地下高铁致结构振动全过程分析及隔振支座减隔振性能研究

杨维国， 李 昊， 康 凯， 王 萌， 刘 佩

(北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044)

近年来由于铁路线网逐渐加密以及城市用地日益紧缺，穿越城市的地下高铁线路也逐渐增多，在北京、广州、香港等城市都出现了在地下隧道穿行的高速铁路，许多地下高铁线路会靠近甚至横穿城市人口密集区域，不可避免的会引起一系列环境振动问题[1-2]。目前国内对于轨道交通相关的振动研究主要集中在地铁列车方面，对于地下高铁所引发的振动研究较少。地下高速铁路由于采用无砟轨道结构，没有轨枕与碎石道床，车轮与轮轨间为刚性接触，因此列车轮轨系统的动态作用大幅加强，同时相对于地铁来说，高铁列车的运营速度远超普通的地铁线路，由高铁列车所引起的振动强度会比地铁振动更加强烈，因此会给邻近建筑物带来更加严重的振动问题。王子林[3]通过建立高铁-土体-建筑物的有限元模型，分析了高铁引发的竖向振动对建筑物的影响，以及采用隔振沟作为减隔振措施时邻近建筑物的相应振动响应。Galvin等[4]提出一个数值模型，通过分析高铁运行引起的土体振动来给出了振动对地下结构的影响规律。当建筑物受振动的影响较大，仅从振源或传播路径处隔振不能满足环境振动要求，则需从受振体自身考虑减隔振。Kirzhner等[5]利用数值模拟的方法，研究了替换建筑物下方地基土的情况下，列车对于建筑物的振动影响。Fiala等[6]将受振体减隔振措施中的浮筑楼板、基底隔振以及房中房三种隔振方法对于某三层建筑内二次噪声的改善程度进行了比较，结果表明，建筑物基底隔振是对建筑物上部结构隔振降噪的最好措施。

随着高铁列车带来的环境振动问题日益凸显，高铁列车致环境及建筑物结构振动的预测、分析及相应的减隔振措施研究越来越受关注。本文以某商业综合建筑为背景，结合现场实测数据，建立了“隧道—土体—建筑底板—上部结构”的全过程整体三维有限元分析模型，分析地下高铁运行时结构动力响应，得到地下高铁列车运行时周边土体及邻近建筑物的振动特性和传播规律，对建筑结构是否满足相应振动评价标准进行评估。针对非隔振结构振动超限问题，通过参数分析研究竖向隔振支座的减隔振效果，并总结得出竖向隔振支座的一套参数取值方法，为后续类似工程提供一定参考依据。

1 有限元预测模型及实测验证研究

1.1 工程概况

某商业建筑附近拟修建一条地下高铁线路，该建筑物为地上三层框架结构，其层高分别为3.9 m，3.6 m，3.6 m，地下一层层高3.2 m，基础形式为柱下独立基础。主体结构平面尺寸为57 m×27.6 m，共有9轴，主要轴网尺寸选用6 m×7.8 m与6 m×6 m。楼面恒载1.5 kN/m2，活载2.0 kN/m2。该建筑物附近拟修建一条单洞双线地下高铁线路，建筑与拟建的地下高铁线路水平距离约为21 m。隧道直径为12.6 m，隧道的轨面埋深约为30.8 m，隧道轨面与隧道顶的距离约为8 m。地下高铁动车组类型为CRH6型动车组，轨道全段采用无砟轨道进行铺设，列车运行速度约为160 km/h。结构典型平面图及立面图见图1与图2。

图1 首层平面图

图2 立面图Fig.2 Side elevation

1.2 有限元分析模型

1.2.1 分析模型及单元参数取值

场地的土体动力学参数取值来自于现场实测，为方便计算，将性质相差不大的相应土层进行合并，各土层参数见表1。

表1 土层参数

土体使用8节点的三维实体单元solid185模拟，隧道衬砌及建筑结构底板使用4节点的壳单元shell63模拟，土体实体单元与衬砌及结构的壳单元通过节点耦合进行连接。结构梁和柱采用2节点三维线性梁单元beam188模拟，结构楼板及墙体采用4节点三维弹性壳单元shell181模拟，每个节点均包含3个X、Y、Z方向的位移及转角自由度，模型各单元参数见表2。

在动力分析中，有限元网格可较准确模拟振动波传递，根据相关研究[7]，有限元单元网格范围宜取2λs～3λs(λs为土层剪切波长)，网格长度宜取λs/6～λs/12，结合计算精度要求及计算机性能，模尺寸取X向192 m，Y向102 m，Z向85 m。网格划分尺寸为0.5～1.5 m长度范围，振源附近网格尺寸较小，随着距离的增加网格逐渐稀疏。依据相关参数建立的“隧道—土体—建筑底板—上部结构”整体三维有限元分析模型见图3。

表2 模型各单元参数

图3 有限元模型三维视图(m)Fig.3 Three-dimensional view of finite element model(m)

1.2.2 土体边界条件处理

(1)

(2)

(3)

为了确保本文所施加的三维一致黏弹性人工边界能够取得较好的效果，参考前人的多次研究计算结论，本文最终所取的边界单元的厚度h为0.5 m，法向修正系数αN为2/3，切向修正系数αT为4/3，等效弹性模量约为2.01 MPa，满足模型计算精度要求。

1.2.3 振源荷载模拟

本文中地下高铁动车组类型为CRH6型，铁路类型采取为无砟轨道，动车的设计时速为160 km/h，在计算模型时考虑采用4节车厢模型，每节车厢包括了1列列车车体，2个列车转向架以及4组列车轮对。其中每个车体以及每个转向架均具有Y、Z、Rx、Ry、Rz共五个方向的自由度，每对轮对具有Y方向的自由度，每辆车厢单元共有19个自由度。列车车厢组成构件还包括了线性弹簧与黏滞阻尼器，转向架左右两侧各设有X、Y、Z方向的线性弹簧和黏滞阻尼器各1个；前、后转向架与各相应轮对之间由弹簧和阻尼器相联，轮对左右两侧各有X、Y、Z方向的线性弹簧和黏滞阻尼器各1个，具有二系悬挂四轮对的车辆结构见图4。列车运行引起的振动响应可由多个集中的谐波荷载叠加而成，同时需要考虑时间和位置因素引起的变化，如图5所示。将列车信息输入自编分析软件DRVB，得到在实际运行时沿列车运行方向的竖向集中荷载列矩阵，其时程与频谱曲线如图6所示。将其施加在隧道的轨道板上作为振源荷载激励，根据列车的车厢数量与轮轨间距每个荷载激励点间距为3 m，沿列车运行方向共取33个加载点。根据相关振动影响评价量规定要求，本文积分时间步长设为1/256 s，可获取128 Hz的振动频率计算结果，通过阶跃加载的方式，共900加载步，能够充分满足振动频率计算精度要求。

图4 二系四轮对车辆模型示意图

图5 列车竖向荷载示意图Fig.5 Diagram of vertical harmonic loads

(a) 时程图

(b) 频谱图图6 列车垂向力时域及频域图Fig.6 Vertical forces in time and frequency domain

1.3 实测验证

1.3.1 土体振动传递

在建立的有限元模型中，选取11个点作为振动响应提取点，其中隧道中心点与其正上方土体中取3个提取点，模型地面中心线上取5个提取点，建筑物各层楼板中心处选取3个提取点，空间示意图见图7与图8。T-1位于轨道板表面中点处，T-2位于隧道上方顶点处，T-3位于T-2正上方9 m处。G-1位于轨道板表面中点正上方地面处，G-2位于G-1右侧10 m处，G-3位于G-2右侧10 m处，G-4位于G-3右侧25 m处，G-5位于G-4右侧15 m处，F-1～F-3分别位于每层楼板的中心点处。将列车荷载施加在有限元模型的轨道板上，经过计算可得到各提取点的相应竖向加速度时程，如图9与图10所示。

图7 模型提取点示意图Fig.7 Sketch map of model extraction points

图8 模型提取点俯视图Fig.8 Top view of model extraction point

图9 隧道正上方提取点的竖向加速度时程图

图10 地面提取点的竖向加速度时程图Fig.10 Vertical acceleration time-history curve of reference points

由于地下高铁尚未开通运营，本文选取了与所建有限元模型相似地段的地下高铁线路进行现场振动测试以验证土体模型有效性。实测场地位于石家庄市内的某段地下高铁线路正上方，此处的隧道顶埋深约为26.8 m，动车组类型为CRH6型动车组、列车设计时速为160 km/h，隧道型式为双线隧道，轨道结构为无砟轨道，土层参数近似分为杂填土、黄土状粉质黏土、粉质黏土以及卵石层，与本文地质结构较为相似，对于验证有限元模型有较高的置信度。

本次实测共选取了地面三个测点，其与隧道中心线的距离分别为0、10 m以及20 m，分别对应模型中G-1、G-2以及G-3三个提取点。采用的测试数据采集系统为北京东方振动和噪声技术研究所出厂的INV3018高精度采集仪，加速度传感器为中国地震局工程力学研究所出厂的941B型超低频拾振器，采样频率取为256 Hz。共测10个车次，各测点竖向加速度时程曲线见图11。图12给出了G-1点实测及有限元结果的频谱对比图，由图可知，模型土体振动响应频谱与实测场地土振动数据基本吻合，卓越频率均位于30～70 Hz频段。参考GB 10070—1988《城市区域环境振动标准》[9]振动评价指标，采用最大Z振级VLZmax作为评价指标，将时程分析结果进行傅里叶变换，得到各频段下土体分频振动加速度级，并对其进行综合计权修正。将现场实测结果平均值与有限元模型计算结果进行对比，如表3所示。通过对比可以看出，实测与有限元计算各提取点竖向加速度峰值及Z振级均较为接近，有限元结果整体量值稍微偏大，这是由于实测场地隧道埋深较深的缘故，总体吻合较好，基于该模型可进一步开展后续分析。

图11 实测竖向加速度时程曲线Fig.11 Vertical acceleration time-history curve of measured vertical acceleration

图12 加速度频谱对比图Fig.12 Comparison of acceleration frequency spectrum

表3 现场实测与有限元计算结果对比Tab.3 Measurement and finite element calculation results

1.3.2 结构模态

为分析建筑物结构自振特性，对环境振动下室内7个测点振动进行测试，其中一层布置测点1，二、三层在相同位置分别布置测点2～测点7，二层测点布置图见图13。利用脉动法，通过高精度的传感器和数采系统，测量结构对地脉动信号的响应，识别结构的动力特性。各测点均采集水平双向振动响应，共测18个测次，各次采样时长5 min，采样频率512 Hz。

图13 测点布置图Fig.13 Layout of measuring points

本次测试在无显著激励下，仅由地面车辆振动以及风等外部环境因素下引起结构的振动。部分测点典型加速度时程及自谱曲线见图14。通过对数据进行低通滤波，并根据自功率谱曲线的共振峰值确定结构的自振频率。各测点识别得到的前两阶自振频率见表4，振型见图15。在有限元模拟中，对建筑物进行建模分析时设置了0.7的周期折减系数以充分考虑隔墙刚度对结构动力特性的影响，得到的建筑物自振频率及振型见图16。可以看出，通过现场实测得出的建筑物前两阶模态分别为5.55 Hz与5.93 Hz，有限元模拟得出的建筑物前两阶模态分别为5.42 Hz与5.76 Hz，两者吻合较好。

(a) 测点2典型加速度时程

(b) 测点2典型自谱曲线图14 加速度时程及自谱曲线Fig.14 Acceleration and self spectrum curve

表4 自振频率Tab.4 Natural frequency

2 结构振动响应分析评估

2.1 振动控制标准

为确保使用性能，根据GB 10070—1988《城市区域环境振动标准》[10]及JGJ/T 170—2009《城市轨道交通引起建筑物振动与二次辐射噪声限值及其测量方法标准》[11]，本商业建筑物所适用振动限值见表5。其中室内振动加速度级限值为67 dB，竖向加速度峰值为50 mm/s2。

(a) 一阶振型

(b) 二阶振型图15 振型图Fig.15 Shake model

(a) 一阶振型(5.42 Hz)

(b) 二阶振型(5.76 Hz)图16 振型图Fig.16 Shake model

表5 本文所适用的振动限值Tab.5 Vibration limits applicable in this thesis

2.2 非隔振结构振动响应结果

对于未添加隔振支座的非隔振结构，在有限元模型中施加列车荷载后，结构各层楼板竖向加速度响应时程曲线见图12。为得到建筑物楼板处的振动波位于不同频率的振动大小，并对不同频率的振动传递规律进行研究，通过傅里叶变换对加速度时程进行三分之一倍频程分析，得出结构楼板处各提取点的三分之一倍频程分布曲线，见图13，通过计权修正因子综合计权各提取点竖向振级及竖向加速度峰值见表6。

表6 有限元计算结果

从图17和图18可以看出，地下高铁引起的竖向振动在本商业建筑物内部的传播过程中，各个楼层楼板的振动幅值相差不大，且各层楼板振动随频率变化的趋势也基本相同，其中0～16 Hz的低频振动的振动幅值较小，20 Hz之后的频段振动幅度开始增大，振动的最大振级出现在40～50 Hz频段处。楼板提取点中的分频最大振级出现在一层楼板点处，振级幅值为81.13 dB，出现在50 Hz频段处。建筑物各楼板提取点的加速度峰值为48.3 mm/s2，并未超过本文中对于商业建筑规定的限值50 mm/s2，各层楼板处的振动加速度级最大值为73.6 dB，且均超过了本文中对于商业中心区规定的限值67 dB，因此需要采取一定的减隔振措施来降低建筑物的振动响应。

图17 各楼板提取点竖向加速度时程图Fig.17 Vertical acceleration time-history curve of the floor points

图18 各楼板提取点的三分之一倍频程曲线图Fig.18 One-third octave curve of the floor points

3 竖向隔振支座减隔振效果分析

3.1 竖向隔振支座介绍

通过在建筑物的基础与上部结构之间安装竖向隔振支座，改变建筑物结构的整体刚度，降低建筑物的自振周期，从而有效抑制建筑物的竖向振动响应。然而通常安装于柱底的隔振支座会因为柱底轴力差异产生一定程度的不均匀沉降，针对这一现象，本文提出了一种可调节高度的竖向隔振支座，如图19所示。该竖向隔振支座由碟形弹簧组、中心导向组件等组成上部的隔振部件以及下部的高度调节组件构成，隔振支座与上下结构间通过螺栓紧密连接。碟形弹簧组安装在上连板与中间连板之间，在碟形弹簧组中心设有导杆，并在碟形弹簧组周围设置了由上下挡板与上下圆筒组成的抗拔装置，防止支座由于拔力而损坏。高度调节组件由内壁设有螺纹的底盆与灌浆孔组成，首先根据计算得出隔振支座所需高度，再通过底盆的螺纹调节支座高度，然后将灌浆液灌入来填充空隙，从而实现隔离竖向振动与高度调节的效果。

(a) 俯视图

(b) 正视图图19 竖向隔振支座示意图Fig.19 Schematic diagram of vertical vibration isolation support

将竖向隔振支座安装在建筑物底部之后，位于支座上部的碟形弹簧组会提供较小的竖向刚度，能够降低整体结构体系的竖向频率，从而避开地下高铁所产生的振动波的卓越频率，同时碟形弹簧的压缩变形耗能也会消减竖向振动能量，从而实现针对竖向振动的减隔振效果。隔振体系计算模型如图20所示。

图20 隔振体系计算模型Fig.20 Calculation model of vibration isolation system

结构地基由于列车振动引起振幅为xg(t)的简谐运动，隔振体系作为受振体通过隔振支座与地基连接，整个体系在竖向振动作用下运动微分方程为

(4)

根据式(1)可得到隔振体系振动加速度传递率的计算公式

(5)

有限元模型中，竖向隔振支座采用2节点弹簧-阻尼单元COMBINE14单元进行模拟[12]，COMBINE14单元具有一维、二维或三维应用中的轴向或扭转性能，本文中主要关心隔振支座的竖向减隔振性能，因此采用一维轴向(Z向)的COMBINE14单元，每个节点包含3个平动自由度。隔振结构中，每个柱底设置一个隔振支座，具体布置情况如图21所示。

图21 装置布置图Fig.21 Layout plan

3.2 竖向隔振支座刚度对减隔振效果影响分析

(6)

(7)

式中:m为竖向隔振支座上的质量;fn为隔振体系自振频率。

由PKPM软件计算结果显示，建筑物柱底的最大轴力为132 140 kg，将其定为碟形弹簧上的质量，取隔振体系的目标自振频率分别为25 Hz、20 Hz、15 Hz、10 Hz以及5 Hz，通过计算，竖向隔振支座的刚度以及碟形弹簧压缩量见表7。

根据GB-T 1972—2005《碟形弹簧》[13]规范中规定的碟形弹簧压缩量标准，常见的碟形弹簧压缩量范围为0.15～60.75 mm，因此本章所设计的弹簧参数均在有效工作范围内，可以满足相关规范要求。将不同刚度的竖向隔振支座布置在建筑物底部的所有柱底，取隔振支座的阻尼为100 kN·s/m[14]，在模型中施加列车荷载之后，可以得到采用不同刚度的竖向隔振支座时结构的振动响应，建筑各层物楼板处竖向加速度时程及三分之一倍频程曲线见图22与图23，竖向振动加速度级见图24。

(a) 一层楼板

(b) 二层楼板

(c) 三层楼板

(a) 一层楼板

(b) 二层楼板

(c) 三层楼板图23 楼板的三分之一倍频程曲线图Fig.23 One-third octave curve of each floor

表7 分析工况

图24 各层楼板振动加速度级Fig.24 Vibration acceleration level histogram of all floors

由图22可以看出，在建筑物底部施加合适的竖向隔振支座可以显著降低建筑物楼板上的加速度峰值，使加速度曲线变得更加平滑，且随着竖向隔振支座刚度的降低，建筑物各层楼板上的加速度幅值逐渐变小。各楼层的竖向加速度幅值及衰减情况见表8。由表8可见，设置竖向隔振支座可以显著降低建筑物的加速度响应,当竖向隔振支座的刚度从3 260 kN/mm降低至520 kN/mm时，楼板处的加速度幅值为从26.27 mm/s2降低至7.53 mm/s2；而当竖向隔振支座的刚度达到520 kN/mm之后再降低隔振支座的刚度则对于建筑物楼板的加速度幅值衰减值变化不大。本节所取的五种竖向隔振支座的刚度都能够使楼板处的竖向加速度峰值满足本文中规定的限值50 mm/s2。

表8 各楼层竖向加速度幅值及幅值衰减情况

由图23可以看出，当隔振支座刚度在520 kN/mm以上时，建筑物楼板对0～20 Hz的低频范围内振动会略有放大，但会降低楼板处25～80 Hz的高频振动，且隔振支座的刚度越小，高频振动的降低幅度越大。而隔振支座的刚度为130 kN/mm时，除了符合上述规律之外，建筑物楼板处0～12.5 Hz的低频振动也会略微降低。由图24可知，竖向隔振支座的减隔振效果随着支座刚度的降低而增加，当竖向隔振支座刚度大于1 170 kN/mm时，减隔振效果不理想，而当支座刚度从1 170 kN/mm降低至130 kN/mm时，建筑物楼板处的平均振动加速度级从68.77 dB降低至65.36 dB，相较非隔振结构分别降低了4.2 dB与7.6 dB。因此综合减振效果与经济适用两方面考虑，在满足相关规范中规定的弹簧压缩量的前提下，推荐尽可能选取刚度较小的竖向隔振支座，从而取得最好的隔振效果，本文竖向隔振支座刚度建议取值为130 kN/mm。

3.3 竖向隔振支座阻尼对减隔振效果的影响

竖向隔振支座的阻尼也会影响竖向隔振支座的减隔振效果，本节将研究竖向隔振支座阻尼取值不同时，建筑物楼板处所受到的振动响应。竖向隔振支座的阻尼计算公式为

c=2mωζ=2m×2πfnζ=4πmfnζ

(8)

式中，ζ为竖向隔振支座的阻尼比。

竖向隔振支座的阻尼比通常取0.001～0.05[15]，本节取竖向隔振支座的阻尼比分别为0.001、0.005、0.01与0.05时所对应的阻尼取值，取竖向隔振支座的刚度为520 kN/mm，此时隔振体系的自振频率为10 Hz，通过计算，可以得到竖向隔振支座的阻尼见表9。将不同阻尼的竖向隔振支座布置在建筑物底部的所有柱底，在模型中施加列车荷载之后，建筑各层楼板竖向加速度时程及三分之一倍频程曲线见图25和图26，竖向振动加速度级见图27。

(a) 一层楼板

(b) 二层楼板

(c) 三层楼板图25 各楼板竖向加速度时程图Fig.25 Vertical acceleration time-history curve of each floor

由图27可以看出，随着竖向隔振支座阻尼取值的增加，各层楼板上点的加速度峰值逐渐减小，其加速度时程曲线趋于平缓。但是当竖向隔振支座的阻尼低于83 kN·s/m时，楼板处的振动加速度峰值仍然较大。

当竖向隔振支座的阻尼高于166 kN·s/m时，设置竖向隔振支座可以大幅降低楼板处的加速度峰值。各楼层的竖向加速度幅值及衰减情况见表10。

(a) 一层楼板

(b) 二层楼板

(c) 三层楼板图26 各楼板的三分之一倍频程曲线图Fig.26 One-third octave curve of each floor

图27 各层楼板的振动加速度级Fig.27 Vibration acceleration level histogram of all floors

表9 分析工况Tab.9 Analysis cases

表10 各楼层竖向加速度幅值及幅值衰减情况

由表10可以看出，当竖向隔振支座的阻尼取值从16.6 kN·s/m增加至166 kN·s/m时，楼板的加速度幅值为从28.84 mm/s2降低至6.8 mm/s2，减隔振效果明显，而竖向隔振支座的阻尼达到166 kN·s/m之后再增加竖向隔振支座的阻尼对于建筑物楼板的加速度幅值变化不显著。由图21可以看出，增加竖向隔振支座的阻尼时，建筑物楼板处0～8 Hz的低频振动变化不大，但25～80 Hz的高频振动衰减效果明显。当竖向隔振支座的阻尼低于83 kN·s/m时，楼板处8～25 Hz的振动会产生一定的放大效应，而40～80 Hz的高频振动降低效果也不明显，因此不推荐选取阻尼比低于0.005的竖向隔振支座。当竖向隔振支座的阻尼高于83 kN·s/m时，建筑物楼板处的振动除了在16 Hz处略有增大，在其余频率范围内的振动均会降低。由图22可以看出，随着竖向隔振支座阻尼的增加，其减隔振效果变得越来越好，当竖向隔振支座的阻尼从16.6 kN·s/m升高至830 kN·s/m时，建筑物楼板处的平均振动加速度级从69.95 dB降低至64.85 dB，但是当阻尼达到166 kN·s/m之后再增加竖向隔振支座的阻尼时建筑物楼板处的振动响应变化较小。因此，综合隔振效果与经济适用两方面来考虑，本文竖向隔振支座的阻尼推荐取值为166 kN·s/m，即竖向隔振支座的阻尼比为0.01时所对应的阻尼取值。

4 竖向隔振支座参数设计方法

(9)

根据式(9)可以得到合适的隔振体系自振频率fn。再根据式(1)、式(2)以及式(3)，即可得出竖向隔振支座参数刚度k、阻尼c及弹簧压缩量Δ的取值

c=4πmfnζ

验算碟形弹簧压缩量Δ是否满足规范标准，如仍在碟形弹簧的有效工作范围内，就可以根据计算结果设计合适的竖向隔振支座来作为地下高铁邻近建筑物的减隔振措施，如竖向压缩量超标，则需调整隔振体系自振频率重新计算，直至满足规范要求。具体竖向隔振支座参数取值方法流程图见图28。

图28 竖向隔振支座参数取值流程图

5 结 论

本文以邻近地下高铁的某商业综合建筑为研究对象，采用数值模拟以及实测验证相结合的研究方法，对其在地下高铁所致竖向振动作用下的振动响应及竖向隔振支座的减隔振效果进行了研究，得到如下主要研究结论：

(1) 地下高铁所致建筑物楼板处的振动能量主要分布于40～80 Hz，各楼层的竖向振动响应随着楼层的变化并不会出现单调线性变化的趋势，而是出现了一定程度的上下波动，与楼层的高低没有明显关系。

(2) 临近地下高铁线路的综合商业建筑在未采取减隔振措施的情况下振动超限，设置竖向隔振支座能够降低建筑物的自振周期，从而抑制建筑结构的振动响应。在建筑物基础施加合适的竖向隔振支座后，可以有效降低建筑物楼板处40～80 Hz的高频振动，减振幅值随频率的增加而增加，但对于0～16 Hz的低频振动减振效果不显著。

(3) 设置不同参数的竖向隔振支座能够使建筑物楼板处的平均振动加速度级降低约5.85～8.12 dB左右，且随着竖向隔振支座刚度的降低与阻尼的增加，其减隔振效果会更显著，但同时需满足隔振支座压缩控制标准。综合减振效果与经济适用两方面考虑，竖向隔振支座在本商业建筑结构中的阻尼比建议值为0.01，竖向刚度建议值为130 kN/mm。

(4) 基于参数分析研究，总结出一套应用于地下高铁致结构振动的竖向隔振支座参数取值设计方法，该设计方法可为之后的类似工程案例提供实际参考价值。

值得说明的是，由于本文以实际工程为研究对象，未考虑振源特性和场地条件变化对隔振效果的影响，因此本文研究得出的隔振支座参数定性影响规律可供相似工程参考借鉴。但对实际工程设计项目，应结合实际振源特性、场地条件以及建筑结构和楼板振动特性等特点，进行针对性的量化评估。