Podsumowanie ekspertyzy komisji powołanej do zbadania przyczyn zawalenia się hali MTK w Katowicach

2007-05-16 19:23 Dr inż. Bernard Kowolik| Dr inż. Jan Zamorowski| Dr inż. Marian Kazek| Dr inż. Piotr Kucz| Dr inż. W

Na temat przyczyn zawalenia się w styczniu tego roku dachu hali wystawienniczej Międzynarodowych Targów Katowickich pojawiło się w mediach wiele informacji. Często były to domysły, plotki, informacje niefachowe. Dotarliśmy do podsumowania raportu komisji powołanej do zbadania przyczyn i okoliczności, które wpłynęły na zaistnienie tej tragicznej w skutkach katastrofy. Wyjaśnia on jednoznacznie i profesjonalnie zaistniałą sytuację.

Zakres analizy 

W celu określenia przyczyn i okoliczności katastrofy budowlanej pawilonu wystawienniczego w Chorzowie przeanalizowano:

  1. Poprawność projektowych rozwiązań konstrukcyjnych, w tym oceniono:
    • przyjęty układ konstrukcyjny hali, z uwagi na skutki katastrofy budowlanej,
    • poprawność rozwiązań w zakresie posadowienia hali i wpływów górniczych,
    • spełnienie wymagań normowych w zakresie stateczności ogólnej hali, 
    • poprawność wykonanych przez projektanta obliczeń statyczno-wytrzymałościowych element-tów nośnych, 
    • spełnienie warunków nośności i użytkowalności głównych elementów hali dla obciążeń normowych: ciężarem własnym konstrukcji stalowej, pokrycia, świetlików dachowych, central klimatyzacyjnych, obciążeń technologicznych (instalacją: wentylacyjną, elektryczną, tryskaczy p.poż., klimatyzacyjną, tablicami informacyjnymi podwieszonymi do konstrukcji dachu), śniegiem, wiatrem, wpływem temperatury i deformacji podłoża, 
    • spełnienie warunków nośności styków montażowych podciągów kratowych i połączeń płatwi dachowych z tymi podciągami, dla obciążeń normowych.
  2. Wpływ wzmocnienia styków podciągów kratowych, dokonanego w listopadzie 1999 r. po zmontowa-niu stalowej konstrukcji hali, przed jej oddaniem do użytkowania, na ich nośność.
  3. Wpływ wzmocnienia konstrukcji podciągów dokonanego w 2002 r., po jej awarii w styczniu 2002 r. na nośność hali.
  4. Zgodność rozwiązań projektowych z wykonanym obiektem w zakresie systemu odwodnienia dachu oraz konstrukcji głównych, stalowych elementów nośnych hali, ich styków i połączeń.
  5. Wytężenie i bezpieczeństwo głównych, stalowych elementów nośnych, styków i połączeń w czasie katastrofy dla obciążeń rzeczywistych, w tym szacowanego obciążenia śniegiem, lodem i wpływami termicznymi.
  6. Możliwość zainicjowania katastrofy na skutek wpływów górniczych, wpływu temperatury na konstrukcję, wpływu temperatury na redystrybucję obciążenia śniegiem i lodem dachu hali, napełnienia wodą instalacji tryskaczy p.poż. podwieszonej do konstrukcji dachowej oraz drgań spowodowanych muzyką (hałasem).

Układ konstrukcyjny

Układ konstrukcyjny hali oceniono jako niebezpieczny z tego względu, że utrata nośności jednego głównego elementu nośnego, kratowego podciągu czy słupa, a w podciągach jednego elementu (pręta czy styku), mogła spowodować już katastrofę obejmującą dużą powierzchnię dachu hali, a w skrajnym przypadku - cały dach.

Deformacja podłoża

Fundamenty słupów głównych hali nie zabezpieczono na możliwe wpływy poziomych odkształceń terenu jakie mogły pojawić się przy nieciągłych deformacjach, spowodowanych płytką eksploatacją górniczą, którą prowadzono w latach 1918÷1929 i 1935 ÷ 1937 na głębokości od 40 m do 70 m i od 90 m do 120 m pod powierzchnią terenu, w wyniku tego wraz z rozpełzaniem gruntu przemieściły się również fundamenty. Zmiana odległości między fundamentami słupów przy rozpełzaniu podłoża nie zadecydowała jednak o przyczynach katastrofy, a mogła skrócić czas jej trwania, ze względu na dodatkowe, duże wytężenie spoin łączących przewiązki słupów z gałęziami. 

Stężenia

W konstrukcji dachu hali nie zastosowano wymaganych normą PN-90/B-03200 "Konstrukcje stalowe. Obliczenia statyczne i projektowanie" stężeń połaciowych i pionowych, których zadaniem byłoby zapewnienie odpowiedniej sztywności połaciom dachowym oraz stateczności elementom ściskanym, a także przejęcie obciążeń ze słupów ścian osłonowych i przekazanie ich na słupy główne. Rolę tych stężeń pełniła, w pewnym zakresie, blacha fałdowa przekrycia przy współpracy z innymi elementami konstrukcji stalowej. Jednak brak stężeń połaciowych i dachowych stężeń pionowych mógł spotęgować skutki katastrofy budowlanej w dwojaki sposób. Po pierwsze w wyniku braku stężeń połaciowych w narożnych polach niższej części dachu, górne pasy podciągów utraciły stateczność po zerwaniu się połączeń płatwi kratowych ze słupami głównymi. W efekcie zawaliły się te pola. Po drugie w wyniku braku stężeń pionowych, po upadku dachu na posadzkę zostały zniszczone połączenia między blachą trapezową i kratowymi płatwiami, w efekcie czego płatwie kratowe przewróciły się na bok, załamały się zastrzały płatwi belkowych i dach uległ "sprasowaniu".

 

 

Wyboczenie górnego pasa podciągu kratowego
fot. Dr inż. Jan Zamorowski, Katedra Konstrukcji Budowlanych Wydziału Budownictwa Politechniki Śląskiej

  

Obliczenia statyczno-wytrzymałościowe w projekcie

Obliczenia statyczno-wytrzymałościowe zostały wykonane przez projektantów dwukrotnie w 1999 r. i w 2000 r. po wybudowaniu hali. Obliczenia te nie zawierały najistotniejszych informacji o modelach obliczenio-wych konstrukcji i o obciążeniach. Elementy w obliczeniach (a jest ich ponad 7000) można było jedynie identyfikować po współrzędnych, przy czym nie podano położenia początku układu współrzędnych, co stwarzało ogromne trudności w interpretacji wyników. W obliczeniach z roku 1999 przyjęto stal St3S, a w obliczeniach z 2000 r stal 18G2. W zrealizowanym obiekcie na kształtowniki walcowane na gorąco zastosowano stal St3S o wytrzymałości obliczeniowej 215 MPa, a na kwadratowe, zimnogięte rury stal o wytrzymałości obliczeniowej 255 MPa, to jest o wartościach mniejszych odpowiednio o 31 % i 18 % w stosunku do przyjętej do obliczeń w 2000 r. Słupy zaś wykonano ze stali R45 o wytrzymałości obliczeniowej 225 MPa.
Obliczenia wykonano dla schematów statycznych nieadekwatnych w stosunku do zrealizowanej konstrukcji, przez co uzyskano odbiegający od rzeczywistego rozkład sił wewnętrznych w jej poszczególnych elementach. Wymiarowanie elementów w 2000 r przeprowadzono na siły około 20 % mniejsze od sił wynikających z obliczeń statycznych. W obliczeniach nie uwzględniono stężającego wpływu blachy fałdowej w płaszczyźnie połaci, przez co uzyskano nawet 9-cio krotne przekroczenie warunków nośności dla ściskanych, górnych pasów płatwi, bez dalszych konsekwencji wymiarowania. Nie sprawdzono przy tym warunków nośności dla ściskanych górnych pasów głównych podciągów kratowych.
Można zatem wnioskować, że zrealizowana konstrukcja hali nie posiadała uzasadnienia statyczno-wytrzymałościowego, co potwierdzają wykonane w ekspertyzie obliczenia sprawdzające dla obciążeń normowych (obliczeniowych).   

Obliczenia sprawdzające wykonane przez autorów ekspertyzy dla obciążeń normowych

W obliczeniach wykonanych przez autorów ekspertyzy dla obciążeń przewidzianych normą PN-90/B-03200 wykazano, że obliczeniowa nośność głównych podciągów była przekroczona odpowiednio o 83% (w pasie górnym) i 52 % (w krzyżulcu). Nośność ich styków montażowych, po dokonanych wzmocnieniach w czasie budowy hali i w 2002 r., obliczona dla stanu sprężystego, była przekroczona o 93 % i 78 %. Wytężenie pozostałych podciągów oprócz podciągów o rozpiętości 30.75 m było większe od ich nośności o około 40 % w niższej części dachu (pasy górne) i 67% w wyższej (niektóre krzyżulce dla stali St3S). Wytężenie styków montażowych w stanie sprężystym, w podciągach niższej części dachu dwuipółkrotnie przekraczało ich nośność. Wykonane w trakcie budowy wzmocnienie tych styków było nieefektywne, gdyż wskutek niewłaściwego rozwiązania konstrukcyjnego ich nośność po wzmocnieniu nie zwiększyła się.
W podciągach o rozpiętości 30.75 m, zastosowano krzyżulce o przekrojach mniejszych niż w podciągach o rozpiętości 24.375 m. Z tego względu wytężenie tych krzyżulców sięgało 270% ich nośności. Również silnie były wytężone płatwie dachowe. Przykładowo nośność niektórych płatwi na wyższej części dachu, obliczona z uwzględnieniem wytrzymałości jaką uzyskano z badań fd = 255 MPa była przekroczona o 58%, a w płatwiach niższej części dachu nawet dwuipółkrotnie (dla płatwi z uwzględnieniem worków śnieżnych). 

Konstrukcja słupów głównych

Konstrukcja sześciu głównych słupów hali była nieprawidłowa. Brak było jednej wspólnej, sztywnej głowicy i skratowania gałęzi. Przewiązki łączące gałęzie słupów miały za małą sztywność, a spoiny łączące przewiązki z gałęziami zostały wadliwie wykonane (praktycznie bez przetopu materiału przewiązek). Obliczeniowa nośność gałęzi dla obciążeń normowych została wykorzystana w 100%, nośność przewiązek była przekroczona o 48%, a wytrzymałość spoin o 75%.

 Konstrukcja słupa i połączenia słupa z podciągiem kratowym

fot. Dr inż. Piotr Kucz, Katedra Konstrukcji Budowlanych Wydziału Budownictwa Politechniki Śląskiej

Słupy hali od strony rotundy - oś 6, środkowe - oś 11, skrajne - oś 15

fot. Dr inż. Jan Zamorowski, Katedra Konstrukcji Budowlanych Wydziału Budownictwa Politechniki Śląskiej

Połączenia płatwi z podciągami

Wadliwie zaprojektowane zostały również połączenia płatwi dachowych z podciągami wyższej i niższej części dachu oraz podciągów niższej części dachu ze słupami. W strefach docisku obliczanych w stanie sprężystym dla obciążeń pionowych nośność była teoretycznie przekroczona nawet kilkukrotnie, czyli doszło tam do uplastycznienia materiału. Mała była również nośność połączenia płatwi niższej części dachu z podciągami, na siły poziome. W połączeniach tych zastosowano blachy o grubości 4 mm i dwie lub jedną śrubę M16. Przy wygięciu płatwi w czasie katastrofy połączenia te zostały szybko zerwane i czas trwania katastrofy uległ skróceniu.

Wzmocnienie konstrukcji w 2002 r.

Awaria konstrukcji w styczniu 2002 r. była pierwszym poważnym sygnałem o niewystarczającej nośności i sztywności konstrukcji oraz o małej nośności połączeń (znaleziono śruby na posadzce hali). Sygnał ten nie został potraktowany z należytą starannością i odpowiedzialnością. Ponowna prawidłowa analiza statyczno-wytrzymałościowa jaką należało wtedy wykonać wykazałaby, że konstrukcja od początku nie spełniała warunków nośności i użytkowalności. Potraktowano jednak ten sygnał jako lokalny problem konstrukcyjny i wzmocniono tylko styki montażowe głównych podciągów oraz nieefektywnie, z powodu błędów konstrukcyjnych, niektóre ich krzyżulce. Tymczasem cała konstrukcja wymagała generalnego wzmocnienia lub nawet przebudowy. Nie wyciągnięto również wtedy należytych wniosków z przeprowadzonej kontroli jakości spoin, która wykazała, że wszystkie przebadane spoiny nie spełniały wymagań normowych PN-B-06200: 1997 "Konstrukcje stalowe budowlane. Warunki wykonania i odbioru. Wymagania podstawowe". Należało wtedy przeprowadzić dalsze badania spoin przynajmniej we wszystkich elementach głównych, w tym spoin łączących przewiązki słupów z gałęziami.

 Odwodnienie dachu

W projekcie budowlanym zaprojektowano dach ze spadkiem 3 % w kierunku północ-południe. Odwodnienie wyższej części dachu stanowiły rynny i rury spustowe usytuowane przy okapach i w narożach dachu, a odprowadzenie wody z niższej części dachu przewidziano za pomocą podwójnych wpustów dachowych, usytuowanych w bezpośrednim sąsiedztwie okapów. Dach wykonano jednak bez spadków, jako płaski, a jego odwodnienie umożliwiać miały zestawy wpustów dachowych (po dwa lub trzy wpusty) z rurami odpływowymi Φ 32 mm, usytuowane w miejscach największych ugięć połaci. W efekcie takiego rozwiązania po okresie ocieplenia jakie miało miejsce na początku stycznia 2006 r i 21.01.2006 r. i ponownego ochłodzenia, na dachu pojawił się lód i po dalszych opadach śniegu wzrosło obciążenie dachu.

 Obciążenie śniegiem

Przed katastrofą dach został tylko częściowo odśnieżony. Obciążenie śniegiem dla niektórych elementów dachu było mniejsze od obciążenia normowego. Dla innych przekraczało nawet o 83 % obciążenie normowe. W przypadku głównego podciągu (środkowego), który uległ załamaniu w czasie katastrofy obciążenie to było większe od normowego o 63%.

 Wytężenie konstrukcji w dniu katastrofy

W ekspertyzie wykonano również obliczenia dla rzeczywistego obciążenia dachu hali w dniu katastrofy. Wytężenie płatwi kratowych na górnej części dachu prawie dwukrotnie przewyższało ich obliczeniową nośność. Z kolei obliczeniowa nośność najbardziej wytężonego elementu - przedskrajnego krzyżulca w zewnętrznym podciągu części wyższej była przekroczona o 75%, a krzyżulca w czwartym polu z wadliwie wykonanymi spoinami, które zostały zerwane w czasie katastrofy, o 50%.
Wytężenie pasa w środkowym podciągu części wyższej, w miejscu w którym utracił stateczność, było o 93 % większe od jego obliczeniowej nośności.
Rzeczywista, graniczna nośność tych elementów mogła być większa od nośności obliczeniowej, z tego względu, że granica plastyczności stali (fy) i jej wytrzymałość na rozciąganie (fm) były większe od wytrzymałości obliczeniowej stali (fd). W wynikach wyrywkowych badań materiałowych wykonanych przez Politechnikę Wrocławską, charakterystyki stali zastosowanej na kwadratowe rury zimnogięte, z których wykonano krzyżulce w podciągach i płatwie określono na: fd = 255 MPa, fy = 353, fm = 440 MPa. Rzeczywista (graniczna) nośność tych elementów, określona granicą plastyczności mogła być zatem większa tylko o 38 %, a więc była nadal mniejsza od ich wytężenia. Z kolei charakterystyki te dla stali pasów przyjmują wartości: fd = 215 MPa, fy = 303 MPa, fm = 438 MPa. Zatem graniczna nośność pasów mogła być większa o około 40 %, a więc również nadal była niewystarczająca. Z powyższej analizy wynika, że katastrofa była nieunikniona dla obciążeń dachu hali jakie wystąpiły w dniu 28.01.2006 r.

Wpływ temperatury

Warunki klimatyczne w ostatnich dniach przed katastrofą od 23 stycznia nie ulegały istotnej zmianie. Temperatura powietrza była niższa od 0o C, brak było opadów. Zmieniła się natomiast temperatura wewnątrz hali, napełniono wodą instalację zraszaczy p.poż., w dniu poprzedzającym katastrofę na posadzce hali pojawiła się przynajmniej jedna nowa rysa, a w dniu katastrofy w hali grała głośna muzyka.
Halę zaczęto ogrzewać prawdopodobnie od 25.01.2006 r. Początkowo musiały to być temperatury niższe od 20oC, by w czasie trwania wystawy osiągnąć temperaturę sięgającą 22oC÷25o C. Uwzględniając dobowy rozkład temperatur w dniach 25.01.2006 r. do 28.01.2006 r., sprawdzono, czy od czasu ogrzewania hali mógł topić się śnieg i lód na jej dachu w wyniku czego nastąpiłaby redystrybucja obciążenia. Uzyskano negatywną odpowiedź, nawet przy założeniu temperatury wewnętrznej 28oC. W badanym okresie na pokryciu hali były zawsze temperatury ujemne.
W dzienniku montażu konstrukcji stalowej odszukano daty montażu dwóch głównych podciągów kratowych, a następnie na podstawie danych uzyskanych z IMiGW zawierających dobowe rozkłady temperatur oszacowano prawdopodobne temperatury montażu tych podciągów. Obliczono różnice między temperaturami montażu i prawdopodobną temperaturą w hali w dniu katastrofy (którą określono na 25oC) oraz sprawdzono wpływ tych różnic na wytężenie podciągów i słupów. Maksymalny wzrost naprężeń w pasach górnych podciągów wynosił 0.74 MPa, w krzyżulcach mniej od 0.1 MPa, a w przewiązkach słupów sięgał 21.3 MPa przy podstawie.

Wpływ czynników dodatkowych

W wyniku wypełnienia wodą instalacji zraszaczy naprężenia w górnych pasach podciągów wzrosły maksymalnie o 2.7 MPa. Sumaryczny wpływ wypełnienia wodą instalacji i przyrostu temperatury wyniósł więc w górnych pasach podciągów 3.44 MPa, co stanowi tylko 1.6 % ich obliczeniowej nośności.
Najsilniejszy wstrząs górotworu w dniach poprzedzających katastrofę miał energię 1.0 x 106 i nastąpił w dniu 21.01.2006 r w miejscu oddalonym o około 9.8 km od hali. W dniu katastrofy były wstrząsy o energii od 8.0 x 104 J ÷ 6.0 x 105 J, a ich epicentrum było oddalone od hali o około 9.3 km ÷ 10.8 km. Wstrząsy o takich parametrach były niewyczuwalne pod halą i nie wpływały na jej wytężenie.

Częstotliwość drgań słyszalnych mieści się w granicach od 16 Hz do 16 kHz. Najlepiej przez ucho ludzkie są odbierane fale o częstotliwości od 1 kHz do 2.5 kHz. Częstotliwość drgań np. dla podciągu w osi 11 obciążonego ciężarem stałym i śniegiem wynosiła poniżej 1 Hz. Głośna muzyka w hali nie mogła zatem zainicjować katastrofy.

7. Wnioski

7.1. Wnioski podstawowe

 

  1. Na podstawie przeprowadzonej analizy pracy stalowej konstrukcji hali pod wpływem obciążeń stałych, technologicznych oraz obciążenia śniegiem i lodem, wnioskuje się, że bezpośrednią przyczyną katastrofy była utrata nośności głównych podciągów kratowych części wyższej hali (o rozpiętości 47 m) - skrajnego i środkowego.
  2. Najbardziej wytężonymi elementami podciągu środkowego były górne pasy w środku ich rozpiętości, a najsłabszym ogniwem w podciągu skrajnym było najprawdopodobniej połączenie krzyżulca z pasem górnym w czwartym polu w kratownicy w kratownicy wewnętrznej podciągu, licząc od słupa S1 (z którego spadł podciąg). Pasy górne podciągu środkowego uległy wyboczeniu, a połączenie krzyżulca w podciągu skrajnym zostało zerwane.
  3. Głównymi przyczynami nadmiernego wytężenia górnych pasów podciągu środkowego była za mała ich nośność dla obciążeń normowych o około 50% i większe obciążenie śniegiem i lodem dachu hali o 63 % w stosunku do normowego obciążenia śniegiem. Przyczynami zaś zerwania połączenia krzyżulca z pasem w podciągu skrajnym była za mała nośność spoin (i krzyżulca) dla obciążeń normowych o ponad 40 %, wadliwe wykonanie tych spoin, polegające na niewłaściwym przetopie łączonych materiałów oraz nieefektywne wzmocnienie krzyżulców po awarii w 2002 r.
  4. Rozprzestrzenienie się katastrofy na pozostałą część dachu nie podpartą podciągami (skrajnym i środkowym) oraz jej gwałtowny przebieg, który spotęgował tragiczne skutki, były spowodowane wadliwym rozwiązaniem konstrukcyjnym głowic słupów, wadami spoin łączących przewiązki w słupach z gałęziami, dużym wytężeniem innych elementów dachu (płatwi, podciągów, połączeń między elementami), brakiem stężeń połaciowych i pionowych oraz pseudo-przestrzennym charakterem konstrukcji, w której wszystkie dachowe płatwie - kratowe i belkowe były powiązane między sobą zastrzałami.
  5. Z rozważonych w pracy czynników, które mogły zainicjować katastrofę wykluczono wpływ temperatury wewnętrznej na topnienie się śniegu i lodu na dachu i związaną z tym redystrybucję obciążeń oraz wpływ wstrząsów górotworu i głośną muzykę.

    Niewielkim wpływem natomiast mogło być dodatkowe wytężenie górnego pasa podciągu, spowodowane napełnieniem wodą instalacji tryskaczy p.poż. i wpływ różnicy temperatur między temperaturą montażu i temperaturą konstrukcji w czasie katastrofy.

    Zaobserwowane rozpełzanie terenu (równe +65 mm) między słupami głównymi S1 i S2 czyli o kierunku prostopadłym do płaszczyzny głównego podciągu środkowego nie spowodowało wzrostu wytężenia jego górnego pasa. Jednak w wyniku tego rozpełzania wzrosły naprężenia w przewiązkach łączących gałęzie słupów i naprężenia w spoinach tych przewiązek, przez co przebieg katastrofy mógł być gwałtowniejszy.

  6. Niedostatki nośności głównych elementów dachu dla obciążeń normowych wynikały z błędów projektowych. Po szczegółowej analizie obliczeń statyczno-wytrzymałościowych i rysunków konstrukcyjnych wykonanych przez projektantów stwierdzono, że w obliczeniach statycznych przyjęto nieadekwatny model obliczeniowy w stosunku do rozwiązań rzeczywistych. W projekcie popełniono również szereg innych błędów, w zakresie styków montażowych, połączeń między elementami oraz konstrukcji oparć elementów.
  7. W czasie użytkowania hali nie doceniono sygnału o małej nośności przekrycia, którym była awaria w styczniu 2002 r. Po takiej awarii stalowa konstrukcja przekrycia powinna być ponownie obliczeniowo sprawdzona przez niezależnego eksperta, a tego nie uczyniono. Nie sprawdzono wtedy również jakości spoin w głównych elementach nośnych (w tym w podciągach i słupach) pomimo uzyskania negatywnych wyników badań magnetyczno-proszkowych dla wszystkich przebadanych spoin w obszarze styków montażowych w krajnym podciągu części wyższej, który uległ katastrofie w drugim etapie.
  8. W czasie budowy zrezygnowano ze spadków dachowych przewidzianych w zatwierdzonym projekcie budowlanym, w wyniku czego na dachu hali mogła gromadzić się warstwa lodu. W czasie użytkowania obiektu nie odśnieżano z należytą starannością dachu hali, pomimo że projektant zwracał już uwagę na taką potrzebę Koordynatorowi Budowy w styczniu 2000 r.

 

7.2. Wnioski dodatkowe

  1. Należy ustanowić prawem konieczność weryfikacji projektów wykonawczych (obliczeń statyczno-wytrzymałościowych i rysunków konstrukcyjnych) przez niezależnych weryfikatorów, spoza zespołów projektujących.
  2. Należy dokonać rewizji normy obciążenia śniegiem. Do czasu ustanowienia nowej normy śniegowej należy wprowadzić przepis zobowiązujący do zwiększenia charakterystycznego obciążenia śniegiem o 25 % (czyli nie redukować obciążenia dachu w stosunku do obciążenia terenu), szczególnie przy dużych wymiarach rzutu poziomego dachu (szerokości dachu). Mając powyższe na uwadze powinno się dokonać sprawdzenia zaprojektowanych po 1990 r. obiektów o dużej powierzchni dachów.
  3. Należy projektować dachy o dużych powierzchniach ze stosownymi spadkami uzyskanymi w sposób konstrukcyjny, przy czym nachylenie połaci nie powinno być mniejsze od 5 %.
  4. Należy przywrócić zredukowane do połowy w stosunku do 1980 r. minimum programowe dla przedmiotu konstrukcje stalowe na wydziałach budowlanych uczelni technicznych.
  5. Należy przywrócić w programach studiów i realizować praktyki zawodowe zarówno w biurach projektowych jak i na budowach.
Czy artykuł był przydatny?
Przykro nam, że artykuł nie spełnił twoich oczekiwań.
Czytaj więcej