引言
    核島單座調節閥是核電站中量大面廣的水壓設備，它的主要功能是以一定的精度保持流量、壓力、溫度、水位等規定需要調節的參數。調節閥是核電站安全運行的關鍵附件，設計規范要求對它進行抗震分析，其結果可以用來衡量在經歷運行安全地震和安全停堆地震期間或其后，調節閥是否可以按照要求正常工作。
    抗震分析廣泛應用于核電廠核級設備的安全評價，如核電站環形吊車、反應堆貯液容器，核電專用橋式起重機等。核安全級閥門同樣要求進行抗震分析，張征明，吳莘馨等人對核安全級閥門進行了結構靜力學分析，孫英學對核電站穩壓器閥門接管進行了應力分析。對于結構比較復雜的設備，一般采用質點模型，但誤差較大，文中基于ANSYS有限元分析軟件對調節閥的3維實體模型進行抗震分析，結果更為準確。
    目前，抗震分析的方法主要有3種：等效靜力法、響應譜法和時間歷程法。其中，時間歷程法的計算結果最為準確，但是該計算方法比較復雜，計算時間長，而等效靜力法與響應譜法計算方法相對簡單，同時也能較為準確地反映結構的響應特性。當結構的第1階固有頻率大于33Hz時，可采用等效靜力法，該方法比響應譜法計算更為簡單，因此應用十分廣泛。文中采用等效靜力法對調節閥進行抗震分析。
    1 有限元抗震分析
    1.1 有限元分析模型
    在進行有限元分析時，如圖1的調節閥結構示意圖，其中閥體進出口接管法蘭相距210mm，法蘭內徑25mm，外徑124mm，閥門總高538mm，上下膜蓋的外圓直徑為285mm。對該3維模型進行簡化，忽略彈簧，螺栓等小結構，閥體、閥蓋、支架和膜蓋之間采用剛性連接，采用10節點、solid92單元對簡化模型進行網格劃分，單元數為273473，節點數為52161。支架、閥蓋和閥體的材料分別為ZG230－450、P280GH和20M5M，在260℃下的許用應力S分別取117.5MPa、117.5MPa和112.5MPa，取彈性模量為2.0×1011N/m2，泊松比為0.3，密度為7900kg/m3。

    1.2 載荷施加、約束條件及求解
    對調節閥閥體接管兩端施加全位移約束，采用BlockLanczos求解法提取3階模態。
    在進行抗震分析時，采用等效靜力法，施加載荷包括自重、內壓和地震載荷，分別計算在SL1地震下調節閥開啟和關閉狀態下調節閥的地震響應，以及調節閥在SL2地震載荷下調節閥開啟狀態下的地震響應，
    其中SL1地震載荷下的最大加速度為3.3g，SL2地震載荷下的最大加速度為5g。
    1.3 固有頻率結果分析
    有限元模態分析得到第1階固有頻率為49Hz，振型為垂直于流道方向擺動，第2階固有頻率為61Hz，振型為沿流道方向擺動；第3階固有頻率為198Hz，振型為繞豎直中心軸扭轉。從3個方向的1階固有頻率可以看出，垂直于流道方向的整體剛度最小，這是與調節閥自身的結構特性，各部件的質量與大小分布有關的。
    1.4 抗震計算結果分析
    SL1地震下調節閥開啟和關閉狀態時的應力分布圖如圖2（a）與2（b）以及在SL2地震載荷下調節閥開啟狀態時的應力分布圖如2（c）所示，應力值保守采用RCCMB級準則校核。

    從圖2（a），2（b）和2（c）可以看出，支架的拐角處，閥蓋－法蘭連接彎角處以及閥體中腔部分為應力值較大區域。如圖2（a）所示的應力分布圖，支架拐角處的應力最大值為9.95MPa，閥蓋－法蘭連接的彎角處應力最大值為14.6MPa，閥體中腔的應力最大值為22.1MPa。如圖2（b）所示，支架拐角處的應力最大值為9.46MPa，閥蓋－法蘭連接的彎角處應力最大值為14.2MPa，閥腔處的最大應力值為28.4MPa。如圖2（c）所示支架拐角處的應力最大值為16.6MPa，閥蓋－法蘭連接的彎角處應力最大值為22.1MPa，閥腔處的最大應力值為49.6MPa。支架拐角處的最大應力是由于結構不連續造成的，屬于應力集中，它的最大應力遠小于結構的許用應力。在調節閥關閉時，閥蓋－法蘭連接處的最大應力也是因為結構不連續造成的，但是在調節閥開啟時，由于閥蓋內部存在內壓，因此其應力最大值是由于結構不連續和內壓共同作用造成的，閥體中腔的最大應力是由于閥腔內部的內壓所造成的，閥體和閥蓋的最大應力均遠小于許用應力值126.8MPa。
    2 調節閥抗震試驗
    2.1 調節閥的安裝、試驗設備及測點布置
    本試驗在中國核動力設計院的電動振動臺上進行，將調節閥安裝在振動臺夾緊裝置上，保證調節閥的三正交軸與激振軸在同一條直線上，試驗系統示意圖如圖1所示。
    試驗采用電荷式加速度傳感器和電荷放大器測量臺面和調節閥上的加速度，應變測量采用5×3mm泊式應變計和MCC－16型動態應變儀，數據采集用DEWE2010型數據采集儀。
    試驗中分別在調節閥重心（a#）、振動臺臺面（b#）和頂部（c#）各布置一個加速度傳感器，并且在調節閥薄弱部位（支架彎角1#、閥體中腔2#和閥蓋－中法蘭連接彎角處3#）布置3個應變計來測量其在地震過程中的應變響應。
    2.2 實驗內容
    首先對調節閥做動態特性探測試驗，分別在調節閥3個正交軸向施加不大于0.2g的正弦掃描信號，掃描頻率范圍為5～250Hz，掃描速度為倍頻/分，探測出設備各向的基階固有頻率和阻尼。
    按照《核設備抗震鑒定試驗指南》的規定，可采用2次正弦掃描試驗代替5次SL1地震試驗，第1次掃頻時調節閥處于開啟狀態，第2次掃頻時調節閥處于關閉狀態。試驗在調節閥的3個正交軸向各進行2次，掃描速度不大于1倍頻/分，掃描頻率范圍為3Hz～35Hz，每次掃描后改變調節閥的開關狀態，試驗中保持工作壓力為4.16MPa。在每次SL1地震過程中測量各監測點的加速度響應和應變響應。
    SL1試驗后分別在調節閥的3個正交軸向進行1次SL2試驗。試驗頻率在3.18Hz、4Hz、5Hz、6.3Hz、8Hz、10Hz、12.6Hz、16Hz、20Hz、25.2Hz、32Hz處進行，每個頻率施加5個以上連續正弦拍波，每個拍波的每個拍中含有12～15個周波，每個拍波之間有2s間隙，拍波的數量由每個頻率處的拍波試驗時間不小于15s來決定。調節閥在保持工作壓力為4.16MPa下連續在20%～80%行程之間運行1次循環操作，在每次SL2地震過程中測量各監測點的加速度響應和應變響應。

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    3 有限元結果與實驗結果對比及分析
    動態特性測量結果為：調節閥在X方向（垂直于流道方向）第1階固有頻率為47.0Hz，阻尼比為2.94%；在Y（流道方向）方向第1階固有頻率為58.8Hz，阻尼比為4.93%；在Z向（豎直方向）的第1階固有頻率為189.5Hz，阻尼比為0.46%，各方向1階固有頻率均大于33Hz，因此可以認為該調節閥具有足夠的剛性。從表1中比較可以看出，前3階固有頻率的誤差均小于5%。

    在SL1地震試驗中測得各測點的加速度，8Hz以上頻率下重心處加速度響應幅值在三正交軸向均大于3.3g，滿足抗震鑒定的輸入要求。另外，還測得各測點三正交軸向的應力值，從而可以計算出各測點的總應力，列于表2中，通過數據對比分析得出，計算值與試驗值的誤差均小于5%。

    在SL2地震試驗中測得各點三正交軸向的加速度和應力最大值。從圖3中可以看出，頻率為8Hz以上的重心處加速度幅值均能包絡地震鑒定要求輸入的加速度幅值。

    根據表3中數據分析得出，在SL2地震下，調節閥中1#、2#和3#應變測點最大總應力分別為15.21MPa，48.37MPa和24.25MPa，計算值與試驗值的誤差均小于10%，這是由于實驗測得是調節閥在20%到80%行程中的應力值，而在有限元分析時采用的是調節閥全部開啟下的模型，因此這個誤差值大于SL1下的誤差值。

    4 結論
    文中對調節閥進行有限元模態分析，得到調節閥的前3階固有頻率分別為49Hz、61Hz和198Hz，與動態特性探測試驗結果進行對比，誤差小于5%，調節閥的各階頻率均大于33Hz，因此可以認為調節閥具有較強的剛度。
    對調節閥進行有限元抗震分析，分析了調節閥在開啟和關閉狀態時SL1下的抗震特性，并分析了調節閥在開啟狀態時SL2下的抗震特性，找出了在地震載荷作用下調節閥受力的薄弱部位，主要有支架拐角、閥蓋－中法蘭連接的彎角處和閥體中腔，應力值按照RCCMB級準則校核，校核結果滿足準則要求，因此可以認為調節閥具有足夠的抗震剛度。
    有限元分析結果與試驗值進行比較，在SL1下應力值的誤差小于5%，而SL2下的誤差大小于10%，這是由于在進行SL2下的有限元分析時保守地采用了比較簡單的調節閥全開模型，而在試驗中測得了調節閥開度在20%～80%下的應力值。
    采用ANSYS對調節閥進行模態分析和抗震分析，誤差在允許范圍內，說明利用ANSYS進行模態分析與抗震分析是可行的，文中結果對調節閥的設計、制造與鑒定具有重要意義。