李偉科, 林治平, 黃俊光, 畢俊偉,2, 李長江, 邱艷萍

(1 廣州市設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，廣州 510620；2 華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣州 510641)

0 引言

近年來,隨著地鐵等城市軌道交通迅速發(fā)展和城鎮(zhèn)化的不斷推進(jìn),城市用地趨于緊張,新建建筑與既有地鐵隧道的距離越來越近。與此同時(shí),地鐵運(yùn)營導(dǎo)致的鄰近建筑結(jié)構(gòu)振動(dòng)和二次輻射噪聲問題日益突出并受到廣泛關(guān)注,地鐵荷載下近鄰建筑的減振降噪問題也逐漸成為研究熱點(diǎn)[1]。

地鐵鄰近建筑的減振降噪措施可分為振源、傳播路徑和鄰近建筑3個(gè)方面[2]。對(duì)于鄰近既有地鐵的擬建建筑,從振源角度采取減振降噪措施會(huì)對(duì)地鐵運(yùn)營產(chǎn)生較大影響,因此主要從其他兩方面進(jìn)行考慮。宋晶等[3]對(duì)比分析了地下連續(xù)墻外貼防振橡膠和在地下連續(xù)墻與地下室結(jié)構(gòu)墻之間設(shè)置防振橡膠的減振降噪效果。胡皓宇[4]采用有限元模擬和現(xiàn)場試驗(yàn)對(duì)比分析了不同肥槽減振方案,研究表明采用弱剪減振材料+混凝土的肥槽回填方案能有效降低室內(nèi)振動(dòng)。Pan等[5]提出了一種用于基坑肥槽回填的復(fù)合減振層,并指出該肥槽回填材料可為建筑基礎(chǔ)提供充分約束,同時(shí)又能起到較好的減振效果。此外,張濤等[6]利用SAP2000程序分析了砂墊層對(duì)地鐵環(huán)境振動(dòng)的減振效果,研究表明在地下室底板下虛鋪砂墊層可有效減小地鐵運(yùn)行引起的建筑振動(dòng)。吳燕等[7]利用現(xiàn)場試驗(yàn)分析了在建筑基礎(chǔ)底部設(shè)置砂袋墊層的減振效果,結(jié)果表明砂袋墊層能顯著減小軌道交通導(dǎo)致的建筑物室內(nèi)水平和豎向振動(dòng)。上述研究僅針對(duì)單一減振降噪措施,既有研究指出采用多種措施組合的方式能更有效地降低交通荷載導(dǎo)致的環(huán)境振動(dòng)[8]。然而,現(xiàn)階段有關(guān)地鐵近鄰擬建超高層建筑組合減振降噪措施的研究少有報(bào)道。

基于此,本文以廣州地鐵3號(hào)線某鄰近擬建超高層建筑為背景,利用MIDAS GTS NX建立隧道-土體-建筑物的3維有限元數(shù)值模型,分析地鐵荷載下建筑物各樓層的振動(dòng)和二次輻射噪聲特性。在此基礎(chǔ)上,結(jié)合建筑基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu),創(chuàng)新性地提出地下連續(xù)墻加深且嵌固段外貼橡膠層、肥槽回填減振耗能材料、基底設(shè)置PVC減振墊層的組合措施,并對(duì)其減振降噪效果進(jìn)行研究。

1 模型建立與驗(yàn)證

1.1 工程概況

該擬建項(xiàng)目為超高層商辦綜合體,高172.5 m,地上40層,地下設(shè)4層地下室,室外地坪標(biāo)高8.5m,地下室地板標(biāo)高-11.1m,位于廣州市天河區(qū)黃埔大道南側(cè)、華夏路西側(cè)地段,東側(cè)近鄰地鐵3號(hào)線,與地鐵的相對(duì)位置關(guān)系如圖1和圖2所示。圖2中數(shù)字為土層厚度,地鐵隧道與建筑地下室基坑的最小水平凈距約為9m。直徑6.4m的圓形地鐵隧道處于中風(fēng)化及微風(fēng)化的泥質(zhì)粉砂巖中,其結(jié)構(gòu)形式為裝配式鋼筋混凝土單層襯砌,采用盾構(gòu)法施工,管片厚0.3m,混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50。軌面標(biāo)高為-12.16 ～-12.60 m。建筑基坑開挖深度約為21m,圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用800mm厚地下連續(xù)墻+3道鋼筋混凝土支撐,其中地下連續(xù)墻嵌固深度為3m。連續(xù)墻接口處采用φ600@400雙管旋噴樁,旋噴樁穿過砂層進(jìn)入相對(duì)不透水層不少于2m。地連墻與地下室側(cè)壁合建,即采用兩墻合一形式。

圖1 建筑與地鐵平面位置關(guān)系

1.2 三維數(shù)值模型的建立

本文采用MIDAS GTS NX有限元軟件建立了隧道-土體-建筑物的三維數(shù)值模型,如圖3所示。采用1A315EB型三方向振動(dòng)加速度傳感器,分別實(shí)測晝間和夜間廣州地鐵3號(hào)線列車運(yùn)行引起的隧道壁振動(dòng)。如圖4所示,實(shí)測并記錄距軌道1.25 m高處的隧道壁振動(dòng),并采用隧道壁振動(dòng)加速度時(shí)程作為模型的輸入荷載[9-10],其中晝間單次列車通過引起的豎向振動(dòng)加速度時(shí)程曲線如圖5所示。

圖3 三維數(shù)值模型

圖4 隧道內(nèi)測試圖

圖5 隧道內(nèi)壁豎向振動(dòng)加速度時(shí)程曲線

基于既有研究成果[11-12],當(dāng)模型邊界與隧道間距為隧道直徑的2～6倍時(shí),可有效減少模型尺寸效應(yīng)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。綜合考慮建筑物與隧道的位置關(guān)系,建立的模型尺寸為250m(長)×250m(寬)×40m(高)。模型中土體及地下連續(xù)墻采用3維實(shí)體單元,地鐵隧道、建筑結(jié)構(gòu)板采用殼單元,建筑的梁、柱結(jié)構(gòu)采用梁單元,模型各部分材料參數(shù)如表1所示。

表1 模型土層計(jì)算參數(shù)

模型底面采用固定邊界,為避免模型截?cái)噙吔绲姆瓷洳▽?duì)有限元?jiǎng)恿τ?jì)算結(jié)果造成影響,采用3維等效黏彈性邊界[13-14],模型四周側(cè)向邊界上設(shè)置切向和法向的彈簧-阻尼單元?？紤]地鐵和在的優(yōu)勢(shì)頻段(1.0～80.0Hz)[13],分別選取5.0Hz和80.0Hz作為Rayleigh阻尼系數(shù)α、β的計(jì)算頻率,算得α=1.773,β=1.120×10-4。地鐵環(huán)境振動(dòng)研究中通常僅考慮單次列車的荷載作用,不同于列車循環(huán)荷載,單次列車荷載引起的土體固結(jié)沉降和結(jié)構(gòu)與土的相對(duì)位移可忽略不計(jì)[15]。

1.3 模型驗(yàn)證

在隧道壁振動(dòng)測試期間,分別對(duì)晝間和夜間地鐵運(yùn)行引起擬建場地距隧道不同水平距離處的地面振動(dòng)進(jìn)行實(shí)測,測點(diǎn)位置見圖1,并與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,從而驗(yàn)證本文三維有限元數(shù)值模型的正確性。

圖6為晝間測點(diǎn)1的地面豎向振動(dòng)實(shí)測與計(jì)算結(jié)果對(duì)比圖。由圖6(a)分析可知,地面振動(dòng)計(jì)算加速度時(shí)程與實(shí)測結(jié)果趨勢(shì)基本一致,時(shí)程曲線中可清晰地觀察到列車經(jīng)過時(shí)各輪對(duì)引起的一系列周期性峰值。如圖6(b)所示,計(jì)算結(jié)果能較好地反映出地鐵荷載下地面振動(dòng)的頻域特性,并能準(zhǔn)確地判定地面振動(dòng)的主頻。對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),實(shí)測地面振動(dòng)的高頻成分更為豐富,這主要是由于現(xiàn)場測試情況復(fù)雜且影響因素眾多所致。

圖6 測點(diǎn)1實(shí)測與計(jì)算地面豎向振動(dòng)結(jié)果對(duì)比圖

為進(jìn)一步驗(yàn)證模型的正確性,圖7為距隧道不同距離處地面豎向振動(dòng)加速度振級(jí)的計(jì)算與實(shí)測結(jié)果。由圖可知,數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果吻合較好,表明本文所建立的三維有限元模型能較好地反應(yīng)地鐵運(yùn)行引起的振動(dòng)和傳播衰減規(guī)律。

圖7 實(shí)測與計(jì)算地面豎向振動(dòng)加速度振級(jí)變化曲線

2 建筑振動(dòng)及二次輻射噪聲

分別選取晝間和夜間各5列次地鐵荷載下實(shí)測的隧道壁振動(dòng)加速度時(shí)程作為輸入荷載,計(jì)算并分析地鐵運(yùn)行引起的建筑物各層振動(dòng)和二次輻射噪聲特性。

圖8為晝間單次地鐵列車運(yùn)行引起的建筑各樓層振動(dòng)云圖。由圖8和圖3分析可知,地鐵荷載下擬建超高層建筑各樓層近軌道一側(cè)振動(dòng)均明顯大于距軌道較遠(yuǎn)一側(cè),且建筑各樓層轉(zhuǎn)角處振動(dòng)顯著大于其他位置。為考慮地鐵環(huán)境振動(dòng)對(duì)擬建建筑影響的最不利情況,以圖8中各樓層近地鐵一側(cè)轉(zhuǎn)角處作為采樣點(diǎn),研究地鐵運(yùn)行對(duì)擬建超高層建筑各樓層振動(dòng)及二次輻射噪聲的影響。

圖8 地鐵運(yùn)行引起建筑各樓層振動(dòng)云圖

2.1 最大分頻加速度振級(jí)

圖9為晝間和夜間地鐵荷載下擬建超高層建筑各樓層的最大分頻加速度振級(jí)。由圖9(a)可知,地鐵運(yùn)行引起的建筑各樓層最大分頻加速度振級(jí)呈現(xiàn)“兩端大、中間小”的趨勢(shì)。首層振動(dòng)最大,隨樓層升高逐漸減小,并在中間樓層(17～21層)達(dá)到最小值。此后,最大分頻加速度振級(jí)隨樓層進(jìn)一步升高持續(xù)增大,表現(xiàn)出類“鞭梢效應(yīng)”[16]。此外,地鐵荷載下擬建超高層建筑9～35層最大分頻加速度振級(jí)滿足《城市軌道交通引起建筑物振動(dòng)與二次輻射噪聲限值及其測量方法標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 170—2009)[17](簡稱測量標(biāo)準(zhǔn))中關(guān)于居住、商業(yè)混合區(qū)的晝間振動(dòng)限值70dB,而其他樓層均不滿足該限值要求。由圖9(b)可知,夜間地鐵運(yùn)行引起的建筑各樓層振動(dòng)分布規(guī)律與晝間相似,各樓層最大分頻加速度振級(jí)均略大于晝間,且夜間地鐵荷載下建筑各樓層振動(dòng)均難以滿足測量標(biāo)準(zhǔn)的限值67dB。

圖9 建筑各樓層最大分頻加速度振級(jí)

2.2 二次輻射噪聲

基于地鐵荷載下建筑振動(dòng)的計(jì)算結(jié)果和《環(huán)境影響評(píng)價(jià)技術(shù)導(dǎo)則 城市軌道交通》(HJ 453—2018)[18],地鐵運(yùn)行引起的建筑物室內(nèi)二次輻射噪聲最大1/3倍頻程聲壓級(jí)Lp,i可由式(1)算得,其中式(1a)適用于層高2.8m、混響時(shí)間0.8s的一般裝修房間,其他情況可由式(1b)算得。

Lp,i=LVmid,i-22

(1a)

Lp,i=LVmid,i+10logσ-10lgH-20+10lgT60

(1b)

式中:LVmid,i為單次列車通過時(shí)建筑物室內(nèi)樓板垂向1/3倍頻程振動(dòng)速度級(jí),dB,其中i為第i個(gè)1/3倍頻程(i=1,2,3,…);σ為聲輻射效率;H為房間平均高度,m;T60為室內(nèi)混響時(shí)間,s。

單次列車通過時(shí)建筑物室內(nèi)空間最大等效連續(xù)A聲級(jí)可由式(2)算得。

(2)

式中:LAeq,Tp為單次列車通過時(shí)建筑物室內(nèi)空間最大等效連續(xù)A聲級(jí),dB(A);Cf,i為第i個(gè)頻帶的A計(jì)權(quán)修正值,dB;n為1/3倍頻程帶數(shù)。

地鐵運(yùn)行引起的擬建超高層建筑各樓層二次輻射噪聲級(jí)分布如圖10所示。由圖10可知,與最大分頻加速度振級(jí)類似,晝間和夜間建筑首層的噪聲級(jí)最大,且均隨樓層的升高先減小后增大,其中19層的噪聲級(jí)最小。同時(shí),不同于最大分頻振級(jí),晝間和夜間各樓層的二次輻射噪聲級(jí)均大于測量標(biāo)準(zhǔn)的相關(guān)限值(晝間41dB(A),夜間38 dB(A))。

圖10 建筑各樓層二次輻射噪聲

3 建筑減振降噪分析

3.1 減振降噪方案

地鐵荷載下擬建超高層建筑晝間和夜間的振動(dòng)及二次輻射噪聲無法滿足相關(guān)規(guī)范限值要求,需采取適當(dāng)?shù)臏p振降噪措施?？紤]工程投資成本,結(jié)合建筑基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu),本文擬采用如圖11所示的組合減振降噪方案。由圖11可知,再原有基礎(chǔ)上進(jìn)一步增加地下連續(xù)墻的埋深,并超過地鐵隧道埋深不小于3m,在地下連續(xù)墻嵌固段以及嵌固段以上1m范圍內(nèi)的外側(cè)設(shè)置50mm厚橡膠減振層。同時(shí),采用減振耗能材料對(duì)基坑肥槽進(jìn)行回填,其中地下2層地下室以下深度范圍回填厚度為0.5m的泡沫混凝土,地下2層地下室以上回填0.5m厚的中粗砂。

圖11 減振降噪方案

此外,建筑基底設(shè)置20mm厚的PVC板作為減振墊層。綜合減振方案的數(shù)值模型細(xì)部圖如圖12所示,其數(shù)值模型計(jì)算參數(shù)如表2所示。既有研究表明,交通荷載引起的環(huán)境振動(dòng)屬于小應(yīng)變問題,土體與結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移等可忽略不計(jì)[19]。因此,有限元模型中結(jié)構(gòu)物、各種減振降噪措施和土體之間采用共節(jié)點(diǎn)的方式連接[20]。

表2 減振降噪措施模型計(jì)算參數(shù)

圖12 減振方案數(shù)值模型細(xì)部圖

3.2 減振降噪特性分析

考慮采取減振降噪措施前后,圖13(a)為晝間單次列車運(yùn)行引起的建筑首層豎向振動(dòng)加速度時(shí)程曲線。由圖13分析發(fā)現(xiàn),從建筑首層豎向振動(dòng)時(shí)程曲線中能清晰地觀察到地鐵列車輪對(duì)、轉(zhuǎn)向架引起的周期性峰值。這表明采用組合減振措施能顯著減小地鐵運(yùn)行引起的建筑首層振動(dòng)加速度幅值。通過傅里葉變換對(duì)振動(dòng)加速度時(shí)程曲線進(jìn)行處理,得到如圖13(b)所示的頻譜圖。由圖13(b)可知,采用本文提出的組合減振措施能顯著減小50Hz以上的振動(dòng)。同時(shí),采用組合減振措施會(huì)略微放大20～40Hz的振動(dòng),這主要是由于減振措施的阻尼和濾波作用,使地鐵運(yùn)行引起的振動(dòng)主頻向低頻方向移動(dòng)。

圖13 建筑首層豎向振動(dòng)加速度曲線

圖14為采取減振降噪措施前后建筑首層的分頻加速度振級(jí)曲線。由圖14分析可知,采用組合減振措施能顯著減小地鐵運(yùn)行引起的建筑振動(dòng),首層最大分頻加速度振級(jí)由74.97dB下降至59.93dB,且對(duì)中、高頻成分振動(dòng)的減振效果尤為顯著。值得注意的是,減振措施難以有效減小20～40Hz范圍內(nèi)的振動(dòng)。因此,擬建超高層建筑結(jié)構(gòu)以及其中各種動(dòng)力設(shè)備的自振頻率應(yīng)避開此頻段,避免引發(fā)共振現(xiàn)象。

3.2.1 建筑各樓層最大分頻加速度振級(jí)

考慮組合減振降噪措施,圖15為晝間和夜間地鐵荷載下擬建超高層建筑各樓層的最大分頻加速度振級(jí)。由圖15可知,地鐵運(yùn)行引起的最大分頻加速度振級(jí)隨樓層的變化規(guī)律與圖9相似。對(duì)比分析圖9、15可知,采用組合措施能有效降低各樓層的最大分頻加速度振級(jí),對(duì)較低和較高樓層的減振效果優(yōu)于中間樓層。同時(shí),組合減振措施可使擬建超高層建筑各樓層晝間和夜間的振動(dòng)均滿足測量標(biāo)準(zhǔn)的相關(guān)限值要求。

圖15 建筑各樓層最大分頻加速度振級(jí)

3.2.2 建筑各樓層二次輻射噪聲

圖16為采用組合減振降噪措施后地鐵運(yùn)行引發(fā)鄰近擬建超高層建筑各樓層晝間和夜間的二次輻射噪聲級(jí)。對(duì)比分析圖16和圖10可知,設(shè)置組合措施前后,噪聲級(jí)隨樓層均呈現(xiàn)“兩端大、中間小”的分布規(guī)律。組合降噪措施可顯著減小地鐵運(yùn)行引發(fā)擬建超高層建筑的二次輻射噪聲級(jí),并使各樓層噪聲級(jí)均滿足測量標(biāo)準(zhǔn)的相關(guān)限值要求。

圖16 建筑各樓層二次輻射噪聲

4 結(jié)語

(1)建筑首層的最大分頻加速度振級(jí)和二次輻射噪聲級(jí)最大,且振動(dòng)和二次輻射噪聲均隨樓層增高呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。

(2)采用地下連續(xù)墻加深且嵌固段外貼橡膠層、肥槽回填減振耗能材料、基底鋪設(shè)PVC墊層的組合措施可有效減小地鐵荷載下建筑振動(dòng),對(duì)50Hz以上頻段振動(dòng)的減振效果更為顯著。

(3)組合減振降噪措施可使地鐵鄰近擬建超高層建筑各樓層的最大分頻加速度振級(jí)和二次輻射噪聲級(jí)滿足相關(guān)規(guī)范限值要求。