Dynamisk triaxialprovning av överbyggnads- och undergrundsmaterial av friktionstyp : Val av utrustning

V Zf

Nummer: V 82

'

Datum: 1989-02-28

Titel:

_{Dynamisk triaxialprovning av överbyggnads- och}

undergrunds-material av friktionstyp- val av utrustning

Författare:

Peet Höbeda

Avdelning:

_{Vägavdelnignen (materialsektionen)}

Projektnummer: _4230611-8

Pråjektnamn: _{Bär- och förstärkningslager - egenskaper}

Uppdragsgivare: Vägverket )

Distribution: fri /

Statens väg- och trafikinstitut ä[ $tltlltetVäg: ac,, a /(. . Pa: 58101 Linköping. Tel. 013-11 52 00. Telex 50125 VTISGI SBesök: Olaus Magnus väg 37 Linköping

DYNAMISK TRIAXIALPROVNING AV ÖVERBYGGNADS- OCH UNDERGRUNDSMATERIAL AV FRIKTIONSTYP- val av utrustning.

P. Höbeda 1.1nlgdning;

Enligt Vägverkets huvudrapport angáende satsningsomrádet Bärighet och Beläggning (Magnusson mfl 1988) behöver man ta fram metoder att mäta

materialegenskaper som E-modul, utmattnings- och tjälegenskaper. Den metod som främst blir aktuell i samband med obundna material är dynamisk tri-axialprovning (sk "resilient modulus test"), som till skillnad från de hittills vid VTI använda SEB- och CBR-metoderna, möjliggör en acceptabel simulering av trafikbelastningen vid kontrollerat spänningstillstånd. Inverkan av materialfaktorer (gradering, kornform, petrografisk samman-sättning mm) och klimatfaktorer (vattenkvot, frysning, höga temperaturer-vid asfaltbundna material mm) kan studeras enligt denna provningsmetod.

Dynamisk triaxialprovning av vägmaterial har blivit vanlig utomlands och nästan utvecklats till en hel vetenskap för sig. En tidigare, mer principi-ell litteraturstudie, som även översiktligt behandlar andra provnings-metoder, har presenterats i VTI Notat V36. Förutom E-modul och Poissons tal, avsedda för för analytisk överbyggnadsdimensionering, kan också den permanenta deformationen bestämmas med hjälp av en sådan utrustning. Denna kan även användas för studier av förbättring av dåliga material genom modifiering och stabilisering mm.

Som exempel på en undersökning kan ges australiensiska försök med bärlager-grus utförda vid optimal vattenkvot (kinder 1988). Enligt figur 1a är

ökningen av den permanenta deformationen stark efter ett visst antal belastningscykler, utförda vid ett konstant sidospänning på 0,07 MPa, när ett tröskelvärde för vertikalspänning på ca 0,4 MPa överskridits. Dessutom ökar deformationen enligt figur 1b med antalet belastningscykler (vid 0,5 och 0,07 MPa vertikal- resp sidospänning). Modulvärdet sjunker med antalet

belastningar, tydligen beroende på att materialet "utmattas". Det är dock inte känt i vilken grad det undersökta stenmaterialet (basalt) varit

vittrat och därmed särskilt nedbrytningsbenäget. Marginella stenmaterial är annars vanliga i Australien. Culley (1974) har i Sakatchevan undersökt dåligt graderat, sandigt stenmaterial, tillsatt låga halter (0,5-3%) asfaltemulsion, och funnit att sådana halter inte ger tillräckliga för-bättringar av materialegenskaperna.

VTI har nyligen skaffat sig utrustning för undersökning av ostörda prov av finkorniga undergrundsmaterial enligt dynamisk triaxialprovning. Behov finns att också undersöka undergrundsmaterial av friktionstyp och över-byggnadsmaterial. Då måste man dock packa provet på ett så realistiskt sätt som möjligt och även ha en metod att trä på ett gummimembran på den färdiga provkroppen som har dålig eller ingen sammanhållning alls.

Ett huvudproblem i överbyggnadssammanhang är att material, som har hög max. stenstorlek, inte utan vidare kan provas i utrustningar av "normala" dimensioner (VTI:s nuvarande apparat tar således prov med max. 100mm

diameter). Större utrustningar blir dock mycket dyrbara (miljonbelopp) och svårhanterliga pga de mycket stora och tunga proven som också måste packas på ett realistiskt sätt.

Försök har påbörjats att utreda hur en lämplig utrustning för dynamisk triaxialprovning ska se ut och vilka möjligheter VTI har att även prova grovkornigare material än fn möjligt och detta utan alltför stora nyinves-teringar. Både utrustning och försöksutförand är ganska komplicerade samt det är därmed inte fråga om något rutinförsök. Rekommendationer har givits av TRB (1975) och AASHTO T 274, som behandlar testning av undergrunds-material, grundar sig huvudsakligen på denna. Någon norm för provning av överbyggnadsmaterial vid upprepad belastning föreligger inte. Däremot finns

_ 3 ._

det en metod för statisk provning av skjuvhállfastheten bla hos bärlager-grus med hjälp av triaxialutrustning (ASTM D 3397).

2.Allmänt om utrustningar.

Många olika typer av utrustningar har utvecklats i olika länder under de

tre senaste årtiondena. Man har använt sig av mekaniska, tryckluftsdrivna

och servohydrauliska system för att anbringa vertikal- och sidokrafter på den gummimembrantäckta provkroppen som sitter fastsatt i en speciell tryckkammare. (VTI har satsat på ett servohydrauliskt system, byggt av MTS). Sidospänningen ästadskoms genom luft-, vatten- eller oljetryck. Ofta kan man inte använda sig av vatten, beroende på störningar av elektriska mätsystem, medan silikonolja exempelvis är elektriskt inert (Boyce och

Brown 1976). TRB (1975) anger inte närmare vilket system som bör användas

för utrustningen enligt figur 2. Akoto mfl (1987) sammanfattar för- och nackdelar hos de olika systemen enligt nedanstående tabell:

4_

TESTING SYSTEM ÄDVANTAGE AND DISADVANTAGE REFERENCE

l. Mechanical A relatively reliable system. Some problem with the design, balance and operation of

the system. Can apply deSired load pulse shapes by adjusting

Grainer and Lister (1962); Larew and

Leonards (1962);

Caffman et al (1964) 2. Pneumatic Relatively simple, cheap and reliable testing

system. Easy to design and repair. Hill reqUire periodic replacement of valves and cylinder. Practical load limit of about

3,000-S,OOO lbs. Hard to apply an exact

pulse shape. Can be bUilt in the Laboratory,

Seed and Feed (1959) Seed et al (l962),(1967) Hicks and Honismith

(1971) Barksdale (1972) 3. Hydraulic Servo System (Closed loop control)

Can have a fast response, high load capaCity and capability to apply any pulse shape to specimens. Disadvantages are its high initial and maintenance cost, and complex electronics. Some systems are very hard to balance and keep in proper Operating condit-ions. Hay bepurchased from manufacturers.

Kallas & Riley (1967)

Cullir:-ord et al.(l972) Chaddock (1973)

...4-Även Barksdale och Hicks (1973) beskriver möjligheterna hos de olika

systemen. Mekaniskt verkande system är inte kommersiellt tillgängliga samt har mer eller mindre övergivits. De tryckluftsdrivna svstemenverkar vara vanligast, beroende på mindre kostnader vid inköp och underhåll än för de servohydrauliska systemen. De senare erbjuder dock betydligt bättre simule-ringsmöjligheter och har ett större belastningsomráde. Tryckluftsdrivna utrustningar möjliggör en maximal frekvens på mellan 5 och 8 Hz, medan med servohydrauliskt system motsvarande värden är 25 till 100 Hz. Extremt höga frekvenser är dock inte aktuella i ammanhanget. Olika pulstyper kan också lätt åstadkommas med sistnämnda system.

Barksdale och Hicks (1973) menar att de tryckluftsdrivna systemen är till-fyllest för de flesta laoratoriers behov, de servohydrauliska sägs tendera att bli komplicerade "elektroniska monster". Akoto mfl (1987) beskriver en utrustning som drivs av tryckluft och som sägs kunna byggas upp av ett laboratorium med tämligen smá resurser. Provdiametern är dock endast 51mm, vilket innebär att endast mycket finkorniga undergrundsmaterial kan provas. Franska väglaboratoriet har också satsat på ett tryckluftsdrivet system för provdiametern 160mm (figur 3). Provkropparna tillverkas med hjälp av en vibrerande packningsutrustning, vibrocompresseur , en apparat som VTI tidigare införskaffat, främst för tillverkning av provkroppar av material, stabiliserade med hydrauliska bindemedel.

Om stora prov ska undersökas är det nödvändigt att använda sig av ett avan-cerat servohydrauliskt system för att få en tillräckligt hög vertikalkraft eftersom vid tryckluftsdrivna system den maximala belastningen är begränsad till 1,5-2,5 ton. Vid Tekniska Högskolan i Delft använder man sig således av ett tryckluftsdrivet system för provkroppar med 150mm diameter, däremot ett servohydrauliskt för större provkroppar med 400mm diameter. Den senare utrustningen är dock speciell genom att man anbringar sidotrycket på

prov-

...5-kroppen genom att suga vakuum inne i denna, jfr figur 4a (Sweere mfl 1987, jfr också reserapport från maj 1987, redovisat i VTI Notat V40). På så sätt bortfaller behovet av en speciell tryckkammare, men nackdelen är att sido-trycket inte kan överstiga 1 atm och prov med hög vattenkvot inte kan

undersökas.

Normalt håller man sidotrycket konstant vid triaxialförsök, men försök med variabelt sidotryck har även utvecklats. Enligt Allen och Thompson (1974) blir ett sådant försök mest realistiskt när det gäller simulering av

trafik, men skillnaden i E-modul till ett konventionellt försök är inte så stor att denna komplikation behöver tillgripas. Alltför höga värden på Poissons tal erhålls visserligen vid provning vid ett konstant sidotryck, men detta har inte så stora konsekvenser vid analytisk dimensionering. Även Barksdale och Hicks (1973) anser ett försök, utförda vid en konstant sido-spänning är tillfyllest.

Utrustningar, som arbetar med växlande skjuvspänning (dvs där vertikal- och sidospänning bildar växelvis den högsta spänningen), har dock konstruerats för att bättre efterlikna trafikbelastningen, bla vid Ruhruniversität i Bochum, (Jessberger 1979, se också VTI Notat V40). Försöken blir dock mer komplicerade och resultaten enligt vissa forskare (Schwab 1986) inte nöd-vändigtvis mer relevanta. Han menar att den elastiska deformationen inte skiljer sig mycket åt vid de två försöksvarianterna, medan den permanenta deformationen kan underskattas vid växlande skjuvspänning.

3.Provkroppsstorlgk och inverkan av slankhetstal.

Som redan påpekats är huvudproblemet är att kunna undersöka prov med tillräcklig stor max. stenstorlek. Enligt TRB (1975) bör således prov-kroppsdiametern vara minst 4-5 ggr den maximala stenstorleken i provet.

Enligt vissa forskare (jfr Knutson mfl 1977) bör dock detta förhållandetal vara närmare 20 om provet till mer än 50% består av grovt material. I

praktiken innebär detta i så fall att endast tämligen välgraderade material kan provas och inte t ex makadam. Trots detta har man utfört provning av järnvägsballast vid små förhållandetal (Jfr Knutson 1977, Hettler 1987).

I många fall har man nedmodellerat materialen för att även kunna prova överbyggnadsmaterial i små utrustningar. Ett exemplel är försök, gjorda i Nottingham, där man skalenligt minskat ned ett bärlagergergrus med korn-storleksfördelningen 0-30mm till O-lOmm för att kunna prova i en

litenutrustning som tar provkroppar med endast 75mm diameter (Thom och Brown 1987). Schwab (1986) har också använt sig av provmaterial 0-8mm i en liten triaxialutrustning.

I vissa laboratorier har man byggt upp triaxialutrustningar med mycket stora dimensioner för att i samband med överbyggnadsmaterial kunna prova hela kornstorleksfördelningen. Vid de tekniska högskolorna i Bochum och Delft kan man exempelvis undersöka provkroppar med 300 resp 400mm prov-kroppsdiameter (figurer 4a och b, Jfr också VTI Notat V40). Franska

väglaboratoriet har tidigare presenterat en utrustning för statiska försök med prov som har 300mm diameter, men några resultat från denna apparat är inte kända (Charles 1969). Hettler (1987) har utvecklat en utrustning för provning av järnvägsballast (kornstorlek. upp till 65mm) med en diameter på hela 680mm men en höjd på endast 450mm (jfr nedan).

Beroende på svårigheterna att framställa och undersöka stora provkroppar försöker man i laboratorier, som redan byggt upp sådana stora utrustningar, i regel att ersätta dessa med mer lätthanterliga försök. Detta är ingen lätt uppgift; en viss korrelation finns exempelvis med resultaten från CBR-försök, men spridningen är stor (Thornton och Elliot 1986). I Delft (Sweere

mfl 1987) har man konstaterat ett ganska bra samband mellan E-moduler vid ett dynamisk provning i apparat som tar prov med diametern 400mm och ett statiskt triaxialförsök (provkroppsdiameter 150mm). Ett statiskt försök anses dock mindre lämpligt av andra forskare (Barksdale 1971). Sweere mfl

(1987) har också funnit att om sand provas vid dynamiskt triaxialförsök i utrustningar med provkroppsdiametrar på 150 och 400mm så får man identiska resultat; vid material 0-40mm ger dock den större utrustningen ett lägre modulvärde. Donaghe mfl (1985) har Jämfört resultaten med olika provdia-metrar vid ett statiskt triaxialförsök, och funnit att ett 0-20mm material givit nästan identiska skjuvhållfastheter vid diametrar på 150 och 200mm hos provkropparna, medan provdiameter 80mm givit högre hållfasthet.

Vid provning av bärlagergrus har man vanligen använt sig av provkroppar med diametrar på ca 150-200mm. Dylika apparater har exempelvis använts vid undersökningar gjorda i USA av Haas (1968), Hicks (1970), Dunlap (1970), Barksdale 1972, Allen och Thompson (1974). Cole mfl (1985) presenterar en mindre och en större triaxialcell med diametrar hos provkroppen på 51.resp

152mm, den senare utrustningen avsedd för provning av grövre material som bärlagergrus och morän. Utrustningarna är dock specialbyggda för provning av frysta och upptinade prov (jfr även mom 7). Franska väglaboratorierna har utvecklat en apparat för provning av bla bärlagergrus där man använder sig av provkroppar med 160mm diameter (Paute och Martinez 1987). Kinder

(1988) nämner i korthet att man i Australien byggt upp femutrustningar i olika laboratorier, det framgår dock inte i vilken man man standardiserat utrustningarna. Provkroppar med diametern 200mm, med smärre modifiering också 230mm, kan testas. Toan (1975) och Santhirasekaran (1985) har i Nya Zealand utnyttjat en utrustning som tar provdiametern 250mm (jfr figur 5). Knutsson mfl (1977) har använt sig av en provkroppar med 203mm diameter vid provning av järnvägsballast med övre stenstorlek upp till 50mm.

Vanligen använder man sig av provkroppar med slankhetstal 2,0 vid triaxial-försök för att undvika störningar av de skjuvspänningar som uppkommer i provet närmast tryckplattorna. Man kan också minska på friktionen mellan provets ändytor och tryckplattor och vikten av detta har påpekats av Kinder

(1987). Hettler (1987) presenterar en ovanlig utrustning med mycket lågt slankhetstal (ca 0,6) hos provet (Jfr figur 4b). Höjdmättet har reducerats starkt för att minska på provets vikt (provkroppens_diameter är 680mm) och få ett högre förhållandetal för provdiam./max. stenstorlek. En annan orsak är att man vill undvika att provet buktar ut vid belastningen genom sk "barreling", något som anses förvanska resultatet. Vilken inverkan denna faktor har i förhållande till de störande skjuvspänningar, som i stället uppkommer från tryckplattorna, är inte lätt att säga. Denna effekt mot-verkades också vid Hettlers försök genom att smörja tryckpressens plattor med silikonfett och sedan lägga ett tunt gummimembran mellan tryckpressens och provkroppens ändytor (jfr även Berre 1988). Troligen är barreling typisk vid material som har låg E-modul och som samtidigt utsätts för stor skjuvpákänning. Vid mätning av Poissons tal är det särskilt viktigt att smörjningen mellan provets ändytor och tryckplattor är god för att ojämna deformationer inte ska uppstå (Barksdale och Hicks 1973).

Inverkan av slankhetstal är likartad såväl vid triaxialförsök somenaxiell tryckhállfasthetsprovning, den senare tillämpad exempelvis vid provning av cementstabiliserade material. God smörjning eller gummimellanlägg (som används vid provning av cementstabiliserade material enligt Vägverkets metod) kan mer eller mindre eliminera*de alltför höga hållfasthetsvärdena hos provkroppar med låga slankhetstal ((2,0).

4.Framställning av provkroppen.

Packningen av provkroppen kan ske på flera sätt, t. ex. genom instampning, statisk tryckning, knádning (i sk "kneading compactor") eller vibrering. Enligt TRB (1975) lämpar sig förstnämnda två packningssätt för kohesions-jordarter, den sistnämnda däremot för friktionsmaterial. Lämplig utrustning framgår av figur 6. Provet vibreras i tunna lagerpå 2,5-4cm. Enligt ASTM D 3397 (statisk triaxialprovning) packas bärlagergruset genom instampning. Franska väglaboratoriet använder sig av en speciell vibrerande packning

("vibrocompresseur ) för att framställa provkroppar med diametern 160mm och höjden 320mm (jfr figur 7). Provet vibreras som en enda enhet och inte i lager som vid andra packningsförfaranden. På så sätt får man fram homogena provkroppar utan den skiktning som alltid uppkommar vid lagervis packning. ' Barksdale (1972) har använt sig av instampning, följd av statisk

tryck-påkänning för att få fram provkroppar med jämna ändytor.

En utrustning, framtagen för skjuvande, gyratorisk packning av ostabili-serat material till provkroppar med diam 150mm och höjd ca 300mm presen-teras av Milberger och Dunlap (1966), jfr figur 8. Sådan skjuvande päkän-ning anses ge mera realistiska resultat än instamppäkän-ning. En annan typ av utrustning för knädande packning ( kneading compactor") för framställning av provkroppar med diametern 250mm presenteras av van Toan (1975). Vibre-ring sägs vara mindre lämplig eftersom vissa material inte låter sig packas till samtliga kombinationer av vattenkvot och torr skrymdensitet. Vid

vattenmättnadsgrader större än 80% bör således knádande packning användas.

Vid provningen mäste provkroppen vara omsluten av ett tätt gummimembran. Det enklaste sättet att få på detta verkar vara att frysa ned det fuktiga materialet så att gummimembranet kan träs på (Emery 1982). Ev. kan man dock få strukturomvandlingar i finkornhaltiga material och omfördelningar av vattenkvot vid frysning, jfr även mom 7. Man kan också fästa membranet inne

_.10_

i packningscylindern varvid vakuum anbringas för att få gummit att häfte sig fast utan att skrynklas (jfr figur 6). Sedan sätter man in den delbara packningscylindern i triaxialapparaten och anbringar ett vakuum på 3,5-7 kPa inne i provet för att detta inte ska kollapsa. Packningscylinderns väggar tas bort och ev hål i gummimembranet lagas eller en ny membran träs på. Monalvo mfl (1984) ger en ganska utförlig beskrivning av ett sådant provningsförfarande. Rao och Pandey (1986) använder sig av en bomullsduk innanför gummimembranet för att skydda det senare.

Det kan vara nödvändigt att limma fast mätdubbar inne i gummimembranet före ifyllningen av prov för att få pålitliga mätpunkter (jfr mom 5).

5.Mätning av spänningar och dgformationer.

Många olika system har använts med varierande framgång. Spänningar och deformationer hos provkroppen bör mätas samtidigt (TRB 1975). Om provet har en E-modul överstigande 100MPa bör speciella töjningsmätare sättas fast på provkroppen i dess mittzon för att få bort störande inverkan av ändeffekter och deformationer hos belastningsanordningen, speciellt vid de små deforma-tioner som det är fråga om vid dynamiska försök. (jfr figur 2, 3, 4a, 5 samt 10 och 11). Annars riskerar man att mäta upp alltför låga E-moduler. Enligt australiensisk erfarenhet bör vertikalspänningen mätas upp med hjälp av en tryckgivare inne i provkroppen och inte på provets övre ändyta (som i figur 2) för att undvika störningar från belastningsanordningen. Toan

(1975) mäter således trycket mot bottenplattan med hjälp av en tryckcell.

Poissons tal, använd vid analytisk dimensionering, kan räknas fram med kännedom av de vertikala och horisontella töjningarna hos provkroppen, men inverkan av detta tal är så ringa att man i regel kan nöja sig med redan

_.11_

framtagna, tabellerade standardvärden (TRE 1975). Dessutom kan otillför-litliga värden erhållas vid obundna material.

På provet fastlimmade trådtöjningsgivare är inte användbara vid så stora deformationer det är fråga om hos ostabiliserade material; dessutom kan styvhetsskillnaderna hos provmaterial och lim starkt förvanska resultatet

(Akoto mfl 1987). För mätning av både vertikala (axiella) och horisontella (radiella) deformationer använder man därför i regel LVDT-system ("linear variable differential transformers"). Givarna kan anbringas på provkroppen med hjälp av fjäderbelastning, ett system som rekommenderas av TRB (1975), jfr figur 10. Ett par används för mätning avaertikal" och ett annat för horisontaltöjningar samt de elektiska signalerna från paren slås ihop till medelvärden. System, använt av van Toan (1975) och Santhrasekaran (1985) presenteras i figur 11.

Enligt Boyce och Brown (1976) samt Paute och Lefort (1987) kan dock fjäderbelastade LVDT-givare rubbas på provytan under försökets gång och dessutom påverkar fjädertrycket töjningens storleksordning genom att öka på sidospänningen. Därför limmar man fast mätdubbarna i förväg inne i gummi-membranet så att dessa sitter kvar vid packningen och under senare belast-ningsförsök (figur 12a). Varje dubb kan således betraktas som en artifi-ciell sten i provet och figur 12b ger en detaljbild. Mätnoggranheten med denna system anges till 5 mikrostrain elastisk töjning och en permanent deformation på 10% är möjlig att mäta upp. Detaljer av anordningar för att mäta vertikal- och horisontaltöjningar ges i figurer 13 och 14.

Av Boyce och Brown (1976) specialutvecklat lättviktssystem för mätning av horisontell deformation framgår av figur 15a. Akoto mfl (1987) har till-verkat ett eget system, eftersom man ansett LVDT-systemen vara alltför

-12..

tunga för de använda små proven med endast 51mm diameter och dessutom dyrbara (figur 15b).

Barksdale och Hicks (1973) beskriver en sk laterell deflektometer som

består av tre tunna metallband, sammanfogade till en ring med hjälp av töjningsgivare. Anordningen pressas mot provet i dess mittzon.

Ett kontaktlöst system, benämnd multi-VIT ("variable impendance transducers"), presenteras av Cole mfl (1985, 1986) för mätning av horisontell töjning, se figur 16a. Signalerna från tre mätpunkter slås samman till ett enda mätresultat. Aluminiumfolien, använd för detektering av provytas läge, är fastsatt mellan två gummimembraner.

Optisk mätning av vertikala deformationer har också gjorts med hjälp av fastmonterade signaler (Allen och Thompson 1974, Knutson mfl 1977). I det senare fallet har dessutom en kontroll gjorts med LVDT-system, monterat på utrustningen samt även permanent deformation mätts upp med hjälp av detta. Moore mfl (1970) har låtit konstruera en speciell, fyrkantig tryckcell för att undvika störningar vid de optiska deformationsmätningarna.

6. Använda spänningar. lastcvkler mm.

Enligt TRB (1975) kan verkan av en hjulöverfart på material inne i väg-kroppen bäst efterliknas genom en halvsinusformad puls, men även pulser med sinus- eller triangulär form kan användas. Cole mfl (1986) har använt sig av MTS-utrustning- för jämförande studier med resultaten från provytor-och därvid simulerat de pulsformer som erhållits vid mätningar såväl med fallvikt som vid upprepad plattbelastning. Eftersom obundna materials E-modul är spänningsberoende måste också laboratorieförsöket göras vid varierande spänningar för en riktig materialbeskrivning. TRB (1975)

_.13_

rekommenderar således sidospänningar på 7, 21, 35, 52, 69, 103 och 138 kPa och fem deviatorspänningar utgörande multipler (1,2,3,4 och 5 gånger) av sidospänningen, men en anpassning måste ske till verkliga förhållanden. Vid analyisk vägdimensionering väljs den E-modul som motsvarar spänningstill-ståndet i vägen. Inverkan av belastningstid är liten, jfr Knutson (1977). Rao och Pandey (1986) har jämfört pulstider på 0,15 och 20 sekunder utan att finna några skillnader. Bärlagergruset var torrt vid försöket. TRB

(1975) ger ett diagram för bedömning av denna effekt i samband med under-grundsmaterial. Pulstiden beror inte bara på fordonshastighet utan också på djupet under vägytan.

Olika uppfattning råder angående antalet nödvändiga belastningscykler för-ett "riktigt" modulvärde. Enligt Hicks (1970) får man således fram samma modul såväl efter 50-100 som 25000 belastningar. De i figur 1 återgivna resultaten (Kinder mfl 1988) visar dock att modulvärdet i detta fall sjunker med antalet belastningscykler eftersom materialet utmattas."

7. Undersökning av klimatfaktorer mm.

Enligt litteraturen utför man som regel försöken vid ca optimal vattenkvot och därmed låga vattenmättnadsgrader. Obundna material "svikta" dock vid höga vattenmättnadsgrader, speciellt under tjällossningen och sådan klimat-inverkan får därför inte glömmas bort. ASTM D 3397 (statisk triaxialprov-ning) innehåller två olika förfaranden, en snabbmetod efter ett dygns vattenmättning och en referensmetod efter tio dygns lagring. TRB (1975) beskriver vattenmättning med hjälp av vakuum. Man går dock inte in på mätning av porvattentryck med motiveringen att det finns så många olika metoder. I praktiken verkar det dock vara svårt att mäta uppkomna por-vattentryck vid snabba belastningsförlopp beroende på utrustningarnas tröghet och gjorda försök hardärför ofta misslyckats (Fufahl och Bergan

_14..

1982, Santhirasekaran 1985). Thom och Brown (1987) har inte funnit något positivt porvattentryck vid sina mätningar pá "bärlagargrus" 0-10mm. Denna fråga kräver tydligen mer utredning eftersom effektivtrycket och därmed också bärigheten nedsätts vid uppkomst av porvattentryck under trafik-belastning.

Vattnets bindning i provmaterialet (negativt porvattentryck, sk pF-värde) har även ibland specialstuderats vid tjälundersökningar, dräneringsstudier mm. Cole mfl (1985) vid CRREL har således monterat en porös känselspets på bottenplattan hos sin utrustning (figur 15b) för att kunna mäta vattnets bindning under tjällossningsförlopp (samma material studerades även fält-mässigt i provytor). Thom och Brown (1987) menar dock att direkta mätningar av vattnets bindning är svåra att utföra vid försök med material av typ bärlagergrus, beroende på de låga värdena som uppkommer och man gjorde därför beräkningar med hjälp av effektivspänningsteorin. Använd kalksten förfastades också genom naturlig cementering (utfällning av upplöst kalcit) vid uttorkning.

Inverkan av tjällossningsbärighet på undergrundsmaterial har undersökts i enstaka fall genom att utsätta provet för frystöcykler. Haas (1968) har studerat den permanenta deformationen hos bärlagergrus, bla efter frysning och upptining vid dränerande försöksförhállanden. Man kombinerade triaxial-försöket med tjällyftningstudier. Pufahl och Bergan (1982) samt Cole mfl

(1985, 1986) har undersökt Jordmaterial i både fryst och upptinat till-stånd. I det senare fallet har man tillverkat en losstagbar bottenplatta för att kunna frysa eller konditionera provet i klimatrum. Man utförde provningen vid bestämda pF-värden för att få en relation till fältför-hållandena där upptiningsförloppet för samma material studerades. Youssef

sido-_.15_

trycket vid ett statiskt triaxialförsök och är således oberoende av frysrum.

Akoto mfl (1987) har utvecklat en apparat för undersökning av bla stabi-liserade material vid förhöjda temperaturer. Man har anbringat en yttre specialkammare för cirkulerande, uppvärmd vätska. Likartad utrustning har även använts för undersökning av deformationsegenskaperna hos asfaltbetong

(Huschek 1985).

8. Rekommendationer.

Triaxialförsök, gjorda vid upprepad belastning, kräver en komplicerad och svårhanterbar utrustning. En fortfarande hanterbar utrustning kan förslags-vis ha en provdiameter som ligger mellan 150 till 200mm. Den maximala sten-storleken i provet skulle då kunna vara upp till ca 32 resp 50mm. Vill man undersöka provmaterial med upp till ca 80mm stenmax (som i BBÖ-överbygg-nad), bör provkroppens diameter ökas till minst 300mm. Då blir dock proven svárhanterliga, men en viss skalenlig nedmodellering av kornstorleks-fördelningen kan vara en lösning.

Det förefaller för Vllzs del vara lämpligt att utgå från redan befintlig packningsutrustning "vibrocompresseur", som tillverkar prov med diametern 160mm och höjden 320mm. (Med hjälp av denna apparat kan man även tillverka provkroppar med 100mm diameter och 200mm höjd, dvs sådana som redan kan användas i VTI:s fungerande utrustning). En begränsning hos detta pack-ningsförfarande kan vara att proven är svåra att vibrera till höga vatten-mättnadsgrader, även om en senare vattenmättning alltid kan ske. Själva triaxialutrustningen bör byggas så flexibel att även större provdiametrar

...16-Den större triaxialutrustningen bör byggas upp efter befintliga förebilder, tex enligt fransk beskrivning, men vid användning av servohydrauliskt MTS-system. Mätningar av de vertikala och horisontella deformationerna utförs vanligen med LVDT-system, men mätningen bör ske mitt på provkroppen. Dess-utom bör mätfixarna vara fastmonterade inne i provet.

I verkligheten torde den horisontella deformationen vara mindre intressant att mäta upp, särskilt vid rutinmässiga försök, eftersom några exakta värden på Poissons tal vanligen inte behövs vid analytisk dimensionering.

Proven bör kunna vattenmättas på ett kontrollerat sätt och möjligheter bör även finnas - med tanke på framtida behov - att lätt få loss provkroppen från utrustningen (tex enligt CRREL:s system?) för konditionering i klimatrum under försökets gång.

-17.. REFERENSER 2. 8. 10. 11. 12. 13. 14. 15. 16. 17.

AASHTO T 274-82. Resilient modulus of subgrade soils.

Akoto, B.K.A. m.fl. A temperature-controlled dynamic triaxial equipe-ment for characterizing paveequipe-ment materials, 9 th Regional Conference for Africa on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Lagos 1987.

Allen, JJ., Thompson, M.R. Signifiance of variably confined triaxial

test. Transportation Engineering Journal TE4, 1974.

Barksdale, R.D. Laboratory evaluation of rutting in base course mate-rials. 3rd. Int. conf. Structural Design Asphaltic Pavements, Proc, 1972. Barksdale, R.D. Compressive stress pulse times in flexible pavement for use in dynamic testing. Highway Research Record 345, 1971.

Barksdale, R.D., Hicks, R.G. Material Characterization and layer theory

for use in fatigue analysis. Highway Research Board. Special Report 140, 1973.

Berre, T. Effect av prøvehöyde of endefriktion ved triaxialförsök og

enaxiale trykkförsök. Nordiska Geoteknikermötet, Linköping 1988. Boyce, SLR., Brown, S.F. Measurement of elastic strain in granular material. Geotechnique, vol 26, N04, 1976.

Cole, D.M. m.fl. Repeated load triaxial testing of frozen and thawed soils. Geotechnical Testing Journal, .nr 4, 1985.

Cole, D, m.fl. Resilient modulus of freeze-thaw affected granular soils * for pavement design and evaulation, Part 1. CRREL Report 86-4, 1986.

Culley, R.W. Stress-strain Characteristics of asphalt-treated aggre-gates subjected to repeated loading. Technical Report 20, Saskatchewan Department of Highways, 1974.

Dunlap, W.A. Determination Characteristics of granular materials sub-jected to rapid, repetitive loading. Texas A and M University, Ph.D,

Dissertation, 1970.

Emery, J. Characterization of flexible pavement components. Paving in

Cold Areas, Mini-symposium Canada-Japan, Vancouver, 1982.

Haas. A study of the mechanisms where by the strength of bases and sub-bases are effected by frost and moisture. Proj. 4-5, National

Cooperative Highway Research Program, Summary of Progress, 1968. Harper, E.E., Zimpfer, W.H. The behavior of satuvated Florida lime-rocks under repeated loading. Engineering and Industrial Experment

Station, University of Florida, PB 150682, 1968.

Hettler, A. Schottertriaxialversuche mit statschem und zyklischem

Belastungsverlauf. Eisenbahntechnische Rundschau, Heft 6, 1987.

Hicks, R.G. Factors influencing the resilient properties of granular

18.

19.'

20. 21. 22. 23. 24. 25. 26. 27. 28. 29. -18...

Huschek, 5. The deformation behaviour of asphaltic concrete under triaxial compression. Asphalt Paving Technology. Proc, AAPT, 1985. Höbeda, P. m.fl. Provningar av obundna material genom cykliska triaxi-alförsök och andra undersökningar. Intryck från resa till Dep. of Eng.

University, Nottingham; Rijkswaterstaat och Laboratorium voor

Weg-en Spoorweg. Kunde; Tekn. Högskolan, Delft; Bast, Köln och

Institut für Grundbau, Ruhr-Universität. VTI Notat V40, 1987.

Höbeda, P. Egenskaper hos bärlagergrus och makadam enligt labora-torieprovningar - en litteraturstudie. VTI Notat V36, 1987.

Jessberger, H.L. m.f1. Die Ermittelung des Steifigkeitsverhaltens unge-bundener Mineralgemische aus dynamischen Triaxialversuchen im

TSV-stand. Strasse und Autobahn, Heft 4, 1979.

Kinder, D.F. Triaxial testing of road-making materials; Current rese-arch. Australian Road Research, 17 (1), mars 1987.

Magnusson, R. m.f1. Satsningsomrâde 6.3. Bärighet och Beläggning. Vägverket 1988.

Moore, W.M. Deformation measuring system for repetitively loaded, large-diameter specimens of granular material. Road Research Record 301, 1970.

Montavlo, R.R. m.f1. Application of resilient moduls test equipment and procedures for subgrades soils. Oregon State University Transportation Research Report 84-8, 1984.

Paute, J-L., Lefort, R. Triaxial preumatique å chargements répétés

pour letude des graves non traitées et de 501 supports de chaussées. Rapportes des Laboratoires, CSR-8, 1987.

Pufahl, D.E., Bergan, A.T. The effects of freeze-thaw on the deforma-tion properties of subgrade soils for highway and airport runways in cold

regions. Paving in Cold Areas. Vancouver, 1982.

Rao, C.S., Pandey, B.B. Resilient modulus Characteristics of granular materials. Highway .Research Bullentin No 29, IRC Highway Research

Board, New Delhi, 1986.

Santhirasekaran, V. Resilient Characteristics of lime-treated

basecour-. se aggregatesbasecour-. University of Auckland, Department of civil engineering, 30.

31.

32.

Report No 372, 1985. »

Schwab, E. Eigenschaften unter Verkehrsbelastung. Strassenfor-schung 302, 1986.

Sweere, G.T.H. m.fl. Development of a structural design procedure for asphalt pavements with crushed rubble base course. 6th Int. Conf. Structural Design of Asphalt Pavements, Ann Arbor, 1987.

Thom, N.H., Brown, S.F. Effect of moisture on the structural perfor-mance of a crusched-limestone road base. Transportation Research

-19-33. TRB. Transportation Research Board. Test procedures for Characteri-zing dynamic stress-Strain properties of pavement materials. Special Report 162, 1975.

34. van Toan, D. Effects of basecourse saturation on flexible pavement

-20-Axial : Lateral 2-4 F Commercial (Batch _1-) Permanent 1.6 i ' 500170 Axnal Strain (% 12 -0 0 0 8 '- o . 3* 3 v ' ' 400 70 0.4 '- ._H/ _ § : =;v*;3:3 ' 4- 20070 0 ' ' T 1 1 100 1000 10 000 100 000 7 i

,7 _{Split Cc..nmcrcial (Batch 4)}

6 ;- I 5 '- _{- 220} Anal 4 __ Strain ' _{180 Rcmhcnt} 0 .

U0) ' A Rcsilicnt Modulus _MOSMIU'S

3*- __ 140 (Mia) 0 Total Strain _{. s} 2 _- O Permanent Strain ,4 -. 100 l - c 4 -- 60 . - .4 0 I I ' 20 i) 100 1000 10000 100000 300000 . Pulscs O Q

Figur la) Permanent deformation av bärlagergrus som funktion av

belastningscykler vid olika värden på vertikal- och sidospänning samt b) total vertikal deformation och Eamodul som funktion av antal belastningar vid 0,5 MPa vertikal och 0,07 MPa sidospänning (Kinder 1978).

-21..

LOÅDlNG PlSTON(G)

(MCHÅNBER 1 h '

PRESSURE_une LOAD csu.LEAöbn_{5_} .CHAMBER COVER (n ' PLATE' (arm UMDCHLU) ' TOP PLATENUO (OCHAMBER

CYLINDER_(m, ,- _{TEST SPECIMEN (L,}

AND MEMBRANE

(y0f<3ÅMä§

(OPOROUS STO THICKNESS LV DT (2) (E) BOTTOM-THICKNESS CHAMBER N, ;BÅSE PLATE LVÖT'LEADS

BOTTOM (F) SATURATION DRAINAGE (93 LlNE LINE

TAB LE OF MEASUREMENTS( TYHCAL)

DIMENSICN. A 8 C D E F G H I J K ^ L M N METRC.mm. 6.4 I2.7 52.4 6.4 38.! 64 l2.7 Nam l9| Mal 38.I Nonz 25.4 6.4 ENGLISH in. 0.25 0.50 6.00 0.25 LSO 0.25 0.50 . 0.75 1.50 LO 0.25

NOTEZ

l. Ommnom vana min monufactwcr

2 Dumemoovr vann min :pacman nu Figure l

Figur 2. Triaxialutrustning, rekommenderad för provning av under* grundsmaterial av TRB (1975) och AASHTO ?274.

_ 22 _

Air comprimé...1 9 N O K J I ÖU N H 00 Drainage :3

Figur 3. Schematisk skiss av triaxialutrustning (prov 160*320mm),

Eprouvette Hembrane Pierre poreuse

Plateau de chargement supérieu: Plateau de chargement lnférleur Capteur de force

Dispositif des mesures de déformations aX1ales Dispositif des mesures de déformations radiales Tige de chargement Plateau supérieur de la cellule

Cellule plexiglas

Guidage par roulement á billes Capteur de pression

utvecklad

hydrouhc jOCk

V, cuum load cell

_F_ 8_{1 |}3 | I ' l l g-zsj-L₀

E

WLWDT

I å 4;_EE:::::L1=

F

I. .. .J . - . i I_ I 74_ l .1: ': 1.00 mm '1

-23..

"' "" "" " '" "' l°' < (. n' l " " " " " " ' " ' " 't _ -..n-\ U r I \/ [1 r'/ "Y w - å-E E -r -â f_ -. -. -. -. -_ -_ -_ . a n . . . *M A _.--C "- DRUCK-ZYLINDER max 6,4 MN I _. .. DRUCKZELLE max 22 bar GELENK KRAFTMESS-STEMPEL -- GELENK ,, FQHRUNGS-SAULE -- PROBE H :45cm. D=78cm ENDPLATTE ENDFLÄCHE MIT SCHMIERUNG LÖTZL- DRUCKMESS-DOSE

Figur 4. Schematiska bilder av speciella, stora triaxialutrustningar,

Load Cell and Ram

Axlal Deformation

_24-Load Ram Guide 8055

._Ce ll Clamp Nut ---Cell Clamp Gauge Lateral Deformation

'

o 0 M Rod 4 i - 4 N A , - w. : a' .

mänm

:Sätila-:ämne

II 'I LL [I TI II 11 II II Il ILILJLJIJ f l O'_n :cr-'J r-;.Åo'^_{_.' .'V.-} 'p' vv_. Qiêoc:ä° 'QYCQO ;äçzêj' A 5".- .'r.-: .3 4

f

_:W

_°

_{TE! ,}

I d

I I I 3

" l

r|'--Cell Cylinder I Wall Cell Window I I I I | I | I | i . I i I | l '4-0 .--..-._-....b' I i I 0 I I i | I | I 1 Gauge Water-Tight Electrical Connector Figur 5. Triaxialutrustning för (1985). l . g 5 ik? G: Q; °. -\-_--..--o oc---__--° :IOK i_ 2-_ _7139. 5 Gara v-v ATIIIITXILIIIXTLII II 'IIrTYrI-4r_. .,'_ ..42 a.. .. i. .' Q. .. \ _ _ _ _ _ _ _ _ -_ _ a _ _ _ _ _ . m . _ _ _ _ _ . _ _ _ _ _ _ -wP -_ _ -m _ _ _ _ _ _ _ -_ _ __ J \ 4

Cell Base ' ' .A l . . Lu -F 71 \f\\\\\\

I

§\5\

'\\\\ §\'\

Pedestal W L r i t r r r I ;- -L.k Lell Base '755,' " Plate

- 25 ..

APPARATUS FOR VIBRATORY COMPACTION OF COHESIONLESS SOlLS

c'HAMát-:Rm

ne Rqo

.'. .L mvneRATmG LOAD ; .GENERATOB __-* .. -I UU UD UU U'

" :camuaeen MEMBRANE

-ALUMINUM OR STEEL SPLIT;_SAMPLE MOLD (mPOROUS FLASTIC 4 MOLD LINER (ca ' ,mom CLAMP ,M (E)COMPACTOR HEAD \ 14'- N (h VACUUM SUPPUH v 'UNE -

11

T

: >--"; Rc

.mnåomåus så'o'iuixN

_(THICKNESS)

cmeoi'To'M ?MTM-G... T [_1 { CHAMBER m 44 ^ " . ' BASE PLATE [ J I J *3-* VACUUM :areorrou - ä 5 'SATURATION m- 'DRAINAGE me_ m , -'._ .mem Ly .in / TAB LE OF MEASUREMENTS(TYP|CAL) mmsm A 3 c 0 E F G H | J K L M

Hamann. Nm! Nonz Non: Non: '400.164 6.4 38.l 6.4 6.4 I2.T Ncbi 25.4

ENGLISH. n. 0.25 0.25 :.50 0.25 0.25 o. »00

NOTEI

I. Dimman voriu mth monufoclunr 2.0imomlon vario: with :pacman sin

10mm should u o.25ao.ozzm(s.ssto5m)smw'§m mama mm

?igur 6. Utrustning för vibrerançe packning av friktionájordarter (THB 1975 och AASHTO T 274).

:quwomOHmw

-man

".52 Cw kt! »j5' andra.

T lo . CU .. :_n. le k. pravcy.i g 14 ..L .Lnáer med 4 SPECWEN

_27..

F' '7

hydraulisk packnings-

0.5m

L

hammare

]

l

E' 9 .f !

I | L

'

_

packningsplaHa

cylinderring

E'- --1

'

F---A

. . ""°v'-.' -4

packmngscylmder\//==\

E

. ---\ o

puckmngsplaHa

I

c:

3

i arbe'rslüge

.4

boHenplaHa

roferande

bord

I

I

5

O N

4.

O

fundamemL

1.145m

?igür ü. ütrustning för ( düâ?dé DEC<1L12 "AqêâülhT Lq?33c*ar"2 av deñdüâ maáerial i ç?avcylinder med 250mm á-3me:e* (,.n War 13??

-29_

LVÖT'CLAMP Damur. A -.

B - L\\ I \\\\ TOP CLAMP

L

. 12 4.0 0 o.s |.o L: an 2.9 sn SCALE-INCHES än __303 *rv-J'

DOTEI Dlmnnons vay mm manufacturer and spocnmon nu

. O ; 3 M ... §1". : .1 '11-1 rtiärn »in ' ' .-:;;, - WMV *M 'v9 " 44...- '_15' '_51'34' - _{?...141 ...äguziånläfbf}R _:fi.

:enSaon spring \r Steel sprang clom

bo" & Cup VEHICOI

couplmg deformahon

:rongducer basecourse

aggregates

SKOIH|ESS stee' ..43

. _-'. .°n\\ _ .

__ '-*JYLJ-'g-.d-R; fnctuon pad:

ua'hø 4:-' .

t

0 CG _' °"'4 :X\ Ca'

Ex* 0-3-, :3:0 .,

3 " - _ 4

p p ._ mt'er *_Ll I år-'2. Ca. . '.. .a .- LVOT hoasmg

'7 membrane ,- x.: .'13 10.4..._{., _, ,}

I A --.!..-\G.Qq-_ '.

__f) ...fy '

LVDT COW*_- '74- E (nction .pad ' 'TT-3 0'.GÅ

LX.. \ E . __ k. 0 P ) Ln w.:1'

57:

a

av'

. I- . _4. LVOT body x,\3 7,_ 7 /hOusmg :=.\ ._4 . v electrical c '

lower ca_{L_. _ '}- _J - VDT _ _ O caluper arm

k wmng \ , . °

C4- \j

_á_-T; \ laleral deformation \. '

_T_ _q \ E. I . rs transducer sample diam.

_ j* _{. . m} K tensmn nn 250 m campacted Sp 9 bnsecowse ',/ Support rubber membrane PLAN VlEW ELEVAUON

?Lrwr 11 Mäzanarjnlagar gfgjüefbelastadg u üm\ för nånn*§g av :artlkald 25h acrisaaäâlla iaåsrnai_ññgr 'Santäisasakarsn åüäâä.

...31-Levelllng dixc

l l ! "

Hould with vacuum applied to porous Internal surface

.X

L

Locatlng stud

.

E

n

Hembnne To vacuum _ _ -I V 0 s Latex disc Compacted material

:m

as

se

am

nm

säum

sus

wm

g

V 0

4..

Pbten Chmp Vlbratlng table

\\\\\\\\\<\\\\\\\\§\\

0 °. :o: « °.' "1

'_ .° 3 0 -, . '. ' a' Location stud In two - 3 '- I , , ' . .' halves screwed together

. v .Q.pi-c. o . 0 QI 04' '9"'. u : ° Oo° . inner membrane _ ' 9 mm. . ° 'Ä '. '3.' 0_ I ' ' '. 'g Outer membrane . 0 ...c Ä o '. o ' '_. åék ' \ x 0-" 1:' ;\6BAstud :_t ?J/ . _Nm - . . ther 0 .a .-_I:.n° 0.... . o '3.' 1. ",o:.'_{.-.: '.. .s .}-._'. tf . 0 Orlng . 0:. '-235';

. . n... ' Scale: :une full size . ....a..ol,.,'.' Haterhlrbrus. 0 .a -_ .0. 0 'a-(bP? Lex* L (.1. (D (I) få ('21 ?N ?3cm' LJ k? _;3.3 <1 0 U _{E: .J} * i (1: ri 53 m .1" (Dbus ,_

22:13 v

\ V' ,4 2. r d . LT

barbuvone

-32-Tube' plexiglas--a

-33_

V///y/A .

Q

\\\\\\\\\\\<{

2 menbranes __ _ . _Eprouvette . o p 7 T \** \ .00" H Capteur p. 1 cm 1 i av, 1 3.21.13*

M1 ' '1' I 5 f-1 . V *'*le *- (TT \ 'fm CA 5...er_2,. .s ...z-11.4;_x

-34_

1

N 4-4 SECTION AA

ut,...

en

Hmm-w 4-* 0 A 3mm ' wc* secnou sa

VERTlCAL TRANSDUCER HORlZONTAL TRANSDUCER

q sample rubber membrane mummnhn- adheswe \ F1-..1t .jmguyn i r*,v1 \..ä - --5A 7_ :4 b s _7_\ | 0. ,._ - . J_ 1 - A

-Laul -4. u3d-.ä4åñå?u31253f- -Sf 3/ åâ23LÃE2.4 IV noflvüñLeLL iezcrm füws._{...Jesica UC: down 13/5) Dam: :3.:}A Q« (7 «v=' '*

v.:

i.: ?. "1 1ñ 7 KAAGLQ mf; L3ü1§

_35-End Cop \Y

.. . ' Spring Loaded .

apecumen-\i Moununq Macrometer

Foil Torqec Mal , V cunwmu Signal Out a- \-Cell Bose Perous Tip

Perous Oroinaqe Element

' (2 places) Droinu. e Duct (2 places)

Å ømqm

// Goqe

\ b Fiushinq Duct Moisture Tension Duct

\\

L\\\

m\\

\\\

\\

gnn+m :2 2:.: p v .. , « ur-.a tur magning av urwvaraa kuüåg

-36-TESTING SYSTEM ADVANTAGE AND DISADVANTAGE REFERENCE

Mechanical A relatively reliable system. Some problem Grainer and Lister with the design, balance and operation of (1962); Larew and the system. Can apply deSired load pulse Leonards (1962):

shapes by adjusting Caffman et al (1964)

Pneumatic Relatively simple, cheap and reliable testing Seed and Feed (1959) system. Easy to design and repair. Will

require periodic replacement of valves and cylinder. Practical load limit of about

3,000-5,000 lbs. Hard to apply an exact

pulse shape. Can be bu11t in the Laboratcmy.

Seed et al (l962),(1967) Hicks and Monismith

(1971) Barksdale (1972) Hydraulic Servo System (Closed loop control)

Can have a fast response, high load capac1ty and capability to apply any pulse shape to specimens. Disadvantages are its high initial and maintenance cost, and complex electronics. Some systems are very hard to balance and keep in proper Operating condit-ions. May bepurchased from manufacturers.

Kallas g Riley (1967) Cullirrlord et a1.(1972)