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가설 설정
- 25m로 결정하고, 표층 50mm, 접착층 30mm, 콘크리트 슬래브 220mm, 린 콘크리트 보조기층 150mm, 노상 800mm로 모형화하였다. 섬유그리드는 표층과 접착층 사이에 위치하였으며, 양쪽 콘크리트 슬래브 사이의 초기 줄눈폭은 5mm로 가정하였다. 모든 포장층에 3차원 2차 저감적분 고체요소인 C3D20R을 사용하고, 격자 모양의 섬유그리드에는 멤브레인 요소인 M3D4R를 사용하였다.
- 아스팔트의 탄성계수는 Table 3과 같이 봄, 가을에는 20℃, 겨울에는 -10℃, 여름에는 55℃의 온도에 해당하는 탄성계수를 각각 적용하였다(MOLIT, 2011). 표층으로부터 깊이 100mm를 넘으면 포장의 온도 변화가 크지 않다고 가정하여 기층에는 계절에 상관없이 동일한 탄성계수를 적용하였다. Table 4에 보인 덧씌우기층의 나머지 물성과 접착층, 콘크리트 슬래브, 린 콘크리트 보조기층, 노상의 물성과 함께(Lim et al, 2010) 실내 부착전단강도 실험으로부터 획득한 Table 5의 부착면의 특성을 모형에 적용하였다.
제안 방법
- 인장변형률을 실내실험 결과로부터 제안된 Eq. (1)의 피로모형에 대입하여 재령에 따른 피로 손상을 계산하였다(MOLIT, 2010). 섬유그리드로 보강된 아스팔트 덧씌우기 포장과 일반 아스팔트포장에 대해서 Eq.
- 호남선(Route 25)에 시공된 2개 섬유그리드 구간(F-1, F-2)은 중차량 비율이 높은 최외측 차로(2차로)에만 시공되었으며 그 외 구간은 1차로와 2차로에 모두 시공되었다. 2014년도에 촬영된 PMS의 노면사진 자료를 이용하여 기존 콘크리트포장 슬래브의 온도거동으로 인해 줄눈부의 덧씌우기 표층에 발생된 반사균열의 개수를 확인하였다. 일반 덧씌우기 구간에서 반사균열이 콘크리트포장 슬래브의 줄눈간격과 동일한 6m 간격으로 다수 발생하였고, 섬유그리드로 보강된 덧씌우기 구간에서는 반사균열이 상대적으로 적게 발생하였다.
- 3. 부착전단강도 실험을 수행하여 구조해석에 필요한 입력변수의 값을 획득하였다. 섬유그리드 구간의 파괴에너지는 평균 2.
- Fig. 10에서 보인 해석 모형의 종(x축)방향과 횡(y축) 방향 변위를 구속한 후 0℃의 포장체에 대해서 약 7시간 동안 덧씌우기층 표면의 온도를 -25℃까지 떨어뜨리는 방법으로 깊이에 따른 포장체 전체의 온도구배가 최대 -0.053℃/mm가 되도록 모사하여 균열의 전파를 확인하였다(MOLIT, 2014; Kim and Buttlar, 2009). Fig.
- 모든 포장층에 3차원 2차 저감적분 고체요소인 C3D20R을 사용하고, 격자 모양의 섬유그리드에는 멤브레인 요소인 M3D4R를 사용하였다. 격자 형태의 그리드를 표현하기 위해서 강성이 매우 작은 멤브레인 요소에 Rebar를 합성하고 Rebar에 섬유그리드의 물성을 적용하였다. Fig.
- 고속도로의 기존 콘크리트 포장 위를 아스팔트 컴파운드로 함침된 유리섬유그리드로 보강한 후 아스팔트로 덧씌운 포장 구간과 일반 아스팔트 덧씌우기 포장 비교구간의 현황에 대한 조사를 실시하였다. 먼저 2007년에 시공된 한국도로공사 전주지사 관할의 호남선(Route 25)의 순천방향과 양산지사 관할의 남해선(Route 10)의 부산방향 섬유그리드 보강 아스팔트 덧씌우기 포장 구간의 PMS 자료를 확보하였다.
- 해석모형의 종(x축)방향과 횡(y축)방향의 변위를 구속하였으며, 노상층 하부는 무한요소로 처리하였다. 기존 콘크리트 슬래브의 폭 5mm의 줄눈으로부터 상부의 아스팔트 덧씌우기층으로 균열이 전파되도록 정의하고 80kN의 등가단축하중을 줄눈 상부의 덧씌우기층 표면에 재하하였다. 선형 탄성해석으로 아스팔트포장의 피로 손상도를 산정하는 한국형 포장설계법을 참고하여 본 연구에서는 유한요소모형에 대한 선형 탄성해석을 수행하고 줄눈 위치에서 덧씌우기층 하부의 인장변형률을 예측하였다.
- 기존 콘크리트 포장 슬래브와 아스팔트 덧씌우기층 간에 강성의 차이가 크기 때문에 코어링 작업 도중 대부분의 부착면에서 코어가 분리되어 실험이 불가능하였다. 따라서 국도의 기존 아스팔트 포장을 아스팔트로 덧씌운 현장에서 코어를 채취하고 실내에서 부착전단강도 실험을 실시하여 기존 아스팔트층 상단과 덧씌우기층 하단 사이의 파괴에너지, 항복 이후의 변위, 전단강성을 획득하고 구조해석에 활용하였다.
- 아스팔트 혼합물의 균열은 주요 구성 재료인 아스팔트 바인더의 점탄성 때문에 시간과 온도에 복합적인 영향을 받는다(Seo, 2008). 따라서 아스팔트의 시간에 따른 응력 방정식과 시간-온도 중첩 원리를 이용하여 덧씌우기층의 반사균열을 모사하였다. 아스팔트의 선형 점탄성 구성 방정식은 Eq.
- 육안으로 파손이 없는 위치에서 코어를 채취하였음에도 불구하고 주로 일반 구간에서 포장 내부가 파손되었거나 부착면이 분리된 시편이 확인되었다. 따라서 이들을 제외하고 섬유그리드 구간 22개와 일반 구간 7개의 코어에 대해서 실험을 실시하였다. 각 코어의 채취위치 및 시료명은 Table 2와 같다.
- 모든 포장층에 3차원 2차 저감적분 고체요소인 C3D20R을 적용하였고, 섬유그리드에는 멤브레인 요소인 MBD4R을 적용하였다. 또한 섬유그리드를 최적으로 표현하기 위해서 극히 작은 강성을 갖는 멤브레인 요소에 Rebar를 합성하고 Rebar에 섬유그리드의 물성을 부여하였다. 섬유그리드의 물성은 Kim and Buttlar(2002), Kim et al.
- 국내에서 섬유그리드 보강 아스팔트 덧씌우기 포장공법은 비교적 최신의 기술이기 때문에 일반 아스팔트 덧씌우기 포장공법과의 장기적인 공용성 비교가 제대로 이루어지지 않은 실정이다. 본 연구에서는 고속도로의 기존 콘크리트 포장 위를 아스팔트 컴파운드로 함침된 유리섬유그리드로 보강한 후 아스팔트로 덧씌운 구간과 일반 아스팔트 덧씌우기 구간의 추적조사를 실시하고 실내실험 및 구조해석을 통하여 공용성을 비교하였다.
- 본 연구에서는 노후된 고속도로 콘크리트 포장을 아스팔트 컴파운드로 함침된 섬유그리드로 보강한 후 아스팔트로 덧씌운 구간과 일반 아스팔트로 덧씌운 비교 구간으로 구분하여 현황을 조사하고 이들 구간의 PMS 자료와 노면영상을 분석하여 파손현황을 비교하였다. 실내 부착전단강도 실험을 수행하여 부착면의 물성을 획득하였으며, 섬유그리드 보강의 효과를 검증하기 위하여 섬유그리드 보강 덧씌우기 포장과 일반 덧씌우기 포장의 피로균열 및 온도균열에 대한 구조해석을 수행하고 거동을 비교하였다.
- 2012). 본 연구에서는 실험에 앞서 온도 25℃, 습도 58%의 항온항습실에서 48시간동안 코어를 보관한 후 LISST 실험과 유사한 2mm/min의 재하속도를 사용하여 부착면에 10mm의 상대변위가 발생할 때까지 전단강도를 측정하였다. 실험 결과 Fig.
- 부착전단강도 실험 결과를 이용하여 구조해석에 필요한 입력변수의 값을 획득하였다. Fig.
- 기존 콘크리트 슬래브의 폭 5mm의 줄눈으로부터 상부의 아스팔트 덧씌우기층으로 균열이 전파되도록 정의하고 80kN의 등가단축하중을 줄눈 상부의 덧씌우기층 표면에 재하하였다. 선형 탄성해석으로 아스팔트포장의 피로 손상도를 산정하는 한국형 포장설계법을 참고하여 본 연구에서는 유한요소모형에 대한 선형 탄성해석을 수행하고 줄눈 위치에서 덧씌우기층 하부의 인장변형률을 예측하였다. 인장변형률을 실내실험 결과로부터 제안된 Eq.
- 섬유그리드 보강 아스팔트 덧씌우기 포장의 구조해석에 필요한 접착층과 덧씌우기층 간의 부착 관련 물성을 획득하기 위하여 실내에서 부착전단강도 실험을 수행하였다. 기존 콘크리트 포장 슬래브와 아스팔트 덧씌우기층 간에 강성의 차이가 크기 때문에 코어링 작업 도중 대부분의 부착면에서 코어가 분리되어 실험이 불가능하였다.
- 본 연구에서는 노후된 고속도로 콘크리트 포장을 아스팔트 컴파운드로 함침된 섬유그리드로 보강한 후 아스팔트로 덧씌운 구간과 일반 아스팔트로 덧씌운 비교 구간으로 구분하여 현황을 조사하고 이들 구간의 PMS 자료와 노면영상을 분석하여 파손현황을 비교하였다. 실내 부착전단강도 실험을 수행하여 부착면의 물성을 획득하였으며, 섬유그리드 보강의 효과를 검증하기 위하여 섬유그리드 보강 덧씌우기 포장과 일반 덧씌우기 포장의 피로균열 및 온도균열에 대한 구조해석을 수행하고 거동을 비교하였다. 이상의 연구를 통해 도출된 결론은 다음과 같다.
- 콘크리트포장의 줄눈이 온도변화에 의해 움직일 때 상부의 아스팔트 덧씌우기층으로 전파되는 반사균열을 해석하였다. 해석 모형은 Fig.
- 해석모형의 종(x축)방향과 횡(y축)방향의 변위를 구속하였으며, 노상층 하부는 무한요소로 처리하였다. 기존 콘크리트 슬래브의 폭 5mm의 줄눈으로부터 상부의 아스팔트 덧씌우기층으로 균열이 전파되도록 정의하고 80kN의 등가단축하중을 줄눈 상부의 덧씌우기층 표면에 재하하였다.
- 현황조사를 통해 선정된 고속도로 노후 콘크리트 포장의 섬유그리드 보강 아스팔트 덧씌우기 구간과 인근의 일반 아스팔트 덧씌우기 비교구간의 PMS 자료를 사용하여 재령과 교통량에 따른 균열, IRI, 러팅에 대한 비교 분석을 실시하였다. 호남선(Route 25)에 시공된 2개 섬유그리드 구간(F-1, F-2)은 중차량 비율이 높은 최외측 차로(2차로)에만 시공되었으며 그 외 구간은 1차로와 2차로에 모두 시공되었다.
- (1)의 일반 아스팔트포장의 피로모형을 동일하게 적용할 경우 결과의 정확성이 떨어질 수 있지만 섬유그리드 보강 여부에 따라 해석모형으로부터 산출된 인장변형률이 다르므로 피로손상에 대한 단순한 비교는 가능할 것으로 판단되었다. 호남선(Route 25) AADT의 평균을 ESAL로 환산한 800대를 교통량으로 가정하고, 섬유그리드로 보강한 경우와 섬유그리드를 사용하지 않은 경우의 피로손상을 비교하였다.
대상 데이터
- 덧씌우기층의 아스팔트재료는 도로포장구조설계 해설서를 참고하여 밀입도 13mm(PG 64-22), SMA 13mm(PG 64-22), PSMA 13mm(PG 76-22)와 기층용 25mm(PG 64-22)를 적용하였다. 모두 국내에서 많이 사용되는 혼합물이며, 밀입도 13mm는 국도 아스팔트 포장, PSMA 13mm는 고속도로 아스팔트 포장에 주로 적용되고 있다.
- 자료가 확보된 7개 구간 중 3개 구간은 재포장되었기 때문에 이들을 제외하고 2차로에만 섬유그리드가 시공된 2개 구간과 1차로와 2차로 모두에 섬유그리드가 시공된 2개 구간, 총 4개 구간을 섬유그리드 구간으로 선정하였다. 또한, 섬유그리드 구간 인근의 호남선 지선(Route 251)과 천안논산선(Route 25)에서 동일한 시기에 시공되어 포장구조가 섬유그리드 덧씌우기 포장과 동일하고 교통량, 기상조건 등이 유사한 일반 덧씌우기 포장 2개 구간을 비교구간으로 선정하였다.
- 고속도로의 기존 콘크리트 포장 위를 아스팔트 컴파운드로 함침된 유리섬유그리드로 보강한 후 아스팔트로 덧씌운 포장 구간과 일반 아스팔트 덧씌우기 포장 비교구간의 현황에 대한 조사를 실시하였다. 먼저 2007년에 시공된 한국도로공사 전주지사 관할의 호남선(Route 25)의 순천방향과 양산지사 관할의 남해선(Route 10)의 부산방향 섬유그리드 보강 아스팔트 덧씌우기 포장 구간의 PMS 자료를 확보하였다. 자료가 확보된 7개 구간 중 3개 구간은 재포장되었기 때문에 이들을 제외하고 2차로에만 섬유그리드가 시공된 2개 구간과 1차로와 2차로 모두에 섬유그리드가 시공된 2개 구간, 총 4개 구간을 섬유그리드 구간으로 선정하였다.
- 섬유그리드는 표층과 접착층 사이에 위치하였으며, 양쪽 콘크리트 슬래브 사이의 초기 줄눈폭은 5mm로 가정하였다. 모든 포장층에 3차원 2차 저감적분 고체요소인 C3D20R을 사용하고, 격자 모양의 섬유그리드에는 멤브레인 요소인 M3D4R를 사용하였다. 격자 형태의 그리드를 표현하기 위해서 강성이 매우 작은 멤브레인 요소에 Rebar를 합성하고 Rebar에 섬유그리드의 물성을 적용하였다.
- 모든 포장층에 3차원 2차 저감적분 고체요소인 C3D20R을 적용하였고, 섬유그리드에는 멤브레인 요소인 MBD4R을 적용하였다. 또한 섬유그리드를 최적으로 표현하기 위해서 극히 작은 강성을 갖는 멤브레인 요소에 Rebar를 합성하고 Rebar에 섬유그리드의 물성을 부여하였다.
- 본 연구에서는 표층 50mm, 접착층 30mm, 콘크리트 슬래브 220mm, 그리고 린 콘크리트 보조기층 150mm, 노상 800mm로 구성하여 Fig. 10과 같이 폭(y축) 3.6m, 길이(x축) 6m, 깊이(z축) 1.25m로 포장체를 모형화하였다. 슬래브는 줄눈을 중심으로 양쪽으로 3m씩 모형화였고 섬유그리드는 표층과 접착층 사이에 위치하도록 하였다.
- 섬유그리드 구간에서 23개, 일반 구간에서 19개, 총 42개 코어를 채취하였다. 육안으로 파손이 없는 위치에서 코어를 채취하였음에도 불구하고 주로 일반 구간에서 포장 내부가 파손되었거나 부착면이 분리된 시편이 확인되었다.
- 먼저 2007년에 시공된 한국도로공사 전주지사 관할의 호남선(Route 25)의 순천방향과 양산지사 관할의 남해선(Route 10)의 부산방향 섬유그리드 보강 아스팔트 덧씌우기 포장 구간의 PMS 자료를 확보하였다. 자료가 확보된 7개 구간 중 3개 구간은 재포장되었기 때문에 이들을 제외하고 2차로에만 섬유그리드가 시공된 2개 구간과 1차로와 2차로 모두에 섬유그리드가 시공된 2개 구간, 총 4개 구간을 섬유그리드 구간으로 선정하였다. 또한, 섬유그리드 구간 인근의 호남선 지선(Route 251)과 천안논산선(Route 25)에서 동일한 시기에 시공되어 포장구조가 섬유그리드 덧씌우기 포장과 동일하고 교통량, 기상조건 등이 유사한 일반 덧씌우기 포장 2개 구간을 비교구간으로 선정하였다.
- 콘크리트포장의 줄눈이 온도변화에 의해 움직일 때 상부의 아스팔트 덧씌우기층으로 전파되는 반사균열을 해석하였다. 해석 모형은 Fig. 10과 같이 피로균열 해석모형과 동일하게 폭 3.6m, 길이 6m(양쪽 슬래브 각 3m), 깊이 1.25m로 결정하고, 표층 50mm, 접착층 30mm, 콘크리트 슬래브 220mm, 린 콘크리트 보조기층 150mm, 노상 800mm로 모형화하였다. 섬유그리드는 표층과 접착층 사이에 위치하였으며, 양쪽 콘크리트 슬래브 사이의 초기 줄눈폭은 5mm로 가정하였다.
데이터처리
- 공용성 추적조사 결과, 섬유그리드 보강 아스팔트 덧씌우기 포장은 일반 아스팔트 덧씌우기 포장에 비해 반사균열을 저감할 수 있는 것으로 확인되었다. 이러한 섬유그리드 보강의 효과를 검증하기 위해서 범용 유한요소 프로그램인 ABAQUS를 사용하여 피로균열과 반사균열에 대한 해석을 수행하고 그 결과를 비교하였다.
이론/모형
- 또한 아스팔트 덧씌우기 포장의 피로균열은 하부에서 상부로 전파되므로 상향균열에 해당하는 Eq. (2)의 k모형을 적용하였다.
- 격자 형태의 그리드를 표현하기 위해서 강성이 매우 작은 멤브레인 요소에 Rebar를 합성하고 Rebar에 섬유그리드의 물성을 적용하였다. Fig. 12와 같이 양쪽 슬래브 사이의 줄눈의 움직임 때문에 덧씌우기층의 하부에서 상부로 전파되는 균열을 해석하기 위해서 부착면 모형(CZM : Cohesive Zone Model)을 사용하였다. 줄눈을 중심으로 하는 2개 슬래브 사이의 하중전달장치는 스프링으로 모형화하고 하중전달률이 약 85%가 되도록 스프링의 강성을 정의하였다.
- 본 연구에서 시간에 따른 응력이완계수 E(t)에는 ABAQUS에서 지원하는 Prony 급수 형태의 Generalized Maxwel 모형을 사용하였고(Tschoegl, 1989), 모형의 매개계수 Ei와 τi에는 Table 6과 같이 Kim and Buttlar(2009)의 연구를 참고하였다.
성능/효과
- 섬유그리드로 보강된 아스팔트 덧씌우기 포장과 일반 아스팔트포장에 대해서 Eq. (1)의 일반 아스팔트포장의 피로모형을 동일하게 적용할 경우 결과의 정확성이 떨어질 수 있지만 섬유그리드 보강 여부에 따라 해석모형으로부터 산출된 인장변형률이 다르므로 피로손상에 대한 단순한 비교는 가능할 것으로 판단되었다. 호남선(Route 25) AADT의 평균을 ESAL로 환산한 800대를 교통량으로 가정하고, 섬유그리드로 보강한 경우와 섬유그리드를 사용하지 않은 경우의 피로손상을 비교하였다.
- 1. 고속도로의 섬유그리드 덧씌우기 구간과 일반 덧씌우기 구간의 반사균열 개수를 비교한 결과, 중차량 비율이 높은 2차로에 시공된 그리드구간의 대부분이 차로에 관계없이 시공된 일반 덧씌우기 구간보다 반사균열이 적게 발생되었다. 하지만 반사균열은 주로 기온변화에 의한 기존 콘크리트 슬래브의 변형과 움직임 때문에 발생하므로 반사균열 개수와 교통량은 관계가 없는 것으로 판단되었다.
- 2. 고속도로 그리드구간과 일반구간의 IRI를 비교한 결과, 그리드 사용여부에 관계없이 1차로보다는 중차량이 많은 2차로의 IRI가 대체로 높게 나타났다. 그 영향으로 2차로에 주로 시공된 그리드구간의 IRI도 일반구간보다 크거나 비슷한 것으로 나타나 포장 평탄성에 미치는 섬유그리드의 영향은 정확하게 판단하기 어려웠다.
- 4. 기존 콘크리트포장을 섬유그리드로 보강하고 덧씌웠을 때가 그렇지 않은 경우보다 수명이 증진되는 것으로 나타났으며 탄소섬유그리드가 유리섬유그리드보다 효과가 큰 것으로 나타났다. 섬유그리드로 보강되지 않고 일반 13mm/PG 64-22의 아스팔트로 덧씌운 기존 콘크리트포장의 손상도가 모두 2년 안에 1에 가까워져 재시공이 필요해지는 것으로 나타났다.
- 5. 덧씌우기층 표면의 온도를 떨어뜨리면서 섬유그리드 보강에 따른 반사균열 발생여부를 확인한 결과, 슬래브 하부의 온도가 6℃ 내려가자 섬유그리드 사용에 상관없이 모든 경우에 접착층 하단에서 균열이 발생되기 시작하였고, 슬래브 하부의 온도가 9℃ 내려가자 섬유그리드를 사용하지 않은 경우에는 덧씌우기층 표면 근처까지 균열이 전파되었다. 유리섬유그리드를 사용한 경우는 10℃, 탄소섬유그리드를 사용한 경우는 12℃ 내려가자 덧씌우기층 표면까지 균열이 전파되었다.
- 하지만 섬유그리드를 사용하자 포장수명이 크게 증가하였으며 탄소섬유그리드의 효과가 유리섬유그리드보다 크게 나타났다. SMA 13mm(PG 64-22) 및 PSMA 13mm(PG 76-22)를 사용한 경우 밀입도 13mm(PG 64-22)를 사용했을 때보다 포장수명이 크게 증가하였으며 PSMA 13mm(PG 76-22)의 효과가 SMA 13mm(PG 64-22)보다 크게 나타났다. 결과적으로 탄소섬유그리드와 PSMA 13mm(PG 76-22)를 동시에 사용한 경우 포장수명이 가장 크게 증가한 것으로 나타났다.
- SMA 13mm(PG 64-22) 및 PSMA 13mm(PG 76-22)를 사용한 경우 밀입도 13mm(PG 64-22)를 사용했을 때보다 포장수명이 크게 증가하였으며 PSMA 13mm(PG 76-22)의 효과가 SMA 13mm(PG 64-22)보다 크게 나타났다. 결과적으로 탄소섬유그리드와 PSMA 13mm(PG 76-22)를 동시에 사용한 경우 포장수명이 가장 크게 증가한 것으로 나타났다.
- 공용성 추적조사 결과, 섬유그리드 보강 아스팔트 덧씌우기 포장은 일반 아스팔트 덧씌우기 포장에 비해 반사균열을 저감할 수 있는 것으로 확인되었다. 이러한 섬유그리드 보강의 효과를 검증하기 위해서 범용 유한요소 프로그램인 ABAQUS를 사용하여 피로균열과 반사균열에 대한 해석을 수행하고 그 결과를 비교하였다.
- 4는 섬유그리드 구간과 일반 구간의 IRI를 비교한 그래프이다. 대체로 중차량이 많이 통과한 2차로의 IRI가 1차로보다 컸으며, 이로 인하여 2차로에 주로 시공된 섬유그리드 구간의 IRI도 일반구간보다 약간 크거나 유사한 수준으로 나타났다. 섬유그리드가 중차량이 주로 통행하는 외측 차로 2차로에 주로 시공된 점을 감안할 때 이상의 결과로는 덧씌우기 포장의 평탄성에 미치는 섬유그리드 보강의 영향은 판단하기 어려웠다.
- 그 영향으로 2차로에 주로 시공된 그리드구간의 IRI도 일반구간보다 크거나 비슷한 것으로 나타나 포장 평탄성에 미치는 섬유그리드의 영향은 정확하게 판단하기 어려웠다. 러팅은 1차로보다 2차로에서 훨씬 컸고 그리드구간의 러팅은 일반구간보다 약간 작은 것으로 나타났다. 섬유그리드가 2차로에 주로 시공되었으며 그리드구간의 러팅이 작았기 때문에 섬유그리드 보강이 러팅을 감소시킨 것으로 보이지만 공용 수명의 차이 때문에 정확하게 판단할 수는 없었다.
- 8을 곱하여 계산하였다. 분석결과, 4개 구간 내 6개 차로의 섬유그리드 구간 모두 반사균열이 적게 발생한 반면 2개 구간 내 4개 차로의 일반 비교구간 중 2개 구간에서는 교통량에 상관없이 반사균열 개수가 많이 관찰되었다. 덧씌우기 포장의 반사균열은 주로 기온의 변화에 의해 기존 콘크리트 포장 슬래브의 변형과 줄눈의 움직임 때문에 발생하므로 반사균열의 개수와 교통량은 관계가 없는 것으로 판단되었다.
- 섬유그리드 구간의 파괴에너지는 평균 2.002N/mm으로 일반 구간의 1.414N/mm보다 컸고 항복점 이후의 변위도 6.421mm로 5.860mm의 일반 구간보다 크게 나타났다. 전단강성 역시 0.
- 기존 콘크리트포장을 섬유그리드로 보강하고 덧씌웠을 때가 그렇지 않은 경우보다 수명이 증진되는 것으로 나타났으며 탄소섬유그리드가 유리섬유그리드보다 효과가 큰 것으로 나타났다. 섬유그리드로 보강되지 않고 일반 13mm/PG 64-22의 아스팔트로 덧씌운 기존 콘크리트포장의 손상도가 모두 2년 안에 1에 가까워져 재시공이 필요해지는 것으로 나타났다. 섬유그리드를 사용하지 않더라도 SMA 13mm/PG 64-22 및 PSMA 13mm/PG 76-22의 고급 아스팔트를 표층에 시공하면 손상도가 1에 도달하는 시기가 늦추어지는 것으로 나타났다.
- 일반 13mm/PG 64-22의 아스팔트로 덧씌우더라도 섬유그리드를 사용하면 수명이 늘어났으며 탄소섬유그리드의 경우에는 효과가 더 크게 나타났다. 섬유그리드와 SMA 13mm/PG 64-22 및 PSMA 13mm/PG 76-22를 동시에 사용한 경우 포장수명이 급격하게 늘어났고 이 경우에도 탄소섬유그리드의 효과가 더 큰 것으로 나타났다.
- 본 연구에서는 실험에 앞서 온도 25℃, 습도 58%의 항온항습실에서 48시간동안 코어를 보관한 후 LISST 실험과 유사한 2mm/min의 재하속도를 사용하여 부착면에 10mm의 상대변위가 발생할 때까지 전단강도를 측정하였다. 실험 결과 Fig. 6에 보인 것과 같이 섬유그리드 보강 덧씌우기 구간과 일반 덧씌우기 구간에서 채취한 코어의 평균 부착전단강도는 각각 0.43MPa과 0.33Mpa로 측정되어 모두 본 연구와 유사한 실험방법인 LISST의 기준보다 큰 값을 보였다.
- 2는 섬유그리드 보강 덧씌우기 구간과 일반 덧씌우기 구간의 1km 당 발생한 반사균열의 개수를 그래프로 비교한 것이다. 아스팔트 컴파운드로 함침된 섬유그리드로 보강한 덧씌우기 구간의 상당 부분이 중차량 비율이 높은 2차로에 시공되었음에도 불구하고 일반 덧씌우기 구간에 비해 반사균열이 적게 발생된 것으로 나타났다.
- 표층 전체 깊이에 걸쳐 균열이 발생한 이후 온도에 따른 균열의 벌어진 폭도 섬유그리드를 사용한 경우가 그렇지 않은 경우보다 작게 나타났다. 이를 통해서 섬유그리드가 반사균열에 저항하는 것을 확인하였고, 특히 탄소섬유그리드의 효과가 큰 것으로 나타났다.
- 섬유그리드를 사용하지 않더라도 SMA 13mm/PG 64-22 및 PSMA 13mm/PG 76-22의 고급 아스팔트를 표층에 시공하면 손상도가 1에 도달하는 시기가 늦추어지는 것으로 나타났다. 일반 13mm/PG 64-22의 아스팔트로 덧씌우더라도 섬유그리드를 사용하면 수명이 늘어났으며 탄소섬유그리드의 경우에는 효과가 더 크게 나타났다. 섬유그리드와 SMA 13mm/PG 64-22 및 PSMA 13mm/PG 76-22를 동시에 사용한 경우 포장수명이 급격하게 늘어났고 이 경우에도 탄소섬유그리드의 효과가 더 큰 것으로 나타났다.
- 섬유그리드 보강 없이 밀입도 13mm(PG 64-22)의 아스팔트로 덧씌운 포장은 2년 이내에 손상도가 1에 도달하였다. 하지만 섬유그리드를 사용하자 포장수명이 크게 증가하였으며 탄소섬유그리드의 효과가 유리섬유그리드보다 크게 나타났다. SMA 13mm(PG 64-22) 및 PSMA 13mm(PG 76-22)를 사용한 경우 밀입도 13mm(PG 64-22)를 사용했을 때보다 포장수명이 크게 증가하였으며 PSMA 13mm(PG 76-22)의 효과가 SMA 13mm(PG 64-22)보다 크게 나타났다.
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