Inspección de tubos de acero por flujo magnético disperso

VIII Congreso Regional de ENDE
Campana – Agosto 2011
Inspección de tubos de acero por flujo magnético disperso: relevancia
de las corrientes inducidas
Daniel Ziella, Javier Etcheverry, Gustavo Sánchez, Fernando Núñez, Esteban Sota,
Alberto Nicolini
Tenaris REDE AR
Campana, Buenos Aires, Argentina,
jetcheverry@tenaris.com
Resumen
La técnica de flujo magnético disperso (FMD) es ampliamente utilizada en el control no
destructivo de tubos de acero y se basa en la naturaleza ferromagnética de los mismos.
La amplitud de la señal registrada depende de muchos factores, entre ellos las
propiedades electromagnéticas del acero en cuestión, las dimensiones del tubo
inspeccionado, el diseño del circuito magnético, el tipo y disposición de los sensores, la
velocidad relativa entre el tubo y el equipo, etc. Por esta razón, las distintas normas que
legislan sobre el tema exigen la utilización de patrones con características similares a las
del material que se va a inspeccionar.
En este trabajo se estudia la dependencia del campo magnético en la zona de inspección
con la corriente de magnetización, el espesor de pared y las velocidades de rotación y
traslación.
1. Introducción
La calibración del instrumental para inspección por FMD se realiza habitualmente con
un tubo patrón de características similares a las del material a inspeccionar, al cual se le
realizan discontinuidades estandarizadas conforme al tipo de control requerido. Utilizar
un tubo patrón de exactamente el mismo acero, dimensiones y tratamiento térmico que
el lote de tubos a ser controlados garantiza que las condiciones de calibración se repiten
luego en la inspección. Esto es una condición indispensable para la certificación de los
controles realizados.
En el caso de inspección de material tubular en un fabricante de tubos a escala mundial,
la gran cantidad de productos distintos (geometría, composición química y tratamiento
térmico) hace que el parque total de tubos patrón necesarios sea tan grande que su
gestión se hace completamente impráctica. Una comprensión más acabada del
fenómeno de FMD y de sus parámetros rectores permitiría conocer cuáles son las
tolerancias admisibles en las características (geométricas y electromagnéticas) de los
patrones, de manera tal de asegurar la calidad de la inspección con un lote más reducido
(y por lo tanto más fácilmente manejable) de tubos de calibración.
La técnica de FMD consiste en la detección de la perturbación en el campo magnético
debida a la presencia de defectos. Históricamente se consideró que (además de la
geometría) el principal determinante de la amplitud de la señal observada eran las
propiedades magnéticas del material. Sin embargo, pruebas tanto numéricas como
experimentales sugieren una incidencia significativa del fenómeno de apantallamiento
magnético por corrientes inducidas.
Si bien hay una vasta literatura en la que se analiza la señal expulsada por un defecto en
condiciones estáticas (1-5), esta es mucho más escasa en el caso de que el defecto se esté
moviendo (6-8). Esto se debe a que normalmente el movimiento relativo requiere de una
instrumentación experimental mucho más compleja, y en el caso de estudios numéricos,
de una estrategia normalmente costosa para manejar el cambio de la geometría. En este
trabajo se eligió simplificar conceptualmente el problema y considerar cuál sería el
campo magnético tangencial presente en las superficies interior y exterior del tubo,
teniendo en cuenta el movimiento del mismo, en ausencia de defecto. La intensidad de
este campo (que a igual excitación depende del apantallamiento producido por las
corrientes inducidas) determina la amplitud de la señal observada por los equipos de
FMD.
En lo que sigue se describe el modelado numérico del campo magnético en los casos
típicos de detección de defectos longitudinales y transversales utilizando el paquete de
AC/DC de COMSOL Multiphysics (9) (sección 2) y se discuten los resultados obtenidos
(sección 3).
2. Modelado de la técnica de flujo magnético disperso
2.1 Modelado del campo en los equipos de inspección longitudinal y transversal
Para estudiar el método de inspección por FMD se modelaron tubos de 177.8mm de
diámetro exterior y espesores 10 mm y 13 mm, de un acero típico de conductividad de
5x106 S/m y cuya curva de magnetización se muestra en la figura 1. Se estudiaron
modelos que representan equipos de detección de defectos transversales y
longitudinales. El primero consiste en dos bobinas concéntricas con el tubo, de 1000
vueltas cada una, más un conjunto de piezas polares y yugo que sirven para conducir el
campo, y se supone con simetría de rotación alrededor del eje del tubo. El segundo
consiste de un yugo representado por un anillo circular con dos bobinas de 1000 vueltas
cada una, con núcleo, dispuestas en oposición en su interior. El campo es conducido
hasta el tubo por dos piezas polares, de radio de curvatura adaptado al del mismo.
En ambos casos se realizaron las siguientes simplificaciones:
• se utilizó la simetría aproximada para reducir la dimensión del problema
• se consideró para el tubo un acero no lineal pero sin histéresis,
• se consideró el problema estacionario (con velocidad),
En las figuras 2 y 3 se muestra la distribución de campo obtenida para los equipos de
detección de defectos longitudinales y transversales, respectivamente, y una excitación
y una velocidad relativa dadas. La información más importante, dentro del marco
conceptual mencionado, es la componente del campo magnético tangencial a las paredes
interior y exterior del tubo en la posición y dirección apropiadas en cada caso
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2
(componente z en z=0 para defectos transversales, y componente angular en x=0 para
inspección de defectos longitudinales).
Curva de magnetizacion virgen (sintetica)
2
1.8
1.6
1.4
B [T]
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0
0.5
1
1.5
H [A/m]
2
2.5
3
4
x 10
Figura 1. Curva de magnetización virgen para el acero considerado.
Figura 2: Detalle, cerca del tubo, de la norma de la densidad de flujo magnético
para un tubo de acero de 177.8mm de diámetro exterior, 13mm de espesor de
pared. Equipo de detección de defectos longitudinales, correspondiente a una
rotación relativa a 190rpm en sentido anti-horario y 4 A de corriente por bobina.
Inserto: esquema total, con yugo, núcleo, piezas polares, bobinas y tubo.
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Figura 3: Norma de la densidad de flujo magnético para un tubo de 177.8mm de
diámetro exterior y 10mm de espesor de pared, avanzando a 1m/s. Equipo de
detección de defectos transversales, 3A por bobina.
2.2 Dependencia de la señal de FMD con el campo aplicado
El campo expulsado hacia el exterior del tubo depende esencialmente de las propiedades
del material, de la geometría del defecto, y del campo magnético transversal al mismo
que habría en ausencia de defecto. Para modelar esta dependencia de la señal expulsada
se realizaron simulaciones 2D de una placa plana de acero de las mismas propiedades
electromagnéticas utilizadas anteriormente, 12.09mm de espesor, y una ranura del 10%.
La distribución típica de la inducción magnética B se representa en la figura 4, mientras
que la señal obtenida para distintos valores de campo magnético transversal se muestra
en la figura 5. La principal conclusión es un incremento aproximadamente lineal (en el
rango de excitaciones considerado) de la señal con el campo tangencial en la pared de
interés del tubo en ausencia de defecto.
3. Resultados y discusión
Se modelaron distintos espesores, corrientes en las bobinas de inducción y velocidades
dentro de los rangos de interés para los equipos considerados. En el caso de la
inspección de defectos longitudinales, a corriente de excitación fija, se observa que hay
un rango de espesores para el cual la intensidad del campo en el interior del tubo
disminuye drásticamente conforme se aumenta la velocidad de rotación (figuras 6 y 7),
mientras que el campo en el exterior presenta una dependencia mucho más suave o aún
inversa. Equivalentemente, a un espesor de pared fijo y una determinada velocidad de
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4
rotación, hay una corriente mínima para la cual el campo penetra hasta el interior del
tubo, debajo de la cual la inspección de defectos internos es imposible.
Figura 4: Modelo de placa plana de 12.09mm de espesor con una ranura del 10%.
Norma de la densidad de flujo magnético.
4
15
5
Externo
x 10
1
Externo
x 10
0.5
Hy[A/m]
Hx [A/m]
10
5
-0.5
0
-2
-1
4
5
x 10
0
x [m]
1
-1
-2
2
4
Interno
2
x 10
0
x [m]
1
2
-3
x 10
Interno
1
3
Hy[A/m]
Hx [A/m]
-1
-3
x 10
4
2
0
-1
1
0
-5
0
0
x [m]
5
-3
x 10
-2
-5
0
x [m]
1000 A/m
2000 A/m
3000 A/m
4000 A/m
5000 A/m
6000 A/m
7000 A/m
8000 A/m
9000 A/m
10000 A/m
11000 A/m
12000 A/m
13000 A/m
14000 A/m
15000 A/m
16000 A/m
17000 A/m
18000 A/m
19000 A/m
20000 A/m
5
-3
x 10
Figura 5: Campo expulsado a 0.2mm de la superficie por una ranura del 10%
para distintos valores de campo magnético.
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5
4
x 10
Hext[A/m]
3
2
1
0
3
4
5
6
7
8
6
7
8
I [A]
4
x 10
Hint[A/m]
3
2
1
10mm 100rpm
10mm 130rpm
10mm 160rpm
10mm 190rpm
10mm 220rpm
10mm 250rpm
13mm 100rpm
13mm 130rpm
13mm 160rpm
13mm 190rpm
13mm 220rpm
13mm 250rpm
16mm 100rpm
16mm 130rpm
16mm 160rpm
16mm 190rpm
16mm 220rpm
16mm 250rpm
0
3
4
5
I [A]
Figura 6: Campo magnético tangencial en las superficies interior y exterior del
tubo en inspección longitudinal en función de la corriente suministrada al equipo,
para distintos espesores de pared y velocidades de rotación.
4
x 10
Hext[A/m]
3
2
1
0
100
130
160
190
rpm [1/min]
220
250
130
160
190
rpm [1/min]
220
250
4
x 10
Hint[A/m]
3
2
1
10mm
10mm
10mm
10mm
10mm
10mm
13mm
13mm
13mm
13mm
13mm
13mm
16mm
16mm
16mm
16mm
16mm
16mm
3A
4A
5A
6A
7A
8A
3A
4A
5A
6A
7A
8A
3A
4A
5A
6A
7A
8A
0
100
Figura 7: Campo magnético tangencial en las superficies interior y exterior del
tubo en inspección longitudinal en función de la velocidad de rotación, para
distintos espesores y valores de la corriente aplicada.
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6
4
Hext[A/m]
6
x 10
4
2
0
3
4
5
Hint[A/m]
6
6
7
8
6
7
8
I [A]
4
x 10
4
10mm
10mm
10mm
10mm
16mm
16mm
16mm
16mm
22mm
22mm
22mm
22mm
0.5m/s
1.1m/s
1.7m/s
2.3m/s
0.5m/s
1.1m/s
1.7m/s
2.3m/s
0.5m/s
1.1m/s
1.7m/s
2.3m/s
2
0
3
4
5
I [A]
Figura 8: Campo magnético tangencial en las superficies interior y exterior del
tubo en inspección longitudinal en función de la corriente suministrada al equipo,
para distintos espesores de pared y velocidades de rotación.
4
Hext[A/m]
6
x 10
4
2
0
0.5
0.8
1.1
1.4
v0 [m/s]
1.7
2
2.3
0.8
1.1
1.4
v0 [m/s]
1.7
2
2.3
4
Hint[A/m]
6
x 10
4
10mm
10mm
10mm
16mm
16mm
16mm
22mm
22mm
22mm
3A
5A
7A
3A
5A
7A
3A
5A
7A
2
0
0.5
Figura 9: Campo magnético tangencial en las superficies interior y exterior del
tubo en inspección longitudinal en función de la velocidad de rotación, para
distintos espesores y valores de la corriente aplicada.
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La interpretación de este efecto, que coincide con la experiencia de inspección en las
líneas con los equipos reales, y que no es predicho por el análisis de FMD en
condiciones estáticas, es que para que el campo penetre hasta el interior es indispensable
saturar el acero de modo de disminuir su permeabilidad y de este modo disminuir el
apantallamiento por las corrientes inducidas. Es, en este sentido, un efecto fuertemente
no lineal.
En el caso de la inspección de defectos transversales, en cambio, el efecto es mucho
menor, siendo apreciable recién para espesores de pared o velocidades muy superiores
al caso anterior (figuras 8 y 9). Si bien los mecanismos básicos en juego son los mismos
que en el caso anterior, las velocidades relativas son inferiores, y las dimensiones
espaciales mayores (lo que conduce a una disminución de la frecuencia efectiva de la
señal de excitación magnética, y por lo tanto a un aumento de la penetración del
campo).
4. Conclusiones
Los resultados preliminares reportados en este trabajo tienden a resaltar la importancia
de las corrientes inducidas en la señal obtenida en los equipos de FMD, en condiciones
realistas de inspección. Se necesita un estudio más detallado para verificar
cuantitativamente estas conclusiones con pruebas con el equipamiento real, y discernir
la relevancia que tienen en cuanto a la selección de patrones.
Referencias
1. F. Martínez, S. Clavel, G. Sánchez, N. Bonadeo, J. I. Etcheverry,
“Determinación experimental de las señales de flujo magnético disperso
producidas por distintos aceros,” en Proceedings of the VII Congreso Regional
de Ensayos no destructivos, Rosario, Argentina, Nov. 2009.
2. J. I. Etcheverry, M. M. Rodríguez, G. A. Sánchez, “Validación de la simulación
numérica de señales de flujo magnético disperso en base a datos
experimentales”, en Proceedings of the VII Congreso Regional de Ensayos no
destructivos, Rosario, Argentina, Nov. 2009.
3. J. I. Etcheverry, G. Sánchez, N. Bonadeo, “Magnetic flux leakage: A
benchmark problem,” Review of Progress in QNDE. Volume 30B, editado por
D. O. Thompson y D. E. Chimenti, AIP Conference Proceedings, Vol. 1335,
pp. 1785-1791 (2011).
4. M. Ruch, J.P.A. Bastos, “Numerical simulation of a magnetic flux leakage
benchmark problem”, Insight, Vol. 46, N°12, Dic. 2004.
5. Fengzhu Ji, Changlong Wang, Shiyu Sun, Weiguo Wang, “Application of 3D
FEM in the simulation analysis of MFL signals”, Insight, Vol 51, N°1, Enero
2009.
6. Shin, Y. K., and Lord, W., "Numerical Modeling of Probe Velocity Effects for
Eddy Current and Flux Leakage NDE," Review of Progress in Quantitative
NDE, editado por D.O. Thompson y D. E. Chimenti, Plenum Press, Vol. 10,
1991, pp. 921-929.
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8
7. J. Etcheverry, A. Pignotti, G. Sánchez y P. Stickar, “MFL Benchmark Problem
2: Laboratory Measurements,” in Review of Progress in QNDE, 22B, editado
por D. O. Thompson y D. E. Chimenti, AIP Conference Proceedings vol. 615,
American Institute of Physics, Melville, NY (2002), pp. 1824-1829.
8. A. Montgomery, P. Wild, P. L. Clapham, “Factors Affecting Magnetic Flux
Leakage Inspection of Tailor-Welded Blanks”, Research in Nondestructive
Evaluation, vol. 17, N° 2, pp. 85-99, Julio 2006.
9. COMSOL Multiphysics. www.comsol.com.
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