張 杰 ，高守世 ，李 通 ，黃小平 ，楊 濤 ，王張輝 ，何義峰 ，韓金博

（1.西安科技大學(xué) 能源學(xué)院, 陜西 西安 710054；2.教育部西部礦井開采及災(zāi)害防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 陜西 西安 710054；3.中煤西安設(shè)計(jì)工程有限責(zé)任公司, 陜西 西安 710054）

0 引 言

隨著煤礦進(jìn)入深部開采，軟巖巷道底鼓問題尤為突出，劇烈的底鼓導(dǎo)致整個(gè)巷道失穩(wěn)，對礦井安全和高效生產(chǎn)造成極大危害。因此，開展軟巖巷道底鼓的破壞特征及控制研究具有極為重要的意義。國內(nèi)眾多學(xué)者從底鼓形成的機(jī)理、控制技術(shù)及影響因素等眾多方面進(jìn)行了深入的研究，康紅普等[1-2]眾多學(xué)者對深部巷道底鼓機(jī)理進(jìn)行深入的研究，根據(jù)巷道所處的地質(zhì)條件、底板圍巖物理力學(xué)性質(zhì)和應(yīng)力狀態(tài)的不同形式及底板巖層鼓入巷道的形式，將底鼓分為擠壓流動(dòng)型底鼓、撓曲褶皺型底鼓、剪切錯(cuò)動(dòng)型底鼓和遇水膨脹型底鼓4 種形式。何滿潮等[3]提出深部軟巖大變形設(shè)計(jì)方法和控制技術(shù)，研究了以恒阻大變形錨桿為主體的深部軟巖大變形控制新材料。吳建星等[4]提出了底板預(yù)應(yīng)力全長錨固注漿錨索支護(hù)技術(shù)。劉旭鋒等[5]使用新型CDKS 快凝注漿材料治理底鼓。劉泉聲等[6]提出了采用混凝土反拱地坪、深淺孔注漿、高預(yù)應(yīng)力組合錨索支護(hù)技術(shù)。劉慶利等[7]提出了反底拱+底角錨桿耦合技術(shù)。常聚才等[8]提出超挖錨注回填技術(shù)。曹志安等[9]在順和煤礦使用深孔注漿加固底板的方法，有效控制了巷道底鼓問題。江東海等[10]通過現(xiàn)場觀測及數(shù)值模擬分析復(fù)雜節(jié)理巷道非對稱底鼓機(jī)制。張后全等[11]對于構(gòu)造復(fù)雜區(qū)膨脹軟巖水倉提出錨注+全斷面鋼筋混凝土砌碹支護(hù)方案。謝衛(wèi)紅等[15]通過研究底板穩(wěn)定性在控制空間的分區(qū)，力在控制空間的運(yùn)動(dòng)路徑以及垂直力振動(dòng)觸發(fā)機(jī)制對底板穩(wěn)定性的影響，建立了失穩(wěn)的判別條件。張官禹等[16]根據(jù)弱膠結(jié)軟巖巷道底鼓成因提出了錨梁+錨桿+網(wǎng)噴+澆筑混凝土的聯(lián)合支護(hù)技術(shù)。侯超炯等[17]提出加固軟弱圍巖幫部及底角控制底鼓的方法。王衛(wèi)軍等[18-20]通過數(shù)值計(jì)算，模擬兩幫煤體強(qiáng)度對底鼓的影響，提出加固兩幫控制底鼓的設(shè)想。

針對軟巖巷道底板變形破壞機(jī)理，以貫屯煤礦50213 工作面回風(fēng)巷為例，通過壓桿理論和相似模擬，分析了不同應(yīng)力條件下底板的變形失穩(wěn)規(guī)律。并提出了對應(yīng)的支護(hù)方案，監(jiān)測結(jié)果表明該方案能有效解決底板的變形破壞問題，達(dá)到良好的支護(hù)效果。

1 軟巖巷道底板

貫屯煤礦50213 工作面平均埋深為204 m，煤層平均厚度為2.12 m，傾角為0°～4°，其南側(cè)為輔助運(yùn)輸大巷，東側(cè)為50212 采空區(qū)，西側(cè)為50214 工作面，北側(cè)為采區(qū)邊界，該工作面回風(fēng)巷屬半煤巖巷，沿煤層頂板破底掘進(jìn)，設(shè)計(jì)總長度為1 400 m。50213 工作面采掘布置如圖1 所示。

圖1 50213 工作面采掘布置Fig.1 50213 working face mining layout plan

工作面煤巖層柱狀如圖2 所示，煤層老頂為粉砂巖和油頁巖，平均厚度7.0 m，發(fā)育較多的水平層理和小型交錯(cuò)層理，浸水或長時(shí)間暴露于空氣中巖石多沿層理方向離析成薄片。直接頂為1.28 m 粉砂巖，含有較高的黏土礦物和有機(jī)質(zhì)，節(jié)理裂隙和滑面等結(jié)構(gòu)面較發(fā)育。直接底為泥巖，厚度為2.0 m，干燥狀態(tài)下單軸抗壓強(qiáng)度為19.0 MPa，飽和抗壓強(qiáng)度為10.1 MPa，遇水易膨脹，軟化系數(shù)為0.59?；镜诪榉凵皫r，干燥狀態(tài)下單軸抗壓強(qiáng)度為34.1 MPa，飽和抗壓強(qiáng)度為18.8 MPa。由于直接底為泥巖，遇水易軟化，造成巷道維護(hù)困難，巷道返修率高的現(xiàn)狀，對礦井的采掘接續(xù)、運(yùn)輸?shù)戎匾h(huán)節(jié)造成重大影響。

圖2 煤巖層柱狀圖Fig.2 Coal and rock layer histogram

2 軟巖巷道底板破壞結(jié)構(gòu)分析

軟巖巷道開掘時(shí)，圍巖受到開采擾動(dòng)的影響，巷道圍巖應(yīng)力分布發(fā)生改變，巷道兩幫內(nèi)圍巖出現(xiàn)應(yīng)力集中。兩幫的高應(yīng)力作用于底板巖層，底板兩端巖層內(nèi)應(yīng)力急劇升高。由于軟巖巷道底板強(qiáng)度極限較小，故底板巖層兩端首先發(fā)生漸進(jìn)破壞，即失去垂直向上的承載能力。其次由于底板受二向應(yīng)力作用且沒有進(jìn)行支護(hù)，致使底板巖層強(qiáng)度降低，當(dāng)兩幫水平擠壓應(yīng)力超過臨界應(yīng)力時(shí)，巷道底板向臨空面彎曲。底板內(nèi)的應(yīng)力在巷道底板最薄弱處釋放，造成巷道底板體發(fā)生大量變形與位移，加之軟巖巷道底板多以強(qiáng)度不高的泥巖層為主，底板破壞深度更大，底鼓變得更加劇烈，如圖3 所示。

圖3 軟巖巷道底板結(jié)構(gòu)破壞Fig.3 Failure of floor structure in soft rock roadway

由圖3 可知，由于在支承壓力作用下巷道底角發(fā)生破壞，底板可沿水平方向移動(dòng)且底角兩端可自由轉(zhuǎn)動(dòng)。故將寬度為L的巷道層狀底板看作長度為L、高度為H、寬度為H的兩端鉸支的壓桿。底板可以看成由這些桿件連接而成的板，因此僅研究其中一個(gè)桿件就可以近似得知板整體的變化量[14]。當(dāng)水平應(yīng)力超過臨界應(yīng)力時(shí)，底板向鄰空面彎曲，底板水平位移可簡化為桿件水平位移Δ，底板最大底鼓量可簡化為桿件中點(diǎn)的最大撓度δ。此處假設(shè)底板為理想壓桿，即認(rèn)為底板的材料是均勻的，軸線是直線且軸心受壓。底板結(jié)構(gòu)力學(xué)模型如圖4 所示。

圖4 底板結(jié)構(gòu)力學(xué)模型Fig.4 Mechanical model of floor structure

2.1 臨界應(yīng)力的確定及穩(wěn)定性判別

利用材料力學(xué)中的相當(dāng)長度法可知，對于各種約束條件的理想壓桿，其臨界應(yīng)力的歐拉公式統(tǒng)一形式[12]為：

壓桿材料的比例極限小于強(qiáng)度極限，即壓桿首先產(chǎn)生失穩(wěn)破壞，其次發(fā)生強(qiáng)度破壞。比例極限σp指材料發(fā)生彈性形變時(shí)，應(yīng)力與應(yīng)變成線性關(guān)系時(shí)的最大應(yīng)力值。故壓桿失穩(wěn)的臨界應(yīng)力應(yīng)滿足壓桿失穩(wěn)的條件：

式中：σcr為臨界應(yīng)力，MPa；E為彈性模量，MPa；I為慣性矩，m4；μ為長度因數(shù)；L為壓桿長度，m；i為慣性半徑，m；A為斷面面積，m2；λ為壓桿柔度，σp為比例極限，MPa；λp為臨界柔度。

故式（4）可作為壓桿穩(wěn)定性的判別依據(jù)，λp由材料的本身性質(zhì)決定，當(dāng)計(jì)算材料的撓度λ ≥λp時(shí)，壓桿將會(huì)失穩(wěn)而產(chǎn)生彎曲變形，即底板會(huì)產(chǎn)生底鼓，當(dāng)λ ＜λp時(shí)，底板不會(huì)產(chǎn)生底鼓。此時(shí)，可通過式（3）計(jì)算出臨界應(yīng)力σcr，當(dāng)σ ＞σcr時(shí)，巖石材料將發(fā)生彈性屈曲，產(chǎn)生彎曲變形，可近似認(rèn)為軟巖巷道底板受兩端水平應(yīng)力的擠壓，引起底板巖層撓曲失穩(wěn)，從而產(chǎn)生底鼓。若減小水平應(yīng)力，微彎狀態(tài)可以完全恢復(fù)至原直線狀態(tài)，故這一直線狀態(tài)為臨界狀態(tài)，即壓桿中點(diǎn)的撓度為0。

2.2 底鼓量的確定

由材料力學(xué)可知，壓桿撓曲線微分方程：

其中：

微分方程式（5）撓度的一般解為：

當(dāng)x=0時(shí) ，撓度w=0；當(dāng)x=L－Δ，撓度w=0，將上述邊界條件代入式（7）可以得到撓曲線方程：

式中：w為壓桿撓度；δ為桿件中點(diǎn)的撓度；Δ為桿件水平位移。

由式（8）可知，要想確定撓曲線方程，必須求解桿件中點(diǎn)的撓度δ，用能量關(guān)系及幾何關(guān)系分別得到了水平載荷F、桿件水平位移Δ與桿件中點(diǎn)的撓度δ的關(guān)系[13]。計(jì)算過程如下，根據(jù)能量關(guān)系可知：

由式（9）可求得：

利用幾何關(guān)系可知：

根據(jù)式（10）、式（11）可計(jì)算出底板最大底鼓量分別與水平應(yīng)力及底板水平移近量的關(guān)系式，即：

其中：

綜上可知，已知水平應(yīng)力時(shí)，可根據(jù)式（12）算出底板最大底鼓量，由式（12）可得，巷道最大底鼓量與底板的巖性、巷道的寬度及水平應(yīng)力的大小有關(guān)，其中水平應(yīng)力大小對巷道底鼓破壞形式、深度及底鼓量的影響明顯。隨著水平應(yīng)力的增大，底板巖層撓度也隨之增大，即在深井巷道及強(qiáng)構(gòu)造應(yīng)力區(qū)，更容易發(fā)生底鼓。當(dāng)水平載荷F一定時(shí)，底板中部撓度δ隨著底板寬度L的增大而增大，進(jìn)一步闡明了大跨度軟巖巷道更容易產(chǎn)生撓曲性底鼓。由式（13）可知，巷道兩幫和底板的變形相互影響，底板的水平位移Δ對于軟巖巷道底鼓有顯著影響，由于巷道受支承壓力的影響，兩幫容易產(chǎn)生水平變形，進(jìn)而造成底板的水平變形，最終加劇了底鼓的形成，故對于底鼓的防治，不僅要重視底板的穩(wěn)定性，還要重視兩幫的水平變形量。

2.3 理論計(jì)算

為掌握巷道圍巖地應(yīng)力分布的基本規(guī)律，選取貫屯煤礦50214 工作面回風(fēng)巷和50213 工作面回風(fēng)巷布置3 個(gè)測點(diǎn)，采用鉆孔套芯應(yīng)力解除法進(jìn)行了原巖應(yīng)力測試，其中大孔深：9.0～10.0 m，孔徑?108 mm，小孔深：30～35 cm，孔徑?38 mm，仰角：20°～30°，方位角：0°，測點(diǎn)具體布置圖如圖1 所示，綜合分析3個(gè)測點(diǎn)的數(shù)據(jù)可知其應(yīng)力σ=7.7 MPa。

根據(jù)貫屯煤礦50213 工作面地質(zhì)資料可知，底板巖石彈性模量E=4 GPa，σp=13.3 MPa，根據(jù)材料力學(xué)可知兩端鉸支壓桿的長度因數(shù)μ=1，假設(shè)底板會(huì)發(fā)生底鼓，則根據(jù)壓桿穩(wěn)定條件，底板壓桿柔度 λ ＞λθ，由歐拉公式可知其臨界力：σtr=4.0 Mpa ＜σp

故假設(shè)成立，即在水平應(yīng)力為4.0 MPa 條件下50213 工作面回風(fēng)巷底板會(huì)發(fā)生底鼓。底板水平壓桿厚度H=0.19 m，故F=σH2=277.97 kN，慣性矩I=H4/12=1.086×10-7m4，L=4.2 m，根據(jù)式（12）可知最大底鼓量δ=0.59 m。

3 相似模擬試驗(yàn)分析

3.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

為了模擬50213 工作面回風(fēng)巷底板變形破壞特點(diǎn)及規(guī)律，使用2 100 mm×1 800 mm×400 mm 三維模型架進(jìn)行加載試驗(yàn)，模擬材料的骨料為河沙，膠結(jié)材料為大白粉和石膏，將以上材料與水按一定比例配制而成。分層材料采用云母粉。依據(jù)模擬試驗(yàn)相似理論，幾何相似常數(shù)選取為10，容重相似常數(shù)為1.6，強(qiáng)度相似常數(shù)以16 為基準(zhǔn)，相似材料模型參數(shù)及材料配比見表1，模型設(shè)計(jì)如圖5 所示。

圖5 模型設(shè)計(jì)Fig.5 Model drawing

表1 模型參數(shù)及材料配比Table 1 Model parameters and material ratio

用直徑為2 mm 的鐵釬模擬錨桿（索），頂板錨桿長度為240 mm，幫部錨桿長度為220 mm，錨索長度為400 mm，托盤采用厚度為1 mm 硬塑料板。用經(jīng)緯格度為2 mm×2 mm 的細(xì)鋼絲網(wǎng)做錨網(wǎng)，頂板每排布置5 根錨桿、4 根錨索，兩幫布置8 根錨桿，布置如圖5 所示。

巷道底板布置3 個(gè)百分表監(jiān)測底板變形收斂量，分析巷道底板的移動(dòng)、變形及破壞規(guī)律，模型實(shí)照如圖6 所示。

圖6 模型實(shí)照Fig.6 Model real picture

為便于觀測巷道圍巖裂隙演化過程，試驗(yàn)采用液壓油泵從模型頂部及兩側(cè)逐級加載，以此模擬開挖不同深度巷道擾動(dòng)時(shí)所受壓力，分析巷道圍巖破壞特征。試驗(yàn)過程中每次采深增加25 m，試驗(yàn)采深為204 m 時(shí)，考慮動(dòng)壓影響，應(yīng)力集中系數(shù)K分布取1、1.2 和1.5。并根據(jù)模型面積和原巖應(yīng)力計(jì)算得出模型加載載荷，加載方案見表2。

表2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭鸺壖虞dTable 2 List of stage by stage loading of experimental models

3.2 幫部破壞及裂隙分布規(guī)律

當(dāng)應(yīng)力加載至3.13 MPa 時(shí)，巷道兩側(cè)形成應(yīng)力集中區(qū)，通過兩幫傳遞至底板，在底角處形成剪應(yīng)力區(qū)。由于巷道底板泥巖厚度大、弱膠結(jié)、分層薄、層間黏結(jié)力差等特點(diǎn)，當(dāng)超過抗剪強(qiáng)度時(shí)，該處產(chǎn)生剪切破壞，底板剪切裂隙距離巷道兩幫0.8 m，發(fā)育角度約45°左右（裂隙發(fā)展方向與水平方向夾角）。即失去垂直向上的承載能力，隨著圍巖應(yīng)力的增大，剪切斷裂易沿巷幫圍巖內(nèi)部向上發(fā)育，最大破壞深度約0.9 m，巷道兩幫變形破壞如圖7 所示。

圖7 巷道幫部變形破壞（σ=7.70 MPa）Fig.7 Deformation and failure of roadway wall（σ=7.70 MPa）

3.3 底板穩(wěn)定性判別

當(dāng)應(yīng)力逐漸加載至4.38 MPa 時(shí)，底板軸向正應(yīng)力也隨之變大，巷道底板變形特征如圖8 所示，底板第一分層和第二分層由原始穩(wěn)定狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)椴环€(wěn)定狀態(tài)，在水平應(yīng)力作用下向巷道鄰空面彎曲變形，隨著變形量的增加，表面底板中部形成最大拉應(yīng)力，當(dāng)達(dá)到其抗拉強(qiáng)度極限時(shí)，該位置產(chǎn)生拉伸裂隙，底板破壞深度為40 cm，第二分層底部產(chǎn)生離層裂隙，最大底鼓量為11.35 cm，故底板失穩(wěn)的臨界應(yīng)力為4.38 MPa，依據(jù)式（3）、式（4）求解得臨界應(yīng)力σcr=4.0 MPa，并結(jié)合相似模擬對層狀巖體進(jìn)行分析，其與理論計(jì)算的結(jié)果基本相符。

圖8 巷道底板變形特征（σ=4.38 MPa）Fig.8 Deformation characteristics of roadway floor（σ=4.38 MPa）

3.4 底板破壞過程及裂隙分布規(guī)律

在模型巷道底板從左至右分別布置1、2 和3 號測點(diǎn)，監(jiān)測底鼓量變化，當(dāng)加載應(yīng)力小于4.38 MPa 時(shí)，底板變形較小，底鼓量小于11.35 cm，底板中部表面底鼓量約等于兩底角的底鼓量。當(dāng)應(yīng)力加載大于4.38 MPa 時(shí)，底鼓速率快速增加。巷道底鼓量變化情況如圖9 所示。

圖9 巷道底鼓量變化情況Fig.9 Change of floor heave of roadway

當(dāng)應(yīng)力加載至5.10 MPa 時(shí)，中部底鼓量為32.26 cm，兩底角底鼓量平均為19.15 cm，底板中部底鼓量明顯大于兩底角的底鼓量，第二分層底部離層裂隙寬度增大，如圖10a 所示，其主要原因是在壓、拉、剪應(yīng)力耦合作用下，由于第二分層的最大撓度大于下分層的最大撓度所導(dǎo)致的。

圖10 巷道底板變形破壞演變過程Fig.10 Evolution process of deformation and failure of roadway floor

當(dāng)應(yīng)力加載至6.10 MPa 時(shí)，由于底板在整體撓曲變形過程中，巷道底角處受煤壁限制，易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，形成縱向剪切裂隙，如圖10b 所示。

當(dāng)應(yīng)力加載至7.70 MPa 時(shí)，底板垂向1.2 m 范圍內(nèi)的巖層出現(xiàn)不同程度的向上變形，淺部巖層破裂嚴(yán)重，縱向裂隙與水平離層裂隙相互貫通，中部巖層離層現(xiàn)象更加明顯，拉伸裂隙繼續(xù)向深部延生，破裂范圍進(jìn)一步擴(kuò)大，如圖10c 所示。此時(shí)巷道底板表面底鼓量達(dá)到最大，最大底鼓量為0.51 m，依據(jù)式（12）求解得底鼓量為δ=0.59 m，其與理論計(jì)算結(jié)果基本一致。

4 工程應(yīng)用

根據(jù)理論分析與相似模擬試驗(yàn)研究，50213 工作面回風(fēng)巷底鼓主要是由于底板圍巖力學(xué)性質(zhì)及應(yīng)力的集中所造成。采用錨桿與混凝土支護(hù)底板，錨桿使直接底與基本底組合為整體，使其共同承載、協(xié)同變形以抵抗集中應(yīng)力對圍巖的破壞，提高混凝土結(jié)構(gòu)與圍巖的承載能力，共同阻止底板的變形，達(dá)到防治底鼓的目的。底板除了打垂直錨桿，還應(yīng)在底角處打傾斜錨桿。傾斜錨桿加固控制機(jī)理具體表現(xiàn)在以下3 個(gè)方面：

1）傾斜錨桿可將巷道兩底角穩(wěn)定的基本底作為錨固點(diǎn)和支護(hù)結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)，強(qiáng)化兩底角巖層的承載結(jié)構(gòu)。提高底板巖層整體性，增強(qiáng)底板抗彎剛度，弱化分層效應(yīng)。

2）當(dāng)?shù)捉清^桿長度為2.4 m，水平夾角為45°布置時(shí)，錨固端全部位于穩(wěn)定的巖層內(nèi)，通過傾斜錨桿產(chǎn)生的水平分力可平衡水平地應(yīng)力對底板巖層的破壞作用，減小巷道底角處產(chǎn)生較大的剪應(yīng)力。

3）同時(shí)可抑制底角裂隙的延展。

4.1 支護(hù)參數(shù)設(shè)計(jì)

采用錨桿-混凝土組合結(jié)構(gòu)治理底鼓，底板采用C20 混凝土材料，混凝土厚度為0.3 m，同時(shí)根據(jù)混凝土厚度和底板塑性破壞深度（相似模擬結(jié)果為1.2 m），綜合確定底板錨桿長度為2.4 m，施加預(yù)緊力不小于80 kN，其支護(hù)斷面圖如圖11 所示。

圖11 底板錨桿-混凝土支護(hù)斷面圖Fig.11 Floor bolt - concrete support section

4.2 現(xiàn)場應(yīng)用分析

為驗(yàn)證支護(hù)參數(shù)設(shè)計(jì)的合理性，在回風(fēng)巷內(nèi)選取一段長100 m 的巷道作為試驗(yàn)段，并進(jìn)行為期32 d的巷道底板表面位移監(jiān)測，并對比支護(hù)前后底鼓量變化情況。

底鼓量監(jiān)測如圖12 所示，在支護(hù)后的5 d 內(nèi)，通過監(jiān)測發(fā)現(xiàn)底板收斂速率較慢，最大達(dá)3.0 mm/d，在5～16 d 內(nèi)，變形速率明顯加快，均在10.1 mm/d 左右。隨著時(shí)間的延長其收斂速率明顯降低，16 d 后，底鼓平均速率小于1.7 mm/d，最大底鼓量為140～153 mm，較未支護(hù)時(shí)減少了73%，說明采用錨桿－混凝土結(jié)構(gòu)控制底鼓的方案是成功的，取得的研究成果值得進(jìn)一步使用和推廣。

圖12 底鼓量監(jiān)測Fig.12 Floor heave monitoring

5 結(jié) 論

1）研究分析了軟巖巷道底鼓機(jī)理為：對于膠結(jié)程度較低的層狀軟巖巷道底板，其抗彎剛度小，巷道開掘后，受支承壓力及開采擾動(dòng)的影響，軟巖巷道兩底角發(fā)生漸進(jìn)破壞，當(dāng)兩幫水平擠壓應(yīng)力超過臨界應(yīng)力時(shí)，巷道底板向臨空面鼓起。

2）相似模擬研究表明：當(dāng)加載應(yīng)力大于4.38 MPa時(shí)，底鼓速率快速增加，底板中部底鼓量明顯大于兩底角的底鼓量，底板垂向1.2 m 范圍內(nèi)的巖層出現(xiàn)不同程度的向上變形，淺部巖層破裂嚴(yán)重，縱向裂隙與水平離層裂隙相互貫通，中部巖層離層現(xiàn)象明顯。當(dāng)加載應(yīng)力為7.70 MPa 時(shí)，巷道底板表面底鼓量達(dá)到最大，最大底鼓量為0.51 m。依據(jù)公式求解得實(shí)際底鼓量為δ=0.59 m，這與相似模擬結(jié)果基本一致。

3）結(jié)合理論分析與相似模擬，通過采用錨桿－混凝土組合結(jié)構(gòu)治理底鼓的對策，底板控制效果較好，最大底鼓量較未支護(hù)時(shí)減小了73%，同時(shí)驗(yàn)證了支護(hù)參數(shù)設(shè)計(jì)的合理性。