Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last

(1)

Institutionen för Väg- och vattenbyggnad Avdelningen för Konstruktionsteknik

2003:04  ISSN: 1402 – 1536  ISRN:LTU – TR - - 2003/04 - - SE

TEKNISK RAPPORT

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last

Håkan Thun, Sofia Utsi och Lennart Elfgren

(2)

Teknisk rapport 2003:04

Avdelningen för Konstruktionsteknik Institutionen för Väg- och vattenbyggnad

Luleå tekniska universitet 971 87 Luleå http://www.luth.se

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last

Håkan Thun, Sofia Utsi och Lennart Elfgren

(3)

Förord

Föreliggande arbete har utförts på uppdrag av Banverket av avdelningen för

Konstruktionsteknik vid Institutionen för Väg- och vattenbyggnad vid Luleå tekniska universitet (LTU). Arbetet har utförts i samverkan med Järnvägstekniskt Centrum, JvTC, vid LTU.

De betongsliprar vars provningsresultat redovisas i denna rapport är klassade som spruckna (röda).

I rapporten redovisas resultat från böjprov i rälläge och dynamiska belastningsförsök i rälläge. Proven har utförts under år 2002.

Vid provningarna har Lars Åström, Håkan Johansson och Georg Danielsson vid Testlab, LTU, medverkat.

Luleå i februari 2003

Håkan Thun Sofia Utsi Lennart Elfgren

(4)

iii

Sammanfattning

Sliprar som spruckit upp på grund av försenad ettringitbildning har utmattningsbelastats.

Lasten har i huvuddelen av proven varierats mellan 20 och 62,5 kN där 62,5 kN motsvarar axellasten 25 ton.

6 av 13 sliprar gick till brott efter 223 till 136 670 cykler. 7 av 13 sliprar klarade mer än 2 miljoner cykler vilket motsvarar ca 7 års normal trafik.

Brottorsaken är vanligen bristande vidhäftning mellan linor och betong. Kvaliteten på vidhäftningen kan inte avgöras genom en okulär besiktning, eftersom något tydligt samband mellan yttre och inre sprickbildning ej kunnat påvisas.

Alla sliprar var klassade som röda (kraftigt uppspruckna) vid provningen.

(5)

iv

Abstract

Concrete sleepers cracked due to delayed ettringite formation have been exposed to fatigue loading. The applied load has been varied between 20 and 62,5 kN where 62,5 kN corresponds to an axle load of 25 tons.

6 of 13 tested sleepers failed after 223 to 136 670 load cycles. 7 of 13 sleepers managed to carry more than 2 million load cycles, which is equivalent to train traffic for about 7 years.

The most common type of fracture is bond failure between the wires and the concrete.

It is not possible to determine the quality of the bond strength through visual inspections since no relation between the outer and the inner crack pattern has been found.

All tested sleepers were classified as red sleepers (severe cracking).

(6)

v

Innehållsförteckning

Förord ... ii

Sammanfattning ... iii

Abstract ... iv

Innehållsförteckning... v

1 Inledning... 6

1.1 Allmänt... 6

1.2 Utmattning ... 6

2 Utförande... 8

2.1 Allmänt... 8

2.2 Provuppställning ... 9

3 Resultat... 11

3.1 Statisk provning ...11

3.2 Utmattning ...11

4 Diskussion... 14

4.1 Statisk last ...14

4.2 Utmattning ...14

5 Slutsatser... 17

6 Referenser ... 18

Bilaga A. Utmattningskurvor för provade sliprar... 20

Bilaga B. Typsprickor... 23

(7)

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last 6

1 Inledning

1.1 Allmänt

Tidigare provningar som utförts på aktuella spruckna sliprar redovisas i Thun et al (2001). Provningarna omfattade:

Böjprov i mittsnitt.

Böjprov i rälläge.

Dragprov av befästning (horisontalkraftskapacitet).

Kontroll av sliprarnas betonghållfasthet.

Dessutom har värmehärdningens förlopp/inverkan studerats i Elfgren (2001).

Fokus i denna undersökning är utmattningskapaciteten i rälläge för spruckna (röda) sliprar. För terminologi se Thun et al (2001).

Utmattningsbelastning av betongsliprar har tidigare utförts vid LTU på 1970-talet, se Gylltoft (1978).

1.2 Utmattning

Betongutmattning har under åren varit föremål för flera studier vid LTU, se t.ex.

Gylltoft et al (1977, 1978, 1983), Emborg et al (1982), Paulsson et al (1997), Ohlsson et al (1990) och Thun (2001). I Thun (2001) har betongprover utsattas för cyklisk

dragbelastning. Dessa försök kan jämföras med ett deformationskriterium föreslaget av Daerga & Pöntinen (1993) baserat på en idé av Balázs (1991). Balázs (1991) har framgångsrikt använt modellen för att beskriva vidhäftningsbrott mellan armeringsjärn och betong. Tillväxten av deformation under ett utmattningsförsök kan enligt kriteriet delas in i tre faser, se Figur 1.1. I början av första fasen är deformationshastigheten hög men avtar efter ett tag. Den andra fasen karakteriseras av en konstant

deformationshastighet. Dessa två faser kan betraktas som stabila. Under den tredje fasen, brottfasen, ökar deformationshastigheten drastiskt vilket leder till brott inom ett fåtal cykler.

(8)

Avd. för Konstruktionsteknik Teknisk rapport 2003:04

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last 7 Töjningskriteriet för utmattningsbrott är att töjningen vid maximal last under ett statiskt dragförsök motsvarar töjningen vid övergången mellan fas två och fas tre under ett utmattningsförsök, se Figur 1.1.

ε(σu)

σu Statisk last

Spänning (linjär skala) Antal lastcykler (linjär skala)

fas 1

fas 2

fas 3

Initiering av utmattningsbrott

Utmattningslast

Dragtöjning (linjär skala)

Figur 1.1 Töjningskriterium för utmattningsbrott enligt Balázs (1991).

När den töjning ε(σ_u), som svarar mot maximal spänning σ_u, har uppnåtts, krävs det endast ett begränsat antal cykler innan brott uppstår, se Figur 1.1. I och med att det fordras ett större antal cykler vid brott än när fas tre inleds kan ett brottkriterium baserat på ε(σ_u) betraktas som ett säkert kriterium, se Balázs (1991).

(9)

2 Utförande

2.1 Allmänt

I inledande försök har sliprarna delats på mitten varvid ena halvan har använts till ett statiskt försök (beteckning: a) och den andra halvan till ett utmattningsförsök (beteckning: b). Fyra sliperhalvor har provats statiskt och 12 har provats med utmattande last. Sliprarna har numrerats löpande. 28 sliprar har tidigare redovisats i Thun et al (2001). I denna rapport redovisas provning av sliprar nr s29 till s42. Med hjälp av de statiska försöksresultaten har valet av övre lastnivån, nivå B, kontrollerats så att den ligger i närheten av den maximala lastkapaciteten. Den övre nivån bestämdes till 80 kN vilket ungefär motsvarar axellasten 30 ton, se nedan, (lastnivå B) och den undre (lastnivån A) till 20 kN, se Figur 2.1. Lastfrekvensen har under dessa försök varit 2,0 Hz.

För att få en lugn start på utmattningsförsöket har lastnivån ökats med en hastighet av 0,5 kN/s tills dess en lastnivå högre än A har erhållits, se Figur 2.1.

0 10 20 30 40

Tid[s]

0 5 10 15 20 25

Last [kN]

Lastnivå B=F_max

Lastnivå A=F_min

Figur 2.1 Figuren visar hur utmattningsförsöken inleddes. För att erhålla en ”mjuk” start ökades lasten med en hastighet av 0,5 kN/s tills lasten nått en nivå mellan nivå A och B.

(10)

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last 9 I utmattningsförsök för sliprar s33-s42 har dock ovanstående metod ej använts. Orsaken till detta är att det visade sig att två sliperhalvor kan ha mycket olika lastkapacitet trots att de har likvärdiga yttre skador. I stället har en fast övre lastnivå, 62,5 kN (= hjullast, vilket motsvarar axellasten 25 ton), använts för dessa sliprar. Denna last motsvarar den last som en sliper maximalt utsätts för ute i spåret. Fördelning av axellasten är hämtad från BV Bärighet (2000). Q i Figur 2.2 beräknas enligt följande: en vagn med tillåten axellast 25 ton ger totala vikten 100 ton fördelat på åtta hjul ger Q = 12,5 ton per hjul.

Denna resulterar i att en sliper utsätts för Q/2 = 6,25 ton = 62,5 kN. Belastningen på 80 kN motsvarar med samma resonemang en axellast av 32 ton.

Figur 2.2 Fördelning av axellast mot räler på sliprar. Från BV Bärighet (2000), avsnitt 23.23.

Alla utmattningsförsök har utförts under lastkontroll med en sinusformad kurva för på- och avlastning. De två lastnivåerna (A och B) har hållits konstanta under försöken.

Försöken har stoppats efter 2 miljoner lastväxlingar (2 Mc).

Dessa 2 Mc motsvaras av trafik i ca 7 år för t.ex. en bana som per dygn trafikeras med 10 tåg á 20 vagnar med vardera 4 axlar (Per år ger de upphov till: 365 × 10 × 20 × 4 cykler/år ≈ 0,276 Mc/år. Gränsen 2 Mc motsvarar då: 2000 / 276 ≈ 7 år).

2.2 Provuppställning

Provningsuppställningen vid utmattningsförsöken följer samma uppställning som vid de statiska försöken, se BVF 522.32 (1995) och Thun et al (2001) (nu finns nya

bestämmelser se BVS 522.30 (2002)). Dessa har inte ändrats beträffande

provningsuppställningen. Sliprarna placerades på två lager, ett rullager och ett ledlager, se Figur 2.3 och Figur 2.4. Inbördes centrumavstånd mellan rullarna var 800 mm och dessa placerades symmetriskt kring rälsläget. Avståndet mellan upplagen har ökats från 600 mm som användes i de tidigare försöken (statiska försök) i Thun et al (2001) till nu använda 800 mm för att erhålla ett större moment med en lägre last och på det viset minska påfrestningarna på belastningscylindrarna. Rullagret bestod av en stålcylinder med diameter 60 mm och med 100 mm bred lagerplatta mot betongen. Mellan lagerplattorna och betongen placerades ett 5 mm tjockt gummimellanlägg.

Mitt i rälsläget placerades en stålplatta, 50 mm bred och 15 mm tjock, med ett 5 mm tjockt gummimellanlägg mot betongen.

Lasten påfördes stålplattan via en ledbar egg med hastigheten 0,02 mm/s (deformationsstyrt) vid de statiska försöken.

(11)

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last 10 Två nedböjningsgivare placerades på slipern i försöksriggen. En på var sida om rälslägets mittsnitt.

För varje laststeg registrerades nedböjningen i de två givarna. Medelvärdet av de två givarna i mittsnittet ger den totala nedböjningen i mittsnittet.

800 400

F

Figur 2.3 Bild som visar provningsarrangemang vid böjprov/utmattnignsförsök i rälläge. Det högra lagret är ett ledlager, det vänstra är ett rullager.

Figur 2.4 Fotografi som visar försöksuppställning.

(12)

3 Resultat

3.1 Statisk provning

I Figur 3.1 presenteras resultatet från ett statiskt försök med sliper s30a. Maximal last är 113 kN vid en nedböjning på ca 2 mm. Denna last motsvarar momentet 22,4 kNm vilket visar att denna sliper är av lika god/dålig kvalité som övriga röda sliprar som har provats tidigare (19,2 - 32,7 kNm, se Thun et al (2001)). De övriga statiska försök som genomförts uppvisar liknande kurvor.

0 2 4 6 8 10 12 14

Nedböjning [mm]

0 20 40 60 80 100 120

s30A

Figur 3.1 Resultat från böjprov i rälläge.

3.2 Utmattning

I Figur 3.2 redovisas deformation och antalet lastcykler till brott för sliper nr s35.

Slipern klarade 320 071 cykler innan brott. De två kurvorna i figuren representerar max- respektive minvärde för varje cykel.

(13)

0 100000 200000 300000 400000

Antal cykler [N]

0 1 2 3 4

Deformation [mm]

Sliper s35

Figur 3.2 Resultat från utmattningsförsöket för sliper nr s35. De båda kurvorna visar nedböjningen vid max. och min. last.

I Figur 3.3 visas resultatet från utmattningsförsöket av sliper s41. Den klarade 136 670 cykler innan brott.

0 40000 80000 120000 160000

Antal cykler [N]

0 1 2 3 4 5

Deformation [mm]

Sliper s41

Figur 3.3 Resultat från utmattningsförsöket för sliper nr s41. De båda kurvorna visar nedböjningen vid max. och min. last.

Övriga försök som gjorts uppvisar liknande beteende, endast antalet cykler innan brott skiljer sig åt, se sammanställning i Tabell 3.1.

(14)

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last 13 Tabell 3.1 Sammanställning av resultat från provningar.

Sliper

nr. Klassning Dynamisk belastning

A-B

Last-

frekvens Statisk

brottlast ^b) Moment-

kapacitet Antal cykler till brott

[kN] [Hz] [kN] [kNm]

s29a röd - 2 71,7 14,3 -

s29b röd 20-80 2 125,4 25,1 45 000 ^a)

s30a röd - 2 113 22,4 -

s30b röd 20-80 2 - - 11554

s31a röd - 2 75,9 15,2 -

s31b röd 20-80 2 - - 223

s32a röd - 2 74,4 14,9 -

s32b röd 20-80 2 152,6 30,5 >2 Mcykler s33 röd 20-62,5 5 124,3 24,8 >2 Mcykler s34 röd 20-62,5 5 177,9 35,5 >2 Mcykler

s35 röd 20-62,5 5 - - 320071

s36 röd 20-62,5 5 - - 1827

s38 röd 20-62,5 4 105,7 21,1 >2 Mcykler s39 röd 20-62,5 4 132,5 26,5 >2 Mcykler

s40 röd 20-62,5 4 - - 87042

s41 röd 20-62,5 4 - - 136670

s42 röd 20-62,5 4 159,8 32 >2 Mcykler

a) Försöket stoppades vid 45 000 cykler och slipern belastades statiskt till brott.

b) I förekommande fall efter utmattningsbelastning.

(15)

4 Diskussion

4.1 Statisk last

Som nämnts tidigare i avsnitt 3.1 uppvisar de sliprar som provats statiskt i denna rapport ungefär samma momentkapacitet som de som provats tidigare, se Thun et al (2001).

Trots ett liknande yttre spricksystem kan två sliperhalvor uppvisa stora skillnader i momentkapacitet. Exempelvis var den statiska brottlasten för sliper s32a 74,4 kN. När utmattningsförsöket för dess andra halva, s32b, avbröts efter 2 Mcykler, och provades statiskt blev brottlasten 152,6 kN, vilket är nästan dubbelt så mycket. Detta visar att ett varierande inre spricksystem har en avgörande betydelse för vidhäftningen och

brottkapaciteten 4.2 Utmattning

De tretton provade sliprarna uppvisar varierande utmattningskapacitet, sex gick ej till brott och sju gick till brott. Alla provade sliprar har ett typiskt rutmönstrat spricksystem och vissa har även haft långa horisontella sprickor utefter sidan. Vissa sliprar har även haft ”böjsprickor” i underkanten (mellan skuldrorna). Hypotesen att de långa horisontella sprickorna skulle vara helt avgörande för utmattningskapaciteten har ej kunnat beläggas. Vad som dock kan sägas är att om de kombineras med böjsprickor i underkant på båda sidorna så har inga testade sliprar klarat 2 miljoner lastcykler.

Tabell 4.1Sammanställning av typsprickor, se bilaga B.

Typ Nivå s29 s30 s31 s32 s33^**) s34^**) s35

Överkant x Lång

horisontell Underkant

Överkant xx Böjspricka

Underkant xx

Kryss x x x

Ändsprickor

Linor

Ant. cykler 45000^*) 11554 223 >2 M >2 M >2 M 320071

(16)

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last 15 Tabell 4.1 Forts.

Typ Nivå s36 s8 s39 s40 s41 s42

Överkant x x - x xx xx Lång

horisontell Underkant -

Överkant xx x - xx Böjspricka

Underkant x - xx xx x

Kryss x x - x x x

Ändsprickor

Linor x x

Ant. cykler 1827 >2 M >2 M 87042 136670 >2 M

*) Försöket avbröts efter 45 000 lastcykler. Slipern användes som test av försöksuppställning.

**) Kartering saknas.

Not: två xx innebär att slipern har typsprickan på båda sidorna

Avgörande för utmattningskapaciteten (och även den statiska bärförmågan) är i huvudsak vidhäftningen mellan linorna och betongen, jämför Elfgren & Noghabai (2001) och Gustafsson (2002). De försök som redovisas i denna rapport visar att kvaliteten på vidhäftningen ej kan avgöras via det yttre spricksystemet som en sliper uppvisar.

Om man studerar utmattningskurvorna för de sliprar som provats, se Figur 3.2, Figur 3.3 och Bilaga A, kan vi se tre olika typfall.

Första typfallet är för de sliprar som endast gått ett fåtal cykler (<2000). Dessa sliprar har inte uppvisat några yttre avvikelser i jämförelse med andra sliprar men

utmattningskurvan visar på ett instabilt beteende (se sliper s31 och s36 i bilaga A). Detta beror troligtvis på att vidhäftningen varit i stort sett obefintlig på grund av ett väl utvecklat inre spricksystem runt linorna.

Andra och tredje typfallet har ett mer stabilt beteende, se Figur 4.1. Typfall 2 (se även avsnitt 1.2) karakteriseras av att utmattningsförloppet består av tre faser, där fas 1 karakteriseras av att deformationshastigheten är hög i inledningen men avtar efter ett tag. Den andra fasen karakteriseras av en konstant deformationshastighet. Dessa två faser kan betraktas som stabila. Under den tredje fasen, brottfasen, ökar

deformationshastigheten drastiskt vilket leder till brott inom ett fåtal cykler. Det inre spricksystemet är här troligen jämnt fördelat vilket medför att alla linpaket i

underkanten på slipern arbetar tillsammans fram till att betongen är så uppsprucken att vidhäftningen är noll, se Figur 4.1 typfall 2.

I typfall tre upprepas fas 1 och 2 från typfall 2 ett visst antal gånger innan den slutligen går till brott efter att i en sista upprepning även kommit in i fas 3. Det beror troligtvis på en bättre vidhäftning vid start och att vidhäftningen sedan successivt reducerats allteftersom olika linpaket förlorat sin vidhäftning.

(17)

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last 16 Typfall 2:

Typfall 3:

1 2

3

1

2

3

Figur 4.1 Schematisk skiss över typfall av utmattningsförlopp.

Spridningen av resultaten från utmattningsförsöken är lika stor som i Thun et al.

(2001). Inga speciella sprickmönster går att hänföras till en viss bärförmåga, det inre spricksystemet har visat sig vara helt avgörande.

Provningsmodellen som använts, ”fritt upplagd balk”, är ett farligare fall för slipern än den verkliga där underlaget kan jämställas med elastiska fjädrar som har gynnsammare inverkan på slipern.

(18)

5 Slutsatser

Från utmattningsförsöken kan följande slutsatser dras:

6 av 13 sliprar gick till brott medan 7 klarade 2 miljoner lastväxlingar.

Två likvärdiga sliperhalvor (från samma sliper) kan visa avsevärd skillnad i statisk bärförmåga.

Inget samband mellan det yttre spricksystemet och utmattningskapaciteten för de röda sliprarna har kunnat påvisas. Avgörande för bärförmågan är det inre

spricksystem och därmed vidhäftningen mellan betongen och linorna.

Tre olika brottförlopp har identifierats. Inga yttre skillnader i spricksystemet har kunnat påvisas.

För den studerande typen av spruckna sliprar är därför utmattningshållfastheten högst varierande. I värsta fallet klarar en sprucken sliper med dålig vidhäftning endast något hundratal lastcykler (några få tåg) innan den går till brott och förlorar sin momentupptagande förmåga.

(19)

6 Referenser

Balázs G. L. (1991). Fatigue of bond. ACI Material Journal (Detroit), Vol 88, No 6, p 620-629.

BV Bärighet (2000). Bärighetsberäkning av järnvägsbroar. Handbok BVH 583.11.

Banverket, CB, Borlänge 2000-03-01, s 108 + 6 bilagor.

BVF 522.32 (1995). Föreskrift rörande Banverkets sliprar: Tekniska bestämmelser Sliprar av betong. Föreskrift BVF 522.32. s 8.

BVM 599.030 (2000). Meddelande BVM 599.030. Kompletterande besiktning av betongsliprar. Utgivare:CB, Handläggare: BBS, Paul Nilsson, 965-5534. 4 sid.

BVS 522.30 (2002). Tekniska bestämmelser för sliprar av betong. Standard BVS 522.30. Banverket, Borlänge. Daterad: 2002-01-07. s 9.

Daerga P-A och Pöntinen D (1993). A fatigue failure criterion for concrete based on deformation. Nordic Concrete Research (Oslo), No 2/1993, p 6-20.

Elfgren L (2001). Värmehärdning av betong. Avdelningen för konstruktionsteknik, Luleå tekniska universitet. Skrift, Luleå 2001, s 9.

Emborg Mats, Cederwall Krister och Elfgren Lennart (1982). Cable Couplers, Nordic Concrete Research (Oslo) 1982, p 5.1-5.14.

Gylltoft Kent och Elfgren Lennart (1977). Utmattningshållfasthet för

anläggnningskonstruktioner. Byggforskningen, Rapport R68:1977, Stockholm 1977. s 160.

Gylltoft Kent (1978). Utmattningsprovning av betongsliprar. Utveckling av provnings- och mätmetodik vid experimentell utmattningsforskning.Rapport R103:1978.

Byggforskningen, Statens råd för byggnadsforskning, Stockholm. 1978. s 92.

ISBN:91-540-2939-2.

(20)

Spruckna betongsliprars bärförmåga vid utmattande last 19 Gylltoft Kent (1983). Fracture Mechanics Models for Fatigue in concrete Structures.

Doctoral Thesis 1983:25D. Division of Structural Engineering, Luleå University pf Technology, Luleå 1983, p 210.

Ohlsson Ulf, Darega Per-Anders och Elfgren Lennart (1990). Fractureenergy and fatigue strength of unreinforced concrete beams at normal and low temperatures.

Engineering Fracture Mechanics, Vol 35, No 1/2/3, Pergamon Press, p 195-203.

Paulsson Björn, Töyrä Björn, Elfgren Lennart, Ohlsson Ulf och Danielsson Georg (1997). Increased Loads on Railway Bridges of Concrete. Advanced Design of Concrete Structures (Ed. by K. Gylltoft, B. Engström, L.-O.Nilsson, N.-E. Wiberg and P. Åhman). CIMNE, Barcelona 1997, p 201-206 (ISBN 84-87867-94-4).

Thun H, Utsi S, Elfgren L (2001). Spruckna betongsliprars bärförmåga: provning av böjmomentkapacitet, dragkapacitet hos befästningar samt betonghållfasthet.

Avdelningen för konstruktionsteknik, Luleå tekniska universitet. Teknisk rapport 2001:11. s 63.

Thun, Håkan (2001). Evaluation of Concrete Structures. Strength Development and Fatigue Capacity. Licentiate Thesis 2001:25, Division of Structural Engineering, Luleå University of Technology, Luleå 2001, ISBN 91-89580-08-2, p 164.

(21)

Bilaga A. Utmattningskurvor för provade sliprar

I denna bilaga finns utmattningskurvorna för de sliprar som gick till brott innan gränsen 2 M lastcykler.

0 4000 8000 12000

Antal cykler [N]

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Deformation [mm]

Sliper s30b

Figur A1 Resultat från utmattningsförsöket för sliper nr s30b.

(22)

0 50 100 150 200 250

Antal cykler [N]

0 1 2 3 4

Deformation [mm]

Sliper s31

Figur A2 Resultat från utmattningsförsöket för sliper nr s31.

0 400 800 1200 1600 2000

Antal cykler [N]

0 1 2 3

Deformation [mm]

Sliper s36

Figur A3 Resultat från utmattningsförsöket för sliper nr s36. De båda kurvorna visar nedböjningen vid max. och min. last.

(23)

0 20000 40000 60000 80000 100000

Antal cykler [N]

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Deformation [mm]

Sliper s40

0 40000 80000 120000 160000

Antal cykler [N]

0 1 2 3 4 5

Deformation [mm]

Sliper s41

(24)

Bilaga B. Typsprickor

Följande typsprickor visar karakteristiska sprickor för provade sliprar.

Lång horisontell spricka:

överkant underkant

Böjspricka:

överkant

underkant

Ändsprickor:

Kryss Linor

Grupp med linor (ca 4linpaket)