立井植筋井壁结构力学性能的数值模型试验研究

周晓敏 位贵江 江 军 马文著 徐 衍

(1.北京科技大学土木与资源工程学院,北京 100083;2.中煤第五建设有限公司第三工程处,江苏 徐州 221000)

锚杆及其锚网喷支护在我国矿山和隧道工程中的应用已非常广泛,但在井筒工程中则较少使用[1-2]。总体来看,井筒工程采用锚杆支护发展较快的阶段是1974—1977年,年均有12个井筒基岩段采用锚喷支护,但发展至今,锚杆支护所占井筒支护方式的比例仍很小。锚杆支护方式之所以在井筒支护中难以推广[3-4],其原因有三:一是锚杆支护一般不适用于软弱及表土地层或膨胀地层的井筒支护,这类地层锚喷支护的围岩自身完整性和强度较差,整体难以自稳;二是对于富含地下水的地层,锚喷支护方式的适应性较差,治水效果不理想,且在水渗流作用下加速不稳定;三是相对缺乏成熟的锚杆支护参数设计理论。

现行的锚杆支护理论主要基于围岩分类理论的设计方法,参数化计算尚处于发展当中。最初的解析设计理论主要以20世纪60年代奥地利学者Robcewicz等基于围岩塑性分析的成果提出的“新奥法”作为参考[5],设计计算主要是以加固半径为对象,参数较为单一。在井筒锚杆支护理论方面,20世纪80年代我国学者韩兆平[6]基于锚杆作用机理的定性分析,提出了关于锚杆长度、数量和直径3个设计参数的井筒锚杆支护设计方法,但因缺乏深入和缜密的力学分析,以及广泛的工程实践支撑,尚未引起国内外学者关注和认可。

当今我国井筒工程已进入超千米深竖井时代,其中以金属矿山为代表[7-8],井筒围岩以非沉积岩为主体,围岩强度和变形模量一般都高于沉积岩,且高于现有素混凝土材料。尽管深竖井围岩强度较高,但处于高应力条件下,岩体易发生脆性破坏,引发“崩塌”或“岩爆”,因此在井筒四周贴近岩体处进行注浆和锚杆加固是提高围岩强度、韧性和承载能力的重要手段[9-11]。本研究据此提出了相关新型井壁的专利[12],即在浇筑薄层混凝土衬砌之前,沿着井筒径向在围岩中钻孔,并结合水泥浆液灌注方式植入钢筋,简而言之就是形成了“植筋井壁”,借助矿山的传统说法就是利用一种不加预应力的全长粘接锚杆对围岩进行加固。

“植筋”是在建筑结构加固或改造时常见的施工技术术语[13-14],之所以将该术语借用到金属矿山坚硬围岩的锚杆支护中,一是不囿于在施工过程中对钢筋施加预应力的要求,便于立井的快速施工;二是强调利用更高于混凝土强度的坚硬围岩作用。当然基于井筒表面光洁性要求,这种“植筋井壁”尚需要与内壁砌筑高强度混凝土相结合,而且未来“植筋”在结构上还可以与金属网或环向钢筋等进行联合,以便形成强度更高、承载能力更强的井壁结构。

植筋井壁能否在金属矿深竖井建设中得到应用,根本还在于理论问题的解决。应当指出,“植筋井壁”设计须立足于弹性力学分析理论,这有别于矿山井筒支护的建筑设施。本研究从井壁设计理论的现状和发展出发,基于地下工程“围岩衬砌共同作用”的理念,突破“载荷—结构”法传统制约,通过数值计算模型试验,重点研究轴对称条件下“单一植筋井壁”的结构力学性能,分析不同植筋参数对植筋井壁结构刚度的影响规律,为进一步发展更多样化的“植筋井壁”奠定基础,不断完善相关井壁设计理论和方法,以适应未来超深竖井的建设和发展。

1 广义井筒井壁概念的提出

井筒是进入地下矿体的通道,从行业角度来看属于矿业工程,但从建设、设计和使用的角度来看,属于地下工业建筑工程。不同于地面建筑和建筑地基等,井筒工程的设计和施工具有一定的特殊性和复杂性。

1.1 井壁设计理论公式与适用条件

传统概念上的井筒井壁是砌筑在开挖空间土帮或岩壁上的结构体,其与地面建筑结构的力学意义相近,都是通过载荷结构法进行设计,即通过井壁标准载荷计算,来设计构件尺寸和进行材料选用。在井筒井壁设计时,首先估算各个深度位置的不同载荷,然后选择出最不利条件下的控制深度,基于平面应变理论的圆筒力学模型和拉梅公式对井壁厚度th进行设计计算[15],其表达式如下:

式中,[σ]为井壁材料的强度标准值,kPa;P为井壁的外载荷,kPa;r1为井筒净径,m。

基于这种设计概念的井壁设计重点是外荷载计算,传统上永久支护的载荷计算方法有三类:一是平面直墙类挡土公式,如普氏公式、秦氏公式(包括修正后的);二是考虑水作用的平面直墙类公式,如索科洛夫公式、重液公式和哈·林克公式等,这些都类似于土力学中平面力学模型中的朗肯公式;三是圆形挡土墙公式,如别列赞采夫公式[16]。

上述设计计算对于浅部表土段的井壁设计问题是基本满足的,但对于非表土(岩体段)的井壁设计,井壁载荷难以正确估算,特别是在地下水载荷同时作用下,传统的设计方法难以适用。为此,周晓敏等[17-18]根据流固耦合原理,基于围岩衬砌共同作用提出了“包神”衬砌设计公式:

式中,r1为井筒净径,m;G为井筒围岩的剪切模量标准值,kPa;Gc为井壁材料的剪切模量标准值,kPa;μc为井壁材料的泊松比标准值;P′为井筒远场水平有效应力作用标准值,kPa;Pow为井筒井壁外缘水压载荷标准值,可用远场水压Pw的折减代入,kPa。

对比式(1)和式(2),有以下结论:

(1)拉梅公式是“包神”公式的特殊形式,即当围岩剪切模量接近于零时的近似表达式。拉梅公式基于载荷结构法的设计理念,一般适用于表土条件下的井壁厚度计算;而“包神”公式是基于地层结构法的设计理念,更具一般性,既适用于表土,也适用于软基岩条件,并且既适用于隔水层,也适用于含水层。

(2)当遇到衬砌井壁材料的剪切模量小于围岩剪切模量时,式(2)根号内的表达式变成了负数,井壁厚度设计计算公式失去了意义,这种情况一般出现在金属矿山的硬围岩条件下,在整体强度和剪切模量方面,围岩可能高于现有的混凝土材料,这个问题也引发了关于井壁设计理论的进一步思考。

(3)现有混凝土最高抗渗等级是P12,即耐水压上限是1.2 MPa,意味着井筒穿越的含水层深度达120 m以上时,混凝土衬砌井壁的作用就开始受限了。对于破碎围岩含水层埋深动辄上百米,甚至上千米的深竖井井筒来说,传统的防渗混凝土衬砌结构在井筒涌水量的控制方面已经难以胜任,必须依靠围岩注浆和锚固结合的方式进行加固。

(4)传统基岩段井筒支护,可采用无支护、单层、双层或复合衬砌等形式,仅限于单一的厚度计算也难以满足各种复合结构设计。其中双层及复合井壁需要经过初次和多次支护共同完成,并且初次支护通常会选用锚杆或锚喷支护,对于这种支护方式的设计计算,传统设计方法也难以适用。

1.2 原位加固类井壁的概念

对于富含水的深立井井筒,围岩注浆堵水加固是唯一选择,而对于高地应力的围岩条件,锚杆加固也是其必要手段。随着井筒深度加深,基于现有无机材料的衬砌井壁支护形式将逐渐失去优势,相比较之下更有发展前途的是对围岩进行原位改良加固。因此有关井筒工程井壁设计的概念需要做出改变,应将围岩注浆、锚杆、锚注等基于原位改良的“加固类结构物”纳入井壁概念的范畴中。增加“加固类井壁”这一概念范畴,一是能实现“井壁”与“支护”的概念统一;二是将提升对初次支护或锚喷支护的设计理论要求,完善和提高井壁设计方法。

为了适应高地应力、高水压条件的井筒设计发展,可通过提高周边围岩的整体性和承载能力来形成井筒井壁,即通过注浆和锚固等方式,对原岩的力学和抗渗性能进行改良和提高,从而形成以“原位加固”为基础的植筋井壁结构。植筋井壁充分利用了原岩力学性能,节省了开挖岩体的工程量以及下放混凝土的工作量,相应提高了井壁施工速度。相对于传统锚杆,植筋方式略去了钢筋预应力施工,在节省工序,降低施工技术难度的同时,也相应提升了井壁施工的技术经济效益。植筋井壁按植筋角度的不同可分为水平植筋、向下倾斜植筋和向上倾斜植筋,其中水平或向下倾斜植筋便于钻孔施工和全长水泥灌浆,向上倾斜植筋一般应用于反井,本研究不对此进行分析,具体植筋井壁结构示意如图1所示。

图1 植筋井壁结构示意Fig.1 Schematic of shaft wall structure of steel bar planting

依据植筋井壁的原理,在钢筋和注浆两方面的加固作用下,围岩加固井壁的整体刚度、强度和抗渗性能都得到了提高,在客观理论方面也符合“包神”衬砌设计公式应用的定义与要求。

1.3 植筋井壁的力学模型

立井井筒垂直穿越不同地层时,随着深度延伸,原岩应力逐渐增加,总体符合自重应力场规律。理论上,井筒井壁的力学模型总体归类于平面应变力学模型,但从井筒支护工艺上看,井壁厚度和支护类型都不能理想化地沿不同岩层深度变化。传统的解决方法是以某一最不利深度围岩为基准,基于平面应变力学模型设计计算,并将其作为井筒井壁分段设计依据,不失一般地就是基于流固耦合场下的围岩衬砌相互作用的力学模型[19],如图2所示。

图2 基于流固耦合作用下围岩井壁相互作用的井筒永久支护力学模型Fig.2 Mechanical model of wellbore permanent support based on the interaction of surrounding rock sidewall under fluid-solid coupling

植筋井壁永久支护的力学模型和上述模型大体类似,并且可采用轴对称的平面应变问题来求解,按轴对称原理取单个复合体单元进行研究,如图3所示。

图3 围岩植筋井壁的力学模型示意[20]Fig.3 Schematic of mechanical model of rebar-shaft wall in surrounding rock

基于上述理论,提出以下基本假设:

(1)井筒围岩植筋井壁及其围岩相互作用的力学模型可视作无限体中圆洞的应力场和位移场问题,即假定其为环向均质围岩,几何和力学边界条件完全轴对称。

(2)假定植筋沿着井筒井壁四周径向插入,环向均布,且层间梅花布置,每层的植筋数量为nb,水平径向长度为lb,钢筋直径为db,纵向层间距为D;对于不同倾角的植筋,加固井壁厚度是指植筋在井筒水平面上的投影长度。

(3)由于植筋井壁在原位直接形成,相较衬砌井壁支护更为及时,在研究过程中可保守地忽略植筋作用的滞后效应,将整个植筋井壁视为开挖后的即时支护,忽略开挖过程中围岩时空效应对井壁的卸载作用,使其相较衬砌类井壁的设计更加合理。

2 植筋井壁结构的数值模型试验研究

2.1 植筋井壁结构的力学性能等效原理

根据植筋的径向长度,沿着井筒径向向外,将围岩划分成植筋井壁和原岩两个分区,如图4所示。这一划分与C.Carranza[20]的解析分析方法相同,此处以植筋井壁A区和无限围岩B区表示。本文旨在研究植筋井壁设计相关内容,故重点研究井壁A区支护阻力的力学特征问题和不同植筋参数对等效剪切模量的影响。

图4 井筒井壁支护轴对称问题示意[20]Fig.4 Schematic of axisymmetric problem of wellbore support

(1)未植筋时井壁A区的整体结构刚度。基于平面应变理论,未植筋时井壁A区类似厚壁圆筒问题,可借助弹性力学圆筒支护应力场位移场公式进行计算[21],由于井壁支护阻力和围岩外缘应力为作用力与反作用力,进而可得出围岩支护阻力Pa与A区支护体整体结构刚度KA之间的函数表达式为

式中,ω为井壁A区的截面参数;GA为井壁A区的剪切模量,MPa;为井壁A区内缘位移,mm;Pa为井壁A区外载荷(A、B区之间的径向应力),MPa;μA为井壁A区的泊松比;r0为井壁A区内缘半径值,m;rc为井壁A区外缘半径值,m。

(2)植筋后井壁A区的整体结构刚度。对于植筋后井壁A区的解析模型有2种分析方法。

方法一是参考C.Carranza[20]对于全长注浆锚杆的解析方法。C.Carranza[20]定义了锚杆对围岩的加强系数α,并将锚杆轴力作为体积力叠加到二次应力场中,如下式所示:

因此植筋井壁A区的平衡微分方程可用下式表示:

由此可以获得井壁A区和围岩B区的应力场和位移场,同样也能得到植筋井壁A区支护阻力和结构刚度关系,即由于解析式较为复杂,不易用简明表达式表示,可通过软件进行计算,并依据解析结果,得到植筋后井壁的等效剪切模量和结构刚度之间的表达式为

方法二是基于面积加权方法的等效剪切模量和强度准则理论。我国学者孟强等[22]借鉴了B.Indraratna[23]和C.Carranza[20]的假设,提出考虑注浆体与孔壁摩擦系数η后的锚杆加固密度系数αm,并据此直接提出了锚杆加固后的等效弹性模量和等效摩尔库伦强度准则理论。

改进后的锚杆加固密度系数αm的表达式为

等效后井壁的弹性模量受岩石弹性模量和锚杆弹性模量的共同影响,根据图5所示截面面积之比,可得出修订后的植筋加固圈等效弹性模量表达式如下:

图5 植筋井壁复合结构体截面示意Fig.5 Section schematic of composite structure of planting bar shaft wall

式中,E为原岩弹性模量,GPa;Ee为锚杆加固后的结构等效弹性模量,GPa。

将弹性模量转换为剪切模量即可得到植筋后井壁等效剪切模量的表达式:

式中,G′为井壁等效剪切模量,GPa;Gb为钢筋的剪切模量,GPa;G为原岩的剪切模量,GPa;nb为环向一周的植筋数量,根;db为钢筋直径,mm。

对于均匀化后得到的植筋井壁复合结构体,其作为一种新的等效材料,服从摩尔库伦强度准则。上述理论假设是否合理,需要经过实践检验,这里首先通过数值模型进行研究,并予以对比分析。

2.2 植筋井壁的数值建模和试验方案设计

基于轴对称假设和平面应变理论,建立出植筋井壁力学模型。根据上述力学模型的原理,数值建模有整体三维、整体平面和基于对称性的局部三维和局部平面4种几何方式[24],考虑到植筋的下倾角度因素,本研究采用基于对称性的不缩尺局部三维扇形六面体几何模型,沿着井筒纵向取单位长度1 m。井筒参数参考新建成的山东新城金矿新主井,开挖半径取3.75 m。环向基于对称性,截取1根植筋的作用范围,并建立柱坐标系进行研究。

在边界条件设置方面,扇形块体的顶、底及两侧均为对称面,并设置环向位移为零,外缘圆柱面边界为应力边界,施加B区传递而来的地应力,内缘圆柱面设置为卸载后的自由面。植筋内置于围岩弹性接触,并将围岩设置为八结点线性六面体单元,将钢筋设置为两结点空间线性梁单元,同时对植筋和围岩单元进行网格划分,如图6所示。

图6 植筋井壁模型边界条件示意(以D1为例)Fig.6 Boundary conditions and meshing schematic diagram of steel bar planting shaft wall model(taking D1 as an example)

参照新城金矿新主井千米深处的地质条件和围岩性质,并据此得到数值模型的材料参数,见表1。

表1 模型的材料参数Table 1 Material parameters of the model

通过数值模型研究拟解决的主要问题有:

(1)通过数值模型试验,将植筋井壁数值计算结果与现有简化的解析模型计算结果进行对比,验证本研究试验方法的正确性,并掌握植筋井壁的受力特征及其影响因素,为下一步模型试验或现场实测提供理论基础。

(2)开展正交试验,研究多因素对植筋井壁整体刚度的影响。数值计算模型方案设计方面,选用L16(34)正交表[25],针对植筋数量N、植筋水平长度L、植筋直径db3个因素,开展三因素四水平的正交数值模型分析,具体如表2所示。根据得出的全部数值模型计算结果,依据式(3)和式(8),提取出不同试验方案的等效剪切模量,并将其作为研究指标,掌握植筋数量、植筋水平长度和植筋直径对植筋井壁等效剪切模量和结构整体刚度的影响规律。

表2 基于L16(3)正交表的试验设计Table 2 Experimental design based on L16(34)orthogonal table

(3)开展植筋下倾角度因素对植筋井壁结构的整体刚度影响研究。在深竖井井筒实际施工过程中,由于地质条件和围岩的预加固等方面的影响,有时采用植筋下倾方式较为方便施工,因此将植筋孔洞沿水平方向向下倾角度作为参数,限制其在0°～15°范围内,在植筋直径和植筋井壁厚度不变的前提下,研究植筋倾角单因素对井壁结构整体刚度的影响,如表3所示。

表3 植筋下倾倾角单因素影响的数值模型设计Table 3 Design of numerical model for the influence of single factor on dip angle of planting steel bar

3 数值试验结果分析与讨论

3.1 数值模拟试验结果

(1)无植筋井壁试验。所有正交试验模型分别对应4种几何尺寸的无植筋对比模型,对于不同的模型尺寸,通过数值计算,可以得到无植筋情况下试验对应的围岩等效剪切模量如表4所示。

表4 无植筋支护时不同加固范围下的等效剪切模量Table 4 Equivalent shear modulus under different reinforcement ranges without reinforcement of planting steel bar

(2)径向水平植筋井壁正交实验。对于三因素四水平试验的16个数值模型,通过模拟外缘加载,获得其应力场和位移场,并通过积分平均的方式获得内缘界面平均位移,根据上述整体结构刚度理论和等效剪切模量表达式,计算出植筋井壁与加筋前的等效剪切模量之间的比值,定义为等效剪切模量提高系数γ,表示植筋加固后井壁复合体等效剪切模量较无植筋情况下的提高率,即G′/G0,如表5所示。

表5 植筋井壁支护正交试验结果Table 5 Results of orthogonal test of planting steel bar sidewall support

(3)植筋下倾角单因素试验结果。对于植筋下倾角单因素的影响,通过同样的方式获得内缘界面平均位移,并计算出植筋井壁的等效剪切模量和相较无植筋状态下的等效剪切模量提高系数γ如表6所示。

表6 植筋井壁下倾角单因素分析结果Table 6 Results of single factor analysis of dip angle of shaft wall with planting steel bar

3.2 植筋参数因素影响重要性分析

利用各个因素水平均值之间的极差R作为衡量各因素作用大小的指标,极差越大则表示该因素对等效剪切模量的影响越大。可以根据上述正交试验结果表分析得出因素的主次排列顺序,如图7所示。

图7 不同影响因素的试验指标极差Fig.7 Difference of test indexes of different influencing factors

试验数据显示植筋数量的极差为7×10-4,植筋长度的极差为3×10-4,植筋直径的极差为1×10-3。对比数据大小得出3个因素对于井壁整体刚度值的影响次序为:植筋直径＞植筋数量＞植筋长度。

可以看出,植筋直径对于围岩整体刚度的影响约为植筋长度的3.3倍,而植筋数量对于围岩刚度的影响则约为植筋长度的2.3倍。

3.3 水平植筋井壁的结构刚度影响因素正交分析

在水平植筋的情况下,对于影响水平植筋井壁结构整体刚度较大的因素,即植筋直径和植筋数量,进行因素影响规律分析,根据正交试验得到的结果表,并利用植筋后的复合体等效剪切模量与未植筋时围岩剪切模量的比值来判别不同因素分别对复合体刚度的影响程度。并将其与上文提到的按面积加权方法得出的等效剪切模量计算公式进行对比,在分析其规律的同时可以进一步验证试验结果的正确性。

(1)植筋直径对结构刚度的影响规律。对于植筋直径的因素分析,将正交试验结果表5中的16组数据按照不同的直径划分为15、24、32、36 mm 4组,并分别求得其等效剪切模量提高系数均值,绘制曲线如图8。并通过孟强采用的面积等效方法对比植筋数量分别选取24、36、48、60根的条件下绘制出植筋直径与等效剪切模量提高系数γ之间的曲线,分别记为MQ-N24,MQ-N36,MQ-N48和MQ-N60。可以看出植筋直径和γ之间为正相关关系,即随着钢筋直径的增加,植筋井壁结构刚度不断提高,且都呈现二次抛物线形式。并拟合出在正交试验所选15～36 mm植筋直径范围内等效剪切模量提高系数γ的曲线公式,具体表达式为

图8 植筋直径因素的影响分析曲线Fig.8 Analysis curves of the influence of planting steel bar diameter

式中,γD为与植筋直径有关的等效剪切模量提高系数;G′D为植筋直径因素下结构复合体的等效剪切模量标准值,GPa;G0为未植筋时井壁结构的剪切模量标准值,GPa;db为支护结构采用的植筋直径,mm。

(2)植筋数量对结构刚度的影响规律。对于植筋数量的因素分析,将正交试验结果表5中的16组数据按照不同的植筋数量划分为24、36、48、60根4组,并分别求得其等效剪切模量提高系数均值,绘制曲线如图9。并通过孟强采用的等效面积方法对比植筋直径分别选取 15、24、32、36 mm的条件下绘制出植筋数量与等效剪切模量提高系数γ之间的曲线,分别记为MQ-D15,MQ-D24,MQ-D32和MQ-D36。可以看出植筋数量和γ之间为正相关关系,即随着钢筋数量的增加,植筋井壁结构刚度不断提高,且都呈线性增加。并拟合出在正交试验所选24～60根植筋数量范围内等效剪切模量提高系数γ的曲线公式,具体表达式为

式中,γN为与植筋数量有关的等效剪切模量提高系数;为植筋数量因素下结构复合体的等效剪切模量标准值GPa;G0为未植筋时井壁结构的剪切模量标准值,GPa;nb为支护结构采用的植筋数量,根。

图9 植筋数量因素的影响分析曲线Fig.9 Analysis curves of the influence of quantitative factors of planting steel bar

对于上述影响性较大的植筋直径和植筋数量因素,为了更好地对比正交试验得出的影响性和面积加权方法的影响性,对其进行多元回归分析,利用数学软件推算出等效剪切模量增长系数γ与植筋直径db和植筋数量nb之间的回归方程如下:

3.4 植筋下倾角对结构刚度影响规律分析

根据所建立的4组植筋下倾角模型数值模拟结果,对比其在无植筋时的剪切模量,可以看出4组下倾角模型相较无植筋时等效剪切模量都有所提高。同样分析下倾角对等效剪切模量提高系数γ的影响规律,整理数据绘制出柱状图10,并拟合出在0～15°下倾角范围内的曲线公式如下:

图10 植筋下倾角因素的影响分析曲线Fig.10 Analysis curve of the influence of dip angle of steel bar

式中,αθ为与植筋下倾角直接有关的等效剪切模量提高系数;为下倾角单因素下结构复合体的等效剪切模量标准值,GPa;G0为未植筋时井壁结构的剪切模量标准值,GPa;θb为支护结构采用的植筋下倾角,(°)。

可以看出,下倾角大小和等效剪切模量的提高成负相关关系,即水平植筋对于结构刚度的提高最大。鉴于植筋下倾角越大,刚度提高量越小,因此在施工中应尽量保证植筋钻孔的水平。

4 结论与展望

从现行井壁设计基础理论和现有公式的局限性出发,根据锚杆支护等效加固理论和弹性力学分析方法,提出了植筋井壁和广义井壁的概念。并基于等效剪切模量的分析原理,开展了植筋井壁多因素正交分析和植筋下倾角单因素分析的数值试验研究,得出主要结论如下:

(1)对比研究了传统井壁衬砌设计“拉梅”公式和“包神”公式的适用条件和局限,提出广义井壁的概念,揭示了“加固类井壁”的内涵及其对“包神”公式进一步拓展应用的意义。

(2)在C.Carranza和孟强等提出的锚固复合体强度等效的概念基础上,提出了植筋井壁的等效剪切模量概念和计算方法,并通过数值解与解析解对比分析说明其正确性。

(3)基于多因素正交试验分析,得出了植筋井壁等效剪切模量影响因素的主次排序为:植筋直径＞植筋数量＞植筋长度。并通过对比分析拟合出等效剪切模量提高系数关于植筋直径和植筋数量的影响性表达式及其回归表达式。

(4)开展植筋下倾角对植筋井壁刚度影响的模型试验研究,并得出下倾角越大,等效剪切模量越小的结果,进一步说明了保证水平钻孔角度对提高植筋井壁刚度的重要性。上述研究只是对植筋井壁部分参数进行了初步探讨,未来还需要结合模型试验和现场试验来深入开展。