空间反应堆具有能量密度高、寿命长等优点，是未来深空探测的理想能源。闭式Brayton循环系统结构紧凑、工质无相变、比质量小，能将反应堆裂变能高效地转化为电能，是空间堆理想的能量转换技术之一^[1]。

回热器是闭式Brayton循环的关键设备，它通过回收涡轮出口高温氦氙气体余热，减小堆芯吸热量，可以大幅提高闭式Brayton循环电效率。回热器是气-气换热器，其功率超过了堆芯，体积较大，阻力损失也较大。因此，回热器的传热和阻力特性对空间堆闭式Brayton循环电效率具有重要影响。美国把紧凑式回热器作为关键设备，Brayton Rotating Unit(简称BRU)^[2]和Brayton Isotope Power System(简称BIPS)^[3]项目设计了回热度达0.95的板翅式回热器，Jupiter Icy Moons Orbiter(简称JIMO)^[4]项目设计的回热器回热度达0.92。空间动力系统采用低Prandtl数氦氙工质，其回热器传热和阻力特性是影响循环性能的关键因素。El-Genk等^[5]建立了氦氙传热系数、压损和循环热力学模型，发现循环电效率随回热度单调增加。张秀^[6]研究了给定压损下回热度对空间Brayton循环性能的影响，并基于电效率和比功双目标优化得到循环最优方案。李智等^[7-8]基于氦氙工质传热-阻力特性，分析了回热度对循环性能的影响，对比研究了基于系统比功和电效率的两种优化方式。

已有研究分析了理想情况下回热度和压损等参数对循环性能的影响，未考虑实际回热器传热和阻力的内在关系，不能反映空间低Prandtl工质紧凑式回热器Brayton循环的特性。

本文基于Reynolds比拟理论，建立低Prandtl工质紧凑式换热器传热-阻力模型以及循环热力学模型，分析了传热和阻力对循环性能和关键参数的耦合影响，并基于循环电效率和比功两个目标，优化得到了循环最佳方案。

1 系统描述及数学模型 1.1 系统描述

空间堆采用图 1a所示的带回热的闭式Brayton循环^[9]。工质为氦氙混合气体，压气机和涡轮为单级径流式，回热器为紧凑式换热器。工质经反应堆出口(节点4)进入涡轮膨胀做功(过程4—5)，之后依次经过回热器低压侧回收热量(过程5—6)、气冷器冷却(过程6—1)、压气机压缩升压(过程1—2)以及回热器高压侧预热(过程2—3)等过程后，进入反应堆吸收热量(过程7—4)。同时，为防止轴承和发电机过热超过材料温度限制，在压气机出口分出部分工质冷却轴承和发电机后(过程2—8)，在回热器高压侧出口与主流工质汇合(过程8—7和3—7)^[9]。循环的温熵图如图 1b所示^[9]。

1.2 数学模型 1.2.1 循环性能

循环比功w_e为涡轮输出比功w_T与压气机消耗比功w_C的差值，

$ {w_{\rm{e}}} = {\eta _{\rm{M}}}{\eta _{\rm{G}}}\left( {{w_{\rm{T}}} - {w_{\rm{C}}}} \right). $

(1)

其中：η_M和η_G分别为轴承机械效率和发电机效率。w_T和w_C分别为涡轮和压气机比功，kJ·kg^-1, 计算式为：

$ \begin{gathered} w_{\mathrm{T}}=h_4-h_5=\eta_{\mathrm{T}}\left(h_4-h_{5 \mathrm{~s}}\right)= \\ T_4 \bar{C}_{p, 4-5} \eta_{\mathrm{T}}\left(1-\pi^{-\varphi_{4-5}}\right), \end{gathered} $

(2)

$ \begin{gathered} w_{\mathrm{C}}=h_2-h_1=\eta_{\mathrm{C}}^{-1}\left(h_{2 \mathrm{~s}}-h_1\right)= \\ T_1 \bar{C}_{p, 1-2} \eta_{\mathrm{C}}^{-1}\left(\gamma^{\varphi_{1-2}-2}-1\right) . \end{gathered} $

(3)

其中: T₁和T₄分别为压气机和涡轮进口温度，K；h₁和h₄分别为压气机和涡轮进口比焓，kJ·kg^-1；h₂和h₅分别为压气机和涡轮出口比焓，kJ·kg^-1；h_2s和h_5s分别为压气机和涡轮进口理想比焓，kJ·kg^-1；η_T和η_C分别为涡轮和压气机效率。C_{p, 4-5}和C_{p, 1-2}分别为涡轮膨胀和压气机压缩过程的平均比热容，kJ·kg^-1·K^-1；φ_4-5和φ_1-2分别为涡轮膨胀和压气机压缩过程的平均绝热系数。C_p和φ均是氦氙混合工质组分x_He的函数。π和γ分别为涡轮膨胀比和压气机压比，根据闭式循环的特性，涡轮膨胀比π可表示为压气机压比γ和部件压损率ξ的函数,

$ \pi=\frac{\gamma\left[1-\left(\xi_1+\xi_2+\xi_5\right)\right]}{1+\left(\xi_3+\xi_4\right) \gamma} . $

(4)

其中: ξ₁、ξ₂、ξ₃、ξ₄、ξ₅分别为回热器高压侧、反应堆、回热器低压侧、气冷器、混合箱压损率，即部件压力损失与压气机出口压力p₂的比值。

工质经过反应堆吸收热量，反应堆比功率q_Rea为单位质量流量的反应堆热功率，可表示为

$ q_{\text {Rea }}=h_4-h_7=\bar{C}_{p, 7-4}\left(T_4-T_7\right). $

(5)

其中: C_{p, 7-4}为反应堆内工质平均比热容，kJ·kg^-1·K^-1；T₇为反应堆进口温度；h₇为反应堆进口比焓，根据混合箱能量守恒计算得到，

$ h_7=(1-\beta) h_3+\beta h_2+q_{\mathrm{f}} . $

(6)

其中：h₃和h₂分别为回热器高压侧出口和压气机出口比焓，kJ·kg^-1；$\beta=\frac{G_{\text {ble }}}{G}$为分流冷却工质流量G_ble(kg·s^-1)和循环总流量G(kg·s^-1)的比值；q_f为轴承和发电机的热损耗比功率，计算式^[10]为

$ q_{\mathrm{f}}=\left(1-\eta_{\mathrm{M}} \eta_{\mathrm{G}}\right)\left(w_{\mathrm{T}}-w_{\mathrm{C}}\right). $

(7)

回热器高压侧出口比焓h₃通过回热度α的定义式可以得到。回热度α为回热器实际传热量和最大传热量的比值,

$ \alpha=\frac{H_3-H_2}{H_5-H_2}=\frac{(1-\beta)\left(h_3-h_2\right)}{h_5-h_2(1-\beta)} . $

(8)

其中: H₅、H₃和H₂分别为涡轮出口、回热器高压侧出口和压气机出口焓，kJ。

循环电效率η_e为比功w_e与反应堆比功率q_Rea的比值,

$ \eta_{\mathrm{e}}=\frac{w_{\mathrm{e}}}{q_{\mathrm{Rea}}}. $

(9)

综合式(1)—(9)，循环比功w_e和电效率η_e表示为：

$ w_{\mathrm{e}}=\eta_{\mathrm{M}} \eta_{\mathrm{G}} T_1\left[\tau \bar{C}_{p, 4-5} \eta_{\mathrm{T}}\left(1-\left(\frac{\gamma\left[1-\left(\xi_1+\xi_2+\xi_5\right)\right]}{1+\left(\xi_3+\xi_4\right) \gamma}\right)^{-\varphi_{4-5}}\right)-\bar{C}_{p, 1-2} \eta_{\mathrm{C}}^{-1}\left(\gamma^{\varphi_{1-2}}-1\right)\right], $

(10)

$ \begin{array}{*{20}{c}} {{\eta _{\rm{e}}} = }\\ {\frac{{{\eta _{\rm{M}}}{\eta _{\rm{G}}}\left[ {{T_4}{{\bar C}_{p,4 - 5}}{\eta _{\rm{T}}}\left( {1 - {{\left( {\frac{{\gamma \left[ {1 - \left( {{\xi _1} + {\xi _2} + {\xi _5}} \right)} \right]}}{{1 + \left( {{\xi _3} + {\xi _4}} \right)\gamma }}} \right)}^{ - {\varphi _{4 - 5}}}}} \right) - {T_1}{{\bar C}_{p,1 - 2}}\eta _{\rm{C}}^{ - 1}\left( {{\gamma ^{{\varphi _{1 - 2}}}} - 1} \right)} \right]}}{{{C_{p,4}}{T_4}(1 - \alpha ) + \alpha {T_4}{{\bar C}_{p,4 - 5}}{\eta _{\rm{T}}}\left( {1 - {{\left( {\frac{{\gamma \left[ {1 - \left( {{\xi _1} + {\xi _2} + {\xi _5}} \right)} \right]}}{{1 + \left( {{\xi _3} + {\xi _4}} \right)\gamma }}} \right)}^{ - {\varphi _{4 - 5}}}}} \right) - (1 - \alpha + \beta \alpha )\left[ {{C_{p,1}}{T_1} + {T_1}{{\bar C}_{p,1 - 2}}\eta _{\rm{C}}^{ - 1}\left( {{\gamma ^{{\rho _{1 - 2}}}} - 1} \right)} \right] - {q_{\rm{f}}}}}} \end{array}. $

(11)

其中：τ是循环温比，为循环最高温度T₄和最低温度T₁的比值；氦氙比热容C_p和绝热系数φ是温度、压力和氦气摩尔组分x_He的函数。因此，循环电效率η_e和比功w_e可总结为以下参数的函数：

$ \begin{gathered} w_{\mathrm{e}}=f_{w_{\mathrm{e}}}\left(\tau, T_1, \beta, \gamma, \boldsymbol{\eta}_i, \boldsymbol{\xi}_i, x_{\mathrm{He}}\right), \\ \eta_{\mathrm{e}}=f_{\eta_{\mathrm{e}}}\left(\tau, T_1, \beta, \gamma, \boldsymbol{\eta}_i, \alpha, \boldsymbol{\xi}_i, x_{\mathrm{He}}\right) . \end{gathered} $

(12)

其中: η_i=[η_C, η_T, η_M, η_G]^T，是部件i的效率矢量；ξ_i=[ξ₁, ξ₂, ξ₃, ξ₄, ξ₅]^T，是压损率矢量。

1.2.2 回热器传热和阻力特性

本文研究的是板翅式回热器，如图 2所示^[11]。如式(11)所示，回热度α、压损率ξ₁和ξ₃是回热器影响循环性能的关键参数，根据Reynolds比拟理论，可以获得α与ξ₁、ξ₃之间的内在关系。氦氙混合气体为低Prandtl数工质(Pr=0.1~0.3)，经典Reynolds比拟关联式不再适用，根据Alan等的实验研究，低Prandtl数板翅式换热器的阻力因子f和Stanton数St满足修正的Reynolds比拟^[12],

$ \begin{gathered} S t \cdot {Pr}^{0.615}=\frac{f}{2} \\ (0.2<{Pr}<0.23, 1000<{Re}<6000). \end{gathered} $

(13)

其中: Stanton数St表示为St=Nu/(Re·Pr)。考虑系统的紧凑性，采用锯齿型板翅式换热器，阻力因子f采用钱颂文[13]拟合的表达式lnf=0.132 856×(ln Re)²-2.280 42 ln Re+6.796 34，因此进一步推得Nusselt数Nu和传热系数h的表达式为：

$ N u=0.5 {Re} \cdot {Pr}^{-0.375} f({Re}), $

(14)

$ h=N u \frac{k}{D}=\frac{0.5 {Re} \cdot {Pr}^{-0.375} f(R e) k}{D}. $

(15)

其中: D为流道特征直径，m；将Reynolds数$Re=\frac{G D}{\mu A^{\prime} n}$和Prandtl数${Pr}=\frac{C_p \mu}{k}$代入式(15)，氦氙比热容C_p、黏度μ、密度ρ以及导热系数k等物性参数是运行温度T、压力p以及工质组分x_He的函数，因此传热系数h可简化为以下参数的函数,

$ h=f_h\left(T, p, G, A^{\prime}, n, D, x_{\mathrm{He}}\right). $

(16)

其中: A′为流道通流截面积，m²; n为流道数。

忽略导热热阻和污垢热阻，总传热系数K表示为

$ \begin{array}{l} K = \frac{1}{{\frac{1}{{{\eta _{0,{\rm{h}}}}{h_{\rm{h}}}}} + \frac{1}{{{\eta _{0,1}}{h_1}}}\frac{{{A_{\rm{h}}}}}{{{A_{\rm{l}}}}}}} = \\ {f_K}\left( {T,p,G,{A^\prime },n,D,{x_{{\rm{He}}}}} \right). \end{array} $

(17)

其中: A_h和A_l分别为回热器高、低压侧换热面积，m²，为流道数n、流道特征直径D和流道长度L的函数；η_{0, h}和η_{0, l}分别为回热器高、低压侧表面效率；h_h和h_l分别为回热器高、低压侧传热系数，W·m^-2·K^-1。

因此，逆流锯齿型板翅式换热器回热度α的计算式为

$ \begin{gathered} \alpha=\\ \frac{1-\exp \left(\frac{K A_{\mathrm{h}}}{(1-\beta) \bar{C}_{p, \mathrm{~h}}}\left[\frac{(1-\beta) \bar{C}_{p, \mathrm{~h}}}{C_{p, 1}}-1\right]\right)} {1-\frac{(1-\beta) \bar{C}_{p, \mathrm{~h}}}{\bar{C}_{p, 1}} \exp \left(\frac{K A_{\mathrm{h}}}{(1-\beta) G \bar{C}_{p, \mathrm{~h}}}\left[\frac{(1-\beta) \bar{C}_{p, \mathrm{~h}}}{\left.\bar{C}_{p, 1}\right)-1}\right]\right)} \end{gathered}. $

(18)

其中: C_{p, h}和C_{p, l}分别为回热器高、低压侧平均比热容，kJ·kg^-1·K^-1。

结合式(16)传热系数h模型，回热度α可简化为运行参数T、p、G，几何参数A′、n、D、L，以及工质物性参数x_He的函数，

$ \alpha=f_\alpha\left(T, p, G, A^{\prime}, n, D, L, x_{\mathrm{He}}\right). $

(19)

考虑流动过程的沿程和局部损失，氦氙工质经过回热器单侧的压力损失可表示为

$ \Delta p=\left(f_{\text {fri }} \frac{L}{D}+f_{\text {loc }}\right) \frac{\rho u^2}{2}=\psi f_{\text {fri }} \frac{L}{D} \frac{\rho u^2}{2}. $

(20)

其中: f_fri和f_loc是沿程和局部损失系数，f_fri=4f，f是阻力因子；ψ是等效阻力系数；ρ=p/(ZRT)是工质密度，kg·m^-3, Z是气体压缩因子, R是气体常数，J·mol^-1·K^-1，压缩因子Z和气体常数R是混合工质组分x_He的函数；u=G/(ρA′ n)是工质流速，m·s^-1。

平均压损率ξ为回热器单侧压力损失Δp与平均压力p的比值,

$ \bar{\xi}=\frac{\Delta p}{p}=2 \psi f Z R \frac{T}{p^2} G^2 \frac{L}{D A^{\prime 2}} . $

(21)

回热器高、低压侧压损率ξ₁和ξ₃，即单侧压力损失Δp和循环最高压力p₂的比值，可表示为：

$ \begin{gathered} \xi_1=\frac{\Delta p_{\mathrm{h}}}{p_2}=\frac{2}{\frac{2}{\bar{\xi}_{\mathrm{h}}}+1}, \\ \xi_3=\frac{\Delta p_1}{p_2}=\frac{2\left(1+\gamma \xi_4\right)}{\frac{2}{\bar{\xi}_1}-1} \frac{1}{\gamma} . \end{gathered} $

(22)

结合式(21)平均压损率ξ数学模型，压损率ξ同样可简化为运行参数T、p、G，几何参数A′、n、D、L，以及工质物性参数x_He的函数，

$ \xi=f_{\xi}\left(T, p, G, A^{\prime}, n, D, L, x_{\mathrm{He}}\right) . $

(23)

由式(19)和(23)可以看出，流量G是压损率ξ和回热度α的共同影响因素，因此将流量G作为中间量，回热器传热和阻力关联后回热器两侧的压损率ξ可用回热度α表示为：

$ \begin{aligned} &\xi_1=f_{\xi_1}(\alpha), \\ &\xi_3=f_{\xi_3}(\alpha) . \end{aligned} $

(24)

1.2.3 考虑传热-阻力内在关系的循环电效率和比功

将关联后的压损率ξ₁和ξ₃代入式(10)和(11)所示的循环电效率和比功模型，反应堆、气冷器和混合箱压损率ξ₂、ξ₄和ξ₅取为定值。因此，循环电效率η_e和比功w_e可简化为以下参数的函数：

$ \begin{aligned} w_{\mathrm{e}} &=f_{w_{\mathrm{e}}}\left(\tau, T_1, \beta, \gamma, \boldsymbol{\eta}_i, \alpha, x_{\mathrm{He}}\right), \\ \eta_{\mathrm{e}} &=f_{\eta_{\mathrm{e}}}\left(\tau, T_1, \beta, \gamma, \boldsymbol{\eta}_i, \alpha, x_{\mathrm{He}}\right) . \end{aligned} $

(25)

循环性能的主要影响因素包括：工质参数x_He，部件参数α、η_i以及设计参数β、γ、τ、T₁ 3类。

2 结果分析 2.1 回热度对循环电效率和比功的影响

板翅式换热器芯部压降占部件总压降的98%以上，因此忽略入口压降、出口压升、入口和出口封头压降。本文重点分析回热器阻力对空间Brayton循环性能的影响，因此反应堆、气冷器和混合箱等部件压损率取为定值，忽略管道压损。氦氙混合气体具备良好的传热和化学稳定性，能显著降低叶轮机械等部件体积。参考JIMO和BRU等项目^[14]，选择氦气摩尔分数为78%的氦氙工质。为满足空间动力系统发射质量限制，保证较小的辐射散热器质量，压气机进口温度经优化取400 K^[15]。考虑反应堆结构材料的限制，反应堆出口温度取1 200 K。根据目前实际工程技术限制，η_C、η_T、η_M、η_G、α和ξ_i等部件效率和压损率取值如表 1所示^[15-16]。回热器两侧压损率、涡轮膨胀比、叶轮机械比功、循环电效率以及比功随回热度的变化关系，如图 3a—3e所示。

图 3可以看出，实际与理想回热过程有差别。大部分理想回热过程研究将图 3a虚线所示压损率取为定值，当回热度升高时，图 3d虚线所示理想回热循环比功不随回热度变化，图 3f虚线所示理想循环电效率单调升高。实际回热度增加至接近1时，回热器两侧压损增加，图 3a实线所示回热器两侧压损率显著增加，导致图 3b所示涡轮膨胀比明显下降，进一步导致图 3c所示涡轮膨胀比功下降。压气机消耗比功不变，因此图 3d实线所示实际回热循环比功单调下降。回热度增加导致反应堆进口温度升高，图 3e所示反应堆比功率下降。综合反应堆比功率和循环比功的变化情况，图 3f实线所示实际循环电效率先增加至最大值30.23%，后减小，存在最佳回热度0.954 8。

随循环温比τ、压比γ以及工质组分x_He等参数变化，回热器两侧进出口温度、压力等参数变化导致回热器两侧传热和阻力特性变化，因此进一步分析其他参数与最佳回热度间的关系。

2.2 最佳回热度与温比、压比、工质成分等参数的关系 2.2.1 循环温比

保持循环最低温度400 K不变，涡轮进口温度从1 100 K(温比2.75)增加至1 300 K(温比3.25)，涡轮输出功率增加，图 4a和4b所示循环电效率和比功从21.80%和34.7 kJ·kg^-1增至31.07%和55.3 kJ·kg^-1。随着温比变化，回热器两侧运行温度变化、工质物性变化导致回热器换热、阻力性能变化。涡轮入口温度越低，图 4c所示回热器压损率越大，导致循环电效率更快达到最佳值，因此涡轮进口温度从1 100 K增至1 300 K，最佳回热度从0.901增至0.933。

2.2.2 压气机压比

随着压气机压比变化，回热器两侧运行温度和压力变化，回热器传热-阻力性能变化。压比从1.6增加至2.0，涡轮膨胀比增加，图 5a所示循环比功增加速率大于反应堆比功率增加速率，因此图 5b所示最佳循环电效率从24.85%升至最大值26.86%。之后，压比从2.0增加至2.6，反应堆进口温度随涡轮出口温度下降，图 5a所示反应堆比功率增加速率大于循环比功增加速率，最佳循环电效率下降至24.52%。压比变化时，最佳循环电效率对应的最佳回热度从0.918增至0.92，之后下降至0.895，如图 5c所示。

2.2.3 工质成分

氦氙工质组分变化，比热容、黏度、导热系数等物性参数变化^[17]，导致回热器两侧传热和阻力特性变化，进一步导致循环性能改变。本文采用Tournier和El-Genk等建立的氦氙工质物性计算模型^[18-19]，回热器两侧冷热流体流速取15 m·s^-1，氦气摩尔组分从20%增加至100%，工质密度下降，由式(21)可知，混合工质压损降低，导致图 6a所示压损率降低，因此图 6b和6c所示的最佳循环电效率和比功从16.48%和11.8 kJ·kg^-1增加至31.75%和163.52 kJ·kg^-1。同时，工质压损降低导致最佳回热度从0.729增加至0.958。因此，回热器设计时，工质中氦气组分增加，最佳回热度增加。

2.2.4 反应堆功率和回热器功率

从式(10)和(11)可以看出，循环电效率和比功与反应堆功率无关。当反应堆功率从1 MW增至5 MW时，反应堆进出口温差不变，循环流量等比例增加，如图 7a所示。本文分析中假设回热器功率与迎风面积成正比，质量流量增加导致图 7b所示的回热器功率等比例增加，但回热器内工质流速保持不变，回热器长度也保持不变。反应堆功率和回热器功率存在正比例关联关系。在这种情况下，回热器两侧压损率不受回热器功率影响，因此回热器功率变化不影响循环电效率。

2.3 循环电效率和比功优化

空间动力系统优化设计研究中，以电效率最大为目标和以比功最大为目标这两种优化方式对应的最佳回热度不同。本文采用快速非支配排序遗传算法II(non-dominated sorting genetic algorithm-II, NSGA-II)对空间堆闭式Brayton循环电效率η_e和比功w_e进行优化，以获得空间Brayton循环方案设计最优边界。优化参数为涡轮进口温度T₄、分流率β、循环压比γ、叶轮机械效率η_C和η_T、回热度α等，根据2.1节参数选取依据，优化参数取值范围如表 2所示^[14-16]。

$ \begin{aligned} w_{\mathrm{e}} &=\max f_{w_{\mathrm{e}}}\left(\tau, \beta, \gamma, \eta_{\mathrm{C}}, \eta_{\mathrm{T}}, \alpha, x_{\mathrm{He}}\right), \\ \eta_{\mathrm{e}} &=\max f_{\eta_{\mathrm{e}}}\left(\tau, \beta, \gamma, \eta_{\mathrm{C}}, \eta_{\mathrm{T}}, \alpha, x_{\mathrm{He}}\right). \end{aligned} $

(26)

综合分析遗传算法各参数对Pareto最优边界的影响，得到具体参数设置为：繁殖代数取200，种群数量取300，交叉因子取0.7，变异因子为0.3。循环的最优结果如图 8所示。可以看出，式(26)的2个目标函数的最优解区间分别为[18.27%，32.92%]和[52.54 kJ·kg^-1，65.78 kJ·kg^-1]。点A代表最佳电效率方案，对应循环电效率为32.92%，循环比功为52.54 kJ·kg^-1；点C代表最佳比功方案，循环比功为65.78 kJ·kg^-1，对应循环电效率为18.27%。图 8曲线中间任一点，如点B，代表循环效率和比功折中的最优设计方案。最优电效率和最优比功方案(点A和点C)的参数取值如表 3所示。

3 结论

回热器回收涡轮出口高温氦氙气体余热，是闭式Brayton循环的关键设备。本文重点分析回热器传热和阻力特性对循环性能的影响，得出如下结论：

1) 分析了低Prandtl数回热器的传热-阻力耦合特性，并建立了包含该特性在内的闭式Brayton循环电效率和比功模型。

2) 给出了低Prandtl数流体的流动阻力随回热度的变化；进而得到了回热度变化时阻力和传热对循环电效率和比功的影响。实际与理想情况存在差别，实际存在最佳回热度，比功也有所降低。

3) 得到了温比、压比、工质成分等参数对回热度、循环电效率、比功的影响。随着温比增加，回热器压损降低导致最佳回热度增加；随着压比增加，最佳回热度先增加，后减小；随着氦氙工质中氙气组分增加，工质压损增加导致最佳回热度明显下降。

4) 给出了空间闭式Brayton循环电效率和比功的理论上限，为回热器和循环设计提供参考。