Συμπεριφορά Υπόγειων Χαλύβδινων Αγωγών Φυσικού Αερίου Διερχομένων Μέσω Ενεργών Ρηγμάτων

Συμπεριφορά Υπόγειων Χαλύβδινων Αγωγών Φυσικού Αερίου Διερχομένων Μέσω Ενεργών Ρηγμάτων Behavior of Buried Steel Pipelines Passing Through Active Tectonic Faults ΒΑΖΟΥΡΑΣ, Π. ΚΑΡΑΜΑΝΟΣ, Σ. ΝΤΑΚΟΥΛΑΣ, Π. Πολιτικός Μηχανικός, Υ.Δ., Τ.Π.Μ., Πανεπιστήμιο Θεσσαλίας Πολιτικός Μηχανικός, Αναπλ. Καθηγητής, Τ.Μ.Μ., Πανεπιστήμιο Θεσσαλίας Πολιτικός Μηχανικός, Αναπλ. Καθηγητής, Τ.Π.Μ., Πανεπιστήμιο Θεσσαλίας ΠΕΡΙΛΗΨΗ : Διερευνάται η συμπεριφορά υπόγειων χαλύβδινων αγωγών που διαπερνούν ενεργά τεκτονικά ρήγματα οριζόντιας ολίσθησης. Το ρήγμα θεωρείται κάθετο προς την κατεύθυνση του αγωγού και μετατοπίζεται οριζόντια προκαλώντας τάσεις και παραμορφώσεις στον αγωγό. Το σύστημα εδάφους-αγωγού προσομοιώνεται εύρωστα με πεπερασμένα στοιχεία, λαμβάνοντας υπόψη την μη γραμμική συμπεριφορά των υλικών και τις συνθήκες τριβής και διαχωρισμού στην διεπιφάνεια εδάφους-αγωγού. Διερευνάται η επίδραση της αντοχής και δυσκαμψίας του εδάφους, των ιδιοτήτων του χάλυβα, των γεωμετρικών χαρακτηριστικών του αγωγού, της εσωτερικής πίεσης, και των χαρακτηριστικών του ρήγματος στην ανάπτυξη φαινομένων τοπικού λυγισμού. ABSTRACT : The mechanical behaviour of buried steel pipelines ossing an active strike-slip tectonic fault is investigated. The fault is normal to the pipeline direction and moves horizontally causing stress and deformation in the pipeline. The interacting soil-pipeline system is modelled rigorously through finite elements, which account for the nonlinear material behaviour and the friction and separation at the soil-pipe interface. The paper investigates the effects of soil strength, soil stiffness, steel properties, pipeline diameter and thickness, internal pressure, horizontal fault displacement and width of the fault slip zone, on the itical strain required to develop local buckling of the pipeline. 1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ Η πλειοψηφία των σεισμικών βλαβών σε αγωγούς πετρελαίου και φυσικού αερίου δημιουργείται από μόνιμες μετατοπίσεις του εδάφους σε τεκτονικά ρήγματα, κατολισθήσεις και ρευστοποίηση, ενώ ένα μικρό σχετικά ποσοστό λόγω της διάδοσης κυμάτων (Ariman et al. 1981, Liang et al. 2000). Η μόνιμη μετατόπιση είναι δυνατόν να επιβάλλεται στο αγωγό κατά ημι-στατικό τρόπο και δεν συνδέεται αναγκαία με σημαντική σεισμική ένταση. Τέτοιες βλάβες σε αγωγούς έχουν καταγραφεί σε αρκετούς σεισμούς, όπως στον σεισμό του San Fernando, 1971 (Jennings 1971, McCaffrey et al. 1983, Desmond et al. 1995), του Kobe, 1995 (Nakata et al. 1995) του Kocaeli, 1999 (EERI 1999) και του Chi-Chi, 1999 (Takada et al. 1999). Για την εκτίμηση της ακεραιότητας του αγωγού έναντι μετατόπισης ενός ρήγματος οριζόντιας ολίσθησης είναι αναγκαίος ο υπολογισμός των τάσεων και παραμορφώσεων στο τοίχωμα του αγωγού. Απλουστευμένες μαθηματικές λύσεις παρουσιάσθηκαν από τους Newmark et al. (1975), Kennedy et al. (1977), Wang et al. (1985,1995), Vougioukas et al. (1979) και Takada et al. (2001). Πρόσφατα, οι Kokavessis et al. (2006) χρησιμοποίησαν την μέθοδο ΠΣ για την διερεύνηση της συμπεριφοράς υπόγειου αγωγού υπό την επιβολή μόνιμων εδαφικών μετατοπίσεων. Επίσης, οι Karamitros et al. (2007) παρουσίασαν μία αναλυτική λύση βασιζόμενη στη δοκό-επί-ελαστικούεδάφους και την θεωρία ελαστικής δοκού για τον υπολογισμό της καμπτικής ροπής και συνέκριναν τις προβλέψεις με αποτελέσματα από την μέθοδο των ΠΣ. 1

Σχήμα 1. (a),(b) Γεωμετρία και διακριτοποίηση της εδαφικής μάζας (c) Διακριτοποίηση του χαλύβδινου αγωγού Figure 1. (a), (b) Geometry and disetization of the soil mass (c) disetization of the steel pipeline Σχήμα 2. (a) Οριζόντια ολίσθηση του ρήγματος (d=1 m) (b) παραμόρφωση του χαλύβδινου αγωγού και δημιουργία τοπικού λυγισμού στα σημεία Α και Β Figure 2. (a) Horizontal displacement of the fault (d=1 m) (b) deformation of the pipeline and development of local buckling at points A and B 2

Η παρούσα εργασία διερευνά την μηχανική συμπεριφορά συνεχών υπόγειων χαλύβδινων αγωγών διερχομένων από ενεργά ρήγματα οριζόντιας ολίσθησης. Κατά την μετατόπιση του ρήγματος, οι αγωγοί υφίστανται αξονικά, διατμητικά και καμπτικά φορτία και είναι δυνατόν να αναπτύξουν σημαντικές τάσεις και ανελαστικές παραμορφώσεις. Υψηλές εφελκυστικές τάσεις είναι δυνατόν να οδηγήσουν σε ρηγμάτωση στην περιοχή συγκολλήσεων, ενώ υψηλές θλιπτικές τάσεις είναι δυνατόν να οδηγήσουν σε γενικό λυγισμό του αγωγού ή σε τοπικό λυγισμό του τοιχώματος. Η προσομοίωση του συστήματος εδάφους αγωγού γίνεται με την μέθοδο των ΠΣ, λαμβάνοντας υπόψη (α) την ανελαστική συμπεριφορά του εδάφους (β) την αλληλεπίδραση εδάφους και αγωγού (διεπιφάνεια με τριβή και δυνατότητα διαχωρισμού) (γ) την ανάπτυξη μεγάλων ανελαστικών παραμορφώσεων στον αγωγό (δ) την ανάπτυξη φαινομένων τοπικού και γενικού λυγισμού του αγωγού και (ε) την εσωτερική πίεση. 2. ΑΡΙΘΜΗΤΙΚΟ ΠΡΟΣΟΜΟΙΩΜΑ Η αριθμητική ανάλυση γίνεται με βάση τον κώδικα ABAQUS (2009). Στο Σχήμα 1 παρουσιάζεται μία πρισματική εδαφική μάζα διαστάσεων 60 m x 10 m x 5 m, εντός της οποίας είναι εγκιβωτισμένος ο αγωγός διαμέτρου 0.914 m (36 in). Το επίπεδο του σεισμικού ρήγματος λαμβάνεται κάθετο προς τον άξονα του αγωγού και διαχωρίζει την εδαφική μάζα σε δύο ίσα μέρη (Σχήμα 1α). Το έδαφος διακριτοποιείται με στερεά στοιχεία ενώ ο αγωγός με στοιχεία κελύφους. Η διακριτοποίηση του αγωγού και του εδάφους είναι πολύ λεπτομερής στο κεντρικό 1/3 του μήκους και πιο αδρή στο υπόλοιπο μήκος. Κατά την μετατόπιση του ρήγματος, οι εξωτερικοί κόμβοι στην βάση και τα κατακόρυφα τοιχώματα του ενός τμήματος παραμένουν σταθεροί, ενώ του υπόλοιπου τμήματος μετατοπίζονται στην κατεύθυνση y. Στις αναλύσεις που παρουσιάζονται χρησιμοποιούνται τρία είδη χάλυβα: API 5L Χ65, X80 χωρίς συρραφή και X80 UOE, με όρια διαρροής σ y = 450 kpa, 550 kpa και 596 kpa, αντίστοιχα. Στο Σχήμα 3 δίδεται η σχέση τάσης-παραμόρφωσης των τριών χαλύβων σε δοκιμές εφελκυσμού. Για ένα αγωγό διαμέτρου D =0.914 m και πάχους t = 12.7 mm ( D/ t=72) από χάλυβα Χ65, η μέγιστη πίεση λειτουργίας είναι ( σ yt D) pmax = 0.72 2 / = 9 MPa (1) 3. ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΑΝΑΛΥΣΕΩΝ Αρχικά διερευνάται η συμπεριφορά ενός αγωγού ( D/ t=72) εγκιβωτισμένου σε μαλακή άργιλο (άργιλος Ι) με συνοχή c =50 kpa, γωνία διατμητικής αντοχής φ = 0, μέτρο ελαστικότητας E = 25 MPa και λόγο Poisson v =0.5. Στο Σχήμα 4 παρουσιάζεται ο παραμορφωμένος αγωγός για τέσσερις διαφορετικές μετατοπίσεις του ρήγματος: d = 1, 2, 3 και 4 m. Στα σημεία Α και Β είναι εμφανής η ανάπτυξη τοπικού λυγισμού (πτύχωσης) του τοιχώματος του αγωγού σε απόσταση 5.45 m από το ρήγμα. (Σε μεγάλες μετατοπίσεις του ρήγματος ο τοπικός λυγισμός υποχωρεί σταδιακά λόγω ανάπτυξης εφελκυσμού). Το Σχήμα 5 παρουσιάζει δύο διαδοχικές παραμορφώσεις του αγωγού για μετατόπιση του ρήγματος κατά 0.2 και 1 m, αντίστοιχα, όπου στο (a) φαίνεται η δημιουργία μιας «ομαλής» διακύμανσης τάσεων στην κρίσιμη περιοχή του αγωγού, ενώ στο (b) η παραμόρφωση αυξάνεται σε μία από τις υπάρχουσες πτυχώσεις δημιουργώντας τοπικό λυγισμό. Ο μηχανισμός αυτός ανάπτυξης τοπικού λυγισμού συμφωνεί πλήρως με πειραματικά δεδομένα μεταλλικών κυλίνδρων σε κάμψη (Gresnigt 1986, Kyriakides and Ju 1992) Σχήμα 3. Σχέση τάσης-παραμόρφωσης σε δοκιμή εφελκυσμού για χάλυβες Χ65 και Χ80 Figure 3. Stress-strain relationship in tension tests for steel grade X65 and X80 3

Σχήμα 4. Παραμορφωμένο σχήμα του αγωγού για μετατόπιση ρήγματος d = 1, 2, 3 και 4 m. Figure 4. Deformed shape of pipeline for fault displacement d = 1, 2, 3 and 4 m Σχήμα 5. Ισοδύναμη πλαστική διατμητική παραμόρφωση: (a) πριν και (b) μετά την εμφάνιση τοπικού λυγισμού (άργιλος Ι) Figure 5. Variation of equivalent plastic shear strain (a) before and (b) after local buckling formation (clay I) Στα Σχήματα 6a και 6b παρουσιάζονται οι παραμορφώσεις ε x στην θλιπτική και εφελκυστική πλευρά για ένα μικρό τμήμα του αγωγού στην κρίσιμη περιοχή. Για d =0.67m στο Σχ. 6a εμφανίζεται σημαντική παραμόρφωση της διατομής λόγω ανάπτυξης πτύχωσης στο τοίχωμα του αγωγού και εφελκυστικές τάσεις λόγω κάμψης στην «κορυφή» της πτύχωσης. Στην παρούσα μελέτη το στάδιο αυτό θεωρείται ως η απαρχή της εμφάνισης τοπικού λυγισμού. Στην συγκεκριμένη περίπτωση, η κρίσιμη θλιπτική παραμόρφωση είναι 0.77% ενώ η αντίστοιχη εφελκυστική είναι 0.52%, δηλαδή πολύ μικρότερη από την παραμόρφωση που προκαλεί εφελκυστική ρηγμάτωση (Igi et al. 2007, CEN 2006). Σχήμα 6. Διαμήκης παραμόρφωση (a) θλιβόμενη πλευρά (b) εφελκ. πλευρά (άργιλος Ι). Figure 6. Axial strain (a) compression side (b) tension side (clay I). 4

Σχήμα 7. Ισοδύναμη πλαστική διατμητική παραμόρφωση (a) πριν και (b) μετά την εμφάνιση τοπικού λυγισμού (άργιλος ΙΙ) Figure 7. Variation of equivalent plastic shear strain (a) before and (b) after local buckling formation (clay II) Σχήμα 8. Διαμήκης παραμόρφωση (a) θλιβόμενη πλευρά (b) εφελκ. πλευρά (άργιλος ΙI). Figure 8. Axial strain (a) compression side (b) tension side (clay II). Στα Σχήματα 7 και 8 παρουσιάζονται αντίστοιχα αποτελέσματα για μία πολύ στιφρή άργιλο (άργιλος ΙΙ) με συνοχή c =200 kpa, γωνία διατμητικής αντοχής φ = 0, μέτρο ελαστικότητας E = 100 MPa και λόγο Poisson v =0.5. Τα αποτελέσματα στο Σχήμα 8a δείχνουν ότι η αύξηση της δυσκαμψίας του εδάφους οδηγεί στην εμφάνιση τοπικού λυγισμού σε αρκετά μικρή μετατόπιση του ρήγματος, κατά μόλις d =0.23m. H μέγιστη θλιπτική παραμόρφωση κατά την εμφάνιση του τοπικού λυγισμού είναι 0.73%, ενώ η αντίστοιχη εφελκυστική παραμόρφωση είναι 0.48%. Η πτύχωση του αγωγού παρουσιάζεται σε απόσταση 3.2m από το ρήγμα. Σύγκριση των αποτελεσμάτων των Σχημάτων 6 και 8 οδηγεί στο συμπέρασμα ότι το μαλακό έδαφος συντελεί σε πιο ομαλή κατανομή και μικρότερες τιμές τάσεων, ενώ το πολύ στιφρό έδαφος οδηγεί σε συγκέντρωση τάσεων και παραμορφώσεων σε μία σχετικά μικρή περιοχή κοντά στο ρήγμα και στην ταχύτερη εμφάνιση τοπικού λυγισμού. Παρόλο που στο άρθρο αυτό δεν παρουσιάζονται αποτελέσματα για αμμώδη εδάφη, αντίστοιχα συμπεράσματα ισχύουν για την συμπεριφορά αγωγών σε χαλαρή και πολύ πυκνή άμμο. Στο Σχήμα 9a παρουσιάζεται η επίδραση του λόγου της διαμέτρου ως προς το πάχος του αγωγού, D/ t, στην κρίσιμη μετατόπιση του ρήγματος d για την δημιουργία τοπικού λυγισμού. Τα αποτελέσματα αντιστοιχούν σε αγωγούς από χάλυβα Χ65 και αργιλικό έδαφος (άργιλος Ι και ΙΙ). Παρατηρείται σημαντική μείωση της κρίσιμης μετατόπισης του ρήγματος d με την αύξηση του λόγου D/ t. Επίσης, η αύξηση της δυσκαμψίας του εδάφους έχει ως αποτέλεσμα την σημαντική μείωση της τιμής του d. Τέλος, παρουσιάζονται αποτελέσματα για εσωτερική πίεση p = 0 και p = 0.56 pmax. Σημειώνεται ότι η παρουσία εσωτερικής πίεσης έχει ως αποτέλεσμα μία περαιτέρω μικρή μείωση της τιμής του d λόγω επιπλέον τάσεων που αναπτύσσονται στο τοίχωμα του αγωγού. Στο Σχήμα 9b δίδεται η αντίστοιχη θλιπτική παραμόρφωση ε x για διάφορες τιμές του λόγου D/ t για τις δύο αργίλους. Τα αποτελέσματα καταδεικνύουν ότι λεπτότεροι αγωγοί και πιο σκληρό έδαφος οδηγούν σε μείωση της κρίσιμης παραμόρφωσης, σε συμφωνία με πειραματικά και αριθμητικά αποτελέσματα για μεταλλικούς αγωγούς (Gresnigt 1986, Kyrakides and Ju 1992, Linam et al. 2009). 5

Σχήμα 9. (a) Κρίσιμη μετατόπιση και (b) κρίσιμη διαμήκης παραμόρφωση ως προς τον λόγο D/ t για χάλυβα Χ65. Figure 9. (a) Critical fault displacement and (b) itical axial strain versus diameter-tothickness ratio D/ t for steel X65. Η συμπεριφορά αγωγών χάλυβα υψηλής αντοχής (API X80) που υφίστανται μετατόπιση σεισμικού ρήγματος παρουσιάζει ιδιαίτερο πρακτικό ενδιαφέρον. Οι σχέσεις τάσηςπαραμόρφωσης για τα δύο είδη χάλυβα Χ80 που χρησιμοποιήθηκαν δίδονται στο Σχήμα 3. Στο Σχήμα 10a παρουσιάζεται η επίδραση του λόγου D/ t στην κρίσιμη μετατόπιση του ρήγματος d. Όπως και στο Σχήμα 9a, παρατηρείται σημαντική μείωση της κρίσιμης μετατόπισης του ρήγματος d με την αύξηση του λόγου D/ t και της δυσκαμψίας του εδάφους. Σημειώνεται ότι για την μαλακή άργιλο και για D/ t = 44 και 72 δεν δίδονται τιμές του d καθόσον δεν δημιουργείται τοπι- Σχήμα 10. (a) Κρίσιμη μετατόπιση και (b) κρίσιμη διαμήκης παραμόρφωση ως προς τον λόγο D/ t για χάλυβα Χ80. Figure 10. (a) Critical fault displacement and (b) itical axial strain versus diameter-tothickness ratio D/ t for steel X80. κός λυγισμός. Στην περίπτωση αυτή, οι μέγιστες θλιπτικές παραμορφώσεις λόγω κάμψης δεν ξεπερνούν την κρίσιμη τιμή καθόσον μειώνονται λόγω των εφελκυστικών παραμορφώσεων που οφείλονται στην αύξηση του μήκους του τμήματος του αγωγού κοντά στο ρήγμα. Είναι δυνατόν να υπολογισθεί με ένα απλουστευμένο τρόπο η θλιπτική παραμόρφωση λόγω κάμψης στο τοίχωμα του αγωγού, λαμβάνοντας υπόψη την εφελκυστική παραμόρφωση λόγω επιμήκυνσης του αγωγού. Από την ανάλυση αυτή προκύπτει η εξής συνθήκη για την μη-ανάπτυξη τοπικού λυγισμού στο τοίχωμα του αγωγού: 6

( ) ( ) 2 D/ t D/ t = 0.4 α L/ D (2) lim όπου α είναι μία παράμετρος που εξαρτάται από το υλικό του αγωγού και από το μέγεθος και σχήμα των αρχικών ατελειών. Το μήκος L είναι το αρχικό μήκος του παραμορφούμενου αγωγού στην περιοχή του ρήγματος. Στο Σχήμα 11 δίδεται η μεταβολή του μήκους L με τον λόγο διαμέτρου προς πάχος D/ t για τις δύο αργίλους και για αγωγούς από χάλυβα Χ65. Η σχέση (2) υποδηλώνει ότι για την αποφυγή τοπικού λυγισμού ο λόγος D/ t θα πρέπει να είναι μικρότερος του λόγου ( D/ t ) lim. Τέλος, η αύξηση της αντοχής του χάλυβα οδηγεί σε αύξηση του d, όπως φαίνεται από την σύγκριση των αποτελεσμάτων για τους χάλυβες Χ80 και Χ65 (Σχήματα 9a και 10a), καθώς επίσης και για τους δύο χάλυβες Χ80 (βλέπε Σχήμα 10a). Στο Σχήμα 10b δίδεται η αντίστοιχη θλιπτική παραμόρφωση ε x για διάφορες τιμές του λόγου D/ t για τα δύο είδη χάλυβα και τις δύο αργίλους. Σχήμα 11. Αδιάστατο μήκος L/ D ως προς τον λόγο διαμέτρου προς πάχος για χάλυβα Χ65 Figure 11. Dimensionless length L/ D versus diameter-to-thickness ratio D/ t for steel X65 4. ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Στην παρούσα εργασία διερευνήθηκε η συμπεριφορά υπόγειων χαλύβδινων αγωγών που διαπερνούν ενεργά τεκτονικά ρήγματα οριζόντιας ολίσθησης. Το σύστημα εδάφους-αγωγού προσομοιώθηκε με πεπερασμένα στοιχεία, λαμβάνοντας υπόψη την μη γραμμική συμπεριφορά των υλικών και τις συνθήκες τριβής και διαχωρισμού στην διεπιφάνεια εδάφους-αγωγού. Τα συμπεράσματα της παρούσας ερευνητικής εργασίας είναι τα εξής: 1. Η δημιουργία τοπικού λυγισμού λόγω σημαντικών θλιπτικών τάσεων στο τοίχωμα του αγωγού αποτελεί τον κυρίαρχο μηχανισμό αστοχίας για την πλειοψηφία των αναλύσεων που πραγματοποιήθηκαν. 2. Η κρίσιμη μετατόπιση του ρήγματος και η αντίστοιχη κρίσιμη παραμόρφωση μειώνονται σημαντικά με την αύξηση του λόγου της διαμέτρου προς το πάχος του αγωγού ( D/ t). 3. Χαμηλή δυσκαμψία και αντοχή του εδάφους έχει ως αποτέλεσμα την αυξημένη δυνατότητα του αγωγού για ανάληψη μεγαλυτέρων παραμορφώσεων πριν την εμφάνιση τοπικού λυγισμού. Αντίθετα, σκληρά, υψηλής αντοχής εδάφη είναι δυνατόν να οδηγήσουν σε τοπικό λυγισμό σε σχετικά μικρές μετατοπίσεις του σεισμικού ρήγματος. 4. Το πλάτος της ζώνης παραμόρφωσης του σεισμικού ρήγματος δεν έχει σημαντική επίδραση στην παραμόρφωση του αγωγού 5. Η παρουσία εσωτερικής πίεσης κατά την λειτουργία του αγωγού οδηγεί σε μία μικρή μείωση της κρίσιμης παραμόρφωσης του σεισμικού ρήγματος. 6. Η αύξηση της αντοχής του χάλυβα οδηγεί σε αύξηση της δυνατότητας του αγωγού να αντισταθεί σε μεγαλύτερες μετατοπίσεις του σεισμικού ρήγματος. Επίσης, αγωγοί από χάλυβα Χ80 UOE συμπεριφέρονται καλύτερα από άποψη τοπικού λυγισμού εν συγκρίσει με αγωγούς από χάλυβα Χ80 χωρίς συρραφή. 7. Αγωγοί σχετικά μεγάλου πάχους είναι δυνατόν να μην υποστούν τοπικό λυγισμό λόγω αυξημένης δυσκαμψίας και επικράτησης των εφελκυστικών τάσεων. Στη περίπτωση αυτή η αστοχία είναι δυνατόν να επέλθει από εφελκυστική ρηγμάτωση του τοιχώματος. 8. Τέλος, τα αποτελέσματα της παρούσας έρευνα συγκρίνονται με τις συστάσεις πρόσφατων κανονισμών σχεδιασμού του EN 1998-4 και ASCE MOP 119 και μπορούν να χρησιμοποιηθούν για τον σχεδιασμό υπόγειων χαλύβδινων αγωγών με κριτήριο την παραμόρφωση. 7

5. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ ABAQUS (2009): Users Manual, Version 6.8, Simulia, Providence, RI, USA. American Petroleum Inst. (2007), Specification for Line Pipe, 44th Edition, ANSI/API Spec 5L American Society of Mechanical Engineers (2006), Pipeline Transportation Systems for Liquid Hy-drocarbons and Other Liquids, ANSI/ASME B31.4. American Society of Mechanical Engineers (2007), Gas Transmission and Distribution Piping Sys-tems, ANSI/ASME B31.8. Ariman, T. & Muleski, G. E. (1981), A review of the response of buried pipelines under seismic excitations., Earthq. Engrg. & Struct. Dynamics, Vol. 9, pp. 133-151. ASCE (2009), Buried Flexible Steel Pipe; Design & Structural Analysis, W.R. Whidden (Ed.), Manual of Practice, MOP 119 Bransby, M.F., Davies, M.C. and Nahas, A.El (2008), Centrifuge modeling of normal fault-foundation interaction, Bulletin of Earthq. Engrg., Springer, 6(4), 585-605. Comité Européen de Normalisation (2006), Eurocode 8, Part 4: Silos, tanks and pipelines, CEN EN 1998-4, Brussels, Belgium. Desmod TP, Power MS, Taylor CL, Lau RW (1995). Behavior of large-diameter pipeline at fault ossings. ASCE TCLEE (6):296-303. Earthquake Engineering Research Institute (1999). Kocaeli, Turkey Earthquake of August 17, EERI Special Earthq. Report. Gresnigt, A.M., (1986). Plastic Design of Buried Steel Pipes in Settlement Areas, HERON, Vol. 31, (4), pp. 1-113. Igi, S. & Suzuki, N. (2007), Tensile Strain Limits of X80 High-strain Pipelines., Proceedings of the 16th Intern. Offshore & Polar Engrg. Conference, Lisbon, Portugal. Jennings, P. C., (1971), Engineering features of the San Fernando earthquake February 9, 1971, California Institute of Technology Report, EERL 71-02, Pasedena, CA. Karamitros, D.K., Bouckovalas, G.D. & Kouretzis, G.P. (2007), Stress Analysis of Buried Steel Pipelines at Strike-Slip Fault Crossings, Soil Dyn. & Earthq. Engrg, 27, pp. 200-211 Kennedy, R.P., Chow, A.W. & Williamson, R.A. (1977), Fault movement effects on buried oil pipeline, ASCE J. of Transport. Engineering, Vol. 103, pp. 617-633. Kennedy R. P. & Kincaid R. H. (1983). Fault ossing design for buried gas oil pipelines. ASME, PVP conference; 77:1 9 Kokavessis, N.K. & Anagnostidis, G.S. (2006), Finite Element Modelling of Buried Pipelines Subjected to Seismic Loads: Soil Structure Interaction Using Contact Elements., Proceedings, ASME PVP conference, Vancouver, BC, Canada Kyriakides, S., & Ju, G.T., (1992). Bifurcation & Localization Instabilities in Cylindrical Shells Under Bending I: Experiments, Int.. J. of Solids & Structures, 29, pp. 1117-1142 Liang J. & Sun, S. (2000), Site Effects on Seismic Behavior of Pipelines: A Review, ASME Journal of Pressure Vessel Technology, Vol. 122, No. 4, pp. 469-475. Limam, A., Corona, E., Lee, L.H. & Kyriakides, S., (2009), Inelastic wrinkling and collapse of tubes under combined bending and internal pressure., Intern. J. of Mechanical Sciences, in press, available online. McCaffrey MA, O Rourke TD (1983). Buried pipeline response to reverse faulting during the 1971 San Fernando Earthquake. ASME, PVP conference 1983; 77:151 159 Nakata T, & Hasuda. K (1995). Active fault I 1995 Hyogoken Nanbu earthquake. Kagaku 1995; 65:127 142 Newmark N.M. & Hall W.J. (1975), Pipeline design to resist large fault displacement. Proceedings of U.S. National Conference on Earthquake Engineering; 416 425. Takada, S., Hassani, N. & Fukuda, K. (2001), A new proposal for simplified design of buried steel pipes ossing active faults, Earthq. Engineeing and Structural Dynamics, 2001; Vol. 30: pp.1243 1257. Takada S, Nakayama M, Ueno J. & Tajima C (1999). Report on Taiwan Earthquake, RCUSS, Earth-quake Lab. of Kobe University; 2 9 Vougioukas E.A., Theodossis, C., & Carydis P.G. (1979), Seismic analysis of buried pipelines sub-jected to vertical fault movement., ASCE Journal of Technical Councils, Vol. 105(TCI), pp. 432 441. Wang, L.R.L. & Yeh, Y.A. (1985), A refined seismic analysis and design of buried pipeline for fault movement, Earthq. Engrg. & Struct. Dynamics, 13, pp. 75-96. Wang L.R. & Wang L.J. (1995), Parametric study of buried pipelines due to large fault movement. ASCE, TCLEE, (6):152 159 8