Bärighetskontroll av obundna material med koppling till M-E beräkningar : Enkel och snabb utvärdering av obundna materialegenskaper

(1)

Bärighetskontroll av obundna

material med koppling till

M-E beräkningar

Enkel och snabb utvärdering av

obundna materialegenskaper

TI _{Utgivningsår 2020}VTI rapport 1054

vti.se/publikationer Dina Kuttah

(2)

(3)

VTI rapport 1054

Bärighetskontroll av obundna material

med koppling till M-E beräkningar

Enkel och snabb utvärdering av

obundna materialegenskaper

(4)

Författare: Dina Kuttah, VTI Diarienummer: 2017/0382-9.2 Publikation: VTI rapport 1054 Utgiven av VTI, 2020

(5)

Referat

Det här projektet bestod av två huvudsakliga delar. Projektets första del fokuserade på att utvärdera ett nytt försöksförfarande där dynamiska egenskaper hos obundna material uppskattas med hjälp av lätt fallvikt (LWD) som är en enkel och tidsbesparande utrustning jämfört med t.ex. triaxialförsök och som kan användas både i fält och i laboratorium. Arbetet fokuserade på att hitta nya samband så att

resultaten från cykliska LWD-försök ska kunna användas som input i programvara för mekanistisk-empirisk dimensionering av vägöverbyggnader. Studien visade att för det sand- och bärlager som användes i försöken, så var deformationsmodulen mätt med LWD starkt korrelerad med

styvhetsmodulen, mätt med dynamiskt triaxialförsök under liknande betingelser.

Den andra delen av projektet har ägnats åt att korrelera parametrar som samlats in med LWD och CBR med konventionella parametrar som samlats in med traditionella tester, så som modifierad Proctor och statisk plattbelastning. Projektets andra inriktning har fokuserat på dynamiska CBR försök som utförs för att kontrollera materialstabiliteten och se om man kan få fram en uppskattning av sambandet mellan det dynamiska CBR värdet och andra egenskaper hos de testade materialen. Det har visat sig att laboratorievärden för dynamisk CBR (CBRLD) kan ha en god korrelation med densitet och vattenhalt vid packning för både sand och obundet bärlager för ett brett spektrum av vattenhalter. Regressionsmodeller som tagits fram för dessa samband. En bra korrelation har också hittats mellan Ev2 uppmätt från statiskt plattbelastningsförsök med Evd från LWD-försök för packade sandjordar och bärlager. Ytterligare forskning krävs dock för att kunna generalisera de erhållna sambanden.

Titel: Bärighetskontroll av obundna material med koppling till M-E- beräkningar. Enkel och snabb utvärdering av obundna

materialegenskaper

Författare: Dina Kuttah (VTI, https://orcid.org/0000-0003-0478-1150) Utgivare: VTI, Statens väg- och transportforskningsinstitut

www.vti.se Serie och nr: VTI rapport 1054 Utgivningsår: 2020

VTI:s diarienr: 2017/0382-9.2

ISSN: 0347–6030

Projektnamn: Bärighetskontroll av obundna material med koppling till M-E- beräkningar

Uppdragsgivare: Trafikverket

Nyckelord: Bärlager, Dynamisk CBR, Lätt fallvikt, Multipel regressionsanalys, Packning, sandjord, Styvhetsmodul.

Språk: Svenska

(6)

Abstract

The current project consists of two main parts. The first part of the project has focused on evaluating a new testing approach that can be used to estimate the stiffness properties of unbound materials, namely the resilient modulus, using the light weight deflectometer equipment which is a simple to use and time saving field and laboratory equipment (as compared to for example Repeated Load Triaxial Test). This research is directed towards finding new relations in which the outputs of the repeated (cyclic) LWD tests can be used as input data to Mechanistic-Empirical Pavement Design software. It has been demonstrated that the deformation moduli collected by LWD are strongly correlated to the corresponding resilient moduli measured by repeated load triaxial tests under similar testing conditions for the sandy soil and base material tested in this study.

The second part of the project has been devoted to correlating parameters collected using LWD and CBR to conventional parameters collected using traditional tests, namely modified Proctor tests and static plate loading test. To reach this goal, the second part of the project studied dynamic CBR tests performed to control the material stability and assess the correlation between the dynamic CBR and other characteristics of the tested materials. It has been found that the laboratory dynamic CBR values (CBRLD) can be correlated to the compaction densities and molding water contents for the sandy soil and granular unbound material using the developed regression models for a wide range of molding water contents. A good correlation between Ev2 measured from static plate loading test and Evd measured from in situ LWD tests for the compacted sandy soil and base materials has been found as well. However, further research is required to generalize the given correlations and adopt them in practice.

Title: Simple and quick evaluation of unbound materials’ bearing capacities that could be used as input data in Mechanistic-Empirical Pavement Design

Author: Dina Kuttah (VTI, https://orcid.org/0000-0003-0478-1150) Publisher: Swedish National Road and Transport Research Institute (VTI)

www.vti.se Publication No.: VTI rapport 1054

Published: 2020

Reg. No., VTI: 2017/0382-9.2

ISSN: 0347–6030

Project: Simple and quick evaluation of unbound materials bearing capacities that could be used as input data in Mechanistic-Empirical Pavement Design

Commissioned by: Swedish Transport Administration

Keywords: Compaction, Base material, Dynamic CBR, Light weight

deflectometer, Multiple regression analysis, Resilient modulus, Soil.

Language: Swedish

(7)

Förord

Den här rapporten är slutrapport för projektet bärighetskontroll av obundna material med koppling till M-E- beräkningar, som finansierats av Trafikverket och VTI via branschprogrammet BVFF (Bana Väg För Framtiden).

Författaren vill rikta ett stort tack till Klas Hermelin, Trafikverket, som förutom att ha varit

projektsponsor även följt arbetet med stort intresse. Ett särskilt tack går till Sigurdur Erlingsson, VTI som har gett mycket värdefull input till arbetet. Ett stort tack även till Olle Tholén från KUAB AB som bidragit med sin erfarenhet, visat intresse och tillverkat KUAB lättfallvikt på uppdrag från VTI. Tack också till Semantix Eqvator AB för översättning av denna rapport från engelska till svenska. Jag har själv gjort en del av fält- och labbmätningarna i projektet men har också haft god hjälp av flera kollegor. Jag vill särskilt lyfta fram Håkan Arvidsson, Denis Saliko, Henrik Hellman och Andreas Gustafsson som varit med i fält och/eller i laboratorium vid flera mättillfällen, Shafiqur Rahman som genomfört dynamiska triaxialförsök, Fredrick Gustafsson, Tommy Petersson och Arne Johansson som hjälpte till att konstruera försöksgropen på bakgården till VTI i samarbete med David Åberg från Tegneby Åkeri AB. Tack till er alla för era bidrag till projektet! Ett till tack till Sigurdur Erlingsson, VTI som granskat rapporten och lämnat värdefulla synpunkter. Värdefulla synpunkter mottogs också vid presentation av projektet på metoddagen i Stockholm 7 februari 2019:

https://asfaltskolan.se/metoddagen-2019/.

För den intresserade finns publicerade artiklar där valda delar av projektresultatet är publicerat:

https://link.springer.com/article/10.1186/s40703-019-0102-x.

https://www.astm.org/DIGITAL_LIBRARY/JOURNALS/GEOTECH/PAGES/GTJ20190240.htm

Linköping, augusti 2019

Dina Kuttah Projektledare

(8)

Kvalitetsgranskning

Intern peer review har genomförts 1 november 2019 av Prof. Sigurdur Erlingsson. Dina Kuttah har genomfört justeringar av slutligt rapportmanus. Forskningschef Björn Kalman har därefter granskat och godkänt publikationen för publicering 12 juni 2020 De slutsatser och rekommendationer som uttrycks är författarens egna och speglar inte nödvändigtvis myndigheten VTI:s uppfattning.

Quality review

Internal peer review was performed on 1 November 2019 by Prof. Sigurdur Erlingsson. Dina Kuttah has made alterations to the final manuscript of the report. The research director Björn Kalman examined and approved the report for publication on 12 June 2020. The conclusions and recommendations expressed are the author’s and do not necessarily reflect VTI’s opinion as an authority.

(9)

Innehållsförteckning

Sammanfattning ...15

Summary ...17

1. Inledning ...19

2. Utrustning och tillvägagångssätt ...20

2.1. Plan och flödesschema ...20

2.2. Utrustning och arbetsprinciper ...22

2.2.1. Isotopmätare ...22

2.2.2. Lätt fallvikt ...22

2.2.3. Dynamiskt CBR-försök i fält och laboratorium ...26

2.2.4. Statiskt plattbelastningsförsök ...28 2.2.5. Modifierat Proctorförsök ...29 2.2.6. Dynamiskt triaxialförsök (RLT) ...29 2.3. Försöksgropens konstruktion ...31 3. Studiens material ...33 3.1. Sandig undergrund ...33 3.2. Obundet bärlager ...33

4. Resultat av försök in situ och i laboratorium på sandig undergrund ...34

4.1. Observationer från platsförsök av packad sandjord under kontrollerade betingelser ...34

4.1.1. Utformning av försöksgrop med packad sand ...34

4.1.2. Fältförsök av densitet och fukthalt på sandjord ...36

4.1.3. Platsförsök med LWD på sandjord ...37

4.1.4. Platsförsök av dynamisk CBR på sandjord ...41

4.1.5. Statiskt plattbelastningsförsök på sandjord ...41

4.2. Småskaliga laboratorieförsök på packade sandprover ...42

4.2.1. Modifierade Proctorpackningsförsök på packade sandiga prover ...42

4.2.2. LWD-försök i laboratorium på packade sandprover ...42

4.2.3. Laboratorieförsök av dynamisk CBR på packade sandprover ...44

4.2.4. Dynamiska triaxialförsökpå sandprover ...46

4.2.5. Mäta ackumulerad deformation in situ med anledning av ackumulerade slag på packad sandjord ...47

4.2.6. Jämförelse mellan deflektionsbassäng från platsförsök med KUAB LWD och deflektionsbassäng förutspådd enligt responsmodellen MTET för sandjord ...53

4.2.7. Korrelation mellan statisk plattbelastning och LWD-försök in situ för sandjord ...55

4.2.8. Korrelation mellan dynamisk CBR i laboratorium och packningsparametrar för sandjord .56 5. Fynd från försök på obundna bärlager in situ och i laboratorium ...58

5.1. Observationer från platsförsök av packat bärlager under kontrollerade betingelser ...58

5.1.1. Utformning av provgrop med packat bärlager ...58

5.1.2. Fältförsök på bärlagrets densitet och fukthalt ...59

5.1.3. Platsförsök med LWD på bärlager ...60

5.1.4. Statiskt plattbelastningsprov på bärlager ...63

5.2. Småskaliga laboratorietester av packade bärlagerprover ...63

5.2.1. Modifierade Proctorpackningsförsök av packade bärlagerprover ...63

5.2.2. Dynamiska triaxialförsök på packade bärlagerprover...67 5.3. Vidareutvecklade förhållanden mellan inhämtade parametrar från olika försök på packat

(10)

5.3.1. Mäta ackumulerad platsdeformation från ackumulerade slag på packat bärlager ...69

5.3.2. Korrelation och jämförelse mellan styvhetsmodul och dynamisk deformationsmodul för bärlager ...71

5.3.3. Jämförelse mellan deflektionsbassäng från platstester med KUAB LWD och deflektionsbassäng förutspådd enligt responsmodellen MTET för bärlager ...74

5.3.4. Korrelation mellan statisk plattbelastning in situ och LWD-försök för bärlager ...77

5.3.5. Korrelation mellan dynamisk CBR i laboratorium och packningsparametrar för bärlager ..78

6. Slutsatser ...80

7. Rekommendationer ...83

8. Rekommendationer för framtida forskning ...84

Referenser ...85

Bilaga A: Testdata för statisk plattbelastning påförs på den packade sandbädden ...88

(11)

Lista över figurer

Figur 1. Flödesschema för faserna i projektet. ... 21

Figur 2. Isotopmätare används i denna studie. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 22

Figur 3. Utrustning för fält KUAB lätt fallvikt, fotograferad vid fältmätningen. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 24

Figur 4. Laboratorieförsök med KUAB LWD på packade sandjordsprover. Foto: Dina Kuttah,VTI. . 25

Figur 5. Utrustning för fält Zorn (ZFG 3000) lätt fallvikt, fotograferad vid fältmätningen. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 25

Figur 6. Platsförsök på dynamisk CBR med KUAB LWD med CBR-tillbehör. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 26

Figur 7. Platsförsök på dynamisk CBR med Zorn LWD med CBR-tillbehör. Foto: Dina Kuttah, VTI. 27 Figur 8. Laboratorieförsök på dynamisk CBR med Zorn i studien. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 28

Figur 9. Statiskt plattbelastningsförsök i försöksgropen. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 29

Figur 10. Prov till dynamiskt triaxialförsök. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 30

Figur 11. Principerna för dynamiskt triaxialförsök. ... 31

Figur 12. Beteende hos granulärt material vid upprepad belastning. ... 31

Figur 13. Försöksgropens konstruktion, avledning av grundvatten och fyllning med försöksmaterialet. Foto:Dina Kuttah, VTI. ... 32

Figur 14. Packning av sandjord i försöksgropen. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 34

Figur 15. Markering av försökspunkter på färdig packad sandig undergrund. Foto: Dina Kuttah, VTI. ... 35

Figur 16. Fukthalter (WC) för sandjorden mätt med isotopmätare kontra ugnstorkning. ... 37

Figur 17. Resultat för KUAB LWD in situ för sandjord – genomsnittlig Evd för punkterna 1 och 2 för fallvikt 7 kN och fukthalt 3-4%. ... 38

Figur 20. Resultat för KUAB LWD in situ för sandjord – genomsnittlig Evd för punkterna 10 och 11 för fallvikt 7 kN och fukthalt 8,8-9,4%. ... 39

Figur 21. Evd kontra antal slag med Zorn LWD på sandjord för punkt 13 efter bevattning. ... 40

Figur 22. Evd kontra antal slag med Zorn LWD för punkt 14 efter bevattning. ... 40

Figur 23. Effekten av vattenhalt på förhållandet Ev2/Ev1. ... 41

Figur 24. Packningskurva för sandjorden med modifierad Proctorpackning. ... 42

Figur 25. Effekten av antal slag på Evd i laboratorium för sandiga CBR-prover vid vattenhalt 3%. .. 43

Figur 26.Effekten av antal slag på Evd i laboratorium för sandiga CBR-prover vid vattenhalt 4%. ... 44

(12)

Figur 29. MR som funktion av θ för sandjordsprover packade vid fukthalt ca. 3% och torrdensitet 1,62 g/cm3_{. ... 46}

Figur 30. MR som funktion av θ för sandjordsprover packade vid fukthalt ca. 4% och torrdensitet 1,61 g/cm3_{. ... 47}

Figur 31: MR som funktion av θ för sandjordsprover packade vid fukthalt ca. 8,5% och torrdensitet 1,605 g/cm3_{. ... 47}

Figur 32. (A) – Ackumulerad belastning-deformationscykel för ackumulerade slag med fallvikt 5 kN (på punkt 3 för sand med fukthalt 3%), (B) - Ackumulerad belastning-deformationscykel för

ackumulerade slag med fallvikt 7 kN (på punkt 11 för sand med fukthalt 9%). ... 49 Figur 33.Typiska totala, elastiska och plastiska deformationer för ackumulerade slag med fallvikt 7 kN (på punkt 2 för sand med fukthalt 4%). ... 50 Figur 34. Jämförelse mellan styvhetsmodul och dynamisk deformationsmodul vid olika applicerad vertikal spänning för sandjord packad vid fukthalt ca. 3%. ... 51 Figur 35. Jämförelse mellan styvhetsmodul och dynamisk deformationsmodul vid olika applicerad vertikal spänning för sandjord packad vid fukthalt ca. 4%. ... 52 Figur 36. Jämförelse mellan styvhetsmodul och dynamisk deformationsmodul vid olika applicerad vertikal spänning för sandjord packad vid fukthalt ca. 8,5%. ... 52 Figur 37. Styvhetsmodul kontra dynamisk deformationsmodul för den packade sandjorden i studien. 53 Figur 38. Uppmätt och tillbakaberäknad dynamisk deflektionsbassäng för genomsnittlig deflektion på punkterna 3 och 4 vid tryck 70 kPa (data för andra slaget, v = 0,35, markdeflektion, w = 4%). ... 54 Figur 39. Uppmätt och tillbakaberäknad dynamisk deflektionsbassäng för genomsnittlig deflektion på punkterna 5 och 12 vid tryck 42,4 kPa (data för andra slaget, v = 0,35, markdeflektion, w = 4%). .... 54 Figur 40. Uppmätt och tillbakaberäknad dynamisk deflektionsbassäng för genomsnittlig deflektion på punkterna 10 och 11 vid tryck 99 kPa (data för andra slaget, v = 0,35, markdeflektion, w = 9%). ... 55 Figur 41. Korrelation mellan Ev2 från plattbelastningsförsök och Evd från Zorn LWD-försök för packad sandjord. ... 56 Figur 42. Försökspunkter på färdig yta för packat bärlager. ... 58 Figur 43. Fukthalt med isotopmätare kontra ugnstorkning för bärlagret... 60 Figur 44. Resultat med KUAB LWD in situ för bärlagret – genomsnittlig Evd för punkterna 1 och 2 med fallvikt 3 kN vid fukthalt 3-3,5%. ... 61 Figur 45. Resultat med KUAB LWD in situ för bärlagret – genomsnittlig Evd för punkterna 3 och 4 med fallvikt 5 kN vid fukthalt 3-3,5%. ... 61 Figur 46. Resultat med KUAB LWD in situ för bärlagret – genomsnittlig Evd för punkterna 5, 6 och 7 med fallvikt 7 kN vid fukthalt 3-3,5%. ... 62 Figur 47. Resultat med KUAB LWD in situ för bärlagret – genomsnittlig Evd för punkterna 8 och 9 med fallvikt 7 kN vid fukthalt 6,4-6,8%. ... 62 Figur 48. Effekten av antal slag på dynamisk CBR mätt med instrument Zorn och KUAB. ... 63 Figur 49. Packningskurva för bärlagret med modifierad Proctorpackning. ... 64 Figur 50. Effekten av antal slag på Evd i laboratorium, utförd på CBR-prover av bärlagret vid vattenhalt 3%. ... 65

(13)

Figur 51. Effekten av antal slag på Evd i laboratorium, utförd på CBR-prover av bärlagret vid

vattenhalt 4,5%. ... 66

Figur 52. Effekten av antal slag på Evd i laboratorium, utförd på CBR-prover av bärlagret vid vattenhalt 6%. ... 66

Figur 53. Effekten av vattenhalt på dynamisk CBR för bärlagerproverna i laboratorium. ... 67

Figur 54. MR som funktion av θ för bärlagerprover packade vid fukthalt ca. 3%. ... 68

Figur 55. MR som funktion av θ för bärlagerprover packade vid fukthalt ca. 4,5%. ... 68

Figur 56. MR som funktion av θ för bärlagerprover packade vid fukthalt ca. 6%. ... 69

Figur 57. Ackumulerad belastnings-deformationscykel för ackumulerade slag med fallvikt 3 kN (på punkt 2 för packat bärlager)... 70

Figur 58. Typiska totala, elastiska och plastiska deformationer för ackumulerade slag med fallvikt 5 kN (på punkt 3 för obundet bärlager vid vattenhalt 3,2%). ... 71

Figur 59. Jämförelse mellan styvhetsmodul och dynamisk deformationsmodul vid olika applicerad vertikal spänning för bärlager packat vid fukthalt ca. 3%. ... 72

Figur 60. Jämförelse mellan styvhetsmodul och dynamisk deformationsmodul vid olika applicerad vertikal spänning för bärlager packat vid fukthalt ca. 4,5%. ... 72

Figur 61. Jämförelse mellan styvhetsmodul och dynamisk deformationsmodul vid olika applicerad vertikal spänning för bärlager packat vid fukthalt ca. 6%. ... 73

Figur 62. Styvhetsmodul kontra dynamisk deformationsmodul för packat bärlager i studien... 74

Figur 63. Uppmätt och tillbakaberäknad dynamisk deflektionsbassäng för bärlagret för genomsnittlig deflektion på punkterna 1 och 2 vid tryck 42,4 kPa (data för andra slaget, v = 0,35, markdeflektion, w = 3,16%). ... 75

Figur 64. Uppmätt och tillbakaberäknad dynamisk deflektionsbassäng för bärlagret för genomsnittlig deflektion på punkterna 3 och 4 vid tryck 70,7 kPa (data för andra slaget, v = 0,35, markdeflektion, w = 3,18%). ... 75

Figur 65. Uppmätt och tillbakaberäknad dynamisk deflektionsbassäng för bärlagret för genomsnittlig deflektion på punkterna 5, 6 och 7 vid tryck 99 kPa (data för andra slaget, v = 0,35, markdeflektion, w = 3,22%). ... 76

Figur 66. Uppmätt och tillbakaberäknad dynamisk deflektionsbassäng för bärlagret för genomsnittlig deflektion på punkterna 8 och 9 vid tryck 99 kPa (data för andra slaget, v = 0,35, markdeflektion, w = 6,6%). ... 76

Figur 67. Korrelation mellan Ev2 från plattbelastningsförsök och Evd från LWD-försök för packat bärlager. ... 78

(14)

Lista över tabeller

Tabell 1. Kornstorleksfördelning för sandjorden. ... 33

Tabell 2. Distribution av kornstorlek för obundet bärlager. ... 33

Tabell 3. Sammanfattning av fältförsök i försöksgrop packad med sandjord. ... 36

Tabell 4. Resultat av dynamiska CBR-försök in situ för punkterna 7 och 9 med Zorn-instrument. ... 41

Tabell 5. Sammanfattning av KUAB LWD-försök i laboratorium på CBR-prover av sandjorden. ... 43

Tabell 6. Data från statiskt plattbelastningsförsök med motsvarande Zorn LWD-data för packad sandjord. ... 56

Tabell 7. Jämförelse av uppmätta och förutspådde värden på dynamisk CBR i laboratorium från ekv. 10 för sandjorden. ... 57

Tabell 8. Sammanfattning av fältförsök i försöksgrop packad med bärlager. ... 59

Tabell 9. Sammanfattning av KUAB LWD-försök i laboratorium utförda på CBR-prover av packat bärlager. ... 65

Tabell 10. Data från statiskt plattbelastningsförsök med motsvarande LWD-data för packat bärlager. ... 77

Tabell 11. Jämförelse av uppmätta och förutspådde värden på dynamisk CBR från ekv. 14 för bärlagret. ... 79

(15)

Förkortningar

A = Faktor för spänningsdistribution

CBR = California Bearing Ratio” - bärighetskvot CBRLD = Laboratorievärde för dynamisk CBR D = Diameter för platta (kolv)

dr = Deflektion vid avstånd r från centrum E = Elasticitetsmodul

Ev1 = Statisk deformationsmodul vid lastning Ev2 = Statisk deformationsmodul vid avlastning Evd = Dynamisk deformationsmodul

F = Toppvärde på kraft.

G0 = Ytdeformation uppmätt med ytgeofon vid LWD-försök H = Formens höjd

k = Markens styvhet = F / δ k1 och k2 = Regressionsparametrar

LVDT = Linjär variabel differentialtransformator LWD = Deflektometer med lätt fallvikt

MLET = Strukturell analys av vägöverbyggnad med Multi Layer Elastic Theory Mr eller MR = Resilientmodul, styvhetsmodul

NDG = Isotopmätare

p = Toppvärde på amplitud för pulsbelastning (i N/mm2_).

PA = Plattdeformation som uppmätts med tre plattgeofoner vid LWD-försök R = Korrelationskoefficient R2 _{= Determinationskoefficient} RLT = Dynamiskt triaxialförsök ro = Plattradie S = Nedsänkningsamplitud (i mm) för CBR-stampen. W eller WC = Vattenhalt (%) δ = Toppvärde på deformation

εr = Resilient töjning, återhämtningsbar töjning, elastisk töjning θ = Bulkspänning, Summa av huvudspänningarna = σ1+ σ2 +σ3 (kPa) ν = Poissons tal

ρd = Packad torrdensitet i g/cm3 σ1 = Total axialspänning, kPa

(16)

(17)

Sammanfattning

Bärighetskontroll av obundna material med koppling till M-E- beräkningar. Enkel och snabb utvärdering av obundna materialegenskaper

av Dina Kuttah (VTI)

Arbetet fokuserade på att hitta nya samband så att resultaten från cykliska LWD-försök ska kunna användas som input i programvara för mekanistisk-empirisk dimensionering av vägöverbyggnader. Studien visade att för det sand- och bärlager som användes i försöken så var deformationsmodulen mätt med LWD starkt korrelerad med styvhetsmodulen mätt med dynamiskt triaxialförsök under liknande betingelser.

Det här projektet bestod av två huvudsakliga delar. Projektets första del fokuserade på att utvärdera ett nytt försöksförfarande där dynamiska egenskaper hos obundna material uppskattas med hjälp av lätt fallvikt (LWD) som är en enkel, billig och tidsbesparande utrustning, jämfört med t.ex triaxialförsök, som kan används både i fält och laboratorium. Forskningen har inriktat sig på att hitta nya relationer så att resultat från upprepade LWD-försök ska kunna användas som input i programvara för mekanistisk-empirisk dimensionering av vägöverbyggnader. Regressionsekvationer har utvecklats för att korrelera de dynamiska materialegenskaperna som uppmätts med LWD-försök in situ med dynamiska

materialegenskaperna som uppmätts genom dynamiska triaxialförsök dels för sandig undergrund, dels för bärlager som används för vägbyggen i Sverige. I byggandet av obundna strukturer ingår även användning av packad jord. För kvalitetskontroll av vägar, t.ex. kontroll av undergrundens och bärlagrets bärighet, är CBR-värden och packningsegenskaper särskilt viktiga. I Sverige framstår det som särskilt intressant att kunna korrelera dessa nya försöksparametrar från relativt enkla försök med LWD och CBR med de konventionella packningsparametrarna från t.ex. modifierade Proctor-försök eftersom Trafikverket siktar mot att börja använda mekanistisk-empirisk dimensionering av

vägöverbyggnader.

Gällande projektets första del visar studien att en deformationsmodul mätt med LWD starkt korrelerar med en styvhetsmodul mätt med dynamiskt triaxialförsök under liknande betingelser för den sandjord och det bärlager som användes i studien. Dessutom har det visat sig genom den regressionsmodell som tagits fram att laboratorievärden för dynamisk CBR (CBRLD) kan ha en bra korrelation med densitet och vattenhalt vid packning för både sandjord och obundet bärlager för ett brett spektrum av

vattenhalter. Detta kan användas för att enkelt och snabbt fastställa bärigheten hos det valda materialet med hjälp av de nya ekvationerna, istället för att använda de äldre och mer tidskrävande metoderna. Försöken har också gett många korrelationer mellan andra försöksparametrar. Det har t.ex. påvisats att det finns en stark korrelation mellan fukthalter uppmätta med NDG och ugnstorkning för både

sandjord och bärlager, med R = 0,951 respektive 0,924.

Vidare jämfördes den deflektionsbassäng mätt med KUAB LWD, med prediktioner enligt den MLET-modell (datoranalys av flera lager med Multi Layer Elastic Theory) som används vid dimensionering av vägöverbyggnader (ERAPAVE). Det har visat sig att uppmätta LWD-data i försöket bäst matchar förväntade data från MLET vid mittpunkten (avstånd noll), med en felprocent på ca. 1 % för både sandjord och bärlager. För större avstånd från fallviktens mittpunkt avviker beräknade och uppmätta värden från varandra. Vid 30 och 60 cm från mittpunkten uppmättes för varje fukthalt i försöket lägre deformation med KUAB LWD än motsvarande prediktioner med MLET, både för sandig undergrund och obundet bärlager. Detta diskuteras utförligt i rapporten.

Slutligen bör det påpekas att samtliga övriga ekvationer och modeller som utvecklats i den här studien har tagits fram för specifika material och försöksbetingelser (dvs. vattenhalt, densitet och tryck), vilket

(18)

ekvationer ska användas för försök på andra material eller under andra omständigheter än de utvecklats för.

(19)

Summary

Simple and quick evaluation of unbound materials’ bearing capacities that could be used as input data in Mechanistic-Empirical Pavement Design

by Dina Kuttah (VTI)

The current project consists of two main parts. The first part of the project has focused on evaluating a new testing approach that can be used to estimate the stiffness properties of unbound materials, namely the resilient modulus, using the light weight deflectometer equipment which is considered a simple, cheap and time saving field and laboratory equipment (as compared to for example Repeated Load Triaxial Test). This research directed towards finding new relations in which the outputs of the repeated LWD tests can be used as input data to Mechanistic-Empirical Pavement Design software. Regression equations have been developed to correlate the dynamic material properties obtained from in-situ LWD tests to the dynamic material properties obtained using the repeated load triaxial tests for sandy subgrade soil and local base materials used in road constructions in Sweden. It is well known that a construction of earth structures involves the use of compacted soils. In quality controls of roads, like the bearing capacity of the subgrade and base layers, CBR values and compaction characteristics are primarily important. In Sweden, it has become interesting to correlate new testing parameters collected by simple tests to the conventional compaction parameters collected from modified Proctor tests as the Road Administration strive to introduce mechanistic-empirical pavement design methods. To reach this goal, the second part of the project has assessed the correlation between the dynamic CBR tests performed to control material stability and compaction characteristics of the tested materials.

Regarding the first part of the project, it has been demonstrated that the deformation moduli collected by LWD strongly correlate with the corresponding resilient moduli measured by repeated load triaxial tests under similar testing conditions for the sandy soil and base material tested in this study.

Regarding the second part of the project, it has been found that the laboratory dynamic CBR values (CBRLD) can strongly be correlated with the compaction densities and molding water contents for the sandy soil and granular unbound material using the developed regression model for a wide range of molding water contents. This will help in assessing the bearing capacity of the selected material simply and quickly using the current developed equations instead of the conventional techniques which have been considered as time consuming methods. In addition, many correlations have been developed between different testing parameters. It has e.g. been demonstrated that there is a strong correlation between the NDG and the oven drying moisture contents with R= 0.951 and 0.924 for sandy soil and base material respectively.

Moreover, the deflection basins conducted by KUAB LWD have been compared to predicted values using MLET model (MultiLayer Elastic Theory) used in pavement design software (ERAPAVE). It has been found that the measured data from LWD best matched the predicted data from MLET at the center (at zero distance) with an error rate of about 1 % for the sandy and gravely tested road

materials. For farther distances from the drop load centerline, the calculated and predicted data diverge from each other. At 30 and 60 cm from the center, the actual measured deformations by KUAB LWD were less than the corresponding predicted data by MLET for all tested moisture contents for sandy subgrade soil and unbound base materials tested, as discussed in detail in this report.

Finally, for the use of all equations and models developed in this study it is important to keep in mind that that they have been developed for specific materials and testing conditions (i.e. tested water contents, densities, and stress levels). When using the equations for different testing materials and conditions than what they were developed for, a combination of previous experience and engineering

(20)

(21)

1. Inledning

Med jordpackning avses att jord mekaniskt komprimeras genom att luftvolymen minskar (Williams, 1949). Jordpackning gör att obundet material blir mindre känsligt för förändringar i miljön (Holtz et al. 2010), och korrekt packning av obundna material anses därför vara ett av de allra viktigaste stegen vid byggandet av vägar och vallar, för att dessa ska fungera adekvat över tid (Razouki et al. 2012). För att fastställa jordens packningsegenskaper och kvalitet vid vägbyggen används ofta laboratorie-slagpackning enligt Proctor. Detta är dock ett relativt tidskrävande försök. Många vägmyndigheter skulle vilja införa specifikationer på styvhet och hållfasthet för packning av obundna material, vilket dock endast har gjorts i ett fåtal fall. Detta har huvudsakligen förklarats med bristen på utbildad personal och ekonomiska resurser, behovet av ny försöksutrustning, samt entreprenörernas bristande kännedom om specifikationer baserade på styvhet och hållfasthet (Nazzal, 2014). Beteendet hos undergrundens jord och bärlager i vägöverbyggnaden utvärderades länge som en kvasistatisk egenskap. Sedan begreppet styvhetsmodul (Mr) infördes för att beteckna materialstyvheten har dock mycket arbete lagts ner på att klargöra hur bärlager och förstärkningslager beter sig vid dynamiskt triaxialförsök (Nazzal, 2014; Rahman & Erlingsson, 2016 och Erlingsson et al. 2017). Även försök för att bestämma styvhetsmodul för obundna material är också relativt dyra och tidskrävande. Många gällande normer för vägkonstruktion bygger därför på materialegenskaper som kan utvärderas med enklare och snabbare försök, t.ex. statisk plattbelastning, statisk CBR m.m. (Araya, et al 2012). Fastän dessa statiska försök används flitigt över hela världen korrelerar de inte effektivt med strukturens dynamiska respons på verklig belastning från fordon i trafik. Det har därför blivit nödvändigt att kunna testa dessa dynamiska materialegenskaper med hjälp av enkla dynamiska försök i fält.

För Trafikverket har det dessutom blivit intressant att korrelera de nya försöksparametrarna från enkla försök med konventionella packningsparametrar från modifierade Proctor-försök och statiska

plattbelastningsförsök, vilka hittills har använts för att kontrollera kvaliteten på obundna lager vid vägbyggnad i Sverige. En sådan jämförelse kan användas för att fastställa bärigheten hos det valda materialet enkelt och snabbt med hjälp av de nya teknikerna. Projektet syftar till att undersöka möjligheten att använda dynamisk CBR/LWD för packningskontroll av obundna vägmaterial i Sverige. Målet är att påskynda byggprocessen och minska kostsam tillsyn vid vägbyggande. Studien kan därmed komma att öppna dörren för nya rutiner vid packningskontroll, som kan hjälpa

entreprenörer att enkelt kontrollera packningsgraden hos obundna material i byggprocessen genom LWD/dynamisk CBR i fält och laboratorium. Projektet kommer därmed att kunna bidra till ökad kunskap om stabiliteten hos obundna vägmaterial under olika packningsförhållanden i fält vid vägbyggnad.

(22)

2. Utrustning och tillvägagångssätt

2.1. Plan och flödesschema

Ett par olika vanliga material valdes ut, nämligen sand som undergrund och grus som ofta används som bärlager i Sverige. Det bärlager som valts ut uppfyllde de svenska standardkraven på obundna material i vägkonstruktioner enligt TRVKB 10 (2011).

För varje material bestod försöksprogrammet av två faser. I den första fasen utfördes fältförsök i en stor försöksgrop av packat material under kontrollerade betingelser. Fältförsöken bestod av

LWD/dynamisk CBR med LWD från ZORN och KUAB, statiskt plattbelastningsförsök, samt mätningar av densitet och fukthalt i fält.

I den andra fasen utfördes laboratorieförsök på samma material som använts i fältförsöken. I

laboratorieförsöken fastställdes först partiklarnas storleksdistribution, specifika vikt och klassificering av material typ. Därefter utfördes modifierade Proctorpackningsförsök och försök med dynamisk CBR/LWD på packade prover vid olika fukthalter. Dessutom utfördes dynamiskt triaxialförsök (RLT) för att fastställa en styvhetsmodul för studiens material under förhållanden som liknade

(23)

Zorn LWD-försök i fält under halvfuktiga förhållanden* Zorn LWD-försök i fält under fuktiga förhållanden Statiska plattbelastningsförsök under halvfuktiga förhållanden* Statiska plattbelastningsförsök under fuktiga förhållanden

Välja plats för konstruktion av försöksgrop och platsförsök

Inhämta sand för

laboratorieun dersökning

Välj försöksmaterial

Sandig undergrund _{Obundna bärlager}

Packning av sandig undergrund i försöksgropen för platsförsök Inhämta material till bärlager för laboratorieförsök Packning av grus i försöksgropen för platsförsök Klassificera sanden Klassificera materialet KUAB LWD-försök

med olika belastning, nämligen 3, 5 och 7 kN under halvfuktiga förhållanden* KUAB LWD-försök i fält med belastning 7 kN under fuktiga förhållanden KUAB LWD-försök med olika belastning, nämligen 3, 5 och 7 kN under halvfuktiga förhållanden* KUAB LWD-försök i fält med belastning 7 kN under fuktiga förhållanden Dynamiskt CBR-försök med Zorn i fält under halvfuktiga förhållanden* Dynamiskt CBR-försök med KUAB i fält under halvfuktiga förhållanden* Statiska plattbelastningsförs ök under halvfuktiga förhållanden* Dynamiskt CBR-försök med Zorn i lab. vid olika fukthalt LWD försök med KUAB i lab. vid belastning 1,23 kN och olika fukthalt Dynamiskt CBR-försök med Zorn i lab. vid olika fukthalt LWD-försök med KUAB i lab. vid belastning 1,23 kN och olika fukthalt Modifierad Proctor försök Modifierad Proctor försök

Analysera data och utveckla korrelationsmodeller Dynamiska treaxförsök vid olika fukthalt Dynamiska treaxförsök vid olika fukthalt Obs *Vid fuktiga packningsförhållanden Dynamiskt CBR-försök med Zorn under halvfuktiga

(24)

2.2. Utrustning och arbetsprinciper

2.2.1. Isotopmätare

Isotopmätare används för att bestämma densitet och vatteninnehåll i ytlager i jordmaterial och krossat bergmaterial. Mätning kan utföras på material < 125 mm.

Densitet och vatteninnehåll bestäms med olika strålkällor och detektorer, som dock i de flesta fall är sammanbyggda under ett gemensamt yttre skal och med gemensam resultatvisning. Med en inbyggd mikrodator beräknas ur mätdata torra densiteten och vattenkvoten, vilka därefter visas på en

instrumenttavla (VV Publ. nr 1993:26). Bild av isotopmätare som används i denna studie visas i figur 2.

Figur 2. Isotopmätare används i denna studie. Foto: Dina Kuttah, VTI.

2.2.2. Lätt fallvikt

Lätta fallvikten fungerar på så sätt att en vikt faller längs en stång ner på en platta. I plattan sitter en givare som registrerar deflektionen i ytan. Från detta beräknas ett Evd-värde. Fördelen med LWD är att det går snabbt att göra en mätning. Detta gör att man snabbt kan få en överblick över en yta. Den lätta fallvikten mäter – grovt sett – på samma sätt som den tunga, men med mindre last och kortare lastpuls.

Elasticitetsmodul beräknas enligt ekv. 1 för ett lager baserat på Boussinesqs teori (1885). Se även Vägverket (2000) och Federal Highway Administration (2017). Ekvationen förutsätter att

försöksmediet är ett linjärt elastiskt, isotropt, homogent halvoändligt kontinuum. Två av de parametrar som krävs för att fastställa modulen, nämligen formfaktorn för distribution av kontaktspänning mellan platta och mark (A), samt Poissons tal (ν), förutsätts. Vissa LWD-tillverkare ger användaren möjlighet att välja värden för A och ν själv, medan andra utgår från fasta värden.

Evd = 2k(1-ν2_)/Ar_o ₍₁₎

där

k = belastning (toppvärde) / deformation (toppvärde) ro = plattans radie.

(25)

ν = Poissons tal

LWD går relativt fort att förbereda och utföra (Siekmeier et al. 2009), men vissa tveksamheter kvarstår om hur effektivt LWD är vid försök på skiktade system. Tveksamheten beror främst på att den zon som påverkas av LWD kan sträcka sig bortom försökslagrets tjocklek. Elhakim et.al. (2014)

undersökte påverkanszonen för LWD genom att utföra LWD-försök på kalkhaltig och kiselhaltig sand i lager av olika tjocklek (10, 20, 40, 60, och 80 cm) ovanpå ett hårt underlag (betonggolv). Författarna diskuterade förhållandet mellan modulen och sandlagrets tjocklek normaliserat för en LWD-platta med diameter 300 mm för kalkhaltig sand som packats till relativ densitet 20, 40, 60 och 80 %. De fann att LWD-värdena påverkas av styvheten både hos försökslagren och den hårda gränsen. Den hårda gränsens påverkan på LWD-modulen minskade ju tjockare sandlagret blev. När förhållandet mellan jordlagrets tjocklek och plattans diameter är 1,5 till 2 anses effekten från det hårda underlaget vara försumbar. Försök som utförts på kiselhaltig sand visar liknande fynd. Tompai (2008) och Nazzal (2003) har också funnit att påverkanszonen för LWD varierar mellan 1 och 2 gånger plattans diameter, vilket stämmer väl överens med fynden från Elhakim et. al. (2014).

Bland de olika typer av LWD som undersökts i litteraturen användes två representativa typer i den här studien: KUAB och ZGF 3000. KUAB lätt fallvikt är ett nytt instrument med flera funktioner, som utvecklats specifikt för att användas i den här studien.

2.2.2.1. KUAB LWD

KUAB LWD har tillverkats specifikt för att uppfylla kraven i det här projektet. Instrumentet har utformats för olika slags försök i laboratorium och i fält. Enheten mäter de deflektioner som uppstår av att släppa vikter upp till 20 kg med hjälp av inbyggda geofoner. Standardfallvikten är 10 kg. I försöket träffar fallvikten plattan och producerar en belastningspuls på 7 kN. Den centrala deflektionen på försöksmaterialets yta mäts genom ett hål i belastningsplattan med en mycket noggrann, seismisk givare (geofon), och central deflektion av stålplattan mäts med tre geofoner. Två ytterligare deflektionsgeofoner placeras även 30 och 60 cm från belastningspunkten. Belastningsplattans

basdiameter i studien var 300 mm vid mätning i fält. Fallhöjden kan enkelt och snabbt justeras genom den rörliga utlösaren och för toppvärdet på slagkraften används faktiska mätningar från

belastningscellen. Se figur 3.

Programvaran för datainsamling installeras på en PC som ansluts till LWD. Deformationsmodulen för ytan och/eller plattan (Evd), liksom det tidsberoende förloppet från både deflektionssensorerna och belastningssensorn kan visas på PC-skärmen i realtid. Annan relevant information, t.ex. namn, plats, väder och kommentarer kan läggas till i datafilen för varje mätpunkt. Insamlade försöksdata kan sedan skrivas ut i rapportformat eller exporteras till andra program, t.ex. Excel, för vidarebehandling. För KUAB LWD i fält beräknas Evd med ekv. 1 där A = 4 och ν = 0,35.

Den deformationsmodul som mäts med KUAB LWD vid 30 cm och 60 cm från fallviktens mittlinje beräknades med hjälp av ekvation 2 för spänningar vid olika avstånd från belastningspunkten. Dynamisk deflektion av undergrund och/eller bärlager fastställs genom att betrakta mediet som en halvoändlig elastisk kropp där belastningen är enhetlig över ett cirkulärt område. Detta beräknas matematiskt (Federal Highway Administration,2017) som:

Evd-fält = F*(1-ν2_{) / (π*r*dr)} ₍₂₎

(26)

PC, output unit Load releasing handle Control system LVDT level adjustment LVDT beam LVDT Buffers Geophone Load with handle

300 mm testing plate

Leveling assistant plate

Figur 3. Utrustning för fält KUAB lätt fallvikt, fotograferad vid fältmätningen. Foto: Dina Kuttah, VTI.

KUAB LWD har dessutom utformats för laboratorieförsök på förhandspackat material i formar med särskilda fästanordningar. Se figur 4. För packade prover beräknas dynamisk deformationsmodul i laboratorium med ekvation 3, se Schwartz et al (2017):

Evd= �1 −_1−𝑣𝑣2𝑣𝑣2� ⋅_{𝜋𝜋𝐷𝐷}4𝐻𝐻2⋅ 𝑘𝑘 (3)

Där v = Poissons tal, H = höjd på formen, D = diameter för plattan (kolven) och k = jordens styvhet = F/δ enligt beräkning från LWD-instrumentet. δ= Toppvärde för deformation.

(27)

Figur 4. Laboratorieförsök med KUAB LWD på packade sandjordsprover. Foto: Dina Kuttah,VTI.

2.2.2.2. Zorn LWD

Konventionell deformationsmodul beräknas genom att förhandsbelasta plattan med tre inledande slag och sedan mäta genomsnittlig Evd för de tre följande slagen.

Settlement gauge incl. SD card slot, printer and GPS unit

Loading plate, 300 mm in diameter

Spring element

Figur 5. Utrustning för fält Zorn (ZFG 3000) lätt fallvikt, fotograferad vid fältmätningen. Foto: Dina Kuttah, VTI.

(28)

2.2.3. Dynamiskt CBR-försök i fält och laboratorium

Dynamiskt CBR-test utförs genom att CBR-tillbehör fästs vid LWD-instrumentet (Zorn och KUAB), där en fallvikt används för att generera en definierad belastningspuls på CBR-kolven. Se figur 6, 7 och 8. Observera att inte alla LWD-instrument kan användas för att mäta dynamiska CBR-värden. De två LWD-instrument som används i studien, nämligen Zorn och KUAB LWD, har utrustats med CBR-tillbehör för laboratorium och fält, och kan därmed användas för att fastställa dynamiska CBR-värden för materialen i studien.

Enligt Zorn (2002), beräknas dynamiskt CBR-värde i laboratorium (CBRLD) med en empirisk ekvation som tar hänsyn till kolvens nedsänkning (s), se ekv. (4) nedan:

CBRLD = 24,26*F / S0,59 (%) (4)

där S är nedsänkningens amplitud (i mm) för CBR-stampen och F är den högsta pulsbelastningsamplituden (i N/mm2_).

Dynamiskt försök kan göras både i laboratorium och in situ. I laboratorium är dynamiskt CBR-försök ett enkelt tillägg till vanliga ProctorCBR-försök. Försöket ger även värdefull information om markens respons på vatten och densitet, vilket kan användas för att specialanpassa packnings-kriterierna i fält. GPS Dynamic CBR attachment Drop height Control system

(29)

Figur 7. Platsförsök på dynamisk CBR med Zorn LWD med CBR-tillbehör. Foto: Dina Kuttah, VTI.

Uppmätt dynamiskt CBR-värde kan påverkas av en mängd faktorer, inklusive fallvikt, fallhöjd, plattans storlek, plattans kontaktspänning, typ och placering av deflektionsgivare, användning av belastningsgivare, belastningsgrad och buffertstyvhet (Fleming 2001; White et al. 2007). Eftersom ett dynamiskt CBR-försök går fort att utföra kan det användas för löpande och snabb packningskontroll när vägbanken byggs upp.

CBR-värdet från laboratorium mäts med ett enda slag enligt rekommendation i Kuttah (2019). För fältförsök rekommenderas dock ett extra slag innan den faktiska mätningen görs. Studier i

fältförhållanden visar att provmaterialets yta packas av belastningen från 10 kg som faller på en 50 mm stamp. Fördjupningen från den andra slaget blir därför oftast mycket mindre än för det första. Faktum är att det andra slaget i fält i hög grad ger realistiska resultat på olika försökspunkter, medan det första slaget ger en större variation i nedsänkningsvärde. Detta “förberedande” slag liknar på det sättet Proctorpackningen inför CBR i laboratorium. Eftersom CBR används för att mäta material-egenskaper snarare än packningskvalitet framstår detta som rätt tillvägagångssätt. Detta specificeras även i de tyska normerna för dynamisk CBR i fält.

(30)

Handle

Load realizing device

Spring element 10 kg fall weight Guide tube Round handle Lab.CBR attachment Settlement gauge incl. SD card slot, printer and GPS unit

Figur 8. Laboratorieförsök på dynamisk CBR med Zorn i studien. Foto: Dina Kuttah, VTI.

2.2.4. Statiskt plattbelastningsförsök

Enligt VV Publ. nr 1993:19, är statisk plattbelastning en metod för bestämning av styvhet och packning av jordlager. Lagret belastas via en cirkulär platta och den sättning som då uppkommer

(31)

registreras. Sättningen utgörs av såväl elastisk (återgående) som plastisk (kvarstående) deformation. Belastningen förs i två omgångar med en mellanliggande avlastning, se Figur 9.

Resultatet redovisas för varje mätpunkt i form av tryck – sättningsdiagram, deformationsmodulerna från den första och den andra belastningsserien (och Ev2) och kvoten mellan deformationsmodulerna (Ev2 / Ev1).

Figur 9. Statiskt plattbelastningsförsök i försöksgropen. Foto: Dina Kuttah, VTI.

2.2.5. Modifierat Proctorförsök

Packningsegenskaper har bestämts med hjälp av Modifierade Proctorförsök (ASTM D1557, 2012). Syftet med försöken var att bestämma packningskarakteristika för de två materialen och ur dessa bestämma maximal torrdensitet samt optimal vattenhalt. Mer information om Proctorförsök hittas på (Stanton, 1928; Proctor ,1933; Holtz et al. 2010).

2.2.6. Dynamiskt triaxialförsök (RLT)

Styvhetsmodul (MR) är ett mått på styvhet och en grundläggande materialegenskap för obundna vägöverbyggnadsmaterial. Värdet är det viktigaste materialmåttet för undergrund och bärlager i MEPDG-guiden (2008) för mekanistisk-empirisk dimensionering av vägöverbyggnader. Styvhetsmodul för en viss mark kan variera kraftigt beroende på densitet, fukthalt, gradering, plasticitet och spänningsnivåer (Vanapalli et al., 1999).

MR för obundna material kan fastställas i laboratorium genom dynamiskt triaxialförsök.

Dynamisk triaxialprovning är en laboratoriemetod som ska simulera trafikbelastningen på ett material. Ett cylindriskt prov av obundet material utsätts för belastningar i tre dimensioner (Arvidsson, 2006 och Rahman, 2015). Provet har ett diameter/höjdförhållande: 1/2. Provet packas till önskade specifikationer, densitetpackningsgrad och vatteninnehåll ofta i förhållande till resultat från standardiserad metod för laboratoriepackning.

Det färdiga provet förses med ändplattor av stål och ett gummimembran runt om mantelytan, se Figur 10. Provet placeras vertikalt i en tryckkammare. I tryckkammaren appliceras ett övertryck som verkar tredimensionellt. I VTI:s fall är detta tryck skapat med tryckluft och hålls konstant (i varje lastfall).

(32)

Figur 10. Prov till dynamiskt triaxialförsök. Foto: Dina Kuttah, VTI.

Provet kan ges en statisk axiell last utöver kammartrycket (ett kontakttryck för att säkerställa att tryckstången hela tiden ligger an mot provet), kallas även minimum (min.) deviatorspänning. Testet går sedan till så att provet utsätts för ett visst antal lastfall med ett visst antal pulser. Ett lastfall innebär ett kammartryck, en extra statisk axiell last och en dynamisk axiell last med en viss frekvens. Den dynamiska lasten består av en sinusformad lastpuls. Den dynamiska lasten plus den statiska lasten kallas maximal (max.) deviatorspänning (Arvidsson 2006).

Europanormen SS-EN 13286-7 (2004) har en metod för att bestämma styvhetsmodul för två olika nivåer, hög respektive låg. I detta studie har enbart styvhetsmodul för hög nivå bestämts.

I den här studien, kördes konditionering för varje prov i 2500 cykler med ett konstant kammartryck på 50 kPa och deviatorspänning 100 kPa.

Axialdeformationer i provet mättes med tre linjära variabla differentialtransformatorer (LVDT). Dessa monterades på provets mellersta tredjedel, med 120˚ mellan sig.

Styvhetsmodul, ekvation 5, definieras som förhållandet mellan upprepad axiell deviatorspänning och återhämtningsbar töjning. Figur 11 visar en schematisk skiss över principerna för dynamiskt

triaxialförsök (Araya 2011).

MR =σd / εr (5)

Där

MR = styvhetsmodul,

σd = applicerad upprepad deviatorspänning, kontakt tryck, εr = resilient töjning, återhämtningsbar töjning, elastisk töjning.

(33)

σd σ₃ σ₃ _σ 3 σ₃ σ₁ σ₁ σ_d Spä nni ng , σ Tid

Figur 11. Principerna för dynamiskt triaxialförsök.

De viat ors pän nin g, σ d Töjning plastisk töjning elastisk töjning MR 1

Figur 12. Beteende hos granulärt material vid upprepad belastning.

Viktigt att notera är att granulära material faktiskt inte är helt elastiska (Brown, 1996), utan ger en viss icke-återhämtningsbar deformation för varje belastning som tillfogas. Ett exempel på förhållandet mellan spänning och töjning i MR-försöket visas i figur (12), som illustrerar permanenta och återhämtningsbara komponenter för en enkel belastningscykel.

2.3. Försöksgropens konstruktion

Försöksgropen konstruerades på bakgården till Statens väg- och transportforskningsinstitut (VTI), för fältutvärdering av försök med LWD och isotopmätare (NDG). Försöksgropen utrustades med en elmotordriven takpanel. Takpanelen kunde öppnas och stängas med hjälp av elmotorn, och därmed i möjligaste mån kontrollera förhållandena i försöksgropen.

Försöksgropen var cirka 10 m lång, 5 m bred och 1,5 m djup. Gropen fylldes till hela sitt djup med det material som valts ut för försöket (dvs. sand för fas 1, därefter avlägsnades sanden och gropen fylldes med bärlager för försöket i projektfas 2). Gropen utrustades även med en betongbrunn med en

(34)

vattenavledningsmotor som användes för att styra grundvattennivån under försöket. Figur 13 visar detaljerad konstruktionsprocess för försöksgropen.

Figur 13. Försöksgropens konstruktion, avledning av grundvatten och fyllning med försöksmaterialet. Foto:Dina Kuttah, VTI.

(35)

3. Studiens material

3.1. Sandig undergrund

En sandig undergrund valdes ut som försöksmaterial i studien. Kornstorleksfördelning för den sandjord som användes visas i tabell 1 nedan:

Tabell 1. Kornstorleksfördelning för sandjorden.

Sikt (mm) Passerande mängd-% 2 100 1 98 0,5 69 0,25 27 0,125 8 0,063 2.2

Enligt TRVK Väg (2011) var sandjorden av materialtyp 2 (tjälfarlighetsklass 1) och enligt SGF 81 som refererat till i Larsson (2008) var det en grovkornig jordart (sediment-sand).

Förtorkad partikeldensitet för den utvalda sandjorden testades enligt SS-EN 1097-6:2013 kapitel G “Pyknometer för partiklar 0/31,5 mm” och befanns vara 2,664 Mg/m3_.

3.2. Obundet bärlager

Det obundna bärlagret som användes i den här studien var ett grusmaterial 0/32. Materialets gradering visas i tabell 2, med godkända procentandelar och gränser enligt TDOK 0530 (2013). Materialets specifika vikt testades enligt SS-EN 1097-6 (2013) och befanns vara 2,72.

Tabell 2. Distribution av kornstorlek för obundet bärlager.

Sikt, mm Bärlager prov

A Bärlager prov B Bärlager Medelv. Krav Max Krav Min

45 100 % 100 % 100 % 100 % 31,5 98 % 99 % 98 % 100 % 80 % 22,4 90 % 88 % 89 % 16 81 % 79 % 80 % 78 % 50 % 11,2 73 % 66 % 70 % 8 65 % 57 % 61 % 60 % 31 % 5,6 57 % 48 % 52 % 4 49 % 41 % 45 % 46 % 18 % 2 37 % 31 % 34 % 35 % 10 % 1 26 % 22 % 24 % 26 % 6 % 0,5 19 % 16 % 18 % 20 % 2 % 0,25 14 % 12 % 13 % 0,125 10 % 9 % 9 % 0,063 6.8 % 5.9 % 6.4 % 7 % 2 %

(36)

4. Resultat av försök in situ och i laboratorium på sandig undergrund

I det här avsnittet redovisas och diskuteras utförligt data och resultat från de försök som gjordes på den sandiga undergrunden in situ och i laboratorium.

4.1. Observationer från platsförsök av packad sandjord under

kontrollerade betingelser

Ett flertal platsförsök utfördes på undergrunden, nämligen av densitet och fukthalt, LWD med

instrument från KUAB och Zorn, dynamiskt CBR-försök med Zorn och statiskt plattbelastningsförsök. Provningarna utfördes i en försöksgrop som packats med den utvalda sandjorden under kontrollerade betingelser, vilket beskrivs i följande stycke.

4.1.1. Utformning av försöksgrop med packad sand

I det första projektsteget placerades den sandiga undergrunden, som valts ut, i försöksgropen och packades grundligt med en liten vibrator enligt figur 14 nedan.

Figur 14. Packning av sandjord i försöksgropen. Foto: Dina Kuttah, VTI.

Efter avslutad packning markerades undergrundens ovansida med cirklar för att visa var försök skulle utföras, enligt figur 15.

(37)

180 cm 150 cm 155 cm 145 cm 115 cm 180 cm 120 c m 130 c m 120 c m 130 c m 160 c m Grundvattenrör 8 7 6 5 1 2 3 4 9 13 10 11 12 C 45 c m 62 c m 80 c m 40 cm 95 cm 70 cm 45 cm 75 cm A 14 E D B

Figur 15. Markering av försökspunkter på färdig packad sandig undergrund. Foto: Dina Kuttah, VTI.

I tabell 3 sammanfattas de försök som utfördes på den sandiga undergrunden i försöksgropen, tillsammans med fukthalter.

(38)

Tabell 3. Sammanfattning av fältförsök i försöksgrop packad med sandjord. Punkt WC-Isotop % WC ugn % Medelvärde WC % Torrdensitet

g/cm3 Typ av test Applicerad _spänning, P i kPa 1 4 2,26 3,13 1,622 KUAB LWD vid 7 kN 107 2 3,9 2,27 3,12 1,616 KUAB LWD vid 7 kN 107 3 3,2 1,61 2,4 1,639 KUAB LWD vid 5 kN 71 4 3,36 1,89 2,62 1,637 KUAB LWD vid 5 kN 71 5 3 1,59 2,29 1,637 KUAB LWD vid 3 kN 45 12 3,3 1,71 2,51 1,642 KUAB LWD vid 3 kN 45 7 2,65 1,64 2,14 1,638 Zorn dynamisk CBR 3564 9 3,13 1,66 2,39 1,612 Zorn dynamisk CBR 3564 6 3 1,86 2,43 1,635 Zorn LWD 99 8 2,5 1,72 2,11 1,645 Zorn LWD 99 10 9,4 6,99 8,19 1,608 KUAB LWD vid 7 kN 103 11 8,8 6,96 7,88 1,601 KUAB LWD vid 7 kN 103 A .. 1,33 1,33 … Statiskt plattbelastning B .. 1,75 1,75 … Statisk plattbelastning C .. 1,86 1,86 … Statisk plattbelastning D 6 6,07 6,03 1,635 Statisk plattbelastning E 6 7,24 6,62 1,635 Statisk plattbelastning 13 9,4 8,22 8,81 1,608 Zorn LWD 99 14 8,8 7,8 8,3 1,601 Zorn LWD 99

4.1.2. Fältförsök av densitet och fukthalt på sandjord

Isotopmätare (NDG, figur 2) användes för att fastställa densitet och fukthalt in situ för sandjorden i provgropen. NDG-resultaten redovisas i tabell 3 ovan tillsammans med fukthalt för insamlade prover med metoden ugnstorkning. Observera att proverna för mätning av fukthalt i laboratorium inhämtades från varje punkt samtidigt som fältmätning med NDG utfördes.

I tabell 3 kan vi notera att fukthalt med isotopmätare gav högre värden än motsvarande fukthalt mätt med ugnstorkning i laboratorium. Skillnaden kan förklaras med att fukthalt med NDG beräknades på ett större djup än de prover som inhämtades för mätning med ugnstorkning. Proverna till laboratorie-försöken inhämtades från ett mindre djup som i och med det varma sommarvädret under försöks-perioden var torrare.

Figur 16 visar korrelationen mellan fukthalt mätt med NDG och ugnstorkning för olika försökspunkter på den packade sandjorden.

Enligt figur 16 är korrelationskoefficienten (R= 0,951) mellan de fukthalter som mättes med NDG och ugnstorkning. För samtliga punkter i fältförsöket användes dock resultaten från NDG-mätningen, vilka här får representera fukthalt och densitet för studiens försökspunkter.

(39)

y = 0,9903x - 1,1408 R² = 0,9049 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 2 4 6 8 10 W C-ug n ( % ) WC-ISOTOP (%)

Figur 16. Fukthalter (WC) för sandjorden mätt med isotopmätare kontra ugnstorkning.

4.1.3. Platsförsök med LWD på sandjord

Fältförsök med LWD från KUAB och Zorn utfördes i studien och resultaten från dessa försök redovisas och diskuteras i avsnitt 4.1.3.1 respektive 4.1.3.2.

4.1.3.1. Försök på sandjord med KUAB LWD

Försök med KUAB LWD utfördes på sex punkter med relativt låg fukthalt (ca 3–4 %) och två punkter med högre fukthalt (ca 9 % efter bevattning).

Försöket utfördes med tre olika fallbelastningar genom att variera fallhöjden för fallvikten, som var 10 kg. För punkt 1 och 2 användes fallbelastning 7 kN, för punkt 3 och 4 fallbelastning 5 kN, och för punkt 5 och 12 LWD-standardvikten 7 kN. För punkt 10 och 11 användes också LWD-standardvikten 7 kN, men med högre fukthalt än för punkt 1 och 2.

Som redan nämnts kan KUAB LWD mäta deformation och plattdeformation av materialytan under fallviktens mittlinje samt på avstånden 30 och 60 cm från fallviktens mittpunkt, genom ett system med inbyggda geofoner. Geofonerna registrerar deformationerna varefter dynamiska deformationsmoduler beräknas och visas på PC:n. Notera att KUAB LWD använde Poissons tal (v) = 0,35 och A = 4 för att beräkna dynamiska deformationsmoduler enligt ekvation 1 och 2.

Figur 17, 18 och 19 visar effekten av flera slag i följd med fallvikten på genomsnittlig Evd för två likartade försökspunkter vid låg fukthalt och för fallvikterna 7 kN, 5 kN respektive 3 kN. På samma sätt visar figur 20 effekten av flera slag i följd med fallvikten på genomsnittlig Evd för två likartade försökspunkter (punkt 10 och 11) vid högre fukthalt och med fallvikten 7 kN.

I figur 17 registrerades deformationerna vid fallviktens mittlinje (dvs. deformation av både yta och platta), förutom de deformationer som uppstod 60 cm från fallviktens mittlinje. Tyvärr uppstod ett kopplingsproblem för den geofon som registrerade deformationer på avståndet 30 cm från mittlinjen under mätningarna på punkt 1 och 2, varför motsvarande Evd inte har mätts upp på avståndet 30 cm från mittlinjen för dessa punkter. Se figur 17.

I figurerna 17–20 visar E-ytan, Evd baserat på deformationer registrerade av en geofon i direkt kontakt med markytan (i det här fallet sand) genom ett hål på stålplattans mittlinje. E-plattan visar Evd baserat på de deformationer som registrerades av tre geofoner utan direkt kontakt med markytan, men som arrangerats i en symmetrisk matris i direkt kontakt med stålplattan för att mäta plattans deformation

(40)

I figurerna 17–20 ser vi även att Evd för ytor och plattor ökar med antalet slag med fallvikten i varje enskilt fall. Detta kan förklaras med att den plastiska deformationen minskar med ökat antal slag. För Evd vid 30 och 60 cm från fallviktens mittlinje kunde inga större förändringar av dynamisk

deformationsmodul noteras med ökat antal slag med fallvikten.

I figurerna 17–20 ser vi även att Evd beräknat på ytdeformation i varje enskilt fall var högre än motsvarande Evd beräknat på plattdeformation. Detta innebär att registrerade ytdeformationer var lägre än de motsvarande plattdeformationer som registrerades samtidigt. Detta kan förklaras med att marken under plattan är högre belastad än marken under hålet i mitten av plattan.

Figur 17. Resultat för KUAB LWD in situ för sandjord – genomsnittlig Evd för punkterna 1 och 2 för fallvikt 7 kN och fukthalt 3–4 %.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0 10 20 30 40 50 60 Dy nam isk de for m at ion sm od ul , E vd (M Pa)

Antal slag med fallvikten

E-ytan E-plattan E vid 60 cm

E-ytan E-plattan E vid 30 cm E vid 60 cm

(41)

Figur 20. Resultat för KUAB LWD in situ för sandjord – genomsnittlig Evd för punkterna 10 och 11 för fallvikt 7 kN och fukthalt 8,8–9,4 %.

4.1.3.2. Zorn LWD-försök på sandjord

Fältförsök med Zorn LWD utfördes på punkt 6 och 8 vid relativt låg fukthalt (2,5–3 %) och punkt 13 och 14 vid högre fukthalt (8,8–9,4 %). Konventionella LWD-försök (med tre packningsslag följt av tre slag på varje försökspunkt för konsekventa LWD-data) utfördes på punkt 6 och 8 och gav dynamiska deformationsmoduler på 38,9 MPa respektive 40,6 MPa.

(42)

För konventionella Zorn LWD-försök på punkt 13 och 14 uppmättes dynamiska deformationsmoduler på 38,5 respektive 33,4 MPa. Relativt lägre dynamiska deformationsmoduler registrerades för mät-punkter med högre fukthalt. Detta kan förklaras med att högre deformation är associerat med högre fukthalt för samma antal slag med fallvikten.

Upprepade försök med Zorn LWD gjordes även på punkt 13 och 14 efter att konventionella fältförsök med Zorn LWD avslutats för dessa punkter. Effekten av antalet slag på dynamisk deformationsmodul illustreras i figur 21 och 22 för punkt 13 respektive 14.

I dessa figurer ser vi att dynamisk deformationsmodul ökar med antalet slag, precis som observerades för KUAB LWD-försöken. Observera att Zorn LWD endast mäter plattdeformation vid mittpunkten utifrån monterad accelerometer där Poissons tal (v) = 0,5 och A = 4.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Evd (M Pa )

Antal slag med lättfallvikten

Figur 21. Evd kontra antal slag med Zorn LWD på sandjord för punkt 13 efter bevattning.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Evd (M Pa )

Antal slag med lättfallvikten

(43)

4.1.4. Platsförsök av dynamisk CBR på sandjord

Platsförsök av dynamisk CBR utfördes på punkt 7 och 9 med hjälp av Zorn LWD med CBR-tillbehör. På grund av relativt svagt packad sand och liten kolvdiameter (endast 5 cm) uppstod två problem vid dessa försök. Det ena problemet var att sanden rörde sig under kolven när fallvikten släpptes i början, på grund av lös sand. Problemet gjorde att det blev omöjligt att registrera värden på dynamisk CBR för de första två slagen. Det andra problemet var att CBR-kolven efter bara ett fåtal slag inte längre applicerade belastningen på marken utan istället träffade plattan, på grund av stora ackumulerade deformationer.

För punkt 7 (se tabell 4) noterades det att CBR-kolven vid slutet av slag nr. 5 inte längre applicerade belastningen på marken utan istället träffade plattan. Samma problem observerades även för punkt 9 (se tabell 4) vid slutet av det tredje slaget, varför försöket avslutades. Observera att fältvärden på dynamisk CBR från det andra slaget ska användas, enligt rekommendationerna i stycke 2.2.3 (Kuttah 2019 och Kuttah 2020). Dessa värden kunde dock inte registreras där lös sand förekom enligt

beskrivning ovan.

Tabell 4. Resultat av dynamiska CBR-försök in situ för punkterna 7 och 9 med Zorn-instrument.

Slag

nummer CBR (%) vid punkt 7 CBR (%) vid punkt 9

1 ………. ……

2 ……. ……

3 57 83

4 76 ……

5 86 …….

4.1.5. Statiskt plattbelastningsförsök på sandjord

Statiskt plattbelastningsförsök utfördes på fem punkter. På punkt A, B och C utfördes försöket vid låg fukthalt (1–2 %). Efter bevattning utfördes plattbelastningsförsök på punkt D och E vid ca. 6–7 % fukthalt.

Resultaten visar en uppmätt Ev2 på 55,3; 64,1; 58,5; 61,2 och 58,6 MPa för punkt A, B, C, D respektive E. För utförligare försöksdata, se bilaga A.

Variationen av förhållandet Ev2/Ev1 plottades mot vattenhalten enligt figur 23.

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 0 1 2 3 4 5 6 7 Ev2 /E v1 Vattenhalt (%)

(44)

4.2. Småskaliga laboratorieförsök på packade sandprover

Ett flertal laboratorieförsök utfördes för att beskriva den sandiga undergrundens dynamiska och mekaniska egenskaper. Dessa diskuteras utförligt i följande avsnitt.

4.2.1. Modifierade Proctorpackningsförsök på packade sandiga prover

I det här försöket fastställdes packningsegenskaperna med ett modifierat Proctorförsök enligt ASTM D1557 (2012). Försöket utfördes genom att packa ett flertal CBR-prover med en cylindrisk form med diameter 152,4 mm. CBR-proverna packades vid olika vattenhalt, från 0–14 %, för att fastställa förhållandet mellan vatten och densitet samt motsvarande laboratorievärde på dynamisk CBR (CBRLD) för varje CBR-prov efter att packningsegenskaperna fastställts.

Resultaten visade att packningskurvan för materialet i studien är en graf med en och en halv topp, med två optimala vattenhalter och två maximala torrdensiteter. En av de maximala torrdensiteterna ligger på den torra sidan (vid W = 0 %) och den andra på den våta sidan (runt W = 12 %). Se figur 24. Maximal torrdensitet vid vattenhalt 0 och 12 % var 1,8 respektive 1,72 g/cm3_{. Den gula linjen har} ritats på grund av dess likhet och därmed samband med hur dynamisk CBR varierar med fukthalt. Detta visas även i figur 28 och diskuteras i 4.2.3.

y = -0,0005x3_{+ 0,0131x}2_{- 0,0882x + 1,8057} R² = 0,8641 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 To rr de ns ite t ( g/cm 3) Vattenhalt(%)

Dry density -moisture curve 60% saturation line Poly. (Dry density -moisture curve)

Figur 24. Packningskurva för sandjorden med modifierad Proctorpackning.

4.2.2. LWD-försök i laboratorium på packade sandprover

Ett flertal LWD-försök med KUAB LWD med laboratorietillbehör (kolv med 5 cm diameter) utfördes på packade CBR-sandprover med modifierad Proctorpackning. Dynamiska deformationsmoduler beräknades enligt ekvation 3 ovan. De packade proverna preparerades vid tre olika fukthalter, nämligen 3, 4 och ca. 9 %. Detta gjordes för att simulera fukthalterna vid LWD-försöken i

försöksgropen. Utförlig försöksinformation visas i tabell 5 nedan. Notera att reducerad fallhöjd ledde till fallkraft 1,12 kN, vilket innebär ca. 605 kPa vertikalt tryck. Detta var en viktig åtgärd för att tillfogat tryck skulle kunna reduceras till värden som går att mäta och användas i dynamiska triaxialförsök (RLT) i laboratorium, av kompressionsskäl.