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 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.