Обоснование прочности контейнеров для транспортировки и хранения отработавшего ядерного топлива с корпусом из высокопрочного чугуна с шаровидным графитом тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.06 ВАК РФ

На правах рукописи

РАДЧЕНКО МИХАИЛ ВЛАДИМИРОВИЧ

ОБОСНОВАНИЕ ПРОЧНОСТИ КОНТЕЙНЕРОВ ДЛЯ ТРАНСПОРТИРОВКИ И ХРАНЕНИЯ ОТРАБОТАВШЕГО ЯДЕРНОГО ТОПЛИВА С КОРПУСОМ ИЗ ВЫСОКОПРОЧНОГО ЧУГУНА С ШАРОВИДНЫМ ГРАФИТОМ

01 02 06 - Динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

ООЗ174624

Москва - 2007

003174624

Работа выполнена в ОАО Научный руководитель

НПО

ЦНИИТМАШ

доктор технических наук, Казанцев Александр Георгиевич

Официальные оппоненты

доктор технических наук, Доможиров Леонид Иванович

кандидат технических наук, Григорьев Владимир Александрович

Ведущее предприятие

ОАО"ВНИИАЭС

Защита диссертации состоится в 14 00

час на заседании

диссертационного совета Д 217 042 02 при ОАО НПО ЦНИИТМАШ, (115088, г Москва, ул Шарикоподшипниковская, д 4)

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технический библиотеке ОАО НПО ЦНИИТМАШ по адресу 115088, г Москва, ул Шарикоподшипниковская, д 4

Отзыв на автореферат в 2-х экземплярах с подписью составителя и заверенный печатью организации просим направлять в адрес диссертационного совета

Автореферат разослан

Ученый секретарь кандидат технических наук

ДН Клауч

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. В настоящее время в нашей стране остро стоит проблема обеспечения объектов, использующих ядерное топливо, (атомных электростанций, атомных подводных лодок и других) высококачественными транспортно-упаковочными комплектами (ТУК) для хранения и транспортировки отработавшего ядерного топлива (ОЯТ) В пристанционных хранилищах накопилось значительное количество отработавшего ядерного топлива АЭС, что создает реальную угрозу экологической безопасности регионов, где эти станции расположены

Принятая в свое время и действующая до сих пор на единственном заводе (Ижорский машиностроительный завод) в нашей стране технология изготовления контейнеров из кованой легированной стали является весьма дорогой и не обеспечивает потребности в таких контейнерах Определенными недостатками обладают также железобетонные контейнеры Существенной экономии затрат использование бетона не дало Уменьшилась стоимость материалов, но возросли производственные издержки Очевидно, что и утилизация таких контейнеров в будущем будет существенно дороже, чем цельнометаллических Кроме того, из-за низкой теплопроводности бетона область применения контейнеров такого типа ограничена

В большинстве индустриально-развитых стран наиболее перспективным материалом по безопасности и технико-экономическим показателям для корпусов ТУКов признан высокопрочный чугун с шаровидным графитом с ферритной металлической основой (ВЧШГ)

Наряду с созданием и развитием отечественной технологии производства корпусов контейнеров из ВЧШГ, актуальной является проблема обеспечения в процессе изготовления необходимых прочностных характеристик контейнеров, соответствующих отечественным и международным требованиям, предъявляемым к таким изделиям

Целью работы является исследование характеристик механических свойств и трещиностойкости ВЧШГ в натурных многотоннажных отливках корпусов, анализ напряженного состояния и прочности контейнеров отечественного производства с корпусами из ВЧШГ в нормальных и аварийных условиях эксплуатации

В рамках настоящей диссертационной работы для достижения данной цели потребовалось решение следующих задач

1 Исследование механических свойств и характеристик трещиностойкости ВЧШГ в отливках корпусов ТУК при статическом и динамическом нагружении,

2 Численное моделирование напряженного состояния в корпусах ТУКов при нормальных и аварийных условиях эксплуатации (пожар, падение на жесткое основание, удар о металлический штырь)

3 Определение допустимых размеров дефектов в корпусах ТУКов.

4 Исследование прочности опытных образцов ТУКов на основе проведения натурных динамических испытаний

Методы исследования

Экспериментальное исследование механических свойств и характеристик трещиностойкости при статическом и динамическом нагружении выполнялось на

современных сервогидравлических установках и инструментированном копре с записью диаграмм разрушения образцов Характеристики трещиностойкости определялись с использованием аппарата линейной и нелинейной механики разрушения

Расчетная часть работы выполнялась путем численного моделирования методом конечных элементов напряженного состояния и температурных полей в ТУКах в нормальных и аварийных условиях эксплуатации Расчет напряженного состояния осуществлялся в упругопластической постановке на основе теории течения с кинематическим упрочнением Динамические задачи решались с учетом больших пластических деформаций Натурные динамические испытаний опытных образцов ТУКов проводились с использованием экспериментальных методов измерения ударных ускорений Научная новизна

Исследовано распределение характеристик механических свойств и вязкости разрушения высокопрочного чугуна с шаровидным графитом в крупногабаритных отливках корпусов ТУКов с толщиной стенки до 300 мм и весом до 40 т Определены параметры температурной зависимости вязкости разрушения Kjc(T) в форме мастер-кривой для заданной вероятности разрушения

На основе трехмерного конечноэлементного моделирования исследовано распределение напряжений в ВЧШГ с учетом различных механических свойств ферритной основы и шаровидного графита Показано, что наличие включений шаровидного графита снижает объемность напряженного состояния вдоль фронта трещины и тем самым способствует повышению вязкости разрушения

Разработаны конечноэлементные модели контейнеров ТУК-128, выполнен численный анализ полей температур и температурных напряжений в нормальных условиях эксплуатации и при пожаре, напряженного состояния и уровня перегрузок при ударе контейнера о жесткое основание при различной ориентации контейнера, исследована прочность контейнера при действии прокалывающей нагрузки - падении контейнера на штырь в зависимости от жесткости штыря

По данным расчетно-экспериментальных исследований определены допускаемые и критические размеры поверхностных и внутренних трещиноподобных дефектов в корпусах ТУК из ВЧШГ Практическая ценность.

Результаты работы использовались при обосновании соответствия транспортно-упаковочного комплекта ТУК-128 требованиям федеральных и международных (МАГАТЭ) правил безопасности при транспортировании радиоактивных материалов, получении сертификата-разрешения в Государственном компетентном органе РФ на конструкцию транспортно-упаковочного комплекта ТУК-128, предназначенного для перевозки и временного хранения отработавших тепловыделяющих сборок исследовательских ядерных реакторов

Достоверность полученных результатов обеспечивается методологией исследований, основанной на трудах отечественных и зарубежных ученых, использованием аттестованной измерительной аппаратуры, проведением тестовых расчетов, сопоставлением результатов расчета и эксперимента, данными натурных испытаний Личный вклад автора заключается в постановке и реализации задач данной работы, разработке основных положений научной новизны и практической значимости,

выполнении численных расчетов и экспериментов, натурных испытаний, внедрении полученных результатов

Апробация работы и публикации. Основные положения диссертационной работы были представлены на научных семинарах отдела прочности материалов и конструкций ЦНИИТМАШ, 5-й конференции пользователей программного обеспечения CAD-FEM GMBH, апрель 2007, Москва, 46 международной конференции "Актуальные проблемы прочности", 15-17 октября 2007 г, Витебск, Белоруссия По теме диссертации опубликовано 5 работ

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из четырех глав, выводов, списка литературы Работа содержит 145 страниц машинописного текста, 132 рисунка, 17 таблиц Список литературы включает 90 наименований

Содержание работы

Во введении дана общая характеристика работы и обоснована ее актуальность

В первой главе на основе литературных данных выполнен анализ современного состояние проблемы хранения и транспортирования отработавшего ядерного топлива Рассмотрены различные варианты изготовления контейнеров для хранения отходов ядерного топлива и их технические характеристики Показаны преимущества использования для корпусов ТУК чугуна с шаровидным графитом Приведены данные по характеристикам механических свойств и трещиностойкости ВЧШГ, значительный вклад в исследование свойств которого внесли отечественные и зарубежные ученые - Косников Г А , Ковалевич Е Г , Александров H H , Rehmer В , Frenz H , Motz J , Rollins J , McConnel В , Kuhn H и др

Рассмотрены условия эксплуатации ТУКов и основные расчетные случаи, необходимые для обоснования возможности их безопасной эксплуатации Сформулированы цель и задачи исследования

Во второй главе приведены результаты экспериментального исследования структуры, характеристик механических свойств, статической и динамической трещиностойкости ВЧШГ в многотоннажных отливках корпусов контейнеров, рассмотрены особенности строения изломов образцов при различных видах нагруже-ния

Описана методика испытаний по определению характеристик механических свойств и трещиностойкости при статическом и динамическом нагружении с использованием цифровых систем регистрации процессов деформирования и разрушения образцов

Для оценки механических свойств отливок корпусов (весом 40 и 12т) были вырезаны и испытаны образцы на статическое растяжение и ударную вязкость из различных сечений по высоте корпуса и толщине (у наружной и внутренней поверхности и сердцевины)

Приведены полученные данные по структуре чугуна и распределению предела текучести, временного сопротивления, относительного удлинения, сужения и ударной вязкости в различных зонах отливок корпусов контейнеров

Установлено, что

-механические свойства и ударная вязкость чугуна по высоте отливки практически не изменяется,

-более заметно изменение свойств по толщине стенки отливки, что объясняется разными условиями кристаллизации отливки со стороны кокиля (формы) и со стороны стержня,

-наиболее чувствительными к скорости охлаждения характеристиками ВЧШГ является относительное удлинение, относительное сужение и ударная вязкость,

Показано, что разработанная в ЦНИИТМАШ и реализованная на заводе "Пет-розаводскмаш" технология отливок корпусов в кокиль (металлическую форму), обеспечивающая преимущественно (>80%) ферритную структуру металлической основы и правильную шаровидную форму графита ((>90%) позволяет получить достаточно высокие для чугуна характеристики прочности, пластичности и ударной вязкости, которые соответствуют свойствам аналогичных отливок, выполненных за рубежом

Например для отливок ТУК-128 получены следующие характеристики в диапазоне температур от -40 до +250 °С значения предела текучести Rpoi находится в интервале 248-357 МПа, временного сопротивления 366-466 МПа, относительного удлинения 9 4—21%, относительного сужения 19—29%

Величина ударной вязкости для отливок ТУК-128 определялась на образцах без надреза, с V-образным надрезом и с усталостной трещиной Показано, что большую чувствительность к температуре испытаний проявляют образцы с надрезом и образцы с усталостной трещиной, причем величина ударной вязкости для этих типов образцов практически не отличается, рис 1, что объясняется притуплением вершины трещины включениями графита, расположенными вдоль ее фронта

КС

а а

KCV

-о

кст

Дж/см2 100

10

-50 О 50 100 150 200 250 300

т,°с

Рис 1 Зависимость ударной вязкости от температуры для образцов без надреза (КС), образцов с V-образным надрезом (KCV) и трещиной (КСТ)

R п !

Т~

1

¡' ö

^--

Значение переходной температуры ТКо для ВЧШГ, определяемой по двукратному снижению ударной вязкости (по сравнению с верхним шельфом), составляет +5 °С

Для определения вязкости разрушения (трещиностойкости при статическом на-гружении) использовались компактные образцы СТ-1 толщиной 25 мм Образцы ис-пытывались на внецентренное растяжение на испытательной машине МТБ 810 с максимальным усилием 10 т, оснащенной датчиками силы и смещения и системой регистрации диаграммы деформирования образца

Анализ полученных кривых деформирования образцов в координатах нагрузка-раскрытие берегов трещины показал, что в исследованном диапазоне температур при толщине образцов 25 мм разрушение образцов сопровождается пластическими деформациями, что не позволяет установить корректные значения К]с В связи с этим определялись следующие характеристики вязкости разрушения (критические коэффициенты интенсивности напряжений) Кц - по точке пересечения 5% секущей с диаграммой деформирования образца, Кдс - пересчетом величины упругопластиче-ского Д- интеграла =^(]СЕ'), где 1с - критическая величина Д- интеграла, Е' = Е/(1-ц2), |1 - коэффициент Пуассона, Е - модуль упругости

На рис 2 показано изменение величины Кд в зависимости от температуры Видно, что во всем исследованном диапазоне температур величина вязкости разрушения находится на достаточно высоком уровне и не опускается ниже 50 МПа мш Данная характеристика может рассматриваться как консервативная при проведении расчетов корпусов ТУК на хрупкую прочность

В области хрупко-вязкого перехода для описания температурной зависимости вязкости разрушения была применена также концепция мастер-кривой Уравнение мастер-кривой для вероятности разрушения 50% имеет вид К,с(шес1)(Т)=30+70ехр(0,019(Т-То))

Для определения Т0 использовался многотемпературный подход, причем использовались только данные испытаний при -40,-20 и +20 °С, отвечающие условиям корректности по стандарту АБТМ Е1921-05 Получено значение Т0 = -23 °С Для вероятности разрушения 5% и 95% уравнение мастер кривой имеет соответственно вид

К,со5(Т)=25 2+36 6ехр(0,019(Т-Т0)) и К,С95(Т)=34 5+101 Зехр(0,019(Т-То)) Температурные зависимости вязкости разрушения, соответствующие указанным вероятностям приведены на рис 2

Для оценки динамической вязкости разрушения проведены испытания ударных образцов Шарпи с предварительно выращенной усталостной трещиной на инструментированном копре, позволяющем регистрировать диаграммы динамического разрушения в координатах нагрузка-прогиб и нагрузка-время (при скорости маятника в момент удара около 5 м/сек) При температурах -40°-+20°С значения динамической вязкости разрушения оказались примерно на 10% ниже, чем при статическом нагружении

Полученные данные по вязкости разрушения при статическом и динамическом нагружении согласуются со значениями, установленными на чугуне корпусов контейнеров типа Кастор производства ФРГ

1

р=95%/ / 1р=50% /

ш / f р=5% —■Ш

т,°с

Рис.2 Зависимости вязкости разрушения Kjc и Kq от температуры.

Рис. 3 Характер разрушения образца из ВЧШГ при ударном изгибе -хрупкое внутризёренное разрушение металлической матрицы с участками вязкого разрушения вокруг части графита.

Отметим, что для ВЧШГ влияние толщины образца на характеристики вязкости разрушения проявляется иначе, чем для сталей, что обусловлено особенностями структуры данного материала.

На рис.3 показана поверхность разрушения образца высокопрочного чугуна, полученная при испытании его на ударную вязкость при 20 С (увеличение х250, растровый электронный микроскоп JEM 6060А). На поверхности разрушения видны равномерно распределённые частицы шаровидного графита размером -30170 мкм. Вокруг частиц графита наблюдается оторочка из ямок отрыва, что указывает на вязкий характер разрушения металлической основы на этих участках. Сходная картина разрушения получена на компактных образцах с трещиной при статическом нагружении.

Наличие вязких участков разрушения вокруг частиц графита свидетельствует о том, что в этих зонах характер напряженно-деформированного состояния (НДС)

тиц графита.

Для количественной оценки неравномерности НДС в образцах из ВЧШГ выполнено в трехмерной постановке конечноэлементное моделирование напряжений в гладком цилиндрическом образце и образце с острым надрезом (имитирующем трещину) при растяжении. Было принято, что частицы графита имеют правильную сферическую форму и диаметр ЮОмкм. Расстояние между частицами также составляло 100 мкм. В связи с тем, что графит имеет несоизмеримо более низкие прочностные свойства, чем ферритная матрица, в расчете использовалась модель пористого материала.

Расчет показал, что распределение напряжений в образце из ВЧШГ при одноосном растяжении характеризуется высокой неоднородностью, причем около частиц графита возникает концентрация напряжений с коэффициентом концентрации равным 1.75 (как и в случае нагружения образца с единичной порой). Между частицами графита в направлении приложения внешней нагрузки расположены области с пониженным уровнем напряжений. На участках между порами напряжения изменяются от -15 до 175 МПа, рис.4а,в при номинальном напряжении 100 МПа (определяемом как отношение нагрузки к площади образца).

Рис.4 Распределение осевых напряжений в гладком образце (а) и тангенциальных в образце с надрезом (б); (в) - изменение осевого напряжения 01 между порами в образце без надреза (в плоскости перпендикулярной направлению нагрузки); (г) - изменение тангенциальных напряжений 02 вдоль надреза (в) между порами. 8/с1 - координата, отсчитываемая от одной поры до другой (с1 -диаметр поры).

В образце из ВЧШГ с надрезом, как видно из полученных результатов рис 4в, распределение напряжений по толщине отличается от такового для сплошного образца (без пор) Для сплошного образца характерным является наличие областей с плоским напряженным состоянием только у внешних боковых поверхностей, вблизи которых разрушение (при недостаточной толщине образца) имеет вязкий характер В удаленных от поверхности зонах реализуется плоское деформированное состояние и возникает компонента растягивающих напряжений в направлении толщины образца В отличие от этого в образце из ВЧШГ плоское напряженное состояние возникает во всех зонах, примыкающих к порам вдоль фронта трещины по толщине образца, рис 46,г

Наличие пор приводит к тому, что зоны с максимальным уровнем коэффициента интенсивности напряжений К1 (соответствующие максимуму напряжений ог) смещаются в области с повышенными значениями вязкости разрушения (плоского напряженного состояния) В центральных зонах между порами (где напряженное состояние ближе к плоско-деформированному) величина напряжений ст2 ниже, чем в однородном материале Такое перераспределение напряжений способствует повышению вязкости разрушения

В реальном материале частицы графита располагаются хаотично и плоскость разрушения проходит по участкам с различным уровнем напряжений Кроме того, трещина по мере продвижения в глубину прерывается порами и происходит ее торможение, что также способствует повышению вязкости разрушения

В связи с отмеченным увеличение толщины образцов из ВЧШГ не может привести к существенному изменению характера распределения напряжений, и зависимость вязкости разрушения ВЧШГ от толщины образца будет проявляться в меньшей степени, чем для стали Данный вывод подтверждается результатами, полученными на аналогичном чугуне корпуса контейнера ОШ (США) на компактных образцах толщиной от 25 до 300мм при Т=-40 °С Практически все результаты этих испытаний укладываются в полосе разброса, ограниченной кривыми для вероятности разрушения 5 и 95%, полученными в данной работе для образцов толщиной 25мм Эффект толщины для ВЧШГ по-видимому в большей степени может быть связан с неоднородностью свойств отливки и увеличением дисперсии размеров частиц графита и расстояний между ними

В главе три приводится описание конструкции ТУК-128, корпус которого изготовлен из ВЧШГ, а также результаты конечноэлементного анализа температур и напряжений в нормальных и аварийных условиях эксплуатации

Конструкция ТУК-128 представляет собой толстостенный цилиндр с двумя герметичными (за счет применения уплотняющих прокладок) крышками, облицованный по внутренней поверхности коррозионно-стойкой сталью Наружный диаметр корпуса около 1 м, высота 1 5м, толщина боковых стенок 290 мм, днища - 240 мм Внутри корпуса размещается чехол, содержащий 20 восьмитрубных ОТВС (отработавших тепловыделяющих сборок) исследовательского реактора ИРТ-ЗМ Суммарная мощность остаточного тепловыделения в полости контейнера принималась максимально возможной, равной 572,6 Вт

Конструкция ТУК имеет два барьера герметичности обеспечивающих радиационную защиту при нормальных условиях эксплуатации и в аварийных ситуациях

в соответствии с требованиями НП-053-04 и Правил МАГАТЭ Т5-Я-1 к транспортным упаковкам

Назначенный срок службы ТУК при нормальных условиях эксплуатации и при условии выполнения требований эксплуатационной документации должен быть не менее 50 лет

Вес полностью снаряженного контейнера (без демпферов) составляет около 12

тонн

В соответствии с "Правилами безопасности при транспортировании радиоактивных материалов НП-053-04" к нормальным условиям эксплуатации относятся

- внутреннее давление в полости 0 7 МПа,

- транспортирование по ж/д с ускорениями 10§ в продольном направлении, 2g в поперечном и 4g в вертикальном,

- падение контейнера с высоты 0 6м

Кроме того расчет проводится для режима гидроиспытаний при р= 1 МПа

К аварийным условиям эксплуатации относятся

- пребывание в очаге пожара (параметры пожара продолжительность 0,5 ч, температура пламени 800 °С,

- падение с высоты 9 м на жесткое основание при различной ориентации продольной оси контейнера (рассмотрены случаи падения при вертикальном положении оси контейнера на демпфер днища (крышки), падение при горизонтальном положении оси контейнера, падение при наклонном положении оси контейнера, когда проекция центра масс контейнера проходит через нижнюю точку кромки демпфера днища (крышки),

- падение с высоты 1 м (на днище, крышку, в горизонтальном положении) на вертикально закрепленный в основании стальной штырь заданных размеров и механических свойств

Решение задач теплопроводности осуществлялось в осесимметричной стационарной (для нормальных условий эксплуатации) и нестационарной (для случая пожара) постановке В силу осевой симметрии расчет выполнялся для Чг части контейнера, рис 5

Было принято, что теплообмен между чехлом с ОТВС и внутренней поверхностью корпуса осуществляется за счет тепловой радиации и теплопроводности воздуха внутри корпуса, теплообмен между наружной поверхностью корпуса и окружающей средой - за счет свободной конвекции и излучения Решение, полученное для стационарной задачи использовалось как начальное при решении нестационарной

При проведении расчетов для чугуна использовались теплофизические свойства, полученные в ЦНИИТМАШ, для нержавеющей стали использовались литературные данные

Установлено, что в нормальных условиях эксплуатации нагрев корпуса за счет тепловыделения ОЯТ происходит достаточно равномерно и его температура находится в пределах 84 5-88 4С, рис 5а В основной части объема контейнера температурные напряжения практически отсутствуют (менее 10 МПа) В зонах сопряжения крышек (крышки изготовлены из нержавеющей стали) с корпусом уровень температурных напряжений несколько выше - порядка 50МПа

За счет действия внутреннего давления 0.7 МПа максимальные напряжения не превышают 3 МПа, при гидроиспытаниях (Р = 1 МПа) ошах = 4.3 МПа.

Расчет, выполненный для случая нахождения контейнера в очаге пожара показал, что разогрев корпуса происходит до температур 560°С, рис.5б.

При дальнейшем (после окончания пожара) остывании на воздухе без принятия каких-либо мер, интенсифицирующих отвод тепла, имеют место следующие температуры:

максимальная температура герметизирующих прокладок, установленных на внутренней крышке контейнера (1ыи барьер) достигается через 2,17 часа после попадания в очаг пожара. Температура прокладки при этом не превысит 190 °С, оставаясь существенно ниже допустимой температуры (280 °С не более 6 часов);

температура прокладок, установленных на наружной крышке контейнера, достигает своего максимума Тпр=365 °С через 0,58 часа после начала пожара и превышает допустимые для материала прокладок значения.

Таким образом, в отношении температурных условий безопасность упаковки ТУК-128, гарантируется, как при нормальных, так и аварийных ситуациях (попадание в очаг пожара). В последнем случае сохраняется один барьер герметизации.

Я f IS «

Еза.тбз

Рис.5 Распределение температуры при нормальных условиях эксплуатации (а) и в момент окончания пожара (б).

При проведении расчета процесса удара контейнера о жесткое основание и штырь материал корпуса контейнера и штыря принимался упругопластическим, параметры упрочнения которого зависят от скорости деформирования. Материал демпферов (древесина) также рассматривался как упругопластический с нелинейным упрочнением при динамическом нагружении.

Для описания упругопластических свойств материалов использовалась теория течения с кинематическим упрочнением. Изменение предела текучести от скорости нагружения описывалась на основе модели Купера - Саймонда, в соответствии с которой связь между текущими значением предела текучести по диаграмме деформирования при статическом и динамическом нагружении определяется интенсивностью пластической деформации и ее скоростью.

Указанная зависимость имеет вид

СГ,,£,') = ст,(e^tl + (.£.' /с)""]

где ст(е1р,е1р) - кривая деформирования при динамическом нагружении, сгДг-кривая деформирования при статическом нагружении, сг, и с/" - соответственно интенсивность напряжений и интенсивность пластических деформаций, е? - скорость интенсивности пластических деформаций, сир константы материала

Расчет проводился с учетом геометрической нелинейности и больших деформаций Использовалась конечно-элементная программа в которой расчет ускорений проводится метод прямого интегрирования по времени. Ускорения в узлах в момент времени I определялись из соотношения

где {а,} - матрица ускорений, [м]' - обращенная матрица масс, {/•','"} и {/7""} соответственно вектор внешних усилий и вектор внутренних объемных сил

Компоненты последнего определяются суммированием по всем т элементам, расположенным вокруг узла

где а - вектор напряжений, Vn - объем п- ого элемента, В'- транспонированная матрица деформации-перемещения, Fca" - контактные усилия

Расчет выполнялся для следующих случаев

- падение с высоты 9м демпферами на жесткое основание при различной ориентации оси контейнера к основанию (удар нижними и верхними демпферами, наклонно, в горизонтальном положении)

- падение с высоты 125 м на штырь с плоской и сферической поверхностью днищем и крышкой

На рис 6 в качестве примера показана конечноэлементная модель контейнера (падение с высоты 9м нижними демпферами) с основными компонентами и демпферами (1/2 часть) и результаты расчета полей перемещений (в метрах) и интенсивности напряжений (в Н/м") в момент удара (скорость в момент удара 13 3 м/сек)

Из рис 6 видно, что величина деформации демпферов достигает 78 мм, максимальные напряжения в корпусе 114 МПа, т е материал корпуса работает в упругой области

При анализе удара контейнера о штырь были рассмотрены два варианта изготовления штыря - с плоским верхним торцом и со сферическим торцом радиусом 75 мм Материал штыря - сталь с пределом текучести 280 МПа Его высота 200 мм, диаметр 150 мм

{а,}= [м]-' ({f;"J-M

а б в

Рис. 6. Конечноэлемнентная модель (а), вертикальные перемещения контейнера и демпферов (б), интенсивность напряжений (е) при осевом ударе о жесткое основание при падении с высоты 9 м. 1- наружная крышка, 2- внутренняя крышка, 3 - корпус, 4 - демпферы, 5 - основание.

Результаты расчета, рис.7а-б показали, что при падении контейнера на штырь с плоским торцом (в момент удара скорость контейнера около 5 м/сек) корпус контейнера деформируется упруго, величина напряжений в днище корпуса не превышает 160 МПа. В штыре возникли значительные пластические деформации (даны в относительных единицах). Он получил осадку около 20 мм, а максимальное увеличение диаметра составило 10 мм.

При ударе о штырь со сферическим торцом штырь получил осадку порядка 30 мм и увеличение диаметра на 14 мм. В этом случае в днище корпуса возникают пластические деформации и вмятина глубиной около 3.5 мм, рис.7б. а в зоне под нею в днище остаточные растягивающие напряжения величиной до 140 МПа,

Рис.7 Распределение интенсивности пластических деформаций (а) и осевых напряжений (б) при ударе о штырь с плоским торцом. Вертикальные перемещения и размеры вмятины в днище корпуса при ударе о сферический торец (в).

На рис 8 показано изменение усилия действующего на штырь при ударе и ускорения а на боковой поверхности контейнера В случае удара о плоский торец импульс имеет практически прямоугольную форму с крутым фронтом При ударе о штырь со сферическим торцом происходит более плавное возрастание контактного усилия, при этом величина ускорений и перегрузки несколько ниже

к

Л аа1 ,4, --

Рис 8 Изменение усилия на штырь и ускорения на боковой поверхности корпуса контейнера при ударе о плоский (вверху) и сферический торец (внизу)

На основе полученных результатов анализа НДС и экспериментальных данных по вязкости разрушения ВЧШГ натурных отливок выполнена оценка допустимых и критических размеров дефектов в корпусе контейнера

Допустимые размеры трещиноподобного дефекта а в корпусе определялись из соотношения

Г Л2

а -

А

У<7

\ "Р У

где сг„р- приведенное напряжение, У- коэффициент, зависящий от формы трещины

По данным расчетов напряжения в корпусе в наиболее опасной аварийной ситуации - при падении контейнера не превышают величины 200 МПа Отсюда получено (при К1с = К1д = 45 МПа м1/2 и коэффициенте запаса п=1 4 для аварийной ситуации), что для поверхностной трещины эллиптической формы глубина а составляет 10 4 мм, для подповерхностной трещины 11 2мм Отношение глубины трещи-

ны к ее полудлине принималось равным 2/3 Критические размеры дефектов соответствуют коэффициенту запаса п=1 Их величина примерно в 2 раза больше допустимых Все указанные размеры дефектов находятся в диапазоне возможностей не-разрушающих методов контроля

В четвертой главе приведено описание методики и результатов натурных испытаний контейнера, включая данные по измеренным величинам ускорений в момент удара и перегрузкам Испытания проводились на базе ОАО "КБСМ", оснащенной стендом для испытаний Универсальный испытательный стенд состоит из металлоконструкций и лебедки для подъема испытуемого образца на высоту до 18м Железобетонный фундамент размером 7x20x7м и массой 2500 тонн облицован на верхней плоскости плитой толщиной 120мм Грузоподъемность привода стенда - 140 тонн

Система измерений стенда для испытания ТУК-128 состояла из семи измерительных каналов для ударных ускорений, по числу пьезоакселерометров, установленных на крышке (2 шт ), днище (2 шт ) и боковой поверхности (3 шт ) корпуса опытного образца контейнера

В выполненной серии экспериментов падение контейнера осуществлялось с высоты 9м на жесткое основание демпферами днища и с высоты 1 25м на штырь с плоским торцом днищем и крышкой

Пример записи показаний приведен на рис 9 для датчика ускорений, установленного на боковой поверхности корпуса контейнера при падении на штырь днищем вниз Полученные в эксперименте данные согласуются с расчетом по величине перегрузок и длительности импульса (рис 8)

Последующий контроль последствий ударного воздействия на сам контейнер, на чехол и на имитаторы сборок показал, что никаких повреждений контейнер и его внутреннее содержимое не получили, герметичность полости контейнера сохранилась полностью

Таким образом было экспериментально доказано, что ТУК-128 может без проблем выдержать динамическую нагрузку, соответствующую ускорению по крайней мере не менее 160д

Второе и третье испытания контейнера при его падении на стальной штырь имели целью доказать прочность и работоспособность ТУК-128 при ударном воздействии локальных нагрузок (сопротивляемость проколу)

При падении контейнера наружной крышкой на штырь испытанию на прокол подвергается узел герметизации Анализ последствий этого испытания показал, что вмятина на наружной крышке от штыря незначительна и не представляет никакой опасности с точки зрения целостности конструкции Герметичность узла герметизации не нарушилась

Падением контейнера днищем на штырь проверялась сопротивляемость корпуса контейнера из высокопрочного чугуна с шаровидным графитом действию ударной локальной нагрузки Анализ последствий проведенного испытания подтвердил высокую степень прочности и пластичности чугуна, способного противостоять значительным по величине ударным локальным нагрузкам В результате удара по штырю на днище образовалась незначительная вмятина глубиной около 2мм, никаких других повреждений контейнер не получил

1

;

( bif

г г1 If" \

1 .л ,-х

j 1

Рис.9 Показания датчика ускорений, установленного на боковой поверхности корпуса контейнера.

ТТЛ

Основные выводы.

1. Исследовано распределение характеристик механических свойств высокопрочного чугуна с шаровидным графитом в отливках многотоннажных корпусов контейнеров для хранения отработавшего ядерного топлива. Установлено, что разработанная в ЦНИИТМАШ и реализованная на заводе "Петрозаводскмаш" технология отливок корпусов контейнеров ТУК-128 в кокиль обеспечивает следующий уровень характеристик механических свойств ВЧШГ в диапазоне температур от -40 до +250 °С: значения предела текучести Rp02 находятся в интервале 248+357 МПа; временного сопротивления 366+466 МПа, относительного удлинения 9.4+21%, относительного сужения 19+29%.

2 Определены характеристики вязкости разрушения ВЧШГ в отливках корпусов ТУК-128. Показано, что в интервале температур -40 + 250 °С величина вязкости разрушения Kq>50 МПа м"2. Снижение вязкости разрушения при динамическом на-гружении составляет не более 10%.

3. Установлены параметры температурной зависимости вязкости разрушения ВЧШГ в форме уравнения мастер-кривой KJC(T-T0) для различных вероятностей разрушения. Величина температуры хрупко-вязкого перехода Т0 в данной зависимости составляет минус 23 °С.

4. С использованием конечно-элементного моделирования проведены расчеты температур и температурных напряжений в корпусе контейнера при нормальных условиях эксплуатации. При НУЭ максимальная температура разогрева контейнера за счет выделения тепла отработавшим ядерным топливом составляет 88.4°С. Величина температурных напряжений в корпусе не превышает 50 МПа.

5. В аварийной ситуации при пожаре температура корпуса достигает 650°С, при этом герметичность контейнера сохраняется.

6 Выполнен анализ НДС в корпусе при падении контейнера на жесткое основание и штырь заданных размеров при различной ориентации корпуса Показано, что при ударе напряжения в корпусе составляют не более 200 МПа

7 Определены допускаемые размеры дефектов в корпусе контейнера ТУК-128 Глубина допускаемых поверхностных дефектов может составлять до 10 4 мм, подповерхностных до 112мм

8 Проведены натурные испытания опытного корпуса контейнера - падение демпферами на жесткое основание с высоты 9 м и на штырь с высоты 1 25 м при различной ориентации корпуса Установлена величина перегрузок (до 160—180g) и длительность импульса силы при ударе (8-12 мс) Показано, что возникающие в корпусе повреждения несущественны, глубина вмятин не превышает 2 мм Результаты испытаний согласуются с данными расчета

9 Результаты выполненной работы позволили обосновать соответствие транспорт-но-упаковочного комплекта ТУК-128 требованиям федеральных и международных (МАГАТЭ) правил безопасности, а также получить сертификат-разрешение в Государственном компетентном органе РФ на конструкцию транспортно-упаковочного комплекта ТУК-128, предназначенного для перевозки и временного хранения отработавших тепловыделяющих сборок исследовательских ядерных реакторов

Список опубликованных работ по теме диссертации

1 MB Радченко, ТФ. Макарчук Современные тенденции обращения с облученным ядерным топливом за рубежом M Из-во "Новый индекс" , 2005, 212 с

2 M В Радченко Моделирование падения упаковочного контейнера из чугуна с шаровидным графитом на штырь Сборник трудов 5-й конференции пользователей программного обеспечения CAD-FEM GMBH, апрель 2007, Москва

3 Радченко M В , Казанцев А Г , Александров H H , Силаев А А Особенности формирования структуры и свойств в крупнотоннажной отливке корпуса контейнера из чугуна с шаровидным графитом - Тяжелое машиностроение, №10, 2007, с 17-19

4 Радченко M В , Хайер Д , Броудхед Б , Мозес С И др Варианты концепции контейнера для перевозки отработавшего ядерного топлива исследовательских и энергетических реакторов воздушным транспортом - Ядерная и радиационная безопасность России №4 (22), 2006, с 105-113

5 Казанцев А Г , Радченко M В Анализ напряженного состояния корпуса упаковочного контейнера из чугуна с шаровидным графитом при падении Труды 46 международной конференции "Актуальные проблемы прочности", 15-17 октября 2007 г, Витебск, Белоруссия

Введение

1. Хранение и транспортировка отработавшего ядерного топлива

2. Структура и механические характеристики чугуна с шаровидным графитом (ВЧШГ)

2.1 Особенности формирования структуры и механических свойств в крупнотоннажных отливках корпуса контейнера из ВЧШГ.

2.2 Статическая и динамическая трещиностойкость ВЧШГ

2.3 Электронно-фрактографическое исследование излома образцов высокопрочного чугуна.

2.4 Моделирование распределения напряжений в образцах ВЧШГ.

3. Расчет НДС и прочности ТУК-128 для нормальных и аварийных условий эксплуатации.

3.1 Расчет НДС для нормальных условий эксплуатации

3.2 Расчет полей температур и температурных напряжений при пожаре.

3.3 Определение динамических нагрузок и напряжений при падении упаковки на жесткое основание и штырь.

3.3.1 Удар о жесткое основание

3.3.2 Падение на штырь.

3.4 Оценка допустимых и критических размеров дефектов в корпусе

4. Динамические испытания контейнеров ТУК-128.

4.1 Методика и результаты натурных испытаний

4.2 Сопоставление результатов расчета и эксперимента.

В настоящее время в нашей стране остро стоит проблема обеспечения объектов, использующих ядерное топливо, (атомных электростанций, атомных подводных лодок и других) высококачественными транспортно-упаковочными комплектами (ТУК) для хранения и транспортировки отработавшего ядерного топлива (ОЯТ). В пристанционных хранилищах накопилось значительное количество отработавшего ядерного топлива АЭС, что создает реальную угрозу экологической безопасности регионов, где эти станции расположены.

Принятая в свое время и действующая до сих пор на единственном заводе (Ижорский машиностроительный завод) в нашей стране технология изготовления контейнеров из кованой легированной стали является весьма дорогой и не обеспечивает потребности в таких контейнерах. Определенными недостатками обладают также железобетонные контейнеры. Существенной экономии затрат использование бетона не дало. Уменьшилась стоимость материалов, но возросли производственные издержки. Очевидно, что и утилизация таких контейнеров в будущем будет существенно дороже, чем цельнометаллических. Кроме того, из-за низкой теплопроводности бетона область применения контейнеров такого типа ограничена.

В большинстве индустриально-развитых стран наиболее перспективным материалом по безопасности и технико-экономическим показателям для корпусов ТУКов признан высокопрочный чугун с шаровидным графитом с ферритной металлической основой (ВЧТ1ТГ).

Наряду с созданием и развитием отечественной технологии производства корпусов контейнеров из ВЧШГ, актуальной является рассматриваемая в данной работе проблема обеспечения в процессе изготовления необходимых прочностных характеристик контейнеров, соответствующих отечественным и международным требованиям, предъявляемым к таким изделиям.

Основные выводы.

1. Исследовано распределение характеристик механических свойств высокопрочного чугуна с шаровидным графитом в отливках многотоннажных корпусов контейнеров для хранения отработавшего ядерного топлива. Установлено, что разработанная в ЦНИИТМАШ и реализованная на заводе "Петрозаводскмаш" технология отливок корпусов контейнеров ТУК-128 в кокиль обеспечивает следующий уровень характеристик механических свойств ВЧ1НГ в диапазоне температур от -40 до +250 °С: значения предела текучести Ярог находятся в интервале 248-5-357 МПа; временного сопротивления 366^466 МПа, относительного удлинения 9.4*21%, относительного сужения 19*29%.

2 Определены характеристики вязкости разрушения ВЧШГ в отливках корпусов ТУК-128. Показано, что в интервале температур -40 * 250 °С величина вяз

1/2 кости разрушения Кд>50 МПа м . Снижение вязкости разрушения при динамическом нагружении составляет не более 10%.

3. Установлены параметры температурной зависимости вязкости разрушения ВЧШГ в форме уравнения мастер-кривой К;С(Т-То) для различных вероятностей разрушения. Величина температуры хрупко-вязкого перехода Т0 в данной зависимости составляет минус 23 °С.

4. С использованием конечно-элементного моделирования проведены расчеты температур и температурных напряжений в корпусе контейнера при нормальных условиях эксплуатации. При НУЭ максимальная температура разогрева контейнера за счет выделения тепла отработавшим ядерным топливом составляет 88.4°С. Величина температурных напряжений в корпусе не превышает 50 МПа.

5. В аварийной ситуации при пожаре температура корпуса достигает 650°С, при этом герметичность контейнера сохраняется.

6. Выполнен анализ НДС в корпусе при падении контейнера на жесткое основание и штырь заданных размеров при различной ориентации корпуса. Показано, что при ударе напряжения в корпусе не превышают 200 МПа.

7. Определены допускаемые размеры дефектов в корпусе контейнера ТУК-128. Глубина допускаемых поверхностных дефектов может составлять до 10.4 мм, подповерхностных до 11.2мм.

8. Проведены натурные испытания опытного корпуса контейнера - падение демпферами на жесткое основание с высоты 9 м и на штырь с высоты 1.25 м при различной ориентации корпуса. Установлена величина перегрузок (до 160-И 80§) и длительность импульса силы при ударе (8-12 мс). Показано, что возникающие в корпусе повреждения несущественны, глубина вмятин не превышает 2 мм. Результаты испытаний согласуются с данными расчета.

9. Результаты выполненной работы позволили обосновать соответствие транс-портно-упаковочного комплекта ТУК-128 требованиям федеральных и международных (МАГАТЭ) правил безопасности, а также получить сертификат-разрешение в Государственном компетентном органе РФ на конструкцию транспортно-упаковочного комплекта ТУК-128, предназначенного для перевозки и временного хранения отработавших тепловыделяющих сборок исследовательских ядерных реакторов.

1. Радченко М.В., Макарчук Т.Ф. Современные тенденции обращения с облученным ядерным топливом за рубежом. М.: Из-во Новый индекс, 2005,212 с.

2. Rollins J. Properties of Nodular Graphite Cast Iron Used in GNS-Manufectered Spent Fuel Casks. Proceedings of the Intern. Symposium on Packaging and Radioactive Materials, New Orleans, USA, Patram, 1983, p.l 19-125.

3. Birgit Rehmer, Helper Frenz, Sina Wenlllich, Hans-Dieter Kuhn. Aterial Specification and Quality Control Program for Ductile Iron Spent Fuel Casks. -Radiactive Waste Management and Environmental Remediation ASTME 1995, ICEM, Berlin, pp.239-242.

4. August H.J. Cast Iron, London, 1976,p.87.

5. Wolters D.B. Zahresubersicht Gubeisen mit Kugelgrafit. -Giessserei, 1981,Bd. 68, №14,s.442-455.

6. Cox G.I. Developments in the use of various low-alloy S-g. irons wit special mechanical properties. Faundry Trade I., 1974,v. 137,№3025, p. 741-749.

7. Fukuda, W. Danker, J.S. Lee, A. Bonne, MJ. Crijns. IAEA-CN Conference torage of Spent Fuel from Power Reactors", Vienna, 2-6 June 2003.

8. Косников Г.А., Грань И.Н., Дейч А.Ш. и др. О количественной оценке влияния дефектов на свойства чугуна. В кн.: Пути предупреждения дефектов в отливках и контроль качества. JL: Знание, 1980, с.79-83.

9. Куликов В.И., Ковалевич Е.В., Беляков А.И. и др. Трещиностойкость легированного чугуна с шаровидным графитом. Энергомашиностроение, 1984, №9, с.19-21.

10. Куликов В.И., Беляков А.И. Микроструктура низколегированного чугуна с шаровидным графитом и высокой трещиностойкостью. Металловедение и тер-мичексая обработка металлов, №8,1986, с.42-46.

11. Косников Г.А, Повышение вязкости разрушения чугунов. В кн. Теория литейных сплавов и процессов. энциклопедия?

12. Правила безопасности при транспортировании радиоактивных материалов.НП-053-04, М., 2004.

13. Правила ядерной безопасности при транспортировании отработавшего ядерноготоплива. ПБЯ-06-08-77;

14. Правила безопасности при хранении и транспортировкеядерного топлива на объектах атомной энергетики. ПНАЭ-Г-14-029-91;

15. Нормы радиационной безопасности. НРБ-99;

16. Основные санитарные правила обеспечения радиационной безопасности. ОСПОРБ-99;

17. Правила ядерной безопасности при переработке, хранении и транспортировании ядерно-опасных делящихся материалов. (ПБЯ-06-00-96);

18. Требования к программе обеспечения качества при обращении с радиоактивными отходами. РБ-003-98;

19. Комплекты упаковочные транспортные для отработавших тепловыделяющих сборок ядерных реакторов. Общие технические требования. ГОСТ 26013-83;

20. Комплекты упаковочные транспортные с отработавшими тепловыделяющими сборками ядерных реакторов. Требования к методам расчета ядерной безопасности. ГОСТ 25461-82;

21. Упаковки отработавшего ядерного топлива. Типы и основные параметры. ГОСТ Р 51964-2002.

22. Санитарные правила по радиационной безопасности персонала и населения при транспортировании радиоактивных материалов (веществ). Санитарные правила и нормативы. СанПиН 2.6.1.1281-03.

23. Порядок проведения научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ. Основные положения. ОСТ 95 18-2001.

24. Правила безопасности перевозки радиоактивных материалов. Издание 1996 г. Требования № 8Т-1, МАГАТЭ.29. "Справочный материал к Правилам МАГАТЭ". Серия изданий по безопасности, №37. Вена, 1990.

25. Аттестационный паспорт программного средства № 145 от 31.10.2002. Федеральный надзор России по ядерной и радиационной безопасности. Научно-технический центр по ядерной и радиационной безопасности.

26. Обоснование хрупкой прочности контейнера К-6. Отчет НПО ЦКТИ, Л., 1992.

27. Экспериментальные работы по технологии отливки и аттестационным испытаниям корпуса из чугуна с шаровидным графитом. Отчет ХД № 185/12 от 26.04.2004 г. ГНЦ РФ НПО ЦНИИТМАШ.

28. Чугун высокопрочный с шаровидным графитом для отливок упаковочных комплектов хранения и транспортирования радиоактивных материалов. Технические условия. ТУ 11306-004-00212179-2001. ГНЦ РФ НПО ЦНИИТМАШ. М., 2001.

29. Правила устройства и безопасной эксплуатации оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок. ПН АЭ Г-7-008-89;

30. ПНАЭ Г-7-002-86 Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок, М., Энергоатомиздат, 1989 Г.528 с.

31. ГОСТ 25.506-85. Методы механических испытаний материалов. Определение характеристик трещиностойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении. Госстандарт СССР, Москва, 61с.

32. ASTM. Standard Method for Conducting drop-weight test to determine nil ductility transition temperature of steels. American Standard Institute, E 208-81

33. Механика катастроф. Определение характеристик трещиностойкости конструкционных материалов. Методические рекомендации. М.: ИЦ ГНТП " Безопасность", 1995, т.2, с 360.

34. ASTM Е1221-88 Standard test method for determining plane-strain crack arrest fracture toughness K)a of ferritic steel. Annual Book of ASTM Standards. 1988.

35. ASTM E 24.208-84a. " Standart Method of Test for Instrumented Impact Testing of Precraced Charpy Specimens of Metallic Materials", Draft 2a.

36. Методические указания. Расчеты и испытания на прочность. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик вязкости разрушения (трещиностойкости) при динамическом нагружении. РД 50-344-82.М.:Из-во Стандартов, 1983,52 с.

37. Методика испытания динамической вязкости разрушения. И.Ман, М. Гольцман. ИФМ ЧСАН, Брно, 1979,36 с.

38. International standart ISO/ТС 164/SC 4/N 191 ISO/CD 14556 (N 191). Steel -Charpy V Pendulum impact test Instrumented test method.

39. SEP 1315 German Steel & Iron Testing Standard Stahl-Eisen-Priifblatt. 1315 "Notch Bend Impact Test Determination of Force and Displacement; Recommendations for Test Method and Evaluation".

40. Нормы расчета на прочность стационарных котлов и трубопроводов пара и горячей воды РД 10-249-98. ГОСТГОРТЕХНАДЗОР. М., 2000.

41. ASTM Е 2403-03. Proposed standard method of test for instrumented impact testing of precracked Charpy specimens of metallic materials. Philadelphia, 1981.

42. ASTM E 1921-05. «Standard Test Method for Determination of Reference Temperature, T0, for Ferritic Steels in the Transition Range», in: Annual Book of ASTM Standards, vol.03.01, pp. 1068-1084.

43. Wallin K. The scatter in Klc results. Eng.Fract.Mesh .1984. V.19, ppl085-1093.

44. Weibull W.A. A statistical theory of strength material. Pay. Swed. Inst. Eng. Rex., 1939, V151.pp. 5-45.

45. Wallin K. The size effect in K,c result. Eng. Fracct. Mesh. 1985, V.22. pp. 149163.

46. DVM-Merkblatt 01 German Association for Materials Testing DVM. "Instrumentation requirements for instrumented notch bend tests".

47. S. Ledworuski, BAM Berlin, "Reproducibility of the variations in instrumented impact test data from round-robin tests" Materialprufung 32 (1990) 10.

48. Москвичев B.B., Махутов H.A., Черняев А.П. и др. Трещиностойкость и механические свойства конструкционных материалов технических систем. Новосибирск, Наука, 2002, 234 с.

49. Доронин С.В., Лепихин A.M., Москвичев В.В., Шокин Ю.И. Моделирование и разрушение несущих конструкций технических систем. Новосибирск, Наука, 2002,250 с.

50. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1975, 542 с.

51. Исаев С.И., Кожинов И.А., Кофанов В.И. и др. Теория тепломассообмена. М.: Издательство МГТУ им. Баумана, 1997,684 с.

52. Numerical investigation of 3-D constraint effects on brittle fracture in SE(B) and C(T) specimens. Nureg/CR 6317 UILU - ENG-95-2001, pp.44.

53. Чиркин B.C., Теплофизические свойства материалов ядерной техники, Справочник, Атомиздат, М., 1968.

54. Strain Rate and Inertial Effects on Impact Loaded Single-Edge Notch Bend Specimens. US Nuclear Regulatory Comission, NUREG/UILU-ENG-94-2018,1996, 16 p.

55. Земзин B.H., Хинский И.Д., Кивина B.A., Денянцевич С.В. Оценка склонности стали ИЦ-14 и ее сварных соединений к хрупкому разрушению. Автоматическая сварка, 1977, № 8, с. 23-27.

56. Георгиев М.Н., Деев В.Н., Межова Н.Я., Кудин В.Г., Садкова P.M. Температура перехода к нулевой пластичности малоуглеродистой стали. Заводская лаборатория, 1979, № 7,с.657-660.

57. Сато И., Фунада Т., Томимацу М. Влияние параметров сварки, инициирующих трещину в наплавленном шве образца, на температуру нулевой пластичности. Усэцу гаккот ромбунего, 1985, т. 3, № 3, перевод ВЦП-М-42461.

58. Николе Р. Оценка сопротивления материалов разрушению по критическому раскрытию трещины. В кн.: Новые методы оценки сопротивления хрупкому рпазрушению: пер. с англ.М.: Мир, 1972, с. 11-89.

59. Kaltfof J.R. Interpretation of crack arrest fracture toughness measured with various steels. ECF-8 Fracture Behaviour and Design of Materials and Structures. Vol.3, 1990, p.1733-1741.

60. С.Ф. Абрамович, Ю.С. Крючков. Динамическая прочность судового оборудования. JL, 1967.

61. Д.В. Вайнберг, Е.Д. Вайнберг. Расчет пластин. Киев, 1970.

62. И.А. Биргер, Б.Ф. Шорр, Г.Б. Иосилевич. Расчет на прочность деталей машин. Справочник. М.,1979.

63. Прочность. Устойчивость. Колебания. Справочник в 3-х томах под ред. И.А. Биргера, Я.Г. Пановко. T.l. М., 1968.

64. В.К. Новацкий. Волновые задачи теории пластичности. М., 1978.

65. К. Джонсон. Механика контактного взаимодействия. М., 1989.

66. С.П. Тимошенко, С. Войновский-Кригер. Пластинки и оболочки. М., 1963.

67. B.C. Иванова, А.А. Шанявский. Количественная фрактография, усталостное разрушение, Челябинск, Металлургия, 1988.

68. Tada Н. Paris P., Irwin G. The stress analysis of cracks. Handbook. Hellertown, Del. Research Corp., 1973.

69. M.B. Радченко. Моделирование падения упаковочного контейнера из чугуна с шаровидным графитом на штырь. Сборник трудов 5-й конференции пользователей программного обеспечения CAD-FEM GMBH, апрель 2007, Москва.

70. Радченко М.В., Казанцев А.Г., Александров Н.Н., Силаев А.А. Особенности формирования структуры и свойств в крупнотоннажной отливке корпуса контейнера из чугуна с шаровидным графитом. Тяжелое машиностроение, №10,2007, с.33-37.

71. Казанцев А.Г., Радченко М.В. Анализ напряженного состояния корпуса упаковочного контейнера из чугуна с шаровидным графитом при падении. Труды 46 международной конференции "Актуальные проблемы прочности", 15-17 октября 2007 г., Витебск, Белоруссия.

72. МР 125-02-95. Правила составления расчетных схем и определение параметров нагруженности элементов конструкций с выявленными дефектами. М., НПО ЦНИИТМАШ, 1995, 52 с.

73. МР 108.7-86. Оборудование энергетическое. Расчебты и испытания на прочность. Расчет коэффициентов интенсивности напряжений. М., НПО ЦНИИТМАШ, 1986,29 с.

74. МР 125-01-90. Расчет коэффициентов интенсивности напряжений и коэффициентов ослабления сечений для дефектов в сварных соединениях. М., НПО ЦНИИТМАШ, НИКИЭТ, 1991, 58 с.

75. Руководство по расчету на прочность оборудования и трубопроводов реакторных установок РБМК, ВВЭР и ЭГП на стадии эксплуатации. РД ЭО 0330-01. Концерн "РОСЭНЕРГОАТОМ", 2004 г.

76. Гетман А.Ф., Козин Ю.Н. Неразрушающий контроль и безопасность эксплуатации сосудов и трубопроводов давления. М.: Энергоатомиздат, 1997, 287 с.

77. Методика расчета на сопротивление хрупкому разрушению корпусов реакторов АЭС с ВВЭР при эксплуатации (МРКР-СХР-2004). РД ЭО 0606-2005. М.: концерн "РОСЭНЕРГОАТОМ", 2005г., 64 с.

78. LS-DYNA User"S Manual. Nonlinear Dynamic Analysis of Structures in Three

79. Dimensions. 1997, Version 940. 652c.

80. Махутов H.A. Деформационные критерии разрушения и расчет элементов конструкций на прочность. М.: Машиностроение, 1981, -272 с.

81. Рекомендации по оценке прочности крупногабаритных конструкций с применением характеристик механики разрушения. М.: ЦНИИТМАШ-ИМАШ, 1977, -116с.

82. Тимошенко С.П. Прочность и колебания элементов конструкций. М.: Наука, 1975,704 с.

83. Когаев В.П., Махутов Н.А., Гусенков А.П. Расчеты деталей машин и конструкций на прочность и долговечность. М.: Машиностроение, 1985, -224 с.

84. Москвичев В.В. Основы конструкционной прочности технических систем и инженерных сооружений. Новосибирск: Наука, 2002, -106 с.