A review of CPT based axial pile design in the Netherlands

תכנון כלונסי יסודות מרכזיים בהולנד על פי מבחני החדרת קונוס

קנת’ גאווין

החוג להנדסת קרקע (Geo-Engineering), המחלקה להנדסה אזרחית ולמדעי הקרקע (Geosciences) באוני’ הטכנולוגית של דלפט בהולנד;

מהו  (Meho) סאסא קובאצ’ביץ’, אוני, זגרב שבקרואטיה; 

דיוויד איגו, טריניטי קולג’ בדאבלין שבאירלנד.

פורסם ברשת ב 31.10.2019

תקציר

הקרקע של הולנד חרושת נהרות ומלאה מרבצים עמוקים של קרקע רכה, ובשל אוכלוסייתה הצפופה יש צורך לנצל כל חלל תת קרקעי אפשרי לבניית מבנים מסחריים ודרכי תחבורה. כלונסי היסודות (piles) הם אמצעי  תמיכה עיקריים בחפירות עמוקות, תעלות חפורות ומכוסות (cut and cover tunnels), חומות רציפים, חומות נגד הצפה וגם כדי ליצור התנגדות לעילוי (uplift resistance) לרצפת מנהרות ומרתפים.   מאמר זה עוסק בקשר בין התנגדות הקצה במבחן החדרת קונוס (q_c) לבין ההתנגדות של יסודות עמוקים בחול. התברר קוטר הכלונס אינו משפיע על הקשר בין  q_c לבין התנגדות קצה הכלונס. אולם יש להתחשב בהשפעתם של שיטת ההתקנה, העומס השיורי (residual load) סתימת הכלונס (plugging) ושחיקת המדרון (creep) של החול. במקרה של התנגדות גוף הכלונס (shaft resistance), הגורמים הקבועים האפשריים בקשר, לגבי כלונסאות שהוחדרו בקידוח  (non-displacement piles)   הם השפעת העייפות בעקבות שחיקה (friction fatigue) והתנגדות גוף הכלונס  הממוצעת. במקרה של כלונסאות שהוחדרו בדחיקה (displacement piles), מומלץ להביא בחשבון את השפעותיהם של העייפות בגלל שחיקה ושל סתימת הכלונס.

מילות מפתח: כלונסי יסודות (piles); חול (sand); שיטות תכנון על סמך מבחני החדרת קונוס (CPT based methods); כללי תכנון (design codes),        

 מבוא

אמנם נעשה שימוש נרחב בגישות המקובלות לחישוב יכולת נשיאה ולחצי קרקע לצורך תכנון הנחת יסודות עמוקים בחול, אולם בתקנוני תכנון רבים, כגון API 2007  או DNV 2007  , ניכר מעבר לשיטות המבוססות על מבחני החדרת קונוס (CPT), בעקבות מחקרים חדשים רבים בנושאי תכנון יסודות. הבעיה של מתכננים הפועלים בחרבי העולם ושל המנסים לנסח כללים בינלאומיים כגון יורוקוד 7 היא שבמדינות רבות פורסמו המלצות  המקשרות בין התנגדות הקצה,  q_c, לבין התנגדות הנשיאה ( bearing resistance) של הכלונסאות ( למ’ פרנק, 2017). ערכים אלה משתנים לרוב ממדינה למדינה, לעתים עד כדי הפרש ניכר, בין היתר בהשפעת  הגיאולוגיה, סוגי הכלונסאות, ושוני רב בשיטות לבדיקת איכות התכנון, אולם גם בגלל חוסר ההבנה של הגורמים המשפיעים על התנהגות היסודות.

  הקרקע של הולנד חרושת נהרות ומלאה מרבצים עמוקים של קרקע רכה, ולכן היסודות של רוב המבנים בערים הגדולות עומדים על כלונסאות.  צפיפות האוכלוסייה מחייבת לנצל כל חלל תת קרקעי אפשרי לבניית מבנים מסחריים ומנהרות של דרכי תחבורה. כלונסאות היסודות (piles) הם אמצעי תמיכה עיקריים בחפירות עמוקות, תעלות חפורות ומכוסות (cut and cover tunnels), חומות רציפים, חומות נגד הצפה וגם כדי ליצור התנגדות לעילוי (uplift resistance) לרצפת מנהרות ומרתפים. תקנות הבנייה החדשות בהולנד מ 2016 (NEN)   הביאו להגדלת כלונסי היסודות, ולכן גם להתמשכות זמן הבנייה על כל סיכוני ההתקנה הכרוכים בכך. גם שיקולי איכות הסביבה מחייבים חסכון במשאבים בלתי מתחדשים, והפחתה ברעש וברעידות בשעת הבנייה. בשל כל אלה, עלויות הבנייה גדלו ב-10% עד 20%. היו כמה סיבות לשינויים בתקנות הבנייה, בין היתר קושי להיפרד משיטות ישנות, וחוסר ידיעה  בנוגע לתחומים עיקריים בהתנהגות היסודות.

מאמר זה מנסה לגלות מה הגורמים המשפיעים על הקשר בין q_c במבחני החדרת קונוס להתנהגות יסודות עמוקים בחול, על סמך תוצאות של ניסויים ביסודות שהוצבו בחול ושל ניתוחי רכיבים סופיים (finite element (FE)).

2. השיטות לתכנון כלונסי יסודות בהולנד     

על פי התקנון הנוכחי, בתכנון על פי CPT  יש קשר ישיר בין רכיבי התנגדות הבסיס והתנגדות גוף הכלונס לבין התנגדות קצה הקונוס q_c שנמדדת בהחדרת קונוס, ומקדמי ההפחתה (reduction factor) הקבועים בקשר הזה הם _sα להתנגדות גוף הכלונס, _fτ, ו-_pα, להתנגדות הבסיס, q_b.

טבלה 1 מציגה ערכים שונים לשני מקדמי ההפחתה. אולם לאחרונה התברר שעל תנאי העקה סביב הכלונס משפיעים גורמים כגון ההיחלשות המחזורית (cyclic degradation) בעקת הגזירה (shear stress) (גאווין ואוקילי, 2007; טסוהא ושות’, 2012; וייט ולהאן, 2004) עקה שיורית (residual stresses) שנוצרת במשך התקנת הכלונס (אלטאי, פלניוס ואווגין, 1992; פאיק, סאלגאדו, לי וקים, 2003); הזדקנות הקרקע (אקסלסון, 2000; באומן וסוגה, 2003; מיטשל, 2008; שמרטמן, 1991), סתימת הקרקע (soil plugging ) (ברוסי, מויניר, ונורואה, 1991; פאיק ושות’, 2003), והשפעת שיטת ההתקנה  (באסו, לוקידיס, פרצי וסאלגאדו, 2011; איגו, גאווין ואוקלי, 2013; יטגינר, בולטון ו-וייט, 2006), ועוד. גורמי ההפחתה חייבים לבטא אותם ישירות. גם הנגזרות של גורמי ההפחתה (_pα ו- _sα) מושפעות משיטות חישוב מקומיות, כגון השיטות לחישוב ה- q_c הממוצע כדי לקבוע את התנגדות הבסיס וערכי הגבול. כשמחשבים את התנגדות גוף הכלונס של הכלונסאות בשיטה ההולנדית, התנגדות הקונוס היא בין 12 ל-15 מגה פסקל, בהתאם לעובי השכבות הנושאות. הערך הנמוך משמש לחישוב במקרה שהעובי קטן ממטר אחד.

טבלה 1: מקדמי ההפחתה _pα ו- _sα על פי התקן ההולנדי מ-2017.

איור 1 משווה בין הערכים המדודים והמתוכננים של q_c במבחני החדרת קונוס לשם חישוב התנגדות גוף הכלונס באתר בנייה שגרתי בהולנד. מהטבלה עולה כי ערכי הגבול משפיעים מאוד על חישובי יסודות אופייניים באתרי חול. הערך שמשמש לחישוב התנגדות הבסיס נמדד בשיטת קופיאן: בטווח של 0.7 פעמים קוטר הכלונס עד ל-4 פעמים קוטר הכלונס מתחת לקצה הכלונס, ועד ל-8 פעמים קוטר הכלונס מעל לקצה. הערך המרבי של התנגדות הבסיס 

(q_b = α_p/q_c) הוא 15 מגה פסקל.

איור 1: השפעת ערכי הגבול של q_c על תוצאות CPT אופיינית.

 השינויים האחרונים בתקנון התכנון של הולנד עוררו חילוקי דעות בין מהנדסי הקרקע. תוצאות של מדידות לחץ סטטי בכלונסי בטון יצוקים-מראש הובילו למסקנה שחישוב התנגדות הבסיס על פי _pα =1, (בתקן שלפני 2017) הולידו תחזית מופרזת של התנגדות הבסיס ככל שהתרחבה החדירה לשכבה הנושאת (ראו איור 2). בשל כך, כל מקדמי ההפחתה של כל סוגי הכלונסאות הופחתו ב 30% החל מ ראשית 2017. וואן טול, סטרוולאר, בזויקן, יאנסן והאניק ( 2015) גילו שייתכן שהתנגדות כלונסי היסודות בהולנד מושפעת מכמה גורמי בטיחות לא וודאיים המשפיעים על פירושם של מקדמי אלפא, ובהם הזדקנות הכלונסאות, העקה השיורית, וערכי גבול ההתנגדות. מחקר זה יעסוק בהשפעתם על תכנון הכלונסאות בפעל.

איור 2: השוואה  בין עמידות הכלונסאות החזויה והמדודה בשיטה ההולנדית, כש α_s שווה 1 (ע”פ סטוולאר ושות’, 2011)

     3. הקשר בין עמידות הקצה (end bearing resistance) ל qc ע”פ CPT

3.1 רקע

בגלל הדמיון בין שיטות החדירה לצורות הכלונסאות ושיטת ה-CPT, תוצאות הניסויים גילו כמה קשרים בין התנגדות הקצה ע”פ CPT  , q_c, לבין q_b. כאן נתייחס למחקרים חדשים בנושא לגבי סוגים כלונסאות שונים.

3.2 כלונסאות פתוחי- קצה מוחדרים בדחיפה (open-end driven piles)  

 ברוב שיטת התכנון ע”פ CPT מעריכים את התנגדות הבסיס על פי 10% מקוטר הכלונס, בעזרת מקדם הפחתה (_pα) שהתגלה בניסוי (למ’ בוסטאמאנטה וג’אנסלי, 1982). על פי סקירת מאגרי מידע של ג’ארדין, צ’ו, אוברי וסטאנדינג (2005), נוצרה שיטת התכנון  IC-05, שעל פיה  _pα קטן עם קוטר הכלונס, D:

כאשר 

q_b0.1: התנגדות הבסיס כשדחיקת הקרקע בקצה הכלונס היא 10%;

D_CPT=36 מ”מ 

q_cav   : הערך הממוצע של q_c בטווח של 1.5 פעמים קוטר סביב הקצה.

בכלונסאות בעלי קוטר גדול, _pα חייב להיות 0.3 לפחות.

להאן, שיידר ושו (2005) גילו שכש _pα שווה 0.6, יש התאמה מיטבית לתוצאות מדידות של עומסי כלונסאות  בקטרים של 0.2 מ’ עד 0.68 מ’, כשיישמו את השיטה ההולנדית לחישוב ממוצע  ה- q_cבשיטת התכנון UWA-05:

     לדעתם של רנדולף (2003) ושל וויט ובולטון (2005), שדי אם נשתמש בשיטות מתאימות לחישוב ממוצע  ה- q_cואם נתחשב בהשפעת העומסים השיוריים, אפשר להשתמש במקדם קבוע _pα שאינו תלוי בקוטר הכלונס, ושואף ל qb = qc במצבים של דחיקת קרקע גדולה בבסיס (לרוב פי כמה פעמים מקוטר הכלונס).

גאווין, וואן דר וואל וריאל (2019), מתארים ניסויים על כלונסאות רבועים באורך 450 מ”מ, יצוקים מראש, שהוחדרו לעומק 35 מ”מ לשכבת חול דחוסה באזור נמל רוטרדם. באיור 3  רואים רצף מורכב של מילוי חול צפוף ומתחתיו שכבת חרס רכה עד לעומק של כ 20 מ’ מתחת לפני הקרקע. מתחת לשכבת החרס הרכה, שתי שכבות חול צפוף וביניהן חרס קשה. היסודות מוחדרים לרוב לשכבת החול התחתונה. ראוי לציין שברוב בדיקות החדרת הקונוס,  q_c  הוגבל ל 30 מגה פסקל, וההסבר לשונות המשמעותית, בעיקר ב-CPT 501 בעומק של יותר מ 35 מ’ הוא שיטת הבדיקה ולא לשונות הטבעית של הקרקע. כלונסי הבטון היצוקים-מראש הוחדרו בדחיפה לעומק של כמטר אחד בשכבת החול התחתונה. בשלושה כלונסאות שחוברו חיישני מתח בעזרת סיב אופטי התגלו עומסים שיוריים ניכרים אחרי ההצבה. 

איור 3: תוצאות CPT בנמל רוטרדם

 איור 4 מציג ערכי לחץ בסיס שנמדדו בבדיקות עומס סטטי. בכל הבדיקות ערכי הקשיחות התגובתית (stiffness response) הראשונית היו די דומים. למרות שאין די נתונים לגבי בסיסי כלונסאות שנדחקו ליותר מ-20 מ”מ, לחץ הבסיס (q_b0.1) המשוער בדחיקה של 50 מ”מ הוא 14.4 מגה פסקל, (כולל עקה שיורית של 4.1 מגה פסקל).

איור 4: לחץ הבסיס שהופעל על 3 כלונסאות בטון רבועים באורך 450 מ”מ, יצוקים מראש שהוחדרו בדחיקה, בנמל רוטרדם

אם נתעלם מהעומס השיורי, הרי שלאור ערכי _pα בטבלה 2,    _p=1.01α כשה-CPT  מחושב בשיטה ההולנדית ו  _p=0.57α כשהממוצע מחושב בתחום של 1.5 פעמים קוטר הכלונס. לחץ הכלונס הממשי כולל את העומס השיורי ולכן כש   _p=1.41α  בשיטת החישוב ההולנדית של הממוצע  גדול פי שניים מהערך בתקנון ההולנדי מ-2017, ויותר מפי שניים מהערך המומלץ בשיטת UWA (ראו משוואה 4 ). הערך הראשון תואם לערכים שגילו סטוולאר ושות’ (2011) לגבי כלונסאות בעלי הטבעה רדודה בשכבת היסודות. נראה שבמקרה כזה הסיבה העיקרית לזהירות הגדולה היא שיטת חישוב הממוצע ההולנדית של ה-CPT, המתייחסת ל-מרחק של 8 פעמים קוטר הכלונס, ולכן לשכבת החרס הקשיחה יש השפעה רבה על ערכי q_c בתכנון.

טבלה 2: השוואה בין ערכי _pα שחושבו בשיטת ה-CPT  הממוצע בנמל רוטרדם (q_b0.1 הוא 13.2 מגה פסקל כולל העומס השיורי או 9.4 מגה פסקל ללא העומס השיורי).

  3.3 כלונסאות פתוחי-קצה

בהולנד מרבים להשתמש בכלונסאות פלדה צינוריים פתוחי-קצה. כשמתכננים כלונס כזה, ערך _pα הוא קבוע ושווה ל-0.7. מניסויים בדגמים במעבדה (להאן וגאווין, 2001 ), ובשטח (איגו, גאווין ואוקילי 2001), ומניסויים על כלונסאות בגודל מלא (פואיה, אבו-ג’וד, פרצי וסלגאדו, 2009) עולה שהתנגדות הבסיס בכלונסאות כאלה מורכבת מעקת הסתימה (plug stress), שמפעילה האדמה הסותמת את פנים הכלונס, ומהעקה הזוויתית (annular stress) מתחת לקצה התחתון של הכלונס (pile toe). ממדידות בכלונסאות כפולי דפנות התברר, שאם מגלים את הערכים הממוצעים של q_c  בבדיקות CPT  ומביאים את המרכיבים האלה לרמה תקינה, מצב החול וקוטר הכלונס לא משפיעים על ערכי _pα. אולם יש קשר ישיר בין עקת הסתימה למידת הסתימה (degree of plugging) במהלך החדרת הכלונס, ומידת הסתימה מושפעת מקוטר הכלונס, ממצב החול ומשיטת ההצבה. שיעור המילוי ההדרגתי (Incremental Filling Ratio (IFR)) מודד את דרגת הסתימה, ואלו שיעור האזור המשפיע (Effective Area Ratio (Ar,eff) ) הוא שיטה מוצלחת לחישוב השפעת הסתימה על התנגדות בסיס הכלונס, על פי המשוואות הבאות:

שבהן:

∆Lplug: השינוי באורך הסתימה במשך שינוי מסוים בחדירה ( LΔ)

D_i: קוטרו הפנימי של הכלונס

A_r;eff: היחס בין נפח האדמה הנדחקת לנפח הכולל של הכלונס  

IFR: 

לכן, כשהכלונס ריק לגמרי IFR=0, וכשהוא סתום לגמרי, או כשהכלונס בעל קצה סגור,   IFR=1. כשהכלונס ריק לגמרי, ערכי IFR הם לרוב בין 0.1 ל 0.2. בדרך כלל משתמשים ב IFR או ביחס המילוי המלא (FFR) כדי לחשב את התנגדות הבסיס תוך התחשבות בסתימה (גאווין ולהאן, 2005).

בכלונסאות פתוחי-קצה, התנגדות הנשיאה בקצה התחתון קטנה מזאת שבכלונסאות בעלי קצה סגור באותן שכבות חול, ולכן בשיטת IC-105 מניחים ש q_b0.1 נמוך בחצי מזה שבכלונסאות בעלי קצה סגור.

שיטת UWA-05 מחשבת במפורש את הסתימה:

פאייק ושות’ (2003) כתבו על ניסוי בשטח על כלונס פלדה כפול דפנות בקוטר 336 מ”מ, בעל קצה פתוח שהוצב בפיג’ן ריבר במדינת אינדיאנה בארה”ב. אדמת האתר מורכבת מ 3 מ”מ חול דליל ומתחתיו חול צפוף (תוצאות ה-CPT  מוצגות באיור 5).  

איור 5: תוצאות ה-CPT בפיג’ן ריבר , ע”פ פאייק ושות’ (2003)

חלק מהכלונס נותר ריק במהלך ההתקנה, וה-FFR היה 0.775. המכשירים שחוברו לכלונס מאפשרים למדוד את העומס השיורי שנוצר במהלך ההצבה. במדדות עומס סטטי התברר שללא חישוב העומס השיורי, q_b0.1   היה 7.2 מגה פסקל, ולאחר חישוב העומס השיורי, 8.9 מגה פסקל.  טבלה 3 משווה בין ערכי התנגדות הבסיס החזויים לתוצאות שממדדו על פי שיטות CPT שונות.

טבלה 3

מהטבלה עולות המסקנות הבאות:

1-על פי השיטה ההולנדית, ה-q_c הממוצע בבסיס הכלונס הוא 18 מגה פסקל, וחישוב ע”פ α_p=0.7 נותן תחזית מוגזמת מאוד.

2- בשיטת IC-05 מחשבים את ה-q_c הממוצע בסביבה של 1.5 פעמים קוטר הכלונס, וערכו 22.6 מגה פסקל, כלומר הרבה יותר מבשיטה ההולנדית, ובכל זאת בשיטה זאת התוצאה נמוכה בהרבה מהמציאות, משום שהיא מניחה שאין כל סתימה, וממשוואה 6 מתקבל α_p=0.25.       

3- בשיטת UWA-05 מתחשבים בסתימה, אולם התוצאה נמוכה ב-35% מערך ההתנגדות האמתית בבסיס, בין היתר בגלל השימוש  ב- q_cשמתקבל בשיטה ההולנדית, 18 מגה פסקל. השימוש ב-q_c הממוצע בסביבה של 1.5 פעמים קוטר הכלונס, וגם בערך α_p המתקבל ממשווה 7 ע”פ UWA-05 יפחית את ההמעטה השגויה ל 8%.

3.4 כלונסאות פלדה ממולאים בבטון המוצבים בדחיקה חלקית (Partial displacement screw injection piles)  

חברות הבנייה ההולנדיות פונדרינגסטכניקן ו-בי אם אן אי די ערכו 3 מדידות עומס דחיסה סטטי על כלונסאות פלדה ממולאים בטון שהוצבו בחול צפוף בטרנאוסן שבהולנד. קוטר הגוף של הכלונסאות היה 46 ס”מ, קוטר הבסיס היה 56 ס”מ, ואורך הכלונס השקוע היה בין 20.2 מ’ ל-20.3 מ’. לאורך כל הכלונס הותקנו מדי עומס. אומדני ההתנגדות בשטח היו על פי תקני התכנון שלפני 2017, ובניסויים הופעל עליהם העומס המרבי הזה כדי לבדוק את הגישה הישנה. אומדני התנגדות הכלונס היו בין 5750 ל-6100 קילו ניוטון. התנגדותו של כלונס 1 נקבעה כ 5874 קילו ניוטון כששקיעת קצה הכלונס הגיעה ל 23 מ”מ (פחות מ 5% מקוטר הכלונס). שאר הכלונסאות הועמסו עד לקריסה, בעומס מרבי של 6069 קילו ניוטון (כלונס 3) ו-6312 קילו ניוטון (כלונס 5), ודחיקת הקרקע הגיעה ל-60 מ”מ.  

תוצאות ה-CPT מוצגות באיור 6.    

איור 6: תוצאות CPT  באתר טרנאוסן

איור 7 מציג את ערכי הלחץ-שקיעה של הכלונסאות באותה מדידה. ערכי הקשיחות התגובתית הראשונית של כל הכלונסאות היו דומים: 13.7 מגה פסקל בכלונס 1, מבלי להגיע לקריסה; 12.7 מגה פסקל בכלונס 3, ו-10 מגה פסקל בכלונס 5. ערכי  α_p  הממוצעים ע”פ השיטה ההולנדית, בהנחה ש ה-q_c  הממוצע נמדד בטווח של 1.5 פעמים קוטר הכלונס מבסיס הכלונס מוצגים בטבלה 4. על פי השיטה ההולנדית,  α_p  שווה 1.12, ב 80% יותר מהערך התקני הנוכחי  בהולנד , 0.63. מהחישוב בטווח של 1.5 פעמים קוטר הכלונס נודע שהתנגדות הקצה המרבית של כלונסאות אלה גבוהה ב 6% מאשר על פי 

α_p=0.9   בתקן שלפני 2017.

טבלה 4: השוואה בין ערכי _pα מאתר טרנאוסן בשיטות שונות לחישוב הממוצע

איור 7: התנגדות הבסיס של כלונסאות עם מילוי כוחלה (grout injection) באתר טרנאוסן

3.5 כלונסאות המוחדרים בדחיקת קרקע נמוכה (Low-displacement piles)

על פי התקן ההולנדי, ערכי  _pα לכלונסאות המוחדרים בדחיקה נמוכה משתנים על פי שיטת יצירת הכלונס. לכלונסאות המיוצרים ביציקה וקידוח רציפים (CFA), הערך הוא 0.56, ולכלונסאות היצוקים באתר (bored piles) הוא רק 0.35. בשיטה ההולנדית, מחשבים את  הלחץ בבסיס בכלונסאות בעלי דחיקה נמוכה בהנחה שהדחיקה היא 20% מקוטר הכלונס, ועל פי רוב שאר השיטות ההנחה היא 10% מקוטר הכלונס לגבי כלונסאות יצוקים מראש (driven pile). השיטות IC-05   ו-UWA-05  לא נועדו לכלונסאות שלא מוחדרים בדחיקה, אולם גאווי, קדוגן, קייסי וטאלויאן (2013) הוכיחו 0.2= _pα קרוב לערכים המתאימים לכלונס שבו IFR=100%. ע”פ תקן יורוקוד 7, ערכי  _pα יורדים מ 0.2 כש q_c הוא עד 15 מגה פסקל, ל 0.16 כש  q_cהוא 20 מגה פסקל.

גאווין ושות’ (2013) קיבצו תוצאות מ 20 מדידות של עמוס סטטי על כלונסאות שהוחדרו ללא דחיקה בחול, עד לשקיעה של יותר מ 10% מקוטר הכלונס, D (קוטר הכלונס היה בין 02. מ’ ל 1.5 מ’, ואורך הכלונס, L היה בי 4 מ’ ל-26.5 מ’. לכן יחס הקוטר לאורך היה בין 4 ל 37). ערכי ה- q_c בבדיקות CPT היה בין 2 ל 40 מגה פסקל. הערכת ה _pα חושבה ע”פ q_c לצרכי תכנון בטווח של 1.5 פעמים מקוטר הכלונס. ערכי _pα לפי ערכי q_c בבדיקות CPT וקורי כלונס שונים מוצגים באיור 8. מהאיור ברור שאין יחס ישר בין הערכים לשום גורם, והערך הממוצע לכלונסאות שבמאגר היה 0.24.

איור 8: ערכי q_c מחושבים ע”פ מדידות עומס: a: השפעת העוצמה ; b: בהשפעת קוטר הכלונס.

טאלויאן וגאווין (2013) ערכו ניתוח סופי של הרכיבים (finite element analysis) כדי לגלות מה משפיע על ערכי  α_p לגבי כלונסאות שנוצקו באתר ומוצבים בחול. מאפייני החול היו על פי דגם “הקרקע המתקשה” (Hardening Soil (HS) ), במחקר של שאנץ, וורמיר, ובוניר (2013), והמאפיינים הותאמו לתוצאות בדיקות מעבדה. בדיקות התפשטות החללים (Cavity expansion analyses) בוצעו ע”פ התהליך במחקרים של שו ולהאן (2008), ושל סוליאן וגאווין (2011), כדי להתאים ערכי  q_c לתוצאות ה-CPT   בחול של בלסינגטון. דגם הרכיבים הסופיים יושם כדי לגלות את הקשר בין קוטר הכלונס על התנגדות הנשיאה של הכלונסאות. איור 9a מציג תוצאות של סדרת מדידות על כלונסאות שאורכם 6 מ’ וקוטרם נע בין 0.8 מ’ ל 0.8 מ’. התנגדות הנשיאה של קצה הכלונס כששקיעת הבסיס היא 10% מקוטר הכלונס הייתה כ-500 קילו פסקל, בכל הכלונסאות, והכלונסאות לא הגיעו לעומס הקריסה שלהם. אולם היה יחס ישר בין השקיעה שבה הושגה ההתנגדות הזאת לקוטר הכלונס. טבלה 9b  מציגה את התפלגות הנורמלית של ערכי הלחץ בתגובה לשקיעה (  pressure-settlement response) בבדיקות אלה. ערכי התגובה בכל הכלונסאות היו דומים ביותר, וערך α_p  היה 0.31, אולם רק בהתפלגות הנורמלית של דחיקה בשיעור 10% מקוטר הכלונס, וכש- q_cנמדד בטווח של פעם אחת קוטר הכלונס. מעקומת ההתנגדות נראה שככל שאלו הדחיקה הייתה גדולה יותר, ערכי  α_p היו גדולים יותר.

השפעתם של מצב של החול ושל שיטות החישוב  של תוצאות ה-CPT הממוצעות חושבו בעזרת השוואה בין התוצאות בחול של בלסינגטון לאלו שנמדדו בשלושה אתרי חול אחרים: בטנטא שבמצרים, שבו הצפיפות היחסית הייתה 75%, במונטריי שבארה”ב, שבו הצפיפות היחסית הייתה 65% (וו ושות’, 2004), ובהוקסונד שבנורווגיה, שבו היא הייתה 50%. ערכי  α_p (בין 0.32 ל 0.33) נקבעו בשעת הלחץ שנוצר כששקיעת הבסיס הייתה 10% וערכי q_c הממוצעים חושבו בטווח של פעם אחת קוטר הכלונס. היו הבדלים בקצב הפעלת הלחץ במצבי שקיעה נמוכה, כי כשהצפיפות היחסית גדלה ההתנגדות נוצרה לאט יותר. 

איור 9: a: השפעת קוטר הכלונס על התנגדות הבסיס בכלונסאות שנוצקו באתר והוצבו בחולות בלסינגטון; b: עקומת התגובות המותאמת

איור 10 מתאר את השפעתם של השיטות השונות לחישוב תוצאות ה-CPT הממוצעות ושל אורך הכלונס על ערכי _pα בניסוי בחולות בלסינגטון. בכל האתרים התברר שערכים אלה היו די קבועים כשהq_c  הממוצע חושבה בטווחים שווים מעל לבסיס ומתחתיו, במתואר באיור a 10. כשהמרחק מתחת לבסיס או מעליו היה גדול יותר, היו הפרשים גדולים יותר ובשיטת החישוב הולנדית ניכרה השפעה גדולה יותר לאורך, כמתואר באיור  b 10 . מהניתוח הזה מתברר ש _pα  קבוע של 0.3 בערך הוריד במידה סבירה את האומדנים של התנגדות הקצה בכלונסאות יצוקים-באתר שהוצבו בחול. ערך זה גבוה בחצי מאלה שברך כלל משמשים בפעל, וברבע מ 0.24 , ערך _pα  שחושב ע”פ מאגר הנתונים, למרות שהוא נמוך ב 17%  מהתקן ההולנדי.

איור 10 השפעת שיטות חישוב הממוצע וק’וטר הכלונס על ערכי _pα בחולות הוקסונד .  a: במרחק שווה מעל לקצה הכלונס ומתחתיו b: במרחקים שונים. 

ייתכן שאחת הסיבות להפרש בין התגובה בשטח לזאת שחושבה בניתוחי הרכיבים הסופיים היא השפעתו של קצב ההעמסה על היווצרות _pα. גאווין ושות’ (2013) דיווחו על מדידות של קצב העמסה על כלונסאות שנוצרו בקידוח ויציקה רציפה  (CFA)  בקילארני שבאירלנד. הקרקע במקום מורכבת מ 2-3 מ’ של קרקע מלאכותית (made ground), מתחתיה שכבה עמוקה של חול קרחוני (glacial sand), בצפיפות בינונית, ומתחתיה חול בצפיפות גבוהה מאוד. היו הפרשים גדולים בעומקים עד לשכבת החול הצפופה, ובבדיקות CPT  אחרות במרחק כמה מטרים מזירת הבדיקה התברר שעומק החול הצפוף קטן בהרבה.  בניסוי נמדדו עומסים שונים וגם התנגדות הקצה של 2 כלונסאות שהוצבו בחול הצפוף: אחד בקוטר 450 מ”מ ובאורך 15 מ’ והאחר בקוטר 800 מ”מ ובאורך 14 מ’. מדידות העומס הסטטי כללו מדידת עומס קבוע (MLT), אחריה מדידת העמסה מהירה ומדידת קצב החדרה קבוע (CRP). על הכלונסאות הותקנו כמה מדי עומס כדי למדוד בנפרד את  התנגדות הבסיס והתנגדות גוף הכלונס.  (ראו איור 11)     

 באיור a 11  מוצגות תוצאות ה-MLT   , המבהירות שאם הלחץ על הבסיס עולה על 1500 קילו פסקל, הכלונסאות סובלים מקריסת מדרון החול (creep) כשהעומס מתגבר. כשהדחיקה בבסיס הגיעה ל 10% מקוטר הבסיס, _pα התקרב ל- 0.24. באיור   b 11 מוצגות מדידות ה –CRP. כשעל הכלונסאות הופעל שוב עומס, התנגדות הבסיס הייתה גדולה בהרבה. ההעמסות הקודמות השפיעו רק על תחילת הלחץ בתגובה לשקיעה, אולם ערכי  _pα במדידות ההעמסה המהירה, שבהן השפעות קריסת המדרון היו זעירות, עלו על 0.31. לכן, התוצאות במדידות ה-CRP היו דומות לאלו שבדגמים המספריים. דגמי הקרקע ששימשו בניתוחים המספריים לא עסקו בשחיקת מדרון החול שהשפיעה בבירור על תוצאות ה MLT ולכן על התנגדות הבסיס.

4. הקשר בין התנגדות גוף הכלונס ל q_c שבבדיקות CPT  

הנחיות תכנון רבות, בעיקר אלה שנוגעות לבנייה בחוף, עדיין מעריכות את התנגדות הבסיס וגוף הכלונס על פי גישות ישנות של העקה הממשית (effective stress), הרי שאי הוודאות בנוגע לגורמים כגון זווית החיכוך הממשית ( ϕ’), שיעור ההתקשות המוגזמת, (over-consolidation ratio, OCR), וזווית חיכוך הממשק (interface friction angle) , _fδ , השפעת שיטת ההצבה, מתגבר השימוש בשיטות תכנון על סמך מדידות CPT. על פי כללי התכנון בהולנד, ערכי _pα לכלונסאות יצוקים באתר (bored piles) הם הנמוכים ביותר, ולכלונסאות המוחדרים בדחיקה הם הגבוהים ביותר. ערכי הגבול כוללים את התנגדות צד הכלונס, בהתאם לשיטה הבלגית, שעל פיה,  ערכי _sα מושפעים מ q_c, סוג הכלונס, חספוסו, והערך המרבי של התנגדות צד הכלונס היא 150 קילו פסקל כש q_c גדול מ 20 קילו פסקל (הויבכרטס, דה ווס, בויטאו ומארטנס, 2016).

4.1. כלונסאות מוכנים-מראש המוחדרים בדחיקה, בעלי קצה סגור.

ג’ארדין שות’ (2005) וכן להאן ושות’ (2005), גילו  את הנוסחה הבאה להתנגדות צד מקומית בכלונס:

כאשר:

‘_rc: העקה הממשית האופקית האחידה לחלוטין לאחר הצבת הכלונס 

 Δ‘_hd: רכיב שנוצר באמצעות הרחבה (dilation) במהלך ההעמסה.

צ’ו (1997) בדק ערכים של  ‘_rc שנמדדו בשני מקומות על הכלונס, וגילה יחס ישר כמעט בין הערכים שנמדדו במקום מסוים לערכי q_c באותו גובה, כשהשפעת המרחק מאותו מקום לבסיס העמוד (h) מאוזנת בהשפעת רדיוס הכלונס R או לקוטר הכלונס, D, ורמת העקה בקרקע המקומית (in situ stress). ממצאיו שולבו בשיטת התכנון  IC-05להצבת כלונסאות בדחיקה (ג’ארדין ושות’, 2005)

כאשר:

 ‘ _voσ:  העקה האנכית הממשית בקרקע

 P_ref שווה 100 קילו פסקל,

h/R הוא לפחות 8. 

לפי שיטת UWA, המופיעה אצל להאן ושות’ (2005):

כאשר h/D הוא לפחות 2. 

ממשוואות 9 ו-10 נובע ש- α_s הולך ויורד ככל שמתרחקים מקצה הכלונס. לדעת להאן (1992) אפשר לחזות את הגידול בעקה האופקית בעקבות ההרחבה , Δ‘_hd, בעזרת השערת התרחבות החללים:

  כאשר 

 G: מודול הגזירה של גוש הקרקע 

_hδ:  הדחיקה האופקית של חלקיק קרקע בממשק בין הכלונס לקרקע.

4.2. כלונסאות צינוריים פתוחי-קצה

צ’ו (1997),  גאווין (1999), שנדיידר (2007) הוכיחו ששיטות התכנון UWA-05 ו IC-05 מספקות אומדנים אמינים לעמידות הצדית של כלונסאות ותחזיות מדויקות לחלוקת עומס הגזירה המקומי על כלונסאות פתוחי-קצה המוחדרים בדחיקה. מכיוון שהשימוש בכלונסאות דחיקה צינוריים פתוחי קצה נפוץ כל כך, בעיקר בבנייה בים ובקרבת החוף, שתיהן מאפשרות להפחית את העקה הצדית בזכות הפחתת הדחיקה במהלך ההצבה.  גאווין ושות’ (2011) ציינו כי אמנם התחזיות של שתי השיטות דומות מאוד לגבי עמידות הצד של כלונסאות פתוחי-קצה, אולם הגישות השונות שלהן לבעיית הסתימה מולידה אומדנים שונים מאוד של התנגדות הגוף בכלונסאות סגורי-קצה.        

בשיטת IC-05, ההנחה היא שהכלונס נשאר פתוח לגמרי במהלך ההצבה,

(IFR = 100%), ולכן יש לשנות את משוואה 9 ולהציב בה רדיוס אחר של הכלונס  ,  R^* השווה ל:

כאשר D_i:  קוטרו הפנימי של כלונס חלול.

במצב כזה גדל שיעור השחיקה בהתנגשות גוף הכלונס ככל שמתרחקים מבסיס הכלונס.

בשיטת UWA, הסתימה מחושבת במפורש באמצעות האזור המשפיע (Ar,eff):

גאווין ואיגו (2013) מתארים מדידות עומס על שני כלונסאות פלדה פתוחי קצה שהוצבו בדחיקה בחול צפוף, אחד 4 ימים אחרי ההצבה והאחר 146 ימים אחריה. איור a 12 מציג את תוצאות ה-CPT . קוטרם החיצוני (D) הוא 340 מ”מ, עובי דופנותיהם (t)  הוא 14 מ”מ ועומק ההחדרה היה בין 5.6 מ”מ ל 7 מ”מ מתחת לפני הקרקע. במהלך ההחדרה היו הפסקות בכל 0.25 מ’ כדי לרשום את אורך הסתימה. איור b  12 מציג את ערכי ה-  IFRשל שני הכלונסאות. העמודים היו חלולים ביותר מ 85% כשההחדרה הייתה עד 2 מ’, ובעומק של 7 מ’ נפח החלל ירד -40%.  גאווין ואיגו (2019)  ציינו שהירידה ב IFR  הגדילה מאוד את ההתנגדות להחדרה, העקה האופקית ואת העומס השיורי.

איור 12. a: הערך המרבי, הממוצע והמזערי של ההתנגדות בבדיקות CPT

באתר בלסינגטון; b: ערכי שיעור המילוי ההדרגתי.

בין היתר הותקנו מדי עומס בגבהים שונים כדי לרשום את עקת הגזירה תוך כדי מדידות עומס המתח. התברר שעמידות המתח האנכי (axial tension capacity) של הכלונס גדלה במידה ניכרת מ-440 קילו ניוטון ביום ה-4 לאחר ההצבה ל- 1000 קילו ניוטון ביום ה-146. בדומה לגידול בממוצע עקת הגזירה המקומית מ- 63 קילו פסקל ל-140 קילו פסקל. איור 13 מציג את חלוקת עקת הגזירה לאורך הכלונס, וממנו עולה כי

1. אמנם עוסק הקרקע היה די אחיד בכל עומק ההחדרה, אולם העברת העומס ועקת הגזירה בין הקרקע לעומק 4 מ’ היו די מעטים.
2. רוב ההתנגדות שנוצרה הייתה בעומק שבין 4 מ’ ל 7מ’, ועקת הגזירה הייתה גדולה בהרבה ליד קצה הכלונס, ככל הנראה בגלל הצירוף של עייפות בשל החיכוך, הסתימה והשפעות על פני הכלונס.
3. במשך 146 ימי ההבשלה (ageing), עקת הגזירה בעומק שבין 3 מ’ ל-7 מ’ גדלה מאוד אולם לא השתנתה קרוב לפני הקרקע.

איור 13: השוואת עקת הגזירה החזויה והמדודה באתר בלסינגטון 4 ימים ו- 146 יום אחרי ההצבה.

  מהמדידות בשיטות IC-05 ו-UWA-05 עולה כי:

1. במדידות בשיטה ההולנדית 4 ימים אחרי ההצבה, תוך שימוש ב-α_s קבוע, התקבלו תוצאות סבירות (אם כי מוגזמות) של עקת הגזירה עד לעומק של 4 מ’. מכיוון שערכו המרבי של q_c הוא 15 מגה פסקל, עקת הגזירה המרבית בשיטה הזאת היא 60 קילו פסקל, הערכת-חסר מובהקת של התנגדות הכלונס ב-3 המטרים הקרובים לקצה.
2. האומדנים ע”פ   IC-05 ו-UWA-05 היו קרובות יותר לתוצאות המדידה  באזור קצה הכלונס מעלו שע”פ השיטה ההולנדית, והתוצאות ע”פ  UWA-05, שמתחשבת גם בהשפעת הסתימה, היו הקרובות ביותר למדידות באותו אזור.
3. שתי השיטות לקו בהערכת חסר של התנגדות גוף הכלונס בעומק של יותר מ 2.25 מ’ ביום ה-146 לאחר ההצבה.  

4.3 כלונסאות יצוקים במקום שהוחדרו בדחיקה (Driven cast-in-place piles)    

פלין ומקייב (2016)  מתארים מדידות עומס על 3 כלונסאות שיצוקים במקום והוחדרו בדחיקה ליד קובנטרי שבאנגליה. הם הורכבו מבסיס מתכתי עגול ששימש כמגן חלודה ומצינור פלדה חלול בקוטר 0.32 מ’. צינור הפלדה סולק לאחר שמילוי הבטון התקשה. לאחר ההחדרה לעומק המירבי, העומסים נמדדו ב 4 נקודות בעומק שבין 5.5 מ’ ל- 7 מ’. הקרקע במקום מורכבת משכבה עליונה של קרקע מלאכותית, מתחתיה חרסית חולית קשיחה, בעומק של כ- 1.8 מ’, ומתחתיה חול בעל צפיפות בינונית עד גבוהה. איור 14 מציג את תוצאות מדידות ה-CPT. עמידות הכלונסאות לעומס בדחיסה נבדקה בימים ה-19 עד ה-23 לאחר ההצבה. 

איור 14: תוצאות ה-CPT בקובנטרי

איור 15 מציג את התנגדות הגוף הממוצעת (התנגדות הגוף הכוללת/שטח פני הגוף). בכל שלושת הכלונסאות קשיחות תגובתית ראשונית דומה, וערך _sα  מרבי (עקת גזירה מקומית/q_c) בין 0.094 ל- 0.14. ראוי לציין שנדרשה דחיקה די גדולה (בין 3% ל 13% מקוטר הכלונס) כדי להגיע לשיא ההתנגדות. בכלונסאות 1 ו -3 ההתנגדות הלכה וגדלה במהלך כל בדיקת העומס.

איור 15:  התנגדות גוף הכלונס המשוקללת בכלונסאות יצוקים באתר שהוחדרו בדחיקה (ע”פ פלין ומקייב, 2016).

4.4. כלונסאות פלדה מצופה בבטון (Screw injection piles)

איור 16 מציג את התנגדות הגוף הממוצעת של כלונסאות פלדה מצופה בטון שהוצבו בחולות טרנאוסן שבהולנד. הקשיחות התגובתית הראשונית בכלך הכלונסאות בקוטר 0.46 מ’ הייתה דומה מאוד. מדידות העומס בכלונס 1 הופסקו לפני ההגעה לשיא ההתנגדות כי בכלונס נרשמה התנגדות גדולה בהרבה מזאת שבבדיקות אחרות המתוארות באיור 7.      

 למרות זאת, נראה שהתנגדות הגוף הסופית של הכלונסאות הייתה בין 110 קילו פסקל ל-140 קילו פסקל, וכדי לחולל אותה היה צורך בדחיקה של יותר מ-10% מקוטר גוף הכלונס. מערכי α_s ניכר שהערך המומלץ בתקן ההולנדי NEN-9971, 0.09, ייתן אומדן סביר של מלוא התנגדות הגוף בכלונסאות האלה.  

איור 16: התנגדות הגוף המשוקללת בכלונסאות פלדה מצופים בבטון טרנאוסן

 4.5 כלונסאות  המיוצרים ביציקה וקידוח רציפים (CFA)

גאווין, קולאגן וקייסי (2009) מתארים מדידת התנגדות ב-2 כלונסאות CFA שהוצבו בקילארני שבאירלנד (ר’ פרק 3.4). התוצאות מוצגות באיור 17.   התנגדות הגוף הממוצעת במשך בדיקות העומס הסטטי, בין 35 ל 36 קילו פסקל, הייתה שווה כמעט בכלונס שקוטרו 450 מ”מ לזה שקוטרו 800 מ”מ, כלומר לגודל לא הייתה השפעה משמעותית. מכאן נובע שערכו של _sα (עקת הגזירה הממוצעת/q_c) הוא 0.008,  ב-33% יותר מזה שבהנחיות NEN, וכמו זה שמשמש לתכנון כלונסאות המוצבים בדחיקה בחול (ר’ טבלה 1). הדחיקה הגדולה שנדרשה כדי לחולל את ההתנגדות נובעת מסוג הבדיקה.  

 איור 17: התנגדות הגוף המשוקללת בכלונסאות  CFA (ע”פ גאווין ושות’, 2009).      

4.6 התפלגות התנגדות הגוף המשוקללת בכלונסאות המוצבים בחול

ערכי α_s שנמדדו במבחנים הנ”ל מתאימים לרוב לאלה שבתקן ההולנדי, וככל הנראה מושפעים מסוג הכלונס, והערכים הגבוהים הם בדרך כלל בכלונסאות שהוצבו בדחיקה. אולם עדיין לא ברור האם אפשר להשתמש בערכים קבועים לגבי כלונסאות שהוצבו בדחיקה כשיש להתחשב בעייפות בגלל חיכוך (friction fatigue). איור 18 מציג את ערכי עקת הגזירה המקומית המשוקללת לאורך כלונסאות שנוצקו באתר והוצבו בדחיקה (DCIP) (פלין ומקייב, 2016). התוצאות החזויות חושבו בשיטת UWA-05, שעל פיה זווית חיכוך הממשק(interface friction angle)  שווה לזווית החיכוך הקריטית (critical state friction angle). ברור ששיטה המתחשבת בהשפעת העייפות בשל חיכוך תיתן אומדן קרוב מאוד לתוצאה שנמדדה, ומכאן נובע שצורת הכלונס משפיעה על ערכי α_s של עייפות בשל חיכוך בשעת ההצבה.

 איור 18: הקשר בין המרחק מקצה הכלונס לשינויים בערכי α_s  בכלונסאות DCIP  בקובנטרי.

איור 19 מציג את ערכי העקת הגזירה המקומית המשוקללת בכלונסאות CFA ובדומה אופיינית של כלונס פלדה מצופה בבטון. כשכלונסאות אלה לא סובלים מעייפות בכלל חיכוך בשעת ההצבה, אפשר להביע את התנגדות הגוף שלהם באמצעות  α_s קבוע.  ערכו קטן מזה של כלונסאת המוצבים בדחיקה במרחק של 5 פעמים קוטר הכלונס מהקצה. מעל לגובה זה, ערכי  α_s גבוהים יותר. מכאן נובע שבכלונסאות המוחדרות בקידוח לעומק גדול יכול להיות α_s ממוצע גדול יותר בהשוואה לכלונסאות המוחדרים בדחיקה לתוך אותה קרקע.

איור 19: הקשר בין המרחק מקצה הכלונס לשינוי בערכי α_s בכלונסאות בעלות דחיקה נמוכה. 

5 מסקנות

מכיוון ש CPT הוא שיטה למדידות עקיפות רציפות של החוזק והקשיחות במגוון של מצבי חול, וגם של הקשרים בין q_c של התנגדות קונוס לבין התנהגות היסודות, הוא חלק מתקנות התכנון של ארצות רבות, אולם בתקנות רבות יש הוראות תכנוניות סותרות. במקרה זה ניסינו, בעזרת ניסויים במעבדה ובשטח על עמודים וניתוחי רכיבים סופיים, להסביר את הסיבות הפיזיות להבדלים בין גישות תכנון על סמך CPT באזורים שונים ולבחון עד כמה מדויקים הערכים בכללי התכנון ההולנדיים.

לכאורה, ערכי q_c  ע”פ CPT הם האמצעי המושלם לחישוב התנגדות הבסיס של  כלונסאות המוצבים בחול, וכשהדחיקה גדולה ביותר, התנגדות הבסיס, q_b שואפת ל-q_c (וייט ובולטון , 2005 ; רנדולף, 2003). מידת הדחיקה המדויקת הנדרשת ליצירתה תלויה בשיטת הצבת הכלונסאות ולפעמים היא מגיעה לכמה פעמים קוטר הכלונס. ברמות דחיקה שבדרך כלל נחשבות לביטויי קריסה, כגון 10% מקוטר הכלונס, הקשיחות התגובתית תלויה בשיטת ההצבה. בכלונסאות בעלי דחיקה נמוכה, ערכי  α_s בפעל הם לרוב בין 0.15 ל-0.56 . לכלונסאות פלדה וכלונסאות בטון המוחדרים בדחיקה, בעלי קצה סגור, הערכים המומלצים הם בין 0.6 ל 0.7.  אחת המסקנות מניסויים בשטח על כלונסאות היצוקים באתר ומוחדרים בקידוח, כלומר שבהם לא היה מצב של העקה מוקדמת (pre-stressing) במהלך ההצבה היא שהייתה קריסת מדרון  (creep) ניכרת במהלך בדיקות העומס הקבוע ברמות עקה גבוהות. בניתוח מספרי של הכלונסאות על פי דגמי קרקע המתעלמים מקריסת המדרון, ערכי  α_p  היו בכ-50% יותר מאלה שנמדדו בבדיקות עומס קבוע. בבדיקות עומס שטח מהיר שבהם קריסת המדרון מזערית, התקבלו ערכי α_p דומים לאלה שבדגם הרכיבים הסופיים. מכאן נובע שאם מביאים בחשבון את קצב ההעמסה, הגדרת הקריסה והעומסים השיוריים, אפשר להכניס לתקנות התכנון ערכים גבוהים יותר.

נראה שהשיטה ההולנדית ממעיטה בהערכת התנגדות הבסיס בכלונסאות בעלי קצה סגור, בגלל שיטות הערך הממוצע של תוצאות ה-CPT והשפעת העומסים השיוריים, אולם מגזימה בהערכת ההתנגדות בכלונסאות בעלי קצה פתוח. אולם בשני המקרים של השפעה לתנאי הקרקע באתר, ולפעמים הטעויות מאזנות זו את זו: את ההגזמה בערכי α_p בכלונסאות פתוחי-קצה מאזנת ההמעטה במקרים של חול צפוף ביותר, בשל שיטות החישוב של ה q_c הממוצע.

בנוגע להתנגדות גוף, בשיטה ההולנדית משתמשים בערכי α_p קבועים, והערכים לכלונסאות המוחדרים בדחיקה גבוהים מאלה של המוחדרים בקידוח. מהדוגמאות שהבאנו נובע שערכי α_s צריכים להביא בחשבון את השפעת העייפות בשל חיכוך. בעקבות ההתעלמות מהשפעה זאת לגבי כלונסאות המוחדרים בקידוח עלולים להיוותר כלונסאות דקים המוחדרים בדחיקה בעלי α_s קטן יותר מזה של עמודים המוחדרים בקידוח לתוך אותה קרקע.  ההבשלה עשויה לשפר את עמידות הגוף בכלונסאות המוחדרים בדחיקה, ולכן להגדיל את ערכי α_s בכלונסאות כאלה, אולם גאווין ואיגו (2019) גילו שיש להביא בחשבון השפעה ניכרת של הגודל ולערוך ניסויים בשטח לפני שמחליטים לכלול את ההבשלה בשיטות התכנון. יש צורך לחשב במפורש גם את השפעות הסתימה על  כלונסאות פתוחי-קצה.