Nghiên cứu giải pháp xử lý nền đất yếu bằng thiết bị thoát nước thẳng đứng

 28 
NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG THIẾT BỊ 
THOÁT NƯỚC THẲNG ĐỨNG 
PGS.TS. Nguyễn Hồng Nam - ĐHTL 
ThS. Nguyễn Hồng Trường - Viện KHTL Việt Nam 
Tóm tắt: Nghiên cứu giải pháp xử lý nền đất yếu bằng thiết bị thoát nước thẳng đứng được thực 
hiện dựa trên mô phỏng bài toán cố kết thấm theo phương pháp phần tử hữu hạn theo sơ đồ bài 
toán phẳng, trong đó hệ số thấm tương đương theo phương đứng được tính từ độ cố kết trung bình 
trong điều kiện cố kết một trục (Chai và nnk, 2001). Ảnh hưởng của tham số như chiều sâu, khoảng 
cách bấc thấm, hệ số thấm ngang, độ xáo trộn và hệ số thấm trong vùng xáo trộn đối với tốc độ cố 
kết là có ý nghĩa khi áp dụng đối với công trình đường cao tốc Cầu Giẽ- Ninh Bình. Kết quả mô 
phỏng cho thấy tốc độ cố kết tăng khi chiều sâu bấc thấm tăng, khoảng cách bấc thấm giảm, hệ số 
thấm ngang lớn, độ xáo trộn giảm, hệ số thấm trong vùng xáo trộn lớn. Tuy nhiên, khi chiều sâu 
bấc lớn hơn 15m thì ảnh hưởng nói trên không lớn; Ảnh hưởng này rõ nét hơn khi đất nền có hệ số 
thấm ngang lớn so với hệ số thấm theo phương đứng. 
I. ĐẶT VẤN ĐỀ 
Khi thi công các công trình trên nền đất yếu 
cần phải giải quyết bài toán cố kết. Trong 
khoảng thời gian hơn 20 năm trở lại đây, các 
loại bấc thấm chế tạo sẵn (PVD) thay thế giải 
pháp giếng cát đã và đang phát triển rộng rãi bởi 
những ưu điểm nổi trội của nó như sản phẩm 
chế tạo sẵn với khối lượng lớn; có thể thi công 
cơ giới nhanh; thoát nước lỗ rỗng tốt hơn; giá 
thành rẻ hơn giá thành giếng cát. 
Nghiên cứu giải pháp xử lý nền bằng thiết bị 
thoát nước thẳng đứng là vấn đề phức tạp vì 
hiệu quả làm việc của bấc thấm phụ thuộc nhiều 
tham số có liên quan đến quá trình thiết kế, thi 
công. Tuy nhiên, nghiên cứu này có ý nghĩa 
quan trọng vì có thể lựa chọn được các tham số 
thiết kế tối ưu. 
II. KHÁI QUÁT VỀ THIẾT BỊ THOÁT 
NƯỚC THẲNG ĐỨNG 
Thiết bị thoát nước thẳng đứng, ví dụ bấc 
thấm, thường có bề rộng khoảng 1020cm, bề 
dày từ 35mm (Hình 1). Lõi của bấc thấm là 
một băng chất dẻo có nhiều rãnh nhỏ để nước 
do mao dẫn đưa lên cao và đỡ vỏ bọc ngay cả 
khi áp lực lớn. Vỏ bấc thấm là lớp vải địa kỹ 
thuật, lớp vải được chế tạo bằng Polyeste không 
dệt hay giấy vật liệu tổng hợp. Nó là hàng rào 
vật lý phân cách lòng dẫn của dòng chảy với đất 
bao quanh, và là bộ lọc hạn chế cát hạt mịn đi 
vào lõi làm tắc thiết bị. 
Đường kính tương đương của bấc thấm có 
dạng dải băng mỏng, dw, được xem như đường 
kính của bấc thấm hình tròn có cùng năng lực 
thoát nước hướng tâm lý thuyết như của bấc 
thấm hình dải băng mỏng có chiều rộng a và 
chiều dầy b (Hình 1). Hình 1 cũng cho thấy một 
số công thức tính dw bởi một số tác giả khác 
nhau. 
Có thể thấy rằng thời gian cố kết là hàm số 
của bình phương đường kính ảnh hưởng của 
hình trụ đất được thoát nước, De. Khi bố trí các 
bấc thấm theo mạng hình vuông, De = 1,13S; 
khi bố trí theo mạng hình tam giác đều, De = 
1,05S, trong đó S là khoảng cách giữa tim các 
bấc thấm (Hình 2). 
Do quá trình thi công bấc thấm, vùng đất 
xung quanh bấc thấm bị xáo trộn. Đường kính 
của vùng bị xáo trộn, ds, được tính như sau: 
ds = md)35,2(  (Jamiolkowski và nnk, 1991) 
ds = 2dm (Holtz và Holm, 1973; Akagi, 1977) 
ds = (1,5-3,0)dw (Hansbo, 1981, 1997). 
 Trong đó, dm là đường kính của vòng tròn có 
diện tích bằng diện tích mặt cắt ngang của cần 
xuyên cắm bấc thấm. 
 29 
Hình 1. Đường kính tương đương của bấc thấm ( Indraratna và nnk, 2005) 
III. BÀI TOÁN CỐ KẾT BẤC THẤM 
Đối với bấc thấm đơn, thoát nước hoàn toàn, 
độ cố kết trung bình U là sự kết hợp của độ cố 
kết theo phương ngang, hU và độ cố kết theo 
phương đứng, vU (Carrillo, 1942): 
U =1- (1- hU )(1- vU ) (1) 
Barron (1948) và Hansbo (1981) đã xét ảnh 
hưởng của độ xáo trộn và sức cản của bấc thấm 
đến lời giải bài toán cố kết của bấc đơn (Hình 
3), độ cố kết theo phương ngang được tính như 
sau: 

h
h
T
U
8
exp1 (2) 
Trong đó Th là nhân tố thời gian: 
Th = 2
.
e
h
D
tC ; 
Ch là hệ số cố kết theo phương ngang; 
w
h
w
s
s
h
w
e
q
k
l
d
d
k
k
d
D 2
3
2
4
3ln1ln  
Trong đó, kv, kh và ks lần lượt là hệ số thấm 
của đất nền theo phương đứng, phương ngang 
và trong vùng bị xáo trộn; 
qw là lưu lượng đơn vị thoát nước của bấc 
thấm (khi gradient bằng 1) 
l là chiều dài tính toán của bấc thấm. Cách 
xác định chiều dài tính toán l được thể hiện 
trong Hình 4 dưới đây. 
Trong thực tế, để giảm khối lượng tính toán, 
người ta thường phân tích bài toán cố kết của nền 
được xử lý bằng bấc thấm theo sơ đồ bài toán 
phẳng. Khi áp dụng bài toán phẳng, để đạt được 
sự tương đương về độ cố kết trung bình của nền 
theo sơ đồ phẳng với sơ đồ không gian, cần thay 
đổi các điều kiện hình học, ví dụ thay đổi khoảng 
cách bấc thấm nhưng giữ nguyên hệ số thấm; 
hoặc thay đổi 
Hình 2. Đường kính ảnh hưởng của bấc 
thấm theo cách bố trí lưới bấc thấm hình tam 
giác đều và hình vuông 
Hình 3. Sơ đồ bài toán bấc thấm đơn 
(Hansbo, 2005) 
Mặt cắt ngang tròn 
tuơng đương 
Lõi Polypropylene Mặt cắt ngang 
dạng băng 
Vải lọc địa 
kỹ thuật 
dw=0,5(a+b) Rixner và nnk (1986) 
Lưới đường dòng giả thiết 
Pradhan và nnk (1993) 
dw=0,5a+0,7b 
 Long và Covo (1994) 
dw=2(a+b)/π 
 Hansbo (1979) 
De 
mặt bằng 
vật 
thoát 
nước 
e 
e 
De=1.13S De=1.05S 
e 
e 
 30 
Hệ số thấm nhưng giữ nguyên khoảng cách 
bấc thấm; hoặc thay đổi cả hai (Hird và nnk, 
1992; Indraratna và Redana, 1997). 
Hình 4. Xác định chiều dài tính toán bấc 
thấm trong các điều kiện thoát nước 
Một cách đơn giản khác mô phỏng sự làm 
việc của bấc thấm được đề xuất bởi Chai và nnk 
(2001). Theo đó, vì bấc thấm làm tăng tính thấm 
của đất theo phương đứng nên sẽ hợp lý nếu đề 
xuất một giá trị hệ số thấm theo phương đứng 
mà nó có thể xấp xỉ cho cả hai ảnh hưởng thoát 
nước theo phương đứng và thoát nước ngang 
của đất nền về phía bấc thấm. Có thể tính được 
hệ số thấm tương đương theo phương đứng (kve) 
từ giá trị độ cố kết trung bình tương đương 
trong điều kiện cố kết 1 hướng. 
v
v
h
e
ve kk
k
D
lk 
 .5,21 2
2

 (3) 
IV. MÔ PHỎNG BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN BẰNG 
BẤC THẤM CHO CÔNG TRÌNH THỰC TẾ 
4.1 Giới thiệu công trình 
Đường cao tốc Cầu Giẽ - Ninh Bình có chiều 
dài 56 km. Mặt cắt ngang cho 6 làn xe, bề rộng 
mặt đường 22m, đường có dải phân cách giữa, 
dải dừng xe khẩn cấp, dải an toàn và lề đường 
trồng cỏ. 
Nghiên cứu mô phỏng bài toán cố kết nền 
đường đuợc tiến hành đối với đoạn 
Km232+00238+00, trong đó nền đường đắp 
trên lớp đất sét yếu (lớp 2), ở trạng thái dẻo đến 
dẻo chảy. 
4.2 Mô phỏng bài toán 
Mặt cắt tính toán được thể hiện trong Hình 5. 
Vì bài toán đối xứng nên xét một nửa bài toán 
với nửa chiều rộng đỉnh 14m, chiều cao 4m, hệ 
số mái đắp m=2.0. 
Đất đắp bằng cát và đất nền được mô phỏng 
theo mô hình Mohr-Coulomb với các giá trị 
thông số mô hình được thể hiện trong Bảng 1. 
Chú ý rằng vì không có số liệu thí nghiệm hệ số 
thấm của các lớp đất nền theo phương ngang kh 
nên giả thiết kh =2kv, trong đó kv là hệ số thấm 
của đất nền theo phương đứng. Chú ý rằng trong 
phạm vi cắm bấc thấm (lớp số 2), hệ số thấm 
của đất nền theo phương đứng được tính đổi 
theo công thức (3), hệ số thấm ngang được giả 
thiết không đổi. 
Một lớp vải địa kỹ thuật gia cường được bố 
trí phía trên lớp cát san nền để tăng ổn định tổng 
thể cho mái đắp (Hình 5). 
Bấc thấm xử lý nền được bố trí theo mạng 
lưới tam giác đều với khoảng cách S=1,2m, 
chiều sâu H=15m. Kích thước bấc thấm: 
a=10cm, b=0,4cm, dw=(a+b)/2=0,052m, 
De=1,05S=1,26m, n=De/dw=24,23. 
Phân tích bài toán cố kết thấm được thực 
hiện theo phương pháp phần tử hữu hạn, sơ đồ 
bài toán phẳng, sử dụng phần mềm Plaxis, 
Version 8.2 (Brinkgreve, 2002). Lưới phần tử 
hữu hạn bao gồm các phần tử tam giác 15 
điểm nút. Bấc thấm được mô phỏng bởi các 
phần tử “Drain” thoát nước tự do. Vải địa kỹ 
thuật được mô phỏng bởi phần tử Geogrid có 
EA=2500 kN/m. Mực nước ngầm được lấy 
ngang cao trình mặt đất tự nhiên. Ảnh hưởng 
sức cản của bấc thấm không được xem xét 
trong nghiên cứu này. 
Hai bài toán được phân tích là thi công 
đường đắp trên nền thiên nhiên (không được 
xử lý) và nền được xử lý bằng bấc thấm. Hình 
6 mô tả chi tiết các giai đoạn đắp đối với hai 
bài toán nói trên. Chú ý rằng đối với trường 
hợp đắp trên nền thiên nhiên, thời gian chờ cố 
kết phải mất khá dài 730 ngày trước khi đắp 
từ cao trình +3,0m lên đến đỉnh (+4,0m). 
 31 
Hình 5. Mô phỏng bài toán cho 2 trường hợp: đường đắp trên nền không xử lý và nền xử lý PVD 
Bảng 1. Các giá trị thông số mô hình Mohr-Coulomb đối với đất đắp và đất nền 
Lớp đất w (kN/m3) 
bh 
(kN/m3) 
kh 
(m/ngày) 
kv 
(m/ngày) 
E 
(kN/m2) 
c 
(kN/m2) 
(độ) 
 
(độ)  
Đất đắp 17,0 19,5 1,0 1,0 10000,0 1,0 30,0 0 0,30 
Lớp 2 17,5 17,61 4.10-4 2.10-4 1526,2 6,4 7,95 0 0,35 
Lớp 6a 18,0 19,25 4,49.10-2 2,24.10-2 1951,0 6,9 13,45 0 0,25 
Lớp 6b 16,5 19,0 0,173 0,086 7000,0 1,0 27,0 0 0,30 
4.3 Kết quả tính toán 
 Kết quả tính toán tại giai đoạn đắp cuối 
cùng (GĐ7, khối đắp đạt chiều cao 4m) được 
thể hiện trong các Hình 7 đến 11. Tại giai đoạn 
này, độ lún tính toán đạt giá trị lớn nhất là 
1,28m (Hình 7) và áp lực nước lỗ rỗng dư đạt 
giá trị 5,77 kN/m2 (Hình 8). 
 So sánh các kết quả tính áp lực nước lỗ 
rỗng dư và tính lún trong trường hợp không xử 
lý nền và xử lý nền bằng bấc thấm được thể hiện 
lần lượt trong các Hình 9 và 10. 
 Hình 9 cho thấy giá trị áp lực nước lỗ rỗng 
dư lớn nhất trong nền PPmax tại các giai đoạn 
đắp khác nhau. Có thể thấy rằng do ảnh hưởng 
của bấc thấm mà áp lực nước lỗ rỗng dư bị tiêu 
tan đáng kể. 
 Hình 10 so sánh các kết quả tính lún tại hai 
điểm trên đường tim đường trong hai trường 
hợp nói trên, đó là điểm B (0, 45) tại bề mặt lớp 
đất yếu số 2 và điểm C (0,33,75) tại giữa lớp đất 
yếu số 2 (xem Hình 5). 
 Hình 9 và 10 cho thấy bấc thấm đã rút ngắn 
đáng kể thời gian cố kết và tiêu tán nhanh áp lực 
nước lỗ rỗng dư trong nền. 
 Hình 11 cho thấy hệ số an toàn ổn định 
trượt mái đắp, được tính theo phương pháp giảm 
cường độ chống cắt, tăng lên đáng kể trong 
trường hợp xử lý nền bằng bấc thấm kết hợp sử 
dụng lớp vải địa kỹ thuật phía trên gia cố mái 
đắp 
 32 
Hình 6. Sơ đồ các giai đoạn thi công đắp đường trên nền thiên nhiên và nền được xử lý 
bấc thấm 
Hình 7. Đường đẳng chuyển vị đứng khi đắp 
đến cao trình thiết kế (Trường hợp xử lý nền) 
 Hình 8. Đường đẳng áp lực nước lỗ rỗng dư khi 
đắp đến cao trình thiết kế (Trường hợp xử lý nền) 
 V. NGHIÊN CỨU THAM SỐ 
 Thiết kế tối ưu một hệ thống bấc thấm xử lý 
nền đất yếu phụ thuộc nhiều yếu tố như: sơ đồ 
bố trí (tam giác, hình vuông), chiều sâu, khoảng 
cách cắm bấc. Các yếu tố này ảnh hưởng trực 
tiếp đến độ cố kết của đất nền, độ lún ổn định 
của nền, thời gian thi công. Nghiên cứu tham 
số giúp lựa chọn các thông số thiết kế bấc thấm 
hiệu qủa, từ đó có thể đưa ra phương án thiết kế 
tối ưu. Đặc biệt, việc nghiên cứu tham số còn có 
ý nghĩa rất lớn khi các số liệu thí nghiệm không 
đầy đủ. Dưới đây sẽ xem xét ảnh hưởng của các 
tham số như chiều sâu bấc thấm, khoảng cách 
bấc thấm, hệ số thấm ngang, độ xáo trộn, hệ số 
thấm trong vùng xáo trộn đến độ lún và áp lực 
nước lỗ rỗng. 
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
PP
m
ax
 (k
Pa
)
Thêi gian (ngµy)
 Kh«ng xö lý nÒn
PP
max
=41.393 kPa
 33 
0 50 100 150 200 250 300
0
2
4
6
8
10
12
PP
m
ax
 (k
Pa
)
Thêi gian (ngµy)
Xö lý nÒn
PP
max
=11.393 kPa
Hình 9. So sánh áp lực nước lỗ rỗng dư lớn nhất 
trong trường hợp không xử lý và có xử lý nền 
0 2000 4000 6000 8000
-1.6
-1.4
-1.2
-1.0
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
0.0
 B(0,45)
 C(0,33.75)
§
é 
ló
n 
(m
)
Thêi gian (ngµy)
 B (0,45)
 C(0,3.75)
Ch­a xö lý nÒn Xö lý nÒn
 Chó ý: 
§iÓm B t¹i ®Ønh líp ®Êt yÕu sè 2
§iÓm C t¹i gi÷a líp ®Êt yÕu sè 2
Hình 10. So sánh độ lún theo thời gian trong 
trường hợp không xử lý và có xử lý nền 
0 5000 10000 15000 20000
1.0
1.1
1.2
1.3
1.4
1.5
FS=1.45
 Kh«ng xö lý nÒn
 Cã xö lý nÒn vµ gia c­êng m i¸ ®¾p
H
Ö 
sè
 a
n 
to
µn
 æ
n 
®Þ
nh
 F
S
U (m)
FS=1.12
Hình 11. So sánh hệ số ổn định mái trong 
trường hợp không xử lý và có xử lý nền 
5.1 Ảnh hưởng của chiều sâu bấc thấm 
Phân tích ảnh hưởng của chiều sâu bấc thấm 
đối với độ cố kết, độ lún của nền được thực hiện 
bằng cách xét sự thay đổi chiều sâu bấc thấm, 
H=5, 7, 10, 15, 20, 25m trong khi các thông số 
khác không thay đổi (dw=0,052m, kh/ks=5, 
kh/kv=2, ds/dw=2). Hình 12 cho thấy độ lún của 
nền tăng khi chiều sâu bấc thấm tăng. Hình 13 
cho thấy áp lực nước lỗ rỗng dư lớn nhất trong 
nền giảm khi chiều sâu bấc thấm tăng. 
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550
-1.0
-0.9
-0.8
-0.7
-0.6
-0.5
-0.4
-0.3
-0.2
-0.1
0.0
§
é 
ló
n 
(m
)
Thêi gian (ngµy)
 H=5m
 H=7m
 H=10m
 H=15m
 H=20m
 H=25m
§é lón t¹i ®iÓm C (0,33.75)
dw=0.052m, kh/ks=5, kh/kv=2, S=1.2m 
Hình 12. Ảnh hưởng của chiều sâu bấc thấm đối 
với độ lún của nền 
0 100 200 300 400 500
0
5
10
15
20
25
30
PP
m
ax
 (k
Pa
)
Thêi gian (ngµy)
 H=5m
 H=7m
 H=10m
 H=15m
 H=20m
 H=25m
d
w
=0.052m, k
h
/k
s
=5, k
h
/k
v
=2, 
d
s
/d
w
=2, S=1.2m
Hình 13. Ảnh hưởng của chiều sâu bấc thấm đối 
với áp lực nước lỗ rỗng dư lớn nhất 
 34 
5.2 Ảnh hưởng của khoảng cách bấc thấm 
 Ảnh hưởng của khoảng cách bấc thấm đối với 
độ lún của nền được phân tích bằng cách thay 
đổi khoảng cách bấc thấm, S=1; 1,5; 2m trong 
khi giữ nguyên các thông số khác (dw=0,052m, 
kh/ks=5, kh/kv=2, ds/dw=2). Kết quả tính toán 
trên Hình 14 và 15 lần lượt cho thấy khi khoảng 
cách bấc thấm giảm thì độ lún nền tăng không 
đáng kể, tuy nhiên, áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu 
tán nhanh. 
0 50 100 150 200 250
-1.0
-0.9
-0.8
-0.7
-0.6
-0.5
-0.4
-0.3
-0.2
-0.1
0.0
§
é 
ló
n 
(m
)
Thêi gian (ngµy)
 S=1.0m
 S=1.5m
 S=2.0m
§é lón t¹i ®iÎm C (0,33.75)
d
w
=0.052m, k
h
/k
s
=5, k
h
/k
v
=2, d
s
/d
w
=2, H=15m
Hình 14. Ảnh hưởng của khoảng cách bấc thấm 
đối với độ lún của nền 
0 50 100 150 200 250 300 350
0
2
4
6
8
10
12
14
dw=0.052m, kh/ks=5, kh/kv=2, 
ds/dw=2, H=15m
P
Pm
ax
(k
Pa
)
Thêi gian (ngµy)
 S=1m
 S=1.5m
 S=2m
Hình 15. Ảnh hưởng của khoảng cách bấc thấm 
đối với áp lực nước lỗ rỗng dư lớn nhất 
5.3 Ảnh hưởng của hệ số thấm ngang 
 Ảnh hưởng của hệ số thấm ngang kh đối 
với độ lún của nền được phân tích bằng cách 
thay đổi giá trị hệ số thấm ngang, kh=2kv, 5kv, 
và 10kv trong khi giữ nguyên các thông số khác. 
 Kết quả mô phỏng cho thấy đất nền có hệ 
số thấm ngang lớn thì áp lực nước lỗ rỗng dư 
trong nền tiêu tán nhanh (Hình 16). 
5.4 Ảnh hưởng của độ xáo trộn 
0 50 100 150 200 250 300
0
2
4
6
8
10
12
d
w
=0.052m, k
h
/k
s
=5, d
s
/d
w
=2, H=15m, S=1.2m
P
P
m
ax
 (k
P
a)
Thêi gian (ngµy)
 kh=2kv
 kh=5kv
 kh=10kv
Hình 16. Ảnh hưởng của hệ số thấm ngang đối 
với áp lực nước lỗ rỗng dư lớn nhất 
0 50 100 150 200 250 300
0
2
4
6
8
10
12
14
dw=0.052m, kh/ks=5, kh/kv=2, H=15m, S=1.2m
PP
m
ax
 (k
Pa
)
Thêi gian (ngµy)
 ds=dw
 ds=2dw
 ds=3dw
 ds=5dw
 ds=7dw
 ds=10dw
Hình 17. Ảnh hưởng của độ xáo trộn khi thi 
công đối với áp lực nước lỗ rỗng dư lớn nhất 
Ảnh hưởng xáo trộn khi thi công bấc thấm 
đối với độ lún của nền và áp lực nước lỗ rỗng 
dư được xét với các giá trị độ xáo trộn ds/dw=2; 
3; 5; 7; 10 trong khi giữ không đổi các giá trị 
khác, và so sánh với trường hợp không xáo trộn 
 35 
(ds/dw=1). Hình 17 cho thấy độ xáo trộn nhỏ thì 
áp lực nước lỗ rỗng trong nền có trị số nhỏ và 
tiêu tán nhanh hơn. Các kết quả tính áp lực nước 
lỗ rỗng dư trong trường hợp xáo trộn đều cho 
thấy giá trị lớn hơn giá trị tương ứng trong 
trường hợp không xáo trộn. 
5.5 Ảnh hưởng của hệ số thấm trong vùng 
xáo trộn 
Ảnh hưởng của hệ số thấm trong vùng xáo 
trộn đối với độ lún của nền và áp lực nước lỗ 
rỗng dư được xét với các giá trị kh/ks=2; 3; 5; 7; 
10 trong khi không thay đổi các thông số khác. 
Hình 18 cho thấy khi kh/ks lớn, tức là hệ số thấm 
trong vùng xáo trộn nhỏ thì áp lực nước lỗ rỗng 
dư trong nền lớn. 
VI. KẾT LUẬN 
Phương pháp xử lý nền bằng thiết bị thoát 
nước thẳng đứng kết hợp vải địa kỹ thuật gia cố 
mái đắp có thể làm tăng tốc độ lún, tăng ổn định 
tổng thể và đẩy nhanh tiến độ xây dựng. 
Nghiên cứu bài toán thực tế xử lý nền đất 
yếu bằng bấc thấm tại công trình đường cao tốc 
Cầu Giẽ-Ninh Bình, đoạn Km232+00238+00, 
bằng phương pháp phần tử hữu hạn cho thấy 
ảnh hưởng rõ rệt của bấc thấm đến tốc độ cố kết 
của nền (Nguyễn Hồng Trường, 2010). 
Nghiên cứu ảnh hưởng riêng rẽ của các tham 
số như chiều sâu bấc thấm (H=5; 7; 10; 15; 20; 
25m), khoảng cách bấc thấm (S=1; 1,2; 1,5; 
2m), hệ số thấm ngang (kh=2kv; 5kv; và 10kv), 
độ xáo trộn (ds/dw=2; 3; 5; 7; 10) và hệ số thấm 
trong vùng xáo trộn (kh/ks=2; 3; 5; 7; 10) đối với 
công trình nói trên cho thấy: 
Khi chiều sâu bấc thấm tăng, tốc độ cố kết 
tăng. Tuy nhiên, khi chiều sâu bấc lớn hơn 15m 
thì tốc độ cố kết tăng không lớn. 
Khi chiều sâu bấc thấm nhỏ hơn 15m, ảnh 
hưởng của việc giảm khoảng cách bấc thấm đến 
tăng tốc độ cố kết nền là đáng kể. 
Đất nền có hệ số thấm ngang lớn thì tốc độ 
cố kết nhanh. Độ xáo trộn do việc thi công bấc 
thấm làm tăng áp lực nước lỗ rỗng dư trong nền. 
Hệ số thấm trong vùng xáo trộn lớn làm tiêu tán 
nhanh áp lực nước lỗ rỗng dư trong nền. Ảnh 
hưởng này rõ nét hơn khi đất nền có hệ số thấm 
ngang lớn so với hệ số thấm đứng. 
Các kết quả mô phỏng trong nghiên cứu hiện 
tại cần được so sánh với các kết quả đo đạc hiện 
trường để kiểm chứng tính chính xác của của 
kết quả phân tích. 
0 50 100 150 200 250 300
0
2
4
6
8
10
12
14
dw=0.052m, ds/dw=2, kh/kv=2, H=15m, S=1.2m
PP
m
ax
 (k
P
a)
Thêi gian (ngµy)
 kh=2ks
 kh=3ks
 kh=5ks
 kh=7ks
 kh=10ks
Hình 18. Ảnh hưởng của hệ số thấm trong vùng 
xáo trộn đối với áp lực nước lỗ rỗng dư lớn nhất 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
1) Barron, R.A. (1948). Consolidation of fine-grained soils by drain wells. Trans. ASCE, 113 
(Paper 2346), pp. 718-742. 
2) Brinkgreve, R. B. J. (2002). Plaxis 2D-Version 8 Manual, Balkema. 
3) Carrillo, N. (1942). Simple two and three dimensional cases in the theory of consolidation of 
soils. J. Math. and Phys., Vol. 21, No.1, pp.1-5. 
4) Chai J-C., Shen S-L., Miura N. and Bergado, D.T. (2001). Simple Method of Modeling 
PVD- Improved Subsoil, J. Geot. and geoenvir. eng., Vol. 127, No.11, pp. 965-972. 
 36 
5) Hansbo S. (2005). Experience of Consolidation Process from Test Areas with and without 
Vertical Drains, In Ground improvement case histories, ed. by Indraratna B. and Chu J., Elsevier. 
6) Hansbo S. (1981). Consolidation of fine-gianed soils by prefabricated drains. Proc. 10th Int. 
Conf. Soil Mech., Stockholm, Vol. 3, Paper 12/22. pp. 677-682. 
7) Hird, C.C., Pyrah, I.C., Russell, D. (1992). Finite element modeling of vertical drains 
beneath. embankments on soft ground. Geotechnique, Vol. 42 No.3, pp. 499–511. 
8) Indraratna B. et al. (2005). Theoretical and Numerical Prespectives and Field Observations 
for the Design and Performance Evaluation of Embankments Contructed on Soft Marine Clay, In 
Ground improvement case histories, ed. by Indraratna B. and Chu J., Elsevier. 
9) Indraratna, B., and Redana, I. W. (1997). Plane strain modeling of smear effects associated 
with vertical drains. J. Geotech. Eng., ASCE, 123(5), pp.474 - 478. 
Nguyễn Hồng Trường (2010). Nghiên cứu giải pháp xử lý nền đất yếu bằng thiết bị thoát nước 
thẳng đứng, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Đại học Thủy lợi. 
Abstract: 
STUDY ON THE TREATMENT METHOD OF SOFT SOIL GROUND BY 
PREFABRICATED VERTICAL DRAIN 
 Assoc. Prof. Dr. Nguyen Hong Nam, Water Resources University 
 Me. Nguyen Hong Truong, Vietnam Academy for Water Resources 
Study on the treatment method for soft soil ground by prefabricated vertical drain (PVD) was 
implemented based on the modeling of consolidating problems by finite element method with plane 
strain analysis, in which the equivalent value of vertical hydraulic conductivity was derived based 
on the equal average degree of consolidation under the 1D condition (Chai et al., 2001). Effects of 
parameters such as PVD's depth, distance, horizontal hydraulic conductivity of soils, smear, and 
hydraulic conductivity of the smeared soil were found significant when applicable for a case study 
of Cau Gie-Ninh Binh highway project. The simulation results showed that the degree of 
consolidation increased when the PVD depth increased, PVD distance decreased, horizontal 
hydraulic conductivity increased, the smear reduced, and the hydraulic conductivity of the smeared 
soil decreased. However, when the PVD depth was greater than 15m, the effect was found not 
significant. The effect was more obvious when the value of horizontal hydraulic conductivity was 
greater than that of the vertical one.