插套焊以其裝配簡單的優(yōu)勢，被廣泛應用于核電廠主冷卻劑回路、安全殼噴淋、余熱排出等系統(tǒng)的排水管線、采樣管線及儀表管線中，僅一臺1 000 MWe（1 MWe=1 000 kW）級壓水堆（PWR）電站中，就約有40 000個小支管插套焊接頭[1]。插套焊是一種特殊的角焊縫，支管插入內(nèi)徑大于其外徑的管座或法蘭中，焊前保證一定軸向間隙的同時，于支管與管座交界處施以角焊縫連接，其結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。插套焊性能不及對接接頭性能，若軸向間隙不足，熱膨脹受限會產(chǎn)生較高熱應力[2]。韓國標準核電廠（KSNP）主回路插套焊結(jié)構(gòu)的取樣管曾發(fā)生過多起無軸向間隙導致的熱疲勞泄露事件，泄露量約為0.01 gpm（1 gpm=0.227 m3/h）[3]。 

圖  1  插套焊結(jié)構(gòu)示意

因此，不同標準針對插套焊焊前組對間隙提出了要求。結(jié)合ASME Ⅲ—2004、RCC-M-2007、GB/T 16702—2019等標準要求及安裝經(jīng)驗，插套焊焊前軸向間隙Y應滿足1.5 mm≤Y≤3 mm，且當名義壁厚t≥8.74 mm時，1.5 mm≤Y≤4 mm。焊前組對通常將支管完全插入管座，在距管座側(cè)壁一定距離Z處劃線標記，將支管拉出W距離后施焊，焊后劃線標記距管座側(cè)壁若大于Z，則可保證焊后軸向間隙不為零，但該方法受人為因素的影響較大。除采用焊前組對控制軸向間隙外，還可通過垂直透照的射線檢測工藝，在對角焊縫焊接質(zhì)量進行檢測的同時，直觀評價軸向間隙[4-6]，但射線檢測輻射風險高且檢測窗口較長，非核安全1級并非100%檢測，存在一定漏檢風險，且對軸向間隙不能定量評價。 

文章在資料調(diào)研某常規(guī)島及其BOP（電站輔助系統(tǒng)）插套焊結(jié)構(gòu)應用的基礎上，優(yōu)選了軸向間隙測量對象并以此設計了校準及模擬試塊；設計掃查工裝并采用相控陣超聲雙探頭同時掃查的方法，在現(xiàn)有相控陣超聲小徑管Cobra探頭的基礎上，采用CIVA 2021仿真平臺對相控陣超聲探頭頻率參數(shù)進行了優(yōu)化，并對檢測工藝進行了仿真模擬。然后，在此基礎上開發(fā)檢測工藝系統(tǒng)，并在模擬試塊上進行了工藝驗證，為插套焊軸向間隙的定量評價提供了技術(shù)思路。 

1.   試驗對象與步驟

1.1   優(yōu)選的試驗對象

RCC-M-2007、GB/T 16702—2019及ASME Ⅲ—2004對插套焊結(jié)構(gòu)的使用有明確的限制條件[7]，如表1所示（表中備注1表示僅限非間隙腐蝕工況，備注2表示僅限疏水、旁通與閥門或配件連接）。由表1可知，插套焊結(jié)構(gòu)適用于接管公稱直徑DN50及以下，且RCC-M-2007與GB/T16702—2019插套焊的限制條件幾乎一致，但與ASME Ⅲ-2004的限制條件存在差異，主要差異為核1級支管直徑。另外，RCC-M-2007、ASME Ⅲ-2004與GB/T 16702—2019均要求兩焊腳高度相同，且大于等于1.09倍支管名義壁厚。但EPRI（美國電力研究協(xié)會）研究報告表明，支管側(cè)焊腳高度為管座側(cè)的2倍時可使焊腳過渡平滑、減小應力集中，顯著提高插套焊結(jié)構(gòu)的疲勞性能[8]。在建核電插套焊設計文件中也均已采用該焊接結(jié)構(gòu)。對某堆型主蒸汽、高壓給水加熱、主給水流量、汽水分離等主要系統(tǒng)的127個插套焊結(jié)構(gòu)進行了統(tǒng)計分析，其中3/4”規(guī)格、304奧氏體不銹鋼材料的管座支管標準件占比約39%，管座及支管尺寸如圖2，3所示。 

圖  2  3/4”規(guī)格管座標準件結(jié)構(gòu)示意

圖  3  3/4”規(guī)格支管標準件結(jié)構(gòu)示意

因此，文章選擇代表性的3/4”規(guī)格、304材料、焊腳高度比為2∶1的插套焊結(jié)構(gòu)為試驗對象，對焊后軸向間隙的相控陣超聲測量工藝展開研究。 

1.2   試驗步驟

（1）在小徑管自聚焦Cobra探頭的基礎上，采用CIVA 2021仿真平臺對探頭頻率進行優(yōu)選。 

（2）針對優(yōu)選的插套焊結(jié)構(gòu)，設計相控陣超聲校準試塊及掃查工裝，采用CIVA 2021仿真平臺分別對管座與支管側(cè)管角信號的檢出性進行仿真驗證，并在軸向間隙模擬試塊上進行工藝驗證。 

（3）采用單接口的雙Cobra探頭，相對置于管座與支管側(cè)，固定步進偏置使兩個部位的端角信號清晰顯示，采用游標卡尺測量兩探頭前沿間距X3，在相控陣儀器上讀取端角信號與探頭前沿的水平距離X1，X2，得到軸向間隙Y=X3−X1−X2。 

2.   設計優(yōu)化

2.1   中心頻率優(yōu)選

選擇小徑管Cobra自聚焦相控陣探頭，探頭及楔塊參數(shù)如表2所示。采用CIVA 2021仿真平臺在5 MHz~10 MHz的中心頻率范圍對支管側(cè)端角反射的最大幅值響應進行仿真計算，結(jié)果如圖4所示。由圖4可知，隨著中心頻率增大，端角處最大幅值響應逐漸減小，5 MHz較10 MHz時的最大幅值大于20 dB。同時，對焊根位置45°方向1 mm高度裂紋缺陷進行模擬仿真，結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，隨著中心頻率增大，1 mm高度裂紋分辨率提高，且當中心頻率大于7 MHz時，1 mm高度裂紋才能有效識別。另外，頻率升高衰減增大的同時，脈沖寬度會減小從而改善分辨率[9]。因此，綜合考慮幅值響應及分辨率對聲場的影響，探頭頻率選擇7.5 MHz。 

圖  4  5 MHz~10 MHz端角信號的最大幅值響應

圖  5  1 mm高度裂紋在5 MHz~10 MHz時的聲場響應

2.2   試塊設計

針對優(yōu)選的3/4”規(guī)格插套焊結(jié)構(gòu)，支管尺寸（直徑×壁厚）為?26.7 mm×3.9 mm，相控陣超聲60°楔塊偏轉(zhuǎn)角一次反射波的最大聲程為15.6 mm，NB/T 47013.15—2021中Ⅱ型焊接接頭PGS試塊校準用圓弧曲率半徑為25 mm和50 mm。因此，為了提高軸向間隙的定位精度，以15.6 mm為中間值，采用中心逼近對校準用圓弧的尺寸進行了設計改造。 

綜合考慮一次反射波深度范圍（約8 mm）的TCG（深度補償曲線）繪制，NB/T 47013.15—2021要求TCG校準點不少于3個，PGS試塊可用橫通孔反射體僅為2個。另外，NB/T 47013.15—2021要求TCG校準點靈敏度在±3 dB以內(nèi)變化，但相控陣超聲遵循近場區(qū)聲場非均勻的基本規(guī)律，當TCG繪制深度及聚焦深度處于近場區(qū)深度范圍內(nèi)時，非校準點的當量偏差較大[10]。因此，應在增加校準點的同時減小校準點間隔。 

相控陣超聲通過控制激發(fā)晶片的延時法則實現(xiàn)聲束的偏轉(zhuǎn)和聚焦，不同延時法激發(fā)的有效孔徑Aeff存在差異，即不同偏轉(zhuǎn)角度的近場區(qū)長度存在差異。有效近場區(qū)深度Nd可由式（1）至式（3）[11-12]計算得出，計算結(jié)果如表3所示。由表3可知，探頭中心頻率一定時，近場區(qū)深度隨著偏轉(zhuǎn)角度增大而減小，且50°~70°的近場區(qū)深度均在TCG繪制深度以內(nèi)。因此，需在8 mm深度范圍至少設置3個橫通孔，校準試塊結(jié)構(gòu)如圖6所示。 

式中：A為激發(fā)孔徑；ct為工件聲速；α為楔塊物理角度；θt為工件中折射角；θi為楔塊入射角；N為近場區(qū)深度；Li為聲束在楔塊中傳播距離；f為探頭中心頻率。 

圖  6  設計試塊結(jié)構(gòu)示意

2.3   工裝設計

由于軸向間隙較小且精度要求較高，同時掃查是保證軸向間隙測量的關(guān)鍵因素，即要求雙Cobra探頭在掃查過程中始終保持相同的圓周位置及角速度，若同一時刻圓周位置不同或角速度存在差異，則管座與支管偏軸心會嚴重影響測量結(jié)果。因此，針對小徑管插套焊結(jié)構(gòu)設計專用工裝，其結(jié)構(gòu)示意如圖7所示。由圖7可知，該工裝在保證相同圓周位置及角速度的同時，可根據(jù)管徑差及步進偏置，對雙探頭的軸向與徑向相對位置進行調(diào)節(jié)。 

圖  7  間隙測量專用工裝結(jié)構(gòu)示意

3.   仿真與驗證

3.1   軸向間隙測量仿真

由于管座長度尺寸僅為36.5 mm，楔塊長度為16.2 mm，掃查空間有限，且支管側(cè)角焊縫熔合線距端角距離較長，端角處聲場覆蓋困難。因此，為驗證軸向間隙測量方法的有效性，采用CIVA 2021仿真平臺分別于管座與支管側(cè)，按照優(yōu)選的探頭中心頻率，對不同軸向間隙的端角信號進行了仿真模擬，結(jié)果如圖8所示。 

圖  8  不同軸向間隙的測量仿真結(jié)果

由圖8可知，軸向間隙分別為1，2，3 mm時，端角處最大反射信號的y軸坐標分別為917.06，917.99，918.99；將探頭置于管座側(cè)掃查對應管角，50°聲束的反射信號較大，探頭前沿y軸坐標為908.23，端角最大反射信號的y軸坐標為916.32；將探頭置于支管側(cè)熔合線掃查對應管角，75°聲束的反射信號較大，探頭前沿y軸坐標為937.24；兩探頭軸向水平距離為29.01 mm。 

由于CIVA軟件位置信息為全局坐標（可不計單位），因此軸向間隙為管座與支管端角最大反射信號坐標之差，計算結(jié)果如表4所示。由表4可知，測量結(jié)果較實際軸向間隙偏小，且間隙1~3 mm的平均偏差為0.31 mm。這是由于端角最大反射信號并非位于管角垂直交點，且聲束經(jīng)垂直兩側(cè)面反射后聲束聲程變長，因此軸向間隙測量結(jié)果偏小。在軸向間隙測量值的基礎上加上平均偏差進行修正，軸向間隙修正后的最大誤差為0.05 mm，最大誤差率為5%。 

3.2   工藝驗證

為了驗證軸向間隙測量的有效性，以軸向間隙為唯一變量，設計并加工1，2，3 mm的軸向間隙試塊進行工藝驗證，軸向間隙試塊結(jié)構(gòu)示意如圖9所示。按照校準試塊及掃查工裝設計優(yōu)化結(jié)果開發(fā)工藝，將雙探頭置于管座與支管側(cè)同時掃查插套焊結(jié)構(gòu)的同一周向截面，并采用信號最大幅值法讀取數(shù)值，1，2，3 mm的軸向間隙試塊某一時刻的掃查圖譜如圖10所示，管座及支管側(cè)掃查均可獲得較強的端角信號，軸向間隙測量結(jié)果如表5所示。 

圖  9  軸向間隙試塊結(jié)構(gòu)示意

圖  10  不同軸向間隙管座、支管與雙探頭間距實測圖譜

由表5可知，由于管座側(cè)掃查位置及信號與間隙無關(guān)，因此管座側(cè)端角信號最大幅值的水平距離X1變化較?。恢Ч軅?cè)端角信號最大幅值的水平距離X2有減小趨勢，這是由于隨著軸向間隙增大，在探頭步進偏置不變時，水平距離減小，雖存在由于信號最大幅值調(diào)整步進偏置的情況，但依然符合水平距離X2降低的趨勢；間隙實際測量值Y平均偏差為0.30 mm，與仿真結(jié)果幾乎一致，按照仿真結(jié)果修正方法，修正后間隙實際測量值Y最大偏差為0.06 mm，最大誤差率為3%。 

4.   結(jié)論

（1）采用設計開發(fā)的軸向間隙測量工藝，在管座及支管側(cè)掃查均可得到較強的端角信號，可實現(xiàn)雙探頭徑向及軸向位置調(diào)節(jié)與系統(tǒng)校準。 

（2）優(yōu)選對象的軸向間隙測量仿真與工件實測結(jié)果偏差幾乎一致，1~3 mm軸向間隙測量最大誤差率為3%，該方法可用于軸向間隙的定量評價。

文章來源——材料與測試網(wǎng)