李天天 張俊發(fā) 張海剛 陶磊

(1.山東電力工程咨詢?cè)河邢薰?濟(jì)南 250013；2. 西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院 710048； 3. 中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán) 陜西省電力設(shè)計(jì)院有限公司 西安 710054；4. 陜西省引漢濟(jì)渭工程建設(shè)有限公司 西安 710010)

引言

彈性滑板支座是指在橡膠隔震支座上串聯(lián)放置摩擦滑板所構(gòu)成的支座，具有豎向承載力高、水平變形大、摩擦力可控等特點(diǎn)，但不具備復(fù)位功能，需配合橡膠支座使用[1]。在地震作用下，支座滑動(dòng)面之間產(chǎn)生相對(duì)滑移，耗散地震能量，減小向上部結(jié)構(gòu)的傳遞，從而降低其地震響應(yīng)。由于滑板支座滑動(dòng)面上的摩擦力具有較強(qiáng)的非線性特征，使得隔震結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)表現(xiàn)出高度的非線性，增大了結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析的難度。彈性滑板支座的摩擦力模型作為滑移隔震結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析的基礎(chǔ)，得到了深入研究[2,3]，并形成了一些規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)[4,5]，其主要有兩種常用的模型：考慮雙向耦合的Bouc-Wen模型和考慮動(dòng)軸力及雙向耦合的FP模型。目前，彈性滑板支座在民用隔震建筑得到廣泛應(yīng)用[6-10]，但在電力隔震工程中的應(yīng)用尚不多見(jiàn)[11-14]，在一定程度上限制了其隔震效果。為優(yōu)化隔震支座的選型與布置，進(jìn)一步提高電力建筑的隔震效果，做到工程安全與經(jīng)濟(jì)的平衡統(tǒng)一，有必要研究彈性滑板支座在該類隔震工程中的適用性，并確定出合理可靠的支座分析模型。

本文對(duì)某全戶內(nèi)變電站的生產(chǎn)綜合樓進(jìn)行隔震設(shè)計(jì)研究，探討了隔震層中使用彈性滑板支座的可行性，并利用兩種常用的支座恢復(fù)力模型，對(duì)隔震結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)進(jìn)行了對(duì)比分析。通過(guò)各樓層的加速度和位移時(shí)程、滑板支座的軸力、剪力時(shí)程及滯回曲線，比較了兩種模型引起結(jié)構(gòu)反應(yīng)的異同，明確了其適用范圍，可以為彈性滑板支座在同類工程中的應(yīng)用及其恢復(fù)力模型的選取提供參考。

1 彈性滑板支座的兩種恢復(fù)力模型

1.1 考慮雙向耦合的Bouc-Wen模型

該模型常用于描述鉛芯橡膠支座的恢復(fù)力特性，采用Park、Satish等提出的理論[15,16]來(lái)考慮雙向反應(yīng)的相關(guān)性，并對(duì)支座滯回曲線中加載及卸載拐點(diǎn)進(jìn)行處理。

支座的雙向耦合恢復(fù)力為：

(1)

滑板支座在地震作用下具有雙向耦合的摩擦屬性，與鉛芯支座的水平恢復(fù)力模型類似。為模擬滑板支座，將屈服前(滑動(dòng)前)剛度取其中橡膠支座部的水平剛度，屈服后(滑動(dòng)后)取水平剛度為0，即α=0，屈服力取支座所受軸力與摩擦系數(shù)的乘積，摩擦系數(shù)取0.05。

1.2 考慮動(dòng)軸力及雙向耦合的FP模型

該模型常用于描述摩擦擺支座的恢復(fù)力特性，仍采用Park、Wen等提出的理論[15,16]來(lái)進(jìn)行分析，由于滑板支座滑動(dòng)面為一平面，故將滑動(dòng)面的曲率設(shè)為0，即去掉擺的行為，僅保留摩擦屬性。支座的雙向耦合恢復(fù)力為：

(2)

式中:Fx、Fy分別為x、y方向的支座摩擦力；P為支座所受軸力，可考慮動(dòng)軸力對(duì)支座恢復(fù)力的影響，滿足以下關(guān)系：

(3)

式中:k3為支座的豎向剛度;u3為支座的豎向相對(duì)位移;μs為摩擦系數(shù)，與滑動(dòng)速度和壓力有關(guān)，見(jiàn)下式：

μs=f2-(f2-f3)e-av

(4)

式中:f2為動(dòng)摩擦系數(shù);f3為靜摩擦系數(shù);a為控制摩擦系數(shù)隨滑動(dòng)速度變化的參數(shù)，參考文獻(xiàn)[17]取f2=f3=0.05，a=0，v是滑動(dòng)的合速度：

(5)

(6)

2 工程概況

某全戶內(nèi)變電站生產(chǎn)綜合樓為鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，地下一層，地上兩層，二層帶有錯(cuò)層。結(jié)構(gòu)平面尺寸96m×42m，地下室層高4.0m，地上一層層高7.9m，二層在軸線～?處層高7.8m，在軸線?～處層高10.9m，在軸線～?處層高6.0m，并分別在結(jié)構(gòu)標(biāo)高4.0m、10.9m處設(shè)置一圈環(huán)梁作為加強(qiáng)層。結(jié)構(gòu)抗震設(shè)防烈度8度，設(shè)計(jì)基本地震加速度0.20g，特征周期0.35s，抗震設(shè)防類別為乙類。通過(guò)多種抗震設(shè)計(jì)方案的綜合比較，最終采用隔震方案，結(jié)構(gòu)詳情及具體分析參見(jiàn)文獻(xiàn)[20]。

采用直角坐標(biāo)系，定義坐標(biāo)系方向?yàn)椋篨向(縱向)，結(jié)構(gòu)長(zhǎng)邊方向；Y向(橫向)，結(jié)構(gòu)短邊方向；Z向，結(jié)構(gòu)豎直方向。

3 隔震層的布置

全戶內(nèi)變電站將站內(nèi)所有電氣設(shè)備集中于一棟生產(chǎn)綜合樓中，該樓采用基礎(chǔ)隔震，隔震層布置在地下室柱頂與一層樓板之間，地震作用下在對(duì)建筑物隔震的同時(shí)，間接對(duì)放置在樓內(nèi)的設(shè)備(其均位于樓板上)實(shí)現(xiàn)了隔震，即為整體隔震。但由于該樓具有跨度大、樓層高、平面與豎向不規(guī)則、樓內(nèi)設(shè)備質(zhì)量大小不一和擺放形式多樣等特點(diǎn)，且全戶內(nèi)變電站生產(chǎn)綜合樓建筑及全部設(shè)備整體隔震國(guó)內(nèi)沒(méi)有先例，尚無(wú)經(jīng)驗(yàn)可循，有必要進(jìn)行專門研究。

該樓結(jié)構(gòu)布置復(fù)雜，樓面荷載分布不均，部分柱子所受軸力差異較大，為將各支座壓應(yīng)力控制在合理范圍內(nèi)，難以采用同一規(guī)格的隔震支座；少數(shù)柱子未通到屋頂，正常工況下軸力較小，但在施工、檢修及地震等工況下軸力可能很大，并為配合其他大直徑支座形成較大的隔震位移，以達(dá)到隔震效果，在相應(yīng)位置設(shè)置了彈性滑板支座。經(jīng)過(guò)多輪反復(fù)計(jì)算調(diào)試，最終確定隔震層由普通橡膠支座(LNR)、鉛芯橡膠支座(LRB)和彈性滑板支座(SLD)組成，在每根柱子下布置一個(gè)支座，隔震層布置如圖1所示。

圖1 隔震層布置Fig.1 Layout of the isolation layer

隔震層使用彈性滑板支座的考慮是：隔震支座選型首先根據(jù)其所受重力荷載代表值進(jìn)行截面初選，結(jié)構(gòu)存在部分只通到一層樓板的柱子，支座所受壓力較小，若此處選擇小直徑橡膠支座，會(huì)導(dǎo)致隔震層極限位移較小，限制了其他大直徑支座隔震性能的發(fā)揮；若選擇大直徑橡膠支座，雖然提高了隔震層極限位移，但也增大了隔震層剛度，降低了隔震效果，可見(jiàn)橡膠支座難以兼顧隔震剛度和隔震效果的平衡；而彈性滑板支座由于具有豎向承載力高、滑動(dòng)后水平剛度為零、水平位移大等優(yōu)點(diǎn)，將對(duì)應(yīng)位置處的橡膠支座換為彈性滑板支座，并適當(dāng)增大截面，容易做到支座承載力、隔震層剛度和隔震效果的統(tǒng)一，有助于充分發(fā)揮支座的力學(xué)性能。

通過(guò)計(jì)算得到隔震結(jié)構(gòu)的水平向減震系數(shù)為0.254，根據(jù)現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011-2010)12.2.5條中表7所述，上部結(jié)構(gòu)的水平地震作用可降低一度確定，罕遇地震人工波下其最大層間位移角為1/598，未超過(guò)彈性層間位移角限值1/550，表明上部結(jié)構(gòu)在罕遇地震下基本處于彈性狀態(tài)，抗震韌性十分優(yōu)異。隔震支座選取過(guò)程及計(jì)算分析詳見(jiàn)文獻(xiàn)[21]。

4 結(jié)構(gòu)計(jì)算模型

選用SAP2000 軟件對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行具體分析，所建立的計(jì)算模型如圖2所示。其中，梁、柱采用框架單元模擬；樓板采用薄殼單元模擬；隔震支座采用橡膠隔振單元模擬，彈性滑板支座分別采用考慮雙向耦合的Bouc-Wen模型的Rubber Isolator單元和考慮動(dòng)軸力及雙向耦合的FP模型的Friction Isolator單元模擬，建立兩個(gè)模型，進(jìn)行對(duì)比分析。為敘述方便，將使用Rubber Isolator單元的結(jié)構(gòu)定為模型1，使用Friction Isolator單元的結(jié)構(gòu)定為模型2。

梁柱構(gòu)件的彈塑性通過(guò)對(duì)框架單元設(shè)置塑性鉸來(lái)實(shí)現(xiàn)，對(duì)結(jié)構(gòu)中所有柱指定P-M2-M3鉸，設(shè)置在距柱兩端各0.1倍柱長(zhǎng)處；對(duì)所有梁指定M3鉸，設(shè)置在距梁兩端各0.1倍梁長(zhǎng)處。通過(guò)構(gòu)件的塑性鉸狀態(tài)，可以判斷結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展程度，進(jìn)而對(duì)其抗震性能做出評(píng)估。

圖2 結(jié)構(gòu)計(jì)算模型Fig.2 The structural calculation model

線性分析工況中兩種支座定義的有效剛度和有效阻尼相同，故兩個(gè)模型模態(tài)分析結(jié)果一致。其中，隔震結(jié)構(gòu)前三階周期分別為2.708s、2.695s、2.516s，非隔震結(jié)構(gòu)前三階周期分別為0.780s、0.735s、0.683s。

5 支座兩種恢復(fù)力模型的對(duì)比研究

利用建立的兩個(gè)模型，選取適當(dāng)?shù)牡卣鸩ǎ瑢⑵浞謩e沿結(jié)構(gòu)主軸單向、雙向、三向輸入，進(jìn)行多個(gè)水準(zhǔn)下的非線性時(shí)程分析。提取各樓層的加速度和位移時(shí)程、滑板支座的軸力、剪力時(shí)程及滯回曲線，對(duì)比所得結(jié)果的異同，對(duì)兩種支座模型的適用性做出評(píng)價(jià)。

5.1 地震波的選取

由于隔震結(jié)構(gòu)為非比例阻尼體系，常規(guī)振型分解反應(yīng)譜法不再適用，無(wú)法按照普通抗震結(jié)構(gòu)時(shí)程分析的選波原則，以簡(jiǎn)化方法的計(jì)算結(jié)果作為地震波選擇的參考[22]。選取地震波時(shí)以非隔震結(jié)構(gòu)作為分析對(duì)象，并將非隔震與隔震結(jié)構(gòu)前三階周期對(duì)應(yīng)的反應(yīng)譜值與規(guī)范譜值的偏差控制在20%以內(nèi)。根據(jù)結(jié)構(gòu)所在場(chǎng)地及自身動(dòng)力特性，選取1組人工波(多遇、設(shè)防、罕遇地震波各一條)和2組三向天然波522波(水平分量：522-225、522-315，豎向分量：522-up)、Borrego波(水平分量：Borrego-00、Borrego-90，豎向分量：Borrego-up)。多遇地震加速度峰值調(diào)至70gal，設(shè)防地震調(diào)至200gal，罕遇地震調(diào)至400gal。各地震波反應(yīng)譜與規(guī)范反應(yīng)譜的對(duì)比如圖3所示。

圖3 各地震波反應(yīng)譜與規(guī)范反應(yīng)譜的對(duì)比Fig.3 Comparison of response spectrum of different earthquake waves and code spectrum

5.2 樓層加速度對(duì)比

將選取的地震波分別沿結(jié)構(gòu)主軸單向、雙向、三向輸入，進(jìn)行三個(gè)水準(zhǔn)下的地震反應(yīng)分析，提取一層、二層樓面及三個(gè)錯(cuò)層屋面中心部位節(jié)點(diǎn)的絕對(duì)加速度時(shí)程，進(jìn)行對(duì)比分析。

1．地震波單向輸入

將調(diào)幅到三個(gè)地震水準(zhǔn)的天然波水平分量與人工波分別沿結(jié)構(gòu)X、Y向輸入，進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析。由于篇幅所限，僅列出各條波輸入下算得各樓層最大加速度的平均值，見(jiàn)表1。

表1 地震波單向輸入下兩個(gè)模型各樓層最大加速度的平均值(單位：mm/s2)Tab.1 Average value of each floor maximum acceleration of two structures under earthquake waves unidirectional inputting(unit：mm/s2)

由表1比較可得，在多遇地震下不同方向地震作用時(shí)，兩個(gè)模型的樓層加速度平均相差0.39%，最大相差0.58%；在設(shè)防地震下，兩個(gè)模型的樓層加速度平均相差0.20%，最大相差0.51%；在罕遇地震下，兩個(gè)模型的樓層加速度平均相差2.63%，最大相差4.03%。可知在不同強(qiáng)度不同方向的地震作用下，兩個(gè)模型的樓層最大加速度非常接近，查看各地震波下的時(shí)程曲線對(duì)比，發(fā)現(xiàn)加速度在部分時(shí)間點(diǎn)上有所差別，但極值相近。若考察結(jié)構(gòu)加速度的最大響應(yīng)，兩種支座模型可以通用。

2.地震波多向輸入

圖4給出了兩個(gè)模型在罕遇地震水平的三向天然波522輸入下所得一層和二層樓面的加速度時(shí)程對(duì)比，可見(jiàn)在一些時(shí)間點(diǎn)上加速度有所差別，但極值接近，總體趨勢(shì)保持一致。

多向輸入算得兩個(gè)模型各樓層的加速度響應(yīng)相近，與單向輸入結(jié)論類似，不再詳述。

圖4 天然波522大震三向輸入下兩個(gè)模型的樓層加速度時(shí)程對(duì)比Fig.4 Floor acceleration time history comparison of two structures under three directional natural waves 522 of rare earthquake level

5.3 樓層位移對(duì)比

提取上述加速度考察點(diǎn)的位移時(shí)程，作為各樓層的位移代表值，進(jìn)行對(duì)比分析。

1．地震波單向輸入

表2列出各條地震波單向輸入下算得兩個(gè)模型各樓層最大位移的平均值。

表2 地震波單向輸入下兩個(gè)模型各樓層最大位移的平均值(單位：mm)Tab.2 Average value of each floor maximum displacement of two structures under earthquake

由表2比較可得，在多遇地震下不同方向地震作用時(shí)，兩個(gè)模型的樓層位移平均相差為0，最大相差也為0；在設(shè)防地震下，兩個(gè)模型的樓層位移平均相差0.13%，最大相差1.28%；在罕遇地震下，兩個(gè)模型的樓層位移平均相差2.42%，最大相差3.98%。可知不同強(qiáng)度不同方向地震波作用下，兩個(gè)結(jié)構(gòu)各樓層的最大位移相差很小，查看各地震波下的時(shí)程曲線對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在不同時(shí)間點(diǎn)上的位移基本一致，幾乎重合。若考察結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)，兩種支座模型可以通用。

2．地震波多向輸入

圖5給出了兩個(gè)模型在罕遇地震水平的三向天然波522輸入下所得一層和二層樓面的位移時(shí)程對(duì)比，可見(jiàn)不同模型的時(shí)程曲線幾乎重合，非常接近。地震波雙向和三向輸入算得兩個(gè)結(jié)構(gòu)各樓層的位移響應(yīng)相近，與單向輸入結(jié)論類似，不再詳述。

圖5 天然波522大震三向輸入下兩個(gè)結(jié)構(gòu)的樓層位移時(shí)程對(duì)比Fig.5 Floor displacement time history comparison of two structures under three directional natural waves 522 of rare earthquake level

5.4 隔震支座軸力對(duì)比

比較可得，在多遇地震下不同方向地震作用時(shí)，兩個(gè)模型的滑板支座最大軸力平均相差1.02%，最小軸力平均相差0.68%；在設(shè)防地震下，兩個(gè)模型的滑板支座最大軸力平均相差1.46%，最小軸力平均相差0.92%；在罕遇地震下，兩個(gè)模型的滑板支座最大軸力平均相差0.28%，最小軸力平均相差0.70%。可見(jiàn)在不同強(qiáng)度不同方向的地震作用下，兩個(gè)結(jié)構(gòu)的滑板支座峰值軸力平均值相差很小；且軸力均為正值，沒(méi)有出現(xiàn)拉應(yīng)力，兩種支座均能正常工作。若考察滑板支座軸力的最大響應(yīng)，兩種支座恢復(fù)力模型可以通用。

圖6給出了兩個(gè)模型在罕遇水平的天然波522三向輸入下所得滑板支座的軸力時(shí)程對(duì)比?？梢?jiàn)SLD500支座在整個(gè)地震過(guò)程中由不同支座模型算得軸力值非常接近，SLD600支座的軸力在地震前半段幾乎吻合，在后半段有較小的偏差，但極值相近，總體趨勢(shì)保持一致。地震波單向和雙向輸入所得結(jié)論與三向輸入類似，不再詳述。

圖6 天然波522大震三向輸入下彈性滑板支座的軸力時(shí)程對(duì)比Fig.6 Axial force time history comparison of elastic sliding bearings under three directional natural waves 522 of rare earthquake level

5.5 彈性滑板支座剪力和滯回曲線對(duì)比

考慮到兩種支座模型的主要區(qū)別在于能否考慮動(dòng)軸力對(duì)支座剪力和滯回性能的影響，因此為突出軸力的變化，將三向地震波加速度峰值分別調(diào)幅為0.07g、0.20g、0.40g、0.60g，以涵蓋結(jié)構(gòu)可能遭受的地震動(dòng)水平。

1．滑板支座的剪力對(duì)比

圖7給出了兩個(gè)模型中A-3支座在不同峰值強(qiáng)度地震下的剪力時(shí)程對(duì)比，可以看出，在最大加速度較低的0.07g和0.20g的地震作用下，支座的剪力變化曲線幾乎重合，剪力極值十分接近；在最大加速度為0.40g和0.60g的情況下，支座的剪力變化出現(xiàn)一定差別，且隨著地震強(qiáng)度增大，差別越發(fā)明顯，具體表現(xiàn)為：不同模型的支座剪力時(shí)程曲線在其上升或下降過(guò)程中基本一致，在其波峰波谷附近采用Bouc-Wen模型的支座剪力變化較為平緩，過(guò)渡比較流暢平穩(wěn)，而采用FP模型的支座剪力變化較為急促，呈現(xiàn)出快速的上下波動(dòng)，且隨著地震的增強(qiáng)，波動(dòng)幅度越來(lái)越大；在四個(gè)強(qiáng)度水平下，支座最大剪力分別相差0、0、8%、13%，反映出軸力變化對(duì)支座剪力極值的影響。

單向和雙向輸入下由于柱子軸力變化幅度很小，故而兩個(gè)模型中滑板支座的剪力基本沒(méi)有差別，不再細(xì)述。

2.滑板支座的滯回曲線對(duì)比

在隔震系統(tǒng)中，滑板支座通過(guò)滑動(dòng)來(lái)隔離地面運(yùn)動(dòng)，通過(guò)摩擦消耗地震能量，其滯回曲線直接反映了支座的力學(xué)性能，需重點(diǎn)關(guān)注。

圖7 不同峰值強(qiáng)度的天然波522三向輸入下兩個(gè)模型A-3支座的剪力時(shí)程對(duì)比Fig.7 Shear time history comparison of A-3 bearing for two structures when natural earthquake waves 522 of different peak acceleration along three directions inputting

圖8 不同峰值強(qiáng)度的天然波522三向輸入下兩個(gè)模型A-3支座的滯回曲線對(duì)比Fig.8 Hysteresis curve comparison of A-3 bearing for two structures when natural earthquake waves 522 of different peak acceleration along three directions inputting

為量化分析滑板支座軸力變化對(duì)其滯回曲線的影響，繪出了地震波在三向輸入下加速度峰值分別為0.07g、0.20g、0.40g、0.60g時(shí)A-3支座的滯回曲線，如圖8所示。

由圖8可見(jiàn)，在峰值強(qiáng)度為0.07g和0.20g的較低水平地震作用下，支座滯回曲線幾乎重合，這與前述支座位移和剪力對(duì)比的分析結(jié)果是相對(duì)應(yīng)的；在最大加速度為0.40g和0.60g的情況下，模型1的滑板支座滯回曲線比較光滑，呈現(xiàn)平滑的遞增或遞減，而模型2的滯回曲線出現(xiàn)上下波動(dòng)，且隨著地震的增強(qiáng)，變化越明顯，支座剪力最大相差分別為8%、13%，這與前述分析是相對(duì)應(yīng)的。

產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是：FP模型可以考慮動(dòng)軸力對(duì)支座剪力的影響，而雙向耦合的Bouc-Wen模型通過(guò)指定一固定的支座屈服力，無(wú)法考慮軸力變化對(duì)其的影響，地震波在單向和雙向輸入時(shí)支座軸向力變化不明顯，故兩者滯回曲線差別較小，而在三向輸入時(shí)豎向地震動(dòng)使支座軸向力發(fā)生較大范圍的變動(dòng)，使兩個(gè)模型的支座剪力產(chǎn)生差異，導(dǎo)致滯回曲線的區(qū)別?？梢?jiàn)，F(xiàn)P模型對(duì)于支座滯回性能的描述更加精確合理。

6 結(jié)論

通過(guò)對(duì)某全戶內(nèi)變電站生產(chǎn)綜合樓進(jìn)行隔震設(shè)計(jì)研究，探討了隔震層中應(yīng)用彈性滑板支座的可行性，并對(duì)支座恢復(fù)力模型分別使用考慮雙向耦合的Bouc-Wen模型和考慮動(dòng)軸力及雙向耦合的FP模型的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了多個(gè)水準(zhǔn)下單向、雙向、三向地震反應(yīng)對(duì)比分析，得到以下結(jié)論：

1. 隔震生產(chǎn)綜合樓應(yīng)用彈性滑板支座是可行性，與橡膠支座相組合，對(duì)于這類質(zhì)量剛度分布不均勻的結(jié)構(gòu)更容易兼顧隔震層剛度和隔震效果的平衡，有助于充分發(fā)揮支座的力學(xué)性能，進(jìn)而提升變電站的抗震韌性。

2. 彈性滑板支座的不同恢復(fù)力模型算得結(jié)構(gòu)樓層加速度、位移及支座軸力極值相近，時(shí)程曲線趨勢(shì)保持一致，此時(shí)兩種恢復(fù)力模型可以通用。

3. 三向地震下由FP模型所得支座滯回曲線出現(xiàn)一定的上下波動(dòng)，且隨著地震強(qiáng)度的增大，波動(dòng)越明顯；而考慮雙向耦合的Bouc-Wen模型算得支座滯回曲線多為平滑的遞增或遞減，表明在描述動(dòng)軸力對(duì)支座剪力和滯回性能的影響上，F(xiàn)P模型更加精確合理。

4. 該結(jié)構(gòu)在地震作用下彈性滑板支座沒(méi)有受到拉力，工作正常；若對(duì)可能會(huì)產(chǎn)生拉力的結(jié)構(gòu)，由于FP模型在拉力下作用失效，更加接近實(shí)際情況，而雙向耦合的Bouc-Wen模型仍功能正常，故而兩種分析模型算得結(jié)果將會(huì)顯著不同，此時(shí)應(yīng)以FP模型為準(zhǔn)，值得注意。

5. FP模型較考慮雙向耦合的Bouc-Wen模型所得結(jié)果更加精確可靠，并具有更大的適用性，是模擬彈性滑板支座工作性能的有效模型。

6. 工程結(jié)構(gòu)在進(jìn)行隔震設(shè)計(jì)時(shí)，隔震層的支座類型選取需根據(jù)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及具體要求來(lái)進(jìn)行，通過(guò)合理布置，以充分發(fā)揮支座的性能優(yōu)勢(shì)，進(jìn)而達(dá)到隔震效果與安全經(jīng)濟(jì)的平衡。