Известия высших учебных заведений. Строительство 2-2011

Известия высших учебных заведений. Строительство 2-2011
год: 2011

УДК 624.072.2:624.014

А. В. Коротких, И. И. Крылов, В.Г.Черкасов

Особенности работы двух и трех болтовых фрикционных сдвигоустойчивых соединений тонкостенных оцинкованных профилей

Приводятся результаты экспериментального и численного исследований двух- и трехболтовых фрикционных сдвигоустойчивых соединений тонкостенных оцинкованных профилей на предварительно напряженных болтах, с целью изучения напряженно-деформированного состояния и выявления особенностей их работы

Ключевые слова: оцинкованные тонкостенные профили, болтовые сдвигоустойчивые соединения.

В настоящей статье приводятся результаты исследований особенностей работы двух- и трехболтовых сдвигоустойчивых соединений (ФСС) тонкостенных оцинкованных профилей (ТОП). Статья является продолжением публикации результатов исследований, начатых в [1].

  1. Экспериментальное определение фактического усилия натяжения оцинкованных болтов при конкретных значениях момента закручивания болта динамометрическим ключом.
  2. Экспериментальное и численное изучение особенностей НДС элементов двух- и трехболтовых ФСС ТОП и перехода их в предельное состояние.

Первая задача обусловлена тем, что существующие эмпирические зависимости для усилий натяжения болтов по моменту закручивания (Mкр) были получены для не оцинкованных элементов (болты, шайбы, соединяемые элементы). В настоящей работе экспериментально устанавливались фактические усилия натяжения оцинкованных болтов М10 и М8 класса прочности 8.8 при конкретных значениях Mкр. В настоящем исследовании не ставилось задачи по определению коэффициента закручивания (k= N/Mкр) для используемых оцинкованных болтов, т.к. согласно [2] его определение осуществляется для каждой конкретной партии метизов.

Для решения экспериментальной задачи 1 были изготовлены специальные устройства - захваты (рис.1). Захваты устанавливались и фиксировались в разрывной машине Р-5 за фасонные выпуски. Расположение опор в разрывной машине выполнено строго друг против друга, для совпадения отверстий под болты. В процессе испытания производилась последовательная установка в указанное отверстие оцинкованных болтокомплектов (болт, гайка, шайбы) М10 и М8 (ГОСТ 7798-80) с использованием дополнительных распределительных (утолщенных) шайб (-t=10мм).

1-фасонные выпуски для фиксации в разрывной машине; 2- отверстие для установки болтов; 3- шайба из обычного металла; 4-Зажимные губы; 5- испытываемый болт.


Рис.1.Схема захватов для испытания болтов на предварительное напряжение.

Таблица 1

Усилия натяжения болтов в зависимости от крутящего момента

Болты

Mкр., кгс×м

Кол-во образцов

υнат.

Усилие натяжения Nнат, кгс

M8

3,6

5

быстро

1500

-

1640

5

медленно

1525

-

1550

М10

3,6

5

быстро

1275

-

1415

5

медленно

1125

-

1200

5,3

5

быстро

1700

-

1815

5

медленно

1550

-

1550

7

5

быстро

нет данных

5

медленно

1725

-

1800

М10*

5

медленно

1275

-

1625

Примечания: υнат.- скорость натяжения; медленно- закручивание со скоростью 3 об/мин; быстро - закручивание со скоростью 10 об/мин ; М10* - серия испытаний без замены шайб.

Количество испытанных болтокомплектов в каждой серии приведено в табл.1. Для каждого испытания под головкой и гайкой у части болтокомплектов устанавливались по одной оцинкованной шайбе с целью имитации соединения оцинкованных профилей (контактной пары цинк-цинк). В одной серии (5шт) испытаний болтокомплектов М10 шайбы применялись повторно. Натяжение болтов осуществлялось при помощи протарированного динамометрического ключа (FORCE 6474470) на три значения крутящего момента: Mкр.1=3,6 кгс×м;. Mкр.2=5,3 кгс×м; Mкр.3=7 кгс×м. Для болтов М8 расчетный проектный крутящий момент Mкр.1=3,6 кгс×м определен с использованием рекомендаций [3] и указаний норм [4]. Для болтов М10 – максимальный расчетный проектный крутящий момент составил Mкр.3=7 кгс×м , минимальный - Mкр.1=3,6 кгс×м, что соответствовало значению осевого усилия натяжения 0,35Rbh [4], Mкр.2=5,3 кгс×м – является промежуточным значением между Mкр.1 и Mкр.3. Вращение ключа осуществлялось с соблюдением требований [5]. Регистрация усилия натяжения (Nнат) болтов при заданном крутящем моменте происходило по шкале протарированной разрывной машины Р-5.

Результаты испытания приведены в табл.1. В процессе испытания отмечались случаи отклонения значений натяжения болтов при изменении скорости вращения динамометрического ключа. При быстром закручивании (скорость вращения около 10 об/мин) усилие натяжения оказывается выше по сравнению с медленным (скорость вращения 3 об/мин и менее) на 5-10% (табл.1.). Так же отмечалось, что на усилие натяжения оказывает существенное влияние состояние поверхностей шайб в месте контакта с головкой болта и гайкой. При повторном использовании шайб, особенно в случае повреждения ее верхнего цинкового слоя в процессе предыдущего использования, происходит увеличение сопротивления кручению в зоне контакта и, как следствие, уменьшение осевого усилия натяжения болта на 10-25%. Хотя в задачи данного исследования не входило детальное изучение влияния на коэффициент закручивания состояния поверхности шайб и скорости вращения ключа, настоящий эксперимент свидетельствует о необходимости установить требования по исключению повторного использования шайб и не допускать использования шайб с поврежденной поверхностью.

Для экспериментального решения задачи 2 были подготовлены двух и трехболтовые ФСС ТОП с болтами, расположенными вдоль усилия приложенного к соединяемым элементам. Образцы собирались из полосовой оцинкованной стали шириной B1=40мм, B2=50мм, B3=60мм и толщиной t=1.5 (наиболее часто применяемая в строительстве) на предварительно напряженных высокопрочных болтах М10 и М8 (рис.2). Ширина образцов принималась с учетом требований норм [4] (по расстановке ботов в соединении) и возможностей разрывной машины. Предварительное напряжение болтов соединений производилось при помощи динамометрического ключа на моменты Mкр.1=3,6 кгс×м;. Mкр.2=5,3 кгс×м; Mкр.3=7 кгс×м (табл. 2…..табл.5). Всего было подготовлено по 3 образца для каждой серии испытаний. Для изучения напряженного состояния экспериментальное трехболтовое соединение с болтами М10 было снабжено тензорезисторами фольгового типа с базой -1мм. Тензорезисторы были наклеены количеством 3 шт. у каждого болта (рис.2.а) и были подключены к тензометрической системе. В качестве силовой установки использована разрывная машина Р-5. Регистрация взаимных сдвигов деталей соединения в процессе нагружения производилась при помощи индикаторов часового типа (точность 0,1мм), закрепленных на образцах при помощи струбцин. Для всех образцов были определены значения расчетных проектных нагрузок (по Ry=2275 кгс/см2 и Ru=3055 кгс/см2 для стали) по указаниям норм [4] и значения расчетных нагрузок по фактическим характеристикам (по σt=2330кгс/см2 и σв=3130кгс/см2) по критериям прочности соединений и сдвигу (табл.2,3).



Расчетные нагрузки по критерию взаимного сдвига элементов соединения определялись по расчетному значению ранее установленного коэффициента трения μ=0,55 [1]. При этом расчетная проектная нагрузка сдвига определялась по [п.11.13*-11.14, 4] (с учетом всех коэффициентов надежности и условия работы соединений), а расчетная нагрузка сдвига по фактическим характеристикам определялась как Pсдвиг=n×μ×Nнат , где n-количество болтов в соединении, μ-коэффициент трения, Nнат - продольное усилие натяжения болта принятое по результатам исследования описанного ранее (без применения коэффициентов предписанных нормами).

Таблица 2

Расчетные и экспериментальные нагрузки на 2-х болтовых соединений на болтах М8 и М10 при B=50мм

Ширина образцов

Наименование критерия

Расчетное сечение

Расчетная проектная нагрузка в зависимости от усилия натяжения, кгс

Расчетная нагрузка по фактическим характеристикам в зависимости от усилия натяжения, кгс

Мкр=7кгс×м (NН=1755кгс)

Мкр=5,3кгс×м (NН=1740кгс)

Мкр=3,6кгс×м (NН=1330кгс)

Мкр=7кгс×м (NН=1755кгс)

Мкр=5,3кгс×м (NН=1740кгс)

Мкр=3,6кгс×м (NН=1330кгс)

М10

Взаимный сдвиг (срыв) элементов соединения

1379

1367

1045

1931

1914

1463

1,32

1,39

1,48

0,95

0,99

1,06

Достижение текучести в сечении элементов соединения

брутто

1706

1706

1706

1748

1748

1748

1,07(1)

1,11(1)

0,91(1)

1,04(1)

1,09(1)

0,89(1)

нетто

2094

2145

Разрушение

брутто

2291

2291

2291

2363

2363

2363

0,80

0,83

0,68

0,77

0,80

0,66

нетто

2812

2812

2812

2899

2899

2899

0,69

0,71

0,71

0,67

0,69

0,69

Взаимный сдвиг при эксперименте (min значение)

1825

1900

1550

1825

1900

1550

Разрушение при эксперименте

нетто

1950

2000

2000

1950

2000

2000

М8

Взаимный сдвиг (срыв) элементов соединения

-

-

1198

-

-

1678

-

-

1,21

-

-

0,86

Достижение текучести в сечении элементов соединения

брутто

-

-

1706

-

-

1748

-

-

0,85(1)

-

-

0,83(1)

нетто

2201

2255

Разрушение

брутто

-

-

2291

-

-

2363

-

-

0,75

-

-

0,73

нетто

-

-

2956

-

-

3048

-

-

0,58

-

-

0,57

Взаимный сдвиг при эксперименте (min значение)

1450

1450

Разрушение при эксперименте

нетто

1725

Примечания: В числителе – значения нагрузок, в знаменателе – коэффициент kС равный kС=PЭКСП./PРАСЧ; *Разрушение- достижение σв (Ru) в сечении элемента; (1) - коэффициент kС равный kС=PЭКСП(сдвиг.)/PРАСЧ (текучести)

Таблица 3

Расчетные и экспериментальные нагрузки на 3-х болтовых соединений на болтах М10 и М8 при В=50мм

Ширина образцов

Наименование критерия

Расчетное сечение

Расчетная проектная нагрузка в зависимости, кгс

Расчетная нагрузка по фактическим характеристикам, кгс

Мкр=3,6кгс×м (NН=1330кгс)

Мкр=7кгс×м (NН=1755кгс)

Мкр=3,6кгс×м (NН=1330кгс)

Мкр=7кгс×м (NН=1755кгс)

М10

Взаимный сдвиг (срыв) элементов соединения

-

2068

-

2896

0,85

0,60

Достижение текучести в сечении элементов соединения

брутто

-

1706

-

1748

1,03(1)

1,00(1)

нетто

1885

1931

Разрушение*

брутто

-

2291

-

2363

0,90

0,87

нетто

-

2532

-

2610

0,81

0,79

Взаимный сдвиг при эксперименте (min значение)

1750

Разрушение при эксперименте

нетто

2060

М8

Взаимный сдвиг (срыв) элементов соединения

1797

-

2516

-

1,06

0,76

Достижение текучести в сечении элементов соединения

брутто

1706

-

1748

-

1,11(1)

1,09(1)

нетто

1982

2030

Разрушение*

брутто

2291

-

2363

-

0,92

0,89

нетто

2661

-

2744

-

0,79

0,77

Взаимный сдвиг при эксперименте (min значение)

1900

Разрушение при эксперименте

нетто

2100

Примечания: В числителе – значения нагрузок, в знаменателе –коэффициент kС равный kС=PЭКСП../PРАСЧ.; *Разрушение- достижение σв (Ru) в сечении элемента; (1) - коэффициент kС равный kС=PЭКСП(сдвиг.)/PРАСЧ (текучести).

Испытания производились на растягивающие усилия до полного исчерпания несущей способности соединения (разрушения). Нагрузка к образцам прикладывалась с переменным шагом: шаг 100 кг до нагрузки 900 кгс, далее шаг – 50 кгс. На каждом шаге приложения нагрузки производилась регистрация суммарных деформаций и сдвигов соединений по установленным индикаторам часового типа. По результатам испытаний строились графики работы соединений, на которых производилось выделение стадий работы и определялась несущая способность по критерию сдвига и несущая способность по критерию прочности (рис.3).

Анализируя результаты экспериментального исследования двух- и трех болтовых соединений установлено, что их работа характеризуется следующими стадиями (рис. 3):



I стадия – стадия упругой (линейной) работы. Характеризуется малыми деформациями и отсутствием сдвигов в соединении. Деформации составляют примерно (9/10000...40/10000)*L или (0…0,3мм),, где L - база замера деформаций (рис.2.)

II стадия – стадия неупругой (нелинейной) работы. Начало этой стадии характеризуется возникновением у границы шайбы первого болтоконтакта зоны локальных пластических деформаций. Под влиянием пластических деформаций происходит ослабление натяжения первого болтоконтакта и его срыв. Далее начинает происходить последовательное перераспределение усилий с предыдущего ряда болтоконтактов на последующие и последовательный срыв болтоконтактов под действием образующихся локальных пластических деформаций. Эта стадия заканчивается в первом локальном максимуме графика работы (рис.3). Протяженность этой стадии составляет (7/1000…30/1000)*L или (0,8…1,8мм).

III стадия – стадия общего сдвига. Характеризуется уменьшением сопротивления прикладываемой нагрузке в результате общего смещения относительно друг друга соединяемых элементов. Стадия заканчивается в локальном минимуме, когда один из болтов начинает работать на срез, кромки отверстия на смятие. Протяженность этой стадии составляет (5/100*L) или (1,1…2,2мм).

IV стадия –совместная работа болтоконтактов на трение и срез (смятие). Характеризуется возобновлением роста сопротивления нагрузке за счет смены характера работы соединения - последовательным включением в работу на срез (смятие) всех (или части) болтов соединения. Работа сопровождается овализацией отверстий и значительными пластическими деформациями зон контакта элементов соединения о резьбу болтов до полного разрушения одного из соединяемых элементов по первому ослабленному сечению. Протяженность этой стадии зависти от диаметра болта и примерно на порядок больше суммарных деформаций предыдущих стадий (для болта М10 протяженность стадии больше чем для М8). Суммарные деформации составляют примерно (13…22,8мм).

Таким образом, описана IV стадийная схема работы соединений ТОП на высокопрочных болтах.

По диаграмме рис.3в можно наблюдать некоторые отклонения от описанной выше схемы в работе 3-х болтовых соединений на болтах М10. Для указанного типа соединений в конце стадии II происходит характерный срыв только по первому болтоконтакту со стороны усилия (от сечения 2-2 в направлении сечения 1-1). Дальнейшего последовательного срыва по оставшимся болтоконтактам не происходит, они продолжают сопротивляться сдвигающим усилиям за счет сил трения. Соединений начинает разрушаться по ослабленному сечению без протекания (реализации) III и IV стадий работы. Работа соединения сопровождается значительными деформациями (7/100*L) или (8,5 мм). Причиной изменения схемы работы соединения является превышение значения несущей способности соединения по критерию сдвига (NСДВ) над несущей способностью по критерию достижения текучести (NТЕКУЧ) в сечении брутто. Таким образом, описана II стадийная схема работы соединений ТОП на высокопрочных болтах.

Учитывая, что действующие нормы предусматривают расчет соединений на высокопрочных болтах только в упругой стадии работы, предлагается за предельное состояние соединения принимать момент преодоления сил трения (стадия I) и не принимать во внимание работу соединения на последующих стадиях.

Особенности работы отдельных видов соединений.

Соединения на болтах М10.

  1. Фактический взаимный сдвиг элементов 2-х болтовых соединений происходил при нагрузках, отличающихся от расчетных по фактическим характеристикам, на величину 5%-6% в большую или меньшую сторону (табл.2). Это можно объяснить разбросом усилий предварительного натяжения болтов соединения.
  2. Фактический взаимный сдвиг элементов 3-х болтовых соединений происходил при нагрузках до15% меньше расчетных проектных по критерию сдвига и до 40% меньше расчетных по критерию сдвига по фактическим характеристикам. Сдвиг (срыв) происходил по первому болтоконтакту, из-за достижения текучести (σt) в сечении брутто соединяемых элементов.
  3. В трех болтовом соединении разрушение происходит по критерию прочности без достижения сдвига (срыва) элементов соединения по всем болтоконтактам.

Соединения на болтах М8.

  1. Фактический взаимный сдвиг элементов 2-х болтовых соединений происходил при усилиях на 15% меньше расчетных по критерию сдвига по фактическим характеристикам и на 17% меньше расчетных по критерию достижения текучести в сечении брутто по фактическим характеристикам ( табл.2).
  2. Фактический взаимный сдвиг элементов 3-х болтовых соединений происходил при усилиях на 15%-45% меньших расчетных по фактическим характеристикам, но усилия срыва с точностью 1-8% совпадают со значениями расчетных усилий по критерию достижения текучести в сечении брутто по фактическим характеристикам.

Для оценки напряженного состояния по результатам эксперимента строились графики распределения экспериментальных нормальных напряжений (σx) 3-х болтового соединения с болтами М10 по сечениям 1-1и 3-3 (рис.2.в). Усилия сдвига для данного соединения по результатам испытания Pсдвига=1850кгс, усилия разрушения- Pразруш.=2050кгс. Анализируя эти данные можно сделать вывод, что распределение напряжений в двухболтовых ФСС ТОП с болтами вдоль усилия происходит не равномерно. На границе шайб у первого и второго болтоконтакта со стороны усилия (сечение 1-1) наблюдается концентрация нормальных напряжений, для упругой стадии работы k1-1=1.1, что качественно соответствует схеме напряженного состояния фрикционных соединений из толстолистового проката с t≥3мм [3,с29]. Уровень нормальных напряжений на границе шайб у второго болтоконтакта меньше, чем у первого в 1,3-4 раза. При достижении нагрузки на соединение величины 0,9Pразр. (P=1800кгс), пики нормальных напряжений смещаются в зоны напротив боковых границ отверстия первого болтоконтакта.

В соответствии с исследованиями [3] это явление происходит в результате ослабления предварительного натяжения болта вызванного развитием пластических деформаций под его головкой.

Для численного исследования был применен программный комплекс cosmosworks, реализующий МКЭ. Ранее в [1] уже была обоснована корректность использования такого метода исследования на примере одноболтового соединения.

В численных расчетах наряду с соединениями, где болты установлены вдоль усилия, была рассмотрена схема с болтами поперек усилия (рис.4).

 Принятые ниже значения диаметров болтов, коэффициента трения, усилия натяжения болтов, а так же других величин обоснованы в [1]. Расчетные модели создавались на основе объемных оболочечных элементов. Величина сетки разбиения объемных элементов принималась 2,5 и 4,5 мм на основании рекомендаций [6,с55]. Сопряжение элементов соединения в расчетной программе по всей контактной зоне принималось «узел к поверхности», коэффициент трения назначался μ=0,55 в соответствии с [1]. Зона соединения, обжимаемая предварительно напряженными болтами, моделировалась при помощи функции программы cosmosworks [1]. Необходимо отметить, что в отличие от расчетных моделей использованных в [1] в настоящих расчетных схемах были введены шайбы. Уточнение расчетной модели связано с тем, что введение шайб дает более достоверные результаты напряжений на границе шайб (по сечениям 1-1....3-3). Усилие предварительного натяжения болтов принималось равным полученным в физическом эксперименте описанном выше Nнат=1755кгс. В расчете принимались такие же механические характеристики стали (σt и σв) как в эксперименте. Расчет соединения производился в линейной постановке, т.к. нелинейный анализ с учетом действия сил трения в программном комплексе не реализован. Нагрузка на соединения задавалась P=1600кгс и P=1800кгс, принятые из экспериментальных данных. Оценка НДС производилась по сечениям 1-1….3-3 (рис.2в, рис.4б).

Анализируя результаты расчета можно сделать следующие выводы:

Соединение с болтами вдоль усилия:

  1. Распределение и концентрация расчетных нормальных напряжений по сечениям 1-1, 3-3 в упругой стадии работы происходит весьма близко к экспериментальным (расхождение в пределах 5%) (рис. 2.в).

Соединение с болтами поперек усилия:

  1. На границе шайб каждого болтоконтакта со стороны усилия (сечение 1-1) происходит концентрация напряжений k=1,13 (рис.4б).
  2. Напряженное состояние у границы шайб первого болтоконтакта соответствует напряженному состоянию соединения с болтами вдоль усилия.

Анализ и сравнение экспериментальных данных с результатами расчета позволил подтвердить, что несущая способность ФСС ТОП по критерию сдвига зависит от концентрации нормальных напряжений в сечении 1-1, работа таких соединений может происходить по двух или четырех стадийной схемам. Количество стадий работы соединения зависит от соотношения расчетных значений NСДВ к NТЕКУЧ:

NСДВ/ NТЕКУЧ <1 – 4 стадии работы соединения;

NСДВ/ NТЕКУЧ ≥1 – 2 стадии работы соединения.

Выводы:

  1. Напряженное состояние двухболтового ФСС ТОП качественно соответствует напряженному состоянию фрикционных соединений из толстолистового проката (t≥ 3мм) [3].
  2. Работа ФСС ТОП соединений может происходить по двух (NСДВ/ NТЕКУЧ ≥1) или четырех (NСДВ/ NТЕКУЧ <1) стадийной схемам.
  3. Появление зон пластических деформаций на границе шайбы первого болтоконтакта (σmax=k× σnom, где k=1.1-1.15) приводит к снижению натяжения болта и, как следствие, раннему преодолению сил трения (срыву).
  4. Расчет сдвигоустойчивых соединений тонкостенных оцинкованных профилей рекомендуется производить с использованием требований действующих норм [п.11.12-п.11.14, 4] с введением коэффициента условия работы γc=0.85, учитывающего раннее развитие локальных пластических деформаций под головкой первого болтоконтакта со стороны усилия σnom ≤ γc ×Ry , где Ry -принятое расчетное сопротивление стали.
  5. В ходе исследования отмечено, что на усилие натяжения болта оказывают влияние скорость закручивания болта (гайки) и состояние поверхностей шайб в месте контакта с элементами соединения.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

  1. Коротких А.В.Кретинин А.Н. Крылов И.И. Особенности работы одноболтовых фрикционных сдвигоустойчивых соединений тонкостенных оцинкованных профилей// Изв.вузов. Строительство.-2009.-№10.-С.117-122.
  2. СТП 006-97. Устройство соединений на высокопрочных болтах в стальных конструкциях мостов.// М., ТРАНССТРОЙ, 1998.
  3. Сдвигоустойчивые соединения на высокопрочных болтах/ Чесноков А.С., Княжев А.Ф.//М., Стройиздат, 1974.
  4. СНиП II-23-81*. Стальные конструкции. - М., Стройиздат, 1990.
  5. СТО 0051-2006. Конструкции стальные строительные. Болтовые соединения. Изготовление и монтаж// ЗАО «ЦНИИПСК им. Мельникова», М., 2006.
  6. Вовкушевский А.В., Шойхет Б.А. Расчет массивных гидротехнических сооружений с учетом раскрытия швов.-М.:Энергия,1981.-136с.

КОРОТКИХ А. В., магистр техники и технологии

Новосибирский государственный архитектурно-строительный университет (Сибстрин)

КРЫЛОВ И. И., канд. техн. наук, проф.

Новосибирский государственный архитектурно-строительный университет (Сибстрин)

ЧЕРКАСОВ В.Г., бакалавр

Новосибирский государственный архитектурно-строительный университет (Сибстрин)

KOROTKIKH A.V, KRYLOV I. I., CHERKASOV V.G.

Features of work two and a three of bolts slip critical connections of the thin-walled zinced profiles

An experimental and numerical researches results, of two and three bolts slip critical connections of the thin-walled zinc coated profiles, for the purpose of studying of the intense-deformed condition and revealing of features work of such connections are resulted

Keywords:Connections, the thin-walled zinced profiles, slip critical connections

Похожие учебники и рекомендации:
  • Известия высших учебных заведений. ...
    год: 2014
  • Известия высших учебных заведений. ...
    год: 2011
  • Известия высших учебных заведений. ...
    год: 2011
  • Ограждающие и несущие строительные ...
    год: 2010
  • Сборник статей международной конфер...
    город: Липецк
    год: 2009
  • Известия высших учебных заведений. ...
    год: 2009
  • Тонкостенные балки из гнутых оцинко...
    год: 2007
  • Опыт проектирования строительных ко...
    год: 2007
  • Тонкостенные балки из гнутых оцинко...
    год: 2007
  • Развитие конструктивной формы балоч...
    год: 2007
  • Известия высших учебных заведений. ...
    год: 2005
<