劉妍君 邵應(yīng)娟 鐘文琪

(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過(guò)程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)

超臨界二氧化碳(S-CO2)布雷頓循環(huán)系統(tǒng)被認(rèn)為是一種具有廣闊應(yīng)用前景的能量轉(zhuǎn)換系統(tǒng)，并受到學(xué)者們的大量關(guān)注.CO2的臨界條件低(7.38 MPa，31.1 ℃)，其在臨界點(diǎn)以上時(shí)具有能量密度大、傳熱效率高[1]、壓縮性好、對(duì)應(yīng)發(fā)電設(shè)備尺寸小[2]、性能穩(wěn)定、對(duì)金屬腐蝕性弱等突出優(yōu)勢(shì)，非常適合作為特殊環(huán)境下的循環(huán)工質(zhì).與蒸汽循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)相比，以S-CO2為工質(zhì)的閉式布雷頓循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)在中高溫狀態(tài)能夠提供更高的效率和功率密度，僅在 620～650 ℃時(shí)，其理論發(fā)電效率即可達(dá)到50%以上[3-4].

換熱器是影響S-CO2布雷頓循環(huán)效率的關(guān)鍵設(shè)備，高效緊湊的換熱器才能充分發(fā)揮S-CO2布雷頓循環(huán)的優(yōu)勢(shì).印刷電路板式換熱器(PCHE)因其緊湊、高效、耐高溫高壓的特點(diǎn)成為S-CO2布雷頓循環(huán)系統(tǒng)中換熱器的不二選擇，當(dāng)前國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究已取得不少理論和實(shí)物成果，近幾年的成功應(yīng)用也證明了PCHE在極端工作條件下運(yùn)行良好[5-6].

近年來(lái)，對(duì)不同型式PCHE的研究取得了較理想的成果[7].Meshram等[8]在湍流狀態(tài)下對(duì)不同結(jié)構(gòu)的直通道PCHE和Z型通道PCHE的換熱及流動(dòng)進(jìn)行模擬并得出結(jié)論，通道直徑和雷諾數(shù)對(duì)總換熱系數(shù)有顯著影響，大轉(zhuǎn)折角和小節(jié)距的Z型通道PCHE有著更好的性能，并且運(yùn)用一維模型發(fā)現(xiàn)在相同熱負(fù)荷下，Z型通道PCHE的尺寸比直通道PCHE小.Tsuzuki等[9]首先提出一種新型的S型翅片非連續(xù)PCHE，與Z型PCHE對(duì)比發(fā)現(xiàn)，新型S型PCHE在與Z型PCHE的換熱性能相同時(shí)，前者壓降僅為后者的1/5，其原因在于S型PCHE中流體速度分布更均勻，消除了Z型通道PCHE中的逆流和漩渦.Kim等[10]首先提出了一種新型的翼型PCHE，并與Z型通道PCHE進(jìn)行數(shù)值模擬比較發(fā)現(xiàn)，翼型PCHE擁有與Z型相同的換熱性能，但是壓降是后者的1/12.

翼型PCHE因其較強(qiáng)的換熱能力和低壓降而受到廣泛關(guān)注.Shi等[11]探究S-CO2和熔融鹽在翼型PCHE中的換熱及摩擦，發(fā)現(xiàn)較高的進(jìn)口溫度會(huì)降低S-CO2的換熱性能，并提出了努塞爾數(shù)和摩擦因子的關(guān)聯(lián)式.付康等[12]對(duì)不同雷諾數(shù)情況下的PCHE進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，結(jié)果表明雷諾數(shù)增大，流體湍動(dòng)度加強(qiáng)，摩擦系數(shù)增加，壓力損失變大，同時(shí)努塞爾數(shù)增加，換熱性能提升.

目前對(duì)于翼型PCHE的研究集中于超臨界液化天然氣(LNG)和超臨界氮?dú)?，以超臨界二氧化碳為工質(zhì)的研究較多，但經(jīng)驗(yàn)式不足并且準(zhǔn)確性有待考察.此外，對(duì)于S-CO2布雷頓發(fā)電系統(tǒng)中大型 PCHE換熱器的研究很少，對(duì)于較高參數(shù)的高溫回?zé)崞餮芯扛鼮槿狈?

本文針對(duì)S-CO2布雷頓循環(huán)燃煤系統(tǒng)中的高溫回?zé)崞鱗13]，基于一種已經(jīng)得到的翼型PCHE結(jié)構(gòu)，采用數(shù)值模擬的方法對(duì)翼型PCHE中S-CO2的流動(dòng)與換熱進(jìn)行研究，對(duì)質(zhì)量流量、進(jìn)口溫度和出口壓力這幾種關(guān)鍵性因素對(duì)PCHE流動(dòng)與換熱特性影響規(guī)律進(jìn)行探究，并擬合了努塞爾數(shù)和范寧摩擦因子的關(guān)聯(lián)式，將雷諾數(shù)范圍由0～6×104擴(kuò)展到105，為PCHE在燃煤S-CO2循環(huán)系統(tǒng)中的應(yīng)用提供可靠的理論和借鑒意義.

1 數(shù)值方法

1.1 幾何模型及邊界條件

本文采用如圖 1所示的翼型PCHE模型用于數(shù)值研究[14-16].模型包括一個(gè)冷流體通道、一個(gè)熱流體通道以及流體之間用于換熱的固體部分，冷流體和熱流體流道的深度均為0.4 mm，固體換熱部分的深度為0.7 mm(見(jiàn)圖2).冷、熱流體的流道均包含2排完整的翼型翅片，其中每排有10個(gè)翼型翅片.為了流體進(jìn)入換熱區(qū)域前可以得到發(fā)展，并且在出口處避免回流，在流體進(jìn)入核心換熱部分之前和離開(kāi)換熱部分之后，均設(shè)置一段發(fā)展段[17].翼型翅片的長(zhǎng)度為6 mm，型號(hào)為NACA0020.

圖1 模型示意圖(單位：mm)

圖2 邊界條件示意圖(單位：mm)

經(jīng)研究通道內(nèi)翼型翅片不同的排列布局方式對(duì)印刷電路板式換熱器熱工水力性能的影響，得到適用于S-CO2布雷頓循環(huán)系統(tǒng)中的高溫回?zé)崞鞯淖罴巡贾梅绞剑撼崞g的水平距離為12 mm，垂直距離為3.6 mm，交錯(cuò)距離為6 mm，見(jiàn)圖 3.在本文的研究中將采用這一翼型翅片布置方式.

圖3 翼型翅片布置示意圖(單位：mm)

S-CO2作為工質(zhì)，其物性參數(shù)來(lái)源于NIST數(shù)據(jù)庫(kù)REFPROP.合金和不銹鋼由于適用于極端溫度和壓力條件而被認(rèn)為是PCHE的良好材料，選擇316不銹鋼用于PCHE的固體區(qū)域.

表1展示了邊界條件的設(shè)定，為減少網(wǎng)格數(shù)量，模型中流道的深度為實(shí)際流道深度的1/2，因此上、下壁面設(shè)置為對(duì)稱(chēng)邊界；為模擬多排翅片的流動(dòng)與傳熱現(xiàn)象，左、右壁面設(shè)置為周期邊界，流體進(jìn)口設(shè)置為質(zhì)量流量進(jìn)口，出口設(shè)置為壓力出口，流體與固體的換熱壁面設(shè)置為耦合，發(fā)展段壁面設(shè)置為絕熱邊界.本文數(shù)值模擬研究采用李平姣等[13]所設(shè)計(jì)的燃煤布雷頓循環(huán)系統(tǒng)中的工況參數(shù)：冷流體入口溫度Tin,c為354.69 K，出口壓力pout,c為30.35 MPa；熱流體的入口溫度Tin,h為512.92 K，出口壓力pout,h為7.7 MPa；熱流體與冷流體的質(zhì)量流量之比為1∶0.67.在分析進(jìn)口溫度及出口壓力的影響時(shí)，冷流體質(zhì)量流量mc均設(shè)為3.8 g/s，熱流體的質(zhì)量流量mh設(shè)為5.7 g/s.

表1 邊界條件設(shè)定

1.2 網(wǎng)格劃分及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性

采用ICEM CFD軟件進(jìn)行模型構(gòu)建及網(wǎng)格劃分，計(jì)算結(jié)果對(duì)網(wǎng)格數(shù)量及網(wǎng)格質(zhì)量有很大的依賴(lài)性，對(duì)流固耦合壁面處的網(wǎng)格進(jìn)行加密以劃分邊界層網(wǎng)格，邊界層網(wǎng)格共3層，第1層網(wǎng)格的高度設(shè)為0.03，之后以1.2的比率增長(zhǎng).

對(duì)于翼型PCHE劃分10個(gè)網(wǎng)格數(shù)量不同的網(wǎng)格，在冷流體雷諾數(shù)為104的工況下進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，以冷流體出口溫度Tout,c、熱流體出口溫度Tout,h為監(jiān)測(cè)指標(biāo)，從圖4可以發(fā)現(xiàn)在網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到7.9×106的時(shí)候，出口溫度的變化不超過(guò)1%，符合網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求.因此采用網(wǎng)格數(shù)量為7.9×106的網(wǎng)格進(jìn)行模擬計(jì)算.

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

1.3 計(jì)算方法及數(shù)值有效性

本文中的各個(gè)工況均處于湍流狀態(tài)，采用雷諾平均法(RNS)求解控制方程.有學(xué)者對(duì)以S-CO2為工質(zhì)的PCHE進(jìn)行實(shí)驗(yàn)和模擬研究，發(fā)現(xiàn)采用剪切應(yīng)力輸運(yùn)(SST)k-ω模型獲得的壓降比實(shí)驗(yàn)測(cè)試高40%，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型時(shí)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好[6].因此本文選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型使得方程組封閉.本文使用壓力耦合方程組的半隱式(SIMPLE)方法對(duì)壓力和速度進(jìn)行耦合，采用Least Squares Cell Based方法對(duì)變量梯度進(jìn)行求解，采用二階迎風(fēng)格式對(duì)各項(xiàng)進(jìn)行離散.能量方程殘差項(xiàng)的收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-9，其余各項(xiàng)的收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-6.

將Kim等[16]的計(jì)算結(jié)果作為參考來(lái)驗(yàn)證模型有效性.歐拉數(shù)Eu的參考值為1.0，本文計(jì)算結(jié)果為0.968，誤差為3.2%；努塞爾數(shù)Nu的參考值為89，本文計(jì)算結(jié)果為92.8，誤差為4.3%，因此最大誤差為4.3%，認(rèn)為上述計(jì)算方法有效.

1.4 數(shù)據(jù)處理

流體的平均速度v計(jì)算式如下：

(1)

式中，m為流體的質(zhì)量流量，kg/s；ρ為流體的平均密度，kg/m3；A為流道的平均流通橫截面積，m2，計(jì)算式為

(2)

式中，V為計(jì)算平均流通面積所選取的體積；L為計(jì)算平均流通面積所選取的長(zhǎng)度.

流體平均雷諾數(shù)計(jì)算方法如下：

(3)

式中，μ為流體的平均動(dòng)力黏度，Pa·s；Dh為水力直徑，m.

范寧摩擦因子f可用于流體流動(dòng)性能的評(píng)價(jià)，其值越小，表示流體流動(dòng)性能越好，其定義式為

(4)

式中，Δp為流體進(jìn)出口的壓力差值，即壓降，Pa；Lch為流體流經(jīng)的長(zhǎng)度，m.

無(wú)量綱因子努塞爾數(shù)Nu常用于翼型PCHE換熱性能的評(píng)價(jià)[15]，Nu值越大，表示對(duì)流換熱的強(qiáng)度越大，PCHE的換熱性能越好.Nu計(jì)算式為

(5)

式中，λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；h為流體與固體之間的換熱系數(shù)，W/(m2·K)，計(jì)算方法為

(6)

式中，q為熱流密度，W/m2；Tw為流固耦合壁面的溫度，K；Tb為流體的平均溫度，K.

PEC常作為換熱器性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)，其計(jì)算方法[18]如下：

(7)

本文采用Nu/f1/3對(duì)換熱器的綜合性能進(jìn)行評(píng)價(jià).另外，冷流體和熱流體的進(jìn)出口壓力差值分別用ΔPc、ΔPh表示，冷流體和熱流體的范寧摩擦因子分別用fc、fh表示，冷流體和熱流體的努塞爾數(shù)分別用Nuc、Nuh表示.

2 結(jié)果與討論

2.1 質(zhì)量流量的影響

本節(jié)在冷流體質(zhì)量流量為1.27～10.20 g/s，對(duì)應(yīng)雷諾數(shù)為1×104～8×104的范圍內(nèi)，研究質(zhì)量流量對(duì)S-CO2在翼型PCHE中的流動(dòng)及換熱特性的影響.圖5(a)為流體壓降Δp與流體范寧摩擦因子f的變化趨勢(shì)，質(zhì)量流量增大，流體流速增大，湍流強(qiáng)度增強(qiáng)，因此壓力損失增加.同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，熱流體壓力損失一直高于冷流體，在冷流體進(jìn)口流量為6.36 g/s時(shí)，熱流體壓降已達(dá)到進(jìn)口壓力的2%，若控制壓降為進(jìn)口壓力的0.5%，冷流體質(zhì)量流量應(yīng)為2.7 g/s.

隨質(zhì)量流量增加，冷流體和熱流體的范寧摩擦因子都呈下降的趨勢(shì).由式(4)可知，范寧摩擦因子與壓降、流體平均密度和流體流速有關(guān)，雖然流體的壓降隨著質(zhì)量流量的增大而增加，但同時(shí)流體平均速度顯著提升，導(dǎo)致范寧摩擦因子逐漸減小.并且隨著質(zhì)量流量增加，范寧摩擦因子的變化曲線趨于平緩[19]，冷流體和熱流體的范寧摩擦因子將分別穩(wěn)定在0.006 0和0.004 7附近.范寧摩擦因子的變化表明PCHE內(nèi)流體流動(dòng)性能隨著流體質(zhì)量流量的增加而提升，但是提升效果逐漸減弱.

圖5(b)為不同質(zhì)量流量下的流體出口溫度和努塞爾數(shù)的變化曲線.提高質(zhì)量流量后，流體進(jìn)口與出口的溫度差值越來(lái)越小.冷流體努塞爾數(shù)從59不斷增加到293，熱流體努塞爾數(shù)從113不斷增加到581.努塞爾數(shù)的提高表征了PCHE換熱性能的提升，究其原因，大質(zhì)量流量下，流體擾動(dòng)程度加強(qiáng)，熱邊界層變薄，對(duì)流換熱效果加強(qiáng).

(a)Δp和f隨mc的變化曲線

圖5(c)顯示了Nu/f1/3隨質(zhì)量流量的變化規(guī)律，冷流體質(zhì)量流量從1.27 g/s提高到10.20 g/s，Nu/f1/3的值逐漸增大，其值在冷流體中從274增加到1 617，在熱流體中從612增加到3 454，計(jì)算發(fā)現(xiàn)PCHE的綜合性能提升了4.6倍.

由上述可知，在達(dá)到出口溫度要求和壓降要求的條件下，適當(dāng)增加質(zhì)量流量有利于換熱器的高性能運(yùn)行.但同時(shí)要注意到，質(zhì)量流量增加對(duì)于綜合性能的提升效果會(huì)逐漸減弱，并且在冷流體進(jìn)口流量為6.36 g/s時(shí)，熱流體壓降已經(jīng)達(dá)到進(jìn)口壓力的2%.

2.2 流體進(jìn)口溫度的影響

本節(jié)在334.69～374.69 K的冷流體進(jìn)口溫度范圍和492.92～532.92 K的熱流體進(jìn)口溫度范圍內(nèi)，研究流體進(jìn)口溫度對(duì)S-CO2在翼型PCHE中流動(dòng)與換熱特性的影響.

圖6(a)和(c)反映了不同進(jìn)口溫度下的流體壓降，進(jìn)口溫度提高后，流體的黏度和密度有所下降.冷流體進(jìn)口溫度提高后，其密度下降18.7%，黏度下降29.2%，平均速度提高了23%，物性參數(shù)改變的共同作用使得提高溫度后，流體在流道中的流速增加，進(jìn)而引起壓力損失的增加.圖中還反映了范寧摩擦因子隨流體溫度的變化趨勢(shì)，改變流體進(jìn)口溫度對(duì)范寧摩擦因子的影響較小，在6%以?xún)?nèi).

圖6(b)和(d)顯示了努塞爾數(shù)的變化曲線.提高冷流體進(jìn)口溫度后，冷流體努塞爾數(shù)的值從119.5提高到142.7，提高了19%.這是因?yàn)榕麪枖?shù)受對(duì)流換熱和導(dǎo)熱的共同影響，一方面對(duì)流換熱效果增強(qiáng)，壁面與流體的溫度差由52 K降低到41 K，另一方面冷流體導(dǎo)熱系數(shù)減小了18.7%.而熱流體努塞爾數(shù)的值受冷流體進(jìn)口溫度的影響較小.提高熱流體進(jìn)口溫度后，冷流體努塞爾數(shù)值從266.5降低到261.3，降低了2%，熱流體努塞爾數(shù)的值從271.5降低到256.9，降低了5.4%.可以發(fā)現(xiàn)改變冷流體溫度對(duì)于換熱性能的影響更大.

同時(shí)考慮傳熱能力和流動(dòng)阻力2方面，得到Nu/f1/3隨流體進(jìn)口溫度的變化曲線圖，見(jiàn)圖6(b)和(d).冷流體進(jìn)口溫度提高40 K后，冷流體Nu/f1/3的值明顯增加，從615.4增加到750.6，冷流體綜合性能提高了22%；熱流體Nu/f1/3的值有小幅下降，從1 540.7減小到1 491.9，減小3%.提高熱流體進(jìn)口溫度不利于PCHE的綜合性能提升，冷流體Nu/f1/3的值從686.9減小到682.8，減小0.6%；熱流體Nu/f1/3的值從1 540.7減小到1 491.9，減小3%.因此，采用較高的冷流體進(jìn)口溫度和降低的熱流體進(jìn)口溫度可以達(dá)到更高的綜合性能，并且相比來(lái)說(shuō)，改變冷流體溫度帶來(lái)的影響比熱流體更大.

(a)Δp和f隨Tin,c的變化曲線

2.3 流體出口壓力的影響

本節(jié)在28.75～31.95 MPa的冷流體出口壓力范圍和7.7～9.5 MPa的熱流體壓力范圍內(nèi)探究流體出口壓力的影響.

圖7(a)和(c)為壓降隨流體出口壓力的變化曲線.提高冷流體出口壓力后，冷流體壓降降低，熱流體壓降增加，變化幅度分別為5.2%、0.2%.提高熱流體出口壓力后，冷流體壓降幾乎不變，熱流體壓降下降20%.原因在于，在本文的壓力范圍內(nèi)，密度隨壓力的提升而增加，進(jìn)而流體速度降低，冷流體壓力提高后，其速度降低了5%，熱流體壓力提高后，其速度降低了19.5%，因此流體流動(dòng)時(shí)的摩擦減小.以上還表明一側(cè)的流體壓力變化引起的另一側(cè)流體壓降變化不大，因?yàn)閾Q熱量隨壓力的變化不明顯，冷流體壓力提升后，換熱量減少了0.6%，熱流體壓力提升后，換熱量增加了1.3%，而另一側(cè)流體只能通過(guò)換熱被影響.

如圖7(a)和(c)展示了范寧摩擦因子隨流體出口壓力的變化，隨著冷流體出口壓力的提升，冷流體和熱流體的范寧摩擦因子都逐漸增大，增幅分別為0.04%和0.1%.熱流體出口壓力增加后，冷流體范寧摩擦因子提高了0.15%，熱流體的范寧摩擦因子降低了0.4%.以上表明壓力對(duì)于范寧摩擦因子的影響較小.

流體努塞爾數(shù)隨流體出口壓力的變化曲線如圖7(b)和(d)所示.提高冷流體出口壓力后，冷流體的努塞爾數(shù)有明顯的下降，從136.3降低到127.8，降低了6%.提高熱流體出口壓力后，冷、熱流體的努塞爾數(shù)都沒(méi)有明顯變化.

同時(shí)考慮流動(dòng)與換熱特性，還得到如圖7(b)和(d)所示的Nu/f1/3的變化曲線.提高冷流體壓力后，熱流體的Nu/f1/3值無(wú)明顯變化，冷流體的Nu/f1/3值由709降低到664，降低了6%，即綜合性能降低.改變熱流體出口壓力后，Nu/f1/3值變化不大.

(a)Δp和f隨pout,c的變化曲線

由上述可知，采用較高的冷流體出口壓力會(huì)增加流體的壓降，冷流體綜合性能也會(huì)降低6%；采用9.5 MPa熱流體出口壓力時(shí)，可以在保持換熱器性能的同時(shí)減少20%的壓力損失.

2.4 流動(dòng)和傳熱關(guān)聯(lián)式

Nu和f的關(guān)聯(lián)式對(duì)于PCHE的設(shè)計(jì)和優(yōu)化至關(guān)重要[20]，當(dāng)下對(duì)于翼型PCHE內(nèi)的流動(dòng)傳熱關(guān)聯(lián)式較為缺乏.本文基于以上針對(duì)作為燃煤布雷頓S-CO2循環(huán)系統(tǒng)內(nèi)的高溫回?zé)崞鞯亩喾N運(yùn)行工況流動(dòng)傳熱數(shù)值模擬結(jié)果，計(jì)算得到相應(yīng)的平均雷諾數(shù)、范寧摩擦因子和努塞爾數(shù)，擬合得到如下新的流動(dòng)和傳熱關(guān)聯(lián)式[21]，最終獲得的準(zhǔn)則關(guān)聯(lián)式能夠在較寬的雷諾數(shù)范圍內(nèi)具有適用性：

f=0.139 54Re-0.284 05104≤Re≤105

(8)

Nu=0.022 82Re0.809 4Pr0.475 62104≤Re≤105

(9)

為確定流動(dòng)關(guān)聯(lián)式的準(zhǔn)確性，將其與數(shù)值模擬結(jié)果計(jì)算的范寧摩擦系數(shù)和Filonenko[22]的關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖8(a)所示.Filonenko關(guān)聯(lián)式對(duì)范寧摩擦因子有一定的預(yù)測(cè)效果，但仍存在一定誤差，其相對(duì)誤差均在±15%之外.本文對(duì)于模擬結(jié)果擬合得到的流動(dòng)關(guān)聯(lián)式對(duì)范寧摩擦因子的預(yù)測(cè)精度較好，大部分范寧摩擦因子的誤差在2%以?xún)?nèi)，最大誤差為6%.

(a)f模擬值與各關(guān)聯(lián)式對(duì)比

圖8(b)所示為數(shù)值模擬結(jié)果計(jì)算的努塞爾數(shù)與Gnielinski[23]、Dittus-Boelter[24]的關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值的對(duì)比圖.其中Gnielinski關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)效果最好，但仍存在18%的誤差，模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式的誤差來(lái)自于PCHE的結(jié)構(gòu)差異，流體在翼型PCHE受到強(qiáng)烈的擾動(dòng)，換熱效果增強(qiáng).本文對(duì)于模擬結(jié)果擬合得到的傳熱關(guān)聯(lián)式與模擬值之間的誤差最大為2.84%.

3 結(jié)論

1)冷流體質(zhì)量流量從1.27 g/s提高到10.20 g/s，PCHE綜合性能提升4.6倍.同時(shí)較高的質(zhì)量流量下流體壓降也增加，在冷流體進(jìn)口流量為6.36 g/s時(shí)，熱流體壓降已經(jīng)達(dá)到進(jìn)口壓力的2%.

2)在334.69～374.69 K的冷流體進(jìn)口溫度范圍和492.92～532.92 K的熱流體進(jìn)口溫度范圍內(nèi)，溫度對(duì)范寧摩擦因子f的影響在6%以?xún)?nèi).冷流體進(jìn)口溫度提高40 K后，冷流體綜合性能提高22%，并且相比于改變熱流體溫度，改變冷流體溫度對(duì)于綜合性能的影響更大.

3)采用9.5 MPa的熱流體出口壓力與采用7.7 MPa的熱流體出口壓力相比，可以在保持換熱器性能的同時(shí)減少20%的壓力損失.

4)針對(duì)S-CO2布雷頓循環(huán)燃煤系統(tǒng)中的高溫回?zé)崞鱗13]，提出S-CO2在翼型PCHE中新的流動(dòng)和傳熱關(guān)聯(lián)式.