張 宇 陶連金 趙 旭 董立朋 邊 金 郭 飛

(1北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100124)(2中鐵隧道局集團(tuán)有限公司， 廣州 511458)(3廣東海洋大學(xué)海洋工程學(xué)院， 湛江 524000)(4北京市政建設(shè)集團(tuán)有限責(zé)任公司， 北京 100048)

隨著地下空間的快速發(fā)展，頂管法以其施工速度快、對(duì)周?chē)h(huán)境擾動(dòng)小以及頂進(jìn)精度易控制等優(yōu)點(diǎn)，在市政基礎(chǔ)設(shè)施、能源運(yùn)輸工程、水利水電以及隧道工程等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1-5].頂管頂推力由端頭阻力和管-土接觸面?zhèn)饶ψ枇?個(gè)部分組成.隨著頂管頂進(jìn)長(zhǎng)度的增加，管-土側(cè)摩阻力逐漸增大，在頂推力中起到主要的控制作用.因此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者利用數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)對(duì)頂管頂推力的預(yù)測(cè)進(jìn)行了大量研究.Yen等[6]利用有限元方法對(duì)依托工程的頂管頂推力進(jìn)行了有限元模擬，通過(guò)將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，證明了有限元法的可行性；Shou等[7]通過(guò)室內(nèi)直剪試驗(yàn)確定了管-土接觸面的摩擦系數(shù)，并將其作為有限元模型的輸入?yún)?shù)，對(duì)頂管過(guò)程的管-土相互作用進(jìn)行了研究，并根據(jù)頂管端頭前方土體Mises應(yīng)力的變化規(guī)律推導(dǎo)出頂管的影響范圍；Ong等[8]對(duì)隧道棄土進(jìn)行重塑和直剪試驗(yàn)，并將該實(shí)驗(yàn)參數(shù)作為有限元模型的輸入?yún)?shù)，進(jìn)行頂管頂推力預(yù)測(cè)，得到的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果較為接近，從而證明了該方法的有效性； Li等[9]以重慶市水利樞紐頂管工程為依托，揭示了大斷面混凝土頂管外壁與圍巖之間側(cè)摩阻力的變化規(guī)律，并利用有限元方法成功預(yù)測(cè)了頂進(jìn)階段混凝土管的受力情況，說(shuō)明將室內(nèi)試驗(yàn)和有限元方法相結(jié)合可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)巖石地層中的頂管頂推力；李志宏等[10]以拱北隧道工程為依托，利用室內(nèi)相似試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究了頂管間的相互影響，結(jié)果顯示，與單管管-土接觸壓力相比，后續(xù)頂管對(duì)先行頂管的管-土接觸壓力存在放大效應(yīng).

近年來(lái)，城市地下空間建設(shè)中出現(xiàn)了大量的近接工程和淺埋工程.為了盡量減少新建工程對(duì)周?chē)h(huán)境和既有結(jié)構(gòu)的影響，這類(lèi)工程通常采用管幕法進(jìn)行超前支護(hù).管幕結(jié)構(gòu)由鋼管組成，且相鄰鋼管間距較近[11-12].在現(xiàn)有研究成果中，學(xué)者們著重研究單管頂推力，往往忽視了先行頂管對(duì)后續(xù)頂管頂推力的影響.因此，深入研究先行頂管對(duì)后續(xù)頂管頂推力的影響，對(duì)管幕法的頂管設(shè)計(jì)具有重要的工程實(shí)踐意義.

本文以北京新機(jī)場(chǎng)線上穿既有10號(hào)線盾構(gòu)區(qū)間的頂管工程為依托，對(duì)頂管頂推力和軸向應(yīng)力進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè).然后，采用有限元軟件建立了土-管全接觸的數(shù)值分析模型，將模型結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性.最后，通過(guò)數(shù)值分析方法，詳細(xì)分析了不同頂管間距對(duì)側(cè)摩阻力的影響以及先行頂管位置和數(shù)量對(duì)后續(xù)頂管側(cè)摩阻力的影響.

1 工程背景

1.1 工程概況

北京新機(jī)場(chǎng)線新發(fā)地站—草橋站暗挖區(qū)間需同時(shí)下穿鎮(zhèn)國(guó)寺北街和上穿既有10號(hào)線盾構(gòu)區(qū)間.該工程的平面布置見(jiàn)圖1.暗挖區(qū)間長(zhǎng)度為60 m，最大開(kāi)挖高度為9.3 m，最大開(kāi)挖跨度為14.8 m.新建區(qū)間距離地表和既有盾構(gòu)隧道拱頂分別為3.9和0.85 m(見(jiàn)圖2).既有10號(hào)線盾構(gòu)隧道的外徑為6 m，管片厚度為300 mm.為控制既有盾構(gòu)隧道的隆起量并保證其正常運(yùn)營(yíng)，擬在新建結(jié)構(gòu)底板處施作管幕結(jié)構(gòu).該管幕結(jié)構(gòu)由26根直徑為402 mm的鋼管構(gòu)成.鋼管頂進(jìn)長(zhǎng)度為38.5 m，相鄰鋼管的圓心間距為450 mm，凈間距僅為48 mm.為防止注漿壓力和漿液對(duì)下方盾構(gòu)隧道產(chǎn)生不利影響，在鋼管頂進(jìn)過(guò)程中，管-土接觸面之間不進(jìn)行注漿潤(rùn)滑.

圖1 依托工程平面布局圖

圖2 依托工程橫斷面圖(單位：m)

1.2 施工步驟

整個(gè)施工過(guò)程分為如下3個(gè)步驟：

① 開(kāi)挖新建結(jié)構(gòu)上部土體(圖2中Ⅰ部分)；

② 頂進(jìn)鋼管，同時(shí)進(jìn)行Ⅰ部分二次襯砌施作；

③ 開(kāi)挖新建結(jié)構(gòu)下部土體(圖2中Ⅱ部分)，并進(jìn)行Ⅱ部分二次襯砌施作.

在頂管階段，為盡可能減少頂管對(duì)周?chē)翆拥臄_動(dòng)影響，采用螺旋出土、套管跟進(jìn)技術(shù)進(jìn)行鋼管頂進(jìn)，即將鋼管作為外部套管，把配有鉆頭的螺旋鉆桿安裝在鋼管內(nèi)部，依靠螺旋鉆桿的旋轉(zhuǎn)動(dòng)力和套管的頂推力向前頂進(jìn)，在頂進(jìn)過(guò)程中同時(shí)切削土體并出渣，逐段向前頂進(jìn)(見(jiàn)圖3).因此，在該頂進(jìn)技術(shù)下，鋼管與周?chē)馏w接觸類(lèi)型可假定為全接觸.

圖3 頂管工作示意圖

1.3 傳感器的布置

為了對(duì)頂管過(guò)程中鋼管的軸向應(yīng)力(頂進(jìn)方向)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，在3根鋼管外壁焊接光纖式應(yīng)力傳感器(編號(hào)為S1～S17)，且傳感器間的間距為3.1 m.傳感器的布置見(jiàn)圖4.1#鋼管～13#鋼管依次頂進(jìn).為避免傳感器損壞，利用角鋼對(duì)傳感器進(jìn)行保護(hù)(見(jiàn)圖5).

(a) 橫斷面安裝位置

(a) 傳感器安裝

2 頂管現(xiàn)象及監(jiān)測(cè)

2.1 頂管現(xiàn)象

1#管和2#管在頂進(jìn)過(guò)程中無(wú)異?，F(xiàn)象，成功頂入到設(shè)計(jì)位置.然而，自3#管起，當(dāng)鋼管頂進(jìn)30 m左右時(shí)，鋼管被卡住無(wú)法繼續(xù)頂進(jìn)，猜測(cè)可能是由于頂管機(jī)無(wú)法提供足夠的頂推力.原設(shè)計(jì)采用的頂管機(jī)D1的最大頂推力為1 600 kN.為了正常頂進(jìn)鋼管，現(xiàn)場(chǎng)臨時(shí)增加一臺(tái)最大頂推力為3 000 kN的頂管機(jī)D2，成功將卡住的鋼管頂入到設(shè)計(jì)位置.因此，自3#管起，均先采用頂管機(jī)D1進(jìn)行頂管，待鋼管卡住后更換頂管機(jī)D2進(jìn)行頂管.

2.2 頂推力監(jiān)測(cè)

圖6給出了鋼管的頂推力實(shí)測(cè)值.由于頂管機(jī)D2在頂進(jìn)過(guò)程中無(wú)法記錄頂推力，故圖中3#管之后的鋼管頂推力數(shù)據(jù)僅記錄到30 m附近.由圖可知，1#管與2#管的最大頂推力為1 550 kN，接近頂管機(jī)D1的極限頂推力；而其余鋼管在0～30 m范圍內(nèi)的頂推力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)明顯大于1#管與2#管的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，且呈逐漸遞增的趨勢(shì).

圖6 實(shí)測(cè)鋼管頂推力

2.3 頂管軸向應(yīng)力監(jiān)測(cè)

在鋼管頂進(jìn)過(guò)程中，傳感器S3、S11和S12發(fā)生損壞.圖7給出了各傳感器全部進(jìn)入土層后，每次頂進(jìn)時(shí)的軸向應(yīng)力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù).由圖可知，傳感器監(jiān)測(cè)得到的軸向應(yīng)力最大值為63 MPa，遠(yuǎn)小于鋼管的屈服強(qiáng)度235 MPa.在頂進(jìn)過(guò)程中，應(yīng)力傳感器越靠近端尾，記錄到的鋼管軸向應(yīng)力越大，即鋼管軸向應(yīng)力從端尾到端頭呈現(xiàn)減小趨勢(shì).

(a) 2#管

3 數(shù)值模型的建立

3.1 有限元模型

采用有限元軟件ABAQUS對(duì)頂管過(guò)程進(jìn)行模擬.在頂管施工前，新建結(jié)構(gòu) Ⅰ 部分土體已被開(kāi)挖(見(jiàn)圖2).因此，假定鋼管的覆土埋深為8.6 m.建立的數(shù)值模型尺寸為15 m×12 m×50 m.考慮到頂管的對(duì)稱(chēng)性，模型中僅對(duì)1#管～13#管進(jìn)行模擬(見(jiàn)圖8).頂管全過(guò)程的頂推力可以通過(guò)模擬不同的頂進(jìn)長(zhǎng)度來(lái)反映.在本模型中，每根鋼管均設(shè)置4個(gè)不同頂進(jìn)長(zhǎng)度(10、20、30、40 m)的模型用于計(jì)算頂推力[6].

(a) 主視圖

3.2 接觸面屬性和模型參數(shù)

管-土接觸面設(shè)置為全接觸，且管-土之間并未注漿.接觸面法向設(shè)置為硬接觸，切向設(shè)置為罰摩擦，摩擦系數(shù)μ取0.3和0.4[13-14].土體采用M-C模型[8]，鋼管采用線彈性模型.結(jié)合地勘報(bào)告，數(shù)值模型計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 數(shù)值模型計(jì)算參數(shù)

3.3 模擬步驟

模型采用位移加載[6]的方式進(jìn)行模擬，即在管尾中心設(shè)置一耦合點(diǎn)，在耦合點(diǎn)處施加沿頂進(jìn)方向的位移荷載.計(jì)算完成后提取該耦合點(diǎn)沿頂進(jìn)方向的節(jié)點(diǎn)反力為頂推力.數(shù)值模擬步驟如下：

① 平衡土體的自重應(yīng)力；

② 將鋼管所在位置的土體移除，并激活管-土之間的接觸面；

③ 在鋼管管尾耦合點(diǎn)處施加位移荷載，計(jì)算完成后，提取鋼管頂推力.

實(shí)際頂管過(guò)程中，鋼管前方土體被擠入鋼管內(nèi)部后，螺旋鉆頭首先切削土體，切削下來(lái)的土體會(huì)隨螺旋鉆桿的轉(zhuǎn)動(dòng)被排出.由于計(jì)算過(guò)程中難以將擠入鋼管內(nèi)的土體單元“殺死”，故需要對(duì)位移荷載進(jìn)行取值.施加的位移荷載過(guò)大時(shí)，會(huì)產(chǎn)生較大的端頭阻力，且模型難以收斂；施加的位移荷載過(guò)小時(shí)，鋼管壓縮變形則會(huì)導(dǎo)致錯(cuò)誤的頂推力計(jì)算結(jié)果.這2種情況均與實(shí)際施工情況不符.根據(jù)實(shí)際施工情況，在耦合點(diǎn)處沿鋼管頂進(jìn)方向(Z方向)施加0.05 m的位移荷載.

4 結(jié)果與分析

4.1 頂推力

不同頂管實(shí)測(cè)頂推力與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖9.由圖可知，隨著頂進(jìn)長(zhǎng)度的增加，頂推力線性增大，與實(shí)測(cè)結(jié)果較為一致.將圖中的模擬結(jié)果延伸與y軸相交，可以發(fā)現(xiàn)2條直線與y軸有相同的交點(diǎn)，該交點(diǎn)可視作頂管過(guò)程的端頭阻力，為125 kN.不同鋼管的實(shí)測(cè)頂推力結(jié)果與μ=0.4的數(shù)值模擬結(jié)果差異較大，與μ=0.3的數(shù)值模擬結(jié)果則較為一致，且兩者擬合度較高，證明該地層中管-土接觸面的摩擦系數(shù)可取0.3.當(dāng)μ=0.3時(shí)，1#、2#、3#、5#、6#、10#、13#管的側(cè)摩阻力數(shù)值模擬結(jié)果分別為38.2、38.2、44.5、47.8、48.5、49.5和51.9 kN/m.可以看出，隨著先行頂管數(shù)量的增加，后續(xù)頂管的側(cè)摩阻力逐漸增大，說(shuō)明先行頂管對(duì)后續(xù)頂管的側(cè)摩阻力存在放大效應(yīng).

(a) 1#和2#管

4.2 軸向應(yīng)力

分別提取圖10中鋼管點(diǎn)A、B、C、D的軸向應(yīng)力，將2#、6#、8#管在頂進(jìn)長(zhǎng)度為30 m時(shí)的軸向應(yīng)力實(shí)測(cè)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見(jiàn)圖11.由圖可知，鋼管不同位置處的軸向應(yīng)力趨于相等，且沿著頂進(jìn)方向呈現(xiàn)出線性減小的趨勢(shì)，鋼管的軸向應(yīng)力均在端尾處最大.6#管和8#管的實(shí)測(cè)軸向應(yīng)力在μ=0.3的數(shù)值模擬結(jié)果附近波動(dòng)，且擬合度較高，而2#管的實(shí)測(cè)軸向應(yīng)力波動(dòng)范圍較大，介于μ=0.3和μ=0.4的數(shù)值模擬結(jié)果之間.究其原因在于，2#管在施工過(guò)程中發(fā)生微小偏移，導(dǎo)致鋼管產(chǎn)生局部彎曲，故測(cè)得的軸向應(yīng)力中包含附加彎曲應(yīng)力.但從總體來(lái)看， 2#管軸向應(yīng)力呈現(xiàn)出的由端尾到端頭遞減的趨勢(shì)符合實(shí)際情況.

圖10 鋼管軸向應(yīng)力提取點(diǎn)位置

結(jié)合4.1節(jié)中的頂推力分析結(jié)果，可以驗(yàn)證本工程管與土接觸面的摩擦系數(shù)為0.3.當(dāng)鋼管頂進(jìn)長(zhǎng)度為30 m時(shí)，根據(jù)μ=0.3的數(shù)值模擬結(jié)果，2#、6#、8#管的最大軸向應(yīng)力分別為67.5、79.4和84.8 MPa，說(shuō)明隨著頂管施工的進(jìn)行，受先行頂管的影響，后續(xù)頂管的軸向應(yīng)力逐漸增大，這與4.1節(jié)得到的側(cè)摩阻力變化規(guī)律一致.

(a) 2#管

5 參數(shù)影響分析

5.1 數(shù)值模型和工況

為了提高計(jì)算效率和簡(jiǎn)化模型，在本節(jié)中有限元模型僅考慮側(cè)摩阻力，即鋼管穿過(guò)土層.模型尺寸為10 m×12 m×20 m(見(jiàn)圖12).頂管長(zhǎng)度為22 m，在土體中長(zhǎng)度為20 m，鋼管在模型兩側(cè)各外漏1 m.圖中，d為相鄰鋼管的圓心距.模型輸入?yún)?shù)仍按表1取值.

5.1.1 頂管間距的工況設(shè)置

以2根鋼管為研究對(duì)象，令M為鋼管直徑，設(shè)置鋼管圓心間距d分別為1.1M、1.5M、2M、2.5M、3M、4M、5M、6M，共計(jì)8個(gè)工況，通過(guò)研究頂管間距對(duì)后續(xù)頂管側(cè)摩阻力的影響，確定頂管的影響范圍，并量化頂管間距對(duì)側(cè)摩阻力的影響.

(a) 軸側(cè)圖(單位：m)

5.1.2 先行頂管數(shù)量和位置的工況設(shè)置

在相鄰管圓心間距為1.1M(450 mm)的工況下，于頂管附近平行設(shè)置不同數(shù)量和位置的先行頂管，設(shè)計(jì)工況見(jiàn)表2.其中，工況1為對(duì)照組，對(duì)應(yīng)實(shí)際施工中的1#管和2#管.

表2 先行頂管數(shù)量和位置的工況設(shè)置

5.2 頂進(jìn)間距的影響

圖13為鋼管不同間距下側(cè)摩阻力的數(shù)值模擬結(jié)果.可以看出，先行頂管對(duì)后續(xù)頂管側(cè)摩阻力具有放大效應(yīng).隨著鋼管間距的增大，該放大效應(yīng)呈非線性減小的趨勢(shì).通過(guò)計(jì)算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)管間距d≥3M時(shí)，后續(xù)頂管側(cè)摩阻力增長(zhǎng)率小于5%，由此可認(rèn)為當(dāng)鋼管間距超過(guò)3M時(shí)，先行頂管對(duì)后續(xù)頂管的影響較小，可以忽略不計(jì).因此，頂管的影響范圍可確定為3M，當(dāng)頂管間距在該影響范圍內(nèi)時(shí)，需要考慮頂管間的相互影響.

圖13 不同間距下側(cè)摩阻力的計(jì)算結(jié)果

5.3 先行頂管數(shù)量和位置的影響

后續(xù)頂管側(cè)摩阻力不僅受頂管間距的影響，還受先行頂管數(shù)量和位置的影響，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3.可以發(fā)現(xiàn)，后續(xù)頂管側(cè)摩阻力隨著周?chē)刃许敼軘?shù)量的增加而增大，但增加趨勢(shì)逐漸變緩.當(dāng)頂管間距為1.1M時(shí)，若先行頂管布置于后續(xù)頂管一側(cè)，后續(xù)頂管側(cè)摩阻力的最大值為49.1 kN/m，增長(zhǎng)率為28.5%；若先行頂管布置于后續(xù)頂管兩側(cè)，后續(xù)頂管側(cè)摩阻力的最大值則可達(dá)到54.2 kN/m，增長(zhǎng)率為41.9%.因此，在頂管設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對(duì)頂管施工順序進(jìn)行合理的優(yōu)化，更加高效有序地進(jìn)行頂管施工.

表3 不同工況下的側(cè)摩阻力計(jì)算結(jié)果

6 后續(xù)頂管側(cè)摩阻力放大機(jī)理

為了對(duì)后續(xù)頂管側(cè)摩阻力放大效應(yīng)進(jìn)行解釋?zhuān)谀Ｐ椭悬c(diǎn)截面處提取工況1和工況7下土-管接觸面的法向應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見(jiàn)圖14.由圖可知，在工況1下，受鋼管橢圓化變形的影響，鋼管兩側(cè)(點(diǎn)B和點(diǎn)D)的法向應(yīng)力稍大于其他位置，但總體來(lái)看，土-管接觸面的法向應(yīng)力分布較為均勻，形狀類(lèi)似圓形.而在工況7下，受先行頂管的影響，土-管接觸面的法向應(yīng)力呈非對(duì)稱(chēng)分布，后續(xù)頂管不同位置處的法向應(yīng)力均呈現(xiàn)出不同程度的增大.其中，靠近先行頂管一側(cè)的法向應(yīng)力增加最多，增長(zhǎng)率近40%，這與文獻(xiàn)[10]中的結(jié)論一致.

圖14 接觸面法向應(yīng)力對(duì)比(單位：kPa)

工況1和工況7下鋼管點(diǎn)A、B、C、D處軸向應(yīng)力的對(duì)比見(jiàn)圖15.由于本文模型中沒(méi)有考慮端頭阻力，因此鋼管的軸向應(yīng)力在20 m處趨近于0.由圖可見(jiàn)，2種工況下鋼管的軸向應(yīng)力由端尾到端頭均呈現(xiàn)出線性遞減的趨勢(shì)，但工況7下不同截面的軸向應(yīng)力均大于工況1.在先行頂管影響范圍內(nèi)進(jìn)行后續(xù)頂管時(shí)，后續(xù)頂管接觸面的法向應(yīng)力會(huì)受到先行頂管的影響而增大，導(dǎo)致鋼管軸向應(yīng)力也增大，宏觀上則表現(xiàn)為頂管頂推力的增大.基于此，可提出水平頂管施工的頂推力群管效應(yīng)理論，即先行頂管對(duì)后續(xù)頂管側(cè)摩阻力存在放大和疊加效應(yīng).對(duì)大體量頂管的頂推力進(jìn)行預(yù)測(cè)時(shí)，應(yīng)考慮頂推力群管效應(yīng)，從而得到更精確的頂推力預(yù)測(cè)值，避免出現(xiàn)由于頂管機(jī)器選擇不當(dāng)而導(dǎo)致頂管被卡住無(wú)法頂進(jìn)的工程事故.

圖15 鋼管軸向應(yīng)力對(duì)比

7 結(jié)論

1) 頂管的影響范圍為3M.當(dāng)頂管間距在該影響范圍內(nèi)時(shí)，需要考慮先行頂管對(duì)后續(xù)頂管頂推力的放大效應(yīng)；當(dāng)頂管間距在該影響范圍外時(shí)，先行頂管對(duì)后續(xù)頂管頂推力的影響已不足5%，可以忽略不計(jì).

2) 先行頂管的布置位置和數(shù)量均對(duì)后續(xù)頂管的頂推力存在影響.當(dāng)頂管間距為1.1M時(shí)，若先行頂管布置在后續(xù)頂管一側(cè)，后續(xù)頂管的側(cè)摩阻力最多可提高28.5%；若先行頂管布置在后續(xù)頂管兩側(cè)，后續(xù)頂管的側(cè)摩阻力最多可提高41.9%.由此提出水平頂管施工的頂推力群管效應(yīng)理論，即先行頂管對(duì)后續(xù)頂管的頂推力具有放大和疊加作用.

3) 后續(xù)頂管土-管接觸面的法向應(yīng)力受先行頂管的影響而增大，并且在靠近先行頂管一側(cè)的法向應(yīng)力增幅最大.法向應(yīng)力的增大導(dǎo)致后續(xù)頂管軸向應(yīng)力增大，宏觀上則表現(xiàn)為頂推力增大.

4) 進(jìn)行大體量頂管設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)考慮先行頂管對(duì)后續(xù)頂管頂推力的放大與疊加作用，從而得到更為精確的頂推力預(yù)測(cè)值.同時(shí)，還應(yīng)對(duì)頂管的施工順序進(jìn)行優(yōu)化，避免出現(xiàn)由于頂管機(jī)頂推力不足而導(dǎo)致頂管被卡住的現(xiàn)象.