ТОР 5 статей:

Методические подходы к анализу финансового состояния предприятия

Проблема периодизации русской литературы ХХ века. Краткая характеристика второй половины ХХ века

Ценовые и неценовые факторы

Характеристика шлифовальных кругов и ее маркировка

Служебные части речи. Предлог. Союз. Частицы

КАТЕГОРИИ:

КОНСТРУКЦИИ ИЗ ДЕРЕВА И ПЛАСТМАСС 4 страница

⇐ Предыдущая 1 2 345 Следующая ⇒

Расчетные нагрузки на 1 м пролета арки:

постоянная q = q_п × 6 = 0,585 × 6 = 3,51 кН/м,

временная снеговая s^p = s × 6 = 0,94 × 6 = 5,64 кН/м.

Ветровая нагрузка определяется согласно источнику [4, п. 6.3; 6.11]:

W = W_o· k· c · g_f,

где k — коэффициент, зависящий от высоты сооружения;

k = 0,65 при h < 10 м;

k = 0,88 при h = 22,5 м;

с — аэродинамический коэффициент [4, схема 3, прил. 4 ];

g_f = 1,4 — коэффициент надежности по ветровой нагрузке.

Изменение интенсивности ветровой нагрузки условно принимаем в точке 2 на высоте y₂ = 10,46 > 10 м. Ветровая нагрузка, приведенная к сосредоточенным силам, приложенным в середине участков:

W₁ = 0,23 · 0,65 · 0,7 · 1,4 · 6 · 2 s₁ = 13,32 кН,

W₂ = 0,23 · 0,88 · 1,2 · 1,4 · 6 · 3 s₁ = 39,42 кН,

W₃ = –0,23 · 0,88 · 1,2 · 1,4 · 6 · 3 s₁ = –39,42 кН,

W₄ = –0,23 · 0,65 · 0,4 · 1,4 · 6 · 2 s₁ = –6,47 кН.

Преобразуем схему распределения ветровой нагрузки и представим нагрузку в виде равномерно распределенной по длине хорды (см. рис. 9, а).

W⁺ = (W₁ + W₂)/ l_o = (13,32 + 39,42)/31,82 = 1,65 кН/м,

W^– = (W₃ + W₄)/ l_o = – (39,42 + 6,47)/31,82 = –1,03 кН/м.

Расчет арки выполняем по общим правилам строительной механики при загружении ее наиболее невыгодным сочетанием нагрузок.

Усилия в сечениях арки определяем в программном комплексе.

Подбор сечения и проверка прочности

Расчетное сопротивление:

R_c = R_c · m_гн · m_б · m_н· m_сл/ q = 1,7 кН/см²,

где m_гн = 1, r/a = 5863/2,4 = 2442,9 > 500;

r — радиус кривизны;

а — толщина доски;

m_б = 0,85 при h > 100;

m_н = 1,2 учитывает влияние ветровых и монтажных нагрузок;

m_сл = 1,06 при а = 2,4 см.

Требуемый момент сопротивления арки:

W_тр = M /(0,8 R_c) = 40146/(0,8 × 1,7) = 29519 см³.

Принимаем доски сечением b · h = 20 · 3,2 см, после острожки 19 · 2,4 см.

Высота сечения арки:

h = = 96,55 см; h = 2,4 × 42 = 100,8 см.

Геометрические характеристики сечения арки:

A = b· h = 19 · 100,8 = 1915,2 см²,

W = b· h² /6 = 19 · 100,8²/6 = 32175,36 cм².

Гибкость в плоскости арки:

l = l _p/ r = 0,58 · s_o /(0,29 · h) = 0,58 · 3222/(0,29 · 100,8) = 63,93,

j = 3000/63,93² = 0,73; x = 1 – 105,57/(0,73 · 1,61 · 1915,2) = 0,96,

M_д = 401,46/0,96 = 418,19 кНм.

Проверка прочности:

s = N/A + Mд/W = 105,57/1915,2 + 41819/32175,36 = 1,35 < 1,7 кНм.

Проверка скалывающих напряжений на опоре Q = 40,45 кН.

Расчетное сопротивление скалыванию:

R_ск = R × m_н = 1,5 × 1,2 = 1,8 кН/см²,

где m_н = 1,2, учитывает влияние монтажных и ветровых нагрузок.

Статический момент инерции опорного сечения:

S = b × h² /8 = 19 · 28²/8 = 1862 см³.

Момент инерции опорного сечения:

I = b· h³ /12 = 19 · 28³/12 = 34757,3 см⁴.

Напряжение:

t = Q· S /(I · b) = 40,45 · 1862/(34757,3 · 19) = 0,11 < 1,8 кН/см².

Проверка устойчивости плоской формы деформирования

Верхняя кромка сечения арки раскрепляется через 1,5 м.

Такое раскрепление принимается как сплошное:

140 · b²/h =140 · 19²/100,8 = 501,4 > 1,5 м.

Нижняя кромка при действии максимального отрицательного момента:

М = –179,37 кНм и соответствующем N = 170,94 кН.

Расчетная длина: l _p = s_o = 32,22 м.

Гибкость из плоскости:

l_y = l _p/(0,29 × b) = 3222/(0,29 · 19) = 584,75.

Коэффициент устойчивости:

j = 3000/ l² = 3000/584,75² = 0,01.

Коэффициент устойчивости при изгибе:

j_м = К_ф · 140 · b² /(l _p · h),

j_м = 1,13 · 140 · 19²/(3222 · 100,8) = 0,18,

где К_ф = 1,13 — принимается согласно источнику [1, прил. 4, табл. 2].

x = 1 – N /(j × R_c × A) = 1 – 170,94/(0,73 · 1,7 · 1915,2) = 0,93,

М_д = M/x = 179,37/0,97 = 192,87 кНм.

Коэффициенты:

К_nМ = 0,142 · l _p/ h + 1,76 · h / l _p + 1,4 · j;

К_nМ = 0,142 · 32,2/1,008 + 1,76 · 1,008/32,22 + 1,4 · 0,55 = 5,37;

К_nN = 0,75 + 0,06 · l _p²/ h² + 0,6 · j · l _p/ h;

К_nN = 0,75 + 0,06 · 32,22²/1,008² + 0,6 · 0,55 · 32,22/1,008 = 72,6;

N /(j_y × R_c × A × K_nN) + M_д /(j_м × R_и × W × K_nM) = 170,94/(0,01 · 1,7 · 1915,2 · 72,6) +

+ 194,97/(0,18 · 1,61 · 32175 · 365,37) = 0,076 < 1.

Устойчивость арки из плоскости обеспечена.

Рис. 10. Шарнирные узлы арки:

а) коньковый узел с валиковым шарниром; б) опорный узел с валиковым шарниром; 1 — стальной сварной башмак; 2 — валиковый шарнир;
3 — крепежные болты; 4 — анкерные болты; 5 — траверса

Расчет опорного узла

Опорный узел выполнен с применением цилиндрического шарнира (см. рис. 11, б).

Действующее усилие N = 187,90 кН.

Определяем требуемый диаметр цилиндрического шарнира:

N /(p × d²) £ R_s_w /(4 × q_с) £ R_s_w; R_s_w = 18,1 кН/см².

d = = = 3,45 см.

Принимаем шарнир d = 40 мм из стали класса A–III;

q_с — коэффициент условий работы.

Торец арки воспринимает сжимающее усилие N = 187,9 кН на площади

А = 19 · 30 = 570 см².

Прочность торцового сечения на сжатие:

s = N/A = 187,9/570 = 0,33 кН/см² < 1,7 кН/см².

Болты, крепящие стальной башмак к арке, воспринимают поперечную силу

Q = 30,42 кН, которая действует перпендикулярно продольным волокнам. Принимаем болты d = 24 мм.

Коэффициент k_a = 0,5 при a = 90° (табл. 19, [1]).

Несущая способность болта в одном срезе по изгибу:

Несущая способность древесины по смятию:

Т_см = 0,5 · с × d × k_a = 0,5 · 19 · 2,4 · 0,5 = 11,4 кН (где с — ширина сечения).

Требуемое число болтов: n_тр = Q /(2 Т_min) = 30,42/(2 · 10,8) = 1,41.

Принимаем 2–а болта d = 24 мм.

Расчет конькового узла

Усилия, действующие в узле (рис. 11, а) N = 105,6 кН, Q = 40,44 кН.

Расчетное сопротивление смятию под углом a = 29°15’:

R_см = R_см /[1 + (R_см / R_{см 90} – 1) · sin³ a ],

R_см = 1,61/[1 + (1,61/0,3 – 1) · sin³29°15’] = 1,07 кН/cм².

Напряжения сжатия: s = N/A = 105,6/(19 · 36) = 0,15 < 1,07 кН/см². Количество болтов, воспринимающих усилие Q = 40,44 кН при угле смятия древесины a = 90° – 29°15’ = 60°45’; k_a = 0,65 [1, табл. 19]. Принимаем болты d = 24 мм.

Несущая способность болта по изгибу:

Несущая способность древесины по смятию:

Т_см = 0,5 · с × d × k_a = 0,5 · 19 · 2,4 · 0,65 = 19,82 кН.

Требуемое число болтов:

n_тр = Q /(2 · Т_min) = 40,44/(2 · 11,6) = 1,74.

Принимаем 2 болта d = 24 мм.

Усилие, воспринимаемое цилиндрическим шарниром:

Напряжение в шарнире:

N /(p × d²) £ R_s_w /(4 · q_в); R_s_w = 18,1 кН/см².

Принимаем шарнир d = 32 мм из стали класса А–III.

Опыт проектирования стрельчатых арок показал, что усилия в сечениях существенно зависят от радиуса кривизны. Оптимизация радиуса кривизны стрельчатых арок позволяет снизить расход материалов на 15–20%.

Радиус кривизны арки, при котором величина положительного момента М_I равна величине отрицательного момента М_II, является оптимальным для заданного загружения. Поперечное сечение арки при этом радиусе получается наименьшим.

Определение рационального радиуса кривизны R стрельчатых арок

При расчете арки задаемся геометрическими размерами, определяем нагрузки от веса покрытия, собственного веса и временные нагрузки от снега, ветра и веса тельфера. Ветровые давления W⁺ и W^– принимаем равномерными по длине хорд полуарок.

Расчеты выполняют на два сочетания нагрузок (см. рис. 10). Приняв систему координат, показанную на схеме, составляем уравнения моментов M_I и M_II в сечениях арки от действия первого и второго сочетания нагрузок. Далее определяем расстояния х_I и х_II, в которых величины моментов M_I и M_II достигают максимальных значений. Расстояния х_I и х_II от начала координат можно определить из уравнений:

dM_I/dx = 0; dM_II/dx = 0.

Значения R, входящие в уравнения (А), принимают в пределах от l/ 2 c шагом 1 м. Для каждого значения R получаем M_I и M_II, х_I и х_II. Анализ результатов позволяет определить х_I и х_II, где М_I» М_II. Алгоритм решения задачи определения рационального радиуса кривизны представлен ниже.

Алгоритм расчета стрельчатой клеедеревянной арки

Исходные данные. Нагрузки — q, s, G, G_n, W⁺, W^–; геометрические характеристики — f, l, a; характеристики материалов R_c, R_ск.

Геометрический расчет:

1.

2.

3.

4. tg a = f /(0,5 × l).

5. sin(j /2) = l _o/(2 × r).

6. j /2; j.

7. j_o = 90 – a – j /2.

8. s₁ = s/n, где n — количество сечений.

9. j’ = j/n.

10. y_o = r × sin j_o.

11. x_o = r × cos j_o.

12. j_n = j_o + h j’_n.

13. x_n = x_o – r × cos j_n.

14. y_n = – r × sin j_n – y_o.

15. tg a_n = y_n/x_n.

16.

17. x₅₀ = r × cos j_n.

18. y₅₀ = r × sin j_n.

19. x_c = l /2 – x_o + x₅₀.

20. y_c = f + y_o – y₅₀.

21. b = 90 – j₅ (при n = 5).

22–50. Статический расчет

Составляем расчетные сочетания усилий.

Подбор сечения М_max и M_min

51. W = M /(0,8 × R_c).

52. — по сотраменту

53. A = b × h.

54. W = b × h² /6.

55. x = 1 – N × l² /(3000 × R_c × A), где l = 0,385/0,29 × h.

56. s = N/A + M_max /(x × W) £ R_c.

57. t = Q × s /(I × b) £ R_ск.

58. S = b × h² /8.

59. I = b × h³ /12.

Пример 9. Гнутоклеенная трехшарнирная рама

Задание. Запроектировать утепленное складское помещение с несущими конструкциями из гнутоклеенных рам.

Исходные данные. Рама пролетом — 18 м, шагом — 6 м. Здание второго класса ответственности, g _n = 0,95. Температурно–влажностные условия эксплуатации А–1. Кровля, утепленная из клеефанерных плит с верхней обшивкой. Район строительства — Московская обл.

На раму действуют равномерно распределенные постоянные и временные снеговые нагрузки (табл. 14). При заданных геометрических размерах рамы и высоте стойки H £ 4 м ветровая нагрузка не учитывается, так как отсос ветра на кровле уменьшает усилие в элементах рамы.

Таблица 14

Нагрузки

Наименование Нормативная нагрузка g_f Расчетная нагрузка

постоянная нагрузка

вес утепленного покрытия собственный вес рамы 2,28 1,0 1,1 2,66 1,1

итого: 3,28 3,76

снеговая 1 снеговая 2 6,8 5,7 1,4 1,4 9,6

q = q + s 9,28 13,36

Геометрический расчет рамы

Высота рамы в коньке f = 8 м (рис. 11).

Радиус выгиба принимаем r = 3 м:

r_min = 150 · d = 150 · 1,4 = 210 < 300 см,

где d — толщина доски.

Угол наклона ригеля: i = 1: 4; tg a = 1/4 = 0,25; a = 14°02’; sin a = 0,24; cos a = 0,97.

Угол между радиусом, проходящим по биссектрисному сечению, и осями стойки и ригеля (рис. 12):

b = (90° + a)/2 = (90° + 14°02’)/2 = 52°01’.

Рис. 11. Геометрические схемы осей трехшарнирных рам:

а) гнутоклееная рама; б) рама с зубчатым карнизным стыком

sin b = 0,79; cos b =0,62; tg b = 1,28.

Центральный угол гнутого карнизного узла

g = 90° – a = 90° – 14°02’ = 75°58’ = 75,97 = 1,33 рад.

Длина гнутой части карниза узла

l _гн = p × r × g/180 = 3,14 · 3 · 75,97/180 = 3,98 м.

Длина стойки

l _ст = f – l /2 · tg a – r · tg(45° – a /2),

l _ст = 8 – 18/2 · 0,25 – 3 · tg(45° – 7°01’) = 8 – 2,25 – 3 · 0,78 = 3,41.

Условная длина стойки

Н_ст = f – l /2 · tg a = 8 – 18/2 · 0,25 = 8 – 2,25 = 5,75 м.

Длина полуригеля

l _p = (l /2 – r + r × sin a)/cos a = (9 – 3 + 3 · 0,24)/0,97 = 6,93 м.

Длина полурамы

l _пp = (l _ст – l _гн + l _р) = 3,41 + 3,98 + 6,93 = 14,32 м.

Ось полурамы разбиваем на n сечений, в примере на 5 сечений (см. рис. 12).

Таблица 15

Координаты сечений рамы

№ сечения x y

l _ст = 3,41

r · (1 – cosg/2) = 0,63 l _ст + r · sin(g/2) = 5,26

r · (1 – cosg) = 2,27 l _ст + r · sing = 6,32

4,5 Н _ст + 4,5 · tga = 6,88

Н _ст + 4,9 · tga = 8,00

Координаты расчетных сечений:

x₂ = r (1 – cosg/2) = 3 (1 – cos (45 – a/ 2)) = 3 (1 – cos 37°59’) = 3 (1 – 0,789) = 0,63;

x₃ = r (1 – cosg) = 3 (1 – cos (90 – a)) = 3 (1 – cos 75°58’) = 3 (1 – 0,245) = 2,27;

r × sing/2 = 3 sin37°59’ = 3 × 0,615 = 1,85;

r × sing = 3 sin75°58’ = 3 × 0,970 = 2,91;

4,5 tg a = 4,5 × 0,25 = 1,125.

Статический расчет

Статический расчёт рамы выполняем в программном комплексе, принимая загружения в зависимости от геометрии конструкции, рассматривая все необходимые сочетания нагрузок. (рис. 12).

Рис. 12. Расчетная схема и схема загружения рам

Значения усилий приведены в таблице 16.

Таблица 16

Усилия в сечениях рамы

№ сечения Постоянная нагрузка q = 3,76 кНм k = 0,34 Снеговая нагрузка Расчетные сочетания усилий

на всем пролете

Изгибающие моменты М, кНм

–56,34 –82,86 –82,86 –165,72 –222,06

–69,06 –88,91 –114,21 –203,12 –272,18

–46,16 –31,21 –104,21 –135,76 –181,92

–34,04 –1,46 –98,66 –100,12 –134,16

Продольные силы, кН

29,38 64,80 21,6 86,40 115,78

31,72 61,30 31,98 93,28 125,00

16,52 24,30 24,30 84,60 65,12

Поперечные силы, кН

16,25 24,3 24,3 48,6 65,12

3,76 16,96 –5,89 11,07 14,83

–21,6 21,6

Подбор сечений

Сечение 2: М = 272,18 кНм; N = 125 кН.

Принимаем древесину 2–го сорта в виде досок сечением после острожки:

d × b = 1,4 × 16,5 см².

Расчетное сопротивление древесины при сжатии с изгибом с учетом ширины сечения больше 13 см, толщины доски 1,4 см.

Rc = Rи = 15∙1,1 = 16,5.

Требуемую высоту сечения h_тр определяем приближенно по величине изгибающего момента, а наличие продольной силы учитываем коэффициентом 0,7:

см.

Принимаем высоту сечения из 72–х слоев досок:

h = 73 × 1,4 = 102 см.

Сечение b × h = 16,5 × 102 см². Опорное сечение Q = 65,12 кН.

Требуемую высоту сечения на опоре определяем из условия прочности на скалывание.

Расчетное сопротивление скалыванию для древесины 2–го сорта:

R_ск = 1,5 мПа = 0,15 кН/см².

Высота опорного сечения:

h_оп = 3 × Q /(2 × b × R_ск) = 3 × 65,12/(2 × 16,5 × 0,15) = 39,5 см < 0,4 h_тр = 0,4 × 105 = 42 cм.

Принимаем высоту опорного сечения из 30–ти досок:

h_оп = 30 × 1,4 = 42 cм; b × h = 16,5 × 42 см².

Высоту конькового сечения принимаем равной h_к = 42 см.

Проверка напряжений при сжатии и изгибе

Сечение 2. Эксцентриситет приложения сжимающего усилия:

см.

Изгибающий момент в биссектрисном сечении 2:

М = М – N · е = 272,18 – 125 · 0,3 = 234,68 кНм.

Для сжатой внутренней кромки, выполненной из древесины 2–го сорта, расчетное сопротивление сжатию и изгибу:

R_cr = R × m_б × m_сл × m_гн/g = 15 × 0,85 × 1,1 × 0,81/0,95 = 11,95 мПа = 1,2 кН/см²,

где учтены коэффициенты условий работы, отражающие влияние высоты сечения m_б = 0,85, толщины слоя досок m_сл = 1,1, криволинейность поверхности m_гн [1, табл. 7, 8, 9].

Геометрические характеристики сечения

Площадь сечения А = b × h = 16,5 × 102 = 1683 см².

Момент сопротивления W = b × h² /6 = 16,5 × 102²/6 = 28611 см³.

Расчетная длина полурамы l _пр = 1432 cм.

Радиус инерции сечения r = 0,29 × h = 0,29 × 102 = 29,6 см.

Гибкость l = l _пр/ r = 1432/29,6 = 48,4.

Коэффициент, учитывающий переменность высоты сечения полурамы [1]:

K_жN = 0,07 + 0,93 × h_оп/h = 0,07 + 0,93 × 0,42/1,02 = 0,45.

Коэффициент продольного изгиба:

j = K_жN × 3000/ l² = 0,45 × 3000/48,4² = 0,58.

Коэффициент, учитывающий дополнительный момент от действия продольной сжимающей силы:

x = (1 – N)/(j × R_c × A) = 1 – 125/(0,58 × 1,2 × 1683) = 0,89.

Изгибающий момент с учетом деформации от продольной силы:

M_д = M/x = 234,68/0,89 = 263,68.

Коэффициент:

k_гв = (1 – 0,5 h/r)/(1 – 0,17 h/r) = (1 – 0,5 × 102/300)/(1 – 0,17 × 102/300) = 0,88.

Напряжения сжатия внутренней кромки карнизного узла:

s = N/A + M_д/(k_гв × W);

s = 125/1683 + 26368/(0,88 × 28611) = 1,12 кН/см² < 1,2 кН/см².

Для растянутой наружной кромки, выполненной из древесины 1–го сорта, расчетное сопротивление растяжению вычисляется:

R_p = R × m_гн = 12 × 0,76/0,95 = 96 мПа = 0,96 кН/см²,

r_н = r – e + h /2 = 3 – 0,3 + 102/2 = 3,21 м,

r_н/d = 3,21/0,014 = 229,

m_гн = 0,76.

Коэффициент:

k_гн = (1 + 0,5 h/r)/(1 + 0,17 h/r) = (1 + 0,5 × 102/300)/(1 + 0,17 × 102/300) = 1,1.

Напряжение растяжения наружной кромки карнизного узла:

s = N/A + M_д/(k_гн · W),

s = 125/1683 + 26368/(1,1 × 28611) = 0,9 кН/см² £ 0,96 кН/см².

Проверка устойчивости плоской формы
деформирования полурамы

Рама закреплена из плоскости по наружным растянутым кромкам с помощью стеновых панелей, плит покрытия, поперечных сжатых связей. Внутренняя сжатая кромка рамы не закреплена. Расчетная длина растянутой зоны равна длине полурамы, так как по всей длине отсутствуют сечения с нулевыми моментами, l _р = 1432 см.

Площадь биссектрисного сечения А = b × h = 16,5 × 102 = 1683 см².

Момент сопротивления W = b × h² /6 = 16,5 × 102²/6 = 28611 см³.

Радиус инерции из плоскости при сжатии r_y = 0,29 × b = 0,29 × 16,5 = 4,79 см.

Гибкость l = l_пр/r_y = 1683/4,79 = 351,36.

Коэффициент устойчивости при сжатии j_y = 3000/ l² = 3000/351,36² = 0,024.

Коэффициент устойчивости при изгибе:

j_м = 140 × b² × k_ф/l_пр × h = 140 × 16,5² × 1,13/(1432 × 102) = 0,29,

где k_ф = 1,13 — коэффициент формы эпюры изгибающих моментов [1, табл. 2, прил. 4].

Коэффициенты k_п_N и k_п_M учитывают закрепление растянутой кромки из плоскости. При количестве закреплений более четырех оно считается сплошным:

k_пN = 0,75 × 0,06 · (l_пр/h)² + 0,6 × a · l_пр/h = 0,75 +

+ 0,06 · (1432/102)² + 0,6 × 1,33 × 1432/102 = 23,78,

k_пM = 0,142 × l_пр/h + 1,75 × h/l_пр + 1,4 × a_p = 0,142 × 1432/102 +
+ 1,76 × 102/1432 + 1,4 × 1,33 = 3,98,

где a_р = g = 1,33 рад — центральный угол гнутой части в радианах.

Устойчивость полурамы: N /(j × k_п_N × R_c × A) + M_q /(j × k_п_M × R_и × W) =
= 125/(0,024 × 23,78 × 1,2 × 1683) + 26368/(0,29 × 3,98 ×1,2 × 28611) = 0,77 < 1.

Общая устойчивость плоской формы деформирования полурамы обеспечена при наличии связей по наружному контуру.

Расчет узлов

Опорный узел (рис. 13). Усилия, действующие в узле, N = 115,78 кН, Q = 65,12 кН.

Проверка напряжений сжатия торца стойки

Площадь сечения А = b × h = 16,5 × 42 = 693 см².

Расчетное сопротивление сжатию R_с = 15 мПа = 1,5 кг/см².

Напряжение сжатия s = N/A = 115,78/683 = 0,17 < R_с.

Проверка напряжений смятия поперек волокон
по площади примыкания стойки к упорной вертикальной диафрагме

Расчетное сопротивление смятию R_{см 90} = 3 мПа = 0,3 кг/см².

Требуемая высота диафрагмы h_тр = Q /(b × R_{см 90}) = 65,12/(16,5 × 0,3) = 13,16 см.

Конструктивно принимаем высоту диафрагмы h_д = 20 см.

Рассчитываем упорную вертикальную диафрагму на изгиб как балку, частично защемленную на опорах, с учетом пластического перераспределения моментов.

⇐ Предыдущая 1 2 345 Следующая ⇒

Не нашли, что искали? Воспользуйтесь поиском:

vikidalka.ru - 2015-2024 год. Все права принадлежат их авторам! Нарушение авторских прав | Нарушение персональных данных