劉國鋒, 郝培文, 黃凌, 張瑞, 李文輝, 屈鑫, 樂宸

(1.云南寧永高速公路有限公司, 麗江 674200; 2.長安大學公路學院, 西安 710064)

瀝青路面由于其良好的路用性能在中國公路建設得到廣泛運用,但其在服役期間受到紫外環(huán)境因素的影響容易發(fā)生老化,從而導致路用性能衰減,加之在車輛荷載疊加作用下,瀝青路面會出現(xiàn)各種早期病害。

聶帥等[1]研究不同紫外老化時間和老化溫度對高紫外輻照下的瀝青紫外老化的影響和瀝青紫外老化機理,表明溫度比老化時間對老化程度影響更大,促進老化作用更為明顯。徐利鑫等[2]探究不同巖瀝青摻量下改性瀝青的摻配性能及老化機理,得出摻加4%～8%巖瀝青改性瀝青老化前后技術性能較好,是一種優(yōu)質(zhì)的巖瀝青改性瀝青。龐拓等[3]研究了老化對高黏改性瀝青的影響,結果表明高黏改性瀝青老化過程中,短期老化對其性能影響較小,長期老化則反之。王嵐等[4]采用半圓彎曲試驗計算得到的斷裂能以及平衡抗裂指數(shù)對比分析和評價紫外老化前后溫拌和熱拌瀝青混合料的裂紋擴展行為。結果表明:隨著紫外老化時長的增加, 溫拌瀝青混合料具有更加優(yōu)異的抗老化、抗裂紋擴展性能。辛曉亮等[5]通過車轍試驗、貫入剪切試驗來研究SMA-13瀝青混合料在不同紫外光輻射強度、紫外光老化循環(huán)次數(shù)和溫度變化下高溫性能,研究發(fā)現(xiàn)瀝青混合料的高溫性能與紫外光輻射強度、溫度呈反比,紫外光輻射越大、溫度越高,瀝青混合料的高溫性能越差。

趙靜[6]從提升紫外老化后瀝青混合料抵抗低溫開裂性能出發(fā),提出了針對強紫外光地區(qū)較為優(yōu)良的配合比設計方法。Mouillet等[7]通過對SBS改性瀝青混合料進行紫外光老化和熱老化試驗研究發(fā)現(xiàn),相對于熱老化紫外老化裂解SBS改性劑更快,且兩種老化模式對混合料中的瀝青老化影響機理不同。庹峻瑋[8]研究了昆明地區(qū)瀝青路面光老化后的使用性能,得到受紫外老化影響的瀝青會降低感溫性,瀝青及混合料的高溫穩(wěn)定性會有所改善;但混合料在低溫條件下更容易出現(xiàn)開裂破壞。Wu等[9]采用半圓彎拉試驗對紫外老化前后瀝青混合料低溫性能和疲勞性能進行測試,研究發(fā)現(xiàn)紫外線輻射嚴重影響了其低溫性能以及疲勞性能,且隨著紫外老化時長的增加瀝青老化越顯著。

目前針對瀝青結合料以及混合料抗紫外線性能的研究主要針對單一性能以及老化機理研究居多,缺少對于摻加不同類型抗紫外劑后瀝青混合料的綜合性能研究。

對于如何提高瀝青及瀝青混合料的抗紫外老化性能之前開展了較多探索,提出很多有效的措施來改善瀝青的抗紫外老化性能。常用的方法包括將具有屏蔽紫外光或者吸收功能的改性劑、外摻劑加入瀝青或瀝青混合料中提升瀝青及混合料的抗老化效果[10-17]。但大多數(shù)抗紫外老化改性瀝青都是單摻抗紫外老化劑,通過摻加復配不同抗紫外老化改性劑來提高瀝青混合料抗老化性能研究較少。因此現(xiàn)采用復合抗老化技術措施來研究不同組合方案下瀝青混合料的路用性能,同時與常用的SBS改性瀝青混合料做對比,其結果對于預防瀝青路面抗紫外老化具有重要的工程價值和現(xiàn)實意義。

1 原材料及配合比設計

1.1 瀝青

瀝青選擇SBS(I-D)改性瀝青,根據(jù)規(guī)范(JTG E20-2011)測試各項指標,其技術指標如表1所示。

1.2 抗紫外老化劑

參考文獻[18]制備復合抗老化劑包括層狀雙金屬氫氧化物(LDHs),紫外線吸收劑(UV-327)和受阻胺類光穩(wěn)定劑(UV-4050)組合(代號L64),以及層狀雙金屬氫氧化物(LDHs)和受阻胺類光穩(wěn)定劑(UV-4050)(代號L4)。

1.3 集料

粗集料和細集料分別取自云南五郎河石場和爾古石場。上面層用粗集料采用玄武巖,上面層用細集料采用由石灰石破碎的機制砂。集料包括0～3 mm、3～5 mm、5～10 mm、10～15 mm。集料技術指標及篩分試驗結果如表2～表4所示。

表2 粗集料技術性質(zhì)Table 2 Technical properties of coarse aggregates

表3 細集料技術性質(zhì)Table 3 Technical properties of fine aggregate

表4 集料及礦粉篩分結果Table 4 Aggregates and filler screening results

根據(jù)《公路瀝青路面施工技術規(guī)范》中推薦的SMA～13礦料級配范圍,調(diào)整各檔集料及礦粉的比例,使礦料的合成級配位于規(guī)范推薦級配范圍中值附近,得到集料10～15 mm、5～10 mm、3～5 mm、0～3 mm及礦粉的配合比為44%∶32%∶3%∶12%∶9%。圖1為SMA-13的合成級配曲線圖。

圖1 SMA-13合成級配曲線圖Fig.1 Composite grading curve of SMA-13

1.4 配合比設計

配合比設計結合實際施工情況,選用SMA-13瀝青混合料,通過規(guī)范馬歇爾試驗確定瀝青的最佳油石比,木質(zhì)纖維摻量為瀝青混合料總質(zhì)量的0.4%。按比例稱取礦料級配,分別采用5.5%、5.8%、6.1% 3個油石比制作馬歇爾試件,進行馬歇爾穩(wěn)定度試驗,試驗結果如表5所示。最佳油石比為5.8%,且骨架間隙率(void in mineral aggregate,VMA)、粗集料骨架間隙率(void in coarse aggregate,VCA)、穩(wěn)定度、飽和度等均滿足設計要求。

表5 SMA-13瀝青混合料馬歇爾試驗結果Table 5 Marshall test results of SMA-13 asphalt mixture

考慮到抗紫外老化劑的摻量較少,且為了保證不同油石比對瀝青混合料性能試驗的影響,SBS改性瀝青、L64改性瀝青和L4改性瀝青均采用5.8%的油石比作為混合料路用性能驗證油石比。

2 瀝青混合料紫外老化試驗結果及分析

2.1 高溫性能

將SBS瀝青混合料和不同復合方案瀝青混合料試樣在周圍用白紙包住進行遮光處理,并同時放入紫外老化箱,高度均控制在與紫外燈之間的間距為8 cm進行144 h的紫外老化(圖2),模擬室外老化8個月進行60 ℃車轍試驗,以動穩(wěn)定度作為評價指標,對不同方案的瀝青混合料紫外老化前后的高溫抗車轍性能進行研究。瀝青混合料在紫外老化之后一般會發(fā)生硬化,在分析高溫穩(wěn)定性時還采用動穩(wěn)定度增長指數(shù)ID和總變形比IR兩個指標來表征紫外老化對混合料的抗輪轍性能的影響。其計算公式為

圖2 試件紫外老化過程Fig.2 Ultraviolet aging process of the specimen

(1)

(2)

式中:DSUV8Y為模擬紫外老化8 M動穩(wěn)定度,次/mm;DSUVoY為未紫外老化動穩(wěn)定度,次/mm;RDUV8Y為模擬紫外老化8M試驗總變形量, mm;RDUVoY為未紫外老化試驗總變形量,mm。

3種瀝青混合料紫外老化前后輪轍試驗結果如圖3和圖4所示。

圖3 不同混合料動穩(wěn)定度及動穩(wěn)定度增長指數(shù)Fig.3 Dynamic stability and growth index of dynamic stability of different mixtures

圖4 不同混合料總變形量及總變形比Fig.4 Total deformation and total deformation ratio of different mixtures

通過圖3和圖4的數(shù)據(jù)可以看出,3種瀝青混合料在紫外老化后動穩(wěn)定度有所增加,總變形量減小,說明紫外老化后混合料高溫性能變好?？棺贤饫匣瘎┑募尤肟梢蕴岣呶醋贤饫匣瘯r混合料的動穩(wěn)定度,改善其高溫性能。動穩(wěn)定增長指數(shù)ID代表混合料紫外老化后混合料動穩(wěn)定度變化程度,SBS改性瀝青增長指數(shù)要大于其他兩種復合改性瀝青混合料,說明紫外老化對SBS改性瀝青混合料的影響要大于復合改性瀝青混合料,復合改性瀝青在紫外老化過程中對減少紫外光的影響有一定的作用。

總變形量比值IR反映了紫外老化前后混合料總變形的增長量,從圖4中可以看出L64的動穩(wěn)定度增長指數(shù)ID和總變形量比值IR均最小,但L4動穩(wěn)定度值要大于L64瀝青混合料,說明L4復合改性瀝青在混合料未紫外老化時對混合料高溫穩(wěn)定性的改善作用要大于L64復合改性瀝青,但是抗紫外老化效果相對較差。

2.2 低溫性能

近年來,有不少國外學者提出基于馬歇爾試件或路面芯樣的半圓彎曲試驗材料試驗機(materials test system, MTS)方法。2011年美國伊利諾伊州交通局提出了基于半圓試件的負載線位移 (load-Load Line Displacement, LLD)控制模式[19],利用豎向位移對時間進行加載試驗,能夠簡化實驗步驟,降低試驗難度,從而得到廣泛運用。國內(nèi)也有不少學者針對SCB試驗試件尺寸,加載速率等試驗條件進行研究[20-23]。本文研究以斷裂能(Gf)和斷裂韌性(KIC)為評判依據(jù),通過半圓彎拉試驗來研究紫外老化對瀝青混合料低溫性能的影響。

通過擊實成型方法制備直徑100 mm、高63.5 mm(±1.3 mm)的試件,制作完成后于室溫下放置48 h脫模,從試件高度中點位置切割厚度為25 mm(±2 mm)的圓柱體試件,后沿直徑方向?qū)⑵鋵ΨQ切割[24]。在每一半圓柱體直徑的中點位置向半圓測側切一條深度為10(±1.5)mm、寬1.5(±0.5)mm的縫。試件如圖5所示。

圖5 SCB試件尺寸Fig.5 Size of SCB specimen

不同混合料隨機選取試件進行遮光處理之后放入紫外老化箱老化144 h,與紫外燈間距控制在8 cm。待紫外老化完成后將試件與未老化的試件一同放入-10 ℃的環(huán)境箱中保溫不少于6 h,保溫完成后將試件采用半圓彎曲試驗(semi-circular bending,SCB)以50 mm/min的速率進行加載,保證裂縫穩(wěn)定擴展直到試件發(fā)生破壞,獲取荷載-撓度曲線圖。SCB加載曲線如圖6所示。

圖6 SCB加載曲線Fig.6 SCB loading curve

通過不同時間下的荷載和對應位移量可以計算得到斷裂能,該指標可以評價試件在低溫條件下的抗裂性。公式為

(3)

式(3)中:Wf為斷裂功。

(4)

式(4)中:P為施加荷載,kN;u為平均負載線位移,mm;Alig為韌帶區(qū)域。

Alig=(r-a)t

(5)

式(5)中:r為試樣半徑,mm;a為切口長度,mm;t為試樣厚度,mm。

圖7為老化前后混合料低溫斷裂能數(shù)據(jù)及斷裂能衰減率變化。3種瀝青在紫外老化之后斷裂能均有所下降,說明紫外老化對瀝青混合料的低溫性能有一定的影響。L64和L4分別比SBS改性瀝青未老化之前的斷裂能分別提升了8.16%和5.86%,表明LDHs和UV-4050以及UV-327復配對SBS改性瀝青混合料的低溫性能有一定的改善作用,且比LDHs和UV-4050復配的改善效果要更優(yōu)。不同方案的瀝青混合料放入紫外老化箱一定時間后,測試得到SBS改性瀝青混合料斷裂能下降16.25%,L64和L4混合料斷裂能分別下降了10.70%和11.62%,相較于SBS改性瀝青L64和L4瀝青具有更好的抗紫外老化效果。相較于兩種改性劑復配得到的混合料,3種改性劑復配的瀝青混合料在UV-8M后低溫性能效果更優(yōu)。

圖7 不同混合料SCB斷裂能及斷裂能衰減速率Fig.7 SCB fracture energy and fracture energyattenuation rate of different mixtures

斷裂韌性從另一個方面也可以評價瀝青混合料的低溫性能。其中斷裂韌性表示瀝青混合料在斷裂過程中吸收能量的能力大小。韌性越大,瀝青混合料阻止裂縫逐步變大的能力就越強。斷裂韌性的計算公式為

(6)

式(6)中:σ0為峰值荷載對應的應力。

(7)

式(7)中:YL(0.8)為標準化的應力強度因子。

(8)

老化前后混合料斷裂韌性數(shù)據(jù)及斷裂韌性衰減率變化如圖8所示。

從圖8中可以看出,3種瀝青在紫外老化之后斷裂韌性都有所下降,說明隨著紫外老化過程的進行,瀝青混合料在加載過程中裂縫能夠較快發(fā)展,瀝青混合料阻止裂縫逐步變大的能力逐漸減弱,低溫性能也隨之減弱。兩種復合改性瀝青未老化前斷裂韌性都要大于SBS改性瀝青,其中L4的抗裂縫擴展性能要好于L64改性瀝青。紫外老化后SBS改性瀝青混合料的斷裂韌性衰減率達到了10.28%。兩種復合改性瀝青的斷裂韌性衰減率分別為5.41%和8.36%,說明兩種復合改性瀝青都能提升紫外老化后的瀝青混合料低溫性能,且L64改性瀝青在紫外老化對混合料斷裂韌性衰減變化中改善效果要優(yōu)于L4改性瀝青。

綜合考慮斷裂能和斷裂韌性這兩個指標,斷裂能考慮了加載荷載和位移兩個因素,斷裂韌性類似于強度指標,考慮了試件尺寸和加載荷載的影響,沒有考慮在加載過程中SCB試件位移發(fā)生變化所造成的影響。因此相較于斷裂韌性指標,斷裂能指標能更好地評價瀝青混合料低溫性能的評價。

2.3 水穩(wěn)定性性能

采用浸水馬歇爾試驗和凍融劈裂試驗來評價紫外老化對混合料水穩(wěn)定性的影響。通過對3種瀝青混合料試件紫外老化前后的浸水馬歇爾試驗和凍融劈裂試驗來分析紫外光對瀝青混合料水穩(wěn)定性的影響,并且對比3種瀝青混合料紫外老化前后性能衰減率從而評價復合改性瀝青抗紫外老化的效果。凍融劈裂試驗是評價瀝青混合料水穩(wěn)定性的一個重要試驗,根據(jù)規(guī)范進行凍融劈裂試驗,數(shù)據(jù)如表6所示。

表6 凍融劈裂試驗結果Table 6 Results of freeze-thaw splitting test

通過試驗發(fā)現(xiàn)無論是SBS改性瀝青混合料還是復合改性瀝青混合料在經(jīng)過紫外老化后其劈裂強度比值都呈現(xiàn)下降趨勢,但是下降幅度較小,說明紫外老化對瀝青的水穩(wěn)定性影響不大。未老化前3種混合料TSR值相差不大,經(jīng)過紫外老化后SBS改性瀝青混合料試件TSR下降幅度要略大于L4以及L64改性瀝青混合料試件。L4和L6改性瀝青混合料劈裂凍融比值在紫外老化前后數(shù)值無較大衰減,L4以及L64復合改性瀝青對混合料水穩(wěn)定性改善作用較小,對老化后的瀝青混合料水穩(wěn)定性有一定的提升。

根據(jù)規(guī)范進行浸水馬歇爾試驗,并計算瀝青混合料試件的浸水殘留穩(wěn)定度。試驗數(shù)據(jù)如表7所示。

表7 浸水馬歇爾試驗結果Table 7 Results of immersion Marshall test

浸水馬歇爾試驗結果與凍融劈裂結果相似,未紫外老化前兩種摻加抗紫外老化劑的瀝青混合料殘留穩(wěn)定度要略高于SBS改性瀝青混合料。經(jīng)過紫外老化后,SBS改性瀝青混合料殘留穩(wěn)定度下降幅度要大于兩種復合改性瀝青。L4和L64復合改性瀝青紫外老化后的殘留穩(wěn)定度相近,其中L64復合改性瀝青混合料殘留穩(wěn)定度下降幅度最小,L64復合改性瀝青對混合料的水穩(wěn)定性具有一定的改善作用。

通過浸水馬歇爾試驗和凍融劈裂試驗發(fā)現(xiàn)無論是原樣SBS改性瀝青混合料還是復合改性瀝青混合料,在紫外光的影響下水穩(wěn)定性能都會發(fā)生衰減,但是其影響程度較小。L4和L6改性瀝青混合料在紫外老化后要比SBS改性瀝青混合料衰減幅度小,說明LDHs與紫外線吸收劑以及受阻胺類光穩(wěn)定劑復配可以改善紫外老化后混合料的水穩(wěn)定性。

2.4 抗裂及疲勞性能

采用意大利MATEST公司生產(chǎn)的Overlay Tester(以下簡稱“OT”)試驗機,如圖9所示。試件成型后利用環(huán)氧樹脂膠將試件粘于托盤上,并待環(huán)氧樹脂膠完全固化后將托盤連同試件固定于試驗儀器上。

圖9 OT設備Fig.9 Equipment figure of OT

試驗過程中采用位移控制模式,試驗加載頻率0.1 Hz,兩底板間的間距2 mm,最大移動距離為0.625 mm,加載周期為10 s,試驗溫度25 ℃。位移波形如圖10所示。試驗終止條件為荷載損失達到93%,或者試驗周期達到1 200次。試驗采用臨界斷裂能和裂縫擴展率作為瀝青混合料的抗疲勞性能及抗開裂性能的指標。

圖10 OT試驗加載波形Fig.10 OT test loading waveform

OT試件采用旋轉壓實方法成型φ150 mm×50 mm的圓柱體試件,然后切割成150 mm×75 mm×38 mm類長方體(圖11)的OT試驗標準試件[24]。

圖11 試件破壞示意圖 Fig.11 Schematic diagram of specimen failure

試件成型后放置于室內(nèi)自然晾干,然后對OT試件進行遮光處理之后放入紫外老化箱老化144 h,與紫外燈間距控制在8 cm。待老化完成后將老化前后的OT試件利用環(huán)氧樹脂膠將試件粘于托盤上,并使用壓塊進行預壓不低于12 h。試件在試驗開始前應進行保溫,保溫時間不低于4 h。

圖11為本實驗過程中一組試樣的破壞形式。結合該組試件的破壞形式,對OT實驗過程中試樣的裂縫擴展進行簡單介紹。OT實驗中試樣的裂縫擴展情況可分成三初始裂縫形成階段、裂縫穩(wěn)定擴展階段和失效破壞階段3個階段。在試驗開始第一個荷載周期內(nèi)拉力和位移呈線性關系。當位移達到最大時,此時拉力也獲得最大值Pmax。在第二個階段荷載會隨周期的增加而等值下降,裂縫在試件內(nèi)部穩(wěn)定發(fā)育。在最后幾個周期,臨近周期的拉力差值ΔP增大,加速了破壞過程,最后試件達到破壞標準,徹底斷裂失效,試驗停止。若試件在加載過程中未達到破壞荷載損失率,則加載次數(shù)達到1 200次停止試驗。

通過圖12可以計算第一周期內(nèi)的斷裂功,通過式(9)計算得到第一周期臨界斷裂能Gf。將臨界斷裂能作為評價瀝青混合料防止裂縫形成的能力,瀝青混合料的臨界斷裂能越高,其防止裂縫形成的能力越強。

圖12 第一周期斷裂功Fig.12 First cycle fracture work

(9)

式(9)中:Gf為臨界斷裂能,J/m2;w為斷裂功,J;t為試件厚度,m;b為試件寬度,m。

為了評價SBS改性瀝青以及復合改性瀝青紫外老化前后的抗疲勞性能,采用試件在OT試驗中裂縫發(fā)育階段的裂縫擴展系數(shù)b作為評價指標。裂縫擴展系數(shù)b通過對瀝青周期內(nèi)峰值荷載的變化曲線進行冪函數(shù)擬合得到,如圖13所示。3種復合改性瀝青紫外老化前后臨界斷裂能和裂縫擴展率數(shù)據(jù)如表8所示。

圖13 不同混合料紫外老化前后荷載隨周期變化Fig.13 Cyclic loading of different mixtures before and after ultraviolet aging

表8 不同混合料紫外老化前后OT試驗結果Table 8 OT test results of different mixtures before and after ultraviolet aging

以未老化的SBS改性瀝青的臨界斷裂能和裂縫擴展系數(shù)作為基準,分析復合改性瀝青紫外老化前后的抗裂性以及疲勞性能。從圖14和圖15中可以看出3種瀝青混合料在紫外老化之后裂縫擴展系數(shù)變小,臨界斷裂能變大,說明紫外老化之后混合料的抗裂性能變好,疲勞性能變差。抗紫外老化劑的加入可以提高混合料未老化前的疲勞性能,且抗裂性能也要好于未摻加抗紫外老化劑的改性瀝青。SBS改性瀝青混合料在紫外老化后臨界斷裂能變化要大于其他兩種復合改性瀝青,裂縫擴展變化率也要略大于L64和L4混合料,說明復合改性瀝青改善了紫外老化對混合料疲勞以抗裂性能的影響。

圖14 不同混合料抗裂及疲勞空間性能圖Fig.14 Spatial performance of crack resistance and fatigue of different mixtures

圖15 混合料抗裂及疲勞性能變化率Fig.15 Change rate of crack resistance and fatigue properties of the mixture

3 結論

優(yōu)選了兩種性能較好的復合改性瀝青混合料進行了高溫、低溫、水穩(wěn)定性以及抗開裂和疲勞性能研究,得到以下結論。

(1) 復合改性瀝青和SBS改性瀝青混合料在紫外老化后動穩(wěn)定度顯著提高,總變形量減小,紫外老化會改善混合料高溫穩(wěn)定性;摻加L64和L4抗紫外老化劑后改性瀝青混合料動穩(wěn)定度增長指數(shù)要小于SBS改性瀝青。

(2) 斷裂能試驗結果表明紫外老化會對瀝青混合料低溫性能帶來不利影響;L64和L4分別比SBS改性瀝青未老化之前的斷裂能分別提升了8.16%和5.86%,紫外老化后斷裂能衰減程度也要小于SBS改性瀝青,表明復合改性瀝青具有較好的抗紫外老化效果。

(3) 2種瀝青混合料在紫外老化后水穩(wěn)定性存在下降幅度降低,紫外老化后混合料的殘留穩(wěn)定度與TSR指標符合規(guī)范要求;未經(jīng)過紫外老化時3種瀝青混合料的殘留穩(wěn)定度與TSR指標無明顯差異。

(4)通過空間性能圖對3種瀝青混合料的臨界斷裂能和裂縫擴展系數(shù)進行綜合分析,結果表明紫外老化后混合料抗裂性能提升,與SBS改性瀝青相比,L64和L4紫外老化后復合改性瀝青混合料具有更好的抗裂性能和抗疲勞性能。