環氧瀝青混合料路用性能及機理研究

劉 克

(重慶市智翔鋪道技術工程有限公司,重慶 400067)

環氧樹脂的反應性及其不可逆性使環氧瀝青混合料的性能持續變化。一方面,為緩和固化反應造成的容留-養生時間矛盾,黃紅明等[1]研究的環氧瀝青混合料在165～185 ℃時施工操作時間為2.5 h,最佳料溫175 ℃;郝增恒等[2]研究的高韌性環氧瀝青混合料在170 ℃時施工可操作時間達3 h,180 ℃時約2 h;施工溫度升高不僅縮短容留時間,也產生較高的應力積累[3];黃明等[4]試驗發現,使用胺類固化劑的環氧瀝青黏度增長速度較使用酸酐類固化劑要慢;外摻橡膠粉[5]、玄武巖纖維[6]、聚酯纖維[7]都會縮短容留時間;PANOS等[8]通過電磁感應加熱縮短養生時間。另一方面,破壞的環氧樹脂不能逆向修復,即不能自愈合[9],因此需要增強環氧瀝青混合料的抗裂能力,聚氨酯[10]、超支化聚酯[11]被用于與環氧樹脂復配;周威等[12]以長鏈脂肪族二元羧酸為主固化劑,通過增容的方式提高固化物的斷裂伸長率;CONG等[13]、ZHANG等[14]在瀝青中添加SBS改性劑提高了環氧瀝青的柔軟性;或者在混合料中外摻聚酯纖維[15]、橡膠顆粒[16]、短切玄武巖纖維、玻璃纖維[17]、聚乙二醇[18]提高粗集料強度[19],都可以改善環氧瀝青混合料的抗裂性能。另外,路用性能的持續變化也增加了設計工作的難度,比如最大相對理論密度隨固化度變化而使得環氧瀝青混合料的空隙率難以確定[20];各種路用性能隨固化度變化而變化也增加了驗證試驗的復雜性。

本文擬先分析空隙率的合理測定方法,然后開展不同配合比和養生條件下的穩定度、抗裂和抗滑等關鍵性能的試驗研究,進一步揭示環氧瀝青混合料特性及其機理。

1 原材料

試驗用基質瀝青的25 ℃針入度52(0.1 mm),10 ℃延度15.1 cm,軟化點47.3 ℃。瀝青混合料專用高溫固化環氧樹脂的固化物23 ℃拉伸強度、斷裂伸長率分別為2.72 MPa、119%,7 d吸水率為0.13%。環氧樹脂與70#基質瀝青按質量比1∶1混合為環氧瀝青。集料為輝綠巖,產自河源市臨江鎮,4.75～9.50 mm碎石壓碎值11.5%,針片狀,含量7.7%,黏附性5級。石灰巖礦粉產自韶關市翁源縣,塑性指數為3.9%。原材料密度見表1,其中環氧樹脂、環氧瀝青為60 ℃×4 d固化后的密度。

表1 原材料參數Tab.1 Parameters of raw materials

2 環氧樹脂的固化過程

環氧樹脂A組分(環氧樹脂)和B組分(固化劑)混合的均勻性會影響固化效果,試驗室內采用簡單攪拌混合,生產中則采用特制的預混設備混合。為對比混合效果,同一批次環氧樹脂按2種方式分別混合制樣。預混設備排料口取樣和針入度試驗如圖1所示。在60 ℃烘箱內養生不同時間后檢測60 ℃針入度,試驗結果如圖2所示。

(a) 預混設備排料口取樣 (b) 針入度試驗圖1 預混設備排料口取樣和針入度試驗Fig.1 Sampling at discharge port of premixer and penetration test

圖2 2種混合方式的環氧樹脂固化過程Fig.2 Curing process of epoxy resin with two mixing methods

由圖2可以看出:60 ℃環境下養生7 d,預混機混合的環氧樹脂60 ℃針入度從30(0.1 mm)降至4(0.1 mm),其中前2 d處于快速固化階段,之后固化減緩,養生7 d后環氧樹脂仍在繼續固化,60 ℃針入度能夠表征環氧樹脂的固化過程。2種混合方式下,樣品的固化規律一致,預混機混合的樣品60 ℃針入度略高是因為較長時間的高速混合使部分環氧樹脂提前固化。室內攪拌混合的樣品性能基本能夠反映實際生產的產品性能。

3 環氧瀝青混合料的空隙率

空隙率是瀝青混合料最重要的體積特征,研究空隙率的目的是分析瀝青混合料的路用性能。按照JTG F40—2004《公路瀝青路面施工技術規范》的方法,計算改性瀝青混合料的空隙率應采用計算最大相對理論密度;但是試驗表明由此得到的空隙率顯然太小,甚至出現負值。

本文采用3種方式計算環氧瀝青混合料的空隙率:①用不同的礦料合成相對密度計算最大相對理論密度;②用不同養生時間的混合料實測最大相對理論密度;③實測飽水率,用回歸關系計算空隙率。計算結果見表2。實測最大相對理論密度是在混合料拌制完成后半冷卻狀態下分散,進行不同條件養生后測量的。飽水率是在60 ℃×4 d+常溫×1 d的標準條件下養生后按現行試驗規程檢測,再根據SMA-13、AC-13空隙率與飽水率的回歸關系計算空隙率。環氧瀝青混合料空隙率與飽水率、吸水率的關系如圖3所示。

圖3 環氧瀝青混合料空隙率與飽水率、吸水率的關系Fig.3 Relationship between void ratio, water saturation and water absorption of epoxy asphalt mixture

表2 不同計算方法的環氧瀝青混合料空隙率Tab.2 Volume of air voids of epoxy asphalt mixture with different calculation methods

首先排除表2中空隙率為負值的方法,包括按有效相對密度、按合成毛體積相對密度計算的最大相對理論密度法,以及60 ℃養生后的實測最大相對理論密度法。

與普通瀝青混合料不同,60 ℃養生1 d或3 d的環氧瀝青混合料,其內部微小氣泡難以逃逸,實測結果甚至比馬歇爾試件的毛體積相對密度小(如5#、6#試件)。剩下4種方法計算的空隙率,從大到小排序為:實測最大相對理論密度法(常溫×1 d)>實測最大相對理論密度法(常溫×2 d)>飽水率法>計算最大相對理論密度法(按合成表觀相對密度)。固化前環氧瀝青在常溫下比基質瀝青軟,呈半流半固態,真空下瀝青膜破裂,將過多的礦料開口孔隙計入了瀝青混合料空隙中,所以常溫養生的實測最大相對理論密度會大于按合成表觀相對密度計算的最大相對理論密度。

如果計算上述4種方法所得空隙率的均值,則均值與飽水率法所得空隙率的偏差最小,其次是實測最大相對理論密度法(常溫×2 d)。另外,環氧瀝青混合料的瀝青砂漿體積率高,空隙分布細小密集,開口空隙的占比較普通瀝青混合料要少,而1#試件飽水體積率為0.71%,按合成表觀相對密度計算的空隙率只有1.08%,即開口空隙占比高達70%,這顯然不符合實際情況。

所以,環氧瀝青混合料的真實空隙率應該界于實測最大相對理論密度法(常溫×2 d)與飽水率法之間,由此反算的合成有效相對密度會大于合成表觀相對密度,原因是拌和溫度條件下環氧瀝青黏度很小,礦料開口孔隙擴張,礦料的瀝青吸收系數C>1。真實空隙率應采用常溫養生超過2 d的實測最大相對理論密度法計算得到,但從表2可見這對固化條件的要求較為苛刻,實測結果不易穩定。因此,采用飽水率(Sw)計算環氧瀝青混合料的空隙率(VV)最合理,計算式為VV=-0.294 9Sw2+3.02 4Sw+1.615 5。

若沿用計算最大相對理論密度法,則以合成表觀相對密度作為計算參數的空隙率最為合理,但由此所得混合料較相同空隙率的普通瀝青混合料,飽水率會增加(圖3)。

普通瀝青混合料目標空隙率通常為4%,其對應飽水率約為0.9%。飽水率0.9%對應環氧瀝青混合料空隙率按合成礦料表觀相對密度計算約為3.6%,而按合成礦料有效相對密度計算則為1.9%。因此,《公路鋼橋面鋪裝設計與施工技術規范》JTG/T3364-02—2019要求設計空隙率1%～3%,可以保證環氧瀝青混合料的飽水性能與普通瀝青混合料相同。

4 環氧瀝青混合料的強度特性

60 ℃馬歇爾穩定度是環氧瀝青混合料最主要的路用性能指標,主要反映了環氧瀝青混合料的高溫抗剪能力。馬歇爾穩定度試驗后的試件如圖4所示。由圖4可以看出,試件主要是在夾具環向壓縮作用下發生內部與上下表面之間的剪切破壞。

圖4 馬歇爾穩定度試驗后的試件Fig.4 Specimen after of Marshall stability test

4.1 不同配合比的馬歇爾穩定度

不同配合比環氧瀝青混合料的馬歇爾穩定度如表3所示。1#至5#級配的2.36 mm通過率隨著級配變細依次增加,覆蓋了規范推薦的級配范圍。試驗結果表明:標準養生(60 ℃×4 d+常溫×1 d)條件下馬歇爾穩定度與級配粗細、油石比的關系都不明顯,變化范圍90.23～125.31 kN,遠高于規范要求的40 kN;常溫養生4 d的穩定度變化范圍9.55～12.20 kN,級配最粗的1#級配穩定度最低,5#級配油石比從6.61%降為6.15%,穩定度降幅只有0.54 kN。

表3 不同配合比環氧瀝青混合料的馬歇爾穩定度Tab.3 Marshall stability of epoxy asphalt mixture with different mix proportion

經計算,表3中常溫養生4 d和標準養生的馬歇爾穩定度的變異系數分別為11.00%、10.08%,說明級配、油石比變化對初期、標準穩定度的影響程度接近,且都屬于次要因素(主要因素是環氧樹脂用量)。但是,較粗級配或不合理的油石比會導致初期穩定度較低,影響路面開放交通時間或造成路面早期損傷。

4.2 養生條件對馬歇爾穩定度的影響

自然養生采用室內養生、戶外養生和橋面養生3種方式,其中:室內養生的溫度變幅最小,且無日曬雨淋,與橋梁路面下面層的養生環境相似,試驗開展難度最小;同一地區戶外養生和橋面養生的溫度是相同的,但橋面沒有遮擋,日照時間更長,可以模擬橋梁路面上面層的養生環境,試驗開展更困難。不同養生條件的馬歇爾穩定度試驗結果見圖5。

圖5 不同養生條件的馬歇爾穩定度Fig.5 Marshall stability history of different curing environments

由圖5可以看出:60 ℃養生條件下,前4 d穩定度迅速增長,第5～9天穩定度在100 kN附近緩慢增長;9 d后,部分試件的穩定度有異常增長,說明環氧樹脂的固化進程并不穩定,最終穩定度尚不確定。而圖2中未經歷高溫容留的環氧樹脂是前2 d快速固化,說明環氧樹脂在瀝青混合料高溫拌和、運輸過程中產生變化,可能會使快速固化階段延長。

4組標準強度相近的試件在各自養生期的前18 d氣溫經歷相近;第18天橋面養生試件的穩定度最大,其次是室內養生試件,戶外養生試件的穩定度最小,說明當日平均氣溫接近時,日較差小更有利于穩定度的穩定增長;一定時長的日照積累可使穩定度快速增長。穩定度增長速度的變化滯后于氣溫變化約5～6 d。

4.3 容留時間及二次加熱的影響

不同容留時間環氧瀝青混合料的空隙率和穩定度如表4所示。在170 ℃環境下容留245 min,環氧瀝青混合料的空隙率、穩定度沒有明顯變化,甚至在常溫放置7 d后又二次加熱2.5 h,空隙率、穩定度依然沒有明顯變化;在185 ℃環境下容留168 min,環氧瀝青混合料的穩定度有小幅下降,但空隙率無變化,容留212 min后空隙率有一定增加。說明環氧瀝青混合料的施工溫度不宜高于185 ℃,可以在常溫放置后進行二次加熱,這有利于施工質量檢測,也便于坑槽填補。

表4 不同容留時間環氧瀝青混合料的空隙率和穩定度Tab.4 Air voids and stability of epoxy asphalt mixture with different retention time

4.4 環氧樹脂提高瀝青混合料強度的機理

將已固化的環氧樹脂在高溫下粉碎,篩分得到小于0.6 mm的已固化環氧樹脂粉末(圖6),再按照表3中2#級配(油石比6.50%)制作成型試件,試驗結果見表5。

圖6 已固化的環氧樹脂及其粉末Fig.6 Cured epoxy resin and its powder

表5 已固化環氧樹脂改性瀝青混合料的性能Tab.5 Performance of cured epoxy resin modified asphalt mixture

與相同環氧樹脂用量、相同配合比的正常環氧瀝青混合料(表3中2#級配)相比,大量已固化樹脂粉末的摻入增加了結合料的黏度,使瀝青混合料空隙率、飽水率都增大;無論養生過程是否加熱,固化粉末的摻入都未能提高瀝青混合料的穩定度,只相當于環氧瀝青混合料常溫固化4 d的穩定度。由此說明:(1)環氧樹脂對瀝青混合料的物理填充不能改善其穩定度,瀝青混合料中樹脂的固化必然包含瀝青在內,即在固化前,瀝青分子進入了環氧樹脂分子鏈,兩者一起固化方能大幅提升混合料的穩定度;(2)未固化的環氧樹脂、固化劑都為液體,黏度低,而其混合料的穩定度可以與已固化的固體環氧樹脂粉末填充瀝青混合料穩定度相當,說明環氧樹脂與瀝青在固化之前已經混溶結合,結合料整體的黏度并不低。

4.5 浸水對馬歇爾穩定度的影響——水穩定性

水穩定性是在水作用參與前后材料強度的變化,也屬于強度性質。環氧瀝青混合料水穩定性試驗結果如表6所示。環氧瀝青混合料在標準養生后,其馬歇爾穩定度隨60 ℃浸水時間的延遲而增長,浸水2 d、4 d的殘留穩定度分別達到111.9%、129.8%,說明60 ℃×4 d養生的環氧樹脂并未完全固化,即使在空隙率較高的情況下(3.5%左右),60 ℃浸水破壞力也不足以抵消固化產生的強度增長,但不能以此判斷其水穩定性。在60 ℃×10 d養生后,浸水2 d、4 d殘留穩定度分別為105.5%、94.3%,說明此時環氧樹脂已完成固化,60 ℃浸水對環氧瀝青混合料確有一定的破壞性,但水穩定性滿足規范要求。

表6 環氧瀝青混合料水穩定性Tab.6 Test results of water stability of epoxy asphalt mixture

60 ℃固化4～10 d對于常溫環境中的路面而言時長可能超過1年。雖然其間強度的增長超過了水力破壞造成的強度損失,但由于環氧樹脂的破壞是不可逆的,并且強度尚未完成前當量水力作用造成的損傷大于強度形成之后,因此對于固化時間較長的環氧瀝青混合料,應注意固化過程的性能評價。

水穩定性除了考慮相同浸水時間下強度的變化,也應考慮材料的持水特性。與相同空隙率的普通瀝青混合料相比,環氧瀝青混合料不僅飽水率高,且孔隙水的滲出需要更長時間,細小密集的空隙分布為其營造了更為苛刻的水力環境。

5 環氧瀝青混合料的抗裂性能

5.1 劈裂試驗

用5 ℃劈裂試驗分析環氧瀝青混合料的抗裂性能,試驗結果見表7。試驗規程要求劈裂試件厚度6.32±0.13 cm,但高強度的環氧瀝青混合料在此厚度下劈裂需要高壓力,試件脆斷炸裂為2半向周邊彈射,具有危險性,并且試驗設備伴隨振動,豎向變形難以準確測量。因此,本試驗將試件厚度減少為2.0～3.0 cm,與現場鋪筑厚度相當。劈裂強度、劈裂應變按試驗規程中提供的公式計算,應變能密度等于劈裂強度與應變的乘積除以2,沖擊韌性為劈裂壓力與對應豎向變形的乘積除以2[21]。厚度2.5 cm左右的試件不僅與路面層厚相當,端部摩擦因素減弱也使試驗更接近平面應力狀態。試件減薄后,劈裂強度降低約40%,說明劈裂試驗有顯著的尺寸效應。

表7 環氧瀝青混合料的抗裂性能Tab.7 Crack resistance performance of epoxy asphalt mixture

由表7可以看出:試件5與試件7的空隙率和厚度都相近,劈裂強度也相近,但劈裂應變、應變能密度和沖擊韌性都有較大差異,說明劈裂試驗的各指標中,強度指標較為穩定、可靠。與試件8相比,試件9厚度較大、空隙率較低,但劈裂應變、應變能密度、沖擊韌性反而較小,只有劈裂強度基本相同,這也證實了強度指標的可靠性。劈裂應變、應變能密度的主要問題在于泊松比難以實測;沖擊韌性指標并不包含試件尺寸,試件加工的尺寸精度很難保證試驗結果的穩定。

試件2與試件3的厚度相近,當空隙率和飽水率減小,劈裂試驗的各種指標都有明顯提升,抗裂性能增強。

5#級配(薄層試件)二次加熱前后平均空隙率基本相同,即使二次加熱后的試件厚度較大,但平均劈裂強度較加熱前減少0.5 MPa,劈裂應變也有減少,說明容留時間越長,抗裂性能越差。

環氧瀝青混合料試件9的劈裂強度、劈裂應變、應變能密度、沖擊韌性能分別是SBS改性瀝青AC-13的3.0、0.4、1.2、1.2倍,說明環氧瀝青混合料具有較高的拉伸強度和韌性,但拉伸應變較小。對于鋪筑在路面基層之上的瀝青混合料,在路面彎沉滿足要求情況下,拉伸應變越大則抗裂性能越好。但是,對于基面剛度較低的鋼橋面路面而言,路面的模量對減少最大變形至關重要[22-23],只有在保證相同整體變形情況下,應變才是抗裂性能的關鍵。因此,應用于鋼橋面時,環氧瀝青混合料的抗裂性能優于SBS改性瀝青混合料,這一點在較多工程實踐中已得到證實。

5.2 環氧瀝青混合料斷裂機理

圖7是已固化環氧樹脂15 ℃劈裂后的外觀。在拉伸區域內,環氧樹脂破壞呈絮狀且不具有規整斷面,絮狀物方向大體與劈裂方向一致(與拉伸方向垂直),絮狀物表面粗糙不透明,說明絮狀物的內部已有損傷。這種呈區域而非面狀的劈裂破壞,大大增加了斷裂面的面積,是環氧樹脂具有高強度和一定韌性的內在原因之一。

圖7 已固化環氧樹脂15 ℃劈裂后外觀Fig.7 Appearance of cured epoxy resin after splitting at 15 ℃

圖8是油石比6.73%的5#級配已固化環氧瀝青混合料5 ℃劈裂斷面。劈裂破壞區域為規則斷面,幾乎整個斷面內的輝綠巖粗集料(>4.75 mm礦料摻配量20%)都發生了斷裂,說明5 ℃劈裂下環氧瀝青砂漿強度與粗集料接近(壓碎值11.5%),這是環氧瀝青混合料具有高劈裂強度且呈脆性斷裂的原因。劈裂面中的灰黑色部分為環氧瀝青斷裂面,即環氧瀝青砂漿的斷裂很少發生在細集料內部,承受應力作用的主要是環氧瀝青基體,這是環氧瀝青混合料具有一定韌性的原因。圖8中沒有發現礦料-瀝青的界面(通常為棕褐色)斷裂,證明環氧瀝青與石料在5 ℃時黏結良好。

圖8 已固化環氧瀝青混合料5 ℃劈裂斷面Fig.8 Section of cured epoxy asphalt mixture split at 5 ℃

綜上所述,環氧瀝青在低溫時強度高、黏結力強,混合料斷裂中包括大量的粗集料斷裂,造成環氧瀝青混合料的脆性斷裂,而環氧瀝青砂漿中作為基體的環氧瀝青承受主要的拉伸應力,是混合料的韌性來源。由此可知,提高環氧瀝青強度并匹配低壓碎值粗集料可以保證環氧瀝青混合料的劈裂強度和模量,較高的環氧瀝青含量、細集料含量可以保證環氧瀝青混合料的韌性,兩者共同決定了環氧瀝青混合料的抗裂能力。

圖6中的環氧樹脂是在65 ℃壓碎的。大塊狀的環氧樹脂表面光滑,屬于低強度脆裂,甚至用手可以輕松掰斷、搓碎。鑒于環氧樹脂沒有自愈合能力,高溫下瀝青混合料又比較軟,因此常溫、高溫下環氧瀝青混合料的疲勞抗裂性能值得關注。

6 環氧瀝青混合料的抗滑性能

6.1 室內試驗可行性

環氧瀝青混合料一般鋪筑于特殊路段,行車安全需求更高,其初期構造深度小[24],因此抗滑性能值得關注。路面抗滑性能是在現場檢測,不同材料配合比的抗滑性能的對比較為困難,因此筆者考慮在室內用馬歇爾試件進行構造深度試驗和摩擦系數值試驗,如圖9所示。室內試驗的主要問題是馬歇爾試件在成型時會有插搗的步驟,試件上下表面離析難以代表試件整體的抗滑性能。但是,環氧瀝青混合料最大公稱粒徑只有9.5 mm,且油石比、細集料含量高,插搗導致的上下表面差異較小,因此采用室內試件試驗具有可行性。馬歇爾試件的抗滑性能的部分試驗結果見表8。

(a) 構造深度試驗 (b) 摩擦系數值試驗圖9 馬歇爾試件的抗滑性能試驗Fig.9 Anti sliding performance test of Marshall specimen

表8 馬歇爾試件的抗滑性能Tab.8 Anti sliding performance of Marshall specimen

從表8可以看出:環氧瀝青混合料上下表面構造深度差遠小于AC-13和AC-20。所有試件上下表面構造深度差值變化范圍0.01～0.12 mm,均值0.06 mm,大于0.1 mm試件占比僅7.7%,可以將7.7%的試件去除后,以上下表面均值作為試件的構造深度。

環氧瀝青混合料試件上下表面擺值差與AC-13相比沒有優勢。所有試件擺值(20 ℃)差值變化范圍為1.1～12.3,均值5.8。如果以上下表面擺值差小于5、小于6作為標準,則分別要排除64%、55%的試件。按相互垂直的4個不同方向檢測同一試件同一表面的擺值,極差達4.8,這說明上下表面擺值差較大的主要原因并非構造深度的不同,而是試件上下表面不水平;按不同方向擺放時,表面坡度的變化影響擺值。

室內抗滑試驗結果見表9。為驗證室內試驗方法的可靠性,采用5#級配,油石比6.61%進行了現場試驗,試驗時間是施工完成后第7天。按“先膠后鋼”碾壓時,構造深度均值0.17 mm,擺值(20 ℃)均值53.2;按“先鋼后膠”碾壓時,構造深度均值0.18 mm,擺值(20 ℃)均值58.8。由于試驗段鋪筑在水泥地面上,壓實的基面條件優于鋼橋面板,而室內試件成型采用模擬鋼橋面壓實的50×2次擊實,因此室內試件的密實度應小于現場密度,試件的構造深度只是略大于現場構造深度。試件的擺值與“先鋼后膠”碾壓的擺值相差2,與“先膠后鋼”的擺值相差8,而規范推薦的表面層碾壓方式即為“先鋼后膠”。因此,抗滑性能室內試驗方法是可靠的。

表9 室內抗滑試驗結果Tab.9 Results of indoor skid resistance test

6.2 抗滑性能試驗

環氧瀝青混合料的構造深度變化范圍0.18～0.21 mm,遠小于AC-20、AC-13和規范對表面層構造深度的要求。在較大的級配變動范圍內,構造深度極差僅0.03 mm,相對而言,1#—3#級配較粗,構造深度略大。環氧瀝青混合料的擺值滿足規范要求,擺值與細集料含量的關系明確,即級配越細擺值越大。

環氧瀝青混合料2.36 mm通過率高達50%～70%,油石比通常在6.60%左右,瀝青砂漿體積率遠高于常規瀝青混合料,因此構造深度對抗滑性能的調控很有限。多個試件的同一表面的構造深度與擺值的關系如圖10所示。由圖10可見:擬合優度僅為0.22,構造深度與擺值兩者并無相關性,它們是兩個獨立的抗滑能力來源,增強抗滑性能應主要基于擺值的提高。當級配越細、油石比越低時,瀝青砂漿的面積率、粗糙度就越大,與膠片滑動摩擦的面積也越大,所以擺值越大。

圖10 同一表面構造深度與擺值的關系Fig.10 The relationship between texture depth and BPN on the same surface

在試驗段施工完成17 d后,再次檢測“先鋼后膠”碾壓段相同點位的擺值,結果為54.8,較養生7 d時降低了4.0。試驗段并未開放交通,因此擺值降低主要與環氧瀝青的固化有關。固化度增加使路面整體模量提升,導致摩擦接觸面積減少[25],擺值降低。開放交通后,隨著瀝青和集料磨耗的損失,環氧瀝青混合料的擺值會增加約10個擺值,但構造深度會進一步損失。

7 結論

1)60 ℃針入度可表征環氧樹脂的固化度。標準養生條件下,環氧樹脂前2 d快速固化,第7天后仍在繼續固化;經過高溫施工條件的環氧瀝青混合料前4 d快速固化,第9天后仍在繼續固化。環氧瀝青混合料在170 ℃可容留超過4 h,也可二次加熱使用,具有較好的操作性。

2)固化過程中的環氧瀝青黏度變化顯著,因此采用實測法測定最大相對理論密度的時機難以把握:當瀝青黏度過小時,會造成瀝青膜的破壞;當黏度過大時,膠漿內的氣泡又難以溢出,導致實測法試驗結果變異性很大。若采用計算法,礦料瀝青吸收系數C大于1。因此,建議采用飽水率來推算其空隙率。

3)環氧瀝青混合料馬歇爾穩定度的大小主要取決于環氧樹脂的性能及其用量,而配合比、空隙率的影響較小,但較粗的級配或不合理的油石比會導致初期穩定度較低,影響路面開放交通的時間或造成路面早期損傷。穩定度的增長速度變化滯后于氣溫變化約5 d,氣溫日較差小時更有利于穩定度的穩定增長,一定時長的日照積累可使穩定度快速增長。若固化時間較長,應進行固化過程中和固化完成后的水穩定性試驗,以判斷服役初期和最終的水穩定性。環氧瀝青混合料的高強度來源于環氧樹脂與瀝青的混溶后的共同固化,已固化環氧樹脂顆粒的物理填充無法大幅提高穩定度。

4)環氧瀝青混合料的劈裂強度和韌性優于普通改性瀝青混合料,但劈裂應變相對較小。當基面剛度較小時,如鋼橋面,環氧瀝青混合料的低溫劈裂強度是表征其抗裂性能的最佳指標?？障堵试龃?、容留時間延長會降低環氧瀝青混合料的抗裂性能。環氧瀝青較高的低溫強度使其混合料的低溫斷面中包含了大量的粗集料斷面,粗集料斷裂增加了環氧瀝青混合料的脆性,而較高的環氧瀝青含量、細集料含量又可以增加韌性,兩者聯合影響環氧瀝青混合料的抗裂能力。此外,環氧瀝青混合料在高溫時的開裂值得關注。

5)可以用馬歇爾試件的構造深度和擺值評價環氧瀝青混合料的抗滑性能。不同配合比時構造深度變化較小,抗滑性能的改善主要依靠擺值指標的提升。級配越細、瀝青砂漿越粗糙時,擺值越大。環氧瀝青固化會使擺值降低,但路面磨損又會使擺值提高。