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[.]

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 đất yếu thiết bị thoát nước thẳng đứng thực dựa mơ tốn cố kết thấm theo phương pháp phần tử hữu hạn theo sơ đồ tốn phẳng, hệ số thấm tương đương theo phương đứng tính từ độ cố kết trung bình điều kiện cố kết trục (Chai nnk, 2001) Ảnh hưởng tham số chiều sâu, khoảng cách bấc thấm, hệ số thấm ngang, độ xáo trộn hệ số thấm vùng xáo trộn tốc độ cố kết có ý nghĩa áp dụng cơng trình đường cao tốc Cầu Giẽ- Ninh Bình Kết mơ cho thấy tốc độ cố kết tăng chiều sâu bấc thấm tăng, khoảng cách bấc thấm giảm, hệ số thấm ngang lớn, độ xáo trộn giảm, hệ số thấm vùng xáo trộn lớn Tuy nhiên, chiều sâu bấc lớn 15m ảnh hưởng nói khơng lớn; Ảnh hưởng rõ nét đất có hệ số thấm ngang lớn so với hệ số thấm theo phương đứng I ĐẶT VẤN ĐỀ Khi thi công cơng trình đất yếu cần phải giải toán cố kết Trong khoảng thời gian 20 năm trở lại đây, loại bấc thấm chế tạo sẵn (PVD) thay giải pháp giếng cát phát triển rộng rãi ưu điểm trội sản phẩm chế tạo sẵn với khối lượng lớn; thi cơng giới nhanh; thoát nước lỗ rỗng tốt hơn; giá thành rẻ giá thành giếng cát Nghiên cứu giải pháp xử lý thiết bị thoát nước thẳng đứng vấn đề phức tạp hiệu làm việc bấc thấm phụ thuộc nhiều tham số có liên quan đến q trình thiết kế, thi cơng Tuy nhiên, nghiên cứu có ý nghĩa quan trọng lựa chọn tham số thiết kế tối ưu II KHÁI QUÁT VỀ THIẾT BỊ THOÁT NƯỚC THẲNG ĐỨNG Thiết bị nước thẳng đứng, ví dụ bấc thấm, thường có bề rộng khoảng 1020cm, bề dày từ 35mm (Hình 1) Lõi bấc thấm băng chất dẻo có nhiều rãnh nhỏ để nước mao dẫn đưa lên cao đỡ vỏ bọc áp lực lớn Vỏ bấc thấm lớp vải địa kỹ thuật, lớp vải chế tạo Polyeste không dệt hay giấy vật liệu tổng hợp Nó hàng rào 28 vật lý phân cách lòng dẫn dòng chảy với đất bao quanh, lọc hạn chế cát hạt mịn vào lõi làm tắc thiết bị Đường kính tương đương bấc thấm có dạng dải băng mỏng, dw, xem đường kính bấc thấm hình trịn có lực nước hướng tâm lý thuyết bấc thấm hình dải băng mỏng có chiều rộng a chiều dầy b (Hình 1) Hình cho thấy số cơng thức tính dw số tác giả khác Có thể thấy thời gian cố kết hàm số bình phương đường kính ảnh hưởng hình trụ đất nước, De Khi bố trí bấc thấm theo mạng hình vng, De = 1,13S; bố trí theo mạng hình tam giác đều, De = 1,05S, S khoảng cách tim bấc thấm (Hình 2) Do q trình thi cơng bấc thấm, vùng đất xung quanh bấc thấm bị xáo trộn Đường kính vùng bị xáo trộn, ds, tính sau: ds = (2,5  3)d m (Jamiolkowski nnk, 1991) ds = 2dm (Holtz Holm, 1973; Akagi, 1977) ds = (1,5-3,0)dw (Hansbo, 1981, 1997) Trong đó, dm đường kính vịng trịn có diện tích diện tích mặt cắt ngang cần xuyên cắm bấc thấm Mặt cắt ngang dạng băng Lõi Polypropylene dw=0,5(a+b) Rixner nnk (1986) dw=0,5a+0,7b Long Covo (1994) Vải lọc địa kỹ thuật dw=2(a+b)/π Hansbo (1979) Lưới đường dòng giả thiết Pradhan nnk (1993) Mặt cắt ngang tròn tuơng đương De Hình Đường kính tương đương bấc thấm ( Indraratna nnk, 2005) III BÀI TOÁN CỐ KẾT BẤC THẤM Đối với bấc thấm đơn, nước hồn tồn, độ cố kết trung bình U kết hợp độ cố kết theo phương ngang, U h độ cố kết theo phương đứng, U v (Carrillo, 1942): (1) U =1- (1- U h )(1- U v ) Barron (1948) Hansbo (1981) xét ảnh hưởng độ xáo trộn sức cản bấc thấm đến lời giải toán cố kết bấc đơn (Hình 3), độ cố kết theo phương ngang tính sau:   8Th   (2) U h   exp    Trong Th nhân tố thời gian: C t Th = h ; De Ch hệ số cố kết theo phương ngang; D  k   d  2 k h   ln  e    h  1 ln  s    l qw  d w   ks   dw  Trong đó, kv, kh ks hệ số thấm đất theo phương đứng, phương ngang vùng bị xáo trộn; qw lưu lượng đơn vị thoát nước bấc thấm (khi gradient 1) l chiều dài tính tốn bấc thấm Cách xác định chiều dài tính tốn l thể Hình Trong thực tế, để giảm khối lượng tính tốn, người ta thường phân tích tốn cố kết xử lý bấc thấm theo sơ đồ toán phẳng Khi áp dụng toán phẳng, để đạt tương đương độ cố kết trung bình theo sơ đồ phẳng với sơ đồ khơng gian, cần thay đổi điều kiện hình học, ví dụ thay đổi khoảng cách bấc thấm giữ nguyên hệ số thấm; thay đổi e e De=1.05S De=1.13S Hình Đường kính ảnh hưởng bấc thấm theo cách bố trí lưới bấc thấm hình tam giác hình vng e e vật nước mặt Hình Sơ đồ tốn bấc thấm đơn (Hansbo, 2005) 29 Hệ số thấm giữ nguyên khoảng cách bấc thấm; thay đổi hai (Hird nnk, 1992; Indraratna Redana, 1997) Hình Xác định chiều dài tính tốn bấc thấm điều kiện nước Một cách đơn giản khác mơ làm việc bấc thấm đề xuất Chai nnk (2001) Theo đó, bấc thấm làm tăng tính thấm đất theo phương đứng nên hợp lý đề xuất giá trị hệ số thấm theo phương đứng mà xấp xỉ cho hai ảnh hưởng thoát nước theo phương đứng nước ngang đất phía bấc thấm Có thể tính hệ số thấm tương đương theo phương đứng (kve) từ giá trị độ cố kết trung bình tương đương điều kiện cố kết hướng  2,5l k h  (3) k ve  1  k v De2 k v   IV MƠ PHỎNG BÀI TỐN XỬ LÝ NỀN BẰNG BẤC THẤM CHO CƠNG TRÌNH THỰC TẾ 4.1 Giới thiệu cơng trình Đường cao tốc Cầu Giẽ - Ninh Bình có chiều dài 56 km Mặt cắt ngang cho xe, bề rộng mặt đường 22m, đường có dải phân cách giữa, dải dừng xe khẩn cấp, dải an toàn lề đường trồng cỏ Nghiên cứu mô toán cố kết đường đuợc tiến hành đoạn Km232+00238+00, đường đắp lớp đất sét yếu (lớp 2), trạng thái dẻo đến dẻo chảy 30 4.2 Mơ tốn Mặt cắt tính tốn thể Hình Vì tốn đối xứng nên xét nửa toán với nửa chiều rộng đỉnh 14m, chiều cao 4m, hệ số mái đắp m=2.0 Đất đắp cát đất mơ theo mơ hình Mohr-Coulomb với giá trị thơng số mơ hình thể Bảng Chú ý khơng có số liệu thí nghiệm hệ số thấm lớp đất theo phương ngang kh nên giả thiết kh =2kv, kv hệ số thấm đất theo phương đứng Chú ý phạm vi cắm bấc thấm (lớp số 2), hệ số thấm đất theo phương đứng tính đổi theo cơng thức (3), hệ số thấm ngang giả thiết không đổi Một lớp vải địa kỹ thuật gia cường bố trí phía lớp cát san để tăng ổn định tổng thể cho mái đắp (Hình 5) Bấc thấm xử lý bố trí theo mạng lưới tam giác 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 tốn cố kết thấm thực theo phương pháp phần tử hữu hạn, sơ đồ toán phẳng, sử dụng phần mềm Plaxis, Version 8.2 (Brinkgreve, 2002) Lưới phần tử hữu hạn bao gồm phần tử tam giác 15 điểm nút Bấc thấm mô phần tử “Drain” thoát nước tự Vải địa kỹ thuật mơ phần tử Geogrid có EA=2500 kN/m Mực nước ngầm lấy ngang cao trình mặt đất tự nhiên Ảnh hưởng sức cản bấc thấm không xem xét nghiên cứu Hai toán phân tích thi cơng đường đắp thiên nhiên (không xử lý) xử lý bấc thấm Hình mơ tả chi tiết giai đoạn đắp hai tốn nói Chú ý trường hợp đắp thiên nhiên, thời gian chờ cố kết phải dài 730 ngày trước đắp từ cao trình +3,0m lên đến đỉnh (+4,0m) Hình Mơ tốn cho trường hợp: đường đắp không xử lý xử lý PVD Bảng Các giá trị thơng số mơ hình Mohr-Coulomb đất đắp đất Lớp đất Đất đắp Lớp Lớp 6a Lớp 6b w bh (kN/m3) (kN/m3) 17,0 19,5 17,5 17,61 18,0 19,25 16,5 19,0 kh (m/ngày) 1,0 4.10-4 4,49.10-2 0,173 kv (m/ngày) 1,0 2.10-4 2,24.10-2 0,086 4.3 Kết tính tốn Kết tính tốn giai đoạn đắp cuối (GĐ7, khối đắp đạt chiều cao 4m) thể Hình đến 11 Tại giai đoạn này, độ lún tính tốn đạt giá trị lớn 1,28m (Hình 7) áp lực nước lỗ rỗng dư đạt giá trị 5,77 kN/m2 (Hình 8) So sánh kết tính áp lực nước lỗ rỗng dư tính lún trường hợp khơng xử lý xử lý bấc thấm thể Hình 10 Hình cho thấy giá trị áp lực nước lỗ rỗng dư lớn PPmax giai đoạn đắp khác Có thể thấy ảnh hưởng bấc thấm mà áp lực nước lỗ rỗng dư bị tiêu E (kN/m2) 10000,0 1526,2 1951,0 7000,0 c (kN/m2) 1,0 6,4 6,9 1,0    (độ) (độ) 30,0 0,30 7,95 0,35 13,45 0,25 27,0 0,30 tan đáng kể Hình 10 so sánh kết tính lún hai điểm đường tim đường hai trường hợp nói trên, điểm B (0, 45) bề mặt lớp đất yếu số điểm C (0,33,75) lớp đất yếu số (xem Hình 5) Hình 10 cho thấy bấc thấm rút ngắn đáng kể thời gian cố kết tiêu tán nhanh áp lực nước lỗ rỗng dư Hình 11 cho thấy hệ số an tồn ổn định trượt mái đắp, tính theo phương pháp giảm cường độ chống cắt, tăng lên đáng kể trường hợp xử lý bấc thấm kết hợp sử dụng lớp vải địa kỹ thuật phía gia cố mái đắp 31 Hình Sơ đồ giai đoạn thi công đắp đường thiên nhiên xử lý bấc thấm Hình Đường đẳng chuyển vị đứng đắp đến cao trình thiết kế (Trường hợp xử lý nền) đất yếu phụ thuộc nhiều yếu tố như: sơ đồ bố trí (tam giác, hình vng), chiều sâu, khoảng cách cắm bấc Các yếu tố ảnh hưởng trực tiếp đến độ cố kết đất nền, độ lún ổn định nền, thời gian thi công Nghiên cứu tham số giúp lựa chọn thông số thiết kế bấc thấm hiệu qủa, từ đưa phương án thiết kế tối ưu Đặc biệt, việc nghiên cứu tham số có ý nghĩa lớn số liệu thí nghiệm không đầy đủ Dưới xem xét ảnh hưởng tham số chiều sâu bấc thấm, khoảng cách bấc thấm, hệ số thấm ngang, độ xáo trộn, hệ số thấm vùng xáo trộn đến độ lún áp lực nước lỗ rỗng 45 Kh«ng xư lý nÒn PPmax=41.393 kPa 40 35 PPmax (kPa) 30 25 20 15 Hình Đường đẳng áp lực nước lỗ rỗng dư đắp đến cao trình thiết kế (Trường hợp xử lý nền) 10 0 V NGHIÊN CỨU THAM SỐ Thiết kế tối ưu hệ thống bấc thấm xử lý 32 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 Thêi gian (ngµy) 5.1 Ảnh hưởng chiều sâu bấc thấm Phân tích ảnh hưởng chiều sâu bấc thấm độ cố kết, độ lún thực cách xét thay đổi chiều sâu bấc thấm, H=5, 7, 10, 15, 20, 25m thông số khác không thay đổi (dw=0,052m, kh/ks=5, kh/kv=2, ds/dw=2) Hình 12 cho thấy độ lún tăng chiều sâu bấc thấm tăng Hình 13 cho thấy áp lực nước lỗ rỗng dư lớn giảm chiều sâu bấc thấm tăng 12 Xư lý nỊn PPmax=11.393 kPa 10 PPmax (kPa) 0 50 100 150 200 250 300 Thêi gian (ngµy) 0.0 Hình So sánh áp lực nước lỗ rỗng dư lớn trường hợp khơng xử lý có xử lý -0.2 -0.3 0.0 Ch­a xư lý nỊn Xư lý nỊn B (0,45) C(0,3.75) §é lón (m) -0.2 B(0,45) C(0,33.75) -0.4 §é lón (m) Độ lún điểm C (0,33.75) dw=0.052m, kh/ks=5, kh/kv=2, S=1.2m -0.1 Chú ý: Điểm B đỉnh lớp đất yếu số Điểm C lớp đất yếu sè -0.6 H=5m H=7m H=10m H=15m H=20m H=25m -0.4 -0.5 -0.6 -0.7 -0.8 -0.8 -1.0 -0.9 -1.2 -1.0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 -1.4 Thêi gian (ngµy) -1.6 2000 4000 6000 8000 Hình 12 Ảnh hưởng chiều sâu bấc thấm độ lún Thêi gian (ngµy) Hình 10 So sánh độ lún theo thời gian trường hợp khơng xử lý có xử lý 30 1.5 dw=0.052m, kh/ks=5, kh/kv=2, 25 ds/dw=2, S=1.2m PPmax (kPa) HÖ số an toàn ổn định FS FS=1.45 1.4 Không xử lý Có xử lý gia cường mái ®¾p 1.3 20 H=5m H=7m H=10m H=15m H=20m H=25m 15 10 1.2 1.1 FS=1.12 1.0 5000 10000 15000 20000 100 200 300 400 500 Thêi gian (ngµy) U (m) Hình 11 So sánh hệ số ổn định mái trường hợp khơng xử lý có xử lý Hình 13 Ảnh hưởng chiều sâu bấc thấm áp lực nước lỗ rỗng dư ln nht 33 0.0 Độ lún điẻm C (0,33.75) dw=0.052m, kh/ks=5, kh/kv=2, ds/dw=2, H=15m -0.1 -0.2 S=1.0m S=1.5m S=2.0m §é lón (m) -0.3 -0.4 thay đổi giá trị hệ số thấm ngang, kh=2kv, 5kv, 10kv giữ nguyên thông số khác Kết mô cho thấy đất có hệ số thấm ngang lớn áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu tán nhanh (Hình 16) 5.4 Ảnh hưởng độ xáo trộn 12 dw=0.052m, k h/ks=5, ds/dw=2, H=15m, S=1.2m 10 kh=2kv PPmax (kPa) 5.2 Ảnh hưởng khoảng cách bấc thấm Ảnh hưởng khoảng cách bấc thấm độ lún phân tích cách thay đổi khoảng cách bấc thấm, S=1; 1,5; 2m giữ nguyên thông số khác (dw=0,052m, kh/ks=5, kh/kv=2, ds/dw=2) Kết tính tốn Hình 14 15 cho thấy khoảng cách bấc thấm giảm độ lún tăng không đáng kể, nhiên, áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu tán nhanh -0.5 kh=5kv kh=10k v -0.6 -0.7 50 -0.8 100 150 200 250 300 Thêi gian (ngµy) -0.9 -1.0 50 100 150 200 250 Thêi gian (ngµy) Hình 16 Ảnh hưởng hệ số thấm ngang áp lực nước lỗ rỗng dư lớn Hình 14 Ảnh hưởng khoảng cách bấc thấm độ lún 14 dw=0.052m, kh/ks=5, kh/kv=2, H=15m, S=1.2m 12 14 12 ds/dw=2, H=15m PPmax(kPa) 10 S=1m S=1.5m S=2m ds=dw ds=2dw ds=3dw ds=5dw ds=7dw ds=10dw 10 PPmax (kPa) dw=0.052m, kh/ks=5, kh/kv=2, 4 50 100 150 200 250 300 Thêi gian (ngµy) 0 50 100 150 200 250 300 350 Thêi gian (ngµy) Hình 15 Ảnh hưởng khoảng cách bấc thấm áp lực nước lỗ rỗng dư lớn 5.3 Ảnh hưởng hệ số thấm ngang Ảnh hưởng hệ số thấm ngang kh độ lún phân tích cách 34 Hình 17 Ảnh hưởng độ xáo trộn thi công áp lực nước lỗ rỗng dư lớn Ảnh hưởng xáo trộn thi công bấc thấm độ lún áp lực nước lỗ rỗng dư xét với giá trị độ xáo trộn ds/dw=2; 3; 5; 7; 10 giữ không đổi giá trị khác, so sánh với trường hợp không xáo trộn 5.5 Ảnh hưởng hệ số thấm vùng xáo trộn Ảnh hưởng hệ số thấm vùng xáo trộn độ lún áp lực nước lỗ rỗng dư xét với giá trị kh/ks=2; 3; 5; 7; 10 khơng thay đổi thơng số khác Hình 18 cho thấy kh/ks lớn, tức hệ số thấm vùng xáo trộn nhỏ áp lực nước lỗ rỗng dư lớn VI KẾT LUẬN Phương pháp xử lý thiết bị thoát nước thẳng đứng kết hợp vải địa kỹ thuật gia cố mái đắp làm tăng tốc độ lún, tăng ổn định tổng thể đẩy nhanh tiến độ xây dựng Nghiên cứu toán thực tế xử lý đất yếu bấc thấm cơng trình đường cao tốc Cầu Giẽ-Ninh Bình, đoạn Km232+00238+00, phương pháp phần tử hữu hạn cho thấy ảnh hưởng rõ rệt bấc thấm đến tốc độ cố kết (Nguyễn Hồng Trường, 2010) Nghiên cứu ảnh hưởng riêng rẽ tham số 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; 10kv), độ xáo trộn (ds/dw=2; 3; 5; 7; 10) hệ số thấm vùng xáo trộn (kh/ks=2; 3; 5; 7; 10) cơng trình nói cho thấy: Khi chiều sâu bấc thấm tăng, tốc độ cố kết tăng Tuy nhiên, chiều sâu bấc lớn 15m tốc độ cố kết tăng không lớn Khi chiều sâu bấc thấm nhỏ 15m, ảnh hưởng việc giảm khoảng cách bấc thấm đến tăng tốc độ cố kết đáng kể Đất có hệ số thấm ngang lớn tốc độ cố kết nhanh Độ xáo trộn việc thi công bấc thấm làm tăng áp lực nước lỗ rỗng dư Hệ số thấm vùng xáo trộn lớn làm tiêu tán nhanh áp lực nước lỗ rỗng dư Ảnh hưởng rõ nét đất có hệ số thấm ngang lớn so với hệ số thấm đứng Các kết mô nghiên cứu cần so sánh với kết đo đạc trường để kiểm chứng tính xác của kết phân tích 14 dw=0.052m, ds/dw=2, kh/kv=2, H=15m, S=1.2m 12 kh=2ks 10 PPmax (kPa) (ds/dw=1) Hình 17 cho thấy độ xáo trộn nhỏ áp lực nước lỗ rỗng có trị số nhỏ tiêu tán nhanh Các kết tính áp lực nước lỗ rỗng dư trường hợp xáo trộn cho thấy giá trị lớn giá trị tương ứng trường hợp không xáo trộn kh=3ks kh=5ks kh=7ks kh=10ks 0 50 100 150 200 250 300 Thêi gian (ngµy) Hình 18 Ảnh hưởng hệ số thấm vùng xáo trộn áp lực nước lỗ rỗng dư lớn 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 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 35 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 đất yếu 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 36 ... pháp xử lý thiết bị thoát nước thẳng đứng kết hợp vải địa kỹ thuật gia cố mái đắp làm tăng tốc độ lún, tăng ổn định tổng thể đẩy nhanh tiến độ xây dựng Nghiên cứu toán thực tế xử lý đất yếu bấc... Geotech Eng., ASCE, 123(5), pp.474 - 478 Nguyễn Hồng Trường (2010) Nghiên cứu giải pháp xử lý đất yếu thiết bị thoát nước thẳng đứng, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Đại học Thủy lợi Abstract: STUDY... lực nước lỗ rỗng 45 Kh«ng xư lý nÒn PPmax=41.393 kPa 40 35 PPmax (kPa) 30 25 20 15 Hình Đường đẳng áp lực nước lỗ rỗng dư đắp đến cao trình thiết kế (Trường hợp xử lý nền) 10 0 V NGHIÊN CỨU THAM