2将计算的边坡外围用多段线连接成封闭的曲线，将地层分界线做成多段线或线，支护结构设置为线段。
3建立图层，将外围线建立图层名为EXTERNAL,地层分界线建立图层名为MATERIAL,滑面线建立为NONCIRC_SURFACE,支护措施建立图层名为ANCHOR，然后将整个cad的图另存为DXF格式R12格式。
4从slide的FILE目录里ImPORT里导入保存的DXF格式的图，依次导入EXTERNAL，MATERIAL,
NONCIRC_SURFACE,
ANCHOR。
5然后给材料赋予参数，设置计算模式和相关参数即可以计算。
6将计算后的INTERPRET图中DATA
》INQUERY
SLICE
DATA,逐个条块读出条块的倾角、条块重度、条块长度填入计算滑坡推力的表格内，即可计算滑坡推力。然后根据计算的推力确定设置支护结构处的滑坡推力，设计支护结构。
7．设置支护结构后，导入支护结构，在SUPPORT
里根据支护结构的形式设置相应的参数，然后即可验算设置支护结构后的滑坡稳定性。
从理论上说，研究土体边坡稳定有两类方法，一是利用d性、塑性或d塑性理论确定土体的应力状态，二是假定土体沿着一定的滑动面滑动而进行极限平衡分析。 第一类方法对于边界条件比较复杂的土坡较难以得出精确解，国内外许多人在这方面进行不少研究工作，也取得一些进展，近年来还可采用有限单元法，根据比较符合实际情况的d塑性应力应变关系，分析土坡的变形和稳定，一般称为极限分析法。 第二类方法是根据土体沿着假想滑动面上的极限平衡条件进行分析，一般称为极限平衡法。在极限平衡法中，条分法由于能适应复杂的几何形状、各种土质和孔隙水压力，因而成为最常用的方法。条分法有十几种，其不同之处在于使问题静定化所用的假设不同，以及求安全系数方程所用的方法不同。一、用土工膜覆盖的土质边坡的稳定性计算
在考虑衬垫下土质边坡的稳定性时，通常均假定以圆弧滑动作为其可能的破坏方式。在此假定前提下，可出现几种破坏形式，包括底部破坏，顶部破坏（在锚沟内或以外）和坡面破坏，如图4-11所示[103]。
常规的设计步骤包括已知坡高、土的工程性质和抗剪强度参数。由于整个场地均有望位于地下水位以上并处于平衡状态，因此常规方法均采用总应力分析法。
图4-11 用土工膜覆盖的土质边坡的破坏形式[3]
假设一个转动中心和滑弧半径，对于图4-11中a、b两类滑弧可将士体分成若干垂直土条并对滑动中心取力矩平衡，给出下列安全系数公式
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
式中：Wi为i土条质量；θi为i土条底部中点切线与水平线交角；Δli为i土条底部弧长；φ为土的内摩擦角；土的凝聚力；R为破坏滑弧的半径；n为所利用的土条数。
上式中分子分母均有R，可以消去。若考虑其他因素如地震力，活荷载等则上式应作相应变化。在对假定滑弧任意选择的转动中心和半径算出其他安全系数后，就可进行搜索以找出安全系数最小的那个滑弧。在此标准下算得的最小安全系数若Fs<1.0，表示边坡不稳定，Fs＝1.0表示刚开始破坏，Fs>1.0则边坡是稳的，Fs值愈大愈安全。通常取Fs=1.5作为安全值。若Fs太小，则需将坡角减小直至F。满足要求为止。
上述步骤计算工作量很大，多年来已给出许多设计图表供快速求解，图4-12及图4-13就是其中一种，在应用图上这些曲线时，安全系数可按下式计算式中：Fs为最小安全系数；土的不排水强度（或凝聚力）；γ为整体重力密度；H为土坡垂直高度；Ns为稳定数。
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图4-12 由土的不排水强度作出的稳定曲线[104]
关于稳定安全系数的计算例子，可以参见岩土工程学或土力学中有关土坡稳定性计算的章节，本书将不举例说明。
对于图4-11中的滑弧c及d，安全系数公式要稍作改变。如果土工膜衬垫用土覆盖紧贴坡面并固定在锚沟内（通常均应如此），此时衬垫处于拉伸状态，分析时应考虑其张力的作用，安全系数公式应改成式中：T＝σa·t；σ。为衬垫允许应力；t为衬垫厚度；a为力臂，最大等于R。其余符号意义同前。
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图4-13 由土的凝聚力和摩擦角作出的稳定曲线
若在衬垫上（或）下铺设土工织物以联结土工膜，也可作类似处理。无论何种情况，衬垫产生的张力对于给定的圆心位置和半径，其净效果都能使安全系数加大，如果忽略这一点，所产生的误差会使结果偏于保守。关于作用于滑弧底部的拉力，则对阻止潜在的破坏并无多大好处。当然，如果衬垫上不用土覆盖，就不会有法向应力来增加抗滑阻力，但即使有了覆盖，其净效果也不明显。
由于边坡稳定计算有单调而重复的特点，它很适合于用电脑计算，这样的电算程序已很多，如果要包括上述土工合成材料张力的计算，修改一下也是很方便的。
二、边坡位置多层衬垫系统的稳定性
主要的（第一层）粘土衬垫直接建于第二层淋滤液排水层之上，而该层又依次铺设于第二层土工膜之上。整个衬垫系统抗滑稳定性取决于系统各组成部分接触面上可利用的抗剪强度，通常第二层淋滤液排水层与第二层HDPE土工膜衬垫的接触面上抗剪强度最小，因此这一接触面是最危险的面。如果位于边坡的第二层土工膜衬垫是一层粗面HDPE膜，而第二层淋滤液排水层是一层两面贴有带针孔无纺土工织物或土工复合材料，则用于衬垫稳定性计算的各不同接触面上的摩擦角和凝聚力可见表4-10。
表4-10 多层衬垫材料接触面抗剪强度参数[3]
复合衬垫沿坡面滑动的稳定性因具有多层衬垫和淋滤液排出层而变得非常复杂。垃圾重力荷载增加的剪应力通过第一层淋滤液排水层传至第一层衬垫系统。这些应力的一部分又通过摩擦转移至其下由土工织物和土工网组成的第二层淋滤液排水层，这些接触面之间摩擦力的差值必须由第一层土工膜衬垫以张应力的形式来承担，并与土工膜的屈服应力对比以确定其安全度。传至土工织物和土工网上的那部分力现在又通过它们传至下面的第二层衬垫系统，其应力差由土工织物和土工网承担并连续作用于第二层土工膜，不平衡部分最后再转移到土工膜下面的粘土衬垫中。图4-14表示作用于多层衬垫系统各接触面上的剪应力，图中F和F＇是作用力和反作用力的关系。
（一）施工期边坡衬垫系统的稳定性
双楔体分析可以用来计算在边坡的第一层或第二层粘土衬垫抵抗可能破坏的安全系数。如图4-15所示。粘土衬垫可以分成两段不连续的部分，主动楔位于坡面可导致土体破坏，被动楔侧位于坡脚并阻止破坏的发生。图上已标出主动楔体和被动楔体上的力。为简化计算，假定作用于两楔体接触面上的力EA和EP的方向均与坡面平行，坡顶则存在一道张裂缝将滑动土体与坡顶其他土分开。各作用力、摩擦角及边坡几何尺寸所用符号说明如图4-15。
图4-14 边坡双层复合衬垫系统接触面上的剪力[3]
考虑主动楔力的平衡（图4-15）有：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
因
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由（4-10a）（简称（a），以下各式略同）→（c）
（d）→（b）
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考虑被动楔力的平衡（见图4-15），有：
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∑Fγ＝0,
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图4-15 边坡位置覆盖上层受力分析剖面图
WA—主动楔重量（面积乘以重度）；WP—被动楔重量（面积乘以重度）；β—坡角；H—覆盖土的厚度；L—坡面长度；HV—坡高；LH—边坡水平距离；φ—土的内摩擦角；δ－土层底部与邻近材料之间接触面摩擦角；NA—作用于主动楔底部的法向力；FA—作用于主动楔底部的摩擦力；EA—被动楔作用于主动楔的力（大小未知，方向假定与坡面平行）；NP—作用于被动楔底部的法向力；FP—作用于被动楔底部的摩擦力；EA—主动楔作用于被动楔的力（大小未知，方向假定与坡面平行），EA＝EAFs—覆盖土层的稳定安全系数
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
上式可改写成：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
这是Fs的一个一元二次方程，其解为：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
式中
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C=WA·sinβ·cosβ·tanφ·tanδ
由（d）
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由（a）
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算例1：一边坡位置的双层复合衬垫系统（图4-14）其有关资料如下：填埋场边坡角β＝18.4°（1:3）；坡高Hv=15.25m；边坡水平距离Lh=45.75m保护砂层覆盖厚Hs=0.60m（垂直于边坡）；砂的重度γs=18.00 kN/m3；粘土的摩擦角φ＝32°；第一层压实粘土衬垫厚Hc=1.0m（垂直边坡）；粘土的重度γc=17.3 kN/m3；粘土的摩擦角φs=30°；砂层与第一层土工复合材料之间的摩擦角φ1=26°；第一层土工复合材料与第一层土工膜之间的摩擦角φ5=22°；第一层土工膜与第一层粘土衬垫之间的摩擦角φ3=25°第一层粘土衬垫与第二层土工复合材料之间的摩擦角φ4=28°；第二层土工复合材料与第二层工膜之间的摩擦角φ5=22°；第二层土工膜与第二层粘土衬垫之间的摩擦角φ6=25°。试计算施工期边坡位置双层复合衬垫系统各接触面上的剪力和层间稳定安全系数。
解：计算在铺设第一层土工膜之前从第一层粘土衬垫到第二层粘土衬垫各接触布的剪力和安全系数。
A.第一层粘土衬垫与第二层土工复合材料之间接触面的安全系数。
坡角β＝18.4°，sinβ＝0.136,cosβ＝0.949
粘土摩擦角φc=30°，tanφc=0.577
第一层粘土衬垫与第二层土工复合材料之间接触面摩擦面δ4=28°，tanδ4=0.532
Wp=0.5·γc·（Hc/cosβ）·（Hc/sinβ）＝0.5×17.30×1.05×3.16=28.70kN/m
WA=yc·（Hc/cosβ）·[LH-Hc/sinβ]=17.30×1.05×（45.75-3.16）=773.65kN/m
A=WA·sinβ·cosβ＝773.65×0.316×0.949=232.00
B=－（Wp·tanφc+WA·sinβ2·tanφC+WA·cosβ2·tanδ4）
＝-[28.70×0.577+773.65×（0.316）2×0.577+773.65×（0.949）2×0.532]
=-（16.56+44.58+370.67）=-431.81
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
B.第一层粘土衬垫和第二层土工复合材料之间的剪力
F4=WA·cosβ·tanδ4/Fs4=773.65×0.949×0.532/1.68=232.50kN/m
HA=WA·cosβ＝773.65×0.949=734.20kN/m
F'4=F4=232.50kN/m
C.第二层土工复合材料与第二层土工膜之间的剪力
已知第二层土工复合材料与第二层工膜接触面摩擦角δ5=22°,tanδ5=0.404
（F5）max=NA·tanδ5=734.20×0.404=296.62kN/m>F'4=232.50kN/m故取：F5=232.50kN/m
F'5=F5=232.50kN/m
D.第二层土工复合材料与第二层土工膜接触面的安全系数
Fs5=（F5）max/F'5=296.62/232.50=1.28
E.第二层土工膜与第二层粘土衬垫之间的剪力
已知第二层土工膜与第二层粘土衬垫接触面摩擦角为δ6=25°，tanδ6=0.466
（F6）max=NA·tanδ6=734.20×0.466=342.14kN/m>F'5=232.50kN/m
故取：F6=232.50kN/m
F'6=F6=232.50kN/m
F.第二层土工膜与第二层粘土衬垫接触面安全系数
Fs6=（F6）max/F'6=342.14/232.50=1.47
（二）施工结束后边坡村垫系统的稳定性
位于边坡的粘土衬垫如图4-16所示，也可将其分为两个不连续部分，主动楔位于坡上可导致破坏而被动楔则位于坡脚并抵抗破坏。图4-16标出了作用于主动楔和被动楔上的力，主动楔和被动楔相互作用的力为EA及EP，其方向仍假定和坡面平行，坡顶仍假定存在张开裂缝使滑动体与坡顶其他土体不相连接。各作用力、摩擦角及边坡几何尺寸所用符号除与图4-15所用相同之外，尚有：
H为粘土衬垫厚度（垂直边坡）；Hs为覆盖砂层的厚度（垂直边坡）；γs为覆盖砂层之重度；PA为砂层作用于主动楔上部的法向力，PA＝γs·Hs[LH－（H/sinβ）]PA为砂层作用于被动楔上部的法向力，PA＝γs·Hs·（H/sinβ）；FTA为由邻近材料传递至主动楔上部产生的摩擦力；FTP为由邻近材料传递至被动楔上部产生的摩擦力。
其余符号与“1、施工期边坡村垫系统的稳定性”部分相同。
图4-16 边坡第一层粘土衬垫受力分析剖面图[3]
考虑主动楔力的平衡（图4-18）
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
因
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由（4-13a）（简称（a），以下各式略同）→（c）
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考虑被动楔力平衡（图4-16）
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用FT=FTA+FTP表示相邻材料传至衬垫（包括主动楔和被动楔）上部产生的摩擦力。
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上式可改写成
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式中：A=WA·sinβ·cosβ＋FTcosβ－PPsinβ
B=-[（WA·cosβ＋PA）cosβtanδ＋（Wp+WA·sinβ2＋FT·sinβ＋PP·cosβ）tanδ]
而C＝（WA·cosβ＋PA）·sinβ·tanδ·tanφ
而
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由（d）
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由（a）
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算例2：仍如图4-14的双层复合衬垫系统，位于边坡位置，其有关资料与算例1相同，试计算施工结束后该系统各接触面上的剪力和层间稳定安全系数。
已知坡角β＝18.4°，sinβ＝0.316,cosβ＝0.949
覆盖砂摩擦角φs=32°，tanφ＝0.625
覆盖砂层与第一层土工复合材料接触面上的摩擦角δ1=26。，tanδ1=0.488
WP=0.5γs·（Hs/cosβ）·（Hs/sinβ）＝0.5×18×0.63×1.90=10.77kN/m
WA＝γs·（Hs/cosβ）·[LH－（Hs/sinβ）]=18×0.63×（45.75-1.90）＝497.26kN/m
A=WA·sinβ·cosβ＝497.26×0.316×0.949=149.12
B=－（Wp·tanφs+WA·sinβ2·tanφs+WA·cosβ2·tanφ1）
＝-[10.77×0.625+497.26×（0.316）2×0.625+497.26×（0.949）2×0.488]
=-[6.73+31.03+218.54]=-256.30
C=WA·sinβ·cosβ·tanφs·tanφ1=497.26×0.316 x0.949×0.488×0.625=45.48
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B.覆盖砂与第一层土工复合材料之间的剪切力
F1=WA·cosβ·tanφ1/F.=497.26×0.949×0.488/1.25=151.50kN/m
NA=WA·cosβ＝497.26×0.949=471.90kN/m
F'1=F1=151.50kN/m
C.第一层土工复合材料与第一层土工膜之间的剪切力
已知第一层土工复合材料与第一层土工膜接触面摩擦面δ2=22°，tanδ2=0.404
（F2）max=NA·tanδ2=471.90×0.404=190.65kN/m>F'1=151.50kN/m
故取：F2=151.50 kN/m
F'2=F2=151.50kN/m
D.第一层土工复合材料与第一层土工膜接触面安全系数
Fs2=（F2）max/F'2=190.65/151.50=1.26
E.第一层土工膜与第一层粘土衬垫之间的剪切力
已知第一层土工膜与第一层粘土衬垫接触面摩擦面δ3=25°，tanδ3=0.466
（F3）max=NA·tanδ3=471.90×0.466=219.91kN/m>F'2=151.50kN/m
故取：F3=151.50kN/m
F'3=F3=151.50kN/m
F.膜和第一层粘土衬垫接触面安全系数
Fs3=（F3）max/F'3=219.91/151.50=1.45
G.第一层粘土衬垫与第二层土工复合材料接触面安全系数
已知坡角β＝18.4°，sinβ＝0.316,cosβ＝0.949，粘土的摩擦角φc=30°，tanφc=0.577
第一层粘土衬垫与第二层复合材料接触面摩擦角δ4=28°，tanδ4=0.532
FT=F'3=151.50kN/m
Pp＝γs·Hc/sinβ＝18×0.60×1.0/0.316=34.18kN/m
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
H.第一层粘土衬垫与第二层土工复合材料之间的剪切力
FA＝（WA·cosβ＋PA）·tanδ4/Fs4=（773.65×0.949+459.92）×0.532/1.77=358.91 kN/m
F4=FA=358.91kN/m NA=WA·cosβ＋PA=773.65×0.949+459.92=1194.11 kN/m
F'4=F4=358.91kN/m
Ⅰ.第二层土工复合材料与第二层土工膜之间的剪切力
已知第二层土工复合材料与第二层土工膜接触面摩擦面δ5=22°，tanδ5=0.404
（F5）max=NA.tanδ5=1194.11×0.404=482.42kN/m >F'4=358.91kN/m
故取
F5=358.91kN/m
F'5=F5=358.91kN/m
J.第二层土工复合材料与第二层土工膜接触面安全系数
Fs5=（F5）max/F'5=482.42/358.91=1.34
Fs6=（F6）max/F'6=342.14/232.50=1.47
K.第二层土工膜与第二层粘土衬垫之间的剪切力
已知第二层土工膜与第二层粘土衬垫接触面摩擦面δ6=25。，tanδ6=0.466
（F6）max=NA·tanδ6=1194.11×0.466=556.46kN/m>F'5=358.91kN/m
故取
F6=358.91kN/m
F'6=F6=358.91kN/m
L 第二层土工膜与第二层粘土衬垫接触面安全系数
Fs6=（F6）max/F'6=556.46/358.91=1.55
三、垃圾的稳定性
在衬垫设施内的垃圾由于自身重力作用，其内部也会产生稳定问题，图4-17表示可能存在的几种破坏类型，图4-17（a）表示在垃圾内部产生圆弧滑动，这只有在垃圾堆积很陡时才会发生，可采用前述的边坡土体稳定性方法进行分析，唯对其抗剪强度参数的选择要十分小心，应注意到垃圾内摩擦角通常很高，但变化幅度极大，可能从30变至60°。图4-17（b）～（d）表示多层复合衬垫中存在有低摩擦面时可能发生的几种破坏情况。如沿垃圾与土工膜，砂层与土工膜，土工膜与土工网或土工膜与湿粘土之间这些接触面都有可能发生滑动。如果临界破坏面发生在土工膜的下面如图4-17（c）～（d）所示，则衬垫可能从锚沟脱出或在锚沟内被拉断，此时要附加一个作用力Fa或TL。一个典型的例子如图4-17（d），图中TL值等于土工膜的屈服应力乘以其厚度。
图4-17 城市垃圾几种可能的破坏模式[3]
（a）通过垃圾体的转动破坏；（b）通过垃圾体积与地基的转动破坏；（c）沿衬垫系统的滑动破坏；（d）通过垃圾体并沿衬系统发生的滑动破坏
在填埋场未填满时垃圾沿衬垫接触面滑动（图4-17（c）的稳定性评价，仍可采用双楔体分析方法。填埋场未填满时其外形如图4-18所示，将如图4-18（a）所示的垃圾分成不连续的两部分，在边坡上的是引起滑动破坏的主动楔，而阻止滑动的被动楔则位于边坡的底部。作用于两个楔体上的力如图4-18（a）所示，图中各有关的作用力、摩擦角及几何尺寸说明如下：
WP——被动楔的重量；
NP——作用于被动楔底的法和力；
Fp—作用于被动楔底部的摩擦力；
EHP——主动楔作用于被动的法向力（大小未知，方向垂直于两楔体的接触面）；
EVP——作用于被动楔边上的摩擦力（大小未知，方向与两楔体接触面平行）；
FSP——被动楔的安全系数；
δP——被动楔下多层复合衬垫各接触面中最小的摩擦角；
φs——垃圾内摩擦角；
a——垃圾的坡角；
θ——填埋场基底的倾角；
WA——主动楔的重量；
NA——作用于主动楔底部的法向力；
图4-18 填埋场垃圾两相邻楔体上的作用力[3]
FA——作用于主动楔底部的摩擦力；
EHA——被动楔作用于主动楔上的法向力
（大小未知，方向垂直于楔体接触面）EHA=EHP
EVA——作用于主动边上的摩擦力（大小未知，方向与两楔体接触面平行）；
FSA——主动楔的安全系数；
δA——主动楔下多层复合衬垫各接触面中最小的摩擦角（可在边坡中使用残余接触面摩擦角）；
β——坡角；
Fs——整个垃圾的安全系数。
∑FY=O,
WP+EVP=NP·cosθ＋FP·sinθ
因：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
由（4-17b）（简称b，以下各式略同）→（a）,（c）→（a）
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
（b）→（e）
NP·cosθ·tanδP/FSP=EHP+NP·sinθ
NP[（cosθ·tanδP/FsP）-sinθ]=EHP
故：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
（f）→（d）
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
由此可求出：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
考虑主动楔力的平衡（图4-18（c）
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
因：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
可得：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
因EHA=EHP,FSA=FSP=FS，由（7）=（14），可得：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
令WT=WA+WP，为垃圾的总重量，将上式化简成一个一元三次方程式
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
式中：A=WA·sinβ·cosθ＋WP·cosβ·sinθ
B＝（WA·tanδp+WP·tanδA+Wr·tanφs）·sinβ·sinθ
－（WA·tanδA+WP·tanδp）·cosβ·cosθ
C=-[WT·tanφs·（sinβ·cosθ·tanδp+cosβ·sinθ·tanδA）＋（WA·cosβ·sinθ＋WP·sinβ·cosθ）·tanδA·tanδp]
D=WT·cosβ·cosθ·tanδA·tanδp·tanφs
若填埋单元底部倾斜度很小，θ≈0，则sinθ≈0,cosθ≈1，方程（4-2-10）的系数项可简化为：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
算例3：一正在填埋的垃圾填埋场如图4-19所示，可能产生的滑动型式如图4-19c，试用双楔体分析计算其稳定安全系数，其基本资料如下：底部衬垫接触面摩擦角δp＝18°，边坡衬垫接触面残余摩擦角δA=10°；垃圾的内摩擦角φs=33°；垃圾重度11.0kN/m；填埋场底斜度2%（1:50）；垃圾填埋坡度20%（1:5）；坡角β＝18.4°；坡高15.25m；垃圾坡脚至边坡坡脚距离45.75m；垃圾顶边至边坡顶边距离15.25m。
解：作用于垃圾上的力见图4-19，已知坡角β＝18.4°，sinβ＝0.316,cosβ＝0.949，δA=10°，tanδA=0.176，δp=18°，tanδp=0.325，φs=33°，tanφs=0.694。
垃圾的总重量：WT=0.5×（45.75+15.25）×15.25×11.10=5116.38kN/m
被动楔的重量：WP=0.5×45.75×9015×11=2302.37kN/m
主动楔的重量：WA=WT-WP=5116°38-2302°37=2814.01kN/m
因填埋单元底部的倾斜度为2%，θ＝1.15°，故有sinθ＝sin1.15=0.02≈0,cosθ＝cos1.15=0.9998≈1，可以用式（4-19）计算Fs:
图4-19 一个城市垃圾填埋场在填埋期间的剖面图[3]
A=WA·sinβ＝2814.01×0.316=889.23
B=－（WA·tanδA+WP·tanδp）·cosβ＝-（2814.01×0.176+2302.27×0.325）×0.949=-1180.12
C=－（WT·tanφs+WP·tanδA）·sinβ·tanδp=-（5116.38×0.649+2302.37×0.176）×0.316×0.325=382.63
D=WT·cosβ·tanδA·tanδp.tanφs=5116.38×0.949×0.176×0.325×0.649=180.25
代入Fs的一元三次方程，得：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
化简成：
城市垃圾地质环境影响调查评价方法
即：
用试算法求解，结果如表4-11。
表4-11 稳定性系数使算表
四、垃圾坝稳定性问题
我国已建的填埋场大部分是山谷型填埋场。山谷型填埋场通常需在山谷出口处设一垃圾坝，使填埋场形成一个相对独立的作业区，在保持填埋体的稳定性的同时，增加填埋场库容，防止雨季作业时废物被雨水冲出填埋场外。垃圾坝一般就地取材，设计成土石坝。
垃圾坝承受的主要作用力有：①坝体自重；②填埋体土压力；③渗透压力。这些作用力对垃圾坝稳定性的影响如下：
（1）坝体自重：是垃圾坝的主要荷载，取决于坝体材料的容重和坝体剖面尺寸。对透水坝，应对其浸润线上下部分分别取湿容重和饱和容重计算其自重。由于垃圾坝一般不太高，坝坡较缓，因此因自重引起坝体破坏的可能性不大；
（2）填埋体土压力：相对于填埋体而言，垃圾坝为一场背向填埋体方向倾斜的挡土墙，承受主动土压力。根据库仑土压力理论，主动土压力Pa为：
Pa=0.5γHKa
式中：γ为填埋体容重（kN/m3）,H为坝高（m）Ka为库仑主动土压力系数，是填埋体内摩擦角、填埋体与垃圾坝内坡间的内摩擦角、内坡倾角和填埋体顶面向垃圾坝方向的平均倾角A的函数，可以查表确定。由于填埋体的内摩擦角相对于其他土体来说是比较大的，因此垃圾坝承受的主动土压力相对较小。主动土压力方向与垃圾坝内坡的法向成δ夹角。由于垃圾坝内坡坡度一般为1/4～1/2，因此主动土压力作用方向接近于铅直向下，对垃圾坝的整体抗滑稳定性有利。
（3）渗透压力：采用垂直防渗方案（即在地下水汇集的出口处布设灌浆帐幕）的填埋场，垃圾坝一般设计成透水坝，允许渗滤液渗透通道坝体，进入坝前的污水池。对这种类型的垃圾坝，渗透压力是影响坝体稳定性的最主要荷载，其危害主要体现在以下几个方面：①渗流使浸润线以下的坝体受到水的上浮力作用，降低了有效重度和抗剪强度指标（内聚力和内摩擦角），从而降低了坝坡的抗滑稳定性；②渗透压力过大，将使坝体或坝基的某些部位产生渗透变形（管涌或流土等），造成坝体的严重沉陷，甚至丧失稳定，可通过在坝基和坝坡铺设排水反滤层的方法来克服渗透变形；③由于渗滤液是一种高浓度有机废水，其化学潜蚀（溶解坝体材料中的某些组分）作用很强，还应注意坝体材料抗渗滤液腐蚀的性能。采用水平防渗方案（压实粘土或高密度聚乙烯）的填埋场，垃圾坝内坡亦被防渗衬层所覆盖，浸润线位置很低，渗透变形微弱，化学潜蚀也可忽略。另外，填埋场底部防渗衬层对垃圾坝坝基而言相当于防渗铺盖，能够有效地降低垃圾坝坝基的水力坡度，防止垃圾坝因坝基渗透变形过大而失稳。
五、位于滑坡体上垃圾场稳定性评价
位于滑坡体上垃圾场稳定性评价，除要评价其自身稳定性外，还要评价其所处的滑坡体的稳定性。滑坡体的稳定性评价可参见相关书箱，这里不作叙述。
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