富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)深度推力調(diào)節(jié)方案對(duì)比分析

王海燕，邢理想，高玉閃，陳 文

(西安航天動(dòng)力研究所，西安710100)

1 引言

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)作為目前火箭和空間飛行器的主要推進(jìn)方式，具有諸多技術(shù)優(yōu)勢(shì)，其中推力可調(diào)的特點(diǎn)可以優(yōu)化火箭運(yùn)載能力，抑制飛行過載，提高操作靈活性，滿足重復(fù)使用火箭垂直返回需求。

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)方案和用途的不同，液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)通過多種方式實(shí)現(xiàn)推力調(diào)節(jié)，如美國(guó)的登月下降級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)LMDE，采用四氧化二氮和混肼50 推進(jìn)劑、擠壓式供應(yīng)系統(tǒng)，通過針?biāo)ㄊ絿娮⑵骱涂勺兠娣e汽蝕管實(shí)現(xiàn)10 ∶1的變推力能力[1]；航天飛機(jī)主發(fā)動(dòng)機(jī)SSME 采用液氧液氫推進(jìn)劑、富燃補(bǔ)燃循環(huán)，通過控制驅(qū)動(dòng)氧渦輪泵的富燃燃?xì)獍l(fā)生器的氧流量來實(shí)現(xiàn)額定工況65%～109%范圍內(nèi)的推力調(diào)節(jié)[2]；垂直起降驗(yàn)證機(jī)DC-X 的發(fā)動(dòng)機(jī)RL10 A-5 采用液氧液氫推進(jìn)劑、膨脹循環(huán)，通過渦輪工質(zhì)分流的方式實(shí)現(xiàn)額定工況30%～100%范圍內(nèi)的推力調(diào)節(jié)[3]。 俄羅斯安加拉系列運(yùn)載火箭主發(fā)動(dòng)機(jī)RD-191 采用液氧煤油推進(jìn)劑、富氧補(bǔ)燃循環(huán)，通過控制富氧燃?xì)獍l(fā)生器的燃料流量實(shí)現(xiàn)額定工況38%～100%范圍內(nèi)的推力調(diào)節(jié)[3]；富燃補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)RD-0120 通過調(diào)節(jié)富燃燃?xì)獍l(fā)生器的氧化劑流量實(shí)現(xiàn)額定工況45%～100%范圍內(nèi)的推力調(diào)節(jié)[3]。

嫦娥三號(hào)探測(cè)器的7500 N變推力發(fā)動(dòng)機(jī)采用四氧化二氮和一甲基肼推進(jìn)劑、擠壓式供應(yīng)系統(tǒng)，通過針?biāo)ㄊ絿娮⑵骱涂勺兠娣e汽蝕管實(shí)現(xiàn)5 ∶1的推力調(diào)節(jié)[4]。 未來載人登月工程需要運(yùn)載能力更大的高性能泵壓式深度變推力登月下降級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)，富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)有望在載人登月工程中得到應(yīng)用。 中國(guó)已研制成功1200 kN富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)，推力調(diào)節(jié)范圍為65%～100%[5]，但未能滿足載人登月下降級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)變推范圍要求[6]，為此需要對(duì)富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)節(jié)方式展開研究，探尋可實(shí)現(xiàn)更大變推力能力的調(diào)節(jié)方案。

本文從泵壓式液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)流量與泵揚(yáng)程特性、供應(yīng)系統(tǒng)負(fù)載特性匹配的角度來分析可能的推力調(diào)節(jié)方式，分析對(duì)比各調(diào)節(jié)方案的優(yōu)劣，以確定可實(shí)現(xiàn)深度變推力的調(diào)節(jié)方式。

2 系統(tǒng)配置和推力調(diào)節(jié)原理

富氧補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)是指全部氧化劑和少部分燃料進(jìn)入燃?xì)獍l(fā)生器進(jìn)行燃燒，產(chǎn)生的富氧燃?xì)怛?qū)動(dòng)主渦輪做功，之后進(jìn)入推力室進(jìn)行補(bǔ)燃的液體動(dòng)力裝置。 系統(tǒng)原理[7]如圖1 所示。

圖1 富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)原理圖[7]Fig.1 Schematic of oxidizer-rich gas staged combustion liquid oxygen/kerosene engine[7]

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)主要通過調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)的流量來實(shí)現(xiàn)變推力。 對(duì)于泵壓式液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)的流量與泵的揚(yáng)程滿足一定的關(guān)系，同時(shí)泵的揚(yáng)程必須滿足供應(yīng)系統(tǒng)的負(fù)載要求，如圖2 所示[8]。 通過改變渦輪泵的轉(zhuǎn)速或供應(yīng)系統(tǒng)的負(fù)載特性可實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的流量調(diào)節(jié)。

圖2 供應(yīng)系統(tǒng)的負(fù)載特性、泵的揚(yáng)程特性與流量的關(guān)系[8]Fig.2 Relationship between load characteristics of the supply system， pump head characteristics and flow rate[8]

富氧補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)典型非線性數(shù)學(xué)模型如公式(1)～(7)所示[7]：

式中：F 為發(fā)動(dòng)機(jī)的推力， qmo、qmf為發(fā)動(dòng)機(jī)入口氧化劑和燃料流量， Ve為噴口燃?xì)饬魉伲?pe為噴管出口壓力，pa為環(huán)境壓力，Ae為噴管出口面積，ηt為渦輪的效率，qmit為進(jìn)入渦輪的流量，kgg、Rgg、Tgg為渦輪燃?xì)舛刂笖?shù)、氣體常數(shù)和噴嘴入口總溫，pit、pet為渦輪入口總壓和出口總壓，qmpf2為燃料二級(jí)泵流量，qmfc為推力室燃料流量，ρepo、ρepf1為氧泵后和燃料一級(jí)泵后推進(jìn)劑密度，pepo、pepf1為氧泵和燃料一級(jí)泵出口壓力，pgg為發(fā)生器壓力，ξggo為發(fā)生器氧路的流阻系數(shù)，ξfc為推力室燃料主路流阻系數(shù)，ξitg為渦輪入口燃?xì)饴妨髯柘禂?shù)。 通過改變渦輪流量qmit、渦輪燃?xì)鉄崃?shù)( kgg、Rgg、Tgg)、供應(yīng)系統(tǒng)負(fù)載特性( ξggo、ξfc)，即可實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)節(jié)。

3 推力調(diào)節(jié)方案對(duì)比

3.1 流量調(diào)節(jié)器控制發(fā)生器燃料流量

中國(guó)研制的1200 kN 富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)和俄羅斯研制的RD-170、RD-180、RD-0124 等發(fā)動(dòng)機(jī)[9]均采用了流量調(diào)節(jié)器來調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)的推力。 流量調(diào)節(jié)器能夠精確控制流量，其數(shù)學(xué)模型[7]如公式(8)～(10)所示：

式中： Δpta、qmta為推力調(diào)節(jié)元件(流量調(diào)節(jié)器)的壓降和流量， Δpihfg為發(fā)生器燃料噴嘴壓降，Δppip為從燃料二級(jí)泵出口到發(fā)生器燃料噴嘴之間的管路、節(jié)流圈和閥門等元件的壓降，pepf2為燃料二級(jí)泵出口壓力。 流量調(diào)節(jié)器的流量只與閥芯的開度α 有關(guān)，在高于起調(diào)壓降的壓力范圍內(nèi)能夠保證各工況的流量不受其它參數(shù)波動(dòng)的影響。 發(fā)動(dòng)機(jī)的推力控制精度高達(dá)1%。

圖3 采用流量調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)發(fā)生器燃料流量的發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)節(jié)特性Fig.3 Thrust regulation characteristics of regulating generator fuel flow by flow regulator

發(fā)動(dòng)機(jī)典型非線性靜態(tài)數(shù)學(xué)模型與公式(8)～(10)配合，采用秩2 擬牛頓法進(jìn)行求解，利用MATLAB 軟件仿真得到流量調(diào)節(jié)器開度對(duì)推力的影響。 圖3 是某型號(hào)富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)推力與主要性能參數(shù)的對(duì)應(yīng)關(guān)系(發(fā)動(dòng)機(jī)的混合比保持不變)。 減小流量調(diào)節(jié)器的開度，進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量減小，發(fā)生器溫度和渦輪功率降低，主渦輪泵的轉(zhuǎn)速下降(圖3(c))，進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的推進(jìn)劑流量降低(圖3(a))，最終實(shí)現(xiàn)推力下調(diào)。 渦輪的效率與U/C 相關(guān)(U 為渦輪圓周速度，與轉(zhuǎn)速相關(guān)；C 為渦輪噴嘴出口絕熱速度，與發(fā)生器溫度相關(guān))，由于燃?xì)獍l(fā)生器溫度和轉(zhuǎn)速下降的幅度相當(dāng)，因此渦輪的效率基本不變。 在推力降至41%時(shí)，泵的Q/n 僅下降17%(圖3(d))，泵工況的變化幅度較小。 在推力下調(diào)的過程中推力調(diào)節(jié)元件(流量調(diào)節(jié)器)的壓降降低(圖3(b))，當(dāng)?shù)陀谄鹫{(diào)壓降時(shí)流量調(diào)節(jié)器將無法正常工作。 為此燃料二級(jí)泵需要具備較高的揚(yáng)程特性。

從圖3 可以看出，在推力下調(diào)到42%時(shí)，發(fā)生器溫度下降到57%，發(fā)生器的混合比高達(dá)90，容易出現(xiàn)低頻不穩(wěn)定，不利于發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作[7]；同時(shí)，當(dāng)流量調(diào)節(jié)器的壓降低于其起調(diào)壓降時(shí)，流量調(diào)節(jié)器也無法正常工作。 以上兩個(gè)因素限制了這種推力調(diào)節(jié)方式的調(diào)節(jié)范圍。

3.2 節(jié)流閥控制發(fā)生器燃料流量

節(jié)流閥(設(shè)置在圖1 中序號(hào)7 的位置)的數(shù)學(xué)模型[7]如公式(11)～(13)所示：

式中：ξl(α)為節(jié)流閥的流阻系數(shù)， ρpf2為燃料二級(jí)泵后推進(jìn)劑密度。 節(jié)流閥的流量是其開度α、壓降Δpta的函數(shù)。 額定推力時(shí)節(jié)流閥的開度大，對(duì)應(yīng)的流阻系數(shù)小，進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量大；降推力時(shí)，減小節(jié)流閥開度，增大其流阻系數(shù)，使得進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量減小。 除此之外，節(jié)流閥的壓降受燃料二級(jí)泵出口壓力波動(dòng)和發(fā)生器壓力波動(dòng)的影響，使得進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量也隨之波動(dòng)。 因此采用節(jié)流閥進(jìn)行推力調(diào)節(jié)的精度低于流量調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)方案。 為了提高發(fā)動(dòng)機(jī)的推力調(diào)節(jié)精度，需建立節(jié)流閥開度與室壓的反饋機(jī)制，對(duì)推力進(jìn)行實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)。

發(fā)動(dòng)機(jī)典型非線性靜態(tài)數(shù)學(xué)模型與公式(11)～(13)配合，仿真得到節(jié)流閥開度對(duì)推力的影響。 采用節(jié)流閥進(jìn)行推力調(diào)節(jié)時(shí)(發(fā)動(dòng)機(jī)的混合比保持不變)，除了節(jié)流閥的壓降之外(見圖4)，其它參數(shù)的變化規(guī)律與采用流量調(diào)節(jié)器的推力調(diào)節(jié)方案是一致的。 這是因?yàn)閷?duì)于同一發(fā)動(dòng)機(jī)，在推力和混合比一定時(shí)，進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的氧流量和燃料流量是一定的。 當(dāng)供應(yīng)系統(tǒng)的負(fù)載特性相同時(shí)，渦輪泵的功率一定，也就決定了進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量。 用于推力調(diào)節(jié)的節(jié)流閥在推力調(diào)節(jié)量較小時(shí)壓降呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)，之后壓降減小，這是發(fā)生器燃料路流量下降和節(jié)流閥流阻系數(shù)增大的平衡過程。 額定工況節(jié)流閥的壓降僅需滿足補(bǔ)償系統(tǒng)偏差和修正參數(shù)波動(dòng)的裕量即可，相比于采用流量調(diào)節(jié)器進(jìn)行推力調(diào)節(jié)的方案，燃料二級(jí)泵的揚(yáng)程可適當(dāng)降低。 制約這種推力調(diào)節(jié)方式的因素仍然是低工況時(shí)發(fā)生器的混合比和溫度。

3.3 渦輪工質(zhì)分流

渦輪工質(zhì)分流方案是通過調(diào)節(jié)設(shè)置在渦輪入口旁路的燃?xì)夥至鏖y(圖1 中序號(hào)8)來改變進(jìn)入渦輪做功的燃?xì)饬髁?，從而?shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)推力的調(diào)節(jié)。 分流的燃?xì)饬髁孔罱K匯入渦輪出口，并進(jìn)入推力室進(jìn)行補(bǔ)燃。 燃?xì)夥至鏖y的數(shù)學(xué)模型如公式(14)～(17)所示[7]：

圖4 節(jié)流閥的壓降與推力的關(guān)系Fig.4 Relationship between pressure drop in throttle valve and thrust

式中：ξg(α)為燃?xì)夥至鏖y的流阻系數(shù)， ξggf為燃料二級(jí)泵到發(fā)生器燃料路的流阻系數(shù)。 燃?xì)夥至鏖y的流量是其開度α、進(jìn)出口壓力( pit、pet)和燃?xì)鉄崃?shù)( Rgg、Tgg)的函數(shù)。 燃?xì)夥至鏖y的開度變化時(shí)，渦輪進(jìn)出口壓差、燃?xì)夥至鏖y的流阻系數(shù)和發(fā)生器的溫度均發(fā)生改變，因此影響燃?xì)夥至髁髁康沫h(huán)節(jié)較多，為了提高發(fā)動(dòng)機(jī)的推力調(diào)節(jié)精度，需建立燃?xì)夥至鏖y開度與室壓的反饋機(jī)制，對(duì)推力進(jìn)行實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)。

發(fā)動(dòng)機(jī)典型非線性靜態(tài)數(shù)學(xué)模型與公式(14)～(17)配合，仿真得到燃?xì)夥至鏖y開度對(duì)推力的影響。 圖5 是渦輪工質(zhì)分流方案的發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)變化規(guī)律(發(fā)動(dòng)機(jī)的混合比保持不變)。 隨著燃?xì)夥至髁髁吭龃?，進(jìn)入渦輪做功的燃?xì)饬髁繙p小，渦輪功率降低，渦輪泵的轉(zhuǎn)速下降，發(fā)動(dòng)機(jī)入口推進(jìn)劑流量減小(圖5(a))，發(fā)動(dòng)機(jī)推力降低；渦輪壓比和燃?xì)夥至鏖y的壓降降低(圖5(b))，發(fā)生器的溫度略有升高(圖5(c))；渦輪的效率與U/C 相關(guān)，由于發(fā)生器溫度變化的幅度小，而轉(zhuǎn)速下降幅度大，因此渦輪的效率降低。 在推力降至41%時(shí)，泵的Q/n 僅下降15%，泵工況的變化幅度小(圖5(d))。

渦輪工質(zhì)分流方案在低工況時(shí)發(fā)生器的混合比和燃?xì)鉁囟茸兓淮?，組織燃燒更為容易，有利于發(fā)生器穩(wěn)定工作。

圖5 采用渦輪燃?xì)夥至鞯陌l(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)節(jié)特性Fig.5 Thrust regulation characteristics of turbine gas diffluent

3.4 推進(jìn)劑供應(yīng)主路調(diào)節(jié)

推力室是最終產(chǎn)生推力的裝置，理論上通過節(jié)流改變進(jìn)入推力室的氧化劑流量和燃料流量即可實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的推力調(diào)節(jié)。

發(fā)動(dòng)機(jī)典型非線性靜態(tài)數(shù)學(xué)模型中氧化劑主路流阻系數(shù) ξggo(α)和燃料主路流阻系數(shù)ξfc( α)是相應(yīng)閥門開度的函數(shù)，發(fā)生器燃料路流阻系數(shù)恒定，數(shù)學(xué)模型采用公式(16)，仿真得到主路流阻系數(shù)對(duì)推力的影響。

圖6 是氧化劑主路流阻系數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能參數(shù)的影響。 氧化劑主路的流阻系數(shù)增加時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的推力和氧化劑流量變化不大，混合比下降(圖6(a)、圖6(b))。 這是因?yàn)橥屏κ已趸瘎┕?yīng)路的特殊性，全部氧化劑并不直接進(jìn)推力室，而是與少量燃料燃燒產(chǎn)生高溫燃?xì)夂髮?duì)渦輪做功，之后進(jìn)入推力室補(bǔ)燃。 在對(duì)氧化劑主路進(jìn)行節(jié)流時(shí)，既改變了渦輪的功率又改變了泵的負(fù)載特性。

圖7 是燃料主路流阻系數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能參數(shù)的影響。 燃料主路流阻系數(shù)增加時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的推力和混合比升高(圖7(a))。 這主要是因?yàn)檠醣煤腿剂媳猛S，氧泵的功率大約是燃料泵功率的2 倍，燃料主路節(jié)流時(shí)燃料流量降低，燃料泵功率降低，渦輪泵功率最終平衡的結(jié)果是主渦輪泵轉(zhuǎn)速升高(圖7(c))，進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的氧流量和進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量增加(圖7(b))，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的推力和混合比升高。

這種調(diào)節(jié)特性是不期望看到的，因此富氧補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)一般不采用對(duì)氧化劑主路和燃料主路調(diào)節(jié)的方式來調(diào)節(jié)推力。

3.5 流量調(diào)節(jié)器與氧化劑主路節(jié)流聯(lián)合調(diào)節(jié)

通過減小發(fā)生器燃料流量來降低推力的方案，在低工況時(shí)發(fā)生器的混合比過高，不利于發(fā)生器穩(wěn)定工作，為改善其工作條件，對(duì)氧化劑主路進(jìn)行節(jié)流。 為簡(jiǎn)化系統(tǒng)，氧化劑主路節(jié)流元件的流阻系數(shù)ξggo(α1，α2)只設(shè)置兩種狀態(tài)，例如額定工況為小流阻狀態(tài)，在推力降至額定工況的58%時(shí)，將氧化劑主路節(jié)流元件調(diào)至大流阻狀態(tài)。

圖6 采用氧化劑主路節(jié)流的發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)節(jié)特性Fig.6 Thrust regulation characteristics of throttling oxidant main supply flow

圖8是該調(diào)節(jié)方案的發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)變化規(guī)律。可以看出，由于氧泵的負(fù)載提高，相同推力下，進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量增加(圖8(a))，發(fā)生器的混合比降低、溫度升高(圖8(c))；渦輪泵的轉(zhuǎn)速升高，泵的Q/n 出現(xiàn)較大幅度的降低(圖8(d))；發(fā)生器溫度和渦輪泵轉(zhuǎn)速上升的幅度不同，渦輪效率略有降低(圖8(d))；推力調(diào)節(jié)元件的壓降相應(yīng)升高(圖8(b))。 為防止系統(tǒng)參數(shù)過渡過程出現(xiàn)較大的振蕩，需要適當(dāng)控制氧化劑主路節(jié)流的速率[10]。

氧路節(jié)流的程度決定了工況進(jìn)一步降低的程度，同時(shí)也決定了泵的工況變化幅度。 推力調(diào)節(jié)范圍較大時(shí)，泵需要具備在Q/n 大范圍變化條件下穩(wěn)定工作的能力。

圖7 采用燃料主路節(jié)流的發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)節(jié)特性Fig.7 Thrust regulation characteristics of throttling fuel main supply flow

3.6 對(duì)比與分析

上述5 種方案的比較見表1。 富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)在氧化劑主路和燃料主路進(jìn)行節(jié)流時(shí)，無法實(shí)現(xiàn)降推力，主要通過改變渦輪輸入功率的方法來實(shí)現(xiàn)變推力，包括：①在發(fā)生器燃料路設(shè)置流量調(diào)節(jié)器或節(jié)流閥來改變渦輪工質(zhì)的燃?xì)鉁囟?；②通過燃?xì)夥至鞣桨竵砀淖凃?qū)動(dòng)渦輪的工質(zhì)流量。

圖8 采用流量調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)發(fā)生器燃料流量和氧化劑主路節(jié)流相結(jié)合的發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)節(jié)特性Fig.8 Thrust regulation characteristics of regulating generator fuel flow by flow regulator and throttling oxidant main supply flow

表1 調(diào)節(jié)方案比較Table 1 Comparison of throttling schemes

流量調(diào)節(jié)器或節(jié)流閥的設(shè)計(jì)難度小，但在較低工況時(shí)會(huì)出現(xiàn)發(fā)生器混合比過高的情況，因此需配合對(duì)氧化劑主路進(jìn)行節(jié)流來改善發(fā)生器的工作條件。 高溫燃?xì)夥至鏖y的設(shè)計(jì)難度大，但在變推力過程中發(fā)生器溫度變化小，有利于發(fā)生器穩(wěn)定工作。

4 結(jié)論

富氧補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)通過發(fā)生器燃料路和氧路配合可實(shí)現(xiàn)推力大范圍調(diào)節(jié)，但調(diào)節(jié)元件多，系統(tǒng)復(fù)雜。 通過渦輪燃?xì)夥至骺蓪?shí)現(xiàn)推力深度調(diào)節(jié)，燃?xì)夥至鏖y有一定的研制基礎(chǔ)，有望在工程研制中得到應(yīng)用。

參考文獻(xiàn)(References)

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