碳纖維復合材料熱損傷渦流檢測技術研究

喻星星，朱 穎，曹 艷，熊 娟

（1.空軍航空維修技術學院，長沙 410124；
2.無損檢測技術教育部重點實驗室（南昌航空大學），南昌 330063）

碳纖維復合材料以其優良的機械性能和抗腐蝕性能等特點，被廣泛應用于航空航天[1-2]、軌道車輛[3]以及汽車[4]等領域。復合材料（主要是碳纖維復合材料）在飛機上的使用量以及應用部位已成為評價飛機結構先進性的重要指標，同時也是相關航空公司采購飛機時的重要參考指標[5]。以我國正在研制的C919大型客機為例，在雷達罩、活動翼面、機翼前后緣、翼身整流罩、翼梢小翼、尾翼、后機身等主承力和次承力結構上均使用了復合材料，占全機結構總重的比例達到11.5%。這是我國民用航空制造領域首次將復合材料應用于飛機主承力結構、高溫區以及增壓區，同時實現了T800級高強碳纖維增韌復合材料的應用[6]。國外先進民航飛機，如波音787、空客A380等，復合材料用量比例已接近50%[2]。

碳纖維復合材料在加工及相關產品使用過程中容易出現熱損傷問題。例如，由于碳纖維復合材料中碳纖維增強體在氣化溫度、熱膨脹系數等熱力學性能方面與基體存在較大差異，對其進行激光加工時容易出現熱影響區、復合材料分層、纖維拔出、纖維末端膨脹等熱損傷問題，嚴重影響碳纖維復合材料的靜態強度[7]。張瀟允[8]、甘國翠[9]、劉灝良[10]、張瑄珺[11]等對碳纖維復合材料熱損傷規律進行了理論、仿真及試驗研究。飛機在飛行過程中容易遭受雷擊[12]，由于碳纖維復合材料相對金屬而言，其電導率較弱，更容易出現由雷擊導致的熱損傷問題。張彬[13]、肖堯[14]、李潤田[15]等對碳纖維復合材料雷擊損傷規律進行了相關仿真和試驗研究。另外，一些電氣火災、軍用飛機導彈尾焰、戰斗過程的彈片灼傷以及維修過程中的激光退漆等，也容易導致碳纖維復合材料產生熱損傷。

對于碳纖維復合材料常見的缺陷，如分層、孔隙、脫粘等，主要的檢測方法有超聲、紅外、射線等。但超聲檢測需要耦合劑，對于薄板檢測還需要特殊裝置且易受漆層等的影響；
紅外檢測的精度不高；
射線檢測存在輻射安全等問題。近年來，基于纖維復合材料具有一定的導電能力，檢測時不需要耦合劑，并且可以帶漆層檢測等特點，研究人員對碳纖維復合材料的渦流檢測方法進行了相關研究，證實了渦流檢測技術對碳纖維復合材料熱損傷的檢測具有良好的效果[16-19]。但如何將其應用于實際檢測還需進一步研究和分析。

本研究針對碳纖維復合材料熱損傷進行渦流檢測，通過采用不同檢測頻率對不同熱損傷程度的試件進行連續掃查，采集渦流檢測線圈阻抗數據，通過數據分析比較檢測效果，為碳纖維復合材料熱損傷的實際渦流檢測奠定基礎。

對于碳纖維復合材料導電的原因，目前主要有2種觀點，即“滲濾”理論[5,20]和“隧穿”理論[21]?！皾B濾”理論認為，當碳纖維復合材料內部碳纖維單絲含量達到某一臨界閾值（滲濾閾值）時，在復合材料內部的碳纖維單絲彼此之間相互接觸，形成導電通道，且導電通道形成的概率隨著碳纖維含量的提高而增加。其內部導電結構如圖1所示。當有外加電場且場強足夠大時，材料內部的電子會定向移動，由此產生電流?！八泶崩碚撜J為，碳纖維增強復合材料中的碳纖維單絲不能完全接觸以形成穩定的導電網絡，而是依靠電子的隧穿效應跨越復合材料內部阻隔纖維之間的絕緣層來參與導電的[22]。

圖1 碳纖維復合材料電容及電阻網絡示意圖Fig.1 Diagram of capacitance and resistance network of carbon fiber composite

碳纖維復合材料在受到局部熱損傷時（如雷擊、激光加工等），由于碳纖維復合材料的靜態電導率（平面方向102～104S/m，厚度方向10-4S/m）及熱導率（10-1～100W·m-1·℃-1）遠小于鋁、鈦合金等傳統金屬材料（電導率106～108S/m，熱導率102W·m-1·℃-1），使得碳纖維復合材料在遭受熱損傷時，無法短時間內將大量電荷和熱量轉移及擴散，局域溫度急劇上升，從而導致纖維斷裂、樹脂熱解、深度分層、纖維拔出、末端膨脹等嚴重損傷[11,23]。上述熱損傷無論是根據“滲濾”理論，還是“隧穿”理論，都將影響碳纖維復合材料的導電性能，為利用渦流檢測技術進行檢測奠定了基礎。

2.1 檢測儀器及檢測參數

由于燒傷缺陷的表面性質改變比內部要嚴重，因此檢測時應使用較高的頻率以使能量更集中于表面。碳纖維復合材料的電導率很低，在厚度方向上約為104S/m，趨膚效應和金屬相比有數量級的差別。頻率較低會導致檢測時趨膚深度較大，能量不集中于表面，影響表面缺陷的檢測。同時，檢測信號還會受到板厚波動的影響。

趨膚效應的計算公式為：

式中：δ為趨膚深度， f為檢測頻率，σ為電導率，μ為磁導率。

試驗采用可提供較高頻率的渦流檢測儀進行，頻率調節范圍為64 Hz～5 MHz。檢測儀為阻抗型儀器，可以提供檢測信號的幅值和相位信息。在檢測時，儀器檢測增益統一設置為30 dB（兼顧考慮檢測試件的本底信號漂移不大，輕微熱損傷有一定的信號顯示以及嚴重熱損傷信號不超出儀器顯示界面）；
檢測相位統一調節為0°（主要研究頻率對檢測結果的影響，此時不以提離水平作為基準）。對掃查過程中的線圈阻抗數據進行實時采集，最大采樣率為20 kHz。

檢測頻率選取1.00、2.00、3.33、5.00 MHz，以研究檢測頻率對檢測效果的影響。因儀器檢測頻率為分頻方式得到，在2.00～5.00 MHz內自動匹配的頻率點為3.33 MHz。

對于碳纖維板，取σ=104S/m，μ=4π×10-7H/m。根據式（1）計算，當檢測頻率分別為1.00、2.00、3.33、5.00 MHz時，碳纖維板的趨膚深度分別為5.03、3.56、2.76、2.25 mm。

2.2 檢測探頭

因檢測對象為平面板材，考慮材料的基本特性及檢測原理，采用線圈直徑為1 mm的筆式探頭進行預檢測。但在檢測過程中發現存在2個問題：一是探頭接觸范圍小，因碳纖維材料本身存在一定的特性不均勻性，以致檢測數據波動較大；
二是探頭尺寸較小，其所能承受的激勵也較小，因而產生的信號較小。因此，本試驗選取如圖2所示的渦流檢測彈壓式平探頭，標稱頻率范圍為1～5 MHz，探頭直徑為5 mm。該探頭線圈直徑大于普通筆式探頭，可以承受較大激勵電流產生的較強激勵，同時其平均效應對碳纖維板在小范圍內的電導率特性波動具有抑制作用。彈壓式探頭還具有檢測時接觸平穩、壓力均勻的特點，有助于抑制干擾。

圖2 渦流檢測彈壓式平探頭Fig.2 Thespring type flat probeof eddy-current inspection

檢測前，在探頭正弦波形不產生失真和飽和的狀態下，對檢測頻率、探頭前置增益以及探頭驅動進行設定。經過試驗比對，將探頭前置增益設置為20 dB，驅動設置為默認值5，可保證各檢測頻率下探頭正弦波形不產生失真和飽和。

2.3 檢測試件

檢測試樣為T300平紋啞光碳纖維復合材料層壓板，尺寸為100 mm×200 mm×2 mm。通過直接燒蝕的方法來制作熱損傷試件，其中正面為燒蝕面，反面為完好面，如圖3所示。其中，位置0為掃查起始參考點，位置4為掃查結束參考點，燒蝕點具體參數見表1。

表1 碳纖維復合材料燒蝕點設計參數Table 1 Ablation point design parameters of carbon fiber composites

為控制火焰噴射影響范圍，燃燒時在復合材料上放置金屬墊片，火焰對準墊片中心噴射。由于試件在噴射火焰中暴露的時間不同，在直接導致試件表面產生不同程度燒蝕損傷的同時，試件內部還伴隨不同程度的分層缺陷，持續火焰燒蝕可導致穿孔等缺陷，與雷擊損傷有很高的相似性。

以試件反面作為掃查面（圖3b），探頭從位置0(25,50)（單位：mm，下同）開始，勻速直線掃查至位置4(175,50)，采集檢測線圈阻抗值。從位置0′(25,25)到位置4′(175,25)進行一次完好區域的掃查阻抗數據采集，作為熱損傷與正常區域的對比參照。

圖3 被檢碳纖維復合材料試件正反面Fig.3 Front and back sidesof thetested carbon fiber composite specimen

文獻[24]對渦流檢測線圈阻抗值進行歸一化處理。分別提取1.00、2.00、3.33、5.00 MHz檢測頻率下，掃查過程采集到的線圈歸一化阻抗數值。圖4給出了2.00、5.00 MHz激勵頻率下的檢測線圈歸一化阻抗曲線?？梢钥闯?，當頻率相同時，不同程度的熱損歸一化阻抗曲線從方向上區別不大，疊加在一起。為了有利于不同熱損點歸一化阻抗信號的識別，并且觀察阻抗值隨時間變化的快慢和時長，以采集點數作為橫坐標，X、Y方向歸一化阻抗值作為縱坐標，分別繪制不同檢測頻率的歸一化阻抗X、Y方向分量值的曲線圖，如圖5所示。其中，紅色曲線為完好區域掃查所得的阻抗X、Y方向分量曲線，藍色曲線為燒蝕點位置掃查所得X、Y方向分量曲線。由圖可見2條曲線長度（采集點數）不同，主要是因為手動掃查難以保證從開始掃查到掃查結束所用時間相同，從而導致采集數據量存在差異，但不影響對曲線變化趨勢的判別。

圖4 在不同激勵頻率下的檢測線圈歸一化阻抗曲線Fig.4 Normalized impedancecurvesof detection coils at different excitation frequencies

在試驗的檢測頻率范圍內，各檢測頻率下歸一化阻抗X、Y方向的曲線都有較大幅度的波動，檢測效果良好。同時注意到，探頭沿位置0到位置4掃查，以及沿位置0′到位置4′掃查時，其曲線既有上升也有下降的變化，即在完好位置掃查時，其阻抗曲線也是變化的。這與碳纖維復合材料自身特點有關，其內部碳纖維絲的鋪疊、分布、走勢均對線圈阻抗產生影響，不同的檢測頻率其走勢也不同（體現為檢測頻率對阻抗曲線相位的變化影響）。因此，對熱損情況的判別不能簡單的以X軸水平0線作為基準，而應該以相對完好處的掃查曲線作為參照。此外，隨著熱損傷點燃燒時間的延長，熱損傷程度加大，阻抗曲線幅值增大，所以渦流檢測阻抗曲線幅值在一定程度上也反映了熱損傷的程度。

對熱損傷區域范圍的判別，采用的方法是將熱損傷掃查路徑（位置0～位置4）的阻抗曲線與未受熱損傷影響區域掃查路徑（位置0′～位置4′）的阻抗曲線進行對比。如果2條曲線開始分離且最終離開較遠，則判斷為受熱損傷影響區域。將離開最遠的位置作為受損最嚴重的位置，2個分離點之間的區域計算為受損區域。由于采用手動掃查，2條曲線重合度存在一定的誤差，在此通過觀察熱損傷掃查路徑阻抗曲線（藍線）的幅度變化來判別熱損區域范圍。以圖5a中X軸方向歸一化阻抗圖曲線為例進行說明，對試件3個熱影響區域范圍進行研究分析。取曲線變化較為明顯的A、B、C 3段代表熱損傷區間范圍進行長度推算。探頭由位置0移動至位置4時間約為5 s（距離長度150 mm），采集數據量約為86 000個。A段數據采集點為23 675～35 808，轉換長度約為21 mm；
B段數據采集點為42 500～57 050，轉換長度約為25 mm；
C段數據采集點為66 400～93 000，轉換長度約為46 mm。即從渦流檢測數據分析，3處熱損傷點的熱損傷范圍分別為21、25、46 mm。表2給出了各激勵頻率下，根據X軸方向歸一化阻抗曲線推算的損傷范圍（Y軸方向阻抗值與X軸同步，未重復推算）。

表2 渦流檢測與水浸超聲C掃描結果對比Table 2 Comparison of eddy current detection and water immersion ultrasonic C-scan results

圖5 不同激勵頻率下檢測線圈歸一化阻抗X、Y方向分量曲線Fig.5 Normalized impedance valuesof detection coil in X,Y directionsat different excitation frequencies

采用超聲特征成像掃描系統對試件進行C掃

描，如圖6所示。將其檢測結果與渦流檢測結果進行比較，驗證碳纖維復合材料熱損傷渦流檢測方法的有效性。

圖6 碳纖維板超聲C掃描檢測Fig.6 Ultrasonic C-scan detection of carbon fiber plate

采用超聲特征成像掃描系統從試件反面（圖3b）對被檢試件進行檢測，以此作為試件內部熱損傷面積的基本參考值。掃描成像結果如圖7所示?？梢钥闯?，位置1處的內部損傷不明顯（約在25 mm范圍有一定的顏色變化）；
位置2處的內部形成直徑約25 mm的嚴重損傷區域（黑色區域），向外延伸至直徑約30 mm區域有一定的顏色變化；
位置3處的內部形成直徑約35 mm的嚴重損傷區域（黑色區域），向外延伸至直徑約45 mm區域有一定的顏色變化。渦流檢測與水浸超聲C掃描結果對比見表2。

圖7 超聲特征成像掃描圖Fig.7 Ultrasonic character imaging scan

對比表2中2種檢測方法的試驗結果，可以看出，渦流檢測的碳纖維復合材料熱損傷尺寸存在誤差。但考慮到渦流檢測是對現場工件進行的手動掃查，不可避免存在一定的誤差，仍可認為渦流檢測可對碳纖維復合材料熱損傷進行有效檢測?，F有的不同激勵頻率下的渦流檢測效果暫未觀察出規律性影響。當前儀器最高頻率為5.00 MHz，后續將考慮采用更高頻率的儀器做進一步研究。

1）采用彈壓式平探頭，選取1.00～5.00 MHz的檢測頻率，渦流檢測方法可以有效檢測出碳纖維復合材料熱損缺陷，并且阻抗曲線幅值隨著熱損傷程度的加大而升高，通過對阻抗曲線起伏寬度的計算，可以推算出碳纖維復合材料熱損點周邊的熱損傷范圍。

2）掃查過程中，由于碳纖維材料本身電參數的波動，所以需要有熱損傷位置附近相對完好位置的掃查曲線作為對比參考。

3）應用不同檢測頻率對不同程度的熱損傷區域做渦流檢測，測出的損傷范圍與水浸超聲測得的損傷位置接近，2種方法可以做到交叉驗證，也從另一個角度說明了利用渦流檢測技術對碳纖維復合材料熱損傷實施檢測具有可行性。