兩種土壓力水平下防滲帷幕的防污能力

何 俊,胡曉瑾,阮曉晨,顏 興

(湖北工業大學土木工程與建筑學院,湖北 武漢 430068)

兩種土壓力水平下防滲帷幕的防污能力

何 俊,胡曉瑾,阮曉晨,顏 興

(湖北工業大學土木工程與建筑學院,湖北 武漢 430068)

為探究防滲帷幕材料在不同荷載作用下導致的滲透性和厚度變化對其防污能力的影響,在對土-膨潤土防滲帷幕工程性質分析的基礎上,進行了污染物運移計算,分析了不同壓力和邊界條件下帷幕的擊穿時間。結果表明:土-膨潤土帷幕材料多屬于中壓縮性土,帷幕材料在底端壓力下滲透系數與初始滲透系數的差異可達1個數量級;常用的相對濃度為10%和穩定通量為5%兩種擊穿標準所得擊穿時間存在較大差異,兩者的比值為1.42～2.21;以帷幕底端參數計算的帷幕下游處相對濃度和通量均小于以初始參數計算的結果,前者擊穿時間大于后者,以最大壓力對應參數所得的設計結果偏于危險。

防滲帷幕;土-膨潤土;污染物運移;土壓力;擊穿時間

防滲帷幕是抑制衛生填埋場滲濾液對地下水和土體污染的措施之一,其較低的滲透系數是達到預期防污效果的關鍵性能指標。國內外常用的防滲帷幕材料有土-膨潤土、水泥-膨潤土以及黏土固化注漿等[1-2],其中土-膨潤土防滲帷幕具有施工簡便、成本低廉和抗滲能力強等優點,廣泛應用于垃圾填埋場及污染場地修復領域。

一般情況下,土-膨潤土防滲帷幕材料施工時,含水率需滿足施工坍落度100～150 mm的要求,此時土樣含水率較高、干密度較小。Barben等[3-4]研究發現,土-膨潤土坍落度滿足要求時含水率約在43.2%～53.1%范圍內。Baxter等[5]研究表明,達到坍落度要求的含水率約為液限的1.0～1.5倍。此外,防滲帷幕在使用過程中,由于受到豎向壓力和水平壓力作用,防滲材料將發生壓縮,且滲透系數隨壓力的變化范圍較大。Malusis等[6-7]研究表明,當土-膨潤土所受壓力從24 kPa增大到383 kPa時,滲透系數從2.6×10-10m/s減小至1.3×10-10m/s,壓縮指數為0.21～0.24,屬于中等壓縮性土。Yeo等[4]對不同黏粒含量和膨潤土含量的土-膨潤土材料研究發現,壓縮指數隨黏粒含量及膨潤土含量的增大而增大,最大為0.27;當壓力從5 kPa增大到320 kPa時,滲透系數降低約1個數量級。杜延軍等[8]也得到類似的結果。不同深度處土-膨潤土防滲帷幕所受的壓力不同,其厚度、滲透系數也將與施工時有所差異,相應的防污能力也可能隨深度而變化。

衛生填埋場滲濾液中污染物的運移是一個包括對流、擴散、水化消解、沉淀、吸附、離子交換等作用的極其復雜的過程,僅單一、定性地研究防滲帷幕材料的滲透性、對污染物的阻滯吸附作用還不足以為帷幕的設計提供足夠的依據。詹良通等[9]通過設定3種不同的地質透水條件,基于Ogata經典半無限邊界條件解析解,分析了滲透系數、防滲帷幕厚度以及水頭差等因素對防滲帷幕服役壽命的影響,發現滲透系數降低1個數量級,防滲帷幕的服役年限增加近10倍;厚度從0.6 m增加到1.6 m時,擊穿時間延長至原來的6～7倍;水頭差對防滲帷幕服務性能的影響更加不能忽視,水頭差由10 m減小至0.3 m,服役時間可達原來的23～30倍。文獻[9]及我國現行規范(CJJ 176—2012《生活垃圾衛生填埋場巖土工程技術規范》)服役年限均以相對濃度為10%作為擊穿濃度的控制標準來計算確定。

圖1 計算模型示意圖

防滲帷幕中污染物運移計算有多種邊界條件,Rabideau等[10]對此進行了系統的分析,給出了有限厚度邊界條件下污染物運移的解答,并推薦在現場尺度下選擇入口定濃度、有限厚度出口零濃度作為邊界條件進行設計。Britton等[11-13]在研究防滲帷幕中污染物的運移時,均選用有限厚度邊界條件,并以污染物通量達到5%的穩定通量時所需的時間作為擊穿時間。實際上,在防滲襯墊和屏障設計時,通常需要針對具體的污染物,根據飲用水濃度標準和污染物通量共同確定。Foose[14]在設計襯墊時以CH2Cl2為對象,以襯墊底部質量濃度小于5 μg/L和通量小于1 500 mg/(hm2·a)為標準,其中質量濃度標準是根據美國環保局飲用水標準確定的,而通量標準沒有明確給出確定方法。防滲帷幕常用的邊界條件(即半無限和有限厚度邊界條件)、擊穿標準(即相對濃度和通量擊穿標準)對設計和評價的影響如何,目前還缺乏相關研究。

本文以土-膨潤土防滲帷幕為研究對象,分析帷幕材料的厚度和滲透系數等參數隨壓力的變化規律,選定兩種土壓力水平下材料性質參數,采用半無限和有限厚度兩種邊界條件進行污染物運移計算,并分別以相對濃度和通量作為擊穿標準探討防滲帷幕擊穿時間的差異,以期為土-膨潤土防滲帷幕的性能評價和合理設計提供參考。

1 研究方案

1.1 防滲帷幕所受的土壓力

(1)

(2)

式中:kam為主動土壓力系數;ρ′為帷幕材料的有效密度;g為重力加速度;Z為防滲帷幕的深度。為簡化計算,取kam等于靜止側壓力系數1-sinφ′,其中φ′為有效摩擦角(取為30°),有效密度取為0.97 g/cm3[5]。依據文獻[9]中蘇州七子山填埋場防滲帷幕情況,假設帷幕深度為40 m(圖1(a)),可計算得防滲帷幕最深處所承受的水平有效應力為194 kPa。

1.2 研究方法

考慮兩個工況(圖1(b)(c),工況1運移參數選為帷幕頂部初始厚度及低壓力下的相應系數,工況2運移參數選為帷幕底端在194 kPa土壓力下的厚度及相應參數),分別進行污染物運移計算,探討兩種工況下帷幕材料的防污性能。其中,工況1對應帷幕施工完成后沒有固結壓力時的情況,工況2對應整個帷幕承受最大固結壓力、固結變形完成后的情況。

污染物在防滲帷幕材料中的運移可用對流彌散方程來描述[10]:

(3)

式中:Rd為阻滯系數;C為污染物濃度;D為水動力彌散系數,由于帷幕材料中流速很小,水動力彌散系數可取為擴散系數;v為平均孔隙流速,v=ki/θ,其中k為滲透系數,i為水力梯度,θ為體積含水量,飽和土樣的體積含水量即為孔隙率n。

分別考慮半無限邊界條件和有限厚度邊界條件,入口邊界污染物濃度恒為C0,出口邊界污染物濃度恒為0 mol/L;初始濃度為0 mol/L。在半無限邊界條件下,x=H處濃度C與C0的比值(即相對濃度)為[9]

(4)

式中:H為防滲帷幕厚度;t為時間。

在有限厚度邊界條件下,x=H處通量J[10]為

(5)

穩定通量Jss為

(6)

選擇兩種擊穿標準:①濃度標準[9-10],即x=H處污染物濃度達到C0的10%時防滲帷幕被擊穿;②通量標準[13-14],即x=H處污染物通量達到穩定通量的5%時防滲帷幕被擊穿。

1.3 運移參數

選用高嶺土-膨潤土、添加膠粉的高嶺土-膨潤土進行一維固結試驗,試驗結果如表1所示。在高嶺土-膨潤土中添加膠粉的目的是增強帷幕材料對有機污染物的吸附阻滯能力。

表1 固結試驗結果

注:15%GR、15%PR分別表示添加12目和30目膠粉的改性高嶺土-膨潤土,膠粉與高嶺土的質量比為0.15。

試驗時,用5%的膨潤土漿液與高嶺土或膠粉-高嶺土混合土拌和,參考相關研究[3-7]中含水率的控制方法,取滿足110 mm坍落度要求的含水率為控制含水率;土樣密封靜置24 h后開展固結試驗。滲透系數由k=Cvmvρwg間接得出,其中Cv為固結系數,mv為體積壓縮系數,ρw為水的密度,g為重力加速度。

分析發現,土樣在100～200 kPa豎向壓力下壓縮系數為0.3～0.5 MPa-1,屬于低-中壓縮性土;壓縮指數為0.12～0.17。土樣滲透系數隨豎向壓力的增大而減小,在10-8～10-7cm/s數量級之間變化。參考固結試驗結果,污染物運移計算時所用孔隙率及滲透系數取值見圖1(b)(c)。參考文獻[9，17]中的統計結果,本文擴散系數選為2.0×10-6cm2/s;考慮屏障材料對污染物有一定的吸附阻滯能力,阻滯系數選為1.5。另外,分別選用30 cm和200 cm模擬上下游低水頭差和高水頭差。

CJJ 176—2012《生活垃圾衛生填埋場巖土工程技術規范》要求垂直防滲帷幕厚度不小于0.6 m且不宜大于1.5 m,本文選為1.0 m。假設防滲帷幕只在水平方向上發生一維固結壓縮,運用分層總和法,按照一層計算,防滲帷幕的壓縮量s可表示為

(7)

式中e0、e分別為初始孔隙比和水平壓力作用下對應的孔隙比。根據上式可計算出194 kPa水平壓力下防滲帷幕的厚度為0.89 m。

圖2 帷幕下游相對濃度與時間的關系

2 計算結果與分析

2.1 相對濃度

圖2為半無限邊界條件下防滲帷幕下游處(x=H)相對濃度與時間的關系曲線?？梢钥闯?①在水頭差一定的條件下,工況1相對濃度遠高于工況2,二者差異顯著。例如,低水頭差、20 a時,工況1和工況2相對濃度分別為0.247和0.079,前者約為后者的3.1倍;高水頭差時,工況1相對濃度在6 a時就接近1.0,而工況2相對濃度在20 a時約為0.84。②上下游水頭差增大導致擊穿時間提前，且水頭差越大,兩種工況下擊穿時間的差異越大。以C0的10%為擊穿標準(濃度標準)時,低水頭差條件下,工況1和工況2擊穿時間約分別為13.0 a和22.5 a,后者約為前者的1.73倍;高水頭差條件下,工況1和工況2擊穿時間約分別為3.0 a和8.0 a,后者約為前者的2.67倍。

2.2 污染物通量

圖3為有限厚度邊界條件下防滲帷幕下游處污染物通量J與穩定通量Jss的比值與時間的關系曲線。可以看出,與圖1類似,在一定水頭差下,工況1通量大于工況2通量;上下游水頭差增大導致擊穿時間提前。以5%穩定通量為擊穿標準時,低水頭差條件下,工況1和工況2擊穿時間約分別為9.2 a和10.2 a,后者約為前者的1.11倍;高水頭差條件下,工況1和工況2擊穿時間約分別為2.3 a和6.1 a,后者約為前者的2.65倍。與圖1相比,低水頭差條件下工況1和工況2相對通量的差異略小于相對濃度的差異;以通量標準所得擊穿時間小于以濃度標準所得結果。

圖3 帷幕下游相對通量與時間的關系

2.3 擊穿時間

在低水頭差、不同擊穿標準下,擊穿時間tj與阻滯系數Rd的關系曲線如圖4所示,擊穿時間tj與帷幕初始厚度H0的關系曲線如圖5所示?？梢钥闯?①隨著阻滯系數和帷幕初始厚度的增大,擊穿時間大幅增加。增強帷幕材料的吸附能力對延長擊穿時間是非常重要的,尤其是在帷幕厚度已經很大但仍不能滿足要求的情況下。例如,以工況1、濃度標準來計算,當初始厚度為1.0 m的帷幕材料的阻滯系數由1.5增大到3.0時,擊穿時間由13.0 a增加到26.1 a;當阻滯系數為1.5的帷幕材料的初始厚度由1.0 m增大到1.5 m時,擊穿時間由13.0 a增加到29.4 a。②以C0的10%作為擊穿標準所得的擊穿時間大于以5%穩定通量標準所得結果。對于工況1,濃度標準與通量標準所得結果的比值為1.42;對于工況2,二者比值為2.21;當水頭差一定時,該比值基本不隨阻滯系數和初始厚度的變化而變化。③工況2擊穿時間均大于工況1計算結果。濃度標準下,工況2與工況1所得擊穿時間的比值約為1.72;通量標準下,二者比值約為1.11。④在本文計算條件下,工況2濃度標準得到的擊穿時間最長,工況1通量標準得到的擊穿時間最短。

圖4 擊穿時間與阻滯系數的關系(H0=1.0 m)

圖5 擊穿時間與帷幕初始厚度的關系(Rd=1.5)

2.4 討論

劉庭發等[18]在復合襯墊對重金屬離子防污性能研究中指出,采用擊穿時間作為評價指標的合理性值得探討。實際上,對于防滲帷幕而言,用擊穿時間作為評價和設計指標也需要注意:①邊界條件和擊穿標準的選擇。半無限邊界條件相對簡單,并可以采用濃度標準進行分析,根據GB 5749—2006《生活飲用水衛生標準》中地下水質量指標即可確定污染物濃度限值。但是,有限厚度邊界可能更符合實際工況,此時只能選擇通量作為擊穿標準。本文依據文獻[12-13],選擇5%的穩定通量作為擊穿標準,但5%的選擇有一定的主觀性,如何選擇合適的通量擊穿標準還有待于深入研究。②帷幕不同位置的擊穿時間存在差異,且差異隨著上下游水頭差的增大而增大。帷幕材料受壓后厚度變薄、滲透系數減小,前者對防污不利而后者對防污有利,但總體而言滲透系數減小對增強帷幕防污效果的影響更大。設計時若選用壓力偏大則相應滲透系數偏小,如果再不考慮帷幕厚度的變化,得到的設計結果將偏于危險。

3 結 論

a. 土-膨潤土防滲帷幕材料一般屬于中壓縮性土,在水平應力作用下發生固結壓縮,厚度變薄且滲透系數減小。在本文試驗和計算條件下,防滲帷幕在40 m深處所受水平應力約194 kPa,與初始厚度相比其厚度減小約10%,滲透系數由低壓力下的10-7cm/s數量級減小至194 kPa壓力下的10-8cm/s數量級。

b. 選取不同的擊穿標準所得的結果存在較大的差異。以5%穩定通量作為擊穿標準所得擊穿時間小于以C0的10%作為擊穿標準所得結果。在30 cm水頭差情況下,濃度標準與通量標準所得擊穿時間的比值為1.42～2.21。

c. 以帷幕底端參數(工況2)計算的帷幕下游處相對濃度和通量均小于以初始參數(工況1)的計算結果,兩種工況下擊穿時間有較大差異。在30 cm水頭差情況下,以C0的10%作為擊穿標準得到工況2擊穿時間約為工況1擊穿時間的1.73倍,以5%穩定通量標準得到的約為1.11倍,且該比值隨水頭差的增大而增大。在設計時,防滲帷幕所受荷載的大小、材料厚度及滲透系數隨壓力的變化都有必要考慮,以最大水平壓力對應參數所得的設計結果偏于危險。

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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

武漢市青年科技晨光計劃(201271031418);湖北省自然科學基金(2014CFB606)

何俊(1977—),女,教授,博士,主要從事環境巖土工程研究。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 編輯：熊水斌)