超聲TOFD二次波檢測技術在奧氏體不銹鋼焊縫無損檢測中的應用

陳振華, 張　翀,李新蕾,盧　超

(1.南昌航空大學 無損檢測技術教育部重點實驗室, 南昌 330063；2.杭州華安無損檢測技術有限公司， 杭州 310023)

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超聲TOFD二次波檢測技術在奧氏體不銹鋼焊縫無損檢測中的應用

陳振華1, 張翀1,李新蕾2,盧超1

(1.南昌航空大學 無損檢測技術教育部重點實驗室, 南昌 330063；2.杭州華安無損檢測技術有限公司， 杭州 310023)

由組織結構引起的聲能衰減、散射、聲束扭曲會使得奧氏體不銹鋼焊縫的超聲檢測較為困難。分析了焊縫中超聲波衰減及散射的各向異性特征及其影響因素，并提出了基于超聲TOFD技術的二次波檢測方法。通過調整探頭間距改變焊縫目標區域的檢測聲束折射角，深入分析聲束入射方向及晶粒生長方向對檢測信號信噪比的影響。結果表明：檢測波在奧氏體不銹鋼焊縫中的傳播呈現明顯的各向異性特征；當檢測聲束與柱狀晶生長方向成較小夾角時，可獲得較高的檢測信號信噪比。因此，當探頭置于焊縫余高側時，為獲得較小的檢測聲束與柱狀晶生長方向間的夾角，采用基于超聲TOFD技術的二次波檢測方法可提取焊縫中缺陷的衍射波特征信號。

超聲TOFD;奧氏體不銹鋼焊縫;信噪比;二次波

超聲衍射時差技術(Time of flight Diffraction，簡稱超聲TOFD)相對于其他常規超聲波檢測具有精準度高，可靠性好等優點，是最常用的焊縫無損檢測方法之一[1-3]。然而，奧氏體不銹鋼焊縫內部粗大的柱狀晶組織，會造成超聲波聲束衰減以及噪聲干擾，嚴重影響超聲TOFD檢測的定位精度和檢測靈敏度。

趙新玉等[4]通過對超聲傳播路徑進行模擬來預測缺陷回波信號，試驗測量與模型預測具有較好的一致性。聶勇等[5]使用多種探頭頻率以及探頭角度對比檢測效果，并根據探頭特性進行修正，獲得了較高的測量精度。許遠歡等[6]通過制作對比試塊，克服了不銹鋼堆焊層對檢測靈敏度的影響，通過計算核實偽缺陷深度以及采用被檢工件表面狀況觀察等方法，能有效剔除堆焊層引起的偽缺陷信號。Edelmann[7]通過分析不銹鋼焊縫晶粒結構對超聲聲束的影響以及各種類型探頭在檢測中的局限性，優化各檢測參數來提高檢測精度以及檢測靈敏度。李建忠等[8]利用小波包分解技術獲得缺陷信號和噪聲信號在時頻域上的分布特征，提高了缺陷檢測信號的信噪比及分辨率。此外，小波分析、自適應濾波技術均已應用于受材料結構噪聲影響大、信噪比低的檢測信號的處理中，對于提高信號的信噪比起到了積極作用[9-10]。

盡管國內外學者在奧氏體不銹鋼焊縫的超聲TOFD檢測技術的數值模擬、檢測參數優化、信號處理等方面做了許多有益的工作，但其面臨的根本難題，如：檢測聲波衰減大、散射嚴重、傳播特性的各向異性等，依然有待解決。筆者通過調整探頭中心間距改變焊縫目標區域的檢測聲束折射角，結合焊縫金相組織圖分析了檢測聲束方向與柱狀晶方向的夾角對檢測信號信噪比的影響。提出了辨識二次波檢測信號中各類特征波型的一般方法，分析了探頭角度、探頭間距對檢測信號信噪比的影響，為檢測信號辨識、檢測參數優化提供了有效的方法。

1　試樣制備及試驗方法

1.1試樣制備與金相組織分析

檢測試樣為0Cr18Ni9Ti奧氏體不銹鋼焊縫試樣。其焊接方法為埋弧焊,坡口型式為V型,坡口角度為90°,尺寸(長×寬×高)為300 mm×70 mm×35 mm。垂直于焊縫截面，采用電火花加工工藝在高度為17.5 mm的試樣焊縫中心線上制備一深度為20 mm，孔徑為φ3 mm的橫孔;為避免橫孔上下端的衍射波相互疊加造成衍射波幅度降低，在孔下端制備一尺寸(長×高×寬)為20 mm×12 mm×1 mm的人工窄槽，試樣結構尺寸示意如圖1所示。

圖1　試樣結構尺寸示意

圖2為該奧氏體不銹鋼焊縫的金相組織結構圖，從圖中可清晰觀察到,焊縫粗大的柱狀晶垂直于坡口生長;柱狀晶穿過多道焊焊道并朝著焊縫中心生長，隨著柱狀晶不斷接近焊縫中心,其生長方向趨于垂直焊縫表面。圖2所示的截面金相圖體現了典型的奧氏體不銹鋼組織結構特征[11-13]。

圖2　奧氏體不銹鋼焊縫試樣的金相組織圖

圖3　檢測探頭布置示意

1.2試驗方法

試驗探頭為中心頻率10 MHz、晶片直徑6 mm的超聲TOFD檢測探頭，并配備了45°、60°的探頭斜楔，可在奧氏體不銹鋼焊縫試樣中產生45°、60°的折射聲束，探頭前沿均為8 mm。分別將探頭布置于試樣根部側和余高側提取檢測信號，兩探頭以人工孔槽為中心對稱放置，如圖3所示。超聲TOFD檢測的特征波形包括直通波、底波、缺陷波等信號特征，可按下式分析各特征信號在時域上的分布：

(1)

式中：S為1/2探頭中心距(兩探頭聲束入射點間距);cl為縱波聲束;t0為探頭延時;d為目標缺陷深度；0

2　焊縫中聲波傳播的各向異性特征分析

2.1檢測面對焊縫檢測信號的影響分別在焊縫的余高側和根部側布置探頭,進行常規超聲TOFD檢測試驗，探頭中心距為96 mm時的檢測信號如圖4所示。已知：探頭斜楔中的聲延遲t0為2.6 μs、縱波聲速cl為5 900 m·s-1。按式(1)可計算各特征波在檢測信號中的起波位置：直通波位于21.47 μs、缺陷衍射波位于22.69 μs、底波位于25.33 μs。如圖4(a)所示:計算值與在根部側布置探頭提取的檢測信號特征基本一致。在余高側提取的檢測信號中,除底波外其他特征信號均無法分辨，如圖4(b)所示。圖4所顯示的兩檢測面的檢測結果體現了明顯的聲波傳播各向異性特征。

圖4　焊縫中心線處人工孔兩端的檢測波形

以下將從根部側提取檢測信號，并通過分析檢測聲束方向及柱狀晶方向對缺陷衍射波信號信噪比的影響,來揭示聲波傳播的各向異性特征。試驗定義信噪比R如下：

(2)

式中：ASF為缺陷衍射波的最高幅值;ASN為缺陷波到底波之間噪聲信號的最高幅值。

信噪比R較高時,說明柱狀晶對檢測聲束的衰減小且散射噪聲干擾較小;反之，則說明聲束衰減大，柱狀晶對超聲波造成的散射較嚴重。

2.2檢測信號信噪比的各向異性特征

將45°、60°角度探頭布置在焊縫根部側，探頭中心距在36～111 mm內調整,每隔5 mm提取人工缺陷端部的衍射波信號,并根據式(2)計算信噪比R。如圖5所示：焊縫深度d處的檢測聲束方向α僅與兩探頭中心距相關，因此可通過改變探頭中心距來改變焊縫目標區域覆蓋的檢測聲束方向。設柱狀晶與坡口的夾角δ,檢測聲束折射角與柱狀晶生長方向的夾角β，則有：

(3)

(4)

式中：坡口角度φ為90°。

設檢測聲束主軸交點在焊縫中的深度為dm，則：

(5)

式中：θ為檢測聲束在不銹鋼中的折射角，即45°探頭θ為45°,60°探頭θ為60°。

圖6　缺陷端衍射波信噪比的分布及最佳檢測波形

圖6(a)為缺陷端衍射波信噪比的分布。可見,對于45°探頭，信噪比R分別在探頭中心距為71,91 mm處出現峰值；對于60°探頭，信噪比R僅在探頭中心距為91 mm時達到最大值。圖6(b)為60°探頭最高信噪比的檢測信號。結合式(3),(4)分析可知，當探頭中心距為91 mm時，α=67°；設δ=90°(柱狀晶垂直于坡口面生長)，則β=22°。因此，當柱狀晶與檢測聲束夾角較小時，柱狀晶對檢測波能量的散射和衰減較小而信噪比較高；探頭布置在余高側時，由于無法通過調整探頭中心距來獲得較小的聲束與柱狀晶間夾角，導致聲束衰減嚴重至無法接收有效的檢測信號。此外，據式(5)可知：45°探頭聲束主軸交點位于焊縫中dm=45.5 mm深處(處于焊縫外部)，橫孔端距離聲束主軸26.5 mm，此時分布在孔端的檢測聲壓和衍射波較弱；60°探頭聲束主軸交點位于焊縫中dm=26.27 mm深處，距離橫孔端7.27 mm，橫孔端具有較高的聲壓分布，能夠在降低晶粒散射和衰減的同時激發較高幅度的衍射波,并使檢測信號的信噪比達到最高。

綜上所述，檢測信號信噪比受檢測聲束方向與柱狀晶生長方向夾角和缺陷端聲壓分布的影響。實際檢測中應根據不銹鋼焊縫的組織結構特征，調整探頭斜楔角度及探頭間距,并在保證檢測聲束與柱狀晶生長方向成較小夾角的前提下，提高檢測區域的聲壓能量分布。

3　超聲TOFD檢測的二次波檢測方法

當從焊縫余高側對不銹鋼焊縫進行檢測時，無法通過調整探頭中心距而使一次波聲束與柱狀晶生長方向呈較小夾角，強烈的散射和衰減會導致檢測信號中的特征信號無法分辨。故,只有將探頭布置在焊縫根部側才能接收到有效的超聲TOFD一次波檢測波信號。然而，有些封閉管道或容器的焊縫根部一般位于內壁，而在內壁無法布置探頭進行檢測。為了使聲束與柱狀晶生長方向的夾角變小，可將探頭布置在余高側,利用二次波對焊縫進行檢測。

3.1二次波檢測信號特征分析

二次波因聲程長導致擴散衰減較大、檢測波能量低，需選取大尺寸晶片探頭以保證較高的檢測波能量。二次波檢測試驗采用中心頻率5 MHz、直徑12 mm的超聲TOFD探頭，并配備了45°、60°探頭斜楔。45°探頭和60°探頭的延遲分別為1.6 μs和2 μs，前沿均為12 mm。探頭中心距在94～224 mm范圍內調整，每隔5 mm提取檢測信號。探頭布置方式及縱波檢測聲波的傳播路徑如圖7所示，由縱波二次波激發的缺陷衍射波(二次縱波缺陷波)到達時間tf可表示為：

(6)

式中：h為試樣厚度，縱波一次底波t1=tf(h)，縱波二次底波t2=tf(0)。

圖7　超聲TOFD二次波檢測縱波傳播路徑

圖8　完好焊縫與含缺陷焊縫的檢測信號

圖8為采用45°探頭、探頭中心距為94 mm時，從余高側提取的完好焊縫和含缺陷焊縫的檢測信號。兩信號在23.3 μs和29.6 μs處分別出現較高幅度的脈沖信號。圖8(a)顯示:完好焊縫檢測信號的兩高幅度脈沖信號之間存在較強噪聲。圖8(b)顯示:含缺陷焊縫的檢測信號在27.3 μs處出現缺陷衍射波特征信號。由式(6)計算可知，縱波一次底波t1=23.06 μs，縱波二次底波t2=31.78 μs，16 mm深的孔端衍射波到達時間tf=27.43 μs。因此，可確認檢測信號中23.3 μs處為縱波一次底波、31.8 μs處為縱波二次底波、27.3 μs處為由二次縱波激發的缺陷衍射波信號；而29.6 μs處脈沖位置與式(6)縱波特征波的計算值并不相符，如圖8所示。

進一步分析可知：檢測對象中除縱波波型外還存在變型波，其中變型波是由探頭發出的橫波聲束經底面反射發生波型轉換而變成縱波后被接收探頭接收形成的，如圖9所示。設l為橫波入射點至一次反射點的橫向距離，則變形波到達時間ts(l)可表示為：

(7)

鑒于特征脈沖的起波位置為特征波最短到達時間，l須滿足下式：

(8)

式中:cs為橫波聲速。

將S=47 mm,t0=1.2 μs,cs=3.2 km·s-1,cl=5.9 km·s-1,h=35 mm代入式(7)中,可求得l=19.71 mm；將l值代入式(7)可知：變型波一次底波ts(h)=29.67 μs。因此，可確定圖8中29.6 μs處是探頭接收到的變型波脈沖信號。

探頭接收的變型波信號對超聲TOFD二次波檢測存在一定影響。由于探頭中心距為94 mm時，變型波到達時間早于縱波二次底波到達接收探頭，因此由縱波激發的缺陷衍射波可能被變型波覆蓋而導致近表面(余高面)缺陷檢測盲區的出現。盡管可通過增大探頭中心距來使縱波二次底波的到達時間早于變型波以避免盲區，但由于聲程過大會導致檢測波能量嚴重下降直至無法激發缺陷衍射波，故二次波檢測的盲區幾乎是無法避免的。

圖9　變型波的傳播路徑

3.2檢測參數對二次波檢測信號信噪比的影響

圖10為兩種角度探頭測得的檢測信號信噪比隨探頭中心距的變化趨勢。由圖可見:對于45°探頭，探頭中心距為94 mm時信噪比最高，隨后雖有起伏但總體急劇降低；對于60°探頭，探頭中心距為199 mm時信噪比突然達到最高，隨后單調遞減。

圖10　45°和60°探頭檢測信號信噪比隨探頭中心距的變化趨勢

與一次波根部側檢測不同， 45°探頭二次波檢測信號的信噪比最高，45°探頭和60°探頭出現最佳信噪比時的探頭中心距也相差很大。圖11為檢測聲束主軸交點與焊縫缺陷的相對位置示意。由圖11可知:對于45°探頭，探頭中心距為94 mm時，聲束主軸交點位于焊縫中23 mm深處、距缺陷上端7 mm；對于60°探頭，探頭中心距為199 mm時，聲束主軸交點位于焊縫12.6 mm深處、距缺陷上端3.4 mm。此時兩探頭檢測聲束與柱狀晶方向呈較小夾角，因此可獲得較高信噪比。此外，由于45°探頭、探頭中心距為94 mm時的檢測聲程比60°探頭、探頭中心距為199 mm時的聲程小得多，45°探頭檢測聲波能量及聲能密度因擴散衰減較小而更高，能激發更為強烈的衍射波信號；因此，45°探頭可獲得最佳信噪比。綜上所述，超聲TOFD二次波檢測技術可以從余高側檢測不銹鋼焊縫的內部缺陷；檢測過程應選用小角度探頭、減小探頭中心距而使得目標區域具有較高的檢測聲束能量密度。

圖11　檢測聲束主軸交點與焊縫缺陷的相對位置

4　結論

(1) 奧氏體不銹鋼焊縫的超聲TOFD檢測中，檢測信號信噪比主要與焊縫中柱狀晶的生長方向有關，檢測聲束與柱狀晶方向夾角較小時可獲得較高的檢測信號信噪比。當探頭無法布置在焊縫根部檢測時，為獲得較小的聲束與柱狀晶間的夾角，可采用二次波在余高側對焊縫進行檢測。

(2) 提出超聲TOFD二次波檢測信號各特征脈沖的判別公式，特征脈沖包括：縱波一次底波、縱波二次波激發的衍射波及變型波一次底波;其中，變型波一次底波會導致余高附近出現檢測盲區。

(3) 檢測聲波能量分布是影響二次波檢測信號信噪比的重要因素，因此，為保證焊縫中具有較大的檢測聲壓分布，檢測過程中應盡量選用小角度探頭，并設置較小的探頭中心距。

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Application of Ultrasonic TOFD Secondary Wave Detection Technology in Nondestructive Testing of Austenitic Stainless Steel Welds

CHEN Zhen-hua1, ZHANG Chong1, LI Xin-lei2, LU Chao1

(1.Key Laboratory of Nondestructive Testing, Ministry of Education, Nanchang Hangkong University,Nanchang 330063, China; 2.Hangzhou Huan NDT Technology Co., Ltd., Hangzhou 310023, China)

Ultrasonic attenuation, scattering and beam distortion caused by the organization structure lead to great difficulties in ultrasonic testing of austenitic stainless steel weld. The anisotropy characteristics of ultrasonic attenuation and scattering are analyzed, and the secondary wave inspection based on ultrasonic TOFD (time of flight diffraction) method is proposed. Influences of beam incidence direction and grain direction on signal to noise ratio (SNR) of testing signal are revealed through changing the diffraction angle of testing wave in target area with the method of adjusting the probe′s distance. The research indicates that the ultrasonic propagated in the stainless steel weld reflects obvious anisotropy characters, and that higher signal to noise ratio can be acquired when the angle between the columnar grain and ultrasonic beam is small. Thus, the secondary wave method based on ultrasonic TOFD becomes very necessary when the probes cannot put on the side of the weld root, and the diffraction wave of defects in stainless steel sheet can be abstracted by the method.

Ultrasonic TOFD; Austenitic stainless steel weld; SNR; Secondary wave

2015-11-23

國家自然科學基金資助項目(11104129)；2015年江西省博士后科研資助項目(2015KY01)

國家自然科學基金資助項目(11104129)；2015年江西省博士后科研資助項目(2015KY01)

陳振華(1982-)，男，博士，講師，主要從事超聲數字無損檢測技術及其系統方面的研究。

陳振華,E-mail:zhenhuachen@yeah.net。

10.11973/wsjc201606001

TG115.28

A

1000-6656(2016)06-0001-05