Hiệu quả của phương pháp cố kết chân không kết hợp với gia tải trước trên nền đất yếu khu công nghiệp Phú Mỹ

Hiệu quả của ph−ơng pháp cố kết chân không 
kết hợp với gia tải tr−ớc trên nền đất yếu 
khu công nghiệp Phú Mỹ 
Trần Quang Hộ*, Trịnh Thị Thùy D−ơng**, Võ Minh Thắng** 
Tóm tắt: 
ở Việt Nam còn quá ít công trình xử lý nền bằng ph−ơng pháp cố kết chân không. Tuy nhiên 
ph−ơng pháp cố kết chân không đã đ−ợc sử dụng để xử lý nền cho công trình cảng SITV dọc theo 
sông Thị Vải. Công tác quan trắc đã đ−ợc tiến hμnh đầy đủ vμ cẩn thận để rút ra những kết luận 
đ−ợc sử dụng nh− những h−ớng dẫn, kinh nghiệm cho những công trình t−ơng tự kế tiếp. 
Abstract. 
There are too few study cases about vaccum cosolidation in Viet Nam. Vaccum consolidation has 
been applied as a preloading method for SITV Terminal Soil Improvement along Thi Vai river in 
the South of Viet Nam. Monitoring was carried out during and after the construction. Monitoring 
data were back analysised to draw conclusions which will be used as past experiences and guide 
lines for next similar projects. 
1. Mô tả công trình 
Cảng SITV đ−ợc xây dựng dọc theo sông Thị 
Vải. Phần bờ cần phải đ−ợc xử lý nền trên 
một diện tích lμ 33.57ha đ−ợc phân ra nhiều 
khu vực nhỏ để xử lý từng đợt. Khu vực FP1 
đ−ợc chọn lμm thử nghiệm hiện tr−ờng, Hình 
1. 
Hình 1: Vị trí xây dựng
2. Địa chất khu vực 
Tình hình địa chất khu vực xây dựng đ−ợc 
mô tả theo từng lớp đất vμ đ−ợc trình bμy 
trong Bảng 1. 
* Tr−ờng Đại học Bách Khoa Tp.Hồ Chí Minh 
** Công ty Cổ phần T− vấn Thiết kế Cảng – Kỹ thuật Biển (PortCoast) 
Bảng 1: Chỉ tiêu cơ lý của đất nền 
3. Ph−ơng pháp hút chân không 
Khu vực FP1 đ−ợc thử nghiệm với ph−ơng 
pháp cố kết chân không cộng với gia tải 
tr−ớc. Nền bên d−ới đã đ−ợc xử lý bằng bấc 
thấm dμi 35m bố trí theo l−ới tam giác với 
khoảng cách lμ 1.2m. áp lực hút chân không 
đ−ợc thực hiện bắt đầu từ ngμy 22/10/2008. 
Sau khi áp lực hút chân không ổn định với áp 
lực lμ 80kPa nền đ−ợc gia tải tr−ớc với chiều 
cao 2.5m cát bên trên mμn kín khí bao quanh 
khu vực hút chân không. Nền chịu tác dụng 
đủ tải do hút chân không vμ gia tải tr−ớc kể 
từ ngμy 17/12/2008. Nền đ−ợc dỡ tải vμ xả áp 
lực hút chân không vμo ngμy 23/3/2009. 
Tổng cộng thời gian nền đ−ợc cố kết tr−ớc lμ 
152 ngμy. 
4. Kết quả quan trắc 
Mặt bằng bố trí các thiết bị đo vμ vị trí các 
thí nghiệm ở hiện tr−ờng tr−ớc vμ sau khi xử 
lý. 
Hình 2: Mặt bằng xử lý & quan trắc 
4.1. Độ lún 
Độ lún cố kết sơ cấp đ−ợc quan trắc bằng bμn 
đo lún suốt trong thời gian hút chân không lμ 
1.623m đến 2.060m vμ độ lún trung bình lμ 
1.774m. Sau khi xả áp lực hút chân không độ 
nở của nền lμ 1,8cm. Các đ−ờng cong lún từ 
kết quả quan trắc vμ từ tính toán đ−ợc trình 
bμy trong Hình 3. 
Hình 3: Lún từ kết quả quan trắc & tính toán 
Để xác định thời gian phải hút chân không vμ 
gia tải tr−ớc, ph−ơng pháp Asaoka đ−ợc sử 
dụng để xác định độ lún cố kết sơ cấp cuối 
cùng bằng cách vẽ biểu đồ quan hệ giữa độ 
lún Si ở thời điểm t vμ độ lún Si-1 ở thời điểm 
t+Δt. Bằng ph−ơng pháp thống kê tuyến tính 
có thể xác định ph−ơng trình đ−ờng quan hệ 
trên ở dạng đ−ờng thẳng nh− sau: 
1i10i SS −β+β= (1) 
Độ lún cuối cùng của nền lμ độ lún lúcSi =Si-1 
có nghĩa lμ vẽ đ−ờng 450 sẽ xác định độ lún 
cuối cùng , Hình 4. 
Hình 4: Biểu đồ Asaoka xác định độ lún 
H w γw e wL IL IP Cc Cv 
m % g/cm3 % % m2/yr
3.0~3.6 55.5 1.67 1.485 51.9 1.07 27.6 0.330 4.4 
5.0~5.6 82.5 1.50 2.287 88.1 0.82 49.9 - - 
7.0~7.6 73.9 1.55 2.044 74.2 0.89 43.9 0.833 2.0 
9.0~9.5 72.4 1.57 1.986 80.0 0.91 45.3 1.808 0.9 
12~12.6 68.0 1.59 1.847 70.2 0.95 37.6 0.699 1.3 
14~14.7 61.4 1.64 1.666 65.1 1.01 37.1 0.916 1.8 
Đo Cắt cánh tr−ớc xử lý 
Cắt cánh sau xử lý 
Lổ khoan tr−ớc xử lý 
Lổ khoan sau xử lý 
CPTU sau xử lý 
Đ−ờng Asaoka 
 lún mặt 
Đo 
Đo lún sâu 
Đo chuyển vị ngang 
Quan trắc mực n−ớc ngầm 
Mốc quan trắc 
áp lực n−ớc lổ rỗng 
Độ lún cuối cùng 
β0 : giá trị lún ban đầu (sau 7 ngμy đầu 
quan trắc). 
β1 : độ dốc đ−ờng Asaoka. 
Theo tính toán thiết kế d−ới tác dụng của áp 
lực hút chân không 80kPa kết hơp 2.5m cát 
gia tải thì nền yêu cầu phải đạt đến độ cố kết 
85% khi dỡ tải. Giả thiết độ lún tức thời Si = 
0.1Sc vμ nền phải đạt 85% độ lún cố kết Sc thì 
độ lún yêu cầu lúc dỡ tải đ−ợc xác định nh− 
sau: 
( ) fpfpetargt S865,0%85%.90%10SS =+= (2) 
Starget : độ lún yêu cầu. 
Sfp : độ lún cuối cùng theo Asaoka. 
Kết quả tính toán từ các vị trí đo lún nh− sau: 
Bảng 2: Kết quả phân tích theo ph−ơng pháp 
Asaoka 
Số hạng Đơn vị SP01 SP02 SP03 SP04 SP05 Tr.bình
Th.gian ngμy 152 152 152 152 152 152 
Sfp cm 183.0 203.0 205.3 246.4 198.2 207.2 
β1 0.907 0.916 0.921 0.922 0.911 0.915 
β0 cm 17.0 17.2 16.3 19.2 17.7 17.5 
Starget(85%) cm 158.3 175.6 177.6 213.1 171.4 179.2 
Simax cm 162.3 174.1 171.4 206.0 173.2 177.4 
U % 88.7 85.7 83.5 83.6 87.4 85.8 
4.2. áp lực n−ớc lổ rỗng 
Hình 5 cho thấy áp lực n−ớc lổ rỗng giảm 
trong suốt quá trình hút chân không. Khi mới 
bắt đầu tác dụng áp lực hút chân không áp 
lực n−ớc ở trên bề mặt giảm một cách nhanh 
chóng vμ chiều sâu vùng ảnh h−ởng của áp 
lực hút chân không đến cao trình -17.4m. Khi 
gia tải thêm thì áp lực n−ớc lổ rỗng tăng từ 
14kPa đến 31kPa ở vị trí các piezometer P01-
1 đến P01-5. Tuy nhiên sau đó áp lực lổ rỗng 
giảm xuống một cách nhanh chóng do ảnh 
h−ởng của áp lực hút chân không. 
Độ cố kết trung bình tính trên cơ sở áp lực 
n−ớc lổ rỗng đ−ợc tính theo công thức nh− 
sau: 
( )[ ]
( )[ ]dzuzu
dzuzu
U
s
sf
average ∫
∫
−Δ+
−−= σ0
1 (3) 
Trong đó: 
uf : áp lực n−ớc lổ rỗng vμo thời điểm 
tính toán. 
us = γwz -80 : đ−ờng áp lực hút chân không 
ở độ sâu z (áp lực hút chân không 80kPa). 
γw : dung trọng đơn vị của n−ớc. 
Δσ : áp lực do gia tải tr−ớc. 
Bảng 3: Độ cố kết tính theo áp lực n−ớc lỗ rỗng 
z P h us u0 uf Δs Uaverage 
Vi trí 
m kPa m kPa kPa kPa kPa % 
P01-1 -0.4 80 4.5 -35 34.9 -16.17 84.76
P01-2 -2.4 80 6.5 -15 56.0 35.38 84.76
P01-3 -5.4 80 9.5 15 92.5 84.5 84.76
P01-4 -10.4 80 14.5 65 134.7 97.88 84.76
P01-5 -13.4 80 17.5 95 163.5 133.66 84.76
P01-6 -17.4 80 21.5 135 200.0 147.23 84.76
73.03 
So sánh với độ cố kết tính theo độ lún quan 
trắc vμ độ lún cuối cùng theo ph−ơng pháp 
Asaoka thì độ cố kết tính theo áp lực lổ rỗng 
cho kết quả nhỏ hơn. Điều nμy đã dự đoán 
tr−ớc khi xử lý nền. Kết quả tính theo độ lún 
vẫn đáng tin cậy hơn. Kết quả tính theo áp 
lực n−ớc lổ rỗng nhỏ hơn có thể do những 
nguyên nhân sau: 
1. Trong thực tế quá trình từ biến xảy ra 
đồng thời với cố kết sơ cấp, các hạt đất có 
sự sắp xếp trở lại cho nên áp lực lổ rỗng 
khó tiêu tán vμ vẫn tồn tại ở giá trị lớn. 
2. áp lực lổ rỗng đ−ợc đo tại từng điểm ở 
những độ sâu khác nhau cho nên không 
đại điện đ−ợc cho toμn bộ lớp đất cũng 
nh− cho cả chiều dμy lớp đất. 
3. Trong quá trình lắp đặt các piezometer 
phải khoan các hố khoan. Các hố khoan 
đ−ợc giữ thμnh bằng bentonite vμ lấp lại 
bằng sét giữa hai piezometer. Cho nên vật 
liệu lấp hố khoan không giống với địa 
chất ban đầu. 
4. Việc quan trắc lún bằng năm bμn đo lún 
tại các vị trí khác nhau trên toμn bề mặt 
vùng xử lý cho nên kết quả tính đại điện 
cho toμn khu vực mμ không chịu ảnh 
h−ởng bởi chiều dμy cũng nh− điều kiện 
địa chất của các lớp đất bên d−ới. 
5. Đối với sét cố kết th−ờng thì độ cố kết 
tính theo độ lún lớn hơn so với độ cố kết 
tính theo áp lực n−ớc lỗ rỗng (Tavenas, 
1979a). 
Hình 5: áp lực n−ớc lỗ rỗng quan trắc 
0
5
10
15
20
25
-100 0 100 200 300 400
Áp lực nước lổ rỗng [kPa]
Đ
ộ
 s
õu
 [m
]
Us
Uo
Uf
Uo+Dσ
Hình 6: Mức độ cố kết tính từ kết quả quan trắc 
áp lực n−ớc lỗ rỗng 
4.3. Chuyển vị ngang 
Từ kết quả đo ở hiện tr−ờng, Hinh 7, đã cho 
thấy chuyển vị ngang của nền h−ớng về phía 
khu vực đ−ợc xử lý mμ không chuyển vị ra 
ngoμi nh− tr−ờng hợp gia tải th−ờng thấy. 
Hơn nữa vì cố kết chân không kèm với gia tải 
tr−ớc cho nên chuyển vị ngang đã đ−ợc bù 
trừ vμ có giá trị không lớn nh− th−ờng thấy ở 
các công tr−ờng xử lý nền bằng ph−ơng pháp 
gia tải tr−ớc. 
á
p 
lự
c 
n−
ớc
 lổ
 r
ỗn
g 
gi
ảm
 d
ần
 [
kP
a]
T
ải
 tr
ọn
g 
[k
Pa
] 
C
ao
 đ
ộ 
[m
] 
 Chuyển vị ngang [mm] 
Hình 7: Kết quả quan trắc chuyển vị ngang 
5. Kết quả phân tích ng−ợc 
Vì trong quá trình thi công bấc thấm đất nền 
xung quanh bị xáo trộn lμm giảm đi hệ số 
thấm ngang cho nên hệ số thấm ngang trong 
vùng xáo trộn th−ờng đ−ợc giả thiết vμ đ−ờng 
kính vùng đất bị xáo trộn cũng đ−ợc giả thiết. 
Việc giả thiết nh− vậy đôi khi có phần chủ 
quan vμ thiếu cơ sở thực nghiệm. Mục đích 
của việc phân tích ng−ợc lμ bỏ đi tính chủ 
quan đó mμ vẫn kể đến sự xáo trộn của đất 
trong lần phân tích kế tiếp. Đặc biệt kết quả 
phân tích ng−ợc sẽ rất hợp lý khi phân tích 
lần kế tiếp bằng các phần mềm tính toán cố 
kết thấm của bấc thấm mμ không mô phỏng 
đ−ợc vùng đất bị xáo trộn nh− phần mềm 
Plaxis chẳng hạn. Thật vậy kết quả đo ở 
ngoμi hiện tr−ờng đã có ảnh h−ởng của sự 
xáo trộn cho nên khi phân tích ng−ợc xác 
định hệ số cố kết thấm Ch từ lời giải của 
Hansbo (1981) thì hệ số F chỉ cần kể đến ảnh 
h−ởng của tỉ số Fn = de/dw, vì khi kể đến các 
hệ số Fs cũng nh− Fr mμ giá trị của chúng 
thực sự đúng với thực tế ở ngoμi công tr−ờng 
(thực ra vẫn lμ giả thiết) thì giá trị tính toán 
đ−ợc của Ch xem nh− của đất tự nhiên. 
5.1. Phân tích ng−ợc hệ số cố kết thấm Ch 
theo độ lún 
Hệ số cố kết thấm theo ph−ơng ngang đ−ợc 
phân tích ng−ợc theo ph−ơng trình: 
( )
t8
lnFdC 12eh Δ
β−= (4) 
75.0ln −⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛=
w
e
d
d
F 
Bảng 4: Hệ số cố kết thấm đ−ợc phân tích ng−ợc 
5.2. Phân tích ng−ợc hệ số cố kết thấm Ch 
theo áp lực n−ớc lổ rỗng 
Hệ số cố kết thấm theo ph−ơng ngang đ−ợc 
phân tích ng−ợc theo ph−ơng trình: 
( )
yr/m81.1
t8
U1lndF
C 2h
2
en
h =−−= (5) 
Trong đó: 75.0
d
d
lnF
w
e
n −⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛= 
Uh = Uaverage 
t = 152 ngμy 
Vì Uh đ−ợc tính toán từ số liệu quan trắc cho 
nên kết quả tính Ch ở trên đã có ảnh h−ởng 
của đất xáo trộn cho nên khi tính toán lại Uh 
thì chỉ sử dụng F = Fn. 
5.3. Hệ số cố kết thấm Ch theo số liệu thí 
nghiệm hiện tr−ờng tr−ớc khi thi công 
Mức độ cố kết theo lý thuyết đ−ợc tính từ hệ 
số cố kết nh− công thức sau 
 (6) ( )( hv U1U11U −−−= )
Trong đó: ⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −−=
F
T8exp1U hh 
2
e
h
h d
tCT = ; rsn FFFF ++= ; 
( ) 2
2
2
2
4
13ln
1 n
nn
n
nFn
−−−= ; 
⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡ −⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛=
w
s
s
h
s d
d
k
k
F ln1 ; ( )
w
h
r q
kZLZF −= π 
π
v
v
T
U 2= ; 2
d
v
v H
tCT = 
Trong đó: 2=
s
h
k
k
; ds = 0.061m 
Bảng 5: So sánh giữa các ph−ơng pháp 
Mục Đơn 
vị 
Thí 
nghiệm 
PP Asaoka 
(trung bình) 
PP áp lực lổ 
rỗng (P01) 
Bắt đầu 22-Oct-08 22-Oct-08 
Ngμy tính 23-Mar-09 23-Mar-09 
Thời gian Ngμy 152 152 152 
Ch m
2/yr 1.86 2.20 1.81 
Cv m
2/yr 1.14 1.10 0.91 
U % 74.9 85.8 73.0 
Từ bảng phân tích có thể nhận thấy rằng vì 
độ cố kết tính theo công thức lý thuyết ở trên 
lμ dựa trên áp lực n−ớc lỗ rỗng cho nên kết 
quả tính có phần gần với kết quả do cố kết 
tính theo áp lực lổ quan trắc ở hiện tr−ờng. 
5.4. Phân tích ng−ợc hệ số nén thứ cấp Cαε. 
Vấn đề lún cố kết thứ cấp hay lún từ biến vẫn 
còn tiếp tục nhiều tranh cải giữa các chuyên 
gia về cơ học đất lμ lún từ biến bắt đầu xảy ra 
khi nμo. Có ba giả thiết khác nhau: 
- Giả thiết cổ điển lμ lún cố kết thứ cấp 
(hay lún từ biến) xảy ra sau khi kết thúc 
lún cố kết sơ cấp. 
- Giả thiết thứ hai lμ xem hiện t−ợng cố kết 
sơ cấp vμ cố kết thứ cấp xảy ra đồng thời 
vμ ảnh h−ởng t−ơng hổ lẫn nhau. 
- Giả thiết thứ ba lμ hiện t−ợng cố kết thứ 
cấp xảy ra ngay sau khi ứng suất có hiệu 
trong nền v−ợt qua áp lực tiền cố kết, có 
nghĩa lμ lúc đất nền trở nên cố kết th−ờng. 
Trong phân tích nμy giả thiết thứ nhất đ−ợc 
sử dụng vμ độ lún cố kết thứ cấp đ−ợc xác 
định theo công thức quen thuộc sau: 
 ( )ps t/tlogHCS αε= (7) 
Trong đó Cαε lμ hệ số nén cố kết thứ cấp, tp lμ 
thời gian kết thúc cố kết thứ cấp, H lμ chiều 
dμy nén lún. 
Lấy vi phân biểu thức trên theo t vμ xấp xỉ 
gần đúng bằng sai phân thì sẽ có đ−ợc. 
t
tHCt
t
HCSS
Δ=Δ=Δ αεαε 4343.0)10ln( (8) 
Giá trị 0.4343 CαεH chính lμ độ dốc của đoạn 
đ−ờng thẳng (giai đoạn từ biến) quan hệ giữa 
Plate s de dw F β1 Δt Ch 
 cm cm cm day m2/yr
SP1 120 126 5.2 2.438 0.907 7 2.42 
SP2 120 126 5.2 2.438 0.915 7 2.19 
SP3 120 126 5.2 2.438 0.921 7 2.05 
SP4 120 126 5.2 2.438 0.922 7 2.02 
SP5 120 126 5.2 2.438 0.911 7 2.33 
Trung bình 120 126 5.2 2.438 0.915 7 2.20 
tốc độ lún (ΔSS/Δt) theo nghịch đảo của thời 
gian (1/t) nh− trong Hình 8. 
FP-1 - SP01 [Cấp tải cuối]
y = 11.124x2 - 1.0068x + 0.0605
R2 = 0.9004
y = 0.0389x + 0.0359
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
0.09
0.10
0.040.050.060.070.080.090.100.110.12
1/t
Tố
c 
độ
 lỳ
n 
[m
/tu
ần
]
Hình 8: Hệ số lún từ biến tình từ tốc độ lún 
Độ dốc của đ−ờng thẳng lμ 0.0389 cho nên 
Cαε = 0.004m2/năm. Với kết quả đã tính thì 
độ lún cố kết thứ cấp sau thời gian 20 năm sẽ 
lμ: 
SS = CαεHlog(t/tp) = 13.4cm/20năm 
Theo yêu cầu độ lún d− Sresidual sau 20 năm kể 
từ khi dỡ tải nhỏ hơn 20cm. Độ lún d− bằng 
độ lún còn lại Sremain cộng với độ lún cố kết 
thứ cấp, Ss: 
Sresidual = Sremain+SS = 
= 1.8+13.4 = 15.2cm/20năm < 20cm/20năm 
6. Các chỉ tiêu cơ học của nền sau khi 
xử lý 
Để đánh giá sự hiệu quả của việc cố kết chân 
không, sau khi dỡ tải công tác khoan khảo sát 
thí nghiệm trong phòng cũng nh− ngoμi hiện 
tr−ờng đ−ợc tiến hμnh. Các mẫu đất lấy từ 
công tr−ờng đ−ợc tiến hμnh thí nghiệm tất cả 
các chỉ tiêu. Ngoμi công tr−ờng thí nghiệm 
xuyên tĩnh cũng nh− cắt cánh đ−ợc tiến hμnh 
tại 3 vị trí cho mỗi loại thí nghiệm nh− Hình 
1. 
6.1. Kết quả thí nghiệm trong phòng 
Từ kết quả thí nghiệm trong phòng đã cho 
thấy hệ số rỗng đã giảm, Hình 9, độ ẩm 
giảm, Hình 10, trong khi đó dung trọng ẩm, 
Hình 11 cũng nh− dung trọng khô, Hình 12 
đều gia tăng. 
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
12.0
14.0
16.0
18.0
1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 2.4
 Hệ số rỗng
Đ
ộ 
sõ
u,
 [
m
]
Hệ số rỗng - Sau xử lý
Hệ số rỗng - Trước xử lý
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
12.0
14.0
16.0
18.0
10 20 30 40 50 60 70 80 90
Độ ẩm [%]
Đ
ộ
 s
õu
, 
[m
]
Độ ẩm - Sau xử lý
Độ ẩm - Trước xử lý
Hình 9: Hệ số rỗng theo độ sâu Hình 10: Độ ẩm theo độ sâu 
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
12.0
14.0
16.0
18.0
1.4 1.6 1.8 2.0 2.2
Dung trọng ướt [KN/m³]
Đ
ộ
 s
õu
, 
[m
]
Dung trọng ướt - Sau xử lý
Dung trọng ướt - Trước xử lý
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
12.0
14.0
16.0
18.0
0.8 1.0 1.2 1.4 1.6
Dung trọng khụ [kN/m³]
Đ
ộ
 s
õu
, 
[m
]
Dung trọng khụ - Sau xử lý
Dung trọng khụ - Trước xử lý
Hình 11: Dung trọng −ớt theo độ sâu Hình 12: Dung trọng khô theo độ sâu 
6.2. Kết quả thí nghiệm ngoμi hiện tr−ờng 
Kết quả sức chống cắt không thoát n−ớc từ 
thí nghiệm cắt cánh, Hình 13 tr−ớc khi xử lý 
ký hiệu lμ Su-FV15 vμ sau khi xử lý ký hiệu 
lμ Su-FV01, Su-FV02, Su-FV03. Trên cơ sở 
giá trị trung bình thì kết quả đó cho thấy sức 
chống cắt tăng từ 21.3kPa đến 36.4kPa, có 
nghĩa lμ tăng khoảng 70%. 
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
12.0
14.0
16.0
0.0 20.0 40.0 60.0 80.0
Su [kPa]
Đ
ộ
 s
õu
, 
[m
]
Su - FV02(Site w ork)
Su - FV03(Site w ork)
Su - FV15(Old)
Su - FV01(Site w ork)
Hình 13: Thí nghiệm cắt cánh hiện tr−ờng tr−ớc 
vμ sau khi xử lý 
Kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh, hình 14, 
tr−ớc khi xử lý ký hiệu lμ CPTU10 (initial) vμ 
sau khi xử lý ký hiệu lμ CPTU1, CPTU2, 
CPTU3 (After Treat.). Kết quả tr−ớc khi xử 
lý sức kháng xuyên thay đổi từ giá trị 
0.071MPa đến 0.609MPa theo độ sâu từ 
0ữ12m. Kết quả sau khi xử lý trung bình thay 
đổi 0.307MPa đến 0.943MPa theo độ sâu từ 
0ữ12m. Kết quả sức kháng xuyên đã gia tăng 
52%. 
Đ
ộ 
sâ
u 
[m
] 
Đ
ộ 
sâ
u 
[m
] 
Hình 14: Sức kháng xuyên theo độ sâu
7. Kết luận 
- Vì có sự hiện diện của bấc thấm cho nên 
vùng ảnh h−ởng của cố kết chân không 
lớn hơn 16m. 
- Chuyển vị ngang của nền đất yếu chuyển 
dịch vμo tâm vùng đất đ−ợc xử lý vμ có 
giá trị nhỏ vì có sự bù trừ giữa hai chiều 
chuyển vị do hút chân không vμ gia tải 
tr−ớc. 
- Thời gian để đạt đ−ợc độ cố kết 85% phải 
mất 5 tháng từ thời điểm bắt đầu xử lý. 
- Độ cố kết tính theo độ lún lớn hơn so với 
tính theo áp lực n−ớc lổ rỗng: điều nμy 
phù hợp với kết quả nghiên cứu của 
Tavenas (1979a). 
- Độ cố kết tính theo công thức lý thuyết 
(Hansbo, 1979) dựa trên áp lực n−ớc lổ 
rỗng cho nên kết quả tính gần với độ cố 
kết tính theo áp lực n−ớc lổ rỗng quan 
trắc ở hiện tr−ờng. 
- Các chỉ tiêu cơ lý vμ c−ờng độ của đất 
nền sau khi dỡ tải đã cải thiện vμ gia tăng 
một cách hợp lý. 
8. Tμi liệu tham khảo 
− Siew Ann Tan & Soon- Hoe Chew. Coparison of the 
hyperbolic and Asaoka Observational Method of 
Monitoring Consolidation With Vertival Drains, SOIL 
AND FOUNDATIONS Vol.36 No.3, 31-42, Sept,1996 
Japneses Geotechnical Society. 
− Bergado, Dennes T. & et al., Prefabricated vertical 
drains ( PVDs) in soft Bangkok Clay: a case study of 
the new Bankok International Airport Project.. Can 
Geotech J. Vol 39, 2002. 
− Asaoka, Akira, Observational Procedure of 
settlement prediction, SOIL AND FOUNDATIONS 
Vol.18 No.4, Dec.,1978, Japneses Geotechnical Society. 
− Hansbo, S., Consolidation of Fined Grained Soils by 
Prefabricated Drains. 
− Tavenas, F. et al. (1979a) Analyse critique de la 
theorie de consolidation unidimensionnalle de 
Terzaghi. Revue Francaise Geotechnique, No.7, pp.29-
43. 
− Soft ground treatment stage report of FP1 area, 
CHEC-SITV project Management office.