ФЕДЕРАЛЬНОЕ ДОРОЖНОЕ АГЕНТСТВО МИНИСТЕРСТВА ТРАНСПОРТА РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

Федеральное государственное унитарное предприятие «Информационный центр по автомобильным дорогам»

АВТОМОБИЛЬНЫЕ ДОРОГИ И МОСТЫ

ПРОЕКТИРОВАНИЕ СОСТАВА АСФАЛЬТОБЕТОНА И МЕТОДЫ ЕГО ИСПЫТАНИЙ

Обзорная информация

Выпуск 6

Москва 2005

Выходит с 1971 г. 6 выпусков в год

СОДЕРЖАНИЕ

В данном выпуске обзорной информации обобщены методы проектирования состава асфальтобетона, предназначенного для устройства дорожных и аэродромных покрытий. Проведен ретроспективный анализ методов проектирования составов асфальтобетонной смеси, показаны современные направления их развития, основанные на более глубоком учете свойств исходных материалов, конструкции дорожной одежды, автомобильного движения и климатических условий местности. Представлены современные методы испытаний асфальтобетона для оценки сдвигоустойчивости, трещиностойкости, водостойкости, износостойкости и устойчивости к старению, а также интерпретация результатов испытаний с учетом условий эксплуатации дорожных покрытий.

Обзор подготовил канд. техн. наук Г.Н. Кирюхин (ФГУП «Союздорнии»)

1. ВВЕДЕНИЕ

Асфальтобетон является наиболее распространенным материалом для устройства дорожных покрытий. Однако под воздействием возрастающих транспортных нагрузок и факторов окружающей среды срок службы асфальтобетонных покрытий недостаточно высок. В связи с этим основной целью проектирования составов асфальтобетона является создание оптимальной структуры с заранее заданными свойствами, которые позволили бы обеспечить требуемые характеристики и долговечность устраиваемого дорожного покрытия.

Для достижения этой цели принято решать специальные задачи, связанные с испытаниями асфальтобетона и прогнозированием работоспособности асфальтобетонных слоев в дорожных конструкциях. В ряде стран на государственном уровне финансировались стратегические научно-исследовательские программы, направленные на разработку новых методов проектирования составов и оценки эксплуатационных свойств асфальтобетона.

Федеральное государственное унитарное предприятие «Информационный центр по автомобильным дорогам»

Результаты проведенных исследований заслуживают внимания как в части методов испытаний, так и при разработке технических требований к асфальтобетону.

Разработка технических требований к дорожно-строительным материалам является не только материаловедческой, но и экономической задачей. С одной стороны, заниженные требования к дорожно-строительным материалам являются главной причиной преждевременного разрушения асфальтобетонных покрытий, что влечет за собой рост затрат на содержание и ремонт дорог и увеличение себестоимости транспортных перевозок. С другой стороны, необоснованно завышенные требования к материалам приводят, как правило, к перерасходу средств и снижению эффективности капитальных вложений в дорожное строительство. Поэтому совершенствование методов испытаний и обоснование оптимальных требований к эксплуатационным свойствам асфальтобетона приобретают в настоящее время особую актуальность.

2. ПРОЕКТИРОВАНИЕ СОСТАВА АСФАЛЬТОБЕТОНА

Целенаправленно проектировать состав горячей асфальтобетонной смеси начали в конце XIX - начале XX столетия. В разных районах мира были разработаны несколько отличающихся друг от друга методов подбора составов смеси. Каждый метод включал методику уплотнения горячей асфальтобетонной смеси, фиксированный уровень работы уплотнения, объемометрическую оценку поровых характеристик и механические испытания асфальтобетона. Из литературных источников известны следующие методы проектирования состава асфальтобетона:

- по объему воздушных пор и минимальному количеству битумного вяжущего в образцах, уплотненных по Проктору (метод Хаббарда-Филда);

- по прочностным показателям лабораторных образцов, испытываемых на приборах Хвима, Смита и др.;

- по остаточной пористости образцов, уплотненных и испытанных на приборах Маршалла;

- по асфальтовому вяжущему веществу (метод проф. П.В. Сахарова);

- по растворной части (метод Московского Ушосдора);

- по предельным кривым плотных смесей на основе исследований проф. Н.Н. Иванова (метод Союздорнии);

- по удельной поверхности и модулю насыщенности смеси вяжущим веществом (метод М. Дюрье);

- по заданным эксплуатационным условиям работы покрытия (метод проф. И.А. Рыбьева и другие современные методы).

При многообразии перечисленных выше методов неизменными остаются основные принципы проектирования смеси, ориентированные на обеспечение требуемых качественных признаков асфальтобетона, которые были сформулированы еще в начале прошлого века [1]. Качество асфальтобетона определяется в конечном итоге эксплуатационными свойствами и долговечностью устраиваемых дорожных покрытий. По способам достижения качественных признаков разрабатываемых составов асфальтобетонных смесей можно выделить два направления.

Первое направление ориентируется на получение асфальтобетонных смесей с непрерывной гранулометрией минеральной части (по типу Макадам) и обеспечивает устойчивость покрытий в основном за счет расклинивания крупных зерен щебня более мелкими фракциями. К положительным качествам таких смесей относят высокую шероховатость и сдвигоустойчивость в покрытии, малую чувствительность свойств асфальтобетона к случайным колебаниям содержания минерального порошка и битума. достаточно высокую технологичность и удобоукладываемость в процессе устройства дорожного покрытия [2], Для приготовления смесей типа битумных Макадам рекомендуют применять прочные каменные материалы с дробленой формой зерен. Кривая зернового состава минеральной смеси таких смесей обычно соответствует кубической параболе. Покрытие из уплотненной смеси, как правило, характеризуется открытой пористостью, поэтому особенно важно применять в этих смесях такие битумы, которые являются устойчивыми к старению и обладают хорошим сцеплением с поверхностью минеральных зерен.

Второе направление базируется на подборах асфальтобетонных смесей по принципу плотного бетона. В этих смесях допускается применять минеральные материалы с прерывистой гранулометрией и окатанной формой зерен. При уплотнении таких смесей чаще достигается замкнутая пористость асфальтобетона, которая обеспечивает относительно более высокую водо- и морозостойкость покрытия. В то же время смеси, характеризующиеся прерывистой гранулометрией минеральной части, в большей степени склонны к сегрегации. Им также свойственна более высокая восприимчивость к случайным колебаниям содержания минерального порошка и битума, что негативно отражается на показателях физико-механических свойств асфальтобетона. Устраиваемые из таких смесей дорожные покрытия обычно обладают низкой шероховатостью.

Процесс проектирования состава асфальтобетонной смеси можно условно разделить на три этапа:

- на первом этапе определяют свойства минеральных материалов и битума и устанавливают соответствие их показателей специальным требованиям, которые регламентированы соответствующими техническими документами;

- на втором этапе устанавливают рациональное соотношение между исходными составляющими, которое обеспечивает получение асфальтобетона с заданными свойствами, причем в особых случаях дополнительно проводят сопоставительные исследования и испытания асфальтобетонов доступными нестандартными методами для выявления преимуществ оптимального состава по долговечности и эксплуатационным свойствам;

- на заключительном этапе рекомендуется производить технико-экономическое сравнение вариантов подобранных составов смесей и апробирование их на асфальтобетонном заводе.

Выбор оптимального состава асфальтобетона принято производить в зависимости от свойств исходных материалов, характера автомобильного движения и климатических условий местности, что всегда являлось определяющим условием строительства долговечных асфальтобетонных покрытий [3,4].

2.1. МЕТОДЫ ПОДБОРА СОСТАВА АСФАЛЬТОБЕТОННОЙ СМЕСИ

В России наибольшее распространение получил подбор составов минеральной части асфальтобетонных смесей по предельным кривым зерновых составов [5]. Смесь щебня, песка и минерального порошка подбирают таким образом, чтобы кривая зернового состава расположилась в зоне, ограниченной предельными кривыми, и была по возможности плавной. Фракционный состав минеральной смеси рассчитывается в зависимости от содержания выбранных компонентов и их зерновых составов по следующей зависимости:

                                                                                                                                             (1)

где Y_i - содержание i-й фракции в смеси, %;

j - номер компоненты;

n - количество компонент в смеси;

a_j - содержаниеj-й компоненты, %;

x_ij - содержание i-й фракции в j-й компоненте, %.

При подборе зернового состава асфальтобетонной смеси, особенно с использованием песка из отсевов дробления, необходимо учитывать содержащиеся в минеральном материале зерна мельче 0,071 мм, которые при нагреве в сушильном барабане выдуваются и оседают в системе пылеулавливания. Эти пылевидные частицы могут либо удаляться из смеси, либо дозироваться в смесительную установку вместе с минеральным порошком. Порядок использования пыли улавливания оговаривается в технологическом регламенте на приготовление асфальтобетонных смесей с учетом качества материала и особенностей асфальто-смесительной установки.

Содержание битума в смеси предварительно назначают исходя из рекомендаций или расчетов, после чего в лабораторной мешалке приготовляют асфальтобетонную смесь и формуют из нее 2-3 образца. Далее в соответствии с ГОСТ 12801-98 определяют

среднюю и истинную плотность асфальтобетона и минеральной части и по их значениям рассчитывают остаточную пористость и пористость минеральной части. Если остаточная пористость не соответствует нормируемому значению, то вычисляют новое содержание битума Б (% по массе) по следующей зависимости:

                                                                        (2)

 где  - пористость минеральной части, %;

_-- требуемая остаточная пористость асфальтобетона, %;

r⁶ - истинная плотность битума, г/см³;

 - средняя плотность минеральной части, г/см³.

С рассчитанным количеством битума вновь готовят смесь, формуют из нее образцы и снова определяют остаточную пористость асфальтобетона. Если она будет соответствовать требуемой, то рассчитанное количество битума принимается за основу. В противном случае процедуру подбора содержания битума, основанную на приближении к нормируемому объему пор в уплотненном асфальтобетоне, повторяют.

Из асфальтобетонной смеси с заданным содержанием битума формуют стандартным методом уплотнения серию образцов и определяют полный комплекс показателей физико-механических свойств, предусмотренный ГОСТ 9128-97. Если асфальтобетон по каким-либо показателям не будет отвечать требованиям стандарта, то состав смеси изменяют.

При недостаточной величине коэффициента внутреннего трения следует увеличивать содержание крупных фракций щебня или дробленых зерен в песчаной части смеси. При низких показателях сцепления при сдвиге и прочности при сжатии при 50° С следует увеличивать (в допустимых пределах) содержание минерального порошка или применять более вязкий битум. При высоких значениях прочности при 0° С рекомендуется снижать содержание минерального порошка, уменьшать вязкость битума, применять полимерно-битумное вяжущее или использовать пластифицирующие добавки. При недостаточной водостойкости асфальтобетона целесообразно увеличивать содержание минерального порошка либо битума, но в пределах, обеспечивающих требуемые значения остаточной пористости и пористости минеральной части. Для повышения водостойкости эффективно применять поверхностно-активные вещества (ПАВ), активаторы и активированные минеральные порошки.

Подбор состава асфальтобетонной смеси считают завершенным, если все показатели физико-механических свойств, полученные при испытании асфальтобетонных образцов, будут отвечать требованиям стандарта. Однако в рамках стандартных требований к асфальтобетону состав смеси рекомендуется оптимизировать в направлении повышения эксплуатационных свойств и долговечности устраиваемого конструктивного слоя дорожной одежды.

Оптимизацию состава смеси, предназначенной для устройства верхних слоев дорожных покрытий, до последнего времени связывали с повышением плотности асфальтобетона. В связи с этим в дорожном строительстве сформировались три метода, применяемые при подборе зерновых составов плотных смесей. Первоначально они назывались как:

- экспериментальный (немецкий) метод подбора плотных смесей, заключающийся в постепенном заполнении одного материала другим;

- метод кривых, основанный на подборе зернового состава. приближающегося к заранее определенным математически «идеальным» кривым плотных смесей;

- американский метод стандартных смесей, основанный на апробированных составах смесей из конкретных материалов.

Эти методы были предложены около 100 лет назад и получили дальнейшее развитие [6,7].

Сущность экспериментального метода подбора плотных смесей заключается в постепенном заполнении пор одного материала с более крупными зернами другим более мелким минеральным материалом. Практически подбор смеси осуществляется в следующем порядке. К 100 весовым частям первого материала добавляют последовательно 10, 20, 30 и т.д. весовых частей второго, определяя после их перемешивания и уплотнения среднюю плотность и выбирая смесь с минимальным количеством пустот в уплотненном состоянии. Если необходимо составить смесь из трех компонентов, то к плотной смеси из двух материалов добавляют постепенно увеличивающимися порциями третий материал и также выбирают наиболее плотную смесь. Хотя данный подбор плотного минерального остова трудоемкий и не учитывает влияния содержания жидкой фазы и свойств битума на уплотняе-мость смеси, тем не менее он до сих пор применяется при проведении экспериментально-исследовательских работ [8]. Кроме того, экспериментальный метод подбора плотных смесей был положен в основу расчетных методов составления плотных бетонных смесей из сыпучих материалов различной крупности и получил дальнейшее развитие в методах планирования эксперимента.

Принцип последовательного заполнения пустот использован в методике проектирования оптимальных составов дорожных асфальтобетонов, в которых используются щебень, гравий и песок с любой гранулометрией [9]. По мнению авторов работы [9], предлагаемая расчетно-экспериментальная методика позволяет оптимально управлять структурой, составом, свойствами и стоимостью асфальтобетона. В роли варьируемых структуро-управляющих параметров используются коэффициенты раздвижки зерен щебня, гравия и песка; объемная концентрация минерального порошка в асфальтовом вяжущем, а также критерий оптимальности состава, выраженный минимальной общей стоимостью компонентов на единицу продукции.

По принципу последовательного заполнения пустот в щебне, песке и минеральном порошке был рассчитан ориентировочный состав смеси для асфальтобетонов повышенной плотности на основе жидких битумов [10]. Содержание компонентов в смеси вычислялось на основании результатов предварительно установленных значении истинной и насыпной плотности минеральных материалов. Окончательный состав уточнялся экспериментально при совместном варьировании содержанием всех компонентов смеси методом математического планирования эксперимента на симплексе. Состав смеси, обеспечивающий минимальную пористость минерального остова асфальтобетона, считался оптимальным.

Второй метод подбора зернового состава асфальтобетона основывается на подборе плотных минеральных смесей, зерновой состав которых приближается к идеальным кривым Фуллера, Графа, Германа, Боломея, Тэлбот-Ричарда, Китт-Пеффа и других авторов [11]. Эти кривые в большинстве случаев представляются степенными зависимостями требуемого содержания зерен в смеси от их крупности. Например, кривая гранулометрического состава плотной смеси по Фуллеру задается следующим уравнением

                                                                                  (3)

 

где Y - содержание фракций с крупностью зерен мельче заданного размера х, %;

D - наибольшая крупность зерен в смеси, мм.

Для нормирования зернового состава асфальтобетонной смеси в современном американском методе проектирования «Superpave» также принимаются гранулометрические кривые максимальной плотности, соответствующие степенной зависимости с показателем степени 0,45 [4],

                                                                            (4)

Причем, кроме контрольных точек, ограничивающих диапазон содержания зерен, приводится также внутренняя зона ограничения, которая располагается вдоль гранулометрической кривой максимальной плотности в промежутке между зернами размером 2,36 и 0,3 мм. Считается, что смеси с гранулометрическим составом, проходящим по ограничительной зоне, могут иметь проблемы с уплотнением и сдвигоустоичивостыо, так как они более чувствительны к содержанию битума и становятся пластичными при случайной передозировке органического вяжущего.

Следует отметить, что ГОСТ 9128-76 также предписывал для кривых зернового состава плотных смесей ограничительную зону, расположенную между предельными кривыми непрерывной и прерывистой гранулометрии. На рис. 1 эта зона заштрихована.

Рамер зерен минерального материала, мм

Рис. 1. Зерновые составы минеральной части мелкозернистой

Однако в 1986 г. при переиздании стандарта это ограничение было отменено, как несущественное. Более того, в работах Ленинградского филиала Союздорнии (А.О. Саль) было показано, что проходящие по заштрихованной зоне так называемые «полупрерывистые» составы смесей в ряде случаев предпочтительней непрерывных из-за меньшей пористости минеральной части асфальтобетона, а прерывистых - из-за большей устойчивости к расслоению.

В основу отечественного метода построения кривых гранулометрического состава плотных смесей легли известные исследования В.В. Охотина [12], в которых было показано, что

наиболее плотную смесь можно получить при условии, если диаметр частичек, составляющих материал, будет уменьшаться в пропорции 1:16, а весовые их количества - как 1:0,43. Однако, учитывая склонность к сегрегации смесей, составленных с таким соотношением крупных и мелких фракций, было предложено добавлять промежуточные фракции. При этом весовое количество фракции с диаметром, в 16 раз меньшим, совершенно не изменится, если заполнять пустоты не просто этими фракциями, а, например, фракциями с диаметром зерен в 4 раза меньшего размера. Если при заполнении фракциями в 16 раз меньшим диаметром их весовое содержание равнялось 0,43, то при заполнении фракциями диаметром зерен, в 4 раза меньшим, их содержание должно быть равным к =  = 0,67. Если ввести еще одну промежуточную фракцию с диаметром, уменьшающимся в 2 раза, то соотношение фракций должно быть к =  =0,81. Таким образом, весовое количество фракций, которые будут все время уменьшаться на одну и ту же величину, можно выразить математически как ряд геометрической прогрессии: 

Y₁(l + k + k² + ... + k^n-1)=100,                                                         (5)

где Y₁ - количество первой фракции;

к - коэффициент сбега;

n - число фракций в смеси.

Из полученной прогрессии выводится количественное значение первой фракции

                                                                               (6)

Таким образом, коэффициентом сбега принято называть весовое соотношение фракций, размеры частиц которых относятся как 1:2, т.е. как соотношение ближайших размеров ячеек в стандартном наборе сит. Хотя теоретически самые плотные смеси рассчитываются по коэффициенту сбега 0,81, на практике более плотными оказались смеси с прерывистым зерновым составом [13].

Это объясняется тем, что представленные теоретические выкладки составления плотных смесей по коэффициенту сбега не учитывают раздвижку крупных зерен материала более мелкими зернами. В связи с этим еще П.В. Сахаров отмечал, что положительные результаты с точки зрения увеличения плотности смеси получаются только при ступенчатом (прерывистом) подборе отгрохоченных фракций. Если же соотношение размеров смешиваемых фракций меньше, чем 1:2 или 1:3, то мелкие частицы не заполняют промежуток между крупными зернами, а раздвигают их [14].

Позже было уточнено соотношение диаметров частиц смежных фракций, исключающих раздвижку крупных зерен в многофракционной минеральной смеси [15]. По данным П.И. Боженова, чтобы исключить раздвижку крупных зерен мелкими, отношение диаметра мелкой фракции к диаметру крупной фракции должно быть не более 0,225 (т.е. как 1:4,44).

Учитывая проверенные на практике составы минеральных смесей, Н.Н. Иванов предложил применять для подбора смесей кривые гранулометрического состава с коэффициентом сбега в пределах от 0,65 до 0,90 [6,16]. Кривые гранулометрического состава минеральной части асфальтобетона с различными коэффициентами сбега показаны на рис. 2.

Рамер зерен минерального материала, мм

Рис. 2. Гранулометрический состав минеральной части асфальтобетонных смесей с различными коэффициентами сбега

Гранулометрические составы плотных асфальтобетонных смесей, ориентированные на удобоукладываемость, были нормированы в СССР с 1932 по 1967 гг. В соответствии с этими нормами асфальтобетонные смеси содержали ограниченное количество щебня (26-45%) и повышенное количество минерального порошка (8-23%) [11]. Опыт применения таких смесей показал, что в покрытиях, особенно на дорогах с тяжелым и интенсивным движением, образуются волны, сдвиги и другие пластические деформации. При этом шероховатость поверхности покрытий была также недостаточной, чтобы обеспечить высокое сцепление с колесами автомобилей, исходя из условий безопасности движения.

Принципиальные изменения в стандарт на асфальтобетонные смеси были внесены в 1967 г. В ГОСТ 9128-67 вошли новые составы смесей для каркасных асфальтобетонов с повышенным содержанием щебня (до 65%), которые стали предусматривать в проектах дорог с высокой интенсивностью движения. В асфальтобетонных смесях также было снижено количество минерального порошка и битума, что обосновывалось необходимостью перехода от пластичных к более жестким смесям. Составы минеральной части многощебенистых смесей рассчитывались по уравнению кубической параболы, привязанной к четырем контрольным размерам зерен: 20; 5; 1,25 и 0,071 мм [11].

При исследовании и внедрении каркасного асфальтобетона большое значение придавалось повышению шероховатости покрытий. Методы устройства асфальтобетонных покрытий с шероховатой поверхностью нашли отражение в рекомендациях, разработанных в начале 60-х годов прошлого столетия [17] и получивших первоначальное внедрение на объектах Главдорстроя Минтрансстроя СССР [18]. По данным разработчиков, созданию шероховатости должно было предшествовать образование пространственного каркаса в асфальтобетоне. Практически это достигалось уменьшением количества минерального порошка в смеси, увеличением содержания крупных дробленых зерен, полным уплотнением смеси, при котором зерна щебня и крупных фракций песка соприкасаются между собой. Получение асфальтобетона с каркасной структурой и шероховатой поверхностью обеспечивалось при содержании 50-65 % по массе зерен крупнее 5 (3) мм в мелкозернистых смесях типа А и 33-55 % зерен крупнее 1,25 мм  в песчаных смесях типа Г при ограниченном содержании минерального порошка (4-8 % в мелкозернистых смесях и 8-14 % в песчаных).

Рекомендации по обеспечению сдвигоустойчивости асфальтобетонных покрытий в результате применения каркасных асфальтобетонов за счет повышения внутреннего трения минерального остова присутствуют и в зарубежных публикациях. Например, дорожные фирмы из Великобритании при строительстве асфальтобетонных покрытий в тропических и субтропических странах специально применяют зерновые составы, подбираемые по уравнению кубической параболы [2]. Устойчивость покрытий из таких смесей обеспечивается главным образом в результате механической заклинки частиц угловатой формы, которые должны быть либо прочным щебнем, либо дробленым гравием. Применять недробленый гравий в таких смесях не разрешается.

Сопротивление покрытий сдвиговым деформациям можно повысить увеличением крупности щебня. В стандарте США ASTM D 3515-96 были предусмотрены асфальтобетонные смеси, дифференцированные на девять марок в зависимости от максимальной крупности зерен от 1,18 до 50 мм. Чем выше марка, тем крупнее щебень и тем меньше содержание минерального порошка в составе смеси. Кривые зерновых составов, построенные по кубической параболе, обеспечивают при уплотнении покрытия жесткий каркас из крупных зерен, который оказывает основное сопротивление транспортным нагрузкам.

В большинстве случаев минеральная часть асфальтобетонной смеси подбирается из крупнозернистой, среднезернистой и мелкозернистой составляющих. Если истинная плотность составляющих минеральных материалов существенно различается между собой, то содержание их в смеси рекомендуется рассчитывать по объему.

Проверенные на практике зерновые составы минеральной части асфальтобетонных смесей стандартизованы во всех технически развитых странах с учетом области их применения. Эти

составы, как правило, согласуются между собой. В целом принято считать, что наиболее разработанным элементом проектирования состава асфальтобетона является подбор гранулометрического состава минеральной части либо по кривым оптимальной плотности, либо по принципу последовательного заполнения пор [19].

Сложнее обстоит дело с выбором битумного вяжущего нужного качества и с обоснованием его оптимального содержания в смеси. До сих пор отсутствует единое мнение о надежности расчетных методов назначения содержания битума в асфальтобетонной смеси. Действующие экспериментальные методы подбора содержания вяжущего предполагают разные методы изготовления и испытания асфальтобетонных образцов в лаборатории и, главное, не позволяют достаточно надежно прогнозировать долговечность и эксплуатационное состояние дорожных покрытий в зависимости от условий эксплуатации.

П.В. Сахаров предлагал проектировать состав асфальтобетона по предварительно подобранному составу асфальтового вяжущего вещества. Количественное соотношение битума и минерального порошка в асфальтовом вяжущем веществе подбиралось экспериментально в зависимости от показателя пластической деформации (методом водоупорности) и от предела прочности на растяжение образцов-восьмерок. Учитывалась также и термоустойчивость асфальтового вяжущего вещества сопоставлением показателей прочности при температурах 30, 15 и 0°С. На основании экспериментальных данных было рекомендовано придерживаться величин отношения битума к минеральному порошку по массе (Б/МП) в пределах от 0,5 до 0,2. В итоге составы асфальтобетона характеризовались повышенным содержанием минерального порошка.

В дальнейших исследованиях И.А. Рыбьева было показано, что рациональные значения Б/МП могут быть равны 0,8 и даже выше [20]. Основываясь на законе прочности оптимальных структур (правиле створа), был рекомендован метод проектирования состава асфальтобетона по заданным эксплуатационным условиям работы дорожного покрытия. Констатировалось, что оптимальная структура асфальтобетона достигается при переводе битума в пленочное состояние. В то же время было показано, что оптимальное содержание битума в смеси зависит не только от количественного и качественного соотношения компонентов, но и от технологических факторов и режимов уплотнения. Поэтому научное обоснование требуемых эксплуатационных показателей асфальтобетона и рациональных способов их достижения продолжает оставаться основной задачей, связанной с повышением долговечности дорожных покрытий.

Существуют несколько расчетных способов назначения содержания битума в асфальтобетонной смеси как по толщине битумной пленки на поверхности минеральных зерен, так и по количеству пустот в уплотненной минеральной смеси [6,21]. Первые попытки их применения при проектировании асфальтобетонных смесей часто заканчивались неудачей, что вынуждало совершенствовать расчетные методы определения содержания битума в смеси.

Н.Н. Иванов предлагал учитывать лучшую уплотняемость горячей асфальтобетонной смеси и некоторый запас на температурное расширение битума, если расчет содержания битума ведется по пористости уплотненной минеральной смеси [6]

                                                                                 (7)

где Б - количество битума, %;

Р - пористость уплотненной минеральной смеси, %;

r⁶- истинная плотность битума, г/см³;

r - средняя плотность уплотненной сухой смеси, г/см³;

0,85 - коэффициент уменьшения количества битума за счет лучшего уплотнения смеси с битумом и коэффициента расширения битума, который принят равным 0,0017.

Следует отметить, что расчеты объемного содержания компонент в уплотненном асфальтобетоне, включая объем воздушных пор или остаточной пористости, выполняются в любом методе проектирования в форме нормировки объема фаз. В качестве примера на рис. 3 приведен объемный состав асфальтобетона типа А в виде круговой диаграммы. В соответствии с этой диаграммой содержание битума (% по объему) равно разности между пористостью минерального остова и остаточной пористостью уплотненного асфальтобетона.

Рис. 3. Нормировка объема фаз в асфальтобетоне

М. Дюрье рекомендовал методику расчета содержания битума в горячей асфальтобетонной смеси по модулю насыщения. Модуль насыщения асфальтобетона вяжущим веществом был установлен по экспериментальным и производственным данным и характеризует процентное содержание вяжущего в минеральной смеси, имеющей удельную поверхность 1 м²/кг. Эта методика принята для определения минимального содержания битумного вяжущего в зависимости от зернового состава минеральной части в методе проектирования асфальтобетонной смеси LCPC. разработанном Центральной лабораторией мостов и дорог Франции [22]. Весовое содержание битума по этому методу определяется по формуле

                                                                             (8)

где к - модуль насыщения асфальтобетона вяжущим;

- поправочный коэффициент, учитывающий плотность минерального материала;

 - теоретическая площадь поверхности минеральных зерен, %

                                                      (9)

G - содержание зерен мельче 6,3 мм, %;

S - частный остаток на сите с отверстиями размером 0,315 мм, %;

s - частный остаток на сите с отверстиями размером 0,08 мм, %;

f - содержание зерен мельче 0,08 мм, %.

Методику расчета содержания битума по толщине битумной пленки существенно усовершенствовал И.В. Королев [23]. На основании экспериментальных данных им произведено дифференцирование удельной поверхности зерен стандартных фракций в зависимости от природы горной породы. Было показано влияние природы каменного материала, крупности зерен и вязкости битума на оптимальную толщину битумной пленки в асфальтобетонной смеси.

Следующим шагом является дифференцированная оценка битумоемкости минеральных частиц мельче 0,071 мм. В результате статистического прогноза зерновых составов минерального порошка и битумоемкости фракций размером от 1 до 71 мкм в МАДИ (ГТУ) была разработана методика, позволяющая получать расчетные данные, удовлетворительно совпадающие с экспериментальным содержанием битума в асфальтобетонной смеси [24].

Другой подход к назначению содержания битума в асфальтобетоне основан на зависимости между пористостью минерального остова и зерновым составом минеральной части. На основании изучения экспериментальных смесей из частиц различной крупности японскими специалистами была предложена математическая модель пористости минерального остова (VMA) [8]. Значения коэффициентов установленной корреляционной зависимости были определены для щебеночно-мастичного асфальтобетона, который уплотнялся во вращательном уплотнителе (гираторе) при 300 оборотах формы.

Алгоритм расчета содержания битума, основанный на корреляции поровых характеристик асфальтобетона с зерновым составом смеси, был предложен в работе [25]. По результатам обработки массива данных, полученных при испытании плотных асфальтобетонов различных типов, установлены следующие корреляционные зависимости для расчета оптимального содержания битума:

V⁰_пор = 7,3-0,32МП                                                                        (10)

                                    (11)

где  - остаточная пористость асфальтобетона, %;

МП - содержание зерен минерального материала мельче 0,071 мм, %;

 - пористость минерального остова, %;

К - параметр гранулометрии

                                                         (12)

D_кр - минимальный размер зерен крупной фракции, мельче которого содержится 69,1 % по массе смеси, мм;

D₀ - размер зерен средней фракции, мельче которого содержится 38,1 % по массе смеси, мм;

D_мелк- максимальный размер зерен мелкой фракции, мельче которого содержится 19,1 % по массе смеси, мм.

Содержание битума, % по массе, устанавливают по формуле

                                                                   (13)

где  - истинные плотности соответственно битума и минеральной части, г/см³.

Расчетное содержание битума по предлагаемому методу в смесях типа А и Б хорошо согласуется с экспериментальным содержанием вяжущего, соответствующим требуемым показателям остаточной пористости и прочности при сжатии стандартных образцов. Однако в любом случае расчетные дозировки битума следует корректировать при приготовлении контрольных замесов в зависимости от результатов испытаний сформованных образцов асфальтобетона [5].

При подборе составов асфальтобетонных смесей остается актуальным следующее высказывание проф. Н.Н. Иванова: «Битума следует брать не больше, чем это обусловливается получением достаточно прочной и устойчивой смеси, но битума надо брать возможно больше, а ни в коем случае не возможно меньше» [1].

Экспериментальные методы подбора асфальтобетонных смесей обычно предполагают приготовление стандартных образцов заданными способами уплотнения и испытание их в лабораторных условиях. Для каждого метода разработаны соответствующие критерии, устанавливающие в той или иной степени связь между результатами лабораторных испытаний уплотненных образцов и эксплуатационными характеристиками асфальтобетона в соответствующих условиях эксплуатации [26]. В большинстве случаев зги критерии определены и стандартизованы национальными стандартами на асфальтобетон. Распространены следующие схемы механических испытаний образцов асфальтобетона, представленные на рис. 4.

Анализ различных экспериментальных методов проектирования составов асфальтобетона указывает на схожесть в подходах при назначении рецептуры и на различие как в методах \ плотнения и испытания образцов, так и в критериях оцениваемых свойств. Схожесть методов проектирования асфальтобетонной смеси основывается на подборе такого об'ьемного соотношения компонентов, при котором обеспечиваются заданные величины остаточной пористости и нормируемые показатели механических свойств асфальтобетона.

В России при проектировании асфальтобетона проводят испытание стандартных цилиндрических образцов на одноосное сжатие (по схеме Дюрьеза), которые формуют в лаборатории по ГОСТ 12801-98 в зависимости от содержания щебня в смеси либо статической нагрузкой 40 МПа, либо способом вибрирования с последующим доуплотнением нагрузкой 20 МПа. В зарубежной практике наибольшее распространение получил метод проектирования асфальтобетонных смесей по Маршаллу. В США до последнего времени применяются методы проектирования асфальтобетонных смесей по Маршаллу, Хаббарду-Фильду и Хвиму. но в последнее время в ряде штатов внедряется система проектирования «Superpave» [4]. При разработке новых методов проектирования асфальтобетонных смесей за рубежом большое внимание уделялось совершенствованию методов уплотнения образцов. В настоящее время при проектировании смесей по Маршаллу предусмотрено три уровня уплотнения образца: 35, 50 и 75 ударов с каждой стороны соответственно для условий легкого, среднего и интенсивного движения транспортных средств.

Рис. 4. Схемы испытания цилиндрических образцов при проектировании состава асфальтобетона:

а - по Дюрьезу; б - по Маршаллу; в - по Хвиму; г - по Хаббарду-Филду

Инженерные войска Соединенных Штатов, проведя обширные исследования, усовершенствовали испытания по методу Маршалла и распространили его на проектирование составов смесей для аэродромных покрытий [26]. Проектирование асфальтобетонной смеси по методу Маршалла предполагает, что:

- предварительно установлено соответствие исходных минеральных материалов и битума требованиям технических условий;

- подобран гранулометрический состав смеси минеральных материалов, удовлетворяющий проектным требованиям;

- определены значения истинной плотности вязкого битума и минеральных материалов соответствующими методами испытаний;

- достаточное количество каменного материала высушено и разделено на фракции, чтобы приготавливать лабораторные замесы смесей с различным содержанием вяжущего.

Для испытаний по методу Маршалла изготавливают стандартные цилиндрические образцы высотой 6,35 см и диаметром 10,2 см при уплотнении ударами падающего груза. Смеси готовят с различным содержанием битума, обычно отличающимся одно от другого на 0,5 %. Рекомендуется приготавливать, по крайней мере, две смеси с содержанием битума выше «оптимального» значения и две смеси с содержанием битума ниже «оптимального» значения. Чтобы точнее назначить содержание битума для проведения лабораторных испытаний, рекомендуется вначале установить примерное «оптимальное» содержание битума. Под «оптимальным» подразумевается содержание битума в смеси, обеспечивающее максимальную устойчивость по Маршаллу сформованных образцов. Ориентировочно для подбора необходимо иметь 22 юг каменных материалов и около 4 л битума.

Результаты испытаний асфальтобетона по методу Маршалла приведены на рис. 5.

На основании результатов испытаний образцов асфальтобетона по методу Маршалла обычно приходят к следующим выводам.

- Значение устойчивости возрастает при увеличении содержания вяжущего до определенного максимума, после которого значение устойчивости снижается.

- Величина условной пластичности асфальтобетона возрастает при увеличении содержания вяжущего.

- Кривая зависимости плотности от содержания битума подобна кривой устойчивости, однако для нее максимум чаще наблюдается при несколько более высоком содержании битума.

- Остаточная пористость асфальтобетона снижается при увеличении содержания битума, приближаясь асимптотически к минимальному значению.

- Процент заполнения пор битумом увеличивается с увеличением содержания битума.

Рис. 5. Результаты (а, б, в, г) испытаний асфальтобетона по методу Маршалла

Оптимальное содержание битума рекомендуется определять как среднее из четырех значений, установленных по графикам для соответствующих проектных требований. Асфальтобетонная смесь с оптимальным содержанием битума должна удовлетворять всем требованиям, предъявляемым в технических спецификациях. При окончательном выборе состава асфальтобетонной смеси могут учитываться также технико-экономические показатели. Обычно рекомендуют выбирать смесь, обладающую наиболее высокой устойчивостью по Маршаллу [26]. Однако при этом следует иметь в виду, что смеси с чрезмерно высокими значениями устойчивости по Маршаллу и низкой пластичностью бывают нежелательными, так как покрытия из таких смесей будут чрезмерно жесткими и могут растрескаться при движении большегрузных транспортных средств, особенно при непрочных основаниях и высоких прогибах покрытия.

Часто в Западной Европе и в США метод проектирования асфальтобетонной смеси по Маршаллу подвергается критике. Отмечается, что ударное уплотнение образцов по Маршаллу не моделирует уплотнение смеси в покрытии, а устойчивость по Маршаллу не позволяет удовлетворительно оценить прочность асфальтобетона при сдвиге. Также критикуется и метод Хвима, к недостаткам которого относят довольно громоздкое и дорогостоящее испытательное оборудование. Кроме того, некоторые важные объемометрические показатели асфальтобетона, связанные с его долговечностью, в этом методе должным образом не раскрываются. По мнению американских инженеров, метод выбора содержания битума по Хвиму является субъективным и может привести к недолговечности асфальтобетона из-за назначения низкого содержания вяжущего в смеси.

Метод LCPC (Франция) основан на том, что горячая асфальтобетонная смесь должна быть спроектирована и уплотнена в процессе строительства до максимальной плотности. Поэтому проводились специальные исследования расчетной работы уплотнения, которая была определена как 16 проходов катка с пневматическими шинами, с нагрузкой на ось 3 тс при давлении в шине 6 бар. На полномасштабном лабораторном стенде при уплотнении горячей асфальтобетонной смеси была обоснована стандартная толщина слоя, равная 5 максимальным размерам минеральных зерен. Для соответствующего уплотнения лабораторных образцов были стандартизованы угол вращения на лабораторном уплотнителе (гираторе), равный 1°, и вертикальное давление на уплотняемую смесь 600 кПа. При этом стандартное число вращений гиратора должно составлять величину, равную толщине слоя из уплотняемой смеси, выраженную в миллиметрах.

В американском методе системы проектирования «Superpave» принято уплотнять образцы из асфальтобетоной смеси также в гираторе, но при угле вращения 1,25°. Работа по уплотнению образцов асфальтобетона нормируется в зависимости от расчетной величины суммарной транспортной нагрузки на покрытие, для устройства которого проектируется смесь. Схема уплотнения образцов из асфальтобетонной смеси в приборе вращательного уплотнения представлена на рис. 6.

Рис. 6. Схема уплотнения образцов из асфальтобетонной смеси в приборе вращательного уплотнения

В методе проектирования асфальтобетонной смеси MTQ (Министерство транспорта Квебека, Канада) заимствован вращательный уплотнитель Superpave вместо гиратора LCPC. Расчетное число вращений при уплотнении принято для смесей с максимальным размером зерен 10 мм равным 80, а для смесей крупностью 14 мм-100 оборотов вращения. Расчетное содержание воздушных нор в образце должно находиться в пределах от 4 до 7 %. Номинальный объем пор обычно составляет 5 %. Эффективный объем битума установлен для смесей каждого типа, как и в методе LCPC.

Примечательно, что при проектировании асфальтобетонных смесей из одних и тех же материалов по методу Маршалла, методу LCPC (Франция), методу системы проектирования «Superpave» (США) и методу MTQ (Канада) были получены примерно одинаковые результаты [22]. Несмотря на то, что каждый из четырех методов предусматривал различные условия уплотнения образцов (Маршалл - 75 ударов с двух сторон, «Superpave» - 100 оборотов вращения в гираторе под углом 1,25°, MTQ - 80 оборотов вращения в гираторе под углом 1,25°, LCPC - 60 оборотов вращения гираторпого уплотнителя под углом 1° были получены вполне сопоставимые результаты по оптимальному содержанию битума. Поэтому авторы работы [22] пришли к выводу, что важно не то, чтобы иметь «правильный» метод уплотнения лабораторных образцов, а то, чтобы иметь систему влияния уплотняющего усилия на структуру асфальтобетона в образце и на работоспособность его в покрытии.

Следует отметить, что вращательные методы уплотнения асфальтобетонных образцов также не лишены недостатков. Установлено заметное истирание каменного материала при уплотнении горячей асфальтобетонной смеси в гираторе. Поэтому в случае использования каменных материалов, характеризующихся износом в барабане Лос-Анжелеса более 30 %, нормируемое число оборотов уплотнителя смеси при получении образцов щебеночно-мастичного асфальтобетона назначают равным 75 вместо 100 [27].

2.2. ПРИНЦИПЫ ФУНКЦИОНАЛЬНОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ СОСТАВА АСФАЛЬТОБЕТОННОЙ СМЕСИ

Под функциональным проектированием подразумевается совокупность методов, обеспечивающих разработку состава асфальтобетонной смеси с требуемыми эксплуатационными показателями свойств. Простейший способ функционального проектирования асфальтобетонной смеси представлен в финских нормах на асфальтобетон и рекомендуется для дорог с интенсивностью движения более 5000 авт./сут [28]. В соответствии с этим методом проектные составы должны быть испытаны в лаборатории на сдвигоустойчивость, водо-, износо- и трещиностойкость. Методы испытания и нормы эксплуатационных показателей асфальтобетона регламентируются соответствующей нормативно-технической документацией. Проектный состав асфальтобетона должен удовлетворять действующим нормам по всем принятым эксплуатационным показателям качества.

Многообразие условий эксплуатации асфальтобетонных покрытий предопределяет более детальный и дифференцированный подход к проектированию составов асфальтобетонных смесей. С целью прогнозирования работоспособности асфальтобетонных покрытий в зависимости от качества применяемого битумного вяжущего, состава смеси и климатических условий эксплуатации специалистами института Асфальта (США) была разработана технология «Superpave» в рамках стратегической программы дорожных исследований SHRP. Эта технология включает технические условия и новые методы испытаний битумного вяжущего, а также проектирование асфальтобетонной смеси и методы оценки эксплуатационных свойств асфальтобетона [4,29]. Стратегия проектирования асфальтобетонных смесей по технологии «Superpave» предполагает:

-испытания и обоснованный выбор битумного вяжущего и минеральных материалов;

-подбор состава смеси по поровым характеристикам асфальтобетона, уплотненного в приборе вращательного уплотнения;

- испытания асфальтобетона на устойчивость к колееобразованию, низкотемпературному и усталостному трещинообразованию, на водостойкость и другие показатели рекомендуется проводить более сложными и точными методами.

Планировался также компьютерный расчет прогнозируемого поведения асфальтобетона в заданных условиях эксплуатации по математическим моделям системы проектирования «Superpave», однако, по имеющимся данным, он еще не внедрен в практику проектирования составов смесей [30].

Технология «Superpave» основана на уюте климатических условий региона и расчетной грузонапряженности покрытия. Основными новшествами системы проектирования «Superpave» являются лабораторные испытания смеси на уплотняемость с применением вращательного уплотнителя SGC и новые методы испытаний образцов, направленные на прогнозирование работоспособности асфальтобетона в покрытии. Более того, выбор марки битумного вяжущего производится на основании показателей температурной чувствительности вязкоупругих свойств (с учетом искусственного старения вяжущего), а также с учетом расчетных максимальных и минимальных температур покрытия, которые обосновываются для конкретного района строительства. Выбор минеральных материалов для асфальтобетонной смеси основывается на результатах определения физико-механических свойств и возможности составления требуемого зернового состава плотного минерального остова. Номенклатура нормируемых физико-механических свойств минеральных материалов по основным параметрам согласуется с требованиями российских государственных стандартов.

Состав минеральной части и содержание битума рассчитывают по объему пор для заданной остаточной пористости асфальтобетона 4%. Новым является дифференцированный подход к нормированию работы уплотнения образцов асфальтобетона в зависимости от расчетных величин суммарной транспортной нагрузки и от максимальной средней температуры воздуха в районе строительства.

Заключительный этап проектирования подбора составов смесей по технологии «Superpave» для дорог низших категорий заканчивается проверкой расчетного состава асфальтобетона на водостойкость методом ASTM D 4867M-96 [31]. Полный анализ проектируемой асфальтобетонной смеси по всему комплексу эксплуатационных показателей системы проектирования «Superpave» рекомендуется проводить только для покрытий дорог с суммарной эквивалентной нагрузкой, превышающей 10 млн. ES AL. Эксплуатационные показатели свойств асфальтобетона прогнозируют колееобразование, усталостное трещинообразование и низкотемпературное трещинообразование покрытия. С этой целью разработаны специальные приборы для испытания образцов на сдвиг (SST), на растяжение при расколе (ЮТ), которые позволяют проводить испытания при различных температурах, напряженно-деформируемых состояниях образцов и режимах их нагружения.

Хотя система проектирования «Superpave» и предлагает определять эксплуатационные свойства асфальтобетона, тем не менее она продолжает уделять внимание эмпирическим ограничениям для объемометрических параметров, предусмотренных в методах Хаббарда-Филда и Маршалла: пористости минерального остова, коэффициенту заполнения пор битумом, отношению содержания минерального порошка и битума в асфальтобетонной смеси. Модели прогнозирования работоспособности покрытий по комплексу эксплуатационных показателей асфальтобетона пока находятся в стадии отработки и эмпирической проверки.

Тем не менее главной целью испытаний асфальтобетонных образцов в лаборатории является прогнозирование работоспособности асфальтобетонных покрытий. Алгоритмы, прогнозирующие эксплуатационные показатели покрытия на основе результатов испытаний, включают реологические модели материала, модели климатических воздействий, реакций покрытия и процессов разрушения покрытия. Результаты испытаний, полученные с помощью сдвигового прибора (SST) и прибора на растяжение при расколе (ЮТ), используются в качестве исходных данных о свойствах материала, характеризуя упругие, вязкоупругие, вязкопластичные и прочностные свойства асфальтобетона.

Внедрение американской технологии проектирования асфальтобетона «Superpave» в других странах затруднено в силу ряда причин, в том числе из-за сложности и дороговизны приборного обеспечения. В большинстве развитых стран проводятся самостоятельные исследования и совершенствуются свои методы проектирования асфальтобетона. Например, в Австралии по государственной научно-исследовательской программе был разработан собственный метод «Superpave», который использует более доступное лабораторное оборудование. Австралийский метод предлагает сравнительно дешевый гиратор для изготовления цилиндрических образцов. Испытания асфальтобетона на сдвигоустойчивость и на модуль упругости предлагается осуществлять при осевом сжатии образцов-цилиндров повторной нагрузкой в режиме динамической ползучести на приборе с пневматическим приводом нагружения. Этот метод испытания асфальтобетона стандартизован не только в Австралии, но и в других странах под названием uniaxial creep test, однако параллельно с ним проводится испытание на колееобразование под движущимся колесом транспортного средства.

В России также накоплен достаточно большой научный потенциал при изучении структурно-механических свойств асфальтобетона и по расчету дорожных покрытий, который можно и нужно использовать при проектировании составов смесей. Чтобы оптимизировать состав смеси, предлагается на основании результатов лабораторных испытаний определять эксплуатационные свойства проектируемого асфальтобетона, характеризующие как можно более полно работоспособность дорожного покрытия в конкретных условиях эксплуатации [25].

В большинстве случаев необходимо первоначально оценивать сдвигоустойчивость асфальтобетона путем прогноза остаточной деформации, накапливаемой в покрытии за расчетный срок службы. Обеспечив надежные показатели сдвигоустойчивости, наряду с другими нормируемыми свойствами, рекомендуется последовательно повышать трещиностойкость асфальтобетона соответствующими способами. Блок-схема проектирования состава асфальтобетонной смеси по показателям эксплуатационных свойств покрытия представлена на рис. 7.

Рис. 7. Блок-схема проектирования состава асфальтобетона по оптимизируемому параметру трещипостойкости

Показатель качества асфальтобетона, принимаемый за параметр оптимизации состава смеси, может быть разным в зависимости от типа асфальтобетона, условий эксплуатации и свойств исходных материалов. Так, для литого асфальтобетона параметром оптимизации, скорее всего, будет сдвигоустойчивость. В отдельных случаях при использовании быстро стареющих вяжущих может быть оправдана оптимизация состава асфальтобетона по устойчивости к старению. Однако в любом случае разрабатываемый состав смеси должен обеспечивать заданные проектные требования по всем другим регламентируемым показателям качества.

Заслуживают внимания разработки комплексных показателей качества асфальтобетона, выступающих в качестве параметров оптимизации структуры материала. Например, методика определения комплексного показателя уровня надежности асфальтобетона, который отражает устойчивость к колееобразованию, температурную трещиностойкость, усталостную долговечность и морозостойкость, изложена в работе [32]. Определяя комплексный показатель уровня надежности, следует иметь в виду, что частные уровни надежности эксплуатационных показателей асфальтобетона зависят от условий эксплуатации покрытия, поэтому их коэффициенты весомости также должны учитываться при оценке качества материала.

3. МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЙ АСФАЛЬТОБЕТОНА

Оценка свойств асфальтобетона и соответствующие требования к показателям качества связаны с инвестициями, поэтому должны быть максимально приближены к фактическим условиям работы дорожного покрытия. На актуальность затронутой темы указывает большой объем публикаций, посвященных разработке новых методов испытаний. Существующих методов испытаний асфальтобетона очень много [11,33,34]. Поэтому перед исследователями и контролирующими органами часто встает задача выбора из многообразия условных и несогласованных между собой методов испытаний наиболее приемлемых, чтобы обоснованно оценивать эксплуатационные свойства и долговечность дорожного покрытия.

При выборе, обосновании и разработке новых методов испытаний следует руководствоваться следующими принципами:

- испытания должны учитывать реальные условия эксплуатации асфальтобетона по температурно-временному и напряженно-деформированному характеру нагружения;

- методы испытаний и требования к асфальтобетону целесообразно дифференцировать по назначению и условиям эксплуатации;

- предпочтительнее использовать унифицированные методы испытаний, обеспечивающие гармонизацию предъявляемых требований к асфальтобетону;

- комплекс эксплуатационных показателей должен быть минимальным, дублирующие и не несущие дополнительной информации испытания следует исключать;

- повторность испытаний имеет большое значение, так как совершенно необходима для надежной характеристики статистически неоднородных дорожно-строительных материалов;

- методы испытания должны быть как можно более простыми, физически обоснованными и экономичными.

Большое значение имеют механические испытания асфальтобетона, которые призваны оценивать сопротивление асфальтобетона силовому воздействию в дорожной конструкции. Они могут классифицироваться по виду напряженно-деформированного состояния образцов, способу нагружения и по целевым показателям, характеризующим эксплуатационные свойства асфальтобетона.

В зависимости от напряженно-деформированного состояния образцы асфальтобетона могут испытываться на одноосное и трехосное сжатие, осевое растяжение, растяжение при изгибе и при расколе, на сдвиг, а также испытываться при различных более сложных видах напряженно-деформированного состояния.

По способу нагружения асфальтобетонные образцы испытывают на:

- прочность при постоянной скорости деформирования или постоянной скорости нагружения;

- ползучесть при постоянной нагрузке;

- релаксацию напряжений при заданной деформации;

- температурные напряжения при охлаждении защемленных образцов;

- выносливость в условиях циклического действия деформаций или напряжений;

- деформативность при динамических режимах нагружения. Методы, основанные на циклическом деформировании

образцов, занимают особое место. В результате испытания циклической нагрузкой можно определить как характеристики жесткости (деформативности), так и усталостную прочность или выносливость асфальтобетона до разрушения. Причем диапазоны амплитуд нагружения в этих методах испытаний должны быть разными. Деформативность вязкоупругих тел рекомендуется оценивать в области линейной вязкоупругости, когда сохраняется прямая пропорциональность между напряжениями и деформациями, а усталостные испытания, наоборот, следует проводить в области нелинейного деформирования, чтобы зафиксировать накопление микроповреждений и разрушение асфальтобетона. Линейное поведение асфальтобетона наблюдается при относительных деформациях растяжения менее чем (5-30)×105 [35,36]. Соответственно необходимо иметь специальное электронное оборудование для одновременного измерения напряжения и деформации образцов с требуемой точностью, чтобы оценивать динамический модуль упругости асфальтобетона в широком спектре температурно-частотного нагружения [37].

В основе оценки вязкоупругих свойств материалов при цикличном деформировании лежит теория механических колебаний. Силы, воздействующие на любую частицу деформируемого тела, молено разделить на упругие (пропорциональные перемещению), вязкие (пропорциональные скорости перемещения) и инерционные (пропорциональные ускорению)

F_E=Ex,                                                                                             (14)

,                                                                                   (15)

                                                                                                                                          (16)

где F_E, F_h, F_m- соответственно упругие, вязкие и инерционные силы, Н;

Е - модуль жесткости, Н/м;

х - величина перемещения частицы, м;

 - модуль вязкости, (Нс)/м;

t - время, с;

m - масса частицы, кг.

Допустим, что частица перемещается по синусоидальному закон

x = x₀sin(t),                                                                                  (17)

где х₀ - максимальная амплитуда перемещения, м;

 - круговая частота, рад/с.

Тогда действующую на частицу силу можно выразить в виде суммы трех составляющих

                         (18)

или

                                                                                                                   (19)

где - угол сдвига фаз или угол механических потерь, рад

                                                                    (20)

Аналогично можно представить, что на вязкоупругое тело действует нагрузка, изменяющаяся во времени по синусоиде

                                                                                                                                    (21)

где s - напряжение, МПа;

s₀ - амплитуда напряжения, МПа.

Тогда относительная деформация тела также будет изменяться по синусоидальному закону, но с отставанием по фазе на угол

                                                                           (22)

где e₀ - амплитуда относительной деформации; 

d - угол сдвига фаз между напряжением и деформацией, рад.

Отставание по фазе деформации от напряжения при синусоидальном режиме нагружения образца схематично показано на рис. 8.

Рис. 8. Испытания асфальтобетонных образцов циклической пагрузкой:

а - схемы испытания; б - график синусоидального режима нагружения образцов; 1 - нагрузка; 2 - деформация

Замеряемый при синусоидальном нагружении модуль, являющийся отношением напряжения к деформации, представляет собой комплексную величину, состоящую из действительной и мнимой часте

E* = E' + iE",                                                                                  (23)

где Е* - комплексный модуль упругости асфальтобетона, MПa.

Е' - упругий модуль или модуль эластичности, МПа;

E"- модуль потерь или вязкий модуль, МПа;

Или

E* =| E*|cosФ + i|E*|sinФ                                                               (24)

                                                  (25)

                                                                                                                                     (26)

При испытании асфальтобетона угол сдвига фаз Ф принято определять по следующей зависимости [30]:

                                                                                                                                          (27)

где t_i - время отставания деформации от напряжения при циклических испытаниях, с;

t_p - период колебания напряжения в асфальтобетоне, с.

При гипотетических значениях Ф=0° материал является абсолютно упругим телом Гука, а при Ф=90° - абсолютно вязкой жидкостью Ньютона. В реальности же угол сдвига фаз принимает значения от 5 до 45° в зависимости от соотношения вязких и упругих свойств асфальтобетона.

Если провести испытания образца в достаточно широком интервале температур (например, от -30°С до 40°С) и при частотах нагружения в диапазоне примерно от 0,1 до 50 Гц, то можно построить полную кривую комплексного модуля упругости асфальтобетона в зависимости от логарифма произведения частоты и коэффициента приведения. Коэффициент приведения определяется в соответствии с методом температурно-временной суперпозиции по следующей зависимости:

                                                                        (28)

где - коэффициент приведения;

U - экспериментальная величина энергии активации асфальтобетона, Дж/моль;

R - газовая постоянная, равная 8,314 Дж/Кмоль;

Т - температура испытания асфальтобетона, К;

Т₀ - температура приведения, К.

Построение полной кривой комплексного модуля упругости асфальтобетона, приведенного к расчетной температуре 10°С, показано на рис. 9 [38].

Эквивалентная частота нагружения , Гц

Рис. 9. Зависимость комплексного модуля упругости асфальтобетона от температуры и частоты нагружения: 1 - 0ºС; 2 - -10ºС; 3 - 10ºС; 4 - 20ºС; 5 - 30ºС; 6 - 40ºС

Кривая комплексного модуля упругости позволяет установить расчетный модуль упругости асфальтобетона в зависимости от температурно-временных условий деформирования, которые имеют место при нестационарных условиях эксплуатации дорожного покрытия.

Следует отметить, что для битумов полная кривая комплексного модуля упругости была впервые получена В.А. Золотаревым [39]. Экспериментально установлено, что вязкоупругие свойства битума являются определяющими для реологических свойств асфальтобетона.

К эксплуатационным свойствам асфальтобетона обычно относят сдвигоустойчивость, трещино-, водо-, износостойкость, водопроницаемость и устойчивость к старению. В соответствии с литературными данными, наибольшее внимание уделяется показателям сдвигоустойчивости и трещиностойкости асфальтобетона, как наиболее важным при прогнозировании долговечности асфальтобетонных покрытий.

3.1. ОЦЕНКА СДВИГОУСТОЙЧИВОСТИ АСФАЛЬТОБЕТОНА

Известные методы испытаний асфальтобетона на сдвигоустойчивость в разной степени отражают реальные условия образования пластических деформаций в асфальтобетоне дорожных покрытий и часто не взаимосвязаны между собой.

В России стандартным методом оценки сдвигоустойчивости асфальтобетона долгое время было испытание цилиндрических образцов при сжатии при постоянной скорости деформирования 3 мм/мин и температуре 50°С.

Для оценки сдвигоустойчивости асфальтобетона по результатам испытаний при сжатии были предложены различные модифицированные показатели, учитывающие наряду с прочностью деформацию цилиндрических образцов, например, коэффициент подвижности [20], кинетические характеристики [40], модуль остаточной деформации [41], вязкость [42], работу разрушения образца и др.

В зарубежных странах до середины прошлого столетия доминировал стандартный метод испытания асфальтобетона по Маршаллу при температуре 60°С и скорости деформирования 50 мм/мин. В соответствии с данными института Асфальта (США), показатели свойств асфальтобетона по Маршаллу корреспондировали с интенсивностью образования пластических деформаций в асфальтобетонном покрытии. Однако в дальнейшем и этот метод подвергся критике.

В исследовательских целях для оценки сдвигоустойчивости асфальтобетона применяют различные нестандартные методы. Подробная информация о нестандартных методах испытаний на сдвигоустойчивость асфальтобетонных образцов изложена в работах [43,44,45]. Широко представлены штамповые испытания, которые характеризуют асфальтобетон глубиной погружения штампа в образец. Однако методы штамповых испытаний, применяемые в различных дорожно-исследовательских организациях, не совпадают между собой по режиму нагружения и другим условиям испытания. Например, литой асфальтобетон испытывают штампом площадью 50 мм² под воздействием нагрузки 52,5 кг в течение 180 с [46]. Образцы литого асфальтобетона кубической формы должны находиться в стальной обойме при температуре (40±2)°С. Параметром оценки является глубина погружения штампа, выраженная в миллиметрах, которая принимается как среднее арифметическое значение результатов двух параллельных определений при допустимом расхождении между ними не более 15%.

Известны штамповые испытания асфальтобетона, которые заключаются в нагружении цилиндрического образца диаметром и высотой 101 мм через плоский штамп диаметром 50,5 мм при температуре (50±2)°С давлением около 2 МПа для определения показателя вязкости [42], а также при скорости деформирования плиты пресса (3,0±0,5) мм/мин для оценки прочности и предельной относительной деформации, которую определяют как отношение предельной глубины погружения штампа в момент разрушения к его диаметру [5].

В Ростовском инженерно-строительном институте разработана методика полевых испытаний с помощью шарового штампа (сферической формы), которая защищена авторским свидетельством № 715968. Развитие эта методика в части теоретического обоснования испытаний асфальтобетонных покрытий и лабораторных образцов получила в Воронежском государственном архитектурно-строительном университете [47]. Однако результаты исследований сдвиговых характеристик методом вдавливания сферического штампа [48] не согласуются с данными испытаний асфальтобетонов методом трехосного сжатия [49]. К недостаткам методов вдавливания штампа, в том числе шарового, следует отнести и неопределенность влияния на результаты испытаний масштабного фактора, фактора формы итемпературно-временных условий нагружения.

Для оценки сдвигоустойчивости асфальтобетона использовались и другие пенетрометры, например, конусный пластометр, обоснованный в свое время П.А. Ребиндером для определения предела текучести паст. Однако применение этих методов испытаний не получило широкого развития в технологии проектирования асфальтобетона, что также связано с условностью получаемых результатов.

Многие исследователи предлагали проводить прямые сдвиговые испытания асфальтобетона методом кручения стержня. Чтобы приблизить испытания на кручение к условиям чистого сдвига, даже специально изготавливали образцы в виде полых цилиндров. Однако необходимо отметить, что попытки распространить на асфальтобетон реологические исследования, основанные на схеме чистого сдвига, не привели к желаемой цели. По мнению автора обзорной информации, это связано с тем, что структурная неоднородность асфальтобетона, размеры частиц дисперсной фазы которого соизмеримы с геометрическими размерами испытываемых образцов, в принципе исключает возможность получить однородные поля напряжений и деформаций в объеме деформируемого образца. Это является также одной из причин, почему до настоящего времени не подтверждено необратимое деформирование асфальтобетона с постоянной наибольшей ньютоновской вязкостью практически неразрушенной структуры.

В то же время все исследования деформирования асфальтобетона при положительных температурах подтверждают важный вывод, что ползучесть, если она не затухающая, заканчивается в конечном итоге разрушением с явно или неявно выраженным нарушением сплошности дисперсионной среды независимо от схемы нагружения образцов. Причем принцип температурно-временной суперпозиции оказался применимым как для долговременной прочности, так и для интерпретации закономерностей деформирования асфальтобетона в условиях ползучести [50].

Стремление моделировать напряженно-деформированное состояние дорожного покрытия привело к созданию разнообразных методов испытаний асфальтобетона, в том числе и достаточно сложных. В.Н. Кононов и М.Н. Клейман (НИИ Мосстрой) предлагали испытывать асфальтобетонный образец при сдвиге циклическими нагрузками на приборе Б.А. Козловского, обеспечивая одновременно нормальное и касательное приложение нагрузки к горизонтальной поверхности образца.

Этот же принцип, но при постоянной скорости нагружения 3 мм/мин, использован в белорусском стандарте на методы испытания асфальтобетона СТБ 1115. Схема приспособления для проведения испытания цилиндрического асфальтобетонного образца на сдвиг приведена на рис. 10.

Рис. 10. Схема испытанияасфальтобетонных образцов на сдвиг под углом согласно белорусскому стандарту СТБ 1115:

1,4 - соответственно верхний и нижний диски; 2,3 - соответственно верхняя и нижняя гильзы; 5 - подшипник; 6 - площадка опорная; lt_обр - высота образца, равная 90-110 мм

Стандартом предусмотрено, что половина образцов испытывается при угле наклона плоскости сдвига а=30°, а другая половина при а=40°, чтобы обеспечить определение коэффициента внутреннего трения и сцепления при сдвиге.

Более простыми являются сдвиговые методы испытаний асфальтобетонных образцов в обойме, которые неоднократно изменялись. От метода продавливания асфальтобетона через отверстие на приборе Хаббарда и Филда [51] (см. рис. 4) Б.И. Ладыгин перешел к методу испытания образца в обойме на цилиндрический срез путем нагружения его штампом [52]. Затем этот метод испытания был усовершенствован в работе [53], доведен до уровня Технических условий и внедрен в ряде дорожных организаций России [54]. Однако рассматриваемые методы не позволяют оценивать внутреннее трение и дифференцировать сопротивление асфальтобетона сдвигу на упругую и вязкую составляющие, которые в реальности имеют место. По мнению автора обзорной информации, это является основным их недостатком. Часто возникают случаи, когда асфальтобетоны. равнопрочные по лабораторному пределу прочности при сдвиге, не равноценны по сопротивлению сдвигу в покрытии из-за разного соотношения составляющих внутреннего трения и когезионного сцепления. С повышением интенсивности движения и нагрузок на оси автомобилей это становится все более очевидным и подтверждается результатами обследований асфальтобетонных покрытий, подверженных колееобразованию.

Классические методы испытания асфальтобетона при трехосном сжатии (в случае варьирования величиной бокового обжатия образцов) и методы плоскопараллельного сдвига (при условии варьирования величиной нормального напряжения) позволяют определить коэффициент внутреннего трения и сцепление, необходимые для расчета конструктивных слоев дорожной одежды на сопротивление сдвигу [55]. Методы определения расчетных показателей сдвигоустойчивости асфальтобетона на приборах трехосного сжатия изложены во многих публикациях [55,56,57]. Однако, к сожалению, эти методы испытания не получили достаточно широкого распространения из-за сложности. Методы оценки сопротивления асфальтобетона при плоскопараллельном сдвиге и при кручении изложены в диссертациях и других научных публикациях [44,58]. Эти методы также достаточно сложны и часто дают условные результаты из-за различия между усилиями сдвига и среза, зависящего от размера образца и высоты зоны, вовлекаемой в сдвиговое деформирование. При испытании образцов на плоскопараллельный сдвиг может образовываться принудительная плоскость среза, вносящая в картину сдвига искажения, которые повышаются с увеличением крупности зерен минерального материала в асфальтобетоне.

В зарубежной практике наряду с методом Маршалла применяют методы испытания цилиндрических образцов на ползучесть при сжатии штампом, в том числе при циклическом приложении нагрузок (prEN 12697-25 part A, PANK-4208). Также проводят испытания асфальтобетонных плит и моделей покрытий на колееобразование под воздействием движущейся колесной нагрузки. Предлагаются методы испытаний с передачей нагрузки на покрытие через упругий жгут (Asphalt Pavement Analyzer) [59] и различные методы объемно-напряженного (трехосного) сжатия образцов.

Стандартные одноосные испытания цилиндрических образцов асфальтобетона на ползучесть при сжатии, в том числе в режиме циклического приложения нагрузки, применяются во многих странах [30]. В Европе принято оценивать устойчивость асфальтобетона к остаточным деформациям с помощью малогабаритной испытательной установки, обеспечивающей ступенчатую нагрузку на штамп 100 кПа при частоте 0,5 Гц. Известны и более сложные методы испытания асфальтобетонных образцов при сжатии. В США был специально разработан сдвиговой прибор SST в рамках государственной программы исследований для технологии «Superpave» [4]. Этот прибор позволяет прикладывать к образцу одновременно боковое давление, сдвигающие и нормальные нагрузки при различных задаваемых режимах. Прибор для испытания асфальтобетона на сдвиг представляет сложное устройство, которое состоит из испытательного приспособления, системы регистрации и контроля напряжений и деформаций образца (с обратной связью), камеры с регулируемым давлением до 840 кПа и температурой от 1 до 80°С, гидропривода для создания осевых и сдвигающих нагрузок. Этот прибор позволяет проводить несколько видов испытаний:

- объемные испытания при всестороннем сжатии образца фиксированными давлениями при температурах 4, 20 и 40°С;

- одноосное сжатие при регулируемых ограничивающих боковых давлениях и температурах 4, 20 и 40°С;

- испытание на повторный сдвиг при заданном соотношении осевого напряжения и напряжения сдвига продолжительностью от 5 до 120 тыс. циклов нагружения или же до величины остаточной деформации образца 5%;

- испытание на повторный сдвиг при постоянным уровне нагрузки 68 кПа и постоянной высоте образца;

- испытание на простой сдвиг при постоянном уровне нагрузки и постоянной высоте образца;

- испытание циклической сдвигающей нагрузкой при постоянной амплитуде и различных частотах от 0,01 до 10 Гц.

Испытания на сдвиговом приборе SST предназначались для оценки не только остаточных деформаций, но и усталостных процессов в асфальтобетоне. Однако, судя по более поздним публикациям, широкого применения этот прибор не получил [30], хотя и используется в исследовательских целях (рис. 11).

Рис. 11. Образец асфальтобетона, защемленный в захватах погружения прибора SST

Чаще применяются специальные устройства для испытания асфальтобетонных плит и цилиндрических образцов колесной нагрузкой, моделирующие условия нагружения асфальтобетона на автомобильной дороге (рис. 12,13). Температура испытания колесной нагрузкой назначается, как правило, в пределах от 30 до 60°С.

Образцы-модели достаточно больших размеров в виде плит уплотняют небольшими катками, вибротрамбовками либо применяют специальные уплотнители образцов. Вопрос стандартного уплотнения асфальтобетонных плит при этом остается открытым, В Дании для уплотнения щебеночно-мастичных асфальтобетонных смесей была создана специальная железобетонная форма, в которой изготавливали образцы размером 500×500×100 мм с помощью металлических вальцов, причем уплотнение производили таким образом, чтобы получить требуемую по проекту остаточную пористость асфальтобетона [60]. В Финляндии асфальтобетонная плита для оценки устойчивости к колееобразованию изготавливается площадью 500×700 мм и толщиной 60 мм (PANK 4205). Для прибора Omiereur Pavement Rutting Tester размер плиты составляет 600×400 мм или 500×180 мм при толщине от 25 до 150 мм.

Рис. 12. Испытание асфальтобетонных плит размером 700×500×60 мм колесной нагрузкой 7 кН

Рис. 13. Испытание асфальтобетонных образцов через упругий жгут

Испытания сдвигоустойчивости колесной нагрузкой считаются оправданными, так как получаемые результаты отражают интенсивность образования колеи в покрытии. В свою очередь в исследованиях Н. Улмгрена была показана корреляция между показателями сдвигоустойчивости асфальтобетона при испытаниях плит колесной нагрузкой и одноосным циклическим сжатием цилиндрических образцов, но установленные зависимости для асфальтобетонов верхнего слоя и асфальтобетонов нижнего слоя покрытия не совпадали между собой [61].

В некоторых странах были разработаны нормы для асфальтобетона под соответствующие виды испытаний. Например, минимальная допустимая глубина колеи от числа проходов испытательного колеса, моделирующего давление тяжелого транспортного средства (5000 Н; 0,6 МПа), имеет следующие значения.

Число проходов Глубина колеи, мм

испытательного колеса

1000..............................................................................4,2

3000..............................................................................5;6

10000............................................................................7,9

30000............................................................................11,2

Однако остается открытым вопрос, при каких климатических условиях эксплуатации, при какой толщине покрытия и каком зерновом составе минерального остова следует назначать эти нормы.

В Финляндии нормируемая допустимая глубина колеи при испытании асфальтобетона поставлена в зависимость от проектного класса сдвигоустойчивости [28]. Предельная осадка ползучести образца от действия циклической нагрузки изменяется от 2,0 % для I класса сдвигоустойчивости до 6,5 % для IV класса сдвигоустойчивости асфальтобетона. Лабораторные испытания образцов-плит из смесей различных составов показали более высокую устойчивость к образованию колеи асфальтобетонов каркасной структуры [62].

Тесты на колею чаще всего проводят при температуре 40°С или же при расчетной температуре, которую обосновывают для заданного региона тем или иным методом. Можно показать, что максимальная расчетная температура зависит от температурной чувствительности испытуемого асфальтобетона. Однако этим фактом, к сожалению, часто пренебрегают.

Среди зарубежных методов испытаний асфальтобетона на сдвигоустойчивость преобладает направление на моделирование колееобразования посредством нагружения образцов-плит колесной нагрузкой. Следует отметить, что из-за дороговизны и трудоемкости это направление ограничено. Кроме того, следует иметь в виду, что смоделировать испытательным прибором все многообразие условий и их сочетаний, определяющих пластические деформации асфальтобетона в дорожных покрытиях, практически невозможно.

По мнению автора обзорной информации, более перспективным направлением является математическое моделирование пластических деформаций асфальтобетона в реальных условиях работы дорожного покрытия, исходя из результатов лабораторных испытаний образцов простыми методами. Но для реализации этого направления нужно знать закономерности деформирования и разрушения исследуемого асфальтобетона в зависимости от напряженно-деформированного состояния и температурно-временных условий нагружения, характеризуемые физически обоснованными показателями реологических свойств материала.

Анализ многочисленных исследований сдвигоустойчивости асфальтобетонов, в том числе и в дорожных покрытиях, подтверждает применимость уравнения Кулона для оценки сопротивления сдвигу. Это уравнение имеет следующий вид

τ_p=ptgφ+C,                                                                                               (29)

где t_p - предельное напряжение сдвига, МПа;

р - нормальное напряжение на площадке сдвига, МПа;

tg - коэффициент внутреннего трения асфальтобетона;

j - угол внутреннего трения, град;

С - внутреннее или когезионное сцепление асфальтобетона,

Параметры уравнения Кулона являются основными расчетными характеристиками сдвигоустойчивости дорожно-строительных материалов при расчете дорожных одежд [63]. Применительно к асфальтобетону коэффициент внутреннего трения tgj характеризует статический предел текучести, который отождествляется с упругой составляющей сопротивления сдвигу. Внутреннее сцепление С является реологической составляющей сопротивления сдвигу, так как зависит от скорости деформирования, температуры испытания, усталостных и тиксотропных свойств асфальтобетона. С реологической точки зрения когезионное сцепление равно пластической вязкости при заданном градиенте скорости сдвига.

Таким образом, двучленное уравнение Кулона характеризует сопротивление сдвигу раздельно упругой и вязкой составляющей. Причем соотношение внутреннего трения и сцепления зависит от величины и продолжительности действия нагрузки. С одной стропы, это объясняет более высокую сдвигоустойчивость в покрытии многощебенистых асфальтобетонов по сравнению с малощебенистыми, хотя при испытании в лаборатории последние показывают более высокую прочность при сдвиге. С другой стороны, показатель сцепления, соответствующий эффективной пластической вязкости разрушенной структуры, необходимо оценивать при малых скоростях необратимого деформирования, которые наблюдаются в дорожном покрытии.

Чтобы избежать трудоемких методов испытаний асфальтобетона, был предложен простой метод определения характеристик сдвигоустойчивости по Кулону, основанный на результатах исследований [64]. В части обоснования этого метода приведены следующие соображения.

Первой предпосылкой послужила идея проф. Н.Н. Иванова определять характеристики сдвигоустойчивости по Кулону (угол внутреннего трения и сцепление) по значениям прочности при сжатии и при растяжении [65]. Однако сама методика была принципиально изменена с учетом экспериментальных данных, которые показали, что угол внутреннего трения и сцепление, вычисленные на основании результатов испытаний образцов при сжатии и при растяжении, не совпадают с величинами, полученными прямыми испытаниями асфальтобетона при трехосном сжатии [57,66,67,68].

Второй предпосылкой при разработке метода определения расчетных характеристик сдвигоустойчивости послужил анализ результатов испытания различных составов асфальтобетона по методу Маршалла и при одноосном сжатии. В работе [69] было установлено подобие зависимостей предела прочности при сжатии и устойчивости по Маршаллу от температуры испытания и вязкости применяемого в асфальтобетоне битума.

Анализ результатов исследований [50] позволил предположить, что показатель устойчивости по Маршаллу, в отличие от предела прочности при сжатии при 50° С, в гораздо большей степени реагирует на внутреннее трение, зависящее от структуры минерального остова асфальтобетона. При любой марке применяемого вяжущего большей устойчивостью по Маршаллу характеризуются асфальтобетоны из многощебенистых смесей типа А, тогда как большей прочностью при сжатии обладают асфальтобетоны из малощебенистых смесей типа В и из песчаных смесей типа Д, что показано на рис. 14.

Содержание щебня, % и тип асфальтобетона

Рис. 14. Зависимость прочности образцов при сжатии при температуре 50ºС (1) и устойчивости по Маршаллу притемпературе 60ºС (2) от содержания щебня и типаасфальтобетона

С увеличением содержания в асфальтобетоне щебня прочность при сжатии снижается, а устойчивость по Маршаллу, наоборот, увеличивается. Поэтому испытания в условиях одноосного сжатия и в условиях сжатия по схеме Маршалла были приняты для оценки внутреннего трения асфальтобетона.

Третьей предпосылкой при разработке метода испытания послужили общие положения теории напряженного и деформированного состояния материалов, основанные на следующих допущениях.

- Материал рассматривается как однородная сплошная среда, т.е. усредняется микро- и макроструктурная неоднородность. Как и в механике грунтов при оценке прочности асфальтобетон рассматривается не как дискретное тело, каким он фактически является, а как некоторая сплошная среда, при этом усилия, возникающие в нем, рассматриваются не как усилия в связях, а как некоторые средние усилия на единицу площади сечения [70].

- Свойства дорожно-строительного материала не зависят от размера выделенного из тела объема, но при этом предполагается, что размеры испытываемого образца значительно превышают размеры минеральных зерен [71].

- Принимается условие изотропности сплошной среды, т.е. свойства любого тела, выделенного из сплошной среды, не зависят от направления и положения тела в пространстве.

В соответствии с теорией напряженно-деформированное состояние асфальтобетона характеризуется тензором напряжений и соответствующим тензором деформаций, которые применимы как к расчету дорожных слоев на сопротивление сдвигу, так и к испытаниям образцов в лаборатории при любых схемах их деформирования. Напряженное состояние в любой точке тела характеризуется нормальными и касательными напряжениями, действующими на взаимно перпендикулярные грани элементарного объема (куба), выделенного из сплошной среды. Если на взаимно перпендикулярные грани элементарного объема действуют главные напряжения s₁, s₂, s₃ (s₁>s₂=s₃)то можно определить из уравнений равновесия сил на рис. 15 нормальные и касательные напряжения на любых наклонных площадках элементарного объема по следующим формулам:

                                                                         (30)

 

                                                                                                  (31)

где s_a - нормальное напряжение на наклонной площадке. МПа;

t_a - касательное напряжение на площадке, МПа;

a - угол наклона площадки к горизонтали или вектору s₁, град.

Рис. 15. Схема определения главных напряжений

Представленные зависимости можно рассматривать как параметрические уравнения связи между переменными s_a и t_a в которых роль параметра принадлежит углу наклона . В результате несложных преобразований они приводятся к уравнению окружности в координатах s_a-t_a, которую называют крутом Мора

                              (32)

График зависимости для круга Мора представлен на рис. 16.

Зависимость Мора является основной гипотезой предельного напряженного состояния материалов, по которой рассчитываю! дорожные конструкции. В соответствии с этой гипотезой предельное напряженное состояние определено единственной огибающей семейства кругов Мора, которая не зависит от величины промежуточных главных напряжений.

Рис. 16. Круг Мора

При высоких эксплуатационных температурах, как и при длительном нагружении, асфальтобетон становится вязкопластичным, поэтому в качестве гипотезы предельного состояния лучше принять гипотезу максимальных касательных напряжений. Эта гипотеза предполагает, что пластические деформации в материале образуются тогда, когда максимальные касательные напряжения достигнут предельного значения. Максимальные касательные напряжения располагаются на площадке, которая имеет одинаковый наклон к площадкам наибольших и наименьших главных напряжений, и определяются по формуле (31) при j= p/4 как половина разности главных напряжений.

По теории Мора для определения расчетных характеристик сдвигоустойчивости необходимо испытывать материал в условиях трехосного сжатия. Такие испытания проводят в стабилометрах и определяют предел прочности при сжатии, соответствующий различным напряжениям бокового обжатия образца. Строя касательную к нескольким кругам Мора, соответствующим различным напряжениям бокового обжатия, находят расчетные характеристики сдвигоустойчивости асфальтобетона tgj и С, как показано на рис. 17.

Из геометрических построений рис. 17 установлена взаимосвязь между пределом прочности при трехосном сжатии, напряжением бокового обжатия образца, сцеплением и углом внутреннего трения асфальтобетона

                                     (33)

или

                           (34)

где R_p - предел прочности при трехосном сжатии, равный главному напряжению s₁, МПа;

р - боковое давление на образец, соответствующее главным напряжениям s₂ и s₃ МПа.

Рис. 17. Предельное напряженное состояние образца асфальтобетона при трехосном сжатии

Следует отметить, что показатели сдвигоустоичивости. определяемые при трехосном сжатии исходя из критерия Мора, неадекватны показателям, определяемым при плоскопараллельном сдвиге. Если же предельное состояние асфальтобетона характеризовать максимальными касательными напряжениями, то расчетные характеристики сдвигоустоичивости можно определять однозначно как по результатам испытания образцов при трехосном сжатии, так и при плоскопараллельном сдвиге. На основании гипотезы максимальных касательных напряжений можно определить показатели сдвигоустоичивости асфальтобетона, исходя из результатов его испытания при одноосном и двухосном сжатии, что в принципе нельзя сделать, основываясь на теории Мора.

Первоначально был рассмотрен общий случай предельного напряженного состояния образцов в условиях трехосного сжатия применительно к критерию максимальных касательных напряжений. В тензорной интерпретации любое напряженное состояние можно представить как сумму двух составляющих: шаровой компоненты и девиатора. Для трехосного сжатия это можно записать в соответствии с правилом сложения тензоров в следующем виде:

_,           (35)

где R_p -предел прочности асфальтобетона при трехосном сжатии, МПа;

р - боковое давление на образец во время испытания, МПа;

 - единичный тензор, именуемый дельтой Кронекера

Множитель (Rр + 2р)j'i в уравнении (35) является средним

нормальным напряжением или гидростатическим давлением. Максимальное касательное напряжение находится из девиатора как половина разности между наибольшим и наименьшим главными напряжениям

                                                                               (36)

Множитель (R_р + 2р)/3 в уравнении (35) является средним

нормальным напряжением или гидростатическим давлением. Максимальное касательное напряжение находится из девиатора как половина разности между наибольшим и наименьшим главными напряжениями

                                                                                                                                             (37)

Подставляя это выражение в уравнение Кулона (29) и решая систему двух уравнений, соответствующих двум значениям бокового давления на образец, получаем следующие формулы для определения показателей сдвигоустойчивости асфальтобетона:

                                                                                (38)

                                                                             (39)

где  - разность значений бокового давления на образец, МПа,

 - соответствующее приращение предела прочности асфальтобетона при трехосном сжатии, МПа.

Если же исходить из построений Мора (см. рис. 17), то соответствующие зависимости расчетных характеристик сдвигоустойчивости от результатов испытания при трехосном сжатии принимают несколько иной вид [57]

                                                                             (40)

                                                                                (41)

Численный анализ показывает, что адекватное соответствие между величинами расчетных характеристик сдвигоустойчивости асфальтобетона, полученными по критерию Мора и критерию максимальных касательных напряжений, имеет место только при отсутствии внутреннего трения, т.е. когда j = 0. При величинах угла внутреннего трения меньше чем 36º расхождение между характеристиками не превышает величин, обусловленных средним статистическим разбросом экспериментальных данных при повторных испытаниях образцов. При значениях угла внутреннего трения больше чем 36⁰ наблюдается значимое отклонение в результатах расчета сдвигоустойчивости асфальтобетона по критерию Мора и критерию максимальных касательных напряжений. Величины показателей сцепления и внутреннего трения, вычисленные для асфальтобетонов различных составов исходя из критерия максимальных касательных напряжений, оказываются ниже соответствующих значений, полученных по критерию Мора, и соответствуют сопоставляемым экспериментальным данным, полученным различными методами [57].

С практической точки зрения гипотеза максимальных касательных напряжений, применяемая взамен гипотезы Мора, позволяет определить характеристики сдвигоустойчивости асфальтобетона, используя простые методы испытаний [72]. При рассмотрении тензора напряженного состояния образцов при одноосном и двухосном сжатии можно обнаружить разницу в величинах среднего нормального напряжения (табл. 1). Соответственно появляется возможность выделить из общего сопротивления сдвигу составляющую внутреннего трения, основываясь на результатах испытания пластичного материала при двух схемах деформирования. Решая систему двух уравнений, соответствующих двух- и одноосному сжатию образцов-кубов, можно получить с помощью критерия максимальных касательных напряжений следующие расчетные формулы:

                                                                                  (42)

                                                                                     (43)

где R₂ - предел прочности стандартного образца при двухосном сжатии, МПа;

R₁ - предел прочности такого же образца при одноосном сжатии, МПа.

Расчетные формулы для характеристик сдвигоустойчивости асфальтобетона, полученных по двум критериям предельного состояния, представлены в табл. 2.

Влияние напряженного состояния образца асфальтобетона на среднее нормальное (гидростатическое) давление в нем

Таблица 1

Влияние напряженного состояния образца асфальтобетона на среднее нормально давление в нем

Примечание. S_h - площадь нагруженных граней элементарного куба _. S_Σ – площадь всех граней элементарного куба

Таблица 2

Расчетные формулы для определения угла внутреннего трения и сцепления асфальтобетона

К сожалению, в чистом виде реализовать испытание образцов асфальтобетона при двухосном сжатии так же сложно, как и при трехосном сжатии. Поэтому взамен была принята схема нагружения асфальтобетонных образцов по Маршаллу, так как напряженное состояние цилиндрического образца в этом методе испытания приближается к двухосному.

При сравнении величии средних нормальных напряжений в зависимости от напряженно-деформированного состояния элементарного куба обнаруживается соответствие гидростатического давления с относительной величиной поверхности нагружения. Относительная величина поверхности нагружения , как и соответствующее напряженное состояние цилиндрического образца при испытании по схеме Маршалла, занимает промежуточное положение между схемами одноосного и двухосного сжатия, т.е. между 1/3 и 2/3, что следует из табл. 1.

Принимая условие течения Мизеса-Генки [73] и с учетом того, что при расчетных температурах и скоростях деформирования асфальтобетон относится к вязко пластичным материалам, которые в расчетах на прочность по критериям максимальных касательных напряжений и по энергии формоизменения обнаруживают примерно одинаковые результаты [74], можно заменить в формуле (42) пределы прочности на соответствующие величины энергий деформирования или работ разрушения образцов. Тогда, с учетом изложенного, коэффициент внутреннего трения асфальтобетона можно вычислять по следующей зависимости:

                                                                        (44)

где А_m - работа разрушения стандартного образца асфальтобетона при сжатии его по боковой поверхности металлическими обоймами (по схеме Маршалла), Дж;

А_с - работа разрушения такого же образца при испытании на одноосное сжатие, Дж;

b - коэффициент, учитывающий напряженное состояние образца и зависящий от степени обхвата боковой поверхности металлическими обоймами разрушающего устройства.

Вначале коэффициент b был определен обратным пересчетом при сопоставлении результатов испытания эталонных составов асфальтобетона методом трехосного сжатия и предлагаемым методом. Весьма примечательно, что экспериментальное значение коэффициента совпало с расчетным значением, которое было впоследствии вычислено по относительной площади нагружения образца, исходя из зависимости гидростатического давления от схемы испытания (см. табл. 1.)

                                                                                        (45)

Зная коэффициент внутреннего трения, можно вычислить величину сцепления С из предела прочности при сжатии.

Таким образом, напряженно-деформированное состояние образцов характеризуется величиной средних нормальных (гидростатических) давлений. Чем выше гидростатическое давление в асфальтобетонном образце, тем большие усилия воспринимаются минеральным остовом. Компонента гидростатического давления в тензоре напряжений пропорциональна относительной величине поверхности нагружения образца , которая зависит от принятого метода испытаний. Например, при осевом сжатии образцов по ГОСТ 12801-98 , а при испытании образцов Маршалла

где - площадь нагруженной поверхности образца, м²;

 - общая площадь поверхности цилиндрического образца, м²;

d, h и D, H - соответственно диаметр и высота образцов по ГОСТ 12801-98 и по ASTM D 1559, м.

Фактор относительной поверхности нагружения коррелирует с нормируемыми величинами поправочного коэффициента Km на высоту образца при испытаниях по Маршаллу [26] и существенно влияет на сопротивление асфальтобетона разрушению (рис. 18).

Относительная величина поверхности нагружения образцов

Рис. 18. Взаимосвязь поправочного коэффициента и относительной поверхности нагружения образцов асфальтобетона в методе испытаний по Маршаллу

На основании рассмотренных теоретических предпосылок был обоснован и разработан метод определения сдвиговых характеристик асфальтобетона по результатам испытаний стандартных образцов, который вошел в ГОСТ 12801-98 (рис. 19). Сущность метода испытаний асфальтобетона на сдвигоустойчивость заключается в определении максимальных нагрузок и соответствующих предельных деформаций стандартных образцов цилиндрической формы при двух напряженно-деформированных состояниях: при одноосном сжатии и при сжатии специальным разрушающим устройством по схеме Маршалла.

Рис. 19. Схемы испытаний образцов асфальтобетона на сдвигоустойчивость по ГОСТ 12801-98: а - при одноосном сжатии; б - по схеме Маршалла

Для каждого образца, испытываемого как на одноосное сжатие, так и по схеме Маршалла, вычисляют работу, затраченную на разрушение путем интегрирования или по следующей приближенной формуле:

                                                                                           (46)

где А - работа деформирования образца до разрушения, Дж;

Р - разрушающее усилие, кН;

l- предельная деформация, мм.

Коэффициент внутреннего трения асфальтобетона tgq> следует вычислять по формуле

                                                                                                                             (47)

где А_m, А_с - соответственно средняя работа деформирования стандартных образцов асфальтобетона при испытании по схеме Маршалла и при одноосном сжатии, Дж.

Показатель сцепления С находят в зависимости от предела прочности асфальтобетона при сжатии

                                                                         (48)

Определяемый в лаборатории показатель сцепления характеризует пластическую вязкость асфальтобетона, зависит от скорости деформирования и размера образцов, поэтому является условным. Чтобы определить влияние вяжущего на сопротивление асфальтобетона сдвигу, показатель сцепления нужно экстраполировать к реальным скоростям необратимого деформирования материала в покрытии. Это особенно важно для сравнения сдвигоустойчивости битумных вяжущих, отличающихся друг от друга неньютоновскими свойствами.

В общем случае сдвигоустойчивость асфальтобетона является многофакторным эксплуатационным свойством и характеризуется, с одной стороны, несколькими показателями структуры материала, а с другой стороны, условиями его работы в покрытии. К важнейшим расчетным условиям, влияющим на сдвигоустойчивость, относятся: температура покрытия и ее частотное распределение в период эксплуатации, расчетная нагрузка, количество циклов и продолжительность нагружения покрытия.

К показателям структуры, характеризующим сдвигоустойчивость, относятся коэффициент внутреннего трения, сцепление при сдвиге, коэффициент пластичности и энергия активации вязкопластичного деформирования и разрушения. Эти характеристики определяют по результатам испытаний цилиндрических образцов в соответствии с ГОСТ 12801-98 и известным методикам [42,75].

Суммарную остаточную деформацию, накапливаемую за расчетный период эксплуатации асфальтобетонного покрытия, рассчитывают по следующей зависимости:

  (49)

где К_кол - коэффициент, учитывающий вероятность прохождения колес автомобилей по одному следу;

t_p - расчетный срок службы асфальтобетонного покрытия, ч;

N - интенсивность движения расчетного автомобиля по одной полосе движения, авт./ч;

T₁ - среднее время действия колесной нагрузки на асфальтобетонное покрытие при проходе одного расчетного автомобиля, с;

Y - градиент скорости необратимого сдвига при испытании асфальтобетонных образцов в лаборатории, с^-1;

- максимальные касательные напряжения от колеса расчетного автомобиля, МПа;

р - нормальное напряжение от колеса расчетного автомобиля, МПа;

- коэффициент внутреннего трения асфальтобетона;

С_л - показатель когезионного сцепления асфальтобетона по Кулону, МПа;

Р(Т) - частотное распределение или вероятность температуры покрытия в рассматриваемом регионе;

U - энергия активации вязкопластичного деформирования асфальтобетона, Дж.

к - постоянная Больцмана, равная 1,3810^-3 Дж/град;

Т_л - температура испытания асфальтобетонных образцов в лаборатории, равная 50°С;

T_n-, T_n+ - соответственно минимальная и максимальная тем-пература покрытия, "С;

T, dT - соответственно переменная температура покрытия и ее приращение, °С.

Эта зависимость дает возможность уже на стадии проектирования состава смеси проверить лабораторные образцы на сдвигоустойчивость применительно к конкретным условиям эксплуатации покрытия. В ней задействованы важнейшие показатели структуры, характеризующие сдвигоустойчивость асфальтобетона в покрытии, такие, как коэффициент внутреннего трения, сцепление при сдвиге, коэффициент пластичности и энергия активации вяз ко пластичного деформирования и разрушения. Следует заметить, что эти характеристики отражают экспериментальные закономерности деформирования асфальтобетона, поэтому их рекомендуется определять при любом методе испытаний, чтобы получить однозначный ответ о сдвигоустойчивости испытываемого асфальтобетона в конкретных условиях эксплуатации.

Таким образом, с помощью простых стандартных методов испытания цилиндрических образцов асфальтобетона можно прогнозировать сложный процесс накопления необратимых пластических деформаций в асфальтобетонных покрытиях. Алгоритм сдвигоустойчивости позволяет учитывать следующие показатели, характеризующие реологические особенности асфальтобетонов различных структур:

- статический предел текучести при сдвиге, пропорциональный нормальному напряжению и коэффициенту внутреннего трения;

- наибольшую эффективную вязкость, соответствующую реальным скоростям необратимого деформирования покрытия;

- энергию активации или коэффициент теплостойкости, который нормировался Государственным стандартом на асфальтобетон, изданным в 1959 г.;

- коэффициент пластичности, характеризующий усталость и нелинейное деформирование асфальтобетона, требования к которому предлагал стандартизовать Д.И. Ганжула (МАДИ) [76].

Кроме того, алгоритм прогнозирования сдвигоустойчивости асфальтобетона в дорожном покрытии открыт для дальнейшего уточнения и прежде всего по следующим направлениям:

- учет цикличности нагружения, приводящей к повышению коэффициента пластичности асфальтобетона по данным работы [44];

- учет старения асфальтобетона по изменению показателя когезионного сцепления во времени;

- учет конструктивных мероприятий, позволяющих снизить касательные напряжения в слое покрытия;

- учет факторов, позволяющих снизить температуру покрытия.

3.2. ОСНОВНЫЕ МЕТОДЫ ОЦЕНКИ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ ПОКРЫТИЙ

Трещиностойкость асфальтобетонных покрытий зависит от реологических и прочностных свойств асфальтобетона, конструкции дорожной одежды, условий эксплуатации. В свою очередь прочность асфальтобетона характеризуется ярко выраженной временной зависимостью, а интенсивность релаксационных процессов при деформировании и разрушении битумных материалов в значительной степени зависит от температуры и уровня действующих напряжений.

По литературным данным принято различать три вида трещиностойкости покрытий и соответствующих показателей устойчивости асфальтобетона к образованию усталостных, температурных и отраженных трещим. Причем критерии этих видов трещиностойкости не только различаются между собой, но и бывают противоположными по численным значениям.

Методы оценки трещиностойкости также многочисленны. По данным Хааса, только для расчета температурных усадочных трещин в США применяют следующие четыре метода [77].

- Первый эмпирический метод основан на региональном опыте и предусматривает выбор типа смеси и марки битума из условия снижения температурного трещинообразования асфальтобетонного покрытия. Обычно при выборе марки битума ориентируются на условные характеристики вязкости, которые оговорены в соответствующих технических документах.

- Второй метод основан на диаграмме Ван дер Пола для определения требуемого значения жесткости битума или асфальтобетона. Он предусматривает, чтобы модуль деформации применяемого битума или асфальтобетона не превышал предельную для данной местности величину.

- Третий метод прогнозирует критическую температуру образования трещин в асфальтобетонном покрытии исходя из вычисленных и измеренных значений жесткости асфальтобетона и моделируемых условий охлаждения и сопротивления асфальтобетона линейной усадке в натурных условиях. Вероятность образования трещин в этом методе оценивается сопоставлением расчетной температуры трещинообразования асфальтобетона с предполагаемой минимальной температурой покрытия в заданном регионе.

- Четвертый расчетный метод предлагает определять количество образовавшихся трещин при различном сроке службы покрытия с учетом конструкции дорожной одежды, характеристик материала и ожидаемых транспортных и климатических условий эксплуатации.

Последний из перечисленных методов наиболее перспективен, постоянно совершенствуется и, в частности, получил дальнейшее развитие в рамках стратегической программы дорожных исследований (SHRP). Так, при выборе марки битумного вяжущего впервые стали учитывать старение асфальтобетона на стадии приготовления горячих смесей и эксплуатации дорожного покрытия [29].

Во многих европейских странах большое значение придаю! исследованиям реологических свойств дорожных битумов и полимерно-битумных вяжущих, так как они оказывают решающее влияние на интенсивность трещинообразования асфальтобетонных покрытий [38].

В Японии большое внимание уделяется анализу результатов натурных наблюдений за образованием трещин в процессе эксплуатации асфальтобетонных покрытий. Установлено, что количество поперечных трещин зависит не только от климатических, транспортных и материаловедческих факторов, но и от конструкции дорожной одежды, в том числе от коэффициента трения асфальтобетона по подстилающему слою [78].

Аналогичные подходы к оценке трешиностойкости можно найти и в многочисленных публикациях российских исследователей свойств асфальтобетона, нежестких дорожных одежд. Из анализа литературных данных становится все более очевидным, что при оценке трещиностойкости асфальтобетонных покрытий должен преобладать комплексный подход. Поэтому метод должен учитывать влияние температурно-временных факторов на напряженно-деформированное состояние конструктивного слоя покрытия и одновременно на характеристики прочности и жесткости самого асфальтобетона. Комплексная оценка трещиностойкости асфальтобетонных покрытий предлагалась в ряде работ и требует дальнейшего развития [79,80,81].

Чтобы оценить трещиностойкость асфальтобетона в конкретной дорожной конструкции, необходимо знать, с одной стороны, его температурное и напряженно-деформированное состояние в реальных условиях эксплуатации, а с другой стороны, характеристики сопротивления материала действующим растягивающим напряжениям. Очевидно, что точность определения растягивающих напряжений в асфальтобетонном покрытии должна быть соизмерима с точностью оценки температурно-временных зависимостей прочности асфальтобетона. Поэтому соответствующие расчетные методы и методы испытания, позволяющие в лабораторных условиях оценивать жесткость и прочность конкретных асфальтобетонов при растяжении, имеют важное значение.

Напряженно-деформированное состояние асфальтобетона при температурной усадке было впервые исследовано в лабораторных условиях Н.М. Распоповым в результате использования оригинальной методики, предусматривающей осевое растяжение защемленного по краям асфальтобетонного образца как механически, так и заданной скоростью охлаждения [82]. Впоследствии данная методика была усовершенствована. По такому же принципу были созданы в Германии [79] и в БашНИИНП [83] методики и экспериментальные установки для определения напряжений, деформаций и температур растрескивания асфальтобетонных образцов в результате охлаждения. Полученные результаты испытаний асфальтобетонов различных составов до сих пор представляют научный интерес, позволяя проверить математические модели расчета температурных напряжений при охлаждении образцов.

Разработка новых методов испытаний образцов на растяжение для изучения трещиностойкости асфальтобетона продолжается до сих пор. Примером может служить новый метод испытания на растяжение полых цилиндрических образцов (метод НСТ), реализованный американскими исследователями свойств асфальтобетона [84]. Асфальтобетонные образцы для испытания методом НСТ показаны на рис. 20.

Рис. 20. Вид полого цилиндрического образца асфальтобетона до испытания (а) и после испытания (б) на растяжение методом НСТ

Основным преимуществом, полученным при испытании полых цилиндрических образцов, является более высокая чувствительность предела прочности на разрыв к структурным факторам в методе НСТ по сравнению с пределом прочности на растяжение при расколе методом IDT. Например, прочность гюлимерасфальтобетона на растяжение в методе НСТ примерно в 3 раза более чувствительна к содержанию полимера, чем в методе IDT.

Однако метод испытания асфальтобетонных цилиндрических образцов на растяжение при расколе (метод IDT), являясь более простым, стандартизован в США (ASTM D4123, AASHTO TP9), Финляндии (PANK-4302), Германии (TGL 20801/Blalt2 1 «Spaltzugfestigkeit»), Республике Беларусь (СТБ 1033-96), России (ГОСТ 12801 -98) и в других странах. Пример испытания асфальтобетонного образца на растяжение при расколе с помощью типичного прибора Nottingham Asphalt Tester (NAT) показан на рис. 21.

Рис. 21. Испытание образца асфальтобетона на растяжение при расколе

Метод испытания цилиндрических образцов на растяжение при расколе часто используется при нормировании показателей прочности и водостойкости асфальтобетонов. Но при внимательном рассмотрении стандартизованных методов можно заметить различия как в части условий испытания (принятые скорости деформирования и температуры испытания не однозначны), так и в размерах и в условиях приготовления образцов. Американская система проектирования состава асфальтобетона «Superpave» предусматривает определение не только прочности образцов на растяжение при расколе, но и податливости (ползучести) в диапазоне температур от 20 до -20° С [4]. Испытание асфальтобетона на ползучесть проводится на том же приборе IDT (Indirect Tensile Test) при трех температурах (0, -10 и -20°С). Эти испытания необходимы для полного анализа трещиностойкости асфальтобетона при оценке низкотемпературного трещинообразования покрытия.

Для оценки усталостного трещинообразования определяют усталостную прочность асфальтобетона на приборе IDT от воздействия циклической нагрузки (см. рис. 8) как при расчетной для данной местности температуре (для промежуточного анализа), так и при температурах -10, 4 и 20°С (в случае полного анализа). При этих же температурах определяют прочность асфальтобетона на раскол при скорости деформирования образцов 50 мм/мин. Результаты испытаний предполагается использовать для расчета трещиностойкости асфальтобетона в конкретных условиях эксплуатации, а не для сравнения с нормативными требованиями.

Следует иметь в виду, что напряженно-деформированное состояние цилиндрического образца при испытании на раскол не адекватно состоянию упруговязкопластичного асфальтобетона в покрытии. Методы вычисления относительной деформации растяжения при расколе, как и модуля упругости, весьма условны. В этом отношении более обоснована методика испытания образцов-балочек на изгиб, которая получила широкое распространение и в исследованиях асфальтобетона. В качестве обоснования этой методики приводятся соображения об изгибе покрытия при воздействии транспортных нагрузок, как и то, что дорожные одежды рассчитываются по предельнодопустимому прогибу [85,86,87].

Образцы-балочки с минимально допустимым размером 40×40×160 мм изготавливаются в стальных формах [5]. Размеры образцов-балочек, температура испытания, режимы нагружения и схемы нагружения образцов могут быть разными. Простейшая схема нагружения образцов представлена на рис. 22.

Рис. 22. Схема испытания асфальтобетонных образцов-балочек на изгиб

Общепринятыми показателями свойств асфальтобетона служат прочность на растяжение при изгибе, максимальная деформация растяжения при изгибе, модуль упругости при изгибе, вычисляемые по следующим зависимостям:

                                                                                                                                               (50)

где R_и - прочность образца при изгибе, МПа;

Р - максимальная сосредоточенная нагрузка в середине пролета в момент разрушения образца, Н;

l, b, h - соответственно расстояние между опорами (пролет), ширина и высота образца-балочки, мм.

                                                                                                                                                      (51)

где - относительная деформация растяжения в нижних волокнах образца-балочки;

f - прогиб образца в середине пролета, мм.

                                                                                    (52)

где Е - модуль упругости асфальтобетона, МПа;

f_y - упругий прогиб образца-балочки в середине пролета, мм.

Вязкость h определяется по формуле:

                                                                                (53)

где K - коэффициент размерности;

Р - постоянная нагрузка, прикладываемая в середине пролета образца-балочки, Н;

f* - скорость вязкого прогиба в середине пролета образца-балочки. мм/с.

Зависимость (53) была получена М. Рейнером исходя из формальной аналогии между упругостью и вязкостью, путем замены в формуле (52) модуля упругости Е продольной трутоновской вязкостью l, а прогиба образца-балочки - скоростью прогиба на прямолинейном участке кривой ползучести [88]. При заданной схеме испытания образцов-балочек (см. рис. 22) определялись модуль эластичности и вязкость асфальтобетона [89].

Образцы-балочки испытываются при следующих режимах нагружения:

- постоянная скорость деформирования (например, 50 мм/мин) до момента разрушения образца;

- ползучесть от постоянно действующих нагрузок (статический крип-тест);

- ползучесть от действия циклических нагрузок (динамический крип-тест);

- динамическая знакопеременная нагрузка в режиме заданной амплитуды деформации или напряжения (см. рис. 8).

В процессе испытания асфальтобетонного образца фиксируют усилие нагружения и соответствующую деформацию прогиба в течение времени, а также время с момента приложения нагружения до момента разрушения образца. По результатам испытаний строят графики зависимости «нагрузка-деформация», «деформация-время» и по ним определяют предельные разрушающие усилия и деформации, а также время до разрушения. При циклическом нагружении образцов-балочек вычисляют коэффициент усталости по формуле:

                                                                              (54)

где Р₁,Р₂ - нагрузки различной величины, Н;

n₁,n₂ - количество циклов приложения соответствующей нагрузки до разрушения образца.

В случае испытания образцов на ползучесть от постоянно действующих нагрузок определяют коэффициент пластичности по следующей зависимости [86]:

                                                                             (55)

где t_p1, t_p2 - время до разрушения образцов-балочек при соответствующих нагрузках Р₁ и Р₂, мин.

Количество циклов и время до разрушения образца следует определять как среднее геометрическое результатов повторных испытаний не менее трех образцов. Геометрическое усреднение в отличие от арифметического проводится по причине того, что выборка из результатов повторных испытаний характеризуется логарифмически нормальным законом распределения.

Перед началом испытания асфальтобетонного образца-балочки рекомендуется выбрать пластические деформации смятия на опорах и другие начальные остаточные деформации путем кратковременного приложения заданной нагрузки к образцу. При этом после повторного кратковременного приложения той же нагрузки стрелка индикатора перемещений или перо самописца должны возвращаться к первоначальному положению, указывая тем самым на отсутствие в начальной условно-мгновенной деформации необратимой составляющей.

Определяя время разрушения асфальтобетона при растяжении образца, необходимо записывать деформацию ползучести до момента полного разрушения, как показано на рис. 23.

Время нагрузки, t

Рис. 23. Результаты испытаний образцов-балочек на ползучесть при двух режимах погружения: с постоянной (1, 2, 3) и ступенчатой (4) нагрузкой; s₁>s₂>s₃

Типичные кривые ползучести (см. рис. 23.), характерные для вязкоупругого деформирования асфальтобетона, указывают на взаимосвязь долговечности и скорости необратимой деформации [90, 91]

                                                                                       (56)

где  - скорость продольной деформации, с^-1;

t_p - время с момента нагружения образца до момента его разрушения (долговечность), с;

 - относительная предельная необратимая продольная деформация.

Критерий (56) указывает на единую термофлуктуационную причину разрушения и вязкопластичного течения асфальтобетона.

Экспериментально установлено [39,92], что время до разрушения асфальтобетона от действия растягивающих напряжений подчиняется уравнению Г.М. Бартенева [93]

,                                                                       (57)

где В - константа, зависящая от структуры асфальтобетона:

 - растягивающее напряжение, Па;

b - коэффициент, отражающий изменения в структуре при деформировании асфальтобетона;

U - энергия активации процесса разрушения, Дж;

к - постоянная Больцмана, равная 1,38·10^-3 Дж/град;

Т - температура испытания, град.

Соответственно зависимость скорости необратимой продольной деформации от действующего растягивающего напряжения и температуры испытания выражается в следующем виде:

                                                                 (58)

где показатель степени b характеризует отклонение асфальтобетона от ньютоновского течения.

Известно, что процесс ползучести любых материалов является термически активированным и описывается уравнением Аррениуса для химических реакций первого порядка [94]. Для асфальтобетонов этот процесс является гораздо более значимым, особенно в температурном диапазоне эксплуатации дорожного покрытия. Реологические исследования асфальтобетона включают определение показателей вязкости при различных температурах. Из результатов испытания образцов на растяжение, выражая по формуле Трутона [88] эффективную сдвиговую вязкость  через продольную вязкость , находят

                                                                       (59)

или в зависимости от скорости необратимой деформации

,                                                              (60)

где р=1/b - коэффициент пластичности асфальтобетона.

Методами испытаний асфальтобетонов на ползучесть при изгибе в широком диапазоне действующих напряжений и температур не обнаруживается область ньютоновского течения с вязкостью условно-неразрушенной структуры [90], что подтверждает вывод о нелинейном деформировании асфальтобетона, полученный также при испытании образцов па сдвиг [95]. Очевидно, что скорость необратимой деформации битумо-минерального материала можно рассматривать как результирующую скоростей сдвига битумных прослоек, находящихся в неоднородном напряженном состоянии. Статистическое распределение перенапряженных битумных связей по объему образца является сглаживающим фактором между областями деформирования дисперсных систем с различной степенью разрушения структуры и объясняет разброс результатов испытаний. Это также ведет к «размыванию» динамического предела текучести по Бингаму, который теряет смысл характерной константы материала. Поэтому асфальтобетон отличается от чистых битумов, относящихся к коагуляционным пространственным дисперсным системам с относительно малым содержанием дисперсной фазы, для которых существует область деформирования с предельно высокой вязкостью практически неразрушенной структуры, проявляющейся при медленных скоростях течения [96].

Учитывая статистические законы распределения показателей свойств асфальтобетона, можно повысить надежность результатов испытаний и сократить требуемое количество образцов. Например, экспериментальные значения эффективной вязкости асфальтобетона предпочтительнее представлять в зависимости от скорости деформации (60), а не от уровня прикладываемой нагрузки к образцу-балочке (59). В этом случае можно при минимальном количестве испытанных образцов повысить точность определения показателей аномалии вязкости и коэффициента пластичности асфальтобетона.

Представленный на рис. 24 пример показывает, что неизбежный разброс результатов параллельных испытаний образцов-балочек распределяется в направлении экспериментальной линии регрессии, за счет чего повышаются коэффициент корреляции и точность определения коэффициента пластичности.

Рис. 24. Пример построения зависимости эффективной вязкости асфальтобетона от скорости деформации образца: 1-s_min, Па, 2 - 2 s_min, Па; 3 - s_min, Па

Из рис. 24 следует, что с учетом формулы (60) коэффициент пластичности будет равен р=1-0,8248=0,1752.

С учетом изложенного испытание асфальтобетона на ползучесть можно проводить следующим экспресс-методом. Не дожидаясь момента разрушения образца-балочки от первоначально приложенной нагрузки, следует произвести разгрузку образца после достижения установившейся (минимальной для данной нагрузки) скорости ползучести. После завершения быстрой ретардации упругоэластичной деформации образец снова нагружают, но более высокой нагрузкой, и указанная процедура повторяется вплоть до момента разрушения образца (см. рис. 23.).

Прочность асфальтобетонов является одной из важнейших характеристик, определяющих эксплуатационные качества асфальтобетонных покрытий. Она определяет граничные условия разрушения покрытий, их трещиностойкость и долговечность. Прочностные характеристики асфальтобетонных покрытий изменяются в широких пределах в зависимости от температуры и вида напряженного состояния. Для условий разрушения асфальтобетонных покрытий от растягивающих напряжений стандартный режим определения прочности асфальтобетонов при сжатии не является характерным. Чтобы определить процессы разрушения асфальтобетонных покрытий от действия движущихся автомобилей, необходимо знать прочность асфальтобетона в условиях растяжения при динамическом изгибе, а от воздействия колебаний температуры - прочность в условиях растяжения при медленном деформировании. Известно, что численные значения прочности асфальтобетона, определенные в различных режимах нагружения, могут различаться в широких пределах [39,92,97].

Как при сжатии, так и при растяжении прочность асфальтобетона в значительной степени зависит от температуры и скорости деформирования. Однако характер зависимостей, получаемых при испытаниях на растяжение при расколе и при изгибе, существенно отличается от аналогичных зависимостей, полученных при сжатии, что показано на рис. 25. Падение прочности асфальтобетона в условиях растяжения при пониженных температурах связано с проявлением хрупкости. Эта важная особенность в поведении асфальтобетонных покрытий совершенно теряется при стандартных испытаниях образцов на сжатие.

Долговременная прочность асфальтобетона (57) согласуется с гипотезой необратимости процесса разрушения, выраженной в принципе линейного суммирования повреждений. Этот принцип устанавливает для различных режимов нагружения время разрыва тела и действующее в момент разрыва растягивающее напряжение в соответствии с зависимостью, предложенной в работе [98],

                                                                                  (61)

где t_p - время от начала испытания до момента разрыва образца, мин;

-долговечность асфальтобетона в зависимости от растягивающих напряжений, мин.

Рис. 25. Прочность асфальтобетона типа Д при различных схемах погружения взависимости от температуры образцов

Гипотеза о необратимости разрушающего действия растягивающих напряжений положена в основу критериев Майнера. Бейли, предельной необратимой деформации растяжения и др., которые позволяют рассчитывать время службы асфальтобетонного покрытия до момента образования трещины методом конечных элементов. Блок-схема расчета времени до образования трещины в асфальтобетонном покрытии в соответствии с критерием разрушения Бейли представлена на рис. 26.

В соответствии с критерием Бейли для оценки трещиностойкости асфальтобетона необходимо знать, с одной стороны, совокупность величин растягивающих напряжений в покрытии и время их действия. В общем случае растягивающие напряжения в асфальтобетонном покрытии возникают в результате действия транспортных нагрузок, от понижения температуры асфальтобетона, от температурного сокращения смежных плит более жесткого блочного основания, от коробления плит основания за счет градиента температуры по их толщине и от неравномерных просадок и вспучиваний основания. Алгоритмы определения растягивающих напряжений от отдельно действующих факторов в целом известны.

Рис. 26. Блок-схема расчета времени до момента образования трещины на асфальтобетонном покрытии

Таким образом, для комплексной оценки трещиностойкости необходимо определить лабораторными методами температурно-временные зависимости прочности при растяжении (долговременную прочность), модуля упругости и коэффициента температурной усадки асфальтобетона. После этого можно рассчитать время эксплуатации асфальтобетона до момента появления первой трещины от аддитивного действия растягивающих напряжений в дорожном покрытии.

3.3. НЕКОТОРЫЕ МЕТОДЫ ОЦЕНКИ ДРУГИХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ СВОЙСТВ АСФАЛЬТОБЕТОНА

Одной из причин преждевременного разрушения асфальтобетонных покрытий принято считать старение асфальтобетона, проявляющееся в необратимых изменениях свойств вяжущего при высоких температурах приготовления смеси и в процессе длительного периода эксплуатации покрытия. Под старением подразумевается комплекс химических и физических превращений в структуре материала, приводящих к ухудшению механических свойств и снижению работоспособности асфальтобетонных покрытий.

Системное изучение процессов старения битумов началось примерно 100 лет назад в кровельной промышленности, так как битумный материал, применяемый в тонких слоях и находящийся под воздействием атмосферных факторов, особенно подвержен разрушению [99]. Чуть позже были начаты исследования процессов старения битумов и битумоминеральных смесей с целью изыскания путей увеличения сроков службы асфальтобетонных и других черных покрытий, а также в связи с применением малоустойчивых к атмосферному воздействию органических вяжущих материалов, таких, как сланцевый битум, каменноугольный деготь, торфяной деготь и др. [100,101].

Первоначально отмечались внешние изменения на поверхности битумных покрытий под действием погодно-климатических факторов: появление более светлой окраски, матовой поверхности, пятен выцветания, образование трещин, складок, рубцов, которые являются результатом глубоких процессов, происходящих в материале [100]. Последующее изучение структурных изменений битумов при старении проводилось с оценкой химического состава, количественным определением содержания асфальтенов, смол, углеводородного состава, твердых парафинов, функциональных групп, используя методы селективной растворимости и адсорбционной хроматографии, электронного парамагнитного резонанса, инфракрасной спектроскопии и другие физико-химические методы исследований. Параллельно оценивались изменения показателей физико-механических свойств битумов, в том числе когезии, вязкости и температуры стеклования [102,103,104].

В соответствии с ГОСТ 18180-72 искусственное старение битума производится в тонком слое (приблизительно 4 мм) при температуре 163°С в течение 5 ч. По изменению массы битума после прогрева и других показателей свойств, предусмотренных в технических требованиях, определяют склонность вяжущего к старению.

Согласно стандарту AASHTO T240 или ASTM D 2872, старение битума производится методом раскатывания тонкой пленки в печи (RTFO) при дополнительном вдувании воздуха в колбы с образцами битумного вяжущего. На вращающейся платформе размещают восемь колб, в каждую из которых загружают по 35 г битума. Затем в течение 85 мин колбы вращаются со скоростью 15 об./мин при температуре 163°С. Этим методом моделируется старение битумного вяжущего при перемешивании его с минеральной частью в смесительной установке и в течение кратковременного пребывания смеси при высоких технологических температурах.

Метод кратковременного старения дорожных битумов включен в европейские нормы EN 12591 наряду с двумя другими (RFOTh RFT) и является контрольным методом испытаний. Кроме того, за последнее время разработаны дополнительные методы кратковременного старения битумов и полимерно-битумных вяжущих в Австралии, США и Великобритании [105].

Для моделирования старения битумного вяжущего в течение длительного периода эксплуатации покрытия используется сосуд для старения под давлением (PAV), предусмотренный стандартом AASHTO PP1 и ASTM D6521-00. В соответствии с методом PAV битумное вяжущее подвергается в течение 20 ч одновременному воздействию повышенного давления (2070 кПа) и нормируемой температуры. В зависимости от климатических условий, для которых предназначается битум, старение проводится при температурах 90, 100 или 110°С. Как правило, для испытания используют образец, который предварительно состарили по методу RTFO (табл. 3). Для старения при более низких температурах таюке известно испытание битумных вяжущих под высоким давлением (HiPAT), которое в настоящее время применяется в Великобритании [105].

Таблица 3

Методы испытаний и условия старения вяжущего в соответствии с системой «Superpave»

Следует заметить, что битумы применяются не сами по себе, а в смесях с минеральными материалами, природа которых также влияет на структурные изменения при старении битумных пленок. Однако методы оценки изменений свойств битума, стареющего в смесях с минеральными материалами, предполагают экстрагирование вяжущего, в результате которого его свойства также изменяются [101].

Оценка старения асфальтобетонных смесей и асфальтобетона по изменению механических свойств образцов затруднена из-за повышенного разброса результатов параллельных испытаний, наличия экстремумов на графиках зависимостей деформативно-прочностных свойств от времени старения, а также вследствие длительности и трудоемкости процедуры испытаний. При моделировании природных факторов чередующимся воздействием искусственного света, тепла, влаги и т.п. продолжительность испытаний сокращается, но незначительно. Кроме того, искусственное старение битумных материалов в климатических камерах, имитирующее многие природные факторы (свет, тепло, кислород, озон, воду и т.п.), трудно интерпретировать, поэтому чаще всего старят образцы при фиксированных повышенных температурах в воздушной среде.

Для ускорения старения асфальтобетона и повышения точности испытаний рекомендуется осуществлять прогрев образцов в объемно-напряженном состоянии всестороннего сжатия с помощью стандартных цилиндрических форм и вакуумного насоса, который создает градиент воздушного давления по высоте образца [106]. Схема прибора для старения стандартных цилиндрических образцов асфальтобетона представлена на рис. 27.

Рис. 27. Схема прибора для ускоренного старения образцов асфальтобетона:

1 - термошкаф; 2 - цилиндрическая форма; 3 - образец асфальтобетона; 4 - вкладыш с отверстиями; 5 - опорная тарелка-присос; 6 - контрольный манометр; 7 – вакуумный насос

Старение стандартных цилиндрических образцов предложенным методом позволяет избежать экстремальных зависимостей механических свойств асфальтобетона от времени прогрева и повысить точность испытаний.

Следующими важными показателями качества являются водо- и морозостойкость асфальтобетона. Водостойкость, как и морозостойкость, чаще всего характеризуют величиной снижения прочности в результате агрессивного действия воды, температуры, замораживания и оттаивания, механических колебаний и других искусственных воздействий на образцы асфальтобетона. По ГОСТ 12801-98 водостойкость асфальтобетона оценивается как отношение прочности при сжатии образцов после воздействия на них воды в условиях вакуума, в том числе после дополнительного воздействия воды в течение 15 сут, к первоначальной прочности параллельных образцов. По финскому методу PANK 4301 предписывается определять водостойкость по снижению прочности на растяжение при расколе образцов из дренирующего асфальтобетона АА11, изготовленного на основе применяемых материалов. В соответствии с AASHTO Т 283 водостойкость асфальтобетона оценивают степенью снижения прочности на растяжение при расколе в результате стандартного воздействия на образцы воды, вакуума и температуры. Цилиндрические образцы уплотняют до остаточной пористости 7%, причем в отличие от финского метода применяется не модельный, а проектный состав асфальтобетонной смеси.

Сопоставительные исследования водостойкости асфальтобетона методом сжатия и растяжения показывают несколько большую чувствительность к длительному действию воды предела прочности на растяжение при расколе (примерно на 6 %). Причем изменение прочности при сжатии в большей степени реагирует на набухание образцов и скорость деформирования, тогда как коэффициент водостойкости по прочности на растяжение при расколе более чувствителен к ухудшению адгезии битума к поверхности минеральных зерен.

В последнее время для верхних слоев дорожных покрытий становится все более актуальным ускоренный износ поверхности покрытия, в том числе от действия шин с шипами. В проекте европейских норм prEN 12697-16 предусмотрены два метода испыгания асфальтобетонных образцов на износ: метод А или метод В. В методе А цилиндрический образец асфальтобетона диаметром 100 мм и высотой 30 мм закрепляется на дне встряхивающей камеры, после чего производится его истирание в течение 15 мин стальными шариками в присутствии воды при температуре 1()°С. Абразивный износ оценивается величиной изменения объема асфальтобетонного образца в процессе испытания.

В методе В цилиндрический образец диаметром 100 мм и высотой не менее 40 мм испытывается на приборе PWR на сопротивление истиранию шипованной резиной (рис. 28).

Рис. 28 Прибор истирания асфальтобетонных образцов PWR

Три резиновых ролика с шипами изнашивают боковую поверхность цилиндрического образца при вращении со скоростью 520 об./мин в течение 2 ч при температуре 5°С. Результатом является показатель измерения колеи износа, выраженный в кубических сантиметрах. Давление роликов на поверхность образца задается пружинами и составляет (80±3) Н. На один ролик приходится 30 металлических шипов с выступом 1,5 мм. Ролики перемещаются относительно образца вверх-вниз с амплитудой 5 мм и периодом 25 с. В процессе испытания образец орошается водой, имеющей температуру 5°С, при расходе (60±5) л/ч.

В России сравнительные испытания асфальтобетонов на износостойкость проводились в исследовательских целях. Износостойкость оценивали по потере массы асфальтобетонных образцов на различных кругах истирания типа Боме, Дорри и других, а также на приборах с резиновым колесом [107,108], в шаровой фарфоровой мельнице и в вибромельнице в присутствии соляного раствора воды и льда. Обзор определений износостойкости асфальтобетонов представлен в работе [24]. Однако окончательно отработанная и унифицированная методика испытания асфальтобетона на износ до сих пор не создана.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Современные направления в области проектирования асфальтобетона основываются на повышении точности прогнозирования долговечности материалов в дорожных покрытиях в зависимости от конкретных условий эксплуатации. От условных методов лабораторных испытаний переходят к методам оценки эксплуатационных свойств асфальтобетона, учитывающим реальные условия нагружения покрытия. Под эти методы испытаний разрабатываются специальные компьютерные программы, которые призваны прогнозировать работоспособность асфальтобетона с учетом реального воздействия на покрытие дорожно-климатических факторов. Чем точнее будут учтены условия работы асфальтобетона в покрытии и чем глубже раскрыты закономерности его деформирования и разрушения, тем более надежный асфальтобетон может быть запроектирован применительно к конкретным условиям эксплуатации.

Совершенствование методов испытаний асфальтобетона осуществляется в двух направлениях. Последователи первого направления стремятся в максимальной степени приблизить испытания к реальным условиям нагружения и деформирования дорожных покрытий путем физического моделирования работы асфальтобетона в лабораторных условиях. Второе направление основывается на результатах изучения закономерностей деформирования и разрушения материала в зависимости от структуры и структурно-реологических свойств и предлагает математическое моделирование работоспособности асфальтобетона в реальных условиях эксплуатации. Оба направления предполагают, что основными эксплуатационными показателями асфальтобетона, характеризующими долговечность дорожных покрытий, являются сдвигоустойчивость, трещино-, водо-, износостойкость и устойчивость к старению.

Сдвигоустойчивость является многофакторным эксплуатационным свойством и характеризуется, с одной стороны, несколькими показателями структуры асфальтобетона, а с другой стороны, расчетными условиями работы дорожного покрытия. К важнейшим показателям структуры, характеризующим сдвигоустойчивость асфальтобетона, относятся коэффициент внутреннего трения, сцепление или пластическая вязкость, коэффициент пластичности и энергия активации вязкопластичного деформирования и разрушения. К расчетным характеристикам сдвигоустойчивости относятся температурно-временные условия нагружения асфальтобетонного покрытия.

Трещиностойкость асфальтобетона характеризуется долговременной прочностью при растяжении и зависимостью модуля упругости от температурно-временных условий деформирования, которые имеют место при нестационарных условиях эксплуатации дорожного покрытия. Современные подходы к оценке трещино-етонкости основываются на усталостных критериях, учитывающих кинетический процесс накопления микроповреждений в асфальтобетоне от действия растягивающих напряжений.

Комплексный подход к оценке эксплуатационных показателей, в том числе сдвигоустойчивости и трещиностойкости покрытий, учитывающий влияние температурно-временных условий нагружения на напряженно-деформированное состояние асфальтобетона и одновременно на его прочность при сдвиге и растяжении, позволит проектировать наиболее оптимальные дорожные покрытия и составы асфальтобетонов.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Иванов Н.Н. Выбор типа и способа подбора асфальтобетона. -В кн.: Доклады по вопросам строительства черных дорог. - М.-Л.: ОГИЗ Гострансиздат, 1932.

2. Aquide to the structural design of bituminous-surfaced roads in tropical and subtropical countries: Road Note 31 / HMSO. - London, 1977.

3. Гельмер В.О. Асфальтобетон. - Харьков: ДНТВУ, 1936.

4. Superpave Mix Design. Asphalt Institute Superpave Series № 2 (SP-2), 1996 Printing. - 1996.

5. Пособие по строительству асфальтобетонных покрытий и оснований автомобильных дорог и аэродромов (к СНиП 3.06.03-85 иСЫиП 3.06.06-88)/ Союздорнии. - М., 1991.

6. Иванов Н.Н. Черные дороги. - М.: ОГИЗ Гострансиздат, 1931.

7. Кицера А.А., Гельмер B.C. Асфальтобетонные дорожные покрытия. - Харьков: ДНТВУ, 1934.

8. Takemi Inoue, Yasuo Gunji, Hirokazu Akagi. Rational design method of hot mix asphalt based on calculated VMA / Eurasphalt & Eurobitume Congress. - Vienna, 2004.

9. Предложения по оптимизации состава дорожных асфальтобетонов / СибАДИ. - Омск, 1981.

10. Методические рекомендации по повышению деформативности и морозостойкости асфальтобетонных покрытий при низких температурах (до минус 50°С)/Союздорнии. - М,, 1990.

11. Горелышев Н.В. Асфальтобетон и другие битумомине-ральные материалы:Учеб. пособие. - М.: Можайск-Терра, 1995.

12. Охотин В.В. Лабораторные опыты по составлению дорожных грунтовых смесей по принципу наименьшей пористости. - М.: Транспечать, 1929.

13. Авласова Н.М., Горелышев Н.В. Гранулометрический состав минерального остова асфальтобетона //Информ. об огеч. и заруб, дор.технике. - 1959. - № 2.

14. Сахаров П.В. Способы проектирования асфальтобетонных смесей // Транспорт и дороги города. -1935. - № 12.

15. Боженов П.И. О формировании технических характеристик полидисперсных искусственных материалов // Строит, материалы, - 1992.- №4.

16. Иванов Н.Н. Подбор наиболее плотной смеси каменных агрегатов или грунтов для дорожных одежд// Дорога и автомобиль. - 1930. - № 4-5.

17. Рекомендации по устройству дорожных покрытий с шероховатой поверхностью / Союздорнии. - М., 1965.

18. Горелышев Н.В., Лобзова К.Я. Некоторые результаты опытного устройства покрытий с шероховатой поверхностью// Автомоб. дороги. - 1964. - № 3.

19. Гезенцвей Л.Б. Асфальтовый бетон. - М.: Изд-во литературы по стр-ву, 1964.

20. Рыбьев И.А. Асфальтовые бетоны. - М.: Высш. шк., 1969.

21. Строительство дорог в Московской области, Москве и Харькове в 1930 г. Кн. III. Асфальтобетон / Под ред. Г.Д. Дубелира. - М.: ОГИЗ Гострансиздат, 193 1.

22. Huber G.A., Corte J.F., Laglois P. The effect of mix design technology on he rutting characteristics of asphalt pavements: Ninth International Conference on Asphalt Pavements, August 17-22, 2002. - Denmark, 2002.

23. Королев И.В. Пути экономии битума в дорожном строительстве. - М.: Транспорт, 1986.

24. Котлярский Э.В. Строительно-технические свойства дорожного асфальтового бетона: Учеб. пособие. - М.: МАДИ (ГТУ), 2004.

25. Кирюхин Г.Н. Проектирование асфальтобетона по показателям сдвигоустойчивости и трещиностойкости в покрытии// Юбилейн. вып. - М., 2002. - (Сб. науч. тр. /ФГУП «Союздорнии»).

26. The Asphalt Handbook:MS-4/ Asphalt Institute. - 1989.

27. Designing Stone Matrix Asphalt (SMA) / AASHTO Designation: PP 41-02. - 2004.

28. Финские нормы на асфальт 2000/ Совещательная комиссия по покрытиям. - Хельсинки: Изд-во PAN К гу, 2000.

29. Superpave performance Graded Asphalt Binder Specification and Testing. Сер. Superpave Series N1 (SP-1)/ Asphalt Institute.- 1997.

30. NCHRP Report 465. Simple Performance Test for Superpave Mix Design / National Academy Press. Washington D.C. - 2002.

31. D 4867/ D4867M-96. Standard Test Method for Effect of Moisture on Asphalt Concrete Paving Mixtures. - 1996.

32. ВаренькоВ.А. Дорожные композитные материалы. Структура и механические свойства. - Минск: Наука и техника, 1993.

33. Гезенцвей Л.Б. Дорожный асфальтовый бетон. - М.: Минкомхоз, 1960.

34. Сюньи Г.К. Дорожный асфальтовый бетон. - Киев, 1962.

35. Золотарев В.А. О взаимосвязи реологических свойств битумов и асфальтобетонов // Наука и техника в дор. отрасли. - 2002.-№ 4.

36. PrEN 12697-26. Test methods for hot mix asphalt-Determination of Stiffness. - 1999.

37. ASTM D 3497. Standard Test Method for Dynamic Modulus of Asphalt Concrete Mixtures. - 1979,

38. Molenaar A.A. Der praktische Nutzen rheologischcr Priifungen von Bitumen// Bitumen, - 1996. -№1.

39. Золотарев В.А. Долговечность дорожных асфальтобетонов. - Харьков: Высш. шк., 1977.

40. Богуславский A.M., Богуславский Л.А. Основы реологии асфальтобетона. - М.: Высш. шк., 1972.

41. СТБ 1033-96. Стандарт Белоруссии. Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. Технические условия. - Минск, 1996.

42. Рекомендации по выявлению и устранению колей на нежестких дорожных одеждах: ОДМД / Минтранс России, Гос. служба дор. хоз-ва (Росавтодор). - М.: ГП «Информавтодор», 2002.

43. Huschek S. Der Kriechversuch Ein anfaches Mittel zur Beurteilung der plastishen Verformbarkeit von Asphaltmischungen// Strasse und Verker. - 1976. - № 4.

44. Носков В.Н. Исследование деформационной устойчивости асфальтобетона при статическом и циклическом загружении с различным режимом в условиях повышенных температур: Дисс. ... канд. техн. наук. Омск, 1974.

45. Бонченко Г.А. Асфальтобетон. Сдвигоустойчивость и технология модифицирования полимером. - М.: Машиностроение, 1994.

46. Инструкция по строительству дорожных асфальтобетонных покрытий в г, Москве: ВСН 175-82 / НИИ Мосстрой. -М.: Тип. Главмосстроя, 1982.

47. Еремин А.В. Эксплуатационно-прочностные свойства шлаковых асфальтобетонных покрытий автомобильных дорог: Автореф. дисс. ... канд. техн. наук. - Воронеж, 2000.

48. Еремин В.Г., Еремин А.В., Волокитин В.П. Результаты исследования деформационно-прочностных свойств асфальтобетона методом вдавливания сферического штампа //Науч. Вестник Воронеж, гос. архит.-строит, ун-та. Сер. Дор.-трансп. стр-во. - 2003. -№ 1.

49. Таращанский Е.Г., Губач Л.С, Носков В.Н. Вопросы прочности и устойчивости дорожных асфальтобетонов при повышенных эксплуатационных температурах. - В кн.: Материалы V всесоюз. науч.-техн. совещания по основным проблемам техн. прогресса в дор. стр-ве. - М., 1971.

50. Кирюхин Г.Н. Исследование влияния качества битумов на работоспособность асфальтобетонных покрытий: Автореф. дисс. ... канд. техн. наук. -М., 1982.

51. Волков М.И., Штауб К.И., Гельмер В.О. Дорожные строительные материалы. - М.-Л.: Наркомхоз РСФСР, 1939.

52. Ладыгин Б.И. Основы прочности и долговечности дорожных бетонов. - Минск: МВСС и ПО БССР, 1963.

53. Новый эффективный способ оценки сдвигоустойчивости асфальтобетона / Ю.Е. Никольский, Б.С. Гмыря, Л.С. Губач, Г.Б. Старков // Автомоб. дороги. - 1992. - № 11-12.

54. Методические рекомендации по оценке сдвигоустойчивости асфальтобетона /Минтранс России, Гос. служба дор. хоз-ва (Росавтодор). - М.: ГП «Ииформавтодор», 2002.

55. Инструкция по проектированию дорожных одежд нежесткого типа: ВСН 46-83/ Минтрансстрой СССР. - М.: Транспорт, 1985.

56. Предложения по методам определения деформативной устойчивости асфальтобетонных и других черных покрытий при положительных и отрицательных температурах / Союздорнии. - М. 1969.

57. Страгис В.И. Обоснование требований к сдвигоустойчивости асфальтобетона применительно к местным условиям Литовской ССР: Автореф. дисс.... канд. техн. наук. - Каунас, 1974.

58. Баловнева И.И. К вопросу сопротивляемости асфальтобетона сдвигу: Сб.тр. /Союздорнии. - М., 1967.

59. Collins R., Lynn С. Performance related testing with the asphalt pavement analyzer. BCRA'98 Tfondhem. Vol 11. - Norway, 1998.

60. Heavy Duty Surfaces: The arguments for SMA. - EAPA, 1998.

61. Uiffigren Nils. Performance requirements on asphalt mixtures/ layers in asphalt contracts: Ninth International Conference on Asphalt Pavements, August I 7-22, 2002 / The Danish Road Directorate, Ministry of Transport. - Copenhagen, 2002. - Vol. 2.

62. Schroder I., Kluge H.J. Erfarungen mit Splittmastixasphalt// Bitumen.- 1992.-№4.

63. Проектирование нежестких дорожных одежд: ОДН 218.046-01/ Гос. служба дор. хоз-ва Минтранса России. - М.: ГП «Ииформавтодор», 2001.

64. Кирюхин Г.Н. Остаточные деформации в асфальтобетонных покрытиях / Наука и техника в дор. отрасли.- 1998. - №3.

65. Иванов Н.Н. Строительство автомобильных дорог. Ч. 2: Artoiранен, лит. - М., 1957.

66. Авласова Н.М. Строительство дорожных покрытий из асфальтобетонных смесей с минеральным составом прерывистой гранулометрии: Автореф. дисс. ... канд. техн. наук. - М., 1969.

67. Казарновская Э.А. К вопросу о характеристиках прочности асфальтобетона. - В кн.: Докл. и сообщ. на науч.-техн. совещ. по стр-ву автомоб. дорог. - М., 1963.

68. Любимова Т.Ю., Марготьев А.Н., Агапова Р.А. Исследование прочностных и деформативных свойств грунтов, укрепленных вяжущими материалами. - В кн.: Докл. и сообщ. на науч.-техн. совещ. по стр-ву автомоб. дорог. - М., 1963.

69. Арлен Ж.П., Уброон Ж., Малле Т. Новый подход к сравнению результатов испытаний по методу Дюрьеза и Маршалла // Revue Generate des Routes et des Aerodromes. - 1982. - № 588.

70. Казарновский В.Д. Оценка сдвигоустойчивости связных грунтов в дорожном строительстве. - М.: Транспорт, 1985.

71. Троицкая M.II. Определение сопротивления грунтов сдвигу: Метод, пособие. - М.-Л.: Госгеолиздат, 1940.

72. Кирюхин Г.Н. Сдвигоустойчивость асфальтобетона в покрытиях дорог // Вопросы проектирования и стр-ва автомоб. дорог.- М., 1993.-(Сб. тр./Союздорнии).

73. Рейнер М. Десять лекций по теоретической реологии. -М.-Л.: Гостехиздат, 1947.

74. Федосеев В.И. Сопротивление материалов. - М.:Наука. 1970.

75. СТП 007-97. Метод испытания асфальтобетона на устойчивость к колееобразованию / Корпорация «Трансстрой». - М., 1998.

76. Ганжула Д.И. Требования к асфальтобетонным покрытиям, работающим при высоких температурах: Автореф. дисс. ... канд. техн. наук. - М., 1955.

77. Haas R.C.G. A method for designing asphalt pavements to minimize low-temperature shrinkage erasing // The Asphalt lnst. Res. Rep. - 1973, Janvier.

78. Кубо X. Разрушение асфальтобетонных покрытий под действием температурных напряжений: Пер. с япон.// Доро кэнсэцу. -1980.-№390.

79. Arand W. Zum Einfluss tiefer Temperaturen auf das Ermiidungsverhalten von Asphalten //Strasse und Autobahn. - 1983. -№ 10.

80. Мозговой В.В. Оценка температурной трещиностойкости асфальте- и дегтебетонов в покрытиях автомобильных дорог: Автореф. дисс. ... канд. техн. наук. - Харьков, 1986.

81. Руденский А.В. Обеспечение эксплуатационной надежности дорожных асфальтобетонных покрытий. - М.: Транспорт, 1975.

82. Распопов Н.М. Исследование морозоустойчивости асфальтового бетона. - В кн.: Исслед. органич. вяжущих материалов и физ.-мех. свойств асфальтобетон, смесей. ~ М., 1949.

83. Печеный Б.Г. Битумы и битумные композиции. - М.: Химия, 1990.

84. Al-Khateeb G.G., Buttlar W.G. Evaluating tensile strength of asphallic paving mixtures using a hollow-cylinder tensile tester: ISAP. -Copenhagen, 2002.

85. Железко Е.П. Влияние качества битумов на прочностные и деформационные свойства битумоминеральных материалов.: Автореф. дисс. ... канд. техн. наук. -Уфа, 1975.

86. Руденский А.В., Руденская И.М. Реологические свойства битумоминеральных материалов. - М.: Высш. шк., 1971.

87. Рыбьев И.А. Опыт построения структурной теории прочности и деформационной устойчивости асфальтобетона:Сб. науч.тр. / МАДИ. - М, 1958. - Вып. 23.

88. Рейнер М. Реология. - М.: Наука, 1965.

89. Ладыгин Б.И., Яцевич И.К. Оценка трещиноустойчивости асфальтобетона// Автомоб. дороги. - 1966. - №10.

90. Кирюхин Г.Н., Гохман Л.М. Особенности деформирования и разрушения битумоминеральных материалов в условиях ползучести при изгибе: Сб. тр. / Союздорнии. - М., 1979. - Вып. 113.

91. Стабников Н.В. Асфальтобетонные облицовки северных гидротехнических сооружений. - Л.: Стройиздат, 1980.

92. Кирюхин Г.Н. К вопросу о долговременной прочности асфальтобетона: Сб. тр./ Союздорнии. - М, 1977. - № 99.

93. Бартенев Г.М., Зуев Ю.С. Прочность и разрушение высокоэластичных материалов. - М.-Л.: Химия, 1964.

94. Испытания металлов: Сб. статей: Пер. с нем. - М: Металлургия, 1967.

95. Носков В.Н. О пределе текучести асфальтобетона: Сб. науч. тр. / СибАДИ. - Омск, 1975. - Вып. 46.

96. Ребиндер П.А. О реологии тиксотропно-структури-рованных дисперсных систем. ^В кн.: Физ.-хим. механика. Избр. тр.-М.: Наука, 1979.

97. Руденский А.В. Дорожные асфальтобетонные покрытия. -М,: Транспорт, 1992.

98. Журков С.II., Томашевский Э.Е. Временная зависимость прочности при различных режимах нагружения. - В кн.: Некоторые проблемы прочности твердого тела. - Л.: ЛГУ, 1959.

99. Розен О.Б. Погодоустойчивость нефтяных битумов и битумных кровельных материалов. - М.: Стройиздат Наркомстроя. 1941.

100. Гольфанд СИ. О составе и погодоустойчивости асфальтовых битумов.- В сб.: Новости дор. техники. - М.: Гушосдор, 1940.

101. О стабильности битумов и взаимодействии их с минеральными материалами/А.И. Лысихина, Н.М.Сникая. Н.М.Авласова, Л.Н.Ястребова. - М.: Дориздат. 1952.

102. Колбановская А.С, Михайлов В.В. Дорожные битумы. - М.: Транспорт, 1973.

103. Давыдова А.Р. Влияние температуры на необратимые изменения свойств битумов (старение) и методы их оценки: Сб. тр. / Союздорнии. - М., 1969. - Вып. 34.

104. Печеный Б.Г., Ахметова Л.А. Исследование механизма старения битумов в эксплуатационных условиях: Сб.тр. ВашНИИНП. - Уфа, 1976. - Вып. 15.

105. Project for developing performance related standards in Europe; evaluation of test methods to characterize bituminous binders. - В кн.: Ninth International Conference on Asphalt Pavements. - Denmark. 2002. Vol. 1.

106. Киркжип ПН, Обоснование нового метода ускоренной оценки склонности асфальтобетона к старению: Сб. гр.; Союздорнии. - М., 1994.

107. Гоглидзе В.М. Пути повышения устойчивости асфальтобетонных покрытий в южных климатических условиях. - В кн.: Сб. докл. на науч.-техн. совещании по стр-ву автомоб. дорог. М., 1963.

108. Баринов Е.Н. Основы теории и технологии применения асфальтобетонов на вспененных битумах. - Л.: Изд-во Ленинград, ун-та, 1990.