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Submits Revision 2 Amends to Model NP-50XXL 791221 Application Per 790731 Request
	ML19257C233
Person / Time
Site:	07109130
Issue date:	12/20/1979
From:	Simchuk J; NUCLEAR PACKAGING, INC.
To:	Macdonald C; NRC OFFICE OF NUCLEAR MATERIAL SAFETY & SAFEGUARDS (NMSS)
Shared Package
ML19257C234	List: ML19257C233;
References
	15141, NUDOCS 8001250324
	Download: ML19257C233 (1)
	v • d • e

.

y>,_

pDR 7/-9/30 NUCLEAR uPhc PACKAGING, INC.

815 SO.2STH STREET. TACOMA, WASHINGTON 98409. (2f 6)S72-7775 838-1243 December 2 0, 1979 Mr. Charles E. MacDonald, Chief Transportation Branch Division of Certification, Fuel Cycle and Materials Safety, NMSS United States Nuclear Regulatory Commission Washington, D.C.

20555

SUBJECT:

Model No. NP-50-xxL Packaging Docket No. 71-9130

Dear Mr. MacDonald:

In response to your letter of July 31, 1979, please find enclosed eight (8) copies of the information requested.

Should you require additional information, please do not hestitate to call.

Thank you.

Sincerely yours, NUCLEAR PACKAGING n

_ John D. Simchuk Vice President JDS/dsr Enclosures 1808 304 rt s

- -. ~.,,

324 s001250 w4

U INSTRUCTIONS FOR INCORPORATING REVISION II <WMDMENTS TO MODEL Np-50xxL APPLICATION, DATED DECEMBER 21,1979 Insert new page 11 Remove old page 11 Insert new page 0-3 Remove old page 0-3 Insert new page 0-7 Remove old page 0-7 Insert new page 1-2 Remove old page 1-2 Insert new page 1-6 Remove old page 1-6 Insert new page 1-1 Remove old page 1-7 Insert new page 1-8 Remove old page 1-8 Insert new page 1-10 Remove old page 1-10 Insert new page 1-12a Remove old page 1-12a Insert new page 1-12b Remove old page 1-12b Add new page 1-12c Insert new page 1-13 Remove old page 1-13 Insert new page 1-14 Remove old page 1-14 Add new page 1-14a Add new page 1-14b Add new page 1-14c Insert new page 1-21 Remove old page 1-21 Insert new page 1-22 Remove old page 1-22 Insert new pages 1-22a to i Remove old pages 1-22a to i Insert new page 1-23 Remove old page 1-23 Insert new page 1-24 Remove old page 1-24 Insert new page 1-24a Remove old page 1-24a Insert new page 1-24b Remove old page 1-24b Insert new page 1-24c Remove old page 1-24c Add new page 1-24d Add new page 1-24e Insert new page 1-25 Remove old page 1-25 Add new page 1-25a Insert new page 1-26 Remove old page 1-26 Insert new page 1-28 Remove old page 1-28 Insert new page 1-28a Remove old page 1-2Sa Insert new page 1-29 Remove old page 1-29 Insert new page 1-29a - b Remove old pages 1-29a and b Add new pages 1-29c to u Insert new page 1-30 Remove old page 1-30 Insert new page 1-31 Remove old page 1-31 Insert drawing X-20 200D Rev. B Remove drawing X-20-200D Rev. A 1808 305 goo 133o

, 529

Revision,'.

December 21, 1979 Page 1.2 Weights and Center of Gravity 1-2 1.3 Mechanical Properties of Materials 1-2 1.4 General Standards for all Packages 1-3 1.4.1 Chemical and Galvanic Reactions 1-3 1.4.2 Positive Closure 1-4 1.4.3 Lifting Devices 1-4 1.4.3.1 Package Lif ting Lugs 1-4 1.4.3.2.

Lid Lifting Lugs 1-6a 1.4.3.3 Secondary Lid Lifting Lugs 1-8 1.4.4 Tiedowns 1-9 1.5 Standards for Type "B" and Large Quantity Packaging 1-14 1.5.1 Load Resistance 1-14 1.5.2 External Pressure 1-14a 1.6 Normal Conditions of Transport 1-14c 1.6.1 Heat 1-15 1.6.2 Cold 1-15 1.6.3 Pressure 1-16 1.6.4 Vibration 1-18 1.6.5 Water Spray 1-18 1.6.6 Free Drop 1-18 1.6.6.1 Flat End Drop 1-19 1.6.6.2 Side Drop 1-20 1.6.6.3 Corner Drop 1-21 1.6.6.4 Drop Effects on Lid Integrity 1-29c 1.6.7 Corner Drop 1-30 1.6.8 Penetration 1-30 1.7 Hypothetical Accident Conditions 1-30 1.8 Special Form 1-30 1.9 Fuel Rods 1-30 1.10 Appendix l-30 1808 306 page ii

Revision '

December 21, 1979 The cask body consists of 3/8 inch external and internal steel shells separated by a lead shield between these two shells.

The top and bottom ends of the cylindrical cask are constructed of a pair of stacked steel plates.

Reference dimensions of the cylindrical lead shield and steel ends are:

Thicknesses (in)

III Steel Ends (2)

Version Lead Shield 50-1.5L l-1/4 2-1/4 50-2.5L 2-1/4 4

50-3.0L 2-3/4 4-1/2 50-4.0L 3-3/4 6

Notes:

(1)

Does not include the 3/8" internal and external steel shells.

(2)

Comprised of two stepped plates.

The top serves as a removable cask lid and is secured to the cylindrical cask body by eight high strength 1 inch ratchet binders.

A 23 1/2 inch secondary cask lid is located in the center of the primary lid and is secured to the primary lid by eight 3/4 inch studs.

Lifting lugs and tiedowns are a structural part of the package.

0.2.1.3 Containment Vessel The NuPac 50-xxL Cask is lined with an integral stainless steel containment vessel.

Its geometry conforms to the inside dimensions

~'

of the internal carbon steel shell.

The containment vessel is lightly tack welded to the internal carbon steel shell and sealed with an elastomeric sealant at the lid perifery.

1808 307 0-3

Revision ?-

.~

December 21, 1979 0.2.2 Operational Features Refer to the General Arrangement drawing of the packaging, in Appendix 1.10.1.

There are no complex operational requirements connected with the NuPac 50-xxL packaging and none that have any transport significance.

0.2.3 Contents of Packaging This application is for transporting the following radioactive materials as defined in U.S.A.

and I.A.E.A.

regulations:

a)

Type "A" quantities in normal or special form; b)

Fissile quantities are those limited to the amounts as generally licensed under 10 CFR 71.7; c)

L.S.A. materials greater than Type "A" quantities; d)

The chemical and physical form of the package contents will be in all forms, other than liquids.

This will include ion exchange resins in a dewatered or solidified state, typical PWR or BWR solidified radioactive waste and miscellaneous radioactive solid waste materials such as pipe, woed, m_tal scrap, etc.

All solidified resins will be contained within a steel dispos.sle liner.

These liners will isolate the contents from the cask.

Resin

-2 liners used for any solidification process that could create a significant chemical, galvanic or other reaction, will be lined with an inert protective coating.

1808 308 o_,

Revision '-

,s. -

December 21, 1979 Thicknesses (in)

Steel Cylindrical-Walls Version Ends Lead Total 50-1.5L 2-1/4 1-1/4 2

50-2.5L 4

2-1/4 3

50-3.0L 4-1/2 2-3/4 3-1/2 50-4.0L 6

3-3/4 4-1/2 1.2 Weights and Center of Gravity The weight of the four cask versions payload are summarized in Section 0.2.1.5.

The center of gravity for the assembled package is located at the approximate gecmetric center of gravity.

1. 3 Mechanical Prcoerties of Materials The NuPac 50-xxL packaging uses an outer and inner shell fibri-cated of low carbon hot rolled steel (3.ST:1 A-3 6 ).

Materia.1 properties of the steel are as follows:

F 58,000 psi

=

tu F

6,000 psi

=

ty F

35,000 psi

=

21,600 psi F

=

F 90,000 psi

=

b Lead shielding will possess those properties referenced in ORNL-NSIC-68, Table 2.6, page 84.

1808 309 l-2

Revision l**

December 21, 1979 Margin of Safety:

M.S. =P

-1 yld L

= 79992/42750

= +0.87 The yield capacity of the lug to shell weld may be estimated as:

A wh*#8 T

= 21,600 psi P

=F g

sy w#

sy A.,

=Lt weld area y

y, 2(9.5+1) = 19 in.

L

=

y (3/8) Nbi=0.530 (v weld) t

=

y (21600)(19)(.53)

= 217512 lbs.

P

=

3 The lug to shell weld margin of safety is:

217512/42730 -1 = -4.09 M.S.

=

The ultimate capacity of the cuter shell may be estimated as:

i i

f P

=F d

F

= 35000 psi su su s; su (3/S) (3. 5) (2) = 6.38 in l

2 A

=

s P

(35000) (6.38) = 223125 lbs.

=

su The corresponding yield load capacity is estimated as:

i P_y =.6 ? u = 133875 lbs.

~

s s

.1.

The outer shell margin of safety against yield is:

i~

M.S. = 133875/42750 -1 = -2.13 Therefore, it can be safely concluded that the lif ting lugs will j

l not yield unde _ a load ecual to three times the weight of the l

package.

Should the lugs experience a load in excess of 117160 lbs.,

they will shear out locally through the eye and will have no adverse effects upon the package's ability to meet other requirements.

I 1808 310 1-6

Revision.

. ' ' ~

December 21, 1979

/ /z "4 I

I

/

l2G p.

uj s

L% \\\\ b L \\N 44

=,

2 Using the conventional 40 shear out equation:

P

=F 2t E.M.

cos 4d s

sy 21600 psi (yield)

Where:

F

=

3 t=

1 in.

d = 1-1/2 in.

EM = 1.25 (21600)(2) (1)

1. 2 5- (. 7 5 ) cos 40 P

=

3 P

= 29180 lbs s

Margin of Safety:

M.S. = P /P~1 s

= 29180/3775 -1

= +6.73 The capacity of the lug to Iid weld may be estimated as:

P

= F,,. A, F., = 21600 psi 3

g 3

2-A.,

=

L.t y

q 2 (4+1) =10 L

=

y (1/2 ) (#2/2) = (Fillet Weld) t

=

y (21600)(10)(.354) 76464 lbs.

P

=

1-7

navision -

December _21, 1979 The lug to lid margin of safety is:

76464 /3775 -1 = + Large M.S.

=

Therefore, it can be concluded that the primary lid lif ting lugs are more than adequate to resist a lead equal to three times the weight of the lid.

As for the package lifting lugs, the lid lif ting lugs fail by local shearout through the eye and therefore have no adverse effect upon the packages ability to meet other requirements, 10CFR71.31 (C) (A[

Since the lid lifting lugs are _

not capable of reacting the fuel package load, they will be covered during transit.

1. 4. 3. 3 Secondary Lici Lif ting Lug The single secondary lid lifting lug is identical to the primary lid lugs evaluated in Section 1.4.3.2.

The maximum weight of the secondary lid is 910 lbs.

Thus, the lug load is :

P=

(910) (3) = 2730 lbs.

Conaequently the margin of safety of the secondary lid lug is:

291SC/2730 -1 = - 9.69 M.S.

=

Therefore, the secondary lid lug is more than adequate to resist a load equal to three times the weight of the lid.

The secondary lid lugs will be covered during transit, like the primary lid lugs.

1803 312 1-2

J hevision

December 21, 1979 b

1 I

E x

ysp g-J

[

f a.

~

7 0 %.1*>

I nc-J

~

p' M

Sy/

i fs.S.3$"

c ar I

l Tic-down Methcd 1808 313 1-10

Revision '

December 21, 1979 is transferred to the outer shell through the vertical lif ting lug plate.

The horizontal component of the tie down load is:

?

=

B 2,3 2' p

H

_x y_

T

~

(.65207')2 + (.612206)2 (244614)

=

= 218789 lbs.

I The vertical component of the tiedown load is: 2 P,7 =B 7

(.447214)(244614) = 10 9 3 95 lb s.

=

The horizontal ecmponent of the tiedown load is reacted by a lug-to-cask weld whose yield capacity is estimated as:

F~

. 2 A

A

= 2 (12+2) (3/8) (q2) 14.85 in P

=F

=

w su w; w

(21600)(14.85) = 320744 lbs.

=

l The associated lug-to-cask horizontal weld margin of safety is:

320744/218789 -1 = +0.47 M.S.

=

1800 314 1-12a

Revision '

December 21, 1979 The vertical component of the tiedown load is reacted by the same load paths analyzed for lifting lugs, see Section 1.4.3.1 The lug-to-cask weld margin of safety is:

M.S. = 217512/109395 -1 = +0.99 The total load applied to the outer shell is:

E

+E PT" V

H (109 395) 2 + (218739)2'

= 244614 lbs.

=

oriented at 26.57 with respect to the horizontal.

The shear stress induced in the outer shell is estimated as the total force, P divided by the minimum perimeter enclosure sur-7, rounding the tiedown fitting:

,/

N

,s B-

,e sf 3 '.

8E

/

s's fg*

's

/'/

\\

U l

I a'*

l I

2 l

I.

y s

i 6

- l l,, l r

5

=

Perimeter estimates:

(8. 5+1) (2) + (6+5+2) (2) = 45 in.

P

=

g 12+4+1+k8.5+6

+kS.5+5 2

2 2

2 37.27 in.

P

=

B Thus, the shell shear area is:

13.98 M A3 =-(3/8") P

=

B 1808 315 1-12b

Revision

December 21, 1979 The shear stress in the shell is:

f 244615/13.98 = 17502 psi

=

3 The Margin of Safety in the shell is:

sy/f -1 = 21600/17502

-1 = +0.23 M.S.

= F s

The weak link load path component is assessed as follows:

The ultimate shear-cut capacity of the lug is estimated as:

(ff5000) = 4 0 336 5 lbs.

385828 P

=

9 su The ultimate capacity of the lug-to-cask weld is:

k P.,

=

5197242 + 352450

= 627960 lbs.

Where:

vertical ultimate capacity = 217512 (35/21.6)

= 352450 horizontal ultim. capacity = 320744 (35/21.6)

= 519724 The ultimate capacity of the outer shell is:

(3500) (13.99) = 489300 lbs.

P

=

1808 316 1-12c

Revision 2 Decemcer 21, lv79 Thus, it can be concluded that the shear-cut failure of the lug will occur prior to failure of other elements within the lead path.

This lug shear-cut failure will have no adverse impact upon package ability to meet other requirements.

~

l10CFR71. (d) (3)

The NuPac 50-2.5L (and 50-1. 5L) packages are significantly lighter than the NuPac 50-4.0L package, used above for tiedcwn lug evaluation.

Consequently, the NuPac 50-2. 5L (and 5 J-1. 5L) lugs need not be as robust as indicated.

The following analysis demonstrates that the tiedcwn lugs for the NuPac 50-2. 5L (and 50.1.5L) may be fabricated of mild steel, rather than "T-1" steel.

The maximum cable load for the NuPac 50-2. 5L package is:

A A

A c

x.

v T

E'y'} ' E:

PT"W E I x

(19200)

(30)

/' 10 5

2

=

2(48.38) (.6406 ~.6242

, 4(.4472) 162090 lbs.

=

Using a 40 shear-cut the mild steel lug for the NuPac 50-2.5L (and 50-1.5L) package is:

0 2F t (*d cos 40 )

P

=

3 su I

^

176294 lbs.

l (2) (21600) (2.75)-cos 40 )

=

1800 317 1-13

Revision December 21, 1979 The associated minimum margin of safety is:

M.S. = 176294 -1 = +0.09 162090 Therefore, it can be concluded that the tiedowns.tre able to react a load greater than the combined 10, 5 and 2g tiedown loads.

Should the tiedowns experience loads greater than the luc shearout load, the failure will locally shear the lug and will not impair the casks ability to meet other requirements of the subsection.

1.5 Standards for Tyce "3"

and Larce Quantity Packaging This section demonstrates that the standards of Section 71.32, 10CFR71, for Type "B" and large quantity packaging are met.

1.5.1 Load Resistance The requirement for load resistance is that, when simply supported at its ends, the cask must be able to withstand a uniformly dis-tributed load equal to five times the cask weight.

Conservatively, t?e outer shell alone is assumed to support this load.

Accordingly, the stress is:

MC

-s,=r s

6 Where:

6 M = INL (5) (1/8) (28,500) (64. 5) = 1.149 x 10 in-lb

=

g 0 = 28.75 in.

C=E=

2 2

1800 318 1-14

Revision.*

December 21, 1979 d 4-d 4 4

4

=f*(57.:1-56.75) 0 I=x 7

$4 4

= 27,453 in and the corresponding stress is:

6)(28.75) f = US = (1.149x10

= 1203 psi S

I (27,453) which results in a Margin of Safety of:

v

E =

DY -1 = 3 0

~1 *

L^##*

3 2

Therefore, the package car safely react the " Load Resistance" condition.

2-1.5.2 External Pressure An external pressure of 25 psig is reacted by the external shell in hoop compression.

The stress can be calculated as follows:

F = Pr/t Where:

P = 25 psig r = 28.75 in.

t = 3 3/8 in (Outside shell only) f=

(25)(28.75)/.375 f = 1,917 psi 1808 319 l-14a

J Revision.

December 21, 1979 Margin of Safety:

M.S. = Fty/f"1

= 36,000/1,917 -1

= + Large The analysis is conservative due to the presence of the lead and internal shell.

The lead assures buckling stability of the shell.

Pressure across the end is carried in plate bonding by a minimum of one inch and l\\ inch thick steel plates top and bottom.

Assuming a circular plate, uniformally leaded and with edges simply supported, the stress can be calculated as follcws:

2 f,,, = 3U ( 3M+1) /SnMt (Per " Formulas for Stress and Strain" by Roark)

^

Where:

(25) T (48.5) 2/4 = 46186 N=

t= 4" M = 1/.33 = 3 f, = (3) (46186 ) (10) /8r ( 3) f

= 18376 psi r

Margin of Safety:

M.S. = 36,000/18376 -1 M.D.

= +.96 I

It is therefore safe to conclude that the containment vessel can react a 25 psig without loss of contents.

1803 320 1-14b

Revision

December 21, 1979 l.6 Normal Conditions of Transport The NuPac 50 xxL packaging has been designed and constructed, and the contents are so limited (as described in Section 0.2.3 above) that the performance requirements specified in 100FR71.35 will be met when the package is subjected to the normal conditions of transport specified in Appendix A of 10CFR71.

The ability of the NuPac 50-xxL packaging to satisfactorily withstand the normal conditions of transport has been assessed as described on the following pages.

1808 321 1-14c

Revision.

December 21, 1979 This insignificant reduction of shielding demonstrates that side impact does not compromise the integrity of the package's shielding any measurable fashion.

l 1.6.6.3 Corner Drop I

The impact energy associated with a corner drop will be absorbed by inelasci; dr. formation of the corner.

Using the " dynamic flow pressure" concept, total deformation of the corner is estimated and used to compute package deceleration.

This deceleration is then used to check the integrity of the lid closure.

Both steel and lead components of the cask are distorted upon corner impacts.

The assessment of deformation and resultant decelerations is based upon a careful consideration of detail corner geometry for a range of assumed deformations.

It is assumed that the steel end

, plates of the cask undergo plastic flexural deformation and do not crush.

This flexural deformation of the ends enforces a crushing of the contiguous lead side walls and the thin cylindrical external 2

steel shell.

The predictions of peak rigid body impact decelerations are based upon the crush geometry of the lead side walls and the

~

i associated external steel shell.

Resultant deformation preciction estimates are cased upon two energy balance techniques -

The plastic flow pressure concept I

An intecration of force - deflection relations based upcn crush stress approaches.

1800 322 1-21

Revision -

December 21, 1979 For the plastic flow stress approach, properties of steel and lead are based upon recommended deformation basis values used by shappert, Cask Designer's Guide, ORNL NSIC-68:

c,b = 5000 psi (Shappert, P.

58) e 45000 psi (Shappert, P.

64) e

=

s For the crush stress approach, steel and lead crush properties are assumed to be equal to twice the yield stress.

This conservative approach is intended to account for both strain rate effects and strain hardening.

In effect, this provides a crush stress equiva-lent for steel of 72,000 psi that is 24% greater than established static ultimate values.

For lead, the crush stress equivalent is again taken as twice yield, or 1380x2 = 2760 psi, reference Table 2.6, Shappert, Cask Designer 's Guide, ORNL-NSIC-6 8.

Analytics used for these estimates are outlined in Appendix 1.10.2.

Prediction results are summarized in Table 1.6.6. 3-1; detail computer analysis results for all fcur configurations folicw the table.

1808 323 1-22

Table 1.6.6.3-1 Corner Impact Deformation & Deceleration Estimates Drop Crush Zone Geometry Load lleight Weight Itadius Volume Area Depth Factor Version (in)

(llis)

(in)

(in')

(in2)

(in)

(g's) 50-1. 51, 36 13100 26.25 11.9-13.3 27.1-28.9 1.10-1.15 55.3-56.8.

50-2.5L 36 19200 27.25 16.7-22.2 33.4-39.5 1.25 'l.40'

.41.6-44.6 50-3.0L 24 22000 27.75 12.3-15.3 27.8-31.7 1.102 1.20 33.9-35.7 50- 4. 01.

24 28500 28.75 17.2 22.8 3 4. 3-4 0. ti 1.25-1.40 28.8-30.d tJW n<

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1s03 332 0

Revision

December 21, 1979 i

These decelerations impose body force loads upon the cask, payload I

and lid as indicated in the following free body diagrams:

Where:

b!

d

_1(d/l)

= = tan

\\

W

= total weight f

T g

a

= load factor

/

i=

9 i

F, = W a, total impact T9 force G

longituginal FTC = FT os =,

j impact.orce u,

/ V 'a F

=, lateral g

73 = F sin T

impact force l

/

o

?.

i

/XS T

h s

s

/

's U

/

'TC

'T

-2 1

The cask body (sides and bettem) internal forces are:

l l

Where:

W = weight of cask e

F

W-a ces

cc c

y j

s in =

l l

Fcs "

c' "g i

l =

l 8

S'eCS i

i p

3, g & g are d nown F

V CC 9

1 d interface forces and A

4C "g

7

/

mcments, respectively.

's 5

c y

f%

3 1803 333 1-23

Revision.

December 21, 1979 Similarly the payload forces are:

F a

cos =

pc "

cg at x P

F

=Na sin

=

ps pg Where:

N

= payload weight 7

Now, based upon the payload and cask bcdy forces, the lid interface can be estimated:

forces F, V3 "Ud M3 3

Longitudinal:

F3+

+F pc " U cc

~#g(

9)

F

+

Cos

3 c

Lateral:

V, - F

-F

=0 o

es ps

,Vg=ay(W

+W) sin =

Mcment:

L -F 5

+F

E

=0 3

cs c

ps p

sM = -a,('T p ;)

8 ^*

3 cc I

e l

1800 334 1-24

Revision #

December 21, 1979 Comparable rel.ations can be derived from lid equilibrium:

/ FB V

N' P ES P

p

[

D 7

z-c Where:

"T

= weight of lid g

sin 2 Fgg=Wagg F

cos e LC Lg Longitudinal:

F

-F 7g LC 3"

~ ~

3" LC TC

~

FB=ag(W,. - W,)

cos a But:

W

=W

+Wp+W#

(

L' " ("P C}

~

7 L

C T

q (*1<C I) cos =

Thus:

F

=-a g

P Lateral:

FTS X

LS "

~

Vg=FTS gg

-F

-W) dn=

'/g = ag (W7 L

Cr:

V = ag(W

-W) 3 n2 g

p C

1803 335 1-24a

Revision.'

December 21, 1979 (d/2)

=0 Moment:

.g + FTC

-d B " T "g (w )

M os =

T d

8 But:

I = tan = ;

d = 1 tan = = 1 c

=

L

.g =

7 aq(W ) sin =

T This appears to differ from che expression f.erived on the basis of the cask and payload free bcdy which was:

sin =

p p) g(W M

= -a 3

ec However:

2

=x

= 2/2 E, = 0 T

p And:

0 W

E.,, = W

2

+W E

+W 7

T C

c P

p L

L T

T " IN

Wo c)

W 2/2 W

cc T

~ ~ Thus, the two mcment expressions are identical.

Ratchet binders, together with the bearing ring, react the inter-face axial force, F end moment, M Compressive loads are B,

3 carried in bearing, whereas tensile forces are carried by the ratchet binders.

Shear forces, associated with V are transferred g

by the lid step in bearing.

The ratchet binder forces are calculated from the interface force, F, and moment,.v.3, as follcws:

g 1803 336 1-24b

Ravision #

December 21, 1979 h

h F

i l

i i

i

=

i e

b w

l Mk)

VM-Mg A

g Y

F3

-FB e=~MB I' 3 i

-F3 aFa m

( e b b

Where:

b=

(e-r)

F

= -F g

B

( = -F3 ~#

B L

I I

I f a, f

V A

-m_

)A' s'

SINCER FORCE.S

'E 1808 337 1-24c

4 Revision December 21, 1979 g

Binder forces are calculated by referring to the following sketch:

4 FM 3

1-cos 3 4^

1 F.

=F 2.

I ti 2

6. = 1 (1-1) 1 4

5

l M. =FR (1-cos 9g) 1 g 'I F,g.R 8

F,gR (1-cos 6., ) 2 Z

(12)

M.,

=

r 2

2 g,g lLb M

For the four versicns, the interface loads and cinder forces, F g, are listed in the following table.

1803 338 1-24d

Revision December 21, 1979 Lid Interface Forces

~'~

Lid Interface Forces Dimensions Load Weights Axial Binder Factor Total L1d Tension Moment Shear Force Version (i )

(in)

"g( 's)

W,,(lbs)

W (lbs)

FB(lbs)

Mg(in-lb)

V Obs)

F,g (lbs) g 50-1.5 52.5 57 56.8 13,100 1,200

-493,827

-14,366,740 454,842 8,912 50-2.5 54.5 60.5 44.6 19,200 2,400

-556,706

-17,337,435 507,496 13,255 50-3.0 55.5 61.5 35.7 22,000 2,750

-510,192

-16,180,346 460,416 12,147 50-4.0 57.5 64.5 30.9 28,500 3,000

-569,713

-18,899,154 507,884 14,608 Y

Where:

G

= = tan - (d/t) g (W, - W,)

P

-a cos

q 3

g m-R/2 a W,7 sin a MD g(WT ~ "L V

=a 8 ""

3 "E

M " 6R Mb M

=-Fg(p

- R) g B

CO Cp R = d/2 CO u

(.e4

Revision i e

December 21, 1979 Thus, in this instance, the maximum binder force is 14,608 lbs.

The ultimate strength of the binder is rated at 50000 lbs, reference W.

W. Patterson Catalog, Page R-6.

The binders are fabricated from carbon steel, thus the yield load is:

F,I (36,000/58,000)(50,000) = 31,035 lbs.

=

Thus, the Margin of Safety is:

M.S. = 31,035/14,608 -1 = +1.12 72 I

Of note, if a dynamic amplification factor of 2x is assamed, the ratchet binder still exhibits a positive Margin of Safety of:

31035

-1 = +0.06 M.S.

=- (2)(14608) i Importantly, this positive Margin of Safety results even with very l

i conservative load predictions based on steel crush stresses of twice yield stress (24A greater than ultimate stress).

The capacities stated for the binders are established static allow-ables.

They are manufactured from standard carbon steels and fail in the same manner as a bolt.

Numerous studies have been conducted on the behavior of bolts under dynamic or impact loading.

ORNL-TM-1312 volume 12 Structural Analysis of Shipping Casks states that carben 1803 340 1-25

Revision.'

December 21, 1979 steel bolts " possess better physical properties under conditions of shock than indicated by static tests.

Increase in the value of stress by a factor of 1.3 and a greater amount of strain before necking occurs were reported".

This is substantiated by references 5,

8, 9, 10 and 11 of the same document. Therefore, it can be concluded that the binders static allowable capabilities will not be icwer under shock or dynamic loading.

There, it can be concluded that the binders will react the impact load and retain the lid.

1808 341 1-25a

Revision

December 21, 1979 The lugs at each end of the binder will possess the following ultimate 2

capability.

Body Lugs

/

\\

I

/

\\

\\ 3"

/

\\

5

/

A

/

i I

/

5"

/

Ig

/

I" (A-36)

/

Shear out:

Using the standard 40 shear out:

P

= F 2t (E.M.-d/2 cos 40 )

s s

Where:

F

= 35000 psi t= 1.0 in EM = 1.375 d =.9375 in.

(35000) (2) (1. 0) (1.375. 469 cos 40 )

P

=

s

= 71114 lbs. shear out Weld area:

P

=FA y

s 's Where:

F

= 35000 psi s

qqq ZA7 1LUJ J 't c 1-26

Revision.'

December 21, 1979 Lug to lid attachment

/

\\

/

4

t. lx A

eb I~

Y 2

Th

/

_:..x 27 P 3" m Weld Shearing:

P

= F A weld s

s Where:

F

= 35000 psi s

(2) (1) (1/2) (%) + (2) (3) (1/2) ( -D)

A=

2

= 4.95 in (35000 psi) (4. 95 in )

P

=

s 173241 lbs/ lug P

=

s The critical load path binder fitting exists at the cask body lug.

The corresponding yield load is:

F.f = 71114(36/58) = 4414 0 lbs. At this location, the minimum Margin of 3afety is:

M.S. = 44

-1 = +2.02 H6 The ratchet binders load the lid top plate (Plate E) with a series of e<1ge moments.

The one inch plate of the 50-1.5L version will be eva'.uated for these loads.

Both local and gross effects on this lin top plate are evaluated.

1-28

Revision -

December 21, 1979 For a maximum ratchet binder load of 14608 lbs., the associated mcment introduced in to the top plate of the lid is estimated as:

+2 M=

(14608) (.25 + 3. 00 - 1. 375) = 27390 in-lb The local mcment capability of an octagonal lid cover is estimated as follows:

cr M1 " 7I where:

a = 36000 psi e = 0.5 inch I = bh77 = (10. 392) (1) 3 3

4

= 1.207 in.

_ 12 b=

(2) (3") tan 67.5 Lccal accent capability is:

(3 6 0 0 0 ) (1. 207) = 86912 in-lb M =

1

.2 Thus, local moment yield margin of safety of the lid is:

M.S.

= 86912 - 1 = +2.17

-2 _1_

27390 Gross mcment capability is assessed using both the extericr and interior lid plates.

For a uniform edge acment the expression relating stress to mcment in a circular plate is given by Reark as:

2 6M c =

r ; M = ct-For the 1" exterior plate:

M = 36000 (1)

= 6000 in-lb/in

,o 1000 344 1-28a

Revision

December 21, 1979 For the 1.25" interior plate:

M = 36000 (1.25) 2= 9375 in-lb/in 6

The total edge moment capability is:

15375 in-lb/in For a circular lid of 52.5" diameter the corresponding concentrate moment acting on 1/8th of the edge is:

(15375)(52.5)( )

316982 in-lb M

g 8

Thus, the gross moment yield Margin of Safety of the lid is:

6982

-2

-1 = +10.57

21. S.

=

27390 It can be concluded that the binders and their fittings can safely react the maximum loads produced during impact.

The secondary lid closure studs are examined in a comparable fashion.

The studs must resist forces associated with the lid and some fraction of the payload.

Assuming a " loose" payload, the payload force carried

~

by the studs can be conservatively estimated on a proportional area basis as 19% of total payload force.

Thus, the total secondary lid study load is estimated as:

R = (W 'N ) "g ces =

T P o

(340 + (.19)4200)(56.8) cos 42.2

= 47,884 lbs.

=

Since there are eight secondary lid studs 3/4-10 UNC, AISI 303/304.

each stud. load is 20390 lbs.

The tensile strength of the stud is:

-2 P=FA= (35000)(.309) = 10815 lbs.

18n3 34"3 e

u

~

1-29

Revision ' ;

Lecember 21, 1979 Thus, the Margin of Safety of the secondary lid is:

-2 M.S. = 10815/5986 -1 = +0.81 When impacts occur on the lid end, a normal compressive load of 569713 lbs. (version 50-4.0) is transferred from the lid to the lid closure ring.

This load is then transferred to the cask via

-2 direct compression of the lead shielding and a pair of 3/8" bevel welds.

The loaded length is:

4= 2R9 i-2 I

Where:

R = 28.75 in.

-1 (h)

See Appendix 1.10.2 9 = cos r=R-sin =

-2 6 = 1.40

= = 4 2. 2 1.40 r = 28.75 sin 42.2 = 26.67 in.

9 = cos - ('6 67) = 0.3831 rad.

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The yield bearing capacity of the 1/8" x 3/4" bearing ring is:

-2 (22.03)(3/4)(36000) = 5 9 4 810 lbs.

F

=

g The associated Margin of Safety is:

594810 -1 = +0.04 M.S.

=

569713 The yield capability of these welds is:

b

}))]

34h (2) (21600) (22.03) (3/8) N 2

= 504713 lbs.

F

=

g 1-29a

Revision.'

December 21, 1979 The yield bearing capacity of the lead (3.75 inches thick) is:

(22.03 in) (3.75 in) (1380 psi) = 114005 lbs.

F =

g

~~

The associated yield Margin of Safety in the impact zone is:

(504713+114005)

M.S. =

-1 = +0.09 269713 The lateral load transferred between the lid and the cask is estimated as 507884 lbs. (version 50-4.0).

The load is initially transferred from the exterior lid plate to the interior lid plate via a 1/2" circumferential bevel weld.

The interior lid plate transfers this load to d.e cask body by direct compression.

This compressive load is transferred across a deeply stepped recess of the interior lid plate within the cask inner cavity.

The load yield capability ;f the circumferential lid weld is:

F.,= F u

=F 3D t,y ss g

~

(21600) (T) (4 8. 5) (1/2) = 1,64 5,5 6 6 lbs.

=

The associated Margin of Safety is:,g 66

-1 = +2.24 M.S.

=

307,884 Therefore, it can be safely concluded that the package can survive a normal corner drop.

1803 347 1-29b

Revision

December 21, 1979 l.6.6.4 Droo Effects on Lid Intecrity The lid consists of two steel plates attached together with a circumferential weld.

The outer plate is af octagonal shape to accommodate the ratchet binders, whereas the inner steel plate is circular and fitted within I.D.

of the cask cavity.

A circumferen-tial seal is bonded to the outer plate just inboard of th' bearing surface (a 1/8" x 3/4" ring).

From the stand poin:. of containment vessel seal integrity, impacts on the outstanding corners of the octagonal lid are considered to be most severo.

This is because the cantilevered corner provides a moment arm about the bearing surface ring.

The associated moment deforms the (near) circular plate and consequently unloads the pre-compressed seal, as shown below.

SN

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Revision '

December 21, 1979 i

i In order to assess this deformation, or seal unloading phenomena, a nonlinear ANSYS finite element analysis model was developed, as shown in Figure 1. 6. 6. 4-1, to represent the NP 50-1.5L, the most critical of tu; four configurations.

The model consists of a sy= metric one-half idealization of the outer plate.

Octagonal corners and overhang "ehe neglected excepting at the impacted corner.

Plastic triangular finite elements were used to represent the 1" thick plate near the impact zone.

Else-where, elastic quadri lateral finite elements were employed to I

represent the plate.

l Symmetric boundary conditions were imposed along the X-axis (plane i

of symmetry).

Normal restraints (Z deformations) were imposed at all locations corresponding to the center line of the bearing sur-I face (r - 25.63"), nodes 21, 22, 23, 24 56.

These bearing l

surface normal restraints were introduced via compression-only gap j

elements allowing unrestrained lift-off and compression-only defor-j mations consistent with the elastic-plastic behavior of the bearing ring.

The elastic-plastic =aterial characteristics of the bearing ring and plate corresponded to those of mild steel (A-36):

6 S

= 36,000 osi; E = 29 x 10 y

S

= 58,000 osi; r =.23 u

u The analysis model was realistically loaded with displacements imposed upon the cantilevered octagonal corner via a unique crush front J4g 1

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Revision December 21, 1979 analytic mechanism.

This crush front mechanism corresponded to an unyielding planar surface oriented at 42.2 degrees to the plane of the plate.

This crush front was then displaced incrementally up to a normal (with respect to the crush plane) deformation of 1.15 inches corresponding to the maximum predicted deformation of the NP 50-1.5L corner.

As successive nodes of the plate model encountered the crush front, compression-only gaps imposed deformations upon the plate consistent with this moving crush front.

Output of the final non-linear analysis iteration are provided following this discussion.

Important analysis conclusions are as follows:

Maximum Strain in Plate At element #8 e

=.051203 gx

-1 = + 3.49 M.S.

=

.051203

_7 Unloading Deformation at Seal (r = 24.88)

-3 Node 21 (r = 25.63) =.128169 x 10 Node 31 (r = 23.5)

=

.212740 Seal (r = 24.88) = -0.0748 (unload)

The seal is precompressed 1/8 inch.

Thus, the sealing Margin of Safety is:

125

-1 = +0.67 M.S.

=

,0748 1800 351

,_,o,

Revision,

December 21, 1979 The integrity of the lid and its seal assure that containment is not compromised by the most extreme of impact events.

Four factors assure the conservatism of this prediction:

1)

'2he inner lid plate has been ignored.

If present, this plate would reduce outer plate deformations, thus reduce the amount of seal unloading.

2)

Plate bearing support was assumed at the center line of the bearing ring.

In fact, the center of bearing pressure would be out-board of the center line of the bearing surface thereby reducing the cantilevered impact force moment arm.

This would reduce the moment introduced into the plate; hence, reduce plate deformations and seal unloading tendencies.

9.

3)

The plastic finite elements used ignor in-plane shear yielding.

If present, this in-plane shear yielding would reduce i

the displacement imposed cantilevered impact force; hence, reduce :

i both the moment introduced into the plate and the associated seal unloading tendencies.

4)

The solurion results correspond to iteration #18, a nearly converged solution.

Greater numbers of iterations would continue the trends of earlier iterations and reduce the tendency of the seal to unload (by 5-7%).

1803 352

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1.6.8 Penetration From previous container tests, as well as engineering judgment, it can be concluded that the 13 pound rod would have a negligible effect on the heavy gauge steel shell overpack or cask.
1.7 Hypothetical Accident Conditions Not applicable for Type "A"
packages.
1.3 Special Form Since no special form is claimed, this section is not applicable.
1.9 Fuel Reds Not applicable.
1.10 Appendix 1.10.1 General arrangement drawing of NuPac 50-xxL packaging.
1CD7 007
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Revision. 'V '
December 21, 1979 Appendix 1.10.2 Volume and Area Estirates j
Corner Impact on a Cylinder 1.
Volume Estimates 1.1 Tota 1 Volume The gecmetry and nemenclature of this model is:
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