張益成,李曉紅,丁 輝

(武漢大學(xué)動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院,武漢 430072)

用超聲波對(duì)中厚壁管焊縫進(jìn)行檢測(cè),已被認(rèn)為是一種行之有效的檢測(cè)方法,但對(duì)于小徑管焊縫檢測(cè)存在一定的困難,尤其體現(xiàn)在缺陷的定量方面。圖1(a)和(b)顯示了相同聲程的條件下,一次波檢測(cè)過程中聲波直接由反射體返回;二次波檢測(cè)過程中聲波經(jīng)過了管內(nèi)壁兩次散射,不同管內(nèi)壁曲率對(duì)聲束的散射將導(dǎo)致反射體回波信號(hào)的不同。

圖1 一次波與二次波檢測(cè)示意圖圖

國內(nèi)外已開發(fā)多種仿真系統(tǒng)作為超聲檢測(cè)過程分析研究的重要手段[1-3],較好地解決了實(shí)驗(yàn)研究當(dāng)中只能以有限種類的規(guī)則反射體做回波信號(hào)分析,無法制作出其他種類的反射體(如球孔)的困難。筆者采用文獻(xiàn)[4]建立的超聲檢測(cè)計(jì)算分析系統(tǒng)UT-CAS,進(jìn)行聲場(chǎng)和缺陷的回波計(jì)算。

1 計(jì)算模型與聲場(chǎng)計(jì)算

1.1 UT-CAS計(jì)算模型

UT-CAS的聲場(chǎng)計(jì)算模型是基于瑞利積分和pencil法建立的,計(jì)算時(shí)需要考慮如何將發(fā)射源與計(jì)算區(qū)域分別離散,并求解出相應(yīng)的聲束路徑;分別計(jì)算各源點(diǎn)與計(jì)算點(diǎn)間的幅值、相位的變化,通過疊加所有源點(diǎn)的聲壓得到最終的聲壓分布。

聲束在圓柱曲界面的反射聲場(chǎng)計(jì)算時(shí),反射路徑的求解是關(guān)鍵。筆者采用二分法求解反射路徑。根據(jù)pencil法的計(jì)算要求,路徑求解問題可以轉(zhuǎn)化為以下問題：假設(shè)半徑為r的圓柱體軸線與空間坐標(biāo)系中的y軸重合,已知源點(diǎn)坐標(biāo)為(x1,y1,z1)和計(jì)算點(diǎn)坐標(biāo)為(x2,y2,z2),求解曲界面上反射點(diǎn)(x3,y3,z3)。在各向同性介質(zhì)中,入射聲束向量、反射聲束向量及反射點(diǎn)上的法向量共面。因此對(duì)應(yīng)任一個(gè)y值,都有且只有唯一點(diǎn)能滿足共面的要求,即是在y1,y2之間的每一個(gè)y值都只對(duì)應(yīng)一個(gè)點(diǎn),使得三個(gè)向量共面。同時(shí)斯涅爾定律還要求入射角與反射角相等,因此可以采用二分法不斷逼近唯一的反射點(diǎn)。

UT-CAS對(duì)于不同種類的缺陷采用不同的近似處理,根據(jù)實(shí)際檢測(cè),本文計(jì)算用到的是裂紋回波模型。該模型適用于裂紋類缺陷和體積類缺陷(不含夾雜),采用基爾霍夫近似(Kirchhoff)[5]的高頻近似,忽略了表示沿缺陷表面?zhèn)鞑サ娜鹄ǖ亩窝苌漤?xiàng),從而以衍射系數(shù)的形式給出散射場(chǎng)遠(yuǎn)場(chǎng)振幅和入射場(chǎng)的關(guān)系。

1.2 管內(nèi)壁反射聲場(chǎng)的計(jì)算與分析

發(fā)射聲場(chǎng)的計(jì)算作為回波信號(hào)計(jì)算的第一步是有必要的,對(duì)于管道焊縫的二次波反射法檢測(cè),聲束在管道內(nèi)壁反射后的聲場(chǎng)計(jì)算則是關(guān)鍵。用斜探頭分別檢測(cè)鋼板和三種不同尺寸的管道,分別計(jì)算聲束在鋼板底面和各管道內(nèi)壁的反射聲場(chǎng),并作對(duì)比分析。檢測(cè)所采用的斜探頭參數(shù)均為：晶片尺寸6 mm×6 mm,入射角 70°,中心頻率 5MHz。鋼板與管道的材質(zhì)均為鐵素體鋼,其中鋼板厚度為10 mm,1,2和3號(hào)管道的內(nèi)徑依次為φ40,60和80mm,管道壁厚均為10mm。鋼板底面的反射聲場(chǎng)和1號(hào)管道內(nèi)壁反射聲場(chǎng)如圖2所示。其中橫坐標(biāo)表示聲束軸線的相對(duì)位置,0值點(diǎn)為聲束在界面上反射點(diǎn);縱坐標(biāo)表示聲束的徑向位置,聲束軸線處于20 mm處。由圖2可見,管道內(nèi)壁的反射聲束有明顯的散射,這是因?yàn)榉瓷潼c(diǎn)偏離軸線,使得單一聲束的傳播距離增加。

比較各反射聲場(chǎng)的軸向聲壓和徑向聲壓,結(jié)果見圖 3。圖3(a)可見,四條曲線幾乎重合,說明反射面的曲率對(duì)軸線聲壓的影響極小。圖3(b)與(c)的對(duì)比結(jié)果可知：距離反射點(diǎn)近的區(qū)域,軸線附近聲壓大且趨于一致;而遠(yuǎn)離反射點(diǎn)的區(qū)域,聲壓迅速下降,且聲壓隨曲率和距離的增加而發(fā)散增大。圖3(b)中距軸線3 mm處差值為0.5 dB;距軸線8 mm處差值達(dá)5.5 dB;圖3(c)中距軸線3 mm處差值為0.3 dB;距軸線8 mm處差值為 3.8 dB,距軸線10 mm處差值達(dá)6.6 dB。

由互易原則可知：反射體上的聲壓分布決定了最終探頭接收到回波信號(hào)的大小,因此軸線附近小缺陷的回波信號(hào)受曲率影響較小,而大尺寸(尤其是長條狀)缺陷的回波信號(hào)受曲率影響較大。

2 不同規(guī)則反射體回波信號(hào)的對(duì)比分析

檢測(cè)的小徑管外徑為48 mm,內(nèi)徑為20 mm;根據(jù)電力系統(tǒng)標(biāo)準(zhǔn)[6],選用斜探頭晶片尺寸為6 mm×6 mm,入射角為70°,中心頻率為5 MHz。小徑管中設(shè)置三種不同的規(guī)則反射體：長橫孔φ1 mm×10 mm,孔軸線垂直于管材軸線,孔的形狀有兩種：其一為直孔,如圖4(a)所示,其二為彎孔,孔軸線同心于管橫截面,如圖4(b)所示,陰影區(qū)為管材橫截面,空白區(qū)為孔的橫截面;短橫孔為 φ1 mm×5 mm;球孔為φ3 mm。儀器的掃描速度按水平調(diào)整;二次波檢測(cè)過程中以規(guī)則反射體最大回波信號(hào)與DAC曲線(DL-1試塊各孔回波,相當(dāng)于一次波檢測(cè))作對(duì)比。

2.1 長橫孔的回波信號(hào)

假設(shè)小徑管中分別埋藏了7個(gè)與管道軸線垂直的第一種類型的長橫孔(φ1 mm×10 mm),孔中心點(diǎn)距探測(cè)面為1～13 mm,間隔為2 mm,利用UTCAS計(jì)算模型,計(jì)算二次波檢測(cè)時(shí)的各孔最大回波聲壓,得到的計(jì)算結(jié)果如圖5(b)所示,圖中的DAC曲線由一次波檢測(cè)DL-1試塊中標(biāo)準(zhǔn)孔的最大回波信號(hào)繪制所得。由此可知,在相同聲程條件下,長橫孔的二次回波聲壓小于DL-1試塊中孔的回波聲壓(即一次回波聲壓),且差值隨探頭至缺陷距離的減小而增大,最大差值達(dá)5.2 dB。這一現(xiàn)象恰好驗(yàn)證了圖3(b)與(c)所給出的計(jì)算結(jié)果。

另假設(shè)小徑管中分別埋藏了7個(gè)與管道軸線垂直的第二種類型的長橫孔(φ1 mm×10 mm),孔的位置與第一種相同,圖5(b)的計(jì)算結(jié)果顯示出：在相同聲程條件下,第二種長橫孔的二次回波聲壓大于第一種長橫孔的二次回波聲壓,其中最大差值達(dá)7 dB;這是長橫孔的彎曲對(duì)聲束聚焦產(chǎn)生的影響。

2.2 短橫孔的回波信號(hào)

假設(shè)小徑管中分別埋藏了7個(gè)與管道軸線相互垂直的短橫孔(φ1 mm×5 mm),孔的埋藏位置與長橫孔相同,對(duì)其進(jìn)行二次波檢測(cè);為了與一次波檢測(cè)進(jìn)行對(duì)比,又假設(shè)在圖6(a)試塊中埋藏相同的短橫孔,探測(cè)面的曲率半徑為24 mm,孔中心距離檢測(cè)面15～27 mm,間距2 mm。利用UT-CAS計(jì)算模型個(gè)計(jì)算短橫孔的最大回波聲壓,計(jì)算結(jié)果如圖6(b)所示：同深度的短橫孔一次回波與二次回波聲壓相近,最大差值也僅為1.9 dB,這是聲束軸線附近反射體的回波信號(hào)受管內(nèi)壁曲率影響較小導(dǎo)致的;在相同聲程條件下,短橫孔的二次回波聲壓小于DL-1試塊中孔的回波聲壓,且差值隨探頭至缺陷距離的增大而增大,其中最大差值達(dá)4.2 dB。

2.3 球孔的回波信號(hào)

假設(shè)小徑管中分別埋藏5個(gè)φ3 mm的球孔,孔中心點(diǎn)距探測(cè)面為3～11 mm,間隔2 mm,對(duì)其進(jìn)行二次波檢測(cè);為與一次波檢測(cè)對(duì)比,與圖6(a)的試塊尺寸相同,球孔中心距離檢測(cè)面17～25 mm,間距2 mm,利用UT-CAS計(jì)算模型計(jì)算球孔的最大回波聲壓,計(jì)算結(jié)果如圖7所示：同深度球孔的一次回波與二次回波聲壓相近,最大差值僅為0.1 dB,這同樣是聲束軸線附近反射體的回波信號(hào)受管內(nèi)壁曲率影響較小導(dǎo)致的;在相同聲程條件下,球孔一次回波聲壓小于DL-1試塊中橫孔回波聲壓,且差值隨探頭至缺陷距離的增大而增大,最大值達(dá)3.3 dB。

圖7 球孔回波聲壓與DAC曲線的對(duì)比

從以上仿真計(jì)算的結(jié)果及對(duì)比,結(jié)合實(shí)際小徑管焊縫二次波檢測(cè),可以知道：

(1)小徑管內(nèi)壁曲率對(duì)點(diǎn)狀缺陷影響小,而對(duì)條狀缺陷影響大。

(2)小徑管內(nèi)壁曲率對(duì)焊縫根部條狀缺陷的影響較大,而對(duì)焊縫表面的條狀缺陷的影響較小。

(3)小徑管內(nèi)壁曲率對(duì)焊縫根部點(diǎn)狀缺的陷影響較小,而對(duì)焊縫表面的點(diǎn)狀缺陷的影響較大。

3 結(jié)語

將UT-CAS聲場(chǎng)計(jì)算模型應(yīng)用于小徑管焊縫二次波檢測(cè)。計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn),小徑管內(nèi)壁曲率對(duì)不同形狀和埋藏深度的缺陷檢測(cè)結(jié)果均存在影響,其中點(diǎn)狀缺陷的影響較小,條狀缺陷的影響較大,其中兩種長條狀缺陷的回波聲壓差值最大達(dá)7 dB,因此實(shí)際小徑管焊縫的二次波檢測(cè)必須考慮管材曲率對(duì)回波信號(hào)的影響。

[1]Calmon P.Recent development in NDT simulation[C].WCU2003,Paris,2003：443-446.

[2]Wirdelius H.The application of mathematical modeling of ultrasonic NDT in the qualification process[J].ECNDT,1998,13(11)：1-4.

[3]Michael Garton.Refining automated ultrasonic inspections with simulation models[EB/OL].1997-10/2007-06-08.http：//www.ndt.net/article/garton/garton.htm.

[4]丁輝,張俊,等.超聲檢測(cè)聲場(chǎng)計(jì)算模型的建立與仿真軟件的開發(fā)應(yīng)用[J].無損檢測(cè),2009,31(8)：614-618.

[5]Lhemery A.Impulse response method to predict echo responses from defects in solids,Part1,Theory[J].J.Acoust.Soc,Am,1995,98(4)：2197-2208.

[6]DLT 820—2002 管道焊接接頭超聲波檢驗(yàn)技術(shù)規(guī)程[S].