凍融循環作用下鹽濃度對溫拌膠粉改性瀝青混合料開裂特性影響

馮 蕾，陳 征，王 嵐，羅 鑫

(內蒙古工業大學土木工程學院，內蒙古自治區土木工程結構與力學重點實驗室，呼和浩特 010051)

0 引 言

近年來，膠粉改性瀝青混合料以其優越的高低溫性能得到推廣，但本身存在高耗能和高排放等問題，由此國內外專家提出了環保效益較好的溫拌技術[1-3]，溫拌技術的應用不僅可以有效解決這一問題，還可以提高膠粉改性瀝青混合料的抗開裂、抗水損等性能。但由于我國氣候條件復雜多變，對于路面材料的研究需要考慮到特殊環境的影響。北方冬季瀝青路面易因冰雪天氣而結冰，常采用融雪鹽融雪除冰，尤其是在內蒙古大溫差地區易發生凍融交替作用[4]，并使路面長期處于鹽侵蝕狀態。Yi等[5]通過黏彈塑性模型分析了瀝青混凝土經凍融循環后的損傷特性，發現凍融循環作用會導致瀝青混合料彈塑性能下降，進而發生損傷破壞。羅蓉等[6]通過水汽擴散試驗，發現瀝青混凝土的內部結構會因凍融循環作用而發生改變。Zhang等[7]通過室內三點彎曲試驗，發現隨凍融循環次數的增加，環氧瀝青混凝土斷裂能和應變斷裂韌度先減小后增大。Feng等[8]發現除冰鹽侵蝕作用會加速瀝青混合料內部結構的破壞進程。目前對凍融循環和鹽侵蝕共同作用下的瀝青混合料研究相對較少，而數字圖像(DIC)技術具有非接觸、全場測量、測量精度高等優勢，為研究瀝青混合料的抗損傷開裂特性提供了新的手段[9-10]。Jiang等[11]基于DIC技術研究了瀝青混合料小梁試件的開裂特性，發現研究瀝青混合料的開裂特性采用整體拉伸應變是不準確的。Safavizadeh等[12]利用DIC技術，通過觀察瀝青混合料的裂縫發展過程中的位移場和應變場，分析了雙層玻璃纖維格柵加筋瀝青混凝土在疲勞加載過程中的開裂特性，為研究瀝青混合料的抗損傷開裂性能提供了新的思路。在鹽侵蝕及行車荷載的雙重作用下，瀝青路面材料的強度會逐漸衰減，最終造成路面開裂破壞,因此研究溫拌瀝青混合料在鹽凍融循環條件下的抗損傷開裂特性具有重要的現實意義。

綜上所述，針對內蒙古地區氣候特點，以溫拌膠粉改性瀝青混合料(warm rubber powder modified asphalt mixture， CR-WMA)為研究對象，并選用熱拌膠粉改性瀝青混合料(hot rubber powder modified asphalt mixture， CR-HMA)進行對比分析，采用DIC技術研究凍融循環作用下除冰鹽侵蝕對溫拌膠粉改性瀝青混合料抗損傷開裂特性的影響，以期為溫拌膠粉改性瀝青混合料在寒冷地區的應用提供參考。

1 實 驗

1.1 原材料

試驗采用粒徑60目(0.42 mm)的橡膠粉(CR)，由山東交科院自主研發的SDYK型表面活性劑作為溫拌劑。溫拌膠粉改性瀝青混合料(CR-WMA)是在盤錦90#基質瀝青中摻入20%(質量分數，下同)的60目CR顆粒和0.6%的SDYK型表面活性劑加工制成，其拌和溫度為160 ℃。SDYK型表面活性劑和膠粉改性瀝青技術指標分別見表1、表2。

表1 SDYK技術指標Table 1 Technological index of SDYK

表2 溫拌膠粉改性瀝青混合料的技術指標Table 2 Technical index of CR-WMA

選用的粗細集料均為玄武巖，礦粉為石灰巖(細度≤0.075)，采用AC-16級配，CR-WMA和CR-HMA配合比設計結果見表3。

表3 CR-WMA和CR-HMA的配合比設計結果Table 3 Mix design results of CR-WMA and CR-HMA

采用旋轉壓實儀分別成型CR-WMA和CR-HMA瀝青混合料圓柱體試件，為消除試件兩頭壓實不均勻產生的較大離散性，將試件兩頭去掉，剩余部分切割成半圓試件，其尺寸為直徑D=100 mm、厚度B=40 mm。預切口位于試件底部中心，切口深度為5 mm，切口寬度為0.5 mm。將半圓試件表面用啞光漆制成均勻的散斑，以提高試件表面的灰度識別度，提高DIC技術采集圖像的精度。

1.2 DIC基本原理

DIC作為一種全新的非接觸式全場位移、應變測量方法，其基本原理為：利用CCD高速相機采集的物體變形前后的數字圖像點(如P(x0,y0)和P′(x′0,y′0))來獲取變形信息，進行相關性識別匹配，進而得到相應的位移應變信息，如圖1所示，其中U為水平方向位移，V為豎直方向位移。

圖1 變形前后計算區域變形示意圖Fig.1 Deformation diagram of calculated region before and after deformation

(1)

式中：f(x,y)為P點灰度值;g(x′0,y′0)為P′點灰度值;M為變形場內各個數據點的坐標;fm、gm分別為參考圖像與變形圖像中窗口區域灰度值。

1.3 試驗方法

鹽凍試驗方法：將成型的CR-WMA和CR-HMA半圓試件分別放入除冰鹽溶液濃度為0%、4%、8%、12%(質量分數)溶液中進行真空飽水，其次將試件放到注入清水和相應鹽溶液的試驗盒中，使其沒過試件，最后放入高低溫交變箱中，其冰凍溫度為-20 ℃，時間為8 h，融化溫度為60 ℃，時間為16 h，并以此為一次凍融循環[13]。凍融循環次數為5次、10次、15次、20次，除冰鹽主要成分為NaCl。

本研究采用萬能試驗機進行半圓試件三點彎曲重復加載試驗，支撐距離2D=80 mm，加載波形為正弦波，加載頻率為10 Hz，試驗溫度為20 ℃，加載模式為應力控制模式[14-15]。當瀝青混合料試件徹底斷裂時，該試驗終止。在加載過程中同時采用DIC技術同步觀測，圖像采集頻率為0.5 Hz，利用Vic計算軟件將采集完成后圖像進行數字化處理，從而得到半圓試件在受力過程中的位移和應變。

2 基于DIC技術試驗結果分析

2.1 水平應變場分析

圖2為重復荷載作用下的CR-WMA和CR-HMA預切口半圓試件開裂附近區域處的水平應變云圖。由圖2可知CR-WMA和CR-HMA半圓試件的水平應變場變化特征基本一致，在重復荷載作用初期，半圓試件開裂附近區域的水平應變值較小，在預切口處產生水平應變較大的深色區域，這是因為瀝青混合料試件切口薄弱處和試件內部缺陷處產生應力集中導致。在荷載作用下，瀝青混合料首先會在內部微裂縫尖端等薄弱處產生應力集中，說明此時試件內部產生微裂縫，將其稱為微裂縫形成階段。隨著重復荷載作用次數增多，半圓試件開裂附近區域水平應變值增大，水平應變值較大區域擴大并向上移動，由裂縫尖端向周圍呈輻射狀減小，并形成呈帶狀樣式的開裂過程區，說明試件產生裂縫并不斷發展，將其稱為微裂縫穩定擴展階段。這是因為試件承受應力達到極限后迅速破壞，之后釋放應力，并在下一個缺陷或薄弱處形成應力集中區域，如此循環交替所致。在重復荷載作用后期，水平應變值較大區域繼續擴大上移，但試件開裂附近區域水平應變值下降，這是由于裂縫不斷擴展，最終導致試件開裂破壞并失去荷載能力，此階段稱為宏觀裂縫失穩擴展階段。進一步分析發現，試件在受重復荷載作用的過程中，水平應變值較大區域的移動軌跡始終伴隨著主裂縫的發展方向。綜上所述，水平應變值較大的區域與試件裂縫的發展密切相關。

圖2 CR-WMA和CR-HMA開裂附近區域水平應變特征云圖Fig.2 Horizontal strain characteristic cloud images of CR-WMA and CR-HMA near crack

2.2 水平應變點分析

在長35 mm、寬40 mm的計算區域內(2.1節散斑水平應變云圖)，每隔0.5 mm取一個計算點，應變場表面共約5 600個計算點。根據2.1節所述，水平應變數值較大的點能夠在一定程度上反映瀝青混合料的損傷開裂過程，因此本文選擇計算區域內最大前5%、前10%、前15%、前50%應變點均值來預說明試件在重復荷載作用下的損傷開裂過程。以CR-WMA為例，CR-HMA呈現相似的應變點均值隨荷載作用次數變化的規律，圖3為未經鹽凍循環的CR-WMA半圓試件前5%、前10%、前15%、前50%最大應變點均值隨重復荷載作用次數的變化曲線。由圖3可知，在重復加載過程中，前5%、前10%、前15%應變點均值隨重復荷載作用次數的演化規律基本一致，可分為三個階段:第一階段為微裂縫形成階段，水平應變(EXX)增長緩慢，持續時間比較短;第二個階段為微裂縫穩定擴展階段，EXX增長快速直至峰值，持續時間較長;第三階段為宏觀裂縫產生階段，EXX在峰值后急劇下降。而前50%應變點均值的曲線變化平緩，特征不明顯，無法反映出瀝青混合料損傷開裂的三個階段。為了能夠更為準確地來描述瀝青混合料的損傷開裂，盡可能選擇應變數值較大且數量較多的點，因此本文選擇最大前10%的應變點，以便用于后續研究。

圖3 CR-WMA半圓試件前5%、前10%、前15%、前50%最大應變點均值隨重復荷載作用次數的變化曲線Fig.3 Variation curves of mean value of the maximumstrain point of the first 5%, first 10%, first 15%,and first 50% of CR-WMA semicircular specimenswith the number of repeated load actions

進一步分析發現，隨荷載循環次數的增加，試件研究區域內的應變均值逐漸增大，這表明在三點彎曲試驗狀態下，隨荷載重復次數增加，瀝青混合料產生損傷累積效應，最終開裂。圖4為未經鹽凍循環的CR-WMA隨重復荷載作用次數的損傷變化曲線。由于微裂縫形成階段和微裂縫穩定擴展階段是抵抗荷載的主要階段，因此利用最大前10%的應變點來定義損傷因子D，通過計算一、二階段下的損傷累積密度DE(Ⅰ區和Ⅱ區面積之和)，定量分析重復荷載作用下，CR-WMA和CR-HMA半圓試件在不同鹽溶液濃度中的性能表現。損傷累積密度DE值越大，說明混合料抗損傷開裂能力越強，損傷累積密度DE計算公式如下：

(2)

(3)

(4)

圖4 未經鹽凍融循環的CR-WMA隨重復荷載作用次數的損傷變化曲線Fig.4 Damage changing curves of CR-WMA withoutsalt water freeze-thaw with the numberof repeated loads

2.3 瀝青混合料損傷開裂性能分析

圖5為不同鹽凍融循環條件下CR-WMA和CR-HMA的損傷累積密度DE值，其中以0%-5為例，代表經鹽濃度0%、凍融循環5次后的CR-WMA和CR-HMA試樣。由圖5可知，在相同凍融次數下，水凍融循環的損傷累積密度DE值均大于鹽凍融循環，說明兩種瀝青混合料的抗損傷開裂能力在水凍循環條件下較優。這是由于在鹽凍融循環中，除了水在低溫結冰時產生的膨脹力會對瀝青混合料造成開裂以外，還有除冰鹽因結晶而產生的膨脹力和鹽的侵蝕作用，使瀝青混合料內部結構原有的缺陷增大甚至新增缺陷，從而使水凍融循環的損傷累積密度DE值較大。在相同凍融循環次數下，隨著鹽溶液濃度由0%升到8%，CR-WMA和CR-HMA的損傷累積密度DE值逐漸減小，說明兩種瀝青混合料的抗損傷開裂性能和抗鹽侵蝕性能下降；當鹽濃度由8%升到12%，CR-WMA和CR-HMA的損傷累積密度DE值增大，說明兩種瀝青混合料的抗損傷開裂性能和抗鹽侵蝕性能提高。這主要是因為鹽凍融作用對瀝青混合料的破壞是鹽溶液的結冰膨脹引起的[16]。對于濃度為4%和8%的鹽溶液，鹽濃度對水結冰時產生的膨脹作用影響較小，而鹽分結晶所產生的膨脹作用和鹽溶液侵蝕作用隨著鹽濃度的增加而增強，進而導致鹽凍融作用對瀝青混合料的破壞力隨著鹽濃度的增加而增強。在較高鹽濃度12%的鹽凍融循環中，鹽溶液濃度對冰點影響程度較鹽分結晶膨脹和鹽溶液侵蝕作用大，使溶液結冰所需溫度降低，延緩了凍融破壞的速度，相當于減弱了水結冰膨脹作用[17]，綜合作用結果最終導致損傷累積密度DE值增大。

圖5 不同鹽凍融循環條件下CR-WMA和CR-HMA的損傷累積密度DE值Fig.5 DE value of cumulative damage density of CR-WMA and CR-HMA under different salt freeze-thaw cycles

與CR-HMA相比，CR-WMA的損傷累積密度DE值較大，說明CR-WMA抗損傷開裂能力和抗鹽侵蝕能力優于CR-HMA。鹽溶液的侵蝕作用主要體現在Na+和Cl-有著更強的吸附能力，高于瀝青對集料的吸附作用，且Cl-還會向瀝青與集料的界面處擴散，導致瀝青的脫落，綜合作用下使瀝青混合料抗損傷開裂性能下降，但由于SDYK型表面活性劑的添加，SDYK的親水基作用在集料表面，親油基作用在瀝青表面，能夠降低集料的表面能，減小液體瀝青與固體集料之間的接觸角，同時在拌和攪拌的作用下，一部分由親水基聯結的微小水分子會分散在瀝青膠結料內部，在瀝青混合料拌和過程中起潤濕作用，降低瀝青表面的張力，從而提高瀝青對集料裹附的能力，形成更為緊密的整體結構。此外SDYK型表面活性劑會降低CR-WMA的拌和溫度，通過對固液界面張力的改變，可在固體表面形成一定結構的吸附層，提高瀝青在相對較低溫度條件下對集料的裹覆能力[18-19]，并且由于拌和溫度的下降，還降低了老化對瀝青粘附力的影響，所以CR-WMA的抗損傷開裂能力和抗鹽侵蝕能力高于CR-HMA。

3 基于SCB試驗結果分析

由于瀝青混合料存在蠕變應變能(DCSE)，當瀝青混合料的損傷值超過DCSE時，將形成宏觀裂縫，DCSE被視為微裂縫向宏觀裂縫轉化的起始點[20]，因此采用DCSE研究重復荷載作用下瀝青混合料的抗損傷開裂特性，圖6為DCSE計算示意圖，其中Mr為回彈模量，以Mr為斜率，過峰值應力點做一條線段，與坐標軸交于一點，記為ε0。

圖6 DSCE計算示意圖Fig.6 Schematic diagram of DSCE calculation

蠕變耗散能密度DCSE計算公式如下：

(5)

(6)

DCSE=FE-EE

(7)

式中：E*為動態模量;σf為試件底部中心應力峰值;εf為試件底部中心應力峰值所對應的應變;FE為斷裂能密度;EE彈性應變能。

以CR-WMA和CR-HMA在10次凍融循環條件下的DCSE值為例，5次、15次、20次凍融循環條件下CR-WMA和CR-HMA的DCSE值均呈現相似規律，圖7為10次凍融循環下CR-WMA和CR-HMA的DCSE值及DCSE值衰減率。由圖7(a)可知，在相同的凍融循環次數，隨著鹽溶液濃度由0%升至8%，CR-WMA和CR-HMA的DCSE值逐漸下降，說明CR-WMA和CR-HMA的抗損傷開裂性能和抗鹽侵蝕性能逐漸下降；隨著鹽溶液濃度由8%升至12%，CR-WMA和CR-HMA的DCSE值增大，說明CR-WMA和CR-HMA抗損傷開裂性能和抗鹽侵蝕性能提高。由圖7可知，相同條件下，與CR-HMA相比，CR-WMA的DCSE值均較大，并且CR-WMA的DCSE值衰減率均小于CR-HMA的DCSE值衰減率，綜合說明CR-WMA的抗損傷開裂性能和抗鹽侵蝕性能要高于CR-HMA。

圖7 10次凍融循環下CR-WMA和CR-HMA的DCSE值及DCSE值衰減率Fig.7 DCSE value and DCSE value attenuation rate of CR-WMA and CR-HMA under 10 freeze-thaw cycles

基于兩種試驗得到的結論，對其指標進行相關性分析。為保證試驗條件的統一性，選取CR-WMA和CR-HMA在10次凍融循環條件下的DE值和DCSE值進行分析，如圖8所示。由圖8可知，兩條擬合曲線的相關系數R2均在0.9以上，說明基于DIC技術得到的指標DE和基于SCB得到的指標DCSE具有很好的相關性。

圖8 CR-WMA 和CR-HMA損傷開裂指標相關性分析Fig.8 Correlation analysis of CR-WMA and CR-HMAdamage and cracking indicators

通過上述分析發現，鹽溶液濃度對CR-WMA和CR-HMA抗損傷開裂性能的影響，在不同評價方法下保持一致，一方面驗證了結論的正確性，另一方面也說明了DIC技術評價瀝青混合料抗損傷開裂特性具有較好的合理性。

4 結 論

(1)通過對試件水平應變云圖和前5%、前10%、前15%、前50%最大應變點均值隨重復荷載作用次數的變化分析，發現水平應變值較大的區域與CR-WMA和CR-HMA的損傷開裂發展密切相關；選擇最大前10%應變點定義的損傷累積密度DE，用以研究CR-WMA和CR-HMA在不同鹽溶液濃度中的抗損傷開裂性能是合理的。

(2)在相同的凍融循環次數下，無論何種鹽溶液濃度(0%、4%、8%、12%)，CR-WMA試件的DE值和DCSE值均大于CR-HMA，說明CR-WMA的抗損傷開裂性能和抗鹽侵蝕性能優于CR-HMA，表明添加SDYK型表面活性劑可提高瀝青混合料抗損傷開裂和抗鹽侵蝕能力。

(3)通過對損傷累積密度DE和蠕變應變能DCSE的相關性分析，發現DIC技術在評價瀝青混合料抗損傷開裂特性方面具有較好的合理性。