管板焊縫結構渦流檢測端部效應抑制仿真試驗

， ， ，

(中國特種設備檢測研究院, 北京 100029)

管板焊縫檢測常用的無損檢測方法有滲透檢測[1]、目視檢測[2]和磁粉檢測，其只能檢測表面缺陷，且對檢測現場污染較大，而聲發射檢測[3]的實際檢測效果有限，因此管板焊縫檢測逐漸被射線檢測方法代替。檢測的缺陷主要為管板焊縫部位內部缺陷，早期曾采用放置放射性源的方式，由于效率不高且不夠環保，其后逐漸采用X射線照相的方式，相應的設備為棒陽極[4]，但是對于一個管板結構上萬根管子，完全進行X射線檢測的話，檢測效率極低且有輻射污染的危險。渦流檢測是一種快速半自動化的無損檢測方法，檢測效率高，實施檢測的同時不需要檢測人員離開檢測現場，且不存在環境污染問題，很適合管板角焊縫的重復多次性檢測。

渦流檢測采用電磁感應的原理，對檢測對象的電磁特性和幾何形狀要求較高，但通過合理的傳感器設計及信號處理能夠降低兩者的影響。管板焊縫結構缺陷檢測主要區域為列管端部，采用渦流檢測時存在端部效應的問題，也是目前電磁檢測研究難以克服的問題。理論計算上，THEDDOROS[5]通過解析法和有限元法分析了端部信號和缺陷信號的特征，并指出在低頻檢測時，線圈通過管端部，會更早地感應出端部信號；JOHN和THEODOROS等[6-7]采用邊界元法和有限體積法計算了放置式渦流線圈在檢測邊角處裂紋時線圈的阻抗大小，但是沒有分析邊緣效應的影響；BURKE[8]使用解析法計算了放置式線圈邊緣效應信號，計算結果與實驗結果吻合較好，并指出在線圈靠近工件邊緣時，線圈阻抗最大。在實際檢測方面，吳干林[9]提出采用管板端部盲區切除的方法，但不適用于在役檢測；趙洪賢等[10]針對相關標準中鋼管渦流檢測盲區長度的問題，提出采用電子信號處理的方法來減小盲區檢測長度；丁昱程[11]采用補償塊的方法，提出能使被檢件的端部檢測盲區減小到近似為零，且適用于各種形式的探頭。

筆者設計了一種新型的渦流傳感器，通過有限元仿真，計算了永磁體磁化下管壁和焊縫的磁導率分布；在此基礎上實施渦流檢測，能檢測鐵磁材料更深層的埋藏缺陷，并得出缺陷阻抗信息，同時與無缺陷管端檢測信號進行差分處理。從差分后的信號看，試驗方法能夠很好地抑制管端部信號，發現缺陷信息，以期能指導工程實踐。

圖1 20鋼管磁化時渦流檢測有限元仿真

1 管板焊縫結構渦流檢測的影響因素

針對在役的管板焊縫結構的渦流檢測，其影響因素主要有幾何形狀(管板、列管及焊縫的表面狀態)和被檢對象的電磁特性，前者是導致缺陷檢測盲區的主要因素，后者是從本質上影響渦流檢測實施的因素。筆者提出采用阻抗信號差分的方法來抑制端部信號，減小檢測盲區，其原理是預存一完好無缺陷的管板端部信號作為標準參考信號，將管板焊縫結構端部信號與參考信號進行差分，差分后的信號作為焊縫結構內是否有缺陷的參考。對于管板、列管及焊縫，通常均為同一鐵磁性材料，實際檢測時，列管壁厚通常為2～3 mm，角焊縫高通常為3 mm[12-13]，因此管板焊縫結構檢測的最大深度為6 mm，而常規渦流探頭很難檢測6 mm厚的鋼板埋藏缺陷。而筆者對傳感器進行優化設計后，增加了磁化單元，對工件施加磁化，此時缺陷周圍存在不均勻的磁導率分布[14]，此現象的存在使鐵磁材料中有一定埋深的缺陷也能很好地檢測出來。經過相關論文研究及有限元計算，對于20鋼管，其磁化曲線如圖1(a)所示；當管壁存在寬深均為1 mm×1 mm的內壁周向人工缺陷(外穿過式渦流線圈檢測時，可表征埋藏缺陷)，飽和磁化(磁場強度約40 000 A·m-1)下，磁導率分布仍是不均勻的，如圖1(b)所示；當檢測頻率為10 kHz時，同樣大小的內外壁缺陷采用外穿過式渦流線圈檢測時，經有限元計算得內外壁阻抗如圖1(c)所示；其內外壁阻抗幅值分別為1.165 9 Ω和0.236 4 Ω，相位角分別為98.9°和175.7°，內壁缺陷阻抗幅值大于外壁缺陷的，即使在欠飽和磁化(磁場強度約16 000 A·m-1)下，也能夠檢測內壁埋深5 mm的缺陷，如圖1(d)所示。可見，施加的磁化單位不需要把工件施加到磁飽和的狀態，也能夠檢測出鐵磁材料更深的埋藏缺陷，當接近磁飽和時內壁缺陷幅值大于外壁缺陷幅值。由此，通過傳感器的優化設計及對管端信號的差分，能很好地解決管板焊縫結構渦流檢測問題。

2 管板焊縫結構渦流檢測有限元仿真

在役檢測中，一整塊管板上相同的角焊縫結構成密排形式，由于結構類似，有限元仿真只選取其中一個角焊縫結構進行仿真計算。為了節約計算時間，采用二維軸對稱模型，進行諧態分析，但由于諧態分析中不能同時有兩種激勵形式存在，因此在傳感器優化的基礎上先后進行磁化和渦流檢測仿真。

在永磁磁化下渦流檢測有限仿真的過程中，對管端進行一次磁化的單元是軸向放置的一對環形永磁體，檢測線圈在兩環形永磁體之間，模擬內穿過式線圈拉出列管的運動過程，即永磁體和線圈軸向運動，管板不動。在磁導率的處理問題上，對已經劃分好有限元網格的管壁，通過單元表操作命令，按照管壁網格單元序號，依次提取磁化后每個單元的磁導率，并把這些值保存在數組中，在后面的渦流檢測模型中，保證管壁、缺陷、空氣層與磁化模型參數的一致性，尤其是保證前后兩模型中管壁和缺陷網格劃分的一致性，以排除計算引起的誤差以及便于磁導率的重新賦予[15]，并做到了磁化后管道材料參數與渦流檢測時管道材料參數的不變性，仿真流程見圖2。

圖2 管板焊接結構渦流檢測有限元仿真流程

2.1 傳感器模型的構建

當管板結構為鐵磁性材料時，且有限元仿真中設置管板、列管及焊縫為同一種鐵磁材料，為了滿足檢測深度和信噪比的要求，必須施加一定的磁化，使管壁及焊縫的磁導率降低并保持均一化，故采用內穿式探頭時在線圈兩側各放置一環形永磁體。如圖1所示，探頭由線圈、永磁體和非導電導磁骨架構成，其中永磁體和線圈外徑均為Dm，永磁體內徑為Di，永磁體高度為hm，線圈內徑為dc，線圈高度為hc，線圈和環形永磁體兩兩軸向間隔均為Sg。l依據管板厚度和焊縫深度來決定，按照探頭掃查的距離，取l為1.5倍的管板厚度較合適。探頭具體尺寸參數見表1。

圖3 探頭結構示意

表1 探頭尺寸參數 mm

2.2 磁化方式選擇仿真

由于鐵磁性列管采用內穿過式渦流線圈檢測，而常規的穿過式渦流線圈并不能克服滲透深度和端部效應的影響，因此不能很好地檢測焊縫內部缺陷。針對磁導率的影響，在差動線圈前后各放置一個環形永磁體，且目前市場上永磁體最大磁場強度能達到2 000 Gs，滿足局部飽和磁化的要求。一般而言，大多數環形永磁體的磁化方向都為軸向，而徑向充磁的環形永磁體難以制作，從而使管壁及焊縫貼近線圈的區域得到適當程度的磁化。

圖4 不同充磁方向磁化后的管壁磁力線

圖4所示為相同位置缺陷在兩種不同磁化方式下的管壁磁力線分布。由圖4可見，如采用徑向磁化的永磁體，待檢測的管壁磁力線分布較均勻，如圖4(a)所示，掃查過程中由充磁方向差異引起的磁導率變化反映在線圈阻抗上的變化小，而此時缺陷的存在引起的線圈阻抗變化顯著，因此有較好的檢出效果;而軸向充磁的永磁體的磁力線分布均一性略差于徑向充磁的，如圖4(b)所示。

磁化的設置上，采用軸向充磁磁環對管端部進行磁化，探頭如圖3所示，激勵電壓為12 V,激勵頻率為50 kHz，20鋼的磁特性曲線如圖1(a)所示，電導率為7.41×106S·m-1，線圈的電阻率為1.72×10-8Ω·m。通過對僅含有永磁體的磁化模型進行仿真，可以得出管端部的磁場分布及磁導率分布，采樣路徑SP為兩線圈軸向間距，即待檢測的管壁區域，永磁體半徑為Δr=Dm/2,如圖5所示。由于仿真建模時坐標設置為管道軸向y軸，觀察管壁磁場軸向分量Hy的均勻度，理論上，均一性越好，磁化效果越好，徑向充磁的環形永磁體效果好于軸向充磁的環形永磁體。

圖5 管壁磁化路徑采樣

圖6給出了永磁體內外徑之差、寬度、間距及矯頑力改變時，管壁采樣路徑上軸向磁場的分布情況。從圖6(a)可看出，當采用軸向充磁的環形永磁體時，內外半徑之差變化對采樣路徑上磁場分量Hy的均一性影響不大，但采樣路徑上總是存在Hy的不均一性，只是Hy隨著內外徑之差的增大而增大；永磁體的寬度對采樣路徑上磁場分量Hy的均一性影響比較大，當永磁體寬度為2 mm時，均一性較好，隨著寬度的增加，均一性逐漸變差，如圖6(b)所示；兩個環形永磁體之間的間距改變并不能使采樣路徑上的磁場分量Hy保持均一性，如圖6(c)所示，只是隨著間距的增大，Hy的均一性逐漸變好；永磁體的矯頑力能顯著改善Hy的均一性，隨著矯頑力的減小，Hy的均一性較好，如圖6(d)所示。

通過優化設計軸向充磁永磁體能夠部分改善檢測區域磁場分量Hy的均一性，但是需考慮到軸向充磁永磁體對管壁磁化時，總是存在Hy的不均一性這一固有缺點，如圖4(b)所示。當采用徑向充磁的永磁體時，磁力線在管壁的分布較均勻，通過優化設計可以顯著提高Hy，改善磁化后渦流檢測的信噪比，但是這種充磁形式的環形永磁體很難獲得，且造價非常高，不是一種經濟的探頭設計方案。

圖6 永磁體參數變化對軸向磁場分布的影響

2.3 磁化后渦流檢測仿真

優化后的探頭尺寸參數見表1，管板焊縫結構檢測模型如圖7(a)所示，有限元檢測模型如圖7(b)所示，仿真采用二維諧分析，線圈及其周圍空氣作為整體沿y軸移動，以更接近實際檢測過程，與通常循環計算一次劃分一次網格略有不同。管板模型尺寸參考現場的管板試樣，管壁厚為h，內徑為d，焊縫焊角高為H，焊縫突出端面距離為W，缺陷深為hd，寬為hw，距端頭的距離為P。根據探頭的長度，實際線圈中心掃過的距離為l+hm+hc+Sg/2，具體的尺寸參數如表2所示。

3 缺陷信號差分算法

經過兩次檢測信號的拾取，當檢測頻率f為50 kHz時，對上一節描述的檢測條件，采用同一渦流傳感器，經過兩次有限元計算，分別求出有無缺陷時端部檢測的阻抗信息，將含焊縫缺陷管端檢測信號與無缺陷管端檢測信號進行空間位置點上阻抗信號差分，理論上可以得出僅含缺陷的信號，類似于傳統渦流檢測中常用的他比法。如圖8(a),(b)所示，當端部焊縫有無缺陷存在時，一次掃查阻抗顯示幾乎一致，用肉眼無法判斷缺陷的存在與否，而根據差分后信號的幅值和相位可以獲得掩藏在端部信號下的缺陷信息，如圖8(c)所示。由圖8可以看出，在數量級上，端部阻抗信號幅值是經差分后缺陷阻抗信號幅值的1 000倍，但是仍可以發現缺陷，由此可以認為此方法能夠抑制端部效應，發現近端部焊縫內缺陷，減小了端部缺陷檢測盲區。

圖7 管板焊縫結構示意及有限元檢測模型

表2 管板及缺陷尺寸參數 mm

圖8 管端部檢測阻抗圖及其信號差分結果(f=50 kHz)

4 端部效應檢測試驗

為驗證仿真結果的有效性，簡單搭建了管板焊縫結構檢測試驗平臺，檢測儀器采用EEC-2004常規渦流檢測儀，檢測系統框圖如圖9(a)所示，探頭采用圖1中設計優化后的探頭，探頭實物如圖9(b)所示。

圖9 管板檢測系統及探頭實物

試驗采用自主設計的新型渦流探頭檢測20鋼管端外壁人工窄周向槽(采用內穿過式渦流線圈檢測時，表征埋藏缺陷)，其尺寸(寬×深)為2 mm×1.2 mm，如圖10(a)所示，其中深度為壁厚的60%，檢測結果見圖10(b),(c)。當渦流探頭掃過含此缺陷的管端時，即圖10(a)的左端，阻抗幅值為69 Ω，相位313.9°；相同增益下，檢測無缺陷管端時，即圖10(a)的右端，阻抗幅值為69 Ω，相位313.9°。由此可知，相同檢測條件下，無論管端有無缺陷，檢測的阻抗幅值和相位是一致的，只是從視覺上來看，儀器顯示的阻抗圖形狀大小略有變化，這與圖8的仿真結果類似?？梢姡捎诙瞬啃拇嬖冢瑑x器無法檢出該外壁人工周向槽缺陷。

圖12 鋁管端各頻率下的渦流檢測結果

圖10 20鋼管端窄周向槽及其檢測結果

為分析實際檢測中信號的差分效果，選用相同規格的鋁管作為研究對象，分別在有缺陷的管端和無缺陷的管端各掃查一次，采用傳動裝置保證探頭每次掃過管道的距離為110 mm，掃查速度為200 mm·s-1，導出渦流儀器采集到的阻抗信號試驗數據并在Origin里做差分處理，信號差分試驗裝置實物如圖11所示。當檢測頻率f為120 kHz，有無缺陷的管端部阻抗信號幾乎一致，如圖12(a),(b)所示。圖12(c)為信號差分后的結果，出現類似于缺陷的阻抗信號，同時檢測頻率為20，50，250 kHz時，分別對阻抗信號數據做差分處理，差分結果如圖12(d)，(e)，(f)所示，均得到了一個差分后的阻抗信號。由此可以看出，差分后信號的阻抗幅值隨檢測頻率的變化而有所不同，存在一個最佳的信號差分頻率，但阻抗信號的相位變化不大。低頻時端部效應明顯，會出現較大的噪聲和阻抗信號變形，如圖12(d)所示，同時傳動裝置每次掃查時的抖動也會造成阻抗信號噪聲，引起差分結果的誤差。盡管管端和缺陷的混合渦流阻抗信號不一定是兩種信號的線性疊加，可能是復雜的組合形式，但阻抗信號差分結果也能近似表征端部缺陷信號的存在。

圖11 信號差分試驗裝置

5 結論

針對管板端部效應檢測盲區，設計了一種新型的渦流傳感器，采用有限元仿真進行了優化設計，初步解決了管板焊縫結構在役渦流檢測時，端部效應的存在影響焊縫埋藏缺陷的檢出問題，并通過自主搭建的試驗系統驗證了仿真結果的有效性，同時信號差分試驗匹配特定的自動掃查裝置，佐證了有限元計算的阻抗差分結果。通過有限元仿真和試驗分析可以得出以下結論：

(1) 通過永磁磁化的方式，降低了管板鐵磁材料的磁噪聲，同時通過有限元仿真發現，在管壁磁化后，渦流線圈能夠檢測出更深層的焊縫埋藏缺陷。

(2) 采用信號差分的方法能夠抑制端部效應，發現端部缺陷，減小內穿過式渦流線圈檢測盲區。

(3) 不同檢測頻率下阻抗信號差分結果不同，幅值變化較大，相位改變小，同時阻抗李薩如圖形態上也改變較大，存在阻抗信號差分的最佳檢測頻率。

參考文獻:

[1] 高春華，張文國. 滲透檢測在換熱器管板上的應用和影響因素分析[J]. 煉油與化工，2010，21(3):33-35.

[2] 王紅明，李廣云，肖廣建,等. 核電蒸汽發生器管板單目視覺檢測系統研究[J]. 光學儀器，2007，29(6):4-7.

[3] 張穎，張盛瑀，戴光,等. 換熱器管板聲發射在線檢測及評價方法[J]. 無損檢測，2013，35(12):28-31，57.

[4] 強天鵬，徐衛，陳雁康,等.管子-管板焊縫的射線照相無損檢測技術[J].化工設備與管道，2008，45(6)：12-14.

[5] THEDDOROS T. End effect modelling in eddy current tube testing with bobbin coils[J]. International Journal of Applied Electromagnetics and Mechanics，2004，19：207-212.

[6] JOHN R B, THEODOROS P T, NIKOLAOS P. Eddy current probe signals due to a crack at a right-angled corner[J]. IEEE Transactions on Magnetics，2012，48(12)：4735-4746.

[7] THEODOROS P T, NIKOLAOS P, JOHN R B. Evaluation of eddy current probe signals due to interaction with edge crack[J]. Studies in Applied Electromagnetics & Mechanics，2010，33(5):9-17.

[8] BURKE S K. Eddy current induction by a coil near a conducting edge 2D[J]. Review of Progress in Quantitative Nondestructive Evaluation，1987，6:169-175.

[9] 吳干林. 渦流檢測頭尾信號切除新方法[J]. 無損檢測，2001，23(2):78-78，81.

[10] 趙洪賢，李慶卓，孫繼華,等. 減小穿過線圈式渦流探傷不可探區長度的研究[J]. 山東科學，2011，24(1)：106-108.

[11] 丁昱程，丁建國. 渦流檢測時端部(或邊緣)檢測盲區消除技術：中國，200710066674.1[P]. 2007-01-11.

[12] GB 150-2011 鋼制壓力容器[S].

[13] GB 151-1999 管殼式換熱器[S].

[14] 萬本例，張路根，胡智,等.鋼管飽和磁化下渦流檢測有限元仿真研究[J].制造業自動化，2011，33(8):116-119.

[15] 龔曙光，謝桂蘭. ANSYS操作命令與參數化編程[M]. 北京:機械工業出版社，2003.