导流型高温板式换热器的流动与传热特性分析.pdf

压 力 容 器第 41 卷第 2 期2024 年 2 月 7 收稿日期：2023-12-11 修稿日期：2024-01-22基金项目：国家自然科学基金（51776190）；河南省科技攻关项目（222102320230）doi：10 3969/j issn 1001-4837 2024 02 002试 验 研 究导流型高温板式换热器的流动与传热特性分析王 珂1，2，刘云书1，2，陈卫杰1，2，贾 旭1，2，安 博1，2（1.郑州大学 力学与安全工程学院，郑州 450001；2.郑州大学 河南省过程传热与节能重点实验室，郑州 450002）摘 要：以一种用于固体氧化物燃料电池（SOFC）热电联产的高温板式换热器为研究对象，通过数值模拟的方法，对其传热特性和阻力性能进行分析，探究波纹倾角的变化对高温板式换热器冷侧流道的流体流动、传热特性的影响，并搭建了粒子图像测速（PIV）实验平台，对其流场分布和流速进行试验，验证了数值模拟结果的正确性和可行性；采用单位压降的换热系数评价换热器的综合性能。结果表明，PIV 试验与数值模拟得到的冷侧流道速度矢量分布大致相同，模拟结果与试验结果相比误差在10%以内；当=70时，换热器的压降损失最大，当=30时，换热器的压降损失较小且换热能力最强。在研究范围内，不同下的综合性能随着 Re 的增加而减小，当=10时整体的综合性能最好，=80时最差，研究结果可为板式换热器工业设计选择提供参考。关键词：高温板式换热器；波纹倾角；流动特性；粒子图像测速中图分类号：TH49；TQ051.5；TQ013.1 文献标志码：A Analysis on flow and heat transfer characteristics of high-temperature plate heat exchanger with a deflectorWANGKe1，2，LIUYunshu1，2，CHENWeijie1，2，JIAXu1，2，ANBo1，2（1.SchoolofMechanicsandSafetyEngineering，ZhengzhouUniversity，Zhengzhou 450001，China；2.KeyLaboratoryofProcessHeatTransferandEnergySavingofHenanProvince，ZhengzhouUniversity，Zhengzhou 450002，China）Abstract:Withahigh-temperatureplateheatexchangerspecificallydesignedforSolidOxideFuelCell（SOFC）forcogenerationastheresearchobject，anin-depthanalysisofitsheattransfercharacteristicsandresistanceperformancewasconductedthroughnumericalsimulation Theimpactofvaryingcorrugationanglesonfluidflowandheattransferwithinthecold-sidechanneloftheheatexchangerwasinvestigated Additionally，aparticleimagevelocimetry（PIV）experimentalplatformwasestablishedtotestitsflowfielddistributionandflowvelocity，whichvalidatestheaccuracyandfeasibilityofnumericalsimulationresults ThecomprehensiveperformanceoftheheatexchangerwasassessedusingtheheattransfercoefficientbasedonunitpressuredropTheresultsindicatethatthevelocityvectordistributionswithinthecold-sidechannelbetweenPIVexperimentsandnumericalsimulationsareroughlythesame，withadeviationoflessthan10%Themaximumpressuredroplossoccursatacorrugationangle（）of70，whileat=30，thepressuredroplossisrelativelysmall，andtheheattransfercapacityisthestrongest Inthestudyrange，theoverallperformanceatdifferentdecreaseswithincreaseofRe，withthebestoverallperformanceat=10andtheworst at=80 TheresultsofthisstudycanbeusedasareferenceforindustrialdesignselectionofplateheatexchangersKey words：high-temperatureplateheatexchanger；corrugationangle；flowcharacteristics；particleimagevelocimetry0 引言由于大量使用化石能源造成的全球变暖等环境问题受到越来越多的关注，提高能源转换效率和减少碳排放是解决这一问题的有效手段1。板式换热器作为高效节能的紧凑型换热器被广泛应用于石油化工、制冷暖通、食品加工等领域2-6。板式换热器是固体氧化物燃料电池（SOFC）系统8PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41，No.2，2024的热管理子系统中的关键部件，确保了 SOFC 能够长期稳定运行，回收利用余热以及处理没有完全燃烧的阳极废气7。因此，研究高温紧凑型换热器对于 SOFC 系统的发电及稳定运行具有重要意义。国内外学者针对高温紧凑型换热器展开了一系列的研究。WARD 等8对比了在相同热负荷下原表面换热器、板翅式换热器与管式换热器的体积，发现板翅式换热器与管式换热器的体积分别是原表面换热器的2.8倍和11.8倍，原表面换热器与其他类型的换热器相比，更加紧凑。CC（CrossCorrugated）型原表面板式换热器的芯体结构如图1所示，换热器由不同倾斜角度的波纹板片叠置而成9。Bosal 公司设计的一种类型的板式换热器如图210所示，板片通过一次冲压成型，两板片按照 CC 型的形式进行布置。为保证板束强度与方便焊接，同时保证每两个板片之间形成流体流道，板片四周边缘布置间隔元件。为支撑板片，同时对热流体进行分流，热流体进出口布置插入物。换热器芯体由多个冷热单元流道叠加而成，最后芯体通过焊接的形式置于壳体中10。UTRIAINEN 等11对比了3种原表面换热器 CC、CU（CorrugatedUndulated）、CW（CrossWave）和一种偏置条翅式换热器的热工水力性能，结果表明，CC 表面换热器与其他类型换热器相比，性能更优越，且换热器效率一定时，其比体积最小。WANG 等12基于遗传算法对 CC 表面换热器与CW 表面换热器的重量、致密性及压降进行优化研究，发现CC表面换热器的性能更加优越。CIOFALO等13采用致热液晶方法对 CC 表面换热器进行试验研究，探讨了不同几何模型和雷诺数对换热系数和压力损失的影响。MYLAVARAPU 等14 对8种高温合金的高温机械性能、蠕变疲劳性能、物理性能等进行了研究，发现 Inconel617合金是最适合高温高压的材料之一。图1 CC 型芯体结构Fig.1 CCtypecorestructure图2 Bosal 板式换热器Fig.2 Bosalplateheatexchanger尽管目前针对高温紧凑型板式换热器的研究较多，但针对 CC 表面板式换热器的流动与传热特性数值研究相对较少。文中研究一种以Inconel617合金为板材材料的椭圆波纹型 CC 表面高温板式换热器，旨在通过 CFD 数值模拟探究该换热器波纹板片在不同波纹倾角下的热工水力性能，并搭建粒子图像测速（PIV）气体实验平台对此换热器的冷侧通道流场进行试验研究。1 物理模型及数值方法1.1 几何模型的建立板式换热器的板束由两种不同类型的板片组成，每2个板片之间形成流体流道，板片之间由间隔元件焊接而成，热流体进出口布置正弦型插入物。图3（a）示出板式换热器整体视图；图3（b）示出冷热流体的一个单元流道；图3（c）示出文中研究的两种板片；图3（d）（e）示出两种板片导流换热区与主要换热区的几何截面，具体的几何参数见表1；图3（f）示出板片上的半椭圆状波纹结构，该结构有助于降低压降。板片材料选用Inconel617合金，该材料具有良好的高温性能和耐腐蚀性能。表1 板片及单元流道的几何结构参数Tab.1 Geometricalparametersofplatesandunitchannels参数数值板宽 Lw/mm135板宽 Lh/mm246板的厚度 t/mm0.2椭圆波纹半长轴 a/mm0.8椭圆波纹半短轴 b/mm0.35波纹角度/（）60换热区角度/（）80冷流体出入口宽度 Lc/mm50冷流体出入口高度 Hc/mm1热流体出入口宽度 Lh/mm226热流体出入口高度 Hh/mm19王 珂，等：导流型高温板式换热器的流动与传热特性分析（a）板式换热器整体模型（b）冷热流体单元流道 板片1 板片2（c）板片1，2（d）导流换热区几何截面（e）主要换热区几何截面（f）波纹结构图3 冷热流体单元流道、板片及波纹结构示意Fig.3 Schematicdiagramofthecoldandhotfluidunitchannels，platearrangement，andcorrugatedstructure1.2 网格划分及边界条件设置板式换热器周期单元流道模型的设置及网格的划分情况如图4所示。图4 周期单元流道计算模型示意Fig.4 Schematicdiagramofthecomputationalmodelforperiodicunitflowchannel模型是由冷、热流道和两个板片构成的周期性结构。为防止数值模拟中的回流现象，对冷热两侧的出口段进行了延长处理。网格划分过程使用了 FluentMeshing 软件，计算域的划分采用了多面体网格，兼具六面体和四面体网格的优势15。数值模拟则借助了 CFD 软件 AnsysFluent，并选用了 Realizablek-湍流模型16，以研究高温板式换热器的板间流体传热和流动特性。冷、热两侧的流道介质均为混合气体。冷侧流道介质为 N2，O2的混合气体，其中 N2的摩尔分数为0.79，O2的摩尔分数为0.21。热侧流道介质为 CO2、水蒸气、O2和 N2的混合气体，其中 CO2的摩尔分数为0.025，水蒸气的摩尔分数为0.05，O2的摩尔分数为0.155，N2的摩尔分数为0.77。两侧流道介质遵循理想气体方程，比热容、热导率及动态黏度均随温度变化，流体物性参数参考HTRIXchangerSuite 软件，Inconel617合金物性参数见文献 17，其公式如下：pV=nRT（1）cp1=1028.591830.21953Tc，in6.7239710-4Tc，in2 4.2380310-7Tc，in38.6496410-11Tc，in4（2）cp2=953.355050.23484Th，in（3）c=344.765350.25369T（4）1=0.002827.7851810-5Tc，in1.1377110-8Tc，in2（5）2=0.007436.2997910-5Th，in（6）10PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41，No.2，2024 3=8.872560.01553T（7）1=4.2492310-64.9423610-8Tc，in 1.0198210-11Tc，in2（8）2=3.8272510-64.8835610-8Th，in 9.7723810-12Tc，in2（9）式中，p 为压强，Pa；V 为气体体积，m3；n 为气体的物质的量，mol；R 为摩尔气体常数，J/（mol K），R=8.314J/（mol K）；T为 气 体 温 度，K；cp1，cp2，c为冷侧进口、热侧进口、Inconel617合金的比热容，J/（kg K）；1，2，3为冷侧进口、热侧进口、Inconel617合金的导热系数，W/（m K）；1，2为冷侧进口、热侧进口的动力黏度系数，kg/（m s）；Tc，in，Th，in，T 为冷侧流体进口、热侧流体进口、板片的温度，K。冷侧流体的入口温度为293.15K，热侧流体的入口温度为1073.15K，出口压力均为标准大气压，板片材料的比热容和热导率随温度变化。为了保证计算精度，压力-速度的耦合应用SIMPLE-C 算法，并采用二阶迎风格式，计算中忽略了自然对流、辐射和重力的影响18。在约241万个网格的情况下，冷侧流体传热系数与压降的相对偏差分别为1.89%和1.59%，表明获得了数值模拟计算的网格无关解，详细结果如图518 所示。图5 网格独立性验证Fig.5 Gridindependenceverification定义当量直径 de、对流换热系数 h、努塞尔数Nu、范宁摩擦系数 f、雷诺数 Re 分别为：dbe=2/（10）hcm tt Am=/（11）Nuhdec=/（12）fpdV Le=/22plate（13）Re=Vde/（14）其中：tTTcc=,-outin（15）tTTTTTTTTmhchchch=()()(),-ln-/-inoutoutininoutoutc c,in()（16）VmAc=（17）式中，b 为板间距，mm；为面积放大系数，表示波纹板相对于平板的表面扩展比例；h 为换热系数，W/（m2 K）；c 为冷侧流体的比热容，J/（kg K）；m 为冷侧进口质量流量，kg/s；c为冷侧流体的导 热 系 数，W/（m K）；为 流 体 的 动 力 黏 度，kg/（m s）；V 为平均通道流速，m/s，由流道的中心线上得到19；Tc，out，Th，out分别为冷侧出口流体温度、热侧出口温度，K；A 为有效换热面积，m2；Ac为板间流道横截面积，m2。1.3 数值模拟方法验证本研究选用文献 20中关于 Nu 与 f 的经验关联式来验证数值模拟方法的准确性，数值仿真是在相同的几何条件与试验条件下进行的，两者的对比结果如图6所示。可以看出，Nu 最大相对偏差为8.86%，平均偏差为5.85%；f 最大偏差为7.6%，平均偏差为6.32%。数值模拟结果与相关结果均吻合得很好，在可接受误差的范围内，表明文中采用的数值模拟方法是准确的。图6 数值模拟结果与经验关联式结果对比Fig.6 Comparisonofnumericalsimulationresultswithempiricalcorrelationresults1.4 PIV 试验与试验验证为了验证数值模拟计算方法的准确性，搭建了粒子图像测速（PIV）试验系统。该系统主要包括气循环子系统和 PIV 速度测量子系统，如图7所示。待测试验模型采用有机玻璃制成，以确保激光能够穿透模型壁面并产生散射。设置了两块板之间的最小距离为4mm，并同时建立了几何尺11王 珂，等：导流型高温板式换热器的流动与传热特性分析寸相同的数值模型。试验测试设备主要包括 PIV系统、自吸气泵、流量计、数据处理系统、CCD 相机、烟雾生成器、同步器等。试验设备的详细参数列于表2。图7 试验系统流程Fig.7 Flowchartofthetestsystem表2 试验设备规格参数Tab.2 Thespecificationsofexperimentalequipment设备项目型号/参数型号Nd:YAGLaser波长/nm532激光发射器光束直径/mm3.5发光脉冲频率/Hz15脉冲持续时间/ns57型号ROSCO1700烟雾发生器烟雾粒子直径/m15电源220V，50Hz同步器最小跨帧时间/ns200像素数目16601200CCD 相机像素大小/m7.47.4帧频/（帧 s-1）32最小跨帧时间/ns200型号HG-120自吸式气泵电源/W120最大流量/（L min-1）500型号LZB-10流量计测量范围/（L min-1）10100测量介质空气试验开始前，首先启动气循环系统，并将示踪烟雾导入稳流箱中。通过调整流量计的读数至所需试验流量，确保烟雾混合气体稳定地流入换热器；然后，在 PIV 子系统中，经标定后的片光源从模型的侧面射入。CCD 相机放置于模型的正前方，用以捕捉流场的速度矢量；最后，通过数据处理系统对捕捉到的粒子图像进行后处理，得到最终的流场情况。文中将 CCD 相机视野中的部分矢量区域与数值模拟结果进行比较，在 X-Y 截面上选择坐标为（35.8mm，-4.19mm）、高为129.95mm 的矩形区域，其位置如图8（a）所示；图8（b）示出测量现场情况。（a）试验模型 （b）试验现场图8 试验模型及装置示意Fig.8 Schematicdiagramofexperimentalmodelanddevice图9示出两种冷侧流道的速度矢量图。可以观察到，在进口体积流量为50L/min 时，流体呈现出从右下到左上的流动特征。数值模拟计算得到的速度矢量与 PIV 试验测得的流体矢量分布基本一致。（a）PIV 试验 （b）数值模拟图9 PIV 试验与数值模拟速度矢量图的对比Fig.9 ComparisonofPIVexperimentandnumericalsimulationvelocityvectorplots图10示出了选取观测区中心线上的流体时，Y 方向（Y=-7554.95mm）的速度分量与数值模拟数据的对比。可以看出，数值模拟结果与试验数据吻合较好，速度变化趋势较为接近且在 Y 方12PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41，No.2，2024向上呈现出周期性变化，速度峰值逐渐减小。这是由于板片由波纹组成，反复地突起与凹陷结构导致流体流过时表现出规律性的速度变化。同时，波纹的存在，增加了流体的流动阻力，使其动能有所损耗。数值模拟与 PIV 试验 Y 方向的平均速度分别为-0.1196m/s，-0.1158m/s，平均误差为6.55%，最大相对误差为14.55%。模拟与试验的速度矢量图与沿 Y 方向的轴向速度对比图表明，数值模拟的方法是准确的。图10沿 Y 方向轴向速度对比Fig.10 ComparisonchartofaxialvelocityalongY-direction1.5 试验不确定度分析试验测得的数据可以验证数值模拟方法的可靠性，而试验的不确定度分析可以判定试验结果的可信性21-23。根据误差影响的不同，试验的不确定度可以分为随机标准不确定度和系统标准不确定度，在工程上应用的置信度为95%的扩展不确定度24可根据下式计算。USbSbVkMkVVV=+=+()=22222211212（18）式中，SV为 Y 向速度的随机标准不确定度；bV为系统标准不确定度；M 代表系统的主要误差来源，文中包括流量计的测量误差（2.5%）、PIV 测量系统的误差（0.25%）、PIV 安装和调试的误差（0.8%）。随机标准不确定度可根据每个测点的多次重复测量确定：由于数据的采集是通过 insight3G软件获取的，对矩形区域内的流场每隔固定时间进行测量，读取的数据作为独立的一个数据进行处理，每个测量点共测量5次，包括直线1上的70个测量点。随机标准不确定度可根据下式计算。SVVNNVjjN=()=21121/（19）式中，SVVNNVjjN=()=21121/为 N 次测量的平均值；N 为每个测点重复测量的次数。综上所述，Y 向速度的扩展不确定度 UV的变化范围为5.6%9.2%，说明了试验结果的可信度和正确性。2 数据处理与结果分析2.1 对换热量和压降的影响对10，20，30，40，50，60，70，80等8种不同波纹倾角板片的高温板式换热器进行数值模拟，所有类型的板片布置如图11所示。（a）=10 （b）=20 （c）=30 （d）=40 （e）=50 （f）=60 （g）=70 （h）=80图11 不同类型的高温板式换热器板片模型Fig.11 Modelsofplatesfordifferenttypesofhigh-temperatureplateheatexchangers图12（a）示出高温板式换热器在不同 Re 下几种波纹倾角对换热系数 h 的影响。Re 在150750范围内，不同下的 h 均随着 Re 的增加而上升，但其增长趋势逐渐减缓。与传统的矩形板式换热器相比，这种类型的换热器在相同 Re 下呈现出不同的特性，其换热能力并非随着角度的增加而提升。在=30时，换热能力最强；=80时，换热能力最差，特别是在高 Re 下，这种趋势更为明显。13王 珂，等：导流型高温板式换热器的流动与传热特性分析（a）波纹倾角对 h 的影响 （b）波纹倾角对 p 的影响图12 不同角度下的换热系数 h 和压降 pFig.12 Heattransfercoefficienthandpressuredroppatdifferentangles图12（b）示出了不同下 p 相对于 Re 的变化情况。不同下的 p 均随 Re 的增加而增加。在相同 Re 下，当=70时，压降损失最大。对于波纹倾角较小的板片，虽然倾角较小，但由于流体的主流方向在流体流经导流换热区后发生改变，导流换热区的流体方向与主要换热区的流体方向形成的夹角实际上相对于其他倾角更大，导致板片中间主要换热区的换热系数较高。因为导流换热区的波纹与进出口来流方向形成的夹角较小，导流换热区的压降会更低。两个不同换热区之间存在相互影响的情况，综合来看，波纹倾角较小的波纹板片具有更高的换热系数和较低的压降。当=30时，其平均换热系数相对于10，20，40，50，60，70，80的板片分别提高了11.7%，4.9%，8.4%，5.5%，7.6%，12.5%，27.4%，其 平 均 压 降 值 相 对 于40，50，60，70，80的板片分别降低了1.2%，3.4%，3.7%，9.6%，1.3%。2.2 不同下的速度流线图与云图分析图13示出 Re=150时，不同波纹角度高温板式换热器冷侧单通道中间截面的速度流线。可以看出，当流体进入冷侧流道时，由于换热板片中间位置的波纹凸起与凹陷方式不同，在冷侧流道内形成导流换热区与主要换热区，导流换热区在Y 方向上形成速度梯度，具有分压分流作用，入口导流换热区不仅可以起到换热作用，还具备导流作用，使得主要换热区的流体分布更加均匀。尽管冷侧流道的流体从右上方流入，左下方流出，但整体流动方向呈现出均匀的右上到左下趋势。该结构的板片在一定程度上有助于减少流动死区，提高换热效率。对于波纹倾角较小的10和20板片，在导流换热区流体主要沿着波纹槽流动，导致导流换热区的换热系数较低且压降损失较小。对于波纹倾角较大的70和80板片，流体易受到波纹板片对流体的切向力作用，导致主要换热区的流动变得更加曲折。（a）=10 （b）=20 （c）=30 （d）=40 （e）=50 （f）=60 （g）=70 （h）=80图13 不同类型的板式换热器在进口体积流量为9.8L/min 时的速度流线图Fig.13 Velocitystreamlinesfordifferenttypesofplateheatexchangerswithaninletvolumetricflowrateof9 8L/min14PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41，No.2，2024此外，出口位置的流速明显高于入口位置，主要是由于流体为变物性的可压缩性气体。在冷流体流经冷侧流道后，出口温度比进口温度高约760K，导致出口附近的冷流体密度相对于进口附近的冷流体密度降低了约原来的2/3，而进口流量恒定，因此，尽管在损失了一部分动能后，出口区域流体流动速度反而更快。由图14可以看出，流道内的速度场受到波纹与波纹相距较近的触点区域的显著影响，形成了触点周围的低速区和触点之间的高速区。在触点周围，速度的梯度较大，主要是由于换热板片间流通截面的形状不规则且不断变化所导致。因此，流体在板间的流动呈现出周期性扩散收敛的特征。（a）=10 （b）=20 （c）=30 （d）=40 （e）=50 （f）=60 （g）=70 （h）=80图14 不同类型的板式换热器在进口体积流量为9.8L/min 时的速度云图Fig.14 Velocitycontourmapfordifferenttypesofplateheatexchangerswithaninletvolumetricflowrateof9 8L/min2.3 冷侧流道综合性能分析传热性能和阻力性能是评价换热器性能的关键指标。为了全面评估换热器的性能，需要综合考虑这两方面的表现。采用单位压降下的换热系数作为衡量换热器传热效益的标准，可以在一定程度上反映换热器的能量利用效率25-27。不同下的高温板式换热器单位压降换热系数与 Re的关系如图15所示。图15 不同角度下单位压降换热系数与 Re 的关系曲线Fig.15 RelationshipcurvesbetweentheunitpressuredropheattransfercoefficientandReatdifferentangles从图15可以看出，随着 Re 的增加，单位压降换热系数随之减小，原因是体积流量的增加使换热增加，但增加流道内的体积流量使压降也随之增大，且压降的增加速率远超过换热的增加速率。总体来看，在=1080的范围内，相同 Re 下，波纹倾角越小、综合性能越高。波纹倾角为10时的换热器的单位压降换热系数相对于20，30，40，50，60，70，80板片平均提高了7.2%，7.8%，14.2%，18.9%，25.1%，38.6%，39.4%。3 结论（1）数值模拟计算得到的流体速度矢量分布与 PIV 试验测得的流体速度矢量分布基本一致，均表现出由左下到右上的逆流形态。流体沿主流方向的速度表现出周期性变化且速度峰值逐渐降低，模拟和试验的平均误差为6.55%，在10%以内，验证了数值模拟方法的准确性与可靠性。（2）波纹倾角较小的板片结构，流体主要沿着波纹槽流动，随着波纹倾角的增加，板片对流体切向力的影响逐渐增大。该换热器的流体流动形式与常规板式换热器不同，流体在进入主要换热区之前，先流经导流换热区，流体在导流换热区由于波纹的独特布置方式会在 Y 方向上形成速度梯度，经分压分流后再流入主要换热区，使得流体主流方向发生改变。15王 珂，等：导流型高温板式换热器的流动与传热特性分析（3）冷侧流道传热系数与压降由于板片波纹结构的不同，导流换热区与主要换热区的波纹结构不同，流体进入主要换热区时，流体主流方向与竖直方向的夹角会增大；流体流出主要换热区时，流体主流方向与竖直方向的夹角会减小。由于两换热区的这种相互作用，导致波纹倾角为30时，换热系数最高且对应的压降较低，平均换热系数比其他波纹倾角高约4.9%27.4%，平均压降值比其他波纹倾角（4080）低约1.2%9.6%。（4）不同下高温板式换热器的单位压降换热系数都随着 Re 的增加而减小，当=10时整体的综合性能最好。波纹倾角为10时，换热器单位压降换热系数的平均值相对于20，30，40，50，60，70，80的板片提高了7.2%，7.8%，14.2%，18.9%，25.1%，38.6%，39.4%。参考文献：1 刘泽坤，谢媚娜，何娴雅，等 结合碳捕集的SOFC-sCO2布雷顿循环集成系统性能分析J 工程热物理学报，2023，44（11）:3016-3021LIUZK，XIEMN，HEXY，etal PerformanceanalysisofanintegratedSOFC-sCO2braytoncyclesystemcombinedwithcarboncaptureJ JournalofEngineeringThermophysics，2023，44（11）:3016-30212 赵瑞云，孟凡昌，许小波，等 板式换热器在原油系统中的选型设计与计算 J 石油和化工设备，2020，23（8）:11-13ZHAORY，MENGFC，XUXB，etal DesignandcalculationofplateheatexchangerincrudeoilsystemJ PetroChemicalEquipment，2020，23（8）:11-133 陈洪涛 液化醪流变特性及其在板式换热器设计中的应用 J 化工管理，2021（33）:41-42CHENHT StudyonrheologicalcharacteristicsofliquefiedmashanditsapplicationinplateheatexchangerdesignJ ChemicalManagement，2021（33）:41-424 熊耀宇，李思芸 板式换热器在暖通空调设计中的 应 用 研 究 J 工 程 建 设 与 设 计，2021（10）:47-49XIONGYY，LISY ApplicationresearchofplateheatexchangerinHVACdesignJ Construction&DesignforEngineering，2021（10）:47-495 NEAGUAA，KONCSAGC，BARBULESCUA，etalCalculationmethodsforgasketplateheatexchangersusedinvegetableoilmanufacturecomparativestudyJ RevistadeChimie，2015，66（9）:1504-15086 杨洋 乳品厂的余热回收应用及板式换热器传热的研究D 哈尔滨:哈尔滨商业大学，2016YANGY RecoveryofwasteheatfromthedairyfactoryandstudyonheattransferofplateD Harbin:HarbinUniversityofCommerce，20167 GHANG T G，LEE S M，AHN K Y，et al AnexperimentalstudyonthereactioncharacteristicsofacoupledreactorwithacatalyticcombustorandasteamreformerforSOFCsystemsJ Internationaljournalofhydrogenenergy，2012，37（4）:3234-32418 WARDM，METCALFEA，DAPKUNASS Ceramictubeheatexchangertechnologydevelopmentforindirect-firedgasturbinecycleJ JournalofEngineeringforPower，1983，105（2）:310-3169 聂嵩，曲伟 CC 型原表面回热器传热与流动数值模拟J 工程热物理学报，2004（6）:989-991NIES，QUW NumericalsimulationonheattransferandflowperformancesofCCprimarysurfacerecuperatorrecuperatorJ JournalofEngineeringThermophysics，2004（6）:989-99110 MARTIJNL Heatexchangerandmethodformanufacturing a heat exchanger core withmanifold:201910308915 1P 2022-01-1111 UTRIAINENE，SUNDNB AcomparisonofsomeheattransfersurfacesforsmallgasturbinerecuperatorsC/TurboExpo:PowerforLand，Sea，andAirAmericanSocietyofMechanicalEngineers，2001，78521:V003T01A08712 WANGQW，LIANGHX，XIEGN，etal GeneticalgorithmoptimizationforprimarysurfacesrecuperatorofmicroturbineJ JournalofEngineeringforGasTurbinesandPower，2007，129（2）:436-44213 CIOFALOM，STASIEKJ，COLLINSMW，etalInvestigationofflowandheattransferincorrugatedpassages-Numericalsimulations J InternationalJournalofHeatandMassTransfer，1996，39（1）:165-19214 MYLAVARAPUS，SUNX，FIGLEYJ，etalInvestigationofhigh-temperatureprintedcircuitheatexchangersforveryhightemperaturereactorsJ JournalofEngineeringforGasTurbinesandPower，2009，131（6）：06290515 SOSNOWSKIM，KRZYWANSKIJ，GRABOWSKAK，etal Polyhedralmeshinginnumericalanalysisofconjugateheattransfer C/EPJWebofConferencesEDPSciences，2018，180（5）：589-59416 HUZ，HEX，YEL，etal Full-scaleresearchonheattransferandpressuredropofhighfluxplateheat16PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41，No.2，2024exchangerJ AppliedThermalEngineering，2017，118:585-59217 张雪姣 印刷电路板式换热器流动传热及热应力分析研究 D 东营:中国石油大学（华东），2019ZHANGXJ NumericalstudyonflowheattransferandthermalstressofprintedcircuitheatexchangerD Dongying:ChinaUniversityofPetroleum（EastChina），201918 王珂，孙光毅，安博，等 人字形角对导孔型板壳式换热器壳程流体流动与传热特性的影响J 压力容器，2023，40（3）:7-15WANGK，SUNGY，ANB，etal Effectofherringboneangleonflowandheattransfercharacteristicsofthefluidonshellsideofguidegroovetypeshell-and-plateheatexchangerJ PressureVesselTechnology，2023，40（3）:7-1519 LEEH，SADEGHIANJAHROMIA，KUOPL，etal Experimentalinvestigationofthethermofl