Multi-objective optimization of laser cladding parameters based on PCA and RSM-DE algorithm
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摘要: 为获得激光熔覆Inconel 718粉末在Q690高强钢板上的最优熔覆工艺参数，设计响应曲面法中的BBD(Box-Benhnken Design)试验设计模型. 构建输入变量(激光功率、扫描速度、送粉速率)与响应值(稀释率、热影响区深度、显微硬度)之间的数学模型，通过主成分分析法建立熔覆层综合评价指标，利用差分进化算法进行寻优，确定最优工艺参数. 采用最优工艺参数进行试验验证，对其最优工艺参数下试件的宏观形貌与组织形态进行观察与分析，并与优选出的试件进行响应值比较. 结果表明，最优工艺参数为激光功率1 800 W、扫描速度28 mm/s、送粉速率1.9 r/min，该参数下获得的热影响区深度为294 μm，稀释率为14.2%，显微硬度为276.6 HV0.5. 最优工艺参数下的试件热影响区深度减小了6.8%，稀释率降低了24.7%，显微硬度增大了21.7%，且最优试件中的组织形态为较小的树枝晶与少量的胞状晶.Abstract: The Box-Benhnken Design (BBD) experimental design model, as one of the response surface methods, was designed to obtain the optimal parameters for laser cladding of Inconel 718 powder on Q690 high-strength steel plate. A mathematical model between input variables (laser power, scanning speed, powder delivery rate) and response values (dilution rate, heat affected zone depth, microhardness) was established. Principal component analysis method was used to establish the comprehensive evaluation index of cladding layer, and differential evolution algorithm was used to optimize and determine the optimal process parameters. The optimal process parameters were used for test verification, and the macro-morphology and microstructure of the specimen under the optimal process parameters were observed and analyzed, and the response values were compared with the optimized specimen. The results showed that the optimal processing parameters were laser power of 1 800 W, scanning speed of 28 mm/s, and powder feeding rate of 1.9 r/min, under which the heat affected zone depth was 294 μm, the dilution rate was 14.2%, and the microhardness was 276.6 HV0.5. The optimum specimens showed a 6.8% reduction in the depth of the heat affected zone, a 24.7% reduction in dilution, and a 21.7% increase in microhardness, and the optimum specimens showed small dendritic crystals with a small amount of cellular crystals.
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0. 序言
随着电子元器件封装密度的增加，陶瓷球栅阵列(CBGA)和陶瓷柱栅阵列(CCGA)因其高密度的面排布引脚形式，在航空航天等高可靠性领域产品中得到了广泛应用[1-2]. CBGA和CCGA封装器件分别通过陶瓷管壳上的焊球和焊柱实现与PCB基板的组装互连，由于氧化铝陶瓷管壳(热膨胀系数为6.5 × 10−6/℃)和PCB基板(热膨胀系数为18 × 10−6 ~ 21 × 10−6/℃)的热膨胀系数差了近3倍，这种差异会在温度变化过程中产生剪切应变而导致裂纹萌生，进而引发焊点失效，因此温度循环成为了封装器件可靠性评估的关键手段. CCGA封装是在CBGA封装的基础上，用柱栅阵列代替了球栅阵列，增加互连引脚的距离，大大缓解了热膨胀系数不匹配带来的焊点失效问题，提高了焊点的可靠性，成为大尺寸产品封装的更优选择[3-5].
在温度循环过程中，焊点的界面显微组织会发生变化，包括金属间化合物(IMC)的成分及厚度等[6-8]，界面的显微组织会影响焊点的可靠性，焊点的抗剪强度是反映其可靠性最直观的方式，因此分析温度循环过程中焊点的显微组织与抗剪强度的演变关系对揭示CCGA封装焊点的失效机理及建立可靠性评估依据具有重要的参考价值.
文中以CCGA484封装器件为研究对象，分析温度循环过程中焊点的界面显微组织演变与抗剪强度的对应关系，研究温度循环过程中焊点的失效机理，为CCGA封装的发展及应用提供理论指导.
1. 试验方法
1.1 原材料及试验样品制备
试验中选用高温共烧氧化铝陶瓷外壳，型号为CLGA484，镀层为Ni/Au，焊盘直径为ϕ0.8 mm ± 0.05 mm，焊盘间距为1.27 mm，板级封装用PCB板上的焊盘直径为ϕ0.8 mm ± 0.05 mm，焊柱采用ϕ0.51 mm × 2.21 mm的Pb90Sn10普通高铅焊柱，植柱和组装到PCB板上采用的锡膏均采用Sn63Pb37.
试验样品制备过程为：丝网印刷锡膏→植柱→真空回流焊接→清洗→PCB板喷印锡膏→CCGA器件与PCB焊盘喷印锡膏光学对位→真空回流焊接，完成板级封装后的试验样品如图1所示，将组装到PCB板的试样与未组装的CCGA器件同时进行温度循环试验，前者用于观察不同温度循环次数下焊柱的外观形貌，后者用于焊点的金相分析和剪切力测试.
1.2 温度循环条件
对CCGA484试验样品进行温度循环试验，试验条件按照美军标MIL-STD-883. 温度循环曲线如图2所示，温度范围为−65 ~ 150 ℃，循环周期为50 min，高低温保温时间均为15 min，升降温速率相同，试验过程中，每隔100次温度循环取出进行形貌观察、剪切力测试和金相分析，共进行500次温度循环.
1.3 抗剪强度测试
选用抗剪强度作为CCGA焊点的可靠性评估依据，试验设备采用专门的微焊点强度测试仪(DAGE4800)，剪切速度均为0.4 mm/s，由于CCGA484器件的焊柱间距较小，试验过程中需要铲去周围的焊柱，保证剪切工具在行进时不会接触其它材料.
2. 试验结果与分析
2.1 焊柱宏观形貌演变分析
由于陶瓷管壳和PCB板的热膨胀系数差别较大，这种热失配会在温度变化过程中产生剪切应变，宏观表现为焊柱发生塑性变形.
温度循环过程中焊柱形貌如图3所示. 从图中可以看出，温度循环次数达到400次时，焊柱在反复热冲击作用下开始发生明显的塑性变形，且表面变得更加粗糙，焊点位置伴随有轻微的颈缩现象，500次后焊柱的扭曲程度进一步加剧，但肉眼还未观察到焊点开裂现象.
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图 3 不同温度循环次数下CCGA封装器件的宏观形貌Figure 3. Evolution of solder column morphology at different thermal cycling times. (a) 100 times; (b) 300 times; (c) 400 times; (d) 500 times由于焊柱在长时间的高温、恒压力作用下，即使应力小于屈服强度也会慢慢发生蠕变变形[9]. 在温度循环的升温及高温保温阶段，陶瓷的热膨胀系数大于PCB基板，焊柱发生倾斜，在温度循环的降温及低温保温阶段，焊柱恢复至初始状态后向相反方向偏移，在反复的升温降温过程中，焊柱蠕变变形逐渐累积，达到宏观可见的扭曲状态，而焊点钎料的强度要略大于焊柱，因此在焊点处会有颈缩现象产生.
2.2 焊点显微组织分析
在焊点形成过程中，钎料与焊盘金属在短时间的高温作用下扩散生成硬脆的IMC层，实现焊柱与基板之间的电气和机械连接，但是在长时间的温度循环过程中，扩散作用导致IMC层厚度逐渐增加，其成分也会发生相应的变化，由于IMC的热膨胀系数与钎料相差较大，因此过厚的IMC会对焊点的可靠性产生不利的影响.
不同温度循环次数下的CCGA焊点界面显微组织如图4所示，在温度循环前，高铅焊柱与Ni焊盘界面观察不到明显的IMC层，因为Ni相对稳定，其界面反应层与铜相比是相当薄的，所以观察不到，随着循环次数增加，界面出现不同颜色对比度的中间层，且厚度逐渐增加，根据Ni-Sn二元相图可知，Sn-Pb钎料与Ni焊盘扩散反应生成的界面IMC从Ni侧依次包括Ni3Sn，Ni3Sn2和Ni3Sn4，具体的化合物成分取决于Sn与Ni的相对浓度.
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图 4 CCGA封装器件焊点显微组织Figure 4. Microstructure of CCGA solder joints at different thermal cycling times. (a) original; (b) 100 times; (c) 200 times; (d) 300 times采用EDS分析界面IMC成分，不同温度循环次数下测试IMC成分的位置如图5 ~ 图7所示，对应不同位置的成分如表1所示. 从图中可以看出，100次温度循环时，界面点1主要为偏析的富锡相，点2处Ni与Sn的原子比接近3∶4，结合Ni-Sn二元相图可知，应为Ni3Sn4化合物，与已有的研究一致[8]；在200次温度循环后，界面点1处仍为Ni3Sn4相，靠近Ni焊盘侧的点2处Ni与Sn的原子比接近3∶2，推测为Ni3Sn2相；500次温度循环后，在Ni与Ni3Sn2相之间的点2处，Ni与Sn的原子比接近3∶1，应为Ni3Sn相，因此推测随着温度循环次数增加，从焊柱到Ni焊盘之间依次生成的IMC为富锡相→Ni3Sn4→Ni3Sn2→Ni3Sn. 分析IMC形成过程，认为在温度循环前，富锡相与Ni通过元素相互扩散，反应生成极少量Ni3Sn4化合物层，Ni3Sn4化合物层的生成阻挡了Sn与Ni的扩散反应，Ni与Ni3Sn4化合物层中微量的Sn继续发生扩散反应，生成Ni含量更高的Ni3Sn2化合物相，之后，Ni3Sn2化合物层进一步阻挡Ni3Sn4化合物层中Sn与Ni的扩散反应，生成Ni含量更高的Ni3Sn化合物相. 统计不同温度循环次数下界面IMC厚度，如图8所示，两者基本呈指数为1/2的幂函数增长关系，符合扩散控制机制.
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图 5 温度循环100次焊点界面IMC成分Figure 5. IMC component of CCGA solder joints at thermal cycling of 100 times![]()
图 7 温度循环500次焊点界面IMC成分Figure 7. IMC component of CCGA solder joints at thermal cycling of 500 times![]()
图 6 温度循环200次焊点界面IMC成分Figure 6. IMC component of CCGA solder joints at thermal cycling of 200 times界面IMC层存在离子键或共价键，所以往往具有硬脆特性，与基板和焊柱的线膨胀系数差别较大，随着温度循环次数增加，硬脆的IMC层厚度会逐渐增加，因此焊点界面处会产生较大的应力集中，在反复热应力作用下会萌生不同方向的细微裂纹，如图7所示，推测随着温度循环次数继续增加，应力集中导致微裂纹沿着剪切应变方向逐渐扩展，直到覆盖整个焊点，导致基板与焊柱之间发生断裂失效.
表 1 不同温度循环次数下焊点界面的成分分析Table 1. Component of CCGA solder joints at different thermal cycling times循环次数 界面点 质量分数w(%) 原子分数a(%) Pb Sn Ni Pb Sn Ni 100 点1 13.43 76.39 10.18 7.35 72.99 19.66 点2 4.97 69.37 25.66 2.3 55.9 41.8 200 点1 9 64.83 26.17 4.2 52.75 43.05 点2 4.91 51.99 43.1 1.93 35.63 62.44 500 点1 8.77 45.44 45.79 3.51 31.77 64.72 点2 8.24 28.16 63.6 2.92 17.44 79.64 ![]()
图 8 温度循环次数与界面IMC厚度的关系Figure 8. Variations of IMC thickness of CCGA solder joint with different thermal cycling times2.3 抗剪强度测试结果与分析
焊点的力学性能是评估其可靠性的最直观方法之一，采用DAGE4800微焊点强度测试仪测试不同循环次数下焊点的抗剪强度，如图9所示. 随着温度循环次数的增加，CCGA封装焊点的抗剪强度呈现下降趋势，到500次温度循环结束，抗剪强度相对下降了15.6%，且下降的速率逐渐增大. 结合上文界面显微组织分析可知，长时间高温会促进界面元素相互扩散，依次生成Ni3Sn4，Ni3Sn2和Ni3Sn多种IMC化合物层，且IMC层厚度逐渐增加，这些化合物与Sn，Pb的晶格常数和晶格结构存在较大差异，具有较高的熔点，呈现硬脆特性，因此在反复塑性变形过程中会产生应力集中，容易萌生裂纹而导致焊点失效，所以焊点的力学性能随着IMC厚度增加而逐渐下降，与已有的研究结果一致[10]. 对抗剪强度Rτ与温度循环次数n之间的关系做曲线拟合，得到下式，即
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图 9 不同循环次数下焊点剪切力变化Figure 9. Variations of shear strength of CCGA solder joints with different thermal cycling times$${R_\tau } = 682.25 - 0.06\;n - 2.77 \times {10^{ - 4}}{n^2}$$ (1) 根据技术指标要求，焊柱的最小剪切力为5.6 N，由式(1)推算可得，当温度循环次数大于550次时，焊点的抗剪强度将不满足要求.
3. 结论
(1) 温度循环超过400次时，CCGA器件焊柱开始发生明显的塑性变形.
(2) CCGA封装器件的焊点随着温度循环次数增加，从Ni焊盘侧依次生成的IMC层成分为Ni3Sn→Ni3Sn2→Ni3Sn4，且IMC层厚度逐渐增加.
(3) CCGA封装器件焊点的抗剪强度随着温度循环次数增加呈下降趋势，且下降的速率逐渐增大，到500次温度循环结束，抗剪强度相对下降了15.6%，这是由于硬脆的IMC层厚度增加，在变形过程中导致应力集中而引发焊点失效.
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图 1 Inconel 718粉末和Q690高强钢板形貌
Figure 1. Morphology of Inconel 718 powder and Q690 high-strength steel plate. (a) Inconel 718 powder; (b) Q690 high-strength steel plate
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图 2 熔覆设备
Figure 2. Cladding equipment. (a) physical drawing of cladding equipment; (b) schematic diagram of cladding process
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图 7 最优参数下试件与S1，S15试件的熔覆层及其组织
Figure 7. Cladding layer of specimen with optimal parameters and S1, S15 specimens and its microstructure
表 1 Inconel 718粉末与Q690高强钢板的化学成分(质量分数，%)
Table 1 Chemical compositions of Inconel 718 powder and Q690 high-strength steel plate
材料 Ni Cr Si C S P Fe Inconel 718 50 17 0.35 0.08 0.01 0.01 余量 Q690 1.50 1.20 0.60 0.18 0.30 0.25 余量 
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表 2 BBD试验设计变量与其响应值
Table 2 BBD experimental design input variables and their response values
试验序号 输入变量 响应值 综合目标Q 激光功率A/W 扫描速度B/(mm·s−1) 送粉速率C/(r·min−1) 热影响区深度f1/μm 稀释率f2(%) 显微硬度f3/HV0.5 S1 1 800 30 2.0 314 17.9 237.9 125.199 S2 1 800 16 2.0 377 26.1 184.5 113.146 S3 1 800 23 2.5 374 26.0 231.5 113.261 S4 1 800 23 1.5 429 17.6 221.8 114.128 S5 2 250 16 2.5 377 22.2 210.5 106.155 S6 2 250 30 1.5 360 17.6 192.7 97.1126 S7 2 250 30 2.5 344 20.3 204.6 98.3154 S8 2 250 16 1.5 363 26.5 243.5 99.781 S9 2 250 23 2.0 364 14.9 246.7 111.008 S10 2 250 23 1.5 331 25.0 202.4 101.418 S11 2 250 16 2.0 299 15.0 250.3 112.623 S12 2 250 23 2.5 325 19.2 239.6 103.217 S13 2 700 30 2.0 426 26.0 249.2 108.544 S14 2 700 16 2.0 360 18.7 222.6 99.2062 S15 2 700 23 2.5 317 19.8 216.6 117.613 S16 2 700 23 1.5 393 26.1 224.6 106.232
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表 3 矩阵R的参数
Table 3 Parameters of matrix R
成分 特征值λ 方差百分比δ(%) 累计贡献率br(%) 1 1.581 52.699 52.699 2 0.849 28.288 80.987 3 0.57 19.013 100
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表 4 综合目标Q的残差分析
Table 4 Residual analysis of composite objective Q
F值 P值 失拟项Lf 相关平方系数R2 9.81 0.0058 9.89 0.9364
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[1] 李聪波, 冯亚, 杜彦斌, 等. 基于改进模糊神经网络的废旧零部件再制造工艺方案决策方法[J]. 计算机集成制造系统, 2016, 22(3): 728 − 737. doi: 10.13196/j.cims.2016.03.016 Li Congbo, Feng Ya, Du Yanbin, et al. Decision-making method for used components remanufacturing process plan based on modified FNN[J]. Computer Integrated Manufacturing Systems, 2016, 22(3): 728 − 737. doi: 10.13196/j.cims.2016.03.016
[2] 徐国建, 李春光, 郭云强, 等. 激光熔覆Stellite-6 + VC混合粉末的熔覆层组织[J]. 焊接学报, 2017, 38(6): 73 − 78. Xu Guojian, Li Chunguang, Guo Yunqiang, et al. Organization of clad layer using mixed powder of Stellite-6 and VC[J]. Transactions of the China Welding Inesitution, 2017, 38(6): 73 − 78.
[3] Lee C, Park H, Yoo J, et al. Residual stress and crack initiation in laser clad composite layer with Co-based alloy and WC + NiCr[J]. Applied Surface Science, 2016, 345: 286 − 294.
[4] 鄢然, 李浩, 李军超, 等. 基于响应面法的聚苯乙烯粉末选择性激光烧结成型工艺参数优化[J]. 中国激光, 2019, 46(3): 5 − 13. Yan Ran, Li Hao, Liu Junchao, et al. Process parameters optimization of polystyrene powder selective laser sintering based on response surface methodology[J]. Chinese Journal of Lasers, 2019, 46(3): 5 − 13.
[5] Zhang Chengyan, Wang, Lixin, Zu, Xiaoli, et al. Multi-objective optimization of experimental and analytical residual stresses in pre-stressed cutting of thin-walled ring using glowworm swarm optimization algorithm[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2020, 107: 376 − 382.
[6] Janicki D. Laser cladding of Inconel 625-based composite coatings reinforced by porous chromium carbide particles[J]. Optics & Laser Technology, 2017, 94: 6 − 14.
[7] 鲁耀钟, 雷卫宁, 任维彬, 等. 激光熔覆 Inconel 718 合金裂纹分析及裂纹控制研究[J]. 表面技术, 2020, 49(9): 233 − 243. Lu Yaozhong, Lei Weining, Ren Weibin, et al. Crack analysis and control of laser cladding Inconel 718 alloy[J]. Surface Technology, 2020, 49(9): 233 − 243.
[8] Chen W J, Chen H, Li C C, et al. Microstructure and fatigue crack growth of EA4T steel in laser cladding remanufacturing[J]. Engineering Failure Analysis, 2017, 79: 120 − 129. doi: 10.1016/j.engfailanal.2017.03.005
[9] 李响, 来佑彬, 杨波, 等. 等离子熔覆 Fe-Cr-C 合金涂层工艺优化及性能研究[J]. 表面技术, 2020, 49(6): 177 − 184. Li Xiang, Lai Youbin, Yang Bo, et al. Process optimization and properties of Fe-Cr-C alloy coating prepared by plasma cladding[J]. Surface Technology, 2020, 49(6): 177 − 184.
[10] 舒林森, 林冉. 基于均匀设计的铁基合金粉末激光熔覆工艺参数优化[J]. 材料热处理学报, 2021, 42(4): 167 − 174. doi: 10.13289/j.issn.1009-6264.2020-0425 Shu Linsen, Lin Ran. Optimization of laser cladding process parameters of iron-based alloy powder based on uniform design[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2021, 42(4): 167 − 174. doi: 10.13289/j.issn.1009-6264.2020-0425
[11] Lu C, Shi J. Relative density and surface roughness prediction for Inconel 718 by selective laser melting: central composite design and multi-objective optimization[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2022, 39(4): 41 − 49.
[12] Mohd Danish, Munish Kumar Gupta, Saeed Rubaiee, et al. Influence of graphene reinforced sunflower oil on thermo-physical, tribological and machining characteristics of Inconel 718[J]. Journal of Materials Research and Technology, 2021, 15(36): 362 − 368.
[13] Chen T, Wu W, Li W, et al. Laser cladding of nanoparticle TiC ceramic powder: Effects of process parameters on the quality characteristics of the coatings and its prediction model[J]. Optics & Laser Technology, 2019, 116: 345 − 355.
[14] 赵凯, 梁旭东, 王炜, 等. 基于NSGA-Ⅱ算法的同轴送粉激光熔覆工艺多目标优化[J]. 中国激光, 2020, 47(1): 96 − 105. Zhao Kai, Liang Xudong, Wang Wei, et al. Multi-objective optimization of coaxial powder feeding laser cladding based on NSGA-II[J]. Chinese Journal of Lasers, 2020, 47(1): 96 − 105.
[15] 赵尧, 虞钢, 何秀丽, 等. 基于主成分分析法与逼近理想解法的38MnVS6 激光熔覆工艺研究[J]. 兵工学报, 2019, 40(12): 1000 − 1093. Zhao Yao, Yu Gang, He Xiuli, et al. Research on laser cladding processing for 38MnVS6 by PCA-TOPSIS method[J]. Acta Armamentarii, 2019, 40(12): 1000 − 1093.
[16] Liu Jiaqi, Yu Huijun, Chen Chuanzhong, et al. Research progress of laser cladding self-fluxing alloy coatings on titanium alloys[J]. China Welding, 2018, 27(2): 45 − 51.
-
期刊类型引用(10)
1. 陈澄，尹红波，王成，倪大海，谢璐，曾超林. 钼铜载体与铝合金外壳的无压纳米银胶低温烧结强度. 半导体技术. 2025(01): 95-100 . 
百度学术
2. 黄玺，张亮，王曦，陈晨，卢晓. 电子封装用纳米级无铅钎料的研究进展. 材料导报. 2024(23): 136-148 . 百度学术
3. 黄天，甘贵生，刘聪，马鹏，江兆琪，许乾柱，陈仕琦，程大勇，吴懿平. 电子封装低温互连技术研究进展. 中国有色金属学报. 2023(04): 1144-1178 . 百度学术
4. 官紫妍，吴丰顺，周龙早，李可为，丁立国，李学敏. 功率模块纳米银烧结技术研究进展. 电子工艺技术. 2023(04): 1-6 . 百度学术
5. 傅必成，方毅，张乐，李道会，齐放，宋利军，祝温泊. Fluxless bonding with silver nanowires aerogel in die-attached interconnection. China Welding. 2023(02): 32-41 . 百度学术
6. 杜伟，强军锋，余竹焕，高炜，阎亚雯，王晓慧，刘旭亮. 电子封装用纳米复合焊膏的研究进展. 材料导报. 2023(19): 162-172 . 百度学术
7. 龙旭，种凯楠，苏昱太. 烧结银细观孔隙结构对宏观力学性能的影响. 焊接学报. 2023(12): 15-20+27+137-138 . 本站查看
8. 齐苗苗，贺晓斌，刘双宝，杨婉春，祝温泊. Ag-Cu固溶体颗粒制备及低温烧结互连接头性能. 焊接学报. 2022(07): 97-101+119 . 本站查看
9. 杨婉春，胡少伟，祝温泊，李明雨. 低温烧结纳米银膏研究进展. 焊接学报. 2022(11): 137-146+169-170 . 本站查看
10. 王刘珏，瞿昀昊，吉勇. 颗粒形貌对银焊膏无压烧结行为的影响. 材料导报. 2022(S2): 347-351 . 百度学术
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