C17. M. PASETTO, N. BALDO Potenziamento strutturale di ...

XIII CONVEGNO
NAZIONALE
S.I.I.V.
POTENZIAMENTO STRUTTURALE DI
PAVIMENTAZIONI STRADALI ED
AEROPORTUALI MEDIANTE RETI IN ACCIAIO
COMPOSITE
Marco Pasetto
Dipartimento di Costruzioni e Trasporti - Università degli Studi di Padova
Via Marzolo n. 9, 35131 Padova
Tel: +39 049 8275569 - Fax: +39 049 8275577
E-mail: marco.pasetto@unipd.it
Nicola Baldo
Dipartimento di Costruzioni e Trasporti - Università degli Studi di Padova
Via Marzolo n. 9, 35131 Padova
Tel: +39 049 8275568 - Fax: +39 049 8275577
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XIII CONVEGNO NAZIONALE S.I.I.V. – PADOVA – 30/31 OTTOBRE 2003

POTENZIAMENTO STRUTTURALE DI
PAVIMENTAZIONI STRADALI ED AEROPORTUALI
MEDIANTE RETI IN ACCIAIO COMPOSITE
MARCO PASETTO - Dipartimento di Costruzioni e Trasporti – Università di Padova
NICOLA BALDO – Dipartimento di Costruzioni e Trasporti – Università di Padova
SOMMARIO
La memoria illustra i più salienti risultati di uno studio teorico ed applicativo relativo al
potenziamento strutturale di pavimentazioni stradali ed aeroportuali mediante reti in
acciaio, anche in soluzioni composite costituite dall’abbinamento con specifiche miscele
bituminose.
Sono state oggetto di analisi ed indagine due applicazioni peculiari: il rinforzo di
fondazioni stradali ed aeroportuali mediante rete in acciaio; l’utilizzo di reti abbinate a
slurry seal nella manutenzione di sovrastrutture rigide, semirigide e flessibili.
ABSTRACT
1. INTRODUZIONE
La tecnologia studiata per il potenziamento strutturale delle pavimentazioni stradali
ed aeroportuali si caratterizza per l’impiego di reti costituite da maglie esagonali
torsionate di fili d’acciaio (disponibili in versione “leggera” e “pesante”), le cui
caratteristiche geometriche e costruttive sono sintetizzate in Figura 1 e Tabella 1,
mentre la composizione chimica e le proprietà meccaniche sono riassunte nelle Tabelle
2 e 3 1 .
Figura 1 – Geometria della rete
1 Mesh Track TM , Leon Bekaert S.p.A.
XIII CONVEGNO NAZIONALE S.I.I.V. – PADOVA – 30/31 OTTOBRE 2003 1

Caratteristiche geometriche Rete leggera Rete pesante
a: apertura della maglia, misurata tra due 80 ± 8 80 ± 8
torsioni [mm]
b: lunghezza della maglia [mm] 118 ± 14 118 ± 14
c: intervallo tra i fili piatti torsionali [mm] 245 ± 20 245 ± 20
d: diametro nominale dei fili [mm] 2,45 ± 0,09 2,20 ± 0,09
a 1 : spessore nominale dei fili piatti
3,00 ± 0,05 2,00 ± 0,05
torsionali [mm]
b 1 : larghezza nominale dei fili piatti
7,00 ± 0,20 6,50 ± 0,20
torsionali [mm]
Tabella 1 – Caratteristiche geometriche della rete
Composizione chimica della rete [%]
Elemento
Fili e fili piatti torsionati
C ≤ 0,1
Si ≤ 0,3
Mn ≤ 0,6
P < 0,035
S

30000
25000
20000
15000
10000
E*(MPa)
C. B.
Non tessuti
Rete in fibre di vetro
Rete d’acciaio
Bitume
5000
0
- 10
0
10 20 30 40 50
Temperatura (°C)
Figura 2 – Rigidezze assiali di materiali diversi a confronto
La rete è rinforzata trasversalmente da fili piatti torsionati disposti ad intervalli
regolari che, avendo un’inerzia molto maggiore di fili lisci di pari sezione,
contribuiscono ad incrementare la già elevata rigidezza.
La particolare geometria (maglie esagonali anziché rettangolari) e la tecnologia di
giunzione (fili torsionati invece che saldati) favoriscono l’ancoraggio con il materiale
circostante, scongiurando problemi di delaminazione. Ne risulta un’elevata
compenetrazione (interlock) fisica e meccanica con gli aggregati lapidei su cui la rete è
posata nel rinforzo delle fondazioni granulari non legate.
Per determinate applicazioni, come la manutenzione di pavimentazioni ammalorate,
la rete viene accoppiata ad uno slurry seal appositamente ottimizzato, che oltre a
svolgere una funzione impermeabilizzante e di sigillatura delle fessure, garantisce la
perfetta adesione tra gli strati di conglomerato bituminoso e la rete stessa.
Lo slurry seal adatto per questa applicazione è, indicativamente, costituito da sabbia
(90%), cemento (1 – 1,5%) e un’emulsione bituminosa modificata (12%) di acqua
(34%), bitume (64%) ed elastomeri (4%). Il cemento serve come catalizzatore nel
processo di rottura dell’emulsione, mentre l’emulsione modificata con polimeri assicura
elasticità nel tempo.
Il sistema composito così ottenuto 2 , consente di combinare l’effetto di potenziamento
strutturale dato dalla rete metallica, a quello di elasticità controllata ed adesione dati
dallo slurry seal, il quale, da un lato riduce l’energia di deformazione associata ai
movimenti differenziali tra la pavimentazione fratturata e la ricarica bituminosa,
dall’altro assicura l’adesione della rete agli strati legati.
2. ANALISI TEORICA
Il sistema in oggetto, nelle due versioni con e senza slurry seal, è stato analizzato
negli aspetti teorici, per mezzo di un’analisi tridimensionale agli elementi finiti,
finalizzata alla comprensione del ruolo delle reti metalliche nel rinforzo delle fondazioni
non legate e nella manutenzione delle pavimentazioni ammalorate.
2 Bitufor®, Leon Bekaert S.p.A.
XIII CONVEGNO NAZIONALE S.I.I.V. – PADOVA – 30/31 OTTOBRE 2003 3

Preliminarmente è stata studiata la distribuzione delle tensioni di compressione e
trazione nello strato di ricoprimento di una pavimentazione bituminosa fessurata. La
Figura 3 mostra come le tensioni di compressione (tracce blu) siano localizzate nella
parte superiore del ricoprimento, mentre quelle di trazione (tracce rosse) siano
concentrate nella parte inferiore. La tensione di trazione risulta massima esattamente
sopra la fessura, dove pertanto risulta opportuno posizionare la rete per un’efficace
azione di rinforzo.
Figura 3
La Figura 4, invece, illustra la distribuzione delle tensioni in una sovrastruttura
flessibile soggetta a traffico pesante. L’ampiezza della zona deformata, molto più
piccola nella parte superiore rispetto a quella inferiore, è strettamente connessa con la
capacità di distribuzione dei carichi del pacchetto bituminoso. Nella parte superiore
dello strato si può notare un fenomeno di creep, caratterizzato da un refluimento laterale
del conglomerato, mentre nella parte inferiore e fino alla fondazione è possibile
osservare una deformazione, dovuta ad uno spessore del pacchetto non sufficiente a
ridurre le tensioni negli strati inferiori. In casi del genere risulterebbe auspicabile
l’impiego di un rinforzo strutturale che consenta una migliore distribuzione dei carichi e
la limitazione delle deformazioni.
Figura 4
In Figura 5 è possibile osservare gli effetti della dilatazione termica in una
pavimentazione fratturata, con rivestimento bituminoso ed interfaccia di rinforzo.
L’analisi tridimensionale agli elementi finiti ha consentito di calcolare il campo delle
deformazioni locali nell’intorno dell’area fessurata (Figura 6), dove vengono raggiunti i
valori più elevati.
Figura 5
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Figura 6
Il grafico di Figura 7 riporta l’evoluzione della deformazione orizzontale in funzione
della profondità nel ricoprimento bituminoso, da cui si può notare come la presenza di
un rinforzo (linea rossa) riesca ad abbattere sensibilmente la deformazione rispetto al
caso di una ricarica che ne sia priva (linea blu).
0,0200
0,0180
0,0160
0,0140
0,0120
0,0100
0,0080
0,0060
0,0040
0,0020
0,0000
0 10 20 30 40 50 60
Figura 7
La maggior parte dei programmi per il dimensionamento razionale delle
sovrastrutture stradali correntemente usati (come Bisar, Moebius, Noah, Kenlayer) sono
basati sul modello del multistrato elastico lineare, con il quale la pavimentazione viene
schematizzata come una serie di strati uniformi ed omogenei, caratterizzati
meccanicamente dal modulo di Young e dal coefficiente di Poisson. Per date condizioni
di traffico e temperatura la sovrastruttura viene progettata in modo da garantire una
determinata vita utile rispetto alla rotturai per fatica ed ormaiamento.
Un tale approccio risulta valido nell’ambito della realizzazione di nuove
sovrastrutture, ma nella manutenzione di pavimentazioni ammalorate evidenzia delle
lacune. Da un lato, la presenza di discontinuità (fessure o giunti) nella pavimentazione
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dà origine ad uno stato tenso–deformativo completamente diverso da quello di una
pavimentazione integra; dall’altro, la presenza di sistemi di rinforzo compositi non
rende accettabile la loro modellazione come strati uniformi e continui.
Per superare tali limiti è stato sviluppato un nuovo modello tridimensionale di
progettazione basato su un estensivo studio parametrico agli Elementi Finiti, in grado di
includere discontinuità e di modellare la rete metallica con le sue reali caratteristiche
meccaniche e geometriche, anche quando questa dovesse risultare combinata con uno
Slurry Seal (come nella seconda opzione analizzata in introduzione).
Poiché la simulazione ed i calcoli relativi ad una particolare sovrastruttura risultano
onerosi da un punto di vista computazionale, si è valutato di impostare uno studio
parametrico per estrapolare tavole di progetto, poi implementate in un software
applicativo, mediante il quale valutare la riduzione di spessore del rivestimento
bituminoso o l’incremento di vita utile dato dall’uso della rete.
Per la determinazione dello stato tenso–deformativo nelle sovrastrutture flessibili,
semirigide e rigide soggette a fessurazione si è partiti dall’uso del metodo di Burmister,
mentre per le rigide non fessurate, non potendosi mantenere l’ipotesi di strato infinito
nel piano orizzontale, si è fatto ricorso al metodo di Westergaard.
Il software applicativo (ovvero il codice elaborato) si articola in due subroutine, una
relativa al rinforzo delle fondazioni, l’altra per la manutenzione delle pavimentazioni.
2.1. Rinforzo delle fondazioni
Il primo codice di calcolo consente di individuare una sovrastruttura rinforzata, che a
parità di prestazioni rispetto a quella originale, permetta di ridurre lo spessore della
fondazione non legata. La riduzione viene determinata con l’ausilio di tavole di
progetto, che variano con il CBR del sottofondo e lo spessore dello strato bituminoso, e
che garantiscono l’equivalenza delle prestazioni in termini di resistenza a fatica e
all’ormaiamento, oppure di fatica e capacità portante.
Le tavole sono il risultato di una serie di simulazioni agli elementi finiti relative ad
un ventaglio di sovrastrutture flessibili, scelte in modo da coprire il maggior numero
possibile di casi pratici e sono implementate in un software applicativo.
Complessivamente sono state analizzate 20 diverse geometrie, sintetizzate nella Tabella
4.
La rete, costituita da maglie esagonali torsionate (Figura 8), rinforzate da fili piatti
torsionati disposti ad intervalli regolari per ottimizzare l’ancoraggio, è stata modellata
con la sua reale forma utilizzando il programma SYSTUS della Framasoft.
Fili semplici, fili torsionati e fili piatti torsionati sono stati modellati con elementi
“beam” monodimensionali, caratterizzati dai rispettivi valori di area trasversale ed
inerzia.
È stata poi considerata una condizione di perfetta adesione tra la rete ed il materiale
granulare della fondazione, garantita dall’ottima compenetrazione meccanica derivante
dall’elevata rigidità di ciascuna maglia della rete.
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Codice della
struttura
Spessore dello
strato
bituminoso
[mm]
Spessore della
fondazione
[mm]
Spessore della
sottofondazione
[mm]
Modulo del
sottofondo
[MPa]
A100 - B150 - E10 100 150 200 10
A100 - B250 - E10 100 250 200 10
A100 - B400 - E10 100 400 200 10
A100 - B600 - E10 100 600 200 10
A200 - B150 - E10 200 150 200 10
A200 - B250 - E10 200 250 200 10
A200 - B400 - E10 200 400 200 10
A200 - B600 - E10 200 600 200 10
A100 - B150 – E80 100 150 200 80
A100 - B250 – E80 100 250 200 80
A100 - B400 – E80 100 400 200 80
A100 - B600 – E80 100 600 200 80
A200 - B150 – E80 200 150 200 80
A200 - B250 – E80 200 250 200 80
A200 - B400 – E80 200 400 200 80
A200 - B600 – E80 200 600 200 80
Tabella 4 - Geometria delle sovrastrutture analizzate. Il codice Ax – By – Ez, indica una
struttura con uno spessore bituminoso di x mm, una fondazione granulare di y mm ed un
terreno di sottofondo con modulo di Young di z MPa
Figura 8 - Geometria della rete metallica
Per investigare la fatica negli strati bituminosi, è stata messa in relazione la
deformazione sul fondo dello strato d’asfalto con il numero di cicli di carico
ammissibili, in accordo con la legge di fatica di Verstraeten-Veverka-Francken (1982):
−1/
a
N = ( ε
asp
/ C)
dove a è la pendenza della curva di fatica, C l’intercetta, ε asp la deformazione sul lato
inferiore dello strato bituminoso, N il numero ammissibile di cicli di carico. Sulla base
di questa legge, e dei parametri stimati con le prove dinamiche di flessione su 2 punti, è
stato introdotto un fattore di equivalenza C r,fat per confrontare il comportamento a fatica
delle diverse pavimentazioni, definito come rapporto tra la resistenza a fatica della
generica struttura in esame e quella di una struttura di riferimento.
N ε
ref 4.76
Cr, fat
= = [ ]
N ε
ref
asp
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Nel modello di calcolo si è ammesso che l’ormaiamento sia di natura strutturale e
principalmente connesso con l’accumulo di deformazioni permanenti negli strati non
legati. Analogamente al caso della fatica, a partire dalla legge di Verstraeten-Veverka-
Francken, si è definito un fattore di equivalenza C r,rut che consenta di confrontare la
resistenza all’ormaiamento delle diverse sovrastrutture.
N
= ( 0.011/ ε
soil
)
4.23
dove N è il numero ammissibile di cicli di carico, mentre ε soil è la deformazione
verticale sulla faccia superiore del sottofondo.
C
=
N
=
ε
ref 4.76
r, rut
[ ]
Nref
ε
soil
Per questi primi due criteri di verifica è stata scelta come struttura di riferimento la
A200 – B600 – E80, priva di rete metallica.
Infine, per quanto riguarda la capacità portante, due strutture sono state considerate
equivalenti se le massime deflessioni verticali del piano viabile, sotto l’azione della
ruota di carico, sono uguali.
2.2. Manutenzione delle pavimentazioni
Come per il rinforzo delle fondazioni, anche per la manutenzione delle
pavimentazioni è stato simulato agli elementi finiti un ampio spettro di casi studio,
rappresentativi del maggior numero possibile di situazioni pratiche, in modo da
estrapolare delle tavole di progetto che risultino un valido supporto nelle applicazioni
progettuali, senza dover modellare ex-novo ogni singola situazione reale. Sono stati
analizzati vari tipi di sovrastrutture, di ammaloramenti e condizioni di carico:
complessivamente 19 diverse geometrie illustrate nelle Figure 9, 10, 11, 12. Il modello è
stato applicato per simulare ricariche di conglomerato bituminoso su fessure o giunti in
pavimentazioni rigide, semirigide, flessibili. Tabella 5 fornisce una panoramica dei casi
studiati.
Caso di fessure trasversali: 40, 60, 80, 100 mm
Caso di fessure longitudinali: 60, 90, 120 mm
Interfaccia composita
200 mm
Conglomerato bituminoso
Lastra in conglomerato cementizio
Fessura di 5mm
z
Sottofondo
y
Figura 9 - Dilatazioni termiche su pavimentazioni rigide
XIII CONVEGNO NAZIONALE S.I.I.V. – PADOVA – 30/31 OTTOBRE 2003 8

60, 90, 120, 150 mm
200 mm
P = 0.66 MPa
Conglomerato bituminoso
Lastra in conglomerato cementizio
Interfaccia composita
Fessura di 5mm
z
Sottofondo
y
Figura 10 - Carichi di traffico su pavimentazioni rigide
90, 120, 150, 180 mm
200 mm
P = 0.66 MPa
Conglomerato bituminoso
Conglomerato cementizio magro
Interfaccia composita
Fessura di 5mm
z
Sottofondo
y
Figura 11 - Dilatazioni termiche e carichi di traffico su pavimentazioni semirigide
60, 90, 120, 150 mm
80 mm
200 mm
200 mm
P = 0.66 MPa
Conglomerato bituminoso
Vecchio conglomerato bituminoso
Fondazione
Sottofondazione
Interfaccia composita
Fessura di 5mm
z
Sottofondo
y
Figura 12 - Carichi di traffico su pavimentazioni flessibili
Tipologia di
pavimentazione
Dilatazioni termiche Flessione correlata alla
capacità portante
Taglio correlato a
cedimenti della lastra
ammalorata Fessure Fessure Fessure Fessure Fessure Fessure
trasversali longitudinali trasversali longitudinali trasversali longitudinali
Rigida X X X X X X
Semirigida X X X
Flessibile X X
Tabella 5 - Panoramica dei casi studiati
Le dilatazioni termiche sono dovute ai carichi termici, mentre le tensioni di taglio e
di flessione sono indotte dai carichi di traffico. Nel caso dei carichi di traffico, sono stati
XIII CONVEGNO NAZIONALE S.I.I.V. – PADOVA – 30/31 OTTOBRE 2003 9

studiati sia gli effetti sugli spostamenti differenziali verticali delle lastre di
conglomerato cementizio, sia quelli sulla capacità portante.
Come si può notare dalle Figure 9-12, il composito è posizionato sopra le lastre di
calcestruzzo, oppure sopra 80 mm di conglomerato bituminoso ammalorato
(pavimentazioni flessibili).
Sono stati considerati diversi spessori del rinforzo, da un minimo di 40 mm (per le
pavimentazioni rigide) ad un massimo di 180 mm (per le semirigide).
L’interfaccia composita (Figura 13) è stata modellata come una rete di fili semplici,
fili torsionati e fili piatti torsionati, annegata nello slurry seal, e caratterizzata con il
proprio reale momento d’inerzia.
Figura 13 - Modellazione tridimensionale agli elementi finiti dell’interfaccia composita
Nel modello si sono fatte le seguenti assunzioni:
• sistema linearmente elastico; ciascun elemento caratterizzato da un modulo di
Young e da un coefficiente di Poisson, entrambi considerati costanti;
• variazioni di temperatura considerate per mezzo di uno spostamento controllato
sul fondo della fessura (pari ad 1 mm);
• carichi di traffico simulati applicando una pressione verticale costante di 0.66
MPa (carico equivalente a quello di un asse singolo da 100KN);
• rispetto alla fessura, carico di traffico posizionato asimmetricamente per le
pavimentazioni rigide e semirigide, simmetricamente per le flessibili;
• superficie di contatto quadrata con lato di 27.5 cm;
• perfetta adesione tra lo slurry seal e gli altri strati.
Nella Tabella 6 sono riassunte le caratteristiche meccaniche dei materiali considerati.
Materiale Modulo di Young (MPa) Coefficiente di Poisson
Ricoprimento in
15.000 0,35
conglomerato bituminoso
Vecchio conglomerato
10.000 0,35
bituminoso
Conglomerato cementizio 40.000 0,3
Conglomerato cementizio
20.000 0,35
magro (non fessurato)
Slurry seal 14.000 0,35
Acciaio 210.000 0,30
Fondazione granulare 500 0,5
Sottofondazione sabbiosa 200 0,5
Sottofondo 40 0,5
Tabella 6 - Caratteristiche meccaniche dei materiali
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Il codice approntato calcola l’incremento di vita utile e di capacità portante della
pavimentazione a parità di spessore della ricarica bituminosa o, viceversa, la riduzione
di quest’ultimo, mantenendo invariate vita utile e capacità portante. Per verificare
l’equivalenza tra una sovrastruttura con interstrato composito ed una priva di rinforzo,
sono stati quindi utilizzati due criteri: la riflessione delle fessure e la capacità portante.
Per quanto riguarda la riflessione delle fessure, allo stato attuale della ricerca, è stata
studiata solo la fase di innesco del fenomeno fessurativo, per mezzo di leggi di fatica
che forniscono la relazione tra il numero di ripetizioni di carico N necessarie per l’inizio
della fessurazione, ed il relativo livello di deformazione ε (orizzontale per le azioni
termiche; di taglio per le pavimentazioni rigide). Si è posto:
N
= ( C / ε )
−1/
a
dove a è la pendenza della curva di fatica, C l’intercetta.
Con questa legge, ed in accordo con i parametri di calibrazione ricavati da test di
flessione dinamica in laboratorio, è stato possibile definire un fattore di equivalenza C r
per confrontare la vita utile a fatica della sovrastruttura, con e senza l’interfaccia
composita.
N ε
4.76
C [
ref
r
= = ]
Nref
ε
A parità di spessore della ricarica bituminosa, l’incremento di vita utile dato dal
composito risulta pari a: C
r, Composito
/ Cr,
noComposito
.
I confronti eseguiti hanno poi consentito di ricavare delle tavole di progetto, che
costituiscono il cuore del software applicativo per la progettazione “strutturale” degli
interventi manutentivi, basati sull’impiego del composito come interfaccia
antifessurativa e di potenziamento strutturale delle pavimentazioni ammalorate.
In Figura 14 si riporta una tavola di progetto che consente di valutare l’incremento
della vita utile legato all’impiego dell’interfaccia composita.
10
Incremento della vita utile
Con Composito
Senza Rinforzo
5
0
40 50 60 70 80 90 100
Spessore del ricoprimento (mm)
Figura 14 - Tavola di progetto che esprime l’incremento della vita utile
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Con riferimento alla capacità portante, le simulazioni agli elementi finiti hanno
dimostrato che la presenza del composito migliora la distribuzione dei carichi in
prossimità della fessura (Figura 15).
Il confronto tra le deflessioni di sovrastrutture con e senza rinforzo in vicinanza di
una frattura, ha consentito di ricavare ulteriori tavole di progetto (Figura 16), che
garantendo l’equivalenza delle prestazioni in termini di deflessione media sotto la
superficie di contatto della ruota, permettono di quantificare l’incremento della capacità
portante a parità di spessore del rivestimento bituminoso o la riduzione quest’ultimo
dovuta al composito.
Tali conclusioni sono valide solo per deflessioni sotto il carico e per un’area di
contatto in prossimità della frattura. La riduzione di spessore del rivestimento che è stata
determinata, non deve essere estrapolata ad aree della sovrastruttura al di fuori della
regione fratturata, dove lo spessore va calcolato ancora con i classici metodi di
dimensionamento.
1
0
-600 -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600
-1
-2
-3
Deflessioni (1/100 mm)
Senza Rinforzo - 90mm
-4
Con Composito - 90mm
-5
Senza Rinforzo - 120mm
Con Composito - 120mm
-6
Posizione longitudinale (X=0 è la posizione della fessura) (mm)
Figura 15 - Distribuzione dei carichi in prossimità di una fessura
100
95
90
85
80
75
70
65
60
Spessore del rivestimento bituminoso con Composito (mm)
80 90 100 110 120 130 140 150
Spessore del rivestimento bituminoso senza Composito (mm)
Figura 16 - Esempio di tavola di progetto
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3. TEST DI LABORATORIO
In laboratorio è stata verificata la capacità del sistema di controllare e contenere la
riflessione in superficie delle fratture, mediante test di fessurazione termica e prove
dinamiche di flessione (supportate da BRRC e LRPC d’Autin).
Per quanto riguarda il test di fessurazione termica, è stata messa a punto una
specifica apparecchiatura (Figura 17) che consente di variare ciclicamente, a passi molto
piccoli, l’ampiezza di una discontinuità (fessura o giunto) in una lastra di calcestruzzo
con ricarica bituminosa. I campioni sono costituiti da 2 blocchi di conglomerato
cementizio separati da un giunto di 4 mm e da un rivestimento di conglomerato
bituminoso di 65 mm con interposti diversi tipi di interfacce (non tessuti, reti in acciaio
composite, geo-griglie, SAMI, e tessuti). Data la fragilità delle miscele bituminose alle
basse temperature, il campione è isolato in una cella climatica a –10°C, per riprodurre,
così, le condizioni climatiche più critiche per l’innesco del fenomeno fessurativo.
Riscaldando e raffreddando tubi di alluminio fissati alle estremità del campione e
contenenti azoto, viene fatta variare l’ampiezza della fessura (giunto) da 4 a 5 mm e poi
da 5 a 4 mm, simulando con un tale ciclo dilatazioni e contrazioni termiche del 25%.
L’innesco e la propagazione della fessura nella ricarica sono continuamente monitorati
durante la prova.
I risultati della serie di test (Figura 18) hanno evidenziato come tutte le interfacce
riescano a controllare o ritardare, in misura più o meno sensibile la velocità di crescita
della fessura; tuttavia, solo la rete in acciaio composita riesce a prevenire la formazione
stessa della fessura.
Figura 17 - Dispositivo per il test di fessurazione termica
Figura 18 – Test di fessurazione termica
In Figura 19 si riporta lo schema del dispositivo del LRPC d’Autin per le prove
dinamiche di flessione. I campioni sono costituiti da due blocchi di conglomerato
bituminoso separati da un giunto (fessura) e da una ricarica d’asfalto di 60 mm, con
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interposta l’interfaccia composita di rinforzo. Il campione è sottoposto all’azione di un
carico dinamico verticale applicato al centro con ampiezza di 0,2 mm, e di un carico
orizzontale agente con la velocità di 0,6 mm/h, che va ad aumentare meccanicamente e
con continuità l’ampiezza della fessura. Innesco e propagazione della frattura nel
ricoprimento d’asfalto sono continuamente monitorati durante il test.
Per valutare le capacità antifessurative dell’interfaccia, è stato calcolato un
coefficiente R, denominato tempo residuo, che esprime il rapporto tra il tempo
necessario per l’innesco e la propagazione della fessura nel campione testato e quello
nel campione di riferimento (SAMI). Un sistema è classificato inefficace per R

Test di pull out (Figura 22), hanno evidenziato un ottimo ancoraggio dei fili piatti
torsionati, per i quali sono stati registrati scorrimenti molto piccoli rispetto ad altri tipi
di fili. Un eccellente ancoraggio al conglomerato bituminoso risulta un fattore di
fondamentale importanza per un’efficace azione di assorbimento delle tensioni da parte
della rete.
Inoltre, sistemi di rinforzo con elevata risposta al pull out, non solo limitano
l’apertura delle fessure dovute alle azioni di trazione, ma generano anche una risposta
rigida in caso di azioni taglianti.
2000
Forza (N)
1500
1000
500
0
0 1 2 3 4 5 6
Lunghezza Pull Out (mm)
Fili 3x3.00 mm
Fili 2x3.00 mm
Fili piatti 6.50 x 2.00 mm Tors.
Fili piatti 6.50 x 2.00 mm Tors. Altern.
Figura 22 – Test di pull out
4. APPLICAZIONI
La messa in opera della rete di rinforzo per fondazioni avviene con estrema
semplicità. Dopo aver adeguatamente livellato il sottofondo, ed avervi fissato
l’estremità del primo rotolo con paletti d’acciaio zincati, è possibile srotolare la rete,
avendo cura di non calpestarla con alcun veicolo di cantiere, avanzando in retromarcia,
in modo che le curvature della rete siano scariche. Al termine del rotolo, dopo averne
ben stesa la parte finale, si procede col fissarvi in corrispondenza dell’ultima barra piatta
torsionata, i fili terminali del nuovo rotolo.
Per quanto riguarda l’accostamento laterale, è opportuno realizzare sormonti di circa
30 cm e che questi non si sovrappongano ai giunti longitudinali della pavimentazione.
L’aggregato va scaricato all’inizio della rete, avendo cura di poggiare con le ruote
del mezzo di trasporto sempre sull’inerte; è necessario prestare attenzione a non
calpestare le maglie nelle operazioni di livellamento e compattazione dello strato di
fondazione granulare.
Per la formazione delle curve è sufficiente tagliare la rete dall’interno della curva, e
formare la curva stessa mediante sovrapposizioni della rete.
Per la manutenzione di pavimentazioni ammalorate, preliminarmente è necessario
spazzolare la superficie stradale per favorire l’adesione della rete alla pavimentazione
preesistente; nel caso di pesanti degradazioni superficiali risulta opportuno stendere uno
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strato di regolarizzazione; nel caso di buche, queste devono essere riempite e ben
compattate.
In relazione alla tipologia di sovrastruttura ed al progetto di riqualifica, è possibile
fresare parte della pavimentazione ammalorata. A questo punto è possibile procedere
con lo srotolamento della rete, come per le fondazioni (in modo che le curvature della
rete siano scariche), e al suo appiattimento con un rullo a ruote gommate, per non
mettere in tensione la rete ed evitarne la bombatura.
Le giunzioni in direzione longitudinale possono essere realizzate con o senza
sormonto; nel caso di sovrapposizione è opportuno limitarle ad una sola maglia,
disponendo l’inizio del secondo rotolo al di sotto della fine del primo.
Per quanto riguarda invece la giunzione laterale, una sovrapposizione di 30 cm
favorisce la capacità di distribuzione dei carichi del sistema di rinforzo. Deve essere
evitata però la sovrapposizione delle barre piatte torsionale trasversali, per non
incappare in difficoltà nel momento della messa in opera dello slurry seal.
Si tratta, quindi, di fissare la prima barra piatta torsionata di ogni rotolo
(approssimativamente con un passo di 80 cm) con dei chiodi di lunghezza pari a 30 o
40-50 mm, a seconda che la pavimentazione sia di calcestruzzo o in conglomerato
bituminoso (alle basse - alte temperature rispettivamente).
Si procede, infine, alla stesa di uno slurry seal (17 kg/m 2 ) a base di bitumi modificati.
Dopo l’ “essiccazione” dello slurry (da 0,5 a 3 ore a seconda delle condizioni
meteorologiche) il disegno della rete tende a riapparire, e questo favorisce una buona
penetrazione degli aggregati del conglomerato bituminoso. Le uniche modifiche da
apportare ad un normale mezzo per la stesa di slurry seal sono l’introduzione di una
striscia di gomma nella parte inferiore della macchina, che permette di stendere una
giusta quantità di slurry, mentre frontalmente si tratta di aumentarne la larghezza per
evitare l’aggancio della rete. Si può concludere l’operazione bitumando per uno
spessore minimo di 5 cm. Se il dimensionamento lo richiede, si può applicare un altro
strato bituminoso.
Nel caso di applicazione di uno strato bituminoso su di una pavimentazione rigida è
consigliabile rompere le lastre instabili e ricostruirle, per poi eseguire un preforo al fine
di assicurare un buon ancoraggio della rete; dopo la posa di questa, si applica una
emulsione di attacco (± 0,25 kg/m 2 ) per garantire adesione dello slurry al calcestruzzo.
Quindi si può procedere alla giunzione della rete.
Per formare le curve, occorre tagliare la rete all’interno della curva, fare la curva
sormontando la rete, togliere il sormonto, fissare con 4 chiodi/ m 2 .
I sormonti laterali della rete non devono sovrapporsi ai giunti longitudinali della
pavimentazione.
Lo slurry non va applicato in presenza di pioggia e basse temperature. Parimenti, non
si deve chiodare il conglomerato bituminoso se la temperatura esterna è superiore a
25°C.
La rete d’acciaio non viene generalmente rimossa dalla pavimentazione una volta
messa in opera, dato che diventa un elemento permanente di rinforzo della
pavimentazione stessa.
Per la manutenzione, quando il ricoprimento di conglomerato bituminoso è pari ad
almeno 5 cm, è possibile fresare lo strato fino ad 1 cm dalla rete; a questo punto si può
optare per una nuova ricarica, con cui ripristinare l’efficienza del rinforzo strutturale,
oppure procedere alla rimozione idraulica della rete.
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Entrambi i materiali, conglomerato bituminoso ed acciaio possono essere separati e
riciclati; di conseguenza la miscela bituminosa non viene “contaminata” con materiali
impropri.
Ovviamente, dato che un rotolo largo 4 m non si adatterà mai perfettamente ad una
corsia fresata di uguale larghezza, prima della stesa della rete bisogna scarificare sempre
per una larghezza maggiore di quella del rotolo di circa 20 cm, evitando eventuali
problemi di installazione e di appiattimento
5. CONCLUSIONI
Grazie ad un’articolata serie di test di laboratorio (tra i quali una prova meccanica
per la simulazione dell’innesco e della propagazione delle fessure, che ha richiesto la
messa a punto di un’apposita apparecchiatura), si è verificato il ruolo dell’interfaccia
nelle pavimentazioni multistrato, verificandone la capacità di assorbimento delle
tensioni, di contenimento delle deformazioni, di incremento della capacità portante, di
distribuzione dei carichi.
Le analisi sperimentali sono state poste a confronto con studi teorici di cui hanno
fornito la validazione.
Ulteriore conferma dell’idoneità della tecnologia si è avuta mediante alcune
applicazioni su strade, anche ad elevato volume veicolare.
6. RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI
[1] Bekaert, “Bitufor® : Le système combiné pour la réfection des chaussées en béton
ou en enrobé“.
[2] A. Vanelstraete, D. Léonard, J. Veys. “Structural design of roads with steel
reinforcing nettings”, Atti 4 th RILEM Conference on Reflective Cracking in
Pavements, Ottawa, 2000, pp. 55-67.
[3] A. Vanelstraete, D. Léonard, J. Veys. “Reflective cracking in pavements: research
and practise”, Atti 4 th RILEM Conference, Ottawa, 2000.
[4] BRRC Test Report EP5035/3496 “Design of flexible pavements – Effect of Mesh
Track ® in pavement bases”, Bruxelles1999.
[5] BRRC Test Report EP5035/3544 “Design of overlaid cement concrete pavements
reinforced with Bitufor – Traffic loading”, Bruxelles 1998.
[6] BRRC Test Report EP5035/3560 “Design of lean concrete pavements reinforced
with Bitufor”, Bruxelles 1998
[7] BRRC Test Report EP5035/3744 “Design of flexible road pavements reinforced
with Bitufor” – Traffic loading, Bruxelles 1998.
[8] BRRC Test Report EP5035/3239 “Development of the simulation model for a
longitudinally cracked pavement reinforced with Bitufor”, Bruxelles 1999.
[9] BRRC Test Report EP 3306/3301 “Thermal cracking on semirigid structures
reinforced with Mesh Track”, Bruxelles 1992.
[10] A. Vanelstraete, L. Francken. “Laboratory testing and numerical modelling of
overlay systems on cement concrete slabs”, da “Reflective cracking in pavements”,
Rilem, E&FN Spon, Londra 1996.
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[11] BRRC Report CO 7236 “The design of flexible road pavements with Bitufor –
Traffic loading, Bruxelles 2000.
[12] BRRC Report EP 5242/3496 “The effect of Mesh Track in pavement bases”, 1999.
[13] Laboratoire Régional Ponts et Chaussées Dossier n. 97-9807-D1 « Système
antifissure Bitufor », CETE, Lyon, 1997.
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