圖 1 發動機噴注器實物及其直線型，圓弧型焊縫結構示意
分享：火箭發動機噴注器焊縫熔深的渦流檢測
噴注器是液體火箭發動機燃燒室的關鍵部件之一，其功能是將燃料和氧化劑按一定比例噴入燃燒室進行燃燒，實現航天發動機功能。然而，由于噴注器結構復雜，檢測空間狹小，檢測精度要求高，現有無損檢測技術尚無法實現焊縫熔深的有效評價。為此，對其結構開展無損檢測技術研究，探尋有效的焊縫熔深無損定量評價方法，實現噴注器焊縫熔深的高精度檢測非常重要。
焊縫熔深檢測原理上可采用渦流檢測、射線檢測、超聲檢測等技術。由于噴注器電子束焊縫為內凹結構，焊縫熔深相當于一條垂直于上表面的裂紋缺陷，不適于采用垂直入射超聲檢測方法，且電子束焊縫間距狹窄，周圍遍布不同直徑的噴注孔，也不利于采用斜入射超聲檢測技術。同時噴注盤為不銹鋼材料，直徑厚度較大，微焦點工業CT系統難以穿透噴注盤進行有效成像檢測，X射線透射法原理上也無法反映出焊縫熔深深度信息。渦流檢測技術在檢測金屬焊縫表面和近表面缺陷方面具有很高的靈敏度，是一種非接觸式無損檢測方法，且檢測探頭尺寸小，構型多樣靈活，可實現狹小空間環境下的無損檢測，有望用于焊縫熔深評價。
針對液體火箭發動機噴注器電子束焊接中出現的焊縫熔深控制難，缺乏有效測量方法的問題，文章通過開展噴注器不同熔深焊縫渦流檢測的數值模擬和試驗，明確噴注器電子束焊縫熔深與渦流檢測信號之間的關聯關系，驗證渦流檢測方法對噴注器焊縫熔深定量評價的可行性。
1. 數值仿真
發動機噴注器由一個噴注盤和多個大小不同的噴注環焊接而成。每個噴嘴環由內外側兩條電子束焊縫與噴注盤連接，相鄰焊縫的中心間距約為2 mm，且焊后表面有余高，發動機噴注器實物及其直線型，圓弧形焊縫結構示意如圖1所示，噴注器焊縫形式為對接焊縫，焊縫截面金相照片如圖1（b）所示。電子束焊接質量決定著噴注器結構的完整性和可靠性，關系到液體火箭發動機的安全穩定運行。文章基于退化向量位方法的棱邊有限元渦流檢測信號計算程序[1]，開展焊縫熔深渦流檢測數值仿真。該方法通過在空氣區域采用退化向量位，將空氣區域激勵電流源的影響通過導體界面耦合進導體區域實現渦流場和信號計算。由于其無需對線圈進行單元剖分，對渦流檢測信號的計算非常有效，故筆者采用該方法對不同熔深和檢測頻率下Pancake和TR探頭的渦流檢測信號進行計算，分析渦流檢測方法對熔深評價的有效性[2-4]。
1.1 計算模型
根據噴注器的幾何結構及焊縫特點，首先建立了如圖1所示的渦流檢測方板計算模型和弧形計算模型。模型中以上表面凹槽模擬焊縫區域，用取不同深度沿焊縫的下表面裂紋即熔深缺陷來模擬不同熔深的影響，即不同的熔深缺陷對應不同的熔深。同時設置了上表面槽缺陷用來考慮結構形狀和焊縫表面對信號的影響。計算中，對模型和周圍空氣區域采用六面體單元進行網格劃分，單元個數設置為35 112，相應節點數設置為38 610。為保障計算精度，在缺陷附近采用了較密的單元劃分。這兩種簡化噴注器渦流檢測計算模型的尺寸和材料物理參數如表1所示。
Table 1. 仿真模型尺寸與材料物理參數
| 結構 | 焊縫位置 | 項目 | 參數 |
|---|---|---|---|
| 噴注板 | 方板 | 長/mm | 30 |
| 寬/mm | 30 | ||
| 厚/mm | 2.7 | ||
| 圓弧 | 彎曲半徑/mm | 50 | |
| 方板/圓弧 |
電導率/mS · m−1 相對磁導率 |
1.0 1.0 |
|
| 熔深缺陷(外裂紋) | 方板/圓弧 | 深度/mm |
0.8，1.1，1.3 1.5，2.0，2.5 |
| 長度/mm | 10 | ||
| 寬度/mm | 0.2 | ||
| 內裂紋 | 方板/圓弧 | 深度/mm | 0.5 |
| 長度/mm | 5 | ||
| 寬度/mm | 0.2 | ||
| 模擬焊縫 | 方板/圓弧 | 長度/mm | 30 |
| 寬度/mm | 2 | ||
| 深度/mm | 0.2 |
1.2 Pancake探頭檢測數值分析
1.2.1 Pancake探頭檢測數值計算模型
為明確渦流檢測方法對熔深不足缺陷的檢測可行性，首先采用圖2所示的標準Pancake線圈探頭掃查路徑進行檢測信號模擬計算，線圈的具體參數如表2所示。在21個沿焊縫的掃查位置（-10~10 mm，以1 mm為間距）設置探頭，計算相應點有無熔深缺陷時線圈的阻抗信號的實部和虛部，取其差值作為熔深不足導致的信號變化。為明確不同激勵頻率對檢測信號的影響，根據板厚和電導率特點，對4種激勵頻率（10，50，100，200 kHz）下的檢測信號分別進行仿真計算。
圖 2 針對板形模型的Pancake探頭掃查路徑示意
Table 2. Pancake線圈仿真模型參數
| 項目 | 參數 |
|---|---|
| 內徑/mm | 1.2 |
| 外徑/mm | 3.2 |
| 厚度/mm | 0.8 |
| 提離/mm | 0.5 |
| 匝數 | 140 |
1.2.2 Pancake探頭數值結果分析
（1）不同激勵頻率下的檢測信號
不同激勵頻率下Pancake探頭對深度0.8 mm外表面槽的檢測信號計算結果如圖3所示，可見，激勵頻率增加時，熔深缺陷導致的檢測信號明顯變大。同時，不同頻率信號的相位角也有明顯不同，說明采用適當頻率對熔深缺陷進行定量評價非常重要。
圖 3 不同激勵頻率下Pancake探頭對深度為0.8 mm槽的檢測信號計算結果
（2）信號幅值、相位與焊縫熔深的關系
不同頻率下Pancake探頭計算信號的幅值相位和熔深關系的計算結果如圖4所示。由圖4（a）可見熔深變小時檢測信號的幅值顯著增大。由圖4（b）可見激勵頻率為10，50 kHz時相位隨缺陷深度均單調增加，但100，200 kHz時信號相位隨熔深并非單調變化，所以選擇合適的頻率對熔深缺陷的定量評價至關重要。基于圖4所示結果可以發現，50 kHz的相關曲線單調且變化較為明顯，適用于熔深缺陷的檢測評價。通過預先計算或試驗獲取不同深度熔深焊縫的渦流檢測信號幅值、相位建立定標關系曲線，實際應用中即可利用標定曲線法，分析檢測信號的相位和幅值對熔深缺陷深度進行無損評價。
圖 4 不同檢測頻率下Pancake探頭信號特征量和熔深缺陷深度的關系
1.3 TR線圈探頭檢測特性數值分析
1.3.1 TR線圈探頭數值計算模型
為比較不同渦流檢測探頭對熔深缺陷檢測的有效性，對圖5所示不同外徑、不同間距TR線圈渦流檢測探頭的檢測信號進行了模擬計算，探頭的具體參數如表3所示。計算中同樣在不同掃查位置點（-10~10 mm，以1 mm為間距）設置探頭，計算相應有無熔深缺陷時線圈阻抗信號的實部和虛部，求其差值獲取熔深不足導致的信號變化。同時以上表面缺陷的信號作為噪聲計算信噪比，用來優化探頭參數。
圖 5 TR探頭掃查路徑示意
Table 3. TR線圈仿真模型參數
| 項目 | 參數 |
|---|---|
| 內徑/mm | 1.2 |
| 外徑/mm | 2.0，2.6，3.2 |
| 厚度/mm | 0.8 |
| 提離/mm | 0.5 |
| 匝數 | 140 |
| 間距/mm | 0.0，1.0，2.0 |
1.3.2 噴注器焊縫模型TR檢測數值結果分析
（1）不同線圈間距、外徑探頭的檢測信號計算結果
計算中采用平板模型，用深1.1 mm的外表面槽缺陷模擬熔深，激勵頻率采用50 kHz。為研究探頭參數的影響，分別計算了不同參數探頭檢測有無熔深缺陷平板的阻抗信號，通過差分獲取熔深不足導致的信號變化。計算所得不同線圈間距探頭渦流檢測信號的實部和虛部的結果如圖6所示，各曲線為沿焊縫21個掃查點位置的熔深缺陷信號。
圖 6 線圈外徑為3.2 mm時不同線圈間距探頭的掃描檢測計算結果
（2）檢測信號信噪比與探頭參數的相關性
以外表面槽缺陷的信號幅值作為熔深不足信號S，內表面槽缺陷的信號幅值作為噪聲信號N，計算獲得了不同參數TR探頭熔深檢測信號的信噪比。不同線圈外徑和間距TR探頭的檢測信號幅值和信噪比如表4所示，信噪比和線圈間距的相關性曲線如圖7所示。不難發現，當線圈間距較小時，線圈外徑為3.2 mm時信噪比明顯較大。因此為降低上表面焊縫凹凸等對信號的影響，采用適當線圈探頭參數對熔深缺陷的檢測和定量非常重要。根據表4計算結果，線圈探頭外徑為3.2 mm，間距為0 mm時效果相對最佳。
Table 4. 不同線圈外徑和間距環焊縫處熔深缺陷最大幅值和信噪比
| 間距/mm | 信號參數 | 外徑 | ||
|---|---|---|---|---|
| 2 mm | 2.6 mm | 3.2 mm | ||
| 0 | S/mV | 0.651 | 0.880 | 0.812 |
| N/mV | 1.200 | 2.680 | 1.390 | |
| S/N | 0.543 | 0.328 | 0.584 | |
| 1 | S/mV | 0.258 | 0.185 | 0.641 |
| N/mV | 2.020 | 4.300 | 7.300 | |
| S/N | 0.128 | 0.043 | 0.088 | |
| 2 | S/mV | 0.147 | 0.864 | 1.540 |
| N/mV | 2.280 | 3.600 | 6.400 | |
| S/N | 0.064 | 0.241 | 0.242 | |
圖 7 信噪比隨探頭間距和外徑變化的計算結果(TR探頭，50 kHz)
2. 試驗過程與結果分析
2.1 Pancake探頭渦流檢測可行性試驗驗證
基于計算結果，設計制作了Pancake渦流檢測探頭，利用圖8所示渦流檢測儀器對平板焊縫模擬試件（見圖9）開展了檢測試驗。試驗中采用50 kHz的激勵頻率沿平行焊縫方向進行掃查，其檢測結果如圖10所示。不同熔深缺陷處有不同大小的明顯信號變化，而無缺陷處信號基本不變。結果說明，基于渦流檢測信號的幅值評價噴注器電子束焊縫熔深變化具有可行性。
圖 8 渦流檢測儀器實物
圖 9 噴注器平板試件及裂紋位置示意
圖 10 噴注器平板沿平行焊縫方向的掃查信號
2.2 Pancake探頭不同熔深檢測試驗結果
為驗證渦流檢測信號和實際熔深信號的相關性，利用Pancake探頭對圖11所示的具有不同熔深電子束焊縫的噴注器模擬試件開展了渦流檢測試驗。不同數字處的電子束焊縫具有不同熔深，破壞測量所得實際熔深如表5所示。所采用的Pancake檢測探頭參數與表2所示計算參數相同。對不同熔深焊縫由外向圓心處逐個焊縫進行了0提離檢測，即按照提離移動、接觸檢測、提離移動到下一焊縫、接觸檢測的流程對所有焊縫開展重復檢測。得到的不同焊縫的檢測信號的實部和虛部信號如圖12所示，圖中數字對應相應焊縫處的檢測信號。圖12（b）為焊縫處檢測信號的李薩如圖，可見不同熔深焊縫對應檢測信號的相位明顯不同。隨熔深變小，檢測信號點在相空間順時針旋轉排布。這一結果說明，不同相位對應不同焊縫熔深，可以基于事先確定的相位熔深標定曲線，利用檢測信號相位對熔深進行定量評價（基于標定曲線方法）。
圖 11 噴注器電子束焊縫模擬試件實物、剖面圖和Pancake探頭實物
Table 5. 不同焊縫熔深的測量結果
| 項目 | 焊縫編號 | ||||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 1-1 | 2-1 | 2-2 | 3-1 | 3-2 | 4-1 | 4-2 | 5-1 | 5-2 | 6-1 | 6-2 | |
| 焊縫熔深/mm | 2.3 | 2.2 | 1.9 | 1.4 | 1.4 | 0.7 | 0.8 | 0.4 | 0.3 | 0.2 | 0.2 |
| 相位/（°） | 360 | 275 | 275 | 234 | 234 | 207 | 207 | 40 | 40 | 27 | 27 |
圖 12 不同熔深焊縫的檢測信號
根據試驗所得的不同熔深焊縫對應檢測信號的相位特征，對6組相位信號進行數據分析，除去平衡數據1，將其中4組信號數據進行擬合（熔深0.2，0.4，0.8，2.2 mm），基于標定曲線方法對熔深進行定量評價，得到不同熔深焊縫對應的相位標定曲線如圖13所示，可見標定曲線與試驗所得相位特征基本吻合，根據實際熔深與標定曲線對應熔深值的對比，可知擬合曲線的擬合優度
圖 13 不同熔深焊縫對應的相位標定曲線
3. 結論
文章針對液體火箭發動機噴注器電子束焊縫熔深的渦流檢測定量評價方法開展了數值仿真和試驗。數值仿真分析結果表明，Pancake和TR構型渦流檢測探頭信號的幅值和相位均與熔深有密切關系，可以基于檢測信號實現熔深評價。同時，TR探頭的線圈間距越小，焊縫對檢測信號的影響越小。試驗結果驗證了渦流檢測信號對熔深缺陷進行定量評價的可行性，可通過試驗建立不同熔深與渦流檢測信號幅值、相位的標定曲線，利用標定曲線法實現熔深評價。另外，數值模擬和試驗均表明，Pancake探頭構型對焊縫熔深檢測具有更高的靈敏度。
文章來源——材料與測試網
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