一种富氧燃烧锅炉的模化方法及模化系统与流程

本发明涉及二氧化碳(CO₂)减排领域，特别地涉及一种富氧燃烧锅炉的模化方法及模化系统。

背景技术：

在富氧燃烧(O₂/CO₂)环境下，由于CO₂的密度、比热、扩散系数与常规空气燃烧中的氮气(N₂)的差异，煤粉的燃烧特性、污染物的生成特性等都和空气燃烧工况下产生了明显的差异。另外，由于CO₂的强辐射吸收性，炉膛内的辐射传热特性也和空气燃烧工况不同，同时，富氧燃烧工况下烟气量也远小于空气燃烧工况下的烟气量，导致对流受热面的传热也发生了很大的变化。总之，富氧燃烧工况下煤粉的火焰特性、燃烧过程、传热特性等都与空气燃烧工况下的常规锅炉有很大的不同，因此，其炉膛的热负荷特性及运行参数的优化必须要通过试验装置重新收集，而不能简单地照搬常规锅炉的设计经验。但是，在实际锅炉中进行试验不仅代价昂贵，而且存在一系列的限制和困难，据此现有技术中提出了通过模化试验来描绘实际锅炉内燃烧复杂的物理化学过程。模化试验省时省力，且高效灵活，但现有的锅炉模化试验只针对空气燃烧工况下的常规锅炉，模化得到的参数也仅适用于常规锅炉的设计，而并不能使锅炉满足富氧燃烧工况的需求。

技术实现要素：

本发明的目的是提供一种富氧燃烧锅炉的模化方法及模化系统，用于在常规空气燃烧锅炉的基础上，得到适用于富氧燃烧锅炉的模化参数。

为了实现上述目的，本发明提供一种富氧燃烧锅炉的模化方法，该模化方法包括：根据用于富氧燃料的模型锅炉与用于空气燃烧的原型锅炉几何相似的条件，确定所述模型锅炉相对于所述原型锅炉的缩放比例；根据所述模型锅炉的最小模型比例满足使所述模型锅炉的炉内燃烧器中的气流状态能进入自模化区的条件，确定所述最小模型比例；以及根据所述模型锅炉与所述原型锅炉的边界条件相似的条件，计算所述模型锅炉的气流速度、配风参数、燃料粒径和炉内燃烧器喷口扩展角。

优选地，所述计算所述模型锅炉的气流速度包括：根据模型锅炉与原型锅炉的弗洛德数相等的条件，通过公式计算所述模型锅炉的气流速度；其中，C_v为所述模型锅炉与所述原型锅炉的气流速度的比值，C_l为所述模型锅炉相对于所述原型锅炉的缩放比例。

优选地，所述计算所述模型锅炉的配风参数包括：根据模型锅炉与原型锅炉的一次风、二次风和三次风之间的风动量比相等的条件，通过以下公式计算所述模型锅炉的配风参数中的一次风速度和二次风速度：

$\frac{v_{1M}}{v_{2M}}=\frac{v_{1O}}{v_{2O}}\sqrt{\frac{T_{1M}}{T_{2M}}\·\frac{P_{2M}}{P_{1M}}\·\frac{T_{2O}}{T_{1O}}\·\frac{P_{1O}}{P_{2O}}(1+k\mathrm{\ξ})}$

式中，v_1M和v_2M分别为模型锅炉的一次风速度和二次风速度；v_1O和v_2O分别为原型锅炉的一次风速度和二次风速度；T_1M和T_2M分别为模型锅炉的一次风热力学温度和二次风热力学温度；T_1O和T_2O分别为原型锅炉的一次风热力学温度和二次风热力学温度；P_1M和P_2M分别为模型锅炉的一次风摩尔质量和二次风摩尔质量；P_1O和P_2O分别为原型锅炉的一次风摩尔质量和二次风摩尔质量；ξ为一次风中燃料的质量浓度，k为考虑燃料流速与风速的不同而设定的常数；

在计算出一次风速度和二次风速度后，继续根据模型锅炉与原型锅炉的一次风、二次风和三次风之间的风动量比相等的条件来计算三次风速度。

优选地，所述计算所述模型锅炉的配风参数包括：计算所述模型锅炉的配风参数中的一次风温度和二次风温度，其中所述模型锅炉的一次风温度和对应的原理锅炉的一次风温度相等，且所述模型锅炉的二次风温度大于对应的原型锅炉的二次风温度，且所述模型锅炉的一次风温度和二次风温度满足使所述模型锅炉的一次风和二次风的动量比相等。

优选地，所述计算所述模型锅炉的燃料粒径包括：

采用以下公式计算所述模型锅炉的燃料粒径：

$C_{dp}={\left(\frac{{C_{{\mathrm{\ρ}}_q}}^{1-n}{C}_l{C_{\mathrm{\μ}}}^n}{C_{{\mathrm{\ρ}}_P}{C_w}^n}\right)}^{\frac{1}{n+1}};$

式中，C为模型锅炉与原型锅炉对应的比值，n为常数，d_p为燃料粒径，ρ_p为燃料密度，l为尺寸，μ为气体动力粘度，w为炉内气流速度，ρ_q为气流密度。

优选地，所述计算所述模型锅炉的炉内燃烧器喷口扩展角包括：

在所述炉内燃烧器喷口扩展角被配置成使所述模型锅炉和所述原型锅炉的炉内燃烧器区气流旋转动量和燃烧器喷口射流动量之比相等的基础上，采用以下公式计算所述模型锅炉的炉内燃烧器喷口扩展角：

$\frac{M_L{v}_L}{M_R{v}_R}=(\underset{i=1}{\overset{4}{\Σ}}\underset{j=1}{\overset{j_i}{\Σ}}H-\frac{H-\left(\stackrel{\‾}{v}\right(t_i+{\mathrm{jt}}_d)-(S_i+{\mathrm{j\πD}}_{sj})tan\mathrm{\α})}{H+2(S_i+{\mathrm{j\πD}}_{sj})tan\mathrm{\α}})2\×\frac{2B}{A}$

式中，α为炉内燃烧器喷口扩展角，M为质量流量，H为整组燃烧器高度，B为整组燃烧器宽度，S为射流所经过的行程，A为炉膛截面宽的宽度；D为各号角射流在炉内旋转一圈的切圆直径，角标L、R分别表示炉膛与燃烧器，i表示四角切圆的四个角，j_i为第i号角射流在炉内燃烧器区域旋转的最大圈数。

本发明的技术方案还提供了一种富氧燃烧锅炉的模化系统，该模化系统包括：第一比例确定模块，用于根据用于富氧燃料的模型锅炉与用于空气燃烧的原型锅炉几何相似的条件，确定所述模型锅炉相对于所述原型锅炉的缩放比例；第二比例确定模块，用于根据所述模型锅炉的最小模型比例满足使所述模型锅炉的炉内燃烧器中的气流状态能进入自模化区的条件，确定所述最小模型比例；以及计算模块，用于根据所述模型锅炉与所述原型锅炉的边界条件相似的条件，计算所述模型锅炉的气流速度、配风参数、燃料粒径和炉内燃烧器喷口扩展角。

优选地，所述计算模块包括：气流速度计算子模块，用于根据模型锅炉与原型锅炉的弗洛德数相等的条件，通过公式计算所述模型锅炉的气流速度；其中，C_v为所述模型锅炉与所述原型锅炉的气流速度的比值，C_l为所述模型锅炉相对于所述原型锅炉的缩放比例。

优选地，所述计算模块包括：配风参数计算子模块，用于计算所述模型锅炉的配风参数中的一次风温度和二次风温度，其中所述模型锅炉的一次风温度和对应的原理锅炉的一次风温度相等，且所述模型锅炉的二次风温度大于对应的原型锅炉的二次风温度，且所述模型锅炉的一次风温度和二次风温度满足使所述模型锅炉的一次风和二次风的动量比相等。

优选地，所述计算模块包括：燃料粒径计算子模块，用于采用以下公式计算所述模型锅炉的燃料粒径：

$C_{dp}={\left(\frac{{C_{{\mathrm{\ρ}}_q}}^{1-n}{C}_l{C_{\mathrm{\μ}}}^n}{C_{{\mathrm{\ρ}}_P}{C_w}^n}\right)}^{\frac{1}{n+1}};$

式中，C为模型锅炉与原型锅炉对应的比值，n为常数，d_p为燃料粒径，ρ_p为燃料密度，l为尺寸，μ为气体动力粘度，w为炉内气流速度，ρ_q为气流密度。

通过上述技术方案，本发明的有益效果是：本发明利用模化试验获得富氧燃烧锅炉的相关参数，填补了目前针对富氧燃烧锅炉的模化方法的空白，对于设计新型富氧燃烧锅炉，可以了解、掌握其流动规律，对于已运行的锅炉，可以找出其改进的措施，适合于富氧燃烧锅炉基于常规锅炉的改造。

本发明的其它特征和优点将在随后的具体实施方式部分予以详细说明。

附图说明

附图是用来提供对本发明的进一步理解，并且构成说明书的一部分，与下面的具体实施方式一起用于解释本发明，但并不构成对本发明的限制。在附图中：

图1是本发明实施例中的富氧燃烧锅炉的模化方法的流程示意图；

图2是本发明实施例中的富氧燃烧锅炉的模化系统的结构示意图；

图3是本发明应用例中常规空气燃料锅炉切换为富氧燃烧锅炉的模化过程示意图。

具体实施方式

以下结合附图对本发明的具体实施方式进行详细说明。应当理解的是，此处所描述的具体实施方式仅用于说明和解释本发明，并不用于限制本发明。

在本发明的实施例中所提到的“第一”及“第二”仅用于描述目的，而不能理解为指示或暗示相对重要性或者隐含指明所指示的技术特征的数量。

本实施例设计了将常规空气燃料的锅炉设计为用于富氧燃烧的锅炉的模化方法，即给出了一种富氧燃烧锅炉的模化方法，如图1所示，该模化方法包括：

步骤S1，根据用于富氧燃料的模型锅炉与用于空气燃烧的原型锅炉几何相似的条件，确定所述模型锅炉相对于所述原型锅炉的缩放比例。

模化试验的最终目的是要求模型锅炉和原型锅炉两个流场尽可能相似，因此，只有保证模型锅炉和原型锅炉的炉膛各处、燃烧器处等气流通道形状的几何相似，才能保证炉膛流体速度分布相似以及各流体质点的物理参数相似。

步骤S2，根据所述模型锅炉的最小模型比例满足使所述模型锅炉的炉内燃烧器中的气流状态能进入自模化区的条件，确定所述最小模型比例。

在确定所述模型锅炉的缩放比例时，存在模型锅炉的最小模型比例，该最小模型比例的目的在于保证所述模型锅炉的炉内燃烧器中的气流状态能进入自模化区，而自模化区与雷诺数Re密切关联。Re对模化试验中气流流动过程起主要作用，其表明了流动惯性力与粘性力之比值。

所谓进入自模化区，就是当雷诺数Re大于某一定值后，惯性力起决定性作用，而粘性力的影响可忽略不计，因此流体质点的运动轨道主要受惯性力的支配而不再受Re的影响，利用进行自模化区的特点进行模化试验有很多好处：

1)只要模型锅炉中的Re数处于自模化区内就可以实现模型锅炉不与原型锅炉相等而保证流动状态相似，从而不必用原型锅炉很高的Re值进行模化试验(锅炉容量越大，Re值越大)；

2)使局部模化易于实现；

3)可使模化试验所需的风机容量和压力大为降低，使模化试验易于实现。

对于模型锅炉的四角切圆燃烧器，进入自模化区的临界雷诺数见表1。对于大多数锅炉，Re≥10⁵时即进入自模化区。

表1进入自模化区的临界雷诺数

一定尺寸的模型，一般都能满足进入自模化区的临街雷诺数，但是存在着最小模型比例极限，那么根据模型燃烧器中气流运动进入自模化区要求模型一次风、二次风以及周界风风管中气流Re数分别大于对应的临界Re数，可以推导出二次风口喷口等的最小模型比例。

步骤S3，根据所述模型锅炉与所述原型锅炉的边界条件相似的条件，计算所述模型锅炉的气流速度、配风参数、燃料粒径和炉内燃烧器喷口扩展角。

所述模型锅炉的气流速度、配风参数、燃料粒径和炉内燃烧器喷口扩展角等构成了所述模型锅炉的边界条件，边界条件的确定结非常复杂，下面具体介绍。

一、气流速度

保持模型锅炉和原型锅炉的弗洛德数相等有利于保证模型锅炉与原型锅炉炉内上升气流动量与燃烧器喷口射流动量比相等，据此可根据模型锅炉和原型锅炉的弗洛德数相等的条件，推导出所述模型锅炉的气流速度。

关于气流速度的具体的计算过程将在下文通过应用例来说明，在此不再赘述。

二、配风参数

所述配置参数包括一次风、二次风、三次风、周界风等的速度、温度、风量、风率等。本实施例中，根据模型锅炉与原型锅炉的一次风、二次风和三次风之间的风动量比相等的条件，计算所述模型锅炉的配风参数中的一次风速度、二次风速度、三次风速度等。保证一、二、三次风动量比相等是比较合理的，动量比是表征射流混合后的形状、轨迹以及混合程度，故相交射流采用动量比相等是必要的，而动量比也因此成为炉内流动特性的最主要参数。

优选地，本实施例在计算所述模型锅炉的配风参数中的一次风温度和二次风温度时，计算所述模型锅炉的配风参数中的一次风温度和二次风温度，其中所述模型锅炉的一次风温度和对应的原理锅炉的一次风温度相等，且所述模型锅炉的二次风温度大于对应的原型锅炉的二次风温度，且所述模型锅炉的一次风温度和二次风温度满足使所述模型锅炉的一次风和二次风的动量比相等，即在其他条件不变的情况，适当提高二次风温度，并保证所述模型锅炉的一次风和二次风的动量比相等的条件。

本实施例在其他条件不变，保证一、二次风动量比相等的前提下，对二次风温度对燃烧的影响进行了数值模拟分析，分析过程主要包括：分别调整二次风温度至652K、702K，并保证一、二次风动量比相等相等，其他条件不变，进行计算比较，以O26(即氧气体积浓度为26％)为例，从获得的数据模拟分析图中可以看出，火焰中心温度几乎没有变化(调整前后都为1660K左右)，二次风温度调高50K，着火距离变化很小，当二次风温度调高100K时，着火距离明显缩短，火焰形状发生了一定的变化。这是由于保证一二次风的动量比不变，二次风温度调高后，一二次风的速度增大，使得三股气流的混合扰动加强，而且混合气流的温度有了一定的提高，使得着火提前。

通过上述数据模拟分析，可知适当提高二次风温度，并保证一二次风动量比相等、其他条件不变时，着火距离明显缩短，火焰形状发生了一定的变化，更接近于空气燃烧时的火焰形状。

关于配风参数的具体的计算过程将在下文通过应用例来说明，在此不再赘述。

三、燃料粒径

本实施例对燃料(主要为煤粒)粒径对燃烧的影响进行了数值模拟分析，根据分析结果可知，改变燃料粒径后，火焰中心温度几乎没有变化，火焰形状较长，更接近于空气工况下的火焰形状，最重要的是燃料校核后的着火显著提前，着火距离明显缩短，因此适当减小燃料粒径更有利于着火，火焰特性也更接近于空气工况。

关于燃料粒径的具体的计算过程将在下文通过应用例来说明，在此不再赘述。

四、炉内燃烧器喷口扩展角

炉内燃烧器区气流旋转动量与燃烧器喷口射流动量之比反映了炉内旋转气流的横向推力与燃烧器喷口射流刚性之间的平衡，决定着包括炉内气流相对切圆直径、气流运动行程、射流扩散、停留时间等描述炉内气动结构和旋转特性的主要指标，因此应该保持模型与原型锅炉炉内燃烧器区气流旋转动量与燃烧器喷口射流动量之比相等，并可以基于此确定模型锅炉的炉内燃烧器喷口扩展角。

关于炉内燃烧器喷口扩展角的具体的计算过程将在下文通过应用例来说明，在此不再赘述。

基于与上述富氧燃烧锅炉的模化方法相同的发明思路，本发明的另一实施例提出了对应的富氧燃烧锅炉的模化系统，如图2所示，该模化系统包括：第一比例确定模块，用于根据用于富氧燃料的模型锅炉与用于空气燃烧的原型锅炉几何相似的条件，确定所述模型锅炉相对于所述原型锅炉的缩放比例；第二比例确定模块，用于根据所述模型锅炉的最小模型比例满足使所述模型锅炉的炉内燃烧器中的气流状态能进入自模化区的条件，确定所述最小模型比例；以及计算模块，用于根据所述模型锅炉与所述原型锅炉的边界条件相似的条件，计算所述模型锅炉的气流速度、配风参数、燃料粒径和炉内燃烧器喷口扩展角。

进一步地，所述计算模块可以包括：气流速度计算子模块、配风参数计算子模块、燃料粒径计算子模块以及扩展角计算子模块。此四个计算子模块的具体计算功能与上述富氧燃烧锅炉的模化方法中的四个部分相一致，在此不再赘述。

另外，所述各计算子模块的具体计算过程将在下文通过应用例来说明，在此不再赘述。

下面通过一个应用例来具体说明上述富氧燃烧锅炉的模化方法及模化系统中涉及的各参数的计算过程。

本应用例通过上述的富氧燃烧锅炉的模化方法或系统对某常规的350MW空气燃烧锅炉进行模化，得到了350MW富氧燃烧锅炉的相关参数。

表2为本应用例采用的煤质特性参数，在模化过程中进行的数值模拟分析即是基于表2中的参数进行的。

表2煤质特性

第一步，通过公式(1)确定模型的比例：

$C_l=\frac{l_M}{l_O}---\left(1\right)$

其中，l_M为实物的尺寸，l_O为模型的尺寸。

第二步，存在最小模型比例，二次风口的最小模型比例通过公式(2)确定：

$S_{l2}=\sqrt{\frac{{\mathrm{Re}}_{2o}}{{\mathrm{Re}}_{2c}}\·\frac{v_{2o}}{v_{2m}}}---\left(2\right)$

式中，角标O、M分别代表实物与模型；角标1、2分别代表一次、二次风；v和m分别代表喷口平均流速和质量流量。同理，可以分别得到一次风口及周界风喷口最小模型比例S_l1、S_lz；那么模型的最小模型比例为S_l＝Min(S_l1，S_l2，S_lz)。需说明的是，在未做特别说明的情况下，公式(2)中关于角标的含义也适用于下文的其他公式。

第三步，通过模型锅炉与原型锅炉的弗洛德数相等，可以得到模型锅炉的气流速度。

其中，弗洛德数为：

$Fr=\frac{gl}{{w^2}_g}---\left(3\right)$

其中，g为重力加速度；l为特征长度，w为炉内气流速度。

基于弗洛德数相等的条件，通过公式(4)计算模型锅炉的气流速度。

$C_v=\frac{{\left(w\right)}_M}{{\left(w\right)}_O}=\sqrt{C_l}---\left(4\right)$

式中，C_v为模型锅炉与原型锅炉的气流速度的比值，C_l为模型锅炉相对于原型锅炉的缩放比例，即随着缩放比例的缩小，模型锅炉内气流速度要降低倍。

第四步，计算配风参数。

由于原型锅炉的一次风动量是由一次风和燃料两部分动量组成，要使模型锅炉和原型锅炉的一次风动量比相等就要求：

$\frac{m_{1M}{v}_{1M}}{m_{2M}{v}_{2M}}=\frac{(m_{1O}+m_P)v_{1O}}{m_{2O}{v}_{2O}}---\left(5\right)$

其中，m_1M和m_2M分别为一次风质量和二次风质量，v_1M和v_2M分别为一次风速度和二次风速度，m_1O和m_2O分别为一次风质量和二次风质量，v_1O和v_2O分别为一次风速度和二次风速度，m_p为燃料颗粒的质量。

考虑到一次风与二次风成分不同，摩尔质量不同(P₁、P₂)，故：

所以可得：

$\frac{v_{1M}}{v_{2M}}=\frac{v_{1O}}{v_{2O}}\sqrt{\frac{T_{1M}}{T_{2M}}\·\frac{P_{2M}}{P_{1M}}\·\frac{T_{2O}}{T_{1O}}\·\frac{P_{1O}}{P_{2O}}(1+k\mathrm{\ξ})}---\left(6\right)$

式中，v_1M和v_2M分别为模型锅炉的一次风速度和二次风速度；v_1O和v_2O分别为原型锅炉的一次风速度和二次风速度；T_1M和T_2M分别为模型锅炉的一次风热力学温度和二次风热力学温度；T_1O和T_2O分别为原型锅炉的一次风热力学温度和二次风热力学温度；P_1M和P_2M分别为模型锅炉的一次风摩尔质量和二次风摩尔质量；P_1O和P_2O分别为原型锅炉的一次风摩尔质量和二次风摩尔质量；ξ为一次风中燃料的质量浓度，k为考虑燃料流速与风速的不同而设定的常数，可近似为0.8。

同理，利用公式(6)可求得三次风速度。求得风速后，可进一步通过数值模拟分析的结果，对风速进行优化。

进一步地，还可计算风量和风率，其中风量＝喷口面积×喷口速度×密度；风率＝对应风风量/总风量。其中，计算一次风风率时，所述对应风风量为一次风风量，其余风率及对应风风量与此类似。

表3即给出了本应用例得到的350MW富氧燃烧锅炉的配风参数的一种选择。

表3 350MW锅炉O26干燥工况配风参数

第五步，燃料的颗粒粒径通过公式(7)确定：

$C_{dp}={\left(\frac{{C_{{\mathrm{\ρ}}_q}}^{1-n}{C}_l{C_{\mathrm{\μ}}}^n}{C_{{\mathrm{\ρ}}_P}{C_{\mathrm{\ω}}}^2}\right)}^{\frac{1}{n+1}}---\left(7\right)$

式中，C为模型锅炉与原型锅炉对应的比值，n为常数，通常在0～1之间选取。d_p为燃料粒径，ρ_p为燃料密度，l为尺寸，μ为气体动力粘度，w为炉内气流速度，ρ_q为气流密度。其中，w可通过一二次风计算得到。由此，根据模型锅炉与原型锅炉对应的燃料粒径的比值C_dp可进一步确定模化时所需燃料颗粒的平均直径。

第六步，计算模型锅炉的炉内燃烧器喷口扩展角。

关于切圆锅炉炉内燃烧器区气流旋转动量和单角燃烧器喷口射流动量之比可近似表达为公式(8)，由此可以确定扩展角：

$\frac{M_L{v}_L}{M_R{v}_R}=(\underset{i=1}{\overset{4}{\Σ}}\underset{j=1}{\overset{j_i}{\Σ}}H-\frac{H-\left(\stackrel{\‾}{v}\right(t_i+{\mathrm{jt}}_d)-(S_i+{\mathrm{j\πD}}_{sj})\tan \mathrm{\α})}{H+2(S_i+{\mathrm{j\πD}}_{sj})\tan \mathrm{\α}})2\×\frac{2B}{A}---\left(8\right)$

式中，α为炉内燃烧器喷口扩展角，M为质量流量，H为锅炉燃烧器区域的高度，一般包括十来层左右的喷口加喷口之间的间距，B为锅炉燃烧器区域的宽度，S为射流所经过的行程，A为炉膛截面宽的宽度；D为各号角射流在炉内旋转一圈的切圆直径，角标L、R分别表示炉膛与燃烧器，i表示四角切圆的四个角，j_i为第i号角射流在炉内燃烧器区域旋转的最大圈数。

通过上述六个步骤，如图3所示，本发明可实现将常规350MW空气燃烧锅炉进行模化，得到适用于富氧燃烧的350MW富氧燃烧锅炉，图中Q_1O和Q_2O分别为进入原型锅炉的炉膛的一次风量和二次风量，Q_1M和Q_2M分别为进入模型锅炉的模化炉膛的一次风量和二次风量，Q_1M和Q_2M的计算是通过Q_1O和Q_2O得到的，计算过程可参考上文，其他的配风参数以及燃料粒径、气流速度和炉内燃烧器喷口扩展角等在原型锅炉和模型锅炉之间的转换与图3所示的风量变化近似。

综上所述，本发明利用模化试验获得富氧燃烧锅炉的相关参数，相对于在实际锅炉中直接进行富氧燃料的方案，更为省时省力，且高效灵活。本发明填补了目前针对富氧燃烧锅炉的模化方法的空白，对于设计新型富氧燃烧锅炉，可以了解、掌握其流动规律，对于已运行的锅炉，可以找出其改进的措施，适合于富氧燃烧锅炉基于常规锅炉的改造。

以上结合附图详细描述了本发明的优选实施方式，但是，本发明并不限于上述实施方式中的具体细节，在本发明的技术构思范围内，可以对本发明的技术方案进行多种简单变型，这些简单变型均属于本发明的保护范围。

另外需要说明的是，在上述具体实施方式中所描述的各个具体技术特征，在不矛盾的情况下，可以通过任何合适的方式进行组合。为了避免不必要的重复，本发明对各种可能的组合方式不再另行说明。

此外，本发明的各种不同的实施方式之间也可以进行任意组合，只要其不违背本发明的思想，其同样应当视为本发明所公开的内容。