Earthquake Disaster Risk Assessment in Shenzhen and Related Discussion
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摘要: 以第一次全国自然灾害综合风险普查的总体要求为框架，结合深圳市特点，以深圳市（深汕特别合作区除外）单体调查房屋为评估数据基础，选择适合深圳市房屋特点的地震易损性矩阵，在开展单体房屋震害评估的基础上，进行人员死亡和经济损失评估。深圳市地震灾害风险评估考虑4个超越概率水平，即50年63%（常遇地震）、50年10%（设防地震）、50年2%（罕遇地震）、100年1%（极罕遇地震）的地震作用影响。文中讨论了100年1%（极罕遇地震）地震作用下深圳市建筑物破坏所导致的人员死亡风险和建筑物直接经济损失风险，并给出风险治理的参考建议。Abstract: This study utilizes the overall requirements of the first national comprehensive natural disaster risk survey as its framework and incorporates the specific characteristics of Shenzhen City. Using individual surveyed houses in Shenzhen City (excluding the Shenzhen-Shantou Special Cooperation Zone) as the basis for assessment data, it presents a seismic vulnerability matrix tailored to Shenzhen's housing characteristics. The study assesses personnel mortality and economic losses based on seismic damage evaluations of individual houses. The seismic disaster risk assessment in Shenzhen considers four exceedance probability levels: 63% in 50 years (common earthquakes), 10% in 50 years (design earthquakes), 2% in 50 years (rare earthquakes), and 1% in 100 years (extremely rare earthquakes). It discusses the risks of personnel mortality and direct economic losses to buildings from the 1% in 100 years (extremely rare earthquake) event and provides recommendations for risk management.
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Key words:
- Disaster risks /
- Earthquake disaster risk assessment /
- Shenzhen
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引言
CAP1400核电技术是我国第三代核电技术自主创新的标志，也是我国目前大力推广使用的核电技术。核电工程由于涉及高放射性物项，核岛结构在地震作用下一旦出现问题发生核泄露，其后果将难以承受。因此，对核岛结构的地震安全要求极高，特别是对于新型核岛结构，必须对其进行严格的抗震分析和设计（林皋，2011）。
复杂结构抗震分析的方法有数值模拟和模型试验两大类。随着计算机性能大幅提升和计算方法的飞速发展，采用有限元数值模拟很容易进行复杂结构的地震反应分析，但由于数值模拟分析中采用了大量的简化处理，其分析结果的真实性和可靠性需要给予论证。利用模型试验可以展现和获取复杂结构的动力反应特征，以分析和了解结构的抗震性能，也可以基于模型试验结果验证数值模拟计算模型的合理性和模拟结果的可靠性。对于重要性极高的核岛结构，往往需要综合利用数值模拟和模型试验来完成抗震分析。
利用振动台进行模型试验是研究工程结构抗震能力和破坏机理的重要手段，随着振动台试验技术的发展（Severn，2011），大量针对不同形式工程结构采用不同试验方式的振动台试验得以开展（Paolucci等，2008；李振宝等，2010；蔡新江等，2011；李勇等，2013）。但受振动台台面尺寸和承载能力的限制，一般只能采用缩尺模型进行试验。缩尺模型试验首先采用相似原理进行缩尺模型设计，而后进行模型试验，并将得到的试验结果通过相似关系反推到足尺结构。设计结构试验的缩尺模型时，模型比尺、模型材料、荷载的大小，以及模型与原型间的应力、变形、承载力等的换算，都必须依据相似理论，遵循相似准则。针对试验模型设计和地震动输入处理的相似性问题，国内外学者开展了一系列的研究，在试验的理论、方法和技术方面均取得了较丰富的成果（张敏政，1997；Žarnić等，2001；周颖等，2006；赵作周等，2010；Shi等，2013；黄思凝等，2013；权登州等，2015；张佳等，2016；刘红彪等，2016）。随着模型试验的发展，基于缩尺模型试验获取的实际结构抗震性能结果的合理性和精确性则成为人们关注和研究的问题，特别是对于结构尺寸和质量较大——如核岛结构——而试验模型缩尺比较小的情况。不同学者分别通过缩尺模型的数值模拟分析（杨树标等, 2007, 2008；柳春光等，2012；杜修力等，2013）、试验分析（孟庆利等，2008；宋二祥等，2008；吕西林等，2008；姜忻良等，2010）以及数值模拟与试验结果的对比分析（Pitilakisa等，2008；郑升宝等，2010；钱德玲等，2013）等手段，研究了振动台试验缩尺结构模型的合理性问题。研究中具体对比分析了缩尺模型结构与原型结构的自振频率及加速度、位移、应力和应变等反应值，也包括一些破坏现象和破坏部位等，给出了缩尺模型结构与原型结构反应一致性或差异方面的一些研究结果，例如吕西林等（2008）的研究表明，针对钢-混凝土混合结构房屋采用1/30的小缩尺比模型进行振动台试验仍然是可行的；杜修力等（2013）研究认为由于土-结构相似比不完全一致，与原型数值试验结构应变比较时，模型数值试验的应变不能直接依据相似比采用。但至目前，针对尺寸和质量较大的核岛结构的较小缩尺比试验模型，振动台试验结果的合理性和精确性问题还缺乏研究。
本文基于相似原理，对采用1/1（原型）、1/16、1/40这3种缩尺比的CAP1400核岛结构模型进行地震反应数值模拟分析，并与CAP1400核岛结构缩尺比1/16模型的振动台试验结果进行对比，从结构自振频率和节点反应加速度特性等方面进行评价，分析不同缩尺比模型的适用性。
1. 核岛结构缩尺模型及输入地震动
1.1 缩尺模型和设计参数
CAP1400核电厂核岛结构分为屏蔽厂房、安全壳结构、辅助厂房和钢筋混凝土基础等结构。屏蔽厂房为圆形筒状斜屋顶结构，总高约87.75m（含地下室），底部外径为49.97m，壁厚1.10m，地面高75.55m，地下深12.00m。辅助厂房为钢筋混凝土剪力墙结构，3面围绕屏蔽厂房布置，地上3部分的屋顶标高呈阶梯状，分别为18.05m、20.35m和35.30m，2层地下室深12.20m。屏蔽厂房与辅助厂房相交的部分为钢筋混凝土剪力墙结构，不相交的部分为钢板混凝土剪力墙结构，屋顶采用型钢混凝土组合结构，屋顶上部设有钢筋混凝土结构环形冷却系统储水箱。图 1为CAP1400核岛结构示意图。
图 1 CAP1400核岛结构屏蔽厂房与辅助厂房示意图Figure 1. A diagram of the shielding and auxiliary factory structure of nuclear power plant CAP1400根据本文分析的核岛结构的尺寸和质量以及开展模型试验的振动台承载力，分别设计了几何比尺为1/16、1/40的CAP1400核岛屏蔽厂房和辅助厂房整体结构缩尺模型，缩尺模型的相似系数列于表 1。
表 1 核岛结构缩尺模型设计相似关系Table 1. Similitude relation of scaled models of nuclear power plant structure物理量 量纲 相似系数（1/16模型） 相似系数（1/40模型） 尺寸L [L] 1/16 1/40 线位移δ [L] 1/16 1/40 角位移β 1 1 弹性模量E [FL-2] 0.340 0.233 密度ρ [FL-4T2] 1 1 泊松比μ 1 1 应变ε 1 1 应力σ [FL-2] 0.340 0.233 等效质量密度ρε [FL-4T2] 1.74 1.74 集中荷载F [F] 1.328×10-3 1.458×10-4 弯矩M [FL] 8.300×10-5 3.645×10-6 时间t [T] 1.414×10-1 6.827×10-2 自振频率ω [T-1] 7.072 14.647 阻尼比ξ 1 1 加速度幅值ɑ [LT-2] 3.126 5.363 加速度频率υ [T-1] 7.072 14.647 结构刚度k [FL-1] 2.125×10-2 5.832×10-3 结构自重m [FL-1T2] 4.248×10-4 2.719×10-5 1.2 有限元计算模型
运用abaqus软件建立了CAP1400核岛结构原型（1/1缩尺模型）和1/16、1/40缩尺模型的三维有限元计算模型。考虑到钢制安全壳虽然与屏蔽厂房共用同一基础，但其位于屏蔽厂房内，结构部分与屏蔽厂房结构相互独立，在本文分析中忽略钢制安全壳对屏蔽厂房的影响，在有限元建模中，不考虑钢制安全壳。有限元计算模型中，屏蔽厂房采用solid建模（并忽略墙体钢板混凝土中钢板的作用），辅助厂房采用shell建模，solid和shell采用abaqus中自带的壳与实体耦合连接，可以消除两者因为自由度不相同带来的误差。本文建立的有限元分析模型如图 2。
图 2 CAP1400核岛结构有限元模型Figure 2. The finite element model of nuclear power plant CAP1400 structure1.3 计算地震动的选择和输入
有限元计算分析中，核岛结构基础处的输入地震动分别采用核电厂设计标准加速度反应谱AP1000谱、RG1.60谱相应的地震动时程。RG1.60谱、AP1000谱的区别为频率大于10Hz的AP1000谱值更大（图 3），即相应的地震动具有更丰富的高频成分。实际计算中，根据表 1给定的相似关系对输入地震动进行压缩处理，并且根据振动台地震动输入有效控制范围（设为0.1－50Hz）进行滤波，以便与振动台试验结果进行比较分析。
本文采用拟合多阻尼反应谱的人工地震动合成技术（Dai等，2014），合成核电厂设计标准加速度反应谱相应的地震动时程（侯春林等，2016），其中AP1000谱相应的三向（2个水平向和1个竖向）地震动时程（峰值加速度标定为1.0g）如图 4，RG1.60谱相应的三向地震动时程（峰值加速度标定为1.0g）如图 5。考虑到我国CAP1400核电厂建设选址中确定的核电厂安全停堆地震动（SSE）峰值加速度一般不超过0.30g的实际情况，原型模型分析中结构基础处的输入地震动峰值加速度取为核电厂安全停堆地震动（SSE）值，即X向、Y向和Z向加速度幅值分别为0.30g、0.30g和0.20g（这里X、Y和Z方向参看图 2），而根据相似理论，1/16缩尺模型分析的模型基底输入三向地震动峰值加速度分别取为0.938g、0.938g和0.625g，1/40缩尺模型分析的模型基底输入三向地震动峰值加速度分别取为1.624g、1.624g和1.083g。计算过程中，视结构处于可实现安全停堆要求状态，即考虑结构处于弹性反应阶段。
图 4 AP1000谱人工地震动加速度时程Figure 4. Artificial acceleration time-history corresponding to AP1000 spectra
图 5 RG1.60谱人工地震动加速度时程Figure 5. Artificial acceleration time-history corresponding to RG1.60 spectra2. 模型计算结果及对比分析
2.1 结构自振频率
自振频率是建筑结构的重要动力特性参数，反映结构的振动特征。采用abaqus中线性摄动中的频率分析模块，选择Lanczos特征值求解器对结构进行模态分析。将计算值反推到原型结构并提取前30阶自振频率，结果如图 6所示，其中前4阶自振频率值列于表 2。
图 6 不同缩尺比模型计算得到的结构反应前30阶自振频率Figure 6. The first 30 natural frequencies of structure response from different scale structure models表 2 不同缩尺比模型计算得到的结构反应前4阶自振频率Table 2. The first 4 natural frequencies of structure response from different scaled structure models振型序号 1 2 3 4 1/1模型自振频率/Hz 3.99 4.35 5.82 6.14 1/16模型自振频率 计算值/Hz 26.34 28.70 38.38 40.60 反推值/Hz 3.72 4.05 5.42 5.74 与1/1模型的相对误差/% -6.77 -6.90 -6.70 -6.51 1/40模型自振频率 计算值/Hz 53.49 58.88 79.18 83.41 反推值/Hz 3.65 4.02 5.41 5.69 与1/1模型的相对误差/% -8.52 -7.59 -7.04 -7.33 振型分析表明，结构反应的前2阶振型分别为沿着Y方向的一阶振型和X方向的一阶振型；从第三阶开始，出现了结构壳体的扭转振型。从图 6和表 2给出的计算结果可以看出，随着结构模型缩尺比的减小，基于模型计算得到的结构自振频率值减小，但相对于原结构模型的自振频率值减小幅度均在8.5%以内，且1/16和1/40缩尺模型计算结果之间的差别很小。也就是说，相对于原结构模型，缩尺模型所模拟的结构自振频率有所降低，缩尺比越小的模型所模拟的结构自振频率降低越多。
2.2 结构反应峰值加速度
分析结构地震动反应时选用了5个控制性节点（图 2），节点1和4位于辅助厂房较低部分的屋顶面与屏蔽厂房交界处，标高分别为+33.95m和+36.25m；节点2位于辅助厂房较高部分与屏蔽厂房交界处，标高为+51.20m；节点3和5位于屏蔽厂房墙体与屋顶交界处，标高均为+72.05m。根据模型结构相似关系，以缩尺模型的计算加速度反应反推出原型结构对应的加速度反应。表 3给出了5个节点处基于不同模型的计算结构反应峰值加速度，表中括号内的值为相对于足尺模型的误差百分数。图 7给出了5个节点处基于不同模型的计算结构反应峰值加速度相对于基底输入的放大系数变化情况。
表 3 控制性节点处结构反应的峰值加速度（单位：g）Table 3. Peak accelerations of structural response at the control points节点 输入地震动：AP1000时程 输入地震动：RG1.60时程 缩尺比 1/1 1/16 1/40 缩尺比 1/1 1/16 1/40 1 X向 0.489 0.474（-3.1） 0.351（-28.2） X向 0.539 0.526（-2.4） 0.359（-33.3） Y向 0.482 0.481（-2.1） 0.408（-15.3） Y向 0.500 0.470（-6.0） 0.388（-22.4） Z向 0.386 0.292（-24.4） 0.220（-43.0） Z向 0.376 0.306（-18.6） 0.258（-31.4） 2 X向 0.546 0.54（-1.1） 0.478（-12.5） X向 0.574 0.652（13.6） 0.449（-21.8） Y向 0.561 0.596（6.2） 0.554（-1.2） Y向 0.522 0.562（7.7） 0.540（34.5） Z向 0.378 0.298（-21.2） 0.248（-34.4） Z向 0.348 0.301（-13.5） 0.258（-25.8） 3 X向 0.756 0.569（-24.7） 0.652（-13.8） X向 0.770 0.817（6.1） 0.704（-8.6） Y向 0.817 0.708（-13.3） 0.717（-12.2） Y向 0.789 0.704（-10.8） 0.737（-6.6） Z向 0.396 0.328（-17.2） 0.267（-32.6） Z向 0.410 0.354（-13.7） 0.264（-35.6） 4 X向 0.511 0.380（-25.6） 0.378（-26.0） X向 0.420 0.504（20.0） 0.386（-8.1） Y向 0.520 0.486（-6.5） 0.444（-14.6） Y向 0.448 0.464（35.7） 0.435（-2.9） Z向 0.414 0.292（-29.5） 0.223（-46.1） Z向 0.348 0.283（-18.7） 0.257（-26.1） 5 X向 0.554 0.520（-6.1） 0.565（19.9） X向 0.659 0.642（-2.6） 0.595（-9.7） Y向 0.920 0.830（-9.8） 0.789（-14.2） Y向 0.897 0.850（-5.2） 0.811（-9.6） Z向 0.381 0.328（-13.9） 0.242（-36.5） Z向 0.402 0.346（-13.9） 0.289（-28.1） 
图 7 制控节点处结构反应峰值加速度放大系数Figure 7. Peak acceleration amplification factor of structural response at control points从计算结果可以看出结构模型的缩尺对结构反应峰值加速度的影响：① 总体影响较为显著，反应值以减小为主，但也有增加的情况出现，并且缩尺比越小总体影响越显著；② 对结构3个方向反应的影响中，竖向（Z向）的最大、水平Y向的最小，也就是对结构刚度越大的方向影响也越大；③ 对结构不同高度处反应的影响程度基本一致；④ 2个不同的地震动基底输入下，结构模型缩尺的影响趋势和程度基本一致。
2.3 结构反应加速度反应谱
图 8给出了节点4和5处基于不同模型的计算结构反应加速度反应谱变化情况（受篇幅的限制，这里没有给出节点1、2和3处的图形）。从计算结果可以得到结构模型的缩尺对结构地震反应的影响：① 总体上，不同的结构缩尺模型和不同的地震动基底输入情况下，结构反应的加速度反应谱计算结果的变化特征和趋势与结构反应的峰值加速度基本一致；② 相对而言，结构模型的缩尺对结构反应的高频（ > 3Hz）加速度反应谱影响显著，但对较低频（≤3Hz）加速度反应谱影响较小；③ 1/16缩尺模型加速度反应谱的计算结果与原型结构模型很接近，认为对于缩尺比1/16或更大的模型可以忽略模型的缩尺效应。另外，对节点1、2和3处结构反应的计算结果进行分析，发现其特征与节点4和5处的基本一致。
图 8 控制性节点处结构反应加速度反应谱（一）Figure 8. Spectral accelerations of structural response at control points
图 8 控制性节点处结构反应加速度反应谱（二）Figure 8. Spectral accelerations of structural response at control points3. 模型数值计算与振动台试验的对比
课题组制作了缩尺比为1/16的CAP1400核岛屏蔽厂房和辅助厂房整体结构的试验模型，并进行了振动台试验。本节将本文上述结构模型的数值模拟结果与该缩尺模型试验结果进行对比分析，具体分析了结构模型基底X向地震动输入情况下结构的自振频率及节点2和3处结构反应的数值模拟与模型试验结果。
3.1 结构自振频率对比
1/16缩尺模型试验测得的模型X向（结构长轴方向）一阶自振频率为2.31Hz，这一值远小于前文基于1/1、1/16和1/40的缩尺结构模型数值计算给出的结构自振频率值4.35Hz、4.05Hz和4.02Hz。产生这一差距的原因可能主要归于试验模型制作中缩尺相似条件与理想模型之间存在的差距。另一方面，构建有限元计算时对结构进行了很大程度的简化处理，如钢板混凝土墙体的简化处理等也会带来计算结果的差异。对于这里展现出的自振频率结果的差异原因分析还有待于进一步的研究工作。
3.2 结构反应加速度反应谱的对比
图 9为结构模型节点2和3处反应的加速度反应谱的数值计算结果与振动台试验结果。通过1/16缩尺模型试验结果和模型数值计算结果的对比分析，可以看到：① 原型和较大缩尺比（1/16）模型的数值计算结果与模型试验结果具有较好的一致性，但较小缩尺比（1/40）模型的计算结果与试验结果之间有显著的差异；② 不同高度位置（节点）的结构反应的数值计算结果与试验结果之间的差异程度有所不同，其差异程度在不同频段范围也有所不同，高度较低处结构反应的高频（ > 3Hz）加速度反应谱的差异显著，而高度较高处结构反应的低频（≤3Hz）加速度反应谱的差异显著（这可能与高度较低的辅助厂房结构影响有关）；③ 2个不同的地震动基底输入下，数值计算结果与试验结果的差异特征和程度基本一致。
图 9 结构反应加速度反应谱的数值计算结果与试验结果的比较Figure 9. Comparison of spectral accelerations between the numerical analysis and model testing4. 结语
本文通过核电厂CAP1400核岛屏蔽厂房和辅助厂房整体结构的原型和1/16、1/40缩尺模型等3个有限元模型的数值模拟对比分析，结合1/16缩尺模型的振动台试验结果，探讨了尺寸和质量较大的核岛结构的振动台试验缩尺模型相似性处理的合理性和精确性问题，获得了以下认识：
（1）对于结构自振频率，缩尺模型的有限元模拟结果相对于原结构模型有所降低，但减小幅度均在8.5%以内，且1/16和1/40的缩尺模型结果之间的差异很小。而1/16缩尺模型振动台试验得到的结构自振频率却远低于模型的数值分析结果。
（2）结构模型的缩尺对结构反应峰值加速度和高频（ > 3Hz）加速度反应谱的影响较为显著，而对较低频（≤3Hz）加速度反应谱的影响较小，且结构反应值以减小为主，缩尺比越小反应值减小越多。但1/16缩尺模型的加速度反应谱计算结果与原型结构模型接近，认为对于缩尺比1/16或更大的模型可以忽略模型的缩尺效应。
（3）在结构刚度较大的方向，缩尺对结构反应的影响越大，具体表现为对竖向（Z向）的影响最大、水平向Y向的最小。
（4）原型和较大缩尺比（1/16）模型的数值模拟结果与模型振动台试验结果具有较好的一致性，但较小缩尺比（1/40）模型带来了显著的差异；不同高度位置（如控制性节点）结构反应的数值计算结果与试验结果之间的差异程度有所不同，其差异程度在不同频段范围也有所不同，但在2个不同的基础处输入地震动下的数值计算结果与试验结果的差异特征和程度基本一致。
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图 1 各区各类结构单体房屋分区数量对比（不含深汕）
Figure 1. Comparison among different structure types for single building in each district of Shenzhen （Excluding SSCZ）
图 3 地震灾害风险评估总体技术路线
Figure 3. The overall technical flowchart for earthquake disaster risk assessment
图 4 深圳市光明区钢结构房屋
Figure 4. Steel structure concrete house in Guangming district, Shenzhen
图 9 深圳市地震危险性评价图（烈度）
Figure 9. Map of seismic hazard assessment map in Shenzhen （Intensity）
图 10 深圳市100年超越概率1%地震作用下房屋破坏致死人口分布图
Figure 10. The distribution of deaths due to destructed buildings with the 1% probability of exceedance in 100 years in Shenzhen
图 11 造成人员死亡的建筑物分布局部放大图
Figure 11. Localized enlargement map of building distribution causing casualties
图 12 深圳市100年超越概率1%地震作用下房屋直接经济损失分布图
Figure 12. The distribution of direct economic loss of buildings with the 1% probability of exceedance in 100 years in Shenzhen
表 1 深圳市（不含深汕）单体房屋结构类型归并对应表
Table 1. Reclassification for single building structure types in Shenzhen （Excluding SSCZ）
调查结构类型 归并后结构类型 钢结构 钢结构 钢筋混凝土结构 钢筋混凝土结构 砌体结构 砌体结构 木结构 砖（土、石）木、木、简易结构 其他 子类钢混+钢结构 钢结构 子类砖木 砖（土、石）木、木、简易结构 子类土、石木结构 砖（土、石）木、木、简易结构 子类砌体+钢架 钢结构 子类简易结构 砖（土、石）木、木、简易结构 子类混合结构 8层及以上的非住宅钢混+钢结构 钢筋混凝土结构 7层及以下的住宅砌体+其他结构 砌体结构 非住宅钢混+钢结构 钢筋混凝土结构 子类组合结构 钢混+钢结构 钢结构 砌体+其他结构 砌体结构 子类其他住宅 1~2层 砖（土、石）木、木、简易结构 3~8层 砌体结构 8层以上 钢筋混凝土结构 子类其他非住宅 1~2层 砖（土、石）木、木、简易结构 3~8层 砌体结构 8层以上 钢筋混凝土结构 子类无 8层及以上（非住宅） 钢筋混凝土结构 7层及以下（住宅和非住宅） 砌体结构 
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表 2 深圳市（不含深汕）单体房屋栋数分区统计表
Table 2. Statistical results of single building structure types in each district of Shenzhen （Excluding SSCZ）
区划名称 房屋数量/栋 钢筋混凝土结构 钢结构 砌体结构 砖（土、石）木、木、简易结构 合计 大鹏新区 5023 1332 18968 166 25489 盐田区 3228 96 1661 7 4992 坪山区 31092 1469 8925 14 41500 光明区 26756 1500 19650 41 47947 罗湖区 15243 628 1634 23 17528 福田区 25606 876 4060 44 30586 南山区 23622 1675 5944 148 31389 龙华区 50675 2508 17477 76 70736 龙岗区 113887 5372 35962 4918 160139 宝安区 102287 3894 45550 77 151808 合计/栋 397419 19350 159831 5514 582114
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表 3 深圳市（不含深汕）各区人口表
Table 3. Population in each district of Shenzhen (Excluding SSCZ)
区划名称 人数/人 面积/km2 密度/(人·km-2） 大鹏新区 156236 295.31 529 盐田区 214225 77.89 2750 坪山区 551333 163.83 3365 光明区 1095289 155.22 7056 罗湖区 1143801 78.98 14482 福田区 1553225 73.50 21134 南山区 1795826 178.09 10084 龙华区 2528872 175.74 14390 龙岗区 3979037 387.92 10257 宝安区 4476554 384.09 11655 合计 17494398 1970.57 8778
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表 4 基岩地震动衰减关系模型系数
Table 4. Coefficients of attenuation relation model of bedrock ground motion
反应谱周期T/s 方向 A1 B1 A2 B2 C D E 标准差S PGA 长轴 2.024 0.673 3.565 0.435 2.329 2.088 0.399 0.245 短轴 1.204 0.664 2.789 0.420 2.016 0.944 0.447 0.245 0.20 长轴 2.558 0.643 3.680 0.470 2.309 2.088 0.399 0.261 短轴 1.779 0.628 2.918 0.454 1.999 0.994 0.447 0.261 1.00 长轴 0.226 0.895 2.409 0.559 2.157 2.088 0.399 0.300 短轴 −0.599 0.895 1.644 0.550 1.873 0.994 0.447 0.300 2.00 长轴 −0.666 0.936 1.247 0.641 2.047 2.088 0.399 0.342 短轴 −1.449 0.934 0.516 0.632 1.779 0.994 0.447 0.342 6.00 长轴 −1.432 0.859 −1.432 0.859 1.857 2.088 0.399 0.333 短轴 −2.041 0.841 −2.041 0.841 1.617 0.994 0.447 0.333
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表 5 钢结构房屋易损性矩阵
Table 5. Vulnerability matrix of steel structure house
烈度 基本完好 轻微破坏 中等破坏 严重破坏 毁坏 Ⅵ 100% 0 0 0 0 Ⅶ 96.72% 3.03% 0.25% 0 0 Ⅷ 50.76% 45.96% 3.03% 0.25% 0
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表 6 钢筋混凝土结构房屋易损性矩阵
Table 6. Vulnerability matrix of reinforced concrete house
烈度 基本完好 轻微破坏 中等破坏 严重破坏 毁坏 Ⅵ 99.75% 0.25% 0 0 0 Ⅶ 88.18% 11.82% 0 0 0 Ⅷ 49.00% 38.10% 12.07% 0.83% 0
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表 7 砌体结构房屋易损性矩阵
Table 7. Vulnerability matrix of masonry house
烈度 基本完好 轻微破坏 中等破坏 严重破坏 毁坏 Ⅵ 76.46% 20.19% 2.95% 0.40% 0 Ⅶ 48.48% 31.36% 15.32% 4.46% 0.38% Ⅷ 16.01% 31.85% 35.23% 14.61% 2.30%
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表 8 砖（土、石）木、木、简易结构房屋易损性矩阵
Table 8. Vulnerability matrix of brick （raw-soil, stone）with timber, timber, and simple structure houses
烈度 基本完好 轻微破坏 中等破坏 严重破坏 毁坏 Ⅵ 45% 36% 13% 6% 0 Ⅶ 16% 28% 30% 16% 10% Ⅷ 7% 12% 29% 27% 25%
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表 9 不同分区分类的修正系数
Table 9. Correction factors for different partition classification
分区 一类地区 二类地区 三类地区 四类地区 五类地区 六类及以上地区 修正系数 0.6 0.76 0.85 0.9 0.95 1
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表 10 人员死亡地震灾害风险等级分级指标
Table 10. Earthquake disaster risk grading index by fatality
风险等级 分级指标/人 Ⅰ级 死亡人数≥300 Ⅱ级 300>死亡人数≥150 Ⅲ级 150>死亡人数≥50 Ⅳ级 50>死亡人数≥10 Ⅴ级 死亡人数<10
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表 11 建筑物直接经济损失地震灾害风险等级分级指标
Table 11. Earthquake disaster risk grading index by direct economic loss of buildings
风险等级 分级指标 Ⅰ级 （直接经济损失/区域内上年度GDP）≥75% Ⅱ级 75%>（直接经济损失/区域内上年度GDP）≥45％ Ⅲ级 45%>（直接经济损失/区域内上年度GDP）≥25％ Ⅳ级 25%>（直接经济损失/区域内上年度GDP）≥15％ Ⅴ级 （直接经济损失/区域内上年度GDP）<15％
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表 12 峰值加速度区间与烈度对照表
Table 12. Relationship between seismic intensity and peak ground acceleration
烈度 峰值加速度/Gal Ⅵ以下 PGA<50 Ⅵ 50≤PGA<100 Ⅶ 100≤PGA<200 Ⅷ 200≤PGA<400 Ⅸ PGA≥400
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表 13 100年超越概率1%地震作用下不同破坏状态建筑面积评估统计结果
Table 13. Evaluation and statistical results of building area under different damage states with the 1% probability of exceedance in 100 years in Shenzhen
烈度 建筑面积/m2 基本完好 轻微破坏 中等破坏 严重破坏 毁坏 VIII 48556.40 ×10438477.72 ×10412708.26 ×1041255.31 ×10485.75×104 VII 14226.85 ×1042045.74 ×104117.42×104 34.20×104 3.35×104 总计 62783.25 ×10440523.46 ×10412825.68 ×1041289.50 ×10489.10×104
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《2016−2025中国大陆地震危险区与地震灾害损失预测研究》项目组,2020.2016−2025年中国大陆地震危险区与地震灾害损失预测研究. 北京:中国地图出版社,245−261.《Forecasting Researches on Earthquake Risk Regions and Disaster Loss of Chinese Mainland During 2016 to 2025》Project Team, 2020. Forecasting researches on earthquake risk regions and disaster loss of Chinese mainland during 2016 to 2025. Beijing: China Cartographic Publishing House, 245−261. (in Chinese) 曹彦波,李永强,2017. 云南地震应急关键技术与信息服务. 昆明:云南科技出版社,79−80. 陈伟光,赵红梅,李富光等,2001. 深圳市断裂构造的活动性及其对地质环境的影响. 热带地理,21(1):45−50,60. doi: 10.3969/j.issn.1001-5221.2001.01.010Chen W. G., Zhao H. M., Li F. G., et al., 2001. Fault activities and their influence upon geologic environment in Shenzhen city. Tropical Geography, 21(1): 45−50,60. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1001-5221.2001.01.010 傅征祥,李革平,1993. 地震生命损失研究. 北京:地震出版社. 胡少卿,孙柏涛,王东明等,2017. 经验震害矩阵的完善方法研究. 地震工程与工程振动,27(6):46−50.Hu S. Q., Sun B. T., Wang D. M., et al., 2017. Approach to making empirical earthquake damage Matrix. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 27(6): 46−50. (in Chinese) 姜慧,郭恩栋,林旭川等,2022. 城市群地震灾害风险评估方法的一点探索−以粤港澳大湾区为例. 地震学报,44(5):868−880. doi: 10.11939/jass.20220096Jiang H., Guo E. D., Lin X. C., et al., 2022. A new exploration of the risk assessment method of earthquake disasters in urban agglomerations: taking the Guangdong-Hong Kong-Macao greater bay area as an example. Acta Seismologica Sinica, 44(5): 868−880. (in Chinese) doi: 10.11939/jass.20220096 马小平,林旭川,朱瑞等,2023. 城市建筑物情景构建及地震风险评估−−以玛曲县为例. 地震工程与工程振动,43(3):46−55.Ma X. P., Lin X. C., Zhu R., et al., 2023. Scenario construction of urban buildings and earthquake risk assessment: an example of Maqu County. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 43(3): 46−55. (in Chinese) 唐丽华,李山有,宋立军,2016. 地震灾害风险评估方法的对比分析−−以乌鲁木齐市为例. 地震工程学报,38(5):838−845. doi: 10.3969/j.issn.1000-0844.2016.05.0838Tang L. H., Li S. Y., Song L. J., 2016. Comparative analysis of earthquake risk assessment methods: a case study on Urumqi City. China Earthquake Engineering Journal, 38(5): 838−845. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1000-0844.2016.05.0838 王东明,高永武,2019. 城市建筑群概率地震灾害风险评估研究. 工程力学,36(7):165−173.Wang D. M., Gao Y. W., 2019. Study on the probabilistic seismic disaster risk assessment of urban building complex. Engineering Mechanics, 36(7): 165−173. (in Chinese) 徐俊,余成华,汤德刚等,2012. 深圳市活断层探测与地震危险性评价. 城市勘测,(1):161−166. doi: 10.3969/j.issn.1672-8262.2012.01.057Xu J., Yu C. H., Tang D. G., et al., 2012. Active fault exploration and seismic hazard assessment in Shenzhen city. Urban Geotechnical Investigation & Surveying, (1): 161−166. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1672-8262.2012.01.057 姚新强,孙柏涛,陈宇坤等,2016. 基于震害预测的动态震害矩阵方法研究. 地震工程学报,38(2):318−322. doi: 10.3969/j.issn.1000-0844.2016.02.0318Yao X. Q., Sun B. T., Chen Y. K., et al., 2016. Study on method of dynamic earthquake damage matrix based on seismic damage prediction. China Earthquake Engineering Journal, 38(2): 318−322. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1000-0844.2016.02.0318 尹之潜,杨淑文,2004. 地震损失分析与设防标准. 北京:地震出版社. 张桂欣,孙柏涛,陈相兆,2017. 分区分类的生命线工程地震直接经济损失研究. 地震,37(4):69−79. doi: 10.3969/j.issn.1000-3274.2017.04.007Zhang G. X., Sun B. T., Chen X. Z., 2017. Earthquake direct economic loss of lifeline engineering based on sub-area classification. Earthquake, 37(4): 69−79. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1000-3274.2017.04.007 张令心,刘琛,刘洁平,2015. 砖砌体房屋三水准抗震能力判别方法. 土木工程学报,48(12):34−40.Zhang L. X., Liu C., Liu J. P., 2015. Three level seismic capacity identification method of brick buildings. China Civil Engineering Journal, 48(12): 34−40. (in Chinese) 周光全,谭文红,施伟华等,2007. 云南地区房屋建筑的震害矩阵. 中国地震,23(2):115−123. doi: 10.3969/j.issn.1001-4683.2007.02.001Zhou G. Q., Tan W. H., Shi W. H., et al., 2007. Seismic hazard matrix of house construction in Yunnan. Earthquake Research in China, 23(2): 115−123. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1001-4683.2007.02.001 Sun B. T., Zhang G. X., Chen X. Z., 2018. The distribution of seismic capacity of buildings in Mainland of China. In: 16th European Conference on Earthquake Engineering.Greece:ECEE. 期刊类型引用(3)
1. 刘桥林，徐化奎，孙名丰，严谨，吴光林，林金波，毛鸿飞，卜永城. 基于SACS的改造导管架平台地震响应分析. 船海工程. 2024(05): 99-104 . 
百度学术2. 蒋上，朱东，刘彦辉，马凌，高湛. 新型板架式钢平台设计及风——浪—流耦合作用下动力响应分析. 华南地震. 2024(04): 151-158 . 百度学术3. 白笑笑，马锐，王秋哲，鹿庆蕊，赵凯，陈国兴. 波浪地震联合作用下砂质海床沉管隧道动力响应分析. 震灾防御技术. 2023(01): 65-74 . 本站查看其他类型引用(0)
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