曾 輝, 沈澤涵, 郅 曉, 黃 毅, 李婷玉, 陳宇亮, 肖源杰,4

(1.湖南省交通科學(xué)研究院有限公司, 長(zhǎng)沙 410015; 2.中南大學(xué)土木工程學(xué)院, 長(zhǎng)沙 410075;3.中國建材集團(tuán)有限公司, 北京 100036; 4.重載鐵路工程結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(中南大學(xué)), 長(zhǎng)沙 410075)

鋼渣作為煉鋼過程中的副產(chǎn)品,其產(chǎn)量為粗鋼產(chǎn)量的10%～20%,全國鋼渣年產(chǎn)量約為1億t,累計(jì)存儲(chǔ)量已達(dá)18 億t[1]。這引發(fā)了環(huán)境污染、占地過多、資源廢置等一系列嚴(yán)重問題,與我國提倡的綠色發(fā)展理念相違背。目前我國公路再建及改修工作大面積開展,促進(jìn)了粗集料的供給和需求,這為廢棄鋼渣的利用提供了良好的方向。

目前國內(nèi)學(xué)者對(duì)鋼渣骨料瀝青混合料的各類性能進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究,并主要從配合比方面對(duì)鋼渣骨料瀝青混合料進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。李偉等[2]通過對(duì)各不同面層的鋼渣骨料瀝青混合料進(jìn)行直剪試驗(yàn),驗(yàn)證了鋼渣骨料瀝青混合料在各面層之間的抗剪切性能較普通瀝青混合料更好。楊俊霖等[3]通過測(cè)量鋼渣吸水率并對(duì)AC-20鋼渣骨料瀝青混合料進(jìn)行配合比設(shè)計(jì),發(fā)現(xiàn)鋼渣孔吸水率是石灰?guī)r的4倍左右,且瀝青用量明顯高于采用石灰?guī)r為粗骨料的瀝青混合料,表明鋼渣對(duì)瀝青有更強(qiáng)的吸收作用。劉黎萍等[4]使用鋼渣及鋼渣粉對(duì)上面層的AC-13型瀝青混合料進(jìn)行了配合比設(shè)計(jì),對(duì)鋼渣骨料瀝青混合料進(jìn)行了一系列試驗(yàn)工作,如:高溫穩(wěn)定性、低溫抗裂性、水穩(wěn)定性和彎曲疲勞性能,結(jié)果發(fā)現(xiàn)鋼渣骨料瀝青混合料的性能比傳統(tǒng)的瀝青混合料各性能指標(biāo)更好。盧發(fā)亮等[5]通過大量試驗(yàn)確定了AC-20鋼渣骨料瀝青混合料的最佳級(jí)配,并通過對(duì)鋼渣的各種物理化學(xué)性質(zhì)檢測(cè)確定其可以作為路用骨料。上述試驗(yàn)研究表明鋼渣的力學(xué)性能優(yōu)良,將常規(guī)碎石粗骨料替換為鋼渣能提升瀝青混合料性能,從而節(jié)省大量的天然石料。

離散元方法(discrete element method, DEM)可以實(shí)現(xiàn)對(duì)瀝青混合料內(nèi)部骨料、瀝青砂漿、接觸界面等組成成分進(jìn)行模擬,能夠從空間骨架[6-7]、細(xì)觀斷裂[8-10]、微觀變形[11-12]等方面對(duì)瀝青混合料的性能做進(jìn)一步分析和揭示。例如,羅程[13]利用DEM對(duì)鋼渣骨料瀝青混合料直剪試驗(yàn)及剪切疲勞試驗(yàn)進(jìn)行模擬,從細(xì)觀層面揭示層間破壞原因,但其僅使用球形顆粒對(duì)鋼渣顆粒進(jìn)行了模擬,忽視了鋼渣骨料外形及多孔結(jié)構(gòu)的影響。Wang等[14]通過三維掃描技術(shù)及顆粒流程序(particle flow code,PFC)建立了具有真實(shí)鋼渣形狀的鋼渣骨料瀝青混合料DEM模型,從而考慮了鋼渣外部形狀及開口孔隙的影響,分析了其微觀裂紋演化規(guī)律。Bai等[15]通過建立可以體現(xiàn)骨料形狀特性和級(jí)配等特征的隨機(jī)骨料模型,模擬了低溫小梁彎曲試驗(yàn),研究了鋼渣骨料瀝青混合料裂縫的擴(kuò)展機(jī)理。由于鋼渣具有多孔隙、大密度、高熱導(dǎo)系數(shù)等特點(diǎn),鋼渣骨料瀝青混合料在低溫條件下的斷裂情況會(huì)受到較大的影響[15]。

綜上所述,已有的試驗(yàn)研究表明鋼渣骨料瀝青混合料的各種性能指標(biāo)大多較普通瀝青混合料優(yōu)異,但僅對(duì)配合比設(shè)計(jì)提出了一定的改良和建議,對(duì)于鋼渣多孔結(jié)構(gòu)對(duì)瀝青混合料性能的影響研究較少,且目前尚無完備且合理的再生鋼渣骨料瀝青混合料制備方法和體系?；陔x散元的鋼渣骨料瀝青混合料的研究較少,且少有針對(duì)鋼渣骨料表面多孔結(jié)構(gòu)對(duì)瀝青混合料低溫抗裂性能的影響機(jī)制的研究。

針對(duì)上述不足,本文對(duì)AC-13鋼渣骨料瀝青混合料進(jìn)行級(jí)配優(yōu)化處理,通過試驗(yàn)分析提出2點(diǎn)鋼渣瀝青混合料拌和工藝創(chuàng)新:首先施工過程中根據(jù)鋼渣天然含水率調(diào)節(jié)烘干筒供油量從而保證鋼渣加熱過程中的溫度,確保鋼渣內(nèi)部水分揮發(fā)。其次延長(zhǎng)混合料拌和時(shí)間,確保鋼渣孔洞對(duì)瀝青的充分吸收。對(duì)優(yōu)化后的鋼渣骨料瀝青混合料進(jìn)行了低溫彎曲試驗(yàn),獲得其宏觀斷裂形式。后續(xù)構(gòu)建了可量化表征鋼渣骨料表面開口孔隙及各細(xì)觀組分的精細(xì)化鋼渣骨料瀝青混合料DEM模型,從細(xì)觀層面揭示了鋼渣骨料多孔結(jié)構(gòu)及其瀝青吸附程度對(duì)鋼渣瀝青混合料低溫抗裂性能的影響,量化分析了鋼渣多孔結(jié)構(gòu)對(duì)試樣整體強(qiáng)度和細(xì)觀斷裂性能的影響規(guī)律及控制作用,為鋼渣骨料瀝青混合料的施工工藝優(yōu)化設(shè)計(jì)和寒區(qū)路面應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

1 室內(nèi)試驗(yàn)

1.1 鋼渣基本指標(biāo)測(cè)試

對(duì)鋼渣原材料進(jìn)行相關(guān)指標(biāo)檢驗(yàn),具體包括篩分、密度、壓碎值、吸水率等試驗(yàn)。鋼渣壓碎值試驗(yàn)結(jié)果小于15%,滿足提出的技術(shù)要求。分別對(duì)2檔鋼渣(粒徑分別為2.36～4.75 mm、4.75～13.20 mm)以及石灰?guī)r(粒徑為2.36～4.75 mm)進(jìn)行密度測(cè)試。試驗(yàn)結(jié)果如表1所示?？梢钥闯?鋼渣的表觀密度和毛體積密度均高于石灰?guī)r。此外,粒徑分別為2.36～4.75 mm、4.75～13.2 mm的鋼渣骨料其吸水率分別是石灰?guī)r骨料吸水率的1.91和2.25倍,吸水率差異顯著。

1.2 低溫彎曲試驗(yàn)

相較于天然集料,鋼渣自身密度大、開口孔隙多,這些特點(diǎn)造成鋼渣骨料瀝青混合料存在以下設(shè)計(jì)問題,本課題組提出了相應(yīng)的解決措施。首先級(jí)配設(shè)計(jì)理論為體積設(shè)計(jì)理論,而級(jí)配曲線的通過率為質(zhì)量通過率,現(xiàn)有級(jí)配范圍不適合這種骨料密度差異大的混合料。所以,有必要對(duì)鋼渣骨料瀝青混合料AC-13級(jí)配進(jìn)行優(yōu)化,使其空間結(jié)構(gòu)更加密實(shí),優(yōu)化前后瀝青混合料AC-13馬歇爾試樣截面的骨料-砂漿-孔隙分布對(duì)比如圖1所示,優(yōu)化后的各檔礦料比例為:鋼渣(9.50～13.20 mm)占比35.0%,鋼渣(4.75～9.50 mm)占比32.0%,鋼渣(2.36～4.75 mm)占比6.0%,石灰?guī)r(0～2.36 mm)占比22.0%,礦粉占比5.0%。由圖1可見,級(jí)配優(yōu)化前試樣內(nèi)紅圈處的較大孔隙得到消除,空間結(jié)構(gòu)變得更加密實(shí)。通過比較不同油石比下鋼渣骨料瀝青混合料的體積指標(biāo),最后確定鋼渣骨料瀝青混合料AC-13的最佳油石比為4.8%,在最優(yōu)油石比條件下的混合料各類體積指標(biāo)如下:毛體積相對(duì)密度(以水1.0 g/cm3為參考密度)為2.757,空隙率為3.0%,礦料間隙率為12.7%,瀝青飽和度為76.4%。

圖1 鋼渣骨料瀝青混合料級(jí)配優(yōu)化前后效果對(duì)比

根據(jù)鋼渣基本指標(biāo)的測(cè)試結(jié)果,其多孔隙的特點(diǎn)導(dǎo)致了在自然狀況下鋼渣的天然含水量高于普通集料,且在施工過程中發(fā)現(xiàn)其開口孔隙對(duì)瀝青有較大的吸收?；谏鲜龌局笜?biāo)的測(cè)試結(jié)果及試驗(yàn)現(xiàn)象,根據(jù)鋼渣天然含水率調(diào)節(jié)烘干筒供油量及延長(zhǎng)拌和時(shí)間,以確保鋼渣孔隙內(nèi)的水分充分揮發(fā)進(jìn)而使孔洞內(nèi)充分填充瀝青。

根據(jù)我國目前執(zhí)行的JTG E20—2011《公路工程瀝青及瀝青混合料試驗(yàn)規(guī)程》,采用低溫彎曲試驗(yàn)評(píng)價(jià)鋼渣骨料瀝青混合料的低溫性能,試驗(yàn)溫度為-10 ℃,加載速率為50 mm/min,試驗(yàn)儀器及加載方式見圖2,試驗(yàn)結(jié)果列于表2。試驗(yàn)結(jié)果表明所設(shè)計(jì)的鋼渣骨料瀝青混合料的平均破壞應(yīng)變?yōu)? 959.8×10-6,高于規(guī)范中對(duì)于冬溫區(qū)改性瀝青混合料的技術(shù)要求。

圖2 鋼渣骨料瀝青混合料低溫彎曲試驗(yàn)

表2 鋼渣骨料瀝青混合料低溫小梁彎曲試驗(yàn)結(jié)果

各試件的破壞斷裂形式見圖3,可見裂縫出現(xiàn)的位置有較大差異,但大部分裂縫會(huì)繞開鋼渣顆粒,其中較小粒徑的石灰?guī)r會(huì)發(fā)生貫通的骨料斷裂破壞,而某些較大的鋼渣骨料會(huì)發(fā)生角部斷裂,例如2#試件上部。值得注意的是,3#、4#和5#試件的截面內(nèi)的鋼渣顆粒具有較大的開口孔隙,此時(shí)裂縫會(huì)從這些開口孔隙處發(fā)生破壞,如4#試件中部的鋼渣骨料表面孔洞多且大,甚至?xí)l(fā)生鋼渣的貫通破壞,結(jié)合表2發(fā)現(xiàn)4#試件的彎拉強(qiáng)度僅為14 MPa,相比試驗(yàn)平均值下降了近8%,說明鋼渣骨料過多的表面開口孔隙會(huì)降低瀝青混合抗斷裂性能,裂縫易從孔洞內(nèi)萌生和發(fā)育,導(dǎo)致彎拉強(qiáng)度下降。

圖3 鋼渣骨料瀝青混合料低溫彎曲試驗(yàn)小梁破壞斷裂

2 DEM模型構(gòu)建及參數(shù)標(biāo)定

2.1 隨機(jī)骨料模型建立

運(yùn)用PFC5.0版本構(gòu)建了二維隨機(jī)骨料模型。綜合計(jì)算效率及模擬效果,將粒徑小于1.18 mm的細(xì)集料砂漿統(tǒng)一采用直徑0.8 mm的球形單元進(jìn)行模擬?？紤]了骨料的不規(guī)則形狀[16],隨機(jī)骨料瀝青混合料模型生成過程如圖4所示,具體模型建立過程如下:

圖4 隨機(jī)骨料瀝青混合料模型生成過程

1)在目標(biāo)模型尺寸區(qū)域內(nèi)生成規(guī)則排列的直徑0.8 mm的球形單元。

2)使用Fish語言編譯公式

ra=rmin+(rmax-rmin)λ

(1)

rb=(1.25+0.25λ)ra

(2)

(3)

(4)

式中:i為各顆粒級(jí)配下骨料編號(hào);n為隨機(jī)生成的多邊形邊數(shù),最小邊數(shù)5,最大邊數(shù)10;l為各n多邊形的頂點(diǎn)標(biāo)號(hào),取值為1～n;Xi、Yi分別為隨機(jī)選取的圓形骨料i的圓心坐標(biāo);rmax、rmin分別為骨料級(jí)配同一檔中的上限和下限半徑;λ、γ、δ為0～1的隨機(jī)數(shù);ra為骨料級(jí)配同一檔中的一個(gè)具體的骨料半徑;rb為衍生的骨料的半徑,即進(jìn)一步表示骨料的隨機(jī)特性;xik和yik分別為隨機(jī)多邊形k的第i個(gè)頂點(diǎn)位置坐標(biāo)。但由于僅在二維層面考慮顆粒級(jí)配,需要將二維截面、簡(jiǎn)化的以球形直徑定義的級(jí)配和真實(shí)級(jí)配相互聯(lián)系,因此定義了一個(gè)修正系數(shù),通過修正系數(shù)來對(duì)不規(guī)則集料形狀及級(jí)配劃分進(jìn)行綜合修正。經(jīng)參考已有文獻(xiàn)[17-18],本文確定修正系數(shù)為0.5。

采用PFC內(nèi)置的隨機(jī)數(shù)函數(shù)并基于式(1)～(4),對(duì)隨機(jī)骨料的半徑和隨機(jī)多邊形2個(gè)頂點(diǎn)連線之間的角度進(jìn)行隨機(jī)選取,從而控制多邊形各頂點(diǎn)的位置,體現(xiàn)粗骨料的不規(guī)則特性。

3)將多邊形區(qū)域所覆蓋的球形單元?jiǎng)澐譃楣橇蠁卧?并根據(jù)不同粒徑以及骨料類別進(jìn)行分組,將骨料模板范圍之外的部分統(tǒng)一分組為瀝青砂漿。

4)隨機(jī)在鋼渣內(nèi)部及外圍選取孔隙率為4.4%(從鋼渣骨料瀝青混合料宏觀斷裂結(jié)果可以看出,二維截面的鋼渣有較多的內(nèi)部孔洞,結(jié)合鋼渣的表觀相對(duì)密度及毛體積相對(duì)密度,計(jì)算得到鋼渣內(nèi)部閉口及開口外部的孔隙率約為4.4%)的顆粒,將顆粒刪除,對(duì)二維鋼渣表面開口孔隙進(jìn)行等效模擬,并用瀝青對(duì)孔洞鋼渣表面開口孔隙進(jìn)行填充。本文將進(jìn)入并填充鋼渣骨料表面開口孔隙的瀝青定義為無效瀝青,如圖5所示。因其基本失去膠黏集料顆粒的功能,在離散元數(shù)值模型中對(duì)無效瀝青的細(xì)觀參數(shù)進(jìn)行單獨(dú)設(shè)定,從而與鋼渣顆粒外部瀝青區(qū)分,表現(xiàn)為無效瀝青內(nèi)部接觸有效模量增大,法向和切向剛度比增大,受力變形能力減弱,并改變其與鋼渣顆粒表面的接觸參數(shù)。

圖5 鋼渣顆粒及無效瀝青簡(jiǎn)化模擬

2.2 顆粒接觸本構(gòu)及相關(guān)參數(shù)設(shè)定

采用PFC內(nèi)置的線性平行黏結(jié)模型(linear pbond model,LPBM)將顆粒相互連接,由線性組件和黏結(jié)組件構(gòu)成,能同時(shí)傳遞力和力矩。LPBM在激活狀態(tài)下可視為在接觸面上的一組彈簧元件,并建立一種黏結(jié)強(qiáng)度準(zhǔn)則,當(dāng)此接觸面內(nèi)受力超過強(qiáng)度準(zhǔn)則時(shí)此黏結(jié)破壞(拉伸破壞或剪切破壞),即當(dāng)黏結(jié)截面上承受的力或力矩等于或超過設(shè)定的細(xì)觀參數(shù)時(shí),線性平行黏結(jié)模型失效,并退化為線性接觸模型。圖6中LPBM中的線性模型組件,通過定義顆粒間的法向、切向接觸剛度kn、ks及摩擦因數(shù)μ來描述顆粒間黏結(jié)斷裂后的接觸行為。

圖6 兩類接觸本構(gòu)模型內(nèi)部成分及轉(zhuǎn)化

圖7 線性平行黏結(jié)模型本構(gòu)關(guān)系

根據(jù)建模內(nèi)容需要設(shè)置骨料間、骨料內(nèi)部、瀝青內(nèi)部、瀝青-骨料界面四大類接觸,具體接觸分組見圖8,其中除各骨料之間的接觸定義為線性接觸模型外,其余接觸均定義為L(zhǎng)PBM。在本模擬中并不存在實(shí)體界面,采用虛擬的接觸進(jìn)行模擬,即界面處的顆粒仍為砂漿,界面接觸的有效模量保持不變。參考已有研究,本研究中假定瀝青砂漿的抗剪強(qiáng)度是抗拉強(qiáng)度的2倍[24],瀝青砂漿界面處的力學(xué)參數(shù)大致為砂漿基體的0.6～0.8[25]。由于混合料內(nèi)部存在2類性質(zhì)差異較大的骨料顆粒,因此對(duì)不同瀝青-骨料界面的接觸強(qiáng)度進(jìn)行了區(qū)分,具體取值見2.3節(jié)表3。

圖8 鋼渣骨料瀝青混合料的內(nèi)部接觸分組示意

表3 鋼渣骨料瀝青混合料離散元模型細(xì)觀參數(shù)標(biāo)定結(jié)果

值得注意的是,已有研究表明鋼渣表面及內(nèi)部存在微米級(jí)孔洞(1～15 μm),其對(duì)瀝青的吸收作用最顯著[26]。對(duì)于此類微米級(jí)孔洞難以利用DEM進(jìn)行真實(shí)尺度的模擬,根據(jù)已有研究,鋼渣對(duì)瀝青的吸附作用明顯高于普通天然碎石,所以對(duì)其與瀝青接觸界面的黏結(jié)強(qiáng)度以及接觸剛度進(jìn)行了提升。由于在二維層面進(jìn)行模擬,對(duì)于鋼渣骨料瀝青混合料切面,極有可能出現(xiàn)鋼渣在此切面上無較大開口孔隙的情況,模擬中通過隨機(jī)選取鋼渣開口孔隙位置來實(shí)現(xiàn)這一效果。

2.3 低溫小梁彎曲試驗(yàn)離散元模擬及混合料細(xì)觀參數(shù)確定

首先依據(jù)2.1節(jié)中的隨機(jī)骨料建模方法,在尺寸為高35 mm、寬30 mm、長(zhǎng)250 mm的區(qū)域內(nèi)填充顆粒,在隨機(jī)骨料生成完畢后,對(duì)小梁內(nèi)部各接觸模型進(jìn)行分組和賦值,并通過伺服原理,對(duì)小梁進(jìn)行內(nèi)部圍壓模擬,圍壓設(shè)置為100 MPa。隨后在梁下端跨距為200 mm處設(shè)置虛擬試驗(yàn)裝置,其中下部支座及上加載裝置均為圓形墻體單元。以上每個(gè)步驟都要求不平衡力大小的平均值與接觸力大小的總和的平均值之比小于1×10-5,確保整體模型達(dá)到平衡狀態(tài)。至此生成了包含骨料、瀝青砂漿、界面接觸的多相混合料數(shù)值模型,最終的DEM模型見圖9。

圖9 鋼渣骨料瀝青混合料小梁模型尺寸及加載位置(單位:mm)

通過控制上部加載墻體向下速度大小為50 mm/min,并且固定底部墻體來模擬真實(shí)試驗(yàn)的加載過程,通過檢測(cè)和統(tǒng)計(jì)上加載墻體的總接觸力來獲取加載力,通過編寫Fish函數(shù)檢測(cè)上加載墻體的豎向位移,并按照規(guī)范計(jì)算應(yīng)力及應(yīng)變,繪制應(yīng)力-應(yīng)變曲線。參考相關(guān)文獻(xiàn)[21-22],通過大量試算對(duì)鋼渣孔隙率為4.4%且開口孔隙內(nèi)完全填充瀝青的鋼渣骨料瀝青混合料虛擬低溫小梁彎曲試驗(yàn)與真實(shí)試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線結(jié)果進(jìn)行擬合,最終得到的低溫條件下鋼渣骨料瀝青混合料內(nèi)部細(xì)觀參數(shù)見表3,其中DEM模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見圖10,數(shù)值模型獲得的峰值應(yīng)力為15.3 MPa、破壞應(yīng)變?yōu)? 932×10-6,與試驗(yàn)獲得的平均峰值應(yīng)力 15.2 MPa、平均破壞應(yīng)變2 959.8×10-6接近。

圖10 鋼渣骨料瀝青混合料應(yīng)力-應(yīng)變曲線標(biāo)定結(jié)果

3 離散元數(shù)值模擬結(jié)果與分析

為明確鋼渣內(nèi)部較大開口孔隙對(duì)混合料低溫抗裂性能的影響,通過改變其孔隙率,分別進(jìn)行了鋼渣孔隙率為高(6.3%,工況A)、正常(4.4%,工況B)、低(2.5%,工況C)3種不同虛擬工況下的鋼渣骨料瀝青混合料小梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)?zāi)M,并且為了探究進(jìn)入開口孔隙內(nèi)的無效瀝青對(duì)鋼渣骨料瀝青混合料性能的影響,又在上述不同鋼渣孔隙率條件下設(shè)計(jì)了3種極端工況,即鋼渣表面開口孔隙未被瀝青膠漿填充:高孔隙率極端條件(工況a)、正?？紫堵蕵O端條件(工況b)、以及低孔隙率極端條件(工況c)。需要明確的是,不考慮瀝青填充作用時(shí)并沒有改變鋼渣外表面與瀝青之間接觸界面的屬性,原因是若大開口孔隙內(nèi)未填充瀝青,相應(yīng)地微米級(jí)別開口孔隙對(duì)瀝青的吸收也會(huì)很少,所以實(shí)際界面的黏結(jié)性能會(huì)下降,導(dǎo)致瀝青混合料在這種情況下性能會(huì)更差。

3.1 接觸力鏈、內(nèi)部應(yīng)力及裂縫位置分析

加載過程中的力鏈分布及裂紋擴(kuò)展如圖11所示,在加載初期試件完整,整體呈現(xiàn)出上部受壓底部受拉的受力狀態(tài),頂部加載點(diǎn)和底部支撐點(diǎn)為主要受壓區(qū)域,與室內(nèi)試驗(yàn)中小梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的受力分布情況一致。當(dāng)?shù)撞苛芽p萌生后,試件內(nèi)部的受力狀態(tài)發(fā)生了較大變化,可以看出試件內(nèi)部受拉區(qū)域逐漸沿著裂縫從試件底部向上移動(dòng),裂縫延伸的尖端是受拉最顯著的區(qū)域,在此加載條件下產(chǎn)生的裂縫類型均為張拉裂紋,表明拉力是導(dǎo)致裂縫萌生和擴(kuò)展的主要驅(qū)動(dòng)因素。試件完全破壞后,無法繼續(xù)承擔(dān)更多的外界荷載,宏觀表現(xiàn)為試件從跨中斷裂,主裂紋貫穿到頂部,試件的有效承載面減小,加載點(diǎn)及支撐點(diǎn)不再承受更大的壓力,內(nèi)部受壓區(qū)域分布在裂縫周圍及試件頂部和底部,內(nèi)部受拉區(qū)域則沿著梁中心線向兩側(cè)擴(kuò)散,此時(shí)認(rèn)為達(dá)到了極限荷載,試件出現(xiàn)宏觀斷裂破壞。

圖11 工況B鋼渣骨料瀝青混合料小梁試件內(nèi)部裂縫及力鏈演化離散元模擬結(jié)果

為了更直觀地觀察斷裂過程小梁內(nèi)部應(yīng)力分布及演變情況,對(duì)小梁內(nèi)部等效應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算并繪制云圖,內(nèi)部等效應(yīng)力σe計(jì)算公式為

(5)

式中σx、σy、τxy分別為笛卡兒坐標(biāo)系下x、y軸方向的主應(yīng)力及x、y方向的切應(yīng)力。

圖12展示了鋼渣骨料瀝青混合料小梁內(nèi)部的等效應(yīng)力分布云圖,可見在加載峰值時(shí)小梁內(nèi)部應(yīng)力分布呈現(xiàn)在上加載板附近與小梁底部2個(gè)支撐板之間位置處集中,其中,界面處的應(yīng)力相對(duì)較大,瀝青及骨料內(nèi)部應(yīng)力小,大致可以看出骨料外輪廓;并且對(duì)比瀝青混合料模型圖,可以清晰看到在小梁底部處鋼渣內(nèi)部開口孔隙中會(huì)出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象,而開口孔隙內(nèi)部的瀝青與鋼渣的模量相差較大,致使二者之間的變形產(chǎn)生不協(xié)調(diào),極易出現(xiàn)裂縫;當(dāng)小梁底部出現(xiàn)宏觀主裂縫后,裂縫兩側(cè)及小梁內(nèi)部的應(yīng)力迅速消散,降低至接近0,同時(shí),在裂紋尖端處呈現(xiàn)出明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象,應(yīng)力分布向裂紋尖端區(qū)域轉(zhuǎn)移,裂紋尖端處顆粒應(yīng)力激增;最后,隨著裂紋逐漸向上發(fā)展并最終貫穿整個(gè)試件,混合料內(nèi)部各處應(yīng)力基本降為0(除裂縫周圍)。

圖12 工況B鋼渣骨料瀝青混合料虛擬試件加載過程應(yīng)力分布演變

3.2 裂縫位置、數(shù)量分析

從表4可以看出隨著鋼渣孔隙率的減小,其峰值應(yīng)力增加,破壞應(yīng)變?cè)龃?綜合性能提升。對(duì)于各極端工況,工況a的峰值應(yīng)力降低幅度最大(18.2%),其次是工況b,下降了2.6%,而工況c中因跨中附近鋼渣顆粒內(nèi)部開口孔隙極少,故峰值應(yīng)力并無較大變化。綜上所述,低孔隙率鋼渣的鋼渣骨料瀝青混合料的低溫性能更好;鋼渣內(nèi)開口孔隙對(duì)瀝青吸收的程度對(duì)其低溫性能有較大影響,尤其是孔隙率大的情況,若沒有充分拌和使鋼渣開口孔隙吸收瀝青,其低溫性能會(huì)有很大程度的降低。

表4 不同數(shù)值模擬工況下鋼渣骨料瀝青混合料虛擬試件的破壞應(yīng)力及應(yīng)變值

圖13展示了各工況鋼渣骨料瀝青混合料完全斷裂后裂縫的位置,相同孔隙率的鋼渣被分為同一組進(jìn)行對(duì)比,同組左側(cè)為鋼渣骨料孔隙內(nèi)填充瀝青工況,右側(cè)為鋼渣骨料孔隙內(nèi)未填充瀝青工況。可以看出當(dāng)鋼渣內(nèi)部有較多開口孔隙時(shí),裂縫會(huì)優(yōu)先在內(nèi)部無效瀝青與鋼渣開口孔隙界面接觸處產(chǎn)生,而對(duì)于石灰?guī)r,裂縫絕大部分均在石灰?guī)r與瀝青接觸的界面出現(xiàn),由于使用的石灰?guī)r粒徑較小,因此部分裂縫貫通石灰?guī)r發(fā)展,但整體仍呈現(xiàn)繞開石灰?guī)r的情況?？梢钥闯?在內(nèi)部無較大開口孔隙鋼渣附近,裂縫均沿著鋼渣與瀝青界面處發(fā)育。通過對(duì)裂縫出現(xiàn)位置的分析可以明確:鋼渣的多孔結(jié)構(gòu)對(duì)瀝青混合料的裂縫發(fā)育位置有較大的影響,在開口孔隙處易發(fā)生破壞;當(dāng)處于開口孔隙內(nèi)無瀝青的極端情況下,裂縫出現(xiàn)的位置會(huì)出現(xiàn)很大的改變,裂縫會(huì)盡量選擇從鋼渣內(nèi)部開口孔隙處發(fā)育。

圖13 不同離散元數(shù)值模擬工況下鋼渣骨料瀝青混合料虛擬試件內(nèi)部細(xì)觀裂縫位置

4 結(jié)論

1) 鋼渣孔隙率及開口孔隙內(nèi)瀝青填充(吸收)度對(duì)裂縫的萌生路徑有很大的影響,其路徑會(huì)盡量選擇在鋼渣內(nèi)孔洞附近,并且在開口孔隙內(nèi)部無瀝青這一極端條件下,該裂縫發(fā)展路徑特征更明顯。

2) 鋼渣骨料表面孔隙對(duì)瀝青的吸收作用會(huì)增強(qiáng)瀝青-鋼渣界面的黏結(jié)性能,但較大的開口孔隙會(huì)導(dǎo)致孔洞附近產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象,這也是其裂縫易在開口孔隙附近萌生的原因,故建議合理控制大孔隙鋼渣骨料的含量。

3) 鋼渣開口孔隙內(nèi)是否填充瀝青對(duì)混合料低溫?cái)嗔研阅苡休^大的影響,開口孔隙內(nèi)充分吸收和填充瀝青可有效提升混合料的低溫抗裂性能,且孔隙率越大提升越顯著。

4) 綜合室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果,建議在實(shí)際施工過程中,根據(jù)鋼渣骨料的含水率調(diào)節(jié)鋼渣烘干筒供油量,并延長(zhǎng)鋼渣骨料瀝青混合料的拌和時(shí)間和優(yōu)化拌和工藝,以確保瀝青膠漿充分填充鋼渣骨料表面孔隙,提升鋼渣骨料瀝青混合料的低溫抗裂性能。