地鐵致某近代建筑振動分析及減隔振措施研究

楊維國 李昊 郗景凱

摘要 地鐵運行引起的振動通過土層傳播，會對鄰近建筑物產生不利影響。以某地鐵沿線近代歷史保護建筑為背景，依據建筑結構參數及土層實測數據建立“隧道?土體?保護建筑”精細化三維數值模型，并結合振動響應預測分析方法對地鐵運行時建筑物振動響應進行評估。從振源減振及過程阻振兩方面對其減振效果進行量化分析和參數優化研究。結果表明：在未采取減隔振措施的情況建筑物振動超限，優化軌道類型的減振效果最為顯著，使用彈性長枕軌道時結構Z振級可降低8.2～11.2 dB；使用鋼彈簧浮置板軌道可使結構Z振級降低14.9～18.9 dB。過程阻振措施中，隔振墻的隔振性能對墻體材料特性最為敏感，深度及厚度其次；其中EPE泡沫材質墻體隔振效果最優，可使結構Z振級降低10.6～11.5 dB，水平速度峰值約75%；增加隔振墻厚度及埋深在一定程度上提升了隔振性能，但隔振效果增量不顯著。提出了一種快速計算隔振墻隔振效果的預測方法，該研究可為類似工程的振動分析以及減隔振措施設計提供參考依據。

關鍵詞 振動分析; 振源減振; 過程阻振; 隔振墻; 隔振效果

引 言

近年來，由于地鐵建設規模的逐漸增大，地鐵線路越來越靠近建筑物，這不可避免地對地鐵沿線建筑的結構安全和性能產生較大影響［1?2］。隨著人們振動防護意識的提高，對古代建筑的保護力度不斷增大，振動控制標準也日趨嚴格［3?5］。現代建筑也由于建設水平的不斷提高，可以在設計階段采取各種隔振措施如添加隔振墊層、加厚建筑物底板及設置隔振支座等以抵消振動的影響。然而對于近代歷史建筑，由于其自身的局限性只能采取振源減振、過程阻振的減隔振措施，目前相關的研究保護工作尚未深入。

常用的振源減振措施包括車輛、軌道和隧道結構減振等。如采用輕型化的車型、使用“整體化”道床來降低路基的振動加速度，典型的軌道減振常采用梯形軌枕，鋼彈簧浮置板［6?8］等。Wilson等［9］通過對鋼軌動力吸振器的研究發現，吸振器能夠在寬頻域內起到阻尼作用，使鋼軌豎向振級降低7～10 dB。金浩等［10］結合Bloch定理，建立了鋼軌元胞模型，并且對比了剪切型減振器鋼軌相對于普通鋼軌在豎向振級的衰減情況。當振源減振不能滿足規定標準、或者振源無法采取減振措施時，可在振源與受振體之間采取隔振措施進行過程阻振［11?12］。姚錦寶等［13］通過對比空溝外側在有無隔振溝條件下的振幅值，發現隔振溝對瑞利波的隔振效果較好，空溝外側的土體振動隨著空溝深度的增加衰減得更多。劉晶磊等［14］研究了隔振溝槽深度、寬度及其位置等幾何參數對隔振效果的影響，結果表明溝槽的深度和振源距離是影響隔振效果的重要因素，溝槽寬度對隔振效果影響相對較小。此外，學者也針對隔振排樁的減振效果進行了研究，文獻［15?16］對多排樁屏障被動隔振進行了一系列的現場試驗和模擬分析，分析并提出了多排樁的參數對隔振效果的影響。孫軍等［17］通過現場實測比較了多排樁與蜂巢樁的不同減振效果。

以上研究成果中，大多將研究目標鎖定在單參數對隔振效果的影響，較少對多參數進行量化分析。此外針對近代歷史建筑，不同措施減振效果的綜合對比分析也比較少。

1 地鐵致建筑物振動響應分析方法

有限元數值方法可對未建成地鐵及建筑結構的動力響應特性進行預測分析，這就需要建立高效精確的計算分析模型。基于此，本文給出了一個數值建模與分布實測驗證相結合的地鐵致結構振動響應預測方法和流程，如圖1所示。

首先對擬建地鐵及附近建筑物場地土條件進行勘測，結合相關線路資料建立精細化“隧道?土體”有限元模型。通過類似場地實測得到相同隧道形式，及在列車運行條件下隧道壁及場地內反映地鐵振動隨距離衰減規律參考點的振動響應，并基于實測數據對數值模型參數進行校核和優化。在最終保證隧道壁及地表振動響應情況與實測結果吻合良好的前提下，進而添加建筑物模型以開展結構振動的預測分析。在此基礎上，通過多工況對比計算，分析振源減振及過程阻振控制措施對建筑物的減隔振效果及相關參數的影響規律。

本方法基于實測場地土地表振動數據，通過對比驗證可在一定程度上減少“振源?土體”傳播路徑上的計算誤差。同時，由于誤差對建筑物結構建模的影響因素較少，因此可以較精確預測地鐵建成后對既有保護建筑振動響應的影響，并開展后續振動控制措施的分析研究。

2 結構振動響應分析

2.1 線路及建筑結構概況

某近代國家級歷史保護建筑群建于20世紀40年代，是典型的蘇式磚混結構，該建筑群附近擬修建一條雙線雙洞地鐵線路，采用土壓平衡盾構法施工，區間隧道埋深17～24 m，隧道上壁頂部距離地面約17.7 m，軌面埋深約23.2 m。建筑群中，離地鐵最近的10號樓建筑西側墻體邊緣距離軌道左線的水平距離僅為8.8 m，距隧道中心距離為16 m。建筑地面高度約14.5 m，采用灰土地基，基礎形式為條形基礎，埋深2.1 m。建筑物與地鐵線路空間關系如圖2所示。

2.2 有限元分析模型

2.2.1 土層動力學參數

通過現場地質勘測獲得土體動力學參數，為了建模和計算方便，在實測地勘基礎上將土層進行簡化，從上至下依次分層。分析模型中各簡化土層的物理指標如表1所示。

2.2.2 網格尺寸及單元參數選取

相關研究表明［18］，單元的邊長在距離荷載作用點0.5λs（λs為土層剪切波長）處，最大取值為λs/12，而在距離荷載作用點超過0.5λs處，單元的邊長只需要小于λs/6，即可獲得較為理想的計算精度。根據上述研究，模型網格尺寸取1～3 m長度范圍，整體模型尺寸為X向121 m，Y向105 m，Z向48 m，振動隨著距離的增加不斷衰減，高頻振動逐漸減弱，為方便計算，模型中振源附近網格尺寸較小，隨著距離的增加網格逐漸稀疏，最大網格尺寸為3 m×3 m×3 m。振動波在混凝土結構傳播速度為2400 m/s，考慮地鐵振動頻率分布范圍在100 Hz范圍內，因此振動波在建筑結構中傳遞的最小剪切波長為24 m，在網格劃分時梁、板、柱的單元尺寸要小于3 m，經過多次嘗試，模型中所有板單元的網格劃分單元尺寸取為1 m，梁、柱的網格劃分單元尺寸取為0.5 m。

土體及結構基礎通過8節點的三維實體單元solid185模擬，隧道襯砌及結構樓板使用4節點的殼單元shell63模擬。地鐵列車運行引起的建筑結構振動量級很小，相應的土層變形也很小，此時地層完全處于彈性變形階段。在變形較小的條件下，結構基礎與周圍土層之間始終保持接觸，不會出現相互分離的情況。因此通過共用節點的方式模擬土體與建筑結構基礎之間的接觸。結構梁和柱采用2節點三維線性梁單元beam188模擬，具有承受軸向拉壓力及受彎的能力。樓板及墻體采用4節點三維彈性殼單元shell181模擬，每個節點均包含3個X， Y， Z方向的位移及轉角自由度。隧道襯砌及軌道板采用C40混凝土，彈性模量為32.5 GPa，襯砌厚度為0.3 m；建筑樓板、梁、柱均采用C30混凝土，彈性模量為30 GPa，基于上述參數建立的整體有限元模型如圖3（a）所示。

2.2.3 邊界條件處理

在模型尺寸合理前提下，為使計算結果更加精確，擬采用黏彈性人工邊界。根據劉晶波等［19］提出的等效邊界實體單元來替代空間分布的“彈簧?阻尼”原件理論，三維一致黏彈性人工邊界單元的等效剪切模量G?和等效彈性模量E?分別為：

式中 G和G?為介質剪切模量及等效剪切模量，E?為等效彈性模量，R為振源至人工邊界點的距離，KBN和KBT為彈簧法向剛度和切向剛度，h為邊界單元的厚度，υ?為等效泊松比，?為法向修正系數αN和切向修正系數αT的比值，本文相關參數取值如表2所示。

2.2.4 阻尼特性

采用Rayleigh阻尼定義有限元模型的阻尼特性，假定系統的阻尼矩陣是質量矩陣以及剛度矩陣的線性組合，即：

式中 α和β分別為質量和剛度阻尼系數。根據振型正交條件，待定系數α和β與振型阻尼比之間滿足關系：

取兩個振型頻率ωi和ωj，與其對應的振型阻尼比為ξi和ξj，分別將其代入式（5）并求解，可得到式（4）中的阻尼系數α和β：

綜合考慮阻尼的影響，本文選取整體模型的阻尼比為0.03，ωi和ωj分別取兩個地鐵振動所關心的頻段的端點值10 Hz與80 Hz［20］，通過式（6）和（7）得出阻尼系數α=0.53，β=6.67×10-4。

2.2.5 列車荷載模型及輸入

本文中地鐵車型為B1型車，設計時速為80 km/h，在計算時考慮采用4節車廂模型，每節車廂包括了1列列車車體、2個列車轉向架以及4組列車輪對。其中每個車體以及每個轉向架均具有Y，Z，RX，RY，RZ共五個方向的自由度，每對輪對具有Y方向的自由度［21］，以車輛初始靜力平衡位置為坐標原點，其中順軌向為X向，豎直垂軌向為Z向。車輛及軌道動力學模型如圖4所示，其車輛動力參數如表3所示［6］。

軌道結構采用廣義梁單元理論［22］，不同軌道形式考慮軌道板及鋼軌、扣件、彈性墊層等因素的影響，與車輛系統作為2個分體（圖4）。基于Hertz非線性接觸理論［22］確定輪軌之間的相互作用，并通過軌道隨機不平順譜［23］使得車輛和軌道系統產生振動。利用作者所在單位自編分析軟件DRVB，該分析軟件將車輛與軌道等效為多自由度的連續體，假定車輛橫向與豎向不發生耦合運動，采用Newmark數值積分進行迭代計算。輸入實際地鐵列車（4節編組的標準B1型地鐵列車）及軌道參數可計算得到不同道床基礎條件下作用于基底的列車荷載，軌道詳細參數如表4所示［24］。

B1型車在連續時刻下沿普通道床運行方向的移動荷載如圖5（a）所示，將其用作施加于軌道基底作為振源激勵。采用瞬態動力分析，沿隧道方向每間隔3 m設置連續的加載點，加載示意如圖5（b）所示，共35個加載點。計算時間積分步長取1/256 s，可獲取128 Hz的振動頻率計算結果，滿足振動頻率計算精度要求。

2.3 振源及場地實測驗證

基于地鐵線路設計參數（雙線雙洞），列車車型（B1型），運行速度（80 km/h），隧道形式（馬蹄形）及地質條件等因素，選取某類似地段地鐵線路進行測試，分析實際列車運行時隧道壁及地面振動響應，為模型驗證提供依據。其中隧道內選取高于軌面1.25 m處的隧道壁測點，如圖6所示。地面上距隧道水平距離10～60 m處均勻布置6個測點，分別對應模型中G0～G5共6個提取點，各測點間距10 m。測試采用北京東方振動和噪聲技術研究所出廠的INV3018高精度采集儀，加速度傳感器為中國地震局工程力學研究所出廠的941B型超低頻拾振器，采樣頻率取為512 Hz。由于軌道交通運行引起的振動以豎向振動為主，因此各測點均采集豎向振動加速度響應。共測10個車次，隧道壁典型豎向加速度時程如圖7所示。

在模型中施加列車荷載，提取隧道右壁距地面1.25 m處點TL，隧道正上方地面處點G0，地面上距隧道水平距離10～60 m處G0～G5測點（見圖3（b））的加速度時程。圖8分別給出了實測及模擬得出的隧道壁加速度頻譜對比。從圖中可以看出，兩者的隧道壁振動頻率均主要集中在40～70 Hz區間，峰值頻率位于60 Hz附近。參考《城市區域環境振動標準》（GB 10070—88）［25］振動評價標準，地鐵列車運行引起的環境振動采用鉛垂向最大Z振級VLZ作為評價指標。將時程分析結果進行傅里葉變換，得到各頻段下土體分頻振動加速度級，并對其進行綜合計權修正得到各提取點的振動量級，如下式所示：

式中 arms為加速度有效值，a0為基準加速度值，取1×10-6 m/s2，ai為各中心頻率下的計權因子。將有限元計算得出的隧道壁振級與《地鐵噪聲與振動控制規范》（DB11/T 838—2019）［26］中附錄所列振源強度參考值以及某類似地鐵線路實測得到的隧道壁振級［27］進行對比，如表5所示。

從表5中可以看出，實測隧道壁振級為84.9 dB，規范中所給出的參考值在78.8～87.5 dB之間。本文施加模擬普通道床軌道的荷載計算得到的隧道壁振級為85.4 dB，與實測結果及規范給出的參考值基本一致。地面點加速度響應對比結果如表6所示。可知，現場實測的加速度峰值與有限元計算得到的豎向加速度峰值誤差均在10%以內，且隨著距離的增加，實測及有限元計算所得振級衰減規律相近，表明本文所采用的列車荷載、激勵的輸入方式以及建立的有限元模型均符合實際情況，基于該模型可開展后續分析。

3 振源減振效果分析

3.1 振動控制標準

為評估地鐵運行所致建筑物振動響應，依據《城市區域環境振動標準》（GB 10070—88）［25］和《古建筑防工業振動技術規范》（GB/T 50452—2008）［28］，綜合考慮各個評價指標，采取表7作為本建筑的振動控制標準。

3.2 減振道床

地鐵線路臨近敏感建筑區段擬采用多種振源減振措施以降低列車振動影響，包括設置各型減振道床等。為了分析減振道床對建筑物振動響應的影響，采用鋼彈簧浮置板道床及彈性長枕道床時的振源荷載，如圖9所示。將荷載施加于模型中，加載位置同前一致。建筑物提取點如圖10所示，Z1，Z2，Z3，Z4四個豎向加速度提取點分別為樓體長度方向中部房間區域1F，2F，3F，4F左側的樓板中心的點，G0距離上部結構左側墻體邊緣9 m。結構頂部三個水平向速度提取點X1，X2，X3分別位于上部結構?樓體長度方向中部左墻壁上頂點，中間墻壁上頂點以及右墻壁上頂點。

不同道床類型下典型樓層加速度時程如圖11所示。將加速度時程結果通過傅里葉變換進行頻域分析，以Z1層為例，其1/3倍頻程譜如圖12所示。從圖中可以看出，浮置板軌道對結構1～5 Hz頻段豎向振動基本不起作用，對5～12.8 Hz的振動產生放大效應，放大效果為2～8 dB，而對12.8 Hz以上頻段起到減振作用，最大減振在32 dB以上。彈性長枕軌道在1～8 Hz的低頻段減振效果不顯著，而隨著頻段的升高減振效果越顯著，最大減振在80 Hz頻段，減振效果約23 dB。

各樓層振動加速度峰值PGA以及Z振級VLZ如表8所示。通過與普通道床軌道對比可知，當采用彈性長枕時，建筑物Z振級最大值位于地面一層，為66.2 dB，各樓層Z振級減小約8.2～11.2 dB，加速度峰值減小約0.023～0.059 m/s2；當采用鋼彈簧浮置板道床時，Z1～Z4加速度Z振級為58.1～54.2 dB，減小約14.9～18.9 dB。可見升級軌道類型對各建筑樓層具有明顯的減振效果，而鋼彈簧浮置板軌道減振效果優于彈性長枕。

表9為不同軌道類型下的各測點的水平向速度響應峰值。通過對比可知，當采用彈性長枕時，結構提取點X1，X2，X3的水平向速度減小約0.38～0.45 mm/s。當采用鋼彈簧浮置板道床時，水平向速度減小約0.48～0.50 mm/s。從以上分析可知，采用彈性長枕時建筑物各樓層豎向Z振級及水平向速度峰值均基本符合振動控制標準，采用鋼彈簧浮置板軌道時建筑物振動響應已遠小于標準，因此升級軌道類型是一種有效的減振措施。

4 地下連續墻減振效果分析

4.1 參數設計

當振源減振不適用或不能達到預期效果，且鑒于歷史保護建筑自身隔振的局限性，可通過設置隔振墻等屏障進行過程阻振。隔振墻布置簡便且有著較好的隔振性能，可靈活應用于實際工程。為研究隔振墻對建筑物振動響應的影響，分別對不同深度、厚度以及材料屬性的隔振墻進行隔振效果計算分析。隔振墻設置于軌道與建筑物中間，沿隧道縱向寬度與建筑物齊平，距離上部結構左側墻體邊緣約4 m，如圖13所示，隔振墻計算工況如表10所示。

4.2 墻體深度影響分析

選取厚度為0.8 m的C30混凝土隔振墻，對不同深度的減振效果進行分析，四種工況（工況1～4）對應的隔振墻深度分別為0，17.7，23.9，26.8 m。樓層典型加速度時程如圖14所示，加速度峰值以及Z振級如圖15所示。

通過對比可知，當隔振墻深為17.7 m時，Z1～Z4加速度振級為73.3～66.9 dB。各樓層振級減小1.4～1.8 dB，振動加速度峰值減小約0.008～0.018 m/s2；當隔振墻深為26.8 m時，各樓層振級減小6.4～7.2 dB，振動加速度峰值減小0.021～0.053 m/s2。隨著隔振墻深度的增加，建筑物加速度峰值以及Z振級降低量越大，隔振墻的隔振效果越好。

其原因是因為隔振墻后的各點距離隔振墻近，繞射過隔振墻的波還未與透射的波發生干涉，波沒有產生疊加現象，隔振效果顯著。隨著隔振墻深度的增加，繞射過墻體的波逐漸減少，波隨著隔振墻導入地層深處。而當隔振墻深度達到隧道底埋深后，隨著深度的增加，隔振效果的增量幅度有所減弱。因此考慮到工程成本因素，建議隔振墻的深度在實際應用中可選擇與隧道底部齊平即可，并根據具體隔振需求進行加深設計。

4.3 墻體厚度影響分析

選取深度為23.9 m的C30混凝土隔振墻，不同隔振墻厚度下，樓層典型加速度時程如圖16所示，加速度峰值以及Z振級如圖17所示。

通過對比可知，當隔振墻厚為0.4 m時，Z1～Z4加速度振級為71.4～64.5 dB。各樓層Z振級相較無隔振墻情況下減小4.6～5.7 dB，振動加速度峰值減小0.017～0.03 m/s2；當隔振墻厚為1.2 m時，各樓層加速度振級為67.6～60.4 dB，減小量8.7～9 dB，加速度峰值減小0.022～0.048 m/s2。

隨著隔振墻厚度的減小，各樓層Z振級以及加速度峰值隨著透射波的增加略有升高；當隔振墻厚度增加時，墻前反射的波也增加，墻后透射的波將減少，樓層各點振級以及加速度峰值略有降低。增加墻體厚度在一定程度上可提升隔振性能，但是墻體厚度的增加會導致成本的增加，因此應用中應根據實際情況選擇適當的墻體厚度。

4.4 墻體材料影響分析

選取厚度為0.8 m，深度為23.9 m的隔振墻，分別對使用C30混凝土、粉煤灰、EPE發泡材料的隔振墻進行隔振效果分析，材料參數如表11所示。其中聚乙烯發泡棉EPE是一種常見的柔性泡沫材料，具有質量輕、可塑性能佳、韌性強、化學性能穩定及易施工等諸多優點，在國外已有軌道交通隔振應用案例。

以Z1層為例，其1/3倍頻程譜及各頻段減振量如圖18所示。從圖中可以看出C30混凝土隔振墻對0～25 Hz低頻段基本不產生減振效果，對25～80 Hz頻段減振效果良好，且隨著頻段的升高減振效果越顯著。采用粉煤灰及EPE泡沫材料隔振墻，其有效減振頻段較C30混凝土隔振墻更廣、減振量更大，結構樓板處振級衰減量最大值達18 dB。

典型樓層加速度響應如圖19所示。通過對比可知，隔振墻的隔振性能對材料選擇較為敏感，混凝土隔振墻的隔振性能不及粉煤灰隔振墻，而EPE泡沫材料隔振墻隔振性能最好。當使用粉煤灰材質隔振墻時，可使建筑各樓層加速度振級減小7.8～9.2 dB，加速度峰值減小0.02～0.043 m/s2；當隔振墻為泡沫材質時，各樓層振級減小10.6～11.5 dB，加速度峰值減小0.023～0.055 m/s2。分析結果表明，由于不同隔振材料阻抗性能各異，當隔振墻材料物理特性同場地土差異性越大，即隔振墻材料彈性模量及密度越小時隔振效果越好。

4.5 建筑物水平速度響應

各工況下的建筑物參考點速度響應峰值如圖20所示。從圖中可以看出，當不采取任何隔振措施時（工況0），建筑物速度響應峰值顯著超限，最大值達到0.62 mm/s。增加隔振墻深度及厚度均可一定程度上降低建筑物水平振動，而改變隔振墻材料屬性對速度峰值影響最為顯著。當隔振墻為粉煤灰材質時（工況6），承重結構最高處的三個提取點X1，X2，X3的水平向速度峰值減小0.44～0.49 mm/s；當隔振墻為EPE泡沫材質時（工況7），建筑物水平向速度峰值減小0.45～0.51 mm/s，減振效果顯著。且采用粉煤灰材質及EPE泡沫材質隔振墻時，建筑物速度峰值滿足振動控制標準。

4.6 地下連續墻減振效果預測方法

基于前述分析結果，以設置隔振墻前后鉛垂向Z振級最大值VLzmax之差為效果評價指標，即：

式中 ΔVLR為減振效果，VLzmax，u及VLzmax，i分別為隔振墻設置前后的鉛垂向Z振級最大值。

考慮使用C30混凝土地下連續墻體深度、厚度的影響，選取了線型相近的非線性Boltzmann方程對不同隔振墻性能參數下的減振量進行回歸擬合分析，其中普通道床下的擬合曲線如圖21所示。

根據上述擬合結果并綜合軌道條件因素影響，結合Boltzmann方程提出適用于軌道交通所致振動的地下連續墻減振量預測方法，預測公式如下式所示：

式中 Rv為設置地下連續墻后建筑物內部隔振量，KR為道床修正系數，結合3.2節分析，當使用普通道床時取為1；當使用彈性長枕道床時取為0.85；當使用鋼彈簧浮置板道床時取為0.75；采用其他減振道床或扣件時可依據其減振性能參考上述減振道床的建議值來合理選取。A1，A2，X0，dx分別為與墻體厚度T相關的計算常數；D為隔振墻深度。

針對本文依托工程通過上述預測公式計算得到的地下連續墻減振量如表12所示。

5 結 論

（1）計算結果表明：在未采取減隔振措施時，建筑物振動顯著超限。振源減振措施中，當采用鋼彈簧浮置板時可使建筑各樓層振級降低14.9～18.9 dB，結構最高點水平向速度降低0.5 mm/s，已經遠低于振動限值。因此對于地鐵線路附近敏感區段建筑物，升級軌道類型是一種比較有效的振動控制方案。

（2）增加隔振墻厚度在一定程度上可提升減振性能，但效果不顯著。隔振墻的深度也對減振效果有影響，隔振墻越深，減振效果越好。達到隧道底埋深后，隨著深度的增加，減振效果增量幅度變小。

（3）隔振墻體材料屬性對減振性能影響較大，粉煤灰材質墻體減振性能要優于C30混凝土墻體，而泡沫材料墻體減振性能最好。在使用EPE泡沫材料時，建筑物各樓層振級可降低約10.6～11.5 dB，水平速度降低約75%。故當采用隔振墻作為減振措施時，可優先使用泡沫類材質墻體。

（4）基于參數分析研究，總結出一套應用于地鐵所致結構振動的地下連續墻減振效果預測方法，該方法可為之后的類似工程案例提供實際參考價值。

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Vibration analysis of a modern building caused by metro and research on vibration reduction measures

YANG Wei-guo ?LI Hao ?XI Jing-kai

School of Civil Engineering， Beijing Jiaotong University， Beijing 100044， China

Abstract The vibration caused by subway will adversely affect the adjacent buildings. Based on the background of a modern historical protection building along the newly-built subway line， a fine three-dimensional finite element model of "tunnel-soil-protection building" is established based on relevant parameters and measured data， and the vibration response of the building during subway operation is analyzed. The damping effect is quantitatively analyzed and the parameters are optimized from two aspects of vibration source damping and process damping. The results show that the vibration of the building exceeds the limit when no vibration reduction and isolation measures are taken. The vibration reduction effect of the optimized track type is the most remarkable. When the elastic long sleeper track is used， the Z vibration level of the structure can be reduced by 8.2 dB and 11.2 dB， and the Z vibration level can be reduced by 14.9～18.9 dB by using steel spring floating plate track. Among the vibration isolation measures in the process， the performance of the vibration isolation wall is the most sensitive to the characteristics of the wall material， followed by the depth and thickness. The properties of the wall material have a great influence on the vibration isolation performance， among which the EPE foam wall has the best vibration isolation effect， which can reduce the Z vibration level of the structure by 10.6 to 11.5 dB， and the peak horizontal velocity is about 75%. Increasing the thickness of the wall can improve the vibration isolation performance to a certain extent， but the vibration isolation effect is not significant. Finally， a fast prediction method for calculating the isolation effect of diaphragm wall is proposed， which can provide a reference for the vibration analysis of similar projects and the design of vibration reduction measures.

Keywords vibration analysis; vibration source damping; process vibration isolation; diaphragm wall; vibration isolation effect