υναµική Αλληλεπίδραση Εδάφους-Κατασκευής σε Εδάφη µε Ρευστοποιήσιµη Στρώση Dynamic Soil - Structure Interaction in Soils with Liquefiable Layer

υναµική Αλληλεπίδραση Εδάφους-Κατασκευής σε Εδάφη µε Ρευστοποιήσιµη Στρώση Dynamic Soil - Structure Interaction in Soils with Liquefiable Layer ΝΤΑΚΟΥΛΑΣ, Π. ΒΑΖΟΥΡΑΣ, Π. ΚΑΛΥΒΑΣ, Γ. Πολιτικός Μηχανικός, Επίκ. Καθηγητής, Πανεπιστήµιο Θεσσαλίας Πολιτικός Μηχανικός, Πανεπιστήµιο Θεσσαλίας Πολιτικός Μηχανικός, Πανεπιστήµιο Θεσσαλίας ΠΕΡΙΛΗΨΗ: Η δυναµική αλληλεπίδραση εδάφους κατασκευής σε εδάφη µε ρευστοποιήσιµη στρώση διερευνάται µε χρήση της µεθόδου ενεργών τάσεων και ενός καταστατικού προσοµοιώµατος για µονοτονική και ανακυκλική συµπεριφορά µη-συνεκτικού εδάφους. Παρουσιάζονται αποτελέσµατα της δυναµικής αλληλεπίδρασης ενός τυπικού 7-όροφου κτιρίου σε τρεις πραγµατικές εδαφικές τοµές Λάρισας που περιλαµβάνουν ρευστοποιήσιµη στρώση. Κατά τον σεισµό σχεδιασµού, οι εδαφικές στρώσεις ρευστοποιούνται µερικώς ή πλήρως. Καταδεικνύεται ότι η ύπαρξη ρευστοποιήσιµου στρώµατος στο έδαφος θεµελιώσεως δηµιουργεί καθιζήσεις, λόγω συµπύκνωσης ή αστοχίας του εδάφους, και αυξάνει σηµαντικά τη σεισµική βλάβη της κατασκευής. ABSTRACT: The dynamic soil structure interaction in soils with a liquefiable soil layer is investigated using the effective stress method and a constitutive model for monotonic and cyclic behavior of a cohesionless soil. Results are presented from the seismic behavior of a 7-storey building founded on three actual soil profiles, containing a liquefiable layer, in the city of Larissa. During the design earthquake, these soil layers develop high excess pore pressures and liquefy. It is demonstrated that the presence of a liquefiable layer in the foundation soil leads to settlements, due to soil densification or failure, and increases substantially the seismic damage of the structure. 1. EIΣΑΓΩΓΗ Σε πολλές πόλεις της Ελλάδας µε παραθαλάσσιες ή παραποτάµιες αλλουβιακές αποθέσεις, όπως π.χ. ο Βόλος και η Λάρισα, υπάρχουν κορεσµένα χαλαρά αµµώδη εδάφη τα οποία κατά την διάρκεια µιας ισχυρής σεισµικής δόνησης είναι δυνατόν να αναπτύξουν σηµαντικές υπερπιέσεις του ύδατος πόρων και ενδεχοµένως να υποστούν ρευστοποίηση. Μικροζωνικές µελέτες που έχουν εκπονηθεί για τις πόλεις αυτές έχουν επισηµάνει τέτοιες περιοχές µε υψηλό κίνδυνο ρευστοποίησης. Στόχος της παρούσας µελέτης είναι η εκτίµηση των αναµενόµενων µονίµων παραµορφώσεων και της συνολικής σεισµικής συµπεριφοράς ενός κατά το δυνατόν τυπικού κτιρίου, λαµβάνοντας υπόψη την δυναµική αλληλεπίδραση εδάφους κατασκευής υπό καθεστώς ανάπτυξης υπερπίεσης πόρων και πιθανής ρευστοποίησης. Η µελέτη αυτή χρησιµοποιεί ένα 7-ορόφο τυπικό κτίριο που σχεδιάσθηκε µε βάση τον κανονισµό του 1985 στο ευρύτερο κέντρο της Λάρισας. Τα βασικά χαρακτηριστικά του κτιρίου και η σεισµικότητα της περιοχής δίδονται σε σχετική δηµοσίευση από τους Καλύβα και Ντακούλα (25), όπου εξετάζεται η απόκριση του ιδίου κτιρίου όταν το έδαφος θεµελιώσεως είναι µία µη-ρευστοποιήσιµη τυπική διατοµή στο κέντρο της πόλης, στην οποία οι τιµές των ιδιοτήτων του εδάφους σε κάθε βάθος είναι οι µέσες τιµές πολλών παρόµοιων διατοµών της ιδίας ζώνης. Η σεισµική συµπεριφορά του κτιρίου στις «ευάλωτες» ρευστοποιήσιµες τοµές που εξετάζονται στην παρούσα µελέτη συγκρίνονται µε εκείνη του κτιρίου που θεµελι- 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 1

ώνεται στην τυπική εδαφική τοµή µε µέσες τιµές ιδιοτήτων. 5 (a) 2. ΜΕΘΟ ΟΣ ΑΝΑΛΥΣΗΣ Η µελέτη αυτή χρησιµοποιεί την µέθοδο ενεργών τάσεων για την προσοµοίωση του φαινοµένου της ρευστοποίησης, µε πλήρη σύζευξη των ογκοµετρικών µεταβολών του σκελετού του εδάφους και του ύδατος πόρων, µε αποτέλεσµα την δηµιουργία υπερπίεσης. Για το σκοπό αυτό απαιτείται η χρήση ενός κατάλληλου καταστατικού προσοµοιώµατος. Το καταστατικό προσοµοίωµα για µησυνεκτικό έδαφος που χρησιµοποιείται στην παρούσα µελέτη αποτελεί τροποποίηση ενός προσοµοιώµατος που προτάθηκε αρχικά από τους Pastor et al. (199). Το προσοµοίωµα είναι κατάλληλο για την µονοτονική και ανακυκλική συµπεριφορά του εδάφους και βασίζεται στην γενικευµένη πλαστικότητα και την θεωρία της κρίσιµης κατάστασης (Dakoulas and Gazetas 25). Σε συµφωνία µε τα πειραµατικά δεδοµένα για µη συνεκτικά εδάφη, το προσοµοίωµα ακολουθεί µησυζευγµένο νόµο πλαστικής ροής. Ένα πλεονέκτηµα του προσοµοιώµατος είναι ότι δεν απαιτείται ο απευθείας µαθηµατικός ορισµός των επιφανειών διαρροής και πλαστικού δυναµικού, παρά µόνο των διανυσµάτων κατευθύνσεως που είναι κάθετα στις επιφάνειες αυτές. Αποκλίνουσα τάση, q (kpa) Υπερπίεση, u (kpa) 4 3 2 4 35 3 25 2 15 5 Dr = 64% Dr = 47% Dr = 44% Dr = 29% 2 3 4 5 Μέση ενεργός τάση, p (kpa) (b) Dr = 29% Dr = 44% Dr = 47% Dr = 64% Η σχέση τάσεων παραµορφώσεων είναι: Dn nd d σ = D d ε = D d ε όπου: e e ep e gl / U LU / ( ) T e HLU / + n D nglu / dσ = η µεταβολή των ενεργών τάσεων dε = η µεταβολή των παραµορφώσεων e e ep D, D, D LU / = τα µητρώα ελαστικής και ελαστο-πλαστικής δυσκαµψίας H LU / = το µέτρο πλαστικότητας για φόρτιση και αποφόρτιση n, n gl/ U= κάθετα διανύσµατα στις επιφάνειες διαρροής και πλαστικού δυναµικού Για χαλαρά αµµώδη εδάφη, το προσο- µοίωµα προβλέπει την συµπύκνωση και την κράτυνση κατά την διάρκεια διατµητικής παραµόρφωσης υπό συνθήκες στράγγισης, και την ανάπτυξη υπερπίεσης του ύδατος πόρων και ρευστοποίηση. 2 4 6 8 ιατµητική παραµόρφωση, ε (%) Σχήµα 1. Σύγκριση πειραµατικών δεδοµένων τριαξονική θλίψης του Castro (1969) και αριθµητικών προβλέψεων (α) ενεργός τασική όδευση (b) υπερπίεση ύδατος πόρων. Figure 1. Comparison of experimental data from undrained triaxial compression tests by Castro (1969) and model predictions (a) effective stress path and (b) excess water pressure. Για πυκνή ή πολύ πυκνή άµµο µε διασταλτική συµπεριφορά υπό συνθήκες στράγγισης το προσοµοίωµα προβλέπει την χαλάρωση και την εναποµένουσα αντοχή στην κρίσιµη κατάσταση. Μια συστηµατική σειρά συγκρίσεων των προβλέψεων του τροποποιηµένου προσοµοιώµατος µε πειραµατικά δεδοµένα δοκιµών (α) µονοτονικής φόρτισης υπό αστράγγιστες συνθήκες συστολικών και s 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 2

Αποκλίνουσα τάση, q (kpa) Αποκλίνουσα τάση, q (kpa) 25 2 15 5 25 2 15 5 (α) πειραµατικά δεδοµένα 2 3 4 5 Μέση ενεργός τάση, p (kpa) (β) προσοµοίωµα Dr = 3% Dr = 3% 2 3 4 5 Μέση ενεργός τάση, p (kpa) = 4% και Dr = 6%. Από την ολική εξέταση των αποτελεσµάτων της επιβεβαίωσής του, προκύπτει ότι το προσοµοίωµα περιγράφει ρεαλιστικά την µονοτονική και ανακυκλική συµπεριφορά για ένα ευρύ φάσµα σχετικών πυκνοτήτων. Το προσοµοίωµα έχει ενσωµατωθεί στον κώδικα πεπερασµένων διαφορών FLAC (Itasca 2) και έχει επιβεβαιωθεί, πέραν των δοκιµών σε εδαφικά δοκίµια, και µε την ανάλυση ιστορικών περιστατικών στα οποία υπάρχουν σηµαντικές καταγραφές. Ως εκ τούτου, χρησιµοποιείται για την προσο- µοίωση της συµπεριφοράς του εδάφους υπό σεισµικές συνθήκες. 3. ΕΠΙΛΟΓΗ Ε ΑΦΙΚΩΝ ΤΟΜΩΝ Από τις διαθέσιµες 144 γεωτρήσεις εξετάσθηκαν 24 γεωτρήσεις για τις οποίες εµφανίσθηκαν µικρές σχετικά τιµές του αριθµού κρούσεων Ν της δοκιµής SPT και σε βάθος µικρότερο των 2 µέτρων. Σχήµα 2. Ενεργός τασική όδευση σε τριαξονική ανακυκλική δοκιµή (α) πειραµατικά δεδοµένα (Castro 1969) (β) πρόβλεψη. Figure 2. Effective stress path in cyclic triaxial testing (a) experimental data (Castro 1969) (b) model prediction. CSR.4.3.2 Dr = 4% διασταλτικών άµµων, (β) ανακυκλικών δοκι- µών σε δοκίµια συστολικών άµµων που οδηγούν σε ρευστοποίηση µε ροή και (γ) ανακυκλικών δοκιµών σε δοκίµια διασταλτικών άµµων που οδηγούν σε ανακυκλική παραµορφωσιµότητα (cyclic mobility) έδειξαν αρκετά καλή συµφωνία (Dakoulas 23). Το Σχήµα 1a παρουσιάζει µία σύγκριση της µέσης ενεργού τάσης κατά την διάρκεια τριαξονικής θλίψης υπό αστράγγιστες συνθήκες σε άµµο Banding (Castro 1969) µε σχετική πυκνότητα Dr = 29%, 44%, 47% and 64%, ενώ στο Σχήµα 1b συγκρίνει την αντίστοιχη υπερπίεση του ύδατος πόρων ως προς την διατµητική παραµόρφωση. Το Σχήµα 2 συγκρίνει τασικές οδεύσεις κατά την ανακυκλική τριαξονική δοκιµή της ίδιας άµµου µε σχετική πυκνότητα Dr = 3%. Τέλος, στο Σχήµα 3 συγκρίνεται ο λόγος ανακυκλικής αντοχής για ρευστοποίηση (µε µηδενική ενεργό τάση) από τις προβλέψεις του προσοµοιώµατος και από πειραµατικά δεδοµένα της άµµου Nevada των Arulmoli et al. (1992) και της άµµου Monterey των De Alba et al. (1976), τροποποιηµένα από τους Harder and Seed, για σχετικές πυκνότητες Dr CSR.1.4.3.2.1 2 5 2 5 NUMBER OF CYCLES Nc Dr = 6% 2 5 2 5 NUMBER OF CYCLES Nc Monterey Sand (De Alba et al 1976) Nevada Sand (Arulmoli et al. 1992) Model Prediction Σχήµα 3. Λόγος ανακυκλικής αντοχής σε δoκιµές απλής διάτµησης από αριθµητικές προβλέψεις και πειραµατικές δοκιµές. Figure 3. Cyclic stress ratio in simple shear tests from predictions and experimental data 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 3

Α Β C οι εδαφικές στρώσεις για τις οποίες οι συντελεστές ασφαλείας έναντι ρευστοποίησης είναι FS < 1. Στον Πίνακα 1 δίδονται τα βάθη, οι τιµές του Ν SPT που µετρήθηκαν επιτόπου, η ισοδύναµη σχετική πυκνότητα Dr, και οι συντελεστές ασφαλείας FS για τις τρεις διατοµές, κατά τις δύο µεθόδους. 4 ΑΛΛΗΛΕΠΙ ΡΑΣΗ Ε ΑΦΟΥΣ-ΚΑΤΑΣΚΕΥΗΣ Σχήµα 4. Εδαφικές τοµές A, B, και C µε ρευστοποιήσιµη στρώση. Figure 4. Soil profiles A, B, and C, having a liquefiable layer. Πίνακας 1. Χαρακτηριστικά και συντελεστές ασφαλείας της ρευστοποιήσιµης στρώσης Table 1. Properties and factors of safety of liquefiable layer Εδαφική Τοµή Α Β C Βάθος, m 4.6 6 4 6.2 5 9 Ν - SPT 12 8 3 Σχ. Πυκνότ., Dr 6% 5% 4% FS, NCEER.83.62.71 FS, JRA.81.57.63 Για τις γεωτρήσεις αυτές έγινε προκαταρκτικός έλεγχος ρευστοποίησης µε βάση τις απλουστευµένες µεθόδους του NCEER Workshop και της Japan Road Association, που λαµβάνουν υπόψιν νεώτερα δεδοµένα για την επίδραση του ποσοστού των λεπτόκοκκων και του δείκτη πλαστιµότητας. Τα αποτελέσµατα του προκαταρτικού ελέγχου έδειξαν ότι: (α) οι διάφορες µέθοδοι που χρησιµοποιήθηκαν ευρίσκονται σε συµφωνία µεταξύ τους και (β) στις περισσότερες από τις 24 γεωτρήσεις που εξετάσθηκαν, υπάρχει κίνδυνος ρευστοποίησης σε κάποια εδαφική στρώση. Στο Σχήµα 4 παρουσιάζονται τρείς ενδεικτικές εδαφικές τοµές, Α, Β και C, και σηµειώνονται Αρχικά γίνεται η µελέτη της σεισµικής απόκρισης των εδαφικών σχηµατισµών µε ισοδύναµη γραµµική ανάλυση (SHAKE). Η µεταβολή του µέτρου διάτµησης και του λόγου κρίσιµης απόσβεσης ως προς την διατµητική παραµόρφωση λαµβάνονται από εργαστηριακές δοκιµές του εργαστηρίου του Α.Π.Θ. (Πιτιλάκης και Τσότσος 1995). Εν συνεχεία αναλύεται το σύστηµα εδάφους κατασκευής κάνοντας χρήση µιας διακριτοποίησης περίπου όπως αυτή στο Σχήµα 5, αλλά που διαφοροποιείται κάπως στην στρωµατογραφία ανάλογα µε τα χαρακτηριστικά κάθε θέσης. Οι ρευστοποιήσιµες στρώσεις προσοµοιώνονται µε το καταστατικό προσοµοίωµα που περιγράφηκε προηγουµένως. Οι παράµετροι του προσο- µοιώµατος υπολογίσθηκαν µε βάση την σχετική πυκνότητα του εδάφους, η οποία λαµβάνεται ως συνάρτηση του διορθωµένου αριθµού κρούσεων διείσδυσης (Ν 1 -SPT) και των χαρακτηριστικών της κοκκοµετρίας. m m 1 m Σχήµα 5. ιακριτοποίηση εδάφους και κτιρίου Figure 5. Discretization of Soil and Structure 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 4

Οι υπόλοιπες στρώσεις προσοµοιώνονται µε τις εδαφικές ιδιότητες της ισοδύναµης γραµµικής ανάλυσης (για οικονοµία του υπολογιστικού χρόνου). Το κτίριο αποτελείται από ένα υπόγειο (βάθους 4 m), το ισόγειο (ύψους 6 m) και έξη ορόφους (ύψους 3 m έκαστος). Η σεισµική διέγερση αποτελείται από τα επιταχυνσιογραφήµατα του Αιγίου, της Καλαµάτας και του El Centro, µε µέγιστη επιτάχυνση.33g σε βράχο που φθάνει µέχρι την επιφάνεια. Στα Σχήµατα 6α, 6β και 6γ παρουσιάζεται η χρονική εξέλιξη του λόγου υπερπίεσης u / σ m, όπου u = υπερπίεση και σ m = η µέση ενεργός περιβάλλουσα τάση, της ρευστοποιήσιµης στρώσης σε κάθε µία από τις τρεις εδαφικές τοµές, κατά την σεισµική διέγερση της Καλαµάτας. Οι τιµές του λόγου υπολογίζονται κάτω από το κέντρο του κτιρίου και περίπου στο µέσον της στρώσης. Οι παραµένοντες λόγοι υπερπίεσης µετά το τέλος της δόνησης για τις τοµές Α, Β και C είναι αντίστοιχα.3,.4 και 1. ηλαδή, κάτω από το κέντρο του κτιρίου, στις τοµές Α και Β η υπερπίεση λαµβάνει σχετικά χαµηλές ως µέτριες τιµές, ενώ στην τοµή C επέρχεται πλήρης ρευστοποίηση από τα πρώτα 5 δευτερόλεπτα της σεισµικής διέγερσης. Επίσης, στα Σχήµατα 7, 8 και 9 παρουσιάζονται οι κατανοµές του λόγου υπερπίεσης στα ρευστοποιήσιµα στρώµατα των τοµών Α, Β και C, αντίστοιχα, κατά το τέλος της διέγερσης ( t = 3 sec). Στο Σχήµα 7 οι µέγιστες παραµένουσες τιµές του λόγου υπερπίεσης αναπτύσσονται κοντά στα άκρα του κτιρίου, ενώ στο κέντρο οι τιµές είναι αρκετά µικρές. Το ίδιο παρατηρείται και στο Σχήµα 8, µε την διαφορά ότι η ζώνη υψηλών υπερπιέσεων είναι µεγαλύτερη. Το Σχήµα 9 δείχνει ότι στην θέση C γίνεται πλήρης ρευστοποίηση του κορεσµένου στρώµατος τόσο στο ελεύθερο πεδίο όσο και κάτω από το κτίριο. Οι διαφορικές καθιζήσεις του κτιρίου µεταξύ του κέντρου του δεξιού άκρου είναι 3 cm κατά την χρονική στιγµή t = 3 s. Η διαφορική αυτή καθίζηση θα πρέπει να προστεθεί στη προϋπάρχουσα στατική. Βεβαίως, αναµένεται ότι το κτίριο θα συνεχίσει να καθιζάνει και µετά την χρονική στιγµή t = 3 s, καθώς επέρχεται σταδιακά η αποτόνωση των υπερπιέσεων. Η µη εµφάνιση µεγαλύτερων διαφορικών καθιζήσεων µεταξύ κτιρίου και εδάφους είναι δυνατόν να αιτιολογηθεί από την απουσία σηµαντικών στατικών διατµητικών τάσεων στα άκρα του Λόγος Υπερπίεσης Λόγος Υπερπίεσης Λόγος Υπερπίεσης κτιρίου, καθόσον το βάρος του είναι της ίδιας τάξης µεγέθους µε το βάρος του εδάφους εκσκαφής. Στο Σχήµα δίδονται οι χρονοϊστορίες των οριζοντίων µετατοπίσεων όλων των ορόφων του κτιρίου κατά τον σεισµό της Καλαµάτας για τις τρείς τοµές A, B και C. Επίσης, στο Σχήµα 11 δίδεται ο δείκτης µετατόπισης ορόφου (Interstorey Drift Index) ως προς το ύψος του κτιρίου. Όπως φαίνεται από τα Σχήµατα 7-11, ενώ η µέγιστη ρευστοποίηση λαµβάνει χώρα στην τοµή C, η µέγιστη ζηµία του κτιρίου λαµβάνει χώρα στην τοµή Β, και µάλιστα κατά το αρχικό τµήµα της διέγερσης ( t 4 7 s). 1.8.6.4.2.2 1.8.6.4.2.2 1.8.6.4.2.2 5 15 2 25 3 Τοµή Α Τοµή Β 5 15 2 25 3 Τοµή C 5 15 2 25 3 Σχήµα 6. Λόγος υπερπίεσης στην ρευστοποιήσιµη στρώση των τοµών A, B, και C. Figure 6. Excess pore pressure ratio within the liquefiable layer at the sites A, B, and C. 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 5

u / σ m u / σ m Σχήµα 7. Λόγος υπερπίεσης στην ρευστοποιήσιµη στρώση για την τοµή A (t = 3 sec). Figure 7. Excess pore pressure ratio within the liquefiable layer at site A (t = 3 sec). u / σ m Σχήµα 8. Λόγος υπερπίεσης στην ρευστοποιήσιµη στρώση για την τοµή Β (t = 3 sec). Figure 8. Excess pore pressure ratio within the liquefiable layer at site Β (t = 3 sec). Τα αποτελέσµατα συνιστούν ότι ο λικνισµός του κτιρίου στις τοµές Α και Β ευνοεί την ανάπτυξη υπερπιέσεων κοντά στα άκρα, οι οποίες εν συνεχεία συντελούν στην αύξηση της καταπόνησης της κατασκευής λόγω στρέβλωσης, και οδηγούν σε µόνιµες οριζόντιες παραµορφώσεις και πλαστικοποιήσεις δοκών. Σχήµα 9. Λόγος υπερπίεσης στην ρευστοποιήσιµη στρώση για την τοµή C (t = 3 sec). Figure 9. Excess pore pressure ratio within the liquefiable layer at site C (t = 3 sec). Στην τοµή C, η πλήρης ρευστοποίηση του στρώµατος σε όλη την έκταση από το πρώτο στάδιο της δόνησης, ενεργεί σαν ένα είδος φίλτρου, ιδιαίτερα για τις υψηλές συχνότητες, και έτσι το κτίριο υφίσταται µικρότερες µόνιµες οριζόντιες µετατοπίσεις ορόφων. Όµως, οι αυξηµένες διαφορικές καθιζήσεις οδηγούν σε σηµαντικές πλαστικοποιήσεις δοκών. Η µελέτη των αποτελεσµάτων όλων των αναλύσεων (που δεν παρουσιάζονται εδώ λόγω ελλείψεως χώρου), ανέδειξε ότι το προσοµοίωµα περιγράφει σωστά την συσταλτικότητα του εδάφους σε µικρές ανακυκλικές παραµορφώσεις, αλλά και την διασταλτικότητα σε µεγάλες παραµορφώσεις (για µεγαλύτερες πυκνότητες ή µικρές περιβάλλουσες τάσεις). Σε πολλές περιπτώσεις που η συστολική συµπεριφορά οδήγησε σε χαλάρωση του υλικού και µεγάλες διατµητικές παραµορφώσεις, υπό την επήρεια των µεγάλων διατµητικών παραµορφώσεων το έδαφος ανέπτυξε διασταλτική συµπεριφορά και, συνεπώς, κράτυνση λόγω της µείωσης της υπερπίεσης πόρων. 5. ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Τα συµπεράσµατα της µελέτης είναι τα εξής: 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 6

2 Τοµή Α 25 Aigio Kalamata Μετατόπιση, cm Μετατόπιση, cm 2 2 5 15 2 25 3 Τοµή Β Ύψος, m Ύψος, m 2 15 5 25 2 15 El Centro.5.1.15.2 IDI Τοµή Α Aigio Kalamata El Centro 2 5 15 5 5 15 2 25 3 Τοµή C 25.1.2.3 IDI Τοµή Β Aigio Kalamata Μετατόπιση, cm 5 15 2 Base Gr. Fl. Floor 1 Floor 2 Floor 3 Floor 4 Floor 5 Floor 6 Floor 7 5 15 2 25 3 Σχήµα 11. Οριζ. Μετατοπίσεις των Ορόφων του Κτιρίου κατά τον Σεισµό της Καλαµάτας Figure 11. Hor. Displacements of the Building Floors during the Kalamata Earthquake. Ύψος, m 2 15 5 El Centro Τοµή C.1.2.3 IDI Σχήµα 12. είκτης µετατόπισης ορόφου Figure 12. Interstorey Drift Index (IDI) 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 7

1. Η µέθοδος ενεργών τάσεων χρησι- µοποιήθηκε µε επιτυχία για την διερεύνηση των αποτελεσµάτων της ρευστοποίησης εδαφικού στρώµατος στην απόκριση της κατασκευής. Οι παράµετροι του προσο- µοιώµατος υπολογίσθηκαν µε βάση την σχετική πυκνότητα, η οποία λαµβάνεται ως συνάρτηση του διορθωµένου αριθµού κρούσεων διείσδυσης (Ν 1 -SPT) και των χαρακτηριστικών της κοκκοµετρίας. 2. Οι απλοποιηµένες µέθοδοι για τον προκαταρτικό έλεγχο ρευστοποίησης, που λαµβάνουν υπόψιν το ποσοστό των λεπτόκοκκων και τον δείκτη πλαστιµότητας, ευρίσκονται σε συµφωνία µεταξύ τους και µε την ανάλυση ενεργών τάσεων σε όλες τις αναλύσεις της µελέτης. Για ορισµένες εδαφικές τοµές σε διάφορες περιοχές της Λάρισας, όλες οι µέθοδοι προβλέπουν ρευστοποίηση σε στρώµατα πάχους 2 ως 4 m που ευρίσκονται συνήθως σε βάθη 4 ως m. 3. Η ύπαρξη ρευστοποιήσιµου στρώµατος αλλάζει σηµαντικά την σεισµική συµπεριφορά και την ζηµία της κατασκευής. Για κατασκευές µε µικρή πλαστιµότητα (όπως π.χ. αυτές που σχεδιάσθηκαν µε τον αντισεισµικό κανονισµό του 1985) οι ζηµίες είναι δυνατόν να είναι σηµαντικές, καθόσον η υπάρχουσα πλαστιµότητα δεν επαρκεί να αναλάβει τις παραµορφώσεις. 4. Όταν το κτίριο που αναλύθηκε τοποθετείται στην τυπική διατοµή (που αντιπροσωπεύει τις µέσες τιµές ιδιοτήτων σε κάθε βάθος) και διεγείρεται από την ίδια σεισµική δόνηση, υφίσταται µικρές µόνιµες παραµορφώσεις, οι οποίες είναι δυνατόν να αναληφθούν από την φυσική πλαστιµότητα και εποµένως είναι αποδεκτές. 5. Η ύπαρξη ρευστοποιήσιµου στρώµατος σε όλες τις περιπτώσεις που µελετήθηκαν οδήγησε σε σηµαντικές πλαστικοποιήσεις δοκών κατανεµηµένες σε πολλά σηµεία. Οι πλαστικοποιήσεις αυτές ενδεχοµένως να οφείλονται στο γεγονός ότι η ρευστοποίηση της εδαφικής στρώσης προκάλεσε διαφορικές καθιζήσεις και στρεβλώσεις του φέροντα οργανισµού του κτιρίου κατά την διάρκεια της σεισµικής δόνησης. Πρέπει να σηµειωθεί ότι τα φαινόµενα δυναµικής αλληλεπίδρασης υπό καθεστώς ανάπτυξης υπερπίεσης και πιθανής ρευστοποίησης είναι αρκετά πολύπλοκα και επηρεάζονται από πολλούς παράγοντες. Η µέθοδος ενεργών τάσεων είναι δυνατόν να αναδείξει τον ρόλο των διαφόρων παραγόντων. Τέλος, σχετικά µε την συµπεριφορά της ανωδοµής, τα συµπεράσµατα αφορούν κυρίως το τυπικό κτίριο που εξετάσθηκε. Είναι επιθυµητή η επιβεβαίωση µε (α) αναλύσεις άλλων τυπικών κτιρίων και (β) πιο ακριβή προσοµοίωση της τρισδιάστατης γεωµετρίας και της δυσκαµψίας (των µηφερόντων τοιχωµάτων) της κατασκευής. 6. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ Αξιοποίηση Μικροζωνικής Μελέτης Λάρισας (2), ΤΕΕ, Λάρισα. Arulmoli, K., Muraleetharan, M., Hossain, M and Fruth, L. (1992), Verification of Liquefaction Analyses by Centrifuge Studies Laboratory Testing Program Soil Data Report, Report, The Earth Technology Corporation, Long Beach, California. Bachmann (1998), Αντισεισµική Προστασία Κατασκευών, Εκδ. Γκιούρδας, Αθήνα. Castro, G., (1969), Liquefaction of sands, Ph.D. Thesis, Harvard University, Harvard Soil Mechanics Series, No. 81. Dakoulas, P. (23), Verification of a constitutive model for non-cohesive soils. Research Report, Univ. of Thessaly, Volos, Greece. Dakoulas, P. and Gazetas, G., (25), Seismic Effective Stress Analysis of Caisson Quay Walls : Application to Kobe, Soils and Foundations, Vol. 45(4), 113-125. DeAlba, P., Seed, H. B., & Chan, C. K. (1976), Sand liquefaction in large scale simple shear tests, Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, Vol. 2, 9, pp 99-927. ΕΑΚ2, Οργανισµός Αντισεισµικού Σχεδιασµού & Προστασίας και Σύλλογος Πολιτικών Μηχανικών Ελλάδος, Αθήνα. Καλύβας Γ. και Ντακούλας (25), υναµική Αλληλεπίδραση Εδάφους Κατασκευής, 5 ο Παν. Συν. Γεωτεχνικής και Περιβαλλοντικής Μηχανικής, Ξάνθη, 26. Pastor, M., O. Zienkiewicz, O., & Chan, C. H. (199), Generalized plasticity and the modeling of soil behavior, International J. of Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, Vol. 14, pp. 151-19. Πιτιλάκης Κ. και Τσότσος, Σ. (1995), Οριστική Μικροζωνική Μελέτη Λάρισας, Α.Π.Θ. Itasca (2), FLAC, Computer Software, Manuals version 4. Schnabel, P, Lysmer, J, and Seed, H.B., (1972), SHAKE: Equiv. Linear Seismic Response Analysis of Horiz. Layered Soil Deposits, Computer Software Manual. 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 8