趙二輝 ，馬 彪,2，李和言,2，杜 秋，吳健鵬，馬成男

(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車(chē)輛學(xué)院，北京 100081；2.北京電動(dòng)車(chē)輛協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100081)

0 引 言

銅基濕式多片離合器廣泛應(yīng)用于裝甲車(chē)輛綜合傳動(dòng)轉(zhuǎn)置中。作為換擋和動(dòng)力傳遞裝置，濕式離合器在接合過(guò)程中可能會(huì)因?yàn)槟Σ粮睖囟鹊募眲∩仙蛻?yīng)力場(chǎng)的分布不均而失效。濕式離合器中銅基摩擦副典型的失效形式包括熱彈不穩(wěn)定性或熱斑[1]、熱裂紋[2]和熱翹曲[3]。其中，熱翹曲又被認(rèn)為是摩擦片失效的主要形式之一。有時(shí)候，摩擦翹曲并不明顯且難于在線監(jiān)測(cè)，但是仍然會(huì)導(dǎo)致摩擦副的接觸不均勻。而非均勻接觸下，濕式離合器的摩擦特性，包括摩擦副局部溫升、局部摩擦因數(shù)與總摩擦因數(shù)、局部摩擦轉(zhuǎn)矩與總輸出轉(zhuǎn)矩，將會(huì)受到顯著影響。

對(duì)于濕式離合器的溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)分布以及摩擦副的非均勻接觸等問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用理論建模和試驗(yàn)分析的方法進(jìn)行了研究，并取得了一定成果。文獻(xiàn)[4, 5]通過(guò)理論建模和試驗(yàn)對(duì)濕式離合器的接合特性進(jìn)行了分析。離合器結(jié)合初始階段，摩擦片與鋼片處于分離狀態(tài)，結(jié)合油壓較低，相對(duì)轉(zhuǎn)速較高。隨著結(jié)合油壓的快速升高，摩擦副間隙縮小，當(dāng)摩擦副開(kāi)始接觸，相對(duì)轉(zhuǎn)速迅速下降，摩擦副間溫度急劇上升。最終達(dá)到鎖死油壓，摩擦副完全接合。文獻(xiàn)[6, 7]通過(guò)仿真和試驗(yàn)的方法研究了濕式離合器接合過(guò)程中的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分布。由于摩擦副相對(duì)滑動(dòng)速度沿徑向增加，且內(nèi)外徑潤(rùn)滑及散熱條件不同，導(dǎo)致了溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分布的不均勻性。然而，摩擦副可能因此而失效。文獻(xiàn)[8]通過(guò)實(shí)驗(yàn)的方法研究了濕式離合器的熱翹曲問(wèn)題。文獻(xiàn)[9, 10]通過(guò)仿真計(jì)算研究了濕式離合器的熱彈性穩(wěn)定性問(wèn)題。文獻(xiàn)[11-13]研究了離合器的摩擦特性及其影響因素。摩擦副容易在急速溫升和熱應(yīng)力的作用下發(fā)生熱失穩(wěn)和熱翹曲，導(dǎo)致摩擦副的接觸不均勻。而非均勻接觸又會(huì)反作用于摩擦副的摩擦特性，進(jìn)一步惡化溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的不均勻性，加速離合器的失效。因此，徹底研究非均勻接觸對(duì)濕式離合器摩擦特性的影響對(duì)優(yōu)化控制策略和提高綜合傳動(dòng)裝置的可靠性具有重要意義。

本文以銅基濕式多片離合器為研究對(duì)象，建立濕式離合器摩擦副非均勻接觸潤(rùn)滑摩擦模型，對(duì)四種不同接觸比率的摩擦副進(jìn)行仿真計(jì)算，研究熱翹曲所引起的非均勻接觸對(duì)摩擦副局部溫升、局部摩擦因數(shù)與總摩擦因數(shù)、局部摩擦轉(zhuǎn)矩與總輸出轉(zhuǎn)矩的影響。通過(guò)人為去除摩擦片上的摩擦材料制作出不同接觸比率的摩擦副，來(lái)模擬摩擦副熱翹曲后的非均勻接觸狀態(tài)。同時(shí)，為了對(duì)比和驗(yàn)證仿真計(jì)算結(jié)果，在濕式離合器綜合試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行相應(yīng)試驗(yàn)，測(cè)量不同接觸比率下摩擦副的溫升、摩擦因數(shù)及輸出轉(zhuǎn)矩。

1 數(shù)學(xué)模型及求解過(guò)程

1.1 數(shù)學(xué)模型

濕式離合器摩擦副非均勻接觸潤(rùn)滑摩擦模型如圖1所示。在表面壓強(qiáng)的作用下鋼片與摩擦片接合，相對(duì)轉(zhuǎn)速為ω。摩擦片表面分為接觸區(qū)和潤(rùn)滑區(qū)，在旋轉(zhuǎn)離心力的作用下潤(rùn)滑油從摩擦副中心甩出，形成循環(huán)潤(rùn)滑回路。

圖1 濕式離合器摩擦副非均勻接觸模型Fig.1 Non-uniform contact friction pair in wet clutch

在潤(rùn)滑區(qū)，流體動(dòng)壓通過(guò)求解Reynolds方程獲得[14]：

(1)

式中：ph為潤(rùn)滑油動(dòng)壓；u為相對(duì)滑動(dòng)速度；η為潤(rùn)滑油黏度；ρ為潤(rùn)滑油密度；h為局部膜厚，其計(jì)算公式為：

h=h0(t)+δ(x,y,t)

(2)

式中：h0為初始膜厚；δ為溝槽深度。

ph在求解過(guò)程中，需要滿足邊界條件：

(3)

摩擦副總載荷由潤(rùn)滑油動(dòng)壓和接觸壓強(qiáng)共同承擔(dān)，載荷平衡方程為：

W=?Ω[ph(x,y,t)+pc(x,y,t)]dxdy

(4)

式中：Ω為總計(jì)算區(qū)域；pc為接觸壓強(qiáng)，pc=(W-?phΔA)/A，ΔA為單元網(wǎng)格面積,A為摩擦副名義接觸面積，W為總載荷。

溝槽區(qū)，局部摩擦因數(shù)由剪切潤(rùn)滑油膜產(chǎn)生[15]：

(5)

式中：τl為潤(rùn)滑油膜剪應(yīng)力，本文取2 MPa。

摩擦副接觸區(qū)，采用銷(xiāo)-盤(pán)試驗(yàn)所得局部摩擦因數(shù)擬合公式：

Δμc=23exp{-2.6u{[ln(T-273)-3.2]·

0.01ln(4u+1)/exp[0.005(T-273)]+

0.08{exp[0.005(T-273)-1]}(e-0.2u-

1)-0.005ln(28.3pc)+0.035

(6)

式中：T為開(kāi)氏溫度。

摩擦副表面局部溫升采用點(diǎn)熱源積分法求解，其計(jì)算公式為[16]：

(7)

式中：ρs、cs、αs分別為摩擦材料的密度、比熱容和熱擴(kuò)散率。局部熱流密度q可通過(guò)下式計(jì)算：

q(x,y)=μ(x,y)p(x,y)ΔAu(x,y)

(8)

式中：μ(x,y)為局部摩擦因數(shù)；ΔA為單元網(wǎng)格面積；p(x,y)為局部壓強(qiáng)；u(x,y)為局部相對(duì)滑動(dòng)速度。

摩擦副間熱流分配公式為[17]：

(9)

式中：q1、q2分別為摩擦片和鋼片的局部熱流密度；λ1、λ2分別為摩擦片和鋼片的導(dǎo)熱系數(shù)。

摩擦副總摩擦因數(shù)計(jì)算公式為：

μ=?Ωp(x,y)μ(x,y)dxdy/W

(10)

式中：p(x,y)為局部壓強(qiáng)，包括潤(rùn)滑油動(dòng)壓和接觸壓強(qiáng)。

摩擦副局部摩擦轉(zhuǎn)矩計(jì)算公式為：

ΔTor(x,y)=p(x,y)ΔAμ(x,y)r

(11)

式中：r為局部摩擦半徑。

因此，總輸出轉(zhuǎn)矩(包括潤(rùn)滑轉(zhuǎn)矩和接觸轉(zhuǎn)矩)，可采用下面積分方法求得：

Tor=?Ωp(x,y)ΔAμrdxdy

(12)

1.2 求解過(guò)程

本文采用有限差分法求解非均勻接觸潤(rùn)滑摩擦模型，采用松弛迭代法求局部膜厚h、流體動(dòng)壓p及局部溫升t。仿真計(jì)算流程如圖2所示。無(wú)量綱壓強(qiáng)P和無(wú)量綱載荷W迭代精度εP=εW=10-6;無(wú)量綱溫度T迭代精度為εT=0.5×10-3；無(wú)量綱膜厚H迭代精度為εH=1×10-6。合理、有效地劃分網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)密度，對(duì)于仿真計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性至關(guān)重要。在本文數(shù)字模型中，求解區(qū)域被劃分為1089個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)和960個(gè)網(wǎng)格單元。摩擦副鋼片由65Mn鋼制成，摩擦片由銅基粉末冶金材料制成，其材料屬性如表1所示。

圖2 仿真計(jì)算流程圖Fig.2 Computational flow chart

2 試驗(yàn)方法

圖3 高溫濕式旋轉(zhuǎn)銷(xiāo)-盤(pán)試驗(yàn)?zāi)KFig.3 Elevated temperature chamber for rotary drives

圖4 小試樣銷(xiāo)-盤(pán)試驗(yàn)樣品Fig.4 Test samples of pin and friction disc

為了準(zhǔn)確地獲得不同速度、溫度、壓強(qiáng)下的摩擦因數(shù)，本文在摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)(UMT)上進(jìn)行了摩擦副小試樣銷(xiāo)-盤(pán)試驗(yàn)。高溫濕式旋轉(zhuǎn)銷(xiāo)-盤(pán)試驗(yàn)?zāi)K結(jié)構(gòu)如圖3所示。溫度為0～150 ℃，溫度控制精度為±3 ℃。試驗(yàn)過(guò)程中，銷(xiāo)子固定于傳感器模塊中，摩擦片隨載物臺(tái)一起旋轉(zhuǎn)，摩擦區(qū)域潤(rùn)滑油通過(guò)旋轉(zhuǎn)離心力形成循環(huán)潤(rùn)滑油路。

銷(xiāo)-盤(pán)試驗(yàn)樣品如圖4所示。銷(xiāo)子由65Mn鋼制成，摩擦片由銅基粉末冶金材料制成。試驗(yàn)前對(duì)摩擦副進(jìn)行充分磨合。

試驗(yàn)中工況參數(shù)設(shè)置如表2所示。本文把摩擦因數(shù)看作關(guān)于相對(duì)滑動(dòng)速度、溫度和平均面壓的函數(shù)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，得到了濕式離合器摩擦副局部摩擦因數(shù)擬合公式(見(jiàn)式(6))。

表2 銷(xiāo)-盤(pán)試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置Table 2 Parameter settings in pin-on-disc tests

為了比較和驗(yàn)證仿真計(jì)算結(jié)果，在濕式離合器綜合試驗(yàn)臺(tái)(見(jiàn)圖5)上進(jìn)行了相應(yīng)試驗(yàn)。濕式多片離合器輸入端由90 kW電機(jī)帶動(dòng)，輸出端與轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和制動(dòng)器連接。試驗(yàn)測(cè)試步驟為：①開(kāi)動(dòng)電機(jī)至目標(biāo)轉(zhuǎn)速；②調(diào)節(jié)控制油壓至目標(biāo)壓強(qiáng)，使摩擦副接合并以目標(biāo)相對(duì)速度轉(zhuǎn)動(dòng)；③采集并記錄接合初始階段5 s的轉(zhuǎn)速、控制油壓、摩擦副溫升及輸出轉(zhuǎn)矩；④減小控制油壓分離摩擦副，停止電機(jī)，結(jié)束試驗(yàn)。

圖5 濕式離合器綜合測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)Fig.5 Comprehensive test bench of wet multi-disc clutch

試驗(yàn)過(guò)程中，采用單摩擦片與雙鋼片組成的雙摩擦副結(jié)構(gòu)，摩擦片與電機(jī)一起旋轉(zhuǎn)，鋼片由制動(dòng)器制動(dòng)，潤(rùn)滑油在旋轉(zhuǎn)離心力的作用下從中心軸孔甩出，形成潤(rùn)滑油路。試驗(yàn)中所采用的摩擦片和鋼片結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示。

表3 銅基摩擦副結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 3 Geometric parameters of Cu-based friction pair

本文采用在鋼片內(nèi)部布置鎧裝熱電偶的方式進(jìn)行在線測(cè)溫，如圖6所示。打孔直徑為1 mm，4組傳感器T1、T2、T3和T4布置深度分別為7、15、23和31 mm。傳感器測(cè)溫點(diǎn)距鋼片表面距離為1 mm。

3 結(jié)果及分析

為了研究非均勻接觸下銅基濕式多片離合器的摩擦特性，本文在仿真計(jì)算和試驗(yàn)中采用4種不同接觸比率的摩擦副CR=0.2、CR=0.4、CR=0.6和CR=0.8，主要分析摩擦副非均勻接觸對(duì)表面溫升、局部摩擦因數(shù)和總摩擦因數(shù)、局部摩擦轉(zhuǎn)矩和總輸出轉(zhuǎn)矩的影響。仿真計(jì)算和臺(tái)架試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置如下所示：轉(zhuǎn)速為500 r/min；平均面壓為0.7 MPa；接觸比率分別為0.2, 0.4, 0.6和0.8。

試驗(yàn)后，不同接觸比率的摩擦片表面狀態(tài)如圖7所示。由圖可以看出：所有摩擦片外徑位置都有明顯的高溫?zé)g痕跡，且根據(jù)燒蝕痕跡顏色的深度可以判斷出，隨著接觸比率的減小摩擦副表面溫升增大，且外徑處局部溫升高于內(nèi)徑處。

圖7 試驗(yàn)后不同接觸比率銅基摩擦片F(xiàn)ig.7 Friction plates with different contact ratio after test

3.1 對(duì)摩擦副溫升的影響

圖8 不同接觸比率下摩擦片表面溫升仿真計(jì)算結(jié)果Fig.8 Surface temperature rise of friction plates with different contact ratio

圖9 不同接觸比率下摩擦副溫升試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果Fig.9 Test results of surface temperature rise on steel discs with different contact ratio

當(dāng)相對(duì)滑摩時(shí)長(zhǎng)t=5 s時(shí)，不同接觸比率下摩擦片表面溫升仿真計(jì)算結(jié)果如圖8所示。隨著摩擦副接觸比率的減小，在很小的接觸面積上形成很大的集中載荷，使得表面溫升顯著增大。當(dāng)接觸比率CR=0.8時(shí)，摩擦片最大表面溫度約為135 ℃。然而，隨著摩擦副接觸比率減小到CR=0.2，摩擦片最大表面溫度增大到約310 ℃。另外，由于摩擦副相對(duì)滑動(dòng)速度沿徑向增大，因此，從摩擦片表面溫升分布圖可以看出，外徑處局部溫升高于內(nèi)徑處。但最外徑處散熱條件良好，所以，摩擦副最大局部溫升位于最外徑靠里位置。

圖10 不同接觸比率下摩擦副局部摩擦因數(shù)仿真計(jì)算結(jié)果Fig.10 Local friction coefficient of Cu-based friction pairs with different contact ratio

不同接觸比率下摩擦副溫升試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果如圖9所示。測(cè)溫的初始階段，在控制油壓的作用下，摩擦副逐漸接合并以穩(wěn)定的相對(duì)轉(zhuǎn)速運(yùn)轉(zhuǎn)。當(dāng)接觸比率CR=0.8時(shí)，鋼片表面最大溫升約為120 ℃。隨著摩擦副接觸比率減小到0.2，鋼片表面最大溫升增加到約150 ℃。對(duì)比仿真計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)接觸比例較大時(shí)，仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；當(dāng)接觸比例變小時(shí)，局部高溫面積也隨之變小，并且，由于潤(rùn)滑油溝槽變寬，由離心力作用而甩出的潤(rùn)滑油量較多，摩擦副潤(rùn)滑散熱效果更好，所以鋼片中溫升并不是特別明顯。另外，當(dāng)摩擦副接觸比率為0.2和0.4時(shí)，傳感器T2處的溫度最終超過(guò)傳感器T1處的溫度，即最高溫度出現(xiàn)在摩擦副外徑靠里位置。因此，摩擦副表面溫升仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果相符。

3.2 對(duì)摩擦副摩擦因數(shù)的影響

摩擦副局部摩擦因數(shù)與局部溫度、速度和壓力有關(guān)。圖10給出了當(dāng)相對(duì)滑摩時(shí)長(zhǎng)t=5 s時(shí)，不同接觸比率下摩擦副局部摩擦因數(shù)仿真計(jì)算結(jié)果。隨著局部溫度的升高，局部潤(rùn)滑油黏度快速下降，局部流體動(dòng)壓作用減弱，導(dǎo)致微凸峰接觸數(shù)量增多，所以局部摩擦因數(shù)顯著增大。當(dāng)接觸比率為0.8時(shí)，摩擦副最大表面溫度約為135 ℃，此時(shí)最大局部摩擦因數(shù)約為0.069。當(dāng)接觸比率減小到0.2時(shí)，最大表面溫度增加到約310 ℃，因此摩擦副最大局部摩擦因數(shù)增大到約0.114。從局部摩擦因數(shù)分布圖可以看出：最大局部摩擦因數(shù)位于摩擦副中徑位置附近。

摩擦副總摩擦因數(shù)仿真計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果如圖11所示。

圖11 摩擦副總摩擦因數(shù)仿真計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果Fig.11 Calculation and test results of total friction coefficient

圖12 不同接觸比率下摩擦副局部摩擦轉(zhuǎn)矩仿真計(jì)算結(jié)果Fig.12 Local friction torque of Cu-based friction pairs with different contact ratio

由于摩擦副間隙消除需要大約1 s，所以仿真計(jì)算從1 s處開(kāi)始?？梢钥闯觯S著摩擦副接觸比率從0.8減小到0.2，局部摩擦因數(shù)顯著增大，因此，總摩擦因數(shù)也明顯增大，最大總摩擦因數(shù)從約0.064增大到約0.105。在摩擦副接合的初始階段，摩擦副溫度快速升高，導(dǎo)致摩擦因數(shù)也快速增大，隨著溫升速變的變緩，摩擦因數(shù)的增大速度也隨之變緩。另外，從試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果可以看出：隨著接觸比率的減小，摩擦副滑摩過(guò)程中振動(dòng)明顯加強(qiáng)，當(dāng)接觸比率減小到0.2時(shí)，摩擦信號(hào)有強(qiáng)烈振動(dòng)。對(duì)比試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與仿真計(jì)算結(jié)果可以看出，在接合的初始階段，摩擦副表面實(shí)際溫升速度大于仿真計(jì)算溫升速度，所以摩擦因數(shù)實(shí)際的增大速度大于仿真計(jì)算值，而隨著滑摩時(shí)間的增長(zhǎng)，摩擦副表面溫度逐漸趨于穩(wěn)定，因此摩擦因數(shù)試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與仿真計(jì)算值逐漸趨于一致。

3.3 對(duì)摩擦副摩擦轉(zhuǎn)矩的影響

圖12給出了當(dāng)t=5 s時(shí)，不同接觸比率下摩擦副局部摩擦轉(zhuǎn)矩仿真計(jì)算結(jié)果。摩擦副局部摩擦轉(zhuǎn)矩與局部摩擦力和摩擦半徑有關(guān)，直接受局部摩擦因數(shù)的影響，因此，隨著接觸比率的減小，局部摩擦因數(shù)顯著增大，局部摩擦轉(zhuǎn)矩也顯著增大。當(dāng)接觸比率CR=0.8時(shí)，最大局部摩擦因數(shù)約為0.069，最大局部摩擦轉(zhuǎn)矩約為0.147 N·m；當(dāng)接觸比率CR=0.2時(shí)，最大局部摩擦因數(shù)約為0.114，因此最大局部摩擦轉(zhuǎn)矩增大至約0.956 N·m。最大局部摩擦轉(zhuǎn)矩位于摩擦副最外徑位置。

摩擦副總摩擦轉(zhuǎn)矩仿真計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果如圖13所示。同樣由于摩擦副間隙消除需要大約1 s，所以仿真計(jì)算從1 s處開(kāi)始。摩擦副總摩擦轉(zhuǎn)矩由局部摩擦轉(zhuǎn)矩積分求得。從圖13可以看出：隨著接觸比率的減小，局部轉(zhuǎn)矩顯著增大，因此總摩擦轉(zhuǎn)矩也明顯增大。隨著接觸比率從0.8減小到0.2，摩擦副最大總摩擦轉(zhuǎn)矩從約140 N·m增大到約242 N·m。在摩擦副接合的初始階段，由于溫升的影響，摩擦因數(shù)快速增大，因此摩擦轉(zhuǎn)矩也快速增大，隨著溫升速度的變緩，摩擦轉(zhuǎn)矩的增速也隨之變緩。同樣，從試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果可以看出：隨著接觸比率的減小，摩擦副在滑摩過(guò)程中的振動(dòng)明顯增強(qiáng)。對(duì)比試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與仿真計(jì)算結(jié)果可以看出：在接合的初始階段，摩擦副表面實(shí)際溫升速度大于仿真計(jì)算溫升速度，所以摩擦轉(zhuǎn)矩實(shí)際的增大速度大于仿真計(jì)算結(jié)果，而隨著滑摩時(shí)間的增長(zhǎng)，摩擦副表面溫度逐漸趨于穩(wěn)定，因此摩擦轉(zhuǎn)矩試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與仿真計(jì)算值逐漸趨于一致。

圖13 摩擦副總摩擦轉(zhuǎn)矩仿真計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果Fig.13 Calculation and test results of total output torque

4 結(jié) 論

(1)隨著接觸比率的減小，摩擦副表面溫升顯著增大，外徑處局部溫升高于內(nèi)徑處。但由于最外徑處散熱條件較好，所以摩擦副最大局部溫升位于最外徑靠里位置。摩擦副接合初始階段溫升較快，而后逐漸變緩。

(2)摩擦副接觸比率對(duì)摩擦因數(shù)具有顯著影響。隨著接觸比率從0.8減小到0.2，摩擦副最大局部摩擦因數(shù)從約0.069增大到約0.114，最大總摩擦因數(shù)從約0.064增大到約0.105。最大局部摩擦因數(shù)位于摩擦副中徑附近。

(3)摩擦副摩擦轉(zhuǎn)矩受局部摩擦因數(shù)和摩擦半徑的影響，因此，隨著接觸比率從0.8減小到0.2，最大局部摩擦轉(zhuǎn)矩從約0.147 N·m增加到約0.956 N·m，最大總摩擦轉(zhuǎn)矩從約140 N·m增大到約242N·m。最大局部摩擦轉(zhuǎn)矩位于摩擦副外徑位置。

(4)隨著摩擦副接觸比率的減小，潤(rùn)滑油溝槽變寬，摩擦副潤(rùn)滑散熱條件變好。但是，由于接觸比率的減小，摩擦副滑摩過(guò)程中振動(dòng)明顯增強(qiáng)。

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