Определение статической трещиностойкости материалов корпуса и трубопроводов реактора ВВЭР-1000 с использованием вероятностных подходов тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.06 ВАК РФ

на правах рукописи

СИЛАЕВ АЛЕКСЕЙ АЛЬБЕРТОВИЧ

ОПРЕДЕЛЕНИЕСТАТИЧЕСКОЙ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ МАТЕРИАЛОВ КОРПУСА И ТРУБОПРОВОДОВ РЕАКТОРА ВВЭР-1000С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ВЕРОЯТНОСТНЫХ ПОДХОДОВ

01.02.06. - Динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва -2005

Работа выполнена в Федеральном Государственном Унитарном Предприятии «Государственны й Научны й Центр Российской Федерации-Научно-произ водственном объединении по технологии машиностроения (ЦНИИТМ АШ)»

Научный руководитель

Официальные оппоненты

доктор технических наук, Васильченко Г.С. доктор технических наук, проф ессор М аркочев В иктор М ихайлович кандидат технических наук, Гринь Евгений Алексеевич

Ведущая организация

ФГУП ОКБ«Гидропресс»

2005г. в^Г^часов на заседании диссертаци-

Защита состоится онного совета Д 217.042.02 при ФГУП «ЦНИИТМ АШ» по адресу: 115088, г. Москва, ул. Шарикоподшипниковская д.4, ауд. 403

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке ФГУП «ЦНИИТМ АШ».

Автореферат разослан 2005г.

Ученый секретарь Диссертационного совета

Клауч Д.Н.

¥

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

А ктуальность проблем ы. В процессах производства и эксплуатации атом ных энергетических установок (АЭУ), разработке для них новых материалов, анализе аварийных ситуаций, часто возникает необходим ость оценки сопротивления м ате-риалов хрупкому разрушению.

В настоящее время в качестве критериев хрупкого разрушения объектов с тре-щинамив атомнойэнергетике в основном используется величина критического ко-эф ф ициента интенсивности напряжений при плоской деф орм ации- К 1с и величина критического ] -интеграла - Дс(ГОСТ25.506-85).В России расчет на хрупкую прочность АЭУ проводят на основании документа - "Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомныхэнергетическихустановок"(ПНАЭ Г-7-002-86).

В последнее время за рубежом ив России появились новые подходы красчету АЭУ на хрупкую прочность. В частности, в США, вышел стандарт АБТМ Е1921-02, использующий концепцию "Мастер-кривая".В России,ЦНИИ КМ "Прометей",на основании концепции "М астер-кривая" бы л предложен подход, получивший название "Базовая кривая". В основе этих подходов лежит представление В ейбулла о вероятностной природе хрупкого разрушения. Кром е этих подходов для расчета на хрупкую прочность используются локальные критерии, которые, в частности"Про-м етей"-м одель, позволяют прогнозировать тем пературные зависим остиК 1с(Т)для облученных м атериалов, когда концепция горизонтального сдвига кривойК 1с(Т)не прим еним а т.е. ф орм а этой кривой для облученного м атериала не совпадает с ф ор-мой кривой для необлученного материала.

Д о настоящего м ом ента в России з ависим ости К 1с(1)для м атериалов АЭ У получали по результатам аттестационных испытаний. Такие испытания проводят по аттестационной программе на большом количестве образцов раз личной толщины, в том числе и натурной. Подходы "Мастер-кривая", "Базовая кривая" и"Прометей"-м одель привлекательны тем, что получать зависим ость К 1с(Г)на их основе м ожно на ограниченном количестве м аломасштабных образцов. Таким образом, удается

РОС. ИМ! й>'.Н ЧЛЬНЛЯ 3 ЬУ, ~/-лОИК\ Н«тербурт

значительно сократить объем испытаний. В связи с этим актуальным является апробация новых подходов прим енительно к м атериалам корпуса и трубопроводов реактора ВВЭР-1000 для прогнозирования кривых Кю(Т).

ТТельработы -Экспериментальное итеоретическое исследование возможности прим енения концепций "М астер-кривая", "Базовая кривая"и "Пром етей"-м одели для прогнозирования температурной завис им ости вяз кости разрушения К1с(Г)для м атериалов и их сварных соединений корпуса и трубопроводов атом ного реактора ВВЭР-1000.

Научную новиз ну работы составляют следующие основные результаты, защищаем ые автором:

1. Для сталей 15Х2НМФА, 15Х2НМФАА,ихсварныхшвов(втом числеспо-ниженным содержанием никеля)и 10ГН2МФА определены параметры температур-нойзависим остиКюСЛдля заданного уровня вероятности разрушения (в форме уравнения "Мастер-кривой" и "Базовой кривой")и получено соотношение, связывающее эти параметры с критической температурой хрупкости;

2. Установлено, что концепции "М астер-кривая" и "Базовая кривая" не учитывают прочностных и вязкостных особенностей корпусных сталей для реактора ВВЭР-1000 и определяют величину значений ниж него шельф а кривой К 1с(Т) на уровне в 2,5 раза ниже фактических экспериментальных данных;

3. Прим енительно к конструкциям с неоднородным распределением коэффициента интенсивности напряженийК1 по фронту трещины экспериментально обосновано использование в качестве критерия хрупкого разрушения эффективного ко-эф ф ициента интенсивности напряжений К ^ определяем ого по теории наиболее слабого звена Вейбулла.

Практическое значение работы состоит в том, что на основании вы полненных исследований для м атериалов корпуса реактора В В ЭР-1000 уточнено используем ое в расчетах на хрупкую прочность уравнение нижней огибающей эксперим енталь-ных данных по вязкости разрушения. Показано, что подходы "М астер-кривая" и "Базовая кривая" целесообраз но использовать при расчетах на хрупкую прочность при отсутствии результатов испытаний полномасштабных образцов.

4

Показано, что применение "Прометей"-м одели для сталей 15Х2НМФА и 15Х2НМФАА обосновано только в случае больших степеней охрупчиваиия. В рамках проектного ресурса достаточно достоверную оценку тем пературнойзависим ости вяз кости раз рушения дает концепция горизонтального сдвига кривой К ic(T).

Установлено, что использование при испытании на вязкость разрушения компактных образцов с боковыминадрезами(рекомендуемыхстандартом ASTM Е 1921-02 и др.) приводит к заниженной оценке характеристик материала в области хрупких разрушений.

В не прение результатов работы. Результаты работы переданы в ОКБГИДРО-ПРЕС С при вы полнении научно-исследовательских работ, в соответствии с договорам и по следующим темам:

1. Э ксперим ентальное обоснование "Базовой кривой" испытаниям и ком пакт-ны х образ цов С Т-1 /2Т, С Т-1Т, С Т-2Т из корпусной стали 15Х2НМ ФА А. 2001 г.;

2. Определение механическихсвойствивязкостиразрушения, натурного сварного соединения корпусов реакторов типаВВЭР,выполненного АС проволокойСв-12Х2Н2МАА с содержанием никеля не более 1,3%. 2002г.;

3. Определение тем пературы нулевой пластичности RTndt, коэффициентов интенсивности напряжений при остановке трещины Киидинамическом нагружении Kid для материалов оборудования АЭС в сопоставлении с Tk0, Kic, иЯро,2.2004г.

Апробация работы. Основные положения диссертации докладывались:

1. На Международном симпозиуме "Современные проблемы прочности"(г. Старая Русса, 2001, 2003гг.);

2. На М еждународной конф еренции "Проблем ы м атериаловедения при проектировании, изготовлении и эксплуатации оборудования АЭС" (г. С-Петербург, 2002г.);

3. На М еждународной конф еренции "Конструкционная прочность м атериалов и ресурс оборудования АЭС" (г. Киев, 2003г.).

Структура и объем работы. Диссертаиия состоит из введения, шести глав, основных выводов и списка использованных источников. Объем диссертации: 157

страниц м ашинописного текста, 76 рисунков, 43 таблицы, списка литературы из 107 зарубежных и отечественных источников.

На защиту выносятся:

1. Результатыэксперименгальныхисследованийтемпературныхзависимостей статическойтрещиностойкости сталей 15Х2НМФА, 15Х2НМФАА,ихсварных швов (в том числе с пониженным содержанием никеля) и 10ГН2МФА;

2. Аналитическая интерпретация полученных характеристик вяз кости раз рушения в ф орм е "М астер-кривой", "Базовой кривой", а также уточненного уравнения нижней огибающей эксперим ентальных данных (гарантированной с 95%вероятно-стью).

3. Результаты прогнозирования зависим ости К ic(T) для материалов корпуса ре-акт opa В В ЭР-1 ООО в облученном состоянии на основе локального критерия разрушения ("Пром етей"-м одели) и концепции горизонтального сдвига кривой К ic(T);

4. Данные экспериментально-расчетного (методом конечного элемента в Замерной постановке) исследования влияния боковых надрезов и непостоянства длины трещины на вязкость разрушения компактных образцов.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ.

Во введении определена актуальность темы диссертации, сформулированы цель работы и задачи, решение которых необходимо для ее достижения.

Первая глава посвящена обзору и анализу сложившихся представлений по оценке сопротивления материалов хрупкому разрушению.

Проанализированы подходы Гриф фитса,Орована и Ирвина к проблем етрещи-ностойкости м атериалов. Проведен анализ критериев хрупкого разрушения. Рас-смотрены энергетические, силовые идеформ ационные подходы к хрупком у разрушению. Проведен анализ энергетических трактовок хрупкого разрушения изложен-ны х в работах Ирвина, С и, деф орм ационны х в работах Леонова, Панасюка, У элса, М акклинтока, Хана и К расовского. Рассм отрены подходы Иоф ф е, Д авиденкова и Фридм ана к оценке хладнолом кости м еталлов и различные схем ы вяз ко-хрупкого перехода в сталях.

Проанализированы локальные критерии Райса и Берем ина, позволяющие прогнозировать зависим ость К 1с(Г)для м атериалов в необлученном состоянии. Рас-см отрен локальный критерий, в ф орм е "Прометей"-м одели, в основу которой легли критерии Райса и Берем ина. Прогнозирование вяз кости раз рушения на основе этого локального критерия разрушения м ожет быть выполнено как в детерм инистической, так ив вероятностной постановках и позволяет определять зависимость К ic(T) для материалов в исходном и облученном состоянии.

В ыполнен обзор результатов исследований на основе концепций "М астер-кривая" и "Базовая кривая", полученных в американском исследовательском центре ORNL,финском VTT,чешском NuclearResearchlnstitute,испанском центре Теспа-tom S.A., ЦНИИ КМ "Прометей".

На основании проведенного литературного обзора сложившихс)Гв настоящее время подходов красчету хрупкойпрочности АЭУ сформулированы целиизадачи настоящего исследования.

Вторая глава посвящена описанию м етодикиэксперим витальных исследований.

Объектами исследования являлись следующие стали: 1) 15Х2НМФА; 2) ее сварной шов с содержанием никеля не более 1,3%; 3) 15Х2НМ ФА А м артеновской и электродуговой вы плавки; 4)ее сварной шов; 5) 10ГН2МФА.

Для исследования стали 15Х2НМФАиееметалла шва была использована изготовленная наПО "Ижорскийзавод"сварная проба с пониженным содержанием никеля. Исследование стали 15Х2НМ ФА А (основной металл)было выполнено на двух обечайках активнойзоны корпуса реактора ВВЭР-1 ООО, изготовленных на ПО "Ижорскийзавод"изаводе "Энергомашспецсталь".Исследование стали 10ГН2МФА бы довыполнено на трубной заготовке гибов ГЦК реактора В В ЭР-1000 (изготовитель ф ирм а "М аннесм ан")и поковке парогенератора ПГВ -1 ООО (изготовитель завод "Э нергомашспецсталь").

Для проведения испытаний были изготовлены стандартные образцы на растяжение, ударный изгиб (Шарпи)и компактные образцы от 12,5 (СТ1/2Т)до 100 мм толщиной (СТ4Т).

Испытания образцов Шарпибыло проведено на инструм вотированном м аятни-ковом копре PSW-300, разрывные и компактные образцы испытывали на электрогидравлических м ашинах М FL НUS 2010 St (1 От) и "VEB WERКSNOFF" (200т).

Для проведения низкотемпературных испытанийударных образцов была использована холодильная кам ера Lauda К 120, а для испытания компактных образцов СТ-1ТиСТ-4Тбыли изготовлены две криогенные кам еры, охлаждение в которых осуществлялось парами жидкого азота.

В третьейглаве представлены результаты экспериментальных исследований, на основаниикоторыхпоказана возможность применения концепции "Мастер-кривая" для материалов корпуса и трубопроводов реактора В В ЭР-1000 (сталь 15Х2НМФА, 15Х2НМФАА, их сварные швы и сталь 10ГН2МФА).

Концепция "Мастер-кривая"включает следующие основные положения. 1. Разброс данных по статическойтрещиностойкостиописывается на основании трехпараметрической функции распределения Вейбулла в ви-

де:р/ = 1-«*р

(К1С-Кят |

, где b = 4 нез ависим о от типа м атериала, тем пературы

испытаний и толщины образцов;Рс-вероятность того, что вязкость разрушения м а-

териала будет не больше, чем К 1с (или Юс определенный с использованием .1-

штгеграла); К 0- парам етр м асштаба, з ависящий от тем пературы итолщины образ ца;

Ктш=20МПал/м - минимальное значение вязкости разрушения.

2. Влияние толщины образца на вязкость разрушения описывается формулой

Кх —К (В У х х

;Гдек 1С,К 1с-значение вязкости разрушения для образцов

толщиной В =Вх и В=Ву, соответствующие одной и той же вероятности Рг. 3. Температурная зависимость медианного значения (Рг0,5)вяз кости разрушения Кхопао - "М астер-кривая" - для образ цов толщиной В =25м м описы вается уравнением : Кл(т«))(Т)=30+70ехр(0,019(Т-Т0)), где Клсст«»- вязкость разрушения при Рг=0,5 и

8

толщине образ ца В =25м м; Тс-тем пература, при которой м едианное з начение Кхпри В=25мм равно ЮОМПа^м.

4. В процессе охрупчивания м атериала м еняется только парам етр То, остальные сохраняются постоянными.

Для всех исследованных материалов поданным испытаний в широком диапазоне температур ударных образцов была определена критическая температура хрупкости Ти, и установлена тем пература испытания ком пактны х образцов Тисп с целью прогнозирования зависим ости К 1с(Т)на основании концепции "Мастер-крийЗрй.соответствующих температурах Тиш были испытаны компактные образцы в количестве от 6 до 9 штук в соответствии с требованиям и стандарта Е1921 -02. Эти испытания позволили определить величину тем пературы вязко-хрупкого перехода Томатериалов. Используя полученные значения Т0построили"Мастер-кривую"с 5%и 95% доверительным и интервалам и. Для оценки полосы разброса были испытаны в широком диапазоне тем ператур ком пактные образцы различнойтолщины. Расчет величины Кдспроводили последующему выражению:где .!<;-интеграл Черепанова-Райса, Е^О-Ц2), Ц-коэффициент Пуассона, Е-модуль Юнга.

Определение 5%и95%границпроводилис использованием следующим и выражениям и: Кгс5%('Г)=25,4+37,8ехр(0,019(Т-То))иКгс95%(Т)=34,6+102,2ехр(0,019(Т-То)).

Нарисунках 1 и2 представлены результаты прогнозирования зависимости К 1с{Т)на основании концепции "М астер-кривая", а также данные по статической трещиностойкости исследуем ых м атериалов. В вдно, что подавляющее большинство эксперим ентальныхточек расположились в поле,ограниченном 5%и95%границей.

Поитогам проведенных исследований была установлена аналитическая связь между температурами Т0 и Тк0 в виде:

То=1,12Т1[о-25,6

- 5%гр шиш А сг-п

-20000 -150» 10000 -6000 ООО .17500 ,15000 .12500 -10000 -7500 -5000

т,°с Т,°с

а> б) Рисунок 1 -Температурная зависимость вязкости разрушения : а) для стали 15Х2НМФАА электродуговой выплавки, б)стали 10ГН2МФА производства фирмы

"Маннесман".

К1С,К;с,МПа^м

К]С,К;С, МПа^и 250 00

15000 -10000 -5000

т, С

б)

Рисунок2-Температурная зависимость вязкостиразрушения:а)для сварного шва стали 15Х2НМФА, б) для сварного шва стали 15Х2НМФАА.

„■л

В четвертой главе представлены результаты прогнозирования зависимости К1с(Т) для стали 15Х2НМФАА в различных состояниях термообработки, на основании концепций "Базовая кривая" и "П ром етей"-м одели. Сталь исследовалив исходном и специально терм ообработанном состоянии. При этом былвыбран следующий режим термообработки:закалка920°С соскоростью нагрева 100°С/час, выдержка 6 часов и охлаждение в воде до 100°С на поверхности, отпуск 500°С со скоростью нагрева 100°С/час, выдержка 10 часов и охлаждение на воздухе. Такой режим терм ообработким оделирует радиационное охрупчивание материала корпуса реактора в процессе эксплуатации. В результате проведеннойтерм ообработки сдвиг критическойтем пературы хрупкости АТК0 м атериала составил 82°С. Указанная величина сдвига Тком атериала корпуса реактора соответствует проектному сроку его эксплуатации (40 лет). М еханические свойства стали 15Х2НМ ФА А в исходном состоянии ст0,2=605МПа, ст.=720МПа, 5=19%, у=75%; в охрупченном -а0,2=Ю20МПа, ст„=1130МПа, 8=12%, ц>=63%.

Для получения зависим ости К 1с(Т)на основании подхода "Базовая кривая" были испытаны компактные образцы СТ-1/2Тпри температуре Т=-125°С для исходного и Т=^20°С для охрупченного состояний стали. По данным этих испытаний были определены зависим ости К 1с(Г) для толщины образца В =12,5мм иВ=25мм при вероятности хрупкого разрушения 0,05,0,5 и 0,95. Полученные зависимости К 1сСТХ представленые на рисунке 3, были сопоставлены с результатам и испытаний на вязкость разрушения ком пактных образцов в диапазоне тем ператур от м инус 196сС до+70°С.Из этого рисунка видно, что все экспериментальные данные расположились в поле ограниченном 5%и 95% границами.

Было выполнено также прогнозирование зависимости КюСГ) для стали 15Х2НМ ФА А на основании локального критерия ("Пром етей"-м одели). Исходным и данными для прогнозирования зависимости К1с(Т) явились характеристики м атериала, описывающие диаграм му деф орм ирования и парам етры, входящие в уравнение локального критерия "Пром етей"-м одели. Для эксперим ентального определения характеристик м атериала при растяжении, испытывали гладкие цилиндрические образ цы в широком диапазоне тем ператур от м инус 196°С до плюс

11

350°С. Кроме того были испытаны маломасштабные компактные образцы на вязкость разрушения, при тем пературеТ=-125°С для исходного состояния стали и Т=20°С для охрупченного состояния.

Л окальны й критерий хрупкого разрушения "Пром етей"-м одели ф орм улируется в виде:

максимальное главное напряжение, тте-коэффициент концентрации напряжений в голове дислокационного скопления, оецрстеС1-ст0>2, ^-интенсивность напряжений, ст0,2-предел текучести, ста-прочность карбидов или соединений карбид-матрица, на которых происходит зарождение м икротрещинскола, к-накопленная пластическая деформация

В данном критерии хрупкого разрушения "Пром етей"-м одели парам етрст^ является стохастическим, а остальные парам етры являются детерм инистским и. На основании распределения Вейбулла расчет зависим ости К 1с(Г)при заданнойтемперату-ре и величине К1 проводился по следующей формуле:

Odo, ста ил-параметры Вейбулла (константы материала),®-количество элементарных ячеек, расположенных вдоль ф ронта трещины, к - количество элем ентарных ячеек в упруго-пластической зоне на линии продолжения трещины напряжение, которое действует в направлении нормали к трещине для /-ячейки, /-номер элем ентарной ячейки

На рисунке 3 представлены зависимости Кic(T)полученные на основании концепций "Базовая кривая" и "Пром етей"-модель. Оба подхода дают близкие результаты и хорошо согласуются с экспериментальными данными.

Из полученных результатов видно, что для охрупченного м атериала (рисунок Зб)отсутствует выполаживание кривой К ic(T), при этом кривые на рисунке За и36 эквидистантны,т.е. кривые для охрупченного м атериала могут быть получены сдви-

cti+mte<teff>ctd и cti>Sc(k)

гом исходных кривых рисунке За вдоль оси абсцисс (на величину ЛТко)Таким образ ом показ ано, что для м атериала корпуса реактора В В Э Р-1000 при проектном сроке его эксплуатации работает концепция горизонтального сдвига.

а) б)

Рисунок 3 - Сопоставление полученных зависим остей К 1с(Т) для образцов

толщиной В =12,5мм: а)исходное состояние, б)охрупченное состояние,--

"Прометей"-модель, * - "Базовая кривая".

Пятая глава посвящена анализу кривых К 1с(Т), полученных на основаниикон-цепций "Мастер-кривая" и "Базовая кривая" и их сопоставлению с нормативными кривыми из отечественного документа ПНАЭ Г-7-002-86.

Для сталей 15Х2НМФА и 15Х2НМФАА в ПНАЭ установлен следующий вид кривой К 1с(Т) для аварийной ситуации:

К 1с(Т)=74+11ехр[3,85-10'2(Г-Тк)] (1)

Для сварных соединений этих сталей кривая К 1с(Т)описывается уравнением К 1с(Т) =35+53ехр[0,0217(Т-ТК)].

В подходе "Базовая кривая" зависим ость К 1с(Г)представлена для вероятности хрупкого разрушения 0,05 и толщины образца В=150м м в виде:

К 1с(Т)=23+48ехр [0,019(Т-Т„)].

Для корректного сравнения с нормативны ми кривы ми, кривую К 1с0)конЦеп" ции "М астер-кривая" также представили для вероятностихрупкого разрушения 0,05 и толщины образца В=150мм в виде:

К 1с(ТИ23,3+23,ЗехрР,019(Т-То)].

Нарисунках4и5показаны соответствующиезависимостииэксперименталь-ные данные по вяз кости раз рушения для стали 15Х2НМФАА электродуговой и мартеновскойвыплавки, металла сварного шва стали 15Х2НМ ФА А и металла сварного шва стали 15Х2НМ ФА с пониженным содержанием никеля. Характерно,что "Мастер-кривая" и "Базовая кривая" практически совпадают.

Как следует из приведенных данных для стали 15Х2НМФАА концепции "Мастер-кривая" и "Базовая кривая" в области нижнего шельфа дают более консервативную оценку статическойтрещиностойкости, чем нормативные кривые К1с(Т) из ПНАЭ Г-7-002-86 и располагаются значительно ниже полученных экспериментальных данных.

Рисунок 4 - М ассив эксперим витальных данных для: а)стали 15Х2НМ ФА А электродуговой выплавки, б)стали 15Х2НМФАА мартеновскойвыплавки.

а) б)

Рисунок 5 -Массив экспериментальных данных для: а)сварного шва стали 15Х2НМФА с пониженным содержанием никеля, б) сварного шва стали 15Х2НМФАА.

На рисунке 6 приведены экспериментальные данные по вяз кости разрушения (более 200 точек), накопленные в ЦНИИТМ АШ за последние 20-25 лет, включая данные, полученные в рам ках настоящей работы. Видно, что в хрупкой области большинство точек располагается значительно выше "Базовой кривой", при этом м иним альные эксперим ентальные значения не ниже 50МПа^м. Статистическая обработка данных, представленных на рисунке 6 позволила определить гарантированную, с надежностью 95%, нижнюю огибающую в виде:

К 95%1с= 50,8+30,1 ехр[0,022(Т-Тк)] (2)

Для м еталла сварного шва стали 15Х2НМ ФА и 15Х2НМ ФА А бы ли получены результаты также подтверждающие более консервативную оценку вязкости разрушения при использовании концепций "М астер-кривая" и "Базовая кривая" по сравнению с экспериментальным и данным и и нормативной кривойПНАЭ Г-7-002-86.

К,с Кк МГЫм 30000

26000 200 00

160 00 100 00 50 00

ох

-15000 -10000 -5000 ООО 5000 10000

ТпрЧТ^ -Тцо), с

Рисунок 6-Массив экспериментальных данных ЦНИИТМАШ.

На основании проведенного исследования показано, что в переходной области нормативные кривые из ПНАЭ Г-7-002-86устанавливают более адекватную оценку статической трещиностойкостидля сталей 15Х2НМ ФА, 15Х2НМФАА иих сварных соединений чем "Мастер-кривая" и "Базовая кривая". В хрупкой области зависимости К 1с(Т)из ПНАЭ Г-7-002-86 для этих материалов расположены выше кривых КюСО, полученных на основе подходов "Мастер-кривая"и"Базовая кривая",а также несколько выше эксперим ентальных данных, полученных на образцах большой толщины. Таким образом, приведенные на рисунке 6 результаты по вяз кости раз рушения сталей 15Х2НМ ФА и 15Х2НМФАА позволяют говорить о необходим ости корректировки норм ативной кривой (1) до парам етров уравнения (2). Уточнение расчетной кривой К 1с(Т)в области нижнего шельф а м ожет им еть принципиальное значение при решении вопроса о продлении срока службы корпуса реактора.

Шестая глава посвящена расчетно-эксперимекгальным исследованиям парам етров вяз кости разрушения и напряженно-деф орм ированного состояния в вершине трещины в компактных образцах. Американским стандартом Е1921-02 наряду с

гладким и ком пактны м и образ цам и для определения вяз кости раз рушения допускается использовать образцы с боковы м и надрезам и, глубина которых составляет до 25% от толщины образца (рисунок 7).

3-

йош

вот

Рисунок 7 - К ом пактны й об-разецс боковыминадрезами глубиной А.

Использование таких надрезов рекомендуется для выравнивания фронта трещины и фиксации плоскостираз рушения образца, если они вы ходят за пределы допусков, установленных стандартом АБТМ Е1921-02 при использовании образцов без надрезов. Экспериментально, для стали 15Х2НМФАА в хрупком состоянии (Г— 196 °С), было установлено, что величина вяз кости разрушения на таких образцах оказывается существенно ниже,чем на гладких компактных образцах без боковых надрезов (таблица 1).

Таблица 1 - Сравнение величин вяз кости раз рушения для компактных образцов с

Без надреза С надрезом

Направление вырезки из обечайки и илюразмер образца № п/п К)с, МПа»м Кш, МПа^м Направление вырезки из обечайки и типоразмер образца № п/п К.с, МПа^м К.*, МГТа^м

Осевое СТ-1Т 1 75,3 72 Осевое СТ-1Т 1 50,0 70

2 73Д 70 2 53,2 74

3 72,1 69 3 51,5 72

Радиальное СТ-1Т 1 55,3 53 Радиальное СТ-1Т 1 35,0 49

Тангенциальное СТ-2Т 1 76,0 73 Тангенциальное СТ-2Т 1 56,0 78

Для исследования влияния на вязкость разрушения НДС в вершине трещины образца с надрезом был выполнен конечно-элем ентныйрасчет в 3-х м ернойпостановке. Бы ли разработаны две расчетные м одели, учитывающие геом етрию гладкого и надрезанного ком пактного образца. М одели содержали более 6000 элем енгов. В

области прилегающей к вершине трещины использовались сингулярные элем енты размер которых не превышал 0,02мм.

Расчет был проведен как для абсолютно упругого случая, так и для реального упруго-пластического состояния м атериала притем пературе м инус 196°С. Ч ислен-ным интегрированием вдоль контура, включающего вершину трещины была определена величина упругопластического J-интеграла для различных сечений по толщине образца. Коэффициент ингенсивностинапряжений вычислялся по формуле:

Ki,=Jtf

На рисунке 7 показан характер распределения полученных значений К i по толщине образцов СТ-1Тс надрезом и без. В идно, что у гладкого компактного образца распределение К i по толщине практически постоянное, за исключением области прилегающей к внешней поверхности, где наблюдается снижение К i, в тоже время у надрезанного образца наблюдается локальный всплеск величины Kiy дна бокового надреза (прим ерно в 2 раза по сравнению со срединным сечением). Для учета влияния неравном ерностираспределения К i по ф ронту трещины на вязкость разрушения использовали эф ф ективныйкоэф ф ициент интенсивности напряжений Kief.

Kii/Ki(Bcepo6p) Kii/Kl («мровр)

--уровень Kirf .....уровень Kirf

а) б)

Рисунок 7-Распределение К i, полученное приупруго-лластическом расчете для образца: а)без боковых надрезов, б)с боковыми надрезами.

Величина Kief определялась из условия равенства вероятности разрушения образца с неравномерным распределением К i по фронту трещины неравномерным распределением Ki=Kief. Приэтом использовалась теория наислабейшего звена Вейбулла, позволяющая учесть вкладе вероятность разрушения каждого элементарного объем а материала у вершины трещины с учетом егонагруженности.В соответствии с принятым подходом разрушение образца с боковым и надрезам и происходит при достижении величиной Kief критического значения Kief=Kic Для определения величины К ief использовалось следующее выражение:

км-wi'f вю -

U в J

где Kmm=20M Па^/м, К i(x)-функция, описывающая распределение коэффициента интенсивности напряжений по фронту трещины, dx-бесконечно малый отрезок, выделенный по фронту трещины, В - толщина образца (или нетто-толщина)

С равнение величин К ief для гладкого образ ца и образ ца с боковым и надрез ам и (при соответствующих разрушающих нагрузках) показ ало, что их величины очень близ кик друг другу (таблица 1) что позволяет использовать данную характеристику в качестве критерия разрушения при неоднородном распределении К i по ф ронту трещины.

На основе экспериментальных исследований (таблица 1)и проведенных расчетов МКЭ (по величине Kief) установлена величина поправочного коэффициента к=1,4 для определения вязкости разрушения при испытании компактных образцов с боковыми надрезами на нижнем шельфе.

Необходим о отметить, что с увеличением температуры и соответственно снижением предела текучести эффект от боковых надрезов будет снижаться.

С использованием в качестве критерия разрушения эффективного коэффициента интенсивности напряжений Кiefбыла также проведена оценка влияния непостоянства длины усталостной трещины потолщине компактного образца. Были разработаны конечно-элем ентные м одели для следующих случаев: 1) длина трещины в середине образца больше на 1мм по сравнению с длиной трещины на боковых поверхностях, фронт трещины представлялся дугой радиусом

Я=120мм (рисунок 8), 2) длина трещины в середине образца больше на 2мм по сравнению с длиной трещины на боковых поверхностях, Я=100мм и 3) длина трещины в середине образца больше на Змм по сравнению с длиной трещины на боковых поверхностях, Я=80м м.

Рисунок 8 - Схема фронта усталостной трещины в ком пактном образце.

Проведенный расчет моделей, отражающих фронт трещины различной кривизны показал, что разница в определяемых величинах Kief по сравнению с образцом у которого прямолинейный фронт трещины составляет 1%-3%. Таким образ ом получено, что криволинейность ф ронта трещины в пределах требований стандартов AS1M Е1921-02 иГОСТ25.506-85 не оказывает влияния на величину вязкости разрушения.

ОСНОВНЫЕВЫВОДЫ

1. Получены новые экспериментальные данные по вязкости разрушения основного металла и сварных соединений сталей 15Х2НМ ФА, 15Х2НМФАА и 10ГН2М ФА. Для исследованных материалов установлены параметры уравнений "М астер-кривой" и "Баз овой кривой", определяющих тем пературные зависим ости вязкости разрушения в области температур от минус 196°С до 100°С;

2. На основе проведенных исследований для сталей 15Х2НМФА, 15Х2НМФАА, 10ГН2МФА и их сварны х соединений получена аналитическая зависим ость между референтнойтем пературой"М астер-кривой" Т0 и критической температурой хрупкости Тко в виде Т0=1,12Тк0-25,6;

3. Установлено, что концепции "М астер-кривая"и"Базовая кривая"не учитывают прочностных и вяз костных особенностей корпусных сталей для реактора В В ЭР-1 ООО и определяют величину значений нижнего шельфа кривой К ic(T) на уровне в 2,5 раза ниже фактических экспериментальных данных. Показано, что дан-

ные подходы целесообразно использовать при отсутствии результатов испытаний полномасштабных образцов.

4. Для м атериалов корпуса реактора В В Э Р-1000 уточнено используем ое в расчетах на хрупкую прочность уравнение нижней огибающейэксперименгальных дан-

95%

ных по вязкости разрушения в форме К ic= 50,8+30,1ехр[0,022(Т-Тк)].

5. Показ ано, что прим енение локального критерия в ф орм е "Пром етей"-м одели для сталей 15Х2НМФА и 15Х2НМФАА целесообразно только в случае больших степеней охрупчивания. В рам ках проектного ресурса корпуса реактора В В Э Р-1 ООО достаточно достоверную оценку тем пературной з ависим ости вяз кости разрушения дает концепция горизонтального сдвига кривой Кic(T).

6. Экспериментально ирасчетом МКЭ установлено, что боковые надрезы на компактных образцах существенно снижают величину вязкостиразрушения на нижнем шельфе, определяемую по стандарту ASTM Е 1921-02. Определено значение поправочного коэффициента к=1,4, позволяющего откорректировать экспериментальные данные, полученные на образцах с боковым и надрезам и.

7. Для оценки вязкости разрушения по данным испытания образцов с неоднородным распределением Ki по фронту трещины расчетно-эксперименгальным путем обоснованоиспользованиеэффективногокоэффициента интенсивности напряжения, величина которого определяется с использованием вероятностной м одели В ейбулла в виде соответствующего интеграла подлине фронта трещины.

8.Расчетом МКЭ показано, что непостоянство длины усталостнойтрещины по толщине ком пактного образца, в пределах требований стандартов ASTM Е1921-02 и ГОСТ25.506-85, не оказывает влияния на величину вязкостиразрушения.

Основные результаты, изложенные в диссертации, приведены в следующих работах:

1. Силаев A.A. Экспериментальное определение температуры Т0 для представления тем пературной зависим ости вязкостиразрушения в вероятностном аспекте. Сб. научных трудов V М еждународного сем инара «Соврем енные проблем ы

прочности» им. В.А.Лихачева, г. Старая Русса, с.45^8, 2001г.

2. Васильченко Г.С., Казанцев А.Г. Силаев A.A. Экспериментальное определение тем пературнойзависимостивязкости раз рушения стали15Х2НМФАА в вероятностном аспекте. С б. трудов VÜM еждународной конф еренции «Проблем ы м атериаловедения при проектировании, из готовлении и эксплуатации оборудования АЭС». Г. С-Петербург, с. 56-61., 2002г.

3. ВасильченкоГ.С., Казанцев A.A., Силаев A.A.K совершенствованию м ето-дов э ксперим ентального определения характеристик статическойтрещиностойкости м атериалов. С б. научных трудов М еждународной конф еренции "Конструкционная прочность материалов и ресурс оборудования АЭС", г. Киев, с. 111-113,2003г.

4. Васильченко Г.С.,Казанцев A.A., Силаев A.A. Некоторые м етодические аспекты эксперим ентального определения характеристик статическойтрещиностойкости материалов. Сб. Трудов VIМеждународного семинара «Современные проблемы прочности» им. В.А.Лихачева, г. Старая Русса, с.65-69, 2003г.;

5. Силаев A.A. Экспериментальное определение тем пературнойзависимости вязкости разрушения в вероятностном аспекте. Контроль. Диагностика., Из-во «Машиностроение», №7, с.50-52, 2003г.

6. В асильченко Г.С., Силаев А .А. Прогноз ирование тем пературнойзависим ости вязкости разрушения для корпуса реактора В ВЭР-1000 на основе концепции "Мастер-кривая". «Тяжелое машиностроение», №3, с. 5-8, 2005г.

Подписано в печать 12 04 2005г Тираж 100 экз Печать офсетная Уел Печ л 1,0 Бумага офсетная Формат60х84 1/16 Заказ №421

Типография « Политехник» 127005, г Москва, ул Мневники, 4

РНБ Русский фонд

2005-4 42018

7 9

\ . -

ВВЕДЕНИЕ.

1. ХРУПКОЕ РАЗРУШЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ

1.1. Основные характеристики трещиностойкости.

1.2. Критерии хрупкого разрушения.

1.3 Вероятностные подходы к прогнозированию температурной зависимости вязкости разрушения.

1.4. Выводы из литературного обзора и задачи исследования.

2. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ. МАТЕРИАЛЫ, ОБРАЗЦЫ, ИСПЫТАТЕЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ.

2.1. Материалы для исследования.

2.2. Образцы для проведения испытаний.

2.3. Оборудование для проведения испытаний.

3. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОЙ ЗАВИСИМОСТИ ВЯЗКОСТИ РАЗРУШЕНИЯ НА ОСНОВЕ КОНЦЕПЦИИ "МАСТЕР-КРИВАЯ" ДЛЯ МАТЕРИАЛОВ КОРПУСА И ТРУБОПРОВОДОВ РЕАКТОРА ВВЭР-1000.

4. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОЙ ЗАВИСИМОСТИ ВЯЗКОСТИ РАЗРУШЕНИЯ ДЛЯ СТАЛИ 15Х2НМФАА В ИСХОДНОМ И ОХРУПЧЕННОМ СОСТОЯНИЯХ НА ОСНОВЕ КОНЦЕПЦИИ "БАЗОВАЯ КРИВАЯ" И "ПРОМЕТЕЙ"-МОДЕЛИ.

4.1. Экспериментальное исследование стали 15Х2НМФАА в исходном и охрупченном состояниях на основе концепции "Базовая кривая".

4.2. Оценка выполнения условия горизонтального сдвига полученных зависимостей К]С(Т).

4.3. Прогнозирование температурной зависимости вязкости разрушения К]С(Т) на основе "Прометей"-модели.

4.4. Анализ результатов, полученных на основе концепций

Базовая кривая" и "Прометей"-модели. ^

5. ОБОСНОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ КОНЦЕПЦИЙ "МАСТЕР-КРИВАЯ" И "БАЗОВАЯ КРИВАЯ" В РАСЧЕТАХ НА ХРУПКУЮ ПРОЧНОСТЬ МАТЕРИАЛОВ КОРПУСА РЕАКТОРА ВВЭР

1000.

6. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ФОРМЫ И РАЗМЕРОВ ИСПЫТЫВАЕМЫХ ОБРАЗЦОВ НА КОРРЕКТНОСТЬ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ВЯЗКОСТИ РАЗРУШЕНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ЧИСЛЕННЫХ МЕТОДОВ.

6.1. Анализ влияния боковых надрезов и толщины образца на основе расчета МКЭ в трехмерной постановке.

6.1 Л. Экспериментальный анализ роли надрезов.

6.1.2. Расчет распределения К] по фронту трещины методом конечных элементов.

6.1.3. Расчет вероятности разрушения гладкого и надрезанного образца. ^

6.2. Оценка влияния кривизны фронта усталостной трещины на величину вязкости разрушения.

В процессах производства и эксплуатации атомных энергетических установок (АЭУ), разработке новых материалов для них, анализе аварийных ситуаций, часто возникает необходимость оценить сопротивление материалов хрупкому разрушению.

В настоящее время в качестве критерия хрупкого разрушения объектов с трещинами в атомной энергетике используется величина критического коэффициента интенсивности напряжений при плоской деформации — К1С и величина 1-интеграла (ГОСТ 25.506-85). В России расчет на хрупкую прочность АЭУ проводят на основании документа - "Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок" (ПНАЭ Г-7-002-86).

В последнее время за рубежом и в России появились новые подходы к расчету АЭУ на хрупкую прочность. В частности, в США, вышел стандарт АБТМ Е 1921-02, в основе которого лежит концепция "Мастер-кривая". В России, ЦНИИ КМ "Прометей", на основании концепции "Мастер-кривая" был предложен подход, получивший название "Базовая кривая". Кроме этих подходов для расчета на хрупкую прочность используются локальные критерии, которые, в частности "Прометей"-модель, позволяют прогнозировать температурные зависимости К1с(Т) для облученных материалов, когда концепция горизонтального сдвига кривой К1с(Т) не применима т.е. форма этой кривой для облученного материала не совпадает с аналогичной кривой для необлученного материала.

До настоящего момента в России зависимости К]с(Т) для материалов АЭУ получали по результатам аттестационных испытаний. Такие испытания проводят по аттестационной программе на большом количестве образцов различной толщины, в том числе и натурной. Подходы "Мастер-кривая", "Базовая кривая" и "Прометей"-модель привлекательны тем, что получать зависимость К]С(Т) на их основе можно на ограниченном количестве маломасштабных образцов. Это позволяет значительно сократить объем испытаний и обработку их результатов. Актуальным в этой ситуации является обоснование использования новых подходов применительно к материалам корпуса и трубопроводов реактора ВВЭР-1000 на основании сравнения с нормативными зависимостями К1с(Т) из документа ПНАЭ Г-7-002-86. По результатам проведенного экспериментального исследования представляется возможным определить наиболее адекватный подход к расчету на хрупкую прочность корпуса реактора ВВЭР-1000.

Настоящая работа выполнена в отделе "Прочности и эксплуатации материалов и конструкций в машиностроении" ФГУП «ЦНИИТМАШ».

Цель работы и задачи исследования.

Экспериментальное и теоретическое исследование возможности применения концепций "Мастер-кривая", "Базовая кривая" и "Прометей"-модели для прогнозирования температурной зависимости вязкости разрушения К)с(Т) для материалов и их сварных соединений корпуса атомного реактора ВВЭР-1000. Для решения поставленной задачи необходимо решить более локальные вопросы:

1. На основании экспериментальных исследований сталей 15Х2НМФА, 15Х2НМФАА, их сварных соединений (в том числе с содержанием никеля не более 1,3%) обосновать возможность применения подходов "Мастер-кривая" и "Базовая кривая" к расчету на сопротивление хрупкому разрушению корпуса реактора ВВЭР-1000;

2. По итогам выполненных исследований, провести сравнение температурных зависимостей К1с(Т), полученных на основе концепций "Мастер-кривая", "Базовая кривая" с нормативными зависимостями К)С(Т) из ПНАЭ Г-7-002-86 для материалов корпуса реактора ВВЭР-1000;

3. На основании проведенного экспериментального исследования выполнить анализ температурной зависимости К)С полученной с использованием локального критерия хрупкого разрушения - "Прометей"-модели и концепции горизонтального сдвига для материалов в облученном состоянии, применительно к реактору ВВЭР-1000;

4. Используя численные методы расчета исследовать влияние боковых надрезов на компактных образцах, предусматриваемых концепциями "Мастер-кривая" и "Базовая кривая", на корректность определения вязкости разрушения при хрупком состоянии материала в сравнении с результатами, полученными на гладких компактных образцах.

Положения, выносимые на защиту.

1. Результаты экспериментальных исследований температурных зависимостей статической трещиностойкости сталей 15Х2НМФА, 15Х2НМФАА, их сварных швов (в том числе с пониженным содержанием никеля) и 10ГН2МФА;

2. Аналитическая интерпретация полученных характеристик вязкости разрушения в форме "Мастер-кривой", "Базовой кривой", а также уточненного уравнения нижней огибающей экспериментальных данных (гарантированной с 95% вероятностью).

3. Результаты прогнозирования зависимости Кю(Т) для материалов корпуса реактора ВВЭР-1000 в облученном состоянии на основе локального критерия разрушения ("Прометей"-модели) и концепции горизонтального сдвига кривой К,с(Т);

4. Данные экспериментально-расчетного (методом конечного элемента в Замерной постановке) исследования влияния боковых надрезов и непостоянства длины трещины на вязкость разрушения компактных образцов.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Получены новые экспериментальные данные по вязкости разрушения основного металла и сварных соединений сталей 15Х2НМФА, 15Х2НМФАА и 10ГН2МФА. Для исследованных материалов установлены параметры уравнений "Мастер-кривой" и "Базовой кривой", определяющих температурные зависимости вязкости разрушения в области температур от минус 196°С до 100°С;

2. На основе проведенных исследований для сталей 15Х2НМФА, 15Х2НМФАА, 10ГН2МФА и их сварных соединений получена аналитическая зависимость между референтной температурой "Мастер-кривой" Т0 и критической температурой хрупкости Тко в виде Т0=1,12ТК0-25,6;

3. Установлено, что концепции "Мастер-кривая" и "Базовая кривая" не учитывают прочностных и вязкостных особенностей корпусных сталей для реактора ВВЭР-1000 и определяют величину значений нижнего шельфа кривой К1с(Т) на уровне в 2,5 раза ниже фактических экспериментальных данных. Показано, что данные подходы целесообразно использовать при отсутствии результатов испытаний полномасштабных образцов.

4. Для материалов корпуса реактора ВВЭР-1000 уточнено используемое в расчетах на хрупкую прочность уравнение нижней огибающей экспериментальных данных по вязкости разрушения в форме К95%)С= 50,8+30,1ехр[0,022(Т-Тк)].

5. Показано, что применение локального критерия в форме "Прометей"-модели для сталей 15Х2НМФА и 15Х2НМФАА целесообразно только в случае больших степеней охрупчивания. В рамках проектного ресурса корпуса реактора ВВЭР-1000 достаточно достоверную оценку температурной зависимости вязкости разрушения дает концепция горизонтального сдвига кривой Кк:(Т).

6. Экспериментально и расчетом МКЭ установлено, что боковые надрезы на компактных образцах существенно снижают величину вязкости разрушения на нижнем шельфе, определяемую по стандарту АБТМ Е 1921-02. Определено значение поправочного коэффициента к=1,4, позволяющего откорректировать экспериментальные данные, полученные на образцах с боковыми надрезами.

7. Для оценки вязкости разрушения по данным испытания образцов с # неоднородным распределением К| по фронту трещины расчетноэкспериментальным путем обосновано использование эффективного коэффициента интенсивности напряжения, величина которого определяется с использованием вероятностной модели Вейбулла в виде соответствующего интеграла по длине фронта трещины.

8. Расчетом МКЭ показано, что непостоянство длины усталостной трещины по толщине компактного образца, в пределах требований стандартов АЭТМ Е 1921-02 и ГОСТ 25.506-85, не оказывает влияния на величину вязкости разрушения. 4

1. Griffith А. А. The phenomena of rupture and flow in solids // Phil. Trans Roy. Soc. -A221 , 1921.-pp. 163-197.

2. Orovan E.O. Progress in Physics // Phys. Soc. - 1949. - 12, №185. - pp. 185-201.

3. Irvin G.R. Fracture Dynamics // Fracturing if Metals, ASM. - Cleveland, 1948. - pp. 147-166.

4. Мусхелишвили Н.И. Некоторые основные задачи математической теории упругости. М., «Наука», 1966.

5. Панасюк В.В. предельное равновесие хрупких тел с трещинами. Киев, «Наукова думка», 1968.

6. Савин Г.Н. Распределение напряжений около отверстий. Киев, «Наукова думка», 1968.

7. Fracture. Fn advanced treatise, vol. 2,4,5,6. New York and London. «Academic Press», 1968-1969.

8. Hahn H.G. Spannugsverteilung and Rissen in festen Korpem. «VDI- forschungsnefte», 1970, №542.

9. Westergaard H.M. Bearing pressures and cracks. «Journal of Applied Mechanics», 1939, V.6, №2.

10. Irwin G.R. Analysis of stress and strain near the and of crack traversing a plate. «Journal of Applied Mechanics», 1957, v.24, №4.

11. Механика разрушения и прочность материалов: Справ. Пособие: в 4т, / под ред. В.В. Панасюка. - Киев: Наукова думка, 1988. - т.1. - 488с.

12. Романов О.Н., Ткач А.Н. Микромеханическое моделирование вязкости разрушения металлов и сплавов // Физ.-хим. механика материалов. - 1977. №5. - с.5-22.

13. Карзов Г.П., Марголин Б.З., Швецова В.А. Физико-механическое моделирование процессов разрушения. — -Петербург, Политехника. — 1993. - 390с.

14. Sih G.C. The strain energy density concepts and criterion. Special issue in «1^ fracture mechanics dediceted to G.R. Irvin. // Journal of Aeronautical Science of India. -1884. pp. 1-35 15. Sih G.C. Mechanics and physics of energy density theory. // Theoretical and Applied Fract. Mech. - 1985. - №4. - pp. 157-173.

16. Gillemot L.P. Criterion of Crack Initiation and spreading // Int. J. of Eng. Fract. Mech. - 1976. V.8. - pp. 239-253.

17. Ромвари П., Тот Л., Надь Д. Анализ закономерносте11 распространения усталостных трещин в металлах. // Проблемы прочности. - 1980. - №12, - с. 18-28.

18. Irwin G.R. Linear fracture mechanics, fracture transition, and fracture control. • «Engineering fracture mechanics», 1968, v. 1, №2.

19. Irwin G.R., Kraft I.M., Paris P.S., Wells A.A. Basic aspects of crack growth and fracture. Technology of steel pressure vessels for water-cooled nuclear reactor. ORNL-NSIC-21, 1967.

20. Вопросы машиноведения и прочности в машиностроении. Вып. 7. Киев, Изд-воАНУСССР. 1961.

21. Панасюк В.В. предельное равновесие хрупких тел с трещинами. Киев. «Наукова думка», 1968.

22. Practical fracture mechanics for structural steel. London, Unated Kingdom. «Atomic Energy Authority», 1969.

23. Wells A.A. Crack opening displacement from elastic-plastic analyses of «4 externally notch tension bars, «Engineering Fracture Mechanics», 1969, vol. 1, №3.

24. Макклинток Ф.А., Аргон A. Деформация и разрушение материалов. М., «Мир», 1968.

25. Прикладные вопросы вязкости разрушения. М., «Мир», 1968.

26. Drucker D.C., Rice I.R. Plastic deformation in brittle and ductile fracture. «Engineering Fracture Mechanics», 1970, vol. 1, №4.

27. Fracture. An advanced treatise, vol. 2,4,5,6. New York and London. «Academic Press», 1968-1969.

28. Hahn G.T., Rosenfield A.R. Local yielding and extension of a crack under plane stress. Doc. IIWIX-450-65.

29. Hahn G.T. Spannugsverteilung and Rissen in festen Кофегп. «VDI- forschungsnefte», 1972, №584.

30. Красовский А.Я. Хрупкость материалов при низких температурах. — Киев: Наукова думка, 1980. - 337с.

31. Rice J.R., Rosengren G.F.J. Plane strain deformation near crack tip in a power- low hardening material // J. Mech. Phys. Sol. - 1968. - 16, №1. - pp. 1-12.

32. Красовский А.Я., Красико В.Н. Трещиностойкость сталей магистральных трубопроводов. Киев.: Наукова думка, 1990. - 176с.

33. Мешков Ю.Я. Физические основы разрушения стальных конструкций. — Киев: Наукова думка, 1981. - 240с.

34. Мешков Ю.Я., Пахаренко Г.Н. Структура металла и хрупкость стальных изделий. - Киев: Наукова думка, 1985. — 268с.

35. Копельман Л.А. Сопротивляемость сварных узлов хрупкому разрушению. — Л.: Машиностроение, 1978. - 232с.

36. Давиденков Н.Н. Динамическая прочность и хрупкость металлов. — Киев: Наук. Думка, 1981. - 704с.

37. Фридман Я.Б. Механические свойства металлов. - М.: Машиностроение, 1974.-Т.1.-472с.

38. Ужик Г.В. Сопротивление отрыву и прочность металлов. — М.: Из-во АН СССР, 1950.-255с.

39. Ужик Г.В. Прочность и пластичность металлов при низких температурах. — М.: АН СССР, 1956. - 192с.

40. Степанов А.В. Основы практической прочности кристаллов. - М.: Наука, 1974.-132с.

41. Котрелл А.Х. Дислокации и пластическое течение в металлах. - М: Металлургиздат, 1958. - 267с.

42. Стро А.Н. Физика разрушения. - М.: Металлургия, 1970. - 376с.

43. Атомный механизм разрушения // Под ред. Б.Л. Авербаха. - М.: Металлургиздат, 1963.-660с.

44. Владимиров В.И., Ханнанов Ш.Х. Актуальные задачи теории зарождения дислокационных трещин. // Физика металлов и металловедение. - 1970. — 30, №3. — с.490-510

45. Владимиров В.И. Физическая природа разрушения материалов. - М.: Металлургия, 1984. - 280с.

46. Коттрелл А.Х. Теоретические аспекты процесса разрушения. Атомный механизм разрушения. - М.: Металлургиздат, 1963. - с.30-68.

47. Разрушение // Под ред. Г, Либовича. - М.: Мир, 1975. - т. 1-3.

48. ASTM Е 399-90 «Standard test method for plane-strain fracture toughness of metallic materials», in: Annual Book of ASTM Standards, v.03.01, pp. 413-443.

49. Бетехтин В., Шмидт Ф. Микроразрушение кристаллических материалов, находящихся в пластическом состоянии // Проблема физики твердого тела и материаловедения. М.: Наука, 1976. — с.60-69.

50. Вергазов А.Н., Рыбин В.В. торможение микротрещины в субзеренной структуре // Физика металлов и металловедение. - 1975. - 39. с.220-223.

51. Возникновение микротрещин скола в поликристаллическом железе и стали / Дж.Т. Хан, Б.Н. Авербах, B.C. Оуэн, Н. Коэн / Атомный механизм разрушения. — М.гМир, 1963.-с. 109-115.

52. В.И. Бетехтин, В.И. Владимиров, А.Г. Кадомцев, А.И. Петров. Пластическая деформация и разрушение кристаллических тел. Сообщ. 1. Деформация и развитие микротрещины. Пробл. прочности. — 1979. - №7. - с.38-45.

53. Саарио, Валлин, Торронен. Микроструктурные основы инициирования разрушения сколом в ферритных и бейнитных сталях // теорет. Основы инж. Расчетов. - 1984. - 106, №2. - с. 69-75.

54. Lyles R.Z., Wilsdorf H.G.H. Microcrack nucleation and fracture in silver crystals // Acta Met. - 1975. - 23, №2/ - p.269-277.

55. A micromechanism based statistical model for brittle fracture / K. Wallin, T. Saario, K. Torronen, J. Forsten // Adv. Fract. Res. Proc. 6-th Int. Conf, New Delhi 4-10 dec, 1984, V.2.-Oxforde.a., 1984.-p. 1465-1471.

56. Murdy F. A local approach to cleavege fracture //Nucl. Eng. And Design. - 1987. -105 ,№l . -p .65 -76 .

57. Баранов В.Я. Влияние неоднородностей структуры и внешних факторов нагружения на сопротивление микросколу конструкционных сталей: Автореферат дис. Канд. Техн. Наук. -Киев, 1986. 16с.

58. Котречко А. Структура и разрушение железа и сталей с ОЦК решеткой в неоднородных силовых полях: Автореф. дис. - Киев, 1986. - 16с.

59. Котречко А., Мешков Ю.Я., Меттус Г.С. Хрупкое разрушение поликристаллических металлов при сложном напряженном состоянии // Металлофизика. - 1988. - 10, №6. - с.46-55.

60. Котречко А., Мешков Ю.Я., Меттус Г.С. К вопросу о вязком и хрупком состояниях поликристаллических металлов // Металлофизика. - 1990. - 12, №6. -с.3-13.

61. Макклинток Ф., Аргон А. Деформация и разрушение материалов М.: Мир, 1970.-443с.

62. Мешков Ю.Я. Физические основы разрушения металлических конструкций. - Киев: Наук, думка, 1981. - 266с.

63. Мешков Ю.Я., Пахаренко Г.А. Структура металла и хрупкость стальных изделий. - Киев: Наук, думка, 1985. - 266с.

64. Мешков Ю.Я., Сердитова Т.Н. Разрушение деформированной стали. - Киев: Наук, думка., 1989. - 157с.

65. H o n Дж. Ф. Основы механики разрушения. - М.: Металлургия, 1978. - 256с.

66. Статическая прочность и механика разрушения сталей / Под ред. В. Даля, В. Антона, - М.: Металлургия, 1986. - 566с.

67. Park Y.J., Bernstein I.M. The process of crack initiation and effective grain size «' for cleavage fracture in pearlitic entectoid steel // Met. Trans. - 1979. - lOA, №11. - pp. 1653-1664. 68. Petch N.J. The influence of some substitutional alloys on the cleavage of ferritic steels // Acta Met. - 1987. 35, №8. - pp. 2027-2034.

69. Sevillano J. Cleavage - limited maximum strength of workhardened BCC polycrystals // Acta Met. - 1986. - 34, №8. - p. 1473-1485.

70. Tsann Lin., Evans A.G., Ritchie R.O Stochastic modeling of the independent roles of particle size and grane size in transgranular cleavage fracture // Met. Trans. -1987. - 18a, №4. - pp. 641-651.

71. Ritchie, R.O., Knott, J.F., Rice, J.R., On the relation between critical tensile stress and fracture toughness in mild steel. J.Mech.Phys.Solids, 1973, 21, pp.395-410,

72. Beremin, P.M., A local criterion for cleavage fracture of a nuclear pressure vessel steel. Mel.Trans., 1983,14A, pp. 77-87.

73. Margolin B.Z., Karzov G.P. and Shvetsova V.A. Brittle fracture of nuclear pressure vessel steels. Part II. Prediction of fracture toughness. Int. J. Pres, Ves. & Piping, 1997,№72,pp.89-96.

74. Margolin, B.Z., Gulenko, A.G. and Shvetsova, V.A., Probabilistic model for fracture toughness prediction based on the new local fracture criteria. Int. J. Pres. Ves. & Piping, 1998,№75,pp.307-320.

75. Margolin, B.Z., Gulenko, A.G. and Shvetsova, V.A., Improved probabilistic model for fracture toughness prediction for nuclear pressure vessel steels. Int. J. Pres. Ves. & Piping, 1998,№75,pp.843-855.

76. Margolin, B.Z., Shvetsova, V.A. and Gulenko, A.G. Radiation embrittlement modelling for reactor pressure vessel steels: I. Brittle fracture toughness prediction. Int. J. Pres. Ves. & Piping, 1999, №76, pp. 715-729.

77. Марголин Б.З., Швецова B.A. Критерий хрупкого разрушения: физико- механический подход. Проблемы прочности, 1992, №2, 3-16.

78. Карзов Г.П., Марголин Б.З., Швецова В.А. Физико-механическое моделирование процессов разрушения. Политехника, С-Петербург, 1993.

79. Margolin, B.Z., Karzov, G.P., Shvetsova, V.A. and Kostylev, V.I., Modelling for transcrystalline and intercrystalline fracture by void nucleation and growth. Fatigue Fract. Engn. Mater. Struct., 1998, 21, №2, pp. 123-139.

80. Марголин Б.З., Гуленко А.Г., Швецова B.A. Прогнозирование трещиностоикости реакторных сталей в вероятностной постановке на основе s^^ локального подхода. Сообщение 1. Проблемы прочности, 1999, № 1, 5-20.

81. Марголин Б.З., Гуленко А.Г., Швецова В. А. Прогнозирование трещиностоикости реакторных сталей в вероятностной постановке на основе локального подхода. Сообщение 2. Проблемы прочности, 1999, № 2, с.5-22.

82. Margolin, B.Z., Shvetsova, V.A., Gulenko, A.G. and Ilyin, A.V., Cleavage fracture toughness for 3Cr-Ni-Mo-V reactor pressure vessel steel: theoretical prediction and experimental investigation. Int. J. Pres. Ves. & Piping, (to be published).

83. ASME Boiler and Pressure Vessel Code. Section IX. New York, American Society of Mechanical Engineers, 1968.

84. W.A. Weibull. A statistical theory of strength of materials. Roy. Swed. Inst. Eng. Res., 1939,v.l51,pp.5-45. ^ 89. Wallin, K., The size effect in Kjc results. Eng. Fract. Mech., 1985, 22, pp.149-163.

85. ASTM E 1921-02. «Standard Test Method for Determination of Reference Temperature, To, for Ferritic Steels in the Transition Range», in: Annual Book of ASTM Standards, vol.03.01, pp. 1068-1084.

86. Wallin K. Guidelines for determining fracture toughness estimates size СЬафу- V specimen data. // Rakenteiden Mekaniikaa. - 1992. - v.25.- №3.-pp.24-40.

87. B.B. Болотин, Статистические методы в строительной механике. М.: Стройиздат, 1961, с. 202. •^

88. A.M. Фрейденталь, Статистический подход к хрупкому разрушению. В кн. 4> Разрушение. М.: Мир, 1975, т.2, с. 616-645.

89. К. Wallin, The scatter in Kjc result, Eng. Fract. Mech., 1984, vol. 19, pp. 1085- 1095.

90. R.E. Link, J.A.Joyce «Application of fracture toughness scaling models to the ductile-to-brittle transition». Prepared by Nuclear Regulatory Commission (NUREG/CR 6279), January 1996r.30p.

91. Труды международной конференции «Irradiation effects and mitigation». 15- 19 сентября 1997г. в г. Владимир.

92. Труды международного симпозиума MASC-2002, Хельсенки-Стокгольм- Хельсенки 12-14 июня, 2002.

93. Методика прогнозирования температурной зависимости вязкости разрушения материалов корпусов реакторов ВВЭР-440, ВВЭР-1000. -Петербург-Москва. 2000г., 65 стр.

94. ПНАЭ Г-7-002-86. Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок. М.: Энергоатомиздат, 1989г., 528стр.

95. ГОСТ 25.506-85. Методы механических испытаний материалов. Определение характеристик трещиностоикости (вязкости разрушения) при статическом нагружении. Госатомнадзор СССР, Москва, 61с.

96. ГОСТ 1497-84 Металлы. Методы испытаний на растяжение. Государственный Комитет СССР по управлению качеством продукции и стандартам, Москва, 64с.

97. ГОСТ 9651-84 Металлы. Методы испытаний на растяжение при повышенной температуре. Государственный Комитет СССР по управлению качеством продукции и стандартам, Москва, 60с.

98. ГОСТ 6996-66 Сварные соединения. Методы определения механических свойств. Государственный Комитет СССР по управлению качеством продукции и стандартам, Москва, 66с.

99. ГОСТ 9454-78 Метод определения ударной вязкости при нормальной температуре. Государственный Комитет СССР по управлению качеством продукции и стандартам, Москва, 63с.

100. Амаев А.Д., Крюков A.M. и др. Радиационная повреждаемость и работоспособность конструкционных материалов. С-Петербург., Политехника., 1997.