安全級DCS機(jī)柜抗震性能時(shí)程分析及試驗(yàn)研究

代俊安，魏新宇，王東偉，胡利鴻，吳 霄，劉 麗

(1.西安交通大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 西安 710049；2.中國核動力研究設(shè)計(jì)院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)試驗(yàn)室， 成都 610041)

0 引言

核安全級數(shù)字化控制系統(tǒng)(digital control system， DCS)對核電廠的運(yùn)行工況進(jìn)行監(jiān)測，同時(shí)在事故工況下驅(qū)動相應(yīng)的設(shè)備執(zhí)行保護(hù)功能，以確保反應(yīng)堆、核電廠設(shè)備、人員和環(huán)境的安全。考慮到核電站通常建立在沿海地震頻發(fā)地帶，且由于福島事故的惡劣影響，核安全級DCS系統(tǒng)機(jī)柜在地震工況下保持結(jié)構(gòu)和功能的完整尤為重要，因此抗震性能是考核DCS機(jī)柜結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可靠性的關(guān)鍵因素之一[1]。

目前，關(guān)于核安全級DCS系統(tǒng)機(jī)柜的抗震分析得到了國內(nèi)外核工業(yè)領(lǐng)域研究者的大量關(guān)注[2-8]。Tran等[2]使用對數(shù)正態(tài)法構(gòu)建出核電儀控機(jī)柜的易損性曲線，重點(diǎn)探討了構(gòu)成易損性曲線的各關(guān)鍵要素對機(jī)柜抗震性能的影響。Lin等[3]采用了類似簡化的彈簧—質(zhì)量模型，模擬了在地震作用下核電儀控機(jī)柜內(nèi)部響應(yīng)特性，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果匹配較好。Cho等[5]使用梁單元簡化機(jī)柜受力模型，并充分考慮非線性因素對模型的影響，大大節(jié)約計(jì)算資源和減小計(jì)算量，并且成功預(yù)測了機(jī)柜的振動模態(tài)和相應(yīng)的地震響應(yīng)行為?？紤]到響應(yīng)譜分析法難以對機(jī)柜的高頻模態(tài)響應(yīng)進(jìn)行評估，Gupta等[6]提出了Ritz向量法用于評估機(jī)柜的高頻動態(tài)響應(yīng)。劉明星等[7]采用響應(yīng)譜法對機(jī)柜進(jìn)行校核，而后進(jìn)行抗震試驗(yàn)分析機(jī)柜的結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性與抗震性能，研究結(jié)果表明抑制機(jī)柜的橫向運(yùn)動是改善結(jié)構(gòu)抗震性能的關(guān)鍵。

上述研究為認(rèn)識核電機(jī)柜的抗震性能研究提供了重要參考依據(jù)。但是上述研究通過響應(yīng)譜分析法計(jì)算機(jī)柜結(jié)構(gòu)的整體應(yīng)力，無法探究機(jī)柜的振動響應(yīng)特性。而通過試驗(yàn)研究，相關(guān)工作[7]未對機(jī)柜的振動信號、演變特征進(jìn)行深入探討。因此，有必要進(jìn)一步對機(jī)柜在地震動工況下的行為進(jìn)行分析，探索結(jié)構(gòu)可能存在的振動演變特征，并將仿真分析結(jié)果與試驗(yàn)研究進(jìn)行對比，揭示機(jī)柜受到地震激勵下的響應(yīng)行為，從而為機(jī)柜的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和抗震性能評價(jià)提供更為可靠的理論依據(jù)。

基于以上研究，本文結(jié)合響應(yīng)譜分析法和時(shí)程分析法對核安全級DCS系統(tǒng)機(jī)柜進(jìn)行仿真分析，在認(rèn)清結(jié)構(gòu)頻率響應(yīng)和時(shí)程動態(tài)響應(yīng)特征的基礎(chǔ)上，嚴(yán)格按照核電設(shè)備試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)對機(jī)柜樣機(jī)進(jìn)行抗震試驗(yàn)。進(jìn)一步地，對仿真與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析探討，揭示機(jī)柜結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)特征。本研究結(jié)果能為后續(xù)的機(jī)柜設(shè)計(jì)和分析研究提供參考和理論依據(jù)。

1 機(jī)柜有限元模型及邊界條件

核安全級DCS系統(tǒng)機(jī)柜主要由焊接框架、柜門、機(jī)箱和柜內(nèi)安裝零部件組成。焊接框架采用厚度為2.5 mm的Q235B(密度7.8 g/cm3、彈性模量205 GPa、泊松比0.3)鋼板折彎焊接而成，其主要承力結(jié)構(gòu)由上圍框、下圍框、左側(cè)片和右側(cè)片構(gòu)成，三維模型如圖1所示(X為橫向、Y為縱向、Z垂向)?；谌S模型，建立機(jī)柜的有限元模型如圖2所示。

圖1 機(jī)柜三維模型

圖2 機(jī)柜有限元模型

為了節(jié)省計(jì)算資源，需對有限元模型進(jìn)行簡化處理，具體如下：

1) 焊接框架、內(nèi)部安裝部件、角規(guī)和托架等采用梁單元，并對零部件設(shè)置相應(yīng)的屬性。

2) 減寬支架采用殼單元。

3) 在機(jī)柜的柜門、機(jī)箱和其他部件相應(yīng)位置設(shè)置參考點(diǎn)，將參考點(diǎn)與焊接框架的殼單元耦合，對參考點(diǎn)設(shè)置相應(yīng)的質(zhì)量值，并以模擬相應(yīng)配置的重量，得到有限元模型質(zhì)量為500 kg。

4) 結(jié)構(gòu)之間的螺接簡化為固定約束，并約束機(jī)柜底部所有方向自由度。部件網(wǎng)格特征如表1所示。

表1 部件網(wǎng)格特征

進(jìn)一步地，通過質(zhì)量矩陣和剛度矩陣的組合確定結(jié)構(gòu)的瑞利阻尼，包含α和β兩個(gè)參數(shù)[11]，如式(1)所示：

[C]=α[M]+β[K]

(1)

式中：α為質(zhì)量阻尼系數(shù)；β為剛度阻尼系數(shù)。α和β的簡化計(jì)算公式分別為：

(2)

(3)

式中：fi為第i階陣型的固有頻率；fj為第j階陣型的固有頻率；ξ為阻尼比。本文中使用結(jié)構(gòu)第1階和第2階陣型的固有頻率。

2 有限元分析

2.1 模態(tài)分析

首先對機(jī)柜進(jìn)行模態(tài)分析，結(jié)構(gòu)模型的前10階自然頻率分布如圖3所示?？梢姍C(jī)柜的前10階模態(tài)頻率與振型相對獨(dú)立，不存在相鄰自然頻率非常接近的現(xiàn)象，這在一定程度上避免了模態(tài)集中可能存在的振動放大等問題。對機(jī)柜的前3階模態(tài)進(jìn)行分析，結(jié)果見圖4，機(jī)柜在底部約束狀態(tài)下的第一階模態(tài)振型表現(xiàn)為機(jī)柜整體沿X方向的偏擺運(yùn)動，頻率為9.258 7 Hz；第2階整體模態(tài)振型是機(jī)柜整體沿Y方向的偏擺運(yùn)動，頻率為26.617 Hz，第3階整體模態(tài)頻率為29.24 Hz，模態(tài)陣型表現(xiàn)為機(jī)柜框架整體沿Z方向的扭轉(zhuǎn)運(yùn)動。

圖3 機(jī)柜自然頻率分布圖

圖4 機(jī)柜前3階模態(tài)陣型

考慮到機(jī)柜所在地區(qū)地震響應(yīng)譜的幅值放大區(qū)域通常集中在2～10 Hz[12]，而機(jī)柜的第1階頻率位于該放大區(qū)內(nèi)，因此，無法通過簡單的模態(tài)分析對機(jī)柜的抗震能力進(jìn)行判斷，故需進(jìn)行進(jìn)一步分析和探討。

2.2 響應(yīng)譜分析

考慮到在后續(xù)實(shí)際試驗(yàn)過程中，機(jī)柜需要依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)HAF J0053分別進(jìn)行5次OBE(運(yùn)行基準(zhǔn)地震)試驗(yàn)和1次SSE(安全停堆地震)試驗(yàn)(阻尼比取5%)[12]?？紤]到SSE地震響應(yīng)譜在水平和豎直方向的信號均能包絡(luò)OBE的響應(yīng)譜，因此，在仿真中以SSE地震作為計(jì)算的地震響應(yīng)譜計(jì)算的輸入。另外，鑒于機(jī)柜在核電站現(xiàn)場的具體安裝方向未定，因此使用水平X、Y方向合并繪制的水平包絡(luò)譜進(jìn)行水平方向上的計(jì)算，圖5為SSE在阻尼比為5%時(shí)水平(X、Y向)和豎直(Z向)2個(gè)方向的地震響應(yīng)譜曲線。采用響應(yīng)譜分析法中的SRSS(square root of the sum of squares)對機(jī)柜在地震作用下的響應(yīng)進(jìn)行分析[7]，計(jì)算結(jié)果如圖6所示?？梢钥闯?，機(jī)柜在地震載荷作用下，呈現(xiàn)出的最大Mises應(yīng)力為151.7 MPa，位于前門右立柱底部。這是由于機(jī)柜的第1階模態(tài)表現(xiàn)為沿X向的左右偏擺運(yùn)動，同時(shí)由于機(jī)柜前側(cè)布置機(jī)箱及各類器件，使得整體重心前移，因此機(jī)柜前端底部承受較大的應(yīng)力，導(dǎo)致該處應(yīng)力最大，但該最大應(yīng)力值小于Q235B的屈服極限235 MPa，因此在該地震激勵作用下，機(jī)柜具有較好的抗震能力，不會出現(xiàn)明顯的塑性變形和開裂等現(xiàn)象。機(jī)柜的最大位移出現(xiàn)在其頂部區(qū)域，最大位移值為16.4 mm，這也是機(jī)柜在地震信號作用下第一階模態(tài)特性導(dǎo)致的。

圖5 SSE地震響應(yīng)譜曲線

圖6 機(jī)柜地震應(yīng)力云圖和位移響應(yīng)云圖

考慮到機(jī)柜在實(shí)際使用過程中，機(jī)柜內(nèi)安放有重要的電子器件和眾多功能PCB板塊，因此，在明確機(jī)柜結(jié)構(gòu)的承載能力和抗震能力后，有必要對機(jī)柜結(jié)構(gòu)在地震激勵下的時(shí)程響應(yīng)信號進(jìn)行進(jìn)一步探究，從而根據(jù)響應(yīng)信號對電子設(shè)備的安裝位置和可靠性進(jìn)行深入判斷。

2.3 時(shí)程分析

2.3.1時(shí)程分析原理

采用ABAQUS隱式求解器對機(jī)柜在地震激勵下的信號演變進(jìn)行分析求解，系統(tǒng)的動力學(xué)平衡方程可以表達(dá)為：

(4)

式中：[M]為結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩陣；[C]為結(jié)構(gòu)阻尼矩陣；[K]為結(jié)構(gòu)剛度矩陣；x(t)為振動幅值矢量；R(t)為外部載荷。

假定在時(shí)間間隔[t,t+Δt]內(nèi)，加速度線性變化，即速度和加速度公式可表示為：

δ·x(t+Δt)]Δt

(5)

(6)

式中δ和ε是按積分的精度和穩(wěn)定性要求可以調(diào)整的參數(shù)。

(7)

2.3.2時(shí)程輸入信號

對圖5中的地震響應(yīng)譜進(jìn)行時(shí)程轉(zhuǎn)換，結(jié)果如圖7所示。需要說明的是，輸入時(shí)程是通過RRS(要求反應(yīng)譜)用計(jì)算機(jī)生成的SSE狀態(tài)下的人工模擬加速度時(shí)程，在生成人工模擬加速度時(shí)程時(shí)，對要求反應(yīng)譜考慮了10%的裕量，時(shí)程持續(xù)時(shí)間為30 s，強(qiáng)震時(shí)間超過15 s。計(jì)算時(shí)程時(shí)反應(yīng)譜的頻率間隔為0.1 Hz，滿足HAF·J0053[14]建議的用于計(jì)算要求樓板反應(yīng)譜的頻率間隔的要求。生成的SSE人工模擬加速度時(shí)程3個(gè)方向之間的相關(guān)系數(shù)如表2所示，各向之間相關(guān)系數(shù)滿足HAF·J0053中小于0.3的要求。

圖7 SSE地震試驗(yàn)輸入時(shí)程

表2 SSE 3個(gè)方向之間的相關(guān)系數(shù)

將3個(gè)方向的時(shí)程曲線(SSE狀態(tài)下)加載到模型上，并在有限元模型上建立如圖8所示的3個(gè)觀測點(diǎn)(F1，F(xiàn)2，F(xiàn)3)，所建立的觀測點(diǎn)位置與后續(xù)試驗(yàn)中加速度計(jì)安裝位置保持一致。計(jì)算得到各測試點(diǎn)的加速度幅值時(shí)程曲線如圖9所示，計(jì)算得到各測試點(diǎn)的最大加速度幅值如表3所示。

圖8 仿真觀測點(diǎn)位置

圖9 各觀測位置的三向加速度時(shí)程圖

表3 時(shí)程分析各測點(diǎn)的加速度響應(yīng)最大值 g

可以看出，振動臺面上的觀測點(diǎn)(F1)在3個(gè)方向的振動幅值均是最低的，這時(shí)由于機(jī)柜底部測點(diǎn)距離振動臺面較為接近，直接接收來自臺面的振動信號，因此機(jī)柜底部的振動幅值相較于振動臺面基本無明顯增大。

在X方向上，臺面振動隨著機(jī)柜高度的上升，經(jīng)過一定的放大傳遞到機(jī)柜的重心，后傳遞至柜頂。隨著振動信號向上傳遞，機(jī)柜的振動加速度幅值逐漸增大，其中最大加速度幅值(F3點(diǎn)處)為地面振動加速度幅值(F1點(diǎn)處)的5.87倍。相比之下，機(jī)柜結(jié)構(gòu)在Z(垂向)向上的振動放大非常微弱，這也說明地震動在垂直方向?qū)C(jī)柜的影響相對較弱。因此，縱向運(yùn)動和橫向運(yùn)動對機(jī)柜的振動響應(yīng)影響較大，其中抑制橫向運(yùn)動是改善結(jié)構(gòu)抗震性能的關(guān)鍵[7]。

3 地震試驗(yàn)分析

3.1 試驗(yàn)流程與設(shè)備

在數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上，本研究依據(jù)HAF·J0053等相關(guān)鑒定試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，進(jìn)一步開展機(jī)柜的地震相關(guān)試驗(yàn)研究。地震試驗(yàn)在最大承載60 t的6 m×6 m大型高性能地震模擬試驗(yàn)臺上進(jìn)行，試驗(yàn)臺水平方向的最大位移±150 mm，豎直向最大位移±100 mm，水平向和垂直向滿載最大加速度分別為1.0、0.8g，地震輸入頻率范圍為0.1～100 Hz。試驗(yàn)中采用Kistler公司生產(chǎn)的8395M06型加速度計(jì)測量臺面和被試設(shè)備上的運(yùn)動加速度，使用LMS數(shù)據(jù)采集儀采集加速度數(shù)據(jù)。

試驗(yàn)首先需搭建測試環(huán)境及安裝機(jī)柜。目視檢查機(jī)柜結(jié)構(gòu)完整后，將機(jī)柜焊接到底座鋼板上，底座鋼板與地震試驗(yàn)臺通過M30地腳螺栓螺栓剛性連接。在機(jī)柜重心、頂部及地震臺臺面分別安裝一組加速度傳感器(X、Y、Z3個(gè)方向)。地震試驗(yàn)環(huán)境搭建示意圖與真實(shí)試驗(yàn)照片如圖10所示。實(shí)測試驗(yàn)機(jī)柜重量約為490 kg，與有限元模型質(zhì)量500 kg非常接近。

圖10 機(jī)柜地震試驗(yàn)示意圖和照片

依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)HAF J0053相關(guān)規(guī)定，試驗(yàn)流程如圖11所示。首先通過動態(tài)測試對結(jié)構(gòu)的自然頻率進(jìn)行分析。隨后進(jìn)行5次OBE試驗(yàn)，OBE試驗(yàn)時(shí)臺面的加速度值是SSE試驗(yàn)的1/2倍，在完成OBE試驗(yàn)后，對機(jī)柜結(jié)構(gòu)進(jìn)行檢查，確認(rèn)結(jié)構(gòu)框架無損壞后再進(jìn)行SSE試驗(yàn)，SSE試驗(yàn)完成后再次檢查結(jié)構(gòu)框架。檢查過程中若結(jié)構(gòu)或焊縫出現(xiàn)撕裂、扭曲等現(xiàn)象，則試驗(yàn)結(jié)束，判定試驗(yàn)失敗。

圖11 核級電氣設(shè)備地震試驗(yàn)流程框圖

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1試驗(yàn)前動態(tài)特性分析

在機(jī)柜的3個(gè)正交軸向輸入加速度幅值為0.2g的白噪聲信號進(jìn)行掃頻，掃頻范圍為1～100 Hz，掃頻速率為1 oct/min，持續(xù)時(shí)間為120 s。測試結(jié)果與模擬結(jié)果見表4。

表4 仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相對誤差

可見機(jī)柜的X向一階固有實(shí)測頻率為9.64 Hz，同計(jì)算所得的一階頻率9.258 7 Hz非常接近，誤差為3.96%；相比之下，雖然Y向一階實(shí)測固有頻率為33.61 Hz，同計(jì)算所得的26.617 Hz存在一定的差異，這是由于機(jī)柜計(jì)算過程中對模型存在一定的簡化，以及質(zhì)量分配同真實(shí)設(shè)備存在一定的差異所導(dǎo)致?？紤]到大于25 Hz的自然頻率對地震響應(yīng)的作用非常微弱，且實(shí)驗(yàn)和計(jì)算的模態(tài)振型二者具有很好的一致性，因此可以認(rèn)為，本研究建立的有限元仿真模型能夠真實(shí)仿真結(jié)構(gòu)的動態(tài)特性。

3.2.2地震試驗(yàn)結(jié)果分析

地震試驗(yàn)在機(jī)柜樣機(jī)的3個(gè)正交軸向同時(shí)進(jìn)行激振。表5中列出了5次OBE和1次SSE地震工況下試驗(yàn)臺面響應(yīng)時(shí)程信號與輸入時(shí)程信號之間的相關(guān)系數(shù)，可以看到相關(guān)系數(shù)均接近于1，即地震臺的信號能夠很好模擬地震試驗(yàn)的要求時(shí)程信號。

表5 臺面加速度時(shí)程與要求加速度時(shí)程的相關(guān)系數(shù)

表6統(tǒng)計(jì)了各測試點(diǎn)在各個(gè)工況下的最大加速度響應(yīng)，從表中可以看出，地震臺臺面的加速度幅值在3個(gè)方向均是最低，在地震試驗(yàn)過程中，地震信號通過地震臺臺面?zhèn)鬟f到機(jī)柜的各個(gè)位置，并在傳遞過程中加速度信號有不同程度的放大。該試驗(yàn)結(jié)果同模擬分析結(jié)果(圖9)非常一致。

表6 地震試驗(yàn)中各測點(diǎn)的響應(yīng)最大值 g

進(jìn)一步地，將OBE試驗(yàn)各測點(diǎn)響應(yīng)的最大振動加速度幅值進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖12所示。在X方向上，隨著振動逐步向上傳遞，各測試點(diǎn)的振動加速度幅值逐步增大，其中A3點(diǎn)處的振動加速度振動幅值超過了臺面A1點(diǎn)處振動加速度幅值的4.7倍，且各測試點(diǎn)在橫向的振動放大最為明顯。在Y方向上，隨著機(jī)柜框架上測試點(diǎn)高度增加，結(jié)構(gòu)振動加速度幅值逐步增大，但放大幅度較低，測點(diǎn)A3的振動加速度幅值約為柜底加速度的1.5倍。相比之下，在垂直方向上，各測試點(diǎn)的振動放大相對較弱。

圖12 5次OBE試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)各測試點(diǎn)3個(gè)方向最大加速度幅值

SSE試驗(yàn)的臺面加速度值為OBE試驗(yàn)的2倍。從圖13中可以看到， 機(jī)柜在X向振動強(qiáng)度增加顯著，尤其A3點(diǎn)處的振動加速度振動幅值超過了臺面A1點(diǎn)處振動加速度幅值的5.2倍。相比之下，Z向上機(jī)柜各測試點(diǎn)的振動加速度幅值的增益不明顯，這也進(jìn)一步說明，改善機(jī)柜結(jié)構(gòu)的抗震性能主要需抑制機(jī)柜在X方向上的運(yùn)動。對比測試點(diǎn)的仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果可以看到，測試點(diǎn)仿真和試驗(yàn)的振動加速度最大值能夠很好地對應(yīng)，并且都是X向振動增益最為顯著，證明仿真結(jié)果能夠很好的預(yù)測機(jī)柜結(jié)構(gòu)在地震工況下的振動特性。

圖13 SSE試驗(yàn)時(shí)機(jī)柜各測試點(diǎn)3個(gè)方向最大加速度幅值直方圖

3.2.3試驗(yàn)后動態(tài)特性分析

SSE地震試驗(yàn)后，采用白噪聲對該機(jī)柜進(jìn)行動態(tài)特性檢查。表8對比了機(jī)柜試驗(yàn)前后各方向的一階固有頻率及對應(yīng)阻尼比，可見試驗(yàn)機(jī)柜在X方向的固有頻率為9.64 Hz變?yōu)?.6 Hz，Y方向的固有頻率由33.61 Hz變?yōu)?3.79 Hz，Z方向的固有頻率始終大于100 Hz，即各向固有頻率均無明顯變化。對被試機(jī)柜進(jìn)行結(jié)構(gòu)檢查，機(jī)柜整體結(jié)構(gòu)無變形和破裂，各個(gè)連接件無松動和脫落，被試機(jī)柜樣機(jī)地震試驗(yàn)合格，從而證明本次研究設(shè)計(jì)的機(jī)柜具有良好的抗震性能。

表7 試驗(yàn)前后機(jī)柜的動態(tài)特性參數(shù)

4 仿真與試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 高度對結(jié)構(gòu)振動的影響

4.1.1高度與振動加速度關(guān)系

根據(jù)時(shí)程分析結(jié)果，繪制3個(gè)觀測點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線如圖9所示，對應(yīng)的振動加速度均方根值見表8?？梢姍C(jī)柜橫向和縱向的振動加速度的均方根會隨著機(jī)柜的高度增加而增加，在橫向方向上，加速度均方根隨高度方向的變化趨勢為先快速放大，隨后放大趨勢隨高度逐漸變緩；柜底到重心位置加速度均方根放大了約2.03倍，從重心位置到柜頂加速度均方根放大約1.62倍。在縱向Y方向上，加速度均方根值會隨著機(jī)柜的高度增加而增加，但增大幅度較小，維持在1.05倍。綜合分析和試驗(yàn)結(jié)果，可知隨著機(jī)柜高度增大，機(jī)柜水平方向上的加速度會呈現(xiàn)遞增趨勢，橫向X方向加速度均方根隨高度方向的增大趨勢為先快后緩，而縱向方向加速度振動強(qiáng)度呈均勻遞增趨勢?；谝陨戏治觯ㄗh在后續(xù)設(shè)計(jì)中考慮對機(jī)柜框架橫向X方向的剛度進(jìn)行加強(qiáng)，增加框架橫向支撐，增加機(jī)柜頂部與底部的連接位置的柔性過度，從而減小橫向加速度放大幅度。

表8 各觀測點(diǎn)的時(shí)程加速度的均方根 g

4.1.2高度與頻譜關(guān)系

由于機(jī)柜重心上下兩側(cè)布置了多個(gè)功能機(jī)箱，且柜頂布置有機(jī)柜的散熱系統(tǒng)和保護(hù)性的電氣件，故有必要對重心附近區(qū)域和柜頂區(qū)域的結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性進(jìn)行深入討論。本研究選取F2和F3點(diǎn)的橫向振動加速度信號進(jìn)行時(shí)頻分析，結(jié)果如圖14所示。

圖14 X向時(shí)頻圖

可以看出，2個(gè)區(qū)域的振動時(shí)頻信號存在顯著的差異，柜頂處F3點(diǎn)的振動能量明顯強(qiáng)于機(jī)柜重心處。另外，可見當(dāng)機(jī)柜橫向振動在5～10 s過程中，機(jī)柜在5 Hz附近存在明顯的多頻振動現(xiàn)象；當(dāng)振動持續(xù)進(jìn)行時(shí)，振動能量有所減弱；但是當(dāng)振動持續(xù)至20 ～25 s過程中，機(jī)柜結(jié)構(gòu)響應(yīng)在3 Hz附近處出現(xiàn)明顯的振動能量集中現(xiàn)象。綜合以上，柜頂處的振動強(qiáng)度明顯強(qiáng)于機(jī)柜重心處，且機(jī)柜振動的演變存在多頻且時(shí)變的特性，在振動初期，振動強(qiáng)度持續(xù)增大，多頻振動現(xiàn)象出現(xiàn)；在振動后期，隨著阻尼對能量的耗散以及振動趨于穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)在某些特定的頻率處存在能量明顯集中的現(xiàn)象。基于以上分析，建議在后續(xù)設(shè)計(jì)中增加機(jī)柜框架上部剛度，以減小柜頂振動強(qiáng)度，規(guī)避振動初期的低頻狀態(tài)的多頻振動現(xiàn)象和振動后期的振動能量集中現(xiàn)象。

4.2 機(jī)柜底部受力對安裝影響

機(jī)柜通過焊接方式固定在核電廠指定廠房的預(yù)埋件上，機(jī)柜在地震工況下產(chǎn)生的反作用力大小會直接影響預(yù)埋件的選型。各角板反作用力分布如圖15所示，每塊角板在機(jī)柜前后門方向上有兩處較大的反作用力集中點(diǎn)，隨著距離集中點(diǎn)的距離增加，反作用力不斷減小。其中前門右下角和后門左上角的反作用力略大于其他角板。通過python腳本讀取角板上各結(jié)點(diǎn)的反作用力，提取各節(jié)點(diǎn)RF python流程圖如圖16所示。

圖15 角板反作用力分布圖

圖16 提取各節(jié)點(diǎn)反作用力python語句流程圖

表9總結(jié)對比了機(jī)柜底部四角的反作用力，在機(jī)柜前門方向上的底部焊縫受到的反作用力與機(jī)柜后門方向相差較小。當(dāng)前機(jī)柜配置的重量分布情況較為合理。反作用力的提供有助于后續(xù)預(yù)埋件的選型和安裝提供參考。

表9 機(jī)柜底部角板反作用力 N

5 結(jié)論

1) 安全級DCS系統(tǒng)機(jī)柜的一階模態(tài)振型為機(jī)柜沿X方向的左右偏擺運(yùn)動，頻率為9.258 7 Hz。響應(yīng)譜分析獲得結(jié)構(gòu)的最大Mises應(yīng)力為151.7 MPa，位于機(jī)柜框架前門方向右下角，小于Q235B的最大屈服極限，因此機(jī)柜具備較好的抗震能力。

2) 時(shí)程分析結(jié)果表明，隨著機(jī)柜高度增大，結(jié)構(gòu)振動強(qiáng)度逐步增大，X方向(橫向)上的振動幅值增益最為顯著，機(jī)柜頂部處的振動加速度均方根為地面振動加速度均方根的3.28倍。相比之下，豎直Z方向上的振動加速度變化不明顯。因此，抑制機(jī)柜橫向運(yùn)動是增強(qiáng)結(jié)構(gòu)抗震性能的關(guān)鍵。

3) 時(shí)頻分析結(jié)果表明，柜頂處的振動強(qiáng)度明顯強(qiáng)于機(jī)柜重心處，且機(jī)柜振動的演變存在多頻且時(shí)變的特性。在振動初期，結(jié)構(gòu)在頻率5 Hz附近處出現(xiàn)多頻振動現(xiàn)象；在振動持續(xù)到后期，機(jī)柜在頻率3 Hz出現(xiàn)明顯的振動能量集中現(xiàn)象。

4) 通過時(shí)程分析法可獲取機(jī)柜結(jié)構(gòu)在地震工況中各時(shí)間點(diǎn)機(jī)柜的實(shí)際加速度大小、加速度變化趨勢等，可分析機(jī)柜各頻域的響應(yīng)情況和能量集中情況。

5) 提取機(jī)柜底部4個(gè)角板的反作用力，機(jī)柜前門方向上的底部焊縫受到的反作用力與機(jī)柜后門方向相差較小，反作用力的提供有助于后續(xù)預(yù)埋件的選型和安裝提供參考。

6) 仿真和試驗(yàn)的振動加速度趨勢能夠很好地對應(yīng)。仿真結(jié)果能夠很好預(yù)測機(jī)柜結(jié)構(gòu)在地震動工況下的振動特性，試驗(yàn)結(jié)果確認(rèn)了仿真結(jié)果的正確性，驗(yàn)證了機(jī)柜結(jié)構(gòu)的抗震性能。該機(jī)柜的分析方法與試驗(yàn)流程和結(jié)果為核安全級機(jī)柜的后續(xù)深入研究提供了參考依據(jù)。