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波浪载荷引起船体构件疲劳的寿命估计.pdf

波浪载荷引起船体构件疲劳的寿命估计

yanny
2011-04-25 0人阅读 举报 0 0 暂无简介

简介:本文档为《波浪载荷引起船体构件疲劳的寿命估计pdf》,可适用于工程科技领域

波浪载荷引起船体构件疲劳的寿命估计黄骏德内容提要本文研究了焊接船体损伤中大量出现的波浪载荷疲劳裂纹扩展的寿命问题。文中用断裂力学手段,讨论了应用计算波浪疲劳寿命方法的适用范围和存在问题,并衬波浪载荷下船体构件的疲劳断口特征及材杆、焊接等缺陷甘疲劳裂纹发生的影响作了一些分析。文中最后结合实例强调了船体构件损伤分析的重要意义,以及疲劳寿命估计在损伤分析中的实际价值,并希望在这方面能够加强我国自己的工作。一日�佳‘、甘“�焊接船体构件在使用中发生损伤的事例不胜枚举,究其原因主要是焊接、材料、工艺上的缺陷,腐蚀环境以及不合理的结构设计、使用等等,其中以发生在因上述原因而造成的局部应力集中部位的疲劳裂纹损伤,最为常见〔�〕〔�〕。在引起船体构件疲劳的循环载荷中,波浪载荷占有最重要的地位。这不仅由于船体构件的疲劳裂纹损伤大部分都是由波浪载荷所造成〔〕,而且还在于它难以象振动引起的疲劳那样,通过对结构合理的振动分析予以缓介或防止〔!〕。因此,如何正确估计波浪引起船体构件的疲劳寿命,并进而在焊接、材料、工艺和结构设计等方面,采取提高疲劳寿命的有效措施,不仅对船体结构的正确设计、建造,而且对确保船舶安全航运、合理维修以及损伤事故分析,都是十分重要的,也是急待解决的问题。关于船体疲劳寿命的估计,采用传统的∀#∃累积损伤理论,虽有一定效用,但由于它没有对疲劳裂纹扩展规律进行具体分析,而且又是基于忽视初始裂纹存在的光滑或缺口试样的∋(曲线,因此这一方法有着较大的局限性,有时甚至会得出错误的结果。采用断裂力学手段研究疲劳裂纹的发生和扩展规律,是近年疲劳研究的一个新的方面。充分运用这些成果,并结合船铂特点进行必要的工作,有可能把船体构件疲劳寿命的估算方法,建立在更为合理、有效的基础之上。事实上,在国外特别是日本,已有不少文献在这方面作了大量报道,值得引起我们的注意。考把构件疲劳的分析与其断口特征密切结合起来,是近年疲劳研究的又一新的课题。断口是破坏过程的忠实记载,对于寻找损伤原因,探讨破坏机理以及提出改进措施都具有重要的作用。特别是随着断裂力学和扫描电镜技术的发展,又给断口特征分析带来了丰富的内容和崭新的课题。在船体构件的疲劳分析中,充分利用其断口特征所提供的“物证”,不仅能够检验理论推断的可靠性,而且有可能进一步找出船体构件损伤的规律性。我们在初步运用断裂力学和断口特征分析船体构件裂纹损伤的工作中发现,鉴于断裂力学是一门正在发展的新兴学科,它对疲劳裂纹扩展规律的分析,各种观点和方法同时并存,有些甚至相互抵触)特别是因为波浪载荷的随机性质,造成构件的疲劳分析和断口特征又出现一些与恒幅载荷疲劳问题不同的特点。对于这些问题,作者愿借本文提出一些粗浅的讨论,以期向各方求教和便于进一步研究。二、针算模型�∗应变疲劳应变疲劳的试验特点是控制应变幅值。由于它一般承受超过材料屈服极限的循环应力,产生明显的塑性变形,故也称为塑性疲劳。适当设计的船休构件,在整体上的名义应力是弹性应力,但在局部应力集中的部位,则因应力超过屈服极限而产生了塑性变形。这一塑性变形区内的应力的大小,由其周围弹性应力场的位移所决定。也就是说,当构件整体被弹性应力所控制时,其局部的塑性区是受应变控制的〔〕。因此,对于由应力集中而产生局部塑性变形的船体构件的疲劳行为,为了合理分析,一般以建立在应变疲劳模型之上为宜。�∗疲劳裂纹的发生与扩展疲劳裂纹发生的尺寸随检测工具和研究对象不同而异,目前尚无统一的看法。通常,把微观裂纹的发生和沿结晶界面的扩展过程,称为第,阶段−数量级,而把与载荷轴成“方向的宏观裂纹扩展过程,称为第,阶段−数协量级。循环应力的幅值,对疲劳第,阶段的影响颇大。幅值愈高,第,阶段在整个疲劳寿命中所占的比例就愈小,从而整个疲劳寿命为其第阶段所支配。因此,为了计算应变疲劳的寿命,主要是分析第互阶段,而对第阶段常可忽略不计。疲劳裂纹扩展第,阶段的寿命,又主要消耗在尺寸较小的裂纹扩展范围之内,而不随裂纹扩展尺寸成比例分配。由此可见,根据实际情况,合理选择应变疲劳第,阶段的初始裂纹尺寸,对于正确估计疲劳寿命,影响显著。许多试验表明,应力集中对应变疲劳裂纹发生的影响,要比焊接微裂纹等缺陷的存在严重得多。例如在文献〔〕中,船用焊接高压气瓶疲劳破坏的源点,并不在深度为∗�∗毫米的焊接微裂纹,而是发生在焊角造成的应力集中部位。又如本文第四部分对船机座构件疲劳断口的观察,其疲劳源点也是发生在焊接表面缺陷造成的应力集中部位,而不从气孔、夹渣、焊接微裂纹等内部缺陷开始。这样看来,对于应变疲劳,把疲劳扩展的初始裂纹尺寸,定为与第兀阶段开始相应的数卜量级,可能比较合理。对具有高次超静定性的船体构件,其疲劳裂纹扩展还有一个特殊问题是,当疲劳裂纹扩展达到一定长度−文献〔〕中由大型模型试验将该长度定为�毫米,由于各构件之间的应力重新分配,而可能造成裂纹扩展的加速、迟缓或停止现象。这方面的问题目前尚未得到解决。∗疲劳裂纹扩展速率的计算方法#由实验提出的疲劳裂纹扩展速率的指数规律,是当前较普遍采用的公式二。一几:一二勺∗、丛八少#(−�其中△<应力强度因子的幅值=,>材料常数,。‘二,二二、,,,二,、≅、,卜∗,,,,一,、、一,、二,,一代”一与△<的关系曲线,在双对数座标上如图�所示。−�式仅符合该图中间一段直(切一‘一卜护�、ΑΒ”四一”比‘‘,Β川’一“产,‘Β’。、“以‘“目‘”刊一∗,厂丫,确。一、,一二。一,∗一一,,∗,’≅∗,∗、,‘,,∗、,软,曰上丛八五农不叹Χ伎进令但阴迎刀浊度囚寸‘ΔΒ槛愉但,匀此相盯,凸ΕΦ则刀上Γ(门槛幅值。即当△<Η△<。、时∗Α(二Ι‘州八乙<了勺△<图裂纹释速幸嵘、万应力强度闰孤值。娜夕牙子数戈天当△<ϑ△<Φ时∗Α(一。文献〔Κ〕由−�式的实验分散带上限,给出了三种钢在各种循环应力比条件下,疲劳裂纹扩展速率的上限公式马氏体钢∗只、二ΛΜΝ一“−△<”�‘毫米Α次−�一Ο铁素体一珠光体钢∗Α(Π�∗�‘�一’。−△<“·“毫米Α次−�一Θ奥氏体钢,Α(二�∗��ΜΝ一’“−△<“·“毫米八火−�一=真谷等〔〕采用−�式计算波浪引起船体构件的疲劳寿命,并与实验结果进行了比较,获得较好的一致结果。从而认为‘�式适合船体构件的疲劳分析。我们觉得,上述结论只能在一定范围内成立。如所周知,−�式是建立在线弹性断裂力学基础之上的,当裂纹尖端不满足小规模屈服条件时,如何由更为普遍的弹塑性断裂力学参数建立疲劳裂纹扩展速率的公式,是一个重要的课题。文献〔�〕也强调了同样的看法。以下简要介绍弹塑性断裂力学中的Β积分方法〔��〕,并顺带提一下滞后能方法〔��〕。由于非线性弹性理论的Β积分,可近似地描述实际弹塑性体稳定扩展裂纹的瞬时场强,故对完全逆转的应变疲劳有以下关系一Α(二=ΝΒ‘−其中Β应变疲劳最大幅值所对应的Β积分值=。,#材料常数−可直接测定或利用−�式的结果Β积分对全屈服区中小裂纹的情况,有如下表达式ΒΠ�北Ρ�ΟΟ∗−!其中Ρ裂纹几何形状因子Ο裂纹长度Ο,名义应力,名义应变。因为全屈服区中的小裂纹问题,在实际上接近于焊接船体构件的局部应力集中部位和高残余应力地区的小裂坟情况,故这一方法对船体构件可能具有一定价值。本文第五部分对船机座构件焊接区的疲劳裂纹问题,利用这一方法进行了初步的尝试。Β积分方法为了避免卸载使Β积分失效的影响,故只能用在完全逆转的应变循环情况。对于拉仲脉动的疲劳问题,可试用滞后能方法。但这一方法也只适用于裂纹尖端的屈服区符合ΣΤΥ假定的情况。采用−力式、‘式或其它方法求得疲劳裂纹扩展速率‘Α、之后,疲劳第,阶段扩展寿命的计算,可按下式求出Ο奋�Ο。−∗Α,)−产艘∗Β一一(其中(ς疲劳扩展寿命−次Ο。疲劳第阶段初始裂纹尺寸−毫米Ο∗疲劳裂纹扩展达到的尺寸−毫米三、波浪载荷�∗波浪载荷的随机性质波浪载荷最重要的特点在于它产生的数据是随机的,亦即载荷变动的上下限无规则的变化,从而只能采用统计方法分析。对波浪载荷统计分析的方法,除了采用随机过程理论之外,在船体构件疲劳的研究中,常采用频度分析法,即所谓求载荷频度分布的应力计数法〔�〕。例如,波浪载荷引起的船体构件中的循环应力,其应力频度分布规律一般都取图�−Ο所示的单对数座标的直线形式,当分析构件的波劳时,可用图�−Θ的虚线形式代替。箔办应刀幅位犷,了姆之了少∗Β‘匆Ω氢遍刀幅位声口约产八Β、产丢广碗。。‘Ξ‘了似纂协是布了之犷川扩砂砂扩沙沙矛续艺泣娜该分示−。〕’早积颇度口爷兮又如,高速艇航行于波浪中艇底冲击引起的应力频度分布规律,可用如下表格形式给出〔�〕。滑行−平均冲击周期�秒半滑行−平均冲击周期秒冲击应夕−公斤Α毫米冲击次数Μ��夕Ψ冲击次数。!Ζ�ΚΖΖ�!�!�。!Μ冲击应−公斤Α毫米��。Κ�。��!。��。。�一丁一于念石一Ω�·�、�∗一∗!父�‘Ψ�只月。,。,具备波浪载荷下船体构件的应力频度分布图线或表格之后,则构件疲劳寿命的研究,可置换成具有相同频度程序加载的疲劳问题进行实验和估算,这就大大简化了问题。�∗程序加载下疲劳寿命的估算把随机载荷下构件的疲劳寿命问题,置换为程序加载进行估算的处理方法,就是按其应力频度分布规律,将构件的疲劳寿命,视为具有不同应力幅值、频度的恒幅疲劳过程的线性叠加,即ΒΟ#∴�−。Α((#∴�−∃艺一一(#二�−∗Α((∴Ο。−产∗∗∗Β∃公二一一Ο或其中∃在频度分析中,对于应力频度所取的段数。文献〔〕将这一估算方法用来分析波浪引起的船体构件的疲劳寿命,并认为由于不计过载峰对裂纹扩展的延缓作用,故得出的疲劳寿命是偏于安全的。关于过载峰影响的问题,文献〔�〕根据实验认为,过载峰有时不仅不能延缓反而显著加速疲劳裂纹的扩展。如果这一看法成立,则由−、−式求出的疲劳寿命,是否总是偏于安全,就值得重新推敲。越贺等人考虑了△<Η<。、时疲劳裂纹停止扩展的影响〔�〕,也采用−,−式沽算波浪引起的船体构件的疲劳寿命。即在−,−式中计入△<之么<。、,∗Α(Π=−△<。△<Η△<∗、,∗Α(Π在程序加载的应力幅值各种可能的变化顺序中,−Κ若应力幅值随−,−式中#值的增加而取单调减小的变化顺序,则考虑−Κ式后估算出的寿命最短,反之,则最长。由此,在计入疲劳裂纹停止扩展影响的条件下,可同时得出构件疲劳寿命的上、下限估算值。这一考虑的实际意义尚值得怀疑。因为波浪引起船体构件疲劳寿命的估算中,目前不定的因素很多,△<Η△<、使裂纹停止扩展的影响,既不是主要的因素,又产生偏于安全的误差,所以不大可能构成当务之急。∗加载方式对疲劳寿命的影响波浪载荷的实际情况是随机加载,而随机加载的每一应力−应变循环对疲劳产生的效果,不仅与该循环有关,而且受其之前循环经历的影响。这样,把波浪载荷置换为程序加载进行处理,其疲劳裂纹扩展速率是否等效需要加以探讨。不同的研究者从自己的研究角度和实验条件出发,得出了不同的结果。有些实验数据表明〔�Κ〕,随机加载与相应的程序加载比较,前者使疲劳裂纹扩展的速率高于后者。而文献〔�〕则得出有所抵触的结论。由以上概略的分析可见,在估算波浪引起船体构件疲劳寿命的研究中,还要进行大量的工作,才可能作到与实际情况较好的符合。当前,为了粗略进行寿命估算,可按以下两种情况进行当具备波浪载荷的应力频度分布资料时,可采用−,−式,并取适当的安全系数)而当应力频度分布资料不足时,则取应力幅的最大值或某一均值〔�〕按等幅疲劳情况予以估算。四、断口特征�∗疲劳断口的主要特征典型的疲劳断口应由疲劳的源点、扩展过程和最终断裂三部分组成,其中尤以裂纹扩展过程的特征,为断口分析的主要内容。疲劳扩展断口最重要的宏观特征是贝壳形貌。贝壳的每根条纹是由引起疲劳的循环应力中断或幅值变动时,裂纹扩展在断口上留下的清晰的前沿痕迹。该条纹从疲劳源点附近开始,一般呈现以源点为曲率中心的弧状,并与裂纹扩展方向相垂直。断口的贝壳形貌通常在较低循环应力幅值下出现,但当循环应力幅值变动的情况,则不分高低均可出现。图为船机座构件在波浪载荷随机作用下的疲劳断口−该机座构件的力学估算见本文第五部分。图中位置�、�表示两个高度不同平面上的疲劳源点,随着裂纹扩展,在位置合成一个断裂面,至位置!,可能由于超静定结构各构件之间的应力重新分配,或材料中偶然因素的影响,使裂纹扩展速率较慢,条纹较密。疲劳扩展第,阶段断口的微观特征,最重要的是辉纹−∋#Ο#Ν∃在一定的扩展速率范围−一般为。∗��微米Α次,如能找出真正的辉纹,对疲劳扩展的定量分析很有帮助,但辉纹形貌的出现,要受许多条件限制,且极易与其它的类辉纹形貌相混淆〔��〕,因此在判断时应特别慎重。我们对图所示的宏观断口,曾力图分析其微观特征,结果在图的位置得出的典图船机座凌劳断口宏观形貌型形貌,如图!所示。究竟是否为辉纹还是别的特征形貌,尚难判定,有待进一步的研究。�∗船体构件波浪载荷的疲劳断口特征一波浪引起船体构件的疲劳断口,在疲劳断口一般特征的基础上,由于波浪载荷及超静定船体构件的影响又带来一些与众不同的特点�宏观贝壳形貌的条纹间距大小不图�船机座断口微观形貌这一特点反映了波浪载荷幅值变化的随机性。图!是把图理的条纹形貌放大的五倍的照片。由图明显可见,条纹间距大小不一地随机变化。∀微观辉纹形貌一般不易发现#据有些单位认为,这往往表明引起疲劳的循环应力的频率不高,从而与波浪载荷的低频特征相符合。这一看法的依据,我们尚未查到。∃宏观断口在扩展一段后贝壳条纹明显密集或稀疏且断口常无最终断裂的形貌#这一特点是由船体的高次超静定性听致。当疲劳裂纹扩展一段后,由于构件中应力的重新分配而导致扩展速率的迟缓或加速且由于构件之间互相制约,从而与高压气瓶或孤立试件不同,一般不会因局图条纹间距大小不一部疲劳裂纹的扩展而导致灾难的最终断裂。图∋及船机座使用的结果,也验证了这一特点。∋(疲劳沉点的意义及特征在疲劳断口上,除了一)己载着疲劳裂纹扩展过程的特征之外,通常还可找到疲劳裂纹发生的位置,即所谓疲劳源点。源点对于分析疲劳原因以及找出改进措施都是非常重要的。疲劳源点一般用肉眼或在低倍放大镜下,由断口贝壳纹的曲率中心所大致对应的位置,即可将其发现。疲劳源点的数目有时不只一个,这往往发生在高循环应力作用的情况下。图∋所示的断口上就具有两个疲劳源点。焊接船体构件的疲劳源点,在大多数情况下都与焊接缺陷∗形状所造成的应力集中有关。例如,仔细观察图∋所示疲劳源点所在部位的焊接情况,可以看到疲劳起源于’五、实例分析型船航行一段时间后,在机座面板与肋板连接处的焊接区内,大量出现长度不等的裂纹损伤,其一般状况如图∃所示。为分析该裂纹损伤的原因,采取了现场的查、力学估算、断口检验以及实船试验−尚未作成等步骤,并努力避免力学和冶金分析两方面的片面性〔��〕。在非腐蚀性环境下,该裂纹损伤可能由非稳定破坏或疲劳破坏两种原因造成,)玲劝讨论如下�∗应变裂纹容限分析一�根据设计单位对机座强度计算的结果,波浪冲击力∗船底与波浪发生冲击使图,船裂纹损伤的一般状况机器自重产生的惯性力在裂纹部位引起的最大循环应力幅值达∋−。公斤毫米。焊接残余应力在该部位的值,一般可达(∗机座材料的屈服极限,�公斤毫米“,方向是拉应力。∀机座材料的断裂韧度值在常温下对应于起裂点的,。值为公斤毫米以上。考虑到该机座裂纹问题接近平面应力状态,故其断裂韧度值较平面应变状态大为提高。另一方面,机座材料含锰,量较高,热影响区的断裂韧度值可能显著降低〔∋〕,且彼浪中冲击的的动载荷效应,也使断裂韧度值下降。综合各种因素,对焊接区取。公斤毫米其误差偏于安全方面。机座焊接区的临界裂纹长度,采用国际焊接协会缺陷评定组推荐的:<=抽安全设计曲线方法〔�〕进行估算。取<<(按<<(又裂纹顶端监界张开位移各。�(士�毫米。其中<(二(>由〔〕图线查得三(≅。ΑΑΒ、,,,,一,二,二。喃,,、Α,,Χ。,趾一二一二Δ。乙笔术,故起茨Ε油介汉双仪度。场ΦΓ<二一ΧΗ(七(由于在平面应力状态下,起裂临界裂纹长度远小于不稳定断裂的临界裂纹长度,故机座由于焊接、材料、工艺等原因造成的原始裂纹即使达到“毫米∗实际远不可能,也只能造成起裂。由上分析可以认为,船机座裂纹损伤不是由不稳定破坏所造成,断口分析结果也证实了这一推断∗见本文第四部分。(应变疲劳寿命的估计�该船系高速主机、平衡性能良好,据设计单位认为,主要是频率为切次分的波浪冲击力,有可能造成机座构件的疲劳裂纹。(杯由于目前适合我国海情的波浪载荷资料不足,故以下近似采用冲击力的最大幅值,按等幅情况进行疲劳寿命估算。∀采取应变疲劳模型,用积分方法,按公式∗∋,∗�进行分析。在∗∋式中包含的两个材料常数,由机座所用的铁素体一珠光体钢的疲劳速率上限公式∗一定出。通过对机座构件应变疲劳的应变幅值分析,最后可得该部位疲劳裂纹扩展速率的上限为#(、Ι(ϑ−ΚΙΛ一毛Κ‘·毫米次其中疲劳裂纹长度∗毫米∃疲劳扩展寿命估算所需的初始裂纹长度。,按本文第二部分的讨论并参考文献〔〕,定为数件量级,具体取!Κ一∋毫米和一毫米两种情况。疲劳裂纹扩展上限。二�毫米。由∗!式可得疲劳扩展寿命Μ,为!(−Κ确次∗对应于。二ΓΚΛ’,毫米的情况和(≅ΚΝ毛次∗应于。二一毫米的情况。换算成航行小时ΟΠ,两种情况分别为!(航行小时和�!(!航行小时。由于初始裂纹值。的选择具有一定随意性,故取两种情况分别计算出结果加以比较,看来只能通过这样的粗略定量达到定性判断的目的。上述疲劳寿命的估算结果,在量级上与船发现裂纹所经历的航行小时是相符的,这就初步证实了对机座构件裂纹原因所作的判断。为了进一步验证力学估算的可靠性,我们从实船裂纹部位割取了两个样品,其断口承武钢钢研所扫描电镜组和武汉大学金属物理教研室协助分析。他们分别提出的报告一致认为,断口具有波浪造成的疲劳特征,且焊接表面缺陷造成的局部应力集中,是疲劳裂纹发生的重要原因∗该断口的主要形貌见本文等四部分,其中扫描电镜照片系武钢钢研所拍摄。六、结捂(波浪载荷引起的船体构件疲劳裂纹,在船体构件疲劳损伤中占有最重要的地位。正确估计这一疲劳寿命,不仅对船体结构的设计、建造,而且对确保安全航运、合理维修以及损伤事故分析都是十分重要的。(正确选择计算疲劳裂纹扩展速率的方法,是采用断裂力学手段进行疲劳寿命估算的关键。当前,究竟选取那种方法尚难定论,特别是如何适合波浪载荷及船体构件的特点,还要进行大量工作。由于各种缺陷对疲劳裂纹发生具有不同的影响,故合理选择疲劳扩展的初始裂纹尺寸,对寿命估计也有重要意义。∋(充分利用断裂力学已有的研究成果,密切结合断口特征检验和其它有效的手段,对现有各类损伤事例进行认真的分析,逐步得出符合实际的结论。这不仅有利于修、造船工艺与材料的发展,而且也能推进各门新学科、新技术在船舶工程中的运用和研究,希望在这方面能够引起造船界注意。∗选写本文过程中,得到徐书同志的热情支持和帮助,作者表示深切谢意。·ϑ,参’考文献’�〕将、田−−溶接学会志》∗(∗∗,−)。Κ〔旦〕山口《溶接学会志》⊥,妞(∗∗�Κ�−�〔〕山口《溶接学会志》‘⊥。(∗�∗,Ι凌Ι−�躬孙〔!〕片坐《溶接学会志》⊥∗那(,!∗Κ�−�〔弓〕河本《材一料》一∗�导(∗�名,�〔�〔’。〕大连红旗适船厂悼矮垂一钠袄布护凭院晰央韧性蛋「’几“几〕‘)《力学》第容期、一’,羚!才如拓,’一〔洲原《旦本造船学会论文集》、‘第�”号。��−,夺。〔Κ〔巴尔塞海骨落祖用机械研究听译‘’‘一价羲伽朔通用机械夯一)第�心期∗!Κ−�〔〕真谷《日本造船学会论文集》’第�!号∗。“−�Ο二〔�〕小’林《日本机械学会志》‘,Κ、(∗功‘,−�力一’〔��〕蔡其巩北京钢铁研究院一《论塑性应变区中裂纹的扩展》−�〔��〕金泽《日本造船学会论文集》第�号∗Ν−�了!·〔加〕河本《益属。疲扎乙设计》∗��−�助〔“〕上一井·’‘《西部搬船会会报苏第�号∗∃−�生特〕舟「韵《高速艇工学》一‘卫∗�皿−��〔�〕小寺泽《材料》⊥∗肠(。�⎯尸∗Κ了−�盯的〔�了〕越贺《日本造船学会论文集》第王器号工,∗之钧−�盯幼〔�Κ〕Β∗∋α#Χ。《β∃名#∃#Νχδ二么工已Δ、Ο。主ε》⊥∗∋(。父,,二�凌−�会〔�的板垣一’《日本造船学会论文集》第�台号一护∗��似。∗�印〕氛认φΝΞ−−,∃杭皿#ΝΟ∀比��盯�血取衫γ》⊥∗玲护∗�∗Κ−Β。劝〔��,Β、寺泽《机械刃研究》丫ΒΝ(∗�δ∗�肠−�盯钓·〔召�〕⎯∗δ∗范德沃特刘家驹译飞《塑,Ο‘耳∃幼”“”#∃χχΤ)助、#乒衬∗�∗王−�了·留〕耳∗ηΟ咚“《γ#Νχ与Τ““�》‘导∗忍邢−�!〔�!〕《ι#∃χ#∃αιΝ》⊥∗≅�一(∗于∗�凌�马,早擎

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