管束排列方式对LNG冷能发电中间介质气化器丙烷管外凝结影响分析.pdf

管束排列方式对 LNG 冷能发电中间介质气化器丙烷管外凝结影响分析黄涛1，林文胜1*，许婧煊2（1.上海交通大学制冷与低温工程研究所，上海200240；2.上海理工大学制冷与低温工程研究所，上海200093）摘要：以 LNG 冷能发电装置中的中间介质气化器中冷凝器丙烷管外凝结过程为研究对象，建立相应数值模型，采用 VOF 模型追踪气液相界面，利用 LEE 模型作为相变传热传质模型，对管外气态丙烷凝结成液膜流动及凝结传热问题进行了瞬态二维 CFD 模拟。分析了不同管束排列方式下冷凝器丙烷端管外液膜流动和凝结换热特性，并对管外平均换热系数的模拟值进行了相应的计算。此外，还分析了壁面过冷度对丙烷冷凝相变过程的影响，发现在壁面过冷度较大时，顺排和叉排结构中最底排管道处皆出现了气体回流现象，导致最底排的管道最先出现液滴。关键词：IFV 冷凝器；两相流相变模拟；膜状凝结；管束排列方式中图分类号：TB657.8文献标志码：A文章编号：10067086（2024）02018808DOI：10.12446/j.issn.1006-7086.2024.02.012Analysis of Influence of Tube Bundle Arrangement on the Condensation Characteristics outsidethe Tube in Intermediate Fluid Vaporizer for LNG Cold Energy Power GenerationHUANG Tao 1，LIN Wensheng 1*，XU Jingxuan 2（1.Institute of Refrigeration and Cryogenics，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai200240，China；2.Institute of Refrigeration and Cryogenics，University of Shanghaifor Science and Technology，Shanghai200093，China）Abstract：ThecondensationprocessofthepropaneoutsidethetubeinthecondenserunitoftheIntermediateFluidVaporizer（IFV）whichissuitableforLNGcoldenergygeneratingdevicewasexamined.Byestablishingthecorrespondingnumericalmodel，theVOFmodelwasusedtotracethegas-liquidphaseinterface，andtheLEEmodelwasusedasthephasechangeheatandmasstransfermodel.Thetransienttwo-dimensionalCFDsimulationwascarriedoutontheliquid-filmflowandcondensationheattransferofgaseouspropaneoutsidethetube.Theflowandcondensationheattransfercharacteristicsoftheliquidfilmoutsidethepropaneofthecondenserunderdifferenttubebundlearrangementswereanalyzed，andthesimulat-edvalueoftheaverageheattransfercoefficientoutsidethetubewascalculated.Inaddition，theeffectofwallsubcoolingonthephasetransitionofpropanecondensationwasalsoanalyzed.Itwasfoundthatgasbackflowoccursinthebottomdis-chargepipeofboththestraightdischargeandtheforkdischargestructureatalargewallsupercoolingdegree，resultinginthefirstdropinthebottomdischargepipe.Key words：condenserofIFV；two-phaseflowphasetransitionsimulation；filmcondensation；tubebundlearrangement收稿日期：2023-11-07基金项目：上海市重点科技攻关专项（072112013）作者简介：黄涛，硕士研究生，主要从事 IFV 气化器传热特性研究。E-mail：通信作者：林文胜，博士，副教授，博士生导师，主要从事液化天然气/液氢技术研究。E-mail：引文信息：黄涛，林文胜，许婧煊.管束排列方式对 LNG 冷能发电中间介质气化器丙烷管外凝结影响分析J.真空与低温，2024，30（2）：188195.HUANGT，LINWS，XUJX.Analysisofinfluenceoftubebundlearrangementonthecondensationcharacteristicsout-sidethetubeinintermediatefluidvaporizerforLNGcoldenergypowergenerationJ.VacuumandCryogenics，2024，30（2）：188195.真空与低温第 30 卷第 2 期188VacuumandCryogenics2024年3月0引言冷能发电是回收利用液化天然气（LNG）冷能的一种常见方式，主要是将 LNG 冷能通过构建相对独立的低温动力循环加以利用1-2。国内外 LNG 冷能发电的方法主要是二次工质有机朗肯循环（ORC）法。用于冷能发电的中间流体气化器（IFV）结构主要由 E1（丙烷蒸发器）、E2（丙烷冷凝器）、E3（天然气加热器）这 3 个管壳式换热器以及透平发电机组和中间介质（常见为丙烷）循环泵等辅助设施组成3。与常规整体式 IFV 相比，在冷能发电中，IFV 装置被分成两个部分，其中 E2 换热器独立成为一个单体设备，E1 和 E3 换热器组成一个设备4。冷能发电 IFV 结构原理如图 1 所示。中间介质中间介质循环泵E2 丙烷冷凝器E3 天然气加热器E1 丙烷蒸发器常温天然气海水LNG电能透平发电机组海水图 1冷能发电 IFV 结构原理图Fig.1IFVcoldenergypowergenerationschematicdiagram低温朗肯循环发电工艺原理5为：液态丙烷在蒸发器 E1 内被海水加热气化，接着进入透平发电机组，驱动透平发电机组发电；随后进入冷凝器E2 内，与低温 LNG 进行热交换而被液化；然后液态丙烷通过循环泵升压并再次进入蒸发器 E1 中循环。另外，LNG 在冷凝器 E2 中被丙烷加热至气态，随后在天然气加热器 E3 中被海水进一步加热并通过高压输气管道外输。此外，海水依次经过 E3、E1 换热器换热后排出。目前国内外学者已经对 IFV 进行了广泛的研究，其中主要包括：（1）管内 LNG 的气化过程传热特性研究6-7，其中许佳伟等6分别用 FLUENT 和关联式对 LNG 管内换热进行了计算，发现在 LNG 管内超临界气化过程中，因密度的变化导致管内流速增加，但在管出口处速度的增加趋于平缓；（2）IFV整体换热性能计算8-9，其中 Xu 等8对 IFV 中 LNG气化器整体的换热性能进行了研究，认为 LNG 压力增加不仅改变了各流动沸腾区的换热系数，而且还导致冷凝器所需换热面积的无利增加；（3）IFV结构设计以及优化创新10-11，其中 Wang 等10提出了一种采用多流板翅式换热器的新型 IFV，可以实现更高的传热效率以及避免了大流量流体的冻结。目前研究管外丙烷冷凝换热过程的报道较少。在冷能发电装置中，E2 冷凝器部分是 IFV 中的关键单元，其换热管程为高压条件下超临界 LNG 的加热气化过程，壳程为丙烷介质的冷凝形成液膜过程。从目前对整体式 IFV 的研究来看，与其他换热单元相比，冷凝器的传热系数较低12，且管外冷凝传热系数在大多数情况下都会低于管内超临界传热系数。因此，研究冷能发电 IFV 装置中管外丙烷冷凝换热特性，提高冷凝换热性能，对实现 IFV 小型化和紧凑化有着重要的意义。1几何模型与网格划分某接收站的 E2 冷凝器实际工况：LNG 端入口温度为 136K，出口温度为 228K；丙烷端入口温度为237K，入口绝对压力为 120kPa，出口温度为 232K，出口绝对压力为 118kPa。为了研究管束排列方式对 IFV 中 E2 冷凝器管外丙烷冷凝换热特性，本文建立了如图 2 所示的顺排与叉排的几何模型。圆管的外径为 0.02m，不同管道的管间距均为 0.04m。同时，为了保证流动可以充分展开，将出口与最底排管道之间距离适当延长，设置最底部管道圆心距离下边界为 0.07m。入口对称面对称面对称面对称面出口出口入口图 2顺排和叉排几何模型及网格Fig.2Inlineandstaggeredpipesgeometricmodelsandmeshes本模型计算域的上边界为速度入口条件，下边界为压力出口条件。这与常见的 IFV 冷凝器计算域边界设置有所不同，由于来流丙烷蒸汽来自于底部的蒸发器，故其计算域的入口常常设置在下边界。黄涛等：管束排列方式对 LNG 冷能发电中间介质气化器丙烷管外凝结影响分析189另外，考虑到冷凝器中管道都是平行布置，为了简化计算，计算域的左右边界设置为对称条件。此外每根管道中的 LNG 都为相互独立流动，管的外壁设置可设置为等壁温条件。为了模拟计算能拥有更好的收敛性能，采用ICEM 软件以结构化网格划分所建立的模型，如图 2所示。同时为了准确捕捉冷凝时精确的相界面，选择在管道近壁面处进行网格加密，而在远离壁面方向适当将网格粗化，以便于有效利用计算资源。本次模拟中，选择对丙烷在壁温 140K 的工况下研究管外凝结传热特性，进行网格无关性检验。经图 3网格无关性验证，综合考虑了求解结果的准确度以及计算周期后，最终选定顺排总网格数为 30300，叉排总网格数为 18750。其中第一层网格靠近壁面的高度为 2106m。1 3001 2001 1001 000900800010 000 20 000 30 000网格数40 000 50 000顺排叉排W/（m2K）第一排换热系数/图 3网格无关性验证Fig.3Gridindependencetest在该模拟中，涉及到对气液两相流进行冷凝换热的数值模拟，而 VOF 模型适用于分层流动及自由表面流动，能准确地针对不同的多相流模型且有广泛的适用范围。本次模拟的是丙烷在水平管外的凝结，属于有清晰界面的两相流动，因此选择VOF 模型进行计算13。此外，采用标准k-模型，同时开启强化壁面处理。另外，采用适合于瞬态求解的 SIMPLE 算法求解速度场和压力场，同时对冷凝过程中管外平均换热系数以及气态丙烷体积占比云图等均随计算时间进行监控。根据实际 IFV 冷凝器的运行条件，忽略次要因素的影响，在本模拟过程中对数值模型进行了简化：（1）丙烷为纯质，不考虑不凝结气体的影响。（2）工质除比热外的其他热物性可视为常数。（3）由于是二维模型，忽略沿管轴向流动和凝结。（4）丙烷气体外掠冷凝器管束的速度为 0.2m/s。根据美国国家标准局 NIST 开发的 REFPROP软件，分别给出在 120kPa 绝压下液态和气态丙烷的相关热物性值，具体数值如表 1 所列，其中 T 为温度，单位为 K。表 1120 kPa 下丙烷的物性Tab.1Physical properties of propane at 120 kPa物性单位液相气相密度kg/m3593.512.6357定压比热J/（kgK）4.05T+13093.23T+702导热系数W/（mK）0.135740.0133339动力黏度Pas2.24361046.8288106此外，120kPa 下的丙烷的饱和温度为 234.94K，气化潜热为 421.44kJ/kg。2计算域控制方程2.1连续性方程VOF 模型中对不同相交界面的追踪是通过求解以下的连续性方程实现。其中将液相设定为主相，气相设定为第二相。(ll)t+(llul)=mvl（1）(vv)t+(vvuv)=mlv（2）l+v=1（3）式中：为体积分数；为密度；u 为速度；下标 l、v分别为液相和气相；t 为时间；mlv为蒸发传质速率，mvl为凝结传质速率，可以从后文的凝结模型中计算得出。2.2动量方程对于涉及多相流模型中的动量方程必须要考虑表面张力 F的影响。采用 Brackbill 等14提出的连续表面力模型（即 CSF 模型）在计算域中通过求解一组动量方程得到速度场：(u)t+(uu)=p+(u+uT)+g+F（4）式中：p 为压力；为动力黏度；g 为重力加速度。此外，根据界面处的法向局部梯度来计算表面曲率，其表达式为：=(i|i|)（5）式中：为表面曲率；i为第 i 相的体积分数。界面处的受力可以通过散度定理转化为体积190真空与低温第30卷第 2 期力，对于气液两相流，可表达为：F=iji12(i+j)（6）式中：ij为表面张力系数；下标 i、j 表示第 i、j 相。该体积力可以作为源项添加到动量式（4）中。2.3能量方程(E)t+u(E+p)=(T)+Slhlatent（7）式中：E 为单位质量能量；为热导率；T 为温度；Sl为传质速率；hlatent为气化潜热。2.4相变传质模型的控制方程使用 Lee 模型15的凝结相变传质模型来计算丙烷冷凝过程中气液两相间的传质。Lee 模型作为目前广泛使用的一种相变传质模型，气液传质（蒸发-冷凝）由气体输运方程控制：(vv)t+(vvuv)=mlvmvl（8）在蒸发冷凝问题中，从液相到气相的传质被视为正传质。根据以下温度体系，传质过程可描述为：Tl Tsat如果，则发生蒸发相变：mlv=coellTlTsatTsat（9）Tv Tsat如果，则发生冷凝相变：mvl=coevvTvTsatTsat（10）coe式中：Tsat为饱和温度；是相变系数，根据不同的情况有不同的取值系数，此模型中设置为 2105。3模拟结果分析与讨论丙烷在管外的凝结相变实际是一个瞬态的过程，其管外换热系数与时间相关。在凝结过程中，凝结液滴会进行周期性的结膜形成和下坠脱落，传热系数会呈周期性波动，因此选择周期平均传热系数作为数值模拟计算所得的管外丙烷换热的平均换热系数，进而完成后续的比较和讨论。使用该数值模型选择 2 个典型工况对丙烷进行更具体的管外凝结相变过程研究，进而分析管外瞬时凝结液膜流动特性。这 2 个典型工况分别为 140K 和 220K的壁面温度，能更好地代表 LNG 进出口端的温度。3.1顺排管外液膜流动和凝结换热特性图 4、图 5 为顺排不同时刻的气态丙烷体积占比云图，描述了管外凝结液不同时刻的分布情况。气相体积占比1.00.90.80.70.60.50.40.30.20.100.5 s0.85 s0.94 s1 s1.12 s1.16 s1.2 s1.24 s1.28 s1.38 s图 4顺排 140K 壁温不同时刻的气态丙烷体积占比云图Fig.4Contoursofgaseouspropanevolumeproportionatdifferenttimesat140Kwalltemperatureofinlinepipes气相体积占比1.00.90.80.70.60.50.40.30.20.102 s3.35 s3.38 s3.41 s3.44 s3.48 s3.51 s3.56 s3.6 s3.64 s图 5顺排 220K 壁温不同时刻的气态丙烷体积占比云图Fig.5Contoursofgaseouspropanevolumeproportionatdifferenttimesat220Kwalltemperatureofinlinepipes黄涛等：管束排列方式对 LNG 冷能发电中间介质气化器丙烷管外凝结影响分析191由图 4、5 可发现，刚开始为液膜初步形成的阶段，凝结液很少，仅在管壁近壁面形成了浅浅的一层液膜。随着时间的推移，气态丙烷不断地与管壁换热，三层管壁周围的液膜厚度开始同步增加。然后在重力的作用下，开始沿着管壁向底部流动。同时由于表面张力的作用，液膜被向上拉起并黏附到管的底部，逐渐聚集形成小液滴。但随着液滴越来越大，重力的向下拖拽作用开始大于表面张力的向上拉动作用。最终液滴破裂，大部分液滴脱落，小部分近壁面的液滴仍然在表面张力的作用下黏附在底部，然后随着时间继续开始下一个周期。此外，每个上排管道下落的液滴都会掉落在紧邻下排管道上，并在重力和表面张力的共同作用下逐渐形成厚厚的液膜，缓缓向管底部移动，进而增大了下排管道外液膜的热阻，使得下排管外液滴的形成变慢。同时管排越往下，其最终液膜聚集形成的液滴体型也越大。壁温为 140K 时，壁面拥有较大壁面过冷度，导致更多的气态丙烷被冷凝成液体，进而底部形成回流，如图 6 所示。所以底层的管道不仅顶部受到进口的气流影响，同时底部也被回流气体扰动，且回流气体速度更高，故最终导致底排管道的液滴最先脱落。由于第一排管道更接近入口，相较于第二排受到入口气流的影响更大，故第一排管道外的液滴比第二排更先滴落。速度矢量0.580.430.290.140（m/s）图 6顺排 140K 壁温底排管的速度矢量图Fig.6Velocityvectordiagramofbottompipeat140Kwalltemperatureofinlinepipes壁温为 220K 时，壁面拥有较小壁面过冷度，底部尚未形成回流，气体流向与入口处一致，沿着重力方向，如图 7 所示。所以第一排与最底排的管道外气体流速相接近，且相对于第二排而言更大，故第一排与最底排形成液滴的时间也更接近，都快于第二排。速度矢量0.510.380.250.130（m/s）图 7顺排 220K 壁温底排管的速度矢量图Fig.7Velocityvectordiagramofbottompipeat220Kwalltemperatureofinlinepipes图 8、图 9 描述了在顺排结构凝结过程管外换热系数随时间的变化关系，其中 h1、h2、h3表示第 1、2、3 排管外丙烷换热系数。可以发现在 1 个凝结周期内大致可以分为 4 个阶段。在凝结刚开始时，凝结液很少，几乎没有液膜热阻的影响，此时管外换热系数会很大。随着时间的推移，冷凝液在壁面上逐渐累积，液膜厚度开始增加，液膜导热热阻作用随之增大，换热系数开始迅速减小。随着凝结进程的加深，逐渐在管壁上形成稳定的凝结液膜，此时换热系数随时间几乎不会变化，并在液滴体积达到最大且将要破裂时，管外凝结换热系数到达最小值。最后小液滴破裂掉落，只留小部分液膜黏附在管底，液膜热阻的影响突然减小，所以换热系数开始迅速增加，开启下一个周期。4 0003 0002 0001 00000.40.81.2时间/s1.6h1h2h32.0换热系数/W/（m2K）图 8顺排 140K 壁温管外换热系数变化Fig.8Heattransfercoefficientoutsidethepipeat140Kwalltemperatureofinlinepipes总体来看，壁温为 140K 和 220K 时，管外丙烷冷凝换热系数随时间变化趋势大体相同，且与管外丙烷冷凝的流动特性形成很好的相互对应。壁温为 140K 的工况下，相对于 220K 的壁温拥有更192真空与低温第30卷第 2 期大的壁面过冷度和更快的冷凝速率，完成一个周期用时更短。但 220K 的壁温导致壁面过冷度较小，管外平均换热系数要远远高于 140K 壁温的换热系数。5 0004 0003 0002 0001 000024时间/s68h1h2h3W/（m2K）换热系数/图 9顺排 220K 壁温管外换热系数变化Fig.9Heattransfercoefficientoutsidethepipeat220Kwalltemperatureofinlinepipes由图 8 可以看出，底排管的丙烷管外换热系数远远大于前两排，这是由于壁面过冷度大且底排管外出现了回流，使得气体流速变快，加剧了管外冷凝过程的扰动。由图 9 可以看出，三排管的丙烷管外换热系数较为接近，且管排越往下，换热系数越低，这是由于壁面过冷度小，底排管外尚未出现回流，只受入口气体来流影响。3.2叉排管外液膜流动和凝结换热特性图 10、图 11 为叉排不同时刻的气态丙烷体积占比云图，为管外凝结液不同时刻的分布情况。可以发现，其形成液滴大致趋势与顺排管接近。气相体积占比1.00.90.80.70.60.50.40.30.20.100.2 s0.7 s 0.85 s 0.95 s1 s1.15 s 1.19 s 1.27 s 1.37 s图 10叉排 140K 壁温不同时刻的气态丙烷体积占比云图Fig.10Contoursofgaseouspropanevolumeproportionatdifferenttimesat140Kwalltemperatureofstaggeredpipes由图 10 可以看出，由于壁面过冷度较大，在底排管外有更多的气态丙烷被冷凝成液体，因而形成了相应的回流，如图 12（a）所示。底排管外凝结受气流扰动最剧烈，故其管外液滴最先脱落。受叉排结构的影响，使得第二排的管外气流相较于顺排而言，方向不再是垂直向下，由于增加了流动的扰动度，进而提高了管外丙烷冷凝换热能力。相较于顺排结构，叉排结构第二排管道外形成液滴脱落要更快。气相体积占比1.00.90.80.70.60.50.40.30.20.102 s3.95 s4 s4.06 s 4.14 s 4.17 s 4.55 s 4.6 s4.7 s图 11叉排 220K 壁温不同时刻的气态丙烷体积占比云图Fig.11Contoursofgaseouspropanevolumeproportionatdifferenttimesat220Kwalltemperatureofstaggeredpipes在较小的壁面过冷度下，底排管外一直未形成回流，如图 12（b）所示。可以发现此时叉排结构完成第一个凝结周期所需要的时间要大于顺排结构，后续完成一个周期所需要的时间则是叉排结构小于顺排结构。（a）140 K（b）220 K速度矢量0.530.390.260.130（m/s）速度矢量0.500.380.250.130（m/s）图 12叉排在不同壁温底排管的速度矢量图Fig.12Velocityvectordiagramofbottompipeatdifferentwalltemperatureofstaggeredpipes图 13、图 14 为叉排结构凝结过程中管外换热系数随时间的变化关系，可以发现整个凝结过程大致也如顺排结构一样经历了 4 个阶段，且不同排的管外换热系数大小关系也与顺排大致相同。不同的是，壁温为140K 时，除了最底排的管外丙烷冷凝平均换热系数要远小于顺排结构的换热系数，其他两排的都增大。壁温为 220K 时，第二排的管外丙烷冷凝平均换热系数明显小于顺排结构的换热系数，其他两排的换热系数与顺排差异不大，具体数值如表2 所列。黄涛等：管束排列方式对 LNG 冷能发电中间介质气化器丙烷管外凝结影响分析1934 0003 0002 0001 00000.40.81.2时间/s1.62.02.4h1h2h3换热系数/W/（m2K）图 13叉排 140K 壁温管外换热系数变化Fig.13Heattransfercoefficientoutsidethepipeat140Kwalltemperatureofstaggeredpipes4 0003 0002 0001 000024时间/s68h1h2h3换热系数/W/（m2K）图 14叉排 220K 壁温管外换热系数变化Fig.14Heattransfercoefficientoutsidethepipeat220Kwalltemperatureofstaggeredpipes表 2不同工况下管外丙烷平均换热系数Tab.2Average heat transfer coefficient of propane outside the pipe at different operating conditions工况h1/（W/（m2K）h2/（W/（m2K）h3/（W/（m2K）顺排 140K1168.871205.381605.34顺排 220K1822.101812.121696.05叉排 140K1259.381221.081437.61叉排 220K1802.581713.211704.62此外，可以通过比较不同工况下管外丙烷的平均冷凝速率，更直观地观察两种不同排列方式对管外丙烷冷凝过程的影响。通过对模拟结果进行后处理，可以得到冷凝过程所有管道表面的平均热流密度，管束外丙烷在一定时间内接触面积上的冷凝换热量可以通过式（11）计算得到：Q=wdt=wqSdt（11）式中：为冷凝过程的热流量；q 为冷凝过程的热流密度；S 为换热面积。式（12）为进一步推导得到管束外丙烷在一定时间内的平均冷凝速率：P=Qt（12）P表 3 为不同工况下管外丙烷在两个周期内对应接触面积上的平均冷凝速率，其中下标 1、2、3分别代表第一、二、三排管道，代表平均每根管道的冷凝速率。通过表 3 可以发现，在该冷能发电 IFV 的冷凝器相应的工况中，无论是较大过冷度（对应入口段）还是较小过冷度（对应出口段）下，叉排结构的平均冷凝速率均大于顺排结构的平均冷凝速率，故推荐在实际管束安装时采用叉排形式。表 3不同工况下管外丙烷平均冷凝速率Tab.3Average condensation rate of propane outside the pipe at different operating conditions工况P1/WP2/WP3/WP/W顺排 140K6670.526881.709151.407567.87顺排 220K1596.141630.251477.181567.86叉排 140K7341.427103.838408.637617.96叉排 220K1665.761585.161578.521609.814结论本文采用数值模拟的方法研究了适用于 LNG冷能发电装置的中间介质气化器中冷凝器丙烷端管外液膜流动和凝结换热特性。主要探讨了丙烷194真空与低温第30卷第 2 期在不同的管束排列方式下的冷凝相变过程，详细分析了较大与较小壁面过冷度对应的工况。得出以下结论：（1）在一个周期内，换热系数在液膜初步形成时很高，然后随着液膜厚度增加，换热系数开始下降并趋于稳定，最后由于形成小液滴破碎下坠，换热系数又迅速上升。（2）在壁面过冷度较大时，顺排和叉排结构中最底排管外皆出现了气体回流且流速很大的现象，导致最底排的管道最先出现液滴。而壁面过冷度较小时未出现底部回流现象，气流整体运动方向为垂直向下。在较大过冷度时，由于叉排结构的影响，使得第二排的管外气流相较于顺排而言，方向不再是垂直向下，且增加了流动的扰动度，进而提高了管外丙烷冷凝换热能力，使得第二排的管道外液滴脱落周期更短。（3）壁温较小时，叉排最底排的管外丙烷平均换热系数要远小于顺排的换热系数，其他两排的换热系数都大于顺排。而壁温较大时，叉排第二排的管外丙烷平均换热系数明显小于顺排的换热系数，其他两排的换热系数与顺排差异不大。（4）在不同过冷度时，叉排结构的平均冷凝速率均大于顺排结构的平均冷凝速率，故推荐在实际管束安装时采用叉排形式。参考文献：MAGG，LUHF，CUIGB，etal.Multi-stageRankinecy-cle（MSRC）modelforLNGcold-energypowergenerationsystemJ.Energy，2018，165：673688.1熊华彬.江苏 LNG 冷能发电 IFV 应用探索 J.石油化工建设，2023，45（2）：2931.2刘军，章润远.上海 LNG 接收站冷能利用中间介质气化器研究 J.上海节能，2019（8）：692696.3章润远.上海 LNG 接收站冷能利用发电的研究 J.上海4煤气，2019（4）：2528.DOMINGUESA，MATOSH，PEREIRAP.NovelintegratedsystemofLNGregasification/electricitygenerationbasedonacascadedtwo-stageRankinecycle，withternarymixturesasworkingfluidsandseawaterashotutilityJ.Energy，2022，238：121972.5许佳伟，明红芳.IFV 凝结器单根换热管流动 CFD 模拟分析 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