地鐵車站疊合墻內襯早齡期溫度與應變演化規律

收稿日期：20231226

通信作者：陳士海（1964），男，教授，博士，博士生導師，主要從事巖土工程防災減災的研究。Email：cshblast@163.com。

基金項目：福建省住房與城鄉建設廳科學技術計劃（2022K202）

摘要：為探究疊合墻早齡期內襯溫度與應變演化規律，依托地鐵車站疊合墻工程開展早齡期內襯墻溫度與應變現場監測，分析內襯墻的裂縫分布特征、溫度與應變演化規律。結果表明：在早齡期，裂縫多從內襯墻的底部施工縫向上延伸，大部分裂縫為豎向裂縫，少量斜裂縫位于墻角；內襯墻的中部溫度高于四周溫度，而墻體中心的溫度峰值與降溫速率最大，表面溫度峰值最小，并且墻體存在明顯的里表溫差；在早齡期，內襯墻存在明顯的膨脹與收縮現象，并且不同方向上的應變演化規律存在明顯的區別。

關鍵詞：大體積混凝土； 疊合墻； 早齡期； 內襯墻； 溫度； 應變

中圖分類號：TU 375文獻標志碼：A文章編號：10005013（2024）02019308

近年來，為緩解城市交通壓力，各大城市開始興建城市軌道交通，地鐵車站也成為了城市交通的重要紐帶。目前，為應對復雜的城市環境，減少結構的占地面積，地鐵車站開始采用圍護結構與主體結構相結合的“兩墻合一”結構。根據圍護結構與主體結構的連接方式，可將“兩墻合一”結構分為復合墻結構與疊合墻結構，前者在地下連續墻與車站外墻間設置復合材料，而后者采用鋼筋連接地下連續墻與車站外墻。與復合墻相比，疊合墻可以傳遞彎矩與剪力，而復合墻僅能傳遞水平力［1］。由于地下水環境的影響，地下空間結構對自身的防水性能有較高的要求。但是，作為典型的大體積混凝土結構，先澆筑的地下連續墻對內襯墻混凝土收縮變形的約束作用加劇了疊合墻內襯的開裂，嚴重影響了結構的抗滲性能、耐久性能與整體性能［2］。

在混凝土工程中，混凝土裂縫根據形成原因可分為荷載裂縫和非荷載裂縫，荷載裂縫占裂縫總數的20%，非荷載裂縫占裂縫總數的80%，由混凝土的不均勻沉陷、溫度變化、收縮變形等引起，主要出現在混凝土結構的施工階段［3］。為減少混凝土結構的非荷載裂縫，規范要求混凝土結構的降溫速率不大于2.0 ℃·d-1或每4 h降溫速率不大于1.0 ℃，同時要求混凝土表面溫度與環境溫度最大溫差小于20 ℃［45］。對此，學者們就抗滲防裂混凝土的配合比設計方法進行研究，引入功能輕骨料、礦物摻合料、纖維、膨脹劑與減縮劑等新型摻和料和外加劑，以提升混凝土的強度，控制早齡期混凝土的收縮變形與溫度場［610］。此外，合理的施工方法仍是控制大體積混凝土結構早齡期裂縫的有效手段［1113］。隨著智能算法的發展，基于智能建造技術的混凝土溫控技術得到快速的發展，并取得了不錯的施工效果［1416］。

現階段，雖然大體積混凝土結構的抗裂性能已經得到了很大的提升，但是實際工程中仍存在大量的混凝土裂縫與滲漏問題。對于板式大體積混凝土結構，由于結構的厚度較小，在厚度方向上存在較大的溫度梯度，承受均勻溫度收縮的層厚較小，易出現混凝土裂縫［3］。學者們就混凝土的強度、絕熱溫升、自身體積變形、澆筑季節、入模溫度、模板類型、拆模時間及結構尺寸等因素對側墻溫度場與開裂風險的影響進行了研究［1718］。為減少大體積混凝土側墻的早齡期裂縫，李志鵬等［19］利用有限元仿真軟件分析了隧道側墻結構的早齡期溫度與應力分布，并根據計算結果提出針對性的裂縫控制措施；郭子奇等［20］依托地鐵車站工程開展早齡期混凝土溫度監測，指出側墻的溫度分布與結構的厚度和邊界條件有關，當結構尺寸較大時易出現較大的溫差；Wang等［21］對地鐵車站的大體積混凝土側墻開展早齡期溫度與應變現場監測，得到了7 d齡期內的側墻中心溫度演化曲線與側墻長度方向和厚度方向上的混凝土應變。

目前，相關研究主要利用數值仿真技術與現場監測對大體積混凝土側墻的中心溫度進行分析，對側墻中心、表面與底面等位置上不同方向的混凝土應變演化規律的研究較少，監測周期也較短，且未明確大體積混凝土側墻的邊界條件。對于疊合墻內襯結構，其裂縫的形成原因不僅與早期混凝土的溫度效應有關，還與外部約束有關，由于內襯墻混凝土的收縮變形不僅受到老混凝土的約束作用，還受到地下連續墻的約束作用，不同方向上的混凝土應變存在明顯的區別。因此，早齡期側墻的溫度分布與演化規律，以及不同位置上不同方向的早齡期側墻應變演化規律仍有待進一步研究。本文依托地鐵車站疊合墻工程，對內襯墻中心、底面與表面的早齡期溫度與相應位置上不同方向的應變進行監測，同時對內襯墻的早期裂縫分布特征進行分析。

1工程概況

以某地鐵車站工程為背景，車站采用圍護結構與主體結構相結合的“兩墻合一”結構，地下連續墻厚度為0.8 m，內襯墻厚度為0.4 m，地下連續墻與內襯墻采用“鑿毛+植筋”方式連接。疊合墻內襯現場施工圖，如圖1所示。地鐵車站1的內襯墻采用抗滲等級為P10的C40混凝土澆筑，地鐵車站2的內襯墻采用抗滲等級為P10的C35混凝土澆筑。內襯墻的澆筑長度為12 m，澆筑高度為4.8 m，在混凝土澆筑完成后48 h拆除模板，并進行養護。

2早齡期內襯墻溫度與應變監測試驗

2.1測點布置

為探究疊合墻內襯早齡期溫度與應變的演化規律，采用溫度傳感器與應變傳感器測量內襯墻的溫度與應變。由于內襯墻的厚度較薄，為減小傳感器預埋線路對混凝土澆筑質量的影響，同時避免混凝土振搗損壞傳感器，試驗分2次進行。試驗1在地鐵車站1開展，在內襯墻中心設置10個溫度測點，分別測量內襯墻不同位置的溫度，記錄早齡期內襯墻的溫度分布。試驗1的測點布置，如圖2（a）所示。為獲得內襯墻表面、中心與底面的溫度與不同方向上的應變，試驗2在地鐵車站2開展，在內襯墻中設置6個測點，分別沿墻體的表面、中心與底面設置溫度傳感器與應變傳感器，墻體表面與底面的應變傳感器沿內襯墻的縱向和豎向（即長度方向與高度方向）設置，墻體中心的應變傳感器沿內襯墻的縱向、豎向和橫向（即長度方向、高度方向和厚度方向）設置。試驗2的測點布置，如圖2（b）所示。

（a） 試驗1（b） 試驗2

圖2（b）中：#1表面、中心與底面溫度傳感器的編號分別為T1B，T1Z，T1D；#1表面縱向與豎向應變傳感器的編號分別為S1BZ，S1BS；#1中心縱向、豎向與橫向應變傳感器的編號分別為S1ZZ，S1ZS，S1ZH；#1底面縱向與豎向應變傳感器的編號分別為S1DZ，S1DS；#2表面、中心與底面溫度傳感器的編號分別為T2B，T2Z，T2D；#2表面縱向與豎向應變傳感器的編號分別為S2BZ，S2BS；#2中心縱向、豎向與橫向應變傳感器的編號分別為S2ZZ，S2ZS，S2ZH；#2底面縱向與豎向應變傳感器的編號分別為S2DZ，S2DS。

2.2試驗設備

采用溫度傳感器與振弦式應變傳感器分別測量早齡期內襯墻的溫度與應變，溫度傳感器的量程為-30～70 ℃，精度為0.1 ℃；應變傳感器的量程為0～4 000×10-6，精度為0.1×10-6。采用振弦式頻率讀數儀和JMZX3001L型綜合測試儀分別記錄早齡期內襯墻的溫度與應變；采用溫濕度計記錄環境溫度與濕度。

2.3監測方案

在混凝土澆筑完成后，混凝土中的水泥與水發生水化反應，釋放大量的熱量，內襯墻的溫度會急劇上升。為完整記錄早齡期內襯墻的溫度與應變，試驗的監測周期為28 d，其中，0～7 d內每隔2 h監測1次數據；7～14 d內每隔4 h監測1次數據；14～21 d內每隔6 h監測1次數據；21～28 d內每隔8 h監測1次數據。需要注意的是，在混凝土入模后，記錄內襯墻的初始應變，以消除混凝土澆筑過程產生的應變誤差。在記錄早齡期內襯墻溫度與應變時，觀察并記錄側墻表面的裂縫分布，同時采用溫濕度計測量環境的溫度與濕度。

3試驗結果與分析

3.1內襯墻開裂特征

早齡期內襯墻的裂縫分布，如圖3所示。由圖3（a），（b）可知：當齡期為2 d時，澆筑模板已經被拆除，墻面未出現裂縫；當齡期為4 d時，內襯墻出現9條裂縫，其中，8條豎向裂縫從墻底施工縫向上延伸，1條斜裂縫位于墻角附近。這是因為早齡期內襯墻的收縮變形受先澆矮墻、先澆內襯墻和地下連墻等老混凝土的約束，收縮主應力沿水平方向，而側墻端部的約束作用較小，其主應力方向不一定與墻體的長度方向一致，因此，位于側墻端部的裂縫多為斜裂縫。由圖3（c）可知：當齡期為7 d時，裂縫1～9的長度均在增長，并新增裂縫10。此時，內襯墻未出現滲水現象。

（a） 齡期為2 d（b） 齡期為4 d

（c） 齡期為7 d（d） 齡期為10 d

（e） 齡期為16 d（f） 齡期為19 d

由圖3（d）可知：當齡期為10 d時，裂縫5～9已延伸至內襯墻頂部施工縫，并新增裂縫11～13，此時裂縫1，5，6，9均出現滲水現象，并且裂縫內含有少量的碳酸鈣結晶。此外，由于內襯墻頂部存在較大的里表溫差，導致內襯墻頂部出現較大的拉應力，使裂縫12從內襯墻頂部起裂。

由圖3（e），（f）可知：當齡期為16 d時，新增裂縫14，而裂縫11與裂縫12均出現滲水現象。當齡期為19 d時，新增裂縫15，裂縫10貫穿整幅墻面，并且后者出現了滲水現象；當齡期大于19 d時，內襯墻的裂縫均停止增長，并且無新增裂縫，此時，大部分的裂縫仍存在滲水現象，但是少量的裂縫在碳酸鈣結晶的作用下停止滲水。

綜上分析可知，在內襯墻澆筑完成后兩周，墻面出現了大量的豎向裂縫與少量的斜裂縫。內襯墻的裂縫起裂位置與常規大體積混凝土墻的裂縫起裂位置相同，均從墻體的底部施工縫向上延伸，但是裂縫并不集中在墻體中部［22］。

3.2溫度演化規律

早齡期內襯墻不同測點的溫度演化曲線與溫度峰值，如圖4所示。圖4中：θ為溫度；θmax為溫度峰值；t為齡期。

由圖4可以看出，內襯墻不同測點的溫度變化趨勢基本一致，但是不同測點的溫度峰值存在明顯的差異。混凝土澆筑完成后，在水化熱的作用下，內襯墻的溫度急劇上升，并在齡期為0.65～0.76 d時達到溫度峰值。此時，測點T5和測點T6的溫度峰值分別為47.5，48.0 ℃，明顯高于其他測點，而測點T3的溫度峰值最小，比測點T5和測點T6的溫度峰值分別小14.53%和15.42%。這是因為混凝土的表面放熱系數大于模板的表面放熱系數，當齡期小于2 d時，混凝土模板還未拆除，測點T5與測點T6僅能通過模板與周圍環境進行熱交換，而測點T3位于墻角，能夠通過內襯墻頂部與右端的墻面將熱量擴散至大氣中。當齡期大于溫度峰值齡期且小于8 d時，內襯墻溫度急劇下降，此時內襯墻的降溫速率最大。值得注意的是，當齡期大于8 d時，在環境溫度的影響下，內襯墻的溫度演化曲線出現明顯的波動。

（a） 溫度演化曲線（b） 溫度峰值

根據早齡期內襯墻溫度演化曲線的變化規律，可將內襯墻的溫度變化分為3個階段：1） 在混凝土澆筑完成后1 d左右，內襯墻溫度急劇上升；2） 在混凝土澆筑完成后1～8 d內，內襯墻溫度急劇下降；3） 當齡期大于8 d時，在環境溫度的影響下，內襯墻出現明顯的溫度波動。

早齡期內襯墻底面、中心與表面的溫度演化曲線，如圖5所示。由圖5可知：測點T1Z的溫度峰值為50.6 ℃，測點T1D和測點T1B的溫度峰值分別為48.9，47.7 ℃，分別比測點T1Z的溫度峰值小3.36%和5.73%，而測點T1D的溫度峰值比T1B的溫度峰值大2.52%；測點T2Z的溫度峰值為53.4 ℃，測點T2D和測點T2B的溫度峰值分別為51.5，48.4 ℃，分別比測點T2Z的溫度峰值小3.56%和9.36%，而測點T2D的溫度峰值比T2B的溫度峰值大6.41%。這是由于內襯墻表面與底面的熱量能夠分別與周圍環境和地下連續墻進行熱交換，而內襯墻中心無法與外界進行熱交換。

（a） 測點1（b） 測點2

在溫降階段，當齡期大于溫度峰值齡期且小于8 d時，測點T1D，T1Z和T1B的降溫速率分別為2.7，3.0，2.6 ℃·d-1，測點T2D，T2Z和T2B的降溫速率分別為3.0，3.4，2.9 ℃·d-1，內襯墻中心的降溫速率明顯大于底面與表面的降溫速率。這是因為內襯墻的厚度較薄，在環境溫度作用下，內襯墻的整體溫度急劇下降，并逐漸趨于環境溫度，而內襯墻中心的溫度峰值高于底面與表面，在相同時間內內襯墻中心的降溫速率最大。在混凝土模板被拆除時，測點T1B和T2B的溫度曲線出現了明顯的波動。當齡期大于8 d時，在環境溫度的影響下，內襯墻的溫度出現了明顯的波動，同時有逐漸升溫的趨勢，并且墻面的溫度波動明顯大于中心與底面，表明環境溫度對內襯墻的溫度有較大的影響。

內襯墻中心與表面、底面的溫差曲線，如圖6所示。圖6中：Δθ為溫差。由圖6可知：溫差曲線隨齡期的增大呈先增大、后減小、再趨于0的變化趨勢，Δθ1Z1B，Δθ1Z1D，Δθ2Z2B和Δθ2Z2D的最大值分別為2.9，2.5，7.1，2.7 ℃，Δθ1Z1B比Δθ1Z1D大16%，Δθ2Z2B比Δθ2Z2D大163%。由于混凝土模板的厚度較薄，表面放熱系數較大，導致內襯墻中心與表面的溫差大于中心與底面的溫差，表明內襯墻易出現較大的里表溫差，引起溫差裂縫。因此，當施工環境的溫度較低時，需要采用保溫性能好的模板，避免內襯墻出現溫差裂縫。

（a） 測點1（b） 測點2

3.3應變演化規律

早齡期內襯墻中心混凝土應變演化曲線，如圖7所示。圖7中：ε為應變。測點S2ZS的數據因傳感器損壞而缺失。由圖7可知：早齡期內襯墻不同方向上的應變演化規律存在明顯的區別。由測點S1ZZ，S2ZZ，S1ZS的應變曲線可知，內襯墻的縱向和豎向應變隨齡期的增加呈先受壓、后受拉的變化趨勢，并在溫升階段出現了明顯的壓應變峰值，測點S1ZS的應變峰值為-40.8×10-6，測點S1ZZ，S2ZZ的應變峰值分別為-127.6×10-6，-129.7×10-6，測點S1ZZ的應變峰值比S1ZS的應變峰值大86.8×10-6。這是因為在溫升階段，受水化熱的作用，內襯墻混凝土受熱膨脹，在外部約束下出現了明顯的壓應變；在溫降階段，受約束的內襯墻出現收縮變形，此時壓應變補償混凝土的拉應變。此外，受重力作用，內襯墻的豎向混凝土壓應變峰值小于縱向混凝土壓應變峰值。對于內襯墻的橫向混凝土應變，由于混凝土模板的約束作用，內襯墻的橫向變形較小，在模板拆除后出現了明顯的應變回彈。當齡期大于10 d時，在環境溫度的作用下，內襯墻的溫度逐漸升高，并伴隨膨脹變形。因此，測點S1ZH，S2ZH的應變演化曲線無明顯的受拉趨勢。

（a） 測點1（b） 測點2

早齡期內襯墻縱向與豎向混凝土應變演化曲線，如圖8所示。測點S1DS與S2ZS的數據因傳感器損壞而缺失。由圖8（a）可知：

（a） 測點1（b） 測點2

在溫升階段，測點S1ZZ的壓應變峰值為-127.6×10-6，測點S1DZ與測點S1BZ的壓應變峰值分別為-119.7×10-6和-57.1×10-6，分別比測點S1ZZ的應變峰值小6.19%和55.25%。這是由于內襯墻底面與表面的溫度峰值均小于內襯墻中心的溫度峰值，并且內襯墻底面的變形受地下連續墻的約束作用，內襯墻表面因里表溫差存在自身約束作用。內襯墻的豎向混凝土應變具有相同的演化規律。由圖8（b）可知：當齡期為5 d時，測點S2BZ出現了明顯的應變跳點，應變值為497.0×10-6，表明此時內襯墻表面已經開裂。

4早齡期內襯墻裂縫控制措施

綜上分析可知，老混凝土對新澆混凝土收縮變形的約束作用及混凝土里表溫差引起的自身約束是引起早齡期內襯墻裂縫的主要原因。在實際工程中，可通過合理的施工方法減小外部約束，同時避免形成自身約束，以降低早齡期內襯墻的開裂風險。對于疊合墻內襯結構，外部約束作用主要來自地下連續墻、先澆筑的矮墻和內襯墻等老混凝土，實際工程中，降低內襯墻的單次澆筑長度能夠有效減小外部約束作用，降低內襯墻的開裂風險。同時，由早齡期內襯墻的溫度與應變演化規律可知，早齡期內襯墻存在較大的溫度峰值，且出現了急劇的溫升與溫降，同時伴有明顯的膨脹與收縮現象。結合早齡期內襯墻的溫度與應變演化規律可知，施工過程中采用分層澆筑、冷卻管技術與降低混凝土的澆筑溫度等方法能夠有效降低早齡期內襯墻的溫度峰值，避免出現較大的里表溫差。需要注意的是，在采用冷卻管技術時，需要嚴格控制水溫，避免冷卻管周圍出現較大的溫度梯度。此外，在高溫環境下施工時，應選用表面放熱系數較大的混凝土模板，能夠有效降低內襯墻溫度峰值；在低溫環境下施工時，應選用表面放熱系數較小的混凝土模板，能夠避免內襯墻出現較大的里表面溫差，同時減小內襯墻的降溫速率。值得一提的是，減縮劑與微膨脹劑等外加劑均能夠有效減小混凝土的收縮變形，前者能夠有效減小混凝土的收縮變形，而后者能夠補償混凝土的收縮變形，在實際工程中可考慮使用。

5結論

依托地鐵車站疊合墻工程，開展早齡期內襯墻的溫度與應變監測試驗，對內襯墻早期的裂縫分布特征、溫度場與不同方向上的應變演化規律進行分析，并結合溫度與應變演化規律給出了早齡期內襯墻的裂縫控制措施，得到了以下3點結論。

1） 在外部約束與自身約束的共同作用下，早齡期內襯墻的裂縫主要出現在混凝土澆筑完成后的前兩周，大部分的裂縫為豎向裂縫，少量的斜裂縫位于墻角附近，并且裂縫主要從墻底施工縫向上延伸。

2） 在早齡期，內襯墻出現了急劇的溫升與溫降，在1 d齡期左右達到溫度峰值，此時內襯墻的里表溫差最大，并且墻體中部溫度明顯大于四周溫度；在1～8 d齡期，內襯墻出現了急劇的降溫，此時墻體中心的降溫速率明顯大于底面與表面。在實際工程中，建議采用分層澆筑、預埋冷卻管、降低混凝土澆筑溫度及合理的混凝土模板等措施嚴格控制內襯墻的溫度峰值、里表溫差與降溫速率。

3） 早齡期內襯墻縱向與豎向的混凝土應變隨齡期的增加呈先受壓、后受拉的變化趨勢，并且內襯墻的縱向峰值壓應變大于豎向，中心的壓應變峰值最大，而內襯墻的橫向混凝土拉應變并不明顯。此外，混凝土的膨脹變形能夠補償混凝土的收縮變形。因此，在實際工程中，除了使用減縮劑減少混凝土的收縮變形外，還可采用微膨脹劑補償混凝土的收縮變形。

參考文獻：

［1］王衛東，王建華.深基坑支護結構與主體結構相結合的設計、分析與實例［M］.北京：中國建筑工業出版社，2007.

［2］GOTTSTER E，JOHANSSON M，PLOS M，et al.Crack widths in base restrained walls subjected to restraint loading［J］.Engineering Structures，2019，189：272285.DOI：10.1016/j.engstruct.2019.03.089.

［3］王鐵夢.工程結構裂縫控制［M］.2版.北京：中國建筑工業出版社，2017.

［4］中華人民共和國住房和城鄉建設部.大體積混凝土溫度控制技術規范： GB/T 51028-2015［S］.北京：中國建筑工業出版社，2016.

［5］中華人民共和國住房和城鄉建設部.大體積混凝土施工標準： GB 5049-2018［S］.北京：中國建筑工業出版社，2018.

［6］郭雅峰，陳士海，楊宗樺，等.地鐵車站疊合墻抗滲防裂混凝土配合比優化與應用［J］.華僑大學學報（自然科學版），2022，43（5）：587595.DOI：10.11830/ISSN.10005013.202203056.

［7］龐超明，劉釗，冒云瑞，等.大體積混凝土中功能輕集料的應用與控溫技術［J］.建筑材料學報，2023，26（8）：853861.DOI：10.3969/j.issn.10079629.2023.08.005.

［8］龐建勇，陳旭鵬.高活性礦物摻合料混凝土力學性能試驗［J］.硅酸鹽通報，2020，39（10）：31433151.DOI：10.16552/j.cnki.issn10011625.2020.10.011.

［9］郭耀東，劉元珍，王文婧，等.玄武巖纖維特征參數對混凝土單軸受拉性能的影響［J］.復合材料學報，2023，40（5）：28972912.DOI：10.13801/j.cnki.fhclxb.20220706.003.

［10］鄧宗才，趙連志，連怡紅.膨脹劑、減縮劑對超高性能混凝土圓環約束收縮性能的影響［J］.材料導報，2021，35（12）：1207012074.DOI：10.11896/cldb.20030051.

［11］閆騰飛，包漢營，呂國鵬，等.混凝土內外溫差置換養護系統及其數值應用［J］.建筑結構，2023，53（增刊1）：16161620.DOI：10.19701/j.jzjg.23S1548.

［12］霍喆赟，楊超越，王漢偉.大底盤地下室底板跳倉法應用案例分析［J］.建筑結構，2022，52（增刊2）：29122916.DOI：10.19701/j.jzjg.22S2714.

［13］汪建群，魏桂亮，劉杰，等.跨海大橋大體積混凝土承臺水化熱實測與分析［J］.橋梁建設，2020，50（3）：2531.DOI：10.3969/j.issn.10034722.2020.03.004.

［14］寧澤宇，林鵬，彭浩洋，等.混凝土實時溫度數據移動平均分析方法及應用［J］.清華大學學報（自然科學版），2021，61（7）：681687.DOI：10.16511/j.cnki.qhdxxb.2020.26.040.

［15］劉毅，辛建達，張國新，等.大體積混凝土溫控防裂智能監控技術［J］.硅酸鹽學報，2023，51（5）：12281233.DOI：10.14062/j.issn.04545648.20220851.

［16］楊寧，劉毅，喬雨，等.大體積混凝土倉面智能噴霧控制模型［J］.清華大學學報（自然科學版），2021，61（7）：724729.DOI：10.16511/j.cnki.qhdxxb.2021.26.008.

［17］LI Hua，LIU Jiaping，WANG Yujiang，et al.Deformation and cracking modeling for earlyage sidewall concrete based on the multifield coupling mechanism［J］.Construction and Building Materials，2015，88：8493.DOI：10.1016/j.conbuildmat.2015.03.005.

［18］李路，李志全，耿敏，等.側墻結構混凝土早齡期開裂風險影響因素定量研究［J］.混凝土與水泥制品，2018（9）：7076.DOI：10.19761/j.10004637.2018.09.017.

［19］李志鵬，羅奇星，韓慶華，等.大體積混凝土墻水化放熱溫度場分析［J］.天津大學學報（自然科學與工程技術版），2023，56（8）：878885.DOI：10.11784/tdxbz202204036.

［20］郭子奇，楊雙鎖，李彥斌，等.地鐵車站大體積混凝土側墻澆筑時期溫度與應力分布規律研究［J］.混凝土，2020（12）：9497.DOI：10.3969/j.issn.10023550.2020.12.021.

［21］WANG Chenfei，CHEN Yuehui，ZHOU Meili，et al.Control of earlyage cracking in superlong mass concrete structures［J］.Sustainability，2022，14（7）：3809.DOI：10.3390/su14073809.

［22］KLEMCZAK B，KNOPPIKWRBEL A.Reinforced concrete tank walls and bridge abutments： Earlyage behaviour， analytic approaches and numerical models［J］.Engineering Structures，2015，84：233251.DOI：10.1016/j.engstruct.2014.11.031.

（責任編輯： "黃曉楠英文審校： 方德平）