清河站建橋合一結構的車致振動舒適度研究

傅慧敏,張高明,郭振勇,顏 鋒,王 永,劉 楓

(1.中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京 100055；2.中國建筑科學研究院有限公司,北京 100013)

引言

高鐵站房當承軌層以下為有建筑功能需要的使用空間時，承軌層需要結構支撐。目前有兩種做法：一是承軌層結構采用橋梁結構，站房結構與承軌結構分開為兩個獨立結構單元的建橋分離結構，這種結構處理方式的優點是高鐵運行振動對站房結構的影響很小，缺點是承軌層以下建筑使用空間內有兩種結構的受力柱，柱較多對建筑空間的使用有一定影響；另一種是承軌結構與站房結構合用受力柱，采用建橋合一的結構體系，此種結構處理方式的優點是兩種結構合二為一，結構柱減少，為建筑提供更寬敞的使用空間，但此種結構對站房使用舒適度有影響。

當高速列車在承軌層結構上運行時，對站房結構產生動力沖擊，從而使結構產生振動并向上向下傳遞至候車層等人員集中區[1-8]，其振動舒適度成為控制結構設計的重要因素，從而產生了高速列車通過站房所引起的站房結構振動響應、對人員使用舒適度的問題。

本文就京張高鐵清河站建橋合一結構體系的車致振動舒適度展開分析。

1 工程概況

京張高鐵清河站位于北京市海淀區清河鎮，為鐵路綜合交通樞紐工程，基本站臺為地鐵13號線雙線，國鐵4臺8線，其中2、7線為正線兼到發線。總建筑面積約28 000 m2，樞紐平面長度660 m，其中主站房范圍寬約175 m。主站房地下二層，地上二層，局部三層，主站房從下到上分為地鐵站臺層、地鐵換乘廳、高鐵站臺(承軌)層、高鐵候車廳及大跨鋼屋蓋。

主站房地下一至二層為鋼筋混凝土結構，采用剛度大的橋墩作為地上一層的承軌結構，各橋墩之間完全獨立，列車軌道梁通過支座在橋墩頂部連接，鋼筋混凝土站臺板結構支撐在橋墩蓋梁上，高架候車廳鋼管混凝土柱下插在橋墩柱上，結構從下到上形成“鋼筋混凝土框架-承軌層橋墩-鋼管凝土柱鋼框架-大跨度鋼桁架屋蓋”的建橋合一的復雜高層結構，清河站主站房典型剖面如圖1所示。

圖1 清河站主站房典型剖面

2 分析方法

2.1 計算模型

本研究將整個車輛—建筑物系統的動力學相互作用分析，分解成下面兩部分工作作為對整個車輛—建筑結構系統動力學相互作用問題的解答[9]。

(1)建立車輛—承軌結構的力學計算模型，對車輛—軌道系統進行動力相互作用計算，得到列車車輛對軌道各節點的激勵時程。

(2)將整個站房相關范圍內的結構、土體、樁基和筏板進行建模，在軌道各節點輸入列車車輛對軌道各節點的激勵力時程，進行建筑結構的動力時程計算。

2.2 車輛模型

根據清河站的線路特點，高鐵線路列車在正線運行速度為120 km/h，默認采用8節編組。計算中，視包含若干節車輛的列車為單一車輛模型。程序需提供車輛子系統的整體質量矩陣、整體阻尼矩陣、整體剛度矩陣，單個車輛單元的單元質量矩陣按式1的方式組成車輛子系統的整體質量矩陣，對阻尼矩陣和剛度矩陣亦采用相同組合方式。

(1)

式中，MV為車輛子系統的整體質量矩陣，MVn為第n節車輛單元的單元質量矩陣。車輛子系統的動力方程[9]為

(2)

2.3 軌道及基礎模型

軌道及基礎子系統的動力方程為

(3)

式中，MB、CB、KB分別為軌道及基礎子系統的總體質量矩陣、總體阻尼矩陣、總體剛度矩陣，由有限元計算得到。

2.4 軌道不平順

軌道不平順為軌道上一系列離散點處左、右軌中心點與其理論位置的距離。軌道不平順的附加速度和附加加速度按式(4)、式(5)計算

(4)

(5)

2.5 輪軌間相互作用關系

輪軌間相互作用力作用于左右輪軌接觸點，在Z方向上，作用力的數值由輪軌密貼理論確定，在Y方向上，作用力的數值由Kalker蠕滑理論確定。

豎向輪軌間相互作用關系詳見圖2。

圖2 豎向輪軌間相互作用關系示意

其中1、2、3、4點的豎向位移表示為

(6)

這樣，一系懸掛中的力F1、F2可由式(7)表示

(7)

2.6 車橋耦合系統

車輛子系統和軌道子系統的運動平衡方程聯立成為車橋耦合系統，如式(8)所示

(8)

需要說明的是：本計算中，車橋耦合系統運動平衡方程以Newmark-β法求解，滿足微分方程無條件收斂條件。

2.7 列車分析計算方法

列車進站制動時，車體加速度變化可分為兩個階段：

階段一：2 s≤t≤10 s，列車制動力增加階段，此階段中制動力由0線性增加至最大值；

階段二：t>10 s，列車制動力持平階段，此階段制動力保持為最大值，直至停車。

典型車體加速度變化時程曲線見圖3。

圖3 典型車體加速度變化時程

2.8 有限元模型

研究采用ANSYS軟件建立有限元模型。模型按照施工圖設計建模，考慮基礎形式和筏板，建立了承臺和樁基，并建立與結構共節點的環境土體。土體最外側一層單元為半無限黏彈性邊界單元，模型如圖4所示。

圖4 清河站有限元計算模型

2.9 單元及材料設定

結構模型中，梁、柱分別按實際截面建模，采用Beam44單元類型；樓板以殼單元模擬，采用Shell181單元類型。建立了樁基和筏板，且按照地勘報告建立了分層土體，其中樁采用Beam44單元，筏板采用Shell181單元；土體采用Solid45單元。

鋼材和混凝土的密度、重量以及強度均按照相關規范選取，在考慮動力荷載影響時，對混凝土的彈性模量考慮乘以1.2的增大系數，土體參數按照地勘報告中各層土參數選取，并考慮土體動彈模的放大系數。

質量源取1.0倍的恒荷載和0.5倍的活荷載。

2.10 邊界條件設定

在三維黏彈性人工邊界的基礎上推導了三維一致黏彈性邊界，并給出了更為方便、實用的等效三維黏彈性邊界單元，能夠方便地應用于近場波動問題和土-結構動力相互作用問題[10-11]。常用邊界條件見圖5。

圖5 常用邊界條件

為了更為簡便地施加三維黏彈性人工邊界，本文在有限元中使用等效實體元來替換空間分布的彈簧-阻尼單元元件，即在已建立的三維有限元模型的邊界上沿邊界面法向延伸一層厚度相等的實體單元，采用八節點六面體單元來模擬三維一致黏彈性邊界。

3 振動舒適度評價標準

本項目振動舒適度采用GB10070-88《城市區域環境振動標準》(對振動舒適度進行評判。該規范規定的城市各類區域鉛垂向Z振級VLZ的限值標準值[12]如表1所示。

表1 《城市區域環境振動標準》Z振級限值 dB

GB10071—88《城市區域環境振動測量方法》中對Z振級VLZ的規定[13]如下：測量和計算時時間記權常數為1 s，取每列列車通過過程中的最大值，以20次讀值的算術平均值為評價量。

計算Z振級時振動加速度有效值a采用計權均方根加速度，計算方法如下，計權因子見表2[14]。

(8)

計權均方根加速度a與基準加速度之比的以10為底的對數乘以20，記為VLz，單位為分貝(dB)。

(9)

表2 ISO2631/1-1985 振動加速度修正值

清河站候車層和夾層參照混合區、商業中心區取其限值。考慮到辦公及商業在夜間時段的(22：00～6：00)的人很少，其Z振級容許值可按晝間75 dB(6：00～22：00)取值。

4 列車振動激勵

列車在正線過站時，承軌層單節點上典型豎向輪軌激勵力時程如圖6所示。

圖6 正線過站時典型豎向輪軌激勵力時程

列車在到發線進站時，承軌層單節點上典型豎向輪軌激勵力時程如圖7所示。

圖7 到發線進站時典型豎向輪軌激勵力時程

列車在到發線出站時，承軌層單節點上典型豎向輪軌激勵力時程如圖8所示。

圖8 到發線出站時典型豎向輪軌激勵力時程

5 計算結果

5.1 振動加速度時程

列車在正線過站時，候車層樓板的典型豎向振動加速度時程如圖9所示，因候車層樓面體系為鋼框架主次梁結構，鋼筋桁架樓承板、站臺層為鋼筋混凝土主次梁框架結構，鋼結構樓面對振動舒適度相對敏感，限于篇幅，其他樓層的加速度時程略去。

圖9 正線過站時候車層典型豎向加速度時程(單位：mm/s2)

列車在到發線進站時，候車層樓板的典型豎向振動加速度時程如圖10所示。

圖10 到發線進站時候車層典型豎向加速度時程(單位：mm/s2)

列車在到發線出站時，候車層樓板的典型豎向振動加速度時程如圖11所示。

圖11 到發線出站時候車層典型豎向加速度時程(單位：mm/s2)

5.2 振動位移分布

列車在正線過站時，候車層樓板的典型豎向振動位移響應分布如圖12所示，限于篇幅，其他樓層的位移分布云圖略去。

圖12 正線過站時候車層典型豎向位移分布(單位：mm)

列車在到發線進站時，候車層樓板的典型豎向振動位移響應分布如圖13所示。

圖13 到發線進站時候車層典型豎向位移分布(單位：mm)

列車在到發線出站時，候車層樓板的典型豎向振動位移響應分布如圖14所示。

圖14 到發線出站時候車層典型豎向位移分布(單位：mm)

5.3 評價預測結果

根據目前的有限元計算結果，提取候車層所有區域樓板跨中點的Z振級，與規范限值進行比較，有如下結果。

(1)高鐵列車在正線以120 km/h速度通過時，候車層樓板跨中點的Z振級最大值為76.7 dB，超過現行規范限值，不滿足要求。

(2)高鐵列車在到發線進站時，候車層樓板跨中點的Z振級最大值為73.9 dB，滿足現行規范要求。

(3)高鐵列車在到發線出站時，候車層樓板跨中點的Z振級最大值為73.4 dB，滿足現行規范要求。

5.4 結構改進措施

考慮到正線上方相關區域候車層樓板振動局部超過標準限值，在圖15陰影范圍內橫軌向次梁從550 mm加高至600 mm，樓板厚度從150 mm增加至180 mm。

圖15 候車層梁板加強方案(單位：mm)

根據加強后的方案的計算結果表明，采取該措施后，樓板振動Z振級最大值為74.4 dB，滿足現行規范要求。

6 結論

經過對清河站車致振動的分析計算，計算包括3個工況：(1)列車在正線以120 km/h速度通過；(2)列車在到發線進站；(3)列車在到發線出站。主要結論如下。

(1)有限元計算結果表明，高鐵列車在到發線進出站時，清河站候車層樓板最大預測Z振級滿足規范要求。

(2)高鐵列車在正線以120 km/h速度通過時，清河站候車層樓板最大預測Z振級超過現行規范GB10070—88《城市區域環境振動標準》中給定的限值，不滿足要求，通過優化結構布置的措施可滿足舒適度要求。

(3)建橋合一結構體系的車致振動響應：正線位置的振動響應大于到發線[15]，行車位置的響應大于其他位置，站臺層的振動響應大于高架候車層和夾層。