改性乳化瀝青冷拌碎石封層高溫性能研究

趙軒，倪富健，韓亞進

(東南大學 交通學院，江蘇 南京 211189)*

碎石封層，作為改善路表功能型病害的一種預防性養護技術，具有成本低、開放交通時間短及施工方便等優點.傳統的碎石封層，采用撒布式施工的方式，瀝青由噴頭噴出，施工時容易出現噴灑范圍交疊的情況[1]，因此瀝青用量的“條帶狀”增加難以避免，當氣溫較高、荷載水平較大時，極容易導致局部泛油的出現.為此，本文研究的冷拌碎石封層采用拌和式的施工工藝，將乳化瀝青、集料、水泥等拌合均勻后攤鋪而成，因此有效改善了瀝青分布的均勻性.

泛油，作為碎石封層的關鍵病害之一，主要是由于瀝青粘結料高溫性能不足或瀝青用量過多，當夏季氣溫較高時，在渠化交通的作用下，瀝青變軟、膨脹，導致路表構造深度顯著降低，從而引起路面抗滑水平的降低[2].目前，國內對于瀝青高溫性能的評價，主要以針入度及軟化點為主，而這兩個經驗性指標的測試溫度與路面實際溫度相去甚遠，且與瀝青實際的力學性能無直接聯系[3].Superpave設計法中，采用抗車轍因子(G*/sinθ)評價瀝青粘結料的高溫穩定性[4]，研究表明，對于普通瀝青，抗車轍因子與路面實際的高溫性能存在較好的相關性，而該指標往往難以區分改性乳化瀝青的高溫性能，其主要原因是試驗過程中的應變水平過低，因此改性劑的作用難以充分調動，進而導致改性乳化瀝青的實際高溫性能被低估[5].

鑒于此，Bahia等提出利用重復蠕變恢復試驗(RCRT)代替抗車轍因子，來評價改性瀝青[6]；而D′angelo等研究認為，重復蠕變恢復試驗加載應力水平較低，無法再現改性瀝青的實際受力狀態，因此提出了多重應力蠕變恢復(MSCR)試驗，并以不可恢復蠕變柔量Jnr及彈性恢復率R作為瀝青高溫性能的評價指標[7].研究表明，該指標與瀝青混合料的高溫抗車轍性能存在較好的相關性，具備區分改性瀝青與普通瀝青的能力，且能夠分析溫度及應力水平對測試結果的敏感性[8-11].

除瀝青高溫性能評價方法以外，目前對于如碎石封層、微表處、稀漿封層等封層的高溫性能研究，普遍采用負荷輪試驗儀[12-13].常規的負荷輪試驗在25℃下進行，通過施加恒定荷載，模擬車輪在封層表面的作用，碾壓結束后，通過粘砂量評價封層泛油的嚴重程度.該評價方法最大的缺陷在于測試溫度與泛油實際發生的溫度不符，且粘砂量并不能準確反映封層的泛油程度，這是因為試驗過程中，需對試驗輪刷油，防止粘輪，因此存在于封層表面的油劑必然會粘附試驗砂，導致測試結果的偏差.此外，圖像分析被用來確定碎石封層高溫泛油率[14-15]，通過對比泛油區域與未泛油區域的顏色差異，確定試件泛油的面積及占試件總面積的比值，以此表征碎石封層的高溫穩定性.這種方法的機理，決定了其只適用于存在明顯顏色差異的試件分析，而本文研究的冷拌碎石封層采用拌和式施工方法，因此表面為單一的黑色，且碾壓后無顯著的顏色變化，因此圖像分析對評價冷拌碎石封層高溫性能是不適用的.

鑒于上述缺陷，本文首先研究不同改性劑用量的改性乳化瀝青高溫流變性能，包括不可恢復蠕變柔量Jnr及蠕變恢復率R；通過改進負荷輪試驗，研究標準軸載作用下，冷拌碎石封層在60℃碾壓200次及25℃碾壓2 000次情況下的抗泛油性能，并以試驗前后的構造深度變化率進行表征，并分析SBR膠乳用量及瀝青用量對構造深度變化率的影響.

1 材料

1.1 改性劑及乳化瀝青

本文選用試驗室自制的乳化瀝青，命名為A乳化瀝青，其基本性能指標如下：賽波特粘度(25℃)為64 s；儲存穩定度試驗(24 h)為0.6%；破乳速度為慢裂快凝；粒子電荷測試為陽離子；蒸發殘留物為61.6%；蒸發殘留物的針入度(100g，25℃，5s)為5.1 mm、延度(5℃)為37 cm、軟化點為66℃.鑒于丁苯橡膠(SBR)對瀝青的高溫性能有較好的改善作用[16]，且與乳化瀝青的相容性較好，因此，本文利用SBR進行A乳化瀝青的改性，SBR用量分別為乳化瀝青質量比例的3%及6%.

1.2 集料

本文采用的集料為玄武巖集料，其主要的性能指標為：表觀密度為2.55 g/cm3；松裝密度為1.54 g/cm3；松裝空隙率為39.8%；含水率為0.5%；含泥量為0.3%.集料的級配結果見圖1.

圖1 集料級配曲線

1.3 水泥

試驗選用的水泥為普通硅酸鹽水泥，標號42.5，主要指標為：標準稠度用水量為26.5%；初凝時間為88 min；終凝時間為175 min；安定性(沸煮法)為合格.

2 試驗方案

2.1 多重應力蠕變恢復(MSCR)試驗

結合夏季路面實際溫度情況，MSCR試驗分別選擇50、60℃作為測試溫度，研究不同溫度下A、A+3%SBR、A+6%SBR三種乳化瀝青殘留物的高溫流變性能指標.試驗采用直徑25 mm、間距1mm的平板模具，分別在0.1及3.2 kPa兩個荷載等級下進行測試，每種應力水平下進行10個循環序列的加載，每個循環包括1s的加載階段及9s的卸載階段，當0.1 kPa應力加載結束后，立即進行3.2 kPa應力水平下的加載，測試總時長為200s[17-18].根據試驗過程中的應變數據，可以分別計算出不同應力水平下的蠕變柔量Jn)及蠕變恢復率R，如式(1)、(2)所示.

(1)

(2)

式中，γp為加載過程的峰值應變，γnr為加載后的殘留應變，γ0為起始應變，τ為加載應力.

將兩種應力水平下的不可恢復的蠕變柔量及蠕變恢復率分別表示為Jnr0.1，Jnr3.2，R0.1及R3.2，可以確定不同瀝青的不可恢復蠕變柔量應力敏感性Jnr-diff及蠕變恢復率的應力敏感性Rdiff，如式(3)、(4)所示.

(3)

(4)

2.2 負荷輪試驗試件成型

本文認為負荷輪試驗試件，應采用瀝青混合料車轍板作為封層的承載層，而非瀝青油毛氈，且測試溫度應能夠符合夏季實際路表溫度，而高溫條件瀝青混合料車轍板在荷載作用下，必然會隨著封層共同產生變形，因此本文選用水泥車轍板作為冷拌碎石封層的承載層.首先將水泥板平置，并刷粘層油，隨后將集料、水泥、水及乳化瀝青依次拌合均勻，并攤鋪于水泥板上，試件的成型過程如圖2所示.

水泥車轍板

本文試驗中，單個試件集料用量選為420 g，乳化瀝青用量分別為集料用量的12%、14%及16%，水泥用量為4.2 g，水的用量為8.4 g.成型后，應將試件置于60℃烘箱中養生24 h.

2.3 負荷輪試驗

按照2.2所述的成型方式進行冷拌碎石封層的成型.養生結束后，待試件冷卻至室溫，利用鋪砂法[19]，確定試件的構造深度，隨后將試件置于60℃烘箱中加熱至恒溫.測試前，首先根據負荷輪的載重及相應載重對應的膠輪接地面積，確定出不同載重對應的壓強，如圖3所示，本文選用0.7MPa作為測試壓強.試驗時，將保溫的試件置于負荷輪下，重復碾壓200次；隨后將試件再次放入60℃的烘箱中，保溫至恒溫后，再次置于負荷輪下，位置與初次碾壓輪跡帶相接，重復碾壓200次.待試件在室溫下再次冷卻后，利用鋪砂法確定碾壓后兩條相鄰輪跡帶的構造深度，如圖4所示.同時測定25℃條件下碾壓2 000次的構造深度，并確定常溫碾壓前后構造深度的變化率.

圖3 負荷輪接地面積及接地壓強

圖4 負荷輪試驗后構造深度測試

3 試驗結果與分析

3.1 MSCR試驗

由于MSCR試驗包括0.1及3.2 kPa兩種應力，且均包含10個周期的循環加載，為突出不同瀝青在一個加載周期內蠕變恢復性能的差異，本文將10個周期的應變值進行平均化處理[4]，得到圖5所示的兩種應力水平下瀝青在一個周期內的平均蠕變恢復曲線；根據加載周期的剪切應變數據，可以確定三種乳化瀝青的不可恢復蠕變柔量及蠕變恢復率，如圖6所示.

(a)0.1kPa@50℃

(a)不可恢復蠕變柔量

由圖5可以看出，60℃對應的剪切應變均顯著大于50℃時的剪切應變，且對于高應力水平，如圖5(b)、5(d)所示，60℃瀝青殘留物在卸載階段的恢復率較小，其中對于A及A+3%SBR兩種乳化瀝青，基本無彈性恢復變形，這說明溫度的提高使瀝青材料變軟，在荷載的作用下變形較大，且難以恢復，這也是高溫天氣容易產生泛油的重要原因之一.兩種測試溫度下，A乳化瀝青殘留物加載后，產生的剪切應變最大；隨著SBR膠乳摻量的逐漸增加，最大剪切應變呈降低趨勢，尤其是SBR摻量為6%時，最大剪切應變顯著降低，說明SBR膠乳對于改善瀝青的高溫穩定性有重要的作用.

從圖6(a)可以看出，不同乳化瀝青的Jnr隨著SBR摻量的增加逐漸降低，當SBR摻量達到6%時，各種測試條件下的Jnr均呈現較大幅度的降低，說明了SBR膠乳改善了瀝青的高溫穩定性，且不同溫度的Jnr隨SBR摻量的增加，逐漸靠近，如圖6(a)中0.1 kPa應力水平下50℃與60℃的不可恢復蠕變柔量，說明SBR膠乳摻量的增加降低了瀝青材料的溫度敏感性.

由圖6(b)可以看出，蠕變恢復率隨SBR摻量的增加逐漸提高，與Jnr的變化規律相似，當SBR摻量達到6%時，瀝青殘留物的蠕變恢復率出現了陡然的增加，說明SBR有助于改善瀝青材料的彈性恢復性能.因而，SBR膠乳對于改善瀝青在高溫重載作用下的抗變形能力及彈性恢復能力有重要作用.

3.2 負荷輪試驗

本試驗中乳化瀝青用量分別為集料用量的12%、14%及16%，試驗前首先測量不同SBR膠乳用量及乳化瀝青用量對應的試件初始構造深度，隨后分別將試件在60℃條件下碾壓200次、在25℃條件下碾壓2 000次，并測量碾壓后輪跡帶處的構造深度，構造深度變化情況如圖7所示.

3.2.1 SBR膠乳用量的影響

從圖7中可以看出，隨著SBR膠乳摻量的增加，相同乳化瀝青用量的試件初始構造深度也呈現逐漸減小的趨勢，本文認為該情況發生的原因主要包括三個方面：一是因為SBR膠乳的固含量相對較大，SBR摻量的增加，必然導致改性乳化瀝青固含量的提高，因此同等乳化瀝青用量條件下，SBR摻量高的乳化瀝青包含更多的瀝青殘留物，即相當于提高了乳化瀝青的用量，從而導致初始構造深度的降低；另一方面，SBR膠乳經剪切作用，均勻地分散在乳化瀝青中，而這種分散作用主要是物理分散，基本無化學融合作用；改性乳化瀝青在破乳后，SBR膠乳聚集、結合成一層膜包裹在基質瀝青殘留物表面[20]，提高了乳化瀝青的粘度，導致改性乳化瀝青難以完全下滲到集料底部，也在一定程度上降低了構造深度.

(a)A乳化瀝青構造深度

值得注意的是，雖然試件初始構造深度隨SBR膠乳用量的增大而漸小，但無論是25℃還是60℃的測試溫度，碾壓后的試件最終構造深度均呈現相反的變化規律，即最終構造深度隨SBR膠乳用量的增大而增大.兩種測試溫度下碾壓后的的構造深度變化率隨SBR膠乳用量的增大而減小，如圖8所示，尤其是當SBR膠乳用量為6%時，60℃及25℃碾壓后構造深度的變化率均小于30%，而SBR用量為3%及不加SBR的試件構造深度變化率約為50%.這種情況主要是因為相對于A+6%SBR乳化瀝青，A、A+3%SBR乳化瀝青的高溫穩定性略差，如圖6所示，這種高溫性能上的差距體現為冷拌碎石封層在荷載的重復作用下，瀝青材料更容易變形，且變形更大，因而流動性相對也較大，導致集料間的間隙被進一步填充，因此，試件的構造深度在碾壓后降低幅度較大.

圖8 構造深度變化率

3.2.2 乳化瀝青用量的影響

由圖7可以看出，隨著乳化瀝青用量的逐漸增加，三種乳化瀝青對應的試件初始構造深度近似呈線性降低的趨勢，這主要是因為瀝青用量的增加，使集料間更多的間隙被填充，即混合料的飽和度逐漸增大，導致表面構造深度的降低.60℃碾壓200次與25℃碾壓2 000次后的構造深度，近似呈現平行的關系，且同等條件下兩種構造深度在數值上相差較小.此外，從圖8中可以看出，隨著乳化瀝青用量的提高，25℃及60℃碾壓后的構造深度變化率逐漸變大，當乳化瀝青用量達到16%時，碾壓后的構造深度變化率顯著增大，說明當乳化瀝青用量由14%增大到16%時，冷拌碎石封層出現泛油病害的可能性顯著增大.

4 結論

本文研究了不同SBR膠乳摻量的三種乳化瀝青殘留物高溫流變性能，同時利用負荷輪試驗，研究了SBR膠乳摻量及乳化瀝青用量對冷拌碎石封層抗泛油性能的影響，主要結論如下：

(1)隨著SBR膠乳摻量的提高，乳化瀝青殘留物的不可恢復蠕變柔量呈現降低趨勢，蠕變恢復率呈現增大趨勢；當SBR膠乳摻量為6%時，上述變化趨勢顯著增大；SBR膠乳摻量的增加降低了不同溫度間不可恢復蠕變柔量及蠕變恢復率的差值，即SBR膠乳降低了乳化瀝青殘留物的溫度敏感性；

(2)冷拌碎石封層試件構造深度變化率，隨SBR膠乳摻量的增大逐漸降低，尤其是SBR膠乳摻量為6%時，構造深度變化率小于30%，說明6%摻量的SBR膠乳有助于改善冷拌碎石封層的高溫穩定性；

(3)隨著乳化瀝青用量的提高，冷拌碎石封層碾壓后的構造深度變化率逐漸增大，當用量由14%增大到16%時，構造深度變化率增幅顯著，說明乳化瀝青用量的增加不利于冷拌碎石封層的高溫穩定性，建議乳化瀝青用量為14%.