WWW.KONF.X-PDF.RU
БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА - Авторефераты, диссертации, конференции
 


Pages:     | 1 | 2 || 4 |

«ОБЕСПЕЧЕНИЕ БЕЗОПАСНОСТИ СЕТЕЙ ГАЗОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ ПУТЕМ УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ МЕТОДОВ ПРОГНОЗИРОВАНИЯ РЕСУРСА ЗАПОРНОЙ АРМАТУРЫ ...»

-- [ Страница 3 ] --

Рисунок 3.3 – Примеры интерферограмм корпусов шаровых кранов с технологическими дефектами изготовления Подобные интерферограммы, отражающие грубые нарушения симметричности свойств металла, исключались из массива экспериментальных данных.

Примеры интерферограмм на рисунке 3.3 получены автором в процессе сертификации изделий и позволяют сделать вывод, что качественную сравнительную оценку новой технологии или новой конструкции изделия эффективно проводить с использованием ГИ. Даже при относительно небольшом количестве (порядка пяти) контрольных образцов изучаемого изделия можно достаточно быстро (за счет визуализации картины) оценить частоту появления технологических дефектов и сделать вывод о сравнительном качестве изделия.

3.1.2. Влияние технологической операции обжима на напряженно-деформированное состояние металла Рассмотрим результаты измерений, полученных на заготовках корпусов, представляющих собой цилиндры с переходами диаметра на торцах, которые выполнены операцией механического обжима.

При измерениях каждого образца проводили четыре экспозиции с поворотом примерно на 900, что позволяло свести к минимуму систематическую погрешность за счет влияния возможных неоднородностей поверхности металла.

Таким образом, экспериментальные данные объединяют обработку шести интерферограмм трех базовых образцов, изготовленных при усилиях обжима 320, 390 и 420 кН.

При обработке интерферограмм на ось координат «х» (вдоль продольной оси симметрии) наносилось расстояние от края радиусного перехода до геометрического центра i-ой интерференционной полосы. По оси координат у, направленной перпендикулярно поверхности цилиндра, откладывалась величина подъема поверхности Wr относительно границы радиусного перехода (сопряжения оболочек), т.е приращение радиального перемещения поверхности. Для вычисления текущего значения Wr номер полосы от начала радиусного перехода умножался на 0,32 мкм (см. формулу (2.6)). При этом принималось, что на границе радиусного перехода подъем поверхности в радиальном направлении равен нулю и соответственно интерференционная полоса имеет нулевой номер.

На рисунке 3.4 приведены примеры обработки (для цилиндрической части образцов) интерферограмм для заготовок корпусов, полученных при постоянной нагрузке внутренним давлением 3,5 МПа, но отличающихся величиной усилия механического обжима при создании радиусных переходов.

Рисунок 3.4 демонстрирует повышение радиального перемещения поверхности по мере снижения усилия механического обжима.

Это обстоятельство подтверждает известные качественные представления об упрочнении конструкции, прошедшей предварительную холодную пластическую деформацию [63, 81, 94]. Действительно, снижение величины радиального перемещения поверхности образца при прочих равных условиях означает снижение эквивалентного напряжения, т.е. упрочнение конструкции.

–  –  –

– радиальное перемещение поверхности цилиндра; r – средний радиус W цилиндрической части конструкции; = 0,3 – коэффициент Пуассона для стали 09Г2С; Е =2,1105 МПа – модуль упругости стали 09Г2С; м к / 2 – меридиональные напряжения цилиндрической оболочки.

По результатам обработки интерферограмм получены следующие значения для максимальных радиальных перемещений поверхности под действием внутреннего давления 3,5 МПа в цилиндрической части заготовок корпуса:

(3,0 ± 0,1) мкм при усилии обжима Р1 = 420 кН; (9,6 ± 0,3) мкм при Р2 = 390 кН;

(13,3 ± 1,8) мкм при Р3 = 420 кН. Экспериментальные данные приведены для 95 %-ного доверительного интервала при числе параллельных измерений одного образца n = 4. Полные максимальные радиальные перемещения поверхности составили соответственно 9,1 мкм (420 кН), 12,3 мкм (390 кН) и 15,7 мкм (420 кН).

Взаимосвязь между максимальным изгибом цилиндра и усилием механического обжима при предварительной пластической деформации показана на рисунке 3.5.

–  –  –

Рисунок 3.5, также как рисунок 3.

4, качественно подтверждает известную в технике тенденцию увеличения прочности (снижения максимального эквивалентного напряжения) с ростом степени пластической деформации.

Линейная аппроксимация этой зависимости с использованием метода наименьших квадратов позволяет получить приближенную формулу для расчета максимального радиального перемещения в мкм (что эквивалентно оценке максимального эквивалентного напряжения в центре цилиндра) в зависимости от величины технологического параметра Wrmax aP b, (3.3) где а [мкм/кН], b [мкм] – экспериментальные константы; Р [кН] – усилие предварительного обжима цилиндра вдоль продольной оси.

Для использованных образцов, изготовленных из стали 09Г2С, значения констант равны а = – 0,93 мкм/кН, b = 43,88 мкм.

Заметим, что линейная аппроксимация на рисунке 3.5 не является в рассматриваемом случае адекватной математической моделью, описывающей корреляцию изменений усилий обжима и перемещения поверхности. Количество экспериментальных точек мало, а прямая линия не попадает в значения доверительных интервалов для двух точек. По-видимому, выражение (3.3) является более сложной зависимостью. Однако ее подробное изучение требует гораздо большего набора специально изготовленных образцов и выходит за рамки задач данной работы.

Формула (3.3) касается исключительно оценки максимального подъема поверхности Wrmax над цилиндрической частью конструкции и соответствует продольной координате х0 в центре цилиндра. Она отражает общую тенденцию снижения эквивалентных напряжений в цилиндре с переходами диаметра при увеличении усилия механического обжима.

Следующий шаг использует экспериментальные данные для восстановления явного вида зависимости радиального перемещения поверхности Wr от продольной координаты «х»: Wr = F(х, Р). Для решения этой задачи необходимо сравнить профили изгиба поверхностей (рисунок 3.4), образующиеся при различающихся усилиях механического обжима.

Формат исходных экспериментальных данных был преобразован в форму, удобную для сравнения. Для этого функция Wr = F(х, Р) и координаты «х»

переведены в относительные единицы.

С этой целью будем рассматривать функцию

–  –  –

0,6 0,4 0,2

–  –  –

где 1,285 /( rh ) 0,098 (мм-1) (r – срединный радиус, h – толщина стенки).

Функция (3.5) показана на рисунке 3.6 непрерывной линией.

Проверка адекватности проведена с использованием перечисленных ниже критериев. Средняя погрешность аппроксимации, которая используется обычно для общей оценки качества математической модели. Вывод о качестве модели положительный, если меньше 10…12 %. В данном случае = 7,5 %, что позволяет сделать вывод о достаточно высокой степени адекватности. Индекс корреляции R, который в данном случае равен 0,97, что позволяет сделать вывод о тесной связи между экспериментальными и теоретическими значениями. Индекс детерминации R = 0,94 означает, что в 94 % изменение величины Wrij/Wrмахj объясняется изменением величины хотнij.

Приведенные значения критериев означают очень высокую степень адекватности экспериментальных данных и математической модели.

Модель (3.5) физически не совпадает с конструкцией изучаемого образца с переходами диаметра, поскольку предполагает жесткую фиксацию упругого цилиндра по краям и никаким образом не учитывает предварительную пластическую деформацию металла. Однако использованные статистические критерии означают, что в рассматриваемом случае ее можно использовать для описания радиальных перемещений поверхности.

Объединяя выражение (3.3) и (3.5), получим инженерную формулу для расчета радиального перемещения поверхности под действием внутреннего давления (а в общем случае для прогноза конструкционной прочности по критерию предела текучести), связанного с изменением технологического усилия обжима:

Wri = (aPj + b)(1 exp(-xi0 L/2) (sin(xi0 L/2) cos(xi0 L/2)). (3.6).

Рассмотрим далее сравнение экспериментальных данных с результатами расчета радиального перемещения поверхности с использованием МКЭ в программе ANSYS. Данные расчета, приведенные на рисунке 1.11, с целью сравнения были также преобразованы в относительный вид. Для этого из каждого абсолютного значения перемещения над центральной цилиндрической частью образца вычиталось значение перемещения на краях цилиндра. Затем полученные координаты точек были переведены в относительные величины по использованным выше выражениям (формула 3.4).

Сравнение результатов расчета приращений радиальных перемещений в программе ANSYS и по математической модели (3.5) показаны на рисунке 3.7.

Из рисунка 3.6 видно, что расчеты в программе ANSYS (в полном соответствии с геометрией цилиндра с переходами диаметра, использованной в эксперименте) существенно отличаются от экспериментальных данных по форме радиального перемещения поверхности. Экспериментальный относительный изгиб поверхности цилиндра отличается несколько большими значениями производной по координате оси абсцисс. Например, для xi0 0,5 производная Wi0 равна 0,98 по данным МКЭ и 1,08 при использовании модели (3.5).

–  –  –

Это означает, что расчет в программе ANSYS систематически занижает значения эквивалентных напряжений, возникающих под действием внутреннего давления в цилиндре, подвергшемся предварительной деформации путем механического обжима. Абсолютная величина такого занижения становится гораздо выше, если учесть зависимость абсолютных значений радиальных перемещений от усилия обжима.

Проведенное выше рассмотрение экспериментальных данных, отраженное на рисунках 3.3 – 3.7, позволяет сделать выводы о закономерностях влияния операции механического обжима на НДС конструкции. Формализованное представление граничных условий для существования этих закономерностей может быть представлено следующим образом:

- рассматривается осесимметричная длинная цилиндрическая оболочка;

цилиндр проходит предварительную холодную деформацию под воздействием механического обжима, усилия которого направлены вдоль продольной оси и приложены к противоположным краям цилиндра, в результате чего формируются радиусные переходы от начального диаметра цилиндра к меньшему диаметру;

рассматриваются приращения упругих радиальных перемещений поверхности цилиндра с переходами диаметра под действием внутреннего давления.

В описанных выше граничных условиях закономерности влияния операции механического обжима на НДС металла выражаются в следующем:

- в диапазоне усилий механического обжима P от 320 до 420 кН максимальное радиальное перемещение поверхности цилиндра под действием внутреннего давления имеет тенденцию к снижению с увеличением усилий обжима, которая приближенно может быть описана линейной зависимостью aP b, где а и b являются экспериментальными константами;

Wr max

- в диапазоне усилий механического обжима P от 320 до 420 кН радиальное перемещение поверхности цилиндра под действием внутреннего давления в относительных единицах Wi0 в точке xi0 не зависит от величины усилия обжима и адекватно математической модели цилиндра с жестко закрепленными краями;

- в диапазоне усилий механического обжима P от 320 до 420 кН получена инженерная формула для прогнозирования величины радиального перемещения поверхности цилиндра с переходами диаметра под действием внутреннего давления:

Wri = (aPj + b)( yi0 1 exp(-xi0 L/2) (sin(xi0 L/2) cos(xi0 L/2)). (3.7) Полученные результаты содержат некоторый элемент противоречия. С одной стороны, расчеты методом конечных элементов в программе ANSYS не смогли предсказать радиальные перемещения поверхности как функцию координаты продольной оси с высокой точностью, особенно при усилии обжима 320 кН. Этот результат можно было предвидеть, поскольку расчетная модель и граничные условия не учитывают закономерности предварительной холодной деформации цилиндра. С другой стороны, экспериментальные результаты, предоставляющие относительные радиальных перемещений поверхности цилиндра, хорошо описываются моделью идеально упругого цилиндра с жестко закрепленными краями независимо от величины усилия обжима. Физический смысл полученного результата, по-видимому, состоит в том, что предварительная холодная пластическая деформация на торцах цилиндра, несмотря на плавную геометрию переходов к меньшему диаметру, создает условия для «восприятия» металлом конструкции радиусных переходов как жестких диафрагм по краям.

Общее теоретическое значение полученных результатов заключается в том, что они инициируют в дальнейшем попытку рассмотрения возможных моделей теории упругости для общего случая деталей, симметричных относительно поперечной центральной оси и прошедших предварительную холодную деформацию с использованием механического обжима. Сделанное утверждение носит характер предположения и отражает личный взгляд автора работы.

Очевидное теоретическое значение результатов состоит в возможности оценок радиальных перемещений поверхности и величин эквивалентных напряжений в зависимости от основной технологической характеристики – усилия механического обжима. При этом используется формула (3.4), которая может использоваться в инженерном расчете конструкции.

Практическое значение полученных результатов для безопасности конструкций ЗА заключается в существенном повышении точности определения величины перемещений поверхности под действием внутреннего давления и приращения эквивалентных напряжений в потенциально слабой центральной части заготовок корпуса шаровых кранов. В частности, для границ диапазона усилий механического обжима максимальное приращение радиального перемещения поверхности изменяется примерно в 4 раза (Wrmax = (3,0 ± 0,1) мкм при Р = 420 кН, Wrmax = (13,3 ± 1,8) мкм при Р = 320 кН, примерно также изменяется величина приращения эквивалентных напряжений экв = (15,2 ± 0,8) МПа при Р = 420 кН, экв = (66,4 ± 8,8) МПа при Р = 320 кН. В итоге существенно уточняется прогнозируемый ресурс изделия при использовании критериев прочности.

3.1.3. Влияние технологической операции обжима на механические свойства металла Полученные выше результаты касаются исключительно изменений НДС, вызванных технологией изготовления. Однако хорошо известно, что при холодной пластической деформации изменяются и механические свойства металла, в частности предел текучести, временное сопротивление, и как следствие, показатели пластичности. Без экспериментальных оценок этих важных характеристик невозможно сделать окончательное заключение об изменениях прочностных свойств конструкции и ее потенциальной опасности.

Важной характеристикой работоспособности конструкции является пластичность металла. Обычно мерой пластичности являются относительное удлинение и относительное сужение, определяемые при проведении стандартных разрушающих испытаний на растяжение. В настоящей работе пластичность металла определялась отношением предела текучести к временному сопротивлению металла 0.2/в, которое наиболее удобно для оценки степени упрочнения. Считается, что оптимальное значение 0.2/в находится в диапазоне от 0,70 до 0,85 [76].

Локальные оценки предела текучести металла и временного сопротивления проводились в центре цилиндра с переходами диаметра методом индентирования.

Методика подготовки образцов и характеристика аппаратуры для измерения твердости подробно изложены в главе 2.5.

На рисунке 3.8 показана схема расположения точек при измерениях твердости.

Рисунок 3.8 – Схема расположения точек испытаний индентированием на макроуровне на поверхности заготовки корпуса после операции обжима Условный предел текучести 0.

2 и временное сопротивление в определялись безобразцовым способом согласно ГОСТ 22761-77 и ГОСТ 22762-77.

Результаты испытаний металла заготовки корпуса после операции механического обжима представлены в таблице 3.1. Индексы у НВ 2.5/187.5/5 отражают диаметр индентора (мм), нагрузку вдавливания (кГ) и время выдержки под нагрузкой (с).

Таблица 3.1 – Механические свойства металла на внешней поверхности заготовки корпуса с переходами диаметра, созданными при усилии обжима 420 кН

–  –  –

Помимо испытаний в указанных точках, было проведено измерение твёрдости на торце заготовки. Средние значения твёрдости на торце составили 185 НВ2.5/187.5/5. Таким образом, твёрдость и прочность на поверхности цилиндра с переходами диаметра (210…211 кГ/мм2) существенно выше, чем твёрдость (185 кГ/мм2), определённая на торце того же образца.

Результаты индентирования показывают, что после операции механического обжима условный предел текучести металла в цилиндрической части заготовки корпуса вырос на 82 %, а предел прочности на 43 % относительно паспортных данных для трубы из стали 09Г2С в состоянии поставки. При этом пластичность металла по критерию 0.2/в снизилась с 0,69 до 0,88. Достоверность полученных результатов подтверждается представлениями о технологическом дефекте типа наклеп, при котором предел текучести возрастает в большей степени, чем временное сопротивление, т.е. увеличиваются твердость и прочность, но снижается пластичность (возрастает вероятность хрупкого разрушения) [8].

В дополнение к измерениям твердости на поверхности цилиндра автором проведены стандартные механические испытания, методика которых описана в главе 2.4. По всей длине заготовок корпуса с переходами диаметра (после операции механического обжима) вырезались стандартные образцы, которые затем подвергались механической правке до получения формы параллелепипеда.

Образцы растягивались в испытательной машине (рисунок 2.10) со скоростью 20 Н/мм2с. Разрыв образцов произошел при усилиях, характеризующих 95 %-ный доверительный интервал временного сопротивления металла (712 ± 5,8) МПа.

Необходимо отметить, что при стандартных испытаниях не выявлена площадка текучести металла, что подтверждается малым значением относительного удлинения 8… 9 %.

Для получения наиболее полной информации о механических свойствах металла после операции обжима автором были проведены нестандартные испытания на разрушение внутренним давлением. Испытания проведены на трех заготовках корпусов после операции механического обжима. В ходе эксперимента разрушение заготовок корпусов с переходами диаметра происходило в центральной зоне цилиндрической части. Напряжения металла в стенке конструкций, соответствующие моменту разрушения, для 95 %-ного доверительного интервала при трех испытуемых образцах составили (691,5 ± 3,2) МПа.

Результаты оценок механических свойств металла в конструкции объединены в таблице 3.2.

–  –  –

разрушением внутренним давлением, максимально отличаются между собой на 3 %, что характеризует хорошую сходимость результатов. Усреднение по трем методам дает значение в= 702 МПа, что значительно отличается от табличного значения для стальной трубы 09Г2С (490 МПа). Одновременно предел текучести металла на поверхности конструкции возрастает в 1,82 раза, а отношение 0.2/в возрастает с 0,69 до 0,88 после проведения операции обжима. Таким образом, пластичность под влиянием операции обжима снижается примерно на 30 %.

Полученные данные говорят о значительном деформационном упрочнении конструкции после механического обжима по критериям предела текучести, предела прочности и их отношения (0.2/в). Предел текучести возрастает, и ограничения нагрузки для работы конструкции в зоне упругости смещаются в сторону увеличения. В то же время понятно, что предел текучести не является исчерпывающим критерием для описания степени безопасности конструкции.

Повышение хрупкости металла, демонстрируемое ростом 0.2/в, увеличивает опасность аварийного разрушения конструкции за счет однократного случайного воздействия. Указанные разнонаправленные с точки зрения безопасности, процессы должны быть количественно описаны обобщенным критерием.

Заметим, что влияние механического обжима приводит к тому, что экспериментальная характеристика пластичности металла в цилиндре с переходами диаметра т/в = 0,88 превышает общепринятый критический уровень 0,85. С формальной точки зрения, запас пластичности для данной конструкции исчерпан. Однако для окончательного вывода о прочности (безопасности) конструкции необходимо получить данные о характере влияния других технологических операций.

3.2. Влияние технологической операции пробоя отверстия на механические свойства металла Для учета влияния технологической операции пробоя отверстия на прочность конструкции были измерены механические свойства металла в зоне отверстия на специально изготовленных цилиндрах с переходами диаметра. В цилиндрах, предварительно прошедших операцию механического обжима при усилии 420 кН, производился пробой отверстия по технологии изготовления шаровых кранов. Внешний вид образцов показан на рисунке 3.9.

Рисунок 3.9 – Заготовки корпуса после операций обжима и пробоя отверстия Измерения механических свойств металла проводилась методом индентирования.

На рисунке 3.10 показана схема расположения точек при измерениях твердости.

Рисунок 3.10 – Схема расположения точек на цилиндре с отверстием при испытаниях индентированием на макроуровне Испытания по определению макротвёрдости по Бринеллю были также проведены в точке, максимально приближенной к кромке отверстия.

Результаты испытаний индентированием и значения механических свойств металла представлены в таблице 3.3.

–  –  –

– значения в в тангенциальном направлении; – значения в в продольном направлении; – значения 0,2 в продольном направлении Рисунок 3.11 – Изменения временного сопротивления и условного предела текучести металла в продольном и тангенциальном направлениях от края отверстия (радиус 28 мм) в цилиндре По результатам, представленным в таблице 3.3 и на рисунке 3.11, можно сделать заключение, что закономерность в изменениях механических свойств в продольном и тангенциальном направлениях имеют однородный характер.

На рисунке 3.12 показано распределение для отношения 0.2/в, характеризующее влияние отверстия на пластичность металла.

–  –  –

Рисунки 3.11 и 3.

12 демонстрирует перераспределение механических свойств металла после пробоя отверстия в центре цилиндрической части.

Механические свойства металла начинают приближаться к значениям, характерным для исходного цилиндра (0.2 = 620 МПа, в = 702 МПа) на расстоянии примерно 15…16 мм от центра отверстия в продольном направлении.

При переносе мест испытания к краю цилиндра предел текучести и временное сопротивление несколько снижаются, при приближении к краю отверстия – существенно повышаются. Качественно это явление можно пояснить влиянием технологического наклёпа, полученным при прошивке отверстия прессом.

Аппроксимация экспоненциальной функцией данных таблицы 3.3 приводит к явному виду зависимости временного сопротивления от расстояния до центра отверстия х (коэффициент корреляции R = 0,97):

–  –  –

На кромке отверстия условный предел текучести возрастает по отношению к основному металлу на 75 %. При этом 0,2/в = 0,89, что очень близко к уровню 0,2/в = 0,88 для состояния цилиндра до пробоя отверстия. Однако это значение достигается при очень высоких значениях 0,2 = 763 МПа и в = 857 МПа (на 50 % выше в основного металла) и может характеризовать необратимые изменения структуры вблизи кромки отверстия. Прилежащий к отверстию металл в процессе наклёпа почти полностью израсходовал запас пластичности, что может привести к его охрупчиванию и зарождению трещин. В результате могут возникнуть металлургические дефекты, что должно учитываться при проведении следующей технологической операции – сварки в зоне горловины.

По имеющимся в литературе данным [94] можно ожидать, что последующее термическое воздействие сварки в зоне отверстия будет слабо влиять на структуру и механические свойства металла на кромке отверстия в связи с высокой степенью пластической деформации.

3.3. Влияние совокупности технологических операций на напряженнодеформированное состояние и механические свойства металла Для оценки влияния полного технологического цикла изготовления на прочность конструкции корпусов шаровых кранов были измерены параметры НДС и механические свойства металла на натурных образцах КШГ (рисунок 3.13).

–  –  –

Для оценки прочности цилиндрическая часть корпуса КШГ была условно разделена на зоны общей поверхности и горловины – основной концентратор напряжений. Результаты измерения максимальных значений общих и местных радиальных компонент деформации, а также эквивалентных напряжений по формулам 3.1, 3.2 методом ГИ по двум характерным образцам (рисунок 3.14) и по результатам расчета в программе ANSYS представлены в таблице 3.4

–  –  –

Рисунок 3.14 – Интерферограммы зон горловины образцов КШГ Таблица 3.

4 – Экспериментальные и расчетные данные о НДС метала в корпусах КШГ

–  –  –

№1 6,4 32,0 0,71…0, ГИ 8,1 ± 0,9 40,4 ± 4,5 №2 8,3 41,4 0,92…1,15

–  –  –

Из анализа таблицы 3.4 видно, что значения общих напряжений и общих радиальных перемещений больше на 25…35 %, чем значения по инженерному расчету и расчету в программе ANSYS (для модели КШГ). Этот результат получен для величин полных радиальных перемещений поверхности конструкции КШГ, в отличие от данных рисунка 3.14, приведенных для величин приращений относительно поверхности базовых образцов. При этом теоретические значения коэффициентов концентрации напряжений существенно отличаются от экспериментальных эффективных коэффициентов (в 2 раза и более).

Представленные в таблице экспериментальные результаты 3.4 предусматривают два варианта соотношения между местными и общими напряжениями (эффективный коэффициент концентрации напряжений больше или меньше 1). Данный результат является неожиданным, поскольку понятие концентрации напряжений обычно характеризует ослабление конструкции за счет концентратора. При значении (местн/общ) 1,0 происходит локальное упрочнение конструкции, что может быть объяснено различной пластичностью зон корпуса КШГ, вызванной влиянием технологической наследственности. Картина радиальной деформации в зоне горловины КШГ представлена на рисунке 3.15.

–  –  –

Рисунок 3.15 – Эпюры радиальных перемещений зон горловины Для прояснения информации о прочностных свойствах корпуса КШГ получены результаты исследований механических свойств различных зон методом индентирования, стандартными и нестандартными разрушающими испытаниями.

Результаты исследований методом индентирования на макроуровне определили на поверхности металла в зоне горловины восстановление механических свойств до значений т = 370 МПа и в = 530 МПа. Однако более подробные измерения микротвердости в той же зоне показали, что значения на внешней поверхности больше на 45 %, чем на внутренней, что характеризует неоднородность распределения механических свойств металла по толщине сечения. Стандартные разрушающие испытания металла зоны горловины КШГ № 1 показали результат в = 636 МПа, а в металле цилиндра корпуса в = 515 МПа.

Для КШГ № 2 в зоне горловины в = 553 МПа, в металле цилиндра корпуса в = 706 МПа. Заметим, что, как и в случае заготовок корпуса, площадка текучести отсутствовала, что говорит о низкой пластичности металла.

При нестандартных разрушающих испытаниях внутренним гидравлическим давлением оба образца КШГ разрушились при одинаковой нагрузке, характеризующейся в = 561 МПа. При этом образец № 1 разрушился в цилиндрической части корпуса, а образец № 2 – в зоне горловины (рисунок 3.16).

–  –  –

1. Установлена тенденция снижения упругих напряжений и деформаций предварительно деформированной заготовки корпуса КШГ при повышении усилия обжима в диапазоне от 320 до 420 кН, при этом распределение напряжений адекватно математической модели упругого цилиндра с жестким креплением торцов, что позволяет уточнять прогноз ресурса при заданном усилии механического обжима.

2. Механические свойства металла изменяются по мере удаления от кромки отверстия в предварительно деформированном цилиндре в соответствии с

–  –  –

4. ВЛИЯНИЕ ВЕРОЯТНОСТНОГО РАЗБРОСА, СВЯЗАННОГО

С ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ НАСЛЕДСТВЕННОСТЬЮ,

НА БЕЗОПАСНОСТЬ ЗАПОРНОЙ АРМАТУРЫ

4.1. Оценка статистических характеристик технологической наследственности Технологическая наследственность изделий формируется под воздействием многих случайных факторов и определяет статистический характер напряженнодеформированного состояния. Вероятность негативного проявления технологического разброса возрастает для конструкций сложной формы, при изготовлении которых используется значительное количество операций. К подобным изделиям относится запорная арматура сетей газораспределения, в частности цельносварные (не подлежащие ремонту) шаровые краны типа КШГ.

Оценка статистических характеристик возможных отклонений напряженнодеформированного состояния на этапе производства позволяет повысить безопасность эксплуатации за счет объективного учета статистических колебаний прогнозируемого ресурса (долговечности) изделий.

Для определения статистических характеристик технологического разброса НДС использовались экспериментальные данные об относительном радиальном перемещении поверхности цилиндрической части корпусов КШГ и специально изготовленных базовых образцов (цилиндров с переходами диаметров, воспроизводящих основную форму изделия Сравнение (рисунок 3.6)).

проводилось с использованием модели радиального перемещения длинной цилиндрической оболочки с жестко закрепленными торцами в относительных координатах (формула (3.3)). Результаты сравнения показаны на рисунке 4.1.

Наблюдается увеличение статистического разброса экспериментальных данных относительно базовых образцов (рисунок 4.1, б), что связано с технологическим влиянием на напряженно-деформированное состояние готовой конструкции.

1,0 1,0 0,8 0,8

–  –  –

0,6 0,6 0,4 0,4 0,2 0,2

–  –  –

Поскольку конструкция в сборе содержит базовый элемент сравнения, то для оценок можно использовать выборочную дисперсию воспроизводимости относительного изгиба (S12) после создания переходов диаметров и выборочную дисперсию воспроизводимости (S22), характеризующую совокупное влияние всех технологических операций. Для исключения неоднородности крайних значений при вычислениях статистических характеристик использован интервал xij от 0,2 до 0,8 и от 1,2 до 1,8. Получены значения S12 = 0,003 и S22 = 0,031, отличающиеся на порядок, что демонстрирует доминирующее влияние операций изготовления отверстия, сборки и сварки на безопасность изделия. В заданном интервале относительную погрешность воспроизводимости напряженно-деформированного состояния можно оценить на уровне 26 % для готовых изделий и 8 % – для базовых образцов.

Дополнительными количественными характеристиками технологического разброса являются погрешности относительно усредненных экспериментальных данных. Процедура усреднения экспериментальных данных для базовых образцов и шаровых кранов проведена сглаживающим полиномом 4-ой степени. Для корпусов кранов относительно базовых образцов было получено повышение с 7,2 % до 12,2 % и снижение R с 0,94 до 0,87. Одновременно наблюдается увеличение ширины распределения (xij = 0,1 на уровне yij = 0,5), что можно объяснить снижением остаточных напряжений за счет технологических операций (прежде всего изготовления отверстия).

Таким образом, на основании данных ГИ установлены закономерности и статистические характеристики влияния технологических операций на напряженно-деформированное состояние корпусов КШГ. Полученные результаты позволяют уточнять инженерные расчеты НДС корпусов КШГ. Для выбранной модели деградации металла появляется возможность оценки статистического разброса прогнозируемого ресурса (долговечности) безопасной эксплуатации корпусов КШГ сетей газораспределения.

4.2. Способ прогнозирования ресурса (долговечности) корпуса запорной арматуры на этапе производства Для решения поставленной во введении задачи исследовано влияние технологической наследственности на прочностные и магнитные свойства металла корпуса КШГ [74]. В качестве прочностных характеристик использованы результаты нестандартных испытаний до разрушения внутренним гидравлическим давлением, характеризующие предельную работу металла конструкций [106]. В данном случае автором предложен критерий предельного состояния металла для конкретного вида изучаемой конструкции (фактi/исх), где фактi – напряжение, характеризующее разрушение конструкции корпуса i-ого готового изделия, исх – напряжение, характеризующее разрушение заготовки конструкции корпуса без технологической обработки (с предельно низким уровнем технологических дефектов). На практике важно, что этот учет может быть сделан экспериментально без привлечения справочных параметров металла и дополнительных предположений.

В качестве магнитных характеристик использован градиент собственного магнитного поля рассеяния металла (метод МПМ), характеризующий аномалии структурных свойств, в частности зоны концентрации механических напряжений.

Были исследованы следующие образцы:

- 8 цельносварных шаровых кранов из стали 09Г2С с наружным диаметром 89 мм и толщиной стенки 4,0 мм;

- 16 заготовок корпусов цельносварных шаровых кранов из стали 09Г2С с наружным диаметром 89 мм и толщиной стенки 4,0 мм, соответствующих различным стадиям технологического процесса производства: после обжима с технологическим отверстием под горловину – 8 штук (тип а); после обжима без технологического отверстия под горловину – 8 штук (тип б).

Измерения методом МПМ проводили по стандартной методике прибором «ИКН-2ФП». Полученные данные обрабатывали с использованием программы «ММП-система», позволяющей восстановить распределение градиента магнитного поля по измеряемой поверхности.

Значения максимальных градиентов собственного магнитного поля рассеяния для 95 %-ного доверительного интервала составили соответственно для заготовок корпусов после обжима – базовых образцов (0,2 ± 0,05) (А/м)/мм; для заготовок корпусов после обжима с технологическим отверстием под горловину – (2,2 ± 0,6) (А/м)/мм. При этом максимальный градиент на поверхности корпусов КШГ в области горловины находился в интервале от 9,0 до 10,5 (А/м)/мм.

Таким образом, градиент магнитного поля возрастал на порядок после операции изготовления отверстия, а затем увеличивался примерно в четыре раза после проведения операции сварки. Полученные данные означают, что максимальный градиент магнитного поля Земли на поверхности корпусов КШГ можно использовать как качественный индикатор наличия технологических дефектов.

Пример распределения собственного магнитного поля рассеяния по поверхности корпусов КШГ представлен на рисунке 4.2.

а), б) – представление градиента магнитного поля в виде распределения на поверхности; в), г) – представление градиента магнитного поля в виде развертки распределения Рисунок 4.2 – Примеры распределения градиента магнитного поля Земли по поверхности корпусов КШГ Аномальные значения градиента магнитного поля формируются вблизи горловины крана, область их проявления имеет размытые очертания с несколькими локальными максимумами. Появление подобной области может быть объяснено сосредоточением дефектов различных размеров и ориентации, находящихся на различной глубине и образовавшихся при проведении предыдущих технологических операций. Аналогичная картина распределений наблюдается для всех исследованных образцов.

Результаты нестандартных испытаний внутренним гидравлическим давлением показали, что разрушение корпусов КШГ происходило в области горловины, а разрушение заготовок корпусов с переходами диаметра – в центральной цилиндрической части. При этом, напряжения в стенке, характеризующие разрушение заготовок, для 95 %-ного доверительного интервала составили исх = (691,5 ± 3,2) МПа, а напряжения при разрушении шаровых кранов (факт) находились в диапазоне от 560,1 до 684,5 МПа.

Наблюдаемое в эксперименте снижение напряжений в готовых изделиях по сравнению с заготовками может объясняться как наличием конструкционных концентраторов (отверстия и сварного шва) в районе горловины, так и влиянием возможных технологических дефектов. Для исключения неопределенности в интерпретации результатов изучена структура металла в местах разрушения.

Исследование микроструктуры металла проводили на инвертированном металлографическом микроскопе и на сканирующем электронном микроскопе.

Использовали образцы, характеризующие полный цикл технологической обработки: «механический обжим – пробой технологического отверстия под горловину – сварка горловины с корпусом».

При структурном анализе металла в районе горловины были зафиксированы технологические дефекты: наклеп и микротрещины.

На рисунке 4.3 представлены микрофотографии в области наклёпа (рисунок 4.3, а) и вне зоны наклёпа (рисунок 4.3, б), а также панорама образца, по которой можно визуально оценить протяжённость наклёпанного слоя (рисунок 4.3, в).

Ширина наклёпа составляет 150…200 мкм. Данный участок характеризуется плоскими зёрнами, вытянутыми в одном направлении (текстура холодной деформации).

В образцах металла из области горловины повсеместно наблюдались зародыши микротрещин. Их эволюция при повышении нагрузки происходила путем распространения трещины поперек волокон, образующихся при прокатке, далее разлом образовывался в направлении прокатки по границам волокон. В момент распространения трещины зародыши микротрещин отсутствовали с внутренней стороны металла корпуса шарового крана.

–  –  –

в)

а) в зоне наклёпа; б) вне зоны наклёпа; в) панорамный снимок образца Рисунок 4.3 – Микрофотографии металла корпуса шарового крана Пример микротрещины (длина около 45 мкм, ширина до 1,5 мкм) в поверхностном слое металла приведен на рисунке 4.4.

–  –  –

Рисунок 4.4 – Фотография микротрещины при увеличении 800 раз Таким образом, снижение прочности изделия может происходить за счет влияния неконтролируемых технологических дефектов, в частности наличия микротрещин.

Следует отметить корреляцию между местом расположения трещины при разрушении крана и расположением максимума градиента магнитного поля Земли. Пример взаимного расположения трещины при разрушении корпуса КШГ и максимального градиента магнитного поля показан на рисунке 4.5.

–  –  –

Рисунок 4.5 – Пример взаимного расположения трещины при разрушении корпуса и максимального градиента магнитного поля Результаты экспериментальных измерений коэффициента предельного состояния металла и градиента собственного магнитного поля рассеяния представлены в таблице 4.

1.

Анализ результатов измерений выявил линейную корреляционную связь между напряжением разрыва металла и величиной максимального градиента магнитного поля, которая позволяет количественно оценить влияние технологической наследственности на прочность конструкции.

–  –  –

Рисунок 4.6 – Корреляция критерия предельного состояния металла и максимума градиента магнитного поля Из анализа рисунка 4.

6 следует, что технологическая наследственность вызывает разброс критерия предельного состояния металла в диапазоне до 20 %, что близко к ранее полученным оценкам статистических колебаний НДС.

Следует отметить, что все полученные результаты справедливы в предположении правильности технологических операций. Например, фиксировали резкое повышение градиента (до 30 (А/м)/мм) при некачественном выполнении сварного соединения.

Корреляционная связь между величиной предельного состояния металла конструкции и максимумом градиента магнитного поля Земли позволяет оценивать индивидуальный срок службы изделий в процессе изготовления. Таким путем возможно формировать партии изделий с минимальным разбросом срока службы при одинаковых условиях эксплуатации и перейти к дифференцированному подходу в оценке безопасности оборудования на стадии его изготовления.

Вышеуказанные результаты являются промышленной собственностью ОАО «Гипрониигаз» и закреплены патентом РФ № 2526593 [98] на изобретение «Способ прогнозирования назначенного ресурса корпуса цельносварного шарового крана», а также внедрены в практическую деятельность ООО «БРОЕН»

в виде стандарта организации СТО 59349790.01.2013 «Оценка относительного индивидуального ресурса цельносварных корпусов шаровых кранов систем газораспределения на этапе производства».

Общий порядок работ при использовании способа включает:

- анализ технических и технологических документов на объект и составление карты контроля;

- подготовку объекта к контролю;

- измерения, обработку данных и оценку индивидуального ресурса корпуса КШГ;

- формирование партии КШГ с конкретизированной характеристикой разброса значений ресурса.

На основании технических и технологических документов на КШГ определяют материал корпуса крана и его физико-механические характеристики, технологические особенности (режимы основных операций, конструкционные концентраторы напряжений и т.п.). На основании исходных теоретических и экспериментальных данных составляют карту характерных участков контроля объекта с размерами зон и фиксируют информацию в эксплуатационный паспорт КШГ в виде приложения – диагностическая карта.

Перед проведением контроля необходимо очистить поверхность от ржавчины, брызг металла, масляных пятен и обеспылить.

На поверхности готового изделия проводят измерения интенсивности собственного магнитного поля рассеяния в соответствии с инструкцией на прибор.

Автоматизированная обработка измерений проводится с использованием программного обеспечения «ММП-Система». Конечным результатом обработки измерений является распределение градиента магнитного поля Земли по поверхности корпуса шарового крана. Пример указан на рисунке 4.2.

Вариацию индивидуального ресурса относительно случая идеальной технологии определяют по формуле:

Тинд.= (факт/исх)Трасч., (4.1) где Трасч. – расчётный назначенный ресурс корпуса цельносварного шарового крана; факт/исх – коэффициент предельного состояния корпуса цельносварного шарового крана; факт – предел прочности корпуса цельносварного шарового крана; исх – предел прочности заготовки корпуса цельносварного шарового крана после обжима без технологического отверстия под горловину.

Индивидуальный срок службы корпуса определяют в рамках модели постепенного накопления разрушений при эксплуатации относительно ресурса изделия, не имеющего технологической наследственности. Возможно использование другой модели при выявлении основного фактора старения металла.

При отсутствии информации о доминирующем факторе деградации металла при эксплуатации и невозможности расчета ресурса по известным моделям старения автором предлагается общий подход к формированию партий изделий по критерию предельного состояния металла корпуса КШГ (фактi/исх).

Итак, рассматриваются четыре категории изделий.

1 категория – коэффициент предельного состояния корпуса находится в интервале от 0,95 до 1,00 (партия предназначена для наиболее жестких условий воздействий эксплуатационных факторов: климатическое исполнение УХЛ1, высокая коррозионная агрессивность среды, низкочастотные вибрационные нагрузки, сейсмичность площадки более 6 баллов);

2 категория – коэффициент предельного состояния корпуса находится в интервале от 0,89 до 0,95 (партия предназначена для следующих условий воздействий эксплуатационных факторов: климатическое исполнение У1, средняя коррозионная агрессивность среды, отсутствие вибрационных нагрузок, сейсмичность площадки менее 6 баллов);

3 категория – коэффициент предельного состояния корпуса находится в интервале от 0,80 до 0,89 (партия предназначена для следующих условий воздействий эксплуатационных факторов: климатическое исполнение У1, низкая коррозионная агрессивность среды, отсутствие вибрационных нагрузок, сейсмичность площадки менее 4 баллов), возможно проведение контрольных мероприятий, предполагающих выявление выраженного дефекта изделия;

4 категория – брак. При коэффициенте предельного состояния корпуса, меньшем 0,8, возможно обнаружение недопустимых дефектов и отбраковка изделий. В данном случае необходимо дополнительно сравнить значения механических свойств металла корпуса по результатам нестандартных испытаний внутренним гидравлическим давлением с паспортными данными на трубу в состоянии поставки. В случае когда значения фактi и/или исх меньше паспортных данных предела прочности металла (в) трубы, изделия данной партии не допускаются к отгрузке без дополнительной проверки потенциально опасных зон методами УЗК и проведения регламентных испытаний на прочность и плотность давлением 3,0Рпр. В процессе определения коэффициента предельного состояния корпуса КШГ в случае разрушения сварных соединений партия изделий бракуется и проводится комплекс мероприятий по проверке технологии изготовления.

4.3. Оценка ресурса (долговечности) корпуса запорной арматуры с учетом технологической наследственности Полученная совокупность экспериментальных результатов, характеризующая влияние технологической наследственности, позволяет перейти к оценке ресурса долговечности рассматриваемой конструкции КШГ.

Существующие модели долговечности отличаются многообразием, связанным с большим количеством эксплуатационных факторов и их соотношением, степень влияния которых не всегда можно предсказать на этапе определения назначенного ресурса. В связи с этим результаты расчетов по моделям долговечности часто используют для определения вектора ресурса под влиянием изменения параметров конструкции. Абсолютные оценки долговечности, как правило, справедливы в случае длительной эксплуатации простых конструкций, которые позволяют апробировать модель расчета.

В данной работе для оценок ресурса использован один из вариантов широко распространенной модели постепенного накопления повреждений t р ( S0 ) /[ D(1 m) exp( n( ))], где – приведенные эквивалентные напряжения, определяемые по формуле э ; S / S0 ; S 0 – предел прочности в начале эксплуатации; S – фактический предел прочности; D, n, m, – параметры модели, определяемые экспериментально для различных марок стали. Выражение предназначено для определения остаточного ресурса при эксплуатации на основе данных о начальной и фактической прочности изделия. В рассматриваемом случае прогнозирования ресурса на этапе производства выражение расчета долговечности следует преобразовать к виду, учитывающему влияние технологической наследственности. При этом автором предложено в качестве S 0 принимать значение для трубы в состоянии поставки, а величину определять как отношение в для корпуса КШГ и базового образца. В этом случае в качестве исходного состояния рассматривается базовый образец, сохраняющий основную форму конструкции и изменения свойств металла, произошедших при операции обжима. Расчет по преобразованной формуле дал следующий прогноз долговечности: 32,4 и 29,0 лет соответственно для корпуса КШГ и для зоны горловины КШГ. Результаты получены на основании данных метода индентирования. Назначенный ресурс запорной арматуры сетей газораспределения регламентирован нормативно-технической документацией и составляет 30 лет. При учете вероятностного разброса технологической наследственности (примерно 20 %) было получено снижение долговечности корпуса КШГ до 18,3 лет.

Заметим, что использование результатов расчета напряжений в программе ANSYS для оценки долговечности по принятой формуле дает значения 52,1 года и 276 лет соответственно для корпуса и горловины КШГ, что объясняется отсутствием учета технологической наследственности. Таким образом, полученные экспериментальные результаты позволяют повысить точность расчетов ресурса (долговечности) корпусов КШГ с раздельной оценкой для различных зон конструкции.

В действительности, проведенные оценки, по-видимому, касаются максимальных значений ресурса корпуса КШГ, поскольку дополнительными факторами негативного влияния являются микротрещины и технологический наклеп в зоне горловины, выявленные при металлографическом анализе.

–  –  –

1. Комплекс экспериментальных данных о влиянии технологической наследственности на НДС и механических свойства металла корпусов КШГ позволяет уточнять оценку их долговечности по модели накопления повреждений.

2. Технологическая наследственность вызывает колебания НДС корпусов КШГ, статистический характер которых описывается относительным среднеквадратическим отклонением радиального перемещения поверхности на уровне 25 %, при этом вклад операции формирования переходов диаметра составляет около 40 %, а вклад операций пробоя отверстия, сборки и сварки составляет около 60 %.



Pages:     | 1 | 2 || 4 |

Похожие работы:

«Музалевская Екатерина Николаевна ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ МАСЛА СЕМЯН АМАРАНТА ДЛЯ КОРРЕКЦИИ ОСЛОЖНЕНИЙ, ВЫЗЫВАЕМЫХ ИЗОНИАЗИДОМ 14.03.06 Фармакология, клиническая фармакология ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата фармацевтических наук Научный руководитель: д.м.н., профессор Николаевский Владимир...»

«МАКСИМОВ АФЕТ МАКСИМОВИЧ УГОЛОВНАЯ ПОЛИТИКА В СФЕРЕ ОБЕСПЕЧЕНИЯ БЕЗОПАСНОСТИ ЖИВОТНОГО МИРА: КОНЦЕПТУАЛЬНЫЕ ОСНОВЫ И ПЕРСПЕКТИВЫ ОПТИМИЗАЦИИ 12.00.08 – уголовное право и криминология; уголовноисполнительное право Диссертация на соискание учёной степени доктора юридических наук Научный консультант: заслуженный работник высшей школы РФ,...»

«Кудратов Комрон Абдунабиевич ВЛИЯНИЕ АФГАНСКОГО КОНФЛИКТА НА НАЦИОНАЛЬНУЮ БЕЗОПАСНОСТЬ РЕСПУБЛИКИ ТАДЖИКИСТАН (1991-2014 гг.) Специальность 07.00.03 – Всеобщая история Диссертация на соискание ученой степени кандидата исторических наук Научный руководитель: доктор исторических наук, профессор Искандаров К. Душанбе – 20 2    ОГЛАВЛЕНИЕ Введение..3ГЛАВА 1. НАУЧНО-ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ...»

«Шудрак Максим Олегович МОДЕЛЬ, АЛГОРИТМЫ И ПРОГРАММНЫЙ КОМПЛЕКС ДЛЯ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПОИСКА УЯЗВИМОСТЕЙ В ИСПОЛНЯЕМОМ КОДЕ Специальность 05.13.19 «Методы и системы защиты информации, информационная безопасность» Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель –...»

«Фам Хуи Куанг ОБЕСПЕЧЕНИЕ БЕЗОПАСНОЙ ОТКАЧКИ СВЕТЛЫХ НЕФТЕПРОДУКТОВ ИЗ ГОРЯЩИХ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТАЛЬНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ Специальность: 05.26.03 – Пожарная и промышленная безопасность (нефтегазовая отрасль, технические науки) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный...»

«Музалевская Екатерина Николаевна ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ МАСЛА СЕМЯН АМАРАНТА ДЛЯ КОРРЕКЦИИ ОСЛОЖНЕНИЙ, ВЫЗЫВАЕМЫХ ИЗОНИАЗИДОМ 14.03.06 Фармакология, клиническая фармакология ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата фармацевтических наук Научный руководитель: д.м.н., профессор Николаевский Владимир...»

«УВАРОВА ВАРВАРА АЛЕКСАНДРОВНА Методологические основы контроля пожароопасных и токсических свойств шахтных полимерных материалов Специальность 05.26.03 – Пожарная и промышленная безопасность (в горной промышленности) Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук Научный консультант: Фомин Анатолий Иосифович Кемерово 2015 ОГЛАВЛЕНИЕ Оглавление...»

«Трунева Виктория Александровна СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ОПРЕДЕЛЕНИЯ РАСЧЕТНЫХ ВЕЛИЧИН ПОЖАРНОГО РИСКА ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ НЕФТЕГАЗОВОЙ ОТРАСЛИ Специальность...»

«Ковалёв Андрей Андреевич ВЛАСТНЫЕ МЕХАНИЗМЫ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ВОЕННОЙ БЕЗОПАСНОСТИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ Специальность 23.00.02 Политические институты, процессы и технологии ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата политических наук Научный руководитель доктор политических наук, профессор Радиков И.В. Санкт-Петербург...»

«Фомченкова Галина Алексеевна ИНСТИТУЦИОНАЛИЗАЦИЯ БЕЗОПАСНОСТИ МОЛОДЕЖИ В УСЛОВИЯХ ТРАНСФОРМАЦИИ РОССИЙСКОГО ОБЩЕСТВА Специальность 22.00.04 Социальная структура, социальные институты и процессы Диссертация на соискание ученой степени доктора социологических наук Научный консультант – доктор социологических наук, профессор А.А. Козлов Санкт-Петербург ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ.. Глава I. ИНСТИТУЦИОНАЛИЗАЦИЯ БЕЗОПАСНОСТИ:...»

«Беленький Владимир Михайлович МОДЕЛИ И МЕТОДЫ УПРАВЛЕНИЯ БЕЗОПАСНОСТЬЮ ТРУДА ПРОИЗВОДСТВЕННОГО ПЕРСОНАЛА Специальность: 05.13.10 «Управление в социальных и экономических системах» (технические науки) Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук Научный консультант: д.ф.-м.н., профессор Прус Ю.В. Москва 2014 Оглавление Введение Глава 1. Аналитический обзор. Современные информационные технологии в...»

«МАНЖУЕВА ОКСАНА МИХАЙЛОВНА ФЕНОМЕН ИНФОРМАЦИОННОЙ БЕЗОПАСНОСТИ: СУЩНОСТЬ И ОСОБЕННОСТИ Специальность 09.00.11 – социальная философия ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени доктора философских наук Научный консультант: доктор философских наук, профессор Цырендоржиева Д. Ш. Улан-Удэ – 2015 СОДЕРЖАНИЕ ВВЕДЕНИЕ..4 ГЛАВА 1. ТЕОРЕТИКО-МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ИССЛЕДОВАНИЯ ИНФОРМАЦИОННОЙ...»

«Гуськов Сергей Александрович ПОВЫШЕНИЕ БЕЗОПАСНОСТИ ФУНКЦИОНИРОВАНИЯ ДЛИННОМЕРНЫХ ТРУБ В БУНТАХ НА НЕФТЯНЫХ И ГАЗОВЫХ СКВАЖИНАХ Специальность 05.26.03 – Пожарная и промышленная безопасность (нефтегазовый комплекс) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель – доктор технических наук, профессор Ямалетдинова Клара Шаиховна Уфа...»

«Сурчина Светлана Игоревна Проблема контроля над оборотом расщепляющихся материалов в мировой политике 23.00.04 Политические проблемы международных отношений, глобального и регионального развития Диссертация на соискание ученой степени кандидата...»

«Добрева Наталья Ивановна АГРОЭКОЛОГИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА ПРИМЕНЕНИЯ УДОБРЕНИЯ СИЛИПЛАНТ И РЕГУЛЯТОРА РОСТА ЦИРКОН В СМЕСИ С ПЕСТИЦИДАМИ ПРИ ВОЗДЕЛЫВАНИИ ЯЧМЕНЯ Специальности: 06.01.04 агрохимия и 03.02.08 – экология Диссертация на...»

«Кирилов Игорь Вячеславович Военная политика, военно-политические процессы и проблемные аспекты в системе обеспечении военной безопасности в современной России Специальность 23.00.02. – Политические институты, процессы и технологии Диссертация на соискание ученой степени кандидата политических наук Научный руководитель: д.пол.н.,...»

«УБАЙДУЛЛОЕВ ДЖАМОЛИДДИН МАХМАДСАИДОВИЧ ИРАНСКАЯ ЯДЕРНАЯ ПРОГРАММА КАК ВАЖНЫЙ ФАКТОР ЗАЩИТЫ НАЦИОНАЛЬНЫХ ИНТЕРЕСОВ Специальность 23.00.02политические институты, процессы и технологии (политические науки) Диссертация на соискание ученой степени кандидата политических наук Научный руководитель: доктор исторических наук, профессор Латифов Д.Л. Душанбе-20 ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ.. ГЛАВА I. ВОЗНИКНОВЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ЯДЕРНОЙ ПРОГРАММЫ ИРАНА:...»







 
2016 www.konf.x-pdf.ru - «Бесплатная электронная библиотека - Авторефераты, диссертации, конференции»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.