山谷型垃圾填埋場(chǎng)失穩(wěn)模式離心模型試驗(yàn)研究

彭 仁，侯瑜京，陳祖煜，張雪東，孫慶雷，姚仰平

（1.北京航空航天大學(xué) 土木工程系，北京 100191；2.中國(guó)水利水電科學(xué)研究院 巖土工程研究所，北京 100044）

垃圾填埋場(chǎng)的整體穩(wěn)定是其安全運(yùn)行的重要保障。填埋場(chǎng)失穩(wěn)不僅會(huì)引起滲濾液大量滲漏，嚴(yán)重污染周邊環(huán)境，甚至?xí)?dǎo)致人員傷亡，其后果是災(zāi)難性的［1－2］。大型填埋場(chǎng)是一個(gè)包含有多種材料、體積龐大的土工構(gòu)筑物，特別是對(duì)于那些使用多層土工合成材料復(fù)合襯墊的現(xiàn)代垃圾填埋場(chǎng)，其破壞原因就變得更加復(fù)雜。Qian等［3］對(duì)國(guó)際上近20a發(fā)生的15起大型填埋場(chǎng)失穩(wěn)破壞案例進(jìn)行了調(diào)查，研究發(fā)現(xiàn)其中11起為填埋體沿襯墊系統(tǒng)的平移破壞，僅4個(gè)是填埋體內(nèi)部的圓弧滑動(dòng)破壞。

目前在工程實(shí)踐中，仍然采用傳統(tǒng)土力學(xué)中針對(duì)一般土體所建立的極限平衡法分析固體廢棄物堆體的穩(wěn)定性［4－8］。針對(duì)填埋體沿襯墊系統(tǒng)平移破壞，Qian等［9］采用極限平衡理論提出了雙楔體平衡破壞分析方法。而填埋場(chǎng)的失穩(wěn)破壞問(wèn)題是大變形問(wèn)題，如在美國(guó)加州Monterey Park進(jìn)行的荷載試驗(yàn)，超載的填埋體邊坡產(chǎn)生很大的變形，仍無(wú)明顯的破壞面［10］。采用傳統(tǒng)極限平衡方法，不考慮填埋體本身的變形特性可能會(huì)低估填埋場(chǎng)的安全系數(shù)。

為進(jìn)一步研究填埋場(chǎng)的破壞機(jī)理，一些學(xué)者開(kāi)展了離心模型試驗(yàn)研究。如Jessberger等［11］采用1～3a齡期且粉碎過(guò)的陳垃圾，模擬了約20m豎直邊坡的破壞特征，驗(yàn)證了固體廢棄物在發(fā)生滑動(dòng)破壞前需經(jīng)歷較大變形過(guò)程。朱斌等［12］研制了模擬真實(shí)垃圾土的配方，并在此基礎(chǔ)上研究了填埋體的變形特征。沿復(fù)合襯墊失穩(wěn)過(guò)程中，土工膜承受較大拉力。一些學(xué)者還對(duì)填埋場(chǎng)中土工膜抗拉特性開(kāi)展了研究，如Thusyanthan等［13］采用配制垃圾土，對(duì)填埋場(chǎng)的地震動(dòng)響應(yīng)與襯墊系統(tǒng)土工膜拉力問(wèn)題進(jìn)行離心試驗(yàn)?zāi)M，試驗(yàn)表明地震作用引起的土工膜拉力比靜力條件下增加5%～25%。林偉岸等［14］對(duì)土工膜拉力問(wèn)題也進(jìn)行了離心試驗(yàn)?zāi)M，認(rèn)為坡度和沉降是影響土工膜拉力發(fā)展的重要因素。

由于離心試驗(yàn)?zāi)軌虺晒Φ膹?fù)制原型問(wèn)題的土體應(yīng)力水平和密度，在垃圾填埋場(chǎng)問(wèn)題研究中得到了較好的應(yīng)用。但限于試驗(yàn)?zāi)M問(wèn)題的復(fù)雜性，填埋體沿襯墊系統(tǒng)平移破壞的過(guò)程還沒(méi)有實(shí)現(xiàn)。目前對(duì)于沿襯墊系統(tǒng)破壞問(wèn)題都是僅認(rèn)為是界面強(qiáng)度的問(wèn)題，并沒(méi)有將界面特性與上部填埋體的變形特性結(jié)合考慮。因此，有必要利用新的模擬手段，模擬填埋體沿襯墊界面破壞的全過(guò)程，為揭示填埋體沿襯墊界面失穩(wěn)破壞機(jī)制奠定基礎(chǔ)。

本文采用離心模型試驗(yàn)方法，開(kāi)發(fā)利用可在超重力場(chǎng)環(huán)境下變角度的模型箱，再現(xiàn)了垃圾填埋場(chǎng)沿底部界面整體失穩(wěn)破壞過(guò)程。測(cè)量了垃圾土坡的位移變化，分析了垃圾土坡變形失穩(wěn)規(guī)律。初步探討了填埋體沿襯墊界面整體失穩(wěn)的分析方法。

1 試驗(yàn)材料和試驗(yàn)設(shè)備

1.1 試驗(yàn)材料

1）配制垃圾土。研究采用中齡期垃圾土［9］，配制垃圾土主要選用水、草炭、高嶺土以及福建標(biāo)準(zhǔn)砂，按不同配比配制不同齡期垃圾土。如中齡期垃圾土，草炭（不含水）∶高嶺土∶石英砂質(zhì)量比為0.54∶1∶1。試驗(yàn)各控制參數(shù)如表1所示。

2）模擬復(fù)合襯墊系統(tǒng)。現(xiàn)代復(fù)合襯墊系統(tǒng)通常包括粘土層、土工膜、土工網(wǎng)、土工布以及砂土層等。在離心模型試驗(yàn)中，難以復(fù)制一個(gè)如此復(fù)雜的襯墊系統(tǒng)［8］。因此需要對(duì)復(fù)合襯墊系統(tǒng)進(jìn)行簡(jiǎn)化。垃圾土與復(fù)合襯墊系統(tǒng)中土工膜的摩擦角通常在20～30°，Thusyanthan等［13］通過(guò)在光面土工膜上粘貼砂子的方法，模擬了模型垃圾土與土工膜24.9°摩擦角的工況，并且無(wú)明顯峰值出現(xiàn)。施建勇等［15］利用改進(jìn)的大型碟環(huán)式單剪儀對(duì)復(fù)合襯墊系統(tǒng)的整體剪切試驗(yàn)表明，多層復(fù)合襯墊系統(tǒng)的整體應(yīng)力－位移曲線與Thusyanthan等采用土工膜上粘貼砂子的方法得到的結(jié)果相近。本試驗(yàn)復(fù)合襯墊系統(tǒng)的模擬也采用類似的方法，通過(guò)控制用砂量（43.6g／m2）保證摩擦角為25°［14］。

表1 中齡期垃圾土參數(shù)

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)在中國(guó)水利水電科學(xué)研究院LXJ－4－450型土工離心機(jī)上進(jìn)行，該離心機(jī)最大轉(zhuǎn)動(dòng)半徑5.03m，最大加速度300g。試驗(yàn)還專門(mén)開(kāi)發(fā)了可在離心超重力場(chǎng)環(huán)境下工作的變角度模型箱，如圖1所示。設(shè)計(jì)荷重88.5kg×70g，模型旋轉(zhuǎn)角速度1.4rad／min。試驗(yàn)使用的模型箱為單面有機(jī)玻璃模型箱，其中鋁合金板厚度16mm，有機(jī)玻璃板厚度20mm。模型箱內(nèi)部尺寸568mm×342mm×308mm（長(zhǎng)×寬×高）。有機(jī)玻璃板一側(cè)還裝有支架，可裝攝像頭。支架頂端距有機(jī)玻璃板距離450mm。

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃驮囼?yàn)過(guò)程

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)所用模型箱側(cè)壁涂有凡士林，從而減小模型側(cè)壁與垃圾土體間的摩擦。復(fù)合襯墊系統(tǒng)進(jìn)行簡(jiǎn)化至單層襯墊，單層襯墊按在1mm厚土工膜上粘砂的方法進(jìn)行處理。前坡坡腳角度為40°，后坡楔形體基礎(chǔ)坡角角度45°。模型整體尺寸及傳感器布置如圖2所示。圖中還給出了激光傳感器測(cè)量點(diǎn)對(duì)應(yīng)垃圾土坡的位置。

圖1 變角度模型箱裝置

圖2 模型設(shè)計(jì)圖（單位：mm）

2.2 試驗(yàn)過(guò)程

在楔形體基礎(chǔ)及底部基礎(chǔ)上鋪置好襯墊，按預(yù)定密實(shí)度分層夯實(shí)垃圾土，然后進(jìn)行削坡處理，使達(dá)到設(shè)計(jì)坡度。模型制作過(guò)程中埋置傳感器，傳感器位置如圖2所示。制作好的模型放入離心機(jī)吊籃，啟動(dòng)離心機(jī)至加速度40g，觀察激光位移傳感器數(shù)據(jù)，待模型變形穩(wěn)定后，按照固定旋轉(zhuǎn)角速度1.48rad／min轉(zhuǎn)動(dòng)模型箱，模型土坡逐漸變陡，直到垃圾土坡內(nèi)部明顯破壞。試驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行攝像，圖像采集系統(tǒng)以26幀／s的幀率采集圖像，記錄激光位移數(shù)據(jù)及土壓力數(shù)據(jù)，需要說(shuō)明的是，由于“土拱效應(yīng)”，土壓力數(shù)據(jù)在本次試驗(yàn)中沒(méi)有測(cè)量好，故試驗(yàn)結(jié)果中沒(méi)有給出。試驗(yàn)結(jié)束后進(jìn)行模型箱傾斜角度測(cè)量和模型取樣測(cè)試。本文中試驗(yàn)結(jié)果按照模型比尺整理。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 g值上升與穩(wěn)定階段

圖3給出了g值上升階段激光位移數(shù)據(jù)，由于信號(hào)采集中斷的問(wèn)題，只記錄到前8min的位移變化。由圖3可知，在離心機(jī)g值上升過(guò)程中，3個(gè)對(duì)應(yīng)點(diǎn)都伴隨有位移變化，LS1和LS2對(duì)應(yīng)點(diǎn)發(fā)生持續(xù)沉降位移，并且LS2對(duì)應(yīng)點(diǎn)豎向位移一直大于LS1對(duì)應(yīng)點(diǎn)。但是LS3對(duì)應(yīng)點(diǎn)位移先減小，后增大。這可能由于LS3所測(cè)點(diǎn)發(fā)生了往水平方向鼓出的現(xiàn)象。30g所對(duì)應(yīng)的豎向沉降位移場(chǎng)如圖4所示。由圖4可知，位移場(chǎng)分布在坡肩處的豎向變形值最大。位移等值線沿界面方向發(fā)展，在界面附近處也伴有較小的位移值。

圖3 g值上升階段位移－時(shí)間曲線

圖4 豎向位移場(chǎng)分布（30g，單位：mm）

離心機(jī)轉(zhuǎn)到40g并穩(wěn)定5min后的位移場(chǎng)如圖5所示，對(duì)應(yīng)模型如圖6所示?？梢钥闯觯灰谱畲筇幬挥谄录?，達(dá)到1cm。由PIV位移分析得到的數(shù)據(jù)與拍照計(jì)算得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比分析，如圖6所示，認(rèn)為PIV分析計(jì)算數(shù)據(jù)可靠。

圖5 豎向位移場(chǎng)分布（40g，單位：mm）

圖6 g值穩(wěn)定階段模型圖（40g）

3.2 模型旋轉(zhuǎn)階段

在試驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)旋轉(zhuǎn)模型箱，改變填埋場(chǎng)幾何構(gòu)型，獲得垃圾填埋體沿底部界面整體滑動(dòng)過(guò)程，再現(xiàn)整體失穩(wěn)災(zāi)害現(xiàn)象，為研究觸發(fā)填埋體整體失穩(wěn)影響因素提供試驗(yàn)基礎(chǔ)數(shù)據(jù)支撐。

模型箱旋轉(zhuǎn)過(guò)程中，對(duì)坡體變形過(guò)程進(jìn)行了攝像，記錄了坡體變形的整個(gè)過(guò)程。將各階段垃圾土坡外輪廓線及對(duì)應(yīng)模型箱旋轉(zhuǎn)角度作圖，如圖7所示。隨著旋轉(zhuǎn)角度的增大，坡體整體滑移的趨勢(shì)明顯，模型箱旋轉(zhuǎn)持續(xù)旋轉(zhuǎn)26°后，即前坡坡腳為66°時(shí)，填埋體沿內(nèi)部出現(xiàn)破壞后停止旋轉(zhuǎn)模型箱并停機(jī)?？梢钥闯?，填埋體最后沿內(nèi)部破壞的位置不是在坡腳處，并不是典型的圓弧破壞模式。

圖7 坡體變形失穩(wěn)過(guò)程

其變形累積過(guò)程如圖8所示。在旋轉(zhuǎn)角度為11.6°時(shí)，矢量角度大部分還是沿斜坡界面方向，也有少量在坡中間處方向集中的現(xiàn)象，隨著角度的增大，旋轉(zhuǎn)角度達(dá)到22°時(shí)，矢量方向有分層現(xiàn)象，主要可以分成兩層，以中間坡面線為分界，以下平行于坡底方向，整體量級(jí)相對(duì)較小。在坡底處，平行于坡底方向監(jiān)測(cè)了3個(gè)點(diǎn)E、F、G點(diǎn)平行于坡底方向的位移，3個(gè)點(diǎn)位移值取平均，作圖9。由圖9可知，模型箱旋轉(zhuǎn)階段，平行坡底方向的位移隨著旋轉(zhuǎn)角度的增加而累積，在0～8min階段，位移累積量整體較小，表明垃圾土坡整體滑移量還較小。8min后，模型箱繼續(xù)旋轉(zhuǎn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)位移累加值增加明顯。以t＝8min為分界，將變形失穩(wěn)過(guò)程分為變形累積階段與整體滑移階段。t＝8min對(duì)應(yīng)垃圾土坡前坡51.6°，后坡56.6°，底坡11.6°的幾何構(gòu)型。

從圖10明顯的看到填埋體沿襯墊底部界面整體滑移的現(xiàn)象，顯示了坡體的破壞過(guò)程。由圖可以看出模型整體滑移量與變形都很大，在垂直坡底方向比平行坡底方向變形累積位移要大，垂直坡底方向累積位移達(dá)到40mm，而平行坡底方向位移接近于10mm。

圖8 模型箱旋轉(zhuǎn)階段矢量圖

圖9 E、F、G點(diǎn)平均位移（平行坡底方向）

圖10 模型箱旋轉(zhuǎn)階段坡體滑動(dòng)過(guò)程

4 討論

1）填埋場(chǎng)沿襯墊界面滑移破壞模式分析

在40g離心作用力下，離心模型試驗(yàn)?zāi)M了原型約8m填埋厚度的城市生活垃圾填埋場(chǎng)，通過(guò)旋轉(zhuǎn)模型箱，改變填埋場(chǎng)幾何構(gòu)型，再現(xiàn)了垃圾堆體沿襯墊界面滑移破壞的過(guò)程?；瑒?dòng)過(guò)程如圖10所示。分析這一過(guò)程可知，填埋堆體初始變形主要在垂直于坡底方向（豎向），豎向位移累積到一定程度后，如圖10中t＝15min時(shí)，模型轉(zhuǎn)而以平行坡底方向的橫向滑移為主。由此可以推斷，在填埋場(chǎng)斜坡段，界面的相對(duì)滑移量將首先增大，即斜坡段的襯墊界面將先越過(guò)峰值，達(dá)到殘余峰值強(qiáng)度。斜坡段的填埋體繼續(xù)擠向坡底方向，迫使底坡處堆體自身壓縮，并沿坡底橫向運(yùn)動(dòng)，當(dāng)?shù)灼绿幎洋w橫向滑移量不大，襯墊界面處的強(qiáng)度將不會(huì)越過(guò)峰值，這取決于堆體橫向滑移的量值。該滑移破壞模式，從物理模型試驗(yàn)上驗(yàn)證了Stark等［16］建議的襯墊系統(tǒng)強(qiáng)度取值方法的合理性，即斜坡段界面強(qiáng)度取殘余強(qiáng)度值，底坡段取峰值強(qiáng)度值，并以此計(jì)算填埋場(chǎng)的穩(wěn)定安全系數(shù)。

2）垃圾土抗剪強(qiáng)度取值影響因素

垃圾土的應(yīng)力－應(yīng)變曲線呈現(xiàn)出顯著的應(yīng)變硬化特性，隨軸應(yīng)變的增加，偏應(yīng)力一直處于增長(zhǎng)的趨勢(shì)，即使應(yīng)變達(dá)到20%，偏應(yīng)力仍繼續(xù)增長(zhǎng)，特別是圍壓較高時(shí)，當(dāng)應(yīng)變超過(guò)20%后，偏應(yīng)力增加反而更為顯著，如圖11所示。由于固廢的強(qiáng)度參數(shù)強(qiáng)烈依賴于破壞應(yīng)變?nèi)≈?，?duì)于同一填埋場(chǎng)，取不同的破壞應(yīng)變就會(huì)得到不同的安全系數(shù)。本次試驗(yàn)，隨著模型選轉(zhuǎn)角度的增大，最終在坡體內(nèi)部淺層處出現(xiàn)滑移面，而沒(méi)有沿坡體內(nèi)部深層破壞的跡象，這可能是由于隨著上覆荷載的增大，深層垃圾土的應(yīng)變硬化現(xiàn)象更為顯著造成的。

圖11 中齡期模型固廢應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系［17］

目前，針對(duì)固廢的破壞應(yīng)變?nèi)≈祮?wèn)題還未有一致的觀點(diǎn)?？紤]到填埋場(chǎng)變形對(duì)構(gòu)筑物的影響較大，建議以15%～20%應(yīng)變對(duì)應(yīng)的剪切強(qiáng)度作為垃圾土抗剪強(qiáng)度參數(shù)。影響垃圾土強(qiáng)度的因素還有很多，比如垃圾的齡期，一般隨著垃圾齡期的增加，抗剪強(qiáng)度有增加的趨勢(shì)［18］。此外，土體的滲透性也直接影響到抗剪強(qiáng)度取值方法，對(duì)于滲透性較差的垃圾土，又面臨著較快的加荷速度時(shí)，需要取不排水剪切強(qiáng)度作為分析參數(shù)?？辜魪?qiáng)度還與垃圾土本身的飽和程度相關(guān)，隨著滲濾液水位的升高，滲濾液以下區(qū)域應(yīng)看作飽和垃圾土，而對(duì)于滲濾液面以上區(qū)域，應(yīng)作為非飽和垃圾來(lái)考慮，而非飽和土體抗剪強(qiáng)度又與飽和度有密切關(guān)系。由此可以看出，垃圾土抗剪強(qiáng)度取值較為復(fù)雜，應(yīng)綜合考慮主要因素，合理簡(jiǎn)化，獲得與實(shí)際工程較為一致的強(qiáng)度參數(shù)，為穩(wěn)定性計(jì)算奠定基礎(chǔ)。

5 結(jié)論

1）在40g離心加速度的條件下，前坡40°，后坡45°的填埋場(chǎng)主要表現(xiàn)為沉降變形，坡肩處沉降值最大，沿底部界面失穩(wěn)的可能性較小。通過(guò)旋轉(zhuǎn)模型箱，改變了填埋場(chǎng)幾何構(gòu)型。當(dāng)模型箱轉(zhuǎn)動(dòng)超過(guò)11.6°（對(duì) 應(yīng) 填 埋 體 前 坡 51.6°，后 坡 56.6°，底 坡11.6°），填埋體開(kāi)始沿襯墊界面滑移，隨著模型箱的轉(zhuǎn)動(dòng)角度不斷增大，整體滑移呈加速趨勢(shì)。當(dāng)模型箱旋轉(zhuǎn)26°后（對(duì)應(yīng)填埋體前坡66°，后坡71°，底坡26°），破壞模式由整體滑移變?yōu)檠靥盥耋w內(nèi)部淺層破壞。可以看出，填埋場(chǎng)幾何構(gòu)型對(duì)穩(wěn)定性具有較大影響。填埋場(chǎng)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)按照規(guī)范要求，控制好邊坡各界面的坡度，特別是襯墊底部邊坡坡角，最好不要超過(guò)襯墊界面摩擦角。

2）在沿填埋體內(nèi)部淺層破壞之前，土體經(jīng)歷了較大的變形。垂直坡底方向的位移與平行坡底方向的位移分別達(dá)到40和10mm。在堆體沿平行坡底方向運(yùn)動(dòng)前，斜坡段處的填埋體已經(jīng)發(fā)生了較大變形。這表明，填埋體沿襯墊界面滑移破壞過(guò)程中，斜坡段的襯墊界面將先越過(guò)峰值，到達(dá)殘余強(qiáng)度，而底坡處襯墊界面參數(shù)可取其峰值強(qiáng)度。這一破壞過(guò)程，從試驗(yàn)角度驗(yàn)證了Stark等［16］建議襯墊系統(tǒng)強(qiáng)度取值方法的合理性。

3）城市固廢的破壞應(yīng)變?nèi)≈祮?wèn)題還未有一致觀點(diǎn)，因?yàn)楣虖U即使變形較大但仍不發(fā)生破壞。試驗(yàn)中，模型土體整體變形較大，模型最終在坡體內(nèi)部淺層處出現(xiàn)滑移面，而坡底處沒(méi)有沿坡體深層破壞的跡象?？紤]到填埋場(chǎng)變形對(duì)構(gòu)筑物的影響較大，建議以15%～20%應(yīng)變對(duì)應(yīng)的剪切強(qiáng)度作為垃圾土抗剪強(qiáng)度參數(shù)。實(shí)際影響抗剪強(qiáng)度參數(shù)的還包括垃圾土的齡期、飽和度狀況以及滲透性及加荷載速率等因素，需要綜合考慮。

［1］Mitchell J K，Seed R B，Seed H B.Kettleman hills waste landfill slope failure.I：liner－system properties ［J］.Journal of Geotechnical Engineering，1990，116（4）：647－668.

［2］Stark T D，Eid H T，Evans W D，et al.Municipal solid waste slope failure.II：Stability analyses［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2000，126（5）：408－419.

［3］Qian X，Koerner R M.Stability analysis when using an engineered berm to increase landfill space［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2009，135（8）：1082－1091.

［4］《巖土離心模擬技術(shù)的原理和工程應(yīng)用》編委會(huì).巖土離心模擬技術(shù)的原理和工程應(yīng)用［M］.武漢：長(zhǎng)江出版社，2011.

［5］詹良通，管仁秋，陳云敏，等.某填埋場(chǎng)垃圾堆體邊坡失穩(wěn)過(guò)程監(jiān)測(cè)與反分析［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2010，29（8）：1697－1705.Zhan L T，Guan R Q，Chen Y M，et al.Monitoring and back analyses of slope failure process at a landfill［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2010，29（8）：1697－1705.

［6］詹良通，蘭吉武，鄧林恒，等.濃縮液回灌對(duì)垃圾填埋體水位及穩(wěn)定性的影響［J］.土木建筑與環(huán)境工程，2012，34（2）：126－131.Zhan L T，Lan J W，Deng L H，et al.Effect of concentrated leachate recirculation on leachate level and slope stability of municipal solid waste landfill［J］.Journal of Civil Architectural ＆Environmental Engineering，2012，34（2）：126－131.

［7］張文杰，林偉岸，陳云敏.垃圾填埋場(chǎng)孔壓監(jiān)測(cè)及邊坡穩(wěn)定性分析［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2010，29（Sup2）：3628－3632.Zhang W J，Lin W A，Chen Y M.Pore pressure monitoring and slope stability analysis of a waste landfill［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2010，29（Sup2）：3628－3632.

［8］彭緒亞.垃圾填埋氣產(chǎn)生及遷移過(guò)程模擬研究［D］.重慶：重慶大學(xué)，2004.

［9］Qian X，Koerner R M，Gray D H.Translational failure analysis of landfills ［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2003，129（6）：506－519.

［10］Singh S，Murphy B J.Evaluation of the stability of sanitary landfills ［J］.Astm Special Technical Publication，1990，1070：240－258.

［11］Jessberger H L，Kockel R.Determination and assessment of the mechanical properties of waste materials［C］／／Waste Disposal by Landfill，1995，93：313－322.

［12］朱斌，楊春寶，王磊，等.人工城市固廢配制及填埋場(chǎng)變形離心模型試驗(yàn)［C］／／第一屆全國(guó)巖土多場(chǎng)相互作用及環(huán)境土工學(xué)術(shù)研討會(huì)，2011：425－432.

［13］Thusyanthan N I，Madabhushi S G，Singh S.Tension in geomembranes on landfill slopes under static and earthquake loading－centrifuge study［J］.Geotextiles and Geomembranes，2007，25（2）：78－95.

［14］林偉岸，張宏偉，朱斌，等.填埋場(chǎng)斜坡上土工膜離心模型試驗(yàn)研究［C］／／第一屆全國(guó)巖土多場(chǎng)相互作用及環(huán)境土工學(xué)術(shù)研討會(huì)，2011：459－465.

［15］錢(qián)學(xué)德，施建勇，劉慧，等.垃圾填埋場(chǎng)多層復(fù)合襯墊的破壞面特征［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2011，33（6）：840－845.Qian X D，Shi J Y，Liu H，et al.Failure interface behavior of multilayer landfill liner system ［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2011，33（6）：840－845.

［16］Stark T D，Poeppel A R.Landfill liner interface strengths from torsional－ring－shear tests［J］.Journal of Geotechnical Engineering，1994，120（3）：597－615.

［17］楊春寶.填埋場(chǎng)變形與穩(wěn)定離心模型試驗(yàn)研究［D］.杭州：浙江大學(xué)，2013.

［18］Machado S L，Karimpour－Fard M，Shariatmadari N，et al.Evaluation of the geotechnical properties of MSW in two Brazilian landfills［J］.Waste Management，2010，30（12）：2579－2591.