Đánh giá chất lượng soilcrete hiện trường tạo bởi jet grouting ở Đồng Tháp

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 27 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: tnhhung@hcmut.edu.vn 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. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 28 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 Mô tả 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/m 3) 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 Cường độ nén nở hông tự do, qu (kN/m 2) 117.91 59.61 56.06 70.54 Độ pH - 7.78 6.81 7.55 Hàm lượng bụi và sét, (%) 92.8 94.3 96.3 84.1 Hàm lượng hữu cơ, (%) - 5.07 6.13 3.02 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 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 29 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 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): A c  m c V soilcrete V g (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. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 30 Bảng 2. Thông số vận hành cọc JG Thông số vận hành Cọc thử VĐ Cọc đại trà VĐ Cọc thử TB Cọc đại trà TB Chiều dài cọc (m) 10 7-9 12 8-10 Ống vách dẫn vữa dài 1.5 m Φ114 mm - Φ150 mm - Số vòi phun (vòi 2.5 mm) 2 2 2 2 Tỉ lệ nước/xi măng (w/c) 1/0.7 1/0.7 1/0.7 1/0.7 Áp lực phun (MPa) 20-25 20 20 20 Tốc độ xoay cần (vòng/phút) 5-6 6 6 6 Tốc độ nhảy bậc (vòng/bậc) 6 1 2 2 Độ dài nhảy bậc (cm/bậc) 5 5 10 10 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 1.2- 1.5 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 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, 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 31 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 4. Cường độ qu tại các độ sâu 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. 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 6. Quan hệ giữa qu và εf cọc thử VĐ 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 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 32 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 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. (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 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 16- 24 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 33 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. 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 = 140- 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 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 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 34 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 qu đạt 1.6-2.2 MPa, biến dạng lúc phá hoại đạt 0.6%- 1.8%, mô đun đàn hồi cát tuyến cao gấp 57- 231 lần cường độ qu. 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 qu 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 qu. 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 qu. (4) Biến dạng lúc phá hoại của soilcrete đạt 0.6%-2% và là giá trị điển hình của soilcrete. 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 35 [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