Одноэтажное производственное здание с деревянным каркасом
в) Расчет прочности клеевых
швов, прикрепляющих пояс к фанерной стенке на касательные напряжения. Расчет
прочности клеевого шва, прикрепляющего пояс к фанерной стенке, на касательные
напряжения в i-ом сечении рамы проводим в
табличной форме (таблица 7) по формуле:
τi = IQiI
* Sдi * (Eд / Eф) / (Iпр. ф. i * ni
* hдi) ≤ Rф. ск * mв,
где Sдi - статический момент
площади пояса в i-ом сечении:
Sдi = Σδп * bп * h0i / 2,Iпр. ф. i –
полный момент инерции сечения,
приведенный к материалу стенки:
Iпр. ф. i = Iфi
+ Iдi * (Eд / Eф) = Σδф *
hi3/12 + Σδп * (hi3
- (hi - 2 * bп) 3) / (12 * (Eд / Eф)),
Rф. ск = 0.8
МПа - расчетное сопротивление скалыванию вдоль волокон наружных слоев;
ni = 2 - число вертикальных клеевых швов,
связывающих стенку с поясом;
hд. i = 12 см - высота (ширина) пояса;
mв =1 -
коэффициент условий работы.
Недонапряжение в i-ом сечении:
∆i =100 * (Rф.
ск * mв - τi) / (Rф. ск * mв).
Таблица 7
Расчет прочности клеевых швов
Cечение
|
Sдi
|
Iпр. ф. i
|
τi
|
∆i
|
-
|
см3
|
см4
|
МПа
|
%
|
0
|
4293
|
272354
|
0.51
|
36
|
1
|
5746
|
503549
|
0.37
|
54
|
2
|
7776
|
969278
|
0.26
|
67
|
3
|
|
|
|
|
4
|
7777
|
969493
|
0.18
|
77
|
4л
|
7719
|
953769
|
0.18
|
77
|
5
|
7475
|
888969
|
0.18
|
78
|
6
|
6658
|
691063
|
0.16
|
80
|
7
|
5841
|
521411
|
0.14
|
83
|
8
|
5024
|
378575
|
0.10
|
87
|
9
|
4207
|
261119
|
0.06
|
92
|
10
|
3390
|
167605
|
0.05
|
94
|
11
|
2573
|
96597
|
0.18
|
77
|
12
|
1756
|
46657
|
0.42
|
47
|
г) Расчет прочности фанерной
стенки на срез
Расчет на прочность фанерной
стенки на срез в i-ом сечении проводим в
табличной форме (таблица 8) по формуле:
τф. i = IQiI * Sпр. ф. i / (Iпр. ф. i * Σδф) ≤ Rф. ср * mв,
где Rф. ср = 6
МПа - расчетное сопротивление срезу вдоль волокон наружных слоев.
Sпр. ф. i -
статический момент половины сечения фанерной стенки и пояса:
Sпр. ф. i = Sф. i
+ Sд. i * (Eд / Eф) = Σδф
* hi2/8 + Σδп * bп * (hi
- bп) / (2 * (Eд / Eф)).
Недонапряжение в i-ом сечении:
∆i =100 * (Rф.
ск * mв - τф. i) / (Rф. ск * mв).
Таблица 8
Расчет прочности фанерной стенки
на срез
Cечение
|
Sпр. ф. i
|
τф. i
|
∆i
|
-
|
см3
|
МПа
|
%
|
0
|
5342
|
4.9
|
18
|
1
|
7580
|
3.8
|
37
|
2
|
11081
|
2.9
|
52
|
3
|
|
|
|
4
|
11082
|
2.0
|
67
|
4л
|
10977
|
2.0
|
67
|
5
|
10534
|
1.9
|
68
|
6
|
9098
|
1.7
|
72
|
7
|
7733
|
1.4
|
77
|
8
|
6439
|
1.0
|
83
|
9
|
5217
|
0.6
|
90
|
10
|
4066
|
0.4
|
93
|
11
|
2986
|
1.6
|
73
|
12
|
1977
|
3.7
|
39
|
д) Расчет прочности фанерной
стенки на главные растягивающие напряжения
Расчет проводим в табличной
форме (таблица 9) по формуле:
σр. ф. α. i = - 0.5 * σи. ф. i + ( (0.5 * σи. ф. i) 2 + τф. i2)) 0.5 ≤ Rф.
р. α=45° * mв,
где Rф.
р. α=45° = 4.5 МПа - расчетное сопротивление фанеры под углом 450
на растяжение;
σи. ф. i. -
нормальное напряжение от изгиба на уровне внутренней кромки сжатого пояса:
σи. ф. i. = IMiI * yi’ / Iпр. ф. i,
yi’
= (hi - 2 * bп) / 2,τф. i –
касательное напряжение
определяемое на уровне внутренней кромки пояса:
τф. i. = IQiI
* Sпр. ф. i’ / (Iпр. ф. i. * Σδф),
Sпр.
ф. i - статический момент пояса относительно
нейтральной оси:
Sпр. ф. i. ’ =
Σδп * bп * (hi. - bп) / 2
* (Eд / Eф) + Σδф * hi. *
(hi. - bп) / 2,
Недонапряжение в i-ом сечении:
∆i =100 * (Rф.
р. α=45° * mв - σи. ф. i) / (Rф. р. α=45°
* mв).
Таблица 9
Расчет
прочности фанерной стенки на главные растягивающие напряжения
Cечение
|
yi’
|
σи. ф.
|
Sпр. ф’
|
τф. i.
|
σр. ф. α. i
|
∆i
|
-
|
см
|
МПа
|
см3
|
МПа
|
МПа
|
%
|
4
|
49.0
|
8.25
|
23158.8
|
4.17
|
1.7
|
61
|
4л
|
40.1
|
6.62
|
22891.8
|
4.13
|
2.0
|
56
|
5
|
52.1
|
7.82
|
21778.9
|
3.97
|
1.7
|
63
|
6
|
47.1
|
4.77
|
18237.6
|
3.38
|
1.8
|
61
|
7
|
42.1
|
1.73
|
14981.2
|
2.71
|
2.0
|
56
|
8
|
37.0
|
2.47
|
12009.7
|
1.92
|
1.0
|
77
|
9
|
32.0
|
5.43
|
9323.04
|
1.04
|
0.2
|
96
|
10
|
26.9
|
7.46
|
6921.32
|
0.72
|
0.1
|
98
|
11
|
21.9
|
7.17
|
4804.5
|
2.59
|
0.8
|
81
|
Проверку устойчивости проводим в
сечении середины первой панели шириной а = 96 см от карнизного узла с
координатой:
х = h + 96/2 (см),
х = 108 + 96/2 = 156 см.
Высота сечения:
h = ( (lрам. х / 2 - х)
* (tgα3 - tgα1) + hк) * cosα2,h
= ( (233.5/2 - 156) * (tg17.74 - tg14.04) + 35) * cos15.82 = 101.7 см.
Высота фанерной стенки за
вычетом поясов:
hст = h - 2 * bп,
hст = 101.7 - 2 * 12 = 77.7 см.
hст
/ δф = 77.7/1.4 = 55.5 > 50,
следовательно, необходима
проверка устойчивости фанерной стенки из ее плоскости.
Устойчивость фанерной стенки из
ее плоскости проверяем по формуле:
σи. ф. / σи.
ф. кр. + τф / τф. кр. <1,где σи.
ф. кр. и τф. кр. –
критические нормальное и
касательное напряжения:
σи. ф.
кр. = kи * (100 * δф / hст) 2,τф.
кр. = kτ * (100 * δф / hст)
2,при γ = а / hст =
96/77.7 = 1.236, kи = 27.5 МПа, kτ = 6
МПа.
σи. ф. кр.
= 27.5 * (100 * 1.4/77.7) 2 = 89.3 МПа,
τф. кр. =
6 * (100 * 1.4/77.7) 2 = 19.5 МПа.
σи. ф. /
σи. ф. кр. + τф / τф. кр.
= 7.82/89.3 + 3.97/19.5 = 0.3 < 1,
следовательно, устойчивость
фанерной стенки из ее плоскости обеспечена.
Крепление стойки осуществляется
лобовым упором в фундамент. По внешним и боковым кромкам стойка закреплена
металлическим сварным башмаком. Проверим клеевые швы на скалывание по формуле:
τ = 1.5 * H / (bрасч
* hп) ≤ Rск * mв,
где bрасч -
расчетная ширина сечения:
bрасч = 0.6 *
Σδп,
0.6 - коэффициент учитывающий
непроклей,
bрасч = 0.6 *
13.5 = 8.1 см,
hп - ширина
пяты за вычетом симметричной срезки по 2.5 см:
hп = 65 - 2 * 2.5
= 60 см.
τ = 1.5 * 76.7 * 10/
(8.1 * 60) = 2.37 МПа < Rск * mв = 21 * 1 = 21
МПа,
следовательно, прочность клеевых
швов на скалывание обеспечена.
Проверяем древесину на смятие в
месте упора стойки рамы на фундамент по формуле:
σсм = V / Fсм
≤ Rсм,
где Fсм -
площадь смятия:
Fсм = Σδп
* hп,
Fсм = 13.5 *
60 = 810 см2.
σсм = 76.6
* 10/810 = 0.95 МПа < Rсм = 13 МПа,
следовательно, прочность
древесины на смятие в месте упора стойки рамы на фундамент обеспечена.
Высота вертикальной стенки
башмака из условия смятия древесины поперек волокон:
hб = H / (Σδп
* mв * Rсм90),
hв = 76.7 * 10/
(13.5 * 1 * 1.8) = 31.6 см.
Принимаем hб
= 32 см.
Для определения толщины этой
стенки из условия ее изгиба как пластинки с частичным защемлением на опорах с
учетом развития пластических деформаций при изгибе сначала находим момент:
M = H * Σδп
/ 16,M = 76.7 * 0.135/16 = 0.648 кН*м.
Требуемый момент сопротивления:
Wтр = M / Ry,
где Ry = 230
МПа - расчетное сопротивление стали С235,Wтр = 0.648 * 1000/230
= 2.82 cм3.
Толщина пластины:
δ = (6 * Wтр /
Σδп) 0.5,δ = (6 * 2.48 * 100/13.5) 0.5
= 11.2 мм.
Принимаем по ГОСТ 82-70* δ
= 12 мм.
Траверсы проектируем из уголков hв. п * hг. п
* t = 200 * 125 * 12 мм.
Проверяем вертикальную полку
уголка приближенно без учета горизонтальной полки на внецентренное растяжение
по формуле:
σ = H / (2 * Fв. п)
+ M / Wв. п ≤ Ry,
где Fв. п -
площадь вертикальной полки:
Fв. п = (hв. п
- t) * t,
Fв. п = (20 -
1.2) * 1.2 = 22.56 см2,Wв. п –
момент сопротивления
вертикальной полки:
Wв. п = (hв. п
- t) 2 * t / 6,Wв. п = (20 - 1.2) 2 * 1.2/6
= 70.7 см3,M –
изгибающий момент:
M = H * (hв. п - t) /
2,M = 76.7 * (0.2 - 0.012) / 2 = 7.21 кН*м.
σ = 76.7 * 10/ (2 *
22.56) + 7.21 * 1000/70.7 =119.1 МПа < Ry = 230 МПа,
следовательно, прочность
вертикальной полки уголка на внецентренное растяжение обеспечена.
Крепление траверсы (уголков) башмака
к фундаменту предусматривается двумя болтами d =
24 мм, работающими на срез и растяжение.
Проверим условие прочности по
напряжениям сжатия под горизонтальными полками башмака для бетона B12.5:
σ = M / W ≤ Rb,
где Rb = 7.5
МПа - расчетное сопротивление бетона сжатию;
W - момент сопротивления:
W = b * l2/6,b = hг. п = 12.5
см и l = 37.5 см
–
ширина и длина опорной плоскости
уголков башмака.
W = 12.5 * 37.52/6 = 2930 см3,σ
= 7.21 * 1000/2929 = 2.5 МПа < Rb = 7.5МПа,
следовательно, прочность бетона по напряжениям сжатия под
горизонтальными полками башмака обеспечена.
Проверка анкерного болта на растяжение по ослабленному
нарезкой сечению:
σ = Nр / Fнт
≤ 0.8 * Rр,
где Rр = 230
МПа - сопротивление болта растяжению;
Nр - сила
растягивающая болт:
Nр = M / (2/3 * 2 * l),
Nр = 7.21/ (2/3
* 2 * 0.375) = 14.4 кН.
σ = 14.4/0.352 = 41
МПа < 0.8 * Rр = 184 МПа, следовательно, прочность
анкерного болта на растяжение обеспечена.
Проверка анкерного болта на срез:
τ = H / (2 * Fбр)
≤ Rср,,
τ = 76.7/ (2 * 0.452)
= 85 МПа < Rср = 230 МПа,
следовательно, прочность
анкерного болта на срез обеспечена.
Проверка опорного сечения на
скалывание по формуле:
τ = H * Sпрм
/ (Iпр * bпр) ≤ 0.6 * Rск * mв,
где bпр -
приведенная ширина сечения:
bпр = Σδп
+ Σδф * (Eф / Eд), bпр
= 13.5 + 2.8 * (9000/10000) = 16.02 см.
Sпрм
- статический момент пояса относительно нейтральной оси:
Sпрм = Sд
+ Sф * Eф / Eд = (Σδп * bп)
* (hп - bп) / 2 + Eф / Eд *
Σδф * bп * (hп - bп) / 2,Sпрм
= (13.5 * 12) * (60 - 12) / 2 + 9000/10000 * 2.8 * 12 * (60 - 12) / 2 = 4614 см3.
Iпр -
приведенный момент инерции:
Iпр = Iд +
Iф * Eф / Eд = Σδп * hп3/12
+ Σδф * hп3/12 * Eф / Eд,
Iпр = 13.5 * 603/12
+ 2.8 * 603/12 * 9000/10000 = 288360 см4,0.6 –
коэффициент учитывающий
непроклей.
τ = 76.7 * 4614 * 10/
(288360 * 16.02) = 0.8 МПа < 0.6* Rск * mв = 0.6
* 1.6 * 1 = 0.96 МПа,
следовательно, прочность
опорного сечения на скалывание обеспечена.
Рисунок 9. Опорный узел
Расчет производим с допущениями,
что усилия от момента воспринимают только пояса, фанерная стенка воспринимает
только поперечную силу. Карнизный узел можете запечатлеть на "великолепном"
рисунке под номером 11, представленном в конце данного подраздела.
а) Расчет трехлобового упора
Продольные усилия в лобовом
упоре:
N1’
= N2/2 + M2/h,
N3’
= N4/2 + M4/h,
N1’
= - 81.5/2 + - 155.5/1.08 = - 184 кН,
N3’
= - 93.6/2 + - 163.1/1.08 = - 198 кН.
Усилие, приходящееся на
наименьшую площадку трехлобового упора определяем из силового многоугольника
построенного в масштабе 1 мм - 10 кН (рисунок 10): Nсм
= 115 кН.
Рисунок 10. Силовой
многоугольник
Напряжение смятия в площадке при
α = 28.32°:
σсм. α = Nсм
/ Fсм ≤ Rсм. α * mв,
где Rсм. α
- расчетное сопротивление смятию в лобовом упоре под углом α:
Rсм. α = Rсм
/ (1 + (Rсм / Rсм90 - 1) * sin3α),
Rсм. α = 13/
(1 + (13/3 - 1) * sin328.32°) = 9.5 МПа,
Fсм - площадь
смятия:
Fсм = bп’
* hп’,
bп’ и hп’
- ширина и высота пояса;
Fсм = 12 * 13.5
= 162 см2.
σсм. α
= 115 * 10/162 = 7.1 МПа < Rсм. α * mв = 9.4
* 1 = 9.5 МПа,
следовательно, прочность
трехлобового упора на смятие обеспечена.
б) Расчет верхнего и нижнего
замков
Усилие, действующее на верхний и
нижний замки:
N = ± M3/h0,где
h0 = 1.3 м - плечо пары сил.
N = ± 186.6/1.3 = ± 143.6
кН.
Требуемая площадь нетто болтов
работающих на растяжение:
Fнттр = N
/ Rbt,
где Rbt = 200
МПа - расчетное сопротивление растяжению болтов класса 5.8.
Fнттр =
143.6 * 10/210 = 6.84 см2.
Принимаем 2 болта d = 24 мм, Fнт = 2 * 3.52 = 7.04 см2.
Конструкцию нижнего замка
принимаем из двух трубок d = 28 мм, длиной l = 70 мм, приваренных к стальным полосам сечением 100 *
10 мм и стяжного болта dб = 22 мм.
в) Расчет стальной полосы и
нагелей
Рассчитываем шов, прикрепляющий
стальную полосу к сварному башмаку:
kш = N / (4 * β
* (lш - 1) * Rwf),
kш = 143.6 *
100/ (4 * 0.8 * (14 - 1) * 180) = 1.9 мм.
Полосу привариваем двухсторонним
швом с катетом kш = 3 мм. Для крепления полосы к поясу
принимаем глухие стальные нагели dн =
10 мм, lн = 100 мм (что больше 5 * dн = 50 мм).
Несущая способность нагеля по
изгибу:
Tн = 2.5 * dн2,Tн
= 2.5 * 12 = 2.5 кН.
Требуемое количество нагелей,
включая 20% глухарей монтажного назначения:
n = N’ / (2 * Tн), где
N’ = M4/ (h
- bп) = 163.1/ (1.08 - 0.12) =170
кН.
n = 170/ (2 * 2.5) =34 шт.
Нагели размещаем в три ряда в
шахматном порядке с расстоянием между ними:
вдоль волокон S1 = 7 * dн
= 7 * 10 = 70 мм;
поперек волокон досок пояса от
кромки S2 = 3 * dн
= 3 * 10 = 30 мм,
расстояние между рядами S3 = 4 * dн
= 4 * 10 = 40 мм > 3.5 * dн > 3.5
* 10 = 35 мм.
Проверяем металлическую полосу
сечением b = 10 см * δ = 1 см на растяжение:
σ = N’ / (2 * Aнт)
≤ Ry,
где Aнт -
площадь сечения нетто стальной полосы:
Aнт = Aнт
- Aбр = b * δ - n * d * δ,
Aнт = 10 * 1 -
3 * 1 * 1 = 7 см2.
σ = 170 *10/ (2 * 7)
= 121 МПа < Ry = 230 МПа,
следовательно, прочность
металлической полосы на растяжение обеспечена.
Проверяем нагели на смятие в
металлических накладках:
σ = N’ / (n * dн
* Σδ) ≤ Rр,
σ = 170 * 10/ (6 * 1
* 1) = 283 МПа < Rр = 340 МПа,
следовательно, прочность нагелей
на смятие обеспечена.
Принимаем окончательное сечение
стальных полосок 100 * 10 мм.
г) Подбор сечения коробчатых
башмаков растянутого замка
Башмак принимаем из уголков 140
* 90 * 10 мм и 80 * 80 * 8 мм, свариваемых в коробчатое сечение.
Проверку прочности принятого
сечения проводим по формуле:
σ = Mmax / Wmin
≤ Rи,
где Mmax -
максимальный изгибающий момент в середине пролета:
Mmax = N * a / 2,Wmin
- момент сопротивления сечения:
Wmin = Ix0-x0/
(h - y0),
Ix0-x0 - момент
инерции:
Ix0-x0 = 444
+22.2 * 0.912 +73.4 + 12.3 * 2.12 = 589.8 см4.
y0 -
расстояние до центра тяжести сечения:
y0 = S1-1/A,
S1-1 -
статический момент площади:
S1-1
= A13 * z013 + A14 * z014,А
- площадь:
A = A13
+ A14.
S1-1 = 22.2 * 4.6 + 12.3 * 6.7 = 184.5 см3.
A = 22.2 + 12.3 = 34.5 см2.
y0
= 184.5/34.5 = 5.35 см.
Wmin = 589.8/ (14 - 5.35) = 68.2 см3.
Mmax = 135 * 0.077/2 = 5.197 кН*м.
σ = 5.197 * 1000/68.2
= 76 МПа < Rи = 210 МПа,
следовательно, прочность
принятого сечения обеспечена.
Рисунок 11. Карнизный узел
Торцы блоков полурам в коньковом
узле соединяются впритык лобовым упором.
Для того, чтобы при деформации
конькового узла в плоскости рамы избежать скола досок, крайние доски ригеля
имеют срез.
Жесткость узла из плоскости рамы
обеспечивается деревянными накладками сечением 20 * 7 см на болтах d = 16 мм. Коньковый узел изображен на рисунке 12.
Расчетные усилия в узле (таблица
5): N12 = - 73.8 кН, Q12 = 24.3 кН.
Сила N12
вызывает смятие ригеля, напряжение смятия в торцах ригеля при α2
= 15.82°:
σсм = N / Fсм
≤ Rсм. α * mв,
где Fсм -
площадь смятия:
Fсм = F12/cosα2,Fсм
= 25 * 13.5/cos15.82° = 351 см2.
Rсм. α -
расчетное сопротивление смятию под углом α2:
Rсм. α = Rсм
/ (1 + (Rсм / Rсм90 - 1) * sin3α),
Rсм. α =
13/ (1 + (13/3 - 1) * sin315.82) = 12.2 МПа.
σсм = 73.8
* 10/350 = 2.1 МПа < Rсм. α * mв = 12.2 *
1 = 12.2 МПа,
следовательно, прочность на
смятие обеспечена.
Поперечная сила Q12 воспринимается накладками и болтами. При
расстоянии между болтами l1 = 240 мм
и l2 = 960 мм находим
вертикальные усилия в болтах:
V1 = Q12 *
l2/ (l1 + l2), V2 = - Q12
+ V1,V1 = 24.3 * 960/ (240 + 960) = 19.46 кН, V2
= - 24.3 + 19.44 = - 4.86 кН.
Расчетная несущая способность
двух срезных болтов диаметром d = 16 мм из
условий изгиба нагеля при направлении усилий под углом к волокнам α
= 90° (для накладок) должна быть не менее вертикальных усилий в болтах:
4 * Tн = 4 * 2.5 * d2
* (кα) 0.5 * mв ≥ V1,4 *
Tн = 4 * 2.5 * 1.62 * (0.65) 0.5 * 1 =
20.6 кН > V1 = 19.44 кН.
Напряжение в накладках:
σ = M / Wнт ≤
Rc * mв,
где M - изгибающий момент
в накладке:
M = Q12 * l2/2,M
= 24.3 * 0.96/2 = 11.7 кН.
Wнт - момент
сопротивления накладок с учетом ослабления сечения болтами:
Wнт = 2 * (Wбр
- Wосл),
Wнт = 2 * (7 *
202/6 - 2 * 7 * 1.62/6) = 921 см3.
σ = 11.7 * 1000/921
= 12.7 МПа < Rc * mв = 13 * 1 = 13 МПа,
следовательно, напряжение в
накладках менее максимально допустимого.
Рисунок 12. Коньковый узел
а) Защита от возгорания
Мероприятия по защите
конструкций от возгорания:
химические - нанесение на
поверхность конструкций антипирена ОФП-9,конструкционные - деревянные
конструкции разделены на части противопожарными преградами из несгораемых
материалов.
б) Защита от гниения и поражения
биологическими вредителями
Мероприятия по защите
конструкций от гниения и поражения биологическими вредителями:
химические - нанесение на
поверхность конструкций антисептической пасты ПАФ-ЛСТ и влагозащитного лака,
конструкционные - заключаются в
обеспечении их воздушно-сухого состояния путем устройства гидро- и пароизоляции;
отвода воды с крыши; применения водонепроницаемой наружной обшивки; устройства
хорошей вентиляции.
Расход древесины на 1 плиту
покрытия П1- 0.303 м3.
Расход древесины на 1 раму
РДП24-3-1 - 1.943 м3.
Расход металла на 1 раму
РДП24-3-1 - 294.34 кг.
Таблица 10
Расход материалов
Материал
|
Расход
|
на здание
|
на 1 м2 площади
|
Древесина
|
83 м 3
|
0.07 м 3
|
Металл
|
3.53 т
|
3 кг
|
Коэффициент расхода металла на
одну раму:
км =100 * mмет
/ mдр,
где mмет
- расход металла на одну раму, кг;
mдр
- расход древесины на одну раму, кг.
км = 100 * 294.34/
(1.943 * 500) = 30.3%.
Коэффициент собственного веса
рамы:
кс. в =1000 * gс.
в / ( (gс. в + gн) * l),
где gс. в = (mмет + mдр.)
* 9.81/ (В * l) = (294.34 + 1.943 * 500) * 9.81/
(4.5 * 24 *1000) = 0.11 кН/м2,кс. в =1000 * 0.11/
( (0.11 + 1.501) * 24) = 4.1
Список использованных источников
1.
СНиП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия. Минстрой РФ. Москва. 1996.
2.
СНиП II-23-81*. Стальные конструкции. Нормы
проектирования. Москва. 1982
3.
СНиП II-25-80. Нормы проектирования. Деревянные
конструкции. Стройиздат. Москва. 1983.
4.
Конструкции из дерева и пластмасс. Иванов В.А., Клименко В.З. Вища школа.
Киев. 1981.
5.
Конструкции из дерева и пластмасс. Легкие ограждающие конструкции
покрытий из эффективных материалов. Учебное пособие. Малбиев С.А. ИИСИ. Пермь.
1990.
6.
Методические указания по курсовому проектированию для студентов
специальности "Промышленное и гражданское строительство". Конструкции
из дерева и пластмасс. Расчет и конструирование деревянных рам. Ибрагимов А.М. ИИСИ.
1989.
7.
Методические указания по курсовому проектированию для студентов
специальности "Промышленное и гражданское строительство". Конструкции
из дерева и пластмасс. Расчет и конструирование трехшарнирных клеефанерных рам.
Ибрагимов А.М. ИИСИ. 1991.
8.
Строительные конструкции. Учебное пособие. Малбиев С.А., Телоян А.Л., Лопатин
А.Н. Пермь. 2006.
Страницы: 1, 2, 3, 4, 5
|