0 引言

钢渣是炼钢过程产生的一种副产物，中国每年钢渣排放量大，有效综合利用率低，堆放占地，污染环境，急需进行钢渣减量化、无害化及资源化处理^[1]。钢渣具有强度高、硬度大、耐磨耗、棱角性丰富及与沥青黏附性好等优点，可替代传统耐磨防滑集料(如辉绿岩、玄武岩等)应用于沥青路面表面磨耗层^[2-3]。然而钢渣集料具有密度大、吸水率高及体积安定性不良等缺点，其中钢渣集料体积安定性不良是限制其在道路工程中大规模应用的首要原因。造成钢渣集料体积安定性不良的主要原因是钢渣中含有游离氧化钙、游离氧化镁和RO相等非稳定性物质，遇水后发生水化反应造成体积膨胀，导致钢渣颗粒膨胀甚至开裂粉化^[4-6]。因此将钢渣作为集料用于沥青混凝土时存在体积稳定性不足的风险，不良钢渣颗粒在长期服役过程中吸收水分可产生膨胀甚至开裂，直接影响沥青混凝土的使用耐久性。

钢渣沥青混凝土研究现状分析表明钢渣集料的体积安定性限制了其推广应用，钢渣掺量及其体积膨胀率对沥青路面耐久性有重要的影响^[7-9]。钢渣集料中活性组分越高，浸水后钢渣沥青混凝土体积膨胀就越大，存在较大的体积安定性不良问题^[10]。为了抑制钢渣集料与水的反应，通过钢渣集料表面处理可明显降低其浸水体积膨胀率^[11-12]，进而提高钢渣沥青混凝土的水稳定性^[13]。降低钢渣掺量可以钢渣沥青混凝土提高其水稳定性^[14]，但长期浸水试验表明钢渣沥青混凝土仍存在长期水稳定性不足的问题^[15-17]。因此钢渣集料应加强陈化处理以降低活性，但钢渣集料陈化过程中游离氧化钙水解、碳化生成的陈化产物是一种疏松多孔的结构，影响钢渣集料与沥青长期粘结性能^[18-20]，并造成钢渣沥青混凝土抗冻融循环能力明显降低^[21]。整体上，钢渣集料体积膨胀和表面陈化产物层可使钢渣沥青混凝土的长期水稳定性降低，浸水疲劳性能衰减，耐久性降低^[22]。

钢渣沥青混凝土存在浸水体积膨胀、水稳定性下降及长期耐久性不明等的问题。钢渣集料中的游离氧化钙和游离氧化镁会影响其体积安定性。然而游离氧化钙和游离氧化镁的吸水消解是一个长期缓慢的过程，尤其是在钢渣沥青混凝土中，钢渣集料被沥青膜包裹起到一定的隔水作用，短期内对性能影响较小，但在长期高温浸水条件下不良钢渣集料会吸水体积膨胀、开裂和粉化，这使得钢渣沥青混凝土在长期服役过程中存在体积膨胀和耐久性不明的风险。因此有必要研究钢渣沥青混凝土在长期浸水条件下体积膨胀特性和力学性能劣化机理，分析其强度、模量和疲劳寿命衰减规律，并建立相应性能预估模型以进一步检验钢渣沥青混凝土长期使用耐久性，为钢渣集料选材以及钢渣沥青混凝土耐久性评价与质量控制提供数据支撑。

1 试验材料与方法 1.1 原材料

原材料采用胶粉复合改性沥青，密度为1.043 g/cm³，针入度为46 dmm，软化点为75.5 ℃，5 ℃延度为23 cm。辉绿岩粗集料分为2.36~4.75 mm，4.75~9.50 mm，9.5~16.0 mm这3种规格；细集料采用0~2.36 mm石灰岩机制砂。填料采用石灰岩磨细矿粉。钢渣粗集料由4.75~9.50 mm和9.5~16.0 mm这2种规格组成，采用某钢铁企业热闷处理并破碎堆放陈化不少于6个月的钢渣，其CaO含量为1.9%，浸水膨胀率为1.4%。各项物化性能指标均满足设计规范要求，可用于沥青混凝土。钢渣粗集料主要用于代替辉绿岩粗集料以制备橡胶粉复合改性沥青沥青混合料。

1.2 沥青混合料配合比设计

为了深入分析不同钢渣规格和掺量对橡胶粉复合改性沥青沥青混合料WRAC-13的影响，开展了5种不同沥青混合料配合比设计。为了便于配合比设计，采用同一规格集料替代法，如4.75~9.50 mm钢渣替代4.75~9.50 mm辉绿岩，9.5~16.0 mm钢渣替代9.5~16.0 mm辉绿岩。同一规格料中不同时采用钢渣和辉绿岩以避免混料，5种WRAC-13沥青混合料配合比设计见表 1。

表 1的配合比设计中，配合比A中粗集料全部采用辉绿岩粗集料制备沥青混凝土，配合比B和配合比C均采用现场堆放陈化的同粒径的钢渣粗集料分别替换配合比A中9.5~16.0 mm和4.75~9.50 mm的辉绿岩制备钢渣沥青混凝土。配合比D采用现场堆放陈化的同粒径的钢渣粗集料分别替换配合比A中4.75~9.50 mm和9.5~16.0 mm的辉绿岩制备钢渣沥青混凝土。配合比B，C，D中均含有1~2种规格钢渣粗集料，因此存在安定性问题。为了便于对比分析稳定后的钢渣粗集料的影响，配合比E采用室内压蒸处理后钢渣粗集料制备沥青混凝土，以便与配合比D对比分析体积安定性对不良钢渣颗粒的影响。表 1中“*”表示配合比E所用钢渣为现场堆放陈化不少于6个月且取回实验室进行压蒸处理9 h后得到的稳定钢渣，采用的压蒸力为0.14~0.16 MPa，温度为126~128 ℃。

为了保证矿料合成级配的一致性，不同配合比的矿料合成曲线以4.75，2.36，0.075 mm的通过率作为WRAC-13间断级配关键控制筛孔。4.75 mm通过率控制在29%左右，2.36 mm通过率控制在22%左右，0.075 mm通过率控制在6%左右，其合成级配如图 1所示。结合室内试验和现场摊铺试验结果，所有配合比均取最佳油石比为5.7%进行沥青混合料试验研究。

1.3 试验方法 1.3.1 压蒸试验

采用压蒸试验对钢渣粗骨料进行安定性评价，试验压蒸锅的工作压力为0.14~0.16 MPa，工作温度为126~128 ℃，压蒸时间为9 h。试验选用粒径为9.5~16.0 mm和4.75~9.50 mm的钢渣骨料各2组，每组约为3 kg。将2种不同规格的钢渣骨料分别放入2个布袋中，再将装有钢渣的布袋放入蒸汽高压锅中，严格密封并加热压蒸9 h后取出，烘干后通过筛分试验检测集料中粒径小于2.36 mm的颗粒含量作为钢渣骨料压蒸粉化率以分析体积安定性。

1.3.2 钢渣沥青混凝土体积膨胀率试验

不同配合比的马歇尔试件成型过程严格按照《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》(JTG E20—2011)进行试验操作，其中沥青混合料拌和过程中集料加热温度为190 ℃，胶粉复合改性沥青加热温度为180 ℃，拌和温度为185 ℃，击实温度为165~170 ℃，正反面各击实75次。

将5组配合比成型的马歇尔试件在60 ℃恒温水浴箱中分别浸泡0，3，7，14，21 d，每个试件之间的间距不少于5 cm。在规定时间内取出相应试件，冷却至室温后通过游标卡尺精准测量其0，3，7，14，21 d的高度与直径，高度与直径分别取马歇尔试件4个不同点的数据，取高度与直径平均值计算马歇尔试件体积以及浸水后体积膨胀率。

为了使水分更容易进入马歇尔试件内部以直观分析水分对钢渣沥青混凝土的影响，将马歇尔试件切割成高度30.0 mm、直径101.6 mm的2个切片试件，在60 ℃恒温水浴箱中分别浸泡0，3，7，14，21 d后检测切片试件表面是否有钢渣颗粒发生胀裂、粉化及裂纹扩展情况。

1.3.3 间接拉伸强度试验

间接拉伸强度试验开始前需将不同配合比的马歇尔试件在60 ℃恒温水浴箱中分别浸泡0，7，14，21 d，然后采用UTM-130路面材料多功能伺服动态试验系统进行间接拉伸强度试验，试验前通过恒温空气保温箱对马歇尔试件保温不少于6 h，使其试件温度达到试验要求温度(15±0.5)℃。保温完毕后，按加载速率50 mm/min进行间接拉伸强度试验，相关试验过程按照《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》中的GB/T 0716—2011进行试验操作和数据分析。

1.3.4 间接拉伸疲劳试验

采用间接拉伸疲劳试验检测不同配合比的马歇尔试件在60 ℃恒温水浴箱中浸泡0，7，14，21 d后的疲劳寿命。WRAC-13沥青混凝土主要用于沥青路面表面层，其直接受到车轮荷载作用，故采用应力控制模式进行间接拉伸疲劳试验更能反映其实际受力情况。为了便于对比分析，不同配合比的马歇尔试件的疲劳加载应力均采用同一应力水平0.6 MPa，试验前将马歇尔试件置于15 ℃恒温空气保温箱中保温不少于6 h。为了保证试件与加载条之间的良好接触，施加垂直向下接触力为50 N，荷载施加的波形选用非连续半正弦波，加载时间为100 ms，间歇为400 ms，即频率为2 Hz，每小时加载7 200次循环。在应力控制下，疲劳寿命为试件完全断裂破坏时对应的重复加载次数。

2 试验结果与分析 2.1 压蒸试验结果与分析

通过压蒸试验可以发现所用的钢渣粗集料存在体积安定性不良的问题，将粉化率定义为粒径小于2.36 mm的颗粒含量，则压蒸试验后9.5~16.0 mm的钢渣骨料粉化率为1.6%，4.75~9.50 mm的钢渣骨料粉化率为2.6%。钢渣胀裂粉化的原因是游离氧化钙和游离氧化镁等不良成分与水反应发生体积胀裂，压蒸试验结果也表明采用热闷处理并破碎堆放自然陈化不少于6个月后钢渣集料仍存在体积安定性不良的风险，绝大多数钢渣集料为稳定钢渣颗粒，只有极少数为不良钢渣颗粒，但后者对钢渣沥青混凝土的长期使用耐久性有重要影响。《钢渣稳定性试验方法》(GB/T24175—2009)标准中钢渣稳定性试验检测需要在90 ℃下浸水10 d，而钢渣粗集料压蒸试验用时仅9 h，更适用于钢渣粗集料体积安定性的快速评价。

2.2 浸水体积膨胀与胀裂分析 2.2.1 体积膨胀率试验

不同配合比马歇尔试件的浸水体积膨胀率与60 ℃浸水时间关系如图 2所示。配合比A采用辉绿岩粗集料成型的马歇尔试件，其具有最低的体积膨胀率，60 ℃浸水21 d后，其体积膨胀率低于0.8%，体积膨胀率呈缓慢线性增长趋势。配合比B采用9.5~16.0 mm钢渣粗集料成型的马歇尔试件，相比于配合比A，其体积膨胀率有所增加，60 ℃浸水21 d后，其浸水体积膨胀率可达2.2%。配合比C含有4.75~9.50 mm钢渣粗集料且钢渣集料含量与配合比B相近，其60 ℃浸水体积膨胀率与配合比B基本类似。配合比D含有9.5~16.0 mm和4.75~9.50 mm这2种钢渣粗集料，其钢渣集料含量最高，达到70%，马歇尔试件的60 ℃浸水体积膨胀率最大，21 d可达4.6%，且其体积膨胀率随着60 ℃浸水时间增加，其增加速率最快。配合比E中钢渣粗集料采取高温压蒸处理后大大降低钢渣集料中的不良活性组分，其体积膨胀率与配合比A相当，这表明钢渣粗集料压蒸9 h后趋于稳定，得到很好的稳定化处理。60 ℃浸水时间对钢渣沥青混凝土的体积膨胀影响大，不同配合比的3 d浸水体积膨胀率均较低且相差不大，而60 ℃浸水7 d后，含有钢渣粗集料的配合比B，C，D的马歇尔试件体积膨胀率快速增加，之后增长速率会降低，这表明规范要求的60 ℃浸水72 h体积膨胀率不大于1.5%具有一定的局限性，应延长60 ℃浸水不少于7 d以更好检验钢渣沥青混凝土的体积稳定性。

马歇尔试件的浸水体积膨胀率试验表明在长期浸水条件下不同沥青混凝土均会产生体积膨胀，整体上只含辉绿岩粗集料的沥青混凝土浸水后体积膨胀最小，而钢渣压蒸稳定化处理后，其沥青混凝土体积膨胀与辉绿岩沥青混凝土大体相当。由此对比分析可见二者均未受钢渣体积安定性不良的影响，二者体积膨胀只与自身水稳定性有关，因此可以将二者作为基准，分析配合比B，C，D中体积安定性不良的钢渣颗粒对沥青混凝土体积膨胀的影响。钢渣沥青混凝土的体积膨胀与钢渣粗集料掺量有关，钢渣粗集料掺量越高，其浸水体积膨胀率越大。可见钢渣粗集料存体积安定性不良的颗粒，是造成体积膨胀的主要因素，通过高温压蒸9 h可以很好地消除钢渣粗集料中的不良颗粒，使钢渣集料的体积安定性基本可达到辉绿岩集料的水平。上述分析也进一步表明钢渣掺量并不是制约因素，稳定化处理后钢渣粗集料用量可以达到普通粗集料同一水平，钢渣中不良颗粒含量才是控制关键。

钢渣沥青混凝土体积膨胀率与浸水时间和钢渣粗集料掺量有关，结合前期钢渣集料浸水膨胀模拟结果^[3]，同时利用图 2中配合比A，B，C，D试验结果可提出不同钢渣掺量和浸水时间下钢渣沥青混凝土体积膨胀率预估模型：

(1)

式中，Y₁为钢渣沥青混凝土体积膨胀率；P为钢渣粗集料掺量；t为60 ℃浸水时间。

式(1)预估模型建立在4个钢渣掺量水平(0，33.2%，36.4%，79.5%)之上，参数水平相对较少，故模型中钢渣掺量的影响只用简单线性拟合。而对浸水时间的影响采用指数拟合，模型拟合相关系数R²为0.991，但钢渣掺量的影响是否存在非线性或拐点，后期需要设计更多的钢渣掺量并应通过试验进一步验证或修正模型。整体上，模型预估表明钢渣沥青混凝土前期体积膨胀率发展较快，而后期会进入平稳阶段，即体积膨胀率基本保持不变，其预期结果与钢渣集料自身体积膨胀规律相一致^[3]。配合比A，B，C，D沥青混凝土不同浸水时间下模型预估不含钢渣集料配合比A在浸水30 d后达到稳定阶段，此时其体积膨胀率为0.75%。而对于钢渣含量为70%的配合比D，模型预估其在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其体积膨胀率为5.2%。

2.2.2 切片浸水试验

长期60 ℃浸水后钢渣沥青混凝土体积膨胀规律研究均为宏观分析，为了进一步分析钢渣混凝土浸水后不良钢渣颗粒体积膨胀破坏规律，开展马歇尔试件切片浸水试验。首先将马歇尔试件(高63.5 mm×直径101.6 mm) 沿高度方向横截切割成高度30 mm、直径101.6 mm的2个切片试件，切片切割面集料直接裸露以便水分直接浸入钢渣集料，同时没有沥青膜包裹方便直接观察浸水后不良钢渣颗粒胀裂、粉化及裂纹扩展情况。为了更好地说明切片试件表面在浸水过程中表面裂纹、局部鼓包及钢渣胀裂粉化的演化过程，分别在浸水3，7，14，21 d取出切片试件以对比观察和分析表面变化情况。从5个配合比中选取配合比D为代表对浸水条件下不良钢渣颗粒局部鼓包、裂纹及胀裂粉化的演化过程进行分析和说明如图 3所示。切片试件表面集料裸露，浸水3 d后不良钢渣颗粒表面先出现狭长裂纹，在浸水7 d后裂纹数目和宽度增加，局部出现粉化，同时伴随着钢渣集料与沥青胶浆界面的脱落；在浸水14 d后粉化面积大幅增加，钢渣集料与沥青胶浆界面脱离并失去原有的颗粒强度。这表明钢渣沥青混凝土含有不良钢渣颗粒，浸水后可产生的局部鼓包裂纹及粉化等内部结构破坏，直接影响钢渣沥青混凝土的使用耐久性。

不同配合比在切片浸试验表现基本与钢渣沥青混凝土体积膨胀规律一致，如配合比A全部为辉绿岩，没有掺入钢渣粗集料，故在试件切片60 ℃浸泡21 d过程中保持长期稳定。配合比E马歇尔试件切片采用压蒸钢渣集料制备而成，钢渣集料得到稳定化处理，没有出现裂纹、局部鼓包和粉化问题，切片体积安定性与配合比A相当。配合比B，C，D均掺入钢渣，马歇尔试件切片表面出现裂纹、局部鼓包和粉化颗粒基本与钢渣掺量成正比关系。整体上，切片浸水试验可以作为钢渣沥青混凝土体积膨胀试验的有利补充，有助于从微观到宏观性能的分析。

2.3 间接拉伸强度试验结果与分析 2.3.1 间接拉伸强度与浸水时间关系

60 ℃下浸水0，7，14，21 d对不同配合比沥青混凝土马歇尔试件的应力与应变的影响如图 4所示。由图可见，不同沥青混凝土的间接拉伸强度均随着浸水时间的增加而逐渐降低，而破坏拉伸应变随着浸水时间的增加而略微增加，这表明长期浸水条件下沥青混凝土强度衰减和软化作用显著。

为了进一步分析不同沥青混凝土的间接拉伸强度与60 ℃浸水时间关系，将图 4不同浸水时间下间接拉伸强度结果汇总，如图 5(a)所示。可以发现掺入钢渣后沥青混凝土的间接拉伸强度明显增加，但浸水后钢渣沥青混凝土强度衰减快于辉绿岩沥青混凝土。经过7 d浸水时钢渣沥青混凝土强度仍大于辉绿岩沥青混凝土，但浸水14 d后配合比D的强度小于辉绿岩沥青混凝土，这表明钢渣体积安定性不良时应该合理控制钢渣掺量以提高长期水稳定性。

为了更好地分析强度衰减规律，以0 d间接拉伸强度作为基准进行归一化处理，从而得到不同沥青混凝土间接拉伸强度残留率，如图 5(b)所示。试验结果表明配合比A辉绿岩沥青混凝土的间接拉伸强度残留率最高，配合比E采用压蒸后的钢渣次之，二者的间接拉抻强度残留率在浸水21 d后仍保留在80%左右。沥青混凝土的间接拉抻强度残留率越高则水稳定性越好，因此配合比A和配合比E的沥青混凝土具有优异的水稳定性。配合比B和配合比C为钢渣与辉绿岩混掺，其间接拉抻强度残留率下降速度明显增加，浸水21 d后仍为65%左右。配合比D钢渣掺量最高，浸水后间接拉抻强度残留率下降速度最快，浸水21 d后仅为48%。

随着钢渣掺量增加，沥青混凝土的水稳定性明显下降，而配合比E与配合比A沥青混凝土的间接拉伸强度残留率相近，再次表明经过压蒸试验后的配合比E沥青混凝土体积稳定性提高，可有效消除不良钢渣体积膨胀对强度的影响。钢渣沥青混凝土间接拉伸强度残留率与浸水时间和钢渣粗集料掺量有关，根据图 5(b)中配合比A，B，C，D试验结果可提出不同钢渣掺量和浸水时间下钢渣沥青混凝土间接拉伸强度残留率预估模型为：

(2)

式中Y₂为钢渣沥青混凝土间接拉伸强度残留率。模拟结果与实测结果相关系数R²为0.999，模型预估不含钢渣集料配合比A在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其间接拉伸强度残留率为79.4%。而对于钢渣含量为70%的配合比D，模型预估其在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其间接拉伸强度残留率为42.6%。与体积膨胀率预估模型相似，强度残留率预估模型是建立在较少的钢渣掺量水平且其影响采用简单线性拟合，后期使用应注意检验与修正。

2.3.2 破坏劲度模量与浸水时间关系

破坏劲度模量是破坏拉伸强度与破坏拉伸应变的比值，试件的劲度模量越小，其结构抵抗变形能力就越低，而长期浸水后模量下降程度可用于表征沥青混凝土水稳定性^[23]。不同60 ℃浸水时间条件下沥青混凝土破坏劲度模量如图 6(a)所示。未浸水前，钢渣掺入使得沥青混凝土的破坏劲度模量变大，如辉绿岩沥青混凝土的破坏劲度模量为373 MPa，掺入钢渣后配合比B，C，D分别为416，450，465 MPa。整体上钢渣掺量越大，其破坏劲度模量越大。随着60 ℃浸水时间的增加，试件破坏劲度模量逐渐降低。

为了更好地对比分析浸水时间对破坏劲度模量的影响，不同沥青混凝土均以0 d的破坏劲度模量作为基准，分析破坏劲度模量残留率，如图 6(b)所示。破坏劲度模量残留率随着60 ℃浸水时间的增加而降低，配合比A采用辉绿岩制备的沥青混凝土浸水21 d破坏劲度模量残留率最大，为64.1%；配合比E压蒸钢渣沥青混凝土残留率为57.3%，与配合比A大体相当；配合比B和配合比C钢渣掺量约为35%，其浸水21 d破坏劲度模量残留率降至40%左右；配合比D中钢渣掺量达到70%，其浸水21 d破坏劲度模量残留率降低至26.4%。这表明随着60 ℃浸水时间的增加，不同配合比的沥青混凝土破坏劲度模量残留率呈明显下降趋势。整体上压蒸处理的钢渣沥青混凝土破坏劲度模量残留率略低于辉绿岩沥青混凝土，而采用未压蒸处理后的钢渣沥青混凝土破坏劲度模量残留率显著降低，这表明配合比B，C，D中钢渣体积安定性不良对其抗变形能力产生较大的不利影响。

钢渣沥青混凝土破坏劲度模量残留率与浸水时间和钢渣粗集料掺量有关，其预估模型为：

(3)

式中Y₃为钢渣沥青混凝土破坏劲度模量残留率。模型模拟结果与实测结果相关系数R²为0.999，模型预估不含钢渣集料的配合比A在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其破坏劲度模量残留率为59.7%。而对于钢渣含量为70%的配合比D，模型预估其在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其破坏劲度模量残留率为22.5%。模量残留率预估模型是建立在较少的钢渣掺量水平且其影响采用简单线性拟合，后期使用应注意检验与修正。

2.4 间接拉伸疲劳试验结果与分析 2.4.1 动态模量与循环次数关系

不同配合比马歇尔试件60 ℃浸水0，7，14，21 d的间接拉伸疲劳循环次数与动态模量关系如图 7所示。图中所用疲劳试验采用应力控制模式，同时为了便于对比分析，所有试验均采用同一应力水平0.6 MPa进行加载。动态模量与循环次数曲线呈现明显2个阶段，其中第1阶段为动态模量快速下降阶段，而第2阶段为动态模量呈平稳线性下降直至试件断裂。随着60 ℃下浸水时间的增加，不同沥青混凝土的疲劳破坏加载次数逐渐减少，同时其动态模量也呈下降趋势，这表明长期浸水可导致耐疲劳性能下降。

2.4.2 间接拉伸疲劳寿命与浸水时间关系

为了进一步分析不同沥青混凝土的疲劳寿命与60 ℃浸水时间关系，将图 7不同浸水时间下间接拉伸吗疲劳寿命结果汇总如图 8(a)所示。整体上可以发现掺入钢渣后沥青混凝土的间接拉伸疲劳寿命明显增加，但浸水后钢渣沥青混凝土疲劳寿命衰减快于辉绿岩沥青混凝土。经过7 d浸水后配合比D钢渣沥青混凝土疲劳寿命小于辉绿岩沥青混凝土，这表明钢渣安定性不良时应该合理控制钢渣掺量以保证使用耐久性。

为了更好地分析疲劳寿命衰减规律，以0 d间接拉伸疲劳寿命作为基准进行归一化处理，从而得到不同沥青混凝土间接拉伸疲劳寿命残留率，如图 8(b)所示。一般地，间接拉抻疲劳寿命残留率越高表明其水稳定性和耐疲劳性能越好。试验结果表明配合比A辉绿岩沥青混凝土和配合比E采用压蒸后的钢渣沥青混凝土均表现相当，二者的间接拉抻疲劳寿命残留率在浸水21 d后仍保留在70%左右，表现出了优异的水稳定性和耐疲劳性能。配合比B和配合比C为钢渣与辉绿岩混掺，其间接拉抻疲劳寿命残留率下降速度明显增加，浸水21 d后约为45%。配合比D钢渣掺量最高，浸水后间接拉抻疲劳寿命残留率下降速度最快，浸水21 d后仅为25.8%。

钢渣沥青混凝土间接拉伸疲劳寿命残留率与浸水时间和钢渣粗集料掺量有关，其预估模型为：

(5)

式中Y₄为钢渣沥青混凝土间接拉伸疲劳寿命残留率。模型模拟结果与实测结果相关系数R²为0.998，模型预估不含钢渣集料配合比A在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其间接拉伸疲劳寿命残留率为64.5%。而对于钢渣含量为70%的配合比D，模型预估其在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其间接拉伸疲劳寿命残留率为21.1%。疲劳寿命残留率预估模型是建立在较少的钢渣掺量水平且其影响采用简单线性拟合，后期使用应注意检验与修正。

2.4.3 初始动态模量与浸水时间关系

不同配合比沥青混凝土马歇尔试件60 ℃浸水0，7，14，21 d的初始动态模量与浸水时间关系如图 9(a)所示，其间接拉伸初始动态模量定义为动态模量与循环次数线性阶段通过线性拟合得到的截距，即其线性部分反向延长线与纵坐标轴交点。根据图 9(a)可以发现，掺入钢渣后沥青混凝土的动态模量明显增加，但浸水后钢渣沥青混凝土动态模量衰减略快于辉绿岩沥青混凝土。钢渣集料经压蒸处理后动态模量衰减与辉绿岩沥青混凝土大体相当。

为了更好分析初始动态模量衰减规律，以0 d初始动态模量作为基准进行归一化处理，从而得到不同沥青混凝土初始动态模量残留率，如图 9(b)所示。配合比A辉绿岩沥青混凝土和配合比E采用压蒸后的钢渣沥青混凝土均表现相当，二者的初始动态模量在浸水21 d后仍保留在83%左右，表现出优异的水稳定性。配合比B和配合比C为钢渣与辉绿岩混掺，其初始动态模量残留率下降速度明显增加，浸水21 d后仍约为73%。配合比D钢渣掺量最高，浸水后初始动态模量残留率下降速度最快，浸水21 d后仅为64.7%。

钢渣沥青混凝土初始动态模量残留率与浸水时间和钢渣粗集料掺量有关，其预估模型为：

(6)

式中Y₅为钢渣沥青混凝土初始动态模量残留率。模型模拟结果与实测结果相关系数R²为0.999，模型预估不含钢渣集料配合比A在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其初始动态模量残留率为69.7%。而对于钢渣含量为70%的配合比D，模型预估其在浸水35 d后达到稳定阶段，此时其初始动态模量残留率为61.1%。初始动态模量残留率预估模型是建立在较少的钢渣掺量水平且其影响采用简单线性拟合，后期使用应注意检验与修正。

2.5 强度试验与疲劳试验的相关性

不同配合比沥青混凝土马歇尔试件在0，7，14，21 d浸水条件下的间接拉伸强度与疲劳寿命关系如图 10(a)所示，可以发现间接拉伸强度与疲劳寿命具有很强的线性相关性，当沥青混凝土间接拉伸强度增加1 MPa时，其间接拉伸疲劳寿命增加11 861次。长期浸水后沥青混凝土间接拉伸强度衰减与疲劳寿命衰减关系如图 10(b)所示，当沥青混凝土间接拉伸强度损失10%时，间接拉伸疲劳寿命损失约14.7%。

间接拉伸破坏劲度模量与疲劳试验初始动态模量关系如图 11(a)所示，可以发现破坏劲度模量与初始动态模量具有很强的线性相关性，当沥青混凝土破坏劲度模量增加100 MPa，其初始动态模量增加393 MPa。长期浸水后沥青混凝土破坏劲度模量下降与初始动态模量下降的关系如图 11(b)所示，沥青混凝土破坏劲度模量损失10%，初始动态模量损失4.4%。因此通过钢渣沥青混凝土的间接拉伸强度试验可以很好地预估其间接拉伸疲劳性能，不仅降低试验成本，而且实现其使用耐久性的快速评价。

2.6 体积膨胀与力学劣化的相关性

建立沥青混凝土体积膨胀率与力学性能劣化相关性，如图 12所示。沥青混凝土力学性能残留率与体积膨胀率具有明显的指数关系，即随着体积膨胀率的增加，其力学性能残留率呈现先降低后趋于稳定的趋势。因此通过钢渣沥青混凝土体积膨胀率试验可以很好地预测其力学性能试验衰减规律，实现基于钢渣体积安定性的钢渣沥青混凝土使用的耐久性快速评价。

沥青混凝土长期浸水体积膨胀可由其内部不同材料组成共同贡献的结果，结合胶浆理论和试验结果可知，钢渣与辉绿岩混掺的沥青混凝土的体积膨胀主要由沥青胶浆/砂浆体积膨胀、安定性不良的钢渣颗粒体积膨胀、稳定钢渣颗粒的体积膨胀和辉绿岩集料体积膨胀这4个部分共同贡献。其中安定性不良的钢渣颗粒贡献最大，沥青胶浆/砂浆、稳定的钢渣颗粒和辉绿岩集料的贡献基本处在同一数量级。普通沥青混凝土长期浸水条件下水分会侵入沥青胶浆/砂浆以及沥青-集料黏结界面，造成沥青胶浆/砂浆黏聚性能下降，沥青-集料界面黏结性能减弱。钢渣沥青混凝土长期浸水破坏机理远比普通沥青混凝土复杂，其主要包括沥青胶浆/砂浆黏聚破坏，沥青-普通集料界面黏结破坏，沥青-稳定钢渣颗粒界面黏结破坏及体积安定性不良的钢渣颗粒浸水后产生胀裂、鼓包和粉化，其中不良钢渣颗粒造成的结构损伤比胶浆/砂浆黏聚和界面黏结破坏更为明显，因此可对钢渣沥青混凝土的力学性能，如强度、模量和疲劳寿命产生重要的影响。

3 结论

经过钢渣体积安定性、钢渣沥青混凝土体积膨胀性、间接拉伸强度和疲劳性能等试验与分析，本研究得出了以下关于湿热条件下钢渣沥青混凝土力学性能劣化规律的重要结论，为钢渣在道路建设中的应用提供了有力依据。

(1) 采用高温压蒸试验可快速评价钢渣粗集料的体积安定性。体积安定性不良钢渣颗粒会引起沥青混凝土产生局部鼓包、裂纹及粉化空洞等永久性结构损伤。利用辉绿岩粗集料、压蒸后的钢渣粗集料作为基准制备沥青混凝土可定量分析体积安定性不良钢渣颗粒的影响。

(2) 钢渣沥青混凝土长期浸水后的体积膨胀量明显增加，而间接拉伸强度、疲劳寿命及模量均呈明显下降趋势，利用钢渣粗集料掺量线性影响关系和浸水时间指数影响关系可建立相应的体积膨胀与力学性能劣化预估模型。

(3) 钢渣沥青混凝土的间接拉伸强度与疲劳试验结果具有很好线性相关性，可用间接拉伸强度残留率和破坏劲度模量残留率分别预估疲劳寿命残留率和初始动态模量残留率，从而实现钢渣沥青混凝土使用耐久性的快速评价。