徐國(guó)文，王士民，代光輝，安哲立

(西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

盾構(gòu)隧道主要采用環(huán)向接頭將多個(gè)弧形襯砌管片拼接成管片環(huán)，再通過(guò)縱向接頭將管片環(huán)以通縫或錯(cuò)縫方式拼裝[1]。由于盾構(gòu)隧道管片接頭較復(fù)雜，在盾構(gòu)隧道模型試驗(yàn)過(guò)程中，如何考慮管片接頭的力學(xué)效應(yīng)是重要問(wèn)題[2-4]。目前，盾構(gòu)隧道管片接頭的模擬主要有以下四種方式：

第一種以修正慣用法[5]作為理論依據(jù)，用管片襯砌環(huán)整體抗彎剛度的降低等效盾構(gòu)隧道管片接頭部位抗彎剛度的降低，如圖1(a)所示。該相似試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀捎跓o(wú)法反映管片襯砌接頭部位的應(yīng)力集中效應(yīng)及接頭轉(zhuǎn)動(dòng)等力學(xué)特性，管片內(nèi)力和變形規(guī)律與原型隧道差別較大。

第二種采用螺絲+薄塑料片模擬環(huán)向接頭及兩環(huán)管片間的縱向接頭[6]，如圖1(b)所示，其中1為薄塑料片，2為螺絲。與第一種模型相比，該模型考慮接頭部位的影響，采用其進(jìn)行相似模型試驗(yàn)時(shí)獲得管片襯砌結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)更為合理，但內(nèi)外側(cè)同時(shí)加薄塑料片的方式難以模擬管片接頭的張開閉合效應(yīng)。

第三種方式在環(huán)向接頭部位管片外側(cè)通過(guò)剛度等效進(jìn)行割槽，割槽深度通過(guò)計(jì)算確定[7]，如圖1(c)所示。由于模型為僅考慮拼裝效應(yīng)的平面應(yīng)變模型，縱向接頭采用剛度較大的鋼棒模擬。

第四種方式也采用割槽模擬環(huán)向接頭，不同的是其縱向接頭根據(jù)等效剛度原理進(jìn)行割槽[8]。

圖1 管片接頭模擬方式示意

上述四種模型中，第三種和第四種相似模型在一定程度上保證了模型相似比的要求，與實(shí)際情況更接近，因此被廣泛接受并使用。但是由于其模擬剛度削弱的割槽均位于管片襯砌環(huán)的外側(cè)，當(dāng)盾構(gòu)隧道管片襯砌承擔(dān)的荷載較大時(shí)，在結(jié)構(gòu)正彎矩區(qū)內(nèi)，上述兩種模型均無(wú)法很好模擬管片接頭的張開及閉合效應(yīng)。在模擬盾構(gòu)隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)承受極限荷載發(fā)生大變形及漸進(jìn)性破壞時(shí)，這種由接頭處理方式帶來(lái)的誤差將會(huì)放大。

本文提出一種盾構(gòu)隧道管片接頭模擬方法[9]，并通過(guò)相似試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)盾構(gòu)隧道橫向力學(xué)特性進(jìn)行研究，結(jié)果表明該模型能夠真實(shí)模擬管片襯砌結(jié)構(gòu)接頭在正彎及負(fù)彎狀態(tài)下的張開與閉合效應(yīng)，測(cè)得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與實(shí)際更相符。該相似試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦€可以用于盾構(gòu)隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)從局部損傷到結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)整個(gè)破壞過(guò)程的模擬。

1 環(huán)向接頭模擬

對(duì)于環(huán)向接頭的割槽模擬有三種方式：內(nèi)外分區(qū)割槽、外部割槽和內(nèi)外割槽，如圖2所示。目前，盾構(gòu)隧道相似模型試驗(yàn)主要研究襯砌結(jié)構(gòu)彈性階段的力學(xué)特性，外部割槽方式成為模擬環(huán)向接頭普遍采用的一種處理方式，如圖2(b)所示。常規(guī)荷載作用下，管片環(huán)向接縫的最大張開量通常不大于2 mm，一旦襯砌結(jié)構(gòu)出現(xiàn)損傷劣化，管片接縫張開量會(huì)迅速增加[10]，此時(shí)，外部割槽方式無(wú)法很好模擬內(nèi)部受拉側(cè)環(huán)向接頭張開閉合效應(yīng)；內(nèi)外割槽方式(圖2(c))由于內(nèi)外均割槽，在接頭部位張開量較大時(shí)無(wú)法模擬接頭受壓側(cè)的壓縮效應(yīng)。

圖2 盾構(gòu)隧道管片襯砌相似模型接頭處理方式

因此，根據(jù)盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)典型的彎矩分布規(guī)律(圖3(a))，將整環(huán)管片襯砌結(jié)構(gòu)沿正負(fù)45°方向可分為四個(gè)區(qū)域，分別為兩個(gè)正彎區(qū)域與兩個(gè)負(fù)彎區(qū)域，并分別在正彎區(qū)域外側(cè)和負(fù)彎區(qū)域內(nèi)側(cè)環(huán)向接頭對(duì)應(yīng)部位進(jìn)行割槽弱化模擬管片環(huán)向接頭，割槽深度根據(jù)剛度等效原理[7]計(jì)算獲得，圖3(b)為其詳細(xì)示意圖，其中1為模型的主荷載方向，2為割槽分區(qū)線，3為縱向接頭，4為正彎矩區(qū)內(nèi)側(cè)割槽，5為負(fù)彎矩區(qū)外側(cè)割槽。內(nèi)外分區(qū)割槽實(shí)物如圖4 所示。

圖3 內(nèi)外分區(qū)割槽

圖4 內(nèi)外分區(qū)割槽實(shí)物圖

2 相似模型試驗(yàn)

2.1 依托工程概況

試驗(yàn)以廣深港獅子洋隧道為原型，其主體結(jié)構(gòu)采用單層裝配式鋼筋混凝土平板型襯砌,如圖5所示。結(jié)構(gòu)外直徑10 800 mm，內(nèi)直徑9 800 mm，襯砌厚度500 mm；采用5+2+1分塊形式，其中封頂塊圓心角16°21′49.09″，鄰接塊和標(biāo)準(zhǔn)塊中心線圓心角均為49°5′27.27″，管片幅寬2 000 mm；縱縫布置24顆環(huán)向螺栓，環(huán)間設(shè)置縱向螺栓22顆。

圖5 獅子洋隧道管片襯砌分塊圖

2.2 相似材料及相似模型

選取幾何相似比Cl=1/20和容重相似比Cγ=1/1作為基礎(chǔ)相似比。根據(jù)相似原理得到各物理力學(xué)參數(shù)原型值與模型值的相似比：泊松比、應(yīng)變比、摩擦角相似比Cμ=Cε=Cφ=1/1，強(qiáng)度、應(yīng)力、凝聚力、彈性模量相似比CR=Cσ=Cc=CE=1/20。

相似模型土體材料采用一定比例的重晶石粉、石英砂、松香和凡士林的混合物配制。管片襯砌采用特種石膏材料試制，混凝土管片主鋼筋通過(guò)原型與模型抗彎剛度等效原理采用特定直徑的鐵質(zhì)材料模擬。管片襯砌環(huán)環(huán)間接頭通過(guò)切割一定深度的凹槽模擬該部位抗彎剛度的弱化?？v向接頭采用一定直徑的鋼棒模擬，鋼棒長(zhǎng)度根據(jù)縱向接頭的影響范圍確定。

2.3 試驗(yàn)設(shè)備及測(cè)試手段

試驗(yàn)采用盾構(gòu)隧道-土層復(fù)合體模擬試驗(yàn)裝置進(jìn)行加載，如圖6(a)所示。該試驗(yàn)裝置采用臥式加載方式，在該模式下通過(guò)千斤頂調(diào)整施加在模型周圍土體上的荷載。在垂直隧道橫斷面方向設(shè)有四個(gè)豎向千斤頂及加載面板，可以保證隧道在加載狀態(tài)下處于平面應(yīng)變狀態(tài)。如圖6(b)所示，試驗(yàn)加載過(guò)程中，采用南北方向布置的4臺(tái)千斤頂模擬豎向土壓分級(jí)加載；采用東西方向的4臺(tái)千斤頂模擬側(cè)向土壓力，按照側(cè)壓力系數(shù)乘以豎向土壓的荷載值進(jìn)行相應(yīng)分級(jí)加載。

(a)模型試驗(yàn)裝置

(b)加載示意圖圖6 模型試驗(yàn)加載系統(tǒng)

試驗(yàn)過(guò)程中，分別對(duì)盾構(gòu)隧道試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膽?yīng)變、位移及聲發(fā)射信號(hào)進(jìn)行測(cè)量采集。應(yīng)變片以15°為間隔在管片襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)、外側(cè)對(duì)稱布設(shè)，共布置24個(gè)測(cè)點(diǎn)。圖7(a)為位移計(jì)布置示意圖，圖7(b)為聲發(fā)射探頭平面布置示意圖，為獲取更多信息并消除各探頭間的干擾，四個(gè)聲發(fā)射探頭在豎直坐標(biāo)上設(shè)置一定的間隔。

圖7 測(cè)試元件布置方式

2.4 試驗(yàn)分組及試驗(yàn)過(guò)程控制

本文研究不同割槽方式對(duì)管片襯砌受力特征及漸進(jìn)性破壞過(guò)程的影響，模型分組見表1。

表1 試驗(yàn)方案分組

試驗(yàn)中，采用分級(jí)加載方式，荷載級(jí)別分為14級(jí)。首先將豎直方向的力加載至18 MPa并保持荷載不變； 主方向的力從2 MPa開始， 每級(jí)增加2 MPa至14 MPa，而后按每級(jí)1 MPa的增速增至21 MPa；從方向的力為主方向力乘以相應(yīng)的側(cè)壓力系數(shù)。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 管片襯砌內(nèi)力分析

管片彎矩與軸力如圖8～圖11所示。由圖8可知，三種割槽方式變化趨勢(shì)相同，即由于拱頂、拱底方向?yàn)橹骱奢d方向，其彎矩值普遍比左、右拱腰大；由圖11可知，管片襯砌上各點(diǎn)的軸力值相差不大，整體分布較均勻。

圖8 彎矩隨加載變化曲線

圖9 軸力隨加載變化曲線

圖10 第5級(jí)荷載作用下彎矩分布雷達(dá)圖(單位：100 kN·m)

圖11 第5級(jí)荷載作用下軸力分布雷達(dá)圖(單位：1 000 kN)

從圖8(a)、圖9(a)可以看出，在第8級(jí)加載步之前，彎矩與軸力值隨荷載增加線性增大；在第8級(jí)加載步之后，彎矩和軸力均出現(xiàn)突變，呈加速增加趨勢(shì)。因此可知，第8級(jí)荷載是內(nèi)外分區(qū)割槽管片襯砌結(jié)構(gòu)彈塑性力學(xué)階段的分界點(diǎn)，同理，外側(cè)割槽與內(nèi)外割槽的彈塑性分界點(diǎn)分別為第7級(jí)荷載、第6級(jí)荷載。由于本次試驗(yàn)為相似模型試驗(yàn)，其相似理論基于彈性力學(xué)，因此，管片襯砌結(jié)構(gòu)的彎矩和軸力數(shù)據(jù)僅在彈性階段可信，超出彈性階段后，僅作為定性參考。

對(duì)彈性階段進(jìn)行比較。圖10、圖11為第5級(jí)荷載作用下管片結(jié)構(gòu)彎矩、軸力分布圖。從圖10、圖11可以看出，外側(cè)割槽拱頂、拱底彎矩最大，內(nèi)外分區(qū)割槽次之，內(nèi)外割槽最小；內(nèi)外分區(qū)割槽拱腰彎矩最大，外側(cè)割槽次之，內(nèi)外割槽最小。由于拱頂、拱底方向?yàn)橹骱奢d方向，外力作用下該區(qū)域內(nèi)環(huán)向接頭外側(cè)閉合，內(nèi)側(cè)張開，外部割槽方式無(wú)法模擬該位置處環(huán)向接頭的張開閉合效應(yīng)，限制了主方向變形，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整環(huán)剛度相對(duì)較大，拱頂、拱底彎矩最大；內(nèi)外割槽在外力作用下，由于接頭位置受壓側(cè)也進(jìn)行了割槽，不能很好限制環(huán)向接頭的變形，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整環(huán)剛度偏低，內(nèi)力最小。

在已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，本節(jié)采用殼-彈簧模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，驗(yàn)證分區(qū)割槽模型的有效性。數(shù)值模型如圖12(a)所示，圖12(b)、圖12(c)為第5級(jí)荷載作用下結(jié)構(gòu)的內(nèi)力值。

(a)殼-彈簧數(shù)值模型

(b)目標(biāo)環(huán)彎矩值(kN·m) (c)目標(biāo)環(huán)軸力值(kN)圖12 數(shù)值模型及計(jì)算結(jié)果

表2為不同荷載級(jí)別下襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力值，從數(shù)值計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比可知，內(nèi)外分區(qū)割槽模式得到的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果最接近，外側(cè)割槽次之，內(nèi)外割槽差別最大，說(shuō)明內(nèi)外分區(qū)割槽模式在模擬結(jié)構(gòu)受力機(jī)理方面更合理。

表2 不同荷載級(jí)別下襯砌結(jié)果內(nèi)力值

續(xù)上表

以工況5為例，將內(nèi)外分區(qū)割槽結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，如圖13所示。解析結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果在量值大小與分布規(guī)律上均一致，進(jìn)一步說(shuō)明對(duì)于襯砌結(jié)構(gòu)，采用接頭內(nèi)外分區(qū)割槽模式的合理性。

圖13 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較

3.2 管片襯砌位移分析

三種割槽方式下管片襯砌的位移趨勢(shì)大致相同，本文以內(nèi)外分區(qū)割槽方式為例。圖14為該種方式下管片襯砌關(guān)鍵點(diǎn)位移圖，可以看出，圖中AB段管片襯砌結(jié)構(gòu)整體處于彈性變形階段，襯砌上各關(guān)鍵點(diǎn)的位移量隨著荷載的增加而線性增大；B點(diǎn)為彈塑性轉(zhuǎn)折點(diǎn)；BC段各點(diǎn)位移隨荷載增加呈現(xiàn)非線性加速趨勢(shì)；C點(diǎn)之后，各點(diǎn)位移迅速增加并呈不收斂趨勢(shì)，C點(diǎn)對(duì)應(yīng)第10級(jí)加載結(jié)束，此時(shí)管片襯砌結(jié)構(gòu)單點(diǎn)最大變形達(dá)到管片襯砌半徑的3.12%。因此，可以將 C點(diǎn)作為襯砌結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的臨界點(diǎn)，該點(diǎn)之后管片襯砌結(jié)構(gòu)進(jìn)入加速變形甚至失穩(wěn)階段。

圖14 管片襯砌關(guān)鍵點(diǎn)位移圖

將三種割槽方式的位移變化特征進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果見表3。可以看出，通過(guò)位移得到的塑性荷載級(jí)別與通過(guò)內(nèi)力得出的結(jié)論一致；割槽方式對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的變形特征有較大影響，主要體現(xiàn)在失穩(wěn)位置及最終變形量的不同。

表3 管片襯砌結(jié)構(gòu)位移特征統(tǒng)計(jì)

3.3 管片襯砌聲發(fā)射特性分析

管片襯砌在外荷載作用下的聲發(fā)射特性可以反映結(jié)構(gòu)的力學(xué)狀態(tài)及損傷破壞信息。如圖15、圖16所示，根據(jù)聲發(fā)射撞擊數(shù)、聲發(fā)射幅值隨加載時(shí)間的變化情況可以看出，三種割槽方式存在明顯區(qū)別：

(1)從圖15可以看出，內(nèi)外割槽方式在AO段聲發(fā)射事件數(shù)較少，OF段在短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生大量的聲發(fā)射事件，結(jié)構(gòu)的破壞具有突變性；外側(cè)割槽方式在MN段內(nèi)聲發(fā)射曲線表現(xiàn)出一定的階段性，但與內(nèi)外分區(qū)割槽方式相比，聲發(fā)射特性曲線的階段性不明顯；內(nèi)外割槽方式聲發(fā)射事件隨時(shí)間變化的階段性較清晰，較好反映了管片的漸進(jìn)性破壞過(guò)程，即初始損傷(AB)、宏觀開裂(BC)與整體失穩(wěn) (CE)。

(2)從圖16可以看出，內(nèi)外分區(qū)割槽與內(nèi)外割槽的幅值-時(shí)間散點(diǎn)累積圖表現(xiàn)出直角三角形分布特征，外側(cè)割槽的幅值規(guī)律性不明顯。從理論上講，幅值-時(shí)間的三角形分布規(guī)律更符合實(shí)際，原因在于每次荷載施加后的較短時(shí)間內(nèi)，會(huì)產(chǎn)生新的裂縫，同時(shí)舊的裂縫也會(huì)擴(kuò)展。文獻(xiàn)[11]研究表明，在微觀裂紋擴(kuò)展成為宏觀裂紋之前，需要經(jīng)過(guò)裂紋的緩慢擴(kuò)展階段。裂紋擴(kuò)展是間斷進(jìn)行的，由于試驗(yàn)中采用的石膏材料具有一定的塑性，裂紋每向前擴(kuò)展一步，就會(huì)將積蓄的能量釋放出來(lái)，在其尖端區(qū)域卸載。裂紋擴(kuò)展釋放的能量比裂紋形成吸收的能量大。裂紋擴(kuò)展到接近臨界裂紋長(zhǎng)度時(shí)，開始失穩(wěn)擴(kuò)展，此時(shí)釋放的能量比前兩個(gè)階段更大。因此，可以認(rèn)為，圖16中大于50 dB的事件大多為裂紋擴(kuò)展事件，而小于50 dB的事件多為裂紋產(chǎn)生事件，在每一級(jí)加載之后，裂紋擴(kuò)展事件少于裂紋產(chǎn)生事件，因此，幅值出現(xiàn)三角形分布。

圖15 聲發(fā)射撞擊數(shù)隨加載時(shí)間變化曲線

圖16 幅值-時(shí)間散點(diǎn)圖

3.4 破壞過(guò)程分析

每組試驗(yàn)管片的破壞過(guò)程不同，但都有相似的破壞規(guī)律，本文以內(nèi)外分區(qū)割槽管片為例進(jìn)行說(shuō)明。圖17、圖18分別為其破壞過(guò)程素描圖與最終破壞形態(tài)實(shí)物圖。裂紋首先出現(xiàn)在目標(biāo)環(huán)的拱頂與拱底內(nèi)側(cè)，隨著載荷的增加縱向裂紋向上下半環(huán)擴(kuò)展；隨后左右拱腰及其附近也出現(xiàn)貫通性縱向裂紋，與此同時(shí)，上半環(huán)左拱腰附近接頭部位出現(xiàn)失效性剪切破壞；最后，上、下半環(huán)左拱肩附近沿封頂塊與鄰接塊接縫處發(fā)生剪切破壞，對(duì)應(yīng)位置的目標(biāo)環(huán)出現(xiàn)縱向貫通性裂縫，同時(shí)，上半環(huán)右拱腰部位管片接縫處也出現(xiàn)接頭失效，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)。從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，受彎側(cè)接頭的張開現(xiàn)象明顯(圖19(a)) ，且接頭的模擬方式對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的變形與漸進(jìn)性破壞過(guò)程影響明顯。對(duì)于內(nèi)外割槽方式，其環(huán)向接頭在極端荷載作用下，容易產(chǎn)生脆斷，即接頭兩側(cè)的襯砌環(huán)沿著割槽部位剪切錯(cuò)動(dòng)(圖19(b))。對(duì)于內(nèi)外分區(qū)割槽而言，其接頭處受壓側(cè)混凝土的壓潰與剪壞現(xiàn)象較明顯(圖19(c))。對(duì)于外部割槽而言，部分接頭割槽位置處于受壓側(cè)，因此，該位置處混凝土的壓潰與剪壞現(xiàn)象不明顯(圖19(d))。根據(jù)管片原型加載試驗(yàn)的結(jié)果[12]，隨著荷載增大，由于變形明顯，管片接縫明顯張開，實(shí)際受壓區(qū)域很小，局部壓應(yīng)力已超過(guò)混凝土承載力，多處接縫突然出現(xiàn)大面積壓潰與剪壞?？梢姡瑑?nèi)外分區(qū)割槽接頭破壞模式與原型管片破壞模式更接近。

圖17 管片襯砌破壞過(guò)程素描圖

圖18 管片襯砌整體及局部最終破壞形態(tài)

圖19 接頭效應(yīng)

4 結(jié)論及建議

鑒于盾構(gòu)隧道相似模型中，傳統(tǒng)的接頭模擬方式難以很好模擬內(nèi)部受拉側(cè)環(huán)向接頭張開閉合效應(yīng)及外部受壓側(cè)接頭的壓縮效應(yīng)，本文提出一種盾構(gòu)隧道管片接頭模擬方法——內(nèi)外分區(qū)割槽方法，并采用模型試驗(yàn)方法與兩種常用接頭模擬方式(外部割槽及內(nèi)外割槽方式)進(jìn)行比較，得出以下結(jié)論及建議：

(1) 外荷載作用下，三種割槽方式管片襯砌結(jié)構(gòu)力學(xué)特性在彈性階段變化趨勢(shì)相同，即拱頂、拱底處的正彎矩量值普遍比左、右拱腰處的負(fù)彎矩大；其中外側(cè)割槽正彎矩量值最大，內(nèi)外分區(qū)割槽次之，內(nèi)外割槽最??；內(nèi)外分區(qū)割槽負(fù)彎矩量值最大，外側(cè)割槽次之，內(nèi)外割槽最?。还芷r砌上各點(diǎn)的軸力值相差不大，整體分布較均勻。

(2) 割槽方式對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的變形特征有較大影響，主要體現(xiàn)在失穩(wěn)位置及失穩(wěn)發(fā)生時(shí)最大變形量的不同。

(3)與內(nèi)外割槽、外部割槽方式相比，內(nèi)外分區(qū)割槽聲發(fā)射特性曲線的階段性明顯，較好反映了管片襯砌結(jié)構(gòu)由初始損傷到宏觀開裂直至整體失穩(wěn)整個(gè)漸進(jìn)性破壞階段。

(4) 接頭的模擬方式對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的變形與漸進(jìn)性破壞過(guò)程影響明顯，內(nèi)外割槽接頭產(chǎn)生剪切錯(cuò)動(dòng)效應(yīng)，外部割槽受壓側(cè)接頭的壓潰效應(yīng)不明顯，而內(nèi)外分區(qū)割槽的接縫壓潰效應(yīng)明顯，其接頭破壞模式與原型管片襯砌結(jié)構(gòu)破壞模式更接近。

在各種復(fù)雜情況下，雖然盾構(gòu)隧道彎矩分布規(guī)律有差異，但接頭在彎矩作用下的力學(xué)規(guī)律是相同的。因此，對(duì)于實(shí)際工程，可以先根據(jù)結(jié)構(gòu)的實(shí)際荷載模式得到管片的彎矩分布規(guī)律，然后根據(jù)結(jié)構(gòu)的分塊方式，在受拉區(qū)域進(jìn)行割槽。

參考文獻(xiàn)：

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