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    物流倉庫大麵積堆載危害及規範方法預測沉降問題探討

      信息來源:   發布時間:2021-07-07  點擊數:

    0 引言

    臨河、海地區通常分布有深厚軟黏土層,如長江三角洲、珠江三角洲、渤海灣等地區。由於便利的水上運輸,眾多大型廠礦、倉儲等往往建在這些經濟發達地區。軟土地基上堆載將不可避免地引起一定範圍內地基土的過大沉降與側移,從而引起一係列工程問題[1,2,3,4],如1998年上海某工業廠房坍塌事故[1]。近年來,快速發展的物流業對物流倉庫的需求急劇增加,這類倉庫占地麵積通常以萬平方米為單位,使得有關深厚軟黏土地基上大麵積堆載引起的工程問題越來越突出,如上海某物流倉庫在僅僅投入運營約3年即產生由於地基過大沉降與不均勻沉降而導致地坪下陷、地坪板開裂等問題,見圖1。

    圖1 某物流倉庫地坪沉降與開裂

    圖1 某物流倉庫地坪沉降與開裂   下載原圖

    Fig.1 Settlement and crack of a logistics warehouse floor

    上述物流倉庫存在的問題主要與地坪大麵積堆載引起的較大沉降和差異沉降有關。對地坪沉降的預測,目前主要采用GB 50007—2011《建築地基基礎設計規範》[5](簡稱國家規範)和地方地基基礎設計規範,如上海市工程建設規範DGJ 08-11—2010《地基基礎設計規範》[6](簡稱為上海規範)。值得指出的是,現有的地基基礎設計規範均引入了沉降計算修正係數,該係數主要基於較小麵積的民用建築實測沉降結果,經過統計分析得到。因此,將這些方法應用於大麵積堆載下地基沉降的預測可能嚴重低估地坪的沉降或差異沉降,甚至計算出的結果是不合理的[7,8]

    針對以上問題,本文中根據上海浦東某物流倉庫實測地坪沉降資料,重點討論當前上海和國家規範方法對於計算大麵積堆載下地基沉降的適用性及其中存在的問題,並進一步分析上述工程問題產生的主要原因,以供後續相關實際工程設計參考。

    1 工程概況

    1.1 結構概況

    上海浦東某物流倉庫建築為兩棟二層框架式結構,倉庫內部一層平麵尺寸為234 m×160 m,總高度為23 m,其中室內地坪比室外地麵高1.3 m。根據防火要求與設計,一層庫區共分為8個區(U1~U8),平麵布置如圖2所示。地坪分倉澆築而成,標準分倉單元平麵尺寸為11.4 m×11.4 m,地坪設計承載力為30 kN/m2。該項目於2015年1月完成主體結構和地坪施工,並於2015年4月投入使用。

    圖2 倉庫一層平麵與沉降測點布置

    圖2 倉庫一層平麵與沉降測點布置   下載原圖

    Fig.2 Plan view of warehouse and settlement monitoring points at ground floor

    1.2 場地條件

    場地所在區域為長江三角洲入海口濱海平原地貌類型,地表為人工堆積填土,地麵標高介於+4.23~+6.11 m間。通過鑽孔資料得出的典型土層剖麵如圖3所示,可概述如下: 1) 場地自然地麵下60.45 m深度範圍內土層主要由黏性土、粉性土和砂土組成,屬上海濱海平原土層分布區; 2) 地下水位埋深約-2 m; 3) 鑽孔未穿透第⑦層草黃~灰色粉砂層; 4) 各土層物理力學性質指標匯總於表1,其中各土層的內摩擦角與黏聚力是通過固結快剪試驗得到的。

    圖3 土層分布柱狀圖

    圖3 土層分布柱狀圖   下載原圖

    Fig.3 Histogram of soil profile

    1.3 地坪地基結構與施工

    在原場地上,采用黏土通過分層夯實回填至標高+6.000 m,其中每層厚度約300 mm、壓實係數不小於0.94,地坪結構剖麵如圖4所示。完成回填後,施工水泥攪拌樁;隨後開挖並鑿除樁頭0.550 m,依次鋪設300 mm厚砂石褥墊層、70 mm厚C15素混凝土墊層、180 mm厚鋼纖維混凝土地坪至標高+6.000 m。圖5為標準分倉單元的平麵圖,其中布置有直徑為500 mm的水泥攪拌樁,呈正方形布樁,樁間距為1.425 m,上部結構柱分布於分倉單元四角位置並坐落在由樁支撐的承台上。

    對地坪地基進行了相關檢測,主要檢測結果如下: 1) 通過較大沉降位置處取芯量測,水泥攪拌樁長度平均值為4.4 m; 2) 水泥攪拌樁強度代表值平均為1.87 MPa; 3) 根據平板載荷試驗結果,水泥攪拌樁加固後的複合地基承載力不低於150 kPa。

    圖4 地坪地基結構剖麵圖

    圖4 地坪地基結構剖麵圖   下載原圖

    Fig.4 Side view of foundation

    圖5 地坪地基結構平麵圖(標準分倉單元)

    圖5 地坪地基結構平麵圖(標準分倉單元)   下載原圖

    Fig.5 Plan view of foundation (normal element)

    1.4 地坪沉陷與開裂調查

    進一步調查發現: 1) 各分倉地坪表麵開裂長度1.0~6.0 m,開裂寬度1.0~5.0 mm,具有明顯的規律性,一般起始於框架柱腳位置,長度方向與結構框架軸線網呈45°夾角,自柱腳向柱間區域中心延伸,表現為彎沉開裂特征; 2) 主體結構柱基和存在地連梁的位置,地坪沉降較小,在框架柱之間和分倉單元中心區地坪沉降較大; 3) 沉降基本符合大麵積堆載沉降特性,呈現分倉中間沉降大、周邊沉降小的“鍋底式”下沉形狀。

    表1 土層物理力學性質指標 導出到EXCEL

    Table 1 Physical and mechanical properties of soil strata



    土層編號
    含水率
    w/%
    重度γ/
    (kN·m-3)
    初始孔隙比
    e0
    液限
    wL/%
    塑限
    wP/%
    黏聚力
    c/kPa
    內摩擦角
    ϕ/(°)
    壓縮模量
    ES1-2/MPa
    靜探端阻力
    qs/MPa

    29.8 18.8 0.85 35.4 20.4 26 16.5 5.03 0.62

    42.0 17.5 1.17 36.1 21.5 10 19.0 3.27 0.60

    49.5 16.8 1.39 43.0 23.6 13 9.0 2.17 0.63

    ⑤-1a
    45.5 17.0 1.30 46.0 25.0 19 7.5 2.80 0.81

    ⑤-1b
    33.3 18.2 0.94 35.9 21.2 18 21.5 5.28 1.56

    ⑤-2
    32.1 18.2 0.93 35.5 21.3 12 27.0 7.14 2.78

    ⑤-3
    32.5 18.2 0.94 35.1 21.1 18 20.0 4.78 1.72

    ⑤- 4
    23.2 19.5 0.69 33.3 18.5 46 16.0 6.82 2.18

    24.9 19.0 0.74 13.73 14.86



    1.5 實測沉降及最終沉降預測

    為確保倉庫的安全運營,對倉庫地坪沉降自2015年4月13日至2018年6月21日共進行了7次沉降監測,其中代表性沉降觀測點分布見圖2。由第5次觀測到的累積沉降可知: 1) 庫區U2、U3、U7發生了較大的沉降,其中最大值為167.39 mm,發生在U7庫區的軸線Ⓔ-Ⓓ/(17)-(18)之間,見圖2; 2) 投入使用後30個月內,有54個測點的累積沉降量超過60 mm,有143個測點(占總測點數的96%)的累積沉降繼續增大,且倉庫地坪平均沉降隨時間近似於線性增長。

    為預測最終沉降,本文中基於工程竣工以來多次實測數據,並采用了我國行業標準JTG/T D31-02—2013《公路軟土地基路堤設計與施工技術細則》[9]推薦的雙曲線法。其中,式(1)和式(2)即為該方法分別給出的竣工後t時刻的沉降St和最終沉降S

    St=Sa+(tta)α+β(tta) (1) S=Sa+1β (2)St=Sa+(t-ta)α+β(t-ta)(1)S∞=Sa+1β(2)

    式中:taSa分別為擬合計算起始參考點的觀測時間與沉降值;tSt分別為擬合曲線上任意時間與對應的沉降值;αβ分別為模型參數,通過圖6中的(t-ta)/(St-Sa)與(t-ta)的關係進行擬合確定。

    圖6 (t-ta)/(St-Sa)與(t-ta)關係圖

    圖6 (t-ta)/(St-Sa)與(t-ta)關係圖   下載原圖

    Fig.6 Relationship between (t-ta)/(St-Sa) and (t-ta)

    對各個防火分區,選定沉降最大或沉降速率較大的沉降監測點(平麵位置如圖2所示)推算最終地坪沉降,結果見表2。由表2可知,推算的地坪最終沉降為147.1~384.6 mm,平均最終沉降為280 mm,且截止至2018年6月21日,平均固結度約為39%(未考慮U7偏高的固結度)。對於U7區,固結度偏高,可能是由於地坪發生大麵積開裂後,采取了減載限載措施所致。

    表2 基於雙曲線法推算的最終沉降 導出到EXCEL

    Table 2 Predicted final settlement with hyperbolic method



    監測點號
    (分區編號)
    最後監測
    日期
    最後監測
    沉降/mm
    推算最終
    沉降/mm
    固結度/%

    9#(U1)
    2018/6/21 116.29 277.8 41.9

    21#(U1)
    2018/6/21 128.16 322.6 39.7

    22#(U1)
    2018/6/21 115.81 312.5 37.1

    26#(U2)
    2018/6/21 109.93 344.8 31.9

    34#(U2)
    2018/6/21 116.13 270.3 43.0

    40#(U2)
    2018/6/21 109.47 263.2 41.6

    58#(U3)
    2018/6/21 106.87 256.4 41.7

    63#(U3)
    2018/6/21 126.76 263.2 48.2

    71#(U3)
    2018/6/21 103.43 238.1 43.4

    74#(U4)
    2018/3/13 127.01 285.7 44.5

    107#(U5)
    2018/6/21 90.91 285.7 31.8

    113#(U5)
    2018/6/21 95.54 333.3 28.7

    124#(U6)
    2018/6/21 76.83 208.3 36.9

    131#(U6)
    2018/6/21 73.92 285.7 25.9

    154#(U7)
    2018/3/13 160.06 204.1 78.4

    155#(U7)
    2018/6/21 148.09 196.1 73.4

    166#(U7)
    2017/10/30 167.39 200.0 83.7

    182#(U8)
    2018/6/21 84.35 147.1 57.4

    186#-B(U8)
    2018/6/21 120.13 384.6 31.2



    為進一步研究沉降發展規律,選取26#和186#-B號點,給出沉降與時間t(自投入使用時開始計時)的發展曲線,見圖7。由圖7可知,現有沉降(投入使用後約3a)仍未達到收斂階段,仍有約230~260 mm的沉降將在今後的運營中產生。然而,基於實測、推算的最終沉降值遠大於該工程最初設計時預測的最終沉降值(68 mm)。需要說明的是,68 mm是基於12 m×12 m分倉麵積加載模型,並根據GB 50007—2011計算得到。

    圖7 地坪沉降隨時間發展

    圖7 地坪沉降隨時間發展   下載原圖

    Fig.7 Floor settlement versus time

    2 規範方法計算結果與討論

    由以上分析可知,實測沉降值及推算的最終沉降值與設計時基於GB 50007—2011計算得到的沉降值相差較大,如U8區的186#-B號點,基於實測數據通過式(2)預測的最終沉降約為最初設計時預測最終沉降值的5.66倍(即384.6/68)。因此,有必要對當前國家規範和上海規範中推薦的地基沉降計算方法展開討論。需要說明的是,上述兩個規範均推薦采用分層總和法,計算結果經沉降計算經驗係數修正得到最終沉降。

    2.1 規範方法對比

    對比國家規範和上海規範中沉降計算方法,可以發現,在預測地基基礎最終沉降時二者的主要差異包括:

    1) 地基各層土壓縮模量取值方法不同。國家規範中建議取“土的自重壓力至土的自重壓力與附加壓力之和的壓力段”對應的土層壓縮模量,而上海規範建議取“地基土在0.1~0.2 MPa壓力作用時的壓縮模量”。由於土具有較強的非線性特性,通常情況下二者取值不等。

    2) 沉降計算經驗係數取值方法不同。國家規範根據壓縮模量當量值Es,ave和基底附加壓力與地基承載力標準值之比確定,係數值介於0.2~1.4之間;而上海規範是依據基底附加壓力和平均壓縮模量Es,ave確定,係數值介於0.3~2.5之間。

    3) 國家規範中模量當量值Es,ave的計算與上海規範中平均壓縮模量Es,ave的計算中涉及的土層深度不同。前者是基礎底以下至壓縮層底範圍內,而後者是基礎底以下至1倍基礎外包寬度大小的深度範圍內。

    4) 針對壓縮層厚度,國家規範依據下式確定:

    Δsn0.025i=1nΔsi (3)Δs′n≤0.025∑i=1nΔs′i(3)

    其中Δsn為計算深度向上一定厚度土層計算變形值,而Δsi為壓縮層內第i層土的計算變形值。

    上海規範則依據“自基礎底麵算起,算到附加應力等於土層有效自重應力的10%處”。可見,國家規範依據土層壓縮量確定壓縮層厚度,而上海規範則依據附加應力與自重應力比值。

    2.2 計算工況

    對於第1節中物流倉庫,文中對表3中列出的6種工況分別采用上海規範和國家規範進行地坪最終沉降與基礎中心點下的各層沉降進行計算。表3中,原設計條件複合地基深度為8 m,現施工條件為4.4 m(實際檢測長度的均值)。計算采用廣泛應用於實際工程設計的同濟啟明星樁基礎(淺基礎)計算軟件PILE7.4。

    表3 計算工況匯總 
    Table 3 Summary of calculated cases     下載原表

    表3 計算工況匯總

    2.3 最終沉降計算結果

    表4中給出了表3中所列出的6種工況對應的地坪最終沉降計算值,可知:

    1) 相同工況條件下,依據上海規範計算得到的地坪最終沉降遠小於依據國家規範計算得到的沉降值。尤其是在大麵積堆載工況(工況2、4、5、6)計算,前者僅為後者計算值的50%左右,而後者得到的壓縮層計算深度約為前者的50%。導致這一問題的主要原因是兩個規範給定的沉降計算經驗係數取值差異。

    表4 地坪最終沉降計算值 
    Table 4 Calculated ultimate settlement of ground floor     下載原表

    表4 地坪最終沉降計算值

    2) 對比工況1和工況2,僅考慮局部單元分倉加載而不考慮鄰近單元基礎負荷影響的條件下,由上海規範和國家規範分別計算得到的地坪沉降值(50.9 mm和75.2 mm)約為倉庫全部負荷條件下地坪沉降值(201.0 mm和436.0 mm)的25%和17%。由此可知,若不考慮鄰近基礎負荷的相互影響,兩規範將會嚴重低估地坪的最終沉降。

    3) 對比工況1和工況3,對於隻有局部單元分倉堆載的條件,上部8.0 m厚複合地基壓縮模量的增加能有效降低地坪沉降,如複合地基壓縮模量自5 MPa增至15 MPa,上海規範計算的最大地坪沉降自50.9 mm減小到19.1 mm(減小約62.5%),而國家規範計算的最大地坪沉降減小約58.4%;然而比較工況2和工況4,對於大麵積堆載情況,上部8.0 m厚複合地基壓縮模量的增加對減小地坪最終沉降的作用不明顯,將複合地基模量由5 MPa增加到15 MPa,地坪最終沉降值僅減小約15%。

    4) 對比工況2和工況5,對於大麵積堆載條件下,複合地基厚度由4.4 m增加至8.0 m,沉降僅減小約19.0%。

    2.4 地坪中心點下的分層沉降

    圖8中給出了表3中所列出的工況1、2、5分別對應的各層壓縮量與總沉降量之比。

    圖8 各層壓縮量隨深度的分布

    圖8 各層壓縮量隨深度的分布   下載原圖

    Fig.8 Distribution of reduced thickness with depth in each stratum

    由圖8可知:

    1) 對比工況1和工況2可見,僅考慮局部單元分倉加載而不考慮鄰近基礎負荷影響時,上部複合地基的壓縮量為總沉降量的62%(工況1),而大麵積加載條件下,上部複合地基的壓縮量為總沉降量的12%(工況2)。即在大麵積堆載條件下,複合地基深度以下土層的壓縮量將達到總沉降量的88%。

    2) 當上部複合地基深度從8.0 m變為4.4 m時,對比工況2和工況5可見,工況5上部複合地基的壓縮量占比更小,不到總沉降的6%。因此,控製下臥軟弱層(複合地基底部到⑤-1a層底)的壓縮量將有效減小大麵積堆載下的地坪沉降。

    2.5 壓縮層底深度與沉降計算修正係數

    由表4可知,對於大麵積堆載工況下壓縮層底深度,國家規範計算值遠小於采用上海規範計算得到的值,但前者計算得到的地坪沉降遠大於後者計算值,可見兩個規範給出了相互矛盾的計算結果。

    為進一步研究該問題,針對上述工況5,假定壓縮層分別到第④、⑤-1a、⑤-1b、⑤-2、⑤-3、⑤- 4層底,由對應壓縮層底深度,分別給出上海規範計算得到對應的地坪沉降和沉降計算經驗係數值(見上海規範5.3.1條)與壓縮層底深度之間的關係,分別繪於圖9和圖10。

    圖9 上海規範計算得到的沉降值隨壓縮層深度變化關係

    圖9 上海規範計算得到的沉降值隨壓縮層深度變化關係   下載原圖

    Fig.9 Variation of settlement as increasing thickness of compressible soil layers calculated with Shanghai code

    圖10 上海規範計算得到的沉降計算經驗係數值
隨壓縮層底深度變化關係

    圖10 上海規範計算得到的沉降計算經驗係數值 隨壓縮層底深度變化關係   下載原圖

    Fig.10 Variation of empirical coefficient for settlement prediction as increasing thickness of compressible soil layers calculated with Shanghai code

    由圖9、10可見:

    1) 當壓縮層到⑤-1a層底(26.7 m)時,即與國家規範得到的計算壓縮層深度一致,由上海規範計算得到的經沉降係數修正的地坪沉降值514 mm與國家規範計算值483 mm較為接近(兩者相差約6%)。

    2) 隨著計算壓縮層底深度的增加,經沉降係數修正的最終沉降不斷減小,如當壓縮層底深度為54.3 m(第⑦層)時,計算得到的經沉降係數修正的沉降僅為208 mm,低於國家規範計算值的50%。

    3) 隨著計算壓縮層底深度的增加,沉降計算經驗係數值則顯著降低。這是因為隨著壓縮層底深度的增加,壓縮土層區域進入壓縮模量較高的⑤- 4和⑦層土,根據上海規範可知,計算得到壓縮層深度內的加權平均模量明顯增加,從而導致由上海規範中表5.3.1得到的對應沉降計算經驗係數值減小。這很可能與上海規範的沉降計算經驗係數主要來源於住宅基礎(條形和箱筏基礎)的實測資料有關,對於這些住宅基礎,由於附加應力隨深度衰減較快,計算壓縮層主要位於上部30 m深度內的軟弱土層。

    4) 基於以上討論與分析,可以認為上海規範沉降計算經驗係數的不當取值導致了隨計算壓縮層深度增加,經沉降計算經驗係數修正的最終沉降反而變小(見圖9中菱形符號表示的數據)的不合理結果。因此,當計算壓縮層底深度到第⑤層及以下時,需謹慎采用上海規範進行地基沉降計算。

    3 沉降原因分析及救治方案

    3.1 地坪沉降過大及開裂原因分析

    通過以上討論與分析,對引起地坪過大沉降和開裂的主要原因匯總如下:

    1) 結合上海市地層情況,可以看出該場地地層存在深厚軟弱黏性土且缺失透水性較強的粉土、粉砂層,從而導致施工階段地坪發生的固結沉降量較小,而主要沉降發生在投入使用之後。

    2) 針對大麵積堆載條件下,基於分倉單元且不考慮相鄰基礎加載影響的分析模型低估了地坪下部地基的壓縮層厚度與地坪沉降。

    3) 針對大麵積堆載條件下,複合地基下部土層壓縮量達90%,上部相對較薄的複合地基對地坪沉降的減小效果不強。

    4) 倉庫內相對頻繁的填/放貨物導致下部地基受到重複的加卸載,軟土流變、固結及側向擠出將不可避免的導致地坪的附加沉降[1,10]

    3.2 救治方案與建議

    針對以上工程問題和分析,可考慮如下3個救治方案:

    1) 救治方案一。當監測數據顯示地基沉降已趨於穩定,即後期沉降較小時,可以考慮鑿除現有地坪,重新澆築鋼筋混凝土地坪。該方案的缺點是,地坪後期沉降可能超過限值,再次造成地坪開裂,因此,準確預測後期沉降並確認後期沉降不超過一定限值是該方案實施的一個重要條件。

    2) 救治方案二。當後期沉降相對較大,方案一不能實施的情況下,可采用鑿除現有地坪和補水泥土樁方案,以提高地基的承載力。相比於方案一,該方案的工期、造價將明顯增大;而針對大麵積堆載且壓縮層厚度較大的情況,文中案例計算顯示約90%的地坪沉降是由深層(8 m深度以下)土體壓縮造成,因此增補的水泥土樁必須足夠長才能有效降低壓縮層深度內的土體沉降。鑒於本項目為室內施工,水泥土樁長度有限,雖相較於方案一是更為有效的救治措施,但是,針對大麵積堆載且深厚壓縮層的場地,效果有限。

    3) 救治方案三。針對大麵積堆載且深厚壓縮層情況,可采用更為有效的地坪抬升和補打高強管樁至持力層方案。通過管樁將地坪荷載傳至深層持力層,減小地坪下高壓縮性軟黏土層的附加應力,可從源頭有效控製地坪總沉降和差異沉降,且不需後期持續監測、運維成本低。依據地坪荷載,可考慮長短樁[11]方案,以盡可能縮短工期和減小造價。

    依據以上分析,建議從設計和工程措施兩方麵避免類似工程問題。首先,針對深厚軟土地基上大麵積堆載情況,進一步驗證完善當前規範方法,如壓縮層厚度確定方法、沉降修正係數的確定方法,又如,針對大麵積堆載情況應整體建模,不應取其中一個單元進行分析計算,而忽視了各加載單元之間的相互作用;其次,針對類似工程,可采用堆載預壓、在一定深度範圍內設置排水板或砂井等排水通道,以期在工程建設完成時土層壓縮趨於穩定;再次,采用更為經濟優化的減沉樁基礎[10],如長短樁基礎,既能有效控製差異沉降、避免地坪和結構開裂,又能較好地保證工期與造價在合理的範圍內,尤其是在考慮後期運維成本的情況下;此外,針對場地回填或換填材料,可選取泡沫輕質材料[12],盡可能降低地基的附加應力。

    4 結論

    1) 工程實例表麵地坪沉降呈中間大、周邊小的鍋底式下沉形式,其中運營約三年後,實測沉降達167.39 mm,且約96%觀測點的沉降值持續隨時間近似於線性增長。地坪開裂長度可達6 m,裂縫寬度可達5.0 mm,一般起始於框架柱腳,沿與框架軸線呈約45°的方向向地坪中心延伸。

    2) 通過實測沉降估算得到工程實例的最終沉降介於147.1~384.6 mm之間,且目前地基固結度平均約為39%。設計時預測的最終沉降值為68 mm,僅為當前(運營約3年後)實測沉降值的62.5%、為基於實測沉降推算的最終沉降值的17.7%,可見前期設計遠遠低估了該工程的實際沉降值。

    3) 針對大麵積堆載下軟土地基沉降預測,不應取分倉單元或局部麵積進行預測,應對結構基礎整體分析;淺層複合地基的厚度與壓縮模量對最終沉降的影響較小;上海規範沉降計算經驗係數的取值不合理導致了隨計算壓縮層深度增加,最終沉降值反而變小的不合理結果,因此,應謹慎采用上海規範進行大麵積堆載下軟土地基的沉降計算。

    4) 該工程地坪沉降過大及開裂原因主要有:場地缺失滲透性較強的粉土、粉砂層,施工階段固結沉降量過小,而主要沉降發生在投入使用後的較長時間內;設計規範未能較好考慮大麵堆載引起的壓縮層深度增加,從而低估了複合地基下部軟土層的壓縮量;倉庫使用中重複且頻繁的充放貨物導致的循環加卸載不可避免的引起下部軟土的流變、固結及側向擠出等。

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