2024, Vol. 41扩展功能
文章信息
- 谢志惠, 何天明, 许克健, 程宏, 任敏达.
- XIE Zhi-hui, HE Tian-ming, XU Ke-jian, CHENG Hong, REN Min-da
- 不同温域变化下半柔性路面材料细观界面损伤开裂分析
- An Analysis on Mesoscopic Interfacial Damage of Semi-flexible Material at Different Temperature Ranges
- 公路交通科技, 2024, 41(2): 57-68
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2024, 41(2): 57-68
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2024.02.006
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文章历史
- 收稿日期: 2023-08-21
2. 上饶市信州公路事业发展中心, 江西 上饶 334099;
3. 上饶市余干公路事业发展中心, 江西 上饶 335199;
4. 上饶市鄱阳公路事业发展中心, 江西 上饶 333199;
5. 内蒙古工业大学土木工程结构与力学内蒙古自治区重点实验室, 内蒙古 呼和浩特 010051
2. Xinzhou Highway Development Center, Shangrao, Jiangxi 334099, China;
3. Yugan Highway Development Center, Shangrao, Jiangxi 335199, China;
4. Poyang Highway Development Center, Shangrao, Jiangxi 333199, China;
5. Key Laboratory of Civil Engineering Structure and Mechanics, Inner Mongolia University of Technology Hohhot, Inner Mongolia 010051, China
开裂是目前沥青路面最常见的病害，严重影响结构耐久性能与行车安全[1-3]。中国多数路面位于中温区，大量研究及监测数据显示路面内部全年温度变化范围为50~―30 ℃[4]，范围较广。目前较少研究针对开裂出现的具体温域范围，给养护管理的决策与作业带来了较大挑战，因此有必要针对不同温域变化下路面的损伤开裂进行相关研究。
半柔性材料(Semi-flexible Material，SFM)通过在沥青混凝土骨架中灌入水泥基灌浆料兼具二者优良特性，因此在近年来得到越来越多的关注[5-6]。相关研究表明：路用SFM具有良好的高温抗车辙性能，因此可以有效解决传统沥青基筑路材料无法满足的日益增加的交通量问题[7-10]。1954年法国工程师首次开发了SFM，并将其应用于法国科涅亚库空港的机场跑道中[11]。1961年日本将相关技术引进并广泛使用，相关行业标准于20世纪80年代制订。自此开始，国内外道路工作者相继开始了半柔性路面材料的研究。大量研究表明：相比传统沥青基、水泥基筑路材料，SFM内部组成更加复杂，各组分在温度影响下的变形协调性将直接影响其宏观力学性能[12-13]，而目前相对缺乏对降温过程中SFM内部各组分间的细观损伤开裂研究。
近年来，随着对SFM研究的不断深入，诸如沥青混凝土骨架级配影响[14]、水泥基灌浆料强化机制等[15]不断被揭示。凌森林等[16]通过调研大量文献，总结了灌注式半柔性混合料设计技术要求，包括大空隙基体沥青混合料设计及水泥基灌浆材料设计等。在此基础上他们总结了SFM包括高温稳定性、低温抗裂性、水稳定性等路用性能测试方法，最终得出：目前大量试验方法存在适用性较低，且评价指标不统一等问题，这些问题在有关低温性能评价方面尤为突出[17-18]。部分研究表明，SFM会在低温下转变为脆性[19-20]，因此在降温过程中其内部易发生损伤与脆性开裂。陈惠苏等[21-22]调研了水泥基复合材料集料与浆体界面的相关研究，对试验技术、界面微观结构的形成、劣化机理及其影响因素等进行了整理与总结，相关研究成果为有关路用SFM的界面损伤提供良好的研究基础。
SFM内部组成复杂，各组分之间的相互作用很难通过试验方式获得，因此相关研究人员开始借助数字化成像及数值模拟手段对这一问题展开研究。Du等[23]使用基于图像的建模技术分别生成了以天然骨料与再生骨料为核心组分的SFM模型，之后使用ANASYS软件对构建的SFM模型进行了交通荷载响应的计算，结果发现在相同加载条件下再生骨料的开裂几率大于天然骨料的开裂几率。Zhao等[24]通过CT扫描与动态模量测试相结合的手段将SFM内部组成与力学性能建立了联系，他们通过研究发现低温下的强度特性受沥青混凝土骨架集料分布特性的影响较小。Cai等[25]使用CT扫描和数字图像处理方法，区分了粗集料与水泥灌浆料的有效接触(骨料与水泥浆之间无空隙)以及无效接触(骨料与水泥浆之间存在空隙)，结果发现与粗骨料之间的接触数量相比，只有1/6的骨料-水泥接触是有效的，其数量是粗骨料接触的1/2。在Cai等[26]的另一篇研究中，利用有限元方法对3个固定温度下SFM的间接拉伸试验进行模拟，他们通过调整和测试，发现有限元方法可以清楚地识别SFM中的不同相和界面在损伤演化过程中的相互作用。因此CT扫描配合有限元方法可以有效实现对SFM的细观建模及各组分相互作用分析。
综上文献调研，目前针对路用SFM宏观路用性能，诸如高、低温及水稳性的试验研究较多，而对细观尺度下SFM在较大温域变化下的内部损伤分析相对缺乏。因此本研究借助数字化成像及数值模拟手段对较大温域下SFM界面处应力集中以及黏结退化情况进行了分析。具体研究工作为：设计并制备SFM并通过相关路用性能测试验证其基本性能；然后针对SFM及其各组分分别进行设定温域范围内的温缩试验，获得线收缩系数；利用CT断层扫描，获得SFM内部各组分几何信息，选取试件中心区域构建基于真实集料分布的有限元细观模型，分析SFM在降温过程内部应力集中情况，量化界面区域(集料-沥青-水泥基灌浆料)损伤程度。
1 材料、试件及试验 1.1 SFM配合比及试件制备选择间断级配开级配沥青磨耗层OGFC-20作为SFM的沥青混凝土骨架。有研究表明，骨架沥青混凝土空隙率在24%左右时的SFM抗裂性能最优[27]。因此选择设计空隙率25%，最大公称粒径25 mm，沥青胶结料采用SBS改性沥青，集料及沥青材料属性见表 1，集料级配见图 1。
| 测试材料 | 测试项目 | 技术要求 | 测试结果 |
| 粗集料 | 压碎值/% | ≤20 | 9.9 |
| 磨耗值/% | ≤22 | 12.5 | |
| 吸水率/% | ≤1.50 | 0.58 | |
| 细集料 | 砂当量/% | ≥65 | 72 |
| 亚甲蓝值/(g·kg―1) | ≤2.5 | 0.9 | |
| 矿粉 | 含水量/% | ≤1 | 0.3 |
| 亲水指数/% | < 1 | 0.7 | |
| 塑性指数 | < 4 | 3 | |
| SBS改性沥青 | 针入度(25 ℃)/(0.1 mm) | 40~60 | 55 |
| 延度(5 ℃)/cm | 20 | 47 | |
| 软化点/℃ | 75.0 | 86.2 |
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| 图 1 集料配合比 Fig. 1 Mix proportion of aggregate |
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所用水泥基灌浆材料为水泥与水的混合物，当水灰比为0.5时，水泥基灌浆材料的基本性质见表 2。
| 流动性/s | 弯曲强度/MPa | 压缩强度/MPa | 凝固时间/min | 28 d干缩率/% | |||||
| 7 d | 28 d | 7 d | 28 d | 初凝 | 终凝 | ||||
| 10.5 | 4.8 | 5.8 | 29.4 | 40.1 | 179 | 328 | 0.14 | ||
首先制备骨架沥青混凝土OGFC-20试件，将试件冷却至室温后利用橡胶包裹沥青混凝土外侧，然后将灌浆材料倒入骨架中。灌浆后的试件在温度25 ℃、相对湿度90%的室内养护14 d。当固化过程完成后，切割试件用于后续测试。
1.2 材料路用基本性能测试为了验证沥青混凝土骨架基本性能，分别利用马歇尔击实与轮碾成型方式制备骨架沥青混凝土(OGFC-20)试件，依据《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》(JTG E20—2011)[28]相关要求进行各项测试，每个试验测试3个平行试件，用于评价配合比合理性。相关试验的评价指标、试件尺寸及测试条件见表 3。
| 测试项目 | 评价指标 | 试件尺寸/(mm×mm, 直径×高度) | 测试温度/℃ | 加载速率 |
| 肯塔堡飞散试验(T 0733) | 飞散损失 | 101.6×63.5 | 20 | 30~33 r/min，共计300转 |
| 车辙试验(T 0719) | 动稳定度 | 300×300×50 | 60 | — |
| 马歇尔试验(T 0709) | 马歇尔稳定度 | 101.6×63.5 | 60 | 50 mm/min |
| 沥青混合料密度试验(T 0705) | 空隙率 | 101.6×63.5 | 25 | — |
SFM的路用性能评价参考《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》(JTG E20—2011)[27]，每个试验测试准备3个平行试件，所有试件在标准条件下养生28 d后进行测试。
1.3 温缩试验参考《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》(JTG E20—2011)[28]中T 0720—1993有关沥青混合料线收缩系数试验的内容，分别对骨架沥青混合料、水泥灌浆料以及SFM进行测试。将1.1节中成型的试件切割为20 mm×20 mm×200 mm的棱柱形，试件两端中央粘贴金属测头，与千分表接触的一端为平头形测头，另一端为半球形。利用水浴进行试件控温较难排除试件吸水后膨胀的影响，因此本研究采用高低温交变试验箱配合千分表的形式对线收缩系数进行测定，每组测试3个试件, 见图 2。试验共设定5个降温区段，分别为―20~―30 ℃、―10~―20 ℃、0~―10 ℃、10~0 ℃、20~10 ℃，每个降温区段至少保持恒温30 min。考虑到实际秋季路面温差约为20 ℃/d[4]，因此降温速率选为10 ℃/ (12 h)，待千分表数值变化小于0.001 mm/(3 h)时，记录读数，按式(1)、式(2)计算获得线收缩系数。之后进行了同等条件下SFM的温缩试验，用于后续验证有限元模拟结果。
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(1) |
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(2) |
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| 图 2 温缩试验过程 Fig. 2 Process of temperature shrinkage test |
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式中，ε为某一降温区段内的温缩应变；Li为试件的起始长度；Li为试件经历降温后最终长度；C为平均线收缩系数；ΔT为温度区段。
1.4 工业CT扫描采用CT设备对SFM内部结构进行X射线CT扫描，扫面截面间隔为0.2 mm。在细观结构提取过程中，针对气孔的分布情况，首先对灰度图像进行处理，包括去除不均匀背景和调整灰度对比度。然后通过膨胀、腐蚀、开运算、闭运算等方法构造结构单元。然后通过适当的阈值选择，得到仍然能反映图像整体和局部特征的二值图像
2 有限元模型构建CT扫描结果显示：沥青胶结料(沥青膜)在SFM中实际膜厚远小于集料和灌浆料几何尺寸，因此在进行有限元分析时将其假设为零厚度黏聚膜，不进行实体建模，其功能为在集料-灌浆料界面处提供黏结力。根据CT扫描结果，选取试件中心截面断面图构建二维有限元模型，模型构建过程如图 3所示。
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| 图 3 有限元细观模型构建 Fig. 3 Construction of mesoscopic FEM |
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根据CT扫描结果获得集料、沥青界面、水泥灌浆料的区域坐标信息，将数据集导入Abaqus中，完成有限元模型构建。根据SFM细观形貌特征，将二维有限元模型划分为4个区域，分别为集料、沥青胶结料黏附界面、水泥基灌浆料以及空隙。
2.1 黏结损伤模型SFM在降温过程中的损伤主要由于各组成材料之间的收缩变形不协调所致，因此损伤大多集中在集料与灌浆材料的界面区域。內聚力模型(Cohesive Zone Model，CZM)通过定义黏结面之间黏结力、位移以及断裂能之间的关系控制损伤开裂过程。该模型可以弥补传统断裂理论所无法描述的多相材料在界面区的复杂力学行为[29]，因此近年来得到了广泛应用。通过引入双线性本构模型定义沥青胶结料在集料与灌浆材料界面处的黏结行为，如图 4所示。
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| 图 4 双线性本构模型示意 Fig. 4 Schematic diagram of bilinear constitutive model |
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CZM可以用3个参数来控制：拉力T，分离位移Δ以及断裂能G。其中断裂能可以由图 4所示曲线下方所围的面积来计算得到，如式(3)所示：
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(3) |
另外，除了上述的3个参数，初始损伤状态以及断裂阈值同样需要定义。对于单一模式的开裂，裂纹起始可以由在这一方向上的断裂阈值来确定，但在实际情况中，断裂往往是混合模式(多个方向开裂同时发生)，开裂可能发生在任意单一模式开裂阈值之前，因此采用包含名义应力比的二次函数形式来对裂纹起始进行定义：
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(4) |
式中，下标n表示法向应力分量；下标s表示面内切向应力分量；下标t表示面外切向应力分量；上标T表示开裂过程中的名义应力；T0表示裂纹起始状态下名义应力。
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(5) |
式中运算符<>表示排除负值，忽略压力影响。
由于应变软化效应，损伤变量可以由式(6)定义：
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(6) |
式中，Δmax为完全失效时的实际最大分离量；Δ′为加载过程中的实际最大分离量；Δ0为损伤起始时的有效分离量。损伤变量的取值范围为0~1。考虑到损伤状态，加载过程中的拉力可以重写为包含未损伤拉力σnT以及损伤变量D的方程，如式(7)所示：
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(7) |
通过调查相关文献[26]，SFM中集料及水泥基灌浆材料可假设为线弹性材料，沥青胶结料通过黏结损伤模型定义其在界面处的黏结行为。有限元计算中内聚力单元的关键力学参数(黏结强度与断裂能)与材料、试验类型、条件(温度)等直接相关。表 5统计了相关模拟研究中沥青材料的黏结参数。根据相关研究成果，可假设沥青胶结料的法向与切向力学特性相同，黏结强度及断裂能大小通过调研大量相关文献，选择已经过验证的试验数据计算得到，如表 6所示。除以10 ℃为间隔的特征参数外，其余―30~20 ℃的SFM力学参数通过插值得到。另外由于集料与水泥基灌浆料温度敏感性不高，为了突出温度的影响，在模拟时假设集料与水泥基材料的力学特性不随温度发生变化，SFM各组分力学参数见表 6。
| 基本性能 | 测试项目 | 评价指标 | 试件尺寸/(mm×mm×mm) | 测试温度/℃ | 加载速率/(mm·min―1) |
| 高温性能 | 车辙试验 | 动稳定度 | 300×300×50 | 60 | — |
| 低温性能 | 小梁弯曲试验 | 弯拉强度、最大弯拉应变 | 250×30×35 | ―10 | 50 |
| 水稳定性 | 冻融劈裂试验 | 冻融劈裂抗拉强度比 | 101.6×63.5(直径×高度) | 25 | 50 |
| 组分 | 温度/℃ | ―30 | ―20 | ―10 | 0 | 10 | 20 |
| 沥青胶结料 | 黏结强度/MPa | 6.0 | 4.5 | 3.0 | 1.5 | 1.0 | 0.5 |
| 断裂能/(kJ·m―2) | 1.5 | 1.2 | 1.0 | 0.8 | 0.5 | 0.3 | |
| 水泥基灌浆材料 | 弹性模量/MPa | 14 100 | |||||
| 泊松比 | 0.25 | ||||||
| 集料 | 弹性模量/MPa | 80 000 | |||||
| 泊松比 | 0.25 | ||||||
2.2 单元划分及边界条件
如图 5所示，SFM细观模型单元划分如下，其中集料相连续单元及灌浆料相连续单元均采用3节点平面应变单元(CPS3)，沥青膜黏附单元采用4节点平面内聚力单元(COH2D4)，边界条件按照实际情况约束部分边界。
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| 图 5 单元划分及边界条件 Fig. 5 Unit division and boundary conditions |
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2.3 温度荷载施加
根据《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》，为测定不同温度区间的收缩系数，可每降温10 ℃并恒温30 min后，测定各温度时的试件长度，再继续降温[28]。因此，为与试验测试保持一致，选用10 ℃作为温度间隔，将20~―30 ℃的大温域划分为20~10 ℃等5个小温度区间，并假设在小温度区间内温缩系数保持不变，来研究不同降温区间对半柔性材料界面损伤的影响。SFM中集料与灌浆料在不同温度区段内的线收缩系数如表 7所示。
| 线收缩系数/(×10―6) | 温度区间/℃ | ||||
| ―30~―20 | ―20~―10 | ―10~0 | 0~10 | 10~20 | |
| 集料 | 8 | 8 | 8 | 8 | 8 |
| 水泥灌浆料 | 5.84 | 7.96 | 3.89 | 1.1 | 0.54 |
表 7结果显示，水泥灌浆料在各温域下的线收缩系数并无明显的规律，而是呈现波动的态势，将表 7中各材料的线收缩系数输入有限元模型中，分别进行―20~―30，―10~―20，0~―10，10~0，20~10 ℃共5个温度区段的降温有限元模拟，降温速率为10 ℃/h，模拟结果见3.1节。
2.4 模型验证为了验证有限元模拟的准确程度，首先对SFM在5个温度区间内的温缩应变进行了有限元计算。之后，参考1.4节中有关SFM的温缩试验，对比试验测试得到的不同温域下的温缩变形(所有结果以正负误差形式表示)与有限元模拟的温缩变形结果，以验证有限元模拟的准确性。结果对比如图 6所示。
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| 图 6 SFM不同温域下变形测试及模拟结果对比 Fig. 6 Simulation v.s. test results of SFM shrinkage deformation at different temperature ranges 注：由于1.4节中温缩试验试件尺寸与有限元模拟中的试件尺寸不同，因此对比二者之间的单位长度的温缩变形，以去除尺寸效应影响。 |
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图 6所示的结果为约束模型左侧时，SFM及其内部各组分在不同温域下的变形情况。从图 6可以发现，当集料与水泥灌浆料线收缩系数相差较大而沥青膜黏结强度较小时(图 6(a), (b))，SFM中界面损伤开裂较为严重，已在多数界面处形成了微裂纹，温度应力得到一定程度的释放，因此模型整体温缩变形偏小。相反，当集料与水泥灌浆料线收缩系数相差较小而沥青膜黏结强度较大时(如图 6(d), (e))，SFM试件协调变形，只有少部分界面处出现微裂纹，温度应力并未得到有效释放，因此模型整体温度变形偏大。SFM界面处微裂纹在不同温域下的演化规律见3.2节。图 6(f) 显示在10~―30 ℃的降温过程中，试件温缩变形呈现先增加后减小的变化规律，在―10~―20 ℃温度区间SFM温缩变形最大，与有限元计算结果较为接近，说明本研究有限元模拟具有一定的精度。
3 结果与讨论 3.1 骨架沥青混凝土基本特性及SFM路用性能根据1.2节中相关测试方法，对骨架沥青混凝土OGFC-20进行了基本特性的测试，结果见图 7。
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| 图 7 骨架OGFC-20基本特性 Fig. 7 Basic characteristics of skeleton OGFC-20 |
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观察图 7，平行试验结果显示OGFC-20试件空隙率为20%~25%，基本满足设计要求，稳定度结果均值4.1 kN满足不小于3.5 kN的要求。动稳定度数值在2 400次/mm左右，满足一般交通路段不小于1 500次/mm的要求。由于其空隙率较大，飞散损失率为70%左右，未能满足小于20%的要求，但考虑该OGFC-20沥青混合料最大公称粒径为25 mm，70%左右的飞散损失率与同类文献中测试的结果较为接近[23]。另外，飞散损失率不低于20%的标准仅适用于OGFC用作沥青路面磨耗层的情况，有研究表明SFM中使用的OGFC骨架沥青混合料中填充有灌浆材料，显著降低了材料飞散损失[8]。根据1.3节中相关内容，进行了SFM路用性能测试，结果见图 8。
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| 图 8 SFM路用性能 Fig. 8 Pavement performance of SFM |
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图 8显示，制备的SFM动稳定度为(38 000±500) 次/mm，远超技术要求的15 000次/mm；最大弯拉应变为(1 750±200) με，大于500 με的技术要求；冻融劈裂强度比为(91±6)%，满足大于90%的技术要求[39]。但结果显示，SFM低温抗变形能力相对较弱，这是由于灌注水泥后，SFM整体刚度相比传统沥青混凝土有所增加，因此在低温小梁弯曲试验中，表现出相对脆性的特点，因此有必要对SFM在降温过程中内部应力分布及损伤演化进行分析。
3.2 不同温域下SFM最大主应力当材料内部某些位置应力在外界荷载作用下超过自身强度，就会引发损伤。因此降温过程中SFM内部应力集中程度与损伤的产生与发展有直接关系。根据第一强度理论[40]，任何受力状态下材料发生开裂损伤，均是由于主应力σ1，σ2及σ3中最大主应力σ1超过材料强度极限值所致。本研究主要针对降温过程中不同温域下SFM的开裂特性，因此主应力的主要贡献为降温过程中的温度应力，当最大主应力σ1超过界面处集料与灌浆料的黏结强度(不同温域下界面黏结强度见表 6)时，界面开始失效。本节输出SFM细观模型在降温过程中的最大主应力结果，用于分析判断损伤产生与发展，结果如图 9所示。
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| 图 9 SFM内部应力集中情况 Fig. 9 Internal stress concentration of SFM |
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图 9显示，5种降温区段对最大主应力分布影响不大，应力均集中在集料与灌浆料界面周边位置处，但应力集中程度有所不同，其中20~10 ℃降温作用在SFM界面处产生的最大主应力最小，―10~―20 ℃降温作用在SFM界面处产生的最大主应力最大。产生这一规律的原因一方面与各降温区段材料线收缩系数不同有关，另一方面与不同温度下沥青膜黏结强度及断裂能不同有关。表 7显示，20~10 ℃降温过程中集料与水泥灌浆料的线收缩系数相差最大，但图 9结果显示该降温区段在界面处产生的最大主应力相比其他降温区段为最小。对比表 7与图 9中―10~―20 ℃降温区段结果，可以发现类似的规律，即集料与灌浆料线收缩系数相差越大，最大主应力越小。为了探究最大主应力对界面损伤开裂的影响规律，本节输出了半柔性细观模型在降温过程中的界面失效开裂情况，如图 10所示。
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| 图 10 SFM降温过程中界面失效情况 Fig. 10 Interface failure during SFM cooling |
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图 10中细观模型内部黑色细线代表界面处黏结失效开裂情况，未出现黑线表明界面未开裂。对比图 10中不同降温区段下SFM内部界面失效情况，可以发现20~10 ℃降温条件下，SFM内部界面失效严重，反观―10~―20 ℃降温条件下，SFM内部界面几乎没有失效。根据第一强度理论，当最大主应力σ1超过材料强度极限值时，材料开始开裂。因此SFM界面失效不但与温度应力相关，同时与自身界面处黏结强度相关。结合表 6及图 9最大主应力计算结果，20~10 ℃降温区间内，沥青膜黏结强度及断裂能最小且承受的不协调变形最大，因此该降温区间内SFM界面处损伤开裂最严重。反观―10~―20 ℃降温过程，虽然沥青膜黏结强度小于―20~―30 ℃温域下的沥青膜黏结强度，但该温域下集料与水泥灌浆料的温缩变形基本协调，因此SFM界面处损伤开裂最轻。另外，当SFM界面出现开裂后，集料与水泥灌浆料之间的不协调(受限)温缩随即消失，转换为自由收缩，因此界面处应力集中程度相应降低，这也是图 8所示最大主应力呈现与线收缩系数相反变化规律的原因。为了进一步量化不同降温区段对SFM界面处造成的损伤，进行了损伤分布的分析，具体内容见3.3节。
3.3 不同温域下SFM损伤分布在有限元分析中，SFM界面处的刚度降低值代表了该位置处的损伤程度，因此本节通过输入细观模型中所有界面处的内聚力单元的刚度降低值(Scalar Stiffness Degradation，SDEG)，并对其进行累积分布函数(Cumulative Distribution Function，CDF)的分析，以揭示不同温度区段降温对SFM内部界面处损伤演化的影响。共统计模型中设置的1 161个内聚力单元的刚度降低值(如图 11所示)，并计算5种不同降温区段的CDF值，结果如图 12所示。
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| 图 11 界面处内聚力单元示意图 Fig. 11 Schematic diagram of cohesion unit at interface |
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| 图 12 SFM界面处损伤分布 Fig. 12 Damage distribution at SFM interface |
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图 12展示了SFM界面处不同损伤大小内聚力单元的分布情况，本节计算得到的CDF取值范围为0~1。当CDF=0时，模型中内聚力单元的刚度并未发生退化，即界面未损伤；当CDF=1时，模型中内聚力单元的刚度退化至0，即完全损伤。观察图 12可以发现，无论哪种降温区段，界面处未损伤单元占比几乎为0，说明在―30~20 ℃温度范围内，超过10 ℃的降温幅度就会对SFM界面黏附造成损伤。另外，观察图 12中5条代表不同降温区段损伤程度的曲线关系可以发现，降温区段20~10 ℃的曲线最靠近右侧，说明在该降温区段内SFM内部界面处接近完全损伤的内聚力单元数量较多，损伤程度较大。相反，代表降温区段―10~―20 ℃的曲线最靠近左侧，说明该降温区段内SFM内部界面损伤程度较小，剩余降温区段位于上述二者之间。20~10 ℃降温过程沥青膜黏结强度及断裂能较小且该温域下集料与水泥灌浆料变形不协调程度最大，由此产生的温度应力超过界面处黏结强度，导致损伤较为严重，这也与Cai等[26]以及Kollmann等[41]研究结果相吻合。相反，对于―10~―20 ℃降温过程，虽然该温域下沥青膜黏结强度及断裂能小于同条件下―20~―30 ℃的降温过程，但由于SFM界面处集料与水泥灌浆料变形较为协调，因此损伤程度较低。综上可以发现，20~―30 ℃降温区间内，沥青膜自身黏结强度及断裂能会随温度降低逐渐增大，但模拟结果显示由于线收缩系数不同导致的SFM中各组分的不协调变形，是SFM内部界面处的损伤演化的更主要因素。
4 结论SFM兼具沥青基、水泥基筑路材料优势，具有良好的高温抗车辙能力及耐久性，然而目前较少研究针对该材料在降温过程中由于组分变形不协调导致的细观损伤方面。因此利用CT扫描结合有限元分析的方法对这一问题进行了研究，具体分析了降温过程中，SFM界面区域在经历不同温域后的应力集中、失效程度及损伤分布等问题。得出主要结论如下所示：
(1) 20~―30 ℃降温过程与多数工况类似，SFM内部应力主要集中于集料-沥青胶结料-水泥灌浆料界面区域。不同温域下最大主应力受该温域下SFM各组分，如集料、水泥基灌浆料等的线收缩系数差异影响。
(2) 温缩行为测试结果显示，水泥基灌浆料的温缩变形随温度降低呈非线性变化，在集料与水泥基灌浆料线收缩系数差异较大的温域下，SFM最大主应力反而较小，这一现象与界面失效程度相关。当界面失效开裂后，应力得到释放，因此最大主应力与线收缩系数呈现出相反的变化规律。
(3) 不同温域内SFM内部的损伤一方面与各降温区段各组成材料的线收缩系数不同有关，另一方面也与不同温度下沥青膜黏结强度及断裂能不同有关。模拟结果显示，虽然沥青膜自身黏结强度及断裂能会随温度降低逐渐增大，但线收缩系数不同导致的SFM中各组成材料的不协调变形，是SFM内部界面处的损伤演化的更主要因素。
(4) 由于SFM内含大量水泥基灌浆料，因此其低温抗变形能力相比传统沥青基材料较弱。在20~ ―30 ℃降温过程中，损伤更多产生在20~10 ℃降温区段，而较少产生在―20~―10 ℃降温区段。因此在SFM使用过程中需要对降温过程进行重点考虑(如夏季至冬季)，布设温度、应力应变传感器等，重点监测路面温度20~10 ℃时的应力应变指标，适当执行预防性养护。
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