高铁下穿酒店振动影响预测及减隔振分析

何 杰

(西南交通大学，四川成都 610031)

1 车-轨-隧-建筑物振动

随着高速铁路的提速，机车车辆与轨道结构之间的动态相互作用日益增强，由此而引发的邻近建筑物的振动问题也更加严重。因轨道不平顺而激发的轮轨动荷载使车辆-轨道系统产生振动，振动经由道砟、路基向大地远处辐射传播，从而使线路附近的建筑物产生振动。这种振动对人的正常工作、身体健康、建筑结构的安全以及一些精密仪器设备的使用等都将产生很大的影响[1-2]。采用理论推导的方式求解车辆-轨道-土体-建筑物这一复杂振动体系的动力学特性几乎是不可能的，通过现场实验的方式不但价格昂贵甚至有时也是不可能实现的， 而日臻完善的现代计算机技术使我们有可能不完全依赖实验动力学这一唯一的手段， 采用数值模拟的方法就可获得建筑结构在高铁、地铁振动下的响应。

该酒店采用地下一层、地上三层的钢筋混凝土框架结构，基础采用桩基础和天然地基基础，酒店下穿高铁R1线与地铁4#线的站房，其相对位置如图1所示。

图1 酒店与线路的相对位置

在计算分析时，R1线运行的列车选用CRH6型，最高过站时速160 km/h，地铁列车选用6B型车，最高运行时速160 km/h。由于目前尚不具备实测的列车对酒店结构的激励荷载数据，需要根据统计的铁路轨道竖向不平顺谱模拟轨道竖向不平顺历程，得到机车车辆-轨道系统的激励荷载函数，通过求解车辆-轨道振动微分方程，得到扣件支点处的振动荷载作为列车激励荷载[3]。然后建立包含高铁站房结构、土体和航站楼结构有限元模型，通过在列车轨道位置处施加扣件支点处的振动荷载时程，进行动力分析得到航站楼结构的响应，检验其响应是否超过相关规范规定。

2 模型计算及结果分析

2.1 结构模型

基于Midas GTS NX软件建立了高铁(地铁)站房-土体-酒店建筑结构的有限元模型。酒店结构梁柱采用梁单元，楼板采用壳单元，地下连续墙采用墙板单元，如图2(a)所示。岩土体的动力分析过程中输入波的频率成分与岩土的波速特性会影响波传播的数值精度。网格尺寸受输入波的最短波长限制，根据Kuhlemeyer和Lysmer的研究表明，网格尺寸l必须小于输入波形最短波长的1/8～1/10[4]。此外，为了保证计算精度，网格的尺寸也不宜过大。根据上述原则进行计算，最终站房和岩土体采用3m左右的六面体单元划分，如图2(b)、图2(c)所示。整个计算模型如图2(d)所示。

2.2 边界条件

在对模型进行动力分析时，模型的边界处会发生波的反射，对动力分析结果产生影响。为了消除边界反射波的影响，模型的外围四周需添加三维粘弹性人工边界，以此来模拟模型以外的半无限空间土体。它的实现方法是在已建立的有限元模型的边界节点上添加并联弹簧-阻尼系统，切向与法向弹簧刚度和阻尼系数按照式(1)和式(2)取值[5](图3)。

(1)

(2)

(a)酒店结构模型

(b)站房结构模型

(c) 土体模型

(d) 整体模型图2 结构模型

图3 人工边界等效弹簧-阻尼系统

式中：KBN、KBT分别为弹簧法向与切向刚度；CNT、CBT分别为阻尼器法向与切向的阻尼系数；R为波源至人工边界点的距离；cs和cp分别为S波和P波波速；G为介质剪切模量；ρ为介质质量密度；αT和αN分别为切向与法向粘弹性人工边界修正系数。大量数值计算表明，粘弹性人工边界具有良好的鲁棒性，人工边界参数αT和αN在一定范围内取值均可以给出良好的计算结果，按照参考文献[5]中的推荐取值，分别为0.67和1.33。

在实际运营过程中，除特殊情况外，城际R1线和地铁4#线均会在酒店下的站房停车，因此本文重点分析列车减速通过陆侧酒店时的振动水平。根据列车运行初始速度和加速度，将列车-轨道耦合动力学模型计算所得轨道板反力施加在模型上，计算得到陆侧酒店相关测点的垂向振动加速度响应。

2.3 振动舒适度评价

根据《城市轨道交通引起建筑物振动与二次辐射噪声限制及其测量方法》[6]要求的评价方法，需对建筑物内地面测点的分频最大振动加速度级进行评价，用Matlab程序编写1/3倍频程振动加速度级计算程序，将楼板各测点的时域数据转化到1/3倍频程域进行分析，并评价其振动舒适度。酒店按Ⅰ类区域标准控制，适用范围为居住、文教区，其昼间和夜间最大分频振动加速度级分别为65 dB和62 dB。本文选取4#线和R1线路上方部分测点振动加速级进行评价，取点位置如图4所示，计算结果如图5所示。

图4 测点位置

从图5中可以看出，R1线上方楼板测点HS-F1-6以及HS-F1-7与4#线上方楼板测点HS-F1-11以及HS-F1-12的振动级趋势基本一致，最大分频振动加速度级出现在10 Hz以内的低频段，最大振动级为76 dB，超出规范要求的振动限值的62 dB。

图5 酒店部分测点振动加速度级

根据上述振动分析结果，有必要对R1铁路及4#线下穿酒店段实施减隔振措施。本文针对铁路下穿建筑结构的振动控制措施，分析了建筑隔振支座、减振轨道结构以及同时实施建筑隔振支座和减振轨道结构三个工况的酒店敏感区域振动响应，并与减振前结果对比，分析各振动控制措施的减振效果。

分别对采取不同减隔振措施的列车-轨道-隧道-土体-酒店耦合模型进行列车加速通过的车致振动分析，分别选取各振动超标单体幅值较大的测点进行对比分析。

2.4 隔振措施

建筑隔振支座是常用的轨道交通振动隔离措施，根据前述振动评价结果，确定酒店需要采取减隔振措施。参考常用建筑隔振支座的设计指标，选取建筑隔振支座的设计频率为3.5 Hz。地铁4#线范围内，在站厅层顶板上方设置隔振层，在酒店与4#线车站共板区域设置16个隔振支座，其位置见图6。R1线范围内，在站台层顶板上方设置隔振层，隔振支座布置在酒店的柱底，隔振支座个数为28，见图7。对于R1线，采用减振型一型双块轨道，并在酒店范围内全部铺设。对于4#线，采用钢弹簧浮置板轨道结构，并在全部就酒店范围内铺设。

图6 4#线范围内隔振支座布置示意

图7 R1线范围内隔振支座布置示意

2.5 减振结果计算分析

选取6号和12号测点，将未减隔振、采用减振轨道、采用隔振支座、采用减振轨道同时采用减振隔振支座的四种工况下，测点的时域加速度、频域加速度和三分之一倍频程域振动加速度进行对比，分析减振措施的效果。

2.5.1 时域加速度

两测点在四种工况下的时域振动加速度如图8、图9所示，其峰值加速度统计情况如表1所示。

图8 R1线上方酒店6#测点时域振动加速度

图9 4#线上方酒店12#测点时域振动加速度

表1 酒店各测点不同工况峰值加速度统计 m/s2

从图8、图9以及表1可以看出，采取减振措施后，测点的峰值加速度远远小于未采取任何减振措施的峰值加速度，6#测点采用建筑隔振支座比减振轨道工况的测点峰值加速度小，而12#测点相反，采用减振轨道效果较好。因此在酒店的计算工况中，建筑隔振支座的时域减振效果不一定比减振轨道更优。同时采用减振轨道和建筑隔振支座后，时域峰值加速度有了大幅度衰减。

2.5.2 频域加速度

将两测点的时域振动加速度通过FFT变换到频域如图10、图11所示。

图10 R1线上方测点频域振动加速度幅值

图11 4#线上方测点频域振动加速度幅值

从图10、图11中可以看出，建筑隔振支座与减振轨道结构均能在40～200 Hz频段范围内大幅衰减振动向上部结构的传递，且在高频段减振轨道的衰减效果比建筑隔振支座更好。由于减振轨道会放大一阶固有频率处的振动，因此减振轨道以及减振轨道+隔振器工况下，测点在钢弹簧浮置板以及减振型一型双块式轨道的一阶固有频率12 Hz和23 Hz附近的振动会明显增大。从频域计算结果来看，减振轨道结构在一阶固有频率处的振动放大现象会大大削弱振动控制效果。

2.5.3 三分之一倍频程域振动加速度

根据上述时域计算对比结果，用Matlab程序编写三分之一倍频程振动加速度级计算程序，将各测点的时域数据转化到三分之一倍频程域进，并进行对比分析。R1线上方振动敏感测点加速度级对比如图12、图13所示。

图12 R1线上方测点振动加速度级

从图12、图13中可以看出，建筑隔振支座能够大幅衰减地铁列车引起的振动向上部结构的传递，如图12中6#测点，最大分频振动加速度级从67 dB减小到60.5 dB，采用建筑隔振支座，基本将振动降至限值以内。

采用减振轨道之后，由于减振轨道会放大一阶固有频率处振动的特性，在城际线上方测点的中心频率25 Hz以及地铁线上方测点的中心频率12.5 Hz左右出现振动级放大现象，这与频域计算结果基本一致。

图13 4#线上方测点振动加速度级

同时采用减振轨道和建筑隔振支座后，在高频段具有更好的效果，但是在轨道结构一阶固有频率处，同样出现振动放大现象，放大后振动级约为65 dB，超出振动容许限值的62 dB。

从对比结果中可以看出，建筑隔振支座较减振轨道结构具有更好的隔振效果，虽然减振轨道结构的一阶放大效应，但最大分频振动加速度级基本降至限值以内。

3 结论

(1)在地铁和高铁作用下，未采取任何减振措施的情况下，酒店振动超标。

(2)仅采用减振轨道，在高频段能大幅衰减振动向上部结构的传递，但是同时会放大轨道设计频率处(地铁12.5 Hz，高铁23 Hz)的振动水平，单纯采用减振轨道仍然存在振动超标问题。

(3)酒店部分仅采用设计频率为3.5 Hz的隔振支座，能有效衰减振动，满足规范要求。

(4)同时采用隔振器和减振轨道能大幅降低结构的峰值加速度，但在一阶固有频率处同样会出现振动放大的现象。