ГОСТ Р 59430-2021. Национальный стандарт Российской Федерации. Устройства внутрикорпусные водо-водяного энергетического реактора. Расчет на прочность на постпроектных стадиях

Федеральное агентство по техническому регулированию и метрологии · № ГОСТ Р 59430-2021Действующий акт

Актуально на 02.11.2026.

Как цитировать: "ГОСТ Р 59430-2021. Национальный стандарт Российской Федерации. Устройства внутрикорпусные водо-водяного энергетического реактора. Расчет на прочность на постпроектных стадиях". ГОСТ Р 59430-2021. https://bukva.ai/docs/standart-gost-r-59430-2021

(утв. и введен в действие Приказом Росстандарта от 20.10.2021 № 1181-ст)

Примечание

Документ введен в действие с 01.01.2022.

Утвержден и введен в действие Приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 20 октября 2021 г. № 1181-ст

НАЦИОНАЛЬНЫЙ СТАНДАРТ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

УСТРОЙСТВА ВНУТРИКОРПУСНЫЕ ВОДО-ВОДЯНОГО ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО РЕАКТОРА

РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ НА ПОСТПРОЕКТНЫХ СТАДИЯХ

Pressure vessel internals of water-water power reactor. Strength analysis at the post-design stages

ГОСТ Р 59430-2021

ОКС 27.120.10

Дата введения 1 января 2022 года

Предисловие

1 РАЗРАБОТАН Федеральным государственным унитарным предприятием «Центральный научно-исследовательский институт конструкционных материалов „Прометей“ им. И.В. Горынина Национального исследовательского центра „Курчатовский институт“ (НИЦ „Курчатовский институт“ — ЦНИИ КМ „Прометей“)»

2 ВНЕСЕН Техническим комитетом по стандартизации ТК 322 «Атомная техника»

3 УТВЕРЖДЕН И ВВЕДЕН В ДЕЙСТВИЕ Приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 20 октября 2021 г. № 1181-ст

4 ВВЕДЕН ВПЕРВЫЕ

5 Федеральное агентство по техническому регулированию и метрологии не несет ответственности за патентную чистоту настоящего стандарта. Патентообладатель может заявить о своих правах и направить в Федеральное агентство по техническому регулированию и метрологии аргументированное предложение о внесении в настоящий стандарт поправки для указания информации о наличии в стандарте объектов патентного права и патентообладателе

Правила применения настоящего стандарта установлены в статье 26 Федерального закона от 29 июня 2015 г. № 162-ФЗ «О стандартизации в Российской Федерации». Информация об изменениях к настоящему стандарту публикуется в ежегодном (по состоянию на 1 января текущего года) информационном указателе «Национальные стандарты», а официальный текст изменений и поправок — в ежемесячном информационном указателе «Национальные стандарты». В случае пересмотра (замены) или отмены настоящего стандарта соответствующее уведомление будет опубликовано в ближайшем выпуске ежемесячного информационного указателя «Национальные стандарты». Соответствующая информация, уведомление и тексты размещаются также в информационной системе общего пользования — на официальном сайте Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии в сети Интернет (www.rst.gov.ru)

1 Область применения

1.1 Настоящий стандарт устанавливает требования к расчетному обоснованию прочности на постпроектных стадиях внутрикорпусных устройств водо-водяных энергетических реакторов, на которые распространяется действие федеральных норм и правил в области использования атомной энергии [1], с учетом изменения свойств их материалов под действием эксплуатационных факторов.

1.2 Настоящий стандарт предназначен для применения при обосновании прочности внутрикорпусных устройств водо-водяных энергетических реакторов в соответствии с [1].

2 Нормативные ссылки

В настоящем стандарте использованы нормативные ссылки на следующие стандарты:

ГОСТ Р 8.985 Государственная система обеспечения единства измерений. Служба стандартных справочных данных в области использования атомной энергии. Общие положения

ГОСТ Р 50.05.08 Система оценки соответствия в области использования атомной энергии. Оценка соответствия в форме контроля. Унифицированные методики. Визуальный и измерительный контроль

ГОСТ Р 59115.1 Обоснование прочности оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок. Термины и определения

ГОСТ Р 59429 Устройства внутрикорпусные водо-водяного энергетического реактора. Расчет на прочность на стадии проектирования

Примечание - При пользовании настоящим стандартом целесообразно проверить действие ссылочных стандартов в информационной системе общего пользования — на официальном сайте Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии в сети Интернет или по ежегодному информационному указателю «Национальные стандарты», который опубликован по состоянию на 1 января текущего года, и по выпускам ежемесячного информационного указателя «Национальные стандарты» за текущий год. Если заменен ссылочный стандарт, на который дана недатированная ссылка, то рекомендуется использовать действующую версию этого стандарта с учетом всех внесенных в данную версию изменений. Если заменен ссылочный стандарт, на который дана датированная ссылка, то рекомендуется использовать версию этого стандарта с указанным выше годом утверждения (принятия). Если после утверждения настоящего стандарта в ссылочный стандарт, на который дана датированная ссылка, внесено изменение, затрагивающее положение, на которое дана ссылка, то это положение рекомендуется применять без учета данного изменения. Если ссылочный стандарт отменен без замены, то положение, в котором дана ссылка на него, рекомендуется применять в части, не затрагивающей эту ссылку.

3 Термины и определения

В настоящем стандарте применены термины по ГОСТ Р 59115.1, ГОСТ Р 50.05.08, ГОСТ Р 8.985, [1], а также следующие термины с соответствующими определениями:

3.1 динамическое воздействие: Воздействие динамического характера, оказываемое явлениями и факторами техногенного или природного характера и передающееся на элементы внутрикорпусных устройств реактора со стороны корпуса реактора, в частности, при воздействии землетрясения, воздушной ударной волны, падении летательного аппарата, а также при совместном действии динамических нагрузок при проектной аварии и инерционных нагрузок при проектном землетрясении.

3.2 исходное состояние: Состояние до начала эксплуатации.

3.3 компонент внутрикорпусного устройства: Часть элемента внутрикорпусного устройства, границы которой проходят по одному или нескольким неразъемным и/или разъемным соединениям.

3.4 консервативная зависимость радиационного распухания: Расчетная функциональная зависимость свободного радиационного распухания материала от температуры облучения и повреждающей дозы нейтронного облучения, использующая консервативное значение параметра радиационного распухания материала.

3.5 критическое событие: Событие, которое может привести к снижению или нарушению прочности либо к недопустимому изменению размеров элемента (компонента).

Примечание - Критическим событием для внутрикорпусных устройств водо-водяных энергетических реакторов является любое событие из следующего перечня: зарождение трещины при циклическом нагружении по механизму усталости, зарождение трещины по механизму коррозионного растрескивания, исчерпание деформационной способности материала, потеря несущей способности, недопустимое изменение размеров, нестабильное развитие трещины, потеря несущей способности элемента (компонента) и формирование зоны предельного охрупчивания.

3.6 критическое событие «зарождение трещины при циклическом нагружении по механизму усталости»: Состояние элемента (компонента), когда в какой-либо его зоне в процессе эксплуатации происходит зарождение трещины по механизму усталости, в том числе с учетом влияния среды при зарождении трещины в его поверхностном слое.

3.7 критическое событие «зарождение трещины по механизму коррозионного растрескивания»: Состояние элемента (компонента), когда в какой-либо его зоне в процессе эксплуатации происходит зарождение трещины по механизму коррозионного растрескивания.

3.8 критическое событие «исчерпание деформационной способности материала»: Достижение материалом элемента (компонента) такой пластической деформации, при которой дальнейшая эксплуатация этого элемента (компонента) допускается только после специального освидетельствования.

3.9 критическое событие «недопустимое изменение геометрических размеров»: Достижение элементом (компонентом) в процессе эксплуатации такого изменения его размеров, при котором нарушается нормальное функционирование этого и (или) соседних элементов (компонентов) реакторной установки.

3.10 критическое событие «нестабильное развитие трещины»: Состояние элемента (компонента), когда в какой-либо его зоне в процессе эксплуатации происходит нестабильное, т.е. не требующее увеличения нагрузки, развитие имеющейся в этой зоне трещины.

3.11 критическое событие «потеря несущей способности элемента [компонента]»: Состояние элемента [компонента], при котором его дальнейшее деформирование происходит без дополнительного нагружения.

3.12 критическое событие «формирование зоны предельного охрупчивания»: Состояние элемента (компонента), когда в нем формируется зона максимальной протяженностью 2 мм, в которой радиационное распухание материала в процессе эксплуатации достигает или превышает критическое значение, соответствующее предельному охрупчиванию материала.

3.13 медианная зависимость радиационного распухания: Расчетная функциональная зависимость свободного радиационного распухания материала от температуры облучения и повреждающей дозы нейтронного облучения, использующая медианное значение параметра радиационного распухания материала.

3.14 метод весовых функций: Численный метод, основанный на принципе суперпозиции решений, соответствующих различным, априорно заданным, распределениям некоторой функции; при расчете коэффициента интенсивности напряжений для заданного распределения напряжений в элементе (компоненте) с трещиной используется суперпозиция решений, соответствующих различным распределениям напряжений.

3.15 охрупчивание материала: Снижение пластических свойств (деформации разрушения) и статической трещиностойкости материала под воздействием нейтронного облучения.

3.16 первичная нагрузка: Нагрузка на элемент (компонент), обусловленная давлением, весом, внешними силами и динамическими воздействиями.

3.17 повреждающая доза: Интегральная характеристика, отражающая степень радиационного повреждения металла, определяемая как накопленное за определенное время число смещений одного атома из узла кристаллической решетки под действием нейтронного и гамма-излучения; единицей повреждающей дозы является безразмерная величина «сна» — смещение на атом.

3.18 подрост трещины: Увеличение длины трещины.

3.19 проектная модель эксплуатации внутрикорпусных устройств: Перечень, количество и параметры предусмотренных проектом режимов нагружения элементов (компонентов) внутрикорпусных устройств.

3.20 прогнозируемая модель эксплуатации внутрикорпусных устройств: Перечень, количество и параметры предполагаемых для периода продленного срока службы режимов нагружения элементов (компонентов) внутрикорпусных устройств.

3.21 простое нагружение: Нагружение, при котором все компоненты девиатора напряжения возрастают пропорционально одному общему параметру.

3.22 рассматриваемый период эксплуатации: Период эксплуатации элемента (компонента) внутрикорпусных устройств от момента начала его эксплуатации до момента окончания его проектного срока службы, либо до момента, для которого выполняется расчетное обоснование прочности при продлении срока службы этого элемента (компонента).

3.23 расчет в упруго-вязкопластической постановке: Расчет по определению напряженно-деформированного состояния элемента (компонента) в предположении упруго-вязкопластического поведения материала на основе теории упругости, теории пластического течения и теории ползучести.

3.24 расчет в упругой постановке: Расчет по определению напряженно-деформированного состояния элемента (компонента) в предположении упругого поведения материала на основе теории упругости.

3.25 расчет в упругопластической постановке: Расчет по определению напряженно-деформированного состояния элемента (компонента) в предположении упругопластического поведения материала на основе теории упругости и теории пластического течения.

3.26 расчетный дефект: Дефект в виде трещины заданной формы (эллиптической, полуэллиптической или четвертьэллиптической) с заданными размерами полуосей, расположением и ориентацией, постулируемый в рассматриваемом элементе (компоненте) с целью расчета на нестабильное развитие трещины и потерю несущей способности, в том числе с учетом стабильного подроста трещины.

3.27 референсное напряжение: Эффективное напряжение, действующее в элементе (компоненте) с трещиной и отражающее степень нагруженности элемента вплоть до потери его несущей способности.

3.28 свободное радиационное распухание: Увеличение объема материала в результате нейтронного облучения, когда расширение материала не ограничено кинематическими или силовыми условиями.

3.29 сложное нагружение: Нагружение, в процессе которого изменяется соотношение между компонентами девиатора напряжений.

3.30 элемент (внутрикорпусных устройств): Изделие (шахта внутрикорпусная, блок защитных труб, выгородка, корзина, днище шахты, узлы крепления внутрикорпусных устройств водо-водяных энергетических реакторов <1>, выполняющее самостоятельную функцию в составе внутрикорпусных устройств.

<1> За исключением прижимных устройств.

4 Обозначения и сокращения

4.1 Сокращения

В настоящем стандарте применены следующие сокращения:

ВВЭР — водо-водяной энергетический реактор;

ВКУ — внутрикорпусные устройства реактора;

ДВ — динамические воздействия;

ЗПО — зона предельного охрупчивания;

КИН — коэффициент интенсивности напряжений;

МВФ — метод весовых функций;

МКЭ — метод конечных элементов;

НДС — напряженно-деформированное состояние;

ННЭ — нарушение нормальной эксплуатации ВКУ;

НЭ — нормальная эксплуатация ВКУ;

НЭК — неразрушающий эксплуатационный контроль;

ПА — проектная авария;

ПЗ — проектное землетрясение;

РУ — реакторная установка.

4.2 Обозначения

В настоящем стандарте применены следующие условные обозначения.

4.2.1 Обозначения геометрических параметров:

a, c — длина малой и большой полуоси расчетного дефекта, мм;

a0, c0 — начальная длина малой и большой полуоси расчетного дефекта, мм;

ac, cc — длина малой и большой полуоси расчетного дефекта с учетом его подроста по механизмам радиационной ползучести и коррозионного растрескивания, мм;

acN, ccN — длина малой и большой полуоси расчетного дефекта с учетом его подроста по механизмам усталости, радиационной ползучести и коррозионного растрескивания, мм;

l — линейный размер расчетного дефекта, мм;

l0 — максимально возможный размер технологического дефекта в направлении толщины свариваемых элементов (компонентов), мм;

\Delta H — изменение геометрического размера элемента (компонента) ВКУ, мм;

[\Delta H] — допускаемое изменение геометрических размеров элемента ВКУ, мм;

Ht — толщина элемента или свариваемых элементов (компонентов) ВКУ, мм;

W — расстояние между элементами (компонентами) ВКУ или между элементом (компонентом) ВКУ и иными элементами (компонентами) РУ, мм;

[W] — допускаемое расстояние между элементами (компонентами) ВКУ или между элементом (компонентом) ВКУ и иными элементами (компонентами) РУ, мм.

4.2.2 Обозначения параметров нагружения, механики разрушения и повреждения:

\Delta\epsilon — размах деформаций, ед.;

\Delta\epsilon_{n_{\epsilon}} — размах деформаций с учетом коэффициента запаса n_{\epsilon} , ед.;

\Delta\epsilon_{n_{N}} — размах деформаций с учетом коэффициента запаса nN, ед.;

\Delta a_{c} , \Delta c_{c} — подрост расчетного дефекта в направлениях малой и большой полуосей по механизму радиационной ползучести, мм;

\Delta a_{N} , \Delta c_{N} — подрост расчетного дефекта в направлениях малой и большой полуосей по механизму усталости, мм;

\Delta a_{SCC} , \Delta c_{SCC} — подрост расчетного дефекта в направлениях малой и большой полуосей по механизму коррозионного растрескивания, мм;

\Delta l\Delta N — скорость роста усталостной трещины с учетом радиационного распухания, мм/цикл;

(\Delta l\Delta N)_{env} — скорость роста усталостной трещины с учетом среды теплоносителя и радиационного распухания, мм/цикл;

(\Delta l\Delta N)^{\text{эфф}} — скорость роста усталостной трещины без учета радиационного распухания, мм/цикл;

\Delta K_{a} , \Delta K_{c} — размах КИН I-го рода в вершинах расчетного дефекта на концах его малой и большой полуосей, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

\Delta t , \Delta t_{i} , \Delta t_{j} — временной интервал, ч;

\sigma_{b} — общее изгибное напряжение, МПа;

\sigma_{M} — общее мембранное напряжение, МПа;

\sigma_{ref} — референсное напряжение, МПа;

DN — повреждение материала по механизму усталости, отн. ед.;

D_{\tau} — повреждение материала по механизму коррозионного растрескивания, отн. ед.;

dF/dt — скорость набора повреждающей дозы, сна/час;

dl/dt — скорость роста трещины по механизму радиационной ползучести, мм/ч;

F — повреждающая доза нейтронного облучения, сна;

J — J-интеграл, Н/мм;

KI — коэффициент интенсивности напряжений I рода, \text{Мпа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

Ka, Kc — КИН I рода в вершинах расчетного дефекта на концах его малой и большой полуосей, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

Kmin — минимальный КИН в цикле, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

Kmax — максимальный КИН в цикле, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

N — число циклов, шт.;

Nf — число циклов до зарождения усталостной трещины, шт.;

R — коэффициент асимметрии цикла напряжений, отн. ед.;

Pp — первичная нагрузка, Н;

S0 — свободное радиационное распухание материала, отн. ед.;

\dot{S}_{0} — скорость свободного радиационного распухания материала, ч-1;

S — радиационное распухание материала с учетом напряжений, отн. ед.;

\dot{S} — скорость радиационного распухания материала с учетом напряжений, ч-1;

t — время, ч;

tgeom — время до достижения недопустимого изменения размеров элемента (компонента) конструкции, ч;

tf — время до зарождения трещины по механизму коррозионного растрескивания при постоянной нагрузке, ч;

tfail — время до потери несущей способности элемента, ч;

tfat — время до зарождения трещины при циклическом нагружении по механизму усталости, ч;

tlea — время до постулирования расчетного дефекта в ЗПО, ч;

tnuc — время до зарождения трещины, ч;

tnsf — время до нестабильного развития трещины, ч;

tSCC — время до зарождения трещины по механизму коррозионного растрескивания, ч;

T — температура эксплуатации, °C;

Tобл — температура облучения, °C.

4.2.3 Обозначения механических свойств материала:

\Delta\sigma_{0,2} — приращение предела текучести материала под облучением, МПа;

\Delta\sigma_{\text{в}} — приращение предела прочности материала под облучением, МПа;

\Delta K_{th} — пороговый размах КИН I-го рода, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

\epsilon_{f} — критическая деформация разрушения материала, ед.;

\epsilon_{f}^{0} — критическая деформация разрушения материала в исходном состоянии, ед.;

\epsilon_{f}^{\text{эфф}} — эффективная критическая деформация материала (критическая деформация материала без учета радиационного распухания), ед.;

\nu — коэффициент Пуассона;

\sigma_{0,2} — предел текучести материала, МПа;

t_{i - 1}^{sub} — предел текучести материала в исходном состоянии, МПа;

\sigma_{0,2}^{\text{эфф}} — эффективный предел текучести материала (предел текучести материала без учета радиационного распухания), МПа;

\sigma_{\text{в}} — предел прочности материала, МПа;

\sigma_{\text{в}}^{0} — предел прочности материала в исходном состоянии, МПа;

\sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}} — эффективный предел прочности материала (предел прочности материала без учета радиационного распухания), МПа;

\sigma_{c}^{min} — минимальное напряжение, ниже которого коррозионное растрескивание материала не происходит при любой повреждающей дозе нейтронного облучения, МПа;

\sigma_{th}^{IASCC} — пороговое напряжение коррозионного растрескивания материала, МПа;

\omega^{env} — коэффициент увеличения скорости роста усталостной трещины под влиянием среды теплоносителя первого контура ВВЭР;

\omega^{Sw} — коэффициент увеличения скорости роста усталостной трещины под влиянием радиационного распухания;

cD — параметр радиационного распухания материала;

c_{D}^{con} — консервативное значение параметра радиационного распухания материала;

c_{D}^{f} — фактическое значение параметра радиационного распухания материала;

c_{D}^{med} — медианное значение параметра радиационного распухания материала;

Cf — коэффициент уравнения Пэриса;

E — модуль упругости материала, МПа;

Fstab — повреждающая доза нейтронного облучения, свыше которой приращение предела текучести под облучением не зависит от температуры эксплуатации, сна;

G — модуль сдвига, МПа;

J_{c}^{0} — статическая трещиностойкость материала в исходном состоянии, Н/мм;

Jc — статическая трещиностойкость материала, Н/мм;

J_{c}^{\text{эфф}} — эффективная статическая трещиностойкость материала (статическая трещиностойкость материала без учета радиационного распухания), Н/мм;

K — коэффициент объемного сжатия;

nf — коэффициент уравнения Пэриса;

Tmax — параметр материала (температура облучения, соответствующая максимуму распухания при заданной повреждающей дозе), °C;

T_{th}^{IASCC} — минимальная температура коррозионного растрескивания материала, °C.

4.2.4 Обозначения параметров НДС:

\beta_{ij} — компоненты разности тензоров напряжений и микронапряжений, МПа;

\beta_{eq} — интенсивность тензора напряжений \beta_{ij} , МПа;

\delta_{ij} — символ Кронекера;

\epsilon_{ij} — компоненты тензора деформации, ед.;

\epsilon_{1} , \epsilon_{2} , \epsilon_{3} — главные деформации (\epsilon_{1}>\epsilon_{2}>\epsilon_{3}) , ед.;

\epsilon_{eq} — интенсивность деформаций, ед.;

\epsilon_{ij}^{T} — температурная деформация, ед.;

\text{ж}_{p} — накопленная пластическая деформация, ед.;

\xi_{eq}^{c} — интенсивность скоростей деформации радиационной ползучести, ч-1;

\xi_{ij}^{c} — компоненты тензора скоростей деформаций радиационной ползучести, ч-1;

\xi_{eq}^{p} — интенсивность скоростей пластической деформации, ч-1;

\rho_{ij} — компоненты тензора микронапряжений, МПа;

\dot{\rho}_{ij} — компоненты тензора скорости микронапряжений, МПа/ч;

\sigma_{1} , \sigma_{2} , \sigma_{3} — главные напряжения (\sigma_{1}>\sigma_{2}>\sigma_{3}) , МПа;

\sigma_{ij} — компоненты тензора напряжения, МПа;

\sigma_{eq} — интенсивность напряжений, МПа;

\sigma_{m} — гидростатическое напряжение, МПа;

\sigma_{max} — максимальное в цикле наибольшее главное напряжение, МПа;

d\epsilon_{ij} — приращения компонент тензора полных деформаций, ед.;

d\epsilon_{ij}^{c} — приращения компонент тензора деформаций ползучести, ед.;

d\epsilon_{ij}^{e} — приращения компонент тензора упругих деформаций, ед.;

d\epsilon_{ij}^{p} — приращения компонент тензора пластических деформаций, ед.;

d\epsilon^{sw} — приращение деформаций за счет радиационного распухания, ед.;

d\epsilon^{T} — приращение деформаций, обусловленных температурой, ед.;

sij — компоненты девиатора напряжения, МПа.

4.2.5 Обозначения коэффициентов запаса:

n_{\epsilon} — коэффициент запаса по размаху деформации;

nJ — коэффициент запаса на нестабильное развитие трещины;

nN — коэффициент запаса по числу циклов;

\phi_{s} — коэффициент снижения циклической прочности.

5 Общие положения

5.1 Прочность и допустимость изменения размеров элемента ВКУ оценивают на основании анализа предельных состояний элементов (компонентов) ВКУ согласно [1].

5.2 При оценке прочности элемента (компонента) ВКУ принимают, что зарождение в нем дефекта может происходить по механизмам усталости, коррозионного растрескивания при контакте со средой теплоносителя первого контура ВВЭР, а также за счет формирования зоны предельного охрупчивания материала.

5.3 При оценке прочности элемента (компонента) ВКУ принимают, что стабильный рост дефекта в нем может происходить по механизмам усталости, коррозионного растрескивания, радиационной ползучести и за счет развития зоны предельного охрупчивания материала.

5.4 При оценке допустимости изменения размеров элемента (компонента) ВКУ принимают, что изменение его размеров может происходить за счет радиационного распухания и радиационной ползучести материала, а также за счет ДВ.

5.5 Предельные состояния элемента ВКУ (см. таблицу 5.1) могут достигаться при реализации следующих критических событий.

5.5.1 Зарождение трещины при циклическом нагружении по механизму усталости.

5.5.2 Зарождение трещины по механизму коррозионного растрескивания.

5.5.3 Формирование зоны предельного охрупчивания материала.

5.5.4 Нестабильное развитие трещины.

5.5.5 Потеря несущей способности.

5.5.6 Недопустимое изменение геометрических размеров.

5.5.7 Исчерпание деформационной способности материала.

Таблица 5.1

Предельные состояния элемента ВКУ и приводящие к ним критические события

Предельное состояние	Критическое событие
Зарождение трещины	5.5.1, 5.5.2, 5.5.3
Нестабильное развитие трещины	5.5.4 <*>
Охват пластической деформацией всей площади любого сечения элемента ВКУ	5.5.5
Недопустимое изменение геометрических размеров	5.5.6
Предельная величина пластической деформации, при достижении которой может произойти разрушение	5.5.7
<*> Для расчетного дефекта.

5.6 Оценку прочности и допустимости изменения размеров элемента (компонента) ВКУ проводят наряду с расчетом на статическую прочность и устойчивость, в котором допускаемые напряжения определяют согласно [1].

5.7 Для элемента (компонента) ВКУ допускается не проводить расчеты на статическую прочность и устойчивость, если для него выполнено обоснование прочности на стадии проектирования в соответствии с ГОСТ Р 59429.

5.8 При оценке прочности элемента (компонента) ВКУ учитывают все нагрузки в соответствии с [1], в том числе:

механические нагрузки от веса активной зоны, собственного веса ВКУ, усилий поджатия прижимных устройств и тепловыделяющих сборок;
гидравлические нагрузки;
перепад давления теплоносителя;
архимедовы (выталкивающие) силы;
динамические нагрузки от падения рабочих органов системы управления и защиты реактора при аварийном останове;
динамические нагрузки от внешних динамических воздействий;
силы взаимодействия между элементами ВКУ и элементами активной зоны (при наличии контакта);
силы взаимодействия между элементами ВКУ и другими элементами реактора.

5.9 Анализ реализации критических событий 5.5.1 - 5.5.7 проводят по процедурам разделов 10 - 17 с использованием представленных в соответствующих приложениях определяющих уравнений деформирования и зависимостей для определения расчетных значений физико-механических свойств материалов ВКУ.

5.10 Прочность и допустимость изменения размеров элемента (компонента) ВКУ должны быть обоснованы для рассматриваемого периода эксплуатации на основе расчетов с использованием медианной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ, параметры которой принимают в соответствии с приложением А.

5.11 Для элемента (компонента) ВКУ для режимов НЭ и ННЭ допускается не проводить анализ реализации критических событий 5.5.2 - 5.5.6, если одновременно выполняются следующие условия:

повреждающая доза нейтронного облучения материала этого элемента (компонента) за рассматриваемый период эксплуатации не превышает 3 сна;
максимальные напряжения без учета их концентрации не превышают 0,5 предела текучести материала в исходном состоянии;
повреждение по механизму усталости при циклическом нагружении не превышает 0,01.

5.12 Необходимость проведения периодического контроля изменения геометрических размеров элемента (компонента) ВКУ в процессе эксплуатации определяют по результатам анализа его прочности и допустимости изменения геометрических размеров с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ. Если прочность и допустимость изменения геометрических размеров элемента (компонента) ВКУ не обосновывают для рассматриваемого периода эксплуатации на основе расчетов с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ, параметры которой принимают в соответствии с приложением А, то дальнейшая эксплуатация рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ допускается только при выполнении всех перечисленных ниже условий:

в рамках эксплуатационного контроля ВКУ проводят периодический контроль изменения геометрических размеров рассматриваемого элемента (компонента); время начала проведения, периодичность и способы учета результатов контроля определяют в соответствии с приложением Б;
на основании результатов проведенного контроля изменения геометрических размеров прочность и допустимость изменения геометрических размеров рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ обоснована, по крайней мере, до следующего контроля изменения геометрических размеров этого элемента (компонента).

Примечание - На основании результатов периодического контроля изменения геометрических размеров рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ может быть изменен его назначенный срок службы.

5.13 Если прочность и допустимость изменения геометрических размеров элемента (компонента) ВКУ не обосновывают, по крайней мере, до следующего контроля изменения его геометрии, то эксплуатацию элемента (компонента) ВКУ не допускают без проведения компенсирующих мероприятий.

6 Условие обоснования прочности при анализе реализации критических событий при нормальной эксплуатации и нарушении нормальной эксплуатации

6.1 Обоснование прочности элемента (компонента) ВКУ проводят с учетом всех реализованных режимов нагружения и прогнозируемой модели эксплуатации ВКУ, в том числе при продлении срока службы.

Примечание — Если прочность элемента (компонента) ВКУ была обоснована в соответствии с ГОСТ Р 59429, рассматриваемый срок эксплуатации не превышает проектного срока службы и реализованные режимы нагружения соответствуют проектной модели эксплуатации элемента ВКУ, то прочность элемента (компонента) ВКУ считается обоснованной при НЭ и ННЭ.

6.2 Обоснование прочности элемента (компонента) ВКУ должно проводиться как для основного металла, так и для сварных швов этого элемента (компонента).

Примечание - Для всех однотипных сварных швов (выполненных по одинаковой схеме разделки) допускается проводить анализ прочности только для самого нагруженного шва. Если среди анализируемых однотипных сварных швов есть как швы, которые подвергают периодическому НЭК, так и швы, которые ему не подвергают, анализ прочности проводят как для самого нагруженного контролируемого шва, так и для самого нагруженного неконтролируемого шва.

6.3 Условия обоснования прочности элемента (компонента) ВКУ при НЭ и ННЭ зависят от результатов проведения периодического НЭК этого элемента (компонента).

6.4 Если периодический НЭК элемента (компонента) ВКУ не проводят, то анализ прочности этого элемента (компонента) проводят в соответствии с 6.4.1 - 6.4.5.

6.4.1 В основном металле элемента (компонента) ВКУ проводят анализ зарождения трещины при реализации критических событий 5.5.1 и 5.5.2 и анализ возможного ее стабильного подроста.

6.4.1.1 Анализ реализации критического события 5.5.1 проводят в соответствии с разделом 10. Для областей элемента (компонента) ВКУ, контактирующих со средой теплоносителя первого контура ВВЭР, анализ проводят с учетом влияния среды теплоносителя первого контура.

6.4.1.2 Анализ реализации критического события 5.5.2 проводят в соответствии с разделом 11. Анализ проводят только для областей элемента (компонента) ВКУ, контактирующих со средой теплоносителя первого контура ВВЭР, не принадлежащих ЗПО и имеющих повреждающую дозу выше 3 сна на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации.

6.4.1.3 Если прочность элемента (компонента) ВКУ обоснована в соответствии с ГОСТ Р 59429 и реализованные режимы нагружения соответствуют проектной модели эксплуатации элемента ВКУ, то допускается принимать, что критические события 5.5.1 и 5.5.2 не реализуются до момента окончания проектного срока службы элемента (компонента) ВКУ.

6.4.1.4 Если прочность элемента (компонента) ВКУ не обоснована в соответствии с ГОСТ Р 59429 или реализованные режимы нагружения отличаются от проектной модели эксплуатации элемента ВКУ, то анализ зарождения трещины проводят для всего рассматриваемого периода его эксплуатации.

6.4.1.5 Если в результате анализа зарождения трещины показано, что реализуется по крайней мере одно из критических событий 5.5.1 или 5.5.2, то определяют момент зарождения трещины tnuc, который соответствует более раннему из моментов реализации критических событий 5.5.1 (tfat) и 5.5.2 (tSCC). В этот момент времени в основном металле элемента (компонента) ВКУ постулируют расчетный дефект, вид, размеры и ориентацию которого при реализации критического события 5.5.1 определяют согласно 10.17, а при реализации критического события 5.5.2 - согласно 9.4.

6.4.1.6 Если по 6.4.1.5 постулируют дефект, то проводят анализ его возможного стабильного подроста в соответствии с разделом 13 за время от момента времени tnuc до момента окончания рассматриваемого периода эксплуатации элемента ВКУ или до момента нестабильного развития дефекта (до момента реализации критического события 5.5.4).

6.4.2 В сварных швах элемента (компонента) ВКУ проводят анализ возможного стабильного подроста постулируемых дефектов.

6.4.2.1 На момент начала эксплуатации элемента ВКУ в самых нагруженных сварных швах каждого типа (выполненных по различным схемам разделки) постулируют расчетный дефект, вид, размеры и ориентацию которого определяют согласно 9.2.

6.4.2.2 Для каждого дефекта, который постулируют по 6.4.2.1, проводят анализ его возможного стабильного подроста в соответствии с разделом 13 за время от момента начала эксплуатации элемента ВКУ до момента окончания рассматриваемого периода его эксплуатации или до момента нестабильного развития дефекта (до момента реализации критического события 5.5.4).

6.4.3 В элементе (компоненте) ВКУ (как в основном металле, так и в сварных швах) проводят анализ образования дефекта при реализации критического события 5.5.3 и возможного стабильного развития этого дефекта.

6.4.3.1 Анализ реализации критического события 5.5.3 проводят в соответствии с разделом 12.

6.4.3.2 Если в результате анализа показано, что реализуется критическое событие 5.5.3, то в момент его реализации (tlea) в элементе (компоненте) ВКУ постулируют расчетный дефект, вид, размеры и ориентацию которого определяют согласно 9.3.

6.4.3.3 Если по 6.4.3.2 постулируют дефект, то проводят анализ его возможного стабильного развития при распространении ЗПО (в соответствии с разделом 12) и подроста по механизмам усталости и радиационной ползучести (в соответствии с разделом 13) за время от момента времени tlea до окончания рассматриваемого периода эксплуатации элемента ВКУ или до момента нестабильного развития дефекта (до момента реализации критического события 5.5.4).

6.4.4 Если в основном металле элемента (компонента) ВКУ критические события 5.5.1 - 5.5.3 не реализуются за весь рассматриваемый период эксплуатации, а повреждающая доза нейтронного облучения материала превышает 3 сна, то в момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации в элементе (компоненте) ВКУ постулируют расчетный дефект, вид, размеры и ориентацию которого определяют согласно 9.4.

6.4.5 Прочность элемента (компонента) ВКУ считается обоснованной при НЭ и ННЭ, если для него за весь рассматриваемый период эксплуатации не реализуются критические события 5.5.4 и 5.5.5:

при наличии дефекта, который постулируют по 6.4.1.5, с учетом его возможного стабильного подроста;
для каждого дефекта, который постулируют по 6.4.2.1, с учетом его возможного стабильного подроста;
при наличии дефекта, который постулируют по 6.4.3.2, с учетом его возможного стабильного развития;
при наличии дефекта, который постулируют по 6.4.4.

Анализ реализации критического события 5.5.4 проводят в соответствии с разделом 14, критического события 5.5.5 - в соответствии с разделом 15.

6.5 Если проводят периодический НЭК элемента (компонента) ВКУ и при этом не выявляют трещиноподобных дефектов, либо размер выявленного дефекта не больше размера дефекта, допускаемого на стадии эксплуатации, то анализ прочности этого элемента (компонента) проводится в соответствии с 6.5.1 - 6.5.4.

Примечания

1 Размер дефекта, допускаемого на стадии эксплуатации, определяют согласно действующими требованиям по допускаемым дефектам на стадии эксплуатации, и он зависит от разрешающей способности контролирующего оборудования.

2 Трещиноподобный дефект, выявленный на поверхности компонента при телевизионном визуальном контроле, схематизируют поверхностной трещиной в соответствии с 9.4, малую полуось которой располагают по нормали к поверхности компонента, а размер большой полуоси cdet принимают равным половине протяженности выявленного дефекта.

6.5.1 В элементе (компоненте) ВКУ проводят анализ зарождения трещины при реализации критических событий 5.5.1 и 5.5.2 и анализ ее возможного стабильного подроста. Анализ проводят в соответствии с 6.4.1.1 - 6.4.1.6.

6.5.2 В элементе (компоненте) ВКУ проводят анализ образования дефекта при реализации критического события 5.5.3 и возможного стабильного развития этого дефекта. Анализ проводят в соответствии с 6.4.3.1 - 6.4.3.3.

6.5.3 Если в элементе (компоненте) ВКУ критические события 5.5.1 - 5.5.3 не реализуются за весь рассматриваемый период эксплуатации, а повреждающая доза нейтронного облучения материала превышает 3 сна, то в момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации в элементе (компоненте) ВКУ постулируют расчетный дефект, вид, размеры и ориентацию которого определяют согласно 9.4.

6.5.4 Прочность элемента (компонента) ВКУ считается обоснованной при НЭ и ННЭ, если для него за весь рассматриваемый период эксплуатации не реализуются критические события 5.5.4 и 5.5.5:

при наличии дефекта, который постулируют по 6.4.1.5, с учетом его возможного стабильного подроста;
при наличии дефекта, который постулируют по 6.4.3.2, с учетом его возможного стабильного развития;
при наличии дефекта, который постулируют по 6.5.3.

6.6 Если проводят периодический НЭК элемента (компонента) ВКУ и при этом в некоторый момент времени tdet (отсчет времени ведется от начала эксплуатации элемента) выявляют трещиноподобный дефект, размер которого больше размера дефекта, допускаемого на стадии эксплуатации, то анализ прочности этого элемента (компонента) проводят в соответствии с 6.6.1 - 6.6.5.

6.6.1 Определяют расчетный момент зарождения выявленного дефекта tnuc. Для этого проводят анализ зарождения трещины при реализации критических событий 5.5.1 и 5.5.2 и анализ ее стабильного подроста.

6.6.1.1 Анализ реализации критического события 5.5.1 проводят в соответствии с разделом 10. Анализ проводят с учетом влияния среды теплоносителя первого контура ВВЭР для областей элемента (компонента) ВКУ, контактирующих со средой теплоносителя первого контура ВВЭР, и с учетом радиационного распухания для внутренних областей элемента (компонента) ВКУ, не имеющих контакта с теплоносителем первого контура ВВЭР.

6.6.1.2 Анализ реализации критического события 5.5.2 проводят в соответствии с разделом 11. Анализ проводят только для областей элемента (компонента) ВКУ контактирующих со средой теплоносителя первого контура ВВЭР, не принадлежащих ЗПО и имеющих повреждающую дозу выше 3 сна на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации.

6.6.1.3 Анализ реализации критических событий 5.5.1 и 5.5.2 проводят для периода времени от начала эксплуатации элемента ВКУ до момента времени tdet с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ, вид которой установлен в приложении А.

Примечание - Для снижения консервативности и повышения адекватности расчетов допускается проводить анализ с использованием уточненной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ, если она определена на основе результатов контроля изменения геометрии рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ.

6.6.1.4 Если в результате анализа зарождения трещины показано, что реализуется по крайней мере одно из критических событий 5.5.1 или 5.5.2, то определяют момент времени tnuc, соответствующий более раннему из моментов реализации критических событий 5.5.1 (tfat) и 5.5.2 (tSCC), иначе в качестве момента времени tnuc принимают момент начала эксплуатации элемента ВКУ.

6.6.1.5 В момент времени tnuc в рассматриваемой области постулируют расчетный дефект, вид, размеры и ориентацию которого при реализации критического события 5.5.1 определяют согласно 10.17, а при реализации критического события 5.5.2 определяют согласно 9.4.

6.6.1.6 Для дефекта, который постулируют по 6.6.1.5, проводят анализ стабильного подроста в соответствии с разделом 13 за время от момента времени tnuc до момента времени tdet.

6.6.2 Если на момент времени tdet размер большой полуоси c дефекта, который постулируют по 6.6.1.5, с учетом его стабильного подроста больше, чем размер выявленного трещиноподобного дефекта cdet, то проводят анализ по 6.6.3 - 6.6.4, иначе проводят анализ по 6.6.5.

6.6.3 Для дефекта, который постулируют по 6.6.1.5, проводят анализ дальнейшего стабильного подроста в соответствии с разделом 13 за время от момента времени tdet до момента окончания рассматриваемого периода эксплуатации.

6.6.4 Прочность элемента (компонента) ВКУ с дефектом, который постулируют по 6.6.1.5, считается обоснованной при НЭ и ННЭ, если в элементе (компоненте) не реализуются критические события 5.5.4 и 5.5.5 (в том числе с учетом возможного стабильного подроста дефекта). Анализ реализации критического события 5.5.4 проводят в соответствии с разделом 14, критического события 5.5.5 - в соответствии с разделом 15. Анализ по 6.6.5 не проводят.

6.6.5 Если на момент времени tdet размер большой полуоси c дефекта, который постулируют по 6.6.1.5, с учетом его стабильного подроста не превышает размера выявленного трещиноподобного дефекта cdet, то последующий анализ определяют по моменту времени tnuc.

6.6.5.1 Если момент времени tnuc отличается от момента начала эксплуатации элемента ВКУ, то в качестве tnuc принимают момент начала эксплуатации элемента ВКУ и повторяют анализ по 6.6.2 - 6.6.4.

6.6.5.2 Если момент времени tnuc соответствует началу эксплуатации элемента ВКУ, то дальнейшее использование зависимостей для описания роста дефектов должно быть обосновано. Решение о допуске использования этих зависимостей принимается эксплуатирующей организацией и подлежит рассмотрению уполномоченным органом государственного регулирования безопасности при использовании атомной энергии вместе с заключением организации научно-технической поддержки органа государственного регулирования безопасности при использовании атомной энергии.

7 Условия обоснования прочности при анализе реализации критических событий при динамических воздействиях

7.1 Обоснование прочности при ДВ выполняют для сочетания нагрузок в соответствии с требованиями [1]. Допускается выполнять анализ прочности при ДВ в соответствии с 7.3.

7.2 При анализе прочности при ДВ согласно [1] используют следующие положения.

7.2.1 Расчетный дефект в элементе (компоненте) ВКУ отсутствует.

7.2.2 Допускаемые напряжения определяют с учетом коэффициентов запаса согласно [1].

7.2.3 Прочность элемента (компонента) ВКУ для сочетания нагрузок в соответствии с [1] считается обоснованной, если приведенные напряжения не превышают допускаемых напряжений, значения которых устанавливают согласно [1] (приложение 5).

7.3 При анализе прочности при ДВ по настоящему разделу используют следующие положения.

7.3.1 Если в качестве ДВ рассматривают ПА, то из всего спектра ПА, рассматриваемых в проекте РУ, при анализе прочности допускается рассматривать только те ПА, которые оказывают наибольшее воздействие на элементы (компоненты) ВКУ (приводят к наибольшим напряжениям или перемещениям).

7.3.2 Прочность элемента (компонента) ВКУ при ДВ считается обоснованной, если для него не реализуются критические события 5.5.4, 5.5.5 и 5.5.7. Анализ реализации критического события 5.5.4 проводят в соответствии с разделом 14, критического события 5.5.5 - в соответствии с разделом 15, критического события 5.5.7 - в соответствии с разделом 17.

Примечания

1 При анализе реализации критических событий 5.5.4 и 5.5.5 для элемента (компонента) с расчетным дефектом, постулированным по 6.4.1.5, 6.4.2.1, 6.6.1.4 или 6.6.4, учитывают возможный стабильный подрост этого дефекта по механизмам усталости, коррозионного растрескивания и радиационной ползучести при НЭ и ННЭ за время от момента зарождения дефекта до момента наступления анализируемого ДВ.

2 При анализе реализации критических событий 5.5.4 и 5.5.5 для элемента (компонента) с постулированным по 6.4.3.2 расчетным дефектом учитывают возможное развитие этого дефекта при распространении ЗПО и его подрост по механизмам усталости и радиационной ползучести при НЭ и ННЭ за время от момента зарождения дефекта до момента наступления анализируемого ДВ.

3 При анализе реализации критического события 5.5.7 принимают, что расчетный дефект в рассматриваемом элементе (компоненте) отсутствует.

8 Условия обоснования допустимости изменения размеров

8.1 При НЭ и ННЭ допустимость изменения размеров элемента (компонента) ВКУ считается обоснованной, если за рассматриваемый период эксплуатации для него не реализуется критическое событие 5.5.6 (анализ его реализации проводят в соответствии с разделом 16) и обоснована его прочность согласно 5.6 и одному из следующих условий: 6.4.5, 6.5.4 и 6.6.6.

8.2 При ДВ допустимость изменения размеров элемента (компонента) ВКУ считается обоснованной, если обоснована его прочность согласно разделу 7 и не реализуется критическое событие 5.5.6 (анализ его реализации проводят в соответствии с разделом 16), препятствующее выполнению следующих условий безопасности:

возможность беспрепятственного падения поглощающих стержней системы управления и защиты для останова реактора при срабатывании аварийной защиты;
обеспечение возможности охлаждения активной зоны за счет подачи воды от системы аварийного охлаждения зоны;
обеспечение возможности выгрузки ВКУ и активной зоны после аварии.

Если в качестве ДВ рассматривают ПА, то из всего спектра ПА, рассматриваемых в проекте РУ, допускается рассматривать только ПА, которые оказывают наибольшее воздействие на элементы (компоненты) ВКУ (приводят к наибольшим напряжениям или перемещениям).

Примечание — При анализе реализации критического события 5.5.6 учитывают изменение геометрических размеров элемента (компонента) при НЭ и ННЭ за время от начала его эксплуатации до момента наступления анализируемого ДВ, включая само ДВ.

9 Расчетный дефект

9.1 В зависимости от условий постулирования расчетного дефекта и геометрии элемента (компонента) ВКУ допускают следующие виды расчетного дефекта:

внутренняя эллиптическая трещина [см. рисунок 9.1а)];
поверхностная полуэллиптическая трещина [см. рисунок 9.1б)];
поверхностная четвертьэллиптическая трещина [см. рисунок 9.1в)].

Расчетный дефект характеризуют длиной большой полуоси (c) и длиной малой полуоси (a).

9 Расчетный дефект

а) Внутренняя эллиптическая трещина

9 Расчетный дефект

б) Поверхностная полуэллиптическая трещина

9 Расчетный дефект

в) Поверхностная угловая четвертьэллиптическая трещина

1 — фронт трещины

Рисунок 9.1 — Виды расчетного дефекта в элементах ВКУ

9.2 При постулировании согласно 6.4.2.1 расчетный дефект постулируют в сварном шве в виде внутренней эллиптической трещины.

9.2.1 Отношение начальной длины большой полуоси c0 к начальной длине малой полуоси a0 расчетного дефекта принимают равным 3. Начальную длину малой полуоси a0 расчетного дефекта определяют по формуле

a0 = 0,5·l0, (9.1)

где l0 — максимально возможный размер технологического дефекта в направлении толщины свариваемых элементов (компонентов), мм.

Значение l0 определяют согласно таблице 9.1.

Таблица 9.1

Максимально возможный размер технологического дефекта

Толщина свариваемых элементов (компонентов), мм	l0, мм
До 4 включ.	1
Св. 4 до 10 включ.	2
Св. 10 до 20 включ.	3
Св. 20 до 30 включ.	4
Св. 30	5

9.2.2 Расчетный дефект располагают на глубине l0 от поверхности шва, контактирующей с теплоносителем, и ориентируют так, чтобы его плоскость была нормальна максимальным главным напряжениям. Зона локализации дефекта должна соответствовать наибольшему значению отношения J/Jc.

9.2.3 Конечные размеры расчетного дефекта определяют с учетом его стабильного подроста по механизмам усталости и радиационной ползучести в соответствии с разделом 13.

9.3 При реализации критического события 5.5.3 расчетный дефект постулируют в виде внутренней эллиптической трещины.

9.3.1 Начальные длины большой полуоси c0 и малой полуоси a0 расчетного дефекта выбирают так, чтобы вся область ЗПО была вписана в границы дефекта.

9.3.2 Расчетный дефект ориентируют так, чтобы отношение J/Jc было наибольшим.

9.3.3 Конечные размеры расчетного дефекта определяют с учетом его развития при распространении ЗПО в соответствии с разделом 12 и подроста по механизмам усталости и радиационной ползучести в соответствии с разделом 13.

9.4 При постулировании согласно 6.4.1.5, 6.4.4, 6.5.3 или 6.6.2 расчетный дефект постулируют в основном металле или сварном шве в виде поверхностной трещины.

9.4.1 Вид расчетного дефекта (полуэллиптическая или четвертьэллиптическая трещина) определяют в зависимости от геометрии элемента (компонента) ВКУ, в котором постулируют этот дефект.

9.4.2 Отношение начальной длины большой полуоси c0 к начальной длине малой полуоси a0 расчетного дефекта принимают равным 3. Начальную длину малой полуоси a0 расчетного дефекта принимают в зависимости от толщины Ht элемента (компонента) или свариваемых элементов (компонентов) ВКУ, равной:

1 мм при Ht до 4 мм включительно;
0,25 Ht при Ht свыше 4 до 8 мм включительно;
2 мм при Ht свыше 8 мм.

9.4.3 Расчетный дефект ориентируют так, чтобы отношение J/Jc было наибольшим.

9.4.4 Конечные размеры постулированного согласно 6.4.1.5, 6.6.1.4 или 6.6.4 расчетного дефекта определяют с учетом его стабильного подроста по механизмам усталости, коррозионного растрескивания и радиационной ползучести в соответствии с разделом 13.

9.5 Для постулированного согласно 6.4.4 или 6.5.3 расчетного дефекта расчет стабильного подроста не проводят.

10 Анализ реализации критического события «Зарождение трещины при циклическом нагружении по механизму усталости»

10.1 Анализ реализации критического события «Зарождение трещины при циклическом нагружении по механизму усталости» проводят с учетом влияния среды теплоносителя первого контура ВВЭР для областей элемента (компонента) ВКУ, контактирующих со средой теплоносителя первого контура ВВЭР и с учетом радиационного распухания для внутренних областей элемента (компонента) ВКУ, не имеющих контакта с теплоносителем первого контура ВВЭР.

10.2 Анализ реализации критического события «Зарождение трещины при циклическом нагружении по механизму усталости» не проводят для областей элемента (компонента) ВКУ, принадлежащих ЗПО.

10.3 Рассматриваемый период эксплуатации ВКУ разбивают на временные интервалы \Delta t_{j} , так что t_{j + 1} = t_{j} + \Delta t_{j} ; j = 1 \div L , где L — количество временных интервалов \Delta t_{j} .

Примечание - Для снижения консерватизма расчет проводят с большим количеством временных интервалов L. Величину \Delta t_{j} выбирают таким образом, чтобы температурные и силовые характеристики нагружения в начале и в конце интервала были приблизительно одинаковыми. При уменьшении количества временных интервалов L расчетное значение усталостного повреждения будет увеличиваться, и расчет повреждений будет более консервативным.

10.4 На каждом временном интервале \Delta t_{j} значения характеристик механических свойств материалов ВКУ (предел текучести, параметры деформационного упрочнения) рассчитывают в соответствии с приложением В для повреждающей дозы нейтронного облучения Fj, которая соответствует моменту времени tj (начало временного интервала \Delta t_{j} ).

10.5 На каждом временном интервале \Delta t_{j} свойства материалов ВКУ, характеризующие сопротивление усталостному разрушению (кривые усталости), рассчитывают в соответствии с приложением Г для повреждающей дозы нейтронного облучения Fj+1, которая соответствует моменту времени tj+1 (моменту окончания временного интервала \Delta t_{j} ).

10.6 Для каждого временного интервала \Delta t_{j} выполняют расчет в упругопластической постановке с целью определения размахов деформаций \Delta\epsilon . Определяющие уравнения для упругопластического расчета приведены в приложении Д.

Примечание — При проведении расчета НДС элемента (компонента) допускается не учитывать влияние радиационного распухания, если величина свободного радиационного распухания, рассчитанного по консервативной зависимости согласно приложению А, на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации составляет менее 0,1%. При расчете свободного радиационного распухания используют наибольшие за рассматриваемый период эксплуатации повреждающую дозу и температуру нейтронного облучения в элементе (компоненте) при НЭ.

10.7 Расчет в упругопластической постановке проводят МКЭ (допускается использовать другие численные методы) путем пошагового прослеживания истории нагружения элемента (компонента) ВКУ на временном интервале \Delta t_{j} . Размер шага при расчете назначают таким, чтобы нагружение на этом шаге было близко к простому нагружению.

10.8 Если расчет на циклическую прочность проводят с использованием кривых усталости с максимальной асимметрией цикла напряжений, то при расчете в упругопластической постановке с целью определения размахов деформаций \Delta\epsilon не требуется учитывать остаточные сварочные напряжения, а также радиационное распухание. При использовании кривых усталости с коэффициентом асимметрии цикла напряжений R, равным минус 1, требуется проводить расчет в упругопластической постановке с учетом остаточных сварочных напряжений и радиационного распухания, при этом должно быть обосновано, что максимальное в цикле наибольшее главное напряжение \sigma_{max} не превышает величину 0,5 \cdot E \cdot \Delta\epsilon .

10.9 В случае использования кривых усталости с максимальной асимметрией цикла напряжений допускается проводить независимые расчеты в упругопластической постановке для каждого временного интервала \Delta t_{j} , то есть без учета истории нагружения при t меньше tj.

10.10 Последовательность режимов нагружения в рассматриваемом интервале времени \Delta t_{j} определяют согласно реализованным режимам и прогнозируемой модели эксплуатации ВКУ.

10.11 Формирование циклов нагружения при сложном нагружении (определение числа циклов и соответствующих каждому циклу размахов деформаций) проводят в соответствии с процедурой, приведенной в приложении Е.

10.12 Повреждение материала по механизму усталости D_{N_{j}} в рассматриваемой области элемента (компонента) ВКУ на временном интервале \Delta t_{j} рассчитывают по формуле

D_{N_{j}} = \sum_{i = 1}^{k} \frac{N_{i}}{N_{fi}} , (10.1)

где k — количество типов циклов с различным размахом деформации на временном интервале \Delta t_{j} ;

Ni — количество циклов с одинаковым размахом деформаций \Delta\epsilon^{i} ;

Nfi — допускаемое количество циклов при размахе деформаций \Delta\epsilon^{i} .

10.13 Значение Nfi определяют по расчетной кривой усталости (расчет кривой усталости проводят в соответствии с приложением Г) для повреждающей дозы нейтронного облучения Fj+1, которая соответствует моменту времени tj+1. Величину Nfi определяют по кривой усталости с максимальной асимметрией цикла напряжений. В случае если коэффициент асимметрии цикла напряжений известен, допускается определять Nfi в соответствии с приложением Г по формулам (Г.1), (Г.4), (Г.11), (Г.12), (Г.15), (Г.20), (Г.21).

10.14 Повреждение материала по механизму усталости DN в рассматриваемой области элемента (компонента) ВКУ за рассматриваемый период эксплуатации рассчитывают по формуле

D_{N} = \sum_{j = 1}^{L} D_{N_{j}} . (10.2)

10.15 Критическое событие 5.5.1 за рассматриваемый период эксплуатации не реализуется, если выполняется условие

DN < 1. (10.3)

10.16 Если на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации значение DN превышает 1, то определяют момент времени эксплуатации tfat (отсчет ведется с начала эксплуатации ВКУ), при котором значение DN равно 1. Время tfat соответствует моменту реализации критического события 5.5.1 для рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ.

10.17 В момент времени tfat в рассматриваемой области элемента (компонента) постулируют расчетный дефект. Вид, размеры и ориентацию дефекта определяют следующим образом.

10.17.1 Если в месте зарождения трещины интенсивность размаха напряжений E \cdot \Delta\epsilon не превышает двух пределов текучести (величина предела текучести определяется согласно приложению В), то вид, размеры и ориентацию дефекта определяют согласно 9.4.

10.17.2 Если в месте зарождения трещины интенсивность размаха напряжений E \cdot \Delta\epsilon превышает два предела текучести:

и максимальный линейный размер зоны циклического упругопластического деформирования не превышает величину a0, установленную согласно 9.4.2, то вид, размеры и ориентация дефекта определяют согласно 9.4; размер зоны упругопластического деформирования определяют из условия превышения интенсивностью размаха напряжений E \cdot \Delta\epsilon двух пределов текучести;
и максимальный линейный размер зоны циклического упругопластического деформирования превышает величину a0, установленную согласно 9.4.2, то вид и ориентацию дефекта определяют согласно 9.4, а размер малой оси дефекта принимают равным этому размеру.

Примечание — Если в результате анализа показано, что реализуется одно из критических событий 5.5.2, 5.5.4, 5.5.5 или 5.5.6, то анализ реализации критического события 5.5.1 допускается проводить только до момента времени, соответствующего более раннему из моментов реализации перечисленных критических событий.

11 Анализ реализации критического события «Зарождение трещины по механизму коррозионного растрескивания»

11.1 Анализ реализации критического события «Зарождение трещины по механизму коррозионного растрескивания» проводят только для областей элемента (компонента) ВКУ с повреждающей дозой на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации выше 3 сна, контактирующих со средой теплоносителя первого контура ВВЭР и не принадлежащих ЗПО.

11.2 Рассматриваемый период эксплуатации ВКУ разбивают на временные интервалы \Delta t_{j} , так что t_{j + 1} = t_{j} + \Delta t_{j} ; j = 1 \div L , где L — количество временных интервалов \Delta t_{j} .

11.3 На каждом временном интервале \Delta t_{j} значения характеристик механических свойств материалов ВКУ рассчитывают в соответствии с приложением В для повреждающей дозы нейтронного облучения Fj+1, которая соответствует времени tj+1 (моменту окончания временного интервала \Delta t_{j} ).

11.4 Для каждого временного интервала \Delta t_{j} выполняют расчет в упруго-вязкопластической постановке с учетом остаточных сварочных напряжений (при наличии таковых), радиационного распухания, радиационной ползучести и истории нагружения на временном интервале от 0 до tj. Расчет проводят в геометрически нелинейной постановке. Определяющие уравнения для расчета в упруго-вязкопластической постановке приведены в приложении Д; учет радиационного распухания и ползучести проводят в соответствии с приложениями А и Ж.

Примечание — При проведении расчета НДС элемента (компонента) допускается не учитывать влияние радиационного распухания и радиационной ползучести, если величина свободного радиационного распухания, рассчитанного по консервативной зависимости с помощью приложения А, на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации составляет менее 0,1%. При расчете свободного радиационного распухания используют наибольшие за рассматриваемый период эксплуатации повреждающую дозу и температуру нейтронного облучения в элементе (компоненте) при НЭ.

11.5 Упруго-вязкопластический расчет проводят МКЭ (допускается использовать другие численные методы) с учетом пошагового прослеживания истории нагружения элемента (компонента) ВКУ. Размер шага при расчете назначают таким, чтобы нагружение на этом шаге было близко к простому нагружению.

11.6 Для рассматриваемого периода нагружения строят зависимости от времени главного напряжения \sigma_{1}(t) , интенсивности напряжений \sigma_{eq}(t) и порогового напряжения коррозионного растрескивания материала \sigma_{th}^{IASCC}(t) . Зависимость \sigma_{th}^{IASCC}(t) строят на основе зависимости \sigma_{th}^{IASCC}(F) и соотношения

F(t) = \int_{0}^{t} \frac{dF}{dt} (t) \cdot dt . (11.1)

11.7 Зависимость \sigma_{th}^{IASCC}(F) рассчитывают согласно приложению И. Схема построения зависимости \sigma_{th}^{IASCC}(t) показана на рисунке 11.1.

11 Анализ реализации критического события "Зарождение трещины по механизму корро

(a) — (b) и (c) — (d) — участки зависимости F(t), на которых dF/dt равно 0

Рисунок 11.1 — Схема построения зависимости \sigma_{th}^{IASCC}(t) на основе зависимостей \sigma_{th}^{IASCC}(F) и F(t)

11.8 Определяют временные интервалы \Delta t_{k}^{calc} (k — номер временного интервала), где выполняются условия:

формула , (11.2)

где T_{th}^{IASCC} — минимальная температура коррозионного растрескивания материала.

При проведении расчетов принимают значение T_{th}^{IASCC} , равным 200 °C.

Схема определения интервалов \Delta t_{k}^{calc} показана на рисунке 11.2.

11 Анализ реализации критического события "Зарождение трещины по механизму корро

(a) — (b) и (c) — (d) — участки, на которых выполняются условия (11.2)

Рисунок 11.2 — Схема определения интервалов \Delta t_{k}^{calc} при расчете повреждения материала по механизму коррозионного растрескивания

11.9 Каждый интервал \Delta t_{k}^{calc} разбивают на субинтервалы \Delta t_{i}^{sub} , при этом для интервала \Delta t_{k}^{calc} строят зависимости \sigma_{eq}(t) и \sigma_{th}^{IASCC}(t) , которые аппроксимируют ступенчатыми функциями таким образом, чтобы для субинтервалов [t_{i - 1}^{sub},(t_{i - 1}^{sub} + \Delta t_{i}^{sub})] значения \sigma_{eq} и \sigma_{th}^{IASCC} принимались постоянными и равными

{}_{\sigma_{eq} = max}^{i}{_{\sigma_{eq}(t)}} , (11.3)

{}_{\sigma_{th} = min}^{IASCC}{_{\sigma_{th}(t)}^{IASCC}} . (11.4)

В формулах (11.3) и (11.4) время t должно находиться в интервале от t_{i - 1}^{sub} до (t_{i - 1}^{sub} + \Delta t_{i}^{sub}) включительно.

Нумерацию субинтервалов \Delta t_{i}^{sub} в каждом интервале \Delta t_{k}^{calc} начинают заново. Схема разбиения интервалов \Delta t_{k}^{calc} на субинтервалы \Delta t_{i}^{sub} показана на рисунке 11.3.

11 Анализ реализации критического события "Зарождение трещины по механизму корро

Рисунок 11.3 — Схема разбиения интервалов \Delta t_{k}^{calc} на субинтервалы \Delta t_{i}^{sub}

11.10 Для каждого субинтервала \Delta t_{i}^{sub} в каждом интервале \Delta t_{k}^{calc} в соответствии с приложением И рассчитывают значение времени до зарождения трещины по механизму коррозионного растрескивания t_{j_{i}} .

11.11 Повреждение материала по механизму коррозионного растрескивания \Delta D_{\tau}^{i} для субинтервала \Delta t_{i}^{sub} рассчитывают по формуле

\Delta D_{\tau}^{i} = \frac{\Delta t_{i}^{sub}}{t_{f_{i}}} . (11.5)

11.12 Повреждение материала по механизму коррозионного растрескивания D_{\tau}^{k} для интервала \Delta t_{k}^{calc} рассчитывают по формуле

D_{\tau}^{k} = \sum_{i = 1}^{m} \Delta D_{\tau}^{i} , (11.6)

где m — количество субинтервалов \Delta t_{i}^{sub} разбиения интервала \Delta t_{k}^{calc} .

11.13 Повреждение материала по механизму коррозионного растрескивания D_{\tau} в рассматриваемой области элемента (компонента) ВКУ за рассматриваемый период эксплуатации рассчитывают по формуле

D_{\tau} = \sum_{k = 1}^{M} D_{\tau}^{k} , (11.7)

где M — количество интервалов \Delta t_{k}^{calc} .

11.14 Критическое событие 5.5.2 за рассматриваемый период эксплуатации не реализуется, если выполняется условие

D_{\tau}<1 . (11.8)

11.15 Если на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации значение D_{\tau} превышает 1, то определяют такой момент времени эксплуатации tSCC (отсчет ведется с начала эксплуатации ВКУ), при котором значение D_{\tau} равно 1. Время tSCC соответствует реализации критического события 5.5.2 для рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ. В этот момент времени в рассматриваемой области элемента (компонента) постулируют расчетный дефект, вид, размеры и ориентация которого определяются согласно 9.4.

Примечание — Если в результате анализа показано, что реализуется одно из критических событий 5.5.1, 5.5.4, 5.5.5 или 5.5.6, то анализ реализации критического события 5.5.2 допускается проводить только до момента времени, соответствующего более раннему из моментов реализации перечисленных критических событий.

12 Анализ реализации критического события «Формирование зоны предельного охрупчивания материала»

12.1 Анализ реализации критического события «Формирование зоны предельного охрупчивания материала» выполняют путем оценки величины радиационного распухания материала элемента (компонента) ВКУ в соответствии с приложением А посредством расчета в упруго-вязкопластической постановке. Расчет проводят в геометрически нелинейной постановке.

Примечания

1 Допускается проводить расчет только для режима НЭ.

2 Допускается принимать, что в элементе (компоненте) ВКУ отсутствуют расчетные дефекты.

3 Допускается не проводить расчет для элементов (компонентов) ВКУ, для которых величина свободного радиационного распухания, рассчитанного по консервативной зависимости согласно приложению А, составляет величину, меньшую, чем критическое значение радиационного распухания Sкрит. Значение Sкрит принимают в соответствии с приложением К. При расчете свободного радиационного распухания используют наибольшие за рассматриваемый период эксплуатации повреждающую дозу и температуру нейтронного облучения в элементе (компоненте) при НЭ.

12.2 Рассматриваемый период эксплуатации ВКУ разбивают на временные интервалы \Delta t_{j} , так что t_{j + 1} = t_{j} + \Delta t_{j} ; j = 1 \div L , где L — количество временных интервалов \Delta t_{j} . Для повышения точности и уменьшения консервативности расчетов используют большее количество временных интервалов L.

12.3 На каждом временном интервале \Delta t_{j} значения характеристик механических свойств материалов ВКУ рассчитывают в соответствии с приложением В для повреждающей дозы нейтронного облучения Fj+1, которая соответствует моменту времени tj+1 (моменту окончания временного интервала \Delta t_{j} ).

12.4 Для каждого временного интервала \Delta t_{j} выполняют расчет в упруго-вязкопластической постановке с учетом остаточных сварочных напряжений (при наличии таковых), радиационного распухания, радиационной ползучести и истории нагружения на временном интервале от 0 до tj. Расчет проводят в геометрически нелинейной постановке. Определяющие уравнения для расчета в упруго-вязкопластической постановке a приведены в приложении Д; учет радиационного распухания и ползучести проводят в соответствии с приложениями А и Ж.

12.5 Расчет в упруго-вязкопластической постановке проводят МКЭ (допускается использовать другие численные методы) с учетом пошагового прослеживания истории нагружения элемента (компонента) ВКУ. Размер шага при расчете назначают таким, чтобы нагружение на этом шаге было близко к простому нагружению.

12.6 ЗПО определяют как область материала, для каждой точки которой выполняется условие

S >= Sкрит, (12.1)

где S — радиационное распухание материала с учетом напряжений, отн. ед.;

Sкрит — критическое радиационное распухание материала, приводящее к образованию ЗПО, отн. ед.

Величину радиационного распухания S рассчитывают в соответствии с приложением А. Значение Sкрит принимают в соответствии с приложением К.

12.7 Критическое событие 5.5.3 за рассматриваемый период эксплуатации не реализуется, если максимальный линейный размер ЗПО не превышает 2 мм.

12.8 Если в какой-либо момент времени tlea (отсчет ведется с начала эксплуатации рассматриваемого элемента ВКУ) максимальный линейный размер ЗПО превысит 2 мм, то на месте ЗПО постулируют расчетный дефект, вид, размеры и ориентация которого определяют согласно 9.3. Время tlea соответствует моменту реализации критического события 5.5.3 для рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ.

12.9 Начиная с момента времени tlea для постулированного расчетного дефекта анализируют его развитие при распространении ЗПО: если в какой-либо момент времени tj ЗПО, определенная по 12.6, выйдет за границы расчетного дефекта, то этот дефект переопределяют согласно 9.3.

12.10 Начиная с момента времени tlea в каждый момент времени tj размер расчетного дефекта определяют по формулам:

{}_{0(j)}^{at = max}{_{0(j)(0(j - 1)\text{с}Nj)}^{a^{\text{ЗПО}}t,at + a(\Delta t)}} , (12.2)

{}_{0(j)}^{ct = max}{_{0(j)(0(j - 1)\text{с}Nj)}^{c^{\text{ЗПО}}t,ct + c(\Delta t)}} , (12.3)

где a0ЗПО(tj) и c0ЗПО(tj) — длины малой и большой полуосей расчетного дефекта, который постулируют на месте ЗПО согласно 9.3 в момент времени tj, мм;

a0(tj-1) и c0(tj-1) — длины малой и большой полуосей этого расчетного дефекта в момент времени tj-1, мм;

a_{\text{с}N}(\Delta t_{j}) и c_{\text{с}N}(\Delta t_{j}) — подрост за время \Delta t_{j} малой и большой полуосей расчетного дефекта с длинами a0(tj-1) и c0(tj-1) по механизмам усталости и радиационной ползучести, мм.

Подрост a_{\text{с}N}(\Delta t_{j}) и c_{\text{с}N}(\Delta t_{j}) определяют согласно разделу 13.

13 Расчет подроста расчетного дефекта

13.1 Общие принципы расчета подроста расчетных дефектов

13.1.1 Для поверхностного расчетного дефекта, который постулируют согласно 6.4.4 и 6.5.3, расчет подроста не проводят. При анализе критических событий 5.5.4 и 5.5.5 длины малой и большой полуосей расчетного дефекта a и c принимают равными a0 и c0 соответственно.

13.1.2 Для поверхностного расчетного дефекта, который постулируют согласно 6.4.1.5 или 6.6.2, расчет подроста выполняют по механизмам усталости, радиационной ползучести и коррозионного растрескивания.

13.1.3 Для поверхностного расчетного дефекта, который постулируют согласно 6.4.1.5, расчет подроста начинают с момента времени tnuc, соответствующего более раннему из моментов реализации критических событий 5.5.1 (tfat) и 5.5.2 (tSCC), и завершают по окончании рассматриваемого периода эксплуатации элемента ВКУ.

13.1.4 Для поверхностного расчетного дефекта, который постулируют согласно 6.6.2, расчет подроста начинают с момента tnuc в соответствии с 6.6.1.4 и завершают по окончании рассматриваемого периода эксплуатации элемента ВКУ.

13.1.5 Расчет подроста поверхностного расчетного дефекта выполняют в направлениях его большой и малой полуосей.

13.1.6 Расчет поверхностного расчетного дефекта выполняют в два этапа.

13.1.6.1 На первом этапе расчета в качестве исходных размеров дефекта принимают начальные длины малой и большой полуосей a0 и c0 и затем определяют подрост дефекта по механизмам коррозионного растрескивания и радиационной ползучести за весь рассматриваемый период его подроста.

13.1.6.2 На втором этапе расчета в качестве исходных размеров дефекта принимают его размеры, полученные на момент окончания первого этапа расчета, и затем определяют подрост дефекта по механизму усталости за весь рассматриваемый период его подроста. Для этого проводят расчет в упругой постановке НДС анализируемого элемента (компонента) ВКУ.

Примечание - При расчете в упругой постановке используют начальные деформации, равные неупругим деформациям, получаемым из расчета в упруго-вязкопластической постановке на первом этапе. Допускается не учитывать начальные деформации, если при анализе скорости роста усталостной трещины коэффициент асимметрии нагружения принимают равным 0,95.

13.1.7 Для внутреннего расчетного дефекта, который постулируют согласно 6.4.2.1 или 6.4.3.2, расчет подроста выполняют по механизмам усталости и радиационной ползучести; коэффициент \omega^{env} принимают равным 1.

13.1.8 Для внутреннего расчетного дефекта, который постулируют согласно 6.4.2.1, расчет подроста начинают с начала эксплуатации элемента ВКУ и завершают по окончании рассматриваемого периода эксплуатации ВКУ.

13.1.9 Для внутреннего расчетного дефекта, который постулируют согласно 6.4.3.2, расчет подроста начинают с момента реализации критического события 5.5.3 (tlea) и завершают по окончании рассматриваемого периода эксплуатации элемента ВКУ.

13.1.10 Расчет подроста внутреннего расчетного дефекта выполняют в направлениях его большой и малой полуосей.

13.1.11 Расчет подроста внутреннего расчетного дефекта выполняют в два этапа.

13.1.11.1 На первом этапе расчета в качестве исходных размеров дефекта принимают начальные длины малой и большой полуосей a0 и c0 и затем определяют подрост дефекта по механизму радиационной ползучести за весь рассматриваемый период его подроста.

13.1.11.2 На втором этапе расчета в качестве исходных размеров дефекта принимают его размеры, полученные на момент окончания первого этапа расчета, и затем определяют подрост дефекта по механизму усталости за весь рассматриваемый период его подроста. Для этого проводят расчет в упругой постановке НДС анализируемого элемента (компонента) ВКУ.

13.1.12 Если в результате расчета подроста внутреннего расчетного дефекта в какой-либо момент времени получают, что фронт этого дефекта пересекает поверхность элемента (компонента) ВКУ, контактирующую с теплоносителем первого контура реактора ВВЭР, то внутренний расчетный дефект заменяют поверхностным полуэллиптическим дефектом, и этот момент времени считают временем постулирования поверхностного расчетного дефекта tnuc. Начальные длины малой и большой полуосей a0 и c0 этого поверхностного расчетного дефекта выбирают таким образом, чтобы весь внутренний дефект был вписан в границы поверхностного дефекта. Дальнейший анализ подроста поверхностного дефекта проводят по 13.1.6.

13.1.13 Если в результате расчета подроста дефектов в какой-либо момент времени получено, что внутренний расчетный дефект пересекается с поверхностным расчетным дефектом в рассматриваемом элементе (компоненте) ВКУ, то оба этих расчетных дефекта заменяют одним поверхностным полуэллиптическим дефектом, и этот момент времени считают временем постулирования поверхностного расчетного дефекта tnuc. Начальные длины малой и большой полуосей a0 и c0 этого поверхностного расчетного дефекта выбирают таким образом, чтобы оба пересекающихся дефекта были вписаны в границы нового поверхностного дефекта. Дальнейший анализ подроста поверхностного дефекта проводят по 13.1.6.

13.2 Расчет подроста поверхностного дефекта по механизмам коррозионного растрескивания и радиационной ползучести

13.2.1 Весь период эксплуатации ВКУ, соответствующий периоду подроста расчетного дефекта, разбивают на временные интервалы \Delta t_{j} , так что t_{j + 1} = t_{j} + \Delta t_{j} ; j = 1 \div L , где L — количество временных интервалов \Delta t_{j} .

13.2.2 На каждом временном интервале \Delta t_{j} значения характеристик механических свойств материалов ВКУ рассчитывают в соответствии с приложением В для повреждающей дозы нейтронного облучения Fj+1, которая соответствует моменту времени tj+1 (моменту окончания временного интервала \Delta t_{j} ).

13.2.3 Для каждого временного интервала \Delta t_{j} выполняют расчет в упруго-вязкопластической постановке с учетом остаточных сварочных напряжений (при наличии таковых), радиационного распухания, радиационной ползучести и истории нагружения на временном интервале от 0 до tj. Расчет проводят в геометрически нелинейной постановке. Определяющие уравнения для расчета в упруго-вязкопластической постановке приведены в приложении Д; учет радиационных распухания и ползучести проводят в соответствии с приложениями А и Ж.

Примечание — При проведении расчета НДС элемента (компонента) допускается не учитывать влияние радиационного распухания и радиационной ползучести, если величина свободного радиационного распухания, рассчитанного по консервативной зависимости согласно приложению А, на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации составляет менее 0,1%. При расчете свободного радиационного распухания используют наибольшие за рассматриваемый период эксплуатации повреждающую дозу и температуру нейтронного облучения в элементе (компоненте) при НЭ.

13.2.4 Расчет в упруго-вязкопластической постановке проводят МКЭ (допускается использовать другие численные методы) с учетом пошагового прослеживания истории нагружения элемента (компонента) ВКУ. Размер шага при расчете назначают таким, чтобы нагружение на этом шаге было близко к простому нагружению.

13.2.5 Период нагружения \Delta t_{j} разбивают на временные интервалы \Delta t_{i} много меньше \Delta t_{j} .

13.2.6 Для каждого временного интервала \Delta t_{i} рассчитывают значения КИН Kia и Kic в точках a и c расчетного дефекта [см. рисунок 9.1б) и в)]. Эти значения принимают постоянными и равными своим максимальным значениям в интервале \Delta t_{i} . Значения Kia и Kic в каждом интервале \Delta t_{i} рассчитывают МВФ (допускается использовать другие методы), при этом используют распределение напряжений в плоскости дефекта, рассчитанное при отсутствии дефекта, а также длины малой и большой полуосей расчетного дефекта на предыдущем временном интервале (ai-1 и ci-1).

13.2.7 Если на временном интервале \Delta t_{i} рассчитанное значение Kia меньше 0, то принимают Kia равным 0. Если на временном интервале \Delta t_{i} рассчитанное значение Kic меньше 0, то Kic принимают равным 0.

13.2.8 На основании зависимостей, приведенных в приложении Л, определяют величины подроста поверхностного расчетного дефекта по механизму коррозионного растрескивания на временном интервале \Delta t_{i} по формулам:

\Delta a_{SCC}^{i} = A_{\tau}(K_{a}^{i})^{n_{\tau}} \cdot \Delta t_{i} ; (13.1)

\Delta c_{SCC}^{i} = A_{\tau}(K_{c}^{i})^{n_{\tau}} \cdot \Delta t_{i} , (13.2)

где \Delta a_{SCC}^{i} и \Delta c_{SCC}^{i} — подрост расчетного дефекта по механизму коррозионного растрескивания в направлениях малой и большой полуосей за время \Delta t_{i} , мм;

Kia и Kic — КИН I-го рода в вершинах расчетного дефекта на концах его малой и большой полуосей на временном интервале \Delta t_{i} , \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

\Delta t_{i} — i-й интервал времени, ч;

A_{\tau} и n_{\tau} — константы материала, определяемые по приложению И.

13.2.9 На основании зависимостей, приведенных в приложении М, определяют величины подроста расчетного дефекта по механизму радиационной ползучести на временном интервале \Delta t_{i} по формулам:

\Delta a_{c}^{i} = \lambda \cdot (B_{0} \cdot \frac{1}{F_{0}} \cdot \frac{dF}{dt} + \omega \cdot \dot{S}) \cdot K_{a}^{i} \cdot \Delta t_{i} \cdot 10^{3} ; (13.3)

\Delta c_{c}^{i} = \lambda \cdot (B_{0} \cdot \frac{1}{F_{0}} \cdot \frac{dF}{dt} + \omega \cdot \dot{S}) \cdot K_{c}^{i} \cdot \Delta t_{i} \cdot 10^{3} , (13.4)

где \Delta a_{c}^{i} и \Delta c_{c}^{i} — подрост расчетного дефекта по механизму радиационной ползучести в направлениях малой и большой полуосей за время \Delta t_{i} , мм;

\lambda — константа материала, определяемая по приложению М, \sqrt{\text{м}} ;

B0 — константа материала, определяемая по приложению Ж, МПа-1;

F0 — нормирующий коэффициент, равный 1 сна;

\omega — константа материала, определяемая по приложению Ж, МПа-1;

dF/dt — скорость набора повреждающей дозы нейтронного облучения, сна/ч;

\dot{S} — скорость радиационного распухания материала с учетом напряжений, ч-1;

\Delta t_{i} — i-й интервал времени, ч.

Величину \dot{S} рассчитывают в соответствии с приложением А.

13.2.10 Текущие размеры расчетного внутреннего дефекта определяют по формулам:

a_{c}^{i} = a_{c}^{i - 1} + \Delta a_{SCC}^{i} + \Delta a_{c}^{i} ; (13.5)

c_{c}^{i} = c_{c}^{i - 1} + \Delta c_{SCC}^{i} + \Delta c_{c}^{i} . (13.6)

13.2.11 Расчеты согласно 13.2.6 - 13.2.10 проводят для каждого \Delta t_{j} за рассматриваемый период эксплуатации, соответствующий периоду подроста расчетного дефекта. В результате определяют длины малой и большой полуосей расчетного дефекта ac и cc на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации с учетом его подроста по механизмам коррозионного растрескивания и радиационной ползучести.

13.3 Расчет подроста внутреннего дефекта по механизму радиационной ползучести

13.3.1 Расчет подроста внутреннего дефекта по механизму радиационной ползучести не проводят, если величина свободного радиационного распухания, рассчитанного по консервативной зависимости согласно приложению А, на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации составляет менее 0,1%. При расчете свободного радиационного распухания используют наибольшие за рассматриваемый период эксплуатации повреждающую дозу и температуру нейтронного облучения в элементе (компоненте) при НЭ.

13.3.2 Весь период эксплуатации ВКУ, соответствующий периоду подроста расчетного дефекта, разбивают на временные интервалы \Delta t_{j} , так что t_{j + 1} = t_{j} + \Delta t_{j} ; j = 1 \div L , где L — количество временных интервалов \Delta t_{j} .

13.3.3 На каждом временном интервале \Delta t_{j} значения характеристик механических свойств материалов ВКУ рассчитывают в соответствии с приложением В для повреждающей дозы нейтронного облучения Fj+1, которая соответствует моменту времени tj+1 (моменту окончания временного интервала \Delta t_{j} ).

13.3.4 Для каждого временного интервала \Delta t_{j} выполняют расчет в упруго-вязкопластической постановке с учетом остаточных сварочных напряжений (при наличии таковых), радиационного распухания, радиационной ползучести и истории нагружения на временном интервале от 0 до tj. Расчет проводят в геометрически нелинейной постановке. Определяющие уравнения для расчета в упруго-вязкопластической постановке приведены в приложении Д; учет радиационного распухания и ползучести проводят в соответствии с приложениями А и Ж.

13.3.5 Расчет в упруго-вязкопластической постановке проводят МКЭ (допускается использовать другие численные методы) с учетом пошагового прослеживания истории нагружения элемента (компонента) ВКУ. Размер шага при расчете назначают таким, чтобы нагружение на этом шаге было близко к простому нагружению.

13.3.6 Период нагружения \Delta t_{j} разбивают на временные интервалы \Delta t_{i} много меньше \Delta t_{j} .

13.3.7 Для каждого временного интервала \Delta t_{i} рассчитывают значения КИН Kia и Kic в точках a и c расчетного дефекта [см. рисунок 9.1а)]. Эти значения принимают постоянными и равными своим максимальным значениям в интервале \Delta t_{i} . Значения Kia и Kic в каждом интервале \Delta t_{i} рассчитывают МВФ (допускается использовать другие методы), при этом используют распределение напряжений в плоскости дефекта, рассчитанное при отсутствии дефекта, а также длины малой и большой полуосей расчетного дефекта на предыдущем временном интервале (ai-1 и ci-1).

13.3.8 Если на временном интервале \Delta t_{i} рассчитанное значение Kia менее 0, то принимают Kia равным 0. Если на временном интервале \Delta t_{i} рассчитанное значение Kic менее 0, то Kic принимают равным 0.

13.3.9 На основании зависимостей, приведенных в приложении М, определяют величины подроста расчетного дефекта по механизму радиационной ползучести на временном интервале \Delta t_{i} по формулам (13.3) и (13.4).

13.3.10 Текущие размеры расчетного внутреннего дефекта определяют по формулам:

a_{c}^{i} = a_{c}^{i - 1} + \Delta a_{c}^{i} ; (13.7)

c_{c}^{i} = c_{c}^{i - 1} + \Delta c_{c}^{i} . (13.8)

13.3.11 Расчеты согласно 13.3.6 - 13.3.10 проводят для каждого \Delta t_{j} за рассматриваемый период эксплуатации, соответствующий периоду подроста расчетного дефекта. В результате определяют длины малой и большой полуосей расчетного дефекта ac и cc на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации с учетом его подроста по механизму радиационной ползучести.

13.4 Расчет подроста расчетного дефекта по механизму усталости

13.4.1 В качестве исходных размеров расчетного дефекта используют длины малой и большой полуосей расчетного дефекта ac и cc, полученные в 13.2.11 или 13.3.11. Если подроста расчетного дефекта по механизму радиационной ползучести не произошло, то в качестве исходных размеров дефекта принимают его начальные длины малой и большой полуосей a0 и c0.

13.4.2 По результатам расчета НДС в упругой постановке определяют циклы нагружения таким образом, чтобы в начале и в конце каждого i-го цикла нагружения значения КИН были приблизительно одинаковыми. Если невозможно выделить цикл нагружения, то в качестве характеристик цикла нагружения ( \Delta K и R) принимают характеристики полуцикла. При этом число циклов принимают равным числу полуциклов.

Примечание - При проведении расчета НДС элемента (компонента) допускается не учитывать влияние радиационного распухания, если консервативная оценка величины свободного радиационного распухания на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации не превышает 0,1%. При расчете свободного радиационного распухания используют наибольшие за рассматриваемый период эксплуатации повреждающую дозу и температуру нейтронного облучения в элементе (компоненте) при НЭ.

13.4.3 Для каждого i-го цикла (полуцикла) нагружения в точках a и c расчетного дефекта (см. рисунок 9.1) определяют величины размахов КИН первого рода \Delta K_{a}^{i} и \Delta K_{c}^{i} , а также коэффициенты асимметрии цикла напряжений Ria и Ric.

Примечания

1 Величины \Delta K_{a}^{i} , Ria и \Delta K_{c}^{i} , Ric можно определять непосредственно из расчета в упругой постановке МКЭ (допускается использовать другие численные методы) или с помощью МВФ, используя в качестве исходной информации распределение напряжений в плоскости дефекта, рассчитанных при его отсутствии, а также длины малой и большой полуосей расчетного дефекта на момент окончания предыдущего цикла нагружения ai-1 и ci-1.

2 При проведении расчета без учета радиационного распухания коэффициенты асимметрии цикла напряжений Ria и Ric принимают равными 0,95.

13.4.4 Если для i-го цикла (полуцикла) нагружения рассчитанное значение Ria или Ric менее 0, то это значение принимают равным 0. Если для i-го цикла нагружения рассчитанное значение Ria или Ric больше чем 0,95, то это значение принимают равным 0,95.

13.4.5 Расчет подроста дефекта по механизму усталости проводят только для тех циклов (полуциклов) нагружения, для которых значение \Delta K превышает значение \Delta K_{th} , рассчитываемое в соответствии приложением Н. Если рассчитанное значение \Delta K_{a}^{i} меньше \Delta K_{th}(R_{a}^{i}) , то на i-м цикле (полуцикле) нагружения принимают, что подрост расчетного дефекта в направлении малой полуоси отсутствует. Если рассчитанное значение \Delta K_{c}^{i} меньше \Delta K_{th}(R_{c}^{i}) , то на i-м цикле (полуцикле) нагружения принимают, что подрост расчетного дефекта в направлении большой полуоси отсутствует.

13.4.6 На основании зависимостей, приведенных в приложении Н, определяют величины подроста расчетного дефекта по механизму усталости за i-й цикл (полуцикл) нагружения:

\Delta a_{N}^{i} = \omega^{Sw} \cdot n_{cyc} \cdot C_{f} \cdot [\frac{\Delta K_{a}^{i}}{(1 - R_{a}^{i})^{0,25}}]n_{f} ; (13.9)

\Delta c_{N}^{i} = \omega^{Sw} \cdot n_{cyc} \cdot C_{f} \cdot [\frac{\Delta K_{c}^{i}}{(1 - R_{c}^{i})^{0,25}}]n_{f} , (13.10)

где \Delta a_{N}^{i} и \Delta c_{N}^{i} — подрост расчетного дефекта по механизму усталости в направлениях малой и большой полуосей за i-й цикл (полуцикл) нагружения, мм;

\omega^{Sw} — коэффициент увеличения скорости роста усталостной трещины под влиянием радиационного распухания;

ncyc — коэффициент, равный 1,0 при учете цикла и 0,5 — при учете полуцикла;

Cf и nf — коэффициенты уравнения Пэриса;

\Delta K_{\text{а}} и \Delta K_{\text{с}} — размах КИН 1-го рода в вершинах расчетного дефекта на концах его малой и большой полуосей на i-м цикле (полуцикле) нагружения, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} .

Значения коэффициентов \omega^{Sw} , Cf и nf принимают в соответствии с приложением Н. При определении значения \omega^{Sw} используют значение повреждающей дозы нейтронного облучения, соответствующее моменту времени окончания i-го цикла нагружения. При определении значения Cf используют значение повреждающей дозы нейтронного облучения, соответствующее моменту времени окончания i-го цикла нагружения и значение температуры, соответствующее максимальной температуре в i-м цикле нагружения.

13.4.7 Текущие размеры расчетного дефекта определяют по формулам:

a_{cN}^{i} = a_{cN}^{i - 1} + \Delta a_{N}^{i} ; (13.11)

c_{cN}^{i} = c_{cN}^{i - 1} + \Delta c_{N}^{i} , (13.12)

где aicN и cicN — текущие длины малой и большой полуоси расчетного дефекта с учетом его подроста по механизмам усталости, радиационной ползучести и коррозионного растрескивания, мм.

13.4.8 Расчеты согласно 13.4.3 - 13.4.7 повторяют до тех пор, пока не будут учтены все циклы нагружения за рассматриваемый период эксплуатации, соответствующий периоду подроста расчетного дефекта. В результате определяют длины малой и большой полуосей расчетного дефекта acN и ccN на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации с учетом его подроста по механизмам усталости, радиационной ползучести и коррозионного растрескивания.

14 Анализ реализации критического события «Нестабильное развитие трещины»

14.1 Анализ реализации критического события 5.5.4 проводят для элемента (компонента) ВКУ с расчетным дефектом.

14.2 Последовательность режимов нагружения определяют согласно реализованным режимам и прогнозируемой модели эксплуатации ВКУ.

14.3 При анализе реализации критического события 5.₅.4 используют упругую компоненту J-интеграла.

14.4 Значение J-интеграла в области упругости рассчитывают по формуле

J = \frac{K_{I}^{2}}{E} \cdot (1 - \nu^{2}) \cdot 10^{3} , (14.1)

где J — значение J-интеграла, Н/мм;

KI — КИН I-го рода, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

\nu — коэффициент Пуассона;

E — модуль упругости материала, МПа.

Величину KI рассчитывают МВФ, в качестве исходной информации используют напряжения, нормальные к плоскости дефекта, которые рассчитывают при его отсутствии. Напряжения определяют на основании расчета в упруго-вязкопластической постановке МКЭ (допускается использовать другие численные методы) с учетом остаточных сварочных напряжений (при наличии таковых), радиационного распухания, радиационной ползучести и истории нагружения. Расчет проводят в геометрически нелинейной постановке. Определяющие уравнения для расчета в упруго-вязкопластической постановке приведены в приложении Д; учет радиационных распухания и ползучести проводят в соответствии с приложениями А и Ж. Значение модуля упругости материала рассчитывают по формуле (В.21) приложения В.

14.5 Расчет J-интеграла допускается выполнять на основании расчета в упругой постановке МКЭ (допускается использовать другие численные методы). При этом в качестве входной информации задают механические нагрузки и начальные деформации, которые рассчитывают по формуле

\epsilon_{ij}^{0} = \epsilon_{ij}^{T} + \epsilon_{ij}^{c} + \frac{1}{3} \cdot S , (14.2)

где \epsilon_{ij}^{T} — температурная деформация, ед.;

\epsilon_{ij}^{c} — деформация ползучести, ед.;

S — радиационное распухание материала, отн. ед.

Величину \epsilon_{ij}^{c} рассчитывают в соответствии с приложениям Д и Ж.

Величину радиационного распухания S рассчитывают в соответствии с приложением А.

14.6 Критическое событие 5.5.4 не реализуется, если для всех режимов эксплуатации ВКУ выполняется условие

nJ·J(a, c, cp) < Jc(T, F, S), (14.3)

где nJ — коэффициент запаса, nJ = 1,2;

J(a, c, Pp) — наибольшее по фронту расчетного дефекта значение J-интеграла, зависящее от размеров этого дефекта (a и c — длины малой и большой полуоси расчетного дефекта) и от первичной нагрузки Pp, Н/мм;

Jc(T, F, S) — статическая трещиностойкость материала элемента (компонента) ВКУ, зависящая от текущей температуры эксплуатации T, повреждающей дозы нейтронного облучения F и радиационного распухания материала S, Н/мм.

В качестве длин малой и большой полуосей расчетного дефекта a и c при проверке условия (14.3) принимают для расчетного дефекта, который постулируют:

по 6.4.1.5, 6.4.2.1 и 6.6.2, значения acN и ccN, которые определяют в соответствии с разделом 13;
6.4.3.2, значения a0 и c0, которые определяют в соответствии с разделом 12;
по 6.4.4 и 6.5.3, значения a0 и c0, принятые по 9.4.

Значение Jc рассчитывают в соответствии с приложением П.

14.7 Для расчетного дефекта, который постулируют по 6.4.2.1, допускается проверять реализацию критического события 5.5.4 по условию (14.3), рассчитывая величину J по формуле (14.1), в которой величину KI рассчитывают по формуле

K_{I} = \sigma_{\text{ср}} \cdot [1,122 - 0,154 \cdot (\frac{a_{cN}}{l_{0}}) + 0,807 \cdot (\frac{a_{cN}}{l_{0}})^{2} - 1,894 \cdot (\frac{a_{cN}}{l_{0}})^{3} + 2,494 \cdot (\frac{a_{cN}}{l_{0}})^{4}] \cdot \sqrt{\pi \cdot a_{cN}} , (14.4)

где \sigma_{\text{ср}} — нормальные напряжения к плоскости дефекта \sigma_{n} , осредненные по длине перемычки l0 между расчетным дефектом и поверхностью шва, контактирующей с теплоносителем.

Значение \sigma_{\text{ср}} рассчитывают по формуле

\sigma_{\text{ср}} = \frac{1}{l_{0}} \cdot \int_{0}^{l_{0}} \sigma_{n}(l) \cdot dl . (14.5)

Значение acN рассчитывают в соответствии с разделом 13.

14.8 Если расчеты, выполненные с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ, показывают, что условие (14.3) не выполняется на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации, то определяют момент времени tnsf (отсчет ведется с начала эксплуатации ВКУ), когда это условие перестает выполняться.

Примечание — Если в результате анализа показано, что реализуется одно из критических событий 5.5.1, 5.5.2, 5.5.5 и 5.5.6, то допускается показать, что критическое событие 5.5.4 не реализуется только до момента времени, соответствующего более раннему из моментов реализации перечисленных критических событий.

15 Анализ реализации критического события «Потеря несущей способности элемента конструкции»

15.1 Анализ реализации критического события 5.5.5 проводят для элемента (компонента) ВКУ с расчетным дефектом.

15.2 Последовательность режимов нагружения определяют согласно реализованным режимам и прогнозируемой модели эксплуатации ВКУ.

15.3 Критическое событие 5.5.5 не реализуется, если при всех условиях эксплуатации выполняется условие обоснования несущей способности элемента (компонента) ВКУ с трещиной

n_{\sigma} \cdot \sigma_{ref}(a,c,P_{p})<\sigma_{0,2}^{0}(T) , (15.1)

где n_{\sigma} — коэффициент запаса, n_{\sigma} = 1,1 ;

\sigma_{ref}(a,c,P_{p}) — референсное напряжение, зависящее от размеров дефекта (a и c — длины малой и большой полуосей расчетного дефекта) и от первичной нагрузки Pp, МПа;

\sigma_{0,2}^{0}(T) — предел текучести материала элемента (компонента) ВКУ в исходном состоянии, зависящий от температуры эксплуатации T, МПа.

В качестве длин малой и большой полуосей расчетного дефекта a и c при проверке условия (15.1) принимают для расчетного дефекта, который постулируют:

по 6.4.1.5, 6.4.2.1 и 6.6.2, значения acN и ccN, которые определяют в соответствии с разделом 13;
6.4.3.2, значения a0 и c0, которые определяют в соответствии с разделом 12;
6.4.4 и 6.5.3, значения a0 и c0, принятые по 9.4.

Величину \sigma_{ref} рассчитывают в соответствии с приложением Р. Величину предела текучести материала независимо от места расположения дефекта принимают равной значению предела текучести основного металла, которое рассчитывают в соответствии с приложением В.

15.4 Для постулируемого по 6.4.2.1 расчетного дефекта допускается проверять реализацию критического события 5.5.5 по условию

\sigma_{\text{ср}}<(1 - a_{cN}l_{0}) \cdot \sigma_{0,2}^{0}(T) . (15.2)

В формуле (15.2) величину \sigma_{\text{ср}} определяют по формуле (14.5), величину acN рассчитывают в соответствии с разделом 13.

15.5 Если расчеты, выполненные с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ, показывают, что условие (15.2) не выполняется на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации, то для расчетного дефекта, который постулируют по 6.4.2.1, выполняют проверку по условию (15.1).

15.6 Если расчеты, выполненные с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ, показывают, что условие (15.1) не выполняется на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации, то определяют момент времени tfail (отсчет ведется с начала эксплуатации ВКУ), когда это условие перестает выполняться.

Примечание — Если в результате анализа показано, что реализуется одно из критических событий 5.5.1, 5.5.2, 5.5.4 или 5.5.6, то допускается показать, что критическое событие 5.5.5 не реализуется только до момента времени, соответствующего более раннему из моментов реализации перечисленных критических событий.

16 Анализ реализации критического события «Недопустимое изменение геометрических размеров»

16.1 Анализ реализации критического события «Недопустимое изменение геометрических размеров» для режимов НЭ и ННЭ выполняют путем оценки изменения геометрических размеров элемента (компонента) ВКУ за счет радиационного распухания и радиационной ползучести материала посредством расчета в упруго-вязкопластической постановке.

Примечания

1 Допускается проводить расчет только для режима НЭ.

2 Допускается не проводить расчет для элемента (компонента) ВКУ, если консервативная оценка величины свободного радиационного распухания на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации не превышает 0,1%. При расчете свободного радиационного распухания используют наибольшие за рассматриваемый период эксплуатации повреждающую дозу и температуру нейтронного облучения в элементе (компоненте) при НЭ.

3 Допускается принимать, что в элементе (компоненте) ВКУ отсутствуют расчетные дефекты.

16.2 Рассматриваемый период эксплуатации элемента ВКУ разбивают на временные интервалы \Delta t_{j} , так что t_{j + 1} = t_{j} + \Delta t_{j} ; j = 1 \div L , где L — количество временных интервалов \Delta t_{j} . Для повышения точности и уменьшения консервативности расчетов увеличивают количество временных интервалов L.

16.3 На каждом временном интервале \Delta t_{j} значения характеристик механических свойств материалов ВКУ рассчитывают в соответствии с приложением В для повреждающей дозы нейтронного облучения Fj+1, которая соответствует моменту времени tj+1 (моменту окончания временного интервала \Delta t_{j} ).

16.4 Для каждого временного интервала \Delta t_{j} выполняют расчет в упруго-вязкопластической постановке с учетом остаточных сварочных напряжений (при наличии таковых), радиационного распухания, радиационной ползучести и истории нагружения на временном интервале от 0 до tj. Расчет проводят в геометрически нелинейной постановке. Определяющие уравнения для расчета в упруго-вязкопластической постановке приведены в приложении Д; учет радиационных распухания и ползучести проводят в соответствии с приложениями А и Ж.

16.5 Расчет в упруго-вязкопластической постановке проводят МКЭ (допускается использовать другие численные методы) с учетом пошагового прослеживания истории нагружения элемента (компонента) ВКУ. Размер шага при расчете назначают таким, чтобы нагружение на этом шаге было близко к простому нагружению.

16.6 При ДВ изменение геометрических размеров элементов ВКУ за счет их упругопластического деформирования оценивают посредством расчета в упругопластической динамической постановке. Если в качестве ДВ рассматриваются ПА, то из всего спектра ПА, рассматриваемых в проекте РУ, учитывают только те ПА, которые оказывают наибольшее воздействие на элементы (компоненты) ВКУ.

16.7 Критическое событие 5.5.6 за рассматриваемый период эксплуатации не реализуется, если выполняется условие

\Delta H_{i}<[\Delta H]_{i} , (16.1)

где \Delta H_{i} — изменение геометрического размера элемента в i-м направлении, мм;

[\Delta H]_{i} — допускаемое изменение геометрических размеров элемента в i-м направлении, мм.

16.8 В случае, если вводят ограничение на минимальное расстояние между элементами (компонентами) ВКУ либо между элементом (компонентом) ВКУ и иными элементами (компонентами) РУ, критическое событие 5.5.6 не реализуется, если выполняется условие

Wi > [W]i, (16.2)

где Wi — расстояние между элементами (компонентами) ВКУ либо между элементом (компонентом) ВКУ и иными элементами (компонентами) РУ в i-м направлении, мм;

[W]i — допускаемое минимальное расстояние между элементами (компонентами) ВКУ, либо между элементом (компонентом) ВКУ и иными элементами (компонентами) РУ в i-м направлении, мм.

Примечание — При ДВ за исключением ПЗ, допускаемое изменение геометрических размеров [\Delta H]_{i} или допускаемое расстояние [W]i задают из условий отсутствия в элементе (компоненте) ВКУ после прохождения максимальных нагрузок остаточных перемещений, которые могут воспрепятствовать выполнению условий безопасности, перечисленных в 8.2.

16.9 Если расчеты, выполненные с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ, показывают, что для режимов НЭ и ННЭ условие (15.1) или (15.2) не выполняется на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации, то определяют момент времени tgeom (отсчет ведется с начала эксплуатации элемента ВКУ), когда это условие перестает выполняться.

Примечание — Если в результате анализа показано, что реализуется одно из критических событий 5.5.1, 5.5.2, 5.5.4 или 5.5.5, то допускается показать, что критическое событие 5.5.6 не реализуется только до момента времени, соответствующего более раннему из моментов реализации перечисленных критических событий.

17 Анализ реализации критического события «Исчерпание деформационной способности материала элемента (компонента)»

17.1 При анализе реализации критического события «Исчерпание деформационной способности материала элемента (компонента) ВКУ» принимают, что расчетный дефект в элементе (компоненте) ВКУ отсутствует. Анализ реализации критического события «Исчерпание деформационной способности материала элемента (компонента) ВКУ» не проводят, если сумма общих мембранных и изгибных напряжений в нем не превышает допускаемых в соответствии с требованиями [1].

17.2 Расчет проводят посредством решения упругопластической задачи в динамической постановке.

17.3 Критическое событие 5.5.7 не реализуется, если выполняется условие

\int d\epsilon_{eq}^{p}<\epsilon_{f}^{\text{ОНС}} , (17.1)

где \int d\epsilon_{eq}^{p} — пластическая деформация, накопленная за время ДВ, ед.;

\epsilon_{f}^{\text{ОНС}} — критическая деформация в условиях динамического нагружения и объемного напряженного состояния, которую рассчитывают по формуле

\epsilon_{f}^{\text{ОНС}} = \beta \cdot \epsilon_{f}(F,S) , (17.2)

где \beta — коэффициент, равный 0,09;

\epsilon_{f}(F,S) — критическая деформация материала, ед.

Критическую деформацию материала \epsilon_{f} рассчитывают согласно приложению В.

Для сочетания нагрузок НЭ + ПЗ и ННЭ + ПЗ критическое событие 5.5.7 не реализуется, если выполняется условие

\int d\epsilon_{eq}^{p}<0,01 . (17.3)

Приложение А (обязательное)

РАСЧЕТ РАДИАЦИОННОГО РАСПУХАНИЯ

А.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных значений радиационного распухания материалов элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F до 165 сна в диапазоне температур облучения Tобл от 270 °C до 400 °C.

А.2 Расчет свободного радиационного распухания

А.2.1 Свободное радиационное распухание материалов ВКУ (распухание материала без учета напряжений) рассчитывают по формуле

S_{0} = c_{D} \cdot (\frac{F}{F_{0}})^{n_{D}} \cdot exp(- r \cdot (T_{\text{обл}} - T_{max})^{2}) , (А.1)

где S0 — свободное радиационное распухание материала, отн. ед.;

cD — параметр радиационного распухания материала;

F — повреждающая доза нейтронного облучения, сна;

F₀ - нормирующий коэффициент; равный 1 сна;

Tобл — температура облучения, °C;

r — константа материала, 1/°C-2;

nD — константа материала.

А.2.2 При проведении расчетов с использованием медианной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ в качестве параметра cD используют значение cDmed.

А.2.3 При проведении расчетов с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ в качестве параметра cD используют значение cDcon.

А.2.4 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) значения параметров и констант в формуле (А.1) принимают по таблице А.1.

Таблица А.1

Значения параметров и констант в формуле (А.1)

Материал ВКУ	T_max, °C	r, 1/°C-2	nD	c_{D}^{med}	c_{D}^{con}
Сталь марки 08Х18Н10Т	470	1,825·10-4	1,88	1,035·10-4	2,588·10-4
Сталь марки 10Х16Н25МТ	470	1,825·10-4	1,88	5,175·10-5	1,294·10-4
Сварной шов	470	1,825·10-4	1,88	1,035·10-4	2,588·10-4

А.3 Расчет радиационного распухания под напряжением

А.3.1 Радиационное распухание материала при заданном уровне напряжений рассчитывают по формуле

S = S_{0} \cdot f(\sigma_{eff}) , (А.2)

где S — радиационное распухание материала, отн. ед.;

f(\sigma_{eff}) — функция учета влияния напряжений на радиационное распухание;

\sigma_{eff} — эффективное напряжение, МПа.

А.3.2 Эффективное напряжение рассчитывают по формуле

\sigma_{eff} = (1 - \eta) \cdot \sigma_{m} + \eta \cdot \sigma_{eq} , (А.3)

где \sigma_{m} — гидростатическое напряжение, МПа;

\sigma_{eq} — интенсивность напряжений, МПа;

\eta — константа материала.

А.3.3 Функция учета влияния напряжений имеет вид

формула , (А.4)

где P — константа материала, МПа-1.

А.3.4 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) константа \eta равна 0,15, константа P равна 8·10-3 МПа-1.

А.4 Расчет скорости радиационного распухания

А.4.1 Скорость свободного радиационного распухания материала (без учета напряжений) рассчитывают по формуле

\dot{S}_{0} = \frac{c_{D} \cdot n_{D}}{F_{0}} \cdot (\frac{F}{F_{0}})^{n_{D} - 1} \cdot (\frac{dF}{dt}) \cdot exp(- r \cdot (T_{\text{обл}} - T_{max})^{2}) , (А.5)

где \dot{S}_{0} — скорость свободного радиационного распухания материала, ч-1;

dF/dt — скорость набора повреждающей дозы нейтронного облучения, сна/ч;

t — время, ч.

При расчете по формуле (А.5) значения F0, Tобл, cD, r и nD принимают такими же, как при использовании формулы (А.1).

А.4.2 Скорость радиационного распухания материала с учетом напряжений рассчитывают по формуле

\dot{S} = \dot{S}_{0} \cdot f(\sigma_{eff}) , (А.6)

где \dot{S} — скорость радиационного распухания материала, ч-1.

При расчете по формуле (А.6) функцию учета влияния напряжений на радиационное распухание f(\sigma_{eff}) рассчитывают по формуле (А.4).

Приложение Б (обязательное)

ПРОВЕДЕНИЕ ПЕРИОДИЧЕСКОГО КОНТРОЛЯ ИЗМЕНЕНИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ ЭЛЕМЕНТОВ (КОМПОНЕНТОВ) ВКУ

Б.1 Область применения приложения

Настоящее приложение определяет требования к срокам начала и периодичности контроля изменения геометрических размеров в процессе эксплуатации элементов (компонентов) ВКУ, рассматриваемых в соответствии с 5.12, а также для регламентации учета результатов этого контроля.

Б.2 Сведения о фактической геометрии в исходном состоянии

Для рассматриваемых в настоящем приложении элементов (компонентов) ВКУ рекомендуется иметь в распоряжении сведения об их фактических геометрических размерах на момент начала эксплуатации РУ.

Примечание - Если контролируемым элементом (компонентом) ВКУ является выгородка внутрикорпусная РУ ВВЭР-1000, ВВЭР-1200, ВВЭР-ТОИ, то в качестве фактических геометрических размеров в исходном состоянии используют расстояния от оси выгородки до всех ее ребер в каждом кольце выгородки на момент начала эксплуатации (допускается использовать результаты измерения геометрических размеров при сроке эксплуатации не более пяти лет от начала эксплуатации).

Б.3 Определение времени начала проведения контроля

Б.3.1 Определяют момент времени tcr (отсчет ведется с начала эксплуатации ВКУ), когда по результатам анализа с использованием консервативной зависимости радиационного распухания материалов ВКУ реализуется какое-либо из предельных состояний, указанных в таблице 5.1. Этот момент времени определяют как

tcr = min(tnsf, tfail, tgeom), (Б.1)

где tnsf — время до нестабильного развития трещины, ч;

tfail — время до потери несущей способности элемента, ч;

tgeom — время до достижения недопустимого изменения размеров элемента (компонента) конструкции, ч.

Момент времени tnsf определяют согласно 14.8, момент времени tfail определяют согласно 15.6, момент времени tgeom определяют согласно 16.9.

Примечание - Допускается определять только один из перечисленных моментов времени и показать, что за время от начала эксплуатации до этого момента времени не реализуются критические события, соответствующие другим перечисленным моментам времени.

Б.3.2 Время tcont, начиная с которого проводят периодический контроль изменения геометрических размеров рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ, определяют как момент начала проведения планово-предупредительного ремонта РУ с выгрузкой активной зоны, ближайший к моменту времени 0,8·tcr.

Б.4 Периодичность проведения контроля

Для рассматриваемых в настоящем приложении элементов (компонентов) ВКУ начиная с момента времени tcont проводят периодический контроль изменения геометрических размеров. Период контроля \Delta t_{cont} принимают равным периоду проведения планово-предупредительного ремонта РУ с выгрузкой активной зоны.

Б.5 Задачи проведения контроля

Контроль изменения геометрических размеров элемента (компонента) ВКУ в процессе эксплуатации проводят для решения следующих задач:

определение изменения геометрических размеров в зоне, где согласно анализу будет реализовываться критическое событие 5.5.6 за счет радиационного распухания и радиационной ползучести материала;
определение фактического значения параметра радиационного распухания материала cD в уравнении (А.1) приложения А.

Б.6 Учет результатов проведения контроля

Б.6.1 Результаты каждого контроля изменения геометрических размеров элемента (компонента) ВКУ используют для определения фактического значения параметра радиационного распухания материала c_{D}^{f} путем сравнения результатов измерений с результатами расчета изменения геометрических размеров этого элемента (компонента) для варьируемых значений параметра радиационного распухания материала cD.

Примечание — Если контролируемым элементом (компонентом) ВКУ является выгородка внутрикорпусная РУ ВВЭР-1000, ВВЭР-1200, ВВЭР-ТОИ, то определение фактического значения параметра радиационного распухания материала c_{D}^{f} проводят в соответствии с приложением С.

Б.6.2 По результатам двух (и более) периодических контролей определяют среднее фактическое значение параметра \overline{c_{D}^{f}} , на основании которого допускается принимать решение об изменении периодичности последующих контролей.

Б.6.2.1 Если хотя бы одно из полученных значений c_{D}^{f} больше, чем указанное в приложении А значение c_{D}^{con} , то допустимость эксплуатации подтверждают каждым последующим контролем элемента (компонента) ВКУ.

Б.6.2.2 Если все полученные значения c_{D}^{f} меньше, чем указанное в приложении А значение c_{D}^{con} , и расчет с использованием среднего фактического значения параметра \overline{c_{D}^{f}} показали, что прочность и допустимость изменения геометрических размеров элемента (компонента) обоснованы до момента окончания рассматриваемого периода эксплуатации, то допускается не проводить дальнейший контроль этого элемента (компонента) в течение рассматриваемого периода эксплуатации.

Б.6.2.3 Если все полученные значения c_{D}^{f} меньше, чем указанное в приложении А значение c_{D}^{con} , но расчеты с использованием среднего фактического значения параметра \overline{c_{D}^{f}} показывают, что прочность и допустимость изменения геометрических размеров элемента (компонента) не обоснованы на момент окончания рассматриваемого периода эксплуатации, то на основании этого расчета в соответствии с Б.3 переопределяют время tcont, до достижения которого допускается не проводить контроль этого элемента (компонента). Начиная с момента времени tcont допустимость эксплуатации подтверждают каждым последующим контролем элемента (компонента) ВКУ.

Приложение В (обязательное)

РАСЧЕТ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ И ДЕФОРМАЦИОННОГО УПРОЧНЕНИЯ

В.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных значений механических свойств материалов элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F от 0 до 165 сна в диапазоне температур облучения Tобл от 270 °C до 400 °C и диапазоне температур эксплуатации T от 20 °C до 400 °C для температур эксплуатации T ниже температур облучения Tобл.

В.2 Расчет механических свойств в исходном состоянии

В.2.1 Температурная зависимость предела текучести

В.2.1.1 Температурную зависимость предела текучести материалов ВКУ в исходном состоянии рассчитывают по формуле

\sigma_{0,2}^{0}(T) = \sigma_{YG} + \beta \cdot exp( - h \cdot [T + 273]) , (В.1)

где \sigma_{0,2}^{0} — предел текучести материала в исходном состоянии, МПа;

T — температура эксплуатации, °C;

\sigma_{YG} — константа материала, МПа;

\beta — константа материала, МПа;

h — константа материала, 1/°C.

В.2.1.2 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) значения констант \sigma_{YG} , \beta и h принимают по таблице В.1.

Таблица В.1

Значения констант для формул (В.1) и (В.2)

Материал ВКУ	\sigma_{YG} , МПа	\beta , МПа	h, 1/°C	\sigma_{UG} , МПа	\beta_{U} , МПа	hU, 1/°C
Сталь марки 08Х18Н10Т	155	239	2,22·10-3	350	247	6,60·10-3
Сталь марки 08Х16Н11М3	125	239	2,20·10-3	463	153	9,90·10-3
Сталь марки 10Х16Н25МТ	155	239	2,22·10-3	350	247	6,60·10-3
Сварной шов	255	420	2,22·10-3	439	222	9,74·10-3

В.2.2 Температурная зависимость предела прочности

В.2.2.1 Температурную зависимость предела прочности материалов ВКУ в исходном состоянии рассчитывают по формуле

\sigma_{\text{в}}^{0}(T) = \sigma_{UG} + \beta_{U} \cdot exp( - h_{U} \cdot T) , (В.2)

где \sigma_{\text{в}}^{0} — предел прочности материала в исходном состоянии, МПа;

\sigma_{UG} — константа материала, МПа;

\beta_{U} — константа материала, МПа;

hU — константа материала, 1/°C.

В.2.2.2 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) значения констант \sigma_{UG} , \beta_{U} и hU принимают по таблице В.1.

В.2.3 Критическая деформация разрушения

Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) принимают, что критическая деформация разрушения в исходном состоянии \epsilon_{f}^{0} не зависит от температуры эксплуатации и равна 0,51.

В.3 Расчет механических свойств в облученном состоянии

В.3.1 Температурно-дозовая зависимость предела текучести основного металла

В.3.1.1 При использовании в качестве основного металла ВКУ стали марок 08Х18Н10Т или 10Х16Н25МТ температурно-дозовую зависимость эффективного предела текучести материала (предела текучести материала без учета радиационного распухания) рассчитывают в соответствии с В.3.1.2 - В.3.1.7.

В.3.1.2 Принимают, что приращение предела текучести под облучением не зависит от температуры эксплуатации при повреждающей дозе нейтронного облучения F, большей, чем величина Fstab, равная 7 сна.

В.3.1.3 Рассчитывают температурную зависимость предела текучести материала для повреждающей дозы нейтронного облучения Fstab по формуле

\sigma_{0,2}^{*}(T,F_{stab}) = 650 + 1405 \cdot exp( - 5,9 \cdot 10^{- 3} \cdot (T + 273)) , (В.3)

где \sigma_{0,2}^{*} — предел текучести материала в облученном состоянии, МПа.

В.3.1.4 Рассчитывают температурно-дозовую зависимость приращения предела текучести материала под облучением для диапазона повреждающих доз нейтронного облучения от 0 до Fstab по формуле

\Delta\sigma_{0,2}^{T}(T,F) = A_{\sigma_{0,2}}^{T} \cdot \sqrt{1 - exp(- 0,126 \cdot F)} , (В.4)

где \Delta\sigma_{0,2}^{T} — приращение предела текучести материала, МПа;

F — повреждающая доза нейтронного облучения, сна;

A_{\sigma_{0,2}}^{T} — температурно-зависимый параметр, МПа.

В.3.1.5 Параметр A_{\sigma_{0,2}}^{T} в формуле (В.4) рассчитывают по формуле

A_{\sigma_{0,2}}^{T} = \frac{\sigma_{0,2}^{*}(T,F_{stab}) - \sigma_{0,2}^{0}(T)}{\sqrt{1 - exp(- 0,126 \cdot F_{stab})}} . (В.5)

В.3.1.6 Рассчитывают дозовую зависимость приращения предела текучести материала под облучением для повреждающей дозы нейтронного облучения свыше Fstab по формуле

\Delta\sigma_{0,2}^{*}(F) = 621 \cdot (\sqrt{1 - exp(- 0,126 \cdot F)} - \sqrt{1 - exp(- 0,126 \cdot F_{stab})}) , (В.6)

где \Delta\sigma_{0,2}^{*} — приращение предела текучести материала, МПа.

В.3.1.7 Рассчитывают температурно-дозовую зависимость эффективного предела текучести материала по формуле

формула , (В.7)

где \sigma_{0,2}^{\text{эфф}} — эффективный предел текучести материала, МПа.

В.3.1.8 При использовании в качестве основного металла ВКУ стали марки 08Х16Н11М3 температурно-дозовую зависимость эффективного предела текучести материала (предела текучести материала без учета радиационного распухания) рассчитывают по формуле

\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(T,F) = \sigma_{0,2}^{0}(T) + A_{\sigma_{0,2}}^{T} \cdot \sqrt{1 - exp(- 0,094 \cdot F)} . (В.8)

В.3.1.9 Параметр A_{\sigma_{0,2}}^{T} в формуле (В.8) рассчитывают по формуле

формула . (В.9)

В.3.1.10 Температурно-дозовую зависимость предела текучести материала с учетом радиационного распухания рассчитывают по формуле

\sigma_{0,2}(T,F,S) = \sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(T,F) \cdot (1 - (\frac{S}{1 + S})23) , (В.10)

где S — радиационное распухание материала, отн. ед.

В формуле (В.10) температурно-дозовую зависимость эффективного предела текучести материала для стали марок 08Х18Н10Т и 10Х16Н25МТ рассчитывают по формуле (В.7), для стали марки 08Х16Н11М3 — по формуле (В.8). Величину радиационного распухания материала S рассчитывают в соответствии с приложением А.

В.3.2 Температурно-дозовая зависимость предела текучести сварного шва

В.3.2.1 Для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) температурно-дозовую зависимость предела текучести сварного шва рассчитывают в соответствии с В.3.2.2 и В.3.3.2.

В.3.2.2 Рассчитывают температурно-дозовую зависимость эффективного предела текучести сварного шва (предела текучести без учета радиационного распухания) по формуле

\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(T,F) = \sigma_{0,2}^{0}(T) + 498 \cdot \sqrt{1 - exp(- 0,3 \cdot F)} . (В.11)

В.3.2.3 Рассчитывают температурно-дозовую зависимость предела текучести сварного шва с учетом радиационного распухания по формуле (В.10), где в качестве температурно-дозовой зависимости эффективного предела текучести материала используют зависимость, рассчитанную по формуле (В.11).

В.3.3 Температурно-дозовая зависимость предела прочности основного металла

В.3.3.1 При использовании в качестве основного металла ВКУ стали марок 08Х18Н10Т или 10Х16Н25МТ температурно-дозовую зависимость эффективного предела прочности основного металла (предела прочности без учета радиационного распухания) рассчитывают по формуле

\sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(T,F) = \sigma_{\text{в}}^{0}(T) + 483 \cdot \sqrt{1 - exp(- 0,11 \cdot F)} , (В.12)

где \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}} — эффективный предел прочности материала, МПа.

В.3.3.2 При использовании в качестве основного металла ВКУ стали марки 08Х16Н11М3 температурно-дозовую зависимость эффективного предела прочности основного металла (предела прочности без учета радиационного распухания) рассчитывают по формуле

\sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(T,F) = \sigma_{\text{в}}^{0}(T) + 414 \cdot \sqrt{1 - exp(- 0,06 \cdot F)} , (В.13)

где \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}} — эффективный предел прочности материала, МПа.

В.3.3.3 Температурно-дозовую зависимость предела прочности основного металла ВКУ с учетом радиационного распухания рассчитывают по формуле

\sigma_{\text{в}}(T,F,S) = \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(T,F) \cdot (1 - (\frac{S}{1 + S})23) . (В.14)

В формуле (В.14) температурно-дозовая зависимость эффективного предела прочности материала для стали марок 08Х18Н10Т и 10Х16Н25МТ рассчитывают по формуле (В.12), для стали марки 08Х16Н11М3 — по формуле (В.13). Величину радиационного распухания материала S рассчитывают в соответствии с приложением А.

В.3.4 Температурно-дозовая зависимость предела прочности сварного шва

В.3.4.1 Для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) температурно-дозовую зависимость предела прочности сварного шва рассчитывают в соответствии с В.3.4.2 и В.3.4.3.

В.3.4.2 Рассчитывают температурно-дозовую зависимость эффективного предела прочности сварного шва (предела прочности без учета радиационного распухания) по формуле

\sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(T,F) = \sigma_{\text{в}}^{0}(T) + 440 \cdot \sqrt{1 - exp(- 0,25 \cdot F)} , (В.15)

где \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}} — эффективный предел прочности материала, МПа.

В.3.4.3 Рассчитывают температурно-дозовую зависимость предела прочности сварного шва с учетом радиационного распухания по формуле (В.14), где в качестве температурно-дозовой зависимости эффективного предела текучести материала используют зависимость, рассчитанную по формуле (В.15).

В.3.5 Дозовая зависимость критической деформации разрушения

В.3.5.1 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) принимают, что критическая деформация разрушения не зависит от температуры эксплуатации, а дозовую зависимость критической деформации разрушения рассчитывают в соответствии с В.3.5.2 и В.3.5.3.

В.3.5.2 Рассчитывают дозовую зависимость эффективной критической деформации разрушения материалов ВКУ (критической деформации разрушения материала без учета радиационного распухания) по формуле

\epsilon_{f}^{\text{эфф}}(F) = \epsilon_{f}^{0} \cdot (1 - A_{\epsilon} \cdot \sqrt{1 - exp(- B_{\epsilon} \cdot F)}) , (В.16)

где \epsilon_{f}^{\text{эфф}} — эффективная критическая деформация разрушения материала, ед.;

A_{\epsilon} — константа материала;

B_{\epsilon} — константа материала, сна-1.

Значения констант A_{\epsilon} и B_{\epsilon} принимают по таблице В.2.

Таблица В.2

Значения констант для формулы (В.16)

Материал ВКУ	A_{\epsilon}	B_{\epsilon} , сна-1
Сталь марки 08Х18Н10Т	0,41	0,37
Сталь марки 08Х16Н11М3	0,53	0,117
Сталь марки 10Х16Н25МТ	0,41	0,37
Сварной шов	0,52	0,37

В.3.5.3 Рассчитывают дозовую зависимость критической деформации разрушения материалов ВКУ с учетом радиационного распухания по формуле

\epsilon_{f}(F,S) = \epsilon_{f}^{\text{эфф}}(F) \cdot exp( - 6,55 \cdot S^{0,67}) . (В.17)

В формуле (В.17) величину радиационного распухания материала S рассчитывают в соответствии с приложением А.

В.4 Расчет параметров деформационного упрочнения

В.4.1 Диаграмму деформирования для материалов ВКУ при температуре эксплуатации T и повреждающей дозе нейтронного облучения F задают уравнением

\sigma_{eq} = (\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(T,F) + A(T,F) \cdot (\text{ж}_{p})^{n(T,F)}) \cdot (1 - (\frac{S}{1 + S})23) , (В.18)

где \sigma_{eq} — интенсивность напряжений, МПа;

\sigma_{0,2}^{\text{эфф}} — эффективный предел текучести материала, МПа;

\text{ж}_{p} — накопленная пластическая деформация, \text{ж}_{p} = \int d\epsilon_{eq}^{p} , ед.;

A(T,F) — параметр деформационного упрочнения материала, МПа;

n(T,F) — параметр деформационного упрочнения материала;

S — радиационное распухание материала, отн. ед.

В.4.2 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также сварных для швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) температурно-дозовую зависимость параметра деформационного упрочнения A(T,F) рассчитывают по формуле

формула , (В.19)

где T* — параметр материала, °C;

b₁ - параметр материала, МПа;

b2 — параметр материала, МПа/°C;

b3 — параметр материала.

Параметры материала в формуле (В.19) принимают по таблице В.3.

Таблица В.3

Значения параметров для формулы (В.19)

Материал ВКУ	T*, °C	b1, МПа	b2, МПа/°C	b3
Сталь марки 08Х18Н10Т	290	982	1,93	0,16
Сталь марки 08Х16Н11М3	400	1482	1,40	1,60
Сталь марки 10Х16Н25МТ	290	982	1,93	0,16
Сварной шов	400	734	0,77	0,34

Температурную зависимость предела текучести для материалов ВКУ в исходном состоянии рассчитывают по формуле (В.1). Температурно-дозовую зависимость эффективного предела текучести для основного металла рассчитывают по формуле (В.7) или (В.8), для сварного шва — по формуле (В.11).

В.4.3 Параметр деформационного упрочнения n для материалов ВКУ рассчитывают при температуре эксплуатации T и повреждающей дозе нейтронного облучения F на основании рассчитанных значений параметра деформационного упрочнения A, эффективного предела текучести и эффективного предела прочности путем решения относительно неизвестных величин n и \epsilon_{ul}^{calc} системы уравнений

формула , (В.20)

где \epsilon_{ul}^{calc} — параметр материала, ед.

В.5 Расчет модуля упругости

Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) температурную зависимость модуля упругости рассчитывают по формуле

E(T) = 206000 — 83·T, (В.21)

где E — модуль упругости материала, МПа.

Приложение Г (обязательное)

РАСЧЕТ КРИВЫХ УСТАЛОСТИ

Г.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных кривых усталости материалов элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F от 0 до 165 сна в диапазоне температур облучения Tобл от 270 °C до 400 °C и диапазоне температур эксплуатации T от 20 °C до 400 °C для температур эксплуатации T ниже температур облучения Tобл.

Г.2 Расчет кривых усталости для основного металла

Г.2.1 Расчет кривых усталости для основного металла ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F выполняют по следующей процедуре.

Г.2.2 Рассчитывают кривую усталости для основного металла ВКУ при температуре 350 °C с учетом среды теплоносителя первого контура ВВЭР.

Г.2.2.1 Рассчитывают кривую усталости основного металла ВКУ при температуре 350 °C с учетом среды теплоносителя первого контура ВВЭР и коэффициента запаса по размаху деформации n_{\epsilon} .

При известной величине коэффициента асимметрии цикла напряжений R расчет выполняют по формуле

\Delta\epsilon_{n_{\epsilon}}(N_{f})|_{350°C}^{env} = \frac{\epsilon_{f}^{env}(F) \cdot (4N_{f})^{- 0,5}}{n_{\epsilon}} + \frac{2R_{c}(350°C,F)}{n_{\epsilon} \cdot E(350°C) \cdot ((4N_{f})^{m_{e}(350°C,F)} + \frac{1 + R}{1 - R})} . (Г.1)

При неизвестной величине R расчет выполняют при максимальной асимметрии цикла напряжений по следующим формулам:

при условии (2\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(350°C,F) - n_{\epsilon} \cdot \Delta\epsilon_{n_{\epsilon}}(N_{f}) \cdot E(350°C))>0 по формуле

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности (Г.2)

при условии (2\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(350°C,F) - n_{\epsilon} \cdot \Delta\epsilon_{n_{\epsilon}}(N_{f}) \cdot E(350°C)) \leq 0 по формуле

В формулах (Г.1) - (Г.3):

\Delta\epsilon(N_{f}) — допустимый размах деформаций, ед.;

Nf — допускаемое количество циклов при размахе деформаций \Delta\epsilon , шт.;

R — коэффициент асимметрии цикла напряжений, R = \sigma_{min}\sigma_{max} , отн. ед.;

\epsilon_{f}^{env}(F) — критическая деформация разрушения материала с учетом среды теплоносителя первого контура ВВЭР, ед.;

n_{\epsilon} — коэффициент запаса по размаху деформации, равный 2;

Rc(350 °C, F) — истинное напряжение в момент разрушения образца при его кратковременном растяжении при температуре 350 °C, МПа;

E(350 °C) — модуль упругости материала при температуре 350 °C, МПа;

me(350 °C, F) — параметр материала при температуре 350 °C;

\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(350°C,F) — эффективный предел текучести материала при температуре 350 °C, МПа.

Г.2.2.2 Рассчитывают кривую усталости для основного металла ВКУ при температуре 350 °C с учетом среды теплоносителя первого контура ВВЭР и коэффициента запаса по числу циклов nN.

При известной величине R расчет выполняют по формуле

\Delta\epsilon_{n_{N}}(N_{f})|_{350°C}^{env} = \epsilon_{f}^{env}(F) \cdot (4n_{N} \cdot N_{f})^{- 0,5} + \frac{2R_{c}(350°C,F)}{E(350°C) \cdot ((4n_{N} \cdot N_{f})^{m_{e}(350°C,F)} + \frac{1 + R}{1 - R})} . (Г.4)

при условии (2\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(350°C,F) - \Delta\epsilon_{n_{N}}(N_{f}) \cdot E(350°C))>0 по формуле

формула (Г.5)

при условии (2\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(350°C,F) - \Delta\epsilon_{n_{N}}(N_{f}) \cdot E(350°C)) \leq 0 по формуле

\Delta\epsilon_{n_{N}}(N_{f})|_{350°C}^{env} = \epsilon_{f}^{env}(F) \cdot (4n_{N} \cdot N_{f})^{- 0,5} + \frac{2R_{c}(350°C,F)}{E(350°C) \cdot (4n_{N} \cdot N_{f})^{m_{e}(350°C,F)}} . (Г.6)

В формулах (Г.4) - (Г.6) используют те же обозначения, что в формулах (Г.1) - (Г.3), кроме того:

nN — коэффициент запаса по числу циклов, равный 10.

Г.2.2.3 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ) значения физико-механических свойств и параметры формул (Г.1) - (Г.6) определяют следующим образом.

Критическую деформацию разрушения материала рассчитывают по формуле

\epsilon_{f}^{env}(F) = - ln(1 - \frac{1 - exp(- \epsilon_{f}^{\text{эфф}}(F))}{(f^{env})^{12}}) , (Г.7)

где \epsilon_{f}^{\text{эфф}}(F) — эффективная критическая деформация разрушения материала, ед.;

fenv — коэффициент учета среды теплоносителя первого контура ВВЭР.

Величину \epsilon_{f}^{\text{эфф}}(F) рассчитывают по формуле (В.16).

Коэффициент fenv зависит от скорости деформирования в цикле \xi (которую определяют в соответствии с Е.3):

при \xi менее 4·10-6 с-1 коэффициент fenv принимают равным 7,26;
при \xi в интервале от 4·10-6 с-1 до 4·10-3 с-1 коэффициент fenv рассчитывают по формуле

f^{env} = 0,205 \cdot \xi^{- 0,287} ; (Г.8)

при \xi более 4·10-3 с-1 коэффициент fenv принимают равным 1.

Истинное напряжение в момент разрушения образца при кратковременном растяжении при температуре 350 °C рассчитывают по формуле

R_{c}(350°C,F) = \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(350°C,F) \cdot [1 + 1,4 \cdot (1 - exp( - \epsilon_{f}^{env}(F)))] , (Г.9)

где \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(350°C,F) — эффективный предел прочности материала при температуре 350 °C, МПа.

Величину \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(350°C,F) рассчитывают по формуле (В.12) или (В.13).

Модуль упругости E(350 °C) рассчитывают по формуле (В.21).

Параметр me(350 °C, F) при значениях \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(350°C,F) не более 700 МПа принимают равным 8,3·10-2, при значениях \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(350°C,F) свыше 700 МПа этот параметр рассчитывают по формуле

m_{e}(350°C,F) = 0,132 \cdot log(\frac{1,7}{0,54 - 2 \cdot 10^{- 4} \cdot \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(350°C,F)}) . (Г.10)

Г.2.2.4 Кривую усталости основного металла ВКУ при температуре 350 °C с учетом среды теплоносителя первого контура ВВЭР определяют как нижнюю огибающую кривых усталости, рассчитанных с учетом коэффициентов запаса по размаху деформации и по числу циклов

формула . (Г.11)

Г.2.3 Рассчитывают кривую усталости для основного металла ВКУ при температуре 400 °C с учетом радиационного распухания.

Г.2.3.1 Рассчитывают кривую усталости основного металла ВКУ при температуре 400 °C с учетом радиационного распухания и коэффициента запаса по размаху деформации n_{\epsilon} .

При известной величине R расчет выполняют по формуле

формула (Г.12)

при условии (2\sigma_{0,2}(400°C,F,S) - n_{\epsilon} \cdot \Delta\epsilon_{n_{\epsilon}}(N_{f}) \cdot E(400°C))>0 по формуле

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности (Г.13)

при условии (2\sigma_{0,2}(400°C,F,S) - n_{\epsilon} \cdot \Delta\epsilon_{n_{\epsilon}}(N_{f}) \cdot E(400°C)) \leq 0 по формуле

\Delta\epsilon_{n_{\epsilon}}(N_{f})|_{400°C}^{Sw} = \frac{\epsilon_{f}(F,S) \cdot (4N_{f})^{- 0,5}}{n_{\epsilon}} + \frac{2R_{c}(400°C,F,S)}{n_{\epsilon} \cdot E(400°C) \cdot (4N_{f})^{m_{e}(400°C,F,S)}} . (Г.14)

В формулах (Г.12) - (Г.14) используют те же обозначения, что в формулах (Г.1) - (Г.3), кроме того:

\epsilon_{f}(F,S) — критическая деформация разрушения материала, ед.;

Rc(400 °C, F, S) — истинное напряжение в момент разрушения образца при его кратковременном растяжении при температуре 400 °C, МПа;

E(400 °C) — модуль упругости материала при температуре 400 °C, МПа;

me(400 °C, F, S) — параметр материала при температуре 400 °C;

\sigma_{0,2}(400°C,F,S) — предел текучести при температуре 400 °C, МПа.

Г.2.3.2 Рассчитывают кривую усталости для основного металла ВКУ при температуре 400 °C с учетом радиационного распухания и коэффициента запаса по числу циклов nN.

При известной величине R расчет выполняют по формуле

формула (Г.15)

при условии (2\sigma_{0,2}(400°C,F,S) - \Delta\epsilon_{n_{N}}(N_{f}) \cdot E(400°C))>0 по формуле

формула (Г.16)

при условии (2\sigma_{0,2}(400°C,F,S) - \Delta\epsilon_{n_{N}}(N_{f}) \cdot E(400°C)) \leq 0 по формуле

\Delta\epsilon_{n_{N}}(N_{f})|_{400°C}^{Sw} = \epsilon_{f}(F,S) \cdot (4n_{N} \cdot N_{f})^{- 0,5} + \frac{2R_{c}(400°C,F,S)}{E(400°C) \cdot (4n_{N} \cdot N_{f})^{m_{e}(400°C,F,S)}} . (Г.17)

В формулах (Г.15) - (Г.17) используют те же обозначения, что в формулах (Г.12) - (Г.14), кроме того:

nN — коэффициент запаса по числу циклов, равный 10.

Г.2.3.3 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ) значения физико-механических свойств и параметры формул (Г.12) - (Г.17) определяют следующим образом.

Критическую деформацию разрушения материала \epsilon_{f}(F,S) рассчитывают по формуле (В.17).

Истинное напряжение в момент разрушения образца при кратковременном растяжении при температуре 400 °C рассчитывают по формуле

R_{c}(400°C,F,S) = \sigma_{\text{в}}(400°C,F,S) \cdot [1 + 1,4 \cdot (1 - exp( - \epsilon_{f}(F,S)))] , (Г.18)

где \sigma_{\text{в}}(400°C,F,S) — предел прочности материала при температуре 400 °C, МПа.

Величину \sigma_{\text{в}}(400°C,F,S) рассчитывают по формуле (В.14).

Модуль упругости E(400 °C) рассчитывают по формуле (В.21).

Параметр me(400 °C, F, S) при значениях \sigma_{\text{в}}(400°C,F,S) не более 700 МПа принимают равным 8,3·10-2, при значениях \sigma_{\text{в}}(400°C,F,S) свыше 700 МПа рассчитывают по формуле

m_{e}(400°C,F,S) = 0,132 \cdot lg(\frac{1,7}{0,54 - 2 \cdot 10^{- 4} \cdot \sigma_{\text{в}}(400°C,F,S)}) . (Г.19)

Г.2.3.4 Кривую усталости основного металла ВКУ при температуре 400 °C с учетом радиационного распухания определяют как нижнюю огибающую кривых усталости, рассчитанных с учетом коэффициентов запаса по размаху деформации и по числу циклов

формула . (Г.20)

Г.2.4 Кривую усталости для основного металла ВКУ определяют как нижнюю огибающую кривой усталости, определенной для температуры 350 °C с учетом среды теплоносителя первого контура ВВЭР и кривой усталости, определенной для температуры 400 °C с учетом радиационного распухания

формула . (Г.21)

Г.3 Расчет кривых усталости для сварного шва

Г.3.1 Кривую усталости для сварного шва ВКУ рассчитывают по формуле

\Delta\epsilon^{W}(N_{f}) = \phi_{s} \cdot \Delta\epsilon(N_{f}) , (Г.22)

где \Delta\epsilon(N_{f}) — кривая усталости для основного металла ВКУ;

\phi_{s} — коэффициент снижения циклической прочности.

Г.3.2 Для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) коэффициент снижения циклической прочности \phi_{s} принимают равным 0,7.

Приложение Д (рекомендуемое)

ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ УРАВНЕНИЯ ДЛЯ РАСЧЕТА МЕТОДОМ КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ В УПРУГО-ВЯЗКОПЛАСТИЧЕСКОЙ ПОСТАНОВКЕ

Д.1 Общие положения приложения

Упруго-вязкопластический расчет проводят с учетом радиационного распухания и радиационной ползучести. Рекомендуется проводить расчет в геометрически нелинейной постановке, когда размеры элемента (компонента) на каждом шаге расчета корректируют в соответствии с расчетными значениями приращения перемещений.

Д.2 Напряжения и деформации

Д.2.1 Напряжения определяют по уравнению

\sigma_{ij} = s_{ij} + \delta_{ij} \cdot \sigma_{m} , (Д.1)

где \sigma_{ij} — компоненты тензора напряжений, МПа;

sij — компоненты девиатора напряжений, МПа;

\sigma_{m} — гидростатическое напряжение, МПа;

\delta_{ij} — символ Кронекера,

формула . (Д.2)

Д.2.2 Гидростатическое напряжение определяют по уравнению

\sigma_{m} = \sigma_{i_{j}}3 . (Д.3)

Д.2.3 Деформации определяют по уравнению

d\epsilon_{ij} = d\epsilon_{ij}^{e} + d\epsilon_{ij}^{p} + d\epsilon_{ij}^{c} + \delta_{ij} \cdot d\epsilon^{T} + \delta_{ij} \cdot d\epsilon^{sw} , (Д.4)

где d\epsilon_{ij} — приращения компонент тензора полных деформаций, ед.;

d\epsilon_{ij}^{e} — приращения компонент тензора упругих деформаций, ед.;

d\epsilon_{ij}^{p} — приращения компонент тензора пластических деформаций, ед.;

d\epsilon_{ij}^{c} — приращения компонент тензора деформаций ползучести, ед.;

d\epsilon^{T} — приращение деформаций, обусловленных температурой, ед.;

d\epsilon^{sw} — приращение деформаций, обусловленных распуханием, ед.

Д.2.4 Уравнения (Д.1) - (Д.4) позволяют рассчитать НДС в конструкции с учетом упруго-вязкопластического деформирования материала при известных его свойствах и задании краевых условий и деформаций, обусловленных температурным расширением и радиационным распуханием. Температурные деформации определяют на основе полей температур, которые рассчитывают посредством решения стационарной или нестационарной задачи по стандартным программным кодам. Для описания поведения материала в области упругого, пластического, вязкого деформирования, а также деформирования, обусловленного распуханием, используют уравнения, приведенные в Д.3 и Д.6 соответственно.

Д.3 Уравнения теории упругости

Д.3.1 Связь между напряжениями и упругими деформациями определяют по уравнению

\epsilon_{ij}^{e} = \frac{s_{ij}}{2G} + \delta_{ij} \cdot K \cdot \sigma_{m} , (Д.5)

где G — модуль сдвига, МПа;

K — коэффициент объемного сжатия.

Д.3.2 Модуль сдвига определяют по уравнению

G = \frac{E}{2 \cdot (1 + \nu)} , (Д.6)

где \nu — коэффициент Пуассона, который принимают равным 0,3;

E — модуль упругости материала, МПа.

Д.3.3 Коэффициент объемного сжатия определяют по уравнению

K = \frac{1 - 2\nu}{E} . (Д.7)

Д.3.4 Принимают, что модуль упругости, модуль сдвига и коэффициент объемного сжатия зависят от температуры.

Д.4 Уравнения теории пластичности

Д.4.1 Для описания пластического деформирования материалов используют теорию течения. Компоненты тензора приращений пластических деформаций определяют по уравнению

d\epsilon_{ij}^{p} = \frac{3}{2} \cdot \frac{d\epsilon_{eq}^{p}}{\beta_{eq}} \cdot \beta_{ij} , (Д.8)

где d\epsilon_{eq}^{p} — эквивалентное приращение пластических деформаций, ед.;

\beta_{ij} — компоненты тензора активных напряжений, МПа;

\beta_{eq} — интенсивность активных напряжений, МПа.

Эквивалентное приращение пластических деформаций определяют по уравнению

d\epsilon_{eq}^{p} = \sqrt{\frac{2}{3} \cdot d\epsilon_{ij}^{p} \cdot d\epsilon_{ij}^{p}} . (Д.9)

Компоненты тензора активных напряжений определяют по уравнению

\beta_{ij} = s_{ij} - \rho_{ij} , (Д.10)

где \rho_{ij} — компоненты тензора микронапряжений, МПа, \rho_{ij} равны 0.

Интенсивность активных напряжений определяют по уравнению

\beta_{eq} = \sqrt{\frac{3}{2} \cdot \beta_{ij} \cdot \beta_{ij}} . (Д.11)

Д.4.2 Для описания упругопластического деформирования материалов рекомендуется использовать уравнения на основе нелинейного кинематического упрочнения:

[\frac{3}{2} \cdot (s_{ij} - \rho_{ij}) \cdot (s_{ij} - \rho_{ij})]^{12} - C_{p0} = 0 ; (Д.12)

C_{p0} = \sigma_{0,2}(T,F,S) ; (Д.13)

d\rho_{ij} = g_{1} \cdot d\epsilon_{ij}^{p} - g_{2} \cdot \rho_{ij} \cdot d\epsilon_{eq}^{p} . (Д.14)

В уравнениях (Д.12) - (Д.14):

Cp0 — радиус поверхности текучести, МПа;

T — текущая температура, °C;

S — радиационное распухание материала, отн. ед.;

F — повреждающая доза нейтронного облучения, сна;

\sigma_{0,2}(T,F,S) — предел текучести материала, МПа;

g1 — параметр материала (функция температуры), МПа/ч;

g2 — параметр материала (функция флюенса нейтронов), ч-1.

Предел текучести материала \sigma_{0,2}(T,F,S) определяют в соответствии с приложением В. Параметры g1 и g2 определяют согласно Д.6.

Д.5 Уравнения теории ползучести

Компоненты тензора приращений деформаций ползучести определяют по уравнению

d\epsilon_{ij}^{c} = \frac{3}{2} \frac{\xi_{eq}^{c} \cdot dt}{\sigma_{eq}} \cdot s_{ij} , (Д.15)

где

\xi_{eq}^{c} = \sqrt{\frac{2}{3} \cdot \xi_{ij}^{c} \cdot \xi_{ij}^{c}} ; (Д.16)

\xi_{ij}^{c} = \frac{d\epsilon_{ij}^{c}}{dt} ; (Д.17)

\sigma_{eq} = \sqrt{\frac{3}{2} \cdot s_{ij} \cdot s_{ij}} , (Д.18)

\xi_{ij}^{c} — компоненты тензора скоростей деформаций ползучести, ч-1;

dt — приращение времени, ч.

Радиационную ползучесть при различных температурах и скоростях набора повреждающей дозы нейтронного облучения рассчитывают в соответствии с приложением Ж.

Д.6 Учет радиационного распухания

Изменение деформации распухания d\epsilon^{sw} за время dt определяют по уравнению

d\epsilon^{sw} = \frac{1}{3} \cdot \dot{S} \cdot dt , (Д.19)

где \dot{S} — скорость радиационного распухания материала, зависящая от температуры облучения и напряжения, ч-1.

Скорость радиационного распухания определяют в соответствии с приложением А.

Д.7 Определение параметров материала в уравнении пластичности с нелинейным кинематическим упрочнением

Параметры материала g1 и g2 определяют методом наименьших квадратов на основе минимизации критерия, заданного уравнением

\sum_{i} (\frac{g_{1}}{g_{2}} \cdot [1 - exp(- g_{2} \cdot \epsilon_{11}^{p}(i))] - \frac{2}{3} \cdot A(T,F) \cdot (\epsilon_{11}^{p}(i))^{n(T,F)})^{2} = m_{g_{1},}i_{g}n_{2} , (Д.20)

где A(T, F) — параметр деформационного упрочнения материала, МПа;

n(T, F) — параметр деформационного упрочнения материала.

Параметры A и n определяют в соответствии с приложением В. Для получения упрощенной и консервативной оценки допускается принимать g1 и g2 равными 0.

Приложение Е (рекомендуемое)

ПРОЦЕДУРА ФОРМИРОВАНИЯ ЦИКЛОВ ПРИ СЛОЖНОМ НАГРУЖЕНИИ

Е.1 Процедура определения профиля циклического нагружения при нестационарном нагружении

Е.1.1 Определяют кинетику НДС в рассматриваемой зоне элемента (компонента) ВКУ при исследуемом режиме нагружения или группе режимов нагружения.

Примечание - При определении кинетики НДС рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ фиксируют систему координат.

Е.1.2 Рассматриваемый режим (группа режимов) нагружения разбивают на L блоков таким образом, чтобы термосиловые условия нагружения (напряжения и температура) в начале и в конце каждого блока были одинаковы. Для каждого j-го блока (j = 1 \div L) профиль нагружения определяют отдельно.

Е.1.3 Деформацию в начальный момент рассматриваемого j-го блока нагружения принимают равной нулю

\epsilon^{(0)} = 0 . (Е.1)

Е.1.4 На первом шаге нагружения j-го блока нагружения для текущего момента времени t рассчитывают эквивалентную деформацию \epsilon_{eq}(t) по формуле

формула (Е.2)

где \epsilon_{x}(t) , \epsilon_{y}(t) , \epsilon_{z}(t) , \gamma_{xy}(t) , \gamma_{yz}(t) , \gamma_{zx}(t) — компоненты деформации в системе координат XYZ в текущий момент времени t, которые рассчитывают с учетом упругой и пластической деформаций и деформации ползучести;

\nu — коэффициент Пуассона, который принимают равным 0,3.

Е.1.5 Определяют момент времени t(1), когда достигают локальный максимум \epsilon_{eq}(t) , и соответствующее этому моменту времени эквивалентное приращение деформации на первом шаге нагружения

\Delta\epsilon^{(1)} = m_{t>}a_{0}x(\epsilon_{eq}(t)) = \epsilon_{(eq)}^{1}(t)|_{t = t^{(1)}} . (Е.3)

Значению \Delta\epsilon^{(1)} присваивают знак плюс.

Е.1.6 Деформацию в момент времени t(1) рассматриваемого j-го блока нагружения рассчитывают по формуле

\epsilon^{(1)} = \Delta\epsilon^{(1)} . (Е.4)

Е.1.7 На втором шаге нагружения j-го блока нагружения для текущего момента времени t рассчитывают компоненты приращения деформации по формуле

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности , t > t(1), (Е.5)

где \epsilon_{(x)}^{1} , \epsilon_{(y)}^{1} , \epsilon_{(z)}^{1} , \gamma_{(xy)}^{1} , \gamma_{(yz)}^{1} , \gamma_{(zx)}^{1} — компоненты деформации, которая соответствует моменту окончания первого шага нагружения (моменту времени t(1)).

Е.1.8 На втором шаге нагружения j-го блока нагружения для текущего момента времени t рассчитывают эквивалентное приращение деформаций \Delta\epsilon_{eq}(t) по формуле

формула (Е.6)

Е.1.9 Определяют момент времени t(2), когда достигают локальный максимум \epsilon_{eq}(t) , и соответствующее этому моменту времени эквивалентное приращение деформации на втором шаге нагружения

\Delta\epsilon^{(2)} = m_{t>}a_{t}(_{1}x)(\Delta\epsilon_{eq}(t)) = \Delta\epsilon_{(eq)}^{2}(t)|_{t = t^{(2)}} . (Е.7)

Значению \Delta\epsilon^{(2)} присваивают знак минус.

Е.1.10 Деформацию в момент времени t(2) рассматриваемого j-го блока нагружения рассчитывают по формуле

\epsilon^{(2)} = \epsilon^{(1)} + \Delta\epsilon^{(2)} . (Е.8)

Е.1.11 Определяют вектор деформаций, соответствующий моменту окончания второго шага нагружения (моменту времени t(2)), по формуле

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности , t = t(2). (Е.9)

Е.1.12 Расчет для i-го шага нагружения j-го блока нагружения выполняют аналогично Е.7 - Е.11. Для текущего момента времени t рассчитывают компоненты приращения деформации по формуле

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности , t > t(i-1), (Е.10)

где \epsilon_{x}^{(i - 1)} , \epsilon_{y}^{(i - 1)} , \epsilon_{z}^{(i - 1)} , \gamma_{xy}^{(i - 1)} , \gamma_{yz}^{(i - 1)} , \gamma_{zx}^{(i - 1)} — компоненты деформации, соответствующей моменту окончания (i — 1)-го шага нагружения (моменту времени t(i-1)).

Е.1.13 На i-м шаге нагружения j-го блока нагружения для текущего момента времени t по формуле (Е.6) рассчитывают эквивалентное приращение деформаций \Delta\epsilon_{eq}(t) .

Е.1.14 Определяют момент времени t(i), когда достигают локальный максимум \epsilon_{eq}(t) , и соответствующее этому моменту времени эквивалентное приращение деформации на i-м шаге нагружения по формуле

\Delta\epsilon^{(i)} = ( - 1)^{i - 1} \cdot m_{t>t}a(_{i -}x_{1})(\Delta\epsilon_{eq}(t)) = ( - 1)^{i - 1} \cdot \Delta\epsilon_{(eq)}^{i}(t)|_{t = t^{(i)}} . (Е.11)

Е.1.15 Деформацию в момент времени t(i) рассматриваемого j-го блока нагружения рассчитывают по формуле

\epsilon^{(i)} = \epsilon^{(i - 1)} + \Delta\epsilon^{(i)} . (Е.12)

Е.1.16 Определяют вектор деформаций, соответствующий моменту окончания i-го шага нагружения (моменту времени t(i)), по формуле

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности , t = t(i-1). (Е.13)

Е.1.17 Деформацию в конечный момент рассматриваемого j-го блока нагружения принимают равной нулю

\epsilon^{(n_{j})} = 0 , (Е.14)

где nj — номер последнего шага рассматриваемого j-го блока нагружения.

Е.2 Формирование циклов нагружения

Е.2.1 Формирование циклов нагружения (формирование размахов деформаций и количества циклов) проводят для каждого блока нагружения отдельно на основании полученных в Е.1 зависимостей \epsilon^{(i)} .

Е.2.2 Циклы нагружения при нестационарном нагружении формируют по «методу дождя» («методу стока») по следующему алгоритму (блок-схема алгоритма показана на рисунке Е.1).

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

Рисунок Е.1 — Алгоритм формирования циклов нагружения при нестационарном нагружении по «методу дождя»

Е.2.2.1 Назначают точку старта S формируемого цикла как точку начала зависимости \epsilon^{(i)} со значением деформации \epsilon^{(0)} , равным нулю.

Е.2.2.2 Выбирают текущий локальный экстремум (максимум или минимум) зависимости \epsilon^{(i)} : последовательно точку a, b и c, имеющую деформацию \epsilon^{(a)} , \epsilon^{(b)} и \epsilon^{(c)} соответственно. Если локальный экстремум при переходе на данный шаг не может быть выбран (другие данные отсутствуют), выполняют переход на шаг Е.2.2.7.

Е.2.2.3 Если определено менее трех точек, то выполняют переход на шаг Е.2.2.2, иначе формируют размахи деформаций X и Y по следующим формулам

X = |\epsilon^{(b)} - \epsilon^{(c)}| ; (Е.15)

Y = |\epsilon^{(a)} - \epsilon^{(b)}| , (Е.16)

где X — размах деформации на текущем шаге;

Y — размах деформации на предыдущем шаге, примыкающий к размаху X.

Е.2.2.4 Сопоставляют значения размахов X и Y:

если X меньше Y, то выполняют переход на шаг Е.2.2.2;
если X равен или больше Y, то выполняют переход на шаг Е.2.2.5.

Е.2.2.5 Если размах Y содержит точку старта S, то выполняют переход на шаг Е.2.2.6; иначе размах Y считают как один цикл (N = 1); точки максимума и минимума размаха Y (a и b) исключают из рассмотрения и выполняют переход на шаг Е.2.2.3.

Е.2.2.6 Размах Y считают как полуцикл (N = 0,5); при этом исключают первую точку (точку a) размаха Y; точку старта S перемещают на вторую точку (точку b) размаха Y; затем выполняют переход на шаг Е.2.2.3.

Е.2.2.7 Каждый неучтенный размах считают как полуцикл.

Е.3 Определение скорости деформирования

Скорость деформирования в сформированном в соответствии с Е.2 цикле или полуцикле при циклическом нагружении рассчитывают по формуле

\xi^{(i)} = \frac{\Delta\epsilon^{(i)}}{\Delta t^{(i)}} , (Е.17)

где \Delta\epsilon^{(i)} — размах деформации в i-м цикле или полуцикле (согласно Е.2), ед.;

\Delta t^{(i)} — длительность i-го цикла или полуцикла, ч.

Примечание - При определении длительности \Delta t^{(i)} не учитывают время работы элемента ВКУ на стационарном режиме.

Е.4 Пример расчета размахов деформаций, количества циклов и скорости деформирования

Е.4.1 Для показанной на рисунке Е.2 зависимости \epsilon^{(i)} по алгоритму Е.2.2 рассчитывают размахи деформаций, количество циклов и скорость деформирования в цикле.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

Примечание - На последнем шаге рассматриваемого блока нагружения (i равно 8) расчетное значение \epsilon^{(i)} соответствует \epsilon^{(8)} , принятое значение \epsilon^{(8}\prime^{)} равно 0.

Рисунок Е.2 — Зависимость \epsilon^{(i)} от номера шага нагружения i и применение «метода дождя» для формирования циклов нагружения

Е.4.1.1 Точку старта S назначают в точке a; Y = |a - b| = |\epsilon^{(0)} - \epsilon^{(1)}| ; X = |b - c| = |\epsilon^{(1)} - \epsilon^{(2)}| ; X > Y. Y содержит точку S. Считают |a — b| как полуцикл (N = 0,5) и исключают точку a. Точку старта S назначают в точке b.

Е.4.1.2 Y = |b - c| = |\epsilon^{(1)} - \epsilon^{(2)}| ; X = |c - d| = |\epsilon^{(2)} - \epsilon^{(3)}| ; X < Y.

Е.4.1.3 Y = |c - d| = |\epsilon^{(2)} - \epsilon^{(3)}| ; X = |d - e| = |\epsilon^{(3)} - \epsilon^{(4)}| ; X >= Y. Считают |c — d| как один цикл (N = 1) и исключают точки c и d. Цикл формируют парой размахов |c — d| и частью |d — e|.

Е.4.1.4 Y = |b - e| = |\epsilon^{(1)} - \epsilon^{(4)}| ; X = |e - f| = |\epsilon^{(4)} - \epsilon^{(5)}| ; Y > X.

Е.4.1.5 Y = |e - f| = |\epsilon^{(4)} - \epsilon^{(5)}| ; X = |f - g| = |\epsilon^{(5)} - \epsilon^{(6)}| ; Y > X.

Е.4.1.6 Y = |f - g| = |\epsilon^{(5)} - \epsilon^{(6)}| ; X = |g - h| = |\epsilon^{(6)} - \epsilon^{(7)}| ; X > Y. Считают |f — g| как один цикл и исключают точки f и g. Цикл формируют парой размахов |f — g| и частью |e — f|.

Е.4.1.7 Y = |b - e| = |\epsilon^{(1)} - \epsilon^{(4)}| ; X = |e - h| = |\epsilon^{(4)} - \epsilon^{(7)}| ; X > Y. Y содержит точку S (точку b). Считают |b — e| как полуцикл и исключают точку b; S = e.

Е.4.1.8 Y = |e - h| = |\epsilon^{(4)} - \epsilon^{(7)}| ; X = |h - k\prime| = |\epsilon^{(7)} - \epsilon^{(8}'^{)}| ; Y > X. Другие данные отсутствуют.

Е.4.1.9 Считают |e — h| как полуцикл, считают |h — k'| как полуцикл.

Е.4.1.10 Конец расчета.

Результаты расчета приведены в таблице Е.1.

Таблица Е.1

Пример расчета размахов деформаций, количества циклов и скорости деформирования в цикле для зависимости \epsilon^{(i)} , представленной на рисунке Е.2

Номер размаха	Размах деформации	Количество циклов N	Длительность цикла или полуцикла	Скорость деформирования
1	\Delta\epsilon^{(1)} = \\|0 - \epsilon^{(1)}\\| \equiv \\|a - b\\|	0,5	\Delta t^{(1)} = \\|0 - t^{(1)}\\|	\xi^{(1)} = \Delta\epsilon^{(1)}\Delta t^{(1)}
2	\Delta\epsilon^{(2)} = \\|\epsilon^{(2)} - \epsilon^{(3)}\\| \equiv \\|c - d\\|	1,0	\Delta t^{(2)} = \\|t^{(2)} - t^{(3)}\\|	\xi^{(2)} = \Delta\epsilon^{(2)}\Delta t^{(2)}
3	\Delta\epsilon^{(3)} = \\|\epsilon^{(5)} - \epsilon^{(6)}\\| \equiv \\|f - g\\|	1,0	\Delta t^{(3)} = \\|t^{(5)} - t^{(6)}\\|	\xi^{(3)} = \Delta\epsilon^{(3)}\Delta t^{(3)}
4	\Delta\epsilon^{(4)} = \\|\epsilon^{(1)} - \epsilon^{(4)}\\| \equiv \\|b - e\\|	0,5	\Delta t^{(4)} = \\|t^{(1)} - t^{(4)}\\|	\xi^{(4)} = \Delta\epsilon^{(4)}\Delta t^{(4)}
5	\Delta\epsilon^{(5)} = \\|\epsilon^{(4)} - \epsilon^{(7)}\\| \equiv \\|e - h\\|	0,5	\Delta t^{(5)} = \\|t^{(4)} - t^{(7)}\\|	\xi^{(5)} = \Delta\epsilon^{(5)}\Delta t^{(5)}
6	\Delta\epsilon^{(6)} = \\|\epsilon^{(7)} - 0\\| \equiv \\|h - k\prime\\|	0,5	\Delta t^{(6)} = \\|t^{(7)} - 0^{(8}'^{)}\\|	\xi^{(6)} = \Delta\epsilon^{(6)}\Delta t^{(6)}

Приложение Ж (обязательное)

РАСЧЕТ СКОРОСТИ РАДИАЦИОННОЙ ПОЛЗУЧЕСТИ

Ж.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных значений скорости радиационной ползучести материалов элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F до 165 сна и диапазона температур облучения Tобл от 270 °C до 400 °C.

Ж.2 Расчет радиационной ползучести

Ж.2.1 Скорость радиационной ползучести \xi_{eq}^{c} , ч-1, материалов ВКУ при заданном уровне напряжений рассчитывают по формуле

\xi_{eq}^{c} = (B_{0} \cdot \frac{1}{F_{0}} \cdot \frac{dF}{dt} + \omega \cdot \dot{S}) \cdot \sigma_{eq} , (Ж.1)

где B0 — константа материала, МПа-1;

F0 — нормирующий коэффициент, равный 1 сна;

dF/dt — скорость набора повреждающей дозы нейтронного облучения, сна/ч;

F — повреждающая доза нейтронного облучения, сна;

\omega — константа материала, МПа-1;

\dot{S} — скорость радиационного распухания с учетом напряжений, ч-1;

\sigma_{eq} — интенсивность напряжений, МПа.

При расчете по формуле (Ж.1) скорость радиационного распухания с учетом влияния напряжений \dot{S} рассчитывают в соответствии с приложением А.

Ж.2.2 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) в формуле (Ж.1):

константа B0 равна 1·10-6 МПа-1;
константа \omega равна 2,7·10-3 МПа-1.

Приложение И (обязательное)

РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ КОРРОЗИОННОМУ РАСТРЕСКИВАНИЮ

И.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных значений параметров сопротивления коррозионному растрескиванию материалов элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F от 3 до 165 сна в диапазоне температур облучения от 270 °C до 350 °C и диапазоне температур эксплуатации T от 200 °C до 350 °C для температур эксплуатации T ниже температур облучения Tобл.

И.2 Расчет параметров сопротивления коррозионному растрескиванию

И.2.1 Дозовую зависимость порогового напряжения коррозионного растрескивания материалов ВКУ рассчитывают по формуле

\sigma_{th}^{IASCC} = (\frac{C_{c} \cdot E}{\Delta\sigma_{0,2}(F)})^{1n_{c}} \cdot exp(- \gamma_{c} \cdot F) + \sigma_{c}^{min} , (И.1)

где \sigma_{th}^{IASCC} — пороговое напряжение коррозионного растрескивания материала, МПа;

Cc — параметр материала;

E — модуль упругости материала, МПа;

\Delta\sigma_{0,2}(F) — приращение предела текучести материала, МПа;

nc — параметр материала;

\gamma_{c} — коэффициент материала, сна-1;

F — повреждающая доза нейтронного облучения, сна;

\sigma_{c}^{min} — минимальное напряжение, ниже которого коррозионное растрескивание материала не происходит при любой величине F, МПа.

И.2.2 Время до зарождения трещины по механизму коррозионного растрескивания в материалах ВКУ при постоянной нагрузке выше порогового напряжения коррозионного растрескивания \sigma_{th}^{IASCC} рассчитывают по формуле

формула , (И.2)

где tf — время до инициации разрушения по механизму коррозионного растрескивания при постоянной нагрузке, ч;

\sigma_{eq} — интенсивность напряжений при постоянной нагрузке, МПа;

\beta_{c} — коэффициент, ч-1/2.

И.2.3 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) значения параметров и коэффициентов в формулах (И.1) и (И.2) принимают по таблице И.1.

Таблица И.1

Значения параметров и коэффициентов для формул (И.1), (И.2)

Cc	\sigma_{c}^{min} , МПа	nc	\gamma_{c} , сна-1	\beta_{c} , ч-1
4,1·10-2	300	0,45	3,2·10-2	3,5·10-2

И.2.4 Значение приращения предела текучести материала \Delta\sigma_{0,2}(F) при повреждающей дозе нейтронного облучения F рассчитывают для температуры 350 °C по формуле

\Delta\sigma_{0,2}(350°C,F) = \sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(350°C,F) - \sigma_{0,2}^{0}(350°C) , (И.3)

где \sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(350°C,F) — эффективный предел текучести материала при температуре 350 °C, МПа;

\sigma_{0,2}^{0}(350°C) — предел текучести материала в исходном состоянии при температуре 350 °C, МПа.

Модуль упругости материала E в формулах (И.1) и (И.2) рассчитывают для температуры 350 °C по формуле (В.21).

Приложение К (обязательное)

КРИТИЧЕСКОЕ РАСПУХАНИЕ МАТЕРИАЛА, ПРИВОДЯЩЕЕ К ОБРАЗОВАНИЮ ЗОНЫ ПРЕДЕЛЬНОГО ОХРУПЧИВАНИЯ

К.1 Настоящее приложение используют для назначения критического значения радиационного распухания материала Sкрит, приводящего к образованию ЗПО в элементах (компонентах) ВКУ.

К.2 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) значение Sкрит принимают равным 0,05.

Приложение Л (обязательное)

РАСЧЕТ СКОРОСТИ РОСТА ТРЕЩИНЫ ПРИ КОРРОЗИОННОМ РАСТРЕСКИВАНИИ

Л.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных значений скорости роста трещины при коррозионном растрескивании материалов элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F от 0 до 165 сна и радиационным распуханием S до 5,0% в диапазоне температур облучения Tобл от 270 °C до 350 °C и диапазоне температур эксплуатации T от 20 °C до 350 °C для температур эксплуатации T ниже температур облучения Tобл.

Л.2 Расчет скорости роста трещины при коррозионном растрескивании

Л.2.1 Скорость роста трещины при коррозионном растрескивании dl/dt, мм/ч, материалов ВКУ в среде теплоносителя первого контура ВВЭР рассчитывают по формуле

\frac{dl}{dt} = A_{\tau} \cdot (K)^{n_{\tau}} , (Л.1)

где l — линейный размер расчетного дефекта (длина его малой или большой полуоси), мм;

t — время, ч;

A_{\tau} — константа материала;

K — коэффициент интенсивности напряжений, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

n_{\tau} — константа материала.

В формуле (Л.1) при КИН свыше 55\text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} принимают K равным 55\text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} .

Л.2.2 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) константы A_{\tau} и n_{\tau} принимают по таблице Л.1.

Таблица Л.1

Значения констант для формулы (Л.1)

Материал ВКУ	A_{\tau} , мм/ч	n_{\tau}	A_{\tau} , мм/ч	n_{\tau}
Материал ВКУ	F до 3 сна включ.		F свыше 3 сна
Основной металл	2,53·10-7	3,00	2,52·10-7	2,16
Сварной шов	2,52·10-7	2,16	2,52·10-7	2,16

Приложение М (обязательное)

РАСЧЕТ СКОРОСТИ РОСТА ТРЕЩИНЫ ПРИ РАДИАЦИОННОЙ ПОЛЗУЧЕСТИ

М.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных значений скорости роста трещины при радиационной ползучести материалов элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F до 165 сна в диапазоне температур облучения Tобл от 270 °C до 400 °C и диапазоне температур эксплуатации T от 20 °C до 400 °C для температур эксплуатации T ниже температур облучения Tобл.

М.2 Расчет скорости роста трещины при радиационной ползучести

М.2.1 Скорость роста трещины при радиационной ползучести dl/dt, мм/ч; в материалах ВКУ рассчитывают по формуле

\frac{dl}{dt} = \lambda \cdot (B_{0} \cdot \frac{1}{F_{0}} \cdot \frac{dF}{dt} + \omega \cdot \dot{S}) \cdot K_{I} \cdot 10^{3} , (М.1)

где l — линейный размер расчетного дефекта (длина его малой или большой полуоси), мм;

t — время, ч;

\lambda — константа материала, \sqrt{\text{м}} ;

B0 — константа материала, МПа-1;

F0 — нормирующий коэффициент, равный 1 сна;

dF/dt — скорость набора повреждающей дозы нейтронного облучения, сна/ч;

F — повреждающая доза нейтронного облучения, сна;

\omega — константа материала, МПа-1;

\dot{S} — скорость радиационного распухания с учетом напряжений, ч-1;

KI — коэффициент интенсивности напряжений, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} .

Константы материала B0 и \omega принимают в соответствии с приложением Ж. Скорость радиационного распухания \dot{S} рассчитывают в соответствии с приложением А.

М.2.2 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) константа \lambda равна 1,23 \cdot \sqrt{\text{м}} .

Приложение Н (обязательное)

РАСЧЕТ СКОРОСТИ РОСТА УСТАЛОСТНОЙ ТРЕЩИНЫ

Н.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных значений скорости роста усталостной трещины в материалах элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F от 0 до 165 сна и радиационным распуханием материала S до 5,0% в диапазоне температур облучения Tобл от 270 °C до 400 °C и диапазоне температур эксплуатации T от 20 °C до 400 °C для температур эксплуатации T ниже температур облучения Tобл.

Н.2 Расчет скорости роста усталостной трещины в материалах ВКУ без учета влияния среды теплоносителя первого контура ВВЭР

Н.2.1 Скорость роста усталостной трещины в материалах ВКУ для внутренних дефектов, не контактирующих с теплоносителем первого контура ВВЭР, рассчитывают по следующей процедуре.

Н.2.2 Рассчитывают размах КИН по формуле

maxminmaxmaxпри 00при 0KKKKK->ìΔ=í≤î , (Н.1)

где \Delta K — размах КИН, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

K_max - максимальный КИН в цикле, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

Kmin — минимальный КИН в цикле, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} .

При значении Kmin меньше 0 принимают Kmin в формуле (Н.1) равным 0.

Н.2.3 Рассчитывают коэффициент асимметрии цикла напряжений по формуле

формула . (Н.2)

Н.2.4 Рассчитывают пороговый размах КИН по формуле

\Delta K_{th}(R) = \Delta K_{th}^{0} \cdot (1 - k_{R} \cdot R) , (Н.3)

где \Delta K_{th}^{0} — параметр материала, равный величине \Delta K_{th} при R, равном 0, \text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}} ;

kR — параметр материала.

Значения параметров \Delta K_{th}^{0} и kR принимают по таблице Н.1.

Таблица Н.1

Значения параметров для формулы (Н.3)

Материал	\Delta K_{th}^{0},\text{МПа} \cdot \sqrt{\text{м}}	kR
Сталь марки 08Х18Н10Т	6,50	0,70
Сталь марки 08Х16Н11М3	4,20	0,65
Сталь марки 10Х16Н25МТ	6,50	0,70
Сварной шов	3,85	0,70

Н.2.5 Рассчитывают эффективную скорость роста усталостной трещины (скорость роста усталостной трещины без учета радиационного распухания) в материале ВКУ по формуле

формула , (Н.4)

где (\Delta l\Delta_{\text{эф}}N_{\text{ф}}) — эффективная скорость роста усталостной трещины в материале, мм/цикл;

l — линейный размер расчетного дефекта (длина его малой или большой полуоси), мм;

Cf и nf — коэффициенты уравнения Пэриса.

Коэффициент Cf в формуле (Н.4) для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ) рассчитывают по следующим формулам:

для повреждающей дозы нейтронного облучения F не более 14 сна

формула ; (Н.5)

для повреждающей дозы нейтронного облучения F более 14 сна

формула . (Н.6)

Коэффициент Cf для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) рассчитывают по следующим формулам:

для повреждающей дозы нейтронного облучения F не более 4 сна

формула ; (Н.7)

для повреждающей дозы нейтронного облучения F более 4 сна

формула . (Н.8)

В формулах (Н.5) - (Н.8) T — температура эксплуатации, °C.

Коэффициент nf в формуле (Н.4) для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) принимают равным 3,3.

Н.2.6 Рассчитывают скорость роста усталостной трещины в материале с учетом радиационного распухания рассчитывают по формуле

(\frac{\Delta l}{\Delta N}) = (\frac{\Delta l}{\Delta N})^{\text{эфф}} \cdot \omega^{Sw}(S) , (Н.9)

где (\Delta l\Delta N) — скорость роста усталостной трещины в материале, мм/цикл;

S — радиационное распухание материала, отн. ед.;

\omega^{Sw}(S) — коэффициент увеличения скорости роста усталостной трещины под влиянием радиационного распухания.

Величину радиационного распухания материала S рассчитывают в соответствии с приложением А.

Коэффициент \omega^{Sw}(S) в формуле (Н.9) рассчитывают по формуле

формула . (Н.10)

Н.3 Расчет скорости роста усталостной трещины в материалах ВКУ, контактирующих со средой теплоносителя первого контура ВВЭР

Н.3.1 Скорость роста усталостной трещины в материалах ВКУ для поверхностных дефектов, контактирующих со средой теплоносителя первого контура ВВЭР, рассчитывают по следующей процедуре.

Н.3.2 Рассчитывают коэффициент увеличения скорости роста усталостной трещины под влиянием среды теплоносителя первого контура ВВЭР по формуле

формула , (Н.11)

где tr — время подъема нагрузки в цикле, ч;

Aenv — коэффициент материала, учитывающий влияние среды;

penv — коэффициент материала.

При tr свыше 1/6 ч, значение tr принимают равным 1/6 ч. Если рассчитанное по формуле (Н.11) значение \omega^{env} превышает 7,7, то значение \omega^{env} принимают равным 7,7.

Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) принимают следующие значения коэффициентов в формуле (Н.11):

коэффициент Aenv равен 2,74·10-5;
коэффициент penv равен 0,5.

Н.3.3 Рассчитывают эффективную скорость роста усталостной трещины (скорость роста усталостной трещины без учета радиационного распухания) в материале ВКУ, контактирующем со средой теплоносителя первого контура ВВЭР, по формуле

(\frac{\Delta l}{\Delta N})_{env}^{\text{эфф}} = (\frac{\Delta l}{\Delta N})^{\text{эфф}} \cdot \omega^{env} . (Н.12)

Н.3.4 Рассчитывают скорость роста усталостной трещины в материале ВКУ, контактирующем со средой теплоносителя первого контура ВВЭР, с учетом радиационного распухания по формуле

(\frac{\Delta l}{\Delta N})_{env} = (\frac{\Delta l}{\Delta N})_{env}^{\text{эфф}} \cdot \omega^{Sw}(S) . (Н.13)

Коэффициент \omega^{Sw} рассчитывают по формуле (Н.10).

Приложение П (обязательное)

РАСЧЕТ СТАТИЧЕСКОЙ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ

П.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения расчетных значений статической трещиностойкости материалов элементов (компонентов) ВКУ с повреждающей дозой нейтронного облучения F от 0 до 165 сна и радиационным распуханием материала S до 5,0% в диапазоне температур облучения Tобл от 270 °C до 400 °C и диапазоне температур эксплуатации T от 20 °C до 400 °C для температур эксплуатации T ниже температур облучения Tобл.

П.2 Расчет статической трещиностойкости

П.2.1 Температурную зависимость статической трещиностойкости материалов ВКУ в исходном состоянии рассчитывают по формуле

J_{c}^{0}(T) = C_{J} \cdot \frac{\sigma_{0,2}^{0}(T) + \sigma_{\text{в}}^{0}(T)}{2} , (П.1)

где J_{c}^{0} — статическая трещиностойкость материала в исходном состоянии, Н/мм;

T — температура эксплуатации, °C;

CJ — константа материала, мм;

\sigma_{0,2}^{0} — предел текучести материала в исходном состоянии, МПа;

\sigma_{\text{в}}^{0} — предел прочности материала в исходном состоянии, МПа.

П.2.2 Температурно-дозовую зависимость эффективной статической трещиностойкости (статической трещиностойкости без учета радиационного распухания) материалов ВКУ рассчитывают по формуле

J_{c}^{\text{эфф}}(T,F) = C_{J} \cdot (\frac{\sigma_{0,2}^{\text{эфф}}(T,F) + \sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}}(T,F)}{2}) \cdot (1 - A_{\epsilon J} \cdot (1 - exp(- B_{\epsilon J} \cdot F))) , (П.2)

где Jcэфф — эффективная статическая трещиностойкость материала, Н/мм;

F — повреждающая доза нейтронного облучения, сна;

\sigma_{0,2}^{\text{эфф}} — эффективный предел текучести материала, МПа;

\sigma_{\text{в}}^{\text{эфф}} — эффективный предел прочности материала, МПа;

CJ — константа материала, мм;

A_{\epsilon J} — константа материала;

B_{\epsilon J} — константа материала, сна-1.

П.2.3 При повреждающих дозах нейтронного облучения свыше 14 сна и температурах эксплуатации ниже 80 °C эффективную статическую трещиностойкость материалов ВКУ принимают равной 15 Н/мм.

П.2.4 Температурно-дозовую зависимость статической трещиностойкости материалов ВКУ с учетом радиационного распухания рассчитывают по формуле

J_{c}(T,F,S) = J_{c}^{\text{эфф}}(T,F) \cdot \phi_{J}(S) \cdot (1 - (\frac{S}{1 + S})23) , (П.3)

где Jc — статическая трещиностойкость материала, Н/мм;

S — радиационное распухание материала, отн. ед.;

\phi_{J}(S) — параметр снижения статической трещиностойкости материала от радиационного распухания.

Величину радиационного распухания материала S рассчитывают в соответствии с приложением А.

П.2.5 Для основного металла ВКУ (стали марок 08Х18Н10Т, 08Х16Н11М3 или 10Х16Н25МТ), а также для сварных швов ВКУ (выполненных сварочной проволокой марки Св-04Х19Н11М3 или электродами марки ЭА-400/10) механические свойства, константы и параметры в формулах (П.1) - (П.3) определяют следующим образом.

П.2.5.1 Предел текучести и предел прочности материалов ВКУ в исходном состоянии рассчитывают по формулам (В.1) и (В.2).

П.2.5.2 Температурно-дозовые зависимости эффективного предела текучести и эффективного предела прочности рассчитывают:

по формулам (В.7) и (В.12) для стали марок 08Х18Н10Т и 10Х16Н25МТ;
по формулам (В.8) и (В.13) для стали марки 08Х16Н11М3;
по формулам (В.11) и (В.15) для сварных швов.

П.2.5.3 Константы CJ, A_{\epsilon J} и B_{\epsilon J} принимают по таблице П.1.

Таблица П.1

Значения констант для формулы (Н.2)

Материал	A_{\epsilon J}	B_{\epsilon J} , сна-1	CJ, мм
Сталь марок 08Х18Н10Т и 08Х16Н11М3	0,9	0,3	0,27
Сталь марки 10Х16Н25МТ	0,9	0,3	0,14
Сварной шов	0,9	0,3	0,19

П.2.5.4 Параметр снижения статической трещиностойкости материала от радиационного распухания \phi_{J} рассчитывают по формуле

\phi_{J}(S) = (1 - 19,03 \cdot S) \cdot exp( - 6,94 \cdot S^{0,865}) . (П.4)

Приложение Р (обязательное)

ПРОЦЕДУРА РАСЧЕТА РЕФЕРЕНСНОГО НАПРЯЖЕНИЯ

Р.1 Общие положения приложения

Р.1.1 В общем случае референсное напряжение \sigma_{ref} рассчитывают по формуле

\sigma_{ref} = \frac{P}{P_{lim}} \cdot \sigma_{0,2} , (Р.1)

где P — текущая нагрузка, Н;

Plim — предельная нагрузка, отвечающая несущей способности элемента, Н;

\sigma_{0,2} — предел текучести материала, МПа.

Р.1.2 При выборе схемы расчета референсного напряжения \sigma_{ref} учитывают геометрические характеристики рассматриваемого элемента (компонента) ВКУ и соотношение среднего радиуса rm цилиндрической поверхности стенки элемента (компонента) к ее толщине h:

при rm/h >= 20 референсное напряжение \sigma_{ref} рассчитывают на основании расчетной схемы внутренней или поверхностной (полуэллиптической или четвертьэллиптической) трещины в пластине;
при rm/h < 20 референсное напряжение \sigma_{ref} рассчитывают в зависимости от предполагаемой ориентации дефекта: по схеме полуэллиптической трещины на внутренней поверхности цилиндра в его диаметральной плоскости или по схеме полуэллиптической или четвертьэллиптической трещины на внутренней поверхности цилиндра по его образующей.

Р.1.3 При расчете НДС учитывают только первичные напряжения (от первичной нагрузки). Расчет НДС проводят для элемента (компонента) без дефекта.

Р.2 Внутренняя эллиптическая и поверхностная полуэллиптическая трещина в пластине

Р.2.1 В выбранном для оценки сечении элемента (компонента), в котором постулируется дефект, расчетным или аналитическим методом определяют распределение напряжений \sigma_{n}(x,t) , нормальных к плоскости сечения в момент времени t. Полученное в результате расчета распределение напряжений \sigma_{n}(x,t) произвольного вида представляют в текущий момент времени t в виде двух составляющих: мембранного напряжения \sigma_{M} и изгибного напряжения \sigma_{b} (см. рисунок Р.1).

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

1 — распределение напряжения \sigma_{n} ; 2 — мембранное напряжение; 3 — изгибное напряжение

Рисунок Р.1 — Распределение по сечению напряжения \sigma_{n} и его составляющих

Р.2.2 Мембранное напряжение \sigma_{M} рассчитывают по формуле

\sigma_{M} = \frac{1}{h} \int_{- h2}^{h2} \sigma(x) \cdot dx , (Р.2)

где h — толщина пластины, мм.

При \sigma_{M} менее 0 принимают \sigma_{M} равным 0.

Р.2.3 Изгибное напряжение \sigma_{b} рассчитывают по формуле

\sigma_{b} = \frac{6}{h} \int_{- h2}^{h2} \sigma(x) \cdot x \cdot dx . (Р.3)

При \sigma_{b} менее 0 принимают \sigma_{b} равным 0.

Р.2.4 Общее напряжение \sigma_{n} представляют в виде

\sigma_{n}(x) = \sigma_{M} - \sigma_{b} \cdot \frac{2x}{h} . (Р.4)

Р.2.5 Референсное напряжение \sigma_{ef} для внутренней эллиптической трещины в пластине (см. рисунок Р.2а) рассчитывают по формуле

\sigma_{ref} = \frac{(\xi \cdot \sigma_{M}) + (\sigma_{b}3) + \sqrt{((\xi \cdot \sigma_{M}) + (\sigma_{b}3))^{2} + ((1 - \xi)^{2} + 4 \cdot \gamma \cdot \xi) \cdot \sigma_{M}^{2}}}{(1 - \xi)^{2} + 4 \cdot \gamma \cdot \xi} , (Р.5)

где \xi = 2 \cdot a \cdot c(c \cdot h + h^{2}) ;

\gamma = 0,5 - (ah) - (eh) ;

a — длина малой полуоси дефекта, мм;

c — длина большой полуоси дефекта, мм;

e — расстояние от большой оси дефекта до середины толщины пластины, мм.

Примечание — Расчет по формуле (Р.5) допускается проводить при изменении отношения (a/h) в диапазоне от 0 до 0,8 и отношении (e/h), большим или равным нулю.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

а) Внутренняя эллиптическая

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

б) Поверхностная полуэллиптическая

Рисунок Р.2 — Трещина в пластине

Р.2.6 Референсное напряжение \sigma_{ref} для поверхностной полуэллиптической трещины в пластине [см. рисунок Р.2б)] рассчитывают по формуле

\sigma_{ref} = \frac{(1 - \xi)^{1,58} \cdot \sigma_{b} + \sqrt{(1 - \xi)^{3,16} \cdot \sigma_{b}^{2} + 9 \cdot (1 - \xi)^{3,14} \cdot \sigma_{M}^{2}}}{3 \cdot (1 - \xi)^{2}} , (Р.6)

где \xi = a \cdot c(c \cdot h + h^{2}) .

Примечание — Расчет по формуле (Р.6) допускается проводить при изменении отношения (a/h) в диапазоне от 0 до 0,8.

Р.3 Четвертьэллиптическая трещина на внутренней поверхности узла, образованного двумя пластинами

Р.3.1 При рассмотрении четвертьэллиптической трещины принимают, что длины малой и большой полуосей эллипса равны между собой.

Р.3.2 В выбранном для оценки сечении элемента (компонента), в котором постулируют дефект (плоскость дефекта лежит в плоскости сечения), расчетным или аналитическим методом определяют распределение напряжений \sigma_{n}(x,t) нормальных к плоскости сечения в момент времени t (см. рисунок Р.3). Полученное в результате расчета распределение напряжений \sigma_{n}(x,t) произвольного вида представляют в текущий момент времени t в виде двух составляющих: мембранного напряжения \sigma_{M} и изгибного напряжения \sigma_{b} , рассчитываемых по формулам (Р.2) и (Р.3).

Р.3.3 Референсное напряжение рассчитывают по формуле (Р.5) при условии, что h определяют по рисунку Р.3 и что малая и большая полуось эллипса равны.

Примечание - Схематизация расчетного параметра h: x — координата, по которой задается распределение нормальных к трещине напряжений.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

Рисунок Р.3 — Четвертьэллиптическая трещина на внутренней поверхности узла, образованного двумя пластинами

Р.4 Полуэллиптическая трещина, расположенная на внутренней поверхности цилиндра в его диаметральной плоскости

Р.4.1 Геометрическая схема элемента (компонента) и дефекта в нем приведена на рисунке Р.4.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

a — глубина дефекта; 2c — длина дефекта; 2\theta — угол дефекта (в радианах), расположенный симметрично плоскости действия изгибающего момента

Рисунок Р.4 — Полуэллиптическая трещина на внутренней поверхности цилиндра в его диаметральной плоскости

Р.4.2 Референсное напряжение рассчитывают по формуле

\sigma_{ref} = \sqrt{((\frac{\sigma_{M}}{s_{M}\prime})^{2} + (\frac{\sigma_{bg}}{s_{b}\prime_{g}})2)((\frac{s_{M}}{s_{M}\prime})^{2} + (\frac{s_{bg}}{s_{b}\prime_{g}})2)} , (Р.7)

где \sigma_{M} — мембранные напряжения, равные N/Sтр, МПа;

\sigma_{bg} — глобальные изгибные напряжения, равные M/Wтр, МПа;

N — осевое усилие, Н;

M — изгибающий момент в рассматриваемом поперечном сечении трубы, Н·мм;

Sтр — площадь поперечного сечения трубы, мм2;

Wтр — момент сопротивления в рассматриваемом поперечном сечении трубы, мм3;

sM, sbg и \beta — параметры, которые находят из решения системы уравнений вида

формула , (Р.8)

s'M — параметр, который рассчитывают по формуле

s_{M}\prime = 1 - \frac{2}{\pi} \cdot arcsin(\frac{a}{2h} \cdot sin\theta) - \frac{a}{h} \cdot \frac{\theta}{\pi} ; (Р.9)

s'bg — параметр, который рассчитывают по формуле

s_{b}\prime_{g} = \frac{4}{\pi} \cdot sin[\frac{1}{2} \cdot (\pi - \frac{a}{h} \cdot \theta)] - \frac{2}{\pi} \cdot \frac{a}{h} \cdot sin\theta . (Р.10)

Примечание — Расчет по формуле (Р.7) допускается проводить при изменении отношения (a/h) в диапазоне от 0 до 0,8 и величине \theta не более (\pi - \beta) .

Р.5 Полуэллиптическая трещина на внутренней поверхности цилиндра, ориентированная вдоль его образующей

Р.5.1 Геометрическая схема элемента (компонента) с дефектом приведена на рисунке Р.5.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

a — глубина дефекта; 2c — длина дефекта

Рисунок Р.5 — Полуэллиптическая трещина на внутренней поверхности цилиндра, ориентированная вдоль его образующей

Р.5.2 Референсное напряжение рассчитывают по формуле

\sigma_{ref} = \frac{\sigma_{M}}{\sqrt{(1 - \xi^{3,11})^{1,9}}} , (Р.11)

где \xi = a \cdot c(c \cdot h + h^{2}) ;

\sigma_{M} — мембранное напряжение, ориентированное перпендикулярно к плоскости трещины в цилиндре без трещины, МПа.

Примечание — Расчет по формуле (Р.11) допускается проводить при изменении отношения (a/h) в диапазоне от 0 до 0,8.

Р.6 Четвертьэллиптическая трещина на внутренней поверхности узла, образованного пересечением двух цилиндров

Р.6.1 Геометрическая схема элемента (компонента) с дефектом приведена на рисунке Р.6.

Примечание - Схематизация расчетного параметра h.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

Рисунок Р.6 — Четвертьэллиптическая трещина на внутренней поверхности узла, образованного пересечением двух цилиндров

Р.6.2 При рассмотрении четвертьэллиптической трещины принимают, что длины малой и большой полуосей эллипса равны.

Р.6.3 Референсное напряжение рассчитывают по формуле (Р.11) при условии, что h определяется из рисунка Р.6.

Р.7 Сквозная трещина в пластине. Сквозная трещина в цилиндре, ориентированная вдоль образующей цилиндра

Р.7.1 Геометрическая схема элемента (компонента) с дефектом приведена на рисунке Р.7.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

2c — длина дефекта

Рисунок Р.7 — Сквозная трещина в пластине или сквозная трещина в цилиндре, ориентированная вдоль его образующей

Р.7.2 Мембранное напряжение рассчитывают по формуле

\sigma_{M} = \frac{1}{2 \cdot B \cdot h} \int_{- W - h}^{Wh} \int_{- h2}^{h2} \sigma(x,z) \cdot dz \cdot dx , (Р.12)

где B — половина ширины пластины, мм;

h — толщина пластины, мм;

\sigma(x,z) — напряжение, нормальное к плоскости трещины, МПа.

Р.7.3 Референсное напряжение рассчитывают по формуле

\sigma_{ref} = \frac{\sigma_{M}}{1 - \xi} , (Р.13)

где \xi = cB .

Р.8 Сквозная трещина в диаметральной плоскости цилиндра

Р.8.1 Геометрическая схема элемента (компонента) с дефектом приведена на рисунке Р.8.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

2c — длина дефекта; 2\theta — угол дефекта (в радианах), расположенный симметрично плоскости действия изгибающего момента

Рисунок Р.8 — Схема расположения дефекта в диаметральной плоскости цилиндра

Р.8.2 Референсное напряжение рассчитывают по формуле (Р.7), в которой параметры sM, sbg и \beta находят из решения системы уравнений

формула ; (Р.14)

параметр s'M рассчитывают по формуле

s_{M}\prime = 1 - \frac{2}{\pi} \cdot arcsin(\frac{1}{2} \cdot sin\theta) - \frac{\theta}{\pi} ; (Р.15)

параметр s'bg рассчитывают по формуле

s_{b}\prime_{g} = \frac{4}{\pi} \cdot sin[\frac{1}{2} \cdot (\pi - \theta)] - \frac{2}{\pi} \cdot sin\theta . (Р.16)

Приложение С (рекомендуемое)

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ФАКТИЧЕСКОГО ЗНАЧЕНИЯ ПАРАМЕТРА cD НА ОСНОВЕ АНАЛИЗА РЕЗУЛЬТАТОВ КОНТРОЛЯ ИЗМЕНЕНИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ ВЫГОРОДКИ

С.1 Область применения приложения

Настоящее приложение применимо для определения фактического значения параметра cD в зависимости от радиационного распухания (А.1) для снижения консервативности расчетов применительно к выгородке конкретного энергоблока с ВВЭР-1000, ВВЭР-1200, ВВЭР-ТОИ.

С.2 Общие положения процедуры

С.2.1 При определении фактического значения параметра радиационного распухания материала cD объектом анализа является выгородка реактора в виде цилиндрической сборки высотой Zb из нескольких колец, поперечное сечение внутренней поверхности которых повторяет конфигурацию активной зоны реактора и имеет 90 вертикальных ребер, образованных пресечением соседних вертикальных граней выгородки.

С.2.2 Положение ребер выгородки в поперечном сечении задают в полярной системе координат, центр которой совпадает с проекцией центральной вертикальной оси выгородки, и определяется азимутальным углом \psi и расстоянием от центральной оси выгородки до ее ребра \zeta .

С.2.3 Используют понятие «типовое ребро» — ребро, которое в соответствии с проектом геометрически отличается от прочих ребер в пределах сектора в 1/12 части выгородки, ограниченной плоскостями симметрии, и повторяется в других секторах (в том числе зеркально).

С.2.4 Каждое ребро обозначают парой чисел (i; j): i — характеризует порядковый номер типового ребра в пределах сектора, j — характеризует порядковый номер сектора. Схема секторов и обозначения ребер в секторе показана на рисунке С.1.

Примеры

1 Ребро (4;2) имеет азимутальный угол \psi_{(4;2)} , равный 47,3° и является типовым ребром № 4 сектора № 2 (см. рисунок С.1). Типовыми ребрами № 4 также являются ребра (4;1), (4;3), (4;4) и так далее до (4;12).

2 Ребро (1;1) имеет азимутальный угол \psi_{(1;1)} , равный 0° и является типовым ребром № 1 сектора № 1, при этом оно также является ребром (1;12), то есть является типовым ребром № 1 сектора № 12 с азимутальным углом \psi_{(1;1)} , равным 360°.

17 Анализ реализации критического события "Исчерпание деформационной способности

Рисунок С.1 — Нумерация секторов выгородки и ребер выгородки по секторам выгородки

С.2.5 Для определения фактического значения параметра радиационного распухания материала cD проводят:

контроль изменения геометрических размеров выгородки, время проведения которого определяют в соответствии с подразделами Б.3 и Б.4 приложения Б;
серию расчетов изменения геометрических размеров выгородки за счет радиационных распухания и ползучести ее материала за время от начала эксплуатации до момента времени проведения контроля геометрических размеров выгородки.

Примечания

1 Первый расчет проводят до проведения контроля текущих размеров выгородки и используют для назначения высотных координат сечений, в которых проводят контроль.

2 Повторные расчеты проводят после проведения контроля текущих размеров выгородки и используют для определения фактического значения параметра радиационного распухания материала cD.

С.3 Процедура расчетного определения изменения геометрических размеров выгородки

С.3.1 В качестве геометрических размеров выгородки на момент начала эксплуатации используют ее проектные размеры.

С.3.2 Расчетное изменение геометрических размеров выгородки определяют посредством расчета в упруго-вязкопластической постановке с учетом радиационного распухания и радиационной ползучести для реализованных топливных загрузок на временном интервале от начала эксплуатации до момента проведения контроля изменения геометрических размеров выгородки.

Расчет проводят МКЭ (допускается использовать другие численные методы) в геометрически нелинейной постановке. Определяющие уравнения для упруго-вязкопластического расчета приведены в приложении Д. Радиационное распухание и радиационную ползучесть учитывают в соответствии с приложениями А и Ж.

Примечание — При проведении первого расчета для назначения высотных координат сечений, в которых проводят контроль, в качестве значения cD используют значение c_{D}^{con} , которое принимают в соответствии с приложением А. При проведении повторных расчетов значение cD выбирают в интервале от c_{D}^{med} до c_{D}^{con} .

С.3.3 По результатам расчета определяют расчетные значения расстояний от центральной оси выгородки до ее типовых ребер \varsigma_{i}^{(\text{ра})\text{сч}} с шагом по высоте выгородки не более 5% от высоты кольца Zb.

С.3.4 Для каждого кольца выгородки (далее k-го кольца) определяют поперечное сечение, в котором смещение типовых ребер в направлении центральной оси выгородки максимально. Положение этого сечения задают высотной координатой z_{cont}^{k} в диапазоне от 0 до Zb.

Примечание - Начало оси высотных координат помещают в плоскости верхнего торца выгородки.

С.3.5 В сечении с координатой z_{cont}^{k} k-го кольца рассчитывают перемещения типовых ребер за время от начала эксплуатации до момента проведения контроля изменения геометрических размеров выгородки.

С.3.5.1 Если расчет по С.3.2 выполняют для сектора в 1/12 часть выгородки, то перемещения типовых ребер рассчитывают по формуле

u_{i}^{(\text{ра})\text{сч}} = \varsigma_{i}^{(\text{ра})\text{сч}} - \varsigma_{i}^{(\text{пр})} , (С.1)

где u_{i}^{(\text{ра})\text{сч}} — расчетное перемещение i-го типового ребра, мм;

\varsigma_{i}^{(\text{ра})\text{сч}} — расчетное расстояние от оси выгородки до ее i-го типового ребра, мм;

\varsigma_{i}^{(\text{пр})} — проектное расстояние от оси выгородки до ее i-го типового ребра, мм.

С.3.5.2 Если расчет по С.3.2 выполняется для всей выгородки, то перемещения типовых ребер рассчитывают по формуле

u_{i}^{(\text{ра})\text{сч}} = \overline{\varsigma_{(i)}^{\text{расч}}} - \varsigma_{i}^{(\text{пр})} , (С.2)

где \overline{\varsigma_{(i)}^{\text{расч}}} — среднее по секторам расчетное расстояние от оси выгородки до ее i-го типового ребра, мм.

Величину \overline{\varsigma_{(i)}^{\text{расч}}} рассчитывают по формуле

\overline{\varsigma_{(i)}^{\text{расч}}} = \frac{1}{12} \cdot \sum_{j = 1}^{12} \varsigma_{i;j}^{(\text{расч})} , (С.3)

где \varsigma_{i;j}^{(\text{расч})} — расчетное расстояние от оси выгородки до ее i-го типового ребра в j-м секторе выгородки, мм.

С.4 Процедура определения изменения геометрических размеров выгородки по результатам контроля

С.4.1 При проведении контроля изменения геометрических размеров выгородки в каждом поперечном сечении с высотной координатой z_{cont}^{k} , заданной в соответствии с С.3.4, определяют расстояния от центральной оси выгородки до всех ее ребер \varsigma_{(i,j)}^{\text{изм}} с погрешностью не более +/- 0,5 мм.

Примечание - Для повышения надежности определения расстояния до каждого ребра выгородки рекомендуется определять его как среднее арифметическое по результатам не менее двух измерений в каждом измеряемом сечении k-го кольца выгородки.

С.4.2 Чтобы подтвердить, что сечение, в котором проводят измерения, имеет максимальные в пределах кольца смещения ребер в направлении центральной оси выгородки, определяют расстояния до ребер выгородки в пяти равномерно распределенных по высоте сечениях, крайние из которых отстоят от торцов кольца на величину от 5% до 15% высоты кольца Zb. Если в результате показано, что высотная координата сечения, в котором смещения ребер в направлении центральной оси выгородки максимальны, отличается от высотной координаты, заданной в С.3.4, то эту координату принимают как z_{cont}^{k} и повторно выполняют расчет по С.3.5.

С.4.3 В сечении с высотной координатой z_{cont}^{k} каждого кольца рассчитывают перемещения типовых ребер за время от начала эксплуатации до момента проведения контроля изменения геометрических размеров выгородки.

С.4.3.1 Если согласно подразделу Б.2 приложения Б есть сведения о фактической геометрии выгородки на момент начала эксплуатации, то перемещения типовых ребер рассчитывают по формуле

u_{i}^{(\text{из})\text{м}} = (\overline{\varsigma_{(i)}^{\text{изм}}} - \overline{\varsigma_{(i)}^{\text{исх}}}) - (\overline{\varsigma^{\text{изм}}} - \overline{\varsigma^{\text{исх}}}) , (С.4)

где u_{i}^{(\text{из})\text{м}} — перемещение i-го типового ребра, полученное на основе измерений, мм;

\overline{\varsigma_{(i)}^{\text{изм}}} — расстояние от оси выгородки до ее i-го типового ребра, полученное на основе измерений, мм;

\overline{\varsigma_{(i)}^{\text{исх}}} — расстояние от оси выгородки до ее i-го типового ребра на момент начала эксплуатации, мм;

\overline{\varsigma^{\text{изм}}} — среднее расстояние от оси выгородки до ее ребер, полученное на основе измерений, мм;

\overline{\varsigma^{\text{исх}}} — среднее расстояние от оси выгородки до ее ребер на момент начала эксплуатации, мм.

Величину \overline{\varsigma_{(i)}^{\text{изм}}} рассчитывают по формуле

\overline{\varsigma_{(i)}^{\text{изм}}} = \frac{1}{12} \cdot \sum_{j = 1}^{12} \varsigma_{(i;j)}^{\text{изм}} , (С.5)

где \varsigma_{(i,j)}^{\text{изм}} — измеренное расстояние от оси выгородки до ее i-го типового ребра в j-м секторе выгородки, мм.

Величину \overline{\varsigma_{(i)}^{\text{исх}}} рассчитывают по формуле

\overline{\varsigma_{(i)}^{\text{исх}}} = \frac{1}{12} \cdot \sum_{j = 1}^{12} \varsigma_{(i;j)}^{\text{исх}} , (С.6)

где \varsigma_{(i;j)}^{\text{исх}} — расстояние от оси выгородки до ее i-го типового ребра в j-м секторе выгородки на момент начала эксплуатации, мм.

Величину \overline{\varsigma^{\text{изм}}} рассчитывают по формуле

\overline{\varsigma^{\text{изм}}} = \frac{1}{96} \cdot \sum_{i = 1}^{8} \sum_{j = 1}^{12} \varsigma_{(i;j)}^{\text{изм}} . (С.7)

Величину \overline{\varsigma^{\text{исх}}} рассчитывают по формуле

\overline{\varsigma^{\text{исх}}} = \frac{1}{96} \cdot \sum_{i = 1}^{8} \sum_{j = 1}^{12} \varsigma_{(i;j)}^{\text{исх}} . (С.8)

С.4.3.2 Если сведения о фактических геометрических размерах выгородки на момент начала эксплуатации отсутствуют, то перемещения типовых ребер рассчитывают по формуле

u_{i}^{(\text{из})\text{м}} = (\overline{\varsigma_{(i)}^{\text{изм}}} - \varsigma_{i}^{(\text{пр})}) - (\overline{\varsigma^{\text{изм}}} - \overline{\varsigma^{\text{пр}}}) , (С.9)

где \overline{\varsigma^{\text{пр}}} — среднее расстояние от оси выгородки до ее ребер согласно проекту, мм.

Величину \overline{\varsigma^{\text{пр}}} рассчитывают по формуле

\overline{\varsigma^{\text{пр}}} = \frac{1}{90} \cdot (6 \cdot \varsigma_{1}^{(\text{пр})} + 12 \cdot \sum_{i = 2}^{8} \varsigma_{i}^{(\text{пр})}) . (С.10)

С.5 Процедура корректировки значения параметра cD

С.5.1 Параметр cD определяют для материала каждого кольца выгородки как значение, которое при изменении cD в интервале от c_{D}^{med} до c_{D}^{con} приводит к минимуму следующий параметр

\delta_{u} = (\sum_{i = 1}^{8} (u_{i}^{(\text{из})\text{м}} - u_{i}^{(\text{ра})\text{сч}})^{2})^{0,5} . (С.11)

С.5.2 В качестве первого приближения используют значения u_{i}^{(\text{ра})\text{сч}} , полученные при первом расчете согласно С.3.1 - С.3.5 с использованием значения cD, равного c_{D}^{con} . При изменении значения параметра cD проводят повторные расчеты значений u_{i}^{(\text{ра})\text{сч}} согласно С.3.1 - С.3.3 и С.3.5, и затем по (С.11) определяют новое значение параметра \delta_{u} .

С.5.3 Фактическое значение параметра радиационного распухания материала cfD для материала выгородки принимают равным наибольшему из значений cD, полученных для всех колец выгородки.

С.5.4 Допускается проводить анализ прочности выгородки, используя индивидуальные значения параметра cD для каждого из колец выгородки, полученные в соответствии с С.5.1, С.5.2.

БИБЛИОГРАФИЯ

[₁]	Федеральные нормы и правила в области использования атомной энергии НП-102-17	Основные требования к обоснованию прочности внутрикорпусных устройств реакторов типа ВВЭР

УДК 621.039:531:006.354	ОКС 27.120.10
Ключевые слова: водо-водяной энергетический реактор, прочность, внутрикорпусные устройства, эксплуатация, продление срока службы