АНАЛИЗ И ОПТИМИЗАЦИЯ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИИ ТРЕХЛУЧЕВОЙ ТРАВЕРСЫ ДЛЯ МОНТАЖА АРМОБЛОКА БЕТОННОЙ ШАХТЫ РЕАКТОРА Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

ИЗЫСКАНИЕ, ПРОЕКТИРОВАНИЕ,

--СТРОИТЕЛЬСТВО И МОНТАЖ _

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ

[539.4 : 624.012.45.04] : 621.039.538

АНАЛИЗ И ОПТИМИЗАЦИЯ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИИ ТРЕХЛУЧЕВОЙ ТРАВЕРСЫ ДЛЯ МОНТАЖА АРМОБЛОКА БЕТОННОЙ ШАХТЫ РЕАКТОРА

© 2021 С.А. Томилин, Р.В. Пирожков, Е.А. Цвелик, Э.В. Пинчук, С.Ф. Годунов

Волгодонский инженерно-технический институт - филиал Национального исследовательского ядерного университета «МИФИ», Волгодонск, Ростовская обл., Россия

К надежности и прочности конструкций, используемых при монтаже оборудования атомных электростанций, предъявляют повышенные требования. В то же время излишний запас прочности применяемого оборудования приводит к повышению его габаритов, веса и существенному удорожанию. Вопрос уменьшения металлоёмкости конструкций с сохранением требуемых критериев работоспособности данного оборудования очень актуален. В работе представлена модель оптимизации конструкции трехлучевой траверсы грузоподъемностью 100 т для монтажа армоблока бетонной шахты реактора. Проведен проверочный расчет и предложены на его основе рекомендации по оптимизации конструктивных параметров.

Ключевые слова: прочность, устойчивость, надежность, проверочный расчет, оптимизация конструкции, монтаж, траверса, конструкция атомной станции.

Поступила в редакцию 05.02.2021 После доработки 09.03.2021 Принята к печати 22.03.2021

Для оборудования, используемого при монтаже конструкций атомных станций, предъявляются повышенные требования к критериям работоспособности, в частности к прочности и надежности [1, 2, 11, 12]. В то же время, разумное уменьшение металлоемкости, оптимизация конструкций позволяет существенно сократить расходы и время на изготовление и монтаж, а так же упростить процесс управления данным оборудованием при его использовании [3, 4].

При построении модели поиска оптимальных параметров металлоемкости, которые обеспечат минимальные материальные затраты З, необходимо учитывать требования к запасу прочности изделия. Затраты З функционально зависят от диаметра используемых в конструкции траверсы труб {4}, т.е. 3=^^}).

В то же время, запас прочности Aai каждого отдельного /-го элемента траверсы также определяется диаметром трубы этого элемента: Ао^ и должен быть >0 . Математическая модель задачи рационального выбора конструктивных размеров примет вид:

гДсг! = д (су > 0 1Да; = д > 0

© Национальный исследовательский ядерный университет «МИФИ», 2021

Проведем проверочный расчет трехлучевой траверсы грузоподъемностью 100 т для монтажа армоблока бетонной шахты реактора, и на основе его результатов дадим рекомендации по оптимизации ее конструкции в части сокращения металлоемкости и упрощения некоторых ее элементов [5, 6].

Общий вид траверсы и схема ее нагружения изображены на рисунке 1.

Риунок 1 - Траверса трёхлучевая: а) - общий вид (1 - рама, 2 - фланец несущий, 3 - фланец упорный, 4, 5 - ребро жёсткости, 6 - палец, 7 - ребро, 8 - проушина, 9 - косынка); б) - схема нагружения [Three-beam traverse: a) - general view (1 - frame, 2 - bearing flange, 3 - thrust flange, 4, 5 - stiffening rib, 6 - pin, 7 - rib, 8 - eyelet, 9 - kerchief); b) - loading scheme]

Силовая цепь замыкается в последовательности: канаты строповочные (3 шт.) -фланцы несущие (3 шт.) - рама - проушины (2 шт.) - палец - канат подъёмный Нормативное усилие в канате подъёмном GH = 100 тс = 980 кН.

Расчётное усилие в канате подъёмном определяется

G = GHУпУд = 980 -1,1-1,1 = 1186 кН ( уп - коэффициент перегрузки, учитывающий

возможное отклонение фактической нагрузки от нормативной; у ^ - коэффициент

динамичности, учитывающий повышение нагрузки, связанное с изменением скорости подъёма).

Расчётное усилие в канате строповочном определяется

Gcr = GH / (3cos22°) = 426 кН.

Выполним проверочный расчёт на прочность и устойчивость основных несущих элементов траверсы. На рисунке 2 показан продольный разрез по оси симметрии.

Рисунок 2 - Продольный разрез траверсы [Longitudinal section of the traverse]

Расчёт фланца несущего

Фланец несущий (см. рис. 2, поз. 2) изготовлен из трубы (сталь 20), усиленной двумя рёбрами жёсткости (Ст 3). Длина трубы Ь = 326 мм ; наружный диаметр

& = 273 мм ; внутренний диаметр d = 256 мм ; толщина ? = 8 мм . Рёбра жёсткости:

внутреннее (поз. 4) Ь = 10 мм; И = 256 мм; внешнее (поз. 5) Ь = 10 мм; И = 164 мм .

На рисунке 3 показано поперечное сечение фланца. Определим его геометрические характеристики как составной фигуры.

/

в

°2 Y

\ 0

<N ^Г1

* X

Рисунок 3 - Поперечное сечение фланца с рёбрами жёсткости [Cross-section of a ribbed flange]

Координата центра тяжести сечения фланца с рёбрами определяется по формуле (1):

уД + уг2А 82-1640 + 300,5 • 9623 3026191,5

у = с1 1 Ус =---=-— = 268 мм, (1)

с А + А 1640 + 9623 11263

К 164

где У с\ = = 82 мм;

В , 273 ^

у, =--Ъ п =--Ъ164 = 300,5 мм координаты центров тяжести отдельных

с 2 2 н 2 фигур в осях У-Х.

Площадь сечения наружного ребра жёсткости определяется

А = Ъкн = 10 -164 = 1640 мм2.

Площадь сечения внутреннего ребра жёсткости вместе с сечением фланца

ЦВ -^)+ъп = 314

4\ ) в 4

Момент инерции относительно оси Хс определяется по формуле (2):

определяется A = - (D - d2) + bhe = (2732 - 2562) +10 • 256 = 9623 мм2.

JXC = + Аах2 + + Аа2 = 0,3676 • 107 +1640 • 186,72 +

, (2)

+7,58 • 107 + 9623 • 31,82 = 14,64 • 107 мм4

bh 10 4643 0 ._6 4 где =—— =-= 3,676 •Ю мм - собственный момент инерции

Xc1 12 12

наружного ребра жёсткости;

^ =Ц(в4 -а4) + ^ = 314 (2734 - 2564) + 10-256^ =

Хс2 64^ ' 12 64 ^ ' 12 - момент инерции

= 6,183 • 107 +1,398 • 107 = 7,58• 107 мм4

фланца вместе с внутренним ребром жёсткости;

а = ус1 - ус = 82 - 268,7 = -186,7 мм; а = Ус2 - Ус = 300,5 - 268,7 = 31,8 мм.

Моменты сопротивления сечения при изгибе относительно центральной оси Хс определяется по формулам (3) и (4):

Зх 14 64 -107 ,

= = 14,64 _ = 544723 мм3 (3)

min

У 268,7

У с max '

JX 14 64 •Ю7 W = —-= 869875 мм3 (4)

CmaX Ус min 168,3

где Устах = 268,7 мм - расстояние от центра тяжести сечения до нижнего наружного волокна;

ycmin = 168,3 мм - расстояние от центра тяжести сечения до верхнего наружного волокна.

Нагрузка на один фланец определяется G~„ =-G-= —1186— = 426,4 кН

3•cos22° 3•cos22° .

Разложим силу GCT на составляющие: Q = Gcr cos 22° = 426,4 • cos 22° = 395,4 кН; N = GCT sin 22° = 426,4 • sin 22° = 160 кН.

Фланец работает при сложном сопротивлении: прямой поперечный изгиб и растяжение.

Нагрузку, действующую на несущий фланец, переносим на ось упорного фланца. Силы Q и N считаем приложенными в центре тяжести сечения. Изгибающий момент, возникающий в заделке (крепление сварными швами несущего фланца к раме), равен

M = Q •(0,1 + 0,069) = 395,4 • 0,169 = 66,8 * 67 кН • м.

Условие прочности имеет вид формулы (5):

N M „ „,

A+W=RS" (5)

где R = 215 - расчётное сопротивление по пределу текучести при растяжении и

изгибе принимаем для Ст 3 [1, 2].

Опасное сечение - несимметричное, поэтому в точках A и B разные моменты сопротивления.

Для точки A: W = 869875 мм3.

XC (max)

Для точки B: W = 544723 мм3.

XC (min)

А N M 160-103 67-106 ^ООЛ(ГТТ Для точки A: а = — +-=-+-= 96,38 МПа.

A A W 11263,4 869875

X C (max)

TT O N M 160 • 103 67 • 106 1АПЛ;ГТТ Для точки B: a - — +-=---= -109 МПа.

B A W 11263,4 544723

X C (min)

Проверка: ав < Ryc; 109 < 215 • 0,8 = 172 МПа. Запас прочности ~ 1,58.

Условие прочности на условный срез по касательным напряжениям [1] имеет вид

Q < R = 0,58R v , R = 0,58 • 215 • 0,8 = 99,76 * 100 .

^^ о ' yt c S

Проверка:

395 4 •Ю3

395,4 10 = 35,1 < 100

11263,4

Запас прочности ~ 2,8.

Расчёт углового сварного шва крепления несущей траверсы к раме

Расчёт производится по металлу шва. При расчёте сварного соединения угловыми швами при одновременном действии продольной силы Ы, поперечной силы Q и изгибающего момента М должно быть выполнено условие [1, 5, 7], формула (6):

Г

/ < 1 (6)

Кг Ус

где Г = ^т0 + (г + Гм )2

Г2 + (тм + Гм ) - напряжение в расчётной точке сварного соединения по

металлу шва; коэффициент условия работы шва у^ принимается равным 1.

При отсутствии установленных нормами необходимых данных допускается принимать для угловых швов = 0,44Кж [1]; = 410 - временное

сопротивление основного металла [1].

Длину шва принимаем равную сумме длины окружности трубы фланца и длины периметра рёбер:

^ =цВ + 2( К + К ) = 3,14 • 273 + 2(164 + 256) = 1697,6 * 1700 мм.

Касательные напряжения среза от продольной силы:

N 160-103 ^^

тАГ =-=-= 16,8 * 17 МПа.

N Дк Л 0,7 • 8 • 1700

Касательные напряжения среза от поперечной силы:

О 395 4 •Ю3 тп=—^ = 395,4 10 = 41,58* 42 МПа. 0 ДРк^ 0,7 • 8 • 1700

Касательные напряжения среза от изгибающего момента:

г., =■М- = 67 10 = 86,8*87МПа ( Щ - момент сопротивления шва в

м Щ 773395 1

расчётном сечении);

А1Ус1 + А2 Ус2 2624 • 82 +11058^300,5 3538097

Усш =-=-=-= 258,6 мм.

сш А + А 2624 +11058 13682

Определим составляющие:

- площади угловых швов несущего фланца и внутреннего ребра жёсткости:

А2 =Ц

' к ^ / о\

В + ^ 2

к7 + 2\кг = 3,14

273 + 8 2

8 + 2 • 256 • 8 = 11057,8

11058 мм2

А = 2Кк = 2 • 164 • 8 = 2624 мм2; - координаты центра тяжести:

Ус2 = 300,5 - координата центра тяжести углового шва внутреннего ребра жёсткости и фланца;

Ул = 82 - координата центра тяжести углового шва наружного ребра жёсткости. Момент инерции сварного шва определяется по формуле (7):

т = т + Аа2 + Л + А0а1 = 9,213 • 107 + 26244 76,62 + 0,5 88 407 +

Хш Лш1 1 1 Л ш2 2 2 (7)

+11058 • 41,92 = 19,9 * 20 •Ш7 мм4

где

^ =Ц(В -4) + ^ = 314(2894 _2734)+ ^б3 Хш2 641 ш ш 12 64 1 ' 12

= 6,976 • 107 + 2,236 • 107 = 9,213 • 107 мм4 - собственный момент инерции углового шва несущего фланца и внутреннего ребра жёсткости, где = D + 2к^ = 273 + 2 • 8 = 289 мм - наружный диаметр шва фланца;

d = 273 мм - внутренний диаметр шва фланца;

J

Xn,

2kfK 12

2•8-1643 12

0,588 •lO7 мм4 - собственный момент инерции шва

наружного ребра жёсткости;

ai = УС щ - УС = 82 - 258,6 = -176,6 мм ;

300,5 - 258,6 = 41,9 мм

a,

JX

2 = ^ Шп - у

Момент сопротивления сварного шва в расчётном сечении определяется 20 -107

= 773395 мм3. расчётной

точке

сварного

У 258,6

у сщ '

Напряжение в

Tf=yj422 +(17 + 87 )2 = 112 МПа.

Получаем условие прочности 112 < 0,44 • 41 • 8,5 = 153 МПа. Запас прочности ~ 1,37.

шва определяется

Расчёт рамы

Рама работает на центральное растяжение [1, 7, 8].

N

Условие прочности —— < R ус.

A

Н

мм

Площадь сечения трубы A = Б2 - (2) = 3,14(4262 - 4082) = 11790 «11800 Площадь сечения трубы НЕТТО с учётом 4 пазов для проушин ослабляющих

сечение

AH = A-

4St 4 • 22 • 9 2 = 118--= 10846 мм2

cos Р

cos 33,9е

Р = arcsm120 ^2 = 33,9е -417

центральный угол между осью параллельной плоскости проушины и пазом, где 120 мм - расстояние от паза до оси трубы; 417 мм - средний диаметр трубы (рис. 4).

Рисунок 4 - Поперечное сечение трубы рамы [Cross section of frame tube]

Продольная сила равна расчётной нагрузке N = О = 1186 кН. 1186-103

Условие прочности

< 225 ■ 0,85, где Я = 225 МПа - расчётное 10846 7

сопротивление на растяжение по пределу текучести для стали 20 [1]; ус = 0,85 -

коэффициент условий работы.

Получаем условие прочности 109 < 190. Запас прочности ~ 1,7.

Расчёт проушин и косынок

Чертежи проушин (поз. 8), косынок (поз. 9), рамы (поз. 1) представлены на рисунке 5.

Рисунок 5 - Проушина (поз. 8), косынка (поз. 9), рама (поз. 1) [Eyelet (pos. 8), gusset (pos. 9),

frame (pos. 1)]

Условие прочности по нормальным напряжениям при растяжении [1, 9, 10] имеет

N п

вид — < Ryrc.

Продольное усилие, действующее на проушину определяется

N = G = М86 = 593 кН.

2 2

Для сечения А-А илощадь сечения проушины A = bh = 420 • 20 = 8400 мм2 . R = 215 - расчётное сопротивление на растяжение по пределу текучести для стали Ст 3 [1].

593• 103

Условие прочности -•-< 215 • 0 85;

8400

71 < 183 - условие прочности выполняется. Запас прочности ~ 2,5.

Условие прочности проушины по сечению Б-Б, ослабленному отверстием с

N п

учётом толщины косынок-< R, У .

A y

АН

Площадь сечения НЕТТО определяется по формуле (8):

Ан = [(Ъя - d) + 2(^ - d)]h = [(420 - 274) + 2 • (390 - 274)] • 20 =

9 ' (8)

= 7560 мм2

где Ъя = 420 мм - ширина проушины;

d = 274 мм - диаметр отверстия в проушине под палец; Ък = 390 мм - ширина косынки; d = 274 мм - диаметр отверстия в косынке под палец; h = 20 мм - толщина косынки и проушины. 593 • 103

Условие прочности-•-< 215 • 0 85;

7560

78,4 < 183 - условие прочности выполняется. Запас прочности ~ 2,3.

Проверка проушины на смятие проводится по формуле (9):

N

— < R у , (9)

. ер! с ' W

Ар

R

где Rep = 0,5 ^;

У

/ т

R - расчётное сопротивление на местное смятие в шарнирах; R? = 370 МПа - нормативное сопротивление для стали Ст 3 [1]; Ут = 1,1 - коэффициент надёжности по материалу для <гт < 380 МПа. Площадь смятия А^ = 3hd = 3 • 20 • 274 = 16440 мм2. 593 -103

Условие прочности-< 0,5 • 336 • 0,85;

16440

36 < 135 - условие прочности на смятие выполняется. Запас прочности ~ 3,7.

Расчёт на срез проушины проводится по формуле (10):

N „

— < Rs , (10)

AS

R

где R = 0,58 ;

Уm

Ryn - предел текучести для стали принимаемый равным пределу текучести <т по государственным стандартам и техническим условиям на сталь;

Ryn = 225 МПа [1]; Ут = 1,1.

Площадь среза определяется As = [(Dn - d) + 2(DK - d)] h = = [473 - 274 + 2(444 - 274)] h = 10780 мм

Условие прочности

593 -103

< 0,58

225

10780 1,1

55 < 118,6 - условие прочности выполняется. Запас прочности ~ 2,1.

Расчёт угловых швов крепления проушины к трубе

Условие прочности при действии продольной силы определяется по формуле (11):

N

р. к Л

f w

< R л л

wf I wf I c

(11)

где ^^ = 0,44^и - расчётное сопротивление угловых швов срезу (условному) по металлу шва;

I = 4 • 373 = 1492 мм - суммарная длина сварных швов.

Условие прочности

593 -103

< 410 • 0,44 • 0,85;

0,7 • 9 • 1492 63 < 153 - условие прочности выполняется. Запас прочности ~ 2,4.

Проверяем прочность угловых швов, соединяющих проушины и косынки и обеспечивающих их совместную работу на срез и смятие. Принимаем катет шва к^ = 10 мм.

.< 410 • 0,44 • 0,85;

593•103

Условие прочности_•_

0,7-10 • 3,14 • 444

61 < 153 - условие прочности выполняется. Запас прочности ~ 2,5.

Расчёт центрального ребра пальца на устойчивость

Палец изготовлен из трубы (сталь 20) и имеет следующие параметры (рис. 6): длина Ь = 400 мм; наружный диаметр О = 273 мм; внутренний диаметр ( = 257 мм;

толщина стенки ? = 8 мм . Усилен тремя радиальными рёбрами жёсткости.

Рисунок 6 - Палец: 1 - труба; 2 - ребро упорное; 3 - ребро силовое [Finger: 1 - pipe; 2 - stubborn rib; 3 - power rib]

Проверим центральное ребро на устойчивость. Расчётная схема показана на рисунке 7.

Рисунок 7 - Расчётная схема круговой пластинки [Design scheme of a circular plate]

Принимаем давление со стороны трубы р = р0 (1 + COS 2«) .

Критическое давление р^ = 2р0 = 8,387 ^^2 (D - цилиндрическая жёсткость

пластинки):

D =

Eh3

2 • 105 • 103

= 18•ÍO6 Н• мм2,

12 •(l) 12 •(l - 0,32) р^ = 8,378 -18 -106 /1282 = 9214 Н/мм.

Вычислим равнодействующую давления:

с— с—

р = Г \ р cosads = Г ^ р0 (1 + cos2a) cosaRda =

~2 1

= PoRJ \ (cosa + cosa cos2a) da =

- ~2

J • 1 • . 3 . 1.3 = pR sina + — sin3a + — sina— sin a 0 L 12 4 3

= P0R [l - 1 + 3 -1" 0 12 4 3

8 8

• 2 = - pR = - • 4607 • 128 = 1573000 = 1573 кН. 3 00 3

Проверка: О < Р ; 1186 < 1573 - устойчивость ребра жёсткости обеспечена. Заключение

На основании расчета трехлучевой траверсы грузоподъёмностью 100 т для монтажа армоблока бетонной шахты реактора предлагаются следующие рекомендации по оптимизации конструкции траверсы.

Анализ прочностных проверочных расчётов показывает, что

1. Прочность несущего фланца по нормальным напряжениям обеспечена с

183 -141

запасом Аа =--100% = 23% . Следовательно, можно уменьшить диаметр

183

трубы, ориентировочно, до 245/8. Экономия в весе фланцев составит 10%.

2. Рама выполнена с большим запасом прочности Аа =191—110 -100% = 42%.

191

Можно уменьшить диаметр трубы, ориентировочно, до 299/8. Экономия в весе рамы составит 40%.

3. Проушины и косынки спроектированы с двукратным запасом прочности. Можно уменьшить как толщину листа, так и габариты изделий.

4. Сварные швы спроектированы с запасом прочности от 30 до 80%. При уменьшении размеров фланцев, рамы, проушин и косынок этот запас также снизится.

Уточнённые размеры траверсы можно получить проектировочным расчётом на прочность.

Конструкцию траверсы можно упростить, упразднив такие элементы как проушины и соответствующие сварные швы. При незначительном увеличении длины рамы удастся получить конструктивно-технологические преимущества, что обеспечит совместно с п.1-4 оптимизацию траверсы по весу и стоимости.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. СНиП II-23-81* Стальные конструкции. - Москва : ФГУП ЦПП. 2005. - 90 с.

2. Пособие к СНиП II-23-81 Пособие по расчёту и конструированию сварных соединений стальных конструкций. - Москва : Стройиздат. 1984. - 18 с.

3. Шохрина, Н.В. Основы методики обоснования технических характеристик изделия / Н.В. Шохрина, А.Н. Феофанов, Т.Г. Гришина // Вестник МГТУ «СТАНКИН». - 2015. -№ 4(35). - C. 113-117.

4. Кашковский, В.В. Системный подход к определению состояния технических изделий по характеристикам надёжности / В.В. Кашковский, И.И. Тихий // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. - 2016. - № 4(52). - С. 143-150.

5. Dudchenko A.N., Tomilin S.A., Pinchuk M.E., Pinchuk E.V. The optimization of construction of hexactinal cross arm for bearing framework mounting of support reactor carcass // In the World of Scientific Discoveries, Series B. 2014. Т. 2. № 2. P. 23-28.

6. Дудченко, А.Н. Оптимизация конструкции шестилучевой траверсы для монтажа закладной опоры фермы опорной корпуса реактора / А.Н. Дудченко, С.А. Томилин, М.Э. Пинчук, Э.В. Пинчук // В мире научных открытий. - 2014. - № 6-1(54). - С. 586-598.

7. Tomilin S.A., Pinchuk M.E., Pinchuk E.V., Godunov S.F. Analysis of safety characteristics and optimization of traverse structural elements for installation of WSG-1000M steam generators support // In the World of Scientific Discoveries, Series B. 2015. Т. 3. № 2. Р. 103-110.

8. Томилин, С.А. Анализ прочностных характеристик и оптимизация элементов конструкции траверсы для монтажа опор парогенераторов ПГВ-1000М / С.А. Томилин, М.Э. Пинчук, Э.В. Пинчук, С.Ф. Годунов // В мире научных открытий. - 2014. - № 12-1(60). - С. 494-508.

9. Дудченко, А.Н. Анализ прочностных характеристик и устойчивости элементов конструкции траверсы шестилучевой для монтажа закладной опоры фермы опорной корпуса реактора / А.Н. Дудченко, С.А. Томилин, М.Э. Пинчук, Э.В. Пинчук // Глобальная ядерная безопасность. -2014. - № 1(10). - С. 32-39.

10. Томилин, С.А. Анализ прочности строповочного узла шестилучевой траверсы / С.А. Томилин, Э.В. Пинчук, С.Ф. Годунов, К.А. Егоров, И.И. Конышев // Материалы и технологии XXI века : сборник статей XII Междунар. науч.-техн. конф., март 2014 г. - Пенза, 2014. - С. 108-113.

11. СТО 1.1.1.02.009.0873-2017 Обеспечение безопасности при эксплуатации зданий и сооружений атомных станций. - Москва : ОАО «Концерн Росэнергоатом», 2017. - 30 с.

12. ГОСТ 31937-2011. Здания и сооружения. Правила обследования и мониторинга технического состояния. - Москва : МИТКС, 2012. - 68 с.

REFERENCES

[1] SNiP II-23-81 Stal'nyye konstruktsii [SNiP II-23-81 Steel Structures], Moskva: FGUP TSPP [Moscow: FSUE TsPP], 2005, 90 p, (in Russian),

[2] Posobiye k SNiP II-23-81 Posobiye po raschotu i konstruirovaniyu svarnykh soyedineniy stal'nykh konstruktsiy [Manual to SNiP II-23-81 Manual on Calculation and Design of Welded Joints in Steel Structures], Moskva: Stroyizdat [Moscow: Stroyizdat], 1984, 18 p, (in Russian),

[3] Shokhrina N,V,, Feofanov A,N,, Grishina T,G, Osnovy metodiki obosnovaniya tekhnicheskikh kharakteristik izdeliya [Fundamentals of the Methodology for Substantiating the Technical Characteristics of the Product] Vestnik MGTU «STANKIN» [Bulletin of MSTU «STANKIN»]. 2015, No 4(35), P, 113-117 (in Russian),

[4] Kashkovsky V,V,, I,I, Tikhiy Sistemnyy podkhod k opredeleniyu sostoyaniya tekhnicheskikh izdeliy po kharakteristikam nadozhnosti [Systematic Approach to Determining the State of Technical Products Based on Reliability Characteristics], [Modern Technologies, System Analysis, Modeling], 2016, No 4(52), P, 143-150 (in Russian),

[5] Dudchenko A,N,, Tomilin S,A,, Pinchuk M,E,, Pinchuk E,V, The Optimization of Construction of Hexactinal Cross Arm for Bearing Framework Mounting of Support Reactor Carcass // In the World of Scientific Discoveries, Series B, 2014, T. 2. № 2. P. 23-28 (in English),

[6] Dudchenko A,N,, Tomilin S,A,, Pinchuk M,E,, Pinchuk E,V, Optimizatsiya konstruktsii shestiluchevoy traversy dlya montazha zakladnoy opory fermy opornoy korpusa reaktora [Optimization of the Design of the Six-Beam Traverse for the Installation of the Embedded Support of the Truss of the Reactor Support Vessel], V mire nauchnykh otkrytiy [In the World of Scientific Discovery]. 2014. № 6-1(54), P, 586-598 (in Russian),

[7] Tomilin S,A,, Pinchuk M,E,, Pinchuk E,V,, Godunov S,F, Analysis of Safety Characteristics and Optimization of Traverse Structural Elements for Installation of WSG-1000M Steam Generators Support // In the World of Scientific Discoveries, Series B, 2015, T. 3. № 2. P, 103-110 (in English),

[8] Tomilin S,A,, Pinchuk M,E,, Pinchuk E,V,, Godunov S,F, Analiz prochnostnykh kharakteristik i optimizatsiya elementov konstruktsii traversy dlya montazha opor parogeneratorov PGV-1000M [Analysis of Strength Characteristics and Optimization of Structural Elements of the Traverse for the Installation of Supports for PGV-1000M Steam Generators], V mire nauchnykh otkrytiy [In the World of Scientific Discoveries], 2014. № 12-1(60), P, 494-508 (in Russian),

[9] Dudchenko A,N,, Tomilin S,A,, Pinchuk M,E,, Pinchuk E,V, Analiz prochnostnykh kharakteristik i ustoychivosti elementov konstruktsii traversy shestiluchevoy dlya montazha zakladnoy opory fermy opornoy korpusa reaktora [Analysis of the Strength Characteristics and Stability of Structural Elements of a Six-Beam Traverse for Mounting the Embedded Support of the Reactor Support Vessel Truss], Global'naya yadernaya bezopasnost' [Global Nuclear Safety]. 2014. № 1(10). P. 32-39 (in Russian),

[10] Tomilin S,A,, Pinchuk E,V,, Godunov S,F,, Egorov K,A,, Konyshev I,I, Analiz prochnosti stropovochnogo uzla shestiluchevoy traversy [Analysis of the strength of the slinging unit of a six-beam traverse], Materialy i tekhnologii XXI veka: sbornik statey XII Mezhdunarodnoi nauchno-technicheskoi konferencii, mart 2014 g,, Penza [Materials and Technologies of the XXI Century: collection of articles of the XII International scientific and technical conference, March 2014, Penza], 2014, P, 108-113 (in Russian),

[11] STO 1,1,1,02,009,0873-2017 Obespecheniye bezopasnosti pri ekspluatatsii zdaniy i sooruzheniy atomnykh stantsiy [STO 1,1,1,02,009,0873-2017 Ensuring Safety during the Operation of Buildings and Structures of Nuclear Power Plants]. Moskva: OAO «Kontsern Rosenergoatom» [Moscow: Rosenergoatom Concern OJSC], 2017, 30 p, (in Russian),

[12] GOST 31937-2011, Zdaniya i sooruzheniya, Pravila obsledovaniya i monitoringa tekhnicheskogo sostoyaniya [GOST 31937-2011, Buildings and Constructions, Rules for Inspection and Monitoring of Technical Condition], Moskva: MITKS [Moscow: MITKS], 2012, 68 p, (in Russian),

Analysis and Optimization of Three-Beam Traverse Structure Elements for Reactor Cavity Reinforced Concrete Block Installation

S.A. Tomilin1, R.V. Pirozhkov2, E.A. Tsvelik3 E.V. Pinchuk4, S.F. Godunov5

Volgodonsk Engineering Technical Institute the branch of National Research Nuclear University "MEPhI", Lenin St., 73/94, Volgodonsk, Rostov region, Russia 347360

1ORCID iD: 0000-0001-8661-8386 Wos Researher ID: G-3465-2017 e-mail: SATomilin@mephi.ru 2ORCID iD: 0000-0002-1547-6568 WoS Researcher ID: AAD-3193-2020

e-mail: roman-3.14@yandex.ru 3ORCID iD: 0000-0001-9048-275X WoS Researcher ID: G-3560-2018 e-mail: stvelik@mail.ru 4e-mail: pinchuk.ed@yandex.ru 5e-mail: SFGodunov@mephi.ru

Abstract - Increased demands are placed on the reliability and strength of structures used in the installation of equipment for nuclear power plants. At the same time, an excessive safety margin of the equipment used leads to an increase in its dimensions, weight and a significant rise in cost. The issue of reducing the metal consumption of structures while maintaining the required performance criteria for this equipment is very relevant. The paper presents a model for optimizing the design of a three-beam traverse with a carrying capacity of 100 tons for reactor cavity reinforced concrete block installation. A verification calculation is carried out and recommendations on the optimization of design parameters are proposed on its basis.

Keywords: strength, stability, reliability, verification calculation, design optimization, installation, traverse, nuclear power plant design.