子午加速轴流风机.pptx
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子午加速轴流风机.pptx
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,沈鼓引进子午加速风机性能分析和系列化研究,李锐导师:
李景银副教授流体机械中心-硕8132010/01,报告内容,第一章:
数据整理和发现的问题第二章:
计算的网格的选择和生成第三章:
网格无关性验证及不同计算区域的性能对比第四章:
风机实验性能曲线的模型的确定及判断依据第五章:
新老整机模化模型的计算结果与对比分析第六章:
改进模型的计算,一.数据整理和发现的问题,第一章.数据整理和发现的问题
(一).数据整理和动叶造型的步骤1.绘制出叶片各个截面上的中线。
2.将中线数据直接输入fluent,根据叶片的厚度和截面上其他尺寸,做出中线所在的截面。
并对相应的截面进行光滑、延伸及增减处理。
3.把各个截面上相应的位置相互连接组成动叶,再组合成叶轮,1.整理数据绘制中线中出现的问题及解决1).在径向高度为2114mm、1593.8mm和1381.3mm的截面上标注不准确。
2).作出的中线有些地方并不光滑,如下图所示:
一.数据整理和发现的问题,一.数据整理和发现的问题,径向为1275mm和1381.3mm处原叶片中线,一.数据整理和发现的问题,2.对由中线所生成的截面进行处理,1).添加截面在动叶顶端添加截面叶片顶端截面高度为2125mm。
通过将2114mm处的截面移到2125mm处得到2125mm处的截面。
一.数据整理和发现的问题,b.在轮毂处添加截面,添加的截面ABDC图,一.数据整理和发现的问题,2).删除截面,原始叶片图,一.数据整理和发现的问题,修改后叶片图,一.数据整理和发现的问题,3).延伸截面,厂家提供的11个截面图,一.数据整理和发现的问题,3.生成叶轮将19个动叶沿圆周方向均匀分布与对应的轮毂部分组合成叶轮如下所示:
GAMBIT中的叶片造型,一.数据整理和发现的问题,
(二)NUMECA所用叶片造型和计算效果,1.基本步骤1).根据厂家提供的叶型数据在Pro/e中做叶片造型。
2).将Pro/e中叶片造型的相关截面上。
导入NUMECA中。
3).把输出的叶型数据按照NUMECA输入格式进行整理,并导入NUMECA生成动叶。
一.数据整理和发现的问题,2.NUMECA中造型的问题和计算效果1).在中所做叶片造型也存在上面类似的问题,且由Pro/e导入NUMECA时会发生一定的变形。
2).用NUMECA进行数值模拟计算时,很多流量下都不收敛,即使增大动叶安装角,也不能改进收敛。
一.数据整理和发现的问题,由以上分析可知,采用NUMECA计算该风机流场失败,因此,我们后来的计算都是选用fluent进行的。
(三)结论,二.计算的网格的选择和生成,第二章.计算的网格的选择和生成
(一).本风机的流道形状及本文采用的网格1.本风机的流道形状,厂家提供的德国风机流道图,二.计算的网格的选择和生成,2.网格的选择,二.计算的网格的选择和生成,
(二).主要计算网格的生成1.动叶网格生成,动叶网格数为52万,二.计算的网格的选择和生成,2.前导叶网格生成,前导叶总网格数量为22万,二.计算的网格的选择和生成,3.后导叶网格生成,后导叶总网格数量为32万,二.计算的网格的选择和生成,4.进气箱网格生成,进气箱导流板以下部分网格数为52万,进气箱导流板以上部分网格数为3.7万,二.计算的网格的选择和生成,5.总体网格生成,网格数为200万,二.计算的网格的选择和生成,6.设置边界类型1).将入口设置为VELOCITY_INLET,将出口设置为PRESSURE_OUTLET。
所有轮毂和机壳都设置为WALL,采用无滑移壁面模型,包括进气箱中导流板。
2).进口为速度进口,出口为大气压,不可压缩气体,空气密度为1.2千克/立方米。
二.不同网格模型的性能对比,第二章.不同网格模型的性能对比1.网格无关性验证1).单动叶全尺寸整周模型计算对流量500m3/s、转速为420rpm的动叶整周模型进行数值计算:
a.54万网格,b.110万网格。
由计算结果可知全压和效率变化量不超过0.3%。
故动叶流场可采用的网格数可以为54万个。
二.不同网格模型的性能对比,2).老式整机全尺寸整周模型计算对流量500m3/s、转速为420rpm的老式整机进行数值计算:
a.210万网格,b.300万网格。
由计算结果可知全压和效率变化量不超过0.5%。
故动叶流场可采用的网格数可以为210万个。
二.不同网格模型的性能对比,2.单通道和整周模型计算结果的对比分析1).动叶的单通道和整周全尺寸模型结果对比分析,全压图,效率图,由上图可知,两个模型计算得到的性能曲线比较吻合,二.不同网格模型的性能对比,2).对动叶+后导叶全尺寸单通道和整周模化模型计算结果对比分析(模化尺寸为1:
4,转速增大4倍),全压图,效率图,故两个计算结果也很接近。
由于增加了后导叶,且后导叶损失较大,两个计算结果都比单动叶时要小。
综上所述,可知单通道模型与全尺寸和模化模型的差别都很小。
二.不同网格模型的性能对比,3.动叶整周全尺寸与整周模化模型计算结果对比分析,全压图,效率图,故可以认为全尺寸模型与模化后的模型计算结果一样,可以用模化模型代替全尺寸模型。
二.不同网格模型的性能对比,4.以上动叶的计算结果与试验值作比较,全压图,效率图,由上图可知,叶轮整周模化模型的计算结果与实验值最接近。
二.不同网格模型的性能对比,5.结论由以上对比分析可知,风机的整周模化模型的计算结果,无论对于单动叶还是动叶加上后导叶的情况,都比较理想。
而且,模化模型由于网格的相对密度更大,与试验数据更接近,因此,本文后面都采用模化模型进行计算。
三.实验模型的确定及判断依据,第三章.实验模型的确定及判断依据
(一).0度进口角计算结果与实验数据对比1.单动叶计算结果与实验值对比流场入口延伸150mm,出口延伸600mm。
其网格数为951437个。
单动叶模化模型,三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,动叶模型与实验所得性能曲线对比图由数据对比分析可知,单动叶模型计算结果和数据吻合较好。
三.实验模型的确定及判断依据,,,2.前导叶+动叶计算结果与实验值对比入口延伸200mm出口延伸600mm,网格数为1346997个。
前导叶+动叶模化模型,三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,前导叶+动叶模型和实验的性能曲线由上图可知,本模型性能曲线与实验值的效率在设计流量下非常一致,总体也比较吻合,但带有前导叶的计算结果相对单动叶压力和效率都略有降低。
三.实验模型的确定及判断依据,3.叶轮+后导叶计算结果与实验值对比动叶向出口方向延伸600mm,向入口方向延伸200mm。
网格总数为1230967个。
动叶+后导叶模化模型,三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,动叶+后导叶模型和实验的性能曲线由上图明显可以看出本模型计算结果和实验值相差很大。
三.实验模型的确定及判断依据,4.叶轮+后导叶+扩散筒计算结果与实验值对比入口延伸200mm,出口即扩散筒出口。
其网格总数为1154611个。
动叶+后导叶+扩散筒模化模型,三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,动叶+后导叶+扩散筒模型和实验的性能曲线由上图明显可以看出本模型计算结果和实验值差距进一步加大。
三.实验模型的确定及判断依据,5.前导叶+叶轮+后导叶+扩散筒计算结果与实验值对比其网格总数为1302869个。
前导叶+动叶+后导叶+扩散筒模化模型,三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,前导叶+动叶+后导叶+扩散筒模型和实验的性能曲线由上图可知,本模型计算结果基本与动叶+后导叶+扩散筒模型相同。
因为,前导叶对流场的影响较小。
三.实验模型的确定及判断依据,6.整机计算结果与实验值对比其网格总数为1570023个。
整机模化模型,三.实验模型的确定及判断依据,效率图,全压图整机模型和实验的性能曲线由上图可知,本模型计算结果与前导叶+动叶+后导叶+扩散筒模型基本相同,只是稍微有所降低,因为进气箱对流场产生了一定的影响。
三.实验模型的确定及判断依据,
(二).+/-15度进口角时计算结果与实验数据对比1.带预旋的单动叶的计算结果与实验值对比通过设置V轴来改变流量,而通过设置V径可以实现进口角的改变,其中a即为相应的角度,它们之间满足关系式:
tana=V径/V轴。
动叶速度三角形,三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,+15度预旋进口角的单动叶和实验的性能曲线由上图可见,在+15度进口角下计算的单动叶性能曲线比实验值依然很符合。
1).+15度预选进口角的性能曲线对比,三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,+15度预旋进口角的单动叶和实验的性能曲线由上图可知,气流预旋进口角为-15度时,单动叶模型与试验数据也较一致.,2).-15度预选进口角的性能曲线对比,三.实验模型的确定及判断依据,2.前导叶+动叶的计算结果与实验值对比1).在进口导叶角度为+15度下的计算对比,全压图,效率图,+15度进口导叶角的前导叶+动叶模型和实验的性能曲线由以上图可知,在+15度时,前导叶+动叶模型得计算值与实验值吻合很多,而且优于加预旋的单动叶,三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,-15度进口导叶角的前导叶+动叶和实验的性能曲线由上图可知,通过设置进口导叶安装角为-15度时,计算结果比直接设置气流进口角度为-15度的计算结果更接近实验值。
2).-15度进口导叶角的性能曲线对比,三.实验模型的确定及判断依据,3.整机的计算结果与实验值对比1).在进口导叶角度为+15度下的计算对比,全压图,效率图,+15度进口导叶角的整机模型和实验的性能曲线由上图可见,在进口导叶角为+15度时计算值远远的低于实验值。
三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,-15度进口导叶角的整机和实验的性能曲线由上图可知,在-15度角下整机的计算值也远远的低于实验值。
2).-15度进口导叶角的性能曲线对比,三.实验模型的确定及判断依据,综上所述,在+/-15度进口导叶角下,前导叶+动叶和实验值最接近,其次是进口有预旋的单动叶模型,而整机的计算结果和实验值相距甚远。
三.实验模型的确定及判断依据,(三).+/-30度进口角时计算结果与实验数据对比1.带预旋的单动叶的计算结果与实验值对比1).+30度预选进口角的性能曲线对比,全压图,效率图,由上图可知单动叶性能曲线相比实验值偏高,但依然比较符合。
而且趋势和+15度时结果类似,增加量相比+15度时变大。
三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,由上图可知,在流量小于450m3/s时,计算值大于实验值,在大流量时,两者比较接近。
这也与-15度时相似。
2).-30度预选进口角的性能曲线对比,三.实验模型的确定及判断依据,2.前导叶+动叶的计算结果与实验值对比1).+30度前导叶进口角的计算对比,全压图,效率图,对比上小节结果,导叶选择+30度时候本模型和实验值更接近。
三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,由上图可知,-30度计算结果虽与试验产生一定的差别,但是考虑小流量计算误差较大,可以认为仍然吻合较好。
2).-30度前导叶进口角的计算对比,三.实验模型的确定及判断依据,3.整机的计算结果与实验值对比1).+30度前导叶进口角的计算对比,全压图,效率图,由上图可知,在前导叶进口角为+30度下整机的计算值与实验值差距还是很大。
三.实验模型的确定及判断依据,全压图,效率图,由上图可知,在前导叶进口角为-30度下整机的计算值与实验值差距也是很大的。
2).-30度前导叶进口角的计算对比,三.实验模型的确定及判断依据,综上所述,采用实际导叶的偏转角度计算结果和假设流场采用刚体预旋的计算结果都更接近实验数据,由此可以肯定,该实验数据应该是只有前导叶和动叶的风机进行的。
三.实验模型的确定及判断依据,(四).不同进口角度情况下风机性能的变化1.由实验数据分析风机性能曲线,由以上实验数据可得:
1.随着进口导叶角度的增大,最大效率点的流量向大流量方向移动。
2.进口导叶角度越大,其效率随流量变化的梯度越小。
除了30度以外,相同进口角度下的最高效率随角度的增大而增大。
三.实验模型的确定及判断依据,2.改变预旋进口角度分析单动叶模型性能曲线,由上图可知,单动叶模型的效率在不同预旋进口角度下的变化规律和实验数据的前两条是一样的。
只是不同进口角度的最高效率都比较接近。
效率图,全压图,三.实验模型的确定及判断依据,3.改变前导叶进口角度的前导叶+动叶模型性能曲线,由上图可知其仍然符合上述两条规律。
效率图,全压图,三.实验模型的确定及判断依据,4.改变前导叶进口角分析进气箱+前导叶+动叶模型1).老式进气箱+前导叶+动叶模型,由上图可知本模型和以上的性能曲线的变化趋势基本一致。
效率图,全压图,三.实验模型的确定及判断依据,2).新式进气箱+前导叶+动叶模型,由上图可知,本图和以上模型的变化也是相同的。
效率图,全压图,三.实验模型的确定及判断依据,(五)小结该风机的实验数据是对只有前导叶和动叶进行的,而不是针对整机的。
该风机实验数据的风机出口动能也是按环面积进行的计算,而不是按风机测试要求的那样,按圆面积计算出口动能,进而计算风机全压和效率的。
随着进口导叶角度的增大,最大效率点的流量向大流量方向移动,而且进口导叶角度越大,其效率随流量变化的梯度越小。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,第四章.新老整机模化模型计算结果与分析
(一).两种风机模型的区别与联系根据厂家提供的两种整机都包括进气箱、集流器、前导叶、动叶、后导叶和扩散筒。
其中除进气箱和扩散筒不同以外,其他部分都是相同的。
1.相同部分动叶为三维扭曲叶片,动叶的叶片数为19。
前导叶叶片数为24。
后导叶近似为等厚度的圆弧板叶型,叶片数为36。
如下图所示:
四.新老整机模化模型计算结果与分析,动叶图,前导叶叶型示意图,后导叶叶型示意图,四.新老整机模化模型计算结果与分析,老式风机的进气箱和扩散筒,四.新老整机模化模型计算结果与分析,新式风机的进气箱和扩散筒,四.新老整机模化模型计算结果与分析,
(二).两种风机整机计算结果的对比分析1.0度进口导叶角时两种风机计算结果和分析,全压对比图,效率对比图,由上图可知,两种风机性能曲线基本差别不大,只是在设计流量附近老式风机比新式风机的效率较高。
在流量大于550m3/s时,新式风机的全压和效率都大于老式风机。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,2.+15度进口导叶角时两种风机计算结果和分析,全压对比图,效率对比图,由上图可知,两种风机在+15度时也差别不大。
在流量小于550m3/s时新式风机比老式的性能高一些,而在超过600m3/s时,老式的要稍微好些。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,3.+30度进口导叶角时两种风机计算结果和分析,全压对比图,效率对比图,由上图可知,在+30度时两者性能曲线最高点基本位于最小流量处,都随流量的增加而急剧下降,新式风机下降的更迅速一些。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,4.-15度进口导叶角时两种风机计算结果和分析,全压对比图,效率对比图,由上图可知,在前导叶进口角为-15度下,新式的风机性能在计算范围内都比老式的风机高一些。
但是最高效率都很低,都只有60%左右。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,5.-30度进口导叶角时两种风机计算结果和分析,全压对比图,效率对比图,如上图所示,在-30度时,效率都很低,且老式风机全压和效率都基本大于新式风机。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,6.两种风机在不同导叶进口角时计算结果和分析1).老式风机在不同安装角时计算结果和分析,全压对比图效率对比图由图可知,负进口导叶角度的性能曲线效率基本都小于正进口导叶角度的效率;而且在不同导叶进口角度下,老式整机的效率随流量的变化规律和(第三章)实验所得的规律是一致的。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,2).新式风机在不同安装角时计算结果和分析,全压对比图效率对比图由上图可知,其性能曲线变化规律和老式风机基本上相同。
只是,其进口导叶安装角为15度时,其最大效率比0度进口导叶角的效率还略微高点。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,
(二).整机模化模型导叶和动叶部分的分析由于本风机的设计流量为500m3/s,所以本部分主要是分析此流量下的导叶和动叶内流场基本特性参数分布以及能量的转化和损失情况。
1.风机动叶设计规律分析对前导叶进口角为0的原始叶片,分别计算了6个流量下环量和轴向速度在动叶出口处随半径的变化规律,如下图所示。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,图1.动叶出口处,沿r变化曲线,图2.动叶出口处,沿r变化曲线,四.新老整机模化模型计算结果与分析,由图1和图2可知,在设计流量500m3/s下,气流的环量和轴向速度沿叶高基本不变。
因为在动叶出口处沿半径,环量=常数,所以,可以认为该子午加速风机是按照等功设计规律设计的。
另外,由于=常数,所以虽然这是子午加速叶轮,其总体流场仍然表现出一定的等环量规律。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,2.老式整机导叶和动叶部分计算结果和分析本部分是体积流量为500m3/s时,对老式整机进行的数值模拟计算。
从能量损失角度来看,可分别得到整机全压升高为3538pa。
其中进气箱全压降为78pa,占全压升2.2%。
前导叶全压降为57pa,占全压升1.6%。
动叶全压升为4375pa。
后导叶全压降为569pa,占全压升16.1%。
扩散筒的全压降为127pa,占全压升3.6%。
故在整机流场中,不考虑动叶损失情况下,后导叶损失最大,而且远超其他静止元件,其次是扩散筒,再次就是进气箱。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,1).气流在动叶部分的流动通过fluent读出动叶全压增加4375pa。
通过算出轴功率得动叶效率为86.7%,故动叶损失为671Pa,与后导叶568.9Pa的损失相比,动叶的流动损失最大!
因此,该子午加速轴流风机中,动叶损失最大,后导叶损失第二。
提高该风机效率应该从这两个元件的设计着手。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,2).气流在后导叶部分的流动沿轴线对后导叶均匀选取7个截面。
其中截面1为刚进入后导叶的截面,截面2、3、4、5和6依次为后导叶处流道在流动方向作的5个截面,截面7为流出后导叶后的截面。
通过fluent可以得到这7个面上的全压分别为:
1132pa,898pa,831pa,799pa,772pa,746pa和563pa。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,以上7个面将后导叶流道截成6段,各段损失全压分别为:
234pa,67.5pa,32pa,28pa,26pa和183pa,故后导叶流道中进口和出口两个位置上全压损失最大。
在下图中可以看到后导叶进出口速度很没有规律,故损失较大。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,后导叶平行于轴向的截面上的速度云图静压从截面1到截面7,净增加877pa。
另外可以读出截面1和7的动压减小为1435.5pa,所以动压转化为静压的转化率约为61.1%。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,4).不同流量下的计算和分析在其他条件不变的情况下,改变流量,得到不同流量下前导叶、动叶和后导叶的全压损失情况如图所示:
导叶和动叶在不同流量下全压的变化量由上图可知,在以上流量范围内,前导叶损失随着流量的增加渐增大,但相对变化很小。
后导叶损失呈抛物线变化,500m3/s时损失最小,两边逐渐增加。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,前后导叶在不同流量下损失相对比值,四.新老整机模化模型计算结果与分析,3.新式整机导叶和动叶部分计算结果和分析本部分也是体积流量为500m3/s时,对新式整机进行的数值模拟计算。
从能量损失角度来看,可分别得到整机全压升高为3508.6pa。
其中进气箱全压降为167pa,占全压升4.7%。
前导叶全压降为49pa,占全压升1.4%。
动叶全压升为4547pa。
后导叶全压降为509pa,占全压升14.5%。
扩散筒的全压降为311pa,占全压升8.9%。
故在整机流场中,不考虑动叶损失情况下,后导叶损失最大,而且远超其他静止元件,其次是扩散筒,再次就是进气箱。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,1).气流在动叶部分的流动通过fluent读出动叶全压增加4547pa。
通过算出轴功率得动叶效率为89.1%,故动叶损失为697Pa,与后导叶509Pa的损失相比,动叶的流动损失最大!
因此,该子午加速轴流风机中,动叶损失最大,后导叶损失第二。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,2).气流在后导叶部分的流动沿轴线对后导叶均匀选取7个截面。
其中截面1为刚进入后导叶的截面,截面2、3、4、5和6依次为后导叶处流道在流动方向作的5个截面,截面7为流出后导叶后的截面。
通过fluent可以得到这7个面上的全压分别为:
1371,1122,1059,1027.5,1000,974,862pa。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,以上7个面将后导叶流道截成6段,各段损失全压分别为:
248.77,63.821,31.283,27.435,26.03,111.97pa,故后导叶流道中进口和出口两个位置上全压损失最大。
在下图中可以看到后导叶进出口速度很没有规律,故损失较大。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,后导叶平行于轴向的截面上的速度云图静压从截面1到截面7,净增加946pa。
另外可以读出截面1和7的动压减小为1469pa,所以动压转化为静压的转化率约为64.4%。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,4).不同流量下的计算和分析在其他条件不变的情况下,改变流量,得到不同流量下前导叶、动叶和后导叶的全压损失情况如图所示:
导叶和动叶在不同流量下全压的变化量由上图可知,新式整机导叶部分损失情况与老式相比,损失稍微降低。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,前后导叶在不同流量下损失相对比值,四.新老整机模化模型计算结果与分析,4.整机模化模型进气箱部分的分析1).500m3/s时老式整机进气箱损失分析,老式整机500m3/s时进气箱对称面的速度场,四.新老整机模化模型计算结果与分析,进气箱进口上的速度分布均匀,出口截面上的出口速度基本上不是很均匀的,轴套上部的流场比较规则。
轴套下部尤其是左下部区域气流速度很小、接近滞止状态,说明这里存在较大的损失。
对进气箱出口(或称集流器沿每条线的出变化口示出。
)的气流沿周向不同角度半径上的气流轴向速度分布进行了详细的对比。
如图所示,沿出口半圆环取a、b、c、d、e五条径向网格线。
半径线分布图,四.新老整机模化模型计算结果与分析,沿每条线的变化示出。
沿不同半径线的轴向速度沿半径的变化由图可知,沿半圆环,气流的轴向速度分布是不均匀的。
可见在截面上越靠近中间位置,轴向速度分布越均匀。
四.新老整机模化模型计算结果与分析,沿每条线的变化示出。
进气箱与前导叶连接面上速度图,四.新老整机模化模型计算结果与分析,1).500m3/s时新式整机进气箱损失分析,新式整机500m3/s时进气箱对称面的速度场,四.新老整机模化模型计算结果与分析,从图中可以看出,由于没有圆弧导流,新式进气箱右上部有回流(这是和老式进气箱不同的),轴套下部区域气流速度和老式进气箱相同,也很小、接近滞止状态,说明这里也存在较大的失。
对进气箱出口(或称集流器沿每条线的出变化口示出。
)的气流沿周向不同角度半径上的气流轴向速度分布也进行了详细的对比。
如图所示,沿出口半圆环取a、b、c、d、e五条径向网格线。
半径线分布图,四.新老整机模化模型计算结果与分析,沿每条线的变化示出。
沿不同半径线的轴向速度沿半径的变化由图可知,沿半圆环,气流的轴向速度分布是比较复杂。
b-b线上,气流轴向速度随着半径的增加变化最小。
四.新老整
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