《生活垃圾卫生填埋场岩土工程技术规范》[条文说明]CJJ 176-2012

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1总 则

总 则


1.0.1 我国垃圾填埋场目前仍存在较为严重的环境岩土工程问题,包括垃圾堆体的失稳滑坡、填埋气体的爆炸与火灾、气体收集井等填埋场库区设施在垃圾堆体不均匀沉降作用下的失效和破坏、渗沥液渗漏造成的周边环境污染、填埋气收集率低等。本标准将有助于提高我国垃圾填埋场的设计、施工及运行水平。

1.0.3 我国城市生活垃圾的组分以厨余垃圾为主,有机质含量和含水率明显高于欧美发达国家。因此我国填埋场的设计、施工和运行不宜直接套用欧美国家的经验。我国幅员辽阔,各地气候、生活水平、地质条件差异较大,填埋场工程设计和建设应做到因地制宜。


4填埋场渗流及渗沥液水位控制

4.1 一般规定

4.1 一般规定


4.1.1 垃圾填埋场中渗沥液存在形式复杂,与填埋场的覆盖材料、渗沥液导排层性能、垃圾组分及运行阶段等有关。
    图1为填埋场中一种可能的渗沥液存在形式:场底渗沥液导排层内存在一定高度的渗沥液饱和区域,其最大水头压力即为渗沥液导排层水头;渗沥液导排层与深部垃圾之间为非饱和区,之上存在一个显著、连续的饱和区,主要原因是深部垃圾渗透系数显著低于导排层,渗沥液难以向下渗流,导致水位在渗透系数较小的深部垃圾之上逐渐壅高,其浸润线即为垃圾堆体主水位;垃圾堆体内因填埋作业的要求常存在低渗透层,如由黏土组成的中间覆盖层、日覆盖层等,极易导致水位在该层之上壅高而形成局部而连续的饱和区,其浸润线即为垃圾堆体滞水位,广泛分布于堆体中,如图1所示。此时,底部防渗层上渗沥液水头不高,填埋场污染扩散风险相对较低;较高的垃圾堆体主水位和滞水位显著影响垃圾堆体稳定和填埋气收集率。



图1 垃圾填埋场渗沥液存在形式一

1—渗沥液导排层水头;2—垃圾堆体主水位;3—垃圾堆体滞水位

    图2为填埋场中另一种可能的渗沥液存在形式:当渗沥液导排层淤堵时,导排层中渗沥液水位壅高,与堆体中主水位连通,从场底渗沥液导排层至一定高度堆体完全饱和,防渗层上渗沥液水头很高,填埋场渗沥液污染扩散及堆体失稳风险高,填埋气收集难度大。

    

图2 垃圾填埋场渗沥液存在形式二
1—垃圾堆体主水位;2—垃圾堆体滞水位


    编制组研究了垃圾堆体主水位对堆体稳定影响规律,如图3所示。在堆体坡度一定时,主水位越高,堆体稳定安全系数越小。编制组研究表明,渗沥液导排层水头增加会显著提高污染物渗漏率。如表1所示,渗沥液导排层水头hw由0.3m提高至10m,污染渗漏率提高了(5~30)倍。


图3 堆体坡度、堆体主水位相对高度与安全系数的关系

表1 不同渗沥液导排层水头下计算得到的渗漏率

衬垫系统
结构

分配系数
θ(m2/s)

渗漏率(m/年)
hw=0.3mhw=1.0mhw=3.0mhw=10.0m
1.5mmGM+750mmCCL1.6×10-83.8×10-41.2×10-33.2×10-31.0×10-2
1.5mmGM+750mmAL1.6×10-86.5×10-41.9×10-35.0×10-31.6×10-2
1.5mmGM+13.8mmGCL6.0×10-123.5×10-71.1×10-63.4×10-61.1×10-5
2mCCL/3.6×10-24.7×10-27.9×10-21.9×10-1

注:GM—土工膜;CCL—压实黏土防渗层;AL—压实黏土替代层;GCL—土工复合膨润土垫。

4.1.2 我国大多数渗沥液产量大、堆填高的填埋场运行实践表明,因深部垃圾渗透能力差、场底渗沥液导排系统淤堵等原因,易造成渗沥液导排不畅和堆体中渗沥液水位壅高(图2)。此时除设置场底渗沥液导排系统外,还应考虑设置中间渗沥液导排设施。中间渗沥液导排设施在垃圾堆体内分层设置,可有效降低垃圾堆体主水位和滞水位。当垃圾堆体主水位较高,可能导致垃圾堆体发生失稳时,应采取应急措施进行水位迫降;采取应急降水措施缓解堆体滑坡险情后,应采取长期水位控制措施,使后续运行过程中堆体水位长期处于警戒水位以下。

4.1.3 填埋垃圾在生化降解作用下产生大量填埋气(主要成分为CH4和CO2),易造成垃圾堆体内部气压过大,降低垃圾堆体稳定性可能导致物理爆炸。

4.1.4 我国大多数地区填埋场渗沥液水位普遍较高,导致垃圾堆体的导气性能低下,阻碍填埋气导排和收集。多个填埋场实测数据表明:填埋气收集率普遍低于40%,严重影响填埋气收集利用工程的效益。填埋气收集利用工程设计时,应评估渗沥液水位高度对填埋气收集潜力的影响,采取合理作业方式和有效工程措施控制渗沥液水位高度,提高填埋气收集率。


4.2 垃圾水气传导特性

4.2 垃圾水气传导特性


4.2.1 填埋场渗沥液总量计算及渗沥液导排系统设计与垃圾初始含水率、田间持水量及水力渗透系数等水力特性参数密切相关,应选取合适的参数。

4.2.2 如图4所示,生活垃圾中水分的存在形式与土体有所区别,除部分以结合水、自由水的形式存在外,还有大部分存在于有机质的细胞内部,以胞内水的形式存在。垃圾的有机质含量越高,胞内水的含量越大,初始含水率也越高。表2为编制组现场调研获得的我国垃圾初始含水率数据,我国城市生活垃圾有机质含量和初始含水率显著高于美国垃圾,如表3所示。垃圾填埋后胞内水由于生物降解逐渐析出形成渗沥液,垃圾的持水能力逐渐降低。如图5所示,我国经长期降解后垃圾的田间持水量与欧美国家的接近。

图4 垃圾中水分存在形式

表2 现场调研中国垃圾初始含水率数据

所在地年降雨量(mm)初始含水率(%)

样本数
(个)

全年
年降雨量≥80055.157.253.953.951.149
400≤年降雨量<80050.160.648.343.844.322
年降雨量<40025.52

表3 中美垃圾典型组分及初始含水率对比(%)

地区厨余垃圾无机渣土纸类塑料其他初始含水率
中国45~5010~255~125~153550
美国2254752127




图5 降解后垃圾的田间持水量

    根据以上文献资料和现场调研资料,本规范推荐了表4.2.2中初始含水率和田间持水量取值。

4.2.3 填埋场的类别按《生活垃圾卫生填埋处理工程项目建设标准》建标124-2009划分,填埋场运行阶段,宜定期测试垃圾水力特性指标,积累数据,指导填埋场运行,并为以后新建填埋场设计提供基础数据。

4.2.4 现行行业标准《生活垃圾采样和分析方法》CJ/T 313中规定的烘干温度为105℃±5℃;现行国家标准《土工试验方法标准》GB/T 50123规定烘干温度为105℃~110℃,但只适用有机质含量不大于10%的土,不适用于生活垃圾;国外资料中推荐的烘干温度包括55℃、85℃或105℃(Zekkos,2005)。进一步征求了国内测试部门的意见,最终确定烘干温度为90℃±5℃。

4.2.5 一般土壤取30kPa基质吸力对应的含水率作为田间持水量;砂性土壤常取基质吸力10kPa对应的含水率;黏粒含量高的土壤宜取基质吸力50kPa对应的含水率。考虑到生活垃圾大孔隙的特点,结合相关研究资料,故取基质吸力10kPa对应的含水率作为田间持水量取值。

4.2.6 苏州七子山填埋场现场抽水试验表明,随抽水井降深增加,抽水流量逐渐减小,由最初的1.9m3/h逐渐减小至1.0m3/h。根据抽水试验结果计算的垃圾饱和水力渗透系数,如图6所示,可见,垃圾饱和渗透系数随埋深增加明显减小。对于填埋厚度大的垃圾堆体,宜分层测试垃圾的渗透系数。

图6 不同埋深垃圾饱和水力渗透系数现场测试结果

4.2.7 垃圾是非均质、大孔隙介质材料,室内渗透试验时应尽可能选用较大直径的渗透室。垃圾饱和水力渗透系数与孔隙比或应力状态相关,为保障实验数据的合理性,测试时应施加与现场应力水平相当的应力;如需更为全面的结果,也可在不同应力条件下进行测试。以苏州七子山填埋场为例,采用四种不同填埋深度的试样,分别为2.5m、7.5m、12.5m、17.5m,饱和水力渗透系数随有效应力的变化规律如图7所示。根据上述数据及国内外文献报道的实测数据,浙江大学推荐了垃圾饱和水力渗透系数随深度的变化关系,如图8所示。


图7 苏州七子山填埋场现场取样垃圾室内渗透试验结果

图8 垃圾饱和水力渗透系数与填埋深度

4.2.8 浙江大学的室内试验结果表明:垃圾中填埋气渗透系数随饱和度或含水率增加而减少(图9)。垃圾含水率对填埋气渗透系数影响较大,当含水率大于一定数值(约为田间持水量)填埋气渗透系数随含水率增大而急剧减小。渗沥液水位以下垃圾处于接近饱和或饱和状态,填埋气渗透系数小,阻碍了填埋气导排和收集,这也是高渗沥液水位填埋场填埋气收集率低下的重要原因。根据浙江大学的室内试验结果和国内外相关文献资料,本条推荐了填埋垃圾气体固有渗透系数取值范围。


图9 垃圾气体固有渗透系数与饱和度的关系曲线


4.3 填埋场渗沥液总量计算

4.3 填埋场渗沥液总量计算


4.3.1 填埋场渗沥液日均总量主要由降雨入渗量和垃圾自身降解或压缩产生渗沥液量两部分组成。降雨入渗量通常采用现行行业标准《生活垃圾填埋场渗滤液处理工程技术规范》HJ 564中的浸出系数法计算。垃圾自身降解或压缩产生的渗沥液量取决于垃圾初始含水率与在填埋场降解及压缩后田间持水量之间的差值。当填埋垃圾初始含水率不大于降解后田间持水量时,垃圾自身渗沥液产量较低,可忽略,渗沥液产量可采用浸出系数法计算;而当填埋垃圾初始含水率较高时,垃圾自身降解或压缩产生渗沥液产量大,甚至超过降雨入渗量,不能忽略。
    填埋场渗沥液总量的一部分留在填埋场内形成填埋场的水位,其他的通过导排系统进入渗沥液调节池形成渗沥液产量(实测渗沥液产量)。后者的量一般情况下远大于前者。
    编制组“垃圾渗沥液产量和调节池容积计算”专题研究对广州兴丰和上海老港四期填埋场渗沥液的各种计算量及实测量进行了比较,如图10、图11所示。可见,对于垃圾初始含水率较高的填埋场,浸出系数法得到的渗沥液产量明显偏小;采用本规范公式,使用实际逐月降雨量资料,在考虑了垃圾自身降解或压缩产生渗沥液产量后,可获得与实测数据比较接近的结果。


图10 广州兴丰填埋场渗沥液产量计算值与实测值对比

图11 上海老港四期填埋场渗沥液产量计算值与实测值对比


4.4 场底渗沥液导排设计与水头控制

4.4 场底渗沥液导排设计与水头控制


4.4.1 根据住房和城乡建设部《关于印发〈2008年工程建设标准规范制订、修订计划(第一批)〉的通知》(建标[2008]102号)的要求,现行行业标准《生活垃圾卫生填埋技术规范》CJJ 17-2004通过修定升级为国家标准,其送审稿已通过审查会专家组的审查。由于本规范在该国家标准前颁布,因此本规范目前条文中仍引用其CJJ 17-2004版本,一旦该标准作为国家标准发布,则按最新发布的标准执行。

4.4.2 根据实践,排水单元中的渗沥液导排盲沟可设置为“直线形”或“树叉形”。为使渗沥液导排层内最大水头小于30cm,不论采取何种设置形式,应保证最大水平排水距离L′不大于按本规范第4.4.3条中所示方法计算出的允许最大水平排水距离L。
    最大水平排水距离L′是导排单元内最大坡度方向上排水起点(最高点)至排水终点(导排管或其他泄水点)水平投影的最大值。库底“直线形”和“树叉形”排水单元设置形式及其对应的最大水平排水距离L′分别如图12、图13所示。边坡排水单元的设置形式及其对应的L′如图14所示。


图12 库底“直线形”排水单元最大水平排水距离L′示意图


图13 库底“树叉形”排水单元最大水平排水距离L′示意图


图14 边坡排水单元最大水平排水距离L′示意图

4.4.3 本公式为通用的Giroud公式,即根据导排层的渗沥液入渗量qh、导排层渗透系数k、库底坡度、导排层最大允许渗沥液水头,可计算允许最大水平排水距离L;若已知L,也可反算导排层最大渗沥液水头。计算示意图见图15。
    L计算的关键是合理确定qh和导排层渗透系数k两个参数的取值。


图15 允许最大水平排水距离L计算示意图

    德国规范推荐qh取10mm/d,美国规范推荐采用HELP模型计算结果或日均降雨量,取值一般不超过5mm/d。根据类似填埋场的比较,我国渗沥液产量高于美国及德国,qh取值应更大。如果qh取值参照德国取10mm/d或更大,计算出的L一般小于15m,导排管设置间距将远小于目前国内常采用的间距。根据排水单元渗沥液产生和导排机理,提出了qh的计算公式(4.4.3-3)。验算表明,该公式计算结果一般比HELP模型计算结果大,比德国规范小。
    渗沥液导排层初始渗透不小于1×10-3m/s,但导排层在使用中会发生淤堵,渗透系数降低。Koerner(1995)研究表明,填埋场使用1年后,砾石孔隙减少很多,渗透系数从2.5×10-1m/s降至1.2×10-4m/s。Fleming(1999)研究表明,填埋场使用4年后,导排层渗透系数从1×10-1m/s降低到1×10-4m/s;土工布、导排管开口等局部位置等淤堵更严重。Craven(1999)研究表明,填埋场使用6年后,排水砂层渗透系数从1.85×10-4m/s降低到1.23×10-4m/s。因此,建议计算L时,渗透系数k取1×10-4m/s,当有很好的防淤堵措施时,可适当提高。
    以我国填埋容量较大的上海某填埋场和广州某填埋场为例,验算导排层的渗沥液入渗量qh及允许最大水平排水距离L。
    一上海某填埋场
    上海某填埋场场底排水面积800 000m2,日填埋作业规模8000t/d,填埋作业单元面积50 000m2;中间覆盖面积650 000m2,封场覆盖面积100 000m2;20年日均降雨量1116mm/年,初始填埋作业时垃圾含水率为55%,完全降解后垃圾田间持水量为38%。计算qh及L。
    1 导排层的渗沥液入渗量qh
      1)渗沥液日均总量Q计算
    按式(4.3.1),I=1116mm/年=3.06mm/d,A1=50 000m2,A2=650 000m2,A3=100 000m2,CL1=0.8,CL2=0.48,CL3=0.1,Md=8000t/d,Wc=55%,Fc=38%,计算得Q=2467m3/d。
      2)导排层的渗沥液入渗量qh计算
    按式(4.4.3-3),Q=2467m3/d,A=800 000m2,计算得qh=3.57×10-8m/s,即3.1mm/d。
    2 允许最大水平排水距离L
    按式(4.4.3-1),qh=3.57×10-8m/s,导排层渗透系数k取1×10-4m/s,计算得j=0.881,L=35.6m。
    二 广州某填埋场
    广州某填埋场场底排水面积470 000m2,日填埋作业规模10 000t/d,填埋作业单元面积50 000m2;中间覆盖面积320 000m2,封场覆盖面积100 000m2;20年日均降雨量1735mm/年,初始填埋作业时垃圾含水率为58%,完全降解后垃圾田间持水量为38%。计算qh及L。
    1 导排层的渗沥液入渗量qh
      1)渗沥液日均总量Q计算
    按式(4.3.1),I=1735mm/年=4.75mm/d,A1=50 000m2,A2=320 000m2,A3=100 000m2,CL1=0.8,CL2=0.48,CL3=0.1,Md=10 000t/d,Wc=58%,Fc=38%,计算得Q=2968m3/d。
      2)导排层的渗沥液入渗量qh计算
    按式(4.4.3-3),Q=2968m3/d,A=470 000m2,计算得qh=7.31×10-8m/s,即6.3mm/d。
    2 允许最大水平排水距离L
    按式(4.4.3-1),qh=7.31×10-8m/s,导排层渗透系数k取1×10-4m/s,计算得j=0.881,L=20.6m。

4.4.4 美国规范要求颗粒导排层顶部宜铺设反滤材料;德国规范建议颗粒导排层顶部可不铺设反滤材料,但要加大颗粒导排层的厚度,一部分颗粒层在使用过程中充当反滤作用;结合我国垃圾渗沥液特性(细颗粒物质高)和渗沥液导排建设实践(颗粒导排层厚度较发达国家小),建议颗粒导排层顶部铺设反滤层,以减缓细颗粒物质进入导排层造成的淤堵,并应进行反滤计算。

4.4.6 土工复合排水网厚度较薄,长期使用过程中,在机械、化学、生物作用下,其导排性能显著降低,因此采用土工复合排水网排水时,应进行长期导排性能验算。库区边坡目前常用透水性较差的袋装黏土作为保护层,导致边坡区域渗沥液导排能力很低,应避免使用。

4.4.7 渗沥液导排系统使用过程中易发生淤堵,淤堵易发生于渗流能力较小或渗沥液流量负荷较大的位置,如导排反滤层及渗沥液导排管位置等。导排管内的淤堵物逐步由软变硬,若在结块变硬前进行反冲洗,可较大程度上减缓淤堵的发展。德国和国内导排管反冲洗实践均取得了良好效果。根据经验,若要进行反冲洗,需要在导排管末端设置端头井作为维护通道,运行过程中宜定期进行冲洗。


4.5 垃圾堆体水位及控制

4.5 垃圾堆体水位及控制


4.5.3 小口径抽排竖井施工速度快,降水效率高,可作为填埋场应急降水措施。国内某填埋场因连降暴雨,渗沥液水位急剧上升,堆体滑动开裂,急需降水;在堆体边坡打设了14口小口径井,采用压缩空气降水,单井出水量20m3/d~30m3/d,日均总出水量300m3~400m3,经过一段时间的降水,堆体水位显著下降,滑坡险情排除。小口径抽排竖井直径130mm,井管井径110mm,具体做法如图16所示。

图16 小口径抽排竖井结构详图

4.5.4 靠近堆体边坡50m范围内的渗沥液水位对边坡稳定安全影响大,有效控制该区域内水位,可显著提高堆体边坡稳定安全系数。该区域内加强排水的方法有:加密中间渗沥液导排盲沟和深层抽排竖井等。

4.5.5 抽排竖井内填埋气含量较高,使用电泵可能存在安全隐患;单井渗沥液产量低,电泵易干转损坏;填埋场侧向变形较大,抽排竖井井管易弯曲,电泵难以取出检修、维护,因此,建议采用压缩空气排水。


4.6 填埋气收集及控制措施

4.6 填埋气收集及控制措施


4.6.1 填埋气收集量评估是填埋气收集利用工程设计的重要依据。填埋气收集量与填埋场单位时间理论产气量、填埋场施工、运行情况及渗沥液水位、填埋气收集设施影响范围面积等因素有关。
    填埋场建设、运行情况及渗沥液水位对填埋气收集量的影响采用填埋气收集率η表征。参考美国环境保护局针对我国垃圾填埋场产气资料,认为无论填埋场设计多么合理和填埋气收集系统覆盖多么完整全面,至少15%填埋气无法收集(即填埋气收集率最高取85%),在此基础上根据填埋场施工、运行与渗沥液水位高度情况做进一步折减。针对各种影响因素说明如下:
    ①彻底和及时压实、集中倾倒区域和及时覆盖,可减少空气(氧气)和地表水进入垃圾体,加快厌氧降解并产生可利用的填埋气,还可减少不均匀沉降,减少收集管线出现问题的可能性;②填埋厚度较小的填埋场,垃圾趋于好氧分解,甲烷比例下降;③覆盖可使填埋气收集系统更易达到所需的负压状态,扩大填埋气收集范围;④填埋场底部防渗层可减少填埋气从填埋场底部逃逸,并减小场外气体从填埋场底部进入填埋场;⑤因渗沥液水位以下垃圾气体渗透系数很小,填埋气难运移至收集系统。因此,结合我国填埋场现场调研及特点,建议了表4.6.1填埋场建设和运行情况的填埋气收集率折减系数。

4.6.2、4.6.3 填埋场渗沥液水位对填埋气收集率影响较大,因此规定高水位填埋场宜进行不同水位降低条件的现场抽气试验,根据现场抽气试验所得的渗沥液水位降幅与填埋气收集量关系,为填埋气收集利用工程设计和渗沥液水位降低措施提供基础,达到提高填埋气收集率的目的。现场抽气试验可按如下要点进行:
    1)抽气试验应进行3口以上单井试验与多井同步试验。已建竖井区域,宜选取既有竖井进行试验;尚未建设竖井区域,应选择代表性位置进行试验;
    2)抽气试验的导气竖井结构形式和施工应符合现行行业标准《生活垃圾填埋场填埋气体收集处理及利用工程技术规范》CJJ 133规定。竖井影响范围内垃圾表层应进行覆盖,井头留检测孔,用于检测填埋气成分、温度和压力;
    3)抽气试验分为被动(静态)试验和主动(动态)试验;被动试验和主动试验均宜先进行单井试验,后进行多井同步试验,各参数取连续运行三天试验的平均值;
    4)被动试验是指在风机不运行(即未抽气条件)情况下的试验,测试无抽气条件下填埋气收集量、井内压力、填埋气成分和温度等,作为主动抽气试验评价的补充;
    5)主动试验是指在风机连续运转(即抽气条件)情况下的试验;测试时,竖井周边应设置3口气压监测井,离竖井距离宜取0.5倍、1.0倍、1.5倍井深,且宜呈直线布置;抽气量大小控制依据为在保证风机出口处填埋气中氧浓度低于1%条件下的最大抽气量;主动试验测试抽气条件下填埋气收集量、井内压力、填埋气成分和温度等;
    6)导气竖井影响半径宜通过主动抽气试验时气压监测井的气压结果确定;导气竖井与监测井的压力差ΔP与两者间距R存在以下关系:ΔP=alnΔP+b,式中系数a和b可采用最小二乘法确定;一般认为导气竖井影响半径处气压力为-0.25kPa,利用R=exp[(ΔP-b)/a]确定导气竖井影响半径;
    7)主动试验可获得导气竖井影响半径内垃圾当前填埋气收集量C,根据本规范第4.6.1条确定抽气时相应的填埋气收集率η,可采用式(4.6.1-1)计算影响半径内垃圾当前单位时间理论产气量Qt(β=1),结合该填埋场所填埋垃圾的单位重量产气潜力,根据现行行业标准《生活垃圾填埋场填埋气体收集处理及利用工程技术规范》CJJ 133单位时间理论产气量计算公式确定填埋垃圾产气速率常数;
    8)采用抽气试验确定的垃圾产气速率常数,并结合该填埋场所填埋垃圾的单位重量产气潜力,可分别采用现行行业标准《生活垃圾填埋场填埋气体收集处理及利用工程技术规范》CJJ 133单位时间理论产气量计算公式和本规范式(4.6.1-1)预测未来填埋气产量和收集量,据此合理制定填埋气收集利用工程分期建设规划。

4.6.4 采用兼有降水和集气功能竖井能有效提高高水位填埋场的填埋气收集率,其抽排管内径不宜小于200mm。渗沥液水位较低的填埋场,井深可尽量取大,但为防止钻孔破坏场底防渗系统,井底距场底间距不宜小于5m。导气竖井间距过小,会造成导气竖井间影响范围重叠而降低效率;导气竖井间距过大,难以有效收集导气竖井影响范围外垃圾所产填埋气。编制组研究表明(图17)以气压为5%和10%抽气压力作为竖井抽气影响范围标准,影响深度达垃圾堆体底部的竖井影响半径范围分别为(1.35~1.53)倍和(0.76~1.0)倍井深,故建议井间距取井深的(1.5~2.5)倍。


图17 导气竖井影响半径
H=填埋垃圾厚度;hw=导气竖井深度;r=导气竖井轴向坐标;z=深度坐标

4.6.5 填埋作业应设立垃圾集中倾倒区域,减小填埋作业面。对于新填埋垃圾区域,应及时进行临时覆盖;对非填埋作业或已达设计标高的区域,应及时做好中间或封场覆盖。



5填埋场沉降及容量

5.1 一般规定

5.1 一般规定


5.1.1 填埋垃圾在生化降解和上覆垃圾自重荷载作用下会产生压缩,大量资料表明垃圾堆体沉降量可达初始填埋厚度的30%~50%。而且,填埋场封场后因生化降解作用会产生较大的工后沉降。不均匀沉降可能影响填埋场构筑物服役性能,如渗沥液导排系统发生“倒坡”而影响导排效果,衬垫系统和封场覆盖系统防渗层因张拉而开裂,故作本条规定。

5.1.2 填埋场运行时间一般短则数年,长则几十年,大部分垃圾堆体压缩在填埋场封场前发生,不考虑垃圾堆体压缩将使得填埋场容量和运行年限计算值偏小。

5.1.3 十多米甚至几十米堆高的垃圾堆体荷载可造成地基产生数米的沉降和较大的不均匀沉降。若不进行验算并采取有效措施,底部导排系统或衬垫系统易失效。对于原场底防渗未达防污标准的填埋场进行竖向扩容时,通常需设置中间衬垫系统,若下卧堆体厚度和竖向扩建高度较大,中间衬垫系统沉降可达数米。


5.2 垃圾堆体沉降计算

5.2 垃圾堆体沉降计算


5.2.2 垃圾堆体沉降计算时上覆垃圾自重应力小于前期固结应力时垃圾主压缩量较小,可忽略不计。钱学德(2001)建议垃圾前期固结应力取48kPa。根据我国填埋场的压实现状及测试结果,本条建议无试验数据时前期固结应力取30kPa。
    垃圾主压缩指数可选取新鲜垃圾或填埋垃圾的试验结果,国内外垃圾的室内压缩试验结果总结如图18所示,可见高应力条件(如1000kPa)下垃圾孔隙比趋于稳定值(0.8~1.2)。


图18 城市生活垃圾e-logσ曲线

5.2.3 填埋场实际沉降-时间对数曲线通常呈现初始平缓、后续较陡的特点。Sowers次压缩模型易高估初期沉降、低估后期沉降[图19(a)];应力-降解压缩模型能较好预测填埋场整个沉降发展历程[图19(b)]。因此,对后期沉降计算精度要求较高的设施(如中间渗沥液导排系统与土工膜),其次压缩沉降验算建议采用应力-降解压缩模型。
    式(5.2.3-2)中εdc(σ0)和εdc(σi)分别是σ0和σi作用下新鲜垃圾和完全降解垃圾压缩应变的差,如图20所示。编制组所开展的室内降解压缩试验表明:初始孔隙比为3.93的垃圾试样,在150kPa压力作用下应力引起的应变为33.8%,降解引起的应变为24%。
    垃圾降解压缩速率与材料易降解程度和填埋环境有关,其取值范围较广。例如,Lu(1981)和Suflite等(1993)建议垃圾降解压缩速率分别为0.235/年和0.055/年~0.087/年。编制组对杭州天子岭填埋场表层垃圾进行了取样测试,测得该填埋场垃圾降解压缩速率为0.095/年。
    修正次压缩指数Cα/(1+e0)建议取值范围主要基于大量的国内外试验成果(Sharma等,2007)。

图19 某填埋场垃圾堆体沉降实测与模型分析结果比较



图20 新鲜垃圾与完全降解垃圾压缩曲线

5.2.4 式(5.2.1)是垃圾堆体内任意点在某一时刻其下卧垃圾的总压缩量,该点沉降应不包括填埋该点时其下卧垃圾的压缩总量S1,故采用式(5.2.4)计算。



5.3 填埋量计算

5.3 填埋量计算


5.3.1、5.3.2 国内通常采用填埋库容和“单位库容填埋量”的乘积来估算填埋量,但“单位库容填埋量”取值往往依据经验,易出现与实际差异较大的情况。本规范计算方法考虑了填埋场运行期间的堆体压缩,经上海老港、苏州七子山、广州新丰、成都和长安等10余个填埋场验证,该方法可有效提高填埋场填埋量的计算精度。
    填埋场填埋量可按照下列步骤进行分析:
    1 将整个填埋场库区按照场底地形和封场形状分为n个较规则的区域,计算每个区域的平面面积,某区域i堆体的平均设计有效填埋高度Di为该区域的有效库容V′i除以该区域的平面面积Ai
    2 根据预期的填埋场单位时间垃圾进场量预估填埋速率,并确定各区域垃圾的分层厚度,一般取2m~5m;填埋速率和分层厚度均不考虑垃圾压缩的影响;
    3 如图21所示,对任一填埋区域i,垃圾体通过逐层添加的方式模拟堆填过程,每堆填一层垃圾,根据本规范沉降分析方法计算其下每一层垃圾的压缩量Sij以及压缩后的填埋厚度Hij-Sij,如果m层垃圾压缩后的总填埋厚度小于平均设计有效填埋高度Di时,则该区域继续填埋;当与Di的差值接近分层厚度时,最后一层堆填垃圾的初始填埋厚度则取Di的差值;

图21 填埋场某一填埋区域填埋量计算示意图

    4 该区域的填埋量即为各层垃圾填埋量之和,按式(5.3.1-1)计算填埋量。



5.4 填埋场库区设施不均匀沉降验算

5.4 填埋场库区设施不均匀沉降验算


5.4.5 土工膜在不均匀沉降和下卧堆体局部沉陷条件下可能产生过大的拉伸应变,因此本条规定土工膜在上述两种条件下的拉伸应变都应小于其允许应变特征值,以确保填埋场底部防渗系统、中间衬垫系统和封场覆盖系统的有效运行。防渗系统可能由一种以上的土工材料组成,其允许应变特征值应取这些土工材料的允许应变特征值的最小值。HDPE土工膜的允许应变特征值在8%左右,GCL的允许应变特征值一般为1%~10%,压实黏土防渗层的允许拉伸应变值一般仅为0.1%~1.0%,建议通过试验确定。


5.5 填埋场不均匀沉降控制和增容措施

5.5 填埋场不均匀沉降控制和增容措施


5.5.2~5.5.5 充分压实可降低垃圾初始孔隙比,提高垃圾容重,增加填埋垃圾上覆应力;垃圾容重较小,在水位以下其有效容重仅为1kN/m3~4.5kN/m3,降低渗沥液水位,可大幅提高垃圾堆体的有效自重应力。渗沥液回灌等措施可加快降解压缩。以上方法在国外已被广泛采用,我国对这方面重视不够。还可采取强夯、堆载预压、深层动力压实与加速固结措施减小沉降,但值得注意的是对于场底有衬垫层的填埋场,应慎用强夯、堆载预压、深层动力压实,防止破坏衬垫层;细化填埋区作业计划及规划,可有效降低堆体不均匀沉降和变形。根据编制组对若干填埋场的专题分析,各增容措施增加填埋量幅度如下:提高填埋作业压实度为10%~15%;降低渗沥液水位为2%~5%;加速堆体降解稳定为2%~5%;合理分区填埋和填埋坡度控制为1%~3%。

5.5.6 HDPE柔性材质管材一方面可承受较大的拉伸应变,另一方面也可承受较大的竖向压力,能较好地适应填埋场的不均匀沉降。


6填埋场稳定

​6.1 一般规定

6.1 一般规定


6.1.1 在填埋场施工期间,挖方、填方、垃圾坝和底部衬垫系统等构筑物建设均涉及边坡的稳定性;在填埋场运行期间,随垃圾堆体高度增加,逐步形成永久边坡和临时边坡,其中临时边坡的稳定性常被忽视;填埋场封场后,垃圾堆体边坡高度达到最大,存在较大失稳风险。

    国内外垃圾堆体失稳事故调查发现,垃圾堆体一般有以下三种失稳模式(钱学德,2000):通过垃圾堆体内部的滑动破坏;因下卧地基破坏引起的通过堆体内部与下卧地基的滑动破坏;因土工材料界面强度不足引起的部分或全部沿土工材料界面的滑动破坏。其中,后者破坏后果严重但常被忽视。复合衬垫系统已作为基本防渗系统被现行行业标准《生活垃圾卫生填埋场防渗系统工程技术规范》CJJ 113推荐使用,复合衬垫系统中土工材料界面的抗剪强度特别是残余抗剪强度较低(如其残余摩擦角仅为7°~18°),易导致堆体部分或全部沿土工材料界面失稳。根据Koerner和Soong(2000)以及钱学德和Koerner(2007,2009)对世界上15个填埋场失稳事故的调查,发现8个设置复合衬垫系统的填埋场失稳模式均是部分或全部沿土工材料界面的平移破坏,如表4所示,造成垃圾与渗沥液大量外泄。我国从20世纪90年代后期开始陆续建设了含有复合衬垫系统的卫生填埋场,近几年来这批填埋场随着高度逐步增加,也发生了沿土工材料界面的失稳事故,应引起设计者和运行单位的高度重视。 


表4 15个大型垃圾填埋场失稳模式总结

(Qian an d Koerner,2007;2009)


案例年份地点失稳模式失稳垃圾的体积(m3
U-11984北美洲单圆弧滑动破坏110 000
U-21989北美洲多圆弧滑动破坏500 000
U-31993欧洲平移破坏470 000
U-41997北美洲平移破坏1 100 000
U-51997北美洲单圆弧滑动破坏100 000
U-61998北美洲平移破坏13 000
U-72000亚洲单圆弧滑动破坏16 000
L-11988北美洲平移破坏490 000
L-21994欧洲平移破坏100 000
L-31997北美洲平移破坏300 000
L-41997非洲平移破坏300 000
L-51997南美洲平移破坏1 200 000
L-61998非洲平移破坏50 000
L-72000北美洲平移破坏100 000
L-82002欧洲平移破坏200 000 


 注:U表示无衬垫的工程。                                  

L表示含土工膜或复合衬垫系统(GM/GCL/CCL)的工程。  


6.1.2 垃圾堆体边坡工程安全等级是设计、施工中根据不同的场地条件及工程特点加以区别对待的重要标准,从高到低分三级,一级最高,三级最低。填埋场位于城市周边,是城市功能的重要组成部分,其失稳造成的危害较大;且从垃圾堆体边坡工程事故原因分析看,高度较大填埋场发生失稳事故的概率较高,造成的损失较大,因此本条主要以垃圾堆体边坡高度作为安全等级的划分标准。在规范编制过程中,对国内省会城市现有大型填埋场形式和设计高度进行了总结,平原形填埋场垃圾堆体高度在45m~80m之间,山谷形填埋场在60m~130m之间。因此将边坡高度≥60m的垃圾堆体边坡工程划入一级。

    以下对安全等级应提高一级的情况进行说明:填埋场下游有重要城镇、企业或交通干线时,失稳会造成人民生命财产的大量损失,灾害严重;修建在软弱地基上的填埋场,沿软弱地基失稳的概率较高,且失稳往往造成场底衬垫系统破坏,或当填埋场修建在现有填埋场及污泥坑等特殊土之上时,其失稳概率也将增加;山谷形填埋场底部库区顺坡向边坡坡度大于10°时,易发生部分或者全部沿底部土工材料界面的失稳,该失稳模式将造成大量垃圾堆体和渗沥液的外泄。


6.1.3 三种运用条件主要按可能出现的频度高低划分。一种运用条件往往包含多种工况,但由于垃圾堆体边坡工程的复杂性,条文中难以将不同运用条件下的所有工况全部列出,条文中指明的仅是部分典型的工况,而非所有工况。 

    1 正常运用条件 

    在划分正常运用条件时,考虑垃圾堆体边坡工程的特点,明确了正常运用条件包括填埋场填埋过程以及封场后。编制组“渗沥液水位对填埋场稳定影响”专题研究结果发现:由于我国垃圾含水率高、垃圾渗透系数随填埋深度降低及导排层易淤堵等原因,现有填埋场的垃圾堆体主水位和滞水位随堆体边坡高度增加而增加,有些埋深在垃圾堆体表面以下4m~10m。对于这些现有填埋场,上述逐步壅高的渗沥液水位应属于正常运用条件。

    2 非常运用条件Ⅰ

    根据钱学德和Koerner(2007,2009)的15个填埋场事故原因调查,有10个垃圾堆体边坡失稳与渗沥液水位相关。在我国南方,在正常运用条件下渗沥液水位经常处于较高水平,一旦发生强降雨和其他原因易引起渗沥液水位显著上升,但该工况持续时间较短,发生频度较低,故将此工况划为非常运用条件Ⅰ。

    3 非常运用条件Ⅱ

    非常运用条件Ⅱ主要根据现行行业标准《碾压式土石坝设计规范》SL 274和《水利水电工程边坡设计规范》SL 386的规定,确定正常运用条件遭遇地震作为非常运用条件Ⅱ,与非常运用条件Ⅰ相区别。 




6.2 垃圾抗剪强度指标

6.2 垃圾抗剪强度指标


6.2.1 在工程实践中,垃圾抗剪强度指标的确定方法很多,主要有现场试验(现场直剪试验、SPT、CPT等现场试验方法均可建立与垃圾抗剪强度指标的相关关系)、室内直剪试验、室内三轴试验、工程类比或反演分析等。一般来说,现场试验方法取得的垃圾抗剪强度指标较为可靠,但是有的现场试验(如现场直剪试验)费用高、周期长、难度较大;室内试验相对简单易行,费用较低,室内试验应选取有代表性的垃圾试样。

图22 垃圾抗剪强度参数

    垃圾强度与龄期及破坏应变标准有关,如图22所示。由图22可知,随填埋龄期增加,垃圾内摩擦角增大,黏聚力降低;随破坏应变取值增加,垃圾内摩擦角和黏聚力均增加。鉴于垃圾强度的复杂性,及新建填埋场与一般岩土工程勘察工程不同,无法从现场取得垃圾试样进行试验,因此条文要求一级垃圾堆体边坡同时采用工程类比和反演分析进行综合分析,确定垃圾抗剪强度指标。对于二级和三级垃圾堆体边坡,也可采用工程类比方法确定抗剪强度指标。Kavazanjian等(1995)推荐美国垃圾抗剪强度参数按下列原则取值:在深度3m以内,黏聚力c′=24kPa,内摩擦角ф′=0°;在深度3m以下,黏聚力c′=0kPa,内摩擦角ф′=33°;Dixon和Jones(2005)推荐英国垃圾抗剪强度参数取值为:黏聚力c′=5kPa,内摩擦角ф′=25°;编制组对垃圾抗剪强度进行了大量研究,总结了垃圾抗剪强度指标参考值,如表5所示(10%应变),供设计人员参考使用,其中:①无经验时取表中的低值;②当加筋含量较多时,内摩擦角取低值,黏聚力取高值;③当土粒含量较多时,内摩擦角取高值,黏聚力取低值;④浅层垃圾抗剪强度参数与压实程度有关,压实程度不良时取小值,压实程度良好时取大值。

表5 垃圾抗剪强度指标参考值

垃圾类型内摩擦角ф′(°)黏聚力c′(kPa)
浅层垃圾(埋深小于10m)12~2515~30
深层垃圾(埋深大于10m)25~330~10

6.2.3 垃圾表现出应变硬化的特征,在利用莫尔库伦理论确定强度参数时应选择合适的应变作为破坏标准。根据浙江大学的研究成果,采用10%应变作为破坏标准得到的强度参数,可满足边坡变形及稳定控制的双要求,在苏州七子山填埋场及深圳下坪填埋场工程的稳定分析中得到了验证,因此推荐垃圾破坏标准的应变建议为10%。



6.3 土工材料界面强度指标


6.3 土工材料界面强度指标



6.3.1 与填埋垃圾相比,土工材料界面抗剪强度较低,是垃圾堆体稳定的薄弱环节。根据美国规范、欧洲规范以及现有研究成果,确定土工材料界面抗剪强度指标的方法主要有两种,对于正应力较大的土工材料界面,为获得残余强度,应采用具有剪切位移达到100mm的大尺寸界面直剪仪;对于正应力较小的封场覆盖系统可采用斜坡试验。土工合成材料因生产厂家、生产工艺、种类及在现场应用条件不同,其强度指标差距较大,因此条文要求一级、二级垃圾堆体边坡采用试验方法确定土工材料界面抗剪强度指标,三级垃圾堆体边坡可采用工程类比确定抗剪强度指标。表6列出了土工材料界面参数的取值范围,供设计人员参考采用,其中:①无经验时取表中的低值;②封场覆盖系统,摩擦角宜取高值;③当GCL水化时,土工膜/GCL界面摩擦角和黏聚力均应取低值。如果土工材料种类和材质已经确定,还可参考Koerner和Narejo(2005)的总结成果,如表7所示。该表是统计和分析了3260个各种土工材料界面直剪试验数据。



表6 各种典型土工材料界面的抗剪强度指标取值范围




界面类型峰值强度指标残余强度指标

有效摩擦角
(°)

有效黏聚力
(kPa)

有效摩擦角
(°)

有效黏聚力
(kPa)

光滑土工膜/土工织物9~1107~80
粗糙土工膜/土工织物20~300~512~150~2
光滑土工膜/黏土9~1227~91
粗糙土工膜/黏土22~320~2012~180~10
光滑土工膜/GCL9~1008~90
粗糙土工膜/GCL22~320~59~160
土工织物/土工网12~27010~140
土工织物/土工织物15~200~29~120~1


表7 土工材料界面剪切强度汇总表(Koerner an d Narejo,2005)



界面材料1界面材料2峰值强度指标残余强度指标

(°)

(kPa)
试验数R2
(°)

(kPa)
试验数R2
光面HDPE砂性土210.01620.93170.01280.92
光面HDPE非饱和黏性土117.0790.94110.0590.95
光面HDPE无纺针刺土工布110.01490.9390.0820.96
光面HDPE土工网110.01960.9090.01180.93
光面HDPE土工复合排水网150.0360.97120.0300.93
糙面HDPE砂性土340.02510.98310.02390.96
糙面HDPE非饱和黏性土1923.0620.91220.0350.93
糙面HDPE无纺针刺土工布258.02540.96170.02170.95
糙面HDPE土工网130.0310.99100.0270.99
糙面HDPE土工复合排水网260.01680.95150.01640.94
糙面HDPE无纺土工布GCL238.01800.95130.01570.90
糙面HDPE编织土工布GCL1811.01960.96120.01530.92
光面LLDPE砂性土270.061.00240.091.00
光面LLDPE黏性土1112.4120.94123.790.93
光面LLDPE无纺针刺土工布100.0230.6390.0230.49
光面LLDPE土工网110.090.99100.091.00
糙面LLDPE砂性土267.7120.95256.2120.95
糙面LLDPE黏性土216.8121.00137.090.98
糙面LLDPE无纺针刺土工布268.191.00179.590.96
糙面LLDPE土工网153.660.97110.060.98
光面PVC砂性土260.460.99190.060.99
光面PVC黏性土220.9110.88150.090.95
光面PVC无纺针刺土工布200.0890.91160.0830.74
光面PVC无纺热胶土工布180.031.11120.131.00
光面PVC编织型土工布170.060.5470.060.93
光面PVC土工网180.131.00160.631.00
毛面PVC无纺针刺土工布270.2260.95230.0260.95
毛面PVC无纺热胶土工布300.080.97270.080.90
毛面PVC编织型土工布150.060.78100.060.76
毛面PVC土工网250.0111.00190.0110.99
毛面PVC土工复合排水网271.151.00225.761.00
加筋型GCLGCL内部强度1638.04060.85612.01820.91
土工网无纺针刺土工布230.0520.97160.0320.97
砂性土无纺针刺土工布330.02900.97330.01170.96
砂性土无纺热胶土工布280.060.99160.060.91
砂性土编织型土工布320.0810.99290.0280.98
砂性土土工复合排水网2714.0140.86218.0100.92
黏性土无纺针刺土工布305.0790.96210.0280.79
黏性土无纺热胶土工布290.9150.71100.0150.83
黏性土编织型土工布290.0340.94190.0160.86


6.3.3 土工材料界面的抗剪强度一般具有应变软化特征,因此根据现场剪切位移可能发生的大小,分别规定了峰值抗剪强度指标及残余抗剪强度指标,可参照表7取值。

6.3.4 复合衬垫系统一般包含多个土工材料界面,每个土工材料界面均具有不同的峰值抗剪强度指标及残余抗剪强度指标,选择峰值抗剪强度指标还是残余抗剪强度指标将显著影响填埋场沿土工材料界面的稳定计算结果。Filz等(2001)和林伟岸(2009)通过数值分析研究填埋场库底和边坡上土工材料界面随填埋高度不断增加而发生应变软化的可能性,分析结果表明即使在填埋高度不大的情况下,位于库区边坡(坡度大于10°)上的土工材料界面应力易越过峰值强度,处于大变形或残余强度的状态,而库底近水平段(坡度小于10°)土工材料界面大部分还未超过峰值强度。因此,在应用极限平衡理论进行填埋场稳定分析时,可以假定库底土工材料界面处于峰值强度状态而边坡上土工材料界面处于大变形或残余强度的状态来选择界面强度参数。另外,因为垃圾体在自重作用下的沉降可达初始填埋高度的30%~50%,在堆体如此大的沉降作用下,易引起封场覆盖系统中土工材料的相对位移,从而降低界面上的剪切强度,因此封场覆盖系统中的土工材料界面均宜采用残余强度指标值。
    当利用残余强度来进行填埋场稳定分析时,通常容易犯的错误把所有界面中具有最低残余强度的界面作为复合衬垫系统的最危险界面(Gilbert,2001)。由于一个界面残余强度只有在达到了峰值强度之后才能够发生,所以具有最低峰值强度的界面才是多层复合衬垫系统的最危险界面。以糙面土工膜/加筋GCL/土工复合排水网组成的复合衬垫系统为例,说明如何确定复合衬垫系统残余抗剪强度的选取。对以上三个界面分别进行直剪试验,其结果如图23所示,GCL内部的残余强度是该复合衬垫系统中最小的残余强度,而GCL/土工复合排水网界面的峰值强度是该复合衬垫系统中的最小峰值强度,较小于GCL内部的峰值强度。该复合衬垫系统的最危险界面是GCL与土工复合排水网之间的界面,应取该界面的残余强度作为该复合衬垫系统的残余强度,而不是取GCL内部的残余强度。可见,要确定复合衬垫系统的残余强度,应进行不同应力状态下所有界面的直剪试验,再根据得到的应力应变曲线确定峰值强度最低的界面,即是该系统的最危险界面,然后,取该界面的残余强度来进行填埋场稳定计算。



图23 复合衬垫系统各界面应力-位移曲线


6.4 填埋场边坡稳定验算

6.4 填埋场边坡稳定验算


6.4.1 本条为强制性条文,是关于稳定验算和警戒水位确定的规定。垃圾堆体失稳滑坡不仅造成严重的地表环境污染,处理难度大、费用高,而且影响填埋场正常消纳垃圾的功能,易造成城市中垃圾没有出路而引发严重的社会危机,因此要求所有等级的垃圾堆体必须进行边坡稳定验算,以下对各条说明如下:
    1 考虑到填埋是一个长期的过程,应取每填高20m的各填埋阶段进行验算;
    2 垃圾堆体最常见的三种失稳模式详见本规范第6.1.1条的条文说明,该三种模式均可能产生失稳,因此要求都要验算;
    3 摩根斯坦-普赖斯法可计算沿垃圾内部的圆弧形滑动或非圆弧滑动以及部分或全部沿土工材料界面的折线滑动,因此规定采用该方法进行验算;
    4 编制组根据大量工程事故分析及“渗沥液水位对填埋场稳定影响”专题研究,垃圾堆体主水位上升将显著降低填埋场稳定性。某填埋场稳定性分析模型如图24所示,其中h表示垃圾堆体主水位与垃圾坝顶面的高差,H表示垃圾堆体边坡最高处与垃圾坝顶面的高差,h/H表示主水位的相对位置。H为60m,是一级垃圾堆体边坡,垃圾强度参数按照表6选取,黏聚力为5kPa,内摩擦角为28°,边坡坡度为1:3.5。垃圾堆体主水位上升对填埋场稳定安全系数的影响如图25所示。可见,随主水位的升高,稳定安全系数降低显著,并在达到0.6时,其安全系数降低到非正常条件Ⅰ对应的稳定安全系数1.3,此时即为警戒水位。值得注意的是,根据“渗沥液水位对填埋场稳定影响”专题研究的结果,对于不同的垃圾强度、边坡高度及边坡坡度,计算获得的警戒水位并不相同。因此,以第6.1.4条规定的非正常条件Ⅰ对应的稳定安全系数为标准可确定各填埋阶段的警戒水位,要求设计时必须给出各填埋阶段的警戒水位,并作为填埋场运行时垃圾堆体主水位监测稳定安全的预警值。


图24 垃圾堆体主水位的分析模型图

图25 垃圾堆体主水位上升对填埋场安全系数的影响

6.4.2 垃圾坝根据坝体用材不同,常见有土石坝、浆砌石坝及混凝土坝三种坝型,其稳定分析应分别采用现行行业标准《碾压式土石坝设计规范》SL 274、《砌石坝设计规范》SL 25或《碾压混凝土坝设计规范》SL 314等规范的稳定计算方法。垃圾坝体承担的荷载与水利水电工程坝体只承担水压力不同,还需承担垃圾的侧向土压力。另外由于垃圾坝上游面常铺设有防渗层,以致垃圾坝中浸润线的形状与水利工程中土石坝不同。因此,本条除了规定垃圾坝稳定的计算方法,还规定了水压力和土压力取值应根据填埋场的实际运行情况和可能出现的最不利情况确定。
    封场覆盖系统可采用Koerner等(1988,1990)提出的双楔体法,并应考虑水头对稳定的影响。

6.4.3 垃圾堆体滞水位的形成详见本规范第4.1.1条的条文说明,特别是采用黏土作为中间覆盖层的填埋场极易形成滞水位,如苏州七子山、深圳下坪、成都长安、上海老港等填埋场均存在滞水位。近年来由滞水位引起的浅层局部失稳事故时有发生,因此要求进行滞水位引起的局部稳定性验算,其稳定验算模型可参考图26。

图26 垃圾堆体主水位与滞水位并存的分析模型图

6.4.4 我国一部分填埋场在库区直接填埋污泥,形成了污泥库,严重影响填埋场边坡稳定及后续填埋作业。因污泥的抗剪强度极低,约为0.5kPa~4kPa,渗透系数分布范围为(10-7~10-9)cm/s,固结系数在10-5cm2/s量级。在污泥库上填埋垃圾时,污泥如不经处理而直接在上方填埋,易导致垃圾堆体沿污泥库失稳或污泥产生管涌,将引发严重的污染事故。污泥可采用原位固化或软基加固等工程措施进行处理,提高其抗剪强度及减少其压缩性。采用软基加固措施时,应充分考虑其固结系数较小的特点。




6.5 填埋场稳定控制措施

6.5 填埋场稳定控制措施


6.5.2 本条规定了垃圾堆体最大边坡坡度,根据工程经验垃圾堆体坡度小于1:3较为稳定。但在一些特殊情况下,如渗沥液水位很高或下卧软弱地基时,坡度小于1:3边坡仍可能存在失稳风险,此时应根据实际情况进行稳定验算,稳定性不足时可设置中间平台减少边坡整体坡度提高边坡整体稳定性。

6.5.3 本条是关于避免沿土工材料界面滑移稳定控制措施的规定。自填埋场开始采用复合衬垫系统以来,沿土工材料界面的失稳事故较多,产生失稳的原因主要是对土工材料界面强度特性以及对易产生沿土工材料界面失稳的位置了解不足。根据工程经验和沿土工材料界面稳定的研究结果,提出了三条措施,各条规定说明如下:①优化基底形状是指根据填埋场场地情况对库底边坡削坡降低坡度,减少滑动力,或延长库区水平段长度,增加其抗滑力,根据林伟岸(2009)的研究结果,以上优化是提高沿土工材料界面稳定最有效的措施;②堆体体型优化是指根据实际情况在不影响库容的前提下,增加库区底部上方的垃圾填埋量,适当减少库区边坡上垃圾的填埋量;③当库区边坡坡度大于10°时(大于光滑土工膜/土工织物界面摩擦角),易导致垃圾堆体失稳,建议采用双糙面土工膜提高界面抗剪强度;而在库区底部,因其坡度较缓(约2%的排水坡度),常使用光滑土工膜,易导致该处产生如图27所示的部分沿土工材料界面的失稳事故,故也建议采用双糙面土工膜;土工复合膨润土垫的水化作用易导致土工膜/土工复合膨润土垫界面的峰值剪切强度特别是残余剪切强度显著降低(Chen Yunmin,2010),施工过程中应采用及时覆盖土工膜等措施减少土工复合膨润土垫的水化和采用加筋土工复合膨润土垫。总之,填埋场设计应以稳定验算为基础。

图27 沿土工材料界面的失稳模式

6.5.5 本条为强制性条文,是关于填埋场运行后垃圾堆体主水位控制的规定。基于填埋场已有的失稳教训和理论分析成果,控制好填埋场渗沥液水位能有效防止填埋场的失稳事故。一旦垃圾堆体主水位超过警戒水位,垃圾堆体失稳概率显著增大,因此规定各填埋阶段的垃圾堆体主水位必须进行监测,并控制在警戒水位之下,警戒水位具体确定方法可参照本规范第6.4.1条的条文说明。

6.5.6 当水位接近或超过警戒水位时,应进行应急抢险,建议采用小口径抽排竖井快速迫降渗沥液水位,参考本规范第4.5.3条的条文说明。



7填埋场治理及扩建

7.1 一般规定

7.1 一般规定


7.1.1 我国早期建设的填埋场大多为简易填埋场。根据现行行业标准《生活垃圾卫生填埋技术规范》CJJ 17的规定,目前有大量简易填埋场未能达标,应根据实际情况进行治理。

7.1.2 在经济发达、人口密集的城市,新建填埋场选址困难,在老填埋场址进行水平向、竖向或两者兼有的扩建,是缓解城市垃圾处置问题最有效方式之一。

7.1.3 竖向扩建工程及治理工程的部分或全部对象为尚未稳定的垃圾堆体,压缩性大,还产生渗沥液及填埋气,对竖向扩建工程及治理工程建设影响较大,应进行岩土工程勘察。


7.2 填埋场治理及扩建岩土工程勘察

7.2 填埋场治理及扩建岩土工程勘察


7.2.11 由于堆体中常含有建筑垃圾、铺设进场道路所用碎石土及其他坚硬填埋物,钻探宜采用带有合金钻头岩芯管或大直径旋挖钻。另外,根据以往勘探经验,静力触探易遇到坚硬障碍物,成功概率比较低,设备易损坏。结合钻孔实施重型动力触探成功率较高,触探结果可为垃圾土分层、软弱夹层鉴别等提供依据。


7.3 扩建垃圾堆体的基层处理

7.3 扩建垃圾堆体的基层处理


7.3.2 对于未建设水平防渗系统的现有填埋场,竖向扩建工程通常要在新老堆体之间设置中间衬垫系统。扩建堆体产生的荷载将导致现有垃圾堆体产生显著的不均匀沉降,不仅改变中间衬垫系统中导排层坡度,还会造成防渗材料拉伸破坏。根据堆体沉降验算结果构建合适的基层面地形是解决上述问题最有效的方法之一。例如,对于山谷形填埋场,现有垃圾堆体沉降后往往形成中间深、四周浅的“小盆地”形状,可相应地将扩建工程的基层面设计成“穹窿”状,该“穹窿”状基层面有利于解决导排层倒坡、防渗层被拉坏等问题。

7.3.3 现有垃圾堆体中的竖向刚性设施和中间衬垫系统竖向间距过小时,可破坏衬垫系统防渗层,竖向刚性设施(如竖井)顶部与中间衬垫系统应留有一定缓冲距离,一般3m以上。

7.3.4 如图28所示,污泥的压缩性高,压缩系数a1-2,高达8MPa-1,存在污泥库的填埋区域会使填埋场产生较大的不均匀沉降,故作本条规定。

图28 成都长安污泥库不同深度污泥的e-logp曲线

7.3.5 填埋气收集导排设施能有效避免气压蓄积顶托防渗层甚至爆炸的现象。


7.4 中间衬垫系统

7.4 中间衬垫系统


7.4.2 防渗层下设置压实土缓冲层能增加中间衬垫系统的刚度,有利于抵抗下卧堆体不均匀沉降对防渗层的影响。加筋层能有效降低中间衬垫系统防渗层的挠曲变形和应变,其层数可根据本规范附录B计算确定。

7.4.5 与封顶覆盖系统的防渗层相比,中间衬垫系统防渗层所承受的上覆应力更大,下卧堆体局部沉陷更易引起中间衬垫系统防渗材料被拉裂,因而宜设置双向土工格栅加筋层抵抗下卧堆体局部沉陷。无试验数据时,土工格栅的允许应变特征值可取7%。

7.4.6 中间衬垫系统锚固沟设计一般应满足:Treq<T<Tallow,即锚固沟所能提供的锚固力T大于中间衬垫系统实际承受的拉力Treq,但小于中间衬垫系统的允许拉力Tallow。如果中间衬垫系统承受的拉力过大,则应允许土工膜在被撕裂前从锚固沟拔出。位于基层坡度或堆体厚度变化较大处及中间衬垫系统与天然边坡交界处的中间衬垫系统(图29)一般承受很大的拉力,此时锚固端宜距离交界处一定距离,同时宜选用柔性锚固方式。


图29 需设置柔性锚固沟的位置


7.5 填埋场治理及污染控制措施

7.5 填埋场治理及污染控制措施


7.5.1 我国早期建设的一些填埋场由于技术、经济等因素,没有达到现行行业标准《生活垃圾卫生填埋技术规范》CJJ 17的污染控制和安全稳定标准。编制组调查了全国20多个填埋场,发现现有填埋场存在以下主要问题,以下对相应的解决措施说明如下:
    1 垃圾堆体渗沥液水位普遍偏高,垃圾堆体稳定安全隐患严重。对于渗沥液水位高于警戒水位的填埋场,应在现有垃圾堆体上采取有效导排措施降低渗沥液水位,一方面提高垃圾堆体的稳定性,另一方面有利于增加垃圾导气性能、提高填埋气收集率。
    2 渗沥液渗漏对周边地下环境造成极大威胁。可采用垂直防渗帷幕对现有填埋场进行围封,其防污效果应达到与现行行业标准《生活垃圾卫生填埋技术规范》CJJ 17规定的水平防渗系统同等效果。
    3 填埋气收集及资源化利用水平低,常发生火灾、爆炸等事故。应根据现场条件建设有效的填埋气导排和收集系统。
    4 缺乏有效的封场覆盖系统和地表水导排系统,造成渗沥液产量高、臭气大,影响周边居民等。应采用有效的雨污分流措施。

7.5.4、7.5.5 毛细阻滞型覆盖层与现行行业标准《生活垃圾卫生填埋技术规范》CJJ 17中的标准结构相比,可采用当地土体,具有取材方便、耐久性好、工程造价较低、施工难度小等优点,且不存在沿土工合成材料防渗层(土工膜、GCL等)失稳。毛细阻滞型覆盖层在美国、德国等国家广泛应用于干旱半干旱地区,具有良好的防渗效果,如表8所示。
    毛细阻滞型覆盖层防渗基于水分存储与释放原理,即降雨时通过覆盖层土体存储入渗水分,不降雨时通过植被蒸腾作用与地表水分蒸发作用释放存储水分。细粒土层与粗粒土层之间存在毛细阻滞作用:粗粒土层非饱和渗透系数随含水率降低而衰减的速率较细粒土层快,因此当含水率较小时粗粒土层渗透性显著小于细粒土,从而产生毛细阻滞效应,阻滞水分进入粗粒土层,并显著增加细粒土层存水能力。
    毛细阻滞型覆盖层土层厚度应根据当地降水特点、极端气象条件(如暴雨等)来综合确定。美国EPA建议细粒土层厚度为45cm~150cm,粗粒土层厚为15cm~30cm。根据浙江大学的研究成果,结合我国干旱半干旱地区的气象特点,本条文建议细粒土层厚度介于50cm~150cm,粗粒土层厚度应介于20cm~30cm。工程应用时应保证粗粒土层粒径明显大于细粒土层。覆盖层结构中细粒土层具有一定闭气效果,粗粒土层还同时兼作排气层。
    植被层提供植被生长场所,并保护覆盖层不受风蚀、雨蚀与动物生活的影响。植被层材料宜采用当地适宜植物生长的土壤,土层厚度应根据植被类型、当地降水特点综合确定,但不得小于15cm。植被宜选用蒸腾能力强的植物,如草皮、灌木等,植被根系宜深入细粒土层内。

表8 干旱半干旱地区毛细阻滞型覆盖层应用情况

地区

年降
雨量

覆盖层结构层厚度

年渗漏量
占总降雨
量比例

植被层细粒土层粗粒土层
Altamoat CA3580.6m粉土0.4%
Apple Valley CA1191.1m细砂0%
Boardman OR2251.8m粉土0%
1.15m粉土0%
Polson3800.15m0.5m粉土0.6m粉砂0%
Helena2890.15m1.2m粉质砂土0.3m碎石0%
Monticello3850.20m0.6m粉质黏土0.3m碎石0%
Frankfurt A.M.6500.6m粉土0.2m砂土0%
Texas3112.0m粉质黏土0.2m碎石0%
New Mexico2260.20m1.0m砂土0%





8压实黏土防渗层及垂直防渗帷幕

8.1 一般规定

8.1 一般规定


8.1.1 根据编制组对我国现有四种典型衬垫系统被污染物击穿时间研究发现,衬垫系统中的压实黏土具有非常重要的防污作用,当渗透系数大于1×10-7cm/s时,防污效果显著降低。

8.1.2 垂直防渗帷幕可用来控制渗沥液污染地下环境。对于地下水位很高的填埋场,垂直防渗帷幕也可用于防止场外地下水进入填埋场库区。 


8.2 压实黏土防渗层的土料选择

8.2 压实黏土防渗层的土料选择


8.2.1 压实黏土防渗层需满足渗透系数小于1.0×10-7cm/s的要求,可初步通过下列特征来鉴别黏土料场的土料能否达到低渗透性,以下对各条要求说明如下:
    1 细粒土含量过低,低渗透性很难达到要求;
    2 砾石含量不宜过高,砾石会影响细粒土的压实,过高会导致砾石之间孔隙难以被黏土填满,形成连续通道,造成渗透系数急剧增大;
    3 一般来说,塑性指数小于15的土料,其黏粒含量较低,通常不易压实到1.0×10-7cm/s的渗透系数;当土料的塑性指数大于30~40时,干燥时会形成硬块,潮湿时又易形成黏团,造成现场施工困难,还具有潜在的高收缩性、高膨胀性及较差的体积稳定性。因此,土料的塑性指数宜在15到30之间。

8.2.2 试坑或钻孔的位置应均匀分布于同一网格图上。地质图上应标明地质成因、试验结果、土的分类以及每一主要土层的描述。为保障土料充分及质量稳定,应尽可能选择厚度大于1.5ms的黏土料场。


8.3 压实黏土的含水率及干密度控制

8.3 压实黏土的含水率及干密度控制


8.3.1~8.3.4 在进行压实黏土防渗层施工时,最重要的就是对土进行含水率和干密度的合理控制。因此,设计合格的压实黏土防渗层关键是建立所选土料的干密度、含水率和饱和水力渗透系数的关系。确定上述关系主要采用击实试验和渗透试验。其中击实试验采用修正普氏击实试验、标准普氏击实试验和折减普氏击实试验三种击实试验,标准普氏击实试验即为现行国家标准《土工试验方法标准》GB/T 50123的轻型击实试验,折减普氏击实试验与轻型击实试验基本相同,不同在于以每层15击代替了每层25击,修正普氏击实试验采用与标准普氏击实试验同样的击实筒,不同在于锤重为4.5kg,落距为45.7cm,层数为5层,以上三种试验的技术指标比较如表9所示。采用修正普氏击实试验、标准普氏击实试验和折减普氏击实试验三条击实曲线顶点连接而成的曲线就是最佳击实峰值曲线。


表9 三种击实试验的比较


试验类型锤重(kg)落高(cm)击实分层数每层锤击数
修正普氏试验4.545.7525
标准普氏试验2.530.5325
折减普氏试验2.530.5315

    通过40多年大量试验研究发现,击实曲线上由偏干到偏湿得到的压实黏土,其水力渗透系数可相差几个数量级。因此,压实含水率对水力渗透系数具有很大的影响。为了确保压实黏土防渗层具有很低的渗透系数,现有国外施工技术规范要求含水率必须落在一个指定范围内(通常为湿于最优含水率的0%~4%),压实黏土的干容重应大于或等于击实试验求出的最大干密度的某一百分数,称为压实度(图30)。若采用以标准普氏击实试验求得的最大干密度,压实黏土应至少达到95%的压实度;若采用以修正普氏击实试验求得的最大干密度,压实黏土则应至少达到90%的压实度。而现有很多试验数据都证明该压实度的规定会导致工程压实的数据点处于最佳击实峰值曲线以下的干燥区而造成渗透系数不满足要求,但目前该标准仍被广泛使用。因此,为了避免这种情况,应保障压实后的含水率和干密度始终位于最佳击实峰值曲线之上。


图30 常规压实度和最优含水率的质量控制示意图(Benson等,1999)

    采用位于最优含水率湿边(即大于最优含水率)的击实试样做渗透试验,确定其饱和渗透系数,根据渗透试验结果重绘正文图8.3.2中的含水率-干密度试验点,用不同符号代表不同饱和渗透系数的击实试验点,空心符号表示饱和渗透系数大于1.0×10-7cm/s的试样,实心符号表示饱和渗透系数小于等于1.0×10-7cm/s的试样,如正文图8.3.3所示,所绘的阴影区域应包括所有达到或超过设计标准(k≤1.0×10-7cm/s)的试验点。
    黏土防渗层除了要达到规定的低饱和渗透系数外,还应确保压实后黏土具有足够的抗剪强度。为了增加单位土地面积填埋量,节约土地,大部分现代卫生填埋场的高度都相当高,普遍超过60m。有许多大型填埋场的破坏由黏土防渗层或压实黏土防渗层/土工膜界面的抗剪强度不足引起。高于最优含水率的黏土其抗剪强度较低,但这一点往往还没有引起人们的足够关注。为了保证压实后的黏土防渗层具有足够的抗剪强度,在确定了满足规定的饱和渗透系数的区域后,还需再确定所选土料的抗剪强度满足堆体稳定要求。
    无侧限抗压强度选取150kPa为控制值,该强度可满足在短时间内一次性堆填20m~30m垃圾的要求。对于填埋高度较高的填埋场,应采取分区分期填埋的作业步骤,保证压实黏土防渗层有足够的时间消散孔压和增加强度,避免在同一填埋区域因加载速度过快和一次性堆填过高造成压实黏土防渗层破坏。

8.3.5 当土料的干密度和含水率不能满足本规范8.3.4条的规定时,可通过添加膨润土等添加剂达到要求。



8.4 压实黏土防渗层的施工质量控制

8.4 压实黏土防渗层的施工质量控制


8.4.2 碾压试验的目的是检验拟采取的施工方法和标准,确定压实方法和碾压参数,保证压实黏土防渗层达到设计要求。以下对施工中几个重要参数说明如下:
    1)含水率。在施工现场,要使符合第8.3.3条规定范围内的含水率与压实功能配合好是十分困难的(钱学德,1999):①含水率较高时,产生的湿软土块在一般的压实能量下易被重塑成没有大孔隙的土体,但应注意不能影响施工;②含水率较低时,需超重碾压机才能压碎土块,消除土块之间的大孔隙。
    2)压实功能是控制黏土防渗层质量的另一个重要因素。压实功能增加,干密度增加,渗透性减小。压实功能是通过碾压机重量、碾压遍数、速度及松土厚度实现的。Benson(1999)推荐碾压机重量为19t,并认为32t的超重型碾压机并未有更突出的优势。松土厚度应根据填土层压实完成后达到150mm进行控制,一般为200mm~300mm。碾压机在一定的面积上应碾压足够的遍数才能保证达到所需的干密度,最小的碾压遍数不是固定的,但一般认为(USEPA,1991)应至少碾压5~10遍,才能施加足够的压实能量并保证施工质量。
    以上参数均需通过碾压试验进行最终的确定。


8.5 垂直防渗帷幕及选型

8.5 垂直防渗帷幕及选型


8.5.1 HDPE土工膜-膨润土复合墙是在土-膨润土槽中插入HDPE膜,并通过特殊的接缝及嵌固工艺形成的复合墙。各种类型垂直防渗帷幕特点及比较见表10。

表10 不同类型垂直防渗帷幕特点

类 型特 点
水泥-膨润土墙

    强度高,压缩性低,可用于斜坡场地,渗透性低,约为10-6cm/s

土-膨润土墙

    与水泥-膨润土垂直帷幕相比,渗透性更低,通常为10-7cm/s,有时可低至5.0×10-9cm/s

土-水泥-膨润土墙

    强度与水泥-膨润土相当,渗透性与土-膨润土相当

塑性混凝土墙

    比水泥-膨润土刚度大、强度高,渗透系数一般不大于1×10-6cm/s,适合作为深垂直帷幕

HDPE土工膜-膨润
土复合墙

    防渗性和耐久性较高,渗透性低,可达10-8cm/s

注浆帷幕

    可密封孔洞或不透水层裂隙

8.5.2 垂直防渗帷幕较适合于隔水层埋深较浅的场地,帷幕插入隔水层,形成封闭的防渗系统。在垂直防渗帷幕设计前,应对场地隔水层条件进行勘察,埋深浅、厚度大、连续性好、透水性差、不存在裂隙等优势流通道的土层是比较理想的隔水层,另外隔水层岩体不宜太硬,以便帷幕嵌入。垂直防渗帷幕材料应具有抗渗沥液侵蚀性能和耐久性,欧美发达国家规定在帷幕材料选择时应针对渗沥液水质开展化学相容性试验加以检验。

8.5.3 水泥-膨润土墙和塑性混凝土墙的强度较高,水泥-膨润土墙的抗压强度可达140kPa~350kPa,因此当帷幕顶部需承受上覆荷载时,宜采用水泥-膨润土墙或塑性混凝土墙。然而,当地基发生明显侧向变形时,水泥-膨润土墙和塑性混凝土墙易开裂,此时宜采用柔性的土-膨润土墙。在特殊地质和环境要求高的场地,如填埋场库区和污水处理厂的边界距居民居住区、人畜供水点、河流、湖泊较近,填埋场下存在浅埋高渗透性岩土层等情况时,采用具有较可靠低渗透性的HDPE土工膜-膨润土复合墙,有利于防止填埋场污染物扩散影响周边地下环境。


8.6 垂直防渗帷幕插入深度及厚度

8.6 垂直防渗帷幕插入深度及厚度


8.6.1 专题研究分析表明,防渗帷幕渗透系数为1×10-7cm/s,且底端密封到不透水层或渗透系数不大于1×10-7cm/s土层中时,可在土体中形成近似一维水平向渗流和扩散。根据半无限空间一维对流-弥散解析解(Ogata,1961),垂直防渗帷幕厚度设计可简化为公式(8.6.2),该简化公式的适用条件:①帷幕渗透系数为1×10-7cm/s,底端密封到不透水层或渗透系数不大于1×10-7cm/s土层中;②帷幕击穿标准为下游边界污染物浓度达到上游边界的10%;③防渗帷幕的服役时间(即填埋场治理后运行时间与垃圾稳定化所需时间之和)按50年考虑。如填埋场所要求的服役时间短于50年,帷幕厚度可适当折减。当帷幕渗透系数大于1×10-7cm/s时,可采用等效性分析确定帷幕厚度。
    水动力弥散系数Dh和阻滞因子Rd的取值与帷幕材料类型、污染物种类有关。防渗帷幕厚度设计,应根据初步拟定选用的帷幕材料类型,参考相关工程的经验数据,选择最危险、污染风险最大、最不利的污染物类型对应的参数和数据。

8.6.2 与水利工程的防渗墙相比,填埋场垂直防渗帷幕不仅需减小地下水渗流量,还应控制通过垂直防渗帷幕扩散的污染物浓度,因此填埋场垂直防渗帷幕标准更高。根据国外工程经验,垂直防渗帷幕用于污染控制时,通常要求渗透系数小于1×10-7cm/s。当隔水层埋深过大而采用悬挂式帷幕时,应通过污染物渗流-扩散分析确定临界插入深度,垂直防渗帷幕临界插入深度为污染物从帷幕顶部竖向运移到达帷幕底部所需时间等于污染物水平扩散击穿浅部帷幕时间所对应的深度。


9填埋场岩土工程安全监测

9.1 一般规定

9.1 一般规定


9.1.1 渗沥液水位监测主要是监测渗沥液导排层水头、垃圾堆体主水位以及垃圾堆体滞水位,以上三种水位的存在形式对堆体边坡的稳定性影响互不相同,其影响规律见本规范第4.1.1条的条文说明。垃圾堆体主水位是影响垃圾堆体整体稳定的关键因素,故将其设为所有等级垃圾堆体的必测项目;渗沥液导排层水头是监控渗沥液污染地下水土环境的重要因素,故一级垃圾堆体边坡设为应测项目;考虑到垃圾堆体滞水位监测较为复杂,均设为宜测项目,可根据情况进行监测。
    表面水平位移反映填埋场地表位移状况,深层水平位移监测可以体现堆体沿深度方向上不同点的水平位移状况,可确定堆体沿深度方向最大水平位移值点及其位置;两者结合可掌握填埋场平面和空间的位移及边坡稳定状况,鉴别潜在失稳模式及滑动面位置。鉴于深层水平位移监测的工作量较大,需埋设测斜管,表面水平位移监测相对简便易行,因此,将表面水平位移监测设为一级和二级垃圾堆体边坡的应测项目,深层水平位移可在水位超过警戒水位,填埋场存在滑移失稳风险时采用。
    垃圾堆体沉降监测包括垃圾堆体表面沉降监测、软弱地基沉降监测、中间衬垫系统和竖井等刚性设施沉降监测。垃圾堆体表面沉降既可能是垃圾降解压缩产生,也可能是堆体失稳滑移的征兆。当渗沥液水位超过警戒水位、堆体失稳风险较高时,应进行沉降监测。软弱地基沉降反映填埋场底部地基的变形,可根据监测结果判断软弱地基的固结、强度增长及地基稳定状况,建设于软弱土地基上的一级垃圾堆体边坡填埋规模大,加载速率快,其软弱地基沉降设为宜测项目。中间衬垫系统位于老填埋场上,其沉降较大,为预测其拉伸破坏,设为一级垃圾堆体边坡的宜测项目。竖井等刚性设施沉降关系到衬垫系统的安全,可根据情况设置。
    导排层气压影响封场覆盖系统稳定及防渗层的安全,可根据情况进行监测。
    监测项目的监测频次是建议值,监测频次不是一成不变的,应该根据降雨和填埋场的安全稳定状况适当地进行调整。当监测数据达到预警值、变化量较大、变化速率加快或遇到特殊情况,如暴雨、台风等恶劣天气及其他紧急事件,应适当加密观测,必要时跟踪监测;当监测值相对稳定时,可按正常监测频次进行监测。

9.1.3 根据渗沥液水位、表面水平位移速率及沉降速率等测试数据可进行堆体稳定的定性分析,以目测为主的现场踏勘及时直观反映现场状况,可起到补充判断的作用。例如,地表裂纹的发展规律,对于判断地表裂纹是由于失稳还是沉降引起,有着非常重要的作用。另外,深层水平位移为判断堆体沿土工材料界面失稳或是沿堆体内部失稳提供直接的依据。因此,以上监测手段是判断填埋场安全稳定状态的重要依据,可在不同的情况下选用。


9.2 渗沥液水位监测

9.2 渗沥液水位监测


9.2.1~9.2.3 渗沥液导排层水头监测一般采用孔隙水压力计测试,孔隙水压力计在渗沥液浸泡中的长期耐久性难以保障,水头变化范围大,正常应在30cm以下,而一旦导排层发生淤堵易造成水头壅高,可达几十米,导致难以选择合适量程的孔隙水压力计。
    编制组通过某填埋场的现场实践,提出了一种新测试方法:即采用剖面沉降仪与水位计联合测定法,其测试原理如下:测量导管在导排层施工完成之后、垃圾填埋之前埋设,在监测点处导管开孔,并采用复合土工排水网包裹,其余段焊接密封。测试时,通过测量导管将剖面沉降仪送入监测点,测试监测点的高程,如图31所示,拔出剖面沉降仪后再将水位计送入导管,测出管内水位面的高程,如图32所示,将水位面高程与监测点高程相减即可得到监测点的渗沥液导排层水头,如图33所示。导管材质宜选用PPR或HDPE管,管径宜为50mm~75mm。

图31 剖面沉降仪测试示意图

图32 水位计测试示意图

    垃圾堆体内部渗沥液水位分布复杂,存在主水位及多个滞水位,常规的水位管测试无法测试多层水位。浙江大学提出了多重水位管测试渗沥液水位的方法,并在苏州七子山、深圳下坪等填埋场成功应用。多重水位管宜钻孔敷设,钻孔时应记录隔水层的埋深。水位管宜选用PVC或PPR管,管径宜为40mm~75mm,管底部开孔段长度宜为1m~3m,开孔段外包土工织物,并在埋设多重水位管时在隔水层位置加入膨润土进行密封,防止上下渗沥液水位贯通而影响测试结果,如图34所示。井筒四周填卵石或粗砂,井口四周用黏土或掺适量膨润土的黏土封闭,管口应盖管帽。


图33 渗沥液导排层水头计算图

图34 用于主水位和滞水位监测的多重水位管结构图



9.3 表面水平位移监测

9.3 表面水平位移监测


9.3.1 表面水平位移监测方法及监测点可参照现行行业标准《水利水电工程边坡设计规范》SL 386,表面位移工作基点宜布设在边坡附近、边坡变形影响的范围之外,且不受外界干扰、交通方便的部位。监测点布设成网格状可根据测试方法进行优化,比如可按照准直线法或前方交会法的监测要求布设,也可按照边角网法或收敛法布设,还可按照GPS法布设。

9.3.3 由于垃圾含塑料、布条等加筋材料,具有应变硬化特性,垃圾堆体失稳前能承受的位移量较一般的土质边坡大。根据浙江大学对某填埋场两次堆体滑移事件前后的水平位移监测及统计分析结果(表11),当垃圾堆体边坡的位移速率大于10mm/d时,堆体处于不稳定的状态,因此提出了垃圾堆体边坡表面水平位移监测的警戒值为连续两天位移超过10mm/d。

表11 活跃区监测点位移速率平均值统计结果(mm/d)

2008年过渡期(3~5月)非稳定期(6~8月)稳定期(9~10月)
7.519.81.8
2009年非稳定期(2月)过渡期(3月)稳定期(4月)
10.04.42.8



9.4 深层水平位移监测

9.4 深层水平位移监测


9.4.1、9.4.2 深层水平位移监测建议采用活动式测斜仪。先埋设测斜管,导槽方向应和边坡滑移方向一致;每隔一定的时间将探头放入管内沿导槽滑动,通过量测测斜管斜度变化推算水平位移。监测点沿边坡倾向布置,特别是当出现滑坡征兆时应根据现场踏勘的结果设置在滑坡体位置。


9.5 垃圾堆体沉降监测

9.5 垃圾堆体沉降监测


9.5.2 垃圾堆体表面沉降既可用水准法测量也可用水位连通管法测量,标志点可与表面水平位移监测的标志点共用。软弱地基沉降一般通过在渗沥液导排层中埋设沉降管,采用剖面沉降仪进行测量,该方法可测试整个断面的沉降。当剖面沉降仪难以贯通整个断面时,可在远离边界的位置增设沉降板。


 附录A 填埋场堆体压缩量计算过程及参数确定


附录A 填埋场堆体压缩量计算过程及参数确定



A.0.1 垃圾的初始容重和比重是沉降计算中的重要参数。国外很多研究者提出了垃圾初始容重取值建议。例如,Sowers(1958)提出根据压实程度垃圾初始容重可在5.7kN/m3~9.4kN/m3范围取值;Zekkos(2006)针对美国垃圾提出,根据压实程度从低到高垃圾初始容重可分别取为5kN/m3、10kN/m3、15.5kN/m3。钱学德(2001)建议填埋垃圾容重可取7.7kN/m3~13.8kN/m3。编制组总结了大量国内工程实测数据,垃圾容重随埋深变化可采用双折线表示。结合我国填埋场压实情况,本条建议了无试验数据时垃圾初始容重的取值方法。新鲜垃圾颗粒比重宜采用现场取样测定,亦可将垃圾各组分颗粒比重按含量加权平均进行估算,表12为我国某城市生活垃圾主要组分的颗粒比重。新鲜垃圾颗粒比重一般在1.6~2.4范围内,有机质含量高于25%时建议取1.6~2.2;低于25%时建议取1.8~2.4。


表12 我国某城市生活垃圾主要组分颗粒比重



组分菜叶肉骨纸类塑料橡胶纤维煤渣石土玻璃金属陶瓷果核草木

颗粒
比重

0.92.01.21.40.91.22.42.55.02.31.01.1


    下面通过实例介绍填埋场封场后沉降和容量的计算过程。
    某填埋场位于中等湿润气候地区,根据运行单位的压实机械以及填埋作业规划,确定场地压实程度为中等压实。拟计算:
    1 封场覆盖系统上某点封场2年后的沉降量,该点封场时的有效填埋高度为10m,在5个月内堆填完成;
    2 填埋场某区域的填埋量,该区域平面面积为5m×5m,填埋高度为10m,填埋速率为2m/月。
    计算时不考虑堆体内部水位的影响,不考虑场底防渗系统、中间覆盖系统、封场覆盖系统以及填埋区域地基的压缩沉降,堆体次压缩沉降采用应力-降解压缩模型进行计算。计算该点封场后沉降时,其沉降量为该点土柱各层垃圾的次压缩量之和;计算该区域的填埋量时,通过逐层添加的方式模拟堆填过程,计算每新填一层垃圾后在堆填时间内各层垃圾的总压缩量,直至达到填埋高度10m,该区域的填埋量即为各层垃圾填埋量之和。具体计算过程如下:
    根据A.0.1的要求,中等压实程度下初始容重γ0取为8kN/m3,垃圾平均颗粒比重ds取为1.7。根据规范第4.2节的建议,对中等湿润气候地区垃圾初始含水率取50%。


垃圾初始孔隙比


    按式(5.2.2-2),1000kPa压力下垃圾孔隙比取1.0,新鲜垃圾主压缩指数:


    


    完全降解垃圾修正主压缩指数Cc∞/(1+e0)取0.15,主压缩指数Cc∞为0.645。
    考虑中等湿润的气候条件,在应力-降解模型中,前期固结应力σ0取30kPa,σ0长期作用下垃圾降解压缩应变与蠕变应变之和εdc(σ0)=25%,降解速率c取0.01/月。



  

  


图35 封场后沉降量计算流程


    一、封场后沉降量计算
    封场后沉降计算流程见图35。
        ①分层及确定各层填埋龄期
        按2m/层将该点所在土柱均匀分成5层,每层2m,每层填埋时间为1个月,则各层垃圾封场时的平均龄期如表13所示。
        ②计算各层垃圾的上覆应力
        各层垃圾上覆应力按式(A.0.1-1)进行计算,如第一层垃圾的上覆应力为:



        其他各层垃圾上覆应力的计算结果如表13所示。
        ③计算各层垃圾的次压缩量
        按式(5.2.3-1)计算各层垃圾封场后2年内次压缩量,以第4、5层垃圾为例:
        第4层垃圾,根据其上覆应力33.47kPa,按式(5.2.3-2)得εdc(σi)=0.24,则Ss4=2×0.24×(1-e-0.01×25.5)-2×0.24×(1-e-0.01×1.5)=0.101m
        第5层垃圾,根据其上覆应力16.37kPa,按式(5.2.3-2) 得εdc(σi)=0.25,则Ss5=2×0.25×(1-e-0.01×24.5)-2×0.25×(1-e-0.01×0.5)=0.106m
        ④计算该点封场后沉降量
        按式(A.0.2)累积第1层到第5层垃圾的次压缩量,得该点封场后2年的沉降量为0.428m。


表13 各层垃圾上覆应力、平均龄期及压缩量




12345
上覆应力(kPa)89.1769.8751.3033.4716.37
封场时平均龄期(月)4.53.52.51.50.5
封场2年后平均龄期(月)28.527.526.525.524.5
封场2年后压缩量(m)0.0630.0730.0850.1010.106


    二、填埋量计算
    取该区域的土柱进行分析,土柱的平面面积为5m×5m,平均高度为10m。其填埋量计算流程见图36。



图36 填埋量计算流程


    1 确定分层厚度及填埋作业间隔
    根据填埋速率2m/月,取土柱每层垃圾的初始厚度为2m,填埋作业间隔为1个月,假定填埋作业连续无间断直至封场。
    2 计算第2层垃圾填埋后各层垃圾的上覆应力
    根据填埋场封场后沉降计算过程,第2层垃圾填埋前第1层垃圾压缩后的厚度应为1.998m。第2层垃圾填埋后,各层垃圾上覆应力计算如下:
        第1层垃圾:




        第2层垃圾:




    3 计算第2层垃圾填埋后各层垃圾的压缩量
        ①各层垃圾主压缩量按式(5.2.2-1)计算:
        第1层垃圾:


        第2层垃圾:上覆应力小于30kPa,主压缩量为0
        ②各层垃圾次压缩量按式(5.2.3-1)计算:
        第1层垃圾:Ss1=H1εdc(σ1)(1-e-ct)=2×0.24×(1-e-0.01×1.5)=0.007m
        第2层垃圾:Ss2=H2εdc(σ2)(1-e-ct)=2×0.25×(1-e-0.01×0.5)=0.002m
        按式(5.2.1)计算得:该两层垃圾的总压缩量为0.042m
    4 判别是否继续填埋

 考虑压缩后的垃圾堆体厚度为,与填埋高度10m相差10-3.958=6.042m>2m,应进行下一层填埋计算。

    5 调整最后一层垃圾填埋厚度
    其他层计算可按照第2层计算过程,封场时各层垃圾沉降计算结果如表14所示。土柱各层垃圾厚度(m)随填埋过程变化如表15所示。当填埋到第5层垃圾时堆体厚度为9.198m,10m-9.198m=0.802m<2m,这时应调整第5层填埋厚度为2.802m达到设计封场标高。


表14 封场时各层垃圾压缩量计算结果



层号

上覆应力
(kPa)

主压缩(m)次压缩(m)

各层垃圾
压缩量(m)

压缩后各层
垃圾厚度(m)

516.370.0000.0020.0022.802
433.440.0330.0070.0401.960
350.910.1610.0100.1711.829
267.840.2480.0130.2611.739
184.510.3150.0150.3301.670

ΣSp=0.757ΣSs=0.047ΣS=0.804ΣH=10.000


表15 各层垃圾厚度随填埋过程的变化(m)



1月2月3月4月5月
5



2.802
4


1.9981.960
3

1.9981.9601.829
2
1.9981.9601.8291.739
11.9981.9601.8291.7391.670
总高度1.9983.9585.7877.52610.000


    6 计算填埋量及平均单位库容填埋量
    填埋量按式(5.3.1-1)计算得:




    土柱有效库容V′=25×10=250m3
    按式(5.3.2)得平均单位库容填埋量:


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