多桩径不规则群桩基础桩顶荷载计算方法

Calculation Method for Pile Top Loads of Irregular Pile Group Foundation with Multiple Pile Diameters

摘要

工程建设中将塔吊等设备基础与工程基础共用施工是一种经济的施工方法，基于此出现了许多桩径不同且不规则布置的异形群桩基础。针对多桩径不规则群桩基础，本文提出了一种考虑荷载偏心的异形群桩基础的桩顶作用荷载计算公式，基于实际工程算例通过ABAQUS进行了3组有限元模型的仿真计算和误差分析。结果表明，现有规范中群桩基础的计算方法是本文所提出计算方法的特殊形式，该公式具有更大的适用范围；直接采用规范中规则布置的群桩基础桩顶荷载计算公式的平均误差为18.38%，采用本文提出的方法计算的平均误差为5.88%，验证了本文提出的公式计算的准确性；使用本文计算方法进行工程计算时，应根据工程重要程度和受力方向等综合确定一个安全系数，建议值为1.0至1.2，此区间具有较高的安全性和经济性，可避免不必要的设计浪费。此外，该公式对扭转显著和承台面积过大的基础适应性较差。

Abstract

Sharing the construction of equipment foundations （such as tower crane foundations） with the permanent engineering foundation is an economical construction method. This approach has led to the increased use of irregular pile group foundations featuring multiple pile diameters and irregular layouts. In this paper， a formula is proposed for calculating pile top loads in such irregular， multi-diameter pile groups， taking load eccentricity into account. The method is verified and analyzed through error comparison with three sets of ABAQUS finite element simulations based on an actual engineering case. The results show that the calculation method for pile group foundations specified in the current standard is a special case of the method proposed here， which has a broader application scope. The average error of the proposed method is 5.88%， compared to 18.38% for the existing standard method， sufficiently verifying the accuracy of the new formula. When applying the proposed method in engineering design， a safety factor ranging from 1.0 to 1.2 is recommended， determined according to the project's importance and the direction of force. This ensures both safety and economy， avoiding unnecessary overdesign. Additionally， the formula shows poorer adaptability to foundations subject to significant torsion or with very large pile cap areas.

Graphical abstract

关键词

共用基础 / 不规则群桩基础 / 变桩径 / 桩顶作用效应

Key words

common foundation / irregular pile group foundation / variable pile diameter / pile tip effect

0 引 言

现代建筑设计越来越个性化、复杂化，在大型公用建筑的桩基础设计与施工中，因建筑造型需要和专用设备避让的要求，实际的荷载作用点与基础形心一般不能够重合，桩基不对称设计与施工的情形越来越多^［1-2］；大型复杂结构设计中还会用到变刚度调平设计方法^［2-4］，设计师会通过设计不同直径的桩以解决群桩基础的不均匀沉降；在施工深化设计中，受施工工序和成本的影响，往往会进行塔吊等设备用桩基础与工程桩基础的共用设计；综上，越来越多的工程中出现荷载偏心作用的多桩径不规则布置异形群桩基础^［5-7］。

现行规范《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）^［8］和《塔式起重机混凝土基础工程技术标准》（JGJ/T 187—2019）^［9］中均只有单一桩径对称规则布置的群桩基础计算方法，缺少对不同桩径、不对称、荷载偏心的不规则群桩基础计算方法。赵少飞等^［10］推导了平面布置对称，而桩基的桩径不同时的桩顶作用荷载计算公式，但前提条件是桩基对称布置且荷载不偏心。肖耀廷等^［11］以同径四桩L形桩基础为案例，推导了不对称群桩基础桩顶作用效应的计算公式，但未考虑桩径和荷载偏心的影响。崔浩然等^［12］考虑了塔吊荷载的偏心，推导了同径四桩对称矩形塔吊基础桩顶作用效应的计算公式，但未考虑工程桩与塔吊桩共用时的复合作用。

本文提出了一种多桩径不规则群桩基础桩顶作用荷载计算方法，比较了其与现有研究中计算方法的差异，并基于ABAQUS对实际工程算例进行有限元仿真计算，验证了该方法的准确性和普适性，能够弥补现行规范中计算方法的局限性，为工程设计与施工提供参考。

1 桩顶荷载计算公式的建立

1.1　工程背景

浙江省杭州市某大型体育中心项目是全国最大的在建全地下室体育场馆群，工程桩的种类多，不规则分布的桩基较多，图1为该工程的整体效果图和主要工程桩分布情况，总受力桩基数量达6 800余根。图2列出了该体育场中几个典型的多桩径不规则群桩基础，每个承台的桩型、桩径、桩分布以及承台形状等均不相同。

在该工程中，由于施工塔吊桩基、专业设备承载桩基等的融入，出现了大量的多桩径不规则群桩基础，常规的计算方法在计算各桩基的受力情况时局限性较大，保留过大的富余量不够经济，考虑经济性后又在施工和服役阶段均存在一定的安全风险。

1.2　基本假定

参照规范中的基本假设，做出如下假定：桩基服役时承台底面与桩顶面始终为平面，不考虑其变形和扭转；桩顶与承台铰接，仅承受水平荷载和竖向荷载；不考虑承台下部土体的反力作用；各桩承受的水平力与桩基横截面积成正比，桩Z_i 的抗压刚度为（E·A_i ）/L。

假设存在桩数较少、桩基布置和承台形状任意的基础，对多桩径不规则群桩基础进行受力分析，如图3所示。定义：承台底面形心为坐标原点O，建立x-y平面坐标系，上部荷载作用点为O'，对应的坐标为（e_x，e_y ），e_x 和e_y 分别为对应方向的偏心距；承台及其上方填土的总自重荷载为G，承台顶面形心处承载的竖向力合力为F，偏心荷载基于力的平移定理平移到形心以便分析，绕x、y轴的力矩分别为M_x 、M_y，综合上部竖向荷载、承台自重和上部覆土自重的竖向力为N，基础整体承担的水平荷载为H，H_i 则表示桩Z_i 承担的水平荷载；Z_i 表示第i根桩，i=1，2，…，n为桩编号，n为基础总桩数，桩基长度为L，桩Z_i 的截面面积为A_i，Δ_i 为桩Z_i 的竖向位移，Δ为荷载作用下形心处的竖向位移，θ_x 为绕x轴的转角，θ_y 为绕y轴的转角，（x_i，y_i ）为桩Z_i 的形心坐标。

1.3　理论计算公式推导

基于前文假定，桩Z_i 的竖向力可以表示为：

F_i=\frac{E{A}_i}{L}{\Delta }_i=\frac{E{A}_i}{L}(\Delta +{\theta }_x{x}_i+{\theta }_y{y}_i)（1）

根据力的平衡原理，可得桩Z_i 的平衡方程组：

\left\{\begin{array}{l}\sum k_i{\Delta }_i=N\\ \sum k_i{\Delta }_i{y}_i=M_x\\ \sum k_i{\Delta }_i{x}_i=M_y\end{array}\right.（2）

由于坐标原点建立在桩基的形心处，故各桩对形心的静矩为0，展开方程组（2）后化简可得：

\left\{\begin{array}{l}\Delta \sum A_i=\frac{NL}{E}\\ {\theta }_x\sum A_i{x}_{\mathrm{i}}{y}_i+{\theta }_y\sum A_i{y}_i^{\mathrm{2}}=\frac{M_{x}L}{E}\\ {\theta }_y\sum A_i{x}_{\mathrm{i}}{y}_i+{\theta }_x\sum A_i{x}_i^{\mathrm{2}}=\frac{M_{y}L}{E}\end{array}\right.（3）

求解方程组（3），可得形心处的位移：

\left\{\begin{array}{l}\Delta =\frac{NL}{E\sum A_i}\\ {\theta }_x=\frac{M_y{I}_x-M_x{I}_{xy}}{I{}_x{}^{}I{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}\frac{L}{E}\\ {\theta }_y=\frac{M_x{I}_y-M_y{I}_{xy}}{I{}_x{}^{}I{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}\frac{L}{E}\end{array}\right.（4）

式中：I_x 为对x轴的惯性矩；I_y 为对y轴的惯性矩；I_xy 为惯性积，相应计算公式为

\left\{\begin{array}{l}{I}_x={\int }_{\sum A_i}{y}^{\mathrm{2}}\mathrm{d}A=\sum y^{\mathrm{2}}{A}_i\\ I_y={\int }_{\sum A_i}{x}^{\mathrm{2}}\mathrm{d}A=\sum x^{\mathrm{2}}{A}_i\\ {I_x}_y={\int }_{\sum A_i}xy\mathrm{d}A=\sum xy{A}_i\end{array}\right.（5）

将求解结果带入式（1）中可得桩Z_i 的桩顶竖向力为

F_i=\frac{A_{i}N}{\sum A_i}+A_i{x}_i\frac{M_y{I}_x-M_x{I}_{xy}}{I{}_x{}^{}I{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}+A_i{y}_i\frac{M_x{I}_y-M_y{I}_{xy}}{I{}_x{}^{}I{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}（6）

桩Z_i 的桩顶水平力为

H_{\mathrm{i}}=\frac{A_{i}H}{\sum A_i}（7）

对式（6）进行合并变换为

F_i=\frac{A_i}{\sum A_i}N+\frac{A_i{y}_i{I}_y-A_i{x}_i{I}_{xy}}{I{}_x{}^{}I{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}{M}_x+\frac{A_i{x}_i{I}_x-A_i{y}_i{I}_{xy}}{I{}_x{}^{}I{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}{M}_y（8）

当基础确定、桩型与桩位确定，仅考虑上部荷载的变化时，根据式（8）可知桩顶荷载的大小跟随上部荷载的变化按一定的系数变化，不影响桩顶荷载的分配效应，仅影响其数值大小和方向。

2 常规情形的分析讨论

前述公式是在桩基为任意多桩径不规则布置情形下推导的通用性公式，下面根据工程中常规设计做法分情况进行讨论。

第一种情形：当群桩基础中的所有基桩的桩径相同，仅几何布置不规则时，所有桩的截面面积A_i 相同：

A_{\mathrm{0}}=A_i=\frac{\mathrm{1}}{n}\sum A_i（9）

此时，桩Z_i 的桩顶竖向力转化为

F_i=\frac{N}{n}+x_i\frac{M_y\sum y_i^{\mathrm{2}}-M_x\sum x_i{y}_i}{\sum x_i^{\mathrm{2}}\sum y_i^{\mathrm{2}}-(\sum x_i{y}_i{)}^{\mathrm{2}}}+y_i\frac{M_x\sum x_i^{\mathrm{2}}-M_y\sum x_i{y}_i}{\sum x_i^{\mathrm{2}}\sum y_i^{\mathrm{2}}-(\sum x_i{y}_i{)}^{\mathrm{2}}}（10）

式（10）与肖耀廷等^［9］所提出的非对称布桩的桩顶作用效应计算公式相同，当仅承受轴压荷载时计算公式则与规范一致。

第二种情形：在群桩基础中采用多种桩径不同的桩而平面上仍进行对称布置。此时，惯性积I_xy =0，将其代入式（6），可得桩Z_i 的桩顶竖向力：

F_i=\frac{A_{i}N}{\sum A_i}+A_i{x}_i\frac{M_y}{I_y}+A_i{y}_i\frac{M_x}{I{}_x{}^{}}（11）

式（11）与赵少飞等^［8］提出的不同桩径群桩基础的桩顶作用力的计算公式一致，当仅承受轴压荷载时，式（11）进一步简化为

F_i=\frac{A_{i}N}{\sum A_i}（12）

第三种情形：当群桩基础中全部采用相同桩径的基桩且平面上对称布置时，桩Z_i 的桩顶竖向力可进一步简化，可得到与常规计算采用的《建筑桩基技术规范》^［6］（JGJ 94—2008）中计算方法相同的计算公式，即：

F_i=\frac{N}{n}+\frac{M_x}{\sum y_i^{\mathrm{2}}}{y}_i+\frac{M_y}{\sum x_i^{\mathrm{2}}}{x}_i（13）

通过对工程中常见三种情形的分析讨论，可见本文所提出的计算方法具有更广的适用范围。但在使用该公式时，应当注意：基础上部荷载必须通过力的平移定理等效转化到形心处，且本文计算中x_i 、y_i 的取值有正负之分。

前述假定忽略了基础扭转与承台下方土体反力的影响，因此该计算方法的使用存在一定的局限性。一是不适用于上部结构中存在较大扭矩的基础验算，可能会导致较大的误差；二是基础承台面积较大时，土体反力不能够被忽略，因此当桩数足够多或承台足够大时，不宜采用该计算方法，而应参考桩筏基础的相关理论进行验算。因此，建议使用范围包括：能够忽略上部扭转与承台底面土体反力的同径对称桩基、不同径对称桩基、同径不对称桩基、不同径不对称桩基、多桩径不规则布置异形承台桩基等各种形式。

3 极值荷载的求解公式

对于同桩径规则群桩基础而言，荷载的最不利位置一般较容易得出，但对于多桩径不规则群桩基础而言，荷载最不利位置则较难判断，假设其形心处弯矩荷载的方向角α为与x轴正方向的夹角，α以逆时针方向为正，以推导桩Z_i 的最不利荷载方向。将形心处M_x 、M_y 分别表示为合力矩M沿x、y轴的分量，即：

\left\{\begin{array}{l}{M}_x=M\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\theta \\ M_y=M\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\theta \end{array}\right.（14）

对确定的桩Z_i 而言，其截面面积A_i，坐标（x_i，y_i ）均为确定值，将式（14）带入式（6），可得其桩顶竖向力：

F_i(\theta )=\frac{A_{i}N}{\sum A_i}+M{A}_i{x}_i\frac{I_x\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\theta -I_{xy}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\theta }{I{}_x{}^{}I{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}+M{A}_i{y}_i\frac{I_y\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\theta -I_{xy}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\theta }{I{}_x{}^{}I{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}（15）

化简式（15）可得：

\begin{array}{l}{F}_i(\theta )=\frac{A_i}{\sum A_i}N\pm \frac{M{A}_i}{I_x{I}_y-I_{xy}^{\mathrm{2}}}\\ \sqrt[]{(I_x{x}_i-I_{xy}{y}_i{)}^{\mathrm{2}}+(I_y{y}_i-I_{xy}{x}_i{)}^{\mathrm{2}}}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}(\theta \pm \sigma )\end{array}（16）

其中，σ为辅助角，其值通过式（17）求解：

\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\sigma =\frac{I_y{y}_i-I_{xy}{x}_i}{I_x{x}_i-I_{xy}{y}_i}（17）

仅通过角σ的正切值不能确定σ的大小，为方便计算，将其取值范围限定为（-π/2，π/2），此时公式中正负号的取值则变成一个纯数学问题，应分别判断弯矩项和辅助角两个位置的正负号，主要与桩的位置有关，当I_xx_i-I_xyy_i >0时，公式后项取正号，反之取负号；当tanσ>0时，σ前取正号，反之取负号。

当桩Z_i 的几何位置确定后，求解式（16）的极大值和极小值，即得到桩Z_i 的最不利荷载方向和大小。

4 有限元验证与分析

4.1　模型建立

选取图2中桩径和桩数较多的2#基础、桩型较多且承台形状最为复杂的5#基础和桩数较少但特征较为典型的8#基础作为验算实例，其中紫色桩为桩径1 m的A型灌注桩，粉色桩为桩径0.7 m的B型灌注桩，绿色桩为桩径0.6 m的C型灌注桩，承台厚度均为2.4 m，2#基础和5#基础对应的平面布置如图4所示。

经计算得到三个基础的几何参数和主要荷载，如表1所示，其中M₀是形心处的等效弯矩荷载。通过前文式（6）计算荷载沿不同方向作用时各桩Z_i 所承担的竖向荷载。

在有限元模型中，用一个荷载作用板作用于承台上表面，桩顶面与承台表面设置Tie约束，桩底面的边界设置为三向约束，承台与桩的弹性模量取为30 GPa，泊松比为0.25。计算模型的网格划分如图4所示，单元类型为C3D8R。在（0， 360°）区间内每隔15°取一个工况，在ABAQUS中进行数值计算。

4.2　结果分析

根据三个典型基础的计算结果，无论是对桩径较大的A型桩还是桩径较小的B、C型桩，本文提出的公式计算结果与数值仿真的结果在荷载方向逐渐变化时的变化规律相同，均为正弦型曲线变化，且大小基本相同，三个基础的桩顶荷载计算结果如图5所示。整体来看，桩顶荷载的大小与方向与上部荷载作用方向相关，多数情况下仍以抗压承载为主，抗拔承载较少，且抗压承载力远大于抗拔承载力，这与实际工程一致。

在设计中同种桩径的桩基往往是统一配筋，故提取荷载方向在（0， 360°）区间内时，各桩型的极大值或极小值作为最不利荷载值，即最大值为最大轴压荷载，最小值为最大上拔荷载。分别提取三个基础中三种桩型的最大值和最小值，绘制于图6，可见采用规范算法时每根桩分配的荷载值较为接近。就极值而言，本文算法的结果与有限元计算结果更接近，且呈现明显的大桩分配更大的荷载、小桩分配更小的荷载的规律。

4.3　误差与安全系数

为直观地展现本文计算方法与规范计算方法求解结果的差异，定义误差Δ_i-j 为

{\Delta }_{m-n}=\frac{F_m-F_n}{F_n}（18）

式中：Δ_m-n 为m方法的求解结果与n方法的求解结果的误差，m和n分别为1、2、3时对应本文方法、规范方法和有限元方法。

以较为典型且桩数较少的8#基础为例，三种方法的计算误差如表2所示，对于荷载极值而言，无论是抗压荷载还是抗拔荷载，本文计算方法的计算误差均明显小于规范方法的计算误差。本文方法的误差绝对值的平均值为5.88%，远小于规范方法误差绝对值的平均值18.38%，仅约为规范方法误差的1/3。产生该误差的主要原因是未考虑异形承台的底面变形和扭转效应导致的计算结果偏差，这使得各个桩基承受的荷载分配存在偏移，进而导致了计算误差的产生。

值得注意的是，当采用多桩径不规则群桩基础时，即便使用现行规范公式能够验算通过，桩基实际承载的最大抗压或抗拔荷载也有超过其设计值的可能，这将导致采用规范方法设计时安全系数必须取得很大，导致经济性降低，或者安全系数不够大时出现桩基部分破坏的危险情形。为了群桩基础的安全运行，在进行多桩径不规则群桩基础的承载力验算时应优先采用本文提出的理论公式，并通过设置合理的安全系数来适当考虑承台变形和扭转带来的不利影响。由于本文方法计算的误差绝对值的平均值为5.88%，因此建议的安全系数可取为（1.0， 1.2），可根据工程的重要度等级和荷载作用方向等综合确定，即使取最大的1.2，相比于规范值仍具有一定的经济性。

5 结 语

本文针对基础桩基同时存在多种桩径、平面布置不规则、荷载作用偏心的异形群桩基础的桩顶作用荷载分配效应，提出了一种新的计算方法，分析了任意荷载作用下多桩径不规则群桩基础桩顶作用荷载的变化规律，并给出了桩基最大抗压荷载和最大抗拔荷载的计算公式。相比规范的计算方法，该公式具有更高的准确性和普适性，平均误差更小，仅为规范方法的约1/3。提示了多桩径不规则群桩基础中桩基实际承载的抗压或抗拔荷载有超过其承载力的可能，并指出了采用本文方法计算的必要性，同时分析了本文公式的使用范围限制。在工程设计计算中，当遇到非对称、不同桩径、偏心等特殊情况时，应选择本文提出的方法计算，以确保计算的准确性，并根据实际工程状况选取合适的安全系数，以保障基础设计的安全性。

参考文献

[1] 高翔，孙剑平，夏风敏.多桩型长短桩复合桩基在高层建筑桩基加固中的应用［J］.建筑结构，2020，50（6）：57-60，28.

[2] GAO Xiang，SUN Jianping，XIA Fengmin.Application of multi-type & long-short pile composite foundation in pile foundation reinforcement of high-rise building［J］.Building Structure，2020，50（6）：57-60，28.（in Chinese）

[3] 刘金砺.高层建筑地基基础概念设计的思考［J］.土木工程学报，2006，39（6）：100-105.

[4] LIU Jinli.Review and optimization of the conceptual design of foundations for high-rise buildings［J］.China Civil Engineering Journal，2006，39（6）：100-105.（in Chinese）

[5] 王涛，高文生，刘金砺.桩基变刚度调平设计的实施方法研究［J］.岩土工程学报，2010，32（4）：531-537．

[6] WANG Tao，GAO Wensheng，LIU Jinli.Study on implementation method for optimization design of pile foundation stiffness to reduce differential settlement［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2010，32（4）：531-537．（in Chinese）

[7] 赵宝利.苏州地区某超高层建筑基础优化设计［J］.建筑结构，2011，41（2）：97-100.

[8] ZHAO Baoli.Optimization design on the foundation of a super high-rise building in Suzhou［J］.Building Structure，2011，41（2）：97-100.（in Chinese）

[9] 王茂，高飞，谈世兵，地下室底板布设塔吊基础永临结合施工技术［J］.中国港湾建设，2019，39（12）：56-59，78.

[10] WANG Mao，GAO Fei，TAN Shibing，et al.Construction technology for combining temporary tower crane foundation with permanent basement floor［J］.China Harbour Engineering，2019，39（12）：56-59，78.（in Chinese）

[11] 欧阳波，王旭生，卓胜，预应力混凝土管桩筏形基础中塔吊基础优化设计案例分析［J］.建筑结构，2019，49（S2）：859-862.

[12] OUYANG Bo，WANG Xusheng，ZHUO Sheng，et al.Case study on optimal design of tower crane foundation in raft foundation of pre-stressed high-strength concrete pipe pile［J］.Building Structure，2019，49（S2）：859-862.（in Chinese）

[13] 苏恒强，陈志海，何军，工字形布桩群桩基础在大跨度拱形建筑结构中的应用［J］.建筑结构，2022，52（21）：134-138.

[14] SU Hengqiang，CHEN Zhihai，HE Jun，et al.Application of I-shaped pile group foundation in long-span arch building structure［J］.Building Structure，2022，52（21）：134-138.（in Chinese）

[15] 建筑桩基技术规范：JGJ 94—2008［S］.北京：中国建筑工业出版社，2008.

[16] Technical specification for building pile foundation：JGJ 94—2008 ［S］.Beijing：China Architecture & Building Press，2008.（in Chinese）

[17] 塔式起重机混凝土基础工程技术标准：JGJ/T T187—2019［S］.北京：中国建筑工业出版社，2019.

[18] Technical standard for concrete foundation engineering of tower cranes：JGJ/T 187—2019［S］.Beijing：China Architecture & Building Press，2019.（in Chinese）

[19] 赵少飞，李可，张丽华.含不同桩径桩基的桩顶作用效应计算分析［J］.岩土工程学报，2011，33（S2）：246-249.

[20] ZHAO Shaofei，LI Ke，ZHANG Lihua.Calculation and analysis of acting forces on pile top of foundation with piles with different diameters［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2011，33（S2）：246-249.（in Chinese）

[21] 肖耀廷，党发宁，方建银，不对称布桩桩基的桩顶荷载效应分析［J］.工业建筑，2015，45（4）：117-119.

[22] XIAO Yaoting，DANG Faning，FANG Jianyin，et al.Analysis of acting force on pile top of foundation with asymmetric piles［J］.Industrial Construction，2015，45（4）：117-119.（in Chinese）

[23] 崔浩然，张英，杨森，塔吊偏心设置时桩基础桩顶作用效应分析［J］.地下空间与工程学报，2022，18（2）：415-420.

[24] CUI Haoran，ZHANG Ying，YANG Sen，et al.Analysis on the acting force on pile top under tower crane being eccentrically set on the pile foundation［J］.Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2022，18（2）：415-420.（in Chinese）

基金资助

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