一 個 具 有 新 的 傳 熱 特 性 的 螺 旋 翅 片 管 換 熱 器摘要 在本研究中，熱傳遞特性在干燥的表面上的一個新的在不同的熱條件下?lián)Q熱器器，即一個螺旋翅片管換熱器器。實(shí)驗(yàn)研究，SHI 實(shí)驗(yàn)段，這是一個螺旋處以管式的換熱器，由一個外殼和一個螺旋線圈單元。螺旋線圈單元由四個同心螺旋盤繞管不同的直徑組成，每一個通過彎曲管構(gòu)成成螺旋線圈的直銅管。鋁壓接螺旋翅片厚度為 0.5mm，外徑管周長 28.25 毫米。在鰭的邊緣內(nèi)徑波紋。周圍的空氣被用作而熱水用于工作流體在殼側(cè)管側(cè)，完成測試運(yùn)行的空氣質(zhì)量流率介于 0.04 和 0.13 千克/秒。水流量率范圍是0.2％和 0.4 千克/秒。是在 40℃和 50℃之間的水溫條件的影響兩個工作流體流過的熱熱交換器的傳熱系數(shù)進(jìn)行的研究。在長期的空氣的傳熱系數(shù)考爾 j 數(shù)目成正比于入口水溫和水的質(zhì)量流率。該熱交換器為提高水的質(zhì)量流量往往會增加流速，也稍微增加而增加入口水的溫度。 標(biāo)志目錄A 區(qū)域( )2mCp 比熱[kJ/(公斤 K)]D 管直徑(m)D 曲度的直徑(m)Dc 卷的直徑(m)f 摩擦因子F 修正系數(shù)G 量流量[公斤(m2 s)]H 傳熱系數(shù)[與(m2 K)]I 焓(kJ/kg)Io 修改過的貝賽爾第一種類的作用解答，定義 第一種類的 0 種I1 修改過的貝賽爾作用解答，定義 第二種類的 1 種J Colburn j 因素 Ko 修改過的貝賽爾作用解答，定義 第二種類的 0種K1 修改過的貝賽爾作用解答，定義 第二種類的 1 種K 導(dǎo)熱性[與(m K)]L 管長度(m)M 質(zhì)量流率(kg/s)螺線卷(m) Pr Prandtl 數(shù)字Q 熱傳遞率(w)R 管的半徑(m)Nu Nusselt數(shù)字 P 瀝青關(guān)于雷諾數(shù)T 溫度( C)U 總傳熱系數(shù)[與(m2 K)]V 平均速度(m/s)D 厚度(m)G 飛翅有效率是整體表面有效率L 動力粘度(Pa s)q 密度(kg/m3)e 有效率Subscriptsa 空氣ave 平均b 基本的c 螺線卷f 飛翅I 里面In 在入口l 平均溫差LM 日志平均溫差Max 最大值min 極小值o 外部out 出口wall 墻壁表面t T 形管tot 共計w 水1 介紹由于高溫傳遞系數(shù)和更小的空間需要在幾種熱傳遞應(yīng)用和平直的管相比，彎曲的管是最用途廣泛的管。一支螺線卷起的管是用于產(chǎn)業(yè)品種的其中一個彎曲管的知名最廣的類型。對螺線卷起的管的分析和實(shí)驗(yàn)性地學(xué)習(xí)與應(yīng)用如Dravid 等。[1]在層流熱傳遞數(shù)字上調(diào)查了次要流程的作用在螺旋管在充分廣闊的區(qū)域和在熱量入口區(qū)域,被預(yù)言的結(jié)果是在他們重疊的范圍確認(rèn)了從實(shí)驗(yàn)獲得的那些重要參數(shù)如 Patankar 等。 [2]在開放在摩擦因子和熱傳遞認(rèn)識到其數(shù)字和螺管的發(fā)展中的作用。從實(shí)驗(yàn)獲得的溫度為軸向地一致的熱流事例以演算得到的一個等溫模型。在以上提到的模型，扭力的作用和 Prandtl 數(shù)字未被考慮到。如楊和 Ebadian 等[3]在一個短的圓剖面螺旋管以 k-e 模型分析充分發(fā)生動蕩對換熱流與有限瀝青面積的關(guān)系。結(jié)果在橫斷面上表示，當(dāng)卷的瀝青增加了，橫截面內(nèi)的溫度分布是不對稱的。在層流的情況下，增加普朗特數(shù)會減少扭轉(zhuǎn)的了熱傳遞。此外，我們發(fā)現(xiàn)其間距隨著流量的增加，將增強(qiáng)熱流傳熱效果。后來，林和 Ebadian [4]采用標(biāo)準(zhǔn) k-E 模型研究三維湍流發(fā)展對流換熱螺旋管道有限間距，曲率比和雷諾數(shù)的影響的有效熱導(dǎo)率和溫度場，局部和平均努塞爾數(shù)進(jìn)行了研究討論。從模型得到的結(jié)果分別為在現(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好。如鑫等人[5]實(shí)驗(yàn)研究了單相和二相流的壓降在環(huán)形螺旋管道。郭等人[6]進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究蒸了汽 - 水的振蕩在一個均勻的二相流螺旋加熱管。研究表明，重力振蕩邊界上有一個小的影響。他們也提出了新的方法來消除壓力下降的振蕩。菊等人[7]彎曲半徑小螺旋盤管。公式推導(dǎo)單相流結(jié)構(gòu)的雷諾數(shù)，和獲得了單相和二相流的摩擦系數(shù)。阿里[8]提出的壓降相關(guān)性流體流經(jīng)定期螺旋盤管。廣義壓降中相關(guān)的歐拉數(shù)，雷諾數(shù)和幾何組。趙等人[9]研究了壓力降和沸騰傳熱特性的水蒸汽兩相流在小型臥式螺旋連續(xù)油管蒸汽發(fā)生器。研究表明，兩者成核機(jī)理和連接機(jī)構(gòu)重要的強(qiáng)制對流沸騰傳熱在小螺旋盤繞管的全方位系數(shù)。庫馬爾和 Nigam [10]介紹了一種新設(shè)備在離心力的作用下，通過改變反轉(zhuǎn)螺旋管的方向。得到流場和溫度等數(shù)據(jù)，其特征在于使用計算流體動力學(xué)軟件。結(jié)果從本研究獲得的可用于模擬彎管發(fā)生的流體流動。Rennie 和 Raghavan [11]進(jìn)行了雙重管子螺旋線熱轉(zhuǎn)換器的一項(xiàng)實(shí)驗(yàn)性研究。Parallelflow 與.Nusselt 進(jìn)行了逆流程配置設(shè)備中得到的數(shù)據(jù)相比較比較.Cioncolini 和 Santini [12]在螺線管實(shí)驗(yàn)學(xué)習(xí)從層流與湍流。用不同的卷直徑比與管直徑相比較,相互作用從中獲得的摩擦因子被分析。Cui[13]提出了R134a 的熱傳遞交互作用在煮沸在流程期間有螺線管討論。Wongwises 和Polsongkram [14]在光滑的螺線卷起的同心管在在蒸發(fā)期間的管熱轉(zhuǎn)換器里面，調(diào)查了 HFC- 134a 兩相傳熱系數(shù) 和降壓。他們在一支螺旋的同心管也使用同一個實(shí)驗(yàn)性設(shè)定揭露熱傳遞和 HFC134a 降壓在管熱轉(zhuǎn)換器中的影響[15]。結(jié)果從當(dāng)前實(shí)驗(yàn)與從平直的管獲得的那些比較性報告。提出了新的交互作用為蒸發(fā)與結(jié)露傳熱系數(shù)和降壓在實(shí)際中的應(yīng)用。雖然用一定數(shù)量的紙是可以得到的在螺旋管，但是它可以得到，在發(fā)現(xiàn)的理論和實(shí)驗(yàn)性調(diào)查中，描述以集中于熱傳遞和流程的研究在一支唯一螺旋面的管或在同心雙重管螺線卷，從殼和螺線被盤繞的管所制造的熱轉(zhuǎn)換器的熱傳遞和流程的特征。在本研究中，主要關(guān)心的是實(shí)驗(yàn)性學(xué)習(xí)熱傳遞的特征，即螺旋的熱轉(zhuǎn)換器的一個新型的特征，有鰭管熱轉(zhuǎn)換器在 drysurface 之下適應(yīng)。 各種各樣的相關(guān)的參量之間的關(guān)系被研究探索。在之前從未發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)在提出實(shí)驗(yàn)性結(jié)果。2 實(shí)驗(yàn)性用具和方法圖 1 顯示實(shí)驗(yàn)性用具的一張概要圖。系統(tǒng)的主要成份包括測試部分、熱水圈、空氣圈和數(shù)據(jù)收集系統(tǒng)。水和空氣當(dāng)工作流體使用。測試部分是螺旋的翅片管熱轉(zhuǎn)換器。在加法對圈組分，在電路上，儀器溫度和所有流體的流速的測量和控制安裝在首要的節(jié)點(diǎn)。打開類似的風(fēng)洞用于模擬氣流通過熱轉(zhuǎn)換器。通道為 300 毫米長，直徑為12 m。輸送管墻壁絕緣與 6.4 毫米 thickAeroflex 標(biāo)準(zhǔn)板料制成。 熱轉(zhuǎn)換器的進(jìn)入的和退出的氣溫由類似的延伸在氣流的空氣通道里面的 T 銅康銅熱電偶測量。 1 毫米直徑的熱電偶探頭順時針位于在不同的四個位置的同一個橫斷面上，60 cm 逆流熱轉(zhuǎn)換器入口的四個位置在 50 cm 熱轉(zhuǎn)換器的出口。閉環(huán)熱水包括一個 0.3 m3 儲存箱，一臺調(diào)整控制電壓的電暖氣，絞拌器，并且在儲存箱里面有一支冷卻旋管。R22 作為冷凍劑使用為使水變冷。一臺離心吹風(fēng)機(jī)釋放空氣入通道和通過直挺器，導(dǎo)葉，測試部分，然后被釋放給大氣。直挺器的目的是避免空氣的畸變離心吹風(fēng)機(jī)的速度是由變換器控制的。Fig. 1 實(shí)驗(yàn)性用具 1 張概要圖空氣從管口獲得，流速是一定的。在調(diào)整水的溫度達(dá)到期望水平之后，熱水抽到儲存箱外面，通過過濾器，流量計，測試部分，然后返回到儲存箱。旁路是通過過量水的循環(huán)使用回到儲水箱達(dá)到最低水位的流速實(shí)驗(yàn)。水的流速由一支流量計測量，在 0-10 GPM 的范圍。如所顯示。 2.熱轉(zhuǎn)換器包括一根鋼毛管和一個螺旋翅片管單位。螺線盤繞單位包括螺旋的有鰭的銅管四卷。每支管通過彎曲一個平直的 9.4 毫米外部直徑的銅管制造的七層螺線卷。每個螺線盤繞直徑分別是 115， 205， 285 和 365 毫米，鋁的飛翅以 0.5 毫米和 28.25 毫米外直徑的厚度在管附近安裝維螺線。飛翅邊緣在內(nèi)在直徑是波紋狀的。用于本研究的螺旋翅片管為單位的相片顯示在上圖。3.飛翅概要圖也顯示在上圖。4. 每卷的水的入口和出口末端到連接到水平的多頭的用 28.5 毫米外面直徑的管。銅-銅熱電偶安裝在第一，第四和第七層，從最高的層數(shù)起記每卷，其中用二對熱電偶測量水溫和墻壁溫度。安裝了熱電偶顯示在如圖位置。2. 水溫是用被在管里面的 1 毫米直徑探針測量的，在水流量的測量亦如此。 熱電偶在一個小孔被焊接的 0.5 毫米深入管墻壁表面，固定與特別膠漿被應(yīng)用于管材外表面。以這個方法的熱電偶沒有由可變的溫度偏心。熱轉(zhuǎn)換器的維度在表 1 被列出。在實(shí)驗(yàn)中，整體能量平衡估計所有熱耗或獲取的程度從中圍攏。滿足能量衡的數(shù)據(jù)適應(yīng); |Qw - Qa|/Qave 少于 0.05，用于分析是。變濃熱轉(zhuǎn)學(xué)比例，Qave，空氣的熱傳遞率、Qa 熱傳遞率，Qw 平均熱傳遞率。試驗(yàn)做了以空氣和熱水測試部分的不同的流速。當(dāng)空氣流動率，入口熱水溫度都保持恒定時，熱水流速隨的速度增加而增加。使用溫度調(diào)解器控制的電暖氣可以調(diào)整熱水溫度以達(dá)到期望水平。在所有數(shù)據(jù)被記錄了之前，系統(tǒng)允許接近穩(wěn)定。試驗(yàn)條件的范圍在這其中測量的研究和不確定值分別在表 2 和 3 被測量。表 1 螺旋翅片管熱轉(zhuǎn)換器的維度參量 大小外直徑管(毫米) 9.4內(nèi)直徑管(毫米) 8.6直徑 115.0直徑螺旋卷 2 (毫米) 205.5直徑螺旋卷 3 (毫米) 285.0直徑螺旋卷 4 (毫米) 365.0螺線簧圈節(jié)距(毫米) 16.38殼直徑(毫米) 430卷輪的數(shù)字 7螺線卷的數(shù)字 4每卷之間的距離(毫米) 42殼的長度(毫米) 355進(jìn)氣口的孔直徑 (毫米) 298飛翅的每米數(shù)值 500飛翅高度(毫米) 18.64飛翅外部直徑(毫米) 28.25飛翅高度(毫米) 2飛翅厚度(毫米) 0.5表 2 試驗(yàn)條件可變物 范圍入口空氣溫度 四周入口水溫度(k) 313–323 (40–50_C)空氣流量率(kg/s) 0.04–0.13水質(zhì)量流率(kg/s) 0.20–0.40測量表 3 不確定性儀器 準(zhǔn)確性(%) 不確定性(%)管口米(空氣速度 m/s) 2.0 ±0.23 轉(zhuǎn)子流量計(水質(zhì)量流率 kg/s) 0.2 ±0.003熱電偶 T 類型， 0.1 ±0.03 數(shù)據(jù)列表(k) 0.04濕氣發(fā)射機(jī) 0.5 ±0.223 數(shù)據(jù)為了確定熱傳遞典型的熱轉(zhuǎn)換器從被記錄數(shù)據(jù)的穩(wěn)定情況在每次測驗(yàn)運(yùn)行期間，修正系數(shù)對數(shù)的方法運(yùn)用于溫度確定 UA?？梢越o空氣的熱傳遞率那是，空氣流量率是入口空氣的焓，是出口空氣的焓?？梢越o的空氣的熱傳遞率那是水的質(zhì)量流率，控制點(diǎn)，w 是水，Tw 比熱，并且 Tw，分別為入口和出口水的溫度。用于演算的熱傳遞的總率從空氣邊和海濱平均值空氣邊傳熱系數(shù)熱轉(zhuǎn)換器從整體熱傳遞關(guān)系是恒定的那總傳熱系數(shù)可以被確定為那對數(shù)意味溫度區(qū)別為且 F 是修正系數(shù)。管邊傳熱系數(shù)，從 Gnielinski semi-empirical 交互作用得到的 Nusselt 數(shù)字被評估[16]為。Prandtl 數(shù)值，Pr，被評估為可變的溫度，并且被評估為墻壁溫度。因素被介入原始的等式，由 Schmidt [17]考慮到有形的溫度的依賴性。為湍流在螺旋管摩擦因子[18]那是曲度，D 的直徑，與卷直徑 Dc 和高度，P 有關(guān)，螺線卷動力粘度，μ，是水在絕對水溫，且動力粘度，是在墻壁溫度。雷諾茲數(shù)值計算從那 是水密度， 是水動力粘度， d 是螺線卷(8.6 毫米)的內(nèi)直徑，且 是平均速度，水的螺線卷。整體表面的有效率， ，被定義為有效熱調(diào)動區(qū)域比與變濃熱調(diào)動區(qū)域，可以被飛翅有效率 、飛翅表面 總表面積， ，如以下：在 中， 是基本的區(qū)域。飛翅有效率 ρ，取決于提議的方法。[19]如下是從管的中心的到飛翅表面的距離，是從管的中心的到飛翅內(nèi)側(cè)的距離，是第一種類，修改過的貝賽爾作用解答，0，是第一種類，修改過的貝賽爾作用解答，1，是第二種類，修改過的貝賽爾作用解答，0，是第二種類，修改過的貝賽爾作用解答，1，是從 其中 是飛翅厚度和 是飛翅的導(dǎo)熱性。要獲得空氣的傳熱系數(shù)， ，一個是解決 。 (4)–(12). 熱轉(zhuǎn)換器的空氣的傳遞特征如下被提出用 Colburn j 因素如：用于有效率評估螺線卷起的熱轉(zhuǎn)換器的效果:4 結(jié)果和討論圖 5 在顯示水溫和管墻壁溫度在不同的位置在和 在上圖顯示的卷數(shù)字，用于辨認(rèn)被考慮的卷，即卷第 1 和 4 代表，各自最內(nèi)層的卷和最外層的卷。水和管墻壁溫度被測量在每卷的最高的層數(shù)(層數(shù) 1)和最低的層數(shù)(層數(shù) 7)。 熱水進(jìn)入最最低的層數(shù)被分離到每卷，沿每卷流動并且流動在最高的層數(shù)(層數(shù) 1)。空氣進(jìn)入熱轉(zhuǎn)換器在殼的上面和中心并且橫跨流動在水軸向地流動在熱轉(zhuǎn)換器之前在排氣口部分，在熱轉(zhuǎn)換器的底部。，水溫和管墻壁溫度總高于預(yù)計的同一個位置。在熱水流程期間中沿每卷從更低的層數(shù)到上層，熱水將逐漸轉(zhuǎn)移到空氣，導(dǎo)致水和管墻壁溫度減退在上層。圖 6 顯示水溫和管墻壁 在層數(shù)每螺線卷、 和 = 0.085 kg/s 為另外入口水溫 42， 。 它能清楚地被看見水溫和管墻壁溫度在每卷增加以在入口水溫的增量。 他們從內(nèi)在卷逐漸也減少到外面卷。圖 7 顯示水溫和管墻壁溫度在層數(shù)每螺線卷 1 的 Tw，在為 0.33， 0.37 kg/s.的水質(zhì)量流率。應(yīng)該注意到它，當(dāng)入口水溫，入口氣溫，空氣流量率是常數(shù)，并且管墻壁溫度以最低水位質(zhì)量流率相比。。圖 5 水溫的變化和管圍住溫度在層數(shù) 1 和層數(shù) 7 數(shù)值圖 6 水溫和管墻壁溫度的變化在層數(shù) 1 以卷數(shù)為不同的入口水溫度圖 7 水溫和管墻壁溫度的變化在層數(shù) 1 以卷數(shù)化為水質(zhì)量流率圖 8 顯示水溫和管墻壁溫度在層數(shù)每螺線卷 1 在 Tw，在， 0.071， 0.11 kg/s.的另外空氣流量率。 隨著空氣流量率的增加，水溫和管墻壁溫度傾向于減少。 然而，它能被看見空氣流量率的作用在水溫和管墻壁溫度是非常低的。圖 9 顯示出口氣溫的變化以空氣流量率為 Ta，在為入口水溫 40，45， 。 在具體入口氣溫，入口水溫，澆灌質(zhì)量流率和結(jié)果得到。 8 空氣流量率影響水溫，保持熱傳遞率單程與水邊相等，當(dāng)增加時空氣流量率是通過減少出口氣溫。所以，它能清楚地被看見為特定水質(zhì)量流率、入口水溫和入口氣溫，出口氣溫傾向于減少以質(zhì)量流率。另外，以平靜的空氣質(zhì)量流率，出口氣溫在更高的入口水溫那橫跨空氣流量率的范圍。圖 10 顯示在出口氣溫和空氣流量率之間 Ta，在= 32 C， Tw，在= 50 C 為 0.21， 0.25， 0.29， 0.33， 0.37 kg/s.的另外的水質(zhì)量流率。以平靜空氣質(zhì)量流率，出口氣溫，以水位高質(zhì)量流率橫跨空氣流量率。當(dāng)空氣流量率在 Ta，另外入口水溫 40， 45， 50 C.，圖 11 在出口水溫顯示的變化。 在上這個圖顯示的結(jié)果對應(yīng)與那些在數(shù)值。 4. 出口水溫傾向于輕微地減少在空氣流量率的增量。圖 8 水的溫度和管壁溫度的變化在第一層線圈數(shù)不同的空氣質(zhì)量流率圖 9 出口空氣的溫度與空氣質(zhì)量流率的變化針對不同的入口水溫圖 10 出口空氣的溫度與空氣質(zhì)量流量的變化在不同的水的質(zhì)量流率圖 11 出口水溫的變化與空氣質(zhì)量流率在不同的入口水溫圖 12 與空氣質(zhì)量流量的平均傳熱率的變化在不同的水的質(zhì)量流率率圖 12 在= 32 C， Tw 顯示平均熱傳遞率被反對空氣流量率 Ta，在= 45 C 為 0.21， 0.25， 0.29， 0.33， 0.37 kg/s.的水質(zhì)量流率。熱傳遞率與空氣流量率和水質(zhì)量流率地比例。水質(zhì)量流率的在熱傳遞率能清楚地看到的更高的空氣流量率。圖 13 管側(cè)的傳熱系數(shù)與水的變化質(zhì)量流率不同的入口的水的溫度圖 13 顯示的平均管側(cè)的變化傳熱系數(shù)計算出來的數(shù)據(jù)獲得的與水的質(zhì)量流率在本實(shí)驗(yàn)中各種進(jìn)水溫度。正如預(yù)期的那樣，隨平管側(cè)的傳熱系數(shù)的增大而增加的水的質(zhì)量流率。在一個給定的水的質(zhì)量流率，平均管側(cè)的熱傳遞系數(shù)較高的高于較低的進(jìn)口水溫。此外，我們的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，管側(cè)傳熱的空氣質(zhì)量流率的影響系數(shù)。圖 14 與空氣的空氣側(cè)的傳熱系數(shù)的變化質(zhì)量流率不同的入口的水的溫度圖 15 與空氣的空氣側(cè)的傳熱系數(shù)的變化得不同的水的質(zhì)量流率的質(zhì)量流量圖 14 和 15 示為不同的空氣質(zhì)量流率的傳熱系數(shù)與入口的水的溫度和水的質(zhì)量流率外端的變化，外側(cè)的傳熱系數(shù)迅速地增加與空氣的質(zhì)量流率。入口的水的溫度和水的質(zhì)量流率，顯示出顯著的作用，對外側(cè)的傳熱系數(shù)。圖 16，17 和 18 顯示科爾伯恩 j 數(shù)與空氣側(cè)雷諾茲數(shù)。空氣側(cè)的雷諾數(shù)計算，REA = qaVaD 的/拉 QA 為空氣的密度，la 是空氣的動力粘度。兩密度和動態(tài)粘度的基礎(chǔ)上，測得正確的空氣溫度。 D 是入口部分的熱交換器的直徑（D = 0.298 米）。 Va 是流動的空氣的熱量通過入口交換率的平均速度。如圖所示，科爾伯恩 ? 因素隨空氣側(cè)的雷諾數(shù)的增加水側(cè)的雷諾數(shù)。從圖中觀察到的水的質(zhì)量流量和進(jìn)水溫度有重大影響的特點(diǎn)。從該圖可以看出，由于空氣雷諾數(shù)的增加，所有的曲線變得平坦并傾向于接近一個特定的科爾伯恩 j 數(shù)。圖 16 科爾伯恩因素變化與空氣側(cè)雷諾茲數(shù)不同的入口水溫圖 17 科爾伯恩因素的變化與空氣側(cè)雷諾茲不同的入口水溫圖 18 科爾伯恩因素變化與空氣側(cè)雷諾茲不同的水的質(zhì)量流率數(shù)圖 19 熱交換器的變化與空氣側(cè)的有效性雷諾數(shù)得到的不同的入口的水的溫度圖 20 熱交換器的變化與空氣側(cè)的有效性雷諾數(shù)得到的不同的水的質(zhì)量流率圖 19，20 顯示的空氣側(cè)雷諾數(shù)的有效性變化。用于估計螺旋換熱器的性能是由式確定。（15）。在本研究中使用，在整個范圍內(nèi)的水的質(zhì)量流量和氣團(tuán)的流速，熱容量率，水（MCP）w 是一般高于空氣（MCP）。因此，熱水的容積率是最低的容量率（MCP）式中的最小值。 （15）?？梢郧宄乜吹?，隨這個數(shù)字的有效性降低，而增加空氣側(cè)雷諾數(shù)。在一個給定的空氣側(cè)的雷諾數(shù)，較高的進(jìn)水溫度，水的質(zhì)量和較高的流速往往導(dǎo)致有效性增加。然而，可以注意到，在一個特定的空氣側(cè)雷諾數(shù)值，有效性的差異變得相對入口的水的溫度較之升高。5 結(jié)論本文介紹了一種新型的熱傳遞換熱器，即一個螺旋翅片管換熱器。熱交換器由四個螺旋盤繞翅片銅管，每一個有七個回合。鋁周圍的銅螺旋卷曲翅片放置管中。相對的有關(guān)的實(shí)驗(yàn)條件，給出如下結(jié)論：?管側(cè)空氣質(zhì)量流率沒有影響傳熱系數(shù)。?入口水溫和水的質(zhì)量流率顯示出的效果，如輸出側(cè)傳熱系數(shù)。?科爾伯恩 j 數(shù)和效益是成反比，與空氣側(cè)雷諾數(shù)成比例，而是水的質(zhì)量流量和進(jìn)水溫度成正比的。致謝作者 我想表達(dá)自己的感謝，為泰國研究基金會（TRF）提供財務(wù)支持這項(xiàng)研究。作者希望 Jittaphoom 先生 Inphiban 他們協(xié)助 Panaphot Youngsuk 先生在此工作。參考文獻(xiàn)1. Dravid AN, Smith KA, Merrill EW, Brian PLT (1971) Effect of secondary fluid on laminar flow heat transfer in helically coiled tubes. AIChE J 17:1114–11222. Patankar SV, Pratap VS, Spalding DB (1974) Prediction of laminar flow and heat transfer in helically coiled pipes. J Fluid Mech 62:539–5513. Yang G, Ebadian MA (1996) Turbulent forced convection in a helicoidal pipe with substantial pitch. Int J Heat Mass Transf 39:2015–20224. Lin CX, EbadianMA(1997) Developing turbulent convective heat transfer in helical pipes. Int J Heat Mass Transf 40:3861–38735. Xin RC, Awwad A, Dong ZF, Ebadian MA (1997) An experimental study of single-phase and two-phase flow pressure drop in annular helicoidal pipes. Int J Heat Fluid Flow 18:482–4886. Guo L, Feng Z, Chen X (2001) Pressure drop oscillation of steam-water two-phase flow in a helically coiled tube. Int J Heat Mass Transf 44:1555–15647. Ju H, Huang Z, Xu Y, Duan B, Yu Y (2001) Hydraulic performance of small bending radius helical coil-pipe. J Nucl Sci Technol 18:826–8318. Ali S (2001) Pressure drop correlations for flow through regular helical coil tubes. Fluid Dyn Res 28:295–310 9. Zhao L, Guo L, Bai B, Hou Y, Zhang X (2003) Convective boiling heat transfer and two-phase flow characteristics inside a small horizontal helically coiled tubing once-through steam generator. Int J Heat Mass Transf 46:4779–478810. Kumar V, Nigam KDP (2005) Numerical simulation of steady flow fields in coiled flow inverter. Int J Heat Mass Transf 48:4811–482811. Rennie T, Raghavan V (2005) Experimental studies of a doublepipe helical heat exchanger. Exp Therm Fluid Sci 29:919–92412. Cioncolini A, Santini L (2006) An experimental investigation regarding the laminar to turbulent flow transition in helically coiled pipes. Exp Therm Fluid Sci 30:367–38013. Cui W, Li L, Xin M, Jen T, Chen Q, Liao Q (2006) A heat transfer correlation of flow boiling in micro-finned helically coiled tube. Int J Heat Mass Transf 49:2851–285814. Wongwises S, Polsongkram M (2006) Evaporation heat transfer and pressure drop of HFC-134a in a helically coiled concentric tube-in-tube heat exchanger. Int J Heat Mass Transf 49:658–67015. Wongwises S, Polsongkram M (2006) Condensation heat transfer and pressure drop of HFC-134a in a helically coiled concentric tube-in-tube heat exchanger. Int J Heat Mass Transf 49:4386–439816. Hewitt GF (1990) Hemisphere handbook of heat exchanger design. Hemisphere publishing corporation, USA17. Schmidt EF (1967) Waermeuebergang und Druckverlust in Rohrschlangen. Chem Ing Tech 39:781–78918. Mishra P, Gupta SN (1979) Momentum transfer in curved pipe, I. Newtonian fluids. Dev Ind Eng Chem Process Des 18:130–13719. Wang CC, Hsieh YC, Lin YT (1997) Performance of plate finned tube heat exchangers under dehumidifying conditions. ASME J Heat Transf 119:109–117