Abstract (English):
High demands placed to the quality of ship heat exchangers are determined by their outer dimensions and weight, power consumption for heat-transfer agents circulating, size of heat loading, operational availability, processability and manufacturing profitability. Lamellar-ribbed heat exchangers most successfully meet the listed requirements. Two methods of generating vortices (in the case of flow around poorly streamlined bodies and at divergent-convergent segments) in the wall layer of currents in rectangular ducts are realized in 10 plate-fin interrupted (PFTsm) heat transfer surfaces and in 31 tub-plate (TPsm) heat transfer surfaces (HTS) with cross ridges and grooves in order to determine the regularities of rational enhancement of convective heat transfer. The results of experimental studies of the thermo-aerodynamic characteristics of 19 groups from a limited number (4-6) of PFTsm or TP sm heat transfer surfaces and one of 5 tested smooth channeled HTS ( L / d = 19,43 - PFTsm and L / d = 10,50-15,62 - TP sm ) confirmed the realization of rational enhancement of convective heat transfer ( RECHT ) processes and the high level of their estimates (Nu/Nusm)¢max for the value of the complex (Nu/Nusm)Re=idem/(ζ/ζsm)Re=idem = 1, showed the contribution of changed values of geometric parameters δ/ d (0,0580-0,1138), l / d (0,65-3,24) of PFTint and d */ d (0,748-0,953), l / d (0,183-2,003) of TP int HTS in the value of RECHT estimates. There has been proposed and realized (for the studied HTS groups) a technique for determining the ranges of changing values of geometric and regime parameters that proves the realization of the RECHT process, which simplifies the search for rational solutions in the design of heat exchangers. Special conditions of the preparation for the experiments made it possible to exclude the negative effect of side factors on the results.

Keywords:
artificial turbulence, generation of near-wall vortices, discrete turbulizer, poorly streamlined rib profile, dissection of ducts, ridges and grooves, evaluation of intensification, rational (energy-saving) enhancement

Введение «Стратегией развития судостроительной промышленности на период до 2020 года и на дальнейшую перспективу» определено развитие судовой энергетики актуальным и приоритетным направлением. Эффективность и безотказность работы судовых энергетических установок (СЭУ) напрямую зависят от аналогичных качеств теплообменных аппаратов, играющих важную роль в обеспечении длительного рабочего ресурса, высокой надёжности и экономичности СЭУ. К совершенству судовых теплообменных аппаратов предъявляют высокие требования, определяющиеся их габаритными и массовыми характеристиками: энергозатратами на прокачивание теплоносителей, величинами тепловых нагрузок, эксплуатационной надёжностью, технологичностью и экономичностью в изготовлении. Наиболее полно перечисленным требованиям отвечают пластинчато-ребристые теплообменные аппараты (ТА) двух важных подклассов (классификация R. L. Webb): «плоское ребро - плоское ребро» (ПР) и «плоское ребро - труба» (ТП) [1]. Профили сечений каналов пластинчато-ребристых поверхностей теплообмена Необходимость постоянного технического совершенствования пластинчато-ребристых теплообменников привела к разработке множества разнообразных по форме и виду поверхностей теплообмена с некруглыми каналами различного профиля и сложности исполнения (круглого, эллиптического, треугольного, трапецеидального, прямоугольного) поперечного сечения, которые характеризуются значительно большей компактностью, меньшими объёмом и массой, чем любые аналоги с круглыми трубками. Теоретическим путём определить количественные зависимости для расчёта теплоаэродинамических характеристик пластинчато-ребристых ТА пока не представляется возможным. Конструкторы ТА с указанными поверхностями теплообмена по-прежнему опираются на экспериментальные данные. Ограниченные технические возможности системного изменения геометрических размеров ранее исследованных пластинчато-ребристых поверхностей теплообмена (ПТ) в большинстве случаев придают этим экспериментальным результатам частный характер, что весьма затрудняет или делает невозможным проведение анализа влияния отдельных основных параметров на теплоаэродинамическую эффективность и выбор наиболее рациональных диапазонов изменения значений параметров ПТ при проектировании теплообменников. Приближённый анализ литературных данных показал перспективность изучения процессов эффективной вихревой интенсификации конвективного теплообмена в малоисследованных прямоугольных каналах ПРрс и ТПвк ПТ. Дополнительной обработкой известных результатов оценки РИКТ для круглого {[(Nu/Nuгл) = (ζ/ζгл)]¢Re=idem = 2,88} и треугольного {[(Nu/Nuгл) = (ζ/ζгл)]¢Re=idem = 2,22} каналов предопределена весьма вероятная реализация процесса РИКТ в прямоугольном канале с большей оценкой, чем для ПТ с треугольным каналом (вследствие меньшего отрицательного влияния на теплообмен угловых ламинаризованных зон) и меньше, чем для канала круглой формы: 2,22 < [(Nu/Nuгл) = (ζ/ζгл)]¢Re=idem < 2,88. В данной работе ребристые ПТ теплообменников первого подкласса (рис. 1) определяются как пластинчато-ребристые гладкоканальные (ПРгл) и рассечённые (ПРрс) [2]. Рис. 1. Варианты подходов к проектированию объектов исследования: а - δ = idem; б - h = idem, u = idem; в - H = idem; г - матрицы, пуансоны, единичный гофр ПРрс ПТ № 10; д - образцы опытных (см. вариант а) ПРрс ПТ № 8-11 при δ = 0,6 × 10-3 м = idem; ПТ - поверхность теплообмена; ПРрс - пластинчато-ребристая рассечённая ПТ; δ - толщина ребра, м; h - высота канала, м; H - высота гофра ПРрс ПТ, м; u - расстояние между рёбрами, м; idem - одинаковый Ребристые ПТ теплообменников второго подкласса (рис. 2) определяются как трубчато-пластинчатые гладкоканальные (ТПгл) и с периодически расположенными на стенках каналов (рёбер) попарно сопряжёнными двумерными дискретными турбулизаторами в виде поперечных выступов и канавок (ТПвк), превращающих гладкий канал в диффузорно-конфузорный [3, 4]. Рис. 2. Характеристики трубчато-пластинчатых ПТ с выступами и впадинами (канавками) (ТПвк): а - с гладкими рёбрами; б - с выступами и впадинами; в - роторные матрица и пуансон; г - пластины исследованных ТПвк ПТ; A, B - коэффициенты в аппроксимирующих зависимостях; a - ширина плоскоовальной трубки, м; L - глубина хода воздуха в каналах ПТ, м; l - длина ребра ПРрс или гладкого участка канала ТПвк ПТ, м; s - шаг рёбер, м; t1, t2 - шаги расположения плоскоовальных трубок, м; δп - расстояние между вершинами двусторонних выступов ребра, м; δв - высота выступа, м; δп.т - толщина плоскоовальной трубки, м В некруглых каналах теплообменных поверхностей ТА обоих подклассов сравнительно несложно организуется интенсификация конвективного теплообмена (ИКТ), а при определённых условиях реализуется и процесс энергосберегающей рациональной интенсификации конвективного теплообмена (РИКТ), при котором рост теплоотдачи за счёт искусственной турбулизации потока теплоносителя опережает рост или равен росту аэродинамических потерь по сравнению с таким же по форме поперечного сечения, но гладким каналом при одинаковых режимах течения в них. Отмеченное обстоятельство достигается генерацией вихрей в каналах в основном только в пристеночном слое течения теплоносителя двумя результативными способами: 1) обтекание плохо обтекаемых тел, что имеет место в наиболее эффективных и перспективных рассечённых теплообменных поверхностях при обтекании теплоносителем лобовых поверхностей множества торцов рёбер с острыми кромками; 2) течение теплоносителя на диффузорно-конфузорных участках при соответствующих углах раскрытия диффузора, что имеет место в каналах теплообменных поверхностей с дискретными турбулизаторами на рёбрах (стенках каналов) в виде поперечных выступов и канавок. Отсутствие результатов систематических исследований процессов ИКТ, а в соответствующих условиях и РИКТ, в прямоугольных каналах ПРрс и ТПвк ПТ, являющихся весьма технологичными и обеспечивающими при высоких величинах параметров щелевидности каналов значительные степени оребрения, заметно осложняет разработку и создание эффективных парогазовоздушных и, особенно, газожидкостных теплообменников, работающих в режимах @ , где << . Существенные площади теплового контакта компактных ПТ с парогазовоздушными теплоносителями (при высоких значениях коэффициентов термической эффективности работы ребристых насадок) приводят к снижению внешней необратимости и повышению энергетической эффективности циклов теплоэнергетических установок. Пластинчато-ребристые теплообменные аппараты отличаются значительно большей компактностью, чем любые практически возможные теплообменники с круглыми трубами (W. M. Kays). В некруглых каналах их теплообменных поверхностей очень несложно и весьма целесообразно с большой результативностью реализовывать интенсификацию конвективного теплообмена искусственной турбулизацией потока теплоносителя. При обилии использующихся в технике гладкоканальных пластинчато-ребристых ТА интенсификация конвективного теплообмена в гладких каналах их ПТ позволит значительно снизить объёмы и массы сердцевин теплообменников, практически не требуя затрат на изменение технологического процесса их производства. В теоретической и экспериментальной гидродинамике известны два способа генерации вихрей в пристеночном слое течений тепло- и хладоносителей в круглых и некруглых каналах: при обтекании плохо обтекаемых тел и на участках диффузорно-конфузорных течений при соответствующих углах раскрытия диффузора. Первый способ искусственного вихреобразования реализуется применением рассечённых (рис. 1, д) каналов вместо длинных гладких, второй - применением профилированных охлаждающих пластин (рёбер) с периодически расположенными поперечными выступами и впадинами (рис. 2, б) вместо гладких (рис. 2, а). Конструкторы теплообменников с указанными поверхностями интенсивного теплообмена опираются исключительно на экспериментальные данные [5], в связи со сложностью аэродинамики и механизма теплообмена не поддающимися пока анализу методами теории пограничного слоя [6]. Результаты тщательно спланированных систематических экспериментальных исследований тепловых и аэродинамических характеристик некруглых каналов ПРрс и ТПвк ПТ подтвердили [6-8] реализацию в них процессов рациональной (энергосберегающей) интенсификации конвективного теплообмена с высоким уровнем достигаемых максимальных величин оценки (Nu/Nuгл)¢max (Nu, Nuгл - критерий Нуссельта ПТ соответственно гладкоканальных и с искусственной турбулизацией теплоносителя; max - максимальное значение величины). Однако анализ реализованного процесса рациональной (энергосберегающей) интенсификации конвективного теплообмена, традиционно основанный на графическом представлении трёх экспериментальных зависимостей Ҝζ = f(Re), Nu/Nuгл = f(Re), ζ/ζгл = f(Re), где Re - критерий Рейнольдса; ζ; ζгл - коэффициенты потерь давления на трение или суммарных (на вход, трение и выход) в каналах ПТ гладкоканальных и с искусственной турбулизацией теплоносителя [9, 10], позволяет показать изменение этих функций только для реально испытанных нескольких (обычно 4-6) опытных ТА, не показывая условия реализации процесса РИКТ, и сделать определённые выводы для любых других значений варьировавшегося геометрического параметра внутри всего диапазона изменения его исследованных значений. Объекты исследования Для проведения экспериментального исследования с целью определения закономерностей осуществления РИКТ двумя способами искусственной турбулизации потока теплоносителя в прямоугольных каналах были спроектированы и изготовлены 11 пластинчато-ребристых (ПРрс ПТ 1-6, 8-11 и ПРгл ПТ 7) и 35 трубчато-пластинчатых (ТПвк ПТ 1-31 и ТПгл ПТ 32-35) ПТ. Гладкоканальные (ПРгл ПТ 7 и ТПгл ПТ 32-35) теплообменные насадки обеспечивали возможность оценки интенсификации теплообмена обоими способами [10]. Пластинчато-ребристые теплообменные аппараты первого подкласса конструкции «плоское ребро - плоское ребро». Опытные ТА состояли из рассечённых ПТ с прямоугольными каналами, припаянными к поверхностям плоских трубок (см. рис. 1, д). В работе [5] отмечается, что при изготовлении ТА рёбра получаются несколько изогнутыми или искривлёнными, имеет место неравномерность в их расположении на пластине (плоской трубке), лобовые кромки стенок каналов имеют скошенные края, причём углы скоса меняются. Использование при изготовлении всех объектов исследования матриц и пуансонов (см. рис. 1, г), а также отсутствие напряжений, характерных для конструкций ТА, выполненных по чётной или нечётной схемам методом спекания, позволили чётко выдержать постоянство заданных размеров и формы поперечных сечений каналов и не допустить искривлений и неравномерности расположения рёбер в теплообменных насадках. Из возможных вариантов изготовления объектов ПРрс ПТ для исследования влияния геометрического параметра δ/d = variable (δ/d - относительная толщина ребра ПРрс ПТ), суть которых поясняется на рис. 1, а, б, в, предпочтение было отдано варианту, при котором изменение значения параметра δ/d достигается изменением величины эквивалентного диаметра d канала при неизменной толщине δ стенки ребра (см. рис. 1, а). Использование для изготовления рёбер алюминиевого сплава одной и той же твёрдости при условии δ = idem способствовало обеспечению идентичности состояния резаных лобовых кромок рёбер и эффекта генерации ими, как плохо обтекаемыми телами, вихревых структур во входных сечениях каналов. Обеспечение подобия лобовых кромок рёбер при их изготовлении из резаных лент даже одного и того же металла, но при δ = variable (см. рис. 1, б, в), представляется проблематичным. Пластинчато-ребристые теплообменные аппараты второго подкласса конструкции «плоское ребро - труба». Для получения оценок интенсификации конвективного теплообмена в прямоугольных каналах трубчато-пластинчатых теплообменных поверхностей с дискретными турбулизаторами было подготовлено систематическое экспериментальное исследование теплоаэродинамических характеристик 31 ТПвк ПТ с размерами сечений каналов h × u = 12 × 10-3 × 6,9 × 10-3; 12 × 10-3 × 5,9 × 10-3; 12 × 10-3 × 4,9 × 10-3 и 12 × 10-3 × 3,9 × 10-3 м и плавно округленными двумерными поверхностями поперечных выступов и впадин с величинами L/d = 10,50; 11,63; 13,22; 15,62 соответственно и диапазонами изменения значений геометрических параметров d*/d = 0,748÷0,953; l/d = 0,183÷2,003 и h/u = 1,739÷3,077 (L/d - относительная глубина хода воздуха в каналах ПТ; d*/d - степень сужения сечения канала; l/d - параметр рассечения ПРрс ПТ или относительная длина гладкого участка канала ТПвк ПТ). Общий вид ТПвк ПТ с указанием основных размеров показан на рис. 2, а. Для оценки уровня возможного процесса РИКТ в каналах ТПвк ПТ 1-31 были исследованы также четыре ТПгл ПТ 32-35 с величинами L/d = 10,50; 11,63; 13,22 и 15,62. Охлаждающие пластины с поперечными выступами и канавками для четырёхрядных трубчато-пластинчатых опытных ТА изготавливались с помощью специальных наборных роторных матриц и пуансонов, обеспечивавших соблюдение необходимых размеров. Формующие элементы цилиндрических поверхностей парных роторов представлены волнообразными поперечными профилями с пуансонами и матричными отверстиями. Парные роторы для серийного изготовления 6-рядных водо-воздушных радиаторов с ТПвк ПТ показаны на рис. 2, в. Для экспериментального исследования были изготовлены из меди М3 толщиной 0,1 × 10-3 м 12 вариантов гофрированных пластин с соблюдением различных сочетаний размеров l и δв (рис. 2, а, б) и один вариант - гладких. Использование их при сборке ребристых теплообменных поверхностей с соблюдением четырёх значений шага (s = 4 × 10-3; 5 × 10-3; 6 × 10-3; 7 × 10-3 м) позволило подготовить, соответственно, 31 типоразмер опытных ТА с дискретными турбулизаторами (ТПвк ПТ 1-31) и 4 - гладкоканальных (ТПгл ПТ 32-35). Конструктивный фронт по воздуху сердцевины каждого опытного ТА составлял 420 × 10-3 × 150 × 10-3 м, а глубина хода воздуха в каналах L = 92 × 10-3 м. Для определения влияния изменения величин основных геометрических параметров на изменение тепловых и аэродинамических характеристик все 35 типоразмеров ПТ были разбиты на 17 групп: 8 для испытаний при l/d = variable и d*/d = idem; 9 - при d*/d = variable и l/d = idem. Все опытные ТА имели одинаковые значения шагов установки плоскоовальных трубок (из меди М3 толщиной 0,15×10-3 м и неизменными габаритными размерами сечения a = 18×10-3 м и δп.т = 3×10-3 м) по глубине t1 = 23×10-3 м и ширине t2 = 15×10-3 м сердцевины ТА, расстояния по фронту между плоскоовальными трубками h = 12×10-3 м и четыре значения шага s установки в опытных ТА гофрированных и гладких рёбер (рис. 2, г): 4 × 10-3 м - ПТ 1-11 и 32; 5 × 10-3 м - ПТ 12-21 и 33; 6 × 10-3 м - ПТ 22-25 и 34; 7 × 10-3 м - ПТ 26-31 и 35. Рациональная интенсификация конвективного теплообмена генерацией пристеночных вихрей при входе в рассечённые каналы Рассечение длинных гладких каналов приводит к разрушению пограничного слоя и повышению интенсивности теплоотдачи при тех же условиях движения газообразного теплоносителя. Чем меньше величина параметра l/d, тем чаще происходит искусственное возмущение пограничного слоя за счёт генерации в нём вихрей неудобообтекаемой турбулизирующей входной кромкой канала, обусловливающее подвод дополнительной энергии к потоку в тонком пристеночном слое со слабой последующей диффузией вихрей в ядро потока, тем выше коэффициент теплоотдачи, хотя одновременно растёт коэффициент аэродинамического сопротивления. На небольшой длине l (по сравнению с L (см. рис. 1, а)) короткого канала ПРрс ПТ наибольшее входное значение критерия Nu снижается незначительно. Используя такую поверхность теплообмена, можно делать рёбра короткими (l/d << L/d) в направлении движения потока теплоносителя, а изменяя величину параметра δ/d, управлять масштабом генерируемых вихрей, достигая весьма высоких средних значений коэффициента теплоотдачи при умеренном росте аэродинамического сопротивления ПРрс ПТ. Влияние на процесс РИКТ изменения параметра рассечения некруглых каналов. Способ повышения теплоаэродинамической эффективности гладкоканальных ПТ рассечением их длинных каналов связан со сложными структурами теплового и аэродинамического процессов, имеющими место в некруглых каналах ПРрс ПТ. Решающим фактором, влияющим на интенсификацию конвективного теплообмена в каналах ПРрс ПТ, является параметр l/d. Наибольший интерес представляют рассечённые теплообменные поверхности со значениями l/d < (5-3) [2, 6-8], т. к. генерируемые во входных сечениях каналов вихри приводят к наиболее интенсивному росту коэффициента теплоотдачи. Данные аппроксимации степенными функциями вида Nu = A × Rek и ζ = B × Ren (k, n - показатели степени в аппроксимирующих зависимостях) экспериментальных зависимостей Nu = f(Re) и ζ = f(Re) [2] позволили построить для выборочных значений критерия Рейнольдса зависимости Nu/Nuгл = f(l/d) и ζ/ζгл = f(l/d), координаты точек пересечения которых определяют значения оценки (Nu/Nuгл)¢ процесса РИКТ и параметра рассечения (l/d)¢, являющиеся наибольшими и наименьшими их значениями при (Ҝζ)Re=idem = 1 [7, 8]. Совокупность полученных результатов графических определений величин (Nu/Nuгл)¢ и (l/d)¢ для выборочных значений критерия Рейнольдса показывает, что для группы ПРрс ПТ 1-6, отличающихся только величиной параметра l/d = variable (l/d = 0,65; 0,97; 1,30; 1,94; 2,77; 3,24) при неизменных значениях остальных геометрических параметров δ/d = 0,0777, h/u = 6,93, процесс РИКТ реализуется в достаточно широких пределах изменения значений режимного параметра (Re¢min = 600) £ Re £ (Re¢max = 6 000), причём значение Re¢min = 600 определяется нижней границей общего диапазона изменения значений критерия Re = 600-10 000 проведённого исследования. На композиционном рис. 3, а представлены зависимости Ҝζ = f(Re), Nu/Nuгл = f(Re), ζ/ζгл = f(Re) и (l/d)¢ = f(Re), последняя из которых совокупностью своих точек обусловливает величины определяющего геометрического параметра 1,23 £ (l/d)¢ £ 3,23 и область значений режимного параметра 600 £ Re¢ £ 6 000, при которых с оценкой (Nu/Nuгл)¢ и значением (Ҝζ)Re=idem = 1 реализуется процесс РИКТ. Влияние на процесс РИКТ изменения параметра относительной толщины ребра. Рассмотрение вариантов зависимостей z/zгл = f(Re) и Nu/Nuгл = f(Re) при различных значениях Re = idem и определение координат точек их пересечения позволило построить зависимости (δ/d)¢ = f(Re) и (Nu/Nuгл)¢ = f(Re) для диапазона значений критерия Re¢ при условии (Ҝζ)Re=idem = 1 реализации процесса РИКТ. Совокупность полученных результатов графических определений величин (Nu/Nuгл)¢ и (δ/d)¢ для выборочных значений критерия Рейнольдса показывает, что для группы ПРрс ТП 8, 9, 3, 10, 11, отличающихся только величиной геометрического параметра δ/d = variable (δ/d = 0,1138; 0,0912; 0,0777; 0,0658; 0,0580) при неизменных значениях остальных геометрических параметров (l/d)m = 1,30, (h/u)m = 6,95, процесс РИКТ также реализуется в достаточно широких пределах изменения значений режимного параметра (Re¢min = 600) £ Re £ £ (Re¢max = 4 400). Для оценки теплоаэродинамической эффективности исследованных ПРрс ПТ 3, 8-11 на рис. 3, б приведены зависимости z/zгл = f(Re), Nu/Nuгл = f(Re) и Ҝζ = f(Re), последняя из которых позволяет определить соблюдение условия РИКТ. Анализ этих результатов показал, что влияние изменения значений параметра δ/d на теплоотдачу наиболее сильно проявляется в диапазоне значений критерия Рейнольдса от 550 до 3 500, а на коэффициент общих потерь давления - в диапазоне значений от 1 100 до 10 000. При этом с уменьшением значений параметра δ/d в диапазоне значений δ/d = 0,058-0,1138 для (l/d)m = (l/d)¢min = 1,30 при Re = idem во всём исследованном диапазоне чисел Re = 500-10 000 значения критерия Нуссельта увеличиваются, а значения коэффициента общих потерь давления уменьшаются. Рис. 3. Зависимости: определяющего комплекса РИКТ (Nu/Nuгл)/(ζ/ζгл) = f(Re) - а, б или (Nu/Nuгл)/( ξ/ξгл) = f(Re) - в, г, д, е; относительных тепловых Nu/Nuгл = f(Re) - а, б, в, г, д, е и аэродинамических в виде (ζ/ζгл) = f(Re) - а, б или (ξ/ξгл) = f(Re) - в, г, д, е характеристик; определяющих безразмерных геометрических параметров l/d = f(Re) - а; δ/d = f(Re), d/δ = f(Re) и d*/d = f(Re) - б; 2δв/d = f(Re), d/2δв = f(Re) и d*/d = f(Re) - в, г, д, е; для ПРрс ПТ 1-6 при δ/d = 0,0777 и l/d = variable = 0,65-3,24 - а; для ПРрс ПТ 8, 9, 3, 10, 11 при l/d = 1,30 и δ/d = variable = 0,1138-0,0580; для ТПвк ПТ 12-15 при l/d = 0,230 и d*/d = variable = 0,925-0,829 - в; для ТПвк ПТ 16-19 при l/d = 0,596 и d*/d = variable = 0,909-0,813 - г; для ТПвк ПТ 22-25 при l/d = 0,202 и d*/d = variable = 0,942-0,867 - д; для ТПвк ПТ 26-28 при l/d = 0,183 и d*/d = variable = 0,953-0,893 - е; знак «¢» указывает на соответствие значению комплекса РИКТ (Ҝζ, ξ)Re=idem = 1 Отмеченное объясняется тем, что при меньших исследованных значениях параметра δ/d = 0,058-0,0777 для условий проведённых экспериментов сгенерированные на острых кромках стенок коротких каналов вихри имеют относительно меньший масштаб и распространяются вдоль потока в основном только в области пристеночного слоя, увеличивая в нём турбулентные параметры потока lт и eт (lт - коэффициент турбулентной теплопроводности, Вт/(м·К); eт - коэффициент турбулентной вязкости, Па·с). В результате в рассмотренных ПРрс ПТ наиболее эффективно реализуется процесс интенсификации теплоотдачи при умеренных значениях коэффициента общих потерь давления, которые в основном определяются подводом дополнительной энергии к потоку теплоносителя в тонком пристеночном слое, не затрагивая ядра этого потока [2]. При значениях параметра δ/d > 0,0777 внешняя граница отрывной зоны удаляется от стенки канала, увеличивая толщину рециркуляционной области отрыва. Поэтому в непосредственной близости от стенки канала в рециркуляционной зоне отрыва значения турбулентных параметров потока lт и eт уменьшаются, что приводит к уменьшению значений оценки интенсификации теплоотдачи. Кроме того, в области присоединения и последующего развития пограничного слоя значения турбулентных параметров потока lт и eт меньше в сравнении со случаем тонкого ребра, отвечающего значениям δ/d £ 0,0777. Отмеченное обстоятельство объясняется сравнительным уменьшением кинетической энергии присоединяющегося пограничного слоя и значений турбулентных пульсаций скорости в нём в области присоединения и, соответственно, в области последующего развития пограничного слоя. При этом масштаб сгенерированных во входных сечениях каналов вихрей увеличивается, а их распространение вдоль потока происходит как в области пристеночного слоя, так и в ядре потока. Область ядра потока теплоносителя, занятая распространяющимися вихрями, с увеличением значений параметра δ/d > 0,0777 увеличивается. Как показано в работах [2, 6-8], дополнительная энергия, подведённая к потоку на образование и распространение вихрей, расположенных за пределами пристеночного слоя, не способствует росту интенсификации конвективного теплообмена и приводит только к увеличению аэродинамического сопротивления. Совместный анализ зависимостей Ҝζ = f(Re), (Nu/Nuгл)¢ = f(Re) и (δ/d)¢ = f(Re), построенных по результатам испытаний группы ПРрс ПТ 8, 9, 3, 10, 11 с параметрами (l/d)m = (l/d)¢min = 1,30, (h/u)m = 6,95 и δ/d = variable (δ/d = 0,1138; 0,0912; 0,0777; 0,0658; 0,0580) для условий проведённого экспериментального исследования, позволил установить предел рационального уменьшения параметра (δ/d)¢min = 0,061 и достигаемую при условии (Ҝζ)Re=idem = 1 и значении Re¢ = 4 400 величину (Nu/Nuгл)¢max = 2,78. Дальнейшее уменьшение величины параметра δ/d не отвечает условию РИКТ. Приведённые зависимости Ҝζ = f(Re), (Nu/Nuгл)¢ = f(Re) и (δ/d)¢ = f(Re) позволяют при проектировании ТА определять величины (Nu/Nuгл)¢max и Re¢ при любой задаваемой в диапазоне значений от 0,061 до 0,0787 величине параметра δ/d, отличной от частных значений, имевших место в эксперименте при соблюдении условия (Ҝζ)Re=idem = 1. Идентичные графические решения могут быть получены и при использовании параметров в видах d/δ и d*/d (графики (d/δ)¢ = f(Re) и (d*/d)¢ = f(Re) на рис. 3, б). Рациональная интенсификация конвективного теплообмена генерацией пристеночных вихрей дискретными турбулизаторами На участках диффузорных канальных течений ТПвк ПТ осуществляется генерация вихрей в пристеночном слое течений теплоносителей. Важно отметить, что масштаб и интенсивность генерируемых вихрей, обусловливающие значения турбулентных параметров потока теплоносителя в пристеночном слое в области повторного присоединения и развития пограничного слоя, определяются режимным и многими геометрическими параметрами, среди которых наиболее важным является высота δв плавно округлённых профилей дискретных турбулизаторов потока - поперечных выступов. Влияние величины δв на изменение значений теплоаэродинамических характеристик ТПвк ПТ обычно оценивается геометрическим параметром d*/d. Рассмотрим влияние изменения величины этого параметра на условия реализации процесса РИКТ на примере четырёх групп ТПвк и ТПгл ПТ: 12-15 и 33; 16-19 и 33; 22-25 и 34; 26-28 и 35. Результаты аппроксимации полученных экспериментальных зависимостей Nu = f(Re) и ξ = f(Re) степенными функциями вида Nu = A × Rek и ξ = B × Ren [4] позволили для всех групп ТПвк ПТ, в каналах которых реализуется процесс РИКТ, построить графические зависимости Nu/Nuгл = f(d*/d) и ξ/ξгл = f(d*/d) при Re = idem, координаты точек пересечения которых для каждой выбранной величины критерия Рейнольдса (см. группу ТПвк ПТ 22-25) определяют наибольшее значение оценки (Nu/Nuгл)¢ процесса РИКТ и наименьшее значение параметра степени сужения сечения канала (d*/d)¢ [7, 8]. Совокупность полученных вариантов графических определений величин (Nu/Nuгл)¢ и (d*/d)¢ при Re = idem показывает, что для группы ТПвк ПТ 22-25, отличающихся только величиной параметра d*/d = variable (d*/d = 0,942; 0,917; 0,892; 0,867) при l/d = 0,202 = idem, h/u = 2,034 = idem, L/d = 11,63 = idem, процесс РИКТ реализуется в достаточно широких пределах изменения значений режимного параметра (Re¢min = 800) £ Re £ (Re¢max = 3 000). Идентичное графическое решение может быть получено при использовании симплекса d/2·δв (зависимости Nu/Nuгл = f(d/2·δв) и ξ/ξгл = f(d/2·δв) при Re = idem) или обратной величины 2·δв/d (зависимости Nu/Nuгл = f(2·δв/d) и ξ/ξгл = f(2·δв/d) при Re = idem): приведённые в [7] графические решения показали, что использование симплекса d/2·δв, наряду с параметром d*/d, приводит к совпадающим с удовлетворяющей инженерную практику точностью (не хуже чем ± 2 %) результатам. На композиционном рис. 3, д представлены зависимости Ҝξ = f(Re), Nu/Nuгл = f(Re), (δв/d)¢ = f(Re), (d/δв)¢ = f(Re) и (d*/d)¢ = f(Re), три последние из которых совокупностью своих точек обусловливают диапазоны значений определяющих геометрических безразмерных характеристик в виде 0,063 £ (2·δв/d)¢ £ 0,109; 9,155 £ (d/2·δв)¢ £ 15,820; 0,896 £ (d*/d)¢ £ 0,941 и режимного параметра (Re¢min = 800) £ Re¢ £ (Re¢max = 3 000), при которых с оценкой (Nu/Nuгл)¢ и значением определяющего комплекса Ҝξ = 1 реализуется процесс РИКТ. Аналогичные построения для отличающихся только величиной параметра d*/d = variable групп ТПвк ПТ 12-15 (d*/d = 0,925; 0,894; 0,862; 0,829) при l/d = 0,230 = idem, h/u = 2,45 = idem, L/d = 13,22 = idem, ТПвк ПТ 16-19 (d*/d = 0,909; 0,878; 0,846; 0,813) при l/d = 0,596 = idem, h/u = 2,45 = idem, L/d = 13,22 = idem и 26-28 (d*/d = 0,953; 0,913; 0,893) при l/d = 0,183 = idem, h/u = 1,74 = idem, L/d = 10,50 = idem, зависимостей Nu/Nuгл = f(d*/d) и ξ/ξгл = f(d*/d), а также Nu/Nuгл = f(d/2·δв) и ξ/ξгл = f(d/2·δв) при Re = idem (в данной статье не приводятся), позволили графически определить соответствующие друг другу величины (Nu/Nuгл)¢ и (d*/d)¢, а также (Nu/Nuгл)¢ и (d/2·δв)¢ для, соответственно, семи, одиннадцати и десяти выборочных значений критерия Re, и положить их в основу построения зависимостей (2·δв/d)¢ = f(Re), (d/2·δв)¢ = f(Re) и (d*/d)¢ = f(Re), приведённых на композиционных рис. 3, в, г, е. Физическая общность реализации процесса рациональной (энергосберегающей) интенсификации теплообмена в некруглых каналах поверхностей двумя результативными способами Приведённые графические зависимости (l/d)¢ = f(Re) для группы ПРрс ПТ 1-6 (рис. 3, а) и (d*/d)¢ = f(Re) для групп ПРрс ПТ 3, 8-11, ТПвк ПТ 12-15, 16-19, 22-25, 26-28 (рис. 3, б-е) аналогичны по форме, характеризуются однотипными провалами в кривых и весьма близки по характерам протекания зависимостей (δ/d)¢ = f(Re) для ПРрс ПТ и (2·δв/d)¢ = f(Re) для ТПвк ПТ (или (d/δ)¢ = f(Re) для ПРрс ПТ и (d/2·δв)¢ = f(Re) для ТПвк ПТ). Физическая общность процесса РИКТ, реализуемого обоими способами [2, 4] искусственной турбулизации потока теплоносителя, представлена из рис. 4, который иллюстрирует все возможные варианты достигаемой интенсификации конвективного теплообмена. Процесс по ниспадающей левой ветви 1-2-3 зависимостей (l/d)¢ = f(Re) и (d*/d)¢ = f(Re) объясняется воздействием искусственной турбулизации на более толстый пристеночный пограничный слой в переходной области режима течения теплоносителя при наличии тенденции опережающего роста относительной тепловой характеристики Nu/Nuгл = f(Re) по сравнению с ростом относительных аэродинамических характеристик ζ/ζгл = f(Re) для ПРрс ПТ или ξ/ξгл = f(Re) для ТПвк ПТ и сопровождается уменьшением значений кривых (l/d)¢ = f(Re) или (d*/d)¢ = f(Re) до наименьших значений (l/d)¢min = (l/d)¢3 или (d*/d)¢min = (d*/d)¢3, что равносильно уменьшению длины короткого ребра по ходу теплоносителя до значения (l)¢min и увеличению высоты выступа до значения (δв)¢max. Рис. 4. Схематизация области изменения значений основных геометрических параметров, определяющих реализацию процесса РИКТ в прямоугольных каналах ПРрс и ТПвк ПТ; ζ, ζгл или ξ, ξгл - коэффициенты потерь давления на трение или суммарных (на вход, трение и выход) в каналах ПТ гладкоканальных и с искусственной турбулизацией теплоносителя Затем, с ростом значений критерия Re и наступлением более развитого турбулентного режима, прекращается опережающий рост отношения Nu/Nuгл над ростом отношений ζ/ζгл или ξ/ξгл, соответственно, величина определяющего комплекса (Ҝζ)Re=idem > 1 или (Ҝξ)Re=idem > 1 уменьшается и принимает при Re¢11 = Re¢max предельное для процесса РИКТ значение (Ҝζ)Re=idem = 1 или (Ҝξ)Re=idem = 1. При этом значение параметра возрастает до (l/d)¢11 = (l/d)¢max или (d*/d)¢11 = (d*/d)¢max, что равносильно увеличению длины короткого ребра по ходу теплоносителя до l¢11 = l¢max или уменьшению высоты выступа до значения (δв¢)11 = (δв¢)min на правой границе области реализации процесса РИКТ. Следовательно, в области зарождающейся слаборазвитой турбулентности переходного режима течения, когда основное термическое сопротивление обусловлено более толстым пристеночным слоем, предпочтительно применение дискретных турбулизаторов с более интенсивным воздействием на поток теплоносителя (ПРрс ПТ с меньшими значениями параметра l/d или l и ТПвк ПТ с меньшими значениями параметра d*/d или с большими значениями δв), чем при развитом турбулентном режиме. Из рис. 4 видно, что зависимости (l/d)¢ = f(Re) для ПРрс ПТ или (d*/d)¢ = f(Re) для ТПвк ПТ совокупностью своих точек обусловливают величины соответствующих геометрических параметров (l/d)¢ или (d*/d)¢ и область значений критерия Re¢, при которых с оценкой (Nu/Nuгл)¢ и значением определяющего комплекса (Ҝζ)Re=idem = 1 для ПРрс ПТ или (Ҝξ)Re=idem для ТПвк ПТ реализуется процесс РИКТ. Произвольно принятым значениям параметра [(l/d)¢1 = (l/d)9] > [(l/d)* = (l/d)2 = (l/d)8] > (l/d)¢3 или [(d*/d)¢1 = (d*/d)9] > [(d*/d)* = (d*/d)2 = (d*/d)8] > (d*/d)¢3 и критерия Рейнольдса Re¢1 < < (Re* = Re4) < Re¢9 соответствует достигаемое значение оценки (Nu/Nuгл)¢¢6 < (Nu/Nuгл)¢4 процесса РИКТ при значении комплекса (Ҝζ)Re=idem > 1 или (Ҝξ)Re=idem > 1. Зависимости (l/d)¢ = f(Re) или (d*/d)¢ = f(Re) также отчётливо показывают (рис. 4), что при значении определяющего комплекса (Ҝζ)Re*=idem > 1 или (Ҝξ)Re*=idem в диапазоне значений (l/d)¢1 ³ (l/d)* > (l/d)¢3 или (d*/d)¢1 ³ ³ (d*/d)* > (d*/d)¢3 каждому произвольному значению параметра (l/d)* или (d*/d)* отвечают две пары значений Re¢2, (Nu/Nuгл)¢2 и Re¢8, (Nu/Nuгл)¢8, являющиеся координатами, соответственно, точки 2 на левой 1-2-3 и точки 8 на правой 3-4-7-8-9 ветвях (относительно точки 3) графической зависимости (l/d)¢ = f(Re) или (d*/d)¢ = f(Re). Случаю (l/d)* = (l/d)¢min = (l/d)¢3 или (d*/d)* = = (d*/d)¢min = (d*/d)¢3 отвечает пара значений Re¢3 и (Nu/Nuгл)¢3. В самом общем случае в диапазоне значений от Re¢min = Re¢1 до Re¢max = Re¢11 произвольному значению Re* могут соответствовать 3 значения основного геометрического параметра: 1) (l/d)¢ или (d*/d)¢ - реализуется процесс РИКТ при (Nu/Nuгл)¢Re*=idem = (ζ/ζгл)¢Re*=idem или (Nu/Nuгл)¢Re*=idem = (ξ/ξгл)¢Re*=idem (совокупность точек зависимости (l/d)¢ = f(Re) или (d*/d)¢ = f(Re) - кривая 1-2-3-4-7-8-9-10-11); 2) (l/d)¢¢ > (l/d)¢ или (d*/d)¢¢ > (d*/d)¢ - реализуется процесс РИКТ при (Nu/Nuгл)¢¢Re*=idem > > (ζ/ζгл)¢¢Re*=idem или (Nu/Nuгл)¢¢Re*=idem > (ξ/ξгл)¢¢Re*=idem, причём (Nu/Nuгл)¢¢Re*=idem < (Nu/Nuгл)¢Re*=idem (совокупность точек области 1-2-3-4-7-8-9-10-11-С-В-1 без точек кривой 1-2-3-4-7-8-9-10-11); 3) l/d < (l/d)¢ или d*/d < (d*/d)¢ - реализуется интенсификация теплообмена при (Nu/Nuгл)Re*=idem < (ζ/ζгл)Re*=idem или (Nu/Nuгл)Re*=idem < (ξ/ξгл)Re*=idem, причём (Nu/Nuгл)Re*=idem > > (Nu/Nuгл)¢Re*=idem > (Nu/Nuгл)¢¢Re*=idem (совокупность точек области 1-2-3-4-7-8-9-10-11-D-A-1 без точек кривой 1-2-3-4-7-8-9-10-11). Произвольной величине критерия Re* (Re* = Re4) в диапазоне значений (Re¢min = Re¢1) £ £ Re* £ (Re¢max = Re¢11) будет отвечать процесс РИКТ при значении определяющего комплекса: (Ҝζ)Re*=idem = 1 или (Ҝξ)Re*=idem = 1 и (Nu/Nuгл)¢4, если принимаемая величина геометрического параметра будет равна (l/d)¢4 или (d*/d)¢4; (Ҝζ)Re*=idem > 1 или (Ҝξ)Re*=idem > 1 и (Nu/Nuгл)¢¢6 < (Nu/Nuгл)¢4, если принимаемая величина геометрического параметра отвечает неравенству (l/d)¢¢6 > (l/d)¢4 для ПРрс ПТ или (d*/d)¢¢6 > (d*/d)¢4 для ТПвк ПТ. В этих случаях обеспечивается наиболее рациональное сокращение объёма ТА за счёт уменьшения длины L каналов ПТ (при том же или уменьшенном конструктивном фронте). Если же для ПРрс ПТ или ТПвк ПТ принимаемые величины параметров l/d или d*/d отвечают неравенствам (l/d)5 < (l/d)¢4 или (d*/d)5 < (d*/d)¢4, то процесс РИКТ не реализуется, а интенсификация теплообмена определяется неравенствами (Nu/Nuгл)5 < (ζ/ζгл)5 или (Nu/Nuгл)5 < (ξ/ξгл)5. При этом сокращение объёма ТА может произойти также за счёт уменьшения длины L каналов ПТ, но при неизбежном увеличении конструктивного фронта, что осложняет компоновку и неприемлемо в транспортных ТА [9, 10]. Выводы Результаты исследования в широком диапазоне изменения чисел Рейнольдса 600 £ Re £ £ 10 000 указывают на перспективность использованных способов искусственной турбулизации потока теплоносителя в прямоугольных каналах пластинчато-ребристых и трубчато-пластин-чатых ПТ с целью интенсификации конвективного теплообмена. Установлено, что процесс РИКТ, надёжно управляемый изменением значений основных геометрических параметров каналов, реализуется в широком диапазоне значений режимного параметра Re переходной области течения теплоносителя: (Re¢min = 600) £ Re¢ £ (Re¢max = 6 000) для ПРрс ПТ; [Re¢min = (800-900)] £ Re¢ £ £ [(Re¢max = (3 000-4 000)] для ТПвк ПТ. Для группы ПРрс ПТ 1-6 с параметрами δ/d = 0,0777, h/u = 6,93, L/d = 19,43 при l/d = variable (l/d = 0,65; 0,97; 1,30; 1,94; 2,77; 3,24) установлены: значение оценки [(Nu/Nuгл)¢Re=2 400]max = 2,60 при (Ҝζ)Re=2 400 = 1; условия реализации процесса РИКТ - 600 £ Re¢ £ 6 000 и 1,23 £ (l/d)¢ £ 3,23; диапазоны значений оценок процесса РИКТ - 1,89 £ (Nu/Nuгл)¢ £ 2,60 при 600 £ Re¢ £ 2 400 и 2,60 £ (Nu/Nuгл)¢ £ 1,97 при 2 400 £ Re¢ £ 6 000. Для группы ТПвк ПТ 26-28 с параметрами l/d = 0,183, h/u = 1,74, L/d = 10,50 при d*/d = variable (d*/d = 0,893; 0,913; 0,953) установлены: значение оценки [(Nu/Nuгл)¢Re=2 000]max = 1,38 при (Ҝξ)Re=2 000 = 1; условия реализации процесса РИКТ - 900 £ Re¢ £ 3 500 и 0,893 £ (d*/d)¢ £ 0,953; диапазоны значений оценок процесса РИКТ - 1,10 £ (Nu/Nuгл)¢ £ 1,38 при 900 £ Re¢ £ 2 000 и 1,38 £ £ (Nu/Nuгл)¢ £ 1,14 при 2 000 £ Re¢ £ 3 500. Для расширенной в сторону меньших значений режимного критерия Re переходной области течения теплоносителя (вследствие искусственной турбулизации) имеет место провал в кривых графических зависимостей (l/d)¢ = f(Re) и (d*/d)¢ = f(Re), указывающий на необходимость применения дискретных турбулизаторов с более интенсивным воздействием на поток теплоносителя (ПРрс ПТ с меньшими значениями l или параметра l/d и ТПвк ПТ с бóльшими значениями δв или с меньшими значениями параметра d*/d), чем при развитом турбулентном режиме. Предложен графический метод надёжного определения необходимых при конструировании ТА значений основных геометрических параметров, определяющих условия реализации процесса РИКТ, на основании результата экспериментального исследования группы из весьма ограниченного числа (4-6) опытных теплообменников. Информативность картины достигаемых результатов интенсификации конвективного теплообмена, традиционно отражаемых зависимостями (Ҝζ) = f(Re) или (Ҝξ) = f(Re), (Nu/Nuгл) = f(Re), (ζ/ζгл) = f(Re) или (ξ/ξгл) = f(Re), существенно дополняется зависимостями параметров (l/d)¢ = f(Re) или (d*/d)¢ = f(Re), позволяющими определять и наблюдать непрерывное изменение значений оценки (Nu/Nuгл)¢ и основных геометрических параметров в пределах всей области реализации процесса РИКТ при значении определяющего комплекса (Ҝζ)Re=idem = 1 или (Ҝξ)Re=idem = 1. Полученные экспериментальные результаты позволяют повысить качество проектирования и эффективность судовых ТА, сократить затраты на проведение опытно-конструкторских работ и натурных испытаний, снизить металлоёмкость теплообменного оборудования СЭУ.

1. Spravochnik po teploobmennikam: v 2 t. / per. s angl. pod red. O. G. Martynenko i dr. M.: Energoatomizdat, 1987. T. 2. 352 s.

2. Vasil'ev V. Ya. Eksperimental'noe issledovanie racional'noy intensifikacii konvektivnogo teploobmena v pryamougol'nyh rassechennyh kanalah plastinchato-rebristyh teploobmennyh poverhnostey // Teploenergetika. 2006. № 12. S. 58-67.

3. Vasil'ev V. Ya. Upravlenie masshtabom generiruemyh vihrey pri vhode v nekruglye rassechennye kanaly s cel'yu realizacii racional'noy intensifikacii konvektivnogo teploobmena // Vestn. Astrahan. gos. tehn. un-ta. 2007. № 4 (39). S. 174-186.

4. Vasil'ev V. Ya. Effektivnost' processa racional'noy intensifikacii konvektivnogo teploobmena v kanalah s diskretnymi turbulizatorami // Vestn. Mosk. aviac. in-ta. 2010. T. 17. № 3. S. 153-162.

5. Keys V. M., London A. L. Kompaktnye teploobmenniki. M.: Energiya, 1967. 224 s.

6. Voronin G. I., Dubrovskiy E. V. Effektivnye teploobmenniki. M.: Mashinostroenie, 1973. 96 s.

7. Vasilyev V., Vinokurova S., Kotova S. Control in scale of generated vortexes at an input in not round interrupted ducts with the purpose of realization of a rational enhancement of convective heat exchanger // Proceedings of the International Symposium on Convective Heat and Mass Transfer (Kuṣadasi, June 8-13, 2014. Turkey). Begell House, Inc. Redding, CT 06896, USA, 2014. 14 p.

8. Vasilev V., Zhatkin A. Promising rational enhancement of heat exchange by section of long smooth ducts of plate-fin surfaces with purposes of creation of highly effective compact heat exchangers // The 24th IIR International Congress of Refrigeration (Yokohama, August 16-22, 2015). Japan, 2015. 8 p.

9. Vasil'ev V. Ya., Zhatkin A. M., Nikiforova S. A. Sravnenie teploaerodinamicheskoy effektivnosti processov energosberegayuschey intensifikacii teploobmena v nekruglyh kanalah plastinchato-rebristyh poverhnostey // Sovremennye tehnologii v korablestroitel'nom i aviacionnom obrazovanii, nauke i proizvodstve: sb. dokl. Vseros. nauch.-prakt. konf. (N. Novgorod, 23-24 noyabrya 2016 g.). N. Novgorod: Izd-vo NGTU, 2016. S. 301-310.

10. Vasilev V. Ya., Nikiforova S. A. Thermo-aerodynamic efficiency of non-circular ducts with vortex enhancement of heat exchange in different types of compact heat exchangers // Journal of Physics: Conference Series. 2018. V. 980. P. 12-21.