Nghiên cứu ứng xử thấm của đất cát san lấp trộn xi măng-bentonite

 phòng thí nghiệm 
bằng khuôn nhựa PVC dạng hình trụ tròn có 
chiều cao, H = 65 mm và đƣờng kính, D = 62 
mm, kích thƣớc này tuân thủ theo tiêu chuẩn 
ASTM D5084. 
Các mẫu soilcrete trong nghiên cứu này đƣợc 
chế tạo tại hàm lƣợng xi măng 300 kg/m3 và các 
hàm lƣợng bentonite lần lƣợt 25, 50, 75, và 100 
kg/m
3. Hàm lƣợng xi măng, bentonite (kg/m3) 
trong hỗn hợp đất - xi măng - bentonite đƣợc 
định nghĩa là tỉ sổ giữa khối lƣợng xi măng khô 
(kg), khối lƣợng bentonite (kg) trên một đơn vị 
thể tích đất cần gia cố (m3). Các thông số vật 
liệu tạo mẫu soilcrete đƣợc trình bày trong Bảng 
5. Quy trình chế tạo mẫu soilcrete tạo từ đất cát 
san lấp đƣợc thực hiện nhƣ sau: (1) Cát khô 
trộn với nƣớc ứng với độ ẩm tốt nhất 15.15%; 
(2) Trộn xi măng khô và bentonite với đất ẩm 
đến khi hỗn hợp tƣơng đối đồng đều trong 5 
phút (Hình 1); (3) Trộn hỗn hợp đất - xi măng 
– bentonite với nƣớc theo tỉ lệ w:BC = 0.7:1 
trong 5 phút để có hỗn hợp soilcrete thuận lợi 
trong việc đầm nén mẫu (Hình 2); (4) Hỗn hợp 
soilcrete lần lƣợt đƣợc cho vào khuôn thành 3 
lớp, mỗi lớp đƣợc đầm bằng máy đầm rung đến 
khi không còn bọt khí từ 3 – 5 phút (Hình 3); 
(5) Bịt kín các đầu khuôn bằng nilong và dán 
nhãn (Hình 4); (6) Ngâm bảo dƣỡng mẫu trong 
nƣớc để đẩy nhanh quá trình phát triển cƣờng 
độ của mẫu soilcrete (Hình 5). (7) Sau 2 ngày 
tuổi, mẫu đƣợc ép đẩy ra khỏi khuôn (Hình 6). 
Xác định chiều cao và đƣờng kính mẫu, các 
kích thƣớc đƣợc đo ở 3 vị trí khác nhau và lấy 
giá trị trung bình (Bảng 6); (8) Bão hòa mẫu 
bằng bình hút chân không với lực hút -80 kPa 
trong thời gian 48 giờ (Hình 7); (9) Lắp đặt 
mẫu đã bão hòa nƣớc vào thiết bị để tiến hành 
thí nghiệm thấm. 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1 - 2021 37 
 ảng 6. Thông số vật liệu chế tạo mẫu soilcrete 
Ký hiệu 
mẫu 
Hàm 
lƣợng xi 
măng 
(kg/m
3
) 
Hàm 
lƣợng 
bentonite 
(kg/m
3
) 
Khối 
lƣợng đất 
ở độ ẩm 
15.15% 
(g) 
Tỷ lệ nƣớc 
trên hàm 
lƣợng chất 
kết dính 
w:BC 
Khối 
lƣợng 
xi măng 
(g) 
Khối 
lƣợng 
bentonite 
(g) 
Khối 
lƣợng 
nƣớc 
(g) 
B0 300 0 350 0,7 58,9 0 41,23 
B25,1 300 25 350 0,7 58,9 4,9 44,7 
B25,2 300 25 350 0,7 58,9 4,9 44,7 
B50 300 50 350 0,7 58,9 9,8 48,1 
B75 300 75 350 0,7 58,9 14,7 51,5 
B100 300 100 350 0,7 58,9 19,6 55 
 ảng 7. K ch thƣớc mẫu soilcrete 
Ký hiệu 
mẫu 
Chiều 
cao 
(mm) 
 ƣờng 
kính (m) 
Khối 
lƣợng (g) 
B0 65,1 61,8 393 
B25,1 65,7 61,5 406 
B25,2 65,2 61,8 405 
B50 66,2 61,2 405 
B75 66,1 61,1 404 
B100 66,3 61,2 400 
a) Cát trộn với xi măng khô 
b) Cát–xi măng trộn với bentonite 
Hình 1. Trộn đất cát với xi măng và bentonite 
bằng trộn tay 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1 - 2021 38 
Hình 2. Trộn hỗn hợp cát - xi măng - bentonite 
với nước theo tỉ lệ w:BC = 0.7:1 
Hình 3. Đầm mẫu bằng máy đầm rung 
Hình 4. Mẫu được bọc plastic đ giữ ẩm 
Hình 5. Mẫu được ngâm bảo dưỡng trong nước 
Hình 6. Lấy mẫu khỏi khuôn bằng kích 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1 - 2021 39 
Hình 7. Bão hòa mẫu bằng máy hút chân không 
2.4. Th nghiệm thấm 
Hệ số thấm của mẫu đất cát tự nhiên, ksoil, 
đƣợc xác định bằng thiết bị thành cứng theo 
phƣơng pháp cột áp vào giảm - cột áp ra không 
đổi. Độ dốc thủy lực từ 2-5 nhằm tránh hiện 
tƣợng cố kết mẫu và rò rỉ nƣớc chảy dọc theo 
thành khuôn mẫu. Đối với các mẫu soilcrete, ks, 
đƣợc xác định bằng thiết bị thành mềm đƣợc 
thiết kế riêng phục vụ cho nghiên cứu này, thiết 
bị tuân theo tiêu chuẩn ASTM D5084 (Hình 8). 
Cột áp vào mẫu 3-4 m, độ dốc thủy lực có giá trị 
40 ± 5 hoặc cột áp vào mẫu lớn hơn 9-10 m với 
độ dốc thủy lực đạt đƣợc 130 ± 5. Cột áp vào 
buồng luôn lớn hơn cột áp vào mẫu từ 1-2 m 
nhằm đảm bảo nƣớc thấm không bị chảy dọc 
thành mẫu. Quá trình lắp đặt mẫu vào thiết bị 
thấm đƣợc thực hiện hoàn toàn trong nƣớc, đảm 
bảo cho mẫu đƣợc bão hòa nƣớc hoàn toàn. 
Mẫu lắp đặt trong thiết bị thấm thành mềm đƣợc 
mô tả ở Hình 8. Một viên đá thấm và hai tờ giấy 
lọc bằng vải địa kỹ thuật đƣợc đặt ở hai đầu 
mẫu. Viên đá thấm tại hai bề mặt để phân bố 
đều áp lực lên mẫu. Các tấm giấy lọc để ngăn 
chặn sự trôi ra của các hạt mịn từ mẫu thử. 
Hình 8. Thiết bị thấm có thành mềm 
Hệ số thấm của mẫu đất tự nhiên, ksoil, và các 
mẫu soilcrete, ks, ở nhiệt độ thí nghiệm đƣợc 
tính theo công thức (1), hoặc (2) tùy theo 
phƣơng pháp thí nghiệm (ASTM D5084): 
Theo nguyên lý cột áp vào hạ - cột áp ra 
không đổi: 
1
2
2.303 .log
haL
k
At h
 (1) 
Theo nguyên lý cột áp vào hạ - cột áp ra 
dâng: (ain =aout = a) 
1
2
2.303 .log
2 .
haL
k
A t h
 (2) 
trong đó: k - hệ số thấm (m/s); L - chiều dài 
của mẫu (m); A - diện tích tiết diện mẫu; a - 
diện tích tiết diện ống nƣớc chảy vào mẫu (m2); 
t = t1 - t2 - khoảng thời gian xác định chênh cao 
cột áp h1 và h2 (giây); h1 - chênh cao cột áp tại 
thời điểm t1 (m); h2 là chênh cao cột áp tại thời 
điểm t2 (m). 
Hệ số thấm ở nhiệt độ thí nghiệm đƣợc 
quy đổi về nhiệt độ chuẩn 200C theo Công 
thức (3): 
20  Tk R k (3) 
trong đó: k20 - hệ số thấm ở nhiệt độ chuẩn 
20
0
C (m/s); k - hệ số thấm ở nhiệt độ thí 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1 - 2021 40 
nghiệm; RT - hệ số quy đổi độ nhớt của nƣớc 
theo nhiệt độ, đƣợc xác định theo tiêu chuẩn 
ASTM D5084. 
3. K T QUẢ VÀ T ẢO LUẬN 
Các mẫu đất tự nhiên và mẫu soilcrete đã 
đƣợc chế tạo và thực hiện thí nghiệm thấm 
để nghiên cứu ứng xử thấm của đất cát san 
lấp ở tỉnh Đồng Tháp trộn với xi măng 
PCB40, hoặc trộn với hỗn hợp xi măng 
PCB40 và bentonite. 
3.1. ệ số thấm đất tự nhiên đất-xi măng 
và đất-xi măng-bentonite 
Hệ số thấm của các mẫu đất cát tự nhiên 
chƣa xử lý, đất cát trộn xi măng hàm lƣợng 
300 kg/m
3, đất cát trộn xi măng hàm lƣợng 
300 kg/m
3
 và bentonite hàm lƣợng lần lƣợt 25, 
50, 75, 100 kg/m
3
 ở 28 ngày tuổi thể hiện trên 
hình 9. Kết quả thí nghiệm cho thấy hệ số 
thấm đất cát trộn xi măng hàm lƣợng 300 
kg/m
3
 giảm đáng kể từ 10-3 đến 10-4 lần so với 
đất cát tự nhiên và tiếp tục giảm khi trộn thêm 
phụ gia bentonite. Kết quả này tƣơng đồng với 
Iravanian (2015), Alkaya & Esener (2011). 
Đất cát trộn xi măng, phản ứng thủy hóa xi 
măng tạo ra sản phẩm Calcium-silicate-
hydrate (CSH) ở dạng keo bao phủ các hạt xi 
măng, lấp đầy khoảng trống giữa các hạt đất 
làm giảm độ rỗng, dẫn đến hệ số thấm giảm so 
với đất cát tự nhiên. Đất cát đƣợc trộn với xi 
măng - bentonite có hai phản ứng hóa học 
chính thể hiện ứng xử của xi măng và 
bentonite. Đầu tiên là phản ứng thủy hóa xi 
măng tạo ra CSH và Ca(OH)2 tƣơng tự nhƣ 
khi đất cát trộn với xi măng. Phản ứng 
pozzolanic giữa sản phẩm của quá trình thủy 
hóa xi măng Ca2+ và pozzolan (SiO2 và Al2O3) 
có trong bentonite, hình thành các sản phẩm 
Calcium-aluminate-hydrate (CAH), Calcium-
silicate-hydrate (CSH) và Calcium-aluminum-
silicate-hydrate (CASH). Các sản phẩm này ở 
dạng keo, ngậm nƣớc nhanh chóng chiếm chỗ 
trống trong hỗn hợp vật liệu, giảm độ rỗng, 
giảm khả năng liên kết giữa các lỗ rỗng trong 
đất, dẫn đến hệ số thấm giảm (Iravanian, 
2015; Abbey et al., 2018). 
Hình 9. Hệ số thấm mẫu cát tự nhiên và các 
mẫu soilcrete ở 28 ngày tuổi 
3.2. ệ số thấm của đất trộn xi măng - 
bentonite theo thời gian 
Hệ số thấm của tất cả các mẫu đất cát trộn 
hỗn hợp xi măng - bentonite đều giảm theo 
thời gian bảo dƣỡng (Hình 10). Với các hàm 
lƣợng bentonite khác nhau 25, 50, 75, 100 
kg/m
3, hệ số thấm ks các mẫu đều giảm nhanh 
trong 2 tuần đầu với tốc độ lần lƣợt 60%, 
60%, 44% và 52%. Sau 2 tuần, hệ số thấm 
của các mẫu soilcrete giảm dần với tốc độ 
chậm hơn. Kết quả này cũng tƣơng đồng với 
Tran-Nguyen et al. (2020), Helson et al. 
(2018), Mengue et al. (2017), Akbulut & 
Saglamer (2004). Hệ số thấm soilcrete giảm 
theo thời gian là do tiến trình xi măng hóa 
trong đất diễn ra chậm, kéo dài 
(Kamruzzaman, 2002). Ngay sau quá trình 
thủy hóa xi măng, sự trao đổi ion giữa Ca2+ 
và pozzolan trong bentonite liên tục diễn ra 
hình thành các sản phẩm keo tụ (Wong et al., 
2008). Lỗ rỗng trong đất ngày càng đƣợc lấp 
đầy bởi các sản phẩm keo tụ dẫn đến hệ số 
thấm giảm dẫn theo thời gian (Iravanian, 
2015; Ahnberg, 2003). 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1 - 2021 41 
Hình 10. Hệ số thấm các mẫu đất cát trộn 
hỗn hơp xi măng - bentonite theo thời gian 
3.3. Ảnh hƣởng của hàm lƣợng bentonite 
lên hệ số thấm mẫu đất cát trộn xi măng -
bentonite 
Ảnh hƣởng của hàm lƣợng bentonite lên hệ 
số thấm của mẫu đất cát trộn xi măng – 
bentonite đƣợc xác định bằng cách so sánh kết 
quả hệ số thấm ở 28 ngày tuổi của các mẫu cát 
trộn cùng một hàm lƣợng xi măng 300 kg/m3 
với bentonite có hàm lƣợng lần lƣợt 25, 50, 
75, và 100 kg/m
3, tƣơng ứng (Hình 11). Kết 
quả cho thấy ks của soilcrete giảm khi trộn 
thêm bentonite. Kết quả này tƣơng đồng với 
Abbey et al. (2018), Ata et al. (2015), 
Iravanian (2015), Alkaya & Esener (2011). 
Nguyên nhân đƣợc giải thích cho xu hƣớng 
này là vật liệu bentonite có hạt nhỏ nên diện 
tích bề mặt tiếp xúc lớn cho phép chúng hấp 
thụ một phần nƣớc trong nƣớc lỗ rỗng và 
không cho di chuyển tự do nhƣ lƣợng nƣớc 
còn lại trong lỗ rỗng (Alkaya & Esener, 2011). 
Mặt khác, bentonite là vật liệu sét có chứa các 
ion âm nhanh chóng phản ứng với Ca2+ đƣợc 
giải phóng từ quá trình thủy hóa hóa xi măng 
tạo ra các sản phẩm dạng gel. Các sản phẩm 
này làm cho cấu trúc soilcrete trở nên đặc 
chắc hơn làm tăng cƣờng độ, giảm hệ số thấm 
(Nontananandh et al., 2005). 
Trong nghiên cứu này, hệ số thấm của 
soilcrete giảm khoảng 10 lần khi mẫu cát – xi 
măng đƣợc trộn thêm bentonite hàm lƣợng 25 
kg/m
3
. Tuy nhiên, khi tăng hàm lƣợng bentonite 
lên 50 kg/m
3
, ks của hỗn hợp chỉ giảm 4 lần so 
với mẫu cát – xi măng ban đầu và giá trị hệ số 
thấm này hầu nhƣ không đổi nếu tiếp tục tăng 
bentonite lên hàm lƣợng 75, 100 kg/m3 (hình 
11). Norval (2017), Ata et al (2015), Xu et al 
(2011) cũng đã cho kết quả tƣơng tự. Thể tích lỗ 
rỗng trong đất đƣợc lấp đầy dần bởi lƣợng sản 
phẩm đƣợc hình thành từ quá trình thủy hóa hóa 
xi măng và trao đổi ion giữa Ca2+ và pozzolan 
có trong bentonite. Tốc độ và mức độ phát triển 
các sản phẩm này phụ thuộc vào hàm lƣợng xi 
măng và bentonite trong hỗn hợp vật liệu 
(Ahnberg, 2003). Khi lƣợng bentonite vƣợt quá 
một giá trị nhất định, ks hầu nhƣ không phụ 
thuộc vào lƣợng bentonite tăng thêm. Hàm 
lƣợng bentonite lớn (50, 75, 100 kg/m3), lƣợng 
bentonite tăng thêm sẽ thay thế một lƣợng cát 
trong hỗn hợp vật liệu với kích thƣớc mẫu 
không đổi làm thay đổi cấu trúc của hỗn hợp. 
Đồng thời, bentonite là vật liệu có độ trƣơng 
nở cao khi gặp nƣớc tạo thành gel có thể tích 
gấp 15 lần thể tích khô của nó (Abeele, 1986), 
lƣợng bentonite dƣ không tham gia các phản 
ứng hóa học trƣơng nở bao bọc quanh các hạt 
cốt liệu làm tăng kích cỡ hạt, kết quả làm tăng 
thể tích lỗ rỗng (Taha OME and Taha MR, 
2007). Một nguyên nhân khác có thể là lƣợng 
bentonite lớn với tính chất trƣơng nở cao, việc 
đầm nén khó đạt độ chặt để lại nhiều lỗ rỗng 
hơn dẫn đến hệ số thấm tăng. Nhƣ vậy, trong 
nghiên cứu này hàm lƣợng bentonite 25 kg/m3 
là tối ƣu nhất nếu sử dụng hỗn hợp vật liệu cho 
mục đích chống thấm. 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1 - 2021 42 
Hình 11. Hệ số thấm tại 28 ngày tuổi của 
các mẫu soilcrete từ đất cát trộn xi măng 
hàm lượng 300 kg/m3 và bentonite lần lượt 0, 
25, 50, 75, 100 kg/m
3
3.4. Ảnh hƣởng của gradient thủy lực lên 
hệ số thấm mẫu đất cát trộn xi măng -
bentonite 
Sự ảnh hƣởng độ lớn gradient thủy lực lên 
hệ số thấm mẫu đất cát trộn xi măng – 
bentonite đƣợc đánh giá bằng cách so sánh kết 
quả thí nghiệm thấm của hai mẫu soilcrete 
đƣợc chế tạo cùng một hàm lƣợng xi măng 
300 kg/m
3
 và hàm lƣợng bentonite 25 kg/m3 
(B25.1 và B25.2). Độ dốc thủy lực áp dụng thí 
nghiệm thấm cho hai mẫu B25.1; B25.2 lần 
lƣợt là 40, 132. ks tại 28 ngày tuổi của hai mẫu 
đƣợc thể hiện ở hình 12. Kết quả cho thấy sự 
thay đổi hệ số thấm theo gradient thủy lực là 
không đáng kể (<10%). Hệ số thấm của hỗn 
hợp đất cát trộn xi măng – bentonite không 
phụ thuộc vào giá trị gradient thủy lực trong 
phạm vi nghiên cứu này. Kết quả này tƣơng 
đồng với Assaad & Harb (2013), Gueddouda 
et al. (2010), Picandet et al. (2010). Nhƣ vậy, 
quy trình thí nghiệm và tính toán thấm theo 
định luật Darcy là phù hợp. 
Hình 12. Hệ số thấm của mẫu soilcrete theo 
gradient thủy lực 
4. K T LUẬN 
Sáu mẫu soilcrete đã đƣợc chế tạo trong 
phòng thí nghiệm từ đất cát san lấp tỉnh Đồng 
Tháp với xi măng hàm lƣợng 300 kg/m3 và 
nhiều hàm lƣợng bentonite khác nhau lần lƣợt 
25, 50, 75, 100 kg/m
3. Hệ số thấm của các mẫu 
soilcrete đã đƣợc khảo sát bằng thí nghiệm thấm 
theo phƣơng pháp cột áp vào giảm - cột áp ra 
không đổi hoặc cột áp vào giảm – cột áp ra dâng 
trên thiết bị thấm thành mềm. Đối với đất cát tự 
nhiên đƣợc thực hiện trên thiết bị thành cứng. 
Các kết luận đƣợc rút ra từ quá trình thí nghiệm 
nhƣ sau: 
(1) Hệ số thấm đất cát trộn xi măng hàm 
lƣợng 300 kg/m3 giảm đáng kể từ 10-3 đến 10-4 
lần so với đất cát tự nhiên. 
(2) Đất cát trộn xi măng kết hợp bentonite 
cho hệ số thấm thấp hơn so với chỉ trộn xi 
măng. Tuy nhiên, ở cùng hàm lƣợng xi măng 
nếu tiếp tục tăng hàm lƣợng bentonite thì hệ số 
thấm tăng ngƣợc trở lại. 
(3) Hệ số thấm các mẫu soilcrete giảm theo 
thời gian bảo dƣỡng. 
(4) Gradient thủy lực trong khoảng (40 – 
132) không làm ảnh hƣởng đến ks của hỗn hợp 
cát - xi măng - bentonite. 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1 - 2021 43 
(5) Hệ số thấm của hỗn hợp cát - xi măng - 
bentonite đạt từ 4.86 x 10-9 m/s đến 1 x 10-10 m/s. 
LỜ CẢM ƠN 
Nghiên cứu này đƣợc thực hiện từ nguồn 
kinh phí nghiên cứu của đề tài loại B - Đại học 
Quốc gia TP HCM, mã số B2018-20-04. Nhóm 
nghiên cứu chân thành cảm ơn Đại học Quốc 
gia TP HCM và trƣờng Đại học Bách Khoa đã 
hỗ trợ hiệu quả trong suốt quá trình nghiên cứu. 
TÀ L ỆU T AM K ẢO 
[1]. American Society for Testing and 
Materials. “Standard test method for 
measurement of hydraulic conductivity of 
saturated porous material using a flexible wall 
permeameter.” ASTM D5084, 2010, 24 pages. 
[2] American Society for Testing and 
Materials. “Standard test method for 
measurement of hydraulic conductivity of 
porous material using a rigid wall, 
compaction mold permeameter.” ASTM 
D5856, 1995, 8 pages. 
[3]. American Society for Testing and 
Materials. “Standard test method for laboratory 
compaction characteristics of soil using 
standard effort (12,400 ft-lbf/ft
3
 (600 kN-
m/m
3).” ASTM D 698 - 91, (1998), 8 pages. 
[4]. S.J. Abbey, S. Ngambi, A. O. Olubanwo, 
and F. K. Tetteh. "Strength and Hydraulic 
Conductivity of Cement and By - Product 
Cementitious Materials Improved Soil," 
International Journal of Applied Engineering 
Research. Vol.13, pp. 8684-8694, 2018. 
[5]. W. V. Abeele. “The influence of 
bentonite on the permeability of sand silts,” 
Nuclear and chemical waste management. Vol 
6, pp 81-88, 1986. 
[6]. H. Ahnberg. “Measured permeabilities in 
stabilised Swedish soils,” Grouting and Grout 
treatment, pp. 622-633, 2003. 
[7]. D. Alkaya and A. B. Esener. “Usability 
of sand-bentonite-cement mixture in the 
construction of unpermeable layer,”. Scientific 
Research and Essays, Vol. 6, No. 21, pp. 4492-
4503, 2011. 
[8]. N.K. Ameta and A.S. Wayal. “Effect of 
Bentonite on Permeability of Dune Sand,” 
Electronic Journal of Geotechnical 
Engineering, Vol. 13, bund. A, 8 pp, 2008. 
[9]. S. Akbulut and A. Saglamer. 
“Modification of hydraulic coductivity on 
granular soils using waste materials,” Waste 
Management, Vol. 24, pp. 491-499, 2004. 
[10]. J. J. Assaad and J. Harb (2013). “Use 
of the Falling-Head Method to Assess 
Permeability of Freshly Mixed Cementitious-
Based Materials,” Journal of Materials in 
Civil Engineering, Vol. 25, No. 5, pp 580 -
588, May 2013. 
[11]. A.A. Ata, T. N. Salem, and N. M. 
Elkhawas. “Properties of soil–bentonite–
cement bypass mixture for cutoff walls,” 
Construction and Building Materials, pp. 950-
956, May 2015. 
[12]. R. Bahar, M. Benazzoug, and S. Kenai. 
“Performance of compacted cement - stabilised 
soil,” Cement and concrete composites, Vol 26, 
pp. 811-820, 2004. 
[13]. D. Castelbaum and C. D. Shackelford. 
“Hydraulic Conductivity of Bentonite Slurry 
Mixed Sands,” Journal of Geotechnical and 
Geoenvironmental Engineering, Vol. 135, No. 
12, 17 pp, December 2009. 
[14]. J. W. Cowland and B. N. Leung. “A 
Field Trial of a Bentonite Landfill Liner”. Waste 
Management and Research, Vol. 9, No. 1, pp. 
277-291, 1991. 
[15]. M. K. Gueddouda, M. Lamara, N. 
Abou-bekr, and S. Taibi. “Hydraulic 
behaviour of dune sand-bentonite 
mixtures under confining stress,” 
Geomechanics and Engineering, Vol. 2, No. 
3, pp. 213-227, 2010. 
[16]. O. Helson, J. Eslami, A. Beaucour, A. 
Noumowe, and P. Gotteland (2018). “Hydro-
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1 - 2021 44 
mechanical behaviour of soilcrete through a 
parametric laboratory study,” Construction and 
Building Materials, Vol.166, pp. 657-667, 2018. 
[17]. A. Iravania “Hydro-Mechanical 
Properties of Compacted Sand-bentonite 
Mixtures Enhanced with Cement,” Ph.D. thesis, 
Eastern Mediterranean University, 2015. 
[18]. A. H. M. Kamruzzaman. “Physico-
Chemical and Engineering of cement treated 
Singapore marine clay,” M.E. Thesis, National 
University of Singapore, 2002. 
[19]. T. Kenney, W. A. van Veen, M. A. 
Swallow, and M, A Sungaila. “Hydraulic 
Conductivity of Compacted Bentonite-Sand 
Mixtures,” Can. Geotech. J., Vol. 29, No. 3, pp. 
364–374, 1992. 
[20]. S. Kumar and W. L. Yong. “Effect of 
Bentonite on Compacted Clay Landfill Barriers,” Soil 
and Sediment Contamination, Vol. 11, No. 1, pp. 71-
89, 2002. 
[21]. E. Mengue, H. Mroueh, L. Lancelot, 
and R. M. Eko. “Physicochemical and 
consolidation properties of compacted lateritic 
soil treated with cement,” Soils and 
Foundations, Vol. 57, pp. 60-79, Feb. 2017. 
[22]. V. Martirosyan and M. Yamukyan. 
“Comparative Study of Behaviour of Soil and 
Soil-Bentonite Mixtures for The Construction of 
Impermeable Barriers,” International Journal of 
Scientific Research in Civil Engineering, Vol 2 
(3), pp. 12-21, 2018. 
[23]. S. Nontananandh, T. Yoobanpot, and S. 
Boonyong. “Scanning electron microscopic 
investigation of cement stabilized soil,” in 
Proceedings of 10th National Conference on 
Civil Engineering, Chonburi-Thailand, 2005, 
pp. 23-26. 
[24]. A. L. Norval. “Hydraulic conductivity 
testing of cement-bentonite mixes for use in 
annular well seals,” M.A Theses, Missouri 
university of science and technology, 2017. 
[25]. V. Picandet, D. Rangeard, A. Perrot, 
and T. Lecompte (2011). “Permeability 
measurement of fresh cement paste,” Cement 
and Concrete Research, 41, pp. 330–338, 2011. 
[26]. G. Sällfors and A. L. Öberg-Högsta. 
“Determination of Hydraulic Conductivity of 
Sand-Bentonite Mixtures for Engineering 
Purposes”. Geotechnical and Geological 
Engineering, Vol. 20, No.1, pp. 65-80, 2002. 
[27]. O. M. E. Taha and M. R. Taha. 
“Volume Change and Hydraulic Conductivity of 
Soil-Bentonite Mixture,” Jordan Journal of 
Civil Engineering, Vol 9, No. 1, pp 43-58, 2007. 
[28]. S. Tong and C. D. Shackelford. 
“Standardized Hydraulic Conductivity Testing 
of Compacted Sand-Bentonite Mixtures,” 
Geotechnical Testing Journal, Vol. 39, No 6, 
pp. 1015-1029, 2016. 
[29]. H-H. Tran-Nguyen, K. T. D. Nguyen, 
and T. T. Nguyen. “Permeability of Soilcrete 
Specimens Made from the Mekong Delta’s Soft 
Clay Mixed with Cement Slurry,” Geo-congress 
2020, pp. 751-758, 2020. 
[30]. L. S. Wong, R. Hashim, and F. H. Ali. 
“Strengh and permeability of stabilized peat 
soil.” Journal of applied sciences, 8 (21), pp. 
3986-3990, 2008. 
[31]. S. Xu, Z. Wang, and Y. Zhang. “Study 
on the Hydraulic Conductivity of Sand-
Bentonite mixtures used as Liner System of 
Waste Landfill”. Advanced Materials Research, 
Vol. 194-196, pp. 909-912, 2011. 
Người phản biện: PGS, TS ĐẬU VĂN NGỌ