濱海軟土地區重型工業廠房結構鑒定加固

李劍峰，田 亮，唐進華，李 想，王旭杰，張鴻馳

（1.三明三鋼建筑工程有限公司，福建 三明 353000；2.城固縣建設工程質量安全監督站，陜西 漢中 723200；3.西安建筑科大工程技術有限公司，陜西 西安 710055）

0 引言

沿海城市是我國最具經濟活力的區域之一。東南沿海大部分城市均屬于海相軟土地基，隨著城市化和工業化進程的加速，土地供應量相對不足，許多城市選擇對濱海灘涂圍海造地，提供給城市新區進行開發。

濱海灘涂屬海相與陸相交互沉積地層，地層中以淤泥或淤泥質土為主，統稱為濱海軟土層。它是在靜水或非常緩慢的流水環境中沉積，經過生物化學作用形成。天然含水量大于液限，天然孔隙比＞1.0 的黏性土，其中當天然孔隙比＞1.0、而＜1.5 時為淤泥質土；當天然空隙比＞1.5 時為淤泥［1］。

考慮到礦石運輸成本、靠近消費市場等因素，從 20 世紀八十年代寶鋼項目開始，我國陸續在河北曹妃甸、福建羅源灣、廣東湛江、廣西防城港新建了鋼鐵工業基地。因冶金工業的特點，廠房高、堆載重、設備大，在濱海軟土地區、尤其是圍海造地、開山拋石等新填場地，更容易發生嚴重地基沉降，導致建（構）物出現安全隱患，影響生產正常進行。

本文以建于某濱海灘涂新填場地的煉鋼廠渣處理和合金庫廠房為例，通過對場地地質補充勘探、沉降觀測、結構損傷統計、加固補強、加固后沉降監測等工作，提出沿海軟土區域重型工業廠房安全可靠使用的建議。

1 工程概況

鋼渣處理和合金庫為不等高兩連跨重鋼廠房（下簡稱為鋼渣處理廠房），總建筑面積 8 694 m2，鋼渣處理跨（KL 跨）跨度為 24 m，合金庫（LM跨）跨度為 18 m；縱向總長為 207 m，分一期、二期建成，平面布置如圖1 所示。K、L 軸柱頂標高為 17.500 m，M 軸柱頂標高為 15.711 m。屋脊高為 18.430 m，渣跨在 1/3～1/9 軸間、1/10～1/23 軸間、1/25～1/29 軸間、1/30b～1/35 軸間跨中位置設 9 m 寬、3.1 m 高的縱向天窗。

圖1 廠房建筑平面圖 （單位：mm）

下柱采用雙工字型格構柱，K、L、M 軸肩梁頂標高為 11.980 m，設有 800 mm 高工字型肩梁，肩梁上翼緣為 20 mm 厚、下翼緣為 10 mm 厚；K、L 軸在標高 11.980～17.200 m、M 軸在標高 11.980～15.411 m 設實腹式 H 型上柱。屋面梁采用 H 型實腹型鋼梁，柱、梁間采用 M24 高強螺栓連接，梁端部加腋。天窗柱與鋼架橫梁采用高強螺栓連接，天窗柱與天窗梁焊接。所有剛架梁、柱、天窗架均采用 Q235B，構件間采用 E43 型焊條焊接。

廠房渣跨設有兩部 50/10 T、兩部 20/5 t 天車，合金庫設兩部 10 t 天車，天車均為 A7 工作制，軌頂標高為 13.000 m。

該廠房于 2008 年兩期施工完畢投入使用，因業主更替，產能需要提升，點檢發現建筑物上部嚴重晃動、天車卡軌溜車、排架柱傾斜、場地沉降，為確保安全，進行全面檢測鑒定和加固處理。

2 現場調查及檢測

根據該建筑特點，參照檢測鑒定技術標準［2］制定調查檢測方案，從實際荷載調查、節點構件變形破壞特點、承載能力復核、沉降及傾斜監測等四方面，對廠房結構進行分析研究［3］。

2.1 實際荷載調查

該廠房主要用途為轉爐煉鋼廢渣送至本跨，由進行破碎、初步清理和外運；以及廢鋼、合金料堆放。根據工藝特點，該廠房主要存在三方面荷載異常。

1）該廠鋼渣破碎方式較為落后，采用吊重落地錘擊的方式，沖擊振動較大，現場震感明顯。

2）廢鋼區、合金庫的材料堆積高度較大，其中廢鋼區局部堆載高度達 6 m，廢鋼粗料統計重度為 25.0 kN/m3，該區域地面堆積荷載為 150 kN/m；合金庫堆放高度達 5 層，每包 1 000 kg，堆積荷載為 50 kN/m。廢鋼區域地面呈“鍋底”狀，跨中位置比柱基位置地面低 50 cm；合金庫地面開裂，柱腳位置錯層最大達 35 cm，如圖2 所示。

圖2 地基下沉導致地面開裂

3）鋼渣破碎時產生較大粉塵，屋面板、天窗架和雨棚上積灰較厚。對積灰厚度進行抽測量，渣跨南坡屋面存在不同程度積灰，2～14 軸間積灰厚度達 100 mm、出現板結，14～18 軸間積灰厚度約為 50 mm，18 軸以西區域依次減小，積灰情況如圖3 所示。資料［4］顯示燒結廠房的積灰天然重度為 7.8 kN/m3、飽和重度為 15.8 kN/m3。

圖3 屋面積灰板結

2.2 上部結構損傷

受生產環境影響，上部結構構件普遍出現較為嚴重的損傷。

1）該廠房主要功能為鋼渣破碎、廢鋼堆放、合金料配運，天車均為 A7 工作制，受吊重碰撞影響，排架柱翼緣變形，個別腹板與腹板成 45°夾角；格構式下柱的斜綴條與雙肢間焊接長度偏小，個別搭接長度僅 30 mm；格構式下柱雙肢沿長度拼接時，個別翼緣板錯位、腹板漏焊（見圖4、圖5）。

圖4 排架下柱受撞變形

圖5 排架柱高度方向拼接質量差

2）實腹式上柱和肩梁連接處，上柱翼緣與肩梁區域加勁肋嚴重錯位、個別肩梁無加勁肋；上柱與肩梁間連接薄弱，僅采用角焊縫圍焊，未設短加勁肋（見圖6）。

圖6 上柱與肩梁勁板錯位

3）上柱與屋面剛性節點處的高強螺栓松弛剪斷、節點板間出現較大縫隙，梁柱節點的剛性連接失效，變成事實上的鉸接，導致梁跨中彎矩增大，出現承載能力不足的風險（見圖7）。

圖7 梁柱節點處高強螺栓剪斷

2.3 承載能力復核

參照現場測量數據，建立結構模型。按照規范對吊車荷載組合的要求，驗算單層多跨廠房排架時，參與組合吊車荷載不宜超過 4 臺，按照現場吊車實際布置，按以 KL 跨為兩臺Q=50/10 t 吊車，LM 跨為一臺Q=10 t 吊車組合考慮，此組合為當前生產中吊車荷載對排架柱作用的最大工況。

標準的 6 m 柱距抗力與荷載效應比值R/（γ0·S）如圖8 所示，鋼渣跨的下柱強度不滿足要求；抽柱處的 12 m 柱距抗力與荷載效應比值R/（γ0·S）如圖9 所示，鋼渣跨 K 軸、L 軸的下柱強度、平面內穩定性兩項均不滿足要求，合金庫 M 軸的下柱強度不足。說明在目前實際荷載作用下，排架柱處于不安全狀態。

圖8 6 m 跨排架抗力與荷載效應比值R/（γ0·S）

圖9 12 m 跨排架抗力與荷載效應比值R/（γ0·S）

對吊車梁、檁條等構件進行復核驗算，基本滿足要求。

2.4 沉降及傾斜監測

該廠房建造時的測量資料已缺失，且無沉降標識點。本次對廠房上下柱的傾斜，排架柱的相對不均勻沉降、相對水平位置進行了測量。

1）排架柱傾斜測量。GB 50144-2019《工業建筑可靠性鑒定標準》的 7.3.9 條規定，有吊車廠房柱的位移限值不得超過H/1250。85 % 的下柱傾斜率超過限值要求，其中 M11 下柱的絕對傾斜量為 191 mm，傾斜率達到 1/62；約 90 % 的上柱傾斜率超過限值要求，其中 K7 上柱的絕對傾斜量為 113 mm，傾斜率達到 1/35。現場判定，傾斜的主要原因是室內堆載過大，導致地基的不均勻沉降；安裝偏差也是傾斜因素之一。

2）排架柱不均勻沉降。因排架柱未設置沉降觀測點，但考慮到工業廠房建成時均要求軌頂標高差異較小，因此假定排架柱肩梁的上翼緣在竣工時處于同一水平標高，本次測量以排架柱肩梁頂面作為沉降觀測點，反映排架柱的不均勻沉降量。按照 GB 50007-2011《建筑地基基礎設計規范》的規定，相鄰柱基的沉降差為 0.005 L，即鋼渣跨 30 mm，合金庫 37.5 mm。測量表明：K 列柱有 3 處相鄰沉降差超過限值，分別為 12 與 13 軸線間的 35 mm、13 與 14 軸線間的 35 mm、30b 與 31 軸線間的 46 mm；L 列的 30b 與 31 軸線間沉降差為 48 mm，超過限值；M 列的 30b 與 31 軸線間沉降差為 53 mm，超過限值。

K、L、M 列柱相對沉降觀測結果均以 2 軸為參照點，其他各點處的相對沉降量均以此參照點計算而得。K 列柱最大相對沉降量為 46 mm（K-36 柱），L 列柱最大相對沉降量為 69 mm（L-31 柱），C 列柱最大相對沉降量為 70 mm（M-33 柱）。

3）排架柱的相對水平位置。現場依據定于附近小山的基準點，測量每個排架柱相對坐標位置，然后換算出柱在±0.000 mm 處的水平距離，與原設計跨度相比較，可測算出鋼柱偏離程度現狀。其中 KL 跨內方向、±0.000 mm 標高處，9 % 的排架柱向內側偏移，91 % 的排架柱向外側偏移；26 軸水平偏離值為 399 mm，為該跨最大。LM 跨內方向、±0.000 mm 標高處，3 % 的排架柱向內側偏移，97 % 的排架柱向外側偏移；10 軸水平偏離值為 201 mm，為該跨最大。

排架柱相對水平距離表明，大部分的 KL 跨和 LM 跨實際跨度大于設計跨度，即大部向跨外偏移；說明廠房排架柱基礎變形主要受大范圍堆載和天車頻繁運行影響；同時三列排架柱的水平偏移坐標數據未反映出廠房整體向南（海灣方向）偏移的趨勢，說明場地整體滑移量不明顯。

3 加固設計處理

通過對鋼渣廠房存在的問題進行歸類，分析受損原因，制定加固方案；現場放樣后進行實際加固處理。

3.1 損傷原因分析

1）通過現場檢測，評定該鋼結構廠房原施工質量偏差較大，桿件的截面尺寸不能滿足承載能力要求，桿件的連接和安裝存在嚴重偏差。80 % 的排架柱、屋面梁采用利舊桿件，如：部分排架柱沿縱向隨意拼接，翼緣板下半部分采用 12 mm，上半部分采用 14 mm；梁柱節點高強螺栓孔隨意設置，個別節點后期現場開孔、精度難以保障。

2）現場統計。鋼渣跨 42 % 的排架柱受撞變形嚴重，明顯影響承載能力；30 % 的排架柱存在局部撞傷。合金庫約 40 % 的排架柱存在局部碰撞受損。統計顯示，受碰撞受損影響的排架柱桿件占比較大，需要進行加固處理。

3）排架柱存在明顯傾斜和不均勻沉降，廠房內側場地下沉嚴重。該廠房原場地為沿海灘涂與山地交接區域，資料和后期補勘顯示從場地標高往下依次為：①人工填土，層平均厚度為 4.30 m，以破殘積土和風化石為主，局部含有塊石，最大粒徑為 0.50 m，含量不均勻，于 2006 年堆填而成，且未經分層壓實，欠固結。②淤泥層，深灰色、飽和、流塑，含有少量腐殖質、有機質，具有少許腐臭味，層平均厚度為 20.00 m。③以下為：黏土層、淤泥質粉質黏土、泥質礫砂、卵石、泥質中砂、全風化花崗巖、強風化花崗巖（松散狀）、強風化花崗巖（破裂狀）。強風化花崗巖埋深均在 45 m 以下。排架柱采用管徑 400 mm 的預應力混凝土管樁，樁端錨入中風化花崗巖層，單樁承載力設計值為 900 kN，但廠房場地未采用樁基處理，僅進行上部換填夯實處理。在大面積堆載作用下，約束較小的場地中間區域豎向沉降嚴重，靠近排架柱區域沉降較輕，廠房內地面呈“鍋底”狀。因排架柱下管樁周圍為 20 m 厚的淤泥層，土體對樁的側向約束小，且重錘擾動較大，導致該區域的樁體出現傾斜（彎曲），上部排架柱存在沉降高差、嚴重傾斜現象［4-6］。

3.2 加固設計方案

根據損傷統計結果、分析受損原因后，提出加固設計方案。

1）排架柱下柱碰撞變形嚴重、且承載能力驗算不足，采用在吊車肢柱外包鋼板、內配鋼筋，填灌細石混凝土方式對三列排架下柱補強加固，L 列下柱加固作法如圖10 所示。該加固方式既可對下柱的承載能力進行補強，又可以提高廠房整體剛度，減小天車晃動。

圖10 L 列排架下柱加固詳圖（單位：mm）

2）對原施工缺陷進行節點或連接加強處理。如：①上柱與肩梁連接區域，在肩梁腹板正對上柱翼緣處增設豎向加勁肋，增強肩梁整體剛度；上柱柱腳有底板的，新增 4M24 高強螺栓（如上柱柱腳無底板，可新增柱腳柱靴），提高上柱與肩梁間的連接強度。②排架柱沿縱向拼接質量較差處，對原拼接焊縫進行清理，打磨后貼板補強焊接，提高拼接剛度。③梁柱節點高強螺栓缺失的節點，應采用雙螺帽高強螺栓進行補設；同時，梁底部增設梁托，提供二道防線。節點加固作法如圖11 、圖12 所示。

圖11 上柱與肩梁連接節點加固圖

圖12 梁柱節點加固圖

3）原鋼渣跨堆渣區域僅在排架柱之間設鋼梁、鋼板作為臨時擋渣墻，裝渣車輛對臨時擋墻撞擊，導致排架柱出現嚴重傾斜。本次重新制作混凝土擋渣墻，徹底與排架柱脫離，作法如圖13 所示。

圖13 節點連接加固詳圖

4）鋼渣跨、合金庫整片場地（含排架柱柱基區域）采用旋噴樁進行加固處理，處理深度＞15 m，樁徑 600 mm，樁間距 1 200 mm，等邊三角形布置，要求處理后復合地基承載力特征值≥150 kPa。旋噴結束后，清理浮漿虛樁，鋪設 200 mm 厚的砂石或密實鋼渣褥墊層并夯實，要求夯填度不應≤0.90，夯填墊層處理范圍寬出旋樁外徑≥500 mm。

4 結論

1）濱海軟土地基的廠房，大面積堆載會對廠房造成明顯的、不容忽視的影響，甚至會造成廠房垮塌等惡性事故，應引起足夠重視。

2）當土層中淤泥或淤泥質土厚度較大，且僅排架柱下設有預制樁時，后期使用過程中的上部擾動，容易引起樁周土層約束降低、甚至產生負摩阻力，導致長樁側向變形、接樁節點斷裂。

3）采用旋噴樁（或高壓旋噴樁）對濱海軟土層固化加固，能有效降低場地不均勻沉降，并對排架柱柱下預制樁提供環向約束，提升地基整體性能。

4）采用旋噴法加固濱海軟土地基，固化周期相對較長，同時有附加沉降，應加強后期監測。Q