俞 淼，劉 維，史培新，賈鵬蛟

(蘇州大學(xué) 軌道交通學(xué)院，江蘇 蘇州 215000)

矩形頂管因具有斷面利用率高、施工擾動(dòng)小等優(yōu)點(diǎn)，被越來(lái)越多地應(yīng)用于城市地下工程建設(shè)中，并向著大斷面、長(zhǎng)距離頂進(jìn)的趨勢(shì)發(fā)展.浙江嘉興“南湖號(hào)”下穿南湖大道工程[1]中，矩形頂管機(jī)斷面寬14.800 m，高9.426 m，頂程超過(guò)100.000 m，是目前世界上斷面最大的矩形頂管機(jī).隨著地下空間的飛速發(fā)展，大斷面超淺埋工程逐漸增多，在施工中如出現(xiàn)操作不當(dāng)，更易引發(fā)掌子面失穩(wěn)，進(jìn)而導(dǎo)致地表沉降過(guò)大甚至塌陷，給施工安全帶來(lái)了較大挑戰(zhàn).例如內(nèi)蒙古科技大學(xué)地下通道工程[2]中，由于支護(hù)壓力不夠，引起掘進(jìn)面失穩(wěn)，造成沉降過(guò)大，影響工程的施工安全.因此，有必要研究淺埋大斷面矩形頂管掘進(jìn)面的穩(wěn)定性及支護(hù)壓力.

針對(duì)掘進(jìn)面穩(wěn)定性的理論研究，S.JANCSECZ等[3]提出了三維楔形體模型，基于極限平衡法推導(dǎo)了極限支護(hù)壓力表達(dá)式.W.BROERE[4]將計(jì)算模型擴(kuò)展到成層土條件，分析了土壓及泥水平衡盾構(gòu)施工極限支護(hù)壓力.G.ANAGNOSTOU[5]研究了土拱效應(yīng)對(duì)隧道開(kāi)挖面穩(wěn)定性的影響，優(yōu)化了計(jì)算模型及支護(hù)壓力的表達(dá)式.許有俊等[6]研究了砂礫石地層條件下矩形頂管開(kāi)挖面的穩(wěn)定性，利用梯形楔形體模型推導(dǎo)出開(kāi)挖面主動(dòng)破壞極限支護(hù)壓力表達(dá)式.程誠(chéng)等[7]假設(shè)破壞區(qū)域?yàn)橐换⌒涡ㄐ误w，基于筒倉(cāng)理論，推導(dǎo)出干砂條件下開(kāi)挖面主動(dòng)極限支護(hù)力計(jì)算公式.LIN Y.等[8]基于極限平衡法，提出了考慮無(wú)支護(hù)長(zhǎng)度的三維對(duì)數(shù)-螺旋棱柱體模型，用以分析砂土中淺埋隧道掘進(jìn)面的穩(wěn)定性.E.LECA等[9]提出了三維錐體模型，基于上限法推導(dǎo)出極限支護(hù)壓力表達(dá)式.LIU W.等[10-11]使用上限分析法建立了局部被動(dòng)失穩(wěn)模型，用以分析盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中的掘進(jìn)面穩(wěn)定性，利用模型試驗(yàn)分析了隧道工作面移動(dòng)速度對(duì)其穩(wěn)定性的影響.S.SENENT等[12]利用平面三角塊體和螺旋塊體共同構(gòu)建失穩(wěn)機(jī)動(dòng)模型，研究了隧道開(kāi)挖步距對(duì)掘進(jìn)面穩(wěn)定性影響.數(shù)值與模型試驗(yàn)方面，李?yuàn)W等[13]利用基于盾構(gòu)隧道開(kāi)挖面模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬，得到失穩(wěn)破壞模式，提出了修正棱柱楔形體模型.周利梅等[14]針對(duì)砂性土復(fù)雜地層，利用FLAC3D研究了隧道埋深、土體內(nèi)摩擦角等因素對(duì)隧道施工前方土體穩(wěn)定性的影響.綜上，目前研究主要集中于針對(duì)圓形盾構(gòu)及頂管開(kāi)挖面的穩(wěn)定性，而有關(guān)淺埋大斷面矩形頂管開(kāi)挖面穩(wěn)定性問(wèn)題的研究較少.矩形頂管與圓形頂管相比，其掘進(jìn)面上方土拱效應(yīng)較弱，因此土體穩(wěn)定性較差，掘進(jìn)面更容易失穩(wěn).

為此，筆者以蘇州軌道交通5號(hào)線某車站附屬地下工程為依托，對(duì)掘進(jìn)面穩(wěn)定性展開(kāi)研究.對(duì)傳統(tǒng)楔形體模型進(jìn)行優(yōu)化，考慮土拱效應(yīng)增加，并優(yōu)化模型的幾何參數(shù)，使其更接近真實(shí)情況.同時(shí)，根據(jù)優(yōu)化模型計(jì)算極限支護(hù)壓力最優(yōu)解，并與傳統(tǒng)模型極限支護(hù)壓力計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.最后結(jié)合工程現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)，對(duì)優(yōu)化模型進(jìn)行驗(yàn)證.

1 工程概況

本研究的依托工程為蘇州市軌道交通5號(hào)線某車站附屬地下工程.該工程地處主干道交叉路口，下穿金雞湖大道，道路下面的市政管線密集，因此工程設(shè)計(jì)采用矩形頂管施工.圖1為工程平面圖.頂管掘進(jìn)長(zhǎng)度約62.8 m，共42環(huán)管節(jié)，始發(fā)井位于北側(cè)，向南掘進(jìn)直至接收井，采用鋼平臺(tái)進(jìn)行接收.始發(fā)井端頭采用三重管旋噴樁及三軸攪拌樁進(jìn)行加固，接收端頭采用MJS樁加固.

圖1 工程平面圖

圖2為工程剖面圖.在圖2中，管節(jié)外截面尺寸為6.9 m×4.2 m，覆土深度約為4.5 m.頂管主要穿越的土層包括填土層(①1)和粉質(zhì)黏土層(③1)，下臥土層為黏質(zhì)粉土夾粉質(zhì)黏土層(③3).地下水水位埋深約為地表以下2.0 m.各土層的物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)如表1所示.

圖2 工程剖面圖

表1 各土層物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)

基于穿越土層信息、頂管埋深以及穿越主干道的沉降控制要求，選用尺寸為6.9 m×4.2 m多刀盤土壓平衡式矩形頂管機(jī).頂管機(jī)斷面切削率大于80%，且對(duì)稱分布，掘進(jìn)時(shí)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性易控制，滿足施工需要.頂管機(jī)截面的現(xiàn)場(chǎng)刀盤布置實(shí)物圖如圖3所示.多刀盤土壓平衡式矩形頂管機(jī)配件及其參數(shù)如表2所示.

圖3 現(xiàn)場(chǎng)刀盤布置

表2 矩形頂管機(jī)配件及其參數(shù)

2 沉降監(jiān)測(cè)

監(jiān)測(cè)斷面布置的觀測(cè)點(diǎn)處地表沉降變化情況如圖4所示，其中K1與K5、K2與K4分別距頂管軸線9、4 m，對(duì)稱布置，K3位于軸線正上方(見(jiàn)圖1).掘進(jìn)面位置為工程的掘進(jìn)面與監(jiān)測(cè)斷面之間的直線距離.

圖4 地表沉降監(jiān)測(cè)情況

由圖4可知，監(jiān)測(cè)斷面各觀測(cè)點(diǎn)沉降曲線規(guī)律近似，隨著掘進(jìn)面與監(jiān)測(cè)斷面距離增大，地表沉降呈現(xiàn)出明顯的階段性特征，且沉降值隨距軸線距離增加而減小.掘進(jìn)面位置為-3.0～0 m時(shí)，沉降明顯增大，其中K3監(jiān)測(cè)點(diǎn)沉降絕對(duì)值由6.6 mm突增至9.0 mm.施工進(jìn)程顯示，頂管掘進(jìn)至28環(huán)時(shí)停機(jī)時(shí)間較長(zhǎng)，保壓能力弱，因而產(chǎn)生了較大的地表沉降.

土壓力傳感器布置示意圖如圖5所示.土壓力傳感器監(jiān)測(cè)到的相關(guān)土壓力值如表3所示.監(jiān)測(cè)結(jié)果表明施工造成沉降過(guò)大的現(xiàn)象，其原因是開(kāi)倉(cāng)進(jìn)行清障處理，此階段土壓力值減小，這與掘進(jìn)面穩(wěn)定性有一定的關(guān)聯(lián).地表沉降過(guò)大是由于變形不斷增大，而變形的快速發(fā)展可能會(huì)導(dǎo)致掘進(jìn)面失穩(wěn)，因此有必要對(duì)掘進(jìn)面穩(wěn)定性展開(kāi)研究.

圖5 土壓力傳感器布置示意圖

表3 傳感器監(jiān)測(cè)的土壓力值

3 掘進(jìn)面穩(wěn)定性理論分析

3.1 矩形頂管掘進(jìn)面受力分析

矩形頂管掘進(jìn)面受力簡(jiǎn)化模型如圖6所示.

圖6 矩形頂管掘進(jìn)面受力簡(jiǎn)化模型

假設(shè)地層為均質(zhì)地層，且符合Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)則.矩形頂管斷面長(zhǎng)、寬分別為L(zhǎng)、D，埋深為C，有效支護(hù)壓力σt′均勻作用于掘進(jìn)面上，隧道上方地表荷載為σs.土體的有效重度為γ′，有效黏聚力為c′，有效內(nèi)摩擦角為φ′.

3.2 優(yōu)化模型

傳統(tǒng)筒倉(cāng)模型由與工作面齊平的楔形體和上覆地層土柱組成.實(shí)際工程中由于存在卸荷拱，土體破壞范圍會(huì)更小.因此有必要對(duì)傳統(tǒng)筒倉(cāng)模型進(jìn)行改進(jìn).圖7為優(yōu)化后的梯形楔形體模型.

圖7 優(yōu)化后的梯形楔形體模型

假設(shè)開(kāi)挖面失穩(wěn)時(shí)滑動(dòng)塊形狀為一個(gè)等腰梯形楔形體，滑塊上部為一個(gè)梯形棱柱.楔形體頂面等腰梯形底角為α，滑動(dòng)面與水平方向夾角為θ，隧道工作面寬度為L(zhǎng)，高度為D，隧道埋深為C.掘進(jìn)面前方土體破壞區(qū)域由L、D、θ和α共同決定.

圖8為楔形體的受力示意圖.由圖8可知，滑動(dòng)塊上的作用力如下：① 上方棱柱體垂直作用于楔形體頂面befc上的作用力Pv；② 底部滑動(dòng)面adfc上的摩擦阻力T和法向作用力N，T作用方向?yàn)檠豠c方向斜向上，N垂直作用于面adfc上；③ 分別作用于側(cè)向滑動(dòng)面abc和def之上的摩擦力Ts和法向作用力Ns，Ts沿平行于ac方向斜向上，Ns分別垂直于面abc和面def；④ 作用于開(kāi)挖面abed上有效支護(hù)力S，方向?yàn)檠刂鴜軸正方向；⑤ 土體自重G.

圖8 楔形體受力示意圖

下面對(duì)楔形體所受作用力進(jìn)行推導(dǎo).

1)上方棱柱體垂直作用于楔形體頂面befc上的作用力Pv.計(jì)算式如下：

(1)

式中：σv為滑動(dòng)塊頂部所受的豎向應(yīng)力，考慮了土拱效應(yīng)，用太沙基松動(dòng)土壓力公式[4]進(jìn)行計(jì)算：

(2)

式中：λ為土體側(cè)壓力系數(shù)，計(jì)算式為λ=1-sinφ′[13]；σs為地表荷載；R為上覆土柱的體積與側(cè)面積的比值[4]，即

(3)

2)作用于底部滑動(dòng)面adfc的摩擦阻力T.計(jì)算式如下：

(4)

3)楔形體兩側(cè)滑動(dòng)面作用力Ts和Ns.圖9為楔形體側(cè)面受力示意圖.圖10為楔形體受力俯視圖.如圖9、10所示，取掘進(jìn)面上邊界be中點(diǎn)作為坐標(biāo)原點(diǎn)O.

圖9 楔形體側(cè)面受力示意圖

圖10 楔形體受力俯視圖

假設(shè)楔形體的側(cè)向滑動(dòng)面受到的豎向土壓力沿埋深方向呈線性增加，則埋深為z處的豎向土壓力σz為

(5)

其中豎向應(yīng)力σv按照式(2)計(jì)算.則楔形體滑動(dòng)塊側(cè)面法向作用力Ns為

(6)

沿三角形截面的摩擦力Ts為

(7)

其中σz按式(5)計(jì)算.

4)土體自重G.計(jì)算式如下：

(8)

式中：V為楔形體體積，

(9)

由y軸方向受力平衡得

S+2Nscosα=Nsinθ-(T+2Ts)cosθ.

(10)

由z軸方向受力平衡得

Pv+G=Ncosθ+(T+2Ts)sinθ.

(11)

聯(lián)立式(4)、(10)和(11)，得到有效支護(hù)壓力：

(12)

4 極限支護(hù)壓力分析

4.1 最優(yōu)破壞模式分析

為了研究模型最優(yōu)化問(wèn)題，分析在不同土體強(qiáng)度參數(shù)和隧道幾何參數(shù)條件下最優(yōu)破壞模式所對(duì)應(yīng)的參數(shù)θ、α及破壞區(qū)域土體體積V(由公式(9)計(jì)算)的變化.假設(shè)地表荷載σs=0，D=6.0 m，γ′=9.8 kN·m-3，分別研究土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)(φ′和c′)與隧道幾何參數(shù)(C/D和L/D)變化對(duì)破壞模式的影響.有效內(nèi)摩擦角φ′為15°～45°，有效黏聚力c′為0～6 kPa，C/D為0.5～2.0，L/D為1.00～2.00.表4為不同土體抗剪強(qiáng)度下破壞模式參數(shù)變化情況.

表4 不同土體抗剪強(qiáng)度下破壞模式參數(shù)變化情況

由表4可知：給定c′、L/D和C/D時(shí)，隨著φ′增大，θ逐漸增大，而α逐漸減小，對(duì)應(yīng)是破壞區(qū)域體積逐漸減小；當(dāng)C/D=1.0時(shí)，θ從49.7°增加到66.2°，α則從84.2°減小到74.9°，土體破壞區(qū)域體積從132.1 m3減小到67.7 m3，減小了約48.8%；給定φ′、L/D和C/D時(shí)，隨著c′增大，θ逐漸減小，α也逐漸減小，破壞區(qū)域體積隨之減小.原因在于內(nèi)摩擦角越大，或者黏聚力越大，抗剪強(qiáng)度增加，自穩(wěn)能力越強(qiáng)，土體破壞區(qū)域就越小.表4中出現(xiàn)了α=90.0°的情況，說(shuō)明此時(shí)修正模型退化到了傳統(tǒng)楔形體模型，這是由于土體抗剪強(qiáng)度較低，導(dǎo)致破壞區(qū)域較大.

表5為土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)一定時(shí)，破壞模式參數(shù)隨幾何參數(shù)變化情況.

表5 土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)一定時(shí)，破壞模式參數(shù)隨幾何參數(shù)變化情況

由表5可知，當(dāng)給定c′、φ′、L/D時(shí)，隨著幾何參數(shù)C/D增大，θ逐漸減小，而α逐漸增大，破壞區(qū)域體積隨之增大.以φ′=20°為例，θ從55.1°逐漸減小到50.1°，α從74.7°逐漸增大到89.8°，土體破壞區(qū)域體積從103.4 m3增加到135.3 m3，破壞區(qū)域體積增大了約30.9%.這是因?yàn)槁裆钤酱?，上覆土壓力越大，?duì)掘進(jìn)面穩(wěn)定影響越大，土體破壞區(qū)域越大.

當(dāng)給定c′、φ′、C/D時(shí)，隨著L/D增大，θ減小，α也減小，破壞區(qū)域體積隨之增大.原因在于工作面寬度增加導(dǎo)致土拱效應(yīng)減弱，使得上覆土壓力增大，土體破壞區(qū)域越大.

4.2 極限支護(hù)壓力參數(shù)分析

給定土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)和隧道幾何參數(shù)，對(duì)極限支護(hù)壓力影響因素作參數(shù)分析，得到了不同條件下最優(yōu)破壞模式所對(duì)應(yīng)極限支護(hù)壓力的值.參數(shù)取值與上節(jié)相同，分別研究土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)(φ′、c′)與隧道幾何參數(shù)(C/D、L/D)變化對(duì)極限支護(hù)壓力影響.

1)土體抗剪強(qiáng)度參數(shù).圖11為L(zhǎng)/D=1.50時(shí)極限支護(hù)壓力與土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)的關(guān)系曲線.圖11a中，隨著有效內(nèi)摩擦角的增加，極限支護(hù)壓力呈非線性減小趨勢(shì).當(dāng)L/D=1.50，C/D=1.0，c′=4 kPa時(shí)，有效內(nèi)摩擦角從15°增加至45°，極限支護(hù)壓力減小了約88.4%.這是因?yàn)橛行?nèi)摩擦角越大，隨著圍巖抗剪強(qiáng)度增加，自穩(wěn)能力越強(qiáng)，維持工作面穩(wěn)定所需支護(hù)壓力就越小.

圖11 L/D=1.50時(shí)，極限支護(hù)壓力與抗剪強(qiáng)度關(guān)系曲線

圖11b中，有效黏聚力對(duì)極限支護(hù)壓力影響類似于有效內(nèi)摩擦角，隨著有效黏聚力的增加，極限支護(hù)壓力呈線性減小趨勢(shì).當(dāng)L/D=1.50，C/D=1.0，φ′=30°時(shí)，有效黏聚力從0 kPa增加至6 kPa，極限支護(hù)壓力減小了約67.9%.原因在于土體抗剪強(qiáng)度增加.

2)隧道幾何參數(shù).圖12為c′=4 kPa時(shí)，極限支護(hù)壓力與隧道幾何參數(shù)的關(guān)系曲線.圖12a中，隨隧道埋深與工作面高度比值的增加，極限支護(hù)壓力呈非線性增加趨勢(shì).以φ′=20°為例，C/D從0.5增加至2.0，極限支護(hù)壓力增加了約72.8%.原因在于埋深越大，上覆土壓力增大，所需支護(hù)壓力就越大.當(dāng)C/D>1.0時(shí)，隨著C/D的增加，曲線逐漸趨于平緩，也即極限支護(hù)壓力變化幅度不明顯，這主要由于工作面前方圍巖的拱形效應(yīng)會(huì)阻止破壞面延伸至地表.

圖12 c′=4 kPa時(shí)，極限支護(hù)壓力與幾何參數(shù)關(guān)系曲線

圖12b中，隨著工作面寬度與高度比值的增加，極限支護(hù)壓力呈非線性增加趨勢(shì)，變化規(guī)律與C/D類似，原因在于工作面寬度的增加導(dǎo)致了土拱效應(yīng)減弱，隧道上覆土壓力增大，使得工作面所需支護(hù)壓力增加.

4.3 不同模型的支護(hù)壓力對(duì)比

本節(jié)主要對(duì)比傳統(tǒng)模型、優(yōu)化模型的解在幾何模式上的區(qū)別，并對(duì)依托工程中矩形頂管掘進(jìn)面支護(hù)壓力進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，結(jié)合沉降監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證本文計(jì)算模型在實(shí)際工程中的適用性.傳統(tǒng)模型和優(yōu)化模型的破壞模式特征參數(shù)(θ和α)隨幾何參數(shù)變化情況對(duì)比結(jié)果如表6所示.

表6 傳統(tǒng)模型和優(yōu)化模型的破壞模式特征參數(shù)隨幾何參數(shù)變化情況對(duì)比

由表6可知：兩模型θ值相近，筆者提出的模型優(yōu)化了α值，使得模型破壞情況更符合實(shí)際；隨著埋深增大，優(yōu)化模型α值增大，與傳統(tǒng)模型趨于接近；隨著工作面寬度增大，優(yōu)化模型α值減小，逐漸偏離傳統(tǒng)模型，這是由于考慮了土拱效應(yīng)，此時(shí)優(yōu)化模型的優(yōu)勢(shì)更為明顯.

以表6中L/D=2.00，c′=4 kPa，C/D=1.0，φ′=30°，D=6 m，傳統(tǒng)模型α=90.0°，優(yōu)化模型α=78.9°為例，對(duì)兩個(gè)模型體積進(jìn)行對(duì)比.兩模型體積對(duì)比示意圖見(jiàn)圖13，其中紅線模型為優(yōu)化模型.

圖13 傳統(tǒng)模型和優(yōu)化模型體積對(duì)比示意圖

依據(jù)工程實(shí)際參數(shù)，其中土體參數(shù)按土層厚度作加權(quán)處理，通過(guò)優(yōu)化模型和傳統(tǒng)筒倉(cāng)模型計(jì)算，得到極限支護(hù)壓力(有效應(yīng)力加上靜水壓力)和監(jiān)測(cè)開(kāi)倉(cāng)清障施工階段的監(jiān)測(cè)土壓力.傳統(tǒng)模型和優(yōu)化模型的極限支護(hù)壓力理論計(jì)算值分別為49.03和51.36 kPa，開(kāi)倉(cāng)清障施工現(xiàn)場(chǎng)的支護(hù)壓力監(jiān)測(cè)值為71.00～90.00 kPa.通過(guò)對(duì)優(yōu)化模型與傳統(tǒng)模型結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)優(yōu)化模型得到的極限支護(hù)壓力值大于傳統(tǒng)模型，且在主動(dòng)破壞模式下偏保守，更有利于保障實(shí)際工程安全.

依據(jù)筆者提出的理論優(yōu)化模型，如果實(shí)際工程中的支護(hù)壓力大于極限支護(hù)壓力的理論計(jì)算結(jié)果，則說(shuō)明倉(cāng)內(nèi)支護(hù)壓力合適，之所以產(chǎn)生地表塌陷或較大的沉降，推測(cè)可能是因施工故障或不利地層條件引起工作面支護(hù)壓力不足造成的.掘進(jìn)過(guò)程中土倉(cāng)壓力較為穩(wěn)定，在洞門加固區(qū)內(nèi)掘進(jìn)時(shí)壓力有所增大，在第28環(huán)施工停機(jī)開(kāi)倉(cāng)清障時(shí)支護(hù)壓力明顯減小，并且隨開(kāi)倉(cāng)時(shí)間增加而逐漸減小.

5 結(jié) 論

以蘇州市軌道交通5號(hào)線某車站附屬地下工程為研究背景，通過(guò)對(duì)傳統(tǒng)楔形體模型進(jìn)行改進(jìn)，結(jié)合工程實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)優(yōu)化后的修正模型進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，研究淺埋大斷面矩形頂管掘進(jìn)面的穩(wěn)定性.

1)推導(dǎo)出優(yōu)化模型的支護(hù)壓力公式，并對(duì)其進(jìn)行最優(yōu)化研究.計(jì)算出各設(shè)定條件下破壞模式參數(shù)(θ、α)的最優(yōu)值，得到最優(yōu)破壞模式.進(jìn)行參數(shù)敏感性分析，得到支護(hù)壓力的變化規(guī)律，支護(hù)壓力隨土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)的增大而減小，隨隧道幾何參數(shù)的增大而增大.

2)對(duì)比傳統(tǒng)筒倉(cāng)模型和優(yōu)化模型可知，通過(guò)優(yōu)化模型得到的支護(hù)壓力值大于傳統(tǒng)筒倉(cāng)模型.實(shí)際工程中以優(yōu)化模型解為參考，有利于規(guī)避施工風(fēng)險(xiǎn).

3)依據(jù)筆者提出的理論優(yōu)化模型，實(shí)際工程中支護(hù)壓力大于極限支護(hù)壓力理論值，說(shuō)明倉(cāng)內(nèi)支護(hù)壓力合適，則發(fā)生沉降的主要原因是由開(kāi)倉(cāng)清障造成的支護(hù)壓力不足引起的.