不同基層類型對瀝青面層低溫收縮性能影響的研究

徐永麗，郭陽，孫志棋

（1.東北林業大學土木工程學院，黑龍江哈爾濱 150040；2.石家莊鐵道大學省部共建交通工程結構力學行為與系統安全國家重點實驗室，河北石家莊 050043）

0 引言

中國高速公路絕大部分采用的是半剛性基層瀝青路面，北方地區冬季寒冷半剛性基層瀝青路面低溫開裂現象十分普遍，開裂原因可歸結為路面基層開裂形成的反射裂縫和面層與基層溫度收縮性能不同所產生的溫縮裂縫，因此基層的選擇對減少瀝青面層低溫開裂，延長路面使用壽命具有十分重要的意義［1-4］。

本文將從瀝青面層與半剛性基層材料不同、收縮速率不同，互相抑制導致瀝青面層縮裂形成溫縮裂縫的角度進行分析。對于溫縮裂縫的研究，一部分學者從材料的角度進行研究，試圖從中找到能夠抑制裂縫產生的因素。張懷志等［5］以級配類型為切入點分析水泥穩定碎石的溫縮系數，得出骨架嵌擠密實型級配的抗收縮性能優于骨架密實型級配的結論；Pan 等［6］使用橡膠改性瀝青混合料作為應力吸收層，證明橡膠改性瀝青混合料相較其他熱拌瀝青混合料可以顯著改善瀝青面層底部的受力情況；Hong等［7］研究表明將煤粉和聚酯纖維混合加入瀝青混合料中可提高瀝青面層的開裂溫度；冉武平等［8］通過室內試驗研究了環氧樹脂瀝青混凝土的低溫性能，表明在同類型改性瀝青混合料中其低溫抗裂性能表現出眾。一部分學者為了明確開裂機理，采用力學、數值模擬仿真的方法進行溫縮裂縫研究。宋健民等［9］通過構建路面溫縮裂紋的有限元模型得出，面層模量與裂縫的產生具有一定聯系，隨著模量的增大，瀝青路面更容易產生裂縫；李明等［10］以粗集料及其界面特性為切入點，分析了溫縮抗裂性能各影響因素的顯著性；劉鵬飛等［11］使用有限元軟件，在相同路面荷載下，對柔性基層瀝青路面結構與半剛性瀝青路面結構的剪應力與剪應變進行研究；尹傳軍等［12］測得隨深度的增加，柔性基層瀝青路面層底拉應力與容許拉應力始終保持一致；劉凱等［13］研究了采用半正弦荷載模式與移動恒載同時作用下半剛性基層瀝青路面結構各層的動力響應。

目前對于瀝青路面基層對面層的溫縮性能影響研究，主要是針對單一的面層材料或是基層材料展開的［14］，甚少以面層+基層的復合結構為切入點對溫縮性能進行分析。而瀝青路面作為一個由面層和基層構成的復合結構，只單獨分析面層或基層材料并不具有代表性。為了更好地模擬實際路面結構，在復合結構中設置多個特征位置分析基層對面層溫縮性能的影響。采用電阻應變片測量法分別對現行路面結構中的半剛性基層和柔性基層兩種常用路面結構進行溫縮試驗，測得-30～20 ℃各溫度段各特征位置的應變值，分別從兩種復合結構對瀝青穩定碎石、水泥穩定碎石以及瀝青混凝土材料在溫縮應變、溫縮系數方面的影響以及復合結構層間應變進行分析。

1 試驗材料和混合料配合比

面層材料選用瀝青混凝土（AC-16），柔性基層為瀝青穩定碎石（ATB-25），半剛性基層為水泥穩定碎石（CTB-25）。

1.1 瀝青材料

面層選用SBS 改性瀝青，ATB-25 選用AH-90#基質瀝青。SBS 改性瀝青與AH-90#基質瀝青的性能指標如表1 所示。

表1 SBS 改性瀝青與AH-90#基質瀝青的性能指標

1.2 水泥

水泥穩定碎石選用P.O42.5 普通硅酸鹽水泥，具體性能指標如表2 所示。

1.3 水泥穩定碎石配合比

基層選用水泥劑量為4%的水泥穩定碎石，具體混合料級配如表3 所示。

表3 水泥穩定碎石配合比 %

1.4 瀝青混凝土配合比（AC-16）

本試驗面層瀝青混合料級配選用65.0%的粗集料、30.0%的細集料、4.6%油石比和5%的礦粉。具體級配如表4 所示。

表4 AC-16 瀝青混凝土配合比 %

1.5 瀝青穩定碎石配合比（ATB-25）

基層瀝青混合料級配選用76%的粗集料、21%的細集料、3.4%油石比和3%的礦粉。具體級配如表5 所示。

表5 ATB-25 瀝青穩定碎石配合比 %

2 試驗方案及參數

2.1 試驗方案

制作3 種單體試件，其尺寸分別為：AC-16 試件尺寸為300 mm×100 mm×50 mm，ATB-25 試件尺寸為300 mm×100 mm×70 mm，CTB-25 試件尺寸為100 mm×100 mm×400 mm。再分別組合成兩種組合式路面結構：AC-16+CTB-25（Ⅰ型），AC-16+ATB-25（Ⅱ型）；各層間用改性乳化瀝青黏結。試驗溫度范圍為-30～20 ℃。

試件放入DR-64 型凍融試驗箱中，底部放在可滾動玻璃棒上，保證試件沿水平方向無約束，將試件上的應變片與電路采用屏蔽雙絞線連接。環境箱的溫度先升到最高溫度20 ℃，之后以10 ℃為一個溫度梯度進行降溫，降溫速率為10 ℃/h，每個溫度恒溫2 h。在溫度梯度內應變片數據穩定時讀取應變值，直到最終溫度-30 ℃結束。試驗數據的采集方式為應變片靜態采集。

分別測得各種溫度范圍時3 種單體材料的溫度收縮系數以及組合結構各位置的應變值、累計應變值和層間差量平均值，計算出材料在不同溫度下的溫縮系數。

2.2 應變片粘貼方案及方法

用砂輪對面層與基層材料需要粘貼應變片的部位磨平，在單體材料中心（面層部分DU1、基層部分DL1）、組合結構跨中界面（面層部分DU2、基層部分DL2）、組合結構距跨中L/4 界面（面層部分DU3、基層部分DL3）和組合結構端處（面層部分DU4、基層部分DL4）粘貼應變片，示意圖見圖1。U1 處選用100 mm×3 mm 的 應 變 片，U2、U3、U4 處 選 用20 mm×3 mm 的應變片，粘貼后的組合試件見圖1。

圖1 AC-16+CTB/ATB-25 組合結構應變片粘貼示意圖

3 單體材料低溫收縮系數

通過式（1）計算得出3 種單體材料應變值在該溫度范圍的收縮系數，結果如表6 所示。

表6 3 種材料不同溫度范圍的溫縮系數

式中：β1為所測試件的溫縮系數(10-6/℃)；ε為對應ΔT內的應變(10-6)；ΔT為溫度變化差（℃）；β2為標準試件的線膨脹系數（本試驗為4.2×10-6/℃）。

由表6 可知：隨溫度的降低，3 種混合料溫縮系數絕對值遞減，溫縮系數的比例關系為CAC-16∶CATB-25∶CCTB-25=100∶82∶36，兩種瀝青混合料更為接近。其中AC-16 最敏感，其溫縮系數比其他兩種大；CTB-25 最穩定，全程差別較小，溫縮系數的總體方差為1.11。

4 試驗數據分析

4.1 雙層復合結構的溫縮應變分析

4.1.1 AC-16+CTB-25（Ⅰ型）組合試件

對于Ⅰ型組合結構，考慮到CTB-25 層與面層相比較時厚度大且溫度收縮系數小，可以將此雙層疊合梁的力學模型考慮為不計彎曲變形條件而且沿高度和寬度的溫度梯度為0；由層間約束引起拉壓效應時，在降溫過程中，面層材料的線膨脹系數比CTB-25材料的大，兩種材料的收縮速度不同，且層間存在一定黏結和摩阻力，使得這兩種材料在層間界面處產生了一組剪切力F1，促使瀝青面層和水泥穩定碎石基層分別產生了拉應力和壓應力。CTB-25 基層一旦出現裂縫就會加速裂縫的發展，也是面層容易開裂產生反射裂縫的原因之一。Ⅰ型試件上、下層不同溫度下各試驗點的累計應變值如圖2、3 所示。

圖2 Ⅰ型試件上層不同溫度下各試驗點的累計應變值

隨溫度降低，各個位置處積累的應變值越大，且每個位置處差量有遞增趨勢。從圖2 可以看出：Ⅰ型組合中，瀝青面層中心ⅠDU1 小于AC-16 單體材料的對應應變值，這是由于層間約束限制收縮造成的；相同溫度下，層間界面位置ⅠDU2、ⅠDU3 和ⅠDU4，表現出同一材料的收縮應變差異甚小。由圖3 可知：水泥穩定碎石各特征位置處的應變值小于瀝青混凝土，水泥穩定碎石層中心處ⅠDL1 大于CTB-25 單體材料的應變值。AC-16 層變形通過層間黏結力對其牽拉作用而產生；在同一溫度下，瀝青混凝土材料與水泥穩定碎石相應位置處的絕對差值為22.2%～25.7%，層間界面位置的ⅠDL2、ⅠDL3 和ⅠDL4 在相同溫度水平下收縮應變依次遞增。

圖3 Ⅰ型試件下層不同溫度下各測點的累計應變值

4.1.2 AC-16+ATB-25（Ⅱ型）組合試件

Ⅱ型組合結構，考慮到ATB-25 層與AC-16 層的材料和溫度力學特性十分相近，可以將此雙層疊合梁的力學模型考慮為不計彎曲變形條件而且沿高度和寬度的溫度梯度為0；由層間約束引起的拉壓效應時，在降溫過程中，面層材料的線膨脹系數要比ATB-25 材料略大，但是這兩種材料的單位溫度的收縮應變很接近，在很大程度上會因同步變形減小層間的剪應力。Ⅱ型試件上、下層不同溫度下各測點的累計應變值如圖4、5 所示。

圖4 Ⅱ型試件上層不同溫度下各測點的累計應變值

隨溫度降低，每個位置處的累計應變值增大，ATB-25 每階段的應變差量有降低的趨勢。從圖4 可以看出：瀝青面層中心的ⅡDU1 略小于AC-16 單體材料對應的應變值；在相同溫度水平下，層間位置的ⅡDU2、ⅡDU3 和ⅡDU4 收縮應變差異量很小。從圖5 可看出：ATB-25 瀝青穩定碎石層的各特征位置處的應變值與AC-16 瀝青混合料的值十分接近，且在同一溫度下相應的位置處各個絕對差值最大為3.1%，最小為0.3%，這是由于材料材質、彈性模量、溫度的力學響應十分相近，能夠很大程度上減小由拉壓效應產生的層間剪力；層間界面位置處ⅡDL2、ⅡDL3 和ⅡDL4 在同一溫度水平的收縮應變大小相差很小，且3 個值十分接近但均大于ATB 單體試件的應變值。

圖5 Ⅱ型試件下層不同溫度下各測點的累計應變值

4.2 兩種結構對比分析

4.2.1 AC-16 層中心溫縮應變的對比

Ⅰ型和Ⅱ型試件不同溫度下各測點的累計應變值如圖6 所示。

圖6 Ⅰ型和Ⅱ型試件不同溫度下各測點的累計應變值

由圖6 可知：各控制點在不同溫度下的收縮應變規律較為一致，且單體AC-16>Ⅱ型AC-16>Ⅰ型AC-16，即AC-16 單體材料的溫縮應變最大。當試件在0 ℃時，單體AC-16、Ⅰ型AC-16、Ⅱ型AC-16 的收縮 應 變 分 別 為-376×10-6、-336×10-6、-366×10-6，可以得出柔性基層ATB-25 的Ⅱ型結構中，AC-16 層的溫縮應變更接近單體材料的變形；以單體為基準變形時，Ⅰ型AC-16、Ⅱ型AC-16 的受限約束應變分別為40×10-6、10×10-6，即Ⅱ型結構比Ⅰ型結構所受到的約束應變降低了75.0%。統計各個溫度范圍的數值得出，Ⅱ型結構比Ⅰ型結構所受到的約束應變降低的平均值為76.7%。

4.2.2 兩種復合結構層間各位置應變對比

Ⅰ型和Ⅱ型組合結構不同溫度時的層間應變差量平均值如圖7 所示。

圖7 Ⅰ型和Ⅱ型組合結構不同溫度下的層間應變差量平均值

由圖7 可知：在Ⅰ型組合試件中，層間3 個位置處，在同一溫度下，0 ℃時差量平均值為215×10-6；10 ℃時平均值為21.9×10-6，-20 ℃為394.7×10-6，-30 ℃為488.3×10-6。而在Ⅱ型組合試件中，3 對控制點在10 ℃、0 ℃、-10 ℃、-20 ℃、-30 ℃，對應的平 均 差 量 為4×10-6、13×10-6、16×10-6、17×10-6、77×10-6。兩種組合類型隨溫度降低，層間差量平均值越大。Ⅱ型組合結構的層間應變差量遠小于Ⅰ型組合結構。層間的應變差量是產生剪應力的主要原因，剪應力越大，越容易發生層間的黏結失效。

5 結論

（1）從單體材料的角度進行分析，當不同溫度收縮系數的兩種材料黏結在一起時，彼此間的約束作用導致層間約束應變的產生，ATB-25 的材料收縮系數與AC-16 更為接近，柔性基層結構AC-16+ATB-25（Ⅱ型）中ATB-25 對AC-16 的約束應變相較半剛性基層結構AC-16+CTB-25（Ⅰ型）中CTB-25對AC-16 的約束應變平均降低了76.7%。

（2）從層間各特征位置進行分析，柔性基層結構的跨中界面、L/4 界面和端部處所對應的層間應變差量平均值遠小于半剛性基層。