Anàlisi d’estabilitat d’un talús afectat per una esllavissada desencadenada pel tifó Mangkhut a Filipines.

Treball realitzat per:Luis Herraiz Padura

Dirigit per:Clàudia Abancó i Lluís Rivero

Grau en: Enginyeria Geològica

Barcelona, 18 de Juny del 2021

Departament de Mineralogia, Petrologia i Geologia Aplicada (UB) TR

EBA

LL F

INA

L D

E G

RAU

2

3

Agrair als meus tutors, Clàudia Abancó i Lluís Riveroper la seva atenció, paciència, implicació, interès i ganes

que han mostrat a l’hora d’ajudar-me en l’execució d’aquest projecte.

Al meu cercle familiar, al qual des d’aquest paràgraf dedico amb tot el meu cor,

l’esforç dedicat no només al treball sinó en tota la meva vida estudiantil.

A la meva parella sentimental i millor amiga, la Clàudia, per entendre’m com la que més.

4

En la present tesina es mostra l’anàlisi d’estabilitat d’un talús localitzat a la població de Ba-rangay Ucab, Itogon, Filipines que a causa del tifó Mangkhut, va patir una gran esllavissada el 15 de setembre del 2018.

Utilitzant les dades disponibles i mitjançant programari específic (Slide2) per dur a terme l’anàlisi d’estabilitat, s’ha generat un model en 2D emprant mètodes d’equilibri límit, en el qual, aplicant diferents condicions de contorn, s’ha analitzat la seva estabilitat.

La realització del treball s’ha dividit principalment en les següents parts: la primera ha con-sistit a recopilar, classificar i interpretar informació i assaigs de la zona d’estudi, entre les quals hi han hagut radargrames GPR, mapes cartogràfics i dades d’assaigs de laboratori amb els paràmetres geomecànics del sòl del talús.

Un cop recollida dita informació, s’ha procedit a analitzar-la i a partir d’aquí, s’han proposat 2 models en 2D del front amb diferents característiques.

Per cada model s’ha generat una anàlisi de sensibilitat i una anàlisi d’estabilitat.En les anàlisis s’han pres com a variables els paràmetres geomecànics de cada material del

vessant (pes unitari, angle de fricció i cohesió) i la posició del nivell freàtic del talús, pel fet que, és una de les incògnites del problema i una possible causa del trencament del vessant.

Les anàlisis han estat executades segons el mètode d’equilibri límit que més s’ha ajustat a les característiques del problema en qüestió (mètode de Janbu corregit), amb l’objectiu d’obtenir els factors de seguretat i la fondària generada per la trencada en cada cas.

Els resultats adquirits s’han comparat entre ells prenent com a mesura de referència, el valor de la profunditat real que va generar la trencada i el volum de material involucrat en l’esllavissada amb l’objectiu de simular el més exacte possible, l’ambient del talús en el moment de l’esllavissa-da.

A pesar d’haver tingut algunes limitacions amb les dades, s’ha aconseguit dissenyar un model del talús i unes condicions de contorn que simulen de la manera més aproximada que s’ha pogut una situació similar a la transcorreguda a Barangay Ucab, Itogon el 15 de setembre del 2018.

RESUM

5

RESUMENEn la presente tesina se muestra el análisis de estabilidad de un talud localizado en la po-

blación de Barangay Ucab, Itogon, Filipinas que a causa del tifón Mangkhut, sufrió un gran des-prendimiento el 15 de septiembre del 2018. Utilizando los datos disponibles y mediante software específico (Slide2) para llevar a cabo el análisis de estabilidad, se ha generado un modelo en 2D empleando métodos de equilibrio límite, en el cual, aplicando diferentes condiciones de contorno, se ha analizado su estabilidad.

La realización del trabajo se ha dividido principalmente en las siguientes partes: la primera ha consistido en recopilar, clasificar e interpretar información y ensayos de la zona de estudio, entre las cuales han habido radargramas GPR, mapas cartográficos y datos de ensayos de laboratorio con los parámetros geomecánicos del suelo del talud.

Una vez recogida dicha información, se ha procedido a analizarla y a partir de aquí, se han propuesto 2 modelos en 2D del frente con diferentes características.

Por cada modelo se ha generado un análisis de sensibilidad y un análisis de estabilidad. En los análisis se han tomado como variables los parámetros geomecánicos de cada material

de la vertiente (peso unitario, ángulo de fricción y cohesión) y la posición del nivel freático del talud, por el hecho que, es una de las incógnitas del problema y una posible causa de la rotura de la vertiente.

Los análisis han sido ejecutados según el métodos de equilibrio límite que más se han ajus-tado a las características del problema en cuestión (método de Janbu corregido), con el objetivo de obtener los factores de seguridad y la profundidad generada por la rotura en cada caso.

Los resultados adquiridos se han comparado entre ellos tomando como medida de referencia, el valor de la profundidad real que generó la rotura i el volúmen de material involucrado con el ob-jetivo de simular el más exacto posible, el ambiente del talud en el momento del desprendimiento.

A pesar de haber tenido algunas limitaciones con los datos, se ha conseguido diseñar un mo-delo del talud y unas condiciones de contorno que simulan de la manera más aproximada que se ha podido una situación similar a la transcurrida a Barangay Ucab, Itogon el 15 de septiembre del 2018.

6

ABSTRACTThis thesis shows the stability analysis of a slope located in the population of Barangay Ucab,

Itogon, Philippines which, due to typhoon Mangkhut, suffered a large landslide on September 15, 2018.

Using the available data and using specific software (Slide2) to perform the stability analy-sis, a 2D model has been generated using limit equilibrium methods, in which, applying different boundary conditions, its stability has been analyzed.

The realization of the work has been divided mainly into the following parts: the first has consisted of collecting, classifying and interpreting information and tests from the study area, among which there have been GPR radargrams, cartographic maps and laboratory data with the geomechanical parameters of the slope soil.

Once this information has collected, it has been analyzed and from there, two 2D models of the front have been proposed with different characteristics.

Sensitivity analysis and stability analysis were generated for each model.In the analysis, the geomechanical parameters of each slope material (unit weight, friction

angle and cohesion) and the position of the talus’s groundwater level have been taken as variables, because it is one of the unknowns of the problem and a possible cause of the slope failure.

Analysis has been executed according to the limit equilibrium method that has been more closely suited to the characteristics of the problem in question (Janbu Corrected method), with the aim of obtaining the safety factors and depth generated by the fault in each case.

The results obtained have been compared to each other by taking as a reference measure, the value of the actual depth generated by the fault and the volume of material involved in the landslide in order to simulate as accurately as possible, the slope environment at the time of the landslide.

Despite having had some limitations on the data, it has been possible to design a model of the talus and boundary conditions that simulate the most approximate way that a similar situation has occurred in Barangay Ucab, Itogon on 15 September 2018.

7

8

ÍNDEX DE CONTINGUTS1. INTRODUCCIÓ 11 1.1. MOTIVACIÓ 11 1.2. OBJECTIUS 11 1.3. ESTRUCTURA DEL TREBALL 122. ESTAT DE L’ART 13 2.1. MOVIMENTS EN MASSA 13 2.2. ANÀLISI D’ESTABILITAT 14 2.2.1. MÈTODE D’ELEMENTS FINITS 15 2.2.2. MÈTODES D’EQUILIBRI LÍMIT 15 2.2.2.1. FACTOR DE SEGURETAT 163. ZONA D’ESTUDI 17 3.1. CONTEXT GEOGRÀFIC I GEOLÒGIC 17 3.2. CONTEXT CLIMÀTIC 20 3.3. L’ESLLAVISSADA DE BARANGAY UCAB 23 3.4. DADES DISPONIBLES 24 3.4.1. FONTS CARTOGRÀFIQUES 24 3.4.2. RADARGRAMES 24 3.4.3. PARÀMETRES GEOMECÀNICS 26 3.4.4. INFORMACIÓ VISUAL DEL PRE I EL POST DE L’ESLLAVISSADA 284. MÈTODES I ANÀLISIS 30 4.1. ANÀLISI DEL RADARGRAMA E-F 30 4.2. MÈTODE DE JANBU CORREGIT 31 4.3. MÈTODE DE SPENCER 31 4.4. ANÀLISI DE SENSIBILITAT 325. RESULTATS 33 5.1. GEOMETRIA I MATERIALS 33 5.2. ANÀLISI DE SENSIBILITAT I RESULTATS 37 5.2.1. RESULTATS ANÀLISI DE SENSIBILITAT 38 5.2.1.1 SEGONS EL MÈTODE DE JANBU CORREGIT 38 5.2.1.2 SEGONS EL MÈTODE DE SPENCER 41 5.2.1.3. INTERPRETACIÓ DE RESULTATS 44 5.3. ANÀLISI D’ESTABILITAT 44 5.3.1. MODEL A 46 5.3.2. MODEL B 48 5.3.3. CALIBRACIÓ (BACK ANALYSIS) 506. CONCLUSIONS I LÍNIES FUTURES 52 6.1. CONCLUSIONS 52 6.2. LÍNIES FUTURES 527. REFERÈNCIES 538. ANNEXOS 55

9

ÍNDEX DE FIGURESFigura 1. Esquema del desenvolupament seguit en el Treball. 12Figura 2. Mecanismes de despreniments de roques. 13 Figura 3. Mecanismes de bolcades. 13Figura 4. Dibuix representatiu de la divisió en rodanxes de la massa del terreny. 15Figura 5. Esquema representatiu de l’estabilitat d’un bloc. 16Figura 6. Illa de Filipines amb el zoom senyalitzant la zona d’estudi. 17Figura 7. Mapa Geològic de l’Illa de Luzón editat i localitzant la geologia l’àrea d’estudi. 18Figura 8. Mapa de l’índex de susceptibilitat d’inundacions i d’esllavissades a Itogon, Benguet. 19Figura 9. Recorregut del tifó “Ompong” a través del PAR (12-15 de setembre de 2018). 20Figura 10. Distribució de les precipitacions durant el pas del tifó “Ompong” (12-15 de setembre de 2018). 21Figura 11. Mapa amb les ubicacions de les diferents estacions meteorològiques del PAGASA i localització de la zona d’estudi. 22Figura 12. Imatge presa des d’un dron de l’esllavissada a Barangay Ucab, Itogon. 17 de setembre del 2018. 23Figura 13. Esquema/Dibuix dels diferents GPR executats al llarg de la carretera afectada per l’esllavissada. 24Figura 14. Fotografia aèria presa el febrer del 2019 amb els GPR georreferenciats i amb l’esllavissada marcada en color taronja. 25

25Figura 16. Radargrama GPR al llarg de la carretera Itogon-Antamok. Exactament entre els punts E-F. 26Figura 17. Imatge en perspectiva de la zona d’estudi presa el febrer de 2018, pre-tifó. Punts E-F com a referència. 29Figura 18. Imatge en perspectiva de la zona d’estudi presa el febrer de 2019, post-tifó. Punts E-F com a referència. 29Figura 19. Radargrama GPR al llarg de la carretera Itogon-Antamok. exactament entre els punts E-F. 30Figura 20. Esquema de les forces actuants en una porció considerant el mètode de Jambu. 31Figura 21. Esquema de les forces actuants en una porció considerant el mètode de Spencer.. 31Figura 22. Perfil del talús en perspectiva. Imatge presa el març de 2018, pre-tifó. Punts E-F com a referència. 33

33Figura 24. Perfil del talús generat per Slide2 amb les mesures d’altura (151,425 m) i longitud (216,869 m) 34Figura 25. Perfil del talús amb la capa de 5 metres de potència de sòl superficial. 35Figura 26. Perfil del talús amb la geometria del Sòl Superficial, la Roca Alterada i la Roca Inalterada. 35Figura 27. Model sotmès a l’anàlisi de sensibilitat amb un únic material, Sòl Superficial. 38Figura 28. Model “A” amb dos materials, el Sòl Superficial i la Roca Inalterada 46Figura 29. Factor de seguretat del Model “A” calculat per Janbu Corregit en condicions seques. 47Figura 30. Factor de seguretat del Model “A” calculat per Janbu Corregit amb el nivell freàtic en superfície. 47Figura 31. Model “B” amb les tres capes, Sòl Superficial, Roca Alterada i Roca Inalterada. 48Figura 32. Factor de seguretat del Model “B” calculat per Janbu Corregit en condicions seques. 49Figura 33. Factor de seguretat del Model “B” calculat per Janbu Corregit amb el nivell freàtic a 1 metre de la superfície. 49Figura 34. Factor de seguretat del Model “B” calculat per Janbu Corregit amb el nivell freàtic en superfície. 49Figura 35-51. Annexos 55-64

Figura 15. Fotografia amb perspectiva presa el febrer del 2019 amb els GPR georreferenciats i amb l’esllavissada marca-da en color taronja.

Figura 23. Captura de pantalla amb Zoom de l’àrea de l’esllavissada amb els arxius DEM5m, l’inventari de tots els movi-ments de terres i els punts extrapolats del Google Earth.

10

ÍNDEX DE TAULESTaula 1. Precipitacions diàries durant el tifó “Ompong” (12-15 de setembre de 2018). 22Taula 2. Dades dels resultats dels assajos de tall directe del Site A. Marcat en groc les dades rellevants pel projecte. 27Taula 3. Resultats de la prova de compactació del sòl del Site A. Marcat en groc les dades rellevants pel projecte. 27Taula 4. Comparació de les corbes granulomètriques dels Samples #1, #2 i #3 del Site A. 27Taula 5. Classificació dels sòls segons la mida de gra. Gràfic de plasticitat de Casagrande. 28Taula 6. Mesures preses a diferents punts del talús per determinar quina és la profunditat de la falla generada. 29Taula 7. Perfil del talús generat per QGis i executat amb Excel amb la cota més baixa (954.379 msnm) i la més alta (1105.804 msnm). La màxima longitud és de 216.869 metres 34Taula 8. Valors rellevants de les mostres #1, #2 i #3 del Soil Compaction Test 36Taula 9. Valors rellevants del Site A 36Taula 10. Distribució de les mostres de sòl de gra fi a la taula de plasticitat. 36Taula 11. Mitjana del pes unitari sec i saturat del Sòl Superficial. 37 Taula 12. Valors mínims i màxim dels paràmetres del “Sòl Superficial” per executar l’anàlisi de sensibilitat. 37Taula 13. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i el pes unitari del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions seques. 38Taula 14. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i l’angle de fricció del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions seques.

39Taula 15. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i la cohesió del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions seques. 39Taula 16. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i el pes unitari del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions saturades.

39Taula 17. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i l’angle de fricció del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions satura-des. 40Taula 18. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i la cohesió del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions saturades. 40Taula 19. Resultats de l’anàlisi de sensibilitat pel mètode de Janbu Corrected en condicions seques i saturades 41Taula 20. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i el pes unitari del sòl superficial segons Spencer en condicions seques. 41Taula 21. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i l’angle de fricció del sòl superficial segons Spencer en condicions seques. 42Taula 22. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i la cohesió del sòl superficial segons Spencer en condicions seques. 42Taula 23. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i el pes unitari del sòl superficial segons Spencer en condicions saturades. 42Taula 24. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i l’angle de fricció del sòl superficial segons Spencer en condicions saturades. 43Taula 25. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i la cohesió del sòl superficial segons Spencer en condicions saturades. 43Taula 26. Valors definitius dels paràmetres geomecànics per la capa “Sol Superficial”. 44Taula 27. Mesures preses a diferents punts del talús per determinar quina és la profunditat de la falla generada. 45Taula 28. Valors dels paràmetres introduïts per la capa “Sol Superficial”. 46Taula 29. Valors dels paràmetres introduïts per la capa “Roca Inalterada”. 46Taula 30. Valors base dels paràmetres introduïts per la capa “Sol Superficial”. 48Taula 31. Valors dels paràmetres introduïts per la capa “Roca Inalterada”. 48Taula 32. Valors proposats dels paràmetres per la capa intermèdia definida com a “Roca Alterada”. 48Taula 33. Volum real del material involucrat en l’esllavissada. 50Taula 33. Volum real del material involucrat en l’esllavissada. 50Taula 34. Comparativa entre el model A i el model B dels volums de material involucrat en l’esllavissada 50Taula 35- 40. Annexos 56-64

11

Filipines és un país on cada any hi ha una alta acumulació d’aigua provinent de les intenses pluges en èpoques humides, el que es coneix com a tifó. Aquest fet genera grans catàstrofes a tot el sud-est asiàtic, ja siguin degudes a les grans inundacions, els forts vents o com s’estudiarà, per moviments de terra generats per aquest agent extern.

El setembre del 2018, el tifó Mangkhut (localment conegut com a tifó “Ompong”) va provo-car més de mil despreniments a la zona d’Itogon, Filipines.

Exactament es varen identificar un total de 1101 esllavissades sobre una superficie de 570 km2, quasi tots aquests moviments de terra es van produir en vessants de materials argilosos coberts amb vegetació frondosa i amb una orientació generalment Est-Sud-Est. (Abancó et al., 2021).

Aquest treball se centra en una esllavissada en concret, ubicada a la població de Barangay Ucab, Itogon, Filipines, que va ser la causant de la mort de més de 80 miners.

A causa de la poca informació disponible tant geològica com geotècnica d’aquest país, aquest document s’emmarca en la continuació d’un projecte de recerca anomenat SCaRP (Simulating Cascading Rainfall-triggered Landslide Hazard in the Philippines).

No s’ha pogut accedir presencialment a la zona de l’esllavissada, però aquesta tesina pro-cura demostrar que a partir de la informació bàsica de la zona, dades rellevants i sobretot de la coneixença dels fets succeïts en la pràctica, es pot fer un càlcul d’estabilitat.

L’objectiu principal d’aquest projecte ha estat recrear i modelar mitjançant mètodes d’equi-libri límit (Slide2) i dades d’assaigs geotècnics i geofísics, les característiques del talús i les con-dicions de contorn en el moment de l’esllavissada transcorreguda el 15 de setembre del 2018 a Barangay Ucab, Itogon.

Per aconseguir-ho, els subobjectius que s’han anat assolint són: la recopilació de dades d’as-saigs tant de laboratori com in-situ, l’obtenció, mitjançant anàlisis de sensibilitat, dels paràmetres geomecànics corresponents als materials litològics del talús, la definició de la geometria del model 2D del talús, la determinació de la fondària real de la falla i la caracterització de la posició del nivell freàtic en el moment que es va produir l’esllavissada.

1. INTRODUCCIÓ

1.1. MOTIVACIÓ

1.2. OBJECTIUS

12

S’ha estipulat el següent esquema de treball per al desenvolupament del projecte (figura 1).

1.3. ESTRUCTURA DEL TREBALL

Figura 1. Esquema del desenvolupament seguit en el Treball.

13

Els moviments en massa constitueixen els processos geològics que involucren desplaçament de masses rocoses, dipòsits no consolidats, o ambdós, per l’efecte de la gravetat (Vílchez, 2019). Conceptualment es poden dividir en: despreniments de roques, bolcades, lliscaments, i fluxos.La major part de la següent informació ha estat recollida de l’informe: (Nuñez Jiménez et al., 2006).

2.1. MOVIMENTS EN MASSA

2. ESTAT DE L’ART

Figura 2. Mecanismes de despreniments de roques. Font: (Corominas & García Yagüe, 1997).

Figura 3. Mecanismes de bolcades. Font: (Corominas & García Yagüe, 1997)

- Despreniments de roques: Aquests mecanismes representen un moviment de rup-tura i caiguda sobtada des de talussos o des-munts. A vegades en els talussos tenen lloc els fenòmens d’esfondrament, els quals estan associats amb l’alteració i fracturació del ma-terial que el forma (figura 2).

- Bolcades: Tenen lloc en els vessants que generen un eix situat per sota del centre de grave-tat. La força desestabilitzadora és la gravetat. La part del talús la qual es mou, es desplaça fent un gir sobre el seu propi eix. Aquests mecanismes apareixen amb freqüència en els massissos verticals i es poden dividir en:

- Bolcades per flexió: Té lloc en roques amb un sistema preferent de discontinuïtats, formant bigues semi contínues en voladís. Aquest tipus de moviments és característic en esquists, fil·lites i pissarres (figura 3).

- Desplom: La part desplaçada cau amb un moviment brusc de gir, recolzat en la seva base externa. Aquests moviments es produeixen en penya-segats rocosos o de materials argilosos com-pactats. Si el vessant és empinat, els trencaments per bolcada poden transformar-se en caigudes (figura 3).

14

2.2. ANÀLISI D’ESTABILITAT

- Lliscaments: Aquests moviments tenen lloc a través d’una o més superfícies de trencament. Es poden classificar en: lliscaments translacionals, lliscament de rotació i lliscaments en falca.

- Lliscament translacional: Se’n diu lliscament translacional o planar a aquells que es pro-dueixen a través d’una única superfície, sigui plana o ondulada.

- Lliscaments de rotació: Els materials del sòl es desplacen a través d’una superfície de trencament curvilínia. Generalment la massa desplaçada es trenca en blocs els quals experimenten un gir segons un eix situat per sobre del centre de gravetat d’aquesta.

- Lliscaments en falca: Es diu trencament per falca a aquella produïda a través de dues dis-continuïtats disposades obliquament a la superfície del talús

- Fluxos: Es defineixen com a moviments continus des del punt de vista espacial. La massa desplaçada no conserva la seva forma en el descens perquè es comporta com un fluid. Es diferen-cien tres tipus: solifluxió, colades de terra i corrents d’arrossegalls.

La modelació matemàtica dels talussos és part de la pràctica de l’enginyeria geotècnica, amb l’objectiu d’analitzar les condicions d’estabilitat, la seguretat i la funcionalitat en el disseny d’aquests.Hi ha una gran quantitat de metodologies per dur a terme el càlcul de l’estabilitat de talussos, les quals depenen de l’objectiu de l’anàlisi i dels resultats que es vulguin obtenir. Els objectius princi-pals de l’anàlisi de talussos són els següents:

Dins de les metodologies existents per a l’anàlisi d’esllavissades i fluxos de sòl, es troben els mètodes d’elements finits i els d’equilibri límit, entre d’altres. En el cas del projecte s’utilitzaran mètodes d’equilibri límit.

- Determinar les condicions d’estabilitat del talús, és a dir saber si és estable o inestable.- Analitzar per on passa la superfície de trencament.- Valorar la susceptibilitat del talús a diferents factors externs com l’efecte de les pluges, sismes, etc.

15

La simulació computacional s’utilitza per a fer anàlisis i millorar la qualitat dels projectes. Una gran part d’aquesta anàlisi es duen a terme mitjançant l’ús de softwares que utilitzen el mèto-de d’elements finits, la qual cosa permet obtenir respostes per a nombrosos problemes de l’àmbit enginyeril.

La geometria de la peça, la qual està normalment sotmesa a càrregues i restriccions, se sub-divideix en parts més petites, el que es coneix com a “elements”.

Aquesta divisió aconsegueix passar d’un problema complex a problemes més simples, fet que permet executar les tasques computacionals amb més eficiència (Mirlisenna, 2016).

El mètode d’elements finits proposa que un nombre infinit de variables desconegudes, siguin substituïdes per un nombre limitat d’elements ben definits. Dites divisions poden tenir diferents formes, com ara triangular, quadrangular, etc. tot depèn del tipus i magnitud del problema sotmès a estudi. Com el nombre d’elements és limitat, el mètode pren el nom “d’elements finits” (Mirli-senna, 2016).

Els elements finits estan connectats entre si per punts, anomenats “nodes”. El conjunt que formen tant els elements finits com els nodes se’l denomina “malla”. L’exactitud d’aquest mètode depèn del nombre de malles i de la grandària. Per tant, com menor sigui la magnitud i major el nombre d’elements en una malla, més precisos seran els resultats de l’anàlisi.

Aquest procediment pot ser aplicat en el diagnòstic de problemes d’anàlisis estructural per a l’obtenció de desplaçaments, deformacions i tensions del terreny. (Mirlisenna, 2016).

La majoria dels mètodes d’equilibri límit tenen en comú, la comparació de les forces o mo-ments resistents i actuants sobre una determinada superfície de falla. Les variacions principals dels diversos mètodes són, el tipus de superfície de falla i la forma com actuen internament les forces sobre la superfície de ruptura.

Els dos mètodes utilitzats en aquest informe tenen una mateixa base, són mètodes que divi-deixen la massa desplaçada sobre la superfície de lliscament en llesques.

Mitjançant l’ús del mètode de les llesques (figura 4 ) s’aconsegueix d’una banda, una millor aproximació a la distribució de tensions normals al llarg de la superfície de trencament. D’altra banda, mitjançant aquest mètode, es facilita l’anàlisi de terrenys en què el material no és homogeni, ja que només és necessari definir els fragments de manera adequada al terreny.

S’aplica una hipòtesi a les llesques: es considera que els talls són prou estrets com per a poder considerar que la base de cada porció és rectilínia.

2.2.1. MÈTODE D’ELEMENTS FINITS

2.2.2. MÈTODES D’EQUILIBRI LÍMIT

Figura 4. Dibuix representatiu de la divisió en rodanxes de la massa del terreny. Font: Alonso, Eduardo (1989)

16

2.2.2.1. FACTOR DE SEGURETATEl concepte “seguretat” com a tal, a l’hora de la pràctica no té una sola definició. El factor de

seguretat ve definit segons quin mètode d’estabilitat s’usa.Dins dels mètodes d’equilibri límit, es destaca aquesta definició (Eq. 01).

- El Factor de Seguretat definit com una relació directa entre forces:

Aquesta fórmula aplica l’equilibri només a les forces, no té en compte els moments. S’aplicaria a totes aquelles anàlisis d’estabilitat de blocs de roca i de falques (figura 5).

(Eq.01)

Figura 5. Esquema representatiu de l’estabilitat d’un bloc. Font: (Ortuño Abad, 2003,)

On: El pes de la massa del sòl (W), l’angle que forma la massa respecte a l’horitzontal(α), la resultant de les tensions tangencials (Rm ), la resultant de les pressions intersticials al llarg de la superfície de lliscament (U) i la resultant de les tensions efectives normals a la superfície de lliscament és expressada per (N’) (Ortuño Abad, 2003).

(Eq.02)

17

3. ZONA D’ESTUDI3.1. CONTEXT GEOGRÀFIC I GEOLÒGIC

L’estudi se situa al Nord-Est de l’illa més gran de Filipines, Luzon. On hi ha diferents provín-cies, una d’elles és la província de Benguet situada a l’oest de l’illa, i dins d’aquesta, el treball se centra en un dels seus 14 municipis, Itogon, gairebé el més extens i el més afectat pel tifó Mangkhut el 2018. (figura 6).

Per la meitat oriental del municipi, flueix en sentit Nord-Sud el riu Agno, un dels sistemes fluvials més grans de tot el país, que s’origina a la serralada central de Luzon i desemboca al Nord-Oest de l’illa, exactament al golf de Lingayen que va a parar al Mar de la Xina Meridional i que amb una llargària de 248 km es converteix en el sisè riu més extens de Filipines.

Aquest està embassat per tres preses en cascada que s’utilitzen per a la generació d’energia hidroelèctrica: presa Ambuklao situada a Bokod, presa Binga a Itogon i presa San Roque a San Manuel.

La roca mare de la zona està constituïda principalment per roques ígnies i sedimentàries del Cretaci, del Terciari i del Quaternari, part de l’arc magmàtic format principalment en resposta a la subducció al llarg de la fossa de Manila (Abancó et al., 2021).

Tot i que la roca base sedimentària formada per calcàries i roques sedimentàries clàstiques predomina a la zona d’estudi (figura 7), la regió muntanyosa del centre i les planes fluvials orientals consisteixen principalment en pòrfir de diorita i andesita (MGB, 2006).

També es pot descriure l’àrea d’estudi com a sísmicament activa. Tota la zona està coberta per formacions superficials formades per argiles, sòls de muntanya indiferenciats i roques alterades (Abancó et al., 2021).

Finalment, la coberta vegetativa és principalment forestal, però també conté pins, arbres frui-ters, arbusts i prats oberts (Palangdan, 2018).

Figura 6. Illa de Filipines amb el zoom senyalitzant la zona d’estudi. Font: Google Earth i edició pròpia

18

Figura 7. Mapa Geològic de l’Illa de Luzón editat i localitzant la geologia l’àrea d’estudi. Font: (Tsai et al., 2019, 727-735).

La tesina s’ha centrat en una petita àrea muntanyosa de la part Nord-Oest del municipi d’Ito-gon, on es va desencadenar l’esllavissada en qüestió.

Per realitzar l’estudi de la geologia de la zona, s’ha utilitzat l’inventari publicat a (Abancó et al., 2021) amb els mapes de les formacions geològiques de la zona (figura 7).

19

A continuació s’adjunta un mapa de susceptibilitat tant per inundacions com per es-llavissades a la zona d’Itogon, Benguet (figura 8) extret de (MGB, 2019, 1). Només la sim-ple existència d’aquest, fa rumiar quan típics són aquests esdeveniments en la zona d’estudi.

Figura 8. Mapa de l’índex de susceptibilitat d’inundacions i d’esllavissades a Itogon, Benguet. Font: (MGB, 2019)

20

3.2. CONTEXT CLIMÀTICEl tifó Mangkhut va ser el quinzè cicló tropical que es va desenvolupar dins del Philippine

Area of Responsibility (PAR) en l’any 2018 i el tercer del mes de setembre (PAGASA, 2018).Dit tifó es va desenvolupar a partir d’una zona de baixa pressió situada sobre les Illes Mars-

hall al vespre del 7 de setembre de 2018, hora local de Filipines. Dotze hores més tard, el sistema va assolir la intensitat de Tropical Storm (TS) just al nord-oest de l’Atol de Bikini a les Illes Marshall (PAGASA, 2018).

A les 02:00 de la matinada del 9 de setembre, “Ompong” es va intensificar i va passar al nivell d’una Severe Tropical Storm (STS) mentre travessava la zona de l’oceà al nord de l’estat micronè-sic de Pohnpei. El (STS) va continuar avançant cap a l’oest amenaçant el Nord de les Illes Ma-riannes i arribades les 14:00 del 9 de setembre, “Ompong” ja havia assolit la intensitat de Typhoon (TY). El tifó va continuar desplaçant-se direcció Oest mentre augmentava gradualment la seva intensitat. Aquella tarda del 9 de setembre del 2018 el cicló Mangkhut es va començar a apropar a l’illa de Filipines amb vents sostinguts entre 145 km/h i 180 km/h (PAGASA, 2018).

Exactament va entrar en territori filipí el día 11 de setembre a les 20:00 hores assolint uns vents fins a 205 km/h, velocitat que seria la màxima registrada durant tot el pas del tifó (PAGASA, 2018).

Mentre es trobava dins del PAR, va iniciar una transició de la seva trajectòria original un moviment més oest-nord-oest, resseguint així la part més feble de la carena d’alta pressió de l’illa de Luzon (figura 9).

El primer municipi que va patir el fort temporal causat pel tifó va ser el de Baggao localitzat a la província de Cagayan, a les 01:40 de la matinada del 15 de setembre. La interacció amb terra ferma va provocar que el cicló es debilités significativament després de travessar l’illa, fet que va succeir el mateix dia 15 a les 10:00 del migdia. Unes hores més tard, ja al vespre, el tifó va abando-nar el Philippine Area of Responsibility (PAR) amb unes ràfegues màximes estimades de 165 km/h.

L’última parada d’aquest gran cicló va ser la província xinesa de Guandong, a l’oest de Ma-cau i Hong Kong, on per sort no va causar cap mort (PAGASA, 2018)

Figura 9. Recorregut del tifó “Ompong” a través del PAR (12-15 de setembre de 2018). Font: PAGASA, 2018.

21

Figura 10. Distribució de les precipitacions durant el pas del tifó “Ompong” (12-15 de setembre de 2018). Font: PAGASA, 2018.

El tifó va causar danys generalitzats al nord i al centre de Luzon a causa de la seva naturalesa intensa i la seva gran mida. La interacció amb el terreny accidentat del nord de l’illa van agreujar la naturalesa de les precipitacions, que van provocar inundacions i esllavissades, especialment a la Cordillera Administrative Region (CAR), nom que se li atorga a la regió formada per aquestes sis províncies: Abra, Apayao, Benguet, Ifugao, Kalinga i Mountain, a més de la ciutat autònoma de Baguio, que és la capital regional.

La major part de les precipitacions es van rebre a Luzon, especialment a la regió d’Ilocos i a les del CAR, que durant quatre dies (12-15 de setembre) van acumular unes grans quantitats d’aigua. A la ciutat de Baguio, Benguet (794 mm), valor que superava la mitjana enregistrada fins a la data en el mes de setembre (570 mm). La segona pluviometria més alta es va observar a Tanay, Rizal (249 mm) i la tercera a destacar va ser provinent de l’estació ubicada a Laoag City, Ilocos (239,4 mm) (PAGASA, 2018) (figura 10).

22

Taula 1. Precipitacions diàries durant el tifó “Ompong” (12-15 de setembre de 2018). Font: PAGASA, 2018.

Figura 11 . Mapa amb les ubicacions de les diferents estacions meteorològiques del PAGASA i localització de la zona d’estudi.

Pel que fa a les precipitacions diàries (taula 1 i figura 11), l’estació de Baguio, Benguet va registrar un total de 535 mm el 15 de setembre, que va ser l’observació més alta durant tot el pas del cicló Mangkhut. L’estació de Tuguegarao, Cagayan ocupa el segon lloc amb 172,2 mm dada enregistrada el 14 de setembre, i al municipi de Tanay, Rizal la màxima acumulació en 24 hores van ser 149,2 mm el mateix dia 14 (PAGASA, 2018).

Aquestes dades són les més rellevants de tots els valors pluviomètrics recollits i anotats pel Philippine Atmospheric, Geophysical and Astronomical Services Administration en el document (PAGASA, 2018).

(mm)

23

3.3. L’ESLLAVISSADA DE BARANGAY UCABEl 15 de setembre de 2018, cap a les 13:00, els residents d’una petita comunitat minera de la

població de First Gate, Barangay Ucab, Itogon, van patir per la seva vida a causa d’un flux ràpid de terra que va desplaçar-se directament cap al seu lloc d’assentament (Abancó et al., 2021).

El moviment de terres del talús es va originar al vessant nord-oest d’una carena formada per roques de diorita i andesita molt alterades i fracturades, cobertes per una formació superficial ano-menada “Bakakeng Clay” (Abancó et al., 2021).

Això es va agreujar amb un elevat cabal de descàrrega d’un rierol, a la banda occidental del vessant. Aquest elevat flux també va transportar còdols de sòls saturats i va empènyer els materials del despreniment cap als habitatges dels voltants.

Segons les dades del Department of the interior and local government - Cordillera adminis-trative region (DILG-CAR), les esllavissades del 15 de setembre de 2018 al poble de Barangay Ucab, Itogon van causar la mort de 87 persones, de les quals 80 eren miners i les altres 7 eren familiars d’aquests (figura 12).

Figura 12. Imatge presa des d’un dron de l’esllavissada a Barangay Ucab, Itogon. 17 de setembre del 2018. Font: Twitter, Mohammed Abdiker (Director of Operations and Emergencies at the International Organization for Migra-tion)

24

3.4.1. FONTS CARTOGRÀFIQUES

3.4.2. RADARGRAMES

La importància i necessitat de les dades cartogràfiques per executar qualsevol projecte en-ginyeril és immensa. Això explica els enormes esforços que es duen a terme per a la seva captura, emmagatzematge, anàlisi i representació, la qual cosa constitueix un procés llarg i costós per a aquelles persones involucrades en l’àmbit.

Els documents que s’han utilitzat han estat diversos, entre ells, el model d’elevacions digitals 5x5m de la zona, l’arxiu amb les formacions geològiques properes a l’àrea d’estudi i sobretot, un dels arxius més rellevants a l’hora de dur a terme la tesina ha estat l’inventari de totes les esllavis-sades d’Itogon, Filipines (Abancó et al., 2021).

La informació dels radargrames en aquest treball ha estat molt rellevant, a causa del fet que s’han pogut determinar els gruixos de la capa de sòl superficial, identificar una possible capa de roca alterada i també, s’han detectat potencials cavitats que podrien afectar a l’estabilitat del talús, però que com es veurà en aquesta tesina no s’han pogut observar a l’esllavissada estudiada.

El Mines and Geosciences Bureau (MGB) va realitzar un estudi geofísic de la zona afectada per l’esllavissada de Barangay Ucab, Itogon, una vegada transcorreguda, duent a terme una sèrie de Ground Penetrating Radar (GPR) al llarg de la carretera que la creuava.

Amb aquests radargrames, el que primer s’ha fet és, georeferenciar-los per saber exactament de quin punt de la carretera era cada un d’ells i aleshores valorar quin tenia més valor per l’estudi de l’esllavissada en qüestió (figures 13, 14 i 15).

Figura 13. Esquema/Dibuix dels diferents GPR executats al llarg de la carretera afectada per l’esllavissada. Font: (MGB, 2018)

3.4. DADES DISPONIBLESGràcies al conveni establert pel projecte en el qual s’emmarca aquest treball, s’han obtingut

les següents dades.

25

Després de georeferenciar cadascun dels GPR per saber quins eren els de més rellevància per aquest treball, s’ha escollit un en concret, el que queda més a prop de l’esllavissada, ja que es considera que la informació que es pot extreure és més representativa i de qualitat per dur a terme aquest projecte d’investigació.

Com és evident, els punts més propers a la zona afectada, són els “E - F”, aleshores s’estu-diarà en detall el radargrama obtingut entre aquests dos punts esmentats (figura 16).

S’ha intentat aconseguir el format “cru” d’aquest Ground Penetrating Radar (GPR) però degut a la confidencialitat del treball el qual s’emmarca aquest estudi, no s’han pogut accedir a les dades “en cru” del radargrama.

Les conclusions extretes no són les de la figura 16, són les dites a l’apartat (4.1. ANÀLISI DEL RADARGRAMA E-F) d’aquest document.

Figura 14. Fotografia aèria presa el febrer del 2019 amb els GPR georreferenciats i amb l’esllavissada marcada en color taronja. Font: Google Earth i edició pròpia.

Figura 15. Fotografia amb perspectiva presa el febrer del 2019 amb els GPR georreferenciats i amb l’esllavissada marcada en color taronja. Font: Google Earth i edició pròpia.

26

Les coordenades del radargrama “E-F” són aquestes: N16 23 27.66 E120 39 55.54 N16 23 27.19 E120 39 55.29

Figura 16. Radargrama GPR al llarg de la carretera Itogon-Antamok. Exactament entre els punts E-F. Font: (MGB, 2018)

En termes d’obtenir dades d’assaigs i prendre mostres in situ, els paràmetres sobre el sòl uti-litzats en aquest treball han estat extrets de l’informe (Casingal et al., n.d., 1-15).

En el dit informe, es diferencien 2 localitzacions, Site A, i Site B. El Site A és el que es tindrà en compte en aquest projecte, ja que, segons diu el document, és del material extret de l’esllavis-sada generada pel tifó Mangkhut, a diferència del Site B, que a part d’estar localitzat a 800 metres de la zona de l’esllavissada en qüestió, les dades que es varen prendre van ser quan un altre tifó, anomenat “Ineng” va colpejar el CAR el 2019, és a dir, un any després que succeís la catàstrofe de Barangay, Ucab.

Valorant doncs, només les dades del Site A, s’hi distingeixen 3 mostres diferents, Sample #1, Sample #2 i Sample #3, totes preses al voltant de la zona d’estudi, però òbviament a diferents punts del vessant.

A l’hora de valorar la fiabilitat dels valors d’aquestes mostres, s’han trobat alguns valors dis-cutibles, com per exemple que la cohesió del sòl té un valor de 0 kPa (taules 2 i 3).

3.4.3. PARÀMETRES GEOMECÀNICS

27

El primer que s’ha fet per contrastar les dades és, mitjançant les dades dels assaigs granu-lomètrics de l’informe (Casingal et al., n.d., 1-15) (apartat 8.1. RESULTATS DELS ASSAIGS GRA-NULOMÈTRICS DEL SITE A dels annexos), dibuixar les corbes granulomètriques de cada mostra i comparar-les (taula 4) amb l’objectiu d’identificar quin tipus de mida de gra era el predominant en cada mostra, definir el tipus de sòl i aleshores poder donar-li a cada paràmetre un valor raonable per a poder elaborar les anàlisis posteriors.

Taula 2. Dades dels resultats dels assajos de tall direc-te del Site A. Marcat en groc les dades rellevants pel projecte.Font: Slope Stability Analysis of Rainfall-Triggered Landslides on Soft and Rocky Soils in Itogon, Benguet.

Taula 4. Comparació de les corbes granulomètriques dels Samples #1, #2 i #3 del Site A.

Taula 3. Resultats de la prova de compactació del sòl del Site A. Marcat en groc les dades rellevants pel pro-jecte.Font: Slope Stability Analysis of Rainfall-Triggered Landslides on Soft and Rocky Soils in Itogon, Benguet.

28

Ja que no ha estat possible anar al camp a prendre fotografies ni poder realitzar les mesures pertinents, una de les eines que més ha aportat contingut al projecte ha estat el Google Earth. S’ha emprat tant per ubicar la zona afectada, per veure l’abans i el després del moviment de terres (fi-gures 17 i 18), per ajudar junt amb el DEM5m a dibuixar el perfil del talús, com per fer el càlcul aproximat de la profunditat de la ruptura també combinant amb fotografies preses in-situ.

Dades que si no eren conegudes, no s’hagués pogut executar el projecte.S’ha fet una petita estimació de quina va ser la profunditat del trencament realitzant a través

del software Google Earth una sèrie de mesures en el talús amb l’objectiu de conèixer la dada real de la fondària de la ruptura i prendre-la com a referència per poder descartar tots aquells valors que s’allunyin d’aquesta (apartat 8.2. ESTIMACIÓ DE LA PROFUNDITAT DE LA FALLA A LA ZONA D’ESTUDI dels annexos). Sempre amb el mateix fi, poder caracteritzar el model del talús més similar al real per poder fer les estimacions d’estabilitat tan exactes com sigui possible.En tenir diverses mesures, s’ha fet una mitjana per prendre un únic valor de referència (taula 6).

3.4.4. INFORMACIÓ VISUAL DEL PRE I EL POST DE L’ES-LLAVISSADA

Taula 5. Classificació dels sòls segons la mida de gra. Gràfic de plasticitat de Casagrande.

Un cop feta la comparació de les corbes granulomètriques dels Sample #1, #2 i #3, es pot veure que més del 50% de cada mostra passa pel tamís 200 (0,074 mm), aleshores, gràcies al sistema unificat de classificacions del sòl (taula 5) s’ha decidit prendre com a mida de gra, gra fi (argila-llim).

En tractar-se doncs, d’un sòl argilós, i de plasticitat mitja-baixa, el valor de la cohesió no pot ser 0 kPa, és per això que en l’apartat 5.2. ANÀLISI DE SENSIBILITAT I RESULTATS d’aquesta tesina, es procedirà a realitzar una anàlisi de sensibilitat.

29

Figura 17. Imatge en perspectiva de la zona d’estudi presa el febrer de 2018, pre-tifó. Punts E-F com a referència. Font: Google Earth i edició pròpia.

Figura 18. Imatge en perspectiva de la zona d’estudi presa el febrer de 2019, post-tifó. Punts E-F com a referència. Font: Google Earth i edició pròpia.

Taula 6. Mesures preses a diferents punts del talús per determinar quina és la profunditat de la falla generada.

30

4. MÈTODES I ANÀLISIS4.1. ANÀLISI DEL RADARGRAMA E-F

L’estudi del radargrama E-F (figura 19) ha constat primer de tot, en identificar que indica la gamma de colors de reflectivitat, és a dir, com que no hi ha una llegenda que expliqui la relació entre el color i l’índex de reflectivitat de cada material, s’ha hagut de suposar, segons l’experiència acadèmica adquirida, quina era l’escala i l’ordre dels colors. S’ha considerat que els tons verme-llosos es refereixen a zones on l’índex de reflectivitat és molt alt, els tons groguencs indiquen una reflectivitat moderada i les zones de color verd mostren un nivell de reflectivitat baix.

Establerta la relació color/grau de reflectivitat, es procedeix a treure conclusions del radar-grama.

El primer que cal destacar, és que l’escala de profunditat arriba fins als 25 m de penetració, distància la qual és una mica exagerada sabent que els instruments emprats en aquests casos i més en zones de difícil accés no poden assegurar que les dades a la profunditat esmentada siguin de qualitat. Aleshores, s’ha cregut convenient, treballar amb dades més fiables, és a dir, les dels nivells més propers a la superfície.

Una primera proposta és la caracterització d’una possible capa horitzontal de 5 metres de profunditat a la superfície del talús, aquesta hauria de complir amb els paràmetres de les mostres esmentades en l’apartat (3.4.3. PARÀMETRES GEOMECÀNICS), concretament en les taules 2 i 3. S’ha triat aquest gruix de capa a causa de la clara distinció de graus de reflectivitat entre la zona des dels 0 m als 5 m i la resta segueix per sota.

La següent zona d’interès, és la que es troba entre els 7 i els 13 m de fondària, on també es distingeix una franja d’alta reflectivitat amb tendència ascendent. Dita capa, segons el seu elevat índex de reflectivitat, podria ser una zona buida, és a dir un possible túnel miner. Aquesta hipòtesi ve acompanyada per una documentació prèvia sobre evidències de l’existència de cavitats mineres a la zona de Barangay Ucab, Itogon.

Per la creació d’un primer model, es prefereix obviar la possible cavitat en l’interior del talús i només s’inclou la capa superficial ja anomenada seguida d’una roca inalterada.

Figura 19. Radargrama GPR al llarg de la carretera Itogon-Antamok. exactament entre els punts E-F. Font: (MGB, 2018)

31

On f0 depèn de la geometria i dels parà-metres geotècnics. Aquesta correcció és molt fiable per talussos amb poca inclinació. (Mesa Lavista & Guada Fernández, 2013).

4.2. MÈTODE DE JANBU CORREGIT

4.3. MÈTODE DE SPENCER

El mètode de Janbu corregit es basa en la suposició que les forces entre llesques són horitzon-tals i no tenen en compte les forces tallants.

Janbu, a diferència de Bishop, considera que les superfícies de trencament no necessàriament són circulars i estableix un factor de correcció f0 (Eq 03) (Mesa Lavista & Guada Fernández, 2013).Aquest mètode només compleix l’equilibri d’esforços i no satisfà l’equilibri de moments.

El diagrama de forces actuants sobre una porció és el mateix que l’emprat pel mètode de Bishop, on W és la càrrega externa,ER i ELsón les forces horitzontals (right i left) entre rodanxes, P és la força normal i S la tangencial a la base de la llesca (figura 20) .

Ff=f0F0 (Eq. 03 )

Inicialment pensat per a l’anàlisi de su-perfícies de trencament circular, el mètode de Spencer també podria ser aplicat a superfícies no circulars sempre que s’adopti un centre de rotació friccional. En aquest plantejament se suposen totes les forces entre elements (figura 21) (ETSECCPB, n.d.).

També se suposa que les forces entre llesques tenen una inclinació constant de for-ma que:

Figura 20. Esquema de les forces actuants en una por-ció considerant el mètode de Jambu.Font: Google Imatges

Figura 21. Esquema de les forces actuants en una por-ció considerant el mètode de Spencer..Font: Google Imatges

(Eq.05)

on X són les forces verticals i Eles horitzontals. La força normal a la base de l’element serà doncs:

on: (Eq.06)

(Eq.07)

32

En les expressions escrites (Eq. 04, Eq. 05 i Eq. 06) i en la figura 21, FS és el factor de segure-tat definit com la tensió de tall desplaçada respecte a la disponible, W és la càrrega vertical externa, ER i EL són les forces horitzontals, XR i XL les forces verticals entre llesques; la pressió dels porus en la superfície de ruptura està expressada com a u; l és la longitud de la base de la rodanxa; i la inclinació de l’element; i la cohesió i l’angle de fricció es representen com c’ i Φ ‘respectivament (ETSECCPB, n.d.).

Seguint la suposició que l’angle (θ) és constant, es poden realitzar les dues equacions d’equi-libri, la de moments i la de forces, aleshores es troben dos valors pel Factor de Seguretat, el Ff i el Fm.

Es considera doncs, un valor de (θ) tal que els dos factors de seguretat citats anteriorment coincideixin. Spencer va estudiar aquesta relació i va deduir que el FS resultant de l’equilibri de moments era insensible a les forces entre els elements (ETSECCPB, n.d.).

4.4. ANÀLISI DE SENSIBILITAT

L’anàlisi de sensibilitat és una eina que permet predir els resultats d’un projecte, ajudant a comprendre les incerteses, les limitacions i els abastos d’un model en concret. També conegut com a anàlisi hipotètic, permet determinar com els diferents valors d’una variable independent poden afectar a una variable en particular.

En l’àmbit d’estabilitat de talussos, l’anàlisi de sensibilitat determina quins paràmetres d’en-trada poden ser més o menys crítics per l’estabilitat del d’aquest.

Les característiques d’una anàlisi de sensibilitat en l’àmbit d’estabilitat de talussos són les següents:

- Per als paràmetres d’entrada (Angle Fricció, Cohesió i Pes Unitari) s’ha d’especificar un valor mínim i màxim.- El factor de seguretat es calcula per a cada valor que estigui dins d’aquest interval.- Els resultats en forma de gràfic permeten determinar la “sensibilitat” del factor de se-guretat enfront dels canvis en els paràmetres introduïts.- Si en el gràfic, la corba canvia bruscament, és a dir, hi ha un pendent pronunciat, indica que el factor de seguretat és sensible al valor del paràmetre.- Si en el gràfic, la corba tendeix a ser “plana”, és a dir, hi ha un pendent suau, indica que el factor de seguretat no és sensible al valor del paràmetre inserit.

33

5.1. GEOMETRIA I MATERIALS5. RESULTATS

Per a definir el relleu del talús, s’ha dibuixat una línia des de la carena del massís rocós (1112 msnm) fins al punt més baix de la vall (960 msnm) ( figura 22).

Figura 22. Perfil del talús en perspectiva. Imatge presa el març de 2018, pre-tifó. Punts E-F com a referència. Font: Google Earth i edició pròpia

Un cop obtinguda la informació de les dues cotes, punt més alt i punt més baix del perfil, s’ha extrapolat la línia creada des del Google Earth al programa QGis. Amb la intenció de corroborar que el perfil ja creat fos el més exacte possible.

Per comprovar-ho, calia fer ús de l’arxiu de Model Digital d’Elevacions 5m (DEM5m) de la zona d’estudi i un cop georeferenciats els dos punts extrets del Google Earth, generar un altre perfil de punt a punt per poder comparar si les dues cotes anotades, eren les mateixes.

Com s’esperava, no coincidien, variaven relativament poc, aleshores es va optar per usar els valors obtinguts a través del DEM5 (figura 23 i taula 7).

Figura 23. Captura de pantalla amb Zoom de l’àrea de l’esllavissada amb els arxius DEM5m, l’inventari de tots els moviments de terres i els punts extrapolats del Google Earth. Font: QGis i edició pròpia.

34

Taula 7. Perfil del talús generat per QGis i executat amb Excel amb la cota més baixa (954.379 msnm) i la més alta (1105.804 msnm). La màxima longitud és de 216.869 metres Font: QGis i Excel

Tenint ja les coordenades del talús, s’exporten a un altre software específic en l’àmbit, el Slide2 de Rocscience, que s’utilitzarà per dibuixar el model del talús, afegir-hi les condicions de contorn corresponents i poder calcular el factor de seguretat per a cada situació dissenyada.

Veient aquest primer perfil en 2 dimensions (figura 24) i considerant les dimensions i la proporció entre altura i longitud, és fàcil pensar que aquest massís podria ser objecte de patir una esllavissada. És clar que en aquest disseny esquemàtic no s’han tingut en compte cap mena de con-dicions de contorn ni propietats del sòl, que són precisament els paràmetres que fan que un talús sigui o no estable.

Figura 24. Perfil del talús generat per Slide2 amb les mesures d’altura (151,425 m) i longitud (216,869 m)

35

Per definir les possibles capes litològiques del massís rocós i la seva potència, s’han hagut d’estudiar en profunditat els radargrames prestats pel Mines and Geosciences Bureau (MGB). Com ja s’ha comentat en l’apartat 4.1. ANÀLISI DEL RADARGRAMA E-F d’aquest treball, el GPR del qual s’ha extret la informació més rellevant, ha estat el localitzat entre els punts E-F de la carretera que va des d’Itogon a Antamok, a causa de la seva proximitat a l’àrea de l’esllavissada.

Assimilada la proposta d’integrar una capa de sòl de 5 metres de potència en el model, es procedeix a incorporar-la en el talús generat a Slide2 (figura 25).

Com s’ha esmentat en aquest document, tota l’àrea d’estudi està envoltada i formada per roques de diorita i andesita alterades, aleshores caldria afegir al perfil creat, una roca inalterada la qual, gràcies al radargrama E-F, s’hauria de trobar a prou profunditat (figura 26).

S’ha optat fer també un model de 3 capes, ja que les descripcions litològiques, els informes i les fotografies de la zona suggereixen que podria ser que l’alteració de roca fins a la capa de for-mació superficial (Sòl Superficial) fos gradual.

Figura 25. Perfil del talús amb la capa de 5 metres de potència de sòl superficial.

Figura 26. Perfil del talús amb la geometria del Sòl Superficial, la Roca Alterada i la Roca Inalterada.

36

Es procedeix a la definició dels materials, dels seus paràmetres geològics i de les condicions de contorn.

Començant per la capa més superficial, cal recordar que en les dades ja exposades anterior-ment, es troben els valors d’unes mostres recollides in situ que com és d’esperar, s’haurà de discutir la seva credibilitat.Els valors d’aquest sòl superficial, segons diu l’informe (Casingal et al., n.d.) són els següents per cada mostra: el Sample #1 té pes unitari sec de 16.13kN/m3 i un pes unitari humit de 19.34kN/m3 , el Sample #2 té un pes unitari sec de 16.71kN/m3 i un valor pel pes unitari humit de 19.77kN/m3 i per últim, el Sample #3 , que disposa d’un pes unitari sec de 16.23kN/m3 i d’un pes unitari humit de 18.97kN/m3 (taula 8 ).

Totes tres mostres, segons afirma l’informe, tenen el mateix valor d’angle de fricció (35º) i la mateixa cohesió (0 kPa) (taula 9), aquestes dues últimes dades s’han discutit en el treball, ja que no mostraven gaire fiabilitat, sobretot el paràmetre de la cohesió, pel fet que les corbes granulomètri-ques mostrades en l’apartat 3.4.3. PARÀMETRES GEOMECÀNICS a la taula 4 mostren que és una argila. Generalment les argiles intactes presenten cohesió.

A més, en el mateix document (Casingal et al., n.d.) es parla que el sòl superficial és de gra-nulometria argilosa, de fet se’l nomena com a “Bakakeng Loam”, material argilós que comprèn una gran part de l’àrea de Barangay Ucab, Itogon.

Com és conegut i segons les gràfiques de l’índex de plasticitats dels sòls (taula 10), les argiles tenen un valor considerable de cohesió, i per tant el valor atorgat ha de ser modificat. Més endavant, en el projecte es veurà com s’ha triat el paràmetre de cohesió del sòl superficial i quin valor se li ha donat finalment a l’angle de fricció.

Per últim, cal tenir present que després de les intenses pluges, el nivell freàtic de l’aigua va augmentar considerablement aleshores, es dedueix que en el moment de l’esllavissada, el nivell de saturació del sòl era més alt de l’usual en la zona.

Més endavant, en el treball, es faran diverses proves amb hipòtesis sobre la posició del nivell freàtic.

Taula 9. Valors rellevants del Site A

Taula 10. Distribució de les mostres de sòl de gra fi a la taula de plasticitat.Font: Quarterly Journal of Engineering Geology and Hydrogeology, 49, 344-349, 9 November 2016

Taula 8. Valors rellevants de les mostres #1, #2 i #3 del Soil Compaction Test

37

Una vegada definida la geometria del talús i proposats els paràmetres de pes unitari, angle de fricció i cohesió del sòl superficial, caldrà fer una sèrie d’iteracions amb el Slide2 calculant el Factor de Seguretat per a cada cas.

Ja que hi ha una alta quantitat de possibles combinacions per decidir quin angle de fricció i quina cohesió prendre com a definitives, s’ha generat una anàlisi de sensibilitat a través d’una eina de Slide2 per optimitzar el major temps possible i també poder garantir una bona qualitat dels valors aconseguits.

Un cop explicats els mètodes utilitzats i el tipus d’anàlisi emprats, es porta a terme una anàlisi de sensibilitat amb l’objectiu d’aconseguir els valors més reals possibles dels paràmetres de cohe-sió i angle de fricció del sòl superficial del talús.

S’empraran els dos mètodes mencionats prèviament, Janbu Corrected i Spencer.S’ha proposat un disseny geològicament simple, reblert únicament per una sola capa de sòl

superficial.

Per decidir amb quins valors es comencen a fer els càlculs, es proposa, en el cas del pes es-pecífic, fer una mitjana entre les 3 mostres (Samples #1, #2 i #3) mostrats a la taula 11 tant per les condicions seques com per les humides.

Per l’angle de fricció s’ha considerat oportú partir d’una xifra superior a l’original perquè així l’anàlisi de sensibilitat pugui abastar un tram més ample. I per últim, s’ha decidit donar-li un valor de 5 kPa al paràmetre de la cohesió, ja que com s’ha dit anteriorment les dades preses al camp, mostraven una cohesió del sòl de 0 kPa, xifra que no concorda amb el tipus de sòl. Així doncs per començar amb l’anàlisi de sensibilitat es necessiten uns valors mínims, màxims i mitjos per a cada paràmetre (taula 12).

Taula 12. Valors mínims i màxim dels paràmetres del “Sòl Superficial” per executar l’anàlisi de sensibilitat.

Taula 11. Mitjana del pes unitari sec i saturat del Sòl Superficial.

5.2. ANÀLISI DE SENSIBILITAT I RESULTATS

38

En aquesta anàlisis de sensibilitat es calcula la sensibilitat del factor de seguretat en funció del pes específic, de l’angle de fricció i de la cohesió. Es consideraran condicions de sòl sec i de sòl saturat, ja que com és conegut, en condicions seques, el talús era estable i en condicions saturades el talús es va desestabilitzar. El model sotmès a dita anàlisi es compon únicament de Sòl Superficial (figura 27) .

- Condicions seques:

Abans d’avaluar els resultats obtinguts, cal recordar que el programari usat (Slide2) no contempla sòls no saturats, o està totalment saturat o està totalment sec.

5.2.1. RESULTATS ANÀLISI DE SENSIBILITAT

Figura 27. Model sotmès a l’anàlisi de sensibilitat amb un únic material, Sòl Superficial.

Taula 13. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i el pes unitari del sòl superficial segons Janbu Corregit en con-dicions seques.

5.2.1.1 SEGONS EL MÈTODE DE JANBU CORREGIT

39

- Condicions saturades:

Taula 14. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i l’angle de fricció del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions seques.

Taula 15. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i la cohesió del sòl superficial segons Janbu Corregit en condi-cions seques.

Taula 16. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i el pes unitari del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions saturades.

40

Vistes totes les gràfiques generades pel mètode de Janbu Corregit (taules 13-18) es pot dir que en quasi tots els casos, el factor de seguretat augmenta, més o menys, proporcionalment al paràmetre en estudi, és a dir, com major és el valor del paràmetre geomecànic, major és el factor de seguretat. Només hi ha un cas en el qual no és així, en la taula 13 que relaciona el pes específic en condicions seques amb el factor de seguretat. En aquest cas, és al contrari, com major és el pes unitari, menor és el factor de seguretat.

Per agrupar totes les dades extretes segons el mètode de Janbu Corregit, es procedeix a fer una taula/resum amb els valors més rellevants de cada gràfic, els factors de seguretat mínims, mi-tjos i màxims i els valors de cada paràmetre geomecànic utilitzat en cada un dels casos (taula 19).

Taula 17. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i l’angle de fricció del sòl superficial segons Janbu Corregit en condicions saturades.

Taula 18. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i la cohesió del sòl superficial segons Janbu Corregit en condi-cions saturades.

41

Taula 19. Resultats de l’anàlisi de sensibilitat pel mètode de Janbu Corrected en condicions seques i saturades

Taula 20. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i el pes unitari del sòl superficial segons Spencer en condicions seques.

5.2.1.2 SEGONS EL MÈTODE DE SPENCER - Condicions seques:

42

Taula 21. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i l’angle de fricció del sòl superficial segons Spencer en condi-cions seques.

Taula 22. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i la cohesió del sòl superficial segons Spencer en condicions seques.

- Condicions saturades:

Taula 23. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i el pes unitari del sòl superficial segons Spencer en condicions saturades.

43

Vistes totes les gràfiques generades pel mètode de Spencer (taules 20-25) es pot dir que hi ha una clara diferència si es comparen les anàlisis en condicions seques amb les calculades en con-dicions saturades.

Igual que en el mètode de Janbu Corregit, en condicions seques, gairebé tots els casos, el factor de seguretat augmenta, més o menys, proporcionalment al paràmetre en estudi, és a dir, com major és el valor del paràmetre geomecànic, major és el factor de seguretat. Només hi ha un cas en què no és així, en la taula 20 que relaciona el pes específic en condicions seques amb el factor de seguretat. En aquest cas, és al contrari, com major és el pes unitari, menor és el factor de seguretat.

En condicions saturades es veuen unes gràfiques que no tenen un mateix pendent, hi ha dis-continuïtats i salts en les corbes, fet que podria associar-se a un error del software utilitzat (Slide2), o que segons el que s’ha explicat en l’apartat 4.3 MÈTODE DE SPENCER hi hagi una possible manca de compatibilitat amb el model estudiat, ja que aquest mètode va ser dissenyat principal-ment per a l’anàlisi de superfícies de trencament circular. És per aixó que es decideix no emprar més amb el mètode de Spencer, ja que segurament no garanteix uns resultats representatius pel model del talús generat.

Taula 24. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i l’angle de fricció del sòl superficial segons Spencer en condi-cions saturades.

Taula 25. Gràfic que relaciona el factor de seguretat i la cohesió del sòl superficial segons Spencer en condicions saturades.

44

5.2.1.3. INTERPRETACIÓ DE RESULTATSEls resultats adquirits segons els valors proposats tenen coherència amb els fets reals de l’es-

llavissada, tenint en compte, que en condicions seques, el talús era estable i quan el nivell freàtic va ascendir i va anar saturant cada cop més el sòl, es va ocasionar la falla del vessant.

Valorant les dades extretes de l’anàlisi de sensibilitat, veiem quan canvia el Factor de Segu-retat segons quin valor se li dóna al paràmetre en qüestió.

Es pot observar que el Factor de Seguretat és força sensible als criteris posats en observació (pes específic, angle de fricció i cohesió), concretament a l’angle de fricció, ja que variant només 20º, el resultat d’estabilitat és completament diferent.

Com a conclusió d’aquest primer assaig, s’ha considerat idoni mantenir els valors que s’ha-vien decidit inicialment de cada paràmetre per continuar amb el projecte, a causa del fet que s’adap-ten al plantejament real de l’esdeveniment.

A continuació, a la taula 26 es mostren les dades finals de la capa de “Sòl Superficial”:

Taula 26. Valors definitius dels paràmetres geomecànics per la capa “Sol Superficial”.

5.3. ANÀLISI D’ESTABILITATPer dur a terme l’anàlisi d’estabilitat, es crearan dos models “tipus” amb diferents geome-

tries, materials i condicions de contorn. S’analitzarà i es calcularà el seu factor de seguretat utilit-zant el mètode de Janbu Corrected, a causa del fet que, com s’ha argumentat prèviament, és l’únic que s’adapta a les condicions del talús en qüestió. Posteriorment es realitzarà una comparació entre els resultats adquirits per cada model.

L’objectiu final d’aquesta anàlisi és determinar quin dels dos models (A i B) és el que s’as-sembla més al talús original i s’adapta millor a les condicions de contorn.

Per arribar a aquesta conclusió, s’haurà de determinar mitjançant Janbu Corrected, com in-flueix la posició del nivell freàtic en el càlcul de l’estabilitat del talús i decidir quins són els valors dels paràmetres geomecànics que compleixen amb les condicions imposades: (1) no trencar quan el sòl està sec i (2) trencar quan la posició del nivell freàtic no sigui molt profunda.

Per últim, en l’apartat 5.3.3. CALIBRACIÓ (BACK ANALYSIS) es comprovarà segons la pro-funditat de la ruptura si el volum de material involucrat en l’esllavissada és el mateix o molt similar amb les observacions (back analysis).

45

Per determinar la posició del nivell freàtic, s’ha optat per suposar diferents ambients (apartat 8.3. VARIACIÓ DEL NIVELL FREÀTIC EN EL MODEL DE SLIDE2 dels annexos).

El primer ha estat en condicions totalment seques, per simular l’estat del talús abans que passés el tifó Mangkhut. Els altres nivells d’aigua han estat assignats aleatòriament, però procurant crear situacions reals: a 60 metres de profunditat, a 45 metres, a 20 metres, a 15 metres, a 12 metres, a 10 metres, a 6 metres, a 2 metres, a 1 metre i per últim, suposant que el nivell freàtic estava en superfície, és a dir amb tot el talús saturat.

Es compararan principalment dos factors per cada model, la profunditat de la ruptura gene-rada i el factor de seguretat.

Tots els assajos han pres com a variable la posició del nivell freàtic i a l’hora d’analitzar els resultats, s’ha tingut en compte que la fondària de referència de la falla que s’ha considerat és de 6,28 metres (taula 27).

Taula 27. Mesures preses a diferents punts del talús per determinar quina és la profunditat de la falla generada.

46

Figura 28. Model “A” amb dos materials, el Sòl Superficial i la Roca Inalterada

5.3.1. MODEL AEl primer model, “model A” segueix la geometria del perfil de la figura 25 presentada en

l’apartat 5.1. GEOMETRIA I MATERIALS.S’ha proposat un disseny que es compon de dos materials, com a capa predominant, el sòl

superficial, i com a roca inalterada s’ha col·locat una capa en profunditat, amb les propietats geomecàniques de l’andesita (taules 28 i 29 i figura 28). Aquesta capa actua com a condicions de contorn, ja que és insensible a l’efecte de l’aigua.

La caracterització de la roca inalterada ha estat definida a l’apartat 5.1. GEOMETRIA I MA-TERIALS, d’aquesta tesina.

Taula 28. Valors dels paràmetres introduïts per la capa “Sol Super-ficial”.

Taula 29. Valors dels paràmetres introduïts per la capa “Roca Inal-terada”.

47

Figura 29. Factor de seguretat del Model “A” calculat per Janbu Corregit en condicions seques.

Figura 30. Factor de seguretat del Model “A” calculat per Janbu Corregit amb el nivell freàtic en superfície.

Totes les iteracions i resultats de l’anàlisi d’estabilitat generats pel Model A segons el mètode de Janbu Corregit i prenent com a variable la posició del nivell freàtic es troben a l’apartat 8.4. RESULTATS ANÀLISI D’ESTABILITAT SEGONS EL MÈTODE DE JANBU CORREGIT. a la taula 38 dels annexos.

A continuació es mostren els models que han complert amb les condicions imposades (1) no trencar quan el sòl està sec, (2) trencar quan la posició del nivell freàtic no sigui molt profunda i (3) que profunditat de la ruptura sigui tan propera com sigui possible a la mesurada. (figures 29 i 30).

Les dues propostes que han complert amb les condicions han estat:

- Figura 29: estable en condicions totalment seques (FS=1,121).- Figura 30: inestable amb el nivell freàtic poc profund i amb valor de ruptura similar al de referència (FS=0,218 i nivell freàtic en superfície i profunditat de la ruptura a 9,79 metres)

48

5.3.2. MODEL BEl segon i últim model, anomenat “B”, està format per tres capes correlatives, una fina capa

de 5 metres de potència de sòl superficial, una capa de roca alterada i per últim, la roca inalterada.Per determinar i caracteritzar les propietats de la capa intermèdia, la que va des del sòl super-

ficial fins a la roca ubicada a més fondària, s’ha fet el següent procés:Partint de la base que hi ha molt poca informació documentada sobre l’interior del talús,

només els radargrames, es decideix basar-se en les imatges preses in situ una vegada transcorregu-da l’esllavissada. La majoria de material és alterat, hi ha una mescla de còdols de roca i parts argilo-ses, per tant per procurar no discernir gaire en vers la realitat, s’ha establert com a capa intermèdia una roca alterada amb uns paràmetres entre els de la roca inalterada (Andesita) i els proposats pel sòl superficial (taules 30, 31, 32 i figura 31).

Taula 30. Valors base dels parà-metres introduïts per la capa “Sol Superficial”.

Taula 31. Valors dels paràmetres introduïts per la capa “Roca In-alterada”.

Taula 32. Valors proposats dels paràmetres per la capa intermèdia definida com a “Roca Alterada”.

Figura 31. Model “B” amb les tres capes, Sòl Superficial, Roca Alterada i Roca Inalterada.

49

Figura 34. Factor de seguretat del Model “B” calculat per Janbu Corregit amb el nivell freàtic en superfície.

Figura 32. Factor de segu-retat del Model “B” calculat per Janbu Corregit en condi-cions seques.

Figura 33. Factor de segu-retat del Model “B” calculat per Janbu Corregit amb el nivell freàtic a 1 metre de la superfície.

Totes les iteracions i resultats de l’anàlisi d’estabilitat generats pel Model B segons el mètode de Janbu Corregit i prenent com a variable la posició del nivell freàtic es troben a l’apartat 8.4.RE-SULTATS ANÀLISI D’ESTABILITAT SEGONS EL MÈTODE DE JANBU CORREGIT a la taula 39 dels annexos.

A continuació es mostren els models que han complert amb les condicions imposades (1) no trencar quan el sòl està sec, (2) trencar quan la posició del nivell freàtic no sigui molt profunda i (3) que profunditat de la ruptura sigui tan propera com sigui possible a la mesurada. (figures 32, 33 i 34).

Les tres propostes que han complert amb les condicions han estat:

- Figura 32: estable en condicions totalment seques (FS=1,140).- Figura 33: inestable amb el nivell freàtic poc profund i amb valor de ruptura similar al de referència (FS=0,436 , nivell freàtic a 1 metre de la superfície i profunditat de la ruptura a 5,622 metres).- Figura 34: inestable amb el nivell freàtic poc profund i amb valor de ruptura similar al de referència (FS=0,237 , nivell freàtic en superfície i profunditat de la ruptura a 5,373 metres).

50

5.3.3. CALIBRACIÓ (BACK ANALYSIS)En aquest apartat de la tesina es procedeix a realitzar una comparació entre el volum real del ma-terial involucrat en l’esllavissada i el volum de material esllavissat obtingut segons els models generats (A i B).Per saber els metres cúbics de material esllavissat (taula 33), s’ha hagut de consultar la informació de l’inventari d’esllavissades, extreure el valor de l’àrea total de l’esllavissada i multiplicar-la per la profunditat de la ruptura ja mesurada a l’apartat 5.3. ANÀLISI D’ESTABILITAT a la taula 27.

Es procedeix a generar uns gràfics on es compara la diferència entre el volum de material real involucrat en l’esllavissada i el calculat segons el model estudiat.

També es mostra la variació del factor de seguretat en relació amb la posició del nivell freàtic. Dites gràfiques es troben a l’apartat 8.5. GRÀFIC COMPARATIU DE VOLUM ESLLAVIS-

SAT dels annexos.A continuació, només es presenten els valors que compleixen amb les condicions que prèvia-

ment s’havien imposat (taula 34).- (1) No trencar quan el sòl està sec.- (2) Trencar quan la posició del nivell freàtic no sigui molt profunda.

Taula 33. Volum real del material involucrat en l’esllavissada.

Taula 34. Comparativa entre el model A i el model B dels volums de material involucrat en l’esllavissada

51

S’ha extret una clara conclusió d’aquests gràfics. El nivell freàtic, com era d’esperar afecta molt tant a l’estabilitat com a la magnitud de la falla i per tant al volum de material involucrat en l’esllavissada.

De fet, segons els valors i els gràfics mostrats, es pot dir que probablement, el trencament del talús es va produir abans que el nivell freàtic arribés a la superfície.

Comparant els dos models dissenyats (A i B), es pot apreciar que en condicions seques són estables, ja que com s’ha vist prèviament presenten uns factors de seguretat majors a 1 i quan el sòl està saturat tant el model A com el model B trenquen (F.S<1).

Ara bé, les diferències entre els dos models hi són quan el paràmetre que es compara és el volum de material de sòl involucrat en l’esllavissada, és clar que per fer aquesta comparació, només es tindran en compte les condicions on hi ha nivell freàtic, pel fet que, en condicions seques, al no trencar-se, no hi hauria volum esllavissat.

Quan el nivell freàtic se situa a 1 metre de fondària, el volum esllavissat segons el model A és de 257.658,442m3 mentre que el volum real esllavissat, com s’ha dit anteriorment, té un valor de 116.695,155m3. I en el cas del model B, el format per tres capes, el volum de sòl esllavissat en aquestes mateixes condicions és de 104.468,178m3 valor que s’aproxima molt més al volum real.

En les condicions de nivell freàtic en superfície, la diferència de volums també és consi-derable, en el cas del model A, la xifra del volum esllavissat disminueix respecte a l’anterior va-lor, concretament, quan el nivell freàtic està en superfície, el volum de material esllavissat és de 181.918,083m3. En canvi, si s’interpreten les xifres del model B, es veu que no hi ha tanta diferèn-cia de quan el nivell freàtic estava a 1 metre de profunditat. El volum de sòl involucrat en l’eslla-vissada segons el model B, quan el nivell freàtic es troba en superfície és de 99.841,253m3.

Tenint en compte tots els valors explicats, és necessari descartar un dels dos models estudiats. Les xifres del volum esllavissat del model A, són molt diferents de les del volum real, i precisament els valors del material involucrat en l’esllavissada del model B són molt similars als reals, és per això que s’ha decidit que el model de talús que s’adapta millor, segons el mètode de Janbu Correc-ted, a les característiques i condicions de contorn del talús en el moment de l’esllavissada, és el Model B, format per una capa de sòl superficial de 5 metres de potència, una roca alterada com a capa intermèdia i en profunditat, una roca inalterada amb els paràmetres geomecànics de l’andesita.

52

6.1. CONCLUSIONS

6.2. LÍNIES FUTURES

6. CONCLUSIONS I LÍNIES FUTURES

A partir dels resultats obtinguts pels diferents tipus d’anàlisis (estabilitat i sensibilitat) mi-tjançant el mètode de Janbu Corrected i després d’haver creat unes gràfiques comparatives, es poden arribar a les següents conclusions:S’ha pogut determinar els valors dels paràmetres geomecànics del sòl superficial:

- Pes específic sec: 16,36 kN/m3. - Pes específic saturat: 19,36 kN/m3. - Angle de Fricció: 40º. - Cohesió: 5 kPa.

També s’han caracteritzat les diferents posicions de nivells freàtics de les quals al final de la tesina s’han escollit dues com a potencials:

- Nivell Freàtic a 1 metre de profunditat. - Nivell Freàtic en superfície.

Però després d’interpretar els resultats graficats, s’ha decidit que la posició del nivell freàtic quan es va produir el trencament, estava a 1m de profunditat.

Per últim, a pesar de les limitacions de dades, s’ha definit un model en 2 dimensions del talús que compleix totes les condicions imposades i que per tant, recrea una situació el més similar que s’ha pogut a la viscuda el 15 de setembre del 2018 a la població de Barangay Ucab, Itogon, Filipines.

Com a conclusions generals de la tesina, es destaquen les següents:

Com a línies futures d’investigació, es proposen les següents:

Per últim, com és sabut, a Filipines existeix una gran xarxa de túnels miners que no estan regulats ni tampoc es coneixen les seves localitzacions.

Una de les idees per l’elaboració d’aquesta tesina era comparar un model senzill de talús amb un altre que incorporés en el seu interior una cavitat simulant un túnel miner.

No s’ha dut a terme per problemes amb el programari i les llicències corresponents, però com a línia futura d’investigació, podria resultar força enriquidor.

- Per a executar un treball d’investigació, sigui de l’àmbit que sigui, és molt important tenir les dades suficients per portar-lo a terme, ja que com s’ha comprovat en aquest projecte, si no es disposen de mesures suficients o de qualitat, la feina de gabinet pot arribar a ser molt laboriosa i confusa al mateix temps.

- S’ha après a analitzar i descriure adequadament un radargrama GPR, a utilitzar progra-mari específic de GIS per a l’obtenció del relleu del perfil i per últim s’ha entès com funciona el mètode d’equilibri límit per a calcular l’estabilitat de talussos.

- Mitjançant tècniques de geofísica i desplaçant-se a la zona d’estudi, es podria acotar de manera precisa la geometria del talús, per així, poder definir amb més exactitud els límits de cada capa.

- Fer una sèrie de sondeigs i realitzar diferents assaigs al laboratori amb les mostres ob-tingudes amb l’objectiu d’obtenir més informació de la litologia del talús i dels seus paràmetres geomecànics.

- Poder dissenyar un model amb un software que permeti treballar en condicions de sòls no totalment saturats.

53

7. REFERÈNCIES - Abancó, C., Bennett, G. L., Matthews, A. J.-., Matera, M. A. M., & Tan, F. J. (2021). The

role of geomorphology, rainfall and soil moisture in the occurrence of landslides triggered by 2018 Typhoon Mangkhut in the Philippines. NHESS, 21(5), 1531-1550. https://nhess.copernicus.org/articles/21/1531/2021/

- Alva Hurtado, J. (n.d.). Universidad Nacional de Ingeniería. ANÁLISIS DE ESTABILI-DAD DE TALUDES. http://www.jorgealvahurtado.com/files/Analisis%20de%20Estabilidad%20de%20Taludes.pdf

- Casingal, M.M., Ganibal, J.D.U., Lao, R.R.H., & Tan, F. (n.d.). Slope Stability Analysis of Rainfall-Triggered Landslides on Soft and Rocky Soils in Itogon, Benguet. 1002, 1-15.

- Corominas, J., & García Yagüe. (1997). TIPOS DE ROTURA EN LADERAS Y TALU-DES. MECANISMOS PRINCIPALES EN LOS MOVIMIENTOS DE LADERA, (1-17). http://tierra.rediris.es/CuaternarioyGeomorfologia/images/vol20_3_4/Corominas.pdf

- ESAN. (2019, Octubre 30). Gestión de Proyectos. Análisis de sensibilidad: ¿qué es y cuál es su importancia en un proyecto? https://www.esan.edu.pe/apuntes-empresariales/2019/10/analisis-de-sensibilidad-que-es-y-cual-es-su-importancia-en-un-proyecto/

- ETSECCPB, U. (n.d.). 2 Metodología. 2.1. Método del Equilibrio Límite. https://upcom-mons.upc.edu/bitstream/handle/2099.1/6529/05.pdf?sequence=6&isAllowed=y

- Mesa Lavista, M., & Guada Fernández, P. M. (2013, September). MONOGRAFÍA. Méto-dos empírico - Mecanisista empleados para el cálculo del factor de seguridad para la estabilidad de taludes. https://www.researchgate.net/publication/303247199_METODOS_EMPIRICO_-_MECANISISTA_EMPLEADOS_PARA_EL_CALCULO_DEL_FACTOR_DE_SEGURIDAD_PARA_LA_ESTABILIDAD_DE_TALUDES

- MGB. (2019). Geohazard Repports. GEOHAZARD MAP OF ITOGON, 1(1), 1. https://mgb.gov.ph/

- MGB, M. a. G. B. (2018). GPR SURVEY LINES IN THE LANDSLIDE INCIDENT IN BARANGAY UCAB, ITOGON, BENGUET. Result Of The Ground Penetrating Radar Survey, 1-13.

- Mirlisenna, G. (2016, Enero 22). Universidad Mackenzie. Método de los elementos fini-tos. https://www.esss.co/es/blog/metodo-de-los-elementos-finitos-que-es/

- Nuñez Jiménez, D. A., Almaguer, Y., & Guardado, R. (2006, Enero-Marzo 1). Minería y Geología. TIPOLOGIA DE MOVIMIENTOS DE MASAS DESARROLLADOS EN EL TERRITO-RIO DE MOA, CUBA, 22(1), 1-17. https://www.redalyc.org/articulo.oa?id=223517653001

- Ortuño Abad, L. (2003). ESTABILIDAD DE TALUDES EN SUELOS. Cálculo tradicio-nal por equilibrio límite y métodos de rebanadas, 1-110. http://urielyasociados.es/img/formacion/ESTABILIZACION%20FLEXIBLE%20TEXTO.pdf

54

- PAGASA. (2018). Tropical Cyclone Summary. Typhoon Ompong (Mangkhut/1822 Sum-mary Report), 1(1), 1-3. http://bagong.pagasa.dost.gov.ph/tropical-cyclone/tropical-cyclone-sum-mary

- Philippine Statistics Authority. (2016). THE PHILIPPINE MINERAL RESOURCES AC-COUNTS, 1(1), 1. https://psa.gov.ph/content/mineral-resources

- Tsai, C.-H., Shyu, J.B. H., Chung, S.-L., Ramos, N. T., & Lee, H.-Y. (2019, May 17). Journal of the Geological Society. Detrital zircon record from major rivers of Luzon Island: im-plications for Cenozoic continental growth in SE Asia, 1(176), 727-735. https://jgs.lyellcollection.org/content/176/4/727

- Vílchez, M. (2019). INGEMET-Sociedad Geológica. Movimientos en masa. https://www.sgp.org.pe/diccionario-geologico-movimientos-de-masa/

55

8. ANNEXOS

56

8.1. RESULTATS DELS ASSAIGS GRANULOMÈTRICS DEL SITE A.

Les dades d’aquests assaigs han estat extretes de l’informe (Casingal et al., n.d.)

Sample #1, #2, #3 del Site A

Taula 35. Resultats assaigs granulomètrics SAMPLE #1 Font: (Casingal et al., n.d.)

Taula 36. Resultats assaigs granulomètrics SAMPLE #2 Font: (Casingal et al., n.d.)

Taula 37. Resultats assaigs granulomètrics SAMPLE #3 Font: (Casingal et al., n.d.)

57

Figura 35. Perfil del talús en perspectiva. Mesura de la fondària de la ruptura: 6,39 m. Punts E-F com a referència.Font: Google Earth i edició pròpia

Figura 36. Perfil del talús en perspectiva. Mesura de la fondària de la ruptura: 5,62 m. Punts E-F com a referència. Font: Google Earth i edició pròpia

Figura 37. Perfil del talús en perspectiva. Mesura de la fondària de la ruptura: 5 m. Punts E-F com a referència.Font: Google Earth i edició pròpia

8.2. ESTIMACIÓ DE LA PROFUNDITAT DE LA FALLA A LA ZONA D’ESTUDI

58

Figura 38. Perfil del talús en perspectiva. Mesura de la fondària de la ruptura: 6,38 m. Punts E-F com a referència.Font: Google Earth i edició pròpia

Figura 39. Perfil del talús en perspectiva. Mesura de la fondària de la ruptura: 7,80 m. Punts E-F com a referència.Font: Google Earth i edició pròpia

Figura 40. Perfil del talús en perspectiva. Mesura de la fondària de la ruptura: 7,34 m. Punts E-F com a referència.Font: Google Earth i edició pròpia

59

Figura 41. Perfil del talús en perspectiva. Mesura de la fondària de la ruptura: 5,43 m. Punts E-F com a referència.Font: Google Earth i edició pròpia

8.3. VARIACIÓ DEL NIVELL FREÀTIC EN EL MODEL DE SLIDE2

DISSENY AMB TRES CAPES, SÒL SUPERFICIAL, ROCA ALTERADA I ROCA INALTERADA.

Figura 42. Nivell freàtic a 60 m de profunditat.

Figura 43. Nivell freàtic a 45 m de profunditat.

60

Figura 44. Nivell freàtic a 20 m de profunditat.

Figura 45. Nivell freàtic a 15 m de profunditat.

Figura 46. Nivell freàtic a 12 m de profunditat.

61

Figura 47. Nivell freàtic a 10 m de profunditat.

Figura 48. Nivell freàtic a 6 m de profunditat.

Figura 49. Nivell freàtic a 2 m de profunditat.

62

Figura 50. Nivell freàtic a 1 m de profunditat.

Figura 51. Nivell freàtic en superfície.

63

Taula 38. Resultats en el Model “A” segons el mètodes de Janbu Corrected de l’efecte de la posició del nivell freàtic en el factor de seguretat i la profunditat de la ruptura del talús.

Taula 39. Resultats en el Model “B” segons el mètodes de Janbu Corrected de l’efecte de la posició del nivell freàtic en el factor de seguretat i la profunditat de la ruptura del talús.

8.4. RESULTATS ANÀLISI D’ESTABILITAT SEGONS EL MÈTODE DE JANBU CORREGIT

Model A: Model B:

64

8.5. GRÀFIC COMPARATIU DE VOLUM ESLLAVISSAT

Model A i B:

Taula 40. Gràfica comparativa entre els volums involucrats de sòl esllavissat del model A i del model B prenent com a variable el nivell freàtic.

65