我国存在大量库容饱和、高渗沥液液位的高陡固废填埋场，在外部极端作用下易发生失稳滑移，从而引起渗沥液及固废的外泄、流滑等灾害^[1-7]. 填埋场稳定性的研究对周边居民的安全与环境保护有着重要意义，固废的力学特性研究是其中的关键问题. 固废成分复杂、富含有机质的特点阻碍了人们对力学特性及强度发挥机理的深入认识，研究结果常具有较大的离散性.

超重力模拟试验可以还原原型应力场，再现极端条件下的填埋场失稳滑移过程，是研究填埋场稳定性的有效手段，模型固废的选用是试验成功的关键因素之一. 由于真实固废颗粒粒径大、非均质性强，不宜直接用于超重力模拟试验，常选用具有与真实固废相近特性的模型固废作为试验材料^[8-13]. Thusyanthan等^[8]利用苔藓泥炭、高岭土和硅砂混合物，模拟真实固废重度、压缩性和剪切强度等特性，开展离心模型试验，研究填埋场的静动力响应. 邓学晶^[9]采用粗粒粉煤灰、膨润土和细木屑的混合物开展振动台试验，模拟填埋场的变形特征. 高登等^[10-13]利用草炭的应变硬化特征，混合石英砂和高岭土，模拟固废重度、渗透性、压缩性及应力-应变曲线等特性. 由于对固废应变硬化机制探究不够深入且忽略了材料本身的可降解性，目前对模型固废的配制缺乏可重复性较高的定量标准.

固废力学特性与组分构成息息相关. Yang等^[14]发现不同国家填埋场固废组分具有强烈的地域性和时 间性特征，发展中国家的固废普遍富含有机质，且随降解过程而变化. 郭汝阳^[15]统计国内典型固废组分的情况发现，固废中厨余质量分数多数超过50%，纸、木、纺织物、塑料等纤维质量分数多数超过20%. 大量试验研究表明，应变硬化特性是固废重要的力学特征，即使在较大的轴向应变下，也难以发生明显的破坏^[16-23]. 固废中所含的厨余、塑料、纸类、纺织物等有机质成分影响应变硬化特性的发挥，随着该类成分的降解，应力-应变曲线逐渐软化^[24-26]. 孙秀丽^[24]通过试验，观察到固废中的有机纤维在剪切过程中提供拉力，限制固废变形. Machado等^[26]采用两相体的概念解释固废应变硬化特性，认为有机纤维是固废应变硬化特性的关键. 李俊超等^[22]发现固废中大量根系纤维对应变硬化特性有贡献，固废只有在达到一定应变后才会发挥显著的应变硬化作用. 目前，对固废应变硬化特性发挥过程中塑料和根系纤维2种有机质筋相作用的研究尚不深入.

本文基于国内典型填埋场固废组分与力学特性的分析，研究固废组分对应力-应变曲线的影响，分析不同有肌纤维对固废应变硬化特性的作用. 采用有机纤维控制法配制与真实固废特性相匹配的模型固废，探讨模型固废在超重力试验中的适用性.

Zhan等^[27]针对我国南方较典型的苏州七子山固废进行组分分析，新鲜固废（0年龄期）和部分降解固废（5年龄期）的组分分析（干基）结果如表1所示. 可以看出，固废的主要组成成分包括厨余垃圾、塑料、纸、木、纺织物、皮革等纤维、煤渣与粉尘、金属和玻璃. 随着固废降解程度的提高，厨余垃圾质量分数显著降低，塑料质量分数略减小，煤渣和粉尘质量分数明显提高.

按照是否含有有机纤维，将固废分为有机质筋相（厨余垃圾、塑料、纸、木、纺织物、皮革等）和土相（除有机纤维外的土颗粒）两大类. 新鲜固废的有机质筋相质量分数相对较大，土相的质量分数相对较小.

根据李俊超等^[22]的筛分方法，获得七子山固废的不同组分并进行测试，对比固废、固废有机质筋相及土相（灼烧后固废）在围压σ₃为200 kPa的条件下三轴试验的应力-应变曲线，如图1所示. 图中，ε_v为轴向应变，σ₁−σ₃为偏应力. 可见，固废有机质筋相与土相呈现以下2种完全不同的特性：有机质筋相具有明显的应变硬化特性，土相具有明显的屈服现象. 在小应变下. 土相因为细粒土的剪缩性对固废的强度发挥有较大的贡献，但应变较大时有机质筋相的拉伸可能会起到主导作用. 分别针对有机质筋相和土相展开分析和试验，探究两者对固废各项特性的作用.

以苏州七子山填埋场固废为参考，分别针对有机质筋相和土相选取合适的材料，开展模型固废的配制. 考虑到固废有机质筋相具有明显的应变硬化特性，草炭作为典型的腐殖质土具有明显的应变硬化特性，故将草炭作为模型固废中有机质筋相的替代材料. HDPE塑料作为生活中常用塑料和填埋场中有机质筋相的主要成分之一，作为有机质筋相的备选材料. 对于土相，福建标准砂和高岭土都具有典型的细粒土力学特性. 参考前人制备模型固废的成功经验^[10-13]，一定比例的高岭土石英砂混合物可以较好地匹配固废中土相的应力-应变特性，故选取高岭土与石英砂的混合物作为土相材料.

所用的材料如图2所示. 草炭富含各种尺寸的有机质纤维和腐殖质，水质量分数为85%，有机质质量分数为51.5%，相对密度D_s为1.04，干草炭密度约为0.8 g/cm³，粒径为0~6 mm. 所用的HDPE塑料厚度为0.3 mm. 所用的高岭土具有很好的的可塑性和黏结性，主要的矿物成分是高岭石（2SiO₂·Al₂O₃·2H₂O），平均粒径D₅₀和D_s分别为0.012 mm和2.68，密度为2.65 g/cm³，塑限和液限分别为25.5%和43.8%. 所用石英砂的主要成分为SiO₂， D₅₀为0.17 mm， D_s为2.622，密度为2.55 g/cm³，最大孔隙比为0.952，最小孔隙比为0.607，临界状态内摩擦角为35°.

为了研究固废各组分对应力-应变曲线的影响，开展第一批次试验，如表2所示. 表中，w_or为有机质筋相质量分数，w_k为高岭土质量分数，w_q为石英砂质量分数，m_p、m_k、m_q分别为草炭、高岭土、石英砂的质量. 1）保持高岭土和石英砂的总质量不变，改变高岭土质量分数，分析高岭土质量分数的影响. 2）保持草炭和高岭土质量比例不变，改变石英砂质量分数，分析石英砂质量分数的影响. 3）保持高岭土和石英砂质量比例不变，改变草炭质量分数，分析草炭质量分数的影响.

为了研究不同筋相种类及筋相质量分数对固废应变硬化特性的影响，开展第二批次试验. 如表3所示，保持石英砂和高岭土质量比例不变，分别用草炭和塑料作为筋相进行试验.

草炭模型固废的有机质筋相质量分数 = 草炭中有机质筋相质量分数×草炭质量/模型固废质量，塑料模型固废的有机质筋相质量分数=塑料质量/模型固废质量，其中草炭有机质筋相质量分数可以通过灼烧法测得.

所有的三轴试验均采用固结排水试验，以便与苏州七子山真实固废CD试验结果进行对比. 所配制的试样材料如图3所示.

试样的配制顺序对均匀性和重复性有较大的影响. 经过反复尝试，确定如下顺序配制得到的试样各项特性最稳定. 1）根据试样的目标孔隙比和水质量分数计算所需各组分的质量及总掺水质量，将石英砂、高岭土和草炭烘干. 2）称取相应质量的石英砂，加入总掺水质量的1/4，密封静置，充分混合. 3）将湿润的石英砂铺开后，称取相应质量的高岭土，均匀铺洒在石英砂上，并充分拌和. 4）根据要配制试样的有机质筋相质量分数计算所需的草炭质量，称取相应质量的草炭，加入总掺水质量的1/4. 5）将石英砂和高岭土的混合物均匀铺洒在草炭上，充分混合均匀. 6）在混合物中加入总掺水质量的1/2，调整最终混合物的水质量分数，使其与目标水质量分数一致，密封静置，得到试验所需的试样.

在配制过程中发现，当掺入的塑料筋相质量分数超过15%时，因塑料密度小而导致试样体积过大难以压缩成形，制样均匀性很差且尺寸难以精确控制，故对比不同筋相种类作用时选用较低的筋相质量分数配制试样.

根据试验安排，计算试样所需的各组分材料质量，制备直径为39.1 mm、高度为80 mm的三轴试样，制备过程如图4(a)所示. 考虑到尺寸效应，制备试样时将草炭大颗粒捏碎、塑料剪碎，使颗粒尺寸符合相应试验规范的要求. 制备完成后，在图4(b)所示的真空饱和装置中饱和24 h以上，在饱和度达到98%以后在相应围压下固结. 在固结完成后，以0.025 mm/min的速率在排水状态下进行剪切，整个过程中没有产生超静孔隙水压力，试样试验前、后的照片如图4(c)、(d)所示. 可以看出，固废主要表现为鼓式破坏.

在ZF1~ZF3中，当σ₃ = 400 kPa时，保持高岭土与石英砂总质量即土相质量分数不变，提升高岭土质量分数，石英砂质量分数随之减小，应力-应变的曲线如图5所示. 可以看出，高岭土质量分数增大，导致模型固废中的细颗粒质量分数上升，从而导致破坏应变和偏应力峰值减小，石英砂质量分数的增加在一定程度上能够增大模型固废的偏应力峰值.

在ZF3~ZF6中，当σ₃ = 200 kPa时，保持草炭与高岭土的质量比为5∶1，增大石英砂的质量分数，结果如图6所示. 可以看出，石英砂质量分数的增大对模型固废破坏应变的影响很小. 这是因为在石英砂质量分数增大的同时，有机质筋相的质量分数从34.3%下降到了25.75%，在一定程度上抵消了增大石英砂质量分数的作用，但石英砂质量分数的增加提高了小应变时的强度.

在ZF7~ZF12中，当σ₃ = 200 kPa时，保持高岭土与石英砂的质量比为1∶1，逐渐增大草炭质量分数，应力-应变曲线如图7所示. 可以看出，与不含草炭有机质筋相的试样相比，含有草炭有机质筋相的试样呈现明显的应变硬化特性，随着有机质筋相质量分数的增加而不断增强，应力-应变曲线峰值随之提高. 当应变小于20%时，有机筋相的硬化作用发挥较小.

通过表3的试验结果分析有机质筋相总质量对固废应变硬化特性的影响，分别对草炭和塑料2种不同筋相的作用展开比较.

如图8所示为当σ₃=200 kPa时，不同有机质筋相总质量的模型固废与高岭土石英砂混合物的应力-应变曲线，各个试样中高岭土与石英砂的质量比为1∶4. 可以看出，无论是塑料还是草炭，都可以使试样呈现明显的应变硬化特性. 随着有机质筋相总质量的增加，试样的应变硬化特性不断增强，破坏应变、偏应力峰值和残余应力均显著增大. 当有机质筋相总质量增大3%及以上时，上述现象尤为明显，相比之下，塑料筋相展现了更强的硬化特性.

如图9所示为不同围压下草炭筋相与塑料筋相对固废应力-应变曲线的影响. 试样在掺入适量草炭使有机质筋相质量分数达到3%后，应力-应变曲线呈现一定的应变硬化特征，所对应的破坏应变显著增大，但应力峰值和残余应力基本不变. 这是因为此时草炭有机质筋相质量分数较低，尚未达到显著提升应力峰值的阈值质量分数. 在掺入质量分数为3%的塑料后，与草炭模型固废相同的是二者的破坏应变都显著增大，呈现了一定的应变硬化趋势，不同的是塑料模型固废的应力峰值和残余应力有了大幅度提升，这说明塑料筋相开始对模型固废应力峰值产生显著影响的阈值质量分数更低.

综上所述，石英砂具有一定的提高模型固废强度的功能，高岭土质量分数的提高会使模型固废更容易破坏，草炭和塑料质量分数的增大都可以增强固废的应变硬化特性并提高固废强度，相比之下塑料的作用会更加显著. 这说明有机质筋相对固废的应变硬化特性起主导作用，可以通过定量控制有机质筋相质量分数的方法，即有机筋相控制法，定量控制模型固废的应变硬化特性.

由上述分析可知，有机质筋相和细粒土对模型固废的峰值应力影响较大，草炭中包括有机质纤维和细粒土两部分. 为了分析有机质筋相对固废强度参数的影响，将成分进一步分为有机质筋相、黏粒（草炭中除去有机质筋相的剩余部分以及高岭土）与石英砂3部分，分析各组分材料对模型固废强度的影响. 在σ₃ = 200 kPa的条件下，绘制不同配制比例下模型固废试样的偏应力峰值和破坏应变随有机质筋相质量分数变化的曲线，如图10所示. 图中，（σ₁−σ₃）_f为偏应力峰值， ${\varepsilon _{\rm{f}}}$为破坏应变. 可以看出，当黏粒质量分数w_c或w_q不变时，试样的偏应力峰值和破坏应变均随着有机质筋相质量分数的增加而增大，这说明有机质筋相质量分数的提高可以增大模型固废的偏应力峰值和破坏应变.

从图11可知，在σ₃=200 kPa的条件下，当有机质筋相质量分数一定时，土相总质量一定，随着黏粒质量分数的增大，模型固废偏应力峰值和破坏应变下降. 峰值应力会随着围压的增加而提高，破坏应变受围压的影响较小.

基于上述试验结果，对模型固废的超重力模拟适用性展开讨论. 开展一系列试验，将有机筋相控制法配制的不同龄期固废与对应的七子山真实固废的基本物理特性、力学特性和强度参数进行比较. 结合Chen等^[12]开展的离心模型试验，将计算得到的填埋场失稳临界水位比与离心模拟试验结果进行比较，探究模型固废强度特性在离心模拟试验中的适用性.

在模型固废中，主要通过调节土相的质量比例来控制应力峰值强度，通过调整有机筋相质量分数控制应变硬化特性. 与塑料相比，草炭的可控性高，能够较好地满足需求. 塑料在发挥加筋硬化作用的同时会大幅度提高应力峰值，使应力峰值远超真实固废，同时塑料具有尺寸难以精确控制和均匀性较差的不足，因此选用高岭土、石英砂和草炭作为原材料来制备模型固废. 如表4所示，参考七子山的真实固废组分，配制新鲜与部分降解2种龄期的模型固废，开展三轴固结排水试验. 分别与七子山对应龄期的真实固废进行比较，探究模型固废在离心模拟中的适用性.

控制有机质筋相质量分数，即有机筋相控制法，配制模型固废. 通过干基筛分法，将固废各组分分离；采用灼烧法，测得各组分中的有机质质量分数，获得固废有机筋相质量分数. 七子山新鲜固废有机质筋相质量分数为40%~50%，部分降解固废有机质筋相质量分数为30%~40%. 保持高岭土和石英砂的质量比为1∶4，新鲜固废试样有机质筋相质量分数设置为45%，部分降解固废有机质筋相质量分数设为35%，配制相应的试样，如图12所示.

采用经验法反复配置不同比例的试样，最终得到与七子山固废性质较接近的模型固废JY系列，与有机筋相控制法配制的试样形成对比.

如表5所示为2种龄期下的七子山真实固废^[27]、经验法配制的模型固废^[12]及本次有机筋相控制法配制的模型固废的各项基本物理特性. 表中，T为龄期，h为埋深，w_w为水质量分数，γ为重度，e为孔隙比，E为压缩系数，k为渗透系数. 可以看出，采用有机筋相控制法配制的模型固废含水率、重度、孔隙比、压缩系数、渗透系数等基本物理特性都与苏州七子山填埋场固废实测数据相近.

有机筋相控制法、经验法配制的模型固废与真实固废的应力-应变曲线对比如图13所示. 可知，有机筋相控制法配制模型固废的应力-应变曲线与苏州七子山真实固废非常吻合，呈现明显的应变硬化特性，说明二者在力学特性方面和真实固废具有较高的匹配度. 与经验法配制的模型固废开展比较发现，二者都能够与新鲜固废良好匹配，但在固废部分降解时，采用有机筋相控制法配制的模型固废匹配度优于采用经验法配制的模型固废.

因为所用草炭的有机质筋相质量分数较低，不能用经验法配制出接近新鲜龄期应力应变特性的模型固废. 经验法在配制过程中无法对模型固废应变硬化特性进行定量控制，找到合适比例所需的工作量较大，配制出的模型固废、真实固废匹配度与有机筋相控制法有一定的差距.

分别取固废三轴试验应力-应变曲线中的10%和20%应变为破坏应变，计算固废强度参数，将本次试验获得的剪切强度参数与七子山真实固废强度参数进行比较，如表6所示. 以部分降解固废为例，七子山部分降解固废黏聚力c'为23.2 kPa，内摩擦角 $\varphi {'} $为15°. 本次有机筋相控制法配置的部分降解模型固废c'为21 kPa，比真实固废黏聚力减小了9.4%； $\varphi {'} $为15.7°，比真实固废增大了4.7 %. 采用经验法配制的模型固废^[12]的黏聚力比真实固废增大了16.3%，内摩擦角比真实固废内摩擦角减小了10.7%. 可以看出，利用有机筋相控制法配制的模型固废比利用经验法配制的更接近七子山真实固废.

结合Chen等^[12]进行的超重力模拟试验，将计算得到的填埋场失稳临界水位比与超重力模拟试验结果进行比较，探究强度特性在超重力模拟试验中的适用性.

为了开展高水位填埋场稳定性的研究，Chen等^[12]以苏州七子山固废为原型，根据经验法制备与苏州七子山固废各项特性较接近的人工城市固废，以应用于相关离心模拟试验，获得相应条件下的临界水位比. 参照Chen等^[12]开展的超重力离心模拟试验，基于原型尺寸使用Geoslope建立边坡模型. 模型如图14所示. 图中，H为高程，L为距离，高21 m，上底为28 m，坡比为1∶1，水位根据相应的水位比绘制，底层土工衬垫界面摩擦角为17 °.

分别采用表6中新鲜和部分降解2种龄期下的七子山真实固废及本次配置模型固废的强度参数计算对应的临界水位比，失稳滑移面如图15所示. 如表7所示为计算所得填埋场失稳临界水位比（失稳水位高度/堆体总高度）与Chen等^[12]离心机试验所得填埋场失稳临界水位比的对比. 表中，h_w/H为临界水位比，d_r为与真实固废的误差，d_c为与离心试验的误差. 可以发现，采取有机筋相控制法配置的模型固废对应的临界水位比与真实固废计算得到的接近，当破坏应变为20%时，计算得到的临界水位比与离心试验结果相吻合.

(1) 有机质筋相对模型固废的应变硬化特性起主导作用，有机质筋相总质量的增加会强化固废的应变硬化特性，其降解将导致加筋效果减弱. 草炭中的有机质筋相和塑料在质量分数达到一定程度后，都可以使模型固废的破坏应变、偏应力峰值和残余应力显著增大.

(2) 土相中高岭土质量分数的增大会导致破坏应变和偏应力峰值明显减小. 土相中石英砂质量分数的增加，能够提高固废在小应变时的强度.

(3) 通过有机筋相控制法所配置的模型固废在重度、孔隙比、压缩性、渗透性、应力-应变曲线等方面的特性均与真实固废吻合，匹配度优于经验法配制的固废.

(4) 采用筋相控制法配置的模型固废强度参数与真实固废更为接近，且采用模型固废强度参数计算得到的填埋场失稳临界水位比与超重力模拟试验结果相吻合，表明利用有机筋相控制法配制的模型固废具有良好的离心模拟适用性.