PROGETTO IGNITOR. Modello agli Elementi Finiti della Bobina n 1 del Trasformatore Centrale

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1 PROGETTO IGNITOR Modello agli Elementi Finiti della Bobina n 1 del Trasformatore Centrale Documento IGNITOR RT00/12 15/05/2001 Andrea Capriccioli 1

2 INDICE Cap.1 Scopo del documento Pag. 3 2 Descrizione del modello 3 3 Descrizione dei materiali 7 4 Scenario di riferimento 9 5 Descrizione delle condizioni al contorno 5.1 Pressione sulla faccia superiore della bobina Pressioni di contatto con la Bobina 2 e con il palo Centrale 11 6 Carichi agenti sulla Bobina Carichi Forze Elettromagnetiche Forze Fuori piano Temperature nel rame e negli isolanti 13 7 Criteri di accettazione delle sollecitazioni agenti sulla bobina e risultati 15 8 Figure e confronto con i risultati del modello ANSALDO 8.1 Istante t = 0 sec Istante t = 1.5 sec Istante t = 4 sec Istante t = 5 sec Istante t = 8 sec Istante t = 10 sec 50 9 Conclusioni Elenco Allegati 58 2

3 1. Scopo del documento Verificare l accettabilità dello stato tensionale a cui è sottoposta la bobina n 1 dell OHT negli istanti stabiliti dallo scenario di riferimento 12MA/13T in normali condizioni operative. 2. Descrizione del modello E stato adottato il codice ANSYS e si è scelto l elemento Plane42 : è un elemento usato nella modellizzazione 2D di strutture solide con carichi assialsimmetrici. Il modello geometrico è totalmente parametrizzato: è possibile variare le dimensioni della spira di rame, del foro di passaggio dell Elio di raffreddamento, dei raccordi, degli spessori dei vari isolamenti (di spira, interspira e contromassa). Si può scegliere il raggio interno, il numero e la disposizione delle spire in una matrice numero di colonne x numero di righe, ottenendo tutte le varie sezioni di bobine che possono interessare il sistema dei poloidali di IGNITOR. Nel caso della Bobina 1 dell OHT sono stati considerati i seguenti valori numerici delle caratteristiche parametrizzate: Altezza della singola spira di rame: 31.7 mm Larghezza della singola spira di rame: 23.6 mm Diametro del foro per il passaggio dell Elio: 8 mm Raggio di curvatura dei raccordi della spira di rame : 1.5 mm Spessore isolamento di spira: 0.6 mm Spessore isolamento di interspira: 0.6 mm Spessore di isolamento contromassa: 2.3 mm Numero di colonne: 4 Numero di righe: 11 Raggio interno bobina: mm Raggio esterno risultante della bobina: mm Altezza risultante della bobina: mm Larghezza risultante della bobina: mm In figura 1 si riporta un disegno riassuntivo delle caratteristiche della bobina 1(P1): 3

4 Fig. 1 Risulta così modellizzata la spira in rame di sezione rettangolare con gli spigoli raccordati, l isolante di spira e di interspira e l intera bobina (4 x 11 spire), con il relativo isolamento contro massa: il modello risultante contiene circa nodi. Ai nodi appartenenti alla faccia inferiore della bobina, quelli sul piano equatoriale, sono stati imposti spostamenti nulli lungo l asse verticale. Sulle superfici laterali esterna ed interna sono applicate pressioni di contatto, in caso di gap chiuso, relative all interferenza con la Bobina Poloidale 2 e con il Palo Centrale. Sulla superficie anulare superiore è stata applicata una pressione che rappresenta l interfaccia con le bobine dispari dell OHT. La Fig. 2 rappresenta uno schema semplificato della sezione della bobina e della sua posizione rispetto agli altri componenti: contatto con il palo centrale contatto con la bobina dispari superiore contatto con la bobina 2 (esterna) piano equatoriale spostamenti nulli direzione assiale Fig. 2 4

5 Oltre alle condizioni al contorno, vi sono forze elettromagnetiche che, istante per istante, agiscono sulle singole spire: delle forze ne vengono definiti i valori e delle spire le relative temperature raggiunte. Le figure sottostanti rappresentano gli elementi in cui è stata suddivisa la prima spira (quella più vicino all equatore e all asse centrale, riportata in Fig. 3), una parte della ripetizione delle aree per la composizione della bobina nel suo insieme (Fig. 4) ed una vista globale dei nodi (Fig. 5): Fig. 3 Fig. 5 Fig. 4 5

6 Al fine di riassumere i giochi di montaggio della bobina 1, nei confronti sia del palo centrale che della bobina 2 (P2), si riporta uno schema complessivo ricavato dai Documenti IGN BEC D 1034 Rev.0 e IGN PAL D 1002 Rev.0 in cui compaiono i raggi dei vari componenti affacciati. Si vede che, al montaggio, esiste in gioco radiale minimo assoluto di 0.4 mm con la bobina 2, di 0.5 mm con il guscio del palo centrale mentre i gap radiale a freddo verso gli schermi antifrizione del magnete toroidale è stato fissato in 0.2 mm (le tolleranze delle misure radiali delle bobine dovranno essere riviste al fine di essere congruenti con questo vincolante dato progettuale). 6

7 3. Descrizione dei materiali I materiali utilizzati nella modellizzazione della bobina sono il rame isotropo per le spire e l isolante ortotropo per gli isolamenti di spira, interspira e contromassa. Le loro caratteristiche, in funzione della temperatura, sono state ricavate dal documento ANSALDO IGN ANE N Rev.0 Calcolo Strutturale Soluzione di Riferimento Forze in Piano Scenario 12 MA 13T Volume 3 e riassunte in tabelle ed in grafici per facilità di consultazione e verifica. Si noti che non sono state considerate variazioni delle caratteristiche meccaniche o fisiche del rame e dell isolante della bobina in funzione dell irraggiamento neutronico: ciò deriva dal basso danneggiamento, a fine vita, che le bobine dell OHT sembrano mostrare. Appare, comunque opportuna, una verifica di tale danneggiamento in funzione degli scenari ipotizzati, al fine di valutare con attenzione le possibili degradazioni. Si allega, a proposito e per il solo rame, un breve estratto dell articolo del Journal of nuclear materials A survey of the properties of copper alloys for use as fusion reactor materials del 1992 (All.1). Caratteristiche meccaniche del Rame isotropo ETP / OFHC [Doc. IGN ANE N : dati a pag. 481 (a 4, 77 e 297 K) e pag. 566 (a 30K) per il Coefficiente di dilatazione termica si vedano i dati di pag. 488]: Temp. (K) Coeff.Dilat.termica Temp. (K) E (Mpa) NU G (Mpa) E E E E E E E E E E E E E E E-05 Caratteristiche meccaniche dell Isolante G10-CR: E-05 Temp.(K) Ex (Mpa) Ey (Mpa) Ez (Mpa) NUxy NUyz Nuxz Gxy (Mpa) Gyz (Mpa) Gxz (Mpa) E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E+03 Temp. (K) ALPX ALPY ALPZ E E E E E E E E E-05 7

8 1.6E E E+05 Ex Isol. Ey Isol. Ez Isol. E Rame G rame Gxy Isol. Gyz Isol. Gxz Isol. E, G (MPa) 1.0E E E+04 Rame E, G 4.0E E+04 Isolante: Ex, Ey, Ez Gxy, Gyz, Gxz 0.0E Temperatura (K) 4.6E E-05 Rame ALPX Isol. ALPY Isol. Coeff.Dialt.Termica (1/K) 3.6E E E E E E-05 Rame Isolante: ALPX ALPY=ALPZ 6.0E E Temperatura (K) Per ciò che riguarda il carico di rottura e di snervamento, si pongono per il rame Cu-Ag (0.15%Ag) i seguenti valori: Temperature (K) Yield Stress (Mpa) Ultimate Tensile Strenght (Mpa) [Rif. IGNITOR PROGRAM / General Report / Volume II ] 8

9 4. Scenario di riferimento L andamento delle correnti (MAt) considerato nel calcolo delle forze e delle temperature è quello relativo allo scenario di riferimento 12 MA-13T ed è riportato nella Tabella seguente: Pol \ t(s) (Press) (Press) Plasma

10 5. Descrizione delle condizioni al contorno 5.1 Pressione sulla faccia superiore della bobina 1 I valori delle pressioni sulla faccia superiore della bobina 1 (P SB1 ) sono stato prese dal documento ANSALDO IGN ANE N dal titolo Calcolo Strutturale Soluzione di Riferimento Forze in Piano Scenario 12 MA 13T Volume 3. Un riassunto di tali valori è riportato nella tabella seguente: Tempo (sec) Pressione di Interfaccia Superiore P SB1 (Mpa) Evidentemente i valori sopra riportati non tengono conto della forza di precarico con cui vengono tenute compresse le bobine dell OHT. Tale forza di precarico è stata fissata in F prec. =7.91 MN, pari alla massima forza assiale agente sulle bobine 5 e 6 (diretta nel verso che si allontana dal piano equatoriale) diminuita della forza assiale presente sulla bobina 8 (con verso discorde rispetto alla precedente): tale massimo si riscontra all istante t=2.5 sec. Questa forza di precarico (con cui il palo centrale tiene unite le bobine) viene suddivisa tra le due colonne coassiali di bobine dell OHT in modo uniforme tra quelle esterne (le pari) e le interne (dispari) tramite un opportuno sistema di tensionamento schematicamente riportato in All.2. Non essendo possibile sommare direttamente la pressione di precarico con quelle calcolate da ANSALDO e sopra riportate in tabella, si prendono queste ultime come unici dati di input per il successivo calcolo. E, in ultimo, necessario precisare che i valori tabellati sono stati suddivisi per punti (da 1 a 4) il cui significato è schematizzato nella Fig

11 5.2 Pressioni di contatto con la Bobina 2 e con il palo Centrale Come per le pressioni sulla faccia superiore, anche i valori delle pressioni di interfaccia con la Bobina 2 e con il Palo centrale sono derivate dal documento IGN ANE N Si riportano, per sintesi, i valori di tali pressioni e lo stato del gap tra il Palo Centrale e la Bobina 1 (CP/OHT) e tra le due Bobine 1 e 2 (OHT/OHT): Tempo (sec) Pressioni di 1 0 (gap open) (gap open) 0 (gap open) 0 (gap open) 0 (gap open) Interfaccia 2 0 (gap open) (gap open) 0 (gap open) 0 (gap open) 0 (gap open) CP/ OHT 3 0 (gap open) (gap open) 0 (gap open) 0 (gap open) 0 (gap open) (Mpa) 4 0 (gap open) (gap open) 0 (gap open) 0 (gap open) 0 (gap open) Pressioni di 1 0 (gap open) Interfaccia 2 0 (gap open) OHT/OHT 3 0 (gap open) (Mpa) 4 0 (gap open) Le pressioni, riportate in corrispondenza dei 4 nodi verso la bobina 2 e dei 4 nodi verso il Central Post, sono state applicate sulle aree numerate nello schema in figura 5: Fig. 5 I valori numerici delle pressioni al contorno sono riportati nei files di input per ANSYS (uno per ogni istante) denominati AltriVal_0s.dat; AltriVal_1_5s.dat; etc (vedi All.6). 11

12 6. Carichi agenti sulla Bobina Carichi I carichi sono rappresentati da: Le forze di Lorentz, derivanti dall interazione del campo magnetico poloidale con la corrente che fluisce nel conduttore della bobina. Queste forze, chiamate nel seguito elettromagnetiche, dovrebbero includere sia quelle che variano lentamente in funzione del normale scenario operativo, sia quelle derivanti da transienti (corto-circuiti, disrupzione del plasma etc.). Nel presente modello si considerano solamente carichi statici e pertanto non vengono considerate sollecitazioni derivanti da transitori. Forze d inerzia: non vengono considerate, derivando transitori dovuti a vibrazioni, terremoti, corto-circuiti e ad altre cause in condizioni di normale funzionamento e/o in casi incidentali. Carichi termici: sono considerati solamente gradienti di temperatura steady-state. Non vengono considerate forze derivanti dalle connessioni esterne. Non vengono considerate forze indotte da stress residui all interno della bobina. Non viene considerato il carico ripetuto ai fini della determinazione della vita a fatica. 6.2 Forze elettromagnetiche Le forze elettromagnetiche agenti nei vari istanti considerati (0, 1.5, 4, 5, 8 e 10) sulle singole spire della bobina 1 sono state calcolate con il codice FORZA. In tale codice la bobina è stata identificata con 4 x 11 punti associando ogni punto al centro di una spira. La forza risultante, sia radiale che assiale in ogni punto, è stata attribuita alla relativa spira e suddivisa per il numero dei nodi della spira stessa ed in modo tale da ottenere una distribuzione pressoché uniforme della forza per unità di volume. Dai nodi selezionati sono stati esclusi quelli sul bordo del foro centrale di raffreddamento. Si riporta l immagine relativa ad alcune spire all istante t=0 sec, (le forze assiali sono molto piccole rispetto a quelle radiali) al solo scopo di mostrare la suddivisione sui nodi della forza risultante nella singola spira. 12

13 Le forze agenti sulle spire sono riportate nei files di input per ANSYS (uno per ogni istante) denominati Spire_0s.dat; Spire_1_5s.dat; Spire_4s.dat; Spire_5s.dat e Spire_10s.dat (vedi All.6). Le forze radiali ed assiali risultanti sull intera bobina in ogni istante considerato risultano: tempo (sec) F rad (x)(mn) F ass (y)(mn) Forze fuori piano Per il solo istante t=5 sec, è stato effettuato un calcolo aggiuntivo che tiene conto degli spostamenti imposti alla bobina 1 dall azione delle forze fuori piano. Il documento Ansaldo IGN.PAL.I riassume le deformazioni del TFC al tempo 5 sec: l interfaccia TFC / bobina P2 si sposta in direzione circonferenziale di mm. Rapportando questo valore al raggio esterno della bobina 1 si ha la massima deformazione circonferenziale all altezza delle faccia superiore della bobina stessa (0.187 mm). Nel calcolo si è assunta una variazione lineare di tale spostamento partendo da un valore nullo, per ragioni di simmetria, sul piano equatoriale. In questo caso, l elemento ANSYS utilizzato è il Plane25 per la modellizzazione di strutture assialsimmetriche con carichi non assialsimmetrici. I risultati, più avanti riportati, si riferiscono sia alle sollecitazioni derivanti solamente da questi spostamenti sia alla loro influenza nell insieme delle atre sollecitazioni in piano. 6.4 Temperature del rame e degli isolanti Come per le forze elettromagnetiche, si è ancora suddivisa la bobina in 4 x 11 elementi (approssimando ogni elemento con una spira) ed è stato calcolato per ognuno l andamento della temperatura. Il codice FORZA tiene conto della variazione della resistività del rame in funzione della temperatura e dell induzione magnetica e di un fattore di riempimento medio. Anche le temperature di ogni spira, costanti nell ambito della stessa spira, sono riportate sui files di input già elencati. E da notare che la temperatura massima calcolata a fine impulso (250 K) risulta più bassa di quella già calcolata da ENEA, riportata sul documento IGNITOR Program: Engineering Design Description pari a 261 K. 13

14 Per ciò che riguarda gli isolamenti è stata calcolata la loro temperatura, ad ogni istante, a metà dello spessore di ogni strato: isolamento di spira (spessore 0.6 mm); isolamento interspira (spessore 0.6 mm) ed isolamento contromassa (spessore 2.3 mm). Le ipotesi semplificative fatte riguardano l aver considerato la temperatura media del rame della bobina per il calcolo della temperatura dell isolante alle varie distanze dalla spira, l aver attribuito ai singoli spessori la temperatura dei loro punti intermedi. Si riportano in tabella le temperature (K) medie del rame della bobina 1, la temperatura massima calcolata, sempre nel rame, e le temperature medie degli isolamenti; la figura rappresenta, a titolo di solo esempio, la parte più bassa ed interna della bobina all istante t=0 sec: Tempo (sec) T med Rame T max Rame T isol. spira T isol.int.spira T contr.massa

15 7. Criteri di accettazione delle sollecitazioni agenti sulla bobina e risultati del calcolo Il giudizio di accettabilità delle tensioni di taglio negli isolanti sarà dato dal loro confronto con la resistenza a taglio derivante dall utilizzazione della legge coulombiana τ = τ 0 + fs σ n, in funzione della temperatura, ottenuta con le prove FUS.PE.002. Nell ambito di tali prove, il documento CITIF: CTFA PRO I 3091 Rev. 0 dal titolo Prove di verifica del comportamento Pseudo - Coulombiano dell isolante sottoposto a taglio e compressione - Prove supplementari su n 10 provini e la nota Valutazione dei Risultati con il Riferimento di 10 Provini della Prova FUS PE002 riassumono e integrano tutti i risultati nelle due formule (dove si considera σ n >0 se di compressione): a TA τ = σ n (1) a 77 K τ = σ n (2) Nel caso di materiali conduttori convenzionali (non superconduttori) si definisce il valore Sm (stress di progetto secondo Tresca), ponendo S m = 2 / 3 S y0.2% alla temperatura di operazione e per materiali con sufficiente duttilità. Il giudizio di accettabilità della sollecitazione nel rame verrà fatto considerando i seguenti limiti: Sollecitazione generale membranale 1.0 K S m Sollecitazione locale membranale 1.5 K S m Sollecitazione generale membranale + flessione 1.5 K S m Sollecitazione totale primaria + secondaria 3.0 K S m Dove K dipende dal livello della condizione di servizio: nel presente caso si considera solamente la Normale Operazione, ponendo K=1. La Tabella 1 riporta un riassunto dei risultati del calcolo per la Bobina nel suo insieme, per i vari istanti considerati: La colonna UxI è il massimo spostamento radiale della bobina sul raggio Interno. La colonna UxE è il massimo spostamento radiale della bobina sul raggio Esterno. La colonna Uy rappresenta il massimo spostamento in direzione assiale. La colonna DMX rappresenta il modulo del massimo spostamento vettoriale. 15

16 TAB 1 Bobina t (s) UxI (mm) UxE (mm) Uy (mm) DMX(mm) Gap T2 Gap Palo Aperto Aperto Chiuso Chiuso Aperto Chiuso Aperto Chiuso Aperto Chiuso Aperto Chiuso Nella Tabella 2 si riassumono i dati relativi all Isolante: per la temperatura vengono dati due valori: il primo è la temperatura media degli isolamenti di spira (quelli a temperatura più alta), la seconda è la temperatura media dell isolamento di massa (quello a temperatura più bassa). Il valore riportato per σ n (da utilizzare nelle formule (1) o (2)) è il massimo valore della tensione normale sia in direzione radiale che assiale, riscontrato negli isolamenti della bobina. Il valore di τ limite è il risultato dell applicazione delle precedenti formule (1) o (2) in funzione della temperatura. Per temperature <77 K, si applica la (2) mentre per temperature variabili tra 77 e 293 K si applicano coefficienti variabili linearmente con la temperatura stessa; la tensione equivalente di Von Mieses massima calcolata e per il Rame, in Tab.3: la tensione equivalente di Von Mieses massima calcolata nel rame; lo Yield Stress allo 0.2% ed alla temperatura di operazione; il valore %S y come percentuale dello Yield Stress; lo Stress Intensity (coincidente con il criterio di Tresca) massimo; sempre per il Rame, nella Tab. 4, si riporta per ogni istante e per la spira più sollecitata: la sollecitazione generale di membrana*; la sollecitazione locate di membrana; 16

17 la sollecitazione generale totale primaria; la sollecitazione generale totale primaria + secondaria; la sollecitazione locale totale primaria la sollecitazione locale totale primaria + secondaria; in ultima colonna vi sono i massimi valori ammissibili. * Per un maggiore chiarimento sul metodo di calcolo si veda la Nota a Pag. 57. (Gli istanti dello scenario presi in considerazione sono in [s], le temperature in [K] e gli stress in [Mpa]) Tab2 Isolante t T σ n τ limite τ calc SEQV (1) ** (2) *** (1) E incluso l effetto delle fuori piano. I valori Syz e Sxz sono inferiori. (2) E un valore medio: vi sono concentrazioni agli angoli (vedi Figure di SXY) ** τ limite = σ n *** τ limite = σ n Tab3 Rame (CuAg) t SEQV S y0.2% %S y SINT

18 Tab. 4 Stress Calcolato General Primary Membrane Local Primary Membrane General Primary Mem+Ben Total Primary + Secondary Local Primary Memb+Bend Local Total Prim.+Secon. t = 0 t=1.5 Stress Calc. Stress Amm. Stress Calc. Stress Amm. Stress Calc / 201 / / 201 / 336 Per gli istanti t=0 e t=1.5 s è stato effettuato un solo calcolo, essendo insignificante il contributo della temperatura sulle tensioni primarie. t = 4 Stress Amm / / t = 5 t = 8 Stress Calc. 227 [228]* Stress Amm. 259 Stress Calc. 92 Stress Amm [308] [250] [286] [353] / 429 / 362 [364] / 435 / * I valori [] Si riferiscono al caso completo con le forze fuori piano. t=10 Stress Calc. Stress Amm / 192 / 18

19 Si riportano di seguito i quattro grafici relativi ai dati riportati in Tab.4 (solamente per le sollecitazioni soggette ai limiti di accettazione): Stress Generale Membranale Stress (MPa) Stress Amm. Stress Calc tempo (s) Stress (MPa) Stress Locale Membranale tempo (s) Stress Amm. Stress Calc. 19

20 Stress (MPa) Stress Generale Membranale + Flessione tempo (s) Stress Amm. Stress Calc. Stress Generale Totale (Prim.+Secon.) Stress (MPa) tempo (s) Stress Amm. Stress Calc. 20

21 8. Figure e confronto con i risultati del modello ANSALDO 8.1 All istante t=0 Si riportano, di seguito, degli schemi semplificativi delle tensioni ottenute dal modello ANSALDO (quelli a sinistra) e delle immagini del modello di dettaglio attuale (quelle a destra). Il fine è di tentare un possibile confronto dei risultati ottenuti: tale confronto è, però, poco significativo in quanto la presenza del foro di raffreddamento nel conduttore e dell isolante variano profondamente le distribuzioni delle tensioni, rendendo impossibile identificare gli andamenti di fondo delle tensioni stesse. Si può notare, tuttavia, che i valori di riferimento non solo sono dello stesso ordine di grandezza ma, anzi, si ricalcano con buona approssimazione (si ricordi che, per ottenere la sollecitazione sul rame, è necessario moltiplicare la tensione nel materiale omogeneizzato del modello ANSALDO per un coefficiente pari a 1.18). E, ancora, possibile verificare che il foro di raffreddamento introduce concentrazione di tensioni nel conduttore. Tali concentrazioni variano nei punti posti sul profilo del foro ed hanno un valore massimo localizzato nei punti posti sui piani orizzontale e verticale passanti per il centro del foro stesso. I loro valori risultano: S max orizzontale =3 S vert - S oriz ed S max verticale =3 S orizz - S vert. Le figure riportate di seguito sono relative alle tensioni [Mpa] radiale (Sx), assiale (Sy), circonferenziale (Sz) ed equivalente di Von Mieses (SEQV), omogeneizzate nel caso ANSALDO. 21

22 22

23 Spostamento radiale (mm) t=0 s Particolare Isolante: Tensione Equivalente t=0 s (angolo prima spira in basso e più verso l asse) 23

24 Particolare Isolante: Tensione di Taglio t=0 s (angolo prima spira) Spostamento assiale (mm) t=0 s 24

25 8.2 Istante t=1.5 Si riportano le immagini dello stato tensionale della bobina1: non vengono rappresentati, per un diretto confronto come per t=0, gli schemi semplificativi delle tensioni ottenute dal modello ANSALDO. Se ne allegano (in All.2), per semplicità, le fotocopie contenute nel documento IGN ANE N e relative allo stato tensionale delle bobine 1,2,3 e 4 dell OHT. Tali risultati danno un immagine della bobina omogeneizzata nel suo insieme. Per il presente modello di dettaglio, invece, non è possibile riportare delle immagini complessive perché non sarebbero più leggibili; quelle che vengono mostrate sono singole spire indicative di uno stato più critico, mentre i valori nella legenda sono i valori relativi alla bobina nel suo insieme. Tensione radiale SX [Mpa] t=1.5 s (prime spire in alto) 25

26 Tensione assiale SY [Mpa] t=1.5 s (spira in basso ed adiacente alla P2) Tensione circonferenziale SZ [Mpa] t=1.5 26

27 Tensione di taglio SXY [Mpa] t=1.5 s (prime spire in basso ed verso la P2) Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=1.5 s (spire in alto ed verso l asse) 27

28 Particolare Isolante: Tensione di taglio t=1.5 s (angolo spira in basso e più verso la bobina P2) Particolare Isolante: Tensione Equivalente t=1.5 s (angolo spira in basso e più verso la bobina P2) 28

29 Spostamento radiale (mm) t=1.5 s Spostamento assiale (mm) t=1.5 s 29

30 8.3 Istante t=4 Le figure si riferiscono ai carichi totali dovuti alle Forze In Piano + Temperatura. Tensione radiale SX [Mpa] t=4 s (spire in basso e più verso l asse) Tensione assiale SY [Mpa] t=4 s (spire in basso e più verso l asse) 30

31 Tensione circonferenziale SZ [Mpa] t=4 s Tensione Von Mieses SEQV t=4 s 31

32 Tensione di taglio SXY [Mpa] t=4 s (prime spire in basso ed la P2) Particolare Isolante: Tensione di taglio t=4 s (angolo spira più in basso e verso la bobina P2) 32

33 Particolare Isolante: Tensione di taglio t=4 s (angolo spira più in basso e verso la bobina P2) Tensione Von Mieses SEQV t=4 s [Mpa] (prime spire in basso ed verso l asse) 33

34 Spostamento radiale (mm) t=4 s Spostamento assiale (mm) t=4 s 34

35 8.4 Istante t= Effetto dovuto alle Forze in Piano ed alla temperatura. Tensione radiale SX [Mpa] t=5 s (vista complessiva) Tensione radiale SX [Mpa] t=5 s (vista della spira più sollecitata) 35

36 Tensione assiale SY [Mpa] t=5 s (spire in basso e verso l asse) Tensione circonferenziale SZ [Mpa] t=5 s (parte bassa della bobina) 36

37 Tensione di taglio t=5 s (parte bassa della bobina) Particolare Isolante: tensione di taglio t=5 s (angolo spira più in basso e verso la bobina P2) 37

38 Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=5 s (Vista complessiva) Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=5 s (parte bassa ed esterna) 38

39 Spostamento radiale (mm) t=5 s (vista complessiva.) Spostamento assiale (mm) t=5 s (vista complessiva) 39

40 8.4.2 Effetto dovuto alle sole Forze Fuori Piano Spostamento circonferenziale (mm) t=5 s (vista complessiva) Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=5 s (Vista complessiva) 40

41 8.4.3 Effetto dovuto alle Forze In piano + Fuori Piano + temperatura Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=5 s (Vista complessiva) Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=5 s 41

42 Tensione di taglio SXY t=5 s (Vista complessiva) Tensione di taglio SXZ t=5 s (Vista complessiva) 42

43 Tensione di taglio SYZ t=5 s (Vista complessiva) 43

44 8.5 Istante t=8 Le figure si riferiscono ai carichi totali dovuti alle Forze In Piano + Temperatura. [NOTA: Si è analizzato un ulteriore ipotetico caso considerando anche l effetto di Forze Fuori Piano, come nell istante t=5 sec. La loro influenza sul massimo valore delle sollecitazioni (vedi Tab.4) è assolutamente trascurabile. La ragione è nel fatto che i valori massimi delle sollecitazione dovute alle singole forze In piano e Fuori sono su piani ortogonali tra loro.] Tensione radiale SX [Mpa] t=8 s (vista complessiva) Tensione radiale SX [Mpa] t=8 s (spire in alto e verso l asse) 44

45 Tensione assiale SY [Mpa] t=8 s (spire più in alto e verso l asse) Tensione assiale SZ [Mpa] t=8 s (parte bassa della bobina) 45

46 Particolare Isolante: Tensione di taglio t=8 s (angolo spira più in alto e verso la bobina P2) Tensione di taglio t=8 s (spira più sollecitata, in basso e verso la P2) 46

47 Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=8 s (Vista complessiva) Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=8 s (spira in basso e verso la P2) 47

48 Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=8 s (Spira in basso e verso l asse) Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=8 s (Spira più sollecitata) 48

49 Spostamento radiale (mm) t=8 s (vista complessiva.) Spostamento assiale (mm) t=8 s (vista complessiva) 49

50 8.6 Istante t=10 Tensione radiale SX [Mpa] t=10 s (vista complessiva) Particolare Isolante: Tensione radiale SX [Mpa] t=10 s (spira in basso e verso la P2) 50

51 Particolare Isolante: Tensione radiale SX [Mpa] t=10 s (spira in basso e verso la P2) Tensione assiale SY [Mpa] t=10 s (spire più in basso e verso la bobina P2) 51

52 Tensione circonferenziale SZ [Mpa] t=10 s (andamento complessivo) Particolare Isolante: Tensione di taglio t=10 s (angolo spira più in basso e verso la bobina P2) 52

53 Particolare Isolante: Tensione di taglio t=10 s (angolo spira più in alto e verso la bobina P2) Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=10 s (Vista complessiva) 53

54 Particolare: Tensione Von Mieses SEQV [Mpa] t=10 s (Spira in basso e verso l asse) 54

55 Spostamento assiale (mm) t=10 s (vista complessiva) 55

56 9. Conclusioni Isolante Lo stato tensionale sembra accettabile. Il valore del taglio è sempre inferiore a quello massimo ammissibile e con buoni margini di sicurezza. L unico istante che potrebbe generare dei dubbi è t = 8 sec. In questo istante, accanto ad un valore calcolato sufficientemente basso, compaiono aree abbastanza estese in corrispondenza dei raccordi delle spire che mostrano concentrazioni di tensione non irrilevanti. Questo effetto potrebbe essere anche indotto dal fatto che l isolante è considerato ortotropo e le sue caratteristiche variano bruscamente, in corrispondenza del raccordo della spira di rame, nel passare dalla posizione orizzontale a quella verticale. Questo effetto compare in ogni istante, ma soltanto a t=8 sec i valori locali di picco superano quelli ammissibili. Altre indicazioni significative possono essere le deformazioni percentuali a cui l isolante è sottoposto nelle aree maggiormente caricate: schiacciamento assiale dell isolante di spira e contromassa a t=8 sec. nella parte della bobina poggiata sul piano equatoriale della macchina 1% (nodi n 1233,36848); schiacciamento assiale tra due spire sovrapposte 0.5% (t= 8sec) (nodi 3761,1138); schiacciamento radiale dell isolante di spira e contromassa a t=8 sec. e verso la bobina P2 1.2% (nodi 4983,35832); allungamento circonferenziale a t= 10 sec. nel punto di max spostamento radiale 0.3%; incremento dello spessore radiale 0.4% (a t=10 sec.). Rame Il confronto non semplice con i risultati ANSALDO ha mostrato che le tensioni equivalenti di Von Mieses massime, ed incrementate con il relativo coefficiente, nel materiale omogeneo coincidono con buona approssimazione con queste ultime, calcolate lontano dalla discontinuità costituita dal foro centrale di raffreddamento. Grande attenzione è da dedicare a tali sollecitazioni locali, generalmente nella colonna costituita dalle spire più interne, che risultano le più sollecitate. Complessivamente è possibile affermare che la Bobina 1 dell OHT è accettabile in riferimento ai materiali, allo scenario ed alle condizioni operative considerate e che sembra necessaria una campagna sperimentale tesa a definire il reale comportamento dell isolante nelle zone più critiche della bobina. 56

57 Nota: ANSYS considera la componente dello stress membranale come il valore medio della componente dello stress totale lungo un certo percorso t: σ memb i = / 2 1 t t σ t / 2 i I calcoli sono stati quindi condotti in modo da dx avere almeno due cicli di analisi: il primo è ottenuto considerando solamente le sollecitazioni primarie ed annullando i coeff. di dilatazione termica di tutti i materiali ed un secondo che considera l effetto globale primario + secondario. In particolare all istante t=5 sec sono stati effettuati altri due casi in cui il primo considera solamente l effetto delle forze fuori piano ed il secondo che tiene conto del loro presenza in aggiunta a quella delle forze in piano. Nell Allegato 5 si riportano, per ogni istante e per la spira più caricata, le sollecitazioni primarie medie nella sezione e, in ultima colonna, quelle totali medie (primarie + secondarie). I percorsi lungo i quali si sono ottenute le sollecitazioni linearizzate e successivamente mediate sono numerati nell apposito schema. 57

58 10. Elenco Allegati Allegato n 1: Estratto da A survey of the properties of copper alloys for use as fusion reactor materials ; Journal of Nuclear Materials 189 (1992) Allegato n 2: Fotocopia: Sistema di tensionamento e di centraggio del palo centrale - dal Doc. ANSALDO IGN PAL D Rev.1 del 16/6/99 Allegato n 3: Fotocoipie - Stato tensionale bobine dell OHT - dal Doc. ANSALDO IGN.ANE.N Rev.0 del 21/5/99. Allegato n 4: Fotocopia della TAB.49 In Plane Loads12MA - dal Doc. ANSALDO IGN.ANE.N Rev.0 del 21/5/99. Allegato n 5: Elenco dei valori degli stress calcolati nelle spire più sollecitate in ogni istante. Determinazione del valore medio sulla singola spira, riportato in Tab. 3.. Allegato n 6: Files id input per ANSYS ai vari istanti: forze elettromagnetiche, pressioni di cantatto, temperature del rame e degli isolanti. 58

59 Allegato 5 Settima spira dal basso e verso l'asse Decima spira dal basso e verso l'asse t=0 sec Mem. Mem+Ben Total t=1.5 sec Mem. Mem+Ben Total path path path path path path path path X med X med Solo Forze In Piano Sesta spira dal basso verso l'asse Sesta spira dal basso verso l'asse t=4 sec Mem. Mem+Ben Total t=5 sec Mem. Mem+Ben Total path path path path path path path path X med X med Forze In Piano + Fuori Piano Sesta spira dal basso verso l'asse t=5 sec Mem. Mem+Ben Total path path path path X med Forze In + Fuori Piano + Temperatura Quinta spira dal basso verso l'asse t=5 sec Mem. Mem+Ben Total path path path path X med Nona spira dal basso verso la bobina P2 Prima spira in basso verso l'asse t=8 sec Mem. Mem+Ben Total t=10 sec Mem. Mem+Ben Total path path path path path path path path X med X med CSB1 59