中国地质大学(武汉)研究团队针对现有静态模型缺陷,开展库区循环荷载三轴试验,揭示了滑带土应变演化规律,有效支撑滑坡动态稳定评价

库区滑坡对周期性水位波动响应显著，但现有模型多采用静态假定，难以表征长期库水位变动带来的循环荷载作用。为弥补该研究短板，中国地质大学（武汉）学者Xiaoxi Wang等开展模拟库区循环荷载的三轴试验。通过对比滑带土在循环荷载与静态荷载下的应变差异，分析不同应力水平、超固结比、加载频率下滑带土的变形特征，并依据循环软化/硬化系数对试样变形模式进行分类。结果表明，循环荷载下土体应变演化机理与静态蠕变存在本质区别；区别于交通、地震诱发的循环荷载，库区水位循环作用下土体应变呈现受应力条件控制的软化-硬化转换规律。研究分别基于试验数据与库区实测监测资料，建立融合应力水平、超固结比、加载频率的综合模型与累积塑性应变模型并完成验证。该成果系统揭示了库区滑坡循环荷载作用机理，革新库区滑坡风险评价思路，可实现匹配库水位调度过程的动态稳定评价。

滑带土试样取自巴东试验隧道3号支巷（贯穿临江1号滑坡滑带），矿物成分主要为石英、长石、方解石和黏土矿物。颗粒级配曲线（图1）显示试样以粉粒和黏粒为主，与既往研究一致。试验系统由加载装置、围压控制系统和数据采集装置组成，可实现循环荷载的精确控制（图2）。

图1. 黄土坡滑坡滑带土颗粒级配曲线

图2. 试验装置组合图. (a) 整体装置；(b) 加载装置；(c) 围压控制系统；(d) 数据采集系统

研究设计了两组循环加载试验。A组（CL-A）模拟长期库水位波动：加载频率0.00001 Hz（单周期24小时），10个循环，升/稳/降时间比1:2:3模拟实际库水位梯形模式。B组（CL-B）采用不同频率（0.002-0.01 Hz）系统评估SL、OCR、f和循环次数N的影响。有效围压统一设定为800 kPa，应力水平SL（偏应力与抗剪强度之比）设定为0.53、0.80、0.98和1.25。OCR设定为1、2、4和8。同时设置静态加载对照组以对比循环与静态变形机制差异。图3展示了两种循环加载路径方案。

图3. 循环加载路径图. (a) CL-A循环加载方式；(b) CL-B循环加载方式

CL-B试验中，累积塑性应变随SL增加而系统增大：在1000次循环时，SL=0.53、0.80和0.98分别对应8.75%、9.49%和9.91%。SL=0.53—0.80时应变增量递减，而SL=0.98时趋于稳定，SL=1.25时发生灾变破坏（N=695）。CL-A试验则呈现振荡模式，但SL=1.25时仅3次循环即破坏。两种方案在SL=0.53—0.80时均呈现应变先增后稳定模式，高SL时则出现突变积累。研究发现存在一个关键SL阈值（0.98），低于此阈值循环荷载仅产生渐进应变积累而不破坏，超越后时间相关弱化引发突发性崩塌。图4展示了不同频率下循环加载应变随时间变化曲线。

图4. 不同频率下循环加载应变-时间曲线。(a) CL-B组应变-时间曲线；(b) CL-A组应变-时间曲线；(c) CL-B组Δε-N曲线；(d) CL-A组Δε-N曲线

循环与静态加载的对比揭示了两者显著差异：在f=0.01 Hz时，循环加载产生的累积塑性应变略高于静态加载（差值约0.07%-0.13%）；而在f=0.00001 Hz时，静态加载反而产生更大变形（差值约0.53%-0.61%）。这表明传统静态蠕变假设不能充分代表库水位波动下的弹性恢复和塑性积累行为，必须采用循环加载方法才能捕捉动态硬化/软化响应。图5对比了静态加载与循环加载在不同频率下的应变差异。

图5. 静态加载与循环加载对比图. (a-b) f=0.01 Hz时CL-B与静态对比；(c-d) f=0.00001 Hz时CL-A与静态对比

为定量表征循环硬化-软化转变，研究引入循环软化/硬化因子（CSHF）。CSHF<1表示软化，CSHF>1表示硬化。图6示意性地展示了试样软化/硬化特性与CSHF的关系。

图6. 试样软化/硬化特性示意图. (a) 应变-N曲线；(b) CSHF-N曲线

SL对转变的影响最为显著。SL=0.53时CSHF从1.259（N=100）持续升至1.908（N=1000），表现为稳定硬化；SL=0.80时CSHF从1.001升至1.311，仍保持硬化趋势；SL=0.98时CSHF初始接近中性（0.974-0.977），随后指数级增大至1.953（N=1000），呈现后期硬化；SL=1.25时CSHF始终小于1并在某循环后急剧下降，指示弹性模量劣化和试样崩溃。这说明低于破坏SL时土体发生渐进硬化且弹性模量下降、弹性减弱，SL越高越易发生硬化—软化转变。图7展示了不同SL和N下的滞回曲线与CSHF变化。

图7. 不同SL和N下的滞回曲线与CSHF。(a) SL=0.53；(b) SL=0.80；(c) SL=0.98；(d) SL=1.25

OCR显著调节转变行为。OCR=2时CSHF稳定上升（1.038-1.205），循环硬化主导；OCR=4时CSHF在1附近波动（0.982-0.936），呈现过渡状态；OCR=8时CSHF持续下降（0.945-0.746），表征渐进软化。高OCR土体历史上在更大压力下固结，在降低围压条件下重加载时扰动抵抗能力降低，循环损伤积累加剧，最终打破硬化-软化平衡。图8展示了不同OCR下的滞回曲线。

图8. 不同OCR下的滞回曲线。(a) OCR=2；(b) OCR=4；(c) OCR=8

加载频率在0.002-0.01 Hz范围内对硬化—软化转变影响有限，所有频率均显示稳定细长叶形滞回曲线。但在相同SL=0.53时，f=0.00001 Hz的CSHF在1.00-1.50之间振荡，与f=0.01 Hz的数值范围一致。这表明SL而非f主要控制库区滑坡滑带土的循环变形和硬化—软化转变。图9展示了不同加载频率下的滞回曲线。

图9. 不同加载频率下的滞回曲线。(a) f=0.002 Hz；(b) f=0.005 Hz；(c) f=0.01 Hz；(d) f=0.00001 Hz

基于试验结果，研究建立了低频累积塑性应变（LCPS）模型模型拟合优度高（R2>0.97），成功捕捉了应变先快速积累后逐渐稳定的非线性行为。图10展示了不同SL、f和OCR下的累积塑性应变曲线及拟合结果。

图10. 低频循环加载试样的εCPS—N曲线与拟合曲线。(a) 不同SL值；(b) 不同f值；(c) 不同OCR值

LCPS模型经三峡库区黄土坡滑坡群三个特征滑坡（临江1号、临江2号和变电站滑坡）的现场监测数据验证。模型成功模拟了累积塑性变形的渐进增长趋势，与现场实测位移趋势高度一致。监测位移的非单调波动源于耦合的库水位变化和极端降雨扰动，反映了SL依赖的硬化—软化转变。该项成果将实验室观察到的硬化—软化转变机制与现场长期变形行为直接关联，证实循环劣化机制控制了库区滑坡的长期变形演化。图11展示了LCPS模型与现场监测数据的验证结果。

图11. 预测模型与现场监测数据验证。(a) 临江2号滑坡位移监测；(b) 变电站滑坡位移监测；(c) 临江1号滑坡位移与水文监测；(d) 临江1号滑坡位移监测与模型预测

研究得出以下核心结论：(1) 库水位循环荷载下，滑带土的力学行为与静态蠕变存在本质区别。循环加载触发硬化与损伤的动态竞争过程，传统的静态蠕变假设不能充分表征弹性恢复和塑性积累行为。(2) 应力水平SL是控制硬化-软化转变的主导因素，低于临界SL（0.98）时循环荷载促进硬化，接近或超过破坏SL时则诱发渐进软化并最终破坏。OCR调节转变阈值，高OCR加速软化进程。加载频率在超低频范围内（<0.01 Hz）对转变行为影响有限。(3) 所建立的LCPS模型引入SL、OCR和f三个循环参数，经现场实测数据验证能有效捕捉库区滑坡在长期循环荷载下的非线性变形演化特征，为理解库区滑坡长期稳定性和变形演化提供了新的机制认识。

本研究成果发表在期刊“Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering”上，详细内容见：Wang X, Zhang S, Tang H, et al. Softening-hardening transition in landslide slip zones under cyclic reservoir fluctuations: Insights into the deformation evolution process[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2026.

原文链接：https://doi.org/10.1016/j.jrmge.2026.05.016