0040-輕型冷藏車車廂總成設計【全套12張CAD圖+說明書】

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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，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．實驗參數分析 潤滑油的不良表現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。從數據記錄器得到溫度數據之后，所有數據都被輸入一臺計算機，計算機程序將溫度轉換成數據加以分析。 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，更大的雷諾數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%。更小的雷諾數對應更大的歐拉值。當雷諾數等于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。 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 4.2 強制對流的影響 強制對流的強度取決于雷諾數，從物理意義上顯示了慣性力和黏性力之比。圖5用六個泰勒數顯示了在情況Ⅰ中雷諾數和努塞爾數的分布圖。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。該圖顯示當雷諾數從Re=0到Re=1.054時努塞爾數的增加，因為努塞爾數決定了強制對流的強度。更大的雷諾數對應更有效的熱傳遞。強制對流測試表明，當雷諾數超過一個預定值，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，其中當雷諾數從Re=0.053, 0.266 和 0.519增加到 1.054 時對應的努塞爾數從9.9%、31.6%和53.8%增加到60%。因此，當雷諾數超過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，在泰勒數最大/最小時雷諾數和努塞爾數的分布。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，雷諾數給定的情況下，四個熱傳遞分布彼此類似，雷諾數的增加是造成努塞爾數逐步增加的原因。相反，在底座Ta=2.856×105的情況下，四個努塞爾數分散在特定的雷諾數上，雷諾數的增長引起努塞爾數的增長，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而泰勒渦流，對旋轉結果的分析影響熱傳遞中泰勒數的結果。在內外缸體的間隙的相反方向出現許多對旋轉的渦流，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數到達臨界值時，流場中會出現泰勒渦流。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，努塞爾值的平均比率倍數于情況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。前面油的數量減少而后面油的數量增加，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 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。 Andereck，C.D.、Liu,S.S.和Swinney,H.L.(1986)“獨立旋轉缸體的圓形Couette系統(tǒng)中的流動體系”，J.Flud Mech.,第164期,155-183頁。 Astill,K.N.(1964)“具有內部旋轉缸體的同軸缸體之間的流發(fā)展的研究”，ASME J.熱傳遞，383-392頁。 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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和計算參數。在實驗期間，測量參數是指實驗設備的測量數據，比如物理尺寸、壓力、流速、電壓和電流。計算參數是指不能被儀器直接測量但是通過實驗測量參數計算出來的無綱量參數，比如雷諾值、努賽爾值和泰勒值等。測量參數的誤差來源于儀器的錯誤和人的讀數，而計算參數來源于經過選擇計算的測量參數；因此，計算參數由測量參數的組合排列生成。在這個實驗中，Coleman和Steele(1995)參照不確定性分析，數據衰減公式如下 這里R是被計算參數而Xn是測量參數。另外，計算參數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和計算參數的不確定性 表4 實驗參數的范圍和不確定性分析 實驗參數 范圍 不確定性 共 20 頁 第 20 頁