UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DI PADOVA

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1 UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DI PADOVA DIPARTIMENTO DI INGEGNERIA INDUSTRIALE Corso di laurea magistrale in ingegneria energetica OTTIMIZZAZIONE DEI CIRCUITI DI RAFFREDDAMENTO E CARATTERIZZAZIONE DELLE MISURE CALORIMETRICHE DELL'ESPERIMENTO SPIDER MEDIANTE SIMULAZIONI CON CODICE MONODIMENSIONALE RELATORE: CH.MO PROF. ING. PIERGIORGIO SONATO CORRELATORI: DOTT. ING. FRANCESCO FELLIN DOTT. ING. PIERLUIGI ZACCARIA LAUREANDO: MATTEO ZAUPA ANNO ACCADEMICO 2011/2012

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3 «"O frati", dissi "che per cento milia perigli siete giunti a l'occidente, a questa tanto picciola vigilia d'i nostri sensi ch'è del rimanente, non vogliate negar l'esperienza, di retro al sol, del mondo sanza gente. Considerate la vostra semenza: fatti non foste a viver come bruti, ma per seguir virtute e canoscenza".» (D. Alighieri, La Divina Commedia Inferno, Canto XXVI vv ) iii

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5 INDICE SOMMARIO ABSTRACT vii viii CAPITOLO 1: INTRODUZIONE FUSIONE NUCLEARE ITER 6 CAPITOLO 2: PRIMA MITICA SPIDER Sorgente di ioni a radiofrequenza Sistema di estrazione/accelerazione Electron dump Diagnostiche 28 CAPITOLO 3: L IMPIANTO DI RAFFREDDAMENTO REQUISITI TERMOIDRAULICI SCENARI OPERATIVI 36 CAPITOLO 4: ANALISI CFD MONODIMENSIONALE DEI CIRCUITI PRIMARI PC02 E PC FLOWMASTER Tubazioni Pompa Componenti da raffreddare Valvole di bilanciamento e regolazione Sorgente di pressione Scambiatore di calore Bacino di accumulo Controllori COSTRUZIONE DELLA RETE BILANCIAMENTO DEI CIRCUITI A FREDDO ANALISI DEGLI SCENARI IPOTIZZATI Scenario ITER test case Scenario di riferimento Scenario di condizionamento MODIFICHE PROPOSTE 108 v

6 CAPITOLO 5: SCENARIO A POTENZA VARIABILE PER IL CIRCUITO PRIMARIO PC CAPITOLO 6: ANALISI DELLE PERDITE DI CARICO PER IL 123 CIRCUITO DI RAFFREDDAMENTO DELLA SORGENTE RF CONCLUSIONI E SVILUPPI FUTURI 141 SIMBOLOGIA 143 ACRONIMI 145 BIBLIOGRAFIA 147 ALLEGATI ALLEGATO A Schema generale impianto di raffreddamento ALLEGATO B Schema circuito primario PC01 ALLEGATO C Schema circuito primario PC02 ALLEGATO D Circuiti PC01, PC02 e porzione del secondario realizzati con Flowmaster ALLEGATO E Circuito di raffreddamento dedicato alla sorgente RF realizzato con Flowmaster vi

7 SOMMARIO La Neutral Beam Test Facility (denominata PRIMA) sarà realizzata a Padova per testare e migliorare il sistema di iniezione di fascio di neutri per ITER (NBI). È previsto un primo esperimento chiamato SPIDER per verificare e ottimizzare l estrazione di ioni negativi da una sorgente identica a quella per gli iniettori di ITER. Un secondo esperimento denominato MITICA permetterà il test e l ottimizzazione di un iniettore NBI quale quello per ITER in differenti scenari operativi. I principali parametri progettuali di SPIDER sono: approssimativamente 70A/50A di corrente estratta in H-/D-, energia del fascio pari a 100 kev, durata dell impulso di 3600 s, pressione all interno della sorgente pari a 0,3 Pa. Alcuni dei componenti contenuti nel vessel di SPIDER, soggetti ad elevati flussi termici (fino a 21 MW/m 2 ), sono raffreddati attivamente per controllarne la temperatura e le sollecitazioni. Un impianto di raffreddamento dedicato asporterà i carichi termici mediante tre circuiti primari chiusi caricati con acqua deionizzata come richiesto per la il mantenimento dell alta tensione. I due principali circuiti primari dedicati all esperimento SPIDER sono stati studiati e ottimizzati utilizzando il codice Flowmaster ; i risultati ottenuti considerando differenti scenari operativi sono descritti nel presente lavoro al fine di dimostrare la correttezza del design proposto e l importanza delle misure calorimetriche per il controllo operativo e il monitoraggio dell esperimento. vii

8 ABSTRACT The Neutral Beam Test Facility (named PRIMA) will be realized in Padova to test and improve the ITER Neutral Beam Injector (NBI) system. A first experiment called SPIDER is foreseen to test and optimize the extraction of negative ions from an ITER full size ion source. A second experiment called MITICA will allow testing and optimisation of the full size ITER NBI under different operational scenarios. The main targets of SPIDER are: extraction of H-/D- current approximately 70A/50A, beam energy 100 kev, pulse length 3600 s, source pressure 0.3 Pa. Some of SPIDER invessel components subjected to high thermal fluxes (up to 21 MW/m²) are actively cooled to control temperatures and stresses. A dedicated Cooling Plant will remove the heat loads by means of three close primary circuits filled with deionized water as required for high voltage holding. Two main primary circuits of SPIDER experiment were studied and optimized by using Flowmaster code; results obtained considering different experimental scenarios are detailed in the present paper, aiming to demonstrate the correctness of design and the significance of calorimetric measurements for operational control and experiment monitoring. viii

9 Introduzione CAPITOLO 1 INTRODUZIONE 1.1 FUSIONE NUCLEARE Le reazioni nucleari consentono di ricavare energia grazie al fenomeno fisico noto come Difetto di massa. Per ciascun atomo, il cui nucleo contiene protoni e neutroni, la somma delle masse delle singole particelle nucleari prese separatamente è, infatti, sempre maggiore della massa totale del nucleo. Questa differenza di massa, spiegabile tramite l equazione di Einstein =, è convertita in energia di legame la quale tiene uniti i nucleoni. Una quantità di energia comoda da considerare è data dal rapporto tra l energia di legame e il numero di nucleoni. Riportando tale valore per ciascun elemento della tavola periodica si ottiene il grafico riportato in Figura 1.1 che rappresenta l energia di legame media per nucleone in funzione del numero di massa. Si osservi come gli elementi con numero di massa intermedio siano quelli più stabili e soprattutto come nel passaggio da un nucleo meno stabile ad uno più stabile si abbia rilascio di energia. Per tale motivo è possibile ottenere reazioni nucleari esotermiche tramite: - fissione di nuclei pesanti per ottenerne due più leggeri; - fusione di due nuclei leggeri, con bassa energia di legame per nucleone, per ottenere un nucleo più pesante. 1

10 Capitolo 1 Fig. 1.1 Energia di legame media per nucleone in funzione del numero di nucleoni [3] Grazie all iniziale pendenza elevata della curva, risulta evidente come la fusione nucleare appaia maggiormente efficiente, dal punto di vista energetico, rispetto alla fissione: l energia media liberata per ogni nucleone risulta di circa 5 6 MeV, da confrontare con gli 0,8 MeV rilasciati dalla fissione di uranio-235. Lo sfruttamento controllato e pacifico di questa potenzialmente inesauribile fonte di energia presenta notevoli difficoltà di carattere tecnologico: a differenza della fissione, infatti, i nuclei reagenti (elettricamente carichi) devono vincere la forza di repulsione elettrica coulombiana per portarsi a distanze tali da permettere alla forza nucleare d attrazione di dare origine alla reazione. Fornire ai nuclei un energia così elevata è uno dei principali motivi che rende difficoltosa la realizzazione della fusione nucleare controllata sul nostro Pianeta. 2

11 Introduzione Sono note un centinaio di possibili reazioni di fusione: quella più semplice prevede il coinvolgimento di due nuclei d idrogeno come reagenti, ma tale reazione, che ha luogo spontaneamente nelle stelle, non è praticamente realizzabile sulla Terra poiché richiede l instaurarsi di una complessa catena di reazioni con bassa probabilità di avvenire. Le possibili reazioni di fusione nucleare in ambito terrestre prevedono quindi l utilizzo degli isotopi più pesanti dell idrogeno e sono le seguenti: , ,03 Le reazioni deuterio-deuterio sono due e hanno eguale probabilità di verificarsi. Sono le domande che comportano i vantaggi maggiori (combustibile non radioattivo, estraibile facilmente dal mare, praticamente illimitato e bassa energia associata ai neutroni), ma il valore della sezione d urto è piccolo e quindi il tasso di reazione non sarebbe accettabile ,3 La reazione libera una grande quantità di energia, tra i prodotti non sono presenti neutroni (se si minimizzano le reazioni D-D comunque presenti nel sistema) il che consente di eliminare problematiche legate all attivazione dei materiali, inoltre la presenza di prodotti carichi elettricamente aumenterebbe la possibilità di realizzare meccanismi di conversione diretta dell energia elettrica evitando il passaggio attraverso un ciclo termodinamico. La scarsa disponibilità di He 3 (isotopo quasi inesistente in natura) e la difficoltà nell innesco, sono le motivazioni per cui la ricerca non è focalizzata su tale reazione ,6 Nonostante il trizio non sia un isotopo dell idrogeno presente in natura (verrà prodotto all interno della macchina facendo interagire i neutroni con atomi di litio), questa reazione di fusione è quella con la sezione d urto più elevata e di conseguenza su di essa si stanno concentrando gli attuali sforzi di ricerca. 3

12 Capitolo 1 Fig. 1.2 Reazione di fusione Deuterio-Trizio [31] Il fatto che una reazione abbia una probabilità più o meno bassa di verificarsi è rappresentabile con la Figura 1.3 che riporta la sezione d urto di fusione in funzione dell energia. Si osservi come la reazione deuterio-trizio abbia il massimo valore di sezione d urto a circa 100 kev e come, per valori inferiori, presenti sempre una sezione d urto almeno cento volte superiore alle altre. Fig. 1.3 Sezione d urto in funzione dell energia [3] Affinchè le reazioni di fusione avvengano con un tasso sufficientemente alto sono necessarie temperature dell ordine dei 150 milioni di gradi Celsius. A questa temperatura la materia si trova sotto forma di plasma, uno stato fisico in cui i nuclei sono separati dagli elettroni, ed è quindi possibile confinare queste particelle 4

13 Introduzione attraverso opportune configurazioni magnetiche in modo tale che il plasma non tocchi le pareti materiali della macchina danneggiandole. Si definisce ignizione la condizione tale per cui il mantenimento della temperatura del plasma avviene solo grazie alle reazioni di fusione esoermiche, ovvero le inevitabili perdite di energia per trasporto e radiazione non necessitano di essere bilanciate attraverso l immissione di energia dall esterno. In ambito fusionistico sono fondamentali tre parametri caratteristici: la densità di plasma n [1/m 3 ], la sua temperatura T [kev] e il tempo di confinamento τ E [s]. È comodo quindi utilizzare un unica grandezza, nota come triplo prodotto, che li raggruppi. L ignizione viene espressa matematicamente attraverso la disuguaglianza: n T τ E [(kev s) / m 3 ] Dalla fine degli anni Sessanta ad oggi, sono stati ottenuti enormi progressi in termini di prestazioni: nelle macchine con configurazione tokamak il triplo prodotto è cresciuto di un fattore in quarant anni di sperimentazione, e contamporaneamente si è riusciti a produrre e confinare plasmi con temperature fino ai 200 milioni di gradi Celsius. Fig. 1.4 Triplo prodotto in funzione della temperatura ionica [2] 5

14 Capitolo ITER ITER (International Thermonuclear Experimental Reactor) che oltre all acronimo ufficiale assume volutamente anche il significato la via (dal termine latino), è la macchina che rappresenta il passaggio fra gli studi eseguiti fino ad ora sugli aspetti fisici e tecnologici della fusione e la futura centrale di potenza per la produzione di energia elettrica da fusione denominata DEMO (DEMOnstration Power Plants). L accordo per la costruzione di ITER è stato firmato ufficialmente a Parigi il 21 novembre 2006 dai rappresentanti di sette Paesi: Unione Europea, Stati Uniti d America, Federazione Russa, Giappone, Cina, Corea del Sud e India. Ciascuno di questi Paesi è chiamato a contribuire attraverso la fornitura e l installazione di una parte di macchina sperimentale, sistemi ausiliari ed edifici. Il sito scelto per la costruzione è Cadarache, nel sud della Francia. Fig. 1.5 Paesi partecipanti al progetto ITER [31] ITER sarà il primo reattore a fusione al mondo in grado di avere una produzione netta di energia. Il rapporto tra potenza in uscita e in ingresso, indicato comunemente in letteratura con il simbolo Q, sarà infatti pari a 10: a fronte di una potenza immessa dall esterno pari a 50 MW, fornirà grazie alle reazioni nucleari una potenza di circa 500 MW. Tale potenza termica non verrà convertita in potenza elettrica sia per non complicare ulteriormente la macchina, sia perché la tecnologia di conversione da energia termica a elettrica è già ampiamente consolidata. 6

15 Introduzione Gli obiettivi di ITER sono i seguenti: - dimostrare la possibilità di operare con plasmi aventi caratteristiche vicine a quelle richieste dalla centrale a fusione, con lunghi tempi di combustione e con lo scopo finale di mantenere acceso il plasma per un tempo indefinito (operazione stazionaria); - dimostrare la fattibilità e il funzionamento dei principali componenti del nucleo centrale dell impianto che non dovranno mai essere rimossi (sistema magnetico e strutture di contenimento), e dei componenti interni destinati invece a essere sostituiti durante la vita della centrale (prima parete, mantello e divertore); - dimostrare l efficacia dei sistemi per la rimozione e sostituzione a distanza dei diversi componenti della centrale (manipolazione remota); - provare i sistemi per l introduzione del combustibile nella camera del plasma e i sistemi di riscaldamento del plasma (attuati attraverso iniezione di neutri, antenne a radiofrequenza e microonde); - verificare i processi per il trattamento dei prodotti della reazione (particelle alfa e impurezze) e il recupero del trizio; - determinare con prove integrali a scala ridotta le prestazioni di diversi tipi di moduli di mantello fertilizzante del trizio di interesse per il futuro reattore dimostrativo DEMO. In Tabella 1.1 vengono riportati i principali parametri progettuali di ITER ITER Valore Unità Raggio maggiore del plasma 6,2 m Raggio minore del plasma 2,0 m Volume del plasma 840 m 3 Corrente di plasma 15,0 MA Campo toroidale sull asse 5,3 T Potenza di fusione 500 MW Durata dell impulso >400 s Q = Amplificazione della potenza 10 Tab. 1.1 Principali caratteristiche di ITER 7

16 Capitolo 1 La macchina è basata su una configurazione magnetica chiamata Tokamak, quella che attualmente ha fornito i risultati migliori in termini di massima temperatura e tempo di confinamento. Il plasma è contenuto in una camera da vuoto toroidale con sezione a forma di D e confinato attraverso campi magnetici di forte intensità prodotti da: - 18 bobine toroidali superconduttrici che circondano la camera da vuoto; - 6 bobine poloidali per il controllo della posizione; - un solenoide centrale per ottenere una veloce variazione del flusso concatenato al plasma e innescare dunque una corrente di plasma toroidale. Antenna per il riscaldamento Solenoide centrale Bobina toroidale Accesso per HNB Bobina poloidale Divertore Fig. 1.6 Sezione del tokamak ITER [31] 8

17 Introduzione La corrente di plasma non solo contribuisce alla formazione della corretta configurazione magnetica, ma provvede anche al riscaldamento dello stesso grazie alle perdite ohmiche. Sfortunatamente la resistività del plasma diminuisce al crescere della temperatura e quindi il riscaldamento ohmico non è sufficiente per raggiungere e mantenere una temperatura tale da garantire il mantenimento delle reazioni di fusione. È quindi necessario provvedere con sistemi di riscaldamento addizionali. Il sistema di riscaldamento e guida di corrente per ITER è costituito da un opportuna combinazione tra iniettori di neutri (NBI) e antenne a radio frequenze (RF) che operano alla frequenza ciclotronica elettronica, ciclotronica ionica e ad una frequenza intermedia tra le due. Attualmente è prevista l installazione di due (più uno opzionale) iniettori di neutri HNB (Heating Neutral Beam) per il riscaldamento e la guida di corrente appartenenti al sistema denominato H&CD (Heating and Current Drive) e un iniettore con fini diagnostici DNB (Diagnostic Neural Beam). Ciascun iniettore HNB avrà una potenza nominale di 16,5 MW con un energia di 1 MeV, e dovrà operare per impulsi lunghi fino a 3600 secondi. Fig Sistemi di riscaldamento addizionali previsti per ITER [31] 9

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19 PRIMA CAPITOLO 2 PRIMA Nell ambito del progetto ITER l iniettore di neutri HNB è uno dei componenti ausiliari più importanti e dovrà raggiungere prestazioni decisamente più elevate rispetto agli iniettori attualmente esistenti. Per studiarne le criticità e acquisire un adeguata esperienza operativa, prima della costruzione e messa in esercizio degli iniettori a Cadarache, verrà realizzata a Padova una nuova struttura sperimentale (Padova Research on Injector Megavolt Accelerator PRIMA) in cui saranno ospitati due importanti esperimenti (SPIDER e MITICA) con i relativi sistemi ausiliari necessari al loro funzionamento e controllo. Come accennato nel capitolo precedente, PRIMA sarà realizzata con il contributo dei Paesi afferenti al progetto ITER. In particolare, a Padova, saranno coinvolti ITER India, ITER Giappone e F4E (Fusion for Energy, agenzia che rappresenta per l Unione europea l equivalente delle ITER Agency per gli altri Stati). F4E ha coinvolto, per la parte di progettazione che gli compete, il Consorzio RFX che ha sede dove l esperimento verrà installato. A sua volta il Consorzio RFX si avvale, per la progettazione, del supporto e della collaborazione di numerosi centri di ricerca e università italiani e stranieri. Il Governo italiano, attraverso il CNR (Consiglio Nazionale delle Ricerche), metterà a disposizione gli edifici di PRIMA. Il lotto di terreno a disposizione per la costruzione edilizia del complesso denominato Neutral Beam Test Facility si colloca in vicinanza dei confini Sud ed Ovest dell Area della Ricerca del CNR di Padova, accanto alla sottostazione primaria da 380 kv la quale fornirà la potenza necessaria agli esperimenti. Il progetto insiste su un area scoperta di circa m 2 e le superfici lorde di calpestio ammontano a più di 9000 m 2. 11

20 Capitolo 2 MITICA Edificio 2 (qui saranno localizzati la maggior parte dei componenti dell impianto di raffreddamento) Edificio 8 (alimentazioni in alta tensione per MITICA) Edificio 3 (alimentazioni in bassa tensione per MITICA) SPIDER Fig. 2.1 Vista generale tridimensionale degli esperimenti SPIDER e MITICA e di alcuni sistemi ausiliari La Figura 2.2 mostra la pianta dell edificio PRIMA costituito di tre corpi di fabbrica principali. Il primo corpo di fabbrica è composto da: - un edificio principale (1) in cui verranno ospitati i due esperimenti che, per rispettare i parametri di radioprotezione richiesti, si troveranno all interno di due zone schermate dal flusso neutronico. Le strutture schermanti saranno realizzate sovrapponendo elementi prefabbricati in calcestruzzo collegati tra loro, e alle strutture di fondazione, mediante apposite barre di ancoraggio. In questo modo sarà possibile lo smontaggio per le operazioni di manutenzione, nonché la futura 12

21 PRIMA dismissione definitiva per il riutilizzo delle aree (prevista dopo vent anni dall entrata in servizio). Per spostare e manovrare i componenti degli esperimenti e i blocchi di schermatura verrà installato un carroponte con una capacità di carico fino a 50 tonnellate. Al centro della sala è prevista un amplia zona per consentire lo stoccaggio temporaneo dei blocchi di schermatura, di materiale e componenti, e per il collaudo dei vari pezzi costituenti le macchine. Sono inoltre localizzate nell edificio anche una buona parte dei sistemi diagnostici, di controllo e acquisizione dati. - Edificio (2) per gli impianti ausiliari di raffreddamento, criogenia di prossimità e vuoto e per una parte dei sistemi diagnostici, di controllo e acquisizione dati di MITICA. - Edificio (7) per accogliere gli ausiliari non sperimentali quali trasformatori MT/BT, gruppo elettrogeno, quadri elettrici MT e BT, centrale di produzione aria compressa, centrale di pompaggio fluidi, centrali termica e frigorifera. - Edificio (6) per le alimentazioni elettriche di SPIDER, i relativi trasformatori e quadri elettrici e i sistemi diagnostici e di controllo. Il secondo corpo di fabbrica (totalmente dedicato all esperimento MITICA) è costituito dall edificio (8) contenente le alimentazioni in alta tensione (fino a -1 MV) e dall edificio (3) per ulteriori sistemi di alimentazione a tensione ridotta. Infine il terzo corpo di fabbrica è costituito dall edificio (12) che collega i precedenti corpi di fabbrica e contiene le sale controllo centrali di entrambi gli esperimenti, sale riunioni e sale server. All esterno dell edificio si trovano le alimentazioni elettriche per le griglie di accelerazione di MITICA (A) costituite da cinque trasformatori a varie tensioni (da -200 a kv), il cunicolo per la linea di trasmissione da -1 MV (G), due vasche d acqua interrate (F) per l impianto di raffreddamento, altri trasformatori in olio, la centrale di pompaggio antincendio, le piattaforme di stoccaggio di gas compressi, criogenici e dell esafluoruro di zolfo. 13

22 Capitolo 2 Fig Planimetria di PRIMA 2.1 MITICA Megavolt ITER Injector & Concept Advancement (MITICA), il principale esperimento che verrà ospitato nella nuova struttura, è il prototipo dell iniettore di fascio di neutri (NBI) per ITER. L esperimento è necessario per studiare e collaudare il funzionamento dell iniettore e, di conseguenza, di tutti i suoi componenti. L esperienza acquisita con MITICA consentirà di ottimizzare, e se necessario modificare, il progetto degli iniettori di neutri HNB per ITER. Per questo motivo MITICA sarà equipaggiato da un sofisticato sistema di diagnostiche. In Tabella 2.1 sono riportate le grandezze caratteristiche della macchina. L iniettore è progettato per produrre un fascio di particelle neutre (inizialmente di idrogeno e successivamente di deuterio) accelerate, in modo elettrostatico con una differenza di potenziale totale di -1 MV, fino ad un energia di 1 MeV. La potenza da trasferire al plasma, continuamente per 3600 secondi, è di circa 16,5 MW. In MITICA, non essendo presente il tokamak, la potenza del fascio sarà assorbita da un apposito calorimetro. 14

23 PRIMA Fig. 2.3 Vista esterna tridimensionale di MITICA con parte della schermatura neutronica MITICA H D Unità Potenza iniettore MW Energia del fascio kev Corrente estratta A Pressione massima della camera da vuoto <0.3 <0.3 Pa Tempo di funzionamento s Tab. 2.1 Parametri caratteristici di MITICA 15

24 Capitolo 2 Il principio di funzionamento di un iniettore di neutri (riportato schematicamente in Figura 2.4) può essere suddiviso in due fasi principali: la generazione di ioni e la loro successiva neutralizzazione. Fig. 2.4 Principio di funzionamento di un iniettore di neutri [3] MITICA sarà costituito dal solo Neutral beam (primo riquadro a sinistra) Per poter accelerare la particelle fino al livello di energia richiesto è necessario che esse siano cariche elettricamente, pertanto la prima fase di funzionamento di un iniettore di neutri è la produzione delle specie ioniche richieste attraverso l impiego di una opportuna sorgente di ioni. Le uniche tipologie di sorgenti in grado di estrarre la densità di corrente richiesta sono quella ad arco e quella a radio frequenza (RF). La sorgente ad arco consiste in una camera di scarica all interno della quale vengono posizionati dei filamenti di tungsteno mediante i quali viene innescato l arco elettrico; il gas precedentemente immesso nella camera subisce quindi il processo di ionizzazione. La sorgente a radio frequenza utilizza invece un campo elettrico oscillante (tipicamente alla frequenza di 1 MHz) generato attraverso degli opportuni avvolgimenti RF. 16

25 PRIMA Grazie all assenza di filamenti e alla minor manutenzione che ne consegue, la sorgente RF appare decisamente promettente per ITER dove, a causa dell attivazione dei materiali, molte operazioni dovranno essere svolte remotamente. La fase successiva è costituita dall estrazione degli ioni e dalla loro accelerazione attraverso una serie di aperture allineate realizzate su griglie poste a diversi potenziali elettrici. Sono state studiate due diverse configurazioni chiamate SINGAP e MAMuG. SINGAP consiste in un accelerazione da -1 MV al potenziale di terra attraverso un unica griglia, mentre MAMuG provvede alla medesima accelerazione con 5 diversi passaggi da circa 200 kv ciascuno. Dal confronto tra le due configurazioni è emerso come il mantenimento della tensione e la formazione di elettroni indesiderati (con conseguente perdita di potenza) in SINGAP appaia peggiore rispetto a MAMuG, pertanto quest ultima configurazione è stata scelta per essere utilizzata negli iniettori di ITER. Gli ioni accelerati devono essere infine neutralizzati per produrre un fascio capace di attraversare i campi magnetici e penetrare fino al plasma. La fase di neutralizzazione avviene per reazioni di scambio-carica tra gli ioni e del gas (idrogeno o deuterio) appositamente introdotto nel neutralizzatore. Il risultato è un fascio di atomi neutri con l energia desiderata. Per ioni positivi l efficienza del processo di neutralizzazione decresce velocemente al crescere dell energia del fascio; poiché per ITER è richiesta un energia pari a 1 MeV si è reso necessario progettare un iniettore che utilizzi ioni negativi in modo tale da ottenere un rendimento di neutralizzazione di circa il 60% (Figura 2.5). Sebbene gli ioni negativi siano più facili da neutralizzare, la loro creazione e gestione risulta più complessa soprattutto a motivo del fatto che l elettrone supplementare che fornisce la carica è debolmente legato e quindi facilmente perdibile. 17

26 Capitolo 2 Fig. 2.5 Efficienza di neutralizzazione per ioni positivi e negativi in funzione dell energia del fascio Le due reazioni più importanti che avvengono nel neutralizzatore sono le seguenti: Nelle condizioni di ottimo, in uscita dal neutralizzatore si ottiene circa il 60% di H 0, il 20% di D + e il 20% di D -. Per questo motivo è necessaria la presenza di un deflettore (Residual Ion Dump - RID) in grado di rimuovere dal fascio le particelle ancora cariche. Il RID è composto da cinque pannelli verticali che formano quattro canali di passaggio allineati con quelli del neutralizzatore. I pannelli si trovano alternativamente al potenziale di terra oppure a -20 kv; il campo elettrico che ne consegue permette di deviare gli ioni ottenendo all uscita solo particelle neutre. A valle del neutralizzatore si trova un calorimetro costituito da due pannelli posizionati per ottenere una forma a V. In ITER lo scopo del calorimetro (mobile) è quello di verificare l effettiva potenza del fascio durante il periodo di condizionamento, mentre durante la campagna di sperimentazione a Padova il calorimetro (fisso) dovrà necessariamente dissipare tutta la potenza incidente. 18

27 PRIMA I componenti sopra citati (sorgente di ioni, griglie di accelerazione, neutralizzatore, RID e calorimetro) sono contenuti in un recipiente (vessel) mantenuto in alto vuoto attraverso pompe di tipo turbomolecolare; sono inoltre installate nel vessel due criopompe necessarie a ridurre la pressione a valle dell acceleratore (per minimizzare le perdite in esso) e a valle del neutralizzatore (per ridurre le reazioni di re-ionizzazione). L iniettore è inoltre corredato di diagnostiche, sistemi di controllo, impianto di raffreddamento per i componenti, impianto criogenico per le criopompe, impianto da vuoto, sistemi di alimentazione elettrica per griglie, sorgente e altri componenti in tensione. 2.2 SPIDER Source for Production of Ion of Deuterium Extracted from Rf plasma (SPIDER) è il secondo esperimento (il primo in ordine temporale) che verrà installato nel complesso PRIMA. SPIDER è una sorgente di fascio di ioni (ovvero l unione di una sorgente di ioni e di un sistema di accelerazione) dedicata all ottimizzazione delle prestazioni di una sorgente identica a quella per gli iniettori HNB di ITER. L obiettivo principale di SPIDER è di creare e accelerare ioni negativi (partendo da gas idrogeno o deuterio) massimizzando la densità di corrente ionica estratta, l uniformità spaziale del fascio e minimizzando la frazione di elettroni co-estratti. Il progetto della sorgente di ioni è stato sviluppato in collaborazione con l istituto IPP (Max-Planck-Institut für Plasmaphysik, Germania), mentre per quanto riguarda il sistema di estrazione/accelerazione, quello di raffreddamento e il sistema di bloccaggio delle griglie, la collaborazione è stata istituita con l istituto IPR (Institute for Plasma Research, India) e l organizzazione CEA (Commissariat à l'energie Atomique et aux Energies Alternatives, Francia). La sperimentazione su SPIDER avrà luogo con circa due anni di anticipo rispetto a MITICA in modo tale da ottenere importanti informazioni circa il funzionamento di questo tipo di sorgente. 19

28 Capitolo 2 Fig. 2.6 Vista esterna tridimensionale di SPIDER con schermatura neutronica parzialmente smontata In Tabella 2.2 sono riportate le grandezze caratteristiche della macchina: approssimativamente 70 A / 50 A di corrente estratta in H / D, energia del fascio di 100 kev, pressione massima ammissibile all interno della sorgente di 0,3 Pa ed un tempo di funzionamento stazionario per 3600 secondi. SPIDER H D Unità Energia del fascio kev Corrente estratta A Pressione massima <0.3 <0.3 Pa Tempo di funzionamento s Tab. 2.2 Parametri caratteristici di SPIDER 20

29 PRIMA La sorgente di fascio è costituita da una camera (plasma source) all interno della quale il gas viene iniettato e ionizzato mediante radiofrequenze, e da un sistema di griglie a differenti potenziali per estrarre e accelerare le particelle negative prodotte. Le due parti sono fissate ad una struttura di supporto comune che include un sistema di posizionamento per allineare le diagnostiche ottiche dagli accessi inferiori e laterali alla corrispondente finestra del vessel. La sorgente di ioni è la stessa che verrà realizzata per MITICA, e così anche le prime due griglie (Plasma ed Extraction grid), mentre le differenze principali riguardano la modalità di accelerazione che avverrà in un unico stadio con una differenza di potenziale pari a 100 kv. High voltage bushing for electrical supplies and diagnostic signals Extraction / acceleration system Radio Frequency Ion Source Diagnostic viewports Electrostatic screen Support structure Vacuum Vessel Cooling supplies (ground potential) High voltage bushing for cooling water and gas supplies Mechanical support Fig. 2.7 Sezione generale di SPIDER [8] 21

30 Capitolo Sorgente di ioni a radiofrequenza La sorgente RF è il componente in cui vengono generati gli ioni ed è posizionata nella parte posteriore della macchina. Il gas viene introdotto attraverso otto piccole camere cilindriche, dette drivers, sulle cui pareti laterali si trovano gli avvolgimenti RF alimentati con una corrente a 1 MHz di frequenza. Il supporto dei drivers (Drivers plate) è costituito da una prima griglia in acciaio inossidabile e una seconda griglia in CuCrZr, bullonata alla precedente, per consentire le dilatazioni termiche. A causa delle reazioni di stripping tra ioni che avvengono nel tratto di accelerazione, si ha la formazione di ioni positivi, i quali subiscono una retro-accelerazione verso la sorgente: l alta energia acquistata da questi ioni in combinazione con l effetto di focalizzazione degli stessi ha come diretta conseguenza il riscaldamento della Drivers plate da cui discende la necessità di un raffreddamento attivo del componente. Fig. 2.8 Drivers plate: (a) vista posteriore; (b) vista anteriore [9] 22

31 PRIMA Le pareti laterali hanno uno spessore di circa 4 mm in modo tale da minimizzare la distanza tra il plasma e i magneti che garantiscono il confinamento. I condotti necessari al raffreddamento sono ricavati dalla superficie interna, successivamente per chiudere i canali e permettere un uniforme distribuzione della temperatura, si procede con un elettrodeposizione di rame di spessore 1 mm. I drivers sono protetti dal plasma grazie ad uno schermo cilindrico detto di Faraday (FS) sulla cui superficie interna si deposita un flusso termico notevole dovuto sia all interazione con il plasma sia agli ioni retro-accelerati. Per questo sono stati introdotti due complessi circuiti di raffreddamento (uno per la parte posteriore e uno per la superficie laterale) per asportare la potenza termica. Le pareti laterali degli schermi di Faraday presentano dei tagli per evitare la circolazione di correnti parassite. Fig. 2.9 Vista generale di un driver [8] Il plasma che si genera espande quindi nella camera della sorgente dove resta confinato grazie ai campi magnetici; qui per effetto della presenza di atomi di cesio che fungono 23

32 Capitolo 2 da catalizzatore avviene la formazione degli ioni negativi sulla superficie della Plasma grid. Completano la sorgente una serie di sistemi ausiliari: i circuiti elettrici per l introduzione della potenza, i circuiti di raffreddamento, tre appositi forni ancorati sul retro per la vaporizzazione e l iniezione del cesio, filamenti per l inizializzazione del plasma e numerosi dispositivi diagnostici. Fig Sorgente di ioni RF: (a) vista posteriore; (b) vista anteriore [9] 24

33 PRIMA Sistema di estrazione/accelerazione Il sistema di estrazione/accelerazione per SPIDER è costituito da: - Bias plate (BP); - Plasma grid (PG); - Extraction grid (EG); - Grounded grid (GG). Fig Vista in sezione del sistema di estrazione/accelerazione [8] Il fascio di ioni accelerati procede nel verso da destra a sinistra Ciascuna griglia è alta circa 1600 mm e larga 800 mm, ed è suddivisa in quattro segmenti per ragioni costruttive e di allineamento. Ogni segmento presenta 320 aperture (attraverso le quali il fascio di ioni è estratto dalla sorgente e accelerato fino a 100 kev), per un totale di 1280 fori. Tutte le griglie sono realizzate mediante elettrodeposizione di rame puro su una base di rame; con tale tecnica è infatti possibile ottenere geometrie particolarmente complesse (dovute alla presenza interna di micro-canali per il raffreddamento e ai magneti integrati) mantenendo ottime proprietà meccaniche. 25

34 Capitolo 2 La Bias plate è una piastra di rame, suddivisa in cinque elementi, che si trova all interno della sorgente di plasma, frontalmente alla Plasma grid e vicino alla zona di estrazione. La sua funzione principale è di contribuire a ridurre gli elettroni co-estratti con gli ioni, massimizzando di conseguenza la densità di corrente ionica, e di aiutare l operazione di estrazione attirando gli ioni negativi che si sono formati nella sorgente. L obiettivo è raggiungibile polarizzando la tensione della piastra rispetto alla Plasma grid e alla sorgente RF. Poiché la sua superficie interagisce con il plasma è necessario che sia raffreddata attivamente per asportare il carico termico (stimato in circa 20 kw/m 2 ). La Plasma grid è la prima griglia che si affaccia al plasma nella sorgente di ioni ed è composta da quattro segmenti. È soggetta ad una densità di potenza stimata tra 3 e 20 kw/m 2. La sua temperatura deve essere costantemente mantenuta in un intorno di circa 150 C (o superiore) per massimizzare, attraverso l interazione con il cesio sulla sua superficie, la produzione di ioni. È ricoperta con uno strato di molibdeno per proteggere la griglia dallo sputtering. Una corrente (fino a 5 ka) percorre la griglia verticalmente in modo da produrre un campo magnetico orizzontale volto alla riduzione della temperatura elettronica e alla riduzione degli elettroni co-estratti. La griglia e le sue tubazioni devono essere isolate elettricamente (per tensioni fino a 30 V) sia dalla Bias plate che da tutti gli altri componenti in modo tale da evitare il flusso di una parte della corrente della PG sulle strutture di supporto. Per garantire la massima planarità della griglia durante le operazioni, ciascun segmento della PG prevede un sistema di fissaggio al telaio in sei punti: un perno fisso al centro del lato destro (seguendo la direzione del fascio), un perno scorrevole orizzontalmente sul lato opposto (per permettere le dilatazioni termiche) e quattro viti agli angoli della griglia. In questi sei punti si utilizzano boccole ceramiche cilindriche con uno spessore di circa 0,5 mm in più rispetto allo spessore della griglia per evitare che i segmenti entrino in contatto con il telaio. 26

35 PRIMA L Extraction grid ha un potenziale elettrico di 10 kv superiore alla PG in modo da poter estrarre gli ioni negativi dalla sorgente. All interno della griglia sono stati posizionati dei magneti di soppressione per deviare la traiettoria degli elettroni co-estratti facendoli collidere con la superficie della griglia stessa. Ne risulta un flusso termico elevato e concentrato tale da rendere questa griglia quella più critica dal punto divista strutturale e con necessità di un sistema di raffreddamento attivo molto performante. Il sistema di fissaggio è lo stesso presentato per la PG. La Grounded grid ha la funzione di accelerare il fascio di ioni fino al potenziale di -100 kv. La griglia è dotata di magneti di compensazione per ridurre la flessione del fascio causata dai magneti nella EG. Tali magneti, per essere efficaci, devono lavorare solo a monte e non produrre campo magnetico a valle della piastra stessa. Per questo motivo, e per ridurre il campo magnetico filtrante (dato dalla corrente nella PG) all interno dell acceleratore, una piastra di ferro dolce è stata inserita a valla della GG e fissata attraverso viti (che permettano la dilatazione termica) alla parte di rame (che ospita i canali di raffreddamento e i magneti). Il sistema di fissaggio è il medesimo delle altre griglie Electron dump All uscita della Grounded grid è stato posizionato un componente chiamato Electron dump. È costituito da una serie di aperture circondate da tubazioni verticali e la sua funzione è quella di evitare che gli elettroni, provenienti dall acceleratore, vadano ad impattare sul calorimetro e sul vessel. 27

36 Capitolo Diagnostiche SPIDER è la prima sorgente delle dimensioni richieste per ITER ad essere realizzata, ed è stata perciò dotata di un elevato numero di dispositivi diagnostici in grado di monitorare varie grandezze durante tutta la campagna sperimentale. In particolare, per il controllo della temperatura dei vari componenti, sono state inserite delle termocoppie all interno delle griglie principali e misure calorimetriche sono possibili anche attraverso l impianto di raffreddamento, la cui simulazione ed ottimizzazione mediante codice monodimensionale costituisce l oggetto del presente lavoro. 28

37 L impianto di raffreddamento CAPITOLO 3 L IMPIANTO DI RAFFREDDAMENTO Per le ragioni espresse nel precedente capitolo, i componenti sperimentali sono soggetti ad elevati flussi termici durante il funzionamento e necessitano di essere raffreddati attivamente. La potenza termica di picco da asportare è complessivamente pari a 70 MW e risulta così ripartita: - 11,1 MW per SPIDER (9,7 MW dall esperimento e 1,4 MW dalle alimentazioni elettriche); - 58,4 MW per MITICA (54,6 MW dall esperimento e 3,8 MW per le alimentazioni elettriche e i sistemi ausiliari). Le potenze termiche sopra espresse per tale impianto di raffreddamento non contemplano i carichi termici di ulteriori sistemi da raffreddare attivamente quali l impianto criogenico e l impianto da vuoto, come pure il sistema di condizionamento agli edifici, tutti serviti da altri impianti di raffreddamento indipendenti. Al fine di garantire lo svolgimento dell esperimento in affidabilità e sicurezza, l impianto di raffreddamento (Allegato A) deve essere in grado di scambiare tali flussi termici. Esso prevede una sezione dedicata a SPIDER, una per MITICA e una parte condivisa. A partire dal componente da raffreddare fino a raggiungere l ambiente esterno (la potenza termica è alla fine dissipata verso l aria ambiente) si incontrano tre sottosistemi principali (Figura 3.1): 29

38 Capitolo 3 - il primo (primario) collega direttamente i componenti dell esperimento, le alimentazioni elettriche e gli ausiliari da raffreddare attivamente con gli scambiatori di calore. Ogni circuito primario, di tipo chiuso, è indipendente dagli altri in modo tale da ottenere un controllo e un monitoraggio delle prestazioni termiche e dei parametri termoidraulici che sia autonomo per ogni gruppo di componenti. Per questo, ciascun circuito è costituito da uno scambiatore di calore, una (o più) pompe a velocità variabile, un pressurizzatore, tubazioni, valvole, strumenti per il controllo e la diagnostica. La maggior parte dei componenti da raffreddare sono in tensione: fino a -100 kv per SPIDER e fino a kv per MITICA. Per questo motivo, il fluido refrigerante con cui sono caricati i circuiti primari deve avere proprietà dielettriche (oltre alle consuete caratteristiche di economicità, sicurezza e buona capacità di scambio termico). - Il secondo sistema (secondario) è costituito da due circuiti indipendenti che connettono gli scambiatori di calore a due bacini d acqua, permettendo una riduzione dell estensione dei primari e realizzando nel contempo una barriera di confinamento per ragioni di sicurezza. - Il terzo sistema, infine, collega i due bacini con i sistemi di raffreddamento attivi (torri di raffreddamento e raffreddatori a secco) per scambiare la potenza termica con l ambiente esterno. Il bacino 2 è collegato a raffreddatori a secco; per evitare problemi di congelamento nei periodi di fermo impianto, il terziario è qui costituito di due circuiti chiusi (TC02a e TC02b) separati da uno scambiatore di calore posto all interno degli edifici. Il circuito asservito ai raffreddatori a secco (situato prevalentemente all esterno) è caricato con acqua glicolata. 30

39 L impianto di raffreddamento L impianto di raffreddamento è progettato per operare con differenti carichi termici da smaltire, mantenendo però (dopo essere giunti a regime) la temperatura d ingresso ai componenti costante grazie alla possibilità di variare la portata di massa del fluido refrigerante con valvole di regolazione a due vie e pompe a velocità variabile. Prima del periodo di messa a regime, invece, tutti i circuiti primari (ad eccezione di 3, 5 e 6 che sono dotati di preriscaldatori) hanno una temperatura compresa tra quella ambiente dell edificio 2 e quella media dei due bacini d acqua. Raffreddatori a secco 17 MW Torri di raffreddamento 6 MW Fig. 3.1 Principio di funzionamento dell impianto di raffreddamento (* parte di impianto oggetto della presente tesi) 31

40 Capitolo 3 La progettazione preliminare è stata guidata da scelte di semplicità, sicurezza, razionalità e contenimento dei costi. In particolare si è cercato di ridurre il più possibile il numero e l estensione dei circuiti primari (caricati con acqua deionizzata), limitare il numero e la capacità dei bacini di acqua condividendo uno di questi con l impianto antincendio e, inoltre, è stata limitata la potenza installata dei sistemi di raffreddamento attivi. Quest ultimo aspetto risulta certamente il più interessante poiché a fronte dei 70 MW di picco da asportare, la potenza installata per i raffreddatori a secco è di circa 17 MW e quella delle torri di raffreddamento di circa 6 MW per un totale di 23 MW. Ciò risulta possibile grazie al fatto che l esperimento sarà di tipo pulsato ed è dunque vantaggioso sfruttare l inezia termica delle vasche di acqua. Sono inoltre previsti due sistemi indipendenti per il controllo chimico che permettono il trattamento e la filtrazione dell acqua attraverso ultrafiltrazione, osmosi inversa ed elettrodeionizzazione. La resistività del refrigerante, infatti, continua a degradare a causa dell erosione dei componenti e delle tubature e a causa dell elevata aggressività dell acqua ultra-pura. Uno di questi impianti, in particolare, è dedicato esclusivamente circuiti 4 e 7 nei quali potrebbero essere presenti prodotti della corrosione attivati. A tal riguardo è bene osservare come i circuiti primari nei quali potrebbero essere presenti sostanze attivate siano accoppiati unicamente al bacino 2 (da 545 m 3 ) attraverso l utilizzo di scambiatori di calore a doppia piastra (HE04, HE07a e HE07b), e come sia presente un sistema di raccolta dell acqua al di sotto delle pompe e degli scambiatori. Completa l impianto un sistema chiamato Draining and Drying System in grado di rimuovere l acqua dal circuito e asciugare le griglie di rame (tipico componente degli esperimenti da raffreddare attivamente) tramite l immissione di azoto (prevenendone così l ossidazione). Sono inoltre previsti come accessori dell impianto dei sistemi di prova e collaudo a pressione dei componenti sperimentali non ancora montati nel vessel. 32

41 L impianto di raffreddamento 3.1 REQUISITI TERMOIDRAULICI I vincoli termoidraulici da rispettare sono: - massima temperatura del refrigerante inferiore alla temperatura di saturazione al livello di pressione in questione; - margine di sicurezza sul flusso critico, calcolato per condizioni di sotto raffreddamento, causato da fenomeni localizzati di ebollizione nucleata; - velocità dell acqua nei canali di raffreddamento dei component inferiore a m/s; - temperatura controllata di alcune superfici della sorgente di ioni per mantenere le condizioni di ottimo della produzione di ioni; - dimensionamento degli scambiatori di calore in modo tale che la temperatura di uscita lato primario sia al massimo pari a T bacino + 4 C, dove T bacino è la temperatura media tra il bacino 1 e 2 (si può stimare T bacino compresa tra C come valore iniziale all inizio della giornata). In base al potenziale elettrico dei componenti da raffreddare si utilizzano differenti gradi di purezza dell acqua: - acqua tipo W-I, con resistività elettrica compresa tra 5 e 10 MΩ cm a 25 C, per i componenti ad alta tensione di MITICA (fino a kv); - acqua tipo W-II, con resistività elettrica compresa tra 1 e 2 MΩ cm a 25 C, per i componenti a bassa tensione di MITICA, per i componenti e le alimentazioni elettriche di SPIDER (fino a -100 kv); - acqua tipo W-III, con resistività compresa tra 3,3 e 5 MΩ cm a 25 C, per le alimentazioni in alta tensione di MITICA (fino a kv); - acqua tipo DW, con resistività compresa tra 0,05 e 0,1 MΩ cm a 25 C, per raffreddare l esafluoruro di zolfo (fluido dielettrico contenuto nella linea ad alta tensione, nei trasformatori e nel bushing di MITICA). 33

42 Capitolo 3 Componente Max potenza termica Max portata Tin (± x) (*) p max Fluido Tin regolabile [kw] [kg/s] [ C] [kpa ] PC02 PC03 RF coils 25 0,5 Extraction grid Grounded grid Electron Dump Faraday shields lateral wall 1 Faraday shields lateral wall 2 Faraday shields back plate (4 tubi x 2,75) (4 tubi x 2) (**) (**) (**) (**) , , Driver Plates W-II W-II No Sì, mediante preriscaldatore elettrico PH03 Source case lateral wall PC04 Bias plate Plasma grid (+) (+) 0, Sì, mediante riscaldatore 0,125 (4 tubi x 0,031) Beam dump (**) elettrico istantaneo EH03 (+) 40 kw e 80 kw sono le potenze termiche che devono essere asportate dopo essere state fornite dalla resistenza elettrica EH03. (*) Per ogni ramo del circuito PC03 la temperatura d ingresso deve essere impostata ad un valore x= +/- 1 C nell intervallo indicato. Per PC02 e 04, è solo richiesto che la temperature d ingresso si trovi nell intervallo indicato con una tolleranza di x= +/- 2 C. (**) La temperatura d ingresso dipende dalle condizioni ambientali. Il limite superiore (45 C per i componenti di PC02 e 55 C per i componenti di PC04) sarà raggiunto dopo un certo numero di esperimenti. 150 W-II % Tabella 3.1 Requisiti termoidraulici per i component di SPIDER [11] No 34

43 L impianto di raffreddamento Fig. 3.2 Potenze termiche associate ai componenti da raffreddare attivamente appartenenti ai circuiti primari PC02 e PC03 Esperimento Circuito primario Pressione (Valore X ) SPIDER PC ± 0.1 MPa SPIDER PC02, ± 0.03 MPa SPIDER PC ± 0.03 MPa MITICA PC 05,06, ± 0.03 MPa MITICA PC 08,09,10, ± 0.1 MPa Il massimo valore della pressione dovrà essere impostato al valore X MPa più le cadute di pressione al circuito primario. Tabella 3.2 Pressioni nominali richieste all ingresso dei componenti da raffreddare [11] Si osservi come i valori di pressione (e le relative tolleranze) per l esperimento MITICA siano in perfetta analogia con quelli di SPIDER. 35

44 Capitolo 3 Al fine di garantire la massima flessibilità durante l esperimento, attraverso l utilizzo di resistenze elettriche, è possibile regolare la temperatura d ingresso dell acqua in alcuni componenti (anche fino a 150 C per la Plasma grid). Da questo (e dalla necessità di garantire il margine di sicurezza relativo al flusso critico) discende la necessità di mantenere in pressione i circuiti primari. 3.2 SCENARI OPERATIVI Le campagne condotte sui due esperimenti implicano per il sistema di raffreddamento svariate condizioni operative. Tuttavia, essendo necessario fissare un riferimento per ragioni contrattuali, è stato considerato come primo scenario quello riportato in Figura 3.3 e come secondo scenario (il più probabile e frequente) quello riportato in Figura 3.4. La progettazione e il dimensionamento dell impianto di raffreddamento sono state eseguite sulla base del primo scenario che risulta certamente il più critico. Esso prevede, al fine di non incorrere in un sovradimensionamento dell impianto di raffreddamento ingiustificabile economicamente, di effettuare solo l esperimento MITICA alla piena potenza, e solo in presenza di condizioni esterne invernali (t db = 10 C e t wb = 8 C), con un massimo di due impulsi giornalieri da 3600 secondi l uno e un tempo di stand-by di tre ore tra i due. I vincoli sopra riportati non sono stringenti come potrebbe sembrare poiché il lungo impulso alla piena potenza sarà uno scenario relativamente raro, atto a dimostrare il pieno raggiungimento delle prestazioni richieste per l iniettore di neutri, che verrà raggiunto solo al termine di una lunga campagna sperimentale. L effettuazione dello scenario 1 per MITICA è dovuta contrattualmente negli accordi stabiliti tra ITER (proprietario della test facility) e F4E (conduttore e gestore della test facility). 36

45 L impianto di raffreddamento Fig. 3.3 Scenario 1 MITICA alla piena potenza con impulso da 3600 s [11] Lo scenario 2 prevede la simultanea sperimentazione su MITICA e SPIDER durante tutto l anno, alla piena potenza, con impulsi di 300 secondi intervallati da 900 secondi di stand-by ed una durata complessiva della giornata pari a 9 ore. Questa modalità operativa è stata valutata in due diverse condizioni climatiche riportate in Tabella 3.3. Anche se tale scenario prende in considerazione la possibilità di una sincronizzazione tra i due esperimenti, quest ultima non è in realtà richiesta e le operazioni avverranno indipendentemente. 37

46 Capitolo 3 Fig. 3.4 Scenario 2 Sperimentazione simultanea su MITICA e SPIDER [12] Stagione Inverno Estate Aria esterna: temperatura bulbo secco Aria esterna: temperatura bulbo umido Massima umidità relativa -5 C -6 C 75% 10 C 8 C 80% 34 C 26 C 53% 30 C 22 C 50% Note Condizioni estreme Condizioni medie Condizioni estreme Condizioni medie Tabella 3.3 Condizioni climatiche ambientali di riferimento a Padova [11] Nell ipotesi di condizioni estive estreme le prestazioni dei raffreddatori a secco calano dal 100% a t db = 10 C fino al 30% con t db = 34 C, e le prestazioni delle torri di raffreddamento dal 100% a T wb = 8 C fino al 55% con T wb =26 C. È stato quindi calcolato che, in tale situazione, sarà possibile operare al massimo per 1200 secondi al giorno (4 impulsi da 300 secondi). 38

47 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 CAPITOLO 4 ANALISI CFD MONODIMENSIONALE DEI CIRCUITI PRIMARI PC02 E PC03 Argomento del presente lavoro è la costruzione di un modello monodimensionale che permetta la simulazione delle varie condizioni di funzionamento dei circuiti primari di raffreddamento indicati in Allegato A (e riportati dettagliatamente negli Allegato B e C) con PC02 e PC FLOWMASTER Il software utilizzato per la simulazione è Flowmaster, un codice di calcolo monodimensionale caratterizzato da una intuitiva interfaccia grafica, che permette lo studio termo-fluidodinamico di reti e impianti idraulici sia in regime permanente che transitorio. Nel seguito vengono riportati i modelli matematici impiegati per simulare il comportamento dei componenti utilizzati Tubazioni Le tubazioni dell intero impianto sono state modellate con il componente pipe di sezione circolare costante (Figura 4.1). Figura 4.1 Simbolo utilizzato in Flowmaster per tubi di sezione circolare 39

48 Capitolo 4 Tale modello assume che il tubo sia rigido e con una sezione circolare di area costante. Le perdite di carico distribuite lungo i tubi vengono valutate attraverso la relazione di Darcy-Weisbach: = 2 Eq. 4.1 Per il calcolo del fattore di attrito f è possibile utilizzare tre diversi modelli: Colebrook- White, Hazen-Williams oppure introdurre un fattore di attrito costante. La scelta è stata di utilizzare le equazioni di Coolebrook-White: - per moto laminare (Re<2000): = = - per moto turbolento (Re>4000): = =,,,, Eq per la zona di transizione (2000<Re<4000): = + 1 = 1 Il criterio di stabilità da rispettare affinché in Flowmaster non si verifichino problemi di convergenza numerica è ricavabile direttamente dall equazione di Darcy-Weisbach e risulta essere: 8 10 Eq. 4.3 Nelle analisi transitorie, per le tubazioni, diventa particolarmente importante la scelta tra il modello rigido oppure quello elastico. Con la simulazione rigida l elasticità del fluido e del tubo non viene considerata (la velocità di propagazione è infinita); questo permette di ridurre notevolmente lo sforzo computazionale e di conseguenza la durata della simulazione. È un modello valido quando la lunghezza del tubo è piccola rispetto alla distanza percorsa dall onda di pressione in un intervallo di calcolo. 40

49 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Con il modello elastico variazioni di flusso causano variazioni di pressione (e viceversa) secondo l equazione di Joukowsky: = Eq. 4.4 Gli eventi che causano variazioni di pressione possono essere classificati in tre differenti tipologie sulla base della relazione tra il tempo in cui la variazione di velocità del flusso è completa (t) e il tempo in cui l onda di pressione percorre il tubo e viene riflessa ( ): - eventi rapidi ( < ): le variazioni di velocità avvengono con tempi inferiori al periodo. È necessario utilizzare una simulazione elastica. - Eventi lenti ( < <500 ): la variazione di pressione è solo una parte della massima ampiezza prevista con l equazione di Joukowsky. Nel caso in cui il tempo di variazione t sia pari a circa 2-3 volte il periodo allora è necessario utilizzare una simulazione elastica, quando invece il tempo di variazione t è pari o superiore a 10 volte il periodo allora la simulazione rigida risulta più appropriata. - Eventi molto lenti ( >500 ): la massima variazione di pressione è proporzionale alla variazione di velocità del fluido, ma indipendente dalla velocità dell onda di pressione. In tal caso la simulazione rigida risulta la più appropriata. Per calcolare la propagazione delle onde di pressione lungo una tubatura, Flowmaster utilizza il Metodo delle caratteristiche [12]: ogni tubo è suddiviso in un numero finito di segmenti S tali per cui sia valida la relazione = Eq. 4.5 Nel caso in cui S risulti essere un numero intero allora il modello elastico può essere utilizzato, se S risulta non intero allora il software modifica automaticamente la velocità di propagazione dell onda: 41

50 Capitolo 4 - se la modifica è inferiore del 15 % viene utilizzato il modello elastico; - se la modifica è superiore al 15 % allora viene utilizzato il modello rigido (infatti dall Equazione 4.5 risulta evidente come nel caso in cui la lunghezza del tubo L sia piccola, oppure l intervallo di simulazione t troppo grande, sarebbe necessaria una grande variazione della velocità di propagazione per poter ottenere un numero di segmenti S intero, ma in questo caso una simulazione elastica avrebbe scarso significato). Una prima stima della velocità di propagazione dell onda può essere ottenuta mediante il grafico riportato in Figura 4.2. Figura 4.2 Velocità dell onda di pressione nell ipotesi di tubi pieni d acqua, costituiti dal materiale indicato sull ordinata di destra [13] 42

51 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 In tutte le simulazioni svolte è stato adottato il modello rigido: avendo stimato la velocità di propagazione dell onda pari a 1300 m/s, per utilizzare il modello elastico, sarebbe stato necessario adottare un intervallo di simulazione pari a 0,0006 secondi che avrebbe comportato un eccessivo sforzo computazionale e nessun miglioramento apprezzabile dei risultati. Il componente pipe permette anche di simulare la trasmissione del calore verso l ambiente esterno attraverso l equazione: = Eq. 4.6 Con riferimento all area interna, la trasmittanza globale è ricavata mediante: 1 = Eq. 4.7 Figura 4.3 Sezione di una generica tubazione rivestita con coppella di materiale isolante 43

52 Capitolo 4 Nel seguito vengono riportate le equazioni necessarie alla determinazione dei singoli termini dell Equazione Trasmittanza termica interna Il numero di Nusselt è valutato attraverso la correlazione empirica di Colburn (valida sia per fluido in raffreddamento che per fluido in riscaldamento, Re>10000, 0,7<Pr<160): =0,023,, Eq. 4.8 Le proprietà del fluido sono valutate alla temperatura media tra ingresso e uscita; la viscosità alla temperatura media tra quella del fluido e quella della parete. Successivamente la trasmittanza termica interna è ricavata da: = Eq Trasmittanza termica del tubo e dell isolante La trasmittanza termica attraverso le pareti solide della tubazione e dell isolante sono date da: = 2 ln Eq = 2 ln Eq Trasmittanza termica esterna Lo scambio termico verso l esterno è dato da una componente convettiva e una radiativa: = + Eq

53 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 La componente radiativa è ricavata attraversol Equazione 4.13 in cui T 0 rappresenta la temperatura superficiale esterna del tubo: = Eq La componente convettiva è invece calcolata con correlazioni empiriche valide per tubo cilindrico in aria ferma: = Pr Eq = Eq I valori di e m per l Equazione 4.14 sono scelti tra quelli riportati in Tabella 4.1. Nel calcolo dei numeri di Grashof e Prandtl, le proprietà dell aria sono valutate alla temperatura media tra quella ambiente esterna e quella superficiale del tubo. α m 10-5 < Gr Pr < < Gr Pr < < Gr Pr < < Gr Pr < < Gr Pr Tabella 4.1 Valori di a e m per l Equazione 4.14 validi per tubi cilindrici orizzontali con diametri minori di 0,2 m [14] 45

54 Capitolo Pompa Il componente rotodynamic pump (Figura 4.3) simula il comportamento di una pompa centrifuga. Figura 4.4 Simbolo utilizzato in Flowmaster per pompe centrifughe Per le simulazioni transitorie, oltre ai parametri nominali di funzionamento (velocità di rotazione, portata, prevalenza, rendimento), è necessario inserire la curva caratteristica portata vs prevalenza e quella portata vs coppia. Come noto, le turbomacchine possono essere classificate sulla base del numero caratteristico di giri N s : =,, Eq Il software mette a disposizione curve caratteristiche tratte dalla letteratura che fanno riferimento ai numeri caratteristici di giri 25 (pompa radiale), 147 (pompa mista) o 261 (pompa assiale). In alternativa è possibile inserire le curve caratteristiche proprie della pompa simulata, qualora queste siano note. L intersezione tra la curva caratteristica della pompa e quella del sistema determina la portata e la prevalenza elaborata; con tale valore di portata viene ricavato il valore di coppia motrice, e quindi la potenza, dalla relativa curva. Infine il rendimento è calcolato dall Equazione 4.17: = Eq

55 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Le curve caratteristiche si riferiscono ad una velocità di rotazione costante che deve essere specificata come quella nominale. Qualora l effettiva velocità di funzionamento fosse differente, Flowmaster provvede a scalare le curve caratteristiche attraverso le leggi di affinità espresse dalle seguenti equazioni: 1 2 = = = = 1 2 Eq Eq Eq Eq Componenti da raffreddare Per simulare il comportamento delle parti da raffreddare attivamente è stato utilizzato il componente heater-cooler riportato in Figura 4.5 che rappresenta un generico scambiatore di calore in cui è possibile impostare: - la potenza termica da cedere al fluido che lo attraversa senza la necessità di implementare anche il lato secondario dello scambiatore stesso; - la perdita di carico localizzata; - la capacità termica attraverso l inserimento della massa di solido, il relativo materiale, e il volume di liquido contenuto all interno. Figura 4.5 Simbolo utilizzato in Flowmaster per il componente heater-cooler La potenza termica è data da: = Eq

56 Capitolo 4 in cui se il calore specifico c p varia con la temperatura viene integrato nell intervallo termico in esame. La perdita di carico localizzata è espressa da: = 1 2 Eq Il medesimo componente è stato utilizzato per simulare anche il riscaldatore ed il preriscaldatore del circuito PC Valvole di bilanciamento e regolazione Flowmaster utilizza lo stesso modello matematico per tutte le valvole; la differenziazione avviene poi attraverso la definizione di un coefficiente di perdita specifico in funzione del grado di apertura. Il grado di apertura varia tra 0 (chiusura completa) e 1 (apertura completa). È possibile utilizzare le curve di perdita delle valvole presenti nella libreria del software (a farfalla, a Y, ad angolo, a sfera ecc ) oppure inserire ulteriori caratteristiche di perdita. Figura 4.6 Simboli utilizzati in Flowmaster per alcune tipologie di valvole Il coefficiente di perdita è funzione del tipo, della dimensione e del grado di apertura della valvola ed è definito come: = = 1 1 Eq I produttori, generalmente, caratterizzano il funzionamento di una valvola attraverso un coefficiente di flusso K v o C v. Nel seguito si riportano le conversioni necessarie per ottenere il relativo valore di ξ: 48

57 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 1. K v è definito come la portata volumetrica, espressa in m 3 /h, che attraversa la valvola quando ai suoi capi la differenza di pressione è pari a 1 bar. = Eq = 1, Eq C v viene invece definito esprimendo la portata volumetrica Q in unità anglossasoni (gal/min) e la perdita di carico in psi: = Eq = 0, Eq Sorgente di pressione Il componente pressure source permette di definire, come condizione al contorno, il valore di pressione in un nodo della rete. Figura 4.7 Simbolo utilizzato in Flowmaster per il componente pressure source Esso si comporta come un pressurizzatore ideale in grado di fornire, in ogni istante, una portata tale per cui la pressione nel nodo in cui è inserito resti costante al valore prefissato. Il componente è stato utilizzato per impostare, nei nodi cui è collegato, un valore di pressione tale per cui la pressione all ingresso dei componenti da raffreddare attivamente sia pari a 2 MPa. 49

58 Capitolo Scambiatore di calore Per la simulazione degli scambiatori di calore è stato impiegato il componente heat exchanger thermal (Figura 4.8) al quale può essere imposto un valore di potenza termica da scambiare tra i due flussi, nonché il valore del coefficiente di perdita (lato primario e secondario) per ottenere la caduta di pressione desiderata. Figura 4.8 Simbolo utilizzato in Flowmaster per lo scambiatore di calore Questo scambiatore rappresenta un componente ideale caratterizzato da efficienza unitaria (quando i valori di portata e temperatura lo consentono) Bacino di accumulo Per simulare la vasca di accumulo è stato utilizzato il componente reservoir 2-arm che rappresenta una riserva di acqua di cui è possibile definire il volume totale e la temperatura iniziale. Figura 4.9 Simbolo utilizzato da Flowmaster per il componente reservoir 2-arm Controllori Per controllare l apertura delle valvole di regolazione, la velocità di rotazione delle pompe centrifughe e per effettuare le misure calorimetriche necessarie durante lo svolgimento dell esperimento, sono stati inseriti nella rete componenti chiamati gauge, signal generator e controller template (Figura 4.10). 50

59 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Figura 4.10 Simboli utilizzati in Flowmaster rispettivamente per gauge, controller template e signal generator (da sinistra a destra) Il componente gauge è costituito da un unico ingresso e una sola uscita; viene utilizzato per ottenere in uscita il valore di parametri ai nodi (quali temperatura, pressione, portata ecc ) oppure di parametri riferiti ai componenti (per esempio la posizione di una valvola). Controller template dispone di cinque ingressi e un uscita e permette di implementare al suo interno la logica di controllo desiderata utilizzando curve, equazioni oppure script scritti in diversi linguaggi di programmazione (java, visual basic, c#, j# e VB.NET). Signal genertor è costituito da una sola uscita tramite la quale invia un segnale variabile nel tempo in base a quanto definito dall utente. 4.2 COSTRUZIONE DELLA RETE Per simulare l impianto in esame è stata realizzata la rete riportata in Allegato D che si compone di 135 componenti e 66 nodi. Le portate transitanti sono state valutate, con opportuni codici di calcolo tridimensionali, come quelle necessarie ad impedire la nascita di fenomeni di nucleazione sulle superfici delle griglie; per la definizione dell appalto di fornitura dell impianto nonché per il presente lavoro sono state quindi assunte come requisito progettuale [11]. Partendo da questo vincolo, il diametro nominale di ogni tubatura è stato ricavato cercando un compromesso tra gli aspetti economici che richiederebbero piccole dimensioni per ridurre i costi, e quelli ingegneristici che porterebbero a scegliere sezioni maggiori al fine di ridurre la velocità del fluido. 51

60 Capitolo 4 La Tabella 4.2 riporta i diametri nominali adottati per le tubazioni: la scelta è stata quella di ottenere una velocità massima di circa 2,5 m/s nei rami di maggior portata, e di circa 1,5 m/s per le altre tubazioni. Tutte le tubazioni sono in acciaio inossidabile AISI304L e per esse è stata scelta una rugosità assoluta k pari a 0,03 mm [13]. Tubazione Portata massica Portata volumetrica Velocità Diametro Diametro scelto Velocità risultante ID kg/s m 3 /s m/s mm DN m/s PC02 PC03 2, 4, 25 50,5 0,0505 2, ,86 5, ,008 1, ,59 6, ,011 1, ,40 7, ,031 2, ,53 8, 16 0,5 0,0005 1, ,02 28, 30, 63 12,25 0, , ,56 31, ,005 1, ,51 32, ,002 1, ,02 33, ,002 1, ,02 34, ,003 1, , ,25 0, , ,80 37, 38, 49, 50 0,125 0, , ,71 Tabella 4.2 Diametri nominali delle tubazioni 52

61 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Le lunghezze delle tubature sono invece state stimate con riferimento alle planimetrie disponibili del complesso di edifici di PRIMA (Tabella 4.3). Tubazione Lunghezza PC02 PC03 ID m , 6, 7, , 14, 15, , 32, 33, , , 46, 47, 48, 49, Tabella 4.3 Lunghezze delle tubazioni In Tabella 4.4 sono riportati gli isolanti scelti, con i relativi spessori, utilizzati per le varie tubazioni. La scelta è stata quella di impiegare coppelle da 25 mm di poliuretano espanso per tutti i tubi isolati, ad eccezioni di quelli appartenenti ai rami dei componenti PG e BP che, dovendo lavorare con temperature dell acqua di circa 150 C, presentano un isolamento di spessore maggiore (50 mm) in lana di roccia. Gli spessori adottati per il tubo sono quelli relativi alla schedula numero

62 Capitolo 4 PC02 PC03 Tubazione Isolamento Spessore tubo Spessore isolante ID Si/No mm mm Materiale isolante 2, 25 Si 7,11 25 Poliuretano 4 No 7, No 3, No 6, No 6, No 3, Si 3,91 25 Poliuretano 14 Si 6,02 25 Poliuretano 15 Si 6,55 25 Poliuretano 16 Si 3,38 25 Poliuretano 28,30,63 Si 6,02 25 Poliuretano 31,45 Si 5,16 25 Poliuretano 32, 33, 34, 46,47, 48 Si 3,91 25 Poliuretano 35 Si 2,87 25 Poliuretano 37, 38, 49, 50 Si 2,77 50 Lana di roccia Tabella 4.4 Spessori delle tubazioni e delle coppelle isolanti Le proprietà dei materiali costituenti i tubi (poliuretano espanso, lana di roccia e acciaio inossidabile) necessarie per simulare la conduzione di calore sono riportate in Tabella 4.5. In Tabella 4.6 si riportano, invece, i valori di emissività: per tubazioni non isolate è stata utilizzata l emissività dell acciaio lucidato, mentre nel caso di tubi termicamente isolati la scelta è stata quella di impiegare l emissività dell allumino lucidato (le coppelle isolanti vengono protette con un piccolo strato di tale materiale che, se trascurabile al fine della conduzione di calore, impone il suo valore di emissività alla superficie esterna). 54

63 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Densità Poliuretano espanso Calore specifico Conducibilità termica kg/m 3 J/(kg K) W/(m K) ,021 Densità Lana di roccia Calore specifico Conducibilità termica kg/m 3 J/(kg K) W/(m K) ,034 Densità Acciaio inossidabile Calore specifico Conducibilità termica kg/m 3 J/(kg K) W/(m K) Tabella 4.5 Proprietà dei materiali ai fini della simulazione dello scambio termico attraverso le tubazioni Alluminio lucidato Acciaio lucidato Emissività 0,04 0,07 Tabella 4.6 Emissività superficiali delle tubazioni 55

64 Capitolo 4 Per vincere le perdite di carico dell impianto sono state scelte da catalogo due pompe centrifughe a numero di giri variabile con le seguenti caratteristiche: P02 Portata nominale m 3 /h 182 Prevalenza nominale m 90 Velocità nominale rpm 1480 Efficienza nominale 54,89% Portata al punto di max efficienza m 3 /h 472,1 Prevalenza al punto di max efficienza m 77,5 P03 Portata nominale m 3 /h 44,1 Prevalenza nominale m 90 Velocità nominale rpm 2940 Efficienza nominale 51,48% Portata al punto di max efficienza m 3 /h 85,5 Prevalenza al punto di max efficienza m 78 Tabella 4.7 Parametri caratteristici delle pompe Il numero di giri specifico risulta dunque essere: - per la pompa P02 N s = 20,5; - per la pompa P03 N s = 16,2. La scelta è stata quindi di implementare, per ciascuna pompa, le relative curve caratteristiche prevalenza vs portata e coppia vs portata: i punti conosciuti sono stati interpolati con un polinomio di terzo grado. 56

65 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Portata volumetrica PC02 Prevalenza m 3 /s m 0,014 91,5 0, ,042 90,5 0, , ,084 86,5 0, ,11 82,5 0, , ,153 72,5 0, ,19 59,5 0, PC02 Portata volumetrica Coppia m 3 /s N m 0, , , , , , , , , , , , , Figura 4.11 Curve caratteristiche per la pompa del circuito PC02 alla velocità nominale 1480 rpm [32] 57

66 Capitolo 4 Portata volumetrica PC03 Prevalenza m 3 /s m 0, ,6 0, ,5 0, , ,5 0, , , , ,022 81,3 0, PC03 Portata volumetrica Coppia m 3 /s N m 0, , , , , , , , , , Figura 4.12 Curve caratteristiche per la pompa del circuito PC03 alla velocità nominale 2940 rpm [32] 58

67 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 L inerzia di una pompa può essere stimata utilizzando il grafico riportato in Figura 4.13 oppure mediante l Equazione 4.29 [16]. =0,03768, Eq dove la velocità di rotazione deve essere espressa in rpm x 10-3 In Tabella 4.8 sono riportati i valori ottenuti sia per via grafica che analitica; si osservi come, pur rappresentando una stima, i risultati sono tutti dello stesso ordine di grandezza. Valori dedotti per via grafica Valori calcolati mediante l Equazione 4.29 lb ft 2 kg m 2 kg m 2 P ,26 0,82 P03 0,8 0,038 0,031 Tabella 4.8 Valori di inerzia delle pompe ottenuti per via grafica e analitica Per la pompa del circuito PC02, si ha a disposizione il valore d inerzia fornito dal costruttore (pari a 2,8 kg m 2 ), pertanto è stato assunto tale valore come quello da utilizzare nella simulazione; per la pompa del circuito PC03 è stato invece assunto il valore di 0,038 kg m 2. L inerzia del motore accoppiato alla pompa può essere valutata attraverso il grafico in Figura 4.14, o con l Equazione 4.30 [16]. =0,0043, Eq Ancora una volta i valori ottenuti per via grafica e analitica (riportati in Tabella 4.9) risultano in buon accordo tra loro e la scelta è stata quella di implementare per la simulazione i risultati dati dall equazione. Valori dedotti per via grafica Valori calcolati mediante l Equazione 4.30 lb ft 2 kg m 2 kg m 2 P ,47 1,61 P03 0,9 0,04 0,08 Tabella 4.9 Valori di inerzia dei motori elettrici connessi alle pompe ottenuti per via grafica e analitica 59

68 Capitolo 4 P03 P02 Figura 4.13 Valori tipici di inerzia per le pompe [15] 60

69 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 P03 P02 Figura 4.14 Valori tipici di inerzia per motori elettrici [15] 61

70 Capitolo 4 Per simulare la deposizione di potenza sui componenti di SPIDER da raffreddare sono state implementate opportune curve di potenza variabile nel tempo che vengono riportate ed analizzate nei prossimi paragrafi. Le perdite di carico all interno di tali elementi sono elevate a causa della piccola sezione dei condotti di raffreddamento e sono state stimate attraverso codici di calcolo tridimensionali [11]. Partendo da questi valori di progetto, ad ogni scambiatore di tipo heater-cooler è stato assegnato un diametro idraulico pari a quello delle tubazioni in ingresso e uscita e, dopo aver calcolato la velocità del fluido al suo interno, è stato imposto un coefficiente di perdita ξ tale per cui, in corrispondenza della massima portata di progetto, le perdite di carico localizzate fossero pari a quelle stimate per ciascun componente. PC02 PC03 Portata massica Portata volumetrica Diametro Velocità p ξ kg/s m 3 /s m m/s kpa GG 8 0,008 0,08 1, EG 11 0,011 0,1 1, ED 31 0,031 0,125 2, RF 0,5 0,0005 0,025 1, FS LW 5 0,005 0,065 1, SC LW 2 0,002 0,05 1, FS BP 2 0,002 0,05 1, DP 3 0,003 0,05 1, BP 0,125 0, ,015 0, PG 0,125 0, ,015 0, Tabella 4.10 Coefficiente di perdita per ciascun componente da raffreddare Attraverso i modelli costruttivi tridimensionali, disponibili per i vari componenti, è stato stimato il volume di solido di cui sono costituiti e quello di liquido contenuto al loro interno, in modo tale da ottenere le relative capacità termiche. 62

71 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Massa materiale solido Tipo materiale Volume liquido PC02 PC03 kg m 3 GG 92 rame 0,0013 EG 124 rame 0,0016 ED 32 rame 0,0087 RF 10,4 rame 0,0015 FS LW 34 rame 0,00005 SC LW 45 acciaio 0,00086 FS BP 17 rame 0, DP 98 rame 0,001 BP 3 rame 0,00026 PG 101 rame 0,00084 Tabella 4.11 Caratteristiche fisiche dei componenti da raffreddare attivamente In Tabella 4.12 sono riportati i parametri utilizzati per il materiale rame nelle simulazioni termiche. Rame Capacità Conducibilità Densità termica termica specifica kg/m 3 J/kg K W/m K Tabella 4.12 Proprietà del materiale rame utilizzato per i componenti da raffreddare Per quanto concerne gli scambiatori di calori la scelta è stata quella di utilizzare scambiatori di calore a piastre guarnizionati che permettono, rispetto ad uno scambiatore a fascio tubiero, una facile pulizia e ispezione, un eventuale aggiunta successiva di piastre, minori costi e ingombri. La scelta dello scambiatore è stata ottimizzata utilizzando un appropriato software [34] fornito da un costruttore cercando di trovare la situazione più critica. In Figura 4.15 vengono riportati i parametri geometrici della tipologia di piastra scelta che è stata mantenuta costante in modo da poter valutare criticamente il numero di 63

72 Capitolo 4 piastre risultanti nei vari casi esaminati e operare una scelta basata sull economicità dello scambiatore e sulle sue prestazioni. Figura 4.15 Dimensioni principali piastra Il dimensionamento degli scambiatori è stato effettuato con le seguenti ipotesi: - potenza termica pari alla somma della potenze nominali previste sui componenti di SPIDER da raffreddare facenti parte del circuito primario in esame (2725 kw per PC02 e 963 kw per PC03); - fattore di sporcamento lato primario (acqua demineralizzata) pari a 1, (m 2 K)/W [19]; - fattore di sporcamento lato secondario (acqua del bacino proveniente dalle torri di raffeddamento) pari a 6, (m 2 K)/W [19]; - temperatura d ingresso dell acqua lato secondario pari a 30 C (l accumulo è giunto sostanzialmente a saturazione); - salto termico lato secondario pari a 7 C; - perdita di carico massima consentita pari a 44 kpa lato primario e 150 kpa lato secondario; - portata di massa lato primario pari a quella nominale prevista (50,5 kg/s per PC02 e 12,25 kg/s per PC03). 64

73 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 La Tabella 4.13 riporta sinteticamente i risultati ottenuti (caselle grigie) per lo scambiatore denominato HE02: - CASO A: la temperatura di uscita lato primario è stata impostata pari a 45 C, valore massimo previsto dalle specifiche [11] ottenendo come risultato uno scambiatore di 93 piastre; - CASO B: si è cercato di trovare la minima temperatura di uscita lato primario raggiungibile ottenendo come risultato 31 C ed uno scambiatore di 459 piastre; - CASO C e D: visto l elevato numero di piastre dello scambiatore nel caso precedente, e il conseguente costo elevato, si è cercato di ridurre tale valore accettando una temperatura di uscita di poco superiore. La scelta finale è stata quella di adottare lo scambiatore individuato nel CASO D che consente il raggiungimento di una temperatura in uscita pari a 33 C con 179 piastre. Portata di massa Temperatura ingresso Temperatura uscita Fattore sporcamento CASO A CASO B CASO C CASO D Prim. Sec. Prim. Sec. Prim. Sec. Prim. Sec. kg/s 50, , , ,5 93 C 57, , , ,91 30 C (m 2 K)/W 1,7E- 06 6,9E- 06 1,7E- 06 6,9E- 06 1,7E- 06 6,9E- 06 1,7E- 06 6,9E- 06 p massima kpa Numero canali p risultante kpa 43,45 140,77 17,21 56,02 43,81 142, ,8 Potenza termica kw Numero piastre Superficie di scambio m 2 37,31 187,37 93,07 72,57 Tabella 4.13 Dimensionamento dello scambiatore a piastre HE02 Analogamente al caso precedente, la Tabella 4.14 riporta i risultati ottenuti (caselle grigie) nel dimensionamento dello scambiatore denominatohe03: 65

74 Capitolo 4 - CASO A: la temperatura di uscita lato primario è stata impostata pari a 45 C, valore massimo previsto dalle specifiche [11] ottenendo come risultato uno scambiatore di 31 piastre; - CASO B: la temperatura di uscita lato primario è stata impostata pari a 35 C, valore minimo previsto dalle specifiche [11] ottenendo come risultato uno scambiatore di 55 piastre; - CASO C: avendo ottenuto con il caso precedente un numero relativamente limitato di piastre, si è cercato di trovare una situazione maggiormente critica (temperatura di uscita pari a 31 C) ottenendo come risultato uno scambiatore da 111 piastre. CASO A CASO B CASO C Prim. Sec. Prim. Sec. Prim. Sec. Portata di massa kg/s 12, , ,25 33 Temperatura ingresso C 63, , ,82 30 Temperatura uscita C Fattore sporcamento (m 2 K)/W 1,7E-06 6,9E-06 1,7E-06 6,9E-06 1,7E-06 6,9E-06 p massima kpa Numero canali p risulatnte kpa 21,5 140,29 7,7 49,3 43,81 142,28 Potenza termica kw Numero piastre Superficie di scambio m 2 11,89 21,73 44,69 Tabella 4.14 Dimensionamento dello scambiatore a piastre HE03 In ogni ramo dei circuiti primari sono state inserite due valvole: la prima è necessaria per il bilanciamento a freddo dell impianto (vedi paragrafo successivo 4.2), la seconda permette invece il controllo attivo durante l esperimento al fine di variare la portata di acqua. Le quattro valvole di bilanciamento devono, dopo aver trovato la corretta posizione di chiusura, fornire la perdita di carico necessaria affinché in ciascun ramo transiti la 66

75 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 necessaria portata di acqua. I modelli di valvola utilizzati sono quelli disponibili nella libreria del software. Al contrario, per le valvole di regolazione, al fine di ottenere una variazione di portata in funzione del grado di apertura che sia corrispondente il più possibile alla realtà, si è scelto di implementare le caratteristiche di perdita di valvole reali attraverso l utilizzo dei coefficienti di portata forniti dai cataloghi, opportunamente convertiti in coefficienti di perdita tramite le Equazioni 4.26 e Tutte le valvole sono in acciaio inossidabile, PN25, e si distinguono per tipo e dimensione. Sono state inserite valvole a farfalla flangiate per i diametri maggiori (da DN80 a DN150) e valvole a segmento sferico filettate per i diametri più piccoli (da DN15 a DN65). DN15 Apertura Cv ξ 0,05 0, ,1 0, , ,3 4,2 6,14 0,4 6,9 2,28 0,5 10,4 1,00 0, ,75 0,6 14,7 0,50 0,7 19,4 0,29 0,8 22,8 0,21 0,9 25 0,17 Figura 4.14 Caratteristica di perdita per valvola a segmento sferico DN15 [29] 67

76 Capitolo 4 D25 Apertura Cv ξ 0,05 0, , ,2 3,4 72 0,3 7 17,06 0,4 11,5 6,32 0,5 17,3 2,79 0, ,09 0,6 24,5 1,39 0,7 32,3 0,80 0,8 38 0,58 0,9 40 0,52 Figura 4.15 Caratteristica di perdita per valvola a segmento sferico DN25 [29] DN50 Apertura Cv ξ 0,05 1, , ,2 13,6 72 0, ,4 46 6,32 0,5 69 2,81 0, ,09 0,6 98 1,39 0, ,80 0, ,58 0, ,52 Figura 4.16 Caratteristica di perdita per valvola a segmento sferico DN50 [29] 68

77 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 DN65 Apertura Cv ξ 0, ,1 8, , , ,4 93,5 4,37 0,5 140,6 1,93 0,55 162,5 1,45 0, ,96 0,7 262,4 0,55 0, ,40 0, ,36 Figura 4.17 Caratteristica di perdita per valvola a segmento sferico DN65 [29] DN80 Apertura Kv ξ 0, ,5 0, ,9 0, ,9 0, ,8 0, ,2 0, ,7 0, ,8 0, ,3 Figura 4.18 Caratteristica di perdita per valvola a farfalla DN80 [28] 69

78 Capitolo 4 DN100 Apertura Kv ξ 0, ,7 0, ,5 0, ,6 0, ,4 0, ,1 0, ,1 0, ,7 0, ,3 Figura 4.19 Caratteristica di perdita per valvola a farfalla DN100 [28] DN125 Apertura Kv ξ 0, ,9 0, ,1 0, ,6 0, ,2 0, ,6 0, ,2 0, ,9 0, ,2 Figura 4.20 Caratteristica di perdita per valvola a farfalla DN125 [28] 70

79 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 DN150 Apertura Kv ξ 0, ,32 0, ,30 0, ,62 0, ,71 0, ,25 0, ,67 0, ,47 0, ,09 Figura 4.21 Caratteristica di perdita per valvola a farfalla DN150 [28] Come mostrato in Allegato D per ogni ramo del circuito è stata implementata una catena di monitoraggio e controllo. In particolare sono stati scritti in linguaggio C# due diversi script per: - misurare la differenza di temperatura tra il collettore d ingresso comune e l uscita di ogni griglia; - effettuare le necessarie misure calorimetriche per prevedere la potenza termica che si deposita sui componenti. Ulteriori logiche di controllo (quali la modulazione di velocità delle pompe, la regolazione delle valvole e l accensione delle resistenze elettriche), sono state implementate e ottimizzate sulla base del particolare scenario analizzato e vengono pertanto riportate nel paragrafo

80 Capitolo 4 Del circuito secondario presenta interesse, in questo lavoro, solo il bacino di accumulo: per tale motivo la pompa inserita in esso (PSC01 nell Allegato D) è del tutto ideale (rendimento unitario) in quanto il suo utilizzo è necessario esclusivamente per garantire la necessaria portata agli scambiatori di calore. Il bacino di accumulo lato secondario è stato dimensionato nell ipotesi di avere a diposizione solo l esperimento SPIDER (scenario che si verificherà presumibilmente nei primi due anni di sperimentazione). Il volume totale di acqua che la vasca in questione (bacino 1) può contenere è pari a 315 m 3 ; ad essa è associata una potenza termica di progetto da smaltire pari a 20,3 MW di cui 4,4 MW sono dovuti a SPIDER e i restanti a MITICA. Volendo simulare il comportamento di SPIDER per i soli circuiti primari PC02 e PC03 (per una potenza termica nominale pari a 3,69 MW) il volume della vasca è stato scalato linearmente come: 315 3,69 =264 4,4 È stata dunque ipotizzata una sezione del bacino pari a 40 m 2 e un altezza del livello di liquido di 6,6 m. La vasca di acqua è stata assunta come perfettamente adiabatica in quanto il flusso di calore che, durante la sperimentazione, potrà essere trasferito al terreno, è trascurabile rispetto a quello ricevuto dall esperimento. Per simulare la capacità termica delle pareti è stata stimata una massa di calcestruzzo (le cui proprietà sono riportate in Tabella 4.15) pari a 260 tonnellate. La temperatura iniziale del fluido contenuto nel bacino è stata impostata a 15 C, valore medio annuale della temperatura del terreno. Calcestruzzo Capacità Conducibilità Densità termica termica specifica kg/m 3 J/kg K W/m K ,7 Tabella 4.15 Proprietà del materiale (calcestruzzo) utilizzato per le pareti del bacino di accumulo 72

81 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Per quanto attiene invece alle valvole del circuito secondario, esse hanno l importante funzione di permettere, assieme alla variazione del numero di giri della pompa, la regolazione della potenza termica agli scambiatori di calore modulando la portata di acqua. Sono state utilizzate valvole a farfalla flangiate, in acciaio, PN25 con diametri pari a DN150 per il ramo che alimenta il secondario dello scambiatore PC02 e DN100 per il ramo che alimenta il secondario dello scambiatore PC03. Non sono state inserite le torri di raffreddamento sia a causa della difficoltà di simulare il loro comportamento fortemente influenzato dalla temperatura a bulbo umido sia perché si voleva valutare la possibilità di non impiegare tale sistema di raffreddamento attivo nell eventualità di operare solo con SPIDER. 4.3 BILANCIAMENTO DEI CIRCUITI A FREDDO Per ottenere il corretto valore di portata nominale in tutti i rami del circuito è stato utilizzato il metodo proporzionale di bilanciamento [20]. La procedura di equilibratura è la seguente: 1. apertura completa di tutte le valvole di bilanciamento al fine di ottenere una sovraportata nel circuito. 2. Misurazione delle portate per ogni derivazione in parallelo e calcolo del rapporto tra la portata misurata e quella desiderata = = il ramo con il valore di r minore viene denominata come r min. 3. Taratura della valvola di bilanciamento del ramo più lontano dalla pompa in modo tale da ottenere un valore di r pari al 95% di r min. 4. Taratura della valvola del ramo precedente a quello del punto 3 per il conseguimento di un valore di r pari a quest ultimo 3. In tal modo, però, il valore di r conseguito nel punto 3 aumenterà leggermente, quindi è necessario ritarare la valvola in esame per ottenere il nuovo valore di r presente nel ramo più lontano. 73

82 Capitolo 4 5. Agendo a ritroso, verso la pompa, taratura di tutte le altre valvole di bilanciamento per ottenere un valore di r pari a quello di riferimento. 6. Quando tutte le unità sono state equilibrate è necessario operare sulla valvola del punto 3 per ottenere un valore unitario di r. Automaticamente tutte le altre unità avranno un corretto valore di portata. Le simulazioni, necessarie per lo svolgimento della procedura sopra descritta, sono state eseguite in regime stazionario senza trasmissione di calore. I valori di posizione finali attribuite alle valvole di bilanciamento, e la corrispondente portata transitante, sono riportate in Tabella 4.16 per il circuito PC02 ed Tabella 4.17 per il circuito PC03. Posizione valvola Portata massica kg/s GG 0,304 8 EG 0, ED 0, RF 0,177 0,5 Tabella 4.16 Valori finali di apertura delle valvole di bilanciamento per il circuito primario PC02 Posizione valvola Portata massica kg/s FS LW 0,118 5 SC LW 0,155 2 FS BP 0,415 2 DP 0,255 3 BP 0,0560 0,125 PG 0,0607 0,125 Tabella 4.17 Valori finali di apertura delle valvole di bilanciamento per il circuito primario PC03 74

83 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC ANALISI DEGLI SCENARI IPOTIZZATI Al fine di valutare le prestazioni del circuito di raffreddamento implementato sono stati ipotizzati, con riferimento alle specifiche di progetto e sulla base delle informazioni note dal funzionamento di altri esperimenti simili, tre possibili scenari: 1. Scenario test case (per il funzionamento nelle medesime condizioni di ITER): due impulsi da 3600 secondi con pausa di tre ore tra l uno e l altro; 2. Scenario sperimentale di riferimento: dieci impulsi da 300 secondi intervallati tra loro da 900 secondi di pausa; 3. Scenario di condizionamento (effettuato all inizio di ogni giornata sperimentale oppure dopo un periodo di fuori servizio per manutanzione) Scenario ITER test case Lo scenario analizzato nel presente paragrafo prevede due impulsi a potenza nominale da 3600 secondi intervallati tra loro da tre ore di pausa. Questo scenario è stato contemplato benché sia contrattualmente richiesto solo per il prototipo di iniettore HNB rappresentato dall esperimento MITICA (l esperimento SPIDER costituisce il prototipo della sorgente del fascio di HNB). Ad ogni componente da raffreddare attivamente è stata associata una potenza termica a gradino come quella riportata, a titolo d esempio, in Figura 4.22 per il componente denominato Grounded grid. Il valore di potenza massimo è pari a quello nominale previsto per ciascun componente. Nell effettuazione dell esperimento, la sorgente del fascio verrà attivata qualche secondo prima rispetto all estrattore. Si è quindi adottata l accortezza di simulare la deposizione di potenza sui componenti della sorgente (ovvero RF coils, Faraday shields lateral wall, Faraday shield back plate, Driver Plates, Source case lateral wall, Bias Plate e Plasma grid) con 5 secondi di anticipo rispetto ai componenti del sistema di estrazione di ioni (Extraction grid, Grounded Grid ed Electron Dump) come riportato in Tabella

84 Capitolo 4 1 h 1 h 3 h Figura 4.22 Potenza termica imposta al componente Grounded grid nello scenario ITER test case Impulso 1 Impulso 2 Inizio impulso Fine impulso s s Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Tabella 4.18 ITER test case. Istanti di inizio e fine impulsi espressi in secondi. Il primo impulso sperimentale ha inizio 45 secondi dopo l istante zero, un tempo arbitrariamente stabilito affinché tutto l impianto giunga in condizioni di regime. 76

85 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 La Figura 4.23 mostra l andamento della temperatura del bacino di accumulo (connesso ai circuiti di raffreddamento secondari) nel corso della giornata sperimentale. È possibile osservare come la temperatura cresca in modo lineare durante i due impulsi arrivando ad un valore finale pari a 35,6 C dimostrando come, nell ipotesi di operare solo con SPIDER, sia possibile non utilizzare (durante la giornata) i sistemi di raffreddamento attivi (che nel caso specifico sono costituiti da torri di raffreddamento). Figura 4.23 Temperatura dell acqua del bacino di accumulo durante l intera sessione sperimentale giornaliera (ITER test case) Il riscaldatore elettrico EH03 del circuito PC03 (identificato in Allegato D come componente numero 36), di potenza pari a 120 kw, viene controllato in retroazione mediante un apposita logica di controllo (script): - la sua attivazione è possibile solo in prossimità e durante gli impulsi; in particolare l accensione può avvenire 5 secondi prima dell avviamento della sorgente e lo spegnimento solo 240 secondi dopo la fine dell impulso; - quando ci si trova negli intervalli temporali consentiti, il controllo attiva il riscaldatore elettrico se la temperatura misurata dell acqua in uscita è inferiore a 60 C e la spegne qualora venisse raggiunta una temperatura di 190 C. 77

86 Capitolo 4 Come già spiegato il circuito PC03 è condizionato in temperatura e, durante le ore notturne, può raggiungere temperature impostabili fino ai 45 C grazie al preriscaldatore elettrico PH03 (diverso rispetto a quello menzionato in precedenza) identificato nel codice di simulazione come componente numero 65. Il preriscaldamento della sorgente del fascio mediante acqua (fornita dal circuito PC03 dell impianto di raffreddamento) nell intervallo di C è necessario per evitare la condensazione del cesio vaporizzato in prossimità della sorgente come catalizzatore nella produzione di ioni negativi, e per consentire un corretto allineamento di tutte le griglie. La presente simulazione ha quindi inizio con una temperatura media di tale circuito pari a 45 C e la valvola del circuito secondario (componente 71) completamente chiusa per evitare indesiderate dissipazioni termiche. Quest ultima valvola, a partire dall istante 20, viene controllata attraverso la misurazione della temperatura in uscita lato primario dallo scambiatore in modo tale da permettere il necessario scambio di potenza termica per preservare l integrità dei componenti e, allo stesso tempo, evitare che la temperatura scenda al di sotto dei 35 C. L ottimizzazione della logica di controllo ha portato alle seguenti scelte: - possibilità di aprire o chiudere la valvola tra le posizioni 0 (completa chiusura) e 1 (completa apertura) in 20 secondi; - apertura graduale della valvola se la temperatura in uscita dallo scambiatore lato primario è maggiore o uguale a 45 C; - chiusura graduale della valvola se la temperatura in uscita dallo scambiatore lato primario è inferiore o uguale a 38 C. In Figura 4.24 viene riportato l andamento nel tempo della temperatura in uscita dallo scambiatore, lato primario, del circuito PC03 in sovrapposizione con il grado di apertura della valvola di regolazione. Il valore minimo di temperatura raggiunto, pari a 31,7 C, si verifica alla fine del primo impulso. Tale temperatura è leggermente inferiore rispetto ai 35 C minimi richiesti dalle specifiche di progetto [11]. 78

87 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Il mantenimento della vaporizzazione del cesio è sempre garantito grazie allo spegnimento ritardato imposto al preriscaldatore EH03. In Figura 4.25 è possibile osservare l andamento della temperatura in uscita dalla resistenza elettrica in questione: durante gli impulsi la temperatura è sempre superiore a 150 C e il valore minimo raggiunto, durante il periodo di stand-by, è stato verificato essere pari a 38 C (con riscaldatore elettrico disattivato). Per quanto concerne l eventualità di un non corretto allineamento delle griglie è bene osservare come l intervallo C sia una stima relativa alla temperatura che il circuito deve mantenere mediamente nel tempo, e come il valore minimo di 31,7 C venga conseguito al termine dell impulso sperimentale (non dando luogo in tal modo a criticità evidenti) e mantenuto per pochi istanti. La Figura 4.26 riporta, infine, la temperatura del circuito primario PC02 in uscita dallo scambiatore. (a) 79

88 Capitolo 4 (b) (c) Figura 4.24 PC03: Temperatura di uscita lato primario scambiatore HE03 (ingresso a tutti i componenti eccetto PG e BP) e grado di apertura valvola di regolazione posta sul lato secondario: (a) andamento durante l intera giornata sperimentale, (b) andamento durante il primo impulso, (c) andamento durante il secondo impulso 80

89 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Figura 4.25 PC03: Temperatura in uscita dal riscaldatore elettrico EH03 (ingresso componenti PG e BP) Figura 4.26 PC02: Temperatura di uscita lato primario scambiatore HE02 (ingresso a tutti i componenti del circuito) 81

90 Capitolo 4 Come noto dalle leggi di affinità, la potenza assorbita dalle pompe varia con i cubo del numero di giri (Equazione 4.18) permettendo un significativo risparmio in termini di energia riducendo la velocità di rotazione delle macchine. Nelle simulazioni si è tenuto conto dell adozione nel progetto preliminare di pompe a numero di giri variabile collegando ad ognuna di esse un controllore di tipo signal generator che permetta la modulazione del regime di rotazione. La variazione avviene in modo lineare tra la velocità nominale e il 30 % di essa (o viceversa) in un intervallo di tempo pari a 120 secondi (nelle simulazioni si è visto come variazioni più repentine avrebbero causato brevi sovrapressioni che, sebbene siano sopportabili dall impianto, non avrebbero comportato nessun beneficio apprezzabile in termini di energia risparmiata). In Figura 4.27 viene riportato l andamento nel tempo della potenza assorbita dalle pompe dei due circuiti primari. Per la pompa del circuito PC02 la potenza media assorbita è pari a circa 79 kw quando la velocità di rotazione è quella nominale, e di circa 3,8 kw durante il periodo di standby: il risparmio energetico conseguito è dunque pari a: = 79 3,8 3 h=225,6 h La pompa del circuito PC02, invece, assorbe una potenza di circa 20,6 kw in condizioni nominali che si riduce a 1 kw quando il regime di rotazione è ridotto permettendo un risparmio energetico pari a: = 20,6 1 3 h=58,8 h Valorizzando il kwh ad un valore medio di 0,18 il risparmio che è possibile conseguire nel periodo di stand-by ammonta a 40,6 /giorno nel primo caso e a 10,6 /giorno nel secondo. 82

91 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Figura 4.27 Potenze assorbite dalle pompe dei circuiti primari PC02 e PC03 È stato inoltre verificato come grazie agli spessori di isolanti scelti per le tubature la temperatura superficiale esterna di tutte le tubazioni sia sempre inferiore ai 55 C richiesti dalla normativa antinfortunistica (per evitare scottature accidentali causate dal contatto tra corpo e superficie esterna del tubo) [30]. Come è possibile osservare dalle Figure 4.24 e 4.26, durante i due impulsi la temperatura dei due circuiti primari in uscita dagli scambiatori raggiunge valori ben più elevati rispetto alla temperatura dell acqua proveniente dal bacino di accumulo (Figura 4.23) per poi scendere rapidamente quando la deposizione di potenza ai componenti non è più attuata. Questo è dovuto al fatto che, ad eccezione delle tubature (quasi tutte isolate), i componenti sono simulati come perfettamente adiabatici (e questo è vero con ragionevole approssimazione, trattandosi di componenti posti in un ambiente di ultraalto vuoto); di conseguenza tutte le perdite di carico si traducono in una potenza termica aggiuntiva che gli scambiatori non riescono a cedere al secondario. Il surplus di potenza può essere valutato, per ciascun circuito, in due passaggi: 83

92 Capitolo 4 1. la caduta di pressione dell intera rete si traduce in una potenza termica equivalente data dall Equazione 4.31 = Eq tutte le dissipazioni che avvengono nel componente pompa vengono cedute al fluido. La Tabella 4.19 riporta, per ciascun circuito, la potenza termica aggiuntiva da scambiare. Portata Perdite del circuito P t dovuta alle perdite del circuito P t dovuta alla pompa P t aggiuntiva totale [kg/s] [kpa] [kw] [kw] [kw] PC02 50, ,4 30,8 75 PC03 12, ,7 8,8 19,5 Tabella 4.19 Potenze termiche aggiuntive dovute all attrito È stata quindi eseguita una simulazione identica alla precedente, ma impostando agli scambiatori di calore una potenza termica massima superiore, pari a 2800 kw per il PC02 ( ) e a 983 kw per il PC03 (963+20). La possibilità di adottare scambiatori di calore con potenza termica maggiore rispetto a quella nominale è in linea con quanto previsto dalle specifiche progettuali [11] in cui si richiede la possibilità di incrementare, nel futuro, il numero di piastre termiche degli scambiatori affinché la potenza complessiva possa aumentare del 15 % rispetto al valore nominale. Il nuovo andamento della temperatura in uscita dallo scambiatore PC03, lato primario, è riportato in Figura Si osservi come grazie alla regolazione della valvola (che adesso non raggiunge mai la posizione di completa apertura) l andamento della temperatura del fluido in ingresso ai componenti sia molto più regolare, e il valore minimo raggiunto sia pari a 37,8 C (da confrontare con il valore di 31,7 C ottenuto in precedenza, vedi Figura 4.24). 84

93 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Figura 4.28 PC03: Temperatura di uscita lato primario scambiatore HE03 (ingresso a tutti i componenti eccetto PG e BP) e grado di apertura valvola di regolazione posta sul lato secondario In Figura 4.29 viene infine riportato l andamento della temperatura in uscita dallo scambiatore HE02 del circuito PC02 che segue fedelmente l andamento della temperatura del bacino (non viene qui svolta nessuna regolazione). Nel circuito primario PC02, a causa dell assenza di un preriscaldatore elettrico, non è possibile impostare una temperatura media all inizio della giornata sperimentale. Ciononostante, durante lo svolgimento degli impulsi, potrebbe essere eseguita un azione di regolazione della temperatura attraverso il controllo della valvola posta al secondario. Si è scelto di non eseguire tale regolazione in modo tale da poter ottenere un confronto circa la diversità di funzionamento dei due primari in esame (PC03 controllato e PC02 non regolato). 85

94 Capitolo 4 Figura 4.29 PC02:Temperatura in uscita dallo scambiatore HE02 del circuito PC02, lato primario Scenario di riferimento Lo scenario sperimentale di riferimento è quello maggiormente probabile durante tutta la campagna sperimentale su SPIDER e prevede dieci impulsi a potenza nominale da 300 secondi intervallati tra loro da 900 secondi di pausa. Ai componenti da raffreddare attivamente è stata imposta una potenza termica variabile nel tempo come quella riportata, a titolo d esempio, in Figura 4.30 per il componente denominato Grounded Grid. Come spiegato nel paragrafo 4.4.1, i componenti appartenenti alla sorgente del fascio sono soggetti alla deposizione di potenza cinque secondi prima rispetto a quelli appartenenti al sistema di estrazione di ioni come da Tabella

95 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC s 900 s Figura 4.30 Potenza termica imposta al componente Grounded grid nello scenario di riferimento Impulso 1 Impulso 2 Impulso 3 Impulso 4 Impulso 5 Impulso 6 Impulso 7 Impulso 8 Impulso 9 Impulso 10 Inizio impulso Fine impulso s s Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Sorgente del fascio Componenti estrattore Tabella 4.20 Scenario di riferimento. Istanti di inizio e fine impulsi espressi in secondi. Il primo impulso sperimentale ha inizio 45 secondi dopo l istante zero, un tempo arbitrariamente stabilito affinché tutto l impianto giunga in condizioni di regime. 87

96 Capitolo 4 L andamento della temperatura dell acqua contenuta nella vasca di accumulo è riportato in Figura 4.31: è possibile osservare una crescita lineare marcata in corrispondenza dei dieci impulsi e più moderata durante le pause. Il valore finale di temperatura risulta essere pari a 24,5 C dimostrando come, nell ipotesi di lavorare solo con l esperimento SPIDER, sarà possibile evitare l utilizzo delle torri di raffreddamento durante la giornata sperimentale, e probabilmente durante la notte il sistema si potrebbe portare naturalmente alle condizioni iniziali (eventualmente i sistemi di raffreddamento attivi potrebbero essere utilizzati a distanza di un paio di giorni dall inizio della sperimentazione). Figura 4.31 Scenario di riferimento. Temperatura dell acqua del bacino di accumulo durante l intera sessione sperimentale giornaliera Il controllo in retroazione del riscaldatore elettrico EH03 (identificato come componente 36) avviene attraverso una logica analoga a quella utilizzata per lo scenario ITER test case (descritta nel paragrafo 4.4.1) ma consentendo lo spegnimento dopo 60 secondi dalla fine dell impulso. La valvola di regolazione posta al secondario (identificata come componente 71) viene regolata esattamente come descritto nel paragrafo

97 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 In Figura 4.32 è possibile osservare, per il circuito primario PC03, l andamento della temperatura in uscita dallo scambiatore di calore e il grado di apertura della valvola di regolazione. Alla fine di ogni impulso la potenza termica applicata ai vari componenti si porta istantaneamente a zero e la valvola di regolazione, che si trova in posizione di completa apertura, non riesce a chiudere in un tempo sufficientemente veloce tale per cui la temperatura media del circuito resti al di sopra dei 35 C. Si verifica, infatti, una temperatura minima pari a 30 C (sono valide tutte le considerazioni già fatte per lo scenario ITER test case). Grazie al ritardo imposto nel controllo del riscaldatore elettrico la temperatura all ingresso della Plasma grid arriva ad avere come valore minimo 35 C (Figura 4.33). (a) 89

98 Capitolo 4 (b) Figura 4.32 PC03: Temperatura di uscita lato primario scambiatore HE03 (ingresso a tutti i componenti eccetto PG e BP) e grado di apertura valvola di regolazione posta sul lato secondario: (a) andamento durante l intera giornata sperimentale, (b) andamento durante il primo impulso (viene riportata anche la potenza termica imposta al componente denominato Faraday shields lateral wall) Figura 4.33 PC03: Temperatura in uscita dal riscaldatore elettrico HE03 (ingresso componenti PG e BP) 90

99 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 In Figura 4.34 viene invece riportato l andamento delle temperature in uscita, lato primario, dallo scambiatore di calore del circuito primario PC02. Si osserva una lenta deriva termica dovuta all inattività dei sistemi attivi di raffreddamento, e i picchi causati dalle deposizioni di potenza ai componenti durante gli impulsi. Figura 4.34 PC02: Temperatura in uscita lato primario scambiatore HE02 (ingresso a tutti i componenti del circuito) Per lo scenario in esame si è preferito evitare di modulare la portata nei due circuiti primari negli intervalli tra due impulsi: nonostante il circuito lo consenta dal punto di vista idraulico, variare continuamente il numero di giri delle pompe non appare una modalità operativa benefica per l impianto. Anche per lo scenario di riferimento è stata eseguita una seconda simulazione impostando una potenza termica massima consentita per gli scambiatori di calore pari a 2800 kw per il circuito PC02 e 983 kw per il circuito PC03. L andamento della temperatura in uscita dal lato primario dello scambiatore PC03 è riportato, in sovrapposizione con il grado di apertura della valvola di regolazione, in Figura Si può notare come per mantenere il corretto valore di temperatura nel circuito la valvola di regolazione debba, dopo ogni impulso, aprire maggiormente la posizione del suo otturatore rispetto alla posizione dell impulso precedente. 91

100 Capitolo 4 La miglior regolazione conseguita permette, inoltre, di ottenere come valore minimo di temperatura 38 C. (a) (b) Figura 4.35 PC03: Temperatura di uscita lato primario scambiatore (ingresso a tutti i componenti eccetto PG e BP) e grado di apertura valvola di regolazione posta sul lato secondario: (a) andamento durante l intera giornata sperimentale, (b) andamento durante il primo impulso (viene riportata anche la potenza termica imposta al componente denominato Faraday shields lateral wall) 92

101 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC Scenario di condizionamento La fase di condizionamento è un operazione propedeutica all effettuazione di tutti gli altri scenari, presumibilmente avverrà all inizio di ogni giornata sperimentale. In tale scenario sono previsti sei brevi impulsi della durata di 10 secondi intervallati tra loro da cinque minuti di pausa e con le seguenti specifiche: - impulsi da 10 secondi alla potenza nominale per tutti i componenti appartenenti alla sorgente del fascio (ovvero RF coils, Faraday shields lateral wall, Faraday shield back plate, Driver Plates, Source case lateral wall, Bias Plate e Plasma grid); - impulsi con un ritardo di 5 secondi rispetto ai precedenti, e con una durata di 5 secondi alla potenza nominale, per il componente Extraction grid; - potenza nulla per tutto il periodo di condizionamento ai componenti Grounded Grid ed Electron Dump. In Figura 4.36 è riportata, a titolo d esempio, la potenza termica imposta al componente denomitato Faraday shields lateral wall. Figura 4.36 Potenza termica imposta al componente Faraday shields lateral wall nello scenario di condizionamento 93

102 Capitolo 4 Impulso 1 Impulso 2 Impulso 3 Impulso 4 Impulso 5 Impulso 6 Inizio impulso Fine impulso s s Sorgente del fascio Extraction grid Sorgente del fascio Extraction grid Sorgente del fascio Extraction grid Sorgente del fascio Extraction grid Sorgente del fascio Extraction grid Sorgente del fascio Extraction grid Tabella 4.21 Scenario di condizionamento. Il primo impulso sperimentale ha inizio 45 secondi dopo l istante zero, un tempo arbitrariamente stabilito affinché tutto l impianto giunga in condizioni di regime. Data la brevità degli impulsi, e di conseguenza la piccola quantità di energia in gioco, gli andamenti delle temperature risultano poco interessanti, ad eccezione di quello in uscita dallo scambiatore di calore del circuito primario PC03 per il quale è stato verificato come la temperatura non risulti mai inferiore a 38 C (Figura 4.37). 94

103 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Figura 4.37 PC03: Temperatura di uscita lato primario scambiatore (ingresso a tutti i componenti eccetto PG e BP) e grado di apertura valvola di regolazione posta sul lato secondario Come riportato in Allegato D, ogni ramo dei due circuiti primari permette la misurazione della temperatura al collettore d ingresso (comune) e all uscita di ogni componente da raffreddare, nonché la misurazione della portata di massa transitante. Note la differenza di temperatura e il valore della portata, assumendo un valore costante del calore specifico dell acqua pari a 4,18 kj/(kgk) è possibile ottenere una stima della potenza termica che, istante per istante, si deposita sui vari componenti. Sono stati quindi confrontati i profili di potenza effettivamente imposti ai vari componenti con quelli che si ottengono attraverso l ideale catena di misura implementata con il software. Durante il condizionamento della sorgente le misure calorimetriche non saranno svolte. Tuttavia appariva interessante ottenere delle informazioni circa la bontà della calorimetria in presenza di impulsi molto brevi (presumibilmente all inizio della campagna sperimentale sulla sorgente SPIDER, gli impulsi saranno più brevi rispetto a quanto previsto dallo scenario di riferimento). 95

104 Capitolo 4 In Figura 4.38 vengono riportati i due profili ottenuti, durante un singolo impulso, per il componente Extraction Grid. Risulta evidente come la misura calorimetrica avvenga sia con un certo ritardo sia porgendo un valore massimo inferiore a quello effettivo. Il ritardo e la riduzione della massima potenza misurata sono principalmente causati: - dalla lontananza dei sensori di temperatura rispetto ai componenti raffreddati che, per motivi di complessità d installazione, si troveranno fuori dalla macchina sperimentale, ad una certa distanza rispetto all ingresso e all uscita della griglia (nel caso specifico 10 metri prima e 10 metri dopo); - dalle capacità termiche dei componenti (tubi, valvole e soprattutto della griglia stessa). La Tabella 4.22 mostra, per alcuni instanti fondamentali, il valore di potenza termica effettivamente imposta alla griglia e quello misurato. Il massimo valore misurato risulta essere pari a 790 kw; rispetto ai 1000 kw effettivamente depositati si ottiene quindi una misura ridotta di 210 kw (ovvero del 21 %). Per verificare che il bilancio di energia sia verificato, è stato quindi calcolato l integrale delle due curve ottenendo 1,39 kwh come energia effettivamente in gioco e 1,4 kwh come misurazione (in quest ultimo caso l integrazione è stata fatta togliendo il valore di potenza dovuta alla perdite della griglia stessa, che sono state assunte pari a 7,7 kw come è possibile osservare dagli istanti iniziali della Tabella 4.22). Il ritardo della misura calorimetrica, calcolato tra l istante in cui essa raggiunge il suo massimo e l istante in cui l impulso ha effettivamente avuto inizio, è pari a 10,7 secondi. 96

105 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Figura 4.38 Componente Extraction Grid. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. Tempo P t P t Errore Errore effettiva misurata assoluto relativo s kw kw kw % 0,1 0 7,82 7,82 [ ] [ ] [ ] [ ] 49,9 0 7,64 7, ,65-992,35-99 [ ] [ ] [ ] [ ] ,16-971, ,1 0 32,26 32,26 [ ] [ ] [ ] [ ] ,25 761,25 [ ] [ ] [ ] [ ] 60, ,77 790,77 [ ] [ ] [ ] [ ] ,84 222,84 [ ] [ ] [ ] [ ] ,34 25,34 [ ] [ ] [ ] [ ] ,51 10,51 [ ] [ ] [ ] [ ] ,23 8,23 [ ] [ ] [ ] [ ] ,64 7,64 Tabella 4.22 Componente Extraction Grid. Potenza termica reale e misurata per alcuni istanti fondamentali. 97

106 Capitolo 4 Analoghe considerazioni possono essere fatte per il componente denominato RF Coils (Figura 4.39 e Tabella 4.23). Il valore massimo misurato è pari a 15,8 kw, rispetto ai 25 kw effettivamente depositati, si ottiene quindi una misura ridotta di 9,2 kw (ovvero del 36,8 %). Il bilancio di energia risulta verificato essendo pari a 0,0694 kwh l integrale della curva di potenza reale, e pari a 0,07 kwh quello della potenza misurata (in quest ultimo caso l integrazione è stata fatta togliendo il valore di potenza dovuta alla perdite della griglia stessa, che sono state assunte pari a 0,37 kw come è possibile osservare dagli istanti iniziali della Tabella 4.23). Il ritardo della misura calorimetrica, calcolato tra l istante in cui essa raggiunge il suo massimo e l istante in cui l impulso ha effettivamente avuto inizio, è pari a 19,8 secondi. Figura 4.39 Componente RF Coils. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. 98

107 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Tempo P t effettiva P t misurata Errore assoluto Errore relativo s kw kw kw % 0,1 0 0,38 0,38 [ ] [ ] [ ] [ ] 44,9 0 0,36 0, ,36-24,64-99 [ ] [ ] [ ] [ ] ,52-22, ,1 0 2,65 2,65 [ ] [ ] [ ] [ ] ,80 10,80 [ ] [ ] [ ] [ ] 64,8 0 15,77 15,77 [ ] [ ] [ ] [ ] ,51 11,51 [ ] [ ] [ ] [ ] ,24 3,24 [ ] [ ] [ ] [ ] ,90 0,90 [ ] [ ] [ ] [ ] ,44 0,44 [ ] [ ] [ ] [ ] ,36 0,36 Tabella 4.23 Componente RF Coils. Potenza termica reale e misurata per alcuni istanti fondamentali. Per i componenti appartenenti al circuito primario PC03 le misure calorimetriche sono maggiormente difficoltose a causa della tipologia di regolazione (descritta nei paragrafi e 4.4.2) adottata ai fine del mantenimento della temperatura dell acqua al di sopra di 35 C. Come mostrato dalla Figura 4.37, infatti, la temperatura all ingresso di tutti i componenti da raffreddare (ad eccezione di BP e PG) oscilla continuamente tra i 38 e i 45 C. Tali oscillazioni si ripercuotono inevitabilmente sulle misurazioni di potenza. La Figura 4.40 e la Tabella 4.24 riportano, per il componente denominato Faraday shields lateral wall, l andamento della potenza realmente imposta e di quella misurata. Il massimo valore della misura calorimetrica risulta essere pari a 465 kw; rispetto ai 480 kw effettivamente depositati si ottiene quindi una misura massima ridotta di 15 kw (ovvero del 3,1 %). 99

108 Capitolo 4 Il bilancio di energia è ancora una volta verificato porgendo come valori 1,33 kwh come energia effettivamente in gioco e 1,32 kwh come misurazione (in quest ultimo caso l integrazione è stata fatta solo tra gli istanti 40 e 80 togliendo il valore di potenza dovuta alla perdite della griglia stessa, che sono state assunte pari a 1,4 kw come è possibile osservare dagli istanti iniziali della Tabella 4.24). Il ritardo della misura calorimetrica, calcolato tra l istante in cui essa raggiunge il suo massimo e l istante in cui l impulso ha effettivamente avuto inizio, è pari a 13,8 secondi. Figura 4.40 Componente Faraday shields lateral wall. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. 100

109 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Tempo P t effettiva P t misurata Errore assoluto Errore relativo s kw kw kw % 0,1 0 1,44 1,44 [ ] [ ] [ ] [ ] 44,9 0-2,86-2, ,91-482, [ ] [ ] [ ] [ ] ,65-459,35-96 [ ] [ ] [ ] [ ] ,87-65, , ,11 418,11 [ ] [ ] [ ] [ ] 58, ,32 465,32 [ ] [ ] [ ] [ ] ,09 62,09 [ ] [ ] [ ] [ ] ,35 7,35 [ ] [ ] [ ] [ ] ,06 2,06 [ ] [ ] [ ] [ ] ,59 2,59 Tabella 4.24 Componente Faraday shields lateral wall. Potenza termica reale e misurata per alcuni istanti fondamentali. Per non appesantire eccessivamente la lettura del presente paragrafo, vengono riportati nel seguito solo i risultati grafici ottenuti per i componenti Source case lateral wall, Faraday shields back plate e Driver plates, tutti appartenenti alla sorgente di ioni. I risultati sono congruenti con quanto precedentemente esposto. 101

110 Capitolo 4 Figura 4.41 Componente Source case lateral wall. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. Figura 4.42 Componente Faraday shields back plate. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. 102

111 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Figura 4.43 Componente Driver plates. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. Il riscaldatore elettrico EH03 (di potenza pari a 120 kw) a monte dei componenti Bias plate e Plasma grid viene controllato con una logica di controllo affinché risulti acceso 5 secondi prima dell impulso per spegnersi 5 secondo dopo la fine dello stesso. In tal modo le misure calorimetriche per i due componenti in questione (Figure 4.44 e 4.45) appaiono poco utilizzabili. È possibile osservare infatti come: - all inizio dell impulso le misurazioni diano luogo ad un andamento a gradino con valori di potenza negativi in quanto l acqua riscaldata dalla resistenza ha raggiunto il primo sensore di temperatura ma non il secondo; - le misurazioni avvengano con ampio ritardo (55 secondi per la Bias plate e 85 secondi per la Plasma grid); - il massimo valore misurato sia circa il doppio rispetto a quello effettivo per la Bias plate e circa la metà per la Plasma grid (presumibilmente questa differenza è dovuta alla diversità di massa dei componenti, rispettivamente 3 kg e 101 kg di rame, che si traduce in capacità termiche molto differenti tra loro). 103

112 Capitolo 4 Figura 4.44 Componente Bias plate. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. Figura 4.45 Componente Plasma grid. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. 104

113 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Considerate le difficoltà riscontrate nell effettuazione delle misure calorimetriche per il circuito primario PC03 e la brevità complessiva dell operazione di condizionamento, è stata ipotizzata e analizzata una differente modalità operativa che non preveda la regolazione della temperatura attraverso la valvola posta al secondario. A tale valvola è stato imposto un grado di apertura totale, costante nel tempo; conseguentemente la temperatura in uscita dal lato primario dello scambiatore di calore è pari alla temperatura del bacino di accumulo che, all inizio della sessione sperimentale, si troverà a circa 15 C. Per garantire un corretto valore di temperatura ai componenti denominati Bias plate e Plasma grid, il riscaldatore elettrico che li precede viene mantenuto acceso durante tutto lo scenario e la sua potenza è stata aumentata dal valore di progetto di 120 kw a quello di 140 kw. È stato verificato, quindi, come la temperatura in uscita dal riscaldatore elettrico sia sempre superiore a 150 C e come nelle misure calorimetriche le pendolazioni, che si verificavano a causa della regolazione, non siano più presenti. Operando nel modo qui descritto è possibile garantire la non condensazione del cesio all interfaccia con il componente Plasma grid, ma potrebbero sorgere problematiche dovute al corretto allineamento delle griglie. Si riporta in Figura 4.46, a titolo d esempio, l andamento nel tempo per un singolo impulso della potenza termica effettiva e di quella misurata per il componente Driver plates, da confrontare con la Figura 4.43 in cui avveniva la regolazione di temperatura tramite valvola. Per quanto concerne i componenti Bias plate e Plasma grid, i nuovi risultati sono riportati in Figura 4.47 e

114 Capitolo 4 Figura 4.46 Componente Driver plates. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. Figura 4.47 Componente Bias plate. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. 106

115 Analisi CFD monodimensionale dei circuiti primari PC02 e PC03 Figura 4.48 Componente Plasma grid. Confronto tra la potenza termica reale di un impulso e quella misurata. Si osservi come per i componenti Plasma grid e Bias plate la misura avvenga sempre con un ritardo superiore rispetto agli altri componenti e come il valore massimo raggiunto sia molto inferiore rispetto al massimo effettivo (in modo particolare per la Plasma grid). Le ragioni che sono state individuate come causa dei risultati poco soddisfacenti sono: - l alta temperatura dell acqua (circa 150 C) implica, nonostante l isolamento, perdite di calore lungo le tubazioni e di conseguenza una differenza di temperatura negativa tra uscita e ingresso (prima degli impulsi); anche la potenza termica misurata risulta quindi negativa in certi istanti (per esempio in Figura 4.47 dall istante iniziale all istante 50 e dall istante 150 all istante 200). - La velocità dell acqua di raffreddamento assume, nei due rami in questione, il valore più basso di tutto l impianto (solo 0,7 m/s). - Il componente Plasma grid presenta una capacità termica elevata a causa della massa di solido pari a 101 kg di rame. 107

116 Capitolo 4 A ragione di quanto sopra esposto, si riportano in Figura 4.49 i risultati ottenuti dalle misurazioni calorimetriche sul componente Plasma grid nel caso reale e nell ipotesi di avere una velocità doppia del fluido di raffreddamento con una capacità termica della griglia di un ordine di grandezza inferiore (10 kg). La velocità dell acqua ha effetto sul ritardo della misura, mentre la capacità termica influisce sulla durata dello stesso. Caso ideale Caso reale Figura 4.49 Componente Plasma grid. Potenza termica misurata nel caso reale e nell ipotesi ideale di velocità del fluido di raffreddamento raddoppiata con massa della griglia di soli 10 kg 4.5 MODIFICHE PROPOSTE Alla luce dei risultati esposti si suggeriscono le seguenti modifiche al progetto preliminare dell impianto di raffreddamento: - riduzione del diametro nominale delle tubature appartenenti ai rami Bias plate e Plasma grid da DN15 a DN10 in modo tale da ottenere una velocità dell acqua pari a 1,6 m/s invece di 0,71 m/s; - aumento della potenza nominale del preriscaldatore elettrico EH03 da 120 kw a 140 kw. 108

117 Scenario a potenza variabile per il circuito primario PC02 CAPITOLO 5 SCENARIO A POTENZA VARIABILE PER IL CIRCUITO PRIMARIO PC02 Nel presente capitolo viene analizzato un ipotetico scenario in cui, durante un impulso della durata di 300 secondi, la potenza termica imposta ai vari componenti non resta costante al valore nominale. A tale scopo è stata realizzata con Flowmaster la rete riportata in Figura 5.1. Tutti i componenti sono gli stessi utilizzati per eseguire le simulazioni del capitolo 4 ad eccezione dei controllori usati in ogni ramo e dello scambiatore di calore. Quest ultimo, non potendo realizzare uno scambio termico con il lato secondario, è stato assunto come perfettamente ideale e capace di mantenere la temperatura dell acqua deionizzata all uscita sempre pari a 20 C. Ai quattro componenti da raffreddare attivamente (Grounded grid, Extraction grid, Electron dump e RF coils) è stata imposta una potenza termica variabile nel tempo, come quella riportata a titolo d esempio in Figura 5.2 per il componente Grounded grid. La nuova logica di controllo permette, oltre all ottenimento di misure calorimetriche, anche di regolare la posizione delle valvole di controllo di ciascun ramo sulla base della differenza di temperatura misurata. Questa regolazione segue due filosofie contrapposte: da un lato si vorrebbe mantenere elevata la portata di refrigerante al fine di assicurare la protezione delle griglie indipendentemente dalla potenza termica cui saranno soggette, dall alto si vorrebbe ridurre la portata in corrispondenza di piccole potenze in modo da incrementare il salto termico tra ingresso e uscita e ottenere quindi un miglioramento delle misure calorimetriche. 109

118 Capitolo 5 Figura 5.1 Circuito PC02 costruito con Flowmaster 110

119 Scenario a potenza variabile per il circuito primario PC02 P n P n /2 P n /3 Figura 5.2 Potenza termica variabile imposta al componente denominato Grounded grid Dopo aver eseguito numerose simulazioni si è scelto di variare il grado di apertura delle valvole di regolazione con le seguenti modalità: - chiusura quando la differenza di temperatura misurata è inferiore a 10 C; - apertura quando la differenza di temperatura misurata è superiore a 15 C; - mantenimento della posizione quando la differenza di temperatura è compresa tra 10 e 15 C. Il tempo minimo con cui una valvola può passare dal grado di massima apertura a quello di massima chiusura (quest ultimo è stato imposto pari a 0,01 per garantire sempre una minima portata di refrigerante) è stato scelto sulla base delle dimensioni delle valvole stesse. In particolare è stato imposto un tempo pari a 15 secondi per la valvola del ramo GG (DN80), pari a 20 secondi per EG (DN100) ed ED (DN125), e pari a 10 secondi per RF (DN25). In Figura 5.3 si riporta l andamento della differenza di temperatura ed il grado di apertura della valvola di regolazione per il ramo GG, mentre la Figura 5.4 mostra il confronto tra la reale potenza termica imposta alla griglia e la potenza termica misurata. Risultati analoghi si ottengono per tutti gli altri rami. 111

120 Capitolo 5 Figura 5.3 Ramo Groundeded grid. Differenza di temperatura e grado di apertura della valvola di regolazione Figura 5.4 Componente grounded grid. Confronto tra la potenza termica reale e quella misurata 112

121 Scenario a potenza variabile per il circuito primario PC02 La Figura 5.5 riporta, inoltre, la variazione di portata causata dalla regolazione e il grado di apertura della valvola, sempre per il ramo GG. Si osservi come al variare della posizione della valvola, la corrispondente modulazione di portata non sia lineare: tra la posizione di completa apertura e la posizione 0,2 la regolazione è praticamente assente, mentre la variazione di portata avviene solo nelle posizioni finali dell otturatore determinando, di conseguenza, dei picchi di portata che si ripercuotono in oscillazioni eccessive delle misure calorimetriche. La ragione di tale comportamento è stata individuata essere nell autorità della valvola. Altre piccole oscillazioni, che si verificano quando la valvola non sta regolando, sono causate dalla modulazione che avviene negli altri rami in parallelo. Figura 5.5 Ramo Groundeded grid. Portata volumetrica e grado di apertura della valvola di regolazione L autorità di una valvola (indicata con β nell Equazione 5.1) è definita come il rapporto tra la caduta di pressione che essa provoca nelle condizioni di portata progettuale e apertura completa ( p min ), e la perdita di carico complessiva di tutto il circuito interessato dall azione di regolazione ( p tot ) [25]. 113

122 Capitolo 5 = Eq. 5.1 Nella progettazione termotecnica si ritiene solitamente che un buon valore di autorità della valvola sia pari a 0,5 (ovvero che la valvola in condizioni di massima apertura abbia una perdita di carico pari alla metà della perdita totale del circuito in cui è inserita). Non si dovrebbe, comunque, mai scendere sotto il valore 0,3 [25] [26]. La Tabella 5.1 riporta i valori di autorità delle valvole con cui sono state eseguite le simulazioni che hanno portato ai risultati sopra descritti. Appare evidente come, a causa delle perdite di carico elevate dovute ai componenti da raffreddare attivamente (la perdita di pressione tra i quattro rami in parallelo è pari a 8,1 bar), l autorità delle valvole risulti eccessivamente bassa. Ramo Autorità valvola GG 0,0007 EG 0,0005 ED 0,0005 RF Coils 0,0003 Tabella 5.1 Autorità delle valvole di regolazione nelle condizioni di progetto Per garantire una buona azione di regolazione, si sono quindi ridotti i diametri della valvole (non più pari al diametro delle tubazioni) e, per incrementare ulteriormente la perdita di carico localizzata si è scelto di assumere come grado di apertura massimo il valore 0,5. In Tabella 5.2 vengono riportati i nuovi valori di autorità ottenuti. 114

123 Scenario a potenza variabile per il circuito primario PC02 Ramo Diametro nominale tubo Diametro nominale valvola Autorità valvola GG ,47 EG ,37 ED ,42 RF Coils ,20 Tabella 5.2 Autorità delle valvole di regolazione necessarie per ottenere una migliore regolazione. A causa dell aumento delle perdite di carico localizzate, la perdita di pressione tra monte e valle dei quattro rami in parallelo è pari a 15 bar (a); è stato dunque necessario scegliere una pompa centrifuga in grado di garantire una prevalenza superiore rispetto a quella di progetto. I parametri principali della pompa scelta sono riportati in Tabella 5.3, mentre in Figura 5.6 si possono osservare le nuove curve caratteristiche. Nuova pompa Pompa precedente Portata nominale m 3 /h Prevalenza nominale m Velocità nominale rpm Efficienza nominale 43,04% 54,89% Portata al punto di max efficienza m 3 /h ,1 Prevalenza al punto di max efficienza m ,5 Potenza nominale kw ,15 Tabella 5.3 Parametri caratteristici della pompa centrifuga 115

124 Capitolo 5 Portata volumetrica Prevalenza m 3 /s m 0, ,4 0, ,2 0, ,1 0, , , , , , , ,5 0, Portata volumetrica Coppia m 3 /s N m 0, , , , , , , , , , , Figura 5.6 Curve caratteristiche per la pompa del circuito PC02 alla velocità nominale 1490 rpm 116

125 Scenario a potenza variabile per il circuito primario PC02 Il nuovo bilanciamento a freddo, per il quale è stato adottato il metodo proporzionale già descritto nel capitolo 4, ha portato ai seguenti gradi di apertura finale per le valvole di bilanciamento: Posizione valvola Portata volumetrica m 3 /s GG 0,33 0,008 EG 0,17 0,011 ED 0,23 0,031 RF 0,1 0,0005 Tabella 5.4 Valori finali di apertura delle valvole di bilanciamento La logica di controllo è stata mantenuta inalterata (chiusura delle valvole se la differenza di temperatura risulta essere inferiore a 10 C e apertura quando risulta essere superiore a 15 C). Il tempo minimo con cui una valvola può passare dal grado di massima apertura (pari a 0,5) a quello di massima chiusura (imposto pari a 0,2 per evitare un eccessiva riduzione di portata) è stato impostato pari a 10 secondi per tutte le valvole. La Figura 5.7 riporta, per il ramo GG, l andamento della differenza di temperatura e il grado di apertura della valvola, mentre la Figura 5.8 mostra l andamento nel tempo della portata volumetrica e il grado di apertura della valvola. È possibile osservare come, grazie all aumento di autorità, la modulazione di portata presenti un andamento lineare del tutto simile alla variazione del grado di apertura della valvola. A causa della forte riduzione di portata che si verifica quando la valvola si porta in posizione di chiusura, si verificano dei picchi di differenza di temperatura che si traducono successivamente in picchi nelle misure calorimetriche. Si vuole comunque sottolineare come, dal punto di vista idraulico, una regolazione caratterizzate da tempi di chiusura/apertura pari a 10 secondi sia permessa, poiché il massimo valore di pressione conseguito nel punto più critico (al collettore d ingresso comune per tutti i componenti) risulta pari a 20,63 bar (a) (Figura 5.9). 117

126 Capitolo 5 Figura 5.7 Ramo Groundeded grid. Differenza di temperatura e grado di apertura della valvola di regolazione Figura 5.8 Ramo Groundeded grid. Portata volumetrica e grado di apertura della valvola di regolazione 118

127 Scenario a potenza variabile per il circuito primario PC02 Figura 5.9 Andamento nel tempo della pressione al collettore d ingresso comune per tutti i componenti Per poter limitare le oscillazioni di differenza di temperatura, è stato aumentato il tempo in cui le valvole possono compiere la regolazione in modo tale da evitare che ci siano improvvise chiusure e aperture. La completa chiusura/apertura può ora avvenire in non meno di 40 secondi (invece dei 10 secondi precedentemente impostati). La Figura 5.10 mostra, per il ramo GG, la differenza di temperatura e la posizione della valvola di regolazione, mentre in Figura 5.11 è possibile osservare l andamento nel tempo della portata volumetrica e il grado di apertura della valvola. L assenza di rapide variazioni del grado di apertura della valvola, permette di ottenere un ottima azione di regolazione che si riflette nella bontà delle misure calorimetriche riportate il Figura Risultati analoghi si ottengono per tutti gli altri rami in parallelo. 119

128 Capitolo 5 Figura 5.10 Ramo Groundeded grid. Differenza di temperatura e grado di apertura della valvola di regolazione. Figura 5.11 Ramo Groundeded grid. Portata volumetrica e grado di apertura della valvola di regolazione. 120

129 Scenario a potenza variabile per il circuito primario PC02 Figura 5.12 Componente grounded grid. Confronto tra la potenza termica reale e quella misurata. Si vuole sottolineare come un miglioramento delle misure calorimetriche dovuto all aumento di differenza di temperatura grazie alle regolazione non sia facilmente visibile dai risultati riportati (con una catena di misura del tutto ideale, i sensori di temperatura possono registrare qualsiasi variazione del segnale con ritardi nulli) anzi, la modulazione di portata ottenuta con le valvole causa inevitabilmente degli errori nelle misure che non sarebbero presenti qualora l azione di regolazione non venisse svolta. Nella realtà, riuscire ad aumentare la differenza di temperatura tra ingresso e uscita dei componenti da raffreddare attivamente consente di ottenere delle misurazioni migliori. Si riporta, quindi, in Figura 5.13 la differenza di temperatura conseguita nel ramo GG nel caso in cui la regolazione venisse o meno effettuata. 121

130 Capitolo 5 Figura 5.13 Ramo Grounded grid. Differenza di temperatura conseguita tra ingresso e uscita Suggerimenti per migliorare il progetto preliminare dell impianto di raffreddamento: - riduzione dei diametri delle valvole di regolazione come da Tabella 5.2; - installazione di una pompa con le caratteristiche riportate in Tabella 5.3 (al punto di funzionamento la potenza assorbita dalla pompa P02 passa da 79 kw a 183 kw. Ipotizzando 200 giorni sperimentali all anno per lo scenario di riferimento si stima un maggior consumo energetico pari a = ,1 h =64480 h Valorizzando il kwh ad un valore medio di 0,18 i costi di gestione aumenterebbero di /anno. 122

131 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF CAPITOLO 6 ANALISI DELLE PERDITE DI CARICO PER IL CIRCUITO DI RAFFREDDAMENTO DELLA SORGENTE RF Il presente lavoro di tesi si è concluso entrando maggiormente nel dettaglio dell impianto di raffreddamento. In particolare è stata esaminata la porzione di circuito dedicata alla sorgente RF dell esperimento MITICA (analoga a quella di SPIDER a differenza del collettore superiore di adduzione del refrigerante e per il componente Plasma Driver Plate), approfondendo il raffreddamento dei componenti denominati Faraday shield back plate e Faraday shield lateral wall, con l obiettivo di verificare la distribuzione delle portate di acqua in ciascun ramo. In Figura A.1 viene riportato il circuito suddetto, ripreso anche con un ingrandimento della porzione superiore nella successiva Figura A.2. Utilizzando i modelli costruttivi realizzati con il software CAD per la progettazione tridimensionale denominato CATIA si è proceduto alla misurazione di ogni parte del circuito al fine di ottenere i parametri geometrici indispensabili per la realizzazione della rete monodimensionale (rappresentata in Allegato E) con Flowmaster. Si è reso dunque necessario ottenere le misure di lunghezza e i diametri interni di ciascun tubo (nonché delle porzioni di tubo per la simulazione dei collettori) e gli angoli di curvatura, con i rispettivi raggi di raccordo, di ogni curva e diramazione. Con riferimento alla Figura A.2, procedendo da destra verso sinistra, è possibile osservare come a partire dal collettore orizzontale di ingresso (in alto in figura) si diramino tre rami di alimentazione: quello dedicato al raffreddamento del componente 123

132 Capitolo 6 Faraday shield back plate, quello dedicato alla porzione destra del Faraday shield lateral wall e, infine, quello per la porzione sinistra del Faraday shield lateral wall. A sua volta il circuito che fa riferimento al Faraday shield back plate è costituito da quattro rami in parallelo ciascuno dei quali presenta due parti collegate in serie composte a loro volta da due rami in parallelo: un ramo è dedicato al raffreddamento del Faraday shield back plate mentre l altro è necessario per raffreddare il driver back cover corrispondente. I due circuiti afferenti ai Faraday shield lateral walls (destro e sinistro) sono invece costituiti di quattro rami in parallelo tra loro. Il fluido refrigerante, dopo aver percorso i canali di raffreddamento dei componenti (non visibili in Figura A.1), viene convogliato (attraverso i relativi stacchi di alimentazione) al collettore orizzontale di uscita. 124

133 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF Figura A.1 Vista generale del sistema di raffreddamento per i componenti Faraday shield back plates e Faraday shield lateral walls 125

134 Capitolo 6 COLLETTORE ORIZZONTALE DI USCITA COLLETTORE ORIZZONTALE DI INGRESSO DBC FSBP FSBP DBC FSBP_IN FSLW_DX_IN FSLW_DX_OUT FSLW_SX_IN FSBP_OUT FSLW_SX_OUT Figura A.2 Ingrandimento della parte superiore del sistema di raffreddamento per i componenti Faraday shield back plate e Faraday shield lateral wall Come nelle simulazioni esposte nei precedenti capitoli, per il calcolo delle perdite di carico dei componenti rappresentanti le tubature è stato adottato il modello di Colebrook-White (Equazioni 4.2) impostando un valore di rugosità assoluta pari a 0,025 mm [13]. Al fine di ottenere un modello il più possibile coerente con la realtà, è stato necessario introdurre nella rete anche le perdite di carico localizzate dovute alle curve e alle diramazioni di ciascun collettore. Per ciascuna curva è stato impostato il valore del diametro interno, la rugosità assoluta (assunta pari a quella delle tubazioni), l angolo di flessione e i rapporto tra il raggio di curvatura e il diametro. 126

135 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF La relativa perdita di carico localizzata è ricavata attraverso l Equazione A.1: = Eq. A.1 2 dove il coefficiente di perdita K è ottenuto attraverso l Equazione A.2 (nel caso in cui Re>10 4 ) oppure attraverso l Equazione A.3 (quando Re 10 4 ). = ( ) = Eq. A.2 ( ) Eq. A.3 Il fattore K b è dato dalla superficie riportata in Figura A.3 in funzione del rapporto tra raggio di curvatura e diametro (r/d) e dell angolo di flessione (THETA). Figura A.3 Fattore K b per il componente curva in funzione del rapporto (r/d) e dell angolo di flessione (THETA) [13] 127

136 Capitolo 6 Il fattore di correzione del numero di Reynolds C Re viene ricavato dal grafico riportato in Figura A.4. Figura A.4 Fattore di correzione del numero di Reynolds C Re [13] Il fattore K tur è dato dal grafico riportato in Figura A.5: Figura A.5 Fattore di perdita K tur [13] 128

137 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF Infine il fattore di correzione di rugosità C f è dato dall Equazione A.4: = Eq. A.4 dove f rugoso rappresenta il fattore di attrito per un tubo di rugosità assoluta pari a quella della curva, mentre f liscio è il fattore di attrito per un tubo idealmente liscio. Il giunto a T è stato utilizzato per simulare il comportamento delle diramazioni dei collettori, in questo caso la perdita di carico localizzata tra due punti (i e j) è calcolata attraverso l Equazione A.5: = 2 Eq. A.4 Il fattore di correzione del numero di Reynolds C Re viene ricavato dal grafico riportato in Figura A.5. Il coefficiente di perdita K ij rappresenta il fattore di perdita tra i punti i e j del giunto a T e viene ricavato attraverso opportune curve o superfici presenti nella libreria del software. A titolo d esempio si riporta in Figura A.6 la curva che fornisce il fattore di perdita tra ingresso e uscita del ramo principale (il diametro è il medesimo), e in Figura A.7 la superficie con cui ottenere il coefficiente di perdita tra la diramazione e il ramo principale (i diametri sono differenti quindi è necessaria un aggiuntiva parametrizzazione in funzione del rapporto tra le aree). 129

138 Capitolo 6 Figura A.6 Fattore di perdita per il ramo principale del giunto a T in funzione del rapporto tra la portata totale d ingresso (Q 1 ) e quella della diramazione (Q 3 ) [13] Figura A.7 Fattore di perdita per il giunto a T tra il ramo principale e la diramazione in funzione del rapporto tra la portata totale d ingresso (Q 1 ) e quella della diramazione (Q 3 ) e del rapporto tra le aree (A 1 /A 3 ) [13] 130

139 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF Mediante il codice ANSYS CFX sono stati ottenuti, per i componenti Faraday shield back plate e Faraday shield lateral wall, alcuni valori di perdita di pressione in funzione della portata di massa, e le differenze di temperatura causate dall imposizione di una potenza termica distribuita sui componenti stessi (Tabella A.1). FSBP FSLW Portata massica p T P t [kg/s] [Pa] [ C] [kw] , ,73 74, ,88 74,8 1, ,94 74, ,99 75, , ,93 40,0 0, ,2 23,97 40,1 0, ,32 40,1 0, ,38 40,2 Tabella A.1 Perdita di pressione e differenza di temperatura in funzione della portata di refrigerante per i componenti Faraday shield back plate e Faraday shield lateral wall ottenuti mediante il codice ANSYS CFX Per simulare il comportamento di tali elementi, nel modello realizzato con Flowmaster, sono stati impiegati due componenti in serie: una perdita di carico localizzata seguita da uno scambiatore di tipo heater-cooler. Alle perdite di carico localizzate sono state imposte le curve di perdita ottenute attraverso un interpolazione di secondo grado dei valori disponibili (in Figura A.8 si riporta la curva per il componente Faraday shield back plate e nella successiva Figura A.9 quella per il componente Faraday shield lateral wall). Ai componenti heater-cooler, invece, è stata imposta una potenza termica costante pari a 75 kw per il Faraday shield back plate e a 40 kw per il Faraday shield lateral wall. 131

140 Capitolo 6 Figura A.8 Curva di perdita di carico associata al componente Faraday shield back plate [13] Figura A.9 Curva di perdita di carico associata al componente Faraday shield lateral wall [13] 132

141 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF Il circuito idraulico qui esaminato si troverà ad operare in ambiente di vuoto spinto; nel modello realizzato è stato perciò assunto, con ragionevole approssimazione, come perfettamente adiabatico. Per verificare la distribuzione delle portate di acqua nei vari rami sono state svolte quattro differenti simulazioni variando la portata di refrigerante all ingresso (acqua alla temperatura di 35 C). I risultati ottenuti sono riportati nelle Tabelle A.2, A.3, A.4 e A.5. Le Figure A.10, A.11 e A12 rappresentano le curve di perdita di pressione e incremento di temperatura (ottenute per interpolazione), in funzione della portata di massa, rispettivamente per i circuiti Faraday shield back plate, Faraday shield lateral wall dx e Faraday shield lateral wall sx. Pur non essendo modellato l intero sistema di raffreddamento della sorgente RF, i primi risultati sembrano indicare una distribuzione delle portate accettabile e tale da non richiedere la modifica del design proposto attraverso l inserimento di appropriate perdite di carico localizzate (che sarebbero nella fattispecie costituite da diaframmi calibrati per l impossibilità di inserire valvole di bilanciamento in vuoto). 133

142 Capitolo 6 Colonna di ingresso Faraday shield back plate Faraday shield lateral wall DX Faraday shield lateral wall SX N. ramo parallelo 1a 2a 3a 4a 1b 2b 3b 4b Portata nominale [kg/s] Portata risultante [kg/s] Variazione percentuale * [%] Velocità [m/s] FSBP 0,552 1,60 0,5 0,588 17,6 DBC 0,035 1,87 FSBP 0,543 1,58 0,5 0,577 15,5 DBC 0,034 1,80 2,301 DBC 0,033 1,76 0,5 0,570 13,9 FSBP 0,536 1,56 DBC 0,033 1,74 0,5 0,566 13,1 FSBP 0,533 1,55 FSBP 0,553 1,66 0,5 0,588 17,6 DBC 0,034 1,84 FSBP 0,543 1,63 0,5 0,577 15,5 DBC 0,034 1,83 2,301 DBC 0,035 1,86 0,5 0,570 13,9 FSBP 0,535 1,61 DBC 0,034 1,84 0,5 0,566 13,1 FSBP 0,531 1,60 1 0,3 0,263-12,3 1,72 2 0,3 0,262-12,7 1,71 1, ,3 0,261-13,1 1,70 4 0,3 0,260-13,4 1,70 1 0,3 0,265-11,6 1,73 2 0,3 0,264-12,0 1,72 1, ,3 0,263-12,3 1,72 4 0,3 0,262-12,7 1,71 p [kpa] T [ C] 52,13 62,24 54,28 36,60 55,10 36,30 * La variazione percentuale è calcola rispetto al valore di portata nominale Tabella A.2 Risultati ottenuti per una portata totale di 4,4 kg/s (la numerazione dei rami in parallelo fa riferimento a quanto riportato in Allegato E) 134

143 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF Colonna di ingresso Faraday shield back plate Faraday shield lateral wall DX Faraday shield lateral wall SX 1a 2a 3a 4a 1b 2b 3b 4b N. ramo parallelo Portata nominale [kg/s] Portata risultante [kg/s] Variazione percentuale * [%] Velocità [m/s] FSBP 0,902 2,62 1 0,960-4,0 DBC 0,058 3,05 FSBP 0,887 2,58 1 0,943-5,7 DBC 0,056 2,94 3,758 DBC 0,054 2,86 1 0,931-6,9 FSBP 0,876 2,55 DBC 0,054 2,84 1 0,924-7,6 FSBP 0,870 2,53 FSBP 0,905 2,68 1 0,960-4,0 DBC 0,055 2,93 FSBP 0,888 2,63 1 0,943-5,7 DBC 0,055 2,92 3,758 DBC 0,056 2,97 1 0,931-6,9 FSBP 0,875 2,59 DBC 0,055 2,94 1 0,924-7,6 FSBP 0,869 2,57 1 0,4 0,431 7,8 2,82 2 0,4 0,429 7,3 2,80 1, ,4 0,428 6,9 2,79 4 0,4 0,426 6,4 2,78 1 0,4 0,435 8,7 2,84 2 0,4 0,433 8,2 2,83 1, ,4 0,431 7,8 2,82 4 0,4 0,429 7,3 2,81 p [kpa] T [ C] 131,6 38,19 137,3 22,36 139,4 22,18 * La variazione percentuale è calcola rispetto al valore di portata nominale Tabella A.3 Risultati ottenuti per una portata totale di 7,2 kg/s (la numerazione dei rami in parallelo fa riferimento a quanto riportato in Allegato E) 135

144 Capitolo 6 Colonna di ingresso Faraday shield back plate Faraday shield lateral wall DX Faraday shield lateral wall SX 1a 2a 3a 4a 1b 2b 3b 4b N. ramo parallelo Portata nominale [kg/s] Portata risultante [kg/s] Variazione percentuale * [%] Velocità [m/s] FSBP 1,203 3,49 1,5 1,279-14,7 DBC 0,077 4,06 FSBP 1,183 3,43 1,5 1,257-16,2 DBC 0,074 3,91 5,007 DBC 0,072 3,81 1,5 1,240-17,3 FSBP 1,168 3,39 DBC 0,072 3,78 1,5 1,231-17,9 FSBP 1,160 3,37 FSBP 1,207 3,55 1,5 1,279-14,7 DBC 0,073 3,87 FSBP 1,184 3,49 1,5 1,257-16,2 DBC 0,073 3,86 5,007 DBC 0,074 3,92 1,5 1,240-17,3 FSBP 1,166 3,43 DBC 0,073 3,88 1,5 1,231-17,9 FSBP 1,158 3,41 1 0,45 0,575 27,9 3,76 2 0,45 0,573 27,2 3,74 2, ,45 0,571 26,8 3,73 4 0,45 0,568 26,2 3,71 1 0,45 0,580 29,0 3,79 2 0,45 0,577 28,3 3,77 2, ,45 0,575 27,9 3,76 4 0,45 0,573 27,3 3,74 p [kpa] T [ C] 219,7 28,46 238,2 16,8 242,1 16,66 * La variazione percentuale è calcola rispetto al valore di portata nominale Tabella A.4 Risultati ottenuti per una portata totale di 9,6 kg/s (la numerazione dei rami in parallelo fa riferimento a quanto riportato in Allegato E) 136

145 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF Colonna di ingresso Faraday shield back plate Faraday shield lateral wall DX Faraday shield lateral wall SX 1a 2a 3a 4a 1b 2b 3b 4b N. ramo parallelo Portata nominale [kg/s] Portata risultante [kg/s] Variazione percentuale * [%] Velocità [m/s] FSBP 1,614 4,69 2 1,717-14,1 DBC 0,103 5,44 FSBP 1,587 4,61 2 1,687-15,7 DBC 0,100 5,25 6,720 DBC 0,097 5,11 2 1,664-16,8 FSBP 1,567 4,55 DBC 0,096 5,07 2 1,652-17,4 FSBP 1,556 4,52 FSBP 1,620 4,75 2 1,717-14,1 DBC 0,097 5,16 FSBP 1,590 4,66 2 1,687-15,7 DBC 0,097 5,14 6,720 DBC 0,099 5,23 2 1,664-16,8 FSBP 1,566 4,59 DBC 0,098 5,17 2 1,652-17,4 FSBP 1,555 4,56 1 0,625 0,787 26,0 5,14 2 0,625 0,783 25,2 5,11 3, ,625 0,779 24,7 5,09 4 0,625 0,775 24,0 5,06 1 0,625 0,795 27,3 5,20 2 0,625 0,791 26,5 5,17 3, ,625 0,787 26,0 5,14 4 0,625 0,783 25,2 5,11 p [kpa] T [ C] 403,2 21,45 421,0 12,36 428,1 12,23 * La variazione percentuale è calcola rispetto al valore di portata nominale Tabella A.5 Risultati ottenuti per una portata totale di 13 kg/s (la numerazione dei rami in parallelo fa riferimento a quanto riportato in Allegato E) 137

146 Capitolo 6 Figura A.10 Circuito Faraday shield back plate: caduta di pressione e incremento di temperatura (tra il collettore di ingresso e di uscita) in funzione della portata di massa Figura A.11 Circuito Faraday shield lateral wall dx: caduta di pressione e incremento di temperatura (tra il collettore di ingresso e di uscita) in funzione della portata di massa 138

147 Analisi delle perdite di carico per il circuito di raffreddamento della sorgente RF Figura A.12 Circuito Faraday shield lateral wall sx: caduta di pressione e incremento di temperatura (tra il collettore di ingresso e di uscita) in funzione della portata di massa 139

148

149 CONCLUSIONI E SVILUPPI FUTURI Nell ambito del progetto ITER l iniettore di neutri HNB rappresenta uno dei componenti ausiliari più importanti. Per studiarne le criticità e acquisire un adeguata esperienza operativa, prima della costruzione e messa in esercizio degli iniettori a Cadarache, verrà realizzata a Padova la struttura sperimentale denominata PRIMA (Padova Research on Injector Megavolt Accelerator) per ospitare gli esperimenti SPIDER (Source for Production of Ion of Deuterium Extracted from RF plasma) e MITICA (Megavolt ITter Injector & Concept Advancement). Utilizzando il codice di calcolo monodimensionale Flowmaster sono stati studiati e ottimizzati i due circuiti primari dell impianto di raffreddamento dell esperimento SPIDER denominati PC02 e PC03. I risultati conseguiti hanno permesso di valutare le caratteristiche dei principali componenti dell impianto quali le pompe (P02 e P03), gli scambiatori di calore (HE02 e HE03), il riscaldatore elettrico istantaneo EH03 e il preriscaldatore elettrico PH03. La simulazione dei componenti rappresentanti le tubature dei circuiti hanno consentito di operare una scelta critica sugli spessori delle coppelle isolanti affinché fosse rispettata la normativa antinfortunistica riguardante la massima temperatura superficiale consentita [30]. Alle valvole di regolazione sono state associate curve di perdita reali (tratte dai cataloghi dei costruttori) in funzione del grado di apertura. In tal modo è stato possibile ottenere informazioni circa l effettiva possibilità di modulare le portate di fluido refrigerante per svolgere azioni di regolazione ed è stata evidenziata una criticità legata al basso valore di autorità nel caso in cui non si procedesse ad una riduzione dei diametri nominali (l aumento di autorità delle valvole causerebbe però la necessità di 141

150 scegliere pompe con prevalenze superiori, rispetto a quanto previsto dal progetto preliminare, con conseguente aggravio dei costi). Per gli scenari operativi analizzati è stato possibile ottimizzare logiche di controllo (riguardanti la regolazione di portata e l attivazione del riscaldatore elettrico EH03) che consentissero il rispetto delle specifiche progettuali legate ai valori di temperatura e pressione. Sono state discusse le difficoltà legate al mantenimento della temperatura negli intervalli previsti attraverso una regolazione di portata svolta unicamente con le valvole di regolazione poste al lato secondario. È stato inoltre possibile ottenere una prima stima circa la possibilità di acquisire informazioni dalle misure calorimetriche che saranno svolte durante gli impulsi ed è stato analizzato come queste siano fortemente influenzate dalla velocità dell acqua di raffreddamento e dalle capacità termiche associate ai componenti. Sono state evidenziate quelle che potrebbero essere le problematiche nell ottenimento di informazioni dalla calorimetria nel caso in cui venisse svolta una regolazione tramite valvole come discusso nel capitolo 4. I due circuiti primari studiati (PC02 e PC03), sebbene costituiscano la porzione più delicata dell impianto di raffreddamento dedicata a SPIDER, non lo esauriscono completamente. La modellazione dell intera rete idraulica (completando tutta la porzione dedicata all esperimento SPIDER e successivamente aggiungendo anche i circuiti associati al raffreddamento dei componenti di MITICA) rappresenta il naturale proseguimento del presente lavoro e sarà un importante strumento scientifico utile all impresa che dovrà realizzare il progetto esecutivo. Per migliorare l attendibilità delle simulazioni sarà opportuno, inoltre, modellare in modo maggiormente realistico i componenti rappresentanti gli scambiatori di calore a piastre che attualmente, non essendo stato possibile ottenere dai fornitori le relative mappe termiche, sono stati assunti come perfettamente ideali. Anche il modello di dettaglio rappresentante il sistema di raffreddamento della sorgente RF discusso nel capitolo 6 necessita di essere completato al fine di ottenere informazioni maggiormente dettagliate. 142

151 SIMBOLOGIA Nel seguito vengono riportati i simboli utilizzati nel presente lavoro per definire le varie grandezze, e le relative unità di misura, nelle equazioni adoperate. Eventuali variazioni sono specificate nel testo. p perdita di carico [Pa] f fattore di attrito [-] L lunghezza del tubo [m] D diametro interno del tubo [m] D 0 diametro esterno del tubo [m] ρ densità del fluido [kg/m 3 ] v velocità del fluido [m/s] k rugosità assoluta [mm] a velocità dell onda di pressione [m/s] t tempo [s] P t potenza termica [W] U trasmittanza termica [W/(m 2 K)] R resistenza termica [(m 2 K)/W] T temperatura [K] t db temperatura bulbo secco [ C] t wb temperatura bulbo umido [ C] λ conducibilità termica [W/(mK)] n numero di giri [1/min] Q portata volumetrica [m 3 /s] H prevalenza [m] g accelerazione di gravità [m/s 2 ] W potenza meccanica [W] 143

152 τ coppia motrice [N m] ṁ portata massica [kg/s] ξ coefficiente di perdita localizzata [-] α coefficiente di scambio termico convettivo [W/(m 2 K)] µ viscosità dinamica [kg/(m s)] β coefficiente isobaro di espansione termica [1/K] S superficie di scambio termico [m 2 ] A area interna del tubo [m 2 ] e emissività [-] σ costante di Stefan-Boltzmann, 5, [W/(m 2 K 4 )] c p calore specifico [kj/(kg K)] G densità fluido in rapporto a quella dell acqua [-] I inerzia [kg m 2 ] Gruppi adimensionali: Numero di Reynolds Numero di Nusselt Numero di Prandtl Numero di Grashof = = = = 144

153 ACRONIMI GG EG ED RF FS LW SC LW FS BP DP BP PG DBC Grounded grid Extraction grid Electron dump RF coils Faraday shields lateral wall Source case lateral wall Faraday shields back plate Driver plates Bias plate Plasma grid Driver back cover 145

154

155 BIBLIOGRAFIA [1] V. Antoni, et al., Libro bianco sul Programma italiano sulla fusione termonucleare, Roma, ENEA, 2012; [2] Fisica e ingegneria della fusione: la ricerca verso una nuova fonte di energia, Padova, Consorzio RFX, 2007; [3] John Wesson, Tokamaks, Quarta edizione, New York, Oxford University Press, 2011; [4] Carlo Lomabrdi, Impianti nucleari, Milano, Polipress, 2009; [5] A.Buffa e L. Giudicotti, Dispense di Fisica dei Plasmi, Padova, 2008; [6] R. Hemsworth, et al., Status of the ITER heating neutral beam system, Nuclear Fusion 49 (2009), doi: / /49/4/045006; [7] A. Masiello, et al., The European contribution to the development of the ITER NB injector, Fusion Eng. Des. 86 (2011), doi: /j.fusengdes ; [8] D. Marcuzzi, et al., Detail design of the beam source for the SPIDER experiment, Fusion Engineering and Design, 85 (2010), doi: /j.fusengdes ; [9] F. Fellin, et al., Proposal of cooling plant, for SPIDER and MITICA experiments, Fusion Engineering and Design 86 (2011), doi: /j.fusengdes ; [10] P. Agostinetti, et al., PCCE A Predictive Code for Calorimetric Estimates in actively cooled components affected by pulsed power loads, Fusion Eng. Des. (2011), doi: /j.fusengdes ; [11] Cooling Plan Tech Specification, Annex B; [12] Manuale Flowmaster, versione 7; [13] D.S. Miller, Internal flow systems, Seconda edizione, Bedford, BHRA, 1990; [14] R.H. Perry e D.W. Green, Perry s Chemical Engineers Handbook, Sesta edizione, New York, McGraw-Hill, 1984; 147

156 [15] P. Liton, Note on pressure surge calculation by the graphical method Pump stoppage after power failure, BHRA Technical Note TN447, 1972; [16] D. Thorley, Fluid transients in pipeline systems, Londra, Professional Engineering Publishing, 1991; [17] E.B. Wylie e V.L. Streeter, Fluid transients in systems, Londra, Prentice-Hall, 1993; [18] M.H. Chaudhry, Applied Hydraulic Transitions, New York, Van Nostrand Reinhold, 1987; [19] K. Sadik e L. Hongtan, Heat exchangers Selection, rating and thermal design, Boca Raton, CRC Press, 2002; [20] Misure, bilanciamento e collaudo dei circuiti aria ed acqua nei sistemi di climatizzazione, AICARR Scuola di climatizzazione, 2009; [21] Taratura, Bilanciamento, Collaudo, AICARR Scuola di climatizzazione, 2009; [22] Manuale valvole KSB, edizione 1998; [23] Prontuario valvole KSB, edizione 2011; [24] Field instruments for process automation, Siemens, 2009; [25] N. Rossi, Manuale del termotecnico, Seconda edizione, Milano, Hoelpi, 2003; [26] A. Cavallini, Idronica In Manuale d ausilio alla progettazione termotecnica: miniguida AICARR, Milano, AICARR, 2009; [27] C. Bonacina, et al., Trasmissione del calore, Padova, CLEUP, 1994; [28] Documentazione tecnica valvola a farfalla, Data Sheet T 9923, Samson, 2010; [29] Documentazione tecnica valvola a segmento sferico, Data Sheet T8222, Samson, 2004; [30] UNI EN ISO :2007, Ergonomia degli ambienti termici - Metodi per la valutazione della risposta dell uomo al contatto con le superfici - Parte 1: Superfici calde. 148

157 Riferimenti a siti internet [31] Sito internet dell esperimento ITER, [32] Sito internet del produttore Samson, [33] Sito internet del produttore Sulzer, [34] Sito internet del produttore Rookwool, Ulteriori software [35] Software per il dimensionamento di scambiatori a piastre guarnizionati, Funke, gentilmente messo a disposizione dall ing. Stefano Susin. 149

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159 ALLEGATO A

160 ALLEGATO B

161 ALLEGATO C

162 CIRCUITO PRIMARIO PC03 CIRCUITO SECONDARIO SC01 CIRCUITO PRIMARIO PC02 T WB01 P SC01 P03 Pt ṁ ΔT Posizione valvola Controllo valvola HE02 T T HE03 GG FSLW PH03 EG SCLW P02 ED FSBP RF DP BP EH03 Controllo on/of T PG ALLEGATO D

163 AL PC03 DAL PC03 FSLW_SX_OUT 1 FSLW_SX_IN FSBP_OUT FSBP_IN FSLW_DX_OUT 1 FSLW_DX_IN 2 1b 1a CIRCUITO IDRAULICO FARADAY SHIELD LATERAL WALL SX 2b 2a CIRCUITO IDRAULICO FARADAY SHIELD LATERAL WALL DX 3b 3a 4b 4a CIRCUITO IDRAULICO FARADAY SHIELD BACK PLATE ALLEGATO E