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

ĐÁNH GIÁ CHẤT LƯỢNG SOILCRETE HIỆN TRƯỜNG<br /> TẠO BỞI JET GROUTING Ở ĐỒNG THÁP<br /> <br /> LÝ DUYÊN HỒNG NHUNG,<br /> TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG*<br /> <br /> <br /> Quality assessment of field soilcrete created by Jet Grouting in Dong<br /> Thap province Vietnam<br /> Abstract: Jet Grouting was initially applied to treat differential settlement<br /> of bridge abutments in Dong Thap province Vietnam. Key advantages of<br /> Jet Grouting are to preserve the existing highway pavement, to maintain<br /> traffic during construction, and to work in limit space. The two bridges<br /> were chosen in Dong Thap province for field experiments. The 36 soilcrete<br /> columns were created using Jet Grouting to reinforce the bridge<br /> abutments. The several bored core samples were taken at the field to<br /> evaluate quality of field soilcrete formed by the single Jet Grouting system<br /> at 28 days or more after construction. The core samples were used to make<br /> specimens for unconfined compressive strength (UCS) tests in laboratory.<br /> The UCS tests provided unconfined compressive strength, secant modulus<br /> of elasticity, and strain at failure. The results recommend that (1) average<br /> diameter of soilcrete columns was around 0.9 to 1.5 m meeting the<br /> designed diameter; (2) unconfined compressive strength varied from 0.6 to<br /> 2 MPa which is higher the designed strength of 0.5 MPa; (3) Secant<br /> modulus of elasticity was about 54-313 times of unconfined compressive<br /> strength; (4) Strain at failure was less than 2% agreeing well the<br /> published data and the typical failure strain of soilcrete material.<br /> Keywords: Jet Grouting; soilcrete; unconfined compressive strength;<br /> secant modulus of elasticity; soft ground improvement<br /> <br /> 1. GIỚI THIỆU CHUNG * Chí Minh [6], nhóm nghiên cứu đã ứng dụng<br /> Jet Grouting (JG) là công nghệ gia cố nền JG lần đầu tiên tại Đồng Tháp để giảm lún<br /> dùng tia vữa áp lực cao cắt, xói, và trộn với đất đường vào cầu Vàm Đinh (VĐ) và cầu Tám<br /> tại chỗ tạo ra sản phẩm xi măng-đất (hay Bang (TB).<br /> soilcrete) có đặc tính tốt hơn đất tự nhiên và Một trong những khó khăn của JG là dự đoán<br /> được ứng dụng rộng rãi trong gia cố nền móng đặc tính cơ học và hình dạng soilcrete [7]. Các<br /> công trình [1, 2, 3]. Tại Việt Nam, lún đường cọc đại trà có cùng thông số vận hành và thi<br /> vào cầu trong quá trình khai thác đã được tác công tương tự cọc thử. Vì vậy, việc đánh giá<br /> giả Trần Nguyễn Hoàng Hùng và Quách Hồng chất lượng sau khi thi công cọc đại trà được tiến<br /> Chương đề xuất giải pháp khắc phục bằng JG hành thông qua đánh giá chất lượng cọc thử và<br /> [4, 5]. Sau hai lần thử nghiệm tại thành phố Hồ quan trắc độ lún sau thi công nhằm tránh phá dỡ<br /> các lớp kết cấu bên trên đầu cọc đại trà.<br /> *<br /> Khoa kỹ thuật xây dựng,<br /> Nghiên cứu này nhằm đánh giá chất lượng<br /> Đại học Bách khoa TP. Hồ Chí Minh<br /> Email: tnhhung@hcmut.edu.vn cọc soilcrete hiện trường tạo bởi JG phun đơn.<br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 27<br /> Chất lượng của soilcrete thể hiện qua đường Hai cọc thử VĐ và TB được thi công lần lượt<br /> kính cọc, hàm lượng xi măng, cường độ nén nở tại bên ngoài và kề đường dẫn vào cầu VĐ và<br /> hông tự do, mô đun đàn hồi cát tuyến, và biến cầu TB, thuộc tỉnh lộ ĐT 852, huyện Lấp Vò,<br /> dạng lúc phá hoại. Các thông số chất lượng xác tỉnh Đồng Tháp (Hình 1). Các cọc đại trà được<br /> định bằng công tác đào lộ đầu cọc ở hiện trường thi công trên đoạn 10 m sau mố. Thông số địa<br /> và thí nghiệm nén nở hông tự do trong phòng chất tại vị trí thử nghiệm được thể hiện ở bảng 1:<br /> các mẫu soilcrete từ khoan lõi cọc thử.<br /> Thử nghiệm hiện trường đã hoàn thành tại<br /> cầu TB và cầu VĐ với 36 cọc soilcrete. Hai cọc<br /> thử đạt đường kính trung bình 0.9-1.5 m, cường<br /> độ nén nở hông tự do qu từ 0.6-2.2 MPa, mô đun<br /> đàn hồi cát tuyến cao gấp 54-313 lần cường độ<br /> qu, và biến dạng lúc phá hoại dưới 2%. Chất<br /> lượng soilcrete và các sự cố ở lần thử nghiệm<br /> này giúp hoàn thiện thông số vận hành JG.<br /> 2. THỬ NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG<br /> Hình 1. Vị trí thử nghiệm JG (Google Maps)<br /> 2.1. Vị trí thử nghiệm<br /> Bảng 1. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất tại vị trí thử nghiệm (LAS-XD 475)<br /> <br /> Vàm Đinh Tám Bang<br /> Lớp 1 Lớp 2 Lớp 1 Lớp 2<br /> Mô tả Sét màu nâu Bùn sét màu Bùn sét màu Bùn sét lẫn cát mịn<br /> đỏ, nâu vàng nâu đen nâu đen màu nâu đen<br /> Chiều dày, H (m) 3.6 13.8 10 12<br /> Độ ẩm, w (%) 34.1 55.8 53.1 46.7<br /> Trọng lượng riêng tự nhiên, γw (kN/m3) 18.24 16.22 16.46 16.79<br /> Giới hạn chảy, PL (%) 42.1 48.7 50.6 52.4<br /> Giới hạn dẻo, PI (%) 18.2 21.1 20 17.8<br /> Mô đun biến dạng, E (kN/m2) 3105 1539 1659 1852<br /> Cường độ nén nở hông tự do, qu (kN/m2) 117.91 59.61 56.06 70.54<br /> Độ pH - 7.78 6.81 7.55<br /> Hàm lượng bụi và sét, (%) 92.8 94.3 96.3 84.1<br /> Hàm lượng hữu cơ, (%) - 5.07 6.13 3.02<br /> <br /> 2.2. Vật liệu và thiết bị thi công 1.5. Thiết bị thi công là giàn khoan JG phun đơn<br /> Vật liệu gồm xi măng PCB40 An Giang SI-30S cũ của YBM Nhật Bản đã được nhóm<br /> (TCVN 6260: 2009) và nước sạch (TCVN 4506: nghiên cứu cải tiến [6] và các thiết bị đi kèm<br /> 2012) được trộn theo tỉ lệ nước:xi măng (w:c) là như Hình 2.<br /> <br /> 28 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019<br />  quả theo ASTM C42/C42M. Mẫu sau khi gia<br /> công được thí nghiệm nén UCS để xác định<br /> cường độ và biến dạng bằng máy nén ba trục<br /> TSZ30-2.0.<br /> Việc xác định hàm lượng xi măng còn lại<br /> trong cọc JG là cần thiết vì lượng vữa bơm<br /> vào cọc bị trồi ngược lên mặt đất qua vách<br /> hố khoan hoặc có thể theo các khe nứt trong<br /> đất. Hàm lượng xi măng của soilcrete được<br /> Hình 2. Giàn khoan Jet Grouting SI-30S định nghĩa là tỉ số giữa khối lượng xi măng<br /> (a), máy phát điện (b), bồn trộn vữa khô tính bằng kg trên thể tích đất được gia<br /> (c), đồng hồ đo áp lực bơm cố tính bằng m3 , đơn vị là kg/m3 [13, 14, 15]<br /> (d), bảng điều khiển và được xác định tại hiện trường theo công<br /> (e) và phiếu in kết quả (f) thức (1):<br /> mc<br /> 2.3. Trình tự thi công Ac  (1)<br /> Vsoilcrete Vg<br /> Cọc thử VĐ và TB đều được lắp ống dẫn<br /> vữa có đường kính 120 mm từ đầu cọc lên mặt trong đó: Ac - hàm lượng xi măng trong cọc<br /> đất để dẫn dòng bùn thải thoát lên trên. Cọc soilcrete (kg/m3); mc - khối lượng xi măng sử<br /> thử VĐ được phụt vữa từ độ sâu -1.5 m đến - dụng (kg); Vsoilcrete - thể tích cọc soilcrete, tính<br /> 11.5 m kết hợp xoay và hạ cần từ trên xuống như thể tích hình trụ tròn (m3); Vg - thể tích bùn<br /> dưới theo từng nấc để tạo cọc. Để giảm năng dư thu được (m3).<br /> lượng cắt xói, cọc thử TB được thi công cắt 3. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN<br /> xói đất trước bằng tia nước sau đó phụt vữa 3.1. Cọc thử Vàm Đinh<br /> kết hợp xoay cần từ độ sâu -13 m lên độ sâu - 3.1.1. Quá trình thi công<br /> 1 m theo từng nấc. Cọc đại trà VĐ và TB Cọc thử VĐ đã được thi công với chiều dài<br /> được thi công với quy trình tương tự như cọc<br /> 10 m có các thông số vận hành được thể hiện ở<br /> thử TB.<br /> Bảng 2. Bùn dư trồi ngược qua vách hố khoan<br /> 2.4. Đánh giá chất lượng<br /> nhiều hơn dự kiến nên không xác định được thể<br /> Chất lượng hai cọc thử VĐ và TB được xác<br /> tích bùn dư chính xác. Hiện tượng nứt nền xảy<br /> định thông qua công tác đào lộ đầu cọc, khoan<br /> ra tại vị trí cách lỗ khoan 1 m làm bùn dư trồi<br /> lõi lấy mẫu cọc thử và xác định hàm lượng xi<br /> lên mặt đất qua khe nứt, có thể là do quy trình<br /> măng trong cọc thử tại hiện trường. Việc khoan<br /> thi công từ trên xuống. Ở những mét đầu tiên,<br /> lõi lấy mẫu được thực hiện bằng máy khoan<br /> mẫu hai lòng để hạn chế làm vỡ mẫu [8, 9, 10]. dòng bùn thải được duy trì, nhưng càng xuống<br /> Lõi khoan cọc thử được gia công thành các mẫu sâu, vách hố khoan bị hỗn hợp vữa và đất bên<br /> hình trụ tròn có chiều cao xấp xỉ 2 lần đường trên lấp đầy, kết hợp với áp suất vữa phụt vào<br /> kính (140 x 70 mm) để thí nghiệm nén nở hông lòng đất lớn nên gây nứt nền. Thời gian thi công<br /> tự do UCS [11, 12], những mẫu có chiều cao kéo dài lên 5 giờ vì chỉ có 2 bồn trộn nên không<br /> ngắn hoặc dài hơn 140 mm được điều chỉnh kết thể cung cấp vữa liên tục.<br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 29<br />  Bảng 2. Thông số vận hành cọc JG<br /> <br /> Cọc đại trà Cọc đại trà<br /> Thông số vận hành Cọc thử VĐ Cọc thử TB<br /> VĐ TB<br /> Chiều dài cọc (m) 10 7-9 12 8-10<br /> Ống vách dẫn vữa dài 1.5 m Φ114 mm - Φ150 mm -<br /> Số vòi phun (vòi 2.5 mm) 2 2 2 2<br /> Tỉ lệ nước/xi măng (w/c) 1/0.7 1/0.7 1/0.7 1/0.7<br /> Áp lực phun (MPa) 20-25 20 20 20<br /> Tốc độ xoay cần (vòng/phút) 5-6 6 6 6<br /> Tốc độ nhảy bậc (vòng/bậc) 6 1 2 2<br /> Độ dài nhảy bậc (cm/bậc) 5 5 10 10<br /> <br /> 3.1.2. Chất lượng cọc măng ở trạng thái mềm; LK3 cách tim 0.4 m thu<br /> a. Đào lộ đầu cọc và khoan lõi lấy mẫu được mẫu soilcrete không nguyên dạng và chỉ<br /> Kết quả đào lộ đầu cọc ở độ sâu -1.5 m từ gia công được 1 mẫu ở độ sâu 9.5÷10.5 m; LK2<br /> mặt đất xuống cho thấy cọc có đường kính 1.2- cách tim 0.3 m và LK4 cách tim 0.6 m chỉ thu<br /> 1.5 m (Hình 3a). Đường kính lần này lớn hơn được mẫu nguyên dạng ở độ sâu 1.5÷3.5, các<br /> đường kính cọc thử trước đây tại kênh Nhiêu mẫu bên dưới là đất có mùi xi măng mềm. Các<br /> Lộc – Thị Nghè [6] trong lớp đất sét, có thể vì ở mẫu soilcrete thu được không nguyên dạng vì<br /> lần thử nghiệm này sử dụng đầu phun vữa có công tác khoan lấy lõi chưa tốt. Hiện tượng nứt<br /> đường kính lớn hơn (2.5 mm). Đầu cọc có hình nền gây thất thoát vữa và quy trình thi công từ<br /> dạng không tròn đều, có thể do áp lực phun vữa trên xuống có thể là nguyên nhân khiến LK1,<br /> dao động từ 20-25 MPa. LK2 và LK4 không thu được mẫu soilcrete tại<br /> Cọc được khoan lấy lõi tại 4 vị trí như Hình một vài độ sâu.<br /> 3b: LK1 tại tim cọc thu được mẫu đất có mùi xi<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> (a) Đầu cọc ở độ sâu 1.5 m (b) Vị trí khoan lõi và phác họa đầu cọc<br /> Hình 3. Cọc thử VĐ<br /> <br /> b. Cường độ nén nở hông tự do đạt 1.6 MPa trong đất bùn sét phù hợp [1, 16]<br /> Cường độ nén nở hông tự do qu của soilcrete (Hình 4). Cường độ qu của đất nguyên thổ được<br /> ở 114 ngày tuổi đạt từ 1.7-2.2 MPa trong đất sét, cải thiện 14-19 lần trong lớp sét (qu = 0.12 MPa)<br /> <br /> 30 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019<br /> và 18 lần trong lớp bùn sét (qu = 0.06 MPa) cho<br /> thấy khả năng gia cố đất yếu của soilcrete [3].<br /> Cường độ qu tại lần thử nghiệm này thấp hơn<br /> lần thử nghiệm ở Quận 9 [6]. Cả hai lần thử<br /> nghiệm đều sử dụng tỉ lệ w:c = 1.5 và tốc độ<br /> xoay cần là 120 vòng trên 1 mét dài cọc trong<br /> thời gian 20 phút. Cọc thử VĐ có số vòi phun<br /> nhiều hơn và có ngày tuổi soilcrete cao hơn<br /> cũng như có qu đất nguyên thổ cao hơn so với<br /> lần thử nghiệm ở Quận 9. Cường độ qu ở cọc<br /> thử VĐ cho thấy quy trình thi công từ trên<br /> xuống chưa phù hợp vì lượng bùn dư trồi ngược<br /> khá nhiều và làm lượng xi măng trong cọc bị Hình 5. Quan hệ giữa qu và E50 cọc thử VĐ<br /> giảm đi, dẫn đến cường độ qu cũng giảm theo.<br /> Cường độ qu của soilcrete trong lớp sét cao d. Biến dạng lúc phá hoại εf<br /> hơn qu trong lớp bùn sét. Tại cọc thử VĐ, lớp Biến dạng lúc phá hoại εf của soilcrete đạt từ<br /> sét có cường độ cũng như độ pH cao hơn và 0.6%-1.8% (Hình 6). Số mẫu đủ tiêu chuẩn để<br /> hàm lượng hữu cơ thấp hơn lớp bùn sét (Bảng thí nghiệm UCS là khá ít nên không thể đánh<br /> 1). Cường độ soilcrete đạt được là hợp lý, phù giá chất lượng toàn bộ cọc. Đa số các mẫu ở độ<br /> hợp với các nghiên cứu [17, 18, 19]. sâu khác nhau đều có εf nhỏ hơn 2%, cho thấy<br /> soilcrete là vật liệu có biến dạng nhỏ và phù hợp<br /> các nghiên cứu [20, 21, 22].<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 4. Cường độ qu tại các độ sâu cọc thử VĐ<br /> Hình 6. Quan hệ giữa qu và εf cọc thử VĐ<br /> c. Môđun đàn hồi cát tuyến E50<br /> Môđun đàn hồi cát tuyến E50 của soilcrete đạt 3.2. Cọc thử Tám Bang<br /> từ 127.2-389.5 MPa và tỉ số E50/qu = 57-231 3.2.1. Quá trình thi công<br /> (Hình 5) phù hợp [20]. Tỉ số E50/qu giúp ước Cọc thử TB đã hoàn thành với chiều dài 12 m<br /> lượng giá trị E50 cho mục đích thiết kế. Giá trị có thông số vận hành được trình bày ở Bảng 2.<br /> E50 càng cao cho thấy vật liệu có cường độ cao Dòng bùn thải chỉ duy trì liên tục từ độ sâu -6 m<br /> và biến dạng nhỏ. trở lên trên. Sự cố nứt nền xảy ra tại vị trí cách<br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 31<br /> tim cọc 2 m làm vữa trồi lên mặt đất theo khe trong đất bùn sét. Áp lực bơm vữa chỉ duy trì ở<br /> nứt. Hiện tượng nứt nền đã gặp ở các lần thử 20 MPa, thấp hơn các lần thử nghiệm trước.<br /> nghiệm trước đây [6] và kể cả cọc thử VĐ Hình dạng cọc đồng đều hơn có thể do sự ổn<br /> nhưng vẫn chưa khắc phục được vì dòng bùn định áp lực bơm.<br /> thải không được duy trì liên tục làm cho áp suất Cọc được khoan lấy lõi tại 3 vị trí: LK1 tại<br /> hỗn hợp vữa trong lòng đất quá lớn. Như vậy, tim cọc thu được mẫu nguyên dạng suốt chiều<br /> để tránh nứt nền, việc khoan tạo lỗ trước để duy dài cọc; LK2 cách tim cọc 0.3 m thu được mẫu<br /> trì dòng bùn thải là một bước quan trọng [3, 23, đất lẫn xi măng mềm, không thể gia công để nén<br /> 24]. Lỗ khoan tốt nhất nên có đường kính từ 150 UCS; LK3 đối xứng với LK2 qua tim thu được<br /> mm trở lên [3, 25]. Việc tăng lên 3 bồn trộn vữa mẫu nguyên dạng ở 7 m đầu tiên, bên dưới mẫu<br /> đã rút ngắn thời gian thi công còn 180 phút. bị vỡ không gia công được. Hiện tượng nứt nền<br /> 3.2.2. Chất lượng cọc xảy ra tại vị trí nằm gần LK3 và vữa bị thất<br /> a. Đào lộ đầu cọc và khoan lõi lấy mẫu thoát theo khe nứt này khá nhiều. Vị trí tại LK2<br /> Cọc thử TB có đường kính đạt 0.9-1.1 m có thể đã nhận lượng xi măng bị giảm đáng kể,<br /> (Hình 7), gần so với đường kính thiết kế (Dtk =1 nên LK2 không thu được mẫu soilcrete. Hình 8<br /> m). Đường kính này nhỏ hơn so với 2 lần thử thể hiện soilcrete khoan từ cọc thử TB ở một vài<br /> nghiệm trước ở TP.HCM [6] và cọc thử VĐ ở độ sâu.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> (a) Đầu cọc ở độ sâu -1 m (b) Vị trí khoan lõi và phác họa đầu cọc<br /> Hình 7. Cọc thử TB<br /> <br /> động từ 300-1000 kg/m3) [1, 2, 15]. Tuy nhiên,<br /> đường kính cọc không đồng đều và có thể giảm<br /> theo chiều sâu [1, 15] nên hàm lượng xi măng<br /> thực tế có thể sẽ lớn hơn 270 kg/m3.<br /> Hình 8. Lõi khoan cọc thử TB c. Cường độ nén nở hông tự do<br /> Cường độ qu của soilcrete ở 54 ngày tuổi<br /> b. Hàm lượng xi măng trong lớp bùn sét từ 0.6-2 MPa và trong lớp bùn<br /> Thông qua đo đạc tại hiện trường, khối lượng sét pha cát từ 1.1-1.7 MPa (Hình 9). Cường độ<br /> xi măng khô sử dụng là 3140 kg, thể tích vữa đất bùn sét (qu = 0.06 MPa) tăng từ 11-36 lần và<br /> trồi ngược gom được là 2.2 m3 và thể tích cọc đất bùn sét pha cát (qu = 0.07 MPa) tăng từ 16-<br /> ước lượng là 9.4 m3. Theo công thức (1), hàm 24 lần sau khi gia cố, phù hợp [3, 15] cho thấy<br /> lượng xi măng trong cọc thử TB là 270 kg/m3 khả năng cải thiện cường độ đất của soilcrete.<br /> và là mức thấp so với JG phun đơn (thường dao Cường độ qu của soilcrete hiện trường đều cao<br /> <br /> 32 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019<br /> hơn cường độ dự kiến trong thiết kế. Với hàm 500 qu [20]. Giá trị E50 càng lớn cho thấy tại<br /> lượng xi măng ước lượng khoảng 270 kg/m3 ở thời điểm 50% cường độ phá hoại thì soilcrete<br /> tuổi gần 60 ngày, soilcrete trong đất bùn sét tại xảy ra biến dạng nhỏ, điều này phù hợp để giảm<br /> cọc thử TB có cường độ cao hơn so với [1, 13]. lún công trình.<br /> Soilcrete ở cọc thử TB có cường độ qu xấp<br /> xỉ lần thử nghiệm JG ở Quận 9 [6] trong lớp<br /> bùn sét. Hai lần thử nghiệm có cùng tỉ lệ w:c<br /> và dùng 2 vòi phun cùng đường kính. Tuy<br /> nhiên, qu của đất ở Quận 9 thấp hơn cọc thử TB<br /> và tia vữa có số vòng xoay trên 1 m chiều dài<br /> cọc nhiều hơn gấp 6 lần so với cọc thử TB, nên<br /> lượng vữa phun vào cọc thử ở Quận 9 sẽ nhiều<br /> hơn cọc thử TB. Như vậy, khi số vòng quay<br /> của tia vữa lặp lại càng nhiều lần, lưu lượng<br /> vữa phụt vào đất càng nhiều và làm tăng cường<br /> độ soilcrete [3]. So với cọc thử VĐ, cọc thử TB<br /> có thể xác định được cường độ soilcrete tại mọi<br /> độ sâu suốt chiều dài cọc, cho thấy quy trình<br /> thi công từ dưới lên của cọc thử TB đạt hiệu Hình 10. Quan hệ giữa qu và E50 cọc thử TB<br /> quả hơn so với quy trình thi công từ trên xuống<br /> của cọc thử VĐ. d. Biến dạng lúc phá hoại<br /> Biến dạng lúc phá hoại εf của soilcrete đạt từ<br /> 0.4%-2% (Hình 11). Đa số các mẫu đều có εf <<br /> 1.5% cho thấy soilcrete có biến dạng nhỏ, phù<br /> hợp [20, 21, 22]. Cọc có biến dạng nhỏ phù hợp<br /> để chống lún cho công trình.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 9. Cường độ qu tại các độ sâu cọc thử TB<br /> <br /> c. Môđun đàn hồi cát tuyến<br /> Môđun đàn hồi cát tuyến E50 = 56.8-326.2<br /> MPa trong lớp bùn sét và E50 = 148.2-335.7 Hình 11. Quan hệ giữa qu và εf cọc thử TB<br /> MPa trong lớp bùn sét pha cát (Hình 10). Tỉ số<br /> E50/qu = 54-313, phù hợp với nghiên cứu của 4. KẾT LUẬN<br /> Futaki et al. 1996 là E50 = 100-250 qu hay Cọc thử VĐ đã được thi công bằng công<br /> nghiên cứu của Asano et al. 1996 là E50 = 140- nghệ JG phun đơn sử dụng 2 vòi phun đường<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 33<br /> kính 2.5 mm với áp lực phun từ 20-25 MPa LỜI CẢM ƠN<br /> theo quy trình từ trên xuống dưới (tia vữa Nhóm nghiên cứu chân thành cảm ơn tỉnh<br /> xoay tại chỗ với tốc độ 5-6 vòng/phút sau đó Đồng Tháp và công ty An Bình đã cấp kinh phí<br /> nhảy nấc xuống 1 bậc 5 cm và lặp lại cho tới cho nghiên cứu này thông qua hợp đồng nghiên<br /> mũi cọc). Sự cố nứt nền và bùn dư trồi lên mặt cứu số 108/2015/ĐT-KHCN. Trường Đại học<br /> đất khá nhiều cho thấy quy trình thi công từ Bách Khoa – ĐHQG TP HCM đã tạo điều kiện<br /> trên xuống chưa thực sự hiệu quả. Số lượng thuận lợi cho nhóm nghiên cứu hoàn thành<br /> mẫu soilcrete nguyên dạng thu được khá ít và nhiệm vụ.<br /> không liên tục trên toàn chiều dài cọc cho thấy<br /> cọc thử VĐ chưa đạt yêu cầu so với thiết kế. TÀI LIỆU THAM KHẢO<br /> Cọc thử VĐ đạt được đường kính 1.2-1.5 m,<br /> soilcrete có cường độ nén nở hông tự do q u đạt [1]. P. P. Xanthakos, L.W. Abramson, and<br /> 1.6-2.2 MPa, biến dạng lúc phá hoại đạt 0.6%- D.A. Bruce. “Jet Grouting,” in Ground Control<br /> 1.8%, mô đun đàn hồi cát tuyến cao gấp 57- and Improvement, John Willey & Sons, 1994,<br /> 231 lần cường độ q u. Cọc thử TB thi công pp. 580-683.<br /> bằng công nghệ JG phun đơn với 2 vòi phun [2]. G. K. Burke. “Jet Grouting systems:<br /> đường kính 2.5 mm, áp lực bơm 20 MPa và advantages and disadvantages,” Geosupport<br /> thi công theo quy trình từ dưới lên trên (tia 2004, ASCE Geotechical Special Publication,<br /> vữa xoay tại chỗ 6 vòng/phút sau đó nhảy nấc pp. 875-886, 2004.<br /> lên trên 1 bậc 10 cm và lặp lại cho đến đỉnh [3]. Trần Nguyễn Hoàng Hùng. Công nghệ<br /> cọc). Cọc thử TB vẫn xảy ra sự cố nứt nền, xói trộn vữa cao áp (Jet grouting). TP. Hồ Chí<br /> nhưng vẫn thu được mẫu soilcrete nguyên Minh, Việt Nam: Nhà xuất bản Đại học Quốc<br /> dạng tại mọi độ sâu. Cọc thử TB có đường Gia TP. HCM, 2016, 368 trang.<br /> kính đạt 0.9-1.1 m, soilcrete có cường độ q u [4]. Quách Hồng Chương và Trần Nguyễn<br /> đạt 0.6-2 MPa, biến dạng lúc phá hoại đạt Hoàng Hùng. “Giải pháp Jet grouting gia cố lún<br /> 0.4%-2%, mô đun đàn hồi cát tuyến cao gấp đường dẫn đầu cầu Tám Bang và Vàm Đinh,” Tạp<br /> 54-313 lần cường độ q u. Hàm lượng xi măng chí Xây Dựng, Số 9 tháng 8, trang 113-118, 2016.<br /> xác định tại hiện trường trong cọc thử TB là [5]. Quách Hồng Chương, Trần Nguyễn<br /> khoảng 270 kg/m3 . Cọc thử TB với quy trình Hoàng Hùng, Hà Hoan Hỷ, và Phạm Quốc<br /> thi công JG từ dưới lên đạt chất lượng tốt hơn Thiện. “Ứng xử soilcrete trong phòng tạo ra từ<br /> so với cọc thử VĐ. Cọc đại trà VĐ và TB có đất ở cầu Tám Bang và Vàm Đinh mô phỏng<br /> thể đạt chất lượng tương tự cọc thử TB với công nghệ Jet grouting,” Tạp chí Địa Kỹ Thuật,<br /> cùng thông số vận hành. Một số kết luận rút ra Số 2, trang 42-51, 2016.<br /> được như sau: [6]. Lý Hữu Thắng và Trần Nguyễn Hoàng<br /> (1) Đường kính trung bình của cọc thử từ Hùng. “Nghiên cứu quy trình phụt vữa cao áp<br /> 0.9-1.5 m, gần với đường kính thiết kế. (Jet grouting) ứng dụng gia cố nền ở TP.HCM,”<br /> (2) Cường độ nén nở hông tự do qu của Hội nghị Khoa học và công nghệ lần thứ 13, Hà<br /> soilcrete đạt 0.6-2.2 MPa, cao hơn cường độ Nội, 2013, pp.291-301.<br /> thiết kế dự kiến là 0.5 MPa. [7]. Lý Hữu Thắng và Trần Nguyễn Hoàng<br /> (3) Mô đun đàn hồi cát tuyến của soilcrete Hùng. “Đánh giá bước đầu về ứng dụng công<br /> cao gấp 54-313 lần cường độ q u. nghệ phụt vữa cao áp (Jet Grouting) trong điều<br /> (4) Biến dạng lúc phá hoại của soilcrete đạt kiện Việt Nam,” Tạp chí Xây Dựng, Số 10 tháng<br /> 0.6%-2% và là giá trị điển hình của soilcrete. 10, trang 78-82, 2012.<br /> <br /> <br /> 34 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019<br />  [8]. British Standard. “Execution of special Laboratory Testing Procedure,” Report No.<br /> geotecnhical works-Jet grouting.” BS EN12716: 57565 FHWA/VTRC 03-CR16, 2003, 74 p.<br /> 2001, 39 p., 2001. [18]. B. B. K. Huat, S. Maail, and T. A.<br /> [9]. Bộ Xây Dựng. “Quy trình gia cố nền đất Mohamed. “Effect of Chemical Admixtures on<br /> yếu – Phương pháp trụ đất xi măng.” TCVN the Engineering Properties of Tropical Peat<br /> 9403:2012, 42 trang, 2012. Soils,” American Journal of Applied Sciences,<br /> [10]. Bộ Nông Nghiệp và Phát Triển Nông Vol. 7, pp. 1113-1120, 2005.<br /> Thôn. “Công trình thủy lợi - Cọc xi măng đất thi [19]. M. Kitazume and M. Terashi. The Deep<br /> công theo phương pháp Jet grouting - Yêu cầu mixing method. UK: CRC Press: Balkema<br /> thiết kế thi công và nghiệm thu cho xử lý nền Book, 2013, 405 p.<br /> đất yếu.” TCVN 9906:2014, 26 trang, 2014. [20]. T. S. Tan, T. L. Goh, and K. Y. Young.<br /> [11]. American Society for Testing and “Properties of Singapore Marine Clays<br /> Materials. “Standard Test Method for Improved by Cement Mixing”, Geotechnical<br /> Unconfined Compressive Strength of Cohesive Testing Journal, Vol. 25, No. 4, 12 p., 2002.<br /> Soil.” ASTM D 2166, 6 p., 2000. [21]. S. Coulter and C.D. Martin. “Single<br /> [12]. American Society for Testing and fluid jet-grout strength and deformation<br /> Materials. “Standard Test Method for properties,” Tunnelling and Underground Space<br /> Compressive Strength of Molded soil-cement Technology, Vol. 21, pp. 690-695, 2006.<br /> cylinders.” ASTM D 1633-96, 3 p., 1996. [22]. T. D. Stark, P. J. Axtell, J. R. Lewis, J.<br /> [13]. G. K. Burke. “Quality control C. Dilon, W. B. Empson, J. E. Topi, and F. C.<br /> considerations for Jet grouting,” Geotechnical Walberg. “Soil Inclusions in Jet Grouting<br /> News, pp. 49-53, 2009. Columns,” DFI Journal, Vol. 3, 12 p., 2009.<br /> [14]. A. Porbaha, H. Tanaka, and M. [23]. D. A. Bruce, “Jet Grouting,” in<br /> Kobayashi. “State of the art in deep mixing Ground Control and Improvement, edited by<br /> technology: Part II: Applications,” Ground P. P. Xanthakos, L. W. Abramson and D.A.<br /> Improvement, Vol. 2, pp. 125-139, 1998. Bruce. New York: John Wiley & Sons, 1994,<br /> [15]. R. F. Y. Choi. “Review of the Jet pp. 580-683.<br /> Grouting method,” Bachelor thesis, University [24]. C. S. Covil and A. E. Skinner. “Jet<br /> of Southern Queensland, Australia, 161 p., grouting – a review of some of the operating<br /> 2005. parameters that form the basic of the jet<br /> [16]. P. Croce and A. Flora. “Analysis of grouting process,” Grouting in the Ground,<br /> Single Liquid Jet Grouting,” Geotechnique, edited by A. L. Bell, Thomas Telford, London,<br /> Vol.50, No.6, pp. 739-748, 2000. pp. 605-629, 1994.<br /> [17]. J. R. Jacobson, G.M. Filz, and J. K. [25]. Hayward Baker Inc. “Jet Grouting.”<br /> Mitchell. “Factors Affecting Strength Gain in Internet: http://www.haywardbaker.com/, 8<br /> Lime-Cement Columns and Development of a p., 2017.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Người phản biện: GS, TS. NGUYỄN VĂN THƠ<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1+2 - 2019 35<br />