Ứng dụng phương pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp hút chân không và gia tải trước tại nhà máy nhiệt điện Long Phú - Sóc Trăng

Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất Số 55 (2016) 46-54 
Trang 46 
Ứng dụng phương pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết 
hợp hút chân không và gia tải trước tại nhà máy nhiệt điện Long 
Phú - Sóc Trăng 
Nguyễn Thị Nụ* 
Trường Đại học Mỏ - Địa chất, Việt Nam 
THÔNG TIN BÀI BÁO TÓM TẮT 
Quá trình: 
Nhận bài 15/6/2016 
Chấp nhận 13/8/2016 
Đăng online 30/8/2016 
 Bài báo đề cập phương pháp thiết kế xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm 
kết hợp hút chân không và gia tải trước và ứng dụng xử lý nền đất yếu 
tại nhà máy nhiệt điện Long Phú - Sóc Trăng. Theo kết quả khảo sát tại 
nhà máy nhiệt điện Long Phú - Sóc Trăng, đất yếu có bề dày từ 15 - 18m 
và có các tính chất cơ lý bất lợi cho việc xây dựng công trình. Kết quả 
dự báo độ lún của nền đất yếu xấp xỉ từ 1,34 đến 1,83m lớn hơn độ lún 
giới hạn cho phép. Để xử lý nền đất yếu, bố trí bấc thấm theo kiểu hình 
vuông với khoảng cách 1,0x1,0m kết hợp với hút chân không và gia tải 
trước. Áp lực hút chân không được thực hiện là 70 - 80kPa với thời 
gian duy trì hút chân không từ 150 đến 170 ngày, chiều cao gia tải 
trước từ 0,68 đến 2,88m. Trong quá trình xử lý nền đất yếu, tiến hành 
quan trắc địa kỹ thuật ngoài hiện trường, độ lún quan trắc cho kết quả 
khá phù hợp với độ lún dự báo. Độ cố kết của nền sau xử lý đạt trên 
90% và độ lún dư nhỏ hơn so với độ lún của yêu cầu thiết kế. Từ kết 
quả nghiên cứu có thể thấy phương pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc 
thấm và hút chân không đạt được hiệu quả đối với nền đất yếu tại nhà 
máy Nhiệt điện Long Phú - Sóc Trăng. Đây là cơ sở để áp dụng lý thuyết 
tính toán xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp hút chân không và 
gia tải trước ở Việt Nam. 
© 2016 Trường Đại học Mỏ - Địa chất. Tất cả các quyền được bảo đảm. 
Từ khóa: 
Đất yếu 
Bấc thấm 
Hút chân không 
Gia tải trước 
Độ lún 
1. Đặt vấn đề 
Phương pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc 
thấm kết hợp hút chân không và gia tải trước 
đã và đang được áp dụng ở nhiều nơi trên thế 
giới. Mặc dù vậy, việc tính toán thiết kế vẫn 
còn đang được hoàn thiện. Hiện chưa có một 
cơ sở lý thuyết tính toán nào được thực hiện 
cho toàn bộ công tác xử lý nền bằng phương 
pháp này. Có nhiều tác giả đưa ra cơ sở lý 
thuyết để thiết kế xử lý nền đất yếu, trong đó 
có lý thuyết nghiên cứu của (Rujikiatkamjorn 
và Indraratna , 2007, 2008). Lý thuyết xử lý 
nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp hút chân 
không đã được (Indraratna và nnk, 2005) 
(Indraratna , 2009), (Rujikiatkamjorn and 
Indraratna 2007) giải quyết cho các bài toán 
__________________ 
*Tác giả liên hệ. 
 E-mail: nguyenthinu@humg.edu.vn 
Nguyễn Thị Nụ/Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất 55 (46-54) 
Trang 47 
cố kết thấm trong trường hợp đối xứng trục 
và bài toán phẳng, dòng thấm tuân theo định 
luật Darcy và không tuân theo định luật Darcy. 
Lý thuyết này cũng đã được minh chứng bởi 
các ví dụ cụ thể tại các công trình xử lý nền đất 
yếu ngoài thực tế. 
Ở Việt Nam hiện nay, việc tính toán xử lý 
nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp hút chân 
không và gia tải trước vẫn được tính toán 
giống như nền xử lý bằng bấc thấm và gia tải 
trước. Hoàn toàn chưa đề cập đến độ cố kết do 
hút chân không đạt được trong tổng thể “hút 
chân không và gia tải”. Do vậy, kết quả quan 
trắc còn sai lệch nhiều so với kết quả tính toán 
lý thuyết. Mặt khác, Nhà nước vẫn chưa ban 
hành quy trình tính toán cụ thể cho trường hợp 
xử lý nền bằng bấc thấm kết hợp hút chân 
không và gia tải trước. Chính vì vậy, ứng dụng 
phương pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm 
kết hợp với hút chân không và gia tải trước tại 
Nhà máy nhiệt điện Long Phú - Sóc Trăng, áp 
dụng lý thuyết tính toán của các tác giả 
(Rujikiatkamjorn và Indraratna, 2007, 2008) 
(Indraratna, 2009) và (Rujikiatkamjorn and 
Indraratna, 2007) có ý nghĩa quan trọng trong 
việc nâng cao chất lượng công tác xử lý nền đất 
yếu tại Việt Nam. 
2. Cơ sở lý thuyết xử lý nền bằng bấc thấm 
kết hợp với hút chân không và gia tải trước. 
Bản chất của phương pháp hút chân 
không là tạo ra một áp suất chân không tác 
dụng vào khối đất làm giảm áp lực nước lỗ 
rỗng (hút nước ra), dẫn đến ứng suất hữu hiệu 
trong nền đất tăng trong khi ứng suất tổng 
không thay đổi, từ đó làm tăng quá trình cố kết 
của đất nền. Hút chân không làm tăng gradient 
thủy lực theo phương ngang của dòng thấm, 
từ đó thúc đẩy nước thoát ra khỏi đất nền 
nhanh hơn về phía bấc thấm. 
Khi hút chân không tạo ra áp lực nước lỗ 
rỗng âm dọc theo chiều dài đường thấm và 
trên mặt đất, làm tăng gradient thủy lực theo 
phương ngang (cho nước thoát ra) và tăng 
ứng suất hiệu quả trong đất (mặc dù không 
tăng ứng suất tổng), từ đó điều khiển được tốc 
độ cố kết của đất mà không làm tăng áp lực 
nước lỗ rỗng dương (Qian,1992; Leong 2000), 
kết quả làm giảm chiều cao đắp của nền 
đường khi yêu cầu đạt được độ cố kết giống 
nhau. Khi kết hợp cả hút chân không và gia tải 
trước có tác dụng làm giảm chiều cao đắp và 
thúc đẩy tốc độ cố kết của đất nền, rút ngắn 
thời gian thi công. 
2.1. Đắp nền theo một giai đoạn 
Căn cứ vào bài toán cố kết thấm cho 
trường hợp xử lý nền bằng giếng thoát nước 
thẳng đứng kết hợp với hút chân không và gia 
tải của (Indraratna và nnk, 2005) đã xác lập 
(Rujikiatkamjorn và Indraratna, 2008) và 
(Indraratna, 2009) đã đề ra các bước tính toán 
thiết kế nền đắp theo một giai đoạn: 
(1). Xác định các thông số của đất nền (chiều 
dày nền đất yếu, hệ số cố kết theo phương 
thẳng đứng Cv và theo phương ngang - Ch); 
chiều sâu cắm bấc thấm (L), và thời gian cần 
đạt được cho thiết kế (t); 
(2). Xác định độ cố kết yêu cầu (Ut) chỉ cho 
chất tải (gia tải trước); 
(3). Trong trường hợp hút chân không, xác 
định áp lực chân không (po), tổng ứng suất 
thiết kế ( ), áp lực gia tải ( p) và xác định độ 
cố kết đạt được (Ut,vac) khi yêu cầu cùng độ 
lún: 
 Ut,vac = Ut. c,novaccum/ c,withvaccum (1) 
trong đó: c,novaccum, c,withvaccum - lần lượt là độ 
lún nền không xử lý bằng hút chân không và 
có hút chân không, hoặc: 
 Ut,vac = ( /(p0+ p))*Ut (2) 
(4). Xác định giá trị (u*) theo phương trình 
 
v
m
T
m
m
u 2
2
1
22 2
12
exp
12
8
 (3) 
(5). Lựa chọn kích thước bấc thấm, tính toán 
đường kính tương đương (dw) của bấc thấm 
 𝑑𝑤 =
2(𝑎+𝑏)
 
 (4) 
(6). Xác định nhân tố thời gian (T’h) từ phương 
trình: 
 𝑇′ℎ =
𝑐ℎ𝑡
𝑑2𝑤
 (5) 
(7). Xác định giá trị () được tính toán theo 
công thức: 
Nguyễn Thị Nụ/Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất 55 (46-54) 
Trang 48 
*
1
ln
'8
u
U
T
t
h
(trường hợp chất tải) hoặc 
*
1
ln
'8
,
u
U
T
vaxt
h (trường hợp hút chân 
không và chất tải). 
(8). Xác định đường kính và tính thấm của 
vùng xáo động xung quanh bấc thấm (ds - 
đường kính vùng xáo động, kh/ks, kh – hệ số 
thấm theo phương ngang vùng đất nguyên 
trạng, ks – hệ số thấm theo phương ngang vùng 
xáo động) dựa vào quá trình lắp đặt bấc thấm, 
kích thước của thiết bị và loại đất. 
(9). Tính toán  theo phương trình 
)ln(1 s
k
k
s
h
  
 (6) 
 s = ds/dw 
(10). Xác định n từ phương trình. 
n = exp( .ln+) (7) 
 = 0,3938 - 9,505.10-4 1,5+ 0,03714 0,5 
 = 0,4203 + 1,456.10-3 2- 0,5233 0,5 
(11). Xác định đường kính vùng ảnh hưởng 
de = n.dw. 
(12). Lựa chọn kiểu bố trí bấc thấm và xác 
định khoảng cách giữa các bấc thấm L = 
de/1.05 (bố trí theo mạng tam giác) hoặc L = 
de/1.13 (bố trí theo mạng hình vuông). 
2.2. Nền đắp theo nhiều giai đoạn 
Theo (Rujikiatkamjorn và Indraratna, 
2007), (Indraratna, 2009) các bước tính toán 
thiết kế nền đắp theo nhiều giai đoạn như sau: 
(1). Xác định tải trọng đắp giới hạn (qmax) từ 
hệ số mái dốc và bề rộng nền đường đắp trên 
cơ sở phân tích ổn định mái dốc dựa vào sức 
kháng cắt không thoát nước (Ladd, 1991). Hệ 
số ổn định (K) khi thi công K 1,2 và hệ số ổn 
định trong giai đoạn khai thác K 1,4. 
(2). Xác định tải trọng gia tải qreq để loại trừ cố 
kết thấm do tải trọng nền đắp (qf ) và bù cho 
cố kết từ biến trong quá trình sử dụng công 
trình: 
i
cC
pt
st
oeC
c
f
q
cC
i
c
rC
ireqq '
9,0
log)1(
'
log
'
'
log
10' 
 

 
 (8) 
tp -thời gian kết thúc lún cố kết thấm; 
0
1
'
'
log
0
1
10
e
C
M
C
e
cC
pt


’i - Ứng suất hiệu quả bản thân ở mỗi phân 
tố đất. 
(3). Nếu qmax>qreq, đắp đường theo một giai 
đoạn. Nếu tác dụng áp lực hút chân không p0 
Hình 1. Xác định các giá trị ’C và ’M 
trên đồ thị e –log p’ 
Nguyễn Thị Nụ/Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất 55 (46-54) 
Trang 49 
và qmax>qreq - p0, việc đắp đường theo một giai 
đoạn cũng được thực hiện. Khi qmax<qreq và 
qmax<qreq - p0, đắp đường theo nhiều giai đoạn. 
(4). Đối với giai đoạn 1, đắp tải trọng lớn nhất 
qmax để đường ổn định. Với thời gian thi công 
(t), khoảng cách giữa các bấc thấm được xác 
định như đắp đường theo 1 giai đoạn ở mục 
2.1. Độ cố kết trung bình ở cuối giai đoạn 1 cần 
lựa chọn để đạt khoảng 70%, nhằm tăng 
nhanh quá trình cố kết ở giai đoạn đầu. 
(5). Xác định độ tăng sức kháng cắt trung bình 
tại cuối giai đoạn đắp đầu tiên. 
(6). Hệ số an toàn cho giai đoạn 2 được tính 
toán dựa vào sức chống cắt ban đầu cộng với 
độ tăng ứng suất do đắp đường ở giai đoạn 1. 
Nếu hệ số an toàn nhỏ hơn 1,2 cho tải trọng 
qreq, tiếp tục các bước (5)- (6) sẽ được lặp lại 
cho giai đoạn mới. 
2.3. Các thông số của đất nền cần cho thiết 
kế 
Các thông số để dự báo độ lún cuối cùng: 
khối lượng thể tích ( , hệ số rỗng tự nhiên 
(e0), chỉ số nén (Cc), chỉ số nở (Cr), áp lực tiền 
cố kết ('c). 
Các thông số tính toán bấc thấm: chiều 
dày lớp đất yếu (L), hệ số cố kết theo phương 
thẳng đứng (cv) và hệ số cố kết theo phương 
ngang (ch). 
3. Kết quả xử lý nền đất yếu bằng hút chân 
không kết hợp với gia tải trước tại nhà 
máy nhiệt điện Long Phú – Sóc Trăng 
3.1. Đặc điểm địa tầng và tính chất cơ lý của 
đất nền 
Khu vực nhà máy nhiệt điện Long Phú – 
Sóc Trăng có đặc điểm địa tầng thể hiện ở 
Hình 2. Đối với lớp đất 2, lấy mẫu thí nghiệm 
bằng ống mẫu Piston và tiến hành thí nghiệm 
trong phòng xác định các đặc trưng cơ lý phục 
vụ cho tính toán bao gồm khối lượng thể tích, 
hệ số rỗng, các thông số đặc trưng cho tính 
nén lún của đất (áp lực tiền cố kết, chỉ số nén, 
chỉ số nở, hệ số cố kết theo phương thẳng 
đứng và theo phương ngang). Trong đó, hệ 
số cố kết theo phương ngang được xác định 
bằng phương pháp nén cố kết với tốc độ 
không đổi với đường thoát nước hướng tâm. 
Các thí nghiệm được thực hiện tại các phòng 
thí nghiệm LAS – XD 442 và LAS – XD 928. 
Tổng hợp kết quả tính toán xử lý được trình 
bày ở Bảng 1. 
Hình 2. Địa tầng khu vực nhà máy nhiệt điện Long Phú - Sóc Trăng 
Bảng 1. Các thông số dự báo lún ( Zone 1-1 - Long Phú, Sóc Trăng ) 
Nguyễn Thị Nụ/Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất 55 (46-54) 
Trang 50 
Lớp Mô tả 
Chiều 
dày, m 
, T/m3 e0 c, T/m2 Cc Cr 
Cv, 
m2/năm 
Ch, m2/năm 
1 Đất san lấp 2,5 1,70 
2 Bùn sét 
8,0 1,54 2,003 4,1 0,660 0,140 1,58 5,88 
5,0 1,55 1,897 4,1 0,670 0,140 1,58 5,88 
1,9 1,56 1,959 4,5 0,630 0,110 1,58 5,88 
3 Sét dẻo cứng 30,0 1,80 1,035 9,0 0,220 0,060 
Bảng 2. Dự báo độ lún Zone 1-1 (Long Phú) 
Tải trọng tính toán L,T/m2 8,00 
Bề dày lớp đất san lấp Htk,m 2,50 
Khối lượng thể tích của đất san lấp ,T/m3 1,70 
Tổng tải trọng tác dụng lên nền qE,T/m2 12,25 
Lớp 
Độ 
sâu, m 
Z,m h, m 
', 
T/m3 
e0 Cc Cr 
'c, 
T/m2 
 P, 
T/m2 
o, 
T/m2 
o+ P
, T/m2 
Sc,m 
2 2,0 1 2 0,54 2,003 0,660 0,14 4,10 12,25 0,54 12,79 0,30 
2 4,0 3 2 0,54 2,003 0,660 0,14 4,10 12,25 1,62 13,87 0,27 
2 6,0 5 2 0,54 2,003 0,660 0,14 4,10 12,25 2,70 14,95 0,26 
2 8,0 7 2 0,54 2,003 0,660 0,14 4,10 12,25 3,78 16,03 0,26 
2 10,0 9 2 0,55 1,897 0,670 0,14 4,10 12,25 4,88 17,13 0,25 
2 12,0 11 2 0,55 1,897 0,670 0,14 4,10 12,25 5,98 18,23 0,22 
2 13,0 12,5 1 0,55 1,897 0,670 0,14 4,10 12,25 6,53 18,78 0,11 
2 14,9 13,95 1,9 0,56 1,959 0,630 0,11 4,50 12,25 7,59 19,84 0,16 
3 17,4 16,15 2,5 0,80 1,035 0,220 0,06 9,60 12,25 9,59 21,84 0,10 
Chú ý: ' - khối lượng thể tích hữu hiệu; z - độ sâu, m. 
Độ lún tổng cộng : 1,93 (m) 
Độ lún lớp bùn sét (lớp 2) : 1,83 (m) 
3.2. Xác định độ lún của nền đất yếu trước 
khi xử lý 
Với tải trọng tính toán là 8T/m2, chiều dày 
lớp đất san lấp là 2,5m và có khối lượng thể tích 
là 1,70T/m3. Kết quả dự báo lún của nền đất yếu 
(Sc) tại Zone 1 khu vực nhà máy Nhiệt điện Long 
Phú - Sóc Trăng được trình bày ở Bảng 2. Độ lún 
tính toán dự báo cho các Zone khác trình bày ở 
Bảng 5. Độ lún tính toán được lớn hơn rất 
nhiều so với độ lún yêu cầu của công trình 
(<20cm). 
3.3. Tính toán xử lý nền đất yếu bằng bấc 
thấm kết hợp với hút chân không và gia tải 
trước 
Từ cơ sở lý thuyết ở mục 2 theo lý thuyết 
(Rujikiatkamjorn và Indraratna, 2008), tính 
toán thiết kế xử lý nền đất bằng bấc thấm kết 
hợp hút chân không và gia tải trước (Bảng 3). 
Từ Bảng 3 cho thấy, xác định được kiểu bố 
trí bấc thấm là hình vuông với khoảng cách 
1,02m. Để thuận lợi cho tính toán, lựa chọn lại 
khoảng cách bấc thấm là 1m. Kết quả tính toán 
lại được độ cố kết, độ lún còn lại theo yêu cầu 
dựa vào lý thuyết tính toán của 
(Rujikiatkamjorn và Indraratna, 2008) được 
trình bày ở Bảng 4 
Nguyễn Thị Nụ/Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất 55 (46-54) 
Trang 51 
Bảng 3. Xác định khoảng cách bấc thấm (Zone 1-1, Long Phú – Sóc Trăng) 
Điều kiện bài toán Thiết kế xử lý bấc thấm + hút chân không 
Độ cố kêt yêu cầu Ut= 93 % 
(1) Xác định 
Tv= 0,002150 
Chiều dài bấc thấm L= 18,5 m Ut,vax= 0,93 
Chiều rộng bấc thấm a= 0,1 m (2) Xác định u*= 0,95 
Chiều dày bấc thấm b= 0,0033 m (3) Xác định T’h= 638 
Đường kính tương 
đương của bấc thấm 
dw= 0,0658 m (4) Xác định  1961,10 
Hệ số cố kết thẳng đứng Cv= 1,58 m2/ 
năm 
(5) Xác định  4,39 
Hệ số cố kết ngang Ch= 5,88 
(6) 
Xác định 
và  
 0,463 
k= kh/ks= 5,0  -0,649 
s=ds/dw= 3,0 (7) Xác định n= 17,5 
Thời gian thi công t = 0,47 năm (8) 
Xác định đường kính 
vùng ảnh hưởng, de= 
1,149 m 
Tổng áp lực = 123 kPa (9) Xác định khoảng cách bấc thấm 
Áp lực gia tải trước, po= 43 kPa Bố trí hình vuông 1,02 m 
Ứng suất hữu hiệu, i = 48 kPa 
Hệ số = 1 
Áp lực hút chân không, p= 80 kPa 
Bảng 4. Tính toán bấc thấm ( Zone 1-1, Long Phú - Sóc Trăng) 
Tính toán bấc thấm kết hợp hút chân không và gia tải trước 
Bề dày đất yếu 15 m 
Bề dày đệm cát 0,5 m 
Đất lấp 2,5 m 
Khoảng cách bấc thấm S= 1,0 m 
Kiểu bố trí hình vuông 
Chiều sâu cắm bấc thấm l= 18,5 m 
Chiều rộng bấc thấm a= 0,1 m 
Chiều dày bấc thấm b= 0,0033 m 
Đường kính tương đương của bấc 
thấm 
dw= 0,0658 m 
Đường kính ảnh hưởng của bấc thấm de= 1,14923 m 
k =kh/ks= 5,0 s =ds/dw= 3,0 
Hệ số cố kết Cv= 1,58 m2/năm 
Hệ số cố kết theo phương ngang Ch= 5,88 m2/năm 
Thời gian yêu cầu của công trình t = 0,47 năm 
Nhân tô thời gian Tv=cv/l2*t Tv= 0,0021 
Nhân tô thời gian T'h=ch/dw2*t T'h= 637 
= 1986,6 = 4,39 
u*= 0,95 n = 17,5 
Độ cố kết Ut= 0,93 
Độ lún sau khi xử lý là St= 1,696 m 
Độ lún tổng cộng Sc= 1,83 m 
Độ lún còn lại S= 0,133 m 
Nguyễn Thị Nụ/Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất 55 (46-54) 
Trang 52 
Bảng 5. Kết quả tính toán xử lý và dự báo độ lún nền đất yếu (Long Phú ) 
Bảng 6. Kết quả độ lún quan trắc và độ lún dự báo (Long Phú - Sóc Trăng) 
Vùng 
Độ lún tính 
toán dự báo, 
cm 
Độ lún theo 
Asaoka, cm 
Độ lún thực tế, 
cm 
Độ cố 
kết, % 
Độ cố kết 
theo 
Asaoka, % 
1-1a 183,0 181,8 170,5 93,2 93,8 
1-1b 183,0 178,7 165,2 90,3 92,4 
1-1c 183,0 186,4 175,1 95,7 93,9 
1-1d 183,0 188,8 170,5 93,2 90,3 
1-2 152,9 145,0 142,7 93,4 98,4 
1-3a 152,9 141,5 140,0 91,6 99,0 
1-3b 152,9 146,5 144,9 94,8 98,9 
1-3c 152,9 156,6 146,0 95,5 93,2 
1-4a 151,9 154,5 148,1 97,5 95,9 
1-4b 151,9 144,5 144,4 95,1 100 
2a 146,8 149,2 135,4 92,3 90,8 
2b 146,8 138,1 136,5 93,0 98,8 
2c 146,8 147,9 134,0 91,3 90,6 
2d 146,8 147,9 136,4 92,9 92,2 
2e 146,8 138,4 136,5 93,0 98,6 
3-1a 146,8 144,2 140,7 95,8 97,6 
3-1b 134,4 125,2 123,9 92,2 99,0 
3-1c 140,0 131,5 126,4 90,3 96,1 
3-1d 140,0 140,1 138,5 98,9 98,8 
3-1e 140,0 138,3 135,5 96,8 98,0 
3-1f 140,0 130,7 131,6 94,1 100 
3-2a 134,4 138,8 129,0 96,0 93,0 
3-2b 134,4 127,7 127,8 95,1 100 
3-2c 134,4 126,1 123,6 92,0 98,0 
Ghi chú: Độ cố kết theo Asaoka là độ cố kết được tính theo phương pháp của Asaoka 
Zone 
PVD Chiều 
dày lớp 
đất 
đắp, m 
Chiều 
dày lớp 
đệm cát, 
m 
Chiều 
dày lớp 
gia tải 
trước, m 
Độ 
lún, m 
Độ cố 
kết sau 
khi xử lý 
nền, m 
Thời gian 
hút chân 
không, 
ngày 
Khoảng 
cách, m 
Chiều 
dài, m 
1-1 
1,0x1,0 
18,5 2,5 0,5 2,88 1,83 
 90% 
170 
1-2 18,5 2,3 0,5 1,09 1,53 155 
1-3 18,5 2,3 0,5 1,09 1,53 155 
1-4 18,0 2,3 0,5 1,09 1,52 155 
2 18,0 2,3 0,5 1,09 1,47 155 
3-1a 18,0 2,3 0,5 1,09 1,47 155 
3-1b,f; 15,5 0 0,5 0,68 1,40 150 
3-2 15,5 0 0,5 0,68 1,34 150 
Nguyễn Thị Nụ/Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất 55 (46-54) 
Trang 53 
Hình 3. Độ lún lý thuyết và quan trắc ngoài thực tế Zone 1-1 (Nhiệt điện Long Phú) 
3.4. Nhận xét và bàn luận kết quả 
Trong quá trình thi công xử lý nền đất yếu, 
tiến hành theo dõi độ lún của nền. Từ độ lún 
quan trắc ngoài hiện trường, sử dụng phương 
pháp (Asaoka. A, 1978) để tính toán dự báo độ 
lún cuối cùng và độ cố kết của nền đạt được. 
Kết quả so sánh độ lún dự báo, độ lún quan 
trắc ở Bảng 6 và Hình 3. 
Qua kết quả nghiên cứu cho thấy: 
Độ cố kết của nền tại thời điểm kết thúc 
xử lý đều đạt được trên 90%, độ lún dư còn lại 
nhỏ hơn 20cm, thỏa mãn yêu cầu xử lý nền đất 
yếu. 
Độ lún tính toán dự báo lý thuyết và độ lún 
quan trắc ngoài hiện trường cho kết quả khá 
sát, chênh nhau từ 1,1% đến 9,7%. Điều này 
thế hiện, việc tính toán độ lún thực tế theo lý 
thuyết của Rujikiatkamjorn và Indraratna phù 
hợp với xử lý nền. Mặt khác, đường tính toán 
lý thuyết và đường quan trắc độ lún thực tế 
(Hình 3) cũng gần giống nhau. 
4. Kết luận và kiến nghị 
Từ kết quả tính toán rút ra một số kết luận 
sau: 
Xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp 
hút chân không và gia tải trước đã giảm độ lún 
từ 1,3 - 18m xuống dưới 20cm trong thời gian 
từ 150 đến 170 ngày, độ cố kết đạt được trên 
90%, đảm bảo được yêu cầu đặt ra. 
Kết quả dự báo độ lún theo thời gian bằng 
phương pháp của (Rujikiatkamjorn và 
Indraratna, 2007, 2008) khá phù hợp với kết 
quả quan trắc độ lún tại hiện trường. 
Cơ sở lý thuyết tính toán xử lý nền đất yếu 
bằng bấc thấm kết hợp hút chân không được 
xây dựng trên cơ sở lý thuyết chặt chẽ của việc 
chứng minh và giải bài toán thấm cố kết ba 
chiều của bài toán phẳng và bài toán đối xứng 
trục trong cả trường hợp dòng thấm tuân theo 
và không tuân theo định luật Darcy. Đây là 
phương pháp tính toán hoàn toàn tin cậy và có 
thể sử dụng trong tính toán thiết kế xử lý nền 
bằng bấc thấm kết hợp với hút chất không và 
gia tải tại các dự án xử lý nền tại Việt Nam. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
Asaoka, A. (1978). Observational procedure 
of settlement predictions. Soils and 
Foundations, 18(4):87-101. 
Công ty Fecon (2012, 2013). Tài liệu quan trắc 
lún nhà máy nhiệt điện Long Phú - Sóc 
Trăng. 
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 50 100 150 200 250 300
Thời gian,ngày
Đ
ộ 
lú
n,
 c
m
Độ lún tính toán
Độ lún quan trắc zone 1-1
Nguyễn Thị Nụ/Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa chất 55 (46-54) 
Trang 54 
Indraratna, B. (2010). Recent Advances in the 
Application of Vertical Drains and Vacuum 
Preloading in Soft Soil Stabilisation. 
Australian Geomechanics Journal, 45(2):1-
43. 
Rujikiatkamjorn, C., and Indraratna, B. 
(2007). Analytical solutions and design 
curves for vacuum assisted consolidation 
with both vertical and horizontal drainage. 
Canadian Geotechnical Journal, 44:188-
200. 
ABSTRACT 
Design approach for soft soil ground using prefabricated vertical 
drains and combination of vacuum preloading 
Nu Thi Nguyen 
Hanoi University of Mining and Geology, Vietnam 
This article presents a design approach for soft soil ground by using prefabricated vertical 
drains (PDC) in combination with vacuum and surcharge preloading. The method is applied for 
treatment of soft ground in Long Phu thermal power factory - Soc Trang province. According to 
the geotechnical survey results at Long Phu thermal power plants - Soc Trang, soft soil thickness 
is 15 - 18m and has adverse physico-mechanical properties for construction. The settlement 
prediction of soft ground is from 1.34 to 1.83m, which is higher than the limit, 20cm. For 
improving the soft ground, the PVD is installed in a square pattern with 1.0x1.0m drain spacing. 
The vacuum pressure, in average of 70 - 80kPa, is applied continuously from 150 to 170 days 
until the required degree of consolidation is achieved. The settlement of the forecast is 
compared to the measurement results in the field. The research results indicate the validation 
of the proposed method. Therefore, it is possible to apply this calculation method in soft ground 
by PVD combined with vacuum and surcharge preloading in Vietnam.