1. 서 론

국내 대도시권은 도시의 외연적 확장과 도로 중심의 교통물류체계로 인해 심각한 교통혼잡이 야기되고 있다. 우리나라의 경우 협소한 국토구조 특성상 도로운송 위주의 화물 운송체계가 정착단계에 있어 도로혼잡으로 인한 내륙수송비 부담 증가, 도로파손에 따른 시설 유지보수 비용의 증가, 대형 중차량으로 인한 대형 교통사고의 증가 등 크고 작은 문제가 지속되고 있다^{(Kim et al., 2019)}. 특히, 화물운송 접근성 향상을 목적으로 설치되는 배후도로 및 산업도로는 중차량 통행량의 비율이 높아 일반국도 및 고속도로 대비 조기 포장 파손으로 인해 공용 초기 과도한 유지보수 비용 지출로 경제적 손실이 발생되고 있다. 중하중 교통하중은 포장 거동(pavement response) 측면에 있어 포장의 중요한 설계변수로 고려된다. 항만 배후도로와 산업도로는 도심지를 경유하고 있어 대부분 아스팔트 콘크리트 포장이 적용되고 있다. 아스팔트 콘크리트 포장에서 중하중 교통하중은 표층 하부의 인장응력과 노상 상부의 압축응력을 증가시켜 피로균열(fatigue cracking)과 소성변형(rutting) 등 포장의 조기 파손 발생의 주요 원인이 되고 있다.

국내의 경우 중차량의 통행이 많은 항만 배후도로 및 산업도로의 포장은 일반도로와 같이 한국형포장설계법을 활용하여 설계되고 있으며, 중하중 교통 특성을 반영한 포장설계 기준은 부재한 실정이다. 일반도로와 동일한 포장설계는 중하중 교통하중으로 인한 포장의 내구성능 저하를 충분히 고려하지 못함에 따라 잦은 포장 파손으로 인해 시설물 관리에 많은 어려움이 발생된다. 국외의 경우 중하중 도로의 포장설계는“Perpetual Pavement”개념을 반영한 복합포장이 활발히 적용되고 있다. 복합포장은 기존 포장의 설계수명을 2배 이상 증대시켜 보수 주기를 증진하고 보수비용 및 사용자 비용을 절감할 수 있는 경제적 포장 형식으로 인식되고 있다^{(APA, 2002)}. 복합포장은 우수한 기능성을 나타내는 아스팔트 표층과 고내구성을 갖는 강성 기층으로 구성되는 포장 형식이다. 기존 아스팔트 포장의 단점으로 지적되어 온 피로균열과 소성변형을 내구성이 우수한 콘크리트계 고강성 기층 재료로 제어함으로써 아스팔트 포장과 콘크리트 포장이 갖고 있는 단점을 각 재료가 가진 장점으로 상호보완한 개념으로 정리될 수 있다.

최근 국내에서는 시멘트 사용량을 줄이고 시공 절차를 간소화한 롤러전압콘크리트(RCC, Roller-Compacted Concrete)공법이 개발되어 기술 검증을 마치고 활용화 단계에 있다. 롤러전압콘크리트는 적은 시멘트 사용량, 롤러전압에 의한 골재 맞물림 효과로 기존 PCC 대비 우수한 경제성을 확보할 수 있는 공법으로 시공 후 양생시간이 짧아 신설 및 유지보수에 활용성이 매우 높다. 이러한 우수한 시공성과 경제성을 갖는 롤러전압콘크리트는 시공 초기 과도한 초기 공사비가 발생되는 복합포장의 기층으로 활용성이 높다고 할 수 있다. 하지만 국내의 경우 한국형포장설계법에서 고강성 기층 재료의 특성을 반영하지 못하는 한계로 인해 활용에 제약이 발생하고 있다. 따라서 늘어나는 중하중 교통에 효율적으로 대응할 수 있도록 복합포장의 설계에 대한 검토가 요구된다.

이에 본 연구에서는 중하중 도로 포장의 내구성능 향상과 장기 공용성을 확보할 수 있도록 롤러전압콘크리트 기층을 적용한 복합포장의 합리적 설계 방안을 제시하고자 한다. 역학적-경험적(Mechanistic-Empirical) 설계 개념을 활용하여 중하중 교통조건에서 롤러전압콘크리트 기층의 재료물성과 포장 두께 변화에 따른 누적피로손상도 검토를 통해 교통량 변화에 따른 설계두께를 선정할 수 있도록 카탈로그 설계(Catalog design) 방안을 도출하였다.

2. 롤러전압콘크리트 복합포장의 특성

롤러전압콘크리트은 적은 단위수량으로 생산된 콘크리트 혼합물을 아스팔트 피니셔와 다짐롤러를 이용하여 시공하는 공법으로 저렴한 시공비용과 우수한 시공성, 높은 내구성을 가지고 있다. 기존 soil cement와 유사한 타설 공법을 갖지만, 재료적 측면에서 콘크리트 배합설계 기법을 도입하여 시공한다^{(Lee et al., 2011)}. 강도 발현은 일반 시멘트 콘크리트보다 크게 발생하는데 이는 시멘트에 의한 수화반응뿐만 아니라 롤러 다짐을 수행함으로써 우수한 골재 맞물림 효과를 발생시키기 때문이다. 이와 같은 특성으로 인해 초기강도의 발현과 균열 확산을 억제할 수 있다(Fig. 1). 조밀한 내부 구조적 특성으로 시간이 지남에 따라 강성이 증대되어 20~25년 주기 정기유지보수만을 필요로 함으로 유지보수 비용을 절감할 수 있는 특징을 갖는다^{(Carwie and Zollonger, 2014)}. 롤러전압콘크리트 공법은 시멘트 콘크리트 포장의 우수한 구조적 성능을 확보함과 동시에 일반 시멘트 콘크리트 포장보다 상대적으로 적은 단위 시멘트량(일반 시멘트 콘크리트 포장의 15~30 % 저감)을 사용하여 CO2 발생을 저감시켜 친환경적이고 경제적인 공법이다. 적은 수량의 사용으로 건조수축 발생을 줄여 줄눈 및 기층에서의 수축 팽창을 최소화함으로 반사균열을 억제할 수 있어 복합포장의 기층으로 적용성이 높다^{(ACPA, 2014)}.

국내에서는 롤러전압콘크리트 공법을 도입하기 위한 다양한 연구가 진행되고 있으며 도로용 롤러전압콘크리트 포장 기술은 실내실험 및 시험시공을 통해 공법의 우수성을 입증하였다. 최적 골재입도 범위 정립, 적정 다짐방법 및 적정 워킹타임 선정 등 장기 내구성 확보를 위한 연구를 수행하여 롤러전압콘크리트의 다양한 경험적 자료를 축적하였다^{(Chhorn and Lee, 2016; Chung and Lee, 2015; Lee and Lee, 2016; Lee et al., 2011; Song and Lee, 2015)}.

복합포장은 고탄성 기층 위에 아스팔트 표층을 얇게 시공하여 표층 하부에서 발생하는 인장변형을 기층 하부로 전이시킴으로써 피로균열의 억제가 가능한 공법으로 아스팔트 포장이 갖는 평탄성 및 주행쾌적성 등의 기능성뿐만 아니라 콘크리트 포장이 갖는 중차량에 대한 하중지지력 및 구조적 성능을 동시에 확보 가능한 포장 형식이다(Figs. 2 and 3).

Fig. 1. Mechanism of RCC Strength Development

Fig. 2. Design Concept of Composite Pavement(Newcomb et al., 2001)

Fig. 3. Shift Critical Tensile Strain Location of Composite Pavement(Flintsch et al., 2008)

2000년도 미국의 APA (Asphalt Pavement Alliance)에 의하여 설계 개념이 제안되었으며, 독일, 프랑스, 스페인, 영국, 네덜란드 및 헝가리 등의 유럽 국가와 함께 미국의 여러 주에서 복합포장이 시도되어 우수한 장기 공용성을 나타내었다^{(APA, 2002; Newcomb et al., 2001)}.

Fig. 4. Behavioral Characteristics of RCC-Base Composite Pavement according to the Joint Installation area

롤러전압콘크리트 복합포장은 아스팔트 표층, 롤러전압콘크리트 기층, 보조기층, 노상으로 구성된 다층구조로 아스팔트 포장과 동일한 구조 단면을 갖지만 불연속면의 설치가 요구되는 고강성 콘크리트 계열의 기층 재료를 사용함에 따라 기존 아스팔트 포장과는 상이한 거동 특성을 나타낸다. 고강성 기층의 불연속면에 의한 거동 특성의 차이는 다층구조의 포장 거동 해석에 일반적으로 사용되는 다층탄성이론과 콘크리트 포장의 구조해석에 사용되는 3차원 유한요소해석을 이용하여 표층과 기층 하부에서 발생되는 변형률 비교를 통해 확인하였다. 비교 결과는 Fig. 4와 같이 중앙부에 하중이 재하 되었을 경우 표층 상부 일부를 제외하고 평균 변형률 오차가 5 % 이하로 유사한 거동 특성을 보이지만 불연속면이 설치된 단부에 하중이 재하 되었을 때는 표층 및 기층 하부에서의 변형률 오차가 100 % 이상으로 큰 차이를 보이는 것을 확인하였다. 이러한 차이는 롤러전압콘크리트 복합포장의 단면 설계 시 고강성 기층에 설치되는 불연속면의 영향을 반영한 역학적 거동 특성 검토가 요구된다고 할 수 있다.

3. 연구 내용의 구성

고강성 롤러전압콘크리트를 기층으로 적용한 중하중 도로용 복합포장의 단면 설계 방안을 제시하기 위한 연구 내용은 다음의 Fig. 5와 같이 역학적-경험적(Mechanistic-Empirical) 설계 개념에 기반한 연구 내용으로 구성하였다. 고강성 콘크리트 기층의 불연속면의 영향이 반영할 수 있도록 3차원 유한요소해석을 이용하여 롤러전압콘크리트 기층의 두께, 표층과 기층의 재료물성 등 설계 변수에 따른 포장의 역학적 거동 분석을 실시하였다. 롤러전압콘크리트 기층의 피로수명은 Miner의 선형누적손상 개념을 적용하여 설계 교통하중에 따른 영향을 예측하였다. 설계 교통하중은 중하중 도로 여건을 모사하기 위하여 10종 세미트레일러(5축 18륜)를 적용하였으며, 축 종류별 계절에 따른 손상을 누적하여 차량 1대당 발생하는 손상으로부터 설계 교통량 증가에 따른 누적피로손상도를 산정하였다.

Fig. 5. Research Strategies and Procedures

4. 역학적 거동 분석을 위한 구조해석 모델링

롤러전압콘크리트 복합포장의 역학적 거동 특성을 살펴보기 위하여 3차원 유한요소해석을 위한 모형을 구성하고 설계입력변수에 대한 정량화를 실시하였다. 중하중 도로 구간의 실제 교통 여건을 모사하기 위하여 대표 차종인 10종 세미트레일러의 축하중 조건(단축단륜 1개, 복축복륜 2개)을 적용하였으며 각각의 축하중은 기층의 단부에 재하될 수 있도록 모델링 하였다. 이를 통해 기층 두께와 포장 층별 재료물성 변화에 따른 포장 거동을 검토할 수 있도록 하였다.

4.1 3차원 유한요소해석 모형

롤러전압콘크리트 복합포장의 구조해석은 CIN3D8 (Continuum three-dimensional solid infinite element 8-nodes linear) 요소를 사용하여 3차원 구조해석 모형으로 구성하였다(Fig. 6). 각 층간 경계조건은 완전 부착상태로 하였으며 표층과 기층의 수평방향은 자유단으로 처리하였다. 하중이 재하 되는 위치의 요소망은 10 mm 간격으로 세분화하였다.

Fig. 6. 3D Finite Element Analysis Model

4.2 교통하중 모델링

교통하중은 10종 세미트레일러(5축18륜)를 사용하여 중하중 구간의 교통조건을 모사할 수 있도록 모델링 하였다. 세미트레일러의 제원은 Fig. 7과 같으며 한국형포장설계법에서 제공하는 축하중 값을 사용하였다. 세미트레일러의 단축단륜(single axle with single tire), 복축복륜(tandem axles with dual tires) 각각에 대해 축 간격, 타이어 간격을 고려하여 포장 단부의 거동을 모사할 수 있도록 교통하중을 정량화하였다(Fig. 8).

Fig. 7. Axle and Tire Configurations of a Semi-Trailer (Unit: mm)

Fig. 8. Traffic Loading Conditions for the 3D FEA

5. 설계변수에 따른 역학적 거동 특성

5.1 기층의 탄성계수 변화에 따른 영향

롤러전압콘크리트 기층의 탄성계수 변화에 따른 포장의 역학적 거동을 살펴보면 Fig. 9와 같이 롤러전압콘크리트 기층 사용 시 표층 하부에는 압축이 발생되어 기존 아스팔트 포장에서 발생하는 인장에 의한 피로 파손은 발생되지 않는 것으로 나타났다. 반면, 기층 하부에서는 인장의 영향을 받는 것으로 나타나 기층의 피로 파손을 고려한 설계가 요구될 것으로 판단된다. 또한 기층에 발생되는 인장응력은 롤러전압콘크리트의 기층의 탄성계수가 커질수록 증가되는 것으로 나타났다.

Fig. 9. Horizontal Strain and Stress according to the Elastic Modulus of the Base Layer

5.2 기층의 두께 변화에 따른 영향

롤러전압콘크리트 기층의 두께 변화에 따른 포장의 역학적 거동은 표층과 기층의 탄성계수가 각각 3.5(일반 상온조건), 25 GPa인 조건에서 검토하였다. 롤러전압콘크리트 기층 두께의 변화는 기층의 탄성계수 변화와 동일하게 표층 하부에는 모두 압축이 발생되고 기층 하부에서는 인장이 발생되는 것을 확인할 수 있었다(Fig. 10). 기층의 두께 증가는 기층 하부의 인장응력을 감소시키는 것으로 나타났으며 이러한 특성은 롤러전압콘크리트 기층을 적용한 복합포장의 단면 설계 시 기층의 탄성계수와 두께 변화를 조합하여 경제적 기층 두께를 도출할 수 있을 것으로 사료된다.

Fig. 10. Horizontal Strain and Stress according to the Base Thickness

5.3 축하중 및 계절별 표층의 탄성계수 변화에 따른 영향

축하중 조건과 표층의 계절에 따른 탄성계수 변화의 영향은 표층, 기층 및 보조기층의 두께가 각각 10, 20 및 20 cm인 단면조건에서 검토하였다. 포장의 역학적 거동은 Figs. 11 and 12와 같이 표층 하부에서는 압축이 발생하며 기층 하부에서는 인장이 발생되는 것으로 나타났다. 축하중 변화에 따른 영향을 살펴보면 단축단륜이 복축복륜의 축조건에 비해 기층 하부에서 발생되는 인장이 큰 것으로 나타났으며, 계절별 표층의 탄성계수 변화에 의한 영향은 표층의 강성이 증가하는 겨울철이 여름철에 비해 기층 하부의 인장이 감소되는 것을 확인하였다.

Fig. 11. Horizontal Strain and Stress according to the Loading Conditions

Fig. 12. Horizontal Strain and Stress according to the Elastic Modulus of the Surface Layer

6. 롤러전압콘크리트 복합포장의 공용성 분석

6.1 롤러전압콘크리트 기층의 누적피로손상 산정

포장의 파손은 교통하중과 환경하중에 의해 발생되며 이러한 하중이 포장의 파손에 미치는 응력수준은 미미하지만 장기적인 측면에서 하중의 반복 재하로 손상이 누적되어 파손상태에 이르게 되는 피로 파손의 형태를 나타낸다. Miner의 선형손상이론은 공학 재료의 피로 거동을 설명하는 데 있어 폭넓게 활용되고 있는 이론으로 주기가 다른 하중들에 의한 피로누적손상을 조합하는 방식을 취하고 있다. Eq. (1)에서 누적손상률 Dr은 반복하중에서 발생되는 손상의 선형 합으로 나타내며, 누적손상의 합이 1과 같으면 파손이 발생한다. 또한 누적손상률은 1/Dr로 역수를 취하면 파손이 발생할 때까지의 허용 가능한 하중 반복횟수로 나타낼 수 있으며, 이를 연간 반복횟수로 나누어 공용수명을 산정할 수 있다.

(1)

$D_{r}=\sum_{i=1}^{p}\sum_{j=1}^{m}\dfrac{n_{i,\: j}}{N_{i,\: j}}$

여기서, $D_{r}$ = i기간 동안 누적손상률, $n_{i,\: j}$ = j축하중의 i기간 동안 재하 횟수, $N_{i,\: j}$ = j축하중의 i기간 동안 허용재하 횟수, $p$ = i기간의 동안 고려할 계절 그룹(봄/가을, 여름, 겨울), $m$ = 설계차량의 축하중 그룹(단축단륜, 복축복륜)을 의미한다.

본 연구에서는 Fig. 13과 같이 10종 세미트레일러를 중하중 도로의 대표 교통하중으로 설정하여 축하중 조건(단축단륜, 복축복륜)별 손상률을 누적하여 차량 1대당 손상률을 산정하였다. 세미트레일러의 경우 단일차량이라고 하더라도 축조건별 하중이 동일하지 않고 그에 따라 포장체에 가하는 손상률이 상이하기 때문에 기존 경험적 설계에서 사용하는 등가환산축하중(EASL)으로 중하중 조건을 모사하는 것에는 한계성이 있으므로 단일차량으로 공용수명 변화를 검토할 수 있도록 하였다.

Fig. 13. Concept of Cumulative Damage Due to the Design Traffic Volume

Eq. (1)의 피로수명($N_{i,\: j}$)은 피로모형식의 개발 당시 실험방법, 하중조건, 환경조건, 재료물성 등에 따라 편차가 크게 발생한다. 따라서 본 연구에서는 피로수명의 신뢰성을 확보하기 위하여 문헌연구를 통하여 롤러전압콘크리트의 피로수명 예측에 사용 가능한 피로모형식을 조사하였으며 Table 2에 정리하였다. 대표적으로 ^{Sun et al.(1998)}의 연구에서 제시된 피로모형식이 있으며 바인더를 플라이애쉬로 치환하여 치환률에 따른 롤러전압콘크리트의 피로수명을 검토하였다. 대부분의 피로모형식은 실내 실험 시 빔 형식의 시편을 사용하여 제시된 것으로 실제 현장에서의 롤러전압콘크리트 피로 조건을 모사하는데 한계가 있다. ^{Park et al.(2020)}이 제시한 피로모형식의 경우 현장에 시공된 롤러전압콘크리트를 1×1 m 크기의 슬래브로 절단한 시험 시편을 사용하여 실제 교통하중 조건에서 실험을 실시하였다. 이러한 실험방법은 다른 피로모형식에 비해 실제 현장조건이 잘 반영되어 있으므로 신뢰성이 높은 피로수명을 예측할 수 있다고 판단된다. 따라서 본 연구에서 ^{Park et al.(2020)}이 제시한 피로모형식을 활용하여 롤러전압콘크리트 기층의 피로수명을 예측하였다.

Table 2. Fatigue Equations for RCC

Source	Fatigue Equation	Concrete Description
Park et al.(2020)	logN*=11.668-12.511S**	0.376≤S≤0.92
Sun et al.(1998)	logN=13.504-14.4279S	Plain RCC
	logN=13.403-14.2429S	RCC (fly ash 15 %)
	logN=13.200-14.0430S	RCC (fly ash 30 %)
	logN=13.065-14.8986S	RCC (fly ash 40 %)
Harrington et al.(2010)	logN=10.255-11.187S	RCC, >0.38
ACI 325.10R-95(1995)	logN=11.737-12.077S	PCC, >0.55

*N = number of load repetitions

**S = stress level, $S=\sigma_{\max}/MOR$ ($\sigma_{\max}$=maximum tensile stress, MOR=modulus of rupture)

6.3 롤러전압콘크리트 기층의 공용성 분석 결과

롤러전압콘크리트 기층의 공용성 분석 결과는 기층의 탄성계수와 두께 조건이 25 GPa, 25 cm일 때 각각에 대해 기층 두께와 탄성계수 변화에 따른 누적피로손상과 피로균열에 따른 수명 변화를 대표적으로 제시하였다.

중하중 교통으로 인해 롤러전압콘크리트 기층에서 발생되는 누적피로손상은 Fig. 14와 같이 교통량이 증가함에 따라 선형적으로 증가되었다. 기층의 탄성계수 변화에 따른 누적피로손상의 변화를 살펴보면 Fig. 14(a)와 같이 교통량에 따라 탄성계수 20 GPa의 경우 누적피로손상이 1.46, 탄성계수 30 GPa의 경우 누적피로손상이 0.22로 탄성계수가 20 GPa에서 30 GPa로 증가하면 누적피로손상은 86 % 감소하였다. 기층의 두께 변화에 따른 누적피로손상의 변화를 살펴보면 Fig. 14(b)와 같이 교통량에 따라 두께 20 cm의 경우 누적피로손상이 3.29, 두께 30 cm의 경우 누적피로손상이 0.14로 두께가 20 cm에서 30 cm로 증가하면 누적피로손상은 96 % 감소하였으며 기층의 두께 증가가 탄성계수 증가보다 누적피로손상 저감에 큰 영향을 미치는 것을 확인할 수 있었다.

피로 파손이 발생할 때까지 허용 가능한 교통량은 누적피로손상 0.27을 기준으로 살펴보면 Fig. 14(a)와 같이 탄성계수 20 GPa의 경우 7.4백만 대, 탄성계수 30 GPa의 경우 4.8천만 대로 탄성계수 30 GPa의 기층은 20 GPa의 기층보다 6.53배 많은 교통량을 허용할 수 있는 것으로 나타났다. 기층의 두께 변화로 살펴보면 Fig. 14(b)와 같이 두께 20 cm의 경우 3.4백만 대, 두께 30 cm의 경우 7.8천만 대로 두께 30 cm의 기층은 두께 20 cm의 기층보다 23.9배 많은 교통량을 허용할 수 있는 것으로 나타났다.

피로균열 10 %(누적피로손상 0.27) 발생 시까지 공용수명은 Fig. 15와 같이 연간 1백만 대 통행량을 기준으로 기층의 탄성계수를 20 GPa에서 30 GPa로 증가 시 약 41년의 수명 증진 효과를 얻을 수 있으며, 기층의 두께를 20 cm에서 30 cm로 증가 시 약 75년의 수명 증진 효과를 얻을 수 있는 것으로 검토되었다. 기층의 설계조건에 따라 누적피로손상으로 인한 공용수명의 차이는 34년 이상 발생하였다.

Fig. 14. Cumulative Fatigue Damage Due to Increased Traffic Volumes

Fig. 15. Service Life Prediction of RCC-Base Composite Pavement

7. 롤러전압콘크리트 복합포장의 기층 두께 설계

본 연구에서는 앞서 피로 파손에 대한 공용성 분석 결과를 토대로 Fig. 16과 같이 롤러전압콘크리트 기층의 두께와 탄성계수 증가 시 공용수명이 비선형적으로 증가하는 수명곡선을 도출하였다. Fig. 16의 수명곡선은 기층의 탄성계수가 20 GPa일 때 두께를 20 cm에서 30 cm로 증가시키면 수명이 0.7년에서 32.8년으로 32.1년이 증가하고 기층의 탄성계수가 30 GPa일 때 두께를 20 cm에서 30 cm로 증가시키면 수명이 9.4년에서 149년으로 139.6년이 증가되는 넓은 수명 범위를 갖고 있다. 이러한 특징은 롤러전압콘크리트를 기층재료로 사용하는 복합포장은 기층의 두께와 탄성계수의 조합에 따라 설계수명 20년 이상의 장수명 포장에 대한 설계 검토도 가능할 것으로 판단된다. 다만, Fig. 16의 수명곡선은 연간 1백만 대의 교통량으로 산정하였으며, 연간 발생 교통량에 따라 설계수명은 변동이 될 수 있다.

Fig. 17은 Fig. 16의 수명곡선을 바탕으로 롤러전압콘크리트 복합포장의 기층 두께를 산정할 수 있는 카탈로그 설계 차트로 설계 교통량과 기층의 재료물성에 대한 간단한 설계입력 정보만으로도 쉽게 기층의 두께 설계가 가능한 특징을 갖는다.

Fig. 17의 카탈로그 설계 차트를 활용하여 롤러전압콘크리트 복합포장 설계 시 기층의 최소 두께는 설계 교통량 2천만 대(설계수명 20년)에 대해 탄성계수 20 GPa의 기층재료를 사용할 경우 28 cm, 탄성계수 30 GPa의 기층 재료를 사용할 경우 22 cm로 기층의 재료물성에 따라 약 6 cm의 두께 차이가 발생한다. 또한 설계 교통량 5천만 대(설계수명 50년) 이상의 장수명 포장 설계 시 기층재료의 물성은 최소 22.5 GPa 이상이 필요하며 탄성계수 30 GPa의 기층 재료를 사용하여 설계할 경우 최소 25 cm의 기층 두께 확보가 요구된다.

Fig. 16. Service Life Prediction of Composite Pavement according to the Thickness and Elastic Modulus of the Base Layer

Fig. 17. Thickness Design of RCC-base Considering the Elastic Modulus of the Base Layer and the Traffic Volume

본 연구에서 제안한 카탈로그 설계 차트는 롤러전압콘크리트 기층의 재료물성에 따라 설계 교통량 70만 대에서 1억 5천만 대까지 설계가 가능하며 기층의 두께와 재료물성의 적절한 조합을 통해 설계자의 경제적인 설계 수행에 도움이 될 수 있을 것으로 보인다. 또한 카탈로그 설계 차트는 컨테이너 트레일러와 같이 중차량의 통행이 많은 인터모달 터미널, 물류운송 전용도로의 포장설계에 적합하게 사용할 수 있을 것으로 사료된다.

8. 결 론

본 연구에서는 중하중 도로 포장의 내구성능 향상과 장기 공용성을 확보하기 위하여 역학적-경험적(Mechanistic-Empirical) 설계 개념에 기반한 롤러전압콘크리트 복합포장의 설계 방안을 제안하였다. 이를 위하여 중하중 교통조건에서 롤러전압콘크리트 기층의 재료물성과 두께 변화에 따른 누적피로손상을 검토하였으며, 롤러전압콘크리트 복합포장의 기층 두께 설계가 가능한 카탈로그 설계 차트를 도출하였다. 이와 관련한 연구결과를 정리하면 다음과 같다.

(1) 롤러전압콘크리트 복합포장은 아스팔트 표층, 롤러전압콘크리트 기층, 보조기층, 노상으로 구성된 다층구조로 아스팔트 포장과 동일한 구조 단면을 갖지만 역학적 거동 특성 분석에서는 아스팔트 포장과 다르게 기층에 설치되는 불연속면의 영향을 고려한 구조해석이 요구된다.

(2) 롤러전압콘크리트 기층은 표층 하부의 인장을 기층 하부로 전이시키는 역학적 특성으로 표층에서 발생할 수 있는 피로 파손을 제어함으로써 복합포장의 구조적 안정성을 확보할 수 있었다.

(3) 롤러전압콘크리트 기층 설계 시 두께의 증가는 탄성계수 증가보다 피로균열에 대한 누적피로손상의 저감 효과가 높은 것으로 분석되었다. 두께 25 cm에 대해 탄성계수 증가 시 누적피로손상은 86 % 감소하였으며, 탄성계수 25 GPa에 대해 기층 두께 증가 시 누적피로손상은 96 % 감소하였다. 누적피로손상 저감에 따른 공용수명의 차이는 34년 이상 발생하였다.

(4) 롤러전압콘크리트 복합포장의 공용수명은 연간 교통량 1백만 대 기준으로 기층의 두께와 재료물성 조합에 따라 최소 0.7년에서 최대 149년까지 넓은 수명 범위를 나타내며 이러한 수명 범위는 설계수명 20년 이상의 장수명 포장용으로 롤러전압콘크리트 복합포장의 활용 가치가 높다고 판단된다.

(5) 롤러전압콘크리트 복합포장의 기층 두께 설계를 위해 제안된 카탈로그 설계 차트는 설계 교통량 70만 대에서 1억 5천만 대까지 설계가 가능하도록 개발되었다. 설계수명 20년(설계 교통량 2천만 대)에 대한 기층의 최소 두께는 기층의 탄성계수 조건에 따라 22 cm에서 28 cm까지 설계자가 선택적으로 적용이 가능하며, 기층의 두께와 재료물성의 적절한 조합을 통해 경제적인 설계 수행에 도움이 될 수 있을 것으로 보인다.

(6) 또한 본 카탈로그 설계 차트는 설계 교통량과 기층의 재료물성에 대한 간단한 설계입력 정보만으로도 쉽게 기층의 두께 설계가 가능한 특징을 나타내며 컨테이너 트레일러와 같이 중차량의 통행이 많은 인터모달 터미널, 물류운송 전용도로의 포장설계에 적합하게 사용할 수 있을 것으로 사료된다.

(7) 추후, 본 연구에서 제안한 카탈로그 설계 차트의 활용성 증대를 위하여 기층의 두께와 재료물성 변화에 따른 경제성 검토 더불어 설계차종 다양화를 위한 추가 연구가 요구된다.