基于MLS66加速加载试验的沥青路面车辙变形分析

基于MLS66加速加载试验的沥青路面车辙变形分析
武金婷;叶奋
【摘要】通过MLS66(mobile load simulator 66)加速加载试验,定性、定量探讨了重载交通下高温及常温时沥青路面车辙变形的发生及发展规律.结果表明:在轮载初期的二次压实下路面产生的压密性车辙约占总车辙深度的1/3～1/2;高温下压密变形速率比常温下高1个数量级左右,且平均车辙深度增加速率、平均稳定凹陷变形速率分别约为后者的2倍及5倍;在稳定加载期内,高温下路面隆起面积占总车辙面积比例的平均值约为0.40,常温下约为0.45.建议:应根据平均车辙深度增加速率估算车辙变形的发展情况,制定相应的沥青路面养护管理计划;对于改性类沥青混合料需进行极端高温的抗形变能力试验;应以车辙面积和空隙率的变化来评判车辙变形的发生及类型;应改进中面层材料的组成设计,采用模量较高的沥青混合料.
【期刊名称】《建筑材料学报》
【年(卷),期】2014(017)003
【总页数】8页(P406-413)
【关键词】沥青路面;加速加载试验;车辙变形;高温;常温
【作者】武金婷;叶奋
【作者单位】同济大学道路与交通工程教育部重点实验室,上海201804;同济大学道路与交通工程教育部重点实验室,上海201804;新疆大学建筑工程学院,新疆乌鲁木齐830047
【正文语种】中文
【中图分类】U414
以半刚性材料为基层的高等级道路沥青路面，沥青面层产生的永久变形占沥青路面车辙总量的90%以上.沥青混合料车辙性能试验通常包括传统室内试验、加速加载试验（APT）、道路现场观测等.由于APT 不但能较好地模拟车辆荷载作用，而且能在短期内得到实际路面在长期行车荷载作用下的使用性能，因此APT 在国内外道路工程研究中得到广泛应用.
国外众多研究人员进行了HVS（heavy vehicle simulator），TxMLS（taxes mobile load simulator）
等加载试验研究，建立了车辙预估模型［1－8］.Zhou等［9］运用VESYS5计算机程序与既有的APT 数据进行关联，编写了确定车辙系数、车辙深度及车辙损害状况的模型程序.Hugo 等［10］采用MLS66 及MMLS3（1／3 model mobile load simulator）进行了多项加载试验.国内众多科研单位和研究人员借助环道或直道试验进行了沥青混凝土抗车辙性能与车辙形成规律、车辙预估等方面的研究，例如：1990年中国交通部公路科学研究院引进ALF（accelerated load facility）试验技术，在京石高速公路正定段进行了足尺沥青路面加速加载试验［11］；徐全亮、董忠红、陈少幸、梅芳、孟庆楠、纪小平等［12－17］进行了基于ALF的沥青路面动力响应试验及分析；同济大学、辽宁省交通科学院先后进行了MLS66的加速加载试验［18－19］.
本文采用南非大型足尺可移动直线式路面加速加载设备MLS66 对专门修筑的试验路进行了高温、常温下超载50%的加载试验，根据轮载作用次数定时测定加载区域的车辙变化，探讨了沥青路面车辙变形的发生及发展规律.
1 试验
1.1 加载设备
MLS66设备使用真实轮载作用到试验路铺面结构上，以模拟设计重载交通及进行
评估分析.MLS66设备长15.00m、宽2.87m、高3.50m，由刚性主框架、6 组轮架及内部配置的双轮胎（305／70R22.5）组成，并配有加热板，可对加载区域进行加热以模拟不同温度环境.
试验模拟超载50%，即单轴双轮荷载为150kN；接地压强为0.80 MPa；加载速
率为6m／s（22km／h）；加载频率为6 000次／h.
1.2 试验参数
试验路面结构为：4cm SMA－13＋8cm AC－20C＋8cm AC－25C＋改性沥青防水黏结层＋36cm 水泥稳定碎石＋18cm 低剂量水泥稳定碎石＋长江口细砂填土路基.现场加载试验分为路面结构相同的2个区域：试验Ⅰ区，对路面进行加热以模
拟高温条件下的变形状态，加热板的温度设定为70℃；试验Ⅱ区，自然常温条件. 试验Ⅰ区加载15d至100.00万次作用次数，试验Ⅱ区加载15d至99.60万次作
用次数.考虑轴载换算、温度修正、车辆横向分布修正、荷载作用时间影响等因素，试验结果相当于实际路面的作用次数Ne为：Ⅰ区，Ne＝（12／4）×（10／3）×5.83×100.00×104 次＝5.83×107 次＞2.5×107次，属特重交通；Ⅱ区，Ne＝（10／3）×5.83×99.60×104 次＝1.94×107 次∈（1.2×107，2.5×107）次，
属重交通.
1.3 车辙测量
采用断面仪MLS Profilometer Driver－P2003进行沥青路面车辙变形采集.试验
加载区域纵向每隔1m 划定1个横向断面，共划定7个横向断面，依次标记为1＃～7＃断面.设定断面车辙测试的横向长度为1 500mm，等长横跨2条轮迹带，采集间隔为10mm.
2 试验结果与分析
在设定荷载与温度控制的试验条件下，路面结构随加载作用出现了明显的车辙变形，
无其他破坏形式.
2.1 车辙深度
笔者以Ⅰ，Ⅱ区6＃断面为例，绘出了不同加载次数时其车辙变形曲线，结果见图1.由图1 可知，加载首日出现明显的压密性车辙，其变形约占总车辙深度（隆起变形量＋凹陷变形量）的1／3～1／2；高温下的最大总车辙深度25 mm 为常温下
其值10mm的2.5倍.
通过分析各断面车辙变形曲线，可知各断面车辙深度与加载次数呈良好的分段线性关系，因此可按照各断面平均车辙深度增加速率（即车辙深度与加载次数曲线的线性斜率）将重复荷载作用下的车辙发展过程分为若干阶段.对于Ⅰ区：0～6.61 万次，平均车辙深度增加速率为0.8mm／万次，在此阶段行车荷载的压实作用使沥青混合料空隙率减小，密实度增大，产生较大的永久变形量，因此该阶段是影响最终车辙深度的主要历程；6.61～33.11万次，平均车辙深度增加速率为0.2mm／
万次，在此阶段沥青混合料结构已较为稳定，很难进一步压实，且由于沥青老化以及行车荷载反复作用，使沥青混合料逐渐硬化，抗变形能力增强；33.11～100.00 万次，平均车辙深度增加速率为0.1mm／万次，在此阶段路面结构稳定.对于Ⅱ区：0～6.80万次，平均车辙深度增加速率为0.50mm／万次，在此阶段主要是路面被压密，此后以0.05mm／万次的平均车辙深度增加速率变形.上述表明，Ⅱ区平均
车辙深度增加速率约为Ⅰ区的一半.若了解工程所在地的高温情况，即可根据平均
车辙深度增加速率估算出车辙的发展情况，制定相应的路面养护管理计划.例如：
按Ⅰ区的平均车辙深度增加速率估算，MLS66 加速加载6.25万次（当量轴载作
用次数约为364万次）时，沥青路面出现5mm 车辙量；MLS66加速加载31.20万次（当量轴载作用次数约为1 819万次）时，沥青路面出现10mm 车辙量.
图1 不同加载次数时6＃断面车辙变形曲线Fig.1 Curves of rutting deformation in 6＃section under different loading numbersLoading
number corresponding to the pit parts from top to bottom×10－4／times：Fig.1（a）—6.61，14.53，21.45，29.17，33.11，39.08，46.77，54.42，62.28，68.73，73.27，78.95，86.19，93.49，100.00，respectively；Fig.1（b）—6.80，13.55，20.09，25.74，32.53，39.00，45.90，52.50，58.40，65.40，72.20，78.20，84.80，92.20，99.60，respectively
表1为Ⅰ，Ⅱ区各断面在3个具有相同加载次数的加载阶段产生的车辙比例，即
阶段车辙深度与总车辙深度之比.由表1 可知：在加载初期，Ⅰ，Ⅱ区各断面产生
的车辙比例相差较小，Ⅰ区平均为51%，Ⅱ区平均为57%；在加载中期，Ⅰ，Ⅱ区车辙比例差别显著，Ⅰ区平均为26%，Ⅱ区平均为9%，说明高温加剧了加载
中期车辙的发展；在加载后期，Ⅰ区车辙比例比Ⅱ区少11%，进一步说明了温度
越高，加载中期车辙变形发展越快.若假设年平均交通增长率在设计年限15a内不变，考虑轴载换算后估算可知：高温条件下路面运营8a左右将达到大中修水平，常温条件下路面寿命则可达设计年限.
表1 不同加载阶段中各断面产生的车辙比例Table 1 Rutting proportions of testing section in different loading stages
2.2 车辙面积
为分析车辙面积的具体构成，在车辙变形曲线中，定义从左至右曲线与横坐标轴所包围的5部分面积分别为S1，S2，S3，S4，S5（见图1），其依次表征：轮迹2隆起面积、轮迹2凹陷面积、中间隆起面积、轮迹1凹陷面积、轮迹1隆起面积. 笔者以Ⅰ区6＃断面为例进行车辙面积分析，结果如图2（a），（b）所示.图2（a）表明，轮载影响区内，6＃断面处初期车辙变形速率较快，随后压密变形速
率基本恒定在37.0mm2／万次，流动变形速率基本保持在37.4mm2／万次.图2（b）中，隆起和凹陷面积比最大值超过1.00，隆起面积占总车辙面积比例在
0.46附近波动.综合判断，加载10.00 万次后，6＃断面处材料主要处于流动变形
状态.
图2 Ⅰ区6＃断面车辙面积分析Fig.2 Analysis of rutting area of 6＃section in track Ⅰ
笔者对稳定加载期（＞20.00万次）内Ⅰ，Ⅱ区各断面车辙面积进行分析，结果见表2.由表2 可知，Ⅰ区（高温条件）隆起面积占总车辙面积比例的平均值约为0.40，Ⅱ区（常温条件）约为0.45.由于MLS66双轮在单向驶入和驶出中的加载不均匀，断面车辙状态类型渐变性改变.通过对Ⅰ区车辙面积的具体分析，初步可以判定：在100.00万次高温加速加载期间，1＃～4＃断面的车辙为压密车辙，5＃断面的车辙临近流动性车辙，6＃，7＃断面的车辙处于流动车辙.如果将5＃断面流动车辙变形定义为车辙变形的临界状态，则对于本试验中沥青路面结构在高温加速加载时，临界压密变形速率约33.0mm2／万次，临界流动变形速率约
25.2mm2／万次，临界隆起面积占总车辙面积比例为0.46.Ⅱ区近100.00万次常温加速加载期间，1＃，2＃断面的车辙为压密车辙，其余断面的车辙都属于流动车辙.相比于Ⅰ区压密变形速率，Ⅱ区低1个数量级左右.
表2 稳定加载期内各断面车辙面积分析Table 2 Analysis of rutting areas of testing sections in stable loading stage
2.3 稳定凹陷变形速率
一般室内车辙试验以动稳定度来衡量沥青混合料的高温稳定性.此处，为了探讨沥青混合料的高温稳定性，笔者对比分析了MLS66 加速加载试验中的车辙凹陷变形.试验段温度条件为——Ⅰ区：SMA 层底的最低温度为43℃，平均日最低温度为53℃；SMA 层底的最高温度为90 ℃，平均日最高温度为81℃；Ⅱ区：SMA 层底温度为30～45℃.以＞20.00万次加载过程为稳定加载阶段，取Ⅰ，Ⅱ区轮迹最大凹陷变形量（记为负值）与划分阶段内加载次数的比值作为稳定凹陷变形速率.计算Ⅰ，Ⅱ区稳定凹陷变形速率（95%置信区间）的均值，结果分别为－
0.079mm／万次（动稳定度为12.66万次／mm）和－0.017 mm／万次（动稳
定度为58.82 万次／mm）（见表3），这表明高温条件下车辙稳定凹陷变形速率约为常温条件下的5倍.
表3 稳定凹陷变形速率Table 3 Rates of pit deformation in stable loading stage
一般认为，当温度高于60℃以后，沥青混合料的抗形变能力急剧降低.虽然实际路面的加速加载试验与沥青混合料车辙试验方法不同，但是其衡量抗永久变形的思想与车辙试验相同：（1）避免了开始阶段压密变形的影响；（2）采用稳定凹陷变
形速率即动稳定度的倒数来表征混合料的高温性能.所以，建议改性类的沥青混合
料需进行极端高温（＞60 ℃，如70℃或80℃）条件下的抗形变能力试验，且极
端高温条件下改性沥青混合料的室内车辙试验动稳定度标准为现有《公路沥青路面施工技术规范》（JTG F40—2004）中动稳定度标准的4～5倍.
2.4 芯样分析
选取Ⅰ，Ⅱ区中的4 个断面（2＃，3＃，6＃，7＃断面），自其车辙凹陷区域、
隆起区域、未加载区域的沥青混合料面层结构中钻取φ100芯样3个.依据上面层
与中面层、中面层与下面层的结合界面进行各面层高度测量，计算凹陷、隆起、未加载区域上、中、下面层的平均高度，结果见图3.再对一部分芯样分离切割出上、中、下面层，然后对各面层进行马歇尔试验，结果见表4；对另一部分芯样切割出高度约为10cm含上面层与中面层或中面层与下面层结合界面的试件，然后进行MTS（material testing system）模量试验，结果见表5.
由图3可知：（1）高温条件下，仅有凹陷处上面层芯样平均高度出现较大的减小（从5.0cm 变至4.4cm），这表明车辆对面层材料的压密作用主要表现在上面层，即车辙主要产生于上面层；常温条件下，凹陷处上面层芯样平均高度未发生明显变化，车辙主要产生于中面层.（2）高温条件下，车辙隆起处芯样的平均高度均比未
加载处增加，说明高温使沥青混合料发生了较多的流动变形.（3）芯样总平均高度越大，最大车辙变形量越小，这表明施工质量对路面结构的变形起到重要作用，因此增加面层厚度是减少路面出现车辙的重要保证.
图3 不同区域上、中、下面层芯样的平均高度Fig.3 Average height of cores taken from upper－，mid－，and lower－surface layer at different positions
表4 面层芯样的空隙率、马歇尔稳定度及流值Table 4 Volume of air voids （VV），Marshall stability（MS）and flow value（FL）of cores taken from surface layer
表5 不同区域面层芯样的回弹模量（15℃）Table 5 Resilience modulus of cores taken from surface layer at different positions（15℃）1）The data is taken out of the calculations of average value and mean square error of resilience modulus.
由于受到试件处理方法、层位判断准确度等外在因素的影响，芯样高度可能无法准确反映材料是否受到车轮荷载的压密作用，但是空隙率指标能反映出各层材料的进一步压密作用.从各面层芯样的空隙率VV、马歇尔稳定度MS及流值FL测试结果（见表4）可知：（1）中面层芯样的空隙率基本低于设计空隙率（3%～6%）的最小值3%，这可能是由于施工不均所导致的，将给路面结构带来潜在的不利影响.（2）Ⅰ区凹陷处上、中、下面层芯样空隙率平均减小22%，说明上、中、下面层可能都受到了相近的压密作用.Ⅰ区隆起处芯样空隙率变化差异较大，上、下面层芯样空隙率平均增加率较小，为5.5%，而中面层芯样空隙率平均增加率较大，为16.0%.如果将空隙率的增加归结于材料的侧向流动，则中面层出现了较多的材料侧向流动，这表明中面层受到车辙的影响更大.Ⅱ区上面层芯样空隙率平均减少了27%，明显高于中面层和下面层的16%，表现出上面层被轮载压密程度大于其他
面层.（3）轮载作用后不同断面芯样的空隙率不同，Ⅰ区6＃断面、Ⅱ区6＃断面
上面层空隙率基本大于相应的Ⅰ区2＃断面、Ⅱ区2＃断面上面层空隙率，而中下面层空隙率则相反.因此，相对压密性车辙类型（2＃断面），流动性车辙类型（6
＃断面）的上面层相对产生较大的流动性变形，中下面层产生较大的压密性变形，与2.2节的分析结果相一致.（4）部分芯样的马歇尔稳定度在加载后有一定程度的降低，最大可达20%；高温条件下轮迹凹陷及隆起处芯样流值大多增大，说明高
温及轮载作用使沥青路面结构材料抗塑性变形能力下降.（5）相对马歇尔稳定度及流值，不同面层芯样的空隙率在加载前后呈现较为规律性的变化.因此，以空隙率
作为经受荷载后沥青混合料材料性质变化的评判依据较为合理，而马歇尔稳定度及流值可作为辅助参考.
按t分布法整理断面不同区域（凹陷、隆起、未加载）面层芯样的（抗压）回弹模量值（见表5），然后对其进行单因素方差分析，结果见表6.取显著性水平0.01，F0.01（2，10）＝7.56＜148.11，表明加载后3个区域的材料性质有了显著区别. 表6 回弹模量的单因素方差分析Table 6 One－way variance analysis of resilience modulus
3 结论
（1）在轮载初期的二次压实下沥青路面产生的压密性车辙约占总车辙深度的1／3～1／2.所以，实际工程中应注意路面的施工压实，这是有效保障路面在运营期间高温稳定性良好的先决条件.
（2）高温下的平均车辙深度增加速率、平均稳定凹陷变形速率分别约为常温下的
2倍及5倍；高温下压密变形速率比常温时高1个数量级左右；稳定加载期内，
高温下车辙隆起面积占总车辙面积比例的平均值约为0.40，常温下约为0.45.建议依据工程所在地温度状况及平均车辙深度增加速率制定相应的路面养护管理计划；建议对改性沥青混合料进行极端高温（＞60℃，如70℃或80℃）的抗形变能力
试验；建议以车辙面积及空隙率的变化来评判车辙变形的发生发展.
（3）不同温度条件下车辙发生层位不同：高温时中面层出现了较多的侧向流动，常温时上面层被轮载压密较多.荷载作用后中面层出现变形，其空隙率基本低于设计空隙率的最小值，是路面结构中的不利因素.所以，应改进中面层材料的组成设计，采用模量较高的沥青混合料.
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