2003年, 中国科学院高能物理研究所的科研人员提出设想, 利用我国大亚湾核反应堆群产生的大量中微子, 来寻找中微子的第三种振荡^[1]。2012年3月, 大亚湾中微子实验宣布发现新的中微子振荡模式, 精确测量到中微子混合角θ₁₃。这是中国诞生的一项重大物理成果, 被称为中微子物理的一个里程碑。2015年该实验获得世界基础物理突破奖。2016年该实验获得国家自然科学一等奖。江门中微子实验 (JUNO) 是其第二期工程, 设计、研制并运行一个国际领先的中微子实验站, 以测定中微子质量顺序, 精确测量中微子混合参数, 并进行其他多项中微子科学前沿研究。项目位于广东省江门开平市金鸡镇打石山, 距离阳江和台山反应堆均为53km。中心探测器是JUNO项目的核心装置。为了屏蔽宇宙射线, 中心探测器被设置在地下约700m处。中心探测器整体形状为球形, 置于直径约为43.5m、深44m的圆柱形水池中。

　　 中心探测器主体结构工程项目是JUNO的子项目, 本文首先根据结构的受力要求, 进行结构方案的比选并确定主体结构方案, 并对该方案进行了优化设计;然后针对本项目的特点和难点逐一进行深入的研究和分析, 验证结构的安全性和可靠性。

　　 JUNO中心探测器主体结构最初设计了多种候选方案, 2015年7月JUNO合作组最终确定采用有机玻璃球+不锈钢网壳方案为主选方案, 该方案中中心探测器的内层结构为内径35.4m的有机玻璃球壳, 该球壳通过一定数量的支撑杆连接在外层不锈钢球面网壳上, 不锈钢网壳内径为40.1m。有机玻璃球内装有约2万t液体闪烁体 (简称液闪) 作为靶物质。不锈钢网壳上密布安装有约2万只20in (1in=25.4mm) 光电倍增管和25 000只3in光电倍增管及相应的前段电子学, 在有机玻璃球和不锈钢网壳之间以及不锈钢网壳和水池池壁之间均充满超纯水, 如图1所示。

　　 中心探测器主体不锈钢结构承载有机玻璃球, 内装液闪、光电倍增管、前端电子学及其电子学盒和电缆等, 是整个探测器承载的主要结构。其设计过程中主要考虑的荷载为自重、浮力、温度荷载及地震作用, 其中有机玻璃球的浮力为最主要的荷载之一, 运行阶段基准温度是21℃, 温度荷载为升温5℃, 降温5℃。按照《中国地震动参数区划图》 (GB 18306—2015) , 广东省江门开平市金鸡镇地面抗震设防烈度为6度, 设计基本地震加速度值为0.05g, 设计地震分组第一组。根据地震安全性评价报告, 50年基准期的基岩水平峰值加速度如表1所示。

　　 主体结构设计的总体要求:中心探测器稳定安全运行30年以上。另外, 根据JUNO的要求, 在结构构件的对称性、构件的截面类型、透光率、材料属性、有机玻璃球撑杆的内力水平、有机玻璃球节点的应力水平、结构整体稳定性、立柱柱脚反力等方面均提出了相关的要求。其中, 最为关键的是有机玻璃球的应力及撑杆的内力限值要求。由于有机玻璃在较低应力条件下会发生蠕变^[2], 在综合考虑内外液位差、温度作用等作用下, 在长期工况下 (主要是运行工况) 有机玻璃球最大应力不超过3.5MPa, 有机玻璃撑杆轴心拉力小于90kN, 轴心压力小于150kN;在短期工况 (如安装、液体灌装、地震等工况) 下, 有机玻璃球最大应力不超过7MPa, 有机玻璃撑杆轴心拉力小于180kN, 轴心压力小于300kN。

　　 本工程结构设计的重点和难点:1) 中心探测器主体结构的主要材料为不锈钢及有机玻璃。有机玻璃材料为脆性材料, 需要通过试验确定可靠的力学性能参数。2) 有机玻璃球是结构的薄弱环节, 设计中需要控制有机玻璃球在长期和短期工况下的应力水平, 与有机玻璃球直接相连的玻璃撑杆的内力必须通过对结构的优化控制在要求的限值之内。3) 在保证不锈钢网壳结构自身承载力和稳定性的同时, 也要控制有机玻璃球在施工阶段、运行阶段及短期荷载下的稳定性。4) 中心探测器位于地下约700m, 地震动参数与地面建筑有很大区别, 需要借鉴水工结构的分析方法^[3], 建立考虑地基的近域场模型, 研究地震动参数在地面下沿深度的变化规律, 并结合实测数据确定可靠的地震动参数。5) 中心探测器的有机玻璃球内部充满液闪, 并置于水池中。地震作用过程中存在复杂的流固耦合效应。为了确保地震分析的准确性, 需要建立包括纯水、液闪及主体结构在内的整装分析模型, 进行考虑流固耦合效应的地震响应分析。6) 中心探测器的施工过程复杂。主体结构设计应考虑结构施工过程及液体灌装过程中有机玻璃应力和构件内力的变化, 确保施工过程中有机玻璃的应力及构件的内力均控制在预定的限值范围内。

　　 基于有机玻璃球+不锈钢网壳方案, 进一步以降低有机玻璃的应力水平为目标, 就单层网壳的网格形式、底部支承结构的支承位置、撑杆的刚度、撑杆数量和分布、撑杆的端部边界条件、撑杆与有机玻璃球的角度、液闪液面与超纯水液面的高差、有机玻璃球的壁厚等一系列影响因素展开了研究和方案比选, 进一步确定结构方案为:有机玻璃球+单层四边形正交网格不锈钢网壳+赤道附近与不锈钢网壳相连的底部支承结构+与有机玻璃球表面垂直的590个撑杆, 如图2所示。

　　 撑杆的内力与有机玻璃的应力直接相关, 因此撑杆内力的控制是设计过程中的关键环节。通过以下措施有效优化了撑杆内力的分布, 从而降低了有机玻璃应力:1) 将液闪液面与超纯水的液面高差调整至4.5m, 优化了有机玻璃表面压力的分布;2) 将有机玻璃内外表面压力差值最大的两极区域在满足有机玻璃分块要求的基础上进行加密处理;3) 对下半球区域9层拉杆设置碟形弹簧。

　　 结构的整体稳定性非常重要。通过分析发现由于所有的590个撑杆理论上均通过球心, 如撑杆两端均为铰接, 则在浮力作用下存在有玻璃球旋转上升并整体失稳的趋势。为了控制结构的整体稳定性并避免有机玻璃节点受到较大的剪力, 10～23层的370个撑杆与不锈钢网壳刚性连接, 与有机玻璃球铰接连接;为了根据设计要求控制运行工况下拉力小于90kN, 1～9层的220个撑杆在不锈钢网壳一端采用碟形弹簧调整轴向刚度, 并与不锈钢网壳铰接连接, 另一端与有机玻璃球铰接连接, 如图3所示。

　　 不锈钢材料采用奥氏体型S30408^[4], 主要不锈钢构件为H形截面钢梁。有机玻璃球上下两极各设置开口 (烟囱) , 通过法兰与外部接管连接。

　　 有机玻璃球内径35.4m, 壁厚120mm。共布置590个撑杆, 下半球1～9层的撑杆与不锈钢壳连接节点处设置碟形弹簧组, 与有机玻璃球铰接, 撑杆为直径 (D) 60mm的圆钢棒;其余撑杆采用直径85mm的圆钢棒, 与不锈钢壳刚接, 与有机玻璃球铰接。590个撑杆分布在23个水平层上, 每层分布数量如图4所示, 分布数量关于赤道对称。

　　 为了在调节撑杆内力的同时控制有机玻璃球体的变形, 使弹簧的刚度在满足受力要求的前提下尽量大, 目前选用的弹簧刚度为4 500, 6 000, 70 000, 12 000kN/m等4种。

　　 不锈钢网壳为单层四边形正交网格, 由23层纬度带、30条经度带组成, 上下半球对称布局 (图5) 。并沿经向均匀设置5道面内支撑, 提高不锈钢网壳的抗扭刚度和稳定性。底部支承结构与不锈钢网壳在赤道下2, 4层连接, 主要由30榀平面桁架柱、两道环向水平支撑、五道环向交叉支撑组成。不锈钢网壳及支承结构构件截面如表2所示。

　　 节点设计的主要原则:1) 传力简洁, 安全可靠;2) 不影响探测器正常工作;3) 安装方便;4) 避免现场焊接, 减少现场工程量。

　　 钢梁与钢梁的对接连接, 采用10.9级不锈钢高强螺栓摩擦型连接。玻璃撑杆与不锈钢网壳的刚性连接节点如图6所示, 主要分布于探测器的上半球, 位于经向梁与纬向梁的交点内侧。为了便于安装, 在安装阶段, 杆端通过推力关节轴承实现小角度的转动, 待撑杆就位后将节点锁定为刚接节点。

　　 玻璃撑杆与不锈钢网壳的弹性铰接节点如图7所示。为了控制撑杆拉力 (运行工况下小于90kN) 而设置了碟形弹簧的节点, 分布在下半球1～9层纬度带上。由于设置了两组推力关节轴承, 撑杆在受拉时可以转动, 转动角幅值为5°。

　　 如图8所示, 运行工况下有机玻璃撑杆最大拉力为63kN, 最大压力为135kN。如图9所示, 不锈钢网壳在自重工况下最大变形为6.1mm, 在运行工况 (自重+浮力) 下最大变形为13.4mm, 在运行+升温工况下最大变形为17.0mm, 在运行+降温工况下最大变形为8.6mm。有机玻璃球在自重工况下最大变形为8.4mm, 在运行工况下最大变形值28.5mm, 在运行+升温工况下最大变形为28.9mm;在运行+降温工况下最大变形为34.2mm。变形大的区域主要位于上下极区域。

　　 稳定分析采用ABAQUS-RIKS分析模块进行分析。分析时考虑不锈钢的材料非线性, 有机玻璃材料按线弹性分析;考虑结构的几何非线性及不锈钢构件的初始缺陷。采用有机玻璃球绕竖轴整体偏转一定角度的等效方法考虑地震下偶然偏心对结构稳定性的影响。计算了如下四种初始缺陷的稳定性分析工况:1) 工况1:撑杆不偏转, 有机玻璃球不旋转;2) 工况2:撑杆按随机偏转角偏转, 有机玻璃球不旋转;3) 工况3:撑杆不偏转, 有机玻璃球旋转0.4°;4) 工况4:撑杆按随机偏转角偏转, 有机玻璃球旋转0.4°。四个工况得到的荷载系数-位移曲线如图10所示, 其中工况2下有机玻璃球最早出现微小转动, 稳定系数K为3.45, 大于2.5的要求。

　　 本工程抗震分析与常规结构有所不同, 主要体现在以下两点:1) 地震动输入的确定。结构位于地表以下约700m的洞室中, 在该埋深位置, 类似场地的地震动记录极为缺乏, 现行设计规范并未修订针对深埋地下结构地震动参数取值的规定, 而该位置地震动峰值加速度与频谱特性与地表有所不同, 且由于岩层并非均质材料以及洞室的存在, 地震动的传播会受到影响, 因此本工程的地震动参数是通过近域场分析来确定的。2) 流固耦合作用分析。有机玻璃球内部灌装液闪, 外部为超纯水, 液体体量极大, 在地震作用下液体与结构之间会产生相互作用, 也即流固耦合作用。在抗震分析中需考虑流固耦合作用的影响 (图11) 。

　　 算例分析表明, 对于本工程, 采用考虑流体粘性与不考虑流体粘性的流固耦合动力分析方法得到的结构响应接近, 为提高计算效率, 采用基于势流体的有限单元法进行流固耦合分析^[5]。

　　 考虑与不考虑流固耦合计算所得结构自振频率如图12所示。可以看出, 考虑流固耦合模型前30阶频率分布较为集中, 分布在0～3Hz之间, 各阶次之间频率差异不大;不考虑耦合时, 其前5阶频率分布较为密集;考虑耦合作用时, 结构前30阶频率小于不考虑耦合作用结构自振频率, 阶次越高, 两者相差越大。说明液体的存在对结构的自振频率有较大影响, 降低了结构自振频率, 增大了结构自振周期。对于场地特征周期较短的基岩场地而言, 自振周期增大可以减小结构的地震响应。

　　 考虑流固耦合作用的地震分析结果显示, 小震下网壳水平位移峰值为18.4mm, 支承结构水平位移峰值为15.3mm;中震下网壳水平位移峰值为55.3mm, 支承结构水平位移峰值为31.9mm。

　　 表3分别给出了在小震和中震下撑杆轴力峰值、支座水平反力峰值、支座竖向反力峰值。在小震下, 不锈钢杆件应力比峰值为0.55, 中震下为0.77。

　　 有机玻璃应力是关注的重点。由于整体模型计算时采用壳单元模拟有机玻璃, 所得的有机玻璃应力存在应力集中现象, 结果不真实, 因此采用多尺度的有限元模型, 将节点置于主体结构中进行协同分析, 如图13, 14所示。

　　 运行工况下应力较大的15～17层有机玻璃的精细化节点区域的应力结果如图15所示。从图中可以看出, 多尺度连接处的位移、应力基本连续, 证明了模型的正确性。有机玻璃的应力最大值为3.72MPa, 小于4MPa。

　　 (1) 有机玻璃球+单层四边形正交网格不锈钢网壳+赤道附近与不锈钢网壳相连的底部支承结构+与有机玻璃球表面垂直的590个撑杆的主体结构体系符合设计要求, 具有良好的承载力和稳定性。

　　 (2) 通过采用若干措施有效控制了撑杆内力的分布和幅值, 并采用基于多尺度模型的节点精细化分析手段准确模拟了有机玻璃球的应力。精细化分析结果显示有机玻璃最大应力在4MPa以内。同时, 结构稳定性系数为3.45, 满足设计要求。

　　 (3) 考虑流固耦合效应的地震响应分析结果表明, 有机玻璃球外的存水对结构有较大的减震作用, 加大了结构的自振周期, 从而降低了地震响应。

　　 本工程存在诸多复杂的问题, 如流固耦合作用、地下地震动参数分布、有机玻璃的蠕变、主体结构的施工方案、液体的灌装顺序等, 还有待进一步研究。