惠迎新，孫曉榮，王紅雨，張亞軍

(1.寧夏大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院, 寧夏 銀川 750021; 2.寧夏交通建設(shè)股份有限公司，寧夏 銀川 750004；3.寧夏道路養(yǎng)護(hù)工程技術(shù)研究中心，寧夏 銀川 750004)

0 引言

隨著我國(guó)交通事業(yè)的發(fā)展，大跨徑橋梁得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用。其中由于大跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁墩頂梁段(一般為0#塊)澆注體積大、混凝土標(biāo)號(hào)高、水泥用量多，在其混凝土硬化過(guò)程中，水化溫升顯著，混凝土內(nèi)部最高溫度可能超過(guò)70 ℃。若沒(méi)有對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)部最高溫度、內(nèi)外溫差進(jìn)行有效控制，易引起過(guò)大的溫度應(yīng)力，進(jìn)而拉裂混凝土[1]，甚至產(chǎn)生嚴(yán)重的開裂現(xiàn)象，影響橋梁的整體性和耐久性[2]。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)于如混凝土箱梁一類的大體積混凝土結(jié)構(gòu)的水化熱溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)已展開了一系列研究。章征、宋軍、王雨川、熊文等[3-6]通過(guò)有限元對(duì)橋墩和橋塔水化熱溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行模擬，并對(duì)水化熱溫度場(chǎng)及其表面開裂影響因素進(jìn)行分析，提出了防止早期開裂的溫控措施。張寧、Taysi等[7-8]通過(guò)精密測(cè)量混凝土箱梁水化熱期間的溫度變化，繪制箱梁全截面在水化熱階段的溫度場(chǎng)云圖，闡述了混凝土箱梁早期水化熱溫度和溫度應(yīng)力發(fā)展的特點(diǎn)和規(guī)律。姚剛、梁棟、Song、孫星等[9-12]采用有限元數(shù)值模擬方法對(duì)混凝土箱梁典型截面水化熱溫度進(jìn)行分析，研究了不同養(yǎng)護(hù)方案、環(huán)境溫度差異以及太陽(yáng)輻射等外界因素影響下的箱梁溫度時(shí)變規(guī)律。

雖然已有研究資料對(duì)大尺寸混凝土結(jié)構(gòu)物的溫控措施進(jìn)行了大量的研究，有一定參考價(jià)值，但關(guān)注重點(diǎn)均偏向于如橋墩、橋塔、承臺(tái)等其他混凝土結(jié)構(gòu)的抗裂方法和溫控措施，而對(duì)大跨混凝土箱梁實(shí)際施工過(guò)程中所采用的溫控措施效果研究較少。在實(shí)際工程中部分箱梁的澆注梁段在早期依然出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，如寧夏某高速路某連續(xù)箱梁的墩頂梁段在澆注完成后和預(yù)應(yīng)力尚未張拉前，發(fā)現(xiàn)腹板出現(xiàn)豎向裂縫，造成一定的經(jīng)濟(jì)損失和安全隱患。

本研究以寧夏某大跨連續(xù)梁箱梁橋?yàn)楣こ瘫尘埃跀?shù)值模擬對(duì)墩頂澆注梁段的施工水化熱過(guò)程開展研究，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際水化熱監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。利用驗(yàn)證后的數(shù)值分析模型，對(duì)梁段澆注時(shí)的外界環(huán)境溫度和入模溫度進(jìn)行參數(shù)分析，分析溫度參數(shù)對(duì)箱梁腹板應(yīng)力狀況的影響機(jī)制，提出大跨度箱梁梁體溫度應(yīng)力控制措施，為同類工程的施工方案和溫控措施提供參考和借鑒。

1 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

1.1 工程概況

某跨徑布置為(80+120+80)m的大跨變截面連續(xù)箱梁橋，主梁采用C55混凝土，該橋采用懸臂施工方法，因0#塊頂板空間不足以拼裝施工掛籃，故在墩頂澆注梁段時(shí)將1#塊也包含在內(nèi)。0#塊和1#塊的梁段長(zhǎng)4 m，腹板厚度分別為2 m和0.9 m，0#塊梁高為7.2 m。

該橋在左幅14#墩處進(jìn)行墩頂梁段澆注后及尚未張拉預(yù)應(yīng)力前，發(fā)現(xiàn)腹板開裂。經(jīng)過(guò)檢測(cè)，裂縫寬度為0.3～1 mm，裂縫出現(xiàn)在1#塊距橫梁前1.3 m處的腹板位置，為腹板豎向裂縫。推測(cè)是由于混凝土硬化期間釋放的水化熱較多，引起溫度應(yīng)力過(guò)大而導(dǎo)致混凝土開裂。

1.2 溫度監(jiān)測(cè)

為使后續(xù)施工當(dāng)中的右幅14#墩頂梁段澆注得以順利進(jìn)行，施工人員采取了優(yōu)化配合比設(shè)計(jì)和控制水泥用量，以及減小入模溫度等措施以降低高強(qiáng)混凝土的水化熱。采用的施工配合比為水泥(賽馬牌P·O42.5)∶粉煤灰∶礦渣粉∶水∶碎石∶砂∶減水劑=394∶53∶53∶119∶1 074∶737∶13。

為驗(yàn)證有限元模擬的準(zhǔn)確性，對(duì)右幅14#墩頂梁段中的0#塊和1#塊進(jìn)行了水化熱測(cè)試。如圖1所示，由于實(shí)際案例中裂縫出現(xiàn)于腹板位置，因此選擇與裂縫相同位置，即分別在位于距離主墩中心線左右兩側(cè)(即為大樁號(hào)和小樁號(hào)兩側(cè)方向)的1.35 m和4 m處設(shè)置測(cè)試斷面，同時(shí)為充分反映腹板豎向的水化熱變化情況，在腹板和橫隔梁相應(yīng)位置上布置測(cè)點(diǎn)。其中斷面Ⅰ包括測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2、測(cè)點(diǎn)5、測(cè)點(diǎn)6在內(nèi)的4個(gè)測(cè)點(diǎn)，斷面Ⅱ包括測(cè)點(diǎn)3、測(cè)點(diǎn)4。

圖1 測(cè)點(diǎn)布置圖(單位：m)Fig.1 Layout of measuring points (unit: m)

本研究試驗(yàn)采用DH-3816N數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和與之配套的 WRNK-191鎧裝式熱電偶傳感器，將傳感器在混凝土澆注前綁扎于鋼筋上，澆注完畢后即可測(cè)得澆注梁段相應(yīng)測(cè)點(diǎn)位置的早期溫度變化規(guī)律作為比較，在結(jié)構(gòu)外部同樣布置傳感器以測(cè)得實(shí)時(shí)環(huán)境溫度。

為測(cè)定箱梁的墩頂梁段抗壓強(qiáng)度和彈性模量的發(fā)展規(guī)律，同時(shí)在施工現(xiàn)場(chǎng)制作立方體和棱柱體標(biāo)準(zhǔn)試塊，與箱梁進(jìn)行同條件養(yǎng)護(hù)。

2 數(shù)值模擬

2.1 有限元模型建立

利用有限元分析軟件MIDAS-FEA對(duì)墩頂梁段(0#塊和1#塊水化熱)進(jìn)行數(shù)值模擬。首先建立實(shí)體結(jié)構(gòu)，之后以六面體的形式對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為節(jié)省計(jì)算資源，提高模型的計(jì)算效率，取對(duì)稱的1/4結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算分析，箱梁墩頂梁段有限元模型如圖2所示。其中，梁段底部和對(duì)稱面采用固結(jié)位移邊界條件，鋼模板的邊界約束采用節(jié)點(diǎn)彈性支承。在梁段混凝土溫度場(chǎng)中，復(fù)雜的換熱邊界條件是影響結(jié)構(gòu)產(chǎn)生裂縫的重要誘因，因此有必要在模擬溫度場(chǎng)的過(guò)程中設(shè)置合適對(duì)流換熱邊界條件，以取得更加精確的計(jì)算結(jié)果[13-16]。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

彭友松[15]基于試驗(yàn)研究所提出的綜合熱交換系數(shù)計(jì)算方法目前被廣泛應(yīng)用，該計(jì)算方法依據(jù)太陽(yáng)物理學(xué)、普通天文學(xué)以及傳熱學(xué)等有關(guān)理論，考慮了對(duì)流和輻射的綜合效果。具體計(jì)算公式見(jiàn)表1。

表1 箱梁表面綜合熱交換系數(shù)Tab.1 Comprehensive heat exchange coefficient of box girder surface

依據(jù)實(shí)際工程情況確定綜合熱交換系數(shù)，從而設(shè)置合適的對(duì)流換熱邊界條件。根據(jù)當(dāng)?shù)啬甓冉y(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，取風(fēng)速v=1 m/s，利用表1中的計(jì)算公式得到各部位混凝土裸露表面熱交換系數(shù)。實(shí)際工程中0#塊與1#塊的外模板采用的是鋼模板，而結(jié)構(gòu)內(nèi)部則采用木模板。雖然結(jié)構(gòu)在采用模板時(shí)混凝土沒(méi)有直接與大氣接觸，但由于鋼模板導(dǎo)熱性能要遠(yuǎn)強(qiáng)于木模板，二者的導(dǎo)熱系數(shù)相差較大，應(yīng)分別進(jìn)行考慮?？梢砸罁?jù)文獻(xiàn)[17]分別進(jìn)行取值, 鋼模板和木模板的表面熱交換系數(shù)分別取為15 W/(m2·K)和5W/(m2·K)。模型對(duì)稱面因與大氣無(wú)接觸，設(shè)置絕熱邊界條件，熱交換系數(shù)默認(rèn)為0，無(wú)熱交換。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果，確定混凝土的材料力學(xué)性能和施工參數(shù)的取值，根據(jù)文獻(xiàn)[17]和施工配合比確定材料熱性能系數(shù)的取值(表2)。粉煤灰和礦渣粉作為摻合料進(jìn)行配合比設(shè)計(jì)，摻合料的熱工參數(shù)一般取導(dǎo)熱系數(shù)為0.828 kJ/(m·h·℃)，比熱容為0.92 kJ/(m·h·℃)，混凝土其他材料熱性能系數(shù)如表2所示，最終箱梁墩頂梁段的混凝土導(dǎo)熱系數(shù)及比熱按混凝土各組分的重量百分比加權(quán)方法計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表3所示。

表2 混凝土配合比與材料熱工參數(shù)Tab.2 Concrete mix proportion and material thermal parameters

表3 混凝土熱工參數(shù)Tab.3 Concrete thermal parameters

在進(jìn)行水化熱測(cè)試的過(guò)程中，制作同條件養(yǎng)護(hù)標(biāo)準(zhǔn)試塊，測(cè)試混凝土早齡期抗壓強(qiáng)度和彈性模量。

根據(jù)文獻(xiàn)[17-18]的混凝土軸心抗拉強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系及下式確定混凝土抗拉強(qiáng)度。

f(t,τ)=0.232(f(cu,τ))2/3，

(1)

式中，f(t,τ)為混凝土的軸心抗拉強(qiáng)度在τ時(shí)刻的計(jì)算值；f(cu,τ)為τ時(shí)刻混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值，不同齡期C55混凝土材料力學(xué)性能見(jiàn)表4。

表4 連續(xù)梁橋混凝土早齡期力學(xué)性能Tab.4 Mechanical properties of continuous girder bridge concrete at early ages

2.2 模擬準(zhǔn)確性驗(yàn)證

按照上文論述的邊界條件模擬澆注梁段的溫度場(chǎng)，并列出分析結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。因測(cè)點(diǎn)溫度趨勢(shì)相同，鑒于篇幅，僅列出測(cè)點(diǎn)1～4的溫度時(shí)程曲線，如圖3所示。

圖3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比Fig.3 Comparison of numerical calculation result and measured data

由圖3可知，數(shù)值計(jì)算所得到的分析結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)溫度變化趨勢(shì)基本一致，但是在第1天時(shí)二者有明顯的差異，主要是因?yàn)閷?shí)際工程中為保證混凝土澆注質(zhì)量，對(duì)于每一部位的澆注都會(huì)振搗密實(shí)，這一過(guò)程使得混凝土的水化作用更加充分。而數(shù)值模型雖也是分2次澆注模擬，但缺乏實(shí)際工程中的這一步驟，所以在混凝土澆注初期前者的水化熱溫升速度更快。

一般認(rèn)為混凝土澆注初期水化熱反應(yīng)劇烈，升溫快，但此后由于混凝土是熱的不良導(dǎo)體，熱量不能很好的散發(fā)，溫度需經(jīng)過(guò)3～4 d后才能衰減并接近環(huán)境溫度。這與圖3中給出的升溫降溫規(guī)律基本一致。雖然計(jì)算值整體較小于實(shí)際值，但除了在第1天 外，其余時(shí)間點(diǎn)的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值與計(jì)算值均吻合良好且最大誤差僅為9%。顯然本研究所提出的數(shù)值模型滿足工程結(jié)構(gòu)對(duì)仿真模擬的精度要求。

3 影響因素及其溫致效應(yīng)分析

3.1 環(huán)境溫度的影響

為探究環(huán)境溫度對(duì)澆注梁段尤其是1#塊腹板早期應(yīng)力場(chǎng)的影響，在距1#塊腹板表面3 cm處選取待測(cè)點(diǎn)1B、待測(cè)點(diǎn)2B位置為特征點(diǎn)，如圖1所示。本研究模擬澆注梁段在不同日氣溫變化過(guò)程中的水化過(guò)程，對(duì)不同情況下特征點(diǎn)的溫度應(yīng)力結(jié)果進(jìn)行分析。

因晴天氣溫日變化過(guò)程具有較好規(guī)律性。日氣溫變化過(guò)程可采用正弦函數(shù)進(jìn)行描述[13]：

(2)

為充分了解環(huán)境溫度變化對(duì)結(jié)構(gòu)早期應(yīng)力場(chǎng)的影響，根據(jù)上文所測(cè)得的實(shí)測(cè)環(huán)境溫度數(shù)據(jù)和當(dāng)?shù)貧v史氣溫對(duì)日氣溫函數(shù)進(jìn)行取值，并設(shè)置工況進(jìn)行參數(shù)分析。本研究以可以反映實(shí)測(cè)環(huán)境溫度數(shù)據(jù)的日氣溫函數(shù)(Tav取27 ℃，Tam取8 ℃)為基本工況，同時(shí)設(shè)置日平均氣溫Tav取27，22，17，12 ℃，而日氣溫變幅Tam分別為4，6，8，10，12 ℃的日氣溫函數(shù)，共4組20種工況，其中以基本工況、工況7、工況12、工況17為4組工況中的基準(zhǔn)工況，見(jiàn)表5。因氣溫函數(shù)變化趨勢(shì)相同，限于篇幅，僅列出第1組日氣溫函數(shù)和在日氣溫變幅Tam取8 ℃時(shí)3組日氣溫函數(shù)的取值，如圖4和圖5所示。

圖4 第1組工況下的日氣溫函數(shù)Fig.4 Daily temperature function of 1st set of working conditions

圖5 Tam取8 ℃時(shí)日氣溫函數(shù)的溫度曲線Fig.5 Daily temperature function temperature curves when Tam is 8 ℃

按照4組工況進(jìn)行參數(shù)分析，因同一組內(nèi)工況的主拉應(yīng)力變化趨勢(shì)相同，限于篇幅，僅繪出關(guān)于特征點(diǎn)在4組基準(zhǔn)工況下的主拉應(yīng)力與環(huán)境溫度的關(guān)系曲線，如圖6所示，特征點(diǎn)的峰值拉應(yīng)力見(jiàn)表5(其中特征點(diǎn)1B、特征點(diǎn)2B的主應(yīng)力方向?yàn)檫B續(xù)梁順橋向方向，以拉為正，以壓為負(fù))。

表5 各工況參數(shù)的選取及峰值應(yīng)力Tab.5 Selection of various working condition parameters and peak stresses

由圖6所示，箱梁在24 h之前一直處于升溫階段，因此24 h之前特征點(diǎn)1B和特征點(diǎn)2B的主應(yīng)力呈現(xiàn)負(fù)向增長(zhǎng)。而在24～78 h的混凝土降溫階段內(nèi)主應(yīng)力開始正向增長(zhǎng)，于72 h處出現(xiàn)拉應(yīng)力，此階段中拉應(yīng)力變化最激烈的時(shí)間處于72～96 h內(nèi)(箱梁混凝土入模第3 d后)，特征點(diǎn)1B和特征點(diǎn)2B的峰值主拉應(yīng)力也處于72～96 h內(nèi)，在此時(shí)間段內(nèi)，溫度應(yīng)力增加速率快于混凝土強(qiáng)度形成速率，所有工況的峰值主拉應(yīng)力都超過(guò)了材料即時(shí)抗拉強(qiáng)度，混凝土有開裂風(fēng)險(xiǎn)。而96 h后特征點(diǎn)1B和特征點(diǎn)2B的主拉應(yīng)力漸漸趨于穩(wěn)定，維持在未超過(guò)材料即時(shí)抗拉強(qiáng)度的應(yīng)力水平上，因此96 h后混凝土沒(méi)有開裂風(fēng)險(xiǎn)。

圖6 特征點(diǎn)的第1主應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.6 Time history curves of the 1st principal stress at characteristic points

對(duì)比4組工況下的應(yīng)力結(jié)果可知，實(shí)測(cè)環(huán)境溫度代表的基本工況在4種基準(zhǔn)工況中處于最低應(yīng)力水平上。以4種基準(zhǔn)工況的主拉應(yīng)力峰值為例，特征點(diǎn)1B(特征點(diǎn)2B)的工況7、工況12、工況17分別為基本工況拉應(yīng)力的110%(108%)、120%(117%)、125%(125%)；對(duì)于穩(wěn)定后的主拉應(yīng)力而言(平均值)，特征點(diǎn)1B和特征點(diǎn)2B的工況7、工況12、工況17分別為基本工況拉應(yīng)力的110%，120%，129%。以基礎(chǔ)工況所在的第1組工況的主拉應(yīng)力峰值為例，特征點(diǎn)1B(特征點(diǎn)2B)的工況1、工況2、工況3、工況4分別為基本工況拉應(yīng)力的97%(97%)，98%(99%)，101%(101%)，103%(102%)。

基于以上分析可知，日平均氣溫的變化對(duì)箱梁腹板靠近表面處混凝土開裂是有影響的，且隨日平均氣溫的降低，混凝土主拉應(yīng)力亦隨之增大，以基本工況和工況17為例，工況17相比基本工況降低了15 ℃，主拉應(yīng)力峰值則為基本工況的125%；氣溫日變幅則基本上對(duì)腹板靠近表面處混凝土開裂無(wú)影響，以第1組工況為例，工況之間的主拉應(yīng)力峰值變化在5%以下。建議盡量選擇日平均氣溫較高的天氣進(jìn)行澆注，本研究中日平均氣溫在27 ℃的第1組工況便屬于偏安全工況，但為防止混凝土開裂仍需在混凝土入模后加強(qiáng)養(yǎng)護(hù)。

3.2 入模溫度的影響

為探究入模溫度對(duì)1#塊腹板早期應(yīng)力場(chǎng)的影響，以實(shí)際入模溫度25 ℃為基本工況，分別取入模溫度15，20，30 ℃為分析工況，仍取待測(cè)點(diǎn)1B、待測(cè)點(diǎn)2B位置為特征點(diǎn)，按照4種工況進(jìn)行參數(shù)分析。特征點(diǎn)在4種入模溫度工況下的主拉應(yīng)力時(shí)程曲線則見(jiàn)圖7，特征點(diǎn)的峰值拉應(yīng)力見(jiàn)表6。其中特征點(diǎn)1B、特征點(diǎn)2B的主應(yīng)力方向?yàn)檫B續(xù)梁順橋向方向，以拉為正，以壓為負(fù)。

表6 各工況參數(shù)的選取及峰值應(yīng)力Tab.6 Selection of various working condition parameters and peak stresses

由圖7所示，特征點(diǎn)在入模溫度變化情況下的第1主應(yīng)力時(shí)程曲線與上文在環(huán)境溫度變化下的時(shí)程曲線有著相似的變化規(guī)律，同樣分為24 h之前的主應(yīng)力負(fù)向增長(zhǎng)階段、24～78 h內(nèi)的主應(yīng)力正向增長(zhǎng)階段、72～96 h內(nèi)的主應(yīng)力激增段、96 h后的主拉應(yīng)力穩(wěn)定階段。其中在主應(yīng)力激增段內(nèi)，溫度應(yīng)力增加速率快于混凝土強(qiáng)度形成速率，基本工況、工況3的特征點(diǎn)的峰值主拉應(yīng)力遠(yuǎn)超過(guò)了材料即時(shí)抗拉強(qiáng)度，混凝土有開裂風(fēng)險(xiǎn)；而工況1和工況2的應(yīng)力峰值未超過(guò)材料即時(shí)抗拉強(qiáng)度或在材料即時(shí)抗拉強(qiáng)度附近，無(wú)開裂風(fēng)險(xiǎn)或開裂風(fēng)險(xiǎn)較小。主拉應(yīng)力穩(wěn)定階段內(nèi)4種工況均未超過(guò)材料即時(shí)抗拉強(qiáng)度，因此無(wú)開裂風(fēng)險(xiǎn)。

圖7 特征點(diǎn)的第1主應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.7 Time history curves of the 1 st principal stress at characteristic points

對(duì)比4種工況下的應(yīng)力結(jié)果可知，以4種工況的主拉應(yīng)力峰值為例，特征點(diǎn)1B(特征點(diǎn)2B)的工況1、工況2、工況3分別為基本工況拉應(yīng)力的81%(78%)，93%(93%)，115%(119%)。對(duì)于主拉應(yīng)力穩(wěn)定階段而言，4種工況下特征點(diǎn)的主拉應(yīng)力呈現(xiàn)出收斂于同一主拉應(yīng)力水平的趨勢(shì)，表明混凝土水化反應(yīng)速率隨時(shí)間變小，混凝土水化熱效應(yīng)逐漸弱化，入模溫度對(duì)梁體后期應(yīng)力影響越來(lái)越小。

綜上所述，隨入模溫度的升高，箱梁腹板靠近表面處混凝土的主拉應(yīng)力亦隨之增大，以工況3和工況1為例，工況3相比工況1升高了15 ℃，特征點(diǎn)1B(特征點(diǎn)2B)主拉應(yīng)力峰值則升高了34%(41%)。本研究中入模溫度為15 ℃和20℃的工況1和工況2屬于偏安全工況，故建議在進(jìn)行混凝土澆注時(shí)應(yīng)對(duì)入模溫度進(jìn)行控制，宜控制在20 ℃以內(nèi)。

4 結(jié)論

大跨連續(xù)箱梁橋墩頂澆注梁段(0#塊和1#塊)在施工期間水化熱反應(yīng)劇烈，溫度應(yīng)力場(chǎng)復(fù)雜，可能會(huì)導(dǎo)致溫致裂縫的產(chǎn)生。本研究采用數(shù)值模擬結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的方法，研究了梁段澆注時(shí)外部環(huán)境溫度和入模溫度對(duì)主應(yīng)力的影響，得出以下結(jié)論：

(1)外部環(huán)境溫度和入模溫度的變化對(duì)墩頂澆注梁段腹板靠近表面處混凝土主拉應(yīng)力影響顯著，溫度引起的應(yīng)力增加速率快于混凝土強(qiáng)度形成速率，混凝土早期在溫度作用下有較大開裂風(fēng)險(xiǎn)。

(2)外部環(huán)境溫度和入模溫度直接影響混凝土水化熱效應(yīng)。隨著外部環(huán)境日平均氣溫的降低，梁體主拉應(yīng)力有較大幅度的增大。隨著入模溫度的升高，梁體主拉應(yīng)力增大明顯。

(3)大跨度變截面混凝土箱梁澆注宜選擇在日平均氣溫較高時(shí)進(jìn)行，同時(shí)采取人為干預(yù)方式控制混凝土入模溫度在20 ℃以內(nèi)，確保溫度應(yīng)力處于較低水平，從而降低混凝土開裂風(fēng)險(xiǎn)。