韓傳高，王 飛，趙 陽(yáng)，王方方，賀錫鵬

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；2.西安益通熱工技術(shù)服務(wù)有限責(zé)任公司，陜西 西安 710032）

目前，針對(duì)受限空間焊縫尚無(wú)可靠檢測(cè)方法，在受限區(qū)域檢測(cè)時(shí)，常規(guī)無(wú)損檢測(cè)方法存在超聲探頭可移動(dòng)區(qū)域小、射線檢測(cè)操作性差、裂紋檢出率低等問(wèn)題，檢測(cè)結(jié)果漏檢率較高，需要探尋新的檢測(cè)手段。相控陣超聲檢測(cè)基于惠更斯原理，通過(guò)控制不同陣元的激勵(lì)時(shí)序，形成超聲波的聚焦、偏轉(zhuǎn)與電子掃描，在保證檢測(cè)靈敏度的同時(shí)，可在不移動(dòng)探頭或者少移動(dòng)探頭的情況下實(shí)現(xiàn)對(duì)目標(biāo)區(qū)域的針對(duì)性覆蓋，具有靈活性強(qiáng)、適用性廣以及檢測(cè)結(jié)果圖像化等特點(diǎn)[1-5]。

在受限空間焊縫檢測(cè)上，不去除焊縫外表面余高的情況下，利用相控陣超聲檢測(cè)優(yōu)良的聲束聚焦、偏轉(zhuǎn)、高分辨力及檢測(cè)靈敏度，可開(kāi)發(fā)針對(duì)焊接接頭專用檢測(cè)工藝。本文采用CIVA 2020 仿真軟件對(duì)相控陣超聲探頭參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，對(duì)受檢區(qū)域缺陷響應(yīng)進(jìn)行仿真模擬，開(kāi)發(fā)了檢測(cè)工藝，并與X 射線檢測(cè)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了本文檢測(cè)工藝有效性，為受限空間焊接接頭相控陣超聲檢測(cè)工藝開(kāi)發(fā)提供了技術(shù)思路。

1 試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)與方法

1.1 試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)

某電廠主蒸汽管道材質(zhì)為SA335P91，規(guī)格為Φ368 mm×38 mm，對(duì)接焊縫焊接坡口型式為雙V型，焊接采用氬弧焊打底，手工電弧焊填充蓋面，焊接坡口結(jié)構(gòu)如圖1所示。管道安裝過(guò)程中由于缺少二次設(shè)計(jì)，對(duì)接接頭兩側(cè)母材寬度較窄，最小寬度僅為20 mm（圖2）。在焊接過(guò)程中由于焊縫兩側(cè)母材寬度較窄，受焊接熱循環(huán)及熱膨脹影響，在焊縫位置會(huì)產(chǎn)生較大的焊接殘余應(yīng)力，且在運(yùn)行載荷及介質(zhì)環(huán)境綜合作用下，冷裂紋傾向增大[6-7]，影響設(shè)備安全。

圖1 焊縫坡口結(jié)構(gòu)Fig.1 Structural drawing of the weld groove

圖2 受限空間管道焊縫示意Fig.2 Schematic diagram of pipe weld in confined space

圖2 焊接接頭余高在不磨平的情況下，檢測(cè)難點(diǎn)是在20 mm 空間內(nèi)對(duì)焊接接頭中上部及根部同時(shí)實(shí)現(xiàn)聲場(chǎng)全覆蓋。探頭與楔塊在檢測(cè)過(guò)程中沿焊縫徑向固定，要實(shí)現(xiàn)受檢焊縫中上部的有效聲場(chǎng)覆蓋范圍，需減小探頭尺寸并提高探頭偏轉(zhuǎn)角度。

相控陣超聲檢測(cè)對(duì)聲場(chǎng)的調(diào)控有聚焦和偏轉(zhuǎn)2 種基本方式，且調(diào)控能力主要體現(xiàn)在近場(chǎng)區(qū)內(nèi)。與常規(guī)超聲檢測(cè)相比，相同的檢測(cè)孔徑，在近場(chǎng)區(qū)范圍內(nèi)檢測(cè)靈敏度提高，而遠(yuǎn)場(chǎng)區(qū)相近[8]。隨著偏轉(zhuǎn)角度增大，探頭有效孔徑減小較快，近場(chǎng)區(qū)長(zhǎng)度變短，聲場(chǎng)能量會(huì)急劇減弱，檢測(cè)靈敏度降低。另外，增大偏轉(zhuǎn)角度對(duì)聲場(chǎng)主瓣寬度、刪除柵瓣、抑制旁瓣均會(huì)產(chǎn)生一定影響[9]，實(shí)際檢測(cè)過(guò)程中大多采用推薦的偏轉(zhuǎn)角度，且一般不超過(guò)70°。因此，為了提高焊接接頭受檢范圍，從換能器與楔塊角度出發(fā)，設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)最優(yōu)組合性能參數(shù)，在保證檢測(cè)靈敏度與分辨力的前提下，實(shí)現(xiàn)檢測(cè)區(qū)域最大化。

1.2 試驗(yàn)方法

1）根據(jù)受限空間焊接接頭特點(diǎn)對(duì)相控陣超聲檢測(cè)探頭性能參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，采用無(wú)損檢測(cè)仿真軟件CIVA 對(duì)楔塊長(zhǎng)度、角度及換能器主動(dòng)窗長(zhǎng)度、間距、陣元數(shù)量等參數(shù)的綜合性能進(jìn)行仿真優(yōu)化。

2）為模擬設(shè)計(jì)探頭的缺陷響應(yīng)信噪比情況，采用CIVA 軟件分別在模型焊縫距離上表面3、5、10、20、25、35 mm 深度處設(shè)置6 個(gè)Φ1 mm 橫通孔，對(duì)橫通孔的聲場(chǎng)響應(yīng)進(jìn)行仿真模擬。同時(shí)為驗(yàn)證模擬結(jié)果的有效性，擬檢測(cè)設(shè)備采用TOPAZ32/128，探頭LM-5（一維線陣、5 MHz、64 陣元、陣元間距0.6 mm），楔塊LM-55SW（楔塊材料Rexolite、長(zhǎng)度63.80 mm、楔塊聲速2 330 m/s、楔塊角度36°），在對(duì)比試塊上對(duì)Φ1 mm 橫通孔信號(hào)進(jìn)行采集，并將其信噪比與仿真結(jié)果進(jìn)行等效，驗(yàn)證設(shè)計(jì)探頭仿真結(jié)果中不同深度橫通孔的信噪比是否滿足檢出能力。

3）為驗(yàn)證設(shè)計(jì)探頭的缺陷響應(yīng)，使用CIVA 軟件對(duì)焊接接頭可能存在的缺陷進(jìn)行模擬仿真，根據(jù)探頭設(shè)計(jì)及仿真結(jié)果制作相控陣超聲檢測(cè)探頭，在設(shè)計(jì)試塊上進(jìn)行檢測(cè)，并對(duì)比X 射線檢測(cè)結(jié)果進(jìn)行工藝驗(yàn)證（本文X 射線檢測(cè)采用單壁透照）。

2 探頭設(shè)計(jì)

2.1 楔塊設(shè)計(jì)

楔塊對(duì)聲場(chǎng)的影響主要體現(xiàn)在楔塊長(zhǎng)度與楔塊角度2 個(gè)方面。

1）楔塊長(zhǎng)度 受檢測(cè)工況限制，理論上楔塊長(zhǎng)度最大可達(dá)20 mm，但楔塊長(zhǎng)度太大聲程過(guò)短將不能形成有效的聲束偏轉(zhuǎn)，而且有可能使超聲波在工件邊界區(qū)形成回波，影響圖像的判讀；楔塊長(zhǎng)度過(guò)小會(huì)導(dǎo)致入射到材料內(nèi)部的聲束變窄，聲場(chǎng)能量減小。本文采用CIVA 軟件對(duì)楔塊長(zhǎng)度為10、12、14、16、18、20 mm 的聲場(chǎng)強(qiáng)度進(jìn)行模擬仿真，仿真結(jié)果如圖3所示。由圖3 可見(jiàn)，保持其他參數(shù)不變時(shí)，隨著楔塊長(zhǎng)度增加，聲場(chǎng)在楔塊中的損失逐漸減小，受檢區(qū)域聲場(chǎng)強(qiáng)度增大，但聲場(chǎng)強(qiáng)度增大并不明顯，楔塊長(zhǎng)度20 mm 時(shí)的聲場(chǎng)強(qiáng)度較10 mm 高約2 dB。因此考慮焊縫寬度容差、焊縫周邊閥門等部件限制，楔塊長(zhǎng)度取10 mm 作為仿真楔塊長(zhǎng)度。

圖3 楔塊長(zhǎng)度為10～20 mm 時(shí)對(duì)聲場(chǎng)強(qiáng)度的影響Fig.3 Influence of 10～20 mm long wedge on sound field

2）楔塊角度 由折射定律[10]（式(1)）和入射點(diǎn)后沿距離（式(2)）可知，楔塊角度αs與工件中聲束偏轉(zhuǎn)角度βs和入射點(diǎn)后沿位移量成正比。因此，提高楔塊角度有利于減小探頭前沿距離，提高聲束偏轉(zhuǎn)角度，增大工件中聲束覆蓋范圍。但隨著楔塊角度增大，近場(chǎng)區(qū)長(zhǎng)度、聚焦力與聲壓往復(fù)透射率降低，在保證聲束偏轉(zhuǎn)的同時(shí)應(yīng)兼顧根部未焊透等缺陷的檢測(cè)靈敏度，因此選用55°橫波楔塊。

式中：αL為楔塊內(nèi)縱波入射角，βS為工件中橫波折射角，CL為楔塊中縱波聲速，Cs為工件中橫波聲速，Li為聲束入射點(diǎn)至斜楔后緣距離，L1為第一陣元中點(diǎn)至超聲入射點(diǎn)距離，L2為后側(cè)第一陣元發(fā)射點(diǎn)至水平線（斜楔接觸面）交點(diǎn)距離，HW為斜楔后端高度，ω為斜楔角度，P為楔內(nèi)半聲程，αi為楔內(nèi)超聲入射角。

2.2 換能器設(shè)計(jì)

基于已確定的楔塊長(zhǎng)度，探頭主動(dòng)窗應(yīng)綜合考慮楔塊長(zhǎng)度、楔塊角度和聲束寬度等因素，圖4 為不同尺寸主動(dòng)窗聲場(chǎng)響應(yīng)。由圖4 可見(jiàn)：主動(dòng)窗過(guò)大會(huì)使楔塊前沿干擾入射聲束，對(duì)缺陷判讀造成影響；主動(dòng)窗過(guò)小會(huì)導(dǎo)致聲場(chǎng)能量減小，降低檢測(cè)靈敏度，使聲束發(fā)散嚴(yán)重，橫向分辨力變差。因此，在楔塊長(zhǎng)度10 mm、楔塊角度55°時(shí)，計(jì)算可知主動(dòng)窗6 mm 比較合適。由于主動(dòng)窗與從動(dòng)窗相等時(shí)，線型陣列探頭聲效率最高，因此從動(dòng)窗也取6 mm。

圖4 不同尺寸主動(dòng)窗聲場(chǎng)響應(yīng)Fig.4 Sound field response of different aperture sizes

陣元間距需足夠接近才能使相鄰的微波相互作用，為避免偏轉(zhuǎn)角增大時(shí)產(chǎn)生柵瓣，單陣元有效寬度＜0.67λ，P91 鋼中超聲波聲速約3 296 m/s，經(jīng)計(jì)算陣元有效寬度＜0.44 mm，則單陣元實(shí)際寬度＜0.6 mm。由于陣元數(shù)量≥8 時(shí)可以有效抑制旁瓣，結(jié)合探頭陣元現(xiàn)有的加工工藝，選擇陣元間隙g=0.1 mm，陣元寬度e=0.4 mm。由于探頭孔徑為6 mm，因此計(jì)算可得陣元數(shù)量為12。為了完全消除柵瓣的不利影響，陣元間距d應(yīng)符合式(3)[11]的要求，即不大于0.3 mm，則陣元實(shí)際間距≤0.5 mm，探頭間隙為0.1 mm。陣元寬度應(yīng)足夠窄才能產(chǎn)生足夠的離軸量和有用的發(fā)散性，同時(shí)指向性勢(shì)必受損，其對(duì)與聲束成一定角度的缺欠檢出是有利的。

式中：N為陣元數(shù)量，λ為鋼材中橫波波長(zhǎng)，θ0為斜楔折射角，e為單陣元寬度，d為陣元間距。

式(4)[12]為陣元寬度與波束偏轉(zhuǎn)角的關(guān)系，由式(4)可以看出，單陣元的最大轉(zhuǎn)向角sinθst和波長(zhǎng)λ與陣元寬度e的比值有關(guān)，且λ/e的值越大，越有利于轉(zhuǎn)向角的偏轉(zhuǎn)。

陣元寬度為0.4 mm 時(shí)，由式(4)計(jì)算得出最大轉(zhuǎn)向角sinθst將大于90°，合成波束將具有較好的相干性。因此，從消除柵瓣、抑制旁瓣與相干性角度考慮，探頭SXKJ-1 頻率5 MHz、陣元數(shù)12、陣元間隙0.1 mm、陣元寬度0.4 mm、孔徑5.9 mm、探頭尺寸10 mm 是合理的。

圖5 為CIVA 軟件對(duì)0.4 mm 寬、0.1 mm 間隙的12 陣元換能器與12 mm 長(zhǎng)55°橫波楔塊組合聲場(chǎng)的仿真結(jié)果。由圖5 可以看出，聲束范圍在40°～85°時(shí)具有較均勻聲場(chǎng)。

圖5 設(shè)計(jì)探頭聲場(chǎng)仿真結(jié)果Fig.5 Sound field simulation results of designed probe

2.3 信噪比驗(yàn)證

由于在CIVA 中存在dB、百分比和pts 3 種幅值單位，其中pts 為絕對(duì)電壓?jiǎn)挝?，不同的仿真結(jié)果可以通過(guò)pts 直接進(jìn)行幅值對(duì)比，其與dB 的換算關(guān)系為

在對(duì)比試塊上對(duì)20 mm 深Φ1 mm 橫通孔信號(hào)進(jìn)行采集，信號(hào)幅值81%，噪聲平均幅值3.1%，信噪比為28.3 dB。將其與Φ1 mm 橫通孔仿真缺陷回波（0.67 pts）進(jìn)行等效，結(jié)果如圖6所示。并按式(5)對(duì)其他深度缺陷仿真結(jié)果的信噪比進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)表1。

圖6 Φ1 mm 橫通孔實(shí)際采集與仿真等效Fig.6 Equivalent of acquisition and simulation of Φ1 mm cross hole

表1 信噪比等效優(yōu)化結(jié)果Tab.1 The SNR equivalent optimization results

由表1 可以看出：使用最優(yōu)化參數(shù)探頭檢測(cè)深度≥5 mm 橫通孔，其幅值均大于噪聲水平6 dB 以上，具備檢出能力；3 mm 埋深的缺陷不能被扇掃角度所覆蓋，因此在受檢區(qū)域上表面存在盲區(qū)，且盲區(qū)<5 mm。

3 檢測(cè)工藝驗(yàn)證

3.1 管道缺陷仿真

水平管全位置焊接，焊接接頭中容易出現(xiàn)氣孔、夾渣、裂紋、未熔合、根部未焊透等缺陷[13-14]，針對(duì)受限空間檢測(cè)難點(diǎn)，缺陷設(shè)置主要包括焊接接頭中上部的焊趾裂紋、側(cè)壁未熔合及根部未焊透等。采用CIVA 仿真軟件將設(shè)計(jì)探頭對(duì)缺陷的響應(yīng)進(jìn)行模擬，管道缺陷仿真結(jié)果見(jiàn)表2。由表2 可見(jiàn)，所設(shè)計(jì)探頭對(duì)受限空間焊接接頭受檢區(qū)域內(nèi)的不同位置缺陷均有響應(yīng)，中上部中心線裂紋、側(cè)壁未熔合及根部未焊透的缺陷響應(yīng)較氣孔、夾渣與焊趾裂紋顯著增大，且缺陷幅值響應(yīng)差異最大為27 dB。

表2 管道缺陷仿真結(jié)果Tab.2 Simulation result of pipe defect

3.2 檢測(cè)結(jié)果

按照設(shè)計(jì)及仿真驗(yàn)證結(jié)果加工探頭，以現(xiàn)場(chǎng)Φ368 mm×38 mm 管道相同的焊接工藝加工制造典型缺陷模擬試塊進(jìn)行相控陣超聲檢測(cè)，并與X 射線檢測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，檢測(cè)試塊形貌如圖7所示，預(yù)埋試塊典型缺陷信息見(jiàn)表3。

表3 試塊典型缺陷信息Tab.3 Typical defect information of the test block

圖7 檢測(cè)試塊示意Fig.7 Schematic diagram of the test block

相控陣超聲檢測(cè)參數(shù)為：表面耦合補(bǔ)償2 dB，檢測(cè)靈敏度Φ2 mm×40 mm–18 dB，掃查方式單面雙側(cè)，探頭放置位置距離焊縫邊緣10 mm。X 射線檢測(cè)參數(shù)為：AB 級(jí)、單壁透照、300KV34mAmin。將相控陣超聲檢測(cè)結(jié)果與X 射線檢測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，典型缺陷仿真、實(shí)測(cè)與X 射線檢測(cè)結(jié)果如圖8所示，表4 為檢測(cè)得到試塊缺陷。

表4 檢測(cè)得到試塊缺陷Tab.4 The defect of workpiece obtained by inspection

由圖8 可見(jiàn)，管道缺陷仿真與實(shí)測(cè)在缺陷定位及各缺陷響應(yīng)規(guī)律存在較高的相似性。由表5 可見(jiàn)：1）檢測(cè)結(jié)果發(fā)現(xiàn)的6 處典型缺陷，缺陷深度范圍從0～38 mm，缺陷性質(zhì)包括氣孔、夾渣、側(cè)壁裂紋、焊趾裂紋、根部裂紋等；2）相控陣超聲檢測(cè)結(jié)果與X 射線檢測(cè)結(jié)果對(duì)比，除焊趾裂紋外，其余缺陷位置、性質(zhì)、長(zhǎng)度基本一致；3）相控陣超聲檢測(cè)中各種位置的裂紋反射當(dāng)量均高于夾渣和氣孔，與工藝仿真結(jié)果一致；4）焊趾裂紋雖然有較高的反射當(dāng)量，但受聲束偏轉(zhuǎn)影響，在大角度S 掃中存在漏檢可能。因此，對(duì)于氣孔、夾渣類缺陷，實(shí)際檢測(cè)時(shí)可針對(duì)性調(diào)整聚焦來(lái)提高檢測(cè)靈敏度。

圖8 典型缺陷仿真、實(shí)測(cè)與X 射線結(jié)果對(duì)比Fig.8 The simulation,workpiece inspection and X-ray detection results of typical defect

4 結(jié)論

1）本文提出的受限空間相控陣超聲檢測(cè)能實(shí)現(xiàn)Φ368 mm×38 mm P91 鋼管道焊縫缺陷檢測(cè)，可有效檢出受檢區(qū)域缺陷，聲場(chǎng)存在上表面5 mm 盲區(qū)，隨著探頭靠近焊縫邊緣該盲區(qū)會(huì)減小，但不會(huì)消除。

2）相控陣超聲在受限空間焊接接頭缺陷定量、定性與X 射線檢測(cè)結(jié)果基本一致，對(duì)深度及高度測(cè)量具有其獨(dú)特優(yōu)勢(shì)。實(shí)際檢測(cè)時(shí)，針對(duì)上表面盲區(qū)應(yīng)在焊縫邊緣0～10 mm 范圍內(nèi)增加探頭掃查位置，另外可增加其他檢測(cè)方法作為補(bǔ)充檢測(cè)手段。