최진 웅
(Jin-Woong Choi)
1)
이상 승
(Sang-Seung Lee)
2)
박선 규
(Sun-Kyu Park)
3)
홍성 남
(Sung-Nam Hong)
4)*
© The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection.
키워드
모듈러 교량, 슬래브, 횡방향 연결부, 프리스트레싱, 반복하중, 사용성 평가
Key words
Modular bridge, Slab, Transverse connection, Prestressing, Cyclic load, Serviceability
1. 서 론
콘크리트 모듈러 교량은 기계, 플랜트 등의 분야에서 적용 되어 오던 플러그 인 기술을 교량 건설 분야에 적용한 것으 로, 프리캐스트 콘크리트 기술에
기반을 둔 교량 가설 공법 이다 (Modular Bridge R & BD, 2012). 모듈러 교량은 최근 구조물의 노후화로 인한 교체 및 신규 교량
건설시 공사기간 단축, 교통 혼잡 및 환경 영향 최소화 요구에 부합하는 가설 공 법으로 다양한 연구가 진행 중이다 (Kang, 2012). 특히 국내의
경우 “도로교량 및 터널현황 (Ministry of Land, Infrastructure and Transport, 2010)”에 따르면 준공 후 30년 이상, 교량 연 장 20m미만인 교량은 대부분 슬래브교량으로 시공되어 있 어, 향후 교체수요를 대비하여 다양한 현장
조건에 대응할 수 있도록 폭, 길이방향으로 확장이 가능하고 간편 조립이 가능한 모듈러 슬래브 교량이 연구·개발 중에 있다 (Lee, 2012). 모듈러 슬래브 교량은 교축방향으로 제작된 세그먼트 를 횡방향으로 연결하는 프리캐스트 형식으로, 불가피하게 연결부가 발생하게 되며 연결부의 구조적
거동 및 사용성, 안전성에 대한 검증이 필요하다. 그러나 모듈러 슬래브 교량 의 횡방향 연결부에 대한 구조적 거동을 파악하고 사용성 및 안전성을 검증하기
위한 연구는 미흡한 실정이다.
따라서 본 연구에서는 모듈러 슬래브 교량에 적용된 횡방 향 연결부를 대상으로 반복 하중 재하 실험을 수행하여 하중 반복에 따른 연결부의 거동 특성을
파악하고 사용성을 검증 하고자 한다.
2. 문헌연구
모듈러 슬래브 교량의 경우 여러 개의 세그먼트가 횡방향 으로 조립되어 형성되기 때문에 세그먼트 간 연결부에는 힘 의 불연속면이 존재하게 된다. 이러한
세그먼트와 세그먼트 사이의 전단키 및 프리스트레싱 도입은 연결부의 변형 불연 속 및 응력 집중현상을 최소화하는데 주된 기능이 있다.
전단키를 갖는 연결부에 그라우팅 후 프리스트레싱을 도 입하는 방법과 관련된 연구는 여러 연구자들에 의해 다양하 게 수행되고 있다. Roberts (2011)와 Zane (2012)은 프리스 트레싱 도입 방법에 대한 연결부 정적 휨 실험을 수행하였고 또한 그 영향을 분석하였다. Badwan (2007)은 그라우팅 재 료와 프리스트레싱 손실량을 변수로 FEM 해석을 수행하였 다. Lee (2012)는 모듈러 슬래브교량의 횡방향 연결에 적합 한 전단키의
형상결정을 위하여 유한요소해석을 통한 매개 변수해석을 통하여 전단키의 형상 및 개수를 제안하였으며, 수직전단실험 (Push-Out Test)을 실시해
매개변수 분석의 타 당성 검토 및 최종적인 연결부의 제원을 결정하였다.
그러나 횡방향 연결부는 횡방향 연결부에 대한 휨 성능 검 증이 필요함에도 불구하고 대부분이 연결부에 대한 전단과 해석적 연구 및 프리스트레싱 도입
방법에 관련된 연구가 대 부분이며 반복 하중에 따른 거동 분석 및 사용성 검증과 관 련된 연구는 미흡한 실정이다.
따라서 본 연구에서는 선행 연구에 의해 결정된 연결부의 형상에 대하여 반복하중 재하 실험을 통하여 연결부를 갖는 구조의 거동 특성을 파악하고 사용성을
검증하고자 한다.
3. 실험 계획
3.1. 실험 개요
본 논문에서는 Fig. 1과 같이 모듈러 슬래브 교량의 횡방 향 연결부 형식 (Lee, 2012)을 적용하여 연결부를 갖는 실험 체의 하중 교번에 따른 휨 거동 특성 및 사용성을 검증하기 위하여 반복하중 재하 실험을 수행하였다.
Fig 1.
Shape of modular slab bridge
3.2. 실험 변수
연결부의 하중 교번에 따른 휨 거동 특성을 파악하고 사용 성을 검증하기 위하여 총 4개의 보를 제작하였다. 반복 하중 재하 실험에 적용될 하중의 크기를
결정하기 위하여 철근 콘 크리트로 설계된 일체형 기준 보를 1개 제작하였다. 반복 하 중 재하 실험을 위하여 총 3개의 실험체를 제작하였으며, 철
근 콘크리트로 제작된 일체형 기준보와 설계 프리스트레싱 력을 100% 도입한 연결부를 갖는 실험체 2개를 제작하였다. 실험의 변수는 반복하여 재하하는
하중의 크기이다.
실험체명과 변수를 Table 1에 정리하였다. 실험체명의 뒤 의 숫자는 기준 보의 최대하중대비 반복 재하된 하중의 크기 를 의미한다. 예를 들어 "C-100-60"은 설계 프리스트레싱력
을 100%도입하고 S-Control 정적 최대하중의 60%를 반복 하여 재하한 실험체를 의미한다.
Table 1.
Variable of the tested beams
|
Name of Specimens
|
PS force [kN]
|
Loading method
|
Remarks
|
|
S-Control
|
RC
|
Static
|
Control beam
|
|
C-Control-60
|
RC
|
Cyclic loading
|
Control beam
|
|
C-100-60
|
609.0
|
Cyclic loading
|
|
|
C-100-Serviceability
|
609.0
|
Cyclic loading
|
Service loads
|
실험에 사용된 실험체는 도로교설계기준 및 콘크리트구조 설계기준을 준용하여 설계되었다. S-Control과 C-Control-60 은 순지간이 3000mm로
총길이, 높이, 폭은 각각 3400mm, 450mm, 300mm로 제작하였다. 연결부를 갖는 분절형 실험 체는 총길이 1690mm, 높이 450mm,
폭 300mm의 모듈을 두 개 제작하여 모듈과 모듈 사이에 고성능 모르타르를 그라 우팅한 후 프리스트레싱을 도입하였다. 연결부는 건설기술연 구원에서
제안한 연결부 형상을 적용하였다. 연결부에 제원 은 Fig. 2와 같으며 실험체 제원은 Fig. 3과 같다.
Fig 2.
Dimensions of transverse joint
3.3. 실험 재료
콘크리트는 설계기준강도 50MPa의 레디믹스트 콘크리트 를 사용하였다. 연결부에는 직경 23(μm), 길이 12mm의 폴리 아미드 섬유 (Polyamide fiber)로 보강된 80MPa의 고성능 모르타르를 적용하였다. 사용된 모르타르는 공시체를
제작하 여 압축강도 및 휨 강도를 측정하였으며 그 결과를 Table 2 에 정리하였다.
Table 2.
Mechanical properies of the used mortar
|
Curing days
|
Compressive Strength, [MPa]
|
Tensile Strength, [MPa]
|
|
7
|
77.5
|
11.5
|
|
28
|
88.2
|
12.2
|
실험체에 사용된 철근은 직경 15.9mm의 이형철근을 사용 하였으며 프리스트레싱력 도입을 위하여 직경 12.7mm의 SWPC 7B 스트랜드 5가닥을
사용하였다. 실험에 사용된 재 료 물성치를 Table 3에 정리하였다.
Table 3.
Mechanical properties of steel bar and strand
|
name of steel [mm]
|
Cross-sectional area [mm2]
|
Yield strength [MPa]
|
Tensile strength [MPa]
|
|
D16(15.9)
|
198.6
|
400
|
560
|
|
SWPC 7B
|
98.71
|
1578.6
|
1578.6
|
3.4. 실험체 제작
일체형 기준 실험체의 경우 철근배근 후 콘크리트 (50MPa) 를 타설하여 제작하였고, 연결부를 갖는 실험체는 Fig. 4와 같은 작업과정을 거쳐 제작이 되었다. 각 모듈을 거푸집을 이용해 타설한 후 매치캐스팅을 이용하여 연결부에 거푸집 을 설치한 뒤 모르타르 (80MPa)를
타설하였다. 타설 후 28 일 강도가 발현되는 시점에 긴장력을 도입한 후 그라우팅을 실시하여 실험체를 일체화 시켰다.
Fig 4.
Procedure of building specimen
3.5. 하중재하 및 측정 방법
본 연구에 사용한 실험체는 정적 휨 실험체 1개 및 반복하 중 실험체 3개로써 총 4개의 실험체를 대상으로 실험을 수행 하였다. 먼저 S-Control을
대상으로 정적 휨 실험을 실시하 였으며 정적 휨 실험에는 2000kN급 엑츄에이터를 사용하였 고 파괴시까지 변위제어 방식으로 4점 재하 하였다. 하중
가 력 위치는 실험체 순지간에 L/3 및 2L/3이다.
반복하중 재하 실험에는 500kN급 엑츄에이터를 사용하여 기준 실험체 정적 최대 하중의 60% 및 사용하중을 응력비 (R = P min/P max)가 0.1이 되도록 3hz의 속도로 sine 함수 의 반복하중을 재하하였으며 이를 Table 4에 정리하였다. 하 중은 4점 재하 방식으로 정적 휨 실험과 동일한 위치에 가력 하였다.
Table 4.
Load intensity and number of cycles
|
Name of specimens
|
Loading intensity [kN]
|
Number of cycles
|
|
C-Control-60
|
6.29~62.88[0.6P max]
|
200,000
|
|
C-100-60
|
6.29~62.88[0.6P max]
|
200,000
|
|
C-100-serviceability
|
3.45~34.5[Service Load]
|
2,000,000
|
C-Control-60 및 C-100-60은 하중 반복 횟수 1회, 100회, 1000회, 10,000회, 50,000회, 100,000회, 200,000회에서
최대 재하 하중까지 (0.6P max) 정적 실험을 수행하였으며, C-100- serviceability는 1회, 100회, 1000회, 10,000회, 50,000회, 100,000회,
500,000회, 1,000,000회, 1,500,000회, 2,000,000 회에서 사용하중인 34.5kN까지 정적 실험을 수행하였다.
실험데이터 측정을 위하여 컴퓨터와 데이터로거 (U-CAM) 을 사용하였으며, 실험체 중앙에 LVDT를 설치하여 처짐을 측정하였다. 또한 반복하중 실험시
균열게이지를 최초 균열 발생 위치에 설치하여 하중 반복 횟수 증가에 따른 균열폭을 측정하였다. 실험 셋팅 및 게이지 위치는 Fig. 5와 같다.
Fig 5.
Test setup and location of gauge
4. 실험 결과
4.1. 정적 휨 실험
반복 하중 재하 실험을 수행하기 이전 반복 재하 하중의 크기를 결정하기 위하여 정적 휨 실험체에 대하여 실험을 수 행한 후 최대 하중 및 변위를 측정하였으며
그 결과를 Table 5에 정리하였다.
Table 5.
|
Name of Specimens
|
Cracking Load [kN]
|
Ultimate Load
|
|
Load [kN]
|
Deflection [mm]
|
|
S-control
|
57.44
|
104.80
|
28.6
|
S-Control은 일반적인 RC 보의 휨 파괴 양상을 나타내었 으며, 균열하중 57.44kN, 최대하중 및 최대하중에서의 처짐 은 각각 104.8kN과
28.6mm로 나타났다.
4.2. 반복하중 재하 실험
4.2.1. C-Control-60 및 C-100-60 실험 결과
정적 휨 실험을 수행한 후 S-Control의 최대하중을 P max (=104.8kN)로 0.6P max 및 사용하중으로 반복하중 재하 실 험이 수행하였다. Table 6은 0.6P max (=62.88kN)를 R=1.0 으로 재하한 C-Control-60과 C-100-60에 대하여 하중 반복 횟수에 따른 처짐과 균열을 나타낸
것이며, Fig. 6은 Table 6 을 도식화한 것이다.
Table 6.
Results of cyclic load test
|
Number of cycle
|
Max deflection [mm]
|
Residual deflection [mm]
|
Crack width [mm]
|
|
C-Control -60
|
C-100- 60
|
C-Control -60
|
C-100- 60
|
C-Control -60 C
|
C-100- 60
|
|
1
|
3.31
|
2.77
|
1.09
|
0.4
|
-
|
-
|
|
100
|
4.31
|
2.78
|
0.34
|
0.18
|
1.03
|
0.57
|
|
1,000
|
4.50
|
2.82
|
0.14
|
0.16
|
1.03
|
0.54
|
|
10,000
|
4.91
|
2.96
|
0.22
|
0.15
|
1.03
|
0.54
|
|
50,000
|
5.17
|
3.06
|
0.22
|
0.08
|
1.03
|
0.54
|
|
100,000
|
5.34
|
3.07
|
0.03
|
0.07
|
1.03
|
0.50
|
|
200,000
|
5.36
|
3.09
|
0.22
|
0.02
|
1.02
|
0.51
|
Fig 6.
Curves of cyclic load test
최대처짐의 경우 C-100-60은 거의 일정한 최대처짐을 나 타낸 반면에 C-Conrtol-60은 최대처짐이 꾸준하게 증가하여 20만회 이후에는 초기
최대처짐의 162%로 나타났다. 최초 정적 실험 결과 C-100-60은 기준 실험체인 C-Cotrol-60 최 대처짐의 84% 정도의 최대처짐이 나타났으나
하중이 반복 됨에 따라 20만회 이후에는 C-Cotrol-60의 58% 최대처짐을 나타내었고, 평균적으로 65% 수준의 최대처짐을 나타냈다.
이는 처짐에 영향을 미치는 휨강성은 최초 정적 하중 재하시 에는 비균열 단면에 대한 휨강성 (EIg )으로 C-Control-60와 C-100-60이 2,278,125,000 Nmm2으로 동일한 값을 가지 기 때문에 처짐에 큰 차이가 발생하지 않았으나, 균열발생 이후의 휨강성 (EIcr)은 C-Control-60와 C-100-60이 각각 294,621,977Nmm2, 373,909,000Nmm2으로 균열 이후 실험체의 강성에 차이가 발생하여 최대처짐의 차이가 크게 나타난 것으로 판단된다.
잔류처짐의 경우 C-Cotrol-60은 하중 반복 횟수가 증가함에 따라 지속적으로 증가하였다. C-100-60의 경우 일정 잔류처짐 (약 1 mm)으로
수렴하는 경향을 나타내었으며, C-100-60은 C-Control-60 보다 평균적으로 55% 작은 잔류처짐이 발생 했다.
C-Control-60 및 C-100-60의 균열 패턴을 Fig. 7에 나타 냈다. C-Control-60은 반복 하중 횟수가 증가함에 따라 중앙 부에서 단부로 균열이 진행되었으며 C-100-60은 하중 반복 횟수
증가에 따라 중앙 연결부에서 균열이 발생한 후 연결부 를 따라 균열이 진전되었으며 하중 재하점인 L/3 및 2L/3 지 점에서 균열이 관찰되었다.
중앙부의 균열폭은 C-Cotrol-60 과 C-100-60 모두 하중 반복 횟수가 증가함에 따라 거의 일 정한 균열폭이 관측되었으며 C-Control-60의
균열폭과 비교 하여 C-100-60의 균열폭은 50% 작은 균열폭을 나타냈다.
Fig. 8과 Fig. 9에 C-Control-60 및 C-100-60의 중앙부에 서의 하중-처짐 곡선을 각각 나타냈다. Fig. 8을 살펴보면 S-Control의 최대하중의 60%를 반복하여 재하한 결과 잔류 처짐이 지속적으로 증가하였으며, 최종 잔류처짐의 약 50% 에 해당하는
잔류처짐이 최초 정적 실험에서 발생하였다.
Fig 8.
Load-deflection curve : C-Control-60
Fig 9.
Load-deflection curve : C-100-60
Fig. 9의 C-100-60의 하중-처짐 곡선을 살펴보면 최초 정 적 실험에서 연결부에 균열이 발생하면서 전체 잔류처짐 1.07mm의 약 40%에 해당하는
0.4mm의 잔류처짐이 발생하 였다. 이후 하중 반복 횟수가 증가함에 따라 잔류처짐이 증 가하는 경향을 나타내었다. 최종 잔류처짐은 C-Control-60의
약 47%로 작게 나타났으며 이는 프리스트레싱으로 인한 복 원력 향상으로 인한 것이라 판단된다.
4.2.2. C-100-Serviceability 실험결과
설계 프리스트레싱력은 100% 도입한 연결부를 갖는 실험 체를 대상으로 사용하중 (=34.5kN)을 2백만회 반복 재하 하 였다. Fig. 10은 하중 반복 횟수에 따른 균열폭을 나타낸 것 이며, Fig. 11은 C-100-Serviceability의 하중 반복 횟수에 따 른 하중-처짐 곡선을 나타낸 것이다.
Fig 10.
Crack width of C-100-Serviceability
Fig 11.
Load-deflection curve of C-100-Serviceability
Fig. 10의 하중-처짐 곡선을 살펴보면 사용하중 이하의 하 중에서도 반복 횟수가 증가함에 따라 잔류처짐과 최대처짐 이 증가하는 것을 알 수 있다. 2,000,000회
반복하중이 재하 된 후 최대처짐은 약 1.05 mm 이며, 잔류처짐은 0.44 mm 로 계측되어 초기 최대처짐 및 잔류처짐보다 각각 약 114%,
120% 증가한 것으로 나타났다. 또한 C-100-Serviceability의 균열폭은 Fig. 11에서 볼 수 있듯이 평균 0.04 mm로 거의 일정하게 유지되는 것으로 나타났다. C-100-Serviceability는 반복하중이 100,000회에서
500,000회로 증가하면서 잔류처 짐이 상대적으로 크게 증가하였다. 이는 하중 반복획수가 증 가함에 따라 단면 상부 콘크리트가 압축에 의해 부분적으로
박락이 발생하고, 연결부의 이격이 하부에서 상부로 진점됨 에 따라 중앙부에서 긴장재와 콘크리트의 부착력 손실로 인 하여 상대적으로 잔류처짐이 크게
증가한 것으로 판단된다.
5. 사용성 평가
200만회 사용하중 재하 실험 이후 실험 결과와 현재 국내 설계기준에서 제시하고 있는 허용 기준을 비교하여 모듈러 슬래브교량의 횡방향 연결부 사용성을
검증하였다.
국내 도로교 설계기준 (2010)에서는 단순 또는 연속 경간 을 갖는 부재는 사용활하중과 충격으로 인한 처짐이 경간의 L/800을 초과해서는 안 된다고
규정하고 있다. 콘크리트 구 조설계기준 (2012)에서는 Table 7과 같이 1방향 구조물 (보) 에 대하여 장기처짐 효과를 고려한 처짐량이 부재 형태에 따 라 L/480~L/180을 초과해서는 안 된다고 규정하고
있다.
Table 7.
|
Type of member
|
Deflection to be considered
|
Deflection limitation
|
|
Flat roofs not supporting or attached to nonstructural elements likely to be damaged
by large deflections
|
Immediate deflection due to live load L
|
l
180
|
|
Floors not supporting or attached to nonstructural elements likely to be damaged by
large deflections
|
Immediate deflection due to live load L
|
l
360
∗
|
|
Roof or floor construction supporting or attached to nonstructural elements likely
to be damaged by large deflections
|
That part of the total deflection occurring after attachment of nonstructural element(sum
of the long-term deflection due to all sustained loads and the immediate deflection
due to any additional live load)
|
l
480
|
|
Roof or floor construction supporting or attached to nonstructural elements not likely
to be damaged by large deflections
|
l
240
|
실험 부재의 순지간은 3000mm이며 사용하중에 따른 실험 시 최대처짐은 1.05mm 이다. 각 설계기준에서 제시하는 기 준 가운데 보수적인 기준을
적용하였고 이를 Table 8에 정리 하였으며, 검토 결과 처짐에 대한 사용성 기준을 만족하는 것으로 나타났다.
Table 8.
Limit states of deflection for serviceability
|
Code
|
Limit states [mm]
|
Limit states [mm]
|
Check
|
|
Highway bridge design code
|
L/800
|
3.75
|
1.05mm
|
O.K.
|
|
Concrete structure design code
|
L/180
|
16.67
|
O.K.
|
|
L/360
|
8.33
|
|
L/480
|
6.25
|
|
L/240
|
12.5
|
허용균열폭에 대하여 도로교 설계기준 (2010)에서는 피복 두께 100mm 이하에 대하여 적용이 가능한 균열폭 기준을 Table 9와 같이 노출 환경 및 보강재 종류에 따라 구분하여 제시하고 있다. tc는 최외단 주철근의 외측 표면에서 콘크리 트 표면 사이의 최소 피복두께 (mm)를 타나낸다.
Table 9.
|
Type of reinforcement
|
Exposure conditions for reinforcement of the corrosion
|
|
Dry condition
|
Humidity condition
|
Corrosive condition
|
High corrosive condition
|
|
Rebar
|
Greater of 0.4mm or 0.006tc |
Greater of 0.3mm or 0.005
|
Greater of 0.3mm or 0.004
|
Greater of 0.3mm or 0.0035
|
|
PS strand
|
Greater of 0.2mm or 0.005
|
Greater of 0.2mm or 0.004
|
-
|
-
|
본 연구에서 대상으로 선정한 모듈러 슬래브교량 횡방향 연결부는 옥외에 시공되어 습윤환경이며, 보강재로 PS강재 를 사용하였다. 모듈러 슬래브교량 횡방향
연결부 실험체는 최외단 철근 중심까지 50mm로 H16 철근의 지름을 고려하 여 피복두께 (tc)가 42mm이기 때문에 0.2mm와 0.004tc (0.168mm) 중 큰 값을 만족해야 한다. 실험을 통한 최대 균 열폭은 0.05mm이며, 피복두께를 고려한 허용균열폭은 0.2mm 로 허용균열폭
기준을 만족하는 것으로 나타났다.
6 결 론
본 연구에서는 모듈러 슬래브 교량에 적용된 연결부의 반 복 하중에 따른 구조적 거동을 파악하고 사용성을 평가하였 다. 총 4개의 실험체를 대상으로
실험을 수행하였으며 그 결 과를 요약하면 아래와 같다.
-
S-Control을 대상으로 정적 휨 실험을 수행한 결과, 균 열하중 및 최대하중은 각각 57.44kN, 104.80kN으로 나타났으며, 최대하중에서의
처짐은 28.6mm로 나타났다.
-
설계 프리스트레싱력을 100% 도입하여 정적 휨 실험 최대하중의 60%를 반복하여 재하한 결과, C-Control-60 은 최대처짐이 꾸준하게 증가한
반면에 C-100-60은 일정한 최대처짐을 나타냈다.
-
C-Contol-60은 하중 반복 횟수가 증가함에 따라 균열 이 중앙부에서 단부로 발생하며 잔류처짐이 지속적으 로 증가하였으나, C-100-60은
지속적으로 증가하다가 약 1mm로 수렴하는 경향을 나타냈다. 또한 C-Contol-60 및 C-100-60 모두 하중 반복 횟수가 증가함에도 거의
일 정한 균열폭을 나타냈으며, C-100-60이 C-Control-60 보다 약 50% 작은 균열폭을 나타냈다.
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사용하중을 200만회 반복하여 재하한 결과, 200만회 반복하중 재하된 후 최대처짐은 약 1.05mm, 잔류처짐 은 약 0.44mm, 균열폭은 평균
0.04mm로 나타났으며, 10만회에서 50만회로 하중 반복 횟수가 증가하면서 잔류처짐이 상대적으로 크게 증가하였다.
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사용성 검토 결과 처짐에 대하여 도로교 설계기준 및 콘크리트 구조설계기준을 모두 만족하는 것으로 나타 났으며, 균열폭에 대하여 도로교 설계기준에서
제시하 고 있는 노출환경에 따른 허용균열폭 기준을 만족하는 것으로 나타났다.
감사의 글
본 연구는 국토해양부 건설기술혁신사업의 연구비 지원 (10기술혁신 B01-모듈러교량 기술개발 및 실용화 연구단)에 의해 수행되었습니다.
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