彭 仁，侯瑜京，陳祖煜，張雪東，孫慶雷，姚仰平

（1.北京航空航天大學 土木工程系，北京 100191；2.中國水利水電科學研究院 巖土工程研究所，北京 100044）

垃圾填埋場的整體穩(wěn)定是其安全運行的重要保障。填埋場失穩(wěn)不僅會引起滲濾液大量滲漏，嚴重污染周邊環(huán)境，甚至會導致人員傷亡，其后果是災難性的［1－2］。大型填埋場是一個包含有多種材料、體積龐大的土工構筑物，特別是對于那些使用多層土工合成材料復合襯墊的現代垃圾填埋場，其破壞原因就變得更加復雜。Qian等［3］對國際上近20a發(fā)生的15起大型填埋場失穩(wěn)破壞案例進行了調查，研究發(fā)現其中11起為填埋體沿襯墊系統(tǒng)的平移破壞，僅4個是填埋體內部的圓弧滑動破壞。

目前在工程實踐中，仍然采用傳統(tǒng)土力學中針對一般土體所建立的極限平衡法分析固體廢棄物堆體的穩(wěn)定性［4－8］。針對填埋體沿襯墊系統(tǒng)平移破壞，Qian等［9］采用極限平衡理論提出了雙楔體平衡破壞分析方法。而填埋場的失穩(wěn)破壞問題是大變形問題，如在美國加州Monterey Park進行的荷載試驗，超載的填埋體邊坡產生很大的變形，仍無明顯的破壞面［10］。采用傳統(tǒng)極限平衡方法，不考慮填埋體本身的變形特性可能會低估填埋場的安全系數。

為進一步研究填埋場的破壞機理，一些學者開展了離心模型試驗研究。如Jessberger等［11］采用1～3a齡期且粉碎過的陳垃圾，模擬了約20m豎直邊坡的破壞特征，驗證了固體廢棄物在發(fā)生滑動破壞前需經歷較大變形過程。朱斌等［12］研制了模擬真實垃圾土的配方，并在此基礎上研究了填埋體的變形特征。沿復合襯墊失穩(wěn)過程中，土工膜承受較大拉力。一些學者還對填埋場中土工膜抗拉特性開展了研究，如Thusyanthan等［13］采用配制垃圾土，對填埋場的地震動響應與襯墊系統(tǒng)土工膜拉力問題進行離心試驗模擬，試驗表明地震作用引起的土工膜拉力比靜力條件下增加5%～25%。林偉岸等［14］對土工膜拉力問題也進行了離心試驗模擬，認為坡度和沉降是影響土工膜拉力發(fā)展的重要因素。

由于離心試驗能夠成功的復制原型問題的土體應力水平和密度，在垃圾填埋場問題研究中得到了較好的應用。但限于試驗模擬問題的復雜性，填埋體沿襯墊系統(tǒng)平移破壞的過程還沒有實現。目前對于沿襯墊系統(tǒng)破壞問題都是僅認為是界面強度的問題，并沒有將界面特性與上部填埋體的變形特性結合考慮。因此，有必要利用新的模擬手段，模擬填埋體沿襯墊界面破壞的全過程，為揭示填埋體沿襯墊界面失穩(wěn)破壞機制奠定基礎。

本文采用離心模型試驗方法，開發(fā)利用可在超重力場環(huán)境下變角度的模型箱，再現了垃圾填埋場沿底部界面整體失穩(wěn)破壞過程。測量了垃圾土坡的位移變化，分析了垃圾土坡變形失穩(wěn)規(guī)律。初步探討了填埋體沿襯墊界面整體失穩(wěn)的分析方法。

1 試驗材料和試驗設備

1.1 試驗材料

1）配制垃圾土。研究采用中齡期垃圾土［9］，配制垃圾土主要選用水、草炭、高嶺土以及福建標準砂，按不同配比配制不同齡期垃圾土。如中齡期垃圾土，草炭（不含水）∶高嶺土∶石英砂質量比為0.54∶1∶1。試驗各控制參數如表1所示。

2）模擬復合襯墊系統(tǒng)。現代復合襯墊系統(tǒng)通常包括粘土層、土工膜、土工網、土工布以及砂土層等。在離心模型試驗中，難以復制一個如此復雜的襯墊系統(tǒng)［8］。因此需要對復合襯墊系統(tǒng)進行簡化。垃圾土與復合襯墊系統(tǒng)中土工膜的摩擦角通常在20～30°，Thusyanthan等［13］通過在光面土工膜上粘貼砂子的方法，模擬了模型垃圾土與土工膜24.9°摩擦角的工況，并且無明顯峰值出現。施建勇等［15］利用改進的大型碟環(huán)式單剪儀對復合襯墊系統(tǒng)的整體剪切試驗表明，多層復合襯墊系統(tǒng)的整體應力－位移曲線與Thusyanthan等采用土工膜上粘貼砂子的方法得到的結果相近。本試驗復合襯墊系統(tǒng)的模擬也采用類似的方法，通過控制用砂量（43.6g／m2）保證摩擦角為25°［14］。

表1 中齡期垃圾土參數

1.2 試驗設備

試驗在中國水利水電科學研究院LXJ－4－450型土工離心機上進行，該離心機最大轉動半徑5.03m，最大加速度300g。試驗還專門開發(fā)了可在離心超重力場環(huán)境下工作的變角度模型箱，如圖1所示。設計荷重88.5kg×70g，模型旋轉角速度1.4rad／min。試驗使用的模型箱為單面有機玻璃模型箱，其中鋁合金板厚度16mm，有機玻璃板厚度20mm。模型箱內部尺寸568mm×342mm×308mm（長×寬×高）。有機玻璃板一側還裝有支架，可裝攝像頭。支架頂端距有機玻璃板距離450mm。

2 試驗模型和試驗過程

2.1 試驗模型

試驗所用模型箱側壁涂有凡士林，從而減小模型側壁與垃圾土體間的摩擦。復合襯墊系統(tǒng)進行簡化至單層襯墊，單層襯墊按在1mm厚土工膜上粘砂的方法進行處理。前坡坡腳角度為40°，后坡楔形體基礎坡角角度45°。模型整體尺寸及傳感器布置如圖2所示。圖中還給出了激光傳感器測量點對應垃圾土坡的位置。

圖1 變角度模型箱裝置

圖2 模型設計圖（單位：mm）

2.2 試驗過程

在楔形體基礎及底部基礎上鋪置好襯墊，按預定密實度分層夯實垃圾土，然后進行削坡處理，使達到設計坡度。模型制作過程中埋置傳感器，傳感器位置如圖2所示。制作好的模型放入離心機吊籃，啟動離心機至加速度40g，觀察激光位移傳感器數據，待模型變形穩(wěn)定后，按照固定旋轉角速度1.48rad／min轉動模型箱，模型土坡逐漸變陡，直到垃圾土坡內部明顯破壞。試驗過程進行攝像，圖像采集系統(tǒng)以26幀／s的幀率采集圖像，記錄激光位移數據及土壓力數據，需要說明的是，由于“土拱效應”，土壓力數據在本次試驗中沒有測量好，故試驗結果中沒有給出。試驗結束后進行模型箱傾斜角度測量和模型取樣測試。本文中試驗結果按照模型比尺整理。

3 試驗結果

3.1 g值上升與穩(wěn)定階段

圖3給出了g值上升階段激光位移數據，由于信號采集中斷的問題，只記錄到前8min的位移變化。由圖3可知，在離心機g值上升過程中，3個對應點都伴隨有位移變化，LS1和LS2對應點發(fā)生持續(xù)沉降位移，并且LS2對應點豎向位移一直大于LS1對應點。但是LS3對應點位移先減小，后增大。這可能由于LS3所測點發(fā)生了往水平方向鼓出的現象。30g所對應的豎向沉降位移場如圖4所示。由圖4可知，位移場分布在坡肩處的豎向變形值最大。位移等值線沿界面方向發(fā)展，在界面附近處也伴有較小的位移值。

圖3 g值上升階段位移－時間曲線

圖4 豎向位移場分布（30g，單位：mm）

離心機轉到40g并穩(wěn)定5min后的位移場如圖5所示，對應模型如圖6所示。可以看出，位移最大處位于坡肩，達到1cm。由PIV位移分析得到的數據與拍照計算得到的數據進行了對比分析，如圖6所示，認為PIV分析計算數據可靠。

圖5 豎向位移場分布（40g，單位：mm）

圖6 g值穩(wěn)定階段模型圖（40g）

3.2 模型旋轉階段

在試驗過程中，通過旋轉模型箱，改變填埋場幾何構型，獲得垃圾填埋體沿底部界面整體滑動過程，再現整體失穩(wěn)災害現象，為研究觸發(fā)填埋體整體失穩(wěn)影響因素提供試驗基礎數據支撐。

模型箱旋轉過程中，對坡體變形過程進行了攝像，記錄了坡體變形的整個過程。將各階段垃圾土坡外輪廓線及對應模型箱旋轉角度作圖，如圖7所示。隨著旋轉角度的增大，坡體整體滑移的趨勢明顯，模型箱旋轉持續(xù)旋轉26°后，即前坡坡腳為66°時，填埋體沿內部出現破壞后停止旋轉模型箱并停機?？梢钥闯?，填埋體最后沿內部破壞的位置不是在坡腳處，并不是典型的圓弧破壞模式。

圖7 坡體變形失穩(wěn)過程

其變形累積過程如圖8所示。在旋轉角度為11.6°時，矢量角度大部分還是沿斜坡界面方向，也有少量在坡中間處方向集中的現象，隨著角度的增大，旋轉角度達到22°時，矢量方向有分層現象，主要可以分成兩層，以中間坡面線為分界，以下平行于坡底方向，整體量級相對較小。在坡底處，平行于坡底方向監(jiān)測了3個點E、F、G點平行于坡底方向的位移，3個點位移值取平均，作圖9。由圖9可知，模型箱旋轉階段，平行坡底方向的位移隨著旋轉角度的增加而累積，在0～8min階段，位移累積量整體較小，表明垃圾土坡整體滑移量還較小。8min后，模型箱繼續(xù)旋轉過程中發(fā)現位移累加值增加明顯。以t＝8min為分界，將變形失穩(wěn)過程分為變形累積階段與整體滑移階段。t＝8min對應垃圾土坡前坡51.6°，后坡56.6°，底坡11.6°的幾何構型。

從圖10明顯的看到填埋體沿襯墊底部界面整體滑移的現象，顯示了坡體的破壞過程。由圖可以看出模型整體滑移量與變形都很大，在垂直坡底方向比平行坡底方向變形累積位移要大，垂直坡底方向累積位移達到40mm，而平行坡底方向位移接近于10mm。

圖8 模型箱旋轉階段矢量圖

圖9 E、F、G點平均位移（平行坡底方向）

圖10 模型箱旋轉階段坡體滑動過程

4 討論

1）填埋場沿襯墊界面滑移破壞模式分析

在40g離心作用力下，離心模型試驗模擬了原型約8m填埋厚度的城市生活垃圾填埋場，通過旋轉模型箱，改變填埋場幾何構型，再現了垃圾堆體沿襯墊界面滑移破壞的過程?；瑒舆^程如圖10所示。分析這一過程可知，填埋堆體初始變形主要在垂直于坡底方向（豎向），豎向位移累積到一定程度后，如圖10中t＝15min時，模型轉而以平行坡底方向的橫向滑移為主。由此可以推斷，在填埋場斜坡段，界面的相對滑移量將首先增大，即斜坡段的襯墊界面將先越過峰值，達到殘余峰值強度。斜坡段的填埋體繼續(xù)擠向坡底方向，迫使底坡處堆體自身壓縮，并沿坡底橫向運動，當底坡處堆體橫向滑移量不大，襯墊界面處的強度將不會越過峰值，這取決于堆體橫向滑移的量值。該滑移破壞模式，從物理模型試驗上驗證了Stark等［16］建議的襯墊系統(tǒng)強度取值方法的合理性，即斜坡段界面強度取殘余強度值，底坡段取峰值強度值，并以此計算填埋場的穩(wěn)定安全系數。

2）垃圾土抗剪強度取值影響因素

垃圾土的應力－應變曲線呈現出顯著的應變硬化特性，隨軸應變的增加，偏應力一直處于增長的趨勢，即使應變達到20%，偏應力仍繼續(xù)增長，特別是圍壓較高時，當應變超過20%后，偏應力增加反而更為顯著，如圖11所示。由于固廢的強度參數強烈依賴于破壞應變取值，對于同一填埋場，取不同的破壞應變就會得到不同的安全系數。本次試驗，隨著模型選轉角度的增大，最終在坡體內部淺層處出現滑移面，而沒有沿坡體內部深層破壞的跡象，這可能是由于隨著上覆荷載的增大，深層垃圾土的應變硬化現象更為顯著造成的。

圖11 中齡期模型固廢應力－應變關系［17］

目前，針對固廢的破壞應變取值問題還未有一致的觀點?？紤]到填埋場變形對構筑物的影響較大，建議以15%～20%應變對應的剪切強度作為垃圾土抗剪強度參數。影響垃圾土強度的因素還有很多，比如垃圾的齡期，一般隨著垃圾齡期的增加，抗剪強度有增加的趨勢［18］。此外，土體的滲透性也直接影響到抗剪強度取值方法，對于滲透性較差的垃圾土，又面臨著較快的加荷速度時，需要取不排水剪切強度作為分析參數?？辜魪姸冗€與垃圾土本身的飽和程度相關，隨著滲濾液水位的升高，滲濾液以下區(qū)域應看作飽和垃圾土，而對于滲濾液面以上區(qū)域，應作為非飽和垃圾來考慮，而非飽和土體抗剪強度又與飽和度有密切關系。由此可以看出，垃圾土抗剪強度取值較為復雜，應綜合考慮主要因素，合理簡化，獲得與實際工程較為一致的強度參數，為穩(wěn)定性計算奠定基礎。

5 結論

1）在40g離心加速度的條件下，前坡40°，后坡45°的填埋場主要表現為沉降變形，坡肩處沉降值最大，沿底部界面失穩(wěn)的可能性較小。通過旋轉模型箱，改變了填埋場幾何構型。當模型箱轉動超過11.6°（對 應 填 埋 體 前 坡 51.6°，后 坡 56.6°，底 坡11.6°），填埋體開始沿襯墊界面滑移，隨著模型箱的轉動角度不斷增大，整體滑移呈加速趨勢。當模型箱旋轉26°后（對應填埋體前坡66°，后坡71°，底坡26°），破壞模式由整體滑移變?yōu)檠靥盥耋w內部淺層破壞?？梢钥闯?，填埋場幾何構型對穩(wěn)定性具有較大影響。填埋場設計時，應按照規(guī)范要求，控制好邊坡各界面的坡度，特別是襯墊底部邊坡坡角，最好不要超過襯墊界面摩擦角。

2）在沿填埋體內部淺層破壞之前，土體經歷了較大的變形。垂直坡底方向的位移與平行坡底方向的位移分別達到40和10mm。在堆體沿平行坡底方向運動前，斜坡段處的填埋體已經發(fā)生了較大變形。這表明，填埋體沿襯墊界面滑移破壞過程中，斜坡段的襯墊界面將先越過峰值，到達殘余強度，而底坡處襯墊界面參數可取其峰值強度。這一破壞過程，從試驗角度驗證了Stark等［16］建議襯墊系統(tǒng)強度取值方法的合理性。

3）城市固廢的破壞應變取值問題還未有一致觀點，因為固廢即使變形較大但仍不發(fā)生破壞。試驗中，模型土體整體變形較大，模型最終在坡體內部淺層處出現滑移面，而坡底處沒有沿坡體深層破壞的跡象。考慮到填埋場變形對構筑物的影響較大，建議以15%～20%應變對應的剪切強度作為垃圾土抗剪強度參數。實際影響抗剪強度參數的還包括垃圾土的齡期、飽和度狀況以及滲透性及加荷載速率等因素，需要綜合考慮。

［1］Mitchell J K，Seed R B，Seed H B.Kettleman hills waste landfill slope failure.I：liner－system properties ［J］.Journal of Geotechnical Engineering，1990，116（4）：647－668.

［2］Stark T D，Eid H T，Evans W D，et al.Municipal solid waste slope failure.II：Stability analyses［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2000，126（5）：408－419.

［3］Qian X，Koerner R M.Stability analysis when using an engineered berm to increase landfill space［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2009，135（8）：1082－1091.

［4］《巖土離心模擬技術的原理和工程應用》編委會.巖土離心模擬技術的原理和工程應用［M］.武漢：長江出版社，2011.

［5］詹良通，管仁秋，陳云敏，等.某填埋場垃圾堆體邊坡失穩(wěn)過程監(jiān)測與反分析［J］.巖石力學與工程學報，2010，29（8）：1697－1705.Zhan L T，Guan R Q，Chen Y M，et al.Monitoring and back analyses of slope failure process at a landfill［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2010，29（8）：1697－1705.

［6］詹良通，蘭吉武，鄧林恒，等.濃縮液回灌對垃圾填埋體水位及穩(wěn)定性的影響［J］.土木建筑與環(huán)境工程，2012，34（2）：126－131.Zhan L T，Lan J W，Deng L H，et al.Effect of concentrated leachate recirculation on leachate level and slope stability of municipal solid waste landfill［J］.Journal of Civil Architectural ＆Environmental Engineering，2012，34（2）：126－131.

［7］張文杰，林偉岸，陳云敏.垃圾填埋場孔壓監(jiān)測及邊坡穩(wěn)定性分析［J］.巖石力學與工程學報，2010，29（Sup2）：3628－3632.Zhang W J，Lin W A，Chen Y M.Pore pressure monitoring and slope stability analysis of a waste landfill［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2010，29（Sup2）：3628－3632.

［8］彭緒亞.垃圾填埋氣產生及遷移過程模擬研究［D］.重慶：重慶大學，2004.

［9］Qian X，Koerner R M，Gray D H.Translational failure analysis of landfills ［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2003，129（6）：506－519.

［10］Singh S，Murphy B J.Evaluation of the stability of sanitary landfills ［J］.Astm Special Technical Publication，1990，1070：240－258.

［11］Jessberger H L，Kockel R.Determination and assessment of the mechanical properties of waste materials［C］／／Waste Disposal by Landfill，1995，93：313－322.

［12］朱斌，楊春寶，王磊，等.人工城市固廢配制及填埋場變形離心模型試驗［C］／／第一屆全國巖土多場相互作用及環(huán)境土工學術研討會，2011：425－432.

［13］Thusyanthan N I，Madabhushi S G，Singh S.Tension in geomembranes on landfill slopes under static and earthquake loading－centrifuge study［J］.Geotextiles and Geomembranes，2007，25（2）：78－95.

［14］林偉岸，張宏偉，朱斌，等.填埋場斜坡上土工膜離心模型試驗研究［C］／／第一屆全國巖土多場相互作用及環(huán)境土工學術研討會，2011：459－465.

［15］錢學德，施建勇，劉慧，等.垃圾填埋場多層復合襯墊的破壞面特征［J］.巖土工程學報，2011，33（6）：840－845.Qian X D，Shi J Y，Liu H，et al.Failure interface behavior of multilayer landfill liner system ［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2011，33（6）：840－845.

［16］Stark T D，Poeppel A R.Landfill liner interface strengths from torsional－ring－shear tests［J］.Journal of Geotechnical Engineering，1994，120（3）：597－615.

［17］楊春寶.填埋場變形與穩(wěn)定離心模型試驗研究［D］.杭州：浙江大學，2013.

［18］Machado S L，Karimpour－Fard M，Shariatmadari N，et al.Evaluation of the geotechnical properties of MSW in two Brazilian landfills［J］.Waste Management，2010，30（12）：2579－2591.