工程渣土场回填土的力学性能及扩容分析*

苏夏征 程 峰② 谢廷勇

(①中国有色桂林矿产地质研究院有限公司，桂林 541004，中国)

(②桂林电子科技大学建筑与交通工程学院，桂林 541004，中国)

0 引 言

工程渣土是在工程建设过程中清表、开挖等产生的弃土，被建设部列为5大类建筑垃圾之一(Chen et al.，2015)。随着我国城市化进程的加快，大规模的房屋建筑、轨道交通、地下空间等开发建设，产生了大量的工程渣土(乔丽平，2012)。据统计，我国每年约产生20亿吨工程渣土(Chen et al.，2015；刘兴荣等，2018)，主要处理方式是填埋，但由此产生的安全问题也成为社会关注的重点。

工程渣土填埋场的安全问题主要以滑坡、崩塌、泥石流等地质灾害问题为主(乔丽平，2012; 刘兴荣等，2018)。近年来影响较大的当属深圳光明新区渣土场滑坡安全事故，造成了8.81亿元经济损失，产生的原因主要是渣土场不合理的堆存引发的边坡失稳；其次如北京西三旗地区某住宅项目，在工程渣土填埋场进行基坑开挖时引发了大规模的地面开裂、边坡失稳；北京某标段隧道掘进过程中引发上部工程渣土填埋场地面塌陷等，上述事故发生均属工程渣土不合理的堆存引发的(Lavigne et al.，2014)。由于目前针对工程渣土填埋场的相关规范标准还不完善，导致设计缺乏合理性，场地容量利用率低，库容浪费严重，另外简单倾倒等处理方式也无法保证安全性。因此如何提高填埋场的库容，保障运营安全是亟待解决的问题。

目前对填埋场固体废弃物沉降、压缩特性及容量分析模型等方面研究取得了一定的进展。孙剑平等(2012)通过研究杂填土场地土体的物理力学指标试验，得出了杂填土的内摩擦角、黏聚力值均较低的结论，认为土层厚度变化大，性质不均是基坑开挖中极易产生变形、发生不均匀沉降的原因。Merry et al.(2005)通过大尺寸MSW压缩试验、原位MSW压缩试验等结果分析，提出了填埋场容量计算方法。Steiakakis et al.(2009)通过MSW压缩特性研究，提出了基于压缩特性的主、次压缩指数的建议值。Omraci et al.(2003)建立了工程渣土填埋场的沉降双屈服面模型，研究了场地沉降与土体性能之间的关系，并通过非线性有限元软件计算获得了影响沉降的主要参数，研究成果对工程渣土场沉降计算及库容优化设计有重要的指导作用。陈云敏等(2003，2016)基于城市固体废弃物压缩、渗透特性以及降解等性能，提出了一维降解固结模型，阐述了固相水解、胞内水释放、降解导致压缩性衰变的机理。蒋秀姿等(2018)采用Marques模型、Sowers模型、应力降解模型组合，研发了用于填埋场容量与沉降的MSW计算程序。以上研究成果对于工程渣土场库容数值模拟方面研究具有一定的推动作用，但研究成果缺乏实际的工程实践数据验证而不能得到广泛推广应用。近年来，工程渣土填埋场沉降与容量分析研究也取得了一些有益的成果，Shi et al.(2018)在均质化理论的基础上，建立了工程渣土的双孔隙度固结模型，其模拟结果与实测结果具有较好的一致性。由于工程渣土性能差异大、填埋随机性大，沉降、容量分析涉及影响因素多，因此在库容设计中需要系统的勘察，获取实际工程特性参数，才能因地制宜地分析存在的问题，提出合理的填埋方法，有效增大库容。

基于此，本文以梧州市龙圩区李家坳工程渣土填埋场为研究对象，通过钻孔取样、原位试验、室内试验等，对渣土的组分、力学性质、压缩性能等进行研究，系统评价场地的固结度、压实度及地基承载力。并依据场地地形建立了三维模型，采用LANDFILL时间和空间离散化分析程序，对积水填埋等不同工况下的库容、沉降进行了模型分析与计算，提出了容量设计技术参数，为类似的填埋场地库容设计提供技术数据参考及工程借鉴。

1 工程概况

填埋场位于梧州市龙圩区李家坳，由于矿山开采形成的深坑，总面积约2.16×105im2，容量约7.0×106im3，日均消纳工程渣土2.4×104im3。研究区域占地面积约4.9×104im2，容量约为8.89×105im3，累计填方量为7.88×105im3，矿坑最深处达25im。场地堆积年限约为4ia。该矿坑在回填渣土前存有大量积水，约4.29×104im3。填埋方式为简单倾倒，场地未设置排水设施，未经过压实处理。

2 岩土工程勘察方法

2.1 原位测试与取样方法

填埋区域的工程渣土来源于梧州市不同建设工地，以黏性土为主，含有随机分布的碎石、碎砖及混凝土块，填埋过程无序，组分不均。为使试验顺利进行，原位测试方法改用标准贯入试验(SPT)与重型圆锥动力触探(DPT)，取样采用全断面土芯取样法。

2.2 勘察点布置

勘察点布置沿倾倒方向，DPT孔与SPT孔间隔不超过20im，取样孔的间隔不超过6im。勘察点、动力触探点5个(D1～D5)按沿虚线布置，标准贯入点2个(S1、S2)，钻孔取样点5个(B1～B5)，共取土样50个，具体分布见图1。

2.3 室内试验

2.3.1 含水率、干密度

选取50个形状完整的样品，计算得出天然密度，采用烘干法测定土样的含水率。再取9个原状表层土样，采用环刀法和烘干法测试其干密度和含水率。

2.3.2 样品处理方法

将不同标高处的土混合均匀，风干后碾碎，混合均匀后过5imm筛，制备14个试样，测试颗粒级配、比重、塑限液限。作为击实、固结试验的备用土样。

2.3.3 塑限、液限、颗粒级配、比重

按照规范要求测定液限、塑限。选取14个重塑土样，用比重瓶法测定比重，湿筛法、密度计法测定颗粒级配。

2.3.4 击实试验

取20ikg具有代表性B1～B4勘察孔重塑土样，先测定风干含水率，再加水制备5个含水率土样，计算湿密度，测定含水率，绘制ρd-ω关系曲线，得到相应的ρdmax和ωopt。

2.3.5 固结试验

采用大尺寸固结仪进行试验，其内径为100imm，高度为150imm，如图2所示。

试验采用压力等级为25～800ikPa，每级压力持续时间为24ih，记录土样的压缩量。

固结试验试样为2组低液限黏土(CL)、2组含砂细粒土(CLS)，高度均为50imm(表1)。

表1 试样物理性能指标Table 1 Physical properties of the sample

3 试验结果与分析

3.1 颗粒级配、比重、塑限、液限

工程渣土主要分为含砂细粒土(CLS)和低液限黏土(CL)两种，根据试验结果绘制颗粒级配曲线见图3。

由图3可知，场地内工程渣土分布随机性大，差异性明显，组分分布不均，沿倾倒方向、深度方向，无明显规律。

3.2 干密度、含水率

在B1～B5钻孔每隔0.5im距离取10个表层土样，共50个样品，平均干密度为1.19ig·cm-3，其饱和度、干密度与取样深度之间的变化关系见图4。

由图4可知较深层土样仅有少数干密度偏小且具有较大的离散性，增加或减小的趋势没有随深度明显变化。

根据各钻孔所取土样的物理力学指标试验结果，对样品的平均干密度、含水率和饱和度的统计结果见表2。

表2 平均干密度、含水率和饱和度Table 2 Average dry density，moisture content and saturation

液性指数IL计算公式如下：

IL=(ω-ωP)/(ωL-ωP)

(1)

式中：ω为天然含水率；ωL为液限；ωP为塑限；大小均可由试验所得。

根据50个试样计算结果绘制土样液性指数分布见图5。

由图5可知处于流塑状态、软塑状态的土样占比较大，尤其在浅层1im、2im处均处于流塑状态，土质整体偏软。

对B1～B5孔的重塑土进行击实试验后计算压实度，压实度DC计算公式如下：

DC=ρd/ρdmax

(2)

式中：ρd为实测的干密度；ρdmax为最大干密度。

根据干密度、含水率的试验结果以及压实度的计算结果绘制其关系曲线见图6。

图6a显示B1～B4孔试样平均压实度为0.75。图6b显示B5孔试样的平均压实度为0.83。CLS的最优含水率、最大干密度均小于CL。

根据B1～B5孔土样的压实度计算结果与取样深度，绘制其变化关系如图7所示。

由图7可知B1、B3钻孔土样的压实度随深度增加呈缓慢增长趋势；B2钻孔土样的压实度随深度增加呈先增加后减少再增加的趋势；B4钻孔土样的压实度随深度增加呈先增大后减小再增大的趋势；B5钻孔的压实度先呈增长趋势，后呈减小趋势，在局部有突然增大的异常点。

3.3 动力触探和标贯试验

试验采用重型圆锥动力触探，连续击打后记录打入10icm的锤击数，记录5条贯入深度的连续曲线。标准贯入试验采用不连续贯入法，用回转钻钻至试验处标高以下15icm后，记录打入30icm的锤击数。试验结果见图8。

由图8可知S1的锤击数与液性指数试验结果基本一致，但与D4圆锥动力触探结果存在一定差距，主要因为工程渣土中含有大量分布不均的砖石等大颗粒，灵敏度较高，土体受到轻微扰动，就会导致结构破坏，强度降低。

3.4 固结度评价

根据固结度公式计算B1～B5钻孔的平均固结度，并将孔隙比及上覆有效应力的计算结果，通过影射投影法绘制其关系见图9。

图9中仅B5表现出增长趋势，且固结度随着倾倒点距离增加而增加。

由于工程渣土固结度较低，土中有超静孔压(王艳明等，2007；柯翰等，2011)，其大小可由下式估算：

u=(1-U)p

(3)

式中：u为超静孔压；U为固结度；p为上覆有效应力。

通过计算可知B1～B5钻孔土样的超孔压为0～160ikPa，平均孔压40ikPa。超静孔压与深度变化的规律见图10。

由图10可知超静孔压均随着填埋深度的变化而增加。

根据B1～B5钻孔土样固结度计算结果绘制其与深度变化的规律见图11。

由图11可知，除钻孔B1、B3有明显增加规律外，其余3个孔土样的固结度与深度变化关系均不明显，表现为浅层土的固结度能够达90%以上，而深层土却在10%以下，说明填埋场工程渣土具有性质不均、随机性大、工程力学变化大等特点。

4 沉降、容量分析

4.1 填埋场三维地形建模

根据填埋场的地形测量数据，采用Bentley InRoads软件生成场地的等高线(雷华阳等，2007；刘治清等，2017)，等高线间距1im，采用AutoCAD Civil 3D绘制了场地的三维地形图，如图12。

4.2 填埋过程建模

计算采用LANDFILL程序对填埋场沉降和库容进行分析(李俊超等，2018; 朱遥等，2020)。通过时空离散化原理将填埋体划分为(I+1)×(J+1)个独立的填埋柱单元计算填埋场几何库容。填埋体分时段的填埋层数为n层，计算各层沉降、库容，场地封顶后由填埋边界、顶面、底面组成。

将场地的三维地形图导入LANDFILL程序进行计算，由于场地地形较复杂，且要求计算精度高，计算填埋柱单元以1im×1im网格划分(Sowers，1973)，将场地空间离散为6743个单元，见图13。

单元格的底面计算采用3次方插值法，顶面高程计算采用线性插值法，得到的计算结果作为几何库容计算的参数。工程渣土中因含有不可降解物质，计算沉降时选用Sowers模型。工程渣土填埋速率为2im·月-1，最小标高为24.87im，最大标高为51.09im，根据工程实际情况进行建模，分层填埋沉降计算按填埋过程的13段标准进行。

4.3 基本假设

由于工程渣土填埋过程中是动态的，且受到地下水位上升的影响(Chen et al.，2009；刘忠玉等，2019)，因此在计算上覆有效应力和沉降时基本假设如下：

(1)地下水位高度比例系数为α，最大地下水位高度为Hωmax。

(2)计算上覆有效应力，采用工程渣土的自然容重、浮容重以及超静孔压修正后的容重，采用三折线法对B1～B5孔的土体重度与填埋深度进行修正，其变化规律见图14。

(3)在新增填埋层时，连续两个填埋阶段期间上覆有效应力不变，且填埋场封场后保持不变。

(4)填埋时刻的相应主压缩量为瞬时产生。在填埋场容量计算分析时，分两种情况进行。

①不考虑土体压缩时，填埋场的几何库容VG计算公式为：

(4)

(5)

②考虑土体压缩时，填埋场实际库容VA与实际填埋量MA(t)的计算公式如下：

(6)

(7)

(8)

为定量描述增容效果，将机械蠕变压缩、力学压缩空间几何体积增大的效果代表扩容率β，其公式表示如下：

β=(VA-VG)/VG×100%

(9)

式中：VA为堆填实际库容；VG为几何库容。

Sowers固结模型计算所使用的计算参数以及试验获取的填埋场土体物理力学指标见表3。

表3 Sowers固结模型计算参数Table 3 Calculation parameters of Sowers consolidation model

4.4 结果分析

通过模型首先计算填埋场的几何库容VG为10.1×105im3，采用修正重度在3种工况下分别计算堆填容量与堆填质量，结果如下：

(1)在填埋场积水状态下，采用超静孔压修正后的重度三折线法计算实际堆填容量VA为9.86×105im3，质量为1.528×106it，此时扩容率β为8.9%。

(2)在场地主固结沉降全部完成后的状态下，采用浮容重三折线法计算实际堆填容量VA为1.1×106im3，堆填质量为1.813×106it，扩容率β为21.6%。

(3)在场地主固结沉降全部完成后，且地下水位降低到坑底时，采用自然容重三折线法计算的实际堆填容量VA为1.13×106im3，堆填质量为1.862×106it，扩容率β为25.1%。

结果表明由于矿坑中实际存有较多积水，且场地无排水措施，浸泡后的渣土大部分处于饱和状态，固结度较低，致使矿坑增容较小，因此矿坑积水是导致容量利用率低的主要原因。根据现场调查，场地实际扩容率仅为8.9%。如按本文计算方法，完善排水措施，改进填埋工艺，场地扩容率能够达到25.1%，扩容率提高了16.2%。

为了验证LANDFILL软件与Sowers模型计算沉降量的结果差异性，对B1～B5钻孔沉降量的误差分3种工况进行研究：工况1：开始填埋到当前状态的沉降量；工况2：开始填埋到主固结完成的沉降量；工况3：降低地下水位至坑底处理后的沉降量。对B1～B5钻孔的沉降量进行软件与模型计算，其计算结果如表4所示。

表4 LANDFILL软件与Sowers模型计算结果Table 4 Calculation results of software model and LANDFILL

在3种填埋工况下分别对B1～B5钻孔的沉降量的计算结果进行对比分析，结果如图15所示。

结果表明采用模型计算得出的理论结果总体上略小于软件计算的结果，平均误差约4.5%，误差值较小，由于所采用的LANDFILL计算模式是分离式建模，将时间、空间两部分有机结合进行建模，故提高了计算精度，计算结果也高于理论计算值，结果更符合实际。

5 结 论

本文针对梧州地区渣土填埋场进行研究，通过对龙圩区李家坳工程渣土填埋场现场勘察、原位试验、室内试验，采用地形三维建模、LANDFILL程序、Sowers模型对填埋场沉降、堆积容量等进行了研究，分析了场地的扩容率、沉降量误差，得到以下结论：

(1)工程渣土按物理力学性能指标分为低液限黏土(CL)与含砂细粒土(CLS)，其中低液限黏土(CL)塑限19.4%～21.9%，液限35.9%～42.3%，塑性指数平均值为18.4，比重平均值2.81。含砂细粒土(CLS)，塑限19.3%～19.9%，液限33.4%～34.2%，塑性指数平均值为15.5，比重平均值2.71，属于固体废弃物，不能作为工程土质材料来源。

(2)填埋场由于无排水措施，在积水状态下工程渣土处于饱和状态，填埋过程大多处于流塑状态、软塑状态，2im以上的浅层土样尤为突出，深层土样仅有部分处于流塑状态，土质整体偏软，地基承载力低，动力触探和标准贯入试验结果具有较好的一致性。

(3)通过对场地土样压实度、干密度、超孔压、固结度计算分析表明工程渣土在填埋后未能有效压实处理，导致压实不充分，干密度较小，平均孔压小，致使场地整体的压实度低，固结度偏低，压缩特性和固结规律不明显，极大地影响了场地的库容量与扩容率。

(4)3种工况计算与分析表明：积水填埋工况下的实际堆填容量、堆填质量、扩容率都较小。而填埋场经过降低地下水位以及坑底处理之后，实际堆填容量、堆填质量、扩容率大大提高，提高近16.2%。沉降量的理论计算结果与软件计算结果误差较小，平均误差值小于4.5%，表明LANDFILL程序建模对填埋场容量、沉降分析计算具有较高的工程实用性。为工程渣土堆放场增容设计、安全运营提供了数据参考和理论依据。