激光焊接技术具有效率高、变形小、热影响区域小等特点，已被广泛应用于机械工程^[1]、汽车工程^[2]等领域。激光焊接主要有两种模式：传导模式和匙孔模式^[3]。采用匙孔模式焊接时，激光束通过蒸发焊接材料使其内部形成一个焊接熔池，此熔池被称为匙孔。匙孔的形成是一个非线性的、高度动态的过程，可能会在匙孔根部产生尖刺、塌陷或飞溅等缺陷^[4]，从而降低焊接质量^[5]。同时，由于焊接过程中熔池的快速变化，焊缝的表面和亚表面容易形成气孔、裂纹等缺陷。因此，对匙孔形貌和焊接缺陷进行精确检测是评估焊接质量的关键环节。

目前常用的激光焊接检测技术主要基于视觉信号^[6-8]、声信号^[9-10]和光谱信号^[11]等。但这些技术多为间接检测^[12]，容易受工艺和环境变化的影响，无法对激光焊接过程实现高精度连续监测^[13]。光学相干层析成像（optical coherence tomography，OCT）是一种高速、高灵敏度和高分辨率的非侵入式成像技术，可直接测量匙孔深度和焊接表面形貌。基于OCT的激光焊接检测技术已得到广泛研究。Deyneka等^[14]使用OCT连续检测焊缝深度，同时根据焊接激光扫描位置高度动态调整OCT光束位置。结果表明，动态OCT测量有利于在电池焊接过程中连续控制焊缝熔深。Brežan等^[15]结合光电二极管和OCT两种检测方式测量激光焊缝特征的变化，以此实现对焊接质量的监测。Mittelstädt等^[16]研究发现，在使用OCT系统对焊接深度进行在线监测时，OCT数据的频率分布中存在与焊接深度相关的局部最大值，通过对OCT数据频率分布信息的筛选，可以获得更准确的焊接深度信息。Sokolov等^[17]研究了焊接工艺参数对激光焊缝深度测量精度的影响，结果表明，使用新型可调环模激光进行焊接有助于提高OCT测量精度。普通OCT激光焊接检测技术的纵向分辨率仅为十几微米，对匙孔深度和小尺寸焊接缺陷的高分辨率检测仍是一个具有挑战的任务^[18]。2022年，Jiang等^[19]基于高分辨率频域OCT搭建了激光焊接检测系统，检测精度达到5 μm，实现了对激光焊缝深度微米级测量。相对于其他激光焊接检测技术，OCT激光焊接检测具有成像质量高、不易受环境影响，且可以实现对激光焊接的高精度连续监测等优点，在激光焊接检测领域展现出巨大潜力。但是OCT是一种光学成像技术，当OCT的探测光束照射匙孔时，光束在匙孔内壁可能会产生多重反射，从而在检测图像中引入多重反射伪影，降低匙孔深度检测的准确性^[20]。为解决该问题，本课题组在前期工作中提出了一种基于偏振OCT （polarization sensitive OCT，PS-OCT）的激光焊接匙孔深度检测技术，利用PS-OCT测量匙孔反射光的相位延迟量，通过与单次反射光的延迟量基准值进行比较，筛除掉匙孔的多重反射信号，提高匙孔深度测量的准确性^[21]。由于该技术采用复用光谱检测，即利用一个光谱仪实现两路偏振信号的检测，虽然简化了系统，但是限制了光谱仪模块的探测带宽，从而导致OCT系统的纵向分辨率仅为10 μm左右，无法实现更高精度的匙孔深度测量，且对于焊缝中微裂纹等缺陷的检测精度较低。此外，由于该系统像面弥散斑的尺寸较大，随着成像深度的增加，系统灵敏度迅速降低，进而限制了系统实际成像深度。

本研究基于PS-OCT的高分辨率激光焊接检测技术，利用宽带光源结合优化的光谱仪设计提高了系统分辨率，且通过优化光谱仪分辨率缓解了系统灵敏度随深度的衰减。通过仿真分析光谱仪的点扩展函数优化光学系统设计，采用变形的惠更斯目镜结构型聚焦镜组优化电荷耦合器件（charge coupled device，CCD）像面弥散斑，实现宽光谱、高分辨率、低倍率色差、成像质量平坦的OCT光谱仪。最后，对系统的性能参数进行了实验验证，并利用本系统进行了匙孔仿体和焊接缺陷的检测。

1 基于PS-OCT的多重反射伪影消除

基于OCT的激光焊接检测技术在对匙孔等样品进行检测时，测量光束在匙孔内的反射情况如图1所示。测量光束入射到A点，一部分光束沿原路返回，并被系统探测到，此路径①的光程反映了A处实际的深度信息。但另一部分光束在A点反射到匙孔内壁B点，在B点部分光束反射回检测系统，此时检测系统探测到A点的深度信息与路径②的光程有关，超出了A点的实际深度。若经两次反射后测量光束的剩余光强足够强，其中部分光束还会再次反射到匙孔内壁C点，之后反射回检测系统，则此时检测系统探测到A点的深度信息与路径③的光程有关，也超出了A点的实际深度。因此，最终检测系统探测到的信号包含了反映A点实际深度信息的单次反射信号（路径①）和A点的多重反射伪影信号（路径②③）。多重反射伪影会增加匙孔测量深度值、影响焊接形貌，是降低OCT激光焊接检测准确性的重要因素^[22]。当采用圆偏振光垂直入射金属样品时，单次反射光的s波与p波之间不存在附加相位差，多重反射光的s波与p波之间存在附加相位差。因此，可以通过PS-OCT检测样品反射光的相位延迟量来区分和消除多重反射伪影对激光焊接检测的影响。

基于PS-OCT的激光焊接检测系统原理如图2所示。光源发出的光经起偏器变为线偏振光，再经非偏振分束器（NPBS）后分为两路光束，一路为参考光，一路为样品光。参考光经快轴方向为22.5°的1/4波片（QWP1）后，再经参考镜反射，原路返回到非偏振分束器。样品光经快轴方向为45°的1/4波片（QWP2）、扫描振镜、聚焦透镜，再经样品反射，原路返回到非偏振分束器。在非偏振分束器处参考光和样品光发生干涉，干涉光被偏振分束器（PBS）分为水平（H）和垂直（V）两路干涉光。这两路正交光分别经耦合器耦合进单模光纤中，并分别接入两个光谱仪系统中，最终得到干涉频谱信号。

在参考臂光路中，线偏振光经过快轴方向为22.5°，延迟量为π/2的1/4波片后照射在平面反射镜上，分束器处经反射镜返回的参考光E_R可以表示为

$ \begin{split} {E_{\text{R}}} =& \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{E_{{\text{RH}}}}} \\ {{E_{{\text{RV}}}}} \end{array}} \right]= \\& {\boldsymbol{J}}_{{\text{QWP}}}^{\text{T}}\left( {\frac{{\text{π }}}{8},\frac{{\text{π }}}{2}} \right) \cdot {{{\boldsymbol{J}}}_{{\text{QWP}}}}\left( {\frac{{\text{π }}}{{\text{8}}}{\text{,}}\frac{{\text{π }}}{{\text{2}}}} \right) \cdot \sqrt {{R_{\text{r}}}} \times \\&\quad \frac{1}{{\sqrt 2 }}{E_0} \cdot \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 0 \\ 1 \end{array}} \right] \cdot \exp \left( { - {\text{i2}k}{{\textit z}_{\text{r}}}} \right) =\\& \frac{1}{2} \cdot \sqrt {{R_{\text{r}}}} \cdot {E_0} \cdot {\text{i}} \cdot \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 1 \\ { - 1} \end{array}} \right] \cdot \exp \left( {{{ - {\mathrm{i}}2{k}}}{{\textit z}_{\text{r}}}} \right) \end{split} $

(1)

式中：${E_0} = {A_0} \cdot \exp \left( {{\text{i}}\omega t} \right)$，与光源有关，${A_0}$为电场幅值，$\omega $为角频率，$t$为时间；E_RH和E_RV分别是参考光的水平和垂直分量；$ {{{\boldsymbol{J}}}_{{\text{QWP}}}} $和$ {{\boldsymbol{J}}}_{{\text{QWP}}}^{\text{T}} $分别是参考臂1/4波片的琼斯矩阵及其转置；${R_{\text{r}}}$是参考镜反射率；$ \exp \left( {{{ - {\mathrm{i}}2{k}}}{{\textit z}_{\text{r}}}} \right) $表示光往返后产生的相位；$ {{\textit z}_{\text{r}}} $是从分束器到参考镜的光程。

在样品臂光路中，样品光经快轴方向为45°的1/4波片后，成为圆偏振光照射在样品上。假设样品第$M$层反射面的快轴方向为${\theta _M}$，延迟量为${\delta _M}$，则此时返回到分束器处的样品光E_S可表示为

$ \begin{split} {E_{\text{S}}} = & \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{E_{{\text{SH}}}}} \\ {{E_{{\text{SV}}}}} \end{array}} \right] =\\& \frac{1}{{2\sqrt 2 }} \cdot \sqrt {{R_{{\mathrm{S}}M}}} \cdot {E_{\text{0}}} \cdot 2{\text{i}} \cdot \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {\cos\;{\delta _M}} \\ { - \sin\; {\delta _M} \cdot \left( {\cos\; 2{\theta _M} - {\text{i}}\sin \;2{\theta _M}} \right)} \end{array}} \right] \cdot \exp \left( { - {\text{i}}2k{{\textit z}_{{\mathrm{S}}M}}} \right) =\\& \frac{1}{{\sqrt 2 }} \cdot \sqrt {{R_{{\mathrm{S}}M}}} \cdot {E_0} \cdot {\text{i}} \cdot \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {\cos\; {\delta _M}} \\ {\sin\; {\delta _M} \cdot {{\mathrm{e}}^{{\text{i}}\left( {{\text{π }} - 2{\theta _M}} \right)}}} \end{array}} \right] \cdot \exp \left( { - {\text{i}}2k{{\textit z}_{{\mathrm{S}}M}}} \right) \end{split} $

(2)

式中：E_SH和E_SV分别为样品光的水平和垂直分量；$ R_{\mathrm{S}M} $为样品第$M$层的反射率；$ {{\textit z}_{{\mathrm{S}}M}} $为从分束器到样品第$M$层的光程。

返回的参考光和样品光在分束器处发生干涉，干涉信号为$E = {E_{\text{R}}} + {E_{\text{S}}}$，干涉信号经偏振分束器分为H和V两路，两路信号分别被两个光谱仪探测。假设光源的功率谱密度函数为$S\left( k \right)$，探测到的两路光强I_H和I_V可分别表示为

$ \begin{split} {I_{\text{H}}}\left( k \right) =& {I_{{\text{H0}}}}\left( k \right) + \sum\limits_M {\frac{1}{{\sqrt 2 }}S\left( k \right)} \sqrt {{R_{\text{r}}}{R_{{\mathrm{S}}M}}} \\& \cos\; {\delta _M} \cdot \cos \left( {2k\Delta {{\textit z}_{{\mathrm{S}}M}}} \right) \end{split} $

(3)

$ \begin{split} {I_{\text{V}}}\left( k \right) = &{I_{{\text{V0}}}}\left( k \right) + \sum\limits_M {\frac{1}{{\sqrt 2 }}S\left( k \right)} \sqrt {{R_{\text{r}}}{R_{{\mathrm{S}}M}}} \\& \sin {\delta _M} \cdot \cos \left( {2k\Delta {{\textit z}_{{\mathrm{S}}M}} - 2{\theta _M}} \right) \end{split}$

(4)

式中，$ {I_{{\text{H0}}}}\left( k \right) $和$ {I_{{\text{V0}}}}\left( k \right) $为直流项。

对探测到的两路干涉光谱信号进行傅里叶逆变换，可以获得A-line信号的复数形式$ {A_{{\text{H,V}}}}\left( {\textit z} \right) \exp \left[ {{\text{i}}{{\varPhi }_{{\text{H,V}}}}\left( {\textit z} \right)} \right] $，其中${A_{{\text{H,V}}}}\left( {\textit z} \right)$是幅度，${{\varPhi }_{{\text{H,V}}}}\left( {\textit z} \right)$是相位，${\textit z}$是光程，即样品深度。去掉直流项后，信号强度$R\left( {\textit z} \right)$和延迟量$ \delta \left( {\textit z} \right) $分别为

$ R\left( {\textit z} \right) \propto A_{\text{H}}^2\left( {\textit z} \right) + A_{\text{V}}^2\left( {\textit z} \right) $

(5)

$ \delta \left( {\textit z} \right) = \arctan \left[ {\frac{{{A_{\text{V}}}\left( {\textit z} \right)}}{{{A_{\text{H}}}\left( {\textit z} \right)}}} \right] $

(6)

光束入射到金属表面，对于不同的偏振光，s波的振幅反射系数$ \mathop {\tilde r}\nolimits_{\text{s}} $和p波的振幅反射系数$ \mathop {\tilde r}\nolimits_{\text{p}} $分别为

$ \mathop {\tilde r}\nolimits_{\text{s}} = - \frac{{\sin \left( {{\theta _1} - {{\tilde \theta }_2}} \right)}}{{\sin \left( {{\theta _1} + {{\tilde \theta }_2}} \right)}} = \left| {\mathop {\tilde r}\nolimits_{\text{s}} } \right|{{\mathrm{e}}^{{\text{i}}{\delta _{\text{s}}}}} $

(7)

$ \mathop {\tilde r}\nolimits_{\text{p}} = - \frac{{\sin \left( {{\theta _1} - {{\tilde \theta }_2}} \right)}}{{\sin \left( {{\theta _1} + {{\tilde \theta }_2}} \right)}} = \left| {\mathop {\tilde r}\nolimits_{\text{p}} } \right|{{\mathrm{e}}^{{\text{i}}{\delta _{\text{p}}}}} $

(8)

式中：$ {\theta _1} $为入射角；$ {\tilde \theta _2} $为折射角。

圆偏振光垂直入射到匙孔或焊接样品上，单次反射光束的入射角为0°，且为圆偏振光，s波与p波之间不存在附加相位差，相位延迟量为π/2。多重反射光束的入射角不为0或π/2，s波与p波之间存在附加相位差，其相位延迟量不为π/2。将得到的延迟量与单次反射的延迟量（π/2）进行比较，可以得到单次反射的样品结构，从而消除焊接图像中的多重反射伪影。

2 高分辨率光谱仪设计

在基于光谱仪的PS-OCT系统中，光谱仪的性能是影响系统成像质量的重要因素。为了充分利用光源带宽，光谱仪的探测带宽应满足光源全光谱的采集。另外，由于频域OCT需要对连续的干涉光谱进行离散采样，这会导致系统灵敏度随成像深度的增加而降低。因此执行采样的光谱仪的光学系统分辨率会影响灵敏度，优化光谱仪CCD像面弥散斑尺寸可以降低灵敏度的衰减速度。此外，OCT系统成像质量也会受光谱仪色散元件以及光谱仪聚焦镜组像差的影响^[23-25]。为了实现高分辨率的激光焊接检测，应根据光源参数和光谱仪分辨率来优化光谱仪设计。

2.1 光谱仪设计

如前所述，本研究在光谱仪的设计中重点考虑的两个方面为：

1） 提高系统纵向分辨率。

系统的纵向分辨率$ \Delta {\textit z} $可表示为

$ \Delta {\textit z} = \frac{{2\ln 2\lambda _0^2}}{{n{\text{π }}\Delta \lambda }} $

(9)

由此可知，测量样品折射率为$ n $时，系统的纵向分辨率与光源的中心波长$ {\lambda _0} $以及光源的带宽Δλ相关。本文采用的光源中心波长为840 nm，带宽为100 nm，OCT系统理论纵向分辨率为3.2 μm。为了充分利用光源带宽以接近理论纵向分辨率，光谱仪的中心波长$ {\lambda _0} $设计为840 nm，探测带宽覆盖光源全光谱。

2） 优化光谱仪分辨率，以缓解系统灵敏度随深度的衰减。

光谱仪的分辨率决定了频域OCT灵敏度的衰减速率，第$j$个像素点的信号强度$ I\left( {{x_j}} \right) $为^[26]

$ \begin{split} I\left( {{x_j}} \right) =& \frac{1}{4}{\text{erf}}\left( {\frac{{\Delta y\sqrt {\ln 2} }}{a}} \right) \cdot \\& \int_0^\infty {\left[ {{\text{erf}}\left( {\frac{{\left( {\Delta x - 2x\left( k \right) + 2{x_j}} \right)\sqrt {\ln 2} }}{a}} \right) + {\text{erf}}\left( {\frac{{\left( {\Delta x - 2x\left( k \right) + 2{x_j}} \right)\sqrt {\ln 2} }}{a}} \right)} \right]} \cdot\\& \left[ {S_{\text{ref}}\left( k \right) + S_{\text{sam}}\left( k \right) + 2\sqrt {S_{\text{ref}}\left( k \right)S_{\text{sam}}\left( k \right)} \cos \left( {2k\Delta \phi } \right)} \right]{\mathrm{d}}x \end{split} $

(10)

式中：坐标函数$ x\left( k \right) $随波数$k$变化，由光谱仪的设计方案决定；$ {\text{erf}} $为误差函数；$ \Delta y $、$ \Delta x $和$ {x_j} $分别是CCD的像素高度、像素宽度和像素$j$的中心位置；$a$为像面弥散斑直径；$ S{\text{ref}}\left( k \right) $、$ S{\text{sam}}\left( k \right) $为参考臂和样品臂的光谱密度函数。由式（10）可知，像素高度$ \Delta y $仅影响信号的总强度而与波长无关，且当像素高度$ \Delta y $较大于像面弥散斑直径$a$时，衰减可忽略不计。CCD的像素宽度$ \Delta x $和像面弥散斑直径$a$决定了频域OCT的衰减。有研究表明，像面弥散斑直径$a$与像素宽度$ \Delta x $的比值小于0.25时，衰减接近最佳值^[27]。所以弥散斑尺寸越小或像元尺寸越大，灵敏度衰减越慢。但是像元尺寸越大，光谱仪分辨率越低。此外，弥散斑尺寸还受衍射极限的影响。因此，设计光谱仪时需平衡像元和弥散斑尺寸。综上，将本文光谱仪的分辨率设计为0.15 nm。

光谱仪通常由狭缝、准直透镜、衍射光栅、聚焦镜组以及CCD组成，其分辨率主要受光栅刻线密度和聚焦镜组结构影响。光栅参数可由式（11）和式（12）推导得

$ {\text{d}}{\lambda _{\text{g}}} = {{{\lambda _0}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{\lambda _0}} {mN}}} \right. } {mN}} $

(11)

式中：$ {\text{d}}{\lambda _{\text{g}}} $为光栅的光谱分辨率；m为衍射级次；$N$为光斑内的光栅线数，且$ N = {D \mathord{\left/ {\vphantom {D d}} \right. } d} $，$d$为光栅常量，$D$为光栅上的光斑直径。根据光栅的尺寸选择合适的入射光斑直径，再通过式（11）来确定光栅线数。

$ d\left( {\sin \;\alpha \pm \sin\; \beta } \right) = m\lambda $

(12)

式中：$\alpha $为入射角；$\beta $为衍射角；$ m=\text{ }0,\text{ }\pm1, \pm2,\cdots $，衍射效率最高的正一级作为衍射级次，同时选择合适的光栅入射光束与衍射光束的夹角，避免系统整体尺寸过宽，再通过式（12）来确定光栅入射角。

CCD的参数和聚焦透镜的焦距可根据式（13）计算得出

$ {\text{d}}\lambda = \frac{{d\Delta \omega \cos \;\beta }}{{mF}} $

(13)

式中：$ {\text{d}}\lambda $为系统的光谱分辨率；$ \Delta \omega $为像元尺寸；$F$为聚焦透镜焦距。像元尺寸影响系统的分辨率与单个像元接收到的光强。采集弱信号宜用大尺寸像元与长焦距透镜。根据式（13）可以计算出合适的聚焦透镜焦距。聚焦透镜如果仅使用单透镜，即使在视场不大的情况下，像面成像质量也会受到倍率色差的影响。在优化系统倍率色差的同时，为了使系统结构尽可能紧凑，本文采用双透镜结构作为光谱仪成像透镜组。双薄透镜系统校正倍率色差条件为

$ \left( {1 - q{\varphi _2}} \right)\frac{{{\varphi _1}}}{{{\nu _1}}} + \left( {1 - q{\varphi _1}} \right)\frac{{{\varphi _2}}}{{{\nu _2}}} = 0 $

(14)

$ {\varphi _1} + {\varphi _2} - q{\varphi _1}{\varphi _2} = \varphi $

(15)

$ l = - \left( {1 - q{\varphi _2}} \right)f'\;,\;l' = \left( {1 - q{\varphi _1}} \right)f' $

(16)

式中：$\varphi $为透镜组总光焦度；${\varphi _1}$、$ {\varphi _2} $为两透镜的光焦度；$f'$为透镜组总共焦距；$q$为两透镜主平面之间的距离；${\nu _1}$、$ {\nu _2} $为两透镜材料的阿贝常数；$l$为物距；$l'$为像距。

根据式（13）以及校正倍率色差条件即可得到透镜组结构。惠更斯目镜结构能够有效消除倍率色差，且像散也很小，因此本文采用变形的惠更斯目镜结构作为聚焦镜组的初始结构。同时，为了使经光栅分光后的多个色散光束的聚焦点在同一平面并与CCD面重合，可改变CCD的倾斜度，使聚焦到CCD上的各光束均成平坦的像，以得到较好的成像效果。采用Zemax软件对上述理论求得的结构参数进行仿真优化。通过对聚焦镜组及CCD角度的优化来提高光谱仪模块的分辨率。最终得到的光谱仪结构参数如表1所示。选用透射闪耀光栅，线密度为1 200 g/mm，CCD像素数为2 048，像素尺寸为14 μm×28 μm。

2.2 光谱仪设计结果

光谱仪采用透射式光栅作为分光元件，并采用平凸透镜和最佳外形球面透镜的组合作为聚焦镜组。具体设计的光线追迹如图3所示。

光谱仪模块对狭缝成像时，像面弥散斑分布如图4所示。像面各波长弥散光斑基本接近衍射艾里斑，均方根（RMS）的平均值为12.33 μm，小于光谱方向的单个像元尺寸（14 μm），最大RMS直径为14.11 μm，远小于3个像元尺寸（42 μm）。图5给出了聚焦镜组分别采用单个消色差透镜、两个消色差透镜以及本文设计结构（惠更斯目镜结构型式变形）3种方案作为光谱仪的聚焦镜组时像面点列图弥散情况。由图5可知，本文设计的聚焦镜组结构在大部分波段的像面弥散斑RMS直径均小于其他方案。对本文设计方案全波段像面弥散斑直径进行统计分析，其方差为0.23 μm²，标准差为0.48 μm，由此说明经光栅分光后的各色散光束聚焦光斑大小均匀，边缘波长分辨率和中心波长分辨率差别不大，最终光谱仪全波段波长分辨率均小于0.15 nm。

光源发出的光束经干涉仪模块后耦合进光谱仪的光功率随样品的不同而不同。当匙孔深度较深时，测量光束反射光减少，耦合进光谱仪的光功率降低，此时光谱仪的像面衍射光斑能量集中度就变得十分重要。如图6所示，本文设计的系统在全波段光谱方向上的3个像元尺寸内的能量集中度均大于96%，能量集中分布在中心区域，边缘区域分布的较少。能量集中分布可以避免相邻像元信号的干扰，降低系统灵敏度随成像深度的衰减速率，使系统在对较深的匙孔成像时仍可检测到较高的信号强度。

上述分析表明，本文设计的光谱仪模块可实现OCT宽带光源的全光谱探测，提高OCT系统的纵向分辨率，并通过提高光谱仪模块的光谱分辨率，降低OCT系统灵敏度随成像深度的衰减程度。

3 实　验

根据图2所示的基于PS-OCT的激光焊接检测系统原理图搭建实验系统。为了使测量光束照射到样品时的偏振状态保持一致，样品光采用圆偏振光；为了使参考光经偏振分束器分束后的两路正交光束保持一致，参考光采用45°线偏振光^[28]。系统中采用二维振镜实现对样品的二维扫描。为避免在振镜扫描时引入额外的光程差，扫描光路采用远心光学结构^[29]，且系统横向分辨率与扫描光束（高斯型光谱）的束腰半径有关^[30]。因此，需结合系统横向分辨率的要求，对扫描光路中的聚焦透镜以及照射到透镜的光束大小进行选择。系统扫描光路如图7所示，光束经振镜反射到焦距为100 mm的聚焦透镜上，其中振镜通光孔径为3～7 mm，最大扫描角度为40°。考虑到系统所需的二维扫描范围，振镜仅需提供±6°的扫描角度，此时光路的偏转角度为±12°。图中用不同颜色光路表示不同的扫描角度。为提高系统的纵向分辨率，光源采用超辐射发光二极管（superluminescent diode，SLD）宽带光源，中心波长为840 nm，带宽为100 nm。由于介质的色散对干涉频谱有较大影响，因此系统光学器件均选用消色差元件，且参考臂和样品臂中的光学元件尽量保持一致，以减少两光路之间的色散差异。

基于PS-OCT搭建的高分辨率焊接检测系统实物图如图8所示。为测量系统分辨率，使用该系统对反射镜进行成像。采集反射镜的干涉信号，经处理后得到反射镜表面的点扩展函数，其半高全宽即为纵向分辨率。利用文献[21]所报道的焊接检测系统对反射镜进行成像实验，测得的H和V两通道在空气中的纵向分辨率分别为10.2 μm和10.5 μm。对光源以及光谱仪等器件优化后，利用本文所述系统测得的H和V两通道的反射镜信号如图9所示，计算得到两通道在空气中的纵向分辨率分别为4.58 μm和4.30 μm，接近理论纵向分辨率。由此可见，对光学系统进行设计与优化后，本文检测系统的性能得到了明显提高。此外，还测试了系统不同成像深度处OCT信号的衰减，并对所测数据点进行拟合。拟合后的灵敏度衰减曲线如图10所示，系统在距离零光程差1.73 mm处的信号衰减在10 dB以内，系统灵敏度随成像深度增加的衰减程度有所减轻。

根据实际焊接匙孔的尺寸制作了多种匙孔仿体，用于验证本系统对匙孔的成像效果。匙孔仿体结构如图11（a）所示，匙孔凹陷处为仿焊缝形貌设计，粗糙度小于3.2 μm，孔径公差小于0.1 mm，与实际焊接匙孔参数相符。利用本文检测系统对匙孔仿体进行测量。图11（b）为匙孔表面轮廓图，其中①处为匙孔内壁的反射信号，②和③处为测量光束入射到匙孔侧壁后又反射到匙孔其他位置，经过多次反射后被系统探测到的多重反射伪影信号。图11（c）为系统测得的匙孔相位延迟量图，图中单次反射和多重反射伪影相位延迟量有明显的差异。利用延迟量的不同，对匙孔表面轮廓图进行筛选，得到了仅保留单次反射信号的匙孔轮廓图，消除了多重反射伪影的影响。所得到的匙孔真实表面轮廓图，如图11（d）所示。

为了进一步验证本文系统对激光焊接缺陷的检测效果，对以两块铝板为焊接基材，含有不同缺陷的焊接接头进行了检测。图12（a）为含有裂纹缺陷的焊缝，裂纹大多数是由于焊接金属冷却时产生的收缩应变引起的，它的表现特征是在焊接接头处有深浅不一的裂痕。利用本文系统对图12（a）中方框处裂纹所在的区域进行扫描成像，得到的二维轮廓图如图12（b）所示。对轮廓图进行高斯滤波和Canny边缘提取后，再进行二值化阈值分割，处理后的图像结果如图12（c）所示。图中白线为焊缝表面形貌，椭圆框区域白线向下凹陷处即为焊缝裂纹，其中白线断裂处是因裂纹深且细，裂纹凹陷斜面角度接近90°，测量光束与裂纹斜面接近平行，照射到斜面的测量光束大幅减少所致。对微小裂纹的成像实验证明该系统的横向分辨率和纵向分辨率都得到了提高，能够检测出更多类型的焊接缺陷。

另一种重要的焊接缺陷是漏焊，图13（a）为焊透的对接焊缝，在焊缝的边缘处出现了漏焊现象。图13（b）为用本文系统对此区域的扫描成像结果，在两块铝板之间出现了缺失填充物的现象。同时，由于受周围焊接所产生的高温等离子体羽流的影响，此处的铝板边缘颜色发生改变，并微微隆起，在轮廓图中也能清晰看到结构的隆起。利用本文系统对缺陷周围正常焊缝进行扫描成像，测量结果如图13（c）所示，图中白线向下凹陷并无漏焊断裂特征，可见其可以对激光漏焊情况进行检测。

4 结　论

本文研究了基于PS-OCT的高分辨率激光焊接检测技术。为提高系统的纵向分辨率，缓解系统灵敏度随成像深度增加而降低的情况，对PS-OCT系统的光谱仪进行了设计与优化。在实现OCT宽带光源全光谱探测的基础上，通过对光谱仪像面弥散斑、倍率色差和场曲的均衡优化，使得各分散光束均有较为平坦的成像光斑。仿真结果表明：像面弥散斑RMS平均值为12.33 μm；光源全波段在光谱方向上的3个像元尺寸内的能量集中度均达到了96%以上；光斑小且能量集中，避免了CCD受相邻像元信号的干扰，从而使光谱仪探测带宽变宽，在提高OCT系统纵向分辨率的同时，光谱仪模块的分辨率也得到了提高，缓解了激光焊接检测系统灵敏度随深度的衰减。经实验验证，采用优化的设计方案，PS-OCT系统的H和V两通道的纵向分辨率分别从10.2 μm和10.5 μm提高到4.58 μm和4.30 μm，系统在距离零光程差1.73 mm处的信号衰减在10 dB以内。利用本文系统对匙孔仿体和焊接缺陷进行检测，实验结果表明，该系统可消除多重反射伪影，获得高分辨率的匙孔图像，可用于焊接缺陷的检测。