A Study on the Performance Evaluation Method of Warm-mix Asphalt Mixture by the Analysis of Bonding Properties between Asphalt Binder and Aggregate

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道路工學

大韓土木學會論文集

第31卷第6D 號·2011年 11月 pp. 803~810

중온 아스팔트 혼합물의 성능 평가를 위한 아스팔트 바인더와 골재 사이의 접착물성분석 방법에 관한 연구

A Study on the Performance Evaluation Method of Warm-mix Asphalt Mixture by the Analysis of Bonding Properties between Asphalt Binder and Aggregate

유인상·조동우·황성도·이석근****

Yoo, In Sang·Cho, Dong-Woo·Hwang, Sung Do·Rhee, Suk Keun

···

Abstract

The public interest of global warming and energy shortage is gradually increased, and the related industries also have become interested in developing eco-friendly material and technology. Warm-mix asphalt (WMA) is a result of the developments to alleviate global warming and energy problems. This WMA is produced at lower temperatures than the temperature at which hot mix asphalt (HMA) is produced. Because most tests in Superpave are developed only for the performance and maintenance of HMA produced by hot temperatures, it is difficult for the tests to identify properly the material properties and then evaluate the performances between HMA and WMA. This study deals with the development of a new protocol to differentiate HMA and WMA performance, and especially the interfacial properties between asphalt and aggregate are targeted as the performance indicator; thus, an evaluation method and guideline are suggested. The concept and idea of the test method applied in this study were modified from the DSR moisture damage test protocol. In addition, TSR test was performed to affirm the relation between the asphalt-aggregate interface and the asphalt-aggregate mixture performances. The followings are the results of this study. Shear stress at 85% linear visco-elastic complex modulus (LVE G

^*

) can be a better parameter than LVE G

^*

, which can assess the interfacial or bonding performance between asphalt and aggregate. Moreover, measuring the bonding performance in thinner film thicknesses will be a better way to evaluate the real and field situation between asphalt and aggregate. The inter- facial properties' criteria to apply the newly developed test and parameter should be developed, after the asphalt mixture cri- teria relating to the interfacial properties are completed.

Keywords : warm-mix asphalt, DSR, film thickness, ARES, G

^*

, shear stress

···

요 지

국내외적으로 지구 온난화와 에너지 절약에 관한 관심이 커지고 있는 가운데 아스팔트관련 산업에서도 이러한 친환경 소 재 및 기술 개발에 관심을 가지고 있다. 기존 가열 아스팔트에 비해 낮은 온도에서 생산할 수 있는 기술인 중온 아스팔트 는 이러한 친환경 소재관련 기술 개발의 결과로서 지속적인 개발연구의 대상이 된다. 이러한 연구대상중의 하나는 중온 아 스팔트 바인더의 접착능력을 측정하는 것이다. 그리고 또한 이러한 접착능력 평가와 아스팔트 혼합물 성능을 직접 연결하는 노력도 필요하다. 본 논문은 중온 아스팔트 바인더와 골재의 접착능력에 관한 내용을 다루고 있고, 그 접착능력을 평가하기 위한 시험방법을 제시하고 있다. 본 연구에서는 기존 DSR 수분손상시험을 사용해 가열 및 중온 아스팔트 바인더와 골재 사이 접착부분의 물성을 비교 평가했고, 또한 아스팔트 혼합물 성능과의 관계성을 구하기 위해 인장강도 비를 측정해서 확 인해 보았다. 본 연구를 통해서 나온 결론은 다음과 같다. 기존의 수퍼페이브 표준 아스팔트 바인더 시험법에서 사용하는 선형점탄성 G

^*

값보다는 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력 값이 가열 아스팔트 바인더 또는 중온 아스팔트 바인더와 골 재의 접착성을 좀 더 적확하게 평가하기 위한 물성 값이 될 수 있다. 그리고 얇은 아스팔트 피막두께의 접착능력을 평가하 는 것이 실재 아스팔트 바인더와 골재의 접착능력을 좀 더 잘 반영할 수 있는 방법이 될 것이다.

핵심용어 : 중온 아스팔트, DSR, 피막두께, ARES, G

^*

, 전단응력

···

*국토해양부·박사 (E-mail : [email protected])

**정회원·교신저자·한국건설기술연구원 수석연구원 (E-mail : [email protected])

***한국건설기술연구원 연구위원 (E-mail : [email protected])

****정회원·경희대학교 토목공학과 교수·공저자 (E-mail: [email protected])

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1. 서 론

석유 및 석탄과 같은 화석연료는 인류의 중요한 에너지원 이지만 최근에는 지구 온난화 등 전 세계적인 기후변화를 일으키는 온실가스 발생의 주요 원인으로 알려져 있다. 지구 온난화에 대한 범세계적 관심과 대응방안에 관한 논의는 1997 년 교토의정서가 채택되면서 본격적으로 시작되었다. 교 토의정서는 2005년에 공식 발효되었고, 의무이행 대상국은 2008 년부터 2012년 사이에 온실가스 총 배출량을 1990년 배출수준의 5.2%까지 감축해야 한다는 내용을 포함하고 있 다(D'Angelo 등, 2008). 이러한 국제적인 온실가스 감축 움 직임에 부응하여 우리나라도 2008년 8월 15일 미래 국가 비전으로 “저탄소 녹색성장”을 제시하였고 2009년 녹색성장 위원회의 출범과 함께 “녹색성장 5개년 계획”을 수립하였으 며, 작년 2010년도에 저탄소녹색성장기본법이 제정, 시행되 고 있는 중이다. 이에 따라 각종 산업부문 기업체 및 연구 기관에서는 지구 온난화 방지와 지속가능한 국가 발전을 도 모하고자 에너지 절약 및 온실가스 감축 관련 기술개발을 활발하게 진행하고 있고, 건설 부문에서도 온실가스 감축을 위한 기술개발 필요성이 제기되고 있는 실정이다. 건설관련 기술 중 도로포장 분야에서 사용되고 있는 중온 아스팔트 혼합물(Warm Mix Asphalt, WMA)은 기존 가열 아스팔트 혼합물보다 생산 및 시공 온도를 낮춤으로써 에너지 절감과 함께 탄소 배출량 감축 효과를 볼 수 있는 새로운 도로 포 장 기술이다. 현재 이러한 중온 아스팔트 기술에서 가장 먼 저 해결해야 할 문제점으로 낮은 가열온도로 인한 골재의 아스팔트 피복성능의 저하가 있다. 이 아스팔트 피복성능의 저하는 포트홀이나 박리같은 수분에 의한 포장파손의 주요 한 원인중의 하나가 될 수 있기에, 중온화 첨가제 개발 및 개선할 때 골재의 종류와 피막두께에 따른 아스팔트 피복성 능을 평가할 필요가 있다. 본 연구에서는 국내 연구진에 의 해 개발된 중온화 첨가제를 사용하여 골재의 종류와 아스팔 트 피막두께에 따른 접착물성의 영향을 평가하고자 제안된 실내 시험방법으로 실험 및 분석을 실시하였다.

2. 아스팔트 바인더와 골재의 접착특성 시험법

2.1 아스팔트 바인더와 골재 사이의 접착물성 시험법 아스팔트 바인더와 골재 사이 접착물성을 측정하기 위한 연구는 교통하중과 온도의 영향보다는 수분에 의해 발생하 는 박리 특성의 분석 및 메커니즘을 밝히기 위한 연구와 함 께 발전해 왔다. 수분에 의한 손상을 다루는 시험법으로 다 짐하지 않은 혼합물을 사용하는 시험법과 다짐한 공시체를 사용하는 시험법이 존재한다. 다짐하지 않은 혼합물을 이용 한 시험은 아스팔트 바인더가 골재에 묻어 있는 상태를 눈 으로 확인해서 평가하는 육안 시험방법이고, 다짐한 공시체 를 사용하는 시험법은 수분노출 전후 상태를 파괴실험이나 비파괴 실험등을 통해 그 결과 값을 비교 한다(Cho, 2008).

다짐한 공시체를 사용하는 대표적인 시험법으로는 인장강도 비(Tensile Strength Ratio, TSR)를 구하는 수정 로트만시험 (AASHTO T238) 이 있다. 이러한 역학적 시험법은 널리 사 용되고, 신뢰할 만한 기준을 제시한다. 그러나 이러한 역학

적인 시험법도 단점을 가지고 있다. 이것은 다짐을 통해서 만들어진 공시체는 골재의 구조와 공극 변화에 의해 강도가 크게 변할 수가 있기에 그 골재와 아스팔트 바인더의 재료 적 친화성에 의한 접착강도나 성질을 평가하기가 힘들다는 것이다.

이러한 골재와 아스팔트 바인더 재료 자체의 친화성에 의 한 접착 성질을 파악하는 것은 재료 자체의 기본성질과 관 련이 있기에 골재의 복잡한 구조에 의해서 가려질 수 있는 성질을 확인해 볼 수 있는 방법이 된다. 이 기본성질을 파 악하려는 연구 중의 하나로서 최근에 PATTI(Pneumatic Adhesion Tensile Testing Instrument) 를 사용하여 아스팔 트 바인더와 골재의 접착력을 측정하는 시도가 있었다 (Kanitpong and Bahia, 2003). 이 연구는 수분 영향 속에 있는 아스팔트 바인더의 점착성과 아스팔트 바인더와 골재 의 접착성을 정량화하고 구분하는데 어느 정도 좋은 결과를 보여주었다. 그렇지만 간단한 실험 장치만으로 하중을 가하 는 방식, 온도변화, 피막의 변화 등의 변화 요소를 세밀하게 조정하기가 힘들다는 단점이 정밀한 분석을 힘들게 한다. 이 와는 달리 아스팔트 바인더와 골재 사이의 수분민감성을 파 악하기 위한 접근 방식으로 Dynamic Shear Rheometer (DSR) 를 사용하는 방법이 개발되었다. DSR을 사용한 접근 방법은 기존의 수퍼페이브(Superpave)에서 개발된 아스팔트 바인더를 평가하는 매개변수인 G

^*

/sin δ를 사용해서 수분에 의해 변화된 매개변수를 측정하려는 노력이었지만 결과적으 로 그 수분에 의한 영향은 미미한 것으로 보고되었다 (Rottermond 등, 2005).

그렇지만 DSR을 사용해서 수분에 의한 골재와 아스팔트 바인더의 접착성을 측정하려는 노력은 계속 되면서, 수퍼페 이브에서 정한 선형점탄성 영역에 포함되는 G

^*

/sin δ 대신, 선형과 비선형 점탄성 영역의 경계점을 Stress Sweep 시험 에 의해 찾는 DSR 수분손상 시험이 개발되었다(Cho 등, 2007). 이 방법은 수분처리 전 아스팔트 혼합물과 수분처리 후 아스팔트 혼합물의 간접인장강도를 비교해서 수분민감성 정도를 제시하는 인장강도비와 유사한 W/D YSS Ratio(수 분 처리한 시료와 수분처리하지 않은 시료의 항복전단 응력 값의 비율)를 제시하였다(Cho, 2008). 본 논문은 이러한 방 법에서 제시한 DSR 수분손상 시험방법을 사용해서 중온 아 스팔트 바인더와 골재 사이 접착성에 대한 실험 연구를 시 도했다.

2.2 중온 아스팔트 바인더의 접착성질 연구를 위한 배경

아스팔트 바인더는 점탄성 물질이기 때문에 하중의 크기뿐

만 아니라 하중 속도 및 온도변화에 민감하다. 이러한 아스

팔트 바인더의 물성을 측정하고 평가할 때 실제 아스팔트

포장체에서 존재하는 마이크론 단위의 아스팔트 피막두께가

아니라 덩어리져 있는 형태의 아스팔트 바인더 흐름이나 물

성을 측정하는 것이 미국 수퍼페이브의 아스팔트 등급 시험

의 주요한 목적이다(Anderson et al., 1994). 그러나 사실상

마이크론 단위의 피막두께를 통해 아스팔트 바인더가 접착

및 피복 기능을 수행한다는 것은 잘 알려진 사실이다(Read

and Whiteoak, 2003; Campen 등, 1959). 이렇게 얇은 두

께의 아스팔트 바인더가 접착 및 피복이 잘 되기 위해서는

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고온가열로 아스팔트 바인더의 점성을 최소화 시켜 아스팔 트 혼합물을 생산할 때 골재의 전 표면을 다 피복해야 하고, 아스팔트 혼합물을 다질 시점에서는 다짐도를 높이기 위해 적절한 점성을 만들어 주어야 할 필요가 있다. 그러나 중온 아스팔트 포장에서는 기존 가열 아스팔트 포장에 비해 낮은 온도에서 생산 및 다짐을 하기 때문에, 낮은 가열온도로 인 한 아스팔트 피복성능 또는 접착성능 저하가 발생할 수 있 다. 이와 같은 피복성능 저하는 포트홀이나 박리같은 수분에 의한 포장파손의 주요한 원인중의 하나가 될 수 있기에 현 재 많은 연구자 들이 골재의 종류와 피막두께에 따른 중온 아스팔트 바인더의 접착성능을 평가하기 위한 노력을 기울 이고 있다. 본 논문은 이러한 평가 연구 중의 하나로서 얇 은 피막형태의 중온 아스팔트 바인더의 접착 성능을 직접 측정하고 분석하기 위한 방법을 제시하고 있다.

2.3 DSR을 이용한 아스팔트 바인더와 골재 사이의 접착 특성 실험방법

본 연구에서는 중온 아스팔트 바인더와 골재 사이의 접착 물성을 측정하기 위해 DSR 수분손상 시험방법을 차용했다 (Cho and Bahia, 2007; Cho, 2008). 본 실내 실험은 DSR 수분손상 시험방법을 약간 수정하여 실시하였고, 사용한 시 험장비의 제한조건에 의해 기존의 DSR 수분손상 시험방법 에서 사용한 Stress Sweep 시험법을 Strain Sweep 시험법 으로 바꾸어서 수행하였다. 본 연구의 실내 실험에서 사용하 는 장비는 변형제어 모드로 작동되는 고분자 재료나 아스팔 트 바인더 같은 유기물질의 유동학적 물성을 측정하는 DSR 장비이다.

2.3.1 실험재료 및 실험변수

본 연구에서는 국내 아스팔트 혼합물에서 가장 일반적으로 사용되고 있는 2종의 골재와 중온화 첨가제의 효과를 알아 보기 위해 중온화 첨가제를 넣지 않은 대조군과 중온화 첨 가제를 넣은 실험군 2종의 아스팔트 바인더를 사용하였다.

이 중에서 골재는 국내에서 많이 사용되는 화강암과 석회암 으로 선정하였다. 대조군으로서 아스팔트 바인더는 일반 아 스팔트 바인더 PG 64-22를 사용하였으며, 실험군을 만들기

위해 이 일반 아스팔트 바인더에 아스팔트 중량 기준으로 3% 섞은 저탄소 중온화 첨가제(KW3)는 폴리에틸렌계 왁스 로서 아스팔트 바인더에 첨가되어 점도를 감소시키는 특징 을 가진다. 본 실험에서 적용한 시료의 조합은 2종류의 아 스팔트 바인더(PG64-22, PG64-22+KW3)×2종류의 골재(화강 암, 석회암)×1종류의 가열온도(60

^o

C) ×2종류의 얇은 피막두께 (400 µm, 200µm)로서 총 8가지로 구성된다.

2.3.2 아스팔트 바인더의 수분손상시험법을 변형한 접착특 성 시험방법

본 연구를 위해 사용하는 변형제어 DSR 장비인 ARES (Advance Rheometric Expansion System) 에서 기존 DSR수 분손상시험법을 구현하기 위해 직경 25mm 금속 플레이트를 대량 제작했고, 화강암과 석회암 골재를 가공해서 같은 25mm 직경과 5mm 두께를 가지고 있는 골재 디스크를 제 작했다. 골재 디스크를 금속플레이트에 장착시키기 위해 에 폭시 및 순간접착제를 사용했다.

상기에서 골재 디스크를 접착시킨 금속플레이트 세트를 미 리 확보한다고 언급을 했는데 이것은 ARES가 일회성 형태 의 금속플레이트를 사용하고 있기 때문이다. 사진 1에서는 이 일회성 형태의 금속플레이트가 ARES의 스핀들에 어떻게 조립이 되고, 어떻게 ARES에 장착이 되는지를 보여주고 있 다. 그리고 에폭시로 접착하기 전에 가공한 골재 디스크를 장착된 스핀들 위의 금속 플레이트에 올려놓아서 영점 조정 (Zero Gap) 을 수행하는 과정을 보여준다.

사진 2는 본 실험에서 가장 중요한 준비 작업으로 골재 를 금속플레이트에 접착하는 모습이다. 사진 2의 (b)에서 보이는 것처럼 골재 표면을 연마지를 사용하여 거칠게 만드 는 이유는 골재 표면적을 더 확장해서 에폭시가 붙는 공간 을 더 넓혀서 좀 더 강한 접착성을 확보하기 위함이다. 사 진 2의 (f)에서 보이는 것은 상기에서 언급했던 순간접착제 를 사용하는 모습이다. 에폭시는 양생되는데 시간이 걸리기 때문에 금속플레이트를 장착한 체로 1시간에서 2시간을 기 다려야 한다는 단점이 있다. 이러한 시간을 줄이고 다른 골 재 디스크와 금속플레이트 세트를 계속 준비하기 위한 방법 으로 순간접착제를 사용해서 금속플레이트와 골재를 고정하

사진 1. ARES(Advance Rheometric Expansion System) 기본 설치 및 영점 조정 세팅 과정

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였다.

골재의 표면에 묻어 있는 것을 닦아낸 다음 ARES의 프 로그램을 사용해서 영점 조정을 한다. 골재 플레이트를 10분 간 정해진 가열온도(60

^o

C) 에서 가열한 다음, 일반적인 아스 팔트 바인더 시료를 골재 플레이트 상단에 올려놓고 약 10 분간 시험온도로 예열한다. 가열한 후 상부와 하부의 골재 플레이트를 아스팔트 피막 두께보다 +50µm의 간격이 되도 록 조정하고 흘러나온 아스팔트 바인더 제거 등의 마무리 작업을 한다. 다시 시험 아스팔트 피막두께까지 플레이트의 간격을 조정하고 시험온도인 40

^o

C 에서 10분간 가열을 한다.

가열 후 본 실험인 Strain Sweep 시험을 한다. 사진 3은 위에서 언급한 Strain Sweep 시험 과정들을 보여주고 있다.

2.3.3 아스팔트 혼합물의 수분민감성 시험

아스팔트 혼합물의 강도는 아스팔트 바인더의 점착력과 골 재 입자간의 맞물림, 그리고 골재의 마찰 저항성 등으로 결 정된다. 이들 사이의 결합력이 부족하다면, 골재와 아스팔트 바인더 사이의 부착면에서 파괴가 일어나며, 이로 인해 아스 팔트 포장체와 혼합물의 조기 파손이 발생하게 된다. 특히 아스팔트 바인더의 박리현상은 아스팔트 포장체나 혼합물 속

의 골재 표면과 아스팔트 바인더 사이에 존재하는 습기로 인하여 결합력이 없어지거나 약화되는 것으로 이러한 수분 민감성을 파악하기 위한 많은 시험법들이 개발되었으며, 가 열 아스팔트 혼합물의 수분민감성을 예측하기 위해 사용되 었다(Hick, 1991; Kandhal, 1992). 이러한 시험들 중 아직 까지 수분에 대한 민감도 및 저항성을 평가하는데 있어서 매우 높은 신뢰도를 가지고 있는 인장강도비를 사용하여 아 스팔트 혼합물의 수분 민감도를 평가하였다. 인장강도비를 구하기 위한 아스팔트 혼합물 시료를 제작하기 위해 우리나 라에서 가장 많이 사용하는 공용등급 PG64-22 가열 아스팔 트 바인더와 PG64-22+KW3 중온 아스팔트 바인더 2종류를 사용했고, 역시 가장 많이 사용하는 1종류의 화강암 골재를 사용하여 총 2종류의 아스팔트 혼합물 공시체를 만들었다.

3. 골재 사이 아스팔트 바인더 피막의 Strain Sweep 시험 결과

3.1 Strain Sweep 결과의 분석 조건

본 연구 실험의 기반이 되는 조등이 개발한 Stress Sweep 시험에서는(Cho and Bahia, 2007; Cho, 2008) 전단응력 사진 2. 골재 디스크를 금속플레이트에 접착하는 과정

사진 3. Strain Sweep 시험

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(Shear Stress) 을 낮은 수준으로부터 높은 수준까지 점점 높 이는 시험방법이다. 그러나 본 실험에서 사용한 시험방법은 응력이 아니라 변형률(Shear Strain)을 점점 높이는 Strain Sweep 시험으로서 높은 응력상태에서는 Stress Sweep 시험 보다 훨씬 큰 폭으로 응력을 증가시킨다. 이렇게 증가하는 응력상황에서 재료의 비선형거동에 따른 불규칙 형태가 나 타난다. 이러한 불규칙적인 변화 구간에서 결과 값을 구하는 것은 분석에 어려움이 있기 때문에, 응력과 변형률이 같이 증가하는 선형구간 사이의 결과 값들을 사용하여 분석을 실 시하였다. 또한 유인상(2010) 등의 최근 연구결과 따르면 Strain Sweep 시험을 할 때 200~400µm사이의 얇은 피막두 께에서 응력변화에 따른 민감도가 적게 발생한다는 결과가 나왔으므로 피막두께에 대한 실험변수로서 400µm와 200µm 피막두께만을 사용해서 실험했다.

3.2 골재와 아스팔트 바인더 종류에 따른 접착물성 결과 표 1은 화강암과 석회암, PG64-22와 PG64-22+KW3 아 스팔트 바인더, 그리고 200µm와 400µm의 피막두께까지 총

2 ×2×2=8가지의 조합에 대한 Strain Sweep 시험분석 결과들 을 보여주고 있다. Strain Sweep 시험결과 분석은 그림 1에 서 보이는 것처럼 전단응력의 변화에 따른 G

^*

의 값을 보여 주는 그래프에서 100Pa되는 전단응력 점의 G

^*

값을 초기 선 형 점탄성 한계점으로 정한다. 그리고 이 값을 전단응력의 변화에 따른 G

^*

값의 비율을 정하는 기준 값으로 정하면서 선형 점탄성 영역과 비선형 점탄성 영역을 구분하는 점으로 정한 값이 선형점탄성 한계점인 85% 선형점탄성 G

^*

이다.

이 값은 통계적 분석을 통해 충분히 근거 있는 값으로 알려 져 있으며(Cho and Bahia, 2007; Cho, 2008), 본 논문에 서도 이 방법을 사용했다.

본 시험에서 시간상 그리고 재료상의 제약으로 반복횟수는 2 번까지만 하였고 Strain Sweep 시험결과 분석을 통해서 구 한 선형점탄성 G

^*

, 85% 선형점탄성 G

^*

, 그리고 85% 선형 점탄성 G

^*

에서의 전단응력 값들의 평균을 구하였다. 이 표에 서 보이는 값들을 가지고 전체적인 경향을 살펴보는 것은 상당히 힘든 일이 될 수가 있기에 막대그래프를 통해 전체 적인 경향을 살펴보기로 한다.

그림 1. 선형 점탄성 영역과 비선형 점탄성 영역을 구분하는 한계점 표 1. 골재와 아스팔트 바인더 종류에 따른 Strain Sweep 시험 결과

종류 골재

아스팔트 바인더 종류

아스팔트 피막두께 ( µm)

실험반복 횟수 번호

선형점탄성 (LVE) G

^*

(kPa)

선형점탄성 (LVE) G

^*

의 평균값(kPa)

85% 선형 점탄성(LVE)

G

^*

(kPa)

85% 선형 점탄성(LVE)

G

^*

의 평균값(kPa)

85% 선형 점탄성(LVE)

G

^*

에서의 전단응력(kPa)

85% 선형 점탄성(LVE) G

^*

에서의 전단응력 의 평균값(kPa)

화강암

PG64-22

400 1 126

116 107

99 20

2 107 91 18 19

200 1 197

152 187

139 42

2 107 91 11 26

PG64- 22+KW3

400 1 160

173 136

147 29

2 185 157 32 31

200 1 195

192 166

164 30

2 190 161 26 28

석회암

PG64-22

400 1 130

146 110

124 27

2 162 138 33 30

200 1 121

147 103

125 22

2 174 148 47 35

PG64- 22+KW3

400 1 200

187 170

159 33

2 173 147 33 33

200 1 166

166 141

141 44

2 166 14 49 46

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그림 2는 골재의 종류를 기준으로 수행한 모든 Strain Sweep 시험 결과들을 나타내고 있다. 화강암의 평균 선형점 탄성 G

^*

값은 158kPa이고 석회암의 평균 선형점탄성 G

^*

값 은 162kPa로서 석회암의 선형 점탄성 G

^*

값이 화강암의 선 형점탄성 G

^*

값에 비해 약간 크지만 큰 차이는 거의 없는 것으로 알 수 있다. 그림 2의 (a)는 화강암과 석회암의 아 스팔트 바인더 종류별 그리고 피막두께별 선형 점탄성 G

^*

값 들과 위에 이미 언급한 평균값들을 표시한 그래프이다. 선형 점탄성 G

^*

값과 비교 되는 결과로서 화강암의 85% 선형점탄 성 G

^*

에서의 전단응력들의 총 평균은 26kPa이고 석회암의 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력들의 총 평균은 36kPa이 다. 선형점탄성 G

^*

에서 결과 값을 비교했을 때 석회암이 약 간 증가했지만 큰 차이가 없는 것에 비해, 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력은 상당히 큰 폭 증가(선형점탄성 G

^*

에서 는 약 2% 차이, 85% 선형점탄성 G

^*

의 전단응력에서는 약 36% 차이)한 것으로 나타났다. 그림 2의 (b)는 모든 85%

선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력들의 값들과 화강암과 석회암 으로 구분한 전체 평균값들을 보여주고 있다. 이 같은 결과 를 살펴볼 때 85% 선형점탄성 G

^*

의 전단응력값이 선형점탄 성 G

^*

값보다 골재 종류로서 차이가 있는 화강암과 석회암을 서로 더 확실하게 구분시켜줄 수 있는 민감성 높은 매개변 수가 될 수 있다는 것을 알 수 있다.

그림 3은 아스팔트 바인더 종류를 기준으로 수행한 Strain Sweep 시험의 모든 결과들을 나타내었다. 그림 3의 (a)를 보면 PG64-22의 평균 선형점탄성 G

^*

값은 141kPa이고

PG64-22+KW3 의 평균 선형점탄성 G

^*

값은 162kPa로서 PG64-22+KW3 의 선형 점탄성 G

^*

값이 PG64-22에 비해 조 금 더 큼을 알 수 있다. 그리고 그림 3의 (b)는 선형점탄성 G

^*

값과 비교 되는 결과로서 PG64-22의 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력들의 총 평균 28kPa와 PG64-22+KW3의 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력들의 총 평균은 35kPa 값을 나타내고 있다. 결과 값들을 비교했을 때 골재 종류에 서 보였던 것처럼 아주 큰 차이는 아니지만 여전히 85%

선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력 결과 차이가 비율적으로 더 큼으로써(선형점탄성 G

^*

에서는 약 14% 차이, 85% 선형점탄 성 G

^*

의 전단응력에서는 약 25% 차이) 조금은 더 민감한 값의 변화를 보여주고 있음을 알 수 있다. 이 같은 결과를 살펴볼 때 석회암과 화강암의 결과 차이만큼은 아니지만 85% 선형점탄성 G

^*

의 전단응력 값이 선형점탄성 G

^*

값보다 조금은 더 민감성 높은 매개변수가 될 수 있다는 것을 알 수 있다. 또한 특히 200µm에서의 선형점탄성 G

^*

값의 결과 값들이 통일성 없이 큰 차이가 나타나고 있는데, 이는 200 µm의 얇은 피막두께에서 나타날 수 있는 골재표면사이 의 정지마찰과 미끄럼마찰의 차이 때문에 발생하는 편차인 것으로 추정할 수 있다.

3.3 인장강도비를 반영한 중온 아스팔트 바인더 접착성능 비교평가

지금까지는 Strain Sweep 시험을 통해 아스팔트 바인더 의 접착성능 평가를 했는데, 이러한 아스팔트 바인더의 접착

그림 2. 선형점탄성 G

^*

와 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 골재종류별 전단응력 비교

그림 3. 선형점탄성 G

^*

와 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 아스팔트 바인더 종류별 전단응력 비교

(7)

성능의 직접적인 평가 값인 85% 선형점탄성 전단응력 값과 아스팔트 바인더와 골재의 혼합물의 성능을 나타내는 값과 어떤 관계가 성립할 수 있는지 알아볼 필요가 있다. 이를 위해 수정 로트만 시험을 했고, 시험재료는 화강암과 PG 64-22 아스팔트 바인더와 KW3 중온 아스팔트 혼합물을 사 용했다. 표 2에서 최대 인장강도와 수분 처리 전후 인장강 도를 비교해서 강도 손실 정도를 보여주는 인장강도비들을 보여주고 있다. 인장강도비와 본 연구에서 개발한 접착능력 을 전단응력으로 표현한 결과 값을 비교하기 위해서는 건조 한 상태에서의 전단응력 값과 습윤한 상태에서의 전단응력 값을 동시에 비교할 필요가 있다. 그렇지만 본 연구는 아스 팔트 바인더와 골재의 접착면 습윤 민감성 연구 전 단계로 서 접착면 자체의 피막두께 및 접착면에 가해지는 가열 온 도에 의한 강도변화를 살피는 데에 목적을 두고 있다. 그러 므로 본 연구를 통해서 구한 값인 건조 상태에서 85% 선 형점탄성 G

^*

의 전단응력 평균값과 수정 로트만시험에서 수 분처리 전, 즉 건조 상태의 인장강도 값 비교를 통해 적절 한 평가 제안방안을 제시하고자 한다.

표 3은 위에서 언급한 85% 전단응력값과 수분 처리전 인 장강도를 비교하고 있다. 표 3에서 보이는 85% 선형점탄성 G

^*

의 전단응력 평균값을 보면 아스팔트 피막두께 200µm에 서도 400µm에서도 중온 아스팔트 바인더 PG 64-22+KW3 의 전단응력값(31kPa, 28kPa)이 일반 아스팔트 바인더 PG 64-22 의 전단응력값(19kPa, 26kPa)보다 더 큰 양상을 보이 고 있다. 그리고 또한 인장강도비 시험에서 간접인장모드에 의해 구한 건조상태의 강도인 수분처리전 평균 인장강도 또 한 일반 아스팔트 바인더 PG 64-22의 값(45.5N/cm

²

) 보다 중온 아스팔트 바인더 PG 64-22+KW3의 값(53.6N/cm

²

) 이 더 큰 것으로 나왔다.

이 같은 결과로 추측할 수 있는 것은 아스팔트 바인더와 골재 접착면의 전단응력은 아스팔트 바인더와 골재 혼합물 의 간접 인장모드에 의한 인장강도와 밀접한 관계가 있다는 것이다. 이론적으로도 하중이 가하는 혼합물의 내부 응력과

파괴강도는 골재와 골재 사이의 마찰 그리고 골재와 아스팔 트 바인더 사이의 접착력에 의해 견디어지는 전단강도에 의 해 지배된다. 특히 어느 정도 얇은 피막두께에서는 단지 골 재와 아스팔트 바인더 사이의 접착력뿐만 아니라 골재와 골 재사이의 마찰력 또한 영향을 미치게 되기 때문에 400µm와 200 µm 피막두께에서 구한 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단 응력 평균값은 아스팔트 바인더와 골재 사이의 성능을 평가 하기 위한 기준이 될 수 있을 것이다. 그러나 저자는 정지 마찰과 미끄럼마찰에 의해 측정값의 변동폭이 매우 큰 200 µm 보다는 400µm의 피막두께에서 피복성능을 평가할 것을 추천하고 있다. 그리고 본 연구에서 제시한 85% 전단 응력값과 수분 처리전 인장강도 관계에 의한 성능평가를 시 도하기 위해서는 우선 아스팔트 바인더와 골재의 혼합물에 서 구하는 수분 처리 전 평균 인장강도에 대한 평가기준이 마련 돼야 할 것이다.

4. 결 론

본 연구는 일반 가열 아스팔트 바인더 보다 낮은 온도에 서 생산하고 포설하며 다지는 중온 아스팔트 피복의 직접적 인 성능 평가방법을 찾아보려는 노력의 결과이다. 이러한 평 가방법과 관련해서 다음과 같이 정리해 볼 수 있다.

1. 골재 종류와 관련한 연구에서, 선형점탄성 G

^*

값과 비교해 볼 때, 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력 값은 석회암 과 화강암 같은 골재 차이에서 상당히 큰 물성차이가 나 타나고 있다. 또한 일반 아스팔트 바인더와 중온 아스팔트 바인더와 비교해도 선형점탄성 G

^*

값과 비교해 볼 때, 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력 값이 조금은 더 민감 한 변화를 보인다. 그러므로 85% 선형점탄성 G

^*

에서의 전단응력 값은 선형점탄성 G

^*

보다 골재와 아스팔트 바인 더 종류별 접착특성을 좀 더 민감하게 대변할 수 있는 값이 될 수 있을 것이다.

2. 인장강도시험에서 수분처리 전 인장강도와 85% 선형점탄 표 2. 인장강도비(TSR) 시험 결과(공극률 7%*, 60±5% 포화도, 60±1

^o

C 수분처리온도, 동결융해 1회)

혼합물 종류 시료

No

수분처리 전 수분처리 후

TSR(%) 인장강도(N/cm

²

) 평균(N/cm

²

) 인장강도(N/cm

²

) 평균(N/cm

²

)

PG64-22 화강암+

1 47

45.5 28

27 59%

2 44 26

PG64-22+KW3 화강암+

1 52

53.6

39 43.7 81%

2 52 46

3 57 46

* 공극률 7% 적용은 미국 AASHTO T283의 표준시험방법을 따른 것이다.

표 3. 아스팔트 바인더와 골재의 접착면과 혼합물 사이의 물성 값

재료 종류 아스팔트 바인더와 골재의 접착면 (60

^o

C 가열온도) 아스팔트 바인더와 골재의 혼합물

골재 아스팔트

바인더 아스팔트 피막두께

( µm) 85% 선형점탄성(LVE) G

^*

에서의

전단응력 평균값(kPa) 수분처리 전 평균

인장강도(N/cm

²

)

TSR (%)

화강암

PG64-22 400 19

45.5 59

200 26

PG64-22+KW3 400 31

53.6 81

200 28

(8)

성 G

^*

의 전단응력 값을 비교해보면 피막두께가 200µm일 경우와 400µm일 경우 둘다 PG64-22+KW3가 KW64-22 보다 더 높은 경향을 보인다. 이러한 경향을 살펴볼 때 85% 선형점탄성 G

^*

의 전단응력 값과 수분처리 전 인장강 도 값은 서로 비례적 상관관계가 있다고 생각할 수 있고, 이러한 상관관계는 중온 아스팔트 바인더의 품질을 평가 하기 위한 방법으로 적용할 수 있을 것이다. 그러나 이런 상관관계를 통한 평가방법을 만들기 전에 우선 아스팔트 바인더와 골재의 혼합물에서 구하는 수분처리 전 평균 인 장강도에 대한 평가기준이 마련되어야 할 필요가 있다.

3. 본 연구의 결과는 피막두께 200µm에서는 시험시의 골재 표면사이의 정지마찰과 미끄럼마찰의 혼재로 인해 큰 결 과차이가 보이고 있고, 400µm는 좀 더 일관적인 측정값 을 보이므로 피막두께 400µm 시험을 추천한다.

4. 본 연구에서 수행한 실험은 제한된 종류의 아스팔트 바인 더와 골재를 대상으로 실험한 자료를 사용하였으므로 상 기의 시험 및 평가 프로토콜의 기준에는 일부 재료별로 제한이 있을 수 있다.

참고문헌

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장(WMA)의 기술현황, 도로학회지, 한국도로학회, 제11권 2 호, pp. 20-25

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A Study on the Performance Evaluation Method of Warm-mix Asphalt Mixture by the Analysis of Bonding Properties between Asphalt Binder and Aggregate

道 路 工 學

중온 아스팔트 혼합물의 성능 평가를 위한 아스팔트 바인더와 골재 사이의 접착물성분석 방법에 관한 연구

A Study on the Performance Evaluation Method of Warm-mix Asphalt Mixture by the Analysis of Bonding Properties between Asphalt Binder and Aggregate

유인상*·조동우**·황성도***·이석근****

Yoo, In Sang·Cho, Dong-Woo·Hwang, Sung Do·Rhee, Suk Keun

···

) can be a better parameter than LVE G

Keywords : warm-mix asphalt, DSR, film thickness, ARES, G

, shear stress

···

값보다는 85% 선형점탄성 G

핵심용어 : 중온 아스팔트, DSR, 피막두께, ARES, G

, 전단응력

···

다짐한 공시체를 사용하는 대표적인 시험법으로는 인장강도 비(Tensile Strength Ratio, TSR)를 구하는 수정 로트만시험 (AASHTO T238) 이 있다. 이러한 역학적 시험법은 널리 사 용되고, 신뢰할 만한 기준을 제시한다. 그러나 이러한 역학

/sin δ를 사용해서 수분에 의해 변화된 매개변수를 측정하려는 노력이었지만 결과적으 로 그 수분에 의한 영향은 미미한 것으로 보고되었다 (Rottermond 등, 2005).

그렇지만 DSR을 사용해서 수분에 의한 골재와 아스팔트 바인더의 접착성을 측정하려는 노력은 계속 되면서, 수퍼페 이브에서 정한 선형점탄성 영역에 포함되는 G

2.2 중온 아스팔트 바인더의 접착성질 연구를 위한 배경

아스팔트 바인더는 점탄성 물질이기 때문에 하중의 크기뿐

만 아니라 하중 속도 및 온도변화에 민감하다. 이러한 아스

팔트 바인더의 물성을 측정하고 평가할 때 실제 아스팔트

포장체에서 존재하는 마이크론 단위의 아스팔트 피막두께가

아니라 덩어리져 있는 형태의 아스팔트 바인더 흐름이나 물

성을 측정하는 것이 미국 수퍼페이브의 아스팔트 등급 시험

의 주요한 목적이다(Anderson et al., 1994). 그러나 사실상

마이크론 단위의 피막두께를 통해 아스팔트 바인더가 접착

및 피복 기능을 수행한다는 것은 잘 알려진 사실이다(Read

and Whiteoak, 2003; Campen 등, 1959). 이렇게 얇은 두

께의 아스팔트 바인더가 접착 및 피복이 잘 되기 위해서는

2.3 DSR을 이용한 아스팔트 바인더와 골재 사이의 접착 특성 실험방법

2.3.1 실험재료 및 실험변수

이 중에서 골재는 국내에서 많이 사용되는 화강암과 석회암 으로 선정하였다. 대조군으로서 아스팔트 바인더는 일반 아 스팔트 바인더 PG 64-22를 사용하였으며, 실험군을 만들기

C) ×2종류의 얇은 피막두께 (400 µm, 200µm)로서 총 8가지로 구성된다.

2.3.2 아스팔트 바인더의 수분손상시험법을 변형한 접착특 성 시험방법

사진 1. ARES(Advance Rheometric Expansion System) 기본 설치 및 영점 조정 세팅 과정

였다.

골재의 표면에 묻어 있는 것을 닦아낸 다음 ARES의 프 로그램을 사용해서 영점 조정을 한다. 골재 플레이트를 10분 간 정해진 가열온도(60

C 에서 10분간 가열을 한다.

가열 후 본 실험인 Strain Sweep 시험을 한다. 사진 3은 위에서 언급한 Strain Sweep 시험 과정들을 보여주고 있다.

2.3.3 아스팔트 혼합물의 수분민감성 시험

3.1 Strain Sweep 결과의 분석 조건

본 연구 실험의 기반이 되는 조등이 개발한 Stress Sweep 시험에서는(Cho and Bahia, 2007; Cho, 2008) 전단응력 사진 2. 골재 디스크를 금속플레이트에 접착하는 과정

사진 3. Strain Sweep 시험

3.2 골재와 아스팔트 바인더 종류에 따른 접착물성 결과 표 1은 화강암과 석회암, PG64-22와 PG64-22+KW3 아 스팔트 바인더, 그리고 200µm와 400µm의 피막두께까지 총

2 ×2×2=8가지의 조합에 대한 Strain Sweep 시험분석 결과들 을 보여주고 있다. Strain Sweep 시험결과 분석은 그림 1에 서 보이는 것처럼 전단응력의 변화에 따른 G

의 값을 보여 주는 그래프에서 100Pa되는 전단응력 점의 G

값을 초기 선 형 점탄성 한계점으로 정한다. 그리고 이 값을 전단응력의 변화에 따른 G

값의 비율을 정하는 기준 값으로 정하면서 선형 점탄성 영역과 비선형 점탄성 영역을 구분하는 점으로 정한 값이 선형점탄성 한계점인 85% 선형점탄성 G

이다.

이 값은 통계적 분석을 통해 충분히 근거 있는 값으로 알려 져 있으며(Cho and Bahia, 2007; Cho, 2008), 본 논문에 서도 이 방법을 사용했다.

본 시험에서 시간상 그리고 재료상의 제약으로 반복횟수는 2 번까지만 하였고 Strain Sweep 시험결과 분석을 통해서 구 한 선형점탄성 G

, 85% 선형점탄성 G

, 그리고 85% 선형 점탄성 G

에서의 전단응력 값들의 평균을 구하였다. 이 표에 서 보이는 값들을 가지고 전체적인 경향을 살펴보는 것은 상당히 힘든 일이 될 수가 있기에 막대그래프를 통해 전체 적인 경향을 살펴보기로 한다.

그림 1. 선형 점탄성 영역과 비선형 점탄성 영역을 구분하는 한계점 표 1. 골재와 아스팔트 바인더 종류에 따른 Strain Sweep 시험 결과

종류 골재

아스팔트 바인더 종류

아스팔트 피막두께 ( µm)

실험반복 횟수 번호

선형점탄성 (LVE) G

(kPa)

선형점탄성 (LVE) G

의 평균값(kPa)

85% 선형 점탄성(LVE)

G

(kPa)

85% 선형 점탄성(LVE)

G

의 평균값(kPa)

85% 선형 점탄성(LVE)

G

에서의 전단응력(kPa)

85% 선형 점탄성(LVE) G

에서의 전단응력 의 평균값(kPa)

화강암

PG64-22

400 1 126

116 107

99 20

道路工學

유인상·조동우·황성도·이석근****