貴州省馬達嶺滑坡崩滑形成機制及堆積體穩定性分析

郭　將，曾　超，謝明宇，孟　云，張麗波，劉　曉

(1.中國地質大學(武漢)教育部長江三峽庫區地質災害研究中心，湖北 武漢 430074;2.中交第二公路勘察設計研究院有限公司，湖北 武漢 430056；3.貴州高速公路集團有限公司，貴州 貴陽 550001)

近年來，隨著采礦活動的增加，采動滑坡[1]的數量呈遞增之勢，其危害重大。典型案例[2]如1980年鹽池河巖崩，摧毀礦山，死亡284人，損失約2 500萬元；1994年重慶武隆雞冠嶺巖崩，傷亡20余人；2009年的雞尾山滑坡,也造成80余人傷亡?？v觀這些滑坡，大部分位于我國的中西部地區，擁有獨特的地質條件和采礦環境，崩滑堆積體也為孕育其他次生地質災害提供了物質來源，如滑坡形成的泥石流或堰塞湖等。因此，深入探討滑坡崩滑的形成機制以及多種工況條件下崩滑堆積體的穩定性具有重要意義。

馬達嶺滑坡是一個典型的采動觸發的緩傾巖層滑坡，分別于2003年、2006年和2007年發生了3次崩滑，形成了目前的崩滑堆積態勢。針對該滑坡，崔文博等[3]通過工程地質條件及動力特征研究,探討了馬達嶺滑坡的發生機理與運動特征；王玉川[4]在室內巖石力學試驗的基礎上，運用離散元法分析了馬達嶺滑坡的演化破壞機制；趙建軍等[5]針對采空區變形采用離散元法數值模擬，分析了滑坡的形成機制；肖建國[6]通過研究馬達嶺滑坡的形成與運動過程，運用工程地質類比法預測了接娘坪的變形與運動過程；趙建軍等[7]采用物理模擬方法，研究了采動滑坡的變形過程，并總結了采動滑坡破壞的地質力學模式；史文兵等[8]在分析斜坡破壞機制的基礎上，運用楔形塊體原理分析并計算了采動斜坡的穩定性系數。

為了研究馬達嶺滑坡崩滑堆積體穩定性對在建都勻至香格里拉高速公路的影響，本文在前人研究[3-10]的基礎上，通過對滑坡區工程地質特征和變形破壞特征的調查，從地層巖性、巖體結構、軟弱夾層、地下水等方面分析了馬達嶺HP1滑坡崩滑形成的原因及其演化破壞機制，并采用GeoStudio軟件[11]包中SEEP/W滲流有限元和SLOPE/W極限平衡法聯合求解的方式，模擬計算了在自然狀態、降雨狀態、地震作用和降雨聯合地震作用4種工況條件下滑坡崩滑堆積體的穩定性，分析了降雨強度、降雨持時和地震作用對滑坡崩滑堆積體穩定性的影響。

1　馬達嶺滑坡的工程地質特征

1. 1　滑坡的基本特征

馬達嶺滑坡位于貴州省都勻市江州鎮富溪村，所在地區位于揚子準地臺黔南臺陷四級構造單元貴定南北向構造變形區。根據斜坡變形破壞特征，將斜坡區域分為已滑滑坡HP1區域、HP1滑坡堆積體經降雨搬運后的泥石流NSL1區域和滑坡隱患DY208-1區域三個部分，見圖1。據調查，2006年連續6天暴雨導致滑坡發生，滑體體積為1.39×106m3，考慮松方系數及下滑過程中對兩側的鏟刮作用，最終形成的堆積體體積約為2.1×106m3。

圖1　馬達嶺滑坡航拍圖[12]Fig.1　Aerial photo of Madaling landslide[12]

馬達嶺滑坡為一典型的平緩反傾斜橫向坡，上陡下緩似“靴狀”(上部坡度約36°、下部坡度約22°)，巖層走向近南北，緩傾向坡內，呈軟硬互層結構。坡內煤層開采造成采空區頂板冒落地表塌陷，斜坡受力狀態改變，坡頂拉裂形成裂縫，導致斜坡變形破壞嚴重。

1. 2　滑坡的地層巖性組合

斜坡巖層具有上陡下緩、軟硬相間的多元結構特征。斜坡上覆第四紀殘坡積土，陡崖下部分布有以砂巖、泥巖為主的崩坡積物，沖溝中為第四紀沖洪積層；斜坡基巖出露地層自上而下分別為細粒石英砂巖、黑色炭質頁巖和煤層、灰色中厚層狀粗晶生物灰巖夾細粒石英砂巖、細晶灰巖和泥盆系上統高坡場組細晶白云巖。馬達嶺滑坡典型的地質剖面見圖2。

圖2　馬達嶺HP1滑坡的地質剖面圖Fig.2　Geological profile of Madaling HP1 landslide

斜坡巖體表面節理裂隙發育、風化嚴重，表層的第四紀松散堆積物和裂隙的發育為地表水的入滲提供了良好的條件。石英砂巖為硬質巖，其下部為典型的貴州煤系地層巖體，煤系地層中的煤層、炭質頁巖為相對軟弱層，產狀為280°∠15°，具有巖性軟、孔隙比大、強度低、易變形的特點，遇水易軟化，在上覆砂巖的自重應力下，易發生塑性破壞，對斜坡的穩定性具有控制性作用。

1. 3　滑坡邊界及結構面

HP1滑坡滑體邊界清晰，平面呈似圈椅狀，滑坡后壁下切約40 m，近垂直，砂巖中風化嚴重，裂隙發育，可見有兩組陡傾結構面發育：一組為近EW向的近直立結構面，產狀為205°～220°∠80°～86°，另一組為近SN向的陡傾結構面，產狀為100°～115°∠76°～82°，受其影響，滑坡西側邊界走向為N22°E、后壁走向為N56°W，見圖3?；挛鱾冗吔缡芑孪禄戌P刮和沖擊作用，有明顯的擦痕；滑坡東側邊界受滑坡堆積體影響，邊界不清晰。

圖3　馬達嶺HP1滑坡后壁[12]Fig.3　Back scrap of Madaling HP1 landslide[12]

在斜坡北高南低的地形地貌條件下，由于大角度相交的兩組陡傾節理和巖層層面的切割，滑源區巖體被切割成碎裂狀塊體，在具備良好的臨空條件下，有向S向崩滑的趨勢。

1. 4　地下水及降雨

馬達嶺HP1滑坡被兩組陡傾且大角度相交的結構面及沿含煤層的軟弱巖層切割，離散型較好，擁有良好的地下水補給、徑流和排泄條件。地下水類型主要為基巖裂隙水、碳酸鹽夾碎屑巖類巖溶水、純碳酸鹽巖類巖溶水，其次為松散巖類孔隙水?；鶐r裂隙水主要分布在石炭系下統祥擺組的石英砂巖和炭質頁巖及煤層中，其中石英砂巖為含水層，炭質頁巖和煤層為相對隔水層；碳酸鹽巖類巖溶水分布于石炭系下統湯粑溝組灰巖和泥盆系灰巖、白云巖等碳酸鹽巖中，為強含水層。受地形條件影響，地下水主要以大氣降水、地表入滲的方式接受補給，在地勢低洼地段以泉的形式排泄。

作者認為，連續降水是馬達嶺滑坡發生的觸發因素，也是主導因素。采動前，降雨沿裂隙垂直入滲和順層面滲透，弱化了巖體的完整性和堅固性，原生結構裂隙擴大；隨著坡頂塌陷、后緣裂縫不斷延伸，在連續降雨條件下，坡頂沉陷區不斷積水，坡頂和坡面的孔隙水壓增大，非飽和區減少，加之固液耦合作用，坡腳處的最大剪應力增大?？梢?，雨水入滲和滑坡變形蠕滑之間產生“共生效應”：地表水入滲對坡體產生的軟化作用、靜動水壓力和揚壓力，使軟弱層塑性變形加劇，推動坡體向臨空面蠕動，而滑面進一步貫通；而滑面的貫通，也促進了水的進一步入滲。

2　馬達嶺滑坡的演化破壞機制分析

馬達嶺HP1滑坡分別于2003年、2006年和2007年發生了3個期次的崩滑，其中2006年的滑動形成了目前的主要崩滑堆積狀態。本文結合現場調查以及王玉川[4]、趙建軍等[5,7]、肖建國[6]的研究成果，將HP1滑坡的演化破壞過程概括為以下幾個階段：

(1) 自然演化階段：長期自然演化中，受重力控制，斜坡上覆硬質石英砂巖下壓，下伏軟質炭質頁巖和煤層產生塑性變形，向臨空方向擠出卸荷；坡頂巖體形成拉應力區，產生拉張裂隙，坡內巖體在卸荷作用下產生卸荷裂隙，且大多追蹤構造面發育；斜坡在開采前已經處于穩定狀態。

(2) 采空塌陷階段：采動條件下，上覆巖體受擾動，斜坡內部發生應力重分布；在重力和卸荷作用下，采空區頂板處于懸露狀態，生成豎向拉張裂隙和斜向剪切裂隙，開始發生彎曲和冒落，采空區邊界形成應力集中區，產生張裂隙，在坡頂將表現為地表裂縫的發育，而在上覆巖層間由于受力和變形不均勻，產生離層裂隙，坡腳部位由于上覆巖層的彎曲擠壓作用，產生塑性變形和水平向剪切變形，向臨空面發生蠕滑塑性變形；隨著采空區范圍增大，上覆巖體進行應力和結構的不斷調整，坡內巖體在破裂—穩定狀態間不斷進行循環，其直觀結果為坡體變形不斷增加、坡頂出現緩慢的沉陷變形、坡體后緣的拉裂縫也不斷向下延伸；坡體開裂變形逐漸增大，追蹤近東西向深大裂縫成為邊坡北側邊界；當采空邊界及由采空頂板形成的板梁結構受力達到臨界條件后，頂板裂隙快速發育，發生大面積冒落，應力平衡拱形成，坡體再次達到暫穩狀態。

(3) 蠕滑貫通階段：隨著采動區的穩定，上覆巖體中的陡傾裂隙終止于斜坡中部軟弱巖層，與巖層面構成階梯狀滑移面;階段狀滑移面、后緣深大裂縫和坡腳的剪切帶之間的巖層則成為潛在滑面的“關鍵鎖固段”,在降雨作用下，地表水沿后緣深大裂縫入滲，進一步弱化斜坡工程地質條件，使斜坡前緣蠕滑;蠕滑作用使“關鍵鎖固段”應力集中，達到臨界狀態后鎖固段剪斷，基本形成完整的滑面。

(4) 破壞失穩階段：持續的降雨作用下，滑帶力學參數劣化，在坡內水體的靜動水壓力和浮托力作用下，“關鍵鎖固段”剪斷，滑體以后緣張裂縫為后邊界，A7煤層為剪出口，整體下滑，形成滑坡。

3　馬達嶺滑坡崩滑堆積體的穩定性及其對高速公路規劃線路的影響分析

在馬達嶺HP1滑坡崩滑的演化過程中，區域地表強烈改造，目前的崩滑堆積體剖面見圖2。由于都勻至香格里拉高速公路規劃線路距離滑坡前緣較近(見圖4)，因此該滑坡崩滑堆積體的穩定與否將對規劃線路構成潛在威脅，須定量評估其影響。

圖4　　　　馬達嶺HP1滑坡崩滑堆積體與都勻至香格里拉 高速公路規劃線路位置的關系Fig.4　　　　Relationship between the collapse accumulation body of Madaling landslide and the planning route of Duyun-Shangri-La highway

HP1滑坡崩滑堆積體的主要物質成分為松散破碎、風化強烈的砂巖、頁巖及煤層，故本文考慮采用非飽和土滲流模型模擬降雨入滲條件下崩滑堆積體的穩定性。非飽和土基質吸力的變化是影響邊坡穩定性的重要因素，基質吸力的存在使土體的抗剪強度較高，當降雨滲入土體或者地下水位升高時，基質吸力會逐漸降低，導致土體抗剪強度降低，從而降低邊坡的穩定性[13-15]。因此，在馬達嶺HP1滑坡崩滑堆積體穩定性分析中，是否考慮其基質吸力(或負孔隙水壓力)將對評估結果產生較大的影響。

本文以GeoStudio軟件為平臺，采用SEEP/W滲流有限元模塊與SLOPE/W極限平衡分析模塊聯合求解的方式，對馬達嶺HP1滑坡崩滑堆積體的穩定性進行了模擬計算與分析，并考慮到該滑坡的穩定性與極端天氣和地震作用有關，在穩定性模擬計算中將考慮自然狀態、降雨狀態、地震作用和降雨聯合地震作用4種工況條件。具體計算過程如下：先利用SEEP/W模塊對馬達嶺HP1滑坡進行建模，獲得自然狀態下HP1滑坡的穩態滲流場;再將其滲流結果導入SLOPE/W模塊中進行自然狀態下滑坡穩定性分析，并采用擬靜力法輸入地震加速度，進行滑坡穩定性分析；再次在SEEP/W穩態滲流場中添加降雨邊界條件，獲得瞬態滲流場并計算其穩定性；最后將瞬態滲流結果導入SLOPE/W模塊中并輸入地震加速度，進行降雨和地震聯合作用下的滑坡穩定性分析。

3. 1　滲流理論

邊坡的地下水位線一般為飽和區與非飽和區的分界線，隨著降雨的進行，邊坡體內的飽和區與非飽和區的范圍隨之變化。根據質量守恒原理及達西定律，在等熱條件下，多維各向異性的非飽和區水分運動的基本方程[16-17]為

(1)

式中:h為全水頭；Kx、Ky、Kz為各方向的滲透系數；C(θ)為比水容重，物理意義為壓力變化所引起土中含水量的變化，其表達式為

(2)

其中，α、m、n為擬合參數;θs為飽和含水量;θr為殘余體積含水量；Se為Van-Genuchen(1980)擬合的水-土特征曲線方程(SWCC)。

由此，滲透函數可表示為

(3)

邊界條件[18]如下：

水頭邊界為

(4)

流量邊界為

(5)

式中:r1、r2分別為水頭邊界和流量邊界。

3. 2　計算模型

根據邊坡的巖層組合特征及邊界條件，本文選取馬達嶺HP1滑坡主滑面作為計算剖面，采用GeoStudio中的SEEP/W滲流有限元模塊建立數值計算模型，考慮到各巖性互層及夾層對滑坡巖體強度的影響，將計算模型簡化為如圖5所示的結果。模型包含3 505節點、3 084個單元。

圖5　馬達嶺HP1滑坡的數值計算模型Fig.5　Numerical model of Madaling HP1 landslide

計算模型邊界條件約束具有不確定性。初始滲流場分析時邊界條件為：模型水頭邊界、初始斜坡表面零流量邊界、降雨入滲隨降雨強度不同的Neuman邊界。

3. 3　計算參數

降雨條件下的邊坡存在飽和區和非飽和區兩部分，非飽和區采用Van-Genuchten經驗曲線[19]來模擬其滲流情況。本文根據現場調查及室內試驗結果，參考已有巖體物理力學參數和類似工程經驗，考慮巖體的風化程度及結構面發育情況，將巖體物理力學參數采用折減后的參數，詳見表1。

表1　巖體物理力學參數的取值Table 1　Physico-mechanical parameters of rocks

3. 4　數值模擬計算

3.4.1自然狀態下滑坡的穩定性計算

本文采用GeoStudio中的SEEP/W模塊進行自然狀態下馬達嶺HP1滑坡的滲流場分析，并根據得到的孔隙水壓力導入SLOPE/W模塊，采用Morgenstern-Price極限平衡法計算得到該滑坡的穩定性系數為1.275。自然狀態下馬達嶺HP1滑坡的滲流場特征見圖6。

圖6　自然狀態下馬達嶺HP1滑坡的滲流場特征Fig.6　　　　Characteristics of seepage field of the Madaling HP1 landslide under natural state

3.4.2降雨狀態下滑坡的穩定性計算

據文獻[10]所述，馬達嶺HP1滑坡所在地區降雨量為1 169 mm/a，夏季占降水總量的44%，且歷史最大日降雨量為170.5 mm，考慮降雨強度對坡體暫態和瞬態孔隙水壓的影響，現取一天的等強型暴雨降雨量2×10-6m/s(即172 mm/d)為基本值，分別以100 mm/d、120 mm/d，150 mm/d、172 mm/d、200 mm/d、220 mm/d的降雨量為變量，模擬計算了降雨強度和降雨持續時間(以下簡稱降雨時長)對馬達嶺HP1滑坡穩定性的影響，其計算結果見圖7和圖8。

圖7　　　　不同降雨強度下馬達嶺HP1滑坡的穩定性系數 變化曲線Fig.7　　　　Variation curves of the stability coefficient of Mada- ling HP1 landslide at different rainfall intensity

不同降雨強度下，坡體暫態孔隙水壓分布不同，從而對滑坡的穩定性影響不同。

由圖7可見，隨著平均日降雨強度的增加，馬達嶺HP1滑坡的穩定性系數總體呈減小的趨勢。當降雨強度為100～150 mm時，該滑坡的穩定性系數有增高的趨勢；當降雨強度大于150 mm后，該滑坡的穩定性系數降低。以上結果可以理解為：當降雨強度較小，滑坡土體滲透系數較大時，雨水入滲較快，斜坡淺層難以達到飽和，因而土體基質吸力較大；當降雨強度大于滲透系數時，雨水垂直滲透慢，一部分在坡表形成積水或徑流，使斜坡淺層易達到飽和，土體基質吸力降低，抗剪強度也減弱，導致該滑坡的穩定性系數持續降低。

圖8　不同降雨持續時間下滑坡穩定性變化曲線Fig.8　　　　Variation curves of the stability coefficient of Mada- ling HP1 landslide at different rainfall duration

由圖8可見，在降雨強度不變的情況下，隨著降雨持續時間的增加，馬達嶺HP1滑坡的穩定性系數將不斷降低。在低降雨強度下，降雨時長超過2 d時，該滑坡穩定性系數將逐漸趨于穩定；而在降雨強度大于172 mm/d時，降雨時長將會引起該滑坡穩定性系數的顯著降低；當降雨強度為220 mm/d、降雨時長超過5 d時，該滑坡將處于不穩定狀態。此外，值得注意的是，當降雨時長為1 d時，小于150 mm和大于172 mm的不同降雨強度下該滑坡穩定性的差別較大；而降雨時長為2 d及以上時，不同降雨強度下該滑坡的穩定性基本相差不大。分析認為，表1中采用堆積碎石土的滲透系數介于150～172 mm/d之間，故降雨強度對該滑坡穩定性的影響較大；隨著降雨時長的增加(超過2 d)，斜坡淺層基本達到飽和，故降雨強度與土體滲透系數的關系對該滑坡穩定性的影響減小，不同降雨強度下該滑坡穩定性系數的差別變小。

3.4.3地震作用下滑坡的穩定性計算

依據規范[20-21]，將地震視為慣性力，并按是否考慮豎向地震力(Fv)為劃分依據，采用擬靜力法進行滑坡的穩定性計算。據最新地震加速度區劃圖[22]，馬達嶺滑坡所在區域地震動峰值加速度為0.05g，相應地震基本烈度為Ⅵ，采用附加地震水平加速度為0.05g，模擬計算考慮地震作用下馬達嶺HP1滑坡的穩定性，其計算結果見表2。

表2　多種工況下馬達嶺HP1滑坡的穩定性系數Table 2　　　　Stability factors of Madaling HP1 landslide under various conditions

注：1.Fh為水平向地震慣性力，即Fh=αhξWiαi/g(其中，αh為水平向設計的地震加速度;ξ為地震效應折減系數，取0.25;Wi為質點i的重力;αi為質點的動態分布系數;g為重力加速度)；Fv為豎向地震慣性力，在遇合系數設為1/2的條件下，取水平向地震慣性力的2/3，即Fv=Fh×1/2×2/3[23]。2.降雨狀態指降雨量為2×10-6m/s、降雨持續時間為24 h的情況。

3.4.4降雨聯合地震作用下滑坡的穩定性計算

本文綜合實際情況，考慮降雨量為2×10-6m/s、降雨時長為24 h的情況下，擬合最大地震力進行滑坡的穩定性計算，其瞬態滲流場見圖9，地震聯合降雨作用下的馬達嶺HP1滑坡的穩定性計算結果見表2。

通過對比自然狀態和降雨狀態下馬達嶺HP1滑坡的滲流特征(見圖6和圖9)可知，降雨狀態(指降雨強度為172 mm/d、降雨時長為24 h的情況)下，非飽和區將出現暫態飽和區，其分布在該滑坡堆積碎石土與邊坡巖體的接觸部分，且以地表徑流方式排泄，符合實際情況。分析認為，由于堆積碎石土帶的飽和滲透系數遠大于邊坡巖性，而暫態飽和區的形成也由于滲透系數會有滯后效應，所以暫態飽和區在24 h后的分布位置見圖9。

圖9　降雨狀態下馬達嶺HP1滑坡的滲流場特征Fig.9　　　　Characteristics of seepage field of Madaling HP1 landslide under rainfall condition

由多種工況下馬達嶺HP1滑坡的穩定性系數對比分析可知，降雨聯合地震作用對該滑坡穩定性的影響比其中任何單一因素對滑坡穩定性的影響要大。此外，地震作用下，該滑坡的穩定性處于基本穩定狀態；在單一施加地震力情況下，只施加水平地震力和同時考慮豎向地震力對該滑坡的穩定性系數基本沒有差別；而在降雨狀態下，考慮豎向地震力則對該滑坡的穩定性系數(1.093)有輕微影響，但結果基本相當，表明豎向地震力對該滑坡的穩定性系數基本沒有影響。但需要注意的是，暴雨聯合地震作用的情形為該滑坡所面臨的最惡劣條件，計算得到的穩定性系數對該滑坡的穩定性評價具有一定的參考價值。

3. 5　馬達嶺滑坡穩定性對高速公路規劃線路的影響

都勻至香格里拉高速公路原規劃線路為路橋方案，距離馬達嶺滑坡前緣較近，鑒于該滑坡的安全儲備不足，將對原規劃線路方案構成較大的威脅，因此在后期施工圖設計階段，采取了積極規避的策略，最終選線在馬達嶺滑坡滑體以南2 km，并以山體隧道的方式穿越潛在影響區。

4　結論與建議

本文通過對馬達嶺滑坡的工程地質條件、形成機理分析，并在GeoStudio軟件平臺考慮自然狀態、降雨狀態、地震作用、降雨聯合地震作用4種工況下模擬計算分析了馬達嶺滑坡的穩定性，得出以下結論：

(1) 馬達嶺滑坡是典型的以采礦為誘發條件，降雨為直接觸發條件的具有時效變形特點的災害型滑坡?；瑒雍蟮幕露逊e體在自然狀態下較為穩定，在強降雨條件下將處于基本穩定至不穩定狀態。

(2) 在降雨強度和降雨時長對馬達嶺滑坡穩定性影響的數值模擬計算中，降雨強度和降雨時長都是導致馬達嶺滑坡穩定性系數降低的重要因素。隨著降雨強度的升高，馬達嶺滑坡的穩定性系數總體呈減小趨勢，具體表現為穩定性系數先升高后呈降低趨勢。此外，隨著降雨時長的增加，降雨強度與土體滲透系數的關系對馬達嶺滑坡穩定性的影響減小，滑坡的穩定性系數持續降低。

(3) 降雨聯合地震作用對馬達嶺滑坡的穩定性影響比其中任何單一因素的影響要大，但豎向地震力對該滑坡穩定性的影響遠小于水平地震力。穩定性系數計算結果顯示，馬達嶺滑坡處于基本穩定狀態。

(4) 本文在對降雨狀態影響滑坡穩定性系數的模擬計算中，考慮到降雨情況較為隨機，故未考慮降雨類型對滑坡穩定性的影響，均假定降雨類型為等強度降雨；其次降雨強度與降雨時長可能存在一定的相關性，其對滑坡穩定性系數的影響是相互的，這是今后需要進一步研究的方向。

(5) 鑒于馬達嶺滑坡的安全儲備不足，都勻至香格里拉高速公路在馬達嶺滑坡區段采取積極規避的策略是合理的。

參考文獻：

[1] 湯伏全.采動滑坡的機理分析[J].西安科技大學學報,1989(3):32-36.

[2] 李騰飛,李曉,苑偉娜,等.地下采礦誘發山體崩滑地質災害研究現狀與展望[J].工程地質學報,2011,19(6):831-838.

[3] 崔文博,向喜瓊,王晗旭.貴州都勻馬達嶺滑坡運動特征研究[J].地下水,2013.35(3):145-147,153.

[4] 王玉川.緩傾煤層采空區上覆山體變形破壞機制及穩定性研究[D].成都：成都理工大學,2013.

[5] 趙建軍,肖建國,向喜瓊,等.緩傾煤層采空區滑坡形成機制數值模擬研究[J].煤炭學報,2014,39(3)：424-429.

[6] 肖建國.緩傾采空區斜坡變形破壞及運動特征研究[D].成都：成都理工大學,2014.

[7] 趙建軍,馬運韜,蘭志勇，等.平緩反傾采動滑坡形成的地質力學模式研究——以貴州省馬達嶺滑坡為例[J].巖石力學與工程學報,2016(11)：2217-2224.

[8] 史文兵,黃潤秋,趙建軍.基于組合楔形體原理的采動坡體穩定性研究[J].工程地質學報,2014,22(6)：1168-1175.

[9] 蘭志勇.采動滑坡變形破壞機制物理模擬試驗研究——以貴州省青山煤礦為例[D].成都：成都理工大學,2015.

[10]劉曉，張麗波，郭將，等.都勻至香格里拉高速公路(貴州境)都勻至安順段馬達嶺滑坡體對線路的影響評價[R].武漢：中國地質大學，2017.

[11]Krahn J.StabilityModelingwithSLOPE/W2007Version,FourthEdition:AnEngineeringMethodology[R].Alberta:Geo-slope International Ltd.,2007.

[12]貴州省地質環境監測院.貴州省重點地區重大地質災害隱患詳細調查——都勻市專題報告[R].貴州：貴州省地質環境監測院，2012.

[13]吳俊杰,王成華,李廣信.非飽和土基質吸力對邊坡穩定的影響[J].巖土力學,2004,25(5):732-736.

[14]李榮建,鄭文,王莉平,等.非飽和土邊坡穩定性分析方法研究進展[J].地震工程學報,2011,33(S1):2-9.

[15]黃潤秋,戚國慶.非飽和滲流基質吸力對邊坡穩定性的影響[J].工程地質學報,2002,10(4):343-348.

[16]李榮建.非飽和土邊坡穩定性分析方法研究及工程應用[M].北京：中國水利水電出版社,2014.

[17]吳宏偉,陳守義,龐宇威.雨水入滲對非飽和土坡穩定性影響的參數研究[J].巖土力學,1999(1):2-15.

[18]徐遲,簡文星,梅新宇,等.三峽庫區黃土坡滑坡庫水位與降雨聯合作用滲流應力耦合的數值模擬[J].安全與環境工程,2017,24(3):20-26.

[19]楊矯,王宇,雷富宏,等.降雨入滲下殘坡積土邊坡的穩定性模擬研究[J].安全與環境工程,2012,19(3):5-10.

[20]中華人民共和國行業標準編寫組.水利水電工程邊坡設計規范:SL386—2007[S].北京：中國水利水電出版社,2007.

[21]中華人民共和國行業標準編寫組.水工建筑物抗震設計規范:SL203—1997[S].北京：中國水利水電出版社,1997.

[22]陳國星,高孟潭,謝富仁,等.中國地震動峰值加速度區劃圖:GB18306—2015[S].北京:中國標準出版社,2016.

[23]劉曉,唐輝明,熊承仁,等.考慮能量-時間分布的邊坡動力可靠性分析新方法[J].巖土力學,2015,36(5):1428-1443.