黃錄野+馬建軍

摘要： 為研究填埋場典型復合襯墊系統(tǒng)接觸面間的滑動特性，建立典型復合襯墊系統(tǒng)單剪試驗的有限元模型，用ANSYS對其進行數(shù)值仿真分析.研究復合襯墊不同界面在不同法向力下的滑動特征；繪制襯墊系統(tǒng)不同界面節(jié)點的應力位移關(guān)系曲線，得到不同法向力作用下各個界面不同位置點沿剪切位移方向和垂直剪切位移方向的切應力變化規(guī)律；分析接觸面內(nèi)節(jié)點的剪切位移隨載荷步的變化特征.結(jié)果表明：隨法向力的增加，滑動界面將發(fā)生轉(zhuǎn)移；在低法向力（56 kPa）條件下，土工網(wǎng)土工膜界面發(fā)生滑動；在高法向壓力條件下（壓力超過560 kPa），土工膜黏土界面發(fā)生滑動.

關(guān)鍵詞： 填埋場； 復合襯墊系統(tǒng)； 界面特性； 應力位移曲線； 破壞特征

中圖分類號： TU501文獻標志碼： B

Abstract： To study the sliding characteristics between the contact surfaces of a typical composite liner system in a landfill， a finite element model is built for the single shear test of landfill typical composite liner system， and the numerical simulation analysis is performed on it by ANSYS. The sliding characteristics of different interfaces under different normal forces are studied； the stressdisplacement curves of different interface nodes of the liner system are drawn， and the shear stress change rule of different interface nodes along shear displacement direction and vertical displacement direction is obtained； the change characteristics of shear displacement on the contact surface against load time step are analyzed. It is shown that， the sliding interface will be shifted after the increase of normal force； in the low normal force（56 kPa） condition， the geomembranegeotextile interface will slide； but in the high normal force（560 kPa） condition， the geomembraneclay interface will slide.

Key words： landfill； composite liner system； interface characteristics； stressdisplacement curve； destructive feature

0引言

近年來，填埋場的失穩(wěn)破壞時有發(fā)生，其帶來的災難性后果不可估量，因此對填埋場邊坡進行穩(wěn)定性分析顯得尤為重要.在已發(fā)生的事故中，大部分失穩(wěn)破壞是由土工合成材料接觸界面間的平移滑動破壞產(chǎn)生的[12]，如美國的KAETTIMAN山填埋場、美國俄亥俄州辛辛那提填埋場等.因此，對垃圾填埋場防滲系統(tǒng)主要組成部分的土工材料進行內(nèi)部力學特性研究十分重要.

目前，國內(nèi)外眾多學者大多采用試驗手段研究復合襯墊系統(tǒng)的界面特性.DIXON等[3]通過剪切試驗研究復合襯墊系統(tǒng)在不同法向力作用下界面的剪切特性，同時發(fā)現(xiàn)隨法向力的增加，滑動面也逐漸改變，從而得到不同法向力下的破壞面.KAMALZARE等[4]通過大型剪切試驗發(fā)現(xiàn)，在壓力作用下，土與土工織物接觸面間的剪切強度符合MohrCoulomb準則，認為的強度包線是一條直線.KORNER等[5]和LING等[6]通過剪切試驗發(fā)現(xiàn)土工網(wǎng)、土工膜和土的不同組合界面間也符合MohrCoulomb準則.CAREY等[7]通過對土工膜和土工網(wǎng)的直剪試驗得到剪切強度位移曲線，發(fā)現(xiàn)曲線并沒有明顯的軟化現(xiàn)象.施建勇等[8]通過拉伸試驗、直剪試驗和單剪試驗，研究土工材料的界面特性，并對比3種試驗確定界面的強度參數(shù).按照《生活垃圾衛(wèi)生填埋技術(shù)規(guī)范》對填埋場復合襯墊系統(tǒng)的規(guī)定，襯墊主要由砂、土工布、土工網(wǎng)、HPDE膜和黏土組成，鑒于破壞界面主要發(fā)生在土工網(wǎng)土工膜黏土界面[9]，因此本文將模型簡化，主要選取土工網(wǎng)土工膜黏土典型界面做為研究對象，研究其滑動破壞特征.

國內(nèi)對于填埋場破壞的研究還處于發(fā)展階段，近年來隨著研究的深入也取得很多成果，但大部分學者依然主要是通過試驗方式研究襯墊系統(tǒng)的破壞特性，數(shù)值模擬方法較少.采用數(shù)值模擬方式研究不同界面內(nèi)部的力學特性和滑動特性不但可以反映出試驗的宏觀現(xiàn)象，也可以彌補試驗不能揭示襯墊內(nèi)部應力分布和各點應力變化規(guī)律的不足，具有一定的參考價值.

1單剪試驗的數(shù)值計算

選擇基于ANSYS程序的FEM法對填埋場復合襯墊系統(tǒng)的單剪試驗進行數(shù)值分析，通過數(shù)值模擬研究襯墊界面在剪切狀態(tài)下的破壞情況.1.1實驗裝置

試驗時采用的單剪儀見圖1.儀器上部是上剪切盒，主要用來裝置土料，儀器下部是下剪切盒，用來疊放土工材料.為能夠量測厚度只有1～2 mm的土工格柵和土工膜間的滑動情況，自行研制1.5 mm的薄鋼環(huán)，將土工材料粘在鋼環(huán)內(nèi)部，疊放在土料下.剪切試驗時土料上部放置蓋板，通過液壓裝置對蓋板施加法向壓力以達到對土料施加均布載荷的目的，同時水平方向通過拉力裝置拉動固定土工網(wǎng)的疊環(huán)，使土工材料與土料間發(fā)生剪切滑動.單剪設備的每個疊環(huán)及上剪切盒均接有位移傳感器，通過傳感器來獲得土工材料與土料間的相對滑動，進而判斷出不同法向力作用下襯墊系統(tǒng)的危險界面.

1.2數(shù)值模型建立

單剪試驗的數(shù)值仿真模型見圖2，上層為厚5.2 mm的土工網(wǎng)，中間是厚1.5 mm的土工膜，最下層是30 mm厚的黏土，直徑均為300 mm.土工網(wǎng)、土工膜和黏土外側(cè)設置剛性環(huán)，采用GLUE命令將土工材料和鋼環(huán)黏結(jié).認為鋼環(huán)與土工材料、鋼環(huán)與鋼環(huán)間是理想光滑接觸，不設置接觸對.土工材料間設定為有摩擦接觸，接觸單元對選用TARGE170單元和CONTA174單元，可以通過設置合適的法向剛度值保證數(shù)值計算的穩(wěn)定性和收斂速度，同時可以防止接觸面間相互貫穿.土工網(wǎng)與土工膜間的摩擦因數(shù)定義為0.4，黏土與土工膜間的摩擦因數(shù)定義為0.3.本構(gòu)模型的選取文獻[10]已經(jīng)詳細介紹過，這里只做簡單說明：黏土的本構(gòu)模型選擇修正的DruckerPrager破壞準則[1112]，該模型可以較好地描述巖土材料的強度，并且在計算散粒體方面可以得到符合實際情況的結(jié)果；土工膜和土工網(wǎng)采用理想彈性模型，土工材料間的接觸單元選用基于MC的彈塑性本構(gòu)關(guān)系[56]，數(shù)值計算中單元類型選擇SOLID45，各土工材料的參數(shù)見表1.

1.3網(wǎng)格劃分及邊界條件

土工網(wǎng)的網(wǎng)格劃分見圖3，黏土及土工膜的網(wǎng)格畫法與文獻[12]完全一致，均為六面體網(wǎng)格.有限元模擬時，約束黏土底面及連接黏土的鋼環(huán)各個方向的位移約束，連接土工膜、土工網(wǎng)的鋼環(huán)x方向位移約束，使其可以在y方向上滑動，土工網(wǎng)表面施加法向均布載荷.對土工網(wǎng)施加y向等時間步長的切向位移20 mm，剪切位移設置10個載荷子步，每個子步位移2 mm.

2結(jié)果分析

2.1襯墊系統(tǒng)滑動界面變化特征

為研究單剪過程中復合襯墊系統(tǒng)接觸面間的位移變化特征，繪制不同法向力作用下襯墊系統(tǒng)各界面間的剪切位移時間曲線見圖4.由圖4a）可見，在法向力較低（56 kPa）時，土工網(wǎng)與土工膜之間的相對位移發(fā)展較快，而土工膜與黏土間的相對位移較小.數(shù)值分析結(jié)果表明在較低法向力作用下，復合襯墊系統(tǒng)最先發(fā)生滑動破壞的界面可能發(fā)生在土工網(wǎng)和土工膜間.由圖4b）和4c）可以看出，在法向力560 kPa和1 120 kPa作用下，黏土與土工膜界面間的位移增加較快，黏土與土工膜間的相對位移已經(jīng)超過土工網(wǎng)和土工膜間的位移.說明在較高法向力（大于560 kPa）作用下黏土與土工膜界面可能率先發(fā)生滑動破壞.

綜合圖4分析可知：隨法向力的增加，黏土與土工膜間的相對位移逐漸增大，而土工網(wǎng)與土工膜間的相對位移在達到穩(wěn)定后基本沒有變化，滑動破壞界面由土工網(wǎng)和土工膜界面轉(zhuǎn)移到了黏土和土工膜界面，即襯墊系統(tǒng)的破壞界面隨法向力的不斷增大發(fā)生轉(zhuǎn)移.其原因一方面是由于隨法向力的增加土工膜逐漸陷入土工網(wǎng)格中，形成大量凸起，阻礙土工膜在土工網(wǎng)表面滑動；另一方面，由于黏土所承受的壓力增大，使得黏土的孔壓升高，導致法向有效應力減小，從而使得土工膜與黏土界面間的摩擦力減小.

2.2接觸面剪切特性分析

復合襯墊系統(tǒng)各個界面在不同法向力作用下不同節(jié)點切應力隨載荷步變化的關(guān)系見圖5.由圖5a）和5b）可以看出，在低法向力（56 kPa）作用下，土工膜土工網(wǎng)界面間的切應力位移曲線在剪切位移達到12 mm左右時波動較大，而黏土土工膜界面的切應力較為接近，剪切位移1 mm左右時就達到屈服極限，同時，土工膜土工網(wǎng)界面總切應力值要大于黏土土工膜界面.這主要由土工網(wǎng)土工膜界面發(fā)生滑動且接觸不均勻所致.

a）法向應力56 kPa土工膜土工網(wǎng)b）法向應力56 kPa土工膜黏土c）法向應力560 kPa土工膜土工網(wǎng)d）法向應力560 kPa土工膜黏土e）法向應力1 120 kPa土工膜土工網(wǎng)f）法向應力1 120 kPa土工膜黏土

由圖5c）和5d）中等法向力（560 kPa）作用下切應力位移曲線圖可以看出，土工網(wǎng)土工膜界面的切應力由外向內(nèi)逐漸減小，邊緣位置的切應力較大，而內(nèi)部節(jié)點的切應力較小.這可能是由于法向力的增加使土工膜陷入土工網(wǎng)中，阻礙界面相對滑動.黏土土工膜界面邊緣切應力較小，而其內(nèi)部的切應力較為接近，且數(shù)值明顯大于邊緣的切應力值，說明此時該界面處于滑動狀態(tài)，而邊緣位置切應力較小是由于翹起分離所致.兩界面的曲線屈服極限都很快達到，且略微表現(xiàn)出硬化現(xiàn)象.

圖5d）和5e）高法向力（1 120 kPa）作用下切應力位移曲線特征與中等法向力作用下基本相同.黏土土工膜界面邊緣切應力減小為0，內(nèi)部切應力值較為接近.這主要是由于隨法向力的增大導致界面邊緣翹起分離.土工網(wǎng)土工膜界面內(nèi)部的切應力值較小，邊緣位置較大，這可能是由于土工膜陷入土工網(wǎng)格所致.兩界面曲線略微表現(xiàn)出硬化現(xiàn)象，黏土土工膜界面總切應力值大于土工網(wǎng)土工膜界面.

2.3接觸面剪切應力分布特征分析

低法向力（56 kPa）作用下土工膜黏土界面的剪切應力分布云圖見圖6.由此可以看出：在低法向力作用下，接觸面的剪切應力呈圓環(huán)分布，邊緣位置的剪切應力較大，切應力大小由外向內(nèi)逐漸減小.這與直剪試驗界面云圖較為相似.

低法向力（56 kPa）作用下土工網(wǎng)土工膜界面的剪切應力分布云圖見圖7.接觸面的剪切應力分布不均勻，其內(nèi)部很多位置的剪切應力為0.這主要是由于在法向力的作用下，土工膜陷入土工網(wǎng)中而沒有發(fā)生接觸所致.隨剪切位移的進行，接觸界面的邊緣逐漸分離，導致邊緣處的剪切應力減小為0.a）第2載荷步b）第6載荷步c）第10載荷步

中等法向壓力（560 kPa）作用下土工膜黏土界面的剪切應力云圖見圖8.由此可以看出：接觸面的剪切應力分布呈圓環(huán)形分布，切應力大小由外向內(nèi)逐漸減??；隨剪切位移的進行，接觸面邊緣切應力值減小為0，說明此時接觸面發(fā)生分離，土工膜黏土界面處在滑動狀態(tài).

a）第2載荷步b）第6載荷步c）第10載荷步圖 8法向力為560 kPa時土工膜

中等法向壓力（560 kPa）作用下土工膜土工網(wǎng)界面的剪切應力云圖見圖9.此時，接觸面內(nèi)部剪切應力分布不均勻，接觸面中心位置的剪切應力減小為0，說明此時土工網(wǎng)土工膜界面處于黏結(jié)狀態(tài)，并沒有發(fā)生相對滑動，這與切應力位移曲線的特性吻合.同時發(fā)現(xiàn)，在560 kPa法向力作用下，土工膜土工網(wǎng)界面前端并沒有發(fā)生分離，這與低法向力作用時不同.因此，可以認為此時滑動界面發(fā)生轉(zhuǎn)移，土工膜黏土界面是危險界面.高法向力（1 120 kPa）作用下接觸面的剪切應力分布云圖見圖10.由此可以看出：接觸面剪切應力的分布特點與中、低法向力作用時相似，呈圓環(huán)形分布.高法向力作用下，隨著剪切位移的進行，接觸面邊緣的分離區(qū)域明顯擴大，說明隨法向力增大土工膜黏土界面的滑動位移逐漸增大.高法向力（1 120 kPa）作用下界面的剪切應力云圖見圖11.接觸面內(nèi)部剪切應力分布不規(guī)則，接觸面內(nèi)部大部分區(qū)域的剪切應力值為0，表明此時內(nèi)部處于黏結(jié)狀態(tài)，而邊緣位置的剪切應力分布情況十分復雜.a）第2載荷步b）第6載荷步c）第10載荷步圖 9法向力為560 kPa時土工膜

對比圖7，9和11發(fā)現(xiàn)，接觸面內(nèi)部摩擦力為0的區(qū)域范圍明顯增加，說明隨法向力的增加，黏結(jié)區(qū)域不斷擴大，阻礙界面間的相對滑動.

3結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬方法研究單剪狀態(tài)下典型襯墊系統(tǒng)接觸面的滑動特性及破壞特征，得到以下結(jié)論.

1）在低法向力（56 kPa）作用下，滑動界面將發(fā)生在土工網(wǎng)土工膜界面.在中、高法向力（560，1 120 kPa）作用下滑動界面發(fā)生在土工膜黏土界面，說明隨法向力的增加，滑動界面發(fā)生轉(zhuǎn)移.

2）土工膜黏土界面的剪切應力值較為接近，其內(nèi)部節(jié)點的切應力值大于邊緣位置，且屈服極限很快達到，隨法向力的增加曲線表現(xiàn)出一定的硬化特征.土工網(wǎng)土工膜界面不同節(jié)點的剪切應力值分布不均勻，邊緣位置的切應力值大于內(nèi)部.低法向力（56 kPa）時切應力位移曲線波動較大，隨法向力的增加，曲線在剪切位移2 mm左右時達到屈服.

3）土工膜黏土界面的剪切應力云圖與直剪試驗相似，應力呈圓環(huán)形分布，切應力由外向內(nèi)逐漸減小.土工網(wǎng)土工膜界面切應力云圖分布較為復雜，隨法向力的增加，接觸面內(nèi)部黏結(jié)區(qū)域不斷增大.

4）有限元計算與試驗結(jié)果基本一致，數(shù)值計算不但可以反映試驗的宏觀現(xiàn)象，而且可以得到接觸面內(nèi)部的應力變化及分布特征，對填埋場襯墊系統(tǒng)的設計有一定的借鑒意義.參考文獻：

[1]QIAN X D， KOERNER R M， GRAY D H. Geotechnical aspects of landfill design and construction[M]. New Jersey： Prentice Hall Inc， 2002.

[2]QIAN X D， KOERNER R M， GRAY D H. Translational failure analysis of landfills[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， 2003， 129（6）： 506519. DOI： 10.1061/（ASCE）10900241（2003）129：6（506）.

[3]DIXON N， JONS D R V. Engineering properties of municipal solid waste[J]. Geotextiles and Geomembranes， 2005， 23（3）： 205233. DOI： 10.1016/j.geotexmem.2004.11.002.

[4]KAMALZARE M， ZIAIEMOAYED R. Influence of geosynthetic reinforcement on the shear strength characteristics of twolayer subgrade[J]. Acta Geotechnica Solvenica， 2011， 8（1）： 3949.

[5]KOERNER R M， SOONG T Y. Stability assessment of ten large landfill failures[C]//Proceedings of Sessions of GeoDenver 2000， ASCE Geotechnical Special Publication （GSP）， 1995， 10（3）： 138.

[6]LING H I， WANG J P， LESHCHINSKY D. Cyclic behaviour of soilstructure interfaces associated with modularblock reinforced soilretaining walls[J]. Geosynthetics International， 2008， 15（1）： 1421. DOI： 10.1680/gein.2008.15.1.14.

[7]CAREY， PETER J， SWYKA. Design and placement considerations for clay and composite clay/geomembranes landfill final covers[J]. Geotextiles and Geomembranes， 1991， 10（5/6）： 515522.

[8]施建勇， 錢學德， 朱月兵. 垃圾填埋場土工合成材料的界面特性試驗方法研究[J]. 巖土工程學報， 2010， 32（5）： 688692.

SHI J Y， QIAN X D， ZHU Y B. Experimental methods for interface behaviors of geosynthetics in landfills[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2010， 32（5）： 688692.

[9]施建勇， 錢學德， 朱月兵. 垃圾填埋場復合襯墊剪切特性單剪試驗研究[J]. 巖土力學， 2010， 31（4）： 11121117. DOI： 10.16285/j.rsm.2010.04.003.

SHI J Y， QIAN X D ZHU Y B. Shearing behavior of landfill composite liner by simple shear test[J]. Rock and Soil Mechanics， 2010， 31（4）： 11121117. DOI： 10.16285/j.rsm.2010.04.003.

[10]郭興文， 黃錄野， 施建勇. 填埋場復合襯墊系統(tǒng)直剪試驗的數(shù)值模擬[J]. 科技導報， 2013， 31（27）： 3742. DOI： 10.3981/j.issn.10007857.2013.27.00.

GUO X W， HUANG L Y， SHI J Y. Numerical simulation of landfill liner system in direct shear test[J]. Science & Technology Review， 2013， 31（27）： 3742. DOI： 10.3981/j.issn.10007857.2013.27.00.

[11]胡黎明， 馬杰， 張丙印. 直剪試驗中接觸面漸進破壞的數(shù)值模擬[J]. 清華大學學報（自然科學版）， 2008， 48（6）： 943946. DOI： 10.16511/j.cnki.qhdxxb.2008.06.023.

HU L M， MA J， ZHANG B Y. Numerical simulation of interface failure during direct shear tests[J]. Journal of Tsinghua University （Science and Technology）， 2008， 48（6）： 943946. DOI： 10.16511/j.cnki.qhdxxb.2008.06.023.

[12]郭紅偉， 高政國. 散體材料直剪試驗的數(shù)值模擬研究[J]. 巖土工程界， 2008， 12（7）： 1315.

GUO W H， GAO Z G. Numerical simulation study on direct shear test of discrete material[J]. Geotechnical Engineering World， 2008， 12（7）： 1315.（編輯武曉英）