鄧江勇 陳振華 湯 恒 黃鑫章 盧 超

(1 廣西防城港核電有限公司 防城港 538000)

(2 南昌航空大學無損檢測技術教育部重點實驗室 南昌 330063)

0 引言

截止閥通過控制閥門啟閉程度調(diào)整內(nèi)部介質的流通量或阻斷流動，具有密封性好、啟閉時間短、工作行程小、耐用性好等優(yōu)勢被廣泛應用在核電回路系統(tǒng)中[1-3]。為保證CPR100 堆型核級截止閥的密封性，避免內(nèi)部介質泄漏，采用鎢極氬弧焊將閥體與閥蓋連接形成密封唇焊焊縫[4]。閥門唇焊縫既要承受正常的運行壓力和腐蝕作用，還要承受隨機組運行、停堆狀態(tài)交替變化而產(chǎn)生交變應力，焊縫熔深不足易導致無預期的唇焊縫開裂和泄漏事故。因此，焊縫熔深的焊后無損檢測非常重要。但受閥門結構的影響，國內(nèi)外還未開發(fā)此無損檢測技術。超聲波具有方向性好、穿透性強、檢測范圍大以及對小尺寸缺陷敏感的特性，廣泛應用于材料或構件的內(nèi)部缺陷檢測、腐蝕檢測及構件測厚中[5-9]。從技術原理看，焊縫熔深的超聲波測量與構件的超聲波測厚相似。超聲測厚主要有兩種方式，一是通過超聲波反射回波脈沖時差和材料聲速進行測厚，二是通過在薄層中多次反射疊加形成的共振頻譜進行薄層測厚[10]。后一種方法主要用于具有兩平行表面的薄層構件，低頻超聲波容易在平行薄層表面形成駐波(共振)，駐波共振信號的頻譜分布中含有構件的厚度信息[11]。

閥體唇焊焊縫熔深指的是余高表面與根部未熔合形成的狹縫端之間的長度，由于焊縫內(nèi)部狹縫端尺寸較小，低頻超聲波在端部繞射不能形成有效反射；并且，由于焊縫中聲衰減較大，無法形成頻譜測厚所需的駐波共振。因此，只能基于焊縫結構反射波脈沖的時差進行焊縫熔深測量。為了能夠捕捉狹縫端反射回波，必須采用高頻超聲波高效透過焊縫曲面并在焊縫內(nèi)部的狹縫端形成聚焦聲場。本文通過建立唇焊焊縫水浸超聲檢測的有限元模型深入分析聲場聚焦能力、水距調(diào)整方法以及檢測信號特征。在數(shù)值模型證明方法可行后，根據(jù)檢測現(xiàn)場需求將水浸法改進為噴水法進行閥體焊縫熔深測量試驗；通過與金相實驗對比修正焊縫中聲速，實現(xiàn)唇焊焊縫的熔深測量。本技術已用于核電站大修檢測中，對于核電站閥體唇焊焊縫失效預防、保障核級閥門安全運行、完善核電站大修檢測工序具有重要應用價值。

1 閥門唇焊結構及熔深測量方法

核級閥門材料為碳鋼A42AP，唇焊焊縫位于閥體和閥蓋之間的結合位置。圖1(a)為焊縫結構圖及檢測示意圖：噴水式探頭放置于焊縫表面并使檢測聲束垂直入射至焊縫內(nèi)部；通過脈沖反射法可接收探頭-水界面反射回波脈沖F1、水-焊縫余高界面反射回波脈沖F2、狹縫端反射波脈沖F3、焊縫底面反射波脈沖F4，檢測信號特征如圖1(b)所示。將脈沖F3和F2的時差乘以聲速除以2 即可得出焊縫熔深T，即：

圖1 噴水式聚焦檢測方法及信號特征Fig.1 Water jet focus detection method and signal characteristics

式(1)中：t2為脈沖F2到達時間，t3為脈沖F3到達時間，C為焊縫中超聲波縱波聲速。

式(1)的焊縫熔深測量原理簡單明了。然而，在具體實施過程中，依然存在兩個困難：(1)焊縫組織結構不均勻，聲速需修正；(2) 需保證狹縫端反射回波脈沖清晰可見，而較小尺寸的狹縫端反射回波很弱。如何高效接收狹縫端的反射回波是唇焊焊縫熔深測量必須解決的關鍵問題。為了使超聲波能夠高效穿透余高曲面并在狹縫端形成高能聲場，采用水浸(噴水)聚焦檢測技術開展檢測工作。圖1(a)顯示，通過調(diào)整水距H可將聚焦聲束的焦區(qū)調(diào)整至深度為T的狹縫端：

式(2)中：F為水中焦距，C2為水中縱波聲速，C3為焊縫中縱波聲速。

式(2)給出了平面檢測對象的水距調(diào)整方法，而唇焊焊縫的超聲波入射面為環(huán)形曲面，針對平面入射面的水距調(diào)整方法需要修正，以下通過數(shù)值仿真技術分析環(huán)焊縫曲面對水距及焦區(qū)尺寸的影響。

2 基于有限元的檢測理論分析

2.1 數(shù)值仿真模型

采用二維建模方式，建立閥體唇焊焊縫水浸超聲聚焦檢測的有限元模型，該模型由水浸焦探頭、水層、焊縫組成。為防止模型邊緣反射造成的聲波傳播干擾，在模型的兩側設置了厚度為1 mm 的超聲波吸收層，如圖2(a)所示。通過有機玻璃表面施加邊界載荷(聲壓P)模擬晶片振動，P為經(jīng)高斯窗調(diào)制的正弦波：

圖2 檢測模型及激勵信號Fig.2 Detection model and excitation signal

式(3)中，t為時間，f為信號頻率，T為周期。激勵信號頻率為15 MHz，周期數(shù)設置為1.5，如圖2(b)所示。

水浸聚焦探頭的聲透鏡為有機玻璃透鏡，密度為1190 kg/m3，楊氏模量為3 GPa，泊松比為0.4，縱波聲速為2730 m/s；探頭模型參數(shù)如下：中心頻率為15 MHz，晶片直徑為6 mm，水中標稱焦距為20 mm。唇焊環(huán)焊縫材料為碳鋼，材料參數(shù)如表1所示。

表1 碳鋼材料參數(shù)(A42AP)Table 1 Carbon steel material parameters (A42AP)

有限元模型的最大網(wǎng)格尺寸設置為超聲波波長的1/10，有機玻璃透鏡網(wǎng)格尺寸不大于0.02 mm，水層網(wǎng)格尺寸不大于0.01 mm，閥體環(huán)焊縫網(wǎng)格尺寸不大于0.04 mm。

2.2 余高曲率半徑對水距調(diào)整及焦區(qū)尺寸的影響

建立了不同余高曲率半徑焊縫水浸超聲檢測的有限元仿真模型，分析焊縫余高面曲率半徑對聚焦聲場的不利影響，并討論水距修正對改善焊縫中聲場聚焦性能的積極作用。環(huán)焊縫余高面分別設置為平面、曲率半徑28.5 mm、曲率半徑37.5 mm、曲率半徑52 mm。有限元仿真分析顯示：當水距設置為10.5 mm、12.1 mm、11.7 mm、11.25 mm 時透射波可在以上各種曲率半徑下實現(xiàn)深度為2 mm 的聲場聚焦，如圖3所示。

圖3 各種余高曲率半徑下的水浸聚焦聲場瞬態(tài)圖Fig.3 Transient images of water immersion focused sound field under various radii of curvature

圖4 顯示：為了保證能夠在焊縫中深度2 mm形成聚焦聲場，水距應隨焊縫余高曲率的增大而增大，即：為了保證相同的聚焦深度，焊縫測量所需水距相對于平面聚焦應隨著焊縫余高面曲率半徑(曲率的倒數(shù))的減小而增大。由此，焊縫中聚焦深度2 mm時，水距H(r)表示為

圖4 水距隨曲率的變化趨勢Fig.4 Variation trend of water distance with curvature

式(4)中：H∞為平面聚焦水距，r為環(huán)焊縫曲率半徑。

根據(jù)圖3 的仿真結果可直觀分析焦區(qū)的軸向聲壓和截面聲壓分布，結合6 dB 法可測量焦區(qū)尺寸[12]。圖5 顯示平面情況下，平面聚焦至2 mm 深處的聲壓分布；可測得焦區(qū)高度為3.58 mm，焦區(qū)直徑為0.42 mm。

圖5 焦區(qū)聲壓分布Fig.5 Sound pressure distribution in focal area

表2顯示平面、各類曲率半徑下唇焊深度2 mm處的焦區(qū)尺寸及其相對增幅，以及焦區(qū)聲壓最大值及其相對增幅。相對增幅r定義為

表2 焦區(qū)尺寸隨焊縫曲率半徑的變化Table 2 Focus size and amplitude varied with the radius of weld curvature

式(5)中，vw表示從焊縫曲面入射的焦區(qū)特征，v0表示從平面入射的焦區(qū)特征；其中，焦區(qū)特征包括焦區(qū)高度、焦區(qū)直徑、焦區(qū)聲壓幅度。

隨著曲率半徑的減小(曲率增大)，焦區(qū)尺寸增大，即：聚焦能力隨著曲率的增大而下降。以本文涉及的曲率最大的唇焊焊縫為例，半徑28.5 mm 環(huán)焊縫焦區(qū)直徑增大23.8%，焦區(qū)高度增大52.2%，而最大幅度僅減小11%。因此，盡管環(huán)焊縫曲面雖對焦區(qū)尺寸有較大影響，但焦區(qū)幅度下降較小，能夠通過修正水距在預定深度的焊縫狹縫端形成有效的聚焦聲場。

進一步的，建立焊縫熔深測量方法的有限元模型，距余高表面(r=28.5 mm) 2.03 mm 深增加一寬度0.2 mm窄槽以模擬唇焊焊縫狹縫端，如圖6(a)所示。調(diào)整水距在焊縫中2 mm 深狹縫端形成聚焦聲場，超聲波遇到狹縫端形成反射回波。圖6(b)顯示水-焊縫余高界面反射回波脈沖F2的峰值時間為17.4 μs，狹縫端反射波脈沖F3的峰值時間為18.1 μs，透鏡-水界面反射的二次波峰值時間為18.8 μs。設焊縫中縱波聲速5800 m/s，則據(jù)式(1)可知：焊縫熔深(狹縫端深度)為2.03 mm。仿真結果顯示：采用水浸聚焦檢測技術可接收到曲率半徑28.5 mm 唇焊焊縫中寬度0.2 mm 的狹縫端反射回波，基于該反射回波可測量焊縫熔深。

圖6 檢測過程的有限元模型及其模擬結果Fig.6 The finite element model of the inspection process and its simulation results

3 檢測試驗

3.1 檢測方法及探頭布置

由于實際閥體安裝于管道上，無法將閥體浸沒于水中進行熔深測量。因此，為焊縫設計了探頭專用水套，使超聲波聚焦聲束能夠通過從水套中噴出的水射流入射至焊縫中，如圖7 所示。水浸聚焦探頭安裝在水套中，超聲波以水套噴射出的水柱作為傳播介質從焊縫余高面入射至焊縫內(nèi)部；水套噴水口緊貼焊縫表面，通過調(diào)整探頭表面至水套噴水口的距離(水距H)可調(diào)整焦區(qū)在焊縫中的深度。水浸探頭中心頻率15 MHz，晶片尺寸6 mm，水中焦距20 mm。

圖7 噴水式探頭結構圖Fig.7 Structure diagram of water jet probe

3.2 測量結果分析與聲速修正

將某閥門唇焊環(huán)焊縫(曲率半徑r=37.5 mm)按圓周角度等分為6 個位置進行檢測，相鄰位置弧度相隔60°。參照數(shù)值仿真結果及式(2)、式(4)將水距調(diào)整為11.7 mm (即：水套中探頭透鏡表面至水套噴水口的距離)后，在6 個位置均可提取到狹縫端反射回波。圖8 為4 號位置檢測信號及其金相圖。圖8(a)顯示：在檢測信號16.1 μs 附近出現(xiàn)F2脈沖，在16.8 μs附近出現(xiàn)F3脈沖，在18.1 μs附近出現(xiàn)F4脈沖；圖8(b)的金相圖顯示，狹縫端深度1.93 mm、直徑約0.6 mm 的孔洞，該孔洞的反射回波F3的幅度較弱。

圖8 4 號位置A 掃描信號Fig.8 A scan signal at Position 4

圖9 顯示6 個檢測位置F3脈沖與F2脈沖峰值時間差及各位置焊縫熔深的金相測量值，可知峰值時間差隨測量位置的變化趨勢與金相測量的焊縫熔深隨測量位置的變化趨勢一致，即：基于F3脈沖與F2脈沖峰值時差能夠測量焊縫熔深。

圖9 超聲時差測量值與金相熔深測量值對比圖Fig.9 Comparison of ultrasonic time difference measurement value and metallographic penetration measurement value

由焊縫熔深的金相測量值及余高面-狹縫端的時間間隔可求出各位置焊縫的縱波聲速，如表3 所示。表3 顯示：各測量位置焊縫聲速并不相同，焊縫表面形狀及不均勻組織結構導致各位置的聲速差異。采用各位置聲速的平均值作為焊縫中縱波聲束的修正值用于熔深測量，縱波聲速修正值為5150 m/s。

表3 余高面-狹縫端的縱波聲速Table 3 Ultrasonic longitudinal wave velocity

根據(jù)焊縫縱波聲速修正值5150 m/s、F3脈沖與F2脈沖峰值時差以及式(1)可得到焊縫熔深的超聲測量值(圖10(a))。定義絕對誤差為超聲熔深測量值與金相測量值差值的絕對值，則有：最大絕對誤差出現(xiàn)在位置1和位置3為0.06 mm，平均絕對誤差為0.05 mm(圖10(b))?？紤]到組織結構、焊縫表面狀態(tài)的影響，以及金相切割引入的誤差，同時考慮唇焊焊縫熔深測量需求，最大0.06 mm 的絕對誤差在工程實踐中是可以接受的。

圖10 超聲熔深測量與金相測量對比分析Fig.10 Comparative analysis of ultrasonic weld penetration measurement and metallographic thickness measurement

4 結論

(1) 建立的有限元模型可反映焊縫環(huán)形余高曲面對聚焦聲場的影響，聲場聚焦能力隨著曲率半徑的減小而變差，即：聚焦深度和焦區(qū)尺寸隨曲率半徑的減小而增大；盡管如此，其焦區(qū)最大聲壓降低水平較小，通過調(diào)整水距可以在具有環(huán)形唇焊余高表面的焊縫中形成高聲壓聚焦聲場。

(2) 為適應核電閥體唇焊焊縫熔深的現(xiàn)場測量，設計了專用水套安裝于水浸超聲聚焦探頭上，可實現(xiàn)與水浸法相同的超聲波聚焦檢測能力，能夠有效提取焊縫狹縫端的反射回波。

(3) 結合金相方法對焊縫聲速進行修正，基于修正后的聲速和反射波脈沖峰值時差可測得焊縫熔深；與金相結果相比，焊縫熔深超聲測量值的最大絕對誤差不大于0.06 mm，符合核電閥體唇焊焊縫熔深的測量需求。