流体机械

参数	S-LNG（30 MPa）	50%EGW
密度/（kg⋅m^-3）	$ρ = - 2.51 × 10 - 8 T 4 + 3.45 × 10 - 5 T 3 - 0.014 89 T 2 + 1.256 55 T + 464.680 72$	$ρ = - 3.74 × 10 - 9 T 3 - 2.43 × 10 - 3 T 2 + 0.988 72 T + 992.241$
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	$λ = - 6.89 × 10 - 12 T 4 + 5.06 × 10 - 9 T 3 + 1.46 × 10 - 6 T 2 - 0.001 74 T + 0.386 56$	$λ = 6.48 × 10 - 11 T 4 - 8.66 × 10 - 8 T 3 + 3.98 × 10 - 5 T 2 - 0.006 85 T + 0.662 33 (液态) λ = 2.2 (固态)$
定压比热/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	$c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.001 01 T 3 - 0.228 04 T 2 + 22.972 25 T + 2 253.52 (98 ~ 263 K) c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.002 25 T 3 - 1.232 64 T 2 + 292.116 9 T - 21 758.6 (263 ~ 523 K)$	$c p = - 2.04 × 10 - 7 T 3 + 1.92 × 10 - 4 T 2 + 3.802 06 T + 2 155.221 8$
动力黏度/（Pa⋅s）	$μ = 5.44 × 10 - 12 T 4 - 3.59 × 10 - 9 T 3 + 8.92 × 10 - 7 T 2 - 9.99 × 10 - 5 T + 0.004 38 (98 ~ 198 K) μ = 8.43 × 10 - 15 T 4 - 1.48 × 10 - 11 T 3 + 9.77 × 10 - 9 T 2 - 2.90 × 10 - 6 T + 3.46 × 10 - 4 (198 ~ 523 K)$	$μ = 4.72 × 10 - 8 T 4 - 5.03 × 10 - 5 T 3 + 2.01 × 10 - 2 T 2 - 3.58 T + 239.396 (238 ~ 283 K) μ = 7.12 × 10 - 11 T 4 - 1.03 × 10 - 7 T 3 + 5.63 × 10 - 5 T 2 - 0.013 66 T + 1.248 64 (283 ~ 398 K)$
相变温度/K	—	236.15
相变潜热/（J⋅g^-1）	—	335

参数

S-LNG（30 MPa）

50%EGW

密度/（kg⋅m^-3）

ρ = - 2.51 × 10 - 8 T 4 + 3.45 × 10 - 5 T 3 - 0.014 89 T 2 + 1.256 55 T + 464.680 72

ρ = - 3.74 × 10 - 9 T 3 - 2.43 × 10 - 3 T 2 + 0.988 72 T + 992.241

导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）

λ = - 6.89 × 10 - 12 T 4 + 5.06 × 10 - 9 T 3 + 1.46 × 10 - 6 T 2 - 0.001 74 T + 0.386 56

λ = 6.48 × 10 - 11 T 4 - 8.66 × 10 - 8 T 3 + 3.98 × 10 - 5 T 2 - 0.006 85 T + 0.662 33 (液态) λ = 2.2 (固态)

定压比热/（J⋅kg^-1⋅K^-1）

c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.001 01 T 3 - 0.228 04 T 2 + 22.972 25 T + 2 253.52 (98 ~ 263 K) c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.002 25 T 3 - 1.232 64 T 2 + 292.116 9 T - 21 758.6 (263 ~ 523 K)

c p = - 2.04 × 10 - 7 T 3 + 1.92 × 10 - 4 T 2 + 3.802 06 T + 2 155.221 8

动力黏度/（Pa⋅s）

μ = 5.44 × 10 - 12 T 4 - 3.59 × 10 - 9 T 3 + 8.92 × 10 - 7 T 2 - 9.99 × 10 - 5 T + 0.004 38 (98 ~ 198 K) μ = 8.43 × 10 - 15 T 4 - 1.48 × 10 - 11 T 3 + 9.77 × 10 - 9 T 2 - 2.90 × 10 - 6 T + 3.46 × 10 - 4 (198 ~ 523 K)

μ = 4.72 × 10 - 8 T 4 - 5.03 × 10 - 5 T 3 + 2.01 × 10 - 2 T 2 - 3.58 T + 239.396 (238 ~ 283 K) μ = 7.12 × 10 - 11 T 4 - 1.03 × 10 - 7 T 3 + 5.63 × 10 - 5 T 2 - 0.013 66 T + 1.248 64 (283 ~ 398 K)

相变温度/K

—

236.15

相变潜热/（J⋅g^-1）

—

335

参数	S-LNG（30 MPa）	50%EGW
密度/（kg⋅m^-3）	$ρ = - 2.51 × 10 - 8 T 4 + 3.45 × 10 - 5 T 3 - 0.014 89 T 2 + 1.256 55 T + 464.680 72$	$ρ = - 3.74 × 10 - 9 T 3 - 2.43 × 10 - 3 T 2 + 0.988 72 T + 992.241$
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	$λ = - 6.89 × 10 - 12 T 4 + 5.06 × 10 - 9 T 3 + 1.46 × 10 - 6 T 2 - 0.001 74 T + 0.386 56$	$λ = 6.48 × 10 - 11 T 4 - 8.66 × 10 - 8 T 3 + 3.98 × 10 - 5 T 2 - 0.006 85 T + 0.662 33 (液态) λ = 2.2 (固态)$
定压比热/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	$c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.001 01 T 3 - 0.228 04 T 2 + 22.972 25 T + 2 253.52 (98 ~ 263 K) c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.002 25 T 3 - 1.232 64 T 2 + 292.116 9 T - 21 758.6 (263 ~ 523 K)$	$c p = - 2.04 × 10 - 7 T 3 + 1.92 × 10 - 4 T 2 + 3.802 06 T + 2 155.221 8$
动力黏度/（Pa⋅s）	$μ = 5.44 × 10 - 12 T 4 - 3.59 × 10 - 9 T 3 + 8.92 × 10 - 7 T 2 - 9.99 × 10 - 5 T + 0.004 38 (98 ~ 198 K) μ = 8.43 × 10 - 15 T 4 - 1.48 × 10 - 11 T 3 + 9.77 × 10 - 9 T 2 - 2.90 × 10 - 6 T + 3.46 × 10 - 4 (198 ~ 523 K)$	$μ = 4.72 × 10 - 8 T 4 - 5.03 × 10 - 5 T 3 + 2.01 × 10 - 2 T 2 - 3.58 T + 239.396 (238 ~ 283 K) μ = 7.12 × 10 - 11 T 4 - 1.03 × 10 - 7 T 3 + 5.63 × 10 - 5 T 2 - 0.013 66 T + 1.248 64 (283 ~ 398 K)$
相变温度/K	—	236.15
相变潜热/（J⋅g^-1）	—	335

参数

S-LNG（30 MPa）

50%EGW

密度/（kg⋅m^-3）

ρ = - 2.51 × 10 - 8 T 4 + 3.45 × 10 - 5 T 3 - 0.014 89 T 2 + 1.256 55 T + 464.680 72

ρ = - 3.74 × 10 - 9 T 3 - 2.43 × 10 - 3 T 2 + 0.988 72 T + 992.241

导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）

λ = - 6.89 × 10 - 12 T 4 + 5.06 × 10 - 9 T 3 + 1.46 × 10 - 6 T 2 - 0.001 74 T + 0.386 56

λ = 6.48 × 10 - 11 T 4 - 8.66 × 10 - 8 T 3 + 3.98 × 10 - 5 T 2 - 0.006 85 T + 0.662 33 (液态) λ = 2.2 (固态)

定压比热/（J⋅kg^-1⋅K^-1）

c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.001 01 T 3 - 0.228 04 T 2 + 22.972 25 T + 2 253.52 (98 ~ 263 K) c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.002 25 T 3 - 1.232 64 T 2 + 292.116 9 T - 21 758.6 (263 ~ 523 K)

c p = - 2.04 × 10 - 7 T 3 + 1.92 × 10 - 4 T 2 + 3.802 06 T + 2 155.221 8

动力黏度/（Pa⋅s）

μ = 5.44 × 10 - 12 T 4 - 3.59 × 10 - 9 T 3 + 8.92 × 10 - 7 T 2 - 9.99 × 10 - 5 T + 0.004 38 (98 ~ 198 K) μ = 8.43 × 10 - 15 T 4 - 1.48 × 10 - 11 T 3 + 9.77 × 10 - 9 T 2 - 2.90 × 10 - 6 T + 3.46 × 10 - 4 (198 ~ 523 K)

μ = 4.72 × 10 - 8 T 4 - 5.03 × 10 - 5 T 3 + 2.01 × 10 - 2 T 2 - 3.58 T + 239.396 (238 ~ 283 K) μ = 7.12 × 10 - 11 T 4 - 1.03 × 10 - 7 T 3 + 5.63 × 10 - 5 T 2 - 0.013 66 T + 1.248 64 (283 ~ 398 K)

相变温度/K

—

236.15

相变潜热/（J⋅g^-1）

—

335

网格尺寸	方案1	方案2	方案3	方案4	方案5	方案6	方案7	方案8
总网格数	1 216 200	1 492 800	2 082 000	2 704 800	4 146 600	1 585 200	2 190 000	4 153 200
边界层数	5	5	5	5	5	8	8	8
单元尺寸/mm	0.08	0.07	0.06	0.05	0.04	0.08	0.06	0.04
T_c,out/K	287.34	287.38	287.48	287.54	287.42	287.08	287.25	323.36
T_h,out/K	324.02	323.38	323.37	323.40	323.39	323.94	323.40	287.38
$∆$ P_c/kPa	2.584	2.473	2.476	2.478	2.472	2.561	2.476	2.473
$∆$ P_h/kPa	208.04	206.91	207.17	207.60	208.04	208.31	207.31	207.40

网格尺寸

方案1

方案2

方案3

方案4

方案5

方案6

方案7

方案8

总网格数

1 216 200

1 492 800

2 082 000

2 704 800

4 146 600

1 585 200

2 190 000

4 153 200

边界层数

单元尺寸/mm

0.08

0.07

0.06

0.05

0.04

0.08

0.06

0.04

T_c,out/K

287.34

287.38

287.48

287.54

287.42

287.08

287.25

323.36

T_h,out/K

324.02

323.38

323.37

323.40

323.39

323.94

323.40

287.38

∆

P_c/kPa

2.584

2.473

2.476

2.478

2.472

2.561

2.476

2.473

∆

P_h/kPa

208.04

206.91

207.17

207.60

208.04

208.31

207.31

207.40

网格尺寸	方案1	方案2	方案3	方案4	方案5	方案6	方案7	方案8
总网格数	1 216 200	1 492 800	2 082 000	2 704 800	4 146 600	1 585 200	2 190 000	4 153 200
边界层数	5	5	5	5	5	8	8	8
单元尺寸/mm	0.08	0.07	0.06	0.05	0.04	0.08	0.06	0.04
T_c,out/K	287.34	287.38	287.48	287.54	287.42	287.08	287.25	323.36
T_h,out/K	324.02	323.38	323.37	323.40	323.39	323.94	323.40	287.38
$∆$ P_c/kPa	2.584	2.473	2.476	2.478	2.472	2.561	2.476	2.473
$∆$ P_h/kPa	208.04	206.91	207.17	207.60	208.04	208.31	207.31	207.40

网格尺寸

方案1

方案2

方案3

方案4

方案5

方案6

方案7

方案8

总网格数

1 216 200

1 492 800

2 082 000

2 704 800

4 146 600

1 585 200

2 190 000

4 153 200

边界层数

单元尺寸/mm

0.08

0.07

0.06

0.05

0.04

0.08

0.06

0.04

T_c,out/K

287.34

287.38

287.48

287.54

287.42

287.08

287.25

323.36

T_h,out/K

324.02

323.38

323.37

323.40

323.39

323.94

323.40

287.38

∆

P_c/kPa

2.584

2.473

2.476

2.478

2.472

2.561

2.476

2.473

∆

P_h/kPa

208.04

206.91

207.17

207.60

208.04

208.31

207.31

207.40

超临界LNG高压气化器微通道结冰研究

董丹丹 ¹ , 陈永东 ¹ , 于改革 ¹^,² , 韩冰川 ¹

流体机械 | 设计计算 2026,54(3): 39-46

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流体机械 |设计计算 2026 , 54 (3) : 39 -46

超临界LNG高压气化器微通道结冰研究

全屏

董丹丹¹, 陈永东¹, 于改革¹^,², 韩冰川¹

作者信息

¹合肥通用机械研究院有限公司，合肥 230031

²西安交通大学机械工程学院，西安 710049

通讯作者:

陈永东（1968），男，教授级高工，副总工程师，长期从事石油、化工、天然气等领域换热设备的传热工艺研究与结构设计开发等工作，通信地址：230031安徽省合肥市长江西路888号合肥通用机械研究院有限公司，E-mail：chenyongdong@hgmri.com。

作者简介:

董丹丹（1992），女，硕士，工程师，主要从事传热与流动数值模拟、传热与流动试验平台设计等工作，通信地址：230031安徽省合肥市长江西路888号合肥通用机械研究院有限公司，E-mail：dongdd0562@163.com。

Research on micro‑channel freezing in supercritical LNG high‑pressure vaporizer

Dandan DONG¹, Yongdong CHEN¹, Gaige YU¹^,², Bingchuan HAN¹

Affiliations

¹Hefei General Machinery Research Institute Co.，Ltd.，Hefei 230031，China

²School of Mechanical Engineering，Xi'an Jiaotong University，Xi'an 710049，China

出版时间: 2026-03-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.03.005

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摘要

收起

针对双燃料动力船FGSS核心设备高压气化器在运行过程中热侧出现结冰的问题，建立高压气化器双通道三维数值模型，对超临界LNG/乙二醇水溶液流动换热过程进行了数值模拟，参数化分析了冷侧（超临界LNG）/热侧（50%乙二醇水溶液）入口温度、流量对热侧结冰的影响。结果表明，冷热板片1∶1交替布置时，热侧出口区域特别是通道拐角处易出现结冰现象，结冰段Nu降低，流阻增加16%；热侧入口流速降低（由3.0 m/s降至0.5 m/s）、温度下降（由328 K降至308 K），以及冷侧入口流速增大（由0.5 m/s升至2.5 m/s）、温度降低（由130 K降至110 K），均会增加冰层厚度，当冷侧流速大于热侧流速时，结冰严重，出口冰层占通道截面最大达到81.6%，显著加剧换热器冻堵风险。研究建立的多参数耦合作用下结冰行为的定量分析模型，为LNG高压气化器的防冻结构优化设计提供了理论依据。

关键词

印刷电路板式换热器 / 气化器 / 液化天然气 / 结冰 / 数值模拟

Abstract

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Aiming at the freezing problem on the hot side of the high‑pressure vaporizer，a core component of the Fuel Gas Supply System （FGSS） for dual‑fuel power vessels，a three‑dimensional numerical model with dual channels was established for the high‑pressure vaporizer to simulate the flow and heat transfer processes of supercritical liquefied natural gas （LNG） and 50% ethylene glycol aqueous solution.Parametric analyses were carried out to investigate the effects of inlet temperature and flow rate on the hot‑side freezing behavior for both the cold side （supercritical LNG） and the hot side （50% ethylene glycol aqueous solution）.The numerical results show that under the 1∶1 alternating arrangement of cold and hot plates，freezing is prone to occur in the outlet region of the hot side，especially at the channel corners，leading to a decrease in the Nusselt number （Nu） and a 16% increase in flow resistance in the frozen sections.The reduction in inlet velocity （from 3.0 m/s to 0.5 m/s） and temperature （from 328 K to 308 K） on the hot side，as well as the increase in inlet velocity （from 0.5 m/s to 2.5 m/s） and the decrease in temperature （from 130 K to 110 K） on the cold side，all contribute to the thickening of the ice layer.Severe freezing occurs when the inlet velocity of the cold side is higher than that of the hot side，with the ice layer occupying up to 81.6% of the outlet channel cross‑sectional area，which significantly elevates the risk of freeze blockage in the heat exchanger.The quantitative analysis model for freezing behavior under the coupling effect of multiple parameters established in this study provides a theoretical basis for the optimal structural design of anti‑icing configurations for LNG high‑pressure vaporizers.

Key words

printed circuit board type heat exchanger（PCHE） / vaporizer / liquefied natural gas（LNG） / freeze / numerical simulation

引用本文

董丹丹, 陈永东, 于改革, 韩冰川. 超临界LNG高压气化器微通道结冰研究. 流体机械, 2026 , 54 (3) : 39 -46 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.03.005

Dandan DONG, Yongdong CHEN, Gaige YU, Bingchuan HAN. Research on micro‑channel freezing in supercritical LNG high‑pressure vaporizer[J]. Fluid Machinery, 2026 , 54 (3) : 39 -46 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.03.005

正文

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0　引言

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随着国际海事组织（international maritime organization，IMO）对船舶能效、环保法规的要求日益严苛，节能减排和高效营运已成为造船业和航运业的普遍共识。采用液化天然气（liquefied natural gas，LNG）作为船用燃料，可有效减小硫氧化物、氮氧化物和颗粒物等空气污染物的排放。使用LNG作为燃料的船舶必须配备燃料供气系统（FGSS），其根据供气压力分为高压和低压FGSS，而高压发动机可以显著提高燃烧效率。高压气化器作为双燃料动力船的FGSS的核心设备，不仅要求结构紧凑、换热效率高，还需要在低温、大压差、大温差下长时间稳定运行，常规的换热器存在一定的局限性。目前，印刷电路板式换热器（printed circuit board type heat exchanger，PCHE）被视为最具前景的FGSS热交换解决方案之一^［1-5］。

对PCHE的研究主要集中在横截面形状及流道形状两个方面。LEE等^［6］研究了4种不同通道截面形状的PCHE的热工特性，结果表明，矩形通道传热性能最好，但水力性能最差，圆形通道传热性能最差。JEON等^［7］研究发现，在固定质量流量条件下，随着通道尺寸的增大，PCHE的热工性能呈单调下降趋势，而通道间距对PCHE传热性能几乎没有影响，同时指出只要通道水力直径保持不变，PCHE的传热性能不受截面形状的显著影响。邓靜等^［8］探究了超临界二氧化碳再压缩布雷顿循环系统低温回热器冷侧ZigZag微通道内结构参数对S-CO₂湍流状态下流动传热性能的影响，发现随着角度θ的增大，低温回热器冷侧S-CO₂传热性能提高，而流动阻力急剧增大；随着单位周期流道轴向长度P的增大，传热性能与流动阻力均下降。除了通道构型外，相关学者还研究了嵌入相变材料^［9］、海洋载荷^［10］对PCHE性能的影响，总结了PCHE中非直线型微通道内摩擦因子关联式^［11］。在上述文献中使用的工质通常为S-CO₂和氦，超临界流体在PCHE中经历的冷却过程，与LNG再气化过程相反。

在双燃料动力船用高压气化器领域，目前公开报道的国内外相关研究较少。NOISHIKI等^［12］指出，常规的冷热板片1∶1布置易导致结冰，且结冰后只能通过自然融化；阿法拉伐公司提出一种3D通路PCHE，乙二醇可以在热侧板片蚀刻形成三维空间内曲折流动，延缓冰堵^［13］；TIAN等^［14］提出了一种新型的交叉逆流PCHE，并对超临界LNG的气化过程进行了数值模拟，结果表明，新型气化器具有良好的气化效果和防冻性能。KIM等^［15］采用液氮和乙二醇水溶液对低温液氢气化器的PCHE进行了流动和传热特性试验研究，提出了冷通道和热通道质量流量之比作为等值线图，从而避免PCHE中出现冻结现象。虽然上述两种PCHE能有效防止热通道冻结，但对于热通道的结冰机理还未开展研究。

本文建立高压气化器双通道三维数值模型，对冷热板片1∶1布置的超临界LNG/乙二醇水溶液流动换热过程进行数值模拟，并分析超临界LNG/乙二醇水溶液入口温度、流量对热侧结冰的影响，可为LNG高压气化器的防冰冻优化设计提供参考依据。

1　气化器数值模型建立

收起

1.1　几何模型

根据PCHE的结构特点，其冷、热通道具有周期性与对称性，可简化数值计算模型，所研究的直流道气化器板片流道结构如图1所示。两侧流道长度为600 mm，冷侧板片厚度为T_c+T₀=1.5 mm（其中T_c=1.125 mm，T₀=0.375 mm），热侧板片厚度T_h=1.5 mm，模型宽度W=3 mm，通道直径D=1.5 mm。

1.2　数学模型

流体流动与传热控制方程^［16-18］如下。

连续性方程：

∇ ρ u = 0

（1）

式中，

ρ

为流体密度；

u

为速度矢量。

对于超临界流体流动，采用SST k-ω湍流模型计算通道壁面附近的传热和流动性能，其输运方程如下：

∂ ρ u i k ∂ x i = ∂ ∂ x i μ + μ t σ k ∂ k ∂ x i + G k - Y k

（2）

∂ ρ u i ω ∂ x i = ∂ ∂ x i μ + μ t σ ω ∂ ω ∂ x i + G ω - Y ω + D ω

（3）

式中，k，ω分别为湍流动能和比耗散率；

μ

为动力黏度；

μ t

为湍流黏度；

σ k

，

σ ω

为湍流普朗特数；

G k

，

G ω

分别为k和ω的产生项；

Y k

，

Y ω

为耗散项；

D ω

为交叉扩散项。

采用焓-孔隙率数学模型来模拟冻结过程，动量和能量控制方程如下：

∂ ∂ t ρ u + ∇ ⋅ ρ u = - ∇ p + ∇ ⋅ μ ∇ u + ∇ u T + S b + S d

（4）

∂ ρ H ∂ t + ∇ ρ u H = ∇ k ∇ T

（5）

其中：

H = H r e f + ∫ T r e f T c p d T + α H L

（6）

式中，

S b

，

S d

分别为受孔隙度和浮力影响的源项；H为热焓；

H r e f

，

T r e f

分别为参考焓值和参考温度；

α

为液体质量分数；

H L

为凝固潜热。

α

定义如下：

α = 0, T < T s - Δ T / 2 T - T s + Δ T / 2 Δ T, T s - Δ T 2 ≤ T ≤ T s + Δ T 2 1, T > T s + Δ T / 2

（7）

式中，

T s

为冻结温度；

Δ T

为相变温度范围，取

Δ T

=4 K^［19］。

1.3　求解设置

冷侧介质为超临界LNG（S-LNG），热侧介质为50%乙二醇水溶液（50%EGW），二者物性参数均为关于温度的函数，见表1。

边界条件设置如下：入口为速度入口，出口为压力出口，壁面为无滑移边界条件，上下及左右两对壁面为周期性边界条件。操作工况如下：冷侧工作压力为30 MPa，冷、热侧入口温度分别为110，328 K，冷、热侧入口流速均为0.5 m/s。

1.4　网格无关性与模型准确性验证

模型采用结构化网格，冷、热流体域设置网格边界层，增长比1.2，控制壁面y⁺<1，冷、热流体域第一层边界层网格高度分别为0.01，0.02 mm。为验证网格的无关性，分别采用5种网格尺寸对计算域进行划分，以冷、热侧出口温度及进出口压差为目标，具体结果如表2所示。可以看出，方案1和方案2与其他组数据误差较大，当单元尺寸小于0.08后，冷侧与热侧出口温度的最大相对误差分别为0.09%和0.01%，冷、热侧压降的最大相对误差分别为0.22%和0.55%。以上误差表明网格引起的数值偏差较小，在可接受范围内。综合考量计算精度与计算成本，最终采用方案3的网格划分方案。

为验证数值模型的准确性，对PCHE通道进行水-水换热模拟，冷、热侧出口温度与进出口压降与文献［20］中的试验结果进行对比，结果如图2所示。模拟结果与试验结果接近，温度误差均小于2 ℃，冷、热侧出口温度最大误差分别为0.6%，0.3%；压降误差均小于18.1 kPa，冷、热侧进出口压降最大误差分别为8.7%，9.1%。压降误差较大，这是因为模拟的进出口压降值为通道入口与出口的压降，而试验测量的压降值包含设备管口及仪表测试段的压降，因此，可以认为所采用的数值计算方法可靠。

2　计算结果与分析

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2.1　传热流动性能分析

PCHE微通道内局部努塞尔数Nu、摩擦因子f、无量纲长度

L *

计算式如下：

N u = q D e T f - T w λ

（8）

f = Δ P D e 2 ρ u 2 L

（9）

L * = l / L

（10）

式中，q为传热壁面热流密度，W/m²；

D e

为流道当量直径，m；

T f

，

T w

分别为流体温度与传热壁面温度，℃；

λ

为流体导热系数，W/（m⋅K）；

Δ P

为传热段压降，Pa；

u

为流体流速，m/s；

L

为流道长度，m；

l

为距离热侧出口处的长度，m。

取冷、热侧入口流速均为0.5 m/s，冷侧入口温度-163 ℃，热侧入口温度55 ℃，针对该工况下的结果进行传热流动分析。图3示出热侧通道内不同位置液相率分布（V_h，liquid）（图中，热侧出口为L=0 mm位置）。可以看出，靠近半圆形通道拐角位置处最先出现结冰，且沿着热侧介质流动方向，冰层向通道上、下壁面延伸，直至通道近壁面全部结冰，通道拐角处冰层厚度也逐渐增加，由于冷、热侧介质为逆流状态，靠近热侧出口处的金属壁温相对更低，因此，热侧出口处冰层厚度最大，在所研究工况下，出口液体流通面只有通道总截面积的42.3%。

图4示出冷侧通道局部Nu（Nu_c）及热侧通道压降（

Δ

P_h）沿轴向变化曲线（L=0 mm位置对应冷侧入口及热侧出口）。

从图可以看出，沿冷侧介质流动方向，Nu逐渐增大，换热逐渐增强，且在热侧通道结冰段对应的Nu_c显著降低，表明冰层热阻对换热影响较为显著。对比结冰工况与非结冰工况，在相同轴向位置处，结冰段的压力损失明显大于未结冰段，结冰后热侧通道流通面积减小，流阻增加16%。

2.2　冷、热侧流速对结冰的影响

在冷侧入口温度-163 ℃、热侧入口温度55 ℃的工况下，研究冷、热侧入口流速（u_c，in，u_h，in）对流动与换热的影响。热侧入口流速范围为0.5~3 m/s，冷侧入口流速范围为0.5~2.5 m/s。图5示出不同冷、热入口流速条件下的V_h，liquid。可以看出，热侧出口结冰厚度受流速影响较大，冷侧流速保持不变时，随着热侧入口流速的增加，冰层厚度逐渐减小。当热侧入口流速超过2.0 m/s时，结冰现象仅出现在通道拐角处。固定热侧流速时，冰层厚度随着冷侧入口流速的增加显著增大，当热侧流速为1.5 m/s、冷侧流速为2.5 m/s时，热侧出口结冰截面积达到通道截面积的81.6%，此工况下气化器存在明显的冻堵风险。

图6示出不同冷、热入口流速条件下的Nu_c。各流速下，沿通道轴向Nu_c变化趋势一致，均表现为随着流动换热的发展逐渐增大，且随着热侧入口流速的增大而增大。

当热侧流速大于2 m/s时，Nu_c受流速的影响减弱，这是因为小流速时，冰层厚度大，且沿轴向结冰长度长；而流速大于2 m/s后，热侧通道结冰范围小，换热受结冰的影响也减小。增加冷侧入口流速，Nu_c也随之增大，且增大趋势逐渐减小，这是因为冷侧流速增大后，对流换热增强，但热侧通道沿程结冰长度也随之增长，冰层厚度增加，导致冰层热阻增大，因此，Nu_c增大趋势逐渐减小。

图7示出不同冷、热入口流速下，

Δ

P_h和f的变化曲线。从图可以看出，沿程压降随着冷、热侧流速的增大均增大，而f随着冷、热侧流速的增大均减小；冷侧流速为2.5 m/s时，

Δ

P_h显著增加，表明该工况下沿程结冰厚度大，流通截面积显著减小。

2.3　冷、热侧入口温度对结冰的影响

在冷侧入口流速0.5 m/s、热侧入口流速1.5 m/s工况下，研究冷、热侧入口温度对流动与换热的影响。冷侧入口温度范围为110~130 K，热侧入口温度范围为308~328 K。冷、热入口温度对热侧出口液相分率V_h，liquid、冷侧Nu_c、热侧沿程压降

Δ

P_h和摩擦因子f的影响结果如图8~10所示。在固定的流速参数下，热侧出口结冰厚度随冷、热侧入口温度的增加均逐渐减小，出口处上、下壁面冰层厚度较薄，冰层均主要集中在通道拐角处。增加冷、热侧入口温度对Nu_c、沿程压降

Δ

P_h和摩擦因子f的影响较小，总体均表现为随冷、热侧入口温度的升高而增大。这是因为温度升高后，热侧通道内结冰范围小，结冰产生的热阻减小，同时被冰层占据的流通面积减小。因此，在热侧出口无结冰及微结冰的情况下，调整冷、热侧进口温度对气化器整体换热效果几乎没有影响。

3　结论

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（1）冷热板片1∶1布置时，50%EGW出口附近会出现结冰，通道拐角处最先出现结冰，通道结冰段较未结冰段Nu显著减小，流阻增加16%。

（2）S-LNG和50%EGW流速增大，Nu和压降均增大，摩擦因子减小；S-LNG和50%EGW入口温度升高，Nu、压降及摩擦因子均增大。

（3）热侧入口流速降低（由3.0 m/s降至0.5 m/s）、温度下降（由328 K降至308 K），以及冷侧入口流速增大（由0.5 m/s升至2.5 m/s）、温度下降（由130 K降至110 K），均会增加冰层厚度，当冷侧流速大于热侧流速时，结冰严重，出口冰层占通道截面最大达到81.6%，显著加剧换热器冻堵风险。

参考文献

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文献

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排序方式：

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2026年第54卷第3期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.03.005

接收时间：2025-07-24
首发时间：2026-10-22
出版时间：2026-03-30

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收稿日期：2025-07-24
修回日期：2026-01-07

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¹合肥通用机械研究院有限公司，合肥 230031

²西安交通大学机械工程学院，西安 710049

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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

参数	S-LNG（30 MPa）	50%EGW
密度/（kg⋅m^-3）	$ρ = - 2.51 × 10 - 8 T 4 + 3.45 × 10 - 5 T 3 - 0.014 89 T 2 + 1.256 55 T + 464.680 72$	$ρ = - 3.74 × 10 - 9 T 3 - 2.43 × 10 - 3 T 2 + 0.988 72 T + 992.241$
导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）	$λ = - 6.89 × 10 - 12 T 4 + 5.06 × 10 - 9 T 3 + 1.46 × 10 - 6 T 2 - 0.001 74 T + 0.386 56$	$λ = 6.48 × 10 - 11 T 4 - 8.66 × 10 - 8 T 3 + 3.98 × 10 - 5 T 2 - 0.006 85 T + 0.662 33 (液态) λ = 2.2 (固态)$
定压比热/（J⋅kg^-1⋅K^-1）	$c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.001 01 T 3 - 0.228 04 T 2 + 22.972 25 T + 2 253.52 (98 ~ 263 K) c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.002 25 T 3 - 1.232 64 T 2 + 292.116 9 T - 21 758.6 (263 ~ 523 K)$	$c p = - 2.04 × 10 - 7 T 3 + 1.92 × 10 - 4 T 2 + 3.802 06 T + 2 155.221 8$
动力黏度/（Pa⋅s）	$μ = 5.44 × 10 - 12 T 4 - 3.59 × 10 - 9 T 3 + 8.92 × 10 - 7 T 2 - 9.99 × 10 - 5 T + 0.004 38 (98 ~ 198 K) μ = 8.43 × 10 - 15 T 4 - 1.48 × 10 - 11 T 3 + 9.77 × 10 - 9 T 2 - 2.90 × 10 - 6 T + 3.46 × 10 - 4 (198 ~ 523 K)$	$μ = 4.72 × 10 - 8 T 4 - 5.03 × 10 - 5 T 3 + 2.01 × 10 - 2 T 2 - 3.58 T + 239.396 (238 ~ 283 K) μ = 7.12 × 10 - 11 T 4 - 1.03 × 10 - 7 T 3 + 5.63 × 10 - 5 T 2 - 0.013 66 T + 1.248 64 (283 ~ 398 K)$
相变温度/K	—	236.15
相变潜热/（J⋅g^-1）	—	335

参数

S-LNG（30 MPa）

50%EGW

密度/（kg⋅m^-3）

ρ = - 2.51 × 10 - 8 T 4 + 3.45 × 10 - 5 T 3 - 0.014 89 T 2 + 1.256 55 T + 464.680 72

ρ = - 3.74 × 10 - 9 T 3 - 2.43 × 10 - 3 T 2 + 0.988 72 T + 992.241

导热系数/（W⋅m^-1⋅K^-1）

λ = - 6.89 × 10 - 12 T 4 + 5.06 × 10 - 9 T 3 + 1.46 × 10 - 6 T 2 - 0.001 74 T + 0.386 56

λ = 6.48 × 10 - 11 T 4 - 8.66 × 10 - 8 T 3 + 3.98 × 10 - 5 T 2 - 0.006 85 T + 0.662 33 (液态) λ = 2.2 (固态)

定压比热/（J⋅kg^-1⋅K^-1）

c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.001 01 T 3 - 0.228 04 T 2 + 22.972 25 T + 2 253.52 (98 ~ 263 K) c p = - 1.5 × 10 - 6 T 4 + 0.002 25 T 3 - 1.232 64 T 2 + 292.116 9 T - 21 758.6 (263 ~ 523 K)

c p = - 2.04 × 10 - 7 T 3 + 1.92 × 10 - 4 T 2 + 3.802 06 T + 2 155.221 8

动力黏度/（Pa⋅s）

μ = 5.44 × 10 - 12 T 4 - 3.59 × 10 - 9 T 3 + 8.92 × 10 - 7 T 2 - 9.99 × 10 - 5 T + 0.004 38 (98 ~ 198 K) μ = 8.43 × 10 - 15 T 4 - 1.48 × 10 - 11 T 3 + 9.77 × 10 - 9 T 2 - 2.90 × 10 - 6 T + 3.46 × 10 - 4 (198 ~ 523 K)

μ = 4.72 × 10 - 8 T 4 - 5.03 × 10 - 5 T 3 + 2.01 × 10 - 2 T 2 - 3.58 T + 239.396 (238 ~ 283 K) μ = 7.12 × 10 - 11 T 4 - 1.03 × 10 - 7 T 3 + 5.63 × 10 - 5 T 2 - 0.013 66 T + 1.248 64 (283 ~ 398 K)

相变温度/K

—

236.15

相变潜热/（J⋅g^-1）

—

335

网格尺寸	方案1	方案2	方案3	方案4	方案5	方案6	方案7	方案8
总网格数	1 216 200	1 492 800	2 082 000	2 704 800	4 146 600	1 585 200	2 190 000	4 153 200
边界层数	5	5	5	5	5	8	8	8
单元尺寸/mm	0.08	0.07	0.06	0.05	0.04	0.08	0.06	0.04
T_c,out/K	287.34	287.38	287.48	287.54	287.42	287.08	287.25	323.36
T_h,out/K	324.02	323.38	323.37	323.40	323.39	323.94	323.40	287.38
$∆$ P_c/kPa	2.584	2.473	2.476	2.478	2.472	2.561	2.476	2.473
$∆$ P_h/kPa	208.04	206.91	207.17	207.60	208.04	208.31	207.31	207.40

网格尺寸

方案1

方案2

方案3

方案4

方案5

方案6

方案7

方案8

总网格数

1 216 200

1 492 800

2 082 000

2 704 800

4 146 600

1 585 200

2 190 000

4 153 200

边界层数

单元尺寸/mm

0.08

0.07

0.06

0.05

0.04

0.08

0.06

0.04

T_c,out/K

287.34

287.38

287.48

287.54

287.42

287.08

287.25

323.36

T_h,out/K

324.02

323.38

323.37

323.40

323.39

323.94

323.40

287.38

∆

P_c/kPa

2.584

2.473

2.476

2.478

2.472

2.561

2.476

2.473

∆

P_h/kPa

208.04

206.91

207.17

207.60

208.04

208.31

207.31

207.40