陳亮勝，韋秉旭，廖 歡，張寒冰

(1.長沙理工大學交通運輸工程學院，湖南 長沙 410114；2.湖南科技大學土木工程學院，湖南 湘潭 411201)

膨脹土邊坡在降雨入滲下易產(chǎn)生膨脹變形和強度衰減[1-2]，與普通黏土受降雨影響的滲流特性及穩(wěn)定性分析的規(guī)律不同，導致膨脹土邊坡失穩(wěn)的現(xiàn)象屢見不鮮，且邊坡失穩(wěn)常常具有淺層性和多重滑動性的特點，對邊坡防護及公路運營的威脅不言而喻[3-4]。因此，研究膨脹土經(jīng)降雨入滲條件下產(chǎn)生的膨脹理論體系，分析降雨誘發(fā)膨脹土邊坡漸進性破壞的過程，對膨脹土邊坡防護及治理能起到至關重要的作用。

目前許多學者采用原位監(jiān)測和模型試驗的手段，來模擬膨脹土邊坡的非飽和滲流和漸進性破壞過程。如詹良通等[5]建立人工降雨邊坡模型，監(jiān)測了含水率、孔隙水壓力、土體變形和應力狀態(tài)隨降雨入滲的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)了吸力消散和膨脹變形致使膨脹土的抗剪強度逐漸軟化；梁樹等[6]結合原位試驗和模型試驗，研究了不同降雨條件下膨脹土基坑邊坡的入滲規(guī)律，并闡述了降雨入滲深度的特征。但原位觀測和模型試驗具有耗時周期長、受外界條件影響大、步驟繁瑣等特點，且在反映不同降雨時刻的邊坡破壞特征表現(xiàn)時，難以詳細觀測邊坡內部滑動面漸進性破壞的過程。采用數(shù)值模擬法能清晰地反映不同降雨時刻對邊坡淺層破壞和漸進性破壞的動態(tài)變化過程，以往的研究常采用考慮裂隙和降低強度的數(shù)值方法[7-8]，通過非耦合數(shù)值方法分析邊坡內部非飽和滲流演變規(guī)律，模擬分析邊坡穩(wěn)定性，但模擬結果不能合理反映流-固耦合作用下隨含水率動態(tài)變化的膨脹變形和強度軟化?；跍毓恬詈匣蚨伍_發(fā)的多場耦合數(shù)值分析方法克服了上述缺點，逐漸運用于降雨條件下膨脹土淺層失穩(wěn)和漸進性破壞的研究。王凱等[9]根據(jù)膨脹巖膨脹變形理論和增量理論，通過自編程序引入膨脹力的彈塑性模型，發(fā)現(xiàn)膨脹力引起摩爾應力圓偏移，巷道兩側和頂部出現(xiàn)剪切塑性區(qū)。李朝陽等[10]通過室內試驗考慮變形參數(shù)、強度參數(shù)和膨脹參數(shù)隨含水量變化之間的關系，提出了基于Mohr-Coulomb準則的膨脹土彈塑性模型，并通過案例驗證了模型的可行性。QI等[11]利用彈塑性力學原理解釋了膨脹土吸濕膨脹引起的應力狀態(tài)變化，研究膨脹土邊坡破壞時間和破壞深度與不同初始應力、軟化時間和邊坡坡度的關系。但上述研究在考慮膨脹軟化的基礎上，沒有實現(xiàn)膨脹土邊坡漸進性破壞的過程。為此，丁金華等[12]基于濕度應力理論，利用溫度系數(shù)等效膨脹系數(shù)，實現(xiàn)了溫度場模擬膨脹變形場的多場耦合數(shù)值模擬，并結合物理模型試驗驗證了多重滑動性和漸進性的破壞過程，但溫度系數(shù)只能近似反映膨脹土的膨脹特性。張良以等[13]采用C++編制了膨脹土多場耦合的計算程序，以此探討膨脹模量和應變軟化對膨脹土邊坡的漸進性破壞的影響，但膨脹模量的物理意義不明確。

為研究降雨入滲條件下膨脹土邊坡的多場耦合數(shù)值模擬，采用飽和-非飽和滲流理論、膨脹土彈塑性本構關系和應變軟化理論，將膨脹變形引入非飽和流-固耦合模型中，利用應變軟化模型、FLAC3D二次開發(fā)平臺和內置FISH語言，實現(xiàn)非飽和滲流-膨脹變形-應變軟化多場耦合作用下膨脹土邊坡的數(shù)值模擬，并分析降雨入滲條件下膨脹土邊坡非飽和滲流、位移響應及漸進性破壞的動態(tài)變化過程。

1 非飽和膨脹土理論基礎

1.1 飽和-非飽和滲流理論

非飽和土水力特性主要為土水特征曲線(SWCC)和滲透函數(shù)曲線(HCF)，分別用來表示非飽和土的持水性能和導水能力。VG模型[14]是膨脹土常采用的土水特征曲線擬合公式，因其參數(shù)容易獲取，且擬合效果較好，廣泛運用于非飽和土滲流分析。單相滲流模擬的基質吸力忽略了氣壓力的影響，為負的孔隙水壓力，并將體積含水率轉化為飽和度，形成飽和度與孔隙水壓力的關系表達式：

(1)

式中：s，sr——飽和度和殘余飽和度；

uw——孔隙水壓力；

a，n，m——擬合參數(shù)，滿足0

滲透系數(shù)函數(shù)采用SWCC曲線間接確定：

(2)

有限差分元FLAC3D計算非飽和土內流體擴散作用時，水分運移過程遵循達西定律：

qi=-Kilk(s)(uw-ρfxjgj)il

(3)

式中：qi——單位流量向量；

Kil——滲透系數(shù)張量；

k(s)——相對滲透系數(shù)；

ρf——流體密度；

xj——笛卡爾坐標分量；

gj——重力加速度分量。

針對非飽和多孔介質結構，其連續(xù)性方程為：

(4)

式中：ζ——孔隙水運移過程中發(fā)生的流體體積改變量；

M——比奧模量；

n——孔隙率；

t——時間；

α——比奧系數(shù)。

當uw≥0時，此時為飽和多孔介質滲流問題，飽和度設置為1，平衡方程更新為：

(5)

FLAC3D內置滲流邊界有固定壓力邊界、固定流量邊界和滲漏邊界三種，研究降雨入滲多孔介質單相滲流的坡面入滲與產(chǎn)流邊界條件時，主要采用前兩種邊界。其中，壓力邊界Γw為：

(6)

流量邊界Γv為：

(7)

式中：

已知邊界孔隙水的壓力和流速。

1.2 膨脹土基本理論

降雨入滲作用下膨脹土產(chǎn)生膨脹變形，繆協(xié)興[15]基于濕度應力場理論，提出了膨脹土的膨脹變形與膨脹系數(shù)和含水率的變化量有關，其彈性階段的自由膨脹應變表達式為：

(8)

式中：β——膨脹系數(shù)；

Δw——含水率的變化量；

(9)

將式(9)代入式(4)中，得到膨脹土連續(xù)性方程：

(10)

非飽和區(qū)土體產(chǎn)生負孔隙水壓力，引起有效應力增加，采用 Bishop提出的有效應力理論，并認為Bishop參數(shù)等于飽和度[16]：

σij=σ′ij+suw

(11)

式中：σij，σ′ij——總應力和有效應力。

根據(jù)有效應力原理，將土體結構的靜力平衡方程更新為考慮有效應力的格式：

(12)

式中：ρd——干密度；

γw——水的重度。

同時各向同性彈性體的各個方向相同，其應變分量可表示為：

(13)

式中：E——楊氏模量；

ν——泊松比。

根據(jù)式(13)，寫出總應力分量表達式：

(14)

1.3 應變軟化理論

膨脹土在水分運移過程中，同樣會引起材料出現(xiàn)強度衰減或應變軟化的特征。為描述在不同應變狀態(tài)下強度的變化規(guī)律，以及再現(xiàn)邊坡漸進性破壞的全過程，采用應變軟化理論模擬膨脹土的應變軟化，其剪切屈服準則和張拉屈服準則為：

(15)

Nφ=(1-sinφ)/(1+sinφ)

式中：c，φ——膨脹土黏聚力和內摩擦角；

σt——抗拉強度。

隨膨脹土邊坡內部含水量和應力應變關系的變化，當應力達到極限狀態(tài)時，強度參數(shù)出現(xiàn)軟化劣化效應，逐漸下降至某一殘余強度。對計算單元內部進行數(shù)值模擬過程中，設置單元剪切應變增量Δκs和張拉應變增量Δkt，表達式為：

(16)

式中：

最大和最小塑性剪切應變增量；

2 膨脹-滲流-軟化多場耦合分析法

為了實現(xiàn)降雨條件下膨脹土邊坡多場耦合數(shù)值模擬，從非飽和滲流、膨脹變形和應變軟化三大數(shù)值模擬的技術難題著手處理。

(1)采用FISH語言控制FLAC3D滲流模塊(Fluid)的方法，可用于實現(xiàn)非飽和滲流的數(shù)值模擬。首先，通過設置流體抗壓強度允許負孔隙水壓力的存在，利用變量zone.pp生成初始孔壓場；其次，采用變量gp.sat和zone.property控制公式(1-3)，用以修正各土層的飽和度和滲透系數(shù)；再次，利用intface功能獲取坡面滲透系數(shù)，開發(fā)降雨入滲與產(chǎn)流邊界；最后，通過FISHCALL命令實現(xiàn)動態(tài)時間步下非飽和降雨入滲的數(shù)值模擬。其非飽和滲流具體實現(xiàn)過程見文獻[17]，此不贅述。

(2)根據(jù)文獻[18]提出的測定方法，對南陽膨脹土進行膨脹率試驗，得出了膨脹變形εw隨初始含水率w0和含水率w的變化關系曲線(圖1)，并進行多元非線性回歸，膨脹變形經(jīng)擬合的表達式為：

(17)

圖1 膨脹變形隨含水率變化Fig.1 Expansion rate varying with water content

基于Visual Studio 2010平臺上有限差分FLAC3D本構模型的二次開發(fā)接口，采用C++編程語言，在FLAC3D內置模型代碼基礎上，根據(jù)增量理論修正頭文件(.h)和源文件(.cpp)，并合成動態(tài)數(shù)據(jù)庫文件(.dll)，在本構模型中實現(xiàn)膨脹變形的施加。新定義的本構模型(Plugin)既能體現(xiàn)膨脹土因應力狀態(tài)而改變的應力應變，也能體現(xiàn)因含水率變化而改變的膨脹變形。

(3)采用FISH語言更新有效應力和非飽和抗剪強度參數(shù)，調用修正后的應變軟化模型來模擬土體應變軟化的過程。當膨脹土邊坡內部土體進入塑性屈服狀態(tài)時，峰值強度τp逐漸轉化為殘余強度τr，抗剪強度參數(shù)c和φ隨塑性應變的增加而非線性減小：

(18)

式中：kc，kφ——黏聚力和內摩擦角隨塑性應變變化的軟化系數(shù)，其取值如表1所示；

cp，φp——峰值黏聚力和內摩擦角。

表1 強度參數(shù)軟化系數(shù)取值

以上為三種技術手段的實現(xiàn)思路，其多場耦合數(shù)值模擬的計算流程如圖2所示。

圖2 計算流程Fig.2 Numerical simulation calculation process

3 數(shù)值模型及計算方案

3.1 數(shù)值模型

河南境內南陽—鄧州高速公路某黏土邊坡高度為10 m，坡比為1∶1.5，經(jīng)現(xiàn)場地質勘探發(fā)現(xiàn)，該邊坡地下水充沛，其出露部分為Q2-3洪積型黏土，由泥灰?guī)r和少量變質巖系風化，再經(jīng)流水搬運作用洪積而成，是典型的南陽膨脹土結構層。該邊坡常年暴露于復雜的氣候條件下，邊坡深度 3 m范圍內分布著不均勻開裂的膨脹土，但裂隙發(fā)育的規(guī)模及程度較低。

要模擬膨脹土邊坡的實際地質情況比較復雜，因此，在保證數(shù)值分析可靠性的基礎上，根據(jù)膨脹土邊坡地質情況進行了適當?shù)募俣ǎ?/p>

(1)根據(jù)裂隙隨深度自上而下的變化情況，將土層劃分為上層土、中層土和下層土三種類型；

(2)視各土層的物理參數(shù)為常數(shù)，并取各層代表性土樣作為試驗對象；

(3)各土層為等效滲透系數(shù)的連續(xù)介質模型，且層間接觸條件為完全連續(xù)接觸；

(4)邊坡初始濕度恒定，初始狀態(tài)下不存在膨脹變形。

圖3 數(shù)值模型Fig.3 Numerical model

結合實際工程及假定條件，建立如圖3所示膨脹土邊坡數(shù)值模型，上層土、中層土的厚度分別為2，1 m，初始地下水位水平，位于模型底部以上2 m，網(wǎng)格劃分為邊長為0.25 m的六面體。經(jīng)土工試驗獲取各土層的物理參數(shù)，其參數(shù)取值如表2所示，通過室內壓力板試驗和雙環(huán)試驗測得各層土的土水特征曲線和飽和滲透系數(shù)，采用VG模型進行擬合如圖4所示。

表2 各土層物理參數(shù)

圖4 膨脹土水力特性Fig.4 Hydraulic characteristics of the expansive soil

3.2 邊界條件

模型底部為水平及豎向約束的速度邊界，模型四周為水平約束的速度邊界，并設置模型底部和四周為不透水邊界。值得注意的是，在降雨過程中，當降雨強度大于土體的入滲能力時，坡面入滲量由入滲能力決定，此時邊界條件取零壓力邊界；當降雨強度小于土體飽和滲透系數(shù)時，坡面入滲量由降雨強度決定，此時邊界條件取流量邊界。在降雨結束后，一種情況是受坡面出滲的影響，引起坡內水分向外溢出，坡面孔隙水壓力逐漸轉變?yōu)檎?，此時邊界條件設置為零壓力邊界；另一種情況是受重力的作用，水分繼續(xù)向坡內運移，坡面孔隙水壓力逐漸轉變?yōu)樨撝?，此時邊界條件設置為零流量邊界。

3.3 初始孔壓場及降雨方案

在長期自然環(huán)境下，坡面不同位置的干濕程度接近，表面基質吸力基本一致。根據(jù)坡內地下水位位置和坡面表面基質吸力的大小，將坡面孔隙水壓力設置為-180 kPa，地下水位設置為0 kPa，水位至坡面的孔隙水壓力非線性分布，生成初始孔壓場(圖5)。

圖5 初始孔隙水壓力Fig.5 Initial pore water pressure

為考慮最不利降雨情況對膨脹土邊坡非飽和滲流特性的影響，依據(jù)河南省南陽地區(qū)氣象觀測極值確定降雨工況，選取降雨強度為1.65×10-6m/s，并擬定降雨歷時3 d，停雨歷時6 d。

4 數(shù)值結果及分析

4.1 非飽和滲流分析

暫態(tài)飽和區(qū)指在降雨入滲過程中，坡體飽和度隨降雨歷時的變化發(fā)生改變，逐漸在坡內形成飽和度大于0.9的區(qū)域[19]。暫態(tài)飽和區(qū)厚度和面積的動態(tài)變化體現(xiàn)著土質邊坡的非飽和滲流時空分布規(guī)律。為此，首先對膨脹-滲流-應力多場耦合作用下暫態(tài)飽和區(qū)的時空變化規(guī)律展開分析。

圖6所示為不同降雨時刻飽和度的演化規(guī)律云圖，降雨1 d時，坡面出現(xiàn)暫態(tài)飽和區(qū)，隨降雨持續(xù)到第3天，飽和度為0.75以下的非飽和區(qū)已完全消散，暫態(tài)飽和區(qū)隨著時間的推移呈懸掛型向坡體內部擴展，暫態(tài)飽和區(qū)的范圍與降雨入滲深度呈現(xiàn)明顯的正相關關系。這是由于降雨強度大于土體入滲能力，濕潤鋒呈飽和狀態(tài)向下擴展。降雨結束后，一部分水分由于重力作用濕潤鋒繼續(xù)向下擴展，坡面的水分向坡體內部滲透，補充著濕潤鋒下緣附近的水源；另一部分水分由于坡面出滲向坡外溢出，但水分向坡外溢出的速度落后于向坡內滲透的速度，且下層土的入滲能力限制了濕潤鋒向下擴展的速度，此時坡面基質吸力的消散速度低于懸掛型暫態(tài)飽和區(qū)的增長速度，導致停雨0～6 d內的暫態(tài)飽和區(qū)大于降雨期間暫態(tài)飽和區(qū)的范圍，暫態(tài)飽和區(qū)呈顯著的時間滯后現(xiàn)象。但濕潤鋒被均化，停雨后暫態(tài)飽和區(qū)內的整體飽和度有所縮減。

圖6 飽和度變化規(guī)律Fig.6 Evolution of saturation

膨脹土非飽和滲流的過程伴隨著膨脹變形的產(chǎn)生，為體現(xiàn)膨脹土的膨脹特性，分別模擬不考慮膨脹變形和考慮膨脹變形的滲流耦合分析，將前者視為普通黏土，后者視為膨脹土。圖7為截面x=10 m和x=20 m 處基質吸力隨高程的變化規(guī)律。從圖7中可看出：降雨3 d時，濕潤鋒呈飽和狀態(tài)向坡內擴展，膨脹土的濕潤鋒深度大于普通黏土；停雨6 d時，濕潤鋒被均化，受濕潤鋒影響的區(qū)域擴大，在考慮膨脹變形的基礎上，基質吸力變化幅度的范圍縮小。造成上述現(xiàn)象的原因是：降雨入滲期間，膨脹土吸水產(chǎn)生膨脹變形，使土體受壓而變得密實，阻礙了濕潤鋒向坡內擴展，對膨脹土的降雨入滲過程起抑制作用，造成濕潤鋒的擴展深度減小。當降雨結束后，濕潤鋒上緣基質吸力有所恢復，濕潤鋒下緣繼續(xù)擴展，暫態(tài)飽和區(qū)具有時間滯后性，受濕潤鋒影響任意位置的基質吸力均大于初始狀態(tài)的基質吸力，膨脹變形對水分運移的過程繼續(xù)發(fā)揮著抑制作用，濕潤鋒上緣被均化的速度和下緣擴展的速度受膨脹變形的調節(jié)。

圖7 基質吸力隨高程的變化Fig.7 Matrix suction changes with the slope depth

對比圖7(a)和(b)中坡腳附近和坡頂附近基質吸力變化可以發(fā)現(xiàn)，降雨3 d時，坡面吸力由降雨前的180 kPa，逐漸消散至0，且膨脹土和普通黏土坡腳和坡頂處基質吸力的變化規(guī)律相同。停雨6 d時，由于膨脹土的膨脹變形限制了水分運移的速度，膨脹土基質吸力在坡頂和坡腳處基質吸力變化不明顯，而普通黏土在坡頂附近的基質吸力明顯高于坡腳附近。此外，坡腳附近濕潤鋒深度約3.5 m，坡頂附近濕潤鋒深度約3.25 m，坡腳附近濕潤鋒的影響程度高于坡頂附近。這是由于水分難以透過滲透率低的下層土，匯集于中下土層交界處，加上水分沿坡面方向由坡頂向坡腳運移，造成坡腳處基質吸力的消散速度高于坡頂處。

4.2 位移響應及漸進性破壞分析

非飽和滲流具有顯著的時空分布不均勻性，引起的膨脹變形和應變軟化對膨脹土邊坡具有不同的位移響應程度。為探究膨脹-滲流-應力多場耦合作用下膨脹土邊坡的位移響應特征，綜合計算了4種位移監(jiān)測方案：(1)考慮膨脹變形和應變軟化；(2)考慮膨脹變形、不考慮應變軟化；(3)考慮應變軟化、不考慮膨脹變形；(4)不考慮膨脹變形和應變軟化。在x=10 m和x=20 m的坡頂位置分別設置2個A、B監(jiān)測位移的特征點，圖8為特征點A和B位移的時程變化。

圖8 不同位置位移時程變化Fig.8 Displacement response of different slope locations

針對膨脹土邊坡位移響應的影響，從圖8中不難發(fā)現(xiàn)，4種方案敏感性分析的先后順序為：考慮膨脹和軟化、考慮膨脹、考慮軟化，以及不考慮膨脹和軟化。模擬結果顯示了膨脹變形和應變軟化對膨脹土位移響應的效果，體現(xiàn)了多場耦合作用下膨脹土邊坡的非飽和滲流、膨脹變形和應變軟化之間的相互聯(lián)系。另外，特征點A各方案最大位移分別為75.6，60.4，41.1和24.3 mm，特征點B各方案最大位移分別為69.8，55.9，37.3和21.5 mm，各方案最大位移發(fā)生的時間分別為9，8，6，5 d附近，均處于停雨階段，且坡腳附近整體位移響應程度大于坡頂附近。這是由于濕潤鋒在降雨結束后會繼續(xù)向邊坡內部和坡腳擴展，造成坡腳剪應力集中和基質吸力消散速度變快。

膨脹變形和應變軟化對邊坡位移響應產(chǎn)生一定影響，但影響效果不同：

(1)降雨初期坡體受雨水入滲引起應變軟化效應不明顯，應變軟化對邊坡變形無顯著影響，此時方案1和方案2的位移響應相近。但隨著降雨持續(xù)和濕潤鋒進一步向下擴展，受應變軟化影響的區(qū)域增加，應變軟化對位移響應程度逐漸加深。當不考慮應變軟化時，難以如實反映降雨入滲條件下邊坡變形和強度衰減的變化。

(2)邊坡土體受降雨入滲影響而濕化，產(chǎn)生的膨脹變形對邊坡變形的影響貫徹水分運移的整個階段，膨脹變形對位移響應的影響顯著大于應變軟化。當不考慮膨脹變形時，膨脹土將退化為普通黏土，邊坡位移響應程度急劇減小，導致邊坡穩(wěn)定性被高估。

根據(jù)不同時刻塑性應變的變化規(guī)律(圖9)，可以看出：第一次滑動發(fā)生在降雨期間，塑性破壞區(qū)垂直于坡面向坡內擴展，產(chǎn)生局部塑性破壞；第二次滑動發(fā)生在停雨階段，塑性破壞區(qū)由坡腳向坡頂發(fā)展，逐漸形成貫通的滑動面，最終導致整體性失穩(wěn)。其漸進性破壞過程呈現(xiàn)出多重滑動性和后退牽引性的破壞特征，且整體性破壞發(fā)生在雨后，具有顯著的時間滯后性。

圖9 塑性應變演化規(guī)律Fig.9 Evolution of maximum shear strain

產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是：在降雨過程中，坡面形成懸掛型暫態(tài)飽和區(qū)，暫態(tài)飽和區(qū)的形成引起飽和區(qū)內基質吸力消散、抗剪強度降低、產(chǎn)生膨脹變形和土體重度增加，導致飽和區(qū)內豎向應力和水平應力分布狀態(tài)增大，大主應力的方向發(fā)生偏轉，逐漸平行于坡面方向。此外，淺層土受上覆荷載作用小，沿坡面法向方向的約束能力差，在變形協(xié)調作用影響下，會產(chǎn)生較大的剪應力，形成第一條平行于坡面向坡內擴展的剪切滑動帶。當降雨結束后，隨著濕潤鋒被均化，濕潤鋒上緣含水率下降，下緣抵達中下土層分界面上，逐漸形成飽和-非飽和的交界帶。飽和帶停滯時間長，飽和帶附近的膨脹變形迅速增加，且土層上下表現(xiàn)出顯著的強度差異，下層土的抗剪強度遠高于中層土，產(chǎn)生大主應力集中的現(xiàn)象。在第一次滑動基礎上，坡面土體已遭受塑性破壞，不能有效支撐邊坡內部土體。此外，坡腳附近的含水率高于坡頂附近，坡腳承受更大的膨脹變形和應變軟化雙重作用，加之邊坡的形態(tài)結構，率先在坡腳附近形成塑性破壞區(qū)，并逐漸沿中下土層分界面由坡腳向坡頂擴展，形成第二條向上貫通的剪切滑動帶，最終導致邊坡產(chǎn)生后退牽引式的整體性破壞。

5 結論

(1)將膨脹變形引入非飽和流-固耦合模型，建立了一種綜合考慮膨脹變形場-非飽和滲流場-應力場的多場耦合分析法，研究了膨脹土邊坡在降雨入滲條件下非飽和滲流、位移響應及漸進性破壞的動態(tài)變化過程。

(2)暫態(tài)飽和區(qū)隨時間的推移呈懸掛型分布，暫態(tài)飽和區(qū)的范圍與降雨入滲深度呈現(xiàn)明顯的正相關關系。膨脹變形對膨脹土邊坡非飽和滲流過程起抑制作用，造成濕潤鋒的擴展速度變緩，濕潤鋒被均化的速度和下緣擴展的速度受膨脹變形的調節(jié)。

(3)膨脹變形和應變軟化對位移響應的影響顯著，忽略兩者的作用會導致邊坡穩(wěn)定性被高估。坡腳附近的整體位移響應程度大于坡頂附近，且位移敏感性程度依次為：考慮膨脹和軟化>考慮膨脹>考慮軟化>不考慮膨脹和軟化。

(4)膨脹土邊坡漸進性破壞呈現(xiàn)出多重滑動性和后退牽引式破壞的特征，由局部破壞轉變?yōu)檎w性失穩(wěn)，且整體性破壞發(fā)生在雨后，具有顯著的時間滯后性。第一次滑動發(fā)生在降雨階段，塑性破壞區(qū)隨懸掛型暫態(tài)飽和區(qū)向邊坡內部擴展，第二次滑動發(fā)生在停雨階段，塑性破壞區(qū)由坡腳向坡頂擴展，逐漸形成貫通的滑動面。