38 建筑钢结构进展第 18 卷 近 10 年来, 我国高层建筑发展迅速, 尤其是超过 250m 高的超高层建筑越来越多地开始兴建 在超高层结构中广泛采用的是中间核心筒与外围框架相结合的框架 核心筒结构体系 根据结构高度不同, 通常还会设置一道或多道伸臂桁架来协调核心筒与框架间的受力和变形, 形成带

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1 第 18 卷第 1 期 2016 年 2 月 建筑钢结构进展 ProgressinSteelBuildingStructures Vol.18No.1 Feb.2016 不同消能伸臂体系减震效果对比分析 王志娴 1, 胡大柱 2, 李国强 3, 朱立刚 4 (1. 上海纺织建筑设计研究院, 上海 ;2. 上海应用技术学院城市建设与安全工程学院, 上海 ; 3. 同济大学土木工程防灾国家重点实验室, 上海 ; 4. 奥雅纳工程咨询 ( 上海 ) 有限公司, 上海 ) 摘要 : 超高层建筑结构常采用框架核心筒结构体系, 利用外框架和核心筒之间的竖向变形差, 在外框架和核心筒之间设置消能器, 可形成消能伸臂体系 粘滞阻尼器 防屈曲支撑以及剪切耗能件均为性能稳定的消能器 为研究三种不同消能器构成的消能伸臂对高层建筑结构抗震性能的影响, 结合实际工程案例对比分析了这三种体系的减震效果以及经济性 研究表明, 三种消能器均能有效降低结构地震作用, 其中粘滞阻尼器消能伸臂减震效果最佳, 剪切阻尼器消能伸臂经济性最优, 防屈曲支撑在减震效果和经济性方面具有较好的综合性能 关键词 : 消能伸臂体系 ; 粘滞阻尼器 ; 防屈曲支撑 ; 剪切阻尼器中图分类号 :TU352.1 文献标识码 :A 文章编号 : (2016) DOI: /j.cnki.cn SeismicPerformanceComparisonofThreeDiferent DampedOutriggerSystems 犠犃犖犌犣犺狓 1, 犎犝犇狕犺 2, 3 4 犔犐犌狇犵, 犣犎犝犔犵犵 (1.ShanghaiTextileArchitecturalDesignResearchInstitute,Shanghai200060,China; 2.ColegeofUrbanConstructionandSafetyEngineering,ShanghaiInstituteofTechnology, Shanghai201418,China;3.StateKeyLaboratoryofDisasterReductioninCivilEngineering, TongjiUniversity,Shanghai200092,China;4.ArupInternationalConsultants(Shanghai)Co.,Ltd.,200031,China) WANGZhixian: @126.com 犃犫 : Acombinationofcentralcoreandperipheralframeisoneofthemostpopularstructuralsystemsinsuperhigh rise buildings.damperscanbeatachedbetweencolumnsandcores,wheretherelativeverticaldisplacementisrelatively large.byarrangingdampersbetweencolumnsandcores,thedampedoutriggersystemcanbeestablished.viscous damper,buckling restrainedbraceandshearingdamperarethreetypesofdampers,andthesedampersusualyhave reliableperformanceand wideapplications.thedampingefectandeconomicaleficiencyofthesethreediferent systemsarecomparedinarealconstructionproject.theresultsshowthefluidviscousdampersystem hasthebest dampingefect,whiletheshearingdampersystemhasthelowestcost.thebuckling restrainedbracesystemismore reasonabletobeappliedbasedonthebalanceofperformanceandcost. 犓狔狑 :dampedoutriggersystem;viscousdamper;buckling restrainedbrace;shearingdamper 收稿日期 : ; 收到修改稿日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金 ( ) 作者简介 : 王志娴 (1965 ), 女, 学士, 高级工程师, 主要从事结构设计与研究方面的工作 E mail: @126.com 通信作者 : 胡大柱 (1980 ), 男, 博士, 讲师, 主要从事建筑结构消能减震 建筑钢结构抗震方面的研究 E mail:dazhuhu@163.com

2 38 建筑钢结构进展第 18 卷 近 10 年来, 我国高层建筑发展迅速, 尤其是超过 250m 高的超高层建筑越来越多地开始兴建 在超高层结构中广泛采用的是中间核心筒与外围框架相结合的框架 核心筒结构体系 根据结构高度不同, 通常还会设置一道或多道伸臂桁架来协调核心筒与框架间的受力和变形, 形成带伸臂的框架 核心筒结构 在外框柱与核心筒之间设置伸臂桁架的主要目的是减小结构侧移, 它的机理是提高水平荷载作用下的外框架柱的轴力, 从而增加框架承担的倾覆力矩, 同时减小内核心筒的倾覆力矩 它对结构形成的反弯作用, 可以有效地增大结构的抗侧刚度 在传统抗震设计中, 主要依靠加大构件截面尺寸和配筋, 提高结构的强度和延性来抵御地震 结构高度越高, 结构单位面积用钢量越大 采用消能减震设计, 通过在房屋中设置消能器, 消能器的相对变形 ( 位移型阻尼器 ) 或相对速度 ( 速度型阻尼器 ) 提供附加阻尼, 消耗输入结构的地震能量, 达到在不增大结构断面的条件下提高结构的抗震性能 根据减震体系布置位置的不同, 超高层结构减震体系可分为核心筒内减震体系 框架内减震体系和减震伸臂体系 核心筒内减震体系设置方式主要分为两种类型 :1 混凝土核心筒中采用耗能连梁体系 ;2 钢支撑核心筒中采用耗能支撑体系 框架内减震体系设置种类和方式较多, 一般框架结构中的减震方法亦适用于超高层中框架内减震体系 减震伸臂体系是指在结构加强层中设置消能装置或构件, 利用核心筒与外框架之间的竖向变形差进行消能, [1] [2] 如图 1 所示 SMITH 等提出在核心筒与外围框架柱之间竖向设置粘滞阻尼器形成消能伸臂, 并在菲律宾马尼拉 SaintFrancisShangri La 双塔结构中成功运用, 近 [3] 年来, 对这种消能伸臂体系的研究与应用逐渐增多 1 三种伸臂体系布置方案介绍 超高层建筑结构中伸臂桁架的位置与建筑功能以及结构功能有关, 伸臂桁架楼层一般设置在建筑避难层或者设备层 对超过 250 m 高的建筑结构, 通常至少会设置两道加强层 根据以往研究, 对传统伸臂桁架, 如果不在结构顶部设置伸臂, 则那两道伸臂的最佳位置分别位于 犎 犎 ( 犎为结构高度 ); 如果在结构顶部设置伸臂, 则另一道伸臂的最佳位置为 犎, 且顶部伸臂发挥的作用很小 [4] 已有研究中提出在保留结构抗震所必需伸臂的基础上, 仅将赘余伸臂设计成消能伸臂, 既抗震又减震 已有的减震伸臂体系中, 根据所采用的阻尼器类型的不同, 可分为三种消能伸臂体系方案 : 粘滞阻尼器方案 防屈曲支撑方案 剪切阻尼器方案 在工程设计中, 如果采用粘滞阻尼器消能伸臂, 虽然伸臂部分不能给结构提供刚度, 但是粘滞阻尼器在小震作用下会产生附加阻尼, 从而降低结构的地震作用, 使得结构位移满足规范要求 防屈曲支撑和剪切阻尼器属于位移型阻尼器, 具有较大的初始刚度, 通过合理设计, 能够控制其屈服位移参数, 使得这两种位移型阻尼器在风振作用下处于弹性状态, 而在小震作用下能提高结构刚度, 在中 大震作用下进入屈服耗能状态, 耗散地震能量, 起到消能伸臂的作用 [5 6] 在这三种方案中, 防屈曲支撑方案和粘滞阻尼器 [7] 方案研究较多, 而剪切阻尼器方案在超高层伸臂体系 [8 10] 中的研究和工程应用都较少 综合考虑工程应用的成熟程度 施工便捷性 结构受力特性等因素, 本文研究的三种伸臂体系布置方案分别如图 2~ 图 4 所示 图 2 粘滞阻尼器方案布置图 犵.2 犔狔犳犿狆 图 1 消能伸臂原理图 犵.1 犘狆犵犿犳犿狆犵犵狔犿 图 3 防屈曲支撑方案布置图 犵.3 犔狔犳犅犚犅

3 第 1 期不同消能伸臂体系减震效果对比分析 39 表 1 设防标准 犜犫.1 犛犿犳犳 序号 项目 数据内容 1 建筑结构的安全等级 二级 ( 重要性系数 γ0=1.0) 2 地基基础设计等级 甲级 3 设计使用年限 50 年 4 抗震设防类别 标准设防类建筑 ( 丙类建筑 ) 5 设计基本地震加速度 0.15g 6 地震加速度 αmax 多遇地震 :81cm s -2 罕遇地震 :449cm s -2 图 4 剪切阻尼器方案布置图犵.4 犔狔犳犺犵犿狆图例中的布置方案, 粘滞阻尼器和剪切阻尼器方案中需要附加钢桁架伸臂构件, 钢桁架伸臂构件一端与核心筒连接, 另一端连接阻尼器, 阻尼器的另外一端与外框架连接 其工作原理是核心筒发生变形时, 钢桁架与之共同变形, 由于核心筒与框架部分的变形差, 使得阻尼器发生相对运动和相对变形, 从而耗散地震能量 防屈曲支撑方案中, 由于防屈曲支撑在屈服前如同钢支撑, 具有较大的初始刚度 但与普通钢支撑不同之处在于, 人字形布置的防屈曲支撑, 在水平力作用下, 梁跨中的竖向力相互平衡, 使得框架梁仅仅承受附加轴向力 当核心筒和框架的相对变形超过防屈曲支撑屈服位移时, 防屈曲支撑进入屈服状态, 给结构提供附加耗能 2 算例分析 为比较三种不同消能伸臂体系的减震效果, 选取某工程案例, 结构总高度为 m, 共 41 层, 总建筑面积为 11 万 m 2 设防烈度 7 度 (0.15g) 根据安评报告, 地震影响系数最大值为 , 场地特征周期为 0.39s 结构体系为混凝土核心筒 型钢混凝土柱 钢筋混凝土梁 ( 部分梁采用型钢混凝土梁 ), 并在混凝土核心筒内布置型钢 结构两个方向的高宽比分别为 3.98( 狓方向 ) 和 5.06( 狔方向 ), 核心筒部分高宽比分别为 7.33( 狓方向 ) 和 12.6( 狔方向 ) 根据建筑功能, 在结构 24 层和 39 层分别设置两道伸臂 弹性设计时, 采用普通型钢支撑伸臂体系, 其主要设计参数 构件尺寸 弹性设计指标分别如表 1~ 表 3 所示 为对比三种不同消能器的减震效果, 分别将结构 24 层和 39 层的普通型钢伸臂替换为消能伸臂, 消能伸臂平面位置如图 5 所示 结构分析模型如图 6 所示 为简化分析, 并对比消能器的消能效果, 在分析模型中除消能器外, 其它构件采用弹性单元 7 设计地震分组第二组 8 场地土类别 Ⅱ 类场地土 9 特征周期犜 g=0.40s 10 阻尼比 11 水平地震影响系数最大值 12 抗震等级 表 2 多遇 常遇地震 :0.04 罕遇地震 :0.05 多遇地震 :αmax=0.202 罕遇地震 :αmax=1.122 主楼 ±0.000 以上一级, 地下一层一级, 地下二层二级 主要构件尺寸与材料类型 犜犫.2 犇犿犿犳犿犿狆 项目 混凝土强度等级 钢筋种类 钢材种类 楼盖板厚 /mm 框架柱截面 /mm 主要构件信息 柱 :C60~C50; 墙 :C60~C50; 基础 :C40; 梁 板 :C35; 非结构构件 :C30 HRB400 Q345B 一般厚度为 120; 核心筒部分为 150; 地下室顶板厚度为 180, 加强层楼板厚度为 150 屋盖板厚度为 130 底板至底部加强区的柱尺寸分别为 , ; 加强区以上尺寸分别为 , ; 框架柱内设型钢 框架梁截面 /mm 梁截面尺寸分别取 , 底部加强区核心筒外筒剪力墙厚度 /mm 2.1 结构输入及消能器参数 900 为比较三种不同伸臂体系的结构反应, 采用非线性时程分析方法, 输入地震波加速度时程曲线以及反应谱曲线如图 7 所示 表 4 所示为消能器的技术参数, 其中, 犆为阻尼系数 ;α 为速度指数 ; y 为屈服承载力 ;Δ y 为屈

4 40 建 筑 钢 结 构 进 展 第 18 卷 服位移 表 3 小震设计指标 犜犫 3 犇 狓 犳犳 犺狇犽 犵 狇 项目 数据内容 犜1 3 58s 犜2 2 96s 周期 犜t 2 16s扭转 扭转周期 平动周期 603 结构总重量 t 148923 ± 000 以上 总地震作用力 kn 65732 60461 剪重比 4 41 4 05 振型质量参与系数 90 90 最大层间位移角 1 822 1 627 最大扭转位移比 1 101 1 135 最大层间位移角 1 6072 1 3566 图 7 地震波 7 犈 犺狇犽 狑 表 4 消能器参数 犜犫 4 犘 犿 犳犿狆 方案 技术参数 粘滞阻尼器 犆 3000kN m s 1 2 α 每个伸臂处 阻尼器个数 2个 防屈曲支撑 y 15000kN Δy 5mm 2个 剪切阻尼器 y 4000kN Δy 1mm 1个 2 2 结构反应对比 提取结构反应 包括结构位移反应 基底剪力反应 比较 不同消能伸臂结构反应的区别 分别如图 8 图 1 1 所示 图 5 标准层结构平面布置图单位 犿犿 5 犛 狆 犳 犳 犝 犿犿 狔狆 图 8 结构 狓 方向顶点位移时程曲线对比 8 犆犿狆 犳 犿 犿 狆 狓 在图8 中比较了结构 狓 方向顶点位移时程曲线 三 图 6 结构分析模型 种方案中 粘 滞 阻 尼 器 方 案 最 大 顶 点 位 移 是 无 控 结 构 的 6 犃 犿 犳 犺 狔 75倍 防 屈 曲 支 撑 方 案 也 是 无 控 结 构 的 75 倍 而 剪

5 第1期 41 不同消能伸臂体系减震效果对比分析 切阻尼器方案是无控结构的 83 倍 倍 狔 方向粘滞阻尼 器 方 案 最 大 基 底 剪 力 是 无 控 结 构 的 45 倍 防屈曲支撑 方 案 是 无 控 结 构 的 56 倍 而 剪 切 阻尼器方案是 无 控 结 构 的 57 倍 与 位 移 减 震 关 系 不 同 除粘滞阻尼器方案以外 另 外 两 种 方 案 基 底 剪 力 减 震 率 狔 方向均大于狓 方向 通过比较可以看出 三种消 能 伸 臂 方 案 中 粘 滞 阻 尼 器方案基底剪力最小 而剪切 阻 尼 器 方 案 基 底 剪 力 最 大 这与位移减震率规律类似 2 3 消能器滞回反应 图 9 结构 狔 方向顶点位移时程曲线对比 9 犆犿狆 犳 犿 犿 狔 狆 在图 9 中比较了结构 狔 方向顶点位移时程曲线 三 种方案中 粘 滞 阻 尼 器 方 案 最 大 顶 点 位 移 是 无 控 结 构 的 83倍 防 屈 曲 支 撑 方 案 是 无 控 结 构 的 82 倍 而 剪 切 阻尼器方案是 无 控 结 构 的 86 倍 从 位 移 比 较 可 以 看 出 结构 狔 方向位移减震率低于狓 方向 三种方案中 粘 滞 阻 尼 器 方 案 和 防 屈 曲 支 撑 方 案 位 移减震率接近 优于剪切阻尼器方案 滞回反应是消能器在结构 中 发 挥 作 用 程 度 的 判 定 指 标 提取两道伸臂处消能器的 滞 回 反 应 曲 线 比 较 其 耗 能 状态 如图 12 所示 从图 12 中的消能器滞回曲 线 以 及 结 构 构 件 反 应 可 以看出以下规律 1 粘滞阻尼器方案第 1 道 伸 臂第 24 层 消 能 器 耗 散能量低于第 2 道伸臂第 39 层 2 防屈曲支 撑 方 案 第 1 道 伸 臂 消 能 器 耗 散 能 量 大 于第 2 道伸臂 3 剪切阻尼器方案两道伸臂消能器耗散能量接近 2 4 经济性效果分析 对基于三种 方 案 的 经 济 性 进 行 对 比 对 比 中 仅 包 括 伸臂桁架 消能器的造价 未考 虑 其 它 结 构 构 件 成 本 以 及 后期维护成本 如表 5 所示 表 5 经济性对比 犜犫 5 犆 犿狆 图 10 结构 狓 方向基底剪力时程曲线对比 10 犆犿狆 犳犫 犺 犿 狓 方案 伸臂费用 元 粘滞阻尼器 370000 防屈曲支撑 剪切阻尼器 370000 阻尼器费用 元 3200000 共 32 套 1920000 共 32 套 1440000 共 16 套 总费用 元 3570000 1920000 1810000 从三种方 案 的 经 济 性 对 比 可 以 看 出 剪 切 阻 尼 器 方 案总造价最低 粘滞阻尼器方 案 造 价 最 高 防 屈 曲 支 撑 方 案介于两者之间 图 11 结构 狔 方向基底剪力时程曲线对比 11 犆犿狆 犳犫 犺 犿 狔 3 结论 本文通 过 对 三 种 不 同 消 能 伸 臂 体 系 的 减 震 效 果 分 图 10 和图 11 分 别 比 较 了 结 构 狓 方 向 及狔 方 向 基 底 剪力时程曲线 三 种 方 案 中 狓 方 向 粘 滞 阻 尼 器 方 案 最 大基底剪力是无控结构的 40 倍 防 屈 曲 支 撑 方 案 是 无 控结构的 66 倍 而剪切阻尼器方案是无控结 构 的 94 析 可以得出以下结论 1 三种不 同 消 能 伸 臂 体 系 均 可 有 效 降 低 结 构 地 震 反应

6 42 建筑钢结构进展第 18 卷 图 12 三种消能器滞回曲线 犵.12 犎狔犳犺狔狆犳犿狆

7 第 1 期不同消能伸臂体系减震效果对比分析 43 (2) 基于位移和基底剪力的减震指标, 粘滞阻尼器消能伸臂体系减震效果最佳, 但造价最高 (3) 防屈曲支撑方案综合性价比最高, 其减震效果介于粘滞阻尼器方案和剪切阻尼器方案之间 (4) 剪切型阻尼器方案综合造价最低, 但减震效果低于其它两种方案 参考文献 : [1] 彭程, 马良?, 薛恒丽, 等. 超高层结构应用液态黏滞阻尼器在中国的发展 [J]. 工程抗震与加固改造,2015,37(3):1 9. PENGCheng,MALiangzhe,XUE Hengli,etal.Fluidviscous dampersdevelopmentofapplicationofhigh risestructurein China [J ]. Earthquake Resistant Engineering and Retrofiting,2015,37(3):1 9.(inChinese) [2] SMITH RJ,WILLFORD M R.The damped outrigger conceptfortalbuildings[j].thestructuraldesignoftal andspecialbuildings,2007,16(4): [3] 周颖, 吕西林, 展崔强. 消能减震伸臂桁架超高层结构抗震性能研究 [J]. 振动与冲击,2011,30(11): ZHOU Ying,LV Xilin,ZHANCuiqiang.Seismicperformance ofasupper talbuilding withenergydissipationoutriggers [J].JournalofVibrationandShock,2011,30(11): (inchinese) [4] 方创杰, 谭平, 刘淼鑫, 等. 新型消能伸臂体系的抗震性能 [J]. 桂林理工大学学报,2012,32(3): FANG Chuangjie,TAN Ping,LIU Miaoxin,etal.Seismic performanceofnoveldampedoutriggersystems[j].journal ofguilinuniversityoftechnology,2012,32(3): (in Chinese) [5] 王文涛, 谭伟, 孙素文. 航天科技广场加强层伸臂桁架方案研 究 [J]. 建筑钢结构进展,2013,15(4): WANG Wentao,TAN Wei,SUN Suwen.Schematicstudyof Hangtian Science and Technology Square outrigger in strengthenedstories[j].progressin Building Structures, 2013,15(4):41 46.(inChinese) [6] 任重翠, 徐自国, 肖从真, 等. 防屈曲支撑在超高层建筑结构伸臂桁架中的应用 [J]. 建筑结构,2013,43(5): REN Chongcui,XUZiguo,XIAOCongzhen,etal.Application ofunbondedbraceinsuperhigh risestructurewithcantilever truss[j].buildingstructure,2013,43(5):54 59.(inChinese) [7] CHEN Y,MCFARLAND D M,WANG Z,etal.Analysisof tal buildings with damped outriggers [J].Journal of StructuralEngineering,2010,136(11): [8] 邢书涛, 郭迅. 一种新型软钢阻尼器力学性能和减震效果的研究 [J]. 地震工程与工程振动,2003,23(6): XINGShutao,GUO Xun.Studyon mechanicalbehaviorand efectivenessof a new type of mild steel damper[j]. EarthquakeEngineeringandEngineeringVibration,2003,23 (6): (inChinese) [9] 张文元, 李姝颖, 李东伟. 菱形开洞软钢阻尼器及其在结构减震中的模拟分析 [J]. 世界地震工程,2007,23(1): ZHANG Wenyuan,LI Shuying,LI Dongwei.Simulation analysisonhystereticbehaviorandvibrationsuppressionof themildsteeldamperwiththediamondshapedopeningand added damping and stifness [J]. World Earthquake Engineering,2007,23(1): (inChinese) [10] 王桂萱, 孙晓艳, 赵杰. 不同形式软钢阻尼器的研究 [J]. 防灾减灾学报,2014,30(1):7 15. WANG Guixuan,SUN Xiaoyan,ZHAO Jie.Study of mild steeldampers withdiferentforms[j].journalofdisaster PreventionandReduction,2014,30(1):7 15.(inChinese ) 櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅 ( 上接第 7 页 ) WANG Kaiqiang,LIGuoqiang,YANG Taochun.A studyof restrainedsteelbeamswithcatenaryactionunderdistributed load parti:theoretical model[j].china CivilEngineering Journal,2010,43(1):1 7.(inChinese) [3] 李国强, 王开强, 杨涛春. 考虑悬链线效应的约束钢梁在分布荷载作用下的性能 (Ⅱ) 数值算例验证 [J]. 土木工程学报,2010,43(1):8 12. LIGuoqiang,WANG Kaiqiang,YANG Taochun.A studyof restrainedsteelbeamswithcatenaryactionunderdistributed load part Ⅱ:numerical verification [J].China Civil EngineeringJournal,2010,43(1):8 12.(inChinese) [4] YIN YZ,WANG Y C.Anumericalstudyoflargedeflection behaviourofrestrainedsteelbeamsatelevatedtemperatures [J].JournalofConstructionalSteelResearch,2004,60(7): [5] 王旭东, 王培军. 蜂窝钢梁孔间腹板屈曲性能研究进展 [J]. 建筑钢结构进展,2014,16(6):1 13. WANG Xudong,WANG Peijun.Advances on buckling insteelbuildingstructures,2014,16(6):1 13.(inChinese). [6] 曹宇翔, 马宁, 冯树国, 等. 考虑侧向支撑刚度影响的蜂窝钢梁临界弯矩计算研究 [J]. 建筑钢结构进展,2013,15(4):24 27,46. CAO Yuxiang,MA Ning,FENG Shuguo,etal.Efectof lateralbracing stifness on the criticalflexural torsional bucklingmomentofcastelatedsteelbeams[j].progressin SteelBuildingStructures,2013,15(4):24 27,46.(inChinese) [7] EN Eurocode3:Design of SteelStructures,Part 1.2:GeneralRules StructuralFire Design[S].London: BritishStandardInstitution,2005. [8] TSAVDARIDISK D,D MELLO C.Webbucklingstudyof thebehaviorand strength ofperforated steelbeams with diferent novel web opening shapes [J].Journal of ConstructionalSteelResearch,2011,67(10): [9] BIHINA G,ZHAOB,BOUCHAIR A.Behaviorofcomposite steel concrete celular beams in fire [J].Engineering Structures,2013,56(6): behaviorofweb postsincastelatedsteelbeams[j].progress

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