Φρέαρ θεµελίωσης υποβαλλόµενο σε κανονική τεκτονική διάρρηξη: πειραµατική και αριθµητική διερεύνηση

Transcript

1 Φρέαρ θεµελίωσης υποβαλλόµενο σε κανονική τεκτονική διάρρηξη: πειραµατική και αριθµητική διερεύνηση Caisson foundation subjected to normal faulting: Experimental and analytical study ΛΩΛΗ, Μ.. Πολιτικός Μηχανικός, Εργαστήριο Εδαφοµηχανικής Ε.Μ.Π. ΑΝΑΣΤΑΣΟΠΟΥΛΟΣ, Ι.Χ. Πολιτικός Μηχανικός, Λέκτορας Π 47/8 Ε.Μ.Π. BRANSBY, M.F. Lecturer, University of Dundee. ΓΚΑΖΕΤΑΣ, Γ. Πολιτικός Μηχανικός, Καθηγητής Ε.Μ.Π. ΠΕΡΙΛΗΨΗ : Μελετάται πειραµατικά (µέσω πειραµάτων φυγοκέντρισης) και αριθµητικά (µέσω αναλύσεων µε πεπερασµένα στοιχεία) η αλληλεπίδραση διάρρηξης κανονικού ρήγµατος µε φρέαρ θεµελιώσεως 5m x 5m x 1 m θεµελιωµένου εντός πυκνής άµµου. Τα πειραµατικά αποτελέσµατα χρησιµοποιούνται για την αξιολόγηση και τεκµηρίωση 3-διάστατου µη γραµµικού προσοµοιώµατος πεπερασµένων στοιχείων. είχνεται ότι το φρέαρ αλληλεπιδρά µε την διαδιδόµενη τεκτονική παραµόρφωση, προκαλώντας σηµαντική διαφοροποίηση της απόκρισης σε σχέση µε τη διάρρηξη στο ελεύθερο πεδίο. Η απόκριση του συστήµατος εδάφους κατασκευής ποικίλει ανάλογα µε την σχετική θέση του φρέατος. ABSTRACT : This paper explores the mechanisms of normal fault rupture interaction with caisson foundations through an integrated approach, using both experiments and analysis. First, a series of centrifuge tests were conducted to study the response of a 5m x 5m x 1 m caisson founded on a layer of dry dense sand. Nonlinear 3-D numerical modelling of the problem was then developed and adequately validated against the centrifuge tests results. Τhe caisson is found to interact with the fault rupture modifying, sometimes spectacularly, the free field rupture path. The observed failure pattern and the consequent caisson response are shown to vary significantly, depending on the caisson position with reference to the fault. 1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ Πλήθος αστοχιών προκλήθηκαν από την αλληλεπίδραση πρόσφατων σεισµικών διαρρήξεων µεγάλου µεγέθους µε υπερκείµενες κατασκευές [Chang et al., 2; Youd et al., 2; Kelson et al, 21a,b; Kowashima, 21; Angelier et al., 23; Dong et al., 23; Pamuk et al., 25; Faccioli et al., 28;] αναδεικνύοντας την ανάγκη να αναπτυχθεί µια µεθοδολογία σχεδιασµού των κατασκευών έναντι τεκτονικής φόρτισης. Ακολούθησε µια συντονισµένη µελέτη πραγµατικών περιστατικών, αριθµητικών αναλύσεων και πειραµατικών προσοµοιώσεων [Anastasopoulos & Gazetas 27 a,b; Anastasopoulos et al., 27, 29; Bransby et al., 28 ; Faccioli et al., 28;] που κατέδειξε την σπουδαιότητα της αλληλεπίδρασης µεταξύ της διαδιδόµενης τεκτονικής παραµόρφωσης, του εδάφους, της θεµελίωσης και της ανωδοµής (Α ΕΘΑ) και τον καθοριστικό ρόλο

2 των χαρακτηριστικών της θεµελίωσης στην απόκριση του συστήµατος. Το παρόν άρθρο µελετά τον µηχανισµό αλληλεπίδρασης κανονικής διάρρηξης ρήγµατος µε µία βαθιά εγκιβωτισµένη θεµελίωση (φρέαρ θεµελιώσεως), όπως δείχνεται στο Σχήµα 1. Ένα άκαµπτο φρέαρ τετραγωνικής διατοµής πλάτους Β = 5 m και βάθους D = 1 m, θεµελιωµένο σε στρώµα πυκνής άµµου (Dr = 8%), υποβάλλεται σε κανονική τεκτονική µετατόπιση κατακόρυφου εύρους h υπό γωνίαν 6. Το φρέαρ φέρει κατακόρυφο φορτίο 2 ΜΝ, που αντιπροσωπεύει το βάρος ανωδοµής σηµαντικού µεγέθους (για παράδειγµα βάθρου γέφυρας). Η ανάλυση διεξάγεται σε δυο βήµατα. Αρχικά, αναλύεται η διάδοση της διάρρηξης στο ελεύθερο πεδίο, αγνοώντας δηλαδή την παρουσία της κατασκευής. Στην συνέχεια, το φρέαρ τοποθετείται σε απόσταση s από την (γνωστή από το προηγούµενο βήµα) θέση ανάδυσης της διάρρηξης στο ελεύθερο πεδίο και πραγµατοποιείται η ανάλυση του συστήµατος εδάφους κατασκευής. z Πυκνή Άμμος D r = 8 % x bedrock D δ B Διάρρηξη ελεύθερου πεδίου h s 6 Σχήµα 1. Ορισµός του προβλήµατος. Figure 2. Problem definition. 2. ΜΕΘΟ ΟΛΟΓΙΑ ΑΝΑΛΥΣΗΣ Το πρόβληµα διερευνάται µέσω συνδυασµού πειραµατικών προσοµοιώσεων και µη γραµµικών 3-διάστατων αριθµητικών αναλύσεων µε πεπερασµένα στοιχεία. Η αριθµητική µέθοδος τεκµηριώνεται µέσω ικανοποιητικής σύγκρισης µε τα πειραµατικά αποτελέσµατα και στην συνέχεια χρησιµοποιείται σε µια ευρύτερη παραµετρική θ διερεύνηση της επίδρασης της ακριβούς θέσεως του φρέατος. 2.1 Πειράµατα φυγοκέντρισης Το πρόβληµα µελετήθηκε πειραµατικά µέσω σειράς προσοµοιώσεων σε φυγοκεντριστή (µε επιτάχυνση 1 g) που διεξήχθησαν στο Πανεπιστήµιο του Dundee. Στόχος της πειραµατικής µελέτης ήταν η αποτίµηση της αλληλεπίδρασης κανονικής διάρρηξης φρέατος µε έµφαση στην επιρροή της σχετικής θέσης του φρέατος. Για τον σκοπό αυτό πραγµατοποιήθηκαν τρία πειράµατα αλληλεπίδρασης, για τρείς διαφορετικές σχετικές θέσεις του φρέατος s (Πίνακας 1). Το ίχνος της διάρρηξης στο ελεύθερο πεδίο βρέθηκε από µια επιπλέον προσοµοίωση µε απουσία του φρέατος. Η φωτογραφία του Σχήµατος 2 απεικονίζει το προσοµοίωµα που χρησιµοποιήθηκε σε ένα από τα πειράµατα αλληλεπίδρασης. Η ίδια συσκευή προσοµοίωσης διάρρηξης ρήγµατος έχει χρησιµοποιηθεί σε πλήθος παρόµοιων πειραµάτων στο παρελθόν και ο µηχανισµός λειτουργίας του έχει περιγραφεί διεξοδικά από τους El Nahas et al. (26) και Bransby et al. (28a). Το εδαφικό δοκίµιο παράχθηκε µέσω ελεγχόµενης ξηρής διάστρωσης άµµου Fontainebleau [Gaudin, 22] µε στόχο την δηµιουργία οµοιογενούς πυκνής στρώσης βάθους 15 cm (15 m σε πραγµατική κλίµακα). Οι µηχανικές ιδιότητες της άµµου µετρήθηκαν µέσω πειραµάτων απευθείας διατµήσεως (µετρήθηκαν φ peak = 37, φ res = 31 και ψ =1 ). Πίνακας 1. Πρόγραµµα πειραµάτων. Test Σχετική Θέση [s/b] Πυκνότητα Άµµου [Dr r (%)] Κανονική διάρρηξη στο ελεύθερο πεδίο ML Αλληλεπίδραση Διάρρηξης - Φρέατος ML ML ML

3 Κατά την διάρκεια της φυγοκέντρησης η τεκτονική µετακίνηση επιβλήθηκε σταδιακά σε µικρά βήµατα και στο τέλος κάθε βήµατος γινόταν λήψη ψηφιακών φωτογραφιών. Σε κάθε προσοµοίωση ελήφθησαν περίπου 1 φωτογραφίες που στην συνέχεια χρησιµοποιήθηκαν για τη επεξεργασία των αποτελεσµάτων µε χρήση του προγράµµατος Geo-PIV [White et al., 23]. εφαρµόζεται στην γωνία τριβής φ και την διαστολικότητα ψ σε συνάρτηση µε την πλαστική οκταεδρική παραµόρφωση. Οι παράµετροι του προσοµοιώµατος βαθµονοµήθηκαν µε βάση τα προαναφερθέντα αποτελέσµατα πειραµάτων άµεσης διάτµησης. 15 m Interface gap elements Soil and caisson: C3D8 elements 15m 46m (m) 2m (m) φρέαρ Σχήµα 5. Το αριθµητικό προσοµοίωµα. Figure 3. The numerical model ΤΕΚΜΗΡΙΩΣΗ ΑΡΙΘΜΗΤΙΚΗΣ ΜΕΘΟ ΟΥ Σχήµα 3. Το εργαστηριακό προσοµοίωµα Figure 4. The centrifuge testing model διάστατο αριθµητικό προσωµοίωµα Η αριθµητική ανάλυση του προβλήµατος έγινε µε εφαρµογή της µεθόδου πεπερασµένων στοιχείων, µε χρήση του κώδικα ABAQUS. Το 3-διαστατο προσοµοίωµα που χρησιµοποιήθηκε έχει τις ίδιες διαστάσεις µε το πειραµατικό και απεικονίζεται στο Σχήµα 3. Το έδαφος και το θεµέλιο προσοµοιώθηκε µε τετρακοµβικά στοιχεία διαστάσεως d FE =.5 m, ώστε να επιτυγχάνεται ικανοποιητική διακριτοποίηση. Χρησιµοποιήθηκαν επίσης στοιχεία διεπιφάνειας, τα οποία προσοµοιώνουν ρεαλιστικά την αποκόλληση και την σχετική ολίσθηση εδάφους θεµελίου. Η συµπεριφορά του εδάφους προσοµοιώθηκε µε ελαστο-πλαστικό καταστατικό προσοµοίωµα Mohr-Coulomb µε ισοτροπική χαλάρωση, η οποία επιτεύχθηκε µε προγραµµατισµό ειδικής υπόρουτίνας [Anastasopoulos et al., 27]. Η χαλάρωση Για την αξιολόγηση της αριθµητικής µεθόδου πραγµατοποιήθηκαν προσοµοιώσεις και των τεσσάρων πειραµάτων του Πινακα 1 (Loli et al., 21). Εντούτοις, για λόγους οικονοµίας χώρου, στο παρών άρθρο παρουσιάζεται αναλυτικά η σύγκριση µεταξύ πειραµατικών και αριθµητικών αποτελεσµάτων για µια µόνον περίπτωση αλληλεπίδρασης διάρρηξης φρέατος. Εξετάζεται η περίπτωση στην οποία το φρέαρ τοποθετήθηκε σε κατάλληλη θέση ώστε το ίχνος της διάρρηξης στο ελεύθερο πεδίο να αλληλεπιδρά µε την βάση του φρέατος σε µικρή απόσταση από το δεξί της άκρο (s =.28B). Στο Σχήµα 4α παρατίθενται στιγµιότυπα του προσοµοιώµατος κατά την διάρκεια του πειράµατος. Οι µαύρες διακεκοµµένες γραµµές δείχνουν την εξέλιξη της αλληλεπίδρασης της τεκτονικής παραµόρφωσης µε την θεµελίωση για διαφορετικές τιµές της κατακόρυφης µετακίνησης στην βάση ενώ η άσπρη γραµµή αναπαριστά την διάρρηξη στο ελεύθερο πεδίο. Η άκαµπτη µάζα του φρέατος φαίνεται να δρα σαν κινηµατικό όριο που εµποδίζει την διάδοση της διάρρηξης όπως στο ελεύθερο πεδίο οδηγώντας τελικά σε πολύ διαφορετική µορφή αστοχίας. Για µόλις.5 m µετακίνησης στην βάση παρατηρείται σηµαντική εκτροπή της διάρρηξης προς την δεξιά παρειά της θεµελίωσης (L1). Η επακόλουθη µετακίνηση του φρέατος προς τα δεξιά προκαλεί ανάπτυξη

4 συνθηκών ενεργητικής κατάστασης στο έδαφος της άλλης πλευράς του φρέατος (στο αµετακίνητο τέµαχος). Περαιτέρω αύξηση της τεκτονικής παραµόρφωσης οδηγεί σε αύξηση των ενεργητικών ωθήσεων στο έδαφος της αµετακίνητης µεριάς, όπου σχηµατίζεται ένα ευδιάκριτο πρίσµα ενεργητικής αστοχίας για 1. m µετακίνησης στην βάση Η αστοχία του εδάφους στην αριστερή πλευρά του φρέατος «διευκολύνει» την διάδοση της διάρρηξης και προς αυτήν την κατεύθυνση. Κατά συνέπεια, για περίπου 2. m µετακίνησης στην βάση σχηµατίζεται η δευτερεύουσα επιφάνεια αστοχίας (L2). Το πείραµα συνεχίστηκε για επιπλέον.5 m τεκτονικής παραµόρφωσης, οπότε η διάδοση της διάρρηξης συνέβαινε ταυτόχρονα και στις δύο επιφάνειες αστοχίας L1 και L2. h =.5m h = 1. m h = 2. m (α) L1 L2 L1 (β) (γ) Πλαστική παραµόρφωση (%) Σχήµα 6. Μηχανισµοί αλληλεπίδρασης διάρρηξης φρέατος στην θέση s/b =.28 (Test ML-8) για διαφορετικές τιµές της µετακίνησης ρήγµατος h : (α) φωτογραφίες του πειράµατος; (β) Ισοϋψείς πλαστικών παραµορφώσεων του εδαφικού δοκιµίου όπως προέκυψαν από επεξεργασία των φωτογραφιών µε το πρόγραµµα Geo-PIV και σύγκριση µε (γ) παραµορφώσεις του κανάβου πεπερασµένων στοιχείων. Figure 4. Fault rupture caisson interaction at different stages of faulting for s/b =.28 (Test ML- 8): (a) centrifuge test model images; (b) contours of shear strains developed within the soil in the centrifuge test compared to (c) the corresponding numerical analysis. Έχει ενδιαφέρον να παρατηρηθεί ότι για µεγάλες τιµές τεκτονικής µετακίνησης (h = 2. m) σχηµατίζεται ακόµη ένα πρίσµα αστοχίας λόγω της ανάπτυξης σηµαντικών παθητικών ωθήσεων στο έδαφος του µετακινούµενου τεµάχους (κοντά στο πάνω-δεξιά άκρο του φρέατος). Οι ισοϋψείς των παραµορφώσεων του εδαφικού δοκιµίου (Σχ. 4β) επιβεβαιώνουν τους µηχανισµούς αστοχίας που περιγράφηκαν παραπάνω. Επιπλέον, η σύγκριση µε τα αριθµητικά αποτελέσµατα (Σχ. 4γ) υποδηλώνει ότι η αριθµητική µέθοδος προβλέπει ικανοποιητικά την ανάπτυξη και εξέλιξη όλων των διαφορετικών µηχανισµών αστοχίας. Η εγκυρότητα της αριθµητικής µεθόδου για όλο το εύρος των επιβαλλόµενων µετακινήσεων τεκµηριώνεται και από την σύγκριση µεταξύ αριθµητικών και

5 πειραµατικών αποτελεσµάτων σε όρους προφίλ κατακόρυφων µετακινήσεων (Σχ. 5). Η απόκριση της θεµελίωσης λόγω της αλληλεπίδρασης µε την εδαφική παραµόρφωση δείχνεται σε όρους µετακινήσεων στο Σχήµα 6. Τα πειραµατικά αποτελέσµατα συγκρίνονται πολύ ικανοποιητικά µε τα αναλυτικά αποδεικνύοντας ότι η αριθµητική µέθοδος µπορεί να προβλέψει µε ακρίβεια την απόκριση της θεµελίωσης σε όλο το εύρος των εξεταζόµενων µετακινήσεων. σηµαντικά ανάλογα µε την σχετική θέση του φρέατος ως προς το ρήγµα. Αυτό οφείλεται στην επικράτηση διαφορετικού µηχανισµού αλληλεπίδρασης µεταξύ διάρρηξης και θεµελίωσης σε διαφορετικές θέσεις. θ: deg (α) δz : m FE Analysis Test ML_8 gap θέση φρέατος h =.2 m h =.5 m h = 1. m h = 1.5 m h = 2. m h = 2.5 m δ: m (β) δx : δz : FE Analysis Test ML-8 FE analysis Test ML-8 FE analysis Test ML x : m Σχήµα 7. Σύγκριση αριθµητικής ανάλυσης µε πειραµατικά αποτελέσµατα ως προς την εξέλιξη των κατακόρυφων µετακινήσεων κατά µήκος της επιφάνειας του προσοµοιώµατος. Figure 8. Fault rupture caisson interaction for s/b =.28 (Test ML_8 ):Vertical displacement profile of the model surface at different stages of faulting and comparison with the corresponding numerical analysis. 4. ΕΠΙΡΡΟΗ ΤΗΣ ΘΕΣΗΣ ΤΗΣ ΘΕΜΕΛΙΩΣΗΣ Η επιρροή της ακριβούς θέσεως του φρέατος διερευνήθηκε παραµετρικά µέσω µιας εκτεταµένης αριθµητικής ανάλυσης. Πραγµατοποιήθηκαν 21 αναλύσεις για διαφορετικές θέσεις του φρέατος σε σχέση µε τη διάρρηξη στο ελεύθερο πεδίο s. Τα αποτελέσµατα δείχνονται συγκεντρωτικά στο Σχήµα 7. Για λόγους σύγκρισης παρατίθενται και τα πειραµατικά αποτελέσµατα για τις τρείς διαφορετικές θέσεις που µελετήθηκαν (s/b =.28,.58,.78). Η απόκριση του συστήµατος εδάφους κατασκευής φαίνεται να διαφοροποιείται h : m Σχήµα 9. Σύγκριση αριθµητικής ανάλυσης µε πειραµατικά αποτελέσµατα ως προς την απόκριση της θεµελίωσης: (α) περιστροφή και (β) µετατόπιση σε σχέση µε την επιβαλλόµενη τεκτονική µετατόπιση. Figure 6. Caisson response with respect to the applied fault displacement during centrifuge test for s/b =.28 and comparison with the equivalent numerical analysis in terms of: (a) rotation; and (b) translational displacements with reference to the middle point of the caisson s top side. Όπως δείχνεται στο διάγραµµα (Σχ. 7), το εύρος των πιθανών θέσεων του φρέατος µπορεί να χωριστεί σε τρείς περιοχές (Α, B και C), που αντιστοιχούν σε διαφορετικούς µηχανισµούς αλληλεπίδρασης διάρρηξης φρέατος και άρα σε σηµαντική διαφοροποίηση της απόκρισης της θεµελίωσης. Πιο συγκεκριµένα διακρίνονται οι παρακάτω µηχανισµοί:

6 Μηχανισµός Α (s/b < -.4): σε αυτήν την περίπτωση το ίχνος της διάρρηξης στο ελεύθερο πεδίο τέµνει την δεξιά παρειά του φρέατος. Η άκαµπτη µάζα του φρέατος "αναγκάζει" την διάρρηξη να εκτραπεί προς τα δεξιά. Το φρέαρ παραµένει στο αµετακίνητο τέµαχος χωρίς να υφίσταται σηµαντικές µετατοπίσεις. A B C -.5 (a) -1 δz : m δx : m (b) A B C θ δz δx s h Αναλυτικά h =.5 m h = 1. m h = 2. m h = 2.5 m Πειραματικά s/b =.78m s/b =.28m s/b =.58m 12 1 (c) 8 θ: deg s/b Σχήµα 7. Επιρροή της ακριβούς θέσεως στην απόκριση της θεµελίωσης : (α) κατακόρυφη µετατόπιση; (β) οριζόντια µετατόπιση και (γ) στροφή της θεµελίωσης σε σχέση µε την τεκτονική µετατόπιση στην βάση. Figure 7. Effect of position on the response of the caisson in terms of: (a) vertical displacements; (b) horizontal displacements; and (c) rotation for different levels of fault throw. Μηχανισµός Β (-.4 < s/b <.6) : Αυτή η ζώνη, όπου το ίχνος της διάρρηξης στο ελεύθερο πεδίο αλληλεπιδρά µε την βάση του φρέατος κοντά στο δεξί της άκρο, είναι η δυσµενέστερη για την απόκριση του συστήµατος. Η εδαφική αστοχία "µοιράζεται" και στις δύο πλευρές του φρέατος (ο µηχανισµός περιγράφηκε στην προηγούµενη ενότητα για την περίπτωση του πειράµατος µε s/b =.28) οδηγώντας σε σηµαντική

7 καταπόνηση της θεµελίωσης που εκδηλώνεται µε ραγδαία αύξηση της στροφής και της οριζόντιας µετακίνησης. Μηχανισµός C (-.4 < s/b <.6) :Σε αυτήν την περίπτωση η διάρρηξη του ελεύθερου πεδίου αλληλεπιδρά µε την βάση του φρέατος κοντά στο αριστερό της άκρο. Η επιφάνεια της αστοχίας εκτρέπεται προς τα αριστερά αφήνοντας το φρέαρ εξολοκλήρου στο κατερχόµενο τέµαχος. Το θεµέλιο µετατοπίζεται ακλουθώντας την κίνηση του κατερχόµενου τεµάχους χωρίς να υφίσταται όµως αξιόλογη στροφή. 5. ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Τα κυριότερα συµπεράσµατα της εργασίας αυτής έχουν ως εξής : 1) Η αλληλεπίδραση κανονικής διάρρηξης µε βαθιά άκαµπτη θεµελίωση τύπου φρέατος οδηγεί σε σηµαντική διαφοροποίηση του µηχανισµού αστοχίας σε σχέση µε την διάρρηξη στο ελεύθερο πεδίο. Η άκαµπτη µάζα της θεµελίωσης δρα ως κινηµατικό όριο που προκαλεί την ολική εκτροπή της διάρρηξης. Αυτή είναι µια σηµαντική διαφορά του φρέατος από άλλους πιο εύκαµπτους τύπους θεµελίωσης (π.χ. πέδιλα, πάσσαλοι) που δεν "αποφεύγουν" την διάρρηξη εξίσου αποτελεσµατικά. 2) Η προτεινόµενη αριθµητική µέθοδος ανάλυσης µε πεπερασµένα στοιχεία τεκµηριώθηκε µέσω ικανοποιητικής σύγκρισης µε πειράµατα σε φυγοκεντριστή και µπορεί να χρησιµοποιηθεί για την ανάλυση άλλων παρόµοιων προβληµάτων καθώς και για τον σχεδιασµό. 3) H αλληλεπίδραση διάρρηξης-φρέατος και η επακόλουθη απόκριση του συστήµατος εδάφους-κατασκευής φάνηκε να εξαρτάται σηµαντικά από την ακριβή θέση του φρέατος σε σχέση µε το ρήγµα. 4) εδοµένου ότι η θέση εµφάνισης της διάρρηξης είναι αδύνατον να προβλεφτεί µε ακρίβεια ακόµη και για γνωστά ρήγµατα, προτείνεται ο σχεδιασµός των κατασκευών έναντι πιθανής τεκτονικής φόρτισης µε βάση διαγράµµατα περιβαλλουσών µέγιστων µετακινήσεων όπως αυτά του Σχήµατος ΕΥΧΑΡΙΣΤΙΕΣ Η παρούσα εργασία αποτελεί µέρος του ερευνητικού προγράµµατος DARE ( Soil- Foundation-Structure Systems Beyond Conventional Seismic Failure Thresholds : Application to New or Existing Structures and Monuments ), το οποίο χρηµατοδοτείται από την ΕΕ µέσω του 7ου Πλαισίου Στήριξης και του προγράµµατος Ideas, Support for Frontier Research Advanced Grant, και µε αριθµό σύµβασης ERC-28-AdG DARE. 6. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ Anastasopoulos I., and Gazetas G. (27a), Foundation-Structure Systems over a Rupturing Normal Fault : Part I. Observations after the Kocaeli 1999 Earthquake, Bulletin of Earthquake Engineering, Vol. 5, No. 3, pp Anastasopoulos I., and Gazetas G. (27b), Behaviour of Structure Foundation Systems over a Rupturing Normal Fault : Part II. Analysis of the Kocaeli Case Histories, Bulletin of Earthquake Engineering, Vol. 5, No. 3. pp Anastasopoulos I., Gazetas G., Bransby M.F., Davies M.C.R., and El Nahas A. (27), Fault Rupture Propagation through Sand : Finite Element Analysis and Validation through Centrifuge Experiments, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, Vol. 133, No. 8, pp Anastasopoulos I., Gazetas G., Drosos V., Georgarakos T., and Kourkoulis R. (28), Design of bridges against large tectonic deformation, Earthquake Engineering and Engineering Vibration, Vol. 7, pp Anastasopoulos I., Gazetas G., Bransby M.F., Davies M.C.R., and El Nahas A. (29), Normal Fault Rupture Interaction with Strip Foundations, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, Vol. 135, No. 3, pp

8 Angelier J., Lee J-C., Hu J-C, Chu H-T. (23), Three-dimensional deformation along the ruptur trace of the September 21st, 1999, Taiwan earthquake: a case study in the Kuangfu school, Journal of Structural Geology, Vol. 25, pp Bransby M.F., Davies M.C.R., El Nahas A., Nagaoka S., (28a). " Centrifuge modelling of normal fault-foundation interaction." Bulletin of Earthquake Engineering, Vol.6 (4), pp Chang K-C., Chang, D-W., Tsai, M-H., Sung, Y-C., (2)." Seismic performance of highway bridges." Earthquake Engineering and Engineering Seismology, 2(1), pp Dong J.J., Wang C.D., Lee C.T., Liao J.J., Pan Y.W. (23) "The influence of surface ruptures on building damage in the 1999 Chi-Chi earthquake: a case study in Fengyuan City.' Engineering Geology, Vol. 71, pp Faccioli, E., Anastasopoulos, I., Callerio, A., and Gazetas, G. (28), Case histories of fault foundation interaction, Bulletin of Earthquake Engineering, Vol. 6, pp Gaudin C (22), Modelisation physique et numerique des ecrans de soutenement: application a l'etude de l'effet d'une surcharge sur le sol soutenu. PhD. thesis, Universite de Nantes. Gazetas G., Pecker A., Faccioli E., Paolucci R., and Anastasopoulos I. (28), Design Recommendations for Fault Foundation Interaction, Bulletin of Earthquake Engineering, Vol. 6, Kelson K.I., Kang K.-H., Page W.D., Lee C.-T., & Cluff L.S. (21a), "Representative styles of deformation along the Chelungpu fault from the 1999 Chi-Chi (Taiwan) earthquake: Geomorphic characteristics and response of man-made structures." Bulletin of the Seismological Society of America, Vol. 91(5), pp Kelson K.I. et al., (21b), "Fault-related surface deformation." Earthquake Spectra, 1999 Chi-Chi, Taiwan, Earthquake Reconnaissance Report, Supplement A to Vol. 17, pp Loli M., Bransby M.F., Anastasopoulos I., and Gazetas G. (21). "Interaction of caisson foundations with a seismically rupturing normal fault: centrifuge testing versus numerical stimulation." Geotechnique (submitted for publication). Pamuk A, Kalkan E, Ling HI (25). "Structural and geotechnical impacts of surface rupture on highway structures during recent earthquakes in Turkey." Soil Dynamics & Earthquake Engineering, Vol. 25, pp Ulusay R, Aydan O, HamadaM(22). "The behaviour of structures built on active fault zones: examples from the recent earthquakes of Turkey." Structural Engineering & Earthquake Engineering, JSCE, Vol.19(2), pp White D.J., Take W.A., Bolton M.D. (23) "Soil deformation measurement using particle image velocimetry (PIV) and photogrammetry." Geotechnique, 53(7), pp Youd T. L., Bardet J.P., and Bray J.D. (2) "Kocaeli, Turkey, Earthquake of August 17, 1999 Reconnaissance Report." Earthquake Spectra, Suppl. A to Vol. 16, pp. 456.