半刚性基层沥青路面是我国高等级道路建设的主要路面结构形式，随着半刚性基层沥青路面施工实践积累、运营年限的增长和研究的深入，沥青层间黏结不良引发的道路病害已成国内外道路工作者关注的热点问题^[1-3]。层间结合不良将导致沥青路面层间滑移，沥青路面的整体性削弱，车辆荷载将不再像设计时分配和传递，路面的承载能力减弱，进而引发路面出现开裂和坑洼等2次破坏^[4]。孙立军教授对路面进行了大量的钻芯调查，发现有层间脱开现象的芯样占比70%，其中脱开面有剥落痕迹的芯样占比高达90%，可见实际工程中沥青路面层间黏结问题较为普遍^[5]。

目前，国内外针对沥青路面层间黏结问题已经取得了较丰硕的研究成果，主要集中在力学计算和室内试验两个方面。ZIAR H.等^[6]采用三维有限元模型分析了重复荷载作用下路面层间黏结的疲劳性能，并结合top-down路面开裂形式预测了沥青路面的疲劳寿命。罗要飞等^[7]采用Bisar软件，借助剪切弹性柔量接触模型，分析了层间接触条件对路面结构力学特性的影响，当层间接触从连续变滑动时，沥青路面疲劳寿命降低52.3%~83.0%。刘能源^[8]和李嘉等^[9]采用数值分析法和解析法分析了不同路面和桥面铺装层间状态对路面力学的影响规律。苏新国等^[10]采用沥青路面层间扭转剪切试验仪，对影响沥青路面层间黏结性能的沥青混合料类型、乳化沥青种类、乳化沥青洒布量、温度的影响因素进行了对比分析。郭寅川等^[11]采用多功能剪切仪，分析了普通沥青、SBS改性沥青和SBS改性乳化沥青3种常用的黏层材料在不同温度及洒布量条件下的黏结性能。周文等^[12]采用便携式直剪仪进行了层间剪切强度试验，对温度、黏层类型、正压力、沥青洒布量和混合料类型等影响因素进行了研究。刘丽等^[13]采用剪切疲劳试验分析了有无黏层油、黏层油种类和层间污染对路面层间剪切疲劳性能的影响。这些理论计算和室内试验研究结果均表明层间黏结对路面结构性能的具有重要影响，目前室内试验层间研究多关注沥青层和下层无机结合料层间的力学性能，沥青混合料黏层的黏结状态研究较少，目前的研究多关注材料种类、材料用量和温度对黏层黏结性能的影响，没有研究荷载、冻融和动水冲刷等外界环境作用对层间黏结的影响。此外，沥青路面黏层采用的乳化沥青品种繁多，品质不一，如何筛选，缺乏黏层材料的最佳评价指标。目前层间剪切试验方法很多，本研究采用测试比较方便的复合圆柱体试件直剪试验来测试沥青面层层间黏结状态，分析了黏层上下层材料、水环境、荷载和老化环境等因素对层间黏结的影响，通过系统研究给沥青黏层的应用提供支持。

(1) 乳化沥青。为了分析乳化沥青性质对黏层黏结性能的影响，采用4种指标差异较大的乳化沥青进行试验：1^#为普通乳化沥青，2^#和3^#乳化沥青为SBR改性乳化沥青，4^#乳化沥青为SBR和SBS复合改性乳化沥青。对比分析乳化沥青性能对层间黏结的影响，乳化沥青的技术性质如表 1所示。

(2) 沥青混合料原材料及配合比。分别采用连续密级配沥青混合料AC-13、沥青玛蹄脂碎石沥青混合料SMA-13和排水沥青混合料PA-13做沥青上面层，连续密级配沥青混合料AC-20做沥青下面层，模拟黏层所处上下面层的应用环境。4种沥青混合料的级配如表 2所示。其中SBS改性沥青AC-13油石比为5.1%，SBS改性沥青SMA-13油石比为6%，高黏改性沥青PA-13油石比为4.7%，70^#沥青AC-20油石比为4.5%。4种混合料的矿料均为玄武岩集料和石灰岩矿粉。采用沥青的基本性质如表 3所示。

(1) 直剪试验方法。采用旋转压实仪成型直径150 mm，厚50 mm的沥青混合料下面层，成型完毕养生24 h后，在其表面喷洒乳化沥青形成黏层，养护5 h乳化沥青完全破乳后，采用旋转压实仪在其上成型直径150 mm，厚50 mm的沥青混合料上面层，形成了50 mm厚下面层+乳化沥青黏层+50 mm厚上面层的复合圆柱试件。对于碾压试验试件，采用复合车辙模及轮碾仪成型长×宽×高=300 mm×300 mm×50 mm的车辙板块，在其上喷洒乳化沥青，再在其上成型长×宽×高=300 mm×300 mm×50 mm的车辙板块(各阶段养生时间一致)，形成复合车辙试件，轮碾到一定次数后，取芯成直径150 mm的复合圆柱试件进行试验。

试验时，首先用游标卡尺测量试件直径。试验温度拟定时，考虑到黏性较低的乳化沥青黏层在高温下容易直接黏结失效，很难对其量化，因此，参考文献[10]在常温(20±1) ℃环境下进行了直接剪切试验。将试件置于(20±1) ℃的恒温箱中保温4 h，然后取出安装试件。本研究采用的试验夹具如图 1所示。然后，将试件安装到下剪切环上，再放入上压头和上剪切环，使试件黏层位置位于上下剪切环垂直间距之间，且上下剪切环中间垂直间距应不小于5 mm，调整上剪切环，使上剪切环正好接触到试件表面，开始加载，加载速度为(50±2) mm/min^[14]。

图 1 直剪夹具 Fig. 1 Direct shear fixture

图选项

直剪试验典型“荷载-位移”曲线如图 2所示。采用式(1)计算试件的抗剪强度，采用式(2)计算试件的抗剪强度增长率。其中抗剪强度增长率是指单位变形所需的应力，反映结构层滑移的难易程度，抗剪强度增长率越大，层间黏结越好。

(1)

(2)

图 2 典型荷载-位移曲线 Fig. 2 Typical load-displacement curve

图选项

式中，τ_SBT为层间抗剪强度；F为荷载峰值；D为试件直径；d为变形量；k为抗剪强度增长率。

(2) 冻融及冲刷试验方法。按照文献[15]中沥青混合料冻融劈裂试验(T0729—2000)的冻融条件进行试验。将复合圆柱试件真空饱水，在(-18±2) ℃下冷冻(16±1) h，取出立即放入(60±0.5) ℃保温24 h，为1个冻融循环，冻融循环次数结束后，将试件取出放到(20±1) ℃的环境中控温4 h后进行直剪试验。

按照文献[16]进行冲刷试验，将复合圆柱试件放入冲刷试验仪试验腔中，加水后水温升至60 ℃开始试验，冲刷试验仪可以对试件施加近似洛伦兹函数的水压，峰值为276 kPa，半峰宽(1±0.5) s，1个压力循环完成为1次冲刷，达到设置冲刷次数后，将试件取出放到(20±1) ℃的环境中控温4 h后进行直剪试验。

(3) 碾压及老化试验方法。按照文献[15]中沥青混合料车辙试验方法(T0719-2011)进行60 ℃碾压作用，将碾压到规定次数的复合车辙板取芯后将试件取出放到(20±1) ℃的环境中控温4 h后进行直剪试验，直剪试验时让上层沥青混合料沿轮迹方向滑下。

老化试验方法为：将直径150 mm的复合圆柱试件放入60 ℃的烘箱至规定时间，进行试件的老化，然后取出放到(20±1) ℃的环境中控温4 h后进行直剪试验。

采用70^#沥青AC-20做下面层，SBS改性沥青AC-13做上面层，分别采用1^#~4^#乳化沥青做黏层，参考文献[17]，黏层用乳化沥青用量范围为0.2~1.0 kg/m²，沥青洒布量分别为0.2，0.4，0.6，0.8和1.0 kg/m²，成型复合圆柱试件进行直剪试验，分析乳化沥青性质及乳化沥青洒布量对层间黏结的影响。层间抗剪强度和抗剪强度增长率随乳化沥青掺量的变化分别如图 3和图 4所示。

图 3 τSBT随乳化沥青洒布量变化曲线 Fig. 3 Curves of τSBT varying with EA spraying amount

图选项

图 4 k随乳化沥青洒布量变化曲线 Fig. 4 Curves of k varying with EA spraying amount

图选项

从图 3和图 4可以看出，4种乳化沥青做黏层成型的复合圆柱试件的抗剪强度和抗剪强度增长率都呈现出先增大后减小的规律，这是因为，随着乳化沥青洒布量的增多沥青黏结能力逐渐增强，乳化沥青破乳后在层间与上下沥青混合料层表面结合形成越来越多的结构沥青，因此黏结强度逐渐增强，当乳化沥青洒布量超过最佳用量时，破乳后的沥青逐步形成自由沥青，越来越多的自由沥青成为直剪过程中的“润滑剂”，因此强度逐渐降低。4种乳化沥青黏层复合圆柱试件的直剪试验结果表明，黏结性能优劣排序为：4^#＞3^#＞2^#＞1^#。从曲线变化规律可以看出，最佳乳化沥青洒布量一般为0.4~0.6 kg/m²。

为了分析黏层的黏结强度与乳化沥青指标的关系，采用0.4 kg/m²和0.6 kg/m²两个乳化沥青洒布量的直剪试验结果与乳化沥青指标进行回归分析，结果如图 5和图 6所示。可以看出，相对来说乳化沥青蒸发残留物的软化点和60 ℃动力黏度与层间黏结强度关系很大，尤其是60 ℃动力黏度与直剪试验结果的相关系数R²达到0.95~0.98，可见乳化沥青的60 ℃动力黏度是筛选黏层乳化沥青的有效指标。乳化沥青的指标与层间抗剪强度的相关性优劣排序为：60 ℃动力黏度＞软化点＞恩格拉黏度＞蒸发残留物含量＞针入度。

图 5 τSBT与乳化沥青指标的关系 Fig. 5 Relationship between τSBT and EA indicators

图选项

图 6 k与乳化沥青指标的关系 Fig. 6 Relationship between k and EA indicators

图选项

分别采用SMA-13，AC-13和PA-13沥青混合料做上面层，采用4^#乳化沥青及0.4 kg/m²和0.6 kg/m²两个乳化沥青洒布量形成黏层，采用AC-20沥青混合料做下面层，成型复合圆柱试件进行直剪试验，分析沥青面层结构组合对层间黏结强度的影响，试验结果如图 7和图 8所示。可以看出，沥青路面结构组合对黏层黏结性能影响的优劣为：“AC-13+AC-20”＞“SMA-13+AC-20”＞“PA-13+AC-20”，相对“PA-13+AC-20”，在0.6 kg/m²乳化沥青洒布量下，“AC-13+AC-20”和“SMA-13+AC-20”组合下黏层抗剪强度分别高出了34.4%和22.6%，抗剪强度增长率分别高出了32.2%和27.8%。

图 7 上面层混合料类型对τSBT的影响 Fig. 7 Influence of upper layer mixture type on τSBT

图选项

图 8 上面层混合料类型对k的影响 Fig. 8 Influence of upper layer mixture type on k

图选项

为了分析产生上述结构组合对层间黏结强度影响规律的原因，将旋转压实成型的上面层沥青混合料底面接触到未破乳的洒布量为0.6 kg/m²的乳化沥青上，然后将混合料试件放到白纸上，形成了接触印迹图像如图 9所示，然后将图片导入图像处理软件进行二值化处理，如图 10所示，计算接触点总面积。SMA-13沥青混合料与下层接触总面积为10 614.93 mm²，AC-13沥青混合料与下层接触总面积为14 147.05 mm²，PA-13沥青混合料与下层接触总面积为396.93 mm²，这与黏层的黏结强度大小规律一致，根据摩擦力形成原理，接触面积越大，摩擦力越大，因此形成的层间抗滑移能力越强，层间黏结越好。

图 9 不同类型沥青混合料与下面层接触印迹 Fig. 9 Contact marks of different types of asphalt mixture and lower surface layer

图选项

图 10 不同类型沥青混合料与下面层接触印迹二值化处理 Fig. 10 Binary processing of contact marks of different types of asphalt mixture and lower surface layer

图选项

采用“AC-13+AC-20”和“PA-13+AC-20”两种结构组合，采用4^#乳化沥青及0.4 kg/m²和0.6 kg/m²两个乳化沥青洒布量形成黏层，分别进行3次，6次，9次，12次和15次冻融循环，分析抗剪强度和抗剪强度增长率对冻融循环次数的变化规律，试验结果如图 11和图 12所示。同时，分别进行了3 000次，6 000次，9 000次，12 000次和15 000次动水冲刷，分析抗剪强度和抗剪强度增长率随动水冲刷次数的变化规律，试验结果如图 13和图 14所示。

图 11 τSBT随冻融循环次数的变化曲线 Fig. 11 Curves of τSBT varying with freeze-thaw cycles

图选项

图 12 k随冻融循环次数的变化曲线 Fig. 12 Curves of k varying with freeze-thaw cycles

图选项

图 13 τSBT随冲刷次数的变化曲线 Fig. 13 Curves of τSBT varying with scouring times

图选项

图 14 k随冲刷次数的变化曲线 Fig. 14 Curves of k varying with scouring times

图选项

从图 11和图 12可以看出，随着冻融次数的增多，“PA-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率呈现出显著的降低趋势，“AC-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率降低不明显。这是因为，AC-20沥青混合料为密级配沥青混合料，采用冻融试验的静态水作用不容易渗入试件内部损伤黏层，而PA-13沥青混合料为开级配沥青混合料，空隙较大，水容易渗入到黏层，在冻融作用下对其造成损伤。同时，冻融作用下0.6 kg/m²洒布量黏层损伤显著低于0.4 kg/m²，表明较厚的沥青膜形成的黏层更容易抵御水的损害作用。经过15次冻融损伤后，0.6 kg/m²黏层“AC-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别降低了8.8%和4.4%；“PA-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别降低了31.6%和26.1%。

从图 13和图 14可以看出，随着动水冲刷作用次数的增多，两种结构组合试件的抗剪强度和抗剪强度增长率都呈现出显著的降低趋势。这说明，与静态水冻融试验相比，动水冲刷试验能够将水渗入到黏层对黏层造成损伤，试验条件更严苛。整体来说0.6 kg/m²洒布量黏层损伤也显著低于0.4 kg/m²，与冻融试验规律一致。经过15 000次冲刷后，0.6 kg/m²黏层“AC-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别降低了45.3%和30.9%；“PA-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别降低了62.7%和52.2%。两种水环境下试验结果均表明，水对黏层有一定的损伤作用，这与文献[18]中复合小梁层间试验的研究成果一致，但冲刷试验更能模拟不利水环境，相对文献[18]损伤更为严重，上层沥青混合料为透水沥青混合料时更要注意黏层抗水损伤的能力，适当增加黏层油厚度有助于提升黏层抗水损伤能力。

采用“AC-13+AC-20”和“PA-13+AC-20”两种结构组合，采用4^#乳化沥青及0.4 kg/m²和0.6 kg/m²两个乳化沥青洒布量形成黏层，分别采用车辙仪进行2 000次，4 000次，6 000次，8 000次和10 000次加载，模拟车辆碾压作用对黏层层间黏结作用的影响，试验结果如图 15和图 16所示。同时，分别进行5，10，15，20 d和30 d的老化试验，模拟老化对黏层黏结强度的影响，试验结果如图 17和图 18所示。

图 15 τSBT随荷载作用次数的变化曲线 Fig. 15 Curves of τSBT varying with number of loading

图选项

图 16 k随荷载作用次数的变化曲线 Fig. 16 Curves of k varying with number of loading

图选项

图 17 τSBT随老化时间的变化曲线 Fig. 17 Curves of τSBT vary with aging time

图选项

图 18 k随老化时间的变化曲线 Fig. 18 Curves of k vary with aging time

图选项

从图 15和图 16可以看出，随着荷载作用次数的增多，不同工况下试件抗剪强度和抗剪强度增长率均呈现增长趋势，说明车辆荷载作用有助于提高层间黏结。不同乳化沥青洒布量黏层层间黏结随荷载作用次数的增长规律和幅度相近。10 000次荷载作用后，0.6 kg/m²黏层“AC-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别提高了7.7%和2.0%；“PA-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别提高了5.2%和5.4%。

从图 17和图 18可以看出，随着老化时间的增长，不同工况下试件的抗剪强度和抗剪强度增长率均呈现增长趋势，在老化的初期(5 d)均出现了短时间黏结性能快速增长，后匀速增长，这与沥青在老化初期轻质组分快速挥发黏度增长，后期挥发速度变慢规律一致，在一定的老化时期内，黏层的黏结能力随老化时间逐步增长。“PA-13+AC-20”的黏层黏结强度增长显著大于“AC-13+AC-20”，这是因为PA-13沥青混合料空隙较大，热空气更容易接触到黏层，加速黏层老化。整体来说，0.6 kg/m²洒布量黏层黏结强度随老化增长高于0.4 kg/m²洒布量。30 d老化作用下，0.6 kg/m²黏层“AC-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别提高了36.5%和20.3%；“PA-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别提高了40.6%和28.4%。

(1) 随乳化沥青洒布量的增加，黏层抗剪强度和抗剪强度增长率呈现先增大后降低的规律，乳化沥青存在最佳洒布量，为0.4~0.6 kg/m²，乳化沥青蒸发残留物的60 ℃动力黏度与黏层的黏结强度具有较强的相关性，可做筛选依据。

(2) 结构组合对层间黏结具有较大影响，上面层混合料类型对层间黏结影响的优劣排序为：AC-13＞SMA-13＞PA-13，上沥青混合料与下面层沥青混合料的接触面积越大，黏结强度越大。

(3) 水对黏层有一定的损伤作用。相比静态水作用试验方法，动水冲刷试验更能模拟不利水环境。经过15 000次冲刷后，0.6 kg/m²黏层“AC-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别降低了45.3%和30.9%；“PA-13+AC-20”试件的抗剪强度和抗剪强度增长率分别降低了62.7%和52.2%，上层沥青混合料空隙率较大时要注意黏层抗水损伤的能力。0.6 kg/m²洒布量黏层的抗剪强度和抗剪强度增长率远远高于0.4 kg/m²洒布量黏层，适当增加黏层乳化沥青洒布量有助于提升黏层抗水损伤能力。

(4) 碾压和老化作用对黏层黏结效果具有一定的提高作用。老化初期结构抗剪强度和抗剪强度增长率快速增强，后缓慢增长。排水沥青混合料做上面层时，黏层老化对黏层抗剪强度和抗剪强度增长率的增长作用更强。