Establishing Pressure Profiles and Casing Program Optimization in the Southern Shunbei No. 5 Fault Zone
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摘要:
顺北5号断裂带南部受断裂构造运动影响，钻井过程中普遍存在恶性漏失、钻井效率低等问题。为此，基于邻井成像测井资料和钻井资料，建立了漏失压力计算模型，得到了顺北5号断裂带南部地层的四压力（孔隙压力、破裂压力、坍塌压力和漏失压力）剖面；根据四压力剖面和钻井技术难点优化井身结构，将侵入体未发育区域原有的五开井身结构优化为四开井身结构，并减小井眼尺寸，缩短了钻井周期；针对侵入体发育区域，设计了地层承压能力强的非常规四开井身结构和缩小井眼尺寸的常规五开专封井身结构，提高了井壁稳定性。现场试验表明：所建漏失压力计算模型的预测准确性较高；应用常规五开专封井身结构后，复杂情况处理时效平均缩短 27.8 d，钻井周期平均缩短14.6%。研究和现场试验表明，顺北5号断裂带南部采用优化后的井身结构能够解决钻井过程井漏和钻井效率低的问题，可为复杂地层超深井井身结构设计提供技术借鉴。
Abstract:The southern part of the Shunbei No. 5 fault zone is affected by structural fault movement. Numerous drilling problems such as severe leakage and low drilling efficiency frequently occur. Based on adjacent well logging data and drilling data, a leakage pressure model was established, and a four-pressure profile (pore pressure, fracture pressure, collapse pressure and leakage pressure) of the southern formation in Shunbei No.5 fault zone was obtained. According to the pressure profile and drilling technical problems, casing program without invasive body was optimized from original five-section to four-section. As a result, the borehole size was reduced and the the drilling cycle was shortened. For areas with an invasive body, a unconventional four-section casing program with stronger formation pressure-bearing capacity and a conventional five-section sealing casing program with reduced borehole size was designed. The wellbore stability dramatically improved. The field test demonstrated that the prediction accuracy of leakage pressure is high. The average time for dealing with complex situation is shortened by 27.8 days and the average drilling period reduced by 14.6% after applying the five-section sealing casing program. The research showed that the optimized casing program in Shunbei No. 5 fault zone can solve the problems such as leakage and low drilling efficiency during drilling process, and provide technical guidance for complex ultra-deep formation casing program design.
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致密砂岩气藏具有孔渗特性差、水润湿性强、微裂缝发育和毛细管效应显著等特征，在钻井完井及储层改造过程中易遭受水锁损害，大幅度降低油气井产能[1–2]。针对水锁损害，众多学者开展了一系列实验与理论研究，建立了水锁预测模型[3–5]，探讨了水锁损害机理及防治措施[6–10]。赖南君等人[11]利用可对岩心加温加压的水锁损害评价仪研究了毛细管力与正压差对水锁损害的影响；刘建坤等人[12]将低磁场核磁共振T2谱技术与常规流动实验相结合，提出了水锁伤害核磁共振试验评价方法；唐洪明等人[13]利用核磁共振和T2谱技术开展了毛细管自吸与水相返排可视化实验；丁绍卿等人[14]将核磁共振技术应用于压裂液伤害机理研究，分析了黏土吸水效应及水锁效应对岩心渗透率的伤害程度。
以上方法多采用岩心驱替实验进行宏观规律研究，基于微观可视化的研究较少。为此，笔者建立了致密砂岩气藏孔隙网络模型，以期通过室内微观可视化实验分析液相侵入过程中孔隙网络内水相前缘的动态分布，揭示液相侵入过程中的微观流动机理；并在此基础上，建立了基于等效毛细管的低渗透气藏液相侵入微观流动模型，结合实验验证了模型的可行性，以期为低渗透气藏储层保护提供理论支撑。
1. 孔隙网络微观可视化实验
1.1 微观流动实验装置
该实验中，将HC区块须家河组致密砂岩制成铸体薄片，利用图形扫描软件刻画孔隙网格，然后采用激光刻蚀致密砂岩孔隙网格。微观流动实验装置主要由计量管、微观流动实验装置、体视显微镜和量筒组成（见图1）。所选岩心孔隙度为9.23%，渗透率为0.27 mD。刻蚀材料为光学石英玻璃，尺寸30 mm×30 mm，刻蚀模型尺寸11 mm×8 mm。石英玻璃无涂层，孔隙流道亲水，且石英玻璃透光性好，便于采用光学显微镜观察水相的侵入与返排。实验流体为蒸馏水，由于孔隙网络微观模型尺寸小，实验开始时在刻蚀模型注入端预先注入10 cm高的水柱，由于水相侵入开始后不再补充水，随着实验的进行水柱高度下降。
1.2 微观流动实验结果
不同侵入时间下孔隙水相分布实验结果如图2所示。
从图2可以看出，侵入初期（<8 s），在毛细管力和水柱压力作用下，水相侵入速度较快，迅速占据孔隙空间及其喉道；侵入中期，水相侵入速度减小，侵入深度缓慢增加，直至水侵前缘抵达模型右端出口；侵入后期，由于水柱压力降低且黏滞阻力增加，孔隙内水相流动能力下降，直至水侵呈稳定状态，水相侵入基本停止，侵入水相大多以残余水状态分布于孔隙网络模型中。由30 s时的水相分布可知，水相大部分位于孔喉处。根据实验结果，孔隙内水相侵入主要发生在流道中，孔道连接处的影响几乎可以忽略；同时，水相前缘推进与毛细管流动规律类似，可以为建立水相侵入模型提供实验依据。
水侵实验结束后，采用注射器返排侵入水相，当返排压力大于水相黏性阻力时，水相开始返排。返排后孔隙中的水相分布如图3所示。从图3可以看出，大部分孔隙中的水相得以返排，但仍有部分较小喉道中的水相未能返排。未能返排的水相以残余水状态存在，集中于孔喉处，阻碍气相流动。对于致密砂岩气藏，工作液与储层接触后，在井筒压差和毛细管力作用下沿孔隙侵入基质，由于致密砂岩通常具有亚束缚水饱和度特征，侵入水相可能在部分孔道壁面形成滞留水，即使后期采取负压差返排，孔喉处的滞留水仍不容易排出。
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图 3 水相返排后孔隙空间水相分布Figure 3. Aqueous phase distribution in pore space after the flow back of aqueous phase2. 不同阶段水相侵入评价模型
由于水相侵入主要发生在孔隙流道中，孔喉处可以忽略，因此将致密砂岩孔隙网络简化为等效毛细管，忽略孔道壁面的摩擦系数。水相受到毛细管力、孔道壁面黏滞阻力、重力及惯性力作用[15]，根据主要作用力将水相侵入划分为初始阶段和平稳阶段，其中初始阶段包括惯性力侵入阶段、惯性力–黏滞阻力作用阶段及黏滞阻力作用阶段[16]。
2.1 惯性力侵入阶段
水相在惯性力侵入阶段开始进入毛细管，侵入量和侵入距离极小，主要作用力为毛细管力和惯性力，该阶段的瞬时侵入深度为[17]：
l1=t√2σcosθρr+Fpρπr2 (1) 式中：l1为惯性力作用阶段水相侵入深度，m；t为时间，s；σ为表面张力，N/m；θ为接触角，（°）；ρ为流体密度，kg/m3；r为孔隙喉道半径，m；Fp为压差作用力，N。
等效毛细管半径采用Kozeny-Carman公式计算：
r=√8Kϕ (2) 式中：K为渗透率，mD；ϕ为孔隙度。
惯性力作用阶段持续的时间为[17]：
t1=0.0232ρr2μ (3) 式中：t1为惯性力作用阶段持续时间，s。
2.2 惯性力–黏滞阻力作用阶段
惯性力–黏滞阻力作用阶段的黏滞阻力不能忽略，此时水相侵入深度为[18]：
l2=√2ba[t−1a(1−e−at)] (4) 其中a=8μρr2 (5) b=2σcosθρr (6) 式中：l2为惯性力–黏滞阻力作用阶段的水相侵入深度，m。
该阶段的作用时间为[17]：
t2=2.1151ρr2μ (7) 式中：t2为惯性力–黏滞阻力作用持续时间，s。
2.3 黏滞阻力作用阶段
水相侵入进入黏滞阻力作用阶段时，惯性效应可以忽略，动力平衡条件为[15]：
(2σcosθr−Fpπr2)πr2=8π μl3v3+ρgl3πr2sinα (8) 式中：α为自吸方向与水平方向的夹角，（°）；l3为平稳阶段水相侵入深度，m；
v3 为平稳阶段水相侵入速度，m/s；g为重力加速度，m/s2。由式（8）可得水相侵入速度的计算公式：
v3=rσcosθ4μl3−Fp8πμl3−ρgr2sinα8μ (9) 一维线性流动时，水相侵入过程中的压力分布为：
p=pin−(pin−pou)l3L (10) 式中：L为水侵压力波及长度，m；pin为入口处的流体压力，Pa；pou为出口处的流体压力，Pa。
则压差作用力为：
Fp=(pou−pin)l3πr2L (11) 将式（10）和式（11）代入式（9）求解。由于通常无法用解析方法求解，于是采用数值求解方法来求取近似解，笔者采用四阶Runge-Kutta差分格式求解：
{v3=cl3−dc=rσcosθ4μd=ρgr2sinα8μ+(pou−pin)r28μL (12) 式（12）即为建立的平稳阶段侵入模型，l3的初始值取t2时刻的l2。负压差条件下，水相侵入达到动力学平衡时的侵入深度可以认为是最大侵入深度：
l3max (13) 式中：l3max为负压差下水相最大侵入深度，m。
3. 模型验证
通过微观流动实验装置测量刻蚀模型毛细管束平均半径约为149.6 μm，表面张力取0.072 N/m，接触角取30°，黏度为1.0 mPa∙s，计算毛细管束不同水相侵入阶段水相自吸侵入深度，结果如图4所示。由式（2）和式（4）可知：惯性力和惯性力–黏滞阻力作用阶段持续时间均与毛细管半径成正比。由图4可知，惯性力作用阶段持续时间t1为0.52 ms时，水相自吸侵入深度为0.43 mm；惯性力–黏滞阻力作用阶段持续时间t2为47.0 ms时，水相自吸侵入深度为14.41 mm。之后水相侵入进入黏滞阻力作用阶段，水平方向自吸侵入不受重力的影响，侵入深度随时间增长不断增大；对于垂向自吸侵入，在重力作用下存在最大水相自吸侵入高度。算例条件下垂向水相最大自吸侵入高度为84.96 mm。致密砂岩孔喉半径通常介于0.03～2.00 μm[18]，可知惯性力和惯性力–黏滞阻力作用阶段持续时间短，水相自吸侵入深度主要取决于黏滞阻力作用阶段。
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图 4 不同阶段毛细管水相自吸侵入深度Figure 4. Self-absorption invasion depth of capillary aqueous phase at different stages为了验证侵入模型（式（12））的可行性，采用西南石油大学研制的岩心自吸水测量仪，测试了致密砂岩垂向自吸侵入高度，实验装置及测试流程见文献[19]。岩心取自HC地区须家河组致密砂岩，渗透率0.24 mD，孔隙度9.3%，长度50.0 mm。实验结果表明，初始阶段水相侵入速度较快，之后侵入高度趋于平缓，实验数据与模型计算结果吻合度较高（见图5）。
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图 5 模型预测结果与实验数据对比Figure 5. Comparison of model prediction results with experimental data通过式（13）可以计算负压差条件下最大水相侵入深度，此处采用负压差水相自吸实验数据进行验证。实验岩样取自川西蓬莱镇组和川中须家河组，岩样L54渗透率为0.17 mD，孔隙度为6.2%；岩样HE6渗透率为1.88 mD，孔隙度为11.8%[19]，实验欠压值1 MPa，实验结果与计算结果如图6所示。
从图6可以看出，负压差条件下，实验初期仍有水相侵入岩心，随着实验时间增长，水相侵入深度未明显增加。岩样L54和HE6的最大侵入深度的实验测试结果分别为3.1 和1.8 mm，计算结果分别为2.9和2.3 mm。可见，在相同实验条件下，岩石越致密，渗透率越低，水相最大侵入深度越大。
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图 6 负压差条件下水相最大侵入深度Figure 6. The maximum invasion depth of aqueous phase under negative pressure difference4. 结 论
1）采用激光刻蚀技术雕刻了致密砂岩孔隙网络，开展了液相侵入微观可视化实验，分析了液相侵入过程中及返排后孔隙网络内的水相分布。实验结果表明，孔隙介质内的水相侵入主要发生在流道中，水相推进与毛细管流动规律类似，部分较小喉道中的水相不能返排。
2）孔隙网络内水相侵入过程包括惯性力作用、惯性力–黏滞阻力作用和黏滞阻力作用3个阶段。致密砂岩水相侵入的惯性力和惯性力–黏滞阻力作用阶段持续时间短，黏滞阻力对水相自吸侵入起主导作用。
3）将孔隙网络视为等效毛细管束，建立了致密砂岩液相侵入微观动力学模型，通过致密砂岩垂向自吸和负压差条件水平向侵入实验验证了模型的可行性。分析表明，负压差条件下水相仍能侵入岩心，且岩石越致密最大侵入深度越大。
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图 1 裂缝内钻井液流动模型示意
Figure 1. Schematic of the drilling fluid flow model in the fractures
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图 2 SHB5-10井地层四压力剖面预测结果
Figure 2. Prediction results of the four-pressure profile of Well SHB5-10
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图 4 侵入体发育区域井身结构优化方案
Figure 4. Optimization scheme of casing program in intrusion development area
表 1 5号断裂带南部地层四压力剖面预测结果
Table 1 Prediction results of formation four-pressure profile in the southern No. 5 fault zone
地层 孔隙压力当量
密度/（kg·L−1）坍塌压力当量
密度/（kg·L−1）漏失压力当量
密度/（kg·L−1）破裂压力当量
密度/（kg·L−1）第四系—三叠系 1.10～1.16 1.05～1.20 1.60～2.10 1.65～2.20 二叠系 1.06～1.20 1.15～1.22 1.24～1.42 1.28～1.52 石炭系 1.14～1.23 1.10～1.32 1.50～1.73 1.54～1.78 泥盆系 1.10～1.19 1.18～1.30 1.65～1.75 1.70～1.83 志留系塔塔埃尔塔格组 1.08～1.23 1.26～1.35 1.33～1.41 1.60～1.82 志留系柯坪塔格组 1.14～1.36 1.28～1.38 1.38～1.66 1.75～1.88 奥陶系桑塔木组 1.15～1.24 1.18～1.48 1.88～2.10 1.95～2.15 奥陶系良里塔格组—鹰山组 1.03～1.17 1.08～1.30 1.88～2.16 1.95～2.25 
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[1] 曹自成,路清华,顾忆,等. 塔里木盆地顺北油气田1号和5号断裂带奥陶系油气藏特征[J]. 石油与天然气地质,2020,41(5):975–984. doi: 10.11743/ogg20200508 CAO Zicheng, LU Qinghua, GU Yi, et al. Characteristics of Ordovician reservoirs in Shunbei 1 and 5 fault zones, Tarim Basin[J]. Oil & Gas Geology, 2020, 41(5): 975–984. doi: 10.11743/ogg20200508
[2] 王斌,赵永强,何生,等. 塔里木盆地顺北5号断裂带北段奥陶系油气成藏期次及其控制因素[J]. 石油与天然气地质,2020,41(5):965–974. doi: 10.11743/ogg20200507 WANG Bin, ZHAO Yongqiang, HE Sheng, et al. Hydrocarbon accumulation stages and their controlling factors in the northern Ordovician Shunbei 5 fault zone, Tarim Basin[J]. Oil & Gas Geology, 2020, 41(5): 965–974. doi: 10.11743/ogg20200507
[3] 刘湘华,刘彪,杜欢,等. 顺北油气田断裂带超深水平井优快钻井技术[J]. 石油钻探技术,2022,50(4):11–17. doi: 10.11911/syztjs.2022072 LIU Xianghua, LIU Biao, DU Huan, et al. Optimal and fast drilling technologies for ultra-deep horizontal wells in the fault zones of the Shunbei Oil & Gas Field[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2022, 50(4): 11–17. doi: 10.11911/syztjs.2022072
[4] 刘彪,张俊,王居贺,等. 顺北油田含侵入岩区域超深井安全高效钻井技术[J]. 石油钻采工艺,2020,42(2):138–142. doi: 10.13639/j.odpt.2020.02.003 LIU Biao, ZHANG Jun, WANG Juhe, et al. Technologies for the safe and efficient drilling of ultradeep wells in the areas with intrusive rocks in the Shunbei Oilfield[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2020, 42(2): 138–142. doi: 10.13639/j.odpt.2020.02.003
[5] 陈养龙,席宝滨,晁文学,等. 顺北区块Ⅰ号断裂带钻井分层提速技术[J]. 断块油气田,2018,25(5):649–652. CHEN Yanglong, XI Baobin, CHAO Wenxue, et al. Improving drilling speed technologies by stratification for No. 1 fault-zone of Shunbei Block[J]. Fault-Block Oil & Gas Field, 2018, 25(5): 649–652.
[6] 周波,曹颖辉,齐井顺,等. 塔里木盆地古城地区下奥陶统储层发育机制[J]. 天然气地球科学,2018,29(6):773–783. doi: 10.11764/j.issn.1672-1926.2018.05.020l ZHOU Bo, CAO Yinghui, QI Jingshun, et al. The development me-chanism of Lower Ordovician reservoir in the Gucheng Area, Tarim Basin, China[J]. Natural Gas Geoscience, 2018, 29(6): 773–783. doi: 10.11764/j.issn.1672-1926.2018.05.020l
[7] 林波,张旭,况安鹏,等. 塔里木盆地走滑断裂构造变形特征及油气意义:以顺北地区1号和5号断裂为例[J]. 石油学报,2021,42(7):906–923. doi: 10.7623/syxb202107006 LIN Bo, ZHANG Xu, KUANG Anpeng, et al. Structural deformation characteristics of strike-slip faults in Tarim Basin and their hydrocarbon significance: a case study of No. 1 fault and No. 5 fault in Shunbei Area[J]. Acta Petrolei Sinica, 2021, 42(7): 906–923. doi: 10.7623/syxb202107006
[8] 张亚云,李大奇,高书阳,等. 顺北油气田奥陶系破碎性地层井壁失稳影响因素分析[J]. 断块油气田,2022,29(2):256–260. doi: 10.6056/dkyqt202202020 ZHANG Yayun, LI Daqi, GAO Shuyang, et al. Analysis on influencing factors of wellbore instability of Ordovician fractured formation in Shunbei Oil and Gas Field[J]. Fault-Block Oil & Gas Field, 2022, 29(2): 256–260. doi: 10.6056/dkyqt202202020
[9] 刘彪,潘丽娟,易浩,等. 顺北含辉绿岩超深井井身结构优化设计[J]. 石油钻采工艺,2016,38(3):296–301. doi: 10.13639/j.odpt.2016.03.004 LIU Biao, PAN Lijuan, YI Hao, et al. Casing program optimization of ultra-deep well with diabase reservoir in Shunbei Block[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2016, 38(3): 296–301. doi: 10.13639/j.odpt.2016.03.004
[10] 陈宗琦,刘湘华,白彬珍,等. 顺北油气田特深井钻井完井技术进展与发展思考[J]. 石油钻探技术,2022,50(4):1–10. doi: 10.11911/syztjs.2022069 CHEN Zongqi, LIU Xianghua, BAI Binzhen, et al. Technical progress and development consideration of drilling and completion engineering for ultra-deep wells in the Shunbei Oil & Gas Field[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2022, 50(4): 1–10. doi: 10.11911/syztjs.2022069
[11] 方俊伟,贾晓斌,刘文堂,等. ZYSD高失水固结堵漏技术在顺北5-9井中的应用[J]. 钻井液与完井液,2021,38(1):74–78. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2021.01.012 FANG Junwei, JIA Xiaobin, LIU Wentang, et al. Control mud losses in Well Shunbei-5-9 with ZYSD high fluid loss solidifying slurry[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2021, 38(1): 74–78. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2021.01.012
[12] 向雄,陈缘博,张立权,等. D气田衰竭疏松石英砂岩浅气层漏失机理及防漏技术[J]. 钻井液与完井液,2020,37(5):613–619. XIANG Xiong, CHEN Yuanbo, ZHANG Liquan, et al. Mud losses into depleted loose quartz sandstone shallow gas zones in gas field D: mechanisms and preventing technology[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2020, 37(5): 613–619.
[13] 朱立鑫,黄维安,段文广,等. 玛湖区块易漏地层防漏堵漏技术[J]. 钻井液与完井液,2020,37(4):469–475. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2020.04.011 ZHU Lixin, HUANG Weian, DUAN Wenguang, et al. Study and application of technology for preventing and controlling mud losses in Mahu Block[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2020, 37(4): 469–475. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2020.04.011
[14] YANG Mou, YANG Lvchao, WANG Tao, et al. Estimating formation leakage pressure using a coupled model of circulating temperature-pressure in an eccentric annulus[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2020, 189: 106918. doi: 10.1016/j.petrol.2020.106918
[15] HE Shiming, TANG Ming, XIONG Jiyou, et al. A numerical model to predict surge and swab pressures for yield power law fluid in concentric annuli with open-ended pipe[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2016, 145: 464–472. doi: 10.1016/j.petrol.2016.05.039
[16] TANG Ming, YUAN Lanfeng, HE Shiming, et al. Simplified modeling of YPL fluid flow through a concentric elliptical annular pipe[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2018, 162: 225–232. doi: 10.1016/j.petrol.2017.12.030
[17] 张洁,汤明,蒋振新,等. 椭圆井眼同心环空赫巴流体流动规律研究及压降计算简化模型[J]. 特种油气藏,2021,28(2):156–162. doi: 10.3969/j.issn.1006-6535.2021.02.024 ZHANG Jie, TANG Ming, JIANG Zhenxin, et al. Study on flow rules of Herschel-Bulkley fluid in concentric annulus of elliptical wellbore and simplified model for pressure drop calculation[J]. Special Oil & Gas Reservoirs, 2021, 28(2): 156–162. doi: 10.3969/j.issn.1006-6535.2021.02.024
[18] 李双贵,于洋,樊艳芳,等. 顺北油气田超深井井身结构优化设计[J]. 石油钻探技术,2020,48(2):6–11. doi: 10.11911/syztjs.2020002 LI Shuanggui, YU Yang, FAN Yanfang, et al. Optimal design of casing programs for ultra-deep wells in the Shunbei Oil and Gas Field[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2020, 48(2): 6–11. doi: 10.11911/syztjs.2020002
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期刊类型引用(2)
1. 周军，史叶，梁光川，彭操. 分时电价下油田分压周期注水优化研究. 石油钻探技术. 2024(03): 106-111 . 
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2. 袁永文，张西峰，李宏伟，胡春，宁朝华，杨红刚，程严军. 有缆式第四代智能分层注水技术优化及现场应用. 粘接. 2024(07): 117-120 . 百度学术
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