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)計院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)重點試驗室， 成都 610041)

0 引言

核安全級數(shù)字化控制系統(tǒng)(digital control system， DCS)對核電廠的運行工況進(jìn)行監(jiān)測，同時在事故工況下驅(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?？紤]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機柜結(jié)構(gòu)設(shè)計可靠性的關(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)建出核電儀控機柜的易損性曲線，重點探討了構(gòu)成易損性曲線的各關(guān)鍵要素對機柜抗震性能的影響。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柜內(nèi)部響應(yīng)特性，計算結(jié)果與試驗結(jié)果匹配較好。Cho等[5]使用梁單元簡化機柜受力模型，并充分考慮非線性因素對模型的影響，大大節(jié)約計算資源和減小計算量，并且成功預(yù)測了機柜的振動模態(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向量法用于評估機柜的高頻動態(tài)響應(yīng)。劉明星等[7]采用響應(yīng)譜法對機柜進(jìn)行校核，而后進(jìn)行抗震試驗分析機柜的結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性與抗震性能，研究結(jié)果表明抑制機柜的橫向運動是改善結(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)譜分析法計算機柜結(jié)構(gòu)的整體應(yīng)力，無法探究機柜的振動響應(yīng)特性。而通過試驗研究，相關(guān)工作[7]未對機柜的振動信號、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)果與試驗研究進(jìn)行對比，揭示機柜受到地震激勵下的響應(yīng)行為，從而為機柜的結(jié)構(gòu)設(shè)計和抗震性能評價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)譜分析法和時程分析法對核安全級DCS系統(tǒng)機柜進(jìn)行仿真分析，在認(rèn)清結(jié)構(gòu)頻率響應(yīng)和時程動態(tài)響應(yīng)特征的基礎(chǔ)上，嚴(yán)格按照核電設(shè)備試驗標(biāo)準(zhǔn)對機柜樣機進(jìn)行抗震試驗。進(jìn)一步地，對仿真與試驗結(jié)果進(jìn)行對比分析探討，揭示機柜結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)特征。本研究結(jié)果能為后續(xù)的機柜設(shè)計和分析研究提供參考和理論依據(jù)。

1 機柜有限元模型及邊界條件

核安全級DCS系統(tǒng)機柜主要由焊接框架、柜門、機箱和柜內(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)。基于三維模型，建立機柜的有限元模型如圖2所示。

圖1 機柜三維模型

圖2 機柜有限元模型

為了節(jié)省計算資源，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) 在機柜的柜門、機箱和其他部件相應(yīng)位置設(shè)置參考點，將參考點與焊接框架的殼單元耦合，對參考點設(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柜的前10階模態(tài)頻率與振型相對獨立，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。對機柜的前3階模態(tài)進(jìn)行分析，結(jié)果見圖4，機柜在底部約束狀態(tài)下的第一階模態(tài)振型表現(xiàn)為機柜整體沿X方向的偏擺運動，頻率為9.258 7 Hz；第2階整體模態(tài)振型是機柜整體沿Y方向的偏擺運動，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)為機柜框架整體沿Z方向的扭轉(zhuǎn)運動。

圖3 機柜自然頻率分布圖

圖4 機柜前3階模態(tài)陣型

考慮到機柜所在地區(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)實際試驗過程中，機柜需要依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)HAF J0053分別進(jìn)行5次OBE(運行基準(zhǔn)地震)試驗和1次SSE(安全停堆地震)試驗(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地震作為計算的地震響應(yīng)譜計算的輸入。另外，鑒于機柜在核電站現(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)行水平方向上的計算，圖5為SSE在阻尼比為5%時水平(X、Y向)和豎直(Z向)2個方向的地震響應(yīng)譜曲線。采用響應(yīng)譜分析法中的SRSS(square root of the sum of squares)對機柜在地震作用下的響應(yīng)進(jìn)行分析[7]，計算結(jié)果如圖6所示?？梢钥闯觯瑱C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。這是由于機柜的第1階模態(tài)表現(xiàn)為沿X向的左右偏擺運動，同時由于機柜前側(cè)布置機箱及各類器件，使得整體重心前移，因此機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 機柜地震應(yīng)力云圖和位移響應(yīng)云圖

考慮到機柜在實際使用過程中，機柜內(nèi)安放有重要的電子器件和眾多功能PCB板塊，因此，在明確機柜結(jié)構(gòu)的承載能力和抗震能力后，有必要對機柜結(jié)構(gòu)在地震激勵下的時程響應(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 時程分析

2.3.1時程分析原理

采用ABAQUS隱式求解器對機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時程輸入信號

對圖5中的地震響應(yīng)譜進(jìn)行時程轉(zhuǎn)換，結(jié)果如圖7所示。需要說明的是，輸入時程是通過RRS(要求反應(yīng)譜)用計算機生成的SSE狀態(tài)下的人工模擬加速度時程，在生成人工模擬加速度時程時，對要求反應(yīng)譜考慮了10%的裕量，時程持續(xù)時間為30 s，強震時間超過15 s。計算時程時反應(yīng)譜的頻率間隔為0.1 Hz，滿足HAF·J0053[14]建議的用于計算要求樓板反應(yīng)譜的頻率間隔的要求。生成的SSE人工模擬加速度時程3個方向之間的相關(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地震試驗輸入時程

表2 SSE 3個方向之間的相關(guān)系數(shù)

將3個方向的時程曲線(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個觀測點(F1，F(xiàn)2，F(xiàn)3)，所建立的觀測點位置與后續(xù)試驗中加速度計安裝位置保持一致。計算得到各測試點的加速度幅值時程曲線如圖9所示，計算得到各測試點的最大加速度幅值如表3所示。

圖8 仿真觀測點位置

圖9 各觀測位置的三向加速度時程圖

表3 時程分析各測點的加速度響應(yīng)最大值 g

可以看出，振動臺面上的觀測點(F1)在3個方向的振動幅值均是最低的，這時由于機柜底部測點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，臺面振動隨著機柜高度的上升，經(jīng)過一定的放大傳遞到機柜的重心，后傳遞至柜頂。隨著振動信號向上傳遞，機柜的振動加速度幅值逐漸增大，其中最大加速度幅值(F3點處)為地面振動加速度幅值(F1點處)的5.87倍。相比之下，機柜結(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柜的影響相對較弱。因此，縱向運動和橫向運動對機柜的振動響應(yīng)影響較大，其中抑制橫向運動是改善結(jié)構(gòu)抗震性能的關(guān)鍵[7]。

3 地震試驗分析

3.1 試驗流程與設(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)鑒定試驗標(biāo)準(zhǔn)，進(jìn)一步開展機柜的地震相關(guān)試驗研究。地震試驗在最大承載60 t的6 m×6 m大型高性能地震模擬試驗臺上進(jìn)行，試驗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。試驗中采用Kistler公司生產(chǎn)的8395M06型加速度計測量臺面和被試設(shè)備上的運動加速度，使用LMS數(shù)據(jù)采集儀采集加速度數(shù)據(jù)。

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

圖10 機柜地震試驗示意圖和照片

依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)HAF J0053相關(guān)規(guī)定，試驗流程如圖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，OBE試驗時臺面的加速度值是SSE試驗的1/2倍，在完成OBE試驗后，對機柜結(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，SSE試驗完成后再次檢查結(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，則試驗結(jié)束，判定試驗失敗。

圖11 核級電氣設(shè)備地震試驗流程框圖

3.2 試驗結(jié)果分析

3.2.1試驗前動態(tài)特性分析

在機柜的3個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)果與試驗結(jié)果相對誤差

可見機柜的X向一階固有實測頻率為9.64 Hz，同計算所得的一階頻率9.258 7 Hz非常接近，誤差為3.96%；相比之下，雖然Y向一階實測固有頻率為33.61 Hz，同計算所得的26.617 Hz存在一定的差異，這是由于機柜計算過程中對模型存在一定的簡化，以及質(zhì)量分配同真實設(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，且實驗和計算的模態(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仿真結(jié)構(gòu)的動態(tài)特性。

3.2.2地震試驗結(jié)果分析

地震試驗在機柜樣機的3個正交軸向同時進(jìn)行激振。表5中列出了5次OBE和1次SSE地震工況下試驗臺面響應(yīng)時程信號與輸入時程信號之間的相關(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的要求時程信號。

表5 臺面加速度時程與要求加速度時程的相關(guān)系數(shù)

表6統(tǒng)計了各測試點在各個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個方向均是最低，在地震試驗過程中，地震信號通過地震臺臺面?zhèn)鬟f到機柜的各個位置，并在傳遞過程中加速度信號有不同程度的放大。該試驗結(jié)果同模擬分析結(jié)果(圖9)非常一致。

表6 地震試驗中各測點的響應(yīng)最大值 g

進(jìn)一步地，將OBE試驗各測點響應(yīng)的最大振動加速度幅值進(jìn)行統(tǒng)計，如圖12所示。在X方向上，隨著振動逐步向上傳遞，各測試點的振動加速度幅值逐步增大，其中A3點處的振動加速度振動幅值超過了臺面A1點處振動加速度幅值的4.7倍，且各測試點在橫向的振動放大最為明顯。在Y方向上，隨著機柜框架上測試點高度增加，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，各測試點的振動放大相對較弱。

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

SSE試驗的臺面加速度值為OBE試驗的2倍。從圖13中可以看到， 機柜在X向振動強度增加顯著，尤其A3點處的振動加速度振動幅值超過了臺面A1點處振動加速度幅值的5.2倍。相比之下，Z向上機柜各測試點的振動加速度幅值的增益不明顯，這也進(jìn)一步說明，改善機柜結(jié)構(gòu)的抗震性能主要需抑制機柜在X方向上的運動。對比測試點的仿真結(jié)果和試驗結(jié)果可以看到，測試點仿真和試驗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)測機柜結(jié)構(gòu)在地震工況下的振動特性。

圖13 SSE試驗時機柜各測試點3個方向最大加速度幅值直方圖

3.2.3試驗后動態(tài)特性分析

SSE地震試驗后，采用白噪聲對該機柜進(jìn)行動態(tài)特性檢查。表8對比了機柜試驗前后各方向的一階固有頻率及對應(yīng)阻尼比，可見試驗機柜在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。對被試機柜進(jìn)行結(jié)構(gòu)檢查，機柜整體結(jié)構(gòu)無變形和破裂，各個連接件無松動和脫落，被試機柜樣機地震試驗合格，從而證明本次研究設(shè)計的機柜具有良好的抗震性能。

表7 試驗前后機柜的動態(tài)特性參數(shù)

4 仿真與試驗結(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)時程分析結(jié)果，繪制3個觀測點的加速度時程曲線如圖9所示，對應(yīng)的振動加速度均方根值見表8?？梢姍C柜橫向和縱向的振動加速度的均方根會隨著機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。綜合分析和試驗結(jié)果，可知隨著機柜高度增大，機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度呈均勻遞增趨勢?；谝陨戏治?，建議在后續(xù)設(shè)計中考慮對機柜框架橫向X方向的剛度進(jìn)行加強，增加框架橫向支撐，增加機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 各觀測點的時程加速度的均方根 g

4.1.2高度與頻譜關(guān)系

由于機柜重心上下兩側(cè)布置了多個功能機箱，且柜頂布置有機柜的散熱系統(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點的橫向振動加速度信號進(jìn)行時頻分析，結(jié)果如圖14所示。

圖14 X向時頻圖

可以看出，2個區(qū)域的振動時頻信號存在顯著的差異，柜頂處F3點的振動能量明顯強于機柜重心處。另外，可見當(dāng)機柜橫向振動在5～10 s過程中，機柜在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，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，柜頂處的振動強度明顯強于機柜重心處，且機柜振動的演變存在多頻且時變的特性，在振動初期，振動強度持續(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)計中增加機柜框架上部剛度，以減小柜頂振動強度，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 機柜底部受力對安裝影響

機柜通過焊接方式固定在核電廠指定廠房的預(yù)埋件上，機柜在地震工況下產(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，每塊角板在機柜前后門方向上有兩處較大的反作用力集中點，隨著距離集中點的距離增加，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)點的反作用力，提取各節(jié)點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)點反作用力python語句流程圖

表9總結(jié)對比了機柜底部四角的反作用力，在機柜前門方向上的底部焊縫受到的反作用力與機柜后門方向相差較小。當(dāng)前機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 機柜底部角板反作用力 N

5 結(jié)論

1) 安全級DCS系統(tǒng)機柜的一階模態(tài)振型為機柜沿X方向的左右偏擺運動，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，位于機柜框架前門方向右下角，小于Q235B的最大屈服極限，因此機柜具備較好的抗震能力。

2) 時程分析結(jié)果表明，隨著機柜高度增大，結(jié)構(gòu)振動強度逐步增大，X方向(橫向)上的振動幅值增益最為顯著，機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，抑制機柜橫向運動是增強結(jié)構(gòu)抗震性能的關(guān)鍵。

3) 時頻分析結(jié)果表明，柜頂處的振動強度明顯強于機柜重心處，且機柜振動的演變存在多頻且時變的特性。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) 通過時程分析法可獲取機柜結(jié)構(gòu)在地震工況中各時間點機柜的實際加速度大小、加速度變化趨勢等，可分析機柜各頻域的響應(yīng)情況和能量集中情況。

5) 提取機柜底部4個角板的反作用力，機柜前門方向上的底部焊縫受到的反作用力與機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)測機柜結(jié)構(gòu)在地震動工況下的振動特性，試驗結(jié)果確認(rèn)了仿真結(jié)果的正確性，驗證了機柜結(jié)構(gòu)的抗震性能。該機柜的分析方法與試驗流程和結(jié)果為核安全級機柜的后續(xù)深入研究提供了參考依據(jù)。