Development of master curricula for natural disasters risk

Development of master curricula for natural disasters risk management in Western Balkan countries Seismic evaluation of an earth dam Ernesto Cascone, Giovanni Biondi, Domenico Aliberti University of Messina – Department of Engineering, ITALY Workshop on Training of teaching staff for innovative teaching methods Messina, 19 -21 September 2017 Project number: 573806 -EPP-1 -2016 -1 -RS-EPPKA 2 -CBHE-JP "This project has been funded with support from the European Commission. This publication reflects the views only of the author, and the Commission cannot be held responsible for any use which may be made of the information contained therein"

Earth dam failures San Fernando Earthquake, 1971: San Fernando Lower Dam Tōhoku Earthquake, 2011: Fujinuma Dam

Seismic evaluation of an earth dam (1) ü Scope • Seismic risk • Large structures and infrastructures (do they comply with the provisions of seismic codes? ) • Need for evaluation of seismic response ü Objectives of the study • Evaluation of the stress-strain state during seismic shaking • Development of failure mechanisms (possible overtopping) • Occurrence of soil liquefaction

Seismic evaluation of an earth dam (2) ü Analysis procedures: • Pseudo-static analyses • Displacement (Newmark sliding block) analyses • Simplified displacement methods • Dynamic analyses ü Main steps • Geotechnical characterization • Geometry and boundary conditions • Seismic motion • Analyses : Static – Seepage – Dynamic

The dam: San Pietro sull’Osento (1) Seismic hazard PVR=10% in 50 years , TR=475 anni Monteverde - Aquilonia (AV)

The dam: San Pietro sull’Osento (2) Zoned earth dam: - H = 48 m - L = 450 m - VD= 2. 2 ∙ 106 m 3 - VW = 17. 7∙ 106 m 3 - Freeboard = 1. 5 m

The dam: San Pietro sull’Osento (3) Plan showing geotechnical investigations

The dam: San Pietro sull’Osento (4) Main cross section

Geotechnical characterization (1) Core Shells Grain size distribution

Geotechnical characterization (2) Undrained shear strength (Cu ) – Core TX UU CPT 1 Cu=150÷ 265 k. Pa Cu=234 - 262 k. Pa Cu = 250 k. Pa CPT 2

Geotechnical characterization (3) Shear strength parameters (c’- φ’) – Core c’ = 30 k. Pa φ’ = 26° TX-CID and TX-CIU

Geotechnical characterization (4) Shear modulus and damping (G/G 0 - γ ; D - γ) – Core γl = 0. 013% (G/G 0=0. 95) γv = 0. 16% (Δu/p’=0. 1) D–γ Vucetic & Dobry 1991 Resonant Column Test

Geotechnical characterization (5) Shear strength parameters (c’- φ’) – Shells c’ = 0 k. Pa φ’ = 36° TX-CID

Geotechnical characterization (6) Relative density (DR ) – Shells

Geotechnical characterization (7) Permeability (k) Comparison between seepage analysis results (SEEP/W) and piezometric measures (March 1999 – water level 450 m a. s. l. ) Computed Measured

Geotechnical characterization (8) Shear modulus profile - G 0 Cross – hole tests

Input motion (1) Spectra, disaggregation , VR, TR (SLC; SLV; SLD) • NTC 08 [D. M. 14 -01 -2008]; C. S. LL. PP. , 16 -11 -2007; D. M. 26 -06 -2014 Accelerograms (ITACA and PEER); • disaggregation: M ; DJB (Ranges of Magnitude M and site-source distance DJB) • compatibility (FS, R 2 , Drms) ü FS scale factor of peak horizontal acceleration: amax, r : maximum acceleration from seismic hazard map amax, n : maximum acceleration of the selected accelerogram ü R 2 correlation index: ü Drms root mean square error:

Input motion (2) SLC VN = 50 years; CU = 2 VR= 100 years; TR = 1950 years; ag = 0. 414 g 6 ≤ M ≤ 7 1 km ≤ DJB ≤ 25 km SLV TR = 950 years; ag = 0. 304 g 6 ≤ M ≤ 7 1 km ≤ DJB ≤ 25 km Fs≤ 2; R 2 ≥ 0. 8; Drms ≤ 0. 10

Input motion (3) SLC VN = 50 years; CU = 2 TR = 1950 years; ag = 0. 414 g VR= 100 years; SLV TR = 950 years; ag = 0. 304 g 6 ≤ M ≤ 7 1 km ≤ DJB ≤ 25 km Fs≤ 2. 5; R 2 ≥ 0. 8; Drms ≤ 0. 15 Fs≤ 2; R 2 ≥ 0. 8; Drms ≤ 0. 15

SLC Input motion (4) Amplification function f 1 SLV f 2

SLC SLV Input motion (5)

Static and seepage analyses Measured and computed settlements u 0 Pore pressure in steady state conditions

Soil modelling for dynamic analyses (1) Viggiani (1992) pr = 100 k. Pa n = 0. 5 (Rampello & Viggiani 2000) S = stiffness coefficient Foundation: G 0= 560 Mpa (CH 4 -CH 5) G 0= 1100 Mpa (CH 3) Shells: S=5600; n=0. 5 Core: S=1860; n=0. 5

Soil modelling for dynamic analyses (2) • Soil: elasto-plastic Mohr Coulomb • Hysteretic model: sigmoidal 3 (FLAC 7. 0) • Rayleigh viscous damping (very small)

Dynamic analyses: some results (1) SLV : accelerogram # 6 uy, max = - 43 cm Vertical displacements ux, max, downstr = 23 cm ux, max, upstr = - 48 cm Horizontal displacements

Dynamic analyses: some results (2) SLV #3 #4 #7 #5 #6 uy, max = -16 cm Vertical displacement at the crest of the dam Horizontal and vertical acceleration profiles

Dynamic analyses: some results (3) SLV #3 #4 #7 #5 #6 #5 #7 #6 #3 #4 Vertical and horizontal displacement profiles (relative to the dam base)

Dynamic analyses: some results (4) SLV : accelerogram # 6 Maximum horizontal acceleration Maximum vertical acceleration

Dynamic analyses: some results (5) Finn Model (1991) SLC : accelerogram # 5 No Δu uy, max = - 32 cm Δu uy, max = - 58. 5 cm Vertical displacements ux, max, upstr = - 33 cm ux, max, upstr = - 80 cm ux, max, downstr = 12 cm ux, max, downstr = 13 cm Horizontal displacements

Dynamic analyses: some results (6) SLC: Accelerogram # 5 uy, max = -12 cm uy, max = -20 cm Excess pore pressure ratio Δu* Crest vertical displacement Shear strains

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Metodi semplificati (1) • Stima approssimata degli spostamenti permanenti utilizzando relazioni empiriche: ü Blocco rigido di Newmark Rampello e Callisto 2008 Madiai 2009 Biondi et al. , 2011 ü Approccio disaccoppiato Ausilio et al. , 2007 • Spostamenti lungo la superficie di scorrimento

Metodi semplificati (2) SLC Spostamenti permanenti orizzontali dx e verticali dy a monte della diga calcolati allo SLC

Metodi semplificati (3) SLV Spostamenti permanenti orizzontali dx e verticali dy a monte della diga calcolati allo SLC

Metodi semplificati (4) SLC Spostamenti permanenti orizzontali dx e verticali dy a monte e a valle della diga calcolati allo SLC

Metodi semplificati (5) SLV Spostamenti permanenti orizzontali dx e verticali dy a monte e a valle della diga calcolati allo SLV

Metodi semplificati (6) Relazioni empiriche utilizzate per la valutazione degli spostamenti permanenti della diga

Metodi semplificati (7) Relazioni empiriche utilizzate per la valutazione degli spostamenti permanenti della diga

Confronti (1) SLC Confronto tra la componente orizzontale dx e verticale dy dello spostamento permanente calcolato allo SLC con i metodi semplificati e con le analisi dinamiche eseguite con il codice di calcolo FLAC 2 D

Confronti (2) • Osservazioni di danneggiamenti subiti da dighe in terra per effetto di terremoti (Swaisgood J. , 2003) • Parametro rappresentativo del danno: uy/(Hd+Hf)

Confronti (3) • Differenze tra le analisi eseguite con il codice di calcolo FLAC 2 D e TOCHNOG: ü Modello costitutivo: elasto-plastico perfetto (FLAC 2 D), elasto plastico con incrudimento anisotropo (TOCHNOG); ü Utilizzo di curve G/G 0 – γ e curve di smorzamento D - γ (FLAC 2 D), dipendenza della rigidezza dallo stato tensionale (TOCHNOG); ü Δu: modello di Finn (FLAC 2 D) simula l’accumulo di sovrappressioni interstiziali con una formulazione approssimata, modello elasto plastico con incrudimento anisotropo (TOCHNOG) permette il calcolo in maniera accurata delle Δu e la conseguente dissipazione; ü modello elasto plastico con incrudimento anisotropo (TOCHNOG) riproduce l’anisotropia inerente a seguito del processo di costruzione dell’opera; ü Onere computazione non indifferente per poter calibrare i parametri del modello elasto plastico con incrudimento anisotropo (TOCHNOG).

Codice di calcolo FLAC 7. 0 (1) Modellazione dinamica: aspetti da prendere in considerazione ü Input dinamico: a(t), v(t) o σ(t) o f(t); ü Condizioni al contorno: contorni laterali “free-field” e smorzatori viscosi per limitare la riflessione delle onde; ü Smorzamento isteretico: si adotta una legge sforzi deformazione non lineare per tenere conto della degradazione della rigidezza al procedere della deformazione; I modelli implementati sono i seguenti: Hardin/Drnevich Model Parametri modello: γr Il Sig 3 Model è descrivile con la Sig 3 Model relazione di Yokota et al. (1982) Parametri modello: a, x, b Sig 4 Model Parametri modello: a, x, y, b

Analisi dinamiche (2)

Analisi parametrica (1) • Effetto accelerazione massima orizzontale Spostamenti verticali in cresta Profilo accelerazioni massime orizzontali normalizzate in asse alla diga Minore ampiezza delle γ indotte dal sisma, minore smorzamento mobilitato, minore energia dissipata, maggiore amplificazione delle accelerazioni. Funzione di amplificazione delle accelerazioni

Analisi parametrica (2) • Effetto contenuto in frequenza del segnale di input Spostamenti verticali in cresta Spettri di Fourier accelerogrammi in cresta Funzione di amplificazione delle accelerazioni

Analisi parametrica (3) • Effetto della curva G/G 0 – γ adottata nei terreni dei fianchi Prove triassiali cicliche, ghiaie pulite e ghiaie sabbiose, dmax = 10 - 150 mm, σc = 30 - 490 k. Pa Spostamenti verticali in cresta Funzione di amplificazione delle accelerazioni

Analisi parametrica (4) • Effetto della calibrazione del modello isteretico sulle curve D-γ Calibrazione G/G 0 - γ Calibrazione D - γ Spostamenti verticali in cresta

Analisi parametrica (5) • Effetto della calibrazione del modello isteretico sulle curve G/G 0 - γ e D - γ Calibrazione G/G 0 - e D - γ Spostamenti verticali in cresta

Analisi parametrica (6) • Effetto della componente verticale del moto di input (1) Profilo accelerazioni massime orizzontali normalizzate in asse alla diga Spostamenti verticali in cresta

Analisi parametrica (7) • Effetto della componente verticale del moto di input (2) Registrazione #2 – comp. orizzontale + verticale Registrazione #5 – comp. orizzontale + verticale Spostamenti verticali Accelerogramma N. uy, max Monte (cm) uy, max Valle (cm) ux, max Monte (cm) ux, max Valle (cm) #2 – comp. orizzontale -32 -10 -25 19 #2 – comp. orizzontale + verticale -39 -10. 3 -28 19. 2 #5 – comp. orizzontale -32 -8 -33 12 #5 – comp. orizzontale + verticale -31. 5 -8. 2 -30 12. 4

Categoria sottosuolo (1) • Velocità equivalente delle onde di taglio nei primi 30 metri ü hi spessore dell’i-esimo strato nei primi 30 metri ü Vs, i velocità delle onde di taglio dell’i-esimo strato • G 0 i(av) e ρ0 i(av) modulo di rigidezza medio a piccole deformazioni la densità media calcolate per ogni profondità (cioè per ogni fila di elementi) come media della rigidezza G 0 i e densità ρ0 i sulla larghezza bi

Modello (1) Smorzamento di Rayleigh approccio monofrequenza ( f * e ξ *) Formula di Dakoulas e Gazetas [1985] per il calcolo della frequenza fondamentale H : altezza della diga m: esponente di G(z)=GH(z/H)m G(z) : esprime la variazione della rigidezza con la profondità considerando che alla generica quota il modulo di taglio medio iniziale G 0 av è stato calcolato come valore medio del modulo di rigidezza a taglio iniziale di ogni elemento finito G 0 i pesato per la sua larghezza bi (cioè: G 0 av =Σ G 0 i ∙ bi /Σbi ) Vs, m : velocità media delle onde di taglio mρ : esponente di ρ(z)=ρH(z/H)mρ

Modello (2) ρ(z) : esprime la variazione della densità di massa con la profondità considerando che alla generica quota la densità di massa media ρ0 av è stata calcolata come valore medio della densità di massa di ogni elemento finito ρ0 i pesato per la sua larghezza bi (cioè: ρ0 av =Σ ρ0 i ∙ bi /Σbi ) βn : è un coefficiente definito una volta individuato m e il modo di vibrare n utilizzando la seguente tabella n m 1 2 3 4 5 0 2. 404 5. 520 8. 654 11. 792 14. 931 1/2 2. 903 6. 033 9. 171 12. 310 15. 451 4/7 2. 999 6. 133 9. 273 12. 413 15. 544 2/3 3. 142 6. 283 9. 525 12. 566 15. 708 1 3. 382 7. 106 10. 174 13. 324 16. 471 Valori di βn per cinque modi di vibrare di una diga in terra

Verifiche Condizioni limite e probabilità di eccedenza tollerabili per le dighe esistenti (C. S. LL. PP. , 16 -11 -2007 linee guida per la valutazione della sicurezza sismica delle dighe in esercizio) Requisiti prestazionali adottati nelle analisi Stato limite Prescrizioni PVR (%) Stato limite di operatività SLO Gli organi di regolazione possono subire danni limitati, ma il livello del serbatoio può essere controllato. 81 Stato limite di danno SLD I paramenti possono subire instabilità (anche locale), ma la stabilità della diga è assicurata Gli organi di regolazione sono danneggiati, ma senza rilascio incontrollato di acqua 63 Stato limite di salvaguardia della vita SLV Crepe o deformazioni eccessive del corpo diga e /o della fondazione tali da causare infiltrazioni incontrollate e / o tracimazione. Danni agli impianti tali da inibire la capacità di controllare il livello del serbatoio 10 Stato limite di collasso SLC Instabilità globale o liquefazione del corpo diga o della fondazione 5 Stato limite Diga Organi Stato limite di danno SLD Stabilità globale e locale Δ/H < 0. 3% Stato limite di salvaguardia della vita SLV Stabilità globale Cedimento < franco netto = 1. 5 m Δ/H < 1% Stato limite di collasso SLC Stabilità globale Cedimento < franco netto = 1. 5 m Δ/H < 2%