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