EP0932726A1 - Verfahren zur messung mechanischer daten eines bodens sowie zu dessen verdichtung und mess- bzw. bodenverdichtungsvorrichtung - Google Patents

Verfahren zur messung mechanischer daten eines bodens sowie zu dessen verdichtung und mess- bzw. bodenverdichtungsvorrichtung

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EP0932726A1
EP0932726A1 EP97943717A EP97943717A EP0932726A1 EP 0932726 A1 EP0932726 A1 EP 0932726A1 EP 97943717 A EP97943717 A EP 97943717A EP 97943717 A EP97943717 A EP 97943717A EP 0932726 A1 EP0932726 A1 EP 0932726A1
Authority
EP
European Patent Office
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soil
vibration
compaction
frequency
determined
Prior art date
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EP97943717A
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English (en)
French (fr)
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EP0932726B1 (de
Inventor
Roland Anderegg
Hans Ulrich Leibundgut
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Ammann Verdichtung AG
Original Assignee
Ammann Verdichtung AG
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Publication date
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Publication of EP0932726A1 publication Critical patent/EP0932726A1/de
Application granted granted Critical
Publication of EP0932726B1 publication Critical patent/EP0932726B1/de
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Expired - Lifetime legal-status Critical Current

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    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E01—CONSTRUCTION OF ROADS, RAILWAYS, OR BRIDGES
    • E01C—CONSTRUCTION OF, OR SURFACES FOR, ROADS, SPORTS GROUNDS, OR THE LIKE; MACHINES OR AUXILIARY TOOLS FOR CONSTRUCTION OR REPAIR
    • E01C19/00—Machines, tools or auxiliary devices for preparing or distributing paving materials, for working the placed materials, or for forming, consolidating, or finishing the paving
    • E01C19/22—Machines, tools or auxiliary devices for preparing or distributing paving materials, for working the placed materials, or for forming, consolidating, or finishing the paving for consolidating or finishing laid-down unset materials
    • E01C19/23—Rollers therefor; Such rollers usable also for compacting soil
    • E01C19/28—Vibrated rollers or rollers subjected to impacts, e.g. hammering blows
    • E01C19/288—Vibrated rollers or rollers subjected to impacts, e.g. hammering blows adapted for monitoring characteristics of the material being compacted, e.g. indicating resonant frequency, measuring degree of compaction, by measuring values, detectable on the roller; using detected values to control operation of the roller, e.g. automatic adjustment of vibration responsive to such measurements

Definitions

  • the invention relates to a method for measuring mechanical data of a compacted or compacted soil, a compacting method for achieving an optimal, in particular homogeneous soil compaction, a measuring device for measuring mechanical data of a compacted or compacted soil and a soil compacting device for optimal homogeneous soil compaction.
  • a method for soil compaction is known from WO 95/10664.
  • the frequency of a rotating unbalance is set in such a way that the compression unit in contact with the soil to be compacted does not exceed a predetermined value of harmonics - here the double fundamental vibration. Falling below this specified value is considered a stability criterion.
  • Using two accelerometers arranged perpendicular to each other the acceleration of the compression unit is measured.
  • One of the accelerometers measures the horizontal and the other the vertical accelerometer.
  • the vibration amplitude of the compression device and the direction of the maximum compression amplitude are determined.
  • the frequency of the eccentric and its weight as well as the rolling speed can be set with the aid of a computer. However, they are set so that machine resonance and frame resonance are avoided.
  • the frequency and weight setting of the eccentric is made without taking into account the soil to be compacted.
  • the shear modulus of the compacted soil and its plastic parameters are determined from the measured acceleration values.
  • the object of the invention is to demonstrate a measuring or soil compaction method and to create a measuring or soil compaction device with which or with which homogeneous soil compaction in a compaction method with as few passes as possible, in particular by specifying a desired soil stiffness and / or in particular a desired elasticity module can be reached and mechanical data of the soil to be compacted or compacted can be determined.
  • the object is achieved in that, in contrast to WO 95/10664 cited above, the local phase position of a maximum oscillation amplitude of a compression or. Measuring device is turned off, but on the temporal phase of the exciting vibration of the eccentric to the phase of the excited vibration of the soil compaction or measuring system, which is identical to that of the compaction or measuring device. Also, in contrast to WO 95/10664 in the resonance range of an oscillation system, formed from the compression or measuring device acting on the soil to be compacted (or already compacted) and the soil.
  • the known soil compaction device of EP-A 0 459 062 operates in the resonance range of its compaction device, but it is not possible for it to determine the soil rigidity c B achieved by the compaction and to optimize the entire compaction process on the basis of these determined values.
  • the soil compaction device contains a measuring device according to the invention for determining the mechanical data essential for compaction. Show it
  • FIG. 1 shows a schematic representation of a double tandem vibration roller with articulated steering, with which the soil compaction according to the invention can be carried out
  • FIG. 3 shows a signal-based block diagram for carrying out the soil compaction according to the invention
  • FIG. 4 shows a normalized vibration amplitude of the soil compaction device (ordinate) according to FIG. 2 as a function of a normalized vibration frequency of the unbalance that excites the vibration (abscissa),
  • FIG. 7 shows an activation process of a soil compaction device. direction for reaching an optimal operating point in a representation analogous to that in Figure 4 and
  • Fig. 8 is a schematic representation of a transmission for driving two imbalances of the soil compacting device with adjustable moment of inertia.
  • the double tandem vibratory roller 1 shown in FIG. 1 with articulated steering has a front and a rear drum 3a and 3b as a soil compacting device.
  • only one of the two bandages 3a and 3b is considered, which, unless there is a difference between the front and rear bandages 3a and 3b, is designated by the reference number 3.
  • a coupling between the two bandages 3a and 3b in the double tandem vibration roller 1 described here, for example, is negligible for the operating behavior.
  • the bandage 3 as is shown schematically in FIGS. 2 and 3, has a rotating unbalance 5 with an adjustable static unbalance moment m U 'r u .
  • the unbalance moment is set by changing the radial unbalance distance ru of unbalance 5.
  • the setting of the moment of inertia and the frequency f is described below.
  • the mass m u of the unbalance is arranged in a rotating manner at a distance r u from the axis of rotation 7 of the drum 3.
  • the static unbalance moment is therefore m u -r u [kg-m].
  • An accelerometer 11 is provided on the side of a carrier tab 9 of the drum holding fork 10. Acceleration values of the bandage 3 can be measured in the vertical direction with the acceleration sensor 11.
  • the accelerometer 11 is signal-connected to a computing unit 12, which determines the vibration amplitude a of the bandage 3 by means of two integrations.
  • the drum holding fork 10 is connected to the machine chassis via spring and damping elements 13 and 14. sis 15 connected. Spring and damping elements 13 and 14 are designed such that the dynamic forces in the damping element 14 are significantly smaller than the static ones.
  • the movement or the acceleration of the drum 3, as already indicated above, is measured with the acceleration sensor 11.
  • the vibrating movement of the bandage 3 excited by the unbalance 5 can be represented mathematically as follows in the following equation [1]:
  • f (t) a ⁇ cosf ( ⁇ / 2) t + ⁇ 1 2] + a 1 cos [ ⁇ t + 5 1 ] -ta 3 / 2C ⁇ s [(3 ⁇ / 2) t + ⁇ ⁇ 3 , 2 ] + a 2 cos [2 ⁇ t + 5 2 ] + a 5 , 2 cos [(5 ⁇ / 2) t + ⁇ 5 5 , 2 ] + a 3 cos [3 ⁇ t + ⁇ 3 ]
  • Angular frequency ⁇ 3/2 to one and a half times and 5/2 to two and a half times the angular frequency ⁇ .
  • a is the maximum amplitude value of the partial vibration in question
  • ⁇ denotes the phase-related assignments of the partial vibrations to one another.
  • the frequency components can be determined in the computing unit 12 from the acceleration signal by means of a Fourier analysis according to the above equation.
  • the static unbalance moment of unbalance 5 and its frequency f are set differently:
  • the soil 20 to be compacted is represented as a spring 17 and a damping element 19.
  • a soil compaction system which contains the bandage 3 with vibration-stimulating imbalance 5, the spring element 17 and the damping element 19 of the soil 20 to be compacted, and the spring element 13 and the damping element 14 between the bandage 3 and the machine frame 15, has a natural vibration. That this is so is evident from the measurement curves shown in FIG.
  • the oscillation angular frequency ⁇ of the bandage 3 is plotted on the abscissa and the measured maximum oscillation amplitude a is plotted on the ordinate.
  • the oscillation circuit frequency ⁇ is normalized to the natural frequency w 0 of the soil compaction system and the value a to a value a 0 .
  • the curve parameter is the static unbalance moment [product of an unbalanced mass m u and the radial distance r u from the axis 7].
  • the unbalance moment of curve 21a is smaller than that of curve 21b, etc.
  • roller 1 begins to jump [case c]. Curve 23 must therefore not be exceeded in compression mode.
  • the family of resonance curves 21a to 21d represents an essential identification variable of the operating behavior of the soil compaction system. As explained below, the various influences of the machine parameters and the basic course of the compaction process can be read from it. Compaction is optimal when the soil compaction system resonates, formed from the compaction device acting on the soil 20 to be compacted and the soil 20 to be compacted, that is to say it can be carried out fastest and with the least energy expenditure.
  • the natural frequency w 0 of the soil compaction system is the square root of the quotient of the soil stiffness c B [MN / m] and the weight m ⁇ [kg] of the drum 5:
  • the ground rigidity Cg is usually between 20 MN / m and 130 MN / m. It is determined according to the invention as described below.
  • the natural frequency w 0 is most easily measured by driving over the floor 20 with a small static unbalance torque according to curve 21a.
  • the frequency of the unbalance 5 at the maximum curve value 25 of a / a Q indicates the natural frequency w 0 .
  • the normalized amplitude value of a / a Q 1 is where the
  • bandage 3 does not lift off (Case b), which is the case here.
  • m f is the load on the machine chassis 15 per drum 3.
  • g is the acceleration due to gravity with g «10.
  • the maximum force acting against the floor 20 is transmitted from the bandage 3 into the floor 20 and takes place with a phase shift by the angle ⁇ . That the phase shift ⁇ reflects the position of the exciting vibration due to the unbalance 5 relative to the vibration of the soil compaction system.
  • a maximum compaction force in the soil 20 is achieved when the soil compaction system resonates.
  • the soil compaction system always resonates at maximum values of curves 21a to 21d, which lie on curve 27.
  • there is a phase shift of the exciting vibration system from the unbalance 5 to the soil compaction system of 0 90 °.
  • This means that an optimal compaction is given with roller parameters [static unbalance moment m u -r u and unbalance rotation frequency ⁇ ], which enable operation on curve 27.
  • the resonance curves 21a to 21d in FIG. 4 are now recorded with constant soil properties.
  • the ground properties, represented by the spring element 17 and the damping element 19 in FIG. 2, can change, and so can the position of the resonance curves 21a to 21d.
  • the vibration amplitude responsible for the compaction of the soil 20 changes very strongly in the sub-resonant range [oscillation circle frequency ⁇ is less than the resonance frequency, phase angle ⁇ is less than 90 °]; in the over-resonant range [oscillation circuit frequency ⁇ is greater than the resonance frequency, phase angle ⁇ is greater than 90 °], however, relatively little.
  • the over-resonant range For a stable len compression mode, one selects the over-resonant range and sets the phase angle ⁇ to a range between 95 ° and 110 °, preferably 100 °.
  • the phase angle ⁇ is set at a given static unbalance torque m u -r u by reducing the rotational angular frequency ⁇ of unbalance 5. For example, one runs on the resonance curve 21d in the direction of arrow 35.
  • the area of roller jumping characterized by the area above the curve 23, must of course be avoided. An intrusion into this area is perceived by the roller operator by a different vibration behavior of his roller 1. In terms of measurement technology, however, as already mentioned above, vibrations occur with half the frequency [and odd multiples] of the orbital frequency ⁇ of unbalance 5. This unstable [jumping] operation can also be determined by the fact that successive vibration amplitudes of the bandage 3 are of different heights.
  • the compaction amplitude of the drum 3 must be chosen as large as possible.
  • the required amplitude is set automatically by the computing unit 12 and an actuator 36, as explained below.
  • the travel speed v of the roller 1 is also set to a uniform compression work per travel unit despite the variable orbital frequency ⁇ of the unbalance 5.
  • the speed setpoint depends on the type of layer to be compacted.
  • a floor element 37 as shown in FIG. 5, at a depth z 0 "sees" a two-band roller 1 passing by at a speed v during the compaction process.
  • this sees according to FIG 6 another load peak 39.
  • the two load profiles for the two bandages 3a and 3b, the pulse train 40a coming from the bandage 3a and the pulse train 40b coming from the bandage 3b, can be superposed linearly. Their effects add up.
  • an overlap zone 41 can be formed, in which load portions act on the soil element 37 from both drums 3a and 3b.
  • the time interval t s of the load components acting on the floor element 37 should be kept constant during operation in order to always achieve the same compression quality.
  • the roller 1 controlled according to the invention is operated with increasing ground rigidity c B with a higher orbital frequency ⁇ , which then results in an increased travel speed v. That means that the compression takes place faster and faster.
  • compaction is now no longer carried out only on a constant shear modulus, but on a predefined, preferably constant ground stiffness c B and, if necessary, on a predefined, constant elastic modulus E.
  • a predefined, preferably constant ground stiffness c B and, if necessary, on a predefined, constant elastic modulus E With the previous rollers and compacting machines, it was always assumed that at least minimal compaction, defined by the soil stiffness c B or the soil elasticity module E, would be achieved.
  • the large differences between minimum and maximum compression resulting from the known methods result for the known, but undesirable, irregular subsidence and unevenness, for example of road surfaces. These differences are avoided by the invention.
  • the method according to the invention compresses, inter alia, to a constant modulus of elasticity E.
  • a constant soil elasticity module E in contrast to the known soils compacted to a minimum of soil stiffness, results in significantly greater long-term stability. It is emphasized once again that not only is a predetermined soil stiffness c B , but also a predetermined soil elasticity module E is compressed. For example, a floor 20 of a road structure compacted to a constant soil elasticity module will lower uniformly as it ages as a result of the traffic load and thus retain its flatness for a much longer time than one which is compacted according to the prior art. Road structures compacted according to the known methods become uneven over time due to inhomogeneous compaction, tear on the surface and are then exposed to destruction by traffic and weather influences.
  • the soil elasticity module E is continuously determined with the roller 1 and the machine parameters are continuously adjusted, whereby care must be taken here that no hollows remain in the soil, i.e. the soil surface 42 is already well compacted.
  • the exact soil elasticity module E is only of interest at the end of the compaction process. At this point, however, the ground surface (42) is already sufficiently compacted.
  • the soil elastic modulus E results from the following formula [3].
  • ground stiffness c B is determined by the computing unit 12 using the formulas below, since all values are known to it or are set by it.
  • the static unbalance moment m u -r u [kg m] in the above formula can be determined from the data of unbalance 5.
  • the determination of the phase angle ⁇ has already been described above.
  • m d [kg] is known as the weight of the bandage 3 in question.
  • ⁇ is set as the rotational angular frequency of the drum 3 and is therefore known.
  • the maximum vibration deflection a of the bandage 3 can also be determined.
  • L [m] is the width of the bandage 3, (m f + m d ) the weight bearing on each bandage 3a or 3b plus the weight of the bandage 3a or 3b concerned,
  • the first role has an elastic modulus E- ⁇ , a radius R j ⁇ and a transverse contraction number ⁇ j L.
  • the second role has an elastic modulus E 2 , a radius R 2 and a transverse contraction number ⁇ 2 . Both rolls have the length L.
  • El -> ⁇ can thus be set in relation to E 2 .
  • the force P acting on the first roller is a function of time in a soil compacting device. It is not constant over time.
  • the force P is identical to the ground reaction force F in equations [6], [7] and [8]. The time averaging over the force P during one revolution of the drum 3 results
  • E 2 L ⁇ 2 and E 2 are the transverse contraction and the elastic modulus of the floor.
  • the soil areas to be compacted must be run over by roller 1 more often. Since it is usually a non-pre-compacted soil, maximum compaction is carried out in a first or subsequent compaction crossing.
  • Rotation axis 7 to [static unbalance moment m u • r u0 ].
  • the orbital frequency ⁇ of the unbalance 5 is increased to a value ⁇ 0 , which lies above the resonance of the above-mentioned soil compaction system.
  • the respective travel speed v of the roller 1 is adapted to the rotational frequency f of the unbalance 5 in accordance with the above statements.
  • the dependence of the amplitude a of the bandage 3 on the orbital frequency ⁇ takes place according to curve 43a.
  • the resonance of the soil compaction system lies at point 45. This resonance point is exceeded for the tolerance reasons stated above until the phase angle ⁇ between the drum vibration and the unbalance vibration is approximately 100 ° [point 47].
  • the static unbalance torque is increased to r ul by increasing the radial distance r u0 O u - r ul ].
  • the phase angle ⁇ increases to a value greater than 100 °, as can be seen from the distance of the new setting point 50 from the resonance curve 49 (analogously to curve 27 in FIG. 4).
  • Step 10 reduces the orbital frequency of unbalance 5 with a constant static unbalance moment [m u -ru] from ⁇ 0 to ⁇ - ⁇ until the phase angle ⁇ is again only 100 ° .
  • Radia- Distance r u and orbital frequency ⁇ are now changed alternately until roller 1 begins to jump. According to the above statements, this "jumping" can be recognized by the occurrence of odd multiples of half the unbalance rotation frequency [crossing curve 52].
  • the static unbalance torque m u -r u is reduced in order to reach the stable curve point 51.
  • the unbalance angular frequency ⁇ could also be reduced, but this adjustment method is difficult to handle since two values change, namely the angular frequency ⁇ and the moment of inertia.
  • the machine parameters belonging to curve point 51 define a state in which maximum compression work is performed.
  • Curve 53 in FIG. 7 shows the optimal setting curve, which always ensures a phase angle ⁇ of 100 °.
  • the maximum compaction performance is used.
  • the plastic behavior results from the measured values obtained.
  • the floor stiffness c B can only be determined approximately. Knowing well that the determination of the soil elastic modulus is affected by an error on a still plastic substrate, it is calculated according to the above statements.
  • the plastic range is exceeded and the control uses the above-mentioned calculation method to set the static unbalance torque m u -r u and the unbalance rotation frequency f (unbalance rotation angular frequency ⁇ ) such that a specified soil elasticity module E is achieved.
  • the computation unit 12 can determine the soil elasticity module E that has already been reached during the compaction process, and then use these values to determine the relevant machine parameters for the further compaction process, such as static unbalance moment m u - r u , unbalance frequency f and travel speed v can be set.
  • the setting is made during the procedure.
  • the setting of the travel speed v is can be carried out quickly and easily.
  • the procedure followed for example, is as follows.
  • two unbalances 56 and 64 rotating in the same direction can be used, the mutual radial distance of which is set via a planetary gear. If the radial distance is 180 °, the effective total unbalance value is zero. At 0 ° the unbalance value is maximum. With angle values between 0 ° and 180 °, all intermediate values between zero and maximum unbalanced mass can be set.
  • the planetary gear 53 shown schematically in FIG. 8 is used to drive two unbalances 56 and 64 rotating in the same direction, the mutual position of which is adjustable for setting the static unbalance torque m u -r u .
  • it is no longer the radial distance r u of a point-like eccentric mass that is set, but the effective unbalanced mass m u with the same radial distance r u .
  • the planetary gear 53 shown in FIG. 8 is driven by a drive 54 via a shaft 55 which acts directly on the balancer 56 without any intermediate gear.
  • a toothed belt pulley 57 is arranged on the shaft 55 and acts on a toothed belt pulley 60 via a toothed belt 59.
  • the toothed belt pulley 60 in turn interacts with a gear part 61.
  • the gear part 61 has three meshing gears 63a, 63b and 63c, wherein the gear 63a is rotatably connected to the toothed belt pulley 60.
  • the axis of the gear 63b can be rotated radially to the axis of rotation of the gear 63a.
  • the angle of rotation is a measure of the radial rotation of the two unbalances 56 and 64 and thus a measure of the effective total unbalanced mass or the effective static unbalanced moment m u0 -r u to m u3 r u .
  • On the axis 65 of the gear 63c is a gear 66 which meshes with a gear 69 seated on a hollow shaft 67.
  • the hollow shaft 67 interacts with the second unbalance 64.
  • one of the two imbalances can also rotate at twice the rotation frequency by selecting the toothed belt pulleys 57 and 60 and / or the gearwheels 66 and 69 accordingly.
  • the transmission described above, as shown in FIG. 8, can also be replaced by superimposed transmissions which have the same effect but are constructed differently. Good results have been achieved, for example, with a so-called “harmony drive gearbox” which, with only three components ["Wave Generator”, “Circular Spline”, “Flexspline”], has high single-stage
  • the "circular spline” is a rigid steel ring with an internal toothing which is in engagement with the external toothing of the "Flex ⁇ plines" in the area of the large ellipse axis of the "wave generator".
  • the "Flexspline” is an elastically deformable, thin-walled steel sleeve with an external toothing that has a smaller pitch circle diameter than the "Circular Spline” and thus, for example, two teeth less possesses the entire scope.
  • the "Wave Generator” is an elliptical disc with a mounted thin ring ball bearing that is inserted into the "Flexspine” and deforms it elliptically.
  • paving material is to be compacted on a construction site, it is advisable to determine or check the rigidity c B of the subsurface by means of a pass before the compaction material is brought in.
  • the soil elasticity module E can also be determined. If there is already a weak point in the subsurface, the installation goods cannot be compacted to the required extent.
  • Bandages are rolled over the floor 20; however, a vibrating plate can also be moved over the floor 20.
  • the measuring device according to the invention differs from the soil compaction device according to the invention only in that the device acting on the soil and together with it forming an oscillation system does not cause any substantial soil compaction compared to the compaction device of the soil compaction device. This means that the force acting on the floor is reduced during the measurement. The mass of the oscillating force is generally chosen to be smaller during the measurement.
  • the measuring device according to the invention can be used with known compression be assembled to produce an improved soil compaction with these machines.

Abstract

Bei dem Verfahren zum Erreichen einer optimalen, insbesondere homogenen Bodenverdichtung wird eine auf den zu verdichtenden Boden einwirkende Verdichtungseinrichtung (3), welche zusammen mit dem Boden schwingungsmässig als ein einziges Verdichtungsschwingungssystem von einer Recheneinheit (12) erfasst wird, durch eine schwingungsanregende Kraft derart angeregt, dass dieses Verdichtungsschwingungssystem in Resonanz schwingt oder mit einer die Resonanz um einen vorgegebenen, lediglich von Einstellungsstabilitäten bestimmten Frequenzwert überschreitenden Frequenz ( OMEGA ) schwingt. Der Wert der schwingungsanregenden Kraft, deren periodische Frequenz ( OMEGA ) und deren Phasenwinkel ( phi ) zur Schwingung des Verdichtungsschwingungssystems werden selbsttätig von der Recheneinheit (12) derart eingestellt, dass unter Berücksichtigung der Masse der Verdichtungseinrichtung (3) und des auf ihr statisch lastenden Gewichts eine vorgegebene Bodensteifigkeit erreicht wird. Die erfindungsgemässe Verdichtungseinrichtung kann auch zur Bestimmug der Bodensteifigkeit und/oder des Elastizitätsmoduls des Bodens verwendet werden.

Description

Verfahren zur Messung mechanischer Daten eines Bodens sowie zu dessen Verdichtung und Meß- bzw.
Bodenverdichtungsvorrichtung
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Messung mechanischer Daten eines verdichteten oder zu verdichtenden Bodens, ein Verdichtungsverfahren zum Erreichen einer optima- len, insbesondere homogenen Bodenverdichtung, eine Meßvorrichtung zur Messung mechanischer Daten eines verdichteten oder zu verdichtenden Bodens sowie eine Bodenverdichtungsvorrichtung zur optimalen homogenen Bodenverdichtung.
Aus der WO 95/10664 ist ein Verfahren zur Bodenverdichtung bekannt. Bei dem bekannten Verfahren wird die Frequenz einer rotierenden Unwucht derart eingestellt, daß die mit dem zu verdichtenden Boden sich im Kontakt befindende Verdichtungseinheit einen vorgegebenen Wert an Oberschwingungen - hier die doppelte Grundschwingung - nicht überschreitet. Die Unterschreitung dieses vorgegebenen Werts wird als Stabilitätskriterium betrachtet. Unter Verwendung zweier senkrecht zueinander angeordneter Beschleunigungsaufnehmer an der Verdichtungseinheit wird deren Beschleunigung gemessen. Einer der Beschleunigungsmesser mißt die horizontale und der andere die vertikale Beschleunigungskomponente. Es wird die Schwingungsamplitude der Verdichtungseinrichtung sowie die Richtung der maximalen Verdichtungsamplitude bestimmt. Die Frequenz des Exzenters und dessen Gewicht sowie die Rollge- schwindigkeit sind computergestützt einstellbar. Sie werden jedoch derart eingestellt, daß eine Maschinenresonanz und eine Resonanz des Gestells vermieden werden. Die Frequenz- und Gewichtseinstellung des Exzenters erfolgt ohne Berücksichtigung des zu verdichtenden Bodens. Aus den gemessenen Beschleunigungswerten wird der Schermodul des verdichteten Bodens und dessen plastischer Parameter bestimmt.
Aus der EP-A 0 459 062 ist ein weiteres Bodenverdichtungsverfahren bekannt. Bei dem bekannten Verdichtungsver- fahren wird das Augenmerk darauf gerichtet, daß die Maschinenparameter derart eingestellt werden, daß vorgegebene Kräfte gegen den zu verdichtenden Boden erreicht werden.
Aufgabe der Erfindung ist es, ein Meß- bzw. Bodenverdichtungsverfahren aufzuzeigen und eine Meß- bzw. Bodenver- dichtungsvorrichtung zu schaffen, mit dem bzw. mit der eine homogene Bodenverdichtung in einem Verdichtungverfahren mit möglichst wenig Überfahrten, insbesondere unter Vorgabe einer gewünschten Bodensteifigkeit und/oder insbesondere eines gewünschten Elastizitätsmoduls erreichbar ist sowie mechanische Daten des zu verdichtenden bzw. verdichteten Bodens bestimmbar sind.
Die Aufgabe wird dadurch gelöst, daß im Gegensatz zur oben zitierten WO 95/10664 nicht auf die örtliche Phasenlage einer maximalen Schwingungsamplitude einer Verdichtungsbzw. Meßvorrichtung abgestellt wird, sondern auf die zeitli- ehe Phase der anregenden Schwingung des bzw. der Exzenter zur Phase der angeregten Schwingung des Bodenverdichtungs- bzw. Meßsystems , welche identisch mit derjenigen der Ver- dichtungs- bzw. Meßeinrichtung ist. Auch wird im Gegensatz zur WO 95/10664 im Resonanzbereich eines Schwingungssystems , gebildet aus der auf den zu verdichtenden (bzw. bereits verdichteten) Boden einwirkenden Verdichtungs- bzw. Meßeinrichtung und dem Boden, gearbeitet. Die bekannte Bodenverdichtungsvorrichtung der EP-A 0 459 062 arbeitet zwar im Resonanzbereich ihrer Verdichtungseinrichtung, es ist ihr aber nicht möglich, die durch die Verdichtung erreichte Bodensteifigkeit cB zu ermitteln und den gesamten Verdichtungsvorgang aufgrund dieser ermittelten Werte zu optimieren.
Zur Erläuterung der Erfindung wird in den nachfolgenden Figuren eine erfindungsgemäße Bodenverdichtungsvorrichtung beschrieben. Die Bodenverdichtungsvorrichtung beinhaltet eine erfindungsgemäße Meßvorrichtung zur Bestimmung der für eine Verdichtung wesentlichen mechanischen Daten. Es zeigen
Fig. 1 eine schematische Darstellung einer Doppeltandemvi- brationswalze mit Knicklenkung, mit der die erfindungsgemäße Bodenverdichtung durchführbar ist,
Fig. 2 ein schwingungsmäßiges, mechanisches Ersatzschaltbild der Bodenverdichtungsvorrichtung aus Figur 1,
Fig. 3 ein signalmäßiges Blockschaltbild zur Durchführung der erfindungsgemäßen Bodenverdichtung,
Fig. 4 eine normierte Schwingungsamplitude der Bodenverdichtungseinrichtung (Ordinate) gemäß Figur 2 in Abhängigkeit einer normierten Schwingungsfrequenz der die Schwingung anregenden Unwucht (Abszisse) ,
Fig. 5 die Lage eines im Boden zu verdichtenden Bodenelements ,
Fig. 6 eine auf das in Figur 5 gezeigte Bodenelement einwirkende Verdichtungskraft,
Fig. 7 einen Einschaltvorgang einer Bodenverdichtungsein- richtung zum Erreichen eines optimalen Betriebspunktes in einer Darstellung analog zu derjenigen in Figur 4 und
Fig. 8 eine schematische Darstellung eines Getriebes für den Antrieb zweier Unwuchten der Bodenverdichtungseinrichtung mit einstellbarem Trägheitsmoment.
Die in Figur 1 dargestellte Doppeltande vibrationswal- ze 1 mit Knicklenkung hat eine vordere und eine hintere Bandage 3a und 3b als Bodenverdichtungseinrichtung. In den nachfolgenden Betrachtungen wird jeweils nur eine der beiden Bandagen 3a bzw. 3b betrachtet, welche, sofern kein Unter- schied zwischen vorderer und hinterer Bandage 3a und 3b besteht, mit der Bezugszahl 3 bezeichnet wird. Eine Kopplung zwischen den beiden Bandagen 3a und 3b bei der hier beispielsweise beschriebenen Doppeltandemvibrationswalze 1 ist für das Betriebsverhalten zu vernachlässigen.
Die Bandage 3 hat, wie schematisch in den Figuren 2 und 3 dargestellt ist, eine rotierende Unwucht 5 mit einstellbarem statischen Unwuchtmoment mU'ru. Das Unwuchtmoment wird über eine Veränderung des radialen Unwuchtabstands ru der Unwucht 5 eingestellt. Die Einstellung des Trägheitsmoments und der Frequenz f ist unten beschrieben. Zur Vereinfachung der nachfolgenden Ausführung sei die Masse mu der Unwucht punktförmig in einem Abstand ru von der Drehachse 7 der Bandage 3 rotierend angeordnet. Das statische Unwuchtmoment ist somit mu-ru [kg-m]. Vertikal über der Drehachse 7 an der
Seite einer Trägerlasche 9 der Bandagenhaltegabel 10 ist ein Beschleunigungsaufnehmer 11 vorhanden. Mit dem Beschleuni- gungsaufnehmer 11 sind Beschleunigungswerte der Bandage 3 in vertikaler Richtung meßbar. Der Beschleunigungsaufnehmer 11 ist mit einer Recheneinheit 12 signal äßig verbunden, welche durch zweimalige Integration die Schwingungsamplitude a der Bandage 3 ermittelt. Die Bandagenhaltegabel 10 ist über Feder- und Dämpfungselemente 13 und 14 mit dem Maschinenchas- sis 15 verbunden. Feder- und Dämpfungselemente 13 und 14 sind derart ausgebildet, daß im Dämpfungselement 14 die dynamischen Kräfte bedeutend kleiner sind als die statischen.
Bei dem erfindungsgemäßen Verfahren zum Erreichen einer optimalen, insbesondere einer homogenen Bodenverdichtung wird die Bewegung bzw. die Beschleunigung der Bandage 3, wie oben bereits angedeutet, mit dem Beschleunigungsaufnehmer 11 gemessen. Mathematisch kann die durch die Unwucht 5 angereg- te schwingende Bewegung der Bandage 3 wie folgt in der nachfolgenden Gleichung [1] dargestellt werden:
f(t) = a^cosf (Ω/2)t+δ12]+a1cos[Ωt+51]-t-a3/2Cθs[ ( 3Ω/2 ) t+ό~ 3,2] + a2cos [ 2Ωt+52 ] +a5 ,2cos [ ( 5Ω/2 ) t+<55 ,2 ] +a3cos [ 3Ωt+δ3 ]
In dieser Formel gibt der Index 1 eine Zuordnung zu Werten an, welche dieselbe Kreisfrequenz Ω (Ω = 2πf , wobei f die Frequenz der Unwucht 5 ist) aufweisen, wie die anregende Schwingung der Unwucht 5. 1/2 bezieht sich auf die halbe
Kreisfrequenz Ω, 3/2 auf die anderthalbfache und 5/2 auf die zweieinhalbfache Kreisfrequenz Ω. a ist der maximale Amplitudenwert der betreffenden Teilschwingung, δ bezeichnet die phasenmäßigen Zuordnungen der Teilschwingungen zueinander.
Aus dem Beschleunigungssignal können in der Recheneinheit 12 mittels einer Fourieranalyse gemäß obiger Gleichung die Frequenzanteile ermittelt werden. Je nach gefordertem Verdichtungsvorgang wird nun das statische Unwuchtmoment der Unwucht 5 und deren Frequenz f unterschiedlich eingestellt:
a) Verbleibt die Bandage 3 immer in Bodenkontakt, so wird mittels Fourieranalyse im wesentlichen lediglich die Umlauffrequenz l f der Bandage ermittelt. Diesen Ver- dichtungsvorgang nennt man Auflastbetrieb.
b) Hebt die Bandage 3 periodisch von Boden ab, was gegenüber a) eine stärkere Verdichtung ergibt, so werden mit der Fourieranalyse Oberschwingungen festgestellt, also Kreisfrequenzen von 2Ω, 3Ω, ... mit stark abnehmender maximaler Amplitude. Das Abheben der Bandage 3 vom Boden kennzeichnet einen optimalen Betriebszustand, da hier die auf den Boden übertragenen Kräfte größer sind als im Fall a) , wodurch eine stärkere Verdichtung erfolgt.
c) Fängt die Maschine d.h. die ganze Walze 1 zu springen an, d.h. das Maschinenchassis 15 fängt an, Schwingungen um seine Ruhelage herum auszuführen, dann treten zu den Oberwellen auch Schwingungen mit der halben Anregungs- kreisfrequenz Ω der Unwucht 5 auf, also zusätzlich (1/2)Ω, (3/2)Ω, (5/2)Ω, ... Dieser Zustand ist instabil und kann zudem den Untergrund wieder auflockern. Ferner kann hier das Maschinenchassis 15 anfangen, um seine Längsachse zu schwingen.
Gemäß dem mechanischen Ersatzschaltbild der Figur 2 wird der zu verdichtende Boden 20 als eine Feder 17 und ein Dämp- fungselement 19 dargestellt. D.h. ein Bodenverdichtungssystem, welches die Bandage 3 mit schwingungsanregender Unwucht 5, das Federelement 17 und das Dämpfungselement 19 des zu verdichtenden Bodens 20 sowie das Federelement 13 und das Dämpfungselement 14 zwischen Bandage 3 und Maschinenchas- sis 15 enthält, weist eine Eigenschwingung auf. Daß dem so ist, ergibt sich aus den in Figur 4 gezeigten Meßkurven. Auf der Abszisse ist die Schwingungskreisfrequenz Ω der Bandage 3 und auf der Ordinate die gemessene maximale Schwingungsamplitude a aufgetragen. Die Schwingungskreisfrequenz Ω ist jedoch auf die Eigenfrequenz w0 des Bodenverdichtungssy- ste s und der Wert a auf einen Wert a0 normiert. Kurvenparameter ist das statische Unwuchtmoment [Produkt aus einer punktförmig angeordnet gedachten Unwuchtmasse mu und dem radialen Abstand ru von der Achse 7]. Das Unwuchtmoment der Kurve 21a ist kleiner als das der Kurve 21b, usw. Oberhalb der Kurve 23 beginnt die Walze 1 zu springen [Fall c]. Die Kurve 23 darf deshalb im Verdichtungsbetrieb nicht überschritten werden. Die Schar der Resonanzkurven 21a bis 21d stellt eine wesentliche Identifikationsgröße des Betriebsverhaltens des Bodenverdichtungssystems dar. Aus ihr lassen sich, wie unten ausgeführt wird, die verschiedenen Einflüsse der Maschinenparameter und der grundsätzliche Verlauf des Verdichtungsprozesses ablesen. Eine Verdichtung ist jeweils bei Resonanz des Bodenverdichtungssystems, gebildet aus der auf den zu verdichtenden Boden 20 einwirkenden Verdichtungseinrichtung und dem zu verdichtenden Boden 20, optimal, d.h. am schnellsten und unter geringstem Energieaufwand vollzieh- bar.
Die Eigenfrequenz w0 des Bodenverdichtungssystems ist die Quadratwurzel aus den Quotienten der Bodensteifigkeit cB [MN/m] und dem Gewicht m^ [kg] der Bandage 5:
, 0 = (cB/*d)1/2
In obiger Gleichung sind dem Gewicht der Bandage 5 Anteile der jeweilgen Radabstützung sowie rechnerische "Boden- teile" hinzuzufügen. Diese Zusatzanteile liegen jedoch lediglich bei maximal 10% des reinen Bandagengewichts. Sie werden bevorzugt experimentell bestimmt und können in erster Näherung vernachlässigt werden. Die Bodensteifigkeit Cg liegt in der Regel zwischen 20 MN/m und 130 MN/m. Sie wird erfindungsgemäß, wie unten beschrieben, ermittelt. Die Eigenfrequenz w0 wird am einfachsten durch Überfahren des Bodens 20 mit einem kleinen statischen Unwuchtmoment gemäß Kurve 21a gemessen. Die Frequenz der Unwucht 5 beim maximalen Kurvenwert 25 von a/aQ gibt die Eigenfrequenz w0 an. Der normierte Amplitudenwert von a/aQ = 1 ist dort, wo die die
Maximalwerte der Kurven 21a bis 21d verbindende Kurve 27 beginnt nach links abzuknicken. Der Amplitudenwert a0 ergibt sich näherungsweise aus der Formel
a0 = (mf+md) g/cB [ 2 ]
unter der Voraussetzung, daß die Bandage 3 nicht abhebt (Fall b) , was hier jedoch gegeben ist. mf ist die Auflast des Maschinenchassis 15 pro Bandage 3. g ist die Erdbeschleunigung mit g « 10.
Neben dem Beschleunigungsaufnehmer 11 ist ortsfest zur Trägerlasche 9 ein Lagesensor 29 zur zeitlichen Bestimmung der rotierenden Unwucht 5 durch ihren vertikalen Tiefstpunkt (= Verdichtungsrichtung) angeordnet. Dieser Durchgang ist identisch mit dem Zeitpunkt der maximalen gegen den Boden 20 gerichteten Unwuchtkraft. Die maximale gegen den Boden 20 wirkende Kraft wird von der Bandage 3 in den Boden 20 übertragen und erfolgt mit einer Phasenverschiebung um den Winkel φ . D.h. die Phasenverschiebung φ gibt die Lage der anregenden Schwingung durch die Unwucht 5 zur Schwingung des Bo- denverdichtungssystems wieder.
Eine maximale Verdichtungskraft im Boden 20 wird bei Resonanz des Bodenverdichtungssystems erreicht. Resonanz des Bodenverdichtungssystems erfolgt immer bei maximalen Werten der Kurven 21a bis 21d, welche auf der Kurve 27 liegen. Bei Resonanz ist eine Phasenverschiebung des anregenden Schwingungssystems durch die Unwucht 5 zum Bodenverdichtungssystem von 0 = 90° gegeben. D.h. eine optimale Verdichtung ist mit Walzenparametern [statisches Unwuchtmoment mu-ru und Un- wuchtumlaufskreisfrequenz Ω] gegeben, welche einen Betrieb auf der Kurve 27 ermöglichen. Die Resonanzkurven 21a bis 21d in Figur 4 sind nun bei konstanten Bodeneigenschaften aufgenommen. Die Bodeneigenschaften, repräsentiert ersatzweise durch das Federelement 17 und das Dämpfungselement 19 in Fi- gur 2, können sich ändern und damit auch die Lage der Resonanzkurven 21a bis 21d. Wie aus der Darstellung in Figur 4 ersichtlich ist, ändert sich die für die Verdichtung des Bodens 20 verantwortliche Schwingungsamplitude im unterresona- ten Bereich [Schwingungskreisfrequenz Ω ist kleiner als die Resonanzfrequenz, Phasenwinkel φ ist kleiner als 90°] sehr stark; im überresonanten Bereich [Schwingungskreisfrequenz Ω ist größer als die Resonanzfrequenz, Phasenwinkel φ ist größer als 90°] dagegen verhältnismäßig wenig. Für einen stabi- len Verdichtungsbetrieb wählt man somit den überresonanten Bereich und stellt den Phasenwinkel φ auf einen Bereich zwischen 95° und 110°, bevorzugt 100° ein.
Die Einstellung des Phasenwinkels φ erfolgt bei vorgegebenem statischen Unwuchtmoment mu-ru durch eine Reduktion der Umdrehungskreisfrequenz Ω der Unwucht 5. Man läuft beispielsweise auf der Resonanzkurve 21d in Richtung des Pfeiles 35. Der Bereich des Walzenspringens, gekennzeichnet durch den Bereich oberhalb der Kurve 23, muß selbstverständlich vermieden werden. Ein Eindringen in diesen Bereich wird gefühlsmäßig vom Walzenführer durch ein anderes Schwingungsverhalten seiner Walze 1 wahrgenommen. Meßtechnisch treten jedoch, wie bereits oben aufgeführt, Schwingungen mit der halben Frequenz [und ungeraden Vielfachen] der Umlaufskreis- frequenz Ω der Unwucht 5 auf. Dieser unstabile [springende] Betrieb kann aber auch dadurch festgestellt werden, daß aufeinanderfolgende Schwingungsamplituden der Bandage 3 unterschiedlich hoch sind.
Zum Erreichen der maximal möglichen Verdichtungsleistung muß die Verdichtungsamplitude der Bandage 3 so groß wie möglich gewählt werden. Für das Erreichen eines vorgegebenen Bodenelastizitätsmoduls E bzw. einer vorgegebenen Bodenstei- figkeit cB wird von der Recheneinheit 12 und einem Stellgeber 36 selbsttätig die benötigte Amplitude eingestellt, wie unten ausgeführt wird.
Auch die Verfahrgeschwindigkeit v der Walze 1 wird auf eine gleichmäßige Verdichtungsarbeit pro Wegeinheit trotz variabler Umlaufkreisfrequenz Ω der Unwucht 5 eingestellt. Der Geschwindigkeitssollwert ist von der Art der zu verdichtenden Schicht abhängig. Eine ungebundene Schicht erfordert infolge einer tiefen Umlaufkreisfrequenz Ω eine kleinere Verfahrgeschwindigkeit v als eine gebundene Schicht. Beispielsweise wird auf einer ungebundenen Schicht mit einer Verfahrgeschwindigkeit von vu = 3 km/h mit einer Umlauffrequenz fu = 30 Hz und auf einer gebundenen Schicht mit einer Verfahrgeschwindigkeit von v« = 4,5 km/h mit einer Umlauffrequenz fg = 45 Hz gefahren.
Ein Bodenelement 37, wie in Figur 5 dargestellt, in ei- ner Tiefe z0 "sieht" beim Verdichtungsvorgang eine mit einer Geschwindigkeit v vorbeifahrende zweibandagige Walze 1. Je nach Ortslage der beiden über das Bodenelement 37 hinwegrollenden Bandagen 3a und 3b sieht dieses gemäß Figur 6 eine andere Belastungsspitze 39. Die beiden Belastungsverläufe für die beiden Bandagen 3a und 3b, wobei der Pulszug 40a von der Bandage 3a und der Pulszug 40b von der Bandage 3b herrühren, können linear superponiert werden. Ihre Wirkung addiert sich. Je nach Schwingungsamplitude a des Bodenverdich- tungssystems , des Achsabstands d der beiden Bandagen 3a und 3b sowie der Tiefe z0 des betrachteten Bodenelements 37 kann sich eine Überlappungszone 41 ausbilden, in welches von beiden Bandagen 3a und 3b Belastungsanteile auf das Bodenelement 37 einwirken. Der zeitliche Abstand ts der auf das Bodenelement 37 wirkenden Belastungsanteile sollte im Betrieb konstant gehalten werden, um immer dieselbe Verdichtungsgüte zu erreichen. Wie aus den untenstehenden Ausführungen hervorgeht, wird die erfindungsgemäß geregelte Walze 1 bei zunehmender Bodensteifigkeit cB mit einer höheren Umlaufkreisfrequenz Ω betrieben, was dann eine erhöhte Verfahrgeschwin- digkeit v nach sich zieht. D.h. die Verdichtung geht immer schneller vonstatten.
Im Gegensatz zu bekannten Walzen und bekannten Verdichtungsverfahren (z.B. WO 95/10664) wird nun nicht mehr nur auf einen konstanten Schermodul, sondern auf eine vorgegebene, bevorzugt konstante Bodensteifigkeit cB sowie, falls notwendig, auf einen vorgegebenen, konstanten Elastizitätsmodul E verdichtet. Bei den bisherigen Walzen und Verdich- tungs aschinen wurde immer davon ausgegangen, wenigstens eine minimale Verdichtung, definiert durch die Bodensteifigkeit cB bzw. den Bodenelastizitätsmodul E, zu erreichen. Die aus den bekannten Verfahren resultierenden großen Unterschiede zwischen minimaler und maximaler Verdichtung führen zum bekannten, jedoch unerwünschten unregelmäßigen Absinken und Unebenwerden beispielsweise von Straßenoberflächen. Diese Unterschiede werden durch Erfindung vermieden.
Im Gegensatz hierzu wird mit dem erfindungsgemäßen Verfahren u.a. auf einen konstanten Elastizitätsmodul E verdichtet. Ein konstanter Bodenelastizitätsmodul E ergibt im Gegensatz zu den bekannten, auf minimale Bodensteifigkeit verdichteten Böden eine bedeutend größere Langzeitstabili- tat. Wobei hier noch einmal hervorgekehrt wird, daß nicht nur auf eine vorgegebene Bodensteifigkeit cB, sondern auch auf einen vorgegebenen Bodenelastizitätsmodul E verdichtet wird. Beispielsweise wird ein auf konstanten Bodenelastizitätsmodul verdichteter Boden 20 eines Straßenbauwerks sich im Verlauf seiner Alterung durch die Verkehrsbeanspruchung gleichmäßig absenken und somit seine Ebenheit sehr viel länger behalten als ein nach dem Stand der Technik verdichteter. Nach den bekannten Verfahren verdichtete Straßenbauwerke werden im Laufe der Zeit infolge inhomogener Verdichtung uneben, reißen oberflächlich und sind dann der Zerstörung durch Verkehr und Witterungseinflüsse preisgegeben.
Der Bodenelastizitätsmodul E wird erfindungsgemäß laufend mit der Walze 1 ermittelt und die Maschinenparameter laufend nachgestellt, wobei hier darauf zu achten ist, daß im Boden keine Mulden verbleiben, d.h. die Bodenoberfläche 42 bereits gut verdichtet ist. Der exakte Bodenelastizitätsmodul E interessiert in der Praxis erst beim Ende des Verdichtungsvorgangs. Zu diesem Zeitpunkt ist die Bodenober- fläche (42) jedoch bereits ausreichend verdichtet. Der Bo- denelastizitätsmodul E ergibt sich aus nachstehender Formel [3].
Diese Gleichung ergibt sich aus einer postitulierten kontinuumsmechanischen Betrachtung eines gekrümmten Körpers, welcher sich in Kontakt mit einem elastischen, halbunendli- chen Raum befindet.
Da der interessierende Wert des Bodenelastizitätsmoduls E auf beiden Seiten der obigen Gleichung auftritt, muß sein Wert mit einer einfachen Iteration bestimmt werden. Für einen Berechnungsbeginn wird in den rechtsseitigen Gleichungswert für E
E [MN/m2] = 2,3 [1/m] • cß [MN/m] [4]
eingesetzt. Die Bodensteifigkeit cB wird mit den untenstehenden Formeln von der Recheneinheit 12 ermittelt, da ihr alle Werte bekannt sind bzw. von ihr eingestellt werden.
Im Auflastbetrieb [Fall a)], d. h. es erfolgt kein Abhe- ben der Bandage 3 (dieser Betriebszustand ist bis zu Amplituden a/a0 = 1 gegeben) , wird die Bodensteifigkeit cB von der Recheneinheit 12 mit der Formel
mu - ru - cos ( φ ) cB = Ω - [md+ ] [ 5 ] a
ermittelt .
Erfolgt ein Abheben der Bandage 3, was die Recheneinheit 12 durch das Auftreten von Kreisfrequenzen mit 2Ω, 3Ω, ... registriert, so berechnet sie die Bodensteifigkeit cB mit der Formel
F (bei ä=0)
wobei
F = -md • ä+mu • ru • Ω2 • cosφ + (mf+md)'g [7]
und Fmax κ = [ 8 ]
( mf+md ) - g
ä wird durch Integration des mit dem Beschleunigungsaufnehmer 11 gemessenen Werts erhalten, ä ist die vertikale Geschwindigkeit der Bandage 5. Es handelt sich hier um die zeitlich sich ändernde Bandagengeschwindigkeit, welche je- doch nicht mit der Verfahrgeschwindigkeit v zu verwechseln ist. ä=0, d.h. eine Geschwindigkeit Null der Bandage 5 wird immer im oberen und unteren Schwingungsumkehrpunkt erreicht, ä ist der mit dem Beschleunigungsaufnehmer 11 ermittelte Wert. Das statische Unwuchtmoment mu-ru [kg m] in der obigen Formel ist aus den Daten der Unwucht 5 bestimmbar. Die Ermittlung des Phasenwinkels φ ist oben bereits beschrieben worden. md [kg] ist als Gewicht der betreffenden Bandage 3 bekannt. Ω wird als Rotationskreisfrequenz der Bandage 3 eingestellt und ist somit bekannt. Die maximale Schwingungs- auslenkung a der Bandage 3 ist ebenfalls bestimmbar.
In Formel [3] wird die Querkontraktionszahl des Untergrunds mit μ = 0,25 (sie liegt zwischen 0,20 und 0,30) angesetzt. L [m] ist die Breite der Bandage 3, (mf+md) das auf jeder Bandage 3a bzw. 3b lastende Gewicht plus das Gewicht der betreffenden Bandage 3a bzw. 3b, R [m] ist der Radius der Bandage 3, g [= 10 m/s2] die Erdbeschleunigung und In der natürliche Logarithmus. Es sind somit sämtliche Werte zur selbsttätigen Bestimmung der Bodensteifigkeit cB bekannt bzw. können von der Recheneinheit 12 bestimmt werden, womit auch der Elastizitätsmodul E mit der Recheneinheit 12 ermittelbar ist.
Zur Ableitung der obigen Formel [3] geht man von der Be- rührung zweier elastischer Rollen aus. Die erste Rolle hat einen Elastizitätsmodul E-^ , einen Radius Rj^ und eine Querkontraktionszahl μjL . Die zweite Rolle hat einen Elastizitätsmodul E2, einen Radius R2 und eine Querkontraktionszahl μ2. Beide Rollen haben die Länge L. Für den Flächen- druck p [N/m2] zwischen beiden Rollen ergibt sich dann
4-P p = [l-(4-y2)/b2]1/2 [10] 7T-L-b
wobei P die auf die erste Rolle wirkende Kraft ist, b die Breite der Berührungsfläche (L-b) ist, über die sich die beiden Rollen infolge elastischer Verformung berühren und y die laufende Koordinate senkrecht zur Rollenachse mit dem Nullpunkt auf der Rollenachse.
Zum Übergang auf eine einen Boden verdichtende Rolle (Bandage) wird der Boden als die oben beschriebene zweite Rolle angenommen, wobei dann hier der Radius R2 = ∞ gesetzt wird. Ferner ist der Elastizitätsmodul E-^ der ersten Rolle bedeutend größer als derjenige E2 des Bodens. Es gilt somit
E-j_ >>
Im Verhältnis zu E2 kann somit El -> ∞ gesetzt werden.
Die auf die erste Rolle wirkende Kraft P ist bei einer Bodenverdichtungsvorrichtung eine Funktion der Zeit. Sie ist zeitlich nicht konstant. Die Kraft P ist identisch mit der Bodenreaktionskraft F in den Gleichungen [6], [7] und [8]. Die zeitliche Mittelung über die Kraft P während einer Umdrehung der Bandage 3 ergibt
P - dt = ( itif+irifj ) g [11]
T
Es wird somit in Gleichung [10] P = (mf+md)-g gesetzt. Gleichung [10] nach b aufgelöst ergibt dann
b [m] = [(16/τr) V' [12]
E2 L μ2 und E2 sind die Querkontraktion und der Elastizitätsmodul des Bodens .
Aufgrund des Elastizität des Bodens E2 erfolgt bei Aufbringen der Kraft P eine Annäherung des Mittelpunkts der ersten Rolle an die Bodenoberfläche. Diese Annäherung δ ergibt sich zu
P l-μ2 2 δ[m] = • • Θ(b/L) [13]
L E2
Da die Breite der Auflagefläche (L-b) bedeutend kleiner ist als deren Länge L (b << L) gilt
2 Θ(b/L) » - • [1,89 + ln(L/b)] π
Es gilt ferner (Federgleichung)
F = cB-δ
und somit
F P L-E2 δ δ (l-μ2 2) -Θ(b/L)
Hieraus folgt
E2 = α-κ22) Θ(b/L)-CB [15] L
Es wird nun der obige Wert für b eingesetzt
2 1 π ■ E2 • L3 Θ ( b/L) = - - [ 1 , 89 + - In [ ] [ 16 ] π 2 16 ( l-/ι2 2 ) - Rr ( mf+md ) - g
Wird Gleichung [16] in Gleichung [15] eingesetzt, ergibt sich die obengenannte Gleichung [3], wobei R-^ = R ist.
Für eine optimale Verdichtung müssen die zu verdichtenden Bodenbereiche von der Walze 1 öfters überfahren werden. Da es sich in der Regel um einen nicht vorverdichteten Boden handelt, wird in einer ersten bzw. nachfolgenden Verdichtungsüberfahrten maximal verdichtet.
Das Einstellen einer optimalen Unwuchtkreisfrequenz Ω sowie eines optimalen statischen Unwuchtmoments wird anhand von Figur 7 erläutert, wobei hier analog zu Figur 4 die normierte Unwuchtkreisfrequenz Ω [Ω/w0] als Abszissenwert und die normierte maximale Amplitude a [a/a0] der Unwucht 5 als Ordinatenwert aufgetragen ist. Zum Start einer Bodenverdich- tung weist die Unwucht 5 einen minimalen Abstand ru0 zur
Drehachse 7 auf [statisches Unwuchtmoment mu • ru0 ] . Die Um- laufkreisfrequenz Ω der Unwucht 5 wird ausgehend vom Stillstand auf einen Wert Ω0 erhöht, der oberhalb der Resonanz des oben erwähnten Bodenverdichtungssystems liegt. Die je- weilige Verfahrgeschwindigkeit v der Walze 1 wird gemäß den obengenannten Ausführungen an die Umlauffrequenz f der Unwucht 5 angepaßt. Die Abhängigkeit der Amplitude a der Bandage 3 von der Umlaufkreisfrequenz Ω erfolgt gemäß Kurve 43a. Im Punkt 45 liegt die Resonanz des Bodenverdich- tungssystems . Dieser Resonanzpunkt wird aus den oben ausgeführten Toleranzgründen überschritten bis der Phasenwinkel φ zwischen Bandagenschwingung und Unwuchtschwingung etwa 100° beträgt [Punkt 47], In einem nächsten Schritt wird das statische Unwuchtmoment durch Vergrößerung des radialen Ab- Stands ru0 auf rul vergrößert Ou-rul]. Durch die Vergrößerung des statischen Unwuchtmoments bei gleicher Unwuchtumlauffrequenz f erhöht sich der Phasenwinkel φ auf einen Wert größer 100°, wie sich aus dem Abstand des neuen Einstellungspunktes 50 von der Resonanzkurve 49 (analog zu Kurve 27 in Figur 4) erkennen läßt. Es wird nun in einem nächsten
Schritt die Umlaufkreisfrequenz der Unwucht 5 bei konstantem statischen Unwuchtmoment [mu-ru ] von Ω0 auf Ω-^ erniedrigt bis der Phasenwinkel φ wieder nur noch 100° beträgt. Radia- ler Abstand ru und Umlaufkreisfrequenz Ω werden nun abwechselnd geändert bis die Walze 1 zu springen beginnt. Dieses "Springen" ist gemäß obigen Ausführungen am Auftreten von ungeraden Vielfachen der halben Unwuchtumlauffrequenz er- kennbar [Überschreiten der Kurve 52]. Das statische Unwuchtmoment mu-ru wird erniedrigt um den stabilen Kurvenpunkt 51 zu erreichen. Es könnte auch die Unwuchtkreisfrequenz Ω verringert werden, jedoch ist dieses Einstellungsverfahren schwer zu handhaben, da sich hierbei zwei Werte, nämlich die Kreisfrequenz Ω und das Trägheitsmoment ändern. Die zum Kurvenpunkt 51 gehörenden Maschinenparameter definieren einen Zustand, in dem maximale Verdichtungsarbeit erbracht wird. Die Kurve 53 in Figur 7 gibt die optimale Einstellkurve wieder, welche immer einen Phasenwinkel φ von 100° gewährlei- stet.
Nach ersten Überfahrten, solange sich der Boden noch plastisch verhält, wird mit maximaler Verdichtungsleistung gearbeitet. Das plastische Verhalten ergibt sich aus den er- ittelten Meßwerten. Im "plastischen Bereich" läßt sich die Bodensteifigkeit cB nur näherungsweise ermitteln. Wohl wissend, daß bei einem noch plastischen Untergrund die Bestimmung des Bodenelastizitätsmoduls mit einem Fehler behaftet wird, wird er gemäß obigen Ausführungen berechnet. Bei Er- reichen von etwa 90% des geforderten Bodenelastizitätswerts ist der plastische Bereich überschritten und die Steuerung stellt mit dem obengenannten Berechnungsverfahren das statische Unwuchtmoment mu-ru und die Unwuchtumlauffrequenz f (Unwuchtumlaufkreisfrequenz Ω) derart ein, daß ein vorgege- bener Bodenelastizitätsmodul E erreicht wird. Unter Verwendung der Formeln [3] und [5] kann von der Recheneinheit 12 während des Verdichtungsvorgangs der jeweils bereits erreichte Bodenelastizitätsmodul E bestimmt, und aus diesen Werten dann für den weiteren Verdichtungsvorgang die betref- fenden Maschinenparameter, als da sind statisches Unwuchtmoment mu-ru, Unwuchtfrequenz f und Verfahrgeschwindigkeit v, eingestellt werden. Die Einstellung erfolgt während des Verfahrens. Die Einstellung der Verfahrgeschwindigkeit v ist problemlos schnell durchführbar. Um jedoch das statische Unwuchtmoment mu ■ ru im Sekundenbruchteilbereich auf einen vorgegebenen ermittelten Wert einzustellen, wird beispielsweise, wie unten ausgeführt ist, vorgegangen.
Anstatt, wie oben ausgeführt, den radialen Abstand ru der Unwuchtmasse zu verändern, können zwei gleichsinnig umlaufende Unwuchten 56 und 64 verwendet werden, deren gegenseitiger radialer Abstand über ein Planetengetriebe einge- stellt wird. Beträgt der radiale Abstand 180°, so ist der effektive gesamte Unwuchtwert null. Bei 0° ist der Unwuchtwert maximal. Durch Winkelwerte zwischen 0° und 180° sind sämtliche Zwischenwerte zwischen keiner und maximaler Unwuchtmasse einstellbar.
Das in Figur 8 schematisch dargestellte Planetengetriebe 53 dient zum Antrieb zweier gleichsinnig umlaufender Unwuchten 56 und 64, deren gegenseitige Lage zum Einstellen des statischen Unwuchtmoments mu-ru verstellbar ist. Im Ge- gensatz zu den obigen Ausführungen wird nun nicht mehr der radiale Abstand ru einer punktförmig gedachten Exzentermasse, sondern bei gleichem radialen Abrstand ru die effektive Unwuchtmasse mu eingestellt. Die Einstellungen gemäß Figur 7 erfolgen dann ausgehend von [ΩQ, mu0-ru0] im Kurvenpunkt 47 für die nachfolgenden Kurvenpunkte mit [Ω0, mul'ruθJ statt [Ω0, mu-rul] im Einstellpunkt 50, mit [Ωl7 mul • ru0 ] statt [Ω]_, rou-rul], tΩi' mu2'ru0^ statt [Ω-L , mu • ru2 ] usw. Mit dem in Figur 8 dargestellten Planetengetriebe 53 ist eine Unwuchtmassenumstellung in Bruchteilen einer Sekunde möglich.
Das in Figur 8 gezeigte Planetengetriebe 53 wird von einem Antrieb 54 über eine Welle 55 angetrieben, welche direkt ohne jegliches Zwischengetriebe auf die eine Umwucht 56 wirkt. Auf der Welle 55 ist eine Zahnriemenscheibe 57 ange- ordnet, welche über einen Zahnriemen 59 auf eine Zahnriemenscheibe 60 wirkt. Die Zahnriemenscheibe 60 ihrerseits wirkt mit einem Getriebeteil 61 zusammen. Der Getriebeteil 61 hat drei miteinander kämmende Zahnräder 63a, 63b und 63c, wobei das Zahnrad 63a mit der Zahnriemenscheibe 60 drehfest verbunden ist. Die Achse des Zahnrads 63b ist radial zur Drehachse des Zahnrads 63a verdrehbar. Der Verdrehwinkel ist ein Maß für die radiale Verdrehung der beiden Unwuchten 56 und 64 und damit ein Maß für die effektive gesamte Unwuchtmasse bzw. des effektiven statischen Unwuchtmoments mu0-ru bis mu3 ru. Auf der Achse 65 des Zahnrads 63c sitzt ein Zahnrad 66, welches mit einem auf einer Hohlwelle 67 sitzenden Zahnrad 69 kämmt. Die Hohlwelle 67 wirkt mit der zweiten Un- wucht 64 zusammen.
Da eine der beiden Unwuchten 56 und 66 direkt angetrieben wird und nur die Unwucht 64 durch das Planetengetriebe 53, hat dieses nur die Hälfte des Drehmoments zu übertra- gen. Als Referenzpunkt für die Bestimmung des Phasenwinkels φ gilt die Winkelhalbierende zwischen den Schwerpunkten der beiden Unwuchten 56 und 64.
Anstatt beide Unwuchten gleichsinnig mit ein- und der- selben Umlauffrequenz Ω umlaufen zu lassen, kann auch eine der beiden Unwuchten durch entsprechende Auswahl der Zahnriemenscheiben 57 und 60 und/oder der Zahnräder 66 und 69 mit der doppelten Umlauffrequenz umlaufen.
Das oben beschriebene Getriebe, wie es in Figur 8 gezeigt ist, kann auch durch gleichwirkende, aber anders aufgebaute Überlagerungsgetriebe ersetzt werden. Gute Ergebnisse wurden beispielsweise mit einem sog. "Harmonie Drive Getriebe" erzielt, welches mit nur drei Bauteilen [ "Wave Gene- rator" , "Circular Spline", "Flexspline" ] hohe einstufige
Untersetzungen erreicht. In diesem Getriebe ist der "Circular Spline" ein starrer Stahlring mit einer Innenverzahnung, die sich mit der Außenverzahnung des "Flexεplines" im Bereich der großen Ellipsenachse des "Wave Generators" im Ein- griff befindet. Der "Flexspline" ist eine elastisch verformbare, dünnwandige Stahlbüchse mit einer Außenverzahnung, die einen kleineren Teilkreisdurchmesser als der "Circular Spline" hat und dadurch beispielsweise zwei Zähne weniger über den Gesamtumfang besitzt. Der "Wave Generator" ist eine elliptische Scheibe mit aufgezogenem Dünnringkugellager, der in den "Flexspine" eingeschoben ist und ihn elliptisch verformt. Während der Drehung des "Wave Generators" bewegt sich der Zahneingriffbereich mit der großen Ellipsenachse. Nach einer Drehung des "Wave Generators" um 180° vollzieht sich eine Relativbewegung zwischen "Flexspline" und "Circular Spline" um einen Zahn. Nach jeder vollständigen Umdrehung des "Wave Generators" dreht sich der "Flexspline" als Ab- triebselement genau um zwei Zähne entgegengesetzt zum Antrieb. Der mechanische Aufbau unter Verwendung dieses Getriebes ist äußerst kompakt.
Soll auf einer Baustelle Einbaumaterial verdichtet wer- den, so empfiehlt es sich, vor Einbringen des Verdichtungsguts die Steifigkeit cB des Untergrunds mittels einer Überfahrt zu ermitteln bzw. zu prüfen. Selbstverständlich kann auch der Bodenelastizitätmodul E ermittelt werden. Ist nämlich eine Schwachstelle im Untergrund bereits vorhanden, kann das Einbaugut nicht im geforderten Maß verdichtet werden.
Statt umlaufende Unwuchten zu verwenden, können auch vertikal schwingende Unwuchten, ausgebildet als Kolben-Zy- lindereinheiten, verwendet werden. Zum Verdichten können
Bandagen über den Boden 20 gerollt werden; es kann aber auch eine vibrierende Platte über den Boden 20 verschoben werden.
Die erfindungsgemäße Meßvorrichtung unterscheidet sich von der erfindungsgemäßen Bodenverdichtungsvorrichtung lediglich dadurch, daß die auf den Boden einwirkende und mit ihm zusammen ein Schwingungssystem bildende Einrichtung gegenüber der Verdichtungseinrichtung der Bodenverdichtungsvorrichtung keine wesentliche Bodenverdichtung hervorruft. D.h. die auf den Boden einwirkende Kraft wird bei der Messung reduziert. Auch wird in der Regel bei der Messung die Masse der schwingenden Kraft kleiner gewählt. Die erfindungsgemäße Meßvorrichtung kann mit bekannten Verdichtungs- vorrichtung zusammengebaut werden, um auch mit diesen Maschinen eine verbesserte Bodenverdichtung zu erzeugen.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zur Messung mechanischer Daten eines verdich- teten oder zu verdichtenden Bodens mit einer auf den Boden (20) einwirkenden Einrichtung (3a, 3b), welche zusammen mit dem Boden (20) schwingungsmäßig als ein einziges Schwingungssystem von einer Recheneinheit (12) erfaßt wird und durch eine schwingungsanregende Kraft der- art angeregt wird, daß dieses Schwingungssystem in Resonanz schwingt oder mit einer die Resonanz um einen vorgegebenen, lediglich von Einstellungsstabilitäten bestimmten Frequenzwert überschreitenden Frequenz (Ω) schwingt, wobei der Wert der schwingungsanregenden Kraft, deren periodische Frequenz (Ω) und deren Phasenwinkel (φ) zur Schwingung des Schwingungssystems selbsttätig von der Recheneinheit (12) derart eingestellt werden, daß unter Berücksichtigung der Masse (m^) der auf den Boden einwirkenden Einrichtung (3a, 3b) und des auf ihr statisch lastenden Gewichts (ntf) die Bodensteifigkeit (cB) und/oder der Elastizitätsmodul (E) des Bodens (20) ermittelt wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß zur Ermittlung der Schwingungsauslenkung (a) des Schwin- gungssystems die Bewegung der Einrichtung (3a, 3b) in Richtung des geforderten Meßvektors insbesondere mit einem Beschleunigungsmesser (11) ermittelt wird, der Phasenwinkel (φ) auf bevorzugt zwischen 95° und 110° vor- eilend eingestellt wird und vorzugsweise die schwingungsanregende Kraft mit einer beschleunigten, insbesondere rotierenden Masse erzeugt wird, deren statisches Unwuchtmoment (mu ru) von der Recheneinheit (12) vorgegeben wird.
Verdichtungsverfahren zum Erreichen einer optimalen, insbesondere homogenen Bodenverdichtung (1) unter Verwendung des Meßverfahrens nach Anspruch 1 oder 2 mit ei- ner auf den zu verdichtenden Boden (20) einwirkenden Verdichtungseinrichtung (3a, 3b), welche zusammen mit dem Boden (20) schwingungsmäßig als ein einziges Ver- dichtungsschwingungssystem von einer Recheneinheit (12) erfaßt wird und durch eine schwingungsanregende Kraft derart angeregt wird, daß dieses Verdichtungsschwin- gungssystem in Resonanz schwingt oder mit einer die Resonanz um einen vorgegebenen, lediglich von Einstellungsstabilitäten bestimmten Frequenzwert überschreiten- den Frequenz (Ω) schwingt, wobei der Wert der schwingungsanregenden Kraft, deren periodische Frequenz (Ω) und deren Phasenwinkel (φ) zur Schwingung des Verdich- tungsschwingungssystems selbsttätig von der Recheneinheit (12) derart eingestellt werden, daß unter Berück- sichtigung der Masse (m^) der Verdichtungseinrichtung (3a, 3b) und des auf ihr statisch lastenden Gewichts (mf) eine vorgegebene Bodensteifigkeit (cB) erreicht wird.
4. Verdichtungsverfahren nach Anspruch 3 , dadurch gekennzeichnet, daß zur Ermittlung der Schwingungsauslenkung (a) des Verdichtungsschwingungssystems die Bewegung der Verdichtungseinrichtung (3a, 3b) in Richtung des geforderten Verdichtungsvektors insbesondere mit einem Be- schleunigungs esser (11) ermittelt wird, der Phasenwinkel (φ) auf bevorzugt zwischen 95° und 110° voreilend eingestellt wird und vorzugsweise die schwingungsanregende Kraft mit einer beschleunigten, insbesondere rotierenden Masse erzeugt wird, deren statisches Unwucht- oment (mu ru) von der Recheneinheit (12) vorgegeben wird.
5. Verdichtungsverfahren insbesondere nach Anspruch 3 oder 4, dadurch gekennzeichnet, daß der Verdichtungsvorgang beendet wird, sobald ein vorgegebener Elastizitätsmodul (E) des Bodens (20) von der Recheneinheit (12) selbsttätig ermittelt wird, wobei der Elastizitätsmodul (E) während des Überfahrens mit einer iterativen Berechnung insbesondere unter zusätzlicher Verwendung der Bodensteifigkeit (cB) und der Schwingungsamplitude (a) der Verdichtungseinrichtung (3a, 3b) bzw. deren Beschleunigung (ä) ermittelt wird.
6. Verdichtungsverfahren nach einem der Ansprüche 3 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß das unverdichtete Bodenmaterial in einem ersten Verdichtungsvorgang, bevorzugt in Abhängigkeit der Bodenbeschaffenheit und des Verdich- tungszustands mit maximaler, lediglich durch die Maschineneigenschaften begrenzter Verdichtungsleistung verdichtet wird, wobei insbesondere die schwingungsanregende Kraft selbsttätig jedoch nur so hoch eingestellt wird, daß kein Springen der Bodenverdichtungsvorrichtung (1) erfolgt und vorzugsweise das Springen der
Bodenverdichtungsvorrichtung (1) durch eine Frequenzanalyse der Schwingung der Verdichtungseinrichtung (3a, 3b) auf ein Auftreten einer halben Schwingungsteilkomponente zur Grundschwingung und/oder durch einen Amplitudenver- gleich aufeinanderfolgender Schwingungen der Verdichtungseinrichtung (3a, 3b) bis zu einem vorgegebenen Abweichungswert ermittelt wird.
7. Verdichtungsverfahren nach einem der Ansprüche 3 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Verdichtungseinrichtung
(3a, 3b) über einen bereits auf einen vorgegebenen Wert verdichteten Boden (20) schneller als über noch zu verdichtenden Boden (20), bevorzugt mit reduzierter schwingungsanregender Kraft gefahren wird, um aus Sicht des Verdichtungsprozesses überflüssige Überfahrten zu minimieren.
8. Meßvorrichtung (1) zur Messung mechanischer Daten eines verdichteten oder zu verdichtenden Bodens (20) mit einem Meßverfahren nach Anspruch 1 oder 2 mit wenigstens einer mit dem Boden (20) wenigstens zeitweise in Kontakt befindlichen Einrichtung (3a, 3b), wenigstens einer auf diese einwirkende, in Meßrichtung eine periodische Kraft erzeugende, schwingende Masse (5), deren Schwingungsfrequenz (Ω) durch einen Antrieb (54) einstellbar ist, einem Meßelement (11), insbesondere einem Beschleunigungsaufnehmer (11), welches den Zeitpunkt der maximalen Schwingungsamplitude (a0) der Einrichtung (3a, 3b) in
Meßrichtung feststellt, einem Sensor (29), der den Zeitpunkt der maximalen Schwingungsamplitude in Bodenver- dichtungsrichtung der schwingenden Masse (5) bestimmt, einer Vergleichereinrichtung (12), welche den Phasenab- stand (φ) der beiden Schwingungsmaxima ermittelt, einer Regeleinheit (12), mit der die Schwingungsfrequenz (Ω) der schwingenden Masse (5) über den Antrieb (54) einstellbar ist, bis mit der Vergleichereinrichtung (12) ein vorgegebener Phasenabstand, bevorzugt ein voreilen- der Phasenwinkel (φ) der anregenden Massenschwingung gegenüber der angeregten Einrichtungsschwingung zwischen 95° und 110° feststellbar ist, und einer mit einem Stellgeber (36) signalmäßig verbundenen Recheneinheit (12), mit der aus den mit dem Meßelement (11) und dem Sensor (29) ermittelten Daten sowie mechanischen Daten (mf, m^, m^-ry) der Einrichtung (1) eine Bodensteifigkeit (cB) und/oder ein Elastizitätsmodul (E) des Bodens (20) ermittelbar ist.
9. Meßvorrichtung (1) nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß die schwingende Masse (5) wenigstens eine umlaufende Unwucht hat, deren statisches Unwuchtmoment (n^-r^ von einer Stelleinrichtung (53) in Abhängigkeit des mit der Vergleichereinrichtung (12) ermittelten Pha- senabstands (φ) einstellbar ist.
10. Meßvorrichtung (1) nach Anspruch 8 oder 9, gekennzeichnet durch eine Frequenzanalyseeinrichtung (12), welche die von der Einrichtung (3a, 3b) infolge der anregenden Schwingung (Ω) der schwingenden Masse (5) angeregte Schwingung auf halbe Schwingungsfrequenzanteile und Vielfache der anregenden Schwingung (Ω) analysiert und bei Auftreten dieser Schwingungsanteile die anregende Schwingungsfrequenz (Ω) durch den Antrieb (54) erhöht und/oder das statische Unwuchtmoment (BB-J-^) der schwingenden Masse (5) über eine Stelleinrichtung (53) erniedrigt.
11. Bodenverdichtungsvorrichtung (1) zur optimalen homogenen Bodenverdichtung mit einer Meßvorrichtung nach einem der Ansprüche 8 bis 10 zur Durchführung eines Verdichtungsverfahrens nach einem der Ansprüche 3 bis 7 mit wenig- stens einer mit dem zu verdichtenden Boden (20) wenigstens zeitweise in Kontakt befindlichen Verdichtungseinrichtung (3a, 3b), wenigstens einer auf diese einwirkende, in Bodenverdichtungsrichtung eine periodische Kraft erzeugende, schwingende Masse (5), deren Schwin- gungsfrequenz (Ω) durch einen Antrieb (54) einstellbar ist, einem Meßelement (11), insbesondere einem Beschleunigungsaufnehmer (11), welches den Zeitpunkt der maximalen Schwingungsamplitude (a0) der Bodenverdichtungseinrichtung (Bandage) (3a, 3b) in Bodenverdichtungsrichtung feststellt, einem Sensor (29), der den Zeitpunkt der maximalen Schwingungsamplitude in Bodenverdichtungsrichtung der schwingenden Masse (5) bestimmt, einer Vergleichereinrichtung (12), welche den Phasenabstand (φ) der beiden Schwingungsmaxima ermittelt, einer Regeleinheit (12), mit der die Schwingungsfrequenz (Ω) der schwingenden Masse (5) über den Antrieb (54) einstellbar ist, bis mit der Vergleichereinrichtung (12) ein vorgegebener Phasenabstand, bevorzugt ein voreilender Phasenwinkel (φ) der anregenden Massenschwingung gegenüber der ange- regten Bodenverdichtungseinrichtungsschwingung zwischen 95° und 110° feststellbar ist, und einer mit einem Stellgeber (36) signalmäßig verbundenen Recheneinheit (12), mit der aus den mit dem Meßelement (11) und dem Sensor (29) ermittelten Daten sowie mechanischen Daten (nif, m^, mu-ru) der Bodenverdichtungseinrichtung (1) eine Bodensteifigkeit (cB) des gerade verdichteten Bodens (20) ermittelbar ist, und insbesondere die Frequenz (Ω) und die periodische Kraft mit dem Stellge- ber (36) zum Erreichen einer vorgegebenen Bodensteifigkeit (cB) einstellbar sind.
12. Vorrichtung (1) nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß die schwingende Masse (5) wenigstens eine umlaufende Unwucht hat, deren statisches Unwuchtmoment (n^-r^j) von einer Stelleinrichtung (53) in Abhängigkeit des mit der Vergleichereinrichtung (12) ermittelten Pha- senabstands (φ) einstellbar ist.
13. Vorrichtung (1) nach Anspruch 11 oder 12, gekennzeichnet durch eine Frequenzanalyseeinrichtung (12), welche die von der Verdichtungseinrichtung (3a, 3b) infolge der anregenden Schwingung (Ω) der schwingenden Masse (5) ange- regte Schwingung auf halbe Schwingungsfrequenzanteile und Vielfache der anregenden Schwingung (Ω) analysiert und bei Auftreten dieser Schwingungsanteile die anregende Schwingungsfrequenz (Ω) durch den Antrieb (54) erhöht und/oder das statische Unwuchtmoment (mu-ru) der schwingenden Masse (5) über eine Stelleinrichtung (53) erniedrigt.
14. Vorrichtung (1) nach einem der Ansprüche 11 bis 13, dadurch gekennzeichnet, daß die schwingende Masse (5) aus zwei gleichsinnig umlaufenden Teilmassen (56, 64) besteht, welche über ein Planetengetriebe (53) antreibbar und in ihrer Lage zueinander einstellbar sind.
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