地铁线路下穿燃气调压站引起的环境振动影响及控制措施研究

赵富壮,马 乐,邬玉斌,宋瑞祥,吴雅南

(1.北京城乡建设集团有限责任公司,北京 100067； 2.北京市劳动保护科学研究所,北京 100054)

城市轨道交通和城市燃气管网是现代城市发展至关重要的基础工程，近年来，在我国大都市城市建设中得到飞速发展，地铁线路同燃气管网及其调压站不可避免存在近距离重叠交叉的情况，当地铁线路下穿燃气管线或设施时，地铁施工和列车运行会对上部燃气设施和管线产生场地土不均匀沉降和环境振动影响两方面的安全威胁。关于地铁施工引起的地层变形及对上部燃气设施的影响研究已有很多[1-7]，而关于地铁列车运行对上部燃气管道及设施产生的振动影响研究相对较少，国内一些学者对燃气管线受地铁振动影响进行了测试和数值仿真分析，如，朱学仁等[8]通过振动监测，对列车通过铁路桥时对邻近地下天然气管道振动影响进行了分析评价；贺玉龙、翁多斯、吴昭华等[9-11]采用数值仿真计算方法，对城际铁路或地铁下穿燃气管道引起的振动影响进行了分析评价。但目前尚无地铁列车运行对燃气调压站设施振动影响方面的研究报道。长期间歇性地铁列车荷载会对临近住宅居民生活、精密仪器使用和古建文物安全产生不利影响[12-16]，并引起人们的重视和关注，而燃气调压站内设有调压器、过滤器、安全装置、旁通管及测量仪表等重要设备和仪器，同样具有较高的振动环境要求，当地铁线路下穿燃气调压站时，有必要对其地铁振动影响情况及控制措施进行专项分析研究，确保燃气调压站的安全运行。

以某拟建地铁线路下穿燃气调压站实际工程为例，综合采用地铁振动影响类比测试和数值仿真的研究方法，对拟建地铁线路对燃气调压站的振动响应进行预测分析，并进行减振控制措施效果评估分析，研究成果可为地铁线路对燃气设施的振动影响评估及控制措施设计提供参考。

1 项目概况

拟建地铁线路下穿燃气调压站正下方，地铁线路与燃气调压站设备及主要管线平面位置关系如图1所示，燃气调压站占地面积约11 756 m2，设有调压计量标准箱、燃气中压调压箱及过滤器等3个主要燃气设施，3个设施基础平面尺寸分别为6.5 m×3.5 m，3.5 m×3.5 m和6.5 m×3.5 m。调压站内外埋有D500中压燃气管、D300次高压A燃气管、D100中压燃气管等各种地下管线，管线埋深在3 m以内。图2为燃气调压站主要地面设施现场照片。

拟建地铁线路采用8节编组B型车，最高设计时速为80 km，本区间地铁线路采用长枕式普通整体道床，扣件为弹性分开式普通扣件，盾构隧道内半径2.7 m，地铁轨面距地面约11 m。本项目地铁线路未采取轨道减振措施，列车运行对上方燃气设施势必会产生安全隐患，为此，在燃气设施地铁振动影响预测分析的基础上，对可采取的振动控制措施及其效果进行了分析研究。

图1 燃气调压站与地铁线路位置示意

图2 燃气调压站主要地面设施现场

2 燃气调压站设施地铁振动影响预测分析

2.1 地铁振动影响预测分析方法

燃气调压站地铁振动控制设计需首先进行地铁振动影响预测，由于地铁线路尚未开通运行，无法获取振动实测数据，首先选取与本项目地铁线路条件相似的其他运营地铁线路进行地表振动响应实测分析，通过类比实测数据了解拟建地铁对燃气调压站场地土的振动影响情况。同时采用数值计算方法对燃气调压站3个设施基础位置地铁振动响应进行预测分析，首先根据类比测试现状条件建立“隧道-场地土”有限元模型，基于有限元模型试运算与场地土实测数据对比反演求解列车轮轨力荷载，在此基础上进一步建立“燃气调压站场地土-地铁-燃气设施基础”有限元模型，以求解的列车轮轨力为输入源，计算分析地铁列车运行对燃气设施基础位置处的地铁振动影响情况，同时基于该数值计算模型对控制措施进行效果分析。

2.2 地铁振动影响类比测试

根据燃气调压站地铁线路条件选取相似地铁线路进行振动响应实测，类比测试条件对比情况见表1。在地铁线路正上方地表布设了加速度传感器，依据GB10070-88《城市区域环境振动标准》[17]，采用最大值Z振级VLZmax作为评价量，其评价频率范围为1～80 Hz，Z振级实质为加速度级的计权值，加速度级的计算公式如下

VAL=20log10(a/a0)

(1)

式中，VAL为加速度振级，dB；a为振动加速度有效值，m/s2；a0为基准加速度，a0=10-6m/s2。

表2给出了测点位置连续10辆列车通过时的VLZmax实测值，结果显示：地铁列车运行时正上方场地土VLZmax为78～84.8 dB，10辆列车VLZmax平均值为81 dB，图3给出了典型列车通过时地表竖向振动加速度时程曲线，类比实测数据可知地铁列车运行将会对上方燃气设施产生不可忽略的环境振动影响。

表1 预测线路与类比线路参数对比

表2 地铁正上方地表VLZmax实测值 dB

图3 地铁隧道上方地表振动实测加速度时程曲线

2.3 地铁振动影响数值仿真分析

采用数值仿真计算方法进行燃气调压站设施振动影响分析，首先需要确定准确的列车荷载，由于地铁未开通无法进行振动源强实测，参考文献[18]，通过场地土振动类比测试数据反演列车轮轨力，即首先构建由一系列不同幅值正弦力组合而成的列车荷载模型，如公式(2)

(2)

式中,F(t)为列车每个车轮t时刻作用力；w为每个车轮承担的列车重力，N；θi为相位差；φ(i)为频率i正弦力幅值调整系数；n为关注振动频率上限值。

根据类比测试地铁线路及场地土资料，建立“钢轨-道床-隧道-岩土”振动测试现状有限元模型，如图4所示。以公式(2)列车荷载模型作为激励源强进行场地土地表振动响应计算分析，通过测点位置实测数据与计算数据对比不断优化列车荷载模型，直至模型计算结果与实测结果吻合。图5为本文方法测点位置计算加速度时程曲线及计算与实测频谱对比图，综合图3和图5可知，本文方法计算得到的加速度峰值及频谱曲线同实测结果吻合很好，验证了本文计算模型的有效性。文献[18]给出了列车轮轨力求解的具体步骤，在此不再赘述。

图4 有限元模型

图5 数值仿真模型计算结果

在数值仿真模型有效性计算分析的基础上，进一步搭建“隧道-燃气站场地土-燃气设施基础”预测仿真模型(图6)，为消除反射波对振动计算精度的影响，模型四周和底部边界采用能够同时模拟散射波辐射和地基弹性恢复性能的黏弹性人工边界[19]。采用上述确定的列车荷载,计算分析燃气设施基础位置处的振动响应。

图6 地铁振动预测模型及拾振点位

图7给出了3个拾振点位置(3个燃气设施基础中心位置)地铁振动响应计算时程曲线及典型频谱图，由图7可知设施基础位置振动频率集中在30～80 Hz，表3给出了3个位置计算加速度峰值及最大加速度Z振级，3个燃气设施基础位置地铁振动最大Z振级预测值在78.3～81.4 dB，加速度峰值在0.155～0.22 m/s2。

图7 计算加速度时程及典型频谱

表3 振动影响计算结果

3 振动控制措施研究

3.1 燃气调压站设施振动控制限值分析

燃气调压站设施地铁振动控制设计，需要首先确定燃气站设施耐振要求限值，结合地铁振动影响预测结果，明确控制措施设计需求量，依此进行控制方案设计。目前，国内外尚未见燃气调压站设施的相关振动标准限值研究，GB10070—88《城市区域环境振动标准》规定了城市区域环境振动的标准值及其适用地带范围，见表4，本文以工业集中区昼间75dB振动限值作为本工程的振动控制设计限值。根据地铁振动预测结果，燃气调压站3个设施基础地铁振动均超出标准限值要求，有必要进行减振控制设计。

表 4 城市各类区域铅垂向Z振级标准值 dB

3.2 振动控制措施及隔振原理

目前常用的地铁振动控制措施主要包括轨道源强减振、传播途径隔振和受振体自身防护3种。本项目轨道结构已设计完成，较难采用更高级别的轨道减振措施；传播途径隔振主要包括隔振沟、隔振墙、排桩等，适用于地面列车振源，对于地下列车振源其减振效果受埋深参数影响较大，实际工程应用较少，且本项目燃气设施位于地铁线路正上方，实施空间受限；本项目燃气调压站在地铁隧道下穿施工过程中将进行搬迁重建，因此有进行燃气设施自身振动控制设计和实施条件。

隔振措施效果通常用隔振系数表示，也称为振动传递系数，即经过隔振系统后的振动幅值与输入振动幅值之比，隔振系数计算公式如下[20]

(3)

式中,ξ为阻尼比；ω为激振频率；ω0为系统固有频率。

3.3 燃气调压站设施隔振方案

基于上述隔振原理，综合考虑隧道施工引起的场地不均匀沉降问题，燃气设施采用“厚重筏板共用基础+箱形基础”形式，筏板基础底部、箱形基础底部及其侧壁铺设弹性减振垫层，通过降低“燃气设施-基础-弹性减振层”系统竖向固有频率避开地铁振动主频的方式达到隔振目的，同时将新建燃气调压站设施位置尽量远离地铁线路，图8给出了回迁新建燃气设施基础隔振方案示意。

图8 燃气设施隔振方案示意(单位：m)

如图8所示，厚重共用筏板基础厚1 m、宽12 m、长42.8 m，筏板基础下方铺设弹性减振垫层，筏板基础上方设有3个燃气设施箱形基础，箱形基础上方及四周铺设弹性减振材料，通过双层减振垫层系统降低地铁列车对上部燃气设施的振动影响。

3.4 弹性减振材料选型

为获得理想的减振效果，需要根据基础基底压应力选取合理的减振材料，减振材料承载力极限一方面要小于基底压应力，以免丧失弹性或影响使用寿命，无法起到较好的减振效果，另一方面基础压应力相对于材料承载力强度又不能太小，确保材料负载后处于最佳工作应力状态。经计算，调压箱基础压力荷载为145 kPa、计量箱基础压力荷载为140 kPa、过滤器基础压力荷载为125～142 kPa、筏板基础压力荷载为122～148 kPa；由于基础底部各位置压力相差不大，本文采用同一种聚氨酯弹性材料；由于不同埋深位置箱形基础侧壁土压力不同，根据土压力计算值，本文侧壁选用了两种聚氨酯减振材料，地面以下1.5m范围采用一种材料(侧垫一)、地下1.5～2.9 m采用一种材料(侧垫二)。表5给出了3种减振材料基本物理参数。图9给出了底垫减振材料固有频率曲线。

表5 减振材料物理参数

图9 底垫材料固有频率曲线

本文筏板基础与箱形基础底部压应力在122～148 kPa，由图9可知，减振垫越厚，系统固有频率越低，当基础底部减振厚度>3.75 cm，系统固有频率理论计算<10 Hz，减振垫厚度为2.5 cm时，系统固有频率<15 Hz，由图7可知，地铁振动预测频率主要集中在30～80 Hz，依据隔振设计原理，本项目基础底部铺设2.5 cm厚以上的减振垫即可起到减振效果。

3.5 控制效果分析

为了验证隔振方案的有效性，建立“隧道-岩土-减振垫-筏板基础-减振垫-箱形基础”数值仿真有限元模型，采用预测模型中相同的列车荷载作为输入源强，计算分析了实施减振措施后燃气设施基础位置处的地铁振动响应情况。

图10为控制措施计算模型，模型采用阻尼弹簧单元模拟减振垫层，本文按系统设计固有频率为8 Hz进行效果计算分析，基于数值模型中减振垫上部实际负重荷载及减振材料相关物理参数进行弹簧单元参数赋值。

图10 整体有限元模型及基础模型细节

图11 实施措施后典型加速度计算时程曲线

选取3个箱形基础顶板靠近地铁线路一侧4个节点的计算结果进行效果分析(图10)，图11为4个位置处的加速度计算时程曲线，表6为4个位置处的计算加速度峰值及最大加速度Z振级，对比表3可知，实施减振措施后，燃气设施基础位置地铁振动响应有明显的降低，最大加速度Z振级降至69.9～73.4 dB，4个位置加速度峰值降为0.061～0.093 m/s2，4个位置平均加速度峰值为0.075 m/s2，无减振措施时3个位置处的平均加速度峰值为0.191 m/s2，实施隔振措施后，平均加速度峰值相比下降61%。

表6 实施措施后振动影响计算结果

4 结论

地铁线路下穿燃气调压站会对上方设施产生长期间歇性环境振动影响，在地铁列车荷载作用下地面燃气设施的振动响应特性、控制要求及措施值得研究，以某拟建地铁线路下穿燃气调压站实际工程为分析对象，采用地铁振动影响类比测试和数值仿真计算分析方法，对燃气调压站地面燃气设施振动影响情况和控制措施进行了分析研究，研究结论如下。

(1)计算结果表明：未采取振动控制措施时，燃气调压站3个设备基础位置处的最大加速度Z振级为78.3～81.4 dB，加速度峰值为0.155～0.22 m/s2，地铁对上方燃气设施基础产生较明显的振动影响。

(2)综合考虑地铁施工场地变形和列车运行振动影响，提出了“减振垫层-厚重共用筏板基础-减振垫层-箱形基础”的隔振方案，计算结果表明：实施控制措施后，3个燃气设施基础位置最大加速度Z振级降为69.9～73.4 dB，加速度峰值降为0.061～0.093 m/s2，相比加速度峰值平均值下降61%，说明控制措施具有明显的减振效果，本文研究成果可为类似工程的地铁环境振动影响预测评估及控制措施设计提供指导和借鉴。