高掺量改性RAP热再生沥青混合料低温抗裂性能宏微观机理

郅 晓, 侯 可, 张 迅, 孟凡威, 陈宇亮, 邓 嫔, 肖源杰,4

(1.中国建材集团有限公司, 北京 100036; 2.中南大学土木工程学院, 长沙 410075;3.湖南省交通科学研究院有限公司, 长沙 410015; 4.重载铁路工程结构教育部重点实验室(中南大学), 长沙 410075)

沥青混合料回收料(reclaimed asphalt pavement,RAP)作为一种可再生资源,其再生骨料和再生沥青均可实现资源化回收利用,重新应用于沥青混合料中,能够解决其大量堆放给环境带来的污染问题[1],减少资源浪费并降低工程造价,实现绿色环保与经济效益的双赢[2-3]。

低温抗裂性能是高掺量RAP再生沥青混合料的重要检验标准,Chen等[4]在研究中发现RAP掺量较低(30%)时对低温性能影响不大,但随着掺量提高低温性能显著降低;Al-Qadi等[5]也指出高RAP掺量(>25%)会使混合料的刚度上升,使混合料更易出现裂纹导致失效。因此,许多国家和机构不允许热再生混合料中的RAP掺量高于40%[6-7]。但Elkashef等[8]表明通过对RAP进行适当的破碎、筛选和配比设计等处理,并在合适的改性条件下,即使在100%热再生条件下,再生混合料也可以取得良好的低温性能。

另一方面,再生沥青混合料是由新旧骨料、沥青、空隙等组成的多相非均质材料,通过室内试验仅能对其宏观力学特性进行研究,再生沥青混合料在荷载作用下内部裂纹的累积规律与损伤机理等尚未揭示,外加剂对再生沥青混合料的细观作用机理尚不明确,因此,需要建立能够体现RAP含量及不同外加剂影响的数值模型对不同改性条件下高掺量RAP再生沥青混合料开展数值模拟研究,从细观力学角度解释高掺量RAP再生沥青混合料在不同改性条件下的低温开裂行为。

目前,针对沥青混合料低温开裂行为的数值模拟研究,研究者们主要采取有限元方法(finite element method, FEM)[9-12]或离散元方法(discrete element method, DEM)[13-16],其中,仅有少量研究考虑了RAP掺量与改性条件的影响。Elseifi等[17]建立了考虑RAP含量与外加剂影响的三维有限元模型,并模拟了半圆弯曲试验中材料损伤的传播过程;栾英成等[18]则基于离散元理论建立了考虑老化沥青砂浆与再生沥青砂浆的精细化数值仿真模型,开展了再生沥青混合料断裂性能和关键失效机理分析。然而,2种方法均存在一定的不足:FEM方法模拟裂纹扩展时需要对网格进行重新划分,计算结果也具有严重的网格依赖性,而DEM方法依赖的微观力学参数难以获取,通常需要通过复杂的标定过程确定[19]。

作为一种描述材料断裂与损伤的非局部、无网格新方法,近场动力学(peridynamic, PD)理论由Silling等[20]于2000年首次提出,该理论区别于传统的连续介质力学方法,采用积分形式的基本方程描述物质内部作用,能够有效处理断裂等不连续问题,且不需要额外的断裂准则即可模拟裂纹自发启裂和多裂纹扩展,模拟所需材料参数可以直接通过标准试验测得。针对沥青混合料的低温抗裂性能,近场动力学理论已得到了一定的应用。刘文尧[21]、Liu等[22]基于键基近场动力学理论,建立了二维细观弹塑性沥青混合料模型对低温状态沥青混合料半圆弯曲试验进行了数值模拟研究,验证了近场动力学模拟沥青混合料低温开裂行为的可行性;Sanfilippo等[23]则基于黏弹性本构模型建立了沥青混合料常规态基近场动力学模型,模拟了低温状态与高温状态下的三点弯曲试验与半圆弯曲试验,探究了温度、骨料和空隙特性对力学性能和抗裂性能的影响。然而,目前尚未出现针对再生沥青混合料RAP掺量、改性条件影响的近场动力学模拟研究。

综上所述,为了探究不同改性条件下高掺量RAP再生沥青混合料的低温抗裂性能,揭示高掺量RAP再生沥青混合料内部裂纹萌生与扩展的细观力学机理及不同外加剂提升再生沥青混合料低温抗裂性能的作用机理,开展了不同改性条件下RAP掺量达50%的高掺量RAP再生沥青混合料的小梁弯曲试验及相应的近场动力学模拟,并从物质点损伤、应力分布等微细观角度分析了数值模拟结果,将不同改性条件下高掺量RAP再生沥青混合料的宏观断裂行为与细观力学机制建立联系,为RAP的高效回收利用与外加剂掺加方案的优化设计提供科学依据与理论基础。

1 近场动力学基本理论

1.1 键基近场动力学理论

近场动力学理论中,物体由若干个处于不同位置的物质点组成,每个物质点具有特定体积和质量,通过研究物体中物质点与其影响范围内的所有物质点相互作用来分析物体运动。物质点的影响范围由参数近场范围Hx定义,如图1所示,物质点x近场范围内的所有物质点称为x的邻域物质点,超出该范围的物质点与此物质点间相互作用为零。每个物质点与其邻域物质点间的相互作用则通过“键”的形式表征。根据“键”的形式可将近场动力学划分为键基近场动力学与态基近场动力学。目前,针对沥青混合料的低温性能,键基近场动力学的适用性已得到验证,且键基近场动力学计算效率明显高于态基近场动力学[24];因此,本文选取了键基近场动力学方法开展数值模拟研究。

图1 物质点x的近场范围示意Fig.1 Peridynamics domain of a material point x

键基近场动力学的基本方程可以表示为

(1)

式中:ρ(x)为物质点x对应的材料密度;u(x,t)为物质点x在t时刻的位移;f为2个物质点间由于变形产生了相互作用的力;b为外荷载密度,代表单位体积所受的外荷载;Hx代表物质点x的近场范围,由近场范围尺寸δ决定;x′为物质点x的一个邻域物质点,位移记为u′,2个物质点间的连线称为“键”;两物质点间相对位置矢量记为ξ=x′-x,相对位移矢量记为η=u′-u,如图2所示,那么物质点间的相互作用力函数(即本构模型)可改写为f(ξ,η,t)。

图2 物质点的相对位置ξ、相对位移η示意Fig.2 Relative position vector and displacement vector of bond

由近场动力学基本方程可知,求解近场动力学问题的关键在于确定相互作用力函数f(ξ,η,t),通过选取适当的力函数f(ξ,η,t),可以实现多种材料本构模型,键基近场动力学理论中,力函数f(ξ,η,t)可定义为

f(ξ,η,t)=cs

(2)

式中:c为微模量,用于表征键的刚度;s为键的伸长量。

微模量c具有多种表示方式,不同微模量形式可用于表征不同的材料与破碎形式。针对本研究中的二维平面应力问题,微模量c的计算式为

(3)

式中:E为材料杨氏模量;υ为材料泊松比。

可见,近场动力学理论中,对于特定的物质,其微模量c为定值,物体内部物质点键的力函数f(ξ,η,t)大小仅依赖于键的伸长量s,定义为

(4)

不同于有限单元法等连续介质力学方法,近场动力学采用积分形式而非偏微分形式的基本方程,避免了经典连续介质力学框架在处理不连续性问题时的奇异性,因此该方法本质上能够有效处理断裂等不连续问题,在颗粒破碎问题中具有很好的适用性。

1.2 损伤模型

近场动力学理论中,通过键的断裂表征材料的损伤。本文采用Silling等[25]提出的临界拉伸损伤模型模拟材料的损伤行为,当2个物质点之间的键被拉伸至临界应变sc时,则认为这个键已经断开且已断开的键不会在2个物质点键重新建立,标量函数g描述键的断裂定义为

(5)

键的临界拉伸量sc根据创建新的材料表面所需要的能量确定,即

(6)

式中Gc为临界能量释放率。

临界能量释放率Gc是除材料本构参数外模拟材料损伤的唯一参数,代表了材料的本质属性,对于临界能量释放率Gc已知的线性微弹脆性材料,可直接按式(6)计算材料的临界伸长率,因此近场动力学方法不需要引入额外的条件来指导损伤的产生和扩展。

由于每个物质点与其所有邻域物质点均具有键的作用,为了表征物体的局部损伤情况,将物质点的损伤φ定义为物质点近场范围内已断裂键数量与键总数的比值,计算式为

(7)

式中:物质点的损伤φ∈[0,1],φ=0表示与物质点x相连的所有键均完好,φ=1表示与物质点x相连的所有键均断裂,物质点x完全损伤;g(x,ξ)为与物质点x相连的每一个键的断裂状态。

1.3 接触模型

本文采用位移边界条件的形式对再生骨料颗粒模型施加荷载,为此,在模型顶部和底部分别附加了一片区域作为加载板,并引入了Parks等[26]提出的短程排斥力接触模型用于描述颗粒模型物质点与加载板物质点之间的相互作用。短程排斥力接触模型中,当分属不同物体的2个物质点间距小于设定的临界搜索范围dpi时,认为这2个物质点发生接触,沿着2个物质点连线方向产生接触力Fcontact,如图3所示。接触力Fcontact的计算式为

图3 临界搜索范围dpi示意Fig.3 Schematic diagram of the critical distance dpi

(8)

式中:y和y′分别为变形前后物质点的位置矢量;dpi为短程排斥力模型的临界搜索范围;cr为接触刚度,一个仅与颗粒材料类型与尺寸相关的常量。

2 高掺量RAP再生沥青混合料小梁弯曲试验

2.1 试验材料与配合比设计

试验用RAP取自湖南融城环保科技有限公司,RAP表面附着的沥青质量分数为4.30%,再生混合料配比中,RAP分0～16 mm、16～30 mm共2个档;粗、细新骨料采用石灰岩,颗粒粒径分 0～4.75 mm、4.75～9.50 mm、9.50～19.00 mm共3个档。

在对2种规格的RAP料进行抽提筛分后,对RAP掺量为50%的再生沥青混合料AC-20进行配合比设计,表1列出了各档矿料比例,级配曲线如图4所示。

表1 再生沥青混合料AC-20矿料比例

表2 试验工况设计表

图4 再生沥青混合料AC-20的级配曲线Fig.4 Gradation curve of the recycled asphalt mixture AC-20

为了比较不同改性条件下的再生沥青混合料低温抗裂性能,设计了3种不同的试验工况如表 2所示。其中,再生剂1主要由干法SBS与增黏组分组成,再生剂2由轻质组分加少量阳离子表面活性剂组成,二者均能够实现调节老化沥青组分及温拌的功效;改性剂的主要成分包括苯乙烯、丁二烯、苯乙烯嵌段共聚物、增黏组分、增容组分、增塑剂等,能够有效地在沥青混合料内快速、均匀地熔融分散,有效提升沥青黏度。在试件制备时,2种再生剂均可在湿拌时直接投入,而改性剂需首先和新骨料进行预拌和后再投入再生沥青混合料中。经再生剂与改性剂“双改性”后,沥青混合料的60 ℃动力黏度高达107×104,为技术指标要求的5倍以上,“双改性”后沥青的主要性能指标如表3所示。

表3 “双改性”条件下沥青的主要性能指标

表4 再生沥青混合料小梁弯曲试验结果

2.2 再生沥青混合料小梁弯曲试验

本文依据《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》(JTG E20—2011),采用低温小梁弯曲试验评价再生沥青混合料的低温性能,试验温度为-10 ℃,加载速率为50 mm/min,采取的试验装置如图5所示,针对每个试验工况分别开展了6组试验,提取了各组试验的最大荷载与跨中挠度,进一步计算了弯拉强度、劲度模量、破坏应变与应变能密度等性能指标,以每种工况试验结果的平均值作为该工况下的特征值如表 4所示。其中,弯曲应变能密度dW/dV是应力σ与应变ε的综合反应,从能量角度解释了沥青混合料破坏的过程,弯曲应变能越大,沥青混合料能够储存的弹性应变能越多,沥青混合料的低温抗裂性能越好。弯曲应变能密度dW/dV的表达式为

图5 再生沥青混合料小梁弯曲试验Fig.5 Low temperature bending test of recycled asphalt mixture

(9)

式中:σij为应力分量;εij为应变分量;ε0为最大应力对应的应变值。

根据试验结果,添加8%再生剂1、8%再生剂2、4%再生剂2+4%改性剂的再生沥青混合料AC-20的弯破坏应变分别是(2 410.2±281.8)×10-6、(2 173.1±207.0)×10-6、(2 413.3±228.7)×10-6,均略低于规范中对于改性沥青混合料2 500με的要求。相比添加8%再生剂1和8%再生剂2的再生沥青混合料,添加4%再生剂2+4%改性剂的混合料弯曲应变能密度分别提高了17.9%和16.8%,这表明4%再生剂2+4%改性剂的低温抗裂性能最好。

3 再生沥青混合料低温抗裂性能近场动力学模拟

3.1 随机骨料模型

为了在数值模拟研究中体现真实颗粒形状与颗粒级配,本文采用离散元颗粒流程序(Particle Flow Code 5.0,PFC5.0)构建了与试验相同颗粒级配的二维不规则多边形随机骨料模型,并将颗粒模型信息导入至自主编写的MATLAB程序中开展近场动力学模拟。

为了提高计算效率,将粒径小于1.18 mm的细集料砂浆统一采用直径1 mm的球形单元替代,具体模型建立过程如下:

1) 在目标模型尺寸区域内生成规则排列的直径1 mm的ball实体单元。

2) 根据式(10)～(13),按照13.16%的矿料间隙率(voids in mineral aggregate,VMA)生成随机的多边形骨料模板(利用PFC中的墙体单元wall包围而成),并对骨料模板半径和倾角进行调整,从而体现粗骨料外部形状的不规则性,并满足颗粒级配要求。

3) 将多边形区域所覆盖的 ball 实体划分为骨料单元,并进一步按照不同粒径所对应的新旧骨料比例随机选取一定数量的骨料单元并将其划分为旧骨料单元,其余则为新骨料单元。

4) 将骨料模板范围外的区域分组为沥青,为了体现旧沥青对旧骨料的裹覆现象,随机选取旧骨料外围的部分沥青区域更改为旧沥青分组。

5) 将全部ball实体单元的位置坐标、直径与颗粒分组导出,并作为输入模型加载至基于MATLAB编写的近场动力学模拟程序。

ra=rmin+(rmax-rmin)λ

(10)

rb=(1.25+0.25λ)ra

(11)

(12)

(13)

式中:i为骨料编号;n∈[5,10]为随机生成的多边形边数;Xi、Yi为骨料i的质心坐标;l∈[1,n]为多边形顶点编号;rmax、rmin分别为不同粒径组骨料半径的上限和下限;λ、γ、δ为[0, 1]的随机数。此外,为了保证了模型的可重复性,采用PFC中Random seed命令实现对随机数生成的控制,当Random seed被指定为同一数值时,生成的随机骨料模型一致。

与离散元模拟中采取的球形黏结颗粒不同,近场动力学模拟中对再生沥青混合料模型进行了体素化离散,将模型离散为若干个边长为dx的正方形物质点,因此,需要对PFC导入的模型进行处理,将每个ball实体单元的坐标作为物质点中心,将ball实体单元的直径作为物质点尺寸,即dx=1.0 mm,每个物质点具有特定的体积与质量,物质点间以键的形式相互作用。本文采取速度边界条件实现荷载的施加,在与试验规范相符位置附加了半径为10 mm圆形加载板区域并以同样的方式进行了体素化离散,通过短程接触力模型与再生沥青混合料模型发生相互作用。其中,加载板密度与杨氏模量根据试验采用的加载板材料设置,接触邻域范围与接触刚度则依据Zhu等[27]与Wu等[28]的相关研究结果确定。近场动力学模拟中采取的模拟参数与再生沥青混合料体素化离散模型分别如表5与图6所示。

表5 近场动力学主要模拟参数

图6 再生沥青混合料体素化离散模型Fig.6 Voxelized discrete model for recycled asphalt mixture

由于再生沥青混合料可被视为由存在新骨料、旧骨料、新沥青、旧沥青组成的多相材料,各组分内部与不同组分间的相互作用各不相同,根据近场键两端连接的物质点类型可将模型内部的键分为3类:作用于沥青内部的沥青键、作用于骨料内部的骨料键与用于表征沥青与骨料之间黏结作用的界面键,3种类型的近场键分布如图7所示,由于沥青混合料三点弯曲试验中骨料之间几乎不会发生接触,不同骨料间的相互作用不明显,因此不考虑骨料间近场键的作用。

为了区别新旧沥青、新旧骨料的差异,进一步将物质点之间的键细分为新沥青-新沥青、新沥青-旧沥青、旧沥青-旧沥青、新骨料-新骨料、旧骨料-旧骨料、新骨料-新沥青、旧骨料-新沥青、新骨料-旧沥青、旧骨料-旧沥青共9种。再生沥青混合料模型中各类键的初始数量于占比如图8所示。

图8 各类型近场键数量及占比Fig.8 Quantity and proportion of each type of peridynamic bond

3.2 再生沥青混合料小梁弯曲试验模拟与参数标定

本研究仅考虑再生沥青混合料的低温性能。朱月风等[29]采用沥青混合料性能试验仪(asphalt mixture performance tester,AMPT)比较了不同温度下沥青混合料的动态模量,结果表明温度越低,沥青混合料越接近弹性体;刘文尧[21]指出低温状态下沥青可视为理想弹塑性材料,受拉时物质点间相互作用力随伸长率变化而线性增长,受压时存在明显的塑性变形阶段,骨料则可视为微弹性脆性材料。而三点弯曲试验中沥青混合料的破坏形式为受拉破坏,几乎不会发生受压破坏,为了进一步简化计算,可将再生沥青混合料中各组分均视为微弹性脆性材料,材料的本构模型如图9所示。

图9 再生沥青混合料本构模型Fig.9 Constitutive model for recycled asphalt mixture

图中各参数含义已在1.2节的近场动力学理论有过详尽的介绍,可见,在再生沥青混合料的近场动力学模拟中所需的材料参数主要为回弹模量E、泊松比υ与断裂能Gc,由于键基近场动力学理论的限制,材料泊松比υ被固定为1/3。此外,由于旧沥青与旧骨料的材料性能存在一定的减弱,主要体现在断裂能与刚度的降低,为此,引入了介于0～1的衰减系数κ并直接与材料的断裂能Gc及表征材料刚度的微模量c相乘,用于体现旧沥青与旧骨料材料性能的衰减,其大小与外加剂的掺加方案有关。

数值模拟研究中采取了与试验相同的工况,为了确定再生沥青混合料模型在不同外加剂掺加方案下各组分的材料参数,通过对比数值模拟与室内试验所得应力应变曲线对不同工况下的材料参数进行了标定,由试验结果可知,相较于再生剂1,再生剂2显著提升了沥青混合料的弯拉强度,故针对2种再生剂之间的性能差异主要通过改变了材料的衰减系数κ体现,再生剂2具有更高的衰减系数;而改性剂的添加对沥青混合料的黏度具有显著的提升,因此在改变衰减系数的同时对界面处的材料参数进行提高以体现黏度增加的效果,不同工况下材料参数的标定结果如表6所示。将不同工况下近场动力学模拟所得荷载位移曲线与室内试验结果绘制于同一坐标系中,如图10所示,汇总模拟与试验结果如表7所示。由图10可见,模拟所得应力应变曲线在形式上与试验结果基本一致;由表7可知,模拟所得弯拉强度与6组试验结果的均值接近,相对误差仅分别为0.63%、0.86%、0.53%。另一方面,尽管模拟所得破坏应变均略小于试验结果均值,存在5%左右的相对误差,但仍可以保证模拟所得破坏应变在6组试验结果的区间内,验证了本文建模方法及标定所得材料参数的可靠性。

表6 基于室内试验结果标定的材料参数

表7 不同工况下再生沥青混合料小梁弯曲试验与数值模拟结果对比

图10 不同工况下应力应变曲线汇总Fig.10 Stress-strain curves summary under different conditions

对比3种工况下的应力应变曲线,可见,分别掺加同等含量再生剂1与再生剂2时,掺加再生剂2的再生沥青混合料弯拉强度明显上升,但同时破坏应变大幅降低,试件的脆性增加;随着改性剂的掺加,在“双改性”的作用下,再生沥青混合料的弯拉强度进一步提升,同时,破坏应变也出现了一定的增长。此外,模拟所得3个工况下的劲度模量分别为5 929.94、7 254.41 、6 774.44 MPa。综合对比考虑再生沥青混合料的弯拉强度与劲度模量2项参数可得:8%再生剂1工况下的低温抗裂性能最优,但弯拉强度严重不足;再生剂2虽然大幅提升了再生沥青混合料的弯拉强度,但同时也降低了试件的低温抗裂性能。因此,采取4%再生剂2+4%改性剂的“双改性”方案能够有效弥补再生剂2低温抗裂性能不足的缺陷,实现弯拉强度与低温抗裂性能间的平衡。

3.3 近场动力学模拟结果分析

仅从应力应变曲线、劲度模量等宏观角度对不同工况下的再生沥青混合料性能进行了对比,表明了“双改性”方案的优越性,本节将从物质点损伤、应力分布、断键数等细观角度对近场动力学模拟结果进行深入分析,揭示再生沥青混合料中裂纹萌生与扩展的细观机理,明确不同外加剂与再生沥青混合料的作用机理 。

3.3.1 损伤云图与应力云图

为了进一步验证基于近场动力学理论模拟再生沥青混合料低温小梁弯曲试验的合理性并探究混合料内部裂纹萌生与发展微细观机理,首先,绘制了4%再生剂2+4%改性剂“双改性”工况下的模拟应力应变曲线,如图11所示。提取了损伤前、局部损伤、裂纹生成与完全损伤4个关键节点处的损伤云图与应力云图,其中,损伤云图中物质点损伤如式(7)定义,应力云图中物质点应力取物质点的Von Mises应力,即

图11 双外加剂配比下模拟应力应变曲线与关键节点位置Fig.11 Simulated stress-strain curve and key node positions under dual modified condition

(15)

将关键节点处的损伤云图与应力云图分别绘制于图12、13中,其中,局部损伤节点代表混合料部分物质点发生损伤但未产生宏观裂纹的阶段,裂纹生成节点时混合料出现宏观裂纹,此时应力应变曲线达到峰值。

图12 再生沥青混合料断裂过程损伤云图Fig.12 Damage maps of the fracture process of recycled asphalt mixture

损伤发生前试件内部应力主要分布在加载板周边区域与试件底部跨中位置,其中,加载板周边区域主要为压应力,试件底部跨中位置主要为拉应力,试件内部应力主要分布于沥青与骨料界面处与骨料内部,沥青内部的应力较小;随着荷载进一步施加,试件底部沥青界面处与骨料内部的部分近场键发生断裂,少量物质点出现损伤,损伤处的物质点应力由临近的物质点分担;随着近场键断裂数量的上升,物质点损伤进一步累积,试件底部跨中位置物质点损伤达到0.5左右时,可认为该物质点一侧的近场键几乎已全部断裂,混合料内部产生宏观裂纹,裂纹周边损伤较大物质点应力迅速消散,降低至接近0 MPa,同时,在裂纹尖端处的骨料内部呈现出明显的应力集中现象,应力向裂纹尖端区域转移,裂纹尖端处物质点应力激增,当混合料应力应变曲线达到峰值时,裂纹尖端处的物质点应力达到45.05 MPa;最后,随着裂纹逐渐向上发展并最终贯穿整个试件,再生沥青混合料失效,内部应力几乎全部消失。

为了对比不同外加剂对再生沥青混合料性能的影响,提取了3种工况下裂纹生成时的损伤云图与应力云图,如图14、15所示。可见,3种工况下试件顶部受压区域几乎没有差别,试件底部的损伤云图与应力云图则显示出了一定差异:宏观裂纹产生时,相比于使用了再生剂2的2种工况,8%再生剂1工况下试件底部裂纹以外的区域仍保留了较大的应力,而裂纹尖端处的应力较低,可见,8%再生剂1工况下,试件内部应力分布更加均匀,试件内部的拉应力由试件底部大量物质点共同承担,使裂纹尖端处的应力增长速度减缓,因此,8%再生剂1工况下试件的劲度模量最小,低温抗裂性能优异,但与此同时,宏观裂纹产生后,裂纹尖端处可承受物质点应力明显低于另外2种工况,导致8%再生剂1工况下弯拉强度远低于另外2组。

图14 不同工况下裂纹生成时的损伤云图Fig.14 Damage maps of crack initiation under different conditions

另一方面,单再生剂改性的两工况下试件的损伤云图十分相似,除了一条明显的主体裂纹外,在试件底部偏左位置的沥青-骨料界面处出现了部分物质点损伤形成微裂纹,如图14(a)(b)中红色圆圈标注区域,在图15对应位置的物质点应力也相应降低,但在4%再生剂2+4%改性剂的“双改性”工况中,混合料内部并未出现微裂缝,可见,由于改性剂的投入,沥青与骨料间的黏结效果提升,能够承担更大的应力而不发生损伤,即改性剂显著提升了沥青整体黏结效果;此外,3个工况下的应力集中现象发生的位置也存在一定的差异,8%再生剂1与8%再生剂2工况下裂纹出现后,应力主要集中于裂纹尖端区域内骨料与沥青的界面处,而4%再生剂2+4%改性剂工况下裂纹尖端应力集中则发生在骨料内部,进一步说明了改性剂对沥青与骨料间界面处的黏结效果具有显著提升。

图15 不同工况下裂纹生成时的应力云图Fig.15 Stress maps of crack initiation under different conditions

3.3.2 主裂纹扩展方式与断键分析

为了进一步探究再生沥青混合料裂缝萌生与扩展的微细观机理和外加剂提升再生沥青混合料性能的作用机理,提取了3种工况下室内试验与数值模拟研究中试件失效后贯穿颗粒的主裂纹扩展方式,如图16所示。可见,3种工况下模拟所得主裂纹扩展方式与试验结果能够保持一致;掺加8%再生剂1的再生沥青混合料中,裂纹首先由试件底部沥青与骨料的界面处萌生,随后的扩展过程呈现出绕开骨料的趋势,主要沿沥青-骨料的界面与少量旧骨料内部棱角处发生断裂;掺加8%再生剂2的再生沥青混合料中,裂纹萌生的位置与8%再生剂1相似,但随着旧沥青性能的提升,旧沥青与骨料界面间的黏结效果增强,导致主裂纹由旧骨料界面向旧骨料内部转移,部分旧骨料沿中部被直接贯穿;掺加4%再生剂2+4%改性剂的再生沥青混合料中,尽管再生剂掺量减少,但随着改性剂的加入,沥青整体的黏结效果出现显著提升,裂纹自混合料底部旧骨料内部萌生后,沿骨料内部向上延伸,直至贯穿整个混合料,裂纹的扩展过程中几乎没有发生弯折且新骨料内部也出现了明显的断裂现象。

图16 不同工况下再生沥青混合料断裂模式对比Fig.16 Comparison of fracture patterns under different conditions

统计了模拟中发生断裂的近场键类型与数量,进一步量化分析了再生沥青混合料中裂纹萌生与扩展的过程与不同外加剂对裂纹扩展过程的影响, 图17 通过柱状图直观地展现了3种工况下各类型近场键断裂占比的变化,为了更加清晰地体现不同外加剂的作用机理,柱状图对不同类型的近场键进行了归类,将新沥青-新骨料、新沥青-旧骨料归纳为新沥青界面键,同理,将旧沥青-新骨料、旧沥青-旧骨料归纳为旧沥青界面键,将新沥青-新沥青、新沥青-旧沥青、旧沥青-旧沥青统称为沥青内部键。

图17 断键占比及变化趋势Fig.17 Proportion and trend of bond breakage

对图17中再生沥青混合料模型断键占比的变化趋势进行分析可得:3种工况下旧骨料内部与沥青内部断键比例未发生明显变化,尽管 4%再生剂2+4%改性剂工况下旧骨料内部与沥青内部断键比例相对另外2种工况下降了2%左右,但这种变化主要是由裂纹位置改变引起而非外加剂作用直接导致;随着再生剂从再生剂1更换为再生剂2,旧沥青界面处的断裂明显下降,断裂进而转向原本并未发生明显断裂的新骨料内部,新沥青界面处虽然也有一定的下降但幅度很小,再次印证了再生剂主要作用于旧沥青界面,能够有效提升旧沥青界面处的黏结效果,而再生剂2对旧沥青界面处黏结强度的提升效果优于再生剂1;对比8%再生剂2与4%再生剂2+4%改性剂2种工况下的断键占比,可见,随着改性剂的投入,混合料内沥青性能出现整体的提升,新沥青界面的断键比例出现了大幅下降,旧沥青界面处的断键比例也出现了下降,但由于再生剂含量的降低,相较于前2个工况更换再生剂时下降幅度减小,而随着沥青与骨料界面处断键的减少,裂纹向新骨料内部进一步发展,新骨料内部的断键比例激增,与图16(c)中裂纹贯穿骨料内部的断裂模式相符,可见改性剂针对新旧沥青均能发挥作用,尤其显著提升了新沥青与骨料间的黏结效果。

4 结论

本文针对50%RAP掺量再生沥青混合料的低温抗裂性能开展了不同外加剂方案下的小梁弯曲室内试验与相应的数值模拟研究,探究了不同外加剂配比下高掺量RAP再生沥青混合料低温开裂行为的宏细观力学特性,并建立了混合料宏观断裂行为与细观力学机理的数值模型,验证了再生剂+改性剂“双改性”的合理性与优越性,主要研究结论如下。

1) 通过对比不同改性条件下高掺量RAP热再生混合料最大弯曲应变和弯曲应变能密度等宏观力学参数,发现双外加剂配比使再生混合料的低温性能得到了较大的提升,弯曲应变能密度分别提高了17%左右,有效弥补了高掺量RAP再生混合料低温抗裂性能不足的缺陷。

2) 基于近场动力学理论建立了与室内试验相同颗粒级配的二维多相随机骨料模型并开展了小梁弯曲试验模拟,数值分析结果与室内试验结果一致,证明近场动力学模拟再生沥青混合料低温开裂行为具有可行性。

3) 再生剂显著提升了旧沥青界面处的黏结能力,而改性剂则对沥青整体发挥作用,提升了沥青与骨料间的黏结强度,且对新沥青性能的提升效果更加明显。

4) 单独使用再生剂时,由于沥青与骨料间黏结效果不足,除明显的主体裂纹外试件内部还会出现微裂纹;使用再生剂1时,宏观裂纹产生后试件底部应力分布更均匀,再生剂2对旧沥青黏结能力恢复效果更优,但降低了试件的低温抗裂性能;再生剂2+改性剂的双外加剂配比下,试件内部没有产生明显的微裂纹且裂纹主要在骨料内部产生,试件的低温抗裂性能相较单独使用再生剂明显上升。