老填埋场竖向加高扩容工程的沉降计算与分析.pdf

老填埋场竖向加高扩容工程的沉降计算与分析 王艳明 张乾飞 上海市政工程设计研究总院, 上海 200092 摘要 针对老填埋场竖向加高扩容时垃圾堆体沉降机理的特殊性, 将老垃圾堆体的沉降分为 3 部分 主固结沉降、次 应力沉降、降解沉降, 并研究各部分沉降的计算方法。 结合工程实例, 对沉降计算公式中有关参数取值进行探讨, 并对 扩容垃圾荷载作用下原垃圾堆体的沉降发展趋势进行分析, 为扩容工程设计采取相应的沉降控制措施提供了依据。 关键词 固体废弃物 老填埋场 竖向加高扩容 沉降计算 次应力沉降 降解沉降 0 引言 近年来,随着城市生活垃圾产量的迅猛增加和原 填埋场接近其服务年限, 许多城市均相继面临要为城 市生活垃圾寻求新的最终出路的问题 。据有关统计 资料表明 国内首批兴建准卫生填埋场的城市或地 区,大部分 85 以上 均面临无法实现新建填埋场重 新选址的尴尬境地 [ 1] ,目前唯一可行的出路是对原有 填埋场按照现行的规范及标准实施改扩建,所以对具 备条件的老填埋场实施竖向加高扩容势在必行。 垃圾沉降问题是老填埋场竖向扩建时需要解决 的关键技术问题 ,尤其是老垃圾堆体在新垃圾荷载作 用下引起的沉降分析 ,对填埋场的封场系统和填埋场 竖向加高扩容设计十分重要 。近年来 ,不少学者基于 常规的土体压缩固结理论做了有益的改进 [ 2- 7] ,即在试 验研究的基础上, 对传统分层总和计算公式提出了系 列修正公式, 特别是柯瀚等 [ 8] 在室内试验研究的基础 上,针对填埋场垃圾体的特点,提出垃圾堆体各部分沉 降的简化计算公式。尽管这些公式和参数具有一定的 局限性,但对解决工程实际问题提供了有益的指导 。 在此尝试对老填埋场竖向加高扩容中的填埋体 沉降问题进行探讨分析, 将老垃圾堆体的沉降分为 3 部分 由于新垃圾荷载作用引起的主固结沉降; 由 于骨架蠕变引起的次应力沉降 ; 因生物降解作用引起 的长期降解沉降 。结合工程实例, 研究各部分沉降的 计算方法, 并类比相关工程 ,对计算参数的取值进行 探讨 ,根据计算结果对扩容垃圾荷载作用下原垃圾堆 体的沉降发展趋势进行分析。 1 沉降分析方法 同一般土体相比, 垃圾堆体的沉降量更大, 沉降 历时更长, 而且预测垃圾堆体的沉降更为困难。 Sowers [ 3] 通过分析大量的现场垃圾沉降数据, 认为垃 圾沉降主要包括主固结沉降和长历时的次固结沉 降,即 ΔH ΔHcΔ Hα 1 式中 ΔH 垃圾填埋体总沉降量; ΔHc 主固结沉降量 ; ΔHα 次固结沉降量 。 目前针对垃圾堆体各阶段的沉降计算尚无归一 化的计算模型及计算公式 ,在此结合老填埋场竖向加 高扩容时老垃圾堆体受荷载及其沉降变形的特点 ,推 荐采用以下公式进行沉降计算 。 1. 1 主固结沉降 主固结沉降的计算一般采用 ΔHcC′ cH0log σ0Δσ σ0 2 式中 H0 垃圾体初始厚度 ; C′ c 修正的主固结压缩指数 ; σ0 作用于垃圾层中点的上覆压力; Δσ 竖向增填时引起的压力增量 。 1. 2 次固结沉降 对于填埋体的次固结沉降 ,考虑其主要由骨架的 蠕变及生物降解引起, 历时很长, 按沉降机理可认为 次固结沉降分为两部分 次应力沉降和降解沉降。即 ΔHαSsSb 3 式中 ΔΗα 总次固结沉降 ; Ss 次应力沉降 ; Sb 降解沉降 。 1. 2. 1 次应力沉降 虽然从填埋体的堆载时间和上覆荷载的角度来 看,不同深度的填埋体应处于不同应力作用过程的不 59 环 境 工 程 2007年 8 月第25 卷第4 期 同阶段,但目前尚没有可靠的模型定量描述这一压缩 过程 。因此,次应力沉降仍采用传统的次固结计算方 法。即 SsHpCsaelog t tp 4 式中 Hp 垃圾填埋体主固结完成后的厚度 高 度 ; tp 次压缩开始时间 , 对扩容工程, 可假设 tp等于已填埋垃圾的年龄; t 次固结沉降结束时间 ,可取 20 a; Csae 修正应力压缩指数, CsaeCsa 1 ep ; ep 填埋体在主固结完成后的孔隙比 ; Csa 应力压缩指数, 在没有实测值的情况 下 ,建议的估算范围为 Csa 0. 02～ 0. 04 ep 5 1. 2. 2 降解沉降 对于降解沉降 ,认为满足下列假定 ①填埋体为 均质的垂直堆体 ,压缩过程中侧向限制 ; ②填埋体的 堆载速度不随时间发生变化; ③ 有机物生物降解速率 k 为常数 ; ④ 易挥发物质含量为 n , 其中可降解有机 质质量分数为 α 。则降解沉降可表示为 Sb 1 -υ s Hp-Ss 6 υs可以通过下式求得 υ sA[ ane -kt d 0 1 -α n dm] 7 A dmd0 [ d0α n dm-d0 ] 8 式中 d0 垃圾土中可降解有机物成分的密度 ; dm 不可降解固相物质的密度。 2 实例分析 下面以某老填埋场加高扩容工程为例,进行竖向 加高扩容后老填埋场的沉降计算分析。 2. 1 工程概况 为便于描述 ,将老填埋场简称为一期库区, 竖向 加高扩容部分为二期库区。一期库区垃圾填埋体的 厚度与填埋年份的空间分布详见表 1。 表 1 一期库区垃圾堆体不同埋深和埋龄的空间分布 项目 垃圾分区 SW1SW2SW3SW4SW5SW6SW7SW8SW9SW10SW11SW12SW13SW14SW15 平均埋龄 a129. 58. 57. 57. 56 . 55 . 55 . 54. 53. 53. 52. 52 . 51 . 50. 5 平均埋深 m25 . 031 . 022. 635. 040. 020. 029. 020 . 032 . 022. 022. 012. 516. 511. 54. 0 密度 kgm- 3 11. 13 11. 5910. 9511. 9012. 2910 . 7711 . 4310 . 77 11. 6710. 9110. 9110. 3310 . 5410 . 299. 48 修正应力压缩指数 Csae0. 021 0. 0210 . 0220 . 0210. 0200. 0220. 0210. 022 0. 0210 . 0220 . 0220 . 0230. 0220. 0230. 024 易挥发物质含量 n0. 120 0. 1550 . 1710 . 1890. 1890. 2090. 2310. 231 0. 2550 . 2820 . 2820 . 3120. 3120. 3440. 380 按照实际运营结果, 一期库区 1993 年投入营运, 至2007 年填满至设计标高, 共划分成 15 个垃圾分 区。根据填埋作业发展规划, 二期库区为扩容工程, 计划服务年限为 10 a, 每年填高 4 m ,累计堆高 40 m, 为简化计算,假定按照逐年堆高分层,共划分成 10 个 垃圾分 层, 各分层垃 圾堆体的 密度统一取 值为 10. 5 kg m 3 。 2. 2 参数工况 关于主固结压缩指数的选取, 利用文献[9] 提供 的参数 C′c 0. 28 , 对竖向加高扩容工程进行沉降 试算, 发现由此计算得到的主固结沉降值偏大 ,故对 上述参数进行了调整, 修正后的主固结压缩指数为 C′ c 0. 20。 根据文献[ 10] ,可降解有机质含量为初始有机质 含量的 0. 56左右 , 因该填埋场已经使用 10 余年, 大 部分垃圾已经熟化 ,经过分析比较, 这里取可降解有 机质含量为0. 37。 计算一期库区垃圾堆体的次应力沉降时, 式 4 中的 tp取为已填埋垃圾的年龄, 如表 1 所示。次固 结沉降的结束时间统一取 t 20 a, 即以 2027 年时产 生的垃圾总沉降作为一期库区垃圾堆体的最终沉降。 其他有关参数参考杭州天子岭填埋场试验结果 确定 [ 8] , 取 k 0. 365; d02. 0; dm 2. 5。垃圾土的分 区及参数如表 1 所示 。针对填埋场内 2 个典型沉降 点进行了计算分析, 有关参数如表 2 所示 。 表 2 典型沉降点有关计算参数 项目 典型沉降点 CJ10CJ14 沉降点下覆垃圾 一期垃圾 厚度 m42 . 539. 2 沉降点上覆垃圾 二期垃圾 厚度 m31 . 036. 8 修正主固结压缩指数 C ′ c 0. 20. 2 生物降解速率 k0. 3650 . 365 可降解有机质含量 α0. 370 . 37 一期垃圾密度 kgm- 3 见表 1见表 1 二期垃圾密度 kgm- 3 10 . 510. 5 二期工程启用年份20072007 60 环 境 工 程 2007年 8 月第25 卷第4 期 2. 3 计算结果 针对CJ10、 CJ14 2 个典型沉降点, 分别计算一期 垃圾堆体在二期荷载作用下产生的主固结沉降、 次应 力压缩沉降 、降解沉降, 相关计算结果如表 3、表 4 所示 。 表 3 CJ10典型沉降点一期垃圾沉降计算结果 年份 总沉降 m 比例 主固结 m 比例 次应力沉 降 m 比例 降解沉 降 m 比例 年增量 m 20071 . 9004. 470 . 994 52 . 330. 0743. 900. 83243 . 780 . 000 20083 . 9039. 181 . 672 42 . 850. 1744. 462. 05752 . 692 . 003 20095 . 332 12 . 55 2 . 217 41 . 580. 2454. 602. 87053 . 821 . 429 20106 . 388 15 . 03 2 . 678 41 . 930. 3014. 713. 40953 . 361 . 057 20117 . 193 16 . 92 3 . 082 42 . 840. 3474. 833. 76452 . 330 . 804 20127 . 822 18 . 41 3 . 441 43 . 990. 3864. 943. 99551 . 070 . 630 20138 . 328 19 . 60 3 . 765 45 . 210. 4215. 054. 14249 . 740 . 506 20148 . 684 20 . 43 3 . 990 45 . 950. 4525. 204. 24248 . 850 . 355 20158 . 800 20 . 71 3 . 990 45 . 340. 4835. 484. 32849 . 180 . 117 20168 . 888 20 . 91 3 . 990 44 . 890. 5115. 754. 38749 . 360 . 087 20269 . 202 21 . 65 3 . 990 43 . 360. 7137. 754. 49948 . 89 0 . 314＊ 表 4 CJ14典型沉降点一期垃圾沉降计算结果 年份 总沉降 m 比例 主固结 m 比例 次应力沉 降 m 比例 降解沉 降 m 比例 年增量 m 20071 . 8524. 720 . 948 51 . 170. 0844. 520. 82144 . 310 . 000 20083 . 8219. 751 . 603 41 . 950. 1914. 992. 02753 . 061 . 969 20095 . 219 13 . 31 2 . 127 40 . 750. 2655. 072. 82754 . 181 . 398 20106 . 248 15 . 94 2 . 569 41 . 120. 3215. 143. 35753 . 741 . 029 20117 . 028 17 . 93 2 . 954 42 . 040. 3685. 233. 70652 . 730 . 780 20127 . 635 19 . 48 3 . 296 43 . 170. 4075. 323. 93251 . 500 . 608 20138 . 121 20 . 72 3 . 605 44 . 390. 4405. 424. 07750 . 200 . 486 20148 . 521 21 . 74 3 . 886 45 . 610. 4695. 514. 16548 . 890 . 399 20158 . 857 22 . 59 4 . 144 46 . 790. 4965. 604. 21747 . 610 . 336 20168 . 983 22 . 92 4 . 194 46 . 680. 5225. 814. 26747 . 500 . 127 20269 . 285 23 . 69 4 . 194 45 . 170. 7157. 714. 37647 . 130 . 301＊ 表 3、表4 中总沉降比例表示总沉降占一期垃圾 堆体厚度的比例 ,主 、 次固结比例表示主 、 次固结沉降 占总沉降的比例 ,年增量表示一期垃圾总沉降每年的 增加量 , ＊表示从 2016 年 ～ 2026 年 , 10 年间的总沉 降增加量 。 由表 3 中数据可知,一期垃圾沉降量呈逐年增大 的趋势 ,但年沉降增量有逐渐减小的趋势 ,表明一期 垃圾在二期荷载作用下, 沉降量主要发生在二期填埋 初期 ,且最终沉降量趋于稳定 。 总的来看, 垃圾总沉降量起初增加较快 ,随后呈 缓慢增长的趋势, 并最终趋于稳定 。其中 ,主固结沉 降与外荷载作用直接相关, 随着二期垃圾填埋结束, 其主固结沉降基本完成 。而降解沉降则表现为在垃 圾填埋的前几年内增加较明显 ,其沉降过程呈指数衰 减形式,并最终趋于稳定 。 从主、次固结沉降比例来看, 在二期垃圾填埋初 期,由于荷载作用引起的一期垃圾主固结沉降占总沉 降的比例要比次固结沉降所占比例大, 约占 50左 右。随着垃圾降解沉降量的增加,降解沉降成为垃圾 总沉降的重要组成部分, 在降解沉降开始的前几年 内,其沉降比例超过总沉降的 50,但随着降解年限 的延长, 其比例呈逐渐减小的趋势。对于次应力沉 降,呈缓慢增加的趋势 , 其所占比例从起初的 4增 加到最终的 8左右 。由此也可以看出, 垃圾沉降主 要由主固结沉降和降解沉降引起,而由于骨架本身在 应力长期作用下引起的蠕变而产生的沉降则可以忽 略不计。 从垃圾总沉降所占垃圾堆体厚度的比例来看 ,在 二期垃圾荷载作用下 ,一期垃圾堆体的最终沉降约占 一期垃圾堆体厚度的 22～ 24 左右。 3 结论 针对老填埋场竖向加高扩容时垃圾堆体沉降机 理的特殊性 ,研究各部分沉降的计算方法 ,结合工程 实例 , 对竖向加高扩容时原垃圾堆体的沉降进行 分析 。 1 垃圾沉降由 3 部分组成 由于外荷载作用引 起的主固结沉降 ; 由于骨架蠕变引起的次应力沉降; 因生物降解作用引起的长期降解沉降 。实例分析表 明,垃圾沉降主要由主固结沉降和降解沉降引起, 而 由于骨架本身在应力长期作用下引起的蠕变而产生 的沉降则可以忽略不计。 2 在垃圾填埋初期 ,其沉降主要受主固结沉降 控制 ,而垃圾堆体的远期沉降则受降解沉降控制。在 二期垃圾荷载作用下 ,一期垃圾堆体的最终沉降约占 一期垃圾堆体厚度的 22～ 24 左右。 3 本研究作为探索性的应用分析 , 文中有关沉 降计算的参数参考类似工程取值,还有待以后通过现 场试验获取相关参数后进行进一步验证 。 参考文献 [ 1] 王艳明, 方建民, 兰吉武. 现代垃圾填埋技术设计理念及其工 程应用. 环境工程, 2005, 23 3 51 -53. 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Emmaus Rodaie Press, 1972. 作者通讯处 王艳明 200092 上海市中山北二路 901 号 上海市政 工程设计研究总院三院 E -mail wang-ym. gp3smedi . com 2006- 12-27 收稿 各国生活垃圾填埋场防渗结构标准研究 杨良斌 1,2 李 丽 1 刘玉强 1 董 路 1 赵娜娜 1 1. 中国环境科学研究院固体废物污染控制技术研究所, 北京 100012;2. 西南大学环境科学与工程系, 重庆 400715 摘要 介绍美国、德国和欧盟等国的生活垃圾填埋污染控制标准中对于填埋场防渗结构包括防渗构造、防渗系数、防 渗层厚度的有关规定。 并对我国 54家生活垃圾填埋场的防渗结构进行调查, 调查结果表明, 我国生活填埋场防渗结 构设计不合理, 容易发生渗滤液泄漏, 这与现行生活垃圾填埋污染控制标准 GB16889 -1997 中有关防渗结构的要求 不足有关。建议我国的生活垃圾填埋场采用复合防渗结构, 人工膜厚度至少为 1. 5 mm, 压实粘土层厚度至少 为 50 cm。 关键词 生活垃圾填埋场 防渗结构 标准 0 引言 在生活垃圾填埋场设计、建设和运行过程中, 填 埋场防渗结构的防渗效果是关键问题之一 。美国环 保署 USEPA 的调查资料显示 [ 1] , 美国有 75的生活 垃圾填埋场因泄漏污染地下水。已有的研究结果和 试验表明 ,生活垃圾填埋场一旦对地下水或地表水水 体造成污染,其危害往往要延续很长时间且采用任何 治理措施消除这种污染都非常困难 [ 2] 。因此, 各个国 家的生活垃圾填埋污染控制标准体系都对防渗结构 提出了具体的要求, 以降低渗滤液泄漏发生的几率 。 1 国外生活垃圾填埋场防渗结构标准 1. 1 美国城市固体废物填埋场防渗结构的要求 美国环保署 1991 年颁布的城市固体废物填埋 场标准 municipal solidwaste landfill criteria, 以下简称 MSWLFC 中规定的防渗结构具体如下 [ 3] 。 1 采用由一个复合衬层系统和一个渗滤液收集 系统组成的防渗系统 。渗滤液收集系统的设计,必须 能保证衬层上的渗滤液深度不超过 30 cm 。 2 复合衬层系统包括由合成人工膜构成的上层 衬层和由压实粘土层构成的下层衬层,上层的人工膜 厚度≮0. 75 mm ,如果人工膜为 HDPE 膜 ,则厚度至少 为1. 5 mm 。下层粘土衬层的厚度 ≮ 60 cm, 渗透系数 应 1. 5 mm, 底土和压实粘 土衬层的渗透系数应 ≯ 1 10 -7 cm s,见图 1 2 。 62 环 境 工 程 2007年 8 月第25 卷第4 期 relation between gas flow rate and decrease of gas pressure were investigated. The results showed that low concentration, low gas flow rate and low temperature were good for adsorption. The adsorption of CHCl3by ACFwasmainly physical adsorption. Improving filtrate speed of chloro led to a high decrease of gas pressure. Keywords activated carbon fiber, chloro and adsorption STUDY ONTHE ANAEROBIC INFLUENTIAL FACTORS OF FLUE GAS BIODESULFURIZATION Wang Dunqiu Yan Jingling Yan Dan 46 Abstract An experimental study on some main influentialfactors, such as reaction temperature, HRT and concentration in biological sulfate reduction system was done by using an UASB. The experiment investigated the effect on reactor from the changes of SO2 - 3 reduction rate and the value of sulfide. It is indicated that, when HRT being 36 h, the effect of degradation of SRB on the reduction rate of SO2- 3 are better; when the SO2 - 3 concentration is in the range of 500 mg L to 800 mg L, the SO2 - 3 reduction rate is about 88; within the temperature investigated, when reaction temperature being 33 ℃, the SO2- 3 reduction rate and the value of sulfide are the maximum. Keywords flue gas, biodesulfurization, UASB and sulphite THE NEW PROCESS OF UTILIZING THE RESOURCE FROM FLUE GAS DESULFURIZATION WITH PYROLUSITE PULPSun Jun Su Shijun Ding Sanglan et al 49 Abstract Research has been carried out on the process of producing electrolytic manganese, high -pure manganese carbonate and ammonium sulfate from the absorption offlue gas desulfurizationwith pyrolusite pulpwhichwasfirst set up by the researchers. Experiments have discovered the optimal flow and conditions of process and prepared electrolyticmanganese products thatmet the standardsofGB3418 -82 and high -pure manganese carbonate products that met the standards of GB10305, and ammonium sulfate can be recovered from the solution and be utilized further. The process achieved the intention of recovering sulfur resource and improving the extra value of pyrolusite comprehensive utilization and the results from the research provide a theoretical basis and design parameter for applying this technology to industry . Thisinvestigation shows the feasibility of a novel recycling approach to utilizing the resource from flue gas desulfurization with pyrolusite pulp. Keywords pyrolusite pulp, flue gas desulfurizaiton, absorption solution, electrolytic manganese, high -pure manganese carbonate and ammonium sulfate EXPERIMENTAL STUDY ON DEODORIZATION OF WASTEGAS FROM SEWAGE REUSE SYSTEM BY BIOFILTER TOWERSDai Xingchun Huang Minsheng Zhang Daofang et al 53 Abstract Experimental results of deodorization of wastegasfrom sewage reuse system by biofilter towers had been introduced in this paper. Within 92 seconds, these two biofilter towers could remove more than 80NH3and H2S. No. 1 tower inoculatedwith activated sludge could purify the wastegas to almost non -odorous extent, which may be attributed to zeolite adsorption and biological degradation. Only 37～ 51NOxcould be removed by biofilter towers, which meant enhanced purification s should be required. Keywords deodorization by biofliter towers, sewage reuse system and experimental study STUDY ONAPPLICATIONOFINTEGRATEDPROCESSOFSEWAGESLUDGEON CIRCULATING FLUIDIZED BED INCINERATIONYun Xiaoyin Lǜ Qinggang Na Yongjie et al 56 Abstract The volume of sewage sludge can be reduced and will become harmless, whose energy can be utilized by incineration of sewage sludge. In this paper, the integrated process of sewage sludge on circulating fluidized bed incineration is presented. The self-sustaining energy balance can be realized as the water fraction of sewage sludge is not more than 75. The 350 t d treatment capacity of sewage sludge is taken as an example for analysis. The process characteristic and techno -economy are presented. Keywords circulating fluidized bed, sewage sludge, integrative and incineration SETTLEMENT CALCULATION AND ANALYSIS OFAGING WASTE IN THE VERTICAL EXPANSION OF EXISTING LANDFILLWang Yanming Zhang Qianfei 59 Abstract Aiming to the specialty of settlement mechanism of aging municipal solid waste MSWduring the vertical expansion of existing landfills, the settlement of aging waste is classified into 3 parts primary consolidation settlement, secondary stress settlement, and degradation settlement. The calculation s of each settlement are studied, and the related parameters in the settlement ulas are discussed with the engineering case. Through calculation results, the settlement trend of aging waste due to the loadof new filling waste above it is analyzed and some useul conclusions are put forward to conduct the design of expansion engineering. Keywords municipal solid waste MSW, existing MSW landfill, vertical expansion, settlement calculation, secondary stress settlement and degradation settlement COMPARATIVE RESEARCH ON STANDARD FOR LEAKAGE PREVENTION STRUCTURES OF LANDFILLS SITES FOR DOMESTIC WASTES IN VARIOUS COUNTRIES Yang Liangbin Li Li LiuYuqiang et al 62 Abstract The leakage prevention structures of Domestic Waste Landfills in several countries such as the U. S. A, Germany and EU etc were studied, especially the regulations on structure, hydraulic conductivity and thickness of leakage prevention layer. Itwas investigated that the leakage prevention structures of 54 landfill sitesfor domestic wastes in China, andthe results showed that leakage prevention structureswere found designed 4 ENVIRONMENTAL ENGINEERING Vol. 25,No. 4, Aug . , 2007