崔海蛟,王海橋,陳世強(qiáng),2

(1．湖南科技大學(xué)能源與安全工程學(xué)院,湖南湘潭 411201;2．中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100083)

礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置熱質(zhì)傳遞模型及參數(shù)優(yōu)化

崔海蛟1,王海橋1,陳世強(qiáng)1,2

(1．湖南科技大學(xué)能源與安全工程學(xué)院,湖南湘潭 411201;2．中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100083)

針對(duì)礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置的能量回收問(wèn)題,建立了空氣-水之間的傳熱傳質(zhì)數(shù)學(xué)模型。利用四階龍格-庫(kù)塔方法,進(jìn)行了傳熱傳質(zhì)的數(shù)值計(jì)算,分析了裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)、工質(zhì)初始狀態(tài)參數(shù)對(duì)裝置換熱的影響,結(jié)果表明：裝置內(nèi)部換熱以潛熱為主,且裝置底部潛熱交換越充分,裝置熱回收率越高;對(duì)裝置換熱效果的影響,按裝置計(jì)算高度、液滴粒徑、迎面風(fēng)速、水汽比和液滴初速度的次序,依次下降;迎面風(fēng)速對(duì)裝置換熱效果有較大影響,應(yīng)控制迎面風(fēng)速,避免風(fēng)吹水損失和實(shí)現(xiàn)充分的熱質(zhì)交換。

礦井?dāng)U散塔;噴淋換熱;龍格-庫(kù)塔;熱質(zhì)傳遞;參數(shù)優(yōu)化

針對(duì)礦井排風(fēng)直接排放的大氣污染和能量浪費(fèi)的問(wèn)題,文獻(xiàn)[1-7]討論了噴淋洗滌和空氣-水直接接觸換熱,對(duì)礦井排風(fēng)低品位熱能回收、礦井排風(fēng)降噪降塵和礦井生產(chǎn)減排的影響,雖然機(jī)理研究不足,卻從能量轉(zhuǎn)化的角度和工程實(shí)踐中,得出了回收煤礦風(fēng)井排風(fēng)低品位能量是可行的?，F(xiàn)有煤礦風(fēng)井排風(fēng)低品位能量回收裝置,一般為逆流式空氣-水直接接觸,在夏季工況,排風(fēng)吸熱吸濕,增溫增濕增焓,循環(huán)水放熱,降溫降焓,獲得冷量,排風(fēng)冷量被提取;而在冬季,則排風(fēng)則降溫減濕,循環(huán)水吸收熱而升溫,排風(fēng)熱能被提取。為了提高該類(lèi)裝置的系統(tǒng)效率,通常把熱泵作為循環(huán)水能量的提取設(shè)備,熱泵提取循環(huán)水中的熱量(或冷量)后,水溫降低(或升高),循環(huán)水再次進(jìn)入礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置提取排風(fēng)熱量(或提取排風(fēng)冷量),如圖1灰線(xiàn)方框中所示。圖1所示的熱質(zhì)交換過(guò)程,主要有礦井排風(fēng)與循環(huán)水之間的熱質(zhì)交換(以下簡(jiǎn)稱(chēng),空氣-水之間的熱質(zhì)交換)、循環(huán)水與熱泵設(shè)備之間的能量傳遞、熱泵設(shè)備與洗浴熱水等之間的能量傳遞,顯而易見(jiàn),空氣-水之間的熱質(zhì)交換,對(duì)裝置的能量回收效率的影響最為關(guān)鍵。文獻(xiàn)[8-9]利用FLUENT工具,對(duì)礦井排風(fēng)換熱器進(jìn)行了數(shù)值模擬,討論了礦井排風(fēng)噴淋換熱器節(jié)水、噴淋高度對(duì)換熱效率影響因素,但沒(méi)有考慮潛熱換熱問(wèn)題,把耦合的傳熱傳質(zhì)過(guò)程簡(jiǎn)化為單一的顯熱溫差傳熱過(guò)程。本文根據(jù)液滴力平衡原理和空氣-水兩相間的傳熱傳質(zhì)基本理論,建立礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置傳熱傳質(zhì)方程,分析其熱質(zhì)過(guò)程,并討論礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)(高度)、工質(zhì)初始狀態(tài)參數(shù)(液滴粒徑、風(fēng)速、液滴初速度)對(duì)裝置內(nèi)部換熱結(jié)構(gòu)及液滴末溫的影響,為優(yōu)化礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置提供一種新的理論依據(jù)。

圖1 礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置Fig．1 Spray heat exchanger in main fan diffuser

1 礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置及其流動(dòng)假設(shè)

在礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置內(nèi),空氣與液滴的流動(dòng)及傳熱傳質(zhì),滿(mǎn)足如下假設(shè)：①液滴及空氣只沿豎直方向運(yùn)動(dòng);②裝置與外界無(wú)熱交換;③液滴內(nèi)部無(wú)溫度梯度;④空氣及水的物性參數(shù)為常數(shù);⑤裝置頂部無(wú)擋水裝置;⑥噴嘴噴出的液滴粒徑均相等。

2 裝置內(nèi)的液滴受力分析

在圖1中,水溫度為T(mén)w0(液滴初溫,℃),粒徑為d(液滴直徑,m)的液滴以初速度uw0(液滴初速度,m/s)向下噴出,噴水量為Qw(噴水量,m3/s);空氣以速度ug(風(fēng)速,m/s)向上運(yùn)動(dòng),其質(zhì)量流量為Gy(空氣質(zhì)量流量,kg/s),溫度為T(mén)g(空氣溫度,℃),含濕量為y(含濕量,g/kg)。擴(kuò)散塔計(jì)算高度為Z(計(jì)算高度,m),規(guī)定沿裝置高度向下Z為正方向,在噴淋裝置噴嘴出口處Z值為0,在裝置底部Z值達(dá)到最大值(注意,Z為計(jì)算高度,而非擴(kuò)散塔高度)。

在礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置內(nèi)部,取一微元段dZ,在微元時(shí)間段dt內(nèi),有dt=dZ/uw;其中,uw為液滴速度。在所考慮工程范圍內(nèi),初始情況下噴嘴向下噴出的液滴受到的阻力均大于重力,液滴做減速運(yùn)動(dòng),同時(shí)阻力減小,當(dāng)液滴受力平衡時(shí)液滴速度不再減小,保持恒定速度下落。由牛頓第二定律,根據(jù)液滴受力分析[10],有

式中,mw為液滴質(zhì)量,kg;g為重力加速度,m2/s;ρ為液滴密度,kg/m3;u為速度,m/s;Cd為液滴阻力系數(shù),無(wú)量綱數(shù);下標(biāo)w,代表液滴;下標(biāo)g,代表空氣。

對(duì)于液滴阻力系數(shù)Cd,其數(shù)值與液滴的表面空氣的流動(dòng)流態(tài)和液滴表面的雷諾數(shù)有關(guān),三者之間的關(guān)系見(jiàn)表1。

表1 阻力系數(shù)與流動(dòng)狀態(tài)關(guān)系[10]Table 1 Resistance coefficient and its corresponding flow pattern[10]

對(duì)式(1)化簡(jiǎn),移項(xiàng),并代入dt=dZ/uw,得

空氣風(fēng)速會(huì)影響液滴運(yùn)動(dòng),也會(huì)影響空氣-水之間的熱質(zhì)交換,保證液滴與空氣熱質(zhì)交換充分且不被吹飛,需確定合理的風(fēng)速。

若風(fēng)速過(guò)大,液滴被風(fēng)流吹飛,液滴被空氣吹飛,簡(jiǎn)稱(chēng)風(fēng)吹水損失,風(fēng)速越大,則風(fēng)吹水損失越大,即裝置系統(tǒng)效率則越低;風(fēng)速過(guò)小,則熱質(zhì)交換難以充分完成,空氣溫降和焓降不充分,即裝置系統(tǒng)效率過(guò)低?？諝庥骘L(fēng)速與液滴運(yùn)動(dòng)情況密切相關(guān),當(dāng)風(fēng)速較大液滴有吹飛危險(xiǎn),則存在判定液滴是否被吹飛的液滴下降高度臨界數(shù)值,即液滴最大下降高度值。由積分式(2)得液滴最大下降高度為

式中,Re0為液滴初始雷諾數(shù),無(wú)量綱數(shù),Re0=(ug+ uw)d/γ;γ為空氣運(yùn)動(dòng)黏度,m2/s;A=gd2/γ2;B= 0．75ρg/(dρw)。

令迎面風(fēng)速u(mài)g=8 m/s,液滴粒徑d為2 mm,液滴初速度uw0為14 m/s,根據(jù)式(3)可計(jì)算出液滴最大下降高度Zmax為2．602 m,而礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置結(jié)構(gòu)尺寸通常較大,且高風(fēng)速下液滴容易破碎,進(jìn)而被吹飛。因此,必須嚴(yán)格控制空氣迎面風(fēng)速,可以通過(guò)增大裝置截面尺寸來(lái)減小迎面風(fēng)速。當(dāng)迎面風(fēng)速較小時(shí),液滴受力平衡之前其絕對(duì)速度大于0,液滴將順利落入裝置底部。液滴受力平衡時(shí),式(2)左邊為0,可得液滴終速度為4．974 61 000d-ug。若要保證液滴落入裝置底部不被吹飛,其終速度須大于0,令迎面風(fēng)速u(mài)g分別為3,4,5,6,7,8 m/s,得到相應(yīng)風(fēng)速下的臨界直徑,見(jiàn)表2。

表2 空氣迎面風(fēng)速與臨界直徑Table 2 Air face velocity and the critical diameter

表2給出了不同迎面風(fēng)速下,液滴的臨界直徑,即為保證其不被吹飛的最小粒徑。其意義在于,只要液滴粒徑大于相應(yīng)空氣迎面風(fēng)速下的臨界直徑,不論礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置高度多高,液滴均能落入裝置底部。從表2可以看出,當(dāng)迎面風(fēng)速較大時(shí),液滴臨界直徑較大,根據(jù)水滴受到的阻力和表面張力之間的關(guān)系,液滴很容易發(fā)生破碎[11]。為保證液滴不吹飛,不破碎,熱質(zhì)交換充分,應(yīng)嚴(yán)格控制迎面風(fēng)速。

3 裝置內(nèi)傳熱傳質(zhì)數(shù)學(xué)模型的建立

3.1 傳質(zhì)模型的建立

液滴表面處與排風(fēng)流有一定濕度差,排風(fēng)中的水蒸氣凝結(jié)在液滴表面,空氣濕度y隨Z值變化,則排風(fēng)流與液滴之間傳質(zhì)交換,可以用式(4)[12]表示。

式中,Nw為水蒸汽在液滴表面的摩爾質(zhì)量通量,mol/ (s·m2);Mw為水的摩爾質(zhì)量,kg/mol;A?d=6Qw/d,表示單位時(shí)間內(nèi)液滴總表面積,m2/s;Nw=Sh(D/d)× [ρg(yAS-yA0)/Mg],表示液滴群表面每平方米每秒水的摩爾質(zhì)量通量[12],其中Sh為宣烏特?cái)?shù),D為擴(kuò)散系數(shù)(m2/s),Mg為空氣的摩爾質(zhì)量(kg/mol),下標(biāo)AS表示主流流體,下標(biāo)A0表示液滴表面處;Δt為空氣與液滴之間熱交換時(shí)間,s。

排風(fēng)流濕空氣的含濕量減少,水蒸氣在液滴表面凝結(jié),液滴粒徑增大,根據(jù)液滴質(zhì)量隨時(shí)間的變化率與空氣中含濕量之間的關(guān)系[12],有dmw/dt= NwMwπd2,代入dt=dZ/uw,化簡(jiǎn)得

3.2 傳熱模型的建立

根據(jù)能量守恒,水得到的熱量等于空氣失去的熱量[13],得

式中,h=λNu/d為空氣與水的對(duì)流換熱系數(shù)[13],W/ (m2·℃);Nu為努謝爾德數(shù);Tw為水溫度,℃;Ad為液滴表面積,m2;λ0為水的汽化潛熱,kJ/kg;Cpw為水的比熱,kJ/(kg·℃)。

移項(xiàng)式(7),得

空氣失去的熱量等于水通過(guò)對(duì)流換熱及凝結(jié)換熱吸收的熱量[13],有

式中,Hy為空氣的焓值,kJ/kg。

空氣的焓Hy包括干空氣的焓和水蒸氣的焓,即Hy=CpgTg+y(CpvTg+λ0)[13],其中,下標(biāo)v代表水蒸氣。將Hy=CpgTg+y(CpvTg+λ0)代入式(4),化簡(jiǎn)式(8),得

汽水換熱準(zhǔn)則數(shù)Nu及Sh采用Downingm得出關(guān)聯(lián)式[14],有

式中,Re為液滴雷諾數(shù),無(wú)量綱數(shù);Pr為空氣的普朗特?cái)?shù),無(wú)量綱數(shù);Sc為空氣的施密特?cái)?shù),無(wú)量綱數(shù);α, β,E為系數(shù),α=1-0．4(1-Tw/Tg),β=1-0．4{ln[(1+ E)/E]},E=Cpv(Tg-Tw)/λ0。

4 傳熱傳質(zhì)數(shù)值計(jì)算及分析

龍格-庫(kù)塔(Runge-Kutta)方法是一種用于求解常微分方程的隱式或顯式迭代方法,其理論基礎(chǔ)來(lái)源于泰勒公式和使用斜率近似表達(dá)微分,計(jì)算精度高,工程應(yīng)用廣[15-16]。在方程導(dǎo)數(shù)和初值信息已知的情況下,該方法利用計(jì)算機(jī)數(shù)值計(jì)算,省去了復(fù)雜方程求解過(guò)程。在MATLAB軟件平臺(tái)上,編寫(xiě)M函數(shù),建立常微分方程組,并應(yīng)用四階龍格-庫(kù)塔方法,對(duì)常微分方程組(2),(5),(6),(8),(10)進(jìn)行數(shù)值求解,可以計(jì)算出液滴粒徑d、液滴速度uw、液滴溫度Tw,空氣溫度Tg及空氣含濕量y隨Z值變化規(guī)律。假設(shè)裝置高度10 m,空氣初溫26℃,空氣風(fēng)速4 m/s,空氣入口相對(duì)濕度100%,液滴初始粒徑1．8 mm,液滴初速度10 m/s,液滴初溫4℃,空氣流量Gy和水流量Qw均為60 kg/s,Z值變化區(qū)間為0～10 m,迭代步長(zhǎng)0．15 m,計(jì)算結(jié)果如圖2,3所示。

圖2 計(jì)算高度與空氣-水溫度、液滴速度的關(guān)系Fig．2 Relationship between Z with Tg,Twand uw

分析圖2可以得出：①汽水經(jīng)過(guò)逆流換熱后,液滴吸熱,水溫Tw逐漸升高;空氣被減濕減焓,空氣溫度Tg降低;空氣與水的溫差Tg-Tw隨著裝置計(jì)算高度Z的增加逐漸變大。②Z=0～5 m的裝置計(jì)算高度范圍內(nèi),液滴速度uw逐漸減小;在Z=5 m的計(jì)算高度處,液滴完成減速過(guò)程,其速度不再減少;Z=5～10 m的計(jì)算高度范圍內(nèi),液滴受力平衡,液滴保持勻速運(yùn)動(dòng)。

圖3 計(jì)算高度與含濕量、液滴粒徑的關(guān)系Fig．3 Relationship between Z with y and d

分析圖3可以得出：①隨著裝置計(jì)算高度Z的減少,空氣-水逆流換熱過(guò)程趨于完成,該濕空氣中的水汽凝結(jié)在液滴表面,則空氣含濕量y減少;②隨著裝置高度Z的變化,液滴粒徑d基本保持不變,原因是液滴凝結(jié)量相對(duì)于水流量很小。

圖4及圖5給出了礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置內(nèi)凝結(jié)換熱推動(dòng)力,即潛熱交換推動(dòng)力(含濕量差yAS-yA0),以及對(duì)流換熱推動(dòng)力,即顯熱交換推動(dòng)力(溫差Tg-Tw),沿計(jì)算高度Z的變化規(guī)律。從圖4,5中可以看出,潛熱推動(dòng)力及顯熱推動(dòng)力,均隨著Z值增大(裝置高度降低)而增大,并在裝置底部達(dá)到最大。這是因?yàn)樵谘b置底部排風(fēng)含濕量最大,空氣溫度最高,而在裝置頂部空氣出口處,大部分水蒸氣已經(jīng)通過(guò)凝結(jié)方式被水帶走,顯熱推動(dòng)力隨著時(shí)間也將減小。

圖4 潛熱推動(dòng)力Fig．4 Potential of condensation

圖5 顯熱推動(dòng)力Fig．5 Potential of convection

在不同初始狀態(tài)參數(shù)下,礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置內(nèi)部換熱結(jié)構(gòu)(顯熱與潛熱之比Qs/Ql)及液滴末溫Tw有所不同,圖6和圖7顯示了液滴粒徑d及迎面風(fēng)速u(mài)g對(duì)裝置換熱結(jié)構(gòu)及液滴末溫Tw的影響。在相同的噴水量下,d越小,液滴與空氣接觸面積越大,熱質(zhì)交換越充分,且由于液滴慣性力減小,液滴與空氣換熱時(shí)間增加。因此,在裝置底部,液滴與空氣之間的潛熱交換更強(qiáng)烈,隨著過(guò)程的進(jìn)行,潛熱推動(dòng)力很快減小,造成裝置頂部顯熱與潛熱之比增大,液滴末溫Tw升高。在圖7中,當(dāng)Z＜8 m時(shí),初始條件d=1．5 mm,ug=4 m/s下的液滴末溫Tw均小于初始條件d=1．8 mm,ug=4 m/s下的Tw,而在Z＞8 m時(shí),情況相反,說(shuō)明在裝置下部液滴溫度上升更快、潛熱交換更加強(qiáng)烈,而在裝置上部則相反。ug增大同樣使液滴換熱時(shí)間及強(qiáng)度增大,因此同樣使Qs/Ql與液滴末溫Tw增大。

圖6 液滴粒徑及風(fēng)速對(duì)換熱結(jié)構(gòu)的影響Fig．6 Effect of d and ugon Qs/Ql

圖7 液滴粒徑及風(fēng)速對(duì)液滴末溫的影響Fig．7 Effect of d and ugon Tw

從圖6和圖7還可以看到,初始條件d= 1．5 mm,ug=4 m/s下與初始條件d=1．8 mm,ug= 5 m/s下裝置的Qs/Ql及液滴末溫Tw幾乎相同。這說(shuō)明在不同的液滴粒徑及風(fēng)速組合,裝置可能達(dá)到相同的換熱效果,其工程價(jià)值在于：在保證液滴落入裝置底部的情況下,增大風(fēng)速或減小液滴粒徑均可提高換熱效率。

圖8和圖9顯示了水汽比μ及液滴初速度uw0對(duì)Qs/Ql及液滴末溫Tw的影響,從圖中可以看出,隨著μ增大,Qs/Ql增大,液滴末溫Tw降低。μ增大時(shí)(噴水量不變空氣流量變小),空氣提供的低品位熱能以及水蒸氣含量均減小。因此,水吸收的顯熱量Qs減小,液滴末溫Tw減小,潛熱交換量Ql減小,顯熱交換比例增加。液滴初速度uw0對(duì)Qs/Ql的影響僅體現(xiàn)在液滴減速段,而其后則沒(méi)有影響。在保證液滴落入裝置底部的情況下,液滴向下噴出后很快達(dá)到受力平衡,不論液滴初速度多大,當(dāng)其受力平衡時(shí),相同粒徑下的液滴終速度相等。因此,uw0對(duì)裝置換熱結(jié)構(gòu)的影響只體現(xiàn)在裝置頂部,液滴未達(dá)到受力平衡前。例如在圖8中,當(dāng)Z＜4 m時(shí),Qs/Ql曲線(xiàn)有一些不同而之后幾乎重合,對(duì)照?qǐng)D2,液滴在Z=4 m時(shí)已達(dá)受力平衡。如圖9所示,uw0越小,液滴末溫Tw越高,盡管升高幅度不明顯,但由于噴淋速度降低使得噴嘴所需水壓越小,系統(tǒng)更節(jié)能,因此在保證液滴落入裝置底部的情況下,應(yīng)盡量減小d及uw0。

圖8 水汽比及液滴初速度對(duì)換熱結(jié)構(gòu)的影響Fig．8 Effect of μ and uw0on Qs/Ql

圖9 水汽比及液滴初速度對(duì)液滴末溫的影響Fig．9 Effect of μ and uw0on Tw

綜合圖6和圖8,可以得出礦井排風(fēng)熱回收裝置內(nèi)部換熱以潛熱為主。隨著Z減小,Qs/Ql增大。裝置底部潛熱交換越充分,液滴末溫Tw越高,裝置熱回收率越高。綜合圖7和圖9,表明計(jì)算高度Z對(duì)液滴末溫有很大的影響,隨著Z值增大,液滴末溫上升較快。計(jì)算高度Z與裝置高度成正比,因此裝置高度對(duì)液滴末溫影響較大。

5 結(jié) 論

(1)裝置內(nèi)部換熱以潛熱為主。隨著裝置高度增加,顯熱與潛熱之比增大。裝置底部潛熱交換越充分,則液滴末溫越高,裝置熱回收率越高。

(2)對(duì)裝置換熱結(jié)構(gòu)及液滴末溫的影響,最大的是裝置計(jì)算高度,其次是液滴粒徑,迎面風(fēng)速及水汽比,液滴初速度對(duì)裝置換熱效果影響較小。

(3)迎面風(fēng)速對(duì)裝置換熱效果有很大影響。需控制迎面風(fēng)速,確保液滴不吹飛,熱質(zhì)交換充分。

(4)需從全年運(yùn)行調(diào)節(jié)的角度,分析其全年能量回收及其參數(shù)優(yōu)化。

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Parameters optimization and theoretical model of heat-mass transfer in a spray heat exchanger attaching to a main fan diffuser

CUI Hai-jiao1,WANG Hai-qiao1,CHEN Shi-qiang1,2

(1.School of Mining&Safety Engineering,Hunan University of Science and Technology,Xiangtan 411201,China;2.State Key Laboratory for GeoMechanics and Deep Underground Engineering,China University of Mining&Technology(Beijing),Beijing 100083,China)

To overcome the problem of waste heat recovery by a spray heat exchanger in a main fan diffuser,the mathematical models of heat and mass transfer of air-water were deduced．The models were solved simultaneously by the fourth-order Runge-Kutta method to analyze the effects of structure parameters and the initial state of working fluid on the heat and mass transfer of the exchanger．The numerical results show that：①Latent heat transfer is the main type of heat transfer in the exchanger．The more extensive is the latent heat exchange at the bottom of the device,the higher is the heat recovery of the device．②As to the effect on the exchanger,the following factors are in descending order：the computing-height of device,droplet size,air velocity,the ratio of water-air,and initial droplet velocity．③Air velocity has a great impact on heat transfer of the exchanger,and the air face velocity should be controlled,in order to avoid the loss of airflow blowing out water droplet and achieve completely heatmass transfer．

main fan diffuser;spray heat exchange;Runge-Kutta;heat and mass transfer;parameters optimization

TD724;TU834

A

0253-9993(2014)10-2047-06

2013-09-16 責(zé)任編輯：畢永華

國(guó)家自然科學(xué)基金和上海寶鋼集團(tuán)公司聯(lián)合資助項(xiàng)目(51074073);深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金資助項(xiàng)目(SKLGDUEK1018);煤礦安全開(kāi)采技術(shù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(湖南科技大學(xué))開(kāi)放基金資助項(xiàng)目(201105)

崔海蛟(1987—),男,甘肅蘭州人,碩士研究生。E-mail：824141849@qq．com。通訊作者：陳世強(qiáng)(1978—),男,貴州遵義人,講師,碩士。E-mail：zunyichsq@163．com

崔海蛟,王海橋,陳世強(qiáng)．礦井?dāng)U散塔噴淋換熱裝置熱質(zhì)傳遞模型及參數(shù)優(yōu)化[J]．煤炭學(xué)報(bào),2014,39(10)：2047-2052．

10．13225/j．cnki．jccs．2013．1351

Cui Haijiao,Wang Haiqiao,Chen Shiqiang．Parameters optimization and theoretical model of heat-mass transfer in a spray heat exchanger attaching to a main fan diffuser[J]．Journal of China Coal Society,2014,39(10)：2047-2052．doi：10．13225/j．cnki．jccs．2013．1351