Influence of Wire Feeding Mode on Formation of Single-pass Multilayer Inclined Parts in Laser Wire Additive Manufacturing
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摘要:
为了研究送丝方式对激光熔丝增材制造倾斜零件成形的影响，在前置送丝、后置送丝和侧置送丝方式下进行单道多层倾斜零件的激光熔丝沉积实验，对比分析了倾斜零件的宏观形貌、截面形貌、成形尺寸和各沉积层轮廓拟合圆心轨迹的变化. 结果表明：旁轴送丝的送丝方式对激光熔丝单道多层倾斜零件的宏观形貌、各沉积层的平均层高、平均壁厚和平均倾斜角度均有影响. 后置送丝制造倾斜零件的层高波动值和壁厚波动值最小，倾斜角误差也较小，成形精度较好；侧置送丝制造倾斜零件的层高波动值、壁厚波动值和倾斜角误差最大，成形精度较差. 后置送丝时焊丝可稳定地送入到熔池中后部，各沉积层的实际成形位置稳定，制造的各倾斜零件的成形精度相对较好.
Abstract:In order to study the influence of wire feeding mode on the formation of inclined parts in laser wire additive manufacturing, the laser wire deposition experiments of single-pass multilayer inclined parts were carried out under the modes of front wire feeding, rear wire feeding and side wire feeding. The changes of macroscopic morphology, cross-sectional morphology, forming size and the fitted center trajectory of each deposited layer contour were compared and analyzed. The results show that the paraxial wire feeding mode has an influence on the macroscopic morphology, average height, average wall thickness and average inclined angle of the single-pass multilayer inclined part. The height fluctuation value and wall thickness fluctuation value of the inclined part manufactured by rear wire feeding are the smallest, and the inclined angle error is also small, so the forming accuracy is better. The height fluctuation value, wall thickness fluctuation value and inclined angle error of inclined parts manufactured by side wire feeding are the largest, and the forming accuracy is poor. The welding wire can be stably fed into the middle and rear part of the molten pool under rear wire feeding mode, the actual forming position of each deposited layer is stable, and the forming accuracy of each inclined part is relatively better.
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0. 序言
激光定向能量沉积因其速度快、成本低、精确控制以及能够制造具有近净形状特征和改进冶金性能的复杂几何形状而受到重视[1]. 其沉积材料常采用金属粉末和金属丝. 采用金属丝的激光熔丝增材制造凭借着高效率、高利用率和灵活性在航空航天、汽车制造、能源电力及重型机械等领域展现出其独特的潜力和应用前景[2].
激光熔丝增材制造(Laser Wire Additive Manufacturing，简称LWAM)现如今仍处于发展阶段，众多研究人员也正在解决该技术面临的一系列问题[3]，研究方向主要集中在复合能源增材制造、参数建模、成形工艺和材料性能等方面. Wang Q等人[4]提出了一种新型的高频感应辅助激光熔丝沉积工艺，通过改变焊丝前端高度可以精确控制熔滴过渡形式. Wang L等人[5]采用焦耳热源 + 激光熔丝进行钛合金的增材制造，获得了具有较高表面质量和尺寸精度的薄壁钛合金零件. 为了降低残余拉伸应力，Li N 等人[6]采用激光冲击强化复合LWAM对17-4 PH不锈钢进行增材制造，发现激光冲击强化可细化晶粒，使残余应力由拉伸状态转化为压缩状态. Wang X 等人[7] 采用计算流体力学技术，建立了激光熔丝沉积过程中熔池传热与流动的三维数值模型，模拟得到的沉积金属形貌与实验结果基本一致. Song Y等人[8] 分析了激光摆动熔丝增材的试验和仿真结果，总结了摆动参数对激光熔丝成形的影响规律，发现高频圆摆动对孔隙的抑制效果更好. Bernauer C等人[9] 研究了热积累对激光熔丝增材制造316L不锈钢零件组织和力学性能的影响，结果表明零件中热量积累的增加与粗糙的微观结构和降低的机械性能有关. 朱长顺等人[10] 采用粉芯丝材进行Fe-xMn-6Si-9Cr-5Ni记忆合金的激光熔丝增材制造，可减少增材制造过程中的元素烧损率，产生可提高合金记忆性能的降温马氏体.
增材制造技术适用于生产复杂结构的零件，常遇到倾斜无支撑的结构. 在定向能量沉积的增材制造过程中，侧壁倾斜位置的熔化金属会出现坍塌，影响增材制造零件的成形. 在倾斜零件增材制造的研究中，采用电弧熔丝增材制造技术的文献较多，采用激光熔粉沉积制造技术的文献有一些，而采用激光熔丝增材制造技术的文献很少. 为了提高电弧增材零件成形精度，刘希芝[11]建立基于层间重熔的倾斜薄壁件单道多层几何模型，通过设计基板的尺寸以及约束方式来控制基板变形，并分析基板的热力演化规律. Jing C等人[12] 采用电弧熔丝增材制造无支撑斜杆，研究了工艺参数对沉积过程、熔池行为、微观结构和机械性能的影响. 为了提高开环控制下激光直接金属沉积斜薄壁件的尺寸精度，Chen L等人[13] 提出了一种自适应切片法和反馈调节沉积高度的DMD工艺，用于复杂倾斜薄壁方管弯头件的增材制造. 为了研究LMD工艺制造金属零件的几何限制，Arregui L等人[14] 重点对斜壁进行了研究，试验沉积并测量了在不同条件下LMD可以制造斜壁的最大坡度. Ai Y等人[15] 建立了三维动力学模型来研究倾斜基底上的激光熔丝增材制造过程，分析了倾斜基板对熔覆层成形质量的影响. 针对圆形薄壁件，王续跃等人[16] 建立了单道多层熔覆成形倾斜角度的数学模型，研究了单层等偏移量条件下圆形薄壁件的偏移量、成形高度和倾斜角度的变化规律.
激光熔丝增材制造的送丝方式主要分为同轴送丝和旁轴送丝两类，在处理具有倾斜、悬垂特征的复杂结构时，旁轴送丝通过灵活调整送丝方式和角度比较适用于倾斜零件的沉积[17]. 文中采用旁轴送丝激光增材制造系统，研究了送丝方式对激光熔丝增材制造单道多层倾斜零件成形尺寸和轮廓形貌的影响规律，以期为激光定向能量沉积技术制造倾斜零件提供试验数据.
1. 试验方法
试验采用的HY-PTBZGQ-
1000 型光纤激光增材制造系统主要由MFSC-1000X光纤激光器、DI-2000L摆动激光头、数控送丝机、数控三坐标工作台和控制系统等组成. 数控三坐标工作台可带动激光头和送丝嘴按设定的沉积轨迹在工件上移动. 激光器的最大功率为1 kW，其波长为1.08 um，摆动激光头的焦距为200 mm，在焦点处的光斑直径约为0.15 mm. 基板选用尺寸为50 mm × 40 mm × 8 mm的316 L不锈钢，焊丝选用Φ0.8 mm的ER-316L不锈钢焊丝.为了研究送丝方式对倾斜零件成形的影响，分别采用前置送丝、后置送丝、侧置送丝进行单道多层倾斜零件的激光熔丝增材制造试验，图1为不同送丝方式时焊丝、激光束和扫描方向的相对位置示意图. 在每组试验中，保持其它工艺参数不变，先沿垂直方向沉积5层，再沿倾斜方向沉积10层，每层的沉积层长度为45 mm，倾斜沉积时每层光斑偏移量△x = 0.3 mm，△z = 0.45 mm(对应设计的倾斜角度θd = 56.31°). 逐层沉积过程中，激光功率为450 W，扫描速度为3 mm/s，送丝速度为10 mm/s，送丝角度为60°，氩气流量为15 L/min，光斑的离焦量为5 mm；激光束采用圆形摆动方式，摆动幅度为0.2 mm，摆动频率为46 Hz. 为减小随机误差，每组试验重复3次，测量结果取平均值.
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图 1 不同送丝方式时焊丝、激光束和扫描方向的相对位置(a)前置送丝(b)后置送丝(c)侧置送丝Figure 1. Relative position of welding wire, laser beam and scanning direction in different wire feeding modes. (a) front wire feeding; (b) rear wire feeding; (c) side wire feeding试验开始前先用砂纸对基板进行打磨，然后用无水乙醇擦拭，除去基板表面的氧化物及油污，试验中每沉积完一层后采用基恩士LJ-X8000线激光扫描仪测量零件，获得每一层的3D形貌和尺寸. 试验结束后沿垂直扫描方向的截面对试样切片，然后利用SRL-
7045 型双目连续变倍体式显微镜观测各沉积层的截面形貌图. 获得包含每层顶部轮廓曲线的截面形貌图的方法如图2所示，根据获得沉积层截面所在的位置，提取每层对应位置3D激光扫描仪获得的轮廓曲线(如图2a所示)，然后将每层轮廓曲线按尺寸比例添加到截面形貌图中，获得包含每层顶部轮廓曲线的截面形貌图(如图2b所示)，其中hn ( n = 1，2，…，10 )表示倾斜部分第n层的层高，Cn ( n = 1，2，…，10 )表示倾斜部分第n层顶部轮廓曲线.![]()
图 2 获得包含每层顶部轮廓曲线的截面形貌图的方法(a)提取每层相同位置截面处的轮廓曲线 (b) 在截面形貌图中添加每层的顶部轮廓曲线Figure 2. Method of obtaining cross-sectional topography containing top contour curve of each layer. (a) extracting section contour curve of each layer at the same position; (b) adding top contour curve of each layer to section topography2. 试验结果
2.1 倾斜零件的宏观形貌
在三种送丝方式下选择出典型的倾斜零件三维扫描图如图3所示. 通过对比发现，后置送丝时倾斜零件的成形形貌最好(如图2b所示)，侧置送丝时倾斜零件的上侧面起伏较大(如图2c所示)，前置送丝时在沉积层的扫描结束位置出现了塌陷，导致结尾处外观呈现梯形(如图2a所示)，而后置送丝和侧置送丝时则没有出现这种情况，这是由于(在相同规范参数下)前置送丝时形成的熔宽和熔深较大而造成的[18]. 由此可见，不同的送丝方式对倾斜零件的成形形貌具有明显的影响.
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图 3 不同送丝方式下倾斜零件的三维扫描图Figure 3. Three-dimensional scanning diagram of inclined parts under different wire feeding modes. (a) sample 1 of front wire feeding; (b) sample 2 of rear wire feeding; (c) sample 2 of side wire feeding(a)前置送丝试样1
(b)后置送丝试样2
2.2 倾斜零件的截面形貌图
不同送丝方式下各试样包含每层顶部轮廓曲线的截面形貌图如图4所示. 通过对比可以看出，三个后置送丝试样的上斜面轮廓线和下斜面轮廓线的波动比较小，每层顶部轮廓曲线的形状和间距都相对比较一致；三个侧置送丝试样的上斜面轮廓线和下斜面轮廓线的波动比较大，试样1的下斜面轮廓还出现了鼓包现象，每层顶部轮廓曲线的形状和间距也相差较多；三个前置送丝试样中试样1和试样2的上斜面轮廓线和下斜面轮廓线的波动不大，但试样3的下斜面轮廓出现了鼓包现象. 这说明送丝方式对倾斜零件截面形貌图的影响较大，其中后置送丝制造倾斜零件的截面形貌比较均匀稳定.
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图 4 不同送丝方式下各试样包含每层顶部轮廓曲线的截面形貌图Figure 4. Cross-sectional topography of each sample containing top contour curve of each layer under different wire feeding modes.2.3 倾斜零件的成形尺寸
为了分析送丝方式对倾斜零件成形的影响，需要获得各倾斜零件的成形尺寸. 首先，根据3D激光扫描仪测量出各试样倾斜部分各层的层高hn可获得不同送丝方式下各倾斜零件的平均层高ha和层高波动值σh(即层高的标准差). 其次，倾斜零件倾斜角度和壁厚的测量原理如图5所示. 利用Origin软件在每个试样的截面形貌图中获得上斜面轮廓曲线和下斜面轮廓曲线的数据，进而得到这两条曲线的拟合直线(即上斜面拟合直线和下斜面拟合直线)和这两条直线的对称中心线，即该倾斜试样截面的中心线；该中心线与水平面的夹角即为该试样的倾斜角度θ，并计算出不同送丝方式下各倾斜零件倾斜角度的平均值θa和倾斜角误差△θ(△θ = θa - θd). 然后在垂直于中心线方向上选择十个等分位置获取该倾斜试样的壁厚δn (n = 1，2，…， 10)，并计算出不同送丝方式下各倾斜零件的平均壁厚δa和壁厚波动值σδ(即壁厚的标准差). 由以上方法获得不同送丝方式下倾斜零件的成形尺寸如表1所示.
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图 5 倾斜零件倾斜角度和壁厚的测量原理Figure 5. Measurement principle of inclination angle and wall thickness of inclined parts表 1 不同送丝方式下倾斜零件的成形尺寸Table 1. Forming dimensions of inclined parts under different wire feeding modes送丝方式 平均层高
ha/mm层高波动值
σh /mm平均壁厚
δa/mm壁厚波动值
σδ /mm平均倾斜角度
θa/°倾斜角误差
△θ/°前置 0.459 0.084 2.506 0.156 56.49 0.18 后置 0.467 0.071 2.424 0.125 56.65 0.34 侧置 0.429 0.14 2.511 0.196 54.88 -1.43 从表1中的数据可以看出，在相同的沉积规范参数下，侧置送丝的平均倾斜角度和平均层高最小而平均壁厚最大，后置送丝的平均倾斜角度和平均层高最大而平均壁厚最小. 由于侧置送丝的层高波动值、壁厚波动值和倾斜角度误差均是最大，说明侧置送丝时层高和壁厚不稳定导致倾斜角误差也较大. 虽然前置送丝的倾斜角误差最小，但其层高波动值和壁厚波动值略大一些，说明其沉积过程中层高和壁厚不够稳定. 后置送丝的倾斜角误差比前置送丝的略大一些，但其层高波动值和壁厚波动值均是最小，说明其沉积过程中各沉积层的成形尺寸比较稳定，只要适当的调整激光功率就可以提高其倾斜角度的精度.
3. 分析与讨论
由图4可以看出，单道多层倾斜零件中每道沉积层顶部的轮廓曲线近似为一个圆形. 假设每道沉积层顶部的轮廓曲线为半径相同的圆形，其轮廓曲线的中心(即圆心)按照设定的偏移量△x和△z 逐层增长就可获得单道多层倾斜零件的理想模型(如图6a所示)，各轮廓曲线的中心在一条直线上，该直线与水平面的夹角即为倾斜零件设计的倾角θd.
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图 6 单道多层倾斜零件的理想模型与试样中沉积层轮廓拟合圆心的变化(a)理想模型(b)试样中各沉积层轮廓拟合圆心的变化Figure 6. Ideal model of a single-pass multilayer inclined part and change of the fitted center of deposited layer contour in the sample. (a) ideal model; (b) change of the fitted center of each deposited layer contour in the sample针对图4中各试样的截面形貌图，根据每层轮廓曲线的数据点，利用Origin软件获得每层顶部轮廓曲线所对应的拟合圆及其圆心位置，将该拟合圆心位置按尺寸比例添加到截面形貌图中，获得包含每层沉积层轮廓拟合圆心位置的截面形貌图. 侧置送丝试样1中各沉积层轮廓拟合圆心变化如图6(b)所示，各拟合圆心明显不在一条直线上，说明实际试样各沉积层的中心相对于理想模型各沉积层的中心发生了偏移，即各沉积层的成形位置出现了偏差，从而导致倾斜零件的成形尺寸出现偏差.
为了分析不同送丝方式下各沉积层成形位置的稳定性，利用Origin软件对每个试样中各沉积层轮廓拟合圆心进行直线拟合而得出其拟合度R2，获得不同送丝方式下各沉积试样沉积层轮廓拟合圆心的直线拟合度如表2所示.
表 2 不同送丝方式下各试样沉积层轮廓拟合圆心的直线拟合度R2Table 2. Linear fitting degree R2 of the fitted center of deposited layer contour in each sample under different wire feeding modes.送丝方式 沉积层轮廓拟合圆心的直线拟合度R2 试样1 R21 试样2 R22 试样3 R23 平均值R2a 前置 0.9864 0.9839 0.9569 0.9757 后置 0.9886 0.9947 0.9968 0.9934 侧置 0.9156 0.9849 0.9326 0.9444 结合表1和表2的数据可知，在不同的送丝方式下，后置送丝时三个试样的直线拟合度平均值为最大值
0.9934 ，说明各沉积层轮廓拟合圆心轨迹接近直线，各沉积层的实际成形位置比较稳定，其成形形貌较好，成形尺寸误差也较小；侧置送丝时三个试样的直线拟合度平均值为最小值0.9444 ，说明各沉积层轮廓拟合圆心的波动较大，即各沉积层的实际成形位置波动较大，导致侧置送丝各试样的成形形貌和尺寸误差较大. 由此可知，不同送丝方式下各试样的R2a确定了其沉积过程中各沉积层的实际成形位置的稳定性，R2a越接近于1，说明其沉积过程越稳定，成形尺寸的误差越小；R2a越小则说明其沉积过程越不稳定，成形尺寸的误差越大.在激光熔丝单道多层倾斜零件逐层沉积成形过程中，导致各沉积层的实际成形位置出现偏差的原因有多种，例如：调整偏移量△x和△z时出现的误差、每次试验调整光丝位置的误差、下部沉积层的表面氧化物和不平整等，这些因素都可能导致熔池流动发生变化进而影响沉积层的成形位置和质量.
以上试验结果和分析表明，在相同的试验参数下，后置送丝时倾斜零件的成形过程和质量比较稳定，说明送丝方式对单道多层倾斜零件的成形质量影响较大. 这与不同送丝方式下焊丝送入熔池的位置和液桥过渡的稳定性有关.
采用AcutEye高速摄像机拍摄前置送丝和后置送丝时焊丝熔入熔池的图像如图7所示. 结合图7a和图1a可知，在前置送丝时焊丝送入熔池的前端，由于熔池边缘常处于波动变化之中，焊丝左下底部与熔池边缘未熔化的金属形成固态接触，而底部沉积层(即上一沉积层)的高度会有起伏变化，造成焊丝送入熔池的位置会受到干涉而偏移，焊丝与熔池之间的液桥过渡也不稳定，从而导致各沉积层的实际成形位置出现偏差. 其中试样3的成形形貌和成形精度较差，在下斜面轮廓出现了鼓包(如图4所示).
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图 7 前置送丝和后置送丝时焊丝熔入熔池的图像(a)前置送丝(b)后置送丝Figure 7. Images of welding wire melting into molten pool under front and rear wire feeding modes. (a) front wire feeding; (b) rear wire feeding侧置送丝的情况与前置送丝的情况类似，焊丝送入熔池的侧边沿(如图1c所示)，其底部沉积层的截面呈圆弧形且高度会有起伏变化，更容易受到熔池波动、底部沉积层高度变化等的影响而导致焊丝送入熔池位置的偏移、熔滴过渡的不稳定和熔池成形位置的偏差，造成其成形尺寸的波动值较大. 其中试样1和3的成形形貌和成形精度都比较差(如图4所示).
而在后置送丝时，焊丝送入熔池的中后部(如图7b和图1b所示)，整个焊丝的底部都插入到熔池中，不存在焊丝底部与底部沉积层的接触情况，液桥过渡过程稳定，不会受到熔池大小、边缘波动和底部沉积层高度变化的影响，各沉积层的实际成形位置受干扰因素的影响较小，最终沉积成形三个倾斜零件的成形形貌和成形尺寸都比较稳定.
因此，在激光旁轴送丝增材制造单道多层倾斜零件时，送丝方式的不同导致焊丝熔入熔池位置的不同，从而影响了沉积层的实际成形位置的稳定性，影响了倾斜零件的成形形貌和成形尺寸.
4. 结论
(1) 旁轴送丝的送丝方式对激光熔丝单道多层倾斜零件的宏观形貌、各沉积层的平均层高、平均壁厚和平均倾斜角度均有影响.
(2) 后置送丝制造倾斜零件的层高波动值和壁厚波动值最小，倾斜角误差也较小，成形精度较好；侧置送丝制造倾斜零件的层高波动值、壁厚波动值和倾斜角误差最大，成形精度较差.
(3) 后置送丝时焊丝可稳定地送入到熔池中后部，各沉积层的实际成形位置较稳定，制造的各倾斜零件的成形形貌和成形精度相对较好.
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图 1 不同送丝方式时焊丝、激光束和扫描方向的相对位置
(a)前置送丝(b)后置送丝(c)侧置送丝
Figure 1. Relative position of welding wire, laser beam and scanning direction in different wire feeding modes. (a) front wire feeding; (b) rear wire feeding; (c) side wire feeding
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图 2 获得包含每层顶部轮廓曲线的截面形貌图的方法
(a)提取每层相同位置截面处的轮廓曲线 (b) 在截面形貌图中添加每层的顶部轮廓曲线
Figure 2. Method of obtaining cross-sectional topography containing top contour curve of each layer. (a) extracting section contour curve of each layer at the same position; (b) adding top contour curve of each layer to section topography
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图 3 不同送丝方式下倾斜零件的三维扫描图
Figure 3. Three-dimensional scanning diagram of inclined parts under different wire feeding modes. (a) sample 1 of front wire feeding; (b) sample 2 of rear wire feeding; (c) sample 2 of side wire feeding
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图 4 不同送丝方式下各试样包含每层顶部轮廓曲线的截面形貌图
Figure 4. Cross-sectional topography of each sample containing top contour curve of each layer under different wire feeding modes.
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图 5 倾斜零件倾斜角度和壁厚的测量原理
Figure 5. Measurement principle of inclination angle and wall thickness of inclined parts
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图 6 单道多层倾斜零件的理想模型与试样中沉积层轮廓拟合圆心的变化
(a)理想模型(b)试样中各沉积层轮廓拟合圆心的变化
Figure 6. Ideal model of a single-pass multilayer inclined part and change of the fitted center of deposited layer contour in the sample. (a) ideal model; (b) change of the fitted center of each deposited layer contour in the sample
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图 7 前置送丝和后置送丝时焊丝熔入熔池的图像
(a)前置送丝(b)后置送丝
Figure 7. Images of welding wire melting into molten pool under front and rear wire feeding modes. (a) front wire feeding; (b) rear wire feeding
表 1 不同送丝方式下倾斜零件的成形尺寸
Table 1 Forming dimensions of inclined parts under different wire feeding modes
送丝方式 平均层高
ha/mm层高波动值
σh /mm平均壁厚
δa/mm壁厚波动值
σδ /mm平均倾斜角度
θa/°倾斜角误差
△θ/°前置 0.459 0.084 2.506 0.156 56.49 0.18 后置 0.467 0.071 2.424 0.125 56.65 0.34 侧置 0.429 0.14 2.511 0.196 54.88 -1.43 
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表 2 不同送丝方式下各试样沉积层轮廓拟合圆心的直线拟合度R2
Table 2 Linear fitting degree R2 of the fitted center of deposited layer contour in each sample under different wire feeding modes.
送丝方式 沉积层轮廓拟合圆心的直线拟合度R2 试样1 R21 试样2 R22 试样3 R23 平均值R2a 前置 0.9864 0.9839 0.9569 0.9757 后置 0.9886 0.9947 0.9968 0.9934 侧置 0.9156 0.9849 0.9326 0.9444
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