一种耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法与流程

本发明属于热能
技术领域：
，具体涉及一种耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法。
背景技术：
：在饱和状态下的液体称为饱和液体，其对应的蒸汽是饱和蒸汽，但最初只是湿饱和蒸汽，待饱和水中的水分完全蒸发后才是干饱和蒸汽。蒸汽从不饱和到湿饱和再到干饱和的过程温度是不增加的，干饱和之后继续加热则温度会上升，成为过热蒸气。过热蒸汽是一种在将热能转换成诸如电能的另一种类型能量所必需的转换效率方面具有优势的介质。过热蒸汽有其本身的应用领域，如用在发汽轮机的透平，通过喷嘴至电机，推动电机转动。近几年来，过热蒸汽更被广泛地应用在煤、生物质、污泥、木材、纸张及食品的干燥过程领域中。使用过热蒸汽进行干燥具有节约能耗、安全性高、干燥速率快的优势。但是，目前制取过热蒸汽的工艺需要耗费大量的化石能源，造成了大量资源浪费。利用余热资源是实现工业节能减排的主要手段之一，我国工业余热资源丰富，其中可回收率达60％，但相对于煤、石油、天然气等高品位能源而言，很多低品位余热在相同单位内包含的能量低，利用难度较大，也造成了大量的资源浪费。因此，如何利用低品位余热制备及干燥过热蒸汽将会成为节能环保领域的一大探索课题。技术实现要素：为此，本发明所要解决的技术问题在于提供一种耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法，以解决现有技术中过热蒸汽加工过程中能源浪费过大的问题。为解决上述技术问题，本发明所述的耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法，包括如下步骤：(1)蒸汽生成过程：在吸附热变换器的反应器中放置初始温度为70-85℃的沸石，并通入65-85℃的水进行反应，控制所述水的进水流量为1.12-8.96L/h、进水速率为0.61-4.86*10-4m/s；(2)当反应器顶部温度由高于100℃降至100℃时，进水过程完成，关闭进水管路，并打开排水阀，将反应器中的自由水排出；(3)将生成的蒸汽进行循环干燥，并用于其他工业过程的干燥之用，并将与待干燥产品分离后生成的蒸汽通入再沸器加热，得到温度110-150℃、水蒸气分压为400-1400Pa的再生气；(4)沸石再生过程：待排水管路出口测得的气体温度稳定在设定值后，将所述再生气以8-12m3/h的进气速率通入所述反应器，同时关闭排水阀，进行干燥40-60min，实现沸石的干燥再生过程；(5)重复上述步骤(1)-(4)的过程，实现过热蒸汽的循环制备及干燥。所述反应器中，热电偶分别位于所述反应器内填充床层中心轴的底部、顶部、1/3及2/3高度处。所述步骤(1)中，所述沸石初始温度为80℃，所述进水的温度为85℃，控制进水流量2.24L/h，进水速率为2.43*10-4m/s。所述步骤(3)中，所述再生气的温度为130℃、水蒸气分压为400Pa。所述步骤(4)中，所述再生气的进气速率为10m3/h。所述步骤(1)中，所述沸石为13X型沸石。所述步骤(1)中，所述沸石的粒径为1-10mm。所述沸石中还混有占所述沸石质量0.5-1wt％的HY型分子筛催化剂。所述HY型分子筛催化剂的硅铝比SiO2/Al2O3为8。本发明所述耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法，以沸石-水系统为转化介质，利用水为热能大量制备过热蒸汽，可以实现利用大量的低温热能，生成少量的中高温热能，实现低品位热量向高品位热量的转化的目的，节省了大量的化石能源和资源。本发明所述方法制备过热蒸汽无需额外的雾化步骤，可直接利用特定条件下的水为介质进行制备，工艺简单易行。更优的，本发明在沸石原料介质中添加HY型分子筛催化剂，更利于过热蒸汽的大量生产。附图说明为了使本发明的内容更容易被清楚的理解，下面根据本发明的具体实施例并结合附图，对本发明作进一步详细的说明，其中图1为本发明所述吸附热变换器的结构示意图；图2为本发明所述制备及干燥过热蒸汽工艺的适用系统；图3为不同的沸石初始温度对生产过热蒸汽的影响；图4为不同的进水温度对生产过热蒸汽的影响；图5为不同的进水速率对生产过热蒸汽的影响；图6为不同进水速率下，蒸汽生成过程中的反应器内温度变化曲线；图7为不同的再生气温度对生产过热蒸汽的影响；图8为不同的再生气湿度对生产过热蒸汽的影响；图9为不同的再生气干燥时间对生产过热蒸汽的影响；图10为不同的再生气干燥时间对蒸汽最高温度、蒸汽量及系统温升的影响。具体实施方式如图1所示，所述吸附热变换器设置有反应器(1)(设有绝缘层)、进水管路、干燥管路，以及测试设备。所述进水管路中设置有恒温水浴箱(2)、计量泵(3)、金属转子流量计(4)；干燥管路中设置有空气压缩机(5)、干燥管(6)、涡街流量计(7)、加热管(8)；测温设备主要有热电偶(±1.5℃)(9)、数据采集仪和计算机。所述热电偶(9)分别位于填充床层中心轴的底部、顶部、1/3、2/3高处。如图2所示的系统为适用于制备及干燥所述过热蒸汽的系统设备，经所述吸附热变换器(10)生成的蒸汽进行循环干燥，并用于其他工业过程的干燥之用，过热蒸汽与物料混合后，经旋风分离器(11)分离，初步干燥后的物料经反混器(12)分离出干燥产品，并可以填入湿物料进入混合器(13)后经螺旋输送器(14)运输，而与待干燥产品分离后生成的蒸汽则通入再沸器(15)加热，去除低压蒸汽后，得到再生气，用于沸石的再生。本发明所述耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的循环过程包括蒸汽生成过程和沸石再生过程；其中沸石再生过程的目的是为了能够使沸石能够重复利用，从而使系统循环操作，具体步骤如下所述：(1)蒸汽生成过程：打开恒温水浴箱(2)，并设定加热温度，在反应器(1)中放置达到一定温度的沸石，关闭干燥管路的设备及阀门，打开进水管路的所有阀门，打开计量泵(3)，使加热后的热水从恒温水浴箱(2)流向反应器(1)，并通过金属转子流量计(4)控制流量；(2)当反应器(1)顶部温度由高于100℃降至100℃时，进水过程完成，关闭进水管路的所有设备及阀门，并打开排水阀，将反应器中大部分的自由水排出；(3)将生成的蒸汽进行循环干燥，并用于其他工业过程的干燥之用，并将与待干燥产品分离后生成的蒸汽通入再沸器加热，得到再生气；(4)沸石再生过程：关闭反应器进口处的阀门，打开干燥管路的所有阀门，打开加热管(8)，并设定加热温度；打开空气压缩机(5)，待排水管路出口测得的气体温度稳定在设定值后，打开反应器进口处的阀门，关闭排水阀，将再生气经干燥管(6)干燥后，并通过涡街流量计(7)计量，通入反应器(1)；(5)干燥一定时间后，停止沸石干燥再生过程，至此完成一个循环，即可进入下一个循环。实施例1本发明所述的耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法，包括如下步骤：(1)蒸汽生成过程：在吸附热变换器的反应器中放置初始温度为80℃的X13型沸石(粒径为1-10mm)，并通入80℃的水进行反应，控制所述水的进水流量为2.24L/h、进水速率为2.43*10-4m/s；(2)当反应器顶部温度由高于100℃降至100℃时，进水过程完成，关闭进水管路，并打开排水阀，将反应器中的自由水排出；(3)将生成的蒸汽进行循环干燥，并用于其他工业过程的干燥之用，并将与待干燥产品分离后生成的蒸汽通入再沸器加热，得到温度130℃、水蒸气分压为400Pa的再生气；(4)沸石再生过程：待排水管路出口测得的气体温度稳定在设定值后，将所述再生气以10m3/h的进气速率通入所述反应器，同时关闭排水阀，进行干燥60min，实现沸石的干燥再生过程；(5)重复上述步骤(1)-(4)的过程，实现过热蒸汽的循环制备及干燥。实施例2-4实施例2-4中方法及参数均与实施例1相同，其区别仅在于，所述步骤(1)中，所述沸石的初始温度分别为70、75、85℃。实施例5本发明所述的耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法，包括如下步骤：(1)蒸汽生成过程：在吸附热变换器的反应器中放置初始温度为80℃的X13型沸石(粒径为1-10mm)，并通入65℃的水进行反应，控制所述水的进水流量为2.24L/h、进水速率为2.43*10-4m/s；(2)当反应器顶部温度由高于100℃降至100℃时，进水过程完成，关闭进水管路，并打开排水阀，将反应器中的自由水排出；(3)将生成的蒸汽进行循环干燥，并用于其他工业过程的干燥之用，并将与待干燥产品分离后生成的蒸汽通入再沸器加热，得到温度130℃、水蒸气分压为400Pa的再生气；(4)沸石再生过程：待排水管路出口测得的气体温度稳定在设定值后，将所述再生气以10m3/h的进气速率通入所述反应器，同时关闭排水阀，进行干燥60min，实现沸石的干燥再生过程；(5)重复上述步骤(1)-(4)的过程，实现过热蒸汽的循环制备及干燥。实施例6-8实施例6-8中方法及参数均与实施例5相同，其区别仅在于，所述步骤(1)中，所述热水的进水温度分别为70、74、85℃。实施例9本发明所述的耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法，包括如下步骤：(1)蒸汽生成过程：在吸附热变换器的反应器中放置初始温度为80℃的X13型沸石(粒径为1-10mm)，并通入80℃的水进行反应，控制所述水的进水流量为1.12L/h、进水速率为2.43*10-4m/s；(2)当反应器顶部温度由高于100℃降至100℃时，进水过程完成，关闭进水管路，并打开排水阀，将反应器中的自由水排出；(3)将生成的蒸汽进行循环干燥，并用于其他工业过程的干燥之用，并将与待干燥产品分离后生成的蒸汽通入再沸器加热，得到温度130℃、水蒸气分压为400Pa的再生气；(4)沸石再生过程：待排水管路出口测得的气体温度稳定在设定值后，将所述再生气以10m3/h的进气速率通入所述反应器，同时关闭排水阀，进行干燥60min，实现沸石的干燥再生过程；(5)重复上述步骤(1)-(4)的过程，实现过热蒸汽的循环制备及干燥。实施例10-11实施例10-11中方法及参数均与实施例9相同，其区别仅在于，所述步骤(1)中，所述热水的进水量分别为4.48、8.96L/h。实施例12本发明所述的耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法，包括如下步骤：(1)蒸汽生成过程：在吸附热变换器的反应器中放置初始温度为80℃的X13型沸石(粒径为1-10mm)，并通入80℃的水进行反应，控制所述水的进水流量为2.24L/h、进水速率为2.43*10-4m/s；(2)当反应器顶部温度由高于100℃降至100℃时，进水过程完成，关闭进水管路，并打开排水阀，将反应器中的自由水排出；(3)将生成的蒸汽进行循环干燥，并用于其他工业过程的干燥之用，并将与待干燥产品分离后生成的蒸汽通入再沸器加热，得到温度110℃、水蒸气分压为400Pa的再生气；(4)沸石再生过程：待排水管路出口测得的气体温度稳定在设定值后，将所述再生气以10m3/h的进气速率通入所述反应器，同时关闭排水阀，进行干燥60min，实现沸石的干燥再生过程；(5)重复上述步骤(1)-(4)的过程，实现过热蒸汽的循环制备及干燥。实施例13-15实施例13-15中方法及参数均与实施例9相同，其区别仅在于，所述步骤(3)中，所述再生气的温度为120、140、150℃。实施例16本发明所述的耦合吸附热变换器制备及干燥过热蒸汽的方法，包括如下步骤：(1)蒸汽生成过程：在吸附热变换器的反应器中放置初始温度为80℃的X13型沸石(粒径为1-10mm)，并通入80℃的水进行反应，控制所述水的进水流量为2.24L/h、进水速率为2.43*10-4m/s；(2)当反应器顶部温度由高于100℃降至100℃时，进水过程完成，关闭进水管路，并打开排水阀，将反应器中的自由水排出；(3)将生成的蒸汽进行循环干燥，并用于其他工业过程的干燥之用，并将与待干燥产品分离后生成的蒸汽通入再沸器加热，得到温度130℃、水蒸气分压为750Pa的再生气；(4)沸石再生过程：待排水管路出口测得的气体温度稳定在设定值后，将所述再生气以10m3/h的进气速率通入所述反应器，同时关闭排水阀，进行干燥60min，实现沸石的干燥再生过程；(5)重复上述步骤(1)-(4)的过程，实现过热蒸汽的循环制备及干燥。实施例17实施例17中方法及参数均与实施例16相同，其区别仅在于，所述步骤(3)中，所述再生气的蒸汽分压为1400Pa。实施例18实施例18中方法及参数均与实施例16相同，其区别仅在于，所述步骤(4)中，所述干燥时间为40min。实施例19本实施例中方法及参数均与实施例1相同，其区别仅在于，所述步骤(1)中，所述沸石中还混有占所述沸石质量1wt％的HY型分子筛催化剂，所述HY型分子筛催化剂的硅铝比SiO2/Al2O3为8。实验例热泵系统的系统性能评价参数主要是COP，其值大小代表着系统对热量的回收率。对于蒸汽生生成系统，还需要通过生成蒸汽最高温度(Tmax)、蒸汽生成速率(m&)和系统温升(ΔT)的值判断系统的蒸汽生成性能，根据质量、能量平衡方程和实验测量结果来计算该系统的评价参数值。1、质量平衡蒸汽生成质量等于进水质量减去反应器中自由水质量和沸石吸附水质量。实验计算中，蒸汽生成质量等于进水质量减去排出自由水质量、排水后的沸石含水量，见式(1)。ms＝mw,in-macc-Δmz(1)蒸汽生成过程中质量误差计算式为：Em＝(mw,in-macc+Δmz-ms)/mw,in(2)2、能量平衡蒸汽生成过程的能量平衡式如下，进入水所含的热量与沸石的吸附热总量之和，等于生成蒸汽的热量与反应器内所累积的显热总和。Qw,in+Qads＝Qs,out+Qacc(3)Qw,in＝Cp,wmw,in(Tw,in-Tref)(4)Qads＝mz(xeq-xini)ΔHads(5)Qs,out＝ms[Cp,w(Tbp-Tref)+γ+Cp,s(Ts-Tbp)](6)Qacc＝mzCp,z(Tz,fin-Tz,ini)+maccCp,w(Tw,fin-Tref)+mrCp,r(Tr,fin-Tr,ini)(7)蒸汽生成阶段能量误差计算式为：EQ＝(Qw,in+Qads-Qs,out-Qacc)/Qads(8)3、系统性能评估参数每个循环过程中假设系统向外界的热量损失为零，那么进入水含有的热量、再生气的热量，可以完全转化为蒸汽所含的热量和反应器内积累的显热。其中，再生气的热量由沸石干燥所需热量计算。Qw,in+Qreg＝Qs,out+Qloss(9)Qreg＝γmz(xfin-xini)+ΔHadsmz(xfin-xini)+(Cp,zmz+Cp,rmr)(Tini-Tfin)(10)系统生成的可用能量是蒸汽中所含的热量。定义系统性能系数COPh的计算式为：COPh＝Qs,out/Qreg(11)生成能量的可利用率COPex计算公式为：COPex＝COPh[(1-T0/Ts)/(1-T0/TL)](12)另外，本发明系统温升为生成蒸汽的平均温度与热水和热气平均温度的差值：ΔT＝Ts-(Tw,in+Tg)/2(13)蒸汽生成速率为：m&＝ms/[mz(tgen+treg)](14)。根据上述计算公式，测得各个实施例中的数据结果见下表1。表1各个实施例过热蒸汽性能结果编号COPhCOPexuw×104/m/sm&×104/(kg-s/kg-z)/s实施例10.4350.4601.222.18实施例20.4140.433--实施例30.4150.435--实施例40.3980.433--实施例50.3640.395--实施例60.3810.413--实施例70.3910.422--实施例80.4530.484--实施例90.4090.4350.611.09实施例100.4170.4562.434.79实施例110.4350.4594.869.07实施例120.2880.297--实施例130.2890.300--实施例140.3100.330--实施例150.3470.375--实施例160.3420.359--实施例170.3330.347--实施例180.2910.2974.73实施例190.5210.548如图3中给出了不同的沸石初始温度对生产过热蒸汽的影响(蒸汽最高温度Tmax、蒸汽量ms及系统温升ΔT的影响)，在沸石初始温度分别为70℃、75℃、80℃、85℃时，由上图可以看出，提高沸石初始温度可以提高生成蒸汽的最高温度、系统温升和生成蒸汽的质量。沸石初始温度Tz,ini由70℃到85℃提升15℃，蒸汽最高温度Tmax提高21℃，系统温升△T提高15℃，生成蒸汽质量ms提高17％。可见，提高沸石初始温度，温度越高，沸石的初始含水量越低，进而提升沸石在蒸汽生成阶段的吸附热，根据能量平衡，生成蒸汽的热量随之提高，故导致蒸汽的最高温度、系统温升及蒸汽量的提高，但提高沸石初始温度并不能提高系统的热量回收率COPh和COPex。如图4中给出了进水温度对过热蒸汽的影响(蒸汽最高温度Tmax、蒸汽质量ms和系统温升ΔT)，可以看出，随着进水温度的升高，蒸汽最高温度提高，生成蒸汽的质量也增加，但系统温升呈略微降低趋势。当水温从65℃提升至85℃时，系统COPh和COPex呈增加趋势，其中COPh提高了24.45％。在工业应用中，使用较高温度的废热水能够提高生成蒸汽质量及系统的能量利用率。如图5中进水速率对蒸汽的影响(蒸汽最高温度Tmax、蒸汽质量ms和系统温升ΔT)可以看出，进水速率大于沸石吸附水的速率时，大部分的吸附热首先被自由水吸收，温度升高速率减缓，并不能及时生成蒸汽。进水速率过小，低于沸石对水的吸附速率时，蒸汽生成间断或生成速率降低，而失去应用意义。因此，选择合适的进水速率对系统有重要意义。图6分别显示了在不同进水速率下，蒸汽生成过程中的反应器内温度变化曲线。随着进水速率增大，反应器轴心1/3高处、2/3高处的温度最大值降低，而顶部生成蒸汽温度的最大值增大。在较大的进水流量下，进水速率大于沸石吸水的速率，填充床层1/3高处、2/3高处中心还未升高至平衡温度，液面便到达该位置，生成的吸附热并不能及时生成蒸汽，而是先将反应器内的水加热，上层沸石所吸附的水温提高，顶部逸出蒸汽的温度提高，这与进水温度对生成蒸汽最高温度的影响所得出的结论一致。该现象还表明提高进水速率增大了蒸汽生成速率，顶部热损失对蒸汽温度的影响降低，出口处蒸汽的温度更加接近于填充床层顶部流出的蒸汽温度。在较小进水流量时，各位置达到最高温度值并稳定一段时间，这说明在反应器1/3高处以上的位置，反应器内生成蒸汽的平均温度，与生成蒸汽的压力和沸石的含水量达到了平衡状态，此时，吸附过程能够平稳进行。当液面到达该位置后，温度开始降低。在反应器1/3处温度升高过程中的“a-b”阶段，温升梯度减小后又增大。这可能是由于填充床内沸石颗粒填充不均匀，液面不能沿反应器高度平稳上升，在沸石刚开始吸水的某一时间段内吸附速率不稳定，造成生成的蒸汽温度、流量等不稳定，因而出现1/3高处中心的蒸汽温度的梯度变化。当进水流量增大，液面上升速率增大，颗粒填充不均匀度对液面平稳性的影响减小，吸附过程更加稳定。随着进水速率增大，生成的蒸汽稳定在最高温度的时间减少，在反应器1/3、2/3、顶部达到最高温度值后立刻降低，曲线均出现了明显拐点。这是由于此处的沸石吸附水还未达到平衡，吸附过程正在进行，所释放的吸附热在加热蒸汽，提高生成蒸汽的温度。在水面到达了该位置时，吸附热传递给了水，使该处沸石温度立刻降低。进水速率过大，顶部生成蒸汽的温度不稳定，出口蒸汽温度不易控制。本发明针对蒸汽生成过程反应器内的最高温度及生成蒸汽的参数作分析，因此选用各位置温度能够均匀变化，且能够稳定在最高温度一段时间的进水速率，因此，选择进水流量采用2.24L/h。图7显示了不同的蒸汽温度对生成蒸汽的影响，其它条件相同时，再生气温度提高，干燥速率越快，沸石干燥后含水量越低，下个循环的蒸汽生成性能也将得到提高。在循环操作实验中，为了能够使再生气中的热量尽可能得到利用，干燥过程完成后即开始进水进行蒸汽生成过程。再生气温度Tg由110℃到150℃提高40℃时，蒸汽最高温度Tmax提高45℃，系统温升ΔT提高21℃，生成蒸汽的质量ms也大大增加，说明提高再生气温度能够提升系统生成蒸汽的性能，原因是再生气温度提高，干燥完成的沸石的温度也得到提高，即下个循环初始沸石温度提高，对系统蒸汽生成性能有很大的提升。从能量回收效率COPh和COPex来看，并非再生气温度越高越好。再生气温度虽然能够提升生成蒸汽的平均温度和质量，但是沸石再生过程所投入的热量也增加。所以工业应用中回收不同温度的废热气时，能量回收率也将变化。如图8所述的不同再生气湿度对蒸汽的影响，在其他干燥条件相同时，再生气湿度越小，干燥速率越快。本发明实施例中再生气的水蒸气分压分别约为400Pa、750Pa、1400Pa，分别使用上述三种再生气进行干燥，反应器内的温度变化曲线见图8(a)、(b)、(c)。图中当反应器各测温位置与底部温度一致时，该位置的沸石干燥完成。对比图8(d)中再生气的水蒸气分压分别约为400Pa、750Pa、1400Pa时，反应器顶部温度变化曲线。可见，水蒸气分压越小，反应器上层的沸石升温越快，干燥相同时间后的沸石含水量越低。若要得到相同干燥程度的沸石，再生气中水蒸气分压减小则能够减短沸石再生时间，进而提高生成蒸汽的速率。水蒸气分压为750Pa与水蒸气分压为400Pa的反应器顶部温度变化曲线比较接近，这可能是由于空气加热器的工作环境等的影响，造成其温度控制不够精确，但是误差较小，可以忽略。在蒸汽生成阶段，随着再生气中水蒸气分压降低，生成蒸汽的最高温度Tmax、系统温升ΔT、蒸汽质量ms和热量回收效率(COPh和COPex)均提高。水蒸气分压从1400Pa降低至400Pa时，能够将生成蒸汽的最高温度提升6℃，生成蒸汽的质量提高28％，COPh提高4.8％。由以上分析可以得出结论：沸石再生过程，使用的热空气进行干燥是很有必要的，若使用工业余热来运行该系统，在废热气进入反应器前的管路中加装干燥管，降低热气的湿度，能够大大提高干燥速率，进而提高生成蒸汽的性能和系统性能。图9给出了不同干燥时间对蒸汽的影响，湿后的沸石干燥过程分为两个阶段：自由水的干燥过程(迅速)和结合水的干燥过程(缓慢)。相同的干燥条件下，干燥时间越长，则沸石干燥后的含水量越低，沸石的吸附热增大，从而提高蒸汽生成过程中的生成蒸汽性能。但因为循环过程生成蒸汽的速率受再生时间影响，故不能无限制地对沸石进行干燥。在所设定的再生气温度、湿度下，干燥3600s即可将反应器内沸石干燥至含水量约0.11kg-w/kg-z。分别用上述两种干燥时间进行干燥后，进行蒸汽生成实验，实验测得的蒸汽最高温度Tmax、系统温升ΔT和蒸汽质量ms取平均值对比如图10所示。干燥2400s后的蒸汽生成过程中，蒸汽最高温度Tmax、蒸汽质量ms及系统温升△T均小于干燥3600s的结果。但从循环过程生成蒸汽的速率来看，干燥2400s的蒸汽生成速率m&比干燥3600s提高了33％。可见，本发明所述制备及干燥过热蒸汽的方法，不仅耗能较低，且蒸汽量较好。显然，上述实施例仅仅是为清楚地说明所作的举例，而并非对实施方式的限定。对于所属领域的普通技术人员来说，在上述说明的基础上还可以做出其它不同形式的变化或变动。这里无需也无法对所有的实施方式予以穷举。而由此所引伸出的显而易见的变化或变动仍处于本发明创造的保护范围之中。当前第1页1 2 3