Experimental Assessment of the Drag Reduction Efficiency of the Outer-layer Vertical Blades

DOI: 10.3744/SNAK.2008.45.5.487

외부경계층 수직 날의 저항저감효과에 대한 실험적 연구

안 남 현

^*

^**

^{† **}

거 제 대 학 조 선 선 박 기 술 계 열

^*

^{* *}

Experimental Assessment of the Drag Reduction Efficiency of the Outer-layer Vertical Blades

Nam Hyun An

^*

^**

^{† **}

Division of Shipbuilding and Marine Engineering, Koje College

^*

ASERC (Advanced Ship Engineering Research Center), Pusan National University

^**

Abstract

An experimental assessment has been made of the drag reducing efficiency of the outer-layer vertical blades, which were first devised by Hutchins (2003). The drag reduction efficiency of the blades was reported to reach as much as 30%. The assessment of the drag reducing efficiency is mainly restricted to the downstream region of the blades.

Indeed, sufficient care has not been taken to such adverse effects as the increase in the wetted surface area and the flow disturbances due to the presence of the blades. In the present study, a series of drag force measurements in towing tank and circulating water channel has been performed toward the assessments of the total drag reduction efficiency of the outer-layer vertical blades.

※Keywords: Flow control(유동제어), Drag reduction(저항저감), Turbulent boundary layer(난류경계 층), Outer-layer vertical blades(외부경계층 수직 날)

1. 서론

난류경계층으로 인한 마찰저항의 저감은 선박의 연료효율 제고에 있어 매우 중요하다. 선형최적화 기술의 급격한 발달로 인하여 잉여저항이 선박

접수일: 2008 년 7 월 8 일, 승인일: 2008 년 9 월 10 일 g교신저자: [email protected], 051-510-2764

전체저항에서 점유하는 비율은 20~30% 에 국한 되고 그 나머지는 마찰저항이 차지하고 있다.

2003 년 기준으로 전세계 해양운송 부문의 연료소 모량은 연간 21 억 배럴에 달하였는데 (Corbett and Kohler 2003), 이는 약 2000 억 달러에 달한 다. 따라서 마찰저항 저감의 경제적 파급효과는 엄청난데, 10% 만 저감하더라도 이는 연간 160 억 달러, 한화로는 연간 약 16 조원에 해당되는 연료

비를 절감할 수 있다.

유동으로 인한 마찰저항은 머리핀 와류와 같은 조직 구조 (coherent structure) 와 밀접한 관련이 있다. 마찰저항 저감기법은 유동제어기법을 사용 하여 저항의 주 발생요인인 난류구조를 제거⋅약화 시키는 전략을 사용하는데 공기공동 형성 (Jang and Kim 1999), 리블렛 (Beckert and Bartenwerfer 1989, Koo et al. 2004), 미소기포 주 입 (Kim et al. 2003), 폴리머 수용액 주입 (Kim et al. 2003), 국부냉각가열 (Yoon and Chun 2005) 등의 기법이 시도된 바 있다. Hefner et al.(1979) 은 LEBU (Large Eddy BreakUp device) 를 이용하 여 24% 의 저항저감 효과를 거두었는데, 대형와 구조와 상호작용하여 이를 약화시키고 표면 전단 응력을 일으키는 bursting 과정을 교란한다.

최근 Hutchins (2003) 은 난류경계층 내에 얇은 수직 평판의 배열을 사용하였다. 이 수직 날 배열 은 대형 와 구조를 잘라내서 경계층 외부와 내부 사이의 연결 고리를 차단하는 것으로 알려졌다.

최대의 저항저감 효과를 얻을 수 있는 날의 높이 및 날 사이의 간격이 실험적으로 탐색되었다. Fig.

1 에 도시된 것처럼, 평판의 높이가 경계층 두께 의 절반 (h δ=0.5^{) 일 때}

x δ = 6

그러나 이와 같은 결과가 반드시 이 기구가 실 제로도 저항 저감에 유용함을 의미하지는 않는다.

이는 앞서 언급된 저항저감이 하류 지역의 유속 분포로부터 추정된 국부적 효과이기 때문이다. 즉, 수직 평판의 존재로 인하여 유동의 모멘텀이 저하 됨에 따른 기구 자체의 항력이 고려되지 않았기 때문이다. LEBU 의 경우에서도, 기구 자체의 항력 이 하류 지역에서의 저항 저감 분보다 크기 때문 에 적용성에 심각한 문제가 있는 경우도 나타났다.

따라서, 수직 날 배열의 경우에도 전체 항력의 저 감확인 여부를 확인할 필요가 있다. 본 연구는 외 부경계층 수직 날 배열의 저항저감 효과에 대한 평가로서 기하학적 변수의 변화에 따른 총저항 저 감 효과를 예인 수조 및 회류수조 실험을 통하여 조사하였다.

(a)

• h/δ ≈ 0.08 (h ⁺ ≈ 35), à h/δ ≈ 0.17 (h ⁺ ≈ 70), + h/δ ≈ 0.25 (h ⁺ ≈ 105), U h/δ ≈ 0.34 (h ⁺ ≈ 140), Õ h/δ ≈ 0.50 (h ⁺ ≈ 200), … h/δ ≈ 1 (h ⁺ ≈ 400)

(b)

Fig. 1 Previous results of outer-layer vertical blades (Hutchins 2003); (a) Effect of blade height on the C

f

2. 실험방법

2.1 유동조건 및 수직 날의 기하하적 특성 예인 수조 및 회류 수조 실험을 위한 평판 실험 장치의 개념도를 Fig. 2 에 나타내었다. 평판의 크 기는 길이 730mm, 높이 200mm, 두께 8mm 이 다. 수직 날 배열을 부착하기 위하여 평판에 깊이 3mm 의 홈을 가공하였다. 평판의 앞날 (leading edge)은 장단축의 비율이 6:1 인 타원형의 단면으 로 가공되었다. 앞날의 바로 다음에 난류 trip 으 로 기능하는 #220 사포의 띠를 부착하였다.

Fig. 2 Schematic diagram of the flat plate

Hutchins(2003) 의 실험은 풍동에서 수행되었 는데, 수직 날의 높이, 코드 길이 및 횡방향의 간 격 등 형상변수의 변화에 따른 수직 날 하류에서 열선풍속계로 유속 분포를 측정, 해당 위치에서의 국소 마찰저항 계수

C _fx

⁺

_τ

본 연구에서의 실험조건은 이와 유사하게 예인 수조 및 회류 수조에서 선정되었는데, Table 1 에 정리하였다. 수직 날이 설치될 위치에서의 국소마 찰저항계수는 C

fx

{

(

x ) } ²

이용하여 계산하였다 (White 1991).

수직 날은 두께 0.2mm 의 스테인레스 스틸 강판으로 직사각형 형상으로 제작하였다. Fig. 3 에

Table 1 The flow condition of flat plate in the present study

U

∞

Re

L

⁶

⁶

⁶

C

fx

^-3

^-3

^-3

u

τ

δ

+

수직 날 배열의 형상에 관한 명칭들을 정의하였다.

이전의 연구와 비교하기 위하여 모든 크기는 유속 s

m 54 . 3

U

_∞

`

Packing (z=2mm)

Chord (c=5mm)

Height (h=10mm) z

y x

Fig. 3 Blade geometry and naming convention (h10 × c5 × z2 : real dimension in mm, H1300

× C650 × Z260 : non-dimensional wall unit)

Table 2 Vertical blade geometry

Blade Height Variation

h(mm) 3 5 10 12 20

h/δ 0.38 0.63 1.26 1.52 2.53 h

⁺

Blade Chord Variation

C(mm) 5 12 20

C

⁺

Blade Packing Variation

Z(mm) 2 3 4

Z

⁺

(a)

(b)

Fig. 4 Shapes of vertical blades; (a) H390 × C1600 × Z520), (b) Height variation.

2.2 예인수조 실험방법

본 실험은 부산대학교 선박예인수조에서 수행되 었는데 수조의 크기는 길이 100m, 폭 8m, 수심 3.5m 이다. 평판의 예인 속도는 2.52~3.54 m/s 의 범위에서 변화되었는데 이에 해당되는 평판 길 이 기반 Reynolds 수 범위는 Re=1.42×10

⁶

~2.00×10

⁶

따라서 조파저항 성분을 제거하기 위해서 Schultz (2004) 의 복수 흘수 방법을 사용하였다. 이 방법 은 조파 저항은 수선 단면의 형상에만 좌우되고 흘수와는 관계 없다는 가정에 기초한다. 본 연구 에서는 흘수를 3 가지 (13mm, 137mm, 150mm) 로 변화시키면서 총 저항을 동력계로 측정한다.

13mm 흘수에서의 총 저항과 137mm 흘수에서의 총 저항을 더하면 150mm 흘수에서의 마찰저항과 같고 조파 저항은 두 배가 될 것이다. 이 값에서 150mm 흘수의 총 저항을 빼면 조파저항을 구할 수 있고 이로부터 150mm 흘수에서의 마찰저항을 계산할 수 있다.

2.3 회류수조 실험방법

예인 수조 실험에서는 전차의 진동으로 인하여 평판의 받음각이 미세하게 변화하므로 저항 측정 값에 영향을 줄 수 있다. 이와 같은 교란 요인의 영향을 받지 않는 조건에서 본 연구의 결과를 검 증하기 위한 보조 실험으로 회류 수조 실험을 수 행하였다. 실험이 수행된 회류수조는 국립수산과 학연구원의 시설로서, 상세 사양은 Table 3 에 정 리하였다.

예 인 수 조 시험 과는 달리 회 류수조에 서는 유입유동의 조건이 불균일하므로 평판이 설치될 위치에서의 유동 조건을 면밀히 살펴야 한다.

이를 위하여 Fig. 5 와 같은 입자영상유속계 (PIV;

Particle Image Velocimetry) 를 이용하였다. PIV 를 이용한 유동 측정영역은 회류수조 시험부 중앙 종단면에서 흐름 방향으로 중간쯤의 평판 부착 위치가 된다. 본 PIV 시스템은 출력 200mJ 의

Table 3 Specification of circulating water channel

Overall dimension 25m(L)×4.3m(B)×8.3m(H) Test section 8 m(L)×2.3m(B)×1.5 m(D) Flow speed range 0.05 ~ 3.0 m/s Turbulent intensity 0.6 %

Fig. 5 Schematic diagram of PIV system in the CWC experiment

Nd:YAG 레이저 (New Wave Co. Ltd) 및 고속 CMOS 카메라 (2k × 2k 픽셀), 동기화 장치, 영상 획득 장치 및 개인용 컴퓨터로 구성된다. 입자영 상을 화상 처리하여 유속 벡터를 얻기 위하여 Dantec Dynamics 사의 Flow Manager S/W 를 사 용하였다. 속도 벡터를 얻기 위한 검사 영역 (interrogation window) 는 32×32 픽셀이며 50%

중복을 허용하였다. 측정된 입구 유동 조건을 Fig.

6 에 도시하였다.

회류 수조에서의 실험은 유속의 제약 때문에 2.47m/s 의 단일 속도에서만 수행되었는데, 이 떄 의 난류강도는 0.06~0.1 정도였고 평판의 받음각 도 일정하게 유지되었다. 마찰저항을 측정하기 위 한 절차는 예인수조 실험과 동일하다.

x (mm)

y(mm)

20 60 100 140 180 220

-300 -250 -200 -150 -100 -50 0

0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0

u'/ U (a)

x (mm)

U(m/s)

20 60 100 140 180 220

2 2.25 2.5 2.75 3

y = 0mm y = -32mm y = -140mm y = -204mm

(b)

Fig. 6 Inflow condition of CWC experiment; (a) Mean velocity profile & Turbulent intensity contour, (b) u-velocity distribution.

3. 결과 및 고찰

3.1 불확실성 해석

마찰저항계수 측정에 대한 불확실성 분석을 Moffat(1982) 의 표준적인 절차에 의하여 수행하 였다. 3 회의 반복측정 (자유도 2) 에 대한 Student t 값 4.303 으로부터 평균값에 대한 95% 신뢰도 한계값을 구하였다. 측정계의 불확실

성의 대부분은 동력계 오차 (최대 ±0.25%) 및 예 인전차 속도 (최대 ±2.0%) 에 기인한다. 이로부터 계산된 마찰저항 측정의 불확실도는 유속에 따라

±3.18%~±1.66% 이다.

3.2 수직 날 형상변수와 저항저감효과의 관계 모 든 마 찰 저 항 측 정 치 는 마 찰 저 항 계 수

S U

F C

_f

₂ ^D

ρ

∞

= 와 같이 무차원화하여 비교하였다.

여기에서 F

D

10 ( L f )

f

C Re C log

242 .

0 = ⋅ 를 추가

하였다. Scheonherr 식과 본 실험 결과의 차이는 평판의 두께가 8mm 이기 때문에 야기되는 형상 저항으로 보이는데, 이는 수직 날의 부착 홈을 고 려할 때 불가피하다. 두께의 효과는 Schultz (2004) 의 결과인 #220 사포가 덮여 있는 거친 평판과 유사하다.

Fig. 8 은 실험이 수행된 전체 16 가지 경우의 마 찰저항계수를 나타내고 있다. 각 Reynolds 수에서 최대의 마찰저항 저감은 약 2~3% 로 나타나고 있다. 그렇지만 대부분의 경우에 있어서 수직 날 을 설치함으로써 저항이 증가한다.

Re

C

1.40x10⁺⁰⁶ 1.60x10⁺⁰⁶ 1.80x10⁺⁰⁶ 2.00x10⁺⁰⁶ 2.20x10⁺⁰⁶ 0.002

0.003 0.004 0.005 0.006 0.007 0.008

Schoenherr Schultz (2004) : #60 Schultz (2004) : #220 Present

±3.18 %

±2.37 %

±1.96 %

±1.77 %

±1.66 % 2.49

V

(m/s)

2.85 3.92

2.85 3.21

Fig. 7 Skin-friction coefficient versus Re for flat plate without blades

Re

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶

0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060 0.0065

Without Blades H1300× C650 × Z260 H1300× C650 × Z390 H1300× C650 × Z520 H1600× C650 × Z260 H1600× C650 × Z390 H1600× C650 × Z520 H2600× C650 × Z260 H2600× C650 × Z390 H2600× C650 × Z520 H650× C560 × Z260 H650× C560 × Z390 H650× C560 × Z520 H390× C1600 × Z260 H390× C1600 × Z390 H390× C1600 × Z520

- 2.97 % H390× C1600 × Z520

-2.83%

H390× C1600 × Z520 - 2.25 %

H390× C1600 × Z390

V_T(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

Fig. 8 Skin-friction coefficient versus Re for flat plate with blades

수직 날 사이의 횡방향 간격을 고정하고 수직 날 의 높이를 변화시킨 경우의 마찰저항 저감에 대한 영향을 Fig. 9 에 나타내었다. 마찰저항계수는 수 직 날의 높이가 증가할수록 증가하는 경향을 보이 는데 높이가 가장 작은 H390 의 경우 (H

⁺

= δ

h 0.38) 수직 날을 부착하지 않은 경우보다 저항이 감소한다. H650 의 경우 (H

⁺

= δ

h 0.63) 가 대략 저항저감과 저항증가를 구분 하는 경계가 된다. 이는 hδ=0.50 정도까지 국 소마찰저항계수가 감소한다는 Hutchins (2003) 의 이전 연구와는 약간 다른 결과이다. 하지만, 이전 연구에서의 국소마찰저항계수와 본 연구의 마찰저 항계수와의 직접적인 비교는 어렵다는 점을 상기 할 필요가 있다.

수직 날의 높이를 고정하고 간격을 변화시킬 때의 마찰저항에 대한 영향을 Fig. 10 에 도시하였다.

모든 높이에 있어서 간격이 늘어날수록 일반적으 로 저항은 감소한다. 하지만 그 변화의 정도는 수 직 날의 높이에 따라 달라진다. 즉, 저항이 감소하 는 Fig. 10 (a) 의 H

⁺

⁺

이런 현상은 수직 날을 설치했을 때 한편으로는 접수면적이 증가하여 저항이 증가하는 효과가

Re_L

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶ 2.15x10⁺⁰⁶

0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060

Bare plate H1300× C650 × Z390 H1600× C650 × Z520 H2600× C650 × Z520 H650× C560 × Z520 H390× C1600 × Z520

V_T(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

h/δ=2.53 h/δ=1.52 h/δ=1.26

(c)

h/δ=0.54 h/δ=0.38

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶ 2.15x10⁺⁰⁶

0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060

Bare plate H1300× C650 × Z390 H1600× C650 × Z390 H2600× C650 × Z390

V_T(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

h/δ=2.53 h/δ=1.52 h/δ=1.26

(b)

Re_L

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶ 2.15x10⁺⁰⁶

0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060

Bare plate H1300× C650 × Z260 H1600× C650 × Z260 H2600× C650 × Z260

V_T(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

h/δ=2.53 h/δ=1.52 h/δ=1.26

(a)

Fig. 9 Effect of blade height on drag reduction efficiency with fixed spanwise spacing; (a) Z

⁺

⁺

⁺

있는 반면, 다른 한 편으로는 난류 조직구조를 보 다 효과적으로 잘라내서 저항이 감소하는 두 가지 상반된 효과가 서로 경쟁하기 때문으로 풀이된다.

수직 날의 높이가 경계층 두께보다 커지면 (H

⁺

따라서 이 상태에서 수직 날 사이의 간격을 줄여 수직 날의 개수를 증가시키면 저항이 큰 폭으로 증가하게 된다.

반면 보다 짧은 (H

⁺

총 저항 저감 관점에서 바라보았을 때 수직 날의 효과는 국소마찰저항 관점의 이전 연구 (Hutchins 2003) 과는 다른 경향을 보이며, 최적의 날 높이 도 보다 낮은 값에서 결정됨을 알 수 있다. 이상

Re

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶ 2.15x10⁺⁰⁶

0.0035 0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060

Bare plate H2600× C650 × Z260 H2600× C650 × Z390 H2600× C650 × Z520

V

(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

(e) ^Re

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶ 2.15x10⁺⁰⁶

0.0035 0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060

Bare plate H1600× C650 × Z260 H1600× C650 × Z390 H1600× C650 × Z520

V

(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

(d) ^Re

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶ 2.15x10⁺⁰⁶

0.0035 0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060

Bare plate H1300× C650 × Z260 H1300× C650 × Z390 H1300× C650 × Z520

V

(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

(c) ^Re

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶ 2.15x10⁺⁰⁶

0.0035 0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060

Bare plate H650× C560 × Z260 H650× C560 × Z390 H650× C560 × Z520

V

(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

(b) ^Re

C

1.43x10⁺⁰⁶ 1.67x10⁺⁰⁶ 1.91x10⁺⁰⁶ 2.15x10⁺⁰⁶

0.0035 0.0040 0.0045 0.0050 0.0055 0.0060

Bare plate H390× C1600 × Z260 H390× C1600 × Z390 H390× C1600 × Z520

V

(m/s)

2.52 2.97 3.32 3.54

(a)

Fig. 10 Effect of spanwise spacing on drag reduction efficiency with fixed blade height;

(a) H

⁺

⁺

⁺

⁺

⁺

과 같은 결과는 마찰저항계수를 계산할 때 접수면 적을 기본상태, 즉 수직 날이 설치되지 않은 면적 으로 계산한 값을 비교한 것이다. 만약 수직 날 배열 자체의 추가적인 접수면적 증가를 고려한다 면 마찰저항계수는 더욱 감소하기 때문에 저항저 감효과는 상승할 것이다. 예를 들어 Re=2.00×10

⁶

Table 4 Comparison of drag reduction ratios between the towing tank test and the CWC test

Facility Reynolds number

Towing tank 1.42×10

⁶

CWC 1.42×10

⁶

f

³

f

³

H390×C1600×Z390 4.94 -2.25% 4.83 -3.09%

H390×C1600×Z520 4.92 -1.92% 4.76 -4.54%

2.83% 이지만 면적증가를 고려한다면 저항저감율 은 4.40% 가 된다.

회류수조에서 측정된 실험결과를 동일한

Reynolds 수 Re=1.42×10

⁶

4. 결 론

외부경계층 수직 날의 총저항 저감효과를 예인 수조 및 회류수조 실험을 통하여 검증하였다. 수 직 날의 높이가 일정 수준 이상에서는 자체적인 항력 증가분이 더 크게 작용하여 총 저항이 늘어 나는 현상이 발견되었다. 수직 날을 부착한 경우 예인수조에서는 최대 2.83%, 회류수조에서는 최 대 4.54% 의 총저항 저감이 달성되었다.

후 기

본 논문의 내용은 한국과학재단의 우수연구센터 사업(R11-2002-104-10002-0)의 연구결과를 정 리한 것으로, 위 기관의 후원에 감사드립니다.

참 고 문 헌

• Beckert, D.W. and Bartenwerfer, M., 1989,

"The Viscous Flow on Surfaces with

Longitudinal Ribs," J. Fluid Mechanics, Vol.

206, pp. 105-129.

• Corbett, J.J. and Koehler, H.W., 2003,

"Updated Emissions from Ocean Shipping," J.

Geophysical Research, Vol. 108, No. D20, pp.

ACH 9-1 ~ 9.13.

• Hefner, J.N., Weinstein, L.M. and Bushnell, D.M., 1979, "Large-Eddy Breakup Scheme for Turbulent Viscous Drag Reduction," Paper of the Symposium on Viscous Drag Reduction, Nov. 7-8.

• Hutchins, N., 2003, An Investigation of Larger- scale Coherent Structures in Fully Developed Turbulent Boundary Layers, Ph.D. Thesis, University of Nottingham.

• Jang, J. and Kim, H., 1999, "On the Reduction of a Ship Resistance by Attaching an Air Cavity to Its Flat Bottom," Journal of the Society of Naval Architects of Korea, Vol. 36, No. 2, pp.

1-8.

• Kim, D.S., Kim, H.T. and Kim, W.J., 2003,

"Experimental Study of Friction Drag Reduction in Turbulent Flow with Microbubble Injection,"

Journal of the Society of Naval Architects of Korea, Vol. 40, No. 3, pp. 1-8.

• Koo, B.G., Yoon, H.S. and Chun, H.H., 2004,

"Turbulent Flow Analysis and Drag Reduction by Riblet Surfaces," Journal of the Society of Naval Architects of Korea, Vol. 41, No. 4, pp.

59-67.

• Moffat, R.J., 1982, "Contributions to the Theory of Single-Sample Uncertainty Analysis," Trans.

ASME J. Fluid Eng., Vol.104, pp. 250-260.

• Schultz, M.P., 2004, "Frictional Resistance of Antifouling Coating System", Trans. ASME J.

Fluid Eng., Vol.126, pp. 1039-1046.

• White, F.M., 1991, Viscous Fluid Flow, 2nd Ed., McGraw Hill, p. 432.

• Yoon, H.S. and Chun, H.H., 2005, "Drag Reduction in Turbulent Channel Flow with Periodically Arrayed Heating and Cooling Strips," Journal of the Society of Naval Architects of Korea, Vol. 42, No. 6, pp. 608- 618.

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