朱志輝，閆銘銘，李曉光，盛興旺，郜永杰，喻澤紅

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075； 2.中南大學(xué) 重載鐵路工程結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410075； 3.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063)

隨著高速鐵路的快速發(fā)展，無(wú)砟軌道得到廣泛應(yīng)用[1]。目前我國(guó)在中小跨度橋梁上鋪設(shè)無(wú)砟軌道已有成熟的工程經(jīng)驗(yàn)，但尚無(wú)大跨度斜拉橋鋪設(shè)無(wú)砟軌道的先例，相關(guān)理論研究和工程經(jīng)驗(yàn)不足，現(xiàn)有規(guī)范中對(duì)斜拉橋上無(wú)砟軌道變形的控制指標(biāo)還不完善。與傳統(tǒng)有砟軌道無(wú)縫線(xiàn)路相比，除關(guān)注鋼軌縱向附加力外，無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)和橋梁之間的變形適應(yīng)性問(wèn)題，包括軌道結(jié)構(gòu)和橋面板的豎向變形曲率、無(wú)砟軌道層間壓縮量和梁端轉(zhuǎn)角等指標(biāo)，對(duì)軌道結(jié)構(gòu)工作性能和耐久性問(wèn)題具有重要影響[2]。由于斜拉橋結(jié)構(gòu)復(fù)雜，受溫度、風(fēng)以及列車(chē)荷載作用時(shí)主梁變形顯著，而無(wú)砟軌道適應(yīng)變形的能力較低[3]，因此無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)與大跨度斜拉橋間的變形適應(yīng)性問(wèn)題亟待研究。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)無(wú)縫線(xiàn)路軌道與橋梁相互作用問(wèn)題已開(kāi)展了較多研究[4-11]。DAI對(duì)比說(shuō)明了連續(xù)梁橋上無(wú)砟軌道無(wú)縫線(xiàn)路采用小阻力扣件的優(yōu)勢(shì)。李永樂(lè)建立無(wú)砟軌道局部精細(xì)化模型，分析了鋼桁梁斜拉橋上無(wú)砟軌道整體剛度特點(diǎn)。周敏研究了簡(jiǎn)支梁橋上縱連板式無(wú)砟軌道穩(wěn)定性的影響因素。王平編制通用計(jì)算軟件，研究了斜拉橋上有砟軌道無(wú)縫線(xiàn)路縱向力分布規(guī)律。P Ruge提出了有砟軌道考慮加載歷史的梁軌非線(xiàn)性分析方法。上述研究多為簡(jiǎn)支梁、連續(xù)梁橋，研究指標(biāo)多為鋼軌應(yīng)力、縱向位移等，較少涉及無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)與大跨度斜拉橋間變形適應(yīng)性問(wèn)題。

針對(duì)上述情況，本文以某客運(yùn)專(zhuān)線(xiàn)上擬鋪設(shè)CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道的某特大斜拉橋?yàn)檠芯繉?duì)象，建立了無(wú)砟軌道—橋梁空間精細(xì)化非線(xiàn)性分析模型，采用非線(xiàn)性彈簧單元模擬扣件阻力、凸型擋臺(tái)咬合力、隔離層摩擦阻力等。通過(guò)計(jì)算列車(chē)豎向荷載和溫度荷載作用下軌道結(jié)構(gòu)和橋面板的豎向變形曲率、無(wú)砟軌道層間壓縮量及梁端轉(zhuǎn)角，分析說(shuō)明無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)與大跨度斜拉橋間的變形適應(yīng)性。

1 工程背景

某新建高速鐵路客運(yùn)專(zhuān)線(xiàn)上擬鋪設(shè)CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道的大跨度斜拉橋橋跨布置如圖1所示，主橋采用(35+40+60+300+60+40+35)m雙塔斜拉橋。其中，(35+40+60)m邊跨主梁采用混凝土箱梁型式，梁頂寬16.5 m，高4.5 m；中跨主梁采用鋼箱—混凝土板結(jié)合梁型式，梁頂寬16.3 m，高4.5 m。主橋及相鄰簡(jiǎn)支梁橋上擬鋪設(shè)CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道，該橋建成后將是世界上首座設(shè)計(jì)時(shí)速350 km、鋪設(shè)無(wú)砟軌道的大跨度混合梁斜拉橋。

圖1 大跨度斜拉橋橋跨布置圖(單位：m)

CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道是我國(guó)在引進(jìn)、吸收德國(guó)Rheda2000無(wú)砟軌道系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，結(jié)合我國(guó)實(shí)際再創(chuàng)新的一種新型軌道結(jié)構(gòu)，現(xiàn)已在我國(guó)武廣、合福等客運(yùn)專(zhuān)線(xiàn)中得到廣泛應(yīng)用。橋上CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道為單元分塊式結(jié)構(gòu)，自上而下分別是鋼軌、扣件系統(tǒng)、雙塊式軌枕、混凝土軌道板、隔離層、混凝土底座板。本文斜拉橋上CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)橫斷面如圖2所示，軌道板長(zhǎng)、寬、高尺寸分別為5 920，2 800和260 mm，底座板與軌道板同長(zhǎng)同寬，厚度為240 mm，單元板之間設(shè)有80 mm的板縫。每塊軌道板底部?jī)蓚?cè)設(shè)有抗剪凸臺(tái)，底座板對(duì)應(yīng)位置設(shè)有限位凹槽(四周設(shè)橡膠墊板)，用以傳遞縱、橫向荷載，同時(shí)限制軌道板和底座板間縱、橫向相對(duì)位移。

圖2 CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道橫斷面圖(單位：mm)

2 無(wú)砟軌道—斜拉橋相互作用計(jì)算模型

2.1 無(wú)砟軌道—橋梁有限元模型

目前軌道—橋梁相互作用模型有梁?jiǎn)卧Ｐ蚚12]、殼單元模型[13]及實(shí)體單元模型[14]。文獻(xiàn)[14]指出：梁?jiǎn)卧獦蛄耗Ｐ筒荒芎芎玫胤从掣咚勹F路箱梁的空間力學(xué)特性，計(jì)算撓曲力會(huì)產(chǎn)生較大的誤差；采用三維實(shí)體單元模擬橋梁在建模效率和計(jì)算效率方面不能滿(mǎn)足大跨度復(fù)雜橋梁的需要。

基于上述情況，本文建立如圖3所示的無(wú)砟軌道—斜拉橋空間精細(xì)化有限元模型，為準(zhǔn)確模擬邊界條件及縱向力傳遞，主橋兩端各增加3跨簡(jiǎn)支梁橋，橋梁范圍外各建立200 m鋼軌延長(zhǎng)段。斜拉橋主梁和橋墩均采用殼單元，橋塔采用空間梁?jiǎn)卧?，斜拉索采用桿單元。鋼軌采用空間梁?jiǎn)卧壍腊搴偷鬃寰捎脷卧M。軌道結(jié)構(gòu)與橋梁一體化計(jì)算模型的關(guān)鍵在于各結(jié)構(gòu)層間接觸方式的模擬[7]，無(wú)砟軌道層間、軌道與橋梁之間連接均采用彈簧單元模擬?？奂v向阻力采用非線(xiàn)性彈簧模擬，扣件垂向剛度采用線(xiàn)性彈簧模擬；隔離層縱向摩阻力和凸型擋臺(tái)縱向咬合力采用非線(xiàn)性彈簧模擬，隔離層采用只受壓不受拉的垂向非線(xiàn)性彈簧模擬，以反映軌道板與底座板之間的垂向約束關(guān)系；底座板與橋面板整澆為一體，采用剛性彈簧連接。

2.2 參數(shù)取值

斜拉橋主梁混凝土彈性模量為35.5 GN·m-2，線(xiàn)膨脹系數(shù)為1.0×10-5℃-1；結(jié)合梁中鋼材彈性模量為206 GN·m-2，線(xiàn)膨脹系數(shù)為1.18×10-5℃-1；斜拉索彈性模量為190 GN·m-2，線(xiàn)膨脹系數(shù)為1.1×10-5℃-1；其他截面參數(shù)及材料特性均按設(shè)計(jì)圖紙取值。

斜拉橋上CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道采用60 kg·m-1鋼軌，WJ-8B型小阻力扣件，扣件縱向阻力—位移關(guān)系如圖4所示，彈塑性臨界點(diǎn)位移為0.5 mm，扣件垂向剛度根據(jù)文獻(xiàn)[5]取35 MN·m-1。軌道板與底座板間縱向阻力包括土工布隔離層的摩擦阻力以及凸型擋臺(tái)的縱向咬合力兩部分，根據(jù)文獻(xiàn)[15]，土工布隔離層摩擦系數(shù)為0.7～0.8，轉(zhuǎn)折點(diǎn)位移為0.5 mm，本文考慮最不利情況，取為0.7。凸型擋臺(tái)四周橡膠墊板剛度根據(jù)文獻(xiàn)[15]取為180 kN·mm-1，軌道板與底座板間縱向阻力r的計(jì)算式為

圖3 無(wú)砟軌道—斜拉橋精細(xì)化有限元模型

(1)

式中：u為軌道板與底座板間的縱向相對(duì)位移，mm。

圖4 小阻力扣件縱向阻力模型

相應(yīng)的軌道板與底座板間縱向阻力模型如圖5所示。

隔離層垂向離散為單向受壓彈簧單元，其等效抗壓剛度K為

(2)

圖5 軌道板與底座板間縱向阻力模型

式中：E為土工布隔離層彈性模量，根據(jù)文獻(xiàn)[16]取3.32 MN·m-2；Ae為單個(gè)彈簧單元連接處的從屬面積，mm2；h為土工布隔離層厚度，m。

2.3 有限元模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文模型的正確性，表1給出了本文模型和設(shè)計(jì)院MIDAS模型在列車(chē)豎向荷載作用下主跨跨中豎向變形和斜拉橋梁端轉(zhuǎn)角的計(jì)算結(jié)果對(duì)比。計(jì)算跨中變形時(shí)，列車(chē)豎向荷載取ZK均布活載，主跨雙線(xiàn)滿(mǎn)布加載；計(jì)算梁端轉(zhuǎn)角時(shí)采用ZK標(biāo)準(zhǔn)活載按梁端轉(zhuǎn)角影響線(xiàn)進(jìn)行最不利加載。圖6為荷載作用下簡(jiǎn)支梁與斜拉橋邊跨的梁端轉(zhuǎn)角a1和a2示意圖(由斜拉橋結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性，本文僅研究左梁端轉(zhuǎn)角)。從表1可以看出，2種模型的主跨跨中變形和梁端轉(zhuǎn)角計(jì)算結(jié)果相對(duì)差分別為4.1%和3.1%，吻合良好。

表1 模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比

注：相對(duì)差=(本文計(jì)算結(jié)果-設(shè)計(jì)院結(jié)果)/設(shè)計(jì)院結(jié)果。

圖6 梁端轉(zhuǎn)角示意圖

3 無(wú)砟軌道—大跨度斜拉橋變形適應(yīng)性分析

為說(shuō)明無(wú)砟軌道與大跨度斜拉橋之間的變形適應(yīng)性，以成橋狀態(tài)為計(jì)算初始狀態(tài)，研究列車(chē)豎向荷載和溫度荷載作用下軌道結(jié)構(gòu)和橋面板的豎向變形曲率、無(wú)砟軌道層間壓縮量及梁端轉(zhuǎn)角。其中，列車(chē)豎向荷載采用ZK均布活載，根據(jù)計(jì)算指標(biāo)按最不利位置加載；溫度荷載以24 ℃為基準(zhǔn)溫度，考慮整體升、降溫25 ℃。

3.1 豎向變形曲率

根據(jù)微積分中曲率求解公式，豎向變形曲率ρ的計(jì)算式為

(3)

式中：y是豎向變形，m。

本文規(guī)定結(jié)構(gòu)向下的豎向變形為正值，因此，

當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生下?lián)献冃螘r(shí)，曲率為正值；當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生上拱變形時(shí)，曲率為負(fù)值。

3.1.1 列車(chē)豎向荷載作用

列車(chē)豎向荷載作用位置不同引起的軌道—橋梁相互作用不同。為考慮列車(chē)豎向荷載的最不利加載位置，根據(jù)斜拉橋的對(duì)稱(chēng)性分別按圖7中4種典型布載方式進(jìn)行加載：布載1，主跨雙線(xiàn)滿(mǎn)布加載；布載2，左側(cè)混凝土邊跨+主跨雙線(xiàn)滿(mǎn)布加載；布載3，左側(cè)混凝土邊跨+主跨左半跨雙線(xiàn)滿(mǎn)布加載；布載4，左側(cè)混凝土邊跨雙線(xiàn)滿(mǎn)布加載。

圖7 列車(chē)4種典型豎向荷載布載方式

表2給出了不同布載方式下鋼軌、軌道板和橋面板的最大曲率絕對(duì)值。從表2可以看出，布載1的鋼軌、軌道板和橋面板曲率最大；布載4遠(yuǎn)小于其他3種布載方式，說(shuō)明列車(chē)豎向荷載在斜拉橋中跨加載對(duì)各構(gòu)件豎向變形曲率影響較大。

表2 不同布載方式下最大曲率絕對(duì)值

圖8給出了列車(chē)豎向荷載按布載1加載時(shí)軌道結(jié)構(gòu)和橋面板豎向變形曲率分布圖。

圖8 豎向荷載按布載1加載時(shí)軌道結(jié)構(gòu)和橋面板曲率分布

從圖8可以看出列車(chē)豎向荷載在中跨雙線(xiàn)加載時(shí)的以下幾個(gè)結(jié)論。

(1)鋼軌、軌道板和橋面板豎向變形曲率的分布規(guī)律相同、數(shù)值相近，表明鋼軌和軌道板的曲率受扣件和土工布隔離層彈性變形的影響較小，主要受橋梁豎向變形影響。

(2)由于荷載和結(jié)構(gòu)自身的對(duì)稱(chēng)性，曲率呈正對(duì)稱(chēng)分布，在中跨跨中、橋塔和臨近橋塔的輔助墩等位置出現(xiàn)極值。鋼軌、軌道板和橋面板的最大下?lián)献冃吻拾l(fā)生在中跨跨中位置，分別為5.341×10-5，5.348×10-5和5.351×10-5m-1；在橋塔處，各構(gòu)件達(dá)到上拱變形曲率最大值，鋼軌、軌道板和橋面板的最大上拱變形曲率分別為4.597×10-5，4.596×10-5和4.593×10-5m-1。

(3)按布載1加載時(shí)，橋梁以豎向變形為主，整體變形曲線(xiàn)較為和緩，橋面板最大豎向變形分別為0.307 m，對(duì)應(yīng)的撓跨比為1/977。下?lián)锨屎蜕瞎扒瘦^為接近，由于較大的曲率會(huì)引起無(wú)砟軌道附加彎矩，因此，除撓曲變形較大的跨中位置外，橋塔處無(wú)砟軌道的受力也應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注。

3.1.2 溫度荷載作用

圖9和圖10分別給出了整體升、降溫25 ℃時(shí)各構(gòu)件的豎向變形曲率分布。從圖9和圖10中可以看出：整體升溫和整體降溫作用對(duì)各構(gòu)件豎向變形曲率的影響大小相等、方向相反，因此下文僅討論升溫工況下各構(gòu)件曲率分布。

(1) 與列車(chē)豎向荷載加載工況相比，升溫工況下各構(gòu)件曲率數(shù)值較小，分布更為復(fù)雜。各構(gòu)件曲率除在跨中和橋塔位置出現(xiàn)極值外，在邊跨和結(jié)合段內(nèi)也有多處出現(xiàn)極值。

(2)升溫工況下，鋼軌、軌道板和橋面板在中跨跨中達(dá)到下?lián)献冃吻首畲笾?，最大下?lián)锨史謩e為9.547×10-6，9.539×10-6和9.541×10-6m-1；在橋塔向內(nèi)側(cè)45 m處，各構(gòu)件上拱變形曲率達(dá)到最大值，鋼軌、軌道板和橋面板的最大上拱曲率分別為1.725×10-5，1.734×10-5和1.728×10-5m-1。

(3)溫度作用對(duì)各構(gòu)件豎向變形均有較大影響，各構(gòu)件豎向變形整體呈現(xiàn)多波性，除中跨發(fā)生長(zhǎng)波大變形外，在35 m邊跨和結(jié)合段內(nèi)局部變形顯著。

圖9 整體升溫時(shí)軌道結(jié)構(gòu)和橋面板曲率分布

圖10 整體降溫時(shí)軌道結(jié)構(gòu)和橋面板曲率分布

3.1.3 耦合作用

考慮列車(chē)豎向荷載與升溫耦合、列車(chē)豎向荷載與降溫耦合作用2種工況，其中，列車(chē)豎向荷載按圖7所示的布載1進(jìn)行加載，溫度荷載按整體升、降溫25 ℃計(jì)算。圖11和圖12分別給出了升溫耦合、降溫耦合工況下各構(gòu)件豎向變形曲率分布。從圖11和圖12中可以看出：

(1)降溫耦合工況下各構(gòu)件上拱變形曲率在橋塔處急劇增大，而升溫耦合工況下各構(gòu)件上拱變形曲率在橋塔處較小。這是由降溫作用和列車(chē)豎向荷載作用在橋塔處引起構(gòu)件上拱變形疊加導(dǎo)致。

(2)升溫耦合工況下，各構(gòu)件下?lián)献冃吻瘦^大，鋼軌、軌道板和橋面板的最大下?lián)献冃吻史謩e為6.299×10-5，6.306×10-5和6.309×10-5m-1；降溫耦合工況下，各構(gòu)件上拱變形曲率較大，鋼軌、軌道板和橋面板的最大上拱變形曲率分別為5.517×10-5，5.528×10-5和5.524×10-5m-1。

(3)耦合工況中列車(chē)豎向荷載對(duì)各構(gòu)件豎向變形的整體分布影響較大，而各構(gòu)件的局部變形(如梁端、橋塔等位置)受溫度作用影響顯著。

圖11 升溫耦合工況下軌道結(jié)構(gòu)和橋面板曲率分布

圖12 降溫耦合工況下軌道結(jié)構(gòu)和橋面板曲率分布

3.2 無(wú)砟軌道層間壓縮量

CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)中軌道板與底座板之間設(shè)置有土工布隔離層，隔離層豎向僅受壓不受拉。文獻(xiàn)[3]對(duì)軌道板與橋面間協(xié)調(diào)變形性能進(jìn)行分析時(shí)，未計(jì)入軌道板自重，出現(xiàn)了邊支點(diǎn)與橋面脫離的現(xiàn)象。本文為更貼近實(shí)際工作狀態(tài)，在計(jì)算豎向荷載和溫度荷載作用下軌道結(jié)構(gòu)層間壓縮量時(shí)，考慮軌道結(jié)構(gòu)自重引起的初始?jí)嚎s量影響。

表3給出了6種荷載工況對(duì)應(yīng)的荷載組合方式，以及各工況下軌道結(jié)構(gòu)最大、最小層間壓縮量，圖13給出了各工況下無(wú)砟軌道層間壓縮量分布。

表3 不同工況下最大、最小層間壓縮量

注：層間壓縮量為正值表示隔離層受壓，為負(fù)值表示脫空。

結(jié)合表3和圖13可以看出：

(1)6種荷載工況下無(wú)砟軌道層間基本處于受壓狀態(tài)，一般在橋塔和結(jié)合段等位置層間壓縮量出現(xiàn)極值。其中，工況6的列車(chē)豎向荷載和降溫耦合作用下層間壓縮量最大，為0.108 mm。

(2)由于整體升溫、整體降溫作用引起梁端產(chǎn)生較大變形，致使梁端處層間壓縮量增大。由于降溫作用下中跨產(chǎn)生較大上拱變形，導(dǎo)致降溫工況下中跨無(wú)砟軌道層間壓縮量較小。溫度作用下無(wú)砟軌道在結(jié)合段位置出現(xiàn)局部層間脫空現(xiàn)象，層間脫空最大值僅為0.021 mm。

3.3 斜拉橋梁端轉(zhuǎn)角

斜拉橋在荷載作用下梁端轉(zhuǎn)角過(guò)大會(huì)影響高速行車(chē)的安全性和舒適性。本節(jié)計(jì)算了列車(chē)豎向荷載和溫度荷載作用下梁端轉(zhuǎn)角，工況見(jiàn)表4。其中，豎向荷載按照梁端轉(zhuǎn)角影響線(xiàn)進(jìn)行最不利加載，圖14給出了斜拉橋左梁端轉(zhuǎn)角影響線(xiàn)和不同工況中豎向荷載的布載示意圖。

梁端轉(zhuǎn)角計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4，其中《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》限值一列中a為每孔梁的轉(zhuǎn)角限值，b為轉(zhuǎn)角之和限值。從表4可以看出，5種計(jì)算工況下梁端轉(zhuǎn)角未超過(guò)規(guī)范限值，且有較高的安全富余度；其中，整體升溫時(shí)主橋梁端轉(zhuǎn)角最大，為1.049‰rad。

圖13 不同計(jì)算工況下軌道結(jié)構(gòu)層間壓縮量分布

工況序號(hào)荷載組合a1/(‰rad)a2/(‰rad)a1+a2/(‰rad)《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》限值a/(‰rad)b/(‰rad)3整體升溫25 ℃-0.106-1.049-1.1551.53.04整體降溫25 ℃0.1021.0481.1501.53.07列車(chē)豎向荷載(布載見(jiàn)圖14)0.2610.1290.3901.53.08列車(chē)豎向荷載(布載見(jiàn)圖14)+整體升溫25 ℃0.162-0.912-0.7501.53.09列車(chē)豎向荷載(布載見(jiàn)圖14)+整體降溫25 ℃0.1050.9801.0851.53.0

注：以橋梁下?lián)蠒r(shí)梁端轉(zhuǎn)角為正值，上拱時(shí)梁端轉(zhuǎn)角為負(fù)值。

圖14 不同工況列車(chē)豎向荷載布載示意圖

4 結(jié) 論

(1)列車(chē)豎向荷載在斜拉橋中跨加載時(shí)對(duì)各構(gòu)件豎向變形曲率影響較大；同一工況下軌道結(jié)構(gòu)和橋面板豎向變形曲率的分布規(guī)律相同、數(shù)值大小相近；相比于列車(chē)豎向荷載，溫度荷載作用下各構(gòu)件豎向變形曲率分布更為復(fù)雜，但數(shù)值較小。

(2)列車(chē)豎向荷載與整體升溫耦合作用下，各構(gòu)件下?lián)献冃吻首畲螅撥?、軌道板和橋面板的最大下?lián)献冃吻史謩e為6.299×10-5，6.306×10-5和6.309×10-5m-1；列車(chē)豎向荷載與整體降溫耦合作用下，各構(gòu)件上拱變形曲率最大，鋼軌、軌道板、橋面板的最大上拱曲率分別為5.517×10-5，5.528×10-5和5.524×10-5m-1。

(3)除整體升溫、整體降溫作用下結(jié)合段處無(wú)砟軌道出現(xiàn)局部層間脫空外，荷載作用下無(wú)砟軌道層間基本處于受壓狀態(tài)，一般在橋塔和結(jié)合段等位置層間壓縮量出現(xiàn)極值。

(4)主橋及相鄰簡(jiǎn)支梁橋的梁端轉(zhuǎn)角均未超過(guò)TB 10621—2015《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》中的限值，有較高安全富余度。