Evaluatie Veiligheid Driepuntsbuigproef voor waterbouwasfaltbeton

Evaluatie Veiligheid

Driepuntsbuigproef

voor

Rapportgegevens: Rapportnummer: W - D W W - 9 8 - 0 4 1 Titel rapport: Evaluatie Veiligheid Driepuntsbuigproef voor Waterbouwasfaltbeton Schrijver:

WA.}, den Herder (NPC)

Met medewerl<ing van:

ing. C.C. Montauban (DWW)

Prof. M.F.C, van de Ven (Universiteit van Stellenbosch, Zuid Afrika)

Ir F. Tolman (NPC) ing. A. Versluis (NPC)

Uitvoerend instituut:

Netherlands Pavement Consultants bv (NPC)

Postbus 2756 3500 GT Utrecht

030 - 2 876 950

Opdrachtgever:

Ministerie van Verkeer en Waterstaat Dl recto raat-generaal Rijkswaterstaat Dienst Weg- en Waterbouwkunde (DWW)

Technische Adviescommissie voor de Waterkeringen (TAW) Postbus 5044 2600 GA Delft Tel. 0152 - 5 1 8 518 Titel onderzoeksproject: NPC-96460-B - 3 D W W - 1 2 0 1 , TAWA/ASFKWA Kwaliteit asfalt, deelonderzoek 2

Datum publicatie: 31 augustus 1998 Rapporttype: Onderzoeksrapport Aantal bladzijden: 35 exclusief bijlagen 47 inclusief bijlagen

Evaluatie Veiligheid Driepuntsbuigproef

voor

Waterbouv\/asfaltbeton

W-DWW-98-041

door

Netherlands Pavement Consultants BV

in opdracht van

Ministerie van Verkeer en Waterstaat Directoraat-Generaal Rijkswaterstaat

Dienst Weg- en Waterbouwkunde

Delft, 31 augustus 1998.

De Dienst Weg- en Waterbouwkunde van Rijkswaterstaat ( D W W ) , en degenen die aan deze publikatie hebben meegewerkt, hebben de in deze publikatie opgenomen gegevens zorgvuldig verzameld naar de laatste stand van wetenschap en techniek. Desondanks kunnen er onjuistheden in deze publikatie voorkomen.

Het Rijk sluit, mede ten behoeve van degenen die aan deze publikatie hebben meegewerkt, iedere aansprakelijkheid uit voor schade die uit het gebruik van de hierin opgenomen gegevens mocht voortvloeiien.

SAMENVATTING

Voor het "Toetsen op Veiligheid" wordt asfaltbeton uit bekledingen beproefd in

driepuntsbuigproeven. In de proeven worden de stijfheids- en vermoeiingseigenschappen bepaald.

Het doel van het onderzoek is te bepalen hoeveel intrinsieke "veiligheid" er in de proefmethode zit.

De standaardproef wordt uitgevoerd met een belastingfrequentie van 1 Hz. In de praktijk is de golfbelastingfrequentie ca. 10 Hz. Proeven uitgevoerd bij 10 Hz geven een factor 10 hogere levensduur bij een zelfde spanning,

Andere geteste variabelen (healing en wissel-/sprongbelasting) geven geen bijdrage aan de veiligheid bij 5°C,

INHOUDSOPGAVE Biz. 1. INLEIDING 4 2. CALIBRATIE DRIEPUNTSBUIGOPSTELLING 6 2.1. Doel 6 2.2. Opzet 6 2.3. Discussie resultaten 8 2.3.1. De statische E-modulus 8 2.3.2. De dynamische E-modulus 10

2.3.2.1. Invloed van de afstand tussen de zijopleggingen (1) 10 2.3.2.2. Invloed van de afstand tussen de middenoplegging (a) 15

2.3.2.3, Invloed aandraaimoment 16 2.3.2.4, Invloed van de geometrie van de kalibratiebalk 17

2.3.2.5. Invloed sprong of wisselbelasting 17 2.3.2.6, Kalibratie, standaardafvvijking 17

2.4. Conclusie 18

3. VEILIGHEIDSPROEVEN DRIEPUNTSBUIG WATERBOUWASFALTBETON 20

3.1. Doel 20 3.2. Opzet 20 3.3. Resultaten 22

3.3.1.1, Invloed rustperioden 23 3.3.1.2, Invloed sprong wissel 23 3.3.1.3, Invloed frequentie 24 3.3.1.4, Invloed veroudering 27 3.3.1.5, Bespreking regressieparameters 28 3.4. Conclusie 31 4. EINDCONCL USIES 32 4.1. Algemeen 32 4.2. Kalibratieproeven ___^__ 32 4.3. Veiligheidsproeven 32

4.4. Eindconclusie 33 5. AANBEVELINGEN 34 6. LITERATUURLIJST 35

1. INLEIDING

Voor de Leidraad Toetsen op Veiligheid wordt een inspectiemethode ontwikkeld voor asfaltbekledingen op dijken. In deze methode wordt de kwaliteit van de asfaltbekleding bepaald als functie van vermoeiingssterkte en dynamische stijfheid. Met deze gegevens wordt met het computerprogramma GOLFKLAP bfekend of de bekleding golfbelasting bij extreme

omstandigheden kan weerstaan, *^

Bij een recente toetsing (Boulevard Vlissingen) met GOLFKLAP blijkt de bekleding te voldoen als wordt uitgegaan van gemiddelde materiaaleigenschappen. Als de spreiding van de eigenschappen in rekening wordt gebracht, dan wordt de bekleding afgekeurd.

De spreiding van de eigenschappen wordt in rekening gebracht door uit te gaan van karakteristieke waarden. Dit zijn grenswaarden, die met een statistische betrouwbaarheid (bijvoorbeeld 95%) niet worden overschreden. Dat de bekleding op deze manier wordt afgekeurd wordt hoofdzakelijk veroorzaakt door de grote spreiding in vermoeiingssterkte, waardoor de karakteristieke waarde ver onder de gemiddelde waarde ligt.

Er zijn echter onderdelen in de toetsingssystematiek die mogelijk een te ongunstig beeld geven van de werkelijkheid. Deze moeten nader worden onderzocht om na te gaan of de bekleding niet ten onrechte wordt afgekeurd. Een van de deze onderdelen betreft de mogelijke veiligheid die in de gehanteerde beproevingsmethode zit.

De asfalteigenschappen worden bepaald met een driepuntsbuigproef Deze proef is een relatief eenvoudige en snelle methode, die naar verwachting veilige waarden oplevert. Hoe veilig is echter niet bekend. In de proef worden de mechanische eigenschappen bepaald met een belastingssituatie die ongunstiger is dan de praktijkbelasting:

In de proef wordt een sprongbelasting met een voorbelasting aangebracht, waardoor de balk in één richting wordt belast en versneld bezwijken optreedt,

In de proef wordt de sprongbelasting continu opgelegd waardoor geen herstel van de vermoeiingssterkte ("healing") op kan treden tussen de belastingspulsen, zoals in de praktijk mogelijk wel het geval is.

Het is mogelijk dat het verschil in gemiddelde en karakteristieke waarden van de vermoeiingssterkte gecompenseerd worden door de veiligheid in de proef In dat geval zou met

gemiddelde waarden kunnen worden gerekend of met karakteristieke waarden die worden opgewaardeerd (bijvoorbeeld 85% grens)

Het resultaat zal bepalend zijn voor de manier waarop in de inspectiemethode waarop in de Inspectiemethode van asfaltbekledingen (tbv, de LTV) met karakteristieke waarden moet worden gerekend,

Naast de veiligheid moet ook worden onderzocht hoe betrouwbaar de resukaten van deze proef zijn. Asfalt is een materiaal, waarvan de eigenschappen niet alleen van de belasting, temperatuur en frequentie afhangen, maar ook enigszins van de proefopstelling. Daarom bestaat er geen absolute referentie-waarden, waarmee proefopstellingen kunnen worden gekalibreerd. Eerdere pogingen om met kunststofbalkjes kalibratiemetingen uit te voeren zijn door niet bekende oorzaken mislukt. Het moet wel mogelijk zijn kalibratiemetingen uit te voeren met elastische materialen als aluminium, hout en perspex,

In het kader van de raamovereenkomst DWW-1201 (TAWA/ASFKWA) is onderzoek gedaan naar de "veiligheid" en de betrouwbaarheid van de driepuntsbuigproef die wordt gebruikt voor de toetsing van dijkbekledingen van waterbouwasfaltbeton. De metingen zijn beschreven in de rapporten "Driepuntsbuigproeven veiligheidsonderzoek waterbouwasfaltbeton" [1] en "Kalibratiemetingen driepuntsbuigproef' [2], Doel van dit rapport is de resuhaten die in de bovenstaande rapporten zijn beschreven te interpreteren.

In hoofdstuk 2 worden de resuhaten van de kalibratieproeven besproken. In hoofdstuk 3 worden de resukaten van de veiligheidsproeven besproken. In hoofdstuk 4 worden de uitkomsten van de discussies in hoofdstuk 2 en hoofdstuk 3 vertaald naar de consequenties voor de toepasbaarheid van de driepuntsbuigproef als testmethode ter bepaling van de veiligheid van waterbouwasfakbeton dijkbekledingen.

2. CALIBRATIE DRIEPUNTSBUIGOPSTELLING

2.1. Doel

Doel van de kalibratieproeven is het bepalen van de invloed van de opstelling (betrouwbaarheid) op de resukaten van driepuntsbuigproeven.

2.2. Opzet

Om de invloed van de verschillende variabelen in de driepuntsbuigopstelling te testen is een kalibratiebalk nodig. Eisen aan een kalibratiebalk zijn dat de eigenschappen van de balk vastliggen, de eigenschappen niet veranderen in de tijd en de eigenschappen moeten niet sterk afhankelijk zijn van bijvoorbeeld de temperatuur. Hiermee kan de proefopstelling worden getest op de invloed van verschillende variabelen. Elastische materialen voldoen aan deze eis (de belastingen moeten dan wel onder de rekgrens blijven). Er zijn verschillende balken beproefd, In tabel 2,1 zijn de coderingen van de balken weergegeven.

Tabel 2.1: de kalibratiebalken Code ABOIA ABOIB ABOIC ABIO AB03 HBOl HB02 Materiaal AL7075 AL7075 AL7075 AL7075 AL7075 Hout, Meranti Hout, Meranti Beschrijving balk kalibratiebalk 3PB ABOIA met gereduceerde B

ABOIB met stalen plaatjes prisma kalibratiebalk standaard 4PB kalibratiebalk 3 PB hout prisma L [mm] 220 220 220 450 450 220 450 B [mm] 10 7 7 50 10 30 50 H [mm] 50 50 50 50 43,9 50 50

De balken ABOIC en AB03 zijn weergegeven in de figuren b i l en bl,2 in bijlage 1, De balken ABOIA en B en HBOl zijn gelijkvormig aan deze balken De balken verschillen in de breedte afmetingen en er zijn geen stalen plaatjes aangebracht,

Bij de kalibratiemetingen is het van belang balken te gebruiken met stijfheidsfactoren die overeenkomen met die van asfaltbeton. Hiermee kunnen in de meetopstelling signalen worden opgelegd (kracht) en gemeten (verplaatsing) die qua niveau gelijk zijn aan asfaltbeton. Voor materialen met een andere E-modulus dan waterbouwasfaltbeton betekent dit dat de geometrie moet

worden aangepast (de standaardafmetingen voor een waterbouwasfaltbeton driepuntsbuigbalk bedragen 220x50x50 mm). Door de beperkingen in de opstelling mogen balken niet groter zijn dan de afmetingen van de standaard waterbouwasfakbeton driepuntsbuigbalk. Dit betekent dat materialen met een lagere E-modulus dan waterbouwasfakbeton zijn uitgesloten. Een kalibratiebalk van zo'n materiaal zou grotere afmetingen moeten hebben om dezelfde verhouding in kracht-verplaatsingsignalen te realiseren, Dk betekent dat een materiaal als Perspex met een E-modulus van 3,5 GPa niet geschikt is, (Aanname E-modulus voor waterbouwasfaltbeton 9,5 GPa.)

In de opstelling worden de kracht- en verplaastingsignalen gemeten. Hieruit worden bepaald:

- De dynamische E-modulus - De fasehoek

De invloed van de verschillende variabelen in de proefopstelling wordt getoetst aan de hand van deze twee parameters. De belangrijkste is de dynamische E-modulus. De fasehoek is een maat voor het elastisch gedrag van de balk in combinatie met opstelling. Bij volledig elastisch gedrag is de fasehoek 0.

Van de geteste materialen is in eerste instantie de statische E-modulus bepaald. De bedoeling hiervan is statisch de eigenschappen van de materialen vast te leggen.

Daarna zijn in de driepuntsbuigopstelling en de vierpuntsbuigopstelling de volgende onderdelen dynamisch getest,

- Invloed lengte zijoplegging - Invloed middenoplegging

- Invloed aandraaimoment zij inklemmingen - Invloed sprong of wisselbelasting

In eerste instantie is een vierpuntsbuigproef gedaan omdat voor deze proef een standaard kalibratiebalk in het bezit is. Van deze kalibratiebalk is bekend welke waarden de dynamische E-modulus en de fasehoek in de standaard vierpuntsbuig -vermoeiingsopstelling moeten hebben. Deze waarden zijn gegeven in het TNO certificaat met certificaatnummer 96T/009/BPH/LAM. Indien deze waarden gevonden worden kan er van worden ukgegaan dat de opstelling goed is.

De gebruikte opstellingen zijn weergegeven in de figuren bl.3 en bl.4 bijlage 1.

2.3. Discussie resultaten

2.3.1. De statische E-modulus

De proeven zijn uitgevoerd met de W+B pers op de prismatische balken. Bij de prismatische balken is de geometrie gelijk aan de geometrie die het uitgangspunt is bij de standaard formules voor het verband tussen doorbuiging van het midden van een balk en de kracht, zie figuur 2.1. De kracht is opgelegd en de bijbehorende verplaatsing is afgelezen.

i:

t

A

A ,„ .

l\

< ' >

Figuur 2.1. Schematische weergave driepuntsbuigopstelling

In tabel 2.2 zijn de resukaten gegeven van de proeven.

Tabel 2.2: de statisch bepaalde E-modulus

Balk HB02 (450x50x50 mm) ABIO (450x50.\50 mm) Meting 1-1 1-2 1-3 1-4 1-5 1-6 1-7 1-8 Kracht [N|0 100 200 400 600 100 200 400 600 Verplaatsing [urn] 33 72 168 265 5 11 22 36 E-modulus [GPa] 9.8 9,5 9.3 9.2 53.6 48.4 48,4 44,1

De gevonden statische moduli van de aluminium balk (ABIO) zijn lager dan de bekende E-modulus van aluminium (72 GPa), Hiermee is de aanname gerechtvaardigd dat de E-E-modulus van het hout ook hoger is dan gevonden in de proeven. Door de geometrie van de balk (hxb 50x50mm)

zijn de verplaatsingen klein. Het is waarschijnlijk een deel van de verplaatsing in de opstelling zk. Hierdoor wordt en lagere E-modulus gevonden.

Vanwege het fek dat de E-modulus van hout niet nauwkeurig bekend is, dat vocht een invloed kan hebben op de eigenschappen van hout en dat de eigenschappen van hout in de tijd kunnen veranderen zijn de dynamische proeven uitgevoerd op aluminium balken. Een van de doelen van het onderzoek is een kalibratiebalk en methode ontwikkelen. Aluminium is hiervoor het meest geschikte materiaal.

2.3.2. De dynamische E-modulus

De proeven zijn ukgevoerd op de Schenck Hydropuls vermoeiingsbank. Voor de proeven zijn verschillende proefbalken gebruikt.

2.3.2. J. Invloed van de afstand tussen de zijopleggingen (l)

In figuur 2.1 zijn de resukaten van de proeven die tot doel hadden de invloed van de afstand tussen de zijopleggingen te bepalen weergegeven. De proeven zijn uitgevoerd met de standaard vierpuntsbuig kalibratiebalk (AB03), De resukaten staan in tabel b2,1 in bijlage 2,

75000 70000 , 65000 60000 55000 50000 i • 1 > : k 1 • 3PB ffl4PB _ 100 150 200 250 300 350 400 450 Opleglengte |nini|

Figuur 2.2: de invloed van de opleglengte

Uk figuur 2.2 blijkt dat door het verkleinen van de afstand van de zijopleggingen de gevonden E-modulus daalt voor zowel de 4-puntsbuigproef als de 3-puntsbuigproef

Een verklaring voor dk fenomeen is dat bij een relatief kleine afstand tussen de zijopleggingen de doorbuiging ten gevolge van dwarskrachten niet meer te verwaarlozen is. De E-modulus wordt uitgerekend met een formule waarin wordt uitgegaan van buiging. Het niet meer te verwaarlozen aandeel van de verplaatsing van het midden van een balk ten gevolge van de dwarskrachten bij een kleine afstand tussen de zijopleggingen geeft als resultaat een lagere E-modulus, De totale verplaatsing in het midden is groter dan alleen op basis van het optredende moment, Dk extra deel wordt in de formule wel toegeschreven aan het moment,

De volgende berekening geeft een schatting van de correctie die moet worden toegepast op de E-modulus berekend uit de gemeten verplaatsing van het midden A van de balk (figuur 2.1), voor de doorbuiging ten gevolge van dwarskrachten voor de 3-puntsbuigproef

In de situatie dat de verplaatsing van punt A (figuur 2.1) ten gevolge van de kracht F geheel is toe te schrijven aan het buigend moment geldt dat:

v 2 - l

. 1 FP 48 £ / waarin:

Wb' = de verplaatsing van A bij uksluitend een buigmoment F = de kracht

/ = de afstand tussen de zijopleggingen

£" = de E-modulus bij ukslukend een buigmoment / = het traagheidsmoment Met: v2-2 I = —bh' 12 waarin:

b = de breedte van de balk h = de hoogte van de balk

leidt dit tot

v2-3

^^h = r ( — )

* 4 bE h'

De verplaatsing van A ten gevolge van de dwarskrachten volgt uit:

/

w = y — " ^ 2 waarin:

Wa = de verplaatsing van A ten gevolge van dwarskrachten ;' = de hoekverdraaiing Met r ^ G waarin: r = de schuifspanning G = de glijdingsmodulus Er geldt dat: F r = — bh

en voor elstische materialen geldt dat:

E^2{\ + v)G

waarin:

V = de constante van Poisson

v2-8 n ^F l

W = ( 1 + V)

bEh

De verhouding tussen het toeschrijven van verplaatsing aan doorbuiging alleen of aan doorbuiging plus afschuiving is:

w^

v2-9

w^ +w, a o

Met bovenstaande vergelijkingen voor Wa en w* leidt dit tot:

w, ^a+^b l(fl^' + 4(l+v) V«y h 1 + Khy 4(1 + 1/) v2-10

hieruit volgt dat bij dezelfde verplaatsing, dat wil zeggen:

w, =w^+w^

de verhouding tussen de E-moduli als volgt is:

v 2 - l l

l=-<>-(i.

v2-12

Voor verschillende proefstuk geometriën in de 3-puntsbuigproef (verschillende l h verhoudingen) kan de verhouding E/E' worden uitgerekend met de bovenstaande formule. Met de aanname dat geldt met v = 0,3 zijn deze verhoudingen gegeven in tabel 2.3.

Tabel 2.3: verhoudingen E/E' als functie van l/h volgens v2-I2 l/h [-] 1.73 4 6 9.11 10 15 E/E' [-] 2,74 1.33 1.14 1.062 1,052 1.023 Waar? SCB* 3PB 200mm 3PB 300 mm 4PB standaard kalibratiebalk NPC

zwakke eis civiele berekeningen op buiging

nonnale eis |

Het SCB proefstuk is geen prisma. In de lengte hoogte verhouding is de maximale hoogte gebruikt, De waarde van E/E' is een indicatieve waarde.

Gevonden is dat de E-modulus met de vierpuntsbuig kalibratiestaaf bij een verandering van de l/h van 9,11 naar 4 daak van 72 GPa naar 55 GPa, zie figuur 2.2. De verhouding tussen deze experimenteel bepaalde E-moduli is 1,31, Bij een daling van 9,11 naar 6 (de driepuntsbuigproef met een opleglengte van 300 mm) is de verhouding tussen de gemeten E-moduli 1,12, Deze waarden stemmen goed overeen met de berekende waarden in tabel 2.3 (met de aanname dat v = 0,3).

Uit figuur 2.2 blijkt dat de invloed van de afstand tussen de zijopleggingen voor de 4-puntsbuigproef (middenoplegging 130 mm) kleiner is dan voor de 3-4-puntsbuigproef Een verklaring hiervoor is dat in het gedeeke tussen de middenopleggingen er sprake is van zuivere buiging. De dwarskrachten spelen alleen een rol tussen de zijoplegging en de miil^enoplegging.

c/c/

2.3.2.2.Invloed van de af stand tussen de middenoplegging (a)

In figuur 2,3 is schematisch de opstelling voor de vierpuntsbuigproef weergegeven,

ViY YiF

A

felio / \

1/2

Figinir 2.3: schematische weergave vierpuntsbuigopstelling

In figuur 2,4 zijn de resukaten weergegeven van de proeven die tot doel hadden de invloed van de afstand a tussen de middenoplegging te bepalen. De proeven zijn uitgevoerd met de standaard kalibratiebalk vierpuntsbuigproef (AB03) in de vierpuntsbuigproef met een afstand tussen de zij opleggingen van 400 mm. De resultaten zijn ook gegeven in tabel b2.2 in bijlage 2.

75000 73000 72000 71000 68000 67000 66000 65000 « « 40 60 80 Opleglengte |niin] 100 120 140

Figimr 2.4: de invloed van de afstand van de middenoplegging in de vierpuntsbuigproef.

Uit de figuur blijkt dat het verkleinen van de afstand tussen de middenopleggingen in de vierpuntsbuigopstelling geen effect heeft op de E-modulus. Dit volgt ook uit het invullen van een middenopleggingsafstand O in de formule voor de vierpunts-buigproef Dan ontstaat de formule voor de driepuntsbuigproef

2.3.2.3.Invloed aandraaimoment

In figuur 2,5 zijn de resultaten weergegeven van de proeven die tot doel hadden de invloed van het aandraaimoment van de zij inklemmingen op de E-modulus te bepalen. De proeven zijn uitgevoerd met de 3-puntsbuigbalk ABOIB, De zijinklemkracht wordt aangebracht via een bout, zie figuur bl.3 in bijlage 1. Bij 6 Nm zijn de veren in de zijinklemconstructie volledig aangedraaid. De resultaten zijn ook weergegeven in tabel b2.3 in bijlage 2.

69500 69000 68500 68000 Is" fe 67500 £ . 67000 66500 66000 65500 65000 <i • « 5 10 15 Moment [Nm] 20 25

Figtnir 2.5: De invloed van het aandraaimoment

Uk figuur2.5 blijkt dat het vergroten van het aandraaimoment een hogere E-modulus tot gevolg heeft. De verklaring voor dit fenomeen is dat door de hogere inklemkracht de vrije rotatie en translatie bij de zij opleggingen wordt beperkt wat resulteert in een hogere E-modulus indien wordt gerekend met de formules voor een inklemming met vrije oplegging. De zijopleggingen gaan zich meer gedragen als een vaste inklemming,

2.3.2.4.Invloed van de geometrie van de kalibratiebalk

Uit de resukaten, tabel b2.1 en tabel b2.3 in bijlage 2, blijkt dat de geometrie van het proefstuk een grootte invloed heeft. Bij de afstand tussen de zijopleggingen van 200 mm geeft de prismatische vierpuntsbuigbalk een E-modulus van 55 GPa terwijl 3Pb met de geometrie zoals in figuur b i l in bijlage 1 een E-modulus oplevert van boven de 60 GPa.

2.3.2.5.Invloed sprong of wisselbelasting

De resukaten van de proeven ter bepaling van de invloed van de sprong- of wisselbelasting op de gemeten E-modulus staan in tabel b2,4 in bijlage 2. De proeven zijn ukgevoerd met de 3-puntsbuigbalk ABOIB bij een opleglengte van 200 mm en een aandraaimoment van de zij inklemmingen van 6 Nm.

Uit de tabel blijkt dat met de sprongbelasting een hogere E-modulus gevonden wordt dan met een wisselbelasting. Een mogelijke oorzaak hiervoor is de speling in de opstelling. Bij de wisselbelasting wordt door de O gegaan. Eventuele speling wordt dan bij de verplaatsing opgeteld waardoor een lagere E-modulus wordt gevonden,

2.3.2.6.Kalibratie, standaardafvijking

Na alle proeven ter bepaling van de invloeden van de verschillende variabelen in de proefopstelling op de dynamische E-modulus zijn 5 proeven uitgevoerd volgens de methode die tot een standaard kalibratieprotocol moet leiden op balk ABOIC, De resultaten zijn weergegeven in tabel b2.5 in bijlage 2.

De kalibratiebalk is voor het uitvoeren van de proeven gemodificeerd. Op de plaatsen van de inklemmingen dan wel opleggingen zijn stalen plaatjes aangebracht, gelijmd met STABILIT, ter bescherming van het relatief zachte aluminium. Bij de 5 kalibratieproeven vak op dat de E-modulus hoger is dan die bij de sprong-wisselproeven. De oorzaak is waarschijnlijk het stalen plaatje dat vlak voor de kalibratieproeven op de kalibratiebalk is geplakt. Een plaatje met een 3x zo hoge E-modulus heeft bij de uiterste vezel een relatief grote invloed. De gevonden E-E-modulus is:

Edyn = 69040 ± 356 MPa

De standaardafwijking is 0,5% van de E-modulus,

Conclusie

Met de driepuntsbuigproef voor waterbouwasfaltbeton, met een relatief lage verhouding van l/h, is de experimenteel bepaalde E modulus lager dan de "werkelijke" E modulus . Met een prisma werd een waarde voor de dynamische E-modulus gevonden van 55 GPa bij de standaard opleglengte voor de driepuntsbuigproef vermoeiingsonderzoek waterbouwasfaltbeton. De bekende E-modulus van aluminium is 72 GPa, In de vierpuntsbuigproef, met een lengte tussen de zijopleggingen van 400 mm, wordt een E-modulus van 72 GPa gevonden waarbij moet worde^ opgemerkt dat bij een opleglengte 400 mm de balk tussen de zijopleggingen niet meer zuiver prismatisch is. Bij de inklemmingen is de balk breder. De verwachte verlaging van de gevonden E-modulus met een factor 1,062 wordt blijkbaar door de afwijkende geometrie gecompenseerd, (Met een zuiver prismatische balk zou volgens de theoretische beschouwing een E-modulus van 68 GPa gevonden moeten worden) Dezelfde verhoging van de E-modulus door het geometrie effect was ook zichtbaar uit het verschil in gevonden E-moduli voor een zuiver prismatische balk bij een opleglengte van 200 mm (55 GPa) en voor de aan de ukeinden verbrede kalibratiebalk driepuntsbuigproef (>60GPa), Beide balken zijn gemaakt van hetzelfde aluminium.

De verhouding tussen de E-moduIi bij een opleglengte van 400 mm en 200 mm is 1,31. Vanuk de theoretische beschouwing , met een aanname van v = 0,3, wordt een factor 1,33 gevonden. Dezelfde beschouwing geldt voor de metingen aan de driepuntsbuigproef met een opleglengte van 300 mm. Daarbij wordt een verhouding van 1,16 gevonden (72 GPa bij een opleglengte 400 mm en 64,5 GPa bij een opleglengte 300 mm). Uk de theoretische beschouwing volgt een factor van 1,14. De conclusie is dat bij het bepalen van een E-modulus van waterbouwasfakbeton met de driepuntsbuigproef het aan te bevelen is de in de proef gevonden waarde voor de E-modulus te verhogen met een factor 1,3. Daarbij moet worden opgemerkt dat de gehele theoretische beschouwing is gebaseerd op elastisch gedrag van materialen.

Bij een sprongbelasting wordt een hogere E-modulus gevonden dan bij een wisselbelasting. De sprongbelasting levert een betrouwbare waarde daar speling in de opstelling buiten de meting wordt gehouden.

Het aandraaimoment heeft een invloed op de gevonden E-moduli, Bij toekomstige proeven op waterbouwasfaltbeton moeten de zijopleggingen dan ook met een voorgeschreven moment worden aangedraaid. Dk moment moet niet te hoog zijn zodat het proefstuk nog vrij kan transleren en roteren in de inklemming. Het moment moet echter wel dusdanig groot zijn dat

speling in de inklemmingen wordt voorkomen. Een moment van 6 Nm voldoet in de uitgevoerde proeven aan deze voorwaarden,

3. V E I L I G H E I D S P R O E V E N D R I E P U N T S B U I G W A T E R B O U W A S F A L T B E T O N

3.1. Doel

Bepalen van de veiligheidsmarges in de driepuntsbuigproef De vraag is of de levensduur die wordt gevonden bij de omstandigheden van de standaard driepuntsbuigproef (1 Hz sprongbelasting) significant verschik van de levensduur bij belastingsituaties die de praktijk van de golfbelasting op een dijk meer benaderen (rusttijden, 10 Hz wisselbelasting)

3.2. Opzet

De veiligheid in de driepuntsbuigproef wordt onderzocht door de belasting in de standaardproef te variëren (tabel 1) en na te gaan welke invloed dat heeft op de levensduur. Onder de levensduur wordt in dit geval verstaan: het aantal lastherhalingen dat kan worden opgelegd tot een bepaald vermoeiingscriterium is bereikt. Voor dit onderzoek worden proefbalkjes uk een parameteronderzoek gebruikt. In dk parameteronderzoek zijn op labschaal proefstukken vervaardigd, waarbij is aangetoond dat de kwalitek bijzonder constant is.

Een golfklapbelasting tijdens een storm heeft een bepaald patroon: een enkele grote puls met een stijgtijd van 0,1 s (frequentie =10 Hz) wordt gevolgd door een rustijd van enige seconden, waarna andere pulsen volgen. De temperatuur bij een superstorm wordt verondersteld gemiddeld 5''C te bedragen. Door de golfklap wordt in een bekleding een trek- en drukbelasting veroorzaakt. In de huidige beoordeling van de bekledingen wordt uitgegaan van dynamische stijfheden bepaald met continue buigproeven bij S'^C en lOHz. De vermoeiingslevensduren worden bepaald met continue buigproeven bij 5°C en 1 Hz. De omstandigheden ten opzichte van de standaardproef worden als volgt gevarieerd:

In de eerste plaats wordt de sprongbelasting vervangen door de wisselbelasting (trek-druk situatie)

Vervolgens worden proeven uitgevoerd met rustperioden tussen de pulsen om het effect van de healing" te meten.

Tenslotte worden referentieproeven uitgevoerd als vergelijkende en controlemeting,

Om het verband tussen de praktijkfrequentie (10 Hz) en de proeffrequentie te kunnen leggen worden beide frequenties gebruikt.

Tabel 3.1: proefopzet driepuntsbuigonderzoek veihgheidproefmethode. Omschrijving Wisselbelasting Wisselbelasting Rustperioden Rustperioden Rustperioden Rustperioden Referentie Referentie Temp. fOl 5 5 5 5 5 5 5 5 Freq. [HzJ 1 10 1 10 1 10 1 10 Richt levensduur [-] 500 500o 500 5000 500 5000 500 5000 500 5000 500 5000 500 5000 500 5000 Aantal proeven 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 Rustduur [s] 0 0 3 3 9 9 0 0

Bij de proeven met rust en de referentieproeven is een wisselbelasting gebruikt.

3.3. Resultaten

De resukaten van de vermoeiingsproeven zijn in tabelvorm gegeven in tabel b3,l in bijlage 3, De resukaten per frequentie zijn weergegeven in de figuren 3.1 en 3,2,

1 o J j 1.00E+01 ^ ^ _\ \ \, vV ^V _\\ .\

w

*% _\ •'

_k

\ _S A • • + .._ Referentie 1 Hz Wissel 1 Hz Rust 36 1 Hz Rust 9s 1 Hz - Macht (Referentie 1 Hz) Macht (Wissel 1 Hz) Macht (Rust 3s 1 Hz) Macht (Rust 9s 1 Hz) 1.00 spanning [MPi^

Grafiek 3.1: Nf als functie van Omax bij 1 Hz

_• é Referentie 1 0 Hz W i s s e l 10 Hz R u s t 3s 10 Hz R u s t 9s 10 Hz - Macht (Referentie 10 Hz) Macht (Wissel 10 Hz) • M a c h t (Rust 35 10 Hz) Macht (Rust 9s 10 Hz) 1.00 Spanning [MPa]

3.3.1.1.Invloed rustperioden

Uk de grafieken 3.1 en 3.2 blijkt dat bij 5 C er geen noemenswaardige verschillen zijn tussen proeven met een rusttijd (zowel 3 als 9 seconden) en zonder rusttijd. De verklaring hiervoor is dat bij 5''C en bij deze rusttijden geen healing optreedt.

3.3.1.2.Invloed sprong wissel

Uk de spanning-levensduur relatie in de figuren 3,1 en 3,2 blijkt dat er geen significante verschil is tussen de gevonden levensduur onder wisselbelasting en sprongbelasting bij 5 C zowel bij 1 Hz als 10 Hz. Indien naar de energie wordt gekeken dan is er in de grafiek van de levensduur als functie van gecumuleerde gedissipeerde energie, zie figuur 3.3, dan zijn er wel verschillen

-y\ 4 rT=7

1#=H

_/ K ^ / m Mi ^

fl-h^

Jh — / y f / / 1 1 Lj

w

•^v\ ^

F^

T T + / / ^ A Referentie energie 1 Hz • Referentie energie 10 Hz • Wissel energie 1 Hz + Wissel energie 10 Hz

Macht (Referentie energie 1 Hz) Macht (Referentie energie 10 Hz) Macht (Wissel energie 1 Hz) Macht [Wissel energie 10 Hz) 1000 10000

Cumulatieve gedissipeerde energie W ^ M , ; ^ [kJ/m

Figuur 3.3: Nf als functie van de cumulatieve gedissipeerde energie

Uit de grafiek blijkt dat bij een gegeven Nf er onder wisselbelasting meer energie wordt gedissipeerd per wisseling dan bij de sprongbelasting van de referentieproef Een verklaring hiervoor is dat bij wisselbelasting de ukerste vezels van de proefstukken wisselend op trek en druk worden belast.

De startsituatie is bijvoorbeeld dat er volumeelementen in de buurt van de uiterste vezel op trek wordt belast. Door viskeuze vervorming onstaat er een zone waarin de bitumenketens een oriëntatie ontwikkelen. De belastingstoestand wisselt daarna naar druk. Door de oriëntatie van de ketens is er een "viskeuze voorspanning" van het materiaal. Deze zone reageert daardoor vertraagt op de drukspanning, Dk wordt ondersteund door het fek dat de fasehoeken gemeten bij de

wisselbelastingen een factor 2 hoger liggen dan bij de sprongbelastingen (12° tegen 22"). Door dk effect gedraagt het materiaal zich meer visco-elastisch wat resukeert in een grotere gedissipeerde energie per belastingswisseling. Bij een proef met sprongbelasting blijven de zones in het proefstuk trek- dan wel drukzones. Er vindt geen overgang plaats van trek naar druk binnen een volumeelement. Hierdoor gedraagt het materiaal zich elastischer.

Volgens de bovenstaande redenering mag verwacht worden dat dit effect sterker is bij lagere frequenties. De ketens krijgen dan meer tijd om zich te oriënteren waardoor een meer "vervormde zone " kan ontstaan. Hierdoor zou de fasehoek omhoog gaan en het materiaal meer energie gaan dissiperen. Uit de figuur blijkt echter dat juist bij de hogere frequenties er meer energie per lastherhaling (bij een vast Nf liggen de 10 Hz lijnen rechts van de 1 Hz lijnen) wordt gedissipeerd. Hiervoor is geen verklaring gevonden,

3.3.1.3.Invloed frequentie

In figuur 3.4 zijn alle resultaten van de vermoeiingsproeven weergegeven,

A Referentie 1 Hz • Wissel 1 Hz • Rust 3s 1 Hz + Rust 9s 1 Hz - Referentie 10 Hz • Wissel 10 Hz % Rust 3S 10 Hz - Rust 9s 10 Hz Macht (Referentie 1 Hz) Macht (Wissel 1 Hz) Macht (Rust 3s 1 Hz) Macht (Rust 9s 1 Hz) Macht (Referentie 10 Hz) Macht (Wissel 10Hz) Macht (Rust 3S 10 Hz) Macht (Rust 9s 10 Hz) 1.M 10.00 Spanning [IVIPa]

Grafiek 3.4: Nf als functie van amax

Opvallend is dat alleen een variatie van de frequentie een significant verschil laat zien. Bij dezelfde opgelegde spanning is bij 10 Hz de levensduur groter dan bij 1 Hz. Opvallend is de levensduren bij 10 Hz en bij 1 Hz ongeveer een factor 10 verschillen.

V _\ \ , •\ _\ ^^ \ \ _{x \ .} \ ^ X

X

1:^^^ X . \ ^ -V . ^c*x \ x \ \ ^•^ 1 '\V _^r ^,\ ^^

-\1

\ \ s ^ N _—— 24

A Referentie 1 Hz • Wissel 1 Hz • Rust 3s 1 Hz + Rust 9s 1 Hz - Referentie 10 Hz • Wissel 10 Hz X Rust 3S 10 Hz - Rust 9s 10 Hz Macht (Referentie 1 Hz) Macht (Wissel 1 Hz) Macht (Rust 3s 1 Hz) Macht (Rust 9s 1 Hz) Macht (Referentie 10 Hz) Macht (Wissel 10Hz) Macht (Rust 3S 10 Hz) Macht (Rust 9s 10 Hz) 1.00 10.00 Spanning [MPa|

Figuur 3.6: de tfals functie van a.

Uk figuur 3,6 blijkt dat indien wordt gekeken naar de tijd onder belasting tot bezwijken als functie van de spanning er geen onderscheid kan worden gemaakt tussen de proeven. Dit lijkt erop te duiden dat ongeacht de proef (frequentie, sprong of wisselbelasting, rusttijden) een opgelegde spanning resulteert in een tijd onder belasting tot einde levensduur tf die vastligt. Op het eerste gezicht zou men kunnen concluderen dat het bezwijkmechanisme dus uitslukend kruip is,

Dit wordt echter tegengesproken door het feit dat de tf voor zowel een sprongbelasting als een wisselbelasting gelijk is. Onder wisselbelasting zal er echter minder kruip optreden dan onder een sprongbelasting, Dk sluit uit dat kruip het enige mechanisme is dat tot bezwijken leidt. Dan zou namelijk de tf voor de sprongbelasting lager moeten zijn dan de tf onder wisselbelasting.

Uk de energiebeschouwing is gebleken dat onder wisselbelasting er meer energie per lastherhaling wordt gedissipeerd dan onder de sprongbelasting. Een hogere energiedissipatie leidt tot meer schade. Hieruit zou volgen dat de levensduur en dus de tijd onder belasting tf voor de wisselbelasting korter moet zijn dan voor de sprongbelasting. De tijd onder belasting is echter in dezelfde orde grootte voor beide belastingen,

Hieruit volgt dat het bezwijken van het waterbouwasfaltbeton onder wisselende belasting waarschijnlijk wordt gestuurd door zowel kruip als energiedissipatie. Het eindeffect is dat de schadeontwikkeling onafhankelijk lijkt te zijn van de soort proef onder deze proefcondkies (krachtgestuurd, 5 C). Indien kruip een grotere rol speelt (sprongbelasting) is de energiedissipatie

•2. 1.00E+03 V ^ \ . *\ w . _VS^"

^cv\

x \ ^ ^ ,\;!J<\ \5^^^

*V'

_V.'

v^

\ ___ 26

lager, indien energiedissipatie een grotere rol speelt (wisselbelasting) is de kruip lager. Het netto eindresultaat lijkt te zijn een tf die onafhankelijk is van de soort proef

3.3.1.4. Invloed veroudering

In tabel b3.2 in bijlage 3 zijn de stijfheden van de proefstukken gegeven. De gemiddelde stijfheid van de balken is:

7200 ± 550 MPa,

In het parameteronderzoek [4], uitgevoerd in 1994, zijn stijfheden bepaald van proefstukken afkomstig uit dezelfde platen als gebruikt in dit onderzoek. De gevonden gemiddelde stijfheid was:

5500 ±500 MPa,

De stijfheid is in de 4 jaar die tussen beide onderzoeken ligt toegenomen door de veroudering toegenomen. De toename in stijfheid ten gevolge van veroudering is vrij groot. Een oorzaak hiervoor kan zijn dat het materiaal is opgeslagen als kleine balkjes. Het materiaal heeft dan een relatief groot oppervlak dat direct bloot staat aan de lucht.

In 1994 zijn op hetzelfde materiaal vermoeiingsproeven uitgevoerd in het kader van het parameteronderzoek [4],

Om de verandering van de vermoeiingseigenschappen in de tijd te bepalen zijn in figuur 3.7 de resultaten van de beide onderzoeken weergegeven voor de standaard beproevingsomstandigheden,

• Parameteronderzoek 1994 s Veiligheidsonderzoek 1998 Macht (Parameteronderzoek 1994) Macht (Veiligheidsonderzoek 1998) 0,1 1 10 Spatnning [MPa|

Figuur 3.7: vergelijking vermoeiingsresultaten 1994-1998

Uit figuur 3,7 blijkt dat in de periode van 1994 tot 1998 de vermoeiingseigenschappen zijn verbeterd. Bij dezelfde opgelegde spanning wordt een grotere levensduur gevonden. Dit volgt gedeeltelijk ook uk de toename van de E-modulus van het materiaal. Zolang stripping niet optreedt betekent een verouderd een dus stijver proefstuk dat de vermoeiingseigenschappen als een gevolg van de hogere stijfheid beter worden in een krachtgestuurde proef

3.3.1.5.Bespreking regressieparameters

De relatie tussen de levensduur Nf en de spanning o kan worden beschreven met de volgende relatie:

v3-2

log(iV^) = log(A-) + alog(a)

Deze relatie ligt vast met de parameters k en a. Voor de verschillende proeven zijn deze parameters bepaald. Het resukaat is weergegeven in tabel b3,3 in bijlage 3,

28

1.0aE<-02

Om de relatie tussen de parameters k en a vast te stellen zijn deze tegen elkaar uitgezet in figuur 3.8. 4 5 5 ^ rust 9 referentie ? 6 1 '••., * nist3 rust 3 • wissel « »isscl 5 referentie 7 \ . ^ rust9 a = -l,32561og(k)+4,1518 R ' = 0,9663 10 Hz a = -l,596llcg(k) + 4,3637 R^ = 0,9395 1 Hz 10 Hz -Lineair (10 Hz) Lineair (1 Hz) Figuur 3.8: de regressieparameters

Uit de figuur 3,8 waarin de regressieparameters tegen elkaar zijn uitgezet blijkt dat het materiaal door 1 parameter kan worden beschreven. De parameters log(k) en a vertonen een onderlinge afhankelijkheid.

Bij het uitzetten van de regressieparameters valt op dat wederom alleen de frequentie naar voren treedt als variabele waardoor verschillen optreden. Er zijn twee lijnen behorende bij 1 en 10 Hz, De lijnen zijn een factor 1 verschoven op de log(k) as, 1 is precies log(lO),

Uk oude onderzoeken aan waterbouwasfakbeton zijn regressieparameters bekend. Om te bepalen of de parameters uk die onderzoeken hetzelfde gedrag vertonen zijn deze in figuur 3.9 weergegeven, De regressieparameters zijn weergegeven in tabel b3,4 in bijlage 2,

• \ \ 4 * \

: X

* \ ••V,"

X

h,^{k) • • — IHz 10 Hz -Lineair (10 Hz) - Lineair (1 Hz) Figimr 3.9: regressieparameters [3], [4], [5] [6] en [7]

Uit figuur 3.9 blijkt dat regressieparameters uit oude onderzoeken uitgevoerd bij 1 Hz ongeveer op één lijn in de grafiek van de regressieparameters liggen. Bij 10 Hz geldt hetzelfde. De verschuiving met een factor 1 op de log(k) schaal is ook hier aanwezig.

Om te testen of de regressie waaruk de regressieparameters voortkomen, stabiel is zijn de x -en y-as omgedraaid. Ook zijn de meetresukaten willekeurig tussen de O en 10% gevarieerd om de invloed van de meetfout te bepalen. De hiermee gevonden regressieparameters bleven stabiel. Het gevonden verband berust dus niet op de regressiemethode.

3.4. Conclusie

In de periode van 1994 tot en met 1998 is de dynamische E- modulus toegenomen en als resultaat zijn de vermoeiingseigenschappen verbeterd.

Er is geen noemenswaardige invloed van de rusttijden ten opzichte van de resukaten vermoeiing van de standaard driepuntsbuigproef waargenomen. Hieruit kan geconcludeerd worden dat er bij 5°C geen healing optreedt.

Er is geen noemenswaardige invloed van de wisselbelasting ten opzichte van de resukaten vermoeiing van de standaard driepuntsbuigproef waargenomen. Hieruit kan geconcludeerd worden dat de uiteindelijke schadeontwikkeling niet afhankelijk is van sprong- of wisselbelasting. Het bezwijkmechanisme lijkt te worden aangestuurd door kruip en/of energiedissipatie. Het netto eindresultaat is dat als naar de tf wordt gekeken er geen verschillen optreden in de vermoeiingslevensduur-spanningrelatie.

Een verandering in de frequentie leidt tot veranderingen in de vermoeiingslevensduur-spanningrelatie. De vermoeiings-levensduur is bij een zelfde Omax een factor 10 langer. Indien echter wordt gekeken naar de tijd onder belasting tot bezwijken dan valt het frequentieeffect ook weg.

Uit de regressieparameters blijkt dat er een afhankelijkheid is tussen de parameters log(k) en a. De vermoeiings-eigenschappen van het materiaal zijn dus met een parameter te beschrijven. Dit geeft randvoorwaarden voor de invoer in GOLFKLAP.

4. EINDCONCLUSIES

4.1. Algemeen

Doel van het onderzoek is te bepalen hoe de E-moduli en vermoeiingseigenschappen (invoerparameters voor GOLF-KLAP) bepaald met de standaard 3-puntsbuigproef voor waterbouwasfaltbeton zich verhouden tot de "werkelijke" E-moduli en vermoeiingseigenschappen onder praktijk-omstandigheden.

4.2. Kalibratieproeven

Conclusie 1

De E-modulus die wordt gevonden in de driepunts-buigopstelling is te laag. Indien de invloed van de dwarskrachten wordt meegenomen dan moet de E-modulus gevonden in de proef met een factor 1,3 worden verhoogd.

4.3. Veiligheidsproeven

De standaard proef wordt uitgevoerd bij 5''C, IHz, sprongbelasting en continu. De praktijkomstandigheden zijn 5 C, 10 Hz, een belasting tussen sprong en wissel op één plek en rusttijden,

Vergelijking van de omstandigheden van de standaard 3-puntsbuigproef met de omstandigheden die de praktijk van de golfbelasting op een dijk meer benaderen geeft:

Sprongbelasting en wisselbelasting met dezelfde ama.x geven eenzelfde Nf

Rusttijden hebben geen invloed op Nf (bij 5°C)

Een frequentie van 10 Hz geeft een factor 10 langere Nf ten opzichte van 1 Hz (bij 5''C)

Conclusie 2

De Nf bepaald met de standaard 3-puntsbuigproef geeft een factor 10 veiligheid ten opzichte van de belastingssituatie in de praktijk

Conclusie 3

Uk 23.1 A blijkt dat veroudering het materiaalgedrag aanzienlijk kan veranderen (zowel E als Nf). Dit betekent dat van een bestaande dijk slechts de veiligheid kan worden bepaald op een zeker tijdstip door op dat tijdstip proefstukken uit de dijk te nemen en deze te onderzoeken op E en Nf.

Conclusie 4

Duidelijke relaties zijn gevonden tussen (frequentie en) totale tijd onder belasting tf en Gmax, alsmede log(k) en a. Deze kunnen vruchtbaar gebruikt worden om het aantal toetsen tot een minimum te beperken

Conclusie 5

De Nf resultaten zijn van balkjes met een hoogte van 50 mm. De normale laagdikte van het asfalt in de dijkconstructie is veel groter. Dit betekent dat de dijkconstructie een langere Nf zal geven, aangezien het langer zal duren voor een scheur om door te groeien, In de praktijk wordt vaak een "shift" factor gebruikt om laboratorium toetsen naar praktijkgedrag te vertalen. De shift factor kan groot zijn bij veel grotere laagdiktes en is dus een extra veiligheid,

Conclusie 6

Bij het ontwikkelen van schade lijken zowel kruip als energiedissipatie een rol te spelen. Het werkelijke mechanisme dat tot schadeontwikkeling leidt is niet geheel duidelijk,

4.4. Eindconclusie

Op basis van conclusie 2 en 5 kan gesteld worden dat de standaard 3-puntsbuigproef een veiligheid van minimaal een factor 10 geeft ten opzichte van de belastingssituaties die de praktijk van de golfbelasting op een dijk meer benaderen.

5. AANBEVELINGEN

Het onderzoek geeft aanleiding tot de volgende aanbevelingen:

Voor het starten van een onderzoeksproject is het verstandig eerst een literatuuronderzoek uk te voeren.

Het lijkt mogelijk via het variëren van de lengte tussen de zijopleggingen (van een grote lengte waarbij de dwarskrachten te verwaarlozen zijn tot een korte lengte waar de dwarskrachten een grote rol spelen) om uit de verhouding van de daarbij gevonden E-moduli de poisson constante voor een mengsel te bepalen. Dk zou verder onderzocht kunnen worden.

Het verdient de aanbeveling om de driepuntsbuigopstelling met korte proefstukken, zoals in de 3-puntsbuigproeven op waterbouwasfaltbeton, met een Eindige Elementen Methode te modeleren.

De proeven die in het kader van het onderzoek naar de veiligheid van de 3-puntsbuigproeven op waterbouwasfaltbeton zijn gericht op de vermoeiingslevensduur. In de praktijk zijn er nog meer mechanismen die meespelen bij het al dan niet bezwijken van een dijkbekleding. Hierbij moet worden gedacht aan:

Interlock; indien er scheuren zijn wordt er dan door de tegen elkaar aanliggende bekleding nog kracht over gedragen (over de scheur heen). Dk kan betekenen dat de bekleding nog niet van de dijk wordt afgetrokken door een golfklap. Heeft een volledig doorgescheurde bekleding nog reststerkte?

Scheurgroei; indien er het begin van een scheur onder in de dijkbekleding is hoe snel groeit die scheur dan door naar de bovenkant van de dijkbekleding,

Nader onderzoek zou moeten worden gedaan naar de mechanismen en de interactie tussen deze mechanismen die tot schadeontwikkeling in waterbouwasfaltbeton leiden,

6. LITERATUURLIJST

[1] "Kalibratiemetingen driepuntsbuigproef', rapportnummer 96460B-1, NPC

[2] "Driepuntsbuigproeven veiligheidsonderzoek waterbouwasfaltbeton", rapportnummer 96460B-2, NPC

[3] "Materiaalonderzoek en 3-puntsbuigproeven aan balken uk boorkernen, locatie damaanzet Noordland", rapport-nummer 92133-2, NPC

[4] "3-puntsbuigproeven aan AB en GAB uk platen Meetrapport Parameteronderzoek", rapportnummer 92133-2, NPC

[5] "3-puntsbuigproeven aan balken uk boorkernen uk de Deltagoot", rapportnummer 91523-2, NPC

[6] "3-puntsbuigproeven aan balken van referentieplaten WAB, E-dynamisch + vermoeiing", rapportnummer 91518-2, NPC

[7] "3-puntsbuigproeven aan balken uit de bovenlaag van boorkernen locatie Boulevard de Ruyter, Vlissingen", rapportnummer 91614-2, NPC

Bijlage 1

' T ! 100 110 2£0 100 4 p l a a t j e s RVS a f n e t i n g e n 50^15*2 50 2 p l a a t j e s RVS a f n e t i n g e n 7^153i«2 P r o e f s t u k voor dynanische c a l i b r a t i e d r i e p u n t s b u i g p r o e f M a t e r i a a l : AL 7075 T Schaal 1:3

1

135 225 \ ^ 130 450 135 50 4 p l a a t j e s RVS a f n e t i n g e n 50^15^2 4 p l a a t j e s RVS a f n e t i n g e n 105t«155<2 INJ

P r o e f s t u k voor de dynanische calibratie v i e r p u n t s b u i g p r o e f

Materiaal AL 7075 T

O) _c -p v\ ö 'S 1/1 UI 's O) z 'S +-> l/l a o CD 3 l/l c 3 a 'L ..c>.. _-<^-

3-• E

^

-G-CD C 4J UI Ö Qj J2 CD c o i_ a UI CD UI CL O CTi 3 -Q UI +-> c 3 a O/ ca F i g u u r b l . 3

-B-

^ - ^ ^ ^

-B-

<>-zE3S-CD C 'S) +-• UI a o O) 3 Si UI -p c 3 a (^ T3 ö ö ZS c d Figuur b l . 4

Bijlage 2

Tabel b2.1: de invloed van de afstand tussen de zijopleggingen. Meting 2-6 2-7 2-8 2-9 2-10 2-11 2-12 2-13 Opstelling 4PB 4PB 4PB 3PB 3PB 3PB 3PB 3PB ^Imiddeiiopleggiiig [mm] 130 130 130 0 0 0 0 0 azijopleggüig [mm] 360 300 250 400 360 300 300 200 Kracht IN] -300/300 -300/300 -300/300 -300/300 -400/400 -400/400 -300/300 -500/500 [MPa] 72000 69500 64700 71500 70600 65000 64500 55500 Fasehoek

n

0.4 1.3 1,4 0.2 0,4 0,5 0,6 0.3

Tabel b2.2: de invloed van de afstand tussen de middenopleggingen.

Meting 2-1 2-2 2-3 2-4 2-5 Opstelling 4PB 4PB 4PB 4PB 4PB 3niiddenopleggmg [mm] 130 65 65 40 130 Szijoplegging [mm] 400 400 400 400 400 Kracht [N] -300/300 -300/300 -300/300 -300/300 -300/300 Edjii [MPa] 71900 71600 72500 72000 72700 Fasehoek

n

0,3 0,3 0,3 0.3 0.4 42

Tabel b2.3: de invloed van het aandraaimoment. Meting 3-1 3-2 3-3 3-4 3-5 3-6 Moment 6 8 10 12 15 20 Kracht [N] 400/25 400/25 400/25 400/25 400/25 400/25 Edyn [MPa] 65500 65400 66100 66800 67400 69300 <t> 0,98 Hz [1 1.3 1,4 0,6 0.5 0,5 0.7

Tabel b2.4: invloed van het signaal

Meting 4-1 4-2 4-3 4-4 4-5 4-6 Signaal Wissel Wissel Wissel Sprong Sprong Sprong Edj-nO,98Hz [MPa] 62500 64700 63000 65800 65900 65500 ^ 0,98 Hz

n

0,9 LI 0.2 1.5 1,0 1,3 Tabel b2.5: kalibratieproeven Meting 1 2 3 4 5 Gem. Stdev *^dyw [MPa] 68767 68667 69033 69167 69567 69040 356 [ ] 0.33 0.40 0.43 0.43 0.30 0.38 0.06 43

Bijlage 3

Tabel b3.1: vermoeiingsresultaten Serie 1 2 3 4 Code PL234 1 3 PL234 1 4 PL234 2 3 PL234 2 4 PL234 3 2 PL234 4 3 PL234 5 3 PL234 6 3 PL 234 2 2 PL 234 7 1 PL 234 7 4 PL 234 9 1 PL 2 8 4 3 1 PL 2 3 4 3 4 PL 284 4 1 PL 234 9 2 PL 284 3 2 PL 234 7 2 PL 234 9 3 PL 284 5 1 PL 284 9 2 PL 234 4 2 PL 234 3 3 PL 234 4 4 PL 284 2 1 PL 284 2 3 P L 2 8 4 1 2 PL 234 3 1 PL 284 6 4 PL 2 8 4 3 3 PL 234 8 1 PL 284 7 1 Freq. life] 1 1 1 1 10 10 10 10 1 1 1 1 10 10 10 10 1 1 1 1 1 10 10 10 10 1 1 1 10 10 10 10 Signaal sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong wissel wissel wissel wissel wissel wissel wissel wissel sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong sprong Sprong Sprong Sprong Rusttijd [si 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 3 3 3 3 3 3 3 3 3 9 9 9 9 9 9 9 W 2,17E-05 2.19E-05 2,16E-05 2,19E-05 2,17E-05 2,17E-05 2,I5E-05 2.13E-05 2,18E-05 2,13E-05 2.14E-05 2,15E-05 2,13E-05 2,18E-05 2.14E-05 2.15E-05 2,10E-05 2,15E-05 2.14E-05 2,14E-05 2,09E-05 2,18E-05 2,16E-05 2,17E-05 2,I5E-05 2,13E-05 2.10E-05 2,15E-05 2,13E-05 2,13E-05 2,12E-05 2,14E-05 M [Nm] 95 95 35 35 95 95 125 125 95 95 50 50 125 50 125 50 90 90 95 95 60 125 125 60 60 150 95 95 125 125 90 90 [MPa] 4,38 4.33 1,62 1,60 4,37 4.37 5.82 5,86 4,36 4,45 2.34 2.33 5.86 2.30 5,85 2,33 4,28 4,19 4,43 4,43 2.87 5,73 5,79 2.76 2,79 7.03 4,52 4,42 5,88 5,86 4,25 4.20 Nf [-1 402 522 37601 39964 5109 5049 1673 1260 275 454 9628 9939 615 61928 1041 45267 597 829 593 629 4314 1828 1266 27000 18385 79 295 592 2633 512 7700 7650 " disscuinm [IcJ/m'l 345 417 3655 4177 2438 2088 961 655 1032 12488 13203 2135 40512 3453 21552 45

Tabel b3.2: resultaten bepaling Edyn en fasehoek (T = 5 C) Serie 1 2 3 4 Code PL234 1 3 PL234 1 4 PL234 2 3 PL234 2 4 PL234 3 2 PL234 4 3 PL234 5 3 PL234 6 3 gem. PL 234 2 2 PL 234 7 1 PL 234 7 4 PL 234 9 1 PL 284 3 1 PL 234 3 4 PL 284 4 I PL 234 9 2 gem. PL 284 3 2 PL 234 7 2 ge/M. PL 284 2 3 PL 234 8 1 PL 284 7 1 Gem. Totaal

Edjn bij frequentie:

! IMPal 0.98 Hz 7300 7000 8000 7150 6900 7300 7100 6850 1200 6850 7750 6800 7600 7200 6800 7250 7300 7194 8400 8700 ssso 7850 6500 7450 6975 7268 9,77 Hz 10800 10300 11600 10300 10200 10650 10500 10100 10556 10300 11450 9350 10650 9750 9800 9500 10300 10138 11850 12800 12325 10900 9500 10800 10150 10430 0,98 Hz 7700 7150 8250 7350 7050 7500 7150 7300 "431 6950 7950 6700 7525 7200 6750 7200 7300 7797 8500 8800 S650 7825 6500 7550 7025 7370 (p bij frequentie:

n

0.98 Hz 23 20 24 20.5 21 23 25 21 22 2 23 21 17 17 15.75 18,5 14.5 17,5 18,0 16,5 20 18.3 16.5 19 18 18.5 19,6 9,77 Hz 17 12.5 14.5 12 14.5 15 19 13.5 14,8 17 14.5 13,25 12 11,75 13,5 10,5 12.5 13,1 14 19.5 16,8 12,5 14 15,5 14,8 14,0 0.98 Hz 19.5 17,5 18.5 16,5 20 17 22 17 18,5 18.5 19 17,5 17.25 15,5 18 14.5 17,5 17,2 17.5 19.5 75,5 15,5 19 16.5 7 7,5 17,7

Tabel b3.3: regressieparameters onderzoek

Regressie relatie log(Nf) = log(k)+a*log(a)

Serie 1 Serie 2 Serie 3 Serie4 Freq [Hz] 10 1 10 1 10 1 10 1 log(k) 6,4870 5.5080 6.3707 5,9074 5,9822 5,7212 7,4598 5,0517 a -4.3388 -4.4546 -4,5196 -5,2136 -3.6831 -4.5606 -5.7147 -3,7323 R^ 0,9793 0,9989 0,9907 0,9831 0,9843 0.9881 0.7186 0,9116

Tabel b3.4: regressieparameters literatuur

1 Regressie relatie log(Nf) = log(k)+a*log(a) | Onderzoek

Project Damaanzet Noordland boven 92133

Project Damaanzet Noordland onder 92133

Project Deltagoot 91523-2 Project referentie WAB

91518

Project Parameteronderoek AB 93318

Project Parameteronderzoek GAB 93318 Project Vlissingen 91614-2 Freq [Hz] 1 10 1 10 1 10 1 10 1 10 1 10 1 10 log(k) 5,0186 6.6180 5.3073 6.8455 4.4440 6.4330 5.4553 6.9247 4.2671 4.4625 4.7640 2.6970 a -3.4570 -4.7180 -4.2650 -4.8470 -3.5150 -4.6760 -4,7570 -4.5540 -2.952 -3.235 -4.2238 0.6551 47