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旋切式PDC钻头水力结构优化
曹扬, 张博禹     
中国石油大学(北京)机械与储运工程学院
摘要: 旋切式PDC钻头比常规PDC钻头的结构更复杂,工作原理也比较特殊,常规的数值模拟方法不能全面描述旋切式PDC钻头水力结构及井底流场特性。鉴于此,采用标准k-ε模型和离散相模型(DPM)对旋切式PDC钻头井底流场进行仿真模拟,并对钻头的水力结构进行优化设计,对优化前后旋切式PDC钻头的井底流场进行对比分析。研究结果表明:刀盘形状的改变有利于工作流体的流动,可以降低刀盘附近岩屑颗粒的质量浓度;采用带有曲率的喷嘴可以增强旋切式PDC钻头刀盘区域的井底清洗效果;当采用曲率为1/50的喷嘴时,刀盘区域的井底清洗效果最好;当采用中心喷嘴直径12.0 mm和边缘喷嘴直径8.8 mm的组合方案时,旋切式PDC钻头的清洗和携岩能力达到最优。研究结果对未来页岩气开采方式的研究具有一定的指导意义。
关键词: 旋切式    PDC钻头    水力结构    喷嘴曲率    直径组合    井底流场    仿真    
Optimization of Hydraulic Structure of Rotary Cutting PDC Bit
Cao Yang, Zhang Boyu     
College of Mechanical and Transportation Engineering, China University of Petroleum(Beijing)
Abstract: Few researches have been conducted on the hydraulic structure optimization design of rotary cutting PDC bit. Standard k-ε model and discrete phase model (DPM) are used to simulate the bottom hole flow field of rotary cutting PDC bit and optimize the hydraulic structure. The bottom hole flow field of the rotary cutting PDC bit before and after optimization is compared and analyzed. The results show that the change of the shape of the cutter plate is beneficial to the flow of fluid and can reduce the mass concentration of the cutting particles near the cutter plate. The use of bit nozzle with curvature can enhance the bottom hole cleaning effect of the cutter plate area of rotary cutting PDC bit. A nozzle with a curvature of 1/50 provides the best bottom hole cleaning effect at the cutter plate area. The combination of the 12.0 mm center nozzle and the 8.8 mm edge nozzle presents the best cleaning and cutting carrying capacity of the rotary cutting PDC bit. The study has certain guiding significance for the future researches on shale gas development.
Keywords: rotary cutting    PDC bit    hydraulic structure    nozzle curvature    diameter combination    downhole flow field    Simulation    

0 引言

旋切式PDC钻头作为一种新型PDC钻头,它为页岩气开采过程中遇到的问题提供了一种新的解决方法。钻头结构包括切削结构和水力结构,其水力结构影响钻头的水力性能。

国内外不少学者已经对PDC钻头的水力结构开展了研究。管志川等[1-2]采用试验方法对安装矩形喷嘴及圆形喷嘴的PDC钻头的井底流场进行研究,且用数值模拟方法对圆形喷嘴射流冲击井底的问题进行研究和试验验证。刘刚等[3]利用试验装置研究了0°~20°喷嘴角度对PDC钻头井底清洗能力的影响。谢翠丽等[4]利用数值方法对喷嘴垂直和倾斜射流两种情况进行了研究。况雨春等[5-6]利用数值模拟方法研究了喷嘴的方位角、喷距和倾斜角等因素对PDC钻头井底流场的影响。R.CROUSE等[7]首次采用数值计算方法对井底流场进行分析,并对PDC钻头水力结构进行了优化。T.NAZARI等[8-9]运用DPM模型来研究井底流场岩屑运移比和岩屑尺寸与喷嘴尺寸的线性关系。拉夫堡大学的G.R.WATSON等[10]使用数值模拟方法对直径215.9 mm的PDC钻头进行了水力结构优化设计研究。

旋切式PDC钻头比常规PDC钻头的结构更复杂,工作原理也比较特殊,常规的数值模拟方法不能全面描述旋切式PDC钻头水力结构及井底流场特性。本文基于CFD软件Fluent对旋切式PDC钻头进行有限元计算,分析了刀盘结构形状、喷嘴结构、喷嘴弯曲曲率及中心喷嘴和边缘喷嘴直径组合参数对井底岩屑颗粒质量浓度的影响,同时分析了优化后的刀盘和喷嘴结构及中心喷嘴和边缘喷嘴直径组合对井底清洗效果的影响。所得结果对未来页岩气开采方式的研究具有一定的指导意义。

1 旋切式PDC钻头结构及仿真分析 1.1 三维结构

旋切式PDC钻头主刀翼在破岩的同时旋切刀盘反向旋切破岩,实现对井下地层机械交叉式切削破岩,其三维结构如图 1所示。

图 1 旋切式PDC钻头三维结构 Fig.1 Three-dimensional structure of the rotary cutting PDC bit

1.2 内部结构

旋切式PDC钻头主要由上部壳体、卡环装置、内齿轮部、小齿轮组、齿轮轴、密封装置、下部壳体、钻头主刀翼、旋切刀盘、连接装置和钻具接头等部分组成,其内部结构如图 2所示。

1—钻具接头;2—卡环装置;3—上部壳体;4—内齿轮部;5—内部齿轮;6—下部壳体;7—PDC切削齿;8—钻头主刀翼;9—连接装置;10—旋切刀盘;11—齿轮轴;12—密封装置;13—小齿轮。 图 2 旋切式PDC钻头内部结构 Fig.2 Internal structure of rotary cutting PDC bit

1.3 旋切式PDC钻头刀盘结构优化

优化前、后刀盘厚度和直径保持一致,其三维结构如图 3所示。

1—1号喷嘴;2—2号喷嘴;3—3号喷嘴;4—4号喷嘴;5—5号喷嘴;6—6号喷嘴;7—旋切刀盘。 图 3 旋切刀盘优化前、后三维结构 Fig.3 The three-dimensional structure of the rotary cutter plate before and after the optimization

1.4 旋切式PDC钻头喷嘴结构优化

在等变速形变截面喷嘴的出口处增加了一个弯曲喷口,其高度为7 mm。中心喷嘴优化前、后三维结构如图 4所示。

图 4 中心喷嘴优化前、后三维结构 Fig.4 The three-dimensional structure of the center nozzle before and after optimization

1.5 仿真模型 1.5.1 物理模型和网格划分

利用SolidWorks软件导出旋切式PDC钻头井底流体域,并进行数值分析。采用ICEM软件对井底流体域三维模型划分网格,考虑管壁处黏性底层的影响,使用Inflation将边界层细化为5层,设生长因子为1.1。井底流体域包括流体入口、环空出口和井底流场以及各结构对应的网格模型,如图 5所示。

图 5 井底流场几何模型和网格模型 Fig.5 Geometric model and grid model of bottom hole flow field

1.5.2 边界条件

液相为连续相,砂粒为离散相[11]。连续相采用标准k-ε湍流模型,近壁区域采用标准壁面函数处理。采用50 L/s速度入口边界及30 MPa压力出口边界,采用标准壁面边界。离散相通过Injection注射,粒子喷射选为表面Surface喷射,设置入射面为Inlet,粒子为尺寸均匀的石英石。分别设置粒子注入速度、颗粒直径和质量流量,其中粒子注入速度与连续相流入速度相同。在DPM选项卡中入口和出口采用Escape模型,固体颗粒与壁面碰撞时采用Reflect壁面反弹模型[12]

动量和湍动能采用二阶迎风离散格式,选半隐式Simple算法,用该算法求解湍流问题可以得到较好的收敛计算结果。选标准初始化方法,并设置从入口初始化。

1.5.3 网格适应性分析

网格形式和质量直接影响计算精度和计算量。进行网格适应性分析能够在减少计算量的同时获得较高的计算精度。分析入口速度50 L/s,质量流量0.01 kg/s,出口压力30 MPa时不同网格密度下井底同一点速度的变化情况,计算结果如表 1所示。

表 1 不同网格密度下井底颗粒流速 Table 1 Velocity of bottom hole particles at different grid densities
网格尺
寸/mm
网格数量 网格变
化/%
井底流速/
(m·s-1)
速度变
化/%
8 1 193 642 12.6
7 11 125 760 8.32 11.5 0.087
6 15 192 324 3.70 10.8 0.061
5 20 211 202 33.00 10.1 0.064

表 1可以看出:随着网格的加密,井底流速不断变化,但是基本在12.6~10.1 m/s之间;网格每细化1 mm,网格数量逐渐增大,计算量逐渐增加,当网格尺寸从8 mm依次变到5 mm时,速度变化量依次为0.087%、0.061%和0.064%;当网格尺寸从6 mm变为5 mm时,网格数量增加了33.0%,但井底速度变化趋于稳定。为减少计算量,选用网格尺寸6 mm进行分析。

2 旋切式PDC钻头水力结构优化设计及模拟结果分析 2.1 旋切刀盘未优化井底流场分析

当液固两相流速度为50 L/s、颗粒直径为100 μm、颗粒质量流量为0.005 kg/s、网格尺寸为8 mm、刀盘结构未优化时的仿真结果如图 6~图 8所示。选取1号、2号和3号喷嘴为研究对象,分析井底流动特性和流动规律。射流区指工作流体从钻头喷嘴喷出后形成的高速流体区域。漫流区指流体离开射流区,冲击方向与井底平行,形成层状且具有携岩和冷却作用的流体区域。上返区指井底漫流携岩到达井壁附近后,在井壁空间的限制下,从钻头排屑槽向上运动到达环空的区域。钻头喷嘴轴向剖面速度如图 6所示。

图 6 钻头喷嘴轴向剖面速度矢量图 Fig.6 Velocity vector of the axial section of the bit nozzle

图 7 旋切刀盘处速度云图和速度矢量图 Fig.7 Velocity distribution and velocity vector at the rotary cutter plate

图 8 井底岩屑颗粒输运轨迹 Fig.8 Transporting trajectory of cutting particles at the bottom of the well

随着喷嘴倾斜角度的增大,流体获得水力能量分量增加,流量增大,而冲击方向的反方向流量较少,在高速射流带动下会形成漩涡区,如1号和3号喷嘴红色框选区域。在旋切刀盘处,刀盘附近淹没流体的射出和流出方向受力不均衡,会产生漩涡区,如2号喷嘴红色框选区域。大量漩涡区的存在会影响井底岩屑排出,导致钻头泥包,因此应尽量减小漩涡区域的面积,降低井底岩屑颗粒的质量浓度。

未优化旋切刀盘结构对井底影响如下。

(1) 刀盘上方淹没流体由于受力不均衡会产生比较多的漩涡区,导致井底岩屑不能及时排出,聚集在刀盘附近,引起井底岩屑的重复切削,产生钻头泥包。

(2) 部分喷嘴射流冲击在旋切刀盘上,导致射流的水力能量被分散,影响流体在漫流区的速度,同时射流在刀盘的边缘发生偏折,刀盘上方区域产生了一些漩涡区,使射流无法有效地清洗旋切刀盘区域的岩屑,也会增加钻头泥包。

(3) 高速射流会不断冲击旋切刀盘边缘,使刀盘受较大冲击力,刀盘安装轴受到弯矩作用,导致刀盘与轴的连接部分发生松动,使旋切刀盘不能有效地对井底岩层进行切削,旋切刀盘处速度如图 7所示。

利用DPM模型进行数值模拟。为了便于观察结果,选取1条典型的岩屑颗粒运动轨迹进行分析。岩屑颗粒的运动轨迹并不是二维运动轨迹,而是在流体冲击下与井壁和钻头体之间产生碰撞和反弹形成的不规则三维运动轨迹。运动开始时岩屑颗粒的速度较小,经过漫流区时速度逐渐增大,但由于在岩屑运移过程中会受到井壁和未优化旋切刀盘的作用而发生反弹,导致运动速度减小,井底岩屑颗粒输运轨迹如图 8所示。

2.2 旋切刀盘结构优化前、后井底流场分析

旋切刀盘结构优化前、后钻头表面岩屑颗粒质量浓度如图 9所示。

图 9 旋切刀盘结构优化前、后钻头表面岩屑颗粒质量浓度分布云图 Fig.9 The mass concentration of cuttings on the surface of the drill bit before and after the structure optimization of the rotary cutter plate

图 9可以看出,优化后的旋切式PDC钻头体表面的岩屑颗粒质量浓度大大降低,表明此区域流体的流动比较充分。刀盘轴处的岩屑黏附堆积情况有所改善,这是因为刀盘结构改变,有更多的流体可以通过刀翼之间的空间到达刀盘轴,同时减少了喷嘴射流与刀盘之间的干涉,井底漫流速度有所提高,有利于提高刀盘区域的冲洗能力。

在主刀翼上增大排屑槽区域面积,岩屑颗粒质量浓度也有所降低,这是因为井底漫流速度的提高,使得上返区流体速度也随之提高,从而增强了工作流体的携岩能力,可使岩屑快速离开排屑槽,进入环空区域。

旋切刀盘结构优化前、后钻头井底压力云图如图 10所示。图 10a中井底负压区面积较小,主要集中在钻头的中心部分,可能会造成刀盘区域岩屑颗粒质量浓度升高;而图 10b中的负压区域面积明显增大,在以射流冲击点为中心的区域形成了完整的压力梯度。井底压力的降低趋势代表了流体携岩的流动方向,有利于射流冲击井底时,井底漫流将岩屑带入环空处。

图 10 旋切刀盘结构优化前、后钻头井底压力云图 Fig.10 Bottom hole pressure distribution before and after the structure optimization of the rotary cutter plate

中心喷嘴结构优化前轴向剖面速度云图如图 11所示。从图 11可以发现,虽然井底漫流区的速度增加,但是上返区的速度却减小了,导致漫流携岩能力减弱。这是因为优化后刀盘的体积减小,井底漫流在经过刀盘下表面和井底平面形成的空间时,流体扩散,导致井底漫流水力能量被分散,漫流速度整体下降。为了改善这种情况,下面将对中心喷嘴(2号和5号喷嘴)进行相应的结构优化。

图 11 中心喷嘴优化前轴向剖面速度云图 Fig.11 The velocity distribution of the axial profile before optimization of the center nozzle

2.3 喷嘴结构优化后井底流场分析

中心喷嘴结构优化后轴向剖面速度云图如图 12所示。从图 12可以看出,弯曲喷口使喷嘴射流有了一个喷射角度,增大了在井底漫流的水力能量,提高了漫流速度,使漫流以较高速度进入上返区,提高了上返区举升高度,增强了该区域的携岩能力,降低了井底岩屑颗粒的质量浓度。

图 12 中心喷嘴优化后轴向剖面速度云图 Fig.12 The velocity distribution of the axial profile after optimization of the center nozzle

中心喷嘴优化前、后钻头井底压力云图如图 13所示。由图 13可以看出,中心喷嘴优化前、后井底平面压力保持不变,但弯曲喷嘴射流在井底平面产生的负压区域面积较大,同时可以将负压区扩展到井底平面边缘,更有利于该区域岩屑的排出。弯曲喷嘴在钻头的中心区域形成了一定的压力梯度,有利于钻头中心的岩屑清除,降低井底岩屑颗粒的质量浓度。

图 13 中心喷嘴优化前、后钻头井底压力云图 Fig.13 Bottom hole pressure distribution before and after center nozzle optimization

中心喷嘴优化前、后钻头表面岩屑颗粒质量浓度云图如图 14所示。由图 14可知,安装有弯曲喷嘴的旋切式PDC钻头,其旋切刀盘区域的岩屑颗粒浓度降低,说明弯曲喷嘴射流产生的井底漫流可以有效携带岩屑排出,缩短岩屑与旋切刀盘和钻头体表面的接触时间,从而减少了岩屑的黏附堆积。

图 14 中心喷嘴优化前、后钻头表面岩屑颗粒质量浓度云图 Fig.14 Mass concentration distribution of cutting particles on the drill bit before and after center nozzle optimization

为了更好地描述井底速度变化,在井底附近和旋切刀盘下表面附近各选一个位置,观察喷嘴射流从钻头中心到井壁的速度变化,结果如图 15图 16所示。

图 15 井底附近流场速度的变化曲线 Fig.15 Velocity of flow field near the bottom of the well

图 16 刀盘下表面附近流场速度的变化曲线 Fig.16 Velocity of flow field near the lower surface of the cutter plate

图 15图 16可以看出,弯曲喷嘴的水力性能明显优于普通喷嘴,但两个喷嘴的速度变化趋势大致相似。带有弯曲喷口的喷嘴射流具有较大的水力能量,可以保持一个较大的井底漫流速度,在井底附近的最高速度为58.8 m/s,在旋切刀盘附近的最高速度为62.7 m/s。较高的井底漫流速度有利于岩屑及时排出,可降低井底岩屑颗粒的质量浓度。

3 改进后钻头的水力结构参数优化 3.1 中心喷嘴曲率优化

由上述分析可知,弯曲喷嘴可以使流体改道,加快了井底流体上返速度。为了研究弯曲喷嘴曲率ρ对井底流场的影响,设计了中心喷嘴曲率分析方案,如表 2所示。

表 2 中心喷嘴曲率分析方案 Table 2 Analysis scheme of the center nozzle curvarure
参数 方案1 方案2 方案3 方案4
ρ 1/150 1/90 1/50 1/30

保持旋切式PDC钻头其他结构参数不变,根据钻头中心喷嘴曲率分析方案进行数值模拟分析,选出最优的中心喷嘴曲率。

不同曲率中心喷嘴轴向剖面速度云图如图 17所示。由图 17可见,随着喷嘴曲率ρ增大,漫流层厚度逐渐增加,漫流的水力能量也逐渐增大。漫流层在排屑槽中上返的速度越快,漫流层的举升高度越高。当曲率ρ=1/50时,速度达到最大值;当曲率ρ=1/30时,速度略有衰减。较大的井底漫流速度有利于降低井底岩屑颗粒的质量浓度。

图 17 不同曲率中心喷嘴轴向剖面速度云图 Fig.17 The velocity distribution of the axial section of the center nozzle with different curvature

为了更好地描述井底速度的变化趋势,在井底附近选取一个位置,统计喷嘴射流从钻头中心到井壁的速度变化,如图 18所示。从图 18可见,4条曲线整体变化趋势大致相似,当ρ=1/50时,可以保持一个较大的井底漫流速度,在井底附近的最高速度为69.4 m/s,在旋切刀盘附近的最高速度为68.9 m/s。因此,当ρ=1/50时,可以获得较为优良的井底流场特性,既保持了射流冲击方向的漫流速度,又使得射流冲击反方向的漫流速度不会过小,保证了钻头中心区域和旋切刀盘区域的岩屑有效排出,降低了井底岩屑颗粒的质量浓度。

图 18 井底附近流场速度的变化曲线 Fig.18 Velocity change curve of flow field near the bottom of well

不同曲率下钻头表面岩屑颗粒质量浓度如图 19所示。从图 19可见,当喷嘴曲率为1/150时,钻头中心区域岩屑颗粒质量浓度较低,但是外部区域岩屑颗粒质量浓度较高。当喷嘴曲率为1/30时,钻头外部区域岩屑颗粒质量浓度较低,但是中心区域岩屑颗粒质量浓度较高。当喷嘴曲率为1/50时,钻头中心区域和外部区域整体岩屑颗粒质量浓度适中,能够保证钻头中心区域和旋切刀盘区域的岩屑有效排出。

图 19 不同曲率钻头表面岩屑颗粒质量浓度云图 Fig.19 Mass concentration distribution of cuttings particles on the surface of drill bits with different curvatures

3.2 中心与边缘喷嘴直径组合优化

中心喷嘴(2号、5号喷嘴)分布在钻头中心区域,喷嘴射流从井底携岩到上返排屑槽的运移距离较长,井底清洗区域大;而钻头的边缘喷嘴(1号、3号、4号、6号喷嘴)分布在钻头主刀翼附近,清洗区域较小。因此,根据中心喷嘴和边缘喷嘴所需流量设计不同喷嘴直径组合。

喷嘴当量面积是指钻头上所有喷嘴出口面积之和,它与钻头上每个喷嘴直径有关。不同的喷嘴直径组合方案会得到不同的喷嘴当量面积。中心区域的喷嘴有两个,采用曲率ρ=1/50的弯曲喷嘴;位于边缘区域的喷嘴有4个,采用等变速形变截面喷嘴。在喷嘴当量面积相等或相近情况下,设计出4种喷嘴的组合方案(见表 3),用于钻头井底流场研究。

表 3 钻头喷嘴直径组合分析方案 Table 3 Analysis scheme of the bit nozzles diameter combination
方案 中心喷嘴
数量/个
中心喷嘴
直径/mm
边缘喷嘴
数量/个
边缘喷嘴
直径/mm
当量直
径/mm
1 2 10 4 10.0 24.5
2 2 11 4 9.5 24.6
3 2 12 4 8.8 24.4
4 2 13 4 8.1 24.5

保持旋切式PDC钻头其他结构参数不变,根据钻头喷嘴直径组合分析方案进行数值模拟,选取最优的喷嘴直径组合方案。

不同直径(D1)中心喷嘴轴向剖面速度云图如图 20所示。从图 20可见,当中心喷嘴(2号喷嘴)的直径由方案1中的10 mm增大到方案3的12 mm时,井底漫流层的上返高度逐渐增加;当中心喷嘴直径增大到方案4的13 mm时,受到上返区涡漩影响,漫流层的上返高度有所下降。

图 20 不同直径中心喷嘴(2号)轴向剖面速度云图 Fig.20 Axial cross-section velocity distribution of the center nozzle (No. 2) with different diameters

为了更好地描述井底速度的变化趋势,分别在井底附近选取一个位置,观察4种方案下喷嘴射流从钻头中心到井壁的速度变化,如图 21所示。从图 21可见,从方案1到方案4,随着中心喷嘴直径D1逐渐增大,射流冲击方向的井底漫流速度逐渐增大。说明适当增大喷嘴直径可以提高井底漫流速度及漫流携岩能力,降低井底岩屑颗粒的质量浓度。方案3中的速度总体变化趋势优于方案4。

图 21 井底附近流场速度的变化曲线 Fig.21 Velocity of flow field near the bottom of the well

不同直径(D2)边缘喷嘴轴向剖面速度云图如图 22所示。从图 22可以看出,在边缘喷嘴(1号喷嘴)直径从方案1的10.0 mm逐渐减小到方案4的8.1 mm的过程中,漫流层在排屑槽的上返高度逐渐增大,当直径为8.1 mm时上返高度最大,其次为8.8 mm的喷嘴。

图 22 不同直径边缘喷嘴(1号喷嘴)轴向剖面速度云图 Fig.22 Axial cross-section velocity distribution of the edge nozzle (No. 1)with different diameters

井底附近流场速度的变化曲线如图 23所示。从图 23可见,从方案1到方案4,随着边缘喷嘴(1号喷嘴)直径逐渐减小,射流冲击方向的井底漫流速度逐渐增大。这说明适当减小边缘喷嘴直径可以提高井底漫流速度和漫流携岩能力,降低井底岩屑颗粒的质量浓度。方案3中的速度总体变化趋势优于方案4。

图 23 井底附近流场速度的变化曲线 Fig.23 Velocity of flow field near the bottom of the well

在CFD-post中,以旋切式PDC钻头的保径块上表面为基准,建立一个平行于井底的平面。以此平面沿Z轴的负方向建立一个圆柱体,用来分析钻头体表面岩屑颗粒的平均质量浓度。

图 24所示,采用方案3时,钻头体上的岩屑颗粒平均质量浓度最低,为22.73 kg/m3。这与上述分析结果一致。

图 24 钻头体表面岩屑颗粒平均质量浓度柱状图 Fig.24 Histogram of the average mass concentration of cuttings particles on the surface of the bit

4 结论

(1) 刀盘形状的改变有利于工作流体的流动,可以降低刀盘附近岩屑颗粒的质量浓度。

(2) 采用带有弯曲喷口的喷嘴可以加强对旋切式PDC钻头刀盘区域的井底清洗效果。

(3) 当采用曲率为1/50的喷嘴时,刀盘区域的井底清洗效果最好。

(4) 采用中心喷嘴直径12 mm和边缘喷嘴直径8.8 mm的组合方案时,旋切式PDC钻头的清洗和携岩能力达到最优。

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文章信息

曹扬, 张博禹
Cao Yang, Zhang Boyu.
旋切式PDC钻头水力结构优化
Optimization of Hydraulic Structure of Rotary Cutting PDC Bit
石油机械, 2020, 48(6): 43-51
China Petroleum Machinery, 2020, 48(6): 43-51.
http://dx.doi.org/10.16082/j.cnki.issn.1001-4578.2020.06.007

文章历史

收稿日期: 2019-12-11

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