三维整体式喷动-流化床结构优化与流动数值模拟

文章编号：1003-9015(2019)06-1415-09

三维整体式喷动-流化床结构优化与流动数值模拟

杨春玲1, 白谨豪1, 吴 峰1, 马晓迅1,2, 杨 剑3

(1. 西北大学 化工学院, 陕北能源先进化工利用技术教育部工程研究中心, 陕西 西安 710069;

2. 陕西省洁净煤转化工程技术中心, 陕西 西安 710069; 3. 西安交通大学 能源与动力工程学院, 陕西 西安 710049)

摘 要：为了对环隙区内的颗粒堆积层产生局部流化作用，提出了一种在喷动床锥体处开一定数量侧喷嘴的整体式多喷嘴喷动-流化床结构，并采用双流体模型 (TFM) 对三维整体式多喷嘴喷动-流化床内的气固两相流动行为进行了数值模拟。通过计算流体力学 (CFD) 模拟获得了喷动床内颗粒体积分数、颗粒速度及流场均匀度分布情况，并将模拟结果与传统喷动床进行了对比，同时对锥体处开孔直径等关键参数进行了优化分析。结果表明：与常规喷动床相比，三维整体式多喷嘴喷动-流化床结构能有效增强喷动床环隙区与喷射区颗粒的径向混合，特别是流化了喷动床环隙区底部颗粒的流动死区。颗粒流场均匀度 (CV) 值随着床层高度的增加而上升，表明多喷嘴对颗粒流场的均匀化效应主要体现在喷动床柱锥区，当Ai/Az=0.67时，侧喷嘴对喷动-流化床内整体的颗粒流化作用达到最佳。 关键词：流化床；多喷嘴喷动；气固两相流动；三维；流场均匀度；数值模拟

中图分类号：TQ021.3 文献标志码：A DOI：10.3969/j.issn.1003-9015.2019.06.016

Numerical simulation and structure optimization on fluid flow behavior of

three-dimensional integral multi-jet spout-fluidized bed

YANG Chun-ling1, BAI Jin-hao1, WU Feng1, MA Xiao-xun1,2, YANG Jian3

(1. School of Chemical Engineering, Northwest University, Chemical Engineering Research Center of the

Ministry of Education for Advanced Use Technology of Shan bei Energy, Xi' an 710069, China; 2. Shan xi Research Center of Engineering Technology for Clean Coal Conversion, Xi' an 710069, China;

3. School of Energy and Power Engineering, Xi'an Jiao tong University, Xi'an 710049, China)

Abstract: In order to obtain local fluidization at particle accumulation layer in the annulus region of spouted beds, circular orifice side-jets were opened on the cone side of the spouted bed, which were regularly distributed in three-dimensional space. A three dimensional multi-jet spout-fluidized bed structure was numerically simulated using two-fluid model (TFM) incorporating the kinetic theory of granular flow. The distribution of particle volume fraction, particle velocity and uniformity of flow field in spouted bed was obtained by CFD, and the simulation results were compared with a conventional spouted bed. Key parameters such as the diameter of side-jets was optimized and analyzed. The results show that compared with simulation results in conventional spouted beds, the integral multi-jet spout-fluidized bed structure can effectively enhance radial mixing of particles in annulus and spout zones of spouted beds, especially fluidize particles in the flow dead zone at the bottom of annulus. The value of particle flow field uniformity increases with the increase of bed height, which indicates that the uniformity effect of Multi-Jets on particle flow field is mainly reflected in the conical zone of spouted beds. The best effect of side-jets on particle fluidization in spout-fluidized beds is obtained at Ai/Az=0.67.

                                                             收稿日期：2018-12-03；修订日期：2019-01-05。

基金项目：国家自然科学基金(21878245); 中国博士后科学基金第8批特别资助项目(2015T81048); 陕西省自然科学基金(2019JM-039)。 作者简介：杨春玲(1993-)，女，甘肃白银人，西北大学硕士生。通讯联系人：吴峰，E-mail：wufeng@nwu.edu.cn

1416 高 校 化 学 工 程 学 报 2019年12月 Key words: fluidized bed; multi-jet spout; gas-solid two-phase flow; three dimensional; uniformity of flow field; numerical simulation 1 引 言 喷动床技术在造粒、制药、煤气化、燃烧、热解、烟气脱硫及催化聚合等工业过程中存在着广泛应用[1-7]。由于传统柱锥型喷动床内介质颗粒具有明显的内外分层流动特点，床层内的气体与颗粒缺少横向混合，特别是在环隙区底部出现颗粒堆积与流动死区，和某些颗粒易黏结的团聚现象，对床体结构的传热传质产生不利的影响。为了克服以上不利影响，新一代喷动-流化床兼具有喷动床与流化床的优点，而得到了喷动床研究者与流化床研究者的共同重视及发展[6-7]，文献[8]提出了一种整体式多喷嘴喷动-流化床结构 (如图1所示)，在不需要旁路供气辅助设备情况下，能有效消除喷动床内锥体流动死区，从而强化喷动床内气固两相间的传热传质过程。 对二维整体式多喷嘴喷动-流化床内的气固两相流动规律进行数值模拟分析。由于二维模型不能真实体现侧喷嘴丰富的空间结构参数(尺寸、形状)与分布特征(数量、布要将二维模型拓展到三维模型，在三维数值模拟的基础上更加真实地研究分析整体式多喷嘴喷动-流化床内气固两相流动特性。随着计算机技术和流体力学学科的快速发展，数值模拟分析已逐渐成为研究喷动床内颗粒运动、传质传热特性的主要手段，其分析方法已被广泛地应用于多相流态化的过程研究[9-17]。其中TAKABATAKE等[17]152 700 型) 对气固两相流动的影响。因此，很有必4 60 24 115  采用能粗颗粒模Inlet(a) structure and size(b) structure of side-jet (c) computational grid型实现了喷动床内的颗粒混合效果模拟，并分析了固体混合与固体颗粒的宏观行为之图1 多喷嘴喷动–流化床结构示意图及网格划分 Fig.1 Geometry and grids of the multi-jet spout-fluidized bed (unit: mm)间的相关性。本文基于文献[18-19]的实验文献的数值模型，采用Fluent15.0软件对三维整体式多喷嘴喷动-流化床内气固两相流动规律进行了数值模拟，将模拟结果与常规喷动床进行了对比分析，特别是环隙区底部(圆锥处) 的气固两相流动特性，并对侧喷嘴设计参数 (侧壁开孔直径) 进行了优化，从而为整体式多喷嘴喷动-流化床的工程设计提供理论依据。 2 数学模型 2.1 质量守恒方程 iiiii0     (1) t其中，i表示气体或颗粒相，α为气体或颗粒体积分数，v为气体或颗粒速度矢量，ρ为气体或颗粒的密连续性方程 度。 2.2 动量守恒方程 气体动量守恒方程[6]可表示为 ggggggggpggggKgssgg (2) t其中，g为气体体积分数，g为重力加速度，pg为气体压力，Kgs为气体-颗粒相间的曳力系数，τg为气体应力张量。 第33卷第6期 杨春玲等：三维整体式喷动-流化床结构优化与流动数值模拟 1417

颗粒相动量守恒方程：



ssssssssPsssgKgsgss (3) t

其中，s为颗粒体积分数，τs为固相应力张量。 2.3 曳力模型

在稀相中则使用Wen&YuGidaspow曳力模型[7]相间动量交换系数Kgs在浓相中使用Ergun方程计算，方程计算，其计算方法如下：

当g≤ 0.8，气固相间动量交换系数Kgs为

KErgun

2

Sggs

1501.75gs (4)

gd2d

当g> 0.8，气固相间动量交换系数Kgs为

KWenYu

其中， CD

3CDgsggs

4dp

g2.65 (5)

24

10.15Res0.687,Res≤1000 (6)

gRes

CD0.44,Res≥1000 (7)

为了避免Ergun方程与Wen & Yu方程过渡的不连续性，Gidaspow引进了一个选择函数使两个方程平滑而快速过渡。

arctan1501.750.2s0.5 (8)



gs

则气固相间动量交换系数Kgs为

KgsgsKWenYu1gsKErgun (9)

2.4 数值模拟及边界条件设置

表1 数值模拟边界条件设定

Table 1 Boundary conditions of numerical simulation

Boundary conditions

Gas inlet Gas outlet Drag coefficient Friction stress

Description

Turbulent velocity distribution, the velocity direction is perpendicular to the inlet boundary, the

turbulence intensity is 3%, the viscosity ratio is 0.024

Outflow Gidaspow model Schaeffer model

Wall No slip boundary

3 模拟结果与分析

3.1 模型建立与网格划分

本文所模拟的多喷嘴喷动-流化床 (multi-jet spout-

表2 两种喷动床数值模拟参数值设定

Table 2 Experimental and simulation parameters of the two spouted beds Description

Particle densityGas densityGas viscosityParticle diameter

Maximum solid volume fraction

Static bed depthDiameter of the bedDiameter of main nozzleGas superficial velocityMinimum inlet velocity of gas

Number of side-jetDiameter of side-jet

Conventional spouted bed

2503 kgm31.225 kgm31.7894105Pa·s

1.41 mm0.59325 mm152 mm19 mm0.54 ms134.56 ms1

//

Multi-jet spout-fluidized bed

2 503 kgm3 1.225 kgm3 1.789 4105 Pa·s

1.41 mm 0.59 325 mm 152 mm 24 mm 0.54 ms1 34.56 ms1

24

1, 2, 3, 4, 5 mm

fluidized bed) 的基本几何尺寸与文献[18-19]中喷动床相同，三维整体式多喷嘴喷动-流化床设计尺寸及网格划分情况如图1所示，模

拟设置参数如表2所示。喷动床圆锥处侧壁开孔数量设定为24 (共8排，每排3个)，呈现为三维空间均匀分布 (图1(b))，所开圆孔直径范围为 =1~5 mm。采用双流体模型对三维整体式多喷嘴喷动-流化床内气固两相流动规律进行模拟分析，由于本文所研究的整体式多喷嘴喷动-流化床暂无实验数据用于对比，

1418 高 校 化 学 工 程 学 报 2019年12月

故采用文献[20]中已验证的数值模型对并将模拟结果与相应尺寸的常规喷动床进行对比。对三维整体式多喷嘴喷动-流化床模拟进行网格无关性分析，计算网格数分别设定为

vs,max / (ms1) 2.22.01.81.61.4

220 643、253 283、286 036、306 790、338 446。

图2为z = 0.028 m时，不同网格数量所对应的轴中心颗粒最大速度 (vs,max) 变化规律。计算结果表明，当网格数大于253 283时，数值模拟基本达到了网格无关性的要求，故数值模拟中常规喷动床及多喷嘴喷动流化床的计算网格数分布为234 214和286 036。 3.2 气固两相流动规律

孔面积之比Ai/Az表示 (A为喷嘴通道横截面积)。

z = 0.028 m225000270000Grid number

315000图2 网格无关性

Fig.2 Profile of grid independence

由于流体流动具有连续性，主喷嘴与侧喷嘴的气体流量分配可用侧喷嘴圆孔总横截面积与主喷嘴圆图3为主喷嘴的入口气体速度为U =1.6Ums，Ai/Az= 0.67 (侧喷嘴直径为4 mm，主喷嘴直径为24 mm) 时，多喷嘴喷动-流化床内颗粒体积分数云图随时间的变化规律。由图3可知，在喷动形成之前喷射区存在不连续的喷动现象，当计算时间大于t=9 s时，三维多喷嘴喷动-流化床内气固两相流体流动结构达到稳定的喷动状态，形成明显的喷射区、喷泉区、环隙区三区结构。故本文采用三维喷动-流化床在计算时间t=9 s时的模拟数据作为研究对象。

0.59

0.55

0.50 0.45 0.40 0.35 0.30

0.25 0.20

0.15 0.10 0.05

t=1 s 3 s 5 s 7 s 9s

(U = 1.6Ums)

0.59

0.55 0.50 0.45 0.40 0.35 0.30 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05

  11s

(a) multi-jet spout-fluidized bed 

(b) conventional spouted bed

图3 多喷嘴喷动–流化床内颗粒体积分数随时间分布情况 Fig.3 Instantaneous solid volume fraction in the multi-jet

spout-fluidized bed

图4 两种喷动床稳定喷动时颗粒体积分数分布

对比 (U = 1.6Ums, t = 9 s)

Fig.4 Comparison of contour plots of solid volume

fraction in the two spouted beds

图4为达到稳定喷动条件下，三维多喷嘴喷动-流化床与常规喷动床的颗粒体积分数云图对比。由图可以看出，三维多喷嘴喷动-流化床的侧壁开孔在一定程度上消除了锥体区的颗粒堆积现象，进口气体的分流作用增强了环隙区颗粒与喷射区气体之间的径向混合与流化作用。此外，在相同的进口气体流量条件下，由于多喷嘴喷动-流化床结构增强了气固混合程度，增加了能量耗散，从而增大了床层总压降，降低了喷泉高度。

图5为两种喷动床在不同的床层高度下颗粒速度的径向分布曲线。由图可知，在低床层高度条件下

(z=0.028 m)，多喷嘴喷动-流化床的颗粒速度高于常规喷动床，表明柱锥区的侧喷嘴进气流量带动了环隙区颗粒的局部流化及运动，使得喷射区与环隙区整体的颗粒速度有所增加。

喷射区与环隙区颗粒速度的增加量随着径向距离的增大而有所降低。随着床层高度的增加，相对于常规喷动床，多喷嘴喷动-流化床的颗粒速度增加程度逐渐降低，当床层高度增加了一定程度时(z=0.086

m)，喷动-流化床喷射区颗粒速度反而低于常规喷动床，表明多喷嘴喷动-流化床对颗粒运动的强化作用主要体现在柱锥区与环隙区，这对于提高喷动床内颗粒、气体的充分接触与颗粒群的均匀分布具有积极作用。

第33卷第6期 杨春玲等：三维整体式喷动-流化床结构优化与流动数值模拟 1419

Vs / (ms1) 3 multi-jet spout-fluidized bed conventional spouted bedVs / (ms1) 3 multi-jet spout-fluidized bed conventional spouted bed

221100.000.010.02r / m

(a) z = 0.028 m 

3Vs / (ms1) 00.000.02r / m

(b) z = 0.057 m 

0.04 multi-jet spout-fluidized bed conventional spouted bed图5 同床层高度下两种喷动床内

颗粒速度径向分布对比

2100.000.020.040.06 r / m

(c) z = 0.086 m 

Fig.5 Comparison of particle velocity along radial direction at different bed heights in the two spouted beds

图6给出了两种喷动床在不同床层高度处颗粒体积分数沿径向的分布规律。由图可知，两种喷动床在喷射区的颗粒体积分数接近零，其中常规喷动床的颗粒体积分数随着径向距离的增加呈现出先增大后趋于稳定值的规律，而多喷嘴喷动-流化床的颗粒体积分数呈现出波动分布并存在颗粒浓度的局部峰值现象。在床层高度为z = 0.028 m处，多喷嘴喷动-流化床环隙区颗粒的体积分数达到最小并接近零，且颗粒体积分数呈现近似直线分布规律，说明多喷嘴结构对喷动床柱锥区内颗粒堆积的破坏作用尤为明显，能有效地流化柱锥区内颗粒流动死区，对于喷动床内颗粒的均匀流化起到了显著效果。随着床层高度的增加 (图6(b)，(c))，由于侧喷嘴气体对柱锥区堆积颗粒的强烈流化作用及能量耗散，以及轴向空间距离的增加，使得流化气体对高床层处环隙区内颗粒的流化作用逐渐减弱。此时，多喷嘴喷动-流化床内的颗粒浓度的分布规律逐渐接近常规喷动床。

0.80.60.4

multi-jet spout-fluidized bed conventional spouted bed0.80.6

multi-jet spout-fluidized bed conventional spouted bed

0.20.00.000.40.20.00.000.010.020.010.02r / m

0.030.040.80.60.40.20.00.00r / m

(a) z = 0.028 m 

(b) z = 0.057 m 

multi-jet spout-fluidized bed conventional spouted bed图6 不同床层高度下两种喷动床内颗

粒体积分数径向分布对比 Fig.6 Comparison of particle concentrations at different bed heights in

the two spouted beds

0.02r / m

0.040.06(c) z = 0.086 m 

1420 高 校 化 学 工 程 学 报 2019年12月

3.3 侧壁圆孔直径影响

为了进一步考察关键设计参数对整体式多在喷嘴喷动-流化床内气固两相流动规律的影响，多喷嘴喷动-流化床侧壁开孔数量 (24)、入口气体流量保持不变的情况下，进一步分析侧壁开孔直径对多喷嘴喷动-流化床内气固两相流动规律的影响。多喷嘴喷动-流化床的主喷嘴直径保持为

 0.59

0.55 0.50 0.45 0.40 0.35 0.30 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05

Ai/Az=0.042

0.167

0.375 

24 mm，Ai/Az值分别设定为0.042、0.167、0.375、0.67、1.042 (即侧喷嘴圆孔直径设计为1、2、3、4和5 mm)。在达到稳定喷动的情况下，图7为由图多喷嘴喷动-流化床内颗粒的体积分数云图。嘴喷动-流化床所形成的喷动效果最好。

0.67 

1.042

图7 不同开孔直径下多喷嘴喷动-流化床内颗粒

体积分数云图分布对比

Fig.7 Particle volume fraction distribution under different multi-jet diameters in the multi-jet spout-fluidized bed

可知，喷泉高度随着侧喷嘴直径的增大而有所增加，当侧喷嘴与主喷嘴横截面积比Ai /Az=0.67时，多喷

图8为在不同床层高度下，侧喷嘴开孔直径大小对颗粒体分数径向分布的影响。由图可知，从喷射区到环隙区颗粒的体积分数呈现出轴对称的先增大后减小趋势，在喷动床近壁面处由于侧喷嘴气流的局部流化作用，颗粒浓度值呈现出显著的下降趋势。当进气横截面积比Ai /Az=0.042时，环隙区颗粒的浓度呈现出最小值状态；而当Ai /Az=0.167时，环隙区颗粒浓度值达到最大。整体而言，侧喷嘴的气体的分流作用减少了喷动床环隙区颗粒的堆积及流动死区，有利于实现颗粒体积分数径向分布实现均匀化。

0.80.60.40.20.00.00

Ai /Az=0.042 Ai /Az=0.167 Ai /Az=0.375 Ai /Az=0.67 Ai /Az=1.0421.00.80.6

Ai /Az=0.042 Ai /Az=0.167 Ai /Az=0.375 Ai /Az=0.67 Ai /Az=1.0420.40.20.00.000.01r / m(a) z =0.028 m 

0.020.010.02r / m

0.030.04(b) z = 0.057 m 

1.00.80.60.40.20.00.00 Ai /Az=0.042 Ai /Az=0.167 Ai /Az=0.375 Ai /Az=0.67 Ai /Az=1.042图8 不同床层高度下开孔直径对颗粒

体积分数径向分布规律影响

Fig.8 Effects of multi-jet diameter on particle volume fraction at different bed heights in the spout-fluidized bed

0.02r / m

0.040.06(c) z = 0.086 m 

图9为不同床层高度下，喷动床柱锥壁面开孔直径对颗粒速度径向分布的影响情况。由图可知颗粒速度在喷射区达到最大，随着径向距离的增大，颗粒速度呈现出逐渐减小的趋势。在低床层区z=0.028 m处，喷射区颗粒的速度随着开孔直径的增加而降低，即Ai/Az= 0.042时，颗粒速度达到最大值。这是由于开孔直径较小时，气体的主体流量集中在主喷嘴，直接加速了颗粒的轴向运动速度。随着柱锥侧壁开孔直径逐渐增大，侧壁开孔气体的分流及对颗粒的径向流化作用逐渐增强，消耗了进口气体的一部分动能，从而削弱了主喷嘴进口气体对喷动床颗粒轴向运动的影响。在床层高度为z= 0.057 m及z= 0.086 m处，

第33卷第6期 杨春玲等：三维整体式喷动-流化床结构优化与流动数值模拟 1421

无量纲进气横截面积比为Ai /Az=0.167时，多喷嘴喷动-流化床喷射区内的颗粒速度高于其它工况。

Vs / (ms1) 6543210

Ai /Az=0.042 Ai /Az=0.167 Ai /Az=0.37554Vs / (ms1) Ai /Az=0.042 Ai /Az=0.167 Ai /Az=0.375 Ai /Az=0.67 Ai /Az=1.042

Ai /Az=0.67 Ai /Az=1.04232100.0000.0050.0100.0150.0200.025r / m(a) z=0.028 m 

0.000.010.02r / m

0.030.04(b) z=0.057 m 

65Vs / (ms1) Ai /Az=0.042 Ai /Az=0.167 Ai /Az=0.375 Ai /Az=0.67 Ai /Az=1.042图9 不同床层高度下开孔直径对 颗粒速度径向分布规律影响

432100.000.02Fig.9 Effects of multi-jet diameter on particle velocity radial distribution at different

bed heights in the spout-fluidized bed

0.040.06r / m

(c) z=0.086 m

3.4 流场均匀度分析

为了进一步定量分析多喷嘴结构对喷动床内颗粒群的流化效应，采用相对标准偏差 (CV) 作为颗粒流场均匀度指标。CV为无量纲变量，可以用来比较均值明显不同的总体离散性，也可以比较流场均匀性的改善程度：

CV(S/V)100% (10)

S

1n(VjV)2 (11) n1j1240210CV / %180150120900.0 z=0.028 m z=0.057 m z=0.086 m average式中：S为标准偏差；Vj为第j个采样点的速度值；V为所有采样点的平均速度；n为采样点个数。通过比较不同工况下

CV值越小，流场均匀度越高。 的CV值来评判流场的均匀度，

如图10为不同床层高度下，进气横截面积比Ai /Az对喷动-流化床内颗粒速度场均匀度CV的影响。由图可知颗粒流场CV值随着床层高度的增加而上升，且随着Ai /Az值的增加呈现出一定的波动变化规律，并在Ai /Az=0.67附近达到了极小值。表明多喷嘴结构对颗粒流场的均匀化效应主要体现在喷动床柱锥区。综合床层的各个高度情况并对CV值进行平均分析发现，当Ai /Az=0.67时，喷动-流化床内整体颗粒流场的均匀度为最优状态，即侧喷嘴对喷动-流化床内整体的颗粒流化作用达到最佳。

0.20.40.6Ai / Az

0.81.0图10 不同床层高度下Ai /Az对颗粒速度

分布均匀性影响对比

Fig.10 Comparison of CV of particle velocity at different bed heights in the

multi-jet spout-fluidized bed 

4 结 论

(1) 相比较于常规喷动床，多喷嘴喷动床结构能够有效流化喷动床柱锥区的颗粒流动死区，对于喷动床内颗粒的均匀流化起到了积极作用，加强了喷动床内气体、颗粒的径向运动混合。

喷射区颗粒的速度随着开孔直径的增加而降低，随着柱锥侧壁开孔直径逐渐增大，(2) 在低床层区，

1422 高 校 化 学 工 程 学 报 2019年12月

削弱了主喷嘴进口气体对喷动床颗粒轴向运动的影响。在高床层区，当Ai /Az=0.167时，多喷嘴喷动-流化床喷射区内的颗粒速度达到极值。

表明多喷嘴对颗粒流场的均匀化效应主要(3) 颗粒速度场的均匀度CV随着床层高度的增加而上升，

体现在喷动床柱锥区。当Ai /Az=0.67时，侧喷嘴对喷动-流化床内整体的颗粒流化作用达到最佳。

(4) 可进一步研究分析侧壁开孔密度 (数量)、不同的开孔形状、侧孔分布形式等因素对多孔喷动–流化床内气固两相流动特性的影响规律。

符号说明：

AZ AiCV D CD Di dP g H H0 Kgs m pg Δp R r

 主喷嘴横截面积，m2  侧喷嘴总横截面积，m  相对标准偏差  喷动床柱体直径，mm  曳力系数

 主喷嘴入口直径，mm  颗粒直径，mm  重力加速度，ms2  固定床高，m  静床层高度，m  相间动量交换系数  开孔个数  气体压力，Pa  床层总压降，kPa  喷动床柱体半径，mm  喷动床径向距离，mm

2

Res S t U Ums

V Vs Vj x,y,z α

 相对雷诺数  标准偏差  时间，s

 主喷嘴气体喷动速度，ms1  主喷嘴气体最小的喷动速度，ms1  所有采样点的平均速度  颗粒速度，ms1

 第j个采样点的速度值，ms1  坐标轴

 气体或颗粒体积分数  气体应力张量  颗粒应力张量  气体黏度，Pas  侧壁开孔直径，mm  气体或颗粒的密度，kgm3  气体或颗粒速度矢量，ms1

g s

μg δ ρ v

参考文献：

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