发电厂是电力系统的基础单元,在地震中如果遭受严重的破坏,不仅会造成直接经济损失,同时由于其发电功能丧失,供电终止,还将会引发一系列连锁危害,严重影响震后应急救援、人民生产生活和灾后重建工作。电力能源包含火电、水电、核电、风电、太阳能电等多种类型,其中火力发电是全球最广泛采用的发电方式,在中国使用率甚至达到了80%以上。因此,研究火力发电厂的地震易损性具有重要意义。

过去人们对火力发电厂的土建设施和发变电设备在结构设计、抗震措施和抗震能力评价等方面进行了大量研究(张治勇等,1999),如Wang等(2018)研究了火力发电厂的结构不规则性对其抗震性能的影响; Dai等(2018)通过单目标和多目标优化程序设计了火力发电场PMI系统; 还有学者采用增量动态分析方法对3个互联的高压变电站进行了抗震性能分析(Mohammadi,Tehrani,2014)等。对于火电厂的地震易损性研究,则是针对火电厂中个别土建设施或单体设备的易损性研究较多(周长东等,2017; 郑山锁等,2020)。然而,对于地震灾害预测、经济损失评估或地震保险工作而言,需要将火力发电厂作为一个独立的整体单元,根据其地震易损性矩阵中不同地震强度下不同破坏等级的破坏概率计算发电厂整体的地震损失,而不必详细研究火力发电厂中每个设施或设备发生的具体破坏情况。因此以火力发电厂作为整体单元的地震易损性矩阵,确定其在不同地震动强度下各破坏等级的概率,对于制定相应防灾政策和损失评估计算极其重要(马玉宏等,2015; 尹之潜,1996)。

由于火力发电厂组成构件较多且各类构件破坏原因和特点不同,以火力发电厂作为整体单元进行地震易损性分析是比较困难的事情。同时,相比于房屋建筑,火力发电厂实际震害资料以及整体破坏情况或经济损失的统计均较少,目前尚没有以火力发电厂为单元的地震易损性矩阵研究成果。美国应用技术委员会的ATC-25报告(ATC,1991)给出了火力发电厂在不同地震烈度下的破坏比曲线的计算式,但是依据此计算式依然不能得到火力发电厂的地震易损性矩阵,无法精细计算火力发电厂在不同地震动强度下发生各破坏等级的损失。

鉴于此,本文提出了一种计算火力发电厂地震易损性的方法。根据ATC-25报告中火力发电厂在不同地震烈度下的破坏比以及2008年汶川M_S8.0地震中获得的变电站实际震害统计数据,使用Beta分布函数计算基于烈度的地火力发电厂震易损性矩阵,然后利用对数正态分布拟合地震易损性曲线,获得基于地震动峰值加速度的火力发电厂地震易损性矩阵,为火力发电厂地震风险评估和损失计算工作提供参考。

基于Beta分布函数的火力发电厂地震易损性研究思路为:①根据ATC-25报告中提出的火力发电厂的破坏比函数,确定不同地震烈度下火力发电厂的震害指数期望值。②由于变电站与火力发电厂构件组成和震害特点上具有诸多相同点,都是由建构筑物、电气设备以及室内监控设备(发电厂除监控设备外还包括机电设备)构成,因此假设火力发电厂和变电站在震害指数期望值相同时,其震害指数分布的离散性也相同。根据这一假设,基于变电站震害指数的期望值和分布方差,采用线性插值法求得与火力发电厂不同震害指数期望值相对应的震害指数离散分布方差。③以火力发电厂的震害指数期望值和方差为参数,使用Beta分布函数拟合基于地震烈度的火力发电厂地震易损性矩阵。④基于火力发电厂地震易损性矩阵和烈度与地震动峰值加速度的对应关系,使用对数正态分布累积函数拟合火力发电厂的地震易损性曲线,确定基于地震峰值加速度的火力发电厂的地震易损性矩阵。计算流程如图1所示。

图1 火力发电厂地震易损性矩阵计算方法流程图
Fig.1 Flow chart of the calculation method for seismic vulnerability matrix of the thermal power plant

由于地震烈度是由房屋结构的破坏、人的感觉以及地表破坏的表观现象等[HJ2.3mm]因素来评定的,它并不是一个物理量,因此烈度的评定结果存在一定不确定性。随着防震减灾研究的发展,不论是地震动强度观测、建构筑物的抗震设计或地震易损性评定,都大量使用地震动峰值加速度来表示地震动强度。根据地震烈度与地震动峰值加速度的基本对应关系,本文采用对数正态分布函数将基于烈度的地震易损性矩阵转化为基于地震动峰值加速度的地震易损性矩阵。

使用对数正态分布函数拟合地震易损性曲线的方法在过往研究中得到了广泛的应用(陈波等,2018; Yamazaki et al,2000)。为了获得火力发电厂在不同地震动峰值加速度下的详细破坏与损失情况,本文基于拟合得到的地震易损性矩阵,采用双参数对数正态累积分布函数对火力发电厂进行不同破坏等级下的地震易损性曲线拟合,函数表达式为:

式中:F(a)为火力发电厂达到某破坏等级的超越概率; a为地震动峰值加速度; Φ为标准正态分布函数; c和ζ分别为易损性函数的中位值和对数标准差。火力发电厂破坏等级超越概率为:

式中:f_ij为j烈度下在i破坏等级的超越概率值; p_ij为j烈度下发生i破坏等级的概率值。

本文根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011―2010)中地震烈度与地震动峰值加速度之间的对应关系,将火力发电厂地震易损性矩阵的输入参数由地震烈度转换为地震动峰值加速度,见表9。根据表7和表9,利用式(14),计算得到以地震动峰值加速度为输入参数的火力发电厂超越概率矩阵,见表 10。

表9 地震烈度与地震动峰值加速度对应值
Tab.9 The PGA corresponding to seismic intensities

根据表 10和式(13)可计算得到火力发电厂的地震易损性函数曲线,即各破坏等级的超越概率曲线,如图4所示。拟合得到的各个破坏等级的超越概率函数曲线的中位值参数值(c)与对数标准差参数值(ζ)见表 11。

表 10 不同地震动峰值加速度下火力发电厂超越概率矩阵(%)
Tab.10 Exceedance probability matrix of the thermal power plant based on ground motion peak accelerations(%)

表 11 火力发电厂地震易损性函数的中位值与对数标准差
Tab.11 Median values and logarithmic standard deviation of seismic vulnerability function of the thermal power plant

图4 火力发电厂地震易损性曲线
Fig.4 Seismic vulnerability curves of the thermal power plant

根据拟合得到的火力发电厂地震易损性曲线,可以计算得到不同地震动峰值加速度下的火力发电厂破坏比曲线。将ATC-25报告中火力发电厂破坏比-烈度的关系根据表9中烈度与地震动峰值加速度对应关系转换为破坏比-地震动峰值加速度的对应关系,也可得到相应的火力发电厂破坏比曲线。本文方法计算得到的火力发电厂破坏比和ATC-25报告中火力发电厂破坏比的对比图如图5所示。

由图5可知,本文方法计算得到的火力发电厂破坏比值与ATC-25报告相比,虽然数值稍偏大, 但是两者差别较小,并且随着地震动峰值加速度的增大,二者趋于相同。该对比结果虽然不能证明易损性曲线是正确的,但能够很好地说明使用本文建立的地震易损性曲线计算给定地震动强度下火力发电厂破坏比没有偏离原来的数值,即没有偏离ATC-25报告中的结果。

图5 火力发电厂地震破坏比对比曲线
Fig.5 Comparison of seismic damage ratio curves of the thermal power plant

ATC-25报告中火电厂破坏比曲线适用于美国广泛存在的普通火力发电厂,抗震设防水平上没有特别说明。美国的火力发电厂大都是以天然气和燃煤做为燃料的发电厂,其厂房多数为钢结构,部分为钢筋混凝土结构。我国的发电厂抗震设计标准基本是参考美、日等国的设防标准,火力发电厂的房屋结构类型以及燃料种类与美国相同,抗震设防水平与美国相比虽然有差别但不是很大。因此,本文计算方法得到的火力发电厂易损性研究结果亦适用于中国普通的以燃煤和天然气作为燃料的火力发电厂。

本文以ATC-25报告中的火力发电厂破坏比值为期望值,借助变电站的地震破坏比的离散性参数来构建火力发电厂地震易损性曲线,之所以采用该方法,关键原因在于实际地震中,火力发电厂震害样本很少,不能通过统计的方法直接得到发电厂易损性。因此,构建的易损性曲线不可能通过我国某一两个实际震害的例子来完全验证火电厂易损性曲线的期望值与离散性的合理性。

1978年唐山7.8级地震造成陡河火电厂钢筋混凝土框排架主厂房部分倒塌,带来电力供应中断(刘恢先,1986)。自此以后,我国学者对火力发电厂钢筋混凝土框排架结构开始进行了深入的分析研究,并制订了《火力发电厂土建结构设计规定》(DL 5022—93)等相应行业规程。唐山地震由于年代久远,当时发电厂的抗震能力已经不能反映我国现在火力发电厂抗震能力的真实水平。

近十几年来,我国发生的破坏性地震中,震灾区存在火电厂破坏的案例很少,如2008年汶川M_S8.0地震中,江油火力发电厂造成了严重破坏。江油火力发电厂是西南地区最大的火力发电厂之一,建成于1958年。江油火力发电厂是川西地区重要电源支撑点,汶川地震时在运行的有2×330 MW燃煤发电机组和2×300 MW燃煤发电机组。其中2×300 MW机组(#33、#34机)于2005年建成并投入使用。建构筑物的抗震设防烈度为Ⅶ度,设计所依据的规范为《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2001)。

汶川地震发生后,江油市火力发电厂厂址评定的地震烈度为Ⅷ度或稍强,根据ATC-25报告的推算式,其破坏比期望值在0.2以下。由于33号汽机房圈梁非完全性闭合,地震时外侧柱外闪较大,致使33号汽机房网架屋盖塌落(图6),将汽机组砸坏,这也成为电厂停运的最主要的原因之一。另外,由于电厂建设年代较早,抗震设防水平较低,厂区内行政办公楼、工程公司办公楼、综合楼、档案楼、生产楼、锅炉车间办公楼、化学车间办公楼、厂大门、物资库房等建筑出现较严重震害现象,多数成为危楼。2×330 MW汽机房楼层柱体根部混凝土也有脱落和钢筋外漏、混凝土牛腿压碎的现象。由于上述原因,实际震害较推算结果更为严重一些。如果去除以上因素,综合目前我国抗震设防情况,本文构建的地震易损性还是能够为我国的火电厂提供参考的。

图6 汽机房网架屋顶震害
Fig.6 Earthquake damage of the steam turbine room

本文提出了一种火力发电厂地震易损性计算方法。通过ATC-25报告中火力发电厂的研究成果和汶川地震变电站的地震易损性矩阵,获得了火力发电厂整体破坏情况的震害指数期望值和方差; 使用Beta分布的概率密度函数拟合了不同地震烈度下火力发电厂的地震易损性矩阵; 最后使用标准对数正态分布的累积函数式,拟合得到了火力发电厂的地震易损性曲线,确定了基于地震动峰值加速度的火力发电厂地震易损性矩阵。利用该方法计算得到火力发电厂的破坏比与ATC-25报告结果接近,满足预期要求。

本文方法思路简明、易于实现,对火力发电厂地震灾害损失风险分析,实际操作性强。由于火力发电厂实际震害资料较少,进行火力发电厂地震易损性矩阵拟合所使用的破坏比-地震烈度关系曲线以及离散性参数,仍需将来通过实证和理论做进一步研究。