流体机械

组分	摩尔分数	组分	摩尔分数
甲烷	0.919 415	异戊烷	1.07×10^-3
乙烷	4.70×10^-2	正己烷	8.23×10^-4
丙烷	1.45×10^-2	正庚烷	2.00×10^-4
正丁烷	2.96×10^-3	正辛烷	2.00×10^-4
异丁烷	2.89×10^-3	氮气	5.42×10^-3
正戊烷	6.12×10^-4	二氧化碳	4.94×10^-3

组分	摩尔分数	组分	摩尔分数
甲烷	0.919 415	异戊烷	1.07×10^-3
乙烷	4.70×10^-2	正己烷	8.23×10^-4
丙烷	1.45×10^-2	正庚烷	2.00×10^-4
正丁烷	2.96×10^-3	正辛烷	2.00×10^-4
异丁烷	2.89×10^-3	氮气	5.42×10^-3
正戊烷	6.12×10^-4	二氧化碳	4.94×10^-3

物性参数	多项式拟合	R²
密度/（kg⋅m^-3）	273.441 7-0.45T	0.998 09
定压比热容/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	9 385.105 7-32.450 7T+4.089×10^-2T²	0.999 78
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	0.120 2-4.031 9×10^-4T+6.339 3×10^-7T²	0.999 83
动力黏度/（Pa⋅s）	2.908 0×10^-4-6.561 0×10^-6T+2.706×10^-8T²-5.031 0×10^-11T³+3.522×10^-14T⁴	0.996 97

物性参数	多项式拟合	R²
密度/（kg⋅m^-3）	273.441 7-0.45T	0.998 09
定压比热容/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	9 385.105 7-32.450 7T+4.089×10^-2T²	0.999 78
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	0.120 2-4.031 9×10^-4T+6.339 3×10^-7T²	0.999 83
动力黏度/（Pa⋅s）	2.908 0×10^-4-6.561 0×10^-6T+2.706×10^-8T²-5.031 0×10^-11T³+3.522×10^-14T⁴	0.996 97

项目	工况1	工况2
天然气侧	流量/（kg⋅h^-1）	129 500.0	136 244.0
入口温度/K	349.35	353.65
出口温度/K	338.95	335.15
海水侧	流量（kg⋅h^-1）	19 792.5	38 411.6
入口温度/K	300.15	299.15
出口温度/K	346.60	344.43

项目	工况1	工况2
天然气侧	流量/（kg⋅h^-1）	129 500.0	136 244.0
入口温度/K	349.35	353.65
出口温度/K	338.95	335.15
海水侧	流量（kg⋅h^-1）	19 792.5	38 411.6
入口温度/K	300.15	299.15
出口温度/K	346.60	344.43

项目	工况1	工况2
天然气侧出口温度/K	试验	338.95	335.15
仿真	338.62	333.77
海水侧出口温度/K	试验	346.60	344.43
仿真	349.05	348.45
换热负荷/kW	试验	1 104	2 087
仿真	1 122	2 235
偏差	1.63%	7.09%
天然气侧压降/kPa	试验	45.0	48.2
仿真	45.6	46.7
偏差	1.33%	-3.11%

项目	工况1	工况2
天然气侧出口温度/K	试验	338.95	335.15
仿真	338.62	333.77
海水侧出口温度/K	试验	346.60	344.43
仿真	349.05	348.45
换热负荷/kW	试验	1 104	2 087
仿真	1 122	2 235
偏差	1.63%	7.09%
天然气侧压降/kPa	试验	45.0	48.2
仿真	45.6	46.7
偏差	1.33%	-3.11%

参数	天然气侧	设计余量
模拟出口温度/K	327.24	—
设计出口温度/K	343.15
模拟压降/kPa	46.33	—
压降上限/kPa	150.00
模拟热负荷/W	5 241	40.5%
设计热负荷/W	3 729

参数	天然气侧	设计余量
模拟出口温度/K	327.24	—
设计出口温度/K	343.15
模拟压降/kPa	46.33	—
压降上限/kPa	150.00
模拟热负荷/W	5 241	40.5%
设计热负荷/W	3 729

超临界天然气印刷板式冷却器性能仿真分析

密晓光 ¹^,² , 雷睿 ³ , 张晓慧 ² , 何嘉欣 ³ , 孙国刚 ¹ , 胡海涛 ³

流体机械 | 设计计算 2025,53(11): 68-74

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流体机械 |设计计算 2025 , 53 (11) : 68 -74

超临界天然气印刷板式冷却器性能仿真分析

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密晓光¹^,², 雷睿³, 张晓慧², 何嘉欣³, 孙国刚¹, 胡海涛³

作者信息

¹中国石油大学（北京）机械与储运工程学院，北京 102249

²中海石油气电集团有限责任公司，北京 100028

³上海交通大学制冷与低温工程研究所，上海 200240

通讯作者:

孙国刚（1961），男，博士，教授，主要从事多相分离及流态化工程方面的研究工作，通信地址：102249北京市昌平区府学路18号中国石油大学（北京）机械与储运工程学院，E-mail：ggsunbj@163.com。

作者简介:

密晓光（1987），男，博士研究生，高级工程师，主要从事液化天然气冷箱及换热器设备研发工作，通信地址：100028北京市朝阳区太阳宫南街6号院中海石油气电集团有限责任公司，E-mail：mixg@cnooc.com.cn。

Simulation analysis of the performance of supercritical natural gas in printed circuit heat exchanger

Xiaoguang MI¹^,², Rui LEI³, Xiaohui ZHANG², Jiaxin HE³, Guogang SUN¹, Haitao HU³

Affiliations

¹College of Mechanical and Transportation Engineering，China University of Petroleum（Beijing），Beijing 102249，China

²CNOOC Gas and Power Group Co.，Ltd.，Beijing 100028，China

³Institute of Refrigeration and Cryogenics，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China

出版时间: 2025-11-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.11.009

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摘要

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针对印刷板式换热器（PCHE）在运行过程中交叉流和逆流耦合传热机理不明确，导致该类装备设计难的问题，开发了适用于PCHE内流动传热过程的数值模型；采用SLENDER BLOCK+方法对PCHE芯体进行结构化网格划分，实现了工业化PCHE芯体的高质量网格划分与数值仿真；同时，通过工业化测试数据对模型精度进行了验证，换热负荷误差小于10%，压降误差小于5%；并基于仿真结果分析了PCHE内的流动传热特性。结果表明，天然气各通道温度呈显著非均匀分布，近海水入口通道为强化换热区，近出口侧为换热恶化区；数值分析揭示该设备存在40.5%的设计余量，表明流通结构存在显著优化空间。研究可为后续国产PCHE的性能预测与优化设计提供参考。

关键词

印刷板式换热器 / 结构化网格 / 数值模拟 / 换热器 / 工业化测试

Abstract

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To address the challenge of the unclear coupling mechanism between cross‑flow and counter‑flow heat transfer in printed circuit heat exchanger（PCHE） operation，a key issue hindering equipment design，a numerical model was developed to simulate conjugate flow and heat transfer processes within PCHEs.The SLENDER BLOCK+ structured meshing method was introduced for discretizing the PCHE core，enabling quality mesh generation and numerical simulation for industrial‑scale units.The industrialized test data were used to verify the model's accuracy.The error in heat transfer load was less than 10%，and the pressure drop error was less than 5%.The results revealed two critical phenomena：Significant natural gas channel temperature non‑uniformity，characterized by an enhanced heat transfer zone near the seawater inlet and an impaired zone near the outlet；a calculated overdesign margin of 40.5%，indicating considerable potential for flow‑path optimization.This method establishes a robust framework for PCHE performance prediction and engineered optimization design in domestic engineering applications.

Key words

printed circuit heat exchanger（PCHE） / structured mesh / numerical simulation / heat exchanger / industrial testing

引用本文

密晓光, 雷睿, 张晓慧, 何嘉欣, 孙国刚, 胡海涛. 超临界天然气印刷板式冷却器性能仿真分析. 流体机械, 2025 , 53 (11) : 68 -74 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.11.009

Xiaoguang MI, Rui LEI, Xiaohui ZHANG, Jiaxin HE, Guogang SUN, Haitao HU. Simulation analysis of the performance of supercritical natural gas in printed circuit heat exchanger[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (11) : 68 -74 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.11.009

正文

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0　引言

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印刷板式换热器（PCHE）是一种高效且具有优良性能的紧凑式换热器，其由一系列的金属蚀刻的板片叠加组合在一起，通过扩散连接的方式进行加工制造而成^［1-2］。PCHE的换热通道的水力直径一般在0.5~2 mm之间，压力承受范围为0~60 MPa，温度承受范围为-200~900 ℃，整体换热效率高达98%，是深海海洋油气领域换热设备的首选^［3-6］。2021年起，海洋油气领域用PCHE国产化进程实现了突破^［7］，然而国产设备相比进口设备，仍存在换热面积大、整体尺寸和质量较大的问题，因而需要进一步深入研究微通道内工质的流动及传热特性。

传统针对微通道的流动传热特性研究大部分采用局部模型，通过计算得到其相关传热流动参数用于关联式开发。唐凌虹等^［8］考虑轴向导热，采用两节距50 mm长模型对ZIGZAG通道的换热性能进行分析，结果表明，在相同平均雷诺数情况下，随着工作压力增大，PCHE的换热性能减弱，且工作压力较大时，轴向导热对PCHE的换热性能影响减小。刘妍君等^［9］对长度120 mm的翼型流道结构进行了数值模拟，并提出超临界二氧化碳（S-CO₂）在翼型PCHE中新的流动和传热关联式。刘凯等^［10］对S-CO₂在长度740 mm直通道的流动换热特性进行了分析，对比了在单独改变一侧通道入口温度、工作压力及工质流量时，对流换热系数和壁面努塞尔数的变化趋势。路达等^［11］对长度400 mm正弦波微通道PCHE中超临界天然气流动换热特性进行了研究，得到6组不同振幅模型下多重流动参数的变化规律，并提出面协同角概念来分析局部流动换热机理。李玲等^［12］采用长度50 mm的半圆截面模型，对不同角度的ZIGZAG流道中流动传热特性进行了分析，并采用综合评价因子对不同形式通道的综合性能进行评判，同时阐明了环境温度变化导致物性变化对最优工况的影响规律。徐婷婷等^［13］对不同结构和工况参数下PCHE的性能进行了分析，结果表明，水力直径与总传热系数和压降成反比。上述研究均采用局部计算模型，不能得到很好的精度验证。

目前，主流PCHE的流道布置形式均采用混合流结构，同时存在逆流和交叉流结构，相关模型默认假设采用纯逆流形式^［14-19］，与工程实际有一定差距，无法反映真实运行过程。本文针对某国产大型PCHE，采用SLENDER BLOCK+方法，开发PCHE芯体全尺寸数值模拟计算方法，并进行试验验证，同时，基于仿真结果分析PCHE内的传热流动机理，为国产PCHE设计制造提供理论依据。

1　数值模型

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1.1　几何模型与数学模型

为了揭示PCHE芯体内流动换热机理，需要考虑两端的交叉流换热和中心段的逆流换热过程，因此，选取完整的两层板片进行建模，计算结果可反映真实物理过程，如图1所示。

在PCHE中，流动换热过程的基本控制方程包括连续性方程、动量守恒与能量守恒方程。

稳态条件的连续性方程：

∂ u ∂ x + ∂ v ∂ y + ∂ w ∂ z = 0

（1）

式中，u为x方向上的速度分量，m/s；v为y方向上的速度分量，m/s；w为z方向上的速度分量，m/s。

稳态条件的动量方程：

ρ u ∂ u ∂ x + ρ v ∂ u ∂ y + ρ w ∂ u ∂ z

= F x - ∂ p ∂ x + μ (∂ 2 u ∂ x 2 + ∂ 2 u ∂ y 2 + ∂ 2 u ∂ z 2)

（2）

ρ u ∂ v ∂ x + ρ v ∂ v ∂ y + ρ w ∂ v ∂ z

= F y - ∂ p ∂ y + μ (∂ 2 v ∂ x 2 + ∂ 2 v ∂ y 2 + ∂ 2 v ∂ z 2)

（3）

ρ u ∂ w ∂ x + ρ v ∂ w ∂ y + ρ w ∂ w ∂ z

= F z - ∂ p ∂ z + μ (∂ 2 w ∂ x 2 + ∂ 2 w ∂ y 2 + ∂ 2 w ∂ z 2)

（4）

式中，p为压力，Pa；F为单位质量力，m/s²；μ为动力黏度，Pa⋅s。

稳态条件的能量方程：

∇ ⋅ (ρ u ⃗ h) = ∇ ⋅ (k ∇ T)

（5）

式中，

u ⃗

为速度矢量；h为单位质量流体焓，J/kg；k为热导率，W/（m⋅K）；T为温度，K。

1.2　网格划分方法

采用ICEM软件对该模型进行网格划分，而针对整个芯体进行网格划分难度非常高，主要难点在于：该换热器微通道长径比可达750，网格划分密度及网格质量难以把控；天然气侧流道整体为Z字形流道，其几何结构不具备对称性，流体和固体区域间耦合交界面的处理较为困难。若采用非结构化进行网格划分，易导致计算过程出现发散现象。

为解决非结构化网格生成困难、质量低，不能满足要求的问题，文中提出“SLENDER BLOCK+”的网格划分思路，如图2所示。

海水侧板片为I字形流道布置，因此，其SLENDER BLOCK具备可复制性；而天然气侧板片为Z字形流道布置，需要对首个SLENDER BLOCK进行加长处理才能实现其可复制性，并且全部的网格划分节点需保持高度一致性，复制完成后需要对多余的网格进行切割和封闭处理。

考虑到PCHE芯体中同时存在逆流和交叉流，首个SLENDER BLOCK的节点设置综合考虑两层板片长度和宽度方向的匹配度，采用TUI（文本用户界面）批量化方法对流体和固体耦合交界面进行处理设置，最终采用SLENDER BLOCK+网格划分方法，网格数量4 000万，如图3所示。与9 000万数量网格相比，换热量与压降差距均小于0.2%，认为已达到网格无关性要求。

1.3　数值模拟边界条件设置

纯甲烷的临界温度为190.56 K，临界压力为4.599 2 MPa，考虑到介质的实际工作压力为16.5 MPa，以临界压力为分割点，选取2，4，8，12，16.5 MPa共5个压力点作为研究对象，采用ASPEN HYSYS软件对73.15~473.15 K（-200~200 ℃）温度区间的物性进行模拟计算。超临界天然气混合组分如表1所示。

为了准确获得工作温度区间下超临界流体的其他物性参数，利用Origin 8.0软件拟合不同压力下物性参数随温度变化的多项式函数，使用 Fluent自带的多项式插值函数（polynomial），将不同压力下拟合的多项式进行插值，并进行后续的数值模拟计算。拟合的多项式如表2所示。海水的物性参数则根据文献［20］中基于试验拟合的海水物性关联式进行计算。

天然气和海水进行逆流和交叉换热，采用速度入口、压力出口和无滑移壁面边界条件，标准k-ε模型和标准壁面函数，工质物性和材料参数采用多项式函数嵌入软件。

1.4　模型精度验证

利用国产大型PCHE的工业化测试数据开展模型精度验证，测试数据如表3所示。测试工况下，天然气侧最大流速为1.32 m/s，雷诺数为2 800，处于湍流状态；海水侧最大流速0.29 m/s，雷诺数540，处于层流状态。

针对2组测试工况，按照换热板片结构参数开展数值模拟验证，模拟结果与测试结果对比见表4。数值模拟与测试结果相比，换热负荷计算偏差小于10%，天然气侧压降的计算偏差小于5%，验证了数值模拟方法的可靠性和计算精度。

2　PCHE内流动传热特性的仿真分析

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2.1　PCHE内的温度分布

基于验证后的模型，对超临界天然气混合物和海水流动传热过程进行仿真分析，温度变化过程云图如图4、图5所示。分别提取12个天然气流道和12个海水流道作为研究对象，天然气流道从右下到左上编号为1~12，海水流道从右到左编号为1~12。天然气和海水通道的温度变化曲线分别如图6、图7所示。

换热器内逆流和交叉流耦合换热，天然气温度云图整体呈现二维非均匀分布，其中，天然气出口温度最高为332 K，最低为320 K；结合图4和图6可看出，图4右下方接近海水入口侧的通道（1~3）为换热增强通道，图4左上方接近海水出口侧的通道（10~12）为换热恶化通道，天然气沿流道轴向基本呈线性降低分布；随着换热进程的深入，天然气温度逐渐减小，在接近流道出口处，温降梯度有所降低。海水流道出口温度同样呈非均匀状态，图5左侧靠近天然气出口处的通道（10~12）为传热较差区域，海水出口温度最高为324 K；图5右侧靠近天然气入口处的通道（1~3）为传热较好区域，海水出口温度为351 K。出现上述现象原因在于：小编号海水通道（图5右侧）更接近高温的天然气入口，有更大换热温差和更好的换热效果。天然气通道和海水通道内绝大部分为充分发展段，传热系数几乎不随沿程变化，局部温差的差异为决定层间不同位置换热强弱的主导因素，在天然气通道的转折区，由于方向突然偏转带来了局部的二次流效应，加强了掺混和对流换热，对应图6中每个通道在0~0.1 m降温的突然加快的现象。

2.2　PCHE通道内的压力分布

图8、图9分别示出天然气和海水沿流道的压力分布。从图可以看出，压力分布较均匀，流道同一横截面的压力基本保持一致。天然气流道压降约为46 kPa，海水侧流道压降约为36 kPa。海水侧和超临界天然气都为单相强制对流，压降仅与雷诺数（Re）和普朗特数（Pr）相关，在通道内两种流体的物性变化不大，且各通道沿程长度相同，导致沿程压降基本相同，同时，折弯数量相同导致局部压降基本相同，故各通道总压降差异很小。天然气流道的壁面温度略低于流体温度，热流随换热过程推进不断减小，冷热流体温差不断减小，最终达到工艺要求。

2.3　PCHE总体性能分析

基于仿真模型对该PCHE总体性能进行分析，将天然气侧出口温度、压降等参数汇总，见表5。经测算，该换热器出口温度和压降可满足工艺要求，但其设计余量高达40.5%，相比进口PCHE设备，其整体尺寸及质量有所增加，有较大的优化和减重空间。

3　结论

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（1）数值模拟计算结果和工业化测试结果相比，换热负荷误差小于10%，压降误差小于5%，表明数值模拟方法具有很高的精度和可靠性。

（2）换热器内天然气温度在各通道呈非均匀分布，由于各通道的换热温差不同，接近海水入口侧的天然气通道为换热增强通道，接近海水出口侧的天然气通道为换热恶化通道，天然气沿流道轴向基本呈线性降低分布，随着换热进程的深入，天然气出口温度逐渐减小，在接近流道出口处，温降梯度有所降低。

（3）国产印刷板式换热器的设计余量为40.5%，具有较大的优化和减重空间。

参考文献

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文献

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参考文献引证文献

排序方式：

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2025年第53卷第11期

124

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.11.009

接收时间：2025-06-25
首发时间：2026-10-20
出版时间：2025-11-30

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收稿日期：2025-06-25
修回日期：2025-10-15

基金

作者信息

¹中国石油大学（北京）机械与储运工程学院，北京 102249

²中海石油气电集团有限责任公司，北京 100028

³上海交通大学制冷与低温工程研究所，上海 200240

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

组分	摩尔分数	组分	摩尔分数
甲烷	0.919 415	异戊烷	1.07×10^-3
乙烷	4.70×10^-2	正己烷	8.23×10^-4
丙烷	1.45×10^-2	正庚烷	2.00×10^-4
正丁烷	2.96×10^-3	正辛烷	2.00×10^-4
异丁烷	2.89×10^-3	氮气	5.42×10^-3
正戊烷	6.12×10^-4	二氧化碳	4.94×10^-3

组分

摩尔分数

组分

摩尔分数

甲烷

0.919 415

异戊烷

1.07×10^-3

乙烷

4.70×10^-2

正己烷

8.23×10^-4

丙烷

1.45×10^-2

正庚烷

2.00×10^-4

正丁烷

2.96×10^-3

正辛烷

2.00×10^-4

异丁烷

2.89×10^-3

氮气

5.42×10^-3

正戊烷

6.12×10^-4

二氧化碳

4.94×10^-3

物性参数	多项式拟合	R²
密度/（kg⋅m^-3）	273.441 7-0.45T	0.998 09
定压比热容/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	9 385.105 7-32.450 7T+4.089×10^-2T²	0.999 78
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	0.120 2-4.031 9×10^-4T+6.339 3×10^-7T²	0.999 83
动力黏度/（Pa⋅s）	2.908 0×10^-4-6.561 0×10^-6T+2.706×10^-8T²-5.031 0×10^-11T³+3.522×10^-14T⁴	0.996 97

物性参数

多项式拟合

R²

密度/（kg⋅m^-3）

273.441 7-0.45T

0.998 09

定压比热容/（J⋅kg^-1⋅K^-1）

9 385.105 7-32.450 7T+4.089×10^-2T²

0.999 78

导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）

0.120 2-4.031 9×10^-4T+6.339 3×10^-7T²

0.999 83

动力黏度/（Pa⋅s）

2.908 0×10^-4-6.561 0×10^-6T+2.706×10^-8T²-5.031 0×10^-11T³+3.522×10^-14T⁴

0.996 97

项目	工况1	工况2
天然气侧	流量/（kg⋅h^-1）	129 500.0	136 244.0
入口温度/K	349.35	353.65
出口温度/K	338.95	335.15
海水侧	流量（kg⋅h^-1）	19 792.5	38 411.6
入口温度/K	300.15	299.15
出口温度/K	346.60	344.43

项目

工况1

工况2

天然气侧

流量/（kg⋅h^-1）

129 500.0

136 244.0

入口温度/K

349.35

353.65

出口温度/K

338.95

335.15

海水侧

流量（kg⋅h^-1）

19 792.5

38 411.6

入口温度/K

300.15

299.15

出口温度/K

346.60

344.43

项目	工况1	工况2
天然气侧出口温度/K	试验	338.95	335.15
仿真	338.62	333.77
海水侧出口温度/K	试验	346.60	344.43
仿真	349.05	348.45
换热负荷/kW	试验	1 104	2 087
仿真	1 122	2 235
偏差	1.63%	7.09%
天然气侧压降/kPa	试验	45.0	48.2
仿真	45.6	46.7
偏差	1.33%	-3.11%

项目

工况1

工况2

天然气侧
出口温度/K

试验

338.95

335.15

仿真

338.62

333.77

海水侧
出口温度/K

试验

346.60

344.43

仿真

349.05

348.45

换热负荷/kW

试验

1 104

2 087

仿真

1 122

2 235

偏差

1.63%

7.09%

天然气侧
压降/kPa

试验

45.0

48.2

仿真

45.6

46.7

偏差

1.33%

-3.11%

参数	天然气侧	设计余量
模拟出口温度/K	327.24	—
设计出口温度/K	343.15
模拟压降/kPa	46.33	—
压降上限/kPa	150.00
模拟热负荷/W	5 241	40.5%
设计热负荷/W	3 729

参数

天然气侧

设计余量

模拟出口温度/K

327.24

—

设计出口温度/K

343.15

模拟压降/kPa

46.33

—

压降上限/kPa

150.00

模拟热负荷/W

5 241

40.5%

设计热负荷/W

3 729