2013年2月
失效分析与预防
February。2013第8卷第1期
V01.8,No.1
花键轴断裂原因分析
刘松
(中航工业南京机电液压工程研究中心,南京211106)
[摘要]通过对断裂花键轴断口的宏微观形貌、材料化学成分、金相显微组织、硬度及形状尺寸进行了测试与分析,并应用理论计算和有限元模拟分析,确定了花键轴的断裂性质及断裂原因。结果表明:该花键轴的断裂性质为扭转疲劳断裂。花键轴发生扭转疲劳断裂可能与共振有关;另外,花键轴花键与机匣内花键啮合间隙不当和断裂处轴径尺寸偏小均为促进其扭转疲劳断裂的影响因素。
[关键词]花键轴;扭转疲劳;共振【中圈分类号]TK442;THl33.2
【文献标志码]A
doi:10.3969/j.issn.1673-6214.2013.01.007
[文章编号]1673-6214(2013)01-0030-05
FractureAnalysisofSplineShaft
LIUSong
(AVIClVanjing
EngineeringInstitute
ofAircraftSyUe,ns,Nanfing211106,China)
Abstract:Thefracturefailure
modeandcause
of
a
splineshaftwereanalyzedbymeansoffractureobservation,chemical
compositionanalysis,metallographicexaminationanddimensiontesting.Theoreticalcalculationandfiniteelementanalysiswerealsoperformed.Theresultsshowthatthefracturemodeistorsionfatigue.Thetorsionfatigueofthesplineshaftwasrelatedwith
resonancevibration.Theunsuitablemeshingbetweensplinesandsmallershaftdiameterpromotedthetorsionfatigue.
Keywords:splineshaft;torsionfatigue;resonancevibration
理。花键轴为单向传动,转速约为8630
r/min,燃
0
引言
油增压泵的最大功率为42kW。
本研究通过对花键轴宏观形貌和断口进行观花键轴可分为矩形花键轴和渐开线花键轴两
察与分析,对花键轴的材料成分、金相组织及形状大类,是机械传动的一种,和平键、半圆键、斜键作尺寸进行测试,并应用理论计算和有限元模拟分用相同,均起传递机械扭矩作用。其具有承载能析,以确定花键轴的断裂性质及原因。力高、对中性、导向性好、互换性强、应力集中小等特点,因而广泛应用于飞机、汽车、拖拉机、机床制1
试验过程与结果
造业、农业机械等领域。随着花键轴的广泛使用,相应地出现花键轴断裂失效案例及相关分析研1.1
宏观检查
究[1剖。花键轴是传动零件,因而其失效往往会造花键轴断裂位置如图1所示,断裂处位于靠成重大机械事故。飞机发动机用花键轴是燃油增近与机匣内花键配合端的花键轴最小轴径处。花压泵的关键零件,其主要作用是将发动机的一部键轴与机匣内花键配合的花键明显有双面接触痕分动力传递给燃油增压泵;机匣和燃油增压泵通迹存在(图2a),而与燃油增压泵内花键配合的花过花键轴连接在一起,如果花键轴断裂,将直接导
键只有单面接触痕迹(图2b)。该花键轴为单向致燃油增压泵功能丧失。某型燃油增压泵花键轴传动,花键应只有单面接触痕迹。因而通过花键工作过程中,发生断裂,该花键轴花键为渐开线式
的接触痕迹可以推断,花键轴花键与机匣内花键
花键,材料为38CrMoAIA钢,花键表层经渗氮处
啮合间隙可能有问题。
[收稿日期]2012年8月7日[修订日期】2012年11月17日
[作者简介]刘松(1979年一),男,工程师,主要从事金相及失效分析等方面的研究。
第1期
刘松:花键轴断裂原因分析
1.3断口观察
花键轴宏观断口为星形断口形貌[5],如图
3a。断口微观形貌中有明显的疲劳条带(图3b)存在;中心部位为瞬断区,存有大量韧窝(图3c)。从断口形貌可以确定,花键轴断口呈典型轴的扭转疲劳断口特征,其断裂性质应为扭转疲劳破坏。
疲劳源区及附近未发现腐蚀现象,也未发现夹杂
等冶金缺陷。
1.4化学成分分析
应用直读光谱仪进行化学成分分析,结果见
图1花键轴的宏观形貌
Fig,1
Macroappearanceofsplineshaft
表l。该花键轴的材料符合GJB1951—1994的
规定。
1.5金相组织及硬度检查
虽然断裂处没有渗氮层(只有花键处要求渗
1.2形状尺寸测量
应用三坐标测量仪、齿轮仪和投影仪等精密
测量设备对花键轴的形状尺寸进行测量。测量结果表明:该花键轴的齿形、齿向、齿厚等均符合图纸要求,但断裂处轴径尺寸偏小。图纸要求断裂处轴径尺寸为咖130-。,。mm,该处实测尺寸为12.80mm,不符合图纸要求。
氮处理),但整个花键轴渗氮处理前进行过调质处
理。因而应用HB5022--1994((航空钢制件渗氮、氮
碳共渗金相组织检验标准》对该处金相组织进行评判。该处组织为回火索氏体(图4),级别为2级,符合要求(该零件调质组织应为1~5级)。
图2花键接触痕迹形貌
Fig.2
Contact
trace
ofsplineshaft
(b)Fatiguestriations(c)Dimples
图3花键轴断口形貌
Fig.3
Fracturesurfaceofsplineshaft
图4断裂处显微组织
Fig.4
Microstructureofthefracture
zone
测试其洛氏硬度,结果为34.5HRC,满足技术要求(30~37HRC)。
2分析与讨论
从试验结果可知,花键轴断裂性质为扭转疲劳破坏,化学成分、金相组织及硬度均符合要求。
断裂位置为花键轴的最小轴径处,且该处轴径偏小。通过花键的接触痕迹推断出花键轴花键与机匣内花键啮合间隙存在问题。
由于该花键轴是纯扭转破坏的,且断裂位置
在其最小轴径处(舻。。。mm),因而对该处按设计
要求进行最大剪切应力和扭转疲劳强度计算校
核。根据式(1)~式(4)计算出断裂处最大理论
剪切应力丁。。,=141.2MPa;根据扭转疲劳强度条
件式(5)计算出断裂处工作安全系数k=1.6。
rP:46.47N.m
(1)
几
式中:r为扭转力矩;P为设计的最大功率(42kW);n为花键轴的工作转速(8
630r/rain=903.8
rad/s);
WP:警:0.431161lO
24×10~m3(2)
式中:阢为扭转截面系数;D为直径(13mm);
T
r=音=107.8
MPa
(3)
式中:丁为切应力。
丁…=K.r=141.2MPa
(4)
式中:']-max为最大理论剪切应力;K.为轴肩应力集中系数(1.31),查手册[6]可知:d/D=0.565,D/
d=1.769,r/d=0.154,选取K。值。
扭转疲劳强度条件
盯=等≥=1.60>/7,,
(5)
K.r
。
式中:n为工作安全系数;n,为疲劳安全系数(1.3
~1.5);占。为尺寸系数(取0.9"1);卢为表面质量
系数(取0.88[¨);下~。为扭转疲劳极限(取285
MPa洲5’)。
对比38CrMoAlA钢调质状态的抗剪切强度(r。≥940
MPa,丁。,≥765
MPa)和疲劳安全系数
(1.3~1.5)可知,该处设计的抗剪切强度和疲劳
强度是满足要求的。
金属材料扭转疲劳产生应必须满足2个条
件:一是有交变应力或交变扭距,二是交变应力幅大于该处材料的疲劳极限。花键轴的设计强度、
材料、组织、性能均满足要求,源区也未发现缺陷和腐蚀痕迹;并通过花键的接触痕迹可以判断出
花键轴花键与机匣内花键啮合间隙存在问题。因而推断可能由于花键轴花键与机匣内花键啮合间
隙存在问题,工作时引起共振才是致使花键轴扭转疲劳断裂最有可能的原因(共振能产生交变应
力,并能使其能量放大,产生的应力幅可能超出其
疲劳极限)。由于这只是一种推测,花键轴扭转疲劳断裂是否与共振有关需要进一步分析。
应用有限元模拟仿真分析,对花键轴是否具
备共振条件进行了研究。花键轴的前5阶模态下的相对振动应力云图见图5。前5阶模态固有频率见表2。从相对振动应力云图可以看出,花键
轴在第4阶模态下产生的最大相对振动应力在断
裂处。因而如果根据工作转速绘制Campbell共振图中,产生的激振力频率与第4阶振型的固有频率相同、相近或为整数倍,就具备共振条件∽J。
第1期
刘松:花键轴断裂原因分析
33
。’。——.
.——1。
stress
(a)Thefirstrelativevibration
stress
(b)Thesecondrelativevibration
^N
M
…。一
。。。,…
、T:
,7看■暑弋、)
_●-
._._-
..……i_‘_…__—_,-
一……l_=__
stress
(c)Thethirdrelativevibrationstress(d)Thefourthrelativevibrationstress
(e)rI’}lelifulrelativevibration
图5前5阶模态下的相时振动应力云图
Fig.5
Relativevibration
Stl'eS8
oftheIn'stfivesteps
表2前5阶模态固有频率
Table2
Basefrequenciesofthefirstfivesteps
Basefrequencies
Hz
从花键轴机械激振力产生的机理和花键轴花键与机匣内花键的接触痕迹,可以分析出激振力的产生与花键啮合间隙不当有关。花键啮合间隙不当可能与花键(包括花键轴的花键和机匣的内花
Step
键)加工尺寸、形位公差、配合要求和装配过程有关。检查发现机匣内花键有明显的花键压痕形貌
(有一定塑性变形);且燃油泵的定位销,留有明
=篡一
花键轴激振力频率的可用式(6)计算:
厶=KZ(n/60)
取18;n为花键轴转速,取8630
(6)
式中:K=l、2、3……;Z为机匣连接的花键齿数,
r/min。
显的由于装配不当,致使其毁坏的痕迹。
根据绘制花键轴的Campbell共振图(图6)可知,当K=6时,转速8630r/min时产生的激振力频率与4阶振型固有频率相交。因而可以判断
出花键轴在工作情况下,具备引起4阶共振的
条件。
激振力产生原因又是一个判断花键轴是否具备共振的条件,并且仍是解决其共振问题的一个手段。激振力一般可分为2种:一种为机械激振力,另一种为气体激振力。很明显引起花键轴共振的激振力是机械激振力。如果齿或花键配合不当,啮合存在较大间隙,就会在齿或花键上产生激振力,并会使周期性的激振力作用在轴上一。11|。
Fig.6
图6Campbell共振图
Campbell
resomee
vibrationgraph
按照图纸要求断裂处尺寸应为+130-。.博mln,
失效分析与预防第1卷
但扭转疲劳断裂的花键轴该处尺寸为12.80
mln,
验:物理分册,2000,36(6):263—265.
[2]梁政,钟功祥,陈伟,等.1400型压裂泵动力端花键轴断裂失
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分析[J].金属热处理,2006,31(1):92-93.
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程,2009(5):57—64.
[5]张栋,钟培道,陶春虎,等.失效分析[M].北京:国防工业出
不符合图纸要求。根据式(7)、式(8)可知,轴径尺寸D的三次方与扭转疲劳破坏所需的扭距幅成正比。也就是说在其它条件一定的情况下,轴径尺寸D越小,越容易发生扭转疲劳破坏。因而断裂处的轴径尺寸偏小会对该处扭转疲劳断裂的发生带来影响的。
AT=A,r
X睇
,、3
(7)(8)
版社。2004:136—141.
[6]徐灏.机械设计手册[M].北京:机械工业出版社,2000:69.[7]胡增强.固体力学基础[M].南京:东南大学出版社,1990:
211—214.
阢=警
工U
式中:AT为扭距幅;A-r为剪切应力幅;睇为扭转截面系数;D为轴直径。
[8]陶春虎,钟培道,王仁智,等.航空发动机转动部件的失效与
预防[M].北京:国防工业出版社,2000:43—45.
[9]祝效华,邓福成,膝照峰,等五柱塞注水泵曲轴模态分析[J].西
3结论
1)花键轴断裂性质为扭转疲劳断裂;2)花键轴扭转疲劳断裂与共振有关,而共振可能是机匣内花键啮合间隙不当引起的。
参考文献
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(上接第19页)
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参考文献
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态的实验研究[J].工程力学,2009,26(3):246—250.
花键轴断裂原因分析
作者:作者单位:刊名:英文刊名:年,卷(期):
刘松, LIU Song
中航工业南京机电液压工程研究中心,南京,211106失效分析与预防
Failure Analysis and Prevention2013,8(1)
本文链接:http://d.g.wanfangdata.com.cn/Periodical_gwjsjg201301007.aspx
2013年2月
失效分析与预防
February。2013第8卷第1期
V01.8,No.1
花键轴断裂原因分析
刘松
(中航工业南京机电液压工程研究中心,南京211106)
[摘要]通过对断裂花键轴断口的宏微观形貌、材料化学成分、金相显微组织、硬度及形状尺寸进行了测试与分析,并应用理论计算和有限元模拟分析,确定了花键轴的断裂性质及断裂原因。结果表明:该花键轴的断裂性质为扭转疲劳断裂。花键轴发生扭转疲劳断裂可能与共振有关;另外,花键轴花键与机匣内花键啮合间隙不当和断裂处轴径尺寸偏小均为促进其扭转疲劳断裂的影响因素。
[关键词]花键轴;扭转疲劳;共振【中圈分类号]TK442;THl33.2
【文献标志码]A
doi:10.3969/j.issn.1673-6214.2013.01.007
[文章编号]1673-6214(2013)01-0030-05
FractureAnalysisofSplineShaft
LIUSong
(AVIClVanjing
EngineeringInstitute
ofAircraftSyUe,ns,Nanfing211106,China)
Abstract:Thefracturefailure
modeandcause
of
a
splineshaftwereanalyzedbymeansoffractureobservation,chemical
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resonancevibration.Theunsuitablemeshingbetweensplinesandsmallershaftdiameterpromotedthetorsionfatigue.
Keywords:splineshaft;torsionfatigue;resonancevibration
理。花键轴为单向传动,转速约为8630
r/min,燃
0
引言
油增压泵的最大功率为42kW。
本研究通过对花键轴宏观形貌和断口进行观花键轴可分为矩形花键轴和渐开线花键轴两
察与分析,对花键轴的材料成分、金相组织及形状大类,是机械传动的一种,和平键、半圆键、斜键作尺寸进行测试,并应用理论计算和有限元模拟分用相同,均起传递机械扭矩作用。其具有承载能析,以确定花键轴的断裂性质及原因。力高、对中性、导向性好、互换性强、应力集中小等特点,因而广泛应用于飞机、汽车、拖拉机、机床制1
试验过程与结果
造业、农业机械等领域。随着花键轴的广泛使用,相应地出现花键轴断裂失效案例及相关分析研1.1
宏观检查
究[1剖。花键轴是传动零件,因而其失效往往会造花键轴断裂位置如图1所示,断裂处位于靠成重大机械事故。飞机发动机用花键轴是燃油增近与机匣内花键配合端的花键轴最小轴径处。花压泵的关键零件,其主要作用是将发动机的一部键轴与机匣内花键配合的花键明显有双面接触痕分动力传递给燃油增压泵;机匣和燃油增压泵通迹存在(图2a),而与燃油增压泵内花键配合的花过花键轴连接在一起,如果花键轴断裂,将直接导
键只有单面接触痕迹(图2b)。该花键轴为单向致燃油增压泵功能丧失。某型燃油增压泵花键轴传动,花键应只有单面接触痕迹。因而通过花键工作过程中,发生断裂,该花键轴花键为渐开线式
的接触痕迹可以推断,花键轴花键与机匣内花键
花键,材料为38CrMoAIA钢,花键表层经渗氮处
啮合间隙可能有问题。
[收稿日期]2012年8月7日[修订日期】2012年11月17日
[作者简介]刘松(1979年一),男,工程师,主要从事金相及失效分析等方面的研究。
第1期
刘松:花键轴断裂原因分析
1.3断口观察
花键轴宏观断口为星形断口形貌[5],如图
3a。断口微观形貌中有明显的疲劳条带(图3b)存在;中心部位为瞬断区,存有大量韧窝(图3c)。从断口形貌可以确定,花键轴断口呈典型轴的扭转疲劳断口特征,其断裂性质应为扭转疲劳破坏。
疲劳源区及附近未发现腐蚀现象,也未发现夹杂
等冶金缺陷。
1.4化学成分分析
应用直读光谱仪进行化学成分分析,结果见
图1花键轴的宏观形貌
Fig,1
Macroappearanceofsplineshaft
表l。该花键轴的材料符合GJB1951—1994的
规定。
1.5金相组织及硬度检查
虽然断裂处没有渗氮层(只有花键处要求渗
1.2形状尺寸测量
应用三坐标测量仪、齿轮仪和投影仪等精密
测量设备对花键轴的形状尺寸进行测量。测量结果表明:该花键轴的齿形、齿向、齿厚等均符合图纸要求,但断裂处轴径尺寸偏小。图纸要求断裂处轴径尺寸为咖130-。,。mm,该处实测尺寸为12.80mm,不符合图纸要求。
氮处理),但整个花键轴渗氮处理前进行过调质处
理。因而应用HB5022--1994((航空钢制件渗氮、氮
碳共渗金相组织检验标准》对该处金相组织进行评判。该处组织为回火索氏体(图4),级别为2级,符合要求(该零件调质组织应为1~5级)。
图2花键接触痕迹形貌
Fig.2
Contact
trace
ofsplineshaft
(b)Fatiguestriations(c)Dimples
图3花键轴断口形貌
Fig.3
Fracturesurfaceofsplineshaft
图4断裂处显微组织
Fig.4
Microstructureofthefracture
zone
测试其洛氏硬度,结果为34.5HRC,满足技术要求(30~37HRC)。
2分析与讨论
从试验结果可知,花键轴断裂性质为扭转疲劳破坏,化学成分、金相组织及硬度均符合要求。
断裂位置为花键轴的最小轴径处,且该处轴径偏小。通过花键的接触痕迹推断出花键轴花键与机匣内花键啮合间隙存在问题。
由于该花键轴是纯扭转破坏的,且断裂位置
在其最小轴径处(舻。。。mm),因而对该处按设计
要求进行最大剪切应力和扭转疲劳强度计算校
核。根据式(1)~式(4)计算出断裂处最大理论
剪切应力丁。。,=141.2MPa;根据扭转疲劳强度条
件式(5)计算出断裂处工作安全系数k=1.6。
rP:46.47N.m
(1)
几
式中:r为扭转力矩;P为设计的最大功率(42kW);n为花键轴的工作转速(8
630r/rain=903.8
rad/s);
WP:警:0.431161lO
24×10~m3(2)
式中:阢为扭转截面系数;D为直径(13mm);
T
r=音=107.8
MPa
(3)
式中:丁为切应力。
丁…=K.r=141.2MPa
(4)
式中:']-max为最大理论剪切应力;K.为轴肩应力集中系数(1.31),查手册[6]可知:d/D=0.565,D/
d=1.769,r/d=0.154,选取K。值。
扭转疲劳强度条件
盯=等≥=1.60>/7,,
(5)
K.r
。
式中:n为工作安全系数;n,为疲劳安全系数(1.3
~1.5);占。为尺寸系数(取0.9"1);卢为表面质量
系数(取0.88[¨);下~。为扭转疲劳极限(取285
MPa洲5’)。
对比38CrMoAlA钢调质状态的抗剪切强度(r。≥940
MPa,丁。,≥765
MPa)和疲劳安全系数
(1.3~1.5)可知,该处设计的抗剪切强度和疲劳
强度是满足要求的。
金属材料扭转疲劳产生应必须满足2个条
件:一是有交变应力或交变扭距,二是交变应力幅大于该处材料的疲劳极限。花键轴的设计强度、
材料、组织、性能均满足要求,源区也未发现缺陷和腐蚀痕迹;并通过花键的接触痕迹可以判断出
花键轴花键与机匣内花键啮合间隙存在问题。因而推断可能由于花键轴花键与机匣内花键啮合间
隙存在问题,工作时引起共振才是致使花键轴扭转疲劳断裂最有可能的原因(共振能产生交变应
力,并能使其能量放大,产生的应力幅可能超出其
疲劳极限)。由于这只是一种推测,花键轴扭转疲劳断裂是否与共振有关需要进一步分析。
应用有限元模拟仿真分析,对花键轴是否具
备共振条件进行了研究。花键轴的前5阶模态下的相对振动应力云图见图5。前5阶模态固有频率见表2。从相对振动应力云图可以看出,花键
轴在第4阶模态下产生的最大相对振动应力在断
裂处。因而如果根据工作转速绘制Campbell共振图中,产生的激振力频率与第4阶振型的固有频率相同、相近或为整数倍,就具备共振条件∽J。
第1期
刘松:花键轴断裂原因分析
33
。’。——.
.——1。
stress
(a)Thefirstrelativevibration
stress
(b)Thesecondrelativevibration
^N
M
…。一
。。。,…
、T:
,7看■暑弋、)
_●-
._._-
..……i_‘_…__—_,-
一……l_=__
stress
(c)Thethirdrelativevibrationstress(d)Thefourthrelativevibrationstress
(e)rI’}lelifulrelativevibration
图5前5阶模态下的相时振动应力云图
Fig.5
Relativevibration
Stl'eS8
oftheIn'stfivesteps
表2前5阶模态固有频率
Table2
Basefrequenciesofthefirstfivesteps
Basefrequencies
Hz
从花键轴机械激振力产生的机理和花键轴花键与机匣内花键的接触痕迹,可以分析出激振力的产生与花键啮合间隙不当有关。花键啮合间隙不当可能与花键(包括花键轴的花键和机匣的内花
Step
键)加工尺寸、形位公差、配合要求和装配过程有关。检查发现机匣内花键有明显的花键压痕形貌
(有一定塑性变形);且燃油泵的定位销,留有明
=篡一
花键轴激振力频率的可用式(6)计算:
厶=KZ(n/60)
取18;n为花键轴转速,取8630
(6)
式中:K=l、2、3……;Z为机匣连接的花键齿数,
r/min。
显的由于装配不当,致使其毁坏的痕迹。
根据绘制花键轴的Campbell共振图(图6)可知,当K=6时,转速8630r/min时产生的激振力频率与4阶振型固有频率相交。因而可以判断
出花键轴在工作情况下,具备引起4阶共振的
条件。
激振力产生原因又是一个判断花键轴是否具备共振的条件,并且仍是解决其共振问题的一个手段。激振力一般可分为2种:一种为机械激振力,另一种为气体激振力。很明显引起花键轴共振的激振力是机械激振力。如果齿或花键配合不当,啮合存在较大间隙,就会在齿或花键上产生激振力,并会使周期性的激振力作用在轴上一。11|。
Fig.6
图6Campbell共振图
Campbell
resomee
vibrationgraph
按照图纸要求断裂处尺寸应为+130-。.博mln,
失效分析与预防第1卷
但扭转疲劳断裂的花键轴该处尺寸为12.80
mln,
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不符合图纸要求。根据式(7)、式(8)可知,轴径尺寸D的三次方与扭转疲劳破坏所需的扭距幅成正比。也就是说在其它条件一定的情况下,轴径尺寸D越小,越容易发生扭转疲劳破坏。因而断裂处的轴径尺寸偏小会对该处扭转疲劳断裂的发生带来影响的。
AT=A,r
X睇
,、3
(7)(8)
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阢=警
工U
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3结论
1)花键轴断裂性质为扭转疲劳断裂;2)花键轴扭转疲劳断裂与共振有关,而共振可能是机匣内花键啮合间隙不当引起的。
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花键轴断裂原因分析
作者:作者单位:刊名:英文刊名:年,卷(期):
刘松, LIU Song
中航工业南京机电液压工程研究中心,南京,211106失效分析与预防
Failure Analysis and Prevention2013,8(1)
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