基于地聚反應的冷拌瀝青混合料強度特性與機理探討

張 巖，周圣杰，樊 亮

(山東省交通科學研究院，山東省新路面材料與工程技術實驗室，濟南 250100)

0 引 言

隨著綠色建設理念不斷深入，傳統瀝青路面建設和養護中發展出了冷拌冷鋪瀝青混合料技術。該技術不需要對礦料、瀝青進行加熱和高溫攤鋪，大大降低建設能耗和氣體排放，是行業新技術發展的熱點之一[1-2]。但由于冷拌瀝青混合料(下文簡稱冷拌料)初期強度較小，道路結構中應用層位低，無法直接充當面層使用；或者只能應用在交通量小的農村低等級路面中[3]；限制了冷拌料的技術推廣。為此，很多研究者開展了旨在提高冷拌料強度、粘結力、耐久性等方面的研究。如研究者利用水性環氧樹脂改性乳化瀝青作為冷拌瀝青，可較好地提升冷拌料的高溫與水穩定性[4-5]；將聚氨酯加入到巖瀝青中制備冷拌瀝青，可提高冷拌料的強度與低溫抗裂的效果[6]；更多的研究者利用價格實惠的水泥、石灰等無機材料，將其摻加到乳化瀝青冷拌料中，可較好地提高強度，降低工程造價[7-9]。

地聚反應是一種無機化學反應過程，不需要加熱，物料體系的強度形成快，強度隨養生齡期的增加而增加，耐久性好[10]，結合現狀，本文基于地質聚合原理，采用無機材料和稀釋瀝青進行冷拌瀝青混合料的研制和評價。利用地聚物作為添加劑，開發了基于地聚反應原理的冷拌料，進行了強度性能、水穩定性方面的檢測和分析，確定了地聚物物料的最佳摻量，提出該冷拌料的適宜養生周期；并通過微觀觀測及離散元細觀試驗模擬，得出具有地聚反應的冷拌料強度特性及細觀抗壓機理。

1 實 驗

1.1 材料組成與制備

1.1．1 稀釋瀝青

稀釋瀝青采用生產較為方便、價格實惠的溶劑型冷拌瀝青，基質瀝青選擇殼牌70#基質瀝青，相關指標如表1所示，稀釋劑選擇煤油，各項指標均滿足 《公路瀝青路面施工技術規范》(JTG F40—2004)(簡稱規范)要求。

表1 基質瀝青技術指標Table 1 Technical indexes of base asphalt

1.1.2 地聚物物料

地聚添加劑為調配的地聚物，主要包括水玻璃(液態)、氫氧化鈉(NaOH)無機堿等物質。其中，水玻璃為嘉興市某化工公司生產，化學成分與物理參數如表2所示。

表2 水玻璃化學成分及物理參數Table 2 Chemical composition and physical parameters of sodium silicate

NaOH為天津市某化學試劑公司生產，相對分子質量為40.00，雜質最高質量分數為3.4%。本文采用水玻璃與NaOH按質量比為1 ∶1進行摻配使用。

1.1.3 礦料與級配

集料采用山東省濟南地區石灰巖與石灰巖礦粉，各項指標均滿足規范要求。為了使地聚物與礦粉及集料中石粉等更好地形成膠凝產物[11]，選擇粒徑較小、接觸面積較大、結構穩定的SMA-5作為該冷拌料的級配類型，設計級配曲線圖如圖1所示。

圖1 設計級配曲線圖Fig.1 Design grading curves

根據規范及工程經驗，油石比(文中油為基質瀝青與添加劑總量)參照常規熱拌瀝青混合料，采用質量分數7%，基質瀝青與稀釋劑的稀釋質量比采用4 ∶1。因礦粉過多會影響冷拌料的粘結性，礦粉適合摻量采用占集料總質量的3%～5%，并在保證骨架密實結構的基礎上，合理調整集料的用量[12]。

1.1.4 冷拌瀝青混合料的制備

冷拌料的生產過程中，采用瀝青混合料拌合機進行拌和，拌和過程為先將集料與瀝青拌和均勻后，再加入地聚添加劑與礦粉進行二次拌和。經多次拌和試驗分析并參考規范要求，按表3中的不同溫度對冷拌料的各部分進行加熱，可實現充分拌和均勻。

由于地聚物為無機物，所以試件成型后，需要一定的養生時間生成強度，結合《公路工程無機結合料穩定材料試驗規程》(JTG E51—2009)的養生周期與地聚物自身特性，選擇在室溫密封條件下養生7 d作為養生條件。

表3 不同材料的加熱溫度Table 3 Heating temperatures of different materials

1.2 試驗方法

地聚物生成的膠凝物質可以較好地提升冷拌料的抗壓強度[13]，但過多的膠凝物會阻隔一部分瀝青與集料的接觸，降低冷拌料粘結性。為了更好地探究地聚添加劑對冷拌料強度的影響特性，本文采用馬歇爾穩定度試驗作為宏觀試驗方法，通過穩定度評價指標，對冷拌料的強度與穩定性等進行評價。

將尺寸為φ101.6 mm×H63.5 mm的馬歇爾試件置于60 ℃水浴中0.5 h后，通過馬歇爾穩定度儀進行加載試驗，加載速率為50 mm/min，如圖2～圖3所示。

圖2 試件在恒溫條件下浸水Fig.2 Specimens immersed in water at constant temperature

圖3 試件加載過程Fig.3 Loading process of specimen

為了驗證材料的水穩定性，本文采用浸水馬歇爾試驗，該試驗是在馬歇爾穩定度試驗的基礎之上，將試件預先在一定溫度的浸水條件下養生48 h后進行試驗，計算得到殘留穩定度指標，以此評價混合料在浸水條件下的強度與水穩定性能,公式如式(1)所示。

(1)

式中：MS0為殘留穩定度，%；MS為穩定度；MS1為浸水48 h后的穩定度。

為了探究地聚添加劑對冷拌料強度的影響特性與細觀機理，采用熒光顯微鏡與離散元分析方法，熒光顯微鏡可直接對物體的細觀結構進行觀測分析，而離散元方法則可通過模擬試驗，得到內部力學特性及細觀機理等[14-15]。

2 宏觀強度分析

2.1 地聚添加劑摻量對強度的影響

本文采用地聚添加劑摻量逐級遞加的方式，選擇基質瀝青與地聚添加劑的質量比4 ∶0、4 ∶1、4 ∶2、4 ∶3、4 ∶4、4 ∶5、4 ∶6進行分析，具體穩定度試驗數據如表4所示。

表4 不同地聚添加劑摻量下的冷拌料穩定度Table 4 Stability of cold mix under different geopolymer additive content /kN

由表4可以看出，穩定度隨地聚物摻量的增加先增大后減小，在4 ∶3時達到最大值，當摻量比例在4 ∶6時，穩定度遠遠小于平均值。原因在于初始膠凝產物的生成增加了混合料整體強度，但后期過多的膠凝物影響了瀝青與集料的粘結力。

2.2 浸水對強度的影響

采用浸水馬歇爾試驗進行進一步分析，當摻量比例達到4 ∶5時，試件在60 ℃條件下浸水后已呈半松散狀態，綜合考慮為瀝青含量較少，且經高溫后變軟，粘結性過低造成。所以，本文繼續采用常溫25 ℃條件下浸水48 h后的試件進行穩定度試驗，并計算殘留穩定度，得到不同地聚添加劑摻量下的試驗結果，如表5所示。

表5 不同地聚添加劑摻量與溫度下的冷拌料浸水馬歇爾試驗結果Table 5 Immersion Marshall test results of cold mix under different geopolymer additive content and temperatures

將數據整理后得到不同地聚添加劑摻量與溫度下的冷拌料穩定度和殘留穩定度的曲線如圖4、圖5所示。由圖4可以看出，25 ℃下的穩定度均高于60 ℃下的穩定度，說明溫度是影響強度的主要因素，而地聚物的添加并不能有效防治溫度對強度的影響，但同等條件下，穩定度隨地聚添加劑摻量變化的趨勢基本一致，均在4 ∶3時達到峰值；從圖5中的殘留穩定度在不同溫度下的變化趨勢也可以看出，隨地聚添加劑的增加，殘留穩定度逐漸減小，一方面是由于瀝青含量逐漸較小，使粘結性降低，另一方面也說明了地聚物的防水損害性相對較弱。

圖4 不同地聚添加劑摻量與溫度下冷拌料穩定度Fig.4 Stability of cold mix under different geopolymer additive content and temperatures

圖5 不同地聚添加劑摻量與溫度下冷拌料殘留穩定度Fig.5 Residual stability of cold mix under different geopolymer additive content and temperatures

圖6 地聚添加劑各區間殘留穩定度減小速率Fig.6 Reduction rate of residual stability of geopolymer additive in each interval

分別以兩種溫度下相鄰兩點間的斜率作為殘留穩定度的減小速率進行計算，公式如式(2)所示。

(2)

式中：v為殘留穩定度的減小速率；di為i點在x軸的位置；msi為i點處的殘留穩定度。圖6為地聚添加劑各區間殘留穩定度減小速率及擬合曲線。

由圖6可以看出，減小速率v均表現為先減小后增大的趨勢，在地聚添加劑質量分數1%～2%與2%～3%間強度損失率最小，而在相同的比例區間內，60 ℃的v普遍大于25 ℃下的v，說明溫度越高，冷拌料的水損壞越嚴重，強度損失越快，當比例區間在2%～3%時，兩種溫度下的v最接近，說明該比例區間內的冷拌料穩定性最高，且受水損壞的影響最小，強度在不同溫度下的減小率最低，溫度敏感性也最低。

2.3 養生齡期對強度的影響

由于冷拌冷鋪瀝青路面屬于面層，應盡早開放交通，不適合長時間養生。所以，本文采用在普通室內密封環境下，設定最長養生時間為14 d，養生時間內的起始時間點為成型試件完成時間，對總養生時間在0 d、3 d、7 d、10 d、14 d的試件進行穩定度試驗，根據2.2節研究，基質瀝青與地聚添加劑的摻配比例采用最佳摻量4 ∶3，試驗結果如表6所示。

表6 不同養生時間下的穩定度Table 6 Stability under different curing time

由表6可以看出，當養生時間為0 d時，地聚添加劑形成強度低，試件的穩定度小于規范要求。但3 d之后，穩定度逐漸增加。為了更好地說明強度隨齡期的變化，對不同養生時間的強度增長率進行分析，公式如式(3)所示。

(3)

式中：S為增長率；Ms為穩定度；D為養生時間，養生時間點間的強度增長量與增長率如圖7、圖8所示。

圖7 不同養生時間段的穩定度增長變化Fig.7 Change of stability growth in different curing periods

圖8 穩定度增長隨養生時間的變化Fig.8 Change of stability growth with curing time

由圖7可以看出強度增長隨養生時間的增加逐漸下降，由10 d至14 d的穩定度只增加了0.44 kN，平均增長率僅約為0.15 kN/d。由圖8可以看出，雖然從初始養生時間起，試件總體強度隨養生時間的增加而增加，但強度增長率仍然逐漸減小。所以，在滿足強度條件下，養生時間至少在3 d左右。

3 微觀結構及細觀強度機理

3.1 微觀結構

采用熒光顯微鏡對具有地聚添加劑的冷拌料進行觀測，如圖9～圖12所示。可以看出地聚添加劑所生成的膠凝物質與瀝青共同作用，形成了一層附著于集料表面的粘結層，并粘附一些極小集料顆粒。而地聚物由于是在冷拌瀝青與集料預先拌和后添加，所以膠凝物緊密地裹覆于集料與瀝青的表面。當冷拌料外部受力時，外層的地聚物最先受力，而當冷拌料被破壞時，同樣是外層地聚物先被破壞。

圖9 放大10倍的熒光顯微圖像Fig.9 Fluorescence micrograph with magnification of 10

圖10 附著于表面的細小集料顆粒(×10)Fig.10 Fine aggregate particles attached to the surface (×10)

圖11 放大20倍的熒光顯微圖像Fig.11 Fluorescence micrograph with magnification of 20

圖12 膠凝物與瀝青間的相互粘結(×20)Fig.12 Mutual adhesion between binder and asphalt (×20)

3.2 離散元細觀分析

通過PFC2D軟件，對冷拌料試件進行馬歇爾試驗的離散元模擬，由于SMA-5中的集料偏細，棱角性不明顯，所以直接采用圓形顆粒代替集料。由于一部分0～3 mm集料可以與瀝青及地聚添加劑結合形成相應的砂漿體，所以，綜合考慮該級配下的瀝青用量，選擇合理的虛擬成型級配比例，如表7所示，粗集料顆粒間的接觸模型采用點接觸，相關參數設置如表8所示。

表7 冷拌瀝青混合料SMA-5級配與組成比例Table 7 Gradation and composition ratio of SMA-5 cold mix asphalt mixture

表8 點接觸模型參數Table 8 Parameters of point contact model

瀝青砂漿與地聚物則采用半徑為0.6～1.18 mm的圓顆粒代替，添加地聚物的冷拌料不滿足粘彈特性，所以采用平行粘結模型，模擬混合料間的粘結，參數參考相關文獻[16]，如表9所示。

表9 平行粘結參數Table 9 Parallel bonding parameters

圖13為模擬的虛擬馬歇爾試件加載破壞的過程，其中，大粒徑顆粒為3～5 mm粒徑的集料，中等粒徑顆粒為0～3 mm粒徑的集料，瀝青砂漿與地聚添加劑形成的膠凝物質均為小粒徑顆粒。對上側墻體設定50 mm/min的豎直向下的速度，下側墻體設定0 mm/min的速度且位置坐標不隨外力等因素發生變化，以此施加荷載。當試件被破壞時，可以看出損壞裂縫位于承壓點的正下方。

圖13 虛擬馬歇爾試件加載破壞過程Fig.13 Damage process of virtual Marshall specimen during loading

圖14為試件由初始狀態至加載破壞的接觸力分布，可以看出接觸力隨荷載的不斷增加而增大，且主要分布于承壓點的豎直方向，并在破壞后，裂縫處接觸力消失，位于承壓點下方，說明主要承受荷載的位置及易損點均位于承壓點的正下方。

圖14 加載過程中接觸力分布Fig.14 Contact force distribution during loading

圖15 試件破壞時受拉(外側)與受壓(內側)位置Fig.15 Tensile (outside) and compression (inside) positions of specimen after damage

圖15為試件破壞過程中混合料受拉(Tension)與受壓(Compression)的力分布云圖，可以看出試件內部受壓外部受拉，當壓力過大時產生裂縫。圖16為試件破損時的粘結鍵斷開圖，可以看出裂縫處的粘結鍵已斷裂，此處裂縫發生時，抗壓強度達到最大，對應圖17中曲線峰值處的應力，而模擬的應力-應變曲線(見圖17)也與實際試驗中的應力-應變變化一致，驗證了離散元模擬穩定度試驗的可行性。

由于集料在試件受壓過程下的位移形態是直接反映內部細觀變化的主要特征，所以本文對集料的位移變化進行了細觀下的模擬分析，圖18為荷載加壓過程中集料顆粒的位移云分布圖。

圖16 粘結鍵的斷裂Fig.16 Fracture of bond

圖17 虛擬試驗下的應力-應變曲線Fig.17 Stress-strain curve under virtual test

圖18 試件受壓至損壞過程中的集料位移云圖Fig.18 Nephogram of aggregate displacement during compression to damage

由圖18可以看出，初始加壓時，試件處于穩壓期，顆粒位移相對穩定，當壓力逐漸增大時，試件內部開始出現位移方向的不穩定性，并且具有向壓力反方向運動的趨勢，形成內部渦流力，當壓力繼續增加時，由于試件強度無法抵抗外部荷載，顆粒由中部向兩側開始位移，隨著壓力的繼續增大，最終發生破裂，破裂位置位于承壓點的豎直方向，進一步說明了豎直方向是主要承受壓力的方向。

綜上所述，馬歇爾試驗過程中，承壓點下的豎直方向是主要承受荷載的位置，而抵抗荷載與變形的能力大部分由豎直方向上的強度與剛度決定，所以，冷拌料中，單純的以瀝青為結合物，粘結力會得到加強，但形成的強度遠不及地聚物充分養生后，所形成的膠凝裹覆下的強度。所以，依據上述分析，在不考慮水損害等條件的影響下，摻加一定的地聚添加劑，冷拌料的強度可得到較大的提升。

4 結 論

(1)隨著地聚添加劑摻量的增加，冷拌料的穩定度先增大后減小，在基質瀝青與地聚添加劑質量比為4 ∶3時達到峰值。

(2)溫度是影響冷拌料穩定度的主要因素，而地聚物的添加并不能有效改變溫度對強度的影響，隨地聚添加劑的增加，殘留穩定度逐漸減小，地聚物的防水損害性相對較弱，且浸水的溫度越高，浸水時間越長，冷拌料的強度與水穩定性越低。

(3)通過對不同養生齡期下的穩定度試驗結果分析，得出冷拌料強度隨養生齡期的增加而增加，強度增長率隨養生齡期的增加而逐漸減少，結合工程要求，建議養生時間應不少于3 d。

(4)通過熒光顯微鏡對冷拌料進行細觀分析，瀝青被地聚物生成的膠凝產物裹覆，進而粘附在集料顆粒的表面形成強度；進一步采用離散元方法模擬馬歇爾穩定度試驗，得到承壓點下的豎直方向是主要承受荷載的位置，地聚物生成的膠凝物裹覆可以抵抗豎向荷載，較大地增加冷拌料的強度與剛度。