蒸汽發(fā)生器傳熱管內(nèi)穿渦流檢測的噪聲特性及其測量方法

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(1.國核電站運(yùn)行服務(wù)技術(shù)有限公司,上海 200233；2.寶銀特種鋼管有限公司,宜興 214200)

蒸汽發(fā)生器傳熱管內(nèi)穿渦流檢測的噪聲特性及其測量方法

郭韻1，王華鋒2，胡恩義1

(1.國核電站運(yùn)行服務(wù)技術(shù)有限公司,上海 200233；2.寶銀特種鋼管有限公司,宜興 214200)

對(duì)蒸汽發(fā)生器傳熱管管材生產(chǎn)階段內(nèi)穿渦流檢測噪聲的2種測算方法(峰峰值和均方根)、影響噪聲的因素和來源、噪聲峰峰值與均方根之間換算比值進(jìn)行了試驗(yàn)。結(jié)果表明，渦流檢測時(shí)冷軋管噪聲主要呈現(xiàn)周期性，拉拔管(Inconel690合金管)噪聲主要呈現(xiàn)隨機(jī)性，峰峰值和均方根之間的比值推薦為π。同時(shí)還研究了噪聲對(duì)缺陷(點(diǎn)狀缺陷和裂紋)的影響。

蒸汽發(fā)生器傳熱管；渦流噪聲；峰峰值；均方根

蒸汽發(fā)生器傳熱管是核島一回路和二回路的壓力邊界，傳熱管管壁的破損會(huì)引起一回路放射性介質(zhì)泄漏，所以傳熱管從生產(chǎn)、安裝和在役各階段都需要進(jìn)行渦流檢測。三代核電蒸汽發(fā)生器用換熱管在制造出廠前需要對(duì)其進(jìn)行內(nèi)穿渦流檢測，內(nèi)穿渦流檢測包括直管階段的信噪比檢測和彎管后的缺陷檢測。渦流檢測的靈敏度和可行性是由信噪比，即渦流信號(hào)幅值和渦流噪聲幅值之比決定的。內(nèi)穿渦流噪聲檢測的目的是為了提高和保證蒸汽發(fā)生器用傳熱管在 60 a運(yùn)行壽命期內(nèi)進(jìn)行的在役檢測的可行性。

RCCM《壓水堆核電站核島機(jī)械設(shè)備設(shè)計(jì)與建造法則》規(guī)范中要求控制壓水堆蒸汽發(fā)生器管束(鎳鉻鐵合金無縫管)渦流檢測的背景噪聲水平，即以4個(gè)直徑為φ1 mm通孔所產(chǎn)生的基準(zhǔn)信號(hào)峰峰值間的幅度(VPP)為基準(zhǔn)，所測得的背景信噪比應(yīng)不低于7，允許在一個(gè)檢測區(qū)域局部不均勻性的信噪比不低于6。

AP1000/CAP1400核電機(jī)組堆型的設(shè)計(jì)符合ASME(美國機(jī)械工程師學(xué)會(huì))規(guī)范，ASME規(guī)范中未闡述渦流檢測信噪比的相關(guān)內(nèi)容。AP1000/CAP1400核電機(jī)組堆型的蒸汽發(fā)生器傳熱管無損檢測技術(shù)條件中要求,直管內(nèi)穿渦流信噪比是以4個(gè)φ0.66 mm通孔為基準(zhǔn)的，任意0.5 m管子長度范圍內(nèi)平均信噪比不低于20。

將AP1000/CAP1400堆型的蒸汽發(fā)生器設(shè)計(jì)文件與RCCM規(guī)范進(jìn)行對(duì)比可知：① AP1000/CAP1400核電機(jī)組堆型的蒸汽發(fā)生器傳熱管無損檢測技術(shù)條件中，要求直管內(nèi)穿渦流信噪比是以4個(gè)φ0.66 mm通孔為基準(zhǔn)的；RCCM要求為以4個(gè)φ1 mm通孔為基準(zhǔn)，渦流基準(zhǔn)信號(hào)幅值后者約為前者的2.3倍，若均以4個(gè)φ1 mm通孔為基準(zhǔn)，AP1000/CAP1400堆型的蒸汽發(fā)生器傳熱管無損檢測技術(shù)條件中信噪比要求約為46，遠(yuǎn)高于RCCM規(guī)范。② RCCM規(guī)范規(guī)定了局部和背景信噪比的下限，AP1000/CAP1400堆型的蒸汽發(fā)生器傳熱管無損檢測技術(shù)條件中，規(guī)定了全管任意軸向0.5 m長度的信噪比下限(相當(dāng)于背景信噪比)，對(duì)于噪聲的測量范圍要求不同。③ 以上兩者都沒有明確規(guī)定具體的噪聲測量方法(噪聲信號(hào)實(shí)際上存在峰峰值、均方根等的測量方法)。

AP1000/CAP1400堆型蒸汽發(fā)生器傳熱管無損檢測技術(shù)條件中對(duì)傳熱管直管信噪比檢測的要求與RCCM規(guī)范存在噪聲測量范圍和驗(yàn)收要求的不同，同時(shí)也未明確測量方法。筆者針對(duì)AP1000/CAP1400堆型蒸汽發(fā)生器傳熱管無損檢測技術(shù)條件中，傳熱管直管渦流檢測的噪聲測量方法和驗(yàn)收要求進(jìn)行了分析和試驗(yàn)研究。

1 渦流檢測信號(hào)噪聲的理論研究

1.1渦流噪聲源分析

渦流檢測信號(hào)的噪聲可能來自于多方面，包括外界干擾信號(hào)、設(shè)備電路噪聲、管材內(nèi)表面粗糙度、

管材材料或尺寸不均勻、探頭抖動(dòng)信號(hào)等，這些影響因素均會(huì)成為渦流信號(hào)的噪聲源。

外界干擾信號(hào)一般是局部的信號(hào)(見圖1)，由于其僅影響范圍較小的渦流信號(hào)，且發(fā)生的概率較低，重新采集之后大部分會(huì)消失，所以對(duì)于0.5 m(管子軸向長度)平均噪聲這種測算方法的影響很小。

圖1 局部外界干擾信號(hào)示意

目前，經(jīng)核電裝備的制造設(shè)備加工后的管材內(nèi)表面粗糙度Ra基本都能達(dá)到小于0.8 μm，管材內(nèi)表面粗糙度對(duì)檢測的影響很小。

渦流檢測信號(hào)的電路本底噪聲是指包括放大器在內(nèi)的渦流電路器件引起的渦流信號(hào)電噪聲，與其他電路電噪聲相同，其信號(hào)大小和分布呈隨機(jī)性，是渦流噪聲的主要來源之一。

渦流探頭抖動(dòng)信號(hào)是探頭在管內(nèi)移動(dòng)過程中發(fā)生晃動(dòng)產(chǎn)生的信號(hào)，目前AP1000/CAP1400蒸汽發(fā)生器傳熱管采用的渦流探頭的線圈直徑約為φ14.2 mm，探頭與管內(nèi)壁(內(nèi)徑φ15.46 mm)間隙較小，雖然探頭有支撐結(jié)構(gòu)，但其仍會(huì)發(fā)生晃動(dòng)并產(chǎn)生噪聲。

Inconel 690合金管材尺寸的不均勻是指外徑和壁厚的不均勻，如外徑橢圓和單邊壁厚。其主要由采用的管坯尺寸偏差不佳、變形工裝形狀不佳、矯直操作不佳等因素引起(見圖2)。

圖2 Inconel 690合金管材尺寸不均勻示意

AP1000/CAP1400蒸汽發(fā)生器傳熱管的生產(chǎn)對(duì)于最終U型管的橢圓度(安裝在蒸汽發(fā)生器后面的傳熱管Row16-146最大允許1.6%)、外徑φ(17.48±0.09) mm、壁厚(0.92～1.10 mm)都有控制，對(duì)于渦流630 kHz差分Bobbin探頭的通道管橢圓和單邊壁厚變化影響可以忽略。但渦流對(duì)于管材壁厚和內(nèi)徑的變化都比較靈敏，所以直徑變化和壁厚的變化都可能造成渦流噪聲。AP1000/CAP1400蒸汽發(fā)生器傳熱管目前的生產(chǎn)工藝有冷軋和冷拔2種。周期式冷軋管軋輥隨機(jī)架的往復(fù)運(yùn)動(dòng)在軋件上滾軋，軋輥進(jìn)程時(shí)管坯被旋轉(zhuǎn)送進(jìn)，管坯被變形至需要的尺寸，管內(nèi)壁的芯棒也作相應(yīng)旋轉(zhuǎn)，軋輥返程時(shí)可以消除壁厚不均并提高尺寸精度，如此進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動(dòng)。加工使得管內(nèi)呈現(xiàn)了螺旋狀尺寸微觀不均勻的現(xiàn)象，這也是周期式冷軋管的特點(diǎn)，也因此增大了渦流的噪聲。對(duì)于冷拔管，其工藝特點(diǎn)是“變形過程的連續(xù)性”，所以管材尺寸精度較高，渦流噪聲較小。

圖3 四種波形信號(hào)示意

1.2噪聲測量方法

渦流噪聲的測量方法目前主要有2種：峰峰值(VPP)測量法和均方根(RMS)測量法。前者為局部峰峰值最大值，后者為與均值的偏差均方根值。而相對(duì)于這兩種不同的噪聲測量方法，信噪比的測算方式也有2種。

第一種為國內(nèi)目前主要采用的方法。

式中：SNR為信噪比；VPPs為信號(hào)的峰峰值；VPPn為噪聲的峰峰值。

采用VPP進(jìn)行測量，測量窗口內(nèi)測出的是最大值，測量窗口中的其他位置噪聲對(duì)測量值沒有影響。對(duì)于AP1000/CAP1400堆型蒸汽發(fā)生器傳熱管信噪比的測量，則噪聲VPP替換為任意0.5 m的平均噪聲PP。

式中：m為在0.5 m范圍內(nèi)選取噪聲測量的取樣數(shù)，取樣數(shù)m由測量窗口大小、測量窗口步進(jìn)數(shù)和0.5 m范圍3者(數(shù)據(jù)點(diǎn)數(shù))共同決定。

第二種為國外主要采用的方法。

不同于VPP的測量，采用RMS進(jìn)行測量，測出的是整個(gè)測量窗口中的噪聲情況。對(duì)于AP1000/CAP1400堆型蒸汽發(fā)生器傳熱管信噪比的測量，國外廠商對(duì)k值的選取也不相同。RMS的x,y方向分量的計(jì)算方式如下所述。

式中：RMSx為RMS的x方向分量；n為數(shù)據(jù)點(diǎn)數(shù)量。

式中：RMSy為RMS的y方向分量。

對(duì)于AP1000/CAP1400規(guī)范要求的平均信噪比，將RMS替換為0.5 m平均噪聲。

如果不同廠商對(duì)信噪比的測量和計(jì)算方法不相同，會(huì)造成最終信噪比結(jié)果的不同。各信噪比相互之間不具有可比性，也會(huì)存在驗(yàn)收要求不一致的問題。所以，對(duì)于以上2種信噪比的測量及計(jì)算方法(VPP和RMS)，需要通過試驗(yàn)進(jìn)行分析比較，才能得到VPP和RMS之間的折算系數(shù)k。

1.3噪聲RMS和VPP比值的研究

對(duì)于連續(xù)的波形，RMS的值等于波函數(shù)的平方在一個(gè)周期內(nèi)的積分除以周期開根號(hào)，從數(shù)學(xué)上可以用式(10)表示。

式中：V(t)為電壓幅值；T為時(shí)間。

利用式(10)計(jì)算不同波形信號(hào)(見圖3)的RMS與VPP的關(guān)系。

對(duì)于方波信號(hào)VPP與RMS有以下的關(guān)系：

對(duì)于正弦信號(hào)VPP與RMS有以下的關(guān)系：

對(duì)于三角波信號(hào)VPP與RMS有以下的關(guān)系：

一般波形所占面積越大，其RMS也越高，而VPP僅代表波形局部幅值，所以就方波、正弦波以及三角波而言，若波幅相同，則方波RMS最高，正弦波介于三角波和正弦波之間。

呈隨機(jī)性電噪聲(白噪聲)的信號(hào)一般服從高斯分布(正態(tài)分布)，其概率分布函數(shù)(一維)如式(14)所示。

式中：μ為均值；σ為標(biāo)準(zhǔn)差。

則約68.3%的數(shù)值分布在距離平均值有1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)差之內(nèi)的范圍，約95.4%的數(shù)值分布在距離平均值有2個(gè)標(biāo)準(zhǔn)差之內(nèi)的范圍，約99.7%的數(shù)值分布在距離平均值有3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)差之內(nèi)的范圍，電噪聲正態(tài)分布示意如圖4所示。

圖4 電噪聲正態(tài)分布示意

隨機(jī)電噪聲的VPP與RMS以及取樣數(shù)量(測量范圍)有直接的關(guān)系：① 最大噪聲值VPP≤2×RMS，這部分噪聲占比68.3%；② 最大噪聲值VPP≤4×RMS，這部分噪聲占比為95.4%；③ 最大噪聲值VPP≤6×RMS，這部分噪聲占比為99.7%。

理論上講，隨著測量數(shù)量的增大，噪聲信號(hào)的VPP與RMS之間的比值就越大。

2 試驗(yàn)方法

2.1噪聲VPP和RMS的值受到測量范圍影響的研究

選擇某管材生產(chǎn)廠的核電堆CAP1400鎳基合金管材(長1.5 m)，采樣率1 800點(diǎn)·s-1，檢測速度300 mm·s-1，測量窗口選在長為1.5 m管的中央，對(duì)噪聲的RMS進(jìn)行測量，逐步增大測量窗口，結(jié)果如表1所示。

表1 噪聲RMS隨測量窗口范圍的變化

依據(jù)表1得出，噪聲RMS受到測量窗口大小的影響不大。

再測量噪聲VPP隨測量窗口大小的變化情況，結(jié)果如圖5所示。

圖5 噪聲VPP隨測量窗口大小的變化

從圖5可以得出：隨著測量窗口的增大，噪聲VPP逐漸增大；測量窗口增大到一定的程度(500點(diǎn)左右，約83 mm)，噪聲VPP逐漸趨于飽和。

噪聲VPP會(huì)隨著測量窗口而增大，所以對(duì)測量窗口有必要做統(tǒng)一規(guī)定。實(shí)際渦流檢測中，測量窗口的選取原則為能夠框住渦流標(biāo)定樣管的渦流信號(hào)。對(duì)渦流標(biāo)定樣管上人工缺陷的信號(hào)長度進(jìn)行測量，測量結(jié)果如表2所示。

表2 對(duì)比樣管人工缺陷信號(hào)長度

基于表2的結(jié)論，參考EPRIPressurizedWaterReactorSteamGeneratorExaminationGuidelines標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)Bobbin探頭信噪比檢測窗口的規(guī)定，渦流噪聲VPP測量的窗口應(yīng)設(shè)為15.24 mm或更大。

2.2不同管材噪聲的RMS和VPP測量的比較

研究了國內(nèi)外幾家690合金管材生產(chǎn)廠的管材渦流信號(hào)的噪聲測量結(jié)果，不同廠家RMS與VPP測量結(jié)果比較如圖6所示(J公司的是非SG的傳熱管，S公司的是Row138的傳熱管，B公司的是Row123的傳熱管，Z公司的是Row11的傳熱管)。分別測量了其VPP和RMS。選取1.5 m長的管材，測量窗口15.24 mm，步進(jìn)15.24 mm。

根據(jù)以上的測試結(jié)果，可以得到：① 渦流噪聲的VPP比RMS的幅值要大；② 渦流噪聲VPP變化的幅度要明顯大于RMS；③ 渦流噪聲RMS和VPP變化均無明顯規(guī)律可循。

為了進(jìn)一步了解渦流噪聲RMS和VPP之間的數(shù)值關(guān)系，對(duì)以上4根管材的數(shù)據(jù)RMS和VPP進(jìn)行相除，結(jié)果如圖7所示。

根據(jù)以上的測量結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)得到：①VPP與RMS的比值對(duì)應(yīng)不同位置不斷變化，無明顯規(guī)律可循；② J公司管材噪聲VPP與RMS的比值大部分落在

圖6 各公司管材噪聲VPP與RMS測量結(jié)果比較

圖7 各公司管材噪聲VPP與RMS的比值

2.8～3.5(約83.5%的數(shù)據(jù)點(diǎn))之間，平均值為3.1；③ S公司管材噪聲VPP與RMS的比值大部分落在2.8～3.8(約83.5%的數(shù)據(jù)點(diǎn))之間，平均值為3.2；④ B公司管材噪聲VPP與RMS的比值大部分落在2.85～4.42(約82.6%的數(shù)據(jù)點(diǎn))之間，平均值為3.6；⑤ Z公司管材噪聲VPP與RMS的比值大部分落在2.8～4.38(約83%的數(shù)據(jù)點(diǎn))之間，平均值為3.9。

上述結(jié)果表明，對(duì)于不同廠商生產(chǎn)的相同690合金管材，其VPP與RMS的比值不相同，對(duì)于同一根管材的不同區(qū)域也不同。下面結(jié)合噪聲信號(hào)的分析，進(jìn)一步研究這一比值。

截取國內(nèi)外幾家690合金管材生產(chǎn)廠的渦流檢測信號(hào)圖并放大，計(jì)算VPP與RMS的比值，比較結(jié)果如表3所示。各公司合金管材的渦流檢測噪聲信號(hào)號(hào)放大結(jié)果如圖8所示。

表3 不同生產(chǎn)廠690合金管材噪聲比較

圖8 各公司690合金管材的渦流檢測噪聲信號(hào)放大結(jié)果

另外，除了Z公司生產(chǎn)的管材采用拉拔工藝外，其他公司均采用軋制工藝，根據(jù)理論分析，拉拔管不存在周期性噪聲。經(jīng)推斷，軋制管的噪聲主要來源于軋制管的工藝產(chǎn)生的周期性管材不均勻，事實(shí)上這一點(diǎn)也經(jīng)過國內(nèi)管材廠的證實(shí)。

2.3噪聲對(duì)缺陷的影響

2.3.1 不同尺寸點(diǎn)狀缺陷信號(hào)與噪聲幅值

對(duì)于點(diǎn)狀缺陷顯示，在690合金管材(外徑×壁厚為φ17.48 mm×1.01 mm)的樣管上加工不同孔徑的通孔，規(guī)格分別為φ0.1，φ0.3，φ0.5，φ0.7，φ1，φ1.3 mm。不同尺寸通孔信號(hào)測量結(jié)果如表4所示。

2.3.2 不同尺寸裂紋信號(hào)與噪聲幅值情況

對(duì)于裂紋顯示，在外徑×壁厚為φ17.48 mm×1.01 mm鎳基合金管材的樣管上加工不同長度的周向和軸向裂紋，其測量結(jié)果如表5～6所示。

根據(jù)以上數(shù)據(jù)：當(dāng)渦流缺陷信號(hào)小到與噪聲信號(hào)相當(dāng)或接近時(shí)，會(huì)對(duì)缺陷信號(hào)產(chǎn)生較大的影響，但仍可發(fā)現(xiàn)缺陷。對(duì)于噪聲水平在0.2 V以下(即信噪比20以上)的管材，缺陷檢出和定量檢測水平為：① 發(fā)現(xiàn)φ0.1 mm通孔，無法定量；② 發(fā)現(xiàn)4 mm長20%深周向裂紋，定量受影響；③ 發(fā)現(xiàn)2 mm長20%深周向裂紋，可定量。

表4 不同尺寸通孔信號(hào)測量結(jié)果

表5 不同長度的周向裂紋信號(hào)測量結(jié)果

表6 不同長度的軸向裂紋信號(hào)測量結(jié)果

3 結(jié)語

通過試驗(yàn)給出了渦流信噪比檢測方法的2條具體實(shí)施細(xì)則，分析了渦流噪聲的來源，結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)，推斷出軋制管的噪聲來源主要為軋制工藝，為降低噪聲提供了改進(jìn)方向。從目前國內(nèi)外的幾家管材生產(chǎn)廠商的實(shí)際信噪比的檢測結(jié)果來看，相同軋制工藝下，國內(nèi)廠商生產(chǎn)的管材噪聲水平已經(jīng)和國外接近，信噪比遠(yuǎn)超20，而國外采用拉拔工藝管材的信噪比是最高的。得出在管材信噪比20以上的條件下，渦流檢測靈敏度的變化特征，證實(shí)了后續(xù)蒸汽發(fā)生器傳熱管役前和在役檢測的可行性。最后分析了渦流噪聲信號(hào)的來源，并通過軟硬件手段抑制噪聲。文章為蒸汽發(fā)生器渦流噪聲檢測的進(jìn)一步研究提供了參考。

NoiseCharacteristicsofInternalEddyCurrentTestingofSteamGeneratorHeatExchangeTubeandTheirMeasurement

GUO Yun1, WANG Huafeng2, HU Enyi1

(1.State Nuclear Power Plant Service Company, Shanghai 200233, China; 2.Baoyin Special Steel Co., Ltd., Yixing 214200, China)

Measuring methods of noise peak to peak voltage (VPP) and noise root mean square (RMS), noise influence factors and sources, and ratio of VPP to RMS are researched in the paper. The results indicate that rolling tubing noise mainly appears periodically and drawn tubing (Inconel690 alloy tube)noise mainly occurs randomly, and the ratio of VPP to RMS is recommended to be π. Additionally, the influence of noise on defects (pitting and crack) is also researched.

steam generator heat exchange tube; eddy current noise; peak to peak voltage;root mean square

2017-06-25

郭 韻(1983-)，男，高級(jí)工程師，主要從事核電廠役前和在役渦流檢測工作

郭 韻，guoy@snpsc.com

10.11973/wsjc201711005

TG115.28

A

1000-6656(2017)11-0020-07