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采场巷道进路断面形状和尺寸参数数值模拟与优化
2015-07-17
运用数值模拟、试验采场现场监测对小官庄铁矿上向进路充填采矿方法的断面形状和进 路尺寸参数进 行了研究。对矩形、半圆拱、三心拱、六边形等4 种典型断面进行了应力应变模拟计算,从进路周 围塑性区分布、主应 力差分布以及位移变形分布3 方面进行分析,结合试验采场位移监测数据,认为合理的断面为六边 形;针对进路尺寸 参数的高度、宽度、长度3 个因素对采场的影响,通过最大主应力、最小主应力、竖直方向位移正 交数据表的分析,得出 最优的参数为进路宽度3. 5 m、进路高度3. 5 m、进路长度60 m,该参数在现场得到了成功的应 用。研究成果对小官庄 铁矿的充填采矿...
Series No. 469 ꢀ Julyꢀ 2015 金ꢀ ꢀ 属ꢀ ꢀ 矿ꢀ ꢀ 山 ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 总第 469期 METAL MINE 2015 年第 7 期 ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ · 采矿工程· 采场巷道进路断面形状和尺寸参数数值模拟与优化 邢ꢀ 军ꢀ 邱景平ꢀ 张世玉ꢀ 张国联ꢀ 孙晓刚 ( 东北大学资源与土木工程学院,辽宁 沈阳 110819) 摘ꢀ 要ꢀ 运用数值模拟、试验采场现场监测对小官庄铁矿上向进路充填采矿方法的断面形状和进路尺寸参数进 行了研究。 对矩形、半圆拱、三心拱、六边形等 4 种典型断面进行了应力应变模拟计算,从进路周围塑性区分布、主应 力差分布以及位移变形分布 3 方面进行分析,结合试验采场位移监测数据,认为合理的断面为六边形;针对进路尺寸 参数的高度、宽度、长度 3 个因素对采场的影响,通过最大主应力、最小主应力、竖直方向位移正交数据表的分析,得出 最优的参数为进路宽度 3. 5 m、进路高度 3. 5 m、进路长度 60 m,该参数在现场得到了成功的应用。 研究成果对小官庄 铁矿的充填采矿方法结构设计提供了理论指导,并对类似矿山具有借鉴意义。 关键词ꢀ 地下铁矿ꢀ 进路断面ꢀ 进路尺寸ꢀ 正交试验ꢀ 数值模拟 ꢀ ꢀ 中图分类号ꢀ TD853ꢀ ꢀ ꢀ 文献标志码ꢀ Aꢀ ꢀ ꢀ 文章编号ꢀ 1001-1250(2015)-07-001-05 Optimization and Numerical Simulation of Stope Drift Sectional Shapes and Dimension Parameters Xing Junꢀ Qiu Jingpingꢀ Zhang Shiyuꢀ Zhang Guolianꢀ Sun Xiaogang ( College of Resources and Civil Engineering,Northeastern University,Shenyang 110819,China) Abstractꢀ With application of the numerical simulation and the field monitoring,the sectional shape and dimension pa- rameters of upward drift in Xiaoguanzhuang Iron Mine are investigated. Stresses of four typical drift cross-sections are simula- ted,including rectangular,semicircular arch,three heart arch and hexagon section. According to the distribution of plastic zone, principal stress difference and displacement deformation around the drift,the hexagon section is chosen as the most reasonable section shape,combining with the displacement monitoring data in testing stope. According to the effects of drift height,width and length on stope,and through analyzing orthogonal tables including the maximum principal stress,the minimum principal stress and vertical displacement,the optimum parameters of drift are determined as width 3. 5 m,height 3. 5 m and length 60 m,which have been successfully applied in field mining. These researches provide theoretical guidance for the design of the fill- ing mining in Xiaoguanzhuang Iron Mine,and provide reference for similar mines. Keywordsꢀ Underground iron mine,Drift cross-section,Size of drift,Orthogonal experiment,Numerical simulation ꢀ ꢀ 鲁中冶金矿业集团公司小官庄铁矿一直采用无 差分布和围岩变形分布 3 个方面进行模拟分析,选择 [1-2] 底柱分段崩落法,随着开采深度的增加和空区体积的 增大,主井井筒受井下地压活动影响日益明显,已经 有一定程度的变形。 为保证矿山的安全生产,小官庄 铁矿对北区ꢁ400 ~ ꢁ450 m、竖井保安矿柱以外 150 m 范围内的矿体进行了充填采矿试验研究,结合试验矿 块矿岩软破、矿体分布零散的开采技术条件,选择上 向进路充填采矿法作为试验矿块的采矿方法,为确定 最佳进路断面形状 。 (2)选取进路宽、高、长等 3 方面因素组成 3 因 素 3 水平正交试验,对比最大、最小主应力分布和围 岩变形分布的试验结果,选出最优的进路尺寸参数, 为小官庄铁矿充填采矿提供理论指导。 1ꢀ 进路断面形状优化 1. 1ꢀ 数值模型及参数 3 D 其合理的进路断面形状和结构参数,利用 FLAC 力 目前常用的能反映岩体塑性屈服的准则有 Mohr ꢁCoulomb 破坏准则与 DruckerꢁPrager 准则。 前者应 学软件模拟分析,对采场的进路断面形状和进路参数 进行合理的选择。 用于岩石力学数值分析中已很成熟,且模型中有关参 [ 3-5] ( 1)从单一进路围岩的塑性区分布、围岩主应力 数可由常规三轴试验求得 。 因此,本模型的计算 收稿日期ꢀ 2015-04-22 基金项目ꢀ “十二五”国家科技支撑计划项目(编号:2011BAB07B02,2012BAJ17B01,2012BAJ17B02)。 作者简介ꢀ 邢ꢀ 军(1967—),男,教授,博士。 · 1· 总第 469 期ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 金ꢀ ꢀ 属ꢀ ꢀ 矿ꢀ ꢀ 山ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2015 年第 7 期 仍采用 MohrꢁCoulomb 模型,其准则为 σ1 - σ3 - σ1 + σ3 sinφ - c·cosφ = 0, (1) 2 2 1 3 I1 sinφ + J2 A(θ) - c·cosφ = 0, (2) 式中, σ1 为第一主应力, MPa; σ3 为第三主 应 力, MPa;c 为黏聚力,MPa;φ 为摩擦角,(°);I1 为应力张 量第一不变量;J2 为应力偏张量第二不变量;θ 为与 J2 及应力偏张量第三不变量有关的参量。 本模型边界约束采用位移约束的边界条件。 模 型前后左右各侧面及下边界均取该面法向的位移约 束,上边界面为自由边界。 模拟开采的矿山由于条件 的限制无法测定初始地应力,因而本研究只考虑岩体 的自重应力,忽略其构造应力的影响,上覆岩层约为 图 1ꢀ 不同进路断面形状四周塑性区分布 Fig. 1ꢀ Plastic zone distribution around the drifts with different section shape 5 50 m,施加均匀载荷。 小官庄铁矿试验矿块矿岩软 破,经力学试验测定,本模型采用的矿岩岩石力学参 数如表 1。 表 1ꢀ 岩石力学参数 Table 1ꢀ Rock mechanics parameters 变形模量 E / GPa 泊松比 μ 黏聚力 c/ MPa 内摩擦角 抗拉强度 矿ꢀ 岩 φ/ (°) σ/ MPa 矿ꢀ 石 围ꢀ 岩 充填体 11. 2 14. 6 2. 3 0. 34 0. 29 0. 24 1. 52 1. 11 0. 44 40 0. 78 38 0. . 84 0. 12 26 1 . 2ꢀ 模拟试验结果及分析 1) 根据如图 1 所示的不同进路断面形状四周 ( 塑性区分布图可知,4 种进路断面形状塑性区域分布 大致相同,塑性区主要集中在开挖进路两帮,这表明 原始应力状态下,受岩体自身重力影响,地应力均匀 分布;进路开挖后,应力向四周转移,在进路两帮形成 应力集中区域,尤其是进路两帮肩角和底角部分,而 顶底板的应力集中区域相对较小,此时进路两帮的稳 [ 6] 定性对整条进路的稳定性影响较大 。 ( 2)根据如图 2 所示的不同进路断面形状四周 主应力差值分布图可知,4 种进路断面形状的最大主 应力差值也是集中于开挖进路两帮,顶底板的主应力 差值相对较小,此结果与进路周围塑性区域分布的模 拟结果一致。 正方形断面进路周围分布最大主应力 差值为 92. 33 MPa,最小为 21. 77 MPa;三心拱断面进 路周围分布最大主应力差值为 101. 09 MPa,最小为 6 . 96 MPa;半圆拱断面进路周围分布最大主应力差 值为 94. 33 MPa,最小为 8. 36 MPa;六边形断面进路 周围 分 布 最 大 主 应 力 差 值 为 98. 29 MPa, 最 小 为 图 2ꢀ 不同进路断面形状四周主应力差值分布 Fig. 2ꢀ Principal stress difference distribution around the drifts with different section shape 2 6. 92 MPa。 在主应力差值较大的集中区容区域易 受到破坏,通过对边上述 4 种断面进路最大主应力差 值分布区域大小可知,六边形断面进路主应力差值分 布相对较小,稳定性较好。 ( 3)在 4 种断面形状进路垂直进路顶板方向的 进路两帮布置一系列位移监测点,记录位移变形值 · 2· ꢀ ꢀ ꢀ 邢ꢀ 军等:采场巷道进路断面形状和尺寸参数数值模拟与优化ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2015 年第 7 期 w,得到图 3。 可以看出,距离顶板距离越大,位移变 形相对较小,这是由于距离顶板较近的肩角区域,主 应力差较大,易发生变形;距离顶板较远的区域底角 区域,主应力差较小,发生位移变形也相对较小。 由 图 3 可见,三心拱变形最大,六边形变形最小,结果与 进路周围塑性区分布以及主应力差分布是一致的。 综上可知,在 4 种断面形状的进路中,六边形断面进 路最优。 表 4ꢀ 正交试验极差分析结果 Table 4ꢀ Results of range analysis of orthogonal test 各水平下指标的平均值 较优 水平 因素 指 标 极ꢀ 差 水平 1 水平 2 水平 3 σ1 105. 1 31. 5 3. 76 115. 6 34. 8 4. 34 112 116. 5 33. 1 4. 58 113. 8 32. 9 4. 56 113. 9 33. 5 4. 77 121. 4 35. 4 5. 49 113. 6 32. 3 4. 93 117. 1 35. 2 4. 89 16. 3 3. 9 3 3 3 1 1 3 3 3 3 A B C σ 3 w 1. 73 2. 0 σ1 σ 2. 5 3 w 0. 59 4. 9 σ1 σ 31. 3 4. 18 3. 9 3 w 0. 71 3D ꢀ (1)利用 FLAC 模拟分析顶板的最大主应力云 ꢀ 图,选取方案 7 和方案 9 的相关结果如图 4 所示。 图 3ꢀ 4 种断面进路监测点位移散点图 Fig. 3ꢀ Monitoring points displacement scatter diagram at 4 four kinds of drifts ◆ ■ ▲ ● —正方形; —三心拱; —六边形; —半圆拱 2 ꢀ 进路参数优化 2 . 1ꢀ 试验方案 影响回采进路稳定性的因素很多,由于小官庄铁 矿上向进路充填法采矿的分层进路平行布置,选取进 路宽、进路高、进路长为考察因素(依次为因素 A、B、 [ 7] C),每个因素各取 3 个水平安排正交试验 ,试验因 素水平见表 2。 图 4ꢀ 最大主应力云图 Fig. 4ꢀ The maximum principal stress nephogram 从图 4 中可见,每条进路开挖过后应力向采场四 表 2ꢀ 正交试验因素水平安排 Table 2ꢀ Level arrangement of orthogonal test factors 周集中,出现了较大的应力集中区域。 其中方案 7 的 最大主应力最大。 当开采过的进路充填之后,采场四 周的应力集中明显减小,各方案均未出现拉应力。 各因素取值/ m 水ꢀ 平 A(宽) B(高) C(长) 40 1 2 3 3 3. 5 4 3 3. 5 4 50 影响进路稳定性的 3 种因素的 σ 的平均值极差 1 60 分别为 16. 3、2. 0、4. 9,即进路宽度对开采进路的顶 板稳定性影响最为显著,进路高对进路的稳定性影响 相对较小。 在开挖过程中,进路的长度固定的情况 下,进路宽度越大,顶板的暴露面积越大,稳定性就相 对越差,故在进路开采中选择隔一采一的方式进行回 采,回采过后立即充填,选取适当宽度的进路,减小应 2 . 2ꢀ 试验结果及分析 正交试验结果见表 3,极差分析结果见表 4。 表 3ꢀ 正交试验结果 Table 3ꢀ Orthogonal test results 试验 序号 各因素水平 试验结果 A 1 1 1 2 2 2 3 3 3 B 1 2 3 1 2 3 1 2 3 C 1 2 3 2 3 1 3 1 2 σ1 / MPa σ3 / MPa w / cm 3. 24 3. 81 4. 23 4. 34 5. 00 4. 41 5. 44 4. 88 6. 15 [8] 力集中区域,以保证进路整体的稳定性 。 由上述 1 2 3 4 5 6 7 8 9 103. 8 102. 8 108. 7 118. 9 118. 5 112. 0 124. 0 120. 1 120. 1 30. 7 31. 2 32. 7 35. 1 34. 2 30. 0 38. 6 33. 3 34. 2 进路顶板及周围最大主应力云图中可以看出,方案 7 中最大的主应力为 124 MPa,且此时进路的宽为 4 m, 暴露面积相对较大,进路稳定性差;方案 8 和 9 的应 力集中区域较方案 7 小,这是由于进路宽度相同时, 方案 8 和 9 选取的进路长度较小。 此时方案 1、2、3、 4 、5、6 较为合理。 · 3· 总第 469 期ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 金ꢀ ꢀ 属ꢀ ꢀ 矿ꢀ ꢀ 山ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2015 年第 7 期 3D 2)利用 FLAC 模拟分析顶板位移云图,选取 ( 方案 1 和方案 9 的相关结果如图 5 所示。 从顶板位 移云图可以看出采区中部的位移明显大于采区端部 采场的位移。 这是由于端部围岩抗压强大,应力集中 围岩时不会有很大的位移出现,而相对于强度较小的 充填体而言,在较大应力场的情况下则会出现较大位 移。 图 6ꢀ 方案 1 和 5 最小主应力云图 Fig. 6ꢀ Minimum principal stress of scheme 1,5 场顶板及周围最小主应力的影响较为显著。 在开挖 过程中,进路的长度固定的情况下,进路宽度越大,顶 板的暴露面积越大,采场越不稳定;进路宽度固定的 情况下,进路越长,相应采场顶板暴露也会增大,同样 对采场稳定性造成不利的影响。 而进路开挖充填后 采场顶板出现拉应力明显比充填前要小,且充填完成 之后的拉应力没有超过充填的抗拉强度,此时采场的 图 5ꢀ 方案 1 和 9 竖直方向位移云图 Fig. 5ꢀ Vertical direction displacement of scheme 1,9 从上述的 9 种试验方案来看,影响进路稳定性的 [ 9-11] 。 在矿山实际生产中,需要 稳定性是可以保证的 3 种因素的 w 的平均值极差分别为 1. 73、0. 59、0. 71, 在保证安全回采的情况下实现高效生产,即方案 5 中 进路尺寸可提高生产能力,故方案 5 最优。 即进路宽度对开采进路的顶板位移大小影响较为显 著。 在开挖过程中,进路的长度固定的情况下,进路 宽度越大,顶板的暴露面积越大,顶板竖直方向位移 就越大。 方案 9 出现了最大位移为 6. 15 cm,这是由 于选取进路宽度 4 m、进路高度 4 m、进路长度 50 m, 除了暴露面积较大之外,竖直方向跨也相对较大,充 填体的强度较小,致使竖直方向位移增加。 方案 1 选 取的进路尺寸参数为进路宽度 3 m、进路高度 3 m、进 路长度 40 m,相对于方案 9 而言,顶板暴露面积和竖 直方向跨度都比较小,故方案 1 的竖直方向位移仅为 2. 3ꢀ 小ꢀ 结 根据以上计算结果分析,在采场结构参数选取过 程中应该选择较小的进路宽度和进路高度,这样有利 于采场整体的稳定,但是为了增加产量可以适当地增 加进路的宽度和高度。 结合小官庄铁矿开采技术条 件与经济技术条件,考虑安全、高效的宗旨,试验方案 5 最为合理,即进路宽度 3. 5 m,进路高度 3. 5 m,进 路长度 60 m。 由于小官庄铁矿充填料浆浓度 68% 、灰砂比 1 ∶ ,进路充填体强度较高,自立性较好,能够保证上一 3 . 24 cm,其余各方案位移相差不大,并且都在采场安 全系数允许的范围内,故此种情况下方案 1、2、3、4、 、6 均可。 但当进路高宽比大于 1 时,进路两帮的塑 4 分层矿体安全回采,且使用隔一采一的进路开采方式 时,试验矿块同一分层进行开采的进路仅为 3 ~ 4 条, 暴露部位不连续,暴露面积小于总体面积的 1 / 10,开 采之后立即充填,分层与分层之间的进路垂直交错回 采充填,所以下部充填体对上层矿体开采的影响很 小,能够保证充填体的整体稳定,数值模拟的单分层 进路尺寸参数适用于小官庄铁矿试验矿块整体的分 层进路充填采矿。 5 性区明显增大,较容易出现失稳现象,为保证进路的 稳定性需选择进路高宽比小于 1 的方案,即方案 1、 4 、5。 3D 3)利用 FLAC 模拟分析顶板最小主应力云 ( 图,选取方案 1 和方案 5 的相关结果如图 6 所示。 从最小主应力云图可以看出,每条进路开挖过后 应力向采场四周集中,充填过后应力集中区域明显变 小,其中方案 7 的最小主应力最大。 该参数在小官庄铁矿得到了应用,充填采矿工业 [ 12-14] 试验取得了成功 ,已顺利采至第 7 分层( ꢁ417 m 影响进路稳定性的 3 种因素的 σ3 的平均值极差 分别为3. 9、2. 5、3. 9,即进路宽度和进路的长度对采 分层),进展过半,为软岩且破碎的铁矿床应用进路 充填采矿积累了经验,有效地控制了采场地压,保障 · 4· ꢀ ꢀ ꢀ 邢ꢀ 军等:采场巷道进路断面形状和尺寸参数数值模拟与优化ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2015 年第 7 期 Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2009,46(1):115- 了现场的安全生产。 127. 3 ꢀ 结ꢀ 论 [ [ 6]ꢀ 李慎举,王连国,陆银龙. 破碎岩体巷道变形破坏特征的数值模 拟研究[J]. 采矿与安全工程学报,2011,28 (1):39-44. 通过对 4 种典型断面形状进路的模拟、试验采场 监测研究,4 种断面进路开挖部分周围塑性区分布、 主应力差分布以及位移变形分布基本一致,六边形断 面进路周围主应力差小,位移变形小,稳定性较好,选 择六边形断面为最优断面形状;针对影响采场稳定性 的进路长、进路高、进路宽 3 因素,对进路尺寸参数进 行了模拟研究,通过比较最大主应力、最小主应力以 及竖直方向位移分布,在保证进路采矿安全的前提 下,为提高矿山生产能力,选择合理的参数为进路宽 度 3. 5 m,进路高度 3. 5 m,进路长度 60 m。 该参数 在现场得到了成功应用,有效地控制了采场地压。 研 究成果对小官庄铁矿的充填采矿结构设计提供了理 论指导,并对类似矿山具有借鉴意义。 Li Shenju,Wang Lianguo,Lu Yinlong. Numeriacl simulation for de- formation failure characters in roadway with broken rock mass[ J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2011,28 (1):39-44. 3 D 7]ꢀ 曹宗权,邵ꢀ 海,高卫宏,等. 基于 FLAC 的下向进路胶结充填 采场参数研究[J]. 有色金属科学与工程,2011,2(6):74-78. Cao Zongquan,Shao Hai,Gao Weihong,et al. Parameters of cemen- 3D ted underhand heading stope based on FLAC analysis[J]. Nonfer- rous Metals Science and Engineering,2011,2(6):74-78. [8]ꢀ 李ꢀ 欣,李俊华. 充填法采矿矿块结构参数优化设计[J]. 金属 矿山,2011(7):39-42. Li Xin,Li Junhua. Structural parameter optimization of ore block by backfill mining method[J]. Metal Mine,2011(7):39-42. [ 9]ꢀ Zheng Y R,Tang X S,Zhao S Y,et al. Strength reduction and step- loading finite element approaches in geotechnical engineering[ J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 参ꢀ 考ꢀ 文ꢀ 献 2 009,1(1):21-30. [ [ [ 10]ꢀ Zheng Y R,Den C J,Tang X S,et al. Development of finite element limiting analysis method and it's application to geotechnical engi- neering[J]. Engineering Sciences,2007,3(5):10-36. [ 1]ꢀ 李桂臣,张ꢀ 农,王ꢀ 成,等. 高地应力巷道断面形状优化数值 模拟研究[J]. 中国矿业大学学报,2010,39(5):652-658. Li Guichen,Zhang Nong,Wang Cheng,et al. Optimizing the section shape of roadways in high stress ground by numerical simulation 11]ꢀ Oden J T,Belytschko T,Babuska V,Hughes T J R. Research on di- rections in computational mechanics[J]. Computer Methods in Ap- plied Mechanics and Engineering,2003,192:913-922. [ ( J]. Journal of China University of Mining & Technology,2010,39 5):652-658. 12]ꢀ 邱景平,张世玉,张国联,等. 小官庄铁矿北区充填工业试验 [ 2]ꢀ 孟庆彬,韩立军,乔卫国,等. 深部高应力软岩巷道断面形状优 化设计数值模拟研究[J]. 采矿与安全工程学报,2012,29(5): [ J]. 有色金属,2012,64(4):10-13. Qiu Jingping,Zhang Shiyu,Zhang Guolian,et al. Filling industrial test in north area of Xiaoguanzhuang Iron Mine [ J]. Nonferrous Metals,2012,64(4):10-13. 6 50-656. Meng Qingbin,Han Lijun,Qiao Weiguo,et al. Numerical simulation of cross-section shape optimization design of deep soft rock roadway under high stress[J]. Journal of Mining & Safety Engineering,2012, [ [ 13]ꢀ Liu Tongyou,Wang peixun. Mining backfill technology and its ap- plication in Jinchuan Group Co. ,Ltd. [C]∥Proceedings of the 8th International Symposium on Mining with Back-fill. Beijing: [ s. n. ],2004:12-21. 29 (5):650-656. [ [ 3]ꢀ Yu M H,Zan Y W,Zhao J,et al. A unified strength criterion for rock material[ J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2002,39(8):975-989. 14] Yilmaz E, Kesimal A, Ercikdi B. Strength development of paste backfill samples at long term by using two different binders[C] ∥ Proceedings of the 8th International Symposium on Mining with Back-fill. Beijing:[s. n. ],2004:281-285. 4]ꢀ Singh M,Raj A,Singh B. Modified Mohr-Coulomb criterion for non- linear triaxial and polyaxial strength of intact rocks[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2011,48(4):546- 555. (责任编辑ꢀ 徐志宏) [ 5] ꢀ You M Q. True-triaxial strength criteria for rock[ J]. International · 5·
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