欢迎进入上海阳合供应链管理有限公司!
  •  13472705338 

  • 果蔬类自动化立体仓库的货位优化研究
  • 高职院校化学药品仓库管理
  • 装备仓库管理系统的设计与实现
  • 自动化立体高架仓库的消防设计研究
  • 某仓库建筑预作用喷水灭火系统设计探讨
  • 甲类危险化学品仓库调研及管理研究
  • 最新动态

    当前位置:首页 >> 走进阳合 >> 新闻资讯 >>   资讯详细新闻资讯

    物流仓库大面积堆载危害及规范方法预测沉降问题探讨

      信息来源:   发布时间:2021-07-07  点击数:

    0 引言

    临河、海地区通常分布有深厚软黏土层,如长江三角洲、珠江三角洲、渤海湾等地区。由于便利的水上运输,众多大型厂矿、仓储等往往建在这些经济发达地区。软土地基上堆载将不可避免地引起一定范围内地基土的过大沉降与侧移,从而引起一系列工程问题[1,2,3,4],如1998年上海某工业厂房坍塌事故[1]。近年来,快速发展的物流业对物流仓库的需求急剧增加,这类仓库占地面积通常以万平方米为单位,使得有关深厚软黏土地基上大面积堆载引起的工程问题越来越突出,如上海某物流仓库在仅仅投入运营约3年即产生由于地基过大沉降与不均匀沉降而导致地坪下陷、地坪板开裂等问题,见图1。

    图1 某物流仓库地坪沉降与开裂

    图1 某物流仓库地坪沉降与开裂   下载原图

    Fig.1 Settlement and crack of a logistics warehouse floor

    上述物流仓库存在的问题主要与地坪大面积堆载引起的较大沉降和差异沉降有关。对地坪沉降的预测,目前主要采用GB 50007—2011《建筑地基基础设计规范》[5](简称国家规范)和地方地基基础设计规范,如上海市工程建设规范DGJ 08-11—2010《地基基础设计规范》[6](简称为上海规范)。值得指出的是,现有的地基基础设计规范均引入了沉降计算修正系数,该系数主要基于较小面积的民用建筑实测沉降结果,经过统计分析得到。因此,将这些方法应用于大面积堆载下地基沉降的预测可能严重低估地坪的沉降或差异沉降,甚至计算出的结果是不合理的[7,8]

    针对以上问题,本文中根据上海浦东某物流仓库实测地坪沉降资料,重点讨论当前上海和国家规范方法对于计算大面积堆载下地基沉降的适用性及其中存在的问题,并进一步分析上述工程问题产生的主要原因,以供后续相关实际工程设计参考。

    1 工程概况

    1.1 结构概况

    上海浦东某物流仓库建筑为两栋二层框架式结构,仓库内部一层平面尺寸为234 m×160 m,总高度为23 m,其中室内地坪比室外地面高1.3 m。根据防火要求与设计,一层库区共分为8个区(U1~U8),平面布置如图2所示。地坪分仓浇筑而成,标准分仓单元平面尺寸为11.4 m×11.4 m,地坪设计承载力为30 kN/m2。该项目于2015年1月完成主体结构和地坪施工,并于2015年4月投入使用。

    图2 仓库一层平面与沉降测点布置

    图2 仓库一层平面与沉降测点布置   下载原图

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

    1.2 场地条件

    场地所在区域为长江三角洲入海口滨海平原地貌类型,地表为人工堆积填土,地面标高介于+4.23~+6.11 m间。通过钻孔资料得出的典型土层剖面如图3所示,可概述如下: 1) 场地自然地面下60.45 m深度范围内土层主要由黏性土、粉性土和砂土组成,属上海滨海平原土层分布区; 2) 地下水位埋深约-2 m; 3) 钻孔未穿透第⑦层草黄~灰色粉砂层; 4) 各土层物理力学性质指标汇总于表1,其中各土层的内摩擦角与黏聚力是通过固结快剪试验得到的。

    图3 土层分布柱状图

    图3 土层分布柱状图   下载原图

    Fig.3 Histogram of soil profile

    1.3 地坪地基结构与施工

    在原场地上,采用黏土通过分层夯实回填至标高+6.000 m,其中每层厚度约300 mm、压实系数不小于0.94,地坪结构剖面如图4所示。完成回填后,施工水泥搅拌桩;随后开挖并凿除桩头0.550 m,依次铺设300 mm厚砂石褥垫层、70 mm厚C15素混凝土垫层、180 mm厚钢纤维混凝土地坪至标高+6.000 m。图5为标准分仓单元的平面图,其中布置有直径为500 mm的水泥搅拌桩,呈正方形布桩,桩间距为1.425 m,上部结构柱分布于分仓单元四角位置并坐落在由桩支撑的承台上。

    对地坪地基进行了相关检测,主要检测结果如下: 1) 通过较大沉降位置处取芯量测,水泥搅拌桩长度平均值为4.4 m; 2) 水泥搅拌桩强度代表值平均为1.87 MPa; 3) 根据平板载荷试验结果,水泥搅拌桩加固后的复合地基承载力不低于150 kPa。

    图4 地坪地基结构剖面图

    图4 地坪地基结构剖面图   下载原图

    Fig.4 Side view of foundation

    图5 地坪地基结构平面图(标准分仓单元)

    图5 地坪地基结构平面图(标准分仓单元)   下载原图

    Fig.5 Plan view of foundation (normal element)

    1.4 地坪沉陷与开裂调查

    进一步调查发现: 1) 各分仓地坪表面开裂长度1.0~6.0 m,开裂宽度1.0~5.0 mm,具有明显的规律性,一般起始于框架柱脚位置,长度方向与结构框架轴线网呈45°夹角,自柱脚向柱间区域中心延伸,表现为弯沉开裂特征; 2) 主体结构柱基和存在地连梁的位置,地坪沉降较小,在框架柱之间和分仓单元中心区地坪沉降较大; 3) 沉降基本符合大面积堆载沉降特性,呈现分仓中间沉降大、周边沉降小的“锅底式”下沉形状。

    表1 土层物理力学性质指标 导出到EXCEL

    Table 1 Physical and mechanical properties of soil strata



    土层编号
    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
    内摩擦角
    ϕ/(°)
    压缩模量
    ES1-2/MPa
    静探端阻力
    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 实测沉降及最终沉降预测

    为确保仓库的安全运营,对仓库地坪沉降自2015年4月13日至2018年6月21日共进行了7次沉降监测,其中代表性沉降观测点分布见图2。由第5次观测到的累积沉降可知: 1) 库区U2、U3、U7发生了较大的沉降,其中最大值为167.39 mm,发生在U7库区的轴线Ⓔ-Ⓓ/(17)-(18)之间,见图2; 2) 投入使用后30个月内,有54个测点的累积沉降量超过60 mm,有143个测点(占总测点数的96%)的累积沉降继续增大,且仓库地坪平均沉降随时间近似于线性增长。

    为预测最终沉降,本文中基于工程竣工以来多次实测数据,并采用了我国行业标准JTG/T D31-02—2013《公路软土地基路堤设计与施工技术细则》[9]推荐的双曲线法。其中,式(1)和式(2)即为该方法分别给出的竣工后t时刻的沉降St和最终沉降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分别为拟合计算起始参考点的观测时间与沉降值;tSt分别为拟合曲线上任意时间与对应的沉降值;αβ分别为模型参数,通过图6中的(t-ta)/(St-Sa)与(t-ta)的关系进行拟合确定。

    图6 (t-ta)/(St-Sa)与(t-ta)关系图

    图6 (t-ta)/(St-Sa)与(t-ta)关系图   下载原图

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

    对各个防火分区,选定沉降最大或沉降速率较大的沉降监测点(平面位置如图2所示)推算最终地坪沉降,结果见表2。由表2可知,推算的地坪最终沉降为147.1~384.6 mm,平均最终沉降为280 mm,且截止至2018年6月21日,平均固结度约为39%(未考虑U7偏高的固结度)。对于U7区,固结度偏高,可能是由于地坪发生大面积开裂后,采取了减载限载措施所致。

    表2 基于双曲线法推算的最终沉降 导出到EXCEL

    Table 2 Predicted final settlement with hyperbolic method



    监测点号
    (分区编号)
    最后监测
    日期
    最后监测
    沉降/mm
    推算最终
    沉降/mm
    固结度/%

    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



    为进一步研究沉降发展规律,选取26#和186#-B号点,给出沉降与时间t(自投入使用时开始计时)的发展曲线,见图7。由图7可知,现有沉降(投入使用后约3a)仍未达到收敛阶段,仍有约230~260 mm的沉降将在今后的运营中产生。然而,基于实测、推算的最终沉降值远大于该工程最初设计时预测的最终沉降值(68 mm)。需要说明的是,68 mm是基于12 m×12 m分仓面积加载模型,并根据GB 50007—2011计算得到。

    图7 地坪沉降随时间发展

    图7 地坪沉降随时间发展   下载原图

    Fig.7 Floor settlement versus time

    2 规范方法计算结果与讨论

    由以上分析可知,实测沉降值及推算的最终沉降值与设计时基于GB 50007—2011计算得到的沉降值相差较大,如U8区的186#-B号点,基于实测数据通过式(2)预测的最终沉降约为最初设计时预测最终沉降值的5.66倍(即384.6/68)。因此,有必要对当前国家规范和上海规范中推荐的地基沉降计算方法展开讨论。需要说明的是,上述两个规范均推荐采用分层总和法,计算结果经沉降计算经验系数修正得到最终沉降。

    2.1 规范方法对比

    对比国家规范和上海规范中沉降计算方法,可以发现,在预测地基基础最终沉降时二者的主要差异包括:

    1) 地基各层土压缩模量取值方法不同。国家规范中建议取“土的自重压力至土的自重压力与附加压力之和的压力段”对应的土层压缩模量,而上海规范建议取“地基土在0.1~0.2 MPa压力作用时的压缩模量”。由于土具有较强的非线性特性,通常情况下二者取值不等。

    2) 沉降计算经验系数取值方法不同。国家规范根据压缩模量当量值Es,ave和基底附加压力与地基承载力标准值之比确定,系数值介于0.2~1.4之间;而上海规范是依据基底附加压力和平均压缩模量Es,ave确定,系数值介于0.3~2.5之间。

    3) 国家规范中模量当量值Es,ave的计算与上海规范中平均压缩模量Es,ave的计算中涉及的土层深度不同。前者是基础底以下至压缩层底范围内,而后者是基础底以下至1倍基础外包宽度大小的深度范围内。

    4) 针对压缩层厚度,国家规范依据下式确定:

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

    其中Δsn为计算深度向上一定厚度土层计算变形值,而Δsi为压缩层内第i层土的计算变形值。

    上海规范则依据“自基础底面算起,算到附加应力等于土层有效自重应力的10%处”。可见,国家规范依据土层压缩量确定压缩层厚度,而上海规范则依据附加应力与自重应力比值。

    2.2 计算工况

    对于第1节中物流仓库,文中对表3中列出的6种工况分别采用上海规范和国家规范进行地坪最终沉降与基础中心点下的各层沉降进行计算。表3中,原设计条件复合地基深度为8 m,现施工条件为4.4 m(实际检测长度的均值)。计算采用广泛应用于实际工程设计的同济启明星桩基础(浅基础)计算软件PILE7.4。

    表3 计算工况汇总 
    Table 3 Summary of calculated cases     下载原表

    表3 计算工况汇总

    2.3 最终沉降计算结果

    表4中给出了表3中所列出的6种工况对应的地坪最终沉降计算值,可知:

    1) 相同工况条件下,依据上海规范计算得到的地坪最终沉降远小于依据国家规范计算得到的沉降值。尤其是在大面积堆载工况(工况2、4、5、6)计算,前者仅为后者计算值的50%左右,而后者得到的压缩层计算深度约为前者的50%。导致这一问题的主要原因是两个规范给定的沉降计算经验系数取值差异。

    表4 地坪最终沉降计算值 
    Table 4 Calculated ultimate settlement of ground floor     下载原表

    表4 地坪最终沉降计算值

    2) 对比工况1和工况2,仅考虑局部单元分仓加载而不考虑邻近单元基础负荷影响的条件下,由上海规范和国家规范分别计算得到的地坪沉降值(50.9 mm和75.2 mm)约为仓库全部负荷条件下地坪沉降值(201.0 mm和436.0 mm)的25%和17%。由此可知,若不考虑邻近基础负荷的相互影响,两规范将会严重低估地坪的最终沉降。

    3) 对比工况1和工况3,对于只有局部单元分仓堆载的条件,上部8.0 m厚复合地基压缩模量的增加能有效降低地坪沉降,如复合地基压缩模量自5 MPa增至15 MPa,上海规范计算的最大地坪沉降自50.9 mm减小到19.1 mm(减小约62.5%),而国家规范计算的最大地坪沉降减小约58.4%;然而比较工况2和工况4,对于大面积堆载情况,上部8.0 m厚复合地基压缩模量的增加对减小地坪最终沉降的作用不明显,将复合地基模量由5 MPa增加到15 MPa,地坪最终沉降值仅减小约15%。

    4) 对比工况2和工况5,对于大面积堆载条件下,复合地基厚度由4.4 m增加至8.0 m,沉降仅减小约19.0%。

    2.4 地坪中心点下的分层沉降

    图8中给出了表3中所列出的工况1、2、5分别对应的各层压缩量与总沉降量之比。

    图8 各层压缩量随深度的分布

    图8 各层压缩量随深度的分布   下载原图

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

    由图8可知:

    1) 对比工况1和工况2可见,仅考虑局部单元分仓加载而不考虑邻近基础负荷影响时,上部复合地基的压缩量为总沉降量的62%(工况1),而大面积加载条件下,上部复合地基的压缩量为总沉降量的12%(工况2)。即在大面积堆载条件下,复合地基深度以下土层的压缩量将达到总沉降量的88%。

    2) 当上部复合地基深度从8.0 m变为4.4 m时,对比工况2和工况5可见,工况5上部复合地基的压缩量占比更小,不到总沉降的6%。因此,控制下卧软弱层(复合地基底部到⑤-1a层底)的压缩量将有效减小大面积堆载下的地坪沉降。

    2.5 压缩层底深度与沉降计算修正系数

    由表4可知,对于大面积堆载工况下压缩层底深度,国家规范计算值远小于采用上海规范计算得到的值,但前者计算得到的地坪沉降远大于后者计算值,可见两个规范给出了相互矛盾的计算结果。

    为进一步研究该问题,针对上述工况5,假定压缩层分别到第④、⑤-1a、⑤-1b、⑤-2、⑤-3、⑤- 4层底,由对应压缩层底深度,分别给出上海规范计算得到对应的地坪沉降和沉降计算经验系数值(见上海规范5.3.1条)与压缩层底深度之间的关系,分别绘于图9和图10。

    图9 上海规范计算得到的沉降值随压缩层深度变化关系

    图9 上海规范计算得到的沉降值随压缩层深度变化关系   下载原图

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

    图10 上海规范计算得到的沉降计算经验系数值
随压缩层底深度变化关系

    图10 上海规范计算得到的沉降计算经验系数值 随压缩层底深度变化关系   下载原图

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

    由图9、10可见:

    1) 当压缩层到⑤-1a层底(26.7 m)时,即与国家规范得到的计算压缩层深度一致,由上海规范计算得到的经沉降系数修正的地坪沉降值514 mm与国家规范计算值483 mm较为接近(两者相差约6%)。

    2) 随着计算压缩层底深度的增加,经沉降系数修正的最终沉降不断减小,如当压缩层底深度为54.3 m(第⑦层)时,计算得到的经沉降系数修正的沉降仅为208 mm,低于国家规范计算值的50%。

    3) 随着计算压缩层底深度的增加,沉降计算经验系数值则显著降低。这是因为随着压缩层底深度的增加,压缩土层区域进入压缩模量较高的⑤- 4和⑦层土,根据上海规范可知,计算得到压缩层深度内的加权平均模量明显增加,从而导致由上海规范中表5.3.1得到的对应沉降计算经验系数值减小。这很可能与上海规范的沉降计算经验系数主要来源于住宅基础(条形和箱筏基础)的实测资料有关,对于这些住宅基础,由于附加应力随深度衰减较快,计算压缩层主要位于上部30 m深度内的软弱土层。

    4) 基于以上讨论与分析,可以认为上海规范沉降计算经验系数的不当取值导致了随计算压缩层深度增加,经沉降计算经验系数修正的最终沉降反而变小(见图9中菱形符号表示的数据)的不合理结果。因此,当计算压缩层底深度到第⑤层及以下时,需谨慎采用上海规范进行地基沉降计算。

    3 沉降原因分析及救治方案

    3.1 地坪沉降过大及开裂原因分析

    通过以上讨论与分析,对引起地坪过大沉降和开裂的主要原因汇总如下:

    1) 结合上海市地层情况,可以看出该场地地层存在深厚软弱黏性土且缺失透水性较强的粉土、粉砂层,从而导致施工阶段地坪发生的固结沉降量较小,而主要沉降发生在投入使用之后。

    2) 针对大面积堆载条件下,基于分仓单元且不考虑相邻基础加载影响的分析模型低估了地坪下部地基的压缩层厚度与地坪沉降。

    3) 针对大面积堆载条件下,复合地基下部土层压缩量达90%,上部相对较薄的复合地基对地坪沉降的减小效果不强。

    4) 仓库内相对频繁的填/放货物导致下部地基受到重复的加卸载,软土流变、固结及侧向挤出将不可避免的导致地坪的附加沉降[1,10]

    3.2 救治方案与建议

    针对以上工程问题和分析,可考虑如下3个救治方案:

    1) 救治方案一。当监测数据显示地基沉降已趋于稳定,即后期沉降较小时,可以考虑凿除现有地坪,重新浇筑钢筋混凝土地坪。该方案的缺点是,地坪后期沉降可能超过限值,再次造成地坪开裂,因此,准确预测后期沉降并确认后期沉降不超过一定限值是该方案实施的一个重要条件。

    2) 救治方案二。当后期沉降相对较大,方案一不能实施的情况下,可采用凿除现有地坪和补水泥土桩方案,以提高地基的承载力。相比于方案一,该方案的工期、造价将明显增大;而针对大面积堆载且压缩层厚度较大的情况,文中案例计算显示约90%的地坪沉降是由深层(8 m深度以下)土体压缩造成,因此增补的水泥土桩必须足够长才能有效降低压缩层深度内的土体沉降。鉴于本项目为室内施工,水泥土桩长度有限,虽相较于方案一是更为有效的救治措施,但是,针对大面积堆载且深厚压缩层的场地,效果有限。

    3) 救治方案三。针对大面积堆载且深厚压缩层情况,可采用更为有效的地坪抬升和补打高强管桩至持力层方案。通过管桩将地坪荷载传至深层持力层,减小地坪下高压缩性软黏土层的附加应力,可从源头有效控制地坪总沉降和差异沉降,且不需后期持续监测、运维成本低。依据地坪荷载,可考虑长短桩[11]方案,以尽可能缩短工期和减小造价。

    依据以上分析,建议从设计和工程措施两方面避免类似工程问题。首先,针对深厚软土地基上大面积堆载情况,进一步验证完善当前规范方法,如压缩层厚度确定方法、沉降修正系数的确定方法,又如,针对大面积堆载情况应整体建模,不应取其中一个单元进行分析计算,而忽视了各加载单元之间的相互作用;其次,针对类似工程,可采用堆载预压、在一定深度范围内设置排水板或砂井等排水通道,以期在工程建设完成时土层压缩趋于稳定;再次,采用更为经济优化的减沉桩基础[10],如长短桩基础,既能有效控制差异沉降、避免地坪和结构开裂,又能较好地保证工期与造价在合理的范围内,尤其是在考虑后期运维成本的情况下;此外,针对场地回填或换填材料,可选取泡沫轻质材料[12],尽可能降低地基的附加应力。

    4 结论

    1) 工程实例表面地坪沉降呈中间大、周边小的锅底式下沉形式,其中运营约三年后,实测沉降达167.39 mm,且约96%观测点的沉降值持续随时间近似于线性增长。地坪开裂长度可达6 m,裂缝宽度可达5.0 mm,一般起始于框架柱脚,沿与框架轴线呈约45°的方向向地坪中心延伸。

    2) 通过实测沉降估算得到工程实例的最终沉降介于147.1~384.6 mm之间,且目前地基固结度平均约为39%。设计时预测的最终沉降值为68 mm,仅为当前(运营约3年后)实测沉降值的62.5%、为基于实测沉降推算的最终沉降值的17.7%,可见前期设计远远低估了该工程的实际沉降值。

    3) 针对大面积堆载下软土地基沉降预测,不应取分仓单元或局部面积进行预测,应对结构基础整体分析;浅层复合地基的厚度与压缩模量对最终沉降的影响较小;上海规范沉降计算经验系数的取值不合理导致了随计算压缩层深度增加,最终沉降值反而变小的不合理结果,因此,应谨慎采用上海规范进行大面积堆载下软土地基的沉降计算。

    4) 该工程地坪沉降过大及开裂原因主要有:场地缺失渗透性较强的粉土、粉砂层,施工阶段固结沉降量过小,而主要沉降发生在投入使用后的较长时间内;设计规范未能较好考虑大面堆载引起的压缩层深度增加,从而低估了复合地基下部软土层的压缩量;仓库使用中重复且频繁的充放货物导致的循环加卸载不可避免的引起下部软土的流变、固结及侧向挤出等。

    标签:



    友情链接 :图书管理软件   飞机   软件测试  保温材料   洒水车厂家   装修中式别墅  电锅炉  国际货代     明泰铝业  集成吊顶  成都活动策划公司 货代管理软件 进出口代理清关公司 模具钢  烟雾净化器 工作服价格 工业设计公司 激光打标机   电子签章   植发多少钱  上海展台搭建   网页设计公司   网上商城  电磁流量计   钢制暖气片
    上海货代  定制礼品   香港服务器租用 精品资源网   餐饮项目  纺织品检测
     磁性过滤器  上海物流公司
    膏药OEM 爬架网 远程工作 污水提升器
    防爆配电箱  网店转让   加速器
    沪公网安备31010702002684号 沪ICP备14036201号-29