Акустические методы

УДК 620.179.16

К ВОПРОСУ О ПОВЫШЕНИИ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОХОДНОГО

ЭЛЕКТРОМАГНИТНО-АКУСТИЧЕСКОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ

ПРОДОЛЬНЫХ ВОЛН

¹ФГБОУ ВО Ижевский государственный технический университет имени

М.Т. Калашникова, Россия 426069 Ижевск, Студенческая, 7

²ФГБУН УдмФИЦ УрО РАН, Россия 426067 Ижевск, ул. Татьяны Барамзиной, 34

^*E-mail: olgak166@mail.ru

Поступила в редакцию 13.02.2023; после доработки 17.02.2023

Принята к публикации 17.02.2023

Теоретически и экспериментально исследована возможность повышения эффективности проходных электромагнит-

но-акустических (ЭМА) преобразователей продольных волн при изменении направления тока в высокочастотном индук-

торе и формировании сонаправленного (противонаправленного) включения магнитного поля индуктора относительно

поляризующего поля постоянного намагничивания. Показано, что увеличение эффективности ЭМА-преобразования за

счет электродинамического механизма обусловлено локальным увеличением плотности вихревых токов по краям апер-

туры высокочастотного индуктора при противонаправленном включении магнитного поля. Указанные закономерности

проявляются наиболее явно для образцов с высокой магнитной проницаемостью.

Ключевые слова: проходной электромагнитно-акустический преобразователь, эффективность, моделирование.

DOI: 10.31857/S0130308223030016, EDN: OOQZWK

ВВЕДЕНИЕ

Высокий интерес научного и промышленного сообщества к использованию бесконтактных

электромагнитно-акустических (ЭМА) преобразователей обусловлен их неоспоримыми достоин-

ствами: в частности, возможность контроля через воздушный зазор без применения контактных

жидкостей, в том числе в условиях высоких температур; отсутствие износа ЭМА-преобразователей;

независимость результатов контроля от перекосов преобразователей относительно поверхности

объекта и от наличия на поверхности изделия ржавчины, окалины, краски, загрязнений; возмож-

ность возбуждения и приема любых типов волн [1], в том числе поперечных с горизонтальной

поляризацией, которые практически невозможно возбудить и принять контактным способом.

Бесконтактные ЭМА-преобразователи широко используются в задачах волноводного контроля

труб и листов с использованием волн Лэмба, волн горизонтальной поляризации [2—4] и волн

Релея [5—8], а также пруткового проката и изделий с использованием волн Похгаммера [9]. В

большинстве случаев ЭМА-методы с использованием высокочастотных поперечных и рэлеевских

волн реализуют методики акустической толщинометрии [10—12], структуроскопии (контроль

физико-механических свойств) [13—16], оценке накопления повреждений, анизотропии свойств и

напряженно-деформированного состояния [17—19].

Возможности повышения эффективности ЭМА-преобразователей связаны, как правило, с уве-

личением поля внешнего подмагничивания, силы тока высокочастотного индуктора, модификации

конструкций преобразователей

[20—26]. Имеются сведения об использовании

ЭМА-преобразователей в качестве фазированных решеток [27, 28]. Использование электромагнит-

но-акустических преобразователей (ЭМАП) проходного типа является одним из эффективных

способов решения задач неразрушающего контроля, связанных с металлическими изделиями

цилиндрической формы [29—31]. Излучение—прием продольных волн в ферромагнитных мате-

риалах с помощью ЭМА-преобразователей осложняется наличием двух механизмов преобразова-

ния (магнитострикционного и электродинамического), сложностью формирования тангенциаль-

ной составляющей поля в приповерхностном слое в зоне действия вихревых токов, а также более

высокими упругими модулями среды, характеризующими распространение продольных волн

(постоянные Ламе), а, следовательно, более низкими амплитудами смещений [32]. В случае про-

ходного ЭМА-преобразователя продольных волн появляется возможность повышения эффектив-

ности за счет дополнительного воздействия магнитным полем, создаваемым импульсным током

индуктора. При этом принципиальным является направление действия тока, создающее сонаправ-

ленное или противоположно направленное магнитное поле по отношению к внешнему полю под-

магничивания, а также магнитные свойства объекта контроля.

О.В. Муравьева, Ю.В. Мышкин, А.А. Наговицын

Цель работы: изучить возможности повышения эффективности проходных электромагнитно-

акустических преобразователей продольных волн за счет дополнительного воздействия магнит-

ным полем, создаваемым в момент протекания электрического тока в высокочастотном индукторе,

в условиях сонаправленного и противонаправленного включения магнитного поля относительно

поля системы постоянного намагничивания, осуществляемого посредством электрической пере-

коммутации высокочастотного индуктора.

МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ

При исследовании возможностей повышения эффективности проходного электромагнитно-

акустического преобразователя продольных волн применен зеркально-теневой электромагнитно-

акустический метод контроля [36] с использованием многократных отражений, реализованный с

использованием экспериментальной установки, структурная схема которой приведена на рис. 1.

Технические характеристики экспериментальной установки показаны в табл. 1.

Выход

Синхронизация

Управление

Рис. 1. Структурная схема экспериментальной установки:

1 — генератор синхроимпульсов; 2 — генератор зондирующих импульсов; 3 — коммутатор; 4 — проходной ЭМА-преобразователь;

5 — образец; 6 — полосовой фильтр; 7 — высокочастотный усилитель; 8 — аналого-цифровой преобразователь; 9 — ПК; 10 — блок

управления.

Таблица

Технические характеристики экспериментальной установки

Амплитуда зондирующего импульса

до 1,5 кВ

Коэффициент усиления

80 дБ

Уровень шумов в рабочей полосе частот

50 мкВ

Рабочая частота, МГц

2,5

Частота дискретизации

100 МГц

Принцип действия проходного ЭМА-преобразователя продольных волн представлен на рис. 2.

Преобразователь состоит из постоянного кольцевого магнита (или набора магнитов) с осевой

поляризацией, двух концентраторов магнитного поля в виде ферромагнитных металлических

Дефектоскопия

№ 3

2023

К вопросу о повышении эффективности проходного электромагнитно-акустического ...

шайб и проходной цилиндрической катушки индуктивности, размещенной в зоне действия осевой

компоненты магнитного поля в пространстве между объектом контроля и магнитом. Между

поверхностью объекта и индуктором и между поверхностью объекта и постоянным магнитом

имеются конструктивные зазоры.

Для указанной конструкции проходного преобразователя характерно одновременное излуче-

ние продольных упругих волн из каждой точки на поверхности объекта, расположенной под

индуктором. Таким образом, продольные волны распространяются во всех радиальных направле-

ниях в поперечном сечении объекта (см. рис. 2). Многократно переотраженные по диаметру объ-

екта импульсы акустической волны принимаются тем же преобразователем за счет обратного

взаимодействия, при котором высокочастотным индуктором регистрируются электромагнитные

поля, порождаемые колебаниями приповерхностного слоя объекта.

Рис. 2. Принцип действия проходного ЭМА-преобразователя продольных волн.

Дефектоскопия

№ 3

2023

О.В. Муравьева, Ю.В. Мышкин, А.А. Наговицын

При использовании апериодического импульса возбуждения можно допустить, что магнитное

поле и поле вихревых токов формируется током одной полярности. Анализировались осцилло-

граммы серии многократных отражениях при сонаправленном и противонаправленном включении

магнитного поля по отношению к полю системы постоянного подмагничивания, осуществляемого

посредством электрической перекоммутации высокочастотного индуктора.

Эффективность ЭМА-преобразователя продольных волн исследована на цилиндрических

образцах диаметром 14 мм из стали 40Х (C — 0,38—043 %, Cr — 0,7—0,9 %, Mn — 0,7—0,9 %,

Si — 0,15—0,30 %, S ≤ 0,04 %, P ≤ 0,035 %) с различной температурой отпуска образцов после

закалки, в существенной мере оказывающей влияние на магнитные свойства стали (табл. 2)

[33—35].

Таблица

Режимы термообработки и коэрцитивная сила образцов стали 40Х

№ образца

Режимы термообработки

Коэрцитивная сила H_c, А/см

Закалка в масле (855°С, 35 мин)

Отпуск 570°С, 1 ч на воздухе

Закалка в масле (855°С, 35 мин)

Отпуск 220°С, 1 ч на воздухе

РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

В качестве примера на рис. 3 приведены характерные осциллограммы серии импульсов много-

кратных отражений продольной волны по диаметру объекта с различными режимами термообра-

ботки для различных вариантов включения.

Для исследованных образцов наблюдается увеличение амплитуд в серии импульсов многократ-

ных переотражений в условиях противонаправленного включения магнитного поля высокочастот-

ного индуктора и постоянного магнитного поля. Наиболее существенный рост имеет место для

Рис. 3. Осциллограммы серии многократных отражений продольной волны по диаметру объекта при противонаправ-

ленном (а, в) и сонаправленном (б, г) включениях магнитного поля для образца #1 (а, б), образца #2 (в, г).

Дефектоскопия

№ 3

2023

К вопросу о повышении эффективности проходного электромагнитно-акустического ...

образцов с высокой температурой отпуска. Амплитуда сигнала меняется несущественно для

образца после закалки и низкотемпературного отпуска.

Экспериментальную эффективность ЭМА-преобразования в условиях сонаправленного и

противонаправленного включений магнитного поля оценивали как величину дисперсии D_x в серии

многократных отражений, представляемых в виде последовательности данных в массиве x_n, опре-

деляемых диаметром объекта и числом анализируемых отражений N= 50 импульсов, характеризу-

ющей рассеивание значений относительно математического ожидания m_x [30]:

N-1

⋅

−m

)

(1)

∑

−

1 n

Во избежание влияния на результаты анализа зондирующего импульса соответствующий ему

интервал времени удалялся из анализируемого массива (рис. 3).

С целью сравнения эффективности ЭМА-преобразования для образцов с различной термооб-

работкой и во избежание влияния на результат затухания в образце оценивали величину среднего

значения амплитуд первых четырех импульсов вне мертвой зоны.

Результаты сравнительной оценки эффективности ЭМА-преобразования для образцов с раз-

личной термообработкой при сонаправленном и противонаправленном включении поля приведе-

ны в табл. 3.

Таблица

Результаты оценки эффективности ЭМА-преобразования образцов с различной термообработкой при

сонаправленном и противонаправленном включениях магнитного поля

Дисперсия D_x серии многократных

Среднее значение напряжения U_ср

№ образца

отражений, мВ²

Соотно-

на выходе усилителя, мВ

Соотно-

шение,

Сонаправленное

Противонаправленное

Сонаправленное

Противонаправленное

раз

включение

магнитного поля

548

333

1,64

107

1,49

80,0

94,8

1,18

27,4

1,14

Видно, что увеличение температуры отпуска ведет к росту эффективности ЭМА-преобразования,

при этом увеличивается разница между средними значениями амплитуды эхоимпульсов при сона-

правленном и противонаправленном включении магнитного поля.

Увеличение эффективности ЭМА-преобразования (амплитуды импульсов в серии многократ-

ных отражений) за счет электродинамического механизма может быть обусловлено как увеличени-

ем индукции магнитного поля в момент протекания электрического тока в индукторе, так и плот-

ности вихревых токов, наводимых в объекте. При этом полагается, что эффект увеличения плот-

ности тока вносит наибольший вклад, поскольку претерпевает наибольшие изменения при изме-

нении направления тока и существенно зависит от гистерезиса магнитных свойств ферромагнит-

ного образца.

МОДЕЛИРОВАНИЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ПОЛЯ ЭМА-ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ

Анализ акустических и электромагнитных полей ЭМА-преобразователей ведется, как правило,

с использованием численных методов [36—39]. С целью подтверждения результатов эксперимен-

тального исследования проведено моделирование электромагнитного поля ЭМА-преобразователя

численным методом в программной среде Comsol Multyphysics и модуля AC/DC.

Задача решена в двумерной осесимметричной постановке. Двумерная геометрическая модель

проходного ЭМА-преобразователя с объектом контроля включает: цилиндрический образец из

стали 40Х диаметром 14 мм, систему подмагничивания, состоящую из кольцевого неодимового

магнита класса N52 с осевой поляризацией и двух ферромагнитных концентраторов в виде колец,

трапецеидальных на верхней поверхности, с целью уменьшения размагничивающего фактора. В

зазоре между объектом и неодимовым магнитом на расстоянии 0,5 мм от цилиндрической поверх-

ности образца располагался высокочастотный индуктор, выполненный в виде 10 витков медной

проволоки диаметром 0,4 мм, шириной намотки 10 мм. Функция, описывающая импульс тока

намагничивания, представлена однополярным импульсом (рис. 4а) с основной частотой в спектре

Дефектоскопия

№ 3

2023

О.В. Муравьева, Ю.В. Мышкин, А.А. Наговицын

120

I, А

1,2

μ, ×10³

B, Т

2,5

110

1,1

100

0,9

0,8

0,7

1,5

0,6

0,5

μH кривая, отпуск 150

0,4

μH кривая, отпуск 600

0,3

BH кривая, отпуск 150

0,5

0,2

BH кривая, отпуск 600

0,1

t, ×10^-7 с

H, ×10⁴ А/м

0,5

1,5

2,5

3,5

4,5

0,5

1,5

2,5

Рис. 4. Вид тока намагничивания (а), кривые намагничивания и магнитной проницаемости для стали 40Х при различной

температуре отпуска (б).

2,5 МГц, током в индукторе 10 А. При этом исследовали два случая однополярного импульса тока,

подаваемого на высокочастотный индуктор: с положительным (I+) и отрицательным (I-) значени-

ем тока. В случае положительного значения тока I+, подаваемого на высокочастотный индуктор и

направленного по часовой стрелке, на поверхности образца наводятся вихревые токи, ориентиро-

ванные против часовой стрелки. При этом создается дополнительное магнитное поле, сонаправ-

ленное с магнитным полем системы подмагничивания. И, наоборот, при отрицательном токе в

высокочастотном индукторе (I-), направленном против часовой стрелки, создаваемое индуктором

магнитное поле будет иметь противоположное направление с магнитным полем системы подмаг-

ничивания. Здесь и далее обозначение тока I+ будет использоваться для описания сонаправленно-

го направления магнитных полей системы подмагничивания и тока индуктора, I- — для описания

противонаправленного направлений (табл. 4).

Таблица

Условные обозначения решаемых задач

Параметр

Условное обозначение

Сонаправленное включение магнитного поля

I+

Противонаправленное включение магнитного поля

I-

Отпуск 150 °С

T150

Отпуск 600 °С

T600

Сонаправленное включение магнитного поля, отпуск 150 °С

T150 I+ (вариант 1)

Сонаправленное включение магнитного поля, отпуск 600 °С

T600 I+ (вариант 2)

Противонаправленное включение магнитного поля, отпуск 150 °С

T150 I- (вариант 3)

Противонаправленное включение магнитного поля, отпуск 600 °С

T600 I- (вариант 4)

Моделирование проведено для образцов стали 40Х с температурой отпуска 150 °С и 600 °С

(обозначения М150 и М600 соответственно). В качестве примера на рис. 4б представлены кривые

намагничивания и дифференциальной магнитной проницаемости стали 40Х при различных тем-

пературах отпуска [40]. Видно, что максимальное значение дифференциальной магнитной прони-

цаемости меняется от 1090 до 220, а поле насыщения — от 2 до 1,7 Т при уменьшении температу-

ры отпуска после закалки.

Дефектоскопия

№ 3

2023

К вопросу о повышении эффективности проходного электромагнитно-акустического ...

В ходе моделирования исследовались поля вихревых токов, формируемых высокочастотным

индуктором, и магнитные поля системы подмагничивания в динамическом режиме (в условиях

дополнительного воздействия током высокочастотного индуктора) при сонаправленнном и проти-

вонаправленном подключениях индуктора, формируемые в цилиндрических образцах стали 40Х с

различными магнитными свойствами.

Распределение осевой B_z составляющей магнитной индукции в момент времени, соответству-

ющий максимальному значению плотности вихревых токов, представлен на рис. 5а. Зависимость

осевой компоненты индукции от радиуса прутка по центру высокочастотного индуктора (r = 0 мм)

не имеет существенных отклонений для различных исследуемых вариантов. Однако под краем

индуктора наблюдается более существенное уменьшение магнитной индукции. Так, в случае вари-

анта 4 (T600 I-) в условиях противонаправленного включения магнитного поля для образца с

высокотемпературным отпуском осевая компонента магнитной индукции B_z уменьшается на 67 %

по сравнению с вариантом 2 сонаправленного включения. При этом на глубине скин-слоя наблю-

дается выравнивание осевой компоненты магнитного поля вдоль поверхности.

Распределение вихревых токов в момент времени, соответствующий максимальной амплитуде

вихревых токов, представлено на рис. 5б. Наиболее равномерное распределение вихревых токов

вдоль поверхности наблюдается для варианта 1 (образец с низкой температурой отпуска при сона-

правленном включении). В варианте 4 для образца с высокой температурой отпуска при противона-

правленном включении максимум вихревых токов концентрируется на поверхности под краями

индуктора в точке z_e, при этом на глубине скин-слоя зона перемещается в середину апертуры индук-

тора z_с. Чем выше магнитная проницаемость образца, тем уже поле вихревых токов на глубине скин-

B_z, Т

2,5

J, А/м² × 10⁸

1,5

0,5

-1

-0,5

-2

Т150 I-

-1

Т150 I-

Т150 I+

-1,5

Т600 I-

-3

Т600 I+

-2

z, мм

-2,5

-4

z, мм

–10 -8 -6 -4 -2

-10

-8

-6

-4

-2

Рис. 5. Распределение осевой B_z составляющей магнитной индукции (а) и плотности вихревых токов (б) на поверхности

объекта в момент времени, соответствующий максимальному значению плотности вихревых токов.

Таблица

Величина скин-слоя δ по центру и по краю индуктора

Положение относительно

δ, мкм

центра индуктора

(вариант 1)

(вариант 2)

(вариант 3)

(вариант 4)

z_c = 0 мм

68,0

91,3

67,6

39,8

z_e= 3,15 мм

64,0

32,4

24,0

9,2

слоя.

Распределение плотности вихревых токов по глубине (радиусу цилиндра), начиная от его

поверхности, в моменты времени, соответствующие максимальному значению плотности вихре-

вых токов, имеют вид экспоненциальных зависимостей, характерных для закона ослабления вих-

ревых токов с глубиной (рис. 6). При этом показатель экспоненты, характеризующий глубину

скин-слоя, различен для различных режимов термообработки и вариантов включения индуктора,

а также зоны индуктора (по центру и краю). Значения глубины скин-слоя δ, определяемые рассто-

янием, на котором выполняется условие уменьшения плотности тока в e раз, по сравнению с мак-

Дефектоскопия

№ 3

2023

О.В. Муравьева, Ю.В. Мышкин, А.А. Наговицын

J, А/м² × 10⁸

1,5

0,5

100

120

140

-0,5

100

120

140

r, мкм

-0,5

r, мкм

-1,5

-1

Т150 I+

Т600 I+

-1,5

-2,5

Т600 I+

Т150 I+

-2

Т600 I+

Т150 I-

-3,5

–2,5

Т600 I-

Рис. 6. Распределение плотности вихревых токов по радиусу объекта по центру z_c (а) и по краю z_e (б) в момент времени,

соответствующий максимальному значению плотности вихревых токов.

симальным значением на поверхности, указаны в табл. 5.

Видно, что минимальное значение скин-слоя соответствует варианту 4 (T600 I-), при этом

плотность тока максимальна. Максимальное значение скин-слоя и минимальное значение плот-

ности наблюдается для варианта 2 (T600 I+). При этом для вариантов 1 и 3 для низкотемператур-

ного отпуска скин-слой практически не изменяется. Следует отметить, что по краю индуктора

различие в глубине скин-слоя и амплитудах вихревых токов более существенно. Существенные

различия в указанных зависимостях объясняются различиями в магнитной проницаемости и кон-

центрацией вихревых токов на участках объекта с резким изменением индукции магнитного поля.

Наличие зон концентрации вихревых токов под краями индуктора связано с более высокой маг-

нитной проницаемостью и не противоречит закону Фарадея.

Для оценки объемной плотности пондеромоторных сил, характеризующих эффективность

ЭМА-преобразования, проведена интегральная оценка средних по апертуре преобразователя зна-

чений магнитной индукции и плотности вихревых токов в момент времени, соответствующий

Таблица

Результаты оценки средних по апертуре преобразователя значений магнитной индукции, плотности вихревых

токов и объемной плотности пондеромоторных сил

Направление тока и температура отпуска

Отношение, раз

I-

I+

Характеристика

Т150

Т600

Т150

Т600

Т150

Т600

Магнитная индукция, T

-1,62

-1,53

1,71

1,82

0,95

0,84

Плотность вихревых токов, ×10⁹ A/м²

-0,128

-0,215

0,116

0,118

1,1

1,82

Объемная плотность сил, ×10⁹ Н/м³

0,208

0,329

0,198

0,216

1,05

1,52

максимуму амплитуды вихревых токов (табл. 6).

Рассчитанные значения соотношений плотности пондеромоторных сил для вариантов соно-

правленного и противонаправленного включений в образцах с различной температурой отпуска

показывают удовлетворительное согласование с результатами экспериментальных исследований

(см. табл. 1) и говорят об адекватности предложенной модели описания полей проходного электро-

магнитно-акустического преобразователя продольных волн.

Дефектоскопия

№ 3

2023

К вопросу о повышении эффективности проходного электромагнитно-акустического ...

ВЫВОДЫ

Таким образом, теоретически и экспериментально исследована возможность повышения

эффективности проходных электромагнитно-акустических преобразователей продольных волн в

образцах стали 40Х с различной термообработкой за счет дополнительного воздействия магнит-

ным полем, создаваемым в момент протекания электрического тока в высокочастотном индукторе,

в условиях сонаправленного и противонаправленного включения магнитного поля относительно

поля системы постоянного намагничивания, осуществляемого посредством электрической пере-

коммутации высокочастотного индуктора.

Показано, что увеличение эффективности ЭМА-преобразования за счет электродинамиче-

ского механизма обусловлено в первую очередь увеличением плотности вихревых токов, на-

водимых в объекте при противонаправленном включении магнитного поля, что объясняется

концентрацией вихревых токов по краям апертуры высокочастотного индуктора и связано с

резким изменением индукции магнитного поля в данной области. Указанные закономерности

проявляются наиболее явно для образцов с низкой температурой отпуска (высокой магнитной

проницаемостью).

Степень влияния магнитного поля высокочастотного индуктора на эффективность ЭМА-преоб-

разования может отличаться для сталей различных марок и их магнитных свойств, а также зависит

от конструктивных особенностей ЭМА-преобразователя с точки зрения формирования поля под-

магничивания (его равномерности) в зоне действия вихревых токов.

Таким образом, при проектировании ЭМА-преобразователей с высокой эффективностью тре-

буется анализ совместного влияния магнитного поля системы подмагничивания и высокочастотно-

го индуктора в материале объекта контроля с данными магнитными свойствами.

Исследование выполнено за счет гранта Российского научного фонда № 22-19-00252,

https://rscf.ru/project/22-19-00252/ с использованием УНУ «Информационно-измерительный ком-

плекс для исследований акустических свойств материалов и изделий» (рег. номер: 586308).

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Hirao M., Ogi H. Electromagnetic Acoustic Transducers. Springer. 2017. P. 360. DOI: 10.1007/978-4-

431-56036-4

2. Liu T., Jin Y., Pei C., Han J., Chen Z. A compact guided-wave EMAT with pulsed electromagnet for

ferromagnetic tube inspection // International Journal of Applied Electromagnetics and Mechanics. 2020.

V. 64. No. 1—4. P. 951—958. DOI: 10.3233/JAE-209409

3. Munoz C.Q.G., Jimenez A.A., Marquez F.P.G., Kogia M., Cheng L., Mohimi A., Papaelias M. Cracks

and Welds Detection Approach in Solar Receiver Tubes Employing EMATs // Structural Health Monitoring.

2017. https://doi.org/10.1177/1475921717734501

4. Муравьева О.В., Муравьев В.В. Методические особенности использования SH-волн и волн Лэмба

при оценке анизотропии свойств листового проката // Дефектоскопия. 2016. № 7. С. 3—11.

5. Aleshin N.P. , Krysko N.V. , Kusyy A.G., Skrynnikov S.V., Mogilner L.Yu. Investigating the Detectability

of Surface Volumetric Defects in Ultrasonic Testing with the Use of Rayleigh Waves Generated by an

Electromagnetic-Acoustic Transducer // Russian Journal of Nondestructive Testing. 2022. V. 57. No. 5.

P. 361—368. [Алешин Н.П., Крысько Н.В., Кусый А.Г., Скрынников С.В. Могильнер Л.Ю. Исследование

выявляемости поверхностных объемных дефектов при ультразвуковом контроле с применением волн

Рэлея, генерируемых электромагнитно-акустическим преобразователем // Дефектоскопия. 2021. № 5.

С. 22—30. DOI: 10.31857/S0130308221050031]

6. Aleshin N.P., Krysko N.V., Skrynnikov S.V., Kusyy A.G. Studying Detectability of Plane Surface Defects

by Ultrasonic Method Using Rayleigh Waves // Russian Journal of Nondestructive Testing. 2021. V. 57.

No. 6. P. 446—454. [Алешин Н.П., Крысько Н.В., Скрынников С.В., Кусый А.Г. Исследование выявляе-

мости поверхностных плоскостных дефектов ультразвуковым методом с применением волн Рэлея //

Дефектоскопия. 2021. № 6. С. 26—34. DOI: 10.31857/S0130308221060038]

7. Муравьев В.В., Гущина Л.В., Казанцев С. Оценка накопленной поврежденности шеек осей колес-

ных пар вагонов ультразвуковым методом с использованием рэлеевских и головных волн //

Дефектоскопия. 2019. № 10. С. 14—23. DOI: 10.1134/S0130308219100026

8. Муравьева О.В., Волкова Л.В., Муравьев В.В., Синцов М.А., Мышкин Ю.В., Башарова А.Ф.

Чувствительность электромагнитно-акустического метода многократной тени с использованием рэле-

евских волн при контроле труб нефтяного сортамента // Дефектоскопия. 2020. № 12. С. 48—57.

DOI: 10.31857/S0130308220120052.

9. Муравьева О.В., Муравьев В.В., Стрижак В.А., Мурашов С.А., Пряхин А.В. Акустический волно-

водный контроль линейно-протяженных объектов. Издательство Сибирского отделения РАН, 2017.

Дефектоскопия

№ 3

2023

О.В. Муравьева, Ю.В. Мышкин, А.А. Наговицын

С. 234.

10. Kapayeva S.D., Bergander M.J., Vakhguelt A., Khairaliyev S. Remaining life assessment for boiler

tubes affected by combined effect of wall thinning and overheating // Journal of Vibroengineering. 2017.

V. 19. No. 8. P. 5892—5907. DOI: 10.21595/jve.2017.18219

11. Ашихин Д.С., Федоров А.В. Исследование влияния параметров электромагнитно-акустического

преобразователя на точность измерения толщины изделий // Научно-технический вестник информаци-

онных технологий, механики и оптики. 2022. Т. 22. № 2. С. 376—384. DOI: 10.17586/2226-1494-2022-

22-2-376-384

12. Сучков Г.М., Мигущенко Р.П., Кропачек О.Ю., Плеснецов С.Ю., Билык З.В., Хорошайло Ю.Е.,

Ефименко С.А., Салам Б. Бесконтактный спектральный экспресс-способ обнаружения коррозионных

повреждений металлоизделий // Дефектоскопия. 2020. № 1. С. 14—21. DOI: 10.31857/S0130308220010029

13. Бабкин С.Э. Определение скорости основных типов акустических волн в металлах приставным

датчиком // Дефектоскопия. 2020. № 4. С. 32—39. DOI: 10.31857/S0130308220040041

14. Murav’eva O., Murav’ev V., Volkova L., Kazantseva N., Nichipuruk A., Stashkov A. Acoustic properties

of low-carbon 2% Mn-doped steel manufactured by laser powder bed fusion technology // Additive

Manufacturing. 2022. V. 51. P. 102635. DOI: 10.1016/j.addma.2022.102635

15. Федорова Н.В., Леньков С.В. Исследование магнитоупругих свойств аморфно-кристаллического

сплава fe_73.7cu_1.0nb_3.2si_12.7b_9.4 и методика эксперимента при использовании электромагнитно-акустиче-

ского преобразования // Химическая физика и мезоскопия. 2020. Т.

22.

№ 4. С. 448—457.

DOI: 10.15350/17270529.2020.4.42

16. Муравьев В.В., Будрин А.Ю., Синцов М.А. Влияние циклически изменяющихся нагрузок на ско-

рости сдвиговых и Рэлеевских волн в стальных прутках разной термической обработки

Интеллектуальные системы в производстве. 2020. Т. 18. № 4. С. 4—10. DOI: 10.22213/2410-9304-2020-

4-10

17. Волкова Л.В., Муравьева О.В., Муравьев В.В. Неравномерность акустической анизотропии тол-

столистового стального проката // Сталь. 2021. № 5. С. 36—41.

18. Булдакова И.В., Волкова Л.В., Муравьев В.В. Распределение напряжений в образцах труб маги-

стральных газопроводов со сварным соединением // Интеллектуальные системы в производстве. 2020.

Т. 18. № 1. С. 4—8. DOI: 10.22213/2410-9304-2020-1-4-8

19. Муравьев В.В., Муравьева О.В., Будрин А.Ю., Синцов М.А., Зорин А.В. Акустическая структу-

роскопия стальных образцов, нагруженных изгибом с вращением при испытаниях на усталость //

Вестник ИжГТУ имени М.Т. Калашникова. 2019. Т. 22. № 1. С. 37—44. DOI: 10.22213/2413-1172-

2019-1-37-44

20. Liu Z., Deng L., Zhang Y., Li A., Bin W., He C. Development of an omni-directional magnetic-

concentrator-type electromagnetic acoustic transducer // NDT & E International. 2020. V. 109. P. 102193.

DOI: 10.1016/j.ndteint.2019.102193

21. Сучков Г.М., Мигущенко Р.П., Кропачек О.Ю. Портативный накладной прямой совмещенный

электромагнитно-акустический преобразователь для ультразвукового контроля через диэлектрические

слои толщиной до 20 мм на поверхности ферромагнитных металлоизделий // Дефектоскопия. 2022.

№ 5. С. 13—23. DOI: 10.31857/S0130308222050025

22. Злобин Д.В., Муравьева О.В. Особенности построения аппаратуры электромагнитно-акустиче-

ской дефектоскопии пруткового проката с использованием стержневых волн // Вестник ИжГТУ имени

М.Т. Калашникова. 2012. № 4 (56). С. 99—104.

23. Rieger K., Erni D., Rueter D. Noncontact reception of ultrasound from soft magnetic mild steel with

zero applied bias field EMATs // NDT & E International. 2022. V. 125. P. 102569. DOI: 10.1016/j.

ndteint.2021.102569

24. Ren W., He J., Dixon S., Xu K. Enhancement of EMAT’s efficiency by using silicon steel laminations

back-plate // Sensors and Actuators A: Physical. 2018. V. 274. P. 189—198. DOI: 10.1016/j.sna.2018.03.010

25. Xiang L., Dixon S., Thring C.B., Li Z. Edwards R.S. Lift-off performance of electromagnetic acoustic

transducers (EMATs) for surface acoustic wave generation // NDT & E International. 2022. V. 126. P. 102576.

DOI: 10.1016/j.ndteint.2021.102576

26. Tu J., Zhong Z., Song X., Zhang X., Deng Z., Liu M. An external through type RA-EMAT for steel pipe

inspection // Sensors and Actuators A: Physical. 2021. V. 331. P. 113053. DOI: 10.1016/j.sna.2021.113053

27. Liu H., Liu T., Yang P., Liu Y., Gao S., Li Y., Li T., Waang Y. Design and experiment of array Rayleigh

wave-EMAT for plane stress measurement // Ultrasonics. 2022. V. 120. P. 106639. DOI:10.1016/j.

ultras.2021.106639

28. Tkocz J., Greenshields D., Dixon S. High power phased EMAT arrays for nondestructive testing of

as-cast steel // NDT & E International. 2019. V. 102. P. 47—55. DOI:10.1016/j.ndteint.2018.11.001

29. Муравьев В.В., Муравьева О.В., Петров К.В. Связь механических свойств пруткового про-

ката из стали 40Х со скоростью объемных и рэлеевских волн // Дефектоскопия. 2017. № 8.

С. 20—28.

30. Murav′eva O.V., Brester A.F., Murav′ev V.V. Comparative Sensitivity of Informative Parameteres of

Electromagnetic-Acoustic Mirror-Shadow Multiple Reflections Method during Bar Stock Testing // Russian

Дефектоскопия

№ 3

2023

К вопросу о повышении эффективности проходного электромагнитно-акустического ...

Journal of Nondestructive Testing. 2022. V. 58. No. 8. P. 689—704. [Муравьева О.В., Брестер А.Ф.,

Муравьев В.В. Сравнительная чувствительность информативных параметров электромагнитно-акусти-

ческого зеркально-теневого метода на многократных отражениях при контроле пруткового проката //

Дефектоскопия. 2022. № 8. С. 36—51.]

31. Муравьева О.В., Муравьев В.В., Кокорина Е.В., Лойферман М.А. Реальная чувствительность

входного акустического контроля прутков-заготовок при производстве пружин // В мире неразрушаю-

щего контроля. 2013. № 1 (59). С. 52—60.

32. Буденков Г.А., Недзвецкая О.В. Динамические задачи теории упругости в приложении к про-

блемам акустического контроля и диагностики. М.: ООО Издательская фирма «Физико-математическая

литература», 2004. 135 с. ISBN 5-94052-061-X.

33. Костин В.Н., Василенко О.Н., Сандомирский С.Г. Структурная чувствительность параметров

несимметричного цикла «коэрцитивный возврат—намагничивание» термообработанных низкоуглеро-

дистых сталей // Дефектоскопия. 2018. № 11. С. 36—42. DOI: 10.1134/S0130308218110052

34. Stashkov A.N., Schapova E.A., Nichipuruk A.P., Korolev A.V. Magnetic incremental permeability as

indicator of compression stress in low-carbon steel // NDT & E International. 2021. V. 118. P. 102398.

DOI: 10.1016/j.ndteint.2020.102398

35. Serbin E.D., Kostin V.N., Vasilenko O.N., Ksenofontov D.G., Gerasimov E.G., Terentev P.B.

Influence of the two-stage plastic deformation on the complex of the magnetoacoustic characteristics of

low-carbon steel and diagnostics of its structural state // NDT & E International. 2020. V. 116. P. 102330.

DOI: 10.1016/j.ndteint.2020.102330

36. Wang S., Kang L., Li Z., Zhai G., Zhang L. 3-D modeling and analysis of meander-line-coil surface

wave EMATs // Mechatronics. 2012. V. 22. No. 6. P. 653—660. DOI: 10.1016/j.mechatronics.2011.04.001

37. Муравьева О.В., Петров К.В. Акустическое поле, формируемое в условиях импульсного излу-

чения-приема на поверхности эллиптического цилиндра // Акустический журнал. 2019. Т. 65. № 1.

С. 110—119. DOI: 10.1134/S0320791919010064

38. Plesnetsov S.Yu., Petrishchev O.N., Mygushchenko R.P., Suchkov G.M. Simulation of electromagnetic-

acoustic conversion process under torsion waves excitation. part 2 // Technical Electrodynamics. 2018. № 1.

P. 30—36. DOI: 10.15407/techned2018.01.030

39. Li Y., Liu Z., Miao Y., Yuan W., Liu Z. Study of a spiral-coil EMAT for rail subsurface inspection //

Ultrasonics. 2020. V. 108. P. 106169. DOI: 10.1016/j.ultras.2020.106169

40. Сандомирский С.Г. Использование параметров предельной петли гистерезиса для синтеза

структурочувствительных магнитных параметров сталей // Контроль. Диагностика.

2017.

№ 11.

С. 26—31. DOI: 10.14489/td.2017.11.pp.026-031

Дефектоскопия

№ 3

2023