JP2009125834A - 表面被覆切削工具 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットからなる工具基体の表面に、(a)下部層として、(Al1−XTiX)Nを満足する(但し、Xは原子比で0.3≦X≦0.7)AlとTiの複合窒化物層、(b)中間層として、(Al1−αCrα)Nまたは(Al1−β−γCrβMγ)N(ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分)を満足する(但し、α、β、γは原子比で0.2≦α≦0.6、0.10≦β≦0.54、0.01≦γ≦0.25、0.2≦β+γ≦0.6)を満足するAlとCr(とM)の複合窒化物層、(c)上部層として、AlとCr(とM)の合金層を設ける。
【選択図】 なし
Description
(a)組成式:(Al1-XTiX)N(ただし、原子比で、0.3≦X≦0.7)、
を満足するAlとTiの複合窒化物[以下、(Al,Ti)Nで示す]層からなる下部層、
(b)組成式:(Al1−αCrα)Nまたは(Al1−β−γCrβMγ)N(ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分であり、原子比で、0.2≦α≦0.6、0.10≦β≦0.54、0.01≦γ≦0.25、0.2≦β+γ≦0.6)を満足するAlとCrの複合窒化物[以下、(Al,Cr)Nで示す]層あるいはAlとCrとMの複合窒化物[以下、(Al,Cr,M)Nで示す]層からなる上部層、
上記(a)、(b)からなる硬質被覆層を蒸着形成した被覆工具が知られており、そして、これを各種の鋼や鋳鉄などの連続切削や断続切削加工に用いた場合にすぐれた耐欠損性を発揮することも知られている。
(a)硬質被覆層の下部層が(Al,Ti)N層、また、上部層が(Al,Cr)N層あるいは(Al,Cr,M)N層で構成されている上記従来被覆工具において、上記(Al,Cr)N層あるいは(Al,Cr,M)N層を中間層とし、この上に、さらに上部層として、Al−Cr合金層あるいはAl−Cr−M合金層を蒸着形成すると、このAl−Cr合金層、Al−Cr−M合金層は、良熱伝導性を有しすぐれた熱放散性を示すため、高速重切削加工時に硬質被覆層が高温に加熱されても熱が直ちに放散され、硬質被覆層が過熱されることがなく、したがって、被削材および切粉の切刃部表面に対する溶着が著しく低減されること。
なお、上記のMは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分を示す。
したがって、本発明の被覆工具は、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に高負荷が作用する高送り、高切り込みなどの高速重切削条件で切削加工した場合であっても、すぐれた耐欠損性とすぐれた耐摩耗性を長期の使用に亘って発揮すること。
「(1) 炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、
(a)下部層として、0.5〜5μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−XTiX)N
で表した場合、0.3≦X≦0.7(但し、X値は原子比)を満足する平均組成のAlとTiの複合窒化物層、
(b)中間層として、0.5〜5μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−αCrα)N
で表した場合、0.2≦α≦0.6(但し、α値は原子比)を満足する平均組成のAlとCrの複合窒化物層、
(c)上部層として、0.3〜1μmの平均層厚を有するAlとCrの合金層、
上記(a)〜(c)で構成された硬質被覆層を備えた表面被覆切削工具。
(2) 炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、
(a)下部層として、0.5〜5μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−XTiX)N
で表した場合、0.3≦X≦0.7(但し、X値は原子比)を満足する平均組成のAlとTiの複合窒化物層、
(b)中間層として、0.5〜5μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−β−γCrβMγ)N(ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分)
で表した場合、0.10≦β≦0.54、0.01≦γ≦0.25、0.2≦β+γ≦0.6(但し、β値、γ値は原子比)を満足するAlとCrとMの複合窒化物層、
(c)上部層として、0.3〜1μmの平均層厚を有するAlとCrとM(ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分)の合金層、
上記(a)〜(c)で構成された硬質被覆層を備えた表面被覆切削工具。
(3) 前記(1)または(2)に記載の表面被覆切削工具において、
最表面層として、0.2〜0.6μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−XTiX)N
で表した場合、0.3≦X≦0.7(但し、X値は原子比)を満足する平均組成のAlとTiの複合窒化物層を、上部層の表面にさらに蒸着形成したことを特徴とする前記(1)または(2)に記載の表面被覆切削工具。」
に特徴を有するものである。
AlとTiの複合窒化物層((Al,Ti)N層)からなる硬質被覆層の下部層におけるAl成分には高温硬さ、耐熱性を向上させ、一方、同Ti成分には高温強度を向上させる作用があり、下部層ではAl成分の含有割合を多くして、高い高温硬さを具備せしめるが、下部層の平均組成を、
組成式:(Al1−XTiX)N
で表した場合、Alとの合量に占めるTiの含有割合を示すX値が割合(原子比、以下同じ)で0.3未満では、相対的にAlの割合が多くなって、すぐれた高温硬さは得られるものの十分な高温強度を確保することができないため、耐欠損性が低下するようになり、一方、Tiの割合を示す同X値が同0.7を越えると、相対的にAlの割合が少なくなり過ぎて、高温硬さが急激に低下し、この結果、摩耗進行が急激に促進するようになることから、X値を0.3〜0.7と定めた。
また、その平均層厚が0.5μm未満では、自身のもつすぐれた高温硬さ、高温強度を硬質被覆層に長期に亘って付与できず、工具寿命短命の原因となり、一方、その平均層厚が5μmを越えると、チッピングが発生し易くなることから、下部層の平均層厚を0.5〜5μmと定めた。
中間層は、AlとCrの複合窒化物層((Al,Cr)N層)あるいはAlとCrとMの複合窒化物層((Al,Cr,M)N層。ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分。)で構成されており、その構成成分であるAl成分には高温硬さと耐熱性を向上させ、同Cr成分には高温強度を向上させ、また、CrとAlの共存含有によって高温耐酸化性を向上させる作用があり、さらに、M成分のうちの、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、には硬質被覆層の耐摩耗性を向上させる作用があり、さらに、Yには硬質被覆層の高温耐酸化性を向上させる作用がある。
中間層がM成分を含有しない(Al,Cr)N層で形成される場合、中間層の平均組成を、
組成式:(Al1−αCrα)N
で表したとき、Alとの合量に占めるCrの含有割合を示すα値(原子比)が、0.2未満であると、溶着性の高い被削材の高速重切削加工において最小限必要とされる高温強度を確保することができないため欠損を発生しやすくなり、一方、α値(原子比)が0.6を超えると、相対的なAl含有割合の減少により、高温硬さの低下、耐熱性の低下が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性の向上が期待できなくなるので、Alとの合量に占めるCrの含有割合(α値)(但し、原子比)を、0.2≦α≦0.6と定めた。
また、中間層がM成分を含有する(Al,Cr,M)N層である場合、中間層の平均組成を、
組成式:(Al1−β−γCrβMγ)N(ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分)
で表したとき、AlとMとの合量に占めるCrの含有割合を示すβ値(原子比)が、0.10未満であると、溶着性の高い被削材の高速重切削加工において最小限必要とされる高温強度を確保することができないため耐欠損性が低下し、一方、β値(原子比)が0.54を超えると、相対的なAl含有割合の減少により、高温硬さの低下、耐熱性の低下が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性の向上が期待できなくなる。さらに、AlとCrとの合量に占めるM成分の含有割合を示すγ値(原子比)が0.01未満では、M成分を含有させたことによる耐摩耗性、高温耐酸化性等の特性向上が期待できず、一方、同γ値が0.25を超えると、高温強度に低下傾向が現れ、欠損が発生しやすくなることから、β値を0.10〜0.54、γ値を0.01〜0.25と定めた。なお、β値、γ値のそれぞれがこの範囲内の値であっても、(β+γ)の値が0.2未満では耐摩耗性、高温耐酸化性向上効果を期待できず、一方、(β+γ)の値が0.6を超えると摩耗進行が急速に促進されるため、(β+γ)の値を、0.2≦β+γ≦0.6と定めた。
さらに、中間層の平均層厚が0.5μm未満では、自身のもつすぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するには不十分であり、一方その平均層厚が5μmを越えると、高速重切削加工で切刃部に欠損が発生し易くなることから、その平均層厚は0.5〜5μmと定めた。
AlとCrの合金層(以下、Al−Cr合金層で示す)あるいはAlとCrとMの合金層(以下、Al−Cr−M合金層で示す。なお、Mは、前記同様、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分。)からなる上部層は、例えば、中間層を蒸着形成する際に使用したAl−Cr合金、Al−Cr−M合金からなるカソード電極を用い、Ar雰囲気中でアークイオンプレーティングを行うことにより、中間層のAl,Cr,Mの組成割合(α値、β値、γ値)あるいはカソード電極組成とほぼ同様な組成の合金層からなる上部層を形成することができる。
そして、この合金層の成分組成を、Al1−α−CrαあるいはAl1−β−γ−Crβ−Mγ(ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分)で表現したとき、0.2≦α≦0.6、0.10≦β≦0.54、0.01≦γ≦0.25、0.2≦β+γ≦0.6(但し、α値、β値、γ値は原子比)を満足する上部層(即ち、中間層のAl,Cr,Mの組成割合とほぼ一致する成分組成の合金層)が形成され、このような成分組成の上部層は、すぐれた熱伝導性、熱放散性、高温強度を有し、硬質被覆層の熱塑性変形、偏摩耗発生を抑制し、硬質被覆層の耐摩耗性向上に寄与する。
なお、上記上部層を形成するにあたり、中間層を形成するのに使用したのと同じカソード電極を用いなければならないというものではなく、新たに別のカソード電極を用いて上部層を形成することもできるが、形成された上部層は、すぐれた熱伝導性、熱放散性、高温強度を有するものでなければならない。
また、上部層の平均層厚は、0.3μm未満であると、すぐれた熱伝導性・熱放散性という特性を十分発揮することができず、一方、その平均層厚が1μmを超えると、被削材との間で溶着を生じやすくなり、切削特性を劣化させることになるので、Al−Cr合金層あるいはAl−Cr−M合金層からなる上部層の平均層厚は0.3〜1μmと定めた。
下部層、中間層および上部層からなる硬質被覆層の最表面に、下部層と同様な平均組成(即ち、組成式:(Al1−XTiX)Nで表した場合、0.3≦X≦0.7(但し、X値は原子比)を満足する平均組成)の層厚の薄い(Al,Ti)N層を最表面層として蒸着形成すると、この最表面層は、中間層および上部層の特性を何ら損なうことなく、硬質被覆層全体としての耐摩耗性、耐欠損性をより一層向上させることができる。最表面層の層厚は、0.2〜0.6μmとすることが必要であり、その層厚が0.2μm未満では、耐摩耗性、耐欠損性の向上を期待することはできず、一方、その層厚が0.6μmを超えると、溶着性の高い被削材に対する耐溶着性が低下し、欠損の原因となるからである。
(b)まず、装置内を排気して0.1Pa以下の真空に保持しながら、ヒーターで装置内を500℃に加熱した後、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−1000Vの直流バイアス電圧を印加し、かつAl−Ti合金からなるカソード電極とアノード電極との間に100Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって工具基体表面をボンバード洗浄し、
(c)次に、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して4Paの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−100Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ、上記Al−Ti合金からなるカソード電極(蒸発源)とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させ、前記工具基体の表面に、表3、表5に示される目標平均組成、目標平均層厚の(Al,Ti)N層からなる下部層を蒸着形成し、
(d)次に、同じく4Paの窒素ガス雰囲気中で、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−100Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ、上記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金からなるカソード電極(蒸発源)とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させ、前記下部層の表面に、同じく表3、表5に示される目標平均組成、目標平均層厚の(Al,Cr)N層あるいは(Al,Cr,M)N層からなる中間層を蒸着形成し、
(e)次に、装置内雰囲気を窒素ガス雰囲気からアルゴンガス雰囲気へと切り替え、2Paのアルゴンガス雰囲気中で、上記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金からなるカソード電極(蒸発源)とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させて、表4、表6に示される目標平均組成、目標平均層厚のAl−Cr合金層あるいはAl−Cr−M合金層からなる上部層を蒸着形成し、
(f)次に、装置内雰囲気をアルゴンガス雰囲気から窒素ガス雰囲気へと切り替え、4Paの窒素ガス雰囲気中で、上記Al−Ti合金からなるカソード電極(蒸発源)とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させて、表4、表6に示される目標平均組成、目標平均層厚の(Al,Ti)N層からなる最表面層を蒸着形成し、
本発明被覆工具としての本発明表面被覆スローアウエイチップ(以下、本発明被覆チップと云う)1〜16をそれぞれ製造した。
(a)上記工具基体A−1〜A−10およびB−1〜B−6を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図1に示されるアークイオンプレーティング装置内の回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、また、カソード電極(蒸発源)として、所定組成のAl−Ti合金およびAl−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金を配置し、
(b)まず、装置内を排気して0.1Pa以下の真空に保持しながら、ヒーターで装置内を500℃に加熱した後、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−1000Vの直流バイアス電圧を印加し、かつAl−Ti合金からなるカソード電極とアノード電極との間に100Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって工具基体表面をボンバード洗浄し、
(c)次に、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して4Paの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−100Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ、上記Al−Ti合金からなるカソード電極(蒸発源)とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させ、前記工具基体の表面に、表3、表5に示される目標平均組成、目標平均層厚の(Al,Ti)N層からなる下部層を蒸着形成し、
(d)次に、同じく4Paの窒素ガス雰囲気中で、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−100Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ、上記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金からなるカソード電極(蒸発源)とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させ、前記下部層の表面に、同じく表3、表5に示される目標平均組成、目標平均層厚の(Al,Cr)N層あるいは(Al,Cr,M)N層からなる上部層(表3、表5中で、(注)を付した中間層がこれに相当)を蒸着形成し、
比較被覆工具としての比較表面被覆スローアウエイチップ(以下、比較被覆チップと云う)1〜16をそれぞれ製造した。
被削材:JIS・S10Cの丸棒、
切削速度: 250 m/min.、
切り込み: 2.5 mm、
送り: 0.35 mm/rev.、
切削時間: 10 分、
の条件(切削条件A)での軟鋼の乾式高速連続高切込み切削加工試験(通常の切削速度、切込みは、それぞれ、150m/min.、1.5mm)、
被削材:JIS・SUS304の長さ方向等間隔4本縦溝入り丸棒、
切削速度: 260 m/min.、
切り込み: 1.5 mm、
送り: 0.48 mm/rev.、
切削時間: 5 分、
の条件(切削条件B)でのステンレス鋼の乾式高速断続高送り切削加工試験(通常の切削速度、送りは、それぞれ、180m/min.、0.3mm/rev.)、
被削材:JIS・S55Cの丸棒、
切削速度: 300 m/min.、
切り込み: 2.8 mm、
送り: 0.25 mm/rev.、
切削時間: 10 分、
の条件(切削条件C)での炭素鋼の乾式高速連続高切込み切削加工試験(通常の切削速度、切込みは、それぞれ、180m/min.、1.5mm)、
を行い、いずれの切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結果を表7に示した。
本発明被覆工具としての本発明表面被覆超硬製エンドミル(以下、本発明被覆エンドミルと云う)1〜8をそれぞれ製造した。
比較被覆工具としての比較表面被覆超硬製エンドミル(以下、比較被覆エンドミルと云う)1〜8をそれぞれ製造した。
本発明被覆エンドミル1〜3および比較被覆エンドミル1〜3については、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SUS304の板材、
切削速度: 85 m/min.、
溝深さ(切り込み): 4.5 mm、
テーブル送り: 130 mm/分、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高切込み溝切削加工試験(通常の切削速度および切り込みは、それぞれ、50m/min.、3mm)、
本発明被覆エンドミル4〜6および比較被覆エンドミル4〜6については、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・S55Cの板材、
切削速度: 160 m/min.、
溝深さ(切り込み): 5 mm、
テーブル送り: 400 mm/分、
の条件での炭素鋼の乾式高速高送り溝切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、100m/min.、240mm/分)、
本発明被覆エンドミル7、8および比較被覆エンドミル7、8については、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mm
のJIS・S10Cの板材、
切削速度: 180 m/min.、
溝深さ(切り込み): 16 mm、
テーブル送り: 250 mm/分、
の条件での軟鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験(通常の切削速度および切り込みは、それぞれ、100m/min.、12mm)、
をそれぞれ行い、いずれの高速溝切削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる0.1mmに至るまでの切削溝長を測定した。この測定結果を表10、11にそれぞれ示した。
本発明被覆工具としての本発明表面被覆超硬製ドリル(以下、本発明被覆ドリルと云う)1〜8をそれぞれ製造した。
比較被覆工具としての比較表面被覆超硬製ドリル(以下、比較被覆ドリルと云う)1〜8をそれぞれ製造した。
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・S55Cの板材、
切削速度: 160 m/min.、
送り: 0.30 mm/rev、
穴深さ: 8 mm、
の条件での炭素鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、80m/min.、0.15mm)、
本発明被覆ドリル4〜6および比較被覆ドリル4〜6については、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・S10Cの板材、
切削速度: 150 m/min.、
送り: 0.40 mm/rev、
穴深さ: 15 mm、
の条件での軟鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、80m/min.、0.25mm)、
本発明被覆ドリル7、8および比較被覆ドリル7、8については、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SUS304の板材、
切削速度: 140 m/min.、
送り: 0.35 mm/rev、
穴深さ: 28 mm、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、80m/min.、0.20mm)、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速穴あけ切削加工試験(水溶性切削油使用)でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が0.3mmに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結果を表13、14にそれぞれ示した。
また、上記本発明被覆工具の上部層を構成するAl−Cr合金層あるいはAl−Cr−M合金層の組成を、同じく透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散X線分析法により測定したところ、中間層((Al,Cr)N層あるいは(Al,Cr,M)N層)におけるAl、Cr、Mの組成割合と、実質的に同じ組成割合を示した。
Claims (3)
- 炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、
(a)下部層として、0.5〜5μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−XTiX)N
で表した場合、0.3≦X≦0.7(但し、X値は原子比)を満足する平均組成のAlとTiの複合窒化物層、
(b)中間層として、0.5〜5μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−αCrα)N
で表した場合、0.2≦α≦0.6(但し、α値は原子比)を満足する平均組成のAlとCrの複合窒化物層、
(c)上部層として、0.3〜1μmの平均層厚を有するAlとCrの合金層、
上記(a)〜(c)で構成された硬質被覆層を備えた表面被覆切削工具。 - 炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、
(a)下部層として、0.5〜5μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−XTiX)N
で表した場合、0.3≦X≦0.7(但し、X値は原子比)を満足する平均組成のAlとTiの複合窒化物層、
(b)中間層として、0.5〜5μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−β−γCrβMγ)N(ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分)
で表した場合、0.10≦β≦0.54、0.01≦γ≦0.25、0.2≦β+γ≦0.6(但し、β値、γ値は原子比)を満足するAlとCrとMの複合窒化物層、
(c)上部層として、0.3〜1μmの平均層厚を有するAlとCrとM(ここで、Mは、Crを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分)の合金層、
上記(a)〜(c)で構成された硬質被覆層を備えた表面被覆切削工具。 - 請求項1または請求項2に記載の表面被覆切削工具において、
最表面層として、0.2〜0.6μmの平均層厚を有し、
組成式:(Al1−XTiX)N
で表した場合、0.3≦X≦0.7(但し、X値は原子比)を満足する平均組成のAlとTiの複合窒化物層を、上部層の表面にさらに蒸着形成したことを特徴とする請求項1または請求項2に記載の表面被覆切削工具。
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