李 昊，楊維國(guó)，鄒曉光，劉 佩,2，王 萌

(1. 北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2. 北京交通大學(xué)結(jié)構(gòu)風(fēng)工程與城市風(fēng)環(huán)境北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100044)

近年來(lái)，城市軌道交通發(fā)展迅速，在便捷居民出行的同時(shí)，地鐵列車運(yùn)行引起的周邊環(huán)境及建筑物振動(dòng)問(wèn)題受到廣泛關(guān)注[1-3]。為控制地鐵振動(dòng)的影響，通常從振源[4-5]、傳播路徑[6]以及受振體隔振[7-8]3 個(gè)方面進(jìn)行考慮。對(duì)于不同的減隔振措施，評(píng)價(jià)方法也不盡相同[9]，常用的減振效果評(píng)價(jià)方法包括實(shí)驗(yàn)室評(píng)估(線下評(píng)估)與實(shí)際運(yùn)營(yíng)時(shí)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試評(píng)價(jià)(線上評(píng)估)。線上評(píng)估通常采用實(shí)際列車運(yùn)行荷載作為振源激勵(lì)[10-11]，線下評(píng)估中，激勵(lì)振源包括定點(diǎn)錘擊激勵(lì)[12]、隨機(jī)激勵(lì)和掃頻激勵(lì)[13-14]等。由于實(shí)驗(yàn)室線下評(píng)估具有條件可控、易于開(kāi)展等優(yōu)點(diǎn)，是各類減振措施的主要評(píng)價(jià)方法。

然而，最近研究表明[15-17]，激勵(lì)條件、振源荷載的差異對(duì)各類減振措施的減振效果評(píng)價(jià)具有顯著影響。如果忽略了兩者之間的差異性，將會(huì)直接影響到各類減隔振措施的選用和參數(shù)設(shè)計(jì)。馬蒙等[18]通過(guò)試驗(yàn)方法，分析了浮置板軌道在列車荷載和定點(diǎn)錘擊荷載作用下的減振效果，結(jié)果表明，在幾乎所有頻段內(nèi)，定點(diǎn)錘擊激勵(lì)下的減振效果均要優(yōu)于實(shí)際列車運(yùn)行激勵(lì)下的減振效果。李林峰等[19]通過(guò)對(duì)沖擊荷載與移動(dòng)常力荷載作用下，鋼彈簧浮置板軌道減振效果的對(duì)比發(fā)現(xiàn)，與移動(dòng)常力作用相比，沖擊荷載會(huì)高估浮置板軌道的減振效果。上述研究均是針對(duì)軌道減振措施展開(kāi)的，對(duì)于受振體減隔振效果線上及線下評(píng)價(jià)的差異，目前尚鮮有文獻(xiàn)進(jìn)行定量研究。因此如何確定受振體減隔振措施在不同激勵(lì)條件下的差異性，是準(zhǔn)確評(píng)估其在實(shí)際運(yùn)營(yíng)時(shí)減隔振效果的關(guān)鍵，同時(shí)這也對(duì)軌道交通線路的規(guī)劃及建筑物減隔振措施的比選起到重要作用。

基于此，本文通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)及線下試驗(yàn)對(duì)比，分析了受振體整體浮筑隔振在實(shí)際列車激勵(lì)與定點(diǎn)錘擊激勵(lì)下振動(dòng)響應(yīng)及隔振效果的差異性，并對(duì)定點(diǎn)錘擊激勵(lì)的有效性和準(zhǔn)確性進(jìn)行評(píng)價(jià)，最后提出一套整體浮筑隔振效果預(yù)測(cè)方法，為類似隔振措施的選型及預(yù)測(cè)提供參考。

1 浮筑隔振原理及設(shè)計(jì)方法

1.1 隔振原理

建筑物整體浮筑隔振是通過(guò)在建筑基礎(chǔ)下設(shè)置鋼彈簧支座或隔振墊等彈性體，與建筑物形成一個(gè)整體的柔性支撐體系，降低結(jié)構(gòu)自振頻率使其遠(yuǎn)離外界振動(dòng)干擾頻率，該隔振結(jié)構(gòu)可近似看作是質(zhì)量-彈簧-阻尼系統(tǒng)，如圖1 所示。結(jié)構(gòu)地基受到列車振動(dòng)引起振幅為Xg(t)的簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)，隔振體系作為受振體通過(guò)隔振支座與地基連接，整個(gè)體系在豎向振動(dòng)作用下運(yùn)動(dòng)微分方程為：

式中：M、C、K分別為隔振體系的質(zhì)量、剛度和阻尼；X¨(t) 、X˙(t)、X(t)分別為上部結(jié)構(gòu)的豎向加速度、速度、位移響應(yīng)；X¨g(t)為基礎(chǔ)輸入加速度。

根據(jù)結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)理論，通過(guò)式(1)可得到隔振體系振動(dòng)加速度傳遞比為：

1.2 隔振設(shè)計(jì)方法

通過(guò)式(3)可以得到合適的隔振體系自振頻率fn。再根據(jù)式(4)～式(6)，即可計(jì)算出隔振支座參數(shù)剛度k、阻尼c及 彈簧壓縮量 Δ的取值：

驗(yàn)算鋼彈簧壓縮量 Δ是否滿足標(biāo)準(zhǔn)，如仍有效工作范圍內(nèi)，就可根據(jù)參數(shù)計(jì)算結(jié)果設(shè)計(jì)合適的豎向隔振支座來(lái)作為建筑物的浮筑隔振措施，如豎向壓縮量超標(biāo)，則需調(diào)整隔振體系自振頻率重新計(jì)算，直至滿足要求。具體參數(shù)設(shè)計(jì)方法如圖3所示。

2 隔振試驗(yàn)及振動(dòng)響應(yīng)分析

2.1 試驗(yàn)概況

為分析定點(diǎn)錘擊及現(xiàn)場(chǎng)列車激勵(lì)下浮筑隔振效果的差異，本文設(shè)計(jì)了一種由平臺(tái)板、鋼彈簧支座、隔振層、上部配重、重物上部測(cè)點(diǎn)所組成的浮筑隔振試驗(yàn)體系，如圖4 所示。其中平臺(tái)板與地面固結(jié)，鋼彈簧支座四角對(duì)稱放置，并通過(guò)螺栓與上、下板連接組成隔振層，上部配重60 kg。分別施加實(shí)際列車運(yùn)行荷載及定點(diǎn)錘擊荷載作為振源激勵(lì)，測(cè)量由鋼彈簧支座及硬質(zhì)鋼塊支撐的上部測(cè)點(diǎn)振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比，如圖5 所示。實(shí)驗(yàn)選取的鋼彈簧參數(shù)如表1 所示，驗(yàn)算所得三種鋼彈簧壓縮行程均在有效范圍內(nèi)，通過(guò)計(jì)算各型號(hào)鋼彈簧隔振體系的豎向自振頻率為7.3 Hz ～ 9.7 Hz，考慮到通常地鐵引起振動(dòng)的最小卓越頻率在30 Hz左右，因此可滿足隔振要求。

表1 鋼彈簧參數(shù)Table 1 Parameters of steel spring

線上實(shí)際列車激勵(lì)試驗(yàn)地點(diǎn)選在北京軌道交通十三號(hào)線某高架區(qū)段(圖5(b))，列車為B 型6 節(jié)編組車輛，線路距地面垂直高度8 m，測(cè)試點(diǎn)位于地面距線路中心5 m 處，列車通過(guò)時(shí)速約60 km/s。線下定點(diǎn)錘擊激勵(lì)試驗(yàn)在實(shí)心混凝土隔振臺(tái)上進(jìn)行(圖5(a))。為便于對(duì)比，通過(guò)調(diào)整錘擊高度及錘擊點(diǎn)距離，使得錘擊激勵(lì)下測(cè)得的加速度時(shí)域響應(yīng)峰值與列車激勵(lì)時(shí)相近。每次激振時(shí)將質(zhì)量30.5 kg 的橡膠錘頭力錘提升至距地面30 cm 高度，距隔振體系2 m 處通過(guò)自由下落進(jìn)行錘擊激勵(lì)，在上部布置豎向加速度傳感器采集其豎向振動(dòng)響應(yīng)。測(cè)試所用的振動(dòng)信號(hào)采集設(shè)備為INV3018 型采集儀，加速度傳感器采用941B 型超低頻拾振器。采樣頻率為512 Hz，各測(cè)次均采集10 組樣本數(shù)據(jù)，每組采樣時(shí)長(zhǎng)30 s。

2.2 振動(dòng)響應(yīng)分析

2.2.1 加速度響應(yīng)

兩種荷載激勵(lì)下硬質(zhì)鋼塊及鋼彈簧支座支撐的上部測(cè)點(diǎn)典型加速度時(shí)程及頻譜曲線如圖6～圖9 所示。從圖6 和圖8 可以看出，當(dāng)采用錘擊激勵(lì)時(shí)，上部測(cè)點(diǎn)的時(shí)程峰值與列車激勵(lì)時(shí)的振動(dòng)響應(yīng)峰值相近，均位于0.15 m/s2附近。兩種荷載激勵(lì)下經(jīng)過(guò)鋼彈簧隔振后的振動(dòng)加速度響應(yīng)均顯著小于硬質(zhì)鋼塊支撐時(shí)的加速度響應(yīng)，加速度峰值最大減幅達(dá)到90%以上，由此可知鋼彈簧支座對(duì)于地鐵所致的振動(dòng)加速度峰值控制效果明顯。從圖7 和圖9 的頻譜圖可以看到，硬質(zhì)鋼塊支撐體系的頻率響應(yīng)較為分散，主頻位于20 Hz～100 Hz，且錘擊激勵(lì)的頻率分布范圍更廣，尤其在高頻段較列車激勵(lì)更顯著，表明錘擊激勵(lì)具有良好的寬頻特性。鋼彈簧支撐體系的頻率分布中可以看到明顯對(duì)應(yīng)于自振頻率的響應(yīng)峰值。從實(shí)測(cè)結(jié)果可以看到，三種型號(hào)的鋼彈簧支撐體系振動(dòng)響應(yīng)峰值位于7.1 Hz～9.5 Hz 區(qū)間，與理論結(jié)果吻合良好。同時(shí)由于鋼彈簧浮筑體系的隔振效應(yīng)，兩種荷載激勵(lì)下高頻段頻率響應(yīng)均顯著減小。

2.2.2 三分之一倍頻程

為進(jìn)一步分析兩種激勵(lì)荷載作用下浮筑隔振體系振動(dòng)響應(yīng)及頻率分布規(guī)律的差異性，將實(shí)測(cè)加速度時(shí)程結(jié)果進(jìn)行傅里葉變換，得到各1/3 倍頻程的振動(dòng)加速度級(jí)。圖10 給出了10 個(gè)測(cè)試樣本最大值、最小值的包絡(luò)范圍(虛線及陰影表示)及對(duì)應(yīng)的均值，其中錘擊激勵(lì)時(shí)以10 次錘擊為1 個(gè)測(cè)試樣本組。

從圖10 中可以看出：① 在低頻段列車荷載作用的樣本離散性較錘擊激勵(lì)更大，且頻率越低，離散程度越大。這是因?yàn)椋熊嚰?lì)的主頻一般位于20 Hz～80 Hz 的中高頻段，而錘擊激勵(lì)頻域分布更寬、覆蓋面更廣。在激勵(lì)荷載的主頻段，各樣本的離散性相對(duì)較小。② 由2.2.1 節(jié)分析可知，盡管錘擊激勵(lì)下測(cè)得的振動(dòng)加速度峰值與列車激勵(lì)相近，但由于錘擊荷載的激振能量無(wú)法達(dá)到列車荷載的水平，因此各中心頻率處振級(jí)仍小于列車激勵(lì)時(shí)的振動(dòng)量級(jí)，尤其在8 Hz～80 Hz 區(qū)間更加顯著。③ 兩種荷載激勵(lì)下，雖然振動(dòng)響應(yīng)在數(shù)量級(jí)上有差距，但經(jīng)過(guò)隔振后測(cè)點(diǎn)的特征峰值和各頻段能量分布走勢(shì)趨于一致，且均存在對(duì)應(yīng)其自振頻率的響應(yīng)峰值。這表明錘擊荷載的激振頻率區(qū)間可在一定程度上覆蓋列車激勵(lì)的頻率范圍。

2.2.3 隔振效果對(duì)比

將硬質(zhì)鋼塊支撐及鋼彈簧支撐體系振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比，采用插入損失IL/dB 對(duì)隔振效果進(jìn)行評(píng)價(jià)，其定義如式(7)所示：

圖11 為兩種荷載激勵(lì)下，不同鋼彈簧支撐體系相較硬質(zhì)鋼塊支撐時(shí)的插入損失。從圖中可以看出，鋼彈簧支撐體系在自振頻率(6 Hz～12.5 Hz)附近隔振效果為負(fù)值，表明在這一頻段范圍內(nèi)存在振動(dòng)放大現(xiàn)象，且錘擊荷載下的放大效應(yīng)較列車荷載更為顯著；在低頻段(1 Hz～8 Hz)列車激勵(lì)的隔振效果要優(yōu)于錘擊激勵(lì)，且隨著頻率降低兩者差異性逐漸增大，當(dāng)頻率接近于1 Hz 時(shí)，定點(diǎn)錘擊激勵(lì)時(shí)的插入損失趨近于0，分析其原因是因?yàn)閮煞N荷載作用對(duì)低頻段的激振強(qiáng)度均相對(duì)有限，而列車荷載的激振能量水平要高于錘擊荷載，導(dǎo)致了隔振前后二者插入損失的差異；而在高頻段(63 Hz～125 Hz)則相反，由于錘擊激勵(lì)的頻率覆蓋范圍更廣，因此插入損失要高于列車荷載激勵(lì)。參考《城市區(qū)域環(huán)境振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 10070—88)[20]振動(dòng)評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)振級(jí)進(jìn)行計(jì)權(quán)修正，采用最大Z 振級(jí)VLZ作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，其定義為：

式中：a0為基準(zhǔn)加速度，取1×10-6m/s2；A_Vi為計(jì)權(quán)修正系數(shù)。表2 給出兩種荷載激勵(lì)下鋼彈簧隔振體系較硬質(zhì)鋼塊支撐時(shí)的Z 振級(jí)差值，從表中可以看出，由于振動(dòng)的隨機(jī)性，各測(cè)次隔振量級(jí)存在一定的離散性，但總體上均表現(xiàn)出了正向的隔振效果。從隔振效果的計(jì)權(quán)統(tǒng)計(jì)結(jié)果看出，不同鋼彈簧支撐體系下錘擊激勵(lì)時(shí)的Z 振級(jí)隔振量均低于列車激勵(lì)，可見(jiàn)針對(duì)浮筑隔振系統(tǒng)錘擊荷載激勵(lì)下的隔振效果偏于保守。因此為了能更加客觀、準(zhǔn)確地評(píng)價(jià)其隔振性能，列車荷載激勵(lì)方式優(yōu)于錘擊激勵(lì)方式。當(dāng)使用定點(diǎn)錘擊激勵(lì)方式評(píng)估隔振性能時(shí)，建議選用激振能量較大的錘頭進(jìn)行激振以使更接近于實(shí)際列車荷載激勵(lì)。

表2 不同激勵(lì)下Z 振級(jí)隔振量級(jí)Table 2 Vibration isolation magnitude of Z vibration level under different excitation

2.2.4 不同錘擊力作用下振動(dòng)響應(yīng)

為進(jìn)一步分析不同錘擊力下浮筑隔振體系振動(dòng)響應(yīng)及其隔振效果的差異，將質(zhì)量30.5 kg 力錘分別提升至20 cm、25 cm、30 cm 及35 cm 進(jìn)行定點(diǎn)錘擊激振。以3 號(hào)鋼彈簧支撐體系為例，不同錘擊力作用下振動(dòng)響應(yīng)時(shí)程如圖12 所示。從圖中可以看出，隨著錘擊力度的增加，激振能量不斷增強(qiáng)，導(dǎo)致硬質(zhì)鋼塊及鋼彈簧支撐體系的振動(dòng)加速度響應(yīng)也逐漸增大。圖13(a)給出了不同錘擊力度下鋼彈簧隔振體系的1/3 倍頻程曲線，也呈現(xiàn)出了相似的規(guī)律。圖13(b)為硬質(zhì)鋼塊及鋼彈簧支撐下的插入損失，從圖中可以看到不同錘擊力度下各頻段插入損失表現(xiàn)出了較高的一致性，而由于在高頻段錘擊荷載振動(dòng)能量存在一定差異，因此僅在63 Hz 以上頻段出現(xiàn)了輕微的離散性。對(duì)振級(jí)進(jìn)行計(jì)權(quán)修正，不同錘擊力度下Z 振級(jí)及隔振量如表3 所示，可見(jiàn)隨著錘擊力度的增加，隔振量并沒(méi)有表現(xiàn)出顯著的變化，數(shù)值波動(dòng)很小。由此可知，定點(diǎn)錘擊時(shí)錘擊力度的變化并不會(huì)對(duì)浮筑隔振體系的隔振效果產(chǎn)生影響。其原因是因?yàn)楦粽耋w系振動(dòng)傳遞比(式(2))僅與頻率比及阻尼比相關(guān)，并不受外界激振強(qiáng)度的影響。從式(8)可以看出，當(dāng)傳遞比不變時(shí)，計(jì)算得到的Z 振級(jí)也保持不變，因此相應(yīng)的隔振量級(jí)也保持不變，這也為后續(xù)提出的整體浮筑隔振效果預(yù)測(cè)方法提供了依據(jù)。

表3 不同錘擊力作用下振動(dòng)量級(jí)及隔振量Table 3 Vibration response and vibration isolation under different hammering forces

3 隔振效果預(yù)測(cè)方法

3.1 方法流程

如何準(zhǔn)確預(yù)測(cè)地鐵所致振動(dòng)的受振體隔振效果是相關(guān)減隔振措施比選的關(guān)鍵。結(jié)合上述試驗(yàn)及理論研究，本文提出一套針對(duì)受振體建筑基底柔性支撐浮筑隔振體系的隔振效果預(yù)測(cè)方法，可為之后類似隔振措施的選型及預(yù)測(cè)提供一定參考，具體預(yù)測(cè)步驟如下：

1) 首先通過(guò)實(shí)測(cè)得到受振體所在地10 趟列車通過(guò)的振動(dòng)加速度時(shí)程x1(t),x2(t), · ··,xj(t)，其中j=1～10。

2) 計(jì)算每趟列車1/3 倍頻程各中心頻率的有效值：

式中，aij為第j趟車第i頻段的加速度有效值。

3) 通過(guò)線性平均得到不同車次各頻段有效值的均值：

4) 將受振體建筑基底浮筑隔振體系近似看作質(zhì)量-彈簧-阻尼系統(tǒng)，假定上部質(zhì)量和下部基礎(chǔ)均為剛性，計(jì)算得出隔振體系的整體豎向自振頻率：

式中：k為隔振體系剛度；m為上部建筑物整體質(zhì)量。

5) 通過(guò)傳遞解析分析，得出各中心頻段的傳遞率：

預(yù)測(cè)方法的具體流程如圖14 所示。

3.2 預(yù)測(cè)方法驗(yàn)證

某新建文化中心位于北京地鐵6 號(hào)線蘋(píng)果園段線路上方，總建筑面積4.1 萬(wàn)平方米，地上7 層，總高度46.62 m，地下3 層深16 m。地鐵6 號(hào)線從文化中心西北角正下方穿過(guò)，其中隧道結(jié)構(gòu)頂面埋深21.5 m，結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)底板埋深16.4 m，兩者垂直距離僅為5.1 m，為防止地鐵振動(dòng)對(duì)建筑物產(chǎn)生影響，結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)底部設(shè)有一層30 mm 厚柔性材料支撐的浮筑隔振層，建筑物與地鐵空間關(guān)系如圖15 所示。

選取位于線路正上方結(jié)構(gòu)基底位置處兩個(gè)測(cè)點(diǎn)為研究對(duì)象，如圖14(b)所示。通過(guò)實(shí)測(cè)隔振前后建筑物振動(dòng)響應(yīng)，與預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比。前期已測(cè)試得到未鋪設(shè)隔振層時(shí)，基礎(chǔ)底板墊層上的振動(dòng)響應(yīng)，在建筑主體結(jié)構(gòu)完工后，測(cè)試經(jīng)隔振后基底層的振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行分析。隔振前后列車通過(guò)時(shí)測(cè)點(diǎn)P的典型加速度時(shí)程如圖16 所示。由圖中可以看出浮筑隔振體系可顯著降低建筑物加速度峰值響應(yīng)。將時(shí)程數(shù)據(jù)進(jìn)行傅里葉變換并計(jì)權(quán)修正，得到測(cè)點(diǎn)P隔振前后的Z 振級(jí)分別為54.8 dB、49.6 dB，實(shí)測(cè)的浮筑隔振效果為5.4 dB；測(cè)點(diǎn)Q的實(shí)測(cè)隔振效果為5.7 dB。

根據(jù)3.1 節(jié)所提方法流程，進(jìn)行浮筑隔振效果的預(yù)測(cè)。其中隔振后測(cè)點(diǎn)P振動(dòng)響應(yīng)預(yù)測(cè)曲線如圖17 所示。從圖中與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比可以看出，預(yù)測(cè)所得的隔振后各頻段振級(jí)在分布趨勢(shì)及數(shù)量級(jí)上均與實(shí)測(cè)值相近。表4 分別給出了兩測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)及預(yù)測(cè)的隔振后Z 振級(jí)及隔振量對(duì)比，其中Z 振級(jí)誤差不超過(guò)1.2%，隔振量相差不超過(guò)0.6 dB，證明了本文所提出預(yù)測(cè)方法的準(zhǔn)確性，可為地鐵所致振動(dòng)的受振體浮筑隔振措施作出快速有效判斷。

表4 Z 振級(jí)及隔振量對(duì)比Table 4 Comparison of Z vibration level and vibration isolation

4 結(jié)論

本文通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)及線下試驗(yàn)對(duì)比，分析了受振體整體浮筑隔振措施在不同激勵(lì)條件下的差異性，并對(duì)定點(diǎn)錘擊激勵(lì)的有效性和準(zhǔn)確性進(jìn)行評(píng)價(jià)，得出以下結(jié)論：

(1) 列車及定點(diǎn)錘擊荷載激勵(lì)下，浮筑隔振體系可顯著減小振動(dòng)加速度峰值響應(yīng)，且兩種荷載激勵(lì)下經(jīng)過(guò)隔振后的特征峰值和各頻段能量分布走勢(shì)趨于一致，表明定點(diǎn)錘擊激勵(lì)方式對(duì)評(píng)估基底柔性支撐的浮筑隔振體系具有一定的適用性。

(2) 兩種荷載激勵(lì)下浮筑隔振體系在自振頻率附近隔振效果為負(fù)值，且錘擊激勵(lì)的放大效應(yīng)較列車激勵(lì)更為顯著。在低頻段(1 Hz～8 Hz)列車激勵(lì)的隔振效果要優(yōu)于錘擊激勵(lì)，當(dāng)頻率接近于1 Hz 時(shí)，錘擊激勵(lì)的插入損失接近于0；在高頻段(63 Hz～125 Hz)錘擊激勵(lì)時(shí)的插入損失略高于列車激勵(lì)。

(3) 針對(duì)浮筑隔振體系，定點(diǎn)錘擊激勵(lì)時(shí)的Z 振級(jí)隔振量低于列車激勵(lì)，且不隨錘擊力度變化而顯著變化，其隔振效果略偏于保守。因此為了能更加客觀、準(zhǔn)確的評(píng)價(jià)隔振性能，實(shí)際列車荷載激勵(lì)方式要優(yōu)于定點(diǎn)錘擊荷載激勵(lì)方式。

(4) 基于試驗(yàn)及理論分析，提出一套針對(duì)受振體柔性支撐浮筑隔振體系的隔振效果預(yù)測(cè)方法，并結(jié)合某實(shí)際工程進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)果表明本預(yù)測(cè)方法能針對(duì)地鐵所致振動(dòng)的受振體隔振效果作出有效判斷，可為類似隔振措施的選型及預(yù)測(cè)提供參考。