Совершенствование методики расчета прочности железобетонных гидротехнических уголковых подпорных стен с учетом межблочных швов и схем их армирования

В первой главе выполнен обзор особенностей конструкций подпорных
стен, схем их армирования, методик расчета, положений нормативных документов. Подпорные стены являются неотъемлемыми составляющими
гидроузлов. Наиболее распространены подпорные стены уголкового типа.
На рисунке 1 показана традиционная конструкция подпорной стены уголкового типа с расположением горизонтальных межблочных швов и
гидравлических нагрузок.
Рисунок 1 – Уровни воды в грунтовой засыпке верховой подпорной стены ЛВ-3 водоприемника Загорской ГАЭС на отм. 237,5 м и в ВАБ на отм. 230,0 м при аварийной сработке ВАБ
К характерным особенностям железобетонных конструкций подпорных стен относятся: массивность (значительные габариты более 1 м); применяемые бетон и арматура, как правило, невысоких классов прочности (бетон В10-В30), арматура (А-II, А-III, А500С); невысокие проценты армирования (менее 1%); большие диаметры арматуры: до 60 мм – А-II, до 40 мм – А-III и А500С; наличие межблочных строительных швов и вторичных наклонных трещин; наличие водной среды.
К особенностям характера действующих нагрузок относятся: гидравлическая нагрузка; противодавление воды в трещинах и раскрывшихся строительных швах; возможные знакопеременные нагрузки.
По разным причинам (в том числе из-за неполного учета всех особенностей таких сооружений при их проектировании, строительстве и

эксплуатации) происходило отклонение от проектных предпосылок, которое выражалось в появлении вторичных наклонных трещин, выходящих из горизонтальных швов на лицевую грань; в чрезмерных смещениях верха стен и др.
Рисунок 2 – Действие противодавления воды в раскрывшемся горизонтальном межблочном шве и вторичной наклонной трещине
На рис. 3 представлен характер разрушения стен камеры шлюза канала имени Москвы.
Рисунок 3 – Характер разрушения стены камеры шлюза канала имени Москвы:
1 – трещины по горизонтальным строительным швам;
2 – продольная растянутая арматура;
3 – вторичная наклонная трещина, выклинившаяся из шва
В ряде случаев потребовалось усиление подпорных стен, в том числе анкерными тягами, удерживающими верх стен от смещения в направлении от грунтовой засыпки (рис. 4).

Рисунок 4 – Схема усиления анкерными тягами подпорных стен водоприемника Загорской ГАЭС
Проектирование подпорных стен и стен камер шлюзов выполнялось в разные периоды времени в соответствии с различными нормативными документами. Традиционные схемы армирования подпорных стен, приведенные в нормативных документах, не учитывают наличие межблочных швов и горизонтальное (поперечное) армирование.
Анализ существующих методик расчета, схем армирования и положений нормативных документов показал, что они нуждаются в совершенствовании.
В главе 2 приводится методика экспериментальных исследований подпорных стен уголкового типа
Для моделирования принимались характерные конструкции подпорных стен (низовых подпорных стен водоприемника Загорской ГАЭС) в масштабе 1:12 с горизонтальными межблочными швами (рисунок 5).
Рабочее армирование у тыловой грани моделей стен выполнено в виде 3Ø12 мм А-III (А400), у лицевой грани – 1Ø12 мм А-III (А400). Бетон моделей класса В25.
Всего исследовалось 8 моделей, 6 их которых работали по проектной консольной схеме (М-01, М-02, М-1, М-2, М-3, М-4), а две – с анкерными тягами (М-5 и М-6). Одни из моделей изготавливались без усиления (М-01, М-02, М-1), другие – с усилением двумя наклонными стержнями диаметром 12 мм из арматуры класса А-III

(по каждой из боковых граней под углом 15o к горизонтали в зоне среднего межблочного шва) (М-2, М-3, М-4) (рисунок 5 б). При этом одна часть моделей М-01, М-02, М-3, М-4, М-5, М-6 – с расположением равнодействующей нагрузки на высоте 64,5 см от корневого сечения (первый вариант); другая М-1 и М-2 – с расположением равнодействующей нагрузки на высоте 82,0 см от корневого сечения (второй вариант).
Рисунок 5 (а) и (б) – Конструкция моделей подпорных стен
Также изготавливались модели М-5 и М-6, усиленные анкерной тягой в виде стержня диаметром 12 мм из стали Ст.3 и углеродной композитной лентой типа FibArmTape 530/300 шириной 150 мм, показанные на рисунках 6.а и 6.б. При этом анкерные тяги качественно изменяют схему работы стены. Возникает
растяжение лицевой грани стены.
В главе 3 приведены результаты экспериментальных исследований
В таблице 1 приводятся результаты испытаний моделей без усиления М- 01 и М-02 и моделей, усиленных наклонными стержнями М-3 и М-4, при сопоставлении средних значений измеряемых величин для пары моделей М-01 и М-

02 и пары моделей М-3 и М-4 при одинаковой нагрузке 62,4 кН (нагрузка приложена на высоте 64,5 см от корневого сечения).
Рисунок 6 а – Испытание модели М-5, Рисунок 6 б – Испытание модели М-6, усиленной анкерной тягой усиленной анкерной тягой и углеродной
лентой
В таблице 1 приводится сопоставление средних значений измеряемых
величин для пары моделей М-01 и М-02 и пары моделей М-3 и М-4.
Таблица 1 – При равной нагрузке 62,4 кН
Среднее (М-01 и М-02) (Полная средняя нагрузка 69,68 кН)
Среднее (М-3 и М-4) (Полная средняя нагрузка 81,12 кН)
Ширина раскрытия швов с тыловой стороны
– Верхний шов – Средний шов – Нижний шов
0,061 мм 0,313 мм 0,340 мм
0,060 мм 0,275 мм 0,270 мм
Ширина раскрытия наклонных трещин
Т3 – 0,325 мм Т6 – 0,600 мм Т7 – 0,375 мм
Т3 – 0,305 мм Т6 – 0,415 мм Т7 – 0,340 мм
Смещение верха модели
15,65 мм
15,3 мм

Из сопоставления данных, представленных в таблице 1, следует, что за счет усиления возросла максимальная нагрузка (на 16,4%), при нагрузке 62,4 кН уменьшились смещения верха (на 2,3%), ширина раскрытия швов (в среднем на 17,8%) и наклонных трещин (в среднем на 15,5%). Средняя относительная деформация наклонных стержней усиления моделей составила 46,05х10-5 е.о.д.
Результаты испытаний моделей М-1 и М-2 (нагрузка на высоте 82,0 см от корневого сечения) сведены в таблицу 2 при одинаковой нагрузке 62,4 кН для целей сопоставления.
Таблица 2 – Сопоставление при одинаковой нагрузке 62,4 кН
М-2 (с усилением наклонными стержнями)
М-1 (без усиления)
При нагрузке на верхней отметке
(полная нагрузка 62,4 кН)
0,16 мм 0,375 мм 0,395 мм
Смещение верха модели
Сопоставление результатов показывает, что за счет усиления
наклонными стержнями повысилась предельная нагрузка (на 6,7%), при нагрузке 62,4 кН снизились перемещение верха модели (на 1,44%), ширина раскрытия швов (в среднем на 1,0%) и наклонных трещин (в среднем на 4,42%).
Результаты испытаний моделей М-5 (усиленной анкерной тягой) и М-6 (усиленной анкерной тягой и углеродной лентой) сведены в таблицу 3 при одинаковой нагрузке 45,76 кН в целях сопоставления. Произошло качественное изменение схемы работы модели, при котором раскрываются верхний и средний швы со стороны лицевой грани.
Ширина раскрытия горизонтальных швов с тыловой стороны
– Верхний шов – Средний шов – Нижний шов
Относительная деформация наклонных стержней
(полная нагрузка 66,56 кН)
0,16 мм 0,37 мм 0,39 мм
Ширина раскрытия наклонных трещин
Тр.3 – 0,5 мм Тр.6 – 0,8 мм Тр.7 – 0,4 мм
Тр.3 – 0,60 Тр.6 – 0,75 Тр.7 – 0,28
20,37 мм
32х10-5 е.о.д. 20,08 мм

Таблица 3 – Сопоставление результатов при одинаковой нагрузке 45,76 кН
No п/п
Показатели
М-5 (усиление анкерной тягой)
М-6 (усиление анкерной тягой и углеродной лентой)
1 2
5
Нагрузка Смещение верха модели
45,76 кН (полн.нагр.45,76 кН)
1,88 мм
С тыловой стороны 0,183 мм
С лицевой стороны
0,200 мм
С лицевой стороны 0,514 мм
124×10-5е.о.д
45,76 кН (полн.нагр.58,24 кН)
1.71 мм
С тыловой стороны 0,17 мм
С лицевой стороны 0,155 мм
С лицевой стороны 0,145 мм
123×10-5е.о.д
Ширина раскрытия швов
Нижний шов Средний шов Верхний шов
4
Ширина раскрытия наклонных трещин
Т3 – 0,55 мм Т6 – 0,45 мм Т7 – 0,60 мм
Т3 – 0,25 мм Т6 – 0,35 мм Т7 – 0,48 мм
Деформация анкерной тяги
Из сопоставления данных испытаний М-5 и М-6 следует, что возросла максимальная нагрузка (на 27,3%), снизились смещение верха (на 10%), ширина раскрытия швов с лицевой стороны (в среднем в 2,38 раза) и наклонных трещин (в среднем в 1,47 раза).
Отношение экспериментальных значений предельной нагрузки к расчетным нагрузкам для моделей М-01, М-02, М-1, М-2, М-3, М-4 (работающих по консольной схеме) находится в диапазоне от 1,04 до 1,36 (расчетное значение определялось при текучести в тыловой арматуре нижнего горизонтального шва).
Для М-5 и М-6, работающих с анкерными тягами и углеродной лентой, отношение находится в диапазоне от 0,7 до 0,89. Следует упомянуть, что анкерными тягами усилены модели стен, доведенные до разрушения при их работе по консольной схеме. После усиления анкерными тягами они восстановили эксплуатационные свойства до 0,7 от первоначального предельного состояния, а при усилении углеродной лентой – до 0,89 от первоначального предельного состояния.
В главе 4 приводятся результаты поверочных расчетов прочности низовых подпорных стен водоприемника Загорской ГАЭС (ЛН-1, ЛН-2 (ПН-1, ПН- 2)) на основе положений нормативных документов, а также расчетов НДС на основе пространственных конечно-элементных моделей (рисунок 7).
Расчеты прочности сечений, нормальных и наклонных к продольной оси железобетонных конструкций подпорных стен водоприемника (ЛН-1, ЛН-2 (ПН-1, ПН- 2)) на основе положений нормативных документов показали, что прочность по наклонным сечениям при действии поперечной силы Q и изгибающего момента M не обеспечивается. Требуется расчетное горизонтальное поперечное армирование, превышающее установленное в построенных конструкциях.
Были разработаны пространственные конечно-элементные (КЭ) модели подпорных стен водоприемника ЛН-1 и ЛН-2 с учетом горизонтальных межблочных швов и фактического армирования, в которых воспроизводились горизонтальные межблочные строительные швы, наклонные вторичные трещины, стержневая рабочая арматура, физико-механические характеристики бетона, арматуры, грунтов основания и засыпки, давление грунта и воды, в том числе противодавление воды в раскрывшихся межблочных швах и наклонных вторичных трещинах и др. (рисунок 7).
Рисунок 7 – Моделирование межблочных швов и вторичных наклонных трещин с пересекающей их горизонтальной поперечной арматурой в вертикальном сечении пространственной КЭ модели
В стадии возникновения вторичных трещин в подпорной стене ЛН-1 получены величины вторичных растягивающих напряжений: 4,3 МПа (в шве на отм.

230,8 м) и 3,0 МПа (в шве на отм. 235,3 м), – которые вызывают образование вторичных наклонных трещин, выклинивающихся из горизонтальных межблочных швов с выходом на лицевую грань стен.
Результаты расчетов НДС подпорной стены ЛН-1 с учетом раскрытия межблочных швов и образования вторичных трещин показали, что напряжения в горизонтальной поперечной арматуре в зонах вторичных трещин (установленной в незначительном количестве по конструктивным соображениям) достигают 524,7 МПа, что превышает расчетное сопротивление поперечной арматуры класса А-II равное Rsw=225 МПа. Данные результаты свидетельствуют о недостаточном количестве установленной горизонтальной поперечной арматуры.
Результаты расчетов НДС подпорной стены ЛН-2 с учетом раскрытия межблочных швов в случае работы с анкерными тягами показали, что в лицевой конструктивной арматуре возникают значительные растягивающие напряжения (287,9 МПа), достигающие расчетного сопротивления для арматуры класса А-II (280 МПа).
В подпорных стенах, работающих по консольной схеме (без анкерных тяг), например, ЛН-1, ПН-1 рекомендуется установить наклонные арматурные стержни в пробуренные отверстия со стороны лицевой поверхности стен для восприятия поперечных усилий и вторичных напряжений; для предотвращения развития вторичных наклонных трещин. В подпорных стенах ЛН-2 и ЛН-3, работающих с анкерными тягами, рекомендуется усиление со стороны лицевой грани посредством внешнего армирования углеродными лентами.
В главе 5 представлены методики расчета подпорных стен.
В рамках методики расчета напряженного состояния в нормальных сечениях подпорных стен рассматривалось горизонтальное сечение вертикальной консоли стены. Отличие от методики норм заключается в том, что она позволяет определять напряжения в тыловой и лицевой арматуре, а также в бетоне сжатой зоны (то есть фактическое напряженное состояние в сечении, отличающееся от предельного состояния), в то время как методика норм предусматривает
предельное состояние одновременно в арматуре и бетоне при определении прочности конструкции в горизонтальном сечении.
Схема действия нагрузок в горизонтальном сечении представлена на рисунке 8, в том числе внешние усилия: N – вертикальная сжимающая сила с
эксцентриситетом е0, противодавление воды в трещине – Nw. При этом в
горизонтальном сечении действуют внутренние усилия: усилие в бетоне сжатой зоны – Nb; в сжатой арматуре у лицевой грани стены – Ns; в растянутой арматуре у тыловой грани стены – Ns.
Рисунок 8 – Схема действия нагрузок в горизонтальном сечении Условие равновесия при действии вертикальных сил:
+  + = + (1)
Напряжения в растянутой арматуре с учетом противодавления воды
pw в горизонтальной трещине (шве) определяются по формуле (2):
= (h0− )+ (h− ) (2)

где – высота сжатой зоны бетона, b – ширина сечения, D – функция
параметров сечения.
Напряжения в бетоне на лицевой сжатой грани стены σb и в сжатой
арматуре σs определяются на основе зависимостей (3):
=( ) =( − ) (3)

h0− (h0− )
Положения разработанной методики были успешно апробированы при
определении напряженного состояния в горизонтальных сечениях низовых подпорных стен водоприемника Загорской ГАЭС с учетом результатов определения фактических напряжений в лицевой арматуре стен методом «разгрузки арматуры».
Совершенствование методики расчета напряженного состояния и прочности подпорных стен с межблочными швами с учетом вторичных напряжений. После образования горизонтальных трещин по межблочным швам возникают вторичные растягивающие напряжения, под действием которых происходит образование вторичных наклонных трещин из швов в направлении лицевой грани. Необходимо устанавливать горизонтальное поперечное армирование для восприятия вторичных растягивающих напряжений.
Схема действия вторичных растягивающих напряжений представлена на рисунке 9.
Рисунок 9 – Схема действия вторичных растягивающих напряжений σsec в наклонном сечении конструкции
Величина вторичных растягивающих напряжений в вершине горизонтальной трещины по межблочному шву определяется по формуле (4):
σsec= (Q – Ts )/Х·B, (4)
где Q – действующая поперечная сила, Ts – нагельное сопротивление
продольной арматуры, Х – высота сжатой зоны, В – ширина конструкции. Требуемое количество стержней поперечной арматуры n определяется
иззависимости: =( − + )/( ∙
1
) (5)
где Tw – равнодействующая противодавления воды в наклонной трещине; Rsw – расчетное сопротивление поперечной арматуры; Asw1 – площадь сечения одного поперечного арматурного стержня; n – количество поперечных стержней.
В отличие от методики норм расчет прочности (с определением горизонтальной поперечной арматуры) проводится в зонах горизонтальных межблочных швов на основе вторичных растягивающих напряжений с учетом нагельного сопротивления продольной арматуры, которые не фигурируют в методике норм. Предварительно проводится определение фактического напряженного состояния (в том числе вторичных растягивающих напряжений).
Сопоставление результатов расчетов по разработанной методике с экспериментальными данными показало, что внутреннее сопротивление моделей в 1,01-1,28 раза выше действующего усилия Q, чем подтверждается достоверность разработанной методики.
Разработана усовершенствованная схема армирования подпорных стен с межблочными швами (рис. 10).
Рисунок 10 – Принципиальная схема армирования подпорной стены в зоне горизонтального межблочного шва
Также разработаны практические рекомендации по исследованиям и расчетам гидротехнических железобетонных подпорных стен уголкового типа.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
1. Выполнен анализ характерных особенностей железобетонных конструкций гидротехнических подпорных стен уголкового типа, которые существенно отличаются от конструкций промышленного и гражданского

назначения (в том числе по размерам; классам бетона и арматуры; процентам армирования; наличию межблочных швов; гидравлическим нагрузкам, противодавлению воды в трещинах и швах). Выявлена необходимость совершенствования схем их армирования.
2. Отмечены недостатки существующих методик расчета гидротехнических подпорных стен, соответствующих положениям нормативных документов (СП 101.133320.2012 «Подпорные стены, судоходные шлюзы, рыбопропускные и рыбозащитные сооружения». Актуализированная редакция СНиП 2.06.07-87; СП 41.13330.2012 «Бетонные и железобетонные конструкции гидротехнических сооружений». Актуализированная редакция СНиП 2.06.08-87), а также необходимость совершенствования методик расчета, в том числе с учетом горизонтальных межблочных швов и вторичных наклонных трещин.
3. Проведены экспериментальные исследования железобетонных конструкций гидротехнических подпорных стен уголкового типа при различных нагрузках и при различных вариантах усиления конструкций на основе моделей в масштабе 1:12 (на примере низовых подпорных стен водоприемника эксплуатируемой Загорской ГАЭС), имеющих горизонтальные межблочные швы. Часть моделей была выполнена без усиления. Остальные модели усилены внешними наклонными стержнями в зоне средних межблочных швов; анкерной тягой; а также углеродной композитной лентой на лицевой грани модели.
4. Результаты исследований моделей М-01, М-02 (без усиления), М- 3, М-4 (усиленных наклонными стержнями) при расположении равнодействующей нагрузки на высоте 64,5 см от корневого сечения (0,45 высоты модели) показали, что за счет усиления увеличилась предельная нагрузка на модель (на 16,4%). При одинаковой нагрузке 62,4 кН (77% от максимальной предельной нагрузки) смещение верха моделей снизилось в среднем на 2,3%; ширина раскрытия межблочных швов снизилась в среднем на 17,8%; ширина раскрытия наклонных трещин снизилась в среднем на 15,5%.
5. Результаты исследований моделей М-1 (без усиления) и М-2 (усиленной наклонными стержнями) при расположении равнодействующей
нагрузки на высоте 82,0 см от корневого сечения (0,57 высоты модели) показали, что за счет усиления модели М-2 наклонными стержнями увеличилась предельная нагрузка на модель (на 6,7%). При одинаковой нагрузке 62,4 кН (равной предельной нагрузке на модель М-1) смещение верха модели снизилось на 1,5%; ширина раскрытия межблочных швов снизилась в среднем на 1,0%; ширина раскрытия наклонных трещин снизилась в среднем на 4,4%.
6. Таким образом экспериментально обосновано применение усиления гидротехнических подпорных стен в виде наклонных арматурных стержней в зонах межблочных швов, устанавливаемых в пробуренные наклонные отверстия.
7. Проведенное сопоставление результатов лабораторных испытаний железобетонных конструкций подпорных стен М-5 и М-6, усиленных анкерными тягами и углеродной лентой показало, что за счет усиления углеродной лентой произошло увеличение предельной нагрузки на модель в 1,27 раза. При одинаковой нагрузке Р = 45,76 кН (равной предельной нагрузке на модель М-5) смещение верха модели уменьшилось в 1,10 раза; ширина раскрытия межблочных швов с лицевой стороны снизилась в среднем в 2,38 раза; ширина раскрытия наклонных трещин, снизилась в среднем в 1,47 раза.
8. Таким образом, состояние длительно эксплуатируемых гидротехнических подпорных стен, усиленных недостаточно обоснованным методом с применением анкерных тяг (для предотвращения обрушения), коренным образом изменяющим схему их работы, может быть значительно улучшено за счет применения внешнего армирования углеродными лентами со стороны лицевой грани (приведено в соответствие с правильной работой железобетонной конструкции).
9. Отношение экспериментальных значений предельной нагрузки к расчетным для моделей М-01, М-02, М-1, М-2, М-3, М-4 (работающих по консольной схеме) находится в диапазоне от 1,04 до 1,36. Для М-5 и М-6, работающих с анкерными тягами и углеродной лентой, отношение находится в диапазоне от 0,7 до 0,89. Следует упомянуть, что анкерными тягами усилены модели стен, доведенные до разрушения при их работе по консольной (проектной) схеме. После усиления анкерными тягами они восстановили эксплуатационные
свойства до 0,7 от первоначального предельного состояния, а при усилении углеродной лентой – до 0,89 от первоначального предельного состояния.
10. В соответствии с положениями нормативных документов (приведенными в п.2) выполнены расчеты прочности в характерных горизонтальных сечениях гидротехнических подпорных стен, которые показали, что продольное (вертикальное) рабочее армирование установлено в достаточном количестве, превышающем требуемое по расчету (на примере низовых стен водоприемника Загорской ГАЭС).
11. В соответствии с положениями нормативных документов (приведенными в п.2) выполнены расчеты прочности гидротехнических подпорных стен по наклонным сечениям, которые показали, что при действии поперечной силы и изгибающего момента в наклонных сечениях требуется расчетное поперечное (горизонтальное) армирование, превышающее установленное в незначительном количестве по конструктивным соображениям в построенных конструкциях (на примере низовых стен водоприемника Загорской ГАЭС).
12. Расчетные исследования напряженно-деформированного состояния выполнялись также на основе математических конечно-элементных моделей гидротехнических подпорных стен ЛН-1 и ЛН-2 для двух расчетных случаев: случай работы стен без анкерных тяг (для ЛН-1) и с анкерными тягами (для ЛН-2). В конечно- элементных моделях воспроизводилось давление воды на тыловую грань стены (при УГВ=231,0 м), а также противодавление воды в раскрывшихся горизонтальных межблочных швах и наклонных вторичных трещинах.
13. При этом была усовершенствована методика моделирования гидротехнических подпорных стен с учетом горизонтальных межблочных швов; образования вторичных наклонных трещин, выходящих из швов; а также продольного и горизонтального поперечного стержневого армирования.
14. Из расчетов НДС подпорной стены ЛН-1 на основе конечно- элементных моделей получены траектории вторичных наклонных трещин и значения напряжений в установленной по конструктивным соображениям в незначительном количестве поперечной арматуре (более 500 МПа) в зонах моделирования вторичных наклонных трещин. Недостаток горизонтальной поперечной арматуры требует
усиления подпорных стен в зонах горизонтальных межблочных швов. Предложена принципиальная схема усиления подпорных стен посредством наклонных арматурных стержней в зонах горизонтальных межблочных швов.
15. Численное моделирование работы стены ЛН-2 с анкерными тягами показало раскрытие верхнего и среднего горизонтальных швов с лицевой стороны и значительные растягивающие напряжения в лицевой конструктивной арматуре (что является полностью противоположным с точки зрения проектной работы по консольной схеме) вследствие коренного изменения расчетной схемы из- за наличия анкерных тяг. При этом требуется усиление стен ЛН-2 и ЛН-3 со стороны лицевой грани. Предложена принципиальная схема усиления подпорных стен ЛН-2 и ЛН-3 углеродными лентами со стороны лицевой грани.
16. Разработана методика расчета напряженного состояния в нормальных (горизонтальных) сечениях железобетонных конструкций гидротехнических уголковых подпорных стен. Выполнена апробация методики расчета напряженного состояния в нормальных сечениях стен с учетом результатов определения фактических напряжений в лицевой вертикальной конструктивной арматуре низовых подпорных стен водоприемника методом «разгрузки арматуры» в оголенных (от бетона) арматурных стержнях.
17. Разработана методика расчета напряженного состояния и прочности железобетонных конструкций гидротехнических уголковых подпорных стен с межблочными швами с учетом межблочных швов и вторичных напряжений.
18. Усовершенствованы схемы армирования железобетонных конструкций гидротехнических уголковых подпорных стен с горизонтальными межблочными швами.
19. Разработаны практические рекомендации по исследованиям и расчетам железобетонных конструкций гидротехнических уголковых подпорных стен.