Prov med verkblandad cementstabilisering på väg E79, Vännäs -75 : Slutrapport

SS -t ©Six 2 35 Se"%_is75fr aSäs

PP T

Nr 217 - 1981

Statens väg- och trafikinstitut (VTI) - 581 01 linköping

ISSN 0347-6030 National Road &Traffic Research Institute - S-581 01 linköping - Sweden

Prov med verkblandad

cement-stabilisering på väg E79,

Vännäs -75

Slutrapport

21 7

av Björn Örbom

FÖRORD

Många grusvägar i vårt land anses behöva en standard-förbättring i form av en enkel beläggning, genom vil-ken vägytans jämnhet kan bevaras bättre och trafiksäk-erheten höjas. För en avsevärd del av dessa gäller emellertid att de på grund av låg bärighet kräver en viss förstärkning innan beläggningen kan utföras. I arbetet på att utveckla nya förstärkningsmetoder för grusvägar har tidigare anlagts ett flertal provvägar, där man studerat förstärkningseffekterna av markin-blandning av cement direkt i den justerade grusvägens ytlager. Dessa försök har väl belyst denna

arbetsme-tods fördelar, men även dess nackdelar, främst i form

av svårigheterna att med utgång från det befintliga materialet i vägens översta lager, med dess ofta in-homogena uppbyggnad med växlande stenhalt och

finjords-halt, kunna skapa ett förstärkande lager med

tillräck-ligt hög, jämn och varaktig kvalitet.

VFAC har som en alternativ förstärkningsmetod,

fortfa-rande baserad på cementstabilisering, lanserat använd-ningen av verkblandat fraktionerat material, framställt i en enkel kontinuerligt arbetande blandare och utlagt på grusvägen med en speciellt konstruerad släpa. Vid ett sådant förfarande har de nyssnämnda svårigheterna med basmaterialets växlande sammansättning undanröjts. Sommaren 1975 provades denna alternativa metod för första gången på en del av E79 i AC län.

I samband med detta förstärkningsarbete anlades 5 prov-sträckor, som projekterades av VTI i samarbete med VV

(CF/TUb). Syftet var att studera dels problemet med

så-dana krympsprickor i cementstabiliserade lager, som går igenom ett relativt tunt slitlager av asfaltbetong, vi-lande direkt på det stabiliserade lagret, dels betydel-sen av cementkvoten för det stabiliserade lagrets kva-litet och funktion i det aktuella, förhållandevis hårda klimatet.

Vid provvägens anläggning har från VTI medverkat Einar Lindh, Krister Ydrevik och Sven-Olof Hjalmarsson. De två sistnämnda jämte Björn Björnsson har följt upp provvägens utveckling med mätningar och observationer. VFAC har medverkat med viss provtagning.

Leif Wiman har tagit en enkel film av provvägens

an-läggning.

Denna rapport summerar resultaten från den första för-sökSperioden, 1975-1980. S-O Hjalmarsson har samman-ställt resultaten varjämte undertecknad medverkat vid rapportens utarbetande.

Utskrift: Gunilla Lundgren Linköping i april 1981

Björn örbom

I N N E H A L L S F Ö R T E C K N I N G SAMMANFATTNING SUMMARY 1. INLEDNING 2. BESKRIVNING AV PROVSTRÄCKORNA 3. FÖRPROVNING 4. PROVSTRÄCKORNAS UTFÖRANDE

5. MATERIALKONTROLL VID UTFÖRANDET

6. MÄTNINGAR, PROVNINGAR OCH OBSERVATIONER

EFTER VÄGENS FÄRDIGSTÄLLANDE 1975 TILL OKTOBER 1980

6.1 Bärighetsmätningar (dynamisk prov-belastning)

6.2 Ytjämnhet

Lagrets tryckhållfasthet

Sprickbildning och andra skador 6.5 Tjäle

7. DISKUSSION AV ERHÅLLNA RESULTAT

7.1 Vattenmättnadsgradens inverkan på hållfastheten

7.2 Tryckhållfastheten hos materialet i det stabiliserade lagret

Bärigheten

7.4 Det stabiliserade lagrets modul Vägytans jämnhet i längsled

7.6 Spårbildningen VTI RAPPORT 217 Sid IV 16 20 23 25 25 25 28 29 31 34 38

I N N E H Å L L S F Ö R T E C K N I N G (sid 2)

Sid

Sprickbildningen 39

7.8 Funktionen hos överbyggnader med

cement-stabiliserat bärlager och asfaltbeläggning 41

8. REFERENSER 45

Prov med verkblandad cementstabilisering på väg E79, Vännäs -75

av Björn örbom och Sven-Olof Hjalmarsson Statens väg- och trafikinstitut (VTI)

581 01 LINKÖPING

SAMMANFATTNING

I samband med ett förstärkningsarbete 1975 i AC län på väg E79, där bärlager av verkblandat,

cementstabilise-rat grus användes, utfördes 5 provsträckor för studium

av

- hur frekvensen tvärgående krympsprickor genom asfalt-beläggningen från det stabiliserade bärlagret påver-kas av dess cementkvot resp det färdigpackade, färska bärlagrets vattenmättnadsgrad samt

- hur skillnader i bärlagrets kvalitet, uppkommen genom variation av cementkvoten, inverkar på överbyggnads-konstruktionens livslängd, då vägen påverkas av tra-fiken (ÅDT: 1130 axelpar) och de yttre miljöfaktorer-na.

Det stabiliserade bärlagret utfördes genom verkbland-ning av en grusig sand (0-32 mm) med tillsättverkbland-ning av

cementmängderna 4,5, 5 resp 10 vikt-%. Materialet

utla-des med en Speciell släpa, packautla-des med vibrerande vält, förseglades med asfaltlösning och försågs med en asfaltbeläggning av 80 kg AB16T. Överbyggnadstjockleken var för 4 av provsträckorna 30 (undantagsvis 50) cm med undergrundsmaterial av tjälfarlighetsgrupp I och II. På den återstående provsträckan, med starkt tjälfarlig undergrund (III), var överbyggnadstjockleken 70 cm. Den hittillsvarande, 5 år och 3 månader långa observa-tionstiden har omfattat mätningar avseende provsträc-kornas bärighet, bärlagrets E-modul och

II

het samt vägytans jämnhet. Vidare har skador och sprickbildning registrerats.

Undersökningarna har hittills sammanfattningsvis visat följande.

Inga skillnader har konstaterats i frekvensen

tvärgå-ende sprickor i beläggningen berotvärgå-ende på skillnader i vattenmättnadsgraden vid utförandet (>80% reSp <80%). Däremot gav ökad cementkvot (från 5 till 10%) större

avstånd mellan tvärSprickorna (från 17 m till 20-30 m i genomsnitt).

Frekvensen längsgående sprickor har ökat med tjälfar-ligheten hos undergrunden.

ökningen av cementkvoten från 5 till 10% har medfört en avsevärd ökning av materialets initialtryckhållfasthet

(från 4 till 16 MPa vid 7 d).

På grund av i första hand trafikbelastningarnas utmatt-ningseffekt har det stabiliserade lagrets tryckhåll-fasthet avtagit med tiden. Hålltryckhåll-fastheten sjönk sålunda med i genomsnitt ca 50% från 1976 till 1980.

Beroende på den avtagande hållfastheten hos lagret har dess E-modul avtagit med tiden. En jämförelse av E-mo-dul och tryckhållfasthet efter 5 års trafik visar, att det stabiliserade lagret efter 2,1 mill axelpassager fortfarande saknade belastningssprickor då förprov-ningshållfastheten (vid 7 d) var 210 MPa, medan lagret däremot verkar vara genomdraget av ett nät av belast-ningssprickor för lager med förprovningshållfastheten

§5 MPa.

Med ledning av vid denna undersökning erhållna resultat och andra har här föreslagits att förloppet vid den trafikbetingade nedbrytningen av en överbyggnad med ett cementstabiliserat lager indelas i 3 stadier, varvid stadium 1 skulle råda, så länge bärlagret saknar be-lastningssPrickor och således är strukturellt intakt,

III

stadium 2 skulle råda, då det stabiliserade bärlagret

blivit genomdraget av ett nät av belastningssprickor, medan stadium 3 skulle råda då sprickorna arbetat sig upp genom asfaltbeläggningen, som slutligen

krackele-rar. Man kan sålunda konstatera, att med de

bärighets-egenskaper, som underlaget vid Vännäsvägen har, så be-finner sig sådana bärlager som haft förprovningshåll-fastheten 210 MPa ännu efter 2,1 mill axelpassager i nedbrytningsstadium 1, medan bärlagret med förprov-ningshållfastheten §5 MPa har övergått till stadium 2. Förändringarna i vägytans jämnhet, uttryckt som

PSI-värde, har påverkats av cementkvoten i bärlagret. Högre cementkvot gav (enligt ovan) högre E-modul och därmed

ett styvare lager, vilket dämpade takten i PSI-värdets

minskning med tiden. Härur har härletts ett samband

mellan cementkvot och livslängden ur trafikbarhetssyn-punkt för aktuell typ av överbyggnad, använd under sam-ma betingelser som vid Vännäsvägen. Livslängdens änd-punkt har härvid definierats med gränsvärdena för PSI lika med 2,5 (större vägar) resp 2,0 (mindre Vägar). För exempelvis 15 års livslängd skulle krävas en för-provningshållfasthet av ca 8 resp 18 MPa för en låg-trafikerad resp höglåg-trafikerad väg. -Även den av tjälen förorsakade tillfälliga minskningen av vägytans

jämn-het, som är mest märkbar under vårvintern, dämpades av

lager med större styvhet, dvs högre cementkvot.

Även för de små ökningar av Spårdjupen i vägytan, som uppkom under observationstiden, var tendensen densamma: ökad cementkvot (styvare lager) gav mindre

spårdjupsök-ningar.

IV

Testing plant mixed cement stabilized road bases on route E79 at Vännäs 1975-80.

by Björn örbom and Sven-Olof Hjalmarsson

National Swedish Road and Traffic Research Institute

S-581 01 LINKÖPING Sweden

SUMMARY

In 1975 a part of the pavement of route E79 in the

county Västerbotten in northern Sweden (800 km north of Stockholm) was strengthened by overlaying of a layer of plant mixed cement stabilized gravel (thickness 150 mm) and a surfacing of asphalt ooncrete (thickness 30 mm). At the overlay construction a test road was performed

in order to study the general behaviour of cement stabilized base courses under the existing rather severe climate and a traffic intensity of about 135 commercial vehicles (unloaden weight exceeding 3500 kg) per day in both directions. In addition two special

questions should be studied.

(1) Is there any correlation between the frequancy of

the transverse cracks Visible in the surface and originated in the shrinking cement stabilized base course material on one hand and the cement content resp. the degree of saturation of the completed

base course on the other hand?

(2) What is the effect on the pavement design life of different qualities of the stabilized base course represented by the cement content used?

In order to meet these purposes the test road was divi-ded in 5 test sections with variations in cement con-tent and degree of saturation at construction according

to encl. 2.

The soil material used for the stabilized base course was composed at the plant of sand (0-8 mm) and gravel (8-32 mm). The composed material was well graded (Fi-gure 1). The plant with a continously working mixer is illustrated on Figure 2 and 3. The produced cement sta-bilized material (Figure 4) was spread on the road

using a simple, sled-like drag distributor (designed by the county road administration), towed by the mix

hauling truck (Figure 5 and 6). For the compaction a dual 10 ton Vibrating roller was used and at last the surface of the base course was provided with a seal coat (0,8 kg/m2 rapid curing cut-back asphalt).

The pavement thickness of the existing road before the overlaying varied with the frost susceptibility of the

subgrade. Four of the test sections were situated on

subgrades of low (group I) or moderate (group II) frost susceptibility having a 30 cm thick pavement. The

remaining test section was situated on a very frost

susceptible (group III) subgrade with a pavement

thick-ness of 70 cm.

The test period reported here comprises 5 years and 3 months during which the following observations were

made

- Bearing capacity of the test sections resp in situ base course modulus calculated from the results of FWD tests and deflection measurements in 2 points

(in load centre and in a point 60 cm from there)

- Compressing strength of the cement stabilized base

course material (performed on core samples)

- Surface reqularity by tests with the CHLOE profilo-meter (PSI values) and the PRIMAL transverse profil

analyzer (rut depth data).

VI

The most useful findings of the investigation may be

summarized as follows.

(I) According to foreign experiencies E4] the frequ-ency of Visible transverse cracks should decrease substantially if the degree of saturation at the construction of the cement stabilized base is less than 80%. For the conditions at this test

road, however, no correlation of this kind was

found (Table 8 and Figure 22). A tendency to

in-creasing crack Spacing resulted, however, from

increased cement content (Figure 22), which may be credited to a higher tensile strength.

(II) With a cement content of 5% by weight the initial

compressive strength of the stabilized material

was about 4 MPa which is a normal value for this type of material in Sweden. The increase of the cement content to 10% resulted in a four times as high compressiv strength (round 16 MPa) [1].

(III) The compressive strength of the stabilized

mate-rial in the base course was determined by

tes-ting core samples in sept 1976 as well as sept 1980. The compressiv strength had during this four year decreased substantially for all the sections. The decrease was 44-60% (Table 6 and

7).

(IV) By using the CHEVRON program for elastic layer analysis the base course modulus (E1) was calcu-lated from the deflections at the FWD tests and the given thickness of the base courses. Though the scatter of the calculated E1 values is

con-siderable (Table 3) the tendency is that E1 has

decreased slightly between 1978 and 1980 (Figure 9). This development as well as the decrease of the compressive strength (III) probably was at

(V)

(VI)

VII

first hand caused by fatigue of the stabilized

material from the traffic loads (initiation of microcracks). The environmental conditions may of course have been a contributory cause.

The calculated E1 values were prOportional to the compressive strengths of the core samples taken

1976 (Figure 10) or 1980

19 some examples are given on the experience (Figure 11). In Figure

- based laboratory determined E-o behaviour re-lated to cement concrete E2] resp. cement stabi-lized gravel [3]. In addition the average values

(1980) from the test sections No 0 and 3 resp 1,

2 and 4 are plotted. For the former group the pretest compressiv strength in the laboratory was

S 5 MPa and for the latter about 10 MPa. From the

diagram, Figure 19, it is quite clear that the

base courses of section 1, 2 and 4 are structu-rally quite intact after five years traffic. On

the other hand it is rather evident that the ini-tial strength of the first-mentioned group (sec-tions No 0 and 3) was too low to give base cour-ses of an adequate bearing capacity as the E-value after five year is just one third of what could be expected. This behaviour reasonably cannot have been caused by anything but the

de-in the cement velopment of cracks (macrocracks)

stabilized layer from the traffic load.

(V) it is suggested here that the traffic-associated

Refering to the findings given under point

deterioration of cement stabilized base courses

in principle is divided in three stages (Figure

23).

tact base course

Stage 1 is characterized by a structural in-(no macrocracks), stage 2 by the initation of traffic-induced cracks which propagate through the base course and stage 3

(VII)

VIII

(failure stage) by the propagation of the cracks The end of stage 3 indicates the number of load applications through the asphalt concrete layer.

(N) corresponding to the design life of the pave-ment. For a given bearing capacity of the unbound

subbase and subgrade (EV, Figure 23) and a given

thickness of the asphalt concrete layer (h1) the number of load applications related to each

deterioration stage depends merely on the initial strain in the bottom

the field axle load spectrum beeing converted to an equivalent number

maximum traffic-induced

surface of the base course,

of standard axles.

As there at the last inspection in 1980 was no

traffic developed cracks visible on the road

sur-face of any of the test sections, it must be concluded that the base courses of the test sec-tions No 0 and 3 at that time had reached detero-ration stage 2 and that the other test sections

(No 1, 2 and 4) The

corresponding number of passed comercial vehicles

was 0,25 mill.

still remained in stage 1.

From observations of the present deterioration stage as given by point VI the structural life of the pavement may be calculated. The observed development of surface regularity, however, gives another possibility to derive the expected design life.

are given in Table 4 and Figure 12.

The determined PSI values from year to year The decrease rate of the serviceability index after 1977 was slightly different for the five sections. Figure 20 illustrates how the decrease rates (represent-ed by PSI in 1977 minus PSI in 1980) for the five sections were correlated to the quality of the base course material represented by its core

sample compressiv strength. On the assumption

IX

that the found PSI decrease rates will remain in-variable over the next years the relationship between cement content (resp. pretest compressive strength at 7 days) and design life showed in Figure 21 was derived. The two correlation lines

in the diagram refer to the two common used

criteria of the end of serviceability life (PSI equal to 2,0 resp 2,5).

1. INLEDNING

I samband med ett förstärkningsarbete i egen regi (VF

AC) avseende utförande av nytt bärlager av verkblandat

cementstabiliserat grus jämte asfaltslitlager på väg

E79 (delen Granölund-Lillsele) i juni 1975, har Statens

väg- och trafikinstitut på uppdrag av Statens vägverk

(CF/TUb) medverkat vid utförandet av särskilda

prov-sträckor, och har sedan följt upp provsträckornas ut-veckling genom mätningar och inSpektioner.

I en tidigare utgiven byggnadsrapport E1] har en redo-görelse lämnats för förprovningen för cementstabilise-ringen samt provsträckornas utförande.

Provsträckornas utveckling har under hand rapporterats

i lägesrapporter, VTI Meddelande nr 21, 68, 135 och

178.

I föreliggande Rapport nr 217 slutredovisas och

samman-fattas provvägens resultat. Mycket av materialet i

ovannämnda meddelanden förekommer även här för full-ständighetens skull.

Avsikten med provvägen var bland annat att söka klar-lägga hur vattenmättnadsgraden (den vattenfyllda hål-rumsdelen i procent av materialets totala hålrum) vid det stabiliserade lagrets utförande resp cementkvoten hos det stabiliserade materialet inverkar på uppkomsten av sådana tvärSprickor i det stabiliserade lagret, som framkallas av lagrets krympning och senare går igenom ett slitlager av asfaltbetong, vilande direkt på det stabiliserade lagret.

Möjligheterna att undersöka inverkan av dessa två fak-torer bedömdes varamycket goda, eftersom i detta fall det stabiliserade materialet framställdes i fast blan-darverk under god kontroll.

Härutöver skulle det stabiliserade bärlagrets bärig-hetshöjande effekt studeras samt hur bärigheten

för-ändrades med tiden, beroende på trafikens och övriga

faktorers inverkan.

ESKRIVNING ÄV PROVSTKÃCKORNA

l\

)

[I

l

Provvägen är belägen på väg E79 (delen

Granölund-Lill-sele) ca 60 km NV Vännäs, bilaga 1. Provsträckorna har

en sammanlagd längd av 750 m och ligger mellan sektio-nerna 38/720-39/470. (Längdmätningens 0-sektion i

Lyck-sele). I bilaga 2 visas provsträckornas principiella uppbyggnad.

Undergrunden har angivits som icke tjälfarlig inom om-rådena för provsträckorna 1 (sand-mo) 2 (mo I) och 4

(sand), delvis måttligt tjälfarlig för sträcka 3 (mo I och mo II) samt tjälfarlig för sträcka 0 (referens-sträcka) (mo III), jfr bilaga 3.

Trafikmängden var 1976-78 1130 axelpar/ÅMD (i bägge

riktningar).

3. FÖRPROVNING

Basmaterial för framställning av den verkblandade sta-biliseringen togs ur en grusgrOp benämnd 1412 vid Vid-standsnäs inom Vindelns arbetsområde. I april 1975 ut-togs från grOpen ett prov uppdelat i fraktionerna 0-8 mm samt 8-32 mm och insändes till VTI för laboratorie-undersökning (figur 1). Resultaten härav har redovisats utförligt i VTI Meddelande nr 83.

Den cementkvot, som erfordrades för att en 7-dygnshåll-fasthet av 3,5 MPa skulle uppnås, uppgick vid rådande skrymdensitet till 5% och denna mängd fick representera den planerade lägre cementkvoten. För att på den färdi-ga provvägen om möjligt få en klar indikation på ce-mentkvotens inverkan på Sprickbildningen i det

stabili-serade lagret, valdes den högre cementkvoten så hög som

10%.

Vattenkvoten, representerande hög och låg

vattenmätt-nadsgrad (definierad som >80% resp <80%) för de två

blandningarna med olika cementkvoter framtogs genom

packningsförsök. I detta fall valdes vattenkvoter, som gav vattenmättnadsgraderna 87 resP 70%.

LER MJÄLA MO SAND GRUS STEN

* Tran-;Fugcmwimm ;om ;Mgcmuimmgcmg *

M M 0.01 0.06 0.1 0,1 2 d 20 60 Po ss er an dc mön qd , vi ki pr oc en ? m m 0. 0.0! ..02 4 0.18 0.8 0.! 1.0 1 5.0 0 11.) M 20 12 50 64 Kovland-h. mn * V b d f øüW -l c m un -m m

Figur 1. Det sammansatta basmaterialets kornstorleks-fördelning (mat <20 mm). Mängden bortsiktat material >20 mm = 4 vikt-%.

4. PROVSTRÄCKORNAS UTFÖRANDE

Provsträckorna utfördes 11-16 juni 1975.

Basmaterialet (figur 1) sammansattes av fraktionerna

0-8 mm och 8-32 mm och blandades i en fast blandarsta-tion enligt figur 2 och 3. Transporten till vägen ut-fördes med ordinära lastbilar (figur 4).

Utbredningen av det stabiliserade materialet på vägen gjordes med hjälp av en enkel fördelningssläpa, som k0pplades till tran5portbilen och bogserades av denna under lassets successiva tömning (figur 5). Packningen av det utbredda jämntjocka lagret utfördes med 10 t vibrerande slätvält (figur 6). Det färdigpackade stabi-liserade lagret täcktes med asfaltlösning (RAK).

Utförandet har mera detaljerat beskrivits i [1].

VTI RAPPORT 217 F i g ur 2. B l a n d a r s t a t i o n . A: S o r t e r i n g s ve r k för r åm a t e r i a l , B: s k a k s i k t f ör up p d e l n i n g i 0-8 mm , 8-32 m m o c h >3 2 mm , C: m a t n i n g s f i c k o r , c e m e n t s i l o , (f ör t o r r b l a n d n i n g ) , F: (f ör va t t e n i n b l a n d n i n g ) , I D: tr an sp or tb an d me d ba nd våg , E: bl an da re 1 G: c e m e n t m a t n i n g g e n o m s k r uvr ör , H: b l a n d a r e 2 va t t e n t a n k , K: l a g r i n g s s i l o för f är d i g b l a n d n i n g .

Figur 3. I främre änden

av blandare l i bakgrun-den) tillsättes basmate-rialet från bandtranspor-tören. Strax framför ut-mynnar

cementtillsätt-ningsröret. Det

torrblanda-de materialet faller ned i

främre änden av blandare 2 tvärställd i förgrunden , där vatten tillsättes från 3 munstrycken under

skydds-huven .

Fi ur 4n Bandtransportören från lagringssilosen för upp

den färdiga blandningen på transportfordonet.

Observera att ingen separation uppkommit på bilflaket.

Fi ur 5. Transportbilen bogserar fördelningssläpan och tömmer successivt det stabiliserade materialet i släpans ficka. I förgrunden ett färdigt

arbetsband, som täckts med asfaltlösning.

Fi ur 6, Fickan på fördelningssläpan är reglerbar i

höjdled och tjänstgör samtidigt som avstrykare. T h på släpans ände har en anordning monterats för utmatning av material i rännan mellan de

två arbetsbanden (jfr figur 6).

5. MATERIALKONTROLL VID UTFÖRANDET

Vid stabilisering enligt verkblandningsprincipen erfor-dras för en fullständig materialkontroll provningar av materialet såväl vid verket som på utläggningsstället. Kontroller av cementkvot resp vattenkvot gjordes konti-nuerligt vid tillverkningSprocessen. Vid avvikelse från avsedd cement- resp vattenkvot justerades materialmat-ningen i verket. Prov på det sammansatta basmaterialet uttogs också och siktningskurvorna kontrollerades (fi-gur 1). Vattenkvoten hos det färdigblandade materialet i verket avvek genomsnittligt ej mer än högst 0,3 vikt-% från det eftersträvade värdet för varje grupp och värdenas Spridning inom varje grupp var låg (högst

i0,4 vikt-%). De eftersträvade vattenkvoterna kunde

så-ledes uppnås i verkligheten med rimlig noggrannhet. På vägen utfördes, sedan vältningen av det utlagda, sta-biliserade materialet avslutats, dels packningskontroll med vattenvolymeter dels instampning av provkroppar

en-ligt metoden för tung laboratorieinstampning (AASHO T180).

Tryckhållfastheten efter 7 dygn för de på vägen utlagda

olika cementstabiliserade materialen visade för de

flesta provsträckorna mycket god överensstämmelse med tryckhållfastheterna för motsvarande material vid för-provningen.

Packningsgraden kontrollerades i två punkter per sträc-ka. De uppnådda packningsresultaten var mycket goda

(99-106% av tung instampning) och relativt jämna. Med hjälp av de vid packningskontrollen på Vägen er-hållna Värdena på rådande vattenkvot och torr skrymden-sitet har vattenmättnadsgraden beräknats.

Avvikelserna i erhållna vattenmättnadsgrader (VMG) i

förhållande till de avsedda var ofta stora.

Väsentligt är emellertid att de avsedda skillnaderna hos provsträckorna i vattenmättnadsavseende har åstad-kommits, nämligen att två av provsträckorna, sträcka 1

och 2, hade en vattenmättnadsgrad under 80%, medan den-na för de två övriga, sträcka 3 och 4, låg klart över

gränsvärdet 80%.

6. MÄTNINGAR, PROVNINGAR OCH OBSERVATIONER

EFER VÄGENS FÄRDIGSTÄLLANDE 1975 TILL OKTOBER 1980

Utförda mätningar, provningar och observationer samt tiden för deras utförande framgår av tabell 1.

Tabell 1. Tidsschema för mätningar och observationer. År Dynamisk Spâr- Jämnhet TjäLdep Skadein-

Provborr-provbe- biLd- i Längd- spektion ning

Lastn. ning Led och

(Bi- (CHLOE)

sprick-frost) karteriggi 1975 06, 07 10 10 11-75 - 10 -06-76 1976 08 08 08 11-76 - 05, 08 09 06-77 1977 04, 05, 04, 08 04, 08 11-77 - 04, 08 -08 1978 07 - - - 07 -1979 08 - - - 08 -1980 10 10 10 - 10 10

6.1 Bärighetsmätningar (dynamisk provbelast-ning)

Bärighetsmätningar har utförts med VTI:s 5-tons fall-viktsapparat. Första mätningen juni-juli 1975 utfördes på den befintliga justerade grusvägen före stabilise-ring, medan övriga värden avser mätning på vägen efter

stabilisering och påläggning av beläggning. Provbelast-ning har utförts i 4 befästa punkter per provsträcka. Vägens dynamiska E-modul (medelmodul för överbyggnad och undergrund) har beräknats (tabell 2). För överskåd-lighetens skull har i figur 7 bärighetens (den dynami-ska medelmodulens) utveckling under tiden 1975-1980 å-skådliggjorts grafiskt. Bärighetsvärdet för resp år är härvid hämtat från mätningen resp år i juli, augusti eller september (sommar-höstvärden).

På motsvarande sätt har bärighetsförändringarna under tjällossningen 1977 åskådliggjorts i figur 8.

Från och med 1978 har bärighetsegenskaperna uppföljts genom provbelastning med s k 2-punktsmätning, vilket innebär att den momentana sjunkningen uppmätes såväl i belastningsytans centrum som på ett visst avstånd från denna (i detta fall 60 cm). Härigenom är det möjligt att för belastningsstället beräkna (med hjälp av Chev-ronprogrammet) E-modulerna var för sig, dels hos över-byggnadens översta, bundna del, dels hos lagren därun-der inklusive undärun-dergrunden.

Resultatet av beräkningarna framgår av tabell 3.

I diagrammet figur 9 har förändringen hos det cement-stabiliserade lagrets modul (E1) under tiden 1978-1980 åskådliggjorts. Av tabell 3 framgår det att de enskilda värdena på E1 har varierat avsevärt mellan olika punk-ter inom samma provsträcka. Även E1-värdenas variation med tiden för de enskilda provsträckorna har varit

0-regelbunden och stor. Den främsta orsaken till

E1-vär-denas stora variationer torde vara uppkomsten av spric-kor i det stabiliserade lagret. Att E1-värdet ofta ökat mellan 1979 och 80 (tabell 3) skulle kunna förklaras av att en viss självläkning genom kalkutfälltningsproces-ser har ägt rum då sprickorna haft mycket liten vidd

(mikrOSprickor) och vägen under tiden närmast före

provbelastningen ej utsatts för annat än förhållandevis

10

10m' 4 ... _. _{---'---4(10%cem)}

[jPa-

'

_{/,/ 2(10°/ocem)}

Edyn'

_{/ /}

i _169anm) 500 4 _{'''''' 3(5% cem)}

I |\\\/

_{/_---O(4,5%cem)}

Tid

200

₁₉₇₅

u

_-76

v

_-77

1

_-78

T

_-80

_{7_}

Figur 7. Den dynamiska medelmodulens förändringar 1975-1980 (sommar-höstvärden).

MPa

Edw1

2300+

,x

700-

600-500'

4001

.\_'4

7-.. 0 . . _ .. a.. '0 \_\ Å (10% cem) \\2HWan "" _"3(596cem) .fiñä\*119%rmm

LM

_{0(4,5°/. can).}

Figur 8. Den dynamiska medelmodulens förändringar från

maj 1977 till augusti 1977.

'VTIÄJiAPPTHKP 217 Ta bell 2. De n dyn am iska Me de lvär de av me de lm od ul en vi dol ik a mät ti ll fäl len 19 75 -8 0. mät ning ar i 4 pr OV pun kter pe r pr ovs tr äc ka . Provb el as tn in g ut för d på D a t um Tj äl dj up (M V) (c m) Up pt in in g (M v) IUJdyn MP a Be f. gr us -väg 7506 07 75 07 08 CG + AB

76

08

18

|

77 04 29 21 0 ₆₅ 77 05 04 21 0 ₇₆ 17 7051 3 20 8 101 77 05 24 20 5 12 5 7708 10 78 07 08 79 0829 80 09 Pr ov-Ce m. -VM G St r. ₁ 5%

_4,

5%

0 2 10 % 3 5% 4 10 % kvo t Låg Låg Låg Hög Hög 19 5: 26 20 0: 20 19 2:30 19 3: 29 26 1: 29 73 5: 15 4 54 7: 11 1 78 4: 58 79 8: 93 97 3: 17 9 56 7: 97 57 8: 147 76 8: 79 66 2: 52 90 0: 16 1 60 6: 10 0 48 6: 25 3 62 8: 138 54 6: 13 5 ?8 6: 12 2 56 3: 64 46 9: 23 7 76 9: 89 52 6: 156 76 4: 17 1 53 9: 14 0 49 4: 14 5 83 4: 42 54 4: 74 885: 19 2 48 3: 67 39 7: 120 72 0: 51 497: 97 71 1: 10 7 43 1: 15 37 8: 83 64 0: 52 49 8: 10 7 66 9: 64 41 4: 62 33 5: 110 64 0: 49 41 6: 85 59 1: 97 56 4: 72 39 8: 13 4 789: 76 56 1: 12 5 95 3: 98 63 3:12 2 40 3: 14 9 88 7: 63 55 2:12 6 96 6: 83 Me de lvär de för he la pr ovväg en 20 8 76 7 69 5 61 0 61 8 65 9 56 2 52 1 46 3 65 3 688 11

TabeLL 3. överbyggnadens LagermoduLer bestämda genom dynamisk

provbe-12

Lastning (med faLLviktsapparat) och Z-punktsmätning.

E1 = dyn.E-moduL för cementstabiLiserat Lager + beLäggning

E = dyn.E-moduL för sathiga Lager under

cementstabiLise-ringen inkLusive undergrunden.

80AB16T

- AVÄLDRE ÖVERB.

, '5.

'.o_';'o;°o',! ÃTERST. DEL

Lagermodulz E1

Lagermodulz E2

UNDERGRUND

Prov- Provstr.-> 1 0 2 3 4

punkt Cement--O 5,0

4,5_

10,0

5,0

10,0

kvot, % Dynamisk LagermoduL (MPa)

Tidpkt. E1 E2 E1 E2 E1 E2 E1 E2 E1 E2 78 07 35000 75 14000 120 30000 90 6500 110 (80000) 75 1 79 08 13000 200 6000 250 18000 190 4000 200 30000 210 80 09 35000 150 7000 250 20000 220 7500 210 35000 210-78 07 23000 55 11000 55 (70000) 80 17500 110 (62000) 60 2 79 08 14000 175 7500 65 25000 180 15000 200 20000 210 80 09 30000 145 15000 60 20000 220 7000 200 (45000) 220 78 07 25000 80 7200 85 (85000) 60 14000 125 30000 110 3 79 08 12000 150 4000 175 27000 200 7500 250 18000 220 80 09 30000 150 7000 170 35000 220 10000 250 20000 210< 78 07 30000 65 5500 70 35000 110 8500 80 (10000) 50 4 79 08 13000 200 3500 130 17000 220 6000 175 50000 200 80 09 7000 160 3000 120 35000 200 4000 170 20000 210-78 07 28250 70 9425 80 32500 85 11625 105 30000 75 Mv: 79 08 13000 160 5300 160 21800 200 8100 210 29500 210 80 09 25300 150 8000 150 27500 215 7100 200 25000 210

VTI RAPPORT 217

13

E1

MPa

4

_C

_vborrk.

30000-

2

å» %

MPa

å

å ä

2 10 203 133

1-ä..r\\\\\§\§§§\\\ä\\\\ä\äja 1) 310 'ugn

20000_

1 5 122 03

3

10000

-0

'

0 105 tLZ 533

.

3 55 103 03

1670

-59

-00

Figur 9. Bärlagermodulens (inkl slitlagret) (E1) sanno-lika förändring 1978-80 grundad på värdena en-ligt tabell 3.

14

407

MPa

x1000

30

20

--- 1978

10 *

X

x" 1979

,av

1980

0

I

olborrk 76

1?)

2b

3b

tio

Figur 10. Sambandet mellan det stabiliserade lagrets modul (E1) vid olika tillfället och lagrets tryckhållfasthet, bestämd på utborrade kär-nor 1976 (o_{borrk 76}).

401

:

MPO E1

1980

XKWO

30-

20-10*

Vborrk 00

o

10

20

3'0

4'0

Figur 11. Sambandet mellan det stabiliserade lagrets modul (E1) 1980 och lagrets tryckhâllfasthet, bestämd pa utborrade kärnor 1980 (oborrk 80).

0

15

lätt trafik (s k självläkning). Resultatens stora

spridning kan också sägas visa, att det för en säkrare uppföljning av E1-modulernas tidsutveckling för prov-sträckor med bundna bärlager erfordras avsevärt fler provpunkter per provsträcka än 4 (som vid denna prov-väg).

För att tydligare kunna se utvecklingstendensen hos de stabiliserade lagrens E1-värden under observationsåren 3-5 (1978-80), då provbelastning med 2-punktsmätning utförts, har sambandet mellan ålder och E1-modul be-handlats med linjär regression. De erhållna regres-sionslinjerna, som således visar den sannolikaste värdeutvecklingen grundad på de 3 genomsnittliga mät-resultaten från varje provsträcka, har som nämnts redo-visats i diagrammet, figur 9.

Värdena på E2, dvs medelmodulen för den under det sta-biliserade lagret liggande justerade

grusvägsöverbygg-naden och undergrunden i samverkan, visar avsevärt

större regelbundenhet än E1-värdena (tabell 3).

I diagrammet figur 10 har redovisats hur de olika valda cementkvoterna och därmed de olika utgångshållfast-heterna för det stabiliserade lagret har påverkat

E1-värdet vid olika ålder (från tabell 3). Såsom värde på

lagrets utgångshållfasthet har härvid använts tryck-hållfastheten hos de borrkärnor, som uttogs 1976 (se

6.3 nedan).

Även 1980 uttogs ett antal borrkärnor för tryckhåll-fasthetsbestämning. I diagrammet, figur 11, har sam-bandet mellan E -värdena för 1980 (från tabell 3) och₁ tryckhållfastheten från samma år återgivits.

16

6.2 Ytjämnhet

Jämnhetsmätningar utfördes med Statens väg- och

trafik-instituts CHLOE-mätare. Resultatet redovisas i tabell 4

som ett trafikbarhetsvärde (PSI). En ojämn slitlageryta motsvaras av ett lågt trafikbarhetsvärde och en jämn yta av ett högt, inom en värdeskala 0-5.

Tabell 4. Trafikbarhetsvärde (PSI) enligt CHLOE-mät-mätning. Provstr. 7510 7608 7704 7708 8009 0 3,44 3,41 2,96 3,17 2,72 1 3,21 3,24 3,08 3,20 2,81 2 3,14 3,19 3,12 3,11 2,89 3 3,85 3,80 3,03 3,68 3,21 4 3,67 3,64 3,45 3,54 3,16 Mdv 3,46 3,45 3,13 3,34 2,96

För överskådlighetens skull har trafikbarhetsvärdets (PSI) förändring under perioden 1975-80 även redovisats i diagramform (figur 12).

Endast under ett av mätningsåren (1977) har PSI-bestäm-ning även kunnat utföras under den del av året då

tjäl-lyftningarna brukar vara störst, nämligen

tjälloss-ningens inledning under våren (i detta fall april). Som synes har avsevärda skillnader mellan trafikbarhetsvär-dets tillfälliga nedsättning under denna period före-legat för de olika provsträckorna. Då man kan förmoda att ett visst samband bör råda mellan det stabiliserade lagrets böjstyvhet och PSI-värdet, har detta undersökts såsom visas i figur 13, varvid lagrets böjstyvhet har representerats av dess tryckhållfasthet (mellan å ena sidan tryckhållfastheten och å andra sidan lagermodulen - och därmed böjstyvheten - råder enligt figur 10 och

11 pr0portionalitet).

17 4'00- PS' - 4,5 (70 cem

.

Provsfn

___ 5 % (em

3äsu

'

\

10% cem

. \

4... ....\

I\\

. '._\. I \\ \\ 350.1 \-x,7 -uuu «\\ O \ I 'nu \\ \ I 'nu \\. \ I "u,\\\ .EEÄQEQ .1_ __j:§: 'n \

3,00

'-7SI76'77'78'79'80I

Figur 12. PSI-Värdets förändring 1975-1980.

Figur 13. Sambandet mellan PSI-värdets säsongsmässiga nedsättning under tjällossningen 1977 (APSI) och det cementstab lagrets tryckhållfasthet bestämd 1976 på borrkärnor.

18

På varje provsträcka har 6 st tvärprofillinier inlagts

för registrering av förändringar i vägens tvärprofil, s k spårbildning, främst orsakad av permanenta deforma-tioner, som uppkommer genom trafiken med tunga fordon. Mätningarna utfördes med VTI:s Bifrost-mätare. Resultar ten har sammanställts i tabell 5 och figur 14.

Tabell 5. Spårdjup (i mm) mätta med Bifrost-mätaren. Medelvärde av 6 mätlinjer per provsträcka.

. örfäLt mot Umeå Prov_ ,1975 1) 1976 1977 1980 sträcka Spâr1 Spâr2 Spâr1 Spâr2 Spâr1 Spâr2 Spâr1 Spâr2 0 1,3 2,5 2,7 3,0 1,9 4,1 3,5 9,9 1 0,5 1,6 2,0 2,8 1,6 3,3 0,6 4,5 2 2,2 1,1 2,3 1,6 2,9 2,7 3,0 5,4 3 0,7 2,2 0,5 3,1 1,2 3,9 1,3 7,2 4 0,8 1,3 0,7 2,1 0,8 2,6 0,7 5,1 KÖrfäLt mot LyckseLe 1975 1976 1977 1980 Prov-sträcka Spâr1 Spår2 Spâr1 Spâr2 Spâr1 Spår2 Spâr1 Spâr2 0 1,3 1,1 1,7 2,7 2,5 3,9 3,5 7,9 1 1,4 1,6 3,4 2,7 4,4 3,2 4,4 5,2 2 1,2 1,6 2,0 2,1 1,8 2,1 0,9 1,8 3 1,7 1,8 1,8 3,0 2,2 4,8 2,4 6,4 4 3,2 1,5 2,9 3,1 3,2 3,7 4,6 7,1 1)_{Spår 1 = närmast vägmitt} -"- 2 = -"- vägkant VTI RAPPORT 217

19

SnåLl

--k596cem -AST --- 5% cem AS mrn. 10% cem mm_

5-

5-5%mr ' a^§§ o n lr. *§1 '1 /l .1

/

"'-'-'-- --7 *ESAB

0 å Älv/A _ . _ , . . a - ° 'c . .

0

2 3 t. 5

0

Figur 14. Spårdjupets ökning med tiden. Hjulspår 1 när-mast mittlinjen, hjulspår 2 närnär-mast belägg-ningskanten. I I VANNAs

-15-sm. o

VÃNNT *5

vÃNNÃ; - :s

TR-

STR.

39

/295

39/45

359/145

Figur 15. Borrkärnor uttagna 1980 (diam 150 mm).

Cementkvot: Str O - 4,5%, Str 1 - 5,0%,

Str 2 - 10%.

20

6.3

Lagrets tryckhållfasthet

Borrprover har uttagits ur det stabiliserade lagret vid två tillfällen, nämligen 1976 och 1980 (figur 15).

Vid det första tillfället togs prover meden diameter

av 100 mm, medan det 1980 användes en kärnborr med diar

metern 150 mm.

Resultat av tryckhållfasthetsbestämningarna framgår av sammanställningar i tabell 6 och 7.

I figur 16 har förändringarna av tryckhållfastheten hos

de olika cementstabiliserade bärlagren under observa-tionstiden 1975-1980 åskådliggjorts. Den angivna tryckr hållfastheten för 1975 är härledd från de kontrollprovh kr0ppar, som tillverkades av färsk blandning av lagrets utförande och provades vid 7 dygns ålder. Värdena från såväl 1976 som 1980 hänför sig till utborrade

provkär-nor med diametern 100 mm (värdena från 1980, som

ur-sPrungligen avsåg diam 150 mm, har korrigerats).

För framtida pr0portionering av bärlager av cementsta-biliserat grus kan det vara av intresse att känna

sam-bandet mellan å ena Sidan den tryckhållfasthet hos det

hårdnade materialet, som man vid förprovningen lägger till grund för val av cementkvot för arbetsblandningen

(projekteringshållfastheten) och å andra sidan de me-kaniska egenskaperna hos det färdiga bärlagret. I figur

17 har därför sambandet visats mellan de

tryckhållfast-heter, som erhölls för de olika provsträckorna vid för* provningen, och de, som erhölls för de efter ca 1 år

uttagna borrkärnorna. Härur kan man klarlägga vilket samband det i detta fall rått mellan projekteringshåll-fastheten (eller motsvarande cementkvot) och bärighets-Degenskaperna hos det färdiga bärlagret i

inlednings-skedet. Dessa har i diagrammet, figur 17, represente-rats av tryckhållfastheten bestämd på borrkärnor. Dessa

värden kan emellertid lätt överföras till värden, som

21

är mer relevanta för bärigheten, nämligen lagermoduler

(E1-värden) (jfr figur 10).

Tryck-hållt

MPa

20 '

Cemhalf = 4,5 %

.ro

10«

._ 0

es'

xlo

0 få]

₇₅

1

₇₆

D 1

1

1

1

En

20 "

1

₇

Cemhalf = 5%

-r å 'år

§19

DI

_'al

O J I DJ 75 | 76 1 I I I 1

301

2.11'

Cem.halt=10°/o

I

I

20-

:

r1+

I

2-2«'

I

'I'

_ I I

10

,

|

,_. | _ I . l

ä I

{ |

es l

å'

å

ä'

0

_{75176177178I79180j}

Figur 16. Materialhållfastheten hos det oementstabili-serade lagret vid utförandet 1975 (fälttill-verkade provkroppar provade vid 7 dygns

ålder) samt 1976 och 1980 (utborrade prov-kärnor). Siffrorna anger provsträcksnummer.

22

Vborrk 76

MPa

30 H

20

-10 a

d

07, förprovning

o U U T I

0

5

10

15

20

MPa

Figur 17. Samband mellan projekteringshållfasthet (vid förprovningen) och det färdiga lagrets tryck-hållfasthet, bestämd på utborrade kärnor

(diam 100 mm).

Tabell 6. Resultat av provning av borrkärnor uttagna 76-09 ur det cementstabiliserade bärlagret. Borrdiameter 100 mm.

Prov- Cem.- Vatten- AntaL TryckhâLLfasthet (MPa)

str. kvot kvot

borr-C kärnor Mdv Max Min Stdavv.

% % MPa MPa MPa MPa

1 5,0 6,0 5 17,2 18,4 15,5 1,1 0 4,5 5,2 3 12,2 14,5 10,6 2,0 2 10,0 5,3 6 26,3 34,3 14,6 8,6 3 5,0 7,6 3 10,3 12,9 8,8 2,3 4 10,0 6,3 6 31,0 40,3 23,9 7,1

VTI RAPPORT 217

23

Tabell 7. Resultat av provning av borrkärnor uttagna

80-09 ur det cementstabiliserade bärlagret.

Borrdiameter 150 mm.

Prov- Cem.- Vatten- AntaL TrkahâLLfasthet (MPa)

str. kvot kvot borr- 1)

C kärnor Mdv Max Min Korr.Mdv

% % MPa MPa MPa MPa

1 5,0 6,0 3 7,6 9,0 5,4 8,3 0 4,5 5,2 3 4,9 5,1 4,6 5,3 2 10,0 5,3 4 14,0 15,1 13,1 15,3 3 5,0 7,6 2 5,8 6,6 4,9 6,3 4 10,0 6,3 3 13,6 15,0 12,7 14,4

1)Mdv korrigerat så att det skall motsvara provkroppar

med diametern 100 mm.

Sprickbildning och andra skador

Ett av huvudsyftena med provvägen var, som tidigare

be-skrivits, att undersöka om vattenmättnadsgraden (VMG)

och cementkvoten påverkar uppkomsten av sådana tvärgå-ende krympsprickor i det stabiliserade lagret, som med tiden går igenom slitlagret. För att söka få svar på den frågan har tvärsprickornas längd och antal på resp provsträcka uppmätts vid olika tillfällen och den s k Sprickfrekvensen beräknats, se tabell 8 och skissen bilaga 3.

Utöver de genomgående tvärsprickorna, som framkallats av det stabiliserade lagrets krympning, förekommer på vissa av provsträckorna i första hand sträcka 0 -även längsgående sprickor. En orsak till uppkomsten av längsgående sprickor - speciellt inom körbanans kant-partier - kan vara eftersättningar, t ex förorsakade av att överbyggnaden vilar på en nyutförd bank, vilket dock icke var fallet för denna provväg. En annan orsak till längsgående Sprickor kan vara att tjällyftningar

'VTI IUKPPCHUP 217 Ta be LL 8. Fr ek ve ns en ho s tvär gåe nd e kr ym ps pr ic ko r i de t ce me nt st ab iL is er ad e La gr et , so m gåt t ig en om sL it La gr et (8 0 AB 16 T) oc h är syn li ga 1 de ss yt a. P r o v-st räc ka Typ Vi d ut för an de t C e m e n t -k vo t Va tt en kvo t no mi ne LL (ve rk Li g vi d ve rk et ) % Ve rk Li g va tt en -mät tn ad s-gr ad % 75 -1 0 76 -0 5 Tvär sp ri ck fr ek ve ns , F 76 -0 8

77

-0

4

77 -0 8 1) s 78-0 7 79 -0 8 80 -0 9 Låg va tt en -1 mät tn ad

s-5,

0

6,

0

(5

,9

8i

0,

26

)

51 -8 0

0,

00

0, 23 0, 16

0,

34

0, 33 0, 32 0, 38 0, 36 gr ad 0 Re fe re ns -st räc ka 4, 5

5,

0

(5

,1

73

0,

37

<4 0-60 0, 00 0, 27

0,

28

0,

33

0, 38 0, 34 Låg va tt en -2 mät tn ad s-vg ra d

10

,0

5,

0

(5

,3

42

0,

26

67 -7 6

0,

01

0,

27

0, 24 0, 30 0, 31 0, 31 Hög va tt en -3 mät tn ad s-gr ad

5,

0

7,

6

(7

,6

13

0,

43

>

10 0

0,

00

0, 35

0,

29

0,

36

0,

38

0, 36 Hög va tt en -4 mät tn ad s-gr ad

10

,0

6,

3

(6

,2

93

0,

41

)

94 -1 00

0,

01

0, 18

0,

20

0, 20

0,

20

ZZ s 3 L Kör ba ne br ed de n i de tt a fa LL = 6, 0 m.

där :Z S är de n sa mm an la gd a Län gd en av aL La tvär sp ri ck or (m ) på väg Län gd en L (m ).

24

25

uppkommit, som varit kraftigare i vägsektionens mitt-parti än i det ena eller bägge kantmitt-partierna. För att söka klarlägga om i varje fall huvudförutsättningen

för den sistnämnda förklaringen - nämligen tjälfarlig

jord i undergrunden - förelåg i detta fall har de av VFAC redovisade jordlagerföljderna under överbyggnaden återgivits i bilaga 3.

Några andra skador än sprickor har ej observerats under försöksperioden.

6.5 Tjäle

För registrering av tjälens nedträngning och avgång har 6 st tjälgränsmätare placerats på provvägen. Tjälgräns-mätarna har avlästs varje vecka under perioderna nov

1975 juni 1976, nov 1976 juni 1977 samt nov 1977 -juni 1978. Resultatet av mätningarna redovisas i bilaga 4.

7. DISKUSSION AV ERHÅLLNA RESULTAT

Nedan diskuteras de resultat, som erhållits vidprov-vägens planering, genomförande och hittillsvarande upp-följning under 5 år och 3 månader. Diskuterade resultat har härvid huvudsakligen hämtats från avsnitten 1-5 i denna rapport, men härjämte har även vissa resultat från byggnadsrapporten, VTI Meddelande 83, [1] ut-nyttjats.

7.1 Vattenmättnadsgradens inverkan på håll-fastheten

Utifrån hypotesen att vattenmättnadsgraden (VMG) hos materialet i det nyutförda, färdigpackade lagret skulle har betydelse för lagrets sprickbenägenhet vid senare inträffade krympning [4] har vid denna provväg utförts blandningar med olika VMG. Hypotesens riktighet vid

26

praktisk tillämpning har visserligen inte kunnat bevi-sas med hjälp av resultaten från denna undersökning

(jfr avsnitt 7.7), men den avsiktliga variationen i VMG (och därmed i vattenkvot vid tillverkningen) mellan provsträckorna kan i stället utnyttjas för ett studium av hur en variation i VMG påverkat materialets tryck-hållfasthet. Av [13 har samhörande värden på VMG och tryckhållfasthet vid 28 dygn erhållits ur förprovnings-resultaten och sammanställts i figur 18. Resultatet vi-sar som synes att man med här aktuellt basmaterial vid minskad VMG (inom intervallet 70-90%) erhöll en viss ökning av tryckhållfastheten vid en given cementkvot. I figur 18 har även angivits den vattenmättnadsgrad, som motsvarar den Optimala vattenkvoten erhållen vid förprovningen. Vid Optimal vattenkvot erhålles maximal packning med den valda packningsmetoden men däremot be-höver man inte nödvändigtvis - som framgår av figur

18 - även uppnå maximal hållfasthet.

Figur 18 visar sammanfattningsvis att i varje fall för det aktuella basmaterialet är tryckhållfastheten efter stabiliseringen mycket litet beroende av vattenmätt-nadsgraden inom intervallet 70-80%.

En av de teser på vilka prOportionering av

arbetsbland-ningar för cementstabilisering vilar är att

cement-jordblandningens optimala vattenkvot (vid tung labora-torieinstampning - AASHO T180) skall väljas som arbets-blandningens vattenkvot. Man har härvid förutsatt att den maximala densitet hos den packade blandningen, som ju erhålles vid den Optimala vattenkvoten, även ger den maximala hållfastheten.

Härvid har man bortsett från det förhållandet, att en

vattenkvot, som är något lägre än Optimalvärdet,

viss-erligen ger en något lägre skrymdensitet, men att den härav förorsakade nedsättningen av hållfastheten kan kompenseras av den samtidigt inträffande säkningen av vattencementtalet hos blandningen (cementlimmet i den något torrare blandningen blir mera koncentrerat och därför starkare). Som synes har detta inträffat för här VTI RAPPORT 217

27

aktuella blandning och troligen skulle man utan att förlora hållfasthet kunna sänka vattenkvoten från Opti-malvärdet till det värde, som exempelvis motsvarar VMG= :70%, för många basmaterial som efter cementinblandning Visar en flack densitets-vattenkvot-kurva (jfr E13, figur 2).

(7

28

Op.

MPax, ____ äxF

\\\ 10°/ocem.

\\

\

10-._

Op.

0 " . s§-_.§ _{-_F___.}S°/ocem.

0 L

VMG

70

80

90 %

Figur 18. Samband mellan det packade materialets

vat-tenmättnadsgrad (VMG) och tryckhållfasthet

vid 28 dygn. Op. betecknar den VMG, som mot-svarar Optimal vattenkvot.

Detta förhållande ger anledning att ifrågasätta, om man inte borde närmare utveckla ett prOportioneringssystem för cementstabilisering, där man vid utprovning av lämplig vattenkvot inte utgår från blandningens

opti-mala vattenkvot (vilken är tidskrävande att bestämma

med erforderlig säkerhet), utan i stället från den

vat-tenkvot, som motsvarar en VMG av förslagsvis 70%, något

som är avsevärt mindre tidskrävande. Idén har beskri-vits närmare i bilaga 5.

28

7.2 Tryckhållfastheten hos materialet i det stabiliserade lagret

Genom variationen i cementkvot mellan de olika prov-sträckorna har den eftersträvade stora variationen i det stabiliserade materialets tryckhållfasthet erhål-lits. ProvkrOppar tillverkade vid lagrets utförande gav sålunda tryckhållfastheter vid 7 dygn mellan 3,8 MPa och 16,3 MPa dvs från en hållfasthet av den storleks-ordning, som brukar användas som kriterium för val av cementkvot vid stabilisering genom platsblandning upp till en hållfasthet, som var mer än 3 gånger så hög

(figur 16 och [1] tabell 6).

Lagrets hållfasthet vid ungefär 1 års ålder var som sy-nes av figur 16 avsevärt högre än de värden, som de fälttillverkade provkrOpparna visade efter 7 dygn, vil-ket givetvis till största delen beror på att hållfast-heten hos cementbundna material, som lagras orörda, ökar med lagringstiden. I detta fall var materialet ej

Opåverkat av miljön (i första hand trafikbelastningar-na) varför tryckhållfastheten kan ha varit något högre

vid lägre ålder än 1 år.

Den fortsatta utvecklingen hos lagrets hållfasthet från 1976 till 1980 (figur 16) är helt entydig. Materialets hållfasthet har avtagit för samtliga provsträckor.

Or-saken ligger troligen i första hand i trafikbelast-ningarnas utmattningseffekt, men bidragande orsaker kan

möjligen även ha varit liknande effekter förorsakade av upprepade frysningar och upptiningar resp vattenkvotens växlingar mellan låga och höga värden. Däremot kan

nå-gon sönderfrysning av materialet förorsakad av Vinter-saltning ej ha medverkat i detta fall, eftersom vägav-snittet inte har behandlats med salt på Vintrarna.

Den tanken ligger kanske nära att minskningen av tryck-hållfastheten hos det stabiliserade lagret mellan 1976 och -80 möjligen skulle kunna användas för en prognos

29

av själva det stabiliserade lagrets livslängd (tiden till dess att hållfastheten blir lika med 0).

Vid en sådan prognos av enklaste slag skulle man förut-sätta att lagermaterialets tryckhållfasthet fortsätter

att avtaga i samma takt efter senaste observationen

(80-09) som före. En sådan utveckling är emellertid mindre sannolik. Så länge lagret saknar belastnings-sprickor ger nämligen trafiken en bestämd fördelning av

de intermittenta spänningarna i lagret, som orsakar

sjunkande hållfasthet på grund av utmattning. Långt innan materialet är helt utmattat utbildas emellertid

ett nät av belastningssprickor på grund av att

böjdrag-hållfastheten överskrides (avsn 7.5 nedan). Härvid om-fördelas trafikspänningarna i lagret och orsaken till den fortsatta nedbrytningen behöver inte längre vara enbart utmattning på grund av upprepade böjdragSpän-ningar. I stället tillkommer andra faktorer som exem-pelvis nötning av materialet intill sprickorna mellan lagerstyckena, då dessa rör sig inbördes till följd av belastningarna från den rullande trafiken. Takten i lagrets nedbrytning under slutstadiet kan därför bli en annan än före sprickbildningen, vilket givetvis påver-kar lagrets livslängd. En prognos för lagrets livslängd med utgång från hållfasthetstillståndet efter drygt 5 års trafik synes därför vara alltför osäker med nuva-rande kunskaper om lagrets funktion under detta ned-brytningsstadium.

7.3 Bärigheten

Provvägens bärighet, bestämd som dynamisk medelmodul ur den belastade ytans sjunkning i centrum, uppvisade av-sevärda skillnader från provsträcka till provsträcka

(figur 7). Som synes är bärigheten vid observationsti-dens slut högst för de två provsträckorna med den hög-sta cementkvoten, 10% (str 2 och 4). Bärigheten vid samma tidpunkt var för de två sträckorna med 5% cement-halt (str 1 och 3) avsevärt lägre och för sträckan med

30

4,5% cement (str 0) lägst.

För att bärigheten, uttryckt som medelmodul, skall vara

beroende enbart av bärlagrets egenskaper och olika provsträckor därför direktjämförbara med varandra, måste man förutsätta att bärigheten hos samtliga lager under bärlagret i samverkan är densamma från sträcka till sträcka. För sträckorna 0 och 1 var så icke fallet

(jfr Ez-värdena, tabell 3), men om jämförelsen därför

inskränkes till sträckorna 2, 3 och 4, som uppvisade

ungefär samma Ez-modul (speciellt 1979-80), blir ten-densen i bärighetens beroende av bärlagrets cementkvot fortfarande densamma, dvs bärigheten avtar med cement-kvoten.

Bärighetens nedsättning under 1977 och framför allt under 1978 är en följd av nedsatt bärighet i undergrun-den (jfr Ez-värundergrun-dena i tabell 3), troligen till följd av fuktigare tillstånd - sommaren 1978 var nederbördsrik. Figur 8 visar att bärigheten icke nedsatts under

tjäl-lossningsperioden 1977 ens för sträckorna 0, 1 och 3

med de lägsta cementkvoterna i bärlagren. Sträckorna med cementkvoten 10% visade snarare en förhöjd bärighet under tjällossningsmånaden.

Om man för resp provsträcka jämför bärighetens värden vid observationsperiodens slut (1980) med

initialvär-dena (figur 7), kan man se, att någon nämnvärd

nedsätt-ning av bärigheten endast inträffat för provsträcka 0 under 5-år5perioden. Orsaken härtill får med säkerhet sökas dels i den lägre hållfastheten dels i att denna sträcka - i motsats till de övriga - ligger på en starkt tjälfarlig undergrund (bilaga 3). En viss tra-fikbetingad nedbrytning av det stabiliserade lagret på denna provsträcka kan därför ha inträffat under tjäl-lossningsperioderna (dock ej 1977 enligt ovan) utöver den sprickbildning, som uppkommit genom ojämna tjäl-lyftningar (jfr bilaga 3).

31

7.4 Det stabiliserade lagrets modul

I avsnitt 7.3 har påvisats att vägens bärighet, defini-erad som medelmodul, har ökat mycket påtagligt med

ce-mentkvoten i det stabiliserade lagret. Av stort

intres-se är då att studera själva det stabiliintres-serade lagrets (inklusive asfaltbeläggningens) E-modul. Under perioden

1978-80 kunde vid tre tillfällen utföras mätningar, som

gav de rådande lagermodulerna. Resultaten visade stor

spridning, men de sannolikaste värdena och deras

ten-denser till förändring med tiden har kunnat

samman-fattas i figur 9.

Man kan konstatera att lagermodulen E1 minskat med ti-den och detta i ungefär samma takt (mätt i procent) för samtliga sträckor oberoende av cementkvoten.

Vidare kan man se, att de olika sträckornas lagermodu-ler inbördes avvikit högst väsentligt. Tyvärr var det ej möjligt att studera lagermodulerna redan från den tidpunkt, då provvägen öppnades för trafik. Man får i stället nöja sig med att studera förhållandena under

1980, då såväl lagermodulerna som det stabiliserade

lagrets tryckhållfasthet bestämts. E-modulen för ett cementbundet material blir högre ju högre dess håll-fasthet är vid 1 övrigt lika förhållanden. I figur 19 har detta samband visats dels för ordinär betong, dels

för ett laboratorieprovat cementstabiliserat grusigt

material. Vidare har i diagrammet markerats de för resp provsträcka 1980 bestämda värdena på lagermodulen och tryckhållfastheten efter 5 års trafikering.

Som synes av figur 19 överensstämmer lagermodulerna för sträckorna med de högre tryckhållfastheterna hos bär-lagret (str 1, 2 och 4) väl med tidigare funna samband

E-otr, vilket således starkt antyder, att materialet i

bärlagret på dessa sträckor är intakt efter 5 års

tra-fikering, så när som på den nedsättning av

32

heten, som är en följd av i första hand de upprepade belastningarna från trafiken (utmattning).

MPa

x1000

30-

25-L

Vfr

O '<0'

u

u

u

v

0

5

10

15

20 MPa

Figur 19. Samband mellan tryckhållfasthet och E-modul. Heldragen kurva avser betong [2], streckad kurva avser cementstabiliserat grus [3]. Bägge kurvorna avser material som lagrats o-stört till provningen. Punkterna 0-4 avser cementstabiliserat material från

provsträc-korna, som utsatts för 5 års trafik.

För de två provsträckorna med de lägsta tryckhållfast-heterna (str 0 och 3) var däremot bärlagrets E-modul

(figur 19 inte ens hälften så hög, som vad man vid

33

refererade undersökningar funnit för samma tryckhåll-fasthet. Orsaken till den förhållandevis låga lagermo-dulen måste rimligen vara, att det stabiliserade lagret för dessa två provsträckor med deras redan från början förhållandevis låga tryckhållfasthet (jfr figur 16) ge-nom trafikbelastningarnas inverkan erhållit belast-ningSSprickor. För att dessa - såsom har skett - skall

påverka de mätvärden vid provbelastningen, som ligger

till grund för lagermodulens beräkning, måste avståndet

mellan dem normalt ha varit av samma storleksordning

som avståndet mellan centrumgeofonen och den yttre geo-fonen (60 cm) vid provbelastningarna. Eftersom några belastningssprickor ännu ej visat sig i ytan på den

re-lativt tunna asfaltbeläggningen kan man förutsätta att sprickorna i bärlagrets för närvarande antingen är myc-ket fina, om de är genomgående, eller att de normalt endast sträcker sig från botten ett begränsat stycke upp i bärlagret och således ännu ej är genomgående. Resultaten från provbelastningarna 1980, efter 5 års trafikering, antyder således sammanfattningsvis, att det cementstabiliserade bärlagret på provsträckorna 1, 2 och 4, som vid denna tidpunkt hade en tryckhållfast-het av 8,3 MPa eller högre, saknade

belastningsspric-kor, medan däremot provsträckorna 0 och 3, med en

tryckhållfasthet hos det stabiliserade lagret av 6,3 MPa eller lägre, av mätningsresultaten att döma före-faller att vara genomdragna av ett relativt finmaskigt nät av belastningssprickor (genomsnittligt

sprickav-stånd ca 60 cm).

Det ovan angivna gränsvärdet för tryckhållfastheten för

lager, som är oskadade av trafiken efter 5 år - 8,3

MPa - motsvarar en initialhållfasthet av ca 20 MPa (enl extrapolering i figur 16) bestämd på uttagna borrkär-nor. Detta fältbestämda värde skulle - om sambandet mellan hållfastheten hos borrkärnor och förprovnings-hållfastheten på laboratoriet vid 7 dygn enligt figur

34

17 även förutsättes gälla för initialskedet - motsvara en förprovningshållfasthet av ca 10 MPa. Med kännedom härom skulle man således vid förprovningen av detta basmaterial ha valt en sådan cementkvot, att en labora-toriehållfasthet av minst 10 MPa hade erhållits, om man som projekteringskriterium hade uppställt kravet att bärlagret skulle undgå belastningssprickor i minst 5 år vid rådande trafik, vilket motsvarar en total trafik-mängd av ca 2,1 mill axelpar (i bägge riktningar). Detta krav hade enligt [1] uppfyllts med en cementkvot

av 6,5% vid en vattenkvot, som motsvarar 70% VMG,

så-ledes en rimlig cementmängd.

På motsvarande sätt kan man härleda att de lager (på provsträckorna 0 och 3), som haft en förprovningshåll-fasthet §5 MPa efter 5 års trafik av allt att döma er-hållit belastningsskador i form av ett spricknät.

7.5 Vägytans jämnhet i längsled

Vägytans jämnhet i längsled uppmätt med CHLOEumätaren och utvärderad som PSI-värde uppvisade en avsevärd spridning i initialskedet (tabell 4 och figur 12). Va-riationsbredden var 1975 strax efter trafikens

insläpp-ande 0,71 PSI-enheter (3,85-3,14). Givetvis finns inget

samband mellan variationerna i det stabiliserade lag-rets sammansättning reSp utförande och variationerna i

det uppmätta PSI-värdet 1975, utan dessa beror helt på

tillfälligheter vid den stabiliserade massans resp as-faltmassans (80 kg MAB16T) utläggning och packning. Under de följande 1 ä 2 åren uppkom relativt små för-ändringar om man bortser från de tillfälliga ojämnhe-ter, som registrerats vid tjällossningens början våren

1977 (figur 12).

Ytjämnhetens försämring per år efter tjällossningen 1977 har varit mer påtaglig för samtliga provsträckor

(figur 12). En viss variation i PSI-värdets minsknings-takt från 1977 till 1980 förekom dock mellan de olika

35

provsträckorna. Det ligger då nära till hands att un-dersöka, om en lägre E-modul hos bärlagret (E1) eller en lägre tryckhållfasthet hos detta har påskyndat minskningen av PSI-värdet under perioden. Som framgår av figur 20 är tendensen onekligen just denna. Under förutsättning att tendensen enligt figur 20 blir be-stående, skulle det erfordrats en ökning av tryckhåll-fastheten hos lagret från 5 till 18 MPa - vilket unge-fär motsvarar en ökning av cementkvoten från 4,5% till 12% - för att PSI-värdets minskning per år endast

skul-le ha blivit hälften så stor, dvs vägens livslängd,

be-stämd utifrån ett krav om ett lägsta acceptabelt PSI-värde, skulle ha blivit dubbelt så stor. På motsvarande

sätt skulle en ökning av cementkvoten från 4,5 till ca

8% har medfört en ca 50% större livslängd, etc.

Om man utgår från ett initialvärde på ytjämnheten av

PSI lika med 3,8 som rimligt vid ett normalt

stabilise-ringsarbete (ej provsträckor) samt det vanligen antagna

kriteriet, att lägsta acceptabla ytjämnhet skall mot-svara PSI lika med 2,5, så skulle det i figur 21 visade

sambandet mellan cementkvot (C) och vägens livslängd erhållas.

Med de gjorda antagandena skulle tydligen erfordrats en

cementkvot av 9,5% eller 11,5% för att en livslängd av

15 år resp 20 år skulle ha uppnåtts. Om man i stället Väljer ett minsta acceptabelt PSI-värde lika med 2,0, vilket således skulle innebära en något lägre jämnhets-standard under vägens slutskede, så skulle ovannämnda dimensionerande livslängder 15 reSp 20 år endast kräva cementkvoten 6% resp 9,5% (figur 21.

Givetvis avser de i figur 21 angivna sambanden endast ett cementstabiliserat bärlager för vilket korrelatio-nen mellan cementkvot och hållfasthet (tabell 7) över-ensstämmer med vad som gäller för just det basmaterial, som valts vid denna väg. Ett generellare samband mellan

36

0.6 *

.81:91-0,5 i

0.4 '

0.3

Q2 '*

0,1 *

PS

I7

7-PS

I

80

oborrk 80

fo

1'5

2'0 MPa

C h _ [1 1.

Figur 20. Sambandet mellan ytjämnhetens minskning från 1977 till 1980 (PSI77-PSI80) Och bärlagrets E-modul, representerad av 0_{borrk 80}.

30%

Ar-'-1

1

1

20-:

;

'1

104

05

₁

_v

5

1.0 1§ 2.0 25 prrMPn

0

s

10

Cvikf°/o

Figur 21. Sambandet mellan vägens livslängd (L) och vald cementkvot (C) resp

förprcvningshåll-fasthet (Of 7) vid utgångs- resp undre

gräns-värde för P I = 3,8 resp 2,5 och 2,0.

37

det stabiliserade materialets kvalitet och vägens livs-längd enligt något av PSI-kriterierna ovan får man ge-nom att i stället uttrycka materialkvaliteten gege-nom tryckhållfastheten vid förprovningen (of 7). Med hjälp

av [1], tabell 2, har därför de mot en VlSS cementkvot

svarande ungefärliga värdena på ofp7 inlagts på abscis-san i diagrammet figur 21.

PSI-bestämningarna på provsträckorna har således visat, att man - vid de betingelser som rådde på Vännäsvägen

(beläggningens och bärlagrets tjocklekar, undergrunds-förhållanden och klimat) - exempelvis kan påräkna en livslängd hos vägen av 10-15 år, då man Vid förprov-ningen väljer en cementkvot, som ger tryckhållfastheten

5 MPa, medan det för en livslängd av 15-20 år krävs en

cementkvot, som ger tryckhållfastheten ca 20 MPa vid förprovningen.

Studien av hur kvaliteten hos det stabiliserade bärlagh ret påverkar vägytans jämnhet under den del av året, då tjällyftningarna är störst, (omedelbart före tjälloss-ningen) enligt figur 13 visar att en högre hållfasthet hos det stabiliserade lagret, dvs en högre E-modul och därmed större styvhet hos detta, medfört en påtaglig reduktion av den under perioden uppkommande tillfälliga försämringen av Vägytans jämnhet.

Sammanfattningsvis har studierna av vägytans jämnhet i längsled således visat, att ojämnheterna tilltagit med tiden. Måttet på trafikbarheten, PSI-värdet, har emel-lertid minskat i ett måttligt tempo. Ökad kvalitet hos det stabiliserade bärlagret - högre hållfasthet och därmed högre E-modul och större styvhet - har otvety-digt medfört att vägytans jämnhet bevarats såväl under våren, då vägarna brukar vara ojämnast, som på längre sikt under den aktuella 5-åriga observationSperioden. Om PSI-värdets minskning under åren användes som ett mått på vägens livslängd, har resultaten visat, att det

38

för en livslängd av exempelvis 15 år vid.här föreligg-ande förhållföreligg-anden krävs en så hög cementkvot för det

stabiliserade materialet, att hållfastheten vid

för-provningen uppgår till 7-18 MPa alltefter det krav på ytjämnhet vid livstidens slut man uppställer.

7.6 Spårbildningen

Med hjälp av tvärprofilmätningarna har Spårbildningen i resp körfält på de olika provsträckorna kunnat fast-ställas och spårdjupet beräknats som ett mått på spår-bildningens omfattning (tabell 5 och figur 14).

Som synes har spårdjupens ökning varit avsevärt större i spåret närmast vägkanten (Spår 2), vilket i första hand sammanhänger med det sämre sidostöd, som de obund-na materialen i vägkroppen närmare vägkanten får, när de utsättes för hjulbelastningarna.

De uppmätta spårdjupen innefattar effekterna såväl av de trafikspänningsframkallade kvarstående deformatio-nerna i vägkrOppen som av trafikavnötningen på asfalt-beläggningen. Eftersom dessa två parametrar ej kan sär-skiljas vid den använda mätmetoden, kan endast inbördes jämförelser göras mellan värdena från de olika

prov-sträckorna.

Som synes av figur 14, spår 2, har spårdjupets ökning med tiden (eller med den sammanlagda trafikmängden) i stort sett varit linjär. Av samma figur framgår vidare att ett visst samband rått mellan spårdjupökningens storlek och det stabiliserade bärlagrets kvalitet. Om tillståndet 1980 (efter 5 år) väljes för jämförelse och den använda cementkvoten användes som mått på lag-rets kvalitet, erhålles följande genomsnittliga jäm-förelsevärden (spår 2):