朱永見(jiàn)，趙國(guó)堂，鄭 建

(1. 西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031；2. 中國(guó)國(guó)家鐵路集團(tuán)有限公司，北京 100844；3. 蘇北鐵路有限公司，江蘇 徐州 221000;4.臺(tái)州學(xué)院 建筑工程學(xué)院，浙江 臺(tái)州 318000)

CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道由鋼軌、彈性扣件、軌道板、水泥乳化瀝青砂漿層(CA砂漿)、支承層(路基和隧道地段)或底座板(橋梁地段)等組成，軌道板通過(guò)縱向張拉連接鋼筋和板間接縫連接成縱向連續(xù)結(jié)構(gòu)，砂漿層、支承層或底座板也為縱向連接結(jié)構(gòu)。自2008年以來(lái)，該結(jié)構(gòu)在京津城際鐵路運(yùn)營(yíng)質(zhì)量狀態(tài)良好，滿足了高速鐵路高平順、高穩(wěn)定的要求。受施工、環(huán)境、溫度升降和溫度梯度等影響，軌道板與砂漿層層間普遍產(chǎn)生了離縫。對(duì)華東、華北33 km區(qū)段CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道的調(diào)研表明，其中路基地段12 km，橋梁地段21 km，0.5 mm及以上離縫共計(jì)245處，且均為軌道板與砂漿層層間離縫[1]；在2013年持續(xù)高溫季節(jié)，某高速鐵路個(gè)別工點(diǎn)離縫量達(dá)10 mm以上，嚴(yán)重影響列車的安全運(yùn)營(yíng)，致使部分路段限速，導(dǎo)致列車大面積晚點(diǎn)[2]。

通過(guò)對(duì)軌道板的早期階段進(jìn)行受力分析可知，溫度梯度和板間窄接縫硬化承力后引起的板端受力不均勻是軌道板與砂漿層層間產(chǎn)生早期離縫的主要原因[3-4]；當(dāng)軌道板縱連成型后，在縱向上其受溫度梯度影響較小，在橫向上其受溫度梯度影響較大，為防止出現(xiàn)層間離縫，通過(guò)分析橫向溫度梯度對(duì)軌道板與砂漿層層間離縫的影響可知，當(dāng)軌道板與砂漿層層間抗拉強(qiáng)度取0.5～1 MPa時(shí)，板中產(chǎn)生離縫時(shí)的正溫度梯度為39.2～76.4 ℃/m，板邊產(chǎn)生離縫時(shí)的負(fù)溫度梯度為21.5～42.1 ℃/m[5]。由此可知，若僅考慮通過(guò)提高砂漿層對(duì)軌道板約束的強(qiáng)度來(lái)避免層間離縫的產(chǎn)生，當(dāng)溫度梯度取-42.1～76.4 ℃/m時(shí)，砂漿層對(duì)軌道板的層間抗拉強(qiáng)度需達(dá)到1 MPa，而由軌道板與砂漿層層間黏結(jié)狀態(tài)的室內(nèi)試驗(yàn)可知[6-7]，其層間抗拉強(qiáng)度約為0.7～1.13 MPa，若采用現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，則該值會(huì)小很多，不僅如此，國(guó)內(nèi)溫度梯度的設(shè)計(jì)值為-45～90 ℃/m[8]，比前值更大。故僅考慮通過(guò)提高砂漿層對(duì)軌道板約束的強(qiáng)度來(lái)避免層間離縫的產(chǎn)生是極難實(shí)現(xiàn)的。

針對(duì)軌道板與砂漿層層間離縫的產(chǎn)生問(wèn)題，目前的大多數(shù)分析主要考慮軌道板溫度梯度和軌道板縱連施工過(guò)程的影響，較少考慮溫度荷載作用下軌道板伸縮的影響。事實(shí)上，軌道板與砂漿層層間黏結(jié)狀態(tài)無(wú)論是在縱連前還是縱連后，其始終受到軌道板伸縮的影響，且影響較大。受溫度荷載作用下軌道板伸縮的影響，軌道板與板間接縫混凝土之間普遍存在離縫。當(dāng)環(huán)境溫度為6 ℃時(shí)，實(shí)測(cè)單元軌道板與板間寬接縫之間的裂縫寬度≤0.2 mm，所占的比例約為14.6%，裂縫寬度>0.2 mm且≤0.5 mm所占的比例約為58.3%，裂縫寬度>0.5 mm所占的比例約為27.1%，裂縫寬度最大值為1.7 mm[9]，說(shuō)明即使在軌道板縱向連接后，其伸縮變形依然較大；制作的砂漿層與混凝土試件，僅在-20～60 ℃的高低溫循環(huán)作用下，混凝土與砂漿層之間也會(huì)因溫度應(yīng)力致使界面剪切強(qiáng)度不斷下降，最終導(dǎo)致層間離縫和界面完全脫黏[10]，這也可從另一方面說(shuō)明軌道板伸縮是層間離縫的一個(gè)誘因。因此，分析離縫產(chǎn)生的原因時(shí)，軌道板伸縮的影響不能忽略，對(duì)其進(jìn)行分析具有重大工程意義。

CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道采用的軌道板為工廠預(yù)制結(jié)構(gòu)，鋪設(shè)軌道板后再通過(guò)板間張拉鋼筋和板間接縫連接成縱向連續(xù)結(jié)構(gòu)。軌道板板間接縫見(jiàn)圖1、圖2，利用張拉鎖件將相鄰的2塊軌道板通過(guò)板端6根直徑為20 mm的鋼筋連接在一起。其施工工序?yàn)閇11]，當(dāng)板下灌注的CA砂漿的強(qiáng)度達(dá)到7 MPa時(shí)，澆筑板間接縫下部的混凝土，高度約為0.1 m，稱為窄接縫；當(dāng)板下CA砂漿的強(qiáng)度達(dá)到9 MPa且窄接縫混凝土強(qiáng)度達(dá)到20 MPa時(shí)，利用張拉鎖件張拉連接縱向鋼筋，每根縱向連接鋼筋的張拉荷載為50 kN，最后澆筑板間接縫剩余部分的混凝土，稱為寬接縫。窄接縫包含三部分，沿軌道板橫向的長(zhǎng)度分別約為0.2、0.4、0.2 m[11]。

圖1 板間接縫示意

圖2 板間接縫現(xiàn)場(chǎng)圖片

1 軌道板伸縮解析解

1.1 計(jì)算假設(shè)和邊界條件

1.1.1 計(jì)算假設(shè)

(1)在縱連張拉力、溫度荷載和接縫共同作用下，軌道板的變形和受力對(duì)稱分布。

(2)在橫斷面上，忽略軌道板結(jié)構(gòu)變形的差異性。

(3)在橫截面上，鋼筋的應(yīng)力、應(yīng)變均相同，忽略其剪切作用對(duì)軌道板受力的影響。

(4)采用線性關(guān)系模擬軌道板與鋼筋之間的黏結(jié)滑移特性。

(5)采用線性關(guān)系模擬軌道板與砂漿層之間的摩阻特性。

(6)除縱連鋼筋外，忽略其余鋼筋和預(yù)裂縫對(duì)軌道板變形和受力的影響。

1.1.2 邊界條件

軌道板微分單元計(jì)算模型見(jiàn)圖3,其縱連張拉時(shí)的邊界條件為

圖3 軌道板微分單元計(jì)算模型

(1)

式中：uc為軌道板位移；σc為軌道板應(yīng)力；L為軌道板長(zhǎng)度之半，取3.225 m；σc0為縱連張拉鋼筋引起的軌道板端部的初始應(yīng)力；us為鋼筋位移；σs為鋼筋應(yīng)力；Ft為縱連鋼筋的初始張拉力，取50 kN；As為單根鋼筋的截面面積。

軌道板在縱連鋼筋和接縫共同作用下的邊界條件為

(2)

式中：Δ為鋼筋端部的初始張拉位移。

1.2 軌道板伸縮解析解

軌道板與鋼筋受力的微分平衡方程為

(3)

式中：τc為軌道板與砂漿層層間摩阻應(yīng)力；τs為軌道板與鋼筋層間黏結(jié)應(yīng)力；Ac為單根鋼筋對(duì)應(yīng)的混凝土截面面積；ds為鋼筋直徑；b為單根鋼筋對(duì)應(yīng)的軌道板寬度。

依據(jù)計(jì)算假設(shè)，軌道板與砂漿層之間、軌道板與鋼筋之間均采用線性關(guān)系模擬，即τc(x)=kcuc、τs(x)=ks(us-uc)，則平衡方程變?yōu)?/p>

(4)

式中：kc為軌道板與砂漿層層間摩阻力系數(shù)；ks為軌道板混凝土與鋼筋間黏結(jié)剛度系數(shù)。

(5)

式中:?c為混凝土線膨脹系數(shù)，取1.0×10-5；?s為鋼筋線膨脹系數(shù)，取1.2×10-5；Es為鋼筋彈性模型，取2.0×105MPa；Ec為混凝土彈性模型，取3.6×104MPa。

式(4)與文獻(xiàn)[12-13]中的微分方程相同，利用文獻(xiàn)中的通解為

(6)

代入式(1)得

(7)

代入式(2)得

(8)

令F1=2c1，F(xiàn)2=2c3，則有

uc=F1sh(r1x)+F2sh(r3x)

(9)

σc=Ec(F1r1ch(r1x)+F2r3ch(r3x)+?cTj+εsh)

(10)

us=F1b1sh(r1x)+F2b2sh(r3x)

(11)

σs=Es(F1b1r1ch(r1x)+F2b2r3ch(r3x)+?sTj)

(12)

τc=kcuc

(13)

τs=ks(us-uc)

(14)

2 計(jì)算參數(shù)

2.1 軌道板與鋼筋間的黏結(jié)剛度系數(shù)ks

CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道軌道板均采用熱軋帶肋鋼筋[15]。GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]附錄C.3給出了混凝土與熱軋帶肋鋼筋間的黏結(jié)應(yīng)力-滑移(τs-s)本構(gòu)關(guān)系曲線(圖C.3.1)。對(duì)于Ⅱ型軌道板，取軸心抗拉應(yīng)力ft,r=3.55 MPa[16]，該值與C55混凝土的抗拉強(qiáng)度平均值3.60 MPa相當(dāng)[17]，則有τcr=2.5ft,r、τu=3ft,r、τr=ft,r、scr=0.025d、su=0.04d、sr=0.55d[17]，其中d為鋼筋直徑，取張拉鋼筋直徑為20 mm，求得軌道板與縱連張拉鋼筋之間的黏結(jié)應(yīng)力τs-滑移s關(guān)系曲線，見(jiàn)圖4。

圖4 軌道板與張拉鋼筋間的黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線

軌道板與鋼筋間的黏結(jié)應(yīng)力僅與混凝土有關(guān)[17]。由圖4知，最大黏結(jié)應(yīng)力為10.65 MPa。參照J(rèn)TG D40—2011《公路水泥混凝土路面設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]，鋼筋與混凝土之間的最大黏結(jié)應(yīng)力τsmax=0.234fc。對(duì)于Ⅱ型軌道板，fc取49 MPa[16]，則τsmax=11.466 MPa。圖4的特征值參數(shù)ft,r取自文獻(xiàn)[17]，軌道板混凝土與張拉鋼筋間的層間關(guān)系曲線取自文獻(xiàn)[16]，兩規(guī)范中鋼筋與混凝土間的最大黏結(jié)應(yīng)力相當(dāng)，驗(yàn)證了該曲線的合理性，說(shuō)明可以利用該曲線模擬Ⅱ型軌道板鋼筋與混凝土間的黏結(jié)滑移特性。

當(dāng)軌道板與縱連鋼筋層間相對(duì)滑移小于0.5 mm時(shí)，ks=1.775 ×1010Pa/m；當(dāng)層間相對(duì)滑移大于0.5 mm時(shí)，ks逐漸減小，因文中計(jì)算時(shí)ks取一定值，此時(shí)將ks簡(jiǎn)化為零點(diǎn)與對(duì)應(yīng)層間黏結(jié)力連線的斜率，即割線斜率；如當(dāng)層間相對(duì)位移為0.5～0.8 mm時(shí)，ks=1.775 ×1010～1.331 25×1010Pa/m。

2.2 軌道板與砂漿層層間摩阻力系數(shù)kc

針對(duì)軌道板與砂漿層層間黏結(jié)特性，國(guó)內(nèi)做推板試驗(yàn)時(shí)，若施工CA砂漿層后采用大棚恒溫養(yǎng)護(hù)，測(cè)得縱向最大推板力約為1 200 kN，最大推板力對(duì)應(yīng)的臨界位移約0.03 mm，求得縱向平均剪應(yīng)力約為72 kPa，進(jìn)一步求得kc=2.4×109Pa/m[4]；若施工CA砂漿層后采用自然養(yǎng)護(hù)，測(cè)得縱向最大推板力約180 kN，最大推板力對(duì)應(yīng)的臨界位移約為0.06 mm，求得縱向平均剪應(yīng)力約為10.7 kPa,進(jìn)一步求得kc=1.78×108Pa/m；若對(duì)推板后的軌道板與砂漿層層間進(jìn)行注膠處理，測(cè)得縱向最大推板力約為1 590 kN，最大推板力對(duì)應(yīng)的臨界位移約為0.01 mm，求得縱向平均剪應(yīng)力約為94.7 kPa,進(jìn)一步求得kc=9.47×109Pa/m[18]。

德國(guó)做推板試驗(yàn)時(shí)，測(cè)得縱向最大推板力約為410 kN，最大推板力對(duì)應(yīng)的臨界位移為0.5～0.9 mm，求得縱向平均剪應(yīng)力約為24.9 kPa，進(jìn)一步求得kc=4.98 ×107～2.77×107Pa/m[19]。

3 結(jié)果分析

為驗(yàn)證推導(dǎo)解析解的正確性，利用文獻(xiàn)[13]的數(shù)據(jù)，代入式(8)，參照文獻(xiàn)[13]中的邊界條件，取Δ=0。計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[13]相比，兩者各數(shù)據(jù)均一致，驗(yàn)證了所求解析解的正確性。

將國(guó)內(nèi)外的測(cè)試數(shù)據(jù)分為四組，第一組取中國(guó)恒溫養(yǎng)護(hù)時(shí)的推板測(cè)試值，臨界位移取0.03 mm，kc取2.4×109Pa/m；第二組取中國(guó)自然養(yǎng)護(hù)時(shí)的推板測(cè)試值，臨界位移取0.06 mm，kc取1.78×108Pa/m；第三組取中國(guó)注膠加固后的推板測(cè)試值，臨界位移取0.01 mm，kc取9.47×109Pa/m；第四組取德國(guó)的推板測(cè)試值，臨界位移取0.5、0.9 mm，kc取4.98×107、2.77×107Pa/m。

3.1 離縫產(chǎn)生時(shí)軌道板的臨界伸縮溫度TL

為簡(jiǎn)化計(jì)算，將軌道板與鋼筋間的黏結(jié)剛度系數(shù)ks統(tǒng)一取1.775 ×1010Pa/m，暫不考慮軌道板與鋼筋間相對(duì)滑移超過(guò)0.5 mm時(shí)ks的降低對(duì)臨界溫度TL的影響。分三種工況進(jìn)行分析：①?gòu)埨摻羁v連前，軌道板自由伸縮時(shí)的TL；②張拉鋼筋縱連后軌道板伸縮時(shí)的TL；③張拉鋼筋縱連后且考慮張拉力時(shí)軌道板伸縮時(shí)的TL。

計(jì)算時(shí)，三種工況對(duì)應(yīng)的邊界條件分別為：①邊界條件為式(1)，F(xiàn)t取0，σc0取0；②邊界條件為式(2)，Δ取0，σc0取0；③邊界條件為式(2)，Δ取縱連鋼筋張拉力作用下鋼筋端部的位移值us|x=L，σc0取0。

計(jì)算縱連鋼筋張拉力作用下張拉鋼筋端部的位移us|x=L時(shí)，邊界條件為式(1)，F(xiàn)t取50 kN，σc0取0。在張拉力作用下，四組推板測(cè)試值對(duì)應(yīng)的5個(gè)us|x=L分別為0.210 673、0.231 022、0.198 802、0.233 701、0.234 201 mm。

縱連鋼筋張拉力作用下的板端位移ucb見(jiàn)圖5；四組工況下，離縫產(chǎn)生時(shí)軌道板的臨界伸縮溫度TL見(jiàn)表1；將表1中的第3列數(shù)據(jù)與第2列數(shù)據(jù)、第4列數(shù)據(jù)與第3列數(shù)據(jù)分別作差，得出縱向連接鋼筋和張拉力對(duì)TL的影響，見(jiàn)圖6。

圖5 縱連鋼筋張拉力對(duì)板端位移ucb的影響

表1 離縫產(chǎn)生時(shí)軌道板的臨界伸縮溫度TL ℃

圖6 縱連鋼筋及張拉力對(duì)TL的影響

由圖5可知，在縱連鋼筋張拉力作用下，板端位移ucb與軌道板和砂漿層層間摩阻力系數(shù)kc成反比；第二組和第四組的kc分別為1.78×108、2.77×107～4.98×107Pa/m，對(duì)應(yīng)的ucb為4.40×10-2～4.72×10-2mm；第一組(恒溫養(yǎng)護(hù))和第三組(注膠加固)的kc較大，分別為2.4×109Pa/m和9.47×109Pa/m，對(duì)應(yīng)的ucb為1.11×10-2～2.33×10-2mm?？梢?jiàn)，若想縱連鋼筋張拉力施加給窄接縫較大的壓應(yīng)力，kc不宜過(guò)大。

由表1可知，軌道板自由伸縮、縱連、縱連并施加張拉力時(shí)，軌道板與砂漿層層間產(chǎn)生離縫時(shí)國(guó)內(nèi)外的軌道板臨界伸縮溫度TL相差較大，中國(guó)的TL分別為1.1～2.0、1.2～2.5、2.6～4.3 ℃，德國(guó)的TL分別為15.8～28.2、19.9～35.5、21.7～37.3 ℃。

由圖6可知，縱向鋼筋連接后有利于提高軌道板與砂漿層層間離縫產(chǎn)生時(shí)的TL，提高的幅度與砂漿層對(duì)軌道板約束達(dá)到最大時(shí)的臨界位移成正相關(guān)；中國(guó)推板測(cè)試所得的臨界位移較小，縱向鋼筋連接后TL提高也較小，提高0.1～0.5 ℃；德國(guó)推板測(cè)試所得的臨界位移較大，縱向鋼筋連接后TL提高也較大，提高4.1～7.3 ℃；縱向鋼筋連接時(shí)施加一定的張拉力有利于提高TL，提高的幅度國(guó)內(nèi)外差別較小，中國(guó)TL提高1.3～1.8 ℃，德國(guó)TL約提高1.9 ℃。

軌道板日溫差大多為10～20 ℃，中國(guó)TL遠(yuǎn)小于該值，說(shuō)明軌道板伸縮也是軌道板與砂漿層層間離縫產(chǎn)生的重要原因，不可忽略。雖然中國(guó)的kc均大于德國(guó)的kc，但TL卻遠(yuǎn)小于德國(guó)。在溫度荷載作用下軌道板伸縮時(shí)，德國(guó)的砂漿層能更好的適應(yīng)軌道板的伸縮變形，離縫更少，且更易保持砂漿層對(duì)軌道板的約束效用；不僅如此，因德國(guó)的砂漿層對(duì)軌道板的變形有較好的適應(yīng)性，在溫度梯度作用下產(chǎn)生離縫的可能性也大幅降低。此外，與國(guó)內(nèi)相比，德國(guó)氣候更加溫和，日溫差、年溫差和溫度梯度均較小，這也是一個(gè)有利因素。據(jù)國(guó)內(nèi)研究可知，軌道板與砂漿層層間抗拉強(qiáng)度需超過(guò)1 MPa方能限制離縫的產(chǎn)生，而現(xiàn)場(chǎng)做的推板測(cè)試表明，軌道板與砂漿層層間黏結(jié)強(qiáng)度最大也僅為94.7 kPa(注膠加固后的數(shù)值)，層間抗拉強(qiáng)度最大也不會(huì)超過(guò)其兩倍，顯然無(wú)法滿足要求。對(duì)于砂漿層的性能要求，目前國(guó)內(nèi)對(duì)其強(qiáng)度指標(biāo)有要求，針對(duì)砂漿層對(duì)軌道板變形適應(yīng)性方面的要求還沒(méi)有。為降低軌道板與砂漿層層間離縫產(chǎn)生的概率，僅要求提高軌道板與砂漿層層間黏結(jié)強(qiáng)度是不夠的，在設(shè)計(jì)和后期加固維修時(shí)，還需從砂漿層對(duì)軌道板變形的適應(yīng)性方面提出要求。

3.2 ks對(duì)臨界伸縮溫度TL的影響

因解析解為線性式，當(dāng)軌道板與鋼筋間相對(duì)滑移超過(guò)0.5 mm時(shí)，軌道板與鋼筋間的黏結(jié)剛度為分段線性式，采用線性式計(jì)算存在一定誤差。與表1對(duì)應(yīng)的軌道板與鋼筋間最大相對(duì)滑移值，見(jiàn)表2。由表2可知，僅第四組中有三組數(shù)值超過(guò)0.5 mm，分別為0.73、0.9、1.14 mm，對(duì)這三組數(shù)據(jù)進(jìn)行重新計(jì)算。計(jì)算時(shí)，三組數(shù)據(jù)對(duì)應(yīng)的ks分別取為：1.397 75×1010、1.175 60×1010、9.177 81×109Pa/m，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。

表2 軌道板與縱連張拉鋼筋間最大相對(duì)滑移值 mm

表3 ks對(duì)第四組離縫產(chǎn)生時(shí)TL的影響 ℃

由表3可知，與表1相比，ks的減小會(huì)相應(yīng)減小TL；當(dāng)不考慮縱連鋼筋張拉力時(shí)，TL約減小1.5 ℃，當(dāng)考慮縱連鋼筋張拉力時(shí)，TL減小0.7～2.8 ℃，且隨著臨界位移的增加，TL的減小幅度越來(lái)越大。臨界位移為0.5 mm時(shí)，ks的減小使得TL約減小0.7 ℃；臨界位移為0.9 mm時(shí)，ks的減小使得TL減小1.5～2.8 ℃。受計(jì)算簡(jiǎn)化的影響，實(shí)際上ks的減小幅度并沒(méi)有計(jì)算中取的那么大，其對(duì)TL的影響也沒(méi)有計(jì)算結(jié)果大?？梢?jiàn)，ks的減小主要對(duì)德國(guó)TL產(chǎn)生少量影響，因德國(guó)TL較大，故對(duì)比分析時(shí)可忽略ks對(duì)TL的影響。

4 結(jié)論

本文通過(guò)推導(dǎo)軌道板在砂漿層或砂漿層和縱連張拉鋼筋約束下的解析解，參照中國(guó)和德國(guó)的推板試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)比分析了軌道板與砂漿層層間離縫產(chǎn)生時(shí)軌道板的臨界伸縮溫度TL。結(jié)論如下：

(1)溫度荷載作用下軌道板伸縮是軌道板與砂漿層層間離縫產(chǎn)生的一個(gè)重要原因，不可忽略?？v向鋼筋連接和對(duì)縱連鋼筋施加一定的張拉力均有利于提高離縫產(chǎn)生時(shí)軌道板的臨界伸縮溫度TL，張拉鋼筋連接后，中國(guó)TL約增加0.1～0.5 ℃，德國(guó)TL約增加4.1～7.3 ℃；對(duì)縱連鋼筋施加張拉力后，中國(guó)TL提高1.3～1.8 ℃，德國(guó)TL約提高1.9 ℃；在縱連鋼筋張拉力作用下的板端位移與軌道板和砂漿層層間摩阻力系數(shù)kc成反比，若想縱連鋼筋張拉力施加給窄接縫較大的壓應(yīng)力，kc不宜過(guò)大。

(2)軌道板與砂漿層層間離縫產(chǎn)生時(shí)的TL主要與砂漿層對(duì)軌道板約束達(dá)到最大時(shí)的臨界位移有關(guān)，雖然中國(guó)的kc遠(yuǎn)大于德國(guó)，但臨界位移僅為0.01～0.06 mm，遠(yuǎn)小于德國(guó)的0.5～0.9 mm，導(dǎo)致中國(guó)的TL僅為1.1～4.3 ℃，遠(yuǎn)小于德國(guó)的15.8～37.3 ℃。

(3)為降低軌道板與砂漿層層間離縫產(chǎn)生的概率，且使縱連鋼筋張拉力施加給窄接縫較大的初始?jí)簯?yīng)力，持久保持砂漿層對(duì)軌道板的約束效用，CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道在設(shè)計(jì)和后期加固維修時(shí)，建議針對(duì)砂漿層對(duì)軌道板變形的適應(yīng)性提出要求。