Optimization of coal loading performance of shearer screw drum
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摘要: 螺旋滚筒是采煤机截割煤岩的直接机构，螺旋滚筒几何参数和截割策略的优化设计对提高滚筒装煤性能有重要影响。现有基于有限元和二维离散元法的螺旋滚筒优化设计大多基于单一或部分因素，未综合考虑多设计变量对螺旋滚筒装煤性能的影响，难以同时得到几何参数及运动学参数最优解。针对该问题，基于煤的物理力学特性参数测试结果，利用离散元分析软件EDEM构建采煤机螺旋滚筒截割煤壁耦合模型，对采煤机螺旋滚筒的装煤性能进行数值模拟，采用单因素法分析了螺旋滚筒螺旋升角、直径、筒毂直径、截割深度、转速及牵引速度对装煤性能的影响；基于离散元分析结果设计螺旋滚筒三因素三水平正交试验，通过极差分析得出几何参数中滚筒直径、筒毂直径、螺旋升角，运动学参数中截割深度、滚筒转速、牵引速度对螺旋滚筒装煤性能的影响依次减小；根据正交试验结果得出螺旋滚筒最优几何参数方案为13°螺旋升角、1 300 mm滚筒直径、475 mm筒毂直径，最优截割策略为600 mm截割深度、58 r/min滚筒转速、8 m/min牵引速度，最优参数下螺旋滚筒装煤率为76.39%，较优化前提高了15.82%。Abstract: The screw drum is the direct mechanism of the shearer cutting coal and rock. The optimization design of geometric parameters and cutting strategy of screw drum has an important impact on improving coal loading performance of drum. The existing optimization design schemas of the screw drum based on the finite element method and the two-dimensional discrete element method are mostly based on a single factor or part factors. The influence of multiple design variables on the coal loading performance of the screw drum is not comprehensively considered. It is difficult to obtain the optimal solution of the geometric parameters and kinematic parameters simultaneously. In order to solve this problem, based on the test results of the physical and mechanical properties of coal, the coupling model of the shearer's screw drum cutting coal wall is established by using discrete element analysis software EDEM. The numerical simulation of coal loading performance of the shearer's screw drum is carried out. The single-factor method is used to analyze the influence of the spiral angle, diameter, hub diameter, cutting depth, drum rotation rate and traction speed of the screw drum on the coal loading performance. The three factors and three levels orthogonal test of the screw drum is designed based on the results of discrete element analysis. Through range analysis, the influence of geometric parameters of drum diameter, drum hub diameter and spiral rise angle, and kinematic parameters of cutting depth, drum rotation rate and traction speed on the coal loading performance of the screw drum is reduced in turn. According to the orthogonal test results, the optimal geometric parameters of the screw drum are 13° spiral rise angle, 1300 mm drum diameter and 475 mm drum hub diameter. The optimal cutting strategy is that the cutting depth is 600 mm, the drum rotation rate is 58 r/min, and the traction speed is 8 m/min. Under the optimal parameters, the coal loading rate of the screw drum is 76.39%, which is 15.82% higher than before.
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0. 引言
瓦斯治理一直是制约我国煤矿安全生产的一个难点。以钻孔抽采为主要技术手段的方法是现阶段煤层瓦斯治理的主要方法之一[1-2]，但因地质构造、地应力等导致煤层整体胶结性差、煤层碎软，钻孔施工时易出现塌孔、卡钻、钻孔成孔深度小等现象，影响后续瓦斯抽采效果。特别是孤岛工作面，随着相邻工作面的回采，孤岛工作面矿压重新分布，由巷道至工作面内依次形成塑性破坏区、应力集中区和原岩应力区[3-7]，在瓦斯预抽钻孔施工过程中，穿过塑性破坏区和应力集中区时塌孔、卡钻频繁，成孔难度极大，钻孔深度无法达到设计要求[8-11]，产生的抽采盲区会带来安全隐患。
针对碎软高应力煤层瓦斯抽采钻孔成孔难、成孔深度小的问题，国内相关研究机构在钻进装备升级改造[12]及施工工艺优化[13-15]等方面进行了现场试验，取得了一定效果，但针对应力集中区钻孔排渣效果差及易卡钻、埋钻等问题仍未形成有效解决方法。针对该问题，本文通过分析山西天地王坡煤业有限公司（简称王坡煤矿）瓦斯预抽钻孔成孔问题，提出跟管护孔过高应力区钻进工艺，对干式螺旋排渣、螺旋钻进氮气辅助排渣工艺进行对比分析，优选钻具组合，使钻孔穿过高应力区后继续向深部钻进，从而增加钻孔成孔深度。
1. 孤岛工作面钻孔成孔问题分析
1.1 孤岛工作面应力特性
现有孤岛工作面应力分析研究表明，受相邻工作面开采影响，孤岛工作面内煤体应力重新分布，呈两侧大致对称分布的“马鞍形”，近巷道处煤体挤压破碎严重，应力得到一定程度释放，出现应力降低区，区域范围为0~15 m；向工作面深入，煤体受到上部岩层挤压，局部应力升高，出现应力集中区，区域范围为15~50 m；继续向工作面深入，煤体受采动影响范围减小，应力基本无变化，趋近原岩应力，属原岩应力范围。
工作面瓦斯预抽钻孔垂直于巷道布置，依次穿过塑性破坏区、应力集中区和原岩应力区，如图1所示。钻孔施工时，开孔段（塑性破坏区）煤层破碎，煤体垮落，钻孔无法成孔或成孔形状不规则。卡钻频发段（应力集中区）煤体应力集中，钻杆受煤体挤压，出渣不畅，导致卡钻、埋钻。钻孔穿过应力集中区后，进入原岩应力区，该区段受采动扰动小，煤体结构完整，施工主要问题是如何将煤渣运移至孔口。
1.2 试验区问题分析
选取王坡煤矿3206孤岛工作面作为试验地点。工作面垂直于集中主运巷向南布置，两侧为3204和3208工作面采空区，终采线以里走向长度为2 092 m，开切眼长度为153 m。王坡煤矿前期碎软煤层钻孔施工主要选用ZYW−1900R和ZDY6000LR钻机，钻具配套
${\text{ϕ}} $ 73 mm螺旋钻杆，采用干式螺旋排渣工艺。钻孔施工中，钻进至应力集中区时，因干式螺旋排渣工艺效率低，钻渣不能及时排出孔外，且煤体受地应力挤压，卡钻现象频发，加上钻机转矩小，导致钻孔无法继续向深度钻进，钻孔成孔率低。钻孔施工情况见表1。表 1 钻孔施工情况Table 1. Drilling construction situation孔号 孔径/mm 孔深/m 班次 效率/
(m·班−1)终孔原因 1 113 23 4 5.75 塌孔、卡钻 2 113 47 3 15.67 3 113 23 2 10.50 4 113 43 4 10.75 针对王坡煤矿3206孤岛工作面瓦斯预抽钻孔成孔难问题，需要采用大转矩、高转速钻机，以增强钻具排渣效果及孔内事故处理能力；同时需要考虑高应力区段钻孔护壁工艺及孔内高效排渣工艺。
2. 跟管护孔钻进及复合排渣工艺研究
针对王坡煤矿3206孤岛工作面高应力、碎软煤层成孔问题，提出采用跟管护孔钻进工艺过高应力区，以达到护壁效果。钻孔穿过高应力区后，通过优化钻具组合，进一步提高钻孔施工深度。钻孔施工工艺流程如图2所示。
2.1 跟管护孔钻进工艺
跟管护孔钻进工艺是指在钻进过程中因地层破碎无法一次钻进成孔时，不需提钻，采用多级套管钻具组合沿一级成孔钻具钻进方向支护塌孔段孔壁，使钻孔向深部钻进。根据孤岛工作面煤层地质条件，一般将跟管护孔钻进分为二级护孔钻进和三级护孔钻进。
（1） 二级护孔钻进。在煤层偏软但整体稳定性较好地层，一级成孔钻具可直接钻进穿过塌孔段，但在钻孔向深度钻进过程中，该孔段容易塌孔积渣，影响后续钻孔施工效率及施工深度，故需采用二级套管钻具跟随一级成孔钻具穿过塌孔段，进行孔壁支护，当一级成孔钻具钻进至目标孔深后，依次提出二级套管钻具和一级成孔钻具。二级护孔钻进工艺如图3所示。
（2） 三级护孔钻进。在煤层碎软且应力显现地层，一级成孔钻具无法直接钻进穿过该区段。在一级成孔钻具钻进困难时，采用二级套管钻具钻进至一级成孔钻具钻头位置支护孔壁，一级成孔钻具继续钻进。若再次出现钻进困难，采用三级套管钻具钻进至二级套管钻具钻头位置进行孔壁支护，改善二级套管钻具钻进环境，使其能跟管钻进至一级成孔钻具钻头位置支护孔壁，一级成孔钻具继续向深部钻进至目标孔深后，依次提出三级套管钻具、二级套管钻具和一级成孔钻具。三级护孔钻进工艺如图4所示。
2.2 螺旋钻进氮气辅助排渣工艺
螺旋钻进氮气辅助排渣工艺是在原有干式螺旋钻进工艺的基础上，对螺旋钻杆进行改造，使其具备传输水或空气等介质的性能，通过制氮装置将具有一定压力的压缩氮气作为冲洗介质，在孔壁与钻杆构成的环孔间隙内形成氮气流，携带钻进过程中产生的钻屑返回孔口，同时降低钻头温度。该工艺相较于传统干式螺旋钻进和空气螺旋钻进工艺，增强了排渣能力，此外，气体还有利于钻头、钻具的冷却，降低了钻进过程中煤炭自燃的风险。
3. 配套钻进装备研究
3.1 钻机升级改造
根据跟管护孔钻进工艺需要，在ZDY6500LP钻机基础上，改变钻机回转器齿轮箱传动结构，一级传动变为行星轮齿轮传动，利用其减速比大的优点实现整体传动比的增大，同时提高电动机排量，将钻机最大转矩从6 500 N·m提升至10 000 N·m，并校核配套托板和夹持器夹紧力，确保钻机在“双高”（高转矩、高转速）状态下保持稳定工作状态。同时优化钻机动力头，采用中心通孔结构，实现中间加杆和后方加杆，满足先导钻具和跟管钻具加卸要求。增强钻机的高转速性能，提高煤渣离心力；同时，钻孔周围煤体来压卡住钻杆时，利用钻机的大转矩，通过强力回转、高给进力、起拔力的快速加压和释放，震动钻杆，松动周围煤渣，实现钻杆解卡，使钻孔继续向深部钻进。改造后ZDY6500LP钻机主要参数见表2。
表 2 钻机主要参数Table 2. Main technical data of drilling rig主要性能指标 参数 额定转矩/(N·m) 1 750~10 000 额定转速/（r·min−1） 60～200 主轴倾角/(°) −90～+90 最大给进/起拔力/kN 125/190 电动机功率/kW 90 给进/起拔行程/mm 1 300 钻机质量/kg 6 800 钻机尺寸（长×宽×高）/（m×m×m） 4 950×1 250×2 100 3.2 钻具选型
对于碎软煤层，钻进中经常出现大范围塌孔，孔内煤渣量大，若排渣不及时，易造成卡钻、埋钻事故。因此，选配高效排渣钻具组合是碎软煤层瓦斯预抽钻孔成孔关键。针对王坡煤矿煤层特点及原有设备钻进情况，选取4种钻杆进行钻进试验：
${\text{ϕ}} $ 60.3/95 mm插接式螺旋钻杆，${\text{ϕ}} $ 100/63.5−28 mm插接密封式螺旋钻杆，${\text{ϕ}} $ 73/89 mm宽翼片螺旋钻杆，${\text{ϕ}} $ 89 mm三棱螺旋钻杆。钻具性能对比见表3。表 3 钻具性能对比Table 3. Performance comparison of drilling tools钻具组合 螺旋叶片 连接方式 排渣形式 ${\text{ϕ}} $60.3/95 mm 焊接 插接 干式螺旋 ${\text{ϕ}} $100/63.5−28 mm 焊接 插接 干式螺旋/
氮气辅助${\text{ϕ}} $73/89 mm 铣槽 丝扣连接 干式螺旋/
氮气辅助${\text{ϕ}} $89 mm三棱 铣槽 丝扣连接 干式螺旋/
氮气辅助一级成孔钻具直径为89~100 mm，综合考虑各级钻具环空间隙排渣效果及钻孔孔径大小，二级套管钻具选取
${\text{ϕ}} $ 127 mm套管钻杆配套${\text{ϕ}} $ 146 mm套管钻头，三级套管钻具选取${\text{ϕ}} $ 159 mm套管钻杆配套${\text{ϕ}} $ 180 mm套管钻头。因钻进工序不同，一级成孔钻具多为正丝结构，故二级套管钻具设计成反丝丝扣连接，三级套管钻具设计成正丝丝扣连接。同时为加强套管钻具与孔壁之间环空排渣效果，套管钻杆沿周向焊接3排肋条，套铣钻杆结构如图5所示。4. 现场试验
4.1 试验地点
3206孤岛工作面共布置有3条巷道，分别为3206运输巷、3206回风巷和3206高抽巷。主采3号煤层，煤层平均厚度为4.45 m，煤层稳定，全区可采，煤层倾角为2～10°，平均倾角为6°；煤体内部弱面极其发育，煤体发脆，导致整体强度显著降低，自身承载能力很小，煤层顶底板情况见表4。
表 4 煤层顶底板情况Table 4. The roof-floor of coal seam顶底板 岩石类别 厚度/m 岩性特征 基本顶 石英砂岩 5.89 灰白色细粒长石石英砂岩，有时相变为粉砂岩或泥质粉砂岩，交错层理发育 直接顶 砂质泥岩 10.68 黑色泥岩，局部含粉砂，含植物化石，局部见炭质泥岩 伪顶 炭质泥岩 0.3 黑色，质软，含植物化石，随采掘脱落 直接底 泥岩 9.16 灰黑色−黑色泥岩，夹薄层粉砂质泥岩，上部含植物化石，底部偶见4号煤，不可采，平均厚0.01 m 基本底 石英砂岩 2.03 灰白色中细粒长石石英砂岩，硅质胶结 4.2 钻孔设计
试验钻孔沿3206孤岛工作面回风巷成排布置，垂直于巷道顺煤层方向。根据工作面瓦斯赋存情况，为了实现应抽尽抽，设计终孔间距为4 m，孔深为132 m；依据煤层赋存情况，设计钻孔倾角为−13~2°，并根据实际煤岩钻进情况进行调整；设计开孔高度为1.5 m。钻孔设计平面布置如图6所示。
4.3 试验情况
矿方前期未采用跟管护孔钻进工艺施工钻孔4个，均出现塌孔、卡钻现象，最大钻孔深度为47 m。采用跟管护孔钻进工艺施工68个钻孔（含8个探测孔），平均孔深为85.9 m，最大孔深为150 m。其中使用二级护孔工艺施工钻孔47个，总进尺为4 217 m，平均孔深为89.7 m；二级护孔管深度为16~28 m，平均护孔深度为22 m。使用三级护孔工艺施工钻孔21个，总进尺为1 621.5 m，平均孔深为77.2 m；三级护孔管深度为15~25 m，平均护孔深度为20 m；二级护孔管深度达30~52 m，平均护孔深度为41 m。钻孔施工试验结果见表5。
表 5 钻孔施工试验结果Table 5. Drilling construction test results施工工艺 钻孔
个数平均
孔深/m最大
孔深/m二级护孔
深度/m三级护孔
深度/m二级护孔 47 89.7 150 16~28 — 三级护孔 21 77.2 132 15~25 30~52 回转钻进 4 36 47 — — 对比分析可知，相比于直接采用回转钻进施工钻孔，采用二级护孔钻进工艺施工钻孔平均孔深提高149%，采用三级护孔钻进工艺施工钻孔平均孔深提高114%，说明跟管护孔钻进工艺比回转钻进施工工艺更适合3206孤岛工作面碎软煤层钻孔施工。二级护孔成孔深度大于三级护孔成孔深度，主要是因为在高应力区，当二级护孔工艺无法满足成孔深度时，继续采用三级护孔工艺，此类钻孔孔内应力表现明显，塌孔、卡钻现象较多，导致成孔深度较小。
钻孔穿过高应力区后，对比分析不同钻具组合和钻进排渣工艺施工效果，钻孔数据见表6，柱状图如图7所示。①
${\text{ϕ}} $ 60.3/95 mm插接式钻杆采用干式螺旋高速回转钻进工艺，共施工23个钻孔，累计进尺为1 602 m，钻进效率为94.2 m/d，平均单孔深度为69.7 m，最大单孔深度为132 m；孔深大于100 m的钻孔12个，钻孔成孔率为60%。②${\text{ϕ}} $ 73/89 mm螺旋钻杆采用氮气辅助排渣钻进工艺，共施工10个钻孔，累计进尺为837.5 m，钻进效率为119.6 m/d，平均单孔深度为83.8 m，最大单孔深度为132 m；孔深大于100 m的钻孔5个，钻孔成孔率为55.6%。③${\text{ϕ}} $ 89 mm三棱螺旋钻杆采用氮气辅助排渣钻进工艺，共施工13个钻孔，累计进尺为1 185 m，钻进效率为118.5 m/d，平均单孔深度为91.2 m，最大单孔深度为150 m；孔深大于100 m的钻孔6个，钻孔成孔率为54.5%。④${\text{ϕ}} $ 100/63.5−28 mm插接密封式螺旋钻杆采用氮气辅助排渣钻进工艺，施工完成22个钻孔（含2个探测孔），累计进尺为2 214 m，钻进效率为123 m/d，平均单孔深度为83.8 m，最大单孔深度为132 m；孔深大于100 m的钻孔16个，钻孔成孔率为80%。表 6 钻孔数据Table 6. Borehole data钻具组合 钻孔
个数累计
进尺/m平均
孔深/m成孔率/% 效率/
(m·d−1)${\text{ϕ}} $60.3/95 mm 23 1 602 69.7 60 94.2 ${\text{ϕ}} $73/89 mm 10 837.5 83.8 55.6 119.6 ${\text{ϕ}} $89 mm三棱 13 1 185 91.2 54.5 118.5 ${\text{ϕ}} $100/63.5−28 mm 22 2 214 100.6 80 123 通过4种钻具组合施工对比分析可知：插接式螺旋钻杆施工钻孔成孔率高于丝扣连接式螺旋钻杆，钻孔穿过应力集中段时，插接式螺旋钻杆可采用正转、反转强力回转扫孔排渣，保证钻孔顺利通过该孔段；对比钻孔成孔深度，螺旋钻进氮气辅助排渣工艺明显优于干式螺旋排渣工艺。综合成孔深度及成孔率，3206孤岛工作面成孔最优钻具组合及工艺是选取
${\text{ϕ}} $ 100/63.5−28 mm插接密封式螺旋钻杆和氮气辅助排渣工艺。4.4 抽采效果
在王坡煤矿3206孤岛工作面施工的68个钻孔均采用两堵一注封孔方式封孔12 m，将4种不同钻杆施工的钻孔分组抽采，以分析不同钻具组合施工钻孔的抽采效果，结果如图8、图9所示。
由图8、图9可知，采用
${\text{ϕ}} $ 100/63.5−28 mm插接密封式螺旋钻杆、${\text{ϕ}} $ 89 mm三棱螺旋钻杆和${\text{ϕ}} $ 73/89 mm大螺旋钻杆结合氮气辅助排渣施工的钻孔，其瓦斯抽采体积分数和平均单孔瓦斯抽采量均优于${\text{ϕ}} $ 60.3/95 mm插接式螺旋钻杆结合干式螺旋排渣施工的钻孔；而氮气辅助排渣工艺中，${\text{ϕ}} $ 100/63.5−28 mm插接密封式螺旋钻杆的抽采效果又优于另外2种钻杆，原因在于成孔深度及插接密封式螺旋钻杆的大螺旋结构增加了孔内掏煤量和钻孔直径。5. 结论
（1） 结合孤岛工作面应力特征，分析了不同孔段钻孔成孔问题，采用跟管护孔钻进工艺提高钻孔过高应力区的成孔率。
（2） 通过氮气辅助排渣，进一步提高了钻进排渣效率，对比干式螺旋钻进工艺，钻孔成孔深度和钻进效率显著提高。
（3） 对钻机进行升级改造，改造后的大转矩钻机施工搬迁方便，且在处理卡钻、埋钻及穿过应力集中段时的强力回转能满足施工需要，同时满足跟管护孔钻进施工工艺需要，提高钻孔过高应力区成孔率。
（4） 现场试验效果表明，综合考虑成孔率、成孔深度和瓦斯抽采效果，跟管护孔钻进工艺、
${\text{ϕ}} $ 100/63.5−28 mm插接密封式螺旋钻杆及氮气辅助排渣工艺最适合3206孤岛工作面瓦斯预抽钻孔施工。 -
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图 8 螺旋升角对采煤机装煤率的影响规律
Figure 8. Influence law of spiral rising angle on coal loading rate of shearer
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图 9 滚筒直径对采煤机装煤率的影响规律
Figure 9. Influence rule of drum diameter on coal loading rate of shearer
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图 10 筒毂直径对采煤机装煤率的影响规律
Figure 10. Influence rule of hub diameter on coal loading rate of shearer
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图 11 截割深度对采煤机装煤率的影响规律
Figure 11. Influence law of cutting depth on coal loading rate of shearer
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图 12 滚筒转速对采煤机装煤率的影响规律
Figure 12. Influence of drum rotation rate on coal loading rate of shearer
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图 13 牵引速度对采煤机装煤率的影响规律
Figure 13. Influence law of traction speed on coal loading rate of shearer
表 1 正交试验因素水平
Table 1 Factor levels of orthogonal test
设计变量 符号 水平 1 2 3 螺旋升角/（°） a 11 13 15 滚筒直径/mm b 1050 1150 1300 筒毂直径/mm c 475 525 570 截割深度/mm d 600 700 800 滚筒转速 /(r·min−1) e 54 58 62 牵引速度/(m·min−1) f 7 8 9 
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表 2 几何因素正交试验结果
Table 2 Orthogonal test results of geometric factors
试验
编号因素水平 装煤率/% a b c 1 a1 b1 c1 61.47 2 a1 b2 c2 58.07 3 a1 b3 c3 63.87 4 a2 b1 c2 59.06 5 a2 b2 c3 57.54 6 a2 b3 c1 74.23 7 a3 b1 c3 58.08 8 a3 b2 c1 67.48 9 a3 b3 c2 71.38
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表 3 几何因素极差分析
Table 3 Range analysis of geometrical factors
指标 a/（°） b/mm c/mm L1 183.41 178.61 203.18 L2 190.83 183.09 188.51 L3 196.94 209.48 179.49 l1 61.14 59.54 67.73 l2 63.61 61.03 62.84 l3 65.65 69.83 59.83 极差 4.51 10.29 7.90
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表 4 运动学因素正交试验结果
Table 4 Orthogonal test results of kinematic factors
试验
编号因素水平 装煤率/% d e f 1 d1 e1 f1 61.47 2 d1 e2 f2 62.66 3 d1 e3 f3 61.94 4 d2 e2 f1 60.13 5 d2 e3 f2 61.37 6 d2 e1 f3 58.25 7 d3 e3 f1 57.72 8 d3 e1 f2 56.54 9 d3 e2 f3 55.82
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表 5 运动学因素极差分析
Table 5 Range analysis of kinematic factors
指标 d/mm e/(r·min−1) f/(m·min−1) L1 186.07 176.26 179.32 L2 179.75 178.61 180.57 L3 170.08 181.03 176.01 l1 62.02 58.75 59.77 l2 59.92 59.54 60.19 l3 56.69 60.34 58.67 极差 5.33 1.59 1.52
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