建设部颁发的《建筑垃圾处理技术规范》（CJJ134—2019）^[1]将工程渣土明确定义为各类建筑物、管网、道桥在建设过程中开挖土石方产生的弃土，属于五类建筑垃圾之一. 我国处于快速城市化阶段，进行了大规模的工程建设、地下空间开发和轨道交通建设，由此产生了大量的工程渣土，据统计我国工程渣土年产生量约为20亿吨^[2].

工程渣土以往最主要的处置方式是运往渣土场进行堆填，但此类渣土场大多运营不规范，在世界范围内已经发生多起滑坡、崩塌的安全事故，造成巨大的经济损失，不少国内外学者对渣土场滑坡破坏机理进行了研究^[3-9]. 另外，随着工程渣土产量逐年增加，渣土场地逐渐饱和，土地资源也越来越匮乏，继续将工程渣土进行简单的堆填处理是不可行的.

目前工程渣土的处理方式已经逐渐向固体资源化利用和处置技术方面发展. 对工程渣土进行颗粒筛分可以得到不同粒径的土，用于制备再生粗细骨料、再生砖、黏土陶粒等再生建筑材料^[10-12]，也可以用作填埋场垫层材料及路基填料^[13-15]. 不过，通过资源化利用消纳处置的工程渣土数量仍然十分有限.

将工程渣土回填废弃矿坑是近年来出现的新的处置方式，能消纳大量工程渣土，不存在滑坡的安全隐患，同时也对废弃矿坑进行了治理，制造土地资源. 不过，许多矿坑在回填前常年积累雨水，已经形成了深湖，在填埋过程中处于积水状态，若仅简单倾倒，会造成填埋体固结缓慢，压实度低，从而导致填埋场容量利用率低，填埋场封场后工后沉降大，当其被当作地基重新利用时，会存在不均匀沉降、基坑开挖变形大的问题^[16-18]. 如何在一定的矿坑几何容量内，消纳更多的工程渣土，以及如何减少填埋场的工后沉降是亟待解决的问题，须予以重视. 为了解决上述问题，须对现有工程渣土的工程特性及其矿坑填埋场的沉降与容量进行深入研究.

针对城市固体废弃物（municipal solid waste，MSW）工程特性及其填埋场沉降、容量的研究较完善，有学者提出了MSW填埋场的沉降、容量计算方法并编制了相关程序^[19-22]，对工程泥浆的自重固结沉降特性的研究也是近年来的热点^[23-24]. 也有学者对建筑垃圾堆填场进行研究，雷华阳等^[25-26]对建筑垃圾堆填场进行现场载荷试验，并对土压力、沉降、孔隙水压力进行监测，指出建筑垃圾与一般土体相比，具有小变形特性和时效性，并且找出了双屈服面模型中影响填埋场沉降的主要参数. 不过，针对工程渣土的工程特性的研究多以定性分析及路用性能为主^[27]，对于工程渣土矿坑填埋场的现场数据、室内试验数据、沉降与容量的研究较为缺乏.

本研究对杭州德清花山矿坑填埋场展开研究，通过原位试验、钻孔取样，室内试验，对工程渣土的工程特性进行总结，对填埋场的压实度、固结度及地基承载力进行评价. 对填埋场地形进行三维建模，利用浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室陈云敏院士团队基于填埋过程空间和时间离散化，自主研发的填埋场沉降和库容分析程序LANDFILL^[28]对填埋场目前积水填埋工况下的沉降、库容进行计算分析，指出存在问题，并提出解决方案. 希望对全国类似填埋场的安全、容量设计、工程渣土填埋方法、地基处理方案及地下建筑物施工工艺提供岩土工程参数、理论依据、技术优化方向.

填埋场位于浙江省湖州市德清县东横村（30°26′~30°42′N，119°45′~120°21′E），本研究所选研究区域占地面积约为5.4×10⁴ m²，容量约为9.03×10⁵ m³，如图1所示. 该矿坑填埋场原来为花岗岩石矿，开挖出来的石料主要用于铺路，开挖后的基岩面结构致密，稳定性好，抗压强度高，动力触探锤击数大于50击. 在该填埋区域设有一个倾倒点，于2011年2月开始倾倒，2012年3月填满并进行场地整平，车辆进场倾倒次数为39420次，累计填方量为7.88×10⁵ m³，矿坑最深处为25 m. 本研究于2017年3月对该场地进行勘察，场地堆积年限约为5 a. 在填埋期间仅对工程渣土进行简单倾倒，在积水状态下进行且未设置排水设施，未对场地进行过压实处理；在填埋过程中排放过少量工程泥浆；在堆填前约有积水3.53×10⁵ m³.

填埋区域的工程渣土来自于杭州不同区域，成分复杂，土体中含有碎砖、碎石及混凝土块等大颗粒物质. 为了避免在进行静力触探及十字板试验时造成仪器损坏，选择重型圆锥动力触探（dynamic penetration test，DPT）和标准贯入试验（standard penetration test，SPT）作为原位测试方法，对填埋场进行密实度和地基承载力评价. 为了更准确、系统的研究工程渣土的工程特性，使土样具有代表性，除在特定深度对钻孔土芯进行原位取样外，也将钻孔的全断面土芯一并取回，用于制备重塑土样进行土工试验.

矿坑表层低洼地、积水较多，承载力较低，设备进场不便，故沿倾倒方向，按折线布置勘察点，分别为动力触探点5个（D1、D2、D3、D4、D5）、标准贯入点2个（S1、S2）、钻孔取样点5个（B1、B2、B3、B4、B5），共取土样49个，用于研究在积水填埋工况下，当存在渣土-泥浆混填的情况时，工程渣土的工程特性随深度的变化规律. 将5个钻孔得到的全断面圆柱体土芯带回，进行重塑土样的制作试验. 为了使DPT、SPT和钻孔取样测试结果可以相互对比，DPT孔与取样孔的间隔不超过5 m，DPT孔与SPT孔的位置间隔不超过10 m. 布置了9个表层土（0.5 m处）取样点（T1~T9），用环刀法取得样品9个. 勘察点具体分布如图2所示，取样位置如表1所示.

工程渣土中含有粗颗粒，分布不均，用环刀法测量误差较大，因此，对于B1、B2、B3、B4、B5这5个钻孔取得的49个样品，选取形状完整的试样，切平两端，测量其直径、长度和质量，得到天然密度，并用烘干法测定水的质量分数. 对于9个原状表层土样，用环刀法和烘干法测试其干密度和水的质量分数.

将全断面土芯不同标高处的土样混合均匀，风干后碾碎，制备14个重塑试样，包括B1（0~2.7 m、2.7~10.0 m、10.0~18.0 m）、B2（0~2.7 m、2.7~10.0 m、10.0~19.0 m）、B3（0~2.7 m、2.7~8.0 m）、B4（0~2.7 m、2.7~10.0 m、10.0~22.0 m）、B5（0~2.7 m、2.7~10.0 m、10.0~19.0 m）. 按照GBT50123—1999^[29]的要求，用湿筛法和密度计法测定14个重塑土样的颗粒级配，利用比重瓶法测定土的比重，利用联合测定法测定塑限和液限.

由颗粒级配确定B1~B4的土样为低液限黏土（CL），比重为2.72，B5的土样为含砂细粒土（CLS），比重为2.69. 将B1~B4孔有代表性的重塑土样混合均匀，取20 kg，并将B5孔中具有代表性的土样混合均匀，取20 kg，按照GBT 50123—1999^[29]进行击实试验.

渗透试验参数如表2所示. 表中， ${\rho _{\rm{d}}}$为干密度， $w $为水的质量分数， ${{\rm{S}}{\rm{r}}}$为饱和度， $e$为孔隙比. P1（P4）、P2（P5）、P3（P6）分别代表CL土样（CLS土样）未压实的土样、有一定压实度的土样及压实的土样，按照GB/T 50123—1999^[29]进行变水头试验.

CL土样的饱和度为80%~100%，且最大干密度为1.40 g/cm³，CLS土样的饱和度为80%~100%，且最大干密度为1.50 g/cm³，故按照如表2所示的参数制备试样Q1~Q6，按照《土工试验方法标准》（GB/T 50123—1999）^[29]进行土样的制备及快剪试验，采用50、100、200、400 kPa垂直压力进行试验，以0.8 mm/min的剪切速度进行剪切.

工程渣土中含有粗颗粒，粒径相差悬殊，用常规固结仪测试其压缩特性，样品尺寸偏小，可能导致试验结果不准确. 因此，采用浙江大学自制的内径为100 mm，高度为150 mm的大尺寸固结仪进行试验，如图3所示. 试样高度为50 mm，按如表2所示的参数制备CL土样（CLS土样）的试样C1、C2（C3、C4），分别代表压实度较好的土样和未压实的土样. 根据试样尺寸、干密度和饱和度计算出试样所需风干土质量和水的质量，将风干土平铺于搪瓷盘内，将水喷洒于土样上，充分拌匀，用保鲜膜密封，润湿一昼夜，测定水的质量分数，称取试验所需质量的土样分层压实于固结仪内，并通无气水进行饱和. 对试样施加压力等级分别为25、50、100、200、400、800 kPa的压力，各级压力维持24 h，并记录相应的压缩量.

颗粒级配试验结果如图4所示，按GBT 50145—2007^[30]可以将填埋场中的工程渣土分为低液限黏土（CL）和含砂细粒土（CLS）2种. 图中，P为小于某粒径的土的质量分数，D为土粒粒径.

B1、B2、B3、B4钻孔土样为低液限黏土（CL），其中2.000 mm以上的砾粒占比6.5%~13.7%，0.075~2.000 mm的砂粒占比6.6%~14.5%，0.005~0.075 mm的粉粒占比42.4%~57.3%，0.005 mm以下的黏粒占比24.7%~33.5%. 塑限为19.5%~22.1%，液限为36.9%~41.7%，塑性指数平均值为18.5，比重平均值为2.72.

B5钻孔土样为含砂细粒土（CLS），其中2.000 mm以上的砾粒占比14.8%~19.8%，0.075~2.000 mm的砂粒占比19.6%~28.3%，0.005~0.075 mm的粉粒占比36.7%~48.3%，0.005 mm以下的黏粒占比15.6%~17.3%. 塑限为19.2%~19.8%，液限为34.4%~35.2%，塑性指数平均值为15.4，比重平均值为2.69.

填埋场内工程渣土组分分布不均，沿深度方向及倾倒方向组分变化无明显规律，分布范围带有极大的随机性，差异性较大.

9个表层0.5 m处土样的平均干密度为1.18 g/cm³. 如图5所示为B1、B2、B3、B4、B5钻孔所取土样的干密度和饱和度随深度的变化，共49个样品. 结果显示，每个钻孔表层1.0、2.0 m的土样干密度最小，平均干密度仅为1.21 g/cm³；其余深度处的干密度离散性较大，没有明显随深度增长或减小的趋势，有少数较深层土样的干密度偏小. B1、B2、B3、B4中CL土样的平均干密度为1.29 g/cm³，平均水的质量分数为37.9%，平均饱和度为92.9%. B5中CLS土样的平均干密度为1.34 g/cm³，平均水的质量分数为32.3%，平均饱和度为86.3%. CLS土样的饱和程度略低于CL土样，但大部分样品是处于饱和状态或者接近饱和状态的，与现场调研、观测结果一致.

所有49个样品的液性指数表达式为

(1) ${I_{\rm{L}}}{\rm{ = }}(w - {w_{\rm{P}}})/({w_{\rm{L}}} - {w_{\rm{P}}}).$

式中：w为钻孔土样的天然水的质量分数， $ {w}_{\rm{L}} $为该土样的液限， $ {w}_{\rm{p}} $为土样的塑限，均由室内试验所得.

如图6所示为钻孔土样液性指数分布图，结果表明，30.6%的工程渣土土样处于流塑状态，液性指数大于1.00；42.9%的工程渣土处于软塑状态，液性指数为0.75~1.00；26.5%的土样处于可塑状态，液性指数为0.25~0.75. 其中1.0、2.0 m处的浅层土样均处于流塑状态，有少量深层土样同样处于流塑状态，土质整体偏软. 由3.1节的试验结果可知，土样的液限为34.4%~41.7%，均小于50.0%，属于低液限，而目前的填埋工况属于积水状态下填埋，大量积水使得填埋后的工程渣土处于饱和状态，水的质量分数高，导致土层的水的质量分数接近、甚至大于其液限，从而使得土样的液性指数偏高，土质偏软.

由击实试验得到B1、B2、B3、B4孔重塑土的最大干密度为1.69 g/cm³，最优水的质量分数为19.4%，B5孔重塑土的最大干密度为1.63 g/cm³，最优水的质量分数为17.4%，可以看出CLS的最大干密度和最优水的质量分数均小于CL的. 所有样品的压实度表达式为

(2) ${D_{\rm{C}}}{\rm{ = }}{\rho _{\rm{d}}}/{\rho _{{\rm{d}}\max }}.$

式中： ${\rho _{\rm{d}}}$为各土样实测的干密度， ${\rho _{{\rm{d max}}}}$为由击实试验确定的最大干密度.

如图7（a）所示为对B1、B2、B3、B4钻孔的38个土样和9个表层土土样T1~T9的压实度评价. 图中， ${\bar D_{\rm{C}}} $为平均压实度. 结果显示，所有土样的压实度均未达到0.90，表层土土样的平均压实度仅为0.70，所有土样平均压实度为0.75. 如图7（b）所示为对B5钻孔11个土样的压实度评价，结果显示，仅有一个土样的压实度大于0.90，平均压实度为0.82.

各钻孔的压实度随深度变化的情况如图8所示. 结果表明：1）B1、B3钻孔土样的压实度随着深度的增加呈现缓慢增长的趋势，为0.70~0.80；2）B2、B4钻孔土样的压实度随深度增加呈现先增加后减少再增加的趋势，为0.68~0.88；3）B5钻孔的压实度内呈现先增长趋势后减小趋势，在14.0 m处压实度突然增大到0.89，随后在14.0~19.0 m又呈现减小趋势.

P1~P3的渗透系数k=4.36×10⁻⁶、8.72×10⁻⁷、2.14×10⁻⁷ cm/s，B1~B4孔的低液限黏土（CL）的渗透系数量级为10⁻⁷~10⁻⁶ cm/s，几乎不透水. P4~P6的渗透系数k=9.14×10⁻⁵、1.28×10⁻⁵、4.12×10⁻⁶ cm/s，B5孔的含砂细粒土（CLS）的渗透系数量级为10⁻⁶~10⁻⁵ cm/s，透水性能不好. 由6组试验的结果可知，无论是低液限黏土（CL）还是含砂细粒土（CLS），在相同温度且土体饱和的情况下，土的孔隙比越小，渗透系数越小；含砂细粒土的透水性略优于低液限黏土.

如图9所示分别为Q1~Q6试样在快剪试验中剪应力与正应力之间的拟合曲线. 结果表明，当饱和度为80%~100%时，工程渣土的黏聚力、内摩擦角以及在各级压力下所对应的抗剪强度均随饱和度（水的质量分数）的增加而减小. 当饱和度相同时，CL土样的黏聚力均大于CLS土样，但其内摩擦角均小于CLS土样. 这是由于黏聚力与作用于剪切面上的法向应力无关，主要来自土的结构性，黏粒质量分数越多，颗粒间的相互作用越强，土的结构性越好；内摩擦角的本质是体现了摩擦力对抗剪强度的贡献，与作用于剪切面上的法向应力有关，摩擦力主要包括颗粒表面产生的滑动摩擦力及颗粒相互咬合产生的咬合摩擦力，砂粒的质量分数越多，颗粒间的摩擦力越强，内摩擦角越大.

如图10所示为C1~C4重塑土样的压缩曲线，每条曲线的土样初始干密度不同. 根据3.2节的试验结果，CL土样的最大干密度为1.40 g/cm³，最小干密度为1.16 g/cm³. 如图10（a）所示为CL土样的压缩曲线. 图中，虚线为CL土样在压实状态下的压缩曲线，实线为CL土样在表层松散状态下的压缩曲线. CLS土样的最大干密度为1.50 g/cm³，最小干密度为1.20 g/cm³. 如图10（b）所示为CLS土样的压缩曲线. 图中，虚线为CLS土样在压实状态下的压缩曲线，实线为CLS土样在表层松散状态下的压缩曲线. 结果表明，CL土样的2条曲线在竖向应力大于50 kPa时开始收敛，100~200 kPa内的压缩系数 ${{{a}}_{1{\rm{ - }}2}}$=0.69 MPa⁻¹，属于高压缩性土，压缩指数 ${C_{\rm{C}}}$=0.23；CLS的2条曲线在竖向应力大于100 kPa时开始收敛，100~200 kPa内的压缩系数 ${{{a}}_{1{\rm{ - }}2}}$为0.63 MPa⁻¹，属于高压缩性土，压缩指数 ${C_{\rm{C}}}$=0.20.

根据现场49个钻孔样的实测孔隙率和压缩曲线，对矿坑回填场工程渣土的固结度和超孔隙水压力进行评价. 由太沙基一维固结理论，在一定固结压力下土体任意时刻的固结度表达式为

(3) $U{\rm{ = }}({{{e}}_0} - {{e}})/({{{e}}_0} - {{{e}}_\infty }).$

式中： ${{{e}}_0}$为初始孔隙比， ${{e}}$为固结一段时间后的孔隙比， ${{{e}}_\infty }$为固结完成时的孔隙比.

具体算法如下：1）初始孔隙比 ${{{e}}_0}$即工程渣土刚被倒入矿坑时刻的孔隙比，由上文的结果可知填埋场表面土体几乎没有压实，根据表层土干密度和孔隙比的实测结果，对于CL和CLS， ${{{e}}_0}$分别取1.34、1.24. 2）孔隙比 ${e}$可以根据钻孔试样的干密度和水的质量分数计算得到. 3） ${{{e}}_\infty }$可以根据钻孔土样的上覆有效应力和对应的压缩曲线确定. 4）由现场钻孔情况确定地下水位线大致在地下1.0 m处，地下水位以上土体的天然重度由9个表层土样确定，取平均值17.1 kN/m³；假定地下水位线以下土体处于饱和状态，由每个钻孔土样实测的干密度计算出对应的饱和重度，每个钻孔土样的上覆有效应力由上覆土层平均重度、地下水位高度、钻孔试样深度估算求得.

将49个土样的孔隙比和上覆有效应力投影到图10上，可以看出所有点均在压缩曲线以上，其中一些点距压缩曲线的垂直距离较大，说明这些土样均为欠固结状态且固结程度较低. 根据固结度计算公式，B1、B2、B3、B4、B5的平均固结度分别为30.3%、44.0%、45.0%、51.7%、53.4%，整体固结度偏低，B5孔内CLS土样的固结度略高于B1~B4孔内的CL土样. 沿剖面线方面由北向南固结度呈现增长趋势，离倾倒点越远，固结程度越高.

低固结度表明土层中存在超静孔压，估算公式为

(4) ${{u = }}(1 - {{U}}){{p}}.$

式中： ${{u}}$为超静孔压， ${{U}}$为固结度， ${{p}}$为上覆总应力. 计算可得工程渣土中的超孔压为0~158 kPa，平均孔压为44 kPa.

如图11所示为B1~B5钻孔土样固结度随着深度变化的规律图. 结果表明，B1、B3钻孔土样的固结度随着深度的增加呈现缓慢增长的趋势；B2、B4钻孔土样的压实度随深度增加呈现先增加后减少再增加的趋势；B5钻孔的固结度内呈现先增长趋势后减小趋势，在14.0 m处压实度突然增大，随后在14.0~19.0 m又呈现减小趋势. 该试验结果与压实度随深度变化的规律相匹配，原因是在压实度和固结度较低处存在泥浆层，泥浆的渗透性比渣土更差，排水更难，超静孔压更难消散，导致某些深层土样压实度及固结度较低. 如图12所示为B1~B5钻孔土样超静孔压随着深度变化的规律图. 可以看出，固结度随深度变化无明显规律，而上覆总应力随深度不断增大，由两者共同计算得出B1~B5孔的超静孔压均随着填埋深度的增加而增加.

DPT和SPT的试验结果如图13所示. 结果表明：1）填埋场0~2.7 m土层的圆锥动力触探锤击数均为0，结合液性指数判断，土体处于流塑状态，土质极软；2）2.7~15.0 m土层的圆锥动力触探锤击数大多小于5，平均锤击数为3，按GB50021—2001（2009）^[31]判断，土体处于松散状态；3）15.0 m以下至基岩的土层的圆锥动力触探锤击数大于5，平均锤击数为6，土体处于稍密状态；4）S1中标贯锤击数平均值为2，由《铁路工程地质原位测试规程》TB10018—2003^[32]判断，土体处于流塑与软塑状态之间，S2中标贯锤击数平均值为6，土体处于可塑状态.

在某些深度的锤击数较大，是因为在触探过程中探头遇到了体积较大的混凝土块、石块、砖块等粗颗粒. S1的锤击数结果与液性指数结果基本一致，但与D4圆锥动力触探结果有一定差距，分析原因可能如下：1）圆锥动力触探是连续贯入，工程渣土中含有大量的砖石，且分布不均，锤击数所测的是黏土细颗粒与建筑垃圾粗颗粒共同的工程特性，而标准贯入试验在回转过程中，工程渣土中含有的碎石、砖块、混凝土块被钻机破坏，标准贯入锤击数所测的是黏土自身的工程性质；2）工程渣土本身属于低液限黏土，灵敏度较高，在回转钻进过程中，试验标高处的土体可能会受到轻微扰动，导致结构性破坏，强度下降；3）渣土场地内土质分布不均，动力触探孔与标准贯入孔虽然相隔距离不超过10 m，土质也有可能存在较大差异. D5与S2的结果基本相同，分析原因是该区域的土属于含砂细粒土，粗颗粒质量分数较其他区域高，符合圆锥动力触探和标准贯入试验测试范围.

目前规范中对工程渣土地基承载力的判定标准较少，根据《建筑地基基础设计规范》GB50007—2011^[33]对填埋场场地的地基承载力作评估，填埋场中的工程渣土属于人为堆积的黏性土或粉质黏土，堆积时间较短，结合原位试验数据、孔隙比 ${{e}}$和液性指数 ${I_{\rm{L}}}$，估算该场地地基承载力特征值 ${{{f}}_{{\rm{ak}}}}$的平均值为120 kPa.

本研究选用浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室基于填埋过程时空离散化，自主研发的填埋场沉降和库容分析程序LANDFILL对德清花山工程渣土填埋场进行沉降、容量分析. 封顶后的填埋体由顶面、底面和填埋边界构成，如图14^[34]所示，通过空间离散化，将填埋场边界在 $X$、 ${{Y}}$轴方向分别等分为 ${{I}}$、 ${{J}}$份，将填埋体划分为 $(I{\rm{ + 1}})$ $(J{\rm{ + 1}})$个独立的填埋柱单元，用于计算填埋场几何库容，将填埋场几何库容问题转化为填埋柱体积计算问题. 通过时间离散化，将填埋体的形成过程简化为分时段的多层填埋实现，共分为 $n$层，用于计算填埋场各层沉降及实际库容，将填埋场全场沉降问题转化为填埋柱单元沉降计算问题，通过计算获得各填埋柱任意层的沉降，将各填埋柱沉降后的体积加上填埋柱原来体积得出填埋场实际库容. 将填埋过程进行时间、空间的划分，可以简化建模过程，也使得计算结果更加精确.

根据浙江省测绘大队提供的地形测量数据，借助AutoCAD Civil 3D绘制该填埋场的三维地形图，并用Bentley InRoads软件按照1 m的间隔生成该填埋场的等高线，如图15所示. 将花山填埋场的三维地形图载入LANDFILL程序，由于该填埋场地形复杂，对计算精度要求较高，以1 m×1 m网格将填埋空间离散为68493个填埋柱单元，如图16所示. 填埋柱的底面和顶面高程分别采用三次方插值和线性插值计算得到，用于几何库容的计算.

目前填埋场的沉降计算较少考虑分层填埋过程的影响，结果存在误差，而该软件可以填入堆填速率，来实现填埋过程的建模，并且可以查看各个阶段的沉降变化. 在本案例中工程渣土填埋速率根据现场工作人员提供的资料设定为2 m/月，填埋场最小标高为24.87 m，最大标高为51.09 m，以此为依据进行建模，将填埋过程分为13段进行分层填埋沉降计算.

在计算沉降时选用Sowers模型^[35]，压缩指数的准确性对沉降计算影响较大，工程渣土组分复杂，粒径相差悬殊，而常规固结仪尺寸偏小，故本研究采用大尺寸固结仪进行固结试验，提高参数的准确性.

在计算填埋柱中工程渣土所受上覆有效应力和沉降时引入下列假设：1）假设地下水位高度按比例随填埋柱厚度的增大而上涨，定义该比例为地下水位高度比例系数 $\alpha $，当填埋体厚度增大到一定程度后，地下水位会停止上涨，定义最大的地下水位高度为 ${H_{ \max }}$；2）Chen等^[36]将生活垃圾容重随填埋深度增大先增大后稳定的特征以容重-填埋深度三折曲线加以量化，本研究采用工程渣土自然容重γ₃-填埋深度三折曲线、浮容重γ₂-填埋深度三折曲线以及经过超静孔压修正后的容重γ₁-填埋深度三折曲线计算上覆有效应力；3）工程渣土所受的上覆有效应力仅在新增填埋层时更新，在连续2个填埋阶段和填埋场封场后保持不变；4）工程渣土的主压缩量在相应填埋时刻瞬时产生.

为了计算分析填埋场容量，在不考虑工程渣土压缩的情况下，叠加各填埋柱的空间几何体积，定义为填埋场的几何库容 ${V_{\rm{G}}}$：

(5) ${V_{\rm{G}}}{\rm{ = }}\sum\nolimits_{J = 0}^J {\sum\nolimits_{I = 0}^I {A{D^{\left( {I,J} \right)}}} } ,$

(6) ${D^{\left( {I,J} \right)}} = Z_{\rm{t}}^{\left( {I,J} \right)} - Z_{\rm{b}}^{\left( {I,J} \right)}.$

式中： $A$为填埋柱 $\left( {I,J} \right)$的横截面积， $A = ab$； $Z_{\rm{t}} ^{\left( {I,J} \right)}$、 $Z_{\rm{b}} ^{\left( {I,J} \right)}$、 ${D^{\left( {I,J} \right)}}$分别为填埋柱 $\left( {I,J} \right)$的顶面高程、底面高程和设计填埋总厚度.

将考虑工程渣土压缩时实际填埋的工程渣土体积定义为填埋场实际填埋库容 ${V_{\rm{A}}}$，实际填埋的工程渣土质量定义为填埋场实际填埋量 ${m_{\rm{A}}}$，表达式分别为

(7) ${V_{\rm{A}}}{\rm{ = }}\sum\nolimits_{J = 0}^J {\sum\nolimits_{I = 0}^I {\left( {A\sum\nolimits_{i = 1}^N {\Delta Z_i^{\left( {I,J} \right)}} } \right)} } ,$

(8) $ \begin{split} \Delta {Z_i}^{\left( {I,J} \right)}{\rm{ = }}&{{{Z}}_i}^{\left( {I,J} \right)} - \left( {Z_{i - 1}^{\left( {I,J} \right)} - \displaystyle\sum\nolimits_{j = 1}^{j = i - 1} \Delta {S_{{\rm{p}}j}}^{\left( {I.J} \right)}} \right.-\\ &\!\!\!\left. { \displaystyle\sum\nolimits_{j = 1}^{j = i - 1} {\Delta S_{{\rm{s}}j}^{\left( {I,J} \right)}} } \right), \end{split}$

(9) ${m_{\rm{A}}}{\rm{ = }}\sum\nolimits_{J = 0}^J {\sum\nolimits_{I = 0}^I {\left( {A\sum\nolimits_{i = 1}^N {\gamma _{0i}^{\left( {I,J} \right)}\Delta Z_i^{\left( {I,J} \right)}} } \right)} } \Bigg/g.$

式中： $N$为填埋柱 $\left( {I,J} \right)$的填埋层数， $\Delta Z_i^{\left( {I,J} \right)}$、 $Z_i^{\left( {I,J} \right)}$、 $Z_{i - 1}^{\left( {I,J} \right)}$、 $\Delta S_{{\rm{p}} j}^{\left( {I,J} \right)}$、 $\Delta S_{{\rm{s}} j}^{\left( {I,J} \right)}$分别为填埋柱 $\left( {I,J} \right)$第 $i$层的初始填埋厚度、第 $i$层的目标高程、第 $i - 1$层的目标高程、第 $j$层的主压缩、第 $j$层的次压缩， $\gamma _{0i}^{\left( {I,J} \right)}$为填埋柱 $\left( {I,J} \right)$第 $i$层的初始容重， $g$为重力加速度.

为了定量描述填埋场增容效果，将力学压缩、机械蠕变压缩带来的填埋场空间几何体积的增大率定义为填埋场的扩容率：

(10) $\beta {\rm{ = }}({V_{\rm{A}}} - {{\rm{V}}_{\rm{G}}})/{V_{\rm{G}}} \times 100{\text{%}} .$

花山填埋场工程渣土的基本物理指标及Sowers固结模型参数如表3所示. 表中，工况1为不积水填埋工况，主固结沉降完成，用自然容重计算；工况2为积水填埋工况，主固结沉降完成，用浮容重计算；工况3为积水填埋工况，从开始填埋到目前产生的沉降，用经超静孔压修正的容重计算. 经超静孔压修正的重度计算方法如下：根据3.2节的干密度、水的质量分数数据可以得到如图17所示的浮容重随深度变化的规律，根据3.6节可知超静孔压随深度的变化规律，用各深度的上覆应力（浮容重计算）减去对应的超静孔压即可得到当前状态下的上覆有效应力，再除以对应的深度，即可得到当前状态各土层所对应的容重，即经过超静孔压修正的重度. 表中， ${d_{\rm{s}}}$为工程渣土的比重； ${e_0}$为工程渣土的初始孔隙比，按该填埋场表层土样的孔隙比取值； ${\gamma _0}$为工程渣土的初始容重，按该填埋场表层土样的容重取值； $H_z^1$、 ${k_{\rm{a}}}$、 ${k_{\rm{b}}}$分别为工程渣土容重-填埋深度三折曲线第1段与第2段转折点对应的埋深、第1段斜率和第2段斜率，按图17取值； ${\gamma _{\max }}$为工程渣土的最大容重； ${\sigma _0}$为工程渣土的先期固结应力；由于矿坑处于积水状态， $\alpha $按100%计算； ${C_{\rm{C}}}$为主压缩指数，由室内固结试验确定.

填埋场的几何库容 ${V_{\rm{G}}}$计算结果为9.03×10⁵ m³. 用经过超静孔压修正的重度-填埋深度三折线计算填埋场在积水状态下，从开始填埋到当前状态的实际堆填容量 ${V_{\rm{A}}}$，计算结果为9.860×10⁵ m³，实际堆填质量计算结果为1.625×10⁶ t，扩容率β=9.2%. 用浮容重-填埋深度三折线计算工程渣土主固结沉降全部完成时的实际堆填容量 ${V_{\rm{A}}}$，计算结果为1.100×10⁶ m³，实际堆填质量计算结果为1.813×10⁶ t，扩容率β=21.6%. 用自然容重-填埋深度三折线计算不积水状态下，地下水位处于坑底，工程渣土主固结沉降全部完成时的实际堆填容量 ${V_{\rm{A}}}$，计算结果为1.130×10⁶ m³，实际堆填质量计算结果为1.862×10⁶ t，扩容率β=24.9%.

若按照目前这种填埋方式进行堆填，矿坑中存在大量积水，大部分工程渣土处于饱和状态，并且现场没有任何排水措施，在堆填5 a后，填埋场平均固结度为44.9%，扩容率仅为9.2%. 若在不积水条件下进行填埋，填埋场的扩容率可以达到24.9%，相较于当前这种填埋方式，可以多填2.37×10⁵ t工程渣土. 如果采用合理的排水措施及填埋工艺，该矿坑的扩容率可以达到24.9%，提高扩容率15.7%，对填埋场的容量影响较大. 因此有必要对填埋工艺进行研究改进.

如图18所示为B1~B5钻孔在这3种填埋工况下的沉降量软件计算结果与理论计算结果的对比. 图中，S为沉降，Δ为差值，即理论计算值减去软件计算值的绝对值除以软件计算值，工况1、2、3对应的沉降分别为从开始填埋到现在产生的沉降、从开始填埋到主固结完成产生的沉降、降低地下水位至坑底产生的沉降. 结果表明，理论计算结果均略小于软件计算结果，平均误差小于5%，误差较小. 由于LANDFILL基于时间、空间两部分分离进行建模并计算，计算精度高于理论计算值，计算得到的数值更接近实际.

该矿坑填埋场从当前状态到主固结完成期间产生的沉降为工后沉降，工后沉降是评价这块地基能否用于农业用地或建设用地的重要指标. 由软件计算出的B1~B5的工后沉降分别为2.78、2.26、0.71、2.31、1.54 m，工后沉降量偏大，该地基未经处理不适合用于农业用地或建设用地. 工后沉降受到土体填埋深度、固结程度及土体压缩性的影响. B1~B5孔的深度分别为18.0、19.0、8.0、22.0、19.0 m. B1~B5孔的平均固结度分别为30.3%、44.0%、45.0%、51.7%、53.4%. B1~B4的土样属于低液限黏土（CL），100~200 kPa内的压缩系数 ${{{a}}_{1{\rm{ - }}2}}$=0.69 MPa⁻¹，压缩指数 ${C_{\rm{C}}}$=0.23，B5的土样属于含砂细粒土（CLS），100~200 kPa内的压缩系数 ${{{a}}_{1{\rm{ - }}2}}$=0.63 MPa⁻¹，压缩指数 ${C_{\rm{C}}}$=0.20. B2、B3同属于CL，固结度分别为44.0%、45.0%，但填埋深度差距较大，分别为19.0、8.0 m，工后沉降分别为2.26、0.71 m，说明在土体压缩性及固结程度相近的情况下，填埋深度对工后沉降的影响占主导因素，填埋深度越大，工后沉降越大. B1、B2、B4同属于CL，B2、B4填埋深度均略大于B1，但是B1固结度仅为30.3%，小于B2的44.0%及B4的51.7%，工后沉降分别为2.78、2.26、2.31 m，说明在土体压缩性及填埋深度相近的情况下，土体固结度对工后沉降的影响占主导因素，固结度越低，工后沉降越大. B2、B5填埋深度相同，但B2的固结程度低于B5，B2的压缩性高于B5，B2、B5的工后沉降分别为2.26、1.54 m，说明在填埋深度相同的情况下，工后沉降受到固结程度和土体压缩性的综合影响，固结程度越低，压缩性高的土体，工后沉降越大.

对于填埋深度相同的同一种土体，如何加速土体的固结是减少工后沉降的主要方式. 土体的固结过程其实就是土体中的水排出，孔隙水压力消散，总应力逐渐接近有效应力的过程. 不积水填埋工况等效于将地下水水位降至坑底，在理想状态下，土体所受到的上覆荷载全部由土体承担，固结瞬间完成，沉降也瞬间完成，故在不积水填埋工况下进行回填，或对现有场地采取降水措施可以有效减少工后沉降.

针对杭州地区工程渣土填埋现状进行研究，对德清花山工程渣土矿坑填埋场进行现场勘察、室内试验，并用LANDFILL程序对填埋场进行沉降、容量分析，得到以下结论：

（1）工程渣土成分复杂，分布不均. 在填埋过程中，填埋场处于积水状态，且没有排水措施，工程渣土接近或处于饱和状态，水的质量分数较高，土质整体偏软，地基承载力低. 在填埋后未进行压实处理，填土干密度较小，压实度较低.

（2）工程渣土的渗透系数量级为10⁻⁷~10⁻⁵ cm/s，透水性能较差. 在相同温度且土体饱和的情况下，土的孔隙比越小，渗透系数越小，含砂细粒土的透水性略优于低液限黏土.

（3）当饱和度为80%~100%时，工程渣土黏聚力、内摩擦角及各级压力下所对应的抗剪强度均随饱和度的增加而减小. 当饱和度相同时，CL土样的黏聚力均大于CLS土样，但其内摩擦角均小于CLS土样.

（4）工程渣土属于高压缩性土. 在回填5 a后，填埋体平均固结度仅为44.9%，整体固结度偏低，固结缓慢，且存在超孔隙水压力.

（5）在积水条件下进行填埋，5 a后扩容率仅为9.2%，容量利用率较低；在不积水条件下进行填埋，填埋场的扩容率可以达到24.9%，相较于当前积水填埋方式，可以多填2.37×10⁵ t工程渣土，提高扩容率15.7%，对填埋场的容量影响较大，须采取合理的排水措施并对填埋工艺进行研究改进.

（6）矿坑填埋场工后沉降量偏大，该地基未经处理不适合用于农业用地或建设用地. 工后沉降受到土体填埋深度、固结程度及土体压缩性的影响. 在不积水填埋工况下进行回填，或对现有场地采取降水措施可以有效减少工后沉降.

本研究的试验结果对工程渣土的物理力学特性进行了总结，并通过沉降、容量计算结果分析指出在积水填埋工况下进行工程渣土回填，填埋场固结缓慢，容量利用率低，且工后沉降大，不适合直接用作农业用地或建设用地，须采取合理排水措施. 建议进一步研究地下水位高度、填埋速率对填埋场容量及工后沉降的影响.