張佳健 徐飛鴻

溫度作用對超長RC框架結(jié)構(gòu)影響較大，結(jié)合了某小學(xué)教學(xué)樓建設(shè)項(xiàng)目，確定實(shí)際氣溫變化情況，分析結(jié)構(gòu)的最大溫差與混凝土徐變影響的收縮溫度當(dāng)量，通過考慮基礎(chǔ)剛度和后澆帶的影響進(jìn)行結(jié)構(gòu)溫度應(yīng)力分析，發(fā)現(xiàn)首層樓板樓梯間、外墻轉(zhuǎn)角處溫度應(yīng)力最大；考慮基礎(chǔ)剛度的影響與假定柱底固端計(jì)算對比表明傳統(tǒng)分析方法更偏安全；雖然增加后澆帶的留置時(shí)長對降低結(jié)構(gòu)溫度應(yīng)力有利，但留置時(shí)間超過90 天后影響減弱。

超長RC框架結(jié)構(gòu)； 溫度應(yīng)力； 基礎(chǔ)剛度； 裂縫控制

TU375.4 A

［定稿日期］2022-01-11

［作者簡介］張佳健（1997—），男，碩士，研究方向?yàn)楣こ探Y(jié)構(gòu)抗火性能。

為了滿足結(jié)構(gòu)的整體性要求及其使用功能的完整性，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)為超長的情況已經(jīng)越來越普遍。由于超長結(jié)構(gòu)的伸縮縫設(shè)置間距過大或取消伸縮縫的設(shè)置，加之施工過程中混凝土強(qiáng)度等級的提高，泵送混凝土工藝的應(yīng)用，這就導(dǎo)致了超長RC結(jié)構(gòu)在存在一定的溫降情況下易出現(xiàn)的溫度收縮裂縫有逐漸增多的趨勢。因此，溫度效應(yīng)成為了超長RC結(jié)構(gòu)在施工和使用過程中的一個(gè)不可忽視的重要影響因素。特別是當(dāng)存在較大約束時(shí)，結(jié)構(gòu)將產(chǎn)生較大約束應(yīng)力，即溫度應(yīng)力［2］。例如，當(dāng)超長結(jié)構(gòu)存在較大的降溫溫差時(shí)，鋼筋混凝土梁、板甚至?xí)霈F(xiàn)開裂。所以，分析超長結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力，研究結(jié)構(gòu)重要部位的溫度控制、設(shè)置施工后澆帶，并在結(jié)構(gòu)的使用階段采取適當(dāng)?shù)谋氐却胧?，能在一定程度上達(dá)到降低結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力的作用，有利于確保超長RC結(jié)構(gòu)在施工和使用過程中具有一定的安全性。Zhi Yongyang等［11］通過對某橢圓形多層鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)考慮收縮和降溫溫差進(jìn)行了有限元模擬。結(jié)果表明：合理設(shè)置后澆帶的數(shù)量和長度、適當(dāng)縮減柱截面尺寸能一定程度上減小結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力。蔣方新等［2］通過有限元軟件對超長混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行了降溫溫差下的超長RC框架結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力分析。分析結(jié)果表明：隨著降溫溫差的增大，超長RC結(jié)構(gòu)的最大溫度應(yīng)力增長趨勢呈線性。諸熠楚［5］通過MIDAS GEN有限元軟件對最不利溫差作用下的某12層鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了有限元模擬，分析了超長RC結(jié)構(gòu)的縱向長度、首層的高度和結(jié)構(gòu)的層數(shù)對超長高層鋼框架結(jié)構(gòu)溫度應(yīng)力的影響規(guī)律。分析結(jié)果表明：結(jié)構(gòu)的縱向長度越大，最大溫度應(yīng)力就越大；首層層高的增加能一定程度上減小結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力，但減小的程度隨著首層層高的增加而逐漸減??；結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力隨著樓層的增加而減小。范重等［6］認(rèn)為首層柱底的抗側(cè)剛度可簡化成水平和轉(zhuǎn)角位移控制的彈性約束，且m法能適用于樁基剛度的計(jì)算。曾旭丹［7］、王祥等［8］模擬了樁承臺在頂部分別作用單位彎矩和單位力時(shí)，樁底對應(yīng)產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角和位移，得到了首層柱底的水平剛度和轉(zhuǎn)動剛度，驗(yàn)證了m法用于計(jì)算首層柱底基礎(chǔ)剛度的可靠性。

以某小學(xué)建設(shè)項(xiàng)目為本文的工程研究背景，分析超長RC框架結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力。首先通過建立教學(xué)樓的有限元分析模型，模擬該結(jié)構(gòu)在相應(yīng)降溫溫差作用下的內(nèi)力和應(yīng)力；然后考慮基礎(chǔ)剛度的影響，對結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力進(jìn)行了更為精細(xì)化的模擬，探討設(shè)置后澆帶的時(shí)間對混凝土收縮的影響，以達(dá)到混凝土開裂的最佳控制效果。

1 溫度作用的分析

1.1 混凝土收縮當(dāng)量計(jì)算

收縮變形是混凝土的一種固有屬性，也是導(dǎo)致超長RC結(jié)構(gòu)混凝土在使用階段發(fā)生開裂的主要原因之一。這種變形在混凝土開始干燥時(shí)發(fā)展很快；隨著時(shí)間不斷推移，混凝土的收縮變形的發(fā)展速度逐漸降低，大部分的收縮變形發(fā)生在齡期3個(gè)月以內(nèi)，但齡期超過20年后收縮變形依舊存在。本文計(jì)算溫度當(dāng)量的方法采用“王鐵夢法”［9］，混凝土的最終收縮為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的極限收縮和對應(yīng)的修正系數(shù)的乘積。計(jì)算公式如式（1）所示：

εy（t）=ε0y（∞）M1M2M3…M10（1-e-bt）（1）

式中：εy（t）為任意時(shí)刻的混凝土的收縮；ε0y（∞）＝3.24×10-4為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下混凝土的極限收縮；M1M2M3…M10分別表示水泥的種類、水泥的細(xì)度、骨料的品種、水灰比的高低、水泥漿量的含量、初期養(yǎng)護(hù)時(shí)間的長短、使用環(huán)境的濕度、結(jié)構(gòu)截面邊長面積比、操作方法的不同和配筋率模量比積對混凝土最終收縮計(jì)算影響時(shí)的修正系數(shù)，根據(jù)本工程具體情況取M1M2M3…M10＝1.034；b為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，本文取0.01；t為時(shí)間，（d）。

在進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)，為了方便將混凝土的收縮換算成相應(yīng)的溫差來模擬對應(yīng)溫度應(yīng)力，即把混凝土的收縮換算成的溫差（收縮溫度當(dāng)量）。溫度當(dāng)量ΔT1的計(jì)算公式如式（2）所示。

ΔT1=εy（t）/αc（2）

式中：ΔT1為收縮溫度當(dāng)量；αc為混凝土的線膨脹系數(shù)，本文普通混凝土的線膨脹系數(shù)取為10×10-6 （1/℃）［4］。

混凝土的最終收縮跟后澆帶的是否設(shè)置與后澆帶的留置時(shí)間相關(guān)。對于超長RC框架結(jié)構(gòu)來說，設(shè)置后澆帶后混凝土的收縮計(jì)算方法應(yīng)為整體結(jié)構(gòu)從澆筑完成到使用期間的最終收縮和結(jié)構(gòu)從澆筑完成到后澆帶關(guān)閉期間最終收縮的差值。經(jīng)計(jì)算不設(shè)置后澆帶、后澆帶留置30天、60天、90天和120天的收縮當(dāng)量分別為33.50 ℃、24.82 ℃、18.39 ℃、13.62 ℃和10.09 ℃。

1.2 混凝土的徐變修正系數(shù)

徐變修正系數(shù)的計(jì)算公式如式（3）所示。

c=ε0pa/εpa（3）

式中：c為混凝土的徐變系數(shù)；ε0pa為混凝土的最終極限拉伸，主要是由混凝土的彈性極限拉伸εpa和混凝土的徐變拉伸εn（∞）組成，即ε0pa=εpa+εn（∞），εn（∞）=ε0n（∞）K1K2…K10，ε0n（∞）為混凝土最終徐變變形，K1K2…K10為水泥的種類、水泥的強(qiáng)度、骨料的品種、水灰比的大小、水泥漿的含量、施加荷載齡期的長短、使用環(huán)境的濕度、水力半徑的倒數(shù)、應(yīng)力比的大小、操作方法的不同的修正系數(shù)［6］，本結(jié)構(gòu)各因素修正系數(shù)的乘積K1K2…K10=1.07，εn（∞）=C0·σ，C0是在單位應(yīng)力作用下混凝土產(chǎn)生的標(biāo)準(zhǔn)極限徐變度，MPa-1，C30混凝土的標(biāo)準(zhǔn)極限徐變度為7.40×10-5 MPa-1，σ為結(jié)構(gòu)的使用應(yīng)力，當(dāng)結(jié)構(gòu)的使用應(yīng)力無法預(yù)知時(shí)，可取0.5倍混凝土抗拉強(qiáng)度f1進(jìn)行計(jì)算?；炷恋膹椥詷O限拉伸εpa的計(jì)算公式如式（4）所示。

εpa=0.5ft（tk）（1+10ρd）×10-4（4）

式中：ft（tk）為混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，MPa；ρ為鋼筋混凝土截面的配筋率的100倍，d為鋼筋直徑，（mm）。

通過計(jì)算得到混凝土的徐變修正系數(shù)為1.792。

1.3 溫度荷載的確定

結(jié)構(gòu)的溫度作用可以分為驟然降溫、日照溫差、晝夜溫差和季節(jié)溫差［9］。由于日照溫差、晝夜溫差和驟然降溫具有持續(xù)時(shí)間較短，而混凝土本身就屬于熱惰性材料，短時(shí)間的升降溫對結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力影響較小，故本文只針對季節(jié)溫差這種典型溫差進(jìn)行有限元模擬。最大溫降ΔTk的計(jì)算公式如式（5）所示。

ΔTk=Ts，min-T0，max（5）

式中：Ts，min為結(jié)構(gòu)的最低月平均溫度；T0，max為結(jié)構(gòu)的最高初始平均溫度。本文項(xiàng)目當(dāng)?shù)氐淖罡咴戮鶞囟葹?5 ℃，最低月均溫度為-10 ℃［4］。考慮到結(jié)構(gòu)合龍期間的溫度為15～25 ℃，取最不利溫度為25 ℃。故最大季節(jié)溫差為-35 ℃。

綜上所述，最終計(jì)算的降溫溫差如表1所示。

2? 結(jié)構(gòu)剛度分析

2.1 首層豎向構(gòu)件的抗側(cè)剛度分析

本文考慮基礎(chǔ)剛度對首層柱的抗側(cè)剛度的影響，假設(shè)基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動剛度和基礎(chǔ)的水平剛度分別為Kθ和Kh，計(jì)算模型簡化如圖1、圖2所示［6］。

當(dāng)僅考慮基礎(chǔ)的水平剛度作用時(shí)，柱頂?shù)膫?cè)向位移Δ1數(shù)值上等于框架柱整體的位移Δ1k和基礎(chǔ)底部位移Δ1h之和，即式（6）～式（8）。

Δ1=Δ1k+Δ1h=（K1k+K1h）K1hK1k（6）

K1=K1hK1k（K1k+K1h）（7）

K1k=h312EI（8）

所以，僅考慮基礎(chǔ)的水平剛度影響時(shí)，首層柱的抗側(cè)剛度K1為式（9）。

K1=h3K1h12EIK1h+h3（9）

式中：K1k為考慮首層柱兩端固端的抗側(cè)剛度；K1h為基礎(chǔ)的抗側(cè)剛度；h為首層柱柱高；EI為柱的剛度。

當(dāng)僅考慮基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動剛度且頂部存在單位力作用時(shí)，首層柱柱頂?shù)膹澗豈0和柱底彎矩M1分別為式（10）～式（13）。

M0=4iθ0-6iΔ*1/h（10）

M1=2iθ0-6iΔ*1/h（11）

M0+M1=h（12）

M0=Kθθ0（13）

式中：i = EI/h;Kθ為首層柱的轉(zhuǎn)動剛度；θ0為首層柱在柱頂存在單位力作用產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角；M0為柱頂?shù)膹澗亍?/p>

聯(lián)立式（10）～式（13）求解可得首層柱在柱頂存在單位力作用產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角θ0為式（14）。

θ0＝h（2Kθ+2i）（14）

得式（15）、式（16）。

Δ*1=4iθ+Kθθ）h2［12i（Kθ+i）］（15）

K*1=12i（Kθ+i）［4i+Kθ）h2］（16）

當(dāng)首層柱即考慮基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動剛度和側(cè)向剛度時(shí)，可得首層柱的抗側(cè)剛度K1為式（17）。

K1=1（4i+Kθ）h2/［12iKθ+i2］+1/K1h（17）

2.2 樁基剛度計(jì)算

在進(jìn)行樁基剛度計(jì)算時(shí)可以將樁看成文克勒彈性地基上的梁，彈性撓曲線微分方程可以用解析法、有限元法和差分法等進(jìn)行求解。本文根據(jù)文克勒彈性地基梁假定［7］認(rèn)為，當(dāng)樁體受到水平外力作用時(shí)，樁土能夠?qū)崿F(xiàn)變形協(xié)調(diào)，建筑標(biāo)高以下任意深度z處的樁側(cè)土體的水平抗力和該點(diǎn)的水平位移xz成正比，且忽略土體和樁身對水平抗力的作用。表達(dá)式如式（18）所示。

σzx=Cxz（18）

式中：σzx為建筑標(biāo)高以下任意深度z處，樁側(cè)土體的水平抗力；C為地基系數(shù)（kN/m3），表示的是單位面積的土體產(chǎn)生單位變形時(shí)在彈性范圍內(nèi)需要施加的力，與土體的種類、土體的性質(zhì)和深度變化等因素相關(guān)。

樁側(cè)在有水平力作用時(shí)的撓曲微分方程為式（19）、式（20）［8］。

EId4xd4y=-P=-σzxb0=mzxzb0（19）

d4xd4y+α5zxz=0（20）

式中：EI為樁身的抗彎剛度，本文樁身抗彎剛度EI=0.85EcI0；Ec為混凝土的彈性模量；I0為樁身換算截面的慣性矩，P為樁側(cè)有土體作用時(shí)樁上的水平抗力（kN/m）；α為樁的變形系數(shù)，且α=5（mb0/EI）。b0為樁身的計(jì)算長度，本文樁身計(jì)算長度按b0=0.9（1.5d+0.5）計(jì)算；m為樁側(cè)有土體作用時(shí)的水平抗力系數(shù)對應(yīng)的比例系數(shù)（MN/m4），當(dāng)樁側(cè)土體有多種土層時(shí)，?。?d+2）m深度范圍內(nèi)的m值作計(jì)算值。當(dāng)樁端支承在非巖石類的土體中或者基巖表面時(shí)位移關(guān)系見式（21）～式（23）。

δHH=1α3EI×（B3D4-B4D3）+Kh（B2D4-B4D2）（A3B4-A4B3）+Kh（A2D4-A4D2）（21）

δMH=δHM=1α2EI×（A3D4-A4D3）+Kh（A2D4-A4D2）（A3B4-A4B3）+Kh（A2D4-A4D2）（22）

δMM=1αEI×（A3C4-A4C3）+Kh（A2C4-A4C2）（A3B4-A4B3）+Kh（A2B4-A4B2）（23）

式中：δHH為樁頂只存在單位力作用下樁體產(chǎn)生的側(cè)向位移；δMH為樁頂只存在單位彎矩作用下樁體產(chǎn)生的側(cè)向位移；δHM為樁頂只存在單位力作用下樁體產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角位移；δMM為樁頂只存在單位彎矩作用下樁體產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角位移；Ai、Bi、Ci和Di等參數(shù)按JGJ94-2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》附錄C［10］取值。

3 有限元模擬分析

3.1 工程概況

本工程為地上4層的鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，場地抗震設(shè)防烈度按照6度進(jìn)行設(shè)防，設(shè)計(jì)地震加速度為0.05g，特征周期為0.35 s；場地類型為中軟土，場地類別為II類；建筑工程抗震類別屬于標(biāo)準(zhǔn)設(shè)防；地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)等級為丙級，地基基礎(chǔ)采用樁基礎(chǔ)，樁采用直徑為800 mm的鉆孔灌注樁，樁長46 m，持力層為粉砂層，單樁承載力為4 100 kN，樁內(nèi)按HRB335配制鋼筋，樁身配筋率為0.61%；環(huán)境類別為二a類；地上部分的梁、板、柱采用C30混凝土，鋼筋選用HRB400。該結(jié)構(gòu)首層層高為4.50 m，室外地面標(biāo)高為-0.60 m，2層樓面標(biāo)高為+7.80 m，3層樓面標(biāo)高為+11.70 m，屋面為不上人屋面。該結(jié)構(gòu)平面尺寸最大為109 m，遠(yuǎn)超過了GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》第8.13條所規(guī)定的伸縮縫最大間距45 m［1］，此時(shí)須考慮溫度作用的影響。

3.2 不考慮溫度工況的計(jì)算結(jié)果分析

不考慮該工程非荷載作用進(jìn)行建模分析，PKPM模型如圖3所示，按各功能分區(qū)分別施加樓面恒載、活載，根據(jù)墻身做法施加梁上恒載。算得x、y向的最大層間位移比分別為1/2351和1/2653，均小于規(guī)范所允許的1/550；x、y向最大位移比分別為1.29和1.10，均小于規(guī)范允許的最大位移比1.50。x、y向的最大層間位移比分別為1.45和1.10，均小于規(guī)范允許最大層間位移比1.50。

3.3 結(jié)構(gòu)溫度應(yīng)力分析

由地質(zhì)資料查得地基土類別為可塑（0.25≤IL≤0.75）狀黏性土、濕陷性黃土，e=0.75～0.9粉土，可取m值的范圍為14～35 MN/m4，取m值25 MN/m4 作為本文的地基水平抗力系數(shù)的比例系數(shù)。

根據(jù)樁基布置情況算得：

δHH=1.298×10-8 m/N

δMH=δHM=2.741×10-9 rad/N

δMM=1.017×10-9 rad/N·m

由結(jié)構(gòu)力學(xué)的相關(guān)知識可得：

KHH·δHH=1， KMM·δMM=1

樁基的水平剛度KHH為7.7×104 kN/m，轉(zhuǎn)動剛度KMM為9.83×105 kN·m/rad。

將PKPM計(jì)算模型通過模型轉(zhuǎn)換接口轉(zhuǎn)成MIDAS GEN的文件形式，設(shè)置混凝土的比熱為0.96 kJ/（kg·℃），導(dǎo)熱系數(shù)為3.6 kJ/（m·h·℃）。在首層柱底部設(shè)置節(jié)點(diǎn)彈性支承，輸入x、y向的水平約束剛度為7.70×104 kN/m，輸入x、y向的轉(zhuǎn)動約束剛度為9.83×105 kN·m/rad。在MIDAS GEN溫度荷載模塊中加入單元溫度，設(shè)置初始溫度為0 ℃，最終溫度為表1中計(jì)算得到的最終降溫溫差。由于在降溫工況影響下，柱作為豎向構(gòu)件，主要作用為承受上部荷載，溫度應(yīng)力的影響相對較弱。故本文僅對樓板的溫度應(yīng)力和梁的溫度內(nèi)力進(jìn)行了分析，分析了降溫溫差、后澆帶留置天數(shù)和基礎(chǔ)剛度對梁的內(nèi)力和板溫度應(yīng)力的影響規(guī)律。

3.3.1 樓板溫度應(yīng)力分析

通過工況6的分析結(jié)果得到2～4層樓板的最大溫度應(yīng)力并未超過C30混凝土的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，且每層樓板的最大溫度應(yīng)力隨著樓層的增加而減小。此時(shí)無需考慮2～4層樓板的溫度應(yīng)力的影響。本文在工況6的基礎(chǔ)上，考慮了基礎(chǔ)剛度和后澆帶設(shè)置時(shí)長對首層樓板的溫度應(yīng)力的影響（圖4～圖9）。

通過對比圖4和圖9的結(jié)果可知，不設(shè)置后澆帶，考慮基礎(chǔ)剛度時(shí)，結(jié)構(gòu)考慮基礎(chǔ)剛度的首層樓板最大拉應(yīng)力比柱底固端假設(shè)時(shí)降低了6.47%?？紤]柱底固端計(jì)算首層樓板1/17軸到20軸之間的應(yīng)力值絕大部分已經(jīng)達(dá)到了C30混凝土的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，開裂區(qū)域相較于考慮基礎(chǔ)剛度時(shí)略大。故按照柱底固端的溫度應(yīng)力計(jì)算數(shù)據(jù)是偏保守的。

通過分析圖4～圖8的結(jié)果可知，隨著后澆帶設(shè)置時(shí)長的增加，首層樓板的最大溫度應(yīng)力不斷下降，但后澆帶留置超過90天后，后澆帶的留置時(shí)長對首層樓板的溫度應(yīng)力影響較小。此外，計(jì)算結(jié)果顯示樓板洞口、外墻轉(zhuǎn)角處的溫度應(yīng)力較大，越靠近端部，溫度應(yīng)力越小。因此，需對首層樓板的板洞、外墻轉(zhuǎn)角附近加強(qiáng)溫度裂縫監(jiān)控。

3.3.2 梁內(nèi)力結(jié)果分析

由于抗側(cè)剛度隨著樓層的增加而減小，梁的內(nèi)力也隨著樓層的增加而減小，故本文僅對首層梁的內(nèi)力進(jìn)行分析（表2）。

由表2中的數(shù)據(jù)可知，梁的內(nèi)力受降溫工況影響最大的分別是最大x向拉力和最大y向正彎矩。當(dāng)考慮基礎(chǔ)剛度影響時(shí)，梁最大x向拉力和最大y向正彎矩相較于考慮柱底固接時(shí)分別降低了約12.60%和13.00%。當(dāng)考慮后澆帶分別留置30天、60天、90天和120天時(shí)，梁最大x向拉力較不設(shè)置后澆帶分別降低了12.69%、22.08%、29.03%和34.19%；梁最大y向正彎矩較不設(shè)置后澆帶分別降低了12.68%、22.07%、29.04%和34.18%。

4 結(jié)論

根據(jù)實(shí)際氣溫變化情況，確定結(jié)構(gòu)的最大溫差與混凝土徐變影響的收縮溫度當(dāng)量，通過考慮基礎(chǔ)剛度和后澆帶的影響，分析結(jié)構(gòu)溫度應(yīng)力，得到幾點(diǎn)結(jié)論：

（1）降溫工況對結(jié)構(gòu)首層的溫度應(yīng)力影響最大，開裂部位也大多分布在首層樓梯間附近和外墻轉(zhuǎn)角附近，需加大該部位的溫度控制，必要時(shí)還需加大該處構(gòu)造配筋。

（2）考慮基礎(chǔ)剛度的影響能夠有效降低結(jié)構(gòu)計(jì)算時(shí)的溫度應(yīng)力，但傳統(tǒng)按照柱底固端計(jì)算的結(jié)果更偏于安全。

（3）根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果得到了后澆帶留置時(shí)間與溫度應(yīng)力的關(guān)系曲線，表明考慮結(jié)構(gòu)后澆帶設(shè)置能夠在一定程度上達(dá)到溫度裂縫控制的效果，但當(dāng)后澆帶設(shè)置時(shí)長達(dá)到90天后，后澆帶留置時(shí)長對結(jié)構(gòu)溫度應(yīng)力的影響較小且后澆帶的設(shè)置一定程度上影響工期，建議該結(jié)構(gòu)后澆帶留置時(shí)長為90天。

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