模拟温压实的常温再生混合料二次成型温度研究

摘要

为使室内常温再生沥青混合料设计真实反映现场实际工况，结合4条高速常温再生实体工程，实测了上覆热拌沥青混合料（HMA）施工过程中常温再生层中不同深度处的温度，分析了不同常温再生层厚度、不同上覆HMA厚度以及不同气候施工对常温再生层温度场的影响，建立了常温再生层不同深度处的温度预估方程；同时测试了不同施工大气温度下常温再生层芯样及室内试件的体积参数和力学性能。结果表明：上覆HMA摊铺过程中，再生层内部温度变化受施工环境影响较大；施工大气温度以及室内二次成型温度对常温再生混合料空隙率、抗弯拉强度、抗剪强度及断裂功影响显著，施工大气温度为30℃左右时，相比于0℃左右，空隙率降低约25%，抗弯拉强度、抗剪强度及断裂功分别至少提升45%、66%、77%；室内二次击实温度为80℃时，相比于40℃，空隙率降低约20%，抗弯拉强度、抗剪强度及断裂功分别至少提升42%、35%、80%；室内常温再生混合料设计时，应考虑二次成型温度的影响，以模拟现场再生层因内部温度变化而对混合料性能产生的影响。

关键词

道路工程; 室内二次成型温度; 温度预估方程; 常温再生混合料; 上覆热拌层; 二次压密

乳化沥青常温再生技术是沥青路面再生利用技术中的一种，常温再生混合料的拌和、运输、碾压都是在常温下进行的，且具有碳排量低、施工便捷、性价比高等优点，被越来越广泛应用于道路的改扩建或养护修补等工程中^［1-2］。但常温再生混合料在发展应用中也不可避免遇到了一些问题，比如，常温再生混合料室内试件二次成型温度的选取还没有一个科学、有效的方法。由于缺乏相关方面的研究，现有国内外设计方法认为室内常温再生混合料试件第1次成型温度应在常温下进行，然后选择合适的试件加速养生温度，养生结束后进行第2次击实，目的是便于消除常温再生混合料试件在养生过程中产生的体积膨胀^［3］，如AASHTO修正的马歇尔法、修正的Hveem法、ARRA设计方法以及我国公路沥青再生技术规范中推荐的设计方法等^［4-9］。针对常温再生混合料设计，2007年同济大学孙立军课题组首次发现了常温再生层“二次温压实”现象^［10-11］，该发现认为常温再生混合料施工过程中完整的压实过程是：首先是常温再生层铺筑时的常温压实，然后是热拌沥青混合料（HMA）加铺时，会因HMA的温度传导效应激活再生料中的老化沥青，同时在碾压机械作用下常温再生层将产生二次温压实。同时结合现场实体工程，提出了常温再生混合料马歇尔一次常温击实100次且二次温击实50次的成型方法，其中二次击实温度（60℃）的选择，考虑了HMA料对常温再生层的热传导作用。之后，又有许多学者开始注意到现场常温再生层 “二次温压实”现象：2014年，山东建筑大学马川义^［12］通过在常温再生层埋设温度传感器，验证了再生层“二次温压实”现象，证明常温再生层上覆HMA（温度165℃，厚度8cm，秋季施工）摊铺过程中，再生层上半部分平均有效温度65℃，同时认为室内试件成型应模拟现场实际施工条件；2019年，东南大学陈忠通过模拟再生层上覆HMA层的二次温压实以及长期交通荷载的压实效果，提出常温再生混合料室内设计时二次击实温度为90℃，认为在该温度下二次成型的试件更符合实际工程中常温再生混合料的长期状态^［13］；郑广顺^［14］、孙建秀等^［15］也均在常温再生混合料“二次温压实”的基础上提出了相应的室内试件成型方法及混合料性能提升措施。关于常温再生混合料成型温度的研究，国外学者Gandi等^［16］分析了常温再生混合料在0℃、5℃、10℃以及23℃的压实效果，发现温度越低越能凸显出RAP的“黑石”效果，认为常温再生混合料试件成型温度的探讨是值得深入研究的话题；Gao等^［17］、Wang等^［18］同样研究了相似的问题，并得出一致结论，试件二次成型温度对常温再生混合料体积参数及性能影响显著。与此同时，也有部分研究通过分析室内试件养生温度对常温再生混合料体积参数及力学性能产生的影响，推荐室内试件养生及二次成型温度为40℃，同时上述学者也一致认为室内成型试件时应充分考虑现场实际施工环境^［19-20］；李秀君等^［21］为解决低温天气施工对常温再生混合料性能造成的负面影响，建议常温再生混合料室内设计时增大击实功，同时现场施工时增大碾压次数及压路机吨位，始终保证室内设计的混合料充分模拟现场施工条件。综上研究，国内外众多学者均认为温度对常温再生混合料性能将产生重大影响，同时认为常温再生混合料室内试件成型温度应最大限度模拟施工现场的真实条件，这对提升常温再生工程质量具有重要意义。但由于长期以来缺乏合理的常温再生混合料室内试件成型温度研究，现有设计方法中并没有真正实现室内与现场实际施工情况的关联，以致室内配合比设计时不同国家乃至不同研究机构采用的试件成型温度具有较大差异，且室内设计出的常温再生混合料性能与现场芯样性能相差甚远。课题组许严^［22］博士为解决上述问题，通过实时检测常温再生混合料工程施工过程中温度变化规律，建立了再生层温度预估模型，最后推荐室内试件二次成型温度为60℃，但该成果并没有考虑不同气候地区、不同施工大气温度以及不同应用层位等因素对常温再生层温度场的影响。

基于此，本文拟通过南、北方4条改扩建高速公路常温再生实体工程，实时测试出不同地区、不同季节、不同HMA层和再生层厚度施工时常温再生层温度场的变化情况，并利用统计分析法，拟建立现场常温再生层温度预估方程，并利用上述方程，分析上覆HMA层摊铺过程中，再生层内部温度变化规律。同时结合常温再生实体工程，测试不同施工工况下常温再生层取芯试件及室内不同二次击实温度下混合料试件的体积参数及力学性能，系统分析二次成型温度对常温再生混合料性能的影响，为后续将室内二次成型温度纳入常温再生混合料设计变量提供数据支撑。

1 常温再生层温度采集及数据结果分析

1.1　常温再生层二次温压实过程温度采集方案

（1）温度采集器装置选择。温度传感器：采用Pt100热电阻温度传感器，具有量程宽泛、精度高的特点，量程可达-50~200℃。导线：选用聚四氟乙稀导线，摊铺热拌料HMA时，温度高达160℃以上，普通导线耐高温性能差，因此必须选用特殊的导线。温度采集装置：鉴于需要釆集再生层多个深度处的温度，因此釆用多路温度无纸记录仪，该仪器可以任意设定采集时间间隔，能够自动保存数据。

（2）温度传感器埋设方案。分别在南、北方地区常温再生实体工程埋设温度传感器，常温再生层厚度分别为6cm、11cm、12cm，分别应用于沥青路面中面层、下面层以及上基层，上覆热拌沥青混合料层厚度分别为5cm、6cm、8cm，分别作为上面层、中面层及下面层。埋设传感器位置周围应无障碍物遮挡，光照充足，不易积水，埋设芯样表面水分和粉尘应擦拭干净，对所取芯样进行侧面横向打孔，用铁丝固定好传感器接线，防止在埋设的过程中传感器掉出；传感器埋设完成后，在不同的大气温度下，上覆热拌层施工过程中，分别对常温再生层中不同深度处的温度进行实测，记录上覆热拌料摊铺至传感器位置之后3h左右常温再生层中不同深度处的温度，每5min记录一次温度数据。常温再生上覆热拌层在某一断面处的摊铺碾压共计耗时1h左右，为了采集更多数据，共记录了3h数据。

1.2　常温再生层温度采集数据及分析

（1）北方某地区试验段温度实测数据。该常温再生试验段共分3段，分别在夏、秋两季施工（施工大气温度分别为8℃、28℃、24℃），常温再生层分别作为中面层及下面层，厚度分别为6cm、11cm。将现场实测记录数据绘制成折线图，如图1所示。其中图1a是秋末现场实测数据，大气温度较低，为8℃左右，上覆热拌层厚度为5cm；图1b、图1c是北方地区夏末秋初现场测试数据，大气温度较高，上覆热拌层厚度为6cm。图中T₁、T₂、T₃分别表示大气温度为8℃、28℃、24℃施工时常温再生层实测温度变化情况，图例中1cm、2cm、3cm、4cm等分别表示常温再生层在该深度处温度随上覆热拌沥青混合料摊铺时间变化曲线。

图1  实体工程1摊铺上覆热拌料时常温再生层实测温度

Fig. 1  Physical engineering 1: Actual temperature measurement of cold recycled layer during paving of hot mix material

（2）南方某地区实体工程1试验段温度实测数据。该常温再生实体工程共分2段，分别在夏末及秋末时施工（施工大气温度分别为20℃、12℃），常温再生层均作为下面层，厚度均为11cm。实体工程2常温再生试验段上覆热拌层摊铺时，将现场实测数据绘制成折线图，如图2所示。图2a中的大气温度T₄=20℃，图2b中的大气温度T₅=12℃，上覆热拌层厚度均为6cm。

图2  实体工程2摊铺上覆热拌料时常温再生层实测温度

Fig. 2  Physical engineering 2: Actual temperature measurement of cold recycled layer during paving of hot mix material

（3）南方某地区实体工程2温度实测数据。该常温再生实体工程共分2段，分别在夏季、秋末两季施工（施工大气温度分别为30℃、10℃），冷再生层均作为上基层，厚度为12cm。将现场实测记录数据绘制成折线图，如图3所示。其中图3a中的大气温度T₆=30℃，图3b中的大气温度T₇=10℃，上覆热拌层厚度均为8cm。

图3  实体工程3摊铺上覆热拌料时常温再生层实测温度

Fig. 3  Physical engineering 3: Actual temperature measurement of cold recycled layer during paving of hot mix material

由图1—3可知，常温再生层的温度在摊铺热料HMA后发生明显变化。不同深度处的温度变化曲线有明显的差异。首先，由于热传递会有一定衰减，越深处其所能达到的最高温度越低；其次，由于热传递会有一段时间间隔，越深处其达到最高温度的时间越晚。最后，经过2h后，整个常温再生层的温度都开始下降。温度变化速度最快、幅度最大的是1cm深度处，由于距离上覆热拌层比较近，其温度在1h左右可以达到最大值，最高温度已经超过80℃，此温度已经高于沥青的软化点，对于二次压实十分有利。比较图1b、图1c与图1a（图2a与图2b或者图3a与图3b）的测试结果，同一深度处图1b、图1c（图2a或者图3a）的温度数据明显比图1a（图2b或图3b）的数据高。这是因为图1b、图1c（图2a和图3a）的大气温度维持在25℃左右，路面的原始温度T₀也在25℃左右，而图1a（图2b和图3b）的大气温度则在10℃左右，如此，在摊铺上覆热拌层的时候，温度上升后所能达到的最大值就会偏低。

2 考虑二次温压实的常温再生层温度预估方程

2.1　预估方程基本形式的确定

根据图1—3可以看出，同一常温再生层深度处的温度曲线图形相似，说明温度随时间的变化在某一深度处具有相似的规律，只是由于常温再生层在摊铺热拌沥青混合料前由于受到气温和太阳辐射等外界因素影响而导致其初始温度（HMA摊铺到温度传感线断面时，常温再生层的温度）不同，使得同一深度处的温度曲线被沿坐标轴Y的方向平移了一个恒定的值T₀。根据这一特点，将摊铺上覆热拌料之后的温度实测值减去初始温度T₀，便得到摊铺上覆热拌料之后的温度变化值ΔT。常温再生层上覆热拌沥青混合料摊铺时的实际温度主要由T₀和ΔT两部分组成。

杨进等^［10］提出ΔT与上覆热拌料摊铺时间t及常温再生层深度H有关，实际上，ΔT还应与上覆热拌层厚度H₁、混合料摊铺温度有关，考虑到本研究常温再生工程上覆热拌层混合料摊铺温度基本为155~160℃，其对ΔT预估的影响可以忽略不计，因此，常温再生层温度预估方程建立了ΔT与t、H、上覆热拌料厚度H₁的关系式。通过尝试多种温度预估方程的形式并利用概率统计分析，同时参考杨进等^［10］所提的温度预估模型思路，得出ΔT与$t^{\mathrm{3}}$有很好的相关性，与H${}^{\mathrm{2}}$相关性也很好，与热拌层摊铺厚度的一次方相关性较好。因此，最终确定建立ΔT与$t^{\mathrm{3}}$、H${}^{\mathrm{2}}$以及H₁的关系如式（2）所示。常温再生层在铺筑上覆热拌层时的温度T可表示为

T=ΔT+T0

（1）

ΔT=(AH1+B)((aH$${}^{\mathrm{2}}$$-bH+c)$$t^{\mathrm{3}}$$+(dH$${}^{\mathrm{2}}$$+ eH-f )$$t^{\mathrm{2}}$$+(gH$${}^{\mathrm{2}}$$-hH+i)t)

（2）

式中：A、B、a、b、c、d、e、f、g、h、i为回归系数；t为上覆热拌料摊铺的时间，单位为10min；H₁为上覆热拌料厚度，cm；H为常温再生层的深度，cm；T₀为常温再生层初始温度，℃，理论上可以根据温度、太阳辐射等情况进行预估。

对于初始温度T₀的确定，可参照郑莘荑^［23］给出的路面温度场预估公式，如式（3）所示：

$$\begin{array}{l}{T}_{\mathrm{0}}=(-\mathrm{0.028}h+\mathrm{1.703})\times \overline{T{}_{\mathrm{a}}{}^{}}(N_T,\mathrm{0})+\\ (\mathrm{0.004}{h}^{\mathrm{2}}-\mathrm{0.123}h+\mathrm{1.035})\times \frac{Q(N_Q,\mathrm{0})}{cm}+\\ \mathrm{0.005}{h}^{\mathrm{3}}-\mathrm{0.145}{h}^{\mathrm{2}}+\mathrm{1.025}h-\mathrm{4.747}+\\ (\mathrm{0.038}h-\mathrm{0.311})\times T_m\end{array}$$

（3）

式中：${\overline{T}}_{\mathrm{a}}\left(N_T,\mathrm{0}\right)\mathrm{为}{N}_T$小时内平均气温值，$N_T=\mathrm{0.321}\mathrm{2}h+\mathrm{0.190}\mathrm{5}$；$Q\left(N_Q,\mathrm{0}\right)\mathrm{为}{N}_Q$小时内太阳辐射总量，$N_Q=\mathrm{0.431}\mathrm{1}h+\mathrm{3.818}\mathrm{2}$；$c$为路面沥青混合料的比热容，统一使用$\mathrm{1}\mathrm{200}\mathrm{J}·(\mathrm{k}\mathrm{g}\cdot ℃)-\mathrm{1}$；$m$为路面沥青混合料的密度，统一使用$\mathrm{2.36}\times {\mathrm{10}}^{\mathrm{3}}\mathrm{k}\mathrm{g}·{{\mathrm{m}}^{-}}^{\mathrm{3}}$；$h$为路面深度，cm；$T_{\mathrm{m}}$为预估地区的当月历年月平均温度，℃。

2.2　数据处理和参数拟合

由于受到气温和太阳辐射等外界因素影响，再生层初始温度T₀将不同，T₀是指HMA摊铺到传感器断面时的温度。可将某一时刻的温度值同时减去该深度的初始温度值T₀，得到温度差ΔT随时间的变化关系。通过对图1至图3数据处理分析，发现不同厚度上覆热拌层温度差ΔT随摊铺时间的变化关系如图4所示。

图4  不同厚度上覆热拌层下常温再生层温度变化量

Fig. 4  Temperature variation of cold recycled layer at different thicknesses of hot mix layer

由图4温度变化ΔT可以看出，上覆热拌层厚度越大，常温再生同一深度处温度的变化量就越大。例如，当上覆热拌层厚度为8cm时，常温再生层3cm处的温度净变化值为42℃左右；当上覆热拌层厚度为6cm时，常温再生层3cm处的温度净变化值为38℃左右；当上覆热拌层厚度为5cm时，常温再生层3cm处的温度净变化值为36℃左右。根据式（2），用不同深度处ΔT实测数据作为回归所需函数值进行预估方程的回归拟合；H的单位为cm；t的单位为10min。回归得到系数A、B、a、b、c、d、e、f、g、h、i、R²的值分别为5.554、2.6287、0.00321、-0.0598、0.246 9、-0.079 5、1.454 1、-5.476 4、0.457 9、-8.263 3、32.378 8、0.859 0。

2.3　预估方程的建立

将回归系数代入式（2），最终建立的常温再生层摊铺上覆热拌料后的温度预估方程为

T=ΔT+T₀

ΔT=(0.554H₁+2.628 7)((0.003 2H${}^{\mathrm{2}}$-0.059 8H+0.246 9)$t^{\mathrm{3}}$+(-0.079 5H${}^{\mathrm{2}}$+1.454 1H-5.476 4)t${}^{\mathrm{2}}$+(0.457 9H${}^{\mathrm{2}}$-8.263 3H+32.378 8)t)

(4)

其中t ≤180min。

通过预估方程分别将5cm、6cm、8cm上覆热拌料厚度下常温再生层温度变化值ΔT同实测温度数据进行比较，绘制成图，如图5所示。

图5  不同厚度上覆热拌层下常温再生层温度预估值与实测值

Fig. 5  Estimated and measured temperature of cold recycled layer at different thicknesses of hot mix layer

通过图5可以发现实测数据和拟合数据相近，拟合程度良好，在常温再生层深度较大的位置，温度敏感性小，预估值与实际值更加接近。预估方程是建立在180min内的数据上，通过式（4）形式进行拟合发现，常温再生层厚度H值越小的情况下，当时间超过120min，容易出现3次函数的“翘曲”现象。因此，建议将方程的适用范围减小，即：t ≤120 min，考虑到常温再生层上覆热拌层在摊铺1h之内碾压工作基本结束，二次压实的作用也在此阶段基本完成，因此方程（4）具有实际应用价值。

3 常温再生混合料二次成型（压实）温度

常温再生混合料的室内试验成型方法的原则是使所成型试件的物理特性同现场摊铺完HMA后的常温再生层芯样保持一致。常温再生混合料完整的压实过程是：先是常温再生层铺筑时的常温压实，然后是热拌沥青混合料加铺时碾压机械对常温再生层的二次温压实。室内成型试件时也应尽可能模拟二次压实过程，即室内第1次成型试件在常温下进行，第2次成型试件时的温度应遵循现场常温再生工程实际工况。因此，掌握常温再生层二次温压实过程中内部温度变化规律及探讨二次压实温度对常温再生混合料体积参数及路用性能的影响具有重要的工程意义，为后续室内常温再生混合料设计提供基础数据支撑。

3.1　二次温压实过程中再生层内部温度变化

常温再生层上覆热拌沥青混合料摊铺过程中，再生层内部温度的变化受到不同地区、不同季节因素、不同应用层位等的影响。根据2.3节提出的温度预估方程（4）可计算出不同施工工况下常温再生层上覆热拌料摊铺过程中常温再生层温度，不同工况下常温再生层温度变化曲线如图6所示。

图6  不同层位常温再生层温度变化

Fig. 6  Temperature variation of cold recycled layer at different layers

由图6可知，对于中面层，当大气温度为10℃时，上覆热拌料摊铺时常温再生层温度随着再生层厚度的增大而逐渐降低，常温再生层中部位置处温度可达50℃左右；当大气温度为25℃时，常温再生层温度变化趋势与大气温度10℃时基本一致，但常温再生层中部位置处温度达70℃左右。这是因为当上覆热拌层厚度相同时，各个深度处的ΔT变化接近，大气温度的影响主要体现在对T₀上，对ΔT的影响可以忽略。对于下面层，当大气温度为10℃时，上覆热拌料摊铺时常温再生层中部位置处温度可达45℃左右，当大气温度为25℃时，常温再生层中部位置处温度达55℃左右。对于上基层，当大气温度为10℃时，上覆热拌料摊铺时常温再生层中部位置处温度可达50℃左右，当大气温度为25℃时，常温再生层中部位置处温度达65℃左右。

因此，基于上述分析结果可知，由于受到不同季节、施工环境、层位等因素的影响，再生层内部温度变化是一个范围，对于常温再生混合料上基层、下面层、中面层，当春末秋初及夏季施工时（大气温度高于10℃），建议室内成型试件二次击实温度范围大于60℃；当春初秋末及冬季施工时（大气温度低于10℃），建议二次击实温度范围小于50℃。

3.2　二次压实温度对常温再生混合料性能的影响

为分析二次压实温度对常温再生混合料体积参数和性能的影响，首先结合常温再生实体工程，记录再生层上覆HMA摊铺时的大气温度，即二次温压实过程中的大气温度，待施工结束后，现场钻取芯样，测试芯样试件体积参数和路用性能。由于该常温再生工程不同工程段分别在不同季节完成，因此，最后得到了不同大气温度（-2℃、6℃、19℃、31℃）施工条件下的再生层芯样空隙率、劈裂强度、抗剪强度和断裂功。试验结果分别如图7所示。上述4个工程段所用原材料、混合料配比、拌和站设备、现场摊铺及碾压工艺等均相同，唯一不同的是施工时的大气温度。

图7  不同施工大气温度下常温再生混合料空隙率及力学性能

Fig. 7  Voids and mechanical properties of cold recycled mixtures at different construction atmospheric temperatures

与此同时，采用本课题组提出的常温再生混合料室内试件成型方法制作试件，即在常温下双面各击实100 次后，侧放于室内平坦的地面上常温养生24h，然后置于烘箱中养生48h，取出后双面各击实50 次，冷却至室温（一般为6 h），脱去模具，试件制作完成。该成型方法是根据现场常温再生工程论证而来，已被许多常温再生工程成功应用。本文试验试件具体成型过程是：室内马歇尔试件常温下一次双面击实100次，并在60℃鼓风烘箱中养生48h后，然后分别放入40℃、50℃、60℃、70℃、80℃鼓风烘箱中保温3 h左右，保温结束后取出试件立即进行二次双面击实50次。试件制作完成后，分别测试不同二次击实温度下常温再生混合料试件的空隙率、劈裂强度、抗剪强度和断裂功，试验结果如图8所示。

图8  不同室内二次击实温度下常温再生混合料空隙率及力学性能

Fig. 8  Voids and mechanical properties of cold recycled mixtures at different secondary compaction temperatures

由图7可以看出，常温再生层上覆HMA摊铺过程中，随着施工大气温度的提高，再生层空隙率逐渐减小，更容易压密，干劈裂强度、抗剪强度及断裂功均得到不同程度提高，当施工大气温度为31℃时，相比于-2℃，再生层空隙率降低约25%，干劈裂强度、抗剪强度及断裂功分别至少提高45%、66%、77%。由此可见，常温再生混合料的施工质量受大气温度的影响较为显著，结合第2节及3.1节内容分析，再生层上覆HMA摊铺过程中，大气温度的不同影响了再生层内部温度的变化，二次温压实过程中再生层温度越高，混合料中旧沥青的激活、变软程度就越高，在胶轮压路机、单双钢轮压路机的作用下，沥青与集料再次相互结合、重新分布，因而空隙率下降明显，混合料性能也得到大幅度提升。同样的，由图8可以看出，随着室内二次成型温度的提高，常温再生混合料空隙率逐渐降低，干劈裂强度、抗剪强度及断裂功逐渐提高，当室内二次击实温度为80℃时，相比于40℃，常温再生混合料空隙率降低约20%，干劈裂强度、抗剪强度及断裂功分别至少提高42%、35%、80%。由上述试验结果分析可得，室内二次成型温度是常温再生混合料性能设计的重要调节手段，由于现场常温再生层上覆HMA摊铺时，再生层内部温度受到不同气候地区、不同施工环境以及应用层位等因素的影响，进而引起混合料性能的改变，所以室内设计常温再生混合料时也应尽可能模拟这一客观因素，从而对常温再生混合料性能进行有效控制。后续会继续深入该部分研究，将室内二次成型温度作为常温再生混合料设计变量，来调节混合料性能，以适应在不同地区、气候环境等工况下施工的常温再生混合料。

4 结论

乳化沥青常温再生混合料上覆HMA层施工时，客观存在二次温压实过程。通过在4个不同地区常温再生实体工程内部埋设温度传感器，并基于上覆HMA层施工时现场实测温度数据建立了再生层温度预估方程，用于研究上覆热拌层施工时对常温再生层温度场的影响，得出如下结论：

（1）上覆热拌料摊铺前后常温再生层温度变化值ΔT与上覆热拌料摊铺时间t与摊铺厚度H₁、常温再生层深度H以及混合料摊铺温度有关，建立的再生层温度预估方程可反映再生层内部温度变化规律，对于江西、内蒙古以及类似气候地区温度预测具有一定适用性。后续将进一步补充温度实测数据，以扩大预估方程适用范围。

（2）常温再生层上覆HMA摊铺时，内部温度变化受到不同气候地区、不同施工环境以及应用层位等因素的影响。当施工大气温度高于25℃时，常温再生层中部位置温度大于60℃，当施工大气温度小于10℃时，常温再生层内部温度通常低于50℃。

（3）不同施工大气温度及室内二次击实温度对常温再生混合料体积参数及力学性能影响显著，温度越高，越有利于压实，并且混合料劈裂强度、抗剪强度及断裂功也均得到显著提升。因此，建议常温再生混合料施工时应充分利用大气温度优势，以提高常温再生层各项路用性能。

作者贡献声明

韩占闯：试验方法设计、实际调查研究、试验数据分析和解释、论文初稿撰写。

豆文举：实际调查研究、现场再生层试验段组织协调。

杨瑞康：实际调查研究、试验数据分析与整理。

刘黎萍：研究内容监管与指导、试验设计验证与核实、论文审阅与修订。

孙立军：研究构思与设计、论文审阅与修订。