Análisis y simulación de problemas complejos de ingeniería ...

1

TESIS CARRERA MAESTRIA EN INGENIERIA

ANÁLISIS Y SIMULACIÓN DE PROBLEMAS COMPLEJOS

DE INGENIERÍA MODERNA UTILIZANDO EL MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS

Ciro Cárdenas Eyzaguirre Maestrando

Roberto Saliba Fernando Quintana Director Co-Director

(Julio 2010)

División Mecánica Computacional, Centro Atómico Bariloche S. C. de Bariloche, Rio Negro, Argentina

Instituto Balseiro, Universidad Nacional de Cuyo, Comisión Nacional de Energía Atómica, Argentina

3

Prefacio Esta tesis es presentada en cumplimiento de los requisitos para optar al grado de Magíster en Ciencias de la Ingeniería ante el Instituto Balseiro, Universidad Nacional de Cuyo. El trabajo de maestría fue conducido durante el período comprendido entre Agosto del 2008 y Julio del 2010 en la División de Mecánica Computacional del Centro Atómico Bariloche (CAB), con beca otorgada por el Organismo Internacional de Energía Atómica (IAEA). Me gustaría aprovechar este espacio para hacer algunos agradecimientos: A mi compañera incondicional y apoyo de mi vida Angela, quién estuvo a mi lado desde el primer día en esta aventura con fuerza sin igual y amor sin límites, te amo y muchas gracias por estar a mi lado. A mi inspiración y luz de mi vida Nacho. Eres cada latido de mi corazón y el mejor regalo que la vida me dio. Con cada sonrisa y abrazo que me diste, hiciste que diera lo mejor de mí. Te amo mi sol. A mi familia de Magallanes que a la distancia me dieron toda la fuerza que los caracteriza. A mi director Roberto Saliba y co-director Fernando Quintana, quienes durante estos dos años en Bariloche me guiaron en este crecimiento profesional. Al grupo de Mecánica Computacional del Centro Atómico Bariloche por su gran recepción y apoyo durante estos dos años. A mis amigos Rene Paz, Fede Teruel, Andrea Almonacid, Mickie Shlamb y familias, que me acogieron haciéndome sentir que dejo grandes amigos en Bariloche y en especial para mi gran amigo Cristian Sepúlveda. A mis profesores y personal del CAB. A don Mauricio Lichtemberg por confiar en mí desde un comienzo y hasta el final.

5

Resumen Esta tesis realiza el modelado numérico de ensayos de impacto aplicados a contenedores de transporte y almacenamiento de elementos combustibles gastados de reactores de investigación, desde una altura de 9m y 1.2m en distintas posiciones. Se crean modelos numéricos para los dos contenedores en estudio y se simula la primera tanda de ensayos experimentales realizados en el año 2008 para realizar una validación del modelo. Se estudian parámetros como deformaciones, tensiones, energías y aceleraciones para verificar si los componentes sufren daño estructural. Para validar el modelo numérico del contenedor, es necesario estudiar las propiedades dinámicas OSB como absorbedor de energía en los amortiguadores de impacto. Para encontrar una ley constitutiva de este material se utilizan ensayos realizados en CDTN (Brasil), donde se estudiaron probetas destruidas a tal fin. Posteriormente se estudian los efectos del impacto sobre el contenedor rediseñado evaluando los parámetros mencionados anteriormente, analizando ángulos de caída y de los tensores, buscando el más desfavorable en una segunda tanda experimental realizada en 2010. Debido a las elevadas aceleraciones encontradas, un punto importante es el estudio de los materiales a utilizar en los amortiguadores de impacto.

7

Índice

1. Motivación de la tesis y Objetivos…….......……………………………..…….9

1.1 Motivación de la tesis..……….....………………………………………………..9 1.2 Objetivos.……………………….....…………………………………………….10

2. Introducción….…………….....…………………………………………………11 2.1 Marco normativo de transporte de materiales radiactivos…….....……………...12 2.2 Contenedores de transporte de materiales radiactivos………………….....…….13 2.3 Ensayos de homologación……….………………………………………….......14 2.4 Transporte de combustible nuclear gastado en el mundo………………….........16

2.5 Descripción contenedor en estudio…………………………………...…………17 2.6 Ensayos de impacto en proyecto RLA/4/018/OIEA……......…...………………20 3. Caracterización del OSB en ensayos dinámicos de impacto……………...23 3.1 OSB en amortiguadores de impacto .………………………………………...…24 3.2 Ensayos experimentales OSB…………………………………………………...25 3.3 Modelos constitutivos OSB encapsulado……………………………………......27 3.4 Modelo numérico probetas OSB encapsulado………………………………......29 4. Malla de elementos finitos………….……………………………………..…....41 4.1 La herramienta ANSYS y el módulo LS-DYNA……………………….……....42 4.2 Hipótesis simplificativas….…………………………………………………......42 4.3 Selección elemento a utilizar.……………………………………………..…….43

4.4 Consideraciones geométricas.....…………………………………………..…….48 4.5 Discretización componentes del contenedor....………………………………….54

4.5.1 Amortiguadores………………………………………………….………..54 4.5.2 Cuerpo………………………………………………………………...…..56 4.5.3 Tensores………….………………………………………………………..62 4.5.4 Relleno………………………………………………………...…………..62 4.6 Materiales de los componentes del contenedor.......…………………………….64 4.7 Parámetros de cálculo numérico…………………..…………………………….64 5. Análisis de Resultados contenedor original……..……………..….………...65

5.1 Ensayos experimentales de impacto………………………………………….....66 5.2 Resultados caída contenedor original inclinado....……………......…………….67

5.2.1 Deformación del contenedor durante el impacto.……........….…………...67

8

5.2.2 Aceleración en el cuerpo…………………………………………………..70 5.2.3 Deformación plástica y rotura en amortiguadores de impacto…………...71

5.2.4 Deformación plástica en tensores……………………………………….…74 5.2.5 Deformación plástica en bulones………………………..…………………74 5.2.6 Daño estructural cuerpo………………………………...…………………76 5.2.7 Energía absorbida por amortiguadores……………………………………76

5.3 Resultados caída contenedor original vertical………………..………………..…77 5.3.1 Aceleración en el cuerpo………………………………………………...…77 5.3.2 Energía absorbida por amortiguadores……………………………………78 6. Análisis de resultados contenedor rediseñado………………...…………..…79

6.1 Nuevo contenedor……….…………………………………………………….…80 6.1.1 Cambios geométricos amortiguadores……………….……………………80 6.1.2 Cambios geométricos cuerpo……………….……………………..………82 6.1.3 Cambios propiedades materiales……….…………………………………82

6.2 Modelo equivalente nuevo contenedor…………….…………….………………83 6.3 Selección ángulo más desfavorable……………….……….…….………………84 6.4 Resultados caída contenedor rediseñado inclinado………..…..…………………87

6.4.1 Deformación del contenedor durante el impacto………….……………….87 6.4.2 Tensiones en componentes…………………………………………...…….89 6.4.3 Aceleraciones…………………………………………………...………….90 6.4.4 Energía absorbida por amortiguadores….……………..………………….91

6.5 Resultados caída contenedor rediseñado vertical..………………………….……92 6.5.1 Aceleraciones………………………………………………………………92 6.5.2 Energía absorbida por amortiguadores…………………………………...92 6.5.3 Daño estructural del cuerpo…………………………….…………………94 7. Conclusiones………………………………………………………...……………97

8. Anexos……………………………..………….……………………….…………..99

8.1Amortiguadores de impacto en aplicaciones nucleares.….……………………100 8.2 Método de elementos finitos.…….……………………………………………101 8.3 Energías espurias de deformación……………………….……………………101 8.4 Elemento hexaédrico lineal de Ansys Ls-Dyna….……………………………102 8.5 Contactos Ansys Ls-Dyna.….…………………………………………………102 8.6 Posición anillos en tapa interna y externa….……………….…………………103

9. Referencias………………….…………………………………………………...105

9

Motivación de la tesis y objetivos

1.1Motivación de la tesis En el contexto nacional y regional de la gestión de combustibles gastados de reactores de investigación, algunos escenarios factibles de ocurrir en el futuro cercano han sido identificados: Argentina posee reactores de investigación en diferentes localizaciones y está ejecutando un proyecto para la construcción de una instalación de almacenamiento interino centralizado para combustibles gastados. Además, podría ofrecer el servicio de acondicionamiento de los mismos, ya sea para los propios o los de terceros países. La capacidad de transportar combustibles gastados en Argentina contribuirá fuertemente a brindar soluciones para la adecuada gestión de los mismos y también posibilitará soluciones regionales técnicamente apropiadas que requieran transporte de combustibles gastados entre países.

La Argentina participa junto con Brasil, Chile, México y Perú en un Proyecto Regional financiado por la OIEA (RLA 4/018) para el desarrollo de la ingeniería de un casco de transporte de elementos combustibles gastados de reactores de investigación. Con el objeto de completar toda la ingeniería de detalle del casco, partiendo del diseño obtenido en el Proyecto Regional IAEA RLA/4/018 y llegar a tener a la finalización del proyecto un casco licenciado y listo para construir, los autores del presente trabajo participan del proyecto (RLA4020). Este proyecto busca obtener el diseño final con todos los elementos de la ingeniería de detalle, listo para construir, incluyendo materiales, proveedores de insumos específicos, procedimientos de soldadura, de inspección, etc. de dicho casco y presentar toda la documentación requerida por la Autoridad Regulatoria Nuclear para el licenciamiento del mismo. En el caso de Argentina, para llevar adelante dicho proceso de licenciamiento será necesario responder a todos los requerimientos que la Autoridad Regulatoria formule, los cuales incluyen simulaciones numéricas, cálculos de ingeniería y ensayos adicionales a los efectuados en el marco del Proyecto Regional IAEA RLA/4/018 ya finalizado. Los autores del presente trabajo tienen la responsabilidad de hacer las simulaciones numéricas correspondientes a los ensayos de impacto que prevé la normativa de OIEA tal como la caída desde 9m de altura, para lo que cuentan con experiencia previa de simulaciones de problemas de impacto, incluyendo plasticidad en grandes deformaciones con y sin endurecimiento y se recibió en el marco del proyecto regional equipamiento y software de alta performance para llevar a cabo las tareas mencionadas.

10

1.2 Objetivos

• Simular el impacto de un recipiente blindado de acero y plomo con amortiguadores

de impacto especialmente diseñados desde 9m y 1.2m de altura sobre una superficie rígida con una discretización espacial suficiente a los efectos de evaluar el daño en el cuerpo, tapa y sellos del contenedor, y que será utilizada para validar una primera tanda de ensayos experimentales.

• Simular el impacto de un contenedor rediseñado y determinar un ángulo de caída que produzca daño máximo en el cuerpo o genere pérdida de estanqueidad en una segunda tanda experimental.

11

Introducción

En este capítulo se describe el marco normativo para el transporte de materiales radiactivo y se detallan los ensayos requeridos por la autoridad regulatoria nacional (ARN) para el licenciamiento del contenedor en estudio, que incluyen ensayos de impacto, térmicos y hermeticidad. Se describe en especial el ensayo de impacto, que es el origen de este trabajo de maestría. Además se muestran las características principales de los contenedores que se utilizan actualmente en el mundo para transportar materiales radiactivos, detallando en particular los distintos componentes del contenedor utilizado en la primera tanda experimental.

12

2.1 Marco normativo de transporte de materiales radiactivos

La seguridad en el transporte de combustible nuclear gastado, independientemente

del medio de transporte elegido, está garantizada por dos aspectos fundamentales: el embalaje y las condiciones de transporte.

Ambos se encuentran estrictamente regulados a través de diferentes reglamentos que, en función de la vía de transporte elegida, carretera, ferrocarril, avión o barco, establecen criterios uniformes en cuanto al diseño del embalaje y otros más específicos teniendo en cuenta las peculiaridades del medio.

En el caso de la Unión Europea, estos reglamentos son los siguientes: • Transporte por carretera: Acuerdo Europeo para el transporte de mercancías

peligrosas por carretera, (ADR). • Transporte por ferrocarril: Reglamento Internacional sobre el Transporte de

Mercancías Peligrosas por Ferrocarril, (RID). • Transporte por vía aérea: Instrucciones Técnicas de la Organización Internacional de

Aviación Civil, OACI. • Transporte por vía marítima: Código Marítimo Internacional de Mercancías

Peligrosas (Código IMDG), publicado por la Organización Marítima Internacional, OMI.

En cualquier caso, todos los aspectos técnicos de estos reglamentos se fundamentan sobre un solo documento, que es la norma de seguridad del Organismo Internacional de Energía Atómica (OIEA), “Reglamento para el transporte seguro de materiales radiactivos” TS-R-1.

Esta norma de seguridad ha sido confeccionada por un grupo de expertos mundiales en el transporte de materiales radiactivos, y es revisada de una manera bianual de tal forma que cualquier innovación técnica o experiencia operativa novedosa, es reflejada de forma casi inmediata, y consecuentemente acaba siendo transferida a los diferentes reglamentos de transporte, garantizando las mejores medidas de seguridad.

En el caso de Argentina, los requisitos regulatorios de la Autoridad Competente para el licenciamiento de un bulto del Tipo B(U)F (anexo 8.1) están regidos por la norma AR 10.16.1 “Transporte de materiales radiactivos”, Revisión 1, de la ARN vigente desde 17 de julio de 2001.

13

2.2 Contenedores de transporte de materiales radiactivos

Un embalaje para transporte de combustible nuclear gastado consiste básicamente en un cilindro de acero que dispone de diferentes tipos de blindajes dispuestos de forma coaxial, y que en su interior lleva un bastidor de carga dentro del cual se encuentra alojado el combustible nuclear gastado.

El embalaje se abre por una de las bases del cilindro, a través de la cual se produce su carga y descarga. La tapa se cierra mediante una o más tapas atornilladas, con una junta de estanqueidad de elastómero o metálica, para proporcionar un sellado completamente hermético. En el cuerpo del embalaje o en las tapas hay orificios para tuberías o instrumentación, a través de los que se procede al secado total del interior una vez cargado y a la adición de gases inertes para evitar la corrosión, a las pruebas de fugas y a la vigilancia de la presión interna una vez cerrado.

Figura 1.- Embalajes típicos para transporte de combustible nuclear gastado.

En disposición de transporte, normalmente los dos extremos del cilindro están

protegidos por los denominados absorbedores de impactos, que como su nombre indica tienen la función de proteger el embalaje en caso de un choque absorbiendo la energía producida.

Las dimensiones externas de este tipo de embalajes pueden variar en función del número y origen (reactores investigación o potencia) de los elementos combustibles que transporte. Los requisitos de seguridad básicos para el diseño de estos embalajes son:

14

1. Evitar el escape de productos radiactivos al exterior, incluidos gases y aerosoles,

mediante barreras sucesivas de confinamiento; 2. Limitar la exposición a las radiaciones en el exterior del embalaje a valores

mínimos y tolerables, mediante los blindajes adecuados para la radiación gamma y neutrónica.

3. El mantenimiento de la subcriticidad incondicional del combustible.

2.3 Ensayos de homologación

La filosofía establecida por la norma de seguridad TS-R-1 del OIEA, antes citada, es que la seguridad durante el transporte ha de estar garantizada por el embalaje, independientemente de la vía de transporte utilizada.

De acuerdo con esto, los diseños de los embalajes deben cumplir con requisitos muy exigentes, de tal forma que, en caso que se produjera un accidente, el embalaje debe retener en su interior el contenido radiactivo, evitando de esa manera cualquier peligro para la población en general o para los equipos de intervención en el caso que fuese necesarios.

En el caso particular de los embalajes de transporte del combustible nuclear gastado, estos son denominados, de acuerdo con la norma de seguridad del OIEA, como embalajes tipo B(U), y por consiguiente, para su homologación deben ser sometidos a los siguientes ensayos (figura 2):

1. Una caída libre desde 9 metros de altura sobre un blanco rígido, sin perdida de integridad.

2. Una caída libre desde 1,2 m de altura sobre un punzón de acero. Sin pérdida de integridad.

3. Un ensayo de resistencia al fuego, en el cual, el embalaje debe soportar una temperatura de 800ºC durante un periodo de 30 minutos. Sin pérdida de integridad.

4. Un ensayo de inmersión en condiciones equivalentes a una profundidad de 15 metros durante 8 horas. Para aquellos embalajes tipo B diseñados para transportar material altamente radiactivo, como el combustible nuclear gastado, este ensayo se hace más severo, incrementado la presión hasta la equivalente a una profundidad de 200metros y el tiempo de ensayo a 1 hora, garantizando la estanqueidad.

5. Un ensayo de condiciones operativas 6. Un test de radiactividad que verifique un blindaje adecuado.

15

Figura 2.- Esquema de los ensayos a los que debe someterse a los embalajes para transporte de

combustible nuclear gastado.

Durante el proceso de certificación de un embalaje tipo B(U), estos ensayos son supervisados por la autoridad competente del país donde se vaya a fabricar el embalaje, de tal forma que se garantiza que se han realizado de acuerdo con lo establecido en la reglamentación, y que los han superado satisfactoriamente.

En Estados Unidos y el Reino Unido a lo largo de las décadas de los 70 y 80 se realizaron ensayos tales como, impactar a 96km/h un camión que transporta un embalaje tipo B contra un muro de hormigón de 3metros de espesor (690 toneladas), impactar una locomotora diesel a 131km/h contra un embalaje tipo B, o hacer impactar un convoy ferroviario de 140 toneladas a 164km/h contra un embalaje tipo B depositado sobre la línea férrea, todos ellos con resultados satisfactorios.

En Alemania, para simular la colisión del motor de un avión contra un embalaje, entre 1978 y 1980 se llegaron a ensayar impactos de proyectiles cilíndricos de gran tamaño (60cm de diámetro, 5m de longitud) a velocidades cercana a la del sonido (300 m/s). Más próximo en el tiempo se encuentra un ensayo, también realizado por las autoridades de la República Federal de Alemania, en 1999, en el cual se provocó la explosión de un vagón cisterna lleno de propano junto a un contenedor de combustible nuclear gastado.

16

2.4 Transporte de combustible nuclear gastado en el mundo

El transporte de materiales radiactivos de todo tipo, tanto por vía terrestre, aérea o

marítima, es una práctica habitual en el mundo, con excelentes índices de seguridad. Dentro del transporte de materiales radiactivos, las operaciones con combustible

nuclear gastado son habituales en muchos países, aunque su número sólo representa el 0,1 % del total.

La cantidad total de combustible nuclear gastado transportado en el mundo desde la década de los 70 hasta el año 2001 se estima entre 73.000 y 98.000t dentro del ámbito civil. El número de embalajes que se han transportado, utilizando indistintamente tanto la carretera, como el ferrocarril o la vía marítima, puede llegar a la cifra de 43.000, habiéndose recorrido unos 30 millones de km sin que se haya producido ningún incidente con consecuencias radiológicas.

En los Estados Unidos, en el ámbito civil, entre 1964 y 2004 se efectuaron 2.848 transportes de combustible gastado por carretera y 540 por ferrocarril, con unas cantidades de combustible nuclear gastado de 845t y 2.211t respectivamente.

Por su lado, el programa militar estadounidense transportó más de 170.000t de combustible irradiado desde los años 40 hasta finales de los 80. El número de incidencias producidas es muy bajo; se han registrado algunos accidentes con vuelcos y descarrilamientos, cinco con embalajes vacíos, y cuatro transportando combustibles gastados, tres de ellos por carretera y uno por tren. Las funciones de seguridad principales (confinamiento, blindaje, subcriticidad y refrigeración) no resultaron afectadas en ningún caso.

Dentro de la Unión Europea se realizan al año aproximadamente 700 transportes con combustible nuclear gastado, siendo Francia (con 450 transportes anuales), Alemania, Reino Unido y Bélgica, los países donde se desarrollan habitualmente estos transportes, tanto a nivel de tráfico interior como entre países. Nunca se han registrado daños radiológicos sobre la salud ni de los trabajadores ni del público. Sin embargo, han ocurrido algunos sucesos que alcanzaron eco informativo, como el vuelco de un camión en Francia en 1987, la caída de un embalaje en el puerto de Cherburgo por rotura de una grúa en 1991, el descarrilamiento de un convoy con tres embalajes en 1997, en la frontera franco-alemana, o los casos detectados de embalajes cuya superficie presentaba un nivel de radiactividad superior al permitido por la normativa en el centro de transferencia de embalajes próximo a la Hague (Francia) en 1998, debido a una limpieza insuficiente en origen. Todos estos sucesos, transcurridos sin consecuencias radiológicas, demuestran la idoneidad de los embalajes, de los procedimientos y de los sistemas de control empleados para el transporte del combustible nuclear gastado.

17

2.5 Descripción contenedor en estudio

El contenedor que se analiza en este trabajo, presenta constructivamente 3 componentes fundamentales:

1. El cuerpo propiamente dicho, construido de acero con plomo en su interior. 2. La cesta o canasto, que se dispone en el interior del casco y que sirve de grilla

para el almacenamiento de 20 elementos combustibles. 3. Dos amortiguadores de impacto encastrados y tensados entre sí en ambos

extremos del casco.

En la figura 3 se observa el contenedor con sus elementos de sujeción necesarios para brindar seguridad durante la manipulación y transporte y un corte constructivo que muestra los materiales presentes en el contenedor.

Figura 3.- Contenedor con elementos de sujeción para transporte y corte constructivo Los materiales presentes en el contenedor son:

• Acero inoxidable AISI 304 • Plomo • OSB (se detalla en 3.1) • Duraluminio

1. Cuerpo: El componente principal del contenedor es el cuerpo (Figura 4), debido a que en su interior se encuentra una grilla de duraluminio que contiene los elementos combustibles gastados. Se define como un recipiente robusto, blindado con plomo y recubierto por acero inoxidable AISI 304, que asegura el confinamiento de la radiactividad de los elementos combustibles alojados en el interior del mismo.

18

Figura 4.- Corte constructivo del cuerpo y despiece de contenedor Los subcomponentes del cuerpo son: • Recipiente de acero y plomo, este último se encuentra contenido en el acero. En el interior del recipiente se sitúa la grilla de almacenamiento de elementos combustibles como se muestra en la Figura 5.

Figura 5.- Recipiente de acero y plomo

• Tapa interna, está fabricada con acero inoxidable y posee plomo como blindaje radiactivo en su interior, posee dos anillos metálicos (anexo 8.6) para garantizar estanqueidad. Está unido al recipiente a través de 24 bulones, como se muestra en la Figura 6.

tapa externa tapa interna recipiente acero

19

Figura 6.- Tapa interna de cuerpo del contenedor

• Tapa externa, al igual que la tapa interna está construida de acero inoxidable pero sin relleno de plomo. Está unida mediante bulones a la zona superior del recipiente; resguarda el puerto de presurización y le da robustez a la tapa interna (Figura 7).

Figura 7.- Tapa externa de cuerpo del contenedor

2. Cesta o canasto: Está construida de duraluminio y contiene los elementos

combustibles gastados. Se encuentra en el interior del recipiente de acero como se muestra en la Figura 8.

Figura 8.- Cesta o canasto que opera como grilla almacenadora de los elementos combustibles

20

3. Amortiguadores de Impacto: Son planchas de OSB apiladas, encoladas y

confinadas por una cubierta de acero inoxidable AISI 304 de 3mm de espesor. Se utiliza OSB debido a sus propiedades de absorción de energía que posee en el impacto. En los amortiguadores existen cuatro tubos pasantes de acero al interior de cada uno de ellos que permiten el pasaje de cuatro tensores de acero inoxidable, cuyo fin es mantener unido el cuerpo con los absorbedores de impacto.

A continuación en la Figura 9 se presentan las dimensiones generales del contenedor.

Figura 9.- Modelo real a escala 1:2 y dimensiones

2.6 Ensayos de impacto en proyecto RLA/4/018/OIEA

Según se explica en el punto 2.1, la norma de seguridad TS-R-1 del OIEA solicita qué ensayos de homologación son necesarios para el licenciamiento del contenedor: Para condiciones normales de transporte debe soportar una caída libre desde 1,2m de altura en la posición más desfavorable y una caída desde 1,2m sobre un punzón de 75mm de diámetro en el modelo a escala 1:2. Para condiciones accidentales de transporte debe soportar una caída libre desde 9m de altura en la posición más desfavorable, y resistir 30min en un ambiente a 800ºC, un ensayo de inmersión y un ensayo de blindaje radiactivo. Dentro del Proyecto Regional IAEA RLA/4/018, se construyó un modelo a escala 1:2, respecto al prototipo real, el cual, se sometió a una primera serie de los ensayos en las instalaciones de CDTN (Centro de Desarrollo de Tecnología Nuclear), en Belo Horizonte, Brasil en el año 2008, con el fin de obtener información que permitiera realizar mejoras al diseño. Este trabajo de maestría modela numéricamente el ensayo de impacto realizado en el año 2008, y valida el modelo con los resultados experimentales ahí obtenidos. Posteriormente se modelan las modificaciones al diseño realizadas y se obtienen nuevos resultados. La segunda tanda de pruebas del contenedor se llevó a cabo en Junio de 2010. En la Figura 10 se presenta un esquema resumen de los pasos realizados en el modelado numérico de impacto dentro del proyecto IAEA RLA/4/018.

21

Los pasos mencionados anteriormente, se detallan a continuación:

1. Fabricación modelo a escala: Se construyó un modelo a escala 1:2 del contenedor que se pretende licenciar, con el fin de realizar ensayos experimentales que permitan obtener información utilizable para generar mejoras al diseño sin la necesidad de construir un contenedor a escala real. Los resultados obtenidos de un contenedor a escala 1:2 se consideran escalables para problemas de impacto. Se construyeron varios pares de amortiguadores para realizar más de una caída en la primera tanda de ensayos.

2. Primera tanda de ensayos experimentales: Se realizaron en las instalaciones del CDTN (Belo Horizonte, Brasil) y fueron presenciados por miembros de las entidades participantes de los distintos países que integran el proyecto regional y representantes de las autoridades regulatorias. En cuanto al impacto se realizaron lanzamientos desde una altura de 1.2m sobre un punzón y desde 9m en las posiciones vertical, horizontal e inclinada a 43° del eje del contenedor con respecto a la horizontal, como se ve en la Figura 11. Durante el ensayo vertical invertido se constató pérdida de estanqueidad en el cuerpo del contenedor.

Figura 10.- Ensayos impacto y análisis en proyecto RLA/4/018

1. Fabricación contenedor a escala 1:2

Modelo a escala

3. Modelado numérico primer ensayo experimental

2. Primera tanda ensayos experimentales

4. Fabricación contenedor a escala 1:2 modificado

5. Modelado numérico segundo ensayo experimental

6. Segunda tanda ensayos experimentales

22

Figura 11.- Ensayos impacto primera tanda de ensayos

3. Modelado numérico primer ensayo experimental: A partir de los planos de

fabricación y la información técnica del proyecto se generó un modelo numérico que se detalla en el punto 4, el cual, se validó con los resultados obtenidos en la primera tanda de resultados.

4. Fabricación contenedor a escala 1:2 modificado: A partir de la información generada en la primera tanda de ensayos, se realizaron modificaciones al modelo original para asegurar la integridad del contenedor y se construyó un nuevo modelo a escala para ser ensayado en Junio de 2010.

5. Modelado numérico segundo ensayo experimental: Previo a ser lanzado el contenedor en la segunda tanda de ensayos experimentales se realizó un modelado numérico del contenedor con las modificaciones incorporadas y se entregó una recomendación de ángulo de caída, entre otros resultados.

6. Segunda tanda ensayos experimentales: Se realizó una segunda tanda de ensayos experimentales en la ciudad de Belo Horizonte entre los días 31 de Mayo y 11 Junio, donde se obtuvo información del impacto desde 9m y 1.2m para distintas posiciones.

23

Caracterización del OSB en ensayos dinámicos de impacto

Los contenedores utilizados en el transporte y almacenamiento de material radiactivo están equipados con amortiguadores de impacto para reducir las posibles cargas dinámicas en condiciones de un accidente hipotético durante su transporte. Para poder predecir el comportamiento del amortiguador de impacto y así optimizar el diseño del contenedor, es relevante poder entender cómo se comportan en ensayos dinámicos los materiales que conforman los amortiguadores, que en este caso son acero inoxidable y OSB. Se realiza un modelado numérico de ensayos experimentales aplicados a probetas de OSB encapsuladas en acero, utilizando diferentes modelos constitutivos para estudiar parámetros como deformación plástica permanente, aceleraciones y restitución luego del impacto, y así definir los parámetros dinámicos de impacto del OSB en función de ensayos experimentales.

24

3.1 OSB en amortiguadores de impacto

Diversos materiales han sido utilizados como absorbedores de impacto por los diseñadores de contenedores similares al estudiado. Los más comunes son la espuma de poliuretano, madera maciza, compuestos de madera, láminas de aluminio y espuma de aluminio.

El material elegido para el contenedor del proyecto RLA4018 es el compuesto de madera llamado OSB. Las propiedades de este material no están caracterizadas para cargas dinámicas.

El OSB es un panel estructural de virutas de madera (Figura 12), orientadas en forma de capas cruzadas para aumentar su fortaleza y rigidez, unidas entre sí mediante adhesivos químicos aplicados bajo alta presión y temperatura.

Figura 12.- OSB en planchas y preparadas para utilizar en el amortiguador

El OSB muestra un comportamiento anisotrópico con gran deformación elástica y plástica en compresión, siendo esto resultado de su estructura celular. En la madera, las células se alinean con su eje longitudinal en la dirección del tronco. Por tanto, el comportamiento de la deformación a lo largo del eje longitudinal de las células (longitudinal L) es diferente del comportamiento de la deformación de las células perpendiculares a esta dirección. La Figura 13 muestra la orientación de las fibras.

Figura 13.-Orientación de las fibras en el OSB

25

3.2 Ensayos experimentales OSB

Para poder determinar las propiedades dinámicas del OSB, se realizaron en las instalaciones del CDTN [1] y dentro del proyecto RLA4018, ensayos de impacto sobre probetas de OSB encapsuladas en una cubierta de acero inoxidable y fabricados a partir de placas unidas de OSB, en forma de cilindros de 60mm de diámetro y 30mm de altura.

Figura 14.- Probetas encapsuladas sometidas a ensayo impacto

Rogerio Pimenta [2] procedió a lanzar una masa de 53kg desde una altura de 2.43m sobre una base rígida que contenía probetas con las fibras del OSB orientadas en las direcciones perpendiculares, paralelas y 45º. Las pruebas fueron instrumentadas por el equipo mencionado anteriormente con acelerómetros fijos a la masa y la base de rígida como se muestra en la Figura 15.

Figura 15.- Torre de ensayos de impacto aplacido a probetas encapsuladas

60mm

30mm

26

Como resultados de los ensayos experimentales de impacto realizados en el CDTN se obtuvieron curvas tensión-deformación (σ-ε) a partir de las curvas tensión eléctrica vs tiempo (V-t). Se generaron separadamente la curva σ-t y ε-t, y fueron vinculadas a través del parámetro de dependencia t [2]. Las curvas σ-t obtenidas de los ensayos experimentales en probetas encapsuladas, se presentan en la Figura 16.

Figura 16.- Curvas σ-t Probetas OSB encapsuladas en acero inoxidable

Otro parámetro que se facilitó como resultado experimental es la diferencia en la altura permanente de las probetas luego del impacto, que se presenta a continuación en la Tabla 1 y Figura 17.

Altura lanzamiento de la masa(m) Orientación impacto 1,94 2,43 Perpendicular 8,6 9,0

Paralelo 10,0 11,6 Inclinado 45° 7,4 9,1

Tabla 1 Diferencia en la altura final probetas en mm

Figura 17.- Deformación plástica permanente probetas encapsuladas en distintas direcciones

27

3.3 Modelos constitutivos OSB Encapsulado

Existen distintos modelos constitutivos que buscan representar numéricamente el comportamiento de materiales asociados a la madera como el OSB. En este caso en particular, se utilizan modelos que admiten gran deformación y que además se encuentran disponibles en el software ANSYS LS-DYNA como son esponja colapsable, baja densidad y bilineal elasto-plástico.

El comportamiento de los modelos constitutivos mencionados se presenta a continuación.

Modelo Esponja colapsable

Este modelo de plasticidad se utiliza para modelar materiales tipo espuma que son típicamente usados como estructuras de absorción. Este modelo de espuma, considera el material como isótropo y se aplica a casos en que el coeficiente de Poisson es prácticamente cero. La curva tensión deformación se presenta en la Figura 18, que muestra una zona de carga en compresión y una descarga sin restitución, aportando gran deformación plástica.

Figura 18.- Comportamiento materiales tipo espuma en curva tensión deformación

Esponja Colapsable

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

ε

σ (M

pa)

28

Modelo Baja densidad Se utiliza para materiales muy compresibles, de baja densidad o espumas elásticas. Después de la carga y posterior descarga (Figura 19), el material se recupera por completo a su forma inicial Este modelo permite definir la histéresis del material y regular la recuperación elástica, ajustando parámetros numéricos como el factor de forma.

Figura 19.- Comportamiento materiales tipo espuma en curva tensión deformación

Modelo Elastoplástico Bilineal El modelo elastoplástico bilineal se caracteriza por presentar un comportamiento del material integrado por dos tramos rectos perfectamente definidos, separados por un quiebre puntual y marcado. El primer tramo lineal corresponde a un comportamiento puramente elástico del material, de manera tal que de producirse una descarga, el mismo no sufriría deformaciones residuales, siendo las mismas totalmente reversibles. El segundo tramo, posterior al punto de quiebre, posee un comportamiento de tipo elastoplástico, que significa que las deformaciones que sufre el material son una sumatoria de deformaciones elásticas y plásticas, tal como se expresa en la ecuación (1).

ε = εe + εp (1) Siendo εe las deformaciones elásticas y εp las deformaciones plásticas. En este caso ante una eventual descarga, parte de la deformación desaparece (εe), pero el material permanece con una deformación plástica permanente. Dentro del modelo bilineal existen dos alternativas de comportamiento. La primera de ellas plantea que al momento de llegar al punto de quiebre el material no toma más carga y se deforma en un estado de tensión constante, llamado comportamiento elastoplástico perfecto. La segunda opción, establece que el material una vez alcanzada la fluencia (σy) sigue admitiendo incrementos de carga, mediante una regla determinada, llamado comportamiento elastoplástico con endurecimiento.

Baja densidad

0

10

20

30

40

50

60

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

ε

σ (M

pa)

29

Figura 20.- Esquema comportamiento bilineal elastoplático

En la Figura 20 se presenta un gráfico típico correspondiente a un comportamiento

elastoplástico bilineal, en donde se muestran los parámetros característicos del mismo. Siendo E el módulo elástico inicial, Kep el módulo elastoplástico teniendo en cuenta el efecto de endurecimiento, (σ1-σ3)y tensión desviadora de fluencia y εy la deformación asociada a la tensión de fluencia.

3.4 Modelo numérico probetas OSB encapsulado

Se genera un modelo de elementos finitos para una probeta de OSB con encapsulamiento de acero inoxidable que representa los ensayos experimentales realizados para caracterizar las propiedades mecánicas del material de absorción de impacto de los amortiguadores. La malla de elementos finitos del modelo numérico consta de 4 componentes independientes que se muestran en la Figura 21 y que se describen a continuación:

• Madera OSB: Representada por un volumen macizo cilíndrico, el cual, se analiza considerando distintos modelos constitutivos del material (bilineal, esponja colapsable, baja densidad).

• Acero encapsulamiento: Definido como una cubierta que rodea el OSB y que posee propiedades de acero inoxidable que se aproxima con un modelo bilineal elastoplástico.

• Masa: Considerada como un volumen cúbico rígido que no admite ningún tipo de deformación.

• Base: Al igual que la masa, no admite deformaciones, además, de no permitir traslaciones de sus nodos.

30

Figura 21.- Modelo numérico probeta de OSB encapsulada en acero inoxidable La discretización de la probeta encapsulada se realiza utilizando elementos hexaédricos lineales (Figura 22), empleados para modelar estructuras sólidas y que posee como grados de libertad desplazamiento en las tres direcciones ortogonales en un sistema de coordenadas cartesianas. Este elemento se utiliza sólo en análisis explícitos (anexo 8.4).

Figura 22.- Elemento hexaédrico lineal

Para seleccionar el número de nodos de cada componente del modelo, se realiza un análisis de convergencia en red, utilizando como modelo constitutivo de la madera el esponja colapsable con un módulo elástico E=1.6e4Mpa. El valor de altura permanente luego de haber sido impactada la probeta y haber restituido completamente, es el parámetro utilizado para verificar la convergencia en red.

31

La altura permanente del OSB convergido en red es de 17.0mm y en el acero 17.6mm. Se simulan las condiciones de impacto de los ensayos experimentales de las probetas encapsuladas utilizando los distintos modelos constitutivos, considerando los siguientes parámetros de cálculo y condiciones de carga dinámicas presentados en la Tabla 2.

Parámetros de Cálculo

Tipo Análisis Explícito

Tipo integración Simple

Precisión Doble

Paso Tiempo 6e-8 seg.

Tiempo simulación 0.075seg

Tipo Contacto Superficie-superficie

Condiciones de carga dinámicas

aceleración de gravedad 9.8m/s2

velocidad inicial / altura inicial -6.9 m/s / 2.43m

Tabla 2. Parámetros de cálculo y cargas dinámicas del modelo numérico de probeta encapsulada

Las propiedades comunes a los tres modelos numéricos de la probeta encapsulada se presentan en la Tabla 3:

Tabla 3. Propiedades OSB y acero utilizados en modelamiento numérico probeta encapsulada

En la Figura 23 se presenta el comportamiento general de los tres modelos constitutivos de OSB en la curva σ-ε.

Si se aplica un modelo constitutivo de esponja colapsable, se obtiene el comportamiento en la curva σvsε de la Figura 24.

Figura 23.- Comportamiento general modelos

constitutivos OSB

Esponja colapsable Baja densidad Bilineal

32

Figura 24.- Curva σ vs ε modelo esponja colapsable

En la compresión se utilizan valores experimentales obtenidos de los ensayos mencionados anteriormente en 3.2 hasta una deformación 0.55, de ahí en adelante se utiliza un extrapolación aportada por el grupo de CDTN, la descarga no considera restitución. En la figura 25 se distinguen distintos momentos durante la deformación de la probeta en el impacto, utilizando un modelo constitutivo de esponja colapsable.

a)

b)

c)

d)

33

e)

Figura 25.- deformación de la probeta encapsulada con modelo constitutivo de esponja colapsable a) previo al impacto b) aparición discontinuidades c) crecimiento discontinuidad superior d)crecimiento

discontinuidad inferior e)restitución de la probeta

En la Figura 25a) la probeta no ha sido impactada aún y la altura del acero y el OSB es la misma.

En la Figura 25b) se aprecia la aparición de discontinuidades provocadas por un comportamiento del acero similar al de una columna sometida a pandeo. El origen de estas discontinuidades son errores numéricos que se propagan rápidamente en el acero que luego interactúa con el OSB.

En la Figura 25c) Se hace más notoria la propagación de la discontinuidad en el acero a una misma altura en toda la probeta, lo que dista del caso experimental donde existe discontinuidades en distintas posiciones, debido a diferencias en los gap obtenidos entre la superficie del OSB y acero y además la presencia de astillas en la madera que impiden que las propiedades del OSB sean totalmente homogéneas.

En la Figura 25d) se deforman los elementos del OSB adquiriendo la forma del acero, lo que no se aprecia experimentalmente.

En la Figura 25e) se aprecia que, como postulaba el modelo constitutivo de esponja colapsable, no existe restitución en el OSB de la probeta, permaneciendo deformada plásticamente, lo que no ocurre en los resultados experimentales, generando una diferencia en la altura final del OSB entre el modelo de esponja colapsable y el valor experimental que es mayor debido a la restitución, como se muestra en la Figura 26 caso 2.

Figura 26.-Diferencias en resultados experimentales y modelo de esponja colapsable

2 12

1

34

Si se aplica un modelo constitutivo baja densidad, se obtiene la curva σvsε de la Figura 27.

Figura 27.- Curva σ vs ε modelo baja densidad

Se utiliza la misma curva de compresión que en el caso de esponja colapsable pero la descarga restituye totalmente el material. En la Figura 28 se distinguen distintos momentos durante la deformación de la probeta en el impacto, utilizando un modelo constitutivo de baja densidad.

a)

b)

c)

35

d)

e)

f)

Figura 28.- deformación probeta en modelo numérico de baja densidad a) previo al impacto b) aparición discontinuidad inferior c) crecimiento discontinuidad inferior y aparición segunda discontinuidad inferior d) deformación máxima e) restitución de la probeta f) restitución total

En la Figura 28b) aparece la primera discontinuidad en la zona inferior del acero, sumándose una segunda hasta llegar a la máxima deformación Figura 28d). Luego el OSB de la probeta empieza a restituir hasta volver a su valor original (Figura 28f)) a diferencia del acero que permanece con deformación plástica, que se aprecia en la Figura 29) caso 1.


Finalmente el último modelo utilizado es el bilineal elastoplástico, el cual, fue obtenido ajustando un tramo elástico hasta una deformación de 0,21 y un módulo tangente entre las deformaciones 0,21 y 0,38 de la curva experimental del OSB a 45º, como se presenta en la Figura 30.

1

1

36

Modelo bilineal Osb

16,2

y = 79,101x + 0,3142R2 = 0,9954

y = 30,533x + 9,9507R2 = 0,9911

0

5

10

15

20

25

30

35

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50ε

σ

Figura 30.- Líneas de tendencia ajustadas sobre resultados experimentales

Los parámetros obtenidos del modelo bilineal elastoplástico son tensión de fluencia Tf= 16.2MPA, módulo elástico E=79.1Mpa y módulo tangente Mt=30.5Mpa, si se aplican al modelo numérico de la probeta encapsulada se obtiene la curva σ vs ε de la Figura 31.

Figura 31.- Curva σ vs ε modelo bilineal

En la Figura 32 se distinguen distintos momentos durante la deformación de la probeta en el impacto, utilizando un modelo constitutivo bilineal elastoplástico.

37

a)

b)

c)

d)

e)

f)

Figura 32.- deformación de la probeta encapsulada con modelo constitutivo del OSB bilineal a) previo al impacto b) aparición discontinuidad inferior c) crecimiento discontinuidad inferior y aparición segunda discontinuidad inferior d) deformación máxima e) restitución de la probeta f) restitución total

38

En la Figura 32b) aparece una primera discontinuidad en la zona inferior del acero, seguida de una segunda al aumentar la compresión (Figura 32c), alcanzando la deformación máxima en la Figura 32d). Finalmente se obtiene una altura permanente similar a la experimental luego de la restitución (Figura 33 1y2).


Los resultados obtenidos del modelo numérico de impacto de las probetas encapsuladas son aceleración, velocidad, deformación máxima y deformación plástica, mostradas en las Figuras 34, 35 y 36.

Figura 34.- Aceleración modelos numéricos

Figura 35.- Velocidad modelos numéricos

2

12

1

39

Figura 36.- Altura probeta en modelos numéricos

La curva EXPERIMENTAL de la Figura 36 se obtuvo a partir de la integración de curvas de aceleración obtenidas en los ensayos a través de los acelerómetros en la masa, y se considera como último dato el instante en que la masa deja de estar en contacto con la probeta. El valor permanente indicado con una línea continua, se obtuvo con la medición de la altura permanente de las probeta con un calibre luego del impacto. De todos los resultaos obtenidos en los modelos numéricos de probeta encapsulada se puede concluir que: El modelo de esponja colapsable alcanza valores de aceleración similares a los ensayos experimentales, al igual que la deformación máxima pero no posee la capacidad de restitución al descargarse el material, por lo que la altura permanente difiere de lo experimental. El modelo de baja densidad alcanza valores de aceleración mayores a los ensayos experimentales, la deformación máxima es similar pero restituye totalmente luego del impacto al descargarse el material, por lo que la altura permanente difiere también del valor experimental. El modelo bilineal elastoplástico alcanza valores de aceleración menores a los ensayos experimentales, la deformación máxima es similar y restituye correctamente luego del impacto al descargarse el material, por lo que se considera el modelo constitutivo con mejores propiedades para representar el OSB.

41

Malla de elementos finitos

En este capítulo se presenta la herramienta computacional utilizada y se describe el modelo numérico empleado para el contenedor, mencionando las hipótesis simplificativas y consideraciones geométricas. Se presenta un análisis del tipo de elemento y se detallan los contactos, materiales y parámetros de cálculo utilizados en el cálculo.

42

4.1 La herramienta ANSYS y el módulo LS-DYNA

ANSYS Inc. fundada en 1970, desarrolla y presta soporte a la ingeniería con programas de elementos finitos destinados a la simulación y ofrece soluciones para resolver análisis estáticos lineales. Sucesivamente se han ido introduciendo módulos con los que este programa es capaz de resolver además problemas dinámicos no lineales. Los principales módulos de ANSYS son: Multifísico, Mecánico, estructural, profesional, Emag (simulaciones Electromagnéticas), Paramesh (mallas adaptativas), LSDYNA. ANSYS LS-DYNA surge de la colaboración entre ANSYS, Inc. y Livermore Software Technology Corporation (LSTC), introduciendo en 1996 las herramientas de LSDYNA para resolver problemas dinámicos complejos de diseño. Incluye, elementos explícitos 2D y 3D, análisis automático de contactos, decenas de modelos de material y ecuaciones constitutivas. Es utilizado para estudiar fenómenos que ocurren a elevada velocidad como pueden ser los impactos, colisiones o procesos que sufren grandes deformaciones, estampado o conformado. 4.2 Hipótesis simplificativas

El modelo de elementos finitos que se detalla en los puntos 4.4 y 4.5, busca representar de mejor manera las condiciones reales del contenedor en estudio. Sin embargo, existen distintas hipótesis simplificativas que se consideran necesarias para obtener resultados asertivos. Como son:

• Se desprecia el modelamiento de sellos, anillos (anexo 8.6), cáncamos de izado y

sujeción de amortiguadores y casco, puertos de testeo, conductos de carga de plomo, canasto de elementos combustibles, elementos combustibles.

• La masa de los elementos combustibles y su canasto es incorporada en el modelo numérico a través de la creación de un volumen ficticio con una densidad equivalente. Se utiliza una masa equivalente de 70Kg que corresponde a 50Kg de la grilla y 20Kg de los 20 elementos combustibles escaleados 1:2.

• Se supone un comportamiento elastoplástico isotrópico bilineal para el acero y plástico perfecto para plomo. El OSB obedece a un comportamiento tipo bilineal elastoplástico.

• Durante la caída, se desprecia el rozamiento provocado por el aire.

43

4.3 Selección elemento a utilizar

Para realizar una selección del tipo de elemento a utilizar en el modelo numérico del contenedor, se crean dos modelos numéricos de prueba (cúbico y cilíndrico), construidos con distintos tipos de elementos tales como hexaedros lineales, pentaedros lineales, tetraedros lineales y tetraedros cuadráticos. Se analizan parámetros tales como radio de plastificación (máximo valor deformado en un lado del cubo), aceleración en nodos, costo computacional, energía interna y energía espurias de deformación para verificar qué elemento se comporta de mejor manera para condiciones de impacto similares a las estudiadas. Inicialmente se genera uno modelo numérico con geometría cúbica de lado 1m y propiedades de acero AISI 304, discretizada con distintos tipos de elementos como se muestra en la Figura 37.

a)

b)

c)

d)

Figura 37.- Mallado cubo con elementos a) Hexaedro lineal, b) Tetraedro cuadrático, c) Pentaedro lineal, d) Tetraedro lineal

Se aplica una velocidad inicial nodal de -13.26 m/s equivalente a un lanzamiento de 9m de altura y se hace impactar sobre un material rígido.

44

El primer parámetro analizado es la deformación plástica o radio de plastificación para distintos tipos de elementos y cantidad de nodos, obteniendo los resultados presentados en la Figura 38.

Figura 38.- Radio plastificación vs cantidad nodos

Se aprecia que los elementos hexaédricos lineales, pentaedros y tetraedros lineales convergen en red para valores mayores a 40000 nodos aproximadamente con respecto al radio de deformación plástica, pero alcanzando valores distintos. Los elementos tetraédricos cuadráticos presentan problemas al impactar el cubo a una velocidad tan alta y con mallas muy discretizadas. Cabe mencionar que el elemento tetraedro lineal entrega un valor muy distante comparado con pentaedros lineales y hexaedros lineales. Otro parámetro utilizado es la aceleración en la componente vertical en el nodo opuesto al impacto (Figura 39), para verificar si los tipos de elementos perciben los cambios de aceleración y en qué medida con respecto a la cantidad de nodos.

Figura 39.- Nodo de medición de aceleración en modelo cubo

45

Los resultados de aceleración obtenidos de los ensayos de impacto del modelo cúbico se presentan en la Figura 40.

Figura.-40 Aceleración para distintos tipos de elementos

Se aprecia que el hexaedro lineal y tetraedro cuadrático perciben variaciones a lo largo del tiempo en que el cuerpo está impactando la base rígida. Al contrario, los elementos pentaédricos y tetraédricos lineales, perciben sólo una variación inicial en la aceleración pero no registran nuevos cambios en el transcurso en que el cubo se deforma. Para complementar los resultados obtenidos en el modelo cúbico, se genera un modelo cilíndrico, con una aproximación de la geometría del cuerpo original estudiado, y las mismas propiedades de los materiales (acero en el exterior y plomo en el interior), buscando estudiar nuevos parámetros como las tensiones Von Mises presentes en el impacto para distinta cantidad de nodos y elementos. El cilindro se discretiza con elementos del tipo hexaedro lineal y tetraédrico cuadrático como se muestra en la Figura 41.

46

a) b)

Figura 41.- Modelo cilindro con a) hexaedros lineales b) tetraedros cuadráticos Se aplica una velocidad inicial de nodos de -13.26 m/s equivalente a un lanzamiento de 9m de altura y se hace impactar sobre un material rígido. Las tensiones Von Mises máximas durante el impacto se presentan en la Figura 42.

Tensiones máximas Von Mises

0,E+00

1,E+08

2,E+08

3,E+08

4,E+08

5,E+08

6,E+08

7,E+08

8,E+08

9,E+08

1,E+09

0,000 0,002 0,004 0,006 0,008 0,010tiempo (seg)

Tens

ione

s (P

a)

Hexaedro lineal

Hexaedro lineal refinado

Hexaedro lineal final

Tetraedro cuadrático

Tetraedro cuadrático refinado

Tetraedro cuadrático final

Figura.-42 Tensiones Von Mises para distintos tipos de elementas en modelo cilíndrico

Con respecto a las tensiones máximas obtenidas para cálculos con elementos hexaédricos lineales se aprecia que a medida que el modelo posee una mayor cantidad de nodos, aumenta la tensión máxima, pero alcanzando valores similares luego de un primer refinamiento. En cuanto a las tensiones máximas obtenidas para el ensayo con elementos tetraédricos cuadráticos, se aprecia que a medida que el modelo posee una mayor cantidad de nodos aumentan los valores máximos obtenidos, apareciendo problemas de

47

volúmenes negativos que impiden realizar los cálculos durante todo el impacto. Este hecho fue observado anteriormente en el modelo cúbico e indica que al utilizar tetraedros cuadráticos se capturan tensiones más elevadas pero generan a su vez problemas por la alta velocidad de impacto, debiendo absorber una energía elevada en un breve periodo de tiempo. En el ensayo de impacto del contenedor, existen amortiguadores de impacto con una rigidez menor a la del acero del cuerpo que están diseñados para absorber más energía, pero estos resultados ya indican que los tetraedros cuadráticos podrían generar problemas en un modelo de mayor masa e igual velocidad de impacto. Del modelo cúbico se aprecia que los elementos tetraédricos lineales y pentaédricos, no registran las aceleraciones generadas en el impacto del cubo, por lo que no serían elementos recomendables para realizar el análisis del contenedor. Del modelo cilíndrico se concluye que los elementos tetraédricos cuadráticos presentan problemas a velocidades altas de impacto, a diferencia de los elementos hexaédricos lineales, por esto se utiliza este último elemento en la discretización del modelo numérico del contenedor.

48

4.4 Consideraciones geométricas

A continuación en las Figuras 43-47 se presentan las consideraciones geométricas utilizadas en el modelo numérico del contenedor, donde se mencionan gap, suposiciones y dimensiones.

Figura 43.-Gap en amortiguadores y tensores

1

2

43

32

1

2

4 32

A A

B

B

49

En la Tabla 4 se presentan los gap asociados a los amortiguadores y tensores del contenedor experimental y numérico. La Tabla 5 presenta las suposiciones empleadas para modelar el OSB y los tensores y en la Tabla 6 se describen las dimensiones asociadas a los tensores.

CÓDIGO COMPONENTES MODELO

NUMÉRICO MODELO EXPERIMENTAL TIPO DE GAP

1 Cubierta acero-OSB 0.003 m 0m Radial 2 Cubierta acero-eje tensor 0.004m 2mm Radial 3 Cubierta acero-tuerca tensor 0.005m 0m Radial 4 Cubierta acero-tuerca tensor 0.001m 0m Vertical

Tabla 4- Gap entre componentes asociados a los amortiguadores y tensores

CÓDIGO COMPONENTE DESCRIPCIÓN

A OSB

El OSB del modelo numérico es representado por un volumen único, en el caso experimental se utilizan plancha horizontales encoladas y prensadas

B

Eje tensor y tuerca modelo numérico

El eje del tensor y la tuerca del modelo numérico se considera como un solo volumen a diferencia del caso experimental en que son componentes distintos

Tabla 5.- Suposiciones en componentes asociados a los amortiguadores y tensores

COMPONENTES MODELO NUMÉRICO

MODELO EXPERIMENTAL

Largo eje tensor 0.9412m 0.932m Diámetro eje tensor 0.032m 0.03175m Altura tuerca tensor 0.029m 0.028m

Diámetro tuerca tensor 0.05m 0.053m Tabla 6.-Dimensiones componentes

50

Figura 44.-Gap entre tapa interna, acero del cuerpo, plomo del cuerpo

645

7

8

7

6 5

8

51

En la Tabla 7 se presentan los gap utilizados entre el acero y plomo del cuerpo y la tapa interna como se muestra en la Figura 45.



5 Plomo cuerpo- acero cuerpo 0.001m 0m Radial-vertical 6 Plomo tapa interna-Acero tapa interna 0.001m 0m Radial-vertical 7 Acero tapa interna-Acero cuerpo 0.001 0m Radial 8 Acero tapa interna-Acero cuerpo 0.00155m 0m Vertical

Tabla 7.- Gap entre tapa interna, acero del cuerpo, plomo del cuerpo

7 Figura 45.-Gap asociados a bulones de la tapa interna

En las Tablas 8, 9 y 10 se describen los gap, suposiciones y dimensiones asociados a los bulones de la tapa interna, como se muestran en la Figura 46.



9 Vástago bulón tapa interna- Acero tapa interna 0.00025m 0,0004m Radial 10 Vástago bulón tapa interna- Acero cuerpo 0.001m 0,0004m Radial 11 Cabeza bulón tapa interna- Acero tapa interna 0.0003m 0.0002m Radial 12 Cabeza bulón tapa interna- Acero tapa interna 0.0004m 0m Vertical

Tabla 8.- Gap entre componentes asociados a bulones de la tapa interna

C

D

C

D

9

12

10

11

52


C Bulón tapa interna El bulón de la tapa interna es considerado como un solo volumen que no contempla hilo como en el caso experimental

D Perforación de entrada de bulón tapa interna

La perforación se considera pasante y sin rosca a diferencia del caso experimental

Tabla 9.- Suposiciones en componentes asociados a bulones de la tapa interna


MODELO EXPERIMENTAL

Largo vástago bulón tapa interna 0.0945m 0..01025 Diámetro vástago bulón tapa interna 0.012m 0.01m

Largo cabeza bulón tapa interna 0.01m 0.01m Diámetro cabezal bulón tapa interna 0.0192m 0.016m

Tabla 10.-Dimensiones en bulones de la tapa interna

Figura 46.-Gap entre tapa interna, acero del cuerpo, plomo del cuerpo

En las Tablas 11, 12 y 13 se describen los gap, suposiciones y dimensiones asociados a los bulones de la tapa externa, como se muestran en la Figura 46.



13 Vástago bulón tapa externa – Tapa externa 0.0004m 0.0004m Radial 14 Cabeza bulón tapa externa- Tapa externa 0.001m 0m Vertical 15 Cabeza bulón tapa externa- Tapa externa 0.001m 0.0004 Radial 16 Vástago bulón tapa externa – Acero cuerpo 0.0012m 0.002m Vertical 17 Acero cuerpo – Tapa externa 0.0003m 0m Vertical 18 Acero tapa interna Tapa externa 0.0007m 0m Vertical

Tabla 11.- Gap asociados a bulones de la tapa externa


E Bulón tapa externa

El bulón de la tapa externa es considerado como un solo volumen que no contempla hilo como en el caso experimental, además es más corto ya que no incluye el largo penetrante en el acero del cuerpo

F Zona perforación de entrada de bulón tapa interna

La perforación no se considera en este caso a diferencia del caso experimental.

Tabla 12.- Suposiciones en componentes asociados a los bulones de la tapa externa

E

F

E

F

13

15

14

16 17 18

15

13 14

17 18

53


MODELO EXPERIMENTAL

Largo vástago bulón tapa externa 0.01875m 0.04m Diámetro vástago bulón tapa externa 0.01m 0.009m

Largo cabezal bulón tapa externa 0.01m 0.01m Diámetro cabezal bulón tapa externa 0,0154m 0.016m

Tabla 13.-Dimensiones asociadas a bulones de la tapa externa

Figura 47.-Gap entre grilla y acero del cuerpo

En las Tablas 14, 15 y 16 se describen los gap, suposiciones y dimensiones asociados a la grilla del contenedor, como se muestra en la Figura 47.

19 20 19

G G

20

21 21

54



19 Acero cuerpo-relleno 0.00575 0.001m Radial 20 Acero cuerpo-relleno 0.0058 0.014m Vertical sup 21 Acero cuerpo-relleno 0.0058 0.01m Vertical inf

Tabla 14.- Gap entre componentes asociados a la grilla


G Grilla

La grilla fue considerada en el modelo numérico como un solo volumen que posee propiedades de duraluminio y una densidad equivalente que entrega la masa de todo el componente, no está unido a ningún componente por lo que posee un movimiento al interior del cuerpo al igual que en el caso experimental debido a los gap.

Tabla 15.- Suposiciones en componentes asociados a la grilla


MODELO EXPERIMENTAL

Alto grilla 0.455m 0.4475m Diámetro grilla 0.296m 0.030m

Tabla 16.-Dimensiones componentes

4.5 Discretización componentes del contenedor

A continuación se describe la discretización de cada una de las partes componentes que en su conjunto forman el contenedor. El elemento utilizado para el mallado es el seleccionado en el punto 4.3 y se describe en el punto 3.4 y anexo 8.4 la herramienta computacional utilizada es ANSYS LS DYNA descrita en el punto 4.1. 4.5.1 Amortiguadores La geometría que representa los amortiguadores de impacto consta del OSB y cubierta de acero como se muestra en la Figura48. El OSB es utilizado como absorbedor de energía y considera perforaciones pasantes que se adaptan a los caños de las cubiertas de acero inoxidable. Es construido creando un área basal que contiene todas las secciones circulares presentes en el componente y luego realizaron extrusiones (creación volumen a partir de un área basal) hasta generar la geometría deseada. Se establece un contacto general (anexo 8.5) entre la madera de ambos amortiguadores y las cubiertas que las contienen. Se crean cubiertas con caños pasantes, que impiden el contacto entre los tensores y de los amortiguadores, como efectivamente sucede con el modelo a escala original. Se utilizó la misma metodología de modelamiento del OSB de los amortiguadores. La cubierta superior posee un contacto tipo superficie-superficie (anexo 8.5) con la tapa externa y el acero del cuerpo. La cubierta inferior posee un contacto tipo superficie-superficie con el acero del cuerpo y tipo general con la base rígida, en la cual, impacta el contenedor.

55

Figura.-48 Geometría amortiguadores impacto

a)

Figura.-49 Discretización amortiguador inferior de impacto

56

4.5.2 Cuerpo El cuerpo está compuesto por distintos componentes, como se muestra en la figura 50.

Figura.-50 Geometría Cuerpo

Entre los subcomponentes del cuerpo se encuentran:

• Acero del cuerpo • Plomo del cuerpo • Acero tapa interna • Plomo tapa interna • Bulones tapa interna • Tapa externa • Bulones tapa externa

57

Acero del cuerpo: Este componente está construido a partir de un área basal, al cual, se le aplica un sólido de revolución sumado a la creación del volumen contenedor de las perforaciones de los bulones de la tapa interna a partir de un área extruída verticalmente, lo que se visualiza en la Figura 51. Está en contacto superficie-superficie con el acero de la tapa interna, tapa externa, relleno, plomo del cuerpo y ambas cubiertas de amortiguadores, y además posee un contacto tipo ligado (anexo 8.5) con los bulones de la tapa externa y los bulones de la tapa interna.

a)

b)

c)

d)

Figura 51 a) Geometría acero cuerpo b) Discretización acero cuerpo c) zona superior d) zona inferior

58

Plomo del cuerpo: Este componente es construido mediante un sólido de revolución generado a partir de un área basal que se muestra en la Figura 52. Está en contacto superficie-superficie con el acero del cuerpo solamente.

a) b)

Figura 52 a) Geometría Plomo Cuerpo b) Discretización plomo cuerpo

59

Acero tapa interna: Al igual que el acero del cuerpo, este componente se construye utilizando extrusiones de áreas basales sumado a volúmenes creados mediante sólidos de revolución como se muestra en la Figura 53. Posee perforaciones pasantes que permiten vincular los bulones de la tapa interna con el acero del cuerpo. Considera un contacto tipo superficie-superficie con los bulones de la tapa interna, tapa externa, acero del cuerpo y plomo de la tapa interna.

a)

b)

c)

d) Figura 53 a) Geometría acero tapa interna b) Discretización acero tapa interna c) acercamiento agujero

d) acercamiento zona central

60

Plomo de la tapa interna: Es construida realizando sólidos de revolución debido a la irregularidad de su geometría como se muestra en la Figura 54. Posee contacto superficie-superficie solamente con el acero de la tapa interna.

a)

b) Figura 54 a) Geometría plomo tapa interna b) Discretización plomo tapa interna

Bulones tapa interna: Fueron construidos en base a un área basal que fue posteriormente extruída (Figura 55), considera una zona inferior penetrante en el acero del cuerpo que posee un contacto tipo ligado que mantiene unidos ambos componentes y otra zona superior en contacto superficie-superficie con el acero de la tapa interna y la tapa.

Figura 55 a) Geometría bulones tapa interna b) Discretización bulones tapa interna

61

Tapa externa: Fue construido utilizando sólidos de revolución y extrusiones a partir de áreas basales en la zona de perforaciones (Figura 56). Posee contacto superficie-superficie con las cubiertas de los amortiguadores, el acero del cuerpo y el acero de la tapa interna.

a)

b)

Figura 56 a) Geometría tapa externa b) Discretización tapa externa Bulones tapa externa: Fueron construidos en base a un área basal que fue posteriormente extruída (Figura 57), están en contacto superficie-superficie con la tapa externa y unidos mediante un contacto tipo ligado al acero del cuerpo.

a)

b)

Figura 57 a) Geometría bulones tapa externa b) Discretización bulones tapa externa

62

4.5.3 Tensores: Se considera al tensor como una configuración volumen pasante a través de los amortiguadores. Se construyen extruyendo un área basal (Figura 58) y poseen contacto superficie-superficie con la cubierta de acero y la base rígida.

a)

b)

c)

Figura 58 a) Geometría tensores b) Discretización tensores c) Discretización extremo tensor 4.5.4 Relleno: Este componente fue construido en base a un área basal que fue posteriormente extruída (Figura 59), está en contacto superficie-superficie con el acero del cuerpo.

a)

b)

Figura 59 a) Geometría rellenos b) Discretización relleno

63

Finalmente se crea un modelo definitivo que incorpora todos los componentes, que se muestra en la Figura 60.

Figura 60 Malla de elementos finitos contenedor elementos radiactivos

64

4.6 Materiales de los componentes del contenedor

Los materiales utilizados en los distintos componentes del modelo numérico del contenedor se presenta en la Tabla 17.

Componente Material

Módulo Elástico (MPa)

Tensión Fluencia(MPa)

Densidad (kg/m3)

Coeficiente Poisson

Cubierta acero inferior Acero AISI 304 210.000 304 7700 0.28 Madera Inferior OSB 79,1 16 685 0.05

Cubierta acero superior Acero AISI 304 210.000 304 7700 0.28 Madera superior OSB 79,1 16 685 0.05

Acero cuerpo Acero AISI 304 210.000 304 7700 0.28 Plomo cuerpo Plomo 14.000 10 11300 0.4

Acero tapa interna Acero AISI 304 210.000 304 7700 0.28 Plomo tapa interna Plomo 14.000 10 11300 0.4

Tapa externa Acero AISI 304 210.000 304 7700 0.28 Bulones tapa interna Acero SA-193 210.000 205 7700 0.28 Bulones tapa externa Acero SA-193 210.000 205 7700 0.28

Relleno Duraluminio 71.000 245 2235 0 Tensores Acero AISI 304 210.000 304 7700 0.28

Base Rígido Tabla 17.- Materiales utilizados en modelo numérico contenedor elementos radiactivos

4.7 Parámetros de cálculo numérico

Luego de obtener un modelo de elementos finitos representativo del contenedor de elementos radiactivos, se simulan las condiciones de impacto de los ensayos experimentales de caída desde 9m de altura, considerando los siguientes parámetros de cálculo y condiciones de carga dinámicas presentados en la Tabla 18.

Parámetros de Cálculo Análisis Explícito

Tipo integración simple

Precisión Doble elemento Hexaedro lineal

Tiempo simulación 0.02seg Condiciones de borde

Aceleración de gravedad -9.8m/s2 velocidad inicial / altura inicial -13.29 m/s / 9m Ángulo caída del contenedor 43°

Tabla 18.- Parámetros de cálculo y condiciones de borde modelado numérico

65

Análisis de resultados contenedor original

En este capítulo se analizan los resultados del modelo numérico de ensayos de impacto desde 9m vertical e inclinado a 43º del eje longitudinal del recipiente respecto de la horizontal y se compararán con los resultados experimentales obtenidos en la primera tanda de ensayos de impacto. Se analizan parámetros como deformación del contenedor, aceleración en el cuerpo, deformación plástica y energías involucradas en el impacto.

66

5.1 Ensayos experimentales de impacto

Según se explicó en el capítulo 2, dentro del Proyecto Regional IAEA RLA/4/018, se construyó un modelo a escala 1:2, respecto al prototipo real, el cual se sometió a una serie de ensayos que se realizaron en las instalaciones de CDTN (Centro de Desarrollo de Tecnología Nuclear), en Belo Horizonte, Brasil [1]. Se efectuó un ensayo de impacto del bulto completo (con amortiguadores), sometiéndolo a caída libre desde una altura de 9m sobre un blanco rígido, en el ángulo que supone mayor daño al bulto. Se asumió como condición más desfavorable la caída del contenedor con un ángulo de 43º como se muestra en la Figura 61. Se realizó una caída del contenedor en la posición vertical invertida con el amortiguador superior en contacto con la base rígida.

Figura 61.- Ensayo experimental impacto desde 9m 43º del eje longitudinal del recipiente respecto de la

horizontal

A partir del ensayo descrito, se obtuvo información relevante para describir el daño que sufrió el contenedor luego del impacto. Los parámetros que se consideran en este estudio son los siguientes:

• Deformación del contenedor durante el impacto • Aceleración en el cuerpo • Deformación plástica y rotura en amortiguadores • Deformación plástica en tensores • Deformación plástica en bulones • Daño estructural cuerpo • Energía absorbida por amortiguadores

67

5.2 Resultados caída contenedor original inclinado

5.2.1 Deformación del contenedor durante el impacto Durante el ensayo experimental, el contenedor impactó sobre la plataforma con un ángulo de caída 43º del eje longitudinal del recipiente respecto de la horizontal, produciéndose un rebote con el que embalaje se elevó al tiempo que giró en la dirección de la inclinación, luego volvió a impactar sobre el amortiguador de impacto inferior con un golpe de menor magnitud, deslizándose aproximadamente 1m hasta que finalmente quedó en reposo. El rebote que se observó fue producto de la recuperación elástica principalmente del OSB. El modelo numérico simula 0.05seg que permite visualizar toda la deformación del contenedor hasta el momento del primer rebote. A continuación se detallan distintos instantes durante el impacto que se pueden comparar entre el ensayo experimental y el modelo numérico.

1. Impacto (0 seg): Al comparar los resultados experimentales y numéricos, deben considerarse las mismas condiciones de contorno, como son en este caso un ángulo de caída de 43º desde 9m de altura y una rotación de los tensores de 2º con respecto al eje del contenedor y con el amortiguador superior impactando la plataforma. En el modelo numérico se posiciona el contenedor a 1mm de distancia de la base rígida (Figura 62) y se aplica una velocidad inicial de -13.26m/s equivalente a la caída desde 9m de altura.

Figura 62.- Instante del impacto del contenedor en resultados experimentales y numéricos

68

2. Rotura (0.12seg): Transcurridos 0.12seg desde el impacto, se aprecia la rotura de la cubierta del amortiguador superior en los ensayos experimentales, visualizándose OSB y la separación de la superficie lateral con la inferior de la cubierta, lo que es indicador de rotura. El modelo numérico utilizado no contempla este fenómeno, y sólo se visualizan la deformación que sufre el amortiguador pero sin perder sus propiedades iniciales, entregando una diferencia en los resultados obtenidos numéricamente con respecto a lo experimentales.

Figura 63.- Instante de rotura de la cubierta del contenedor en resultados experimentales y

numéricos

3. Máxima deformación (0.015seg): Transcurridos 0.15seg desde el impacto, se puede apreciar la máxima deformación que sufre el amortiguador, lo que se muestra en la Figura 64 alcanzando un valor de 13.5cm. Más detalle de la máxima deformación se presentará en el punto 5.2.3.

Figura 64.-Máxima deformación de amortiguador superior

69

4. Rotación máxima (0.026 seg): El contenedor luego de impactar la base rígida empieza a deformar y también a rotar acercando el amortiguador inferior a la base. Los resultados numéricos se asemejan de buena manera a los experimentales generando una rotación en el mismo sentido (Figura 65) y diferenciándose recién cuando el material absorbedor empieza a restituir la deformación elástica. En este punto se aprecian diferencias importantes entre los resultados numéricos y experimentales, debido a que no está incorporado un modelo de rotura, lo que se aprecia en la restitución diferente del OSB.

Figura 65.-Rotación contenedor en resultados experimentales y numéricos

5. Comienzo del rebote 0.041s: Este punto se podría señalar como el comienzo del rebote. En los resultados experimentales, se aprecia que el contenedor continúa rotando afectado por la rotura del amortiguador (Figura 66.). En cuanto a los resultados numéricos se aprecia una restitución mayor que la experimental, entregando un ángulo de salida mayor del contenedor e impidiendo que continúe la rotación.

Figura 66.- Rebote de contenedor luego del impacto

Amortiguador inferior

70

5.2.2 Aceleración en el cuerpo En los ensayos experimentales se posicionaron tres acelerómetros en el cuerpo del contenedor, la dirección que se utiliza para realizar la validación experimental se muestra en la Figura 67.

Figura 67.- Posición acelerómetro fijo al contenedor

Se midió la aceleración presente en el cuerpo del contenedor, en la pared exterior a la mitad de su altura. Los resultados experimentales indican que la máxima aceleración a 43º fue de 98g, con un comportamiento como el que se muestra en la Figura 68. Los resultados del modelo numérico fueron medidos en la posición donde se encontraba el sensor del cual se obtuvo la información experimental y se aplicó un filtro de suavizado sobre los resultados.

Aceleraciones caída 43º contenedor original

137

98

-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035 0,04 0,045 0,05

tiempo (seg)

aceleraciones (g)

resultados numéricosresultados experimentales

Figura 68.- Comparación resultados experimentales y numéricos de aceleración

El máximo valor obtenido en los resultados numéricos es 137g (Figura 68) equivalente a un 37% más alto que el obtenido experimentalmente.

ac4

71

5.2.3 Deformación plástica y rotura en amortiguadores de impacto Luego del impacto se aprecian dos fenómenos en el amortiguador superior que impacta la base rígida: la rotura de la cubierta de acero y deformación plástica en el amortiguador.

a)

b) Figura 69.- Resultados experimentales (a) y numéricos (b) de deformación plástica post impacto

Se midió experimentalmente la deformación máxima presente en los amortiguadores de impacto, alcanzando un valor de 50.5mm, contrastando con los 50.3mm del modelo numérico como se aprecia en la Figura 69. El componente del amortiguador que más energía absorbe fue el OSB, debido a que posee un mayor volumen que la cubierta y propiedades mecánicas que favorecen la deformación. En cuanto a la cubierta de acero se observa que la energía absorbida durante el impacto se tradujo en rotura en la soldadura en los cantos en contacto con la base rígida. Este fenómeno se atribuye a dos razones principales: la primera es que aparece una concentración de tensiones originada en la discontinuidad geométrica, la segunda es que las soldaduras no tuvieron la penetración deseada de 3mm, lo que las transformó en un fusible desde el punto de vista estructural. Se aprecia que en los resultados numéricos se obtiene una deformación plástica similar pero el modelo no incorporó rotura, lo que explica la diferencia en el comportamiento de la cubierta de acero. El resultado numérico presentado en la Figura 69 se obtiene luego de la restitución del OSB y la cubierta de acero, presentando deformación plástica al igual que las probetas encapsuladas. Se considera como parámetro indicador de la deformación sufrida por el amortiguador superior el desplazamiento vertical desde el momento del impacto del nodo situado en la punta más cercana a la base rígida de la tapa externa (Figura 70).

72

Figura 70.- Punto de medición de desplazamiento vertical equivalente a deformación en amortiguadores

Figura 71.- Desplazamiento vertical equivalente a deformación amortiguador superior

Como se mencionó en el punto 5.2.1 no está incorporado un modelo de rotura en esta simulación, sin embargo, una forma de verificar indirectamente si el modelo numérico este efecto, es verificar las tensiones Von Mises en el componente que sufrió la rotura. En este caso la cubierta del amortiguador superior que está en contacto con la base rígida alcanza valores superiores a 900MPa siendo el valor de rotura 680MPa, por lo que se puede interpretar que el componente sufre rotura pero no se puede incorporar este fenómeno en el cambio de las propiedades mecánicas de los materiales involucrados. Uno de los cambios importantes que se aprecian en los materiales debido a la rotura de la cubierta es la anisotropía del OSB al perder el encapsulamiento.

73

a)

b) c) Figura 72.-Tensiones en instante de la rotura de la cubierta del amortiguador superior 0.012seg a) vista

general de tensiones Von Mises b) Valores sobre fluencia y rotura c) acercamiento a zona rotura

En la Figura 72 a) se aprecian tensiones Von Mises presentes en todo el contenedor al tiempo 0.012seg, con un valor máximos de de 938MPa en la cubierta superior. En la Figura 72 b) se aprecian los valores de tensión en la cubierta superior superiores a la fluencia (azul) y rotura (rojo). En la Figura 72 c) se muestra cómo en la cubierta se superan las tensiones de rotura en el canto que entra en contacto con la base rígida, que fue lo que experimentalmente sucedió.

74

5.2.4 Deformación plástica en tensores Al impactar el contenedor, los tensores fueron componentes que absorbieron energía al igual que los amortiguadores de impacto, lo que se manifiesta a través de la deformación plástica que se presenta a una distancia de 0.25m aproximadamente desde la punta superior del tensor más cercano a la base rígida, lo que se visualiza también en el modelo numérico donde se superan las tensiones de fluencia en la misma zona que el ensayo experimental sin llegar a la rotura (Figura 73).

Figura 73.- Resultados experimentales y numéricos de deformación plástica en tensores

5.2.5 Deformación plástica en bulones Otro parámetro a considerar para evaluar el daño estructural del cuerpo es la deformación plástica en los bulones de la tapa interna y externa que son indicadores de de tensiones sobre la fluencia. Se observa que casi todos los bulones de la tapa externa estaban flojos, apareciendo el bulón más cercano al impacto visiblemente deformado (Figura 74), y en la tapa interna, 7 de sus 24 tornillos estaban flojos. Luego de una cuidadosa inspección se concluyó que no era posible determinar si habían sufrido deformación plástica o no. Sin embargo, en caso de haberla sufrido, se trataba de una deformación pequeña pues la rosca no se vio afectada en absoluto. El modelado numérico indica que los bulones de la tapa interna alcanzan valores cercanos a la fluencia localizadamente mientras que los bulones de la tapa externa estuvieron sometidos a tensiones mayores a la de fluencia y en mayor volumen que en los bulones de la tapa interna (Figura 75).

0.25 m

0.25 m

0.25 m

75

Figura 74.- Resultados experimentales de deformación plástica en bulones de la tapa externa

Figura 75.- Resultados numéricos de deformación plástica en bulones

76

5.2.6 Daño estructural cuerpo En el ensayo experimental no hubo daños observables sobre la pared del cuerpo, salvo raspones en la zona de contacto con el amortiguador de impacto superior, manteniendo su integridad estructural. En el modelo numérico no se aprecia deformación plástica luego del impacto comportándose de igual manera al ensayo experimental. 5.2.7 Energía absorbida por amortiguadores Otro parámetro importante para verificar el daño estructural del cuerpo es la energía absorbida por los componentes del contenedor. Las energías involucradas en el impacto en un tiempo inicial y luego de la restitución se presentan en Tabla 19.

Energía caída 43 9m

tiempo (seg) E cinética (J) E interna(J) E fricción (J)E espurias de deformación(J) E total (J)

0 125295 0 0 0 125295 3,00E-02 23099,3 67620,7 27729,6 8993,7 127443

Tabla 19. Energías en caída 43º 9m Donde: E cinética (J) Energía del movimiento del contenedor debido a las condiciones iniciales dinámicas E interna (J): Es la energía de deformación elástica y plástica E fricción (J): Es la energía disipada en forma de contacto entre distintos componentes con fricción E espurias de deformación (hourglass) (J): anexo 8.3 El detalle % de la energía absorbida por los componentes luego de la restitución, referido al total de la energía presente en el impacto del contenedor se presenta en la Tabla 20, considerando como %máxima el caso en que la energía interna es máxima y %permanente el valor en que ya ha ocurrido la restitución elástica.

componente %máxima %permanente Amortiguador superior 72,1 48,3

tapa interna 0,035 0,033 bulones 0,042 0,041 cuerpo 0,57 0,31

Tabla 20. Energías porcentuales en caída 43º 9m Se puede apreciar que gran parte de la energía total es absorbida por el amortiguador superior y el cuerpo absorbe menos de un 1% de la energía total del impacto.

77

5.3 Resultados caída contenedor vertical

Otra caída analizada fue la que representa una caída vertical invertida del contenedor desde 9m de altura (Figura 76).

Figura 76.- Modelo experimental y numérico vertical 9m

5.3.1 Aceleración en el cuerpo Los resultados de aceleración obtenidos en el modelo numérico de la caída vertical se comparan con los valores experimentales midiendo en la misma posición de los sensores (Figura 77).

Aceleraciones caída vertical 9m contenedor original

378

266

-200

-100

0

100

200

300

400

500

0 0,002 0,004 0,006 0,008 0,01 0,012 0,014 0,016

tiempo (seg)

aceleraciones (g)

resultados numéricos

resultados experimentales

Figura 77.- Resultados experimentales y numéricos de aceleración caída vertical 9m

La aceleración numérica máxima es superior a la experimental en un 42%.

78

5.3.2 Energía absorbida por amortiguadores Las energías involucradas en la caída vertical invertida desde 9m se presentan en Tabla 21.

Energía caída vertical invertida desde 9m tiempo (seg)

E cinética (J)

E interna(J)

E fricción (J)

E Espurias de deformación (J)

E total (J)

0 115570 0 0 0 115570 0,0102 65167 36292 4498 9741 115698

Tabla 21. Energías en caída vertical invertida Durante los ensayos experimentales el contenedor alcanzó una altura de 63cm de altura de rebote, si se calcula la altura considerando la velocidad de salida del contenedor del modelo numérico en el rebote, se obtiene un valor de 60cm, lo que indica que las energías involucradas tienen relación con lo visto en la primera tanda de ensayos. El detalle % de la energía absorbida por los componentes luego de la restitución, referido al total de la energía presente en el impacto del contenedor se presenta en la Tabla 22.



Tabla 22. Energías porcentuales en caída en caída vertical desde 9m Se aprecia que gran parte de la energía total es absorbida por el amortiguador superior, pero el cuerpo absorbe un porcentaje mayor que en la caída inclinada. Si comparamos ahora la caída desde 9m con un ángulo de 43º y una caída vertical invertida, se visualiza que la energía interna alcanza valores máximos similares, pero con comportamiento distintos ya que la energía disipada por deformación elástica y plástica se distribuye en un mayor lapso de tiempo, 0.035seg en el caso de la caída a 43º y 0.008seg en la caída vertical invertida, lo que se muestra en la Figura 78.

Energías absorbidas en impacto desde 9m

101330101895

0

20000

40000

60000

80000

100000

120000

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035 0,04tiempo (seg)

Ener

gía

(J)

43º c/r a la horizontalcontenedor

vertical invertido

Figura 78.- Energía interna en caída vertical 9m de 43º y vertical invertido

79

Análisis de resultados contenedor rediseñado

A continuación se describen las modificaciones realizadas al contenedor original y su modelado numérico. Se crea además un modelo equivalente que se utiliza para estudiar qué ángulo de caída es el más desfavorable para la integridad estructural del contenedor en ensayo de impacto. Se analizan parámetros como deformación del contenedor durante el impacto, tensiones, aceleraciones, energías y deformación plástica en caídas de 9m de altura vertical invertido e inclinado.

80

6.1 Nuevo contenedor

De los resultados experimentales, se obtienen conclusiones importantes referentes al origen del daño en componentes que derivaron en un rediseño del contenedor. Entre los fenómenos indeseables presenciados luego de los ensayos de impacto se encuentra la rotura de la cubierta del amortiguador superior (Figura 79) y el aflojamiento y deformación plástica en bulones de la tapa externa. A continuación se presentan las modificaciones al diseño original para evitar el daño en componentes del nuevo contenedor.

Figura 79.- Rotura cubierta de amortiguador superior

6.1.1 Cambios geométricos amortiguadores Con respecto a los amortiguadores de impacto se realizaron dos cambios al diseño original, que se muestran en la Figura 81.

1. La eliminación del canto en 90º que actuó como concentrador de tensiones y que fue el lugar donde se produjo la rotura en la cubierta superior. Se reemplazó el canto por un chaflán a 45º.

2. La incorporación de un refuerzo en la zona lateral de la cubierta de material que aporta material en esta zona. Se soldaron las dos mitades de la cubierta a los efectos de no hacer coincidir la soldadura con la discontinuidad geométrica. Se adiciona una faja metálica que permite reforzar la soldadura ya que no es posible soldar desde ambos lados.

81

Figura 80.- Modificación en amortiguadores de impacto

2

12

2

1

Figura 81.- Modificación en amortiguadores de impacto en modelo numérico

82

6.1.2 Cambios geométricos cuerpo En el cuerpo, se realiza un cambio en el acero exterior donde se maquinó un labio que empalma con la tapa externa, a la cual, se le agrega el material maquinado del acero, con el fin de que ambos componentes se mantengan unidos por los bulones y este empalme. Con esta modificación se limitan los grados de libertad del movimiento de la tapa externa en la dirección horizontal, evitando generar tensiones de corte excesivas en los bulones. Un plano simplificado de la misma puede verse en la Figura 82.

a)

b)

Figura 82.- Modificación en acero del cuerpo para empalme con tapa externa a) primer cuerpo

del contenedor b) segundo cuerpo del contenedor con modificaciones

Esta modificación se implementa en el modelo numérico a través de un aumento en el coeficiente de fricción existente entre el acero del cuerpo y la tapa externa, en la zona entrante del labio del cuerpo y la zona saliente de la tapa. 6.1.3 Cambios propiedades materiales Como última modificación se cambian las propiedades de los bulones de la tapa interna y externa para que presenten un mejor comportamiento y evitar así la presencia de deformación plástica. En el contenedor original se utilizaron bulones SA-193 B8M clase 1 y en el nuevo contenedor se reemplazan por bulones SA-193 B8M clase 2.En la Tabla 23 se presentan las propiedades de los dos materiales.

ASME Especificación Clase Tensión de

Fluencia (MPA) Tensión de

Rotura (MPA)

SA-193 B8M 1 205 513 SA-193 B8M 2 650 753

Tabla 23.- Modificación propiedades en bulones de tapa interna y externa

83

6.2 Modelo equivalente nuevo contenedor

Para realizar el estudio de ángulo más crítico y a los efectos de disminuir el costo computacional, se reemplaza el cuerpo del nuevo contenedor por un volumen equivalente con la misma masa y centro de masa que el cuerpo original, como se muestra en la Figura 83.

Figura 83.-Modelo nuevo contenedor equivalente

84

6.3 Selección ángulo más desfavorable

Existen distintas consideraciones que hay que tener en cuenta a la hora de seleccionar un ángulo más dañino de caída (Figura 84), los más importantes son:

• Ángulo de tensores: Se elige un ángulo de forma que 2 tensores toquen a la vez

sobre la superficie rígida, de esta forma se rigidiza el contenedor e impide una mayor disipación de energía mediante deformación, lo que puede generar mayor daño.

• Ángulo de caída: El ángulo de caída es relevante en la elección de la caída más desfavorable ya que una adecuada selección debe impedir que se disipe energía mediante la rotación del contenedor luego del impacto.

Figura 84.-Factores que influyen en la selección del ángulo más desfavorable de caída

Se elige entonces la posición de los tensores más cercana a la base rígida, y se variaron los ángulos de caída del contenedor analizando la rotación absoluta del contenedor. En la Figura 85 y 86 se presentan resultados de los distintos ángulos de caída.

Ángulo tensores

Ángulo caída

Modificación borde

cubierta

Modificación superficie

lateral

85

a)44º 0 seg

b) 44º 0.0325 seg

c)46º 0 seg

d) 46º 0.0325 seg

Figura 85.-Deformación modelo equivalente 44º y 46º

e)48º 0 seg

f) 48º 0.0325 seg

86

g)52º 0 seg

h) 52º 0.0325 seg

Figura 86.-Deformación modelo equivalente 48º y 52º Analizando los resultados obtenidos de la caída para distintos ángulos se puede apreciar que:

• Para un ángulo de 44º el contenedor rota hacia la izquierda (Figura 86. b). • Para los ángulos de 46º y 48º (Figura 86. f) la rotación es muy leve y la salida del

contenedor es cercana a la vertical (Figura 86. d, f). • Para un ángulo de 52º el contenedor rota hacia la derecha (Figura 86.h) por lo que

también se desecha como ángulo más desfavorable. Por no observarse grandes diferencias entre 46º y 48º y por sugerencia de los colegas de CDTN finalmente el recipiente fue lanzado a 48º en la segunda tanda experimental.

87

6.4 Resultados caída contenedor rediseñado inclinado

6.4.1 Deformación del contenedor durante el impacto En la Figura 87 se muestra una secuencia de posiciones de caída y rebote del contenedor rediseñado lanzado desde 9m con un ángulo de 48º del eje longitudinal del recipiente respecto de la horizontal, obtenidas de resultados experimentales y la simulación numérica. Anteriormente se estableció con un modelo equivalente que el contenedor debería rebotar verticalmente maximizando la energía absorbida en deformación en el contenedor.

0 seg experimental

0 seg modelo numérico

0.02 seg experimental 0.02 seg modelo numérico

88

0.031 seg experimental

0.031 seg modelo numérico

0.035 seg experimental

0.035 seg modelo numérico

Figura 87.-Deformación modelo nuevo numérico y experimental 48º 9m Analizando la Figura 87, se puede apreciar que existe un movimiento relativo del cuerpo máximo en 0.02seg (b) luego se muestra que el contenedor abandona la base rígida a los 0.031seg (c), para finalmente verificar a un tiempo de 0.035seg (d) que el contenedor rebota verticalmente que era lo predicho en los resultados numéricos.

89

6.4.2 Tensiones en componentes En la Figura 88 se presentan las tensiones máximas presentes en distintos componentes como el cuerpo, bulones y tapa interna, durante el impacto desde 9m a 48º.

Cubierta superior 0.0085seg

Acero tapa interna 0.0075seg

Acero cuerpo 0.03seg

Bulones 0.0175seg

Figura 88.-Tensiones Von Mises en distintos componentes en modelo nuevo 48º 9m De los resultados en cuanto a tensiones Von Mises se puede apreciar:

• La cubierta está sometida a tensiones superiores a la de rotura por un periodo de 2 milésimas de segundo.

• El acero de la tapa interna no supera la fluencia en ningún instante. • El acero del cuerpo supera en alrededor de 2 centésimas de segundo la fluencia en

41MPa como valor máximo. • Los bulones alcanzan valores cercanos a la fluencia, y sólo la superan durante 2

milésimas de segundo.

90

6.4.3 Aceleraciones Se posicionaron acelerómetros en el cuerpo del contenedor, específicamente se utilizó la dirección mencionada en el punto 5.2.2. Los resultados experimentales indican que la máxima aceleración a 48º fue de 144g , con un comportamiento como el que se muestra en la Figura 89. Los resultados del modelo numérico fueron medidos en la posición donde se encontraba el sensor, del cual se obtuvo la información experimental y se les aplicó un filtro de suavizado.

Aceleraciones caída 9m 48º contenedor modificado

-144

-108

-160

-140

-120

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

40

0 0,01 0,02 0,03 0,04

tiempo (seg)

aceleraciones (g)

experimentalmodelo numérico

Figura 89.Aceleraciones en cuerpo contenedor a 48º

El máximo valor obtenido en los resultados numéricos es 108g equivalente a un 25% menor que el obtenido experimentalmente.

91

6.4.4 Energía absorbida por amortiguadores Las energías involucradas en la caída vertical invertida se presentan en Tabla 24.

Energía caída 48º 9m

tiempo (seg) E cinética (J) E interna(J) E fricción (J)E Espurias de

deformación (J) E total (J) 0 117144 1,00E-20 0 0 117144

0,0122 14140,4 92241,1 8973,53 3229,67 118584,7 Tabla 24. Energías en caída 48º 9m

El detalle % de la energía absorbida por los componentes luego de la restitución, referido al total de la energía presente en el impacto del contenedor se presenta en la Tabla 25.



Tabla 25. Energías porcentuales en caída en caída inclinada 48º Se puede apreciar que gran parte de la energía total es absorbida por el amortiguador superior, el cuerpo absorbe un porcentaje menor al 1%.

92

6.5 Resultados caída contenedor rediseñado vertical

6.5.1 Aceleraciones Los resultados experimentales indican que la máxima aceleración en la caída verical invertida fue de 488g , con un comportamiento como el que se muestra en la Figura 90. En este caso, a los resultados numéricos no se les aplicó ningún filtro debido a los pocos archivos de salida obtenidos de la simulación.

Aceleraciones caída vertical 9m contenedor modificado

-510-488

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

0 0,01

tiempo (seg)

aceleraciones (g)

resultados numéricos experimental

Figura 90.-Aceleración en caída vertical invertida

El valor obtenido en el modelo numérico es 4% mayor que el valor experimental. 6.5.2 Energía absorbida por amortiguadores Las energías involucradas en la caída vertical invertida se presentan en Tabla 26.

Energía caída vertical invetida 9m

tiempo (seg) E cinética (J) E interna(J) E fricción (J)E Espurias de

deformación (J) E total (J) 0 126821 0 0 0 126821

0,0122 70064 43472 8013 5275 126824 Tabla 26. Energías en caída vertical invertida del nuevo contenedor

Durante los ensayos experimentales el contenedor alcanzó una altura de 70cm de altura de rebote, si se calcula la altura considerando la velocidad de salida del contenedor en el rebote se obtiene un valor de 64cm, lo que indica que las energías involucradas tienen relación con lo visto en la segunda tanda de ensayos. El detalle % de la energía absorbida por los componentes luego de la restitución, referido al total de la energía presente en el impacto del contenedor se presenta en la Tabla 27.

93



Tabla 27. Energías porcentuales en caída vertical invertida 9m Se aprecia que gran parte de la energía total es absorbida por el amortiguador superior, pero el cuerpo absorbe un porcentaje mayor que en la caída inclinada alcanzando mayor al 10% superior al caso inclinado. Cabe destacar que los resultados experimentales de este ensayo presentaron pérdida de estanqueidad. Si comparamos ahora la caída desde 9m con un ángulo de 48º y una caída vertical invertida del nuevo contenedor (Figura 91), podemos apreciar que la energía interna alcanza valores máximos distintos para cada ensayo siendo mayor para el caso vertical invertido, además de verificarse nuevamente un comportamiento diferente en cuanto al tiempo en que ocurre la deformación, que es más breve en el caso vertical. Ahora si se comparan las curvas para los lanzamiento inclinado de 43º y 48º se visualiza que en el caso de 43º del contenedor original alcanza un valor máximo mayor que en el nuevo contenedor a 48º pero al restituirse la energía elástica el caso que absorbe más energía de deformación es el de 48º, lo que indica que es una condición más desfavorable en el caso inclinado. En el caso vertical el caso más desfavorable es el del nuevo contenedor ya que alcanza un valor máximo mayor y además produce una mayor deformación plástica. Se aprecia que en ambos ensayos (antiguo y rediseñado), la caída vertical alcanzó valores mayores de energía máxima absorbida.

Energías absorbidas en impacto desde 9m

0

20000

40000

60000

80000

100000

120000

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035 0,04tiempo (seg)

Ener

gía

(J)

43º c/r a la horizontal contenedor original

vertical invertido original

48º c/r a la horizontal contenedor nuevo

vertical invetido nuevo

Figura 91.- Energía interna en caída vertical en inclinado desde 9m de ambos contenedores

94

6.5.3 Daño estructural del cuerpo En el modelo numérico se pudieron apreciar tensiones cercanas a la fluencia, las que provocaron deformación plástica en el acero del cuerpo como se muestra en la Figura 92.

a)

b)

c)

d) e)

Figura 92.-Acero del cuerpo en caída vertical a) sin deformar b) deformado luego del impacto con 10X c) Tensiones Von Mises d) vista isométrica deformación con 10X e) vista isométrica tensiones Von Mises Para considerar alguna medida de la existencia de daño estructural en el cuerpo provocado por deformación plástica, se eligen dos nodos correspondientes a la base y tope de la tapa interna para verificar si luego del impacto existe un desplazamiento permanente. Los puntos en los cuales se mide el desplazamiento vertical se muestran en la Figura 93.

Figura 93.-Nodos de la base y el tope de la tapa interna

95

Los resultados obtenidos para el ensayo invertido desde 9m de altura se presentan en la Figura 94.

Distancia entre base y tope de tapa interna

-2,2

-2,9-3,0

-2,5

-2,0

-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

0 0,002 0,004 0,006 0,008 0,01 0,012 0,014 0,016

tiempo (seg)

dife

renc

ia (m

m)

9mvertical

1.2mvertical

Figura 94.-Distancia entre Nodos de la base y el tope de la tapa interna

En el modelo numérico se midió un valor de 2.2mm de diferencia entre los nodos indicados. Existe entonces un indicio de deformación plástica dentro del cuerpo, que generan desplazamiento de la tapa interna. Con respecto a la caída vertical invertida desde 1.2m, el modelo indica que no existe deformación plástica ya que se restituye este desplazamiento.

97

Conclusiones

98

1. De los tres modelos constitutivos aplicados al modelo dinámico de OSB, el que

mejor se aproximó a los ensayos experimentales fue el bilineal elastoplástico, entregando una deformación máxima un 11% menor y una deformación plástica permanente un 12% mayor a los valores experimentales.

2. Se analizó el tipo de elemento a utilizar en el modelo numérico del contenedor. Para ello se utilizaron dos modelos numéricos simples con elevada energía de deformación específica, con los que se estudió el comportamiento de pentaedros lineales, tetraedros lineales, tetraedros cuadráticos y hexaedros lineales para ensayos de impacto de velocidades similares a las experimentales. Los elementos pentaedros lineales y tetraedros lineales no pudieron adquirir información suficiente sobre aceleraciones durante el impacto, que es uno de los parámetros necesarios para evaluar el daño estructural de los componentes del contenedor. Los tetraedros cuadráticos presentaron deformaciones elevadas, por lo que finalmente se seleccionó el elemento hexaédrico lineal que pudo adquirir toda la información requerida de los ensayos de impacto necesaria para evaluar el daño estructural de los componentes.

3. Con el modelo numérico del contenedor original se simularon las condiciones

experimentales de la primera tanda de ensayos. En el caso de caída inclinada a 43º, el modelo numérico pudo representar la rotación del contenedor durante el impacto, deformación plástica de los tensores, deformación plástica en bulones de la tapa externa y rotura de la cubierta del amortiguador superior, la que se pudo constatar a través de las tensiones sobre valores de rotura en este componente. Debido a que el modelo utilizado no prevee este último efecto, se observaron diferencias en el comportamiento del contenedor a partir del instante en que la cubierta se rompe y cambian las propiedades dinámicas del material absorbedor y la cubierta de acero.

4. En el contenedor original, las aceleraciones y energía de deformación fueron

más altas en el caso vertical invertido que en el caso inclinado, lo que indica que si bien en el caso vertical la deformación permanente es menor, existen efectos más dañinos en el cuerpo para este caso.

5. Se realizaron modificaciones al diseño original del contenedor principalmente en

los amortiguadores de impacto, y se seleccionó un ángulo de caída inclinado que produzca deformaciones mayores, obteniendo un comportamiento similar al observado en la segunda tanda de ensayos.

6. En la caída vertical del contenedor rediseñado se producen aceleraciones

superiores a los 500g mayores al caso original donde se registraron valores cercanos a los 300g, lo que junto a la energía absorbida, podría ser el origen de problemas de estanqueidad en el contenedor e indica la importancia de una adecuada selección del material de relleno de los amortiguadores de impacto tras la búsqueda de una aceleración menor a 200g recomendados.

99

Anexos

100

8.1 Amortiguadores de impacto en aplicaciones nucleares

El transporte de materiales radiactivos está regulado por las guías y normas del OIEA. El objetivo principal de estos reglamentos es proteger a las personas, los bienes y el medio ambiente de los efectos de las radiaciones durante el transporte de material radiactivo. Esta protección se garantiza mediante la contención del contenido radiactivo, el control de los niveles de radiación externa y la prevención de la criticidad. Los contenedores para el transporte de elementos combustibles gastados de reactores de investigación nuclear se clasifican como de tipo B(U)F debido a la naturaleza del contenido de material fisionable. Los requisitos de licenciamiento en este caso son muy severos e incluyen la caída desde 9m de altura sobre una base rígida.

El uso de los amortiguadores de impacto permite asegurar que los niveles de desaceleración resultante en el contenido radiactivo (combustible gastado) sean lo suficientemente bajos y mantener la integridad de la contención estructural de las condiciones de caída libre. Los amortiguadores son dispositivos de sacrificio que debe absorber la energía cinética en el impacto después de la caída por su deformación. En la Figura 95 se aprecian dos contenedores que poseen amortiguadores de impacto en sus extremos.

Figura 95.- Contenedores con amortiguadores de impacto en sus extremos

101

8.2 Método de elementos finitos

El Método de los Elementos Finitos es un método numérico de resolución de problemas de Mecánica de Sólidos que resulta de gran importancia por su utilidad práctica. Es una herramienta de cálculo muy potente que permite al ingeniero estructuralista resolver infinidad de problemas. Sin embargo, es un método que no proporciona la solución “exacta” a un problema dado, sino que, en realidad, posibilita obtener una solución aproximada que, con el juicio ingenieril que se le supone al calculista, puede ser más que suficiente para la resolución de un problema práctico. Su idea básica no puede ser más sencilla: dado un sólido, sometido a un sistema de cargas y coaccionado por unas ligaduras, el método consiste en subdividir el sólido en pequeñas partes (elementos) interconectadas entre sí a través de los nodos de los elementos, de manera que suponemos que, el campo de desplazamientos en el interior de cada elemento, puede expresarse en función de los desplazamientos que sufren los nodos del elemento (desplazamientos nodales); posteriormente, se podrá determinar la matriz de rigidez de cada elemento, las cuales una vez ensambladas (siguiendo los pasos del análisis matricial de estructuras), permitirán la obtención de los desplazamientos en los nudos de cada elemento. De esa manera, una vez conocidos dichos desplazamientos, podríamos determinar, de una forma aproximada como ya se dijo antes, las tensiones y las deformaciones en el interior del elemento. Una mayor explicación de este método se presenta en [12].

8.3 Espurias de deformación (Hourglass)

El Hourglassing es un fenómeno de deformación bajo energía cero que oscila a una frecuencia mucho mayor que la respuesta global de la estructura. Las formas de Hourglassing son estados matemáticos que no son físicamente posibles. Típicamente, no poseen rigidez y dan una apariencia de zigzag a la deformación de la malla. Los elementos de integración reducida promueven la deformación con cero energía. La ocurrencia de este fenómeno puede reducir e incluso invalidar los resultados de un análisis, por tanto, debe minimizarse o eliminarse. Si la energía total de Hourglassing es superior al 10% de la energía interna del modelo, existe un problema con el análisis.

Figura 95.- Malla sin deformar y deformada bajo los efectos del Hourglassing

102

8.4 Elemento hexaédrico lineal de Ansys Ls Dyna

El elemento Solid164 (Figura 22) es un bloque sólido de seis lados. El mallado con tetraedros degenerados es altamente no recomendable, y es posible que el análisis, en muchas ocasiones, no corra. Se recomienda emplear mallado mapeado para análisis explícito dinámico. Una malla en base a prismas singulares es aceptable, se debe mantener la forma de los elementos tan parecidos a cubos como se pueda. Se dispone de dos formulaciones de elementos bloque: • Sólido con punto único de integración (esfuerzo constante en todo el elemento). Es la formulación por defecto, muy rápida y robusta para grandes deformaciones. Es posible que se requiera control de Hourglassing. • Sólido totalmente integrado. Más lento, pero no presenta Hourglassing. La precisión es más sensible a la forma del elemento que a la formulación empleada, por lo que se debe prestar especial atención a la malla. Puede ser empleado en regiones específicas para minimizar defectos de respuesta.

8.5 Contactos Ansys Ls Dyna Los contactos entre superficies pueden definirse de diferentes maneras en Ansys LS-Dyna. Las diferencias incluyen cómo las superficies de contacto son representadas, cómo se interpreta la penetración del contacto y qué rasgos y limitaciones específicas existen en los diferentes algoritmos. Para algunos modelos de contacto, se emplean segmentos para definir las superficies de contacto de los cuerpos. El programa automáticamente identifica y define los segmentos para cada superficie Otros modelos permiten que cualquier superficie entre en contacto con cualquier otra, e incluye contactos de superficies con si misma. En realidad, este tipo de contacto es el más sencillo de definir y es muy empleado cuando las superficies de contacto no se conocen previamente como en la simulación de un choque completo de automóvil. Cuando un nodo o segmento de contacto (slave) penetra un segmento blanco (master), se crea una fuerza restaurativa (penalidad) que lo empuja de vuelta a través del límite de la superficie. La penalidad rígida de contacto es automáticamente calculada por LS-Dyna en base a las propiedades mecánicas de las superficies de contacto. Por esto es necesario usar valores realistas del módulo de elasticidad cuando se definen materiales rígidos. LS-Dyna permite un variado rango de condiciones de contacto entre superficies: • El final de la superficie puede determinarse al especificar la fricción dependiente de la velocidad, junto con los valores límites de esfuerzo cortante. • Los contactos erosivos admiten que la superficie de contacto se establezca al interior de ciertos elementos, a medida que los elementos de la superficie exterior fallan. • El contacto entre márgenes permite que el margen de un elemento Shell detecte el margen de otro elemento Shell. El definir contactos en Ansys LS-Dyna requiere simplemente que se indiquen las superficies en contacto (no siempre necesario), el tipo de contacto entre ellas y cualquier

103

otro parámetro específico en relación al tipo de contacto. Con tantos modelos de contactos disponibles, no es siempre fácil definir el mejor contacto para el sistema físico en prueba. Es apropiado entender los diferentes algoritmos y las familias de contactos que disponibles en LS-Dyna para seleccionar el modelo de contacto adecuado Un algoritmo de contacto es el método por el cual el código procesa las superficies de contacto. Existen tres algoritmos de contacto diferentes disponibles: • Contacto de superficie simple. • Contacto de nodos a superficies. • Contacto de superficie a superficie. Una familia de contactos es un conjunto de tipos de contacto con propiedades similares especializadas. Existen diez familias disponibles. El programa soporta 24 combinaciones entre los algoritmos y las familias, pero existe algún traslape: • Contacto general o básico. • Contacto automático. • Contacto rígido. • Contacto enlazado. • Contacto enlazado con falla. • Contacto erosivo. • Contacto de margen. Mayor detalle de las formulaciones de los distintos tipos de contactos se pueden encontrar en la referencia [13]. 8.6 Posición anillos en tapa interna y externa En la Figura 96 se muestra la posición que ocupan los anillos en la tapa interna y externa.

Figura 96.-Posición anillos en tapa externa b) anillos en tapa interna

Anillos tapa interna

Anillo tapa externa

105

Referencias

1. Rogério Pimenta Mourão, Miguel Mattar Neto, Carlos Alexandre de Jesus Miranda, Gerson Fainer, Numerical And Experimental Structural Assessment Of A Half Scale Model Of A Nuclear Spent Fuel Elements Transportation Package Under 9 M Drop Tests, 20th International Congress of Mechanical Enginee, November 15-20, 2009, Gramado, RS, Brazil.

2. Rogério Pimenta Mourão, Characterization of shock absorbing material for packages, 2007 International Nuclear Atlantic Conference - INAC 2007, Santos, SP, Brazil, September 30 to October 5, 2007.

3. Rogério Pimenta Mourão, Properties of the shock absorber filling material. 4. John O. Hallquist, LS-DYNA THEORY MANUAL, March 2006. 5. Yih –Yih Lin, A performance Study of LS-DYNA on Vehicle Crash

Simulation, 6th Intenational LS-DYNA Users Conference Simulation 2000. 6. Erke Wang, Thomas Nelson, Rainer Rauch, Back to elements Tetrahedra vs.

Hexaedra, CAD-FEM Gmbh, Munich, Germany 7. J.Rojeka, O.C.Zienkiewiczb, E.Postekak, Advances in FE explicit formulation

for simulation of metalforming processes. 8. Karl Klein, Johannes Will, Thomas Seider, Numerical simulation of wood filled

impact limiter with LS-DYNA , 22nd CAD-FEM Users’ Meeting 2004 International Congress on FEM Technology with ANSYS CFX & ICEM CFD Conference, November 10-12, 2004, International Congress Center Dresden, Germany

9. B. Droste, K. Müller , Test installations for the examination of castor casks at the bam test centre technical safety, 5th International Seminar on Radioactive Waste Products – RADWAP 2008, Würzburg, Germany, October 2008

10. V. Ballheimer*, F. Koch, C. Kuschke and B. Droste, Similarity aspects for closure systems in reduced scale package drop testing, Packaging, Transport, Storage & Security of Radioactive Material 2010

11. J. Patel and S. Stojko, Characterising polyurethane foam as impact absorber in transport packages, Packaging, Transport, Storage & Security of Radioactive Material 2010

12. F. Basombrío, Marcelo Vénere, Notas introductorias al método de elementos finitos

13. Explicit Dynamics Training Manual, Ls Dyna, 2003.

Análisis y simulación de problemas complejos de ingeniería ...

Documents

Transcript of Análisis y simulación de problemas complejos de ingeniería ...