Добавил:

ivanov666 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Пермский национальный исследовательский политехнический университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

Механика подземных сооружений в примерах и задачах

..pdf

Скачиваний:

Добавлен:

15.11.2022

Размер:

12.72 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 2526 / 2826 27 28 > Следующая >>>

стального /, неоднородного стального, образованного бан дажами 2, бетонного 3, масси ва 4.

На второй стадии в бетоне появляются трещины разрыва, которые при увеличении напора разбивают слой бетона на от дельные клинья. Внутренний напор воспринимается стальной оболочкой и массивом, а бетон только передает давление на массив.

На

третьей

стадии

трещины

разрыва

появляются

в мас

сиве,

окружающем

тоннель.

В результате

между

обделкой

и массивом появляется дополни

тельный (четвертый) слой, в ко

тором характеристики пород от

Рис. 7.10. Расчетная схема обделки

личаются от массива: £«=(0,2 ч-

высоконапорного тоннеля на третьей

-т- 0,4) Е 0\

v4 = v0.

Бесконечный

стадии

деформирования

(к при

меру 7.2.7):

внешний

слой,

моделирующий

/ —стальная оболочка;

2—бандажи в бетоне;

массив,

приобретает

индекс

3 — бетон; 4 —область массива, нарушенного

трещинами; 5 — ненарушенный массив

i^=5

(рис.

7.10).

Расчет

обделки

тоннеля

на

диусом тоннеля,

можно с доста

первой стадии

деформирования.

точной для данного расчета точ

При

определении

внутреннего

ностью считать, что для пре

давления

необходимо учесть на

одоления внешнего гидростатиче

личие

внешнего

гидростатиче

ского

давления

указанного

ского

давления

/?да= 1,8М П а .

зазора внутренний напор должен

Поскольку

вода

фильтруется

сравняться с

внешним

гидро

через

бетон, а

контакт стали с

статическим давлением

бетоном

при

отсутствии

спе

Pin = Pw.

(7.26)

циальных

мероприятий

и анке

Желающие могут убедиться в

ров

является весьма непрочным

этом, воспользовавшись строги

(часто образуется зазор, вызван

ми формулами (1-67).

ный

усадкой

бетона при твер

Следовательно,

внутренний

дении), то можно полагать что

напор,

воспринимаемый

всем

внешнее

гидростатическое дав

пакетом

слоев,

меньше действи

ление

полностью

передается

на

тельного

напора

на

величину

стальную

оболочку и деформи

внешнего гидростатического дав

рует ее,

образуя

зазор

между

ления :

сталью и

бетоном.

р;л= Л „ - Р да.

(7.27)

Вследствие	малой толщины	Определяем	коэффициенты
оболочки, по	сравнению с ра-	передачи внутренних нагрузок

			Т А Б Л И Ц А 7.9
Величины			Номера слоев (0
Величины		1	2	3
		1	2	3
	м	0,018	0,032	0,51
	Г/, м	1,968	2,00	2,51
£ /. МПа		21104	13,6-Ю4	2 ,4 -104
	V/-	0,3	0,3	0,2
G, =	£ ,/2 (l+ v ,)	8,08 -104	5 ,22-101	Ь104
х /= 3 — 4v/		1 .8	1,8	2,2
ci = r,lr,-1		1,0092	1,0163	1,25
	С\	1,0185	1,0328	1,5625
di (/) = с? ( х /+ 1)		2,8518	2,8918	5,000
^2 (/) =	2Cf -J- X/ — 1	2,837	2,8656	4,3252
d\ (i>=	с\ (х/— 1) + 2	2,8148	2,8262	3,8751
^2 (1) = X/ + 1		2.8	2,8	3,2

через слои расчетной схемы по формулам (5.32) и (5.38). Вы числение вспомогательных вели чин сведено в табл. 7.9.

Приведенный модуль деформа ции неоднородного второго слоя определяем по формуле (5.29), которая принимает вид

Подставляя значения величин получаем

£2гг* = 2,4-104 (1— 0,6)+21-104-0,6=

=13,56-101 МПа.

Модуль деформации пород в массиве принимаем

£ о= 0,4-104 МПа,

тогда

£*,«<=£2l)( i - M + £ £ V (7-28)		G0 = £ 0/2 (1 +	v0) =		0,4-104/2 - 1,29 =
где Е ™— модуль	деформации	= 0,155-10* МПа;

бетона, заполняющего простран		v'	- ^2 r e d c i‘ — 1 .
ство между бандажами;		*°(2, з,		Сз
ц2— коэффициент	армирова	Xo (2, 8)=			0,304;
ния:		v'	- °	t	< 3 - 1 .
		*0(1- 2>		G*	c \|_i ’
		Xo a, 2)=			0>®73.

£<»— модуль деформации стали	Коэффициенты передачи внут
(бандажей).	ренних нагрузок вычисляем по

следовательно,

начиная с треть

Ро (8)= Ро тКо О) = 0,621 *0,287Р{П=

его слоя:

d* О)

0,178Р;„.

ts*

Определяем

нормальные тан

Ао(3)=------------ ------------ ;

d\ (3) + 2

(с!— О

генциальные

напряжения

на

Ко (3) =

внутреннем

и внешнем контуре

сечения

каждого

слоя по фор

____________ 3^2____________

мулам (5.28). Вычисления вхо

3.8751+2-g-il^jLy. °,5625 _

дящих

в эти формулы коэффи-

= 0,287;

Л0(2, = -Т

dt (2)

Х0 (2 , S) {dt (8) —Ко <3)dl (Э))

^ 1 (2 ) +

*;«>=

2,8

0,756;

2,8262 + 0,304(4,3252 —0,287.5)

_________ di щ__________

К’оа>=

di а) + Х о а, 2> (dt (t>—Ко (2)di (2 >)

Ко «и=

2,8

2,8148 + 0,873 (2,8656— 0,756 • 2,8918) — 0,822.

Определяем

напряжения

на

циентов

сведены

в табл. 7.10.

контактах

слоев

по форму

В табл. 7.10 приведены расчет

ле (5.34), начиная с первого

ные

значения

напряжений

слоя:

долях

внутреннего напора Р (п,’

Ро (1)=

PtnKl а) = 0,822Pin;

определяемого

соотношением

(7.27).

Ро (2>= Ро (i)Ko (2) = 0,822.0,756Pfn =

Нормальные

тангенциальные

= 0,621 Pjn',

напряжения

неоднородном

Т А Б Л И Ц А

7.10

Величины

Номера слоев (0

‘

я*1 (О = 2с*/(с? — 1)

110,1

63,0

5,56

т 2 (О = mi ф = т х (/>— 1

109,1

62,0

4,56

т 2 (i> =

т 3 (/>— 2

108,1

61,0

3,56

о$ф/Р*1п

—18,6

—18,3

—1,84

a% W in

—18,4

—18,0

—1,40

П р и м е ч а н и я : напряжения в первом и втором слоях определены без учета начальных напряжений, вызванных обжатием стальной оболочки бандажами; напряжения во втором слое даны в сечениях по бандажным кольцам.

втором слое в сечении по ребрам (бандажам) определяем по фор мулам, следующим^ из (5.31):

in	*	rfl)
		t.	2	X
OQ	(2)	г
		^ 2 r e d
X (Po (2)^1 (2)“			Po (l)m 2 (2)); _ 0 4
***		Ы2)
		£2 w
<70 (2) =		T!------X
		£ 2	rerf

X (po <2)tfll (2)— Po (1 )^ 2 (2)),

где oJ)— напряжения без учета начальных напряжений в бан дажных кольцах.

Подставляя в эти формулы значения величин, получаем

оЙ1», _	2М 0» w
Р}п	13,6- ю«х

X (0,621.63,0—0,822-62,0) = — 18,3;

оГо)	2Ы 0* ,,
Р;„	13,6- 10»Х

х (0 ,621-62,0—0.822-61,0) = — 18,0.

Для определения деформаций стальной оболочки на начальной стадии деформирования при по вышении внутреннего напора до уровня внешнего гидростати ческого давления и ликвидации зазора между сталью и бетоном рассмотрим деформации сталь ной оболочки с бандажами от дельно. Оболочка с бандажны ми кольцами представляет собой двухслойную конструкцию. При веденный модуль деформации внешнего слоя, образованного бандажами, определяем по фор муле (7.28), где Е$> = 0 (в дан

ном случае пространство между кольцами бандажей ничем не заполнено).

Подставляя значения величин, получаем

Et red =

= 21 • 10»-0 ,6 =

= 12,6.10» МПа;

Г '	12,6.10» , аец„ .

G * r e d — 2 ( 1 + 0 , 3 ) — 4 -85М П а -

Коэффициент передачи внут ренних нагрузок через первый слой определим по формуле, следующей из (5.32),

Ко «о =	.— . (7.30)
	“(U+Xo а, 2)“а (2)

где

	**<1, 2) п '	4 - 1
	**<1, 2) п '	4 - 1
	« а r e d	4 - 1
	8,08-10» 0,0185	=0,940.
	—4,85.10» 0,0328	=0,940.

Подставляя в формулу значе ния величин из табл. 7.9, полу чаем

*° а > = 2,8148 + 0,940• 2,8656= °*508-

Деформации стальной оболоч ки определим по известной фор

муле
ее = и„/г0.	(7.31)

Перемещения стальной обо лочки описываются выраже ниями (1.67), следовательно,

4 0 , И - 1)

' (7 ЗД

ИЛИ

= р,- Kogydi (1)—dt ц) (7.33)

'40х(4 -1 )

Подставляя в эту формулу значения величин из табл. 7.9, получаем

„0,508.2,8518—2,837

80 У‘п 4 -8,08 .10»-0,0185 ~

= — 2,32-10»Р,-П.

При P in = pw = 1,8 МПа вели

чина деформаций

ее = — 2,32-10-»-1,8 = — 4,18-10-».

Следовательно, до наполнения тоннеля стальная оболочка под

влиянием		внешнего	гидростати
ческого давления			pw	испыты-
вала	сжимающие		деформации
ев =4,18		104 (точка А		на гра
фике,	рис.	7.9).
Перемещения			внутреннего
контура		стальной	оболочки,

соответствующие начальному за зору между сталью и бетоном, составляют

= ее г0=4,18-Ю-4-1,95 = = 8,2-10“4 = 0,82 мм.

Напряжения в стальной обо


лочке	и бандажных кольцах в
начальный		момент	деформиро
вания	обделки тоннеля,			когда
внутренний		напор	уравновеши
вает	внешнее гидростатическое
давление		P in = pw = 1,8		МПа

(точка В на графике, рис. 7.9),

обусловлены обжатием оболочки


бандажами и		составляют: в
стальной	оболочке		o^e,(l) =
= 176,3	МПа;	в бандажных
кольцах	Ов0,<а) = — 134 МПа.
Указанные начальные			напря

жения необходимо суммировать с расчетными напряжениями, по

лучаемыми из	анализа			взаимо
действия слоев	обделки				между
собой и с массивом пород:
•		,	(0)
<«=<Х0(и -rO0{i):					(7.34)
	•	.	(0)
<Т0(а)= <Т0 (а> + О0(«).
Измерительные		приборы (де-

формометры) не фиксируют на чальные напряжения в стальной оболочке, так как установлены после ее обжатия бандажами.

Перейдем теперь к определе нию внутреннего давления, со ответствующего переходу от пер вой стадии деформирования об делки ко второй. Условие пе рехода— достижение напряже

ниями в бетоне предела проч ности на растяжение

ав(з)= аЫ-

(7.35)

Из табл. 7.10 получаем сле дующие соотношения:

0е% = 1,84 (P'in— Per) = 2,1; 00*3, = 1,4 (Pin—Pw) = 2,1.

Отсюда, при рто= 1,8 МПа, имеем Р[П= 2,94 МПа, что со

ответствует предельному состоя

нию		слоя			бетона	(зарождение
трещин разрыва на						внутреннем
контуре				поперечного			сечения),
и	Р1п = 3,3				МПа— разделению
слоя		бетона радиальными тре
щинами				на	отдельные клинья.
	Деформации стальной							обо
лочки,			соответствующие					пре
дельному				состоянию			бетонного
слоя,			определим			по форму
ле	(7.32),				которая		принимает
следующий вид:
		____DV					4а а,
		89 -		Р“	40, И	- 1)		■

Подставляя в эту формулу зна чения величин (см. табл. 7.9), получаем

80 =(2,94 —1,8)х

0,822.2,8518—2,837Х

•0,94-Ю-4 .

Х 4*8,08.104*0,0185

Деформация оболочки соот ветствует точке С на графике рис. 7.9.

Перемещения внутреннего контура сечения оболочки

и0= 80 Го= — 0,94 • 10*-1,95 =

= 1,85-Ю4 м= 0,18 мм.

Расчет обделки тоннеля на второй и третьей стадиях де формирования. При образовании

радиальных трещин в слое бе-

тона и окружающем массиве ха

X. Э. Пуэрто .(решение этого

рактер

взаимодействия

слоев

уравнения

выполним

графи

обделки меняется. В расчетной

чески):

схеме появляется еще один слой

ае

(уН) = °в (^/nl + Pu/i (7.37)

(4, см. рис. 7.10), образованный

примыкающей

обделке

об

ластью

массива,

в которой

ха

где ое(уЯ)— напряжения в мас

рактеристики пород изменились

сиве вокруг тоннеля, вызванные

вследствие образования

трещин

собственным

весом

пород;

ае

разрыва.

(P in)— напряжения

массиве,

На

основании

изложенных

вызванные внутренним

напором

выше натурных

испытаний при

в тоннеле; pw = 1,8 МПа— гидро

нимаем характеристики

пород в

статическое давление в массиве.

зоне трещинообразования:

За

границу

зоны

трещинооб

G4= 0,3G0 = 0,3 -0,155-104= 465

МПа;

разования

в поперечном сечении

тоннеля

(г4,

рис.

7.10)

прини

v4= v0 = 0,29.

мается геометрическое место то

Коэффициент

передачи внут

чек

(окружность),

которых

суммарные

нормальные

танген

ренних нагрузок через слой (2)

циальные

напряжения

равны

определяем по

формуле

(5.38),

нулю.

которая в данном случае при

Прочность

пород

массиве

нимает следующий вид:

на растяжение,

принимая

во

/СО(2)=

d i ( 2)

dl<2,+2‘§ 7 ^ “ ^ [‘S '(1~ Vs)( lnCs+§

lnC4) + 1]

(7.36)

Подставим в эту формулу значения входящих в нее величин (см. табл. 7.9), в результате получим

внимание их естественную трещиноватость, полагается равной нулю,

К о <2) =

~2'82га+2| ^ <>’юи[2:^ м (1л,’25+т^1 .!ё г Н +']’

или

_ 2,8

Ло (2) 5,096+5,228 In с4

Радиус зоны трещинообразо вания в массиве определим из уравнения, предложенного

Выражение для Ов(уН) полу

чаем из (1.93) в следующем виде:

ае (ТЯ) = у Я ^ + ^ 1 + - 1 . ) _

1 + | ) cos 20]. (7.38)

Т А Б Л И Ц А 7.11

Значения а 0 (Р f n) + Pw OQiyH), (МПа) при Р /п, МПа

МПа	5	8
3

1.01,38 —2,01 —2,37 —2,90

1,1	2,32	—1,98	—2,27	—2,71
1,2	2,83	—	—2,20	—2,57	/	2	3 О л .МПа
1,2	2,83	—	—2,20	—2,57

1.33,10 — — —2,45 Рис. 7.11. Зависимость между нор

Т А Б Л И Ц А 7.12

Pin.	0 <2, Ко* <1,	ее,
МПа	0 <2, Ко* <1,	1-10«

мальными тангенциальными напря жениями в массиве, окружающем на

порный	тоннель,	и	величиной с4
(к примеру 7.2.7.):				зави
/ — график (J0 (уН); 2, 3, 4 — графики				зави
симости	(Х0 (P in) + Pw	при	значениях	Р -п

соответственно 3, 5, 8 МПа

3 1,06 0,518 0,698 - 1 ,7

5	1,10 0,500 0,691 - 4 ,6

8 1,16 0,477 0,681 —9,3

Очевидно, что зона трещинообразования имеет максималь ную протяженность вдоль оси х

(0 = 0), поскольку в этом направ лении коэффициенты концентра ции нормальных тангенциальных напряжений минимальны.

Подставляя в формулу (7.38) значения величин при 0 = 0, по лучаем

ае (уН) = 5,985 |^0,705 ^ 1 + - у 'j -

Результаты расчетов по этой формуле при различных значе ниях с4 приведены в табл. 7.11.

На рис. 7.11 построен график зависимости а0 (уЯ) от вели чины с4.

Растягивающие напряжения, возникающие в массиве под дей ствием внутреннего напора, оп ределим по формуле

«те (Pin) = —Ро

(7-39)

или, подставляя значение ро т ,—

00( Р in ) —			0,1 78 (P in —		Pw)l<\,
отсюда
	O 0 (P in ) +			Pw =
= — [0,178 (Р,-„— 1,8)/^ + 1.8].
Результаты			расчетов		по этой
формуле	при различных значе
ниях Р ы		и	с4	приведены в
табл. 7.11,		а графики построены
на рис. 7.11.
Очевидно,			что	точки	пересе
чения	графиков			определяют
искомую	величину с4,				характе

ризующую размер зоны трещинообразования в массиве (табл. 7.12).

Зная величины с4, определяем коэффициенты передачи нагрузок

17 Н. С. Булычев

Ко (2) в зависимости от величины

внутреннего напора. Результаты расчетов приведены в табл. 7.12.

Определяем коэффициент пе редачи внутренних нагрузок через первый слой по формуле

чения величин из табл. 7.10 и 7.12, получаем

oeCd, = (0,68Ы 10,1 — Ы 09,1) х

Х(8,0— 1,8) = — 211,6 МПа.

2,8

*ои> = 2,8148+0,873-(2,8656— /Со <г>-2,8918)

Результаты расчетов приве дены в табл. 7.12.

Теперь можно определить де формации внутренней стальной оболочки по формуле (7.32), ко торая принимает следующий вид:

~ P'n Pw) 4Gj (с?— 1)

’

(7.40)

Подставляя в эту формулу значения величин, получаем

/CS <1,-2,8518—2,837 80 —(Pin I >8) 4-8,08-10**0,0185

Результаты расчетов при со ответствующих значениях P in и

Ки и приведены в табл. 7.12. Расчетная зависимость е0 (Pin)

вполне удовлетворительно со гласуется с данными натурных измерений.

Представляет интерес вели чина напряжений, возникающих в стальной оболочке при ра счетном внутреннем напоре в тоннеле 8,0 МПа.

Напряжения на внутреннем контуре сечения стальной обо лочки определяем по формуле (5.28):

= (Л^о а>Щц)—тгп)) (P,n— pw).

(7.41)

Подставляя в эту формулу зна

Учитывая предварительное об жатие оболочки бандажами в соответствии с (7.34), определяем полные напряжения в стальной оболочке:

<#■(!, = — 211,6+176,3 = — 35,2 МПа.

Напряжения на внутреннем контуре сечения бандажей оп ределяем по формуле (7.29):

*П	Е*2 ^	*
00Л<2)"	~р-----	(Кй<2)^1(2)— «2 <2))Х
	* 2 red
	X Коа) {Р in Pw)•		(7.42)

Подставляя значения величин из табл. 7.10 и 7.12, получаем

21 •104

06% = 1з >56. 104 (0,477-63,0- 62,0)X

X 0,681-(8,0— 1,8) = — 208,9 МПа.

Учитывая предварительное ра стяжение колец в соответствии с (7.34), определяем полные напряжения в бандажных коль цах

«К)<*> = — 208,9— 134 = — 342,9 МПа.

Сравнивая расчетные напря жения с прочностными характе ристиками стали, можно прийти к выводу, что прочность сталь ной конструкции обделки на порного тоннеля используется далеко не полностью.

Список литературы

Баклашов И. В., Картозия Б. А.

Механика подземных сооружений и конструкции крепей. М., Недра, 1984.

Булычев Я . С. Механика подземных сооружений. М., Недра, 1982.

Булычев Я. С., Фотиева Я. Я.,

Стрельцов Е. В.. Проектирование и расчет крепи капитальных выработок. М., Недра, 1986.

Вялов С. С. Реологические основы механики грунтов. М., Высшая школа, 1978.

Ержаное Ж. С., Айталиев Ш. М., Масанов Ж. К. Сейсмонапряженное состояние подземных сооружений в анизотропном слоистом массиве. АлмаАта: Наука, 1980.

Прочность и деформируемость гор ных пород/Ю. М. Карташов, Б. В. Мат веев, Г. В. Михеев, А. Б. Фадеев. М., Недра, 1979.

Ревуженко А. Ф., Стажевский С. Б.

Об . учете дилатансии в основных справочных формулах механики сы пучих сред,— Физико-техн.. пробл. разработки полезн. ископ., 1986,JA4, с. 13-16.

Ревуженко А. Ф., Стаокевский С. Б., Шемякин Е. И. Новые методы расчета нагрузок на крепи.— Физико-техн. пробл. разработки полезн. ископ., 1976, № 3, с. 21-40.

Савин Г. Я. Распределение напря жений около отверстий. Киев; «Наукова думка», 1968.

Фотиева Я. Я. Расчет обделок тон нелей некругового поперечного сече ния. М., Стройиздат, 1974.

Фотиева Я. Я. Расчет крепи под земных сооружений в сейсмически активных районах. М., Недра, 1980.

ПРИЛОЖЕНИЯ

1. Механические характеристики пород

Т А Б Л И Ц А П 1.1

Механические характеристики пород (в образцах) угольных месторождений (данные ВНИМИ)

Б ассей н , глуб ина,		Н аим енование пород		, М Па	С, МПа	<р, градус		Е , М О ” 3
м		Н аим енование пород			С, МПа	<р, градус		МПа
Донецкий,		Песчаники	100 (60—140)		23 (13—40)	45 (30—60)		40 (25—69)	0,34	0,31
600—1300		Алевролиты	60 (25—100)		13 (8—26)	35 (20—41)		25 (14—50)	0,34	(0,24-0,41)
		Аргиллиты	40	(10—60)	9 (5—12)	30	(20—40)	17 (5—38)	0,36	(0,29—0,42)
		Уголь	19 (16—22)		3,4		37	4,6		0,30
Донецкий,	Цент	Песчаники	130 (90—180)		12 (10—14)	35 (30—40)		46 (32—60)	0,20	(0,16—0,25)
ральный	район,	Алевролиты	75 (60-90)		12 (10—14)	30 (25—35)		39 (32—45)	0,17	(0,16—0,21)
600—1000		Аргиллиты	60 (30—70)		10 (6-14)	28 (26—34)		25 (6—45)	0,35	(0,18—0,50)
Печорский,		Песчаники	120 (70—180)		20 (12—28)	35 (34—36)		39 (25—53)	0,25	(0,20—0,30)
600—1200		Алевролиты	75 (50—100)		17 (15—23)	34 (34—35)		27 (20—35)	0,22	(0,16—0,28) '
		Аргиллиты	50	(25—80)	14 (10—18)	34 (32—36)		15 (7—25)	0,22	(0,15—0,30)
		Уголь	13 (9—16)		2,8		32	5,4		0,35
Карагандинский,		Песчаники	70 (20—100)		15 (4—25)	35 (25—47)		20 (4—35)	0,28	(0,26—0,30)
300—800		Алевролиты	50 (15—70)		10 (4—15)			12 (4—20)
		Аргиллиты	30 (8-40)		5 (1-8)			15 (10-20)
Кузнецкий,		Песчаники	100 (50—160)		17 (10—26)	35 (30—40)		31 (20—45)	0,18 (0,15—0,25)
300—600		Алевролиты	60 (20—110)		12 (9—14)	30 (29—32)		23 (18—27)	0,33	(0,25—0,40)
		Аргиллиты	30 (10—50)		6 (4-9)	30 (28—33)		20 (14—25)	0,28 (0,20—0,35)
		Уголь	29	(20—38)	8,6		28	5,1		0,29
П р и м е ч а н и е : в скобках у к азан интервал			изменчивости п оказателей; средний удельны й					вес пород составляет: песчаников — 0 ,0 2 4 —

0 ,0 2 6 М Н /м*, алевролитов и аргиллитов — 0 ,0 2 6 —0,0 2 8 М Н /м 3.

260

Приложения

<<< < Предыдущая 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 2526 / 2826 27 28 > Следующая >>>

Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]

#
15.11.20226.72 Mб4Механика композитных материалов N1 2006..pdf
#
15.11.20227 Mб3Механика композитных материалов N2 2006..pdf
#
15.11.20226.32 Mб6Механика композитных материалов N3 2006..pdf
#
15.11.202212.36 Mб44Механика композиционных материалов..pdf
#
15.11.202220.8 Mб80Механика мерзлых грунтов общая и прикладная..pdf
#
15.11.202212.72 Mб37Механика подземных сооружений в примерах и задачах..pdf
#
15.11.202210.82 Mб13Механика разрушения. Разрушение конструкций.pdf
#
15.11.20227.56 Mб70Механика скальных грунтов и скальных массивов..pdf
#
15.11.202213.71 Mб35Механика сплошной среды..pdf
#
15.11.202218.2 Mб53Механическое оборудование предприятий по производству вяжущих строи..pdf
#
15.11.20223.07 Mб17Микробиология и биотехнология..pdf