考虑到电动装置的整体刚性很强，它对阀门的主要作用是施加惯性载荷，因此在计算中将电动装置简化为在其质心处的一个集中质量点。图3同时给出了分析所采用的坐标系方位，其中，Y向为垂直方向、Z向沿阀体的通径方向。模型用四面体四节点单元建立，共有428251个节点、2492320个单元。电动装置以一个集中质量点进行模拟，集中质量为86kg，它通过多点约束的形式连接到连接盘的顶法兰上端面上，有限元分析所使用的前后处理软件为MSC.PATRAN，计算软件为MSC.NASTRAN。模型的约束为阀体通径的左端面约束沿Z向和切向的平动位移，右端面约束沿切向的平动位移。

在地震条件下，可沿用图3所示的有限元模型。首先进行模态分析，以了解结构的整体动力学特性。计算表明，阀门整体结构的基频为53.4Hz，第二阶频率为59.7Hz，图4给出了前两阶振型图。

阀门整体结构的前两阶振型均表现为支架的摆动，而阀体和阀盖几乎不动，这主要是由于阀门有一个悬置在顶端的电动装置，它仅由支架支承，而支架的刚度相对较弱，从而形成阀门的前两阶振型表现为支架的梁式摆动。对于设备而言，一般认为基频超过33Hz即可认为是刚性体，因此可认为阀门整体结构的刚度足够大，在地震中可以看成是刚体，因此采用等效静力法进行抗震计算即可。

图4 阀门的第一阶振型图（固有频率534Hz）

图5 阀门的第一阶振型图（固有频率597Hz）

在抗震计算中的模型载荷包括阀门内压取P=20.2MPa，作用于阀体和阀盖的内腔上。中法兰螺柱的初始紧固力FSi，该力取FSt=3017511，作用于阀体主法兰的螺纹孔的侧面（紧固力方向向上）和阀盖主法兰的螺栓孔的顶端面（紧固力方向向下）。管道载荷，接管载荷为46.9MPa，此载荷作用于阀体通径的右端面（沿整个截面均布的拉力载荷）。自重，即1.0g的加速度载荷，沿-Y方向作用于阀体的全部质量上。

地震载荷，此处采用等效静力法进行计算。由图2可知，当结构的固有频率超过8Hz后，地震所产生的最大加速度响应都是4.7g。因此，将4.7g的加速度载荷分别沿X、-Y和Z方向同时施加到模型上。由此进行有限元计算后，得到的阀门的Tresca应力分布如图6~图11所示。

图6 地震条件下阀门整体的Tresca应力分布

（图中应力标尺单位：MPa）

图7 地震条件下连接盘的Tresca应力分布

（图中应力标尺单位：MPa）

图8 地震条件下支架的Tresca应力分布

（图中应力标尺单位：MPa）

图9 地震条件下阀盖的Tresca应力分布

（图中应力标尺单位：MPa）

图10 地震条件下阀体的Tresca应力分布

（图中应力标尺单位：MPa）

图11 地震条件下阀门的变形

（变形放大100倍，图中位移标尺单位：mm）

由图6~图11得知，在地震条件下，连接盘的最大应力为19.7MPa、支架的最大应力为57.7MPa，应力水平较低，主要是由自身及电动装置在地震条件下的惯性力产生的。阀盖的最大应力为321MPa，发生的位置与设计条件相同，位于主法兰底端的支承台处，它主要还是由于中法兰螺柱紧固力和内压造成主法兰受弯曲而形成的，地震惯性力的影响很小。阀体的最大应力为228MPa，发生的位置与设计条件相同，位于阀体通径内侧的凸台处，它主要是由于内压造成局部变形不协调而形成的，地震惯性力的影响很小。