本文介绍了一种用于数值模拟非共沸烃类混合物在螺旋缠绕式换热器中冷凝传热及流动特性的实验方案。该方法通过评估运行条件与滚动工况，预测传热系数和压降。
本文内容
摘要
摘要
作为天然气液化过程的核心部件，缠绕式换热器在液化天然气（LNG）生产中起着至关重要的作用。为了全面理解非共沸烃类混合物在螺旋管内的冷凝流动与传热特性，本研究采用高精度数值模拟方法，并遵循明确的工作流程：首先通过专业建模工具建立几何模型，继而使用专用网格生成软件进行网格划分，随后在商业求解器中开展数值计算（包含实时收敛性监测），最后进行定量化的后处理分析。这一集成化方法确保了所建立数值模型的高保真度。与经典实验数据（Neeraas 的实验数据）相比，传热系数的最大偏差低于15%，摩擦压降梯度的最大偏差低于10%。模拟结果表明，改变滚动周期和振幅会在传热过程中产生相似的振荡趋势，同时表现出强化与削弱的双重效应。具体而言，滚动周期可使传热性能变化±20%，而滚动振幅的影响为±10%。
引言
天然气作为一种相对清洁的化石燃料，燃烧时排放的二氧化碳和其他污染物显著少于煤炭和石油。在全球向可再生能源系统转型的过程中，由于天然气能够维持能源供应的稳定性与可靠性，常被视为一种“过渡燃料”1。通过液化过程，气态天然气被冷却为低温液态（LNG），体积缩小约600倍，从而极大地方便了运输与储存2。螺旋缠绕式换热器（SWHE）是天然气液化过程中的核心部件。此类换热器由一系列螺旋管组成，螺旋管在圆柱形壳体内围绕中心芯轴逐层反向缠绕，并通过隔板分隔各层，以确保换热所需的足够间隙。由于其螺旋结构，SWHE能在较小的占地面积内提供较大的传热表面积3。这种紧凑型设计使其非常适用于大型设施的集成，特别是空间受限的海上浮式生产平台。在液化天然气生产中常用的混合制冷剂液化工艺中，非共沸烃类在管内自下而上流动，而壳侧冷流体则以逆流方式在管束间隙中自上而下流动。在此条件下，管侧的核心过程为非共沸烃类在螺旋管内的冷凝，涉及复杂的气液两相流动4,5。
为了准确预测管内冷凝过程的流动与传热特性，已开展了大量研究。对于单组分烷烃，Fries 等人6测量了丙烷在水平管内的冷凝传热特性，发现压降随管径和饱和压力的降低而增大。他们还指出，重力导致管底的传热系数低于管顶。Zhuang 等人7,8研究了甲烷和乙烷在水平管内的冷凝过程，表明传热系数和摩擦压降随流速和蒸汽干度的增加而增大。先前一项研究9分析了丙烷在微通道中的冷凝过程，证实其传热与压降趋势与常规通道相似。对于混合制冷剂，Smit 等人10研究了R22/R142b混合物在水平管内的冷凝，发现当质量通量较低时，提高R142b的质量分数会显著降低传热系数。Berrada 等人11研究了R134a/R23混合物，发现不同组分比例下温度滑移对传热的影响较小。Neeraas 在螺旋管中对乙烷/丙烷混合物进行了实验，指出混合效应显著影响冷凝传热系数的计算12。在数值模拟方面，Li 等人13模拟了乙烷/丙烷的冷凝过程，表明传热系数和摩擦压降随饱和压力的升高而降低。Qiu 等人14在模拟螺旋管中丙烷冷凝时引入了气液夹带效应；结果表明，考虑该效应后，模拟结果与实验数据之间的偏差降低至25%以内。
尽管针对各种工作流体和通道结构已开展了大量研究，但文献中通常研究的纯物质或二元流体与工业液化天然气（LNG）生产中所使用的多组分混合物之间仍存在显著差距。具体而言，针对在复杂流道内具有三种或更多组分的非共沸烃类混合物的数值研究仍极为有限15。此外，就海上LNG平台这一特殊应用场景而言，目前仍缺乏对海洋环境引起的设备运动如何改变冷凝流动与传热行为的全面认识。为弥补这些研究空白，本研究结合计算流体动力学（CFD）模拟与现有实验数据，建立了一个详细的三维两相冷凝流动模型，并基于经典实验数据对模拟所得的传热系数和摩擦压降进行对比与分析。基于该模型，本文重点模拟了螺旋管中典型气田组分的冷凝过程，特别是在滚动条件下的冷凝行为，以探究复杂运动对多组分冷凝传热内在机理的影响。本研究为海上天然气液化过程中高效换热器的设计与优化提供了可靠的理论依据和工程指导。
方案
由于本研究聚焦于螺旋管内冷凝过程中的局部传热与压降特性，当流动充分发展后，可采用简化计算区域，以准确表征局部流动与传热行为。为与实验数据进行验证，基于Neeraas提出的物理模型构建了三段式螺旋管模型。12，管径为14 mm，螺旋角为 10°，线圈直径为2 m。该模型由三个区域组成：充分发展段（0.6 m）、测试段（0.2 m）和压力稳定段（0.2 m）。充分发展段可确保流体在进入目标区域前流动已充分发展；测试段用于与实验数据进行对比，并对局部流动与传热特性进行详细分析；压力稳定段旨在维持出口压力稳定，防止回流，从而避免对测试段所获结果造成干扰。具体建模软件来源于 材料清单.
1. 物理模型与网格
- 打开建模软件。在底部状态栏中选择草图模式，然后点击Z–X平面进入草图环境。
- 在顶部工具栏中选择圆形工具。在原点处绘制一个直径为14的圆，然后按Enter键。点击顶部工具栏中的返回3D模式。草图中的圆形将被转换为一个曲面。
- 选择生成的圆形曲面。点击顶部工具栏中的移动工具（快捷键：M）。曲面上将出现一个三轴操作手柄（三轴操纵器）。将操纵器中心的黄色球体拖动至全局原点（0, 0, 0），该点将作为旋转和平移的参考点。
- 沿X轴拖动红色箭头，输入1000 mm，然后按Enter键。旋转：点击围绕X轴的旋转环（蓝色或绿色弧线），输入10°，然后按Enter键。
- 点击顶部工具栏中的拉伸工具（快捷键：P），并选择圆形曲面。在左侧面板中选择旋转选项。然后选择全局坐标系的Z轴作为旋转轴。在左侧面板中启用螺旋选项。创建体积1：在输入框或左侧面板中输入高度138.87 mm和角度45.16°，然后按Enter键。第一个流体域生成完成。
- 创建体积2：选择体积1的新端面。重复螺旋拉伸操作，再次使用Z轴作为旋转轴。输入高度69.44和角度22.58°。
- 创建体积3：选择体积2的新端面。使用与体积2相同的方法和参数创建体积3。
- 点击顶部菜单栏中的工作台选项卡。点击共享按钮。软件将自动高亮显示三个体积之间相交的两个面。点击右侧的完成（对勾）按钮。
- 点击左侧面板中的组选项卡。选择第一个体积的初始圆形面，然后点击创建命名选择，并将其定义为入口 (in)。
- 选择第三个体积的最终圆形面，按Ctrl + G创建组，并将其定义为出口 (out)。
- 选择三个体积的外侧圆柱面，并将其定义为壁面边界：wall1、wall2和wall3。
- 在左侧结构树中，按住Ctrl键并选择三个实体。按Ctrl + G创建组，并将其重命名为fluid。
- 将生成的几何体连接至网格模块，并双击打开网格划分软件。在左侧树形结构中点击网格。在左下角的详细信息面板中展开尺寸，并将单元尺寸设置为3。
- 在树形结构中右键点击网格，选择插入 > 尺寸。选择入口表面 (in) 作为几何体，点击应用。将单元尺寸设置为0.6。
- 在树形结构中右键点击网格，选择插入 > 边界层。几何体：选择全部三个流体域，点击应用。边界：选择定义为wall的外壁面，点击应用。将选项更改为第一层厚度。第一层高度：0.01mm。最大层数：15。增长比率：1.25。
- 在树形结构中右键点击网格，选择插入 > 方法。选择三个流体域，点击应用。在方法下拉菜单中选择扫掠。在此选择下，选择手动源。选择入口表面 (in) 作为源面，点击应用。
- 在树形结构中右键点击网格，选择生成网格。本研究中严格控制网格质量。生成网格的最小正交质量高于0.90。
2. 模拟软件操作
- 打开求解软件。进入 文件 选项卡，在 读取 下选择 网格。然后进入 缩放网格，将 网格创建单位设为 mm。
- 在 求解器设置 中，选择 基于压力的求解器，在 速度公式 中选择 绝对，并启用 瞬态选项 以处理时间相关问题。
注：通过将振荡方程叠加到静止参考案例上，并通过用户自定义函数实现，移动坐标系框架可表示振荡条件。 - 点击 用户自定义，然后选择 函数。在解释型 UDF 区域加载已编译的振荡文件。
注：所得运动形式如公式 (1) 所示。本研究采用并实现了基于静态网格的方法，利用移动坐标系框架进行建模。晃动现象的基本物理机制依赖于流体相对于容器边界的相对运动。晃动激励在动量方程中以等效的动态加速度源项形式表示，从而能够在静态网格上完整再现动态流体作用力。
(1)
在该方程中，Tc 表示摇摆周期，X 表示由摇摆产生的位移。 - 将 重力加速度 在 Y 方向设为 −9.81 m/s2。在 模型 下启用 能量 模型，并开启 能量方程。
- 在 模型 下启用 粘性 模型，并选择 雷诺应力模型（7 方程）。在 雷诺应力模型设置 中，选择 线性压力-应变 模型。对于 近壁处理，选择 可伸缩壁面函数。
- 在 相 中，将 相-1（主相）设为 气体，将 相-2（次相）设为 液体。在 全局选项 下启用 表面张力力建模，并选择 连续表面力模型。
注：本研究采用了一种基于温度和压力依赖性热物理性质的等效伪流体方法，这是多组分混合物 CFD 研究中广泛接受的方法。在初始混合物组成固定的条件下，状态相关的热物理性质——包括密度、动力粘度、导热系数、比热容以及饱和特性——在整个运行温度和压力范围内，通过 NIST REFPROP 数据库计算并生成。在本研究中，混合物在整个模拟过程中保持宏观组成的均匀性。利用 NIST 提供的可变物性参数，能够准确捕捉多组分流体的非线性热物理特性，同时避免不必要的计算开销。 - 以乙烷–丙烷混合物为例，在汽相比为 0.56、压力为 3.2 MPa 的条件下，在 材料 中定义液相物性如下：
- 密度：393.06 kg/m3
- 比热容 (Cp)：3866.4 J/(kg·K)
- 导热系数：0.078798 W/(m·K)
- 粘度：5.4796 × 10⁻5 Pa·s
- 分子量：37.115 kg/kmol
- 标准状态焓：0
- 参考温度：321 K
- 在材料中定义气相物性如下：
- 密度：67.49 kg/m3
- 比热容 (Cp)：3488.7 J/(kg·K)
- 导热系数：0.03035 W/(m·K)
- 粘度：1.129 × 10⁻5 Pa·s
- 分子量：34.756 kg/kmol
- 标准状态焓：0
- 参考温度：321 K
- 将 入口边界条件 设为 质量流入口（质量通量 300 kg/(m2·s)），将 出口 设为 压力出口（0 MPa），将 壁面边界条件 设为 热流密度（-10340 W/m2）。
- 在 方法 下选择 PISO 算法 作为求解方法。对于 体积分数，选择 Geo-Reconstruct。
注：尽管体积分数法（VOF）在追踪晃动和热相变过程中的宏观自由表面拓扑演化方面被广泛接受，但其在界面捕捉精度和微尺度界面波动的解析方面仍存在固有局限。VOF 公式本质上依赖于离散单元格内的相体积分数。本文采用的 Geo-Reconstruct 方案显著减轻了数值扩散；然而，对亚网格微液滴、喷雾形成或微界面结构的解析仍严格受限于局部网格的细化程度。对于本研究重点关注的宏观晃动动力学、整体热对流以及相变传质规律，当前包含约 142 万个网格单元的 VOF 框架在拓扑精度与计算成本之间实现了最优平衡。 - 在 监控 中设置以下监控项：
- 测试段入口和出口的压力。
- 入口和出口的温度。
- 壁面温度。
- 入口和出口的体积分数。
注：能量残差的收敛判据设为 1 × 10⁻8，其余参数的收敛判据设为 1 × 10⁻4。关键全局变量，包括面积加权平均温度和测试段总压降，均进行动态监控。计算持续进行，直至这些变量不再出现波动，确保流场已达到充分发展且稳定的状态。
- 初始化方法选择标准初始化，从所有区域开始计算。初始化完成后，在 运行计算 面板中设置：时间步长：1 × 10⁻4 s，时间步数：1 × 106。
3. 后处理与数据导出配置
- 在计算活动面板中，单击自动保存（每个流动时间）以打开自动保存窗口。在自动保存设置中，将保存数据文件 每 [s] 设置为 0.01，并指定流动时间作为保存时间间隔类型。对于保存关联案例文件类型，选择仅在修改时保存，然后单击确定。
- 从结果面板中打开云图窗口。在云图设置中，启用填充、节点值、边界值、全局范围和自动范围选项。
- 选择相作为云图类型，体积分数作为变量，然后指定相-1为目标相。最后，单击保存/显示以可视化云图分布。
注意：传热系数通过壁面热通量除以温差驱动力计算得到，该驱动力由测试段进出口之间的温差获得。在晃动条件下，采用时间平均传热系数。压降通过监测进出口压力差确定，随后将该压降除以管段长度，计算得到摩擦压降梯度。 - 将获得的数据导入 Excel，例如进出口温度和压力值。
- 根据第 3.3 节中的计算方法，获取进出口之间的温差和压差。
结果
利用已验证的数值模型，对实际的液化过程进行了模拟，以系统研究不同操作参数下传热系数和摩擦压降的变化规律，从而为换热器的设计与优化提供理论依据。主要结论总结如下：对于纯工质的冷凝过程，传热主要局限于靠近管壁的液膜区域，气液界面温度等于主流蒸汽温度，二者均对应于饱和温度。相比之下，混合物的冷凝是一个非平衡过程，其特征是在液膜和蒸汽核心中同时发生传热。因此，气液界面温度偏离整体饱和温度，同时界面浓度也偏离平衡饱和状态。在此过程中，较难挥发的组分优先冷凝，导致更易挥发的组分在相界面处富集。这种富集提高了易挥发组分在局部的浓度，在界面与主流蒸汽之间形成浓度梯度。该梯度引发显著的质量传递阻力，阻碍难挥发组分的冷凝，从而降低冷凝传热系数。
体积分数方程：
(2)
(3)
气相和液相的体积分数满足以下条件：
(4)
能量方程：
(5)
相变Lee模型：
(6)
(7)
其中，S(αl) 表示单位体积、单位时间内与相变相关的传质速率；αl 表示液相体积分数；αg 表示气相体积分数；u⃗ 表示两相共同速度，单位为 m/s；ρ 为通过体积分数加权平均得到的混合物密度，单位为 kg/m3；µ 表示混合物的动力粘度，单位为 Pa·s；h 为气相和液相的平均焓，单位为 J/kg；λeff 表示气液相之间的有效导热系数，单位为 W/(m·K)；r 为时间松弛因子，单位为 1/s，本文中设定为 104；Ts 为饱和温度。工作流体混合物在冷凝过程中的行为与纯工作流体不同，主要原因是各组分的挥发性差异。
质量通量、蒸汽干度和饱和压力对冷凝传热系数和摩擦压降具有显著影响。随着质量通量的增加，流速上升，加剧了蒸汽膜的扰动，从而增强膜内传热，导致整体传热系数提高。同时，气相作用于液膜的剪切应力增强，导致摩擦压降增大。随着蒸汽干度的增加，两相间的滑移比和混合物流速均增大，强化了液膜与壁面之间的剪切相互作用以及气液相之间的界面剪切，从而提升传热性能。在此条件下，剪切效应占主导地位，而混合物密度的降低进一步加剧了摩擦压降的上升。饱和压力在决定流动与传热特性方面也起着关键作用。在较低饱和压力下，蒸汽密度减小而流速增加，导致液膜变薄、热阻降低，从而增强传热。相反，在较高饱和压力下，流体温度升高，液体密度和黏度下降，削弱了液膜与壁面之间的剪切相互作用，导致摩擦压降减小。当蒸汽干度为0.5时，随着质量通量从450增加至550 kg/(m²·s)，传热系数和摩擦压降均呈现上升趋势。2·s)，传热系数从5118上升至5637 W/(m2·K），增幅为10%。同时，摩擦压降从2523 Pa/m上升至3442 Pa/m，显著增加了36%。
横摇周期和横摇幅值对传热过程的影响表现出相似的趋势，均呈现出传热强化与恶化的共存现象。横摇运动改变了液膜内的湍流强度，从而影响了液膜的湍流动能。当周期平均湍流动能增加时，湍流增强的输运占主导地位，导致传热性能提升；相反，当周期平均湍流动能减小时，湍流的减弱会抑制传热性能。同时，横摇运动加剧了液膜的波动并改变了其厚度。液膜厚度的减小降低了热阻，因而增强了传热；而液膜厚度的增加则提高了热阻，削弱了传热性能。这两种机制，即湍流动能的变化和液膜厚度的改变，相互作用并共同决定了一个横摇周期内的整体传热行为。在本研究考虑的范围内，横摇周期对传热性能的影响大约在±20%以内，而横摇幅值的影响则在±10%以内。
图1：模拟物理模型的示意图。 由于模拟全尺寸螺旋管的计算成本过高，因此采用简化的缩小域模型，如图1所示。为与Neeraas12的实验数据进行验证，构建了一个三段式模型（管径：14 mm，螺旋角：10°，线圈直径：2 m）。该模型包括一个充分发展段（0.6 m），用于建立流动；一个测试段（0.2 m），用于局部数据对比；以及一个压力稳定段（0.2 m），用于防止回流并维持出口压力稳定。该模型由三部分组成，其中第一部分源自蔡此前出版的书籍中的示意图1。请点击此处查看此图的放大版本。
图2：网格独立性结果。 图2展示了传热系数和摩擦压降随网格数量变化的网格独立性验证结果。如图所示，当总网格单元数从60万增加到133万时，传热系数和摩擦压降均显著下降。当网格单元数超过133万后，两个监测量的变化趋于平缓；进一步将网格细化至185万单元，相对偏差小于0.5%，表明已达到网格独立性。在兼顾计算精度与计算资源消耗的基础上，后续所有模拟均采用约142万网格单元的网格分辨率。此外，该网格分辨率已被验证适用于静止和摇摆工况。 请点击此处以查看此图的放大版本。
图3：传热系数的数值模拟结果与Neeraas实验数据的验证结果。在蒸汽干度0.2–0.8范围内，预测的传热系数与实验数据吻合良好。具体而言，在蒸汽干度为0.2–0.4时，模拟结果略高于实验数据；而在蒸汽干度为0.5–0.8时，实验值略微超过数值模拟预测值。根据定量评估，最大偏差为15%。请点击此处查看该图的放大版本。
图4：摩擦压降数值模拟结果与Neeraas实验数据的对比验证。总体而言，预测的摩擦压降略高于实验结果，最大偏差不超过10%。请点击此处查看该图的放大版本。
图5：不同质量通量下的气相体积分数（直径 = 10 mm，干度 = 0.5）。图5展示了在相同干度条件下，不同质量通量下出口截面处的气相体积分数分布。如图所示，最小气相体积分数为0，表明管壁仍完全被液膜润湿。在低质量通量下，流动主要受重力控制，呈现典型的分层流结构。随着质量通量的增加，气相对液膜施加的剪切应力逐渐增强，并最终主导流动行为，导致流动形态从分层流逐渐向环状流转变。此外，干度也对流动形态的演变具有重要影响，并与质量通量共同决定了两相流结构的变化。请点击此处查看该图的放大版本。
图6：不同质量通量下的传热系数。图6展示了传热系数随不同质量通量的变化情况。在干度恒定时，传热系数随质量通量的增加而增大。在冷凝过程中，管内壁会形成一层蒸汽膜。随着质量通量的增加，流速上升，加剧了蒸汽膜的扰动，增强了膜内的传热效果，从而降低了热阻。因此，在较高的质量通量下，传热系数更高。同时，随着质量通量的增加，对应液膜的雷诺数也随之增大。总体而言，质量通量对传热系数具有显著影响。请点击此处查看该图的放大版本。
图7：不同质量流速下的摩擦压降。图7展示了在不同质量流速条件下摩擦压降的变化情况。结果表明，在相同干度下，摩擦压降随质量流速的增加而显著增大。这主要是因为较高的质量流速导致更高的流速，从而增强了气相对液膜的剪切作用以及壁面剪应力，进而导致更大的摩擦压降。总体而言，质量流速对摩擦压降具有显著影响。请点击此处查看此图的放大版本。
图8：不同蒸汽干度下的气相体积分数（直径 = 10 mm）。图8展示了四种蒸汽干度下的出口蒸汽体积分数分布。在低蒸汽干度时，体积分数迅速上升，而在高蒸汽干度时接近1并趋于平缓。观察到四种明显的流动形态：分层流、半环状流、环状流和雾状流。在低蒸汽干度下，重力占主导地位，形成上部为蒸汽、下部为液体的分层流动。随着蒸汽干度增加，界面剪切力取代重力成为主导机制，推动流动从半环状流和环状流发展为雾状流。请点击此处查看此图的放大版本。
图9：不同饱和压力下的气相体积分数。随着饱和压力的升高，液体密度降低，而蒸汽密度增加，导致两相之间的密度差发生变化，并使混合物总体密度上升。同时，气液滑移特性发生改变，两相之间的界面剪切作用减弱，从而导致蒸汽体积分数下降。这些变化在传热系数和摩擦压降的变化趋势中得到更直接的体现。请点击此处查看该图的放大版本。
图10：不同饱和压力下的传热系数。图10展示了在不同蒸汽干度和饱和压力下的传热系数。在恒定蒸汽干度条件下，较低的饱和压力会产生较高的传热系数。从机理上看，较高的压力会增加蒸汽密度，从而降低流速和界面剪切应力，导致液膜增厚，进而增大热阻并削弱传热性能。此外，在较高蒸汽干度下，饱和压力的影响更加显著，此时蒸汽流速占主导地位，压力引起的密度变化会导致界面剪切应力出现更大的波动。请点击此处查看该图的放大版本。
图11：不同饱和压力下的摩擦压降。图11展示了不同饱和压力下摩擦压降的变化情况。结果表明，在相同干度下，随着饱和压力的升高，摩擦压降减小。结合不同饱和压力下的速度分布、过冷温度场以及汽相体积分数分布，这些结果说明较高的饱和压力对应较高的流体温度，同时伴随液体密度和黏度的降低。因此，液膜与管壁之间的剪切相互作用减弱，导致摩擦压降减小。请点击此处查看该图的放大版本。
图12：不同滚动周期下的气相体积分数（蒸气干度 = 0.5，质量通量 = 550 kg/(m2·s)，振幅 A = 3 m）。在固定滚动幅值下，较短的滚动周期会导致由振荡运动引起的附加惯性效应更强，从而在流场中产生更剧烈的速度波动。这些波动也表现出明显的周期性行为，伴随着流动加速与减速的交替阶段。同时，滚动运动改变了液膜的空间分布并影响了流动形态，进而影响传热性能。当平均液膜厚度增加时，液膜的热阻增大，导致传热性能减弱；相反，当平均液膜厚度减小时，液膜的热阻降低，从而增强传热效果。流动工况的分类依据参考文献4中提出的流动形态转变准则。请点击此处查看该图的放大版本。
图13：不同滚动周期下的传热系数。图13对比了在滚动运动条件下与静止基准相比的时间平均传热系数（HTC）。滚动使传热系数在±20%范围内发生变化，既可能增强也可能削弱传热性能。在低传热系数区域（较低蒸汽品质），滚动通过增强液膜内的湍流和界面波动而强化传热，且滚动周期越短，强化效果越显著。相反，在高传热系数区域（较高蒸汽品质），滚动会压缩蒸汽核心并增加液膜厚度（由于环状流中平均增厚及离心效应），从而增大热阻，导致传热性能下降。因此，建议在海上应用中预留适当的设计裕量。图中每个数据点对应一个独立且确定性的数值模拟工况。控制方程的CFD求解未引入测量噪声，也不包含重复实验中固有的统计方差；因此，基于统计分布的误差棒既不适用也无必要。请点击此处查看该图的放大版本。
图14：不同滚动幅度下的传热系数。图14比较了在不同滚动幅度下相对于静止基准的时间平均传热系数（HTC）。滚动幅度使传热系数在±10%范围内发生变化，既可能增强也可能恶化传热性能。在低传热系数（较低蒸汽品质）条件下，滚动通过增强液膜湍流和界面波动而促进传热，且幅度越大效果越显著。相反，在高传热系数（较高蒸汽品质）条件下，滚动会压缩蒸汽核心并增厚液膜（由于环状流中的平均增厚和离心效应），从而增加热阻，导致传热性能下降。因此，建议在海上应用中设置适当的设计裕量。请点击此处查看该图的放大版本。
| 质量通量 | 汽相 | 压力 | 管道直径 (mm) | 缠绕角度 | 卷绕直径 (m) | 滚动周期 (s) | 滚动振幅 (m) |
| kg/(m2·s) | 干度 | MPa | ° | ||||
| 350–550 | 0.1–0.9 | 3–5 | 10 | 4 | 2 | 2–5 | 2–3 |
表1：模拟工作条件。 表1总结了实际工业过程中液化段轻烃混合物的模拟条件15。工作流体由甲烷、丙烷、异戊烷、乙烯和氮气组成，摩尔比为55.314:1.407:0.04:23.709:19.53。采用基于NIST REFPROP的物性数据，以准确描述该均相混合物在所有操作条件下的非线性行为，同时最小化计算成本。
讨论
三段式结构对保障模拟的可靠性至关重要，它可在测试段上游建立充分发展的流动条件，并抑制出口处的回流，从而提高预测结果的准确性。这一观点在以往关于水平管道的研究中也有所体现1。在本研究的网格生成过程中，第一层网格高度、边界层层数以及最小正交质量要求同样关键，因为它们直接影响模拟结果的准确性。质量通量、蒸汽干度和饱和压力显著影响冷凝传热和压降。提高质量通量会增强蒸汽流速和界面剪切力，从而提高传热系数和摩擦压降。提高蒸汽干度也会增强界面剪切力，并促进流型从分层流向环状流和雾状流转变。相反，提高饱和压力则会降低传热系数和摩擦压降。这些趋势通常与以往关于碳氢化合物冷凝的实验和数值研究结果一致6,7,8,9,13。对于非共沸混合物，还应考虑由于汽液界面附近组分重新分布引起的附加传质阻力10,11,12。
一个重要发现是，滚动运动可能增强或恶化冷凝传热性能。在研究范围内，滚动周期使传热性能变化约±20%，而滚动幅值引起的变动约为±10%。这种行为主要源于液膜湍流和液膜厚度变化的共同作用。湍流增强或液膜变薄会提升传热性能，而湍流减弱或液膜增厚则导致传热恶化。因此，总体传热响应取决于这两种机制之间的竞争关系。在应用该方法时，应考虑若干数值计算问题。由于预测的传热和压降对液膜厚度及界面行为较为敏感，因此需要足够的近壁面网格分辨率和合适的时间步长。此外，不应仅依靠残差来判断收敛性。还应监测温度、压力、蒸汽体积分数和压降等关键物理量，以区分数值振荡与实际由滚动引起的波动。
然而，本研究仅考虑了有限数量的滚动工况，仍需开展更广泛的参数化研究，以更全面地理解动态运行条件对冷凝性能的影响。在实际的海上液化天然气应用中，换热器可能会因船舶运动而经历复杂的六自由度运动，包括滚动、俯仰和偏航运动的组合。这些动态效应会持续改变螺旋管内的重力场、二次流结构以及液膜分布，从而影响局部传热和压降特性。因此，未来的研究应探讨不同滚动振幅、频率和运动方向的耦合效应，以建立适用于海洋环境下螺旋管换热器的更完整的性能评估框架。
此外，还需要利用实际运行数据进行进一步验证，特别是考虑到本研究中采用的工作流体与实际工业液化天然气（LNG）工艺中使用的非共沸烃类混合物之间的差异。在真实的LNG系统中，混合制冷剂由于多种组分之间的相互作用，通常表现出显著的温度滑移和复杂的相平衡行为。这些特性可能影响冷凝机制、界面传质过程以及局部热物理性质。尽管当前模型能够成功预测总体的流动与传热趋势，但仍需通过使用实际的五组分混合制冷剂（如氮气/甲烷/乙烯/丙烷/异戊烷混合物）开展实验研究，以进一步验证模型的可靠性，并提升其在工业条件下的适用性。
此外，在高蒸汽质量的环状雾状流动条件下，所选湍流模型的适用性仍需进一步研究。在此流动状态下，可能发生强烈的相界面变形、液滴夹带以及剧烈的湍流相互作用，导致蒸汽核心与液相之间动量和能量交换的机制十分复杂。传统湍流模型在预测此类高度各向异性的两相流特性时可能引入不确定性。因此，未来的研究可考虑采用先进的湍流模型、改进的界面力关联式或界面解析型数值方法，以提高在极端运行条件下的预测精度。当运行压力显著超过本研究范围（3–5 MPa）时，数值结果的可靠性也需通过更多实验数据进一步验证。压力变化会显著影响制冷剂的热物理性质、相平衡特性及冷凝行为，从而导致数值预测结果与实际性能之间出现偏差。同样，本研究中所考察的质量通量范围为 350–550 kg/(m2·s)，而液化天然气（LNG）换热器可能在更高的质量通量下运行。所提出的数值模型在更高质量通量条件下是否仍能保持足够的准确性与通用性，仍有待通过进一步的实验与数值研究加以确认。
尽管存在这些局限性，本研究仍为液化天然气（LNG）应用中螺旋盘管式换热器的设计与优化提供了有意义的理论见解和定量指导。在所研究的运行范围内，将设计裕度增加约20%可有效补偿由滚动工况引起性能下降的问题，为确保在海上动态环境中可靠运行提供了一种实用的工程方法。该研究成果不仅有助于深入理解运动条件下螺旋盘管换热器内的冷凝特性，也为开发更高效、更坚固的液化天然气传热系统提供了有价值的参考。
披露
作者声明，他们不存在任何已知的可能影响本文所报告工作的竞争性财务利益或个人关系。
致谢
本研究由辽宁省教育厅高校基础研究项目（Xianshi Fang，项目编号：LJ212512594008）和沈阳市工业产品检测技术与智能检测装备重点实验室（项目编号：JC2503、JC2512）资助。
材料
| 姓名 | 公司 | 目录编号 | 评论 |
|---|---|---|---|
| Fluent | ANSYS | 2020r1 | 仿真软件 |
| SpaceClaim | ANSYS | 2020r1 | 建模软件 |
参考文献
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