地铁深基坑开挖产生卸荷作用，改变周围土体原始应力场和位移场[1]，从而导致邻近既有地铁盾构隧道产生水平位移、不均匀沉降或隆起，甚至开裂、渗漏水，特别是软土地区，基坑开挖可能严重影响既有隧道的安全运营[2-4]。基坑分区分块开挖[5]、设置隔离桩(墙)[6-7]等措施均能在一定程度上控制基坑开挖对旁侧隧道的影响。但随着基坑往超大超深发展，施工中往往面临更加严苛的变形控制要求[8]，因此钢支撑轴力伺服系统应运而生。但伺服加载引起的隧道变形及周围环境变化复杂多变，应用不合理反而可能产生工程风险。因此研究伺服钢支撑主动控制旁侧隧道变形具有重要的理论与应用价值。当前学者主要采用实测分析、数值模拟、理论分析、模型试验等方法研究伺服钢支撑控制旁侧隧道变形。实测分析方面：龚俊杰等[9-10]通过分析深基坑工程旁侧的地铁隧道实测数据，发现基坑中采用伺服钢支撑，有效减少了基坑开挖的影响，能够使地铁隧道变形和周围建筑物沉降满足苛刻的变形控制要求。数值模拟方面：张国涛等[11]和郭晓航等[12]通过数值模拟研究发现，伺服加载能够有效控制地连墙的侧向位移，从而能够对临近地铁隧道的位移和变形起到控制作用。理论分析方面：朱家烜等[13]通过理论计算研究发现，伺服顶推对临近浅埋隧道影响较大，并推导了临近隧道伺服纠偏量的分布函数。黄彪等[14]推导了采用伺服系统的连续墙受力平衡方程，发现伺服钢支撑轴力过大会产生围护结构和隧道局部受力等风险。模型试验方面：唐孝林等[15]通过缩尺模型试验分析伺服加载时临近隧道和基坑受力特性，发现3道支撑同时伸缩时对隧道弯矩影响最大，钢支撑伸缩对左右拱腰的土压力影响程度要大于拱顶和拱底土压力。以上研究主要分析了伺服钢支撑的应用效果，无法反映伺服加载过程中地连墙、土体、隧道等复杂的变形规律和相互作用关系，以及伺服钢支撑不同组合方式对隧道变形控制效果的影响，为工程应用提供的针对性建议较少。因此有必要针对伺服钢支撑主动控制旁侧隧道变形的规律和相互作用机理以及不同组合方式的隧道变形控制效果展开进一步研究。本文基于相似理论设计缩尺模型试验，首先通过分析隧道水平位移、拱顶沉降、隧道围压和弯矩、周围土压力、地表沉降等试验数据，研究基坑开挖对旁侧既有盾构隧道的影响及伺服钢支撑主动控制的效果和规律，并通过分析隧道变形同地连墙变形、周围土压力的关系，研究伺服主动控制隧道变形的机理及其相互作用关系。然后分析伺服钢支撑不同组合方式的隧道变形控制效果，提出兼顾变形控制效果与经济性的伺服钢支撑设置方式，为工程应用提供相应建议。
1 模型试验方案
1.1 试验装置设计及材料参数
图1为模型试验装置，模型箱尺寸为：长×宽×高=2.5 m×2.0 m×1.5 m，侧壁设置钢梁以增大箱体刚度，防止产生较大变形。模型箱2个侧壁为透明的亚力克板，以方便观察箱内情况。考虑模型箱尺寸以及边界效应的影响[16]，选取本模型试验与实际工程几何相似比为1∶25，根据相似关系设计模型试验装置尺寸。地连墙采用6061铝合金板模拟，根据抗弯刚度等效原则[17]，设计其尺寸为：长×高×厚=2 000 mm×1 200 mm×5 mm。水平方向设6道内支撑，间距为320 mm，竖向设4层，间距170 mm。其中，首层采用6061普通铝合金杆，2～4层采用自制可伸缩铝杆模拟伺服钢支撑，根据抗压刚度等效原则[18]，设计其截面外径为10 mm，内径7 mm。隧道采用刻痕的PVC管模拟，以体现实际隧道纵向的不连续性[19]，并根据抗弯刚度相似比设计其尺寸为：长×外径×壁厚=2 000 mm×250 mm×5 mm。图2为装置剖面图，基坑根据其对称性采用贴边半开挖模拟，开挖尺寸为：长×宽×深=2 000 mm×480 mm×680 mm，隧道与基坑净距为320 mm，覆土厚度416 mm。土体采用均质砂土模拟，其物理力学指标和试验材料参数见表1。
| 材料 | γ/ (kN∙m-3) | E/ GPa | 泊松比 | 直剪/ (°) | 直剪c/kPa |
|---|---|---|---|---|---|
| 干砂土 | 16 | 0.03 | 0.32 | 35 | 0 |
| 6061铝合金 | 28 | 70 | 0.33 | — | — |
| PVC管 | 15.5 | 34.5 | 0.34 | — | — |
1.2 试验监测方案
如图3所示，本试验设置Z1～Z6、M1～M5共11个监测断面，其中Z1～Z6共5个监测断面分别与6道内支撑在一条水平线上，M1～M5共5个监测断面在相邻2道内支撑中间，各项监测项目的测点均布置在上述部分监测断面内。图4为监测布置剖面图，地连墙变形采用激光传感器测量，在M3断面内设5个测点；隧道变形采用位移计测量，在Z2、Z4、Z6、M1、M2、M3、Z5、M5共8个测量断面上每隔90°一个测点，可同时监测隧道水平位移、拱顶沉降与收敛变形；隧道围压及周围土压力采用微型土压力盒测量，量程30 kPa，精度0.05%，直径16 mm，其尺寸对于试验结果影响较小。隧道围压在M3断面上每隔90°一个测点，周围土压力共4个测点(其中1个与隧道围压测点共用)，间距分别为105 mm，从右往左编号依次为1～4；隧道横向弯矩采用应变片测量，在M3断面上每隔45°一个测点，与土压力盒重叠处两者相邻错开布置；地表沉降采用千分表测量，在M3断面上设6个测点，间距分别为100，110，110，125和150 mm。
1.3 试验流程与工况
本模型试验流程如下：1) 按照监测方案粘贴应变片与土压力盒，并安装位移计。2) 进行填土与装置预埋。为保证土层密实均匀，采用分层填土的方法，每层10 cm，并用重锤夯实。土层填至高度30 cm时，预埋地连墙，地连墙与模型箱之间的缝隙用止砂膜封堵。土层填至83.5 cm时，预埋隧道和用于测量周围土压的土压力盒。3) 土层填满后安装用于测量地表沉降的千分表，并静置24 h。4) 连接采集仪并检查仪器运行正常后，进行基坑开挖，每层开挖170 mm，开挖一层架设一层内支撑。5) 基坑开挖完成后，通过控制伸缩装置模拟伺服加载，从而控制旁侧隧道变形。每层钢支撑的伸长距离为激光测距仪测得的本层地连墙最大变形量，因此当某层伺服加载时，使本层支撑处的地连墙变形控制到开挖前的状态。根据试验目的，设计试验工况如表2所示。
| 工况编号 | 采用伺服钢 支撑层数 | 采用伺服钢 支撑位置 | 试验 目的 |
|---|---|---|---|
| 1 | 无伺服钢支撑 | 未采用 | 模拟基坑开挖 |
| 2 | 伺服钢支撑布满(3层) | 第2、3、4层采用 | 研究伺服钢支撑控制旁侧隧道变形的规律和机理 |
| 3 | 单层伺服钢支撑 | 第2层采用 | 研究伺服钢支撑不同组合方式的旁侧盾构隧道变形控制效果 |
| 4 | 第3层采用 | ||
| 5 | 第4层采用 | ||
| 6 | 双层伺服 钢支撑 | 第2、3层采用 | |
| 7 | 第2、4层采用 | ||
| 8 | 第3、4层采用 |
2 基坑开挖影响及伺服加载控制效果试验分析
本节首先根据模型试验工况1的实测数据分析基坑开挖对旁侧隧道影响，在此基础上根据工况2(伺服钢支撑布满)分析伺服加载的控制效果(数据未按照缩尺比放大，第3节相同)。
2.1 隧道水平位移与拱顶沉降
图5(a)为隧道水平位移曲线，横轴表示测点所在的断面位置(见图3)，纵轴水平位移为正值，代表基坑开挖引起旁侧隧道向基坑内侧移动。从图中可得出：1) 开挖前2层时，由于土体开挖卸荷量较小，且卸荷位置与隧道距离相对较远，隧道水平位移较小，开挖第3、第4层土体时隧道水平位移显著增大。开挖完成后隧道最大水平位移0.38 mm，出现在隧道中部的M3断面上，水平位移曲线呈倒“U”形。2) 伺服加载完成后，隧道最大水平位移为0.26 mm，伺服加载使隧道最大水平位移减小0.12 mm，减少31.6%。分析表明，伺服加载对旁侧隧道的水平位移具有显著的控制作用，但即使地连墙变形得到有效控制，旁侧隧道水平位移也难以恢复到开挖前状态。
图5(b)为隧道拱顶沉降曲线，隧道拱顶沉降为负值代表拱顶下沉。如图5所示：1) 开挖完成后隧道最大拱顶沉降值为0.36 mm，出现在隧道中部的M3断面上，隧道拱顶沉降曲线整体呈“U”形。2) 伺服加载后，隧道最大拱顶沉降为0.26 mm，伺服加载使隧道最大拱顶沉降减小0.08 mm，减少22.2%。可见，钢支撑伺服加载能在一定程度上控制旁侧隧道拱顶沉降，但由于上覆土的存在，隧道拱顶沉降的控制幅度明显小于水平位移控制幅度。
图6为地连墙和隧道最大水平位移变化趋势，横轴施工步1～4代表基坑依次开挖1～4层，施工步5～7代表2～4层钢支撑依次伺服加载，纵轴地连墙和隧道水平位移为负值代表向基坑内侧移动。从图6可得出：1) 随着开挖进行地连墙和隧道最大水平位移同步增大，开挖完成后地连墙最大水平位移为1.88 mm，隧道最大水平位移为0.38 mm。2) 第2层伺服加载后，地连墙最大水平位移为1.86 mm，控制幅度较小，此时隧道水平位移也未产生明显控制效果；第3层伺服加载后，地连墙最大水平位移为1.59 mm，减少15.4%，隧道最大水平位移减少10.5%；第4层伺服加载后，地连墙最大水平位移为0.86 mm，减少54.3%，隧道最大水平位移减少31.6%。上述分析表明：在基坑开挖和伺服加载过程中地连墙和隧道水平位移同步增减，地连墙水平位移变化幅度与隧道水平位移变化幅度呈正相关，且隧道水平位移控制变化相对较小，隧道变形表现出滞后性。因此从地连墙变形与隧道变形关系的角度解释了基坑开挖对旁侧隧道影响及伺服加载变形控制的机理。在工程中，应综合考量地连墙和隧道变形控制，为了增大隧道变形控制效果，可适当增大地连墙的变形控制幅度。
2.2 隧道收敛变形
图7为基坑开挖引起的旁侧隧道M3断面收敛变形。图7中，横轴施工步1～4代表基坑依次开挖1～4层，施工步5代表伺服加载完成。收敛变形为正值代表隧道径向扩大，负值代表隧道径向收缩。从图7可得出：1) 基坑开挖引起隧道水平直径增大，竖向直径减小，隧道结构呈“横鸭蛋”式变形，与魏纲等[20]的工程实测结果相符。基坑开挖完成后，隧道水平向直径增大0.37 mm，竖向直径减小0.34 mm。2) 伺服加载后使隧道水平和竖向收敛变形值分别为0.26 mm、-0.27 mm，分别减少29.7%、20.6%。上述分析表明：伺服加载对隧道“横鸭蛋”式变形具有显著的控制作用。隧道水平收敛变形控制幅度大于竖向收敛变形控制幅度，隧道水平和竖向收敛变形控制幅度分别略小于水平位移和拱顶沉降控制幅度。
2.3 隧道围压
图8为基坑开挖和伺服加载引起的M3断面隧道围压变化。由于基坑开挖前进行了数据清零，土压为0则表示静置土压力。从图8中可得出：1) 在右侧基坑开挖卸荷影响下，右拱腰、拱顶、拱底土压力均有所减小，土压力由静止状态变成主动状态。其中靠近基坑的右拱腰土压力减小幅度最大，拱顶和拱底土压力变化幅度次之，左拱腰土压力变化幅度最小。2) 基坑开挖前3层时，隧道围压变化量较小，开挖第4层时隧道围压变化量显著增大。以基坑开挖影响较大的右拱腰为例，基坑开挖前3层后，隧道围压减小为-1 036 Pa；基坑开挖完成后，隧道围压急剧减小为-4 194 Pa，隧道围压的发展规律与隧道变形规律相符。3) 伺服加载后，拱顶、拱底、右拱腰土压力明显增大，其中右拱腰土压力增大幅度最大，拱顶、拱底次之，左拱腰土压力变化幅度最小。其中隧道右拱腰土压力由基坑开挖后的-4 194 Pa增大为493 Pa，增大111.8%，由主动状态变为被动状态。由此可见，伺服加载虽然对隧道右拱腰变形具有显著的控制作用，但极易在此处产生应力集中现象，给隧道结构带来一定的安全风险，工程中应重点关注。
在唐孝林等[15]的研究中，伺服加载使旁侧隧道围压最高增大296%，明显大于本试验。可能原因为：本试验隧道和基坑净距相对较大，且伺服钢支撑伸长量相对较小，土压力消散现象更加明显，因此本文中伺服加载对隧道围压的影响程度相对较小。
2.4 隧道弯矩
图9为基坑开挖和伺服加载引起的隧道横向弯矩变化，正直代表隧道外侧拉伸变形，内侧压缩变形，隧道向外弯矩，负值则向内弯矩。从图9可得出：1) 基坑开挖后隧道最大横向弯矩为82.8 N∙m，出现在隧道右拱腰，与隧道最大变形位置相同。2) 隧道拱顶和拱底横向弯矩为负值，向内弯矩，左右拱腰弯矩为正值，隧道向外弯曲。表明隧道竖向直径减小，水平直径增大，与隧道“横鸭蛋”式变形规律吻合。3)基坑开挖在135°和315°测点引起的弯矩变化量大于45°与225°测点，表明隧道不仅向基坑侧移动，而且产生向基坑内侧的转动趋势，隧道整体出现竖向沉降(图11)。根据基坑开挖影响分区的研究[21-22]，本试验隧道处于沉降区，据此解释了隧道整体出现沉降的原因。4) 伺服加载使隧道左右拱腰的弯矩减小，拱顶、拱底弯矩增大，表明伺服加载使隧道水平直径减小、竖向直径增大，“横鸭蛋”式变形得到控制。伺服加载对隧道右拱腰弯矩影响最大，弯矩由82.8 N∙m减小为57 N∙m，控制幅度为31.2%，与隧道水平位移控制幅度比较接近。
2.5 周围地表沉降
图10为地表沉降曲线，横轴表示测点距离基坑边缘距离，纵轴地表沉降为负值代表地表下沉。从图10可得出：1) 随着基坑开挖深度增大，地表沉降量逐渐增大，随着测点与地连墙距离增大，地表沉降量逐渐减小。2) 由于地连墙摩阻力的影响，距离基坑较近的测点1沉降量小于测点2，地表沉降曲线整体呈“V”形，地表沉降最大值出现在距离地连墙100 mm处的测点2，最大值为-0.805 mm。3) 伺服加载后地表沉降最大为-0.767 mm，伺服加载使最大地表沉降量减小0.038 mm，减少4.7%。上述分析表明伺服加载对地表沉降具有一定的影响，但控制效果不显著。可能原因为：伺服加载在旁侧土体产生水平方向的附加应力，因此对土体水平方向位移控制效果要显著优于地表沉降。此外，本试验伺服钢支撑的伸长量为支撑处地连墙的变形量，基坑上部地连墙变形相对底部较小，所以上部伺服钢支撑的伸长量较小，而对地表沉降的控制效果主要取决于上部的伺服加载，因此导致地表沉降量较小。此外，伺服加载在旁侧土体产生扰动，模型箱边界效应都可能产生一定的影响。
2.6 基坑开挖对旁侧隧道影响及伺服纠偏全过程分析
根据模型试验成果，基坑开挖对旁侧隧道影响和伺服纠偏作用过程和机理如图11和图12所示。基坑开挖对旁侧隧道影响过程为：当产生基坑开挖卸荷量较大、钢支撑轴力损失等工程不利因素时，地连墙变形加大，土体向基坑内侧移动，从而改变周围土体的应力场，在隧道上产生附加应力，直接表现为隧道围压的改变，因此引起隧道产生“横鸭蛋”式变形，并且往基坑内侧移动。伺服纠偏作用机理为：当伺服系统监测到地连墙变形超限后，通过数控系统对液压千斤顶加载，钢支撑轴力得到补偿，从而减小地连墙变形，且土体向基坑外侧移动，改变隧道围压，最终隧道变形和位移得到控制。伺服加载对隧道的纠偏作用间接表现在地连墙变形、隧道围压、内力(横向弯矩)得到控制，对其控制同步进行并且相互关联，工程中应系统考量。
3 伺服钢支撑不同组合方式的隧道变形控制效果试验分析
本节通过分析工况1～8的试验数据，研究伺服钢支撑组合方式对旁侧隧道变形控制效果的影响。
3.1 隧道水平位移
图13(a)为不同工况下隧道水平位移曲线，从图中可得出：1) 基坑开挖后隧道最大水平位移为0.38 mm。2) 采用单层伺服钢支撑时：第2层伺服加载后隧道最大水平位移仍为0.38 mm，且使Z4、Z5断面的水平位移增大0.01 mm。表明伺服钢支撑设置位置不当，伺服加载控制效果可能不理想，甚至产生负向控制效果；第3层伺服加载使隧道水平位移减少7.9%；第4层伺服加载使隧道水平位移减少18.4%。3) 采用双层伺服钢支撑时：第2层、第3层伺服加载使隧道水平位移减少10.5%；第2层、第4层伺服加载使隧道水平位移减少23.7%；第3层、第4层伺服加载使隧道水平位移减少28.9%。4) 伺服钢支撑布满时，隧道水平位移的最大控制量为0.12 mm，使隧道最大水平位移减少31.6%，在所有工况中对隧道水平位移控制效果最佳。
上述研究表明：1) 伺服钢支撑设置层数相同时，设置位置越靠近基坑底部，对旁侧隧道水平位移控制效果越好。因为底部的伺服钢支撑所在深度和隧道埋深差距较小，伺服加载作用在隧道上的水平压力更大，因此伺服加载对旁侧隧道位移控制效果越显著。2) 一般情况下，伺服钢支撑设置层数越多，对旁侧隧道位移控制效果越好。但第4层单层采用伺服钢支撑的控制效果要优于第2、第3层双层采用伺服钢支撑，且第2层单层伺服隧道最大水平位移未产生明显变化，可见在部分情况下，伺服钢支撑的设置位置比设置层数更加重要。工程中应重点考量伺服钢支撑的设置位置，不可盲目增大伺服钢支撑的设置层数，否则工程成本增加并且隧道变形控制效果可能不够理想。
孙九春等[23]研究发现伺服钢支撑设置层数相同时，设置位置越靠近基坑底部控制地连墙变形效果越显著，结合前文研究发现隧道变形控制幅度与地连墙变形控制幅度呈正相关，因此解释了伺服钢支撑设置位置越靠近基坑底部对旁侧隧道变形控制效果越显著。
3.2 拱顶沉降控制效果
图13(b)为不同工况下隧道拱顶沉降控制效果，从图13可得出：1) 基坑开挖完成后隧道最大拱顶沉降值为-0.36 mm，在采用单层伺服钢支撑时：第2层采用伺服钢支撑后隧道最大拱顶沉降为-0.38 mm，使隧道拱顶沉降略有增大。可能原因为：第2层伺服钢支撑在基坑上部，此时伺服钢支撑距离隧道较远，伺服加载使隧道上覆土体产生扰动，导致隧道拱顶沉降量增大。因此并非任何工况下的伺服加载都能对隧道变形产生正向控制效果，如伺服加载位置不合理，可能会产生负向控制效果，增大隧道结构的安全风险。第3层伺服加载对隧道拱顶沉降的最大控制量为0.03 mm，减少8.3%；第4层伺服加载使拱顶沉降减少16.7%。2) 采用双层伺服钢支撑时：第2层、第3层采用伺服钢支撑控制幅度为5.6%；第2层、第4层采用伺服钢支撑控制幅度为13.9%；第3层、第4层采用伺服钢支撑控制幅度为25.0%。3) 在伺服钢支撑布满的情况下，隧道拱顶沉降的最大控制量为0.08 mm，使隧道最大拱顶沉降减少22.2%。
上述研究表明：伺服钢支撑设置位置越靠近基坑底部、设置层数越多对旁侧隧道拱顶沉降控制效果越显著，与水平位移控制规律相同。但第4层采用伺服钢支撑的控制效果要优于第2层、第3层双层采用伺服钢支撑，第3层、第4层控制效果优于第2层、第3层、第4层同时伺服加载，且第2层伺服加载使隧道拱顶沉降增大，表明伺服钢支撑并非设置层数越多对拱顶沉降控制效果越好，设置位置不当时，伺服加载控制效果与伺服钢支撑设置层数不成正比，甚至产生负向控制效果。
3.3 伺服钢支撑组合方式影响机理分析
本节根据土压力及隧道水平位移的试验数据，从土压力传递过程与隧道水平位移关系的角度分析伺服钢支撑组合方式影响变形控制效果的机理。
图14所示为土压力和隧道水平位移变化趋势。如图14所示：1) 随着基坑开挖，地连墙与基坑旁侧土体向基坑内侧移动，各土压力变为负值，由静止状态转变为主动状态，隧道逐渐向基坑内侧移动。2) 基坑开挖完成后测点1～4土压力分别为-8 251，-6 273，-3 995和-4 194 Pa，表明随着测点与基坑距离增大，基坑开挖对土压力的影响递减，但土压力4变化量略大于土压力3，说明在隧道右拱腰产生应力集中现象，增大了基坑开挖对此处的影响。3) 随着伺服加载进行，各测点土压力逐渐增大，隧道水平位移减小，产生纠偏作用。伺服加载完成后，测点1～4土压力分别增大6 039，4 865，2 255和4 687 Pa。
上述分析表明：随着测点与基坑距离的增大，伺服加载使旁侧土压力的增大量递减，表明伺服加载在旁侧土体中产生的附加应力随着与地连墙距离的增大产生消散现象。伺服钢支撑设置位置越靠近隧道水平位置，应力消散程度越小，对旁侧隧道变形控制效果越显著。因此本文伺服钢支撑设置位置越靠近基坑底部对旁侧隧道变形控制效果越显著。工程中可通过增大伺服加载轴力的方式，应对土压力在传递过程中产生的消散现象，但不能超过地下连续墙和钢支撑的最大承载力。
此外，土压力4增大幅度大于土压力3，表明伺服加载在靠近基坑侧的隧道右拱腰产生了一定的应力集中现象。可见，应力集中现象既出现在基坑开挖过程中，也出现在伺服加载过程中，其一方面使基坑开挖对隧道右拱腰的影响最大，另一方面又使伺服加载对隧道右拱腰的变形控制效果更加显著。
4 结论
1) 基坑开挖使盾构隧道水平位移曲线呈倒“U”形，伺服加载对隧道水平位移控制幅度为31.6%；隧道拱顶沉降曲线呈“U”形，伺服加载控制幅度为22.2%；隧道横向呈“横鸭蛋”式变形，伺服加载对隧道水平向和竖向收敛变形控制幅度分别为29.7%、20.6%；基坑周围土体沉降曲线呈“V”形，伺服加载控制效果不显著。
2) 伺服加载对隧道右拱腰围压与弯矩影响最大，拱顶拱底次之，左拱腰影响最小。伺服加载使隧道右拱腰围压增大4 687 N，增幅111.8%，使隧道右拱腰弯矩减小为57 N∙m，控制幅度为31.2%，与隧道水平位移控制幅度相当。伺服加载极易在靠近基坑的隧道拱腰处产生应力集中现象，工程中应重点关注基坑开挖及伺服加载对此处的影响。
3) 隧道水平位移控制幅度与地连墙水平位移控制幅度呈正相关，工程中两者的控制效果可相互参考；伺服加载在旁侧土体产生的附加应力，随着距离增大产生消散现象，工程中可通过增大伺服加载轴力的方式，应对土压力在传递过程中产生的消散现象，但不能超过地连墙和钢支撑的最大承载力。
4) 伺服钢支撑设置位置与隧道埋深处越接近、设置层数越多，对旁侧隧道变形控制效果越好。但伺服钢支撑设置位置不合理时设置层数与隧道变形控制效果不成正比，甚至产生负向控制效果。工程中应重点考虑伺服钢支撑的设置位置，不可盲目增大设置层数，否则增加工程成本且可能产生工程风险。
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