崔大偉，宋 磊，林繼銘

（中廣核研究院有限公司，廣東 深圳 518000）

超臨界二氧化碳（S-CO2）布雷頓循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)具有設(shè)備緊湊、熱功轉(zhuǎn)換效率高、靈活性強(qiáng)等優(yōu)勢(shì)；鉛冷快堆（lead-cooled fast reactor，LFR）是第4代反應(yīng)堆中極具發(fā)展?jié)摿Φ亩研椭?，具有設(shè)計(jì)緊湊、體積小、導(dǎo)熱性能好、熱效率高、功率大、可自然循環(huán)且噪音小等優(yōu)點(diǎn)[1]：布雷頓循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)的特性與鉛冷快堆緊湊、高效、靈活的應(yīng)用需求高度吻合，被認(rèn)為是鉛冷快堆的理想動(dòng)力循環(huán)。同時(shí)，S-CO2憑借良好的穩(wěn)定性和熱物理性質(zhì)在反應(yīng)堆堆芯冷卻劑的溫度范圍內(nèi)表現(xiàn)出惰性氣體性質(zhì)，可顯著提升鉛冷快堆發(fā)電系統(tǒng)的安全性，被認(rèn)為是核反應(yīng)堆內(nèi)最具應(yīng)用前景的能量傳輸和轉(zhuǎn)換工質(zhì)之一。

中間換熱器（intermediate heat exchanger，IHX）是鉛冷快堆與S-CO2布雷頓循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)耦合的關(guān)鍵熱傳輸部件，也是反應(yīng)堆一、二回路系統(tǒng)壓力邊界的重要部件，其性能直接影響鉛冷快堆發(fā)電系統(tǒng)的 效率及安全性。然而，目前關(guān)于鉛鉍合金（Pb/Bi）和S-CO2耦合換熱特性的研究尚未見相關(guān)報(bào)道。部分學(xué)者對(duì)Pb/Bi與其他工質(zhì)（氦氣、高壓水）的耦合換熱特性開展過(guò)研究，如陳飛[2]研究了Pb/Bi和氦氣在管殼式換熱器內(nèi)的耦合換熱特性，結(jié)果表明氦氣對(duì)換熱器的換熱性能影響相較于管側(cè)的Pb/Bi更大，提高氦氣的質(zhì)量流量可明顯增大換熱器的傳熱系數(shù)；付琦[3]研究了Pb/Bi和高壓水在管殼式換熱器內(nèi)的耦合換熱特性，提出降低高壓水入口溫度，提高液態(tài)Pb/Bi入口溫度以及兩者質(zhì)量流量都會(huì)起到強(qiáng)化換熱的作用，且改變兩者質(zhì)量流量對(duì)換熱性能的影響均高于改變溫度產(chǎn)生的影響。Ma等人[4]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了S-CO2和H2O在套管式換熱器內(nèi)的換熱特性，結(jié)果表明，總傳熱系數(shù)和S-CO2側(cè)傳熱系數(shù)隨溫度的變化近似于比熱容在擬臨界區(qū)內(nèi)隨溫度變化的凸起形狀。

不同于常規(guī)流體的換熱，熱側(cè)Pb/Bi和冷側(cè)S-CO2工質(zhì)本身物理性質(zhì)（圖1）的特殊性導(dǎo)致其耦合傳 熱過(guò)程非常復(fù)雜，具體如圖2所示。熱側(cè)Pb/Bi具有較低的普朗特?cái)?shù)Pr（Pr<<1），熱擴(kuò)散率比運(yùn)動(dòng)黏度大得 多[5-6]，因此其熱邊界層區(qū)域明顯大于流體邊界層，如圖2a)所示。在對(duì)流換熱過(guò)程中，相對(duì)較小的黏度會(huì)使流動(dòng)快速達(dá)到自由流速度，而較髙的熱導(dǎo)率能使熱量迅速傳遞至流體核心區(qū)，熱傳導(dǎo)機(jī)理相對(duì)于動(dòng)量熱擴(kuò)散傳遞機(jī)理不可忽略，甚至占支配地位。而在冷側(cè)，S-CO2的傳熱行為受黏性層影響顯著[7-9]。流動(dòng)通道內(nèi)徑向和軸向的溫度梯度分布和湍流脈動(dòng)使S-CO2熱物性在空間和時(shí)間維度上呈現(xiàn)強(qiáng)非線性分布，從而導(dǎo)致特殊的速度型線、切應(yīng)力分布，以及由此產(chǎn)生的浮力效應(yīng)、加速效應(yīng)等特殊的超臨界湍流對(duì)流傳熱特征。兩者熱量傳輸?shù)漠惢率箵Q熱器處于大溫差、高熱流運(yùn)行條件，極易引起冷側(cè)S-CO2傳熱惡化，產(chǎn)生局部熱應(yīng)力畸變，使主換熱器的換熱效率和安全性受到嚴(yán)重威脅。因此，精準(zhǔn)掌握Pb/Bi與S-CO2的耦合換熱機(jī)理是鉛基堆發(fā)電系統(tǒng)的關(guān)鍵基礎(chǔ)問(wèn)題。

計(jì)算流體力學(xué)方法為分析液態(tài)金屬和超臨界流體的耦合傳熱機(jī)理提供了有效手段，但數(shù)值模擬的主要挑戰(zhàn)之一是建立可靠的湍流傳熱模型[10]，因?yàn)橐簯B(tài)金屬中的熱擴(kuò)散占主導(dǎo)地位，而S-CO2中的熱對(duì)流占主導(dǎo)地位，兩者與普通流體完全不同。為了準(zhǔn)確捕捉液態(tài)金屬和S-CO2的湍流傳熱特性，一些學(xué)者[11-13]嘗試使用DNS和LES方法來(lái)分析這些特殊的湍流傳熱行為，然而DNS/LES需要大量的計(jì)算資源，且僅適用于簡(jiǎn)單流道和低雷諾數(shù)條件。雷諾時(shí)均（Reynolds averaged Navier-Stokes，RANS）方程方法具有低成本和較高的準(zhǔn)確性，成為更優(yōu)選擇。RANS基于動(dòng)量和熱擴(kuò)散之間的相似性，采用湍流普朗特?cái)?shù)（Prt）來(lái)模擬湍流熱通量，由于湍流渦黏性的存在，湍流傳熱中的渦熱擴(kuò)散率αt可以容易地在渦黏度模型中獲得。湍流普朗特?cái)?shù)定義為動(dòng)量渦擴(kuò)散率與熱渦擴(kuò)散率之比，因此，湍流普朗特?cái)?shù)與渦黏性νt和渦熱擴(kuò)散率αt有關(guān)。通常，湍流熱輸運(yùn)與湍流動(dòng)量輸運(yùn)嚴(yán)格相似[14]，而對(duì)于液態(tài)金屬流動(dòng)和擬臨界區(qū)S-CO2，其流動(dòng)邊界層與熱邊界層有很大不同，湍流熱輸運(yùn)與湍流動(dòng)量輸運(yùn)嚴(yán)重違反了雷諾比擬。因此，本研究通過(guò)數(shù)值模擬方法全面評(píng)估2種特殊工質(zhì)的湍流輸運(yùn)模型與兩者耦合換熱機(jī)理模型，并對(duì)兩者在不同工況下的耦合換熱特性展開細(xì)致的比較分析。

1 數(shù)值計(jì)算模型

為全面評(píng)估各類湍流輸運(yùn)模型對(duì)液態(tài)金屬和超臨界流體計(jì)算的適用性，建立數(shù)值計(jì)算模型，結(jié)果如圖3所示。首先應(yīng)用簡(jiǎn)單的圓形管道模型（圖3a)）進(jìn)行計(jì)算，然后建立套管式換熱器模型（圖3b)）評(píng)估耦合換熱特性的差異。計(jì)算通道直徑D為10 mm，長(zhǎng)度L為1 000 mm；套管通道內(nèi)徑為10 mm，套管外徑為30 mm，內(nèi)管壁厚為2 mm。單管計(jì)算時(shí)的 邊界條件設(shè)置為：入口流速0.1~8.0 m/s，入口溫度T=550 ℃，出口壓力101 kPa，外壁附加恒定熱流500 kW/m2。套管計(jì)算時(shí)邊界條件設(shè)置為：冷側(cè)入口流速0.1~8.0 m/s，熱側(cè)入口流速0.2~0.8 m/s，入口溫度T=550~800 ℃。

求解的守恒方程如下。

質(zhì)量守恒方程：

式中：ρ為流體密度；t為時(shí)間；為流體速度。 動(dòng)量守恒方程：

式中：p為靜壓；為應(yīng)力張量；和分別為該方向上的重力體積力和外部體積力；Sh為源項(xiàng)。

能量守恒方程：

式中：E為流體能量；λeff為流體導(dǎo)熱系數(shù)；T為流體溫度；h為流體的比焓；為擴(kuò)散通量。

SSTk-ω湍流方程：

式中：μ為動(dòng)力黏度；μt為湍流黏度；σω為ω方程的湍流能量普朗特?cái)?shù)；Gk為由于層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；Gω由ω方程產(chǎn)生；Yk和Yω分別k方程和ω方程的可壓縮湍流中的波動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的貢獻(xiàn)；Dω為交叉擴(kuò)散項(xiàng)；Sk和Sω為源項(xiàng)。

液態(tài)金屬是具有低擴(kuò)散率的超低普朗特?cái)?shù)流體，因此在計(jì)算域內(nèi)，尤其是在邊界層內(nèi)，需采用更為精細(xì)的網(wǎng)格，具體見表1。

表1 不同普朗特?cái)?shù)的多種流體在近壁區(qū)域的網(wǎng)格 Tab.1 Grids of multiple fluids with different Prandtl numbers in the near wall region

當(dāng)y+=1時(shí)，液態(tài)金屬與S-CO2工質(zhì)第1層網(wǎng)格高度比普通流體（如空氣，Pr=1）的小2個(gè)數(shù)量級(jí)。網(wǎng)格劃分時(shí)，整個(gè)計(jì)算區(qū)域采用六面體網(wǎng)格，套管式換熱器模型橫截面的網(wǎng)格分布如圖4所示。網(wǎng)格無(wú)關(guān)性校驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。經(jīng)網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證后，最終生成1 070 000個(gè)網(wǎng)格單元。對(duì)于單管換熱，在設(shè)定進(jìn)、出口邊界條件的基礎(chǔ)上，在固體壁上添加恒定熱源以模擬均勻熱流；而對(duì)2種工質(zhì)的耦合換熱則分別設(shè)定2種流體的入口溫度和壓力，采用有限體積法對(duì)計(jì)算域進(jìn)行離散，使用SIMPLEC算法求解，引入的湍流普朗特?cái)?shù)模型均采用用戶定義函數(shù)（UDF）進(jìn)行編譯求解。

2 冷、熱側(cè)計(jì)算模型比較

2.1 熱側(cè)液態(tài)金屬湍流普朗特?cái)?shù)模型比較與驗(yàn)證

在針對(duì)液態(tài)金屬湍流換熱的渦黏性計(jì)算方法中，付琦[3]針對(duì)液態(tài)金屬的湍流換熱模型進(jìn)行了小范圍內(nèi)的校驗(yàn)，以期找出準(zhǔn)確的湍流模型和湍流普朗特?cái)?shù)Prt模型，其數(shù)值模擬結(jié)果表明，SSTk-ω湍流模型與Realizablek-ε湍流模型計(jì)算獲得的均方根誤差較小，具有較高的準(zhǔn)確性。經(jīng)全面調(diào)研，現(xiàn)有的主要Prt模型見表2。

表2 現(xiàn)有的主要Prt模型 Tab.2 The current main Prt models

上述模型在不同佩克萊數(shù)Pe條件下的分布特性如圖6所示。顯然，不同Prt模型的差異顯著，其適用性也存在較大差異。

為評(píng)估表2中所有液態(tài)金屬Prt模型對(duì)不同Pe條件下湍流傳熱的影響，將計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較，結(jié)果如圖7所示。為全面了解不同模型的差異，引入液態(tài)Pb/Bi在圓管內(nèi)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[19]以及傳熱預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式進(jìn)行比較。由圖7可以看出：湍流Prt模型的計(jì)算結(jié)果通常高于關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)值和實(shí)驗(yàn)值，特別是Jischa模型獲得的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)間出現(xiàn)顯著偏差，表明多數(shù)Prt模型并不能有效地描述液態(tài)金屬的湍流傳熱；Cheng & Tak模型的預(yù)測(cè)結(jié)果似乎與Kirillov的相關(guān)性非常吻合，兩者也與現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好，這主要是因?yàn)镃heng&Tak模型在構(gòu)建時(shí)本身就整合了大量的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，并對(duì)模型進(jìn)行了優(yōu)化。因此，Cheng&Tak模型與關(guān)聯(lián)式和實(shí)驗(yàn)值呈現(xiàn)很好的一致性，可用于后續(xù)液態(tài)金屬湍流傳熱計(jì)算。

2.2 冷側(cè)超臨界二氧化碳湍流模型比較與驗(yàn)證

由于熱物理性質(zhì)的急劇變化，超臨界流體的湍流傳熱行為（特別是在擬臨界區(qū)）十分特殊，無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)。為此，多位學(xué)者[20-24]針對(duì)邊界層內(nèi)超臨界流體的特殊湍流分布特性，建立了多個(gè)適用于超臨界流體湍流換熱的Prt模型，具體見表3。

表3 超臨界流體湍流換熱Prt模型 Tab.3 Prt models for turbulence heat transfer of supercritical fluid

圖8給出了7種湍流模型對(duì)S-CO2傳熱惡化工況預(yù)測(cè)適用性的比較。由圖8可以看出，在擬臨界點(diǎn)前的傳熱惡化壁溫峰值處，AKN、YS和v2f這 3種低Re模型的壁溫預(yù)測(cè)值均遠(yuǎn)高于實(shí)驗(yàn)值，而RNGk-ε模型、Standardk-ε模型和Realizablek-ε模型的壁溫預(yù)測(cè)值則明顯偏低，壁溫變化趨勢(shì)較為平緩，沒有捕捉到傳熱惡化的壁溫峰值現(xiàn)象；在擬臨界點(diǎn)后，由于流體全部轉(zhuǎn)變?yōu)閿M氣相流體，物性變化的劇烈程度明顯減弱，不同模型之間的壁溫預(yù)測(cè)值相差不大；與其他模型相比，SSTk-ω模型預(yù)測(cè)的壁溫峰值略低于實(shí)驗(yàn)值，但能更好地反映傳熱惡化工況的壁溫變化趨勢(shì)，在整個(gè)焓值區(qū)內(nèi)，SSTk-ω模型的壁溫預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值也最為吻合。

圖9給出了不同Prt模型計(jì)算的光滑管內(nèi)S-CO2內(nèi)壁面溫度計(jì)算數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)值的比較結(jié)果。其中圖9a)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)源于文獻(xiàn)[27]，圖9b)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)源于 文獻(xiàn)[28]。由圖9a)可見，當(dāng)超臨界流體處于擬臨界區(qū)內(nèi)時(shí)，Prt=0.85完全無(wú)法捕捉到準(zhǔn)確的壁溫分布，表明定常的Prt不適合超臨界流體擬臨界區(qū)內(nèi)的傳熱預(yù)測(cè)。Du和Tang的Prt模型計(jì)算獲得的壁溫曲線與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)總體一致，但Du模型在下游位置出現(xiàn)額外尖峰，因此Tang模型具有更好的匹配性。

由圖9b)可見，當(dāng)減小壁面熱負(fù)荷時(shí)，Tang等人提出的Prt模型與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好。因此，本文采用Tang提出的Prt模型對(duì)S-CO2側(cè)的傳熱進(jìn)行計(jì)算分析。

2.3 耦合換熱模型驗(yàn)證

由于工質(zhì)間耦合換熱的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)十分稀少，難以找到對(duì)應(yīng)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較驗(yàn)證。Pitla等人[29]曾采用分段測(cè)量方式對(duì)不同溫區(qū)內(nèi)S-CO2與H2O的耦合換熱特性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，其中實(shí)驗(yàn)段由8個(gè)串聯(lián)的套管式逆流換熱器組成，在每個(gè)子段進(jìn)、出口布置熱電偶測(cè)得S-CO2和H2O的溫度。為比較常規(guī)換熱與中間帶熱源加熱的差異，在串聯(lián)的套管式換熱器中H2O側(cè)一定位置處（L=3.7 m）加入熱源，使水溫升高，結(jié)果如圖10所示。

為驗(yàn)證本文模型的正確性，S-CO2側(cè)采用Tang提出的Prt模型，水側(cè)則采用常規(guī)Prt模型（Prt=0.85）進(jìn)行耦合計(jì)算。通過(guò)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較，發(fā)現(xiàn)計(jì)算得出的壁溫曲線與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合良好，表明本文建立的耦合計(jì)算模型及選取的湍流Prt模型具有良好的可靠性，可獲得準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)結(jié)果。

為進(jìn)一步校驗(yàn)液態(tài)金屬Prt模型對(duì)耦合換熱的影響，對(duì)不同溫區(qū)（高溫區(qū)與擬臨界區(qū)）的湍流耦合傳熱特性進(jìn)行了比較，結(jié)果如圖11所示。由圖11可以看出：在高溫區(qū)內(nèi)，湍流Prt模型的使用對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響微弱，在冷端兩者的溫差十分相近，最大溫差（約5 K）出現(xiàn)在S-CO2側(cè)，表明Prt模型對(duì)遠(yuǎn)離擬臨界點(diǎn)的傳熱影響較小；但在溫度處于物性變化敏感的擬臨界區(qū)，當(dāng)使用Prt模型時(shí)，熱側(cè)出口Pb/Bi溫度降低約2 K，而冷側(cè)出口S-CO2溫度從454 K降為443 K，降幅明顯，表明Prt模型對(duì)耦合換熱的影響十分顯著。因此，當(dāng)研究超臨界流體在擬臨界區(qū)內(nèi)的耦合傳熱時(shí)，必須準(zhǔn)確選取Prt模型，否則將帶來(lái)顯著誤差。

3 耦合傳熱計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 入口雷諾數(shù)的影響

不同工質(zhì)入口流量條件下，即不同入口雷諾數(shù)時(shí)，液態(tài)金屬與超臨界流體耦合傳熱將發(fā)生顯著變化。圖12給出了管道兩側(cè)沿長(zhǎng)度方向的溫度分布，其中Pb/Bi側(cè)流速小于2 m/s（分別取0.44、0.88、2 m/s），S-CO2側(cè)流速大于8 m/s（分別取8、16 m/s）。由圖12可以看出：當(dāng)Pb/Bi側(cè)流速固定而S-CO2側(cè)流速升高時(shí)，S-CO2側(cè)工質(zhì)溫度沿管道長(zhǎng)度方向持續(xù)下降，且下降幅度顯著，表明提高流速可大幅增強(qiáng)兩者的換熱能力；而對(duì)于熱的Pb/Bi流體，隨著Pb/Bi側(cè)流速的升高，沿流動(dòng)方向溫度緩慢下降，表明提升流速對(duì)于熱側(cè)熱量交換的提升不顯著。為準(zhǔn)確評(píng)估兩側(cè)流速（或雷諾數(shù)）對(duì)耦合換熱的影響，圖13給出了熱側(cè)和冷側(cè)工質(zhì)雷諾數(shù)對(duì)傳熱的影響規(guī)律，其中U是傳熱系數(shù)。

由圖13a)可以看出：當(dāng)固定熱側(cè)工質(zhì)的雷諾數(shù)時(shí)，隨著冷側(cè)工質(zhì)雷諾數(shù)的提高，換熱系數(shù)幾乎呈線性增加；而當(dāng)固定冷側(cè)工質(zhì)的雷諾數(shù)時(shí)，隨著熱側(cè)工質(zhì)雷諾數(shù)RePb/Bi的提高，換熱系數(shù)基本不變。顯然，液態(tài)金屬與超臨界流體之間存在耦合傳熱，其傳熱阻力主要存在于工質(zhì)S-CO2側(cè)，提升S-CO2的流速可以迅速提高傳熱性能，隨著雷諾數(shù)從24 467增加到195 736，傳熱系數(shù)從32 W/K增加到69 W/K，增加了115%。

3.2 工質(zhì)入口溫度的影響

由于S-CO2的物性在擬臨界區(qū)內(nèi)呈奇異性變化，處于不同溫區(qū)時(shí)，其耦合換熱特性將發(fā)生較大改變。分別將入口溫度設(shè)為遠(yuǎn)離擬臨界點(diǎn)（Tin=573 K）、近擬臨界區(qū)（Tin=323 K）以及低于擬臨界點(diǎn)（Tin=273 K），研究不同溫區(qū)內(nèi)耦合換熱規(guī)律，結(jié)果如圖14所示。

由圖14可看出，不同溫區(qū)內(nèi)，液態(tài)金屬與S-CO2的換熱能力呈現(xiàn)較大差異。當(dāng)遠(yuǎn)離擬臨界區(qū)時(shí)，S-CO2溫度變化顯著，而液態(tài)金屬的溫度變化較小；在近擬臨界點(diǎn)處，由于S-CO2定壓比熱容顯著增加，吸熱能力增強(qiáng)，換熱能力增強(qiáng)，溫升的變幅減?。划?dāng)工質(zhì)溫度位于擬臨界點(diǎn)以下時(shí)，則呈現(xiàn)完全相反的情形，冷側(cè)S-CO2的換熱能力大幅提升，溫升較小，而液態(tài)金屬的溫降明顯，這主要是由于在耦合換熱過(guò)程中，S-CO2攜帶熱量作用增強(qiáng)，強(qiáng)大的吸熱能力與超臨界流體在擬臨界區(qū)強(qiáng)烈的交混作用使工質(zhì)溫度變化較小，而液態(tài)金屬由于冷側(cè)的強(qiáng)換熱作用，溫度大幅下降。因此，可以通過(guò)調(diào)控冷側(cè)S-CO2的運(yùn)行溫區(qū)，使耦合換熱能力進(jìn)行變換，當(dāng)主體工質(zhì)狀態(tài)處于擬臨界區(qū)時(shí)，整體的耦合換熱能力可大幅增強(qiáng)。

4 結(jié) 論

由于液態(tài)金屬和S-CO2的特殊熱物理性質(zhì)及其湍流傳熱行為，相較于常規(guī)流體，兩者的耦合換熱特性差異顯著。為準(zhǔn)確的捕捉工質(zhì)間的耦合換熱能力，本研究首先對(duì)管內(nèi)液態(tài)金屬與超臨界二氧化碳湍流換熱Prt模型的適用性進(jìn)行了比較分析，校驗(yàn)了耦合換熱模型的預(yù)測(cè)能力，并討論分析了不同工況條件2種工質(zhì)的耦合換熱特性，得到以下結(jié)論。

1）多數(shù)湍流Prt模型無(wú)法適用于液態(tài)金屬或S-CO2湍流換熱的預(yù)測(cè)，Cheng & Tak提出的模型在預(yù)測(cè)液態(tài)金屬傳熱方面表現(xiàn)出較好的準(zhǔn)確性，Tang等人提出的Prt模型在預(yù)測(cè)S-CO2湍流傳熱方面表現(xiàn)出更優(yōu)的適用性。

2）高溫區(qū)內(nèi)，湍流Prt模型對(duì)遠(yuǎn)離擬臨界點(diǎn)的傳熱影響較??；但在溫度處于物性變化敏感的擬臨界區(qū)，Prt模型對(duì)耦合傳熱的影響十分顯著，相對(duì)誤差達(dá)到2%。

3）液態(tài)金屬與超臨界流體之間耦合傳熱的阻力主要存在于S-CO2側(cè)，因而冷側(cè)S-CO2工質(zhì)雷諾數(shù)對(duì)耦合換熱影響顯著，提升S-CO2的流速可以迅速提高傳熱性能，當(dāng)雷諾數(shù)由24 467增加到195 736時(shí)，換熱能力增加115%。

4）S-CO2側(cè)入口溫度對(duì)耦合傳熱影響顯著。隨著S-CO2入口溫度由高溫區(qū)到擬臨界區(qū)，熱端溫差不斷變小，總體換熱能力提升，可通過(guò)調(diào)控S-CO2的運(yùn)行溫區(qū)來(lái)調(diào)整換熱器整體換熱性能。