一种电站锅炉煤粉在变氧量下的燃烧特性生成数值的模拟方法及装置与流程

本发明涉及电力技术领域，尤其涉及一种电站锅炉煤粉在变氧量下的燃烧特性生成数值的模拟方法及装置。

背景技术：

电站锅炉煤粉燃烧是一个复杂的湍流流动、传热及燃烧的三维过程。由于过程的复杂性以及燃煤锅炉燃料的多变性，迄今为止，对锅炉的设计和运行缺乏成熟的理论和经验，往往需要冷态及热态试验来确定运行和设计参数，因为试验具有直观、可靠等优点，可以直接用来指导锅炉产品的设计生产和制造。但是目前我国火力发电厂已向高参数、大容量方面发展，炉膛尺寸越来越大，这类试验周期长，耗资巨大，且很难得到全面、满意的数据。制造全尺寸模型的试验台已不切实际，对现场实际运行的大容量锅炉直接进行空气动力场的测量，以及对炉内燃烧、流动、传热整体规律特性进行测量几乎是不可能的，所以，通过试验指导锅炉设计存在很大的局限性。

因此，如何上述提及的由于炉膛尺寸越来越大，制造全尺寸模型的试验台已不切实际，所导致的无法对炉内燃烧、流动、传热整体规律特性进行测量的技术问题已成为了本领域技术人员亟待解决的技术问题。

技术实现要素：

本发明实施例提供了一种电站锅炉煤粉在变氧量下的燃烧特性生成数值的模拟方法及装置，其中，电站锅炉煤粉燃烧特性生成数值的模拟方法包括：对预置锅炉燃烧器模型进行分区网格划分；通过基本守恒方程、湍流流动模型、湍流气固两相流动模型、气相湍流燃烧模型、煤粉颗粒燃烧模型、辐射换热模型和NO_X生成模型对网格划分后的预置锅炉燃烧器模型中的锅炉煤粉在变氧量条件下的燃烧过程进行模拟；根据在变氧量条件下模拟的结果确定锅炉燃烧器的煤粉燃尽率、飞灰含碳量、NO_X排放量、下炉膛出口温度和沿炉膛高度的平均CO浓度分布。本实施例中，通过对预置锅炉燃烧器模型进行分区网格划分；通过基本守恒方程、湍流流动模型、湍流气固两相流动模型、气相湍流燃烧模型、煤粉颗粒燃烧模型、辐射换热模型和NO_X生成模型对网格划分后的预置锅炉燃烧器模型中的锅炉煤粉在变氧量条件下的燃烧过程进行模拟；根据在变氧量条件下模拟的结果确定锅炉燃烧器的煤粉燃尽率、飞灰含碳量、NO_X排放量、下炉膛出口温度和沿炉膛高度的平均CO浓度分布，解决了目前由于炉膛尺寸越来越大，制造全尺寸模型的试验台已不切实际，所导致的无法对炉内燃烧、流动、传热整体规律特性进行测量的技术问题。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其它的附图。

图1为本发明实施例提供的一种电站锅炉煤粉在变氧量下的燃烧特性生成数值的模拟方法的一个实施例的流程示意图；

图2为本发明实施例提供的一种电站锅炉煤粉在变氧量下的燃烧特性生成数值的模拟装置的一个实施例的结构示意图；

图3(a)至(c)为炉膛结构和网格划分示意图；

图4为变氧量下的煤粉燃烧率；

图5为变氧量下的飞灰含碳量；

图6为变氧量下的NO_X排风量；

图7为变氧量下的下炉膛出口温度；

图8为不同氧量下沿炉膛高度的平均CO浓度分布。

具体实施方式

本发明实施例提供了一种电站锅炉煤粉在变氧量下的燃烧特性生成数值的模拟方法及装置，解决了目前由于炉膛尺寸越来越大，制造全尺寸模型的试验台已不切实际，所导致的无法对炉内燃烧、流动、传热整体规律特性进行测量的技术问题。

CFD，软件(Computational Fluid Dynamics)，即计算流体动力学,是流体力学的一个分支，简称CFD。CFD是近代流体力学，数值数学和计算机科学结合的产物，是一门具有强大生命力的边缘科学。它以电子计算机为工具，应用各种离散化的数学方法，对流体力学的各类问题进行数值实验、计算机模拟和分析研究，以解决各种实际问题。

为使得本发明的发明目的、特征、优点能够更加的明显和易懂，下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，下面所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而非全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其它实施例，都属于本发明保护的范围。

请参阅图1，本发明实施例提供的一种电站锅炉煤粉在变氧量下的燃烧特性生成数值的模拟方法的一个实施例包括：

101、对预置锅炉燃烧器模型进行分区网格划分；

随着计算机技术以及计算流体力学、计算传热学、计算燃烧学等学科的发展，计算机模拟技术得到了飞速发展。以CFD为基础的数值模拟日益成为各国能源动力领域的研究者们用来研究锅炉炉内过程的重要手段。数值模拟方法速度快，获得的信息量大，能全而预报炉内的流动、传热和燃烧过程，为锅炉的设计、运行和改造提供重要的参考依据，具有重要的工程应用价值。因而，通过炉内过程的全模拟数值计算，分析炉内的空气动力场、温度场，来对燃烧过程中NO_X的生成做出预报成为可行的研究手段，首先需要对预置锅炉燃烧器模型进行分区网格划分。

102、通过基本守恒方程、湍流流动模型、湍流气固两相流动模型、气相湍流燃烧模型、煤粉颗粒燃烧模型、辐射换热模型和NO_X生成模型对网格划分后的所述预置锅炉燃烧器模型中的锅炉煤粉在变氧量条件下的燃烧过程进行模拟；

当对预置锅炉燃烧器模型进行分区网格划分之后，需要通过基本守恒方程、湍流流动模型、湍流气固两相流动模型、气相湍流燃烧模型、煤粉颗粒燃烧模型、辐射换热模型和NO_X生成模型对网格划分后的预置锅炉燃烧器模型中的锅炉煤粉在变氧量条件下的燃烧过程进行模拟。

103、根据在变氧量条件下模拟的结果确定所述锅炉燃烧器的煤粉燃尽率、飞灰含碳量、NO_X排放量、下炉膛出口温度和沿炉膛高度的平均CO浓度分布。

当通过基本守恒方程、湍流流动模型、湍流气固两相流动模型、气相湍流燃烧模型、煤粉颗粒燃烧模型、辐射换热模型和NOX生成模型对网格划分后的预置锅炉燃烧器模型中的锅炉煤粉的燃烧过程进行模拟之后，需要根据在变氧量条件下模拟的结果确定所述锅炉燃烧器的煤粉燃尽率、飞灰含碳量、NO_X排放量、下炉膛出口温度和沿炉膛高度的平均CO浓度分布。

需要说明的是，以上所述变氧量条件是指锅炉含氧量分别为2.0％、2.6％、3.0％和3.5％的状态下，且对预置锅炉燃烧器模型进行分区网格划分之后还包括：

对网格划分后的预置锅炉燃烧器模型进行简化，并获取到设置后的设计参数和工况条件。

湍流流动模型为Realizable k-ε双方程模型；

其中，k方程为

ε方程为

Gk表示由于平均速度梯度引起的湍流动能产生，Gb是用于浮力影响引起的湍流动能产生，YM表示可压速湍流脉动膨胀对总的耗散率的影响，σ_k、σ_ε分别是湍流动能及其耗散率的湍流普朗特数。

湍流气固两相流动模型为拉格朗日随机颗粒轨道模型。

气相湍流燃烧模型为混合分数—概率密度函数(PDF)模型。

煤粉颗粒燃烧模型的包括用于挥发份析出双方程模型、用于焦炭燃烧的扩散—动力控制燃烧模型。

辐射换热模型为P-1辐射模型。

NO_X生成模型为PDF输运方程模型。

下面将以一具体实施例进行描述，应用例包括：

对于电站大型燃煤锅炉燃烧过程，可以用基本守恒方程、湍流流动模型、湍流气固两相流动模型、气相湍流燃烧模型、煤粉颗粒燃烧模型、辐射换热模型来进行数学描述，通过对上述方程数值求解来模拟实际过程，为实际运行提供参考参数。本部分就对本报告模拟研究中所采用的煤粉锅炉燃烧过程的各个数学模型进行详细介绍。

基本守恒方程

燃烧是包含有剧烈放热化学反应的湍流流动过程，所有物理量都是空间和时间的随机变量，但是湍流流动遵循连续介质一般运动规律。描述燃烧规律的定律有：质量守恒、动量守恒、能量守恒、化学组分平衡和化学元素质量守恒等等。

(1)连续性方程

(2)动量方程

动量方程的一般形式可写为：

式中σ_ij＝pδ_ij-τ_ij

其中：τ_ij为粘性应力。

δ_ij为克罗内克函数：

δ_ij为应力张量，S_i则包括了各种体积力与阻力在i方向的分量。在考虑多相流动时，多相流动间的作用力也反映在此项中。

(3)能量方程

能量平衡方程：

方程式等号左边：表示单位时间内单位流体总能量对时间的变化率；方程式等号右边：第1项为表面压力对流体微元所做的功，一般可忽略；第2项为热传导引起的单位体积能量变化；第3项Φ为由于粘性作用机械能转化为热能的部分，称为耗散函数；第4项S_h为化学反应热、辐射热、相间热量交换以及自定义的体积热源项。

(4)化学组分方程

化学组分方程体现的是燃烧过程中各个组分的质量守恒。对于任何一种化学组分K，其化学组分连续性方程为：

式中：m_k—组分K的质量分数，定义为：

S_k—由于化学反应引起的组分K的产生(或消耗)率以及多相反应产生的本组分的质量源。

Γ_k—化学组分K的输运系数：Γ_k＝ρD_k

D_k为化学组分K对应混合气体的扩散系数。

将式(2-4)对整个组分K进行相加，即得到整个流体的连续性方程：

式中，为颗粒反应引起的质量总源项，当无颗粒相反应时(5)状态方程

上述方程式中包含了6个未知数，u，v，w，p，T，及ρ，还需补充一个联系p，ρ的状态方程：

ρ＝ρ(p,T) (2-5)

对于以上所述的基本方程，其未知数与方程数是相等，应该说方程是封闭的。只要适当地描述边界条件和初始条件，就可以求解，但事实上人们发现，在实际自然界和工程流动装置中，流动往往是湍流流动，而湍流是在一个很小的湍流尺度上进行的。因此，求解这样一组方程就必须在湍流尺度的网格尺寸内进行，然而这是目前计算机容量及速度尚不能实现的。因此，求解Navier-Stokes方程必须从其他方面着手，这就是湍流模型。

湍流流动模型

湍流流动是自然界常见的流动现象，在多数工程中流体的流动往往处于湍流状态，湍流特性在工程中占有重要的地位。在锅炉燃烧过程中，由于燃烧设备尺寸较大、形状复杂、气流速度较高，加上燃料燃烧等化学反应的影响，在燃烧器和锅炉炉内的气流流动几乎都是湍流流动。

双方程模型中的k-ε模型，是在实际工程中应用最为广泛的湍流模型。在关于湍流动能k的方程的基础上，再引入了表示各向同性小尺度涡旋机械能转化成热能速率的脉动动能耗散率ε。该模型是由Launder和Spalding于1972年提出的。目前广泛地用于燃烧室流场、管流、钝体回流以及射流回流的数值模拟，以及一些设备中气流流动、燃烧、传热、传质等过程综合模型中的气相模拟。

k-ε双方程模型有以下优点：(1)通过求偏微分方程考虑湍流物理量的输运过程，即通过求解偏微分方程确定脉动特征速度与平均场速度梯度的关系，而不是直接将两者联系起来；(2)特征长度不是由经验确定，而是以耗散尺度作为特征长度，并由求解相应的偏微分方程得到。

但k-ε模型对浮力流、强旋流动、弯曲壁面流动、弯曲流线流动、低Reynolds数湍流以及圆射流等流动时，会产生一定的失真，原因是在标准的k-ε模型中，对于Reynolds应力的各个分量，假定粘度系数μ_t是相同的，即假定μ_t是各向同性的标量。而在弯曲流线的情况下，湍流是各向异性的，μ_t应该是各向异性的张量。因此，许多学者针对某些问题对k-ε模型进行了修正，如考虑非平衡流、旋转和曲率、可压缩性以及非线性等发展出许多改进的模型，如低Reynolds数k-ε模型、非线性k-ε模型、多尺度k-ε模型、重整化群k-ε模型、可实现k-ε模型等，而且在一些方面通过应用改进后的模型已经取得了比较满意的效果。

本报告选用的Realizablek-ε(带旋转修正)双方程模型进行数值模拟计算。Realizable k-ε双方程模型主要的特点就是它是通过求偏微分方程来考虑湍流物理量的输运过程，即通过求解偏微分方程确定脉动特征速度与平均场速度梯度的关系，而不是直接将两者联系起来；另外，模型中的特征长度不是由经验确定，而是以耗散尺度作为特征长度，并由求解相应的偏微分方程得到。因此带旋流修正的k-ε模型对于平板和圆柱射流的发散比率有更精确的预测，而且它对于旋转流动、强逆压梯度的边界层流动、流动分离和二次流有很好的表现。相对来说Realizablek-ε双方程更为简单，使用方便。现在Realizablek-ε双方程模型己被有效的用于各种不同类型的流动模拟，包括旋转均匀剪切流、包含有射流和混合流的自由流动、管道内流动、边界层流动、以及带有分离的流动等。而且都取得了与试验数据比较一致的结果，适合工程问题研究。

带旋流修正的k-ε模型是近期才出现的，比起标准k-ε模型来有两个主要的不同点：(1)带旋流修正的k-ε模型为湍流粘性增加了一个公式；(2)为耗散率增加了新的传输方程，这个方程来源于一个为层流速度波动而作的精确方程。通过修正后的标准k-ε模型，明显的提高了对平面射流以及圆柱射流的扩散率的模拟精度。

直角坐标系下，稳态的标准k-ε模型的通用控制方程如下：

其中：P为流体压力，ρ为流体密度，Φ是通用因变量，Г为各方程变量的输运系数(扩散系数)，S为因变量的守恒方程中所对应的源项，P、ρ、Φ、Г、S的具体内容见表1。

表1通用控制方程中各变量的表达式

在表1中

μ_e＝μ+μ_t，

其中：μ_e为有效粘性系数；

μ_t为湍流粘性系数；

μ为层流粘性系数。

必须说明的是，标准k-ε模型对时均应变率特别大的情形，有可能导致负的正压力。为使流动符合湍流的物理定律，需要对正压力进行某种数学约束。计算湍流动力限度计算式中的C_μ应当不是常数，而应当与应变率联系起来。从而提出了Realizable k-ε模型

k方程：

ε方程：

其中：G_k表示由于平均速度梯度引起的湍流动能产生，G_b是用于浮力影响引起的湍流动能产生；Y_M表示可压速湍流脉动膨胀对总的耗散率的影响。σ_k、σ_ε分别是湍流动能及其耗散率的湍流普朗特数。

C₂＝1.9，σ_k＝1.0，σ_ε＝1.2，σ_1ε＝1.44

式中，μ_t与C_μ按下式计算：

其中：

A_o＝4.0

其中是从角速度为ω_k的参考坐标系中观察到的时均转动速率张量，显然对无旋转的流场，U^*式中根号中的第二项为零，这一项是专门用以表示旋转的影响的，也是本模型的特点之一。

湍流气固两相流动模型

煤粉燃烧过程是典型的湍流气固两相流动和燃烧过程，气固两相流动的数值模拟研究主要包括气相湍流的模拟、颗粒运动的模拟和气固相间相互作用的模拟等，它是在单相湍流模拟的基础上发展起来的。目前对两相流的研究有两种不同的观点：一是把流体或气体作为连续介质，在欧拉坐标系内加以描述，而把颗粒群作为离散体系，在拉氏坐标系内加以描述；而另一是除了把流体作为连续介质外，还把颗粒群当作拟连续介质或拟流体，两相在空间共存和互相渗透，两相都在欧拉坐标系内加以描述。对湍流多相流动的瞬时方程组按照类似于单相湍流流动中采用的方法进行雷诺分解和平均后，得其时均方程组，方程组时均化后含有未知关联项，不能封闭。为此，提出下列模拟及简化方法：(1)单颗粒动力学模型；(2)小滑移模型；(3)无滑移模型(单流体模型)；(4)双流体模型(多流体模型或滑移—扩散的多连续介质模型)；(5)颗粒轨道模型。

颗粒轨道模型，在拉格朗日坐标内处理颗粒相，且考虑了与颗粒扩散无关的、两相间的大速度滑移和温度滑移，充分考虑了气相与颗粒相间的相互作用。随机轨道模型采用Monte-Carlo。法求解此随机瞬时流场中颗粒运动的随机轨道，来计入流体湍流的颗粒作用。颗粒轨道模型易于模拟有蒸发、挥发及异相反应的颗粒的经历，在颗粒相预报中无数值扩散。因此，该模型是目前在湍流流动与燃烧模拟中应用最广泛的模型。但它无法满足脉动量的连续方程，不能完全模拟颗粒脉动。如果要获得与实验结果相比较的颗粒详细信息，需要非常大的计算量。

本报告选用的是拉格朗日随机颗粒轨道模型，该模型求解的难题主要集中在三个方面：气固两相的耦合、流体速度模拟、边界条件。其基本思想是：在计算颗粒的随机轨道时考虑气相脉动随机速度对颗粒运动的影响，即由颗粒瞬时动量方程出发，随机地给定气体的瞬时速度，用Monte-Carlo法计算随机瞬时流场中颗粒的随机轨道以计入流体湍流对颗粒的作用。其主要优点是计算简单，当颗粒有较复杂的变化经历时，能较好的追踪颗粒的运动，数值计算时也不会产生伪扩散；还有就是考虑了流体湍流脉动对颗粒的影响。其缺点是难以完全模拟颗粒湍流的输运过程，也难以给出能与实测的颗粒欧拉场特征相对应的颗粒速度及浓度空间分布的相近数据。

颗粒的作用力平衡方程在笛卡尔坐标系下的形式(X方向)为：

右式第一项为颗粒所受应力，第二项为颗粒本身重力，第三项为附加质量力。

其中，u为气相速度，u_p为颗粒速度，μ为流体动力粘度，ρ为气体密度，ρ_p为颗粒密度，d_p为颗粒直径。

在(2-13)中，Re为相对雷诺数(颗粒雷诺数)，表达式如下：

C_D为应力系数，表达式如下：

a₁、a₂、a₃是圆球颗粒常数，依据Morsi和Alexander等人看法其值随Re值范围变化而改变。

或者，依据Haider和Levenspiel的说法，亦可以表达为

其中，b₁＝exp(2.3288-6.4581+2.448Φ²)

b₂＝0.0964+0.5565Φ

b₃＝exp(4.905-13.8944+18.4222Φ²-10.2599Φ³)

b₄＝exp(1.4681+12.2584Φ-20.7322Φ²+15.8855Φ³)

形状系数Φ的定义为：Φ＝s/S

S是与颗粒有相同体积的圆球球体表面积，S是颗粒的表面积。模拟中Φ设为1，即假定煤粉颗粒均为球形颗粒。

在拉格朗日坐标系下，颗粒瞬时的动量方程为：

式中m_p、V_p、t、F分别为颗粒的质量、速度、运动时间及所受到的力。忽略颗粒的浮力、Magnus力、压力梯度力、Saffman力以及虚假质量力的作用等。因此颗粒质量的动量方程为：

其中，τ_p为颗粒松弛时间，u′、v′、w′是气相的脉动速度，这里假定气相湍流流场是局部均匀和各向同性的，当颗粒位于某个湍流旋涡时，u′、v′、w′取为：

式中，为气相湍流脉动速度的平均平方根值，ζ为符合高斯分布的随机数，k为气相湍流动能。

颗粒的轨迹方程为：

x_p＝∫u_pdt y_p＝∫v_pdt z_p＝∫w_pdt

气相湍流燃烧模型

湍流的出现，不仅会影响流场的特性，而且会影响到所有的输运方程。湍流燃烧速率同时受到湍流流动、分子输运和化学动力学三方面的影响，目前尚未见到普遍使用的湍流燃烧速率公式。目前描述湍流气相燃烧过程的模拟，主要有针对扩散火焰的k-ε-g模型、针对预混火焰的旋涡破碎模型(EBU)、拉切滑模型、ESCIMO湍流燃烧理论等。

在气相扩散火焰中，燃料和氧化剂是处于不同流中。在其发生反应之前，两者的接触必须达到分子水平。当混合时间尺度比反应时间尺度大得多时，必须详细考虑湍流混合过程，但可以假设是瞬时化学反应(快速化学反应)，可以采用平衡算法来计算反应过程。在综合燃烧模型中有种基于此假设的方便的应用广泛的方法，即混合分数法。

混合分数—概率密度函数(PDF)模型不需要求解每一组分的输运方程，只求解一个或两个守恒量(混合分数)的输运方程，单个组分的浓度根据预测的混合分数的分布来求解。在守恒量的求解过程中，利用概率密度函数来考虑湍流的影响。适用于不可压缩的湍流流场和扩散燃烧反应系统，不能用于预混或部分预混燃烧系统。

对一种燃料和一种氧化剂组成的二元系统，混合分数f的定义式可表示为：

式中：Z_i为元素i的元素质量分数。下标ox表示氧化剂流入口处的值，fuel表示燃料流入口处的值。

在相同扩散率的假设下，组分方程可被减少为一个单一的关于混合组分f的方程。f是一个守恒量，时间平均混合分数方程为：

源项S_m仅指质量由反应颗粒(如煤)传入气相中。S_user为任何用户定义源项。

除求解混合分数的时均方程外，还需求解平均混合分数均方值的守恒方程：

式中：常数σ_t、C_g、C_d分别取0.85、2.86、2.0。

混合分数模拟方法有利之处是将化学反应减少为一个或两个守恒的混合分数。所有热化学标量(组分质量分数，密度和温度)均唯一与混合分数有关。给定反应系数化学性质与化学反应，流场中任何一点的瞬时守恒分数值可被用于计算每个组分摩尔分数、密度和温度值。由于混合分数法无需求解大量的物质传输方程就可以模拟湍流反应流动中中间产物的形成、湍流与化学反应的相互作用，并且其计算效率高，比有限率法能得出更精确的流体平均密度，所以目前得到了广泛的应用。

煤粉燃烧模型

煤粉燃烧过程分为几个阶段：煤粉预热、挥发份析出及燃烧过程、焦炭燃烧等过程。煤热解时产生的挥发份及挥发份的燃烧对于整个煤的燃烧过程有着重要的影响，有时甚至是决定性的影响。为了得到封闭的微分方程组，能量方程和组分平衡方程中的源项主要由挥发物热解模型和焦炭颗粒燃烧模型共同给出。

(1)挥发份析出模型

煤在高温下首先发生热解反应，析出挥发份，然后所剩余的焦炭以及析出的挥发份分别和空气中的氧气进行反应:

原煤：y挥发份+(1-y)焦炭

在数值计算试验的基础上，科研工作者建立了不同的热解模型。主要有定挥发速率模型、单反应模型、双方程模型、多步平行反应模型、官能团热解模型、考虑非动力学控制因素的热解模型等。

由Stickler等人于1975年提出的双平行反应模型目前是应用比较广泛的模型，该模型认为有速度常数

与

在该模型中，E₂＞E₁，A₂＞A₁。在较低温度时，第一个反应起主要作用，高温时，第二反应起主要作用。

释放出挥发份比例分别为α₁和α₂，控制活化能数值使第一个反应在低温下进行，第二个反应在高温下进行，热解所造成的煤的质量减少量为：

挥发份质量变化率：

其中：m_c为未反应原煤质量；A₁,A₂,E₁,E₂为挥发份热解动力学参数，由实验测定。由于计算简单，计算结果具有一定的准确性，因此双方程模型在实际模拟中应用很广。

(2)焦炭的燃烧模拟

在煤粉颗粒的燃烧过程中，焦炭的燃烧是个复杂的过程(属于气固非均相燃烧)，该过程包括氧化物质向颗粒表面的扩散过程和这些物质在颗粒表面与焦炭的反应过程，一般认为，这两个过程是在一个准平衡反应状态下同时进行的。焦炭颗粒非均相反应过程的模拟是复杂的，它受到焦炭的碎裂、内孔扩散、表面积的变化以及温度和压力的变化等这些不确定性因素的影响。

由于焦炭的燃烧不仅与扩散有关，还与反应动力学因素有关。因而目前焦炭燃烧使用的模型中最常见的就是动力—扩散燃烧模型。焦炭的燃烧速率R_c受到氧扩散到焦炭表面的速率K_d和焦炭表面的化学反应速率K_c这两方面的共同控制，可表示为：

式中，P_O2为氧气的分压；D_O2为氧气的扩散系数；S_k为Sherwood数，取为2.0；Mc为碳的摩尔质量。

在本实施例中，挥发份析出采用的是双方程模型，焦炭燃烧采用的是扩散—动力控制燃烧模型。在模型中，假设煤粒为单一粒径的球形颗粒，在反应的任何时刻，煤粒由水分、原煤、焦炭和灰分这四部分组成。煤粒温度的上升导致煤粒中的水分蒸发，进入气相变成水蒸汽。原煤随着挥发份析出而消耗，剩余的固体可燃物为焦炭，焦炭与氧气发生异相反应而逐渐燃尽。灰分随着焦炭的燃尽而逐渐趋向于1。假设析出的挥发份的成分为碳氢化合物(CH_X)，它在气相燃烧反应中迅速耗尽。

辐射换热模型

辐射传热过程是高温炉膛中的最主要传热方式，因此在模拟燃烧系统中，对辐射能量的传输的模拟非常重要，同时也是一项非常复杂的任务。比如在一个典型的煤粉燃烧炉内，辐射同时包括颗粒、煤粉、焦炭、灰粒、烟煤和气相(主要是CO₂和H₂O)的作用。辐射计算的精确度取决于所采用计算方法的精确程度和对于辐射介质和周围墙壁性质的了解程度。目前针对不同的适用条件，已发展了很多辐射换热的计算模型，这些模型所采用的方法主要有热流法(Heat Flux)、蒙特卡洛法(Monte-Carlo)和区域分析法(Zone Analysis)。

热流法的特点是将复杂的不均匀的多项的界面辐射热流用均匀的界面辐射热流来代替，并取平均值。热流法的优点是计算简单而且计算量小。但对于具有强烈辐射的区域，热流法的假设明显存在于事实不符之处。但由于该方法计算简便，误差在工程允许的范围内，故目前在炉内过程数值模拟中应用较多，发展较为成熟完善。

本报告选用的模型是以热流法为基础的P-1辐射模型。P-1法是最简单的一种球谐函数法，它假定介质中的辐射强度沿空间角度呈正交球谐函数分布，并将含有微分、积分的辐射能量传递方程转化为一组偏微分方程，联立能量方程和相应的边界条件便可以求出辐射强度和温度的空间分布。与DO法相比，P-1法考虑了辐射散射的作用，更适用于光学厚度大和几何结构复杂的燃烧设备，并且求解辐射能量方程所需要的时间短，比较适合求解煤粉炉中燃烧。国内外的研究者在模拟煤粉炉燃烧时多用此模型。

对于辐射热流q_r，

其中：α为吸收系数，σ_s为散射系数，G为入射辐射，C为线性各项异性相位函数系数。引入参数：

方程可化为：

G的输运方程为：

其中：σ为斯蒂芬—波尔兹曼常数，S_G为用户定义的辐射源相。使用P-1模型时，求解这个方程以得到当地辐射强度。

合并上面两式，可得到如下方程：

的表达式可以直接带入能量方程，从而得到由于辐射所引起的热量源(汇)。

当模型中包含有颗粒分散相时，可以在P-1辐射模型中考虑颗粒的影响。对于包含有吸收、发射、散射性质颗粒的灰体介质，入射辐射的输运方程为：

其中，E_P为颗粒的等价辐射发射量，α_p为颗粒的等效吸收系数。

其中，ε_pn，A_pn，T_pn分别为第n个颗粒的黑度、投影面积(垂直辐射方向)和温度。

Γ的定义为：

其中，等效颗粒散射因子定义为：

它是在颗粒跟踪计算过程中得到的，f_pn为第n个颗粒的散射系数。

P-1法中辐射热力量q_r的壁面边界条件为：

如果假定壁面为扩散灰体表面，则ρ_w＝1-ε_w，上式可以表示为：

此方程用来计算能量方程中的q_r,w以及辐射方程的边界条件。

NO_X的生成机理及模型

(1)NO_X的生成机理

目前研究认为煤燃烧过程中生成的NO_X分为三种类型，分别为热力型、快速型和燃料型。影响燃烧中NO_X生成的因素有燃料特性如煤种、含氮量、含氮物质结构、颗粒粒径等；运行条件如锅炉形式、负荷、温度、氧量、反应时间(停留时间)等。

(2)热力型NO_X(Thermal NO_X)生成机理

热力型NO_X是指燃烧用空气中的N₂在高温下氧化而生成的氮氧化物。它的生成机理是Zeldovich于1946年提出的，其生成过程可由如下反应来描述：

当燃料浓度过大时，还需要考虑下式反应：

热力型NO_X主要是在1500℃以上的高温区产生的，其生成速度和温度的关系是按照阿累利乌斯定律：随着温度的升高，NO_X的生成速度按指数规律迅速增加。其生成量可以按Zeldovich动力学模型进行估算：

式中：[O₂]，[N₂]，[NO]分别为O₂，N₂，NO的浓度(mol/cm³)；

T为绝对温度(K)；

t为时间(s)；

R为通用气体常数(J/(mol·K))。

热力型NO_X的生成速度与温度呈指数关系，当燃烧温度低于1800K时，热力型NO_X生成极少，当温度高于1800K时，反应逐渐明显，而且随着温度的升高，NO_X的生成量急剧升高，温度在1800K左右时，温度每升高100K，反映速度将增大6-7倍。在燃烧过程中，如果出现局部高温区，则在这些区域会生成较多的NO_X，它可能会对整个燃烧室内的NO_X生成起关键性作用，因此在实际过程中应尽量避免局部高温区的作用。

过剩空气系数对热力NO_X的影响也是非常明显的，理论上来说热力NO_X生成量与氧浓度的平方根成正比，即氧浓度增大在较高温度下会使氧分子分解所得的氧原子浓度增加，使热力NO_X的生成量增加。而在实际过程中情况会更复杂一些，因为过量空气系数增加一方面增加氧浓度，另一方面O₂浓度的增大会由于氧的稀释作用使得燃烧温度下降，导致NO_X的生成速率降低。总之，NO_X的生成速率与O₂浓度有一个极值的关系，理论上这个极值为α＝1，偏离α＝1都会使NO_X的生成量降低。

(3)快速型NO_X生成机理

快速型NO_X最早是由费尼莫尔(Fenimore)于1971年通过实验发现的。在富碳氢化合物燃料燃烧的火焰峰面上，会反应生成大量的快速NO_X，由于碳氢燃料高温分解出的CH自由基和空气中的N₂反应生成HCN和N，进而在O₂的作用下以极快的速度形成NO_X，反应所需要的时间大概为60ms，生成量和炉膛压力的0.5次方成正比，与温度的关系不大。由于快速NO_X需要碳氢化合物启动和N₂的反应，所以在富燃料火焰中生成量较多，多发生于内燃机的燃烧过程，对于燃煤设备，快速型NO_X只占5％左右。

(4)燃料型NO_X生成机理

燃料型NO_X在煤粉燃烧生成的NO_X中占很大的比例。无论是挥发份燃烧还是焦碳燃烧阶段都形成了大量的NO_X，煤在热解燃烧过程中燃料型NO_X的生成和还原过程非常复杂，它和煤种特性、煤中氮的结构、氮受热分解后在挥发份和焦碳中的比例、含氮产物成分以及燃烧条件密切相关。燃烧型NO_X的生成—还原过程大致可以分以下三步：(a)热解挥发过程：挥发份N的析出；(b)氧化过程：挥发份N和焦碳N与空气中氧的反应过程；(c)双竞争反应过程：燃料N转化的含氮中间产物生成NO_X的氧化反应和生成的NO_X被含氧中间产物还原成N₂的还原反应同时发生并相互竞争的过程。

(5)NO_X生成模型

燃烧过程中NO_X的生成过程及其复杂，目前主要有以下几个NO_X生成模型：基元反应模型、PDF输运方程模型、De’Soete模型和扩展的De’Soete模型等。

(6)基元反应模型

基元反应模型忽略了实际燃烧过程中的特征，强调NO_X生成的平衡反应，考虑体系内所有可能的基元反应和反应物质，按平衡方程求解。基元反应模型精度较高，但由于涉及的反应很多，计算比较复杂。

(7)De’Soete模型

De’Soete模型把所有中间产物都设定为HCN，煤中N的释放速率正比于煤粉热解及煤焦燃烧时的质量衰减率。

其中，f_N为煤中氮的质量分数；M_HCN，分别为HCN，N₂的分子量。

(8)扩展的De’Soete模型

De’Soete模型仅考虑了燃料NO_X里面的挥发份HCN产生的NO_X和热力型NO_X，未考虑挥发份中NH₃等组分和焦炭生成的NO。

(9)PDF输运方程模型

NO_X在生成过程中，不仅与本身的化学反应机理有关，而且和湍流流场及其之间的相关作用有关。PDF输运方程模型把湍流输运和化学反应速率相关的项都用封闭形式表达，无需模拟，任何复杂的化学反应机理都可以精确计算，因此它在污染物生成过程的模拟过程中得到广泛应用。

煤粉燃烧过程中NO_X污染物的生成量极少，主要是NO，它不会对当地的其它平均场变量，如温度、速度、主要组分浓度产生较大的影响。因此，NO生成的数值模拟计算可以从计算炉内气固两相流动、传热和煤粉燃烧的程序中解耦出来，即采用后置处理(post-processor)的方法进行模拟很小，一般可以忽略。因此，本文对快速型NO的反应未予考虑。

煤粉炉内的NO_X生成过程发生于湍流两相流动中，其湍流时均反应速率不同于化学机理模型给出的瞬时反应速率，因此必须考虑湍流脉动对其化学反应速率的影响。焦炭对NO的还原反应为异相反应，速率较慢，可以忽略湍流脉动对其化学反应速率的影响，其时均反应速率可以由平均变量直接计算得出。对于煤中HCN的释放速率也可以忽略湍流脉动的影响。然而，对于NO生成与还原过程中的各均相反应，由于其反应时间尺度与湍流混合时间尺度为同一数量级，因此必须考虑湍流脉动对其化学反应速率的影响。目前，应用得比较普遍的方法是采用设定PDF(Probability Density Function)模型方法模拟湍流的影响，与PDF输运方程模型方法相比，该模型难以模拟详细的有限化学反应动力学和湍流间的相互作用，但对于NO_X生成的总体模拟是合适的，而且计算量较小，并具有较高的计算精度。本研究设瞬时反应速率为两个变量-温度、氧浓度的函数，采用有限反应速率的设定β函数形式的PDF模型，即p(T)、p(Y_O2)，将瞬时反应速率乘以p(T)p(Y_O2)进行积分，就可以得出平均反应速率。将温度T进行无量纲化为θ，同时假定θ和Y_O2是两个统计独立的变量，具体模型为：

数值求解方法

通过对燃烧过程中的质量守恒、能量守恒、动量守恒、组分平衡和反应动力学的基本规律的研究，建立了燃烧过程中的流动、传热、传质和燃烧现象及各子过程的数学模型。燃烧过程的控制方程是复杂的非线性偏微分方一程，除了个别简单情形外，很难用直接解法获得这些偏微分方程的精确解，只能用迭代法求其近似解，因此，建立正确的物理模型后，关键在于是否能够建立适当的求解方法。

(1)区域的离散化

在对锅炉燃烧进行数值模拟之前，首先要进行计算区域的离散化，它的实质就是用有限个离散的点来代替原来的连续空间，即网格化。区域的离散化是进行数值计算的前提。网格化的方法很多，有固定网格和浮动网格，正交网格和非正交网格，均匀分布网格和非均匀分布网格，交错网格等。

根据应变量在节点的分布假定及推导离散方程的方法，主要有以下几种离散方法：有限差分法、有限元法和有限体积法。本文采用的是有限体积法(Finite Volume Method简称FVM)又称控制体积法。有限体积法的基本思路：将计算区域划分为网格，并使每个网格点周围有一个互不重复的控制体积，将待解微分方程对每一个控制体积积分，从而得出一组离散方程。从积分区域的选取方法看来，有限体积法属于加权余量法中的子域法，从未知界的近似方法看来，有限体积法属于采用局部近似的离散方法。

此外，视节点在控制容积中的位置，可分为内节点法和外节点法。网格化的方式影响微分方程离散的难易。也关系到解的精度，收敛性和经济性

(2)几种离散格式

在使用有限体积法建立离散方程时，很重要的一步就是将控制体积界面上的物理量及其导数通过节点物理量插值求出。目前主要有以下几种离散格式：中心差分格式、一阶迎风格式、混合格式、指数格式、乘方格式、二阶迎风格式和QUICK格式。

中心差分格式(Central Differencing Scheme)，就是界面上的物理量采用线性插值公式来计算。中心差分格式只能应用于速度很小或者网格间距很小。

一价迎风格式(First Order Upwind Scheme)考虑到流动方向的影响，在任何条件下都不会引起解的震荡，永远都可以得到物理上看来是合适的解。因此，一阶迎风格式得到了广泛的应用。

混合格式(Hybrid Scheme)综合了中心差分和迎风作用两方一面的因素。因此，混合格式在CFD软件中广为采纳。缺点是只有一阶精度。

指数格式(Exponential Scheme)将扩散与对流的作用和在一起来考虑。指数运算可以得到精确解，但运算费用费时，在二维和三维的问题，以及源项不为零的情况，计算不准确。

乘方格式(Power-law Scheme)与指数格式非常接近的一种离散格式。

二阶迎风格式与一阶迎风格式相同点在于都通过上游单元点的物理量来确定控制体积界面的物理量。但二阶迎风格式不仅用到上游最近的一个点的值，还要用到另外一个上游点的值。

QUICK(Quadratic Upwind Interpolation of Connective Kinematics)格式是一种改进离散方程截差的方法。

本报告采用一价迎风格式。

(3)流场数值算法

流场计算的基本过程是在空间上用有限体积法将计算域离散成许多小的体积单元，在每个体积单元上对离散后的控制方程组进行求解。可以分为藕合式解法和分离式解法，木文采用分离式求解法。分离式求解法是顺序地、逐一地求解各方程(关于u、v、w、p和T的方程)。也就是先在全部网格上解出一个方程(如u动量方程)后，再解另外一个方程(如v动量方程)。由于控制方程是非线性的，且相互之间是耦合的，因此，在得到收敛解之前，要经过多轮迭代。每一轮迭代由如下步骤组成：1、根据当前解的结果，更新所有流动动量，如果计算刚刚开始，则用初始值来更新；2、按顺序分别求解u、v和w动量方程，得到速度场，注意在计算时，压力和单元界面的质量流量使用当前的已知值；3、因第2步得到的速度很可能不满足连续方程，因此，用连续方程和线性化的动量方程构造一个Poisson型的压力修正方程，然后求解该压力修正方程，得到压力场与速度场的修正值；4、利用新得到的速度场与压力场，求解其他标量(如温度，湍动能和组分等)的控制方程；5、对于包含离散相的模拟，当内部存在相间耦合时，根据离散相的轨迹计算结果更新连续相的源项；6、检查方程组是否收敛。若不收敛，回到第1步，重复进行。

SIMPLE(Semi-Implicit Method for Pressure-Linked Equations)是目前工程中广泛应用的一种流场计算方法，它属于压力修正法的一种。主要包括SIMPLE和由它派生出来的SIMPLER、SIMPLEST和PISO。

本实施例采用SIMPLE算法。

炉内燃烧过程数值模拟

计算网格

旋流燃烧器是单只组织燃烧，因此旋流对冲锅炉的燃烧器对锅炉燃烧有很大的影响。由于燃烧器相对于锅炉来说，尺寸相对很小，燃烧器区域的网格会很大，这对计算机的性能要求很高。考虑到水平烟道及尾部烟道内的过程并不影响炉膛内煤粉燃烧，而煤粉颗粒运动到烟道时燃烧已经基本结束，烟气在烟道内基本上不发生化学反应，因此本文没有对尾部烟道内的过程进行模拟，并且忽略了水平烟道内过热器对流场的影响。根据上一节燃烧器出口的流动特性，作为锅炉燃烧器入口边界条件，构建求解区域并进行网格划分，在炉膛出口增加10m的水平段，以在出口处获得充分发展流。为了获得高质量的计算网格，采用分区网格划分方法，采用结构化六面体网格，为了准确模拟燃烧器出口空气动力场，燃烧器入口区域需要进行网格局部加密，总的网格数为150万。炉膛结构和网格如图3(a)至(c)所示。

模拟工况和计算方法

对燃烧器本体进行简化，根据燃烧器尺寸构建燃烧器入口模型；中心风和一次风采用速度入口边界条件，内二次风和外二次风采用质量入口边界条件；入口处风速、风温、质量流量根据设计参数、变工况条件以及上一节的燃烧器出口流动特性进行设置。对燃尽风和侧燃尽风本体进行简化，根据燃烧器尺寸构建其入口模型；燃尽风和侧燃尽风采用质量入口边界条件，质量流量数值根据设计参数及变工况条件计算得到。在入口边界条件中，速度分量的定义采用局部圆柱坐标系，分别设定各个喷口的速度分量。出口边界条件采用压力出口，压力设置为-80Pa；炉膛壁面采用标准壁面方程，无滑移边界条件，热交换采用第二类边界条件，即温度边界条件，给定壁面温度和辐射率，壁面温度为700K，壁面辐射率为0.6。模拟中，考虑了炉膛上部屏过热器和高温过热器对尾部流场和换热得影响。

煤粉颗粒直径按照Rosin-Rammler方法分布。Rosin-Rammler分布假定在颗粒直径d与大于此直径的颗粒的质量分数Y_d之间存在指数关系：

为平均直径，n为分布指数

对现象取得的煤粉样品进行激光粒度分析，获得煤粉粒径分布数据：最小粒径5μm，最大粒径250μm，平均粒径63.8μm，分布指数1.008。

首先进行冷态计算，然后再进行热态计算，直至收敛。对于离散方程组的压力和速度耦合采用SIMPLE算法求解，求解方程采用逐线迭代法及低松驰因子，收敛标准为能量、辐射传热、NO和HCN计算残差小于10^-6，其余各项计算残差小于10^-3。

变氧量模拟分析

图4至图7是变氧量下的煤粉燃尽率、飞灰含碳量、NOx排放量和下炉膛出口温度。

氧量为2.0％、2.6％、3.0％和3.5％时，煤粉燃尽率分别为99.41％、99.66％、99.78％和99.91％，飞灰含碳量分别为3.42％、1.97％、1.27％和0.52％。煤粉燃尽率随氧量增加而提高，飞灰含碳量则随氧量增加而降低。这表明，提高氧量可提高燃烧效率。当氧量由2.0增加到2.6时，煤粉燃尽率由99.41％提高到99.66％，提高了0.25％；飞灰含碳量由3.42％降低到1.97％，降低了1.45％；燃尽率与飞灰含碳量变化都比较明显。当氧量由2.6％增加到3.0％、直到3.5％时，煤粉燃尽率由99.66％提高到99.78％与99.91％，提高了0.12％与0.13％；飞灰含碳量由1.97％降低到1.27％与0.52％，降低了0.7％与0.75％；煤粉燃尽率基本随氧量增加呈线性变化。这表明，当氧量由2.0％增加到2.6％时，燃烧效率改善明显。因此，锅炉氧量应不低于2.6％。由于锅炉效率同时取决于机械未完全燃烧损失和排烟热损失的大小，因此，最佳氧量需要进一步根据燃烧调整试验确定。

氧量为2.0％、2.6％、3.0％和3.5％，NOx排放量分别为252、281、316和362mg/m^3(6％O2)。这表明，降低氧量会减少NOx排放量。这是因为NOx生成量与氧浓度密切相关；当氧浓度降低时，煤粉处于富燃料贫氧的燃烧区域，生成NOx减少，同时生成的NOx又会被大量还原，因此NOx排放量降低。当氧浓度增加时，则相反。

氧量为2.0％、2.6％、3.0％和3.5％，下炉膛出口烟气温度分别为1231、1209、1194和1184℃，随氧量增加而降低。这主要是因为，氧量增加，进入炉膛的冷空气量增加，吸收的热量增加，使炉膛烟气整体温度降低。设计煤种的灰熔融温度分别为DT＝1110、ST＝1150和FT＝1190℃。这表明，锅炉燃用设计煤种高负荷时，下炉膛出口烟气温度大于软化温度，屏式过热器有积灰挂渣的倾向。

图8是不同氧量下沿炉膛高度的平均CO浓度分布。随着炉膛高度增加，炉膛平均CO质量分数逐渐升高，在燃烧器区域则迅速升高，在上层燃烧器与燃尽风之间达到最高值。在燃烧器区域，平均CO质量分数稍有波动，是因为大量煤粉进入炉膛后，由于燃烧器区域过量空气系数小于1.0，煤粉燃烧不完全产生大量的CO，导致其质量分数波动。当氧量由2.0％增加到2.6％，再增加至3.0％时，燃烧器区域的平均CO质量分数逐渐降低。这是因为，氧量逐渐增加，煤粉燃烧不完全程度逐渐降低。当燃尽风进入炉膛以后，烟气中氧浓度增加，CO与氧气反应生成CO2，平均CO质量分数会迅速降低。随着炉膛高度进一步增加，由于氧的消耗，CO与氧气反应速率下降。在炉膛出口高度处，平均CO质量分数仍然大于0，接近1％左右，这表明锅炉炉膛出口仍然存在较高的化学不完全燃烧损失。这可能主要是燃尽风穿透性不够，后期混合较弱造成的。氧量增加，有利于化学不完全燃烧损失减少。

请参阅图2，本发明实施例提供的一种电站锅炉煤粉在变氧量下的燃烧特性生成数值的模拟装置的一个实施例包括：

划分单元201，用于对预置锅炉燃烧器模型进行分区网格划分；

模型再处理单元202，用于对网格划分后的预置锅炉燃烧器模型进行简化，并获取到设置后的设计参数和工况条件。

模拟单元203，用于通过基本守恒方程、湍流流动模型、湍流气固两相流动模型、气相湍流燃烧模型、煤粉颗粒燃烧模型、辐射换热模型和NO_X生成模型对网格划分后的预置锅炉燃烧器模型中的锅炉煤粉在变氧量条件下的燃烧过程进行模拟；

确定单元204，用于根据在变氧量条件下模拟的结果确定锅炉燃烧器的煤粉燃尽率、飞灰含碳量、NO_X排放量、下炉膛出口温度和沿炉膛高度的平均CO浓度分布。

所属领域的技术人员可以清楚地了解到，为描述的方便和简洁，上述描述的系统，装置和单元的具体工作过程，可以参考前述方法实施例中的对应过程，在此不再赘述。

在本申请所提供的几个实施例中，应该理解到，所揭露的系统，装置和方法，可以通过其它的方式实现。例如，以上所描述的装置实施例仅仅是示意性的，例如，所述单元的划分，仅仅为一种逻辑功能划分，实际实现时可以有另外的划分方式，例如多个单元或组件可以结合或者可以集成到另一个系统，或一些特征可以忽略，或不执行。另一点，所显示或讨论的相互之间的耦合或直接耦合或通信连接可以是通过一些接口，装置或单元的间接耦合或通信连接，可以是电性，机械或其它的形式。

所述作为分离部件说明的单元可以是或者也可以不是物理上分开的，作为单元显示的部件可以是或者也可以不是物理单元，即可以位于一个地方，或者也可以分布到多个网络单元上。可以根据实际的需要选择其中的部分或者全部单元来实现本实施例方案的目的。

另外，在本发明各个实施例中的各功能单元可以集成在一个处理单元中，也可以是各个单元单独物理存在，也可以两个或两个以上单元集成在一个单元中。上述集成的单元既可以采用硬件的形式实现，也可以采用软件功能单元的形式实现。

所述集成的单元如果以软件功能单元的形式实现并作为独立的产品销售或使用时，可以存储在一个计算机可读取存储介质中。基于这样的理解，本发明的技术方案本质上或者说对现有技术做出贡献的部分或者该技术方案的全部或部分可以以软件产品的形式体现出来，该计算机软件产品存储在一个存储介质中，包括若干指令用以使得一台计算机设备(可以是个人计算机，服务器，或者网络设备等)执行本发明各个实施例所述方法的全部或部分步骤。而前述的存储介质包括：U盘、移动硬盘、只读存储器(ROM，Read-Only Memory)、随机存取存储器(RAM，Random Access Memory)、磁碟或者光盘等各种可以存储程序代码的介质。

以上所述，以上实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的精神和范围。