处治红黏土水-力性能的团粒尺寸效应

谈云志; 胡焱; 占少虎; 刘伟; 明华军

doi:10.11779/CJGE202112020

处治红黏土水-力性能的团粒尺寸效应 English Version

三峡大学特殊土资源化利用宜昌市重点实验室,湖北　宜昌　443002

基金项目:

国家自然科学基金项目 51579137

详细信息

作者简介:
谈云志(1979— ),男,博士,教授,主要从事特殊土方面的教学与科研工作。E-mail：yztan@ctgu.edu.cn

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2020-04-14
- 网络出版日期: 2022-11-30
- 刊出日期: 2021-11-30

Effects of aggregate sizes on hydro-mechanical performances of treated laterite

Yichang Key Laboratory of the Resources Utilization for Problematic Soils, China Three Gorges University, Yichang 443002, China

摘要

摘要: 红黏土因高黏粒含量和高含水率而易于成团,当掺入石灰或水泥处治时,会存在拌和不均的难题,进而影响处治效果。选择4组红黏土,其最大团粒尺寸D_max为5.0,2.0,1.0,0.5 mm。按照干质量比,偏高岭土∶石灰∶红黏土=5∶5∶90配置试样。然后,喷入蒸馏水增湿到含水率33.2%；最后,压实成型养护至预定龄期,再开展水-力性能和微观特性等试验。结果表明,随着最大团粒尺寸变大,处治红黏土线收缩率增大、无侧限抗压强度降低；但掺入偏高岭土后,相同团粒尺寸的处治土收缩性得到抑制,强度也得到提升。究其原因,红黏土团粒尺寸大,石灰只能附着在团粒的表面,仅形成团粒间的“桥接”,不能形成包络状胶结；偏高岭土含有大量无定形的硅、铝氧化物,具有高“火山灰”活性,可以快速捕捉水化石灰中的钙离子,形成硅、铝酸钙等胶结物；同时,偏高岭土还充填了团粒间孔隙,二者的联合作用增强了处治红黏土的水-力性能。
- 红黏土 /
- 团粒尺寸 /
- 偏高岭土 /
- 石灰 /
- 水-力性能
Abstract: The laterite is prone to aggregates due to the possession of high-content clay and moisture. It may be difficult to mix uniformly when lime and/or cement is added into the laterite, and further influences the treated effects. Four groups of laterite are selected, with the aggregate sizes of 5.0, 2.0, 1.0 and 0.5 mm, respectively. The mixing ratio of metakaolin-lime-laterite is 5∶5∶90 in dry weight. Then, the mixtures are moistened to the predetermined water content of 33.2% using distilled water. Finally, the hydro-mechanical performances and microstructure tests on the laterite specimens are carried out after compacted and cured to predicted periods. The results show that the linear shrinkage increases and the unconfined compressive strength decreases with the increasing of the aggregate size of the treated laterite. However, the inhibition of the shrinkage and the enhancement of the strength appear after adding metakaolin into the treated laterite with the same aggregate size. This may be ascribed to the following reasons, lime just adheres to the surface of the laterite aggregates, which only forms "bridging" linkage between the aggregates, and does not develop enveloping cementation. The metakaolin, containing plenty of amorphous silicon and aluminum oxides, can quickly capture the calcium ions in calcium hydroxide solution and form cementation hydratessilicon and calcium aluminate owing to having high pozzolanic activity. Meanwhile, the metakaolin also play a role of filling into the inter-pores of soils. Both of them improve the hydro-mechanical performances of the treated laterite.
- laterite /
- aggregate size /
- metakaolin /
- lime /
- hydro-mechanical performance

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0. 引言

某护岸工程采用的大圆筒结构似于无底、无隔墙的圆形沉箱结构，可以直接建在基床上或硬基础上，广泛地应用于岸壁码头、突堤码头及系船柱等港口水工构筑物，主要靠自重和筒壁与内填料的相互作用来抵挡外力，因具有结构简单、用料量少、结构受力条件好、施工速度快、造价低、耐久性好的优点，自20世纪80年代开始进行了一些工程实践^[1-2]。

由于大圆筒结构薄壳和曲面受力特征，其与土体相互作用更加复杂，众多学者在室内模型试验、离心模型试验及数值模拟方面均取得了较多的科研成果。刘建起等^[3]采用小型室内模型试验对非沉入式无底圆筒内填料压力与结构倾覆过程中内填料摩擦力、结构基底应力及抗倾稳定性进行了研究；竺存宏等^[4]进行了外径为1.2 m的圆筒模型试验，分析了大圆筒结构在倾覆失稳过程中作用在筒内外壁上的土压力变化特征。徐光明等^[5]针对软黏上地基上深埋式大圆筒码头结构进行了离心机模型试验，就大圆筒的深高比、径高比和筒壁摩擦作用对结构工作性状的影响规律进行了初步探讨。陈福全等^[6]采用三维有限元对某实际工程采用的大圆筒码头结构进行了分析，筒体采用8节点非协调元离散，筒土界面采用三维刚塑性接触面单元模拟，研究了大直径圆筒码头的工作性状。

已有的研究主要集中在沉入式大圆筒结构与软土地基相互作用，较少涉及到基床式大圆筒结构，尤其是对于波浪荷载作用下大直径圆筒结构稳定性认识不足，本文采用水位差法等效模拟波浪荷载，通过离心模型试验技术研究某护岸工程大圆筒结构位移性状、内力反应及土压力变化规律，验证大圆筒结构在设计波浪荷载作用下稳定性。

1. 试验方案

1.1 试验设备

试验在南京水利科学研究院NHRI60g·t中型土工离心机上开展，如图 1。该机的有效半径2 m，最大加速度200g，最大负荷300 kg，离心机容量（最大离心加速度与最大负荷乘积）达60 g·t。试验用模型箱的内部有效尺寸为950 mm×450 mm×330 mm（长×高×宽），其一侧面为有机玻璃窗口，便于监控试验过程。大直径钢圆筒护岸和防波堤结构的水平位移和竖向沉降以及筒侧土压力采用图 2所示的激光位移计和图 3所示的薄片式土压力盒测量。

图 1 NHRI 60 g·t离心机

Figure 1. NHRI 60 g·t centrifuge

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图 2 激光位移计

Figure 2. Laser displacement sensor

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图 3 薄片式土压力盒

Figure 3. Sliced earth pressure cell

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1.2 模型布置

根据大直径钢圆筒护岸结构断面几何尺寸，并结合模型布置、模型制作、模型测量等因素，选定模型比尺n = 200，模型布置见图 4。

图 4 离心模型试验布置图

Figure 4. Layout of centrifugal model tests

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1.3 材料模拟

一般来说，离心模型试验中所有材料应该选用应与原型相同，因此，模型结构物仍采用与原型相同的材料进行制作。

原型护岸结构物为大直径钢圆筒，其直径30 m、高度为32.5 m、壁厚22 mm，经过计算，相应的模型圆筒结构直径为150 mm、高度为162.5 mm。采用与原型同样材质的钢或不锈钢（其弹模与钢材接近），其壁厚0.11 mm。

试验土料取自现场，将上部淤泥②₁、粉质黏土③₁、粉质黏土③₂、粉质黏土④₂、黏土④₂、粉质黏土④₃和黏土④₃合并，成为厚度18.20 m黏土-粉质黏土合并层，以地基强度指标作为主要模拟量，合并层地基不排水强度目标值为90 kPa。对于模型中砂层，控制其密实度制作而成。黏土层物理力学指标见表 1。

块石等大体积护坡材料，按模型相似比计算后制作模拟，三向土工垫用土工滤膜进行模拟，原型现浇封顶混凝土层用铝合金圆盘制作模拟。

表 1 土的物理力学性质指标

Table 1. Physical properties of soils

土名	厚度/m	含水率/%	密度/(g·cm^-3)	不排水强度/kPa
淤泥②₁	1.10	35.2	1.86	3.0
粉质黏土③₁	2.00	25.1	1.99	37.0
粉质黏土③₂	3.40	23.2	2.02	75.8
粘土-粉质黏土④₂	4.30	26.8	1.96	83.1
粘土-粉质黏土④₃	7.40	24.5	1.99	128.5

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1.4 测试技术

位移测量采用了激光位移传感器，在大直径钢圆筒模型顶部设置了一个铝合金片光靶，钢圆筒模型筒体水位面以上位置可作为一个光靶，共布置了2个侧向位移测点；沉降测点位于钢圆筒顶部铝合金圆盘伸出部位。

土压力测量采用了进口薄片式微型土压力盒，如图 4所示，共布置了4个土压力测点，海侧筒壁面上2个，陆侧筒壁面上2个，其位置分别对应于原型标高-24.5，-28.5 m。

为了掌握和控制大直径钢圆筒护岸模型两侧水位，采用微型孔隙水压力计进行水压力测量，如图 4所示，共布置了4个水压力测点，海陆两侧各2个测点。

同时在大直径钢圆筒模型筒体4个高度位置处设置了环向正应力测点，如图 4所示，从上至下，4个测点位置分别对应于原型标高-5.0，-12.2，-19.4，-26.6 m。

1.5 水位差法等效模拟波浪荷载

大直径钢圆筒护岸所承受的波浪荷载作用，具体可用各种最不利工况中波峰或波谷时所对应的波压力和波吸力进行表征，无论波压力还是波吸力，对大圆筒产生的力学效应均可归结为一个侧向滑动力和一个转动力矩，使大圆筒发生侧向滑动和倾转。因此，可在模型试验中，通过调整大圆筒海侧和陆侧的水位，产生一个等效的侧向滑动力和一个等效的转动力矩，使大圆筒发生侧向滑动和倾转。基于上述分析，为水位差法模拟等效波浪荷载的原理示意图，鉴于筒体在波浪荷载作用下的稳定性主要体现在其力矩作用所产生的转动效应上，因此，水位控制模拟法中优先考虑力矩等效，再考虑滑动力等效，需要说明的是，该方法将波浪荷载作为集中荷载考虑，且并未涉及波浪荷载对地基强度弱化效应的影响。具体做法是提高陆侧水位高度，高度增加值为 $\Delta {h_2}$ ，陆侧作用力由 ${F_{10}}$ 增加至 ${F_{11}}$ ，陆侧附加力为 $\Delta {F_1}$ = ${F_{11}}$ - ${F_{10}}$ ；同时降低海侧水位高度，减小值为 $\Delta {h_1}$ ，海侧作用力由 ${F_{{\text{S0}}}}$ 减小至 ${F_{{\text{S1}}}}$ ，海侧附加力为 $\Delta {F_{\text{S}}}$ = ${F_{{\text{S0}}}} -$ ${F_{{\text{S1}}}}$ 。假设圆筒模型在波浪荷载作用下绕图 5中所示o点转动，海陆侧附加力对应o点力臂分别为h_s和h_l。调整后的总附加滑动力 $\Delta F$ 和总附加滑动力矩 $\Delta M$ 分别如下所示：

$\Delta F = \Delta {F_{\text{1}}} + \Delta {F_{\text{S}}} \text{，}$

(1)

$\Delta M = \Delta {F_{\text{1}}} \times h_1^{} + \Delta {F_{\text{S}}} \times h_{\text{S}}^{} 。$

(2)

图 5 水位差法模拟等效波浪荷载的原理示意图

Figure 5. Schematic diagram of equivalent wave loads simulated by water-level difference method

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1.6 试验程序

试验准备：制作结构物。

制作模型：制备地基，放置模型结构物，筒内回填，埋设和安装传感器，设置溢流孔。

恢复自重应力：按施工速率控制离心机加速度上升速率至200g，并运行1 h，期间进行数据采集。

模型试验：筒内放入回填料，两侧放置护底块石，按施工速率控制离心机加速度上升速率至200g，并稳速运行30 min，相当于模拟了原型运行期833 d，期间慢慢升高护岸陆侧的水位直至达到设计水位；试验中，离心机加速阶段，相当于实际工程的施工期；离心机稳速阶段，即代表工程进入运行期。

2. 试验结果分析

本文给出的试验结果均已换算至原型。

2.1 水位控制过程

大直径钢圆筒护岸模型置于离心机吊篮中，启动离心机升高其模型加速度，同时缓慢升高护岸陆侧的水位，如图 6所示，约在431 d时，模型达到设计加速度200g，约在667 d，两侧水位差达到6.9 m，约在1000 d后，两侧水位差回落至6.9 m，并维持在6.9 m上下。当模型护岸两侧水位差满足筒前海侧水位面为-4.91 m，筒后陆侧水位面为2.0 m，这就等于给大直径钢圆筒护岸结构施加了等效波浪力荷载，即25 a一遇波吸力荷载。

图 6 水位差变化过程

Figure 6. Process of water-level difference

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2.2 位移性状

图 7给出了大直径钢圆筒护岸模型加速度升高和两侧水位差增大过程中筒体侧向位移随时间的发展过程曲线，其中上测点高出模型筒顶15 mm，下测点低于模型筒顶15 mm。从图可见，伴随着加速度的升高和大直径钢圆筒护岸模型两侧水位差逐渐增大，筒顶上测点和下测点两处侧向位移读数发展迅速。对应于两侧水位差作用于钢圆筒护岸上波吸力荷载达到最大时，两个测点侧向位移读数也达到最大，分别约为343，357 mm。之后钢圆筒侧向位移渐渐趋于稳定值，分别为346，360 mm。由于大直径钢圆筒筒顶上下两各测点处侧向位移量相近，因此，在波吸力荷载作用下，筒体侧向位移模式近似为平移，位移量约353 mm。

图 7 结构水平位移发展过程

Figure 7. Displacement process of structures

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图 8是大直径钢圆筒护岸模型在加速度升高和施工期波吸力荷载作用下筒体顶部沉降发展曲线。同样，伴随着加速度的升高，大直径钢圆筒两侧作用的水压力差逐渐增大，筒顶测点的沉降数值迅速增大。当加速度达到设计值200g时，此时护岸两侧水位差尚未达到最大，但沉降增长速率明显减小，沉降曲线出现一个明显的转折点。即筒体护岸竣工时，此时波浪荷载虽未达到设计值，但其沉降已基本完成，达到147 mm，之后缓慢增长，两年多（833 d）时间内沉降累计仅增加了约40 mm。对比图 7，8可知，大直径钢圆筒护岸两侧水位差对其筒体沉降的影响程度，远小于对筒体侧向位移的影响程度。

图 8 结构沉降发展过程

Figure 8. Settlement process of structures

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2.3 结构内力反应

环向拉应变随标高的分布如图 9所示，沿大直径钢圆筒海向和中心线高度方向布置的环向拉应变测点，筒壁标高在-19.4 m位置处的环向拉应变最大，即在筒身1/3高度部位的筒壁环向拉应变最大；沿陆向高度方向布置的环向拉应变测点，筒壁在-26.6 m位置处的环向拉应变最大。沿大直径钢圆筒圆周方向，3个位向筒壁处环向拉应变大小差别不大，只是在筒壁底部，陆向筒壁环向拉应变测值比海向和中心线出的大。

图 9 环向拉应变分布

Figure 9. Distribution of circumferential strain

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根据应变测量值推算筒壁环向拉应力在10~170 MPa，其均值约为90 MPa，处于钢圆筒材料允许应力范围内；筒壁内外压力差在10~250 kPa，其均值约为130 kPa。

2.4 土压力性状

图 10给出了筒体下部侧壁上的海侧两个测点土压力发展过程曲线。随着模型加速度的升高和大直径钢圆筒两侧水压力差的增大，两个测点处的土压力数值均迅速增大。当模型加速度达到设计值200g后一段时间，两侧水位差达到峰值并渐趋稳定后，两个测点土压力值也增大至最大并同时趋于稳定值。约1000天时，海侧标高-24.5 m和-28.5 m测点土压力分别达227 kPa和219 kPa，之后土压力数值基本稳定，这与结构位移变化规律基本一致，停机前，这两个测点土压力测值分别为227 kPa和211 kPa。筒壁土压力是由筒壁与周围邻近土体间挤密程度决定的，土压力趋于恒定值，表明筒体与周围邻近土体之间没有新的相对位移趋势，即筒体在波浪荷载作用下位移变形已经稳定，因此，从土压力发展变化角度看，大直径钢圆筒护岸结构在波浪荷载作用下是稳定安全的。

图 10 结构海侧土压力发展过程

Figure 10. Process of soil pressure at sea side of structures

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图 11给出了大直径钢圆筒护岸海侧两个测点的土压力-标高分布，同时图中给出了这两个测点之间的被动动土压力和2/3被动动土压力分布，计算公式如下：

${p_{{\text{zp}}}} = {\sigma '_{\text{v}}}{K_{\text{p}}} + {p_{\text{w}}} \text{，}$

(3)

${p_{{\text{2/3zp}}}} = 2/3 \cdot {\sigma '_{\text{v}}}{K_{\text{p}}} + {p_{\text{w}}} 。$

(4)

图 11 结构海侧土压力分布

Figure 11. Distribution of soil pressure at sea side of structures

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式中： ${p_{{\text{zp}}}}$ 为计算点处朗肯被动土压力； ${p_{{\text{2/3zp}}}}$ 为计算点处2/3朗肯被动土压力； ${\sigma '_{\text{v}}}$ 为筒前海侧有效竖向应力。计算时，水下土体重度取9 kN/m³； ${K_{\text{p}}}$ 为朗肯被动土压力系数，是计算点处所在细砂土体内摩擦角的函数。计算时，中粗砂内摩擦角取34°； ${p_{\text{w}}}$ 为计算点处海侧水压力。

从图 11可见，位于换填中粗砂土层中大直径钢圆筒护岸海侧两个测点处土压力，其实测值与朗肯被动土压力分布相去甚远，与2/3朗肯被动土压力分布也不完全相近，因此，位于换填中粗砂土层内大直径钢圆筒部分筒壁土压力分布规律尚需进一步的研究。

3. 结论

（1）大直径钢圆筒护岸结构在施工期25 a一遇波吸力荷载作用下，筒体近似平移，侧向位移量约353 mm，筒顶沉降约为187 mm，钢圆筒整体稳定。

（2）大直径钢圆筒侧向位移发展主要是由两侧水位差即波浪力荷载大小所决定，而筒体沉降则主要是由护岸自重所控制

（3）筒壁环向拉应力在10~170 MPa，其均值约为70 MPa，处于钢圆筒材料允许应力范围内。

（4）位于换填中粗砂土层中大直径钢圆筒护岸海侧两个测点处土压力随水位差增大至峰值后趋于稳定，表明筒体与周围邻近土体之间没有新的相对位移趋势。

（5）结果表明，大直径钢圆筒护岸结构在施工期25 a一遇波吸力荷载作用下是稳定安全的，满足使用要求，设计方案合理、可行。

图 1 试验材料的粒度分布

Figure 1. Grain-size distribution of test materials

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图 2 红黏土

Figure 2. Laterite for tests

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图 3 UCS与MK掺入比的关系

Figure 3. Relationship between UCS and MK dose

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图 4 UCS与养护龄期的关系

Figure 4. Relationship between UCS and curing period

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图 5 处治红黏土收缩曲线

Figure 5. Shrinkage curves of treated laterite

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图 6 D_max=0.5 mm处治土收缩模式

Figure 6. Shrinkage model of treated laterite with D_max=0.5 mm

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图 7 处治红黏土压缩曲线

Figure 7. Compression curves of treated laterite

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图 8 处治红黏土的剪切强度

Figure 8. Direct shear strength of treated laterite

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图 9 处治土红黏土的无侧限抗压强度

Figure 9. UCS of treated laterite

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图 10 红黏土干-湿状态的团粒分布曲线

Figure 10. Distribution of aggregate size of laterite in dry and wet states

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图 11 石灰-土的赋存状态

Figure 11. Lime-soil state

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图 12 处治土的钙离子浓度

Figure 12. Ca²⁺ concentration of treated laterite

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图 13 MK-L-红黏土微观形貌

Figure 13. SEM of ML-L-laterite

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图 14 处治土的孔隙分布

Figure 14. Distribution of pore size of treatd laterite

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表 1 红黏土基本性质

Table 1 Basic properties of laterite

液限/%	塑限/%	塑性指数	相对密度	最优含水率/%	最大干密度/(g∙cm^-3)	自由膨胀率/%	线收缩量/%
56.5	35.0	21.5	2.71	30.2	1.48	16.9	1.94

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表 2 偏高岭土成分

Table 2 Chemical composition of metakaolin

成分	SiO₂	Al₂O₃	CaO	Fe₂O₃	MgO	Na₂O	其它
含量/%	52	40	1.0	2.5	0.8	0.5	3.2

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表 3 生石灰成分与颗粒分布

Table 3 Chemical composition and grain distribution of lime

化学成分/%				粒径分布/%
CaO	MgO	CO₂	SO₃	≤80 μm	≤200 μm	≤2 mm
97.30	0.96	0.25	0.06	82.7	95.2	100.0

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表 4 试验方案

Table 4 Testing plan

序号	试验名称	试样初始参数
1	收缩特性	D_max 为5,2,1,0.5 mm e₀=0.935 压实含水率w₀=33.2% 环刀试样（Ø 61.8 mm×20 mm）
2	直剪强度	同上
3	压缩特性	同上
4	无侧限抗压强度	D_max 为5.0,0.5 mm e₀=0.935 压实含水率w₀=33.2% 圆柱试样（Ø 39.1 mm×80 mm）
5	扫描电镜	同上

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表 5 强度参数

Table 5 Strength parameters

D_max/mm	内摩擦角ϕ/(°)		黏聚力c/ kPa
D_max/mm	L-红黏土	MK-L-红黏土	L-红黏土	MK-L-红黏土
5.0	18.1	18.7	121.5	143.9
2.0	24.4	20.3	85.9	179.9
1.0	18.2	21.9	74.1	126.1
0.5	17.4	21.3	79.8	151.4

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