劉傳平，吳邑濤，楊興據(jù)，邱 璐，林 峰

(1. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092； 2. 同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司，上海 200092)

0 引 言

隨著中國(guó)經(jīng)濟(jì)水平的不斷提高，各地的交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)快速發(fā)展。近年來(lái)，許多中心城市興建了承擔(dān)著綜合交通樞紐角色的高鐵站。站臺(tái)雨棚作為車(chē)站的附屬建筑，呈現(xiàn)跨度大、凈空高的特點(diǎn)。高速通過(guò)的列車(chē)若失控，站臺(tái)雨棚柱將面臨被撞擊從而引發(fā)整體結(jié)構(gòu)倒塌的風(fēng)險(xiǎn)。因此，進(jìn)行雨棚結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌分析，對(duì)保障車(chē)站結(jié)構(gòu)和旅客的安全具有重要意義。

迄今為止，眾多學(xué)者基于拆除構(gòu)件法[1-2]對(duì)子結(jié)構(gòu)與整體結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能進(jìn)行了大量研究。例如，Liu等[3]通過(guò)試驗(yàn)研究了鋼框架結(jié)構(gòu)梁柱腹板連接節(jié)點(diǎn)在突然拆柱情況下的動(dòng)力特性，并基于數(shù)值模擬進(jìn)行了參數(shù)分析；Qian等[4-5]通過(guò)動(dòng)力試驗(yàn)評(píng)估了鋼筋混凝土(RC)子結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)。Zhou等[6]通過(guò)動(dòng)力試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了現(xiàn)澆RC和預(yù)制混凝土(PC)框架子結(jié)構(gòu)在中柱突然移除情形下的抗連續(xù)倒塌性能。陸新征等[7-8]應(yīng)用拆除構(gòu)件法對(duì)2個(gè)典型RC框架結(jié)構(gòu)(3層和8層)進(jìn)行了抗連續(xù)倒塌分析。值得注意的是，目前抗連續(xù)倒塌研究主要集中于多層或高層框架結(jié)構(gòu)，而對(duì)于類(lèi)似站臺(tái)雨棚的大跨空間結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究仍較少。本工程中包含了鋼結(jié)構(gòu)和RC屋蓋雨棚2種形式。以鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚為例，該雨棚采用連續(xù)拱結(jié)構(gòu)，柱失效后拱在水平方向的推力被釋放并傳遞，其抗連續(xù)倒塌性能如何有待研究。

此外，目前對(duì)整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗連續(xù)倒塌分析的研究主要基于數(shù)值模擬展開(kāi)，并可將其分為2類(lèi)：①基于宏觀單元(梁、殼單元)建立的簡(jiǎn)化數(shù)值模型；②基于實(shí)體單元建立的結(jié)構(gòu)精細(xì)化模型。第1種方法常用于整體結(jié)構(gòu)的宏觀響應(yīng)分析，存在難以捕捉局部破壞和損傷演化過(guò)程等缺點(diǎn)[9]；第2種方法可克服第1種方法的缺陷，但時(shí)間成本較大。考慮到結(jié)構(gòu)倒塌往往源于局部破壞和跨尺度損傷演化[10]，因此可以考慮對(duì)局部區(qū)域建立精細(xì)模型，對(duì)其他區(qū)域建立簡(jiǎn)化模型，即引入多尺度建模方法[11]，這不僅能準(zhǔn)確地模擬結(jié)構(gòu)的倒塌破壞，而且能保證計(jì)算效率，為結(jié)構(gòu)的倒塌模擬或非線性分析提供了可行思路。例如，Yue等[12]建立了風(fēng)冷冷凝器支撐平臺(tái)的多尺度模型，Yu等[13]建立了橋梁鋼桁架多尺度模型，吳強(qiáng)等[14]建立了RC框架多尺度模型，他們將分析與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比后，均發(fā)現(xiàn)并證實(shí)了多尺度建模方法可準(zhǔn)確、有效地應(yīng)用于結(jié)構(gòu)非線性分析。

1 一致多尺度建模方法及驗(yàn)證

1.1 一致多尺度有限元建模方法

“一致多尺度”建模方法是在“單一尺度”和“二次分析”有限元建模方法的基礎(chǔ)上提出的[11]。“單一尺度”建模方法采用宏觀單元或?qū)嶓w單元對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)建立尺度一致的簡(jiǎn)化或精細(xì)模型。“二次分析”建模方法采用宏觀單元先對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)建立簡(jiǎn)化模型以確定關(guān)鍵破壞區(qū)域，而后采用實(shí)體單元單獨(dú)對(duì)該區(qū)域建立局部精細(xì)模型Ω2[圖1(a)]，但其邊界條件的確定是復(fù)雜且困難的，這往往會(huì)導(dǎo)致“二次分析”存在較大誤差。與此不同，“一致多尺度”建模方法將局部精細(xì)模型Ω2嵌入整體結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化模型Ω1中進(jìn)行協(xié)同計(jì)算[圖1(b)]，既準(zhǔn)確得到了關(guān)鍵破壞區(qū)域的邊界條件，又保證了計(jì)算精度和效率。

圖1 “二次分析”與“一致多尺度”建模方法對(duì)比Fig.1 Comparison of “Secondary Analysis” and “Consistent Multi-scale Analysis” Modeling Methods

不同類(lèi)型單元節(jié)點(diǎn)的自由度存在差異(圖2)，故“一致多尺度”建模方法的關(guān)鍵問(wèn)題是選擇合適的方法實(shí)現(xiàn)界面處的耦合。圖2中u、θ分別表示位移與轉(zhuǎn)角，Ni、Si、B分別表示實(shí)體、殼、梁?jiǎn)卧系墓?jié)點(diǎn)。目前可選擇的界面連接方法有過(guò)渡單元法[15-16]和多點(diǎn)約束方程法[17-18]。過(guò)渡單元法需針對(duì)不同尺度單元間的連接類(lèi)型建立不同的過(guò)渡單元，這導(dǎo)致過(guò)渡單元種類(lèi)數(shù)量龐大。多點(diǎn)約束方程法通過(guò)兩尺度單元間界面節(jié)點(diǎn)位移約束條件實(shí)現(xiàn)耦合，易于在軟件中實(shí)現(xiàn)，故本文采用多點(diǎn)約束方程法實(shí)現(xiàn)界面耦合。

圖2 不同尺度單元典型連接類(lèi)型Fig.2 Typical Connection Types of Different Scale Elements

依據(jù)建立約束方程理論方法的不同，可將多點(diǎn)約束方程法分為基于節(jié)點(diǎn)位移協(xié)調(diào)[9]、基于節(jié)點(diǎn)做功相等[17]和基于節(jié)點(diǎn)位移協(xié)調(diào)與做功相等結(jié)合[19]3種。3種方法本質(zhì)相同，均通過(guò)定義界面兩側(cè)節(jié)點(diǎn)自由度間的線性關(guān)系，來(lái)平衡和協(xié)調(diào)不同自由度間的轉(zhuǎn)角和位移，其統(tǒng)一形式如式(1)所示。

(1)

式中：C0為常數(shù)項(xiàng)；U(I)為自由度項(xiàng)；C(I)為U(I)的系數(shù)；N為約束方程編號(hào)。

以梁實(shí)體單元的連接為例[圖2(a)]，式(2)給出了基于節(jié)點(diǎn)位移協(xié)調(diào)的約束方程。

(2)

式中：uxB、uyB、uzB為宏觀單元界面連接處軸向和2個(gè)切向位移；uxNi、uyNi、uzNi為精細(xì)單元界面連接處第i點(diǎn)軸向和2個(gè)切向位移；θxB、θyB、θzB為宏觀單元界面連接處轉(zhuǎn)角位移；b和h分別為構(gòu)件截面寬度和高度。

在LS-DYNA中，通過(guò)關(guān)鍵字*CONSTRAINED_NODAL_RIGID_BODY可以方便且自動(dòng)地實(shí)現(xiàn)約束方程的建立。

1.2 一致多尺度建模方法的驗(yàn)證

為驗(yàn)證1.1節(jié)所述多尺度建模方法在瞬時(shí)拆柱情形下的準(zhǔn)確性，本節(jié)首先對(duì)文獻(xiàn)[3]中的倒塌動(dòng)力試驗(yàn)進(jìn)行了模擬。試驗(yàn)中，每個(gè)試件包含2跨鋼梁(UB254×146×37)和1根短柱(UC203×203×71)，鋼梁與短柱通過(guò)8 mm厚的角鋼與8.8級(jí)M20螺栓來(lái)連接，試件總長(zhǎng)4 868 mm；梁、柱的鋼材為S355級(jí)，角鋼為S275級(jí)；利用6對(duì)厚20 mm的鋼板實(shí)現(xiàn)均布荷載的施加。建立多尺度有限元模型時(shí)，考慮試件幾何形狀、受荷特點(diǎn)及邊界條件的對(duì)稱(chēng)性，只對(duì)試件的1/2進(jìn)行建模，如圖3所示。模型建立采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(Solid164)、2節(jié)點(diǎn)自定義截面梁?jiǎn)卧?Beam161)及4節(jié)點(diǎn)殼單元(Shell163)，兩尺度單元界面處的連接采用1.1節(jié)所述的多點(diǎn)約束方程法。鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系通過(guò)*MAT_SIMPLIFIED_JOHNSON_COOK模型來(lái)模擬，彈性模量Es取205 GPa，屈服強(qiáng)度f(wàn)y為400 MPa，硬化模量Eh為3 GPa；利用*AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE定義螺桿膨大端/螺母與角鋼連接板/柱、螺桿與孔、連接板與梁腹板之間的接觸關(guān)系，輸入摩擦因數(shù)為0.3；質(zhì)量阻尼比為1.8%[20]。

圖3 多尺度模型Fig.3 Multi-scale Model

采用顯式求解法進(jìn)行分析，分析包括3個(gè)步驟：①螺栓預(yù)緊力(最大20 kN)、試件重力(以重力加速度g=9.8 m·s-2定義)及中柱支撐力(最大27 kN)在前0.2 s內(nèi)線性增大，直至達(dá)到各自的最大值；②維持時(shí)長(zhǎng)為0.3 s的系統(tǒng)平衡；③在80 ms內(nèi)將施加于中柱底部的支撐力降至0，模擬突然移除柱的場(chǎng)景。圖4(a)對(duì)比了數(shù)值模擬與動(dòng)力試驗(yàn)得到的中柱豎向位移時(shí)程曲線?？梢钥闯?，數(shù)值模擬與試驗(yàn)得到的2條曲線均吻合較好，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)了試件的最大動(dòng)位移及自由振動(dòng)特性。圖4(b)為試件WAF26在最終狀態(tài)時(shí)角鋼連接板的變形，角鋼頂角處發(fā)生了單元失效，這與試驗(yàn)中觀察到角鋼頂角處出現(xiàn)裂紋相一致。由此可見(jiàn)，所建立的有限元模型對(duì)于預(yù)測(cè)鋼結(jié)構(gòu)在瞬時(shí)拆柱后的動(dòng)力響應(yīng)是可靠的。

圖4 模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of Simulation and Test Results

此外，本文還對(duì)文獻(xiàn)[4]中以RC梁-板子結(jié)構(gòu)為對(duì)象的倒塌動(dòng)力測(cè)試進(jìn)行了模擬，圖5對(duì)比了拆柱點(diǎn)豎向位移時(shí)程曲線?？梢钥闯觯M結(jié)果較好地預(yù)測(cè)了子結(jié)構(gòu)的最大動(dòng)位移及自由振動(dòng)特性。

圖5 拆柱點(diǎn)豎向位移時(shí)程曲線對(duì)比Fig.5 Comparison of Vertical Displacement Time-history Curves of Column Dismantling Point

綜上，兩尺度單元在界面連接處的建模方法可實(shí)現(xiàn)基于梁殼單元的簡(jiǎn)化模型和基于實(shí)體單元的精細(xì)模型間的過(guò)渡，保證了信息傳遞的客觀性。

2 雨棚結(jié)構(gòu)抗倒塌分析

2.1 工程背景與結(jié)構(gòu)形式

某高鐵車(chē)站的站房建筑面積約80 000 m2，設(shè)計(jì)8臺(tái)18線，是國(guó)家級(jí)綜合交通樞紐站之一。車(chē)站整體效果見(jiàn)圖6(a)，位于主體結(jié)構(gòu)兩側(cè)的站臺(tái)雨棚可為旅客短暫停留提供庇護(hù)場(chǎng)所。西北側(cè)鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚[圖6(b)]采用圓形鋼管混凝土柱，柱截面包括φ700×25和φ900×35兩種[圖6(c)]；順軌向柱距18 m，垂軌向柱距11.5 m或21.5 m；屋蓋由矩形鋼管的橫縱主梁和橫縱次梁體系組成，主梁截面800 mm×350 mm×14 mm×16 mm，次梁截面300 mm×150 mm×6 mm×6 mm，且橫、縱主梁與鋼柱通過(guò)焊接方式實(shí)現(xiàn)剛接；屋蓋為連續(xù)拱結(jié)構(gòu)，拱的矢高約1.17 m。東南側(cè)RC結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚采用了2種框架柱(KZ1和KZ2)，其中KZ1截面為1 600 mm×1 600 mm，且內(nèi)含十字型鋼1 000 mm×450 mm×22 mm×50 mm，KZ2截面為1 300 mm×1 200 mm；順軌向柱距21.5 m，垂軌向柱距11.5、15.5、21.5 m；屋蓋由矩形鋼骨混凝土橫縱主梁和橫縱次梁體系組成，主梁截面1 400 mm×2 400 mm，內(nèi)含H型鋼H1700×450×20×40，次梁截面1 200 mm×1 600 mm，內(nèi)含H型鋼H1700×350×20×40，且鋼骨在梁-柱節(jié)點(diǎn)處通過(guò)焊接方式進(jìn)行連接。工程所采用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，型鋼采用Q355C鋼，鋼筋類(lèi)別為HRB400。

此外，本研究基于高速不經(jīng)停列車(chē)的行駛位置確定建模區(qū)域。以鋼屋蓋雨棚為例，高速不經(jīng)停列車(chē)行駛在軸線⑨～⑩之間，如圖6(b)、(c)所示。

圖6 某高鐵車(chē)站(單位：mm)Fig.6 A Railway Station (Unit:mm)

2.2 雨棚有限元模型

有限元模型區(qū)分節(jié)點(diǎn)區(qū)和非節(jié)點(diǎn)區(qū)。節(jié)點(diǎn)區(qū)包括框架柱、垂軌向梁和順軌向梁的一部分(圖7、8)，受力復(fù)雜，建立單元尺寸在10 mm量級(jí)的精細(xì)模型，且鋼筋(或鋼骨)與混凝土分離式建模。其中，鋼筋采用梁?jiǎn)卧?Beam161)模擬，鋼骨和混凝土均采用實(shí)體單元(Solid164)模擬，且鋼筋和鋼骨通過(guò)可考慮屈服、硬化和應(yīng)變率效應(yīng)的彈塑性模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)來(lái)模擬[21]，混凝土選用可模擬混凝土開(kāi)裂、壓潰等現(xiàn)象的Johnson-Cook模型；通過(guò)關(guān)鍵字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID將鋼筋和鋼骨嵌入混凝土中。非節(jié)點(diǎn)區(qū)采用簡(jiǎn)化建模方法建立單元尺寸為1 000 mm量級(jí)的簡(jiǎn)化模型。其中，屋面板采用分層殼單元(Shell163)模擬，材料模型通過(guò)關(guān)鍵字*MAT_CONCRETE_EC2定義；其他構(gòu)件采用自定義截面梁?jiǎn)卧?Beam161)模擬，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系通過(guò)*MAT_SIMPLIFIED_JOHNSON_COOK模型來(lái)模擬。此外，節(jié)點(diǎn)區(qū)的鋼梁與鋼柱、梁內(nèi)鋼骨與柱內(nèi)鋼骨的焊接在有限元模型中通過(guò)共節(jié)點(diǎn)的方式實(shí)現(xiàn)。

圖8 RC結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚Fig.8 RC Structure Roof Canopy

圖7為西北側(cè)鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚的有限元模型。約束柱單元底部的全部自由度。為模擬雨棚結(jié)構(gòu)中其他部分對(duì)研究對(duì)象的約束作用，約束軸⑧(圖6)邊主梁的水平向位移和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。RC屋蓋雨棚與之相似，見(jiàn)圖8。采用拆除構(gòu)件法對(duì)雨棚結(jié)構(gòu)進(jìn)行連續(xù)倒塌分析，即逐個(gè)拆除邊柱柱1、次邊柱柱2和中柱柱3，對(duì)剩余結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性動(dòng)力計(jì)算。需要說(shuō)明的是，快速拆柱的模擬通過(guò)關(guān)鍵字*LOAD_REMOVE_PART實(shí)現(xiàn)，且拆柱時(shí)間指定為10 ms，遠(yuǎn)小于剩余結(jié)構(gòu)基本周期的1/10[2]。

2.3 結(jié)果與討論

2.3.1 鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚

對(duì)鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚模型施加自重并維持1.5 s至結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，然后快速拆除邊柱柱1。拆柱點(diǎn)豎向位移反應(yīng)見(jiàn)圖9(a)，最大值為17.56 mm，梁端轉(zhuǎn)角為0.001 5 rad，小于規(guī)范限值0.000 12hrad[2](h為鋼梁截面高度)，即0.009 6 rad。相鄰柱柱頂水平位移反應(yīng)見(jiàn)圖9(b)，最大值出現(xiàn)在柱1L頂端，為4.74 mm，柱腳最大轉(zhuǎn)角約為0.000 4 rad?？梢?jiàn)，拆除柱1后，結(jié)構(gòu)變形較小，未發(fā)生倒塌。值得注意的是，在后期穩(wěn)定階段，失效柱柱頂位移為正，這是因?yàn)殇撐萆w雨棚自重較輕，且與失效柱相鄰有一拱形梁跨，拆除柱后，失效柱柱頂存在上下振動(dòng)的現(xiàn)象。

圖9 鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚拆除柱1后的模擬結(jié)果Fig.9 Modeling Results After Removing Column 1 of Steel Structure Roof Canopy

圖10 鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚拆除柱2后的模擬結(jié)果Fig.10 Modeling Results After Removing Column 2 of Steel Structure Roof Canopy

圖11 鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚拆除柱3后的模擬結(jié)果Fig.11 Modeling Results After Removing Column 3 of Steel Structure Roof Canopy

圖10、11分別展示了拆除次邊柱柱2和中柱柱3的結(jié)果。拆除柱2后，拆柱點(diǎn)的最大豎向位移為13.1 mm[圖10(a)]，梁端轉(zhuǎn)角為0.001 1 rad。相鄰柱柱頂最大水平位移發(fā)生在柱2L頂端，為3.3 mm[圖10(b)]，對(duì)應(yīng)的柱腳轉(zhuǎn)角約為0.000 28 rad。拆除柱3后，拆柱點(diǎn)的最大豎向位移為12.4 mm[圖11(a)]，梁端轉(zhuǎn)角為0.001 1 rad。相鄰柱柱頂最大水平位移發(fā)生在柱3L，為1.76 mm[圖11(b)]，對(duì)應(yīng)的柱腳轉(zhuǎn)角約為0.000 15 rad。可見(jiàn)，拆除柱2或柱3后剩余結(jié)構(gòu)均未倒塌[2]。

鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚為連續(xù)拱結(jié)構(gòu)，在瞬時(shí)拆除柱后，雖然拱在水平方向的推力被釋放并傳遞，但由于鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚自重較輕，拱的水平推力也較小，所以鋼結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚在3種拆柱情景下均未發(fā)生倒塌，表明其抗連續(xù)倒塌性能較好。

2.3.2 RC結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚

圖12 RC結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚拆除柱1后的模擬結(jié)果Fig.12 Modeling Results After Removing Column 1 of RC Structure Roof Canopy

圖13 RC結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚拆除柱2后的模擬結(jié)果Fig.13 Modeling Results After Removing Column 2 of RC Structure Roof Canopy

對(duì)RC結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚模型施加自重并維持1.5 s后，快速拆除邊柱柱1和次邊柱柱2。拆柱后，結(jié)構(gòu)前期變形較小，隨后拆柱點(diǎn)豎向位移不斷增大，最終坍落至地面[圖12(a)、13(a)]。拆除柱1后，相鄰柱柱頂最大水平位移為14.71 mm[圖12(b)]，對(duì)應(yīng)的柱腳最大轉(zhuǎn)角約0.012 rad。拆除柱2后，相鄰柱柱頂最大水平位移為797.8 mm[圖13(b)]，出現(xiàn)在柱1頂端，柱腳最大轉(zhuǎn)角約0.068 rad?？梢?jiàn)，拆除柱1或柱2后，結(jié)構(gòu)發(fā)生了局部坍塌，但未延續(xù)，即沒(méi)有發(fā)生連續(xù)倒塌。這種局部坍塌但不引發(fā)連續(xù)倒塌的認(rèn)識(shí)已被規(guī)范所采用[1-2]。拆除中柱柱3后，結(jié)構(gòu)的變形一直處于較小范圍，梁、柱等均完好。拆柱點(diǎn)的最大豎向位移為88.6 mm[圖14(a)]，梁端轉(zhuǎn)角為0.007 7 rad，小于規(guī)范限值0.04 rad[2]；相鄰柱柱頂最大水平位移為3.62 mm[圖14(b)]，柱腳最大轉(zhuǎn)角約為0.000 3 rad?？梢?jiàn)，結(jié)構(gòu)未倒塌。

圖14 RC結(jié)構(gòu)屋蓋雨棚拆除柱3后的模擬結(jié)果Fig.14 Modeling Results After Removing Column 3 of RC Structure Roof Canopy

拆除邊柱和次邊柱后，由于RC屋蓋雨棚結(jié)構(gòu)自身重量和跨度均較大，與失效柱相連的梁跨所能提供的豎向抗力不足以抵抗不平衡荷載，最終導(dǎo)致剩余結(jié)構(gòu)發(fā)生局部坍塌。拆除中柱后，相鄰梁跨可為失效柱所在區(qū)跨提供有效約束，即在大變形階段可充分動(dòng)員懸鏈線作用，以抵抗豎向荷載。

3 結(jié) 語(yǔ)

(1)RC屋蓋雨棚在拆除邊柱柱1和次邊柱柱2后，結(jié)構(gòu)在局部范圍內(nèi)均發(fā)生了較大的變形，導(dǎo)致了局部坍塌，但局部坍塌均未發(fā)生延續(xù)。拆除中柱柱3后，結(jié)構(gòu)的變形范圍很小，沒(méi)有發(fā)生倒塌。

(2)鋼屋蓋雨棚在拆除邊柱柱1、次邊柱柱2及中柱柱3后，結(jié)構(gòu)均未發(fā)生倒塌，表明該車(chē)站雨棚結(jié)構(gòu)具有合理的抵抗連續(xù)倒塌的能力。