两种土压力水平下防渗帷幕的防污能力

何 俊,胡晓瑾,阮晓晨,颜 兴

(湖北工业大学土木工程与建筑学院,湖北 武汉 430068)

两种土压力水平下防渗帷幕的防污能力

何 俊,胡晓瑾,阮晓晨,颜 兴

(湖北工业大学土木工程与建筑学院,湖北 武汉 430068)

为探究防渗帷幕材料在不同荷载作用下导致的渗透性和厚度变化对其防污能力的影响,在对土-膨润土防渗帷幕工程性质分析的基础上,进行了污染物运移计算,分析了不同压力和边界条件下帷幕的击穿时间。结果表明:土-膨润土帷幕材料多属于中压缩性土,帷幕材料在底端压力下渗透系数与初始渗透系数的差异可达1个数量级;常用的相对浓度为10%和稳定通量为5%两种击穿标准所得击穿时间存在较大差异,两者的比值为1.42～2.21;以帷幕底端参数计算的帷幕下游处相对浓度和通量均小于以初始参数计算的结果,前者击穿时间大于后者,以最大压力对应参数所得的设计结果偏于危险。

防渗帷幕;土-膨润土;污染物运移;土压力;击穿时间

防渗帷幕是抑制卫生填埋场渗滤液对地下水和土体污染的措施之一,其较低的渗透系数是达到预期防污效果的关键性能指标。国内外常用的防渗帷幕材料有土-膨润土、水泥-膨润土以及黏土固化注浆等[1-2],其中土-膨润土防渗帷幕具有施工简便、成本低廉和抗渗能力强等优点,广泛应用于垃圾填埋场及污染场地修复领域。

一般情况下,土-膨润土防渗帷幕材料施工时,含水率需满足施工坍落度100～150 mm的要求,此时土样含水率较高、干密度较小。Barben等[3-4]研究发现,土-膨润土坍落度满足要求时含水率约在43.2%～53.1%范围内。Baxter等[5]研究表明,达到坍落度要求的含水率约为液限的1.0～1.5倍。此外,防渗帷幕在使用过程中,由于受到竖向压力和水平压力作用,防渗材料将发生压缩,且渗透系数随压力的变化范围较大。Malusis等[6-7]研究表明,当土-膨润土所受压力从24 kPa增大到383 kPa时,渗透系数从2.6×10-10m/s减小至1.3×10-10m/s,压缩指数为0.21～0.24,属于中等压缩性土。Yeo等[4]对不同黏粒含量和膨润土含量的土-膨润土材料研究发现,压缩指数随黏粒含量及膨润土含量的增大而增大,最大为0.27;当压力从5 kPa增大到320 kPa时,渗透系数降低约1个数量级。杜延军等[8]也得到类似的结果。不同深度处土-膨润土防渗帷幕所受的压力不同,其厚度、渗透系数也将与施工时有所差异,相应的防污能力也可能随深度而变化。

卫生填埋场渗滤液中污染物的运移是一个包括对流、扩散、水化消解、沉淀、吸附、离子交换等作用的极其复杂的过程,仅单一、定性地研究防渗帷幕材料的渗透性、对污染物的阻滞吸附作用还不足以为帷幕的设计提供足够的依据。詹良通等[9]通过设定3种不同的地质透水条件,基于Ogata经典半无限边界条件解析解,分析了渗透系数、防渗帷幕厚度以及水头差等因素对防渗帷幕服役寿命的影响,发现渗透系数降低1个数量级,防渗帷幕的服役年限增加近10倍;厚度从0.6 m增加到1.6 m时,击穿时间延长至原来的6～7倍;水头差对防渗帷幕服务性能的影响更加不能忽视,水头差由10 m减小至0.3 m,服役时间可达原来的23～30倍。文献[9]及我国现行规范(CJJ 176—2012《生活垃圾卫生填埋场岩土工程技术规范》)服役年限均以相对浓度为10%作为击穿浓度的控制标准来计算确定。

图1 计算模型示意图

防渗帷幕中污染物运移计算有多种边界条件,Rabideau等[10]对此进行了系统的分析,给出了有限厚度边界条件下污染物运移的解答,并推荐在现场尺度下选择入口定浓度、有限厚度出口零浓度作为边界条件进行设计。Britton等[11-13]在研究防渗帷幕中污染物的运移时,均选用有限厚度边界条件,并以污染物通量达到5%的稳定通量时所需的时间作为击穿时间。实际上,在防渗衬垫和屏障设计时,通常需要针对具体的污染物,根据饮用水浓度标准和污染物通量共同确定。Foose[14]在设计衬垫时以CH2Cl2为对象,以衬垫底部质量浓度小于5 μg/L和通量小于1 500 mg/(hm2·a)为标准,其中质量浓度标准是根据美国环保局饮用水标准确定的,而通量标准没有明确给出确定方法。防渗帷幕常用的边界条件(即半无限和有限厚度边界条件)、击穿标准(即相对浓度和通量击穿标准)对设计和评价的影响如何,目前还缺乏相关研究。

本文以土-膨润土防渗帷幕为研究对象,分析帷幕材料的厚度和渗透系数等参数随压力的变化规律,选定两种土压力水平下材料性质参数,采用半无限和有限厚度两种边界条件进行污染物运移计算,并分别以相对浓度和通量作为击穿标准探讨防渗帷幕击穿时间的差异,以期为土-膨润土防渗帷幕的性能评价和合理设计提供参考。

1 研究方案

1.1 防渗帷幕所受的土压力

(1)

(2)

式中:kam为主动土压力系数;ρ′为帷幕材料的有效密度;g为重力加速度;Z为防渗帷幕的深度。为简化计算,取kam等于静止侧压力系数1-sinφ′,其中φ′为有效摩擦角(取为30°),有效密度取为0.97 g/cm3[5]。依据文献[9]中苏州七子山填埋场防渗帷幕情况,假设帷幕深度为40 m(图1(a)),可计算得防渗帷幕最深处所承受的水平有效应力为194 kPa。

1.2 研究方法

考虑两个工况(图1(b)(c),工况1运移参数选为帷幕顶部初始厚度及低压力下的相应系数,工况2运移参数选为帷幕底端在194 kPa土压力下的厚度及相应参数),分别进行污染物运移计算,探讨两种工况下帷幕材料的防污性能。其中,工况1对应帷幕施工完成后没有固结压力时的情况,工况2对应整个帷幕承受最大固结压力、固结变形完成后的情况。

污染物在防渗帷幕材料中的运移可用对流弥散方程来描述[10]:

(3)

式中:Rd为阻滞系数;C为污染物浓度;D为水动力弥散系数,由于帷幕材料中流速很小,水动力弥散系数可取为扩散系数;v为平均孔隙流速,v=ki/θ,其中k为渗透系数,i为水力梯度,θ为体积含水量,饱和土样的体积含水量即为孔隙率n。

分别考虑半无限边界条件和有限厚度边界条件,入口边界污染物浓度恒为C0,出口边界污染物浓度恒为0 mol/L;初始浓度为0 mol/L。在半无限边界条件下,x=H处浓度C与C0的比值(即相对浓度)为[9]

(4)

式中:H为防渗帷幕厚度;t为时间。

在有限厚度边界条件下,x=H处通量J[10]为

(5)

稳定通量Jss为

(6)

选择两种击穿标准:①浓度标准[9-10],即x=H处污染物浓度达到C0的10%时防渗帷幕被击穿;②通量标准[13-14],即x=H处污染物通量达到稳定通量的5%时防渗帷幕被击穿。

1.3 运移参数

选用高岭土-膨润土、添加胶粉的高岭土-膨润土进行一维固结试验,试验结果如表1所示。在高岭土-膨润土中添加胶粉的目的是增强帷幕材料对有机污染物的吸附阻滞能力。

表1 固结试验结果

注:15%GR、15%PR分别表示添加12目和30目胶粉的改性高岭土-膨润土,胶粉与高岭土的质量比为0.15。

试验时,用5%的膨润土浆液与高岭土或胶粉-高岭土混合土拌和,参考相关研究[3-7]中含水率的控制方法,取满足110 mm坍落度要求的含水率为控制含水率;土样密封静置24 h后开展固结试验。渗透系数由k=Cvmvρwg间接得出,其中Cv为固结系数,mv为体积压缩系数,ρw为水的密度,g为重力加速度。

分析发现,土样在100～200 kPa竖向压力下压缩系数为0.3～0.5 MPa-1,属于低-中压缩性土;压缩指数为0.12～0.17。土样渗透系数随竖向压力的增大而减小,在10-8～10-7cm/s数量级之间变化。参考固结试验结果,污染物运移计算时所用孔隙率及渗透系数取值见图1(b)(c)。参考文献[9，17]中的统计结果,本文扩散系数选为2.0×10-6cm2/s;考虑屏障材料对污染物有一定的吸附阻滞能力,阻滞系数选为1.5。另外,分别选用30 cm和200 cm模拟上下游低水头差和高水头差。

CJJ 176—2012《生活垃圾卫生填埋场岩土工程技术规范》要求垂直防渗帷幕厚度不小于0.6 m且不宜大于1.5 m,本文选为1.0 m。假设防渗帷幕只在水平方向上发生一维固结压缩,运用分层总和法,按照一层计算,防渗帷幕的压缩量s可表示为

(7)

式中e0、e分别为初始孔隙比和水平压力作用下对应的孔隙比。根据上式可计算出194 kPa水平压力下防渗帷幕的厚度为0.89 m。

图2 帷幕下游相对浓度与时间的关系

2 计算结果与分析

2.1 相对浓度

图2为半无限边界条件下防渗帷幕下游处(x=H)相对浓度与时间的关系曲线。可以看出:①在水头差一定的条件下,工况1相对浓度远高于工况2,二者差异显著。例如,低水头差、20 a时,工况1和工况2相对浓度分别为0.247和0.079,前者约为后者的3.1倍;高水头差时,工况1相对浓度在6 a时就接近1.0,而工况2相对浓度在20 a时约为0.84。②上下游水头差增大导致击穿时间提前，且水头差越大,两种工况下击穿时间的差异越大。以C0的10%为击穿标准(浓度标准)时,低水头差条件下,工况1和工况2击穿时间约分别为13.0 a和22.5 a,后者约为前者的1.73倍;高水头差条件下,工况1和工况2击穿时间约分别为3.0 a和8.0 a,后者约为前者的2.67倍。

2.2 污染物通量

图3为有限厚度边界条件下防渗帷幕下游处污染物通量J与稳定通量Jss的比值与时间的关系曲线。可以看出,与图1类似,在一定水头差下,工况1通量大于工况2通量;上下游水头差增大导致击穿时间提前。以5%稳定通量为击穿标准时,低水头差条件下,工况1和工况2击穿时间约分别为9.2 a和10.2 a,后者约为前者的1.11倍;高水头差条件下,工况1和工况2击穿时间约分别为2.3 a和6.1 a,后者约为前者的2.65倍。与图1相比,低水头差条件下工况1和工况2相对通量的差异略小于相对浓度的差异;以通量标准所得击穿时间小于以浓度标准所得结果。

图3 帷幕下游相对通量与时间的关系

2.3 击穿时间

在低水头差、不同击穿标准下,击穿时间tj与阻滞系数Rd的关系曲线如图4所示,击穿时间tj与帷幕初始厚度H0的关系曲线如图5所示。可以看出:①随着阻滞系数和帷幕初始厚度的增大,击穿时间大幅增加。增强帷幕材料的吸附能力对延长击穿时间是非常重要的,尤其是在帷幕厚度已经很大但仍不能满足要求的情况下。例如,以工况1、浓度标准来计算,当初始厚度为1.0 m的帷幕材料的阻滞系数由1.5增大到3.0时,击穿时间由13.0 a增加到26.1 a;当阻滞系数为1.5的帷幕材料的初始厚度由1.0 m增大到1.5 m时,击穿时间由13.0 a增加到29.4 a。②以C0的10%作为击穿标准所得的击穿时间大于以5%稳定通量标准所得结果。对于工况1,浓度标准与通量标准所得结果的比值为1.42;对于工况2,二者比值为2.21;当水头差一定时,该比值基本不随阻滞系数和初始厚度的变化而变化。③工况2击穿时间均大于工况1计算结果。浓度标准下,工况2与工况1所得击穿时间的比值约为1.72;通量标准下,二者比值约为1.11。④在本文计算条件下,工况2浓度标准得到的击穿时间最长,工况1通量标准得到的击穿时间最短。

图4 击穿时间与阻滞系数的关系(H0=1.0 m)

图5 击穿时间与帷幕初始厚度的关系(Rd=1.5)

2.4 讨论

刘庭发等[18]在复合衬垫对重金属离子防污性能研究中指出,采用击穿时间作为评价指标的合理性值得探讨。实际上,对于防渗帷幕而言,用击穿时间作为评价和设计指标也需要注意:①边界条件和击穿标准的选择。半无限边界条件相对简单,并可以采用浓度标准进行分析,根据GB 5749—2006《生活饮用水卫生标准》中地下水质量指标即可确定污染物浓度限值。但是,有限厚度边界可能更符合实际工况,此时只能选择通量作为击穿标准。本文依据文献[12-13],选择5%的稳定通量作为击穿标准,但5%的选择有一定的主观性,如何选择合适的通量击穿标准还有待于深入研究。②帷幕不同位置的击穿时间存在差异,且差异随着上下游水头差的增大而增大。帷幕材料受压后厚度变薄、渗透系数减小,前者对防污不利而后者对防污有利,但总体而言渗透系数减小对增强帷幕防污效果的影响更大。设计时若选用压力偏大则相应渗透系数偏小,如果再不考虑帷幕厚度的变化,得到的设计结果将偏于危险。

3 结 论

a. 土-膨润土防渗帷幕材料一般属于中压缩性土,在水平应力作用下发生固结压缩,厚度变薄且渗透系数减小。在本文试验和计算条件下,防渗帷幕在40 m深处所受水平应力约194 kPa,与初始厚度相比其厚度减小约10%,渗透系数由低压力下的10-7cm/s数量级减小至194 kPa压力下的10-8cm/s数量级。

b. 选取不同的击穿标准所得的结果存在较大的差异。以5%稳定通量作为击穿标准所得击穿时间小于以C0的10%作为击穿标准所得结果。在30 cm水头差情况下,浓度标准与通量标准所得击穿时间的比值为1.42～2.21。

c. 以帷幕底端参数(工况2)计算的帷幕下游处相对浓度和通量均小于以初始参数(工况1)的计算结果,两种工况下击穿时间有较大差异。在30 cm水头差情况下,以C0的10%作为击穿标准得到工况2击穿时间约为工况1击穿时间的1.73倍,以5%稳定通量标准得到的约为1.11倍,且该比值随水头差的增大而增大。在设计时,防渗帷幕所受荷载的大小、材料厚度及渗透系数随压力的变化都有必要考虑,以最大水平压力对应参数所得的设计结果偏于危险。

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Pollution prevention capacity of cutoff wall under two earth pressures

HE Jun, HU Xiaojin, RUAN Xiaochen, YAN Xing

(CollegeofCivilandArchitecturalEngineering,HubeiUniversityofTechnology,Wuhan430068,China)

To investigate the effects of permeability and thickness of materials under different loads on the pollution prevention capacity of a cutoff wall, contaminant transport was calculated based on analysis of the engineering properties of the soil-bentonite cutoff wall, and the breakthrough time of the cutoff wall was analyzed under different pressures and boundary conditions. Results indicate that soil-bentonite has a moderate level of compressibility, and the difference between the hydraulic conductivities at the top and bottom of the cutoff wall may reach one order of magnitude. There is a large difference in the breakthrough time calculated with two standards, i.e., the relative pollutant concentration reaching 10% and the stable pollutant flux reaching 5%, with the ratio of calculated breakthrough time ranging from 1.42 to 2.21. The pollutant flux and relative concentration downstream of the cutoff wall calculated with parameters of the bottom of the cutoff wall are less than those calculated with the initial parameters, and the corresponding breakthrough time of the former is longer than that of the latter. According to the results obtained with the parameters under the maximum pressure, the designed cutoff wall will be dangerous.

cutoff wall; soil-bentonite; contaminant transport; earth pressure; breakthrough time

武汉市青年科技晨光计划(201271031418);湖北省自然科学基金(2014CFB606)

何俊(1977—),女,教授,博士,主要从事环境岩土工程研究。E-mail:hjunas@163.com

10.3880/j.issn.1006-7647.2017.02.011

TV223.4+3

：A

：1006-7647(2017)02-0063-05

2016-03-22 编辑：熊水斌)