核电站指套管磨损缺陷的扫频涡流检测及创新型特征提取

时间：2024-07-28

张磊刘武军解社娟,4 王小刚孔玉莹马强陈振茂

1. 机械结构强度与振动国家重点实验室, 陕西省无损检测与结构完整性评价工程技术研究中心，西安交通大学, 西安，710049 2. 中广核检测技术有限公司，苏州，215021 3. 新特能源股份有限公司，乌鲁木齐，830011 4. 新疆维吾尔自治区特种设备检验研究院，乌鲁木齐，830011

0 引言

中子通量测量指形套管(以下简称“指套管”)是核电站内的重要部件，是中子通量探测器进出反应堆燃料组件的通道。指套管在使用中因流致振动，在通道截面突变处产生微振磨蚀，导致管壁磨损[1]。指套管因磨损缺陷而破损后，会引起反应堆冷却剂的泄漏，若泄漏的冷却剂通过转换器流入其他指套管则会使其他指套管也不能正常工作，严重降低了中子通量测量系统的可用性[2]，因此对指套管磨损缺陷的定期检测十分必要。

涡流检测(eddy-current testing，ET)广泛用于航空工业以及核电站结构的检测[3-5]。涡流检测信号对材料表面及近表面缺陷十分敏感[6-10]，因此该方法适用于指套管管壁磨损缺陷的检测[11-13]。指套管磨损缺陷的深度是指套管能否正常使用的关键因素。实际使用中发现，由于常规涡流检测中李萨如相位角不仅与指套管磨损缺陷的深度有关，同时还与指套管磨损缺陷的周向角度有关[14]，因此常规涡流检测中，单一通过李萨如相位角评价指套管磨损缺陷的深度会导致误差过大。

扫频涡流检测信号含有更为丰富的检测信息，使用这些信息有望提高涡流定量评价的精度[15-18]。本文提出了基于扫频涡流检测及创新型特征提取的核电站指套管磨损缺陷定量无损评价方法。

1 指套管涡流检测仿真模型及信号计算

依据涡流场基本方程，得到退化磁矢量位法离散控制方程[19]，据此开发了针对指套管磨损缺陷的涡流检测信号的数值计算方法。

1.1 指套管涡流检测的有限元模型

图1所示为内插式涡流探头检测核电站中指套管的涡流检测二维模型，指套管的内径为5.2 mm，壁厚为1.7 mm，涡流检测线圈采用Bobbin线圈。管内除了线圈皆充满空气，并且在指套管外部设置了圆柱环形空气[14]，空气层厚度为90 mm。指套管的相对磁导率为1，电导率为1.4×106S/m。考虑趋肤效应，选取激励频率为40 kHz，该频率下的趋肤深度大于指套管的壁厚，为2.18 mm。指套管管壁的缺陷为槽，缺陷的具体尺寸如图1所示，矩形槽轴向长度L为4～20 mm，深度t为0.17～1.53 mm，缺陷深度占壁厚的百分比n为10%～90%，周向角度θ为15°～360°。

图1 涡流检测中指套管的剖视图Fig.1 Section view of thimble tube in ET

1.2 指套管涡流检测信号的计算

差动式输出的检测信号计算可用以下公式：

φ0=180arctan(Zjimag0/Zjreal0)/π

φ1=180arctan(Zjimag1/Zjreal1)/π

Δφ=φ1-φ0

ΔZjreal=Zjreal1-Zjreal2

ΔZjimag=Zjimag1-Zjimag2

式中，Zjreal为实部阻抗;Zjimag为虚部阻抗;φ为相位；下标0、1、2分别表示激励线圈位于检测线圈上方(无缺陷指套管)、激励线圈位于检测线圈上方(带有规则缺陷的指套管)、激励线圈位于检测线圈下方(带有规则缺陷的指套管)的情况;Δφ为相位的差分；ΔZ为阻抗的差分；ΔA1为幅值的差分。

2 结果分析及讨论

2.1 指套管磨损缺陷深度

保持θ=360°,L=10 mm，研究指套管磨损缺陷的深度对涡流检测信号特征的影响。由图2和图3可知，仅改变指套管磨损缺陷的深度时，差动式输出信号z-ΔZ曲线中峰值与谷值之间的距离保持不变，并始终与指套管磨损缺陷的轴向长度基本相等；随着指套管磨损缺陷深度的增大，差动式输出的实部信号与虚部信号的极值逐渐增大。由图4可知，仅改变指套管磨损缺陷的深度时，差动式输出信号z-ΔA1曲线中峰峰值之间的距离保持不变，并始终与指套管磨损缺陷的轴向长度相等。

图2 不同深度下ΔZjreal沿扫描位置的变化Fig.2 Change of ΔZjreal along scanning position at different depths

图3 不同深度下ΔZjimag沿扫描位置的变化Fig.3 Change of ΔZjimag along scanning position at different depths

图4 不同深度下ΔA1沿扫描位置的变化Fig.4 Change of ΔA1 along scanning position at different depths

由图5可知，仅改变指套管磨损缺陷的深度时，李萨如图中的相位角发生明显变化，即指套管磨损缺陷的深度和李萨如相位角的相关性很强。这也是常规涡流检测中使用李萨如相位角特征评价缺陷深度的依据。

图5 不同深度下李萨如图的变化Fig.5 Changes of Lissajous figure at different depths

2.2 指套管磨损缺陷轴向长度

保持θ=360°，n=50%，研究指套管磨损缺陷的轴向长度对涡流检测信号特征的影响。由图6、图7可知，仅改变指套管磨损缺陷的轴向长度时，指套管磨损缺陷的轴向长度与差动式输出信号z-ΔZ曲线中峰值与谷值之间的距离基本相等；仅改变指套管磨损缺陷的轴向长度时，当缺陷的轴向长度增大到一定程度后，差动式输出的实部信号与虚部信号的极值趋向稳定。由图8可知，仅改变指套管磨损缺陷的轴向长度时，指套管磨损缺陷的轴向长度与差动式输出信号z-ΔA1曲线中峰峰值之间的距离相等。

图6 不同轴向长度下ΔZjrea1沿扫描位置的变化Fig.6 Change of ΔZjrea1 along scanning position at different axial lengths

图7 不同轴向长度下ΔZjimag沿扫描位置的变化Fig.7 Change of ΔZjimag along scanning position at different axial lengths

图8 不同轴向长度下ΔA1沿扫描位置的变化Fig.8 Change of ΔA1 along scanning position at different axial lengths

图9 不同轴向长度下李萨如图的变化Fig.9 Change of Lissajous figure at different axial lengths

由图9可知，仅改变指套管磨损缺陷的轴向长度时，李萨如图中的相位角基本保持不变，即指套管磨损缺陷的轴向长度对李萨如相位角影响很小。

2.3 指套管磨损缺陷周向角度

保持L=10 mm，n=50%，研究指套管磨损缺陷的周向角度对涡流信号特征的影响。由图10、图11可知，仅改变指套管磨损缺陷的周向角度时，差动式输出信号z-ΔZ曲线中峰值与谷值之间的距离保持不变，并始终与指套管磨损缺陷的轴向长度基本相等；随着指套管磨损缺陷的周向角度的增大，差动式输出的实部信号与虚部信号的极值逐渐增大。由图12可知，仅改变指套管磨损缺陷的周向角度时，差动式输出信号z-ΔA1曲线中峰峰值之间的距离保持不变，并始终与指套管磨损缺陷的轴向长度相等。

图10 不同周向角度下ΔZjreal沿扫描位置的变化Fig.10 Change of ΔZjreal along scanning position at different circumferential angles

图11 不同周向角度下ΔZjimag沿扫描位置的变化Fig.11 Change of ΔZjimag along scanning position at different circumferential angles

图12 不同周向角度下ΔA1沿扫描位置的变化Fig.12 Change of ΔA1 along scanning position at different circumferential angles

由图13可知，指套管磨损缺陷的周向角度逐渐增大时，李萨如图中的相位角也发生了一定的变化，这表明李萨如相位角与指套管磨损缺陷的周向角度相关。

图13 不同周向角度下李萨如图的变化Fig.13 Change of Lissajous figure at different circumferential angles

综上可知，李萨如相位角不仅与指套管磨损缺陷的深度相关，还与指套管磨损缺陷的周向角度相关，即涡流检测信号的相位角特征与缺陷深度不是独立相关的，因此使用常规单频涡流检测方法、单一通过李萨如相位角定量评价指套管磨损缺陷的深度会导致误差过大。

中广核检测技术有限公司在对指套管的实际检测中也发现仅通过涡流信号的相位定量评价指套管磨损缺陷的深度会导致误差过大。

据此，本文考虑采用扫频涡流检测对核电站指套管磨损缺陷进行定量无损评价。

3 扫频涡流检测及创新型特征提取

使用扫频涡流检测方法对指套管磨损缺陷进行检测，保持指套管磨损缺陷的周向角度和轴向长度不变(θ=30°，L=10 mm)，改变指套管磨损缺陷的深度，研究多个激励频率下相位差分信号Δφ的变化。指套管磨损缺陷的深度为0.17 mm(n=10%，θ=30°，L=10 mm)时，不同激励频率下，Δφ的扫描曲线的变化如图14所示。由图14可以看出，在激励频率由128 kHz增大为347 kHz的过程中，Δφ沿指套管轴向位置的扫描曲线的形状由波峰变为波谷。为了进一步研究Δφ的变化趋势，提取出激励频率在174 kHz到250 kHz之间的Δφ的扫描曲线，如图15所示。由图15可以看出，激励频率由207 kHz增大到一定数值后，Δφ沿指套管轴向位置的扫描曲线的形状发生变化。

图14 不同激励频率下Δφ的扫描曲线Fig.14 Scanning curves of Δφ at different excitation frequencies

图15 4种激励频率下Δφ的扫描曲线Fig.15 Scanning curves of Δφ at 4 excitation frequencies

为深入研究Δφ沿指套管轴向位置的扫描曲线的形状的变化趋势，根据图15提取出不同激励频率下Δφ的极值，结果如图16所示。由图16可以看出，当改变涡流检测的激励频率时，总有一个激励频率使Δφ的极值等于零，我们称之为过零频率特征。

图16 不同激励频率下Δφ的极值的变化Fig.16 Change of Δφ extremum at different excitation frequencies

指套管磨损缺陷的深度设置为0.34、0.51、0.68、0.85、1.02 mm(θ=30°，L=10 mm)时，不同激励频率下相位的差分信号Δφ沿指套管轴向位置的扫描曲线的极值变化如图17所示。由图17可以看出，当仅改变指套管磨损缺陷的深度时，过零频率特征也相应发生改变。提取图17中不同深度下的过零频率，结果如表1所示，表中R为指套管磨损缺陷处管壁的剩余壁厚。根据表1可以得到磨损缺陷的深度与过零频率之间的关系，如图18所示。根据图18中的拟合关系，可以通过过零频率特征对指套管磨损缺陷的深度进行评价。

图17 不同缺陷深度下Δφ的极值随激励频率的变化Fig.17 Change of Δφ extremum with excitation frequency at different abrasion depths

表1 不同缺陷深度对应的过零频率

图18 过零频率随缺陷深度的变化Fig.18 Change of zero-crossing frequency with defect depth

4 相关性验证

以下分别改变指套管磨损缺陷的周向角度、轴向长度以及同时改变缺陷的周向角度和轴向长度，研究指套管磨损缺陷的周向角度、轴向长度对过零频率特征的影响，考察过零频率特征是否仅与指套管磨损缺陷的深度独立相关。

首先，仅改变指套管磨损缺陷的周向角度(L=10 mm)，研究此时涡流检测信号中过零频率的变化，结果如图19所示。由图19可得，不同周向角度对应的过零频率如表2所示，其中nrecon为指套管磨损缺陷的重构深度，|Δn|为指套管磨损缺陷深度定量评价的绝对误差。由表2可以看出，相同磨损深度下，在一定范围(30°～75°)内改变磨损缺陷的周向角度，过零频率的变化不大。进一步对指套管磨损缺陷的深度进行定量评价，发现不同缺陷深度下仅改变指套管磨损缺陷的周向角度(L=10 mm)时，指套管磨损缺陷深度定量评价的绝对误差均小于2%。这表明在本文方法中，指套管磨损缺陷的周向角度对磨损缺陷深度的定量评价精度影响十分微小，即涡流检测信号的过零频率特征与磨损缺陷的周向角度的相关性十分微小。

(a) n=10%

(b) n=20%

(d) n=40%

(e) n=50%

(f) n=60%

表2 不同周向角度对应的过零频率

图20 不同轴向长度下Δφ的极值随激励频率的变化Fig.20 Change of Δφ extremum with excitation frequency at different axial lengths

其次，仅改变指套管磨损缺陷的轴向长度(n=50%，θ=30°)，研究此时涡流检测中过零频率的变化，如图20所示。由图20可得，不同轴向长度对应的过零频率如表3所示。由表3可以看出，仅改变指套管磨损缺陷的轴向长度(n=50%，θ=30°)，过零频率特征的变化较小。进一步对指套管磨损缺陷的深度进行定量评价，发现仅改变指套管磨损缺陷的轴向长度(n=50%，θ=30°)时，指套管磨损缺陷深度定量评价的绝对误差均小于1%。这表明在本文方法中，指套管磨损缺陷的轴向长度对磨损缺陷深度的定量评价精度影响十分微弱，即涡流检测信号的过零频率特征与磨损缺陷的轴向长度的相关性十分微小。

表3 不同轴向长度对应的过零频率

最后，保持指套管磨损缺陷的深度不变，同时改变指套管磨损缺陷的周向角度和轴向长度可以实现指套管磨损缺陷的体积不变。如指套管磨损缺陷的深度保持为0.75 mm(n=50%)，θ=30°、L=12 mm时与θ=60°、L=6 mm时缺陷的体积是一样的。

因此，可以保持指套管磨损缺陷的体积不变的情况下，同时改变指套管磨损缺陷的周向角度和轴向长度(n=50%)，研究此时涡流检测中过零频率的变化，如图21所示。由图21可得，同时改变指套管磨损缺陷的轴向长度和周向角度(n=50%)对应的频率如表4所示。由表4可以看出，保持指套管磨损缺陷的体积不变，同时改变指套管磨损缺陷的轴向长度和周向角度(n=50%)，过零频率特征的变化很小。进一步对指套管磨损缺陷的深度进行定量评价，发现同时改变指套管磨损缺陷的轴向长度和周向角度(n=50%)，指套管磨损缺陷深度定量评价的绝对误差均小于1%。这进一步表明在本文方法中，指套管磨损缺陷的周向角度和轴向长度对磨损缺陷深度的评价精度影响都十分微小，即涡流检测信号的过零频率特征与磨损缺陷的周向角度和轴向长度的相关性均十分微小。

图21 不同轴向长度和周向角度下Δφ的极值随激励频率的变化Fig.21 Change of Δφ extremum with excitation frequency at different axial lengths and circumferential angles

表4 不同轴向长度和周向角度对应的过零频率

上述研究结果表明，涡流检测信号的过零频率特征与磨损缺陷的周向角度和轴向长度的相关性十分微小，仅与磨损缺陷的深度高度独立相关。