0　引　言

根据调查统计[1]，在现浇混凝土结构施工中，每施工浇筑1 m3混凝土，模板用量高达4 m2，其工程费用占现浇混凝土结构造价的30%～35%，劳动力费用占40%～50%。可知，模板工程[2]在现浇混凝土结构中占据非常重要的地位，它也是影响工程施工进度、施工质量及预算的重要因素。

我国汽车保有量逐年增加，2017年达到2.17亿辆，增长率基本维持在12%-13%之间。新修订的《报废汽车回收管理办法》允许拆解回用件进入市场流通，鼓励“五大总成”交给有资质的再制造企业进行再制造。这有助于通过再制造循环使用，提升行业毛利率水平，进而促进废汽车回收率的良性改善。未来，随着政策的逐步完善以及行业模式的不断创新，废汽车行业有望迎来机遇期。

为弥补传统模板的缺陷，国内外学者对新型建筑模板进行了广泛的探究。二战以后，德国由于缺乏木材和技术工人，开始将预制钢筋混凝土薄板作为永久性模板使用，由于自然资源持续缺乏和环境污染日益严重，此类模板得到了更进一步的发展和应用[3]；日本西栖公司将生产的水泥模板作为永久性模板使用，当时该产品在实际工程中已产生了比较理想的效果[4]。20世纪80年代，在北美及欧洲一些国家，在进行混凝土浇筑施工时把压型薄壁钢片作为混凝土试件的永久性模板，使混凝土和压型薄壁钢片成为整体，其目的主要是为了承重和防火[5]。这些薄钢片厚度一般在0.7～1.5 mm之间，而且为增加薄钢片永久模板与混凝土之间的机械咬合力，常将薄钢片制成凹槽形或压花形[6]；相类似的薄板在马来西亚和澳大利亚地区也曾得到过应用。1990年，德国学者首次提出纤维增强聚合物(FRP)永久性模板[7]，但这种模板在当时并未真正投入实际生产。中国曾有学者以水泥基复合材料生产一种片状永久性模板，将其应用在现浇混凝土叠合梁上，并对叠合梁受力性能进行了试验研究[8]。

这类信息具有双重作用。一方面它为医生提供了病人来源和病人必需返回的家庭的情况，因此这通常有助于改善预后，提供了返家后治疗的大致情况，或是记录了病人返家后应有的生活方式。另一方面，当病人仍在病房之中，而且通常是在问题尚未恶化之前，这类信息也给社会工作者提供了发现病人现存的特殊社会问题，或是医疗性—社会性问题的机会。

本文提出将一种新型预制U形混凝土模块(以下简称U形模块)作为现浇混凝土梁永久模板的构造形式，该U形模块既可作为梁的外模板使用，也起到梁保护层的作用，由于在生产这种梁的过程中不再需要使用传统的模板进行支模和拆模，该U形模块在使用周期与内部混凝土协同受力，不再需要拆除，所以将这种形式的组合梁称为免拆模混凝土梁。为了解该免拆模混凝土梁的受力性能及破坏特征，设计制作了截面尺寸与配筋情况均相同的1根免拆模混凝土梁和1根现浇对比梁。通过单向静力试验，对比分析免拆模混凝土梁与现浇梁在受弯性能、破坏特征及位移延性等方面的异同。

1　试验概况

1.1　试件设计及制作

本文试验共设计制作了2根截面尺寸及配筋均相同的简支梁试件，其中1根为免拆模混凝土梁试件(MML试件)，1根为现浇对比梁试件(XJL试件)；U形模块的尺寸及2根梁试件的尺寸、配筋情况如图1，2所示。MML试件的箍筋保护层厚度为20 mm，即为U形模块的厚度，为方便对比，将XJL试件的箍筋保护层厚度也设计为20 mm。制作好的U形模块通过水平连接件(角钢或钢板)和螺栓紧密拼接在一起，U形模块间的拼缝在混凝土中水泥浆的作用下自然黏合填实，对少数不密实拼缝进行第2次填补，现场照片如图3，4所示。MML试件的预制U形模块与内部混凝土的接触面为自然接触面，内部混凝土采用粗骨料粒径不大于8 mm的细石混凝土，砂率适当提高，浇筑内部混凝土前洒少量水湿润U形模块内侧，这样可提高内部混凝土的密实度及新旧混凝土的黏结性能。

  

图1　新型预制U形混凝土模块(单位：mm)Fig.1　New Precast U-shaped Concrete Formwork (Unit：mm)

  

图2　试件基本尺寸及配筋(单位：mm)Fig.2　Basic Dimensions and Reinforcement of Specimens (Unit：mm)

  

图3　U形混凝土模块Fig.3　U-shaped Concrete Formwork

  

图4　U形混凝土模块拼装图Fig.4　U-shaped Concrete Formwork Assembly Diagram

1.2　材料力学性能

预制U形模块和2根梁试件现浇混凝土的设计混凝土强度等级均为C40；制作U形模块采用细石混凝土，粗骨料粒径不大于8 mm，并按设计配合比掺入一定量的粉煤灰和减水剂,作为第1批混凝土；现浇混凝土采用C40普通混凝土，作为第2批混凝土。梁试件箍筋采用HPB300级钢筋，底部纵筋及架立筋采用HRB400级钢筋。

每批混凝土浇筑时在现场预留6个标准立方体试块，并在实验室同条件养护。试验前，对混凝土立方体标准试块及钢筋进行材性试验，按《混凝土结构试验方法标准》[9]的计算公式计算混凝土轴心抗压强度推断值和轴心抗拉强度推断值，试验结果如表1，2所示。

1.3　加载方案

试验加载装置由反力门架、50 t液压千斤顶、力传感器、静态应变仪、滚动支座、刀口支座、刚性支墩组成，试件简支于刚性支墩上。施加的荷载通过与力传感器连接的静态应变仪控制，试验加载装置如图5，6所示。

 

表1　混凝土力学性能Tab.1　Mechanical Properties of Concrete

  

试块批次立方体抗压强度平均值/MPa轴心抗压强度fck/MPa轴心抗拉强度ftk/MPa第1批50.4438.332.93第2批46.9035.642.82

 

表2　钢筋力学性能Tab.2　Mechanical Properties of Rebars

  

钢筋级别钢筋直径/mm屈服荷载Pyk/kN屈服强度fyk/MPa极限荷载Puk/kN极限强度fuk/MPaHPB300815.59310.2224.21481.60HRB4001472.56471.3595.08617.68HRB40022176.86465.27231.52609.05

  

图5　加载装置示意Fig.5　Schematic Diagram of Loading Setup

  

图6　加载装置照片Fig.6　Photograph of Loading Setup

试验前先计算试件的开裂荷载和极限荷载，以便对试件的加载进行控制。试件的预加载分3级加载，每级荷载增量取计算开裂荷载的20%。正式加载时，开裂前每级荷载增量取开裂荷载计算值的10%，当加载值达到预估开裂荷载的90%左右时，每级荷载增量取开裂荷载计算值的5%；试件开裂后，每级荷载增量取计算极限荷载的10%；加载值到达计算极限荷载的90%后，每级荷载增量取极限荷载理论值的5%，以位移加载至试件出现典型的破坏标志为止。每级荷载加载完毕后停留时间不小于10 min。

1.4　测点布置

将梁试件表面刷白并画分网格，网格尺寸取100 mm×100 mm，在试件两端支座处、跨中及梁净跨四分点处位置安装百分表，测量试件相应位置处的挠度；在试件跨中截面处混凝土的顶面、底面及侧面粘贴混凝土应变片，结合静态应变采集仪测量加载过程中的混凝土应变，百分表及试件混凝土应变片布置如图7所示；在试件底部纵筋的跨中位置粘贴钢筋应变片，以测量加载过程中钢筋的应变，钢筋应变片分布如图8所示；每级荷载加载完后用裂缝测宽仪测量加载过程中试件的裂缝宽度。

  

图7　混凝土应变片及百分表布置(单位：mm)Fig.7　Arrangement of Strain Gauges of Concrete and Dial Indicators (Unit：mm)

  

图8　钢筋应变片布置(单位：mm)Fig.8　Arrangement of Strain Gauges of Steel Bar (Unit：mm)

2　试验结果与分析

2.1　试验现象及破坏形态

确定好地铁风险模式以及风险因素后，将这次数据进行相应的分类，并且将其汇总成风险清单，从而形成风险识别成果。

式中：α1为等效矩形应力系数，当混凝土强度不大于C50时取1.0，当混凝土强度为C80时取0.94，中间按线性插值为试件底部纵筋的截面面积；h0为截面有效高度，取360 mm。

  

图9　试件MML裂缝分布示意Fig.9　Schematic Diagram of Crack Distribution of Specimen MML

  

图10　试件MML裂缝开展照片Fig.10　Photograph of Crack Development of Specimen MML

2.1.2　对比现浇梁试件XJL

同样，在正式加载前先进行预加载，确保各仪器仪表工作正常、读数稳定没有异样、加载过程安全有效。预加载一切正常后开始正式加载，加载试件XJL时适当提高每级荷载，在开裂前阶段，试件尚处于弹性阶段，试件的挠度随荷载增加缓慢增长。当加载至第9级荷载(60.5 kN)时，跨中位置梁底出现3条细微裂缝，将中间那条发展最明显的裂缝记为1号裂缝，裂缝从梁底向上延伸10 cm，缝宽0.02 mm，此时跨中挠度为0.56 mm。第10级至16级荷载时，试件的挠度增长较前面稍快，试件裂缝发展明显并伴随吱吱的开裂声，梁身出现多条弯剪裂缝，裂缝与水平面的夹角由跨中向两端逐渐减少，夹角范围在45°～90°之间；相邻裂缝间的距离为10～15 cm，且裂缝的出现和发展基本对称分布，其中1号主裂缝发展最快，已从梁底向梁顶部延伸29 cm，缝宽0.34 mm。加载至第16级荷载(237.5 kN)时，开始有底部纵筋达到屈服应变，此时跨中挠度为5.58 mm。第17级至23级荷载时，试件挠度增长速度明显加快，在此期间，原裂缝继续发展，裂缝发展方向指向跨中梁顶加载处。加载至第23级荷载(305 kN)时，1号主裂缝已向上延伸35.5 cm，缝宽达到1.6 mm，可认为试件XJL已达到极限承载力，此时跨中挠度为12.46 mm。为获取试件更明显的破坏特征，得到更充分的试验数据，改用位移控制继续加载，这时荷载已很难再提高，但试件挠度增长较快，裂缝宽度也有一定的增大，加载至第27级，荷载达到317 kN时，试件跨中挠度为23.47 mm，此时梁顶部混凝土碎裂，出于安全考虑不再进行加载。试件XJL裂缝分布、开展如图11，12所示。

  

图11　试件XJL裂缝分布示意Fig.11　Schematic Diagram of Crack Distribution of Specimen XJL

  

图12　试件XJL裂缝开展照片Fig.12　Photograph of Crack Development of Specimen XJL

对比试件MML，XJL加载历程可以发现：试件MML的裂缝发展一开始呈现竖直分布，且裂缝均出现在U形模块间的拼缝处，说明在试件屈服前，试件MML，XJL的裂缝发展有较大区别。随着荷载的增加，试件MML的竖向裂缝开始向跨中加载点处斜向延伸，最终表现出典型的弯剪斜裂缝，破坏时试件MML的裂缝分布和试件XJL的裂缝分布很相似。此外从试件MML的最终破坏形态可以看出，预制U形模块与后浇混凝土的黏合效果良好，直至试件加载破坏，整个过程未出现U形模块与后浇内部混凝土脱落或撕裂现象，说明在实际工程中浇筑混凝土前只需将U形模块内部洒水湿润即可满足正常使用要求。

接到车后对故障现象进行确认，情况属实。连接专用诊断仪，相关系统内未存储故障代码。在试车途中，加速及高速行驶状态下一切正常，但是一旦堵车或停车，发动机就会出现抖动，严重时发动机会自动熄火。

2.2　荷载-钢筋应变关系

试件MML，XJL的荷载-梁底钢筋应变曲线如图13所示，2个试件的钢筋受力趋势大致相同，可分为3个阶段进行分析：

  

图13　荷载-梁底钢筋应变曲线Fig.13　Load-strain Curves of Rebars at Bottom of Beam

(1)第1阶段荷载小于60 kN，试件未开裂。此阶段荷载还不大，梁底部受拉纵筋处于线弹性阶段，底部纵筋的增长随荷载增加呈线性变化。

(2)第2阶段从试件开裂至试件达到承载能力极限状态附近。试件混凝土开裂后应力发生重分布，钢筋应变相对增大，随着荷载增大，此阶段的曲线明显向钢筋应变轴偏移。试件底部纵筋达到屈服应变也是在此阶段，试件MML在加载至200.7 kN时应变达到2 456×10-6而屈服，试件XJL在加载至237.5 kN时应变达到2 525×10-6而屈服。

笔者提出了一种桩土界面土和孔隙水压力测试装置及方法，该测试技术专门用于现场试验测试桩土界面土压力和孔隙水压力[34].笔者在前期室内模型桩沉桩试验中，首次尝试在模型桩桩身表面植入光纤光栅传感器，并在桩身表面安装微型硅压阻式土压力和孔隙水压力传感器的测试方法，成功测试了桩身轴力、桩土界面处的土压力和孔隙水压力[35-36].

(3)第3阶段为试件达到承载能力极限状态附近之后的阶段。此阶段试件的荷载增长不大，而试件的挠度和钢筋应变增长迅速，试件裂缝也还有一定的发展。试件MML加载至300 kN时，梁底裂缝大于1.5 mm，认为试件已达到承载能力极限状态，此时梁底的钢筋应变为4 531×10-6；由位移控制继续加载至下一级时，荷载只缓慢增长到302 kN，而梁底的钢筋应变已迅速增长至7 609×10-6。试件XJL在加载至298.8 kN时，1号裂缝缝宽为1.4 mm，试件快达到承载能力极限状态，此时梁底的钢筋应变为5 436×10-6；由位移控制加载至下一级时，荷载增长到305 kN，而梁底的钢筋应变已迅速增长至12 573×10-6，大于0.01，并且此时1号裂缝的宽度达到1.6 mm，认为试件已达到承载能力极限状态。

由于梁底布有3根纵筋，当其中1根钢筋屈服时其他2根钢筋尚未达到屈服应力，所以首先屈服的钢筋并未出现明显的突变点，故图13的荷载-梁底部钢筋应变曲线只在试件达到承载能力极限状态时才出现钢筋应变突增现象。

2.3　荷载-跨中混凝土应变关系

试件MML，XJL跨中混凝土应变沿截面高度分布如图14，15所示。试件在达到开裂荷载之前，混凝土近似处于线弹性工作状态，混凝土应变随荷载增长呈线性变化；2个试件跨中混凝土应变沿截面高度的分布近似呈线性关系，基本符合平截面的假定。

2.1.1　免拆模混凝土梁试件MML

  

图14　试件MML跨中混凝土应变沿截面高度分布Fig.14　Distribution of Concrete Strain in Mid-span Along Height of Cross Section of Specimen MML

  

图15　试件XJL跨中混凝土应变沿截面高度分布Fig.15　Distribution of Concrete Strain in Mid-span Along Height of Cross Section of Specimen XJL

2.4　荷载-跨中挠度关系

  

图16　荷载-跨中挠度Fig.16　Load-deflection at Mid-span

我国中小学的教育模式就是应试教育。应试教育的目的就是为了高考，通过考试来筛选所需要的学生，这种教育模式注重成绩而非学生自己的真实能力。这是基于我国国情产生的历史必然，我国是人口大国，由于基数大的缘故，应试教育是一种成本较低且公平的挑选人才的方法。在此状况下的中国学生就如同考试机器一样，只学习和获取与考试内容相关的知识，甚至某些知识点的内在联系根本一概不通，大部分的学生被迫学习，兴趣爱好也全被抹杀掉，他们学习和摄入的内容都是和考试相关联的，虽然会产生很多能考出高分数的“好学生”，但这抹杀了学生的个性和创造力以及独立思考的能力。

药理学是对药物在生物系统中作用的研究，包括治疗或毒性作用。体外药理学领域利用实验室培养的细胞模型和离体组织技术研究药物的作用，并预测药物在体内模型中的药效作用［46］。体外药理学数据为化合物在临床阶段的试验成功提供了宝贵的资料。多个合同研究组织提供了多种经过验证并涵盖广泛作用靶点的体外药理学检测方法，该方法除了确定新的化学物质对作用靶点的药效外，还可以进行选择性筛选和分析［9］。这些检测可以作为独立的筛选方法或筛选平台。研究中选用的有助于实现3R原则的药理学试验及生物标志物见表2。以下就离体组织和受体结合研究进行介绍。

(1)第1阶段为试件开裂前阶段。此阶段施加在试件上的荷载较小，试件尚处于线弹性变形阶段，此阶段试件的刚度最大，跨中位移随荷载的增加呈线性递增，且2个试件的刚度基本相等。试件MML，XJL开裂前的最大跨中挠度分别为0.48 mm和0.46 mm，约为跨度的1/5 417和1/5 652。

(2)第2阶段为试件开裂后至试件达到承载能力极限状态的阶段。试件开裂后，荷载-跨中挠度曲线在该阶段的斜率减小，试件刚度变小，随着荷载的增大，位移增长速率较前一阶段加快。此阶段两试件随着荷载的增长，跨中挠度增长速率基本相同。试件MML，XJL在达到承载能力极限状态时的跨中挠度分别为10.61 mm和12.46 mm，约为跨度的1/245和1/209。

(3)第3阶段为试件达到承载能力极限状态以后的阶段。当试件MML，XJL在荷载分别达到300 kN和305 kN时，试件达到承载能力极限状态，荷载-跨中挠度曲线迅速向跨中挠度轴偏移，此阶段荷载增长缓慢，而跨中挠度快速增长。直至卸载前一级梁底钢筋试件也未断裂，最后因试件裂缝宽度过大宣告破坏。

对比试件MML，XJL的荷载-跨中挠度曲线及3个阶段的分析可知：2个试件的荷载-跨中挠度曲线基本重合，挠度变化趋势和受力性能基本相同；试件MML的开裂荷载相比试件XJL约小8%，说明试件MML的初始刚度相比试件XJL有少量降低，这可能是由试件MML的U形模块间拼缝缺陷造成其初始刚度有少量损失。

依孔子提供的标准，刚毅木讷近仁，阴柔显然不在此例，士大夫最好蓄上胡子，仗剑走天涯，贴身戴着的玉佩按进行曲的节奏发出脆响，配合威武雄壮之姿，步入波澜壮阔的历史画卷。

现有的灯光引导标志存在以下特点：①设备简单，造价低廉，易于推广应用；②设备维护成本低，运营费用低，系统工作可靠；③指示标志技术成熟，社会接受度高。

2.5　荷载特征值及位移延性

根据材性试验结果，计算并对比试件MML，XJL的开裂荷载和极限荷载，如表3所示。试件位移延性对比如表4所示。

基础病理学，在医学高等院校中受教者人数众多，每年有60多万，地域分布广泛，遍布全国各个省份，地区经济发展不均衡，这些特点刚好符合X型慕课“为给因地理和经济原因缺乏受教育机会的人提供现有学习课程的机会”的初衷[4]。

 

表3　开裂荷载、极限荷载对比Tab.3　Comparison of Cracking Load and Ultimate Load

  

试件编号P1/kNP2/kNP1/P2P3/kNP4/kNP3/P4MML55.5049.951.11300.00270.301.11XJL60.5049.951.21305.00270.301.13

 

注：P1，P2分别为开裂荷载的试验值和计算值；P3，P4分别为极 限荷载的试验值和计算值。

 

表4　位移延性对比Tab.4　Comparison of Displacement Ductility

  

试件编号试件净跨L/mm屈服挠度Δy/mm极限挠度Δu/mm位移延性系数ΔuL-1/10-3MML26004.0910.612.594.08XJL26005.5812.462.234.79

(1)试件MML的开裂荷载相比试件XJL约小8%，但2个试件的极限荷载基本相同。

从表3，4可以看出：

试件MML，XJL的荷载-跨中挠度曲线如图16所示，可分为3个阶段进行分析：

(2)比较2个试件开裂荷载、极限荷载计算值和试验值发现，开裂荷载试验值比计算值要大11%～21%，极限荷载试验值比计算值要大11%～13%，说明在实际工程中采用现行设计规范对免拆模混凝土梁进行设计是可行的，且偏于安全。

(3)对比2个试件的位移延性发现，试件XJL的延性系数比试件MML要低14%，但试件XJL破坏时的极限位移比试件MML要高17%。

(4)从整个试验过程来分析，试件MML，XJL均破坏征兆明显、延性较好，设计时具有足够的安全储备。

试件的开裂弯矩Mcr建议按中国《混凝土结构设计规范》[9-11](以下简称《规范》)中的公式进行计算，如式(1)所示

Mcr=γW0ftk

(1)

式中：γ为截面抵抗矩塑性系数，本文取1.55；ftk为混凝土轴心抗拉强度；W0为换算截面受拉边缘的弹性抵抗矩。

本文中的梁试件按单筋矩形截面考虑，W0采用式(2)进行计算[12]，即

 

(2)

式中：b为试件受压区翼缘宽度；αE为钢筋与混凝土弹性模量之比；ρ为矩形截面配筋率；h为矩形截面高度。

建议按《规范》中塑性极限分析方法计算极限弯矩Mu，即

 

(3)

在正式加载前先进行预加载，确保各仪器仪表工作正常、读数稳定没有异样和加载过程安全有效。若进行预加载时仪器设备工作良好则下一步进入正式加载，否则检查并调整有问题的仪器，直到满足要求后才能进行正式加载。预加载一切正常后开始正式加载，在开裂前，试件尚处于弹性阶段，试件的挠度随荷载增加缓慢增长。当加载至第13级，外加荷载为55.5 kN时，跨中两U形模块间的拼缝处出现第1条裂缝，将其记为1号裂缝(裂缝按出现的先后顺序进行编号)，裂缝从梁底向上延伸3.3 cm，缝宽0.04 mm，此时跨中挠度为0.53 mm。第14级至18级荷载时，试件的挠度增长较前面稍快，沿U形模块间的拼缝处共出现11条竖向裂缝，裂缝的出现和发展基本对称分布，间距基本为U形模块的长度(200 mm)。当加载至第16级荷载(142 kN)时，中间几条裂缝开始改变开展方向，向梁顶加载点处延伸，其中1号主裂缝发展最为明显，已从梁底向梁顶部延伸28.1 cm，缝宽0.38 mm。加载至第18级荷载(200.7 kN)时，开始有底部纵筋达到屈服应变，此时跨中挠度为4.09 mm。第19级至24级荷载时，试件挠度增长明显加快，在此期间，前面出现的11条裂缝发展明显，加载过程中能听到裂缝开展时发出的细微吱吱声，所有的11条裂缝不再垂直向上发展，而是向加载点处斜向延伸，原先开展的竖向裂缝旁边也重新出现斜向裂缝，从而形成明显贯通的弯剪斜裂缝。加载至第24级荷载(300 kN)时，1号主裂缝向上延伸35 cm，缝宽达到1.6 mm；根据《混凝土结构试验方法标准》[9]，当试件受拉主筋处裂缝宽度达到1.50 mm或钢筋应变达到0.01时，认为试件达到承载能力极限状态，所以可认为试件MML已达到承载能力极限状态，此时跨中挠度为10.61 mm。为获取试件更明显的破坏特征，得到更充分的试验数据，改用位移控制继续加载，这时荷载已很难再提高，但试件挠度增长较快，裂缝宽度也有一定的增大，加载至第31级荷载(309.5 kN)时，试件跨中挠度为22.60 mm，此时梁顶部混凝土碎裂，出于安全考虑不再进行加载。整个加载过程中试件裂缝发展明显，有明显的破坏征兆，试件延性较好，梁底部纵筋始终未被拉断。试件MML裂缝分布、开展如图9，10所示。

本文采用位移延性系数μ来考察试件的延性，其定义为承载能力极限挠度与屈服挠度之比[13]，即μ=Δu/Δy，其中屈服挠度为试件底部纵筋应变首次达到计算屈服应变所对应的跨中挠度[14]。

3　结语

(1)在试件屈服前阶段，免拆模混凝土梁与现浇梁的裂缝发展有较大区别，但最终破坏时2个试件的整体破坏特征基本相似。

(2)免拆模混凝土梁的预制U形混凝土模块与内部后浇混凝土结合较好，整个加载过程未出现预制U形模块脱落或撕裂现象。

该方式是一种综合型通用造价模式，若实际设计方案与通用造价方案在配电装置形式、出现回路数量、主要设备参数等方面均存在非一致性，则应选择相似的方案进行应用。在该造价形式的应用中，需要做出调整的范围较大，可涉及各基础模块的调整以及基础方案的调整，综合多种影响因素进行分析，最终确定科学合理的相似造价方案。

(3)免拆模混凝土梁开裂前，跨中截面混凝土应变沿截面高度分布规律符合平截面假定。

(4)免拆模混凝土梁与现浇梁的荷载-钢筋应变曲线基本相同，说明免拆模混凝土梁与现浇梁的受力性能也基本相同。

(5)免拆模混凝土梁的开裂荷载相比现浇梁试件要小8%，2个试件的极限荷载基本相同，实际工程中可采用现行《混凝土结构设计规范》对免拆模混凝土梁的开裂荷载、极限荷载进行计算，结果偏于安全。

1、学员年龄较大，文化程度较低。在我国工业化、城市化进程中，许多有学历、有文化的人离开农村，到城市定居和工作。不同于那些脱离传统农业的人，现有的农业从业人员大多数文化程度较低，学习的主观能动性不强，特别是对理论的学习兴趣不大。又因为年龄偏大，他们对知识技能的理解、接受速度较慢。单纯的灌输理论、单向的讲授知识点，授课效果未必理想。如果讲课不能引起他们的兴趣、契合他们的需求和激发他们的共鸣，那么，在上课过程中，时间一久，他们往往会坐不住、听不进，交头接耳，甚至影响课堂纪律。

(6)免拆模混凝土梁与现浇梁加载后期均以1号受弯主裂缝宽度超过1.5 mm宣告破坏；达到极限承载力时，现浇梁比免拆模混凝土梁的极限挠度稍大，但两试件的荷载-跨中挠度曲线基本相同。

(7)本文中研究的免拆模混凝土梁在整个试验过程中破坏征兆明显，无钢筋拉断现象，位移延性较好，与现浇梁较为接近，可为工程设计提供参考。

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