CN103683289A - Lc耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，包括非对称V/v牵引变压器，非对称V/v牵引变压器的一次侧与电网相连；非对称V/v牵引变压器二次侧的超前相、滞后相分别与超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路相连；超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路分别与第一降压变压器的一次侧、第二降压变压器的一次侧相连，第一降压变压器的二次侧、第二降压变压器的二次侧分别与超前相逆变器、滞后相逆变器相连；超前相逆变器与滞后相逆变器经公共的直流电容背靠背连接。本发明采用两个逆变器背靠背连接，能够成功实现有功的转移，同时便于逆变器独立补偿各相的无功和谐波，从而彻底解决电气化铁道同相供电系统中的所有电能质量问题。

Description

LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统

技术领域

本发明涉及电气化铁道供电领域，特别涉及一种LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统。

背景技术

传统的供电系统通常为三相对称系统，而电气化铁道所用的供电系统为两相或单相供电系统，故在将三相电变为两相电或单相电的核心环节-牵引变电所，因两相牵引负荷不平衡，使得高压侧三相电流不对称，大量负序电流注入公共电网，对三相电力系统的对称运行和旋转电气设备带来了严重威胁。根据牵引变电所高压进线的短路容量不同，负序电流也将对三相进线电压的对称性产生不同程度的影响，对于地处山区、高原等电网相对薄弱地区的牵引变电所，其高压侧电压不平衡度难以满足国标GB/T15543-1995所规定的低于2%的要求。另外，我国大部分电气化铁路上依然大量运行着AC-DC型电力机车，其所采用的单相整流型传动系统在牵引网中产生大量奇数次谐波和无功，奇数次谐波渗透至公共电力系统将严重影响电力系统的安全运行，同时，如不对牵引网的无功进行补偿，牵引变电所供电区段的末端电压将会大幅降低，从而严重影响铁路的运力，也将增加铁路运营商所缴纳的电费成本。加上机车负荷具有随机性和冲击性，使得上述电能质量问题也具有随机性和冲击性，从而大大增加了对其进行治理的难度。

考虑到经济性，为求得对电力系统的平衡，我国牵引变电所高压进线普遍采用相序轮换技术，但对于山区、高原等电网相对薄弱地区的牵引变电所该方法难以达到国标对三相电压不平衡度所提出的要求。采用平衡牵引变压器能获得比非平衡变更强的负序抑制能力，但其抑制负序的能力受机车负荷的波动性影响较大。统计结果表明，随着牵引馈线行车密度的下降或空载概率的增大，平衡变压器抑制负序的能力将大为降低，而且这种接线较为复杂的牵引变压器在增加成本的同时自身并不具备补偿无功和抑制谐波的能力。在牵引变电所采用晶闸管投切电容/电抗器的对称补偿方法能对两相牵引供电系统的负序和无功进行综合补偿，但在技术和经济上均难达到理想状态。针对上述方法的不足，学者及工程师们提出了多种基于IGBT或IGCT等全控型功率器件的有源拓扑结构。在众多有源方案中，采用电感耦合型单相逆变器背靠背连接所构成的铁路功率调节器（下文称L-RPC）以其优异的补偿性能和通用性受到了广泛关注，该系统通过重新分配牵引变电所两相馈线的有功潮流，并独立补偿各相的谐波和无功，能有效应对牵引变电所的各种电能质量问题，但较大的补偿容量和高昂投资成本成为了它进一步推广的主要障碍，众多铁路建设项目对其望而却步，现仅在国内、外少数牵引变电所投入了实际应用。另外，为进一步适应我国高速电气化铁路的发展要求，进一步提高普速电气化铁路的供电性能及运力，一种以减少牵引网电分相环节为主要目的新型电气化铁路供电方式-同相供电系统，以及在其基础上发展起来的对称补偿技术受到了国内外同行和相关铁路建设项目的关注。将L-RPC与同相供电系统相结合以进行潮流控制为核心的对称补偿技术已在国内开展了少量研究，但较高的投资成本依然是它难以大范围推广的主要原因。因此，为了应对电气化铁道供电系统电能质量的挑战，适应电气化铁道新型供电系统的发展要求，探索具有较高性价比和能实现供、用电企业双赢的电气化铁道电能质量综合治理系统成为了目前噬需解决的重要课题。

发明内容

为了解决上述技术问题，本发明提供一种成本低并且能够解决电气化铁道同相供电系统电能质量问题的LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统。

本发明解决上述问题的技术方案是：一种LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，包括非对称V/v牵引变压器、超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路、第一降压变压器、第二降压变压器、超前相逆变器、滞后相逆变器和一个直流电容，所述非对称V/v牵引变压器的一次侧与电网相连，其二次侧的超前相与牵引网相连，为机车负荷供电；所述非对称V/v牵引变压器二次侧的超前相、滞后相分别与超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路相连，超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路分别与第一降压变压器一次侧、第二降压变压器一次侧相连；第一降压变压器二次侧、第二降压变压器二次侧分别与超前相逆变器、滞后相逆变器相连，所述超前相逆变器与滞后相逆变器经公共的直流电容背靠背连接。

所述非对称V/v牵引变压器由两个变比不相等的单相变压器按V/v接线连接构成。

所述超前相LC耦合支路由第一电感和第一电容串接构成。

所述滞后相LC耦合支路由第二电感和第二电容串接构成。

所述第一降压变压器和第二降压变压器可以为单相双绕组变压器，也可以为单相多绕组变压器。

所述超前相逆变器、滞后相逆变器采用多个单相两电平逆变器或者多个单相二极管钳位式多电平逆变器相并联的拓扑结构，亦或者采用多个小功率H桥逆变器串联连接的链式拓扑结构；当采用多个小功率H桥逆变器串联连接的链式拓扑结构时，省去第一降压变压器和第二降压变压器，超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路分别与超前相逆变器、滞后相逆变器相连。

所述超前相LC耦合支路的参数按照最小运行电压法则设计，即超前相LC耦合支路电抗的绝对值|X_LCα|应使得下式中V_invαpu为最小。

$V_{\mathrm{inv\αpu}}=\sqrt{{\left|X_{\mathrm{LC\α}}\right|}_{\mathrm{pu}}^2-2\sin {\mathrm{\δ}}_{\mathrm{\α}}{\left|X_{\mathrm{LC\α}}\right|}_{\mathrm{pu}}+1}$

其中V_invαpu为超前相逆变器的端口运行电压折算至第一降压变压器一次侧归算量的标幺值，|X_LCα|_pu为|X_LCα|的标幺值。δ_α为V_α与I_cα之间的夹角，V_α为非对称V/v牵引变压器超前相二次侧端口电压，I_cα为超前相逆变器补偿电流折算至第一降压变压器一次侧的归算量。

所述滞后相LC耦合支路电抗的绝对值|X_LCβ|应按下式进行取值，即

$\left|X_{\mathrm{LC\β}}\right|=\frac{(\sqrt{4-{3\mathrm{\τ}}^2}-\mathrm{\τ})V_{\mathrm{\α}}{\cos }^2{\mathrm{\δ}}_{\mathrm{\α}}}{{2I}_L}$

其中τ为小于1的正实数，V_α为非对称V/v牵引变压器超前相二次侧端口电压，δ_α为V_α与I_cα之间的夹角，I_L为负载电流。

本发明的有益效果在于：

(1)作为主牵引变压器的非对称V/v牵引变压器由两个变比不相等的单相变压器按V/v变压器接线构成，由于主牵引变压器避免了采用结构较为复杂的平衡变压器，故其投资成本将大为降低，而且利用非对称V/v牵引变压器所具备的可对两臂负荷不等容设计的特点，能降低主牵引变压器的设计容量，从而可减少铁路运营商每月须向电力公司缴纳的高昂容量费用；

(2)超前（α）相LC耦合支路主要的作用是辅助超前（α）相逆变器滤除谐波和补偿无功，故通常将其设计成针对某次谐波的单调谐滤波器，这将降低逆变器的谐波补偿容量；较之传统的L-RPC系统，α相LC耦合支路更重要的作用是当系统在补偿无功和转移有功时，能大幅降低α相逆变器的基波补偿容量，因此，该结构能大幅降低主电路的制造难度和生产成本；

(3)滞后（β）相LC耦合支路的主要作用是使滞后（β）相逆变器的容量尽可能与α相相匹配，滤除β相逆变器补偿电流中的高频毛刺，并具有在主牵引变压器β相二次侧电压确定后，允许设计人员根据实际情况灵活配置电容、电感参数的功能，故减小了设计和选型难度，有利于降低投资成本；

(4)超前（α）相逆变器、滞后（β）相逆变器经直流电容背靠背连接，该结构能成功实现有功的转移，同时便于逆变器独立补偿各相的无功和谐波，从而彻底解决电气化铁道同相供电系统中的所有电能质量问题，而且两逆变器可以采用多个小功率H桥逆变器相串联的链式拓扑结构，在这种情况下，该系统无需两单相降压变压器，这样一来，本系统的投资成本将进一步降低，由于系统的结构变得更加紧凑，占地及土建成本也将得到降低；

(5)在谐波域中，本系统超前（α）相的结构相当于一个阻尼系数为无穷大的单相LC串联支路混合有源滤波器，该系统不仅获得了较低的谐波补偿容量，更为重要的是避免了晶闸管投/切电容、电抗器所存在的串、并联谐振的隐患，系统可靠性大为提高。

附图说明

图1是本发明的系统结构框图。

图2是本发明α、β相的等效电路图。

图3是本发明α相逆变器invα端口运行电压三维图。

图4是L-RPC的α相逆变器invα端口运行电压三维图。

图5是本发明α相逆变器invα的补偿容量三维图。

图6是L-RPC的α相逆变器invα的补偿容量三维图。

图7是本发明与L-RPC的α相逆变器invα的最大补偿容量对比图。

图8是本发明的控制策略示意图。

具体实施方式

下面结合附图和实例对本发明作进一步的说明。

如图1所示，本发明包括非对称牵引变压器1、降压变压器2、超前相LC耦合支路（即α相LC耦合支路）3、滞后相LC耦合支路（即β相LC耦合支路）4、超前相逆变器（即α相逆变器）5、滞后相逆变器（即β相逆变器）6和一个直流电容7。所述α相耦合支路3由第一电感L_α和第一电容C_α串接构成，所述β相耦合支路4由第二电感L_β和第二电容C_β串接构成，所述非对称牵引变压器1由两个单相变压器T_α、T_β组成，单相变压器T_α的一次侧与电网相连，二次侧与牵引网、α相LC耦合支路3相连；单相变压器T_β的一次侧与电网相连，二次侧直接与β相LC耦合支路4相连；所述降压变压器2包括第一降压变压器T₁和第二降压变压器T₂，所述第一降压变压器T₁的一次侧与α相LC耦合支路3相连，二次侧与α相逆变器5相连，所述第二降压变压器T₂的一次侧与β相LC耦合支路4相连，二次侧与β相逆变器6相连；所述α相逆变器5与β相逆变器6经公共的直流电容7背靠背连接。

单相变压器T_α将高压电网的电压（110kV或220kV）降至27.5kV，为机车供电，且与其他牵引变电所的馈线电压保持相位基本相同，构成同相供电系统，可大为减少供电系统中的电分相环节，提高电铁供电系统的可靠性和整条铁路的运力；而单相变压器T_β主要用来为逆变器转移有功提供能量回流的通道，其二次侧的电压一般不为27.5kV，需根据负载统计结果和LC耦合支路的参数综合考虑。α相LC耦合支路3、β相LC耦合支路4参数需根据负载统计结果和滞后相单相变压器T_β的二次侧电压进行设计。另外，根据谐波实测数据，还可以对α相LC耦合支路3的电容、电感参数按某次谐波进行全调谐设计；β相LC耦合支路4的电抗值一经确定，即可对该支路的电容、电感参数按一定规律进行配置，这样能避免大电感的出现，减少投资成本，同时也便于设计人员根据实际情况对电容、电感参数进行灵活配置，增加器件选型的灵活性。

α相逆变器5与β相逆变器6经公共直流电容7背靠背连接，其输出端口与降压变压器2相串联，通过控制两逆变器端口输出电压的幅值和相角能对机车负载的谐波和无功进行动态补偿，并能实时转移适当有功功率，确保牵引变电所进线电压、电流的不平衡度满足国家相关标准。两个逆变器的主电路可使用多个单相两电平逆变器或者多个单相二极管钳位式多电平逆变器相并联的拓扑结构，亦或者采用多个小功率H桥逆变器串联连接的链式拓扑结构。若采用多个小功率H桥逆变器相串联的链式拓扑结构，则可省去单相降压变压器2，即α相逆变器5、β相逆变器6直接与α相耦合支路3、β相耦合支路4相连，这样整个系统的成本都将大幅降低。直流电容7主要为整个系统转移有功功率提供能量流动的通道，并为两逆变器补偿无功和谐波提供电压支撑。当逆变器输出的电流为0时，逆变器将工作在脉冲封锁状态，从而能降低整个系统的损耗；当逆变器采用多个小功率逆变器并联的拓扑结构时，若系统需要补偿的电流较小，可以封锁部分小功率逆变器的脉冲，只留少数小功率逆变器处于工作状态，这样也能降低整个系统的损耗。

图2为本发明的两相等效电路，图2中V_α：T_α二次侧端口电压，I_α：T_α二次侧端口电流，I_L：负载电流，V_invα：invα的端口运行电压折算至第一降压变压器T₁一次侧的归算量，I_cα：invα的端口输出电流折算至第一降压变压器T₁一次侧的归算量，X_LCα：α相LC耦合支路等效电抗，V_β：T_β二次侧端口电压，I_β：T_β二次侧端口电流，V_invβ：invβ的端口运行电压折算至第二降压变压器T₂一次侧的归算量，I_cβ：invβ的端口输出电流折算至第二降压变压器T₂一次侧的归算量，X_LCβ：β相LC耦合支路等效电抗。另外，记负载的功率因数为λ，V_α与I_cα的夹角为δ_α。

下面介绍本发明系统的节容性能：

由图2易得的V_invα标幺值V_invαpu的表达式为：

$V_{\mathrm{inv\αpu}}=\sqrt{{\left|X_{\mathrm{LC\α}}\right|}_{\mathrm{pu}}^2-2\sin {\mathrm{\δ}}_{\mathrm{\α}}{\left|X_{\mathrm{LC\α}}\right|}_{\mathrm{pu}}+1}---\left(1\right)$

其中|X_LCα|_pu为X_LCα绝对值的标幺值，且所选基值为V_B=V_α，Z_B=V_α/I_cα。

若将图2中α相的耦合支路换成仅含L的电感支路，并将其电抗记为XL，同理可得相同条件下L-RPCα相的端口运行电压V_invαL的标幺值V_invαLpu的表达式为：

$V_{\mathrm{inv\αpu}}=\sqrt{{\left|X_L\right|}_{\mathrm{pu}}^2-2\sin {\mathrm{\δ}}_{\mathrm{\α}}{\left|X_{\mathrm{L\α}}\right|}_{\mathrm{pu}}+1}---\left(2\right)$

其中|X_L|_pu为X_L绝对值的标幺值。

由(1)、(2)可得出如图4、图5所示的三维坐标图。由图4、图5可知，当λ固定时，V_invαpu与|X_LCα|_pu的关系为一“V”型曲线，且只要|X_LCα|_pu选取恰当，V_invαpu总存在小于1的值；而V_invαLpu与|X_LCα|_pu几乎呈线性关系，且无论如何配置|X_L|_pu，V_invαLpu恒大于1。故LC-RPQMS系统invα的端口运行电压大幅低于L-RPC系统。

由于实际中机车负载情况十分复杂，且本发明的优势主要取决于其有源部分容量的大小，故如何设计耦合电抗X_LCα就成为了该系统最关键的问题。本发明将公开一种按最小运行电压设计LC-RPQMSα相LC耦合支路3参数的方法，并将其与传统L-RPC进行补偿容量对比分析，以此说明本系统的优势。

所谓最小运行电压设计法则（下文简称MOVDM）就是说，α相耦合支路3电抗的绝对值|X_LCα|按(1)中V_invαpu为最小进行设计。

当采用MOVDM后，易得LC-RPQMS系统中，invα补偿容量S_invα=V_invαI_cα的标幺制表达式如(3)所示。

$S_{\mathrm{inv\αpu}}=I_{\mathrm{c\αpu}}\sqrt{I_{\mathrm{c\αpu}}^2{\sin }^2{\mathrm{\δ}}_{\mathrm{\α}\min }-2I_{\mathrm{c\αpu}}{\sin }^2{\mathrm{\δ}}_{\mathrm{\α}\min }+1}---\left(3\right)$

其中所选的基值为：S_B=V_αI_cαmax、I_B=I_cαmax，I_cαmax为α相的最大补偿电流，S_invαpu为S_invα标幺值，I_cαpu为I_cα标幺值，δ_αmin为δ_α最小值。

在假设X_L=|X_LCα|的前提下，L-RPC系统中，invα在相同基值下的标幺化补偿容量S_invαLpu为：

$S_{\mathrm{inv\αpu}}=I_{\mathrm{c\αpu}}\sqrt{I_{\mathrm{c\αpu}}^2{\sin }^2{\mathrm{\δ}}_{\mathrm{\α}\min }+2I_{\mathrm{c\αpu}}{\sin }^2{\mathrm{\δ}}_{\mathrm{\α}\min }+1}---\left(4\right)$

由(3)、(4)可绘制出图5-7，其中λ_max为最大功率因数。由图5可知，对应于不同的λ_max，S_invαLpu的最大值S_invαLpum出现在I_cαpu=1处，且都大于1，并随λ_max的减小有所增加，但不超过2。由图6可知，S_invαpu的最大值S_invαpum落在0.25～0.866之间，随λ_max的减小而减小，但并非全部出现在I_cαpu=1处。由图6、图7可知：当λ_max>0.5878时，S_invαpum出现在I_cαpu=1处（图7中AB段）；当λ_max<0.5878时，S_invαpum出现在I_cαpu<1的某处（图7中BC段）。一般情况下我国牵引馈线的功率因数均大于0.7，故LC-RPQMS的S_invαpum对应于图7的AD段，此时I_cαpu=1。

考虑到工程中牵引馈线功率因数的95%概率值一般在0.9左右，参考图7可知，S_invαpu≈0.54，相同条件下S_invαLpu≈1.76，即使按λ_max=1计算S_invαLpu也有1.32。考虑L-RPC的极端情况：X_L≈0，使得V_invαL→V_α，则S_invαLpu≈1。若invα、invβ采用等容设计（事实上由于invβ无需补偿负载的无功，故其的最大补偿容量是小于invα的），由以上分析可知：即使与L-RPC的极端情况相比，当λ_max=0.9时，LC-RPQMS仍能节容近46%，其他情况下节容率将进一步增大。故与传统L-RPC相比，LC-RPQMS系统的节容效果十分显著，因此该系统能大幅降低生产成本。

下面介绍本发明系统中β相的参数设计原则：

为减少成本，增强设计的灵活性，β相耦合支路中应避免大电感的出现。同时，当V_β一经确定，设计人员应能根据实际情况对电感参数进行灵活配置。为满足上述要求，应选择L_β、C_β串联且略呈容性的支路作为β相的耦合支路。同时β相逆变器的容量应该与α相相匹配。

容易求得满足上述所有条件的V_β的取值范围为：

V_β=τV_αsinδ_α,0＜τ＜1     (5)同时，β相耦合支路的电抗为：

$\left|X_{\mathrm{LC\&beta;}}\right|=\frac{1}{{\mathrm{\&omega;C}}_{\mathrm{\&beta;}}}-{\mathrm{\&omega;L}}_{\mathrm{\&beta;}}=\frac{(\sqrt{4-3{\mathrm{\&tau;}}^2}-\mathrm{\&tau;})V_{\mathrm{\&alpha;}}{\cos }^2{\mathrm{\&delta;}}_{\mathrm{\&alpha;}}}{{2I}_L}---\left(6\right)$

通过(6)可对L_β、C_β其进行灵活配置。

下面简要介绍本发明系统的控制策略：

LC-RPQMS的控制原理如图8所示。v_α经锁相环为整个系统提供同步信号。检测逆变器直流侧电压v_dc，将其与直流电压的指令量V_dc*相减所得的误差量经PI调节器输入指令电流运算模块，控制系统直流侧电压稳定。将来自电流互感器的i_L、i_β输入指令电流运算模块，经运算器运算后输出补偿电流的指令量i_cα*、i_cβ*。将实际检测到的补偿电流i_cα、i_cβ与运算得出的补偿电流指令量i_cα*、i_cβ*相减，将其误差信号ε₁、ε₂输入电流控制器，在电流控制器和PWM信号调制器的共同作用下发出多路PWM脉冲控制两逆变器工作。当逆变器采用三电平或者多电平结构时，除PWM信号的调制以及直流电压的控制有所不同外，控制策略不发生变化。

Claims (7)

1.一种LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，其特征在于：包括非对称V/v牵引变压器、超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路、第一降压变压器、第二降压变压器、超前相逆变器、滞后相逆变器和一个直流电容，所述非对称V/v牵引变压器的一次侧与电网相连，其二次侧的超前相与牵引网相连，为机车负荷供电；所述非对称V/v牵引变压器二次侧的超前相、滞后相分别与超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路相连，超前相LC耦合支路、滞后相LC耦合支路分别与第一降压变压器一次侧、第二降压变压器一次侧相连；第一降压变压器二次侧、第二降压变压器二次侧分别与超前相逆变器、滞后相逆变器相连，所述超前相逆变器与滞后相逆变器经公共的直流电容背靠背连接。

2.如权利要求1所述的LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，其特征在于：所述非对称V/v牵引变压器由两个变比不相等的单相变压器按V/v接线连接构成。

3.如权利要求1所述的LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，其特征在于：所述超前相LC耦合支路由第一电感和第一电容串接构成。

4.如权利要求1所述的LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，其特征在于：所述滞后相LC耦合支路由第二电感和第二电容串接构成。

5.如权利要求1所述的LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，其特征在于：所述第一降压变压器和第二降压变压器为单相双绕组变压器或单相多绕组变压器。

6.如权利要求1所述的LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，其特征在于：所述超前相LC耦合支路的参数按照最小运行电压法则设计，即超前相LC耦合支路电抗的绝对值|X_LCα|应使下式中V_invαpu为最小，

$V_{\mathrm{inv\&alpha;pu}}=\sqrt{{\left|X_{\mathrm{LC\&alpha;}}\right|}_{\mathrm{pu}}^2-2\sin {\mathrm{\&delta;}}_{\mathrm{\&alpha;}}{\left|X_{\mathrm{LC\&alpha;}}\right|}_{\mathrm{pu}}+1}$

其中V_invαpu为超前相逆变器的端口运行电压折算至第一降压变压器一次侧归算量的标幺值，|X_LCα|_pu为|X_LCα|的标幺值，δ_α为V_α与I_cα之间的夹角，V_α为非对称V/v牵引变压器超前相二次侧端口电压，I_cα为超前相逆变器补偿电流折算至第一降压变压器一次侧的归算量。

7.如权利要求1所述的LC耦合电气化铁道同相供电方式电能质量综合控制系统，其特征在于：所述滞后相LC耦合支路电抗的绝对值|X_LCβ|应按下式进行取值，即

$\left|X_{\mathrm{LC\&beta;}}\right|=\frac{(\sqrt{4-{3\mathrm{\&tau;}}^2}-\mathrm{\&tau;})V_{\mathrm{\&alpha;}}{\cos }^2{\mathrm{\&delta;}}_{\mathrm{\&alpha;}}}{{2I}_L}$

其中τ为小于1的正实数，V_α为非对称V/v牵引变压器超前相二次侧端口电压，δ_α为V_α与I_cα之间的夹角，I_L为负载电流。

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