Акустические методы
УДК 620.179.16
РАСЧЕТ АКУСТИЧЕСКОГО ТРАКТА ДЛЯ ТРЕЩИНОПОДОБНОГО
КОРРОЗИОННО-МЕХАНИЧЕСКОГО ДЕФЕКТА
© 2019 г. А.Д. Жуков1,*, М.В. Григорьев2,**, В.Н. Данилов3,***
1ФГБОУ ВО «Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана», Россия
105005 Москва, ул. 2-я Бауманская, 5, стр. 1
2ФГАУ «Научно-учебный центр «Сварка и контроль» при МГТУ им. Н.Э.Баумана», Россия
105005 Москва, Госпитальный пер., 4/6
3ГНЦ АО «Научно-производственное объединение «Центральный научно-исследовательский институт
технологии и машиностроения», Россия 115088 Москва,
ул. Шарикоподшипниковская, 4
Поступила в редакцию 25.03.2019; после доработки 24.05.2019
Принята к публикации 29.05.2019
Для предложенной ранее модели углового отражателя, в основании которого выпуклая цилиндрическая поверх-
ность, предназначенного для имитации трещиноподобных коррозионно-механических дефектов, в приближении гео-
метрической акустики получены формулы акустического внутритрубного инспекционного прибора (ВИП) высокого
разрешения. По результатам моделирования показано влияние геометрических характеристик предложенной модели
углового отражателя на амплитуду отраженных от его поверхности наклонно падающих поперечных волн в сравнении
с регламентированной нормативно-технической документацией моделью углового отражателя, выходящего на плоскую
поверхность.
Ключевые слова: магистральный нефтепровод, внутритрубный инспекционный прибор, комбинированный дефект,
наклонный преобразователь, акустический тракт, угловой отражатель, ультразвуковой контроль.
DOI: 10.1134/S0130308219070017
Обеспечение надежной и безопасной эксплуатации магистральных нефтепроводов (МН) в зна-
чительной степени зависит от эффективности применяемых при их диагностике внутритрубных
инспекционных приборов (ВИП) [1], основной задачей которых является выявление и идентифи-
кация дефектов, регламентированных в [1]. Одним из наиболее опасных дефектов по [1], выявля-
емых в ходе внутритрубной диагностики (ВТД), являются трещины, включающие трещиноподоб-
ный коррозионно-механический дефект [1]. Учитывая, что при использовании акустических ВИП
основным информационным признаком при идентификации таких дефектов является амплитуда
эхосигнала, представляет интерес рассмотреть акустический тракт ВИП для трещиноподобного
коррозионно-механического дефекта. К сожалению, в настоящее время полноценное использова-
ние акустического тракта для такого дефекта изучено недостаточно подробно.
Целью настоящей работы было исследование акустического тракта трещиноподобного корро-
зионно-механического дефекта. В [2] при рассмотрении акустического тракта для такого дефекта
предложено использовать модель, представляющую собой протяженный угловой отражатель
с высотой вертикальной грани Lb, в основании которого — протяженная выпуклая цилиндрическая
поверхность (рис.1), радиусом b (R в [2]), выступающая на δ (h в [2]) относительно донной поверх-
ности объекта контроля (ОК). Выпуклая цилиндрическая поверхность, исходя из размеров реаль-
ных дефектов по [3], имитирует общие коррозионные повреждения или вмятины по [1, 3], от
которых развивается рассматриваемый трещиноподобный дефект [1].
Исходя из конфигурации предложенного углового отражателя, ниже в рамках геометрической
акустики были рассмотрены процессы взаимодействия падающих на его поверхность поперечных
волн вертикальной (SV) поляризации с целью определения теоретической модели акустического
тракта ВИП. Решение рассмотрено для коротковолнового приближения, при котором Lb и b значи-
тельно превышают длину поперечных волн λt. Размеры самого отражателя, исходя из размеров
реальных дефектов, приведенных в [3], определяются соотношением b >> Lb и b >> δ.
Для акустических ВИП высокого разрешения, предназначенных для выявления трещинопо-
добных дефектов [1, 4], как показано на рис.1, излучение и прием акустических волн, взаимодей-
ствующих с поверхностью отражателя (1), осуществляются расположенным под заданным углом
к поверхности стенки трубопровода (2) пьезопреобразователем (ПЭП) (3), помещенным в иммер-
сионный слой жидкости толщиной hим (4). Такая схема, согласно [5, 6], рассматривалась в первом
приближении геометрической акустики как акустический тракт совмещенного наклонного преоб-
4
А.Д. Жуков, М.В. Григорьев, В.Н. Данилов
2а
3
O1
4
l
l0
β
x0
2
X
O
O
в
α0
α
R0
R
Z0
K
Z
P
b
ψ
1
Рис. 1. Расчетная схема акустического тракта углового отражателя, в основании которого выпуклая цилиндрическая
поверхность:
1 — протяженный угловой отражатель с выпуклым цилиндрическим основанием по [2] (для рассматриваемой модели b >> δ и b >> Lb);
2 — стенка магистрального трубопровода в продольном сечении с параллельными гранями (кривизна самого трубопровода не учиты-
вается); 3 — излучающая поверхность преобразователя; 4 — иммерсионный слой.
разователя с величиной задержки призмы l0 по центральному лучу и l по текущему углу ввода, что
соответствует пути УЗ лучей в иммерсионном слое hим (см. рис. 1). Для приведенной на рис.1
основной плоскости (XOZ): H — толщина стенки магистрального трубопровода в продольном
сечении с параллельными гранями (кривизна самого трубопровода ввиду его большого диаметра
не учитывалась); h — глубина залегания торцевой (вертикальной) поверхности отражателя Lb,
выходящей на поверхность основания, то есть в точку P вершины цилиндрической поверхности,
расположенной на расстоянии x0 от точки O (начало координат) ввода центрального луча, падаю-
щего из центра O1 круглой пьезопластины радиусом а; углы β0 и α0 — углы падения продольной
волны в призме ПЭП и преломления (для поперечной волны) вдоль акустической оси, β — угол
падения продольной волны в точку ввода Ов, α —угол падения поперечной волны из точки Ов в
точку P для которых R0 = OP и R = OвP.
Поле рассеивания падающих на поверхность углового отражателя волн в общем случае имеет
достаточно сложную структуру, включающую по [7—10]: зеркально-отраженные волны, дифраги-
рованные волны на вершине вертикальной грани K, а также волны, образованные в результате
взаимодействия со свободной поверхностью, поле которых определяется совокупностью боковых
волн, а также волн, смещенных в результате эффекта «незеркального» отражения.
Чтобы описать вышеперечисленные процессы взаимодействия акустических волн с поверхно-
стью углового отражателя в [7, 8], на основании метода Кирхгофа, было получено выражение,
определяющее коэффициент пропорциональности эквивалентной площади плоскодонного отра-
жателя S к площади вертикальной грани углового отражателя S1:
S
=
R
(α)
R
(
π/2−α
)
sin
(
α
)
,
(1)
2S
1
S — площадь плоскодонного отражателя; S1 — площадь углового отражателя.
Дальнейшие исследования, результаты которых приведены в [8, 9], показали, что для углов,
близких к критическим, наблюдается значительное расхождение расчетных и экспериментальных
данных [9] ввиду увеличения влияния образующихся боковых волн. Для их учета в [9] было полу-
чено обобщенное выражение (2), которое, как видно из приведенных в [9] результатов, достаточно
Дефектоскопия
№ 7
2019
Расчет акустического тракта для трещиноподобного коррозионно-механического дефекта
5
точно описывает отражательную способность угловых отражателей, однако его использование для
инженерных расчетов может быть ограничено
2S
Q
(
π/2−δ
)
Ψ
1
δ
A
=
sinϕ′ 1+
K
R ϕ′ R(π/2− ϕ′
,
∆
2
р
(
р
р
)
(2)
λ
Q
π/2− ϕ′
Ψ
t
(
р
)
где, согласно [9]: π/2 - ϕ′р — угол падения волны из реального источника на отражатель;
|Ψδ/Ψ| — отношение амплитуд боковой волны и зеркально отраженной от основания отражателя
объемной волны [9]; K — множитель, учитывающий ослабление поля при отражении волны от
вертикальной грани при ϕ′р → π/2 - δ, где π/2 - δ — угол падения боковой волны Ψδ на вертикаль-
ную грань; A∆ из [8] — коэффициент, характеризующий отражательную способность отражателя
и связывающий амплитуду падающей |Ψδ| и отраженной |Ψ'| волны, |Ψ'| = A∆ (λt / R)|Ψ0| [9].
Ввиду сложности моделирования поля рассеивания, образованного в результате взаимодействия
поперечных волн с поверхностью углового отражателя, на практике для описания трансформации
акустических волн на поверхности отражателя, влияния дифрагированных волн и процессов, про-
текающих на свободной поверхности, используют полученный экспериментально [11—15] коэффи-
циент отражения G(α), значение которого можно определить графически (рис. 2), либо аналитиче-
ски путем интерполяции этого графика кусочно-заданной функцией, приведенной в [15].
Для предложенной на рис.1 модели углового отражателя положение вертикальной составляю-
щей Lb совпадает с нормалью, проведенной к выпуклой поверхности основания через вершину P
(см. рис.1). Тем самым, в области, бесконечно близкой к месту пересечения основания и верти-
кальной составляющей отражателя, ввиду того, что b > Lb, будет наблюдаться ситуация, при кото-
рой вертикальная грань Lb и касательная к выпуклому цилиндрическому основанию образуют
прямой угол, что также позволяет использовать коэффициент G(α) для предложенной модели
углового отражателя (см. рис. 2).
G
3
Lb = 1 мм
Lb = 2 мм
2
Lb = 4 мм
1
Lb = ∞
30º
40º
50º
60º
70º
φотр
Рис. 2. Коэффициент G(α) для угловых отражателей как функция от угла отражения φотр→α [13].
Ввиду наличия в основании выпуклой цилиндрической поверхности, как это было показано
в [2, 6, 15—19], в основной плоскости будет происходить дополнительное расхождение отражен-
ного акустического поля, связанное со смещением фазы образующих его лучей. В случае, если
радиус цилиндрической поверхности b→∞ неограниченно возрастает, то есть эта поверхность
становится плоской, удаленной от поверхности ввода УЗ пучка на расстоянии H, то, согласно
[14—19], формула акустического тракта для рассматриваемой модели акустического тракта для
углового отражателя, регламентированного в [20, 21], имеет следующий вид:
S L
cosε cosα
D
(α)
D
(α)
и
b
lt
tl
δP
=
G
(α)
Φ
(t)2
,
(3)
2
н
2λ
λ
cosβ
cos
α
t
t
lm+Rlm
+
R
2
cos
β
Дефектоскопия
№ 7
2019
6
А.Д. Жуков, М.В. Григорьев, В.Н. Данилов
где Sи — площадь круглой пьезопластины радиусом a с диаграммой направленности в основной
плоскости |Φн(t)|, t = kl1a sinε, где из рис.1: cosε = cos (β - β0), m = Cl1/ Ct, где Cl1 — скорость про-
дольной волны в призме; Ct — скорость поперечной волны в контролируемой среде; λt — длина
поперечной волны в среде; t = kl1a sinε kl1 — волновое число продольных волн в призме [19];
|Dlt(α)Dtl(α)| — коэффициенты трансформации продольной волны в поперечную (в среде) для излу-
чаемой волны и поперечной — в продольную (в призме преобразователя) для принимаемой [19].
В выражении (3) опущен множитель exp(-2δtR)exp(-2δl1l), учитывающий затухание сигнала, где δt
и δl1 — коэффициенты затухания [14] в материале и призме соответственно. Величина текущего
ввода α в точке Oв по направлению к точке P определяется путем численного решения уравнения:
l
0
sin
ϕ- αcos
ϕ=
(
tgβcos
β
0
−
sin
β
0
)
,
(4)
R
0
2
2
где
R
= x
+h
, sinϕ = x
/R
, cosϕ = h / R
, sinβ
= msinα
0
0
0
0
0
0
0
Тем самым, путь УЗ пучка в призме — l и ОК — R определяются по формулам:
l = l0cosβ0/cosβ, R = h/cosα.
Если радиус b — конечная величина, а направление нормали к цилиндрической поверхности
составляет угол ψ (см. рис.1), то в выражении коэффициента G(α)→G(α - ψ). Согласно результатам
работ [16, 19, 22—24], дополнительное расхождение волнового фронта в основной плоскости
(падения — отражения) при отражении от цилиндрической поверхности радиусом b описывается
дополнительным коэффициентом
bcos
(
α-ψ
)
2
(5)
cos
lm
α+
R+bcos
(
α-ψ
)
2
cos
β
В результате с учетом (3) и (5), формула акустического тракта для протяженного углового отра-
жателя, приведенного на рис.1, записывается как
S L
cosε cosα
G
(α-ψ)
D
(α)
D
(α)
bcos
(
α-ψ
)
и
b
lt
tl
δP
=
Φ
(t)2
(6)
2
2
н
2λ
λ
cosβ
cos
α
cos
α
t
t
lm+Rlm
+
R lm
+
R+bcos
(
α-ψ
)
2
2
cos
β
cos
β
Для компактного углового отражателя («зарубки»), в основании которого также выпуклая
цилиндрическая поверхность, в дополнительной плоскости будет происходить рассеивание на
отражающих гранях ограниченной ширины lb2, тем самым, согласно [6, 8, 9, 19], выражение (6)
примет вид:
S S
cosε
G
(
α-ψ
)
D
(α)
D
(α)
bcos
α-ψ
и зар
cosα
lt
tl
(
)
δP
=
Φ
(t)2
(7)
2
2
2
н
λ
cosβ
cos
α
cos
α
t
(
lm+R
)
lm
+
R lm
+
R+b
cos
(
α-ψ
)
2
2
cos
β
cos
β
На основании полученного выражения (6) было смоделировано изменение амплитуды сигнала,
отраженного от предложенной модели углового отражателя
δPкотр
, в сравнении с регламентируе-
мым НТД (то есть с плоским основанием)
δPротр
, по формуле (3), расположенных на одинаковой
max
р
к
глубине h = 10,0 мм (см. рис.1) и нормированных на величину
δP
отр
= max
(
δP
отр
, δP
отр
)
При про-
ведении расчета рабочая частота пьезопластины радиусом a = 3,0 мм составляла f = 4,0 МГц, зна-
чение задержки призмы l0 определялось исходя из величины иммерсионного слоя hим = 20,0 мм [4].
При проведении ВТД для ввода УЗ пучка непосредственно в стенку трубопровода используют
углы ввода до 50о [4]. Однако, чтобы оценить влияние кривизны углового отражателя на изменение
амплитуды эхосигнала при различных углах ввода при проведении моделирования, их диапазон
был расширен до 70о. Параметры излучателя при этом принимались одинаковыми.
Дефектоскопия
№ 7
2019
Расчет акустического тракта для трещиноподобного коррозионно-механического дефекта
7
Высота вертикальной грани при ψ = 0 для рассматриваемых моделей принималась равной
Lb = 2,0 мм. Повреждения стенки трубопровода ввиду общей коррозии или вмятин, как следует из
размеров реальных дефектов по [4] и возможностей ВИП, могут быть имитированы выпуклым
цилиндром с размерами b >> δ. Стоит отметить, что из рассматриваемого соотношения элементов
поверхности основания данного отражателя использование полученных выражений (6), (7) для
случая язвенной коррозии, при которой b ≈ δ, ограничено.
Для моделирования рассмотренных соотношений были выбраны следующие размеры выпу-
клой цилиндрической поверхности. При имитации плоского случая основания (b→∞) использо-
вался радиус b = 500 мм. Дальнейшее уменьшение величины b выбиралось в результате увеличе-
ния разницы амплитуд эхосигналов от моделей с плоским и криволинейным основанием более
2 дБ. Таким образом, для моделирования влияния кривизны выпуклой поверхности в основании
углового отражателя рассматривались радиусы b от 500 до 5 мм при величине δ = 1 мм.
На рис.
3—8 для различных номинальных углов ввода α0 приведены зависимости
N
к
р
max
δP
=
δP
,δP
/
δP
от величины смещения точки ввода луча Oв относительно центра O,
отр
отр
отр
отр
нормированного на глубину h при различной кривизне основания протяженного углового отража-
теля. Из-за снижения скорости изменения амплитуды при увеличении угла ввода диапазон значе-
ний относительного смещения δx = [-x1; x1] также увеличивался, при этом положительное значе-
ние δx соответствовало увеличению расстояния x0, а отрицательное — уменьшению.
Как видно из рис. 3—8, смещение положения максимума относительно δx = 0 как при наличии
кривизны основания углового отражателя, так и при ее отсутствии — одинаково, то есть кривизна
основания не влияет на положение максимума сигнала относительно начала координат в точке O.
Тем самым, отклонение максимума сигнала относительно точки O (δx = 0) аналогично случаю с
плоским основанием, обусловливается изменением фактического угла ввода относительно номи-
нального α0, что соответственно приводит к изменению величины G(α) и пути, который волна
проходит в упругой среде до точки P.
В то же время, величина амплитуды сигнала снижается с увеличением кривизны 1/b пропор-
2
2
ционально множителю
bcosα /
(
lm
(
cos
α/cos
β
)
+ R +bcosα
)
, который характеризует расшире-
ние направленности ультразвукового пучка, формируемого в результате взаимодействия с выпу-
клой цилиндрической поверхностью.
На основании приведенных на рис. 3—8 зависимостей были получены максимальные значения
амплитуд эхосигналов при различных углах ввода α0 и различной кривизне 1/b основания. Исходя
их этих значений, на рис. 9 была определена зависимость изменения максимумов амплитуды отра-
женного сигнала для модели углового отражателя с выпуклым цилиндрическим основанием раз-
0
4, 5
3
-5
2
-10
1
-15
-20
-25
-0,4
-0,3
-0,2
-0,1
0
0,1
0,2
0,3
0,4
δx
Рис. 3. Нормированные зависимости |δPк
|N (1—4) и |δPp
|N (5) от относительного смещения δx для номинального угла
отр
отр
ввода 40° при радиусах основания углового отражателя:
1 — b = 5,0 мм; 2 — b = 15,0 мм; 3 — b = 50,0 мм; 4 — b = 500,0 мм по [2]; 5 — плоская поверхность (угловой отражатель, регламен-
тируемый по [20, 21]).
Дефектоскопия
№ 7
2019
8
А.Д. Жуков, М.В. Григорьев, В.Н. Данилов
0
0
4, 5
4, 5
3
3
-5
-5
2
2
-10
1
-10
1
-15
-15
-20
-20
-25
δx
δx
-30
-25
-0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
-0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
Рис.
4. Нормированные зависимости |δPк
|N (1—4) и
Рис.
5. Нормированные зависимости |δPк
|N (1—4) и
отр
отр
|δPp
|N (5) от относительного смещения δx для номиналь-
|δPp
|N (5) от относительного смещения δx для номиналь-
отр
отр
ного угла ввода 45° при радиусах основания углового
ного угла ввода 50° при радиусах основания углового
отражателя:
отражателя:
1 — b = 5,0 мм; 2 — b = 15,0 мм; 3 — b = 50,0 мм; 4 — b = 500,0 мм
1 — b = 5,0 мм; 2 — b = 15,0 мм; 3 — b = 50,0 мм; 4 — b = 500,0 мм
по [2]; 5 — плоская поверхность (угловой отражатель, регламенти-
по [2]; 5 — плоская поверхность (угловой отражатель, регламенти-
руемый по [20, 21]).
руемый по [20, 21]).
0
0
4, 5
5
4
-2
3
-5
-4
2
3
-10
-6
1
-8
2
-15
-10
-20
-12
1
-14
-25
-16
δx
δx
-30
-18
-0,8
-0,6
-0,4
-0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
Рис.
6. Нормированные зависимости |δPк
|N (1—4) и
Рис.
7. Нормированные зависимости |δPк
|N (1—4) и
отр
отр
|δPp
|N (5) от относительного смещения δx для номиналь-
|δPp
|N (5) от относительного смещения δx для номиналь-
отр
отр
ного угла ввода 60° при радиусах основания углового
ного угла ввода 65° при радиусах основания углового
отражателя:
отражателя:
1 — b = 5,0 мм; 2 — b = 15,0 мм; 3 — b = 50,0 мм; 4 — b = 500,0 мм
1 — b = 5,0 мм; 2 — b = 15,0 мм; 3 — b = 50,0 мм; 4 — b = 500,0 мм
по [2]; 5 — плоская поверхность (угловой отражатель, регламенти-
по [2]; 5 — плоская поверхность (угловой отражатель, регламенти-
руемый по [20, 21]).
руемый по [20, 21]).
личного радиуса b (зависимости 1—4 на рис. 9) на основании полученной формулы (6) и с пло-
ским основанием при b→∞ (зависимость 5 на рис. 9) по формуле (3) при различных номинальных
углах ввода |δPотр(α0)|.
Как видно из рис. 9, амплитуда эхосигнала от предложенной в [2] модели углового отражателя
с выпуклым цилиндрическим основанием не превышает эхосигнал от углового отражателя, регла-
ментированного [20, 21] с плоским основанием, при этом качественный характер изменения
амплитуды эхосигнала от этих моделей одинаков вне зависимости от кривизны основания углово-
го отражателя и при различных номинальных углах ввода определяется изменением коэффициен-
Дефектоскопия
№ 7
2019
Расчет акустического тракта для трещиноподобного коррозионно-механического дефекта
9
0
-25
5
4
-2
-30
-4
-35
3
-6
-40
5
4
-8
-45
3
2
-10
-50
2
-12
1
-55
-14
1
-60
-16
-65
δx
-18
-70
-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
40
45
50
55
60
65
70
α0, град
Рис. 8. Нормированные зависимости
|δPк
|N (1—4) и
отр
Рис. 9. Изменение амплитуды сигнала от модели углового
|δPp
|N (5) от относительного смещения δx для номиналь-
отр
отражателя, в основании которого цилиндрическая поверх-
ного угла ввода 70° при радиусах основания углового
ность |δPотр|, как функции от номинального угла ввода α0 при
отражателя:
различной кривизне основания углового отражателя:
1 — b = 5,0 мм; 2 — b = 15,0 мм; 3 — b = 50,0 мм; 4 — b = 500,0 мм
1 — b = 5,0 мм; 2 — b = 15,0 мм; 3 — b = 50,0 мм; 4 — b = 500,0 мм по
по [2]; 5 — плоская поверхность (угловой отражатель, регламенти-
[2]; 5 — плоская поверхность (угловой отражатель, регламентируемый
руемый по [20, 21]).
по [20, 21]).
та G(α) и смещением максимума амплитуды относительно точки ввода центрального луча O для
каждого угла ввода, что качественно соответствует результатам эксперимента, приведенного в [2].
В то же время, величина амплитуды зависит от кривизны поверхности основания — чем
меньше радиус b, тем больше снижение амплитуды относительно модели углового отражателя
регламентированного НТД и больше разница между сигналами от рассматриваемых моделей.
Так, при величине b = 500 мм, соответствующей случаю b→∞, разница между величиной ампли-
туд сигналов, по формуле (6) для выпуклого цилиндрического основания и формуле (3) для
плоского основания на всем диапазоне рассматриваемых углов ввода не превысила 1 дБ. Тем
самым, при b→∞ формула (6) сводится к формуле (3) для углового отражателя с плоским осно-
ванием. При уменьшении радиуса до b = 50 мм разница амплитуд эхосигналов от рассматривае-
мых моделей составила от 2 до 5 дБ при увеличении величины угла ввода. Дальнейшее умень-
шение радиуса до b = 5 мм привело к значительному снижению амплитуды отраженного сигна-
ла от углового отражателя с выпуклым цилиндрическим основанием по отношению к регламен-
тированному по [20, 21] с плоским основанием, что привело к увеличению разницы между ними
в среднем на 10 дБ. Увеличение кривизны до размеров b ≈ δ не рассматривалось, тем самым
использование полученных выражений (6), (7) для случаев язвенной коррозии ограничено.
Результаты расчета свидетельствуют о том, что в случае развития трещиноподобных дефектов
от общих коррозионных повреждений стенки трубопровода или образующихся вмятин на величи-
ну максимальной амплитуды эхосигнала, вне зависимости от номинального угла ввода α0, суще-
ственное влияние оказывает дополнительное расхождение УЗ пучка, обусловленное кривизной
основания таких трещиноподобных коррозионно-механических дефектов по [1]. Чтобы учесть
влияние образуемой ими конфигурации, описываемой угловым отражателем с выпуклым цилин-
дрическим основанием [2] при b>>δ и b>>Lb , для их выявления и идентификации при проведении
ВТД магистральных нефтепроводов, требуется корректировать чувствительность при настройке
ВИП при помощи полученных в приближении геометрической акустики формул акустического
тракта (6) и (7).
ВЫВОДЫ
Рассмотрены процессы взаимодействия наклонно падающих поперечных волн с поверхностью
углового отражателя, в основании которого выпуклая цилиндрическая поверхность радиусом b,
предназначенного для имитации трещиноподобных коррозионно-механических дефектов. Описана
структура формирующегося поля отражения, включающая: зеркально отраженные волны, дифра-
гированные волны, а также влияние процессов, протекающих при взаимодействии наклонно пада-
Дефектоскопия
№ 7
2019
10
А.Д. Жуков, М.В. Григорьев, В.Н. Данилов
ющих поперечных волн со свободной поверхностью — образование боковых волн и эффекта
«незеркального» отражения.
В приближении геометрической акустики было получено уравнение акустического тракта
ВИП применительно к модели углового отражателя с выпуклым цилиндрическим основанием с
соотношением размеров b>>δ и b>>Lb.
Из расчетов получены количественные данные по ослаблению эхосигнала для различных ради-
усов основания рассматриваемого углового отражателя, имитирующих общую коррозию и вмяти-
ны. Показано, что амплитуда сигнала, отраженного от поверхности углового отражателя с выпу-
клым цилиндрическим основанием, не превышала сигнал от регламентированного с плоским
основанием. Было определено, что при радиусе основания b = 500 мм, соответствующему случаю
b→∞, различия амплитуд эхосигналов от рассматриваемых моделей отсутствуют, и для близких
значений кривизны применима модель с плоским основанием. При уменьшении радиуса b разни-
ца между эхосигналами от рассматриваемых моделей увеличивается: для радиуса b = 5 мм она
составила 10 дБ. Качественный характер изменения амплитуд этих сигналов вне зависимости от
кривизны 1/b был одинаков при различных углах ввода.
Полученные в приближении геометрической акустики формулы акустического тракта позволя-
ют учесть влияние кривизны основания трещиноподобных коррозионно-механических дефектов,
имитируемых угловым отражателем с выпуклой цилиндрической поверхностью с b>>δ и b>>Lb и
скорректировать чувствительность при настройке ВИП применительно к задаче выявления и иден-
тификации трещин, развивающихся от механических или коррозионных повреждений стенки
магистрального нефтепровода в ходе проведения ВТД.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. РД 23.040.00-КТН-011-11. Классификатор дефектов магистральных и технологических трубопро-
водов [Электронный ресурс] // URL: http://www.tehlit. ru/1lib _ norma _ doc /54/54762/index.htm#i12079
(дата обращения 23.11.18). Загл. с экрана.
2. Жуков А.Д. К вопросу выявления и идентификации комбинированных дефектов при диагности-
ровании магистральных нефтепроводов с использованием акустических внутритрубных инспекцион-
ных приборов // Контроль. Диагностика. 2019. № 4. С. 28—33.
3. Specifications and requirements for in — line inspection of pipelines — Version 2016 [Электронный
(дата обращения 06.06.2019).
4. Willems H., Kopp G., Haro V. Sizing crack indications from ultrasonic ILI: Challenges and options.
[Электронный ресурс] // 12th Pipeline technology conference, Берлин Май 2—4. 2017. URL:https://www.
ndt-global.com/resources/sizing-crack-indications-from-ultrasonic-ili challen- ges-and-options (дата обраще-
ния 06.06.2019).
5. Ермолов И.Н., Гребенник В.С. Зависимость амплитуды ультразвукового сигнала от размеров и
глубины залегания дефекта при иммерсионном способе контроля // Заводская лаборатория. 1962. № 1.
С. 56—60.
6. Ермолов И.Н. Теория и практика ультразвукового контроля. М.: Машиностроение, 1981. 240 с.
7. Ермолов И.Н., Гребенник В.С., Райхман А.З. Отражение ультразвука от углового дефекта //
Заводская лаборатория. 1964. № 30. С. 1351—1355.
8. Перевалов С.П., Райхман А.З. Акустический тракт наклонного искателя для отражателя углового
типа. I. // Дефектоскопия. 1979. № 11. С. 5—14.
9. Перевалов С.П., Райхман А.З. Акустический тракт наклонного искателя для отражателя углового
типа. II. // Дефектоскопия. 1979. № 12. С. 28—36.
10. Гребенник В.С. Уточнение характера зависимости амплитуды эхо - сигнала от величины угло-
вого отражателя углового типа // Дефектоскопия. 1976. № 6. С. 122—124.
11. Ермолов И.Н., Ланге Ю.В. Неразрушающий контроль / Справочник. В 7 т. Под общ. ред.
В.В. Клюева. Т. 3. Ультразвуковой контроль. М.: Машиностроение, 2004. 864 с.
12. Ермолов И.Н. Достижения в теоретических вопросах ультразвуковой дефектоскопии, задачи и
перспективы // Дефектоскопия. 2004. № 10. С. 13—48.
13. Краморов Г.А., Евсюков В.Н. О соотношении площадей плоскодонного и углового отражателей
// Дефектоскопия. 1972. № 4 . С. 137—138.
14. Данилов В.Н., Ушаков В.М., Михалев В.В. К вопросу о моделировании акустического тракта
наклонного преобразователя при ультразвуковом контроле сварных соединений малой толщины //
Дефектоскопия. 2012. № 10. С. 28—39.
15. Данилов В.Н. Формулы акустического тракта дальней зоны совмещенного наклонного преоб-
разователя для угловых отражателей типа вертикального цилиндрического отверстия и засверловки //
Контроль. Диагностика. 2015. № 10. С. 9—16.
Дефектоскопия
№ 7
2019
Расчет акустического тракта для трещиноподобного коррозионно-механического дефекта
11
16. Данилов В.Н. Формулы акустического тракта ультразвукового контроля методом тандем //
Контроль. Диагностика. 2015. № 3. С. 44—53.
17. Сумбатян М.А., Дружинина И.Д. К расчету диаграммы направленности призматического иска-
теля // Дефектоскопия, 1989. № 3. С. 3—7.
18. Гребенник В.С., Тайц М.З. Расчет диаграммы направленности призматического искателя //
Дефектоскопия. 1981. № 1. С. 87—101.
19. Данилов В.Н. Формулы акустического тракта совмещенного наклонного преобразователя для
дальней зоны // Контроль. Диагностика. 2015. № 2. С. 43—50.
20. ГОСТ Р 55724—2013. Контроль неразрушающий. Соединения сварные. Методы ультразвуко-
вые. М.: Стандартинформ, 2014. 24 с.
21. РД 25.160.10-КТН-016-15. Магистральный трубопроводный транспорт нефти и нефтепродук-
тов. Неразрушающий контроль сварных соединений. М.: АО «АК «Транснефть», 2014. 187 с.
22. Хёнль Х., Мауэ А., Вестпфаль К. Теория Дифракции. М.: Мир, 1964. 428 с.
23. Данилов В.Н. Формулы акустического тракта дефектоскопа с прямым преобразователем в при-
ближении геометрической акустики // Дефектоскопия. 1986. № 11. С. 24—28.
24. Данилов В.Н. Расчет акустического тракта наклонного преобразователя для цилиндрического
отверстия // Контроль. Диагностика. 2015. № 1. С. 33—45.
Дефектоскопия
№ 7
2019
