Xác định đặc trưng đất sét yếu Việt Nam theo thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi sử dụng trong phân tích bài cố kết thấm

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 51 
XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG ĐẤT SÉT YẾU VIỆT NAM THEO 
THÍ NGHIỆM CỐ KẾT TỐC ĐỘ BIẾN DẠNG KHÔNG ĐỔI 
 SỬ DỤNG TRONG PHÂN TÍCH BÀI CỐ KẾT THẤM 
NGUYỄN CÔNG OANH * 
TRẦN THỊ THANH ** 
VĂN TRÂM, ĐÀO THI*** 
Characterization of Vietnam soft clay for consolidation analysis 
with application of constant rate of strain consolidation tests 
Abstract: Constant rate of strain (CRS) consolidation testing has 
specific advantages over the standard incremental loading (IL) 
consolidation testing. So many researchers have not recognized the 
application of CRS into the routine design of consolidation problems. 
Therefore, there has been little effort and application of CRS in the 
consolidation analysis into the soft ground improvement especially in 
Vietnam. The paper is focused on characterization of Vietnam soft clay 
deposit with application of the results of constant rate of strain 
consolidation tests in order to achieve the input parameters for 
consolidation analyses. Total 4 PVD and surcharge construction sites 
with the undisturbed samples taken by stationary hydraulic piston 
sampler are investigated in this study. The characterized input data are 
later used in consolidation analyses by finite difference method (FDM) 
in order to determine the behavior of Vietnam soft clay deposit in 
comparison with the monitored data. 
Keywords: CRS, FDM, PVDs, POP, soft clay, surcharge, vacuum 
preloading 
1. GIỚI THIỆU * 
Trong giai đoạn phát triển các công trình xây 
dựng hạ tầng, dầu khí ở Việt Nam, nhiều 
phƣơng pháp xử lý nền đƣợc ứng dụng thƣờng 
* SIWRR, HCM City, Vietnam, 
 Email: nguyencongoanh@yahoo.com 
** SIWRR, HCM City, Vietnam, 
 Email: tranthithanh345@gmail.com 
***
 Transportation College N0.03, HCM City, Vietnam, 
Email: pcc_vantram@yahoo.com.vn 
xuyên để cải tạo nền đất nhằm đạt sức chịu tải 
nhất định đƣợc đề ra để có thể mang tải trọng 
công trình. Trong số các phƣơng pháp xử lý nền 
hiện nay, thì phƣơng pháp có sử dụng đƣờng 
thoát nƣớc thằng đứng/bấc thấm kết hợp với gia 
tải có hoặc không có bơm hút chân không là 
một trong những lựa chọn thích hợp trong điều 
kiện Việt Nam. Đất sét yếu Việt Nam trải dài từ 
Đồng Bằng sông Hồng đến Đồng Bằng sông 
Cửu Long ở miền Nam Việt Nam bao gồm lớp 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 52 
trầm tích Hollocene phía trên và bên dƣới là lớp 
trầm tích Pleitocene, có độ ẩm tự nhiên cao và 
rất gần với giá trị giới hạn chảy (LL), hệ số 
ro74ng cao và sức kháng cắt không thoát nƣớc 
bé. Do đó đây là một trong những khó khăn nhất 
định đối với kỹ sƣ địa kỹ thuật trong việc thiết 
kế và xây dựng những công trình trong điều 
kiện nền đất yếu của Việt Nam. Vì vậy nền đất 
yếu cần phải đƣợc xử lý và cải thiện trƣớc khi 
mang tải trọng công trình. 
Một trong những đặc trƣng quan trọng của 
nền đất yếu là áp suất tiền cố kết, ’c (’y). Chỉ 
tiêu này ảnh hƣởng mạnh đến việc ƣớc tính độ 
lún trong giai đoạn xử lý nền đối với đất sét yếu, 
và độ lún dƣ trong trong giai đoạn vận hành 
công trình. Tuy nhiên hiện nay, tiêu chuẩn hiện 
hành của nƣớc ta là TCVN4200:2012 (2012) lại 
chỉ đề cập đến phƣơng pháp xác định đặc trƣng 
nén lún của đất bằng thí nghiệm cố kết gia tải 
từng cấp (IL). Hơn nữa thí nghiệm cố kết tốc độ 
biến dạng không đổi (CRS) cũng không đƣợc đề 
cập trong tiêu chuẩn hiện hành nói trên. Trƣớc 
đó đã có nhiều nghiên cứu nhằm rút ngắn thời 
gian thí nghiệm cố kết so với qui trình tiêu 
chuẩn (IL) nhƣ đã đề cập trong Crawford 
(1964), tiếp theo là các ấn bản của Byrne and 
Aoki (1969), Smith and Wahls (1969) và sau đó 
cơ sở lý thuyết cũng đƣợc đề xuất cho loại thí 
nghiệm này trong Wissa et al. (1971). Qui trình 
thí nghiệm cũng đƣợc đề cập cụ thể trong các 
tiêu chuẩn nƣớc ngoài là ASTM D-4186 và JIS 
A-1227. 
Hơn nữa cũng đã có các nghiên cứu để tìm 
mối liên hệ giữa tốc độ biến dạng lên giá trị áp 
suất tiền cố kết ’c (’y) bằng nhiều sơ đồ thí 
nghiệm khác nhau bao gồm cả sơ đồ tốc độ biến 
dạng không đổi (CRS) trong các ấn bản của 
Leroueil et al. (1983a) và Leroueil et al. 
(1983b); Ngƣời ta đã kết luận rằng chỉ tồn tại 
duy nhất một quan hệ ứng suất-biến dạng-tốc độ 
biến dạng đối với đất sét yếu trong thí nghiệm 
Oedometer bằng các sơ đồ khác nhau, Leroueil 
et al. (1985). Kết quả thí nghiệm CRS cũng đã 
đƣợc ứng dụng trong bài toán hố đào sâu cho 
đất sét yếu ở Thị Vải để phân tích chuyển vị 
ngang và lún bề mặt hố đào, kết quả phân tích 
cho thấy rằng dữ liệu tính toán và dự liệu quan 
trắc hiện trƣờng khá phù hợp nhau (Dao et al. 
(2013)) và Nguyen et al. (2016). Chƣa có 
nghiên cứu nào nhằm ứng dụng kết quả thí 
nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS 
vào phân tích bài toán cố kết thấm cho công tác 
xử lý nền đất yếu sử dụng bấc thấm kết hợp gia 
tải có hoặc không có bơm hút chân không tại 
Việt Nam cho đất sét trầm tích Hollocene của 
Việt Nam. 
Mặc dù thí nghiệm CRS có nhiều ƣu điểm 
đáng kể so với thí nghiệm cố kết truyền thống 
(IL), nhiều nhà nghiên cứu vẫn tin rằng quan hệ 
e-log’v có đƣợc từ thí nghiệm CRS không thể 
ứng dụng trực tiếp vào thiết kế và tính toán đối 
với bài toán cố kết thấm cho nền đất yếu. Ngoài 
ra áp suất tiền cố kết theo thí nghiệm truyền 
thống (IL) còn đƣợc cho là gần với giá trị hiện 
trƣờng hơn so với kết quả có đƣợc từ thí nghiệm 
cố kết tốc độ biến dạng không đổi nhƣ các báo 
cáo của Leroueil et al. (1983a), Leroueil et al. 
(1983b) và Korhonen and Lojander (1997). Vì 
vậy nghiên cứu này tập trung vào việc xác định 
đặc trƣng thông số cố kết thấm cho đất sét yếu ở 
Việt Nam bằng cách ứng dụng kết quả thí 
nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi, từ đó 
sử dụng các thông số đầu vào này để phân tích 
bài toán cố kết thấm cho 4 công trình trải dài từ 
Đồng Bằng sông Hồng đến Đồng Bằng sông 
Mekong của nƣớc Việt Nam. 
2. CÔNG TÁC LẤY MẪU VÀ THÍ 
NGHIỆM CRS 
Công tác lấy mẫu 
Trong điều kiện Việt Nam công tác lấy mẫu 
nguyên dạng cho đất sét yếu thƣờng đƣợc thực 
hiện bằng ống mở thành mỏng hay còn gọi là 
ống lấy mẫu Shelby. Bui (2003) đã công bố một 
nghiên cứu cho rằng việc áp suất tiền cố kết bé 
hơn áp suất địa tầng hữu hiệu vì thế tỉ số cố kết 
trƣớc (OCR) cũng bé hơn 1, và không tuân theo 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 53 
qui luật tăng theo chiều sâu chính là do mẫu bị 
xáo động khi xem xét biến dạng khi mẫu đƣợc 
nén lại về giá trị áp suất địa tầng. Sự xáo động 
mẫu cũng có thể có nguyên do từ kỹ thuật lấy 
mẫu và các quá trình khác nữa. Takemura et al. 
(2007) so sánh các mẫu đất lấy bằng ống mẫu 
Piston và Shelby bằng cách so sánh các đặc 
trƣng của đất sét yếu Đồng Bằng sông 
Mekong. Nghiên cứu này chỉ ra rằng các đặc 
trƣng cơ học của đất yếu khu vực Đồng Bằng 
sông Mekong không đƣợc xác định một cách 
đúng đắn do mẫu đã bị xáo động. Vì vậy tất cả 
các mẫu đất ở Cái Mép, Hiệp Phƣớc, Hải 
Phòng và Cà Mau, đƣợc lấy ở các công trình 
nghiên cứu trong bài báo này đƣợc thực hiện 
bằng ống lấy mẫu Piston nhằm có đƣợc mẫu 
chất lƣợng cao cho thí nghiệm cố kết tốc độ 
biến dạng không đổi (CRS). 
Thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không 
đổi CRS 
Mẫu đất nguyên dạng từ 4 khu vực nghiên 
cứu đƣợc thí nghiệm bằng hộp nén không nở 
hông Oedometer theo sơ đồ tốc độ biến dạng 
không đổi CRS và thí nghiệm cố kết thấm tiêu 
chuẩn IL. Tốc độ biến dạng cho thí nghiệm 
CRS đƣợc lựa chọn là 0.02%/phút tuân theo 
tiêu chuẩn ASTM D-4186 và/hoặc JIS A-1227. 
Tốc độ biến dạng trong thí nghiệm đƣợc chọn 
khá gần với tốc độ biến dạng hiện trƣờng đo 
đƣợc, và cho kết quả phân tích tƣơng thích với 
dữ liệu quan trắc hiện trƣờng nhƣ thể hiện 
trong bác bài báo do cùng tác giả công bố 
(Nguyen and Tran (2015), Nguyen and Tran 
2016, Nguyen et al. 2016) 
3. XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƢNG CỐ KẾT 
THẤM CHO ĐẤT SÉT YẾU VIỆT NAM 

' c
(C
R
S
) 
(k
P
a
)
'c(IL) (kPa)
y=1.16x
R=0.96
y=1.05x
y=1.25x
Cai Mep
Hiep Phuoc
Hai Phong
Ca Mau
Hoang Sa (Vietnam)
Tr
uo
ng
 S
a 
(V
ie
tn
am
)
Ca Mau
Hai Phong
Cai Mep
Hiep Phuoc
0 50 100 150 200 250 300 350
0
50
100
150
200
250
300
350
Hình 1. Bản đồ vị trí các khu vực nghiên cứu và mối quan hệ giữa áp suất tiền cố kết từ CRS và IL 
Đối với bài toán cố kết thấm, áp suất tiền cố 
kết là một trong những thông số đầu vào quan 
trọng bên cạnh chỉ số nén, hệ số cố kết thấm, và 
áp suất địa tầng hữu hiệu. Xác định thông số áp 
suất tiền cố kết thƣờng đƣợc thực hiện theo 
phƣơng pháp của Casagrande (1936) dựa trên 
kết quả thí nghiệm cố kết truyền thống IL; vì 
thế, giá trị áp suất tiền cố kết thƣờng không 
đƣợc xác định một cách chính xác do các điểm 
dữ liệu thí nghiệm rời rạc. dẫn đến sai khác 
khi tính toán độ lún của nền đất yếu, là kết quả 
quan trọng trong việc quyết định cao độ hoàn 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 54 
thiện của công trình và công tác duy tu vận 
hành công trình trong tƣơng lai đặc biệt là đối 
với công trình đƣờng giao thông và bãi chứa 
hàng hóa đƣợc xây dựng trên nền đất yếu ở 
Việt Nam. 
Hình 1 thể hiện vị trí 4 công trình trong bài 
nghiên cứu này. Một công trình ở khu vực Hải 
Phòng có lớp đất sét yếu dày vào khoảng 8 m 
đến 9 m thuộc Đồng Bằng sông Hồng, các công 
trình còn lại ở khu vực Đồng Bằng sông 
Mekong lần lƣợt là Cái Mép có chiều dày lớp 
đất yếu là 35 m thuộc Bà Rịa, Vũng Tàu; Hiệp 
Phƣớc có chiều dày lớp đất yếu 38 m thuộc TP. 
HCM; và Cà Mau có chiều dày lớp đất yếu là 17 
m. Các công trình này bao gồm điều kiện đất 
yếu rộng khắp Việt Nam từ Đồng Bằng sông 
Hồng đến Đồng Bằng sông Mekong, và vì thế 
có thể đại diện cho đất yếu của Việt Nam và có 
ảnh hƣởng nhất định đến phƣơng án xử lý nền.
'c (kPa)
D
e
p
th
 (
m
)
CRST ILT 'v0 CPTU 'v0+d'
CaiMep
'v0+30 'v0+45 'v0+30 'v0+20
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 140 280 420
'c (kPa)
HiepPhuoc
0 140 280 420
'c (kPa)
HaiPhong
0 140 280 420
'c (kPa)
CaMau
0 140 280 420
Hình 2. Áp suất tiền cố kết và áp suất địa tầng theo chiều theo các phương pháp thí nghiệm khác nhau 
Hơn nữa, hình 1 thể hiện mối quan hệ giữa 
áp suất tiền cố kết theo sơ đồ thí nghiệm cố kết 
tốc độ biến dạng không đổi CRS và áp suất tiền 
cố kết theo sơ đồ truyền thống IL đối với các 
khu vực công trình đang nghiên cứu. Tỷ số giữa 
kết quả từ CRS so với IL trung bình là 1.16. Áp 
suất tiền cố kết theo thí nghiệm CRS luôn lớn 
hơn các gia trị từ thí nghiệm truyền thống IL từ 
5 % đến 25 %. Điều này giải thích tại sao độ lún 
tính toán trong thực tế lại nhỏ hơn độ lún đo 
đƣợc ở hiện trƣờng trong một số trƣờng hợp. 
Hình 2 thể hiện áp suất tiền cố kết và áp suất 
địa tầng theo chiều sâu dựa trên kết quả nhiều 
loại thí nghiệm khác nhau nhƣ CRS, IL, xuyên 
tĩnh có đo áp lực nƣớc lỗ rỗng (CPTu) cho 4 
khu vực công trình. Áp suất tiền cố kết theo kết 
quả thí nghiệm CPTu dao động từ 1/5 đến 1/3 
sức kháng mũi côn hiệu chuẩn (qT-v0) lần lƣợt 
từ Cà Mau đến Hiệp Phƣớc. Mối quan hệ này có 
thể đƣợc viết lại bằng phƣơng trình sau đây: 
)(
3
1
5
1
' 0vTc q  
 (1) 
Đồ thị cũng thể hiện giá trị áp suất quá tải địa 
tầng (POP) của trầm tích Hollocene Việt Nam 
cho các khu vực nghiên cứu dao động từ 20 kPa 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 55 
ở Cà Mau đến 30 kPa ở Hải Phòng trong khi đó 
giá trị này dao động từ 30 kPa ở Cái Mép đến 
45 kPa ở Hiệp Phƣớc đối với độ sâu đến 20 m 
và 60 kPa đến 85 kPa đối với độ sâu từ 20 m 
đến 38 m, và có thể đƣợc viết lại theo phƣơng 
trình bên dƣới đây: 
  
  
)20)(8560(''
)20)(4520(''
0
0
m
m
vc
vc


 (2) 
Điều này cho thấy rằng đất yếu trầm tích 
Hollocene ở Việt Nam luôn ở trạng thái cố kết 
trƣớc và hệ số cố kết trƣớc luôn lớn hơn 1. Đối 
với khu vực Hải Phòng, đất sét yếu có chiều dày 
chỉ vào tầm 8 m đến 9 m ở phía trên, và bên 
dƣới là lớp đất sét cứng có áp suất tiền cố kết 
lên đến 280 kPa ở độ sâu vào khoảng 11 m. 
Hình 3 so sánh mối quan hệ của đƣờng cong 
nén lún e-log’v theo kết quả từ thí nghiệm CRS 
và IL đối với các khu vực công trình đƣợc 
nghiên cứu ở Việt Nam từ Đồng Bằng sông 
Hồng đến sông Mekong. Từ đó dễ dàng thấy 
rằng áp suất tiền cố kết từ thí nghiệm CRS luôn 
lớn hơn giá trị này từ thí nghiệm IL; tuy nhiên, 
hệ số cố kết thấm đối với 2 loại thí nghiệm này 
là gần nhƣ nhau không phụ thuộc vào sơ đồ thí 
nghiệm. Hơn nữa, thí nghiệm cố kết tốc độ biến 
dạng không đổi (CRS) lại có những ƣu điểm 
nhất định so với sơ đồ thí nghiệm truyền thống 
(IL) nhƣ là: 1) thời gián thí nghiệm ngắn hơn, 
chỉ từ 1 đến 2 ngày kể quả quá trình chuẩn bị 
mẫu trong khi thời gian ngày ít nhất là 7 ngày 
đối với thí nghiệm truyền thống (IL); 2) dữ liệu 
kết quả thí nghiệm liên tục và đƣợc lƣu tự động 
do đó độ tin cậy cũng cao hơn hẳn thí nghiệm 
truyền thống. Kết quả là việc xác định áp suất 
tiền cố kết từ dữ liệu thí nghiệm liên tục nhƣ 
CRS trở nên đơn giản hơn nhiều và chính xác 
hơn so với khi xác định giá trị này từ dữ liệu rời 
rạc theo từng cấp tải trọng ở thí nghiệm cố kết 
gia tải từng cấp truyền thông (IL). 
Rõ ràng là theo kết quả tiêu biểu trên Hình 3 
chỉ số nén của đất yếu từ thí nghiệm CRS và IL 
hầu nhƣ là không khác nhau đối với các khu vực 
công trình đang nghiên cứu. Tại các công trình 
này trầm tích Hollocene đƣợc cho là đất sét yếu 
với hệ số rỗng lớn dao động từ 1.3 đến 2.6 tuy 
từng vị trí công trình và độ sâu của mẫu. Đó là 
nguyên nhân cho thấy áp suất tiền cố kết của đất 
sét yếu là một trong những thông số quan quan 
trọng cần đƣợc xác định một cách chính xác để 
phục vụ bài toán phân tích cố kết thấm cho các 
công trình thuộc Đồng Bằng sông Hồng và sông 
Mekong.
V
o
id
 R
a
ti
o
, 
e
'v (kPa)
CaiMep HiepPhuoc CaMauHaiPhong
GL. +3.50 GL. +4.49 GL. +2.85 GL. +2.80
 CRST ILT
0.4
0.8
1.2
1.6
2.0
2.4
c
v
 (
c
m
2
/d
)
101 102 103
101
102
103
104
'v (kPa) 'v (kPa) 'v (kPa)
101 102 103 101 102 103 101 102 103
Hình 3. So sánh kết quả thí nghiệm CRS và IL 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 56 
4. PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CỐ KẾT 
THẤM 
Mô hình của bài toán 
Tính nén lún của đất biến thiên theo cấp ứng 
suất với quan hệ theo đƣờng cong e-log’v có 
hình chữ S, vì thế bài toán phân tích cố kết có 
thể chƣa sai số nếu nhƣ một chỉ số nén bằng 
hằng số đƣợc sử dụng Vì vậy, các tác giả áp 
dụng mô hình bài toán với 3 giá trị chỉ số nén 
khác nhau ở các giai đoạn gia tải khác nhau. Giá 
trị chỉ số nén/nở đầu tiên là Cr đƣợc sử dụng 
trong giai đoạn nền đất đƣợc nén lại (hoặc giai 
đoạn cố kết trƣớc); giá trị Cc1 đƣợc sử dụng khi 
cấp tải vƣợt qua áp suất tiền cố kết ’c (’y) và 
bé hơn giá trị áp suất ’p là giá trị áp suất mà tại 
đó đặc tính nén lún của nền đất giảm đi; giá trị 
Cc2 đƣợc sử dụng khi cấp tải trọng lớn hơn ứng 
suất ’p nhƣ thể hiện ở hình 4. 
Unit cell model of vertical drain
Layer-1
Layer-i
Layer-n
Im
p
ro
v
e
d
 s
tr
a
ta
, 
n
 l
a
y
e
rs
d e
Layer-i: h0i
Discretization
Radial: Nri
Vetical: Nvi
Vertical drain dia.
Eq
ui
va
le
nt
 d
ia
.
r = N r
idr
h0i = Nvidh
dw
Layer-2
c
v
(c
m
2
/d
)
'v(kPa)
cv(OC)
cv(NC)
~10cv(NC)
101
102
103
V
o
id
 r
at
io
, 
e

v
0
'

c'

p
'
Cr or Cc(OC)
Cc1
Cc2
CRS data
0.4
0.8
1.2
1.6
2.0
2.4
101 102 103
Hình 4. Mô hình cho bài toán cố kết thấm dựa trên kết quả thí nghiệm CRS 
V
o
id
 R
a
ti
o
, 
e
'v (kPa)
Cai Mep
0.4
0.8
1.2
1.6
2.0
2.4
2.8
c
v
 (
c
m
2
/d
)
101 102 103
101
102
103
104
'v (kPa)
Hai Phong
101 102 103101 102 103
'v (kPa)
Hiep Phuoc
'v (kPa)
Ca Mau
101 102 103
Hình 5. Kết quả thí nghiệm CRS ở các khu vực nghiên cứu 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 57 
Phần mềm phân tích bài toán cố kết thấm 
Phần mềm sai phân hữu hạn CONSOPRO để 
giải bài toán đối xứng trục đƣợc nhóm tác giả 
phát triển tại viện Khoa Học Thủy Lợi Miền 
Nam (SIWRR) cho phân tích bài toán cố kết 
thấm với bấc thấm kết hợp gia tai có hoặc 
không có bơm hút chân không. Một trụ tƣơng 
đƣơng xung quanh bấc thấm đƣợc xét đến trong 
bài toán này nhƣ hình 4, ngay khi bấc thấm 
đƣợc cắm vào nền thì bấc thấm trở thành biên 
thoát nƣớc của trụ tƣơng đƣơng đang xét quan 
bấc thấm trong bài toán cố kết thấm đồng thời. 
Phần mềm CONSOPRO cho phép xét đến 20 
lớp đất riêng biệt với các đặc trƣng độc lập và 
đến 50 trƣờng hợp gia tải từng cấp khác nhau 
trong thực tế thi công công trình. Kết quả xuất 
ra từ phần mềm bao gồm: 1) Độ lún theo thời 
gian của từng lớp đất đƣợc xét; 2) Độ lún tổng 
theo thời gian của toàn nền đất đang xét; 3) Ứng 
suất hữu hiệu theo thời gian cho từng lớp đất 
đang xét; 4) Biến dạng theo thời gian của từng 
lớp đất đang xét Nguyen (2015). Phƣơng pháp 
tính toán này rất hữu ích cho việc thi công đắp 
nền trên khu vực rộng lớn hoặc các dự án xử lý 
nền đất yếu ở Việt Nam. 
Các thông số đầu vào cho bài toán cố kết 
thấm 
Thông số đầu vào cho bài toán cố kết thấm 
của các khu vực nghiên cứu đƣợc xác định dựa 
trên kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng 
không đổi CRS trên các mẫu chất lƣợng cao 
đƣợc thu thập bằng ống lấy mẫu Piston nhƣ mô 
tả ở phần trên. Một số thông số đầu vào cho bài 
toán cố kết thấm bằng phƣơng pháp sai phân 
hữu hạn đã đƣợc các tác giả báo cáo chi tiết 
trong các bài báo của cùng nhóm tác giả trƣớc 
đó nhƣ (Nguyen and Tran (2015), Nguyen and 
Tran 2016, Nguyen et al. 2016). Hình 5 thể hiện 
kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng 
không đổi của 4 khu vực nghiên cứu với tốc độ 
biến dạng là 0,02%/phút. Rõ ràng là hệ số rỗng 
ở ngay giá trị áp suất địa tầng luôn lớn hơn 1,2 
đối với các mẫu thí nghiệm ở các khu vực 
nghiên cứu. Đối với khu vực Hải Phòng, lớp đất 
có hệ số rỗng bé hơn 1,0 đƣợc cho là lớp đất sét 
cứng và không xét đến trong bài toán phân tích 
cố kết thấm ở khu vực này. 
Phân tích bài toán cố kết thấm 
Một loạt bài toán phân tích cố kết thấm bằng 
phƣơng pháp sai phân hữu hạn (FDM) đƣợc tác 
giả thực hiện trên nền phần mềm CONSOPRO 
cùng với việc sử dụng mô hình bài toán theo 
hình 4 và kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến 
dạng không đổi CRS theo hình 5. Dữ liệu quan 
trắc hiện trƣờng đại diện cho 4 khu vực nghiên 
cứu bao gồm độ lún mặt tại bàn đo lún, áp lực 
lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ từ các đầu đo 
piezometer cũng đƣợc sử dụng để so sánh với 
kết quả tính toán có đƣợc từ phần mềm 
CONSOPRO nhƣ trên hình 6. Trong số 4 khu 
vực nghiên cứu thì 3 khu vực có sử dụng bấc 
thấm kết hợp gia tải trƣớc bằng cát đắp trong 
khi đó thì khu vực nghiên cứu tại Cà Mau còn 
có kết hợp cả bơm hút chân không nhằm rút 
ngắn thời gian thi công; và giảm độ lún dƣ trong 
giai đoạn vận hành công trình. Thời gian cho 
công tác xử lý nền ở Cà Mau là 180 ngày trong 
khi ở 3 khu vực còn lại hơn 1 năm. Bấc thấm 
đƣợc ép tĩnh hoặc ép rung xuống hết chiều dày 
lớp đất trầm tích yếu Hollocene cho tất cả các 
khu vực nghiên cứu trừ trƣờng hợp ở Cà Mau 
do có áp dụng biện pháp hút chân không nên 
bấc thấm có cao độ mũi cao hơn đáy lớp đất yếu 
1 m. Bấc thấm đƣợc bố trí theo lƣới ô vuông ở 
Cái Mép, Cà Mau và theo lƣới tam giác ở Hiệp 
Phƣớc và Hải Phòng. Bảng 1 tóm tắt các thông 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 58 
số đầu vào cho bấc thấm (PVDs), hệ số cố kết 
của đất trầm tích Hollocene ở các khu vực 
nghiên cứu, các chỉ số nén, độ lún cố kết cuối 
cùng SF, độ lún tính toán và quan trắc ở thời 
điểm dỡ tải cho trƣớc St1 và St2 tƣơng ứng với 
các khu vực công trình nghiên cứu cũng nhƣ 
tóm tắt các giá trị hệ số rỗng, độ ẩm và giới 
hạn chảy (LL) của nền đất yếu đối với 4 công 
trình này. Sữ khác biệt giữa kết quả tính toán 
và kết quả quan trắc dao động từ -5,54 % đến 
2,19%, và dễ dàng nhận thấy rằng sự khác biệt 
này là không lớn và có thể chấp nhận đƣợc 
trong thực tế thiết kế và xây dựng đối với 
công tác xử lý nền đất yếu ở Việt Nam. Hình 6 
thể hiện kết quả tính toán độ lún mặt theo thời 
gian bằng phần mềm CONSOPRO rất phù hợp 
với kết quả quan trắc hiện trƣờng. Kết quả độ 
lún cố kết tính toán cuối cùng theo thời gian 
có giá trị từ 10,83 % đến 12,33 % chiều dày 
lớp đất yếu. 
Bảng 1. Bảng tỏm tắt thông số sử dụng cho các khu vực nghiên cứu 
Đặc trƣng/Công trình Cái Mép Hiệp Phƣớc Hải Phòng Cà Mau 
Chiều dày đất yếu, m 34,0 35,0 9,0 16,0 
Chiều dài PVD, m 34.0 35,0 9,0 15,0 
Lƣới PVD Vuông Tam giác Tam giác Vuông 
Chiều rộng PVD, mm 100 100 100 100 
Chiều dày PVD, mm 4 4 4 4 
ch(OC)/cv(OC) 3,0 3,0 1,5 3,0 
cv(OC)/cv(NC) 10 10 10 10 
cv(NC), cm
2
/d 15-55 15-145 35-205 22-700 
Cc 0,85-1,80 0,65-2,70 0,48-0,91 0,42-1,10 
Thời gian xử lý, ngày 540 640 373 180 
Độ lún cuối cùng SF, cm 411 379 111 188 
Độ lún tính toán tại t St1, cm 381 357 110 183 
Độ lún quan trắc tại t St2, cm 383 363 104 187 
Khác biệt, % 0,52 1,68 -5,54 2,19 
Độ ẩm, % 53-123 53-93 30-71 58-80 
Giới hạn chảy, % 57-128 56-65 45-77 62-90 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 59 
E
.L
. 
(m
)
Cai Mep Hiep Phuoc Hai Phong Ca Mau
 Field monitoring data Calculated by CONSOPRO
0
2
4
6
8
10
S
e
tt
le
m
e
n
t 
(c
m
)
PVD+Surcharge
Square pattern
Spacing: 120 cm
Sizing: 100x4 mm
2
0
150
300
450
PVD+Surcharge
Triangle pattern
Spacing: 150 cm
Sizing: 100x4 mm
2
PVD+Surcharge
Triangle pattern
Spacing: 110 cm
Sizing: 100x4 mm
2
0 130 260 390
PVD+Surcharge+Vacuum
Square pattern
Spacing: 100 cm
Sizing: 100x4 mm
2
E
P
W
P
 (
k
P
a)
-7.38 m-10.00 m -10.00 m
0 200 400 600
-20
0
20
40
60
0 200 400 600 800 0 80 160 240 
Hình 6. Kết quả phân tích cố kết thấm so sánh ở 4 khu vực nghiên cứu 
Để nghiên cứu mức độ tiêu tán áp lực 
nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ phát sinh trong nền đất 
yếu trong quá trình gia tải trƣớc, các đầu đo 
áp lực nƣớc lỗ rỗng dây rung đƣợc lắp đặt 
vào trong nền trƣớc khi tiến hành thi công gia 
tải ở toàn bộ các công trình nghiên cứu trừ 
khu vực Hải Phòng. Áp lực nƣớc lỗ rỗng 
thặng dƣ theo hình 6 đạt giá trị lớn nhất ngay 
cuối giai đoạn gia tải và/hoặc bơm hút chân 
không đạt cực đại và sau đó tiêu tán nhanh 
một cách đáng kể. Áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng 
dƣ tính toán dựa trên số liệu quan trắc có kể 
đến hiệu chỉnh độ lún của đầu đo theo thời 
gian. Đƣờng cong tiêu tán áp lực nƣớc lỗ 
rỗng thặng dƣ tính toán cũng tƣơng đồng tốt 
với kết quả quan trắc hiện trƣờng ở Cái Mép, 
Hiệp Phƣớc và Cà Mau. 
5. THẢO LUẬN 
Đất sét yếu Hollocene ở Việt Nam có mối 
quan hệ nén lún e-log’v theo đƣờng cong S, chỉ 
đƣợc thấy và xác định trên mẫu thí nghiệm 
nguyên dạng chất lƣợng cao thu thập bằng ống 
lấy mẫu Piston. Ngay cả khi thí nghiệm cố kết 
tốc độ biến dạng không đổi đƣợc sử dụng thì 
điều quan trọng vẫn là phải đảm bảo chất lƣợng 
mẫu thu thập tại hiện trƣờng. Hầu hết thí 
nghiệm Oedometer thực hiện trên đất sét yếu ở 
Việt Nam cho kết quả tỷ số cố kết trƣớc bé hơn 
1, điều này hầu nhƣ do nguyên nhân sử dụng 
ống mẫu hở thành mỏng Shelby đã làm cho mẫu 
không còn nguyên dạng. 
Kết quả nghiên cứu này cho thấy mối tƣơng 
đồng tốt giữa dữ liệu quan trắc hiện trƣờng so 
với kết quả tính toán bằng phƣơng pháp sai 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 60 
phân hữu hạn bằng phần mềm CONSOPRO với 
các thông số đầu vào đƣợc xác định từ thí 
nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi trên 
đất sét yếu ở Việt Nam. Tuy vậy, phƣơng pháp 
thí nghiệm này chƣa đƣợc nêu trong qui trình thí 
nghiệm chính thức ở Việt Nam và vì thế rất ít 
khi đƣợc ứng dụng vào thực tế thiết kế và xây 
dựng công trình xử lý nến đất yếu ở Việt Nam 
dẫn đến kết quả quan trắc hiện trƣờng thƣờng 
rất khác biệt với giá trị tính toán trong giai đoạn 
thiết kế về độ lún nền đất đối với nhiều công 
trình xây dựng trên nền đất yếu gây khó khăn 
trong công tác thi công công trình nhƣ xác định 
đúng giá trị cao độ hoàn thiện, chiều dày bù lún 
và ƣớc tính độ lún dƣ phục vụ trong công tác 
duy tu và vận hành công trình. 
KẾT LUẬN 
 Trầm tích yếu Hollocene ở Việt nam trong 
điều kiện tự nhiên luôn ở trạng thái cố kết trƣớc 
ngay cả khi có hệ số rỗng lớn hơn 1. 
 Áp suất tiền cố kết có đƣợc từ thí nghiệm 
cố kết tốc độ biến dạng không đổi (CRS) lớn 
hơn giá trị có đƣợc từ thí nghiệm cố kết gia tải 
từng cấp truyền thống (IL) theo hệ số 1.16 đối 
với trầm tích yếu Hollocene ở Việt Nam. Áp 
suất địa tầng quá tải (POP) của tầng trầm tích 
Hollocene ở Việt Nam dao động từ 20 kPa đến 
45 kPa trong 20 m trên cùng và từ 60 kPa đến 
85 kPa cho lớp đất bên dƣới sâu hơn 20 m. 
 Các thông số đầu vào cho bài toán cố kết 
thấm xác định dựa trên kết quả thí nghiệm cố 
kết tốc độ biến dạng không đổi theo tốc độ biến 
dạng 0.02%/phút cho kết quả tính toán bài toán 
cố kết thấm theo phƣơng pháp sai phân hữu hạn 
(FDM) trên phần mềm CONSOPRO cho kết 
quả tƣơng thích với dữ liệu quan trắc hiện 
trƣờng theo độ lún, tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng 
thặng dƣ đối với 4 khu vực công trình đang 
nghiên cứu, tƣơng đồng với kết quả công bố 
trƣớc đó của cùng nhóm tác giả (Nguyen and 
Tran (2015), Nguyen and Tran 2016, Nguyen et 
al. 2016). 
 Hệ số cố kết thấm ngang biểu kiến cho lớp 
đất trầm tích yếu Hollocene ở Việt Nam tƣơng 
đồng với dữ liệu đã đƣợc nhóm tác giả công bố 
trƣớc đó (Nguyen and Tran 2015, Nguyen and 
Tran 2016, Nguyen et al. 2016) theo mối quan 
hệ ch(OC) = 3.0cv(OC), ch(NC) = 3.0cv(NC) và 
cv(OC) = 10cv(NC) đối với 3 khu vực nghiên 
cứu đầu tiên trong khí đó ch(OC) = 1.5cv(OC) 
và ch(NC) = 1.5cv(NC) đối với khu vực 
Hải Phòng. 
LỜI CẢM ƠN 
Nhóm tác giả chân thành biết ơn và gửi lời 
cảm ơn đến Ban Quản Lý Dự Án 85 (PMU-85) 
và Ban Quản Lý Dự Án Hàng Hải 2 vì đã cho 
phép sử dụng số liệu của dự án tác giả tham gia 
trực tiếp vào nghiên cứu này ở viện Khoa Học 
Thủy Lợi Miền Nam (SIWRR). 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
Bui, T. M. (2003). Initial Evaluation of 
Consolidation Characteristics of Mekong Soft 
Clay and Their Use in Engineering Practice. 
Hanoi Engineering Geology Workshop. Ha 
Noi: 1-13. 
Byrne, P. M. and Y. Aoki (1969). "The 
strain controlled consolidation test." Soil 
Mechanics Series, The University of British 
Columbia 9: 1-25. 
Casagrande, A. (1936). The determination of 
the pre-consolidation load and its practical 
significance: Discussion D-34. The first 
international conference on soil mechanics and 
foundation engineering. Havard University, 
Cambridge. 3: 60-64. 
Crawford, C. B. (1964). "Interpretation of the 
consolidation test." Soil Mechanics and 
Foundations Division, ASCE 90(SM5): 87-102. 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 61 
Dao, T. V. T., T. N. Le and C. O. Nguyen 
(2013). A case study of braced excavation 
using steel sheet pile wall in Thi Vai soft clay. 
Geotechnics for Sustainable Development - 
Geotec Hanoi 2013. P. D. Long. Hanoi, 
Vietnam, Construction Publishing House: 
227-234. 
Korhonen, O. and M. Lojander (1997). 
Settlement estimation by using continuous 
oedometer test. Proceedings of the 14th 
ICSMFE. Hamburg, Germany. 1: 343-346. 
Leroueil, S., M. Kabbaj, F. Tavenas and R. 
Bouchard (1985). "Stress–strain–strain rate 
relation for the compressibility of sensitive 
natural clays." Géotechnique 35(2): 159-180. 
Leroueil, S., L. Samson and M. Bozozuk 
(1983a). "Laboratory and field determination of 
preconsolidation pressure at Gloucester." 
Canadian Geotechnical Journal 20: 477-490. 
Leroueil, S., F. Tavenas, L. Samson and P. 
Morin (1983b). "Preconsolidation pressure of 
Champlain clays. Part II. Laboratory 
determination." Canadian Geotechnical Journal 
20: 803-816. 
Nguyen, C. O. (2015). CONSOPRO 
Software (in DVD). Southern Institute of Water 
Resource Research. C. O. Nguyen. Vietnam, 
Vietnam Copyright Office. Version 1.0: 0-226. 
Nguyen, C. O., T. V. T. Dao and C. T. V. Ta 
(2016). Finite element analysis of a braced 
excavation in marine soft clay. Geotechnics for 
Sustainable Development-Geotec Hanoi. P. D. 
Long. Hanoi, Vietnam, Construction Publishing 
House: 441-449. 
Nguyen, C. O. and T. T. Tran (2015). 
Consolidation analysis of Vietnam soft marine 
clay by finite difference method with 
application of constant rate of strain 
consolidation test. Fifth International 
Conference on Geotechnique, Construction 
Materials and Environment. H. Zakaria. Osaka, 
Japan, The GEOMATE International Society. 5: 
271-276. 
Nguyen, C. O. and T. T. Tran (2016). 
"Application of constant rate of strain 
consolidation test in consolidation analysis with 
varied PVD length." Vietnam Geotechnical 
Journal 20(4): 33-41. 
Nguyen, C. O., T. T. Tran and T. V. T. Dao 
(2016). Finite difference analysis of a case study 
of vacuum preloading in Southern Vietnam. 
Sixth International Conference on 
Geotechnique, Construction Materials and 
Environment. H. Zakaria. Bangkok, Thailand, 
The GEOMATE International Society: 308-313. 
Smith, R. E. and H. E. Wahls (1969). 
"Consolidation under constant rate of strain." 
Soil Mechanics and Foundations Division, 
ASCE 95(SM2): 519-539. 
Takemura, J., Y. Watabe and M. Tanaka 
(2007). Characterization of alluvial deposits in 
Mekong Delta. Characterisation and 
Engineering Properties of Natural Soils, Taylor 
& Francis Group, London. 1: 1805-1829. 
TCVN4200:2012 (2012). Đất xây dựng - 
phƣơng pháp xác định tính nén lún trong phòng 
thí nghiệm, Bộ Khoa Học và Công Nghệ. 
Wissa, A. E. Z., J. T. Christian, E. H. Davis 
and S. Heiberg (1971). "Consolidation at 
Constant Rate of Strain." Soil Mechanics and 
Foundations Division, ASCE 97(SM10): 1393-
1413. 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 62 
Người phản biện: GS, TS. NGUYỄN VĂN THƠ