靳萬(wàn)龍，范高峰,2，王利民，鄧 磊，姜家豪，車得福

（1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西 西安 710049；2.河南焓之悅節(jié)能環(huán)?？萍加邢薰荆幽?開(kāi)封 475004）

翅片管束能夠減小換熱器體積、節(jié)省金屬消耗、降低流動(dòng)阻力和減輕磨損[1]，因而在鍋爐省煤器上得到了廣泛應(yīng)用。燃煤鍋爐省煤器常用翅片管包括高頻焊螺旋翅片管、H型翅片管和整體型螺旋翅片管3種。高頻焊螺旋翅片管采用高頻焊接工藝制造，焊接速度快，生產(chǎn)效率高。但其翅片和基管之間不能完全熔合，接觸熱阻較大，使得傳熱效率下降[2]，而且焊縫處的不平整和熔渣堆積使得堵灰問(wèn)題凸顯[3]。為了在強(qiáng)化傳熱的同時(shí)，減輕翅片管積灰磨損的問(wèn)題，科研人員開(kāi)發(fā)了H型翅片管。H型翅片方向與煙氣流向平行，且通常采用順列布置，不易積灰、受熱面磨損小且流動(dòng)阻力小[3]。但H型翅片管屬于焊接型翅片管，依然存在接觸熱阻，而且由于開(kāi)縫的影響，翅片與基管接觸面積變小，翅片效率下降[4]。此外，H型翅片屬于不連續(xù)翅片，惡劣運(yùn)行條件下會(huì)發(fā)生“掉片”現(xiàn)象，可靠性降低。

整體型螺旋翅片管采用滾軋刀片將厚壁無(wú)縫鋼管一次軋制成型，相比傳統(tǒng)類型翅片管具有顯著優(yōu)勢(shì)[5]：1）傳熱效率高。翅片與基管連為一個(gè)整體，無(wú)接觸熱阻；翅片截面為梯形，與基管接觸面積大。2）不易積灰。整體型螺旋翅片管翅片表面光滑，翅根光滑圓角過(guò)渡。3）使用壽命長(zhǎng)。軋制過(guò)程使金屬機(jī)械強(qiáng)度和表面硬度大幅提高，承壓能力和耐磨性能提升；金屬金相為致密鐵素體+珠光體，金屬紋理連續(xù)，抗腐蝕性能提高；無(wú)“掉片”現(xiàn)象發(fā)生。與高頻焊螺旋翅片管和H型翅片管省煤器相比，整體型螺旋翅片管省煤器可使排煙溫度降低15~25 ℃，大幅減少磨損泄漏現(xiàn)象，有效提高鍋爐經(jīng)濟(jì)性和可靠性，具有廣闊的應(yīng)用前景。

準(zhǔn)確地把握傳熱和阻力特性對(duì)于翅片管換熱器的設(shè)計(jì)和經(jīng)濟(jì)安全運(yùn)行具有重要意義。針對(duì)高頻焊螺旋翅片管束[6-10]和H型翅片管束[11-17]的流動(dòng)傳熱規(guī)律已經(jīng)開(kāi)展了大量實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，但整體型螺旋翅片管束的傳熱和阻力特性研究鮮見(jiàn)報(bào)道。本文采用數(shù)值模擬的方法研究了翅片高度、翅片節(jié)距、橫向管距、縱向管距對(duì)整體型螺旋翅片管束流動(dòng)性能、換熱性能和綜合性能的影響，并擬合了傳熱和阻力關(guān)聯(lián)式，以期為整體型螺旋翅片管的應(yīng)用提供參考。

1 模型描述與數(shù)值方法

1.1 控制方程

考慮到煙氣在整體型螺旋翅片管束中流動(dòng)換熱的復(fù)雜性，采用了如下假設(shè)以適當(dāng)簡(jiǎn)化計(jì)算模型：1）流動(dòng)為不可壓縮穩(wěn)態(tài)流動(dòng)；2）控制熱阻在煙氣側(cè)，假設(shè)管外流動(dòng)換熱與管內(nèi)流動(dòng)無(wú)關(guān)；3）煙氣及翅片金屬物性參數(shù)為常數(shù)；4）忽略輻射換熱；5）忽略灰污熱阻；6）忽略體積力和黏性耗散。

控制方程通用形式為

式中：φ為通用變量，φ=1、ui、T時(shí)式(1)分別代表連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程；Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為廣義源項(xiàng)。

1.2 物理模型

整體型螺旋翅片管結(jié)構(gòu)及管束布置如圖1所示。其中，翅片高度和翅片節(jié)距是決定整體型螺旋翅片管結(jié)構(gòu)的重要參數(shù)，橫向管距和縱向管距是決定管束布置的幾何參數(shù)，在基管直徑一定的條件下，整體型螺旋翅片管束的流動(dòng)性能、對(duì)流換熱性能和固體導(dǎo)熱性能會(huì)隨這些幾何參數(shù)的變化而變化。為了研究各幾何參數(shù)對(duì)整體型螺旋翅片管束流動(dòng)換熱特性的影響，按照不同翅片高度、翅片節(jié)距、橫向管距、縱向管距設(shè)計(jì)了9個(gè)管束，其幾何參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 整體型螺旋翅片管結(jié)構(gòu)及管束布置示意Fig.1 Configuration and arrangement of the integral spiral finned tubes

表1 整體型螺旋翅片管束幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of the integral spiral finned tube bundles

所有管束均采用錯(cuò)列布置，基管直徑均為38 mm，翅頂厚和翅根厚均分別為1.8 mm和3.5 mm，翅片高度范圍為8~16 mm，翅片節(jié)距范圍為8~12 mm，橫向管距范圍為80~120 mm，縱向管距為70~150 mm，其中2號(hào)管束為基準(zhǔn)管束。

本文選取的計(jì)算單元如圖2所示。橫向?qū)挾葹镾T/2；縱向管排數(shù)NL=4（NL≥4時(shí)螺旋翅片管束間流體流動(dòng)換熱進(jìn)入充分發(fā)展階段，此時(shí)可忽略管排數(shù)對(duì)傳熱和阻力特性的影響[18]）；入口段向上游延長(zhǎng)SL，保證入口流速分布均勻；出口段向下游延長(zhǎng)5SL，保證流動(dòng)充分發(fā)展，避免回流。沿管軸向取2片翅片納入計(jì)算區(qū)域，為了避免翅片表面與計(jì)算單元邊界過(guò)近而形成復(fù)雜交界，在翅片兩端各保留了0.5 mm基管，故計(jì)算單元的高度為（1.5pf+δfr+1 mm）。如此選取計(jì)算單元既保留了管束的幾何特征又最大限度節(jié)省了計(jì)算時(shí)間。

圖2 計(jì)算單元示意Fig.2 Schematic diagram of the computational domain

1.3 網(wǎng)格劃分

全計(jì)算域采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格。2號(hào)管束入口區(qū)域網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 2號(hào)管束入口區(qū)域網(wǎng)格示意Fig.3 Mesh generation of the inlet region of tube bundle 2

由于基管和翅片表面速度梯度和溫度梯度較大，因此基管和翅片表面網(wǎng)格較為細(xì)密，流體域網(wǎng)格隨換熱表面距離增大而趨于稀疏。為進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，在入口流速為8 m/s時(shí)分別按網(wǎng)格數(shù)130萬(wàn)、228萬(wàn)、497萬(wàn)和650萬(wàn)對(duì)2號(hào)管束進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算（對(duì)應(yīng)翅片表面網(wǎng)格尺寸分別為1.0、0.8、0.6、0.5 mm）。結(jié)果表明，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)由497萬(wàn)增至650萬(wàn)時(shí)，進(jìn)出口壓降和總換熱量變化均在1%以內(nèi)。因此，各管束均采用基管和翅片表面網(wǎng)格尺寸0.6 mm，流體域網(wǎng)格最大尺寸2.0 mm的劃分方案。

1.4 邊界條件與數(shù)值解法

邊界條件的設(shè)置如圖4所示。入口邊界為速度入口，流速范圍為4~14 m/s，間隔2 m/s取值，溫度為375 ℃；出口邊界為壓力出口，壓力取標(biāo)準(zhǔn)大氣壓（表壓為0 Pa）；基管與翅片表面為無(wú)滑移壁面，基管壁溫恒定為233 ℃，翅片表面溫度通過(guò)耦合求解流固表面對(duì)流換熱方程和固體域?qū)岱匠太@得；被計(jì)算單元邊界剖分的梯形翅片斷面為絕熱無(wú)滑移壁面，計(jì)算單元其他周界為絕熱滑移壁面（壁面切應(yīng)力為0）。

圖4 邊界條件的設(shè)置Fig.4 Schematic diagram of the boundary conditions setting

本文以煙氣為換熱工質(zhì)，煙氣成分為N2體積分?jǐn)?shù)78%，CO2體積分?jǐn)?shù)16%，水蒸氣體積分?jǐn)?shù)5%，SO2體積分?jǐn)?shù)1%，定性溫度為進(jìn)出口煙氣平均溫度，煙氣密度和比熱容采用直接計(jì)算方法[19]，煙氣導(dǎo)熱系數(shù)、普朗特?cái)?shù)和運(yùn)動(dòng)黏度按照《鍋爐機(jī)組熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法》中所推薦的方法計(jì)算[20]。翅片材質(zhì)為ωc=0.5%的碳鋼，定性溫度取為250 ℃，物性數(shù)據(jù)取自文獻(xiàn)[21]。

數(shù)值模擬在商業(yè)軟件Fluent上進(jìn)行，方程對(duì)流項(xiàng)離散為二階迎風(fēng)格式，擴(kuò)散項(xiàng)離散為中心差分格式，速度與壓力項(xiàng)的解耦采用SIMPLE算法，近壁區(qū)流動(dòng)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理。

1.5 數(shù)據(jù)處理

1.5.1 流動(dòng)和換熱性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

本文以雷諾數(shù)Re表征管外煙氣的流動(dòng)特性，以歐拉數(shù)Eu和范寧摩擦因子f表征管束的阻力特性，以努塞爾數(shù)Nu和柯?tīng)柋緅因子表征管束的傳熱特性。計(jì)算上述無(wú)量綱準(zhǔn)則數(shù)時(shí)，以煙氣進(jìn)出口平均溫度為特征溫度，以基管外徑d0為特征尺寸，以管束最小流通截面處流速umax為特征流速：

式中：d0為基管外徑，m；umax為管束最小流通截面平均流速，m/s；ρ為流體密度，kg/m3；μ為流體動(dòng)力黏度，Pa?s；Δp為流體進(jìn)出口壓降，Pa；Δp0為單排管壓降，即Δp0=Δp/NL，Pa；Ac為管束自由流通面積，即最小流通截面積，m2；A0為管束換熱總面積，m2；α0為對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2?K)；λ為流體導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m?K)；Q為總換熱量，W；ηf為翅片效率；Af為翅片換熱面積，m2；At為基管換熱面積，m2；tb為流體平均溫度，℃；tw為基管壁溫，℃；Qf為翅片換熱量，W；為翅片表面溫度等于基管壁溫（tf=tw）時(shí)翅片換熱量，W；tf為翅片表面溫度，℃；Pr為流體普朗特?cái)?shù)。

1.5.2 綜合性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

強(qiáng)化換熱往往以增加流動(dòng)阻力為代價(jià)，此時(shí)評(píng)價(jià)換熱器的性能需要兼顧阻力和傳熱特性，因此有必要引入綜合性能評(píng)價(jià)指標(biāo)。

將j因子變換為與換熱量Q的關(guān)系：

式中：η0為翅化面效率；Δtm為平均換熱溫差，℃；qm為流體質(zhì)量流量，kg/s。

將范寧摩擦因子f變換為與流體輸運(yùn)功耗E0的關(guān)系：

式中，E0為流體輸運(yùn)功耗，W。

聯(lián)立式(9)和式(12)消去Ac/qm得

將η0j/f1/3稱為綜合評(píng)價(jià)因子，從式(14)中可以得出其物理意義：在相同的流體輸運(yùn)功耗、換熱面積和換熱溫差下，綜合評(píng)價(jià)因子越高的結(jié)構(gòu)能實(shí)現(xiàn)的換熱量越大。

2 算例驗(yàn)證及湍流模型選擇

為了檢驗(yàn)數(shù)值方法的可靠性，同時(shí)評(píng)價(jià)不同湍流模型的預(yù)測(cè)適用性，本文采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型對(duì)文獻(xiàn)[9]中的縱向6排高頻焊螺旋翅片管束的傳熱和阻力特性進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算。其中，換熱工況、翅片管結(jié)構(gòu)和數(shù)據(jù)處理方法與文獻(xiàn)中保持一致，計(jì)算單元選取、網(wǎng)格劃分方法和邊界條件設(shè)置與前述方法相同，在此不再贅述。

將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[9]、茹卡烏斯卡斯關(guān)聯(lián)式[18]、《鍋爐機(jī)組熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法》[20]和《鍋爐設(shè)備空氣動(dòng)力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法》[22]所計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如圖5所示。

圖5 數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)計(jì)算結(jié)果的對(duì)比Fig.5 Comparison between the numerical results and the literature calculation results

由圖5a)可知，采用Realizablek-ε模型所得Eu與實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果的差距為3.02%~–23.27%，偏差隨Re增加而增大；與《鍋爐設(shè)備空氣動(dòng)力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)》計(jì)算結(jié)果的差距為6.12%~–18.52%；與茹卡烏斯卡斯關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果的差距為–3.89% ~ –26.20%。

由圖5b)可知，采用Realizablek-ε模型所得Nu與實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果的差距為18.24%~–3.30%，偏差隨Re增大而減?。慌c《鍋爐機(jī)組熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)》計(jì)算結(jié)果的差距為33.59%~23.73%；與茹卡烏斯卡斯關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果的差距為30.79%~–23.60%。作者認(rèn)為數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[9,18,20,22]計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生偏差的原因如下：1）數(shù)值模擬采用的幾何模型完全規(guī)則且表面光潔平整，但實(shí)驗(yàn)所用翅片管焊縫處的凹凸不平增加了擾動(dòng)，使得數(shù)值模擬歐拉數(shù)小于實(shí)驗(yàn)結(jié)果；2）數(shù)值模擬未考慮接觸熱阻，但實(shí)驗(yàn)管束的換熱量因接觸熱阻的存在會(huì)有所減小，導(dǎo)致數(shù)值模擬努塞爾數(shù)大于實(shí)驗(yàn)結(jié)果；3）數(shù)值模擬假設(shè)基管壁溫恒定，但實(shí)驗(yàn)中管壁溫沿管軸向變化；4）數(shù)值模擬采用常物性假設(shè)，但實(shí)驗(yàn)中空氣和翅片金屬物性隨溫度變化。

綜上所述，湍流模型選擇為適用性最好的Realizablek-ε模型，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)變化趨勢(shì)相近，偏差在工程允許范圍內(nèi)，因此認(rèn)為在相同模擬條件下所得對(duì)比結(jié)果是可信的。

3 結(jié)果分析

3.1 翅片高度的影響

圖6 a)—圖6d)分別為翅片高度對(duì)整體型螺旋翅片管束阻力特性、換熱特性、翅片效率和綜合評(píng)價(jià)因子的影響。

由圖6a)可知，翅高增加，Eu增大，這是因?yàn)槌岣咴黾?，翅片表面積增加，摩擦阻力增大。范寧摩擦因子與換熱面積成反比，翅高增加引起的換熱面積增幅大于壓降增幅，因此范寧摩擦因子隨翅高增加而減小。

由圖6b)可知，Nu和j因子均隨翅高增加而先增大后減小，翅高為12 mm時(shí)對(duì)流換熱系數(shù)最高，這是因?yàn)槌崞^低時(shí)，翅片對(duì)流體擾動(dòng)較?。欢崞^高時(shí)，翅片表面熱邊界層增厚，翅片間流動(dòng)湍流強(qiáng)度下降，換熱效果變差。

由圖6c)可知，翅片效率隨翅高增加而降低，這是因?yàn)槌岣咴黾映崞瑢?dǎo)熱熱阻增大，翅片表面溫度偏離基管溫度而更接近煙氣溫度。另外，翅片越高，翅片效率對(duì)雷諾數(shù)的變化越敏感。

圖6 翅片高度對(duì)整體型螺旋翅片管束流動(dòng)換熱性能的影響Fig.6 The effects of fin height on thermal-hydraulic characteristics of the integral spiral finned tube bundles

綜合評(píng)價(jià)因子綜合考慮了流動(dòng)性能、對(duì)流換熱性能和固體導(dǎo)熱性能。由圖6d)可知，翅高為12 mm時(shí)綜合評(píng)價(jià)因子最高，翅片較低時(shí)，范寧摩擦因子較高，單位換熱面積下流動(dòng)阻力較大；翅片較高時(shí)，翅片效率較低，固體導(dǎo)熱性能較差，這都會(huì)使綜合性能下降。因此，應(yīng)合理選擇翅片高度使得綜合性能最優(yōu)。

3.2 翅片節(jié)距的影響

圖7 a)—7d)分別為翅片節(jié)距對(duì)整體型螺旋翅片管束阻力特性、換熱特性、翅片效率和綜合評(píng)價(jià)因子的影響。

由圖7a)可知，翅片節(jié)距增加，Eu減小，這是因?yàn)闊煔膺M(jìn)入翅片間隙時(shí)面積收縮有所減小，局部阻力損失降低。范寧摩擦因子與自由流通面積成正比，翅片節(jié)距增加對(duì)換熱面積的改變不大，但自由流通面積的增幅大于壓降的降幅，因此范寧摩擦因子隨翅片節(jié)距增加而增大。

由圖7b)可知，Nu和j因子均隨翅片節(jié)距增加而增大，這是因?yàn)槌崞?jié)距增加，翅片間流道變寬，湍流強(qiáng)度增大，換熱性能有所提升。

由圖7c)和圖7d)可知，翅片效率和綜合評(píng)價(jià)因子幾乎不隨翅片節(jié)距增加而改變，其中翅片效率隨翅片節(jié)距增加略有降低的原因是對(duì)流換熱系數(shù)增加，翅片表面溫度更接近煙氣溫度。

圖7 翅片節(jié)距對(duì)整體型螺旋翅片管束流動(dòng)換熱性能的影響Fig.7 The effects of fin pitch on thermal-hydraulic characteristics of the integral spiral finned tube bundles

3.3 橫向管距的影響

圖8 a)—圖8d)分別為橫向管距對(duì)整體型螺旋翅片管束阻力特性、換熱特性、翅片效率和綜合評(píng)價(jià)因子的影響。

由圖8a)可知，橫向管距增加，Eu減小，這是因?yàn)闄M向管距增加，翅片管趨于稀疏布置，壓差阻力減小。橫向管距增加，換熱面積不變，自由流通面積大幅增加，因此范寧摩擦因子隨橫向管距增加而增大。

由圖8b)可知，由于橫向管距增加翅片管對(duì)流體的擾動(dòng)減弱，因此Nu和j因子均隨橫向管距增加而減小。

由圖8c)可知，翅片效率隨橫向管距而降低，這與在相同雷諾數(shù)條件下比較有關(guān)，相同雷諾數(shù)下橫向管距越大，入口流速越大，湍流強(qiáng)度越高，此時(shí)翅根換熱狀況越好，翅片效率有所降低，如果在相同入口流速條件下比較，會(huì)發(fā)現(xiàn)橫向管距對(duì)翅片效率影響不大。

由圖8d)可知，橫向管距增加，翅片效率降低，范寧摩擦因子增大，綜合評(píng)價(jià)因子顯著下降。因此，在設(shè)計(jì)整體型螺旋翅片管換熱器時(shí)，應(yīng)盡量減小橫向管距，但橫向管距過(guò)小會(huì)使堵灰風(fēng)險(xiǎn)增加，應(yīng)結(jié)合積灰情況綜合考慮。

圖8 橫向管距對(duì)整體型螺旋翅片管束流動(dòng)換熱性能的影響Fig.8 Effects of transversal tube spacing on thermal-hydraulic characteristics of the integral spiral finned tube bundles

3.4 縱向管距的影響

圖9a)—圖9d)分別為縱向管距對(duì)整體型螺旋翅片管束阻力特性、換熱特性、翅片效率和綜合評(píng)價(jià)因子的影響。

由圖9a)可知，縱向管距增加，Eu減小，這是因?yàn)榭v向管距增加，煙氣在錯(cuò)列管束中的“轉(zhuǎn)彎”趨于平緩，管后渦流強(qiáng)度減小，流動(dòng)阻力降低，縱向管距超過(guò)110 mm后再增加縱向管距對(duì)流動(dòng)阻力影響不大。縱向管距增加不影響換熱面積和自由流通面積，因此范寧摩擦因子變化趨勢(shì)與Eu相同，即隨縱向管距增加而減小。

由圖9b)可知，Nu和j因子均隨縱向管距增加而減小，這是因?yàn)閷?duì)于錯(cuò)列布置的螺旋翅片管束，前排管對(duì)后排管起湍流發(fā)生器的作用，后排管的傳熱系數(shù)高于前排管，但縱向管距增加，前排管對(duì)于傳熱的強(qiáng)化作用有所減弱，因此對(duì)流換熱性能也有所下降。

由9c)和圖9d)所示，縱向管距為110 mm時(shí)，翅片效率和綜合評(píng)價(jià)因子最高。

圖9 縱向管距對(duì)整體型螺旋翅片管束流動(dòng)換熱性能的影響Fig.9 Effects of longitudinal tube spacing on thermalhydraulic characteristics of the integral spiral finned tube bundles

3.5 傳熱和阻力關(guān)聯(lián)式

考慮翅片高度、翅片節(jié)距、橫向管距和縱向管距等對(duì)錯(cuò)列布置整體型螺旋翅片管束傳熱和阻力特性的影響，對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了多元線性回歸分析，得到了如下關(guān)聯(lián)式：

上述關(guān)聯(lián)式的適用范圍為：Re=5 000~25 000，d0=38 mm，hf/d0=0.21~0.42，pf/d0=0.21~0.32，ST/d0=2.11~3.16，SL/d0=1.84~3.95。

數(shù)值模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果的對(duì)比如圖10所示。由圖10可知，與數(shù)值模擬結(jié)果相比，阻力關(guān)聯(lián)式誤差在±10%以內(nèi)，傳熱關(guān)聯(lián)式誤差在±5%以內(nèi)，可以為工業(yè)設(shè)計(jì)提供參考。

圖10 數(shù)值模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比Fig.10 Comparison between the predicted results and the numerical data

4 結(jié) 論

1）在Re=5 000~20 000范圍內(nèi)，Realizablek-ε湍流模型對(duì)于螺旋翅片管束流動(dòng)傳熱的預(yù)測(cè)適用性優(yōu)于標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型和RNGk-ε湍流模型。

2）提出以η0j/f1/3作為綜合評(píng)價(jià)因子，其物理意義為：在相同的流體輸運(yùn)功耗、換熱面積和換熱溫差下，綜合評(píng)價(jià)因子越高所能實(shí)現(xiàn)的換熱量越大。

3）橫向管距減小，綜合評(píng)價(jià)因子顯著提高；翅片節(jié)距對(duì)綜合評(píng)價(jià)因子影響不大；相對(duì)翅片高度hf/d0=0.32或相對(duì)縱向管距SL/d0=2.89時(shí)，綜合評(píng)價(jià)因子最高。在積灰情況滿足要求的前提下，應(yīng)適當(dāng)減小橫向管距。

4）根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果擬合了錯(cuò)列整體型螺旋翅片管束（縱向4排）的Eu和Nu關(guān)聯(lián)式，可以為整體型螺旋翅片管換熱器的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考。