混凝土安全壳是核电厂压水反应堆最外围的混凝土建筑物, 除保护反应堆及相关设备外, 其更重要的功能是在反应堆异常运行乃至失控时, 将从反应堆压力容器泄露的核放射性物质完全屏蔽在壳体内, 因此安全壳结构本身的安全性直接影响着核电厂的核安全性。安全壳作为核电厂安全的最后一道屏障, 无论是进行整体试验, 还是正常运行、事故工况或极端事件工况, 会受到不同形式的荷载作用, 由于荷载形式和结构形式的不同, 安全壳的抗剪设计与其他结构有很大差别, 目前对安全壳抗剪性能的研究比较缺乏。本文介绍了美国ASME/ACI 359规范关于切向剪切、外周剪切和径向剪切条文规定的背景及针对3种剪切形式进行的试验和研究, 论述了美国规范混凝土安全壳抗剪设计方法的演化过程, 目的是为编写和修订我国核电厂混凝土安全壳提供参考。本文主要是参考文献[1]编写的, 同时做了一定的补充^[2,3,4]。

　　 美国混凝土容器结构设计规范的编制和相关的研究始于1966年美国混凝土协会 (ACI) 与美国机械工程师协会 (ASME) 联合召开的一次会议。ASME参与该项研究的原因是安全壳为压力容器, 而ACI参与该项研究的原因是容器为混凝土结构。起初安全壳规范由ACI 349课题组起草, 反应堆容器规范由ASME起草。20世纪70年代, ACI 349规范继1971年ACI 318建筑规范采用极限状态设计方法后, 也采用了极限状态设计方法, 规定乘系数荷载效应的组合值应小于或等于考虑强度折减系数的计算名义强度。然而, ASME规范采用容许应力设计法, 规定由使用荷载计算的应力小于用材料强度除以安全系数确定的容许应力。为联合编制混凝土反应堆容器和安全壳规范, ACI与ASME于1971年成立了ACI-ASME联合委员会, 最终形成的ASME/ACI 359规范即ASME锅炉和压力容器规范第Ⅲ部分的第2分册于1974年颁布。该规范采用了ACI和ASME两种设计方法的混合方法。ASME/ACI 359规范要求同时按使用荷载和乘系数的荷载进行组合, 应力限值采用容许应力;而对于乘系数荷载组合的容许应力, 则将ACI 318规范中的名义强度转化为容许应力。此外, 剪应力公式通常包含强度折减系数。例如, 环向剪切的名义剪应力v_u按公式v_u=V_u/0.85bd计算, 系数0.85即为剪切系数, 其中v_u为安全壳受剪承载力, b为单元厚度, d为单元高度。使用荷载的容许应力是按50%乘系数荷载组合值的容许应力确定的。

　　 反应堆容器设计时要求将内压力与地震荷载进行组合, 进而产生了薄膜拉力与剪力的组合问题。最初ASME/ACI 359规范安全壳抗剪设计的规定过于保守, 导致墙内钢筋布置非常拥挤。为加强对混凝土圆柱安全壳结构性能认识, 美国核管会于20世纪70年代开展了钢筋混凝土开裂和双向受拉时剪力传递能力的研究, 作为项目的参与者, 康奈尔大学进行了中比尺试件试验, 建筑技术实验室进行了大比尺模型试验, 麻省理工学院进行了分析和模拟。

　　 为根据美国核管会研究项目的研究成果修订规范抗剪设计条文, ACI-ASME联合技术委员会设计分委员会 (主持ASME/ACI 359规范的设计部分CC3000) 成立了一个工作组。20世纪80年代, 工作组针对安全壳切向抗剪 (平面内) 、外周抗剪 (冲切) 和径向抗剪 (平面外) 设计进行了修订。此外, 工作组也对托架和牛腿进行了修订以与当时的ACI 318-83规范协调;同时增加了剪摩擦方面的内容, 为托架和牛腿的设计提供支撑。20世纪80年代补充的设计条文实际上就是现行ASME/ACI 359规范的设计内容。

　　 按照一般的设计要求, ASME/ACI 359规范将钢衬作为抵抗压力及防止内部泄露的第一道防线。钢衬通常附着于安全壳, 但不考虑其提供的强度和刚度。钢衬的设计极限为极限应变。结构在遭受主力作用时不能发生整体屈服, 但结构遭受主力和次力作用且混凝土和钢筋达到极限应变时, 允许发生整体屈服。次力包括体积变化引起的作用, 如徐变、收缩和温度效应。需要注意的是, ASME/ACI 359规范总是将剪力视为主力。另外, 承受主力作用时钢筋拉应变与薄膜最大主应变的限值取钢筋屈服应变的2倍 (2ε_y) 。

　　 异常/严重或异常/极端条件下的安全壳结构将会承受很大的内压力和剪力, 剪力是由设计基准事故或地震作用引起的。在钢筋混凝土安全壳中, 由压力增大引起的双向拉应力会使混凝土产生经向和环向裂缝, 仅依靠混凝土和穿过裂缝的环向和经向钢筋抵抗平面内剪力是不可靠的。因此, 早期的设计规范非常保守。ACI 349规范的草案要求用经向和环向钢筋抵抗薄膜拉力, 斜向钢筋抵抗剪力。ASME/ACI 359规范的第一版允许依靠经向和环向钢筋抵抗切向剪力, 在特定条件下, 混凝土的切向剪应力可高达1.1MPa。这些特定条件包括开裂混凝土表面比较粗糙以提供足够的抗剪承载力, 且没有明显的滑移, 但这种描述比较模糊。需要注意的是, 尽管用经向和环向钢筋抵抗切向剪应力, 但ASME/ACI 359规范将其称为“混凝土承担的切向剪应力, 即ν_c”。若混凝土不满足上述特定条件, 则ν_c仅取0.28MPa。而且, 对于保持设备横向稳定的安全壳, ν_c取0, 超出的ν_u-ν_c由斜向钢筋承担。美国核管会对采用1.1MPa的限值持有异议, 对设计基准和安全停堆地震荷载组合, 限定ν_c的值分别为0.28MPa和0.42MPa。1976年, 按照美国核管会导则的规定, 对ASME/ACI 359规范以规范局部修订N-250 (Code-Case N-250) 的形式进行了修订。然而, 尽管1980年美国核管会研究项目已经取得了研究成果, 但规范局部修订N-250仍处于评估中。此外, 当时的ASME/ACI 359规范不包含预应力混凝土安全壳切向抗剪的规定。

　　 按照规范的规定进行安全壳切向抗剪设计, 4个方向的若干层钢筋布置密集、拥挤, 因此美国核管会研究项目最初将研究重点放在双向受拉钢筋混凝土的剪力传递能力方面, 仅对正交配筋的钢筋混凝土试件进行了研究。20世纪70年代, 对预设裂缝的试件进行了平面内剪力传递试验和理论研究。预设裂缝为有一定宽度、由外部钢筋约束的初始缝隙或垂直于裂缝对内部钢筋施加拉应力产生的裂缝。早期ASME/ACI 359规范的容许应力取1.1MPa是根据康奈尔大学的试验确定的。

　　 针对美国核管会研究项目, 康奈尔大学和建筑技术实验室对安全壳双向受拉和平面内受剪时的特性进行了研究。试件均为混凝土板, 板中钢筋按双向或4个方向布置, 通过张拉钢筋使试件产生随机裂缝。采用这种试件模拟正交方向的薄膜剪切, 而不是某一局部平面的直剪。

　　 康奈尔大学共完成了28个中比尺试件的试验^[1]。试件厚150mm, 剪切面面积为22 500mm², 如图1所示。大部分试件采用双向布置4# (12.7mm) 和6# (19.1mm) 钢筋, 一些试件的对角线方向另外增配了3# (9.5mm) 钢筋。施加剪力的方法是, 通过推拉试件的四角, 使试件中心区域达到均匀剪切状态。试验变量为配筋率和拉力, 拉力的范围为0~0.9 f_y, 施加于4# (12.7mm) 和6# (19.1mm) 钢筋上。试验包括单调加载和往复剪切加载两种方式。

　　 建筑技术实验室进行了5个大比尺试件的试验^[1]。试件厚600mm, 剪切面面积为360 000mm², 如图2 (a) 所示。钢筋分4层布置, 一个方向配置两层#14 (43mm) 钢筋, 另一方向配置两层#18 (57.3mm) 钢筋。荷载施加方式如图2 (b) 所示。每根钢筋外部施加拉力, 剪力通过试件各边的钢焊件施加于3个位置, 钢焊件位于试件每边各组钢筋之间。每个钢焊件施加的荷载相同, 以使试件中心区域达到均匀剪切状态。试验变量为拉力和剪切形式, 其中拉应力取0.6 f_y和0.9 f_y。3个试件进行单调加载试验, 其余2个试件进行往复加载试验。试验目的是确定试件的荷载-变形特性、抗剪强度和往复加载的影响。

　　 对试件RB6进行往复剪切加载试验, 每根钢筋均承受0.9 f_y (373MPa) 的双向拉应力。开始以34.5MPa的增量施加双向拉应力, 直至达到373MPa。图2 (c) 所示为荷载为373MPa时正交裂缝的形式, 这些裂缝有的沿钢筋方向发展, 最大裂缝宽度约为1mm。保持双向拉力不变, 以0.173MPa的增量施加剪应力。试件RB6的加载历史包括5个荷载水平为0.345MPa的往复剪切循环, 10个荷载水平为0.863MPa的往复加载循环, 20个荷载水平为1.035MPa的往复加载循环, 10个荷载水平为1.208MPa的往复加载循环及10个荷载水平为1.380MPa的往复加载循环。最终, 试件在经受3个荷载水平为1.553MPa的循环后发生斜拉破坏。

　　 试验开始时剪应力较低, 剪力传递的方式为骨料咬合作用和穿过裂缝的钢筋销栓作用, 如图3 (a) 所示。当名义剪应力超过0.69MPa时, 正交裂缝完全闭合, 形成斜压杆, 开始出现斜裂缝, 如图3 (b) 所示。整个试验过程中, 随着剪应力的增大和循环次数的增多, 新的斜裂缝不断出现, 已有的斜裂缝继续扩展。图3 (c) 所示为试验临近结束时试件RB6的裂缝形式, 此时最大剪应力为1.553MPa。

　　 图4为试件的剪应力-剪切变形曲线, 其中剪切变形是在面积为15 000mm²的中心区域测得的, 图中虚线为试件MB1单调加载时的试验结果。单调加载的荷载-变形曲线与往复加载的包络线较为接近。荷载水平为0.345MPa和0.69MPa时的首个滞回环较为饱满, 在0.69MPa的荷载水平下往复到第6个循环后, 滞回环表现出一定的捏缩。反向加载中表现出的捏缩特性是双向受拉时混凝土继续开裂引起的, 捏缩现象会一直持续到发生足够的滑移使裂缝完全闭合及反向形成新的斜压杆。

　　 图4还给出了钢筋混凝土试件在拉剪共同作用下, 根据平衡方程和协调方程分析得到的结果。采用Duchon公式对斜向开裂混凝土进行分析, 钢筋按正交和斜向布置。假定混凝土只能承受压力, 裂缝垂直主拉应变方向扩展。公式的计算结果与剪应力逐渐增大条件下的往复试验结果较为接近。

　　 美国核管会研究项目及日本的试验和分析表明, 规范局部修订建议N-250将正交钢筋的容许剪应力取0.414MPa过于保守, 较大的剪应力可由没有斜向钢筋、出现正交裂缝的混凝土承担。工作组根据这些试验数据及其他相关研究成果, 修改了切向抗剪设计的规定。

　　 对切向抗剪设计内容的首次修订包括对术语的修订。对于正交钢筋承担的剪力, 当时的规范称为“混凝土承担的剪应力ν_c”。ACI 318和ASME/ACI359规范中的其他章节用“混凝土承担的剪应力ν_c”和“钢筋承担的剪应力ν_s”来描述。钢筋仅用于承担ν_s。当时的ASME/ACI 359规范只用斜向钢筋承担切向剪应力ν_s, 用正交钢筋承担ν_c, 实际上没有考虑混凝土的贡献。

　　 为解决术语方面的不一致问题, 研究小组重新定义了切向抗剪的术语:V_c为混凝土提供的切向受剪承载力, V_so为正交钢筋提供的切向受剪承载力, V_si为斜向钢筋提供的切向受剪承载力。安全壳切向受剪承载力V_u=V_s+V_c, 其中由钢筋提供的抗剪强度V_s=V_so+V_si。

　　 平板试验表明, 界面剪力可通过张开的裂缝传递直至出现斜裂缝。产生斜裂缝后, 受剪承载力取决于试件钢筋斜拉屈服或混凝土斜向压碎。

　　 (1) 斜向拉力

　　 试件穿过斜裂缝的两个正交方向钢筋屈服时的平衡条件为:

　　 式中:N为施加于钢筋的薄膜拉力;V_max为最大剪力。

　　 根据式 (1) 得最大剪应力:

　　 式中:ρ'为正交钢筋的配筋率;f_s为钢筋的薄膜应力。

　　 图5 (a) 为试验得到的ν_max-ρ'f_y (1-f_s/f_y) 关系图。虚线为式 (2) 右侧乘0.9的系数后的直线, 除一个点外该直线包络了所有点。直线未包络的数据点为建筑技术实验室第一个反向加载试验试件的强度, 试验中一个加载点附近发生了局部破坏。图5 (b) 为日本学者的试验结果, 斜拉强度近似为1.67, 其中f_c'为混凝土圆柱体试件的抗压强度。

　　 当时ASME/ACI 359规范的设计公式与式 (1) 的形式类似。根据图5 (a) 和图5 (b) 的试验结果, 研究小组建议:不管是否有斜向钢筋截面面积A_si, 从切向抗剪和薄膜强度考虑需要的正交钢筋面积A_sh和A_sm可按下列公式计算:

　　 式中:N_h, N_m分别为压力和恒载产生的环向和经向薄膜力;N_hl, N_ml分别为水平荷载产生的环向和经向薄膜力;V_u为切向最大薄膜剪力。

　　 采用平方和开平方 (SRSS) 法对水平荷载产生的切向剪力和薄膜力进行组合。在限制最大剪力和考虑控制剪切变形的条件下, 可采用式 (3) 和式 (4) 确定任意组合下针对斜向抗拉强度要求的正交和斜向钢筋, 后面还要讨论这一问题。

　　 (2) 混凝土的作用

　　 需要注意的是, 式 (3) 和式 (4) 不包括“混凝土的作用”, 即混凝土提供的切向受剪承载力V_c。V_c一般与引起斜裂缝的剪力大小有关。对于钢筋混凝土安全壳, 进行结构整体试验时会出现正交裂缝。因此, 在较大的荷载作用下钢筋混凝土单元表现出开裂截面的特性。图5 (a) 和图5 (b) 中斜拉强度试验值与计算值之差即为“混凝土的作用”V_c。图5 (a) 表明, ρ'f_y (1-f_s/f_y) 较小时有较大的强度富余。显然, 富余的强度随反向荷载和ρ'f_y (1-f_s/f_y) 的增大而减小。根据这些试验结果, 研究小组建议, 对于有薄膜拉力的钢筋混凝土安全壳, 混凝土平面内受剪承载力V_c=0。

　　 (3) 最大切向抗剪强度

　　 只配置正交钢筋时, 桁架机构的斜向压力由混凝土承担;当配置了对称的斜向钢筋时, 斜向受压钢筋的强度帮助平衡了斜向受拉钢筋的强度。利用平衡方程和考虑斜钢筋屈服的改进协调方程, 以Collins提出的随主拉应变变化的斜压强度作为最大限值进行分析表明, 用式 (6) 计算的结果作为安全壳有和无正交钢筋时的受剪承载力限值过于保守。

　　 需要说明的是, 美国核管会导则1.136条中 (2007第3版修订) 支持ASME/ACI规范的2001版和2003版的附录。然而, Section C Regulatory Position, Item 5.C中的一个不同是, 将正交钢筋提供的最大切向抗剪强度限制为0.83 。

　　 由于钢衬整体密闭性的重要性及安全壳与机械、管道的相互作用, 设计中要考虑变形。对施加切向剪力预设有裂缝的板、受薄膜剪力作用的平板及圆柱模型试件的试验表明, 裂缝会显著降低剪切刚度。如图4所示, 在单调荷载作用下, 薄膜拉力为0.9 f_y时试件MB1的剪切刚度约为未开裂时刚度的1/30, 估计剪切变形可达到经向钢筋和环向钢筋应变之和。增加正交钢筋可减小剪应变。如果用斜向钢筋承担全部剪力, 剪切变形也可用斜向钢筋的应变进行控制。

　　 研究小组认为, 规范不必预先规定如何考虑剪切变形, 而是保留规范中钢筋最大应变为2ε_y的规定, 同时在CC-3320安全壳的设计和分析方法中规定:计算最大应变和变形时应考虑混凝土开裂导致的抗剪刚度和薄膜抗拉刚度的降低。

　　 外周剪力是外部垂直作用于安全壳体的横向剪力, 类似于板的冲切。与切向抗剪相似, 对于承受薄膜拉力、只配置平面内钢筋的钢筋混凝土墙, 混凝土跨越张开的裂缝承受平面外剪力的能力是不明确的。因此, 早期的设计规范非常保守。ACI 349规范的计算公式为, 薄膜应力为0时, 与集中荷载距离为d/2临界截面的剪应力取0.33 , 薄膜拉力接近0.33 时v_c减小为0。这一公式被第1版的ASME/ACI 359规范采用。图6所示为不同配筋率时按ACI规范公式计算的外周抗剪强度。可以看出, 当配筋率ρ=1.5%且钢筋拉应力近似为0.26f_y时, v_c减小到0。采用这一公式进行配筋计算, 需要的钢筋过多, 可能过于保守。

　　 为研究冲切和双向受拉共同作用下钢筋混凝土的特性, 康奈尔大学对厚度为150mm的27个试件进行了试验, 试件的一个方向配置两层间距为150 mm的6# (19.1 mm) 钢筋, 另一个方向配置两层间距为150mm的4# (12.7mm) 钢筋。对钢筋施加拉力, 应力达到 (0.6~0.7) f_y, 预先使试件产生平行于钢筋的正交裂缝。试验变量为冲切荷载下范围为 (0~0.8) f_y的双向拉应力。冲切荷载施加在钢筋之间2 500mm²的区域, 加载板边缘到支撑板边缘的距离为150mm, 剪跨相对较小, 破坏时加载区的混凝土锥体冲出, 试验结果如图6所示 (实心圆点) 。双向拉力对抗冲切强度的影响不大。英国学者对施加0, 0.43 f_y和0.86 f_y的双向拉力、厚度为88.5mm的钢筋混凝土板进行了试验, 得到的抗冲切强度分别为0.671 f_c槡', 0.667 f_c槡'和0.662 f_c槡', 说明双向拉力下抗冲切强度降低不大。

　　 基于已有的研究结果, 为研究剪跨、受荷面积、配筋率和双向拉应力对安全壳外周抗剪的影响, 美国核管会对康奈尔大学的工作进行了拓展。试验制作了4组 (A, B, C, D组) 共7个试件, 厚度为150mm, 面积为0.372m², 配置双层钢筋, 每个方向的钢筋间距为150mm。其中A, B, C组每组2个试件, 均预设裂缝, 分别施加0和0.8 f_y的双向拉应力;D组1个试件, 不施加双向拉应力也不预先开裂。A组试件的剪跨为450mm, 与康奈尔大学试验采用150mm的剪跨不同。B组试件的受荷面积为5000mm², 不同于康奈尔大学试件的2 500mm²。C组试验研究配筋率的影响, 由康奈尔大学试验的6# (19.1mm) 和4# (12.7mm) 钢筋 (配筋率ρ分别为3.17%和1.44%) 改为4# (12.7mm) 钢筋和3# (9.5mm) 钢筋 (配筋率ρ分别为1.36%和0.76%) 。D组与B组试件相似, 受荷面积也为5 000mm²。

　　 A~D组试件的试验结果如图6所示 (空心圆点) , 将各组试件双向拉应力为0和0.8 f_y的数据点 (空心圆点) 相连即可得到A, B和C三条直线。D组试件的试验结果为单个空心圆点, 该点为双向拉应力为0时的试验值。直线E对应于Abrams提出的强度-双向拉应力关系式。

　　 试验中, 剪跨较大试件的破坏面并不沿预拉力引起的正交裂缝方向发展, 而是沿试件顶面加载垫板外轮廓线发展, 向外延伸至底部支座附近。由于剪跨的影响, 弯矩使得试件顶部靠近荷载处的正交裂缝闭合。对于双向受拉的试件, 更大的变形使裂缝闭合。因此, 双向受拉试件表现出较小的刚度。此外, 裂缝闭合后, 双向受拉试件的中性面高于非双向受拉试件的中性面。然而, 从试验观察到的破坏面看, 闭合裂缝处的抗剪强度足以传递预设裂缝处的冲切力, 所以试件承载力由混凝土的抗拉强度控制。因此, 预设裂缝和双向拉伸对抗冲切强度几乎没有影响。根据试验结果, Jau等^[5]建议设计时采用下面的公式:

　　 (1) 定义

　　 工作组对CC3000的第一次修订着重于外周剪应力的定义。当时的ASME/ACI 359规范给出了薄膜应力和弯曲应力的定义, 但没有关于外周剪应力的定义。为定义外周剪应力, ASME/ACI 359规范增加了CC-3136.3 (c) 款, 将外周剪应力定义为垂直作用于墙面的局部外力产生的绕冲切面的剪应力。该定义的核心是荷载必须由外部施加, 而贯穿件构造各异。荷载可通过支承于墙体表面或沿穿过墙体的锚栓、吊耳、吊环传递到混凝土。外周剪力与施加于墙体表面的外荷载有关。对于荷载通过锚栓、吊耳或吊环内部传递的情况, 按预埋件锚固考虑更为合适。ASME/ACI 359规范不包括预埋件锚固设计方面的规定, 相关内容参考ACI 349规范附录B。此外, 贯穿直径也会有很大差别。较小的贯穿直径对墙体弯曲或薄膜性能影响不大, 外周抗剪设计需要考虑双向弯曲;而较大的贯穿洞口直径, 如设备舱口, 会产生较大的双向弯曲不连续, 因此外周抗剪设计可按单向弯曲考虑。然而, 关于外周剪力向径向剪力转换需多大贯穿直径, 没有明确答案。因此, CC-3421.6又增加了关于容许冲切应力的规定, 即对于贯穿件的外周抗剪, 还须考虑径向抗剪。

　　 (2) 强度规定

　　 根据ACI 318-83规范的第11.11.2.2款, 在CC-3421.6.1 (c) 中对预应力安全壳的ν_c进行了规定, 即当薄膜应力为压应力且小于0.86MPa时:

　　 薄膜应力为压应力且大于0.86MPa、小于3.45MPa时:

　　 上述两式的单位均为MPa, f_c'不应大于34.5MPa。由于缺乏较高预应力和混凝土强度条件下的试验资料, 因此薄膜压力和f_c'的限值分别取3.45MPa和34.5MPa的规定是强制性的。当时的ASME/ACI 359规范没有对配置抵抗外周剪力的钢筋进行规定, 试验也表明由外周剪力引起的薄膜应力很小。为保守起见, 工作组建议当相应于薄膜应力f_m或f_h的钢筋应力超过0.6 f_y时, 应增配抵抗相应于应力ν_u的剪力的薄膜钢筋, 这一限值是根据外周剪力产生的附加钢筋应力上限估计值小于等于138MPa的要求确定的。当f_y为415MPa时, 增配钢筋的应力不应大于0.3f_y, 相应的总薄膜应力应不大于0.9f_y。上述规定是CC-3521.3的新增内容。对于ν_u大于ν_c的情况, CC-3521.3也增加了其他规定, 按径向抗剪钢筋的规定配置的横向钢筋用于承担剪应力ν_u-ν_c。此外, 提出了ν_u和ν_c的限值。

　　 类似于梁的抗剪, 径向剪切为与单向弯曲有关的横向剪切, 一般发生于壳体的不连续区域。在压力增大的过程中, 安全壳与基础连接处的剪切即为径向剪切, 剪切是因为基础对壳壁的约束产生的。另一个径向剪切的例子为安全壳较大贯穿洞口外围区域的横向剪力。

　　 ASME/ACI 359规范的相关规定是根据ACI318-77规范针对梁的试验确定的。对于有薄膜拉力的截面, 容许应力为:

　　 式中N_u/A_g为墙体薄膜拉应力, 规定受拉为负。

　　 当N_u/A_g接近-3.45MPa时, 允许的ν_c值减小为0。按该式进行计算导致安全壳壁底和贯穿件洞口附近的钢筋过于拥挤。

　　 式 (10) 是从ACI 426报告^[6]中梁的试验结果发展来的。ACI 426报告指出, 德国学者的试验结果表明轴向受拉裂缝对梁的性能和强度几乎没有影响, 但Haddadin等^[7]的试验结果表明轴向受拉裂缝会使梁的强度降低。ACI 426报告采用了Haddadin的建议, 即当平均拉应力超过0.33 时, ν_c减小为0, 只是ACI 426报告建议用3.45MPa代替0.33 。其他关于梁、板及安全壳壁缩尺试验的结果均表明采用式 (10) 对ν_c进行折减可能过于保守。美国核管理委员会研究项目建议后续的试验应采用大比尺试件, 但从未实施。

　　 (1) 定义

　　 与外周抗剪类似, 当时的ASME/ACI 359规范没有径向剪应力的定义。为定义径向剪应力, 规范增加了第CC-3136.3 (a) 条, 对第CC-3421.4条也进行了修订并做了进一步的定义, 给出了径向剪应力的例子, 包括贯穿洞口周边的剪切。至于由外周剪切过渡到径向剪切贯穿件洞口的尺寸是多大仍然不能确定。所以, 第CC-3421.4条规定, 考虑径向抗剪的同时, 还须考虑外周抗剪。

　　 (2) 强度规定

　　 尽管工作组认为有薄膜拉力时径向容许剪应力ν_c的规定可能过于保守, 但没有做进一步的研究。因此, 除补充了ν_c的下限值外, 没有对其他关于径向抗剪的规定进行修订。但与外周抗剪类似, 增加了径向容许剪应力的下限ν_c=0.04 , 因为外周抗剪和径向抗剪的分析均表明, 剪应力会减小甚至符号改变, 但不会为0。因此, 安全壳各处均需配置抗剪钢筋。解决这一问题的方法是不考虑薄膜拉力按最小ν_c配筋。

　　 相比于传统的混凝土结构, 核电厂混凝土安全壳的安全性和密封性要求要高得多;但由于安全壳形式和应用范围的特殊性, 世界上掌握核电厂设计技术的国家不多, 因而对安全壳设计方法的研究也不是很多。本文介绍了美国AMSE/ACI 359规范关于安全壳抗剪设计条文和计算方法的演变过程, 特别论述了为修订设计规范而进行的径向剪切、切向剪切和外周剪切试验。总的来讲, 目前尚缺乏对安全壳抗剪在内的设计方法的系统研究, 特别是异常状况下的大比尺模型试验及非线性数值模拟。希望通过本文对美国相关研究工作的介绍, 促进我国核电厂安全壳研究的发展。