AE：基于碳化锆/钨熔盐-超临界二氧化碳转换的2MW印刷电路板式换热器的设计
摘要
为了提高聚光太阳能（CSP）电厂的循环效率并降低电力平准化成本（LCOE），需要能够在700°C以上操作的印刷电路板式换热器（PCHE），用于熔融氯化物盐和超临界二氧化碳（sCO2）基流体的热交换。在本文中，为CSP电厂设计了一种高压、高温、功率为2MW的PCHE，其由热机械性能强大的碳化锆/钨（ZrC/W）复合材料构成。ZrC/W复合材料具有高导热性、高刚性和高温下的高抗断强度，并具备卓越的抗热循环和热冲击性能。 本文通过热机械设计分析确定了ZrC/W板材的适当厚度，并计算了其几何尺寸及热性能。同时系统地研究了板材数量和换热器长度对功率密度和压降的影响。此外，还进行了经济分析，将ZrC/W基PCHE的成本与由IN740H（一种先进的镍基高温合金）和316不锈制成的PCHE进行了比较。研究表明，在足够高的板材生产率下，ZrC/W基PCHE的制造成本显著低于镍基合金和不锈钢基PCHE，同时具有更高的功率密度。 受材料限制的影响，当前CSP电厂的峰值运行温度不超过565℃。例如在600°C以上的高压环境下，金属合金的机械性能显著下降[1, 2]。与蒸汽涡轮入口温度低于565°C的传统朗肯循环相比，当使用涡轮入口温度超过700°C的闭式超临界二氧化碳（sCO2）布雷顿循环时，热电转换效率可以显著提高[3-5]，从而大幅降低电力平准化成本（LCOE）[6]。因此，美国能源部计划开发峰值运行温度超过700°C的第三代CSP电厂[7]。为了实现这一目标，需研发能够将熔融盐热量传递至sCO2的关键部件——主换热器（HX）。 传统的钢制换热器，如管壳式或片式换热器，不适用于这一应用，原因包括： （1） 常见钢合金在600°C以上强度大幅下降[8-10]； （2） 不锈钢在惰性环境中的高温熔融氯化物盐中会遭受严重腐蚀[11]； （3） 这些换热器中管道的尺寸较大，导致换热表面密度较低，为实现所需的热传递速率需要更多的材料体积，从而增加整体成本[12, 13]。 为克服上述缺点，开发了一种新型换热器——印刷电路板式换热器（PCHE）。该换热器因其紧凑性以及在高压高温条件下的潜在运行能力，被认为是最有前途的换热器候选方案[14, 15]。PCHE由一叠薄板组成，每块板上有毫米级或亚毫米级尺寸的小通道。这些紧密排列的小通道（通常直径约1mm）带来了较高的表面积密度，从而在相同热传递速率下减少了固体材料的体积[15, 16]。这不仅简化了制造过程，还显著降低了成本，因为换热器的总成本通常由材料成本主导[13, 17]。值得注意的是，在熔融盐一侧，由于高粘度和低雷诺数的流体特性，PCHE小通道的设计可能会引发堵塞问题[18]。有研究提出了一些替代方案，例如螺旋管式换热器[19]和带有分离膨胀循环的壳管式换热器[20]。此外，研究人员还建议在熔融盐到sCO2的PCHE中使用直圆形通道以减少堵塞问题[21]。尽管存在这些挑战，PCHE仍因其高换热速率和成本优势被认为是最有前途的候选方案，并建议与螺旋管式换热器平行开发，用于先进高温反应器的二级换热器[19]。 目前已有大量关于PCHE热流体特性设计和建模的研究。例如，有学者研究了sCO2至sCO2 PCHE的换热与压降特性[22-24]，这种换热器可作为sCO2动力循环的热回收器，热侧温度限制在280°C。还有学者研究了用于先进高温核反应器的氦-氦PCHE[25-27]，其运行温度达到800°C。Wang等人研究了用于CSP系统的熔融盐至sCO2的PCHE的换热性能[28]。该PCHE由316不锈钢制成，热侧温度为254°C。而Shi等人对CSP操作温度达800°C的千瓦级熔融盐和sCO2 PCHE进行了数值分析[29]。然而，由于其板材设计使用了316不锈钢（316不锈钢），在高温高压条件下的容许应力较低，容易发生故障[8-10]。已有的综述文献总结了PCHE设计与分析的研究成果[14]，但这些PCHE多数未采用熔融盐和sCO2作为传热流体，或未针对高于700°C的高温条件设计。 目前，能够在700°C以上温度下有效传热的熔融盐至sCO2的PCHE尚未实现商业化，这主要是由于结构金属合金的成本限制。采用高强度、高温镍基超合金（如Inconel 740H或Inconel 617）会导致成本大幅增加，抵消高涡轮入口温度所带来的成本优势。因此，开发能够在高压（20 MPa）下运行且sCO2出口温度超过700°C的低成本PCHE势在必行。其目标成本应与基于超耐热合金的 PCHE 相当或更低。一种由ZrC/W组成的新型复合材料因其优异的高温性能成为一种有前景的解决方案，其优势包括高导热性、高刚性、高断裂强度以及良好的抗热循环和热冲击性能[17, 30-32]。Jarrahbashi等人此前设计了一种ZrC/W基PCHE，并分析了其换热、压降和功率密度等性能[24]。但该设计仅包含三层板材，换热速率仅为5 kW。目前尚未报道能够在700°C以上运行、适用于第三代CSP系统的兆瓦级熔融盐至sCO2的PCHE。本研究旨在设计一种用于第三代CSP系统的2 MW ZrC/W基PCHE，以实现700°C以上的熔融盐至sCO2传热，并通过与镍基超合金及316不锈钢制成的PCHE比较，展示其成本优势。 共连续的ZrC/W复合材料（其ZrC和W两相各自以互连网络的形式存在）可通过新型低成本成型工艺（如压制、凝胶铸造、带材铸造及3D打印）制备多孔陶瓷预成型体，然后通过孔隙率失调补偿工艺（DCP）的方法来实现形状和尺寸保持的反应熔融浸渗工艺来制造[17, 30-34]。ZrC和W均为硬质、高刚性、耐火材料，在室温下难以加工成复杂的致密几何形状。然而，DCP工艺通过结合低成本成型操作（生产多孔陶瓷预成型体）与孔隙填充液体/固体置换反应（将这些预成型体转化为致密、保形的高熔点陶瓷/耐火金属复合材料），克服了这些局限性。在用于生产ZrC/W陶瓷金属复合材料的工艺中，最终几何形状通过低成WC（碳化钨）多孔体的成型来实现，例如通过单轴压缩WC/粘合剂粉末混合物形成坯体。随后将WC/粘合剂坯体进行热处理以去除粘合剂，并进行初始阶段烧结（即在WC颗粒之间形成颈部连接），从而生产出刚性高孔隙率（约50%）的WC成型体。然后，将形成的多孔WC预成型体置于真空或惰性气氛中，用反应性Zr-Cu液体（熔点为1000°C）浸渗。在此过程中，液体中的Zr与WC发生置换反应生成W和ZrC（即碳从WC转移至ZrC）。固体WC转化为W和ZrC固体混合物时，内部固体体积的增加填充了WC预成型体的孔隙，从而生成一种致密（无孔隙）的ZrC/W基复合材料，其保持了原始多孔WC预成型体的三维形状和尺寸（通常在1%以内）。此外，未反应的Zr-Cu液体中的Cu成分在孔隙填充过程中被挤出复合材料。通过这种方法，可生产出具有复杂三维形状的致密高强度ZrC/W基复合材料，例如PCHE所需的带有图案化通道的板材，同时避免了昂贵的加工步骤（例如在2000°C和20 MPa下的热压烧结[35]，使用金刚石工具加工致密ZrC/W，长时间化学蚀刻等）。ZrC/W的机械和热性能总结于表1和表2中[17, 24, 36]。在测量的温度范围内（从室温到800°C），其机械性能（如断裂强度和杨氏模量）随温度变化甚微[17]。在更高温度下，断裂强度略有提升（通过四点弯曲测得，从室温的350 MPa增加到800°C的369 MPa）。这一断裂强度远高于结构用不锈钢和镍基超合金在800°C时的最大允许应力（10-35 MPa）[10]。由于ZrC和W均为耐火材料，其机械性能在更高温度下不预计会发生显著退化。Song等[35]测试了不同相含量的热压ZrC/W复合材料（30%体积的ZrC，70%体积的W）的机械性能，发现从室温到1200°C断裂强度略有提升，杨氏模量略有下降。ZrC/W还具有在800°C时66 W/（m·K）的热导率，比不锈钢和镍基超合金在该温度下高出2-3倍[10]。ZrC/W的密度、热容量和热膨胀系数均在800°C时测量，也就是本研究关注的温度。ZrC/W基板材通道表面的粗糙度为3-4 μm，接近复合材料中ZrC和W相的典型域尺寸（约5 μm）。此外，ZrC/W在750°C下对净化的MgCl₂-KCl盐具有抗腐蚀性（通过普渡大学可扩展的净化工艺实现）[37]。在操作温度下，使用ZrC/W制造的PCHE需要保持在惰性环境中以避免氧化。 在本研究中，热侧流体使用了MgCl2-KCl-NaCl三元共晶盐。这种熔融盐从熔点（400°C）到沸点（1400°C）可以提供较大的操作温度范围，使得其换热性能远高于传统的基于硝酸盐的太阳能盐。表3提供了该盐的物理性能[38]。熔融盐在有水和氧气存在时具有较强腐蚀性，因此必须进行净化并保持在惰性环境中[39, 40]。其热导率和热容量对温度的依赖性不强。冷侧的换热流为sCO2基流体，入口条件为20 MPa、600℃，其与sCO2的临界点（7.4 MPa，31.0℃）相差较大，因此与更接近临界点的条件相比，材料属性的变化较小。在PCHE中，基于sCO2的流体的压降远小于操作压力（通常不到1%），因此压降对物理性能的影响可以忽略不计[24]。表 4 列出了从 NIST 数据库[41]获得的 550℃和 750℃时sCO2 的流体特性。通过在ZrC/W表面涂覆一层铜，并在sCO2中添加50 ppm的一氧化碳（CO），发现ZrC/W在750℃、20 MPa的这种sCO2基流体中经过1000小时后氧化几乎可以忽略[17, 42]。在本研究中，假设含50 ppm CO的sCO2基流体的物理性能（如热导率、热容量、密度和粘度）与纯sCO2相似（这种CO/sCO2流体在本文中被称为sCO2基流体）[43, 44]。基于ZrC/W的PCHE进一步利用铜表面层和CO/sCO2的分析将在未来的研究中进行探讨。 表1. ZrC/W复合材料的机械性能[20, 34]
表2. ZrC/W复合材料的热性能[17]
表3. MgCl2-KCl-NaCl 盐的热物理特性
表4：20 MPa下基于sCO2流体的物理性能
PCHE板的一部分示意图如图1所示。PCHE板材不同区域的墙体承受的应力水平各不相同，其厚度应足够以承受高压sCO2基流体产生的应力。根据ASME压力容器结构设计指导[45]，确定了PCHE板材的三种厚度，分别为墙厚（tw）、脊厚（tr）和边缘厚度（t）。对于特定位置，总应力为膜应力和弯曲应力之和： 其中，p为sCO2基流体压力，Dc为通道直径，cw为从中性轴到最外层纤维的距离，Iw为惯性矩。cw和Iw的计算公式如下: 在脊部，由于两侧对脊施加的压力对称，弯曲应力为零。膜应力计算公式为： 对于304或316不锈钢，在1073 K（800°C）下的最大允许应力约为10 MPa，而镍基合金（如Inconel 617和740H）的最大允许应力约为35 MPa[10, 46]。由于ZrC/W的最大允许应力标准尚未建立，因此使用安全系数2和3分别作为失效强度的上限和下限值。通过求解公式（9），得到了各区域所需的厚度。 图2显示了不同区域的应力随材料厚度的变化情况。使用直径为2 mm的通道进行计算。所有区域的应力都随着材料厚度的增加而减小。在板厚和墙厚方面，总应力主要由弯曲应力主导，而膜应力可以忽略不计。在脊部区域，由于压力对称，总应力完全由膜应力表示，弯曲应力为零。 图3显示了根据压力容器代码计算的所需厚度与允许应力的关系，并考虑了ZrC/W平均断裂强度的安全系数为2和3时的情况。图 3 显示了根据金属合金压力容器规范确定的所需材料厚度与容许应力的对比，并考虑了 ZrC/W 平均断裂强度安全系数为2 和3的情况。图三中红色和灰色 区域分别代表采用3和2安全系数后 ZrC/W 强度区间的下限和上限。对于安全系数 (SF) 为 3 的 ZrC/W 板，板厚、槽间距和边缘厚度应分别大于 1.62 毫米、2.34 毫米和 0.55 毫米。ZrC/W 板对材料厚度的要求极低，这是因为它具有很高的破坏强度。 为了进行比较，还计算了不锈钢和镍基超级合金制成的 PCHE 板所需的厚度。蓝色 区域的下限和上限分别代表不锈钢和镍合金的情况。对于由不锈钢制成的 PCHE 板，板厚、槽间距和边缘厚度需要分别大于3.56毫米、6毫米和2.87毫米。由镍合金制成的 PCHE 板可以做得更薄，即所需的板厚、槽间距和边缘厚度分别为2.22毫米、3.14毫米和1.18毫米。因此，安全系数为3时，由不锈钢或镍基超合金制成的PCHE板厚度分别是ZrC/W的约2.2倍和1.4倍。材料的节省不仅能节约成本，还能提高功率密度，这一点将在下文讨论。 图 2. 应力随(a)板厚(tp)；(b)边缘厚度(te)；(c)通道(Pc)间距的变化情况 本次设计的主要目标是根据尺寸参数进行换热器的设计，从而为成本分析提供依据。虽然入口分配器对于流量分布起重要作用并会影响换热器性能[47, 48]，但分配器的设计并不在本文研究范围内，因此分析仅聚焦于核心区域。本次分析旨在设计一个2 MW的逆流平衡的PCHE，其换热效率高于90%，且sCO2的压降小于其系统压力的1%（即200 kPa）。换热流体分别为热侧的熔融氯化物盐和冷侧sCO2基流体。系统压力为熔融盐侧0.1 MPa，sCO2侧20MPa。sCO2流体出口温度需达到700℃，以实现通过布雷顿循环的高热电转换效率[3, 4, 49]。热熔融盐以800℃的温度进入PCHE。PCHE板材宽度为0.5m，熔融盐和基于sCO2流体的通道均为2mm半圆形通道。根据机械设计，板材厚度为1.62mm，通道间距为2.34mm。基于板材碳化物相域的尺寸，粗糙度取为5μm。 当PCHE处于稳态操作时，热传递将导致sCO2焓值增加，熔融盐焓值减少，因此满足以下热平衡方程： 根据熔盐和sCO2 基流体各自在入口和出口处的平均温度取恒定物性值。在相关温度范围（600-800 °C）内，sCO2 的比热容变化小于3%。每种流体所需的质量流量可通过公式 (10) 求得。熔盐的总流通面积计算如下：其中， 
和为熔融盐和sCO2流体的板材数量， 
和为每块板上熔融盐和sCO2流体的通道数量， 
和为每块板上熔融盐和sCO2基流体通道的横截面积。 根据平均流速，可以计算熔融盐和sCO2基流体的雷诺数，进一步得到摩擦系数和换热系数。由于PCHE的入口长度小于总长度的1%，假设流体完全发展，使用Bellos等人[50]开发的摩擦系数模型计算PCHE通道的压降：该模型本质上是对穆迪摩擦系数图的曲线拟合。之所以在本研究中使用该模型，是因为它对所有流动状态都采用了一种明确的表述方式，易于在代码中实施。表面粗糙度的影响也考虑在该模型中。在层流状态下，对流传热系数为常数。在湍流状态下，采用 Gnielinski模型[51]。努塞尔特数的计算方法如下：根据公式 (15) 计算的摩擦系数f考虑了表面粗糙度对传热的影响。熔盐和 sCO2 基流体两侧的对流传热系数可根据它们的努塞尔特数计算得出： 总传热系数U是两种流体中的对流和通过 ZrC/W 壁传导的传热的组合: 其中，δ是 ZrC/W 板的有效传导厚度，以考虑半圆形通道的曲率。Chen [26]和Kim 等人[52]采用了这一概念，并根据几何平均值计算了有效传导厚度。虽然他们的方法考虑了曲率效应，但并没有保留传导热通量。本文采用基于物理学的方法来计算有效传导厚度。使用图 4 所示的几何图形，对弯曲通道表面上的传导热通量进行积分，其积分等于根据有效厚度计算出的传导热通量： 通过求解该方程（22），可以得到有效导热厚度的近似值： 然后，根据换热速率与总换热系数的关系，确定所需的总换热面积和PCHE的长度： 所需的PCHE板长随换热器高度的不同而变化，如图5所示。每个高度对应一个特定的板数和通道数，具体也显示在横坐标轴上。 根据图6所示的雷诺数计算结果，熔融盐为层流，sCO2基流体为湍流。值得注意的是，换热器所需的板长并未随着高度的增加而减小。当高度超过0.7米时，随着板数的增加，所需板长反而增加。这一反直觉的现象是由于对于具有固定换热速率和进出口温度的PCHE，熔融盐和sCO2基流体的质量流量由热平衡方程（10）确定，与换热器几何参数无关。当板材数量增加时，通道总数量也增加，从而导致整体流动面积增大，每个通道中的质量流量减少。这会降低对流换热系数，最终导致总换热系数降低。根据公式（24）（25），PCHE所需板长与总换热系数成反比，而与换热器高度（或板数）成正比。因此，为了维持相同的总换热速率，总换热系数的降低需要通过增加板长来补偿。因此，所需板长度的变化取决于总传热系数随高度变化的相对速度。总传热系数 U 与高度H的函数关系可写成幂律函数，即 
。其中幂指数n可通过log (U)对log (H)曲线的斜率计算得出。图7显示了幂指数n随高度的变化。当H < 0.7 m时，幂指数n大于−1，意味着总换热系数的降低速度慢于高度增加带来的换热面积增加。在这种情况下，总换热系数与高度的乘积U⋅H随高度增加而增加（如图8所示），这解释了图5中H<0.7m时板长减小的趋势。相反，当H > 0.7m时，幂指数n小于−1，意味着总换热系数的降低速度快于高度增加带来的换热面积增长。在这种情况下，总换热系数与高度的乘积U⋅H随高度增加而减小（如图8所示），这解释了图 5 中H>0.7m时板长增加的趋势。 换热系数的变化如图 9(a)所示。ZrC/W的导热系数（约为 50000 W/m²·K，未显示在图中）比对流换热系数高一个数量级，这得益于其较高的导热性能。尽管 sCO2 基流体侧由于湍流而增强了换热效果，其对流换热系数仍然远低于熔融盐侧，主要是由于 sCO2 基流体较低的导热率。因此，sCO2 基流体侧的对流换热具有整个换热路径中最高的热阻，并成为限制整个换热过程的关键因素。 如前所述，当板数发生变化时，所需的板长度和每个通道的入口流速也随之改变。这两个因素都会对PCHE中的压降和功率密度产生影响，如图9(b)和图9(c)所示。随着更多板材的使用，熔融盐侧和sCO2基流体侧的压降均降低。这两个压降值均远低于100 kPa。功率密度随着板材数量的增加而下降。这表明，尽管增加板材数量可以缩短PCHE的长度，但由于高度增加导致的体积增长大于长度减少带来的体积减小。考虑到板材宽度为0.5米，选择高H=0.5m作为参考设计点，以确保截面为正方形。 表5详细总结了换热效率为0.9的2 MW PCHE设计。PCHE的总体尺寸为0.5 m×0.5 m×1.7 m。其总共包含308块板材，共计65,912个通道。每块板材的厚度为1.62毫米，通道为直径2毫米的半圆形通道。熔融盐的入口和出口温度分别为800°C和620°C；sCO2基流体的入口和出口温度分别为600°C和780°C。熔融盐的质量流量为11.74千克/秒， sCO2基流体的质量流量为8.78千克/秒。熔融盐侧的流动为层流（雷诺数Re=115），sCO2基流体侧的流动为湍流（雷诺数Re = 4981）。该PCHE可以实现8 MW/m³的体积功率密度，熔融盐侧的压降为12.81 kPa，sCO2基流体侧的压降为7.13 kPa。 表5. 使用 ZrC/W（SF = 3）的2兆瓦熔盐至sCO2 PCHE的设计参数 图9. PCHE 在不同高度的性能 (a) 传热系数；(b) 压力 (c) 功率密度
与不锈钢和镍基超合金相比，ZrC/W具有更高的失效强度，这使其成为PCHE的理材料，因为所需的材料量最少。然而，成本节约的优势并不总是很大。对于镍基超合金（如IN740H），由于ZrC/W具有更高的失效强度（369 MPa对比35 MPa），其体积和材料用量得以减少并且其原材料成本更低（22.6美元/千克对比26.8美元/千克）[17]，因此在成本方面更具优势。原材料成本基于材料成分及其商品价格计算[53]。但与316不锈钢相比，由于ZrC/W的价格约为316不锈钢的6倍，其较高强度并未体现出明显的成本节约。为了更全面的评估，应在不同材料PCHE的对比中考虑加工成本。因此，本节对由ZrC/W（安全系数为3）、316不锈钢和IN740H制成的PCHE进行了定量经济分析。 该对比在相同的换热速率、换热效率和操作条件（如压力、温度及质量流量）下进行。对三种材料均采用相同的热力学和机械设计程序，随后得出PCHE的尺寸和功率密度。由于三种PCHE的长度均为1.7米，其横截面尺寸根据允许应力进行了调整。不同PCHE横截面的相对尺寸比较如图10所示。ZrC/W基PCHE的尺寸最小（0.5m×0.5m×1.7m），而316不锈钢基PCHE的尺寸最大（1.28 m×1.10 m×1.7 ）。IN740H基PCHE的尺寸介于ZrC/W和316不锈钢之间（0.67 m×0.68 m×1.7 m）。因此，ZrC/W基PCHE的体积密度最高（8 MW/m³），远高于IN740H基（3.31 MW/m³）和316不锈钢基（0.90 MW/m³）PCHE，如图11所示。 三种PCHE的材料成本如图12中的蓝色柱状图所示，分别为ZrC/W的0.034美元/瓦、IN740H的0.065美元/瓦和316不锈钢的0.032美元/瓦。从材料成本的角度来看，ZrC/W基PCHE比IN740H基PCHE更便宜，这得益于ZrC/W的高强度和较低的原材料成本，但由于316不锈钢的成本远低于ZrC/W，ZrC/W基PCHE的材料成本高于316不锈钢基PCHE。 IN740H和316不锈钢基PCHE的加工成本主要来源于通过光化学蚀刻工艺在板材上制造图案化通道。估算316不锈钢基PCHE板材的蚀刻成本约为170美元/平方米[17]。由于缺乏已知的镍基合金蚀刻方案，IN740H的蚀刻成本取与316不锈钢相同的值作为下限。对于ZrC/W板材的加工成本，根据Ricardo成本模型[17]，当年产量超过10,000块时，加工成本低于材料成本的15%。因此，使用15%作为估算ZrC/W板材加工成本的上限。三种PCHE的加工成本如图12中的橙色柱状图所示，分别为ZrC/W的0.005美元/瓦，以及IN740H和316不锈钢的0.030美元/瓦。 与ZrC/W基PCHE的成本主要由材料成本主导不同，IN740H和316不锈钢基PCHE的加工成本占总成本的很大比例。ZrC/W基PCHE的总成本为0.039美元/瓦，显著低于IN740H基PCHE（0.095美元/瓦）和316不锈钢基PCHE（0.062美元/瓦）。这一经济分析表明，在生产率足够高的情况下，ZrC/W基PCHE可以以更低的成本制造，同时其功率密度分别是镍基合金基和不锈钢基PCHE的2.4倍和9倍。 图 10. 由ZrC/W、IN740H 和 316SS 制成的 PCHE 横截面的相对尺寸 图 11. 由ZrC/W、IN 740H和316SS制成的PCHE的体积功率密度 图 12. 由ZrC/W、IN740H 和316SS制成的PCHE的成本 温度在700°C以上时，较为经济的金属合金存在严重的机械性能限制，因此能够在700°C以上的温度有效地将热量从熔融氯盐传递到 sCO2 的PCHE还未实现商业化。本研究使用了一种新型材料，即 ZrC/W 复合材料，作为 PCHE 的结构材料，因为这种材料具有高导热性、高强度、良好的可制造性和低 制造成本。
本文为第三代CSP电厂设计了一种基于ZrC/W的2MW高压高温PCHE。熔融盐sCO2基流体的入口/出口温度分别为800/620°C和600/780°C；其压力分别为0.1 MPa和20 MPa。通过热力学和机械设计分析，得出了该PCHE的几何尺寸、功率密度及压降。该PCHE的板材宽度为0.5米，长度为1.7米，厚度为1.62毫米，总共由308块板材组成，具有65,912个半圆形通道。其体积功率密度为8 MW/m³，换热效率为0.90。
为了比较由ZrC/W、镍合金740H和316SS制成的PCHE的成本，本文进行了经济分析。结果表明，对于316SS和IN740H基PCHE，加工成本占总成本的很大部分，而对于ZrC/W基PCHE，材料成本是主导因素。ZrC/W基PCHE的总成本分别比IN740H基PCHE和316SS基PCHE低59%和37%。
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