Экспериментальное исследование систем охлаждения с интенсификацией в поле инерционных сил Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

УДК 621.454.2

DOI: 10.25206/2588-0373-2019-3-3-63-74

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМ ОХЛАЖДЕНИЯ С ИНТЕНСИФИКАЦИЕЙ В ПОЛЕ ИНЕРЦИОННЫХ СИЛ

В. В. Шалай, К. В. Щербань

Омский государственный технический университет, Россия, 644050, г. Омск, пр. Мира, 11

В настоящее время актуален вопрос повышения теплоотдачи углеводородного топлива в системах каналов систем охлаждения жидкостных ракетных двигателей. В статье рассматриваются результаты экспериментального исследования систем охлаждения с интенсификацией в поле инерционных сил, полученные на модернизированном экспериментальном стенде. Данный стенд позволил исследовать эффективность нагрева компонентов жидкого топлива углеводородного теплоносителя в поле инерционных сил и верифицировать результаты расчёта, полученные в среде ANSYS.

Ключевые слова: жидкостные ракетные двигатели, турбулизация, теплоотдача, система охлаждения, теплообмен, экспериментальный стенд.

I ■

л

О

1Я 1> N1

ОИ О О Е н Т х

>О 2 А

■ К > О

1 о

О

< К ОО

Введение

В настоящее время в практике мирового дви-гателестроения ведётся интенсивная разработка прямоточных реактивных воздушных двигателей для гиперзвуковых летательных аппаратов [1—3] Анализ проводимых теоретических и экспериментальных работ показывает, что одной из основных проблем при создании такого рода летательных аппаратов является разработка системы охлаждения камеры сгорания двигателя и его сопла. [4 — 7]. К этим системам предъявляются жёсткие требования, так как они должны обеспечить работу двигателя при тяжёлом температурном режиме. Одним из наиболее широко применяемых в качестве горючего для летательных аппаратов является такое углеводородное топливо как керосин [8]. Полученные в данной области результаты [9 — 11] требуют экспериментальной верификации, для чего был создан модернизированный экспериментальный стенд, для исследования систем охлаждения с интенсификацией в поле инерционных сил. Подробное устройство стенда и выбора конструктивных решений было описано в статье [12].

Постановка задачи

После модернизации экспериментального стенда он позволил провести экспериментальное исследование эффективности нагрева углеводородного теплоносителя в поле инерционных сил, характерных для гиперзвуковых летательных аппаратов, и верификацию результатов расчёта в среде ЛЫ8У8.

Модернизация стенда с целью проведения верификации результатов расчёта в среде ЛЫ8У8 состояла в создании на основе базового стенда двух контуров — циркуляционного пневмоги-дравлического и электрического.

Необходимым условием для проведения верификации методики расчета является определение погрешностей экспериментального исследования.

Теория

Погрешность при определении тепловых и электрических параметров на основе проведённого эксперимента складывается из двух составляющих:

— из погрешности определения величин при прямых измерениях;

— из погрешности косвенного определения величин по известным функциональным закономерностям.

Погрешность АХ измеряемой величины X (доверительный интервал) определяется выраже-

АХ = л1АХсл2 + АХ

(1)

где АХл — случайная погрешность измеряемой величины X; АХпр — приборная погрешность измеряемой величины Х.

Случайная погрешность АХл определяется выражением

АХ,., = а

сл

1(АХ( )2

I=1

п(п - 1)

ст

4П

(2)

где АХ. — отклонение измеряемой величины в (-ом эксперименте Х. от среднеарифметического значения Х в серии из п числа экспериментов

АХ( = Х( - Х;

(3)

нием

2

СХ

п,Р

а1,р — коэффициент Стьюдента, зависящий от числа измерений п и выбранного значения доверительной вероятности Р;

X(AXi )2 i= 1

(4)

n - 1

VЖ ' рж ' СЖ ' (ТЖ2 ТЖ1)

VЖ ' РЖ ' СЖ ' (ТЖ2 ТЖ1) . ln dH

2 -X

(5)

ны AXnp определяется выражением

(6)

100

SY =

AY Y

df AXj dXj f

(7)

Sa, =

среднеквадратичное отклонение в рассматриваемой серии.

Коэффициент теплоотдачи а. отыскивается по формуле

а _ Уж ' рж ' сЖ ' (ТЖ2 — ТЖ1) —

' ¿ВЫ • [п (I,)) ' ^ РАБ ]

да, А¥Ж ^ + i да, АТЖ2Л,2 + дУЖ а, у! 1дТЖ 2 а,

да, АТЖ1 дТж, а,

да, AdBH

ddRM а,

22 да, Мн\ + I да, ALpAE +

ddH а, ) \dL

да, АТж (li) дТж (h) а,

РАБ

2

а,

да, АТСТi дТСТ, аi

Производные в выражении (8), вычисленные в программе MATHCAD при указанных выше значениях постоянных величин и при i = 5 (ТСТ5 = = 79,4 °С и ТЖ5 = 25,9 °С), дают следующие значения:

^ ■ = 5 • 107;

ЗУ-

Приборная погрешность измеряемой величи-

Ж

öa.j

дТу,

да;

дТ

= 14,4;

-14,4;

Ж1

где Хт — предельное значение шкалы измеряющего прибора; к — класс точности измеряющего прибора.

Абсолютная погрешность величины, определяемой косвенным образом по функциональной зависимости У = fIX,, Х„, ...,X, ...,X ), вычисляется

* 1' 2 у т''

через относительную погрешность по формуле

^ = -5,4 • 104;

ddm

дai

ddH

да;

3,4 • 104

dL

РАБ

даi

дТ ж (li)

да;

дТ,

-169;

= 3,2;

-3,2.

CTi

В проведённом исследовании число опытов в одной серии п = 5.

В проведённом исследовании экспериментально определялись такие величины, как температуры жидкости на входе в канал ТЖ1 и на выходе из него ТЖ2 , температура стенки ТСт. в месте подключения г-ой термопары (г = 1 .10), а также величина объёмного расхода керосина. Коэффициент теплоотдачи а определялся косвенным путём на основе выражений (1) и (5). В эти выражения помимо перечисленных экспериментально определяемых величин входят значения теплоёмкости керосина сЖ, коэффициента теплопроводности керосина ХЖ и плотности керосина рЖ, которые являются табличными величинами [13] и рассматриваются как константы. Кроме того, в выражения (1) и (5) входят геометрические размеры, такие как наружный dН и внутренний dВН диаметры канала, длина рабочей области канала ЬрАБ, расстояние от начала рабочего участка до точки крепления г-ой термопары 1.. Указанные размеры измерялись линейкой и штангенциркулем.

С учётом сказанного формула (7) применительно к выражению (1) и (5) приобретает вид

Учитывая, что коэффициент теплоотдачи в месте крепления 5-ой термопары принимает значение а5 = 93,2 Вт/(м2 •К), выражение (4) можно представить в виде

5а;

3 • 1011 -{АУЖ)2 + 0,024 -{АТЖ2)2 + + 0,024 • (АТЖ1)2 + 3,3 • 105 • (AdBH )2 + + 1,3 • 105 • (AdH )2 + 3,3 • (АЬРАБ )2 + + 1,2 •Ю-3 • (АТЖ (li ))2 + 1,2 •Ю-3 • (АТСТ )2. (9)

Определим абсолютные погрешности измерения температур ТЖ1 и ТЖ2 . Среднеквадратичные отклонения для температур ТЖ1 и ТЖ2 аЖ1 и аЖ2, определяемые по выражению (4), приняли значение 1,1. При числе опытов в серии п = 5 и доверительной вероятности Р = 0,95 коэффициент Стьюдента принимает значение ап,р = 2,8. Тогда, в соответствии с выражением (7), получаем случайную погрешность при измерении температур

жидкости ЛТЖ1сл и АТЖ2сЛ.

АТ

Ж1сл

АТ ж 2сл =а п,Р --j= = 2,8 • -Ц = 1,37. (10)

2

2

+

+

+

а

+

2

+

+

d

ВН

d

ВН

2

64

Приборная погрешность измерения температур ТЖ1 и ТЖ2 определяется по выражению (8). Класс точности преобразователя ТРМ 1 при использовании в качестве первичного датчика термопары к = 0,5. Поэтому приборные погрешности принимают значения

АГ

к ■ X 0,5 • 20

Ж1п

100

100

= 0,1;

АТ

к ■ X 0,5 ■ 31,7

Ж 2

пр

100

100

= 0,16.

АГЖ1 =^АТШсл < + АТЖ1р ^ л/1,372 + 0,12 = 1,37 °С ,

= 41,372 + 0,162 = 1,38 0с:.

*Тст1сл = АТЖ1С

ст

= а

1,1

п,р

А Тг

п п/5

к ■ X 0,5 • 79,4

1пр

100

100

АТ,

СП

СТгст СТщр

д/1,372 + 0,42 = 1,43 °С .

^11 — 1 +

Ат т

АО О

(19)

Приборная погрешность измерения Ат времени равна 0,5 с, т. к. время измерялось секундомером.

Приборная погрешность измерения АО объёма жидкости равна

(11)

АО = АОПр =

к ■О 5•2 • 10

100

100

10-5м3, (20)

Абсолютная погрешность измерения температур ТЖ1 и ТЖ2 определяется по формуле (1)

(

где 5 — класс точности счётчика объёма жидкости СГВ-15.

Тогда относительная погрешность определения расхода керосина

Ат^2 [АОл2

О

(13)

0,5 60

2

10

5 Л2

0,2 • 10-

= 0,05.

(21)

Абсолютная погрешность измерения температуры ТСТ. определяется аналогично абсолютным погрешностям измерения температур ТЖ1 и ТЖ2 .

Абсолютная погрешность расхода

( = 8УЖ • Уж

2,8 = 1,3= °С,(11) 0,4°С, (10,)

0,05 • 3,3 • 10-6 = 1,65 • 10-7 м3/с. (22)

Абсолютную погрешность жидкости в сечении (-ой термопары также можно принять равной абсолютной погрешности измерения темпе-

2ратур ТЖ1 и ТЖ

(16)

АТЖ. = 1,37 °С .

Жг '

(23)

Диаметры канала д.Н и йВН, расстояние от начала рабочей зоны канала до точки крепления г-ой термопары I, а также длина рабочей зоны ЬрАБ являются размерами, которые устанавливаются один раз на всю серию экспериментов. Поэтому случайной погрешности при определении погрешности этих величин не будет, а погрешность будет определяться как приборная, которая в этом случае является половиной цены наименьшего деления, а именно 5 • 10-4 м, то есть

Подставляя значения выражений (12), (13), (16), (17), (23) в выражение (9), получаем значение относительной погрешности коэффициента теплоотдачи а. (г = 5) при движении углеводородного теплоносителя (керосина) в прямолинейном канале 5а = 0,16. Аналогичным образом получаем погрешность для коэффициента теплоотдачи при движении в спирально-змеевиковом канале 5а =0,17.

Результаты экспериментов

I ■

л

О

I»

N1

ОИ О О Е н Т х >0 2 А

■ К > О ¡Й

й О

О

V -

3

10О

АЬ

AdR

Adя

АЬ = 5•10-

(17)

Объёмный расход УЖ также является установочным параметром, и его погрешность определяется как приборная. Объёмный расход определялся по формуле

Уж =

О

(18)

где О — объём жидкости, м3; т — время, в течение которого через прибор прошёл объём жидкости О, с.

В данном случае О = 0,2 л = 0,2 •Ю-3 м3, т = 60 с.

Относительная погрешность расхода определяется по формуле

Экспериментальное исследование влияния инерционных сил на интенсификацию теплоотдачи, т. е. на величину коэффициента теплоотдачи, состояло в проведении двух типов экспериментов. В первом эксперименте определялось значение коэффициента теплоотдачи (локального и среднего) в прямолинейном канале. Во втором эксперименте определялось значение коэффициента теплоотдачи в спирально-змеевиковом канале. Оба эксперимента проводились при одном и том же объёмном расходе углеводородного теплоносителя (керосина), равном 0,2 л/мин, при одном и том же тепловом потоке 70 Вт, при одной и той же температуре керосина на входе в канал нагрева 20 °С . Подводимая тепловая мощность задавалась подводимым к ТЭНу напряже-

2

2

т

2

пР

+

м

т

Рис. 1. Распределение температуры на наружной поверхности стенки по длине прямолинейного (1) и спирально-змеевикового (2) каналов нагрева (3 — температура жидкости) Fig. 1. Temperature distribution on the outer surface of the wall along the length of rectilinear (1) and spiral-coil (2) heating channels (3 — liquid temperature)

o:i

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

Рис. 2. Распределение локального коэффициента теплоотдачи по длине прямолинейного канала: 1 — линия регрессии для экспериментальных точек; 2 — линия среднего значения коэффициента теплоотдачи Fig. 2. Distribution of the local heat transfer coefficient along the length of the rectilinear channel: 1 — regression line for experimental points; 2 — line of the average value of the heat transfer coefficient

нием и определялась по значениям напряжения и тока.

Результаты экспериментального исследования представлены в виде графических зависимостей (рис. 1-3).

Помимо распределения температуры стенки в точках крепления поверхностных термопар по длине прямолинейного и спирально-змееви-кового каналов нагрева представлена также зависимость температуры жидкости по длине ка-

118

\

\

\

\

\

\

\

\

\

\ 2

л

О

IBS

il

OS О О E н T х

>О z А

■ К > О

i о

О

< К

O О

Рис. 3. Распределение локального коэффициента теплоотдачи по длине спирально-змеевикового канала: 1 — линия регрессии для экспериментальных точек; 2 — линия среднего значения коэффициента теплоотдачи Fig. 3. Distribution of the local heat transfer coefficient along the length of the spiral-coil channel: 1 — regression line for experimental points; 2 — line of the average value of the heat transfer coefficient

нала (рис. 1). Из этих зависимостей видно, что в спирально-змеевиковом канале температура стенки ниже, чем в случае прямолинейного канала. При одном и том же распределении температуры жидкости по длине канала (что обусловлено одинаковыми объёмными расходами и тепловыми потоками) это приводит к тому, что температурный напор в спирально-змеевиковом канале между стенкой и жидкостью будет ниже, чем в прямолинейном канале. Это, в свою очередь, приводит к тому, что коэффициент теплоотдачи (и локальный и средний) в спирально-змеевиковом канале должен быть выше, чем в прямолинейном.

Это предположение подтверждается зависимостями (рис. 2, 3). Эти зависимости получены на основе выражения (4), а также на основе экспериментального определения температуры стенки (рис. 1). При определении значений коэффициента теплоотдачи плотность керосина рЖ принималась равной 780 кг/м3, теплоёмкость керосина сЖ принималась равной 2300 Дж/(кг • К), коэффициент теплопроводности жидкого керосина ХЖ принимался равным 0,105 Вт/(м • К) [14, 15]. Из этих зависимостей видно, что локальный и средний коэффициенты теплоотдачи в спирально-змеевиковом канале выше соответствующих коэффициентов теплоотдачи в прямолинейном канале при прочих равных условиях. Кроме того, распределения локального коэффициента теплоотдачи по длине канала показывают, что величина коэффициента теплоотдачи возрастает по длине. Этот факт объясняется тем, что по длине канала возрастает температура стенки и температура жидкости. Рост температуры жидкости приводит к снижению её вязкости, что, в свою очередь, приводит к увеличению значе-

ния критерия Рейнольдса, рост которого приводит к увеличению значения числа Нуссельта, а значит, и коэффициента теплоотдачи.

Таким образом, в результате экспериментального исследования было установлено, что при прочих равных условиях силы инерции способны существенно увеличивать интенсивность теплоотдачи со стороны охлаждающего потока. При условиях проведения эксперимента средний коэффициент теплоотдачи в спирально-змееви-ковом канале оказался в 1,3 раза выше среднего коэффициента теплоотдачи в прямолинейном канале.

Верификация методики расчёта процессов течения и теплообмена углеводородного топлива в охлаждающих каналах основана на сравнении результатов, полученных при расчёте этих процессов в среде ЛЫ8У8, с результатами экспериментального исследования этих же процессов. Верификация осуществляется двумя способами: 1 — посредством визуализации протекающих процессов и используется для определения длин участков нагрева жидкости и её кипения; 2 — сравнением результатов расчёта нагрева углеводородного топлива, движущегося в поле инерционных сил, с соответствующими экспериментальными данными.

При первом способе для верификации результатов расчёта процессов нагрева жидкого теплоносителя и его кипения в пакете ЛЫ8У8 необходимо знать длины этих участков. Основой верификации является экспериментальное определение длин указанных участков в зависимости от подводимой тепловой мощности.

Целью проведения эксперимента является экспериментальное определение длины участков

Паровая фаза

Рис. 4. Фотография движущегося теплоносителя в камере нагрева (снизу вверх) при подаваемом напряжении 160 В и подведённой мощности 3200 Вт Fig. 4. Picture of moving coolant in the heating chamber (from the bottom up) at a supplied voltage of 160 V and a supplied power of 3200 W

< at

P

Ea x

^ (Л

ei > ai >

нагрева жидкости от заданной температуры до её кипения.

Подводимая тепловая мощность измерялась регулятором мощности (РМ) и определялась по показаниям вольтметра и амперметра. Расход теплоносителя определялся датчиком расхода и изменялся посредством байпасной линии и вентилей. В качестве теплоносителя выступают вода и керосин. Расход устанавливался на уровне 0,5 л/мин и измерялся посредством счётчика СГВ-15 и секундомером. Температура теплоносителя на входе в камеру нагрева фиксируется термопарой. Задаваемое тремя регуляторами РМ одинаковое для каждого регулятора напряжение принимало значения 160 и 145 вольт. При этом фиксировалась линейкой длина участка нагрева теплоносителя до состояния начала кипения (начала образования пузырьков). При стационарной работе контура теплоноситель поступал на вход в камеру нагрева при температуре 50 ° С . Измерения длины участка нагрева осуществлялись линейкой длиной 0,5 м.

Проведено экспериментальное исследование длины участка нагрева воды до 100 °С (начало кипения) в контуре камеры нагрева (рис. 4). Эти данные соответствуют приложенному напряжению 160 В и суммарной подведённой мощности 3200 Вт.

Эта фотография показывает, что при подведённом напряжении 160 В процесс кипения теплоносителя начинается на середине второго снизу канала, что соответствует примерно длине участка нагрева от 50 до 100 ° С 0,7 — 0,8 м (длина одного канала — 0,5 м). Из рисунка видно, что в конце пятого снизу канала (что соответствует суммарной длине 2,5 м) теплоноситель практически выкипел и перешёл в состояние пара.

Анализ показывает, что процесс кипения начинается на середине второго снизу канала и практически заканчивается в конце пятого ка-

нала (рис. 5). Это показывает, что при напряжении 160 В экспериментальные данные хорошо согласуются с расчётными.

Аналогичные исследования были проведены для прилагаемого напряжения 145 В и суммарной подведённой мощности 2500 Вт (рис. 6). Для этого случая представлены графически результаты расчёта процессов нагрева и кипения теплоносителя в среде ЛЫ8У8, также на этом рисунке показано распределение доли паровой фазы теплоносителя по длине канала нагрева. Видно, что процесс кипения начинается на середине четвёртого снизу канала и практически заканчивается в конце пятого канала. Это показывает, что при напряжении 145 В экспериментальные данные также хорошо согласуются с расчётными.

Обсуждение результатов

При использовании в качестве теплоносителя керосина предполагалось проводить верификацию в двух режимах: в предельном режиме без предварительной деаэрации и насыщением азотом осуществлять нагрев керосина до температуры 210 °С, т. к. при 220 ° С начинается самовоспламенение керосина; в номинальном режиме с деаэрации, насыщением азотом и полным выкипанием керосина при температуре 280 °С. При проведении эксперимента в предельном режиме температура кипящего керосина 210 °С была достигнута.

При втором способе верификации расчёта нагрева углеводородного топлива (керосина), движущегося в поле инерционных сил, результаты экспериментального исследования сравниваются с соответствующими результатами расчёта в среде ЛЫ8У8, полученными для условий проведения эксперимента. При расчёте определялись температура средней по сечению жидкости (керосина) и температура на наружной поверхности канала (медной трубки), в котором двигался керосин (рис. 7, 8).

Рис. 5. Графическое изображение паровой доли движущегося теплоносителя (снизу вверх) по длине канала нагрева при подаваемом напряжении 160 В и подведённой мощности 3200 Вт Fig. 5. Graphic image of the vapor fraction of moving coolant (from bottom to top) along the length of the heating channel at a supplied voltage of 160 V and supplied power of 3200 W

i ■

л

О

IS IBS il

OS О О E н T x >0 z А

■ К > О

i О

О

V <"> К

O О

Рис. 6. Графическое изображение содержания паровой фазы в движущемся теплоносителе (снизу вверх) по длине канала нагрева при подаваемом напряжении 145 В и подведённой мощности 2500 Вт Fig. 6. Graphic image of the vapor phase content in moving coolant (from bottom to top) along the length of the heating channel at a supplied voltage of 145 V and a supplied power of 2500 W

Выводы и заключение

Проведено сравнение результатов расчёта температуры средней по сечению жидкости (керосина), температуры на наружной поверхности канала (медной трубки), в котором двигался керосин и экспериментальных исследований (рис. 9).

Графики говорят о хорошем наложении результатов расчёта на экспериментальные данные.

Таким образом, на основе визуального сравнения экспериментальных данных с результатами расчёта в среде ЛЫ8У8 процессов нагрева теплоносителя (воды) и кипения, проведённого для двух напряжений 145 и 160 В; а также, на основе сравнения экспериментального исследования с результатами расчёта в среде ЛЫ8У8 нагрева углеводородного теплоносителя (керосина), можно сделать вывод, что математическая модель этих процессов, заложенная в пакет

Cer*ax 1

0 ICO 1П|

Рис. 7. Распределение средней по сечению температуры жидкого углеводородного теплоносителя (керосина) по длине канала охлаждения Fig. 7. Distribution of the average cross-sectional temperature of a liquid hydrocarbon coolant (kerosene) along the length of the cooling channel

Рис. 8. Распределение температуры на наружной поверхности стенки канала движения керосина (медной трубки) по его длине Fig. 8. The temperature distribution on the outer surface of wall of the channel of motion of kerosene (copper tube) along its length

ЛЫ8У8, адекватно описывает указанные процессы и может быть использована для расчёта процессов, протекающих в каналах системы охлаждения ЖРД.

3. Сухов Е. В. Совершенствование конструкций и метода расчёта компактных спирально-змеевиковых узлов охлаждения компрессорных агрегатов: дис. ... канд. техн. наук. Омск: Изд-во ОмГТУ, 2012. 196 с.

2. Лаптев А. Г., Николаев Н. А., Башаров М. М. Методы интенсификации и моделирования тепломассообменных процессов. М.: Теплотехник, 2011. 288 с. ISBN 978-5-98457104-3.

1. Балмина Р. В., Губанов А. А., Иванькин М. А. [и др.]. Состояние и перспективы разработки гиперзвукового вооружения // Техническая информация. 2012. № 1-2 (1821-1822). С. 1-72.

Список источников

4. Misra A. Composite materials for aerospace propulsion related to air and space transportation // Lightweight Composite Structures in Transport / Ed. J. Njuguna. Sawston, Cambridge: Woodhead Publishing, 2016. P. 305-327. ISBN 978-1-78242-325-6.

5. Hiroyasu H., Arai M. Structures of Fuel Spray in Diesel Engines // SAE Technical. 900475. 1990. 15 p. DOI: 10.4271/900475.

6. Chen Yu., Wang Yu., Bao Z. [et al.]. Numerical investigation of flow distribution and heat transfer of hydrocarbon fuel in regenerative cooling panel // Applied

и 60

л

О

IS

IB

il

OS О О E н T х

>О z А

■ К > О ¡Й

i О

О

< К

O О

Длина вдоль центральной оси [мм]

Рис. 9. Сравнение результатов расчёта в среде ANSYS с результатами экспериментального исследования: 1 — расчётная температура наружной поверхности стенки канала; 2 — расчётная температура жидкости; ◊ — экспериментальная температура стенки; А — экспериментальная температура жидкости Fig. 9. Comparison of calculation results in ANSYS with the results of the experimental study: 1 — calculated temperature of the outer surface of the channel wall; 2 — estimated fluid temperature; ◊ — experimental wall temperature; А — the experimental temperature of the liquid

Thermal Engineering. 2016. Vol. 98. P. 628-635. DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2015.12.088.

7. Moiseeva N. P., Pokhodun A. I. Investigation of the non-uniqueness and subrange in consistencies of ITS-90 using platinum resistance thermometers in the 0-961.78 °C range // Proceedings of Temperature. 1992. Vol. 6. P. 187-191.

8. Михайлов А. М. Паровая конверсия углеводородов как метод химической регенерации тепла // Научно-технические ведомости Санкт-Петербургского государственного политехнического университета. 2013. № 3 (178). С. 95-100.

9. Чернов Г. И., Щербань К. В. Математическая модель теплоотдачи при течении углеводородного топлива в каналах системы охлаждения ЖРД и обоснование возможности ее интенсификации // Проблемы разработки, изготовления и эксплуатации ракетно-космической техники и подготовки инженерных кадров для авиакосмической отрасли: материалы XI Всерос. науч. конф., посвящ. памяти гл. конструктора ПО «Полет» А. С. Клинышкова, 30-31 мая 2017 г. / ОмГТУ. Омск, 2017. С. 114-127.

10. Юша В. Л., Чернов Г. И., Щербань К. В. Влияние расхода и схемы движения углеводородного топлива в каналах системы охлаждения сопла и его расхода на температурные поля в различных элементах сопла // Проблемы разработки, изготовления и эксплуатации ракетно-космической техники и подготовки инженерных кадров для авиакосмической отрасли: материалы XII Всерос. науч. конф., посвящ. памяти гл. конструктора ПО «Полет» А. С. Клинышкова, 29-30 мая 2018 г. / ОмГТУ. Омск, 2018. С. 133-147.

11. Юша В. Л., Чернов Г. И., Щербань К. В. Конструкция системы интенсификации теплообмена углеводородного топлива в охлаждающих каналах жидкостного ракетного двигателя // Известия высших учебных заведений. Машиностроение. 2018. № 8 (701). С. 86-91. Б01: 10.18698/0536-1044-2018-8-86-91.

12. Шалай В. В., Щербань К. В. Разработка модернизированного экспериментального стенда для исследования систем охлаждения с интенсификацией в поле инерционных сил // Омский научный вестник. Сер. Авиационно-ракетное и энергетическое машиностроение. 2019. Т. 3, № 1. С. 73-81. Б01: 10.25206/2588-0373-2019-3-1-73-81.

13. Дорофеев А. А. Основы теории тепловых ракетных двигателей: теория, расчет и проектирование. Изд. 3-е, перераб. и доп. М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2014. 571 с. КВИ 978-5-7038-3746-7.

14. Мякочин А. С., Яновский Л. С. Образование отложений в топливных системах силовых установок и методы их подавления. М.: Изд-во МАИ, 2001. 222 с. КВИ 5-70352279-Х.

15. Кутепов А. М., Стерман Л. С., Стюшин Н. Г. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании. М.: Высшая школа, 1986. 448 с.

ШАЛАЙ Виктор Владимирович, доктор технических наук, профессор (Россия), заведующий кафедрой «Нефтегазовое дело, стандартизация и метрология», президент ОмГТУ.

SPIN-код: 2322-6820 AuthorlD (РИНЦ): 9913 ORCID: 0000-0003-0635-4849

AuthorlD (SCOPUS) AuthorlD (SCOPUS) AuthorlD (SCOPUS)

35792469000 56755298300 57190972363 ЯевеагсЬегГО: Р-8233-2015

ЩЕРБАНЬ Кирилл Владимирович, научный сотрудник научно-исследовательской лаборатории «Системы жизнеобеспечения обитаемых и необитаемых объектов». 8Р1Ы-код: 1093-3377 ЛиШотГО (РИНЦ): 883560

AuthorlD (SCOPUS): 57195570606

Адрес для переписки: sherban.kirill@gmail.com

Для цитирования

Шалай В. В., Щербань К. В. Экспериментальное исследование систем охлаждения с интенсификацией в поле инерционных сил // Омский научный вестник. Сер. Авиа-ционно-ракетное и энергетическое машиностроение. 2019. Т. 3, № 3. С. 63-74. DOI: 10.25206/2588-0373-2019-3-3-63-74.

Статья поступила в редакцию 30.03.2019 г. © В. В. Шалай, К. В. Щербань

< at

Р

э (О со :> со :>