Đánh giá chất lượng soilcrete hiện trường tạo bởi Jet Grouting ở Đồng Tháp

ĐÁNH GIÁ CHẤT LƯỢNG SOILCRETE HIỆN TRƯỜNG
TẠO BỞI JET GROUTING Ở ĐỒNG THÁP
LÝ DUYÊN HỒNG NHUNG,
TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG*

Quality assessment of field soilcrete created by Jet Grouting in Dong
Thap province Vietnam
Abstract: Jet Grouting was initially applied to treat differential settlement
of bridge abutments in Dong Thap province Vietnam. Key advantages of
Jet Grouting are to preserve the existing highway pavement, to maintain
traffic during construction, and to work in limit space. The two bridges
were chosen in Dong Thap province for field experiments. The 36 soilcrete
columns were created using Jet Grouting to reinforce the bridge
abutments. The several bored core samples were taken at the field to
evaluate quality of field soilcrete formed by the single Jet Grouting system
at 28 days or more after construction. The core samples were used to make
specimens for unconfined compressive strength (UCS) tests in laboratory.
The UCS tests provided unconfined compressive strength, secant modulus
of elasticity, and strain at failure. The results recommend that (1) average
diameter of soilcrete columns was around 0.9 to 1.5 m meeting the
designed diameter; (2) unconfined compressive strength varied from 0.6 to
2 MPa which is higher the designed strength of 0.5 MPa; (3) Secant
modulus of elasticity was about 54-313 times of unconfined compressive
strength; (4) Strain at failure was less than 2% agreeing well the
published data and the typical failure strain of soilcrete material.
Keywords: Jet Grouting; soilcrete; unconfined compressive strength;
secant modulus of elasticity; soft ground improvement
1. GIỚI THIỆU CHUNG *
Jet Grouting (JG) là công nghệ gia cố nền
dùng tia vữa áp lực cao cắt, xói, và trộn với đất
tại chỗ tạo ra sản phẩm xi măng-đất (hay

soilcrete) có đặc tính tốt hơn đất tự nhiên và
được ứng dụng rộng rãi trong gia cố nền móng
công trình [1, 2, 3]. Tại Việt Nam, lún đường
vào cầu trong quá trình khai thác đã được tác
giả Trần Nguyễn Hoàng Hùng và Quách Hồng
Chương đề xuất giải pháp khắc phục bằng JG
[4, 5]. Sau hai lần thử nghiệm tại thành phố Hồ
*

Khoa kỹ thuật xây dựng,
Đại học Bách khoa TP. Hồ Chí Minh
Email:

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019

Chí Minh [6], nhóm nghiên cứu đã ứng dụng
JG lần đầu tiên tại Đồng Tháp để giảm lún
đường vào cầu Vàm Đinh (VĐ) và cầu Tám
Bang (TB).
Một trong những khó khăn của JG là dự đoán
đặc tính cơ học và hình dạng soilcrete [7]. Các
cọc đại trà có cùng thông số vận hành và thi
công tương tự cọc thử. Vì vậy, việc đánh giá
chất lượng sau khi thi công cọc đại trà được tiến
hành thông qua đánh giá chất lượng cọc thử và
quan trắc độ lún sau thi công nhằm tránh phá dỡ
các lớp kết cấu bên trên đầu cọc đại trà.
Nghiên cứu này nhằm đánh giá chất lượng
cọc soilcrete hiện trường tạo bởi JG phun đơn.
27

Chất lượng của soilcrete thể hiện qua đường
kính cọc, hàm lượng xi măng, cường độ nén nở
hông tự do, mô đun đàn hồi cát tuyến, và biến
dạng lúc phá hoại. Các thông số chất lượng xác
định bằng công tác đào lộ đầu cọc ở hiện trường
và thí nghiệm nén nở hông tự do trong phòng
các mẫu soilcrete từ khoan lõi cọc thử.
Thử nghiệm hiện trường đã hoàn thành tại
cầu TB và cầu VĐ với 36 cọc soilcrete. Hai cọc
thử đạt đường kính trung bình 0.9-1.5 m, cường
độ nén nở hông tự do qu từ 0.6-2.2 MPa, mô đun
đàn hồi cát tuyến cao gấp 54-313 lần cường độ
qu, và biến dạng lúc phá hoại dưới 2%. Chất
lượng soilcrete và các sự cố ở lần thử nghiệm
này giúp hoàn thiện thông số vận hành JG.
2. THỬ NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG
2.1. Vị trí thử nghiệm

Hai cọc thử VĐ và TB được thi công lần lượt
tại bên ngoài và kề đường dẫn vào cầu VĐ và
cầu TB, thuộc tỉnh lộ ĐT 852, huyện Lấp Vò,
tỉnh Đồng Tháp (Hình 1). Các cọc đại trà được
thi công trên đoạn 10 m sau mố. Thông số địa
chất tại vị trí thử nghiệm được thể hiện ở bảng 1:

Hình 1. Vị trí thử nghiệm JG (Google Maps)

Bảng 1. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất tại vị trí thử nghiệm (LAS-XD 475)

Vàm Đinh

Tám Bang

Lớp 1

Lớp 2

Lớp 1

Lớp 2

Sét màu nâu
đỏ, nâu vàng

Bùn sét màu
nâu đen

Bùn sét màu
nâu đen

Bùn sét lẫn cát mịn
màu nâu đen

Chiều dày, H (m)

3.6

13.8

10

12

Độ ẩm, w (%)

34.1

55.8

53.1

46.7

Trọng lượng riêng tự nhiên, γw (kN/m3)

18.24

16.22

16.46

16.79

Giới hạn chảy, PL (%)

42.1

48.7

50.6

52.4

Giới hạn dẻo, PI (%)

18.2

21.1

20

17.8

Mô đun biến dạng, E (kN/m2)

3105

1539

1659

1852

117.91

59.61

56.06

70.54

-

7.78

6.81

7.55

92.8

94.3

96.3

84.1

-

5.07

6.13

3.02

Mô tả

Cường độ nén nở hông tự do, qu (kN/m2)
Độ pH

Hàm lượng bụi và sét, (%)
Hàm lượng hữu cơ, (%)

2.2. Vật liệu và thiết bị thi công
Vật liệu gồm xi măng PCB40 An Giang
(TCVN 6260: 2009) và nước sạch (TCVN 4506:
2012) được trộn theo tỉ lệ nước:xi măng (w:c) là
28

1.5. Thiết bị thi công là giàn khoan JG phun đơn
SI-30S cũ của YBM Nhật Bản đã được nhóm
nghiên cứu cải tiến [6] và các thiết bị đi kèm
như Hình 2.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019


Hình 2. Giàn khoan Jet Grouting SI-30S
(a), máy phát điện (b), bồn trộn vữa
(c), đồng hồ đo áp lực bơm
(d), bảng điều khiển
(e) và phiếu in kết quả (f)
2.3. Trình tự thi công
Cọc thử VĐ và TB đều được lắp ống dẫn
vữa có đường kính 120 mm từ đầu cọc lên mặt
đất để dẫn dòng bùn thải thoát lên trên. Cọc
thử VĐ được phụt vữa từ độ sâu -1.5 m đến 11.5 m kết hợp xoay và hạ cần từ trên xuống
dưới theo từng nấc để tạo cọc. Để giảm năng
lượng cắt xói, cọc thử TB được thi công cắt
xói đất trước bằng tia nước sau đó phụt vữa
kết hợp xoay cần từ độ sâu -13 m lên độ sâu 1 m theo từng nấc. Cọc đại trà VĐ và TB

được thi công với quy trình tương tự như cọc
thử TB.
2.4. Đánh giá chất lượng
Chất lượng hai cọc thử VĐ và TB được xác
định thông qua công tác đào lộ đầu cọc, khoan
lõi lấy mẫu cọc thử và xác định hàm lượng xi
măng trong cọc thử tại hiện trường. Việc khoan
lõi lấy mẫu được thực hiện bằng máy khoan
mẫu hai lòng để hạn chế làm vỡ mẫu [8, 9, 10].
Lõi khoan cọc thử được gia công thành các mẫu
hình trụ tròn có chiều cao xấp xỉ 2 lần đường
kính (140 x 70 mm) để thí nghiệm nén nở hông
tự do UCS [11, 12], những mẫu có chiều cao
ngắn hoặc dài hơn 140 mm được điều chỉnh kết
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019

quả theo ASTM C42/C42M. Mẫu sau khi gia
công được thí nghiệm nén UCS để xác định
cường độ và biến dạng bằng máy nén ba trục
TSZ30-2.0.
Việc xác định hàm lượng xi măng còn lại
trong cọc JG là cần thiết vì lượng vữa bơm
vào cọc bị trồi ngược lên mặt đất qua vách
hố khoan hoặc có thể theo các khe nứt trong
đất. Hàm lượng xi măng của soilcrete được
định nghĩa là tỉ số giữa khối lượng xi măng
khô tính bằng kg trên thể tích đất được gia
cố tính bằng m3 , đơn vị là kg/m3 [13, 14, 15]
và được xác định tại hiện trường theo công
thức (1):

Ac 

mc
Vsoilcrete Vg

(1)

trong đó: Ac - hàm lượng xi măng trong cọc
soilcrete (kg/m3); mc - khối lượng xi măng sử
dụng (kg); Vsoilcrete - thể tích cọc soilcrete, tính
như thể tích hình trụ tròn (m3); Vg - thể tích bùn
dư thu được (m3).
3. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN
3.1. Cọc thử Vàm Đinh
3.1.1. Quá trình thi công
Cọc thử VĐ đã được thi công với chiều dài
10 m có các thông số vận hành được thể hiện ở
Bảng 2. Bùn dư trồi ngược qua vách hố khoan
nhiều hơn dự kiến nên không xác định được thể
tích bùn dư chính xác. Hiện tượng nứt nền xảy
ra tại vị trí cách lỗ khoan 1 m làm bùn dư trồi
lên mặt đất qua khe nứt, có thể là do quy trình
thi công từ trên xuống. Ở những mét đầu tiên,
dòng bùn thải được duy trì, nhưng càng xuống
sâu, vách hố khoan bị hỗn hợp vữa và đất bên
trên lấp đầy, kết hợp với áp suất vữa phụt vào
lòng đất lớn nên gây nứt nền. Thời gian thi công
kéo dài lên 5 giờ vì chỉ có 2 bồn trộn nên không
thể cung cấp vữa liên tục.

29


Bảng 2. Thông số vận hành cọc JG
Thông số vận hành
Chiều dài cọc (m)
Ống vách dẫn vữa dài 1.5 m
Số vòi phun (vòi 2.5 mm)
Tỉ lệ nước/xi măng (w/c)
Áp lực phun (MPa)
Tốc độ xoay cần (vòng/phút)
Tốc độ nhảy bậc (vòng/bậc)
Độ dài nhảy bậc (cm/bậc)

Cọc thử VĐ
10
Φ114 mm
2
1/0.7
20-25
5-6
6
5

3.1.2. Chất lượng cọc
a. Đào lộ đầu cọc và khoan lõi lấy mẫu
Kết quả đào lộ đầu cọc ở độ sâu -1.5 m từ
mặt đất xuống cho thấy cọc có đường kính 1.21.5 m (Hình 3a). Đường kính lần này lớn hơn
đường kính cọc thử trước đây tại kênh Nhiêu
Lộc – Thị Nghè [6] trong lớp đất sét, có thể vì ở

lần thử nghiệm này sử dụng đầu phun vữa có
đường kính lớn hơn (2.5 mm). Đầu cọc có hình
dạng không tròn đều, có thể do áp lực phun vữa
dao động từ 20-25 MPa.
Cọc được khoan lấy lõi tại 4 vị trí như Hình
3b: LK1 tại tim cọc thu được mẫu đất có mùi xi

Cọc đại trà
VĐ
7-9
2
1/0.7
20
6
1
5

Cọc thử TB
12
Φ150 mm
2
1/0.7
20
6
2
10

Cọc đại trà
TB
8-10

2
1/0.7
20
6
2
10

măng ở trạng thái mềm; LK3 cách tim 0.4 m thu
được mẫu soilcrete không nguyên dạng và chỉ
gia công được 1 mẫu ở độ sâu 9.5÷10.5 m; LK2
cách tim 0.3 m và LK4 cách tim 0.6 m chỉ thu
được mẫu nguyên dạng ở độ sâu 1.5÷3.5, các
mẫu bên dưới là đất có mùi xi măng mềm. Các
mẫu soilcrete thu được không nguyên dạng vì
công tác khoan lấy lõi chưa tốt. Hiện tượng nứt
nền gây thất thoát vữa và quy trình thi công từ
trên xuống có thể là nguyên nhân khiến LK1,
LK2 và LK4 không thu được mẫu soilcrete tại
một vài độ sâu.

(a) Đầu cọc ở độ sâu 1.5 m
(b) Vị trí khoan lõi và phác họa đầu cọc
Hình 3. Cọc thử VĐ
b. Cường độ nén nở hông tự do
Cường độ nén nở hông tự do qu của soilcrete
ở 114 ngày tuổi đạt từ 1.7-2.2 MPa trong đất sét,
30

đạt 1.6 MPa trong đất bùn sét phù hợp [1, 16]
(Hình 4). Cường độ qu của đất nguyên thổ được

cải thiện 14-19 lần trong lớp sét (qu = 0.12 MPa)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019


và 18 lần trong lớp bùn sét (qu = 0.06 MPa) cho
thấy khả năng gia cố đất yếu của soilcrete [3].
Cường độ qu tại lần thử nghiệm này thấp hơn
lần thử nghiệm ở Quận 9 [6]. Cả hai lần thử
nghiệm đều sử dụng tỉ lệ w:c = 1.5 và tốc độ
xoay cần là 120 vòng trên 1 mét dài cọc trong
thời gian 20 phút. Cọc thử VĐ có số vòi phun
nhiều hơn và có ngày tuổi soilcrete cao hơn
cũng như có qu đất nguyên thổ cao hơn so với
lần thử nghiệm ở Quận 9. Cường độ qu ở cọc
thử VĐ cho thấy quy trình thi công từ trên
xuống chưa phù hợp vì lượng bùn dư trồi ngược
khá nhiều và làm lượng xi măng trong cọc bị
giảm đi, dẫn đến cường độ qu cũng giảm theo.
Cường độ qu của soilcrete trong lớp sét cao
hơn qu trong lớp bùn sét. Tại cọc thử VĐ, lớp
sét có cường độ cũng như độ pH cao hơn và
hàm lượng hữu cơ thấp hơn lớp bùn sét (Bảng
1). Cường độ soilcrete đạt được là hợp lý, phù
hợp với các nghiên cứu [17, 18, 19].

Hình 5. Quan hệ giữa qu và E50 cọc thử VĐ
d. Biến dạng lúc phá hoại εf
Biến dạng lúc phá hoại εf của soilcrete đạt từ
0.6%-1.8% (Hình 6). Số mẫu đủ tiêu chuẩn để
thí nghiệm UCS là khá ít nên không thể đánh

giá chất lượng toàn bộ cọc. Đa số các mẫu ở độ
sâu khác nhau đều có εf nhỏ hơn 2%, cho thấy
soilcrete là vật liệu có biến dạng nhỏ và phù hợp
các nghiên cứu [20, 21, 22].

Hình 4. Cường độ qu tại các độ sâu cọc thử VĐ
Hình 6. Quan hệ giữa qu và εf cọc thử VĐ
c. Môđun đàn hồi cát tuyến E50
Môđun đàn hồi cát tuyến E50 của soilcrete đạt
từ 127.2-389.5 MPa và tỉ số E50/qu = 57-231
(Hình 5) phù hợp [20]. Tỉ số E50/qu giúp ước
lượng giá trị E50 cho mục đích thiết kế. Giá trị
E50 càng cao cho thấy vật liệu có cường độ cao
và biến dạng nhỏ.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019

3.2. Cọc thử Tám Bang
3.2.1. Quá trình thi công
Cọc thử TB đã hoàn thành với chiều dài 12 m
có thông số vận hành được trình bày ở Bảng 2.
Dòng bùn thải chỉ duy trì liên tục từ độ sâu -6 m
trở lên trên. Sự cố nứt nền xảy ra tại vị trí cách
31


tim cọc 2 m làm vữa trồi lên mặt đất theo khe
nứt. Hiện tượng nứt nền đã gặp ở các lần thử
nghiệm trước đây [6] và kể cả cọc thử VĐ
nhưng vẫn chưa khắc phục được vì dòng bùn
thải không được duy trì liên tục làm cho áp suất

hỗn hợp vữa trong lòng đất quá lớn. Như vậy,
để tránh nứt nền, việc khoan tạo lỗ trước để duy
trì dòng bùn thải là một bước quan trọng [3, 23,
24]. Lỗ khoan tốt nhất nên có đường kính từ 150
mm trở lên [3, 25]. Việc tăng lên 3 bồn trộn vữa
đã rút ngắn thời gian thi công còn 180 phút.
3.2.2. Chất lượng cọc
a. Đào lộ đầu cọc và khoan lõi lấy mẫu
Cọc thử TB có đường kính đạt 0.9-1.1 m
(Hình 7), gần so với đường kính thiết kế (Dtk =1
m). Đường kính này nhỏ hơn so với 2 lần thử
nghiệm trước ở TP.HCM [6] và cọc thử VĐ ở

(a) Đầu cọc ở độ sâu -1 m

(b) Vị trí khoan lõi và phác họa đầu cọc
Hình 7. Cọc thử TB

Hình 8. Lõi khoan cọc thử TB
b. Hàm lượng xi măng
Thông qua đo đạc tại hiện trường, khối lượng
xi măng khô sử dụng là 3140 kg, thể tích vữa
trồi ngược gom được là 2.2 m3 và thể tích cọc
ước lượng là 9.4 m3. Theo công thức (1), hàm
lượng xi măng trong cọc thử TB là 270 kg/m3
và là mức thấp so với JG phun đơn (thường dao
32

trong đất bùn sét. Áp lực bơm vữa chỉ duy trì ở
20 MPa, thấp hơn các lần thử nghiệm trước.

Hình dạng cọc đồng đều hơn có thể do sự ổn
định áp lực bơm.
Cọc được khoan lấy lõi tại 3 vị trí: LK1 tại
tim cọc thu được mẫu nguyên dạng suốt chiều
dài cọc; LK2 cách tim cọc 0.3 m thu được mẫu
đất lẫn xi măng mềm, không thể gia công để nén
UCS; LK3 đối xứng với LK2 qua tim thu được
mẫu nguyên dạng ở 7 m đầu tiên, bên dưới mẫu
bị vỡ không gia công được. Hiện tượng nứt nền
xảy ra tại vị trí nằm gần LK3 và vữa bị thất
thoát theo khe nứt này khá nhiều. Vị trí tại LK2
có thể đã nhận lượng xi măng bị giảm đáng kể,
nên LK2 không thu được mẫu soilcrete. Hình 8
thể hiện soilcrete khoan từ cọc thử TB ở một vài
độ sâu.

động từ 300-1000 kg/m3) [1, 2, 15]. Tuy nhiên,
đường kính cọc không đồng đều và có thể giảm
theo chiều sâu [1, 15] nên hàm lượng xi măng
thực tế có thể sẽ lớn hơn 270 kg/m3.
c. Cường độ nén nở hông tự do
Cường độ qu của soilcrete ở 54 ngày tuổi
trong lớp bùn sét từ 0.6-2 MPa và trong lớp bùn
sét pha cát từ 1.1-1.7 MPa (Hình 9). Cường độ
đất bùn sét (qu = 0.06 MPa) tăng từ 11-36 lần và
đất bùn sét pha cát (qu = 0.07 MPa) tăng từ 1624 lần sau khi gia cố, phù hợp [3, 15] cho thấy
khả năng cải thiện cường độ đất của soilcrete.
Cường độ qu của soilcrete hiện trường đều cao
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019

hơn cường độ dự kiến trong thiết kế. Với hàm
lượng xi măng ước lượng khoảng 270 kg/m3 ở
tuổi gần 60 ngày, soilcrete trong đất bùn sét tại
cọc thử TB có cường độ cao hơn so với [1, 13].
Soilcrete ở cọc thử TB có cường độ qu xấp
xỉ lần thử nghiệm JG ở Quận 9 [6] trong lớp
bùn sét. Hai lần thử nghiệm có cùng tỉ lệ w:c
và dùng 2 vòi phun cùng đường kính. Tuy
nhiên, qu của đất ở Quận 9 thấp hơn cọc thử TB
và tia vữa có số vòng xoay trên 1 m chiều dài
cọc nhiều hơn gấp 6 lần so với cọc thử TB, nên
lượng vữa phun vào cọc thử ở Quận 9 sẽ nhiều
hơn cọc thử TB. Như vậy, khi số vòng quay
của tia vữa lặp lại càng nhiều lần, lưu lượng
vữa phụt vào đất càng nhiều và làm tăng cường
độ soilcrete [3]. So với cọc thử VĐ, cọc thử TB
có thể xác định được cường độ soilcrete tại mọi
độ sâu suốt chiều dài cọc, cho thấy quy trình
thi công từ dưới lên của cọc thử TB đạt hiệu
quả hơn so với quy trình thi công từ trên xuống
của cọc thử VĐ.

500 qu [20]. Giá trị E50 càng lớn cho thấy tại
thời điểm 50% cường độ phá hoại thì soilcrete
xảy ra biến dạng nhỏ, điều này phù hợp để giảm
lún công trình.

Hình 10. Quan hệ giữa qu và E50 cọc thử TB
d. Biến dạng lúc phá hoại

Biến dạng lúc phá hoại εf của soilcrete đạt từ
0.4%-2% (Hình 11). Đa số các mẫu đều có εf <
1.5% cho thấy soilcrete có biến dạng nhỏ, phù
hợp [20, 21, 22]. Cọc có biến dạng nhỏ phù hợp
để chống lún cho công trình.

Hình 9. Cường độ qu tại các độ sâu cọc thử TB
c. Môđun đàn hồi cát tuyến
Môđun đàn hồi cát tuyến E50 = 56.8-326.2
MPa trong lớp bùn sét và E50 = 148.2-335.7
MPa trong lớp bùn sét pha cát (Hình 10). Tỉ số
E50/qu = 54-313, phù hợp với nghiên cứu của
Futaki et al. 1996 là E50 = 100-250 qu hay
nghiên cứu của Asano et al. 1996 là E50 = 140ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019

Hình 11. Quan hệ giữa qu và εf cọc thử TB
4. KẾT LUẬN
Cọc thử VĐ đã được thi công bằng công
nghệ JG phun đơn sử dụng 2 vòi phun đường
33


kính 2.5 mm với áp lực phun từ 20-25 MPa
theo quy trình từ trên xuống dưới (tia vữa
xoay tại chỗ với tốc độ 5-6 vòng/phút sau đó
nhảy nấc xuống 1 bậc 5 cm và lặp lại cho tới
mũi cọc). Sự cố nứt nền và bùn dư trồi lên mặt
đất khá nhiều cho thấy quy trình thi công từ
trên xuống chưa thực sự hiệu quả. Số lượng
mẫu soilcrete nguyên dạng thu được khá ít và

không liên tục trên toàn chiều dài cọc cho thấy
cọc thử VĐ chưa đạt yêu cầu so với thiết kế.
Cọc thử VĐ đạt được đường kính 1.2-1.5 m,
soilcrete có cường độ nén nở hông tự do q u đạt
1.6-2.2 MPa, biến dạng lúc phá hoại đạt 0.6%1.8%, mô đun đàn hồi cát tuyến cao gấp 57231 lần cường độ q u. Cọc thử TB thi công
bằng công nghệ JG phun đơn với 2 vòi phun
đường kính 2.5 mm, áp lực bơm 20 MPa và
thi công theo quy trình từ dưới lên trên (tia
vữa xoay tại chỗ 6 vòng/phút sau đó nhảy nấc
lên trên 1 bậc 10 cm và lặp lại cho đến đỉnh
cọc). Cọc thử TB vẫn xảy ra sự cố nứt nền,
nhưng vẫn thu được mẫu soilcrete nguyên
dạng tại mọi độ sâu. Cọc thử TB có đường
kính đạt 0.9-1.1 m, soilcrete có cường độ q u
đạt 0.6-2 MPa, biến dạng lúc phá hoại đạt
0.4%-2%, mô đun đàn hồi cát tuyến cao gấp
54-313 lần cường độ q u. Hàm lượng xi măng
xác định tại hiện trường trong cọc thử TB là
khoảng 270 kg/m3 . Cọc thử TB với quy trình
thi công JG từ dưới lên đạt chất lượng tốt hơn
so với cọc thử VĐ. Cọc đại trà VĐ và TB có
thể đạt chất lượng tương tự cọc thử TB với
cùng thông số vận hành. Một số kết luận rút ra
được như sau:
(1) Đường kính trung bình của cọc thử từ
0.9-1.5 m, gần với đường kính thiết kế.
(2) Cường độ nén nở hông tự do qu của
soilcrete đạt 0.6-2.2 MPa, cao hơn cường độ
thiết kế dự kiến là 0.5 MPa.
(3) Mô đun đàn hồi cát tuyến của soilcrete

cao gấp 54-313 lần cường độ q u.
(4) Biến dạng lúc phá hoại của soilcrete đạt
0.6%-2% và là giá trị điển hình của soilcrete.
34

LỜI CẢM ƠN
Nhóm nghiên cứu chân thành cảm ơn tỉnh
Đồng Tháp và công ty An Bình đã cấp kinh phí
cho nghiên cứu này thông qua hợp đồng nghiên
cứu số 108/2015/ĐT-KHCN. Trường Đại học
Bách Khoa – ĐHQG TP HCM đã tạo điều kiện
thuận lợi cho nhóm nghiên cứu hoàn thành
nhiệm vụ.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1]. P. P. Xanthakos, L.W. Abramson, and
D.A. Bruce. “Jet Grouting,” in Ground Control
and Improvement, John Willey & Sons, 1994,
pp. 580-683.
[2]. G. K. Burke. “Jet Grouting systems:
advantages and disadvantages,” Geosupport
2004, ASCE Geotechical Special Publication,
pp. 875-886, 2004.
[3]. Trần Nguyễn Hoàng Hùng. Công nghệ
xói trộn vữa cao áp (Jet grouting). TP. Hồ Chí
Minh, Việt Nam: Nhà xuất bản Đại học Quốc
Gia TP. HCM, 2016, 368 trang.
[4]. Quách Hồng Chương và Trần Nguyễn
Hoàng Hùng. “Giải pháp Jet grouting gia cố lún
đường dẫn đầu cầu Tám Bang và Vàm Đinh,” Tạp
chí Xây Dựng, Số 9 tháng 8, trang 113-118, 2016.

[5]. Quách Hồng Chương, Trần Nguyễn
Hoàng Hùng, Hà Hoan Hỷ, và Phạm Quốc
Thiện. “Ứng xử soilcrete trong phòng tạo ra từ
đất ở cầu Tám Bang và Vàm Đinh mô phỏng
công nghệ Jet grouting,” Tạp chí Địa Kỹ Thuật,
Số 2, trang 42-51, 2016.
[6]. Lý Hữu Thắng và Trần Nguyễn Hoàng
Hùng. “Nghiên cứu quy trình phụt vữa cao áp
(Jet grouting) ứng dụng gia cố nền ở TP.HCM,”
Hội nghị Khoa học và công nghệ lần thứ 13, Hà
Nội, 2013, pp.291-301.
[7]. Lý Hữu Thắng và Trần Nguyễn Hoàng
Hùng. “Đánh giá bước đầu về ứng dụng công
nghệ phụt vữa cao áp (Jet Grouting) trong điều
kiện Việt Nam,” Tạp chí Xây Dựng, Số 10 tháng
10, trang 78-82, 2012.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019


[8]. British Standard. “Execution of special
geotecnhical works-Jet grouting.” BS EN12716:
2001, 39 p., 2001.
[9]. Bộ Xây Dựng. “Quy trình gia cố nền đất
yếu – Phương pháp trụ đất xi măng.” TCVN
9403:2012, 42 trang, 2012.
[10]. Bộ Nông Nghiệp và Phát Triển Nông
Thôn. “Công trình thủy lợi - Cọc xi măng đất thi
công theo phương pháp Jet grouting - Yêu cầu
thiết kế thi công và nghiệm thu cho xử lý nền
đất yếu.” TCVN 9906:2014, 26 trang, 2014.

[11]. American Society for Testing and
Materials. “Standard Test Method for
Unconfined Compressive Strength of Cohesive
Soil.” ASTM D 2166, 6 p., 2000.
[12]. American Society for Testing and
Materials. “Standard Test Method for
Compressive Strength of Molded soil-cement
cylinders.” ASTM D 1633-96, 3 p., 1996.
[13]. G. K. Burke. “Quality control
considerations for Jet grouting,” Geotechnical
News, pp. 49-53, 2009.
[14]. A. Porbaha, H. Tanaka, and M.
Kobayashi. “State of the art in deep mixing
technology: Part II: Applications,” Ground
Improvement, Vol. 2, pp. 125-139, 1998.
[15]. R. F. Y. Choi. “Review of the Jet
Grouting method,” Bachelor thesis, University
of Southern Queensland, Australia, 161 p.,
2005.
[16]. P. Croce and A. Flora. “Analysis of
Single Liquid Jet Grouting,” Geotechnique,
Vol.50, No.6, pp. 739-748, 2000.
[17]. J. R. Jacobson, G.M. Filz, and J. K.
Mitchell. “Factors Affecting Strength Gain in
Lime-Cement Columns and Development of a

Laboratory Testing Procedure,” Report No.
57565 FHWA/VTRC 03-CR16, 2003, 74 p.
[18]. B. B. K. Huat, S. Maail, and T. A.
Mohamed. “Effect of Chemical Admixtures on

the Engineering Properties of Tropical Peat
Soils,” American Journal of Applied Sciences,
Vol. 7, pp. 1113-1120, 2005.
[19]. M. Kitazume and M. Terashi. The Deep
mixing method. UK: CRC Press: Balkema
Book, 2013, 405 p.
[20]. T. S. Tan, T. L. Goh, and K. Y. Young.
“Properties of Singapore Marine Clays
Improved by Cement Mixing”, Geotechnical
Testing Journal, Vol. 25, No. 4, 12 p., 2002.
[21]. S. Coulter and C.D. Martin. “Single
fluid jet-grout strength and deformation
properties,” Tunnelling and Underground Space
Technology, Vol. 21, pp. 690-695, 2006.
[22]. T. D. Stark, P. J. Axtell, J. R. Lewis, J.
C. Dilon, W. B. Empson, J. E. Topi, and F. C.
Walberg. “Soil Inclusions in Jet Grouting
Columns,” DFI Journal, Vol. 3, 12 p., 2009.
[23]. D. A. Bruce, “Jet Grouting,” in
Ground Control and Improvement, edited by
P. P. Xanthakos, L. W. Abramson and D.A.
Bruce. New York: John Wiley & Sons, 1994,
pp. 580-683.
[24]. C. S. Covil and A. E. Skinner. “Jet
grouting – a review of some of the operating
parameters that form the basic of the jet
grouting process,” Grouting in the Ground,
edited by A. L. Bell, Thomas Telford, London,
pp. 605-629, 1994.
[25]. Hayward Baker Inc. “Jet Grouting.”

Internet: 8
p., 2017.

Người phản biện: GS, TS. NGUYỄN VĂN THƠ

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019

35