KR101487755B1 - 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트 및 이를 이용한 도로포장공법 - Google Patents

Abstract

본 발명은 아스팔트 바인더 75~95 중량%; 에폭시 수지 및 경화제 5~25 중량%;를 포함하는 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트 및 이를 이용한 도로포장공법을 제시함으로써, 강성이 증진되고, 강도 발현이 빠르며, 신속성 및 작업성이 개선되도록 한다.

Description

고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트 및 이를 이용한 도로포장공법{COMPOSITION OF ASPHALT AND PAVING METHOD THEREOF}

본 발명은 건설 재료 분야에 관한 것으로서, 상세하게는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트 및 이를 이용한 도로포장공법에 관한 것이다.

도로포장공법은 공용중인 도로의 교통차단을 전제로 하는 보수공사는 도로정체와 더불어 이용자의 많은 불편을 야기하므로, 주로 교통량이 적은 야간이나 새벽 시간에 시공이 이루어지고 있으며, 특히 공사 개시 후 3~5시간 내에 교통을 개방해야 하는바, 개질 아스팔트가 사용되고 경우에 따라서는 속경성이 있는 콘크리트가 사용된다.

개질 아스팔트는 고분자 계열의 첨가제를 혼합하여 제조한 아스팔트로서 고무, 플라스틱, LDPE, 섬유 등을 혼합하여 제조한 아스팔트이다.

속경성 콘크리트는 주로 초속경 시멘트, 에폭시, 라텍스 등의 성분을 첨가하여 빠르게 강도를 얻을 수 있는 콘크리트를 말한다.

그런데, 종래의 속경성 콘크리트 중, 에폭시를 혼합한 속경성 콘크리트의 경우 다음과 같은 단점이 있다.

첫째, 강도 발현 시간이 오래 걸리기 때문에 작업시간이 길어지고, 저온에서도 강도 발현이 미흡하여 겨울철 시공에 한계가 있다는 단점이 있으며, 온도에 의한 영향을 심하게 받아서 안정된 성능을 확보하는 것이 어렵다는 단점이 있다.

또한, 현장에서 에폭시를 혼합하기 위한 별도의 투입공정이 필요하다는 단점이 있다.

이러한 단점들은 도로의 교통체증을 유발하는 원인이 된다.

둘째, 혼합한 에폭시 성분이 아스팔트 바인더의 성분과 친화성이 약하기 때문에 콘크리트의 내구성이 저하되는 단점이 있다.

셋째, 종래의 속경성 콘크리트는 가격이 고가이고, 시공 시 작업성 확보가 어려워서 시공 후에 재보수를 해야하는 경우가 자주 발생하는 단점이 있다.

본 발명은 상기와 같은 문제점을 해결하기 위하여 도출된 것으로서, 강성이 증진되고, 강도 발현이 빠르며, 신속성 및 작업성이 개선된 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트 및 이를 이용한 도로포장공법을 제공하는 것을 그 목적으로 한다.

상기 과제의 해결을 위하여, 본 발명은 아스팔트 바인더 75~95 중량%; 에폭시 수지 및 경화제 5~25 중량%;를 포함하는 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트를 제시한다.

상기 에폭시 수지 및 경화제는 에폭시 수지 60~80 중량%; 경화제 20~40 중량%;를 포함하는 것이 바람직하다.

상기 에폭시 수지는 고형 에폭시로서, 분자량이 400~7500이며, 탄소와 산소의 환상구조인 것이 바람직하다.

상기 에폭시 수지는 변형 비스페놀 A형 또는 그리시딜 에스테르기 중 어느 하나 또는 2 이상의 혼합물인 것이 바람직하다.

상기 경화제는 3원 공중합체로서, 에틸렌 25~85 중량%; n-butylarylate 또는 methacrylate 중 어느 하나 또는 2 이상의 혼합물 14~66 중량%; glycidyl acrylate 또는 glycidyl methacrylate 중 어느 하나 또는 2 이상의 혼합물 1~ 28 중량;를 포함하는 것이 바람직하다.

상기 경화제는 분자 단부에 glycidyl그룹을 형성하도록 제조된 것이 바람직하다.

상기 아스팔트 콘크리트는 입자의 크기가 5~19mm인 골재;를 포함하는 것이 바람직하다.

본 발명은 상기 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트를 이용한 도로포장공법으로서, 상기 아스팔트 바인더, 에폭시 수지 및 경화제, 골재를 혼합하여 상기 아스팔트 콘크리트를 제조하는 아스팔트 콘크리트 제조단계; 상기 아스팔트 콘크리트를 표층의 상부에 타설하여 도로를 형성하는 도로 포장단계;를 포함하는 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트를 이용한 도로포장공법을 함께 제시한다.

상기 아스팔트 콘크리트 제조단계에서, 상기 아스팔트 바인더의 가열온도는 120~150℃이고, 상기 골재의 가열온도는 150~180℃인 것이 바람직하다.

본 발명은 강성이 증진되고, 강도 발현이 빠르며, 신속성 및 작업성이 개선된 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트 및 이를 이용한 도로포장공법을 제시한다.

도 1 내지 도 12는 본 발명에 의한 아스팔트 콘크리트의 성능을 검증하기 위한성능시험 결과를 도시한 것으로서,
도 1은 고형화 에폭시를 도시한 도면(왼쪽 : 에폭시, 오른쪽 : 경화제).
도 2는 아스팔트 콘크리트의 양생 조건에 따른 공극율 변화를 도시한 그래프.
도 3은 아스팔트 콘크리트의 역학적 특성 평가 방법을 도시한 도면.
도 4는 마샬안정도 시험결과를 도시한 그래프.
도 5는 간접 인장강도 시험결과를 도시한 그래프.
도 6은 접착강도 시험 방법을 도시한 도면.
도 7은 접착강도 시험결과를 도시한 그래프.
도 8은 잔류안정도 시험결과를 도시한 그래프.
도 9는 잔류인장강도 시험결과를 도시한 그래프.
도 10은 동적안정도 시험결과를 도시한 그래프.
도 11은 휨 변형 시험결과를 도시한 그래프.
도 12는 온도에 따른 탄성계수를 비교한 그래프.
도 13 내지 도 70은 본 발명에 의한 아스팔트 콘크리트의 성능을 검증하기 위한 모델링 결과를 도시한 것으로서,
도 13은 전체 모델링 결과, 상면을 도시한 도면.
도 14는 전체 모델링 결과, 하면을 도시한 도면.
도 15는 횡방향 하중 패턴에 따른 하중 구분을 도시한 도면,
도 16은 종방향 하중 패턴 LD1에 따른 하중 구분을 도시한 도면.
도 17은 종방향 하중 패턴 LD2에 따른 하중 구분을 도시한 도면.
도 18 내지 도 20은 아스팔트 콘크리트와 강재 데크를 도시한 도면.
도 21, 22는 MD-1-10인 경우 (E = 21,000 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 23, 24는 MD-1-50인 경우 (E = 4,200 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 25, 26은 MD-1-100인 경우 (E = 2,100 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 27, 28은 MD-1-200인 경우 (E = 1,050 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 29, 30은 MD-1-500인 경우 (E = 420 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 31, 32는 MD-2-10 인 경우 (E = 21,000 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 33, 34는 MD-2-50 인 경우 (E = 4,200 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 35, 36은 MD-2-100 인 경우 (E = 2,100 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 37, 38은 MD-2-200 인 경우 (E = 1,050 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 39, 40은 MD-2-500 인 경우 (E = 420 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 41, 42는 실험 데이터를 적용한 MD-1-17인 경우 (E = 11,935 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 43, 44는 실험 데이터를 적용한 MD-1-44인 경우 (E = 4,732 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 45, 46은 실험 데이터를 적용한 MD-1-74인 경우 (E = 2,835 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 47, 48은 실험 데이터를 적용한 MD-1-500인 경우 (E = 420 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 49, 50은 실험 데이터를 적용한 MD-1-1265인 경우 (E = 166 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 51, 52는 MD-2-17 인 경우 (E = 11,935 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 53, 54는 MD-2-44 인 경우 (E = 4,732 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 55, 56은 MD-2-74 인 경우 (E = 2,835 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 57, 58은 MD-2-500 인 경우 (E = 420 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 59, 60은 MD-2-1265 인 경우 (E = 166 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 61은 MD-1-10인 경우 (E = 21,000 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 62는 MD-1-50인 경우 (E = 4,200 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 63은 MD-1-100인 경우 (E = 2,100 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 64는 MD-1-200인 경우 (E = 1,050 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 65는 MD-1-500인 경우 (E = 420 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 66은 MD-2-10인 경우 (E = 21,000 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 67은 MD-2-50인 경우 (E = 4,200 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 68은 MD-2-100인 경우 (E = 2,100 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 69는 MD-2-200인 경우 (E = 1,050 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.
도 70은 MD-2-500인 경우 (E = 420 MPa) 해석 결과를 도시한 도면.

이하, 첨부표를 참조하여 본 발명의 실시예에 관하여 상세히 설명한다.

본 발명에 의한 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트는 아스팔트 바인더 75~95 중량%; 에폭시 수지 및 경화제 5~25 중량%;를 포함하여 구성된다는 점에 특징이 있다.

표 1은 위의 조성물의 구성성분의 배합비를 나타낸 것이다.

즉, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 아스팔트 바인더에 에폭시 수지를 위의 배합비에 따라 혼입함으로써, 종래의 개질 아스팔트 및 속경성 콘크리트에 비하여 다음과 같은 장점을 얻을 수 있다.

첫째, 종래의 개질 콘크리트에 비하여 강성이 증대된다는 장점이 있다.

따라서, 도로의 보수 작업 시 포장의 두께를 줄일 수 있으므로 하중을 경감할 수 있어서, 안정적이고 우수한 강성의 구조물을 확보할 수 있다.

또한, 종래의 개질 콘크리트에 비하여 강성뿐 아니라, 소성 변형 저항성이 우수하기 때문에 도로 포장의 보수작업 후에도 다시 재보수 작업을 해야하는 종래의 문제점을 해결할 수 있다.

둘째, 종래의 속경성 콘크리트에 비하여 작업시간을 단축시킬 수 있고, 온도 변화에 민감하지 않아서 작업성을 확보할 수 있다는 장점이 있다.

즉, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 초속경으로서, 강도 발현 시간을 효과적으로 단축시킬 수 있다.

또한, 종래의 속경성 콘크리트는 에폭시를 혼입할 경우, 현장에서 에폭시를 혼합하기 위한 별도의 투입공정이 필요한 반면, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 고형 에폭시를 사용함으로써 현장에서 별도의 계량없이 바로 투입이 가능하다,

더불어, 종래의 속경성 콘크리트는 저온에서 강도 발현이 미흡하여 겨울철 시공에 한계가 있는 반면, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 고형 에폭시가 온도의 영향을 받지 않으므로 저온에서도 작업성을 확보할 수 있다.

따라서, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 강도 발현시간이 짧고 및 작업시간을 단축시킬 수 있으므로, 강상판 교량, 콘크리트 교량, 교차로, 고가도로, 버스전용차선 등과 진동하중이 작용하는 장소 등에서 도로의 보수작업이 가능하며, 특히 조기 교통개방이 필요한 특수개소에서 효과적으로 적용이 가능하여, 교통체증을 최소화하는 효과를 얻을 수 있다.

셋째, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 아스팔트 바인더와 혼합한 에폭시 성분의 친화성이 매우 우수하여 콘크리트의 내구성을 향상시킬 수 있는 장점이 있다.

본 발명에서는 원유 아스팔트 바인더의 성분 중, 레진 및 오일과 친화성을 갖는 에폭시 수지를 혼합하기 위하여, 아스팔트 바인더의 성분 분석을 통해 레진과 오일을 보강할 수 있는 성분으로 에폭시 수지를 제조하였다.

따라서, 아스팔트 바인더와 에폭시 수지의 친화성이 증대되어, 아스팔트 포장의 내구성 및 안정성을 향상시킬 수 있는 것이다.

한편, 또한, 에폭시 수지 및 경화제는 에폭시 수지 60~80 중량%; 경화제 20~40 중량%;를 포함하여 구성된다.

표 2는 에폭시 수지 및 경화제의 배합비를 나타낸 것이다.

앞서 설명한 바와 같이, 본 발명의 아스팔트 혼합물은 아스팔트 바인더와의 친화성을 향상시키기 위하여, 아스팔트 바인더의 구성 성분 중, 레진과 오일을 보강할 수 있는 성분으로 에폭시를 제조하였다.

즉, 본 발명의 에폭시 수지는 고형 에폭시로서, 분자량이 400~7500이며, 탄소와 산소의 환상구조인 것을 특징으로 한다.

또한, 에폭시 수지는 아스팔트 바인더와의 친화성을 증대하기 위하여, 변형 비스페놀 A형과 그리시딜 에스테르기로 형성된 것이 특징이다

위의 변형 비스페놀 A형과 그리시딜 에스테르기가 선형타입으로 아스팔트 바인더의 오일과 반응하여 쉽게 혼합되는 것이다.

그리고 본 발명의 에폭시 수지는 고형 에폭시가 사용된 이유 및 그에 따른 장점은 다음과 같다.

일반적으로, 에폭시와 아스팔트를 혼합하여 형성하는 에폭시 아스팔트 사용하는 에폭시 레진은 액상화 형태이다.

하지만, 에폭시 레진은 짧은 가사시간으로 인해 시공 시, 작업시간에 제약을 받으며, 초기 강도에 발현이 늦어 충분한 양생시간이 필요하다는 단점이 있다.

또한, 액상화 에폭시 레진은 상온에서 높은 점도 특성을 가지고 있어 취급이 어렵고, 에폭시 아스팔트 혼합물 제조 시, 점도를 낮추기 위해서 별도로 가열하여 사용해야 하는 불편한 단점이 있으며, 혼합물의 온도를 낮추어 품질상의 문제가 발생하고 있다.

따라서, 본 발명에서는 이러한 액상형 에폭시 레진의 단점을 해결하기 위해 도 1에 도시된 바와 같이, 고형화 에폭시 레진을 사용한 것이다.

이와 같이, 고형화 에폭시를 사용함에 따라 얻을 수 있는 장점으로는 첫째, 최소 3시간 이상의 가사시간을 확보할 수 있다.

둘째, 별도의 가열 공정이 필요하지 않고, 일정한 양으로 계량되어 제조되기 때문에 현장에서 별도의 계량없이 바로 투입이 가능하므로 작업성을 향상시키고, 작업시간을 단축시킬 수 있다는 장점이 있다.

셋째, 액상타입의 에폭시의 경우에는, 저온에서 혼합물 온도에 영향을 받지만, 고형 에폭시의 경우에는 온도의 영향이 전혀 없으므로 저온에서도 작업이 용이하다는 장점이 있다.

넷째, 고형 에폭시를 사용할 경우, 초기강도 발현이 신속하여 포장온도 50℃ 이하에서 교통 개방이 가능하므로, 신속한 보수작업이 가능하고, 아스팔트 혼합물의 품질성을 향상시킬 수 있다는 장점이 있다.

또한, 본 발명의 경화제는 3원 공중합체로서, 에틸렌 25~85 중량%; n-butylarylate 또는 methacrylate 중 어느 하나 또는 2 이상의 혼합물 14~66 중량%; glycidyl acrylate 또는 glycidyl methacrylate 중 어느 하나 또는 2 이상의 혼합물 1~ 28 중량;를 포함하여 구성된다.

표 3은 경화제의 구성성분의 배합비를 나타낸 것이다.

또한, 경화제는 분자 단부에 glycidyl그룹을 형성하도록 제조된 것을 특징으로 한다.

한편, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 입자의 크기가 5~19mm인 골재가 더 혼입되는 것이 특징이다.

다음으로, 본 발명의 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트를 이용한 도로포장공법에 대하여 설명한다.

먼저, 위의 아스팔트 바인더, 에폭시 수지 및 경화제, 골재를 혼합하여 본 발명의 아스팔트 콘크리트를 제조하는 아스팔트 콘크리트 제조단계가 이루어진다.

여기서, 아스팔트 바인더의 가열온도는 120~150℃이고, 골재의 가열온도는 150~180℃인 것을 특징이다.

또한, 에폭시 수지와 경화제는 별도의 가열공정이 필요하지 않다.

제조한 아스팔트 콘크리트를 도로 표층의 상부에 타설하여 도로를 형성하는 도로 포장단계가 이루어진다.

앞서 설명한 바와 같이, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 현장에서 아스팔트 바인더에 에폭시를 투입하기 위한 공정의 번거로움을 단축시킬 수 있으므로, 작업이 용이하고 신속한 보수 작업이 가능하며, 고강성의 도로 구조물을 확보할 수 있다는 장점이 있다.

이하, 본 발명의 효과를 알아보기 위한 실험예에 관하여 설명한다.

먼저, 고형화 에폭시 레진을 사용하여 양생온도와 양생시간을 변화시켜 혼합한 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 공극율을 측정하여 작업성 및 다짐도를 평가하는 성능시험을 하였다.

또한, 고형화 에폭시 레진을 사용한 본 발명의 아스팔트 콘크리트, 개질 SMA 아스팔트 혼합물, 구스 아스팔트 혼합물에 대하여 역학시험을 수행하여 교면 표장용 아스팔트 혼합물의 성능을 비교,평가하였다.

앞서 설명한 바와 같이, 본 발명에서는 액상형 에폭시 레진의 단점을 해결하기 위하여 고형화 에폭시를 혼합한 아스팔트 콘크리트를 제시하고 있다.

여기서, 액상형 에폭시 레진과 비교하여 열 연화성인 고형화 에폭시 레진의 사용량은 전체 아스팔트 함량 대비 15%만을 사용하였다.

또한, 고형화 에폭시를 사용함으로써 아스팔트 콘크리트의 생산 전, 에폭시 레진의 점도를 낮추기 위하여 필요한 가열 절차를 필요로 하지않아 현장 시공성을 향상시킬 수 있고, 취급이 편리하며, 에폭시 특유의 자극적인 악취가 없어서 작업성을 높일 수 있다는 장점이 추가된다.

표 4는 타사 제품과 본 발명의 성능시험시 사용한 에폭시 레진을 비교한 것이다.

다음으로, 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 성능시험을 위하여, 아스팔트 콘크리트를 형성하기 위한 설계 입도 및 배합설계에 대하여 설명한다.

표 5는 아스팔트 콘크리트에 대한 강도와 역학적 성능을 평가하기 위해 사용한 혼합물의 설계 입도와 개질 SMA 혼합물과 구스아스팔트 혼합물에 대한 설계입도를 나타낸 것이다.

표 6은 배합설계 결과, 세 가지 아스팔트 혼합물에 사용한 아스팔트의 성분비와 최적아스팔트 함량을 나타낸 것이다.

표 6에서 알 수 있듯이, 아스팔트 콘크리트에서 초기 강도 발현을 위해 30%에 에폭시 레진을 사용하던 혼합비를 열 연화성인 고형화 에폭시 레진의 특성을 고려하여 15%로 감소하여 사용하였다.

그리고 최적아스팔트 함량은 구스 아스팔트 혼합물이 8.5%로 가장 높은 것으로 나타났으며, 개질 SMA 아스팔트 혼합물이 5.0%로 가장 낮은 아스팔트 함량을 나타내었다.

다음으로, 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 양생 조건에 따른 공극률 변화를 시험한 결과를 제시한다.

고형화 에폭시를 사용한 아스팔트의 양생온도와 양생시간을 변화시켜 혼합한 아스팔트 콘크리트의 공극율 변화를 측정하여 아스팔트 콘크리트의 작업성을 평가하였다.

아스팔트 콘크리트의 양생조건에 따른 공극율 변화를 측정하기 위해 4 가지의 양생시간 (0, 1, 2, 3 시간)과 3 가지 양생온도 (120℃, 140℃, 160℃)을 선택하여 각각의 양생조건에서 휠트래킹 시험용 공시체를 제작하여 공극율을 측정하여 비교하였다.

도 2는 각각의 서로 다른 양생조건에서 아스팔트 콘크리트의 공극율 변화를 나타낸 것이다.

도 2에서 확인할 수 있듯이, 동일한 양생시간에서 양생온도가 높을 경우 공극율이 낮은 것으로 나타났다.

이는 양생온도가 높을수록 아스팔트 콘크리트의 다짐이 효과적인 좋은 것으로 판단된다.

그러나 120℃, 140℃의 양생온도에서 초기 1시간 동안 아스팔트 콘크리트의 공극율이 증가하는 반면 160℃의 양생온도에서 양생기간을 증가에 공극율에 변화가 크지 않은 것으로 나타났다.

따라서, 아스팔트 콘크리트에 가사시간은 양생온도와 양생시간에 모두 영향을 받는 것으로 나타났다.

전반적으로 고형화 에폭시 레진을 사용한 아스팔트 콘크리트는 120℃~160℃ 온도범위에서 3시간 동안 설계 공극율인 4% 이하로 다짐작업이 가능한 것으로 나타나 15%에 고형화 에폭시 레진을 사용할 경우 충분한 가사시간을 확보할 수 있음을 확인하였다.

다음으로, 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 역학적 특성에 대한 기본 물성과 이에 따른 효과를 검증한 결과를 제시한다.

본 발명의 아스팔트 콘크리트를 교면포장에 사용할 경우, 역학적 특성을 평가하기 위해 도 3에 도시된 바와 같이, 다양한 온도조건과 하중조건에서 아스팔트 콘크리트의 공학적, 역학적 특성을 종합적 평가하였다.

먼저, 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 기본적인 강도를 측정하기 위해 마샬 안정도 시험을 수행하였으며, 상온에서 균열저항성을 평가하기 위해 간접 인장강도 시험을 수행하였다.

교면포장에 주로 사용하는 아스팔트 콘크리트의 특성상, 강상판 또는 콘크리트 상판과 부착성능을 평가하기 위해 접착강도 시험을 수행하였으며 반복적인 차량하중으로 인한 피로균열과 온도변화에 따른 강성변화를 평가하기 위해 밴딩빔 시험과 탄성계수 시험을 각각 수행하였다.

또한, 여름철에 주로 발생하는 소성변형으로부터 저항성을 평가하기 위해 휠트래킹 시험을 수행하였다.

강우나 강설시 교면포장과 접촉하는 수분으로 인한 파손 저항성을 평가하기 위하여 잔류안정도와 잔류 간접인장강도 시험을 수행하였다.

먼저, 마샬 안정도의 시험결과는 다음과 같다.

마샬 안정도는 60°C 항온수조에서 30분 동안 수침한 후 공시체를 50.8 mm/min의 재하속도로 하중을 가할 때 공시체가 파괴 될 때의 최대 압축 하중을 의미한다.

도 4는 아스팔트 콘크리트와 개질 SMA 아스팔트 혼합물의 마샬 안정도 결과를 비교한 것이다.

도 4에서 알 수 있듯이 아스팔트 콘크리트의 마샬안정도는 개질 SMA 아스팔트 혼합물보다 2 배 이상 큰 것으로 나타났다.

일본 Honshu-Shioku 교량의 교면포장에 사용한 아스팔트 콘크리트의 마샬안정도 성능기준은 19.6kN으로 이상으로 규정하였다.

따라서, 아스팔트 콘크리트의 마샬안정도는 이 성능기준을 만족하는 것으로 나타났으나 개질 SMA 아스팔트 혼합물의 마샬안정도는 이 성능기준을 만족하지 못하는 것으로 나타났다.

본 발명의 아스팔트 콘크리트의 간접인장강도의 시험결과는 다음과 같다.

간접인장강도는 25°C 항온 챔버에서 2시간 동안 보관 후 공시체를 50.8 mm/min의 재하속도로 하중을 가할 때 공시체가 파괴 될 때의 최대 압축 하중을 의미한다.

간접인장강도는 상온에서 균열 발생 가능성을 예측하는데 사용한다.

도 5은 에폭시 아스팔트 혼합물, 개질 SMA 아스팔트 혼합물, 구스 아스팔트 혼합물의 간접인장강도를 결과를 비교하여 도시한 것이다.

도 5에서 알 수 있듯이, 구스 아스팔트 혼합물의 간접인장강도가 가장 큰 것으로 나타났으며 개질 SMA 아스팔트 혼합물이 가장 작은 간접인장강도를 나타내었다.

본 발명에서 제시하는 아스팔트 콘크리트의 접착강도 시험결과는 다음과 같다.

접착강도 시험은 교면포장에 아스팔트 혼합물의 가장 중요한 성능에 한 가지인 교면상판과 아스팔트 혼합물 사이에 접착성능을 평가하는 것이다.

접착강도시험은 도 6에 도시된 바와 같이, 마샬 다짐된 공시체의 위 아래에 강판을 접착시킨 후 50.8 mm/min의 재하속도로 하중을 가하여 접착강도를 측정하였다.

도 7은 에폭시 아스팔트 혼합물, 개질 SMA 아스팔트 혼합물, 구스 아스팔트 혼합물의 접착강도를 결과를 비교하여 도시한 것이다.

도 7에 도시된 바와 같이, 구스 아스팔트 혼합물의 접착강도가 가장 큰 것으로 나타났으며 개질 SMA 아스팔트 혼합물이 가장 작은 접착강도를 나타내었다.

일본 “Waterproof Manual”에서는 교면포장용 아스팔트 혼합물의 접착강도에 대한 성능기준을 0.6MPa이상으로 규정하고 있다.

따라서, 본 발명에서 제시하는 아스팔트 콘크리트, 개질 SMA 아스팔트 혼합물, 구스 아스팔트 혼합물은 일본에 교면포장 재료의 접착강도 성능기준을 모두 만족하는 것으로 나타났다.

본 발명에서 제시하는 아스팔트 콘크리트의 수분민감도 검증시험 결과는 다음과 같다.

수분민감도는 잔류안정도와 잔류인장강도 시험결과를 통하여 평가하였다. 잔류안정도는 60°C 항온수조에서 30분 동안 수침한 후 공시체의 안정도를 60°C 항온수조에서 48시간 동안 수침한 후 공시체의 안정도로 나누어 백분율로 계산한다.

도 8은 에폭시 아스팔트 혼합물과 개질 SMA 아스팔트 혼합물의 안정도와 잔류안정도를 비교하여 도시한 것이다.

도 8에서 알 수 있듯이, 본 발명에서 제시하는 에폭시 아스팔트 혼합물과 개질 SMA 아스팔트 혼합물의 잔류안정도는 95.5%와 97.0%로 계산되었다.

일반적으로 일본에서는 교면포장에 사용하는 아스팔트 포장 재료의 잔류 안정도는 75%이상을 유지해야 한다고 추천하고 있다.

잔류인장강도는 간접인장강도는 25°C 항온 챔버에서 2시간 동안 보관 후 공시체의 간접인장강도와 1회의 동결(-16°C 에서 16시간)과 융해(60°C 항온 수조에서 24시간) 과정을 거쳐 25°C 항온수조에서 2시간 동안 안정화 후 공시체의 간접인장강도를 나누어 백분율로 계산한다.

도 9는 에폭시 아스팔트 혼합물과 개질 SMA 아스팔트 혼합물의 간접인장강도와 잔류간접인장강도를 비교한 것이다.

도 9에 도시된 바와 같이, 에폭시 아스팔트 혼합물과 개질 SMA 아스팔트 혼합물의 잔류간접인장강도는 96.0%와 91.0%로 계산되었다.

잔류안정도와 잔류인장강도에 결과에 의하면 에폭시 아스팔트 혼합물은 수분에 대한 손상에 매우 우수한 저항성을 보여주는 것으로 평가되었다.

본 발명의 아스팔트 콘크리트의 소성변형저항성을 평가한 시험결과는 다음과 같다.

소성변형저항성을 평가하기 위하여 60°C에서 5시간 휠트래킹 시험을 수행하여 동적안정도를 측정하였다.

도 10은 에폭시 아스팔트 혼합물, 개질 SMA 아스팔트 혼합물, 구스아스팔트 혼합물의 동적안정도를 측정한 것이다.

도 10에 도시된 와 같이, 에폭시 아스팔트 혼합물의 동적안정도가 6,300회/mm로 가장 큰 것으로 나타났으며 구스아스팔트 혼합물의 동적안정도가 350회/mm로 가장 작은 것으로 나타났다.

일본 Honshu-Shikoku 교량의 교면포장에 사용한 에폭시 아스팔트 혼합물의 동적안정도 성능기준은 5,000회/mm 이상으로 규정하였다.

따라서, 에폭시 아스팔트 혼합물의 안정도는 이 성능기준을 만족하는 것으로 나타났으나 개질 SMA 아스팔트 혼합물과 구스아스팔트 혼합물의 동적안정도는 이 성능기준을 만족하지 못하는 것으로 나타났다.

특히, 구스아스팔트 혼합물의 경우 너무 낮은 동적안정도를 보여 소성변형에 매우 취약할 것으로 평가된다.

본 발명의 아스팔트 콘크리트의 저온균열저항성을 평가한 시험결과는 다음과 같다.

저온균열저항성은 -10°C에서 밴딩빔 시험을 수행하여 휨 변형을 측정하여 평가하였다.

도 11은 에폭시 아스팔트 혼합물, 개질 SMA 아스팔트 혼합물, 구스 아스팔트 혼합물의 휨 변형을 측정한 결과를 도시한 것이다.

일본 Honshu-Shioku 교량의 교면포장에 사용한 에폭시 아스팔트 혼합물의 휨 변형 성능기준은 5.0×10-3 이상으로 규정하고 있으며 구스아스팔트 혼합물의 휨 변형 성능기준은 8.0×10-3 이상으로 규정하고 있다.

따라서, 에폭시 아스팔트 혼합물과 구스아스팔트 혼합물 모두 성능기준을 만족하는 것으로 나타났다.

본 발명의 아스팔트 콘크리트의 온도 감온성을 평가한 시험결과는 다음과 같다.

온도에 대한 에폭시 아스팔트 혼합물의 감온성을 평가하기 위하여 5°C, 25°C, 40°C에서 각각 탄성계수를 측정하였다.

도 12는 온도변화에 따른 에폭시 아스팔트 혼합물, 개질 SMA 아스팔트 혼합물, 구스아스팔트 혼합물의 탄성계수 값을 나타낸 것이다.

도 12에서 알 수 있듯이, 온도변화에 따른 구스 아스팔트 혼합물의 탄성계수의 기울기가 가장 완만한 곳으로 나타났다.

최근 국내에서는 장대교량의 시공이 증가하고 있으며 다양한 교면포장 기술을 적용하고 있다.

하지만, 현재 교면포장에 사용하고 있는 아스팔트 포장에서 조기파손에 대한 문제점이 제기되고 있어 공용성능이 우수한 교면포장용 아스팔트 포장 재료의 사용이 요구되고 있다.

위와 같이, 본 발명에서 제시하는 아스팔트 콘크리트의 성능 및 그에 따른 효과를 검증하기 위하여, 본 시험에서는 교면 포장용으로 개발한 고형 에폭시 레진을 사용한 에폭시 아스팔트 혼합물의 공학적, 역학적 특성을 평가하였다.

다양한 온도조건과 하중조건에서 수행한 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 시험결과로부터 다음과 같은 효과를 얻을 수 있음을 확인하였다.

첫째, 고형 에폭시 레진은 가사시간을 3시간 이상 유지할 수 있는 것으로 나타나 현장에서 에폭시 아스팔트 포장을 시공할 경우 폭넓은 작업성과 우수한 다짐도를 확보 할 수 있을 것으로 판단된다.

둘째, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 시험체 중, 가장 높은 마샬 안정도값을 나타내었으며 일본 Honshu-Shioku 교량의 교면포장에 사용한 에폭시 아스팔트 혼합물의 마샬 안정도 성능기준 만족하는 것으로 나타났다.

셋째, 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 접착력은 일본 “Waterproof Manual”에서는 교면포장용 아스팔트 혼합물의 접착강도에 대한 성능기준을 만족하는 것으로 나타나 높은 접착력을 요구하는 교면포장 재료로 적합하다는 것을 알 수 있다.

넷째, 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 수분민감도는 90%에 잔류 안정도와 잔류 간접인장강도를 나타내어 수분에 대한 손상에 매우 우수한 저항성을 나타내는 것으로 평가된다.

다섯째, 본 발명의 아스팔트 콘크리트는 가장 높은 동적 안정도를 나타내었으며 일본 Honshu-Shioku 교량의 교면포장에 사용한 에폭시 아스팔트 혼합물의 동적안정도 성능기준을 만족하는 것으로 나타났다.

따라서, 고온에서 차량하중이 연속적으로 작용하여 발생하는 소성변형에 매우 우수하다는 것을 알 수 있다.

여섯째, 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 저온균열저항성 및 온도 감온성은 일본 Honshu-Shioku 교량의 교면포장에 사용한 에폭시 아스팔트 혼합물의 성능기준을 모두 만족하는 것으로 나타났다.

이하, 본 발명의 효과를 알아보기 위한 3차원 모델링예에 관하여 설명한다.

MIDAS 프로그램을 이용하여 차량하중 재하시, 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 거동을 3차원 유한요소로 모델링 하였다.

또한, 아스팔트 콘크리트와 강재 데크의 거동을 분석하여 전단응력을 포함한 발생응력을 검토하였고, 이에 따른 발생변위의 거동을 검토하였다.

3차원 유한요소 해석 시, 상부 포장의 탄성계수 값을 온도의 변화를 고려하여 설정하였으며, 이를 위해 강재의 탄성계수와 본 발명의 아스팔트 콘크리트의 탄성계수 사이에 온도의 변화를 고려한 'n'이라는 매개변수를 도입하여 5개의 계수비를 통하여 검토하였다.

즉, n = 10, 50, 200, 500으로 산정하였으며, 이는 각각의 온도가 0℃, 35℃, 45℃, 58℃, 70℃의 경우에 해당된다.

하중조건과 본 발명의 아스팔트 콘크리트에 적용한 탄성계수(210,000/n)에 따른 각각의 모델은 표 7에 나타낸 바와 같다.

표 8은 모델링 방법을 나타낸 것이다.

Web, Diaphragm, U-rib은 Plate요소, 상부 강재 데크, 포장은 Solid요소로 분류되며, 요소 사이즈는 50 × 50mm이다.

모델링 시 거더는 3m 간격을 총 15m인 6개의 교직방향 diaphragm을 포함하고 있다.

각 diaphragm은 10mm 두께로 모델링 하였고, web 부분도 동일두께로 모델링 하였고, U-rib의 경우 8mm로 모델링 하였다.

포장층은 총 50mm(두께 10mm × 5층)를 적용하였고, 상부 강재 데크는 14mm 두께로 모델링 하였다.

표 9는 경계 조건을 나타낸 것이다.

도 13은 전체 모델링 결과, 상면을 도시한 것이고, 도 14는 하면을 도시한 것이다.

모델링 시, 적용하중은 다음과 같이 산정하였다.

차량하중의 경우, 차량 축하중은 94.08kN, 충격계수(1.3)을 고려한 차량하중은 122,3kN (94.08 × 1.3 = 122.3kN), 적용하중은 0.922MPa (122.3 / (0.577 × 0.230 = 922kPa)이다.

차량하중의 적용방법은, 접지면적(0.577 × 0.230)에 차량하중을 적용하여 응력 및 변위를 검토하였다.

하중산정 및 조합은 다음과 같이 하였다.

적용된 하중 케이스는 우선 지점조건에 따라 hanger point가 없는 경우(MD-1)와 있는 경우(MD-2)로 구분된다.

그리고 횡방향 하중 패턴에 따라 TD(Transverse Direction)1와 TD2로 나누었다.

또한, 종방향 하중패턴에 따라 LD(Longitudinal Direction)1, LD2, LD3로 구분되었다.

TD1와 TD2는 1.8m의 간격으로 두 개의 바퀴하중을 적용할 때 횡방향의 하중 작용 위치에 따른 하중 케이스이다.

TD1은 두 바퀴의 재하위치가 각각 U-rib의 중앙에 작용하는 경우이고, TD2는 재하된 두 바퀴의 위치가 U-rib을 중심으로 steel deck에 작용하는 경우이다.

LD1~LD3는 각각 차량하중이 Diaphragm 간의 1/2 지점에 작용할 때, Diaphragm 간의 1/4 지점에 작용할 때 그리고 Diaphragm 지점에 작용하는 경우이다.

이상의 횡방향 재하조건과 종방향 재하조건을 고려하여 MD-1과 MD-2 각각 6가지 경우의 하중케이스가 발생하는데 이중 가장 큰 응력이 발생하는 하중 케이스를 선택하여 포장층의 내부응력을 검토하였다.

도 15는 횡방향 하중 패턴 따라 나누어진 TD1과 TD2를 도시한 것으로서, TD1은 Loadcase 1(Two wheels), TD2는 Loadcase 2(Two wheels)를 의미하며, 횡방향 하중 재하시 위치의 이동에 따른 하중 구분을 나타낸 것이다.

도 16은 종방향 하중 패턴으로 분류된 LD1을 도시한 것으로서, 종방향 하중 재하시 위치의 이동에 따른 하중 구분을 나타낸 것이다.

도 17은 종방향 하중 패턴으로 분류된 LD2를 도시한 것으로서, 종방향 하중 재하시 위치의 이동에 따른 하중 구분을 나타낸 것이다.

도 18 내지 20은 본 발명의 아스팔트 콘크리트와 강재 데크의 모델링 결과를 나타낸 것이다.

표 10 및 표 11은 TY Lin 해석에 의한 기존 보고서의 검토 결과를 나타낸 것으로서, 표 10은 MD-1 모델의 해석 결과를 나타낸 것이고, 표 11은 MD-2 모델의 해석 결과를 나타낸 것이다.

표 10,11에서, σx는 종방향 응력, “+”는 인장응력을 의미하고, σy는 횡방향 응력, “+”는 인장응력, τx는 Steel Deck 와 포장층간의 종방향 전단응력, τy는 Steel Deck 와 포장층간의 횡방향 전단응력을 의미한다.

반면, 표 12 내지 표 15는 본 해석결과를 나타낸 것으로서, 표 12는 MD-1 모델, 표 13은 MD-2 모델, 표 14는 실험 데이터를 적용한 MD-1 모델, 표 15는 실험 데이터를 적용한 MD-2 모델의 해석결과를 나타낸 것이다.

다음으로, 표 16 내지 표 17은 탄성계수 변화에 따른 해석결과로서 MD-1 모델의 해석결과를 나타낸 것이다.

표 16은 MD-1-10인 경우(E = 21,000 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 21은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 22는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 17은 MD-1-50인 경우(E = 4,200 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 23은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 24는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 18은 MD-1-100인 경우(E = 2,100 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 25는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 26는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 19는 MD-1-200인 경우(E = 1,050 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 27은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 28은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 20은 MD-1-500인 경우(E = 420 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 29는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 30은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 21은 MD-2-10 인 경우(E = 21,000 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 31는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 32는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 22는 MD-2-50 인 경우(E = 4,200 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 33은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 34는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 23은 MD-2-100 인 경우(E = 2,100 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 35는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 36은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 24는 MD-2-200 인 경우(E = 1,050 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 37은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 38은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 25는 MD-2-500 인 경우(E = 420 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 39는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 40은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 26 내지 표 30은 탄성계수 변화에 따른 해석결과로서 실험 데이터를 적용한 MD-1 모델의 해석결과를 나타낸 것이다.

표 26은 MD-1-17인 경우 (E = 11,935 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 41은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 42는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 27은 MD-1-44인 경우 (E = 4,732 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 43은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 44는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 28은 MD-1-74인 경우 (E = 2,835 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 45는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 46은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 29는 MD-1-500인 경우 (E = 420 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 47은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 48은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 30은 MD-1-1265인 경우 (E = 166 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 49는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 50은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 31 내지 표 35는 탄성계수 변화에 따른 해석결과로서 실험 데이터를 적용한 MD-2 모델의 해석결과를 나타낸 것이다.

표 31은 MD-2-17 인 경우 (E = 11,935 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 51은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 52는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 32는 MD-2-44 인 경우 (E = 4,732 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 53은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 54는 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 33은 MD-2-74 인 경우 (E = 2,835 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 55는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 56은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 34는 MD-2-500 인 경우 (E = 420 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 57은 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 58은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

표 35는 MD-2-1265 인 경우 (E = 166 MPa)의 결과를 나타낸 것이다.

도 59는 해석결과를 SLAB의 횡방향으로 도시한 것이고, 도 60은 해석결과를 SLAB의 종방향으로 도시한 것이다.

다음으로, 표 36 내지 표 39는 하중 재하에 따른 변위 검토 결과를 나타낸 것으로서, 표 36은 MD-1 모델, 표 37은 MD-2 모델, 표 38은 실험 데이터를 적용한 MD-1 모델, 표 39는 실험 데이터를 적용한 MD-2 모델의 해석 결과를 나타낸 것이다.

또한, 도 61 내지 도 64은 MD-1 모델 해석결과를 도시한 것으로서, 도 61는 MD-1-10인 경우 (E = 21,000 MPa), 도 62는 MD-1-50인 경우 (E = 4,200 MPa), 도 63은 MD-1-100인 경우 (E = 2,100 MPa), 도 64는 MD-1-200인 경우 (E = 1,050 MPa), 도 65는 MD-1-500인 경우 (E = 420 MPa)를 도시한 것이다.

도 66 내지 도 70은 MD-2 모델의 하중 재하에 따른 변위 검토 결과를 나타낸 것으로서, 도 66은 MD-2-10인 경우 (E = 21,000 MPa), 도 67은 MD-2-50인 경우 (E = 4,200 MPa), 도 68은 MD-2-100인 경우 (E = 2,100 MPa), 도 69은 MD-2-200인 경우 (E = 1,050 MPa), 도 70은 MD-2-500인 경우 (E = 420 MPa)를 도시한 것이다.

이와 같이, MIDAS 프로그램을 이용하여 본원 발명의 아스팔트 콘크리트와 강제 대크를 모델링 한 후, 온도변화에 따른 변화된 탄성계수 값을 적용하여 구조물의 거동을 검토하였다.

하중 적용단계에서는 차량하중을 모사하여 hanger point가 없는 경우(MD-1)와 있는 경우(MD-2)로 나누어 검토하였다.

두 가지 경우에 대하여 횡방향과 종방향 하중패턴에 따라 각각 6가지의 하중케이스를 도입하였다. 그중 가장 큰 응력이 발생하는 하중케이스를 고려하여 포장층의 내부응력 및 변위를 검토하였다.

각각의 경우에 따른 유한요소 해석결과에 의해 최대인장응력과 최대압축응력은 포장층의 교축직각방향에서 나타났고, 전단응력은 epoxy asphalt concrete와 steel plate사이의 x, y 방향의 응력을 나타내고 있다. 인장,압축응력 및 전단응력은 온도변화를 고려한 탄성계수의 값이 감소함에 따라 줄어드는 거동을 보였다.

변위검토결과, 동일하중 적용 하에서, 탄성계수가 감소함에 따라 포장층의 stiffness도 같이 감소하므로 변위는 증가하는 양상을 보였다.

유한요소 해석결과에 따른 응력 분포를 비교, 검토하여 보면 X축방향(횡방향)의 축응력은 U-RIB의 지지에 의해 하중 작용점에서 응력이 골고루 분포하고 있고 Y축방향(종방향)의 축응력은 X축 방향에 비해 상대적으로 긴 지간거리(Diaphrgam간의 지지거리 : L=3.0m)로 인하여 응력집중 현상이 좀 더 발생하고 있다.

이상은 본 발명에 의해 구현될 수 있는 바람직한 실시예의 일부에 관하여 설명한 것에 불과하므로, 주지된 바와 같이 본 발명의 범위는 위의 실시예에 한정되어 해석되어서는 안 될 것이며, 위에서 설명된 본 발명의 기술적 사상과 그 근본을 함께 하는 기술적 사상은 모두 본 발명의 범위에 포함된다고 할 것이다.

Claims (9)

1. 아스팔트 바인더 75~95 중량%;
   에폭시 수지 및 경화제 5~25 중량%;를
   포함하고,
   상기 에폭시 수지 및 경화제는
   에폭시 수지 60~80 중량%;
   경화제 20~40 중량%;를
   포함하며,
   상기 경화제는
   3원 공중합체로서,
   에틸렌 25~85 중량%;
   n-butyl acrylate 또는 methacrylate 중 어느 하나 또는 2 이상의 혼합물 14~66 중량%;
   glycidyl acrylate 또는 glycidyl methacrylate 중 어느 하나 또는 2 이상의 혼합물 1~ 28 중량;를
   포함하는 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트.
2. 삭제
3. 제 1항에 있어서,
   상기 에폭시 수지는
   고형 에폭시로서, 분자량이 400~7500이며, 탄소와 산소의 환상구조인 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트.
4. 제 3항에 있어서,
   상기 에폭시 수지는
   변형 비스페놀 A형 수지 또는 글리시딜 에스테르형 수지 중 어느 하나 또는 2 이상의 혼합물인 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트.
5. 삭제
6. 제 1항에 있어서,
   상기 경화제는
   분자 단부에 glycidyl그룹을 형성하도록 제조된 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트.
7. 제 1항에 있어서,
   상기 아스팔트 콘크리트는
   입자의 크기가 5~19mm인 골재;를
   포함하는 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트.
8. 제 1항, 제 3항, 제 4항, 제 6항, 제 7항 중 어느 한 항의 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트를 이용한 도로포장공법으로서,
   상기 아스팔트 바인더, 에폭시 수지 및 경화제, 골재를 혼합하여 상기 아스팔트 콘크리트를 제조하는 아스팔트 콘크리트 제조단계;
   상기 아스팔트 콘크리트를 표층의 상부에 타설하여 도로를 형성하는 도로 포장단계;를
   포함하는 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트를 이용한 도로포장공법.
9. 제 8항에 있어서,
   상기 아스팔트 콘크리트 제조단계에서,
   상기 아스팔트 바인더의 가열온도는 120~150℃이고,
   상기 골재의 가열온도는 150~180℃인 것을 특징으로 하는 고강성 및 초속경 아스팔트 콘크리트를 이용한 도로포장공법.

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