高速列车对综合交通枢纽中地下车站结构振动的影响

付琪璋

中铁第一勘察设计院集团有限公司， 西安 710043

济南遥墙综合交通枢纽由济南遥墙国际机场、济滨高速铁路、城市轨道交通和市域铁路组成。济滨高速铁路遥墙机场站与机场换乘中心一体化建设，存在列车振动衰减缓慢问题［1］。

针对高速列车运行引起的振动问题已开展了诸多研究。张凌等［2］分析了南昌西站高速铁路列车低速进出站时振动在候车层垂轨向和顺轨向传递特征，发现振动传播受车站结构形式影响很大，且竖向振动响应大于水平向。刘海舰等［3］分析了列车荷载作用下站城综合体上部建筑物振动响应特征，采用非减振轨道和隔离式橡胶减振垫浮置板轨道时室外地面振动和室内楼板振动情况。结果表明：车致环境振动在空间分布上呈现出明显的离散性；车致振动并未经过土体的有效衰减，最终导致地下综合交通枢纽的环境振动主要集中在上盖平台区域；可通过铺设隔离式橡胶减振垫浮置板轨道的方式降低环境振动响应。易兵等［4］以重庆沙坪坝综合交通枢纽为工程背景开展现场试验， 分析振动波在土体中的衰减规律，发现在人工激励下距激振点5 ～ 10 m 范围振动波衰减较快，15 m 范围以外振动波衰减较慢。颜锋等［5］分析了高速列车通过北京大兴国际机场时航站楼振动响应，得出车致振动幅值及分布特点，明确了列车通过所致振动对航站楼的影响范围。岳煜斐等［6］分析了北京大兴国际机场B1层候车换乘中心噪声水平，给出候车换乘中心噪声超标区域的降噪措施和高速列车限速运营方案。

本文以济南遥墙综合交通枢纽建设为工程背景，依托CRTSⅢ型板式无砟轨道及高速铁路普遍采用的减振垫无砟轨道［7］，建立车辆-轨道-车站结构振动耦合模型，分析不同列车通过速度下轨道与车站结构间振动传递特征、不同减振垫刚度下车站结构顶板振动响应特征和减振效果。

1 车辆-轨道-车站结构振动耦合模型

1.1 车辆模型

根据复兴号CR400AF列车建立车辆模型，列车由车体、转向架、轮对和悬挂系统组成。模型主要参数见表1［8］。其中一系、二系悬挂采用6 个自由度的弹簧阻尼单元模拟［9］，车体、转向架采用离散刚体模拟，轮对采用解析刚体模拟。列车单节编组时有7个刚体，42个自由度。轮轨法向接触力依据Hertz 非线性弹性接触理论确定，轮轨接触常数为3.86R-0.115× 10-8m/N2/3［10］，其中R是车轮半径。轮轨切向接触力采用罚函数［11］求解，摩擦因数设置为0.4。

表1 复兴号CR400AF列车参数

1.2 轨道-车站结构模型

CRTSⅢ型板式无砟轨道由钢轨、扣件、轨道板、自密实混凝土、底座等组成。车站结构由上下双层框架结构组成，下层位于土体中。各结构性能参数见表2。

表2 各结构性能参数

采用减振轨道时在CRTSⅢ型板式无砟轨道底座与自密实混凝土间增设厚30 mm 减振垫层，垫层刚度分别取40、80、200 MPa/m。

车辆-轨道-车站结构振动耦合模型见图1。其中，扣件采用4 × 4 均布弹簧模拟，底座与车站结构之间绑定连接，车站结构两侧及底部密布接地弹簧阻尼单元，模拟土体约束。弹簧刚度为20 kN/mm，阻尼为5 N·s/mm［12］。

图1 车辆-轨道-车站结构振动耦合模型（单位：m）

为避免边界反射效应，在模型两端设置低反射边界条件，由于模型整体尺寸较大，为了兼顾计算效率与计算精度，模型网格采用多尺度划分方法［13］。钢轨网格大小为0.02 m，轨道板和自密实混凝土网格大小为0.1 m，底座网格大小为0.2 m，隧道和车站框架结构网格大小为0.4 m。

依据HJ 453—2018《环境影响评价技术导则》及本文分析需求，在钢轨、轨道板、车站结构侧壁及顶板布置振动测点，见图2。其中：1#—6#为股道编号。

图2 振动测点布置（单位：m）

1.3 模型验证

通过修改车辆-轨道-车站结构振动耦合模型中钢轨单元节点坐标的方式施加某高速铁路轨道不平顺动态检测数据（图3），采样间隔为0.25 m，空间频率为4 m-1。列车通过速度设置为动态检测数据对应的250 km/h。

图3 轨道不平顺动态检测数据

施加轨道不平顺后车体垂向振动加速度数值模拟值与现场实测值对比见图4。

图4 车体垂向振动加速度数值模拟值与现场实测值对比

由图4 可知：车体振动加速度数值模拟值与现场实测值变化趋势一致，两者偏差在±0.10 m/s2内波动，初步验证了模型的准确性，可用于计算分析。

2 计算结果分析

2.1 不同列车通过速度下振动传递特征

列车通过不同股道时速度存在差异。本文列车通过速度分别取80、120、160、200 km/h，开展轨道和车站结构振动传递特征分析。

列车通过速度为80 km/h 时，轨道及车站结构振动加速度时程曲线见图5。

图5 列车通过速度为80 km/h 时轨道及车站结构振动加速度时程曲线

由图5 可知：钢轨、轨道板、车站结构侧壁和顶板振动加速度绝对值最大值依次为546.51、12.94、1.39、1.08 m/s2，振动加速度绝对值总体上呈减小趋势，在车站结构侧壁与顶板之间振动传递衰减较少。

不同列车通过速度下轨道及车站结构振动加速度对比见表3。可见：随列车通过速度增大，钢轨振动加速度增幅明显大于轨道板、车站结构侧壁和顶板。列车通过速度从80 km/h 提高到200 km/h 时，钢轨、轨道板、车站结构侧壁及顶板振动加速度分别增大251.2%、44.5%、48.9%、75.0%。

表3 不同列车速度下各结构振动加速度对比

不同列车通过速度下车站结构振动加速度级频域分布见图6，车站结构振动响应见表4。

图6 不同列车通过速度下车站结构振动加速度级频域分布

表4 不同列车通过速度下车站结构振动响应

由图6 和表4 可知：①随列车通过速度增加，车站结构侧壁及顶板振动加速度级峰值均从100 Hz 往125 Hz 迁移。②随列车通过速度增加，车站结构侧壁和顶板的分频最大振级、最大Z振级均增大，并且最大Z振级的增幅大于分频最大振级。③不同列车通过速度下车站结构侧壁的分频最大振级和最大Z振级均大于顶板。与车站结构侧壁相比，列车通过速度80、120、160、200 km/h 时，车站结构顶板分频最大振级降幅分别为1.57%、0.44%、0.11%、1.27%，车站结构顶板最大Z 振级降幅分别为1.79%、0.77%、0.43%、1.65%，列车通过速度为80、200 km/h时降幅较大。

2.2 减振垫层刚度对车站结构振动的影响

列车通过速度为80 km/h，有无减振措施时车站结构顶板振动加速度级频域分布见图7。可知：有无减振措施时，车站结构顶板振动加速度级峰值均出现在100 Hz。经计算，不设置减振垫层和减振垫层刚度分别为40、80、200 MPa/m 时，最大Z 振级分别为87.7、70.7、77.9、87.6 dB，与不设置减振垫层时相比，分别降低17.0、9.8、0.1 dB。这说明减振垫层刚度降低可有效减小车站结构顶板最大Z振级，达到良好减振效果。

图7 有无减振措施时车站结构顶板振动加速度级频域分布

车站内不同股道列车通过速度存在差异，为实现车站范围内同等减振效果，选取列车通过速度80 km/h、减振垫刚度40 MPa/m 作为基础工况，计算列车以不同速度通过股道时车站结构顶板最大Z 振级，结果见表5。

表5 列车以不同速度通过股道时车站结构顶板最大Z振级对比

由表5可知：减振垫刚度相同时，车站结构顶板最大Z 振级随列车通过速度提高而增大；列车通过速度为80、120、160、200 km/h时，车站结构顶板最大Z振级在70.7 左右时，减振垫刚度分别约为40、40、30、25 MPa/m。列车以不同速度通过各股道时可通过采用不同减振垫层刚度的轨道结构达到同等减振效果。

3 结论

针对济南遥墙国际机场综合交通枢纽工程建设，建立车辆-轨道-车站结构振动耦合模型，分析列车以不同速度通过时，不同减振措施下轨道和车站结构的振动响应。主要结论如下：

1）列车通过速度为80 km/h 时，从钢轨、轨道板、车站结构侧壁到车站结构顶板，振动加速度总体上呈减小趋势，侧壁与顶板间振动传递衰减较少。

2）列车通过速度为80 km/h 时，车站结构顶板振动加速度级峰值出现在100 Hz 时。随列车通过速度增加，车站结构侧壁和顶板振动加速度级峰值均向125 Hz迁移。

3）随列车通过速度提高，车站结构侧壁和顶板的分频最大振级、最大Z 振级均增大，并且最大Z 振级的增幅大于分频最大振级；不同列车通过速度下车站结构侧壁的分频最大振级和最大Z振级均大于顶板。

4）减振垫层刚度降低可有效减小车站结构顶板最大Z振级，达到良好减振效果。

5）减振垫刚度相同时，车站结构顶板最大Z 振级随列车通过速度提高而增大。列车以不同速度通过各股道时可采用不同减振垫层刚度的轨道结构达到同等减振效果。