effects of future strong earthquakes and other aftershocks on...
TRANSCRIPT
Effects of future strong earthquakes and other
aftershocks on large rockfill dams already submitted to strong shaking
__________
Effets des futures séismes forts sur les barrages en enrochements déjà soumis à de
fortes secousses
Bachir Touileb 1, Mathieu ROY 1, Frederic ANDRIAN 1, Guillaume VEYLON 2
1 Artelia Group, France, 2 Irstea, France
Saint-Malo, France
1er Septembre 2016
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
2
PARTIE I: Impact des répliques sismiques fortes sur les barrages en enrochements
1. Considération des répliques sismiques dans la conce ption et la revue des sûreté des barrages
2. Evidence de l’intensité forte des répliques sismiqu es
3. Evaluation des paramètres sismiques des répliques d e plus forte intensité (Touileb, 2013)
4. Analyse non-linéaire obligatoire (La méthode linéai re équivalente ne s’applique pas)
5. Rupture de barrages due à des répliques sismiques ( Barrage naturel en Chine, Barrage minier au Chili)
PARTIE II: Barrage Aratozawa. Mesures versus Calcul s (Touileb et al., 2014, JCOLD-CFBR)
PARTIE III: Impact des séismes forts récurrents sur les grands barrages
(Barrages soumis à deux ou plusieurs séismes forts durant leur cycle de vie)
A. Mesures versus Calculs
B. Impact d’un nouveau séisme de même intensité sur le barrage
1. Augmentation du cycle de vie des grands barrages mo dernes, et augmentation de la probabilité qu’un gra nd
barrage soit soumis à plusieurs séismes forts proch es du SMP (MCE)
2. Un séisme de fore intensité modifient considérablem ent les conditions initiales qui prévaudront lors d e
l’occurrence d’un prochain séisme fort
3. Application au barrage Aratozawa:
1. Scénario adopté pour les calculs: Quel est l’impa ct sur le barrage Aratozawa s’il sera soumis à un
nouveau séisme fort identique à celui qu’il a déjà subi (PGA=1g);
2. Impact du second séisme versus le premier séisme
3. Conclusion
Programme de la Présentation
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
3
PARTIE I: Impact des répliques sismiques fortes sur les barrages en
enrochements
1. Considération des répliques sismiques dans la conce ption et la revue des sûreté des barrages
2. Evidence de l’intensité forte des répliques sismiqu es
3. Evaluation des paramètres sismiques des répliques d e plus forte intensité (Touileb, 2013)
4. Analyse non-linéaire obligatoire (La méthode linéai re équivalente ne s’applique pas)
5. Rupture de barrages due à des répliques sismiques ( Rupture catastrophique d’un Barrage naturel en
Chine, Barrage minier au Japon)
Référence:
Bachir Touileb, 2013. “On the consideration of aftershocks in dam design and safety.” 9th Symposium of
the European Club, Venice, Italy. April.
Programme de la Partie I
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
4
� Man-made Dams performance against aftershocks
Dam performance records show that no man-made dam has collapsed due to an aftershock.
However, No.2 dike, a tailings dam at the Mochikoshi gold mine near Izu Oshima in Japan couldhave failed as a result of the M5.7 aftershock (15 January 1978: 7.32am) following the M7.0earthquake (14 January 1978: 12:24am). Officially, the No.2 dike is reported to have failedbetween 12:30pm and 1:00pm. An aerial photograph was apparently taken at 10:00am (i.e., 2.5hours after the aftershock), proving the dike was still stable. One of the tailings dams (DamNo.1) failed during the mainshock.� Marcusson III. W.F., Ballard Jr. R.F., Ledbetter R.H. (1979). Liquefaction failure of tailings dams resulting
from the near Izu Oshima earthquake, 14 and 15 January 1978. Proceedings of the Panamerican Conferenceon Soil Mechanics and Foundation, 69-80.
� Ishihara K. (1984). Post-earthquake failure of a tailings dam due to liquefaction of the pond deposit. In Proc.,Inter. Conf. on Case Histories in Geotechnical Engineering, Rolla, Missouri, May 6-11, Vol. 3, 1129-1143.
� Landslide (natural) dams performance against aftershocks
Chinese historical documents recorded that on 1 June 1786, a strong M=7.75 earthquakeoccurred in the Kangding-Luding area, Sichuan, south-western China, resulting in a largelandslide that blocked the Dadu River. A 70m high natural landslide dam formed and created a50,106m3 reservoir. The researchers demonstrated, by means of historical documents andgeomorphic evidence, that the landslide dam suddenly breached due to a major aftershock on10 June 1786, i.e., ten (10) days after the mainshock. Historic records reported over 100,000deaths from the resulting flood.� Daia F.C., Lee C.F., Deng J.H., Tham L.G. (2005). The 1786 earthquake-triggered landslide dam and
subsequent dam-break flood on the Dadu River, southwestern China. Journal of Geomorphology, 65 (2005)205–221.
I.1 Dam accidents due to Aftershocks Accidents de barrages dûs aux répliques
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
5
Consideration of aftershocks in dam design: A case history
From the available literature, an aftershock with one order of magnitude less than the main earthquake was considered in only a single case; this was for the 85m high Mokihinui RCC
dam in New-Zealand.
Reference: Amos P., Gillon M. (2010). Dams and earthquakes in New-Zealand. International Symposium, Dams and Sustainable Water Development. Icold, Hanoi, Vietnam.
Consideration of aftershocks in dam safety assessment for research purposes
Consideration, for a 90m high gravity dam, of a 0.3g pga mainshock, that was followed by a 0.16g aftershock was analyzed.. Seismic displacements and cracks opening were accounted for in order to establish the initial
conditions that would prevail before the aftershock shaking.
Reference: Alliard P., Léger, P. (2008). Earthquake Safety Evaluation of Gravity Dams Considering Aftershocks and Reduced Drainage Efficiency.” J. Eng. Mech., 134(1), 12–22.
FERC guidance for the consideration of aftershocks
FERC suggests that aftershocks should be considered as one of the most relevant post-earthquake loading cases.
Reference: Federal Energy Regulatory Commission (FERC) (1999). Engineering Guidelines for the Evaluation of Hydropwer Projects, Chapter 11 – Arch Dams. Washington, DC 20426, October.
.
I.2 Aftershocks vs Design and safety
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
6
Practical contributions for aftershocks characterization
Chaudhuryet H.M, Srivastava H.N. (1973). The time of occurrence and the magnitude of the largest aftershock over India. E&E Sc., Pure and Applied Geophysics. 105(1), 770-780.
Tahir M. Grasso J., Amorése D. (2012). The largest aftershock: how strong, how far away, how delayed? Geophys. Res. Lett., 39, L04,301.
Bachir Touileb, 2013. “On the consideration of aftershocks in dam design and safety.” 9th Symposium of the European Club, Venice, Italy. April.
.
I.3 Aftershocks vs Design and safety
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
7
Aftershocks characterization
Aftershocks determination are mainly governed by Omori (1894) and Båth (1965), and Utsu(1961)
� Omori F. (1894). Investigation of aftershocks. Rep. Earthquake Inv. Comm, 2:103–139.
� Utsu T. (1961). A statistical study on the occurrence of aftershocks, Geophys. Mag, 30(4), 521–605.
� Utsu T., Ogata Y., Matsu’ura R. (1995). The centenary of the Omori formula for a decay law of aftershock activity, J. Phys. Earth, 43(1), 1–33.
� Båth M. (1965). Lateral inhomogeneities in the upper mantle. Tectonophysics 2, 483–514.
� Helmstetter A., Sornette D. (2003). Båth’s’s law derived from the Gutenberg-Richter law and from aftershock properties. Geophys. Res. Lett., 30(20):2069 – 2072.
New and very complex consideration of aftershocks characteristics are under development, and tested in real time after real earthquakes for population
evacuation for instance (ex. California)
� Wiemer S., Gerstenberger M., Hauksson E. (2002), . Properties of the Aftershock Sequence of the 1999 Mw 7.1 Hector. Geophys. Res. Lett., 27(20), 3405-3408. October. Bulletin of the Seismological Society of America, Vol. 92, No. 4, pp. 1227–1240, May.
� Wiemer S., Katsumata K. (1999). Spatial variability of seismicity parameters in aftershock zones. J. Geophys. Res. 104, 13,135-13,151.
� Tahir M. (2011). Aftershock properties and its triggering mechanism, (PhD thesis), Grenoble University, France.
� Narteau C., Shebalin P., Holschneider M. (2005). Onset of power law aftershock decay rates in southern California. Geophys. Res. Lett., Vol. 32, L22312.
� Reasenberg P.A., Jones M.M. (1989). Earthquakes hazard after a mainshock in California, Science, 243, 1173-1176.
� Reasenberg P.A., Jones M.M. (1994). Earthquakes aftershocks: Update. Science, 265, 1251-1252.
I.4 Aftershocks vs Design and safety
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
8
I.5 Some remarkable earthquakes and associated
largest aftershocks
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
9
PGA of aftershock versus PGA of main shock(Touileb, 2013, European Club Venice Symposium)
I.6 Aftershock vs Main shockRéplique vs Séisme principal
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
10
PGA of largest aftershock versus time of its occurrence and corresponding probability of occurrence
(Touileb, 2013, European Club Venice Symposium)
I.7 Largest aftershock evaluationEvaluation des caractéristiques de la réplique de plus forte intensité
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
11
II.1 Méthode linéaire équivalente vs les méthodes non-linéairesEquivalent linear vs Non-Linear Methods
Limitations et avantages de la MLE:
Très utilisée;
Approximation de la non-linéarité des sols.
Limitations et avantages des MNL:
Moins utilisée, mais usage en très forte augmentation;
Meilleure simulation de la non-linéarité des sols;
Plus adéquate pour les séismes de forte intensité;
Meilleure pour les cas de génération et dissipation de pressions interstitielles
Meilleure pour les cas de liquéfaction
Aune déformation plastique
irréversible.
Les boucles (ττττ vs γγγγ) restent
centrées autour de zéro.
Déformations plastiques
irréversibles possibles.
Les boucles(ττττ vs γγγγ) peuvent se
décentrer.
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
12
La méthode des éléments finis pourrait s’avérer insuffisante pour la localisation des zones de plastification (ex. Amorce d’une surface de glissement dans la pente d’un barrage en remblai):
Référence:
F. Zabala1 , R.D. Rodari1 and L.O. Oldecop, 14th WCEE, 2008, Beijing, China
“SEISMIC ANALYSIS OF EARTHDAMS USING A LAGRANGIAN PARTICLE METHOD.”
Application au barrage CFRD, H=136m, Los Caracoles, Argentine (Construit en 2009). PGA/MCE = 1.02g.
II.2 Los Caracoles Dam (Argentina) – PGA = 1,02g
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
13
Programme de la Partie III-A
PARTIE III: Impact des séismes forts récurrents (Ba rrages soumis à deux ou
plusieurs séismes forts durant son cycle de vie)
A. Measures versus Calculs
1. Rappel des résultats du Colloque 2014 (Touileb et al., 2014, Matsumoto, 2014, )
2. Conclusions
Références
Matsumoto, N. 2014. “The observed seismic damages on embankment dams and the crucial items
be modeled”. Special Conference of JCOLD-CFBR Seminar, Chambery, France.
Touileb, B., Kirousi, F. Mercklé, S., and Andrian, F. 2014. "Comparison: Dynamic Approaches
equivalent linear and non-linear. Dynamic analysis of two rockfill dams located in Japan:
Measurements versus calculations." Special Conference of CFBR (ICOLD French National Chapter),
Chambery, France.
Nagayama Isao, Yoshikazu Yamaguchi, Takashi Sasaki, Akira Nakamura, Hideaki Kawasaki and
Daisuke Hirayama (2004). “Damage to Dams due to Three Large Earthquakes Occurred in 2003, in
Japan 36th Joint Meeting Panel on Wind and Seismic Effects 17-22 May 2004.
Tatsuo Ohmachi and Tetsuya Tahara (2011). “Nonlinear Earthquake response characteristics of a
central clay core rock fill dam” Soils and Foundations Vol.51 No.2, 227 238.
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
14
• Barrage en enrochement H<100m, avec noyau central• Séisme avec accélération maximale très forte• Distance à l’épicentre: 15 km• 3 sismographes considérés (base, milieu et crête)• Mesure des 3 composantes (amont-aval, longitudinal, verticale)
III.A.1 Le barrage en enrochements ARATOZAWA (Japon)
BARRAGE ARATOZAWA
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
15
Accélérations maximales enregistrées et spectres
Dommages au barrage (Observations):Tassement de la crête: 20 cm
III.A.2 Barrage ARATOZAWA
MESURES
Composante
LocationAmont-
aval(cm/s²)
Vertical(cm/s²)
Longitudinal (cm/s²)
Crête(EL279m) 525 622 455
Mi-hauteur (Noyau)
(EL250m)535 470 478
Galerie/Base(EL204m)
1024 691 899
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
16
III.A.3 Paramètres des sols
Paramètres du calcul - Etape-0
Reference Correlation Units Limitations
Seed et al. (1984) Gmax=220 (K2)max (σ’m)1/2 kPa Granular soils
Kokusho & Esashi,
1986 kPa
Granular soils (ν=0.3)
Hardin & Black, 1968
kPa
Cohesive soils (ν =0.45)
Ishibashi and Zhang (1993)
kPa Cohesive soils
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
17
Seed and Idriss (1970) et Kramer (1996).
� Sols granulaires:
III.A.4 Paramètres des sols
Module de cisaillement Gmax
Logiciel Quake/w
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
18
Hardin & Drnevich (1972), Hardin (1978) and Mayne & Rix (1993).
� Sols cohérents:
e = Indice des vides;
OCR = Degré de surconsolidation;
Pa = Pression atmosphérique;
σ’m = Contrainte effective moyenne;
k = Exposant fonction de l’indice de plasticité (PI = IP);
III.A.5 Paramètres des sols
Module de cisaillement Gmax
Logiciel Quake/w
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
19
III.A.6 Paramètres des sols
Réduction du Module de cisaillement (Courbe G/Gmax)
Formulation unifiée: Ishibashi et Zhang (1993)
Amortissement
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
20
III.A.7 Paramètres des sols
Courbes G/Gmax et amortissement (Makdisi et Seed)
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
21
Gmax = ρ . Vs2
III.A.8 Paramètres des sols
Vitesses de propogation des ondes de cisaillement:
Relations empiriques de Sawada(Développées sur les barrages du Japon)
Barrage #2Nouveaux paramètres des sols (Etape-1)
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
22
La taille des éléments (L) est fonction de la fréquence maximale fmax que l’on souhaite représenter (Kuhlemeyer and Lysmer, 1973).
En général : fmax=25Hz.
L <= λ /10
avec :
λ = Longueur d’onde = Vs/f;
Vs = Vitesse de propagation des ondes de cisaillement.
III.A.9 Modélisation du milieu
Discrétisation du milieu (Eléments finis)
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
23
III.A.10 Barrage Aratozawa - Modèle Linéaire Equivalent vs Mesures
Résultats (Artelia – Irstea, 2014)
CasFondation
rocheuse priseen compte
Module de cisaillement
G
Modèle Composante du séisme
AccélérationMaximale
horizontaleAmont-Aval en
Crête
(g)
Conditions frontières
absorbantes
Mesures - - - - - 0.525 -
Calculs
Etape-0 NonSeed & Idriss
Equivalent Lineaire
QUAKE)
horizontal+Vertical 1.94 Non
Etape-1 OuiSeed & Idriss
Equivalent Lineaire
QUAKE)
horizontal+Vertical 1.76 Non
Etape-1Non Sawada
Equivalent Lineaire
QUAKE)
horizontal+Vertical 1.7 Non
Etape-1Oui Sawada
Equivalent Lineaire
QUAKE)
horizontal+Vertical 1.54 Non
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
24
RESULTATS
III.A.11 Barrage Aratozawa– ANALYSE NON-LINEAIRE (FLAC)
2 – Barrage avec fondation rocheuse (Frontières absorbantes)
1 - Barrage sans fondation rocheuse (Frontières absorbantes)
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
25
III.A.12 BARRAGE Aratozawa – ZONES DE PLASTIFICATION
Note: Toutes ces zones de plastification n’ontpas été observées sur le terrain.
Sur le terrain on observe un tassement de 40cm. Pas de fissures.
2 – Barrage avec fondation rocheuse (Frontières absorbantes)
1 - Barrage sans fondation rocheuse (Frontières absorbantes)
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
26
III.A.13 Barrage Aratozawa – Méthode Non-Linéaire (Flac) vs Mesures
Résultats PARTICIPANT#1
CasFondation
rocheuse priseen compte
Module de cisaillement
G
Constitutive model
Composante du séisme
AccélérationMaximale
horizontaleAmont-Aval en
Crête
(g)
Conditions frontières
absorbantes
Mesures - - - - - 0.525 -
Calculs
Etape-0 NonSeed & Idriss
Equivalent Lineaire
QUAKE)
horizontal+Vertical 1.94 Non
Etape-1 OuiSeed & Idriss
Equivalent Lineaire
QUAKE)
horizontal+Vertical 1.76 Non
Etape-1Non Sawada
Equivalent Lineaire
QUAKE)
horizontal+Vertical 1.7 Non
Etape-1Oui Sawada
Equivalent Lineaire
QUAKE)
horizontal+Vertical 1.54 Non
Etape-1Non Sawada
Non-linéaire
(Flac 2D)horizontal 0.91 Non
Etape-1Oui Sawada
Non-linéaire
(Flac 2D)horizontal 0.75 Oui
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
27
o Séismes de forte intensité (Cas du barrage Aratozaw a - PGA fort):
o Apparition d’une forte non-linéarité dans les sols.
o La méthode Linéaire équivalente atteint ses limites d’application;
o L’utilisation des modèles non-linéaires devient néc essaire;
o Important de considérer des conditions frontières a bsorbantes.
o Travaux onéreux de réhabilitation des barrages (aid e à la décision)
o Justification au moyen des Méthodes non-linéaires.
III.A.14 CONCLUSIONS
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
28
PARTIE III: Impact des séismes forts récurrents (Ba rrages soumis à deux ou
plusieurs séismes forts durant son cycle de vie)
B. Impact d’un nouveau séisme de même intensité sur le barrage
1. Augmentation du cycle de vie des grands barrages mo dernes, et augmentation de la probabilité qu’un
grand barrage soit soumis à plusieurs séismes forts proches du SMP (MCE)
2. Un séisme de fort intensité modifient considérablem ent les conditions initiales qui prévaudront lors d e
l’occurrence d’un prochain séisme fort
3. Application au barrage Aratozawa:
1. Scénario adopté pour les calculs: Quel est l’impa ct sur le barrage Aratozawa s’il sera soumis à
un nouveau séisme fort identique à celui qu’il a dé jà subi (PGA=1g);
2. Impact du premier séisme (Colloque JCOLD-CFBR, 20 14, France)
3. Impact du second séisme
4. Conclusion
Programme de la Partie III-B
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
29
III.B.1 Barrage Aratozawa – Sollicitations sismiques - Input motions
Input motion of 2003 PGA=1g earthquake (0-20sec) followed by its duplicate for evaluation of the impact of a hypothetical second but similar earthquake on Aratozawa
dam.
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
30
III.B.2 Barrage Aratozawa - 2ème choc vs 1er
Choc – 2nd Schock vs 1st Shock
Maximum shear strains: 1st shock
Maximum shear strains: 2nd shock
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
31
X displacements :
1st shock
X displacements :
2nd shock
III.B.3 Barrage Aratozawa - 2ème choc vs 1er
Choc – 2nd Schock vs 1st Shock
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
32
III.B.4 Barrage Aratozawa - 2ème choc vs 1er
Choc – 2nd Schock vs 1st Shock
Y displacements : 2nd shock
Y displacements : 1st shock
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
33
Middle of Dam Crest (Note: This is not the location of maximum displacements)
Horizontal (X) and Vertical (Y) displacements : 2nd shock vs 1st shock
TRIAL using Quake/W (Non-Linear) : Not Recommended (Inconsistencies and limitations found/Agreed by Developer in Calgary. To be used with caution)
III.B.5 Barrage Aratozawa - 2ème choc vs 1er
Choc – 2nd Schock vs 1st Shock
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
34
Middle of Dam Crest (Note: This is not the location of maximum displacements)
Horizontal (X) and Vertical (Y) displacements : 2nd shock vs 1st shock
Flac Non-Linear
III.B.6 Barrage Aratozawa - 2ème choc vs 1er
Choc – 2nd Schock vs 1st Shock
-20cm
-80cm
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
35
Downstream side of Dam Crest (Note: This is not the location of maximum displacements)
Horizontal (X) displacements : 2nd shock vs 1st shock
Flac Non-Linear (Input EQ reduced to its core of about 11seconds)
III.B.7 Barrage Aratozawa - 2ème choc vs 1er Choc – 2nd Schock vs 1st Shock
60cm
135cm
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
36
Downstream side of Dam Crest (Note: This is not the location of maximum displacements)
Vertical (Y) displacements : 2nd shock vs 1st shock
Flac Non-Linear (Input EQ reduced to its core of about 11seconds)
III.B.8 Barrage Aratozawa - 2ème choc vs 1er Choc – 2nd Schock vs 1st Shock
-10cm
-30cm
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
37
Pour les barrages qui ont subi des séismes de forte intensité (ex. Barrage Aratozawa avec PGA=1g),
la revue de la sécurité, incluant une réévaluation de la sécurité sous l’effet d’un futur nouveau
séisme de forte intensité, il faudra considérer que les conditions initiales ont été drastiquement
modifiés par le premier séisme fort (PGA=1g).
Les calculs montrent que les plans de glissement - s ous chacune des pentes - qui ont été initiés par
le premier séisme se propagent de manière plus impo rtante lors du second séisme.
La méthode linéaire équivalente ne s’applique plus. Déjà que la méthode atteignait, et même
dépassait, sa limite d’utilisation dans le cas du p remier séisme avec un PGA = 1g.
La croyance selon laquelle l’impact et les dommages seraient moins importants sous l’effet d’un
séisme d’intensité inférieur ou équivalent n’est su pportée ni par les observations ni par les calculs.
Partie III.B. CONCLUSIONS
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
38
For dams that suffered earthquakes of high intensit y (eg. Aratozawa Dam with PGA = 1g), the safety
review, including a reassessment of the security un der the effect of a future new major earthquake
will require consider that the initial conditions w ere drastically changed by the first strong
earthquake (PGA = 1g).
Calculations show that the slip planes - under each of the slopes - which were initiated by the first
quake spread to more important during the second ea rthquake.
The equivalent linear method no longer applies. Alr eady the method reached and even exceeded, its
limit of use in the case of the first earthquake wi th PGA = 1g.
The belief aiming that the impact and damage would be lower as a result of a future earthquake of
lower or equivalent intensity is supported neither by the observations nor by calculations.
Partie III.B. CONCLUSIONS (English)
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
39
I. L’effet des répliques sismiques n’est pas encore adéquatement pris en compte. Un travail est à acco mplir à ce
sujet en particulier dans le cas des barrages conte nant des matériaux peu denses. Dans tous les cas, u ne évaluation
de la durée nécessaire à la dissipation des pressio ns interstitielles induites par le séisme est requi se.
II. L’usage des méthodes non-linéaires devient obli gatoire car le modèle linéaire équivalent (Modèle d e Seed et
Idriss) ne conserve pas de mémoire au sujet des déf ormations plastiques accumulés à la suite du premie r séismes.
III.A Les calculs au moyen du modèle non-linéaire m ontrent une bonne corrélation avec les mesures. Cep endant,
toutes les nuances relevés par le calcul n’ont pas été toutes observés sur le terrain (zones de fortes déformations
de cisaillement, initiation de plans de glissement, zones plastifiées, etc.)
III.B Pour les barrages qui ont subi des séismes de forte intensité (ex. Barrage Aratozawa avec PGA=1g ), la revue de
la sécurité, incluant une réévaluation de la sécuri té sous l’effet d’un futur nouveau séisme de forte intensité, il
faudra considérer que les conditions initiales ont été drastiquement modifiés par le premier séisme fo rt (PGA=1g).
CONCLUSIONS GENERALES
20
/09
/20
16
ARTE
LIA
40
I. The effect of aftershocks is not yet adequately addressed. Work is to be done about it especially i n the case of
dams containing low density materials. In all cases , an estimate of the time necessary for the dissipa tion of pore
pressures induced by the earthquake is required.
II. The use of nonlinear methods becomes mandatory since the equivalent linear model (Seed and Idriss) does not
feature memory about the accumulated plastic strain after the first earthquake.
III.A Calculations using the non-linear model corre late well with measurements. However, all the nuanc es identified
by the computation has not all been observed in the field (areas of high shear deformations, slip plan es initiation,
plasticized zones, etc.)
III.B For dams that suffered earthquakes of high in tensity (eg. Aratozawa Dam with PGA = 1g), the safe ty review,
including a reassessment of the security under the effect of a future new major earthquake we should c onsider that
the initial conditions were drastically changed by the first strong earthquake (PGA = 1g).
CONCLUSIONS GENERALES
Saint-Malo, France, 1er Septembre 2016
Merci
Thank you
Acknowledgements renewed to JCOLD Committee for this unique cooperative work