Simulation, Aufbau und Charakterisierung von Ultraschall-Gruppenstrahlerprüfköpfen für Sampling Phased Array - Anwendungen

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1 DGZfP-Jahrestagung Vortrag 68 Simulation, Aufbau und Charakterisierung von Ultraschall-Gruppenstrahlerprüfköpfen für Sampling Phased Array - Anwendungen F. SCHUBERT, B. KÖHLER, D. JONEIT, R. MAY, F. SCHMIDT, H. KÜHNICKE, B. FRANKENSTEIN, D. HENTSCHEL, N. MEYENDORF Fraunhofer-Institut für zerstörungsfreie Prüfverfahren, Institutsteil Dresden (IZFP-D) Kurzfassung. Die jüngst vom Fraunhofer-IZFP vorgestellte Sampling Phased Array (SPA)-Technik stellt einen bedeutsamen Schritt in der Entwicklung von Gruppenstrahlerprüfköpfen dar, da ein zentraler Teil der Systemintelligenz von der Hardware- auf die Softwareseite verlagert wird. Dies ermöglicht leistungsfähigere, flexiblere und schnellere Anwendungen zu geringeren Kosten. Zum Aufbau eines optimierten SPA-Systems sind die sorgfältige Abstimmung von Prüfkopfdesign und -fertigung sowie eine abschließende Charakterisierung der Elemente notwendig. Zu diesem Zweck wurden am Fraunhofer-IZFP Dresden Simulations-, Fertigungs- und Vermessungsplattformen geschaffen, die im vorliegenden Beitrag näher erläutert werden. Abschließend wird die Integration in das Ultraschall-Mehrkanalsystem µ-use beschrieben. Einführung In jüngster Zeit ist eine stetig wachsende Bedeutung von Ultraschall-Phased-Array- Prüftechnik für die zerstörungsfreie Prüfung zu beobachten. Einen erheblichen Anteil daran hat das vom IZFP eingeführte Prinzip des getakteten Gruppenstrahlers, das im Englischen auch als Sampling Phased Array (SPA) bezeichnet wird [1,2]. Die Gesamtperformance eines solchen SPA-Systems hängt von der Optimierung der Einzelkomponenten sowie der bestmöglichen Abstimmung aufeinander ab. Ziel der in diesem Beitrag beschriebenen Arbeiten war es, eine Simulations-, Fertigungs- und Vermessungsplattform für Gruppenstrahlerprüfköpfe aufzubauen und diese in ein marktreifes SPA-System einzubinden. Somit kann die gesamte Wertschöpfungskette zur Entwicklung kunden- und applikationsspezifischer Prüfsysteme bereitgestellt werden. 1. Die Simulationsplattform Die Simulationsplattform zur Modellierung von Gruppenstrahlerprüfköpfen auf Kompositbasis ist dreistufig aufgebaut (Abb. 1). Die erste Stufe besteht aus einem Mikrostrukturmodul zur Berechnung der effektiven Materialeigenschaften von Piezokompositen. Diese Parameter gehen anschließend als Eingangsgrößen in ein piezoelektrisches Wandlermodell ein, mit dem sich der abgestrahlte Impuls unter Berücksichtigung von Dämpfungskörper, Lastmedium und Anpassschichten ermitteln lässt. Der Zeitverlauf des Impulses wiederum wird schließlich in einem dritten Modul zur numerischen Berechnung des Schallfeldes des gesamten Phased Array-Prüfkopfes bzw. seiner Einzelelemente verwendet. Dies kann in 1

2 Flüssigkeiten und Festkörpern sowie in zwei und drei Raumdimensionen erfolgen. Alle drei Module der Simulationsplattform werden im Folgenden kurz erläutert. I Mikrostruktur (Piezokomposit) Anpassschichten II Lastmedium Piezomaterial Dämpfungskörper Piezoelektrisches Wandlermodell III Schallfeldsimulation Abbildung 1: Dreistufige Simulationsplattform für Phased-Array-Prüfköpfe auf Kompositbasis bestehend aus Mikrostrukturmodell, piezoelektrischem Wandlermodell und numerischem Schallfeldmodell. 1.1 Das Mikrostrukturmodell Kompositschwinger stellen gewissermaßen eine Weiterentwicklung herkömmlicher Piezokeramiken dar. Anstelle der reinen Keramik wird ein Gemisch aus Gießharz und Keramik verwendet, um spezielle Eigenschaften zu verbessern. Bei der sogenannten 1-3 Anordnung, die überwiegend Verwendung findet, handelt es sich um parallel ausgerichtete Keramikstäbchen, die in eine Polymermatrix eingebettet sind (Abb. 2). Die Teilung zwischen den Stäbchen muss i.a. sehr fein sein, um Querkopplung zu unterdrücken (z.b. 0.1 mm bei 5 MHz Prüffrequenz). Im Gegensatz zu konventioneller Piezokeramik kann die Komposit- Keramik über den Füllgrad sowie das verwendete Gießharz in weiten Grenzen modifiziert werden. z y x Abbildung 2: Schematische Darstellung eines 1-3-Komposits aus piezoelektrischen Keramikstäbchen in einer passiven Polymermatrix (aus [3], verändert). 2

3 Die Vorteile von PZT-Komposit-Wandlern im Vergleich zu reiner PZT-Keramik liegen insbesondere in folgenden Punkten (nach [4]): 1) eine höhere elektroakustische Effektivität, ausgedrückt durch die Koppelkonstante k t 1. Über einen weiten Bereich des variabel einstellbaren Keramikanteils zwischen etwa 15% und 95% liegt k t auf einem Plateau mit Werten > 0.5 und einem Maximum von k t Reine PZT-Keramik erreicht dagegen lediglich Werte von k t ) eine geringere Querkopplung k P. Diese sollte betragsmäßig möglichst klein sein, um unerwünschte Schwingungen zu unterdrücken, die die Auflösung verschlechtern. Die Querkopplung wird über das Gießharz gesteuert und liegt bei Komposit- Wandlern typischerweise bei 0.2, bei reinen PZT-Schwingern bei ) eine niedrige akustische Impedanz Z. Dadurch wird eine deutlich bessere Ankopplung der Schwinger an schallweiches Material erreicht (z.b. Kunststoffvorläufe, Tauchtechnik, medizinische Anwendungen). Auch der Aufwand für die mechanische Bedämpfung wird reduziert. Komposit-Wandler erreichen Impedanzen von lediglich 6.5 MPas/m (=Mrayl), während reine PZT-Schwinger bei Werten von ca. 30 Mrayl liegen. 4) Eine einstellbare Dielektrizitätskonstante (10 < ε < 5000), um die elektrische Impedanz des Prüfkopfes in Abhängigkeit von Schwingerapertur und Frequenz optimal an die Ultraschallelektronik anzupassen. Dadurch können Impulsform und Amplitude des erzeugten Signals verbessert werden. 5) eine hohe mechanische Flexibilität durch Verwendung flexibler Gießharze. Dadurch lassen sich maßgeschneiderte gekrümmte Schwinger für verschiedenste Anwendungen herstellen. Das hier vorgestellte Simulationsmodul basiert auf der analytischen Theorie von Smith und Auld aus dem Jahre 1991 zur Bestimmung der effektiven Eigenschaften dünner 1-3 Kompositschwinger bzgl. ihrer Dickenschwingungen [5]. Dabei werden die mikrostrukturellen Abmessungen des Kompositmaterials (Stäbchengröße und -abstand) als ausreichend klein gegenüber allen relevanten akustischen Wellenlängen angesehen. In diesem Fall kann das Kompositmaterial als homogenes Medium mit neuen effektiven Parametern beschrieben werden. Zu den Grundlagen der Theorie, insbesondere den genauen physikalischen Näherungen, sei an dieser Stelle auf die Originalarbeit verwiesen. Im Einzelnen können mit dem ersten Modul der Simulationsplattform die folgenden effektiven Materialparameter eines Piezokomposits als Funktion des Volumenanteils der Keramik sowie natürlich der Parameter der beiden Ausgangsmaterialien berechnet werden: die effektive elastische Steife des Komposits in z-richtung die effektive Piezokonstante in z-richtung die effektive dielektrische Konstante in z-richtung die effektive Dichte des Komposits die elektromechanische Koppelkonstante die spezifische akustische Impedanz sowie die effektive Longitudinalwellengeschwindigkeit in z-richtung 3

4 Abb. 3 zeigt die drei letztgenannten Parameter am Beispiel der Materialkombination PZT5/Epoxy. C P Z k t k t Abbildung 3: Effektive Materialeigenschaften eines Piezokomposits am Beispiel von PZT5/Epoxy, berechnet nach der Theorie von Smith und Auld [5]. Oben links: effektive P-Wellengeschwindigkeit in z-richtung, oben rechts: effektive akustische Impedanz, unten links: Koppelkonstante als Funktion des Keramikanteils, unten rechts: Koppelkonstante als Funktion der effektiven akustischen Impedanz. Die rot gestrichelte waagerechte Kurve im Bild links unten kennzeichnet die Koppelkonstante für reine Keramikstäbchen, die dunkel gestrichelte Kurve die Koppelkonstante der Vollkeramik. Am Beispiel der Koppelkonstante in den beiden unteren Bildern lässt sich sehr anschaulich demonstrieren, dass sich der Volumenanteil der Keramik und somit auch die effektive a- kustische Impedanz in weiten Grenzen verändern lässt, ohne dass es dabei zu signifikanten Einbußen bei der elektromechanischen Effektivität kommt. 1.2 Das piezoelektrische Wandlermodell Die im ersten Modul der Simulationsplattform berechneten effektiven Materialeigenschaften des Piezokomposits können nun als Eingangsgrößen für die zweite Stufe, das piezoelektrische Wandlermodell verwendet werden, in dem neben dem aktiven Medium auch ein Dämpfungskörper, ein Lastmedium sowie optional verschiedene Anpassschichten berücksichtigt werden können. Dieses vereinfachte eindimensionale Wandlermodell wurde basierend auf den Arbeiten von Mason implementiert [6,7] und ist in Abb. 4 zusammen mit sämtlichen Eingangsgrößen dargestellt. Lastmedium und Dämpfungskörper sind homogen und unendlich ausgedehnt. Der Schwächungsmechanismus des Dämpfungskörpers besteht somit darin, dass alle Wellenanteile, die vom Piezomaterial aus in den Dämpfungskörper übertreten, aus dem Modell entfernt werden. Mit Hilfe der optionalen Anpassschichten zwischen Piezomaterial und Lastmedium lassen sich auch verschiedene Puls-Echo-Situationen modellieren, so z.b. die Reflexion einer vom Wandler ins Wasserbad emittierten und an einer Stahlplatte gestreuten Welle. Hierzu müssen lediglich Wasserbad und Stahlplatte als Anpassschichten mit entsprechenden Dicken und Materialeigenschaften definiert werden. 4

5 Anpassschichten (optional, bis zu 5) (d, v i, Z i, a i1, a i2 ) Lastmedium (Z L ) Piezomaterial (k t, Z 0, d, f P, r, C 0, D C, a 1, a 2 ) Dämpfungskörper (Z B ) Z i = ρ i v i : akustische Impedanzen d: Dicken f P = v/(2d): Dickenresonanz freier Schwinger r: effektiver Wandlerradius C 0 = Aε/d = πr²ε/d: geklemmte Kapazität D C : dielektrischer Verlustfaktor a i : Dämpfungsmaße k t = h / (βc) Koppelkonstante mit h = h 33 : piezoelektr. Konstante, β = β 33 = 1/ε (ε: dielektr. Konstante) c = c 33 = ρv²: Elastizitätskonstante (ρ: Dichte; v: Schallgeschwindigkeit) PZT-Keramik: k t Komposite: k t PVDF-Wandler: k t 0.15 L, D L : Induktivität + Verlustfaktor Abstimmungsspule R i : Innenwiderstand der Quelle R e : Eingangswiderstand des Empfängers L C : Serieninduktivität τ 1 : Anstiegszeit Anregung τ 2 : Zeitkonstante des Abfalls U(t) = U 0 *t/τ 1 für 0 < t < τ 1 ; U(t) = U 0 *exp((t-τ 1 )/τ 2 ) für t τ 1 Abbildung 4: Vereinfachtes, eindimensionales, piezoelektrisches Wandlermodell nach [6,7]. Neben dem aktiven Piezomaterial können auch Dämpfungskörper, Lastmedium und diverse Anpassschichten realisiert werden. Die Parameter unterhalb des Bildes stellen die Eingangsgrößen des Rechenprogramms dar. Das Wandler-Programm arbeitet standardmäßig im Frequenzbereich. Die Ergebnisse können jedoch über inverse FFT in den Zeitbereich transformiert werden. Neben der Berechnung der Impulsantwort, d.h. der Antwort des Systems auf einen Deltaimpuls, lässt sich auch ein Anregungsimpuls endlicher Länge über eine entsprechende Anstiegszeit und Abfallkonstante realisieren. Im Einzelnen lassen sich folgende Größen ausgeben. Dabei bezieht sich die erstgenannte Größe immer auf einen endlichen Anregungsimpuls, die in Klammern dagegen auf eine Deltaanregung: Abgestrahlter Impuls in N (Sendeimpulsantwort in N/Vs) Spannung am Sendewandler in V (Selbstecho-Impulsantwort in s -1 ) S/E-Spannung in V für simulierten Puls-Echo-Betrieb (S/E-Impulsantwort in s -1 ) Betragsspektrum des abgestrahlten Impulses in Ns (Betrag der Sendeübertragungsfunktion in N/V) Betragsspektrum am Wandler in Vs (Betrag der Selbstecho-Übertragungsfunktion) Betrag der empfangenen Spannung in Vs für S/E-Betrieb (Betrag der S/E- Übertragungsfunktion) Komplexes Spektrum des abgestrahlten Impulses in Ns (komplexe Sendeübertragungsfunktion in N/V) Komplexes Spektrum am Wandler in Vs (komplexe Selbstecho- Übertragungsfunktion) Komplexes empfangenes Spektrum für S/E-Betrieb in Vs (komplexe S/E- Übertragungsfunktion) Komplexe Admittanzfunktion in ms bzw. kω -1 Komplexe Impedanzfunktion in Ω Im S/E-Modus wird dem Modell des Sendewandlers (inkl. Lastmedium) ein spiegelsymmetrisch angeordnetes Empfängermodell gegenübergestellt. Damit lässt sich auf einfache Weise ein Puls-Echo-Betrieb des Wandlers simulieren. Die Selbstecho-Funktion bezeichnet einen Modus, in dem die Antwort des Wandlers ohne die rein kapazitiven Anteile berechnet wird (d.h. nur piezoelektrische Anteile). 5

6 Sendeimpulsantwort Betrag der Sendeübertragungsfunktion Abbildung 5: Typische Ergebnisse des Wandlermodells nach [6,7], linke Spalte: Sendeimpulsantwort, rechte Spalte: Betrag der Sendeübertragungsfunktion. Details zu den fünf verschiedenen Modellen finden sich im nachfolgenden Text. 6

7 Die vorstehende Abb. 5 zeigt Sendeimpulsantwort und den Betrag der Sendeübertragungsfunktion für fünf verschiedene Modelle. Das Modell in der ersten Zeile zeigt einen nur schwach bedämpften Kompositwandler mit zahlreichen Reflexionen von der linken und rechten Begrenzung des aktiven Piezomaterials. Obwohl die Dicke der Kompositkeramik so gewählt ist, dass die freie Schwingerresonanz bei 4 MHz liegt, befindet sich das Maximum der Sendeübertragungsfunktion hier nur noch bei etwa 3.2 MHz. Das Modell in der zweiten Zeile von Abb. 5 zeigt den gleichen Prüfkopf, jetzt aber mit idealer Bedämpfung (Impedanz von Piezomaterial und Dämpfungskörper sind identisch). In diesem Fall treten nur die primären Beiträge von den beiden Begrenzungen, jedoch keine Mehrfachechos auf. Jedoch hat sich das Maximum der Sendeübertragungsfunktion noch weiter nach unten zu etwa 2.3 MHz verschoben. Das Modell in der dritten Zeile demonstriert einen drastischen Fall, in dem der Dämpfungskörper schallhärter als das Piezomaterial ist. Die Polarität der Mehrfachechos erster (und dritter) Ordnung kehrt sich daher um. Die Sendeübertragungsfunktion weist bei der freien Schwingerresonanz von 4 MHz ein Minimum auf. Dagegen treten zwei lokale Maxima bei 1.65 und bei 5.9 MHz auf. Aufgrund dieser ungünstigen Form der Sendeübertragungsfunktion wird in der Praxis ein schallweicherer Dämpfungskörper verwendet. Zeile 4 in Abb. 5 zeigt ein solches Modell, in dem ein moderat bedämpfter Wandler mit schallweichem Dämpfungskörper realisiert wurde. Die Mehrfachechos fallen gering aus, auch die Form der Sendeübertragungsfunktion ist akzeptabel. Lediglich das Maximum liegt noch nicht dort, wo es gewünscht wird, nämlich bei 4 MHz. Letzteres kann durch eine entsprechende Verringerung der Dicke des Piezoplättchens erreicht werden. Im vorliegenden Fall führt eine frei Schwingerresonanz von 5.36 MHz schließlich zu einem Maximum der Sendeübertragungsfunktion bei 4 MHz (Modell Zeile 5 in Abb. 5). Arbeitet man mit einem endlichen Anregungsimpuls und berücksichtigt zusätzlich einen dünnen Wasserfilm als Koppelmittel zwischen Piezokeramik und Lastmedium, ergeben sich Ergebnisse wie die in Abb. 6 dargestellten. Abgestrahlter Impuls Betragsspektrum des abgestrahlten Impulses Abbildung 6: Am Ende der äußersten Anpassschicht ins Lastmedium abgestrahlter Impuls (links) und zugehöriges Betragsspektrum (rechts) für ein Wandlermodell mit endlichem Anregungsimpuls und Wasserkoppelfilm zwischen Piezokeramik und Lastmedium. Der Zeitverlauf des am Ende der äußersten Anpassschicht ins Lastmedium abgestrahlten Impulses kann nun wiederum als Eingangsgröße für die dritte und letzte Stufe der Simulationsplattform, das Schallfeldmodul dienen. 7

8 1.3 Die Schallfeldsimulation Das Schallfeldmodul berechnet mit Hilfe des abgestrahlten Impulses sowie dem Aufbau des Gruppenstrahlers das resultierende elastische Wellenfeld im Lastmedium (Abb ). Abbildung 7: Mit 2D-EFIT simuliertes Wellenfeld nach Anregung des äußersten linken Einzelelements eines 16-elementigen 4 MHz Phased Array-Linienwandlers. Als Input kann der vom Wandler-Programm berechnete abgestrahlte Impuls aus Abb. 6 herangezogen werden. 8

9 Abbildung 8: Mit 2D-EFIT simuliertes Wellenfeld des gesamten Phased-Array-Wandlers nach zeitverzögerter Anregung der 16 Einzelelemente. Die P-Welle ist auf den Ort des kreisförmigen Einschlusses fokussiert. Die Schallfeldrechnungen werden numerisch mit Hilfe der Elastodynamischen Finiten Integrationstechnik durchgeführt [8,9]. Abb. 7 zeigt das Wellenfeld in Stahl nach Impulsanregung des äußersten linken Einzelelements eines 16-elementigen Phased-Array-Wandlers. In Abb. 8 ist das fokussierte Wellenfeld des gesamten Wandlers nach entsprechend zeitverzögerter Anregung aller Einzelelemente dargestellt. Abgebildet ist jeweils der Betrag des 9

10 Teilchengeschwindigkeitsvektors unter Verwendung einer linearen Farbskala. In beiden Abbildungen befindet sich im Lastmedium ein kreisförmiger Hohlraum, an dem die Wellen gestreut werden. Dabei tritt eine Modenkonversion von P nach S auf. Neben den in den Abb. 7 und 8 dargestellten Zeitschnappschüssen des Wellenfeldes können auch übliche Intensitätsplots erzeugt werden, wie sie in Abb. 9 dargestellt sind. Darüber hinaus lassen sich an jedem Punkt des Modells die Zeitsignale der verschiedenen Teilchengeschwindigkeits- und Spannungskomponenten herausschreiben. 2D-Darstellung 3D-Darstellung Abbildung 9: Ortsaufgelöstes Intensitätsmaximum des Phased Array-Wandlers aus Abb. 8 in 2D- (links) und 3D-Darstellung (rechts): Obere Zeile: ohne Fehlstelle, untere Zeile: mit Fehlstelle. Aufgrund des hohen Rechenaufwandes numerischer Verfahren für 3D-Probleme waren Prüfkopfrechnungen wie die hier dargestellten lange Zeit fast ausschließlich den sog. halbanalytischen Verfahren wie z.b. der generalisierten Punktquellensynthese GPSS [10] oder Integraltransformationsmethoden [11] vorbehalten. Hier konnte kürzlich eine signifikante Verbesserung erzielt werden, in dem die Vorteile von EFIT mit Prinzipien der Punktquellensynthese kombiniert werden. Damit können nunmehr echte 3D-Rechnungen in einem Bruchteil der sonst üblichen Zeit durchgeführt werden. Als Alleinstellungsmerkmal gegenüber den anderen Verfahren ist insbesondere zu erwähnen, dass sich mit dem neuen Verfahren Mehrfachstreueffekte beliebiger Ordnung in geschichteten Systemen (inkl. Modenumwandlungen) sowie alle Arten von Grenzflächenwellen abbilden lassen. Über Details dieser EFIT-Erweiterung wird demnächst an anderer Stelle ausführlich berichtet. 10

11 2. Die Fertigungsplattform Die physikalischen Ergebnisse der in Kapitel 1 vorgestellten Simulationsplattform müssen anschließend möglichst exakt in einen realen Prüfkopf umgesetzt werden. Bei diesem Wandlerbau spielen neben mechanischen Problemen, wie z.b. dem Sägen der Kompositkeramik sowie dem nachträglichen Verfüllen, insbesondere auch Fragen der elektrischen Zuleitung sowie der Kontaktierung eine wesentliche Rolle. Ferner müssen Dämpfungskörper sowie Anpass- und Schutzschichten mit dem aktiven Piezomaterial verbunden und zusammen in ein für den jeweiligen Einsatzfall optimiertes Gehäuse integriert werden. Der Prototyp eines 16-elementigen 4 MHz Phased-Array-Linienwandlers ist in Abb. 10 dargestellt. Die lateralen Abmessungen des Kopfes betragen mm². Die Elementbreite beträgt 0.7 mm. Derzeit können Stäbchenbreiten bis hinunter zu 55 µm und Grabenbreiten bis zu 30 µm realisiert werden. Abbildung 10: Prototyp eines 16-elementigen 4 MHz Phased-Array-Linienwandlers. Die lateralen Abmessungen des Kopfes betragen mm². Die Elementbreite beträgt 0.7 mm. Nach der Fertigung des Wandlers kann über eine Vermessung des Schallfeldes sichergestellt werden, dass die von der Simulationsplattform vorgegebenen Parameter beim Wandlerbau korrekt umgesetzt wurden und das reale Schallfeld möglichst weitgehend dem theoretisch gewünschten entspricht. Diese Aufgabe wird von der Vermessungsplattform geleistet, die im Folgenden beschrieben wird. 3. Die Vermessungsplattform Die Vermessung der Wellenfelder der gefertigten Wandler erfolgt in der Regel im Wasserbad unter Verwendung mechanischer Ultraschallscanner, kann aber auch durch laservibrometrische Abtastung der Oberfläche eines festen Lastmediums, an dessen gegenüberliegender Seite der Wandler angekoppelt ist, durchgeführt werden (Abb. 11). Alternativ lässt sich auch die Prüfkopfsohle mit dem Vibrometer direkt abtasten. Im Wasserbad lässt sich das Schallfeld in verschiedenen Ebenen parallel und senkrecht zur Ausbreitungsrichtung vermessen und mit Hilfe einer geeigneten Softwareoberfläche bildgebend darstellen und analysieren. 11

12 Abbildung 11: Schallfeldvermessung mittels mechanischem Ultraschallscanner bzw. Laservibrometer (obere Zeile). Das Wellenfeld des gesamten Wandlers bzw. eines Phased Array-Einzelelements kann im Wasserbad in verschiedenen Ebenen vermessen und mit geeigneter Software dargestellt und analysiert werden (untere Zeile). Alternativ lässt sich auch die Prüfkopfsohle direkt abtasten. Beispiele für die Vermessung der Homogenität des Schallfeldes sind in den Abb. 12 und 13 dargestellt. Dabei wird der in Abb. 10 gezeigte Wandler mit einem kommerziellen Wandler verglichen, der eine ungewollte inhomogene Schallfeldverteilung aufweist. Wandler 2 DD Wandler X (kommerziell) Abbildung 12: Vermessung der Homogenität des Schallfeldes im Wasserbad. Links: Messergebnisse am Prototypen aus Abb. 10, rechts: Messergebnisse an einem kommerziellen Wandler. Das jeweils obere Bild zeigt einen Intensitätsplot in der xz-ebene im Abstand von y = 250 mm vom Wandler. Die Bilder darunter zeigen einen horizontalen bzw. vertikalen Schnitt entlang der schwarzen Linien. 12

13 Wandler 2 DD Wandler X (kommerziell) Abbildung 13: Vermessung der Homogenität des Schallfeldes im Wasserbad. Links: Messergebnisse am Prototypen aus Abb. 10, rechts: Messergebnisse an einem kommerziellen Wandler. Das jeweils obere Bild zeigt einen Intensitätsplot in der xy-ebene. Die Bilder darunter zeigen einen vertikalen Schnitt in x-richtung im Abstand von y = 250 mm vom Wandler. Mit Hilfe der Vermessungsplattform können Aussagen über die folgenden Schallfeldgrößen gemacht werden: Homogenität des Schallfeldes Nahfeldlänge Öffnungswinkel in X/Y-Ebene und in X/Z-Ebene bei 6dB Amplitudenabfall Schielwinkel des Prüfkopfes Neben der Vermessung des Gesamtkopfes für bestimmte Fokuspositionen und Schwenkwinkel können auch die Einzelelemente im Zeitbereich und spektral untersucht und miteinander verglichen werden. Diese Einzelprüfung ist von besonderer Bedeutung, da nur das uneingeschränkte Funktionieren aller vorhandenen Elemente den einwandfreien Betrieb des Gesamtkopfes sicherstellt. 4. Integration in ein Mehrkanalprüfsystem Nach Durchlaufen von Simulations-, Fertigungs- und Vermessungsplattform kann der fertige Gruppenstrahler schließlich in ein Phased-Array-Prüfsystem integriert werden. Abb. 14 zeigt die 16-kanalige Variante des vom IZFP hergestellten Ultraschall-Mehrkanalssystems µ-use [12], das mittlerweile auch mit 64 Kanälen zur Verfügung steht. Es kann für traditionelle Phased-Array-Anwendungen genutzt werden, unterstützt aber auch den Sampling Phased Array-Modus. Hierbei können verschiedene Rekonstruktionstechniken, abhängig von Lage und Zahl der verwendeten Aktor/Sensor-Elemente realisiert werden [1,2]. Abb. 15 zeigt beispielhaft die Anwendung an einem anisotropen Kohlefaserlaminat mit zwei kreiszylindrischen Bohrungen. Die flache Bohrung und die Rückwand werden im Sektorscan ortsgetreu wiedergegeben. 13

14 Abbildung 14: 16-kanaliges Ultraschall-Mehrkanalsystem µ-use als Sampling Phased Array-Plattform. Links oben: µ-use mit Prüfkopf und Testkörper, rechts oben: Software-Oberfläche, links unten: Kanalleiterplatte, rechts unten: µ-use Innenansicht. Abbildung 15: Sektorscan mit Sampling Phased Array-Rekonstruktion in einem anisotropen Kohlefaserlaminat mit zwei kreiszylindrischen Bohrungen (aus [2], verändert). 5. Zusammenfassung Die Gesamtperformance eines (Sampling) Phased Array-Systems hängt empfindlich von der Optimierung der Einzelkomponenten wie dem Kompositmaterial, dem Prüfkopf, der Phased Array-Elektronik und der Auswertealgorithmik, aber auch in hohem Maße von der bestmöglichen Abstimmung dieser Komponenten aufeinander ab. Zu diesem Zweck wurde im IZFP Dresden eine Simulations-, Fertigungs- und Vermessungsplattform für Gruppenstrahlerprüfköpfe aufgebaut, begleitet durch die Entwicklung des Mehrkanalsystems µ-use und neuer bildgebender Auswertealgorithmen. Als Ergebnis kann die gesamte Wertschöpfungskette zur Entwicklung optimierter, kunden- und applikationsspezifischer Systeme 14

15 bereitgestellt werden. Neben der bislang üblichen hochauflösenden Phased-Array- Volumenprüfung werden dabei zunehmend auch Konzepte zur Prüfung dünnwandiger Luftfahrtbauteile auf der Basis geführter Wellen verfolgt. Danksagung Die hier vorgestellte Simulations-, Fertigungs- und Vermessungsplattform wurde im IZFP Dresden aufgebaut. Nichtsdestotrotz sind die damit verbundenen Arbeiten und Vorarbeiten zu wesentlichen Teilen das Ergebnis einer intensiven Teamarbeit zwischen den beiden Institutsteilen in Saarbrücken und Dresden. Wir danken an dieser Stelle insbesondere Herrn Licht, Herrn Dr. Bulavinov, Herrn Dr. Reddy sowie Herrn Prof. Kröning, die bedeutende Aspekte zu dieser Arbeit beigetragen und angeregt haben. Literatur [1] A. Bulavinov, D. Joneit, M. Kröning, K. M. Reddy, L. Von Bernus, M. Dalichov, Sampling Phased Array: A New Technique for Signal Processing and Ultrasonic Imaging, Proc. of ECNDT 2006, Berlin, Germany, CD-ROM. [2] L. Von Bernus, A. Bulavinov, D. Joneit, M. Kröning, K. M. Reddy, Der getaktete Gruppenstrahler ein neues Verfahren zur Signalverarbeitung und Bildrekonstruktion in der zerstörungsfreien Ultraschallprüfung, DGZfP-Zeitung 102, Dezember 2006, [3] W. A. Smith, Modeling 1-3 Composite Piezoelectrics: Hydrostatic Response, IEEE Transactions on Ultrasonics, Ferroelectrics, and Frequency Control, Vol. 40, No. 1, 41-49, January [4] G. Splitt, Prüfköpfe mit Composite-Schwingern Ein Meilenstein für die Ultraschallprüfung, Berichtsband zur DACH-Jahrestagung, Lindau, Mai 1996, , [5] W. A. Smith und B. A. Auld: Modeling 1-3 Composite Piezoelectrics: Thickness Mode Oscillations, IEEE Transactions on Ultrasonics, Ferroelectrics, and Frequency Control, Vol. 38, No. 1, 40-47, January [6] B. Köhler, Eindimensionales Modell und Programm zur Berechnung von US-Wandlern mit Mehrschichtanpassung, Bericht ZfK-718, ZfK Rossendorf, Oktober [7] B. Köhler, Impulse Response of a Piezoelectric Layer, Acustica, Vol. 73, , [8] P. Fellinger, R. Marklein, K.-J. Langenberg, S. Klaholz, Numerical modeling of elastic wave propagation and scattering with EFIT- elastodynamic finite integration technique, Wave Motion, Vol. 21, pp , [9] F. Schubert, Numerical time-domain modeling of linear and nonlinear ultrasonic wave propagation using finite integration techniques Theory and applications, Ultrasonics 42, , [10] M. Spies, Transducer-Modeling in General Transversely Isotropic Media Via Point-Source-Synthesis: Theory, J. of Nondestr. Eval., Vol. 13, No. 2, 1994, [11] E. Kühnicke, Elastische Wellen in geschichteten Festkörpersystemen Modellierungen mit Hilfe von Integraltransformationsmethoden, Simulationsrechnungen für Ultraschallanwendungen, TIMUG e.v. Bonn, 2001 / Zugl.: Dresden, Techn. Univ., Habil.-Schr., [12] 15