WO2008105109A1 - 超音波探傷の校正方法及び管体の品質管理方法及び製造方法 - Google Patents

超音波探傷の校正方法及び管体の品質管理方法及び製造方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2008105109A1
WO2008105109A1 PCT/JP2007/060652 JP2007060652W WO2008105109A1 WO 2008105109 A1 WO2008105109 A1 WO 2008105109A1 JP 2007060652 W JP2007060652 W JP 2007060652W WO 2008105109 A1 WO2008105109 A1 WO 2008105109A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
defect
ultrasonic
flaw detection
tube
quality control
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2007/060652
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Yukinori Iizuka
Kazuhito Kenmochi
Hiroyasu Yokoyama
Tomohiro Inoue
Shigeto Sakashita
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
JFE Steel Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by JFE Steel Corp filed Critical JFE Steel Corp
Priority to CA2679123A priority Critical patent/CA2679123C/en
Priority to CN200780051898.3A priority patent/CN101617223B/zh
Priority to EP07744086.5A priority patent/EP2116847B1/en
Priority to US12/528,975 priority patent/US8266964B2/en
Publication of WO2008105109A1 publication Critical patent/WO2008105109A1/ja
Anticipated expiration legal-status Critical
Ceased legal-status Critical Current

Links

Classifications

    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N29/00—Investigating or analysing materials by the use of ultrasonic, sonic or infrasonic waves; Visualisation of the interior of objects by transmitting ultrasonic or sonic waves through the object
    • G01N29/22—Details, e.g. general constructional or apparatus details
    • G01N29/30—Arrangements for calibrating or comparing, e.g. with standard objects
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N29/00—Investigating or analysing materials by the use of ultrasonic, sonic or infrasonic waves; Visualisation of the interior of objects by transmitting ultrasonic or sonic waves through the object
    • G01N29/04—Analysing solids
    • G01N29/11—Analysing solids by measuring attenuation of acoustic waves
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N2291/00—Indexing codes associated with group G01N29/00
    • G01N2291/02—Indexing codes associated with the analysed material
    • G01N2291/028—Material parameters
    • G01N2291/02854—Length, thickness
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N2291/00—Indexing codes associated with group G01N29/00
    • G01N2291/02—Indexing codes associated with the analysed material
    • G01N2291/028—Material parameters
    • G01N2291/0289—Internal structure, e.g. defects, grain size, texture
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N2291/00—Indexing codes associated with group G01N29/00
    • G01N2291/04—Wave modes and trajectories
    • G01N2291/044—Internal reflections (echoes), e.g. on walls or defects
    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N2291/00—Indexing codes associated with group G01N29/00
    • G01N2291/26—Scanned objects
    • G01N2291/267—Welds
    • G01N2291/2675—Seam, butt welding

Definitions

  • the present invention relates to a calibration method for ultrasonic flaw detection, a quality control method for a tubular body, and a manufacturing method for accurately detecting minute defects generated in a welded portion of a welded steel pipe by ultrasonic flaw detection.
  • on-line flaw detection is generally carried out by ultrasonic oblique flaw detection.
  • ultrasonic waves are incident obliquely on the inspection surface of the test material, and external surface defects and internal defects of the test material are detected from reflected waves reflected by the defects.
  • an ERW pipe is applied with an ultrasonic beam reflection method with a refraction angle of 45 MHz at 5 MHz. Defects of the order of mm, such as poor penetration, burn-out, cracks due to inclusions, etc. Defects are detected.
  • Patent Document 1 a point with a frequency of 8 MHz or more is used for oblique angle flaw detection.
  • a focus-type probe is used to improve the detection capability for the penetrator.
  • Patent Document 2 a focus beam is formed by an array probe to improve detection ability, and a blowhole can be detected by scanning from the inner surface side to the outer surface side of the welded portion by sector scanning. I am doing so.
  • the ultrasonic frequency is set to 25 MHz or more and 50 00 MHz or less, and the incident angle is 0 ° or more and 20 ° or less, and is incident on the welded portion from the pipe outer surface side.
  • the following fine F e O groups can be detected to detect cold weld defects that are cluttered together.
  • Patent Document 4 by using a plurality of point force type probes having a frequency of 20 MHz to 80 MHz and arranging them so that the focusing position is a pitch of 3 mm or less from directly above the seam, 0.1 mm or more blow holes can be detected.
  • the above-described disclosed technology still has the following problems.
  • Patent Document 2 requires only one array probe, and the setting for changing the size can be performed electronically. Therefore, the former problem described in Patent Document 1 is not present, but the latter problem is solved. Remains unresolved.
  • the width of the defect viewed from directly above the seam is extremely thin, for example, because the seam portion is covered in the ERW pipe.
  • the reflected wave from the defect is actually very weak and difficult to detect.
  • about 1 to 2 mm near the surface echo becomes a dead zone due to the reverberation of the surface echo, there is a problem that it cannot be detected when the position of the defect is near the outer surface.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 6 0-2 0 5 3 5 6
  • Patent Document 2 Japanese Patent Application Laid-Open No. 1 1 1 1 8 3 4 4 6
  • Patent Document 3 Japanese Patent Application Laid-Open No. 6 1-1 1 1 4 6 1
  • Patent Document 4 Japanese Unexamined Patent Publication No. 7-3 5 7 2 9
  • Patent Document 5 Japanese Patent Laid-Open No. 4-2 7 4 7 5 6
  • Non-patent document 1 Japan Iron and Steel Institute “Ultrasonic flaw detection series (II) Ultrasonic flaw detection of welded steel pipes” 1 9 8 8 years, 2 8-3 pages 1 Disclosure of the invention
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and even for an electric-welded welded steel pipe that requires strict quality control, it can accurately detect minute defects located inside the thickness of the welded portion, The purpose is to ensure quality control based on the detection results.
  • the present inventors have found that the presence of defects such as penetrators remaining in the weld zone has an effect on the mechanical properties of the welded surface in the axial direction of the welded steel pipe.
  • the defect size is small enough not to be a problem, a new finding that the abundance (number of defects present in a certain area) is greatly related to the mechanical properties of the weld has been found.
  • the inventors greatly affected the mechanical properties of the welded welded portion by the venetor size, and if the penetrator present in the welded portion is somewhat small, the mechanical properties are excellent. I thought.
  • a technology to detect these defects we came up with a technology to detect these defects by making the ultrasonic beam width of the transmitted and received waves smaller than conventional ultrasonic flaw detection methods.
  • the ultrasonic flaw detection technology with a reduced beam width was used to evaluate the presence or absence of the penetrator, and the results were quite different from the results that assumed the force compared with the mechanical characteristics.
  • the form of the penetrator will be described with reference to FIG.
  • the form of micro-defects such as penetrators that affect the mechanical properties was originally a few meters of oxide (mainly Si 1 It was thought that the (Mn system) was dense (aggregated) in the region of several 10 to several 100 ⁇ , and was apparently recognized as a single defect. (In this specification, it is also referred to as an agglomerated type penetrator.)
  • 3b a form in which a large number of oxides of several meters are distributed (scattered) over a wide area. It was found that there is a venetor that indicates (also referred to as a scattered penetrator in this specification).
  • Figure 2 shows the results of a Charpy impact test conducted by cutting out a Charpy specimen from the sample tube. According to the Charpy impact test results, sample A (three samples) shows good mechanical properties with an absorption energy of 400 J or more, and sample B (three sample numbers) has a high absorption energy. It was about 2 0 0 J.
  • the welded portion 2 of the welded surface in the tube axis direction of the ERW pipe 1 was cut out at a position of 4 mm in the circumferential direction from the welded surface.
  • the cut surface was flawed by the C-scan method using a focused ultrasonic probe 50 and compared with the Charpy impact test results.
  • the inventors have concentrated in the area of the above-mentioned number 10 to number 1 0 0 // m. The presence of the agglomerated penetrator is considered to affect the mechanical properties of the weld, and a beam of 50 MHz focused ultrasound probe 50 is used to detect them.
  • FIG. 4 shows the C scan data of sample A, where the horizontal axis is the tube axis direction, the vertical axis is the thickness direction, and the signal intensity is shown in shades (white as the signal intensity increases).
  • Fig. 4 (b) shows the data of (a) with the maximum signal intensity in the thickness direction at the same position in the tube axis direction. The horizontal axis is the tube axis position, and the vertical axis is the maximum signal intensity. The values are plotted.
  • Figs. 4 (c) and (d) show the results of ultrasonic flaw detection for sample B.
  • the defect indication part found in the sump / re- ⁇ contained minute oxides of 5 ⁇ m to 20 ⁇ m in size. (Small penetrators) were confirmed to exist sparsely, confirming the C-scan results.
  • the reason why the pale echo region is detected by expanding the ultrasonic beam width is considered.
  • Fig. 6 when considering a state in which micro-reflecting sources are uniformly scattered over a wide range, when the beam width is narrow, only a small number of micro-reflecting sources are included in the beam. The ratio of the total area of defects to the area is low, resulting in a weak reflection echo.
  • the beam width is widened, a lot of micro-reflecting sources are included in the beam, and the ratio of the total area of defects to the beam area increases, so even if each echo is weak, it is integrated. It becomes stronger and the detection signal level becomes higher.
  • the beam focusing level of the prior art level is insufficient, but detection is possible even if the beam is focused too much. I found it impossible.
  • the gist of the present invention is that the ultrasonic beam width has a suitable range in order to detect penetrators that greatly affect the quality of the welded portion by ultrasonic flaw detection.
  • a calibration method for the judgment level (threshold value) for evaluating the quality of the welded portion of a sewn steel pipe has been derived, and the inventors have arrived at an invention that can reliably perform quality control based on this method.
  • the beam shape is rectangular. Therefore, the beam width referred to in this specification may be considered as an effective value obtained by taking the square root of the beam area. However, there may be cases where focusing in the tube axis direction is unnecessary, such as when the penetrator is continuous in the tube axis direction. In this case, the beam width in the tube thickness direction may be considered.
  • the defect determination threshold is determined based on the signal intensity difference between the total area of defects existing in the area of the ultrasonic beam on the weld surface and the artificial defect. Calibration method for ultrasonic flaw detection.
  • the total area of the defects is determined from the defect density at the weld surface of the welded portion in the axial direction of the tube determined from the desired quality level and the area of the ultrasonic beam at the weld surface.
  • a method for ultrasonically testing a welded portion of a tube at least in the tube axis direction and performing quality control of the welded portion of the tube wherein the calibration method according to any one of (1) to (4)
  • a tube quality control method comprising a step of determining a defect determination threshold value.
  • the wave transmitting section is respectively 33.2 to the weld surface of the weld section in the axial direction of the pipe body and the inner surface of the pipe body.
  • the ultrasonic wave is transmitted so that it is incident at an angle within the range of 56.8 °, and the direction of the wave receiving part force S is within the range of 12 ° to 16 ° with respect to the regular reflection direction on the weld surface. It is designed to receive part or all of the reflected wave reflected on
  • the present invention makes it possible to accurately determine the defect of the penetrator, so that the welding process can be improved so that micro defects that affect the mechanical properties of the welded part of the welded steel pipe do not occur, and defects do not flow out. It becomes possible to select in the manufacturing process, the quality of the welded steel pipe can be dramatically improved, and it can be used under severer conditions than before.
  • FIG. 1 is a perspective view showing the types of micro penetrators found by the inventors' investigation.
  • Fig. 2 is a diagram showing the results of a Charpy impact test.
  • FIG. 3 is a perspective view showing a C-scan method of a seam slice material for explaining the principle of the present invention.
  • FIG. 4 is a diagram showing the C-scan result for the same 5 O MHz beam diameter of 100 ⁇ .
  • FIG. 5 is a diagram showing the C-scan result for the same 5 O MH ⁇ beam diameter of 2500 m.
  • Figure 6 shows the detection image when the reflection sources are also scattered.
  • FIG. 7 is a diagram showing a functional configuration example for performing a comparison experiment between the C scan and the Charpy impact test.
  • FIG. 8 is a diagram similarly showing C scan data processing.
  • Figure 9 shows the relationship between echo height and absorbed energy.
  • FIG. 10 is also a diagram showing the correlation between the defect diameter and the echo height.
  • Fig. 11 illustrates the principle of the tandem method.
  • FIG. 12 is a diagram showing an example of a scanning procedure in the tandem method.
  • Figure 13 shows the relationship between echo height and absorbed energy.
  • Figure 14 shows the correlation between defect diameter and echo height.
  • Figure 15 shows the correlation between the minute penetrator density and the absorbed energy.
  • FIG. 16 is a flowchart showing a sensitivity calibration procedure according to the present invention.
  • FIG. 17 is a diagram for explaining the setting of the threshold according to the present invention.
  • Figure 18 shows the relationship between beam size and signal intensity.
  • Figure 19 shows the relationship between aperture width and beam size.
  • FIG. 20 is a diagram for explaining the relationship between the defect size and the reflection directivity.
  • FIG. 21 is a diagram for explaining the reflection characteristics.
  • Fig. 22 is a diagram for explaining the mode conversion loss in steel pipes.
  • FIG. 23 is a diagram showing an example of the scanning line and the flaw detection condition calculation result of the representative point.
  • FIG. 24 is a diagram for explaining the calculation of the delay time given to each transducer.
  • Figure 25 shows the result of calculating the delay time for scan line A and the principle of transmission.
  • Figure 26 shows the result of calculating the delay time for scan line C and the principle of reception.
  • Figure 27 shows the relationship between the focusing factor and the beam size.
  • FIG. 28 is a diagram showing Example 1 of an ultrasonic flaw detector to which the tandem method is applied.
  • FIG. 29 is a diagram illustrating Example 2 of the present invention.
  • FIG. 30 is a diagram illustrating Example 3 of the present invention. The symbols in the figure are shown below.
  • FIG. 7 shows an example of the configuration for the evaluation.
  • Probe scanning means 54 for sequentially scanning the probe 50 in the tube axis direction and the tube thickness direction in order to perform C scan on the welded surface of the cut sample, and C scan data is stored.
  • the reception signal storage means 56 stores the reception signal of the ultrasonic probe 50 in association with the position where the probe scanning means 54 scanned the welding surface.
  • it is a memory (two-dimensional memory) that can store the received signal intensity in the tube axis direction and the tube thickness direction, and is a C scan data storage means having a function of storing so-called C scan data. is there.
  • the signal processing means 58 receives parameters necessary for the later-described calculation from the parameter input means 60 with respect to the data in the memory, and calculates an index value correlated with the mechanical characteristics.
  • the result output means 62 such as a CRT, LCD monitor, or printer, displays or prints on the screen.
  • the beam width at the weld surface was set to 4 40 ⁇ .
  • the beam width 44 0 ⁇ ⁇ is a scattered pattern in which fine defects are distributed in a wide area (for example, a range of 1.5 X 1.5 mm or 2 X 2 mm) in a C scan. Neto The value was selected because it was within a suitable range in detecting the lator. Also,
  • C Scan measured the welding surface in the thickness direction and the tube axis direction. At this time, the sensitivity of the C scan was adjusted so that the echo height of a flat bottom hole of ⁇ 1 25 / im was 100%.
  • the mechanical properties of the same place where the C scan was performed were obtained. Specifically, a sample is cut out in a longitudinal direction of 1 O mm x about 10 mm in the thickness direction, and the joint is pressed into a notched part so as not to be affected by heat to form a Charpy test piece. A Charpy impact test was conducted and the Charpy absorbed energy at the site was measured. Then, from the measurement data (ultrasonic echo height) detected by ultrasound, a value that is an index value of the mechanical characteristics is calculated, and whether or not there is a correlation between the value and the Charpy absorbed energy is determined. evaluated.
  • Figure 8 shows an example of the index value calculation processing method compared with the mechanical characteristics.
  • Fig. 8 (a) is an image obtained by C-scan, where the vertical axis is the thickness direction and the horizontal axis is the tube axis direction. Lighter shades indicate higher ultrasonic echoes and higher defect densities, and darker areas indicate lower ultrasonic echoes and lower defect densities. In the case of this data, it can be seen that a lot of micro defects are distributed within a range of 6 mm near the center within a thickness of 11 mm.
  • An average value is calculated for a range of a predetermined region (here, for example, l mm ⁇ l mm) with each data as a center, and average value data is created.
  • Figure 9 shows the relationship between the index value obtained from this and the results of the Charpy test.
  • Figure 9 shows the data in which the horizontal axis represents the index value (expressed as echo height) and the vertical axis plots the Charpy test results.
  • the echo height is considered to be due to the area of the defect.
  • the present invention targets the scattered penetrator with a wide range of minute defects, and applies the same concept. I can't.
  • the inventors have found that the echo height detected by the scattered penetrator is not reflected from one minute defect, as shown in the schematic diagram of FIG. Has been found to be a signal obtained by integrating the reflections from all the defects existing in the beam width of 44 0 ⁇ m).
  • the echo height has a correlation with the total area obtained by summing the areas of defects present in the ultrasonic beam. For example, if the defect area is the same for each defect, the higher the defect density, the higher the echo height. I thought it would be higher. Therefore, the inventors have derived a value called an equivalent defect diameter that can treat the total area of defects existing in the ultrasonic beam as an area of one defect.
  • the echo height is proportional to the defect area under the C-scan measurement conditions described above. Therefore, if the relationship between the echo height and the equivalent defect is calculated, the result is as shown in FIG. Correspondence with values becomes possible.
  • sensitivity can be calibrated even in scattered penetrators using artificial defects of known size.
  • the sensitivity is adjusted so that the echo height of the artificial defect becomes the reference value, and the reference value determined for the artificial defect is used as a reference from the relative relationship between the equivalent defect diameter corresponding to the required mechanical characteristics and the artificial defect.
  • the echo height of the equivalent defect diameter is obtained as follows, and 'the echo height can be determined as a threshold value for evaluating the mechanical properties of the weld.
  • Fig. 11 is a diagram for explaining the principle of tandem flaw detection, which is a part of 3 for detecting scattered penetrators in steel pipes.
  • 1 is the steel pipe that is the specimen
  • 2 is the weld
  • 3 is a defect inside the wall
  • 4 is water for transmitting ultrasonic waves
  • 5 is a linear array probe
  • 6 is vibration for transmission
  • 7 is a receiving transducer group
  • 8 is a transmitted beam
  • 9 is a portion (hereinafter also referred to as a received beam) showing an ultrasonic wave from a defect toward the receiving transducer group.
  • the lines drawn between the transmitted beam 8 and the received beam 9 indicate the respective scanning lines.
  • the Ray End Probe 5 receives ultrasonic waves directly from the outer surface of the welded steel pipe from the transducer group located on the side close to the weld 2 (left side in Fig. 11).
  • the size of the ultrasonic wave transmitted from the transducer group located far from the part is such that it enters the outer surface of the welded pipe after being reflected once by the inner face of the pipe.
  • the transmitted beam that exits perpendicularly from the center enters from the outer surface side of the steel pipe as a transverse wave with a refracting angle of 45 ° and enters the end of the inner surface of the welded pipe (referred to as 0.5 skip). It is arranged with an incident angle with respect to the outer peripheral surface.
  • the ultrasonic beam from the transducer group 6 for transmission is slightly deflected toward the central axis side of the array probe so as to have a refraction angle of 45 °, and the weld 2 is laterally moved.
  • the delay time of each transducer is set so as to converge at the position to cut.
  • the transducer group 7 for receiving waves is selected so that the reflected echo from the defect 3 can be received as a single reflected wave on the inner surface side, and is directed so that the refraction angle is 45 °.
  • the delay time of each transducer is set so that the beam is slightly deflected to the center axis side of the array probe according to the outer diameter of the steel pipe and focused at a position crossing the weld 2.
  • the angle of refraction 4 5 ° to not only the force cut with applied probe range of flaw capable approximately 3 0 ° ⁇ 7 0 ° in shear s, sound pressure reflection when reflecting transverse wave by the defect and the inner surface Considering the angular dependence of the rate, a range of approximately 35 ° to 55 ° for total reflection is desirable. In addition, considering the stability, the range is 40 ° to 50 °.
  • the position and number and refraction angle of the transducer group of the transmitted beam and received beam are set so as to converge according to the position of the welded part, and the reflected wave from the defect can be received Because of this relationship, reflections from minute defects inside the wall can be detected. Become so.
  • Fig. 12 shows an example of the procedure for striking the weld zone from the inner surface to the outer surface of the steel pipe.
  • Step 1 which indicates the start of scanning
  • the transducer group near the center of the linear array probe is used to align the focusing position (focal position) on the inner surface of the welded steel pipe and reflect 0.5 skip.
  • Step 2 the transducer group for transmission is shifted to the welded part
  • the vibrator group for received wave is shifted to the side far from the welded part
  • the focal point is slightly above the inner surface of the steel pipe of the welded part.
  • Step 3 the transmitting transducer group is shifted to the welded part and the received transducer group is shifted to the opposite side of the welded part, and the flaw detection position in the welded part is moved to the outer surface of the steel pipe.
  • the focal point size of the ultrasonic wave beam size at the focal point
  • the flaw detection flawage
  • efficient flaw detection without overlap
  • the number of transducer groups to be shifted is determined so that a part of the ultrasonic beam overlaps.
  • step 4 shows the end of the scan, and the outer surface side of the welded part is scratched by a 1.0-skip reflection method using the transducer group far from the welded part. While repeating steps 1 to 4 and mechanically scanning the relative position of the steel pipe and linear array probe in the pipe direction, the entire length of the welded part (from the outer surface side to the inner surface side of the steel pipe) Can be wounded.
  • the diameter of the transmission beam 8 is in the range of 0.5 mm to 2.5 mm with respect to the weld surface of the welded portion 2 in the tube axis direction of the tube 1.
  • the receiving transducer group 7 is also set so that the beam width of the receiving beam is in the range of 0.5 mm to 2.5 mm.
  • Figure 13 shows the experimental results. As can be seen from the figure, there is a correlation between the signal intensity and the absorbed energy in the same way as in the C scan. If the echo height is 3 4% or less, it is 4 0 0 J, and the echo height is 2 0 0 0 J, echo height was 65% or more, and 20 J. The relationship between the signal intensity (echo height) and the defect diameter when this sensitivity is set is as shown in Fig. 14. Therefore, the echo height of 34% is 2300 m in diameter and the echo height is 50%. A diameter of 2 80 echo height of 65 ° / 0 corresponds to a defect diameter of 3 20 m. In Fig. 14, if the equivalent defect diameter is converted to defect density and correlated to Fig. 13, the minute penetrator density (defect density) and -absorbed energy can be correlated as shown in Fig. 15. Become.
  • This sensitivity calibration can be performed, for example, by the procedure shown in Fig. 16 and will be described together with the schematic diagram of sensitivity adjustment shown in Fig. 17.
  • step S1 the corresponding defect density is determined in step S2 using the relationship shown in Fig. 15.
  • step S3 the total area S within the beam is calculated according to the following equation according to the beam sizes a and b. Since tandem flaw detection uses an array probe, the beam shape is rectangular, so the beam sizes a and b are the length of each side of the rectangle.
  • a ⁇ b is the beam area, but in the case of C scan, the beam shape is circular. Since it becomes an elliptical shape, formula (1) should be determined so that the beam area matches the shape.
  • step S4 the intensity difference from the artificial defect used for sensitivity calibration is calculated.
  • the sound pressure reflectance R 1 of the circular plane ridge can be expressed by the following equation. This equation is calculated using the equivalent defect diameter when calculating the sound pressure reflectance in the scattered penetrator.
  • r is the radius of the equivalent defect (circular defect with the total area in the beam)
  • ⁇ is the wavelength
  • X is the distance from the defect.
  • a drill hole generally used for artificial defects may be considered as a cylindrical flaw, and the sound pressure reflectance R 2 of the cylindrical flaw can be expressed by the following equation. '
  • step S5 when the signal processing is performed, the echo height will be within a range that can be processed and judged with high accuracy.
  • sensitivity correction is performed to determine a threshold value for defect determination. For example, if the signal strength difference AG is determined as 30 dB in step S4, the drill hole DH strength is set to 100% on the chart (set to the maximum value of the dynamic range in signal processing). Since 30 dB is 3.1% of the maximum value of the dynamic range, it is too low on the chart (signal processing) to be recognized and recognized. In other words, the resolution for judgment is low, and the level is insufficient for judgment using signals.
  • the threshold value is 3 1%, which makes it possible to make accurate judgments on charts and signal processing calculations.
  • the threshold value should be in the range of 20 to 60%, and the sensitivity correction amount should be determined based on the signal strength difference ⁇ G so that it is in this range.
  • step S6 where artificial defects (eg drill ho / le ⁇ 1.6 mm)
  • a calibration steel pipe is measured, and the sensitivity adjustment (gain adjustment) of the received signal amplifier is performed to amplify the received signal so that the received signal level becomes a predetermined level.
  • the predetermined level should be a value corresponding to 100% on the chart, or the maximum value of the dynamic range in the signal processing device. This corresponds to gain setting 1 in Figure 17.
  • step S7 the process proceeds to step S7, and sensitivity adjustment (gain adjustment) is performed on the reception signal amplifier in accordance with the sensitivity correction amount set in step S5. This corresponds to gain setting 2 in Figure 17.
  • step S8 flaw detection is performed with the threshold value determined in step S5.
  • the determination of the opening width in the array probe 1 may be considered as follows.
  • Figure 18 (a) shows the relationship between the beam width (the beam size corresponding to one side of the square, and the beam size in Figure 18) and the equivalent defect diameter (total defect area in the beam). .
  • the defect density is 0. 0 3 mm 2, 0 for.
  • an equivalent defect diameter defects total area existing in the ultrasonic wave beam was changed the beam width (beam size)
  • the equivalent defect diameter was calculated theoretically. As the beam width increases, the equivalent defect diameter increases, but saturates at a beam width of 1.5 mm or more and becomes a constant value. This saturation is due to the assumption that the distribution range of the scattered penetrator is 1.5 mm X 1 .5 mm in this analysis.
  • Figure 18 (b) shows the signal intensity at the time of tandem flaw detection, calculated from the sound pressure reflectivity corresponding to the equivalent defect diameter shown in Figure 18 (a) above, and expressed as dB. It is.
  • the noise level of 40 dB is a rough representation of the level actually obtained by tandem flaw detection. Noise level is larger on the side where the beam width (beam size) is larger The reason is that as the beam size increases, noise caused by the surface roughness of the inner and outer surfaces is detected and the noise level increases.
  • the applicable range is a beam width of 0.5 to 2.5 mm, where the noise level is smaller than the signal level.
  • the signal intensity is slightly lower, so the beam width is more than 0.7 mm to 2.5 mm, and in order to achieve a good S / N ratio, Since it is desirable that the difference between the signal level and the noise level is 5 dB or more, l to 2nim is a more preferable range.
  • Fig. 18 (c) shows the signal strength of the above equivalent defect diameter calculated in dB in order to compare the difference between tandem flaw detection and C scan.
  • Figure 18 (c) shows the signal level for a defect density of 0.03 mm 2 only.
  • the beam width is in the range of 0.2 to lmm, and the signal intensity exceeds the noise level, so this range is the applicable range for detecting scattered penetrators.
  • the beam width is set to 440 mm. At this time, the difference between the signal intensity and the noise level is the largest and the S / N is good. It is to become.
  • the probe is a single probe, the water distance is close, and the surface is a polished surface. Lower.
  • the beam size exceeds 1 mm, the S / N deteriorates due to the influence of the sample side surface (the beam propagation path is interrupted, diffuse reflection occurs on the sample side surface, and picks up the noise signal).
  • the aperture width is set so that the beam width (beam size) is different from the C scan.
  • the aperture width D of the transducer for obtaining the beam width d is obtained by the following equation.
  • d is the beam size at the flaw detection position
  • F is the focal length
  • 0 is the refraction angle
  • 0w is the incident angle
  • the number of transducers of the transducer group is obtained from the opening width obtained as described above.
  • the number of transducers in the transducer group of each scanning line may be constant, but in order to make the sensitivity more uniform, the number of transducers may be changed for each scanning line.
  • the focal length of the transducer group is shorter on the side closer to the welded portion, and the focal length is longer on the side farther from the welded portion.
  • the aperture width is obtained so that the beam width is within the above range or the beam width is constant, and the number of vibrators to be simultaneously excited is determined. Then, control is performed so that the number of vibrators corresponding to the opening width is simultaneously excited.
  • the number of vibrators that are simultaneously excited means the number of vibrators of a vibrator group used for one transmission or reception.
  • a delay time is set for each element in order to control focusing and deflection.
  • Figure 20 shows the results of a theoretical study of the relationship between defect size and reflection directivity.
  • the results shown in Fig. 20 correspond to the tube thickness direction at frequencies of 10 MHz, 15 MHz, and 20 MHz, respectively, as shown in Fig. 21, with ultrasonic waves incident from the direction of 145 ° (Fig. 21).
  • 21 (corresponding to the horizontal direction)
  • Defect size (equivalent defect size)
  • the signal intensity at each reflection angle was calculated theoretically under the conditions of 0 lm m, 0.2 mm, 0.4 mm, and 0.8 mm. It is what I have sought. Note that the vertical axis of FIG.
  • the 20 shows a normalized relative value with a signal intensity of 45 °, which is a regular reflection angle, as a reference value 1.
  • the signal intensity of the reflected wave reflected in the direction of 45 ° when ultrasonic waves are incident is very low, which is about 0.2 or less in the direction of 45 ° of the normal reflection.
  • the specular direction is 45 ° You can see that the direction is the strongest.
  • the angle at which the signal intensity is halved (the value is 0.5 in Fig. 20) with respect to the signal intensity at the normal reflection angle is It is in the range of 40 ° -50 °.
  • the directivity differs depending on the defect size. Therefore, the range of the incident angle of the received beam with respect to the welded portion may be determined according to the size of the defect to be detected. For example, in order to detect larger defects without loss of sensitivity, the incident angle of the received beam with respect to the weld is preferably close to 45 °, for example, to reduce the signal strength drop of a 0.8 mm defect by half at 15 MHz. Is preferably in the range of 39 ° to 52 °. On the other hand, for example, when a small defect of 0 to 4 mm or less at 15 MHz is targeted, a range of 33 ° to 61 ° is also preferable.
  • the reflected signal of the ultrasonic wave at the defect has a high signal intensity with the peak in the regular reflection direction. Therefore, it is most preferable to receive the ultrasonic wave in the regular reflection direction. If there is enough, it can be detected, so it is sufficient to receive the ultrasonic waves reflected in the angular range corresponding to that range.
  • the reflection angle at which the reflection intensity is 50% or more of the peak is 33 ° to 61 °. Based on the angle of 45 °, a range of –12 ° to 16 ° is the preferred range. If a defect size of up to 0.8 mm is targeted at a frequency of 20 MHz, a range of 15 ° to 15 ° with respect to the regular reflection angle is a preferable range.
  • the above example showed the reflection angle characteristic at an incident angle of 45 ° to the defect. However, the same result can be obtained for the incident angle characteristic when the opposite reflection angle is 45 °. If the incident angle is within an incident angle range that can satisfy the condition of the mode conversion loss, almost the same characteristics can be obtained.
  • the refraction angle suitable for flaw detection with transverse waves is a force that can be applied in the range of approximately 30 ° to 70 °. Sound pressure reflectivity when the transverse waves are reflected from the inner surface of the defect. Considering the angle dependence of the angle, the range of approximately 35 ° to 55 ° for total reflection is more desirable. Furthermore, it may be in the range of 40 ° to 50 ° in consideration of stability. In addition, it is most desirable that the transmitted and received waves have the same refraction angle. Therefore, it can be applied even if they are different within the range of reflection directivity.
  • 0 a 41 ° to 45 °.
  • the refraction angle is 47 ° when entering the vicinity of the tube thickness center of the weld
  • the range is from 3 ° to 47 °.
  • One 2 The beam transmitted from the transducer located at the center of the array probe in a direction perpendicular to the probe surface is a transverse wave at a predetermined refraction angle (eg 45 °).
  • Array probe so that ultrasonic waves are incident from the outer surface side of the steel pipe and incident at a predetermined incident angle (for example, 41 ° in the above example) at the position of the inner surface side end (or outer surface side end) of the weld surface. Determine the position and angle.
  • Positioning is performed at the center of the array probe in 1) above, and the above processing is performed with a constant refraction angle. Therefore, symmetrically with respect to the scanning line at the center of the array probe, 2) on the weld surface.
  • Propagation path (scan line) routes obtained in 2 can be combined (paired). This pair is used as the transmission / reception scanning line, and the transmitter / receiver's central oscillator is used (the transducer group of the transmitter / receiver is formed around this vibrator). . If the number of transducer groups is an even number, the center position is corrected to the boundary of the transducers and the above processing is performed. Furthermore, although the calculation is made here with the refraction angle ⁇ -constant, it may be calculated with the incident angle 0a to the welding surface being constant, or both ⁇ and 0a can be changed.
  • transmit / receive transducer groups, number of transducers, deflection angle, and focal length can be determined by the following procedure.
  • the width of the transducer group used for the transmitter and receiver is determined from the focusing coefficient for obtaining the required sensitivity so that the refraction angle is constant. This will be explained with reference to Figure 23 as appropriate.
  • the contents of a), b), and g) shown below correspond to 1), 2), and 3) described above, so a brief description will be given here.
  • a beam transmitted perpendicularly to the probe surface from the transducer located at the center of the linear array probe is a steel tube with a transverse wave of a predetermined refraction angle (for example, a refraction angle of 45 °). Enter the position of the linear array probe so that it enters the inner surface of the welded pipe or the outer surface of the pipe.
  • each transducer is a transducer corresponding to the center position of the transmission section, and the positional relationship between the transducer group of the transmission section and the incident point on the outer surface of the steel pipe is determined.
  • the propagation path after incidence on the steel pipe that is, the reflection point on the inner surface, the reflection point on the outer surface, and the welding surface The reflection point will be determined.
  • each scanning line is calculated from the positional relationship between the incident point and each transducer.
  • d) Calculate the water distance of each scanning line and the middle steel path to the weld, and calculate the underwater focal length F by converting the sound speed and water distance.
  • the necessary beam width d is a range of beam diameters applied to detect scattered nets showing a form in which minute defects are distributed over a wide range, as described above, and 0.5-2. 5 mm, preferably more than 0.7 mm to 2.5 mm, more preferably 1.0 to 2.0 mm.
  • each transducer group constituting the transmission unit is determined from the transducer position of each scanning line and the number of transducers n.
  • g Determine the scanning line used for flaw detection from the positional relationship of the welds of each scanning line, and determine the receiving transducer group to be paired with the transmitting transducer group. To select a pair of transmitter and receiver, pair the scanning lines that propagate from the opposite direction and intersect at the weld. In addition, if the same part of the weld overlaps more than necessary for the required spatial resolution, it may be thinned out.
  • the coordinates ⁇ Xf, Yf ⁇ of the focal position are obtained as follows, where the center position of the transducer group is the origin of coordinates, the focal length is F, and the deflection angle is 0.
  • the basic concept of the above calculation is shown. It is not always necessary to set the center position of the group as the origin of coordinates. Further, the number of vibrators n may be an odd number of force described as an even number. In the case of an odd number, it goes without saying that it can be applied by changing the above part.
  • the coordinates of each element of the array probe are determined in advance, the coordinates of the focal point position are obtained according to the focal length and the deflection angle, and the distance Z ( i).
  • FIG. 23 is a diagram showing an example of the flaw detection condition calculation results for the scanning lines thus determined and representative points of the scanning lines.
  • the vibrator number is 1 on the side closer to the weld and 160 on the far side.
  • FIG. 25 is a diagram showing the result of calculating the delay time for scanning line A shown in FIG. 23 and the principle of transmission.
  • 10 is a flaw detection condition calculation unit that calculates 1) to 8) above
  • 11 is a delay time setting unit that determines the transmission timing of the transmission pulse based on it
  • 12 is a pulser
  • 13 is a linear array.
  • a transmission beam corresponding to the scanning line A is formed.
  • FIG. 26 shows the result of calculating the delay time for the scanning line C shown in FIG. 23 and the principle of reception.
  • 13 is each transducer of the linear array probe
  • 14 is a receiving amplifier
  • 15 is a delay time setting unit
  • 16 is a synthesis processing unit
  • 17 is a gate evaluation unit.
  • transducer numbers 1 2 4 to 1 5 5 are selected, and the echo from the defect is incident on transducer number 1 2 '4 first, gradually with a time delay, transducer number 1
  • the delay time setting unit 15 corrects this time delay so that the phases match and is synthesized by the synthesis processing unit 16 and the echo becomes larger due to the focusing effect. It is shown.
  • reception corresponding to the scanning line C is performed.
  • the defect echo (F echo in the figure) is detected in the time zone (gate) set to the distance corresponding to the beam path from the transmission pulse (T pulse in the figure). Presence / absence is determined and flaw detection is performed.
  • the delay time setting unit 15, synthesis processing unit 16, and gate evaluation unit 17 are A / D converted immediately after leaving the receiving amplifier 14, and the signal is stored in the memory before being processed in software. Can also be implemented.
  • the flaw detection conditions are calculated by first determining the incident point of each scanning line and then calculating sequentially.
  • the present invention is not limited to this. For example, after determining the focal position, the focal position is determined.
  • the path with the shortest propagation time leading to may be searched for each oscillator.
  • the beam width of ultrasonic waves to be transmitted and received must be 0.5 to 2.5 mm.
  • the focusing coefficient which is one of the parameters expressing the degree of focusing, also has an applicable range.
  • the focusing factor J is a value indicating the increase in sound pressure at the focusing position. But
  • the calculation results of the relationship between the focusing factor and the beam width (beam size, expressed as beam size in Fig. 27) are shown.
  • the beam width beam size
  • the focusing factor increases, and when the beam width is large, the focusing factor decreases. Since the focusing coefficient is a value indicating an increase in sound pressure, a larger value is better.
  • the beam width is in the optimum range.
  • the focusing coefficient is in the range of 13 dB to 28 dB.
  • the focusing factor is about 1 to 20 to 20 dB, and the focusing range is about 1.0 to 2 Omm, which is the preferred range of the beam width. — Less than 10 to 5 dB, which is the applicable range of focusing factor.
  • FIG. 28 is a diagram illustrating a functional configuration example of an ultrasonic flaw detector related to tandem flaw detection.
  • the object size input unit 30 values of the outer diameter and thickness of the steel pipe to be inspected are input from an operator or a process computer.
  • the array probe storage unit 31 stores the frequency, transducer pitch, and number of transducers of the array probe 5.
  • the aperture width control unit 32 controls the aperture width corresponding to the beam width (beam size) for transmission and reception, and transmits waves according to the size of the steel pipe and the specifications of the array probe. Calculate the position of the array probe, the number of transmission scan lines, and the path of the transmit beam for each scan line. Next, find the focal length and deflection angle for each path. By substituting the focal length and ultrasonic frequency into Equation (5), the aperture width is obtained so that the beam width falls within a predetermined range. As described above, the predetermined range of the beam width is 0.5 to 2.5 mm, preferably from 0.7 mm to 2.5 mm, more preferably 1.0 to 2 mm. O mm. .
  • the aperture width controller 3 2 also determines the position of the ray probe, the number of receiving scanning lines, the number of receiving beams for each scanning line, according to the size of the steel pipe and the specifications of the array probe. Calculate the route. Next, the focal length and the deflection angle in each path are obtained. By substituting the store distance and ultrasonic frequency into Equation (5), the opening width is obtained so that the beam width is in a predetermined range.
  • the predetermined range of the beam width is the applicable range of 0.5 to 2.5 mm, as described above, and preferably from more than 0.7 to 2.5. mm, more preferably 1.0 to 2.0 mm.
  • the gate position for defect detection is determined based on the beam path calculated by the aperture width control section 32 and stored in the gout position storage section 33.
  • the array reception rule may be determined based on the previously obtained array transmission rule, or conversely, the array reception rule may be determined first and the array transmission rule determined based on it. .
  • the array transmission rule and array reception rule determined in this way are stored in the array transmission rule storage unit 34 and the array reception rule storage unit 35, respectively, and are used for the following transmission / reception control.
  • the end ray transmission unit 36 is based on the array transmission rule stored in the array transmission rule storage unit 34. Based on W, a transducer group for transmission is selected, and a transmission pulse is generated with a delay time for each element. Based on the array reception rule stored in the array reception rule storage unit 35, the array reception unit 37 selects a transducer group for reception, adds a signal with a delay time to each element, and performs flaw detection. Get the waveform. In the gate unit 38, the signal of the gout position stored in the goot unit storage unit 33 is extracted.
  • the next transducer group for transmission is selected based on the array transmission rule stored in the array transmission rule storage unit 34, and the same as described above. Repeat the flaw detection.
  • the welded steel pipe moves in the direction of the pipe axis. If the array probe is fixed and scanned in the thickness direction of the pipe, it will move in the direction of the pipe axis. However, if the welded steel pipe is stationary, the array probe may be moved using a mechanical mechanism.
  • the defect determination unit 40 compares the defect determination threshold value (threshold value) input to the determination threshold value input unit 39 with the signal strength in the gate. Determine.
  • the signal strength to be compared is the calculated value (index value) after the averaging process and the maximum value process as shown in FIG. Moyore.
  • the flaw detection for one scanning line is completed in this way, the next transmission transducer group is selected based on the array transmission rule stored in the array transmission rule storage unit 34, and the same as described above. Repeat the flaw detection.
  • a defect may be determined when the signal intensity is greater than or equal to a threshold value more than once.
  • the sensitivity calibration unit performs sensitivity calibration of the present invention.
  • the sensitivity calibration procedure will be described below in conjunction with FIG. 16 described in the embodiment.
  • the sensitivity calibration unit 70 can input manufacturing conditions and product specifications with the process computer. Before starting the data inspection, the sensitivity welded steel pipe will be manufactured and inspected from the process computer. Enter the required specifications related to the mechanical properties (mechanical properties of the weld, for example, the allowable value of the absorbed energy in the Charpy impact test) (step S1). Then, according to the mechanical characteristic value of the required specification input-', the defect density is determined using the relationship shown in Fig. 1' 5. The data shown in FIG. 15 may be obtained in advance by comparison with a large number of samples and stored as an equation for calculating the defect density from the mechanical characteristics or as table data (step S2).
  • the beam size to be set is input from the aperture width controller 32, and S, which is the total area within the beam, is calculated by the following equation based on the beam sizes a and b and the defect density referenced from step 2 (step S 3 ).
  • the beam shape is rectangular, so the beam sizes a and b are the length of each side of the rectangle.
  • a and b are the dimensions of the beam size in the thickness direction and the longitudinal direction, and dp is the defect density.
  • the size of the artificial defect used for sensitivity calibration is input from a process computer, input terminal, etc. (or if the artificial defect is always the same, it is not input and is stored in the sensitivity calibration unit 70.
  • the intensity difference (ratio) of the echo height between the size of the artificial defect and the equivalent defect diameter corresponding to the total area S in the beam obtained in step S3 is calculated.
  • the sound pressure reflectance R 1 of the circular plane ridge can be expressed by the following equation. This equation is calculated using the equivalent defect diameter when obtaining the sound pressure reflectance in the scattered penetrator.
  • r is the radius of the equivalent defect (circular defect with the total area in the beam) and ⁇ is Wavelength, X is the distance from the defect.
  • a drill hole generally used for artificial defects may be considered as a cylindrical flaw, and the sound pressure reflectance R 2 of the cylindrical flaw can be expressed by the following equation.
  • the signal strength difference AG is calculated as 30 dB
  • the drill hole DH strength when the drill hole DH strength is set to 100% on the chart (set to the maximum value of the dynamic range in signal processing), it will be 30 dB Is 3.1% of the maximum value of the dynamic range, so it is too low to be recognized on the chart (signal processing). In other words, the resolution for determination is low, and the level is insufficient for determination by signals. Therefore, for example, if sensitivity correction such as 20 dB (10 times) is performed, the threshold will be 31%, and it will be possible to determine with high accuracy both on the chart and in signal processing calculations.
  • the threshold value is preferably in the range of 20 to 60%, and the sensitivity correction amount may be determined based on the signal intensity difference AG so as to be in this range.
  • a threshold value for example, 50%
  • the sensitivity correction value is calculated from the ratio between the AG value and the threshold value so that the AG value becomes the threshold value. You may decide.
  • Step S6 measure the calibration steel pipe with an artificial defect (for example, drill hole ⁇ ⁇ . 6mm), and adjust the sensitivity of the amplifier (not shown) in the reception signal section so that the received signal level becomes the predetermined level.
  • the signal level used here is the same signal processing as the index value used for defect determination during normal flaw detection.
  • the predetermined level should be the value corresponding to 100% on the chart or the maximum value of the dynamic range in the signal processing device.
  • the measurement of the artificial defect for calibration may include a mechanism that can move the ultrasonic flaw detector off-line so that it can be measured off-line, and the steel pipe for calibration is the same as the normal measurement on the production line. You may do it. '
  • the sensitivity correction amount set in step S5 is set in the amplifier (step S7), and the threshold value determined in step S5 is set in the determination threshold value input unit (step S8). After that, this threshold value is set in the defect determination unit, and the required processing is performed based on the threshold value. Judgment is made as to whether or not the above conditions are satisfied.
  • This calibration can also be applied to periodic calibration corresponding to changes in the amplifier over time in addition to the timing when the inspection conditions change.
  • 1 5 induction heating device 1 5 6, squeeze roll 1 5 7, sizer 1 5 8 device, for example, strip width 1 9 2 0 111111 Weld and weld to produce a ⁇ 600 steel pipe through sizer 1 5 8.
  • 1 5 9 is a pipe cutting machine.
  • the array probe 5 for tandem flaw detection is placed on the entry side or exit side of the sizer 1 5 8 after welding is completed, or on the exit side of the tube cutting machine 1 5 9, and as a result Quality control can be performed by evaluating mechanical characteristics based on the above.
  • the configuration consists of array transmission / reception means 160 for transmitting / receiving the array probe 5 and control means for controlling each condition such as beam width, aperture width, and incident angle to the steel pipe when the array probe 5 is transmitted / received.
  • the R / R transmission / reception means 1 60 includes an array transmission unit 3 6, an array reception unit 3 7, an array transmission rule storage unit 3 4, and an array reception rule storage.
  • the control means 1 6 2 includes an opening width control unit 3 2, a gate position storage unit 3 3, a gate unit 3 8, an object size input unit 30, and an array probe storage.
  • Each of the functions includes attachment data 64.
  • a calibration instruction is received from the production management computer. Calibration can be performed by measuring a calibration sample.
  • the calibration method may be the same as the procedure shown in the first embodiment.
  • the flaw detection position in the tube thickness direction is scanned by controlling the transducer of the array probe.
  • the pipe axis direction can be input from a sensor that detects the moving distance of the steel pipe in the production line.
  • the conditions such as the size of the steel pipe may be such that the manufacturing management computer 170 and the quality judging means 16 4 (or the control means 16 2) are connected so that data can be input.
  • other inspection conditions need to be changed depending on the type of steel pipe, it may be input from the production management computer 170 as appropriate.
  • Examples 1 and 2 are steel pipes, but the examples for performing sensitivity calibration are not the same as steel pipes, but the same calibration method can be applied even when the C-scan method is used. This will be described below.
  • probe scanning means 54 for sequentially moving the probe in the tube axis direction and the tube thickness direction, and reception for storing C scan data
  • C signal processing means 58 for calculating the scan data
  • parameter input means 60 for inputting the parameters required for the calculation processing
  • result output means 62 sensitivity calibration unit 7 Consists of 0 and
  • the received signal storage means 56 transmits the received signal of the ultrasonic probe 50 to the probe scanning. It is stored in association with the position where the welding surface is scanned by means 54, for example, a memory (two-dimensional) that can store the received signal strength in the tube axis direction and the tube thickness direction.
  • C scan data storage means having a function of storing so-called C scan data.
  • the signal processing means 58 receives parameters necessary for the later-described calculation from the parameter input means 60 with respect to the data in the memory, and calculates an index value correlated with the mechanical characteristics.
  • the screen is displayed and printed on the result output means 62 such as CRT, LCD monitor and printer.
  • the sensitivity calibration unit 70 includes an arithmetic processing unit and table data for deriving a defect density corresponding to the required specification. It is connected so that an artificial defect signal can be input from the ultrasonic transmission / reception means 52, and the ultrasonic beam size can be set or input as required specifications and artificial defect size. Furthermore, the sensitivity correction value calculated by the sensitivity calibration unit 70 can be set in the ultrasonic transmission / reception means, and the defect determination threshold value can be set in the signal processing unit.
  • a sample that was cut (sliced) at a position of, for example, 8 mm from the weld surface (seam) was created, and a point-focusing probe 50 with a frequency of 2 O MHz was used from the end surface.
  • the beam width at the weld surface is set to 4400 m.
  • the calibration according to the present invention in the sensitivity calibration unit 70 may be performed according to the procedure of FIG. 16 as in the case of the tandem flaw detection in the first embodiment, detailed description thereof is omitted.
  • tandem flaw detection the defect density and defect diameter are calculated from the required specifications based on the data shown in Fig. 15.
  • the measurement conditions differ in tandem flaw detection from the tandem flaw detection. Therefore, the data corresponding to Fig. 15 should be calculated from Fig. 9 and Fig. 10 above.
  • the beam shape is also circular or elliptical, and the equivalent defect diameter is calculated accordingly.
  • the beam is incident perpendicularly to the weld surface, and therefore the opening width D of the vibrator for obtaining the beam width d can be obtained by the following equation, for example.
  • ⁇ ⁇ (F / d) (6)
  • d the beam size at the flaw detection position
  • F the focal length
  • ⁇ the wavelength

Landscapes

  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Health & Medical Sciences (AREA)
  • Life Sciences & Earth Sciences (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Analytical Chemistry (AREA)
  • Biochemistry (AREA)
  • General Health & Medical Sciences (AREA)
  • General Physics & Mathematics (AREA)
  • Immunology (AREA)
  • Pathology (AREA)
  • Acoustics & Sound (AREA)
  • Investigating Or Analyzing Materials By The Use Of Ultrasonic Waves (AREA)

Abstract

管体１の溶接部２を少なくとも管軸方向に超音波探傷し、溶接面における超音波ビームの領域内に存在する欠陥の合計面積と人工欠陥との信号強度差に基づき欠陥判定閾値を定めて、該欠陥判定閾値によって管体の品質管理を行なう。前記欠陥判定閾値を、所望の品質レベルから決定される管体の管軸方向溶接部の溶接面における欠陥密度と、溶接面における超音波ビームの面積から、該超音波ビームの領域内に存在する欠陥の合計面積に基づき等価欠陥径を決定し、該等価欠陥径と人工欠陥との信号強度差に基づいて定める。

Description

明細書 発明の名称
超音波探傷の校正方法及び管体の品質管理方法及び製造方法 技術分野
本発明は、溶接鋼管の溶接部に発生する微小な欠陥を超音波探傷で精度良く検出 するための超音波探傷の校正方法、管体の品質管理方法及び製造方法に関するもの である。 背景技術
溶接鋼管では溶接部の品質が非常に重要であり、製造工程においては一般に超音 波斜角探傷によって溶接部のオンライン探傷が行われている。 この方法は、被検材 の検査面に対して斜めに超音波を入射させ、欠陥で反射した反射波から被検材の內 外表面欠陥および内部欠陷を検出するものである。通常、例えば電縫管では 5 MH zで 4 5 ° の屈折角を持つ超音波ビームによる反射法が適用され、 mmオーダーの 大きさの欠陥、例えば溶込不良、溶け落ち、介在物による割れなどの欠陥が検出さ れる。
一方、最近では溶接綱管に対する品質要求が厳しくなり、従来よりも小さい欠陥 の検出が求められるようになってきている。例えば、電鏠管では冷接欠陥や微小ぺ ネトレータ、 レーザー溶接管ではブローホールなどで、 これらの欠陥の大きさは数 1 0 /z m〜数 1 0 0 z mと非常に微小である。また、発生位置は溶接線に沿って内 面から外面までの 、ずれの場所でも発生する可能性があり、欠陥の位置によっては 超音波ビームの入射点と帰点が異なってしまう。 これらの影響のため、従来実用さ れている超音波探傷法では検出できない場合が多く、より精度良く検出できる技術 が求められている。
溶接鋼管の微小欠陥を検出する方法として、これまで以下のような従来技術が開 示されている。 特許文献 1では、斜角採傷において周波数 8 MH z以上のポイント フォーカス型探触子を用いるようにし、ぺネトレータに対する検出能を向上させる ようにしている。 また、 特許文献 2では、 アレイ探触子によりフォーカスビームを 形成して検出能を向上させ、セクタスキャンによつて溶接部の内面側から外面側ま でをスキャンするようにしてブローホールを検出できるようにしている。
また、特許文献 3では、超音波の周波数を 2 5 MH z以上 5 0 0 MH z以下とし て入射角 0 ° 以上 2 0 ° 以下で管外面側から溶接部に入射させることで、数 /z m以 下の微細な F e Oが群をなして夾雑している冷接欠陥を検出できるようにしてい る。 さらに、特許文献 4では、周波数 2 0 MH z〜8 0 MH zのポイントフォー力 ス型探触子を複数用い、シーム直上から集束位置が 3 mm以下のピッチとなるよう に配置することで、 0 . 1 mm以上のブローホールを検出できるようにしている。 しかしながら、 '上述の開示技術においても、以下に述べるような問題が残されて いた。 先ず特許文献 1の方法では、集束した超音波のビーム幅が狭いため、溶接部 の深さ方向 （鋼管の肉厚方向） の全域を見逃しがないように探傷するためには、数 多くのチャンネルが必要で設備コストが高くなる上、管のサイズが変わった際の位 置調整などが非常に面倒であるという問題がある。 また、欠陥形状がブローホール 状ではなくぺネトレータゃ冷接のように面状で、かつ位置が肉厚内部にある場合は、 反射波が入射方向とは異なる方向に行ってしまうため検出が困難である。
また特許文献 2の方法では、ァレイ探触子が 1個で済み、サイズ替わりの際の設 定も電子的に行えるので、特許文献 1で示した前者の問題はないものの、後者の問 題については依然として未解決のままである。
さらに欠陥形状が上記のように面状の場合、例えば電縫管ではシーム部にァプセ ットがかかっているためにシーム直上から見た欠陥の幅は 1 0 0 / m以下と非常 に細く、特許文献 3および特許文献 4の方法であっても、実際には欠陥からの反射 波は非常に弱くて検出困難な場合が多い。 また、表面エコー近傍の 1〜2 mm程度 は表面ェコ一の残響によつて不感帯となるため、欠陥の位置が外面近傍にある場合 は検出できないという問題がある。
このように、溶接鋼管の管軸方向の溶接部に発生する数 1 0 0 μ ΐη程度以下の微 小欠陥を検出する技術では、検出性能が不十分などの問題のために、近年要求され る厳しい品質管理に対応するのは困難であり、それらの課題を解決する技術開発が 望まれていた。
【特許文献 1】 特開昭 6 0— 2 0 5 3 5 6号公報
【特許文献 2】 特開平 1 1一 1 8 3 4 4 6号公報
【特許文献 3】 特開昭 6 1 - 1 1 1 4 6 1号公報
【特許文献 4】 特開平 7— 3 5 7 2 9号公報
【特許文献 5】 特開平 4— 2 7 4 7 5 6号公報
【非特許文献 1】 日本鉄鋼協会編 「超音波探傷シリーズ （II) 溶接鋼管の超 音波探傷法」 1 9 8 8年、 2 8〜 3 1頁 発明の開示
本発明は、前記事情に鑑みてなされたもので、厳しい品質管理が必要とされる電 縫溶接鋼管であっても、その溶接部の肉厚内部に位置する微小欠陥を精度よく検出 して、その検出結果にもとづいて品質管理を確実に行うことができるようにするこ とを目的とする。 本発明者等は、鋭意研究の結果、電鏠溶接鋼管の管軸方向溶 接面の機械的特性には、溶接部に残留するぺネトレータなどの欠陥の存在が影響を 及ぼしているが、単体の欠陥サイズは問題にならないほど小さいが、その存在量（あ る面積内に存在する欠陥数）が溶接部の機械的特性に大きく関与しているという新 規で、 有用な知見を突き止めた。
当初、発明者等は電縫管溶接部の機械的特性に大きく影響を及ぼすのはベネトレ ータのサイズであり、溶接部に存在するぺネトレータのサイズがある程度小さけれ ば、機械的特性が優れていると考えた。 そして、 これらの欠陥を検出すべく探傷法 を検討した結果、従来の超音波探傷法に比べ、送受波の超音波ビーム幅をより小さ くして、 これらの欠陥を検出するための技術に想到した。 しかしながら、 このビー ム幅を小さくした超音波探傷技術を用いて、ぺネトレータ有無を評価し、その結果 と機械的特性とを比較した力 想定した結果とは全く異なっていた。 つまり、ぺネ トレータが検出された場合でも機械的特性が良好であったり、逆にベネトレータが 検出されない場合でも機械的特性が悪いという結果が得られた。 その後、発明者等 は、更なる詳細検討を行った結果、数 μ ιηの微小欠陥が広い範囲に分散した形態の ぺネトレータが機械的特性と相関があるという、従来知られていなかった、非常に 有益な知見を見出した。そして、それらを検出するための超音波探傷技術を開発し たのである。
ここで、 図 1を用いて、ぺネトレ一タの形態を説明する。 当初、機械的特性に影 響を与えるぺネトレ一タなどの微小欠陥の形態は、鋼管 1の溶接部 2において、 3 aに示すような、 元々、数 mの酸化物 （主に S i一 M n系） が数 1 0〜数 1 0 0 μ πΐの大きさの領域に密集（凝集） したもので、 見かけ上、 1個の欠陥に認識され るもの、 と考えていた。 （本明細書では、 凝集型ぺネトレータとも呼ぶ。） しかしな がら、発明者らの調査によって、 3 bに示すような、数 mの酸化物が広い領域 に多数分布 （散在） したような形態を示すベネトレータ （本明細書では、 散在型ぺ ネトレータとも呼ぶ。） の存在が、 分かった。 この散在型ぺネトレータは、 従来の 検出方法では明瞭には検出されず、密度が薄く断面観察が極めて難しいため、 明ら かになつていなかったが、発明者等が詳細調査した結果、機械的特性の評価、 特に 特性の優れたレベル （厳しい品質管理が要求されるレベル） の評価にあたっては、 これが重要な検出対象であることが初めて判明した。そして、この知見に基づいて、 電縫鋼管の溶接部の品質管理を行う発明に想到した。
図 2は、サンプル管からシャルピー試験片を切り出してシャルピー衝撃試験を行 なった結果である。 シャルピー衝撃試験の結果では、 サンプル A (サンプル数は 3 個） は吸収エネルギーが 4 0 0 J以上の良好な機械的特性を示し、サンプル B (サ ンプノレ数は 3個） は吸収エネ ギ一が 2 0 0 J程度のものであった。
そして、 これらのシャルピー試験片を切り出した近傍で、 図 3に示すように、電 縫管 1の管軸方向溶接面の溶接部 2を、溶接面から周方向に 4 mmの位置で切り出 した （スライスした） サンプル Sを用いて、切り出した面に対して集束型超音波探 触子 5 0を用いた Cスキャン法により溶接部の探傷を行ない、シャルピー衝撃試験 の結果と比較した。 まず、発明者等は、 上述の数 1 0〜数 1 0 0 // mの領域に密集 した凝集型ぺネトレータの存在が溶接部の機械的特性に影響を及ぼすと考え、それ らを検出するように、周波数 5 0 MH zの集束型超音波探触子 5 0を用いて、 ビー ム幅 1 0 0 zx mに絞って探傷した。 その結果を図 4に示す。 図 4 ( a ) は、 サンプ ル Aの Cスキャンデータで、横軸は管軸方向、縦軸は厚み方向であり、信号強度を 濃淡 （信号強度大ほど白色） で示している。 図 4 ( b ) は、 （a ) のデータについ て、管軸方向が同じ位置で厚み方向について信号強度最大値をとつたもので、横軸 を管軸方向位置とし、 縦軸に信号強度最大値をプロットしたものである。 同様に、 図 4 ( c )、 （d )はサンプル Bについての超音波探傷結果である。なお、 （b )、 ( d ) の結果には、厚み方向の信号強度最大値から推定した欠陥径の値を縦軸に示してい る。サンプル Aでは欠陥径 5 0 /i m以上に相当する信号強度の欠陥指示（上述の凝 集型ぺネトレータに対応） が点在して多く見られ、サンプル Bでは、そのような点 在する欠陥指示はほとんど見られなかった。 この結果は、凝集型ぺネトレータがぁ つても機械的特性が良好であり、逆にぺネトレータがほとんど検出されないサンプ ルで吸収エネルギーが低いと言うことを示しており、発明者等が当初、想定した結 果と全く逆の結果であつた。
次に、発明者等は、 測定条件を種々変更し、 測定した。 そのうち、 ビーム幅を広 げてみたところ （具体的には、 I O O IIIから、 2 5 0 mに広げた）、 これまで 確認できなかった信号が得られることがわかった。その結果を図 5に示す。シャル ピー衝撃試験で機械的特性が良好であったサンプル Aについては、 図 4と同様に、 欠陥径 4 0 μ πιを大きく下回る、欠陥径 2 5 x m程度に相当する信号レベルをべ一 スとして、欠陥径 1 0 0 m程度の信号レベルが高い欠陥信号が所々に確認された。 —方、 サンプル Bについては、 図 4と同様に、信号レベルが高い欠陥信号はないも のの、欠陥径 4 0 μ πι程度に相当する信号強度を示す信号（図中の画像において淡 く薄い指示） が管軸方向の全長に亘つて確認された。 以上の結果に基づき、発明者 等は、信号レベルは欠陥径 4 0 m程度とさほど高くないが、それが広く分布して いる欠陥が、 溶接部の機械的特性に大きく影響しているとの知見に至った。
さらに、 このサンプル Βの断面を電子顕微鏡でも調査したところ、サンプ/レ Βに 見られる欠陥指示部には、 1個当たりの大きさが 5 μ m〜 2 0 μ mの微小な酸化物 (微小ぺネトレータ）がまばらに存在していることが確認され、 Cスキャンの結果 が裏付けられた。
ここで、超音波ビーム幅を広げたことで淡いェコ一帯が検出されるようになつた 理由を考察する。 図 6に示すように、広い範囲に微小反射源が一様に散在している 状態を考えると、 ビーム幅が狭い場合、微小反射源がビーム内に少数しか含まれな いので、 ビ一ム面積に対する欠陥の合計面積の比率が低く、結果として反射エコー が弱くなる。 一方、 ビーム幅を広くすると、微小反射源がビーム内に数多く含まれ るようになり、 ビーム面積に対する欠陥の合計面積の比率が高くなるため、個々の エコーが弱くても、それが積算されて強まることになり、検出信号レベルが高くな る。
以上の結果から、 このように個々の欠陥径は非常に小さいが、広い領域に分布し た状態を示すぺネトレータ（散在型ぺネトレータ）も溶接部の機械的特性に影響し、 その評価を精度良く行うためには、 ビーム幅に好適な範囲があり、そのような条件 で検出された結果にもとづいて、品質管理を行うことが可能であるという、新たな 知見が導き出された。
このような発明者の知見や解析に基づき、電縫鋼管の溶接部の散在型ぺネトレー タを検出するには従来技術レベルのビーム集束度では感度不足であるものの、集束 させすぎても検出ができないことがわかった。本願発明の骨子は、溶接部の品質に 大きく影響を与えるぺネトレータを超音波探傷で検出するためには、超音波ビーム 幅には好適な範囲があり、そのビーム幅により検出した結果から、電縫鋼管の溶接 部の品質を評価するための判定レベル（閾値） の校正方法を導出し、それに基づい て確実に品質管理を行うことが可能な発明に想到したところにある。
なお、本発明において、 アレイ採触子を用いているため、 ビーム形状は矩形状と なるので、本明細書でいうビーム幅は、 ビーム面積の平方根をとつた実効的な値と 考えればよい。 しかし、ぺネトレータが管軸方向に連続している場合など管軸方向 の集束が不要な場合も有り得るので、その場合は管厚方向のビーム幅と考えても良 い。
上記課題を解決するために、 具体的には以下のような手段が提供される。 (1)管体の溶接部の超音波探傷するに際して、溶接面における超音波ビームの領 域内に存在する欠陥の合計面積と人工欠陥との信号強度差に基づき欠陥判定閾値 を定めることを特徴とする超音波探傷の校正方法。
(2)前記欠陥の合計面積を、所望の品質レベルから決定される管体の管軸方向溶 接部の溶接面における欠陥密度と、溶接面における超音波ビームの面積とから決定 することを特徵とする （1) に記載の超音波探傷の校正方法。
( 3 )前記欠陥密度と品質レベルの関係はシャルピー衝撃試験によつて予め求めて おくことを特徴とする （2) に記載の超音波探傷の校正方法。
(4)前記人工欠陥と等価欠陥との信号強度差は、音圧反射率の相対関係に基づい て求めることを特徴とする （2) に記載の超音波探傷の校正方法。
(5)管体の溶接部を少なくとも管軸方向に超音波探傷し、管体溶接部の品質管理 を行う方法 あって、 （1) 乃至 （4) のいずれか一つに記載の校正方法により欠 陥判定閾値を定めるステップを有することを特徴とする管体の品質管理方法。
(6)前記超音波探傷を、管体の管軸方向溶接部の溶接面に対し超音波を送波する 送波部と、 前記溶接面における反射波の一部又は全部を受波する受波部とを有し、 前記送波部及び前記受波部が、管体周方向に配置された一又は二以上のアレイ探触 子上の異なる振動子群からなる送受信部を備えた超音波探傷装置を用いて行なう ことを特徴とする （5) に記載の管体の品質管理方法。
(7)前記送波部が、管体の管軸方向溶接部の溶接面と前記管体の内面に対し、そ れぞれ 33. 2。 力 ら 56. 8° の範囲内の角度で入射するように超音波を送波し、 前記受波部力 S、溶接面における正反射方向に対して一 12° から 16° の範囲内の 方向に反射した一部又は全部の反射波を受波するようにしたことを特徴とする
(6) に記載の管体の品質管理方法。
(8)超音波の溶接面におけるビーム幅が 0. 5mmから 2. 5mmの範囲となる ようにしたことを特徴とする （7) に記載の管体の品質管理方法。
(9)管体を製造する製造ステップと、該製造ステップで製造された管体を、 （5) 乃至（8) のいずれかに記載の管体の品質管理方法により品質管理する品質管理ス テツプと、 を有することを特徴とする管体の製造方法。 発明の効果
本発明により、ぺネトレータを的確に欠陥判定できるようになるため、溶接鋼管 の溶接部の機械的特性に影響を及ぼす微小欠陥が発生しないように溶接プロセス を改善したり、欠陥が流出しないように製造工程で選別できるようになり、溶接鋼 管の品質を飛躍的に高めることができ、従来以上に過酷な使用条件で使用できるよ うになる。 図面の簡単な説明
図 1は、 発明者の調査で判明した微小ぺネトレータの種類を示す斜視図である。 図 2は、 シャルピー衝撃試験を行ったサンプル結果を示す図である。
図 3は、本発明の原理を説明するためのシームスライス材の Cスキャン方法を示 す斜視図である。
図 4は、同じく 5 O MH zビーム径 1 0 0 μ πιでの Cスキャン結果を示す図であ る。
図 5は、同じく 5 O MH ζビーム径 2 5 0 mでの Cスキャン結果を示す図であ る。
図 6は、 同じく反射源が散在している場合の検出ィメージ図である。
図 7は、 Cスキャンとシャルピー衝撃試験との対比実験を行う機能構成例を示す 図である。
図 8は、 同じく Cスキャンデータ処理を示す図である。
図 9は、 同じくエコー高さと吸収エネルギーの関係を示す図である。
図 1 0は、 同じく欠陥径とエコー高さとの相関を示す図である。
図 1 1は、 タンデム法の原理を説明する図である。
図 1 2は、 タンデム法における走査の手順例を示す図である。
図 1 3は、 同じぐエコー高さと吸収エネルギーの関係を示す図である。
図 1 4は、 同じく欠陥径とエコー高さとの相関を示す図である。 図 1 5は、同じく微小ぺネトレータ密度と吸収エネルギーとの相関を示す図であ る。
図 1 6は、 本発明による感度校正手順を示す流れ図である。
図 1 7は、 本発明の閾値の設定を説明する図である。
図 1 8は、 ビームサイズと信号強度の関係を示す図である。
図 1 9は、 開口幅とビームサイズの関係を示す図である。
図 2 0は、 欠陥の大きさと反射指向性の関係を説明する図である。
図 2 1は、 反射特性を説明する図である。
図 2 2は、 鋼管でのモード変換ロスを説明する図である。
図 2 3は、 走査線と、 代表点の探傷条件計算結果の一例を示す図である。
図 2 4は、 各振動子に与える遅延時間の計算を説明する図である。
図 2 5は、走査線 Aについて遅延時間を計算した結果と送波の原理を示した図で ある。
図 2 6は、走査線 Cについて遅延時間を計算した結果と受波の原理を示した図で ある。
図 2 7は、 集束係数とビームサイズの関係を示す図である。
図 2 8は、 タンデム法を適用した超音波探傷装置の実施例 1を示す図である。 図 2 9は、 本発明の実施例 2を説明する図である。
図 3 0は、 本発明の実施例 3を説明する図である。 以下に図中の符号を示す。
1…鋼管、 2…溶接部、 3…欠陥、 4…水、 5…リニアアレイ探触子 6…送波用の振動子群、 7…受波用の振動子群、 8…送波ビーム
9…受波ビーム、 1 0…探傷条件計算部、 1 1…遅延時間設定部
1 2…パルサー、 1 3…リニアアレイ探触子の振動子、 1 4…受信アンプ 1 5…遅延時間設定部、 1 6…合成処理部、 1 7…ゲート評価部
3 0…被検体サイズ入カ部、 3 1…アレイ探触子記憶部、
3 2…開口幅制御部 3 3…ゲート位置記憶部、 3 4…アレイ送信則記憶部、 3 5…アレイ受信則記憶部、 3 6…アレイ送信部、 3 7…アレイ受信部 3 8…ゲート部、 3 9…判定閾値入力部、 4 0…欠陥判定部、 7 0…感度校正部 発明を実施するための最良の形態
まず、 Cスキャン法を用いて、溶接部の機械的特性に影響を及ぼす、微小欠陥が 広い範囲に分布した形態の散在型ぺネトレータを検出できるような条件に設定し て、探傷し、 その探傷結果と比較評価した。 その評価するための構成の一例を図 7 に示す。切り出した溶接面に対して、超音波を送受信して超音波探傷を行なうため の探触子 5 0と、探触子 5 0での超音波の送受信を制御する超音波送受信手段 5 2 と、切り出したサンプルの溶接面に対して Cスキャンするために、探触子 5 0を管 軸方向と管厚方向に順次走査させるための探触子走査手段 5 4と、 Cスキャンデー タを記憶する受信信号記憶手段 5 6と、 Cスキャンデータを演算処理する信号処理 手段 5 8と、演算処理に必要なパラメータを入力するためのパラメータ入力手段 6 0と、 結果出力手段 6 2で構成される。
ここで、 受信信号記憶手段 5 6は、超音波探触子 5 0の受信信号を、探触子走査 手段 5 4で溶接面を走査した位置とを対応付けて、記憶するようになっており、例 えば、管軸方向と管厚方向に対して、受信信号強度を記憶することができるメモリ ( 2次元メモリ）であり、いわゆる Cスキャンデータを記憶する機能を有する Cス キャンデータ記憶手段である。
信号処理手段 5 8は、 このメモリのデータに対して、後述する演算に必要なパラ メータをパラメータ入力手段 6 0より入力して、機械的特性と相関のある指標値を 算出するようになっており、 C R T、液晶モニタやプリンタなどの結果出力手段 6 2に画面表示や印字がされる。
この構成を用いて、具体的には、 図 3に示すように溶接面 （シーム） から 8 mm の位置で切り出した （スライスした） サンプルを作成し、端面から周波数 2 0 MH zの点集束型探触子 5 0を用いて、 溶接面におけるビーム幅を 4 4 0 μ とした。 ビーム幅 4 4 0 μ πιは、後述するように、 Cスキャンにおいて、微小欠陥が広い領 域 （例えば、 1 . 5 X 1 . 5 mmや、 2 X 2 mmの範囲） に分布した散在型ぺネト レータを検出するにあたって、好適な範囲内であるので、その値を選定した。また、
Cスキヤンは、溶接面を厚み方向と管軸方向に対して計測した。なお、このときの、 Cスキャンの感度は、 φ 1 2 5 /i mの平底穴のエコー高さが 1 0 0 %となるように 調整した。
次に、 Cスキャンを行った場所と同じ場所について、機械的特性を求めた。 具体 的には、長手方向 1 O mm X厚み方向約 1 0 mmでサンプルを切り出し、 ノッチ部 に熱影響が入らないように継手を圧接してシャルピー試験片とし、一 4 0 °Cにてシ ャルピー衝撃試験を実施し、 その部位のシャルピー吸収エネルギーを計測した。 そして、超音波で検出した測定データ （超音波エコー高さ） から、機械的特性の 指標値となる値を演算して、その値とシャルピー吸収エネルギーとの間に相関が見 られるかどうかを、 評価した。
図 8に機械的特性と比較する指標値の演算処理方法の一例を示した。
図 8 ( a ) は、 Cスキャンにより、 得られた画像であり、 縦軸が肉厚方向、 横軸 が管軸方向である。濃淡が明るい部位は超音波エコーが高く、欠陥密度が高いこと を示し、 暗い部位は超音波エコーが低く、欠陥密度が低いことを示している。 この データの場合、 肉厚 1 1 mmの内、 中央付近 6 mmの範囲に微小欠陥が多く分布し ていることがわかる。
そして、 このデータに対して、 以下の処理を行って、 指標値を求めた。
i)各データを中心にして、所定領域（ここでは、例えば、 l mmx l mmとした） の範囲について平均値を算出し、 平均値データを作成する。
ii) 平均データに対して、 管軸方向が同じ位置で、 肉厚方向に対して最大値を 求めた、 最大値分布データを算出する。 この最大値分布データは、 図 8 ( b ) に対 応する。
iii)最大値分布データについて、シャルピー試験片を切り出した範囲の平均値を 算出し、 その値をシャルピー試験結果と比較する指標とする。
なお、 上記処理については、欠陥の分布状態が、 肉厚部中央付近に集中している ことから、 肉厚方向については中央部の 6 mmの範囲について行った。
これらの処理を、複数位置の、 多数のサンプルについて、 行って、 Cスキャンか ら求めた指標値とシャルピー試験との結果との関係を示したものが、 図 9である。 図 9は、横軸に上記指標値 （エコー高さと表記） をとり、 縦軸にシャルピー試験の 結果をプロットしたデータである。
これから分かるように、 指標値（エコー高さ） が小さいほど、 機械的特性がよく なる傾向を示していることから、 この指標値 （エコー高さ） により、溶接部の品質 を評価することが可能であることがわかった。
一般的には、エコー高さは欠陥の面積に起因すると考えられる力 本発明が検出 対象とするのは、微小欠陥が広い範囲に分布した散在型ぺネトレータであり、 その ままの考え方を適用することができない。
そこで、発明者等は、散在型ぺネトレータで検出されるエコー高さは、 図 6に模 式図を示したように、 1個の微小欠陥からの反射でなく、超音波ビーム内 （ここで は、 ビーム幅 4 4 0 μ m) に存在する欠陥全てからの反射を積算した信号であると の知見に至った。 つまり、 エコー高さは、 超音波ビーム内に存在する欠陥の面積を 合計した合計面積に相関があり、例えば、 一個一個の欠陥面積が同じであれば、欠 陥密度が高いほどエコー高さが高くなると考えた。 そこで、発明者等は、超音波ビ ーム内に存在する欠陥の合計面積を、見かけ上、 1つの欠陥の面積として扱うこと ができる、 等価欠陥径という値を導出した。
例えば、上述の Cスキャンの測定条件において、エコー高さは欠陥面積に比例す るので、 エコー高さと等価欠陥との関係を算出すれば、 図 1 0のようになり、等価 欠陥と機械的特性値との対応付けが可能となる。 これ力 ら、図 9と図 1 0を組み合 わせれば、散在ぺネトレータにおいても、予めサイズの分かっている人工欠陥を用 いて、感度校正ができるようになる。例えば、人工欠陥のエコー高さを基準値とな るように感度調整し、要求される機械的特性に対応する等価欠陥径と人工欠陥との 相対関係から、人工欠陥で定めた基準値を基準として等価欠陥径のェコー高さが求 められ、'そのエコー高さを、溶接部の機械的特性を評価するための閾値として決定 することができる。
以上、シームスライスサンプルを Cスキャンにより調査した結果について説明し たが、 同様な調査は鋼管のままの状態でも可能であるので、 以下に説明する。 図 1 1は、鋼管のままで散在ぺネトレータを検出するための一^ 3であるタンデム 探傷の原理を説明する図である。 図中、 1は被検体である鋼管、 2は溶接部、 3は 肉厚内部の欠陥、 4は超音波を伝達させるための水、 5はリニアアレイ探触子、 6 は送波用の振動子群、 7は受波用の振動子群、 8は送波ビーム、 9は欠陥から受波 用の振動子群に向かう超音波を示す部分（以下、受波ビームとも呼ぶ） をそれぞれ 表す。 また、送波ビーム 8および受波ビーム 9の中間に引いてある線はそれぞれの 走査線を示す。
リ二了了レイ探触子 5は、溶接部 2に近い側 （図 1 1における左側方向） に位置 する振動子群から送波される超音波が溶接部の鋼管外面から直接入射し、溶接部か ら遠い側に位置する振動子群から送波される超音波が溶接部の鋼管外面に鋼管内 面で 1回反射したのち入射するような大きさを持たせている。そして、 中心から垂 直に出る送波ビームが屈折角 4 5 ° の横波で鋼管の外面側から入り、溶接部の鋼管 内面側の端部に入射する （0 . 5スキップという） ように、鋼管の外周面に対して 入射角を持たせて配置している。
送波用の振動子群 6からの超音波ビームは屈折角 4 5 ° となるように鋼管の外 径に合わせてわずかにアレイ探触子の中心軸側に偏向させると共に、溶接部 2を横 切る位置で集束するように、各振動子の遅延時間が設定されている。 同様に、 受波 用の振動子群 7については、欠陥 3からの反射エコーを内面側の 1回反射波として 受波できるように選択されており、屈折角が 4 5 ° となるように指向性を鋼管の外 径に合わせてわずかにアレイ探触子の中心軸側に偏向させると共に、溶接部 2を横 切る位置で集束するように、各振動子の遅延時間が設定されている。 ここで、 屈折 角は 4 5 ° に限らず、横波での探傷が可能なおよそ 3 0 ° 〜7 0 ° の範囲で適用で きる力 s、横波が欠陥および内面で反射する際の音圧反射率の角度依存性を考慮する と、全反射となるおよそ 3 5 ° 〜5 5 ° の範囲が望ましい。 さらに、安定性を考慮 して 4 0 ° ~ 5 0 ° の範囲にして.もよレヽ。
上記のように、送波ビームと受波ビームの振動子群の位置 ·数や屈折角が溶接部 の位置に合わせて集束するように設定され、欠陥からの反射波を受波できるような 位置関係になっているため、肉厚内部の微小欠陥からの反射を検出することができ るようになる。
次に、図 1 2にて、鋼管内面から外面にわたる溶接部を走查するための手順例を 示す。 まず、 走査の開始を示すステップ 1では、 リニアアレイ採触子の中央近傍の 振動子群を用いて、 溶接部の鋼管内面側に集束位置 （焦点位置） を合わせて、 0 . 5スキップの反射法で探傷を行う。 この時は送波と受波は同一の振動子群で行う。 次に、 ステップ 2では、送波の振動子群を溶接部側にずらすとともに、受波の振動 子群を溶接部から遠い側にずらし、焦点位置を溶接部の鋼管内面側から少し上（鋼 管外面側） に設定することで、タンデム探傷によって溶接部の鋼管内面側から少し 上 （鋼管外面側） の肉厚内部を探傷する。
引き続き、ステップ 3では送波の振動子群を溶接部側に、受波の振動子群を溶接 部とは反対側にずらしていき、溶接部における探傷位置を鋼管外面側へと移動させ て探傷を行う。図ではステップ 2と 3のみ図示している力 実際には超音波の焦点 サイズ （焦点位置におけるビームサイズ） を考慮して、探傷の抜け （漏れ） と重複 のない効率的な探傷となるように、超音波ビームの一部が重なり合うように振動子 群のずらす個数を決定する。最後にステップ 4は走査の終了を示しており、溶接部 から遠い側の振動子群を用いて、溶接部の外面側を 1 . 0スキップの反射法で採傷 を行う。 このステップ 1〜4を繰り返すとともに、鋼管とリニアアレイ探触子の相 対位置を管 ¾方向に機械的に走査させることで、溶接部の全面全長（鋼管の外面側 から内面側まで） にわたつて採傷を行うことができる。
なお、送波用の振動子群 6からは、管体 1の管軸方向溶接部 2の溶接面に対し送 波ビーム 8の径が 0 . 5 mmから 2 . 5 mmの範囲となるように設定され、送波さ れる。 同様に受波用の振動子群 7も、 受波ビームのビーム幅が 0 . 5 mmから 2 . 5 mmの範囲になるように設定される。
このようなタンデム探傷においても、 Cスキャンの実験と同様に、様々な条件で 溶接したサンプル管を作成し、図 1 1に示す方法で鋼管のままで探傷を行なった後、 探傷を行なった部分でシャルピー試験片を作成して一 4 0 °Cでシャルピー衝撃試 験を行ない、信号強度と吸収エネルギーとを比較した。 この実験では、超音波のビ ームサイズは 1 . 4 mm X 1 . 4 mmとし、シーム部の肉厚方向に貫通させた φ 1 . 6 mmドリルホールのエコーを 8 0 %の感度に設定した後、 2 0 d B感度を高めて 探傷を行なった。
図 1 3に実験結果を示す。 同図から分かるように、信号強度と吸収エネルギーに は Cスキャンの場合と同様に相関があり、エコー高さが 3 4 %以下であれば 4 0 0 J、 エコー高さが 5 0 %で 2 0 0 J、 エコー高さが 6 5 %以上で 2 0 Jであった。 また、 この感度設定の際の信号強度（エコー高さ） と欠陥径の関係は図 1 4に示す ようになるので、エコー高さ 3 4 %は直径 2 3 0 m、エコー高さ 5 0 %は直径 2 8 0 エコー高さ 6 5 °/0は直径 3 2 0 mの欠陥径に相当する。 なお、 図 1 4 において、等価欠陥径を欠陥密度に変換し、図 1 3に対応付けると、 図 1 5に示す ような微小ぺネトレータ密度（欠陥密度） と-吸収エネルギーとの対応付けが可能と なる。
このように、鋼管のままで溶接部を探傷できるタンデム探傷でも、散在ぺネトレ ータを検出して品質管理を行うに際し、検出した結果から算出される等価欠陥径と 機械的特性値との対応付けが可能であることがわかった。 この知見に基づいて、予 めサイズの分かっている人工欠陥を測定し、その欠陥径と等価欠陥径とを比較する ことによって、 感度校正が可能となる。
この感度校正は、 例えば、 図 1 6のような手順で実施すればよく、図 1 7に示す 感度調整の模式図と合わせて説明する。
まず、ステップ S 1で入力される要求仕様の機械的特性値に応じて、ステップ S 2で、 図 1 5に示したような関係を用いて、. 対応する欠陥密度を決定する。
次いでステップ S 3で、 ビームサイズ a、 bに応じて、次式によりビーム内合計 面積 Sを計算する。 なお、 タンデム探傷では、 アレイ探触子を用いているため、 ビ ーム形状が矩形となるので、 ビームサイズ a、 bとあるのは、矩形の各辺の長さで める。
S = a · b · d p ... ( 1 )
ここで、 a、 bは、 ビームサイズの厚み方向と長手方向の寸法、 d pは欠陥密度 である
。 ここで、 a · bはビーム面積となるが、 Cスキャンの場合はビーム形状が円形ま たは楕円形状となるので、 その形状に合わせたビーム面積になるように式（1) を 定めればよレ、。
次いでステップ S 4で、感度校正に用いる人工欠陥との強度差を計算する。具体 的には、例えば円形平面疵の音圧反射率 R 1は次式で表わすことができる。 この式 は、散在ぺネトレータにおける音圧反射率を求める際に、.等価欠陥径を用いて算出 するものである。
R 1 = (2 π r 2) / (λ χ) = (2 S) / (λ χ) ··· (2) ここで、 rは等価欠陥 （ビーム内合計面積の円形の欠陥） の半径、 λは波長、 X は欠陥からの距離である。
又、人工欠陥に一般的に使用されるドリルホールは、 円柱疵と考えれば良く、 そ の円柱疵の音圧反射率 R 2は次式で表わすことができる。 '
R { r/ (r + x)} … （3)
従って、 R 1、 R 2より、等価欠陥とドリルホールの信号強度差 Δ Gは次式で求 められる。
AG= 20 *log (R 1/R 2) (dB) ... (4) 次いでステップ S 5では、 エコー高さが、信号処理を行う際に、精度良く処理 し判定可能なレンジとなるように、感度補正を行なって、欠陥判定のための閾値を 決定する。 例えばステップ S 4で信号強度差 AG =— 30 dBと求められた場合、 ドリルホール DHの強度をチャートで 1 00%に設定する（信号処理でのダイナミ ックレンジの最大値に設定する） 時、 一 30 d Bはダイナミックレンジの最大値の 3. 1%となるので、 チャート上 （信号処理上） では低すぎて認、識できない。 つま り、 判定するための分解能が低くなり、 信号での判定には不十分なレベルとなる。 そこで、 例えば 20 dB (10倍） 等の感度捕正を行なうとすれば、 閾値は 3 1 % になり、 チャート上でも、信号処理の演算でも精度良く判定できるようになる。 閾 値は 20〜60%の範囲とするのがよく、 この範囲にあるように、 感度補正量を、 信号強度差 Δ Gに基づいて決定すればよレ、。
次いでステップ S 6に進み、 人工欠陥 （例えば、 ドリルホー/レ ^ 1. 6 mm) が ある校正用の鋼管を測定し、その受信した信号レベルが所定レベルになるよう受信 した信号を増幅する受信信号用増幅器の感度調整 （ゲイン調整） を行なう。 なお、 所定レベルは、チヤ一ト上の 1 0 0 %に対応する値や信号処理装置ではダイナミッ クレンジの最大値とするのがよい。 これは、 図 1 7のゲイン設定 1に対応する。 次いでステップ S 7に進み、 さらに、受信信号用増幅器に対して、 ステップ S 5 で設定した感度補正量に対応して、感度調整 （ゲイン調整） を行なう。 これは、 図 1 7のゲイン設定 2に対応する。
次いでステップ S 8でステップ S 5で決定した閾値で、 探傷を行なう。
このように、 例えば、 人工欠陥のエコー高さを基準値になるように感度調整し、 その基準値に対するエコー高さによって、溶接部の機械的特性を評価するための閾 値を決定することができる。
以上が、本発明に係わる校正方法の説明であるが、上述のタンデム採傷法を電鏠 溶接鋼管の溶接部に適用するために種々検討をしているので、その具体的な詳細に ついて以下に説明をする。
まず、アレイ採触子 1における開口幅の決定については、以下のように考えれば よい。
図 1 8 ( a ) はビーム幅 （四角の一辺に対応するビームサイズ、 図 1 8ではビ一 ムサイズと表記） と等価欠陥径（ビーム内の欠陥合計面積） との関係を示した図で ある。 欠陥密度が 0 . 0 3 mm2の場合と、 0 . 0 2 mm 2の場合について、 超音 波ビーム内に存在する欠陥合計面積を等価欠陥径として、ビーム幅（ビームサイズ） を変化させたときの、等価欠陥径を理論的に算出したものである。 ビーム幅が大き くなるにつれて、等価欠陥径が大きくなるが、ビーム幅 1 . 5 mm以上で飽和して、 一定値となる。 このように飽和するのは、 ここの解析において、散在型ぺネトレー タの分布範囲を 1 . 5 mm X l . 5 mmと仮定したためである。
図 1 8 ( b ) は、 タンデム探傷において、 上述の図 1 8 ( a ) に示した等価欠陥 径に対応する音圧反射率から、そのときの信号強度を計算し、 d Bで表わした図で ある。ノイズレベルの一 4 0 d Bはタンデム探傷で実際に得られるレベルをおよそ で描いたものである。 ビーム幅（ビームサイズ） が大きい側でノイズレベルが大き くなるのは、 ビームサイズが大きくなると、 内外面の表面粗さに起因するノイズを 検出してしまいノイズレベルが増えるためである。 タンデム探傷で、 ノイズレベル が信号レベルより小さい範囲となる、 ビーム幅 0. 5〜2. 5 mmの範囲が適用可 能な範囲であることがわかる。 また、 欠陥密度 0. 02ram2では、 やや信号強度 が低くなるので、 ビーム幅 0. 7 mm超えから 2. 5mmが適用範囲となり、 さら には、 良好の S/N比とするためには、信号レベルとノイズレベルとの差が 5 dB 以上であるのが望ましいので、 l〜2nimがより好適な範囲である。
一方、 図 18 (c) は、 タンデム探傷と Cスキャンの違いを比較するべく、 上の 等価欠陥径の信号強虔を計算し、 dBで表わした図である。 図 18 (c) では、 信 号レベルを欠陥密度 0. 03 mm2のみの場合について示している。 Cスキャンの 場合は、 ビーム幅が 0. 2〜 lmmの範囲で、信号強度がノイズレベルを上回って いるので、 この範囲が散在ぺネトレータを検出するための適用範囲である。 上述、 図 7での Cスキャンを用いた実施形態で、 ビーム幅を 440 ΠΙとしたのは、 この ときに、信号強度とノイズレベルとの差が最も大きく、 S/Nが良好となる範囲と なるためである。 なお、 Cスキャンとタンデム探傷と、 適用範囲が異なる理由は、 シングルプローブであること、水距離が近いこと、表面が研磨面であることなどの 好条件のため、 タンデム法に比べてノイズレベルが低くなる。 一方、 ビームサイズ が 1 mmを越えると、 サンプル側面の影響 （ビーム伝播経路が遮られたり、 サンプ ル側面での乱反射が発生し、 そのノイズ信号を拾う） で S/Nが悪化するからであ る。
従って、 タンデム法を用いた場合には、 Cスキャンとは異なるビーム幅 （ビーム サイズ） となるように開口幅を設定する。
なお、 タンデム探傷において、 ビーム幅 dを得るための振動子の開口幅 Dは、 次 式により求められる。
F C O S Θ W
(5)
' s l η Θ c o s θ ここで、 dは、 図 19に示す如く、探傷位置におけるビームサイズ、 Fは焦点距 離、 は波長、 0は屈折角、 0wは入射角である。
例えば、 水距離 30mm、 鋼中の路程を 24mm、 屈折角 θ=45° 、 入射角 Θ w= 18. 9° とすると、 焦点距離 Fは 30 + 24/1480 X 3230 = 82m m、周波数を 1 OMH zとすると波長; Iは 1480/1 OMH z = 0..148mm である。従って、 ビーム幅 d = 1. 5mmを得るための開口幅 Dは、式（5)から、 D= 1 5mmと求められる。
以上のようにして求められた開口幅より振動子群の振動子数は求められる。ここ で各走査線の振動子群の振動子数は一定でも良いが、感度をより均一にするために は、 走査線毎に振動子数を変化させても良い。すなわち、 アレイ探触子を用いた タンデム探傷においては、振動子群の內、溶接部に近い側ほど焦点距離が短く、溶 接部から遠い側ほど焦点距離が長いので、振動子の位置に応じた焦点距離 Fを考慮 し、'ビーム幅が上述の範囲に収まるように、 あるいは、 ビーム幅が一定となるよう に、 開口幅を求め、 同時励振する振動子数を決定する。 そして、 この開口幅に対応 する振動子数を同時励振するように制御をおこなう。なお、 ここで同時励振する振 動子数とは、 1回の送波ゃ受波に用いる振動子群の振動子数をいう。そして、 この 振動子群のなかで、集束や偏向の制御のために、各素子に対して遅延時間が設定さ れる。
次に、溶接面への入射角、反射角については、以下に示すように決定すればよい。 図 20に、欠陥の大きさと反射指向性の関係を理論的に検討した結果を示す。 ここ で、 図 20に示した結果は、 図 21に示すように、超音波を一 45° 方向から入射 し、周波数 10 MHz、 15MHz、 20 MH zにおいて、 それぞれ管肉厚方向に 対応する （図 21では横方向に対応する） 欠陥サイズ （等価欠陥サイズ） 0. lm m、 0. 2mm、 0. 4 mm, 0. 8 mmの条件で、各反射角度における信号強度 を理論的に計算して求めたものである。 なお、図 20の縦軸は正反射角度である 4 5° の信号強度を基準値 1として、規格化した相対値で示している。いずれの場合 も超音波を入射した一 45° 方向に反射する反射波の信号強度は非常に低く、正反 射方向 45° のおよそ 0. 2以下である。いずれの場合も正反射方向である 45° 方向が最も強いことがわかる。
この計算条件で指向性が最も鋭い欠陥サイズ 0. 8 mmの 2 OMH zでは、正反 射角度の信号強度に対して、信号強度が半分（図 20で値が 0. 5) になる角度は 40° 〜50° の範囲である。 このように、欠陥サイズによって指向性は異なるた め、検出したい欠陥の大きさ よって受波ビームの溶接部に対する入射角の範囲を 決定すればよい。例えば、 より大きな欠陥も感度の低下なく検出するためには受波 ビームの溶接部に対する入射角は 45° に近い角度が望ましく、例えば 15 MHz で 0.8 mmの欠陥の信号強度低下を半分に抑えるには 39° 〜52° 以内の範囲 が好ましい。反対に例えば 15MHzで 0·· 4 mm以下のみの小さな欠陥を対象と する場合は 33° 〜61° の範囲でも好ましい。
上記解析により、欠陥における超音波の反射信号は、正反射方向をピークとして 信号強度が高くなるので、その正反射方向の超音波を受波することが最も好ましい 1 反射強度がピークの 50%であれば十分に検出できるので、その範囲に対応す る角度範囲に反射した超音波を受波すればよレ、。
図 20に示される、周波数 15MHzで欠陥サイズ 0. 4 mmの反射指向性の結 果からすれば、反射強度がピークの 50%以上となる反射角度が 33° 〜61° で あるから、正反射角度である 45° を基準として、— 12° 〜十 16° の範囲が好 ましい範囲である。 また、周波数 20MHzで欠陥サイズ 0. 8mmまでを対象と すれば、正反射角度に対して、一 5° 〜十 5° の範囲が好ましい範囲となる。また、 上述の例は、欠陥への入射角 45° で反射角度特性を示したが、逆の反射角度を 4 5° としたときの入射角特性も同様の結果が得られるし、 45° 以外の入射角度で あってもよいし、モード変換ロスの条件をクリアできる入射角度範囲であれば、ほ ぼ同様な特性が得られることになる。
なお、 モード変換ロスを考慮すると、横波での探傷に適した屈折角は、およそ 3 0° 〜70° の範囲で適用できる力 横波が欠陥おょぴ内面で反射する際の音圧反 射率の角度依存性を考慮すると、全反射となるおよそ 35° 〜55° の範囲がより 望ましい。 さらに、 安定性を考慮して 40° 〜50° の範囲にしてもよい。 また、 送波と受波の屈折角は同一であることが最も望ましいが、欠陥の反射指向性はプロ 一ドであることから、 反射指向性の範囲内で異なっていても適用できる。
以下に、図 22を参照して、モード変換ロスが発生しない屈折角度範囲に設定す る手順について説明する。
1) 屈折角を決め、' アレイ探触子の位置および角度を定める。
1 ) 一 1 ：溶接面への入射角 Θ aを考慮して、 屈折角 Θを決定する。 モード変換 ロスが発生しない理論的な溶接面への入射角は、 33. 2。 0 a≤56. 8。 で あり、この範囲内であれば溶接面を管肉厚み方向の内面外面にかけて走査する際に、 溶接面への入射角が一定でなく、変化しても構わない。 よって、 ここでは計算を容 易にするために、 屈折角 Θが一定になるようにする例で示す。 ここで、溶接面への 入射角度 Θ aは、 0 a = 9 O° — 0— 0 1であり、 また、' θ 1は、 0〜 02の範囲 で溶接部肉厚方向位置により変化する （例えば、 内面側では Θ 1 = 0 2、外面側で 0 1 = 0となる。）。 例えば、 02 = 4° 、 屈折角 45° のときは、 0 a = 41° 〜 45° 。また、溶接部の管肉厚中心近傍に入射するときに屈折角を 47° とすれば、 溶接部の肉厚方向中心部で Θ a =約 45° となり、内外面での走査では、 S a=4 3° 〜47° の範囲となる。
1) 一 2 ：アレイ探触子の中心に位置する振動子から、 その探触子面に対して垂 直方向に送波されるビームが、 所定の屈折角度 （例えば、 45° ) で、横波超音波 が鋼管外面側から入射し、溶接面の内面側端（または外面側端） の位置に所定の入 射角 （例えば、 上述の例では 41° ) で入射するように、 アレイ探触子の位置およ び角度を定める。
2)アレイ探触子の各振動子から送受波される走査線が管の外面上に入射する位 置を決める。
2) — 1 ：決め方は色々あるが、 例えば、 対象となる振動子 （又は振動子の間の 位置） について、管外面上を走査して、振動子位置と外面走査位置と外面接線とで 決まる屈折角 0を算出し、 0力 S1) — 1で決めた値になる外面上の入射位置を決定 する。 具体的には、 各振動子から外面上の各点 （例えば、各点は外周上に等間隔や 任意間隔に配置） とを直線で結んで走査線を定め、それら各走査線について屈折角 0を計算し、 Θが所定の屈折角と同じ、 あるいは、最も近い値となる走査線を選択 し、 その走査線の入射位置とする。
2 ) - 2：振動子位置と上記 2 ) — 1で決めた外面上の入射位置と管形状 （径と 厚さ）から管入射後の伝播経路を幾何学的に求め、溶接面への入射位置を割り出す。
3 ) 上記 1 ) でアレイ探触子の中心で位置決めし、 かつ屈折角一定で上記処理を しているので、 アレイ探触子中心の走査線を基準として対称的に、 溶接面上に 2 ) — 2で求めた伝播経路 （走査線） のルートの組合せ （ペア） ができる。 このペアを 送波 ·受波の走査線とし、送波部 *受波部それぞれの中心振動子とする （この振動 子を中心に送波部 ·受波部の振動子群が形成される）。 なお、 振動子群の数が偶数 の場合は、 中心位置が振動子の境界に修正されて、 上記処理を行う。 さらに、 ここ では屈折角 Θ—定として計算したが、溶接面への入射角 0 aを一定として計算して もよいし、 Θおよび 0 aの双方を変化させることも可能である。
この超音波探傷装置を用いて、溶接面の厚み方向にビームを走査するための、振 動子群の制御手順を以下に説明する。 具体的には、送波 *受波の振動子群、振動子 の数、 偏向角、 焦点距離を、 以下の手順で決定すればよレ、。 ここでは、 屈折角が一 定となるように、送波部と受波部に使用する振動子群の幅は、必要な感度が得られ るための集束係数から求めることとして、図 1 1または図 2 3を適宜参照して説明 する。 なお、 以下に示す a )、 b )、 g ) の内容は、 前述した 1 )、 2 )、 3 ) に対応 するので、 ここでは簡潔に説明を行う。
a ) リニアアレイ探触子の中心に位置する振動子から、その探触子面に対して垂 直に送波されるビームが所定の屈折角度 (例えば、屈折角 4 5 ° ) の横波で鋼管に 入り、溶接部の鋼管内面側または鋼管外面側に入射するように、 リニアアレイ探触 子の位置を定める。
b )各振動子からの鋼管外面への入射角が常に一定、 または、所定の範囲になる ように、幾何学的に入射点を決め、さらに屈折角 4 5 ° で鋼管内を通る線（走査線） を決定する。
ここでいう、各振動子とは送波部の中心位置に対応する振動子であり、送波部の 振動子群と鋼管外面の入射点との位置関係が決定される。 また、屈折角に対応して 鋼管入射後の伝播経路、すなわち、 内面での反射点、外面での反射点、溶接面での 反射点が定まることとなる。
C ) 上記入射点と各振動子の位置関係から、 各走査線の偏向角を計算する。 d ) 各走査線の水距離と、溶接部までの鋼中路程を計算し、 音速と水距離で換算 して水中焦点距離 Fを求める。
e ) 必要なビーム幅 dに合せて、 式 （5 ) を用いて、 各走査線の開口幅 Dを計算 し、その開口幅 Dを振動子ピッチで割って四捨五入することにより、各走査線の振 動子群の振動子数 n (「同時励振する振動子数」 に対応） を求める。 なお、 必要な ビーム幅 dとは、上述のように、微小欠陥が広い範囲に分布した形態を示す散在べ ネトレータを検出するために適用されるビーム径の範囲であり、 0 . 5〜2 . 5 m m、 好ましくは 0 . 7 mm超えから 2 . 5 mm, より好ましくは、 1 . 0〜2 . 0 mmであ 。
f )各走査線の振動子位置と振動子数 nから、送波部を構成する各振動子群の位 置を決定する。
g )各走査線の溶接部で交わる位置関係から、探傷に使用する走査線を決定する とともに、送波の振動子群とペアとなる受波の振動子群を決定する。送波部と受波 部のペアの選択は、逆方向から伝播してきて、溶接部で交わる走査線同士をペアと すればよレ、。 また、溶接部の同じ箇所を要求される空間分解能に対して必要以上に 重複している場合には、 間引くようにしてもよい。
)探傷に使用する全ての走査線について、振動子群の数、焦点距離と偏向角が 決定されるので、各振動子に与える遅延時間をそれぞれ計算する。 この計算方法に ついては、本発明者により以前に出願された特許文献 5に開示されている公知技術 を利用すればよい。
計算の基本的な考え方を、 以下に図 2 4および数式を参照して説明する。 まず、 振動子群の中心位置を座標の原点とし、 焦点距離を F、偏向角を 0として、焦点位 置の座標 { X f , Y f } を以下のように求める。
X f = F · sinG, Y f = - F - cos6 次に振動子ピッチを P、 振動子群の振動子数を n (ただし、 nは偶数） として、 各振動子の座標 {Xp(i), Yp(i)} を求める。
Xp(i) = -n - pX2-p/2 + p - i、 Yp(i)=0 ( i = 1 ~n) さらに、 焦点位置と各振動子との距離 Z(i)およびその最大値 Zmを次のように 求める。
Z(i)=SQRT {(X f -Xp(i))2 + (Y f - Yp(i))2} (i = l~n) Zm = max { Z( i )} (i =l〜n) 最後に、 次式で遅延時間 Δ t(i)を求める。 なお、 Cは音速である。
Δ t(i) = (Zm-Z(i))/C (i = l〜！ 1) なお、上記ほ計算の基本的な考え方を示したものであって、各走査線のそれぞれ について振動子群の中心位置を座標の原点とする必要は必ずしもなレ、。 また、振動 子数 nは偶数として説明した力 奇数であってもよい。奇数の場合には、 上記式を —部変更すれば適用可能であることはいうまでもなレ、。実際の計算においては、予 めアレイ採触子の素子それぞれの座標を決めておき、焦点距離と偏向角に応じて焦 点位置の座標を求め、 上記焦点位置と各振動子との距離 Z( i )を求めるようにすれ ば良い。
図 23は、 このように決定された走査線と、その走査線のうちの代表的な点の探 傷条件計算結果の一例を示す図である。 外径 φ 558. 8 mm, 肉厚 25. 4 mm の鋼管を、超音波周波数 15MHz、振動子の間隔を 0. 5mniピッチ、 160素 子 （振動子） のリニアアレイ探触子で、 中心の水距離 20mm、 屈折角 45° で探 傷する例を示している。 ここで振動子番号は、溶接部に近い側を 1、遠い側を 16 0とした。
図 25は、図 23に示される走査線 Aについて遅延時間を計算した結果と送波の 原理を示した図である。 図中、 10は、 上記 1) 〜8) までを計算する探傷条件計 算部、 11はそれに基づいて送波パルスの送波タイミングを決定する遅延時間設定 部、 12はパルサー、 13はリニアアレイ探触子 5の各振動子である。 図では、振 · 動子番号 1 7 ~ 2 2のみが選択され、振動子番号 1 7が一番先に励振され、徐々に 時間遅れをもって振動子番号 1 8〜2 2までが励振されることが示されている。こ れによって、 走査線 Aに相当する送波ビームが形成される。
図 2 6は、図 2 3に示される走査線 Cについて遅延時間を計算した結果と受波の 原理を示した図である。 図中、 1 3はリニアアレイ探触子の各振動子、 1 4は受信 アンプ、 1 5は遅延時間設定部、 1 6は合成処理部、 1 7はゲート評 部である。 図では、振動子番号 1 2 4〜1 5 5のみが選択され、欠陥からのエコーが振動子番 号 1 2' 4に一番先に入射し、徐々に時間遅れを持って振動子番号 1 2 5〜1 5 5ま で受信され、遅延時間設定部 1 5にてこの時間遅れが補正されて位相が一致し、合 成処理部 1 6にて合成され、集束効果によってエコーが大きくなることが示されて いる。
これによつて、 走査線 Cに相当する受波が行われる。 この後、 ゲート評価部 1 Ί にて、 送波パルス （図中の Tパルス） からビーム路程に応じた距離に設定された時 間域 （ゲート） にて欠陥エコー （図中の Fエコー） の有無が判定され、 探傷が行わ れる。なお、遅延時間設定部 1 5、合成処理部 1 6、ゲート評価部 1 7については、 受信アンプ 1 4を出てすぐに A/D変換し、信号をメモリに記憶してからソフト的 に処理を行っても実施できる。
上記説明では探傷条件の計算は、まず各走査線の入射点を決めてから、順次計算 を行っていったが、 これに限られることなく、 例えば、 焦点位置を決めてから、 そ の焦点位置に至る伝播時間が最も短い経路を各振動子について探索的に求めるよ うにしても良い。
なお、タンデム探傷において、電縫溶接鋼管溶接部の機械的特性を評価するため には、送受信する超音波のビーム幅を 0 . 5〜2 . 5 mmとする必要があるが、 ビ 一ムの集束度を表現するパラメータの一つである集束係数も、その適用範囲がある。 集束係数 Jとは、 集束位置での音圧上昇を示した値である。 が
J = 201od
4AF (6) ここで、 Dは振動子の開口幅、 Fは焦点距離、 λは波長である。 なお、 式 （6) において、 焦点距離 Fと波長； Lは水中換算の値を用いる。
図 27に、周波数 5 MHz〜15MHz、 焦点距離 F=6 Omm〜8 Omm (鋼 管の肉厚 1 Omm〜l 6 mmの範囲にほぼ相当） の条件で、 式 （6) を用いて、理 論的に集束係数とビーム幅 （ビームサイズ、 図 27ではビームサイズと表記） の関 係を計算した結果を示す。 これからわかるようにビーム幅（ビームサイズ） が小さ いと、集束係数が大きくなり、 ビーム幅が大きいと、集束係数が小さくなる。 集束 係数は音圧上昇を示す値であるので、 大きな値ほど良いが、上述のように、微小欠 陥が広い範囲に分布している形態の散在ぺネトレータの検出においては、集束係数 を大きくすると、 ビームサイズが最適な範囲より小さくなつてしまうので、 ビーム 幅が最適な範囲となることも考慮する必要がある。例えば、散在ぺネトレータを検 出するために適用可能な、超音波のビーム幅が 0.5〜2.5 mm程度に対しては、 集束係数は、 一 13 dB〜28 dBがそのまま対応する範囲となるが、 ビーム幅と の兼ね合いを考えれば、集束係数は一 5〜 20. d B程度が適用範囲であり、 ビーム 幅の好適範囲である、 1. 0〜2. Omm程度に対しては、集束係数は— 10〜 5 dB未満程度となり、 集束係数の適用可能な範囲である。 実施例 1
,本発明の実施例を以下に図面を参照しながら説明していく。
図 28は、タンデム探傷に係る超音波探傷装置の機能構成例を示す図である。被 検体サイズ入力部 30では、オペレータあるいはプロセスコンピュータから、探傷 を行う鋼管の外径、 肉厚の値が入力される。 アレイ探触子記憶部 31には、 アレイ 探触子 5の周波数、 振動子ピッチ、 振動子数が記憶されている。
開口幅制御部 32では、 送受信において、 ビーム幅 （ビームサイズ） に対応した 開口幅を制御するとともに鋼管のサイズ及ぴァレイ探触子の仕様に応じて、送波用 アレイ探触子の位置、送波用走査線の数、各走査線の送波用ビームの経路を計算す る。 次に、 各経路において、 焦点距離、 偏向角を求める。 その焦点距離、 超音波周 波数を、式（5 )に代入して、ビーム幅が所定の範囲になるように開口幅を求める。 なお、 ビーム幅の所定の範囲は、 上述したように、 0 . 5〜2 . 5 mmが適用範囲 であり、 好ましくは 0 . 7 mm超えから 2 . 5 mm, より好ましくは 1 . 0〜2 . O mmでおる。 .
開口幅を振動子ピッチで除算して、各走査線の送波用振動子群の振動子数を求め る。 そして、 走査線位置と振動子数から送波用振動子群の位置を決定し、 さらに走 查線毎に各振動子の遅延時間を計算する。このように決定された上記の各値をここ ではアレイ送信則と呼ぶ。
開口幅制御部 3 2では、又、鋼管のサイズ及ぴアレイ探触子の仕様に応じて、 了 レイ探触子の位置、受波用走査線の数、各走査線の受波用ビームの経路を計算する。 次に、各経路における焦点距離、偏向角を求める。その商店距離、超音波周波数を、 式 （5 ) に代入して、 ビ一ム幅が所定の範囲になるように開口幅を求める。 なお、 受波においても、 送波同様に、 ビーム幅の所定の範囲は、 上述したように、 0 . 5 〜2 . 5 mmが適用可能範囲であり、好ましくは 0 . 7超えから 2 . 5 mm、 より 好ましくは 1 . 0〜2 . O mmである。
開口幅を振動子ピッチで除算して、各走査線の受波用振動子群の振動子数を求め る。 そして、 走査線位置と振動子数から受波用振動子群の位置を決定し、 さらに走 查線毎に各振動子の遅延時間を計算する。このように決定された上記の各値をここ ではァレイ受信則と呼ぶ。 さらに、開口幅制御部 3 2にて計算されたビームの経路 に基づき欠陥検出用のゲ一ト位置を決定してグート位置記憶部 3 3に記憶する。 なお、 ここで、 アレイ受信則は先に求めたアレイ送信則に基づいて決定しても良 いし、反対にアレイ受信則を先に求めてそれに基づいてアレイ送信則を決定しても 良レ、。このようにして決定されたァレイ送信則とアレイ受信則はそれぞれァ.レイ送 信則記憶部 3 4とアレイ受信則記憶部 3 5にて記憶され、以下の送受信制御に用い られる。
了レイ送信部 3 6では、ァレイ送信則記憶部 3 4に記憶されたァレイ送信則に基 W づいて、送波用の振動子群を選択し、各素子に遅延時間を付けて送信パルスを発生 する。アレイ受信部 3 7では、 アレイ受信則記憶部 3 5に記憶されたアレイ受信則 に基づいて、受波用の振動子群を選択し、各素子に遅延時間を付けて信号を加算し、 探傷波形を得る。 ゲート部 3 8では、グート部記憶部 3 3に記憶されたグート位置 の信号を抽出する。
このようにして 1走査線の探傷が終了したら、ァレイ送信則記憶部 3 4に記憶さ れたアレイ送信則に基づいて、次の送波用の振動子群を選択し、以下上記と同様に 探傷を繰り返し行う。
なお、管軸方向については、アレイ探触子と溶接鋼管が相対的に移動する条件を 設定できればよい。例えば、製造工程に組みこむのであれば、溶接鋼管が管軸方向 に移動するので、 アレイ採触子を固定して、 管厚方向に走査すれば、その管軸方向 に走查することになるし、溶接鋼管が静止した状態であれば、アレイ探触子を機械 的な機構を用いて移動させればよい。
欠陥判定部 4 0では、判定しきい値入力部 3 9に入力された欠陥判定閾値（しき い値） と、 ゲート内の信号強度とを比較し、信号強度が閾値以上であれば欠陥と判 定する。 ここで、 比較する信号強度は、 ゲート内のそのままの信号でなくとも、例 えば図 8に示したような、 平均化処理や最大値処理された後の、 計算値 （指標値） であってもよレ、。 このようにして 1走査線の探傷が終了したら、 アレイ送信則記憶 部 3 4に記憶されたアレイ送信則に基づいて、次の送波用の振動子群を選択し、以 下上記と同様に探傷を繰り返し行う。 なお、欠陥の判定については、信号強度が閾 値以上となる場合が複数回あった時に欠陥と判定するようにしても良い。
感度校正部では、本願発明の感度校正をおこなう。 以下に、感度校正の手順につ いて、 実施形態で説明した、 図 1 6と合わせて説明する。
まず、感度校正部 7 0は、 プロセスコンピュータとの間で、製造条件や製品仕様 を入力できるようになつており、データ検査開始前に、プロセスコンピュータから、 これから製造され検査される電鏠溶接鋼管の機械的特性に係わる要求仕様（溶接部 の機械的特性、例えば、 シャルピー衝撃試験における吸収エネルギーの許容値） を 入力する (ステップ S 1 )。 そして、入力される要求仕様の機械的特性値に応じて- '、図 1 '5に示したような関 係を用いて、欠陥密度を決定する。 なお、 図 15に示すデータは、 予め多数のサン プルとの対比によって求めておき、機械的特性から欠陥密度を算出する式やテープ ルデータとして、 記憶しておけばよい （ステップ S 2)。
開口幅制御部 32から、設定するビームサイズを入力し、ビームサイズ a、 bと、 ステップ 2から参照した欠陥密度に基づいて、次式によりビーム内合計面積である Sを計算する （ステップ S 3)。 ここでは、 アレイ探 fefe子を用いているため、 ビー ム形状が矩形となるので、 ビームサイズ a, bは、 矩形の各辺の長さである。
S = a · b · dp ... (1)
ここで、 a、 bは、 ビームサイズの厚み方向と長手方向の寸法、 dpは欠陥密度 である。
次いで、感度校正に用いる人工欠陥のサイズを、プロセスコンピュータや入力端 末などから入力し （あるいは、 人工欠陥が常に同じのものであれば、入力せず、感 度校正部 70で記憶しておいてもよい。）、その人工欠陥のサイズとステップ S 3で 求めたビーム内合計面積 Sに対応する等価欠陥径とのエコー高さの強度差 （比率） を計算する。
具体的には、 例えば円形平面疵の音圧反射率 R 1は次式で表わすことができる。 この式は、散在ぺネトレータにおける音圧反射率を求める際に、等価欠陥径を用い て算出するものである。
R 1 = (2 π r 2) / (λ χ) = (2 S) / (λ x) … (2) ここで、 rは等価欠陥 （ビーム内合計面積の円形の欠陥） の半径、 λは波長、 X は欠陥からの距離である。
又、人工欠陥に一般的に使用されるドリルホールは、 円柱疵と考えれば良く、そ の円柱疵の音圧反射率 R 2は次式で表わすことができる。
R 2=^ { r / (r +x)} … (3) 従って、 Rl、 R2より、等価欠陥とドリルホールの信号強度差 AGは次式で 求められる。 AG= 20 *log (R 1/R 2) (d B) (4) そして、 ステップ S 4で求めた AGに基づいて、得られるエコー高さ力 信号処 理を行う際に、精度良く処理し判定可能なレンジとなるように、感度補正を行なう とともに、欠陥判定のための閾値を決定する。 例えば、信号強度差 AG =—30 d Bと求められた場合、 ドリルホール DHの強度をチャートで 100%に設定する (信号処理でのダイナミックレンジの最大値に設定する） 時、一 30 d Bはダイナ ミックレンジの最大値の 3. 1%となるので、 チャート上 （信号処理上） ·では低す ぎて認識できない。 つま 、判定するための分解能が低くなり、信号での判定には 不十分なレベルとなる。 そこで、例えば 20 dB (10倍） 等の感度補正を行なう とすれば、 閾値は 31%になり、チャート上でも、信号処理の演算でも精度良く判 定できるようになる。 閾値は 20〜60%の範囲とするのがよく、 この範囲にある ように、 感度補正量を、 信号強度差 AGに基づいて決定すればよい。
また、 自動的に決定する場合には、 閾値 （例えば、 50%などに） を予め設定し ておき、 AGの値が閾値になるように、 AGの値と閾値との比率から感度補正値を 決定してもよい。
その後、 人工欠陥 （例えば、 ドリルホール φ ΐ. 6mm) がある校正用の鋼管を 測定し、その受信した信号レベルが所定レベルになるよう受信信号部の増幅器（図 示せず） の感度調整を行なう （ステップ S 6)。 また、 ここで使用する信号レベル は、通常の探傷時に欠陥判定のために用いられる指標値と同様の信号処理が施され たものである。 なお、所定レベルは、 チャート上の 100%.に対応する値や信号処 理装置ではダイナミックレンジの最大値とするのがよレ、。 なお、校正用の人工欠陥 の測定は、超音波探傷装置をオフラインに移動できる機構を備えて、オフラインで 測定できるようにしてもよいし、校正用の鋼管を、製造ラインにおいて通常の測定 と同じようにしてもよい。 '
更に、ステップ S 5で設定した感度補正量を増幅器に設定するとともに（ステツ プ S 7)、 ステップ S 5で決定した閾値を、 判定閾値入力部にて設定する （ステツ プ S 8)。 その後は、 この閾値が欠陥判定部に設定されて、 その閾値により要求仕 様を満足するか否かの判定を行う。
なお、 この校正は、検査条件が変わるタイミング以外に、増幅器の経時変化など に対応する定期的な校正にも適用可能である。
以上の、校正方法によって、散在ぺネトレータであっても、 品質管理を精度良く 行うことが可能となる。 実施例 2
次に、実施例 1に示した超音波探傷法を、電鏠鋼管の製造工程に適用するための 構成例を図 2 9を用いて説明する。図 2 9において、帯板を供給するアンコィラー 1 5 1、形状を矯正するレベラ一 1 5 2、口一ル成形機 1 5 4、 フィンパス成形機
1 5 5、誘導加熱装置 1 5 6、 スクイズロール 1 5 7、 サイザ一 1 5 8を有する装 置で、 例えば、板幅 1 9 2 0 111111ズ板厚1 9 . 1 mmの帯板を電縫溶接し、 サイザ 一 1 5 8を通して φ 6 0 0の鋼管を製造する。 図において、 1 5 9は、管切新機で める。
ここで、 タンデム探傷用のアレイ探触子 5を、例えば、溶接完了後のサイザ一 1 5 8の入側又は出側、又は、管切断機 1 5 9の出側に配置して、 その結果に基づい て機械的特性を評価することで、 品質管理を行なうことができる。 構成としては、 ァレイ探触子 5の送受信を行うアレイ送受信手段 1 6 0と、アレイ探触子 5の送受 信にあたりビーム幅、開口幅、鋼管への入射角度などの各条件を制御する制御手段
1 6 2と、アレイ探触子 5の受信信号に基づいて溶接部における欠陥判定や機械的 特性を評価するための、感度校正部を含む品質判定手段 1 6 4と、該品質判定手段 1 6 4での判定結果を表示や印字などする結果出力部 1 6 6と、 力 ら構成される。 なお、 図 2 8の各機能部と対応づけると、 了レイ送受信手段 1 6 0は、 ァレイ送信 部 3 6と、 アレイ受信部 3 7と、 アレイ送信則記憶部 3 4と、 アレイ受信則記憶部 3 5とを含み、制御手段 1 6 2は、開口幅制御部 3 2と、ゲート位置記憶部 3 3と、 ゲート部 3 8と、 被検体サイズ入力部 3 0と、 ァレイ探触子記憶部 3 1とを含み、 品質判定手段 1 6 4は、受信信号記憶部 5 6と、信号処理部 5 8と、感度校正部 7 0と、パラメータ入力手段 6 0と、判定閾値入力部 3 9と、指標値一機械的特性対 応付け用データ 6 4とを含んだ機能をそれぞれ有している。
従って、製造ラインにおいて、タンデム法を用いた超音波探傷によって電鏠溶接 管の品質管理を行うにあたり、要求仕様が変わる毎や定期的なタイミングにおいて、 製造管理用コンピュータから校正の指示を受けて、校正用サンプルを測定するよう にすれば、 校正が可能となる。 また、 校正方法は、 実施例 1に示した手順と同じよ うに行えばよい。
なお、図 2 8に示した受信信号記憶部に受信信号データを記憶するに当たっては、 管厚方向の探傷位置は、アレイ探触子の振動子を制御して走査するので、制御手段 1 6 2からデータを入力し、管軸方向については、製造ラインにおける鋼管の移動 距離を検出するセンサ等から入力すればよい。又、鋼管のサイズ等の条件は製造管 理用コンピュータ 1 7 0と品質判定手段 1 6 4 (又は制御手段 1 6 2 ) とが接続さ れて、データ入力可能なようにすればよい。 また、 その他の検査条件を鋼管の種類 によって変更する必要が有る場合には、適宜、製造管理用コンピュータ 1 7 0から 入力すればよい。 実施例 3
実施例 1、実施例 2は、鋼管のままで、感度校正を行うための実施例を説明した 力 鋼管のままではないが、 Cスキャン法を用いた場合でも、 同様の校正方法が適 用できるので以下に説明する。
Cスキャン法にて実施するための構成の一例を図 3 0に示す。切り出した溶接面 に対して、超音波を送受信して超音波探傷を行なうための探触子 5 0と、探触子 5 0での超音波の送受信を制御する超音波送受信手段 5 2と、切り出したサンプルの 溶接面に対して Cスキャンするために、探触子を管軸方向と管厚方向に順次走查さ せるための探蝕子走査手段 5 4と、 Cスキャンデータを記憶する受信信号記憶手段 5 6と、 Cスキャンデータを演算処理する信号処理手段 5 8と、演算処理に必要な パラメータを入力するためのパラメータ入力手段 6 0と、結果出力手段 6 2と、感 度校正部 7 0と、 から構成される。
ここで、受信信号記憶手段 5 6は、超音波探触子 5 0の受信信号を、探触子走査 手段 5 4で溶接面を走査した位置と対応付けて、記憶するようになっており、例え ば、管軸方向と管厚方向に対して、受信信号強度を記憶することができるメモリ （2 次元メモリ） であり、いわゆる Cスキャンデータを記憶する機能を有する Cスキヤ ンデータ記憶手段である。
信号処理手段 5 8は、 このメモリのデータに対して、後述する演算に必要なパラ メータをパラメータ入力手段 6 0より入力して、機械的特性と相関のある指標値を 算出するようになっており、 C R T、液晶モニタやプリンタ等の結果出力手段 6 2 に画面表示や印字がされる。
感度校正部 7 0は、演算処理部と、要求仕様に対応した欠陥密度を導出するため のテーブルデ一タとを有する。超音波送受信手段 5 2から人工欠陥信号を入力でき るように接続され、要求仕様や人工欠陥サイズゃ超音波ビームサイズを設定または 入力できるようになつている。更に、感度校正部 7 0で演算した感度捕正値を超音 波送受信手段に、 欠陥判定閾値を信号処理部に設定できるようになつている。
この構成を用いて、溶接面（シーム）から例えば、 8 mmの位置で切り ffiした（ス ライスした） サンプルを作成し、端面から周波数 2 O MH zの点集束型探触子 5 0 を用いて、散在ぺネトレータを検出可能なように、溶接面におけるビーム幅を 4 4 0 mとして、 計測する。
感度校正部 7 0における本発明による校正は、実施例 1のタンデム探傷と同様に、 図 1 6の手順で行なえばよいので、詳細説明は省略する。なお、タンデム探傷では、 図 1 5に示すデータに基づいて'、要求仕様から欠陥密度、欠陥径を算出するように したが、 Cスキャン法では、 タンデム探傷と測定条件が異なるため、図 1 5と結果 が異なるので、 図 1 5に対応するデ一タを、前述の図 9、 図 1 0から算出しておけ ばよレ、。又、 ビーム形状も円形や楕円形状になるので、 それに合わせて等価欠陥径 を算出する。
なお、 Cスキャンの場合は、 ビームを溶接面に対して垂直に入射するので、 ビー ム幅 dを得るための振動子の開口幅 Dは、 たとえば、 次式により求めればよい。
Ό = λ ( F / d ) ·· · ( 6 ) ここで図 1 9に示す如く、 dは探傷位置におけるビームサイズ、 Fは焦点距離 λは波長である。

Claims

請求の範囲
1 . 管体の溶接部の超音波探傷するに際して、
溶接面における超音波ビームの領域内に存在する欠陥の合計面積と人工欠陥 との信号強度差に基づき欠陥判定閾値を定めることを特徴とする超音波探傷の校 正方法。
2 . 前記欠陥の合計面積を、所望の品質レベルから決定される管体の管軸方向溶接 部の溶接面における欠陥密度と、溶接面における超音波ビームの面積とから決定す ることを特徴とする請求項 1に記載の超音波探傷の校正方法。
3 .前記欠陥密度と品質レベルの関係はシャルピー衝撃試験によって予め求めてお くことを特徴とする請求項 2に記載の超音波探傷の校正方法。
4 . 前記人工欠陥と等価欠陥との信号強度差は、音圧反射率の相対関係に基づいて 求めるこ'とを特徴とする請求項 2に記載の超音波探傷の校正方法。
5 . 管体の溶接部を少な'ぐとも管軸方向に超音波探傷し、管体溶接部の品質管理を 行う方法であって、請求項 1乃至 4のいずれか 1項に記載の校正方法により欠陥判 定閾値を定めるステツプを有することを特徴とする管体の品質管理方法。
6 . 前記超音波探傷を、
管体の管軸方向溶接部の溶接面に対し超音波を送波する送波部と、 前記溶接面における反射波の一部又は全部を受波する受波部とを有し、 前記送波部及び前記受波部が、管体周方向に配置された一又は二以上のァレイ 探触子上の異なる振動子群からなる送受信部を備えた超音波探傷装置を用いて行 なうことを特徴とする請求項 5に記載の管体の品質管理方法。
7. 前記送波部が、管体の管軸方向溶接部の溶接面と前記管体の内面に対し、それ ぞれ 33. 2° から 56. 8° の範囲内の角度で入射するように超音波を送波し、 前記受波部が、溶接面における正反射方向に対して一 12° から 1 6° の範囲内 の方向に反射した一部又は全部の反射波を受波するようにしたことを特徴とする 請求項 6に記載の管体の品質管理方法。
8. 超音波の溶接面におけるビーム幅が 0. 5miiiから 2. 5mmの範囲となるよ うにしたことを特徴とする請求項 7に記載の管体の品質管理方法。
9. 管体を製造する製造ステップと、
該製造ステツプで製造された管体を、請求項 5乃至 8のいずれかに記載の管体 の品質管理方法により品質管理する品質管理ステップと、
を有することを特徴とする管体の製造方法。
PCT/JP2007/060652 2007-02-28 2007-05-18 超音波探傷の校正方法及び管体の品質管理方法及び製造方法 Ceased WO2008105109A1 (ja)

Priority Applications (4)

Application Number Priority Date Filing Date Title
CA2679123A CA2679123C (en) 2007-02-28 2007-05-18 Calibration method of ultrasonic flaw detection and quality control method and manufacturing method of pipe body
CN200780051898.3A CN101617223B (zh) 2007-02-28 2007-05-18 超声波探伤的校正方法、管体的品质管理方法及制造方法
EP07744086.5A EP2116847B1 (en) 2007-02-28 2007-05-18 Calibration method of ultrasonic flaw detection and quality control method and production method of tubular body
US12/528,975 US8266964B2 (en) 2007-02-28 2007-05-18 Calibration of an ultrasonic flaw detector and quality control and production methods for a tubular body

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2007048778A JP4910768B2 (ja) 2007-02-28 2007-02-28 超音波探傷の校正方法及び管体の品質管理方法及び製造方法
JP2007-048778 2007-02-28

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2008105109A1 true WO2008105109A1 (ja) 2008-09-04

Family

ID=39720953

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2007/060652 Ceased WO2008105109A1 (ja) 2007-02-28 2007-05-18 超音波探傷の校正方法及び管体の品質管理方法及び製造方法

Country Status (6)

Country Link
US (1) US8266964B2 (ja)
EP (1) EP2116847B1 (ja)
JP (1) JP4910768B2 (ja)
CN (1) CN101617223B (ja)
CA (1) CA2679123C (ja)
WO (1) WO2008105109A1 (ja)

Cited By (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH0657501A (ja) * 1992-07-28 1994-03-01 Uni Charm Corp 着用物品
NL2003154C2 (en) * 2009-07-08 2011-01-11 R0Ntgen Tech Dienst B V Method for ultrasonic sizing.
CN102662000A (zh) * 2012-05-23 2012-09-12 无锡化工装备有限公司（原无锡化工装备总厂) 计算机辅助校核的超声波探伤方法
JP2014528083A (ja) * 2011-09-26 2014-10-23 オンタリオ パワー ジェネレーション インコーポレーテッド 超音波マトリックス検査
CN104181234A (zh) * 2014-08-29 2014-12-03 河海大学常州校区 一种基于多重信号处理技术的无损检测方法
EP2348313A4 (en) * 2008-11-19 2015-12-23 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp Method and apparatus for ultrasonically detecting flaw of welded portion

Families Citing this family (36)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CA2593894C (en) * 2006-12-01 2016-11-08 Roentgen Technische Dienst B.V. A method for configuring an array of transducers in an ultrasonic test apparatus
JP5448030B2 (ja) * 2008-11-19 2014-03-19 新日鐵住金株式会社 超音波探傷方法及び装置
US8552337B2 (en) 2009-06-11 2013-10-08 Illinois Tool Works Inc. Weld defect detection systems and methods for laser hybrid welding
JP5732807B2 (ja) * 2009-12-01 2015-06-10 Ｊｆｅスチール株式会社 高炭素電縫鋼管の製造方法
JP4475477B1 (ja) * 2010-01-22 2010-06-09 株式会社Ｉｈｉ検査計測 ガイド波を用いた検査方法
JP5796370B2 (ja) * 2011-06-27 2015-10-21 Ｊｆｅスチール株式会社 電縫溶接部の耐サワー特性に優れた高強度厚肉電縫鋼管
RU2592044C1 (ru) * 2012-07-17 2016-07-20 ДжФЕ СТИЛ КОРПОРЕЙШН Способ ультразвуковых измерений и ультразвуковое измерительное устройство
CN103217476A (zh) * 2013-04-01 2013-07-24 国家电网公司 一种锅炉集箱管排对接焊缝表面缺陷超声表面波检测方法
FR3006447B1 (fr) * 2013-05-30 2015-05-29 Snecma Procede d'inspection par transmission d'ultrasons ameliore
KR101614992B1 (ko) 2013-12-27 2016-04-22 현대제철 주식회사 철강재 내부결함 검사 방법
US11154946B2 (en) 2014-06-30 2021-10-26 Illinois Tool Works Inc. Systems and methods for the control of welding parameters
CN105643133A (zh) * 2014-09-28 2016-06-08 中国海洋石油总公司 管道环焊缝人工缺陷的制作方法
JP5764251B1 (ja) * 2014-12-25 2015-08-19 株式会社日立パワーソリューションズ 超音波映像装置、およびそれを用いた観察方法
CN104655564B (zh) * 2015-01-16 2017-04-26 江苏科技大学 一种双轴肩搅拌摩擦焊缝孔洞缺陷检测方法
EP3281005A4 (en) * 2015-04-07 2018-09-12 Edison Welding Institute, Inc. Phased array system for inspection of laser welds
US10345272B2 (en) * 2015-07-13 2019-07-09 The Boeing Company Automated calibration of non-destructive testing equipment
CN105241964B (zh) * 2015-09-10 2017-09-29 河海大学常州校区 圆柱形曲面工件相控聚焦超声检测的延时计算方法
JP5997861B1 (ja) * 2016-04-18 2016-09-28 株式会社日立パワーソリューションズ 超音波映像装置および超音波映像装置の画像生成方法。
WO2018016303A1 (ja) 2016-07-20 2018-01-25 Ｊｆｅスチール株式会社 超音波探傷装置、超音波探傷方法、溶接鋼管の製造方法、及び溶接鋼管の品質管理方法
KR20190108598A (ko) * 2017-03-29 2019-09-24 닛폰세이테츠 가부시키가이샤 결함 검출 장치, 결함 검출 방법 및 프로그램
US10274462B2 (en) 2017-04-20 2019-04-30 Savannah River Nuclear Solutions, Llc Device for measuring material deterioration in equipment
CN107796745B (zh) * 2017-11-24 2023-12-08 招商局重庆交通科研设计院有限公司 一种隧道衬砌渗水水压水量测定实验装置及方法
CN108169339A (zh) * 2017-11-29 2018-06-15 中国航发沈阳黎明航空发动机有限责任公司 一种超声水浸检测边缘盲区界定对比试块设计方法
US11300546B2 (en) * 2017-12-12 2022-04-12 Nippon Steel Corporation Defect detection device, defect detection method, and program
CN107894463B (zh) * 2017-12-28 2023-12-08 中国石油天然气集团有限公司 Erw钢管焊缝电磁超声自动检测的对比试块及设计方法
CN109342560B (zh) * 2018-10-09 2021-05-07 中国航发北京航空材料研究院 一种纤维增强钛基复材界面结合质量的超声检测方法
CN111208195B (zh) * 2018-11-22 2022-07-19 中国航发商用航空发动机有限责任公司 胶接质量的检测结构以及检测方法
KR102648455B1 (ko) * 2019-03-13 2024-03-15 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 초음파 탐상 방법, 초음파 탐상 장치, 강재의 제조 설비, 강재의 제조 방법, 및 강재의 품질 관리 방법
EP3985387A4 (en) * 2019-06-13 2022-05-18 JFE Steel Corporation ULTRASONIC DEFECT DETECTION METHOD, ULTRASONIC DEFECT DETECTION DEVICE, STEEL MATERIAL MANUFACTURING EQUIPMENT LINE, STEEL MATERIAL MANUFACTURING METHOD AND STEEL MATERIAL QUALITY ASSURANCE METHOD
JP7347235B2 (ja) * 2020-01-24 2023-09-20 日本軽金属株式会社 液冷ジャケットの製造方法及び摩擦攪拌接合方法
US20220146460A1 (en) * 2020-11-11 2022-05-12 Southwest Research Institute Guided wave testing of welds in pipelines and plate structures
CN113984907B (zh) * 2021-11-04 2023-07-25 济南大学 一种声发射传感器动态和静态特性标定方法
JP2024074142A (ja) * 2022-11-18 2024-05-30 富士フイルム株式会社 超音波画像撮影装置、超音波画像の生成方法、及び超音波画像の生成プログラム
CN116342544A (zh) * 2023-03-28 2023-06-27 天府兴隆湖实验室 接触孔缺陷数据库建立方法、接触孔缺陷检测方法及系统
CN118961903B (zh) * 2024-10-14 2025-02-07 上元电力科技有限公司 一种墙体挂板强度检测方法
CN119375359B (zh) * 2024-12-30 2025-05-27 陕西茂松科创有限公司 一种ta22钛合金管材的内外表面缺陷检测方法及系统

Citations (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS60205356A (ja) 1984-03-30 1985-10-16 Sumitomo Metal Ind Ltd 鋼管溶接部の超音波探傷方法
JPS61111461A (ja) 1984-11-06 1986-05-29 Nippon Steel Corp 電縫管溶接部の超音波探傷方法
JPS6241344B2 (ja) * 1980-04-10 1987-09-02 Nisshin Steel Co Ltd
JPH032261B2 (ja) * 1983-04-30 1991-01-14 Canon Kk
JPH04274756A (ja) 1991-03-01 1992-09-30 Nkk Corp 管体の超音波探傷法
JPH0735729A (ja) 1993-07-22 1995-02-07 Sumitomo Metal Ind Ltd 溶接部の超音波探傷装置
JPH11183446A (ja) 1997-12-25 1999-07-09 Nkk Corp 溶接部の超音波探傷方法および装置
JP3165888B2 (ja) * 1996-12-19 2001-05-14 住友金属工業株式会社 超音波探傷方法及び超音波探傷装置
JP3721827B2 (ja) * 1999-02-23 2005-11-30 Ｊｆｅスチール株式会社 アレイ型超音波探傷方法および装置並びに擬指示防止方法
JP3731369B2 (ja) * 1999-02-03 2006-01-05 Ｊｆｅスチール株式会社 溶接管の超音波探傷方法
JP2007000874A (ja) * 2005-06-21 2007-01-11 Jfe Steel Kk 溶接部靭性に優れた高強度厚肉ラインパイプ向け電縫鋼管の製造方法
JP2007163470A (ja) * 2005-11-21 2007-06-28 Jfe Steel Kk 管体の超音波探傷装置および超音波探傷方法

Family Cites Families (14)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
NL302332A (ja) * 1963-01-02
US4393711A (en) * 1980-11-13 1983-07-19 Electric Power Research Institute, Inc. Apparatus and method for ultrasonic detection of flaws in power plant piping systems
DE3318748A1 (de) * 1983-05-24 1984-11-29 Kraftwerk Union AG, 4330 Mülheim Verfahren zur ultraschallpruefung von auf wellen aufgeschrumpften scheibenkoerpern im bereich der schrumpfsitze und einrichtung zur durchfuehrung des verfahrens
US4742713A (en) * 1984-06-01 1988-05-10 Omron Tateisi Electronics Co. Ultrasonic flaw detecting system
US4803638A (en) * 1986-06-26 1989-02-07 Westinghouse Electric Corp. Ultrasonic signal processing system including a flaw gate
JPS63256851A (ja) * 1987-04-14 1988-10-24 Mitsubishi Electric Corp 超音波探傷装置
JP2541078B2 (ja) * 1992-06-26 1996-10-09 住友金属工業株式会社 電縫管の欠陥弁別方法
US6399939B1 (en) * 2000-06-13 2002-06-04 North Carolina A&T State University Sensor array system
US6622561B2 (en) * 2001-08-14 2003-09-23 Varco I/P, Inc. Tubular member flaw detection
US20050145310A1 (en) * 2003-12-24 2005-07-07 General Electric Company Method for producing homogeneous fine grain titanium materials suitable for ultrasonic inspection
US6968727B2 (en) * 2003-04-29 2005-11-29 Southwest Research Institute Calibration method and device for long range guided wave inspection of piping
NL1024726C2 (nl) * 2003-11-06 2005-05-09 Roentgen Tech Dienst Bv Werkwijze voor het controleren van een las tussen twee metalen pijpleidingen.
JP2005181134A (ja) * 2003-12-19 2005-07-07 Sumitomo Pipe & Tube Co Ltd 電縫鋼管シーム部の非破壊検査方法とプローブ型渦流探傷装置
US20070144623A1 (en) * 2004-02-18 2007-06-28 Wickersham Charles E Jr Ultrasonic method for detecting banding in metals

Patent Citations (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6241344B2 (ja) * 1980-04-10 1987-09-02 Nisshin Steel Co Ltd
JPH032261B2 (ja) * 1983-04-30 1991-01-14 Canon Kk
JPS60205356A (ja) 1984-03-30 1985-10-16 Sumitomo Metal Ind Ltd 鋼管溶接部の超音波探傷方法
JPS61111461A (ja) 1984-11-06 1986-05-29 Nippon Steel Corp 電縫管溶接部の超音波探傷方法
JPH04274756A (ja) 1991-03-01 1992-09-30 Nkk Corp 管体の超音波探傷法
JPH0735729A (ja) 1993-07-22 1995-02-07 Sumitomo Metal Ind Ltd 溶接部の超音波探傷装置
JP3165888B2 (ja) * 1996-12-19 2001-05-14 住友金属工業株式会社 超音波探傷方法及び超音波探傷装置
JPH11183446A (ja) 1997-12-25 1999-07-09 Nkk Corp 溶接部の超音波探傷方法および装置
JP3731369B2 (ja) * 1999-02-03 2006-01-05 Ｊｆｅスチール株式会社 溶接管の超音波探傷方法
JP3721827B2 (ja) * 1999-02-23 2005-11-30 Ｊｆｅスチール株式会社 アレイ型超音波探傷方法および装置並びに擬指示防止方法
JP2007000874A (ja) * 2005-06-21 2007-01-11 Jfe Steel Kk 溶接部靭性に優れた高強度厚肉ラインパイプ向け電縫鋼管の製造方法
JP2007163470A (ja) * 2005-11-21 2007-06-28 Jfe Steel Kk 管体の超音波探傷装置および超音波探傷方法

Non-Patent Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
"Ultrasonic Flaw Inspection Series (II), Ultrasonic Flaw Inspection Method of Welded Steel Pipe", THE IRON AND STEEL INSTITUTE OF JAPAN, 1988, pages 28 - 31
See also references of EP2116847A4

Cited By (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH0657501A (ja) * 1992-07-28 1994-03-01 Uni Charm Corp 着用物品
EP2348313A4 (en) * 2008-11-19 2015-12-23 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp Method and apparatus for ultrasonically detecting flaw of welded portion
NL2003154C2 (en) * 2009-07-08 2011-01-11 R0Ntgen Tech Dienst B V Method for ultrasonic sizing.
JP2014528083A (ja) * 2011-09-26 2014-10-23 オンタリオ パワー ジェネレーション インコーポレーテッド 超音波マトリックス検査
CN102662000A (zh) * 2012-05-23 2012-09-12 无锡化工装备有限公司（原无锡化工装备总厂) 计算机辅助校核的超声波探伤方法
CN104181234A (zh) * 2014-08-29 2014-12-03 河海大学常州校区 一种基于多重信号处理技术的无损检测方法
CN104181234B (zh) * 2014-08-29 2017-06-06 河海大学常州校区 一种基于多重信号处理技术的无损检测方法

Also Published As

Publication number Publication date
JP2008209356A (ja) 2008-09-11
EP2116847A1 (en) 2009-11-11
US20100107725A1 (en) 2010-05-06
US8266964B2 (en) 2012-09-18
CN101617223B (zh) 2013-07-10
EP2116847B1 (en) 2016-04-27
EP2116847A4 (en) 2014-07-09
JP4910768B2 (ja) 2012-04-04
CN101617223A (zh) 2009-12-30
CA2679123C (en) 2015-11-24
CA2679123A1 (en) 2008-09-04

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP4910768B2 (ja) 超音波探傷の校正方法及び管体の品質管理方法及び製造方法
JP4910769B2 (ja) 管体の品質管理方法及び製造方法
JP4910770B2 (ja) 管体の超音波探傷装置および超音波探傷方法
JP4544240B2 (ja) 管体の超音波探傷装置および超音波探傷方法
JP5003275B2 (ja) 管体の超音波探傷装置及び超音波探傷方法
JP6274378B1 (ja) 超音波探傷装置、超音波探傷方法、溶接鋼管の製造方法、及び溶接鋼管の品質管理方法
JP3868443B2 (ja) 金属材の超音波検査法及び鋼管の製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 200780051898.3

Country of ref document: CN

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 07744086

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2007744086

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2679123

Country of ref document: CA

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 12528975

Country of ref document: US

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE