0040-輕型冷藏車車廂總成設計【全套12張CAD圖+說明書】,全套12張CAD圖+說明書,輕型,冷藏車,車廂,車箱,總成,設計,全套,12,十二,cad,說明書,仿單 摘 要 通過對隔熱車廂結構及尺寸的分析比較，完成冷藏車車廂總成設計，其中包括車廂設計、車廂對開門設計及性能計算與校核。 本設計的隔熱車廂各部分之間的連接多采用粘接劑而非螺栓和鉚釘?shù)冉饘偌?，不僅減少了熱橋，而且增加了平整度和美觀度。隔熱材料選用應用最廣泛的聚氨酯泡沫，其導熱系數(shù)較小且具有一定的抗拉抗彎強度，與鋼板和膠合板的粘接力較強且密度低，減少了隔熱壁厚度，在車廂外尺寸確定的情況下增大了車廂裝載容積。車廂門及其附件盡量采用簡單可靠的零部件和裝配固定方法，確保密封性。根據計算確定的熱工參數(shù)選用合適的制冷機組并合理完成各部分的安裝與固定。 本設計的車廂總成結構簡單，性能良好，成本不高，高性能材料和先進技術的應用有效降低了車廂的自重，各參數(shù)均符合設計要求。 關鍵詞：冷藏保溫汽車，隔熱材料，制冷機組，傳熱系數(shù) ABSTRACT This paper completed the assemble design of the compartment of the refrigerated truck including the carriage design, the open door design, the performance calculation and verification through analysis and comparison the structure and the size of the insulated compartment. In this design, the connection between the parts mostly use adhesive rather than rivets, bolts and other metal pieces, which not only reduced the thermal bridge, but also increases the level and degree of beauty. The most extensive application of polyurethane foam is selected for insulation material which not only has small coefficient of thermal conductivity, but also has certain tensile strength and bend strength. The polyurethane foam has excellent adhesive force with the armor plate and the plywood. And the density is low which reduces the thickness of the insulated wall. So when the compartment has fixed external size the stowage volume of the compartment is increased. The door and its accessories as much as possibly use a simple and reliable parts and assembly method to ensure the seal. We should choose a appropriate refrigeration unit according to calculating the parameter of the heat engineering and complete the installation and fixed of various parts reasonably. This design of the compartment assemble has simple structure, good performance, low cost and the usage of high-performance materials and advanced technology which reduce the compartment’s weight. All parameters in this design are in line with the design requirements. KEY WORDS: refrigerated and insulated car, insulation material, refrigeration unit, heat transfer coefficient ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ 裝 ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ 訂 ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ 線 ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ ┊ 新型多功能車黏性耦合器單元內強制對流和表面粗糙度的影響 Sheng-Chung Tzeng* 中國臺灣彰化500杰守N路1號，Chienkuo科技大學機械工程系， 電子郵件：tsc@ctu.edu.tw 電子郵件：tsc33@ms32.hinet.net *對應的作者 K.David Huang 中國臺灣臺北10608，國立臺北科技大學車輛工程系 電子郵件：kdavidh@ntut.edu.tw 吳泰生 中國臺灣彰化500，大葉大學車輛工程研究所 電子郵件：kevin_wts@yahoo.com.tw 摘要：一項試驗對新型多功能車黏性耦合器單元的局部傳熱和流動特點進行了分析。熱量由自由對流和強制對流轉移而來，并受各種轉速下壁和嵌入式環(huán)狀分布肋條的潤滑效果影響。在實驗條件下模擬新型多功能車黏性耦合器單元的一系列實際運作，無論是轉速和幾何參數(shù)必須相當接近真實環(huán)境。此外，試驗段設計，使實際大小的新型多功能車動力傳輸系統(tǒng)的冷卻特性可以被調查。整體溫度分布估計和局部傳熱系數(shù)分析。參考流場分布，就清楚了泰勒渦流上離心力的影響力。最后，新型多功能車設計師由試驗結果中得到一些經驗公式。 關鍵詞：熱傳遞；流動特點；黏性耦合器單元；新型多功能車；泰勒渦流 參考文本如下：Tzeng.S-C.、Huang,K.D.和吳泰生（2007）“新型多功能車黏性耦合器單元內強制對流和表面粗糙度的影響”，Int.J.車輛設計，第45期，第4，449-469頁。 個人簡歷：Sheng-Chung Tzeng是一位中華人民共和國臺灣ChienKuo科技大學機械工程副教授，他在1999年從中華人民共和國臺灣國立清華大學獲得博士學位。他的主要研究領域是車輛工程設計，實驗性熱傳遞，為汽車設計計算流體動力和發(fā)動機冷卻。 K.David Huang是一位臺灣國立臺北科技大學車輛工程教授，他在1992年獲得美國密歇根大學的博士學位。他的主要研究領域是混合動力電動車，混合氣動力系統(tǒng)，金屬燃料電池，智能車艙和車輛動力總成系統(tǒng)的冷卻技術 吳泰生是一名中華人民共和國臺灣大葉大學車輛工程研究生院的研究生，他的主要研究領域是黏性耦合器單元的冷卻 1．引言 在過去十年，汽車技術的發(fā)展十分迅速。汽車用戶的關注焦點已經從常規(guī)汽車轉移到專用車輛，比如運動的，休閑的和爬山的。這個轉變導致了新型多功能車的逐漸成熟。在過去的五年里，新型多功能車系統(tǒng)完成了從分時到實時系統(tǒng)的演變。后者包含了小轎車和所有全輪驅動越野車的特點。所以動力傳輸線路自動激活。一般來說，在平坦的道路上只有前輪驅動是必須的而在崎嶇或濕滑的道路上使用四輪或全輪驅動。新型多功能車的發(fā)動機動力通過變速器傳遞給動力輸出裝置、傳動軸和黏性耦合器單元。因為汽車的黏性耦合器單元通過后方的差速器向后軸和半軸進行動力傳輸，所以在干燥平坦道路上持續(xù)運行，可能會引起黏性耦合器單元過熱。當后方差速器里的冷卻油的溫度超過某一臨界值時，黏性耦合器單元內部的旋轉刀片連接器會被脆弱地燒壞，因此，潤滑油問題必須得到解決。 黏性耦合器單元的內部幾何包含同軸旋轉缸體，其中內部缸體旋轉而外部的固定。一個小空間分隔成兩個汽缸。一些學者力求分析對應的旋轉和流場。例如，泰勒(1923)在內部超過外部旋轉缸體的基礎上提出了一項操作技術。當轉速超過某一特定值時，離心力造成流量不穩(wěn)，流量分布從Couette流入一系列環(huán)形渦流開始改變。當泰勒值超過臨界值時流體循環(huán)開始成為一個不穩(wěn)定的泰勒漩渦。間隔間距的重要性，以泰勒主任流量進行了分析（陳， 1992 ）。當基本流程達到最穩(wěn)定的狀態(tài)下，渦流開始被一個多層的結構支配。陳和昌（ 1992 ）在一個小差距旋轉缸體內研究了穩(wěn)定的泰勒主任流量。分析是基于這樣的假設： 缸體間距，遠小于內缸體的平均半徑?？缀蛣彶榱谁h(huán)形Couette流量和泰勒渦流的穩(wěn)定性 (孔和劉， 1997)。他們發(fā)現(xiàn)，不穩(wěn)定的環(huán)形Couette流量在同軸旋轉缸體內很有趣。肖等人(2002) 使用了激光光學技術探索兩個同軸缸體間波狀泰勒渦流的特點，其中內缸體經過充分的預加速度而外缸體靜止不動。 Mohanty等人（1995）研究了在旋轉缸體里反向循環(huán)的熱量轉移。局部傳熱在各種不同的長-直徑比率的缸體上進行測量。李和Minkowycz (1989) 試驗性地調查了其中有一個缸體旋轉的兩個同軸缸體的傳熱特性。他們的試驗結果提供了進一步的洞察，在高溫轉移但是低壓下降中一個熱交換裝置是必須的。Jakoby等（1999）調查在一個有旋轉內缸體和軸向流的環(huán)形區(qū)域內的循環(huán)和熱傳遞。雖然幾何非常簡單，但是當超過穩(wěn)定的值時，流場開始變得非常的復雜。加德納與sabersky （ 1978年），simmers和康尼（ 1979 ） ，貝克爾和凱（ 1962 ）和Kataoka (1997)等研究了旋轉缸體間環(huán)形間隙里的熱傳遞。渦流流量的起始顯示了一個強大的熱傳遞效應，因此，在開始的時候對熱傳遞和環(huán)流的聯(lián)系進行預測是重要的。Hayase (1992a， 1992b)等考慮了含有旋轉內缸體的兩個同軸缸體之間的二維和三維層流，同時調查了內部的缸體腔。他們的調查結果顯示當內缸體腔大于外缸體腔的時候流量和熱傳遞是更強的。 許多作品(阿里2000年；李等，1997年；哈德森等，1978年；Baier等，2000)調查在共缸體內由離心力引起的不穩(wěn)定流。Andereck 等(1986)設想獨立的同軸旋轉缸體之間的循環(huán)。流量在一個包含各種渦流的環(huán)形Couette系統(tǒng)中起主要作用。各種不同的狀態(tài)在他們對稱旋轉和反射之下被區(qū)別。astill （ 1964年）研究了含有內旋轉缸體的兩個同軸缸體的開發(fā)流程。以內旋轉缸體壁附近開始出現(xiàn)一系列振蕩波為不穩(wěn)定的開始，當流體順流移動，波動延伸向外，最后卷曲引起對渦流。當連續(xù)的流量沿輸送管向前發(fā)展，流量和細胞都呈梯形。 這項研究實驗性地闡明了黏性耦合器單元和強制對流以及各種周期的腔的熱傳遞和流動特點。試驗部分是一個具有真實參數(shù)和實際尺寸的動力傳輸系統(tǒng)，使其盡可能地在試驗條件下模擬實際操作范圍。在這個試驗中，寬度的環(huán)狀分布的肋條被利用，長寬比有5/3, 7.5/3 and 10/3。相應的，流場的渦流可以增加，以改善潤滑油和增加傳熱接觸面的冷卻油。在這個實驗中，不僅測量溫度分布，而且分析和比較了局部傳熱系數(shù)來解釋局部高溫導致刀片損壞的可能，同時也確定了環(huán)狀分布肋條的最佳尺寸作為設計基準。相應的，我們對環(huán)狀分布肋條長寬比在熱傳遞方面影響的了解改善了。預計外部冷卻油強制循環(huán)和克服流動阻力的限制將導致熱效率的顯著提升。這項工作調查了節(jié)約成本和高效潤滑油的聯(lián)系，其中包括一份對溫度測量和流場觀察的深入分析報告。建議考慮以實驗為依據的實際因素下局部溫度分布系數(shù)變化的相互關系。這個關系在設計新型多功能車黏性耦合器單元中是有用的。 2．實驗參數(shù)分析 潤滑油的不良表現(xiàn)引起黏性耦合器單元的損壞是典型的。因此，對控制黏性耦合器單元內部運行的物理參數(shù)進行深入分析是必須的。影響熱傳遞和流場結構的主要因素包括強制對流的影響、轉速、離心力和肋條的長寬比。局部傳熱系數(shù)hZ由網狀熱壁的連續(xù)變化qnet與壁溫度Tb,z和冷卻劑溫度Tb,Z之差的比率來估計；hZ= qnet/(Tb,z—Tb,Z)。網狀熱壁從輸送管壁到冷卻油的連續(xù)變化視內部旋轉缸體的表面散熱而定。散熱試驗不僅在系統(tǒng)靜止時，而且在各種轉速時實施。局部溫度Tb,z由考慮輸入熱、估計熱損失和焓的變化的局部熱量平衡來確定。大部分以前的加熱原件的溫度下游是利用上游的下一站。局部努爾賽特值由局部溫度傳遞系數(shù)和液壓直徑確定是 在其中，冷卻油的熱傳導率Kf根據局部主體溫度估計。 3．實驗的組織和測試部分 3.1 熱傳遞的實驗裝置 該實驗裝置是特地為新型多功能車黏性耦合器單元設計的。它包括四個部分-試驗部分，旋轉軸，冷卻油系統(tǒng)和數(shù)據采集系統(tǒng)。圖1介紹了測量溫度的設備。被測試的旋轉軸的主要動力來源是一個高速三相交流電動機，通過變頻器控制轉速模擬實際的旋轉，輸入電壓為220V交流電，最大安全轉速為每分鐘4000轉。轉速利用一個光學轉速計(KYODO DENKI ATAC-152)測量，動態(tài)通過一個具有雙槽皮帶輪和一個V型帶的電動機來轉移。在這里，實驗裝置的轉速為每分鐘1200 ， 1600 ， 2000 ， 2400 ， 2800和3200轉。表1顯示實驗轉速和車輛的實際轉速。使用BP AUTRAN DX Ⅲ優(yōu)質自動變速器油作為冷卻油和回油系統(tǒng)包含兩個油箱-一個是在常溫下存儲冷卻油的供油箱，利用供油泵在30kg/cm2的固定壓力下強制將冷卻油輸送至測試部分內部；另一個是回油箱，用來收集測試部分的冷卻油和向供油箱提供恢復常溫的冷卻油。同時，流量控制器(YUKEN KOGYO FCG-02-30-30) 控制流量為0.73 × 10 -6 m 3 /s, 3.38 × 10 -6 m 3 /s, 8.26 × 10 -6 m 3 /s 和14.60 x10 -6 m 3 /s 。 圖1 實驗裝置 1：泵 5：轉換器 9：Potary刀片連接器 2：流量計 6：電動機 10：后差速器 3：油箱 7：數(shù)據記錄器 11：油箱 4：轉速表 8：計算機 表1 實驗的轉速和車的實際轉速 全輪驅動車輛的實際速度*（公里/小時） 實驗轉速（每分鐘轉速） 牽引力 *福特Escape 2.3升（全輪驅動越野車），實際的差速器最后驅動比是2.928，輪胎直徑是0.7m。 一個由銅絲和康銅絲(55%銅， 45%鎳)制成TT-T-30SLE高精密度熱電偶被用來測量來自實驗部分的信號。在測試之前，熱電偶用來自于電源的穩(wěn)定的電壓進行焊接。熱電偶被嵌入黏性耦合器單元表面并使用混合熱固性導熱膠水(OMEGABOND 200)固定。每個洞充滿導熱膠水使接觸熱阻的影響減到最小。然后，熱電偶測量來自試驗部分的信號并輸入數(shù)據記錄器(型號：2500E); 由YOKOGAWA制造。電位差信號被轉換了成一個局部溫度。從數(shù)據記錄器得到溫度數(shù)據之后，所有數(shù)據都被輸入一臺計算機，計算機程序將溫度轉換成數(shù)據加以分析。 3.2 測試部分的尺寸和熱電偶的位置 測試部分的設計類似于福特制造的實時全輪驅動車ESCAPE的中央差速器，來模擬黏性耦合器單元的實際運轉作用。測試部分的實際尺寸為L=120mm、ri=60mm、ro=67mm、D=7mm和E=4mm，環(huán)狀分布肋條的尺寸為w=5、7.5、10mm、h=3mm，AR=5/3、7.5/3和10/3。在這個實驗中，三個環(huán)狀分布肋條被裱在測試部分上以增加傳熱面積，在Ⅱ—Ⅳ情況下分別增加傳熱面積0.0209、0.0139and0.0116m2。測試部分包括34個溫度測量點，其中12個均勻分布在頂部區(qū)域的軸線方向上，12個均勻分布在底部區(qū)域的軸線方向上。它們被用來測量黏性耦合器單元的局部表面溫度分布。每個點被用于測量黏性耦合器單元圓周方向上每三十度的局部溫度分布。第六個溫度測量點在頂部和底部的0度和180度，和圖2描述的測量測試部分溫度的熱電偶的實體尺寸和位置相同。在這種情況下，測量溫度的產量表明對應區(qū)域的局部溫度，使黏性耦合器單元在實際運轉中的熱傳遞特點和冷卻方案能夠被分析。 圖2 測試部分 3.3 用于循環(huán)設想所采用的實驗裝置 測試部分是專門設計的，尺寸是真實的黏性耦合器單元的兩倍，使在這個實驗中能夠觀察流場以識別黏性耦合器單元運轉過程中的內部流場。圖3顯示了整個流場的觀測儀器。測試部分根據旋轉刀片的四種連接方式制造，尺寸是黏性耦合器單元兩倍。環(huán)狀分布肋條的寬度有10、15和20mm，主要是因為相同的泰勒值在初期的熱傳遞實驗中應該被考慮。假設泰勒值相同，每次圓筒的實體尺寸被加倍，旋轉速度將下降到21、260、353、442、530、620和710轉每分鐘。該圖像采集系統(tǒng)使用一臺數(shù)碼相機用來將流場的動態(tài)狀態(tài)輸入計算機。 圖3 可視循環(huán)實驗裝置 1：油箱 4：轉速計 7：測試部分 10：激光源 2：供油泵 5：電動機 8：石英玻璃支柱 3：轉換器 6：CCD 相機 9：計算機 圖4 在各種雷諾值時歐拉值的分布 4．結果和討論 根據模擬真實的新型多功能車的各種不同的轉速，應用強制對流測量黏性耦合器單元和頂部和底部軸線方向上的溫度分布得到六個泰勒值和四個雷諾值。對實驗參量的不確定分析在附錄被列出。下面討論實驗的測量。 4.1 降壓的影響 討論實驗的壓力降低超過正常操作溫度范圍的影響。在本實驗中測量測試部分在四種情況下的局部傳熱得到四個雷諾值(0.053≤Re≤1.054)。根據記錄的壓降，壓力減少影響的結果用下面的歐拉值表示。 這個值代表冷卻液在黏性耦合器單元中慣性輸入和輸出的壓力比。圖5標出了雷諾值和歐拉值之間的相互關系，歐拉值和雷諾值成反比。實驗結果表明壓力降對應雷諾數(shù)，更大的雷諾數(shù)對應更大的壓力減少。光滑表面和增加的環(huán)狀分布肋條表面壓力存在細小的區(qū)別。此時，四種情況下的歐拉值非常接近彼此，差別平均只有3.5%。更小的雷諾數(shù)對應更大的歐拉值。當雷諾數(shù)等于0.053，黏性耦合器單元環(huán)狀分布肋條的歐拉值是16.7%，超過表面光滑的黏性耦合器單元。因此，當強制對流的影響上升到一個特定值(Re>0.5)，壓力的降低對黏性耦合器單元的影響已經不大，無論是有光滑表明還是環(huán)狀分布肋條。歐拉值和雷諾數(shù)的經驗公式可以從圖得到，Eu=d1(Re)d 2。表二顯示了相關系數(shù)。 圖5 情況Ⅰ中各種強制對流中的努塞爾值分布結果 表2 歐拉值的經驗方程系數(shù) 4.2 強制對流的影響 強制對流的強度取決于雷諾數(shù)，從物理意義上顯示了慣性力和黏性力之比。圖5用六個泰勒數(shù)顯示了在情況Ⅰ中雷諾數(shù)和努塞爾數(shù)的分布圖。實心標志表示的位置X/D = 0.7和空白的標志表示的位置X/D = 16.4在黏性耦合器單元的頂部。該圖顯示當雷諾數(shù)從Re=0到Re=1.054時努塞爾數(shù)的增加，因為努塞爾數(shù)決定了強制對流的強度。更大的雷諾數(shù)對應更有效的熱傳遞。強制對流測試表明，當雷諾數(shù)超過一個預定值，它的對熱傳遞的影響明顯減弱。因此，在黏性耦合器單元的熱傳遞中冷卻劑的最佳流速必須被確定，優(yōu)于盲目增加冷卻劑的流速，這被Ta=2.856×105下的實驗所證明，其中當雷諾數(shù)從Re=0.053, 0.266 和 0.519增加到 1.054 時對應的努塞爾數(shù)從9.9%、31.6%和53.8%增加到60%。因此，當雷諾數(shù)超過Re = 0.597后對熱傳遞的影響大大減少。 圖6標出了當黏性耦合器單元的頂部的X/D=7.9，在泰勒數(shù)最大/最小時雷諾數(shù)和努塞爾數(shù)的分布。這個圖被分成二個上部，各自有四組分布對應四種情況。在Ta=2.031×106，雷諾數(shù)給定的情況下，四個熱傳遞分布彼此類似，雷諾數(shù)的增加是造成努塞爾數(shù)逐步增加的原因。相反，在底座Ta=2.856×105的情況下，四個努塞爾數(shù)分散在特定的雷諾數(shù)上，雷諾數(shù)的增長引起努塞爾數(shù)的增長，主要是因為冷卻液的黏性。在Ta=2.031x106時，黏性耦合器單元的溫度升高而冷卻油的黏性降低。在Ta=2.856x105時，黏性耦合器單元溫度降低而冷卻油黏性變大。 圖6 情況Ⅰ—Ⅳ中各種強制對流影響下的努塞爾值分布 4.3 旋轉的影響 當內部缸體旋轉而外部缸體保持靜止出現(xiàn)而泰勒渦流，對旋轉結果的分析影響熱傳遞中泰勒數(shù)的結果。在內外缸體的間隙的相反方向出現(xiàn)許多對旋轉的渦流，因此，在高速旋轉過程中保持交錯的溫度分布，黏性耦合器單元被局部高溫損壞。當Ta數(shù)到達臨界值時，流場中會出現(xiàn)泰勒渦流。這個實驗需要六個在2.86x105～2.03x106范圍內的泰勒值。因為雷諾值比較小，泰勒渦流也出現(xiàn)在流場內部。 圖7顯示在情況I中各種泰勒值下努塞爾值的分布。此圖清楚地表明當泰勒值從Ta=2.856×105上升到Ta=20.31×105時各種雷諾值下努塞爾值的下降，因為泰勒值控制旋轉的強度。在第一塊中并取Ta=20.31×105,泰勒值為Re=0.053時比較旋轉的影響，以此為基礎，Ta= 2.856x105到Ta=5.078x105時努塞爾值的比率是2.87、2.03、1.79、1.43和1.14。在第四塊中并取Ta=20.31×105,泰勒值為Re=1.054時比較旋轉的影響，以此為基礎，Ta= 2.856x105到Ta=5.078x105時努塞爾值的比率是2.51、2.26、1.52、1.22和1.05。比較X/D = 0.7和X/D=16.4兩種情況顯示，在所有情況下努塞爾值在X/D=0.7情況下都要超過X/D=16.4情況下，因為關于黏性耦合器單元前面X/D=0.7，供油影響接近冷卻油的入口，因此努塞爾值超過X/D=16.4情況。當冷卻油的流動逐漸接近后差速器時，當X/D反向變化，努塞爾值下降。后差速單元包括一個齒輪裝置和旋轉產生的熱量，因此，努塞爾值減小。圖8顯示在四種情況下努塞爾值隨泰勒值的變化。如圖7分布，當泰勒值上升，努塞爾值的分布下降。在Re=1.054的情況下，在情況I的六個泰勒值下，所有的努塞爾值都很小，但是在各種情況下的努塞爾值的分布非常類似于在Re=0.053時得到的結果。 圖7 情況I中各種泰勒值時努塞爾值的分布 圖8 情況Ⅰ—Ⅳ中各種泰勒值時的熱傳遞分布 4.4 環(huán)狀分布肋條和光滑壁之間的比較 環(huán)狀分布肋條被嵌入壁的表面以增加流場的渦流，并且改善熱傳遞的區(qū)域。然而，實驗數(shù)據不完全支持這一說法。圖9和圖10標出了四種情況中Re=0.053和Re=1.054時局部努塞爾值的分布，比較在四種給定相同的強制對流的情況下最大和最小泰勒值的影響。圖9表明，黏性耦合器單元頂部的努塞爾值在Ta=2.856×105的情況Ⅱ或者Ta=2.031x106的情況Ⅰ中最大。同樣，圖10顯示黏性耦合器單元頂部的努塞爾值在Ta=2.856x105的情況中最大。在四種情況中前后部分努塞爾值不同這個事實的產生是因為各種環(huán)狀分布肋條被植入，歸功于溫度變化時雷諾值、泰勒值和冷卻油黏性的影響。 圖9 情況Ⅰ—Ⅳ中Re=0.053時局部努塞爾值的分布 圖10 情況Ⅰ—Ⅳ中Re=1.054時局部努塞爾值的分布 圖9和圖10清楚地顯示嵌入的環(huán)狀分布肋條阻礙了冷卻油的流動。努塞爾值在X/D=0.7和X/D=16.4時的分布比較表明，努塞爾值在情況Ⅱ中Re=0.053、Ta=2.856x105時的差別有17.8%而在情況Ⅰ中努塞爾值的差別只有12.6%。當Re=1.054、Ta=2.856×105時，努塞爾值在情況Ⅱ中的差別有25.6%，而在情況Ⅰ中努塞爾值的差別只有8.8%。不過努塞爾值在情況Ⅱ中Ta=2.856x105最小。 圖11顯示情況Ⅱ中隨著強制對流的變化和循環(huán)參數(shù)，努塞爾值的平均比率倍數(shù)于情況Ⅰ。實驗的關系被確定如下 和 圖11 和Re·Ta之間的關系 表3列出了在情況Ⅰ中的值，顯示在光滑表面的平均努塞爾值。 表3 在情況Ⅰ中平均努塞爾值的分布（光滑表面） 4.5 流場的觀察 對流場的觀察是為了測試在情況Ⅰ-Ⅳ中七個轉速和泰勒值的組合。黏性耦合器單元的內部流場取決于外部固定而內部旋轉的兩個同軸圓柱。在這流場中，科氏力、邊界切向速度、離心力、黏性和邊界條件之間的相互作用影響冷卻油在流場中的流動。 圖12比較在四種情況中Ta=1796(rpm=21)在t=4s和t=20s時的流場。當t=4時，在四種情況中氣泡朝受旋轉影響的旋轉方向移動。旋轉的切向速度和冷卻油黏性導致潤滑油朝旋轉方向流動。前面油的數(shù)量減少而后面油的數(shù)量增加，強迫空氣向旋轉方向移動。當t=20時，在四種情況中旋轉缸體后面的潤滑油升到前面，外缸體內壁的油的表面在情況Ⅰ中合并到兩個氣泡中，在情況Ⅱ-Ⅳ中合并到四個氣泡中。這個差別源于嵌入的環(huán)狀分布肋條。 圖12 在情況Ⅰ-Ⅳ中Ta=1796(rpm = 21)時流動的清楚呈現(xiàn) 圖13比較了在Ta=2.856x106(rpm = 260)且t=1.3和5s時情況Ⅰ和Ⅱ中流的結構。在t=1時，氣泡在兩種情況下都集中在缸體的頂部位置。在t=3時，旋轉的切向速度和潤滑油的黏性導致潤滑油向旋轉方向移動。該圖清楚地表明，潤滑油表面向旋轉方向移動是因為在情況Ⅰ中旋轉速度大。最初位于缸體頂部的氣泡以分散的方式融入潤滑油中。同樣的，在情況Ⅱ中當旋轉速度高的時候，潤滑油向旋轉方向移動，在移動港開始時空氣分成若干塊前流入狹長區(qū)域，因為嵌入的環(huán)狀分布肋條導致油的流動結構和在情況Ⅰ中不同。 圖13 比較當Ta=2.856x106(rpm=260)時，情況Ⅰ和Ⅱ中油的流動結構 5．結論 這項調查研究了黏性耦合器單元頂部和底部區(qū)域軸線方向上的溫度分布，闡明了黏性耦合器單元的熱傳遞和流動途徑。環(huán)狀分布肋條增加熱傳遞經過的區(qū)域和他們對流場結構的改變被各種實驗參數(shù)所表明?？偨Y如下： · 雖然光滑表面的壓力和從環(huán)狀分布肋條表面得到的壓力沒有很大的不同，在低的雷諾值下，光滑表面在壓力下顯示出一個小的差別。冷卻液的流動阻力低。然而，當Re＞5時，四種情況下的壓力修正系數(shù)很小。因此，當強制對流的影響很強時，黏性耦合器單元流場中的流動阻力可以被忽視。 · 實驗結果表明，更大的雷諾值同更大的熱傳遞聯(lián)系在一起。在這個實驗中，雷諾值超過預定值時對熱傳遞的影響明顯小于雷諾值低于預定值時。優(yōu)化冷卻油的流動，而不是盲目增加冷卻油的流動，在熱傳遞工程中是至關重要的。實驗結果顯示當Re＞0.597時，熱傳遞時非常緩慢上升的。 · 對旋轉效應的分析表明泰勒值強烈影響熱傳遞分布。當Re＞0，因為泰勒渦流，努塞爾值隨X/D變化，引起黏性耦合器單元內部熱傳遞不一致，有助于區(qū)域局部高溫損壞機器。 · 在壁表面嵌入的環(huán)狀分布肋條增加了流場的波動和熱傳遞經過的區(qū)域，以改善傳熱效果。實驗結果表明，當泰勒值小時努塞爾值在情況Ⅱ中最大，當泰勒值大時努塞爾值在情況Ⅰ中最大。熱傳遞實驗產生了經驗方程，方程（4）和（5）適用于在有各種預計循環(huán)參數(shù)的強制對流下的平均努塞爾值，粗糙和光滑表面。 · 這清楚呈現(xiàn)的潤滑油的流動顯示由于冷卻油的黏性，流場在Ta=1796(rpm=21)時在情況Ⅰ中產生穩(wěn)定的Couette流。潤滑油沿著外缸體頂部的內壁流動。轉動是相對緩慢的并且引力的影響是弱的，因此潤滑油的流動表面被合并到兩個油路中，然后，最終融入一個油路中。在情況Ⅱ—Ⅳ中冷卻油的流動更加復雜：在環(huán)狀分布肋條的頂部，氣泡中的流動最明顯。潤滑油沿著外缸體頂部的內壁流動，改變了流動結構。最后，在情況Ⅱ—Ⅳ中潤滑油的流動被合并到由嵌入的環(huán)狀分布肋條形成的三個油路中， 致謝 作者想感謝中華人民共和國國家科學委員會根據No.NSC 92-2212-E-270-004合約對這次研究的財政支持 參考文獻 Ali,M.A.(2000)“Couette流在內部旋轉缸體的穩(wěn)定和恒定軸向速度的移動”，流體動力學研究，第27期,109-115頁。 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循環(huán)值（Ro=ωi ri/ Vc） ri 內缸半徑（mm） rm 測試部分平均半徑（mm） ro 外缸半徑(mm) rpm 轉速(rev/min) T 溫度(oC) T0 起始溫度(oC) Ta 泰勒值(Ta=wi2rmD3/v2) Tf 最終溫度(oC) Tw 壁的溫度(oC) V 電壓 Vc 冷卻油流速(m/s) W 瓦特 希臘符號 ΔP 壓力差(ΔP=Pin-Pout,N/m2) v 動黏度(m2/s) ρ 流體密度(kg/m3) Ωi 內缸旋轉速度(rpm) ωi 內缸角速度(rad/s) 上標 平均值 下標 i 內部 f 最終 m 平均 o 外部 w 壁 c 橫流 附錄 不確定性分析包括測量參數(shù)和計算參數(shù)。在實驗期間，測量參數(shù)是指實驗設備的測量數(shù)據，比如物理尺寸、壓力、流速、電壓和電流。計算參數(shù)是指不能被儀器直接測量但是通過實驗測量參數(shù)計算出來的無綱量參數(shù)，比如雷諾值、努賽爾值和泰勒值等。測量參數(shù)的誤差來源于儀器的錯誤和人的讀數(shù)，而計算參數(shù)來源于經過選擇計算的測量參數(shù)；因此，計算參數(shù)由測量參數(shù)的組合排列生成。在這個實驗中，Coleman和Steele(1995)參照不確定性分析，數(shù)據衰減公式如下 這里R是被計算參數(shù)而Xn是測量參數(shù)。另外，計算參數(shù)的不確定性變化可以描述如下 其中δXk=±Xk。 表4顯示了實驗過程中測量參數(shù)和計算參數(shù)的不確定性 表4 實驗參數(shù)的范圍和不確定性分析 實驗參數(shù) 范圍 不確定性 共 20 頁 第 20 頁