Пособие к СНиП II-23-81

Добавил:

Upload Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Новосибирский государственный архитектурно-строительный университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

- толщина ребра, принимаемая не более толщины стенки tw.

.pdf

Скачиваний:

Добавлен:

09.04.2015

Размер:

2.58 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 1617 / 2017 18 19 20 > Следующая >>>

28.12. Двутавровое сечение целесообразно проектировать с неустойчивой (работающей в закритическом состоянии) стенкой или со стенкой, укрепленной продольным ребром с включением его в состав сечения.

Требуемые размеры ребра, обеспечивающего устойчивость стенки, определяются из условий:

+ 50 мм - ширина ребра, поставленного с одной стороны стенки;

w Ry

+ 40 мм - ширина (с каждой стороны стенки) двустороннего ребра,

w Ry

где λw - условная гибкость стенки;

Ry - расчетное сопротивление стали ребра;

При указанных размерах ребра заведомо выполняется требование п. 7.19* СНиП II-23-81*. 28.13. Оптимальное сечение заданной формы должно удовлетворять двум условиям: равноустойчивости стержня, т. е. ϕе = Cϕy в соответствии с пп. 5.27* 5.30 и 5.31 СНиП II-23-

81*;

предельной тонкостенности элементов сечения (стенки и полок) в соответствии с пп. 7.14*- 7.20* и 7.23*-7.27* СНиП II-23-81*.

Из условия равноустойчивости определяется оптимальное соотношение размеров (габаритов) поперечного сечения:


[ζ ] =ψ	lxef	λy	,	(202)
	lyef

		λ

где ψ - параметр для наиболее часто встречающихся сечений, приведенный в табл. 87 настоящего Пособия.

Значения отношений гибкостей могут быть определены по формулам: при тx ≤ 5

λy

-1

(1+αm )

;ï

при mx ³10

(203)

λy

ϕe

-1÷

1-ϕ

При 5 < mx < 10 отношение

определяется

линейной

интерполяцией между

λy / λ

граничными значениями отношений при тx = 5 и тx = 10.

Вформулах (203):

λи λy - условная гибкость стержня соответственно в грузовой плоскости (относительно оси х-х) и в перпендикулярном направлении;

ϕ= ϕ (λ ) - коэффициент продольного изгиба;

α - коэффициент, принимаемый по табл. 10 СНиП II-23-81*.		3(1+ m)
Выражение [ζ ] является оптимальным условием лишь при	ζ £		(где ξ
		(3- 2ξ)m

принимается в соответствии с п. 28.7); в противном случае компоновку оптимального сечения

следует выполнять с учетом конструктивных соображений (при	lxef	> 3 и т > 5).
	lyef

28.14. Прямой метод подбора оптимального сечения сжато-изгибаемого и внецентренносжатого стержней с использованием двучленной формулы Ясинского можно свести к расчету

центрально-сжатого стержня на условную продольную силу Ne = (1+ϕλω)N . Тогда

при e ³ 0,03

0,04

λ =

; A =

ç1+

÷,

(204)

De + 0,04

Ryγc è

где Ne = ê1+ω

ú N;

(De + 0,04)

3/ 2

при 0,03 > e > 0,0036

= 1,64

; A =

0,14

(205)

4 D

где Ne = (1+ 4,4ω 4De )N.

Здесь

D можно

определить последовательным приближением с исходным

значением

= ВС. Процесс сходимости очень быстрый, так что достаточно 3-4 итерации.

3 ω 4

Приближенное значение D

D ÷

Указанный метод дает достаточно точный результат для λ и, как правило, завышает до 5-15

%величину расчетной площади поперечного сечения.

28.15.Строгий метод прямого подбора сечения стержня основывается на определении

требуемой условной гибкости λ , выражение которой получено преобразованием формулы (51)

СНиП II-23-81*: λ = ϕe / D .

Для получения решения можно воспользоваться следующими аппроксимирующими зависимостями для ϕe:

при D ³ 0,03

;

- 0,035λ

1+ kωefn

при D < 0,03

7,8

ϕe =

где ωef

=ηω (см. п. 28.10).

ëé(1+ kωefn )λ

ûù2

Значения коэффициентов k и п определяются по табл. 88.

Таблица 88

Тип сечения

Значения k при

D > 0,1

0,1 ³ D ³ 0,03

D < 0,03

Сплошное

0,16

2 +

0,84

0,51 + 11D

0,8

0,3 +

Сквозное

0,35

2, 4 +

1,25

0,65 + 20D

0,75

0,6 +

С учетом ϕe = Dλ 2 требуемые (расчетные) площади поперечного сечения стержня определяются по формуле (198), в которой при определении ϕe необходимо принимать:

			λ =				1			при D ³			ü
			λ =			(1+ kωefn )(D + 0,035)				при D ³		0,03;ï
						(1+ kωefn )(D + 0,035)							ï		(206)
						1,67							ý		(206)
			λ =			1,67					D <		ï
			λ =		(1+ kωefn )			D		"	D <	0,03.ï
											e =	1	þ
Отсюда при 1+ kωn				= 1,03 - 1,05 ( что соответствует							e =	1	) придем вновь к λ для
			ef								lef	750
											lef	750
Центрально-сжатых стержней (см. п. 28.8).
28.16. Для сжато-изгибаемых элементов верхняя граница области рационального
применения стали повышенной и высокой прочности должна снижаться по мере возрастания
относительного эксцентриситета т во избежание больших поперечных перемещений оси.
Установлено, что при действии эксцентрично приложенной по концам шарнирно опертого
стержня	продольной		силы		с	нормативной			величиной		Nn = ϕe Ry A ,			где	коэффициент
												n
перегрузки п = 1,2, относительный прогиб f/l при аппроксимации диаграммы работы стали
диаграммой Прандтля будет иметь значения, указанные в табл. 89.
															Таблица 89
λ			Значения 100 f				210 при m, равном
			Значения 100 f				210 при m, равном
						l	Ry
	0,5	1,0			2,0		4,0		6,0	10,0		20,0
1	0,12	0,17			0,22		0,26		0,28	0,30		0,31
	0,08	0,20			0,32		0,37		0,40	0,46		0,57
2	0,28	0,36			0,44		0,52		0,56	0,60		0,62
	0,19	0,30			0,41		0,50		0,55	0,65		0,80
3	0,44	0,55			0,67		0,77		0,82	0,88		0,93
	0,31	0,42			0,54		0,62		0,69	0,79		0,97
4	0,61	0,74			0,88		1,01		1,09	1,17		1,23
	0,43	0,52			0,67		0,76		0,83	0,94		1,15
Примечание. Над чертой приведены результаты для сквозного, под чертой - для сплошного
прямоугольного сечения.

Исходя из условия lf ≤ 0,01, получены следующие ограничения для основных сжатых элементов:

D ³

0,033

³ 5

(207)

(1+ kωn

-1;

или λ

£ 3,9 при kωn

£ 0,08

1,12

-1.

при kωefn

> 0,08

1+ kωefn

В случае соблюдения указанных неравенств целесообразно применять сталь повышенной и высокой прочности, в противном случае необходимо переходить к малоуглеродистой стали с расчетным сопротивлением Ry = 210 МПа (2150 кгс/см2). Таким образом, все сжато-изгибаемые элементы с гибкостью λ > 120 должны, как правило, выполняться из малоуглеродистой стали.

ИЗГИБАЕМЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

28.17. Высота стенки балки hw ≈ 0,96h, где h - высота балки симметричного сечения, назначаемая из конструктивных соображений (строительная высота) , должна, как правило,

располагаться в интервале значений между минимальной и оптимальной высотами hmin ≤ hw ≤

hopt.

Минимальная высота балки hmin определяется по формуле

		h = 0,3	no	W	,	(208)
		h = 0,3			,	(208)
		min	E W
	l		E W
где n =	l	- норма прогиба для балки;
где n =		- норма прогиба для балки;
o	f
	f

Ω - площадь эпюры изгибающего момента на длине балки l от нормативной величины поперечной нагрузки;

W =		M			- принимается в соответствии со СНиП II-23.81*
	c R		γ
				c
	1	y

Оптимальную высоту можно определять из единого выражения для любых случаев (балка постоянного и переменного селений, бистальная балка и балка, рассчитываемая с учетом ограниченной пластичности), так как некоторое ее изменение практически не влияет на оценку минимума массы или стоимости конструкции. Поэтому в дальнейшем используется выражение оптимальной высоты для упругой балки переменного сечения (см. п. 28.21):

При hopt ≤ hmin ≤ 1,25hopt допускается принимать hw = hmin.

Из последнего условия определяется максимально возможное значение расчетного сопротивления материала балки (поясов бистальной балки) Ry.

28.18. Гибкость стенки λw = hw - может быть определена из условия ее прочности на срез: tw

6 h2

(k = 1,0 при учете пластических деформаций в опорном сечении балки; k

w R

по упругой стадии). При hw = hopt получается

1,2

при

расчете

неравенство

0,6

ö3

M 2

, к которому можно прийти формальным путем, приняв

h = 0,6 M .

k Q

В частности, при действии на балку равномерно распределенной нагрузки с интенсивностью р

0,3

ö3

и h = 0,15 l . Так как обычно

1 -

öl , условие прочности,

как правило, не будет лимитировать гибкость стенки балки с оптимальной высотой, особенно при учете упруго-пластической стадии работы опорного сечения, и в случае применения стали повышенной и высокой прочности.

28.19. Гибкость упругой стенки λw лимитируется сверху условием ее местной устойчивости. При укреплении стенки только поперечными ребрами максимальная гибкость стенки определяется из формулы

ö2 æ λ

σ ö4 ù−

λ =

= λ σ ê1

1,5

w ê

R γ

λτ

c ø

где λwσ ,λwτ - максимальные условные гибкости стенки соответственно при действии только нормальных (в том числе и σloc) и только касательных напряжений в расчетном сечении при

среднем их значении τ = 23 Rsγc , вычисляемые в соответствии с пп. 7.4*, 7.5, 7.6* СНиП II-23- 81*:

öù

σ = ê

σloc

th2ç

- 0,2÷ú

Ryγc

при

σloc

£1;

- 2,25

è hef

øú

ìh

c - 2,25th2

ç h

loc ø

σloc

при

>1;

öùü - 0, 2÷úï ÷úý øûïþ

Ryγc

= 3,9

æ hef

ö2

+ 0,76 при

£1;

hef

è a

= 3,9

1+ 0,76

æ hef

ö2

при

>1.

hef

è a

Наибольшие значения λw для устойчивой стенки балки с поперечными ребрами жесткости в

зависимости от напряженного состояния отсеков и соотношения размеров их сторон приведены в статье1.

___________

1 Соболев Ю. В. О проектировании стальных составных балок рационального сечения // Изв. вузов. Стр-во и архитектура. - 1985. № 1. - С. 18-24.

Для стенки балки, укрепленной кроме поперечных основных ребер одним продольным

ребром на расстоянии от сжатого пояса h =	æ 1	- 1	ö h , ее условная гибкость λ			может быть
1	ç	5	÷	w	w
	è 4	5	ø

ориентировочно увеличена до 3 раз по сравнению с λw для стенки балки с поперечными

ребрами.

28.20. Условная гибкость стенки упруго-пластической балки при обеспечении ее проверки на устойчивость в соответствии с п. 7.5 СНиП II-23-81 *должна находиться в интервале значений:

æ Af

ö2

2,2 < λw £

2,2 +

2,85

- ç

1- 2

ê1

+1, 2

÷ .

(211)

w ø

s ø

В частности, для распространенного соотношения площадей сечения полки и стенки (балки

	æ	τ	ö2
переменного сечения) Af/Aw = 0,67 окажется, 2,2 < λw < 2,2 + 2,3 1-3,3

	ç		÷	, т. е. λw ≤ 4,5

	è	Rs ø

и Rτs £ 0,5 .

Соответственно для бистальной балки установлено, что упруго-пластическая устойчивая стенка должна иметь условную гибкость в ориентировочных пределах:

- 0,1-1,7

, где R f

> R

2,2 < λ

≤ 2,2 + 3,2

(212)

R f

s ø

Тогда (например, при R f

=1,5R

) окажется, что λ

≤ 4,1 и

£ 0, 4 .

28.21. Средняя по длине (для балки переменного сечения) площадь поперечного сечения А симметричной балки определяется из выражения

æ		ö2
æ	M	ö2	Ry
A = ξ 3 ç		÷		,	(213)
A = ξ 3 ç		÷		,	(213)
ç		÷	E
è	Ryγc ø		E

где

ö2

ξ =1,1

hopt

3, 2

w -

÷ ;

λw

è hopt ø

αf и αw - конструктивные коэффициенты для полки и стенки;

=1,83

- оптимальная высота балки с условной гибкостью стенки λw = 5,8;

hopt

Ryγ c

c1 - коэффициент, определяемый по формулам (42) и (43) СНиП II-23-81*.

При этом значения коэффициента ξ будут следующими:

для упругой балки переменного сечения (αf = 0,85; αw

= 1,10) и оптимальной высотой

hopt =

λw

5,8

;

5,8hopt ξ =1,41

для оптимальной упругой балки постоянного сечения (αf = 1; αw = 1,10) ξ =1,533 5,8 .

λw

При учете ограниченной пластичности (с1 > 1) значения ξ для балки переменного сечения, при которых обеспечивается выполнение проверки местной устойчивости стенки согласно п. 7.5 СНиП II-23-81* при τ = 0, приведены в табл. 90.

							Таблица 90

λw		Значения ξ при с1, равном
	1,04	1,06		1,08	1,10	1,12
3,0	1,77	1,69		1,67	1,67	1,69
3,5	1,66	1,60		1,54	1,60	1,63
4,0	1,56	1,54		1,55	1,59	1,64
4,5	1,50	1,54		1,60	1,67	1,76

Минимальным значениям ξ соответствует с1 = 1,22-0,04 λw .
Сопоставление минимальных			значений ξ		для упругой	и упруго-пластической балок

показывает,. что при:

λw > 4,5 минимальной по массе будет упругая балка;

λw = 4,5-4,0 учет ограниченной пластичности приводит к снижению массы балки на 2-3 %;

λw = 3,5-3,0 эффект от учета пластических деформаций составляет 3-5 %;

λw < 3,0 эффект в среднем равен 5-10 % и может достигать 15 % при λw < 2,2.

Так как коэффициент ξ уменьшается с ростом λw , то оказывается, что упругая балка является обычно наиболее эффективной (здесь не принимается в сравнение бистальная балка). Экономический эффект от учета пластических деформаций может быть получен при λw < 4,0,

т.е. когда исключена возможность компоновки оптимального сечения упругой балки (например, из-за снижения строительной высоты) или когда толщина стенки определяется из условия прочности на срез и принимается больше требуемой толщины из конструктивных соображений.

28.22. Соотношение площадей сечения полки и стенки в общем случае определяется по формуле

A		æ h¢		ö3
	f				λ
		= ç	opt	÷		w	- 0,16 .	(214)
Aw			hw		5,8c1
		è		ø

Требуемая площадь сечения полки определяется по формуле:

Af = W - 0,16Aw , hw

где

A	= t h	=	h2		Ry
				w		.
						.
w	w w		λ		E
				w

Толщину неокаймленной сжатой полки балки для обеспечения ее устойчивости согласно табл. 30 СНиП II-23-81* следует принимать равной:

- для упругой (и для бистальной с заменой Ry на Ryf ) балки;

4,5

- для балки с ограниченной пластичностью при 2,7

λ < 4,5.

λw

Толщину полки следует принимать по возможности минимальной (желательно не более 20 мм), так как при этом возрастает расчетное сопротивление стали Ry, за счет чего может быть получен дополнительный экономический эффект.

ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЙ РАСЧЕТ

28.23.Метод прямого подбора оптимального сечения центрально-сжатого элемента состоит

вследующем.

При ζ ³ [ζ ] >1 расчет на устойчивость двутаврового сечения всегда следует выполнять

относительно оси у-у, т. е. принимать:

D = ByCy; B

l−2

;

Ryγe

yef

λf

( C

λf

, где

при

учете

закритической работы

24(1+ u)2

24(1+ uef )2

λf [ζ ]2

[ζ ]=

lxef

u =

стенки);

или

учетом

получим

lyef

3 + u

2λw

[ζ ] =

2 λf

æ lxef

ö2

+1 -1 (см. табл. 84, 85 и 87).

9 λ

ç l

yef

Рассмотрим два расчетных случая.

= 1,64

> 4,0 ;

Первый

0,027).

A =

0,14

λf £1,52

;

λy

Ryγc

4 D

λ £ 2,3

( λ

£ 4,6

- при неустойчивой стенке согласно табл. 27* и 29* и п. 7.20*

СНиП II-13-81*).

и А определяются соответственно

Второй (D ³ 0,027). By ³ 0,017(1 + 0,26ζ 2 )2, при этом λy

по формулам (194) и (196);

;

£ 2,3

= 2(0,36 + 0,1λ

)

= (1,2 + 0,35λ

)

при 0,8 £ λy

£ 4,0 (см. табл. 27*и 29* СНиП II -23-81*).

При вычислении λf и λw необходимо принять в первом приближении значения λ

, исходя

из следующего:

= 1 при By > 5(1+ 0,26ζ 2 )2

;

= 2 при 5(1+ 0,26ζ

2 )2

³ By ³ (1+ 0,26ζ 2 )2

;

lxef

= 3 при (1+ 0,26ζ 2 )2

³ By (где ζ »

2lyef

затем последовательно вычислить параметры:

[ζ ]2

[ζ ] = 3

2 λf

æ lxef

λf

[ζ ] ³1

÷ +1

-1ú

;

u =

при

из

конструктивных

3 λ

2λ

ç l

yef

λf

0,04

соображений; Cy

; λy

и A =

ç1+

÷ (где D = ByCy).

24(1

+ u)

D + 0,04

Ryγc è

При

учете

закритической

работы

стенки

принимается

λf

λ =1,5(0,36 + 0,8λ )

£ 4,6

;

при

u . Остальные

24(1+ uef )2

выражения остаются прежними.

. В этом случае расчетные параметры

При вычислении λy может оказаться, что λy

» λ

будут соответствовать оптимальному сечению.

Если λy

, что означает избыток местной устойчивости листов (полок и стенки), то

необходимо выполнить оптимизацию сечения, для чего следует принять откорректированное


		λ	+ 2λy	и повторить расчет.
значение λ	»	λ	+ 2λy
значение λ	»	3
		3

28.24. В том случае, когда задача подбора оптимальных сечений сжато-изгибаемых элементов не усложняется требованием получения равноустойчивого сечения элемента и особенно когда по конструктивным соображениям задается тонкостенность сечения, решение достигается достаточно просто. Предварительный расчет целесообразно выполнять в два этапа:

первый - по рекомендациям п. 28.14 определить расчетные параметры; второй - по рекомендациям п. 28.15 проверить и при необходимости откорректировать

расчетные параметры.

28.25. Проиллюстрируем метод прямого подбора оптимального сечения сжато-изгибаемого (внецентренно-сжатого) элемента на примерах двутаврового составного сечения.

Расчет выполняется в грузовой плоскости с обеспечением условия равноустойчивости ζ » [ζ ]. Для соблюдения местной устойчивости листов составного сечения учитываются требования пп. 7.16* и 7.23* СНиП II-23-81* с соблюдением гарантии, что исходное значение λ не превысит расчетного значения λx , на каждом шаге итерации, подобно тому, как это

выполнялось при расчете центрально-сжатых элементов.

На первом этапе расчета следует воспользоваться методом п. 28.14 и завершить корректировку предварительного расчета, применив рекомендации п. 28.15.

На первом шаге итерации следует принять λ = λy , исходя из следующего:

(1+ 0,26ζ

2 )2 Ry

λ = 1 при By > 5

;

1+1,8ω

(1+ 0,26ζ 2 )2

= 2 при 5

³ By ³

;

1+1,8ω

1+ 2,9ω

(1+ 0,26ζ 2 )2

= 3 при

> By

1+ 2,9ω

где

l−2

;

Ryγ c Ry

yef

ζ =

lxef

;

2lyef

ω =1,3

lxef

Гибкость листов двутаврового сечения при обеспечении их местной устойчивости в соответствии с требованиями пп. 7.14* и 7.23* СНиП II-23-81* определяется из выражений:

2 )

= 2(0,36 + 0,1λ

)

; λ = (1,3+ 0,15λ

при λ

< 2,0;

= (1,2 + 0,35λ

)

при λ

³ 2,0 .

В случае проектирования сечения с неустойчивой стенкой значение λw принимается больше

uef

1, 7

uef

æ uef

ö2 ù

; ξ = 3

величины, указанной выше. При этом

λw

ê1-

ú .

è u

[ζ ]2

Из выражения

(197)

учетом

ψ =

u =

λf

получим

2λw

+ξu

2ξλf

ö2

[ζ ] =

æ lxef λy

+1 -1ú

, где λ

/ λ

определяется в соответствии с п. 28.13

ξ λ

9λ

yef

(на первом шаге

λy

=1 или 1,5 при проектировании сечения с неустойчивой стенкой).

Заметим, что ξ

= 1 для сечения с устойчивой стенкой.

Далее определим u =

λf [ζ ]2

;

= BxCx

где B

N E

l−2 ; C

u(3+ξu)

λ (для

2λ

12(1+ u

xef

сечений с устойчивой стенкой

uef

= ξ =1);

3(1+ uef )

ω =

;

3+ζ u

lxef

= Ne

3/ 4

D »

ç1+

÷D ³ 0,03 ,

4 3 D

+ω

; λx

где Ne

N ê1

;

(De + 0,04)

3/ 2

+ 0,04

A =

0,04 ö

De + 0,04

Aef

1+ u

A .

ç1

Ryγc

1+ uef

Ryγ c è

De ø

При несовпадении вычисленного значения λx , с первоначально принятым значением расчет

следует

повторить,

принимая исходные

данные предшествующего

этапа. При этом

λy

3(1+ uef )

+ 2λx

M x

λ¢ =

; λy¢ =

λx ; ζ = [ζ ]; mx =

ωλ¢; ω =

3 +ξu

lxef

ПРИМЕРЫ

Пример 1. Требуется определить оптимальное составное двутавровое сечение колонны при следующих исходных данных: N = 2000 кН; lyef = 400 см; lxef = 3lyef. Листы из стали марки 18 кп

по ГОСТ 23570-79 (Ry = 220 МПа при толщине проката 4-20 мм);

= 936;

= 30,6 ;

γс=1.

Первый этап - предварительный расчет

Вычислим величину параметра исходных данных By:

l−2 = 2000×10×936 / 220×4002

= 0,532.

Ryγc

yef

Так

как при

этом

> 5(1+ 0,26ζ

)

= 5

(1+ 0,26×1,52 )2

= 0,41, где

30,6

ζ »

lxef

=1,5 , за исходное значение примем λ

= 1.

2lyef

Данные расчета по прямому подбору оптимального сечения центрально-сжатого элемента

приведены в табл. 91.

Таблица 91

Шаг итерации

λw

λf

[ζ ]

λy

А, см2

Первый

1.0

35,5

28,2

1,52

0,92

0,315

0,169

2,14

113

Второй

1.8

55,1

33,1

1,56

0,73

0,460

0,245

1,87

106

В результате проведения второго (оптимизационного)

шага итерации λy » λ .

При этом

условная гибкость λy

снизилась с

2,14

до

1,87, что

привело к

уменьшению

площади

поперечного сечения на » 7 %.

Второй этап - компоновка сечения

iy =

= b / 4,56;

12(1+ u)

lxef

400

= 7,0 см,

λy

1,87

×30,6

тогда b = 4,56 × 7,0 = 31,9 см; h = b[ζ ] = 319 × 1,56 = 49,8 см.

Примем b = 32,0 см; h = 50,0 см, тогда

= 0,9 см;

55,1

tf =

b -tw

= 32 - 0,9 = 0,94 см;

λf

33,1

принимаем tf = 1,0 см.

Итак, получили составное двутавровое сечение:

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 1617 / 2017 18 19 20 > Следующая >>>

Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]

#
09.04.2015440.32 Кб26Планирование шпоры.doc
#
09.04.2015125.95 Кб35Планировка и застройка микрорайона ГСХ ГОС-2.doc
#
03.08.201922.88 Mб11ПОВЕРХНОСТИ.docx
#
15.07.20194.52 Mб4Подготовка геодезических данных для перенесения....rtf
#
16.09.201965.54 Кб4Портфолио-практика.doc
#
09.04.20152.58 Mб34Пособие к СНиП II-23-81.pdf
#
09.04.20151.64 Mб92Пособие_Бедарев_Федорова_Федорченко.pdf
#
09.04.201542.36 Кб167Постоянный электрический ток.docx
#
04.05.2015690.03 Кб41Пояснилка ТСП Влад.docx
#
14.03.2016787.41 Кб93Пояснилка ТСП Влад.docx
#
16.11.2019126.53 Кб5Пояснит записка.docx