砼非标准三点弯曲梁试件双K断裂参数

摘要

采用跨高比为2.5的非标准三点弯曲梁试件，利用在试验中测得的最大荷载P_max及对应的裂缝口张开位移CMOD_c，根据渐近线性叠加假设，求得了砼裂缝亚临界扩展量∆a_c。在此基础上，采用虚拟裂缝模型计算了不同初始缝长、不同试件髙度的砼非标准三点弯曲梁试件的起裂断裂韧度Kⁱⁿⁱ_IC、失稳断裂韧度K^un_IC及临界裂缝尖端张开位移CTOD_c。计算结果表明，砼K^un_IC：与试件高度及初始缝高比无关；而Kⁱⁿⁱ_IC在初始缝髙比a₀/h = 0.3〜0.5内，也是一稳定的常数且与试件高度无关。这说明砼双K断裂参数可以作为砼的材料常数。

正文

《1 前言》

1 前言

砼作为重要的工程材料, 其受力特性与裂缝的发展有密切关系。因此, 砼裂缝的扩展机理及其定量描述是砼结构理论的一个基础性课题, 受到国际学术界的日益重视。开展砼断裂研究的最终目的是要建立起一套适合于定量描述砼裂缝扩展的断裂准则或断裂模型, 并给出这些模型中所定义的断裂参数的测试方法。目前, 国际上较为流行的针对砼材料建立的断裂模型有两类: 一类适用于数值分析, 如虚拟裂缝模型^[1]及钝化裂缝模型^[2]; 另一类以应力强度因子为参量, 可进行解析分析, 如双参数模型^[3]及等效裂缝模型^[4], 但这两类模型的不足之处是不能反映砼裂缝扩展的起裂状态。文献[5]在大量实验观测的基础上提出了砼双K断裂准则。该准则认为, 当K_Ⅰ=Kⁱⁿⁱ_ⅠC时, 裂缝起裂; 当Kⁱⁿⁱ_ⅠC<K_Ⅰ≤K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 时, 裂缝稳定扩展; 当K_Ⅰ>K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 时, 裂缝失稳扩展。其中, Kⁱⁿⁱ_ⅠC、K^un_ⅠC分别为砼起裂断裂韧度、失稳断裂韧度。然而, 双K断裂参数K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 、K^un_ⅠC是根据大型试件断裂实验中测得的, 它要求测出砼裂缝失稳断裂前的稳定扩展长度, 检测出起裂荷载, 这在普通实验室是难以做到的。文献[6]采用楔入劈拉试件, 通过迭代计算求得了砼裂缝的亚临界扩展量Δa_c, 并进而获得了与试件高度无关的K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 、K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 及CTOD_c (当试件高度h>400 mm时) , 但此方法比较烦琐。作为材料的断裂参数, 它应只与组成这种材料的配合比有关, 而与试件尺寸如高度、跨高比、初始缝长等无关。目前, 国内外所进行的断裂试验中, 均采用标准三点弯曲梁试件 (跨高比为4) , 但这种试件的自重较大, 影响试验结果。因此, 本文采用跨高比为2.5的非标准三点弯曲梁试件, 根据文献[7]提出的线性渐近叠加假设, 计算了不同初始缝长、两种高度砼试件的裂缝亚临界扩展量Δa_c、K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 、K^un_ⅠC及CTOD_c。

《2 砼等效裂缝长度ac的计算》

2 砼等效裂缝长度ac的计算

由于砼在失稳断裂前存在着裂缝的稳定扩展阶段, 使得试件在失稳断裂前裂缝实际长度大于预制缝长a₀, 若将失稳断裂前裂缝稳定扩展长度记为Δa_c, 则

$a_{c} = a_{0} + Δ a_{c} (1)$ $a_{c} = a_{0} + Δ a_{c} (1)$

在实验中, 要精确测量Δa_c较为困难, 需采用先进测试技术。因此, 本文根据文献[7]的线性渐近叠加原理, 采用线弹性断裂力学公式计算a_c值。

对如图1所示的非标准三点弯曲梁, 当外荷载P达最大值P_max时, 其对应的有效裂缝长度a_c可由下式确定^[8]:

$α = \frac{γ^{3 / 2} + m_{1} (β) γ}{[γ^{2} + m_{2} (β) γ^{3 / 2} + m_{3} (β) γ + m_{4} (β)]^{3 / 4}} ‚ (2)$ $α = \frac{γ^{3 / 2} + m_{1} (β) γ}{[γ^{2} + m_{2} (β) γ^{3 / 2} + m_{3} (β) γ + m_{4} (β)]^{3 / 4}} ‚ (2)$

令:A为CMOD_C

式中:

${\begin{cases} γ = A \ 5 t \ 5 E / 6 Ρ_{\max} \\ m_{1} (β) = β (0.25 - 0.0505 β^{1 / 2} + 0.0033 β) \\ m_{2} (β) = β^{1 / 2} (1.155 + 0.215 β^{1 / 2} - 0.0278 β) \\ m_{3} (β) = - 1.38 + 1.75 β \\ m_{4} (β) = 0.506 - 1.057 β + 0.888 β^{2} \end{cases} (3)$ ${\begin{cases} γ = A \ 5 t \ 5 E / 6 Ρ_{\max} \\ m_{1} (β) = β (0.25 - 0.0505 β^{1 / 2} + 0.0033 β) \\ m_{2} (β) = β^{1 / 2} (1.155 + 0.215 β^{1 / 2} - 0.0278 β) \\ m_{3} (β) = - 1.38 + 1.75 β \\ m_{4} (β) = 0.506 - 1.057 β + 0.888 β^{2} \end{cases} (3)$

α=a_c/h; β=s/h (跨高比) ; t为试件厚度; E为弹性模量,

根据试验测得的P_max及对应的CMOD_c值, 即可计算各试件的a_c或Δa_c值。

《图1》

图1 非标准三点弯曲梁试件

Fig.1 Non-standard three-pointbending beam concrete specimen

《3 砼双K断裂参数的确定》

3 砼双K断裂参数的确定

《3.1 闭合力产生的应力强度因子KCⅠ的计算》

3.1 闭合力产生的应力强度因子KCⅠ的计算

由于砼裂缝失稳扩展前存在着主裂缝的稳定扩展阶段, 根据虚拟裂缝模型, 当裂缝张开位移w<w₀时, 尚能传递应力, 这个应力称为闭合力。因此, 梁除了受到外荷载P作用外还存在着阻止裂缝扩展的闭合力的作用 (如图2所示) 。根据叠加原理, 可将图2 (a) 分解为图2 (b) 及图2 (c) 。对图2 (a) , 其裂缝尖端处的应力强度因子为:

$Κ_{Ⅰ} = Κ_{Ⅰ Ρ} - Κ_{Ⅰ}^{c} (4)$ $Κ_{Ⅰ} = Κ_{Ⅰ Ρ} - Κ_{Ⅰ}^{c} (4)$

式中, K_ⅠP为由集中力P所产生的应力强度因子, 可直接由线弹性断裂力学公式计算:

$Κ_{Ⅰ Ρ} = \frac{Ρ}{t \sqrt{h}} f (α) (5)$ $Κ_{Ⅰ Ρ} = \frac{Ρ}{t \sqrt{h}} f (α) (5)$

《图2》

图2 梁的受力特性

Fig.2 Loading property for the beam

当s/h=2.5时, f (α) 可由下式表示:

$\begin{array}{l} f (α) = \\ \frac{6.647 α^{1 / 2} (1 - 2.5 α + 4.49 α^{2} - 3.98 α^{3} + 1.33 α^{4})}{(1 - α)^{3 / 2}} \\ α = a / h \end{array}} (6)$ $\begin{array}{l} f (α) = \\ \frac{6.647 α^{1 / 2} (1 - 2.5 α + 4.49 α^{2} - 3.98 α^{3} + 1.33 α^{4})}{(1 - α)^{3 / 2}} \\ α = a / h \end{array}} (6)$

而由闭合力σ (x) 产生的应力强度因子, 可由文献[9]所给的公式计算:

$Κ_{Ⅰ}^{c} = \int_{a_{0}}^{a} 2 σ (x) F (\frac{x}{a}, \frac{a}{h}) / \sqrt{π a} d x (7)$ $Κ_{Ⅰ}^{c} = \int_{a_{0}}^{a} 2 σ (x) F (\frac{x}{a}, \frac{a}{h}) / \sqrt{π a} d x (7)$

式中:

$F (\frac{x}{a}, \frac{a}{h}) = \frac{3.52 (1 - \frac{x}{a})}{(1 - \frac{a}{h})^{3 / 2}} - \frac{4.35 - 5.28 \frac{x}{a}}{(1 - \frac{a}{h})^{1 / 2}} +$ $F (\frac{x}{a}, \frac{a}{h}) = \frac{3.52 (1 - \frac{x}{a})}{(1 - \frac{a}{h})^{3 / 2}} - \frac{4.35 - 5.28 \frac{x}{a}}{(1 - \frac{a}{h})^{1 / 2}} +$

$\begin{array}{l} {\frac{1.30 - 0.3 (\frac{x}{a})^{3 / 2}}{\sqrt{[1 - (\frac{x}{a})^{2}]}} + 0.83 - 1.76 \frac{x}{a}} \cdot \\ {1 - (1 - \frac{x}{a}) \frac{a}{h}} (8) \end{array}$ $\begin{array}{l} {\frac{1.30 - 0.3 (\frac{x}{a})^{3 / 2}}{\sqrt{[1 - (\frac{x}{a})^{2}]}} + 0.83 - 1.76 \frac{x}{a}} \cdot \\ {1 - (1 - \frac{x}{a}) \frac{a}{h}} (8) \end{array}$

根据文献[10]的研究结果, 砼的软化曲线即σ-w关系与试件形状、试件尺寸无关, 其表达式为:

$\begin{array}{l} \frac{σ (w)}{f_{t}} = {1 + (c_{1} \frac{w}{w_{0}})^{3}} \exp (- c_{2} \frac{w}{w_{0}}) - \\ \frac{w}{w_{0}} (1 + c_{1}^{3}) \exp (- c_{2}) (9) \end{array}$ $\begin{array}{l} \frac{σ (w)}{f_{t}} = {1 + (c_{1} \frac{w}{w_{0}})^{3}} \exp (- c_{2} \frac{w}{w_{0}}) - \\ \frac{w}{w_{0}} (1 + c_{1}^{3}) \exp (- c_{2}) (9) \end{array}$

式中:f_t为砼抗拉强度; w为裂缝张开位移 (见图3) ,

对普通砼, c₁=3, c₂=7, w₀=160 μm, 而w与x的关系为:

$w = \frac{a_{c} - x}{a_{c}} \ 5 A (10)$ $w = \frac{a_{c} - x}{a_{c}} \ 5 A (10)$

这样, 式 (9) 中的砼试件在虚拟裂缝区的闭合力方程即可表示为x的函数σ (x) 。因此, 当裂缝处临界状态时, 在虚拟裂缝区内由σ (x) 引起的断裂韧度K^c_Ⅰ为:

$Κ_{Ⅰ}^{c} = \int_{a_{0}}^{a_{c}} \frac{2 σ (\frac{x}{a_{c}})}{\sqrt{π a_{c}}} F (\frac{x}{a_{c}}, \frac{a_{c}}{h}) d x (11)$ $Κ_{Ⅰ}^{c} = \int_{a_{0}}^{a_{c}} \frac{2 σ (\frac{x}{a_{c}})}{\sqrt{π a_{c}}} F (\frac{x}{a_{c}}, \frac{a_{c}}{h}) d x (11)$

而临界裂缝尖端张开位移则为:

令:B为CTOD_C

$B = \frac{a_{c} - a_{0}}{a_{c}} \ 5 A (12)$ $B = \frac{a_{c} - a_{0}}{a_{c}} \ 5 A (12)$

《图3》

图3 虚拟裂缝模型

Fig.3 Fictitious crack model

《3.2 砼双K断裂参数的确定》

3.2 砼双K断裂参数的确定

由式 (4) 可知, 当裂缝处于临界状态时,

$Κ_{Ⅰ C}^{i n i} = Κ_{Ⅰ C}^{u n} - Κ_{Ⅰ}^{c} (13)$ $Κ_{Ⅰ C}^{i n i} = Κ_{Ⅰ C}^{u n} - Κ_{Ⅰ}^{c} (13)$

式中:K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 、K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 称为起裂断裂韧度及失稳断裂韧度。其中失稳断裂韧度K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 可将试验中测得的最大荷载P_max及由式 (2) 计算的a_c代入式 (5) 获得。而起裂断裂韧度Kⁱⁿⁱ_ⅠC定义为砼裂缝起裂时的荷载P_ini对应的应力强度因子, 它表示材料抵抗裂缝扩展的能力, 但要精确测定P_ini比较困难。

对于理想弹塑性材料, 根据D-M模型, 由于裂缝尖端附近出现较大的塑性区, 使得裂缝尖端的应力奇异性消失, 即K_Ⅰ=K_ⅠP-K^c_Ⅰ=0, 也就是说由闭合力σ (x) 产生的负的应力强度因子, 完全抵消由拉应力产生的正的应力强度因子。而砼为半脆性材料, 由σ (x) 产生的负的应力强度因子不能完全抵消由拉应力产生的正的应力强度因子, 因此K_Ⅰ≠0。所以:K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ =K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ -K^c_Ⅰ=0时, 是理想塑性材料;K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ =K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 时, 是完全脆性材料;K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ ≠0时, 是半脆性材料。

这样, 当在试验中测得砼试件的抗拉强度f_t、最大荷载P_max及对应的裂缝口张开位移CMOD_c、弹性模量E等参数后, 根据以上各式便可获得砼的双K断裂参数K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 、K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 及CTOD_c, 具体计算步骤如下:

1) 将在试验中测得的最大荷载P_max及对应的CMOD_c和弹性模量E代入式 (2) , 计算出裂缝有效长度a_c。由于该方程为非线性方程, 需迭代求解;

2) 将P_max及a_c代入式 (5) 即可得到K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ ;

3) 将上述计算的各相关数据代入式 (4) , 经数值积分即可求得K^c_Ⅰ;

4) 将求得的K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 、K^c_Ⅰ代入式 (13) 即可得到起裂韧度K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 。

《4 试验研究》

4 试验研究

《4.1 试件制作及砼配合比》

4.1 试件制作及砼配合比

试件采用如图1所示的三点弯曲梁。试件尺寸等参数见表1。所有试件均采用同一配合比, 水泥∶沙子∶石子∶水=1∶1.73∶3.01∶0.52。试件所用材料为大连产河沙, 石灰岩碎石, 最大粒径为10 mm, 水泥为大连水泥厂生产的425^#普通硅酸盐水泥。试件采用密度板浇注而成, 用厚2 mm的钢板预制裂缝, 砼浇注后约3 h抽出钢板, 24 h后拆模, 然后草袋覆盖, 洒水养护28 d。试验时测得其立方体的抗压强度f_cu=44.9 MPa、抗拉强度f_t=3.96 MPa、弹性模量E=45.9 GPa、泊松比v=0.190。

《3.2 试验过程及试验结果》

3.2 试验过程及试验结果

所有试验均在5 000 kN压力试验机上进行, 荷载传感器采用BLR-1/5000拉压式传感器, 量程为50 kN, 裂缝口张开位移CMOD及加载点位移δ均采用夹式引伸仪量测。试验采用计算机自动采集。详细试验结果见表2。图4为试验中测得的曲型的P-CMOD及P-δ全过程曲线。

表1 试件尺寸等参数

Table 1 specimen size and other parameters

《表1》

试件编号	l×h×t/mm	s/h	a₀/h	试件数n
0.2	550×200×100	2.5	0.2	5
0.3	550×200×100	2.5	0.3	4
0.4	550×200×100	2.5	0.4	4
0.5	550×200×100	2.5	0.5	2
30	800×300×100	2.5	0.2	5

《图4》

图4 P-CMOD及P-δ曲线

Fig.4 P-CMOD and P-δ curves

表2P_max\, CMOD_c试验结果

Table 2 Experimental results of P_maxand CMOD_c

《表2》

试件编号	a₀/h	P_max/kN	CMOD_c/mm	试件编号	a₀/h	P_max/kN	CMOD_c/mm
0.2-1	0.2	15.77	0.043 2	0.4-2	0.4	12.79	0.104 0
0.2-2	0.2	20.00	0.048 0	0.4-3	0.4	13.72	0.097 6
0.2-3	0.2	19.56	0.046 4	0.4-4	0.4	12.54	0.065 6
0.2-4	0.2	18.26	0.086 4	0.5-1	0.5	9.81	0.067 2
0.2-5	0.2	18.26	0.044 8	0.5-2	0.5	11.61	0.076 8
0.3-1	0.3	14.90	0.051 2	30-1	0.2	28.07	0.057 6
0.3-2	0.3	16.08	0.075 2	30-2	0.2	23.41	0.059 2
0.3-3	0.3	18.94	0.076 8	30-3	0.2	29.25	0.070 4
0.3-4	0.3	13.48	0.091 2	30-4	0.2	26.89	0.067 2
0.4-1	0.4	12.98	0.073 6	30-5	0.2	31.92	0.089 6

《5 砼非标准三点弯曲梁试件的双K断裂参数计算结果》

5 砼非标准三点弯曲梁试件的双K断裂参数计算结果

根据试验测得的P_max\, f_t、E、CMOD_c等参数, 即可计算K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 、K^c_Ⅰ、K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 及CTOD_c值。详细结果见表3。从表3可见, 随着试件初始缝高比a₀/h的增加, 裂缝亚临界扩展量Δa_c减小, 但Δa_c与韧带高度之比却基本不变 (a₀/h为0.5时略小) 。这说明, Δa_c的相对值 (相对于韧带高度) 为一稳定值。

另外, 从表中还可发现, 失稳断裂韧度K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 与初始缝高比及试件高度均无关, 其平均值为2.072 MPa $\sqrt{m}$ $\sqrt{m}$ , 标准差为0.151 MPa $\sqrt{m}$ $\sqrt{m}$ , 变异系数为0.073。可见, 在本试验范围内, K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 为一与试件尺寸无关的材料常数, 而就起裂断裂韧度Kⁱⁿⁱ_ⅠC而言, 除a₀/h=0.2这组数据其平均值稍小外, 其余各组的K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 值均基本相同, 其平均值为1.034MPa $\sqrt{m}$ $\sqrt{m}$ , 标准为0.063 MPa $\sqrt{m}$ $\sqrt{m}$ , 变异系数为0.061。因此, 可认为, K $_{Ⅰ C}^{i n i}$ $_{Ⅰ C}^{i n i}$ 为砼的材料参数。但CTOD_c的离散性较大, 其值当a₀/h为0.2, 0.3及h=300 mm时基本接近, 而当a₀/h为0.4, 0.5时较小。CTOD_c参数即便对金属材料来说其试验值的离散也很大, 而砼为非均质材料, 其离散性就更显著, 这一问题尚应继续深入研究。

《6 结论》

6 结论

1) 砼结构的裂缝在起裂后由于受到闭合力的作用, 使之在失稳破坏前存在较大的亚临界扩展阶段, 而不像脆性材料一经起裂便失稳扩展。

2) 采用虚拟裂模型并结合线弹性断裂理论, 利用在试验中测得的最大荷载P_max及对应的裂缝口张开位移CMOD_c、弹性模量E及抗拉强度f_t而得到的砼的Kⁱⁿⁱ_ⅠC、K $_{Ⅰ C}^{u n}$ $_{Ⅰ C}^{u n}$ 基本上与试件的初始缝长a₀及试件高度h无关, 可以作为描述砼裂缝起裂、稳定扩展及失稳破坏全过程的断裂参数。

3) 根据本文的方法, 在试验中只需测得单调加载下P-CMOD曲线, 甚至只测得其上升段便可确定砼的双K断裂参数及CTOD_c值, 试验方法简单, 在普通实验室即可实现。

4) 由于本文采用的非标准三点弯曲梁试件的高度系列只有2组, 试验数据尚少, 仍需继续研究。

表3 砼双K断裂参数计算结果

Table 3 Calculating results for double-K fracture parameters of concrete

《表3》

试件编号	a_c/mm	Δa_c/mm	$\frac{Δ a_{c}}{h - a_{0}}$ $\frac{Δ a_{c}}{h - a_{0}}$	K^c_Ⅰ/MPa $\sqrt{m}$ $\sqrt{m}$	$Κ_{Ⅰ C}^{i n i} / Μ Ρ a \sqrt{m}$ $Κ_{Ⅰ C}^{i n i} / Μ Ρ a \sqrt{m}$	$Κ_{Ⅰ C}^{u n} / Μ Ρ a \sqrt{m}$ $Κ_{Ⅰ C}^{u n} / Μ Ρ a \sqrt{m}$	CTOD_c/mm
0.2-1	81.14	41.14	0.257	1.331	0.282	1.613	0.021 90
0.2-2	76.02	36.02	0.225	1.174	0.732	1.906	0.022 75
0.2-3	75.57	35.57	0.222	1.177	0.676	1.853	0.021 84
0.2-4	101.5	61.47	0.384	1.408	1.140	2.548	0.052 34
0.2-5	76.88	36.88	0.231	1.218	0.543	1.761	0.021 49
平均值	82.22	42.22	0.264	1.262	0.675	1.936	0.028 06
0.3-1	89.77	29.77	0.213	1.122	0.606	1.728	0.016 90
0.3-2	101.1	41.05	0.293	1.242	0.985	2.228	0.030 55
0.3-3	95.91	35.91	0.257	1.124	1.291	2.415	0.028 75
0.3-4	113.7	53.67	0.383	1.434	0.897	2.331	0.043 06
平均值	100.1	40.10	0.286	1.231	0.945	2.176	0.029 84
0.4-1	107.8	27.77	0.231	1.077	0.940	2.017	0.018 96
0.4-2	119.5	39.54	0.330	1.230	1.245	2.475	0.034 40
0.4-3	115.3	35.30	0.294	1.159	1.287	2.446	0.029 88
0.4-4	105.0	24.99	0.208	1.035	0.822	1.857	0.016 52
平均值	111.9	31.90	0.266	1.125	1.074	2.199	0.024 72
0.5-1	114.1	14.07	0.141	0.786	0.923	1.709	0.008 29
0.5-2	112.9	12.93	0.129	0.736	1.244	1.980	0.008 79
平均值	113.5	13.50	0.135	0.761	1.084	1.845	0.008 54
30-1	104.9	44.91	0.187	1.14	0.801	2.015	0.024 66
30-2	117.1	57.08	0.238	1.391	0.482	1.873	0.288 6
30-3	114.2	54.20	0.226	1.266	1.014	2.280	0.033 41
30-4	116.4	56.39	0.235	1.320	0.818	2.138	0.032 56
30-5	123.1	63.12	0.263	1.264	1.438	2.702	0.045 93
平均值	115.1	55.14	0.230	1.291	0.911	2.02	0.033 08

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