RPC預制管混凝土組合柱組合效應試驗研究

單波+劉志+肖巖+胡源

摘 要：配有高強螺旋箍筋的活性粉末混凝土（RPC）預制管內澆筑混凝土，形成一種新型組合結構——RPC預制管混凝土組合柱（CFRT）.對9個不同箍筋間距的CFRT，3個箍筋約束混凝土柱和3個RPC空管開展軸向抗壓試驗，研究RPC管與內部混凝土之間的組合效應，以及箍筋間距對CFRT軸壓性能的影響.結果表明：在荷載峰值下，組合柱中的RPC管沒有出現明顯的剝落現象，構件截面較為完整；CFRT柱的承載力顯著高于對應的箍筋約束混凝土柱和RPC空管兩者單獨的承載力之和，在承載力上實現了超疊加；CFRT中配置的箍筋間距越小，組合柱的抗壓性能越好；基于Mander模型和相應的簡化，對CFRT的組合效應進行了分析，RPC管對組合柱的軸向承載力貢獻在0.22～0.26之間，且隨箍筋間距的增大而有提高的趨勢，并提出了CFRT軸向承載力計算方法.

關鍵詞：活性粉末混凝土（RPC）；約束；高強箍筋；軸向受壓；組合效應

中圖分類號：TU398.9 文獻標志碼：A

文章編號：1674-2974（2017）03-0088-09DOI：10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.03.011

Abstract：An innovative composite structure， named concrete-filled RPC tube （CFRT）， was presented in the paper. In this system， high-strength stirrups are arranged in prefabricated reactive powder concrete （RPC） tube， and concrete is then casted into RPC tube. Total fifteen large-scale columns were designed and conducted for axial compression test， including nine CFRT specimens， three high-strength stirrup confined concrete （HSCC） specimens and three hollow RPC tubes. Composite action between the RPC tube and internal concrete as well as the spiral stirrup spacing was considered as the main factors in tests. The results show that only slightly cracking without any spalling occurs at the RPC tube of CFRT column when axial load approaches its peak value. Meanwhile， the axial load-carrying capacity of CFRT column is higher than the sum of that of hollow RPC tube and internal concrete， indicating this composite system realizes the superposition effect. The compressive properties of CFRT columns are also improved with the decrease of spacing of stirrups. Moreover， based on Mander model and the corresponding simplifications， contribution ratio of RPC tube for load-carrying capacity of CFRT columns was quantified， and its value increased from 0.22 to 0.26 with the increasing stirrup ratio. Furthermore， a calculation method for load-carrying capacity of CFRT was proposed.

Key words： reactive powder concrete（RPC）； confinement； high-strength stirrup； axial compressive load； composite action

隨著社會的進步和經濟的持續發展，現代工程結構向大跨、高聳、重載及復雜環境發展，對建筑材料和構件的要求也越來越高.結構柱是建筑中最重要的承重構件，必須具有突出的承載能力和變形性能、良好的耐火性能、與使用環境對應的耐久性，并符合現代施工技術工業化的要求[1].在結構柱的研究領域，以約束效應為基礎的組合柱及超高性能混凝土（UHPC）是最主要的發展方向，前者包括箍筋約束混凝土、纖維增強塑料（FRP）約束混凝土和鋼管混凝土（CFT），后者主要是以活性粉末混凝土（RPC）為代表[2-4].

在組合柱中，CFT因其具有良好的力學性能和施工性能，得到了深入研究和廣泛應用，最具代表性[5].這種組合柱的基本原理是利用鋼管對核心區混凝土提供側向約束，使混凝土處于三向受壓的應力狀態，從而提高其抗壓強度和壓縮變形的能力.而內部填充的混凝土為鋼管提供了支撐作用，增強了鋼管壁的幾何穩定性.在施工中，鋼管作為澆筑核心區混凝土的模板，便于施工[5].但CFT也存在缺陷，主要是鋼管耐火性能和耐腐蝕性差，對建筑成本和維護成本有重要影響，極大地限制了其在腐蝕性環境中的應用[6-8].此外，鋼管與內部混凝土材料特性差別大，易導致鋼管與混凝土脫空，也是CFT常見的質量問題[2].

RPC最早由法國Bouygues實驗室于1993年研制出來，是一種具有超高抗壓強度、高耐久性以及高韌性的新型水泥基復合材料，RPC制成的構件及結構具有很高的強度/自重比、突出的耐久性和良好的抗震性能[9-12].作為一種高技術混凝土，RPC一問世即成為土木工程領域的研究熱點，并在建筑工程、水利工程、橋梁與路面工程及防爆結構工程等諸多領域得到應用[13-14].由于摻入了大量高活性材料，RPC一般需要進行加熱養護[15].另外，考慮到RPC材料單價高，制成實心受壓構件并不合理.因而，現階段RPC的應用以預制薄壁構件及組合構件為主要應用形式[13-14].有研究者對RPC填充鋼管的組合柱進行了研究，但究其本質而言，與普通CFT沒有區別[16-17].

作者從RPC材料特點和現有CFT存在的問題出發，提出RPC預制管混凝土組合柱（Concrete-filled RPC tube，簡稱CFRT），其技術方案為：將RPC預制成配置高強螺旋箍筋的薄壁管，施工時在內部現澆混凝土，形成組合柱.

CFRT在組合方式和約束形式上結合了CFT和箍筋約束混凝土的特點，并充分發揮了RPC材料的優異特性，具有以下顯著特點：①具有與CFT基本相當的施工性能.在施工過程中，RPC預制管既是內部混凝土的模板，也是施工荷載支持體系的一部分；②RPC管具有一定厚度，且其本身具有超高的抗壓強度和良好的變形能力，因而當組合柱的荷載達到峰值時能直接承受相當比例的軸向荷載；③RPC管壁內的高強箍筋及管壁本身為內部混凝土提供有效的側向約束作用；④RPC管具有突出的耐腐蝕性和抗火性能；⑤RPC管與內部混凝土同為水泥基材料，具有相似的物理特征，從材料層面克服了管壁與混凝土脫空的問題；⑥采用預制方式制作RPC管，符合RPC的工藝特點和建筑工業化的要求.

這一新型組合柱擴展了約束混凝土的形式與RPC的應用范圍，在一定范圍內取代鋼管混凝土，特別是在高溫、高腐蝕環境中（如海岸工程、遠洋島礁工程），具有良好的應用前景.

本文進行了15根大尺寸試件的軸向抗壓試驗，驗證了這種新型組合柱的有效性，并初步探討了CFRT的組合效應.

1 試驗設計

1.1 試件設計

本文采用高強螺旋箍筋預制RPC管材，對3組不同箍筋間距的CFRT試件進行軸向抗壓試驗，并對1組RPC空管和1組箍筋約束混凝土柱進行對比試驗，每組3個試件，共計15個試件.各組試件的基本設計參數見表1，試件編號由2部分組成：前一部分表示約束類型，其中，CFRT代表RPC管組合柱，HSCC代表箍筋約束混凝土（High-strength stirrup confined concrete）；后一部分中，數值表示箍筋間距.例如CFRT-20表示外側為箍筋間距為20 mm的RPC管組合柱，而RPC-T表示空管試件，內部不填充混凝土.

RPC預制管的外徑D為300 mm，高度h為600 mm，壁厚t為20 mm，在管壁的中心位置配置直徑6 mm的螺旋箍筋，如圖1所示.箍筋采用高強度的光面65錳彈簧鋼，并委托專業彈簧生產廠家加工而成，箍筋的力學性能見表2.為綁扎箍筋籠，沿預制管軸向綁扎4根直徑4 mm的縱向構造鋼筋，不考慮其對軸向承載力的貢獻.

對于組合柱，在RPC預制管內現澆設計強度等級為C50的普通混凝土，水泥為42.5的普通硅酸鹽水泥，粗骨料為碎石，最大粒徑25 mm，細骨料為河砂，具體配合比為：水泥∶砂∶石∶水=1∶1.14∶1.88∶0.38，28 d的立方體抗壓強度為47.1 MPa.

1.2 RPC填充性試驗

RPC選用原材料的基本情況如下：水泥為42.5的硅酸鹽水泥，湘潭產；粉煤灰為細度為10%的Ⅱ級灰，湘潭產；硅灰為貴州產，平均粒徑為0.1 μm；石英砂粒徑為0.428～0.850 mm，長沙產；石英粉平均粒徑為0.038 mm，長沙產；減水劑為聚羧酸高性能減水劑，粉劑；鍍銅鋼纖維，直徑為0.12 mm，長度為13 mm，河南產.

RPC預制管在實驗室采用人工制作，將RPC拌合物澆入鋼模內成型，澆筑的同時進行振搗.鋼模由外立模、內立模、底模和對拉螺桿等部分組成，如圖2（a）所示.由于RPC預制管壁薄、鋼筋密，為保證澆筑質量，有必要進行填充性試驗.需要說明的是，本文受限于實驗條件，采用以上方法加工RPC預制管，而對于此類環形截面的薄壁構件，工廠一般采用離心法制作，這也是本研究目前正在進行的工作.

填充性試驗的基準配合比為：水泥∶粉煤灰∶硅灰∶石英砂∶石英粉∶減水劑=1.0∶0.1∶0.2∶1.1∶0.1∶0.015，改變鋼纖維摻量，測定拌合物的填充性.填充性試驗的鋼質模具開口長度200 mm，空腔凈寬度20 mm，與RPC預制管壁厚相同，填充高度為300 mm，沿高度方向布置直徑為6 mm、間距為20 mm的鋼筋，如圖2（b）所示.試驗時將RPC分層澆入模具中，并在振動臺上振搗密實，記錄振搗時間，并在24 h后拆模觀察RPC的填充情況.同時，每種配合比制作3個邊長為100 mm的立方體試件，在90 ℃的熱水中養護48 h后進行抗壓試驗，測定RPC的抗壓強度.強度試驗結果和填充性試驗結果如圖3所示.

試驗結果表明，在水膠比為0.20下，當鋼纖維摻量（體積分數）超過2.5%時，RPC的抗壓強度才表現出一定幅度的增長.對于填充性而言，鋼纖維的摻量有重要影響，當鋼纖維摻量低于2.0%時，振搗時間較短，試件的密實性較好；當鋼纖維摻量超過3.0%以后，RPC難以填充滿鋼模.綜合考慮，確定RPC預制管的鋼纖維摻量為2.0%.

1.3 試件制作

試件制作分為2個步驟：第一步是采用定制的鋼模制作RPC預制管，主要工序如下：首先，拼裝鋼模，并將綁扎好的箍筋籠放入模具中；接下來將RPC拌制好后分4層澆入鋼模中，并在振動臺上振搗密實；在室溫下靜停48 h后拆模；最后把成型后的RPC管再放入90 ℃熱水中養護48 h.圖4（a）為加工好的RPC預制管，表面光滑，效果較好.

第二步是將RPC預制管固定，在管內澆筑混凝土；待混凝土硬化后，對組合柱的頂面進行修補，主要方法是采用聚合物砂漿鋪漿，鋪漿厚度為3～5 mm，再用一塊機械拋光的厚鋼板壓頂，并使鋼板在鋪漿硬化過程中與試件底面保持平行，待修補層硬化后即可得到平整的受壓面，如圖4（b）所示.

對比試件HSCC-20直接采用RPC預制管的外立模和底模進行澆筑，螺旋箍筋的材質和植筋也與RPC預制管完全相同.需要說明的是，為了與實際情況接近，螺旋箍筋外側混凝土的凈保護層厚度為20 mm.

每組試件均制作1組100 mm×100 mm×300 mm的RPC棱柱體小試件， 1組直徑為150 mm，高度為300 mm的混凝土圓柱體小試件，與大試件同條件養護.試驗前，測得小試件的抗壓強度分別代表RPC的軸心抗壓強度f ′rpc-co和內部混凝土的軸心抗壓強度f ′co.所有試件在實驗室放置約60 d后進行抗壓試驗.

1.4 試驗裝置與加載制度

本試驗的加載裝置為10 000 kN的電液伺服壓力試驗機.為測量箍筋的應變，在預制管澆筑前，選擇試件中截面處的2道箍筋，在每道箍筋表面粘貼4個長度為3 mm的應變片（H1～H4，H5～H8），在RPC管表面的對應位置，沿環向和軸向分別粘貼4個應變片（T1～T4和A1～A4），如圖5所示.試驗時，在試件的中部安裝一個軸向變形測試架，試驗架通過對拉彈簧固定在試件上，并在對稱位置設有2個高精度的位移傳感器（LVDT），以準確測量試件在整個試驗過程中的軸向變形.軸壓荷載由壓力機內置傳感器測量.所有數據均采用DH3821數據采集系統同步采集記錄，采樣間隔為0.5 s.

試件采用單調加載，正式加載前，先對試件預加載，并進行對中.預加荷載不超過預估極限荷載的15%，若試件外表面的4個軸向應變片的讀數差值不超過10%，則認為試件處于理想的軸心受壓狀態，隨即卸載并開始正式加載.試驗的加載制度為：在試驗的開始階段，采用力控制，加載速度為5 kN/s；當達到預估極限荷載的90%時，改為位移控制，加載速度為0.5 mm/min，直至試件破壞.

2 試驗結果與分析

2.1 試驗過程與破壞形態

各類試件的破壞形態如圖6所示.RPC空管在加載初期沒有明顯變化，當荷載達到極限荷載的50%左右時，試件中部開始出現橫向裂縫，隨著荷載的增大，裂縫沿環向延伸.隨后，試件中部裂縫貫通整個橫截面，RPC管在中部出現較為顯著的外鼓，最后試件由于管壁局部失穩而破壞.

箍筋約束混凝土試件HSCC-20在加載初期處于彈性階段，試件表面沒有明顯變化.隨著荷載的增大，試件的中部出現豎向裂縫，并不斷延伸變寬.當荷載接近峰值時，裂縫開展明顯，試件中部的保護層混凝土大面積剝落，箍筋外露.此后，在承載力緩慢下降過程中，試件中部箍筋開始外鼓，保護層混凝土完全剝落.最后，箍筋發生斷裂，試件破壞.

3組CFRT組合柱的破壞過程類似，在加載初期試件處于彈性階段， RPC管表面沒有破壞現象.當荷載達到其極限荷載的70%左右時，試件的中上部開始出現一些細微的豎向裂縫，并慢慢向中部延伸.隨著荷載持續提升，裂縫數量不斷增加，試件中部也開始出現橫向裂縫.此后，橫向裂縫不斷增加并沿著環向擴展，整個過程中，裂縫處的鋼纖維發揮了抗裂作用，使得RPC管裂縫細密，沒有出現RPC剝落的現象.當荷載臨近峰值時，可以聽到鋼纖維從RPC中不斷拔出的聲音，但RPC管依然沒有出現明顯的剝落現象，裂縫寬度也很有限.此后，試件中部的橫向裂縫和豎向裂縫不斷擴展并貫通，隨著試件軸向變形越來越大，RPC管有一定程度的外鼓，箍筋在試件中部逐根發生斷裂，承載力會隨著箍筋的斷裂而出現顯著的波動，但沒有發生如FRP約束混凝土那樣一崩全散的現象.最后，多根箍筋被拉斷導致試件破壞.整個過程中RPC管沒有出現明顯的局部穩定問題和剝落現象，與RPC空管和箍筋約束混凝土試件有顯著差別.

2.2 結果分析

2.2.1 軸向承載力

試驗承載力結果匯總于表1中.取每組3個試件的承載力Nu，t平均值作為該組試件的承載力.從表1可以看出，CFRT的承載力隨著RPC管中箍筋間距的減小而增大，且箍筋越密，增長幅度越大，如CFRT-40的承載力比CFRT-60高約14.0%，而CFRT-20的承載力比CFRT-40高約28.3%，這應該與體積配箍率之間的差別不一樣有關.

在配箍相同的情況下，CFRT組合柱的承載力要顯著高于普通箍筋約束混凝土的承載力，如CFRT-20相對于HSCC-20，其軸向承載力約提高21.1%，說明RPC管和箍筋的結合形式使組合柱在承載能力上的提升非常明顯.

RPC空管由于管壁的局部失穩導致破壞，因而軸向承載力較低，僅達到其材料極限強度的48.6%.將組合柱的承載力與箍筋約束混凝土及RPC空管承載力之和相比，還可以發現組合柱的承載力比2個構件單獨承載力之和高約6.0%，可見CFRT組合柱在承載力上實現了超疊加效應.

2.2.2 荷載軸向應變曲線

選擇各組試件中有代表性的試驗結果，繪出荷載軸向應變曲線，如圖7所示，其中，軸向應變為2個LVDT測試數據除以其標距的平均值.由圖7中可以看出，對于CFRT試件，在荷載作用初期，3組試件的荷載軸向應變曲線呈線性，且基本重合，表明箍筋間距對組合柱的初始剛度基本無影響.當曲線進入彈塑性階段后，隨著箍筋間距減小，試件的承載力和峰值應變增大，曲線的彈塑性階段也更長.這主要是因為箍筋越密，對混凝土的側向約束作用越強，試件的強度和延性也越好[18-19].荷載軸向應變曲線進入下降段后，會在箍筋發生斷裂處產生對應的突變點，從圖中可以看到，隨著箍筋間距減小，箍筋的斷裂次數增加，且每次斷裂造成的強度降低幅度也更小，顯示出組合柱破壞前具有明顯的征兆.

從荷載軸向應變曲線的形狀來看，HSCC-20表現出與CFRT-20類似的特征，但HSCC-20的初始剛度顯著降低，這主要是由于RPC管具有較高的彈性模量，這也表明RPC管在荷載作用初期就能有效地直接承擔軸向荷載.與此相對應，在螺旋箍筋開始產生有效的約束應力時（對應于彈塑性段的起點），CFRT-20的承載力顯著高于HSCC-20.當達到荷載峰值時，HSCC-20表面混凝土大面積剝落，而CFRT-20整個截面雖有開裂，但基本完好，因此兩者的差別更為顯著.相對于CFRT-20，HSCC-20箍筋斷裂時對應的軸向應變更低，且由此導致的強度波動更大.

RPC空管由于是局部失穩導致的破壞，因此其荷載軸向應變曲線顯著劣化，遠差于CFRT和HSCC試件，也與已有的RPC材料單軸應力應變曲線差別很大[20].這也表明RPC管與內部混凝土的組合，可以有效避免管材本身的失穩破壞模式，對RPC管抗壓性能的充分發揮極為有利.

2.2.3 荷載箍筋應變曲線

圖8所示為各組試件中，選擇具有代表性試件繪出的荷載箍筋應變曲線，箍筋應變為同一截面4個箍筋應變片的平均值.從圖中可以看出，在荷載達到該組試件峰值荷載的70%前，3組CFRT試件的荷載箍筋應變曲線幾乎為線性關系，且基本重合，而箍筋的應變水平很低，僅為250με左右，這與混凝土的抗拉極限應變基本一致，這表明在混凝土開裂以前，箍筋的約束作用可以忽略.此后，箍筋應變隨荷載增加而迅速增大，約束效應逐步顯現出來，直至箍筋斷裂.

與CFRT-20相比較，在荷載相對較低時，HSCC-20的箍筋產生較為顯著的約束應力，這主要是保護層混凝土在加載初期就產生開裂和剝落，從而退出工作，由于缺少外圍RPC管，試件截面的應力水平增長更快，因此箍筋的應力水平更高.這也從一個側面證明了RPC管對于軸向承載力的有效貢獻.

在RPC空管中，箍筋的應力水平極低，表面缺少內部混凝土的側向支撐，RPC管中配置的螺旋箍筋基本不能發揮約束作用.

3 組合效應分析

Mander模型是在試驗基礎上提出的一個箍筋約束混凝土短柱的經典模型[8，21]，該模型能夠預測約束混凝土峰值應力及其對應的應變峰值.Mander模型已被國內外大量研究者證明了其合理性[22-25]，本文采用該模型對CFRT的組合效應進行分析.Mander計算箍筋約束混凝土抗壓強度的表達式分別如下[8]：

式中：各參數參看圖9，具體說明如下：fcc′與fco′分別為約束混凝土和非約束混凝土的軸心抗壓強度；fl′為核心混凝土的有效約束應力；fl為箍筋側向壓應力；ke為有效約束系數；Ae為箍筋對核心混凝土的有效約束面積；Acc為箍筋形心包圍的核心混凝土面積扣除縱筋面積；ρcc為縱筋面積與箍筋形心包圍的核心混凝土面積的比值.

Mander模型不考慮箍筋形心以外的混凝土對承載力的貢獻，但在CFRT中，RPC管在整個受力過程中都能夠承擔相當比例的軸向荷載，受力情況更為復雜.根據箍筋約束混凝土的機理，圖9給出了CFRT約束效應的示意圖，與Mander模型的約束機理進行比較，存在2個顯著差別：第一，對于非有效約束區（圖中的陰影部分），在Mander模型中，

這部分混凝土會壓碎剝落，而在CFRT中，這部分混凝土不會剝落，可以承擔部分軸向荷載；第二，對箍筋形心外側的RPC管，在受力過程中雖然開裂，但相對較為完整，也可以承擔部分軸向荷載，而Mander模型中，這部分也不考慮.為了簡化問題，考

慮到RPC管壁薄，CFRT的軸向承載力Nu，c由RPC管的承載力Nrpc，c和內部約束混凝土柱承載力Nc，c簡單疊加，其中，Nrpc，c按RPC單軸抗壓強度進行計算，Nc，c按Mander模型進行計算.其具體計算公式如下：

式中： Ac和Arpc分別為內部混凝土截面面積和RPC管截面面積.

表3給出了各組試件的分析結果，Nrpc，t為在組合柱中RPC管承擔的軸向荷載，在數值上等于組合柱承載力試驗值Nu，t與內部混凝土柱承載力Nc，c之差.

圖10給出了各組試件承載力的實測結果與計算結果的對應關系.從分析結果來看，HSCC-20的計算值與實測值基本一致，證明了Mander模型適用于采用高強箍筋約束的混凝土圓柱.對于CFRT試件，實測結果均低于預測結果，兩者差距在2.6%～9.3%之間，并隨箍筋間距的增大而增大.這種差異主要來自于在計算模型中對組合柱的實際受力情況進行了簡化.一方面，RPC管為拉壓雙向應力狀態，與計算模型中假設的單軸受壓狀態有區別；另一方面，RPC管在荷載峰值時已發生一定程度的開裂，存在損傷.因此，計算模型過高估計了外圍RPC管對承載能力的貢獻.關于CFRT約束機理及其對軸向承載力影響規律的定量分析，還需要深入、系統的試驗研究.

對于CFRT試件，RPC管和內部混凝土柱對軸向承載力的貢獻率反映在圖11中.

分析結果表明，在荷載峰值下，RPC管直接承擔的軸向荷載占總荷載的比例在0.22～0.26之間，隨箍筋間距的增大而有提高的趨勢.與之對應的是內部混凝土柱承擔的軸向荷載比例，有相應程度的降低.考慮到RPC管占組合柱截面面積的比例不到25%，所以RPC管對承載力的貢獻與其截面積的比約為1∶1.如果提高RPC的強度，那么預制管的強度貢獻率及組合柱的強度均會進一步提高.考慮到本試驗中RPC的抗壓強度較低，因此，CFRT柱的承載力有很大的提升空間.

由于HSCC-20承載力計算值Nu，c與實測值Nu，t基本吻合，因此，對于表3中的HSCC試件，直接采用其計算值Nu，c用于分析.將CFRT承載力實測值與HSCC的承載力計算值之比定義為承載力提高系數a.圖12給出了a與配箍率ρs的相關曲線，基本呈線性遞增關系，回歸分析的關系式如下：

因此，根據式（10）確定的提高系數a，乘以由Mander模型計算得到的對應HSCC的抗壓承載力Nu，hscc，可以較為簡便地估算CFRT的承載力，如式（11）所示.由于本文試件數量及試驗參數相當有限，如需要擴大式（10）的適用范圍，還需要更為全面的試驗數據支撐.

4 結 論

本文提出了一種新型組合結構——CFRT，并對其抗壓性能和組合效應進行了試驗研究，得到的主要結論如下：

1）CFRT在達到70%的峰值荷載前，試件外觀無明顯的改變.在達到荷載峰值時，RPC管產生大量細而密的裂縫，但沒有明顯的剝落現象，構件截面較為完整，與箍筋約束混凝土的破壞現象具有顯著差異.

2）CFRT的承載力顯著高于對應的箍筋約束混凝土柱和RPC空管兩者單獨的承載力之和，在承載力上實現了超疊加，表明這種組合形式具有良好的組合效應.箍筋間距越小，CFRT的抗壓性能越好.

3）基于Mander模型和相應簡化，對CFRT的約束效應和組合效應進行了分析，RPC管對組合柱的軸向承載力貢獻在0.22～0.26之間，并提出了CFRT軸向承載力計算公式.

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