天车作业下地铁车辆段检修库框架结构的振动响应试验研究

何 蕾， 宋瑞祥， 邬玉斌， 刘必灯， 吴 丹

(北京市科学技术研究院城市安全与环境科学研究所， 北京 100054)

天车，又称桥式起重机，可充分利用桥架下方空间吊运重物，是目前使用范围最广的一种起重器械，广泛应用于物流仓储、港口以及地铁车辆检修车间等。随着地铁车辆段上盖土地综合利用开发模式(TOD)的兴起，桥式起重机作业与地铁车辆运行并行成为上盖建筑环境振动最主要的激励源。

关于地铁车辆段上盖建筑受地铁运行产生的振动影响，国内外已有大量学者从理论模型、振动传播特性等方面开展了研究工作，取得了丰硕的成果[1-3]。尽管同为轮轨激励，天车作业的振动传播途径与地铁迥异，天车轨道通过吊车梁架设在检修库内结构立柱上部的牛腿上，大车(车架)及小车运行产生的振动通过钢轨、吊车梁引起检修库主体结构振动，振动波进而传播至上盖建筑，引发楼板振动及室内结构噪声，影响上盖建筑内居住人群的起居生活，如图1所示。相比地铁运行，天车缺乏悬架减振系统，与建筑结构间的连接关系更为紧密和复杂，且检修期间天车使用频繁，轨道维修养护要求不及地铁严格，养护周期更长，导致其轮轨接触状态较差，更有可能形成恶劣的振动影响。但由于多数新开发利用的车辆段线路尚未进入天车使用频繁的大架修期，目前阶段天车使用频次低、运行速度低，在相当长一段时间内天车对上盖建筑的振动影响都未能引起足够的关注。以往关于天车振动的研究仍多是围绕天车运行安全性的车架振动或摆动控制[4-6]。

图1 地铁及天车运行对上盖建筑的振动影响Fig.1 Vibration in upper buildings induced by metro and crown block

近年来，随着地铁上盖物业的蓬勃发展，天车振动对上盖建筑内人体振动舒适感受的影响逐渐受到关注。彭颖等[7-8]建立移动质量块荷载模型并根据某物流中心内天车运行振动实测结果校准简化，采用有限元数值仿真方法对车辆段检修天车运行下上盖建筑振动响应进行预测计算，发现上盖商铺建筑楼板铅垂向振动超过ISO10137:2007[9]中规定的人体振动舒适度限值。欧阳康淼等[10]从上盖建筑振动控制的角度出发，通过有限元数值仿真计算分析了车辆段检修库结构因素对上盖建筑的振动影响规律。He[11]分别对天车运行下某车辆段及某物流中心上盖办公建筑楼板振动、室内结构噪声进行了系统测试分析，发现上盖建筑楼板振动以竖向为主，楼板加速度振级超过GB/T 50355—2018[12]中二级限值要求，上盖建筑室内振动诱发的结构噪声不满足JGJ/T 170—2009[13]和GB/T 50355—2018中的相关要求，对人体造成较高的烦扰影响。

为准确预测天车运行对上盖建筑的振动影响、有效进行振动控制，有必要系统研究天车振动源强特性及影响规律。很多学者将天车运行简化为简支梁-移动荷载或简支梁-质量块系统的振动问题，对简化吊车梁的振动进行解算。谢伟平等[14]基于Lagrange方程和Runge-Kutta积分法求解简支梁-移动质量模型，得到主梁振动的数值解。He[15]建立了分布式荷载作用下二维简支梁竖向变形的理论模型，通过理论计算和现场试验，发现大车车速对吊车梁变形影响较大，且加速状态下梁中点竖向变形高于减速状态。梁岗等[16]建立简支梁承重结构键合图模型，采用状态空间迭代解法求解主梁跨中动态响应，对比分析吊重等因素对系统耦合频率的影响。但事实上，吊车梁与牛腿的连接并非完全简支状态，而是兼具轴向和转动刚度的弹性约束，根据理论计算[17]，约束条件与刚度参数显著影响梁振动频率，仅采用理论分析难以精确求解结构动态响应，有必要开展现场试验对复杂约束条件下梁及其它结构的振动进行分析研究。

根据前人研究成果，吊装质量和运行车速是影响吊车梁振动的重要因素，综合考虑检修库上盖开发预留的实际情况，库内结构立柱的截面尺寸和柱距参数多样，且以结构缝划分为多个板块，振动传递特性复杂。因此，本文以某即将进行上盖开发的地铁车辆段检修库为例，采用现场试验手段，展开天车运行对结构振动的影响研究，系统分析天车运行方式、车速、吊装质量的影响规律及实际结构布置下振动传递特性。

1 现场试验

研究对象为某地铁车辆段联合检修库(图2)，该库为单层钢筋混凝土框架结构体系，层高12.6 m，采用钻孔灌注桩基础。检修库沿轨道方向分为多个结构板块，板块跨度从40 m至百余米不等。

图2 检修库及检修天车Fig.2 Maintenance shed and the crown block

库内结构立柱有三种主要的截面类型，垂直轨道方向上截面宽均为1 000 mm，柱中心距为18 000 mm；沿轨道方向上有多种截面宽度，其中2 000 mm、3 600 mm和1 200 mm最常见，柱中心距从5 250 mm到 7 700 mm不等(图3(a))。牛腿位于立柱上部约7.4 m处，沿轨道方向宽为600 mm，部分牛腿呈偏心布置，尺寸参数见图3(b)。

(a) 平面布置

(b) 剖面布置图3 检修库结构布置图Fig.3 Structural layout of the maintenance shed

测试天车为双梁吊钩桥式起重机，参数为Gn=16/3.2 t，S=16.2 m，采用双轮缘车轮；吊车轨道纵向间以鱼尾板连接，并以轨道压板固定于吊车梁；吊车梁为实腹式工字钢梁，单根长度等同于相邻两立柱牛腿间距，相邻吊车梁端部以锚栓相连。吊车梁高度为750 mm或600 mm，上翼缘宽度1 400 mm、厚8 mm，下翼缘宽800 mm、厚5 mm，腹板厚度8 mm，中间段肋板间距为1 000 mm，两端肋板相应加密。吊车梁上翼缘通过连接板与立柱相连，下翼缘通过钢支座板与牛腿相连，详见图3(b)。

选择位于结构板块中部和结构缝附近的3种典型截面立柱为测试断面，在吊车梁中部的上翼缘底、牛腿上平面及立柱上部(天车轨道以上约700 mm处)布设振动加速度测点。根据周华杰等，天车运行引起的上盖建筑室内振动以垂向为主，本次测试仅针对垂向振动加速度展开试验分析，测点位置见图4。

图4 振动加速度测点布置图Fig.4 Sensors setup of vibration acceleration

传感器采用丹麦Bruel & Kjaer 公司研制的8344型高精度ICP加速度传感器，量程范围为±2.6g，频域范围为0.2～3 000 Hz，灵敏度(@159.2 Hz,0.4 mA)为(2 500±20%) mV/g。

试验工况如表1，每种工况重复2～4次，并在试验过程中详细记录天车运行位置及时刻。为比较天车与列车运行产生的振动差异，采集同车辆段地铁列车出库时立柱振动响应。

表1 天车运行振动试验工况表Tab.1 Test cases of crown block operation

2 时频域振动特性

图5分别为天车和地铁列车运行时立柱振动加速度时程曲线，其中天车振动测点为1-1和1-2，天车和地铁运行速度分别为3 km/h和5 km/h。两时程曲线均呈现“纺锤形”，地铁车长较长(约120 m)，波形持续时间约80 s；天车运行时立柱振动波形最大幅值稍低于地铁列车，振动持续时间较短，4档车速下吊车梁振动时间约15 s，立柱振动波形持续时间约30 s。实际上，天车端梁下车轮间距仅4 m，说明检修库立柱振动响应至少受天车在连续两跨吊车梁运行的影响，天车并非仅在驶过结构立柱的瞬间激发立柱振动，牛腿两端连接的吊车梁振动均能对结构立柱产生明显的振动激扰。

(a) 天车运行(车速约3 km/h)

(b) 地铁运行(车速约5 km/h)图5 振动加速度时程图Fig.5 Time-history curve of vibration acceleration of crown block metro operation

以断面1为例，吊车梁、牛腿及立柱振动频谱曲线如图6所示。吊车梁振动能量集中于34 Hz，牛腿在0～500 Hz范围内均有较高的垂向振动加速度，振动传播至立柱处时，100 Hz以上振动加速度迅速衰减，25～50 Hz振动凸显，25 Hz峰值振动加速度为0.001 61 m/s2，为天车运行传播至结构处的主要振动成分。相比而言，地铁列车运行激发立柱振动在100 Hz以内集中于50～80 Hz，75 Hz振动加速度为0.000 73 m/s2，100 Hz以内振动加速度远低于天车运行振动。

(a) 吊车梁和牛腿

(b) 立柱图6 吊车梁、牛腿及立柱振动加速度频谱曲线Fig.6 Frequency spectrum of crane beam/corbel/column vibration acceleration

总体而言，天车运行与地铁列车运行所激发的结构振动具有完全不同的频谱特性，天车运行振动集中于25～50 Hz，相比地铁列车激发的50～80 Hz振动频率成分更低、幅值更高，考虑到低频振动难以衰减，与上部建筑结构楼板低阶垂向主频相近时，还有发生共振的风险，加剧环境振动体感烦扰。

3 天车运行因素的影响规律

3.1 天车运行方式

天车运行方式分为车架(大车)沿轨道方向纵向移动和小车沿垂直轨道方向横向吊装两种，两种运行方式同时进行的情况较为少见。天车在断面1临近位置分别按最大车速以两种方式运行时，立柱垂向振动加速度频谱如图7所示。两种运行方式均在25～50 Hz产生明显的振动激励，但在各个频带上，小车横向运行时振动加速度均显著低于大车纵向运行。25 Hz附近小车横向运行产生的振动加速度峰值为0.000 596 m/s2，仅为纵向运行时的37%，说明大车纵向运行是主要的结构振动激励来源。

图7 大车纵向运行与小车横向运动时立柱振动加速度频谱Fig.7 Frequency spectrum of column vibration acceleration at crown block frame and trolley operating respectively

3.2 运行速度及起制动

大车沿轨道方向以不同车速经过立柱的时段内，立柱垂向振动加速度有效值如图8所示。总体上起制动工况与1、2档匀速运行产生的振动水平相当，说明尽管起制动时吊车钢轨附加纵向驱动力或黏着制动力，但其引起的立柱结构垂向振动响应并不及高速运行下显著，车轮滚动下对钢轨的冲击作用是引起吊车梁及所连接的结构振动的主要原因；而匀速状态下垂向振动加速度则随车速升高显著增大，呈现明显的正相关关联。其中1、2两档车速下(车速0.11～0.33 m/s)立柱振动加速度有效值为0.001 5～0.003 3 m/s2，车速升高至3档(0.54 m/s)时，两断面立柱振动加速度有效值相比2档车速时升高了0.6倍～1.5倍，4档(0.86 m/s)车速时，升高了2.3倍～3.8倍。

图8 大车不同运行车速下立柱振动加速度有效值Fig.8 Effective value of column vibration acceleration with various crown block frame traveling speed

为查看不同车速下立柱各频带振动特性，绘制1/3倍频程振动加速度级曲线(图9)。2、3、4档车速下立柱振动主频均以25 Hz为主峰，并在12.5 Hz和160 Hz附近出现小的峰值，随着车速升高，峰值强度有所增大，但不同频率峰值增大的幅度有所差异。在环境振动评价频率范围(1～80 Hz)内12.5 Hz和25 Hz立柱振动加速度级随车速的变化如表2所示。低频段(12.5 Hz)振级随车速提高微弱增大，4档车速相比1档车速振级增加量仅1.5～3.8 dB，中频段(25 Hz)振级则随车速提高明显增大，相比1档车速(0.11 m/s)，断面3立柱振级在2、3、4档车速下分别增大10.0 dB、16.6 dB和18.8 dB。

图9 大车不同运行车速下立柱1/3倍频程振动加速度级Fig.9 1/3 octave vertical acceleration levels of column with various crown block frame traveling speed

表2 典型频带立柱垂向振动加速度级随车速的变化Tab.2 Vertical acceleration levels of column at typical frequency with various crown block frame traveling speed

3.3 载重量

根据图8，在大车以各级车速运行时，吊装1 t重物时立柱垂向振动加速度有效值相比空车运行有所增加，但幅度微弱，断面3立柱在2档车速时载重量P=1 t工况振动甚至低于P=0。

空车运行及吊装1 t重物时断面3吊车梁、牛腿及立柱垂向振动1/3倍频程频谱曲线如图10所示。可见P=1 t相比P=0工况，吊车梁和牛腿振动加速度差距微弱，立柱垂向振动仅在25 Hz频带有约5 dB的增加，这个结果与He对宁波某车辆段同型号天车的振动测试结果相似，在其试验中，当吊装量P由0增加至14.2 t时，立柱底部垂向振动在20～25 Hz处增大约4～5 dB，其他频带对载重量不敏感。

图10 不同吊装重量下吊车梁、牛腿和立柱垂向振动1/3倍频程曲线Fig.10 1/3 octave vertical acceleration levels of crane beam,corbel and column with various hoisting weight

4 结构布置因素的影响规律

4.1 立柱宽度

试验中三个断面结构立柱宽度分别为1.2 m、2.0 m和3.6 m，对应截面尺寸分别为1.2 m2、2.0 m2和3.6 m2。立柱垂向振动加速度有效值随立柱宽度的变化如图11所示。总体上，振动加速度有效值随立柱宽度增大、截面尺寸增加而呈现降低的趋势，4档车速下尤为明显，P=1 t时，3.6 m宽度立柱相比1.2 m宽度立柱振动加速度有效值降低了27.8%，而在同吊装质量下2档车速工况时振动加速度有效值仅降低了7.9%。

图11 不同宽度立柱振动加速度有效值Fig.11 Effective value of column vibration acceleration with various column widths

P=1 t工况下各立柱振动加速度1/3倍频程曲线如图12所示，振动加速度级在25 Hz和160～630 Hz范围内呈现两个尖峰，其中25 Hz频带由天车轮轨相互作用激发，处于环境振动敏感频段，该频带振动向上盖建筑传播有可能引发振动烦扰。相比1.2 m宽立柱，2.0 m和3.6 m宽立柱在25 Hz尖峰值分别降低6.8 dB和10.6 dB；160～630 Hz尖峰主要体现立柱自身的振动特性，随着立柱宽度增加，竖向刚度提高，峰值频率从160 Hz移动至250 Hz和630 Hz，幅值降低量则为0.5 dB和2.2 dB。

图12 不同宽度立柱垂向振动加速度1/3倍频程曲线Fig.12 1/3 octave vertical acceleration levels of column with various column widths

4.2 结构缝

断面3紧邻结构缝，天车运行跨越结构缝时吊车梁及立柱的振动时程曲线如图13所示，与图5所示断面1波形显著不同：

图13 天车跨越结构缝前后吊车梁和立柱振动加速度时程曲线Fig.13 Time-history curve of vibration acceleration of crane beam and column with crane travelling across the structural joints

断面1位于结构板块中部，远离结构缝，立柱振动响应时间为天车在立柱侧边两跨吊车梁的合计运行时间；吊车梁两端锚固在牛腿上，在天车移动质量的惯性力作用下振动，两端约束处即牛腿产生支座反力，成为立柱的偏心动荷载，天车在立柱两侧吊车梁上匀速运行时，立柱垂向振动加速度有效值分别为0.008 1 m/s2和0.008 8 m/s2，仅相差约8.6%，振动的差异与两端吊车梁长度及锚固端刚度参数的差别相关，说明结构板块内部振动响应基本稳定。

断面3附近吊车跨越结构缝，吊车梁与立柱振动波形持续时间相似，跨越结构缝后，吊车梁及立柱振动时程曲线明显收紧，立柱垂向振动加速度有效值在跨越结构缝前后分别为0.010 m/s2和0.005 m/s2，相差约50%，说明天车运行至结构缝另一端的板块时，结构边缘立柱垂向振动显著降低，1/3倍频程频谱曲线也显示(图14)，跨越结构缝后，4～1 000 Hz各频带振动加速度级均有明显的降低，25 Hz频带振动加速度级从73.9 dB降低至64.6 dB，降低量达9.3 dB。进一步分析天车跨越结构缝前后振动传递路径的变化，如图15所示。对断面3立柱而言，天车跨越结构缝前，负载吊车梁直接锚固在其牛腿上，振动传递路径为“天车-梁-立柱”；天车跨越结构缝后，负载吊车梁直接锚固在相邻立柱的牛腿上，仅端部和断面3牛腿上锚固的吊车梁连接，则为相邻立柱直接施加偏心动荷载，断面3立柱的振动传播路径变化为“天车-梁-梁-立柱”及“天车-梁-相邻立柱-地面-立柱”，振动能量有较充分的衰减，充分说明结构缝对于天车运行所激发的检修库主体结构振动具有明显的减弱效果。

图14 天车跨越结构缝前后立柱1/3倍频程振动加速度曲线Fig.14 1/3 octave vertical acceleration levels of column with crane travelling across the structural joints

5 结 论

以某地铁车辆段检修库吊钩桥式起重机为例，采用现场试验手段，展开天车运行对结构振动的影响研究，系统分析天车运行方式、车速、吊装质量的影响规律及实际结构布置下振动传递特性：

(1) 天车运行与地铁列车运行所激发的车辆段大库结构振动特性不同，天车运行时，从牛腿至结构柱，高频成分迅速衰减，立柱垂向振动加速度集中于25～50 Hz，相比地铁列车激发的50～80 Hz振动频率成分更低、幅值更高，且立柱受两端吊车梁对牛腿的偏心动荷载影响，振动影响时间大于30 s，有可能对上盖建筑形成较高的振动烦扰；

(2) 天车车架沿轨道纵向行进时轮轨冲击是主要的振动激励源，立柱振动响应对大车车速敏感程度较高，车速越高，振动加速度越大，相比1档车速，立柱25 Hz振动加速度级在2、3、4档车速下分别增大10.0 dB、16.6 dB和18.8 dB；但对吊装质量不敏感，相比空车运行，吊装1 t货物时，25 Hz频带立柱振动加速度级仅增加5 dB；

(3) 结构立柱宽度增大、截面尺寸增加时，其垂向振动加速度有效值及典型频带振动加速度级呈现降低的趋势，2.0 m和3.6 m宽立柱相比1.2 m宽立柱在25 Hz尖峰值分别降低6.8 dB和10.6 dB，且结构缝能够有效减弱振动在主体结构间的传播。