磁聲發射檢測技術研究進展

沈永娜，沈功田，柯衛杰，鄭 陽

(1.中國特種設備檢測研究院，北京 100029；2.南昌航空大學 測試與光電工程學院，南昌 330063)

磁聲發射檢測技術研究進展

沈永娜1，沈功田1，柯衛杰2，鄭 陽1

(1.中國特種設備檢測研究院，北京 100029；2.南昌航空大學 測試與光電工程學院，南昌 330063)

磁聲發射(MAE, Magneto Acoustic Emission)對材料的應力、塑性變形、熱處理、疲勞及蠕變狀態等都非常敏感，是一種非常有潛力的無損檢測技術。介紹了MAE的信號特征和產生機制，綜述了國內外MAE技術的研究現狀及取得的主要研究成果，分析了MAE技術存在的一些問題，并對MAE技術的發展方向和應用前景進行了預測。

磁聲發射；無損檢測；鐵磁性材料

磁聲發射(MagnetoAcoustic Emission, MAE)是指鐵磁性金屬材料在磁化過程中產生聲發射的現象，又稱磁致聲發射。該現象最早由JR[1]在1975年發現,他觀測到鎳在直流磁場中被磁化時產生大量的聲發射信號。1978年，HIGGINS等[2]發現純鐵在彈性拉伸階段也產生聲發射信號，這些信號源于磁致伸縮效應引起的磁疇結構的變化。但是直到1979年KUSANAGI等[3]發現交變磁場作用下材料的MAE強烈依賴于材料的應力狀態，MAE才引起各界的廣泛關注。隨后，ONO[4]、徐約黃[5-6]、沈功田[7]、穆向榮[8]、BUTTLE[9-10]、KIM[11]、NG[12]和馬咸堯[13-17]、陸同理[18]、王金鳳[19]、王威等[20]分別就不同材料的MAE與應力的關系開展了大量的研究，他們發現高應力條件下，不論材料所受的是拉應力還是壓應力，MAE強度總是比無應力時低的多。同時，研究人員還發現MAE與材料微觀組織結構，如物相組成、缺陷密度、缺陷類型、晶粒尺寸等密切相關。為此，ONO[4]、杜鳳牧[21]、SONG[22]、GORKUNOV[23]、AUGUSTYNIAK[24]、O′SULLIVAN[25]、PIOTROWSKI等[26-27]研究了塑性變形對MAE的影響，發現MAE隨塑性變形量的增加呈規律性變化；沈功田[7]、BUTTLE[9-10]和WILSON等[28]系統研究了熱處理工藝對MAE的影響，發現MAE對材料的熱處理狀態非常敏感；侯炳麟[29]、HIRASAWA等[30]發現在材料疲勞過程中，MAE與循環次數之間有明顯的對應關系；SABLIK[31]和AUGUSTYNIAK等[32-34]通過有限元模擬和試驗證明了MAE強度隨蠕變損傷程度的增大呈單調減小的趨勢。由此可以看出，MAE在無損檢測和評估鐵磁性金屬材料應力、塑性變形、熱處理質量、蠕變及疲勞損傷方面具有非常廣闊的發展前景，是一種極具潛力的無損檢測技術。

筆者介紹了MAE檢測裝置、信號特征和產生機制，綜述了國內外MAE技術的研究現狀和取得的主要研究成果，分析了該技術目前存在的問題，預測了該技術的發展方向和應用前景。

1 MAE檢測裝置

MAE檢測裝置通常包含勵磁和信號檢測兩個部分。其中勵磁部分的主要功能是產生交變磁場，其使被測試件磁化從而產生MAE信號。該部分最早由線圈或者U型磁軛、可變電阻和工業電源組成[3-4]。因而，該裝置的勵磁頻率與工業頻率相同，為一固定值。為了更全面地認識MAE，工業電源被信號發生器和功率放大器代替，以獲取不同勵磁強度和勵磁頻率時MAE的特征。MAE檢測裝置的信號檢測部分則由壓電傳感器、前置放大器、濾波器及采集裝置組成，用來采集和分析MAE信號。目前，常規的MAE檢測裝置如圖1所示，當試樣為板狀或尺寸較大時，通常采用U型磁軛進行勵磁；試樣為棒狀或者尺寸較小時，則采用線圈進行勵磁。

圖1 常規的MAE檢測裝置示意

2 MAE檢測信號特征

盡管廣義上的MAE屬于聲發射(AE)，但是MAE的信號特征與AE并不相同。圖2為Q235鋼在交變電流強度為220 mA和600 mA時的MAE信號，其中前置放大器增益為40 dB。在交變磁場作用下，MAE信號為單峰紡錘形或者雙峰駝峰形。MAE信號的頻率是交變磁場頻率的兩倍，即一個磁場變化周期產生兩個MAE信號。MAE信號的形狀由材料自身的特性、應力狀態、勵磁強度和勵磁頻率等共同決定。

圖2 Q 235鋼在不同交變電流強度時的MAE信號

對于MAE信號的頻譜特征，由于不同研究人員采集MAE信號時采用的傳感器響應頻率和濾波帶寬不同，其頻譜范圍在不同的文獻中相差較大，但主要集中在20 kHz～500 kHz[3-4,7-8]。AUGUSTYNIAK等[27]發現采用常規傅里葉變換所得的MAE頻譜特征不能反映MAE信號形狀的變化,為了克服這一缺點，提出了時域傅里葉變換方法，取得了較好的結果，不同材料的MAE信號經100 kHz～500 kHz帶寬濾波后的結果如圖3所示[8]。

3 MAE產生機制

鐵磁性金屬材料在磁場作用下被磁化時，隨著磁場強度的增大，其磁化過程逐漸經歷如下階段：① 磁疇壁的可逆移動；② 磁疇壁的不可逆移動，即巴克豪森跳躍；③ 磁疇壁的湮滅；④ 磁疇磁化方向的可逆轉動；⑤ 磁疇磁化方向的不可逆轉動。其中，在磁疇壁的可逆移動階段，磁疇壁連續移動，外磁場撤除之后磁疇壁回復到原來的位置，該過程不消耗磁場的能量；而在不可逆階段，磁疇壁為跳躍性移動，外磁場撤除之后，磁疇壁無法回復到原來位置，消耗部分磁場能量。與此類似，磁疇磁化方向轉動也分為連續和跳躍轉動，即可逆和不可逆轉動階段?？紤]到磁疇壁為相鄰的具有不同磁化方向的磁疇的界限，當材料達到磁化飽和狀態時，所有磁疇磁化方向與外加磁場方向一致，材料內不存在磁疇壁。因此，磁化過程必然涉及磁疇壁消失的階段，該階段稱為磁疇壁的湮滅。同理，反磁化過程中，材料由磁化飽和狀態至退磁狀態，磁疇內部出現反磁化核，并 逐漸長大成為與磁場方向相異的磁疇，同時形成磁疇壁。磁疇壁的形成階段稱為疇壁的產生。磁疇壁的產生和湮滅階段也為不可逆階段。由于MAE信號為材料磁化過程中產生的應力波，具有一定的能量，因此，MAE源與磁化過程的不可逆磁化階段密切相關。

圖3 不同材料的MAE信號經100～500 kHz帶寬濾波后的結果

JR等[1]發現鎳僅在對應于磁滯回線陡峭處的磁場強度范圍內產生MAE，由此推測MAE源于磁疇壁的巴克豪森跳躍。根據大量試驗結果，ONO和SHIBATA等[4]則認為MAE源于90°磁疇壁不可逆移動以及磁疇磁矩的不可逆轉動，并提出MAE產生機制模型：90°磁疇壁移動時，由于相鄰磁疇的磁致伸縮系數不同，磁疇壁掃過體積ΔV的磁疇發生非彈性應變，產生應力-應變波，即MAE。以非彈性應變張量Δεij描述ΔV內產生的應變的大小和方向，應用BOLIN提出的理論，將材料近似為無限大各向同性的介質，則相應聲發射探測器的峰值輸出Vp為

(1)

同理，磁疇磁矩不可逆轉動時，磁疇同樣發生非彈性應變釋放應力波。然而，180°磁疇壁進行移動時，ΔV內磁疇的應變為零，因而ONO等認為該過程不產生MAE。但是，到目前為止，MAE與飽和磁致伸縮系數之間的比例關系還未得到試驗驗證。

沈功田和徐約黃對一系列取向和無取向硅鋼的MAE特征進行了系統研究，發現以180°疇結構為主的取向硅鋼在弱磁場下仍有相當強的MAE信號，而且還高于某些無取向硅鋼[7,35-36]。由于取向硅鋼在弱場下僅有180°疇壁的移動，因此認為180°疇壁的不可逆移動同樣產生MAE。

圖4 典型磁疇壁結構(Bloch疇壁)

眾所周知，磁疇壁并不是一個幾何界面，而是由數百個原子層組成的，各原子層的磁矩按照一定的規律逐漸改變，典型磁疇壁結構如圖4所示。對于磁晶各向異性材料，由于材料內的原子間距依賴于原子自旋的取向，疇壁內各原子層原子間距也是漸變的，這樣在疇壁內必然引起應變場。當疇壁受到從某一位置突然到另一能量極小位置的驅動力時，此應變場中心的移動必然輻射彈性波，即產生MAE。因此，無論是90°疇壁還是180°疇壁的不可逆移動均為MAE源。由于90°疇壁的移動,原子自旋方向旋轉90°，與移動前相比，晶體在自旋方向尺寸伸長或縮短，即出現磁致伸縮效應。因此，材料的MAE是在磁疇結構變化過程中產生的，MAE為過程量；而磁致伸縮效應則是磁疇變化所產生的后果，屬于狀態量，兩者之間是并列關系，并不像ONO等人所想的從屬關系。但是由于MAE與磁致伸縮效應是同一物理過程引起的，因此兩者具有一定的相關性。沈功田等研究了ONO的MAE產生機制模型，提出MAE的能量來自3個方面：① 180°疇壁移動產生的MAE；② 90°疇壁移動產生的MAE；③ 磁化矢量轉動產生的MAE。

郭盈等通過研究僅具有180°磁疇壁的單晶硅鋼和鈷的MAE特征，發現材料在磁化至“拐膝”點之前確實產生強烈的MAE信號，試驗驗證了沈功田等的理論[37]。此外，劉靜等給出了90°和180°疇壁不可逆位移產生MAE的模型，鐵磁材料磁化引起磁致伸縮和MAE過程如圖5所示。

圖5 鐵磁材料磁化引起的磁致伸縮和MAE過程

圖6 90°和180°磁疇壁不可逆移動產生MAE的模型

BUTTLE[9]、KIM等[11]在較低磁化頻率下(≤30 Hz)研究鐵磁性金屬材料的MAE特征時，發現MAE的雙峰分別對應于材料由負磁化飽和到正磁化飽和，或由正磁化飽和到負磁化飽和過程中磁滯回線的兩個“拐膝”點。由于這兩個“拐膝”點分別對應于磁疇的產生和湮滅過程，因此,認為磁疇的產生和湮滅也為MAE源。GUYOT等則通過研究YIG(釔鐵石榴石材料)，YIG∶Mn和Ni-Zn鐵氧體材料，定性和定量了MAE與磁疇壁產生和湮滅過程的關系[38]。首先，GUYOT等研究了退磁效應對MAE的影響，發現在半個磁化周期內，隨著退磁效應的增大，對應于磁滯回線最陡峭處的MAE信號峰值逐漸劈裂為分別對應于其“拐膝”點的雙峰(見圖6)，從而證明了MAE源于磁疇的產生和湮滅。MAE信號的單峰是退磁效應較小時雙峰距離較近進而相互疊加造成的。其次，GUYOT等探索了MAE與磁滯損耗的關系，發現MAE信號累積活性(半個磁化周期內，MAE信號幅度與磁場強度的積分)與磁滯損耗成正比，即使材料組份、晶粒尺寸不同的材料，甚至測試溫度變化時，該比例關系依然存在，并且按照一定規律逐漸變化(見圖7)。由于該類材料的磁損耗主要由磁疇壁的成核和湮滅引起，因而量化了MAE與磁疇的產生和湮滅的關系。不同晶粒尺寸的YIG多晶體MAE信號累計強度與磁滯損耗的關系如圖8所示。

圖7 無和有缺口YIG圓環在磁場強度由負磁化飽和增大 至正磁化飽和過程中產生的MAE包絡

圖8 不同晶粒尺寸的YIG多晶體MAE信號累計強度與 磁滯損耗的關系

考慮到磁疇磁化矢量的不可逆轉動、磁疇壁的產生和湮滅與磁疇壁的不可逆移動過程類似，即都會引起晶格的調整，因此認為鐵磁性金屬材料所有的不可逆磁化過程均產生MAE。由于只有磁晶各向異性材料在磁化時才引起晶格的調整，即磁致伸縮效應，因此只有該類材料才產生MAE，磁晶各向同性材料則不產生MAE，與AUGUSTYNIAK的試驗結果一致[39]。受材料自身特性的影響，不同材料的主疇結構存在差異，各磁化階段在磁化過程中所起的作用也不相同，造成研究人員對MAE源的認識存在差異。

通過總結分析所有研究成果，可以得出MAE的產生機制如下：① 磁疇壁的不可逆移動；② 磁疇壁的產生和湮滅；③ 磁疇磁化方向的不可逆轉動。鐵磁性金屬材料磁化過程的所有不可逆階段均為MAE源。

4 MAE技術在國內外研究進展

4.1 勵磁強度對MAE的影響

根據MAE產生機制，可知勵磁強度直接影響鐵磁性金屬材料磁疇結構變化的程度，因而對MAE信號強度具有顯著影響。一般情況下，隨著勵磁強度的增大，MAE的強度逐漸增加然后趨于飽和[3-5]，勵磁頻率50 Hz時，幾種鐵磁性金屬材料的MAE隨勵磁強度的變化曲線如圖9所示。根據鐵磁性金屬材料的磁化曲線，弱磁場下僅有磁疇壁的可逆運動，故，此時不產生MAE。隨著磁場強度的不斷增大，磁疇壁的不可逆移動、磁疇壁的產生和湮滅以及磁疇磁化矢量的不可逆轉過程逐漸開始并產生MAE信號，使MAE的強度持續增大。但是當磁場強度超過磁疇磁化方向的不可逆轉動對應強度后，不可逆磁化過程結束，磁場強度進一步增大，不會激發出更多的MAE信號，MAE的強度逐漸飽和。

圖9 勵磁頻率50 Hz時，幾種鐵磁性金屬材料的 MAE隨勵磁強度的變化曲線

4.2 勵磁頻率對MAE的影響

勵磁強度直接影響鐵磁性金屬材料磁疇結構變化的速率，因此，對MAE也有很大影響。KIM等[11]發現隨著勵磁頻率的增大，3%Si-Fe單晶的MAE能量單調增加，其對數與勵磁頻率線性相關(見圖10)。KIM等認為勵磁頻率增大時，單位時間內輸出信號增多，信號重疊度增大，MAE能量增大。然而由于趨膚效應，當頻率增大至一定值時，磁化深度小于樣品厚度，使曲線斜率發生變化。DHAR則發現管線鋼MAE的RMS(方均根電壓)隨勵磁頻率線性增大，其增大速率由磁感應強度決定，不同磁感應強度時，MAE隨勵磁頻率的變化如圖11所示[40]。DHAR認為MAE源于90°疇壁的不可逆移動，MAE與頻率關系可由式(1)來解釋。AUGUSTYNIAK等[41]研究發現勵磁頻率的變化不僅改變MAE的強度，同時改變MAE信號的形狀。不同勵磁頻率時MAE包絡如圖12所示，由圖12可知，隨著勵磁頻率的增大，MAE信號強度顯著增加，且駝峰形MAE信號的雙峰逐漸消失，形成一個較寬的平臺，趨于形成紡錘形的MAE信號。此外，MAE脈沖幅度分布也有明顯變化，不同勵磁頻率時MAE脈沖幅度分布如圖13所示。

圖10 不同勵磁強度下3% Si-Fe單晶的MAE能量 隨勵磁頻率的變化

圖11 不同磁感應強度時MAE隨勵磁頻率的變化

圖12 不同勵磁頻率時的MAE包絡

圖13 不同勵磁頻率時的MAE脈沖幅度分布

根據MAE隨勵磁強度的變化規律可知，在勵磁強度較低時，勵磁強度對MAE的影響比較大；當其達到飽和磁化強度后，對MAE的影響較小。因此，為了保證檢測數據的可靠性，最好使勵磁強度不小于材料的飽和磁場強度。勵磁頻率越大，MAE強度越高，即信號的信噪比越高，但是勵磁頻率增大的同時使MAE包絡的雙峰特征弱化，不利于數據分析。因此，選擇勵磁頻率時應兼顧MAE信號信噪比和形狀特征。

4.3 應力對MAE的影響

MAE與鐵磁性金屬材料的磁性能密切相關，而材料的磁性能受應力的影響，因此，材料的應力狀態改變時，MAE隨之發生變化。

圖14 不同交變磁場強度下低碳鋼的MAE與應力的關系

1979年，KUSANAGI等[3]首次研究了應力對鐵磁性金屬材料MAE的影響。對于低碳鋼(屈服強度332 MPa)，隨著拉應力的增大，MAE的RMS單調下降；但是隨著壓應力的增大，MAE的RMS則出現一極大值(見圖14)。對于鎳(屈服強度204 MPa)，不論是拉應力還是壓應力,均使MAE的RMS在較低應力時略微增大，而后單調下降(見圖15)。由圖14和15還可以看出，當拉應力超過材料的屈服強度之后，MAE強度隨應力仍繼續下降。SHIBATA[4]研究了低合金碳鋼(AISI 1020,AISI1045,AISI1065, AISI1074和A533B)、商用純鐵、鎳、Fe+78%Ni 和Fe+31%Ni 合金的MAE與應力的關系。對于大多數材料，其MAE在應力為0時最大，而A533B碳鋼隨壓應力的變化與鎳類似。徐約黃等[5-6]研究了不同牌號的硅鋼、不同熱處理規范的45鋼以及20鋼的MAE隨彈性應力的變化，發現所研究材料的MAE與應力的關系與低碳鋼類似，即拉應力使MAE單調下降，壓應力則使其先增大后減小。但是穆向榮等[8]對低碳鋼、中碳鋼和高碳鋼的MAE進行研究時發現，在彈性變形階段，應力較小時，MAE強度下降較快，隨著應力的進一步增大，MAE的變化趨于平緩。進入塑性變形階段，對于低碳鋼，MAE強度開始隨應力增大而減少，在塑性變形量εp約為1.0%時達到最小值，然后又開始增大，在εp為5.0%時出現極大峰值，隨后連續下降。中碳鋼隨拉應力的變化則與勵磁強度相關，塑性應力階段，低碳鋼和中碳鋼的MAE隨拉應力的變化如圖16所示。

圖15 不同交變磁場強度下鎳的MAE與應力的關系

圖16 塑性應力階段，低碳鋼和中碳鋼MAE 隨拉應力的變化

應力主要通過改變材料的磁疇結構進而影響MAE特征[42]。拉應力使鐵磁材料的附加疇消失，主疇壁間距變小[42-43]。當拉應力足夠大時，各類磁疇均趨向于形成180°條狀疇，90°疇壁比例下降。由于90°疇壁不可逆移動產生的MAE遠高于180°疇壁，所以使MAE強度下降。壓應力則使與之平行的180°條狀疇變成人字形疇或者橫向疇[44]，附加疇減少，但90°疇壁相對拉應力作用時要多。因此，壓應力對MAE的作用效果弱于拉應力。

為了提高MAE對壓應力的敏感度，PIOTROWSKI等研究了彈性應力對取向電工鋼MAE的影響[45-46]，發現隨著壓應力的增大，MAE脈沖計數及MAE雙峰之間的距離均有顯著變化，不同門檻值時，MAE脈沖計數與彈性應力之間的關系如圖17所示，不同晶粒取向時， MAE包雙峰之間的距離與彈性應力之間的關系如圖18所示(1為平行于晶粒取向；2為垂直于晶粒取向)。為壓應力的MAE評價提供了新的參數。

圖17 不同門檻值的MAE脈沖計數與 彈性應力之間的關系

圖18 不同晶粒取向的MAE包雙峰之間的距離與 應力之間的關系

馬咸堯等研究了各種應力對取向硅鋼的MAE的影響[14-17,47]，發現MAE的變化與磁疇結構變化有很好的對應性，并提出了采用MAE鑒別應力正負的方法。隨著磁場強度的改變，試樣受拉應力作用時，其MAE波的頻譜主頻率基本上不改變；而受壓應力時，MAE波的頻譜主頻率形成跳躍式變化，退火A3鋼內應力對MAE波主頻率的影響如圖19所示(1為拉應力；2為壓應力)。肖建忠等還發現材料內部的應力越單一，其MAE波的頻帶越窄，反之頻帶較寬，因此利用MAE頻譜特征可確定材料殘余應力的狀態。

為了消除傳感器耦合等帶來的影響，ONO等[4]提出采用具有不同諧振頻率的兩個傳感器測得的MAE信號的RMS的比值R，來評估材料應力的狀態，幾種低碳鋼和純鐵的MAE比值R隨應力的變化如圖20所示。采用R值法對加利福尼亞某一沙漠地區的新建鐵軌進行應力評估，發現隨著溫度的變化，由于熱脹冷縮，軌道承受最大拉應力為52 MPa，最大壓應力則為23 MPa。徐約黃等[6]提出將高磁場與低磁場強度下測得的MAE的比值R作為參數來檢測應力，不僅可以消除傳感器耦合作用，還可以減弱材料、微觀組織結構帶來的影響。研究表明，R隨應力的增加線性增大。

圖19 退火A3鋼內應力對MAE波主頻率的影響

圖20 幾種低碳鋼和純鐵的MAE比值R隨應力的變化

根據上述研究，可以得出對于大多數材料，無論是彈性拉應力還是壓應力，當應力較大時，均使材料的MAE單調減小。該規律同樣適用于塑性拉應力。除了MAE強度，MAE脈沖計數和MAE包的雙峰之間的距離對應力也非常敏感。當應力正負未知時，可以通過MAE信號的頻譜特征進行判斷。

4.4 塑性變形對MAE的影響

鐵磁性金屬材料發生塑性變形時，材料位錯密度或位錯結構以及殘余應力發生變化。由于磁化過程中，位錯常作為釘扎中心阻礙磁疇壁的移動，應力則增大了疇壁運動的勢壘，因此，材料發生塑性變形時，其MAE隨之改變。

杜鳳牡等[21]研究了一系列取向和非取向硅鋼在不同塑性變形量時的MAE，發現隨著應變量的增加，所有材料的MAE振鈴計數單調減小。AUGUSTYNIAK等[27,32]發現對于P91鋼，其塑性變形量的增加使MAE強度顯著降低。O′SULLIVAN等[25]證明了隨著AISI430鐵素體不銹鋼變形量的增加(最大變形量≤17.5%)，MAE的絕對能量單調下降。PIOTROWSKI[45,48]分別對冷軋變形(最大變形量≤20%)和拉伸變形(最大變形量≤10%)的Armco鋼的MAE進行了研究。對于兩種變形模式的鋼，隨著應變量的增加，MAE強度并非單調變化，均先增大后降低。但是PIOTROWSKI還發現MAE雙峰之間的距離和脈沖計數隨材料變形量的增加單調增大，并且雙峰之間的距離不受耦合條件、濾波帶寬的影響。因而認為可用這兩個參數評估Armco鋼的變形量。KIKUCHI等研究了低碳鋼的冷軋變形對其MAE的影響，得到結果與PIOTROWSKI類似[49]。該材料的MAE在冷軋變形量為10%時，強度達到最大值。

對于塑性變形對MAE的作用機制，目前還未達成共識。杜鳳牧等認為塑性變形一方面使磁疇結構細化，180°疇壁增多；另一方面則使位錯密度增加，晶格畸變彈性應力應變場增大，制約彈性波的發射。兩者共同作用導致MAE的振鈴計數顯著下降。AUGUSTYNIAK認為位錯密度增多使疇壁的釘扎作用增強，材料磁化困難，磁化至飽和的磁場強度增大，在相同的磁場強度下，材料的磁感應強度愈小，MAE活性降低。KIKUCHI等發現材料在塑性變形初期，位錯密度急劇增大，當變形量超過10%后，位錯密度幾乎保持不變，位錯相互作用形成位錯結及位錯胞結構(見圖21)。因而認為MAE主要與位錯密度相關，位錯密度越多，釘扎點越多，MAE活性越大。位錯結或位錯胞的形成則降低了有效釘扎點。因此，隨著變形量的增大，MAE的均方根低電壓先增大后降低。

圖21 冷軋S15C鋼不同塑性變形率時的TEM圖

有上述研究可知，塑性變形對MAE作用機制的爭論點在于位錯密度對MAE的影響。筆者認為作為磁疇的釘扎中心，位錯密度越大，釘扎點越多，MAE事件數越多，強度越高。但是位錯密度的增大使材料難以磁化。當勵磁強度較低時，位錯密度的增多使疇壁難以掙脫釘扎，因而MAE強度下降。但是當勵磁強度較大，能夠使疇壁脫離釘扎時，MAE強度較位錯密度少時將增大。由于材料塑性變形時，產生畸變應力場，同樣影響MAE。因此，塑性變形對MAE的影響是磁強度、位錯密度和應力三者共同作用的結果。采用MAE評估塑性變形量時，需要對這三個因素綜合考慮。

4.5 熱處理工藝對MAE的影響

熱處理是改善材料性能的重要手段。經過熱處理，鐵磁性金屬材料的相組成、位錯密度、應力狀態等均發生變化，這必然引起其磁化性能的變化，進而影響材料的MAE。

沈功田[7]研究了不同熱處理狀態對45鋼MAE的影響(其熱處理方法見表1)。無外加應力條件下不同熱處理狀態45鋼的MAE隨外加磁場的變化如圖22所示，可見退火態時，45鋼的MAE強度最高，淬火和200 ℃回火態均檢測不到MAE，其他回火態的MAE則隨回火溫度的升高而增大。根據微觀組織觀測，45鋼的淬火態組織由針狀和板條狀馬氏體組成。由于馬氏體為過飽和的非平衡組織，應力非常大，且具有高密度位錯，聲發射被嚴重抑制，幾乎為零。200 ℃回火后盡管消除了部分間隙原子和內應力，其組織仍為馬氏體，磁疇壁位移仍然十分困難。300 ℃回火后，間隙原子和內應力已被大部分消除，因而在較高磁場強度下可以檢測到MAE。500 ℃回火后，其組織是由細粒狀滲碳體和針狀鐵素體組成的屈氏體，此時位錯密度已很低，內應力也完全消除，聲發射強度恢復到退火狀態的二分之一。690 ℃回火的組織由粗大的粒狀滲碳體和鐵素體組成，碳化物彌散度降低，MAE強度進一步增大。穆向榮等研究了低碳鋼經退火、淬火、回火等熱處理工藝后其MAE的變化，同樣發現材料在退火態時的MAE強度較高，淬火態時的MAE強度極劇下降，回火態的MAE值基本恢復或略高于退火狀態。PIOTROWSKI等研究了回火溫度和時間對淬火馬氏體P91鋼的MAE的影響[50]。淬火P91鋼在不同回火溫度時MAE隨回火時間的變化如圖23所示，回火溫度的升高和時間的延長均使MAE強度增加，與沈功田的研究結論一致。PIOTROWSKI認為 MAE強度的增大主要是由位錯密度的降低引起的。780 ℃回火4 h時，MAE強度的減小則可能與析出物的長大或者奧氏體相的生成有關。當析出物的寬度與疇壁相近時(約100 nm)，析出物對疇壁的釘扎作用最大。

表1 45鋼的熱處理工藝

圖22 無外加應力條件下不同熱處理狀態45鋼的 MAE隨外加磁場的變化

圖23 淬火P91鋼在不同回火溫度時 MAE隨回火時間的變化

圖24 AISI 430鐵素體不銹鋼的MAE隨回火溫度的變化

O′SULLIVAN等[25]研究了回火溫度對變形量為17.5%的AISI 430鐵素體不銹鋼的MAE的影響(見圖24)。由圖24可知，回火溫度為100～500 ℃時，MAE信號變化較小；600 ℃時，MAE突然增大，在700 ℃或800 ℃時達到最大值，900 ℃之后則保持較低強度。馬咸堯等[17]研究了調質態和軋制態對45鋼的MAE，發現調制態45鋼的MAE強度較軋制態高。這主要是因為45鋼軋制態呈片狀珠光體和鐵素體，調質態組織為回火索氏體上彌散分布著粒狀碳化物。一方面，軋制態中片狀滲碳體割裂基體，阻礙疇壁移動的作用大于粒狀碳化物；另一方面，回火通過回復和再結晶，將淬火時溶入基體中的間隙原子轉移到碳化物顆粒中去，消除了位錯。WILSON等[28]研究了En36 齒輪鋼的表面硬化對MAE的影響，發現隨著硬化深度的增加，MAE強度單調減小。

由上述研究可知，MAE對材料的熱處理工藝非常敏感，采用MAE技術有望實現對材料熱處理質量的評估。

4.6 疲勞和蠕變狀態對MAE的影響

對于承受循環載荷的鐵磁性構件來說，在長期服役過程中，往往發生疲勞損傷。為了防止構件疲勞失效，對構件的疲勞狀態，尤其是疲勞早期階段進行檢測和評估具有重要意義。由于疲勞是損傷累積的過程，不同疲勞狀態時材料的缺陷類型和密度也不相同，因此MAE也將隨之變化。侯炳麟等[29]初步研究了U47鋼軌鋼的MAE強度隨材料相對疲勞度的變化規律，發現MAE強度適宜作為疲勞損傷測定的指標。HIRASAWA等研究了SA508CL.2鋼(壓力容器用鋼)在拉壓循環載荷作用下的MAE隨循環周期的變化規律，發現MAE的峰值電壓比Vp/Vo(Vp為不同循環周期時MAE的峰值電壓;Vo為疲勞試驗前試樣MAE的峰值電壓)在疲勞早期快速增大，而后逐漸減小，且這一變化趨勢在其他疲勞模式下同樣適用。因此，MAE有望用于鐵磁性金屬材料疲勞損傷的檢測和評估。

蠕變是指金屬材料長期在不變的溫度和應力作用下，發生緩慢的塑性變形的現象。對于長期在高溫高壓環境下服役的鐵磁性金屬構件來說，蠕變是其主要損傷失效模式之一。為了將MAE應用于蠕變狀態的評估，SABLIK和AUGUSTYNIAK等大量研究了蠕變狀態對MAE的影響。

SABLIK首先通過建模研究了MAE隨蠕變損傷程度的變化。隨后，AUGUSTYNIAK通過試驗驗證了2Cr-1Mo 鋼的早期蠕變會使MAE強度降低。與其他磁性能如磁滯回線、巴克豪森噪聲(HBN)及磁致伸縮系數相比較，MAE對蠕變損傷尤為敏感。結合試驗研究，SABLIK等對蠕變損傷與MAE關系的模型進行了修正。采用該模型計算所得結果與試驗結果非常吻合，能夠定性地再現試驗結果。此外，AUGUSTYNIAK等設計了適用于電廠鍋爐管道蠕變損傷檢測的MAE裝置，研究了兩極之間的最佳角度，以及磁激勵頻率和厚度對MAE的影響。對電廠管道的MAE研究表明，在管道的焊縫處，MAE強度隨蠕變損傷程度的增大單調下降。

5 結論和展望

(1) MAE檢測裝置由勵磁部分和信號采集部分組成。因此，MAE的檢測對象為靜態構件。在交變磁場下獲得的MAE通常為連續的AE形成的信號包。MAE包的特征由材料、勵磁強度、勵磁頻率、應力狀態和微觀組織結構狀態等影響材料磁性能的因素共同決定。

(2) MAE源為材料磁化過程的所有不可逆磁化階段，包括：180 °和90°磁疇壁的不可逆移動，即巴克豪森跳躍；磁疇壁的產生和湮滅；磁疇磁化矢量的不可逆轉動。因此，MAE可定義為磁性材料在外界因素作用下，因磁疇結構發生變化而產生的應力波的現象。

(3) 勵磁強度和勵磁條件對MAE有顯著的影響，因此，MAE檢測時需要綜合材料磁性能、MAE信噪比和MAE形狀合理選擇勵磁條件和頻率。

(4) MAE對材料的應力狀態和微觀組織結構非常敏感，是一種非常有前途的檢測和評估鐵磁性金屬材料應力、塑性變形、熱處理質量及蠕變狀態等的無損檢測技術。

(5) MAE信號幅度較低，在現場檢測過程中，易被噪聲信號所淹沒，因此需要開發MAE信號提取和識別方法，以促進MAE技術的工程應用進程。

[1] JR A E L. Acoustic emission[J]. Physical Acoustics, 1975, 15(30): 289-353.

[2] HIGGENS F P, CARPENTER S H. Sources of acoustic emission generated during the tensile deformation of pure iron[J]. Acta Metallurgica, 1978, 26(1): 133-139.

[3] KUSANAGI H, KIMURA H, SASAKI S. Stress effect on the magnitude of acoustic emission during magnetization of ferromagnetic materials[J]. Journal of Applied Physics, 1979, 50(4): 2985-2987.

[4] SHIBATA M, ONO K. Magnetomechanical acoustic emission - a new method for nondestructive stress measurement[J]. Ndt International, 1981, 14(5): 227-234.

[5] 徐約黃, 沈功田. 磁聲發射現象及其影響因素的探測[J]. 武漢大學學報(理學版), 1985(4): 121-122.

[6] 徐約黃, 杜鳳牡. 無損檢測內應力的新方法——磁聲發射[J]. 無損檢測, 1989,11(5): 136-139.

[7] 沈功田. 硅鋼與45鋼的磁聲發射研究[D].武漢：武漢大學, 1985.

[8] 穆向榮, 張秀林. 關于鐵磁材料的磁聲發射的研究[J]. 北京科技大學學報, 1985(2): 83-92.

[9] BUTTLE D J, BRIGGS G A D, JAKUBOVICS J P, et al. Magnetoacoustic and Barkhausen emission in ferromagnetic materials and discussion[J]. Philosophical Transactions of the Royal Society B Biological Sciences, 1986, 320(1554): 363-376.

[10] BUTTLE D J, SCRUBY C B, JAKUBOVICS J P, et al. Magneto-acoustic and Barkhausen emission: their dependence on dislocations in iron Philosophical Magazine[J]. Philosophical Magazine A, 1987, 55(6): 717-34.

[11] KIM H C, KIM C G. Effect of magnetising frequency and stress on magneto-acoustic emission from 3% Si-Fe crystals[J]. Journal of Physics D Applied Physics, 1989, 22(1): 192-193.

[12] NG D H L, JAKUBOVICS J P, SCRUBY C B, et al. Effect of stress on magneto-acoustic emission from mild steel and nickel[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials, 1992,s:104-107.

[13] 馬咸堯, 孫大千. 拉應力對磁疇壁運動及磁聲發射行為的影響[J]. 華中科技大學學報(自然科學版), 1992(6): 25-29.

[14] 馬咸堯. 橫向拉應力對晶粒取向Si-Fe的磁疇結構及磁聲發射強度的影響[J]. 鋼鐵研究, 1994(3): 27-31.

[15] 馬咸堯, 孫大千. 平面應力狀態的磁聲發射效應與強度分布[J]. 材料工程, 1994(2): 30-32.

[16] 馬咸堯, 邱保文. 彎曲應力狀態的磁聲發射效應[J]. 華中科技大學學報(自然科學版), 1995(12): 109-113.

[17] 馬咸堯, 孫大千. 應力對材料磁聲發射頻譜特征的影響[J]. 華中科技大學學報(自然科學版), 1995(9): 83-87.

[18] 陸同理. 材料的磁聲發射(MAE)檢測[J].無損探傷, 1990(4): 42-44.

[19] 王金鳳, 樊建春, 祖強, 等. 鉆桿殘余應力的磁聲發射檢測方法研究[J]. 石油機械, 2008, 36(4): 51-54.

[20] 王威, 蘇三慶, 王社良. 用磁聲法MAE檢測鋼結構構件應力的機理和應用[J]. 西安建筑科技大學學報(自然科學版), 2005, 37(3): 322-325.

[21] 杜鳳牡, 徐約黃. 形變量對MAE及BN的影響[J]. 武漢大學學報(理學版), 1997(5): 628-632.

[22] SONG Y Y, PARK D G, HONG J H, et al. The effect of microstructural changes on magnetic Barkhausen noise and magnetomechanical acoustic emission in Mn-Mo-Ni pressure vessel steel[J]. Journal of Applied Physics, 2000, 87(87): 5242-5244.

[23] GORKUNOV E S, UL′YANOV A I, KHAMITOV V A. Magnetic acoustic emission in ferromagnetic materials: effect of structural changes on magnetic acoustic emission (review article)[J]. Russian Journal of Nondestructive Testing, 2002, 38(5): 376-397.

[24] AUGUSTYNIAK M, AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L, et al. Evaluation by means of magneto-acoustic emission and Barkhausen effect of time and space distribution of magnetic flux density in ferromagnetic plate magnetized by a C-core[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials,2006,304(2): 552-554.

[25] O′SULLIVAN D, COTTERELL M, CASSIDY S, et al. Magneto-acoustic emission for the characterisation of ferritic stainless steel microstructural state[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials, 2004, 271(2): 381-389.

[26] PIOTROWSKI L, AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, et al. Impact of plastic deformation on magnetoacoustic properties of Fe-2%Si alloy[J]. NDT & E International, 2009, 42(2): 92-96.[27] AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L, MACIAKOWSKI P, et al. Study of microstress state of P91 steel using complementary mechanical Barkhausen, magnetoacoustic emission, and X-ray diffraction techniques[J]. Journal of Applied Physics, 2014, 115(17): 6-9.

[28] WILSON J W, TIAN G Y, MOORTHY V, et al. Magneto-acoustic emission and magnetic Barkhausen emission for case depth measurement in En36 gear steel[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2009, 45(1): 177-183.

[29] 侯炳麟, 周建平, 彭湘,等. 磁聲發射在鋼軌性能無損檢測中的應用研究[J]. 實驗力學, 1998(1): 98-104.

[30] HIRASAWA T, SAITO K, CHUJOW N, et al. Nondestructive evaluation of aged materials used in nuclear power plant by magneto-mechanical acoustic emission technique[C]∥Tokyo:[s.n], 1999.

[31] SABLIK M J, AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L. Modeling incipient creep damage effects on Barkhausen noise and magnetoacoustic emission[J]. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, 2004:523-528.

[32] AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, PIOTROWSKI L, et al. Comparison of properties of magnetoacoustic emission and mechanical Barkhausen effects for P91 steel after plastic flow and creep[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2008, 44(11): 3273-3276.

[33] AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, PIOTROWSKI L, et al. Designing a magnetoacoustic emission measurement configuration for measurement of creep damage in power plant boiler tubes[J]. Journal of Applied Physics, 2002, 91(10): 88-97.

[34] AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L, CHMIELEWSKI M, et al. Nondestructive characterization of 2Cr-1Mo steel quality using magnetoacoustic emission[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2002, 38(5): 3207-3209.

[35] AUGUSTYNIAK B, PIOTROWSKI L, CHMIELEWSKI M. Impact of frequency and sample geometry on magnetacoustic emission voltage properties for two steel grades[J]. Journal of Electrical Engineering, 2008, 38(5): 3207-3209.

[36] MAL N K, BOLIN L. A Theoretical estinate of acoustic-emission stress amplitudes[J]. Physical Status Solidi, 1974, 61(2):637-645.

[37] XU Y, SHEN G, GUO Y, et al. An investigation on magnetoacoustic emission of ferromagnetic materials with 180° magnetic domain walls[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials, 1993, 127(1/2): 169-180.

[38] XU Y H, MA L, DU F M, et al. Magnetoacoustic emission and Barkhausen noise of cobalt nickel oriented silicon steel and permalloy[J]. Journal of Magnetism & Magnetic Materials, 2000, 219(2): 166-172.

[39] 劉靜, 杜鳳牡. Co的磁聲發射研究[J]. 金屬學報, 1993, 29(11): 24-29.

[40] GUYOT M, CAGAN V. The magneto-acoustic emission (invited)[J]. Journal of Applied Physics, 1993, 73(10): 5348-5353.

[41] AUGUSTYNIAK B, SABLIK M J, LANDGRAF F J G, et al. Lack of magnetoacoustic emission in iron with 6.5% silicon[J]. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, 2008, 320(20): 2530-2533.

[42] DHAR A, ATHERTON D L. Magnetizing frequency dependence of magneto-acoustic emission in pipeline steel[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 1992, 28(2): 1003-1007.

[43] GORKUNOV E S, DRAGOSHANSKII Y N, KHAMITOV V A. Magnetoelastic acoustic emission in ferromagnetic materials. II. effect of elastic and plastic strains on parameters of magnetoelastic acoustic emission[J]. Russian Journal of Nondestructive Testing, 2001, 37(12): 835-858.

[44] 羅陽, 王振琴. 晶粒取向3%Si-Fe疇結構的應力效應——Ⅰ.張力對疇結構的影響[J]. 金屬學報, 1983, 19(2): 50-58.

[45] 羅陽, 王振琴. 晶粒取向3%Si-Fe疇結構的應力效應——Ⅱ.壓應力對疇結構的影響[J]. 金屬學報, 1983, 19(3): 123-146.

[46] PIOTROWSKI L, AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, et al. Possibility of application of magnetoacoustic emission for the assessment of plastic deformation level in ferrous materials[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2011, 47(8): 2087-2092.

[47] PIOTROWSKI L,CHMIELEWSKI M, AUGUSTYNIAK B. The influence of elastic deformation on the properties of the magnetoacoustic emission (MAE) signal for GO electrical steel[J]. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, 2012, 324(16): 2496-2500.

[48] 馬咸堯, 孫大千, 邱保文, 等. 利用磁聲法測量鋼鐵構件表面應力[J]. 華中科技大學學報(自然科學版), 1996(7): 40-45.

[49] PIOTROWSKI L, AUGUSTYNIAK B, CHMIELEWSKI M, et al. Evaluation of Barkhausen noise and magnetoacoustic emission signals properties for plastically deformed armco iron[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2010, 46(2): 239-242.

[50] KIKUCHI H, MATSUMURA K, FUJIWARA T, et al. Magnetoacoustic emission characteristics on cold rolled low carbon steel[C]∥[S.l.]:[s.n],2011.

The Resarch Progress of Magneto Acoustic Emission Testing Technique

SHEN Yongna1, SHEN Gongtian1, KE Weijie2, ZHENG Yang1

(1.China Special Equipment Inspection and Research Institute, Beijing 100029, China;2.School of Measuring and Optical Engineering, Nanchang Hangkong University, Nanchang 330063, China)

Magneto acoustic emission (MAE) is a promising nondestructive method to detect and assess the residual stress, the stress concentration, plastic deformation, the quality of heat treatment and the degree of fatigue and creep damage. In this work, the characteristics and the generation mechanism of MAE are introduced. The research progress and main achievements of MAE are overviewed. In addition, the problems existing in this technique is analyzed and the further research direction and the development prospect is predicted.

MAE; NDT; ferromagnetic material

2017-01-24

國家自然科學基金資助項目(51377173)；國家“萬人計劃”特支經費資助項目(2069999);國家重點研發計劃資助項目(2016YFF0203000)

沈永娜(1985-)，女，博士后，主要研究方向為聲發射、磁聲發射等無損檢測新技術，shenyongna@163.com

沈功田(1963-)，男，博士，研究員，博士生導師,主要研究方向為聲發射、紅外和電磁等無損檢測新技術，shengongtian@csei.org.cn

10.11973/wsjc201705018

TG115.28

A

1000-6656(2017)05-0087-11