通过声学剪切成像技术对CFRP复合材料中局部结构不连续性的表征 孟伟毅、 刘宏业、 周书臣、 孙茂勋、 安德鲁·穆莫

《Journal of Composites Science》：Characterization of Localized Structural Discontinuities in CFRP Composites via Acoustic Shearography Weiyi Meng, Hongye Liu, Shuchen Zhou, Maoxun Sun and Andrew Moomaw

　　摘要：碳纤维增强聚合物（CFRP）在高性能工程中得到广泛应用，但局部结构不连续性会严重损害其完整性。本文旨在利用基于连续声学激励的声学剪切术技术开发出对这些异常现象的高灵敏度表征方法。本文建立了一个全面的有限元模型（FEM），以阐明声场与局部表面应变场调制之间的机械-能量耦合关系。通过利用超声能量耦合，通过全场非接触式光学测量局部相位畸变来识别不连续性的特征。系统研究了关键参数，包括剪切量、激励频率、驱动电压以及盲孔（BFBH）的几何特性。结果证明了FEM仿真与实验观察结果之间的高度相关性，定量阐明了缺陷直径和孔深如何调制表面应变分布。所提出的混合声光方法能在不到200毫秒的时间内实现近乎即时的全场成像。此外，该方法利用局部声学共振显著提高了信噪比（SNR），从而获得了高度量化的相位图对比度。

1. 引言
碳纤维增强聚合物（CFRP）由于其高比强度和刚性以及出色的耐腐蚀性和抗疲劳性，在航空航天、风能、轨道交通和轻量化汽车行业中的安全关键结构中得到了越来越多的应用[1]。然而，CFRP的层压结构和强各向异性使其容易受到制造和服务过程中引起的次表面缺陷的影响，包括分层、基体开裂、纤维断裂、空洞和冲击损伤[2,3]。这些缺陷通常是局部存在的，并可能在复杂的应力场或持续载荷下引发和扩展，导致结构刚度下降或在严重情况下发生灾难性失效[4,5]。因此，高效可靠的无损检测（NDT）和成像技术对于确保CFRP部件的结构完整性和运行安全性至关重要。目前，常用的复合材料NDT方法包括X射线计算机断层扫描（XCT）[6]、红外热成像[7]、传统超声检测[8,9]和剪切术[10]。虽然XCT能够高分辨率地重建内部3D结构并精确识别损伤[11,12,13]，但其应用于大规模部件的快速现场检测受到设备笨重、效率低下和辐射危害的制约[14]。红外热成像便于进行大面积非接触式扫描[15]，但由于热导率限制，对深部缺陷的敏感性较差，且容易受到表面反射率干扰的影响。尽管超声检测及其相位阵列衍生技术[16]在识别分层[17,18]和裂纹[19,20]方面较为成熟，但传统检测模式通常依赖点对点扫描并需要耦合剂。这种基于接触的操作大大限制了在大曲面或高温环境下的检测效率，使得直观的全场成像变得不那么容易实现。剪切术[21]是一种全场光学技术，通过相位测量技术准确捕捉位移梯度场的变化。它对缺陷引起的局部刚度异常具有极高的敏感性，因此在复合材料的无损评估中得到了广泛应用。实际上，缺陷的可检测性很大程度上取决于所采用的加载方法，这些方法通常通过热[22]、真空[23]或机械振动[24]来实现。这些加载方法可能涉及操作复杂性，对部件几何形状和检测条件有要求，或者对于微小的次表面缺陷提供的激励不足[25,26]。尽管数值研究已经探讨了复杂的缺陷情况[27,28,29]，但实际检测仍需要更稳健和通用的激励策略。

为了解决这些限制，人们开发了声学剪切术，将高频声学激励与全场干涉测量相结合[30,31,32,33]。在这种方法中，压电传感器将声能引入结构，而剪切术提供对动态应变场的非接触式测量。与传统超声扫描相比，声学剪切术减少了对点对点探针运动的依赖，并能够可视化宽视野内的局部共振模式。尽管具有潜力，但声学频率与特定缺陷几何形状响应之间的耦合机制尚未系统建立。现有研究主要集中在宏观损伤检测上，对于针对小尺度不连续性的参数选择和解释指导有限[34,35,36]。CFRP中的前沿面盲孔（BFBH）作为可控的替代模型，用于研究局部刚度不连续性[37]。由于具有精确定义的孔径和深度，BFBH能够定量研究缺陷几何形状与声学诱导位移梯度场调制之间的相关性。然而，由于CFRP的各向异性，激励频率、缺陷几何形状和剪切参数的协同效应尚不完全清楚。因此，建立系统的频率-几何形状-响应关系对于优化成像性能和提高缺陷解释的可靠性至关重要。在本研究中，系统研究了声学激励频率、BFBH几何形状与CFRP层压板中产生的干涉响应之间的耦合关系。结合有限元仿真和剪切术实验，基于LDR原理解释了潜在的动态应变集中，并验证了观察到的响应趋势。在此基础上，我们开发了一种实用的声学剪切术参数优化策略，特别针对激励频率和驱动电压以最大化缺陷对比度。总体而言，本研究为CFRP复合材料中局部结构不连续性的参数选择提供了定量指导。

2. 方法论
2.1. 原理
基于迈克尔逊干涉仪的剪切术通常有两种形式：数字减法剪切术和相位步进剪切术。数字减法剪切术为条纹形成提供了一个简单的基线，而相位步进剪切术引入了可控的相位调制，以实现定量相位恢复和提高灵敏度。在减法剪切术的实际应用中，获取基本干涉条纹图案需要分别对未加载状态和加载状态下的两个散斑图像的光强度进行算术减法。图像传感器在位置Lt处接收到的总光场是图1中所示光场的叠加。在理想情况下，我们假设只有沿x方向存在剪切距离δx，这种关系由方程（1）描述：
Ut(x,y) = U1(x,y) + U2(x+δx,y) (1)

图1. 声学剪切成像的工作原理包括剪切成像光学系统和超声激励。超声激励产生声波深入样品内部，而CCD检测声波与缺陷相互作用引起的变形。展开方程（1）得到：
Ut(x,y) = A1eiθ1 + A2eiθ2 (2)
这里，A1和A2表示来自不同路径的光波幅度，θ1和θ2分别对应于图中位置X1和X2处的相对相位。

未加载状态下的记录光强度分布由方程（3）给出：
I(x,y) = Ut(x,y) · U*t(x,y) (3)
其中上标*表示复共轭。展开方程（3）得到：
I(x,y) = 2A1A2cos(θ1?θ2) + (A21 + A22) (4)
为了方便起见，方程（4）可以重写为：
I(x,y) = Bcos? + A (5)
其中A = A21 + A22，B = 2A1A2，? = θ1 ? θ2，表示两个剪切波前的相位差。如方程（3）所示，总光强度I定义为总光场Ut与其复共轭U*t的乘积。随后，物体在激励源的作用下发生变形，在两个剪切点X1和X2之间引入相对相位差Δ?。将Δ?代入未加载状态下的强度表达式，得到加载状态下的光强度数学公式：
I′(x,y) = Bcos(? + Δ?) + A (6)
然后从加载和未加载强度图之间的差异形成减法剪切图。在实际应用中，原始差异包含正值和负值；因此，通常会应用绝对值（或等效的偏移/重新缩放）以在非负的相机动态范围内显示和处理。

减法剪切图的强度分布由方程（7）描述：
|Ir(x,y)| = |I′(x,y) ? I(x,y)| (7)
展开方程（7）得到：
|Ir(x,y)| = |B[cos(? + Δ?) ? cos?]| (8)
在迈克尔逊型剪切干涉仪系统中，当声学激励在物体表面引起微小变形时，产生的相对相位差Δ??与物体表面的垂直于平面的位移梯度有关：
Δ?? = 4πλ[ω(x+δ) ? ω(x)] ≈ 4πλ·δ·δwδx (9)
这里，λ是激光波长，δ是物体表面两点之间的空间位移，δwδx是沿剪切方向x的位移梯度。该公式假设光束几乎垂直入射并垂直反射，因此相位变化主要归因于垂直于样品表面的垂直位移分量。然而，从迈克尔逊干涉仪获得的原始干涉图案会受到高频散斑波动的严重降解，这使得直接解析提取相位差变得非常不可靠。为了实现高精度的定量测量，需要结合结构化的相位移动程序和高级数字图像处理来从调制后的强度分布中解析出相位信息。

2.2. 相位提取和散斑噪声降低
为了从高噪声激光散斑中提取高精度的相位信息，本研究将相位移动技术集成到基于迈克尔逊干涉仪的剪切系统中。压电传感器（PZT）安装在参考镜上并驱动产生精确的λ/4位移，从而引入相位调制。采用“4 + 4”相位移动算法，在加载前后分别获取四个具有π/2相位移动的散斑图像，以准确计算目标相位。在四步相位移动算法的背景下，方程（5）和（6）中的强度表达式可以重写为方程（10）和（11），这考虑了每一步的相位调制：
Ii(x,y) = A + Bcos[? + π2(i?1)] (10)
I′i(x,y) = A + Bcos[? + Δ? + π2(i?1)] (11)
基于三角恒等式，加载前后的相位分布可以表示为：
? = arctan(I4?I2) / (I1?I3) (12)
? + Δ? = arctan(I′4?I′2) / (I′1?I′3) (13)
因此，相位变化Δ?可以表示为：
Δ? = arctan(I′4?I′2) / (I′1?I3) ? arctan(I4?I2) / (I1?I3) (14)
由于直接减法可能会导致相位跳变（2π），这可能受到激光散斑噪声、空气波动和CCD噪声的显著影响，我们不直接使用公式（12）和（13）进行减法。相反，我们引入复数运算来计算相位差，从而有效地消除了系统误差，确保相位差计算稳定且位于范围（?π,π）内：
tanΔ? = tan(? + Δ? ? ?) (15)
展开方程（15）得到：
tanΔ? = tan(? + Δ?) ? tan(?1 + tan(? + Δ?)tan? (16)
方程（16）可以重写为：
tanΔ? = (I1?I3)(I4?I2) ? (I4?I2)(I′1?I′3)(I1?I3)(I4?I2) + (I′1?I′3)(I′4?I2) (17)
由于干涉因素（如激光散斑特性、环境空气振动和CCD相机噪声）的影响，实验获得的剪切术相位图通常具有显著的噪声水平。这种散斑噪声的特点是信号依赖性和乘法调制；此外，其频谱与目标相位信息处于相同的高频范围内。因此，有效过滤噪声同时准确保留关键相位细节至关重要。为了解决这一挑战，本研究主要采用正弦-余弦滤波方法来处理相位图。

2.3. 正弦-余弦滤波算法
当将传统的空间滤波器直接应用于 wraps 的相位图时，2π相位跳变处的不连续性常被误认为是高频噪声。这通常会导致跳变位置的错误平滑处理，从而扭曲局部相位特征并减弱清晰的相位过渡。为了克服这一限制，我们采用正弦-余弦滤波策略，利用三角函数的连续性将 wraps 的相位转换为两个连续分量。具体来说，wrapped 相位图 f(x,y) 首先映射为其正弦和余弦表示 s(x,y) 和 c(x,y) (18) 和 (19)。这种转换将由相位 wraps 引起的不连续性转换为平滑变化的信号，避免了直接滤波在相位域中通常引入的人为“尖峰”抑制。然后分别对这两个分量进行滤波，从滤波后的正弦和余弦场重构滤波后的相位：
s(x,y) = sin[f(x,y)] (18)
c(x,y) = cos[f(x,y)] (19)
对从正弦和余弦分量得到的两个分量分别应用均值滤波，使用滤波窗口大小 m × n：
?s(x,y) = 1/m×n∑(x,y)∈Ss(x,y) (20)
?c(x,y) = 1/m×n∑(x,y)∈Sc(x,y) (21)
随后，通过逆三角运算从滤波后的正弦和余弦分量重构去噪后的相位图 g(x,y) (22)：
g(x,y) = arctan(?s(x,y)/?c(x,y)) (22)
在实际应用中，均值滤波窗口大小 m × n 设定为 5 × 5，以在过滤高频噪声的同时最大化保留由缺陷引起的局部应变场特征。选择 m × n 滤波窗口需要平衡噪声抑制和空间分辨率。在本实验中，对于CFRP的散斑场，过大的窗口会模糊小缺陷（如3毫米的缺陷）的边界，而过小的窗口则无法消除相位中的噪声。因此，使用了MATLAB R2021b?实现了原理部分描述的综合相位提取和相位滤波算法，以确保计算效率和图像的保真度。3. 声学载荷的有限元分析（FEA）使用Abaqus Standard 2022?进行了有限元仿真，以研究由声学载荷引起的变形响应及其对CFRP层压板中孔状缺陷的敏感性。仿真的目的是量化与剪切成像测量直接相关的缺陷引起的位移梯度场扰动。如图2所示，有限元模型是根据试样的实际几何尺寸建立的。材料属性使用正交各向异性弹性模型来表征T300 CFRP的机械行为。为了确保仿真的物理真实性，根据Daniel和Ishai [38]报告的T300层压板的已知工程属性，指定了九个独立的弹性常数。这些参数反映了垂直于主纤维方向的材料平面的横向各向同性。具体来说，指定了九个独立的弹性常数，反映了垂直于纤维方向的2-3平面内的横向各向同性：纵向模量E11 = 135 GPa，横向模量E22 = 10 GPa和E33 = 10 GPa。剪切模量分别为G12 = 5 GPa，G13 = 5 GPa和G23 = 3.5 GPa。泊松比分别为v12 = 0.3，v13 = 0.3和v23 = 0.4，密度为1600 kg/m3。通过在模型检查面上引入BFBHs来模拟缺陷。BFBHs的直径范围从3毫米到8毫米，三种特定的孔深分别为0.3毫米、0.6毫米和1.0毫米，从而精确复制了实验中人工制造的缺陷特征。图2. 具有局部非穿透性盲孔的复合层压板的有限元配置。(a) 复合层压板的全局FE模型，显示了中心位置的PZT激励和所有九个非穿透性盲孔(#1–#9)。(b) 代表性局部不连续区域的放大视图。(c) 几何参数矩阵，总结了直径?从3.0毫米到8.0毫米、加工深度d从0.3毫米到1.0毫米的不连续性的几何参数。采用了结构化的网格策略，以准确地表示层压板的层叠结构和缺陷几何形状，同时保持数值稳定性。该模型使用8节点线性砖形元素（即C3D8R）进行离散化。沿厚度方向（即Z轴），层压板被分成15层，并用恰好15层元素进行网格划分，使得每个0°/90°的层对应于厚度方向的一个元素。这种层解析离散化使得可以为每一层一致地分配局部材料取向，并支持在层压板级别捕捉贯穿厚度的耦合。在平面内方向（即X-Y方向），采用了0.5毫米的均匀网格大小，以充分解析最小的3毫米平底孔缺陷和与剪切成像相关的位移梯度场的空间变化。通过限制元素变形和纵横比来控制网格质量，以确保计算稳定性和可重复性。关于载荷和边界条件，来自压电换能器的激励被简化为结构动力学框架内的预定运动边界条件。在试样中心的具体节点上施加了300 kHz的激励频率的正弦平面外位移，对应于PZT盘的占用面积。位移幅度被标准化，以匹配实验稳态响应中观察到的相对变形水平。这种方法关注结构振动模式和由此产生的应变场，这是剪切成像的主要关注点，同时通过绕过压电本构建模显著降低了计算复杂性。为了抑制刚体运动并近似模拟实验夹具的局部支撑，对板的四个角落区域施加了完全固定的约束Ux = Uy = Uz = 0，而其余边界被指定为自由边缘。这种配置确保了捕获稳态位移梯度的稳定数值环境。因此，模拟响应提供了声学引起的表面变形的直接机械表示，为后续对BFBH特征的定量评估提供了可靠的基准。图3示意性地展示了本研究中采用的层压板堆叠配置和坐标定义。建立了一个全局笛卡尔坐标系?? ???1???2???3来定义整个试样的几何形状，而为每个单独的层指定了一个局部材料坐标系??′ ???′1???′2???′3来规定具体的纤维取向。在这个局部框架中，轴??′1与纤维方向对齐，由层角φN?(N =1,2,3,…15)相对于全局??1轴定义。这种双坐标方法使得在数值模型内可以明确表示各层的各向异性。层压板由15层组成，具有对称的交叉层堆叠顺序[(0/90)3/0/???????90]s，每层的厚度为d = 0.13毫米。对于声学剪切成像，这种交叉层配置在材料内部产生了多样的剪切路径。这种复杂性使得波与缺陷的相互作用更加明显，从而增强了成像对比度和缺陷边界的可辨识性。此外，这种堆叠排列有助于将局部各向异性材料属性应用于FE模型中的每一层，确保在声学激励下的结构响应得到准确模拟。图3. 复合层压板的层叠图。4. 实验设置和程序 4.1. 试样准备本研究中使用的实验试样是一个高性能CFRP面板，尺寸为200毫米×200毫米，名义厚度为2.0毫米。复合层压板采用对称的交叉层堆叠顺序[(0/90)3/0/???????90]s，由15个单独的层组成，以确保平面内刚度平衡并最小化固化引起的翘曲。对于声学激励，使用ERGO1309高强度环氧树脂将中心频率为300 kHz的压电超声换能器固定在CFRP试样的几何中心。人工缺陷使用CNC铣削系统在试样表面上精密加工。如图2所示，BFBHs被组织成三个直径组：8毫米、6毫米和3毫米，每个组包含三种不同的钻孔深度：1.0毫米、0.6毫米和0.3毫米。需要明确指出，这些制造的特征是作为校准的刚度调节器来严格评估声学剪切成像框架的成像保真度，而不是作为简单的视觉目标。在实验过程中，试样由专用夹具支撑，以确保位置稳定性并最小化环境振动的干扰。这种设置提供了稳定的实验条件，用于观察稳态波场并随后对缺陷引起的应变调制进行比较分析。4.2. 剪切成像的实验设置测试使用了一个定制的声学剪切成像系统进行，如图1所示。该系统集成了一个5百万像素的二维CCD相机，空间分辨率为2448×2048像素，以及一个200 mW的固态激光器，波长为532纳米，由长春新产业光电科技有限公司（中国长春）提供。激光源位于距试样大约1米的距离处，扩展的激光束照射到试样表面，反射的波前通过剪切光学系统后由相机记录下来。有效视场（FOV）足够大，可以覆盖整个200毫米×200毫米的试样区域。对于声学激励，在板的几何中心粘接了一个PZT盘作为激励点，完整的激励和同步链如图1所示。驱动信号由任意函数发生器（Tektronix AFG3021C，美国俄勒冈州比弗顿）生成，并由功率放大器（Aigtek ATA-2021，中国西安）放大，以提供连续的正弦驱动。系统还包括一个数字延迟脉冲发生器（SRS DG645，美国加州桑尼韦尔），用于时间同步，而压电定位阶段引入了参考镜的纳米级位移以实现相位步进。通过控制迈克尔逊干涉仪镜的角度调整或倾斜来引入剪切距离，从而在图像平面内产生两个剪切波前的横向分离。这种水平剪切距离通过在CCD上观察生成的双重图像的重叠区域来校准，确保沿x轴的配置在1毫米到4毫米之间。图像采集和相位步进通过计算机控制系统同步。一旦声学激励达到稳态响应，CCD捕获一系列八个散斑图像以执行相位步进程序，包括加载前的四帧和加载后的四帧。每帧的曝光时间设置为20毫秒，以覆盖多个声学周期，从而获得时间平均的干涉响应。为了最小化环境噪声，图1中显示的整个光学系统安装在一个空气浮动的主动振动隔离光学平台上。5. 结果和讨论 5.1. 几何依赖性声学剪切成像响应的数值研究图4显示了九种不同BFBH配置的模拟表面位移梯度调制。为了系统地评估检测性能，这些缺陷场景根据其几何参数分为三组：8毫米直径组包括#1（d = 0.3毫米）、#2（d = 0.6毫米）和#3（d = 1.0毫米）；6毫米直径组包括#4（d = 0.3毫米）、#5（d = 0.6毫米）和#6（d = 1.0毫米）；3毫米直径组由#7（d = 0.3毫米）、#8（d = 0.6毫米）和#9（d = 1.0毫米）组成。图4. 不同几何尺寸缺陷的声场分布图。不同直径：(a–c) 8毫米，(d–f) 6毫米，(g–i) 3毫米；不同深度：(a,d,g) 1毫米，(b,e,h) 0.6毫米，(c,f,i) 0.3毫米声场。数值结果通过诱导波模式的清晰度可视化了声学剪切成像对不同缺陷尺寸和深度的敏感性。模拟显示，表征敏感性直接反映在表面涟漪的定义上。钻孔深度是控制这种敏感性的主导因素。对于图4c,f,i中描绘的最深特征，局部刚度的显著降低允许强烈的机械能量耦合，表现为缺陷位置的尖锐且高度明显的波状相位畸变。相比之下，当深度减小到0.3毫米时，如图4a,d,g所示，表面变得越来越平滑且未受干扰，类似于一个稳定状态，其中波模式几乎消失，因为残余的结构刚性较高。这种过渡证实了更深的BFBHs激发了更强且更可检测的表面响应。此外，孔径尺度对波清晰度的影响是非单调的，图4d–f中的6毫米组显示出最高的表征敏感性。虽然图4a–c中的8毫米特征扰动了较大的区域，但产生的波涟漪相对模糊且缺乏清晰的定义。相反，图4g–i中的3毫米特征产生的调制非常微妙，易于抑制，使得表面保持相对稳定和未受干扰的状态。6毫米的BFBHs始终产生最生动且定义明确的圆形波模式，表明这种特定直径与声学激励达到了最佳的共振耦合。值得注意的是，这一数值观察与随后的实验结果高度一致，其中6毫米的缺陷也表现出更优的对比度和边界保真度。模拟中的动态涟漪响应与实验中的清晰相位模式之间的一致性验证了FEM的准确性。这些发现表明，表面涟漪的清晰度是检测敏感性的可靠指标，为通过波场扰动识别局部结构不连续性提供了坚实的理论基础。5.2. 激励频率的影响为了研究声学激励频率对局部结构不连续性表征的影响，相位图是在50 kHz到350 kHz的频率范围内获取的。在整个频率扫描过程中，激励幅度始终保持恒定的100 V峰峰值电压，从而确保观察到的结构变化仅依赖于频率。如图5所示，其中#1–#9代表不同几何尺寸和深度的缺陷，激励频率是控制能量耦合效率和随之而来的表面应变调制的关键因素。需要注意的是，在相位图中心观察到的高对比度特征（如图5a中的红色框内区域）对应于压电换能器PZT及其电气连线，这些部分被排除在缺陷特性分析之外。图5显示了在不同激励频率（a）50 kHz、（b）100 kHz、（c）150 kHz、（d）200 kHz、（e）275 kHz和（f）350 kHz下的压电换能器声学剪切图像。在50–100 kHz的低频范围内，声能与BFBH模型的局部柔顺性耦合有限。如图5b中的蓝色框内区域所示，相位图呈现为均匀的随机斑点噪声，没有明显的局部相位畸变。这表明低频激励不足以克服较小BFBH的局部结构刚性。在这种条件下，振动能量在层压板中分布得更均匀，BFBH位置的机械阻抗不匹配过于微弱，无法触发圆形相位异常。随着激励频率增加到150–275 kHz，声学-机械耦合变得更加有效，特别是对于直径较大的特征。这导致局部相位梯度增强，反映了剪切成像系统对结构扰动的灵敏度提高（图5c–e）。在这个频率范围内，缺陷边界处的动态应变集中变得更加明显，在斑点场中逐渐出现定义缺陷位置的圆形特征。在研究范围内，350 kHz被确定为当前实验配置的最佳频率（图5f）。图5b和f中蓝色框内区域的直接比较清楚地展示了频率依赖性的灵敏度提升：图5b中先前不可见的特征在图5f中表现为鲜明的、高对比度的圆形相位异常。在这个最佳频率下，声学激励有效地激发了BFBH特征的局部共振（LDR），从而在表面上诱导出显著的局部位移梯度，导致清晰且明确的相位畸变，准确地定义了圆形缺陷的形态。这些结果表明，选择接近BFBH LDR的激励频率对于激活圆形特征和实现高保真度的地下结构异常表征至关重要。

5.3. 驱动电压的影响
为了评估激励强度对局部结构不连续性表征灵敏度的影响，将施加在压电换能器上的驱动电压从30 V变化到130 V，激励频率保持在350 kHz。如图6所示的相位图表明，驱动电压是提高斑点场中BFBH特征识别信噪比（SNR）的关键因素。图6显示了在350 kHz下不同驱动电压（a）30 V、（b）50 V、（c）70 V、（d）90 V、（e）110 V和（f）130 V下的压电换能器声学剪切成像结果。在30 V到50 V的低驱动电压范围内，耦合到CFRP层压板中的声学功率相对较低。由于复合材料的高阻尼特性，BFBH引起的动态应力场调制太弱，无法产生可检测的表面位移梯度。如图6a所示，在30 V下，缺陷引起的信号完全被背景斑点噪声掩盖，使得孔状缺陷无法分辨。在这些条件下，机械能量不足以克服内部结构阻尼，导致局部特征处于亚阈值状态。随着驱动电压增加到130 V，放大的激励幅度显著增强了BFBH的局部机械响应。更高的能量输入在特征边界处引起更明显的应变集中，这些效应有效地投影到样品表面上。这种能量增强的影响在比较图6a中的初始响应和图6f中的蓝色框内区域时最为显著：在30 V下被掩盖的特征在130 V时表现为清晰且定义良好的圆形相位异常。这种表现表现为相位图中的更清晰的局部相位畸变和更明显的相位不连续性。增加的电压甚至使得较小的3 mm BFBH能够被清晰分辨，因为提供了足够的能量来驱动局部缺陷共振。在研究范围内，没有观察到相位混叠或测量饱和现象，表明在允许的驱动电压范围内较高端操作对于捕捉高保真的局部结构细节至关重要。这个电压水平处于压电换能器的线性工作范围内，确保了稳定且可重复的声学机械响应。这些观察结果确立了提供足够的激励能量是实现高对比度圆形地下异常表征的基本前提。

5.4. 剪切距离的影响
作为两个干涉光波前之间空间偏移的确定因素，剪切距离是数字剪切成像中的关键参数。它决定了系统对由声学引起的位移梯度的灵敏度，特别是对外平面应变分量的灵敏度。此外，它还影响空间分辨率和相位图的局部保真度。在本研究中，剪切距离沿着x方向从1 mm变化到4 mm，以评估这些效应，如图7中的局部相位模式所示。图7显示了在（a）1 mm、（b）2 mm、（c）3 mm和（d）4 mm的剪切距离下的剪切波图像。在剪切距离较小的配置（s = 1 mm）下，差分相位贡献相对较低。然而，这种配置具有较高的空间保真度，这对于识别微尺度局部不连续性是不可或缺的。对于3 mm BFBH来说，小的空间位移确保了局部相位畸变保持空间上的一致性和局限，有效抑制了特征外围区域的相位混叠。如图7a中的蓝色框内区域所示，微小特征可以清晰地识别为局部圆形相位异常。相比之下，对于较大的宏观异常（如8 mm BFBH），在最小剪切下引起的相位梯度不足以产生高SNR，导致形态定义不清，边界划分不明确。随着剪切距离逐渐增加到4 mm，放大的光程差异显著提高了系统对结构变形的相位灵敏度。这使得8 mm特征的可视化更加明显，圆形轮廓和边界梯度的定义更加清晰，反映出对全局应变分布的更高灵敏度。然而，这种增强是以牺牲空间采样完整性为代价的。与较大剪切距离相关的陡峭相位梯度经常引起过多的局部相位变化，导致局部混叠和斑点去相关。因此，在低剪切条件下可分辨的3 mm BFBH逐渐被背景噪声和扩大的双重图像效应掩盖，如图7d中的蓝色框内区域所示。总之，优化剪切距离以进行结构不连续性表征需要一个与尺度相关的权衡。较小的剪切距离优先考虑减少双重图像效应和保持微特征分辨率的空间分辨率，而较大的剪切距离则适合最大化较大尺度圆形相位异常的相位灵敏度。

5.5. 缺陷几何形状对图像质量的影响
为了系统地评估系统表征各种结构不连续性的性能，分析了三组具有标称直径8 mm、6 mm和3 mm的BFBH模型。如图8所示，8 mm直径组包括缺陷#1、#2和#3；6 mm直径组包含缺陷#4、#5和#6；3 mm直径组由缺陷#7、#8和#9组成。每组分别对应三种不同的钻孔深度0.3 mm、0.6 mm和1.0 mm。实验结果总结了特征几何形状对成像质量的影响，显示所有组之间的深度比较表明，随着钻孔深度的增加，成像对比度和边界定义显著改善。在局部不连续性表征的背景下，如d = 1.0 mm的较深BFBH由于壁厚减少而表现出更大的局部结构刚度降低。这种局部柔顺性有效地调制了声学诱导的位移场，在样品表面上形成了明显的相位梯度。对于最浅的特征（d = 0.3 mm），较高的残余刚度导致机械能量耦合较弱，表面应变场调制更为微弱，导致相位图中的可见度较低。图8显示了在相同频率、电压和剪切量下，不同深度和直径的孔状缺陷的剪切声学成像图。图8的结果表明特征尺寸与成像质量之间存在非单调关系。虽然8 mm BFBH组#1–#3扰动的空间区域较宽，但产生的表面应变梯度相对模糊，使得边界定义不如6 mm特征的边界清晰。在优化的350 kHz激励下，6 mm BFBH组#4–#6提供了最高的轮廓保真度和对比度，这可能是由于与其LDR频率更匹配。这一实验观察与图4中的数值预测高度一致，其中6 mm BFBH始终产生最生动和定义清晰的圆形波状图案。6 mm特征在模拟和实验中的一致优势证实了特定孔径尺寸优化了能量耦合和特征可辨识性，验证了有限元模型在指导局部结构不连续性表征方面的可靠性。为了验证所提出系统的定量测量能力，从相位图中提取了缺陷尺寸，如图9所示。具体来说，图9a显示了原始包裹相位图，其特征是高密度的斑点噪声和缺陷位置的局部相位畸变。这些局部相位异常直接对应于BFBH引起的平面外位移梯度。图9b展示了应用正弦-余弦滤波算法后的去噪相位图。这一过程有效地抑制了乘性斑点噪声，同时突出了相位畸变的圆形边界，从而能够更可靠地识别缺陷尺寸。8 mm和6 mm组的测量直径分别为7.4 mm和5.7 mm。对于3 mm组，测量值为2.2 mm。测量值与标称尺寸之间的差异主要归因于施加的声学激励能量的限制。具体而言，本研究中使用的单个微型压电换能器产生的声波场相对有限。当与较小的结构异常（如6 mm和3 mm组）相互作用时，这种受限的驱动能量导致局部表面位移梯度的调制较弱。认识到当前瓶颈主要在于激励能量，为未来使用多个同时激励器来充分激发和识别关键微尺度结构前体提供了合理的理由。

为了验证所提出系统的定量测量能力，从相位图中提取了缺陷尺寸，如图9所示。具体来说，图9a显示了原始包裹相位图，其特点是高密度的斑点噪声和缺陷位置的局部相位畸变。这些局部相位异常直接对应于BFBH引起的平面外位移梯度。图9b展示了应用正弦-余弦滤波算法后的去噪相位图。这一过程有效地抑制了乘性斑点噪声，同时突出了相位畸变的圆形边界，从而实现了更可靠的缺陷尺寸识别。8 mm和6 mm组的测量直径分别为7.4 mm和5.7 mm。对于3 mm组，测量值为2.2 mm。测量值与标称尺寸之间的差异主要归因于施加的声学激励能量的限制。具体来说，本研究中使用的单个微型压电换能器产生的声波场相对有限。在与较小的结构异常（如6 mm和3 mm组）相互作用时，这种受限的驱动能量导致局部表面位移梯度的调制较弱。认识到当前瓶颈在于激励能量，为未来利用多个同时激励器充分激发和识别关键微尺度结构前体提供了合理的理由。

总之，为了优化结构不连续性表征的剪切距离，需要进行一个与尺度相关的权衡。较小的剪切距离优先考虑减少双重图像效应并保持微特征分辨率的空间分辨率，而较大的剪切距离则适合于最大化较大尺度圆形相位异常的相位灵敏度。

5.5. 缺陷几何形状对图像质量的影响
为了系统地评估系统在表征各种结构不连续性方面的性能，分析了三组具有不同标称直径（8 mm、6 mm和3 mm）的BFBH模型。如图8所示，8 mm直径组包括缺陷#1、#2和#3；6 mm直径组包括缺陷#4、#5和#6；3 mm直径组由缺陷#7、#8和#9组成。每组分别对应三种不同的钻孔深度0.3 mm、0.6 mm和1.0 mm。实验结果总结了特征几何形状对成像质量的影响，显示所有组之间的深度比较表明，随着钻孔深度的增加，成像对比度和边界定义显著改善。在局部不连续性表征的背景下，如d = 1.0 mm的较深BFBH由于残余壁厚度的减小而表现出更大的局部结构刚度降低。这种局部柔顺性有效地调制了声学诱导的位移场，在样品表面上形成了明显的相位梯度。对于最浅的特征（d = 0.3 mm），较高的残余刚度导致机械能量耦合较弱，表面应变场调制更为微弱，导致相位图中的可见度较低。图8显示了在相同频率、电压和剪切量下，不同深度和直径的孔状缺陷的剪切声学成像图。图8的结果表明特征尺寸与成像质量之间存在非单调关系。虽然8 mm BFBH组#1–#3扰动的空间区域较宽，但产生的表面应变梯度相对模糊，使得边界定义不如6 mm特征的边界清晰。在优化的350 kHz激励下，6 mm BFBH组#4–#6提供了最高的轮廓保真度和对比度，这可能是由于其频率更接近该特定几何形状的LDR频率。这一实验观察与图4中的数值预测高度一致，其中6 mm BFBH始终产生最生动和定义清晰的圆形波状图案。6 mm特征在仿真和实验中的一致优越性证实了特定孔径尺寸优化了能量耦合和特征可辨识性，验证了有限元模型在指导局部结构不连续性表征方面的可靠性。为了验证所提出系统的定量测量能力，从相位图中提取了缺陷尺寸，如图9所示。具体来说，图9a显示了原始包裹相位图，其特征是高密度的斑点噪声和缺陷位置的局部相位畸变。图9b展示了应用正弦-余弦滤波算法后的去噪相位图。这一过程有效地抑制了乘性斑点噪声，同时突出了相位畸变的圆形边界，从而实现了更可靠的缺陷尺寸识别。8 mm和6 mm组的测量直径分别为7.4 mm和5.7 mm。对于3 mm组，测量值为2.2 mm。测量值与标称尺寸之间的差异主要归因于施加的声学激励能量的限制。具体而言，本研究中使用的单个微型压电换能器产生的声波场相对有限。当与较小的结构异常（如6 mm和3 mm组）相互作用时，这种受限的驱动能量导致局部表面位移梯度的调制较弱。认识到当前瓶颈根本在于激励能量，为未来利用多个同时激励器来充分激发和识别关键微尺度结构前体提供了合理的理由。关于诊断的空间限制，虽然PAUT（相控声学成像技术）因其能够检测到最小直径为0.8毫米而广受认可，但最近利用声学剪切成像技术的文献也显示出了同等的能力，即能够检测到0.8毫米的缺陷。因此，本研究中研究的3毫米直径特征并不代表所提出方法的基本分辨率限制。相反，这些特征被明确地用作标准化替代模型，以系统地研究声学诱导的位移梯度场与特定结构不连续性之间的定量耦合关系。表1概述了所提出的声学剪切成像框架与传统无损评估技术的性能比较。总之，实验和数值结果表明，声学剪切成像的表征精度受到系统参数和几何参数的复杂协同影响。检测性能主要受激发频率和驱动电压的影响：频率通过接近LDR（低ffeeversity，此处可能有误，应为Low Damping Ratio）条件来激活BFBHs（穿透裂纹洞）的局部响应，而电压则通过克服内部结构阻尼来提高信噪比。从光学角度来看，剪切距离是一个关键折中因素，较大的剪切距离有助于提高宏观特征的相位灵敏度，而最小的剪切距离则能够保持对微尺度不连续性所需的空间分辨率。最终，检测能力由缺陷的几何形状决定，特别是孔径半径和孔深，它们决定了表面位移梯度场的调制强度。因此，要实现高保真成像，需要一种优化的策略，该策略结合了共振匹配的频率、足够的功率以及与尺度相关的剪切配置，以确保对CFRP复合材料中的结构异常进行可靠的定量评估。

6. 结论

本研究系统地使用声学剪切成像技术对CFRP复合材料中的局部结构不连续性进行了表征。为了建立一个定量评估框架，使用了具有不同直径和深度的前表面BFBHs的CFRP试样作为可控的替代模型。研究结合了有限元（FEM）模拟和实验验证，数值结果与剪切成像的相位图高度吻合。这种相互验证证实了所提出方法的可靠性，并阐明了声学-机械能量耦合机制，表明结构不连续性作为局部柔顺区调节了表面位移梯度场。研究表明，声学激发频率是成像性能的决定性因素，当频率接近LDR条件时能够获得最佳灵敏度。此外，驱动电压通过提供足够的能量来克服内部结构阻尼，从而显著提高了信噪比，有效激活了微尺度特征的局部应变响应。模拟的应变场分布与实验条纹图案之间的一致性进一步证明了该系统能够准确捕捉这些激发参数引发的动态响应。实验证据还表明，BFBHs的残余壁厚和孔径大小对生成的相位图案有协同作用：残余刚度较低的较深孔会产生更明显的表面扰动，同时必须仔细校准剪切量，以平衡相位灵敏度和空间分辨率之间的固有折中。总之，声学剪切成像为结构异常的定量表征提供了一种稳健且快速的方法。

尽管本研究建立了可靠的定量框架，但未来仍有几项研究方向可以进一步缩小实验室替代模型与工业诊断需求之间的差距。首先，当前方法主要集中在具有人工BFBHs的平面CFRP部件上，将该技术扩展到复杂曲面几何形状是必要的，因为表面曲率会引入不均匀的几何刚度，从而影响相位图的解释。其次，未来的工作将从可控的替代模型过渡到随机制造缺陷的检测，包括局部多孔树脂富集区和层间接触键合处，这些缺陷的散射行为比平底孔更为复杂。为了有效评估这些完全不可见的缺陷，同时激发多个 actuators（执行器）是一个非常有前景的研究方向。此外，在高性能复合材料中，即使是非常微小的异常也可能在操作载荷下成为严重的应力集中器。基于深度学习的去噪技术和自动化特征提取的结合有可能超越当前研究的分辨率限制，实现亚毫米级异常的自主表征。