接觸式機械密封外圓周織構強化換熱機理研究

余旻豐 彭旭東 孟祥鎧 梁楊楊

摘要：沖洗是強化機械密封換熱的主要措施之一，但在一些特殊場合下沖洗量的大小往往是給定的，因此，需要采取一些強制換熱措施來改善機械密封的運行環境。通過在密封環的外周面開設織構，針對沖洗量一定的情況，基于SST k-ω湍流模型，采用Ω方法分析了不同轉速下織構深徑比對端面溫度、外周面局部努塞爾數Nu和織構區域流場的影響，對比研究了動環織構和靜環織構的換熱機理。研究結果表明：在相同工況、沖洗量和織構幾何參數條件下，若動靜環外周面單獨開設織構，則動環的換熱效果更佳。在相同轉速下，動環外周面開設織構時，減小深徑比會使織構內部換熱效果差的區域增大，換熱效果減弱，但對于靜環織構，減小深徑比會使織構流體流動下游側換熱效果差的區域減小，換熱效果增強；隨著轉速的增大，較小深徑比動環織構內部出現了新的差換熱效果區域，單位面積換熱強度顯著下降。因此，為獲取較優的換熱效果，在低轉速下宜選取小深徑比織構，而在高轉速下應選取大深徑比織構。

關鍵詞：表面織構; 外周面; 接觸式機械密封; 強化換熱

中圖分類號：TH117.1

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2023.11.002

Research on Heat Transfer Enhancement Mechanism of Contact Mechanical

Seals with Textured Circumference Surfaces

YU Minfeng PENG Xudong MENG Xiangkai LIANG Yangyang

School of Mechanical Engineering，Zhejiang University of Technology，Hangzhou，310014

Abstract： Flushing was one of the main measures for heat transfer enhancement of mechanical seals. But in some special occasions， the flow rate of flushing was given， so some forced heat transfer measures were needed to improve the operating environment of mechanical seals. Through processing texture on the circumference surfaces of the sealing rings and aiming at the condition of a given amount of flushing， the influences of speed and depth to diameter ratio on interface temperature， local Nu on circumference surfaces and flow field in textured regions were analyzed by SST k-ω turbulence model and Ω method， heat transfer mechanism of texture processed on rotor or stator was compared and analyzed. The results show that under the same working conditions， flow rate of flushing and texture geometric parameters， the heat transfer of rotor is better if the texture is set on the circumference surfaces of rotor and stator separately. Under the same speed， when texture is processed on the circumference surface of rotor， reduction of the aspect ratio may increase the areas with poor heat transfer inside the texture and weakened heat transfer. But when texture is processed on the circumference surfaces of stator， the conclusion is completely opposite. As the speed increases， a new area of poor heat transfer appears in a small aspect ratio rotor texture， the heat transfer intensity per unit area is decreased significantly. Therefore， in order to obtain better heat transfer effectiveness， the small aspect ratio texture may be selected under low speed， and the large aspect ratio texture may be selected under high speed.

Key words： texture； circumference surface； contact mechanical seal； heat transfer enhancement

0 引言

機械密封是旋轉機器設備的重要零部件，廣泛應用于泵、壓縮機、釜等設備的軸端密封［1-3］。通常，要求機械密封運行時端面間處于合適的流體潤滑狀態，以確保泄漏量小甚至零泄漏且端面磨損低，但是，在很多情況下，機械密封泄漏超標的前期預兆或原因并非表現為端面磨損，而是端面過熱或溫升過高或摩擦扭矩過大，特別是針對航天渦輪泵等設備用機械密封其沖洗量無法調節的特殊使用場合，后一種原因更為常見［4-8］。因此，如何在沖洗量給定的情況下，提高機械密封的傳熱特別是換熱效果，改善機械密封的運行環境已成為航天渦輪泵的難點問題。近期，密封環外周面開設織構的方法由于兼顧了較好的強化換熱效果和較小的攪拌損失而受到關注［9-11］。

關于織構表面換熱機制的研究最初是以平板表面為研究對象。AFANASYEV等［12］在平板表面設置了半球形織構，實驗測量了不同深度、不同半徑、不同排布織構內部的溫度分布和速度分布，確定了半球形織構的強化換熱效果，這一結果被LIN等［13］通過數值模擬得到了驗證。CHYU等［14］同樣采用平板表面進行實驗，通過測量半球形和水滴形織構的內部溫度分布，發現盡管二者的局部溫度分布存在微小差異，但計算所得整體努塞爾數Nu基本相等。

MAHMOOD等［15］使用兩塊相隔一定間距的矩形平板組成的狹窄通道來模擬微通道換熱器，并在通道內壁面加工交錯分布的規則半球形織構，綜合采用粒子圖像測速（particle image velocimetry， PIV） 技術和壁面測溫技術，獲得了半球形織構內部流場和局部努塞爾數，分析了Re=600～11 000時量綱一高度H/D（其中H為平板間距，D為半球形織構直徑）、入口溫度對通道內壁面半球形織構換熱效果的影響［16］，研究結果表明，隨著H/D的減小和入口溫度的降低，織構的換熱效果增強。

在上述基礎上，多位學者［17-20］分別對圓柱形織構、傾斜側壁織構、六邊形織構和橢圓形織構進行研究，對比了這些織構與半球形織構的換熱效果。LIGRANI等［21］在通道的上下壁面設置對稱的凸起與織構，考慮錯位因素的影響，對流場、局部努塞爾數和流動摩阻進行了測試，結果表明凸起表面強化換熱的效果更佳，但阻力增大了2～2.7倍。LIU等［22］在半球形織構通道的內壁面加入半球形凸起，并考慮了凸起和織構的幾何和排布參數對換熱效果的影響，同樣發現凸起能有效提高下游織構的強化換熱效果，但流動阻力也相應增大了。XIE等［23］將方形直通道改為方形U形通道，以模擬葉片尖端流道，并在通道內壁半球形織構之間加工了圓柱形凸起，研究結果表明，不同部位的局部努塞爾數提高了3.2%～31.5%，流動阻力同時也增大了2.3% ～16.2%。

NIAN等［9］率先提出在機械密封外圓周表面加工織構并進行了相關的實驗，結果證實這一技術在中低轉速和中低壓情況下能降低端面溫度10%左右；隨后他們又研究了中低速條件下外圓周圓柱形織構的排布和幾何參數對換熱強化的影響［10］，發現小尺寸、高密度的織構換熱效果更佳。周宇坤等［11］針對多種織構的換熱效果開展了初步研究，結果表明旋轉角為90°的等邊三角形織構具有最佳強化換熱效果，矩形織構強化換熱效果最差。

為了更高效地對流場進行量化分析，研究者們采用了Ω渦識別方法。截至目前，對渦的分析方法已經歷了三代［24-25］：①基于渦量的渦識別方法，即直接使用渦量定義法識別渦，認為渦量的大小即為當地旋轉運動的強度，但已經被證明存在大誤差，且高渦量區域和實際的渦結構關聯性很低；②第二代渦識別方法，其基本方法是設置一個判定參數和一個閾值，當計算出的判定參數數值大于閾值時，認為當地有渦，但閾值的選擇將極大程度地影響識別結果且判定參數物理意義不明；③第三代渦識別方法，包括Ω渦識別方法和Liutex向量法，其優點是將參數的閾值歸一化至0.52，使渦中心位置和強度的判定更為精準。

上述工作表明，在眾多換熱手段中，織構能兼顧強換熱效果和低摩阻損失，同時無需占用額外空間，在空間受限的航天渦輪泵密封腔體內是一種理想的強化換熱措施。但是，截止目前，絕大多數研究還是以無限大平板和微通道換熱器為研究對象，這與傳統密封腔內部的流動與傳熱的情況存在明顯不同。此外，織構應用于機械密封的研究多以端面開設織構為主［26-28］，而在沖洗量給定的條件下，高速機械密封外圓周面織構的換熱機理鮮有研究。因此，本文采用SST湍流模型對比分析了密封動環或靜環外周面織構的內部流場和局部努塞爾數，使用Ω方法對密封腔內部和織構局部的漩渦進行了識別，討論了不同深徑比外周面織構動環和靜環的換熱效果及其變化，研究了轉速對動環織構換熱效果的影響，揭示了織構的換熱機理。

1 數值模型

1.1 幾何模型

圖1為一種典型的高速渦輪泵用機械密封的結構示意圖，其中，機械密封動環或靜環的外周面加工有織構。為提高計算效率，考慮到動環和靜環沿圓周方向的對稱性，截取環整體的1/18作為計算域，建立包含動環、靜環、密封腔內流體的計算模型，相關幾何參數如圖1、圖2和表1所示。

1.2 流動傳熱控制方程

本文重點分析研究在不同織構深徑比和轉速條件下機械密封端面溫度變化及密封腔和織構內部的流動狀態。為便于分析，可作如下假設：流體在接觸面上無滑移；忽略密封端面的表面粗糙度與波度、密封環的熱力變形和端面泄漏；不考慮介質物性變化及熱輻射；由于接觸式機械密封泄漏量極小，故忽略端面處介質泄漏對溫度場的影響?？紤]到密封環在腔體內旋轉，腔內流體容易處于湍流狀態，本文采用商業軟件ANSYS FLUENT 2020R2內的SST k-ω湍流模型（下文簡稱SST模型）來計算腔內流體的壓力場、速度場，并結合能量方程來模擬計算傳熱及溫度場。已有的研究［9，11］使用了RNG k-ε湍流模型配合壁面函數作為流動傳熱控制方程，但這種研究方法對壁面量綱一參數y+的依賴性較大［29-31］。其中，量綱一參數y+的定義以及RNG k-ε模型中y+應滿足的取值范圍如下［31］：

式中，cμ為經驗常數，取cμ=0.09；k為湍動能；ν為流體運動黏度；y為流體域內第一個節點與固體壁面間的距離。

本文涉及織構內部速度場分析，若使用RNG k-ε模型配合壁面函數方法，則由于第一層網格不能過密，織構內小漩渦將會難以分辨，而SST模型通過混合函數F的不同取值，分別在近壁面區域和湍流旺盛區域使用k-ω模型和k-ε模型，這樣就能同時確保壁面換熱和織構內部流動的計算精度，因此，本文使用SST模型，該模型y+僅需要滿足近壁區湍流模型（即k-ω模型）的要求，確保y+≤1即可［32-34］。

FLUENT中SST k-ω模型的穩態不可壓縮流表達式如下：

式中，ρ為介質密度；k為湍動能；ω為湍流耗散率；Γk、Γω分別為k和ω的有效擴散項；Gk、Gω分別為k和ω的方程；Yk、Yω分別為k和ω的發散項；Dω為正交發散項；Sk、Sω為用戶自定義源項；xi、xj為各坐標方向的張量表示，下標i、j為啞標；ui為液相速度矢量的分量。

式（2）和式（3）中各項除Sk與Sω以外均由FLUENT默認給出，本文不使用源項。其他計算中所涉及的模型常數的取值見表2，其中φ1、φ2為參數φ在計算過程中使用的中間值，φ=φ1F+φ2 （1-F），F為混合函數，F在近壁區取1，在湍流旺盛區取0；α為邊界層內部剪切應力與湍動能之比；β為k方程的耗散項經驗常數;σk、σω分別為k方程和ω方程中的擴散項經驗常數。

1.3 渦分析方法

Ω方法定義了一個Ω：

其中，e是一個任意取值很小的正數，A是渦量中非旋轉（變形）的部分，B是渦量中旋轉部分，V表示對速度矢量進行三維哈密頓運算。這一方法推薦選取Ω≥0.52的等值面來展示渦，這一推薦閾值意味著渦量的旋轉部分超過了變形耗散部分，且這一數值適用于大多數經驗案例［24-25］。本文使用Tecplot的自定義方程計算密封腔內各部位流場的Ω，并對內部渦分布進行了分析。

圖3為主軸轉速為5400 r/min時，分別使用Ω方法和渦量分析法獲得的密封腔內部軸對稱平面上的漩渦強度云圖，Ω和渦量的數值越大表明漩渦強度越高?？梢钥闯?，由于動環的旋轉，動環外圓周近壁區的速度梯度遠大于其余區域的速度梯度，因此采用渦量分析法得到在動環外圓周近壁區出現了更大的渦量數值，而Ω方法則識別出了密封腔內部存在兩

個旋轉方向相反的主要漩渦（下文簡稱主渦）。對于圖1所示的幾何結構，密封腔可以近似視為一種內壁面旋轉的有限長同心圓環腔體內部的泰勒庫艾特流［35］，顯而易見，Ω方法識別出的主渦形態符合泰勒渦的形態，而渦量分析法則完全無法識別，因此，Ω方法相比于渦量分析法更適合本文設計研究對象的流動傳熱分析。

1.4 邊界條件

根據實際使用中高速渦輪泵機械密封的安裝特點，由圖1可知，密封腔內流體的入口設置于動環背部，出口設置于靜環外側。常用沖洗流量一般為8～25 L/min，這里為安全起見，選取下限值8 L/min作為沖洗流量的計算用值，因此計算得到入口流速約為0.1 m/s。端面的摩擦熱參考NIAN等［9］提出的方法進行計算并加載于圖2所示的WR和WS面上，本文所使用摩擦熱公式中的關鍵參數為端面摩擦因數f，由摩擦狀態決定，軟硬配對的接觸式機械密封啟動時端面摩擦因數較大，穩定運行后端面摩擦因數將會減小，一般取值范圍在0.1～0.2之間，極少數能達到0.25［36］，這一范圍適用于混合摩擦、邊界摩擦及干摩擦，又考慮到高轉速會導致摩擦因數增大，本文選取f=0.15，這既不影響中低轉速時的產熱計算，也考慮了高轉速對端面產熱模型的影響。本研究認為動、靜環內徑處與大氣之間存在熱對流，根據經驗公式［37］可計算出對流傳熱系數分別為72 W/（m2·K）和0.1 W/（m2·K），最后，設置WR與WS為耦合壁面， 這樣FLUENT就會根據產熱量、溫度場及材料物性自動將端面摩擦熱分配至動環與靜環。具體邊界條件列于表3，表中T為壁面溫度，v為入口流速，p為出口壓力，q為壁面熱通量，h為對流傳熱系數，n為主軸轉速。各邊界編號見圖2，密封環材料和密封介質的物性參數如表4所示。

1.5 參數定義

1.6 網格無關性與模型正確性驗證

采用ICEM軟件對所截取密封環和腔內流體進行網格劃分，環與流體均采用完全六面體網格劃分，對網格進行規則加密。圖4a為網格局部加密總示意圖，圖4b為動、靜環外周加密示意圖，圖4c為端面加密示意圖，圖4d為織構底面加密示意圖，圖4e為織構側壁面加密示意圖，局部加密規則為：①確保壁面y+≤1；②邊界層至少鋪15層網格；③邊界層內部網格尺寸增長倍率為1.2～1.4，以接近1.2為宜。

網格無關性驗證和模型正確性驗證如圖5所示，其中Z為本研究模型中密封環軸向坐標，z為文獻［41］所給的密封環軸向坐標，零值為端面所在平面處軸向坐標。圖5a所示為網格無關性驗證結果，選取網格數N分別為5×105、1×106、2×106的網格進行網格無關性驗證，以端面徑向溫度分布為衡量標準。

如圖5a所示，當網格數增加至1×106時，再增大一倍網格尺寸，端面溫度曲線各點數值變化小于0.5 ℃，相對誤差在0.7%以內，綜合考慮計算時間和計算精度，選取1×106數量網格作為計算網格。圖5b所示為模型正確性驗證，可以看出，在對比文獻［41］所給參數條件下，使用本文模型計算所得的三個不同軸向位置的徑向溫度分布與對比文獻實驗值的變化規律均吻合較好，各點溫度偏差均小于0.5 ℃，相對誤差均在1.5%以內，優于對比文獻的數值模擬結果。究其原因，本文主要改進了所使用的湍流模型，RNG k-ε湍流模型要求壁面y+較大，而SST模型僅需加密邊界層確保y+≤1即可較好地符合實驗數據，在流動結構簡單時，RNG k-ε湍流模型能有效減少計算所需資源，但本文涉及跨尺度流動問題，使用SST模型效果更佳。

2 結果分析

2.1 動、靜環織構作用效果規律

圖6為不同深徑比情況下動、靜環織構對端面最高溫度的降低幅度曲線圖。圖6a與圖6b表明，與靜環織構相比，動環織構強化換熱效果遠勝，降溫幅度Δt平均高出5倍左右。除此之外，對不同深徑比γ下的動、靜環織構進行分析發現，Δt隨γ的變化曲線存在轉折點。動環曲線的轉折點在γ=0.13附近，γ≥0.13時，改變γ會對Δt產生顯著影響，γ減小0.09，Δt增大了100%（5 ℃）；γ<0.13時，改變γ對Δt的影響較小，γ減小0.05，Δt僅增大了10%（1 ℃）。靜環也存在γ-Δt曲線突變點（對應γ=0.1），但與動環不同，當γ>0.1時，織構換熱效果變化不顯著，γ減小0.3，Δt可以認為不變（增大了0.7 ℃，33%）；當γ<0.1時，γ減小0.02，Δt就已經達到了之前的總和（0.7 ℃），但總體而言，靜環織構的換熱效果差，降溫幅度小，不推薦在此工況下使用。由于動環換熱效果遠勝于靜環換熱效果，進一步擴大轉速范圍，討論轉速n為1800～12 600 r/min工況下不同深徑比動環織構的降溫幅度變化規律，如圖6c所示。五種織構的Δt/tnmax均隨轉速提高而減小，但大深徑比織構在經歷初期的驟降之后，在中高轉速下Δt/tnmax的減小幾乎可以忽略不計，而小深徑比織構Δt/tnmax近似呈直線下降。

2.2 動、靜環織構強化換熱機理差異性分析

圖7為密封腔內部軸對稱平面的漩渦強度云圖，圖7a所示為主軸轉速n=1800 r/min時的內部漩渦強度，圖7b所示為主軸轉速n=12 600 r/min時的內部漩渦強度，主渦集中于動環和靜環外部，近似于泰勒庫艾特流［35］。兩個主渦的產生機理各不相同，靠近軸末壓蓋（圖7中Z軸正方向末端）的漩渦（渦1）是由壓力出口的回流撞擊軸末壓蓋和靜環外周形成的。動環外側漩渦（渦2）的形成原因則較為復雜，渦1壓迫了入口流體的流動范圍，迫使入口流體僅能從渦1的右側穿過，如此形成Y軸正向速度，但出口流道由于回流占據了部分范圍而變得較為狹窄，因此部分流體將會沿Z軸負向回流并撞擊頂部壁面，又因為入口流的進入，渦2的Z向范圍也受到了限制。在不同轉速下均觀察到了這一現象，但當轉速提高時，渦心的漩渦強度增大，從0.8 （n=1800 r/min）增大至0.95 （n=12 600 r/min）；對設置織構的機械密封進行同樣的分析可知，兩個主渦的強度和位置幾乎不受織構的影響。

進行換熱機理差異性分析時需要對織構內和織構周邊的換熱效率分布和速度場等進行分析，由于本文織構深度較淺（0.2 mm），側壁面面積過小，換熱能力可以忽略不計，因此本文將主要針對織構底面和織構周邊的外周壁面的換熱效果進行研究。選取γ=0.13作為分析對象，圖8為n=1800 r/min、γ=0.13時靜環和動環外周面換熱效率分布云圖，其中ηj0、ηd0 分別為n=1800 r/min時的靜環外周面換熱效率和動環外周面換熱效率?？棙嬌嫌魏涂棙嬒掠我詧A心為界，主流進入側為織構上游，主流離開側為織構下游，織構上游和織構下游包括織構外部附近的外圓周壁面，特別定義織構下游較長的顯著影響區為尾跡區。

在上文分析的基礎上，選取了圖9所示的切片位置作進一步分析。圖9a所示為僅在動環設置織構時的切片位置，圖9b所示為僅在靜環設置織構時的切片位置。無論密封環外周面是否設置織構，在圖1和圖2所示的幾何及邊界條件下均具有周向軸對稱性，因此，選取中軸面即X=0截面進行切片；Z=-1.5 mm和Z=4 mm位置分別為動環織構和靜環織構最佳換熱效果的中心平面；圖9中①和②的虛線圓所示范圍是綜合了周向軸對稱性和外周面換熱效果選取的位置。

圖10為Z=-1.5 mm橫截面流線圖，其中vm為流體流速，通過三維速度矢量求模獲得。與半球形織構類似［39-41］，圓柱形織構也可分為流動分離區、流動循環區、沖擊區和流動重附著區。入口側的流動分離區與半球形織構類似，出現在幾何突變點附近，此區域換熱效率低，換熱效率值接近于1；流動循環區在動環中表現為規則漩渦，在靜環中表現為雜亂流動，但總體均沿幾何結構向下游流動，且此部分流體與織構底面不發生接觸，對織構底面換熱效率無增強作用；沖擊區成因與半球形織構不同，是織構入口位置循環區之外的流體在進入織構后形成垂直流動并沖擊織構底面形成的，這一流動破壞了原本近壁面區域的熱邊界層，使織構入口附近的換熱效率值接近于10；動環織構內大部區域的流體流動均以近似層流形式進行，相應熱邊界層厚度也開始增大，使動環織構底面換熱效率值規則地減??；最后，流體在出口附近出現了二次流動分離和離開織構后的流動再附著，二次流動分離產生了圖8中尾跡區中間的低換熱區域，而流動再附著形成了高換熱長尾跡區。

圖11為Z=4 mm橫截面流線圖，靜環織構內部流體流動速度極低，同時內部流動狀態也與動環織構內有較大的不同。入口分離區仍然位于幾何突變區附近，但循環區范圍增大，且深度范圍擴大至接近h0，同時在下游位置出現了二次的循環區，2個循環區不僅壓縮了沖擊區范圍，還增大了局部熱邊界層厚度，因此靜環內部換熱效率值極小。最后一個區域是下游附近的流動再附著區，這一區域從下游循環區的上部開始，一直延續至下游較遠的位置，對應于圖8中靜環織構下游ηj0>1.5的區域。

圖12為織構內部三維流線圖，為了能更直觀地顯示流線全貌，對固體壁面進行了透明處理。圖12b表明靜環織構內部流體進入織構后會分為兩股，分別以紅、藍流線表示，紅色流線沿逆時針方向流動后緊貼壁面流出，藍色流線在織構內部形成較大范圍的再循環流動，隨后順時針流出，藍色流線部分的流體在流出織構時出現了與動環相同的噴射流，這是圖8中靜環織構下游僅有一塊再附著區且高換熱區范圍小的主要原因。圖12a中動環織構入口流分為了兩層，下層貼壁流體以紅色流線表示，這部分流體產生了圖10中的入口流動分離區、循環區和部分沖擊區，隨后流體沿著側壁以漩渦的形式向兩側流動，離開織構后在外部形成兩塊再附著區并進入下一織構，是織構下游長條狀尾跡區的成因；上層流體以藍色流線表示，這部分流體進入后，形成了圖10中部分沖擊區和下游附近的近似層流區，最后在下游織構側壁產生分離區和噴射流，分離區和噴射流導致尾跡區中間出現低換熱區域。

2.3 深徑比對動、靜環織構強化換熱的影響分析

2.1節已經說明，深徑比對織構強化換熱機理存在影響，本節將截取圖9中①和②虛線圓周邊區域，進一步分別分析動、靜環織構γ發生變化時換熱效果的變化規律。圖13為各深徑比動環外圓周換熱效率分布云圖，可以看出，當γ減小時，織構底部高換熱效果的相對面積開始減小，表明織構的整體換熱效率有隨γ減小而降低的趨勢；當γ<0.13時，織構的尾跡區開始受到下一排織構的幾何尺度限制，尾跡區范圍減小，尾跡區換熱效果變差。這解釋了為何織構γ<0.13時，端面最高溫度的降溫幅度隨γ減小而增大的趨勢開始急劇減緩。

圖14為各深徑比靜環外圓周換熱效率分布云圖。與動環相反，當γ減小時，靜環織構內部換熱效果增強，且在本文研究的深徑比范圍內，靜環織構的主要換熱位置都是流體離開織構后形成的尾跡區，改變深徑比僅僅改變了尾跡區的范圍和角度。

圖15為γ=0.08時動環織構內部主流的橫截面流線圖，可以看出，深徑比減小時，主要流場變化不大，入口的循環區和沖擊區也仍然存在，這主要是因為深度方向的幾何尺寸沒有發生變化，導致在入口附近小空間內，深度方向的幾何突變幾乎沒有改變流場，但直徑尺寸的大小影響了入口循環流動形成的漩渦尺寸。當深徑比過小時，入口處循環流動形成的漩渦將在深度方向增大，使得垂直流減弱，沖擊區范圍減小，高換熱區域縮??；其次，減小的深徑比使得織構底面總面積增大，導致高換熱區域的相對面積減小，減弱了織構的換熱能力。

圖16為γ=0.08時靜環織構內部主流的橫截面流線圖。對于靜環織構，γ變小后入口位置循環區幾乎沒有發生變化，但右下角的二次循環區占比顯著減小了，這變相增大了沖擊區的面積占比。循環區是低換熱區，沖擊區是高換熱區，二者的相對面積變化使得靜環換熱效率隨深徑比減小而提高。此外，小γ時靜環織構內部流速仍然接近于0，因此雖然靜環內部換熱效率值有所增大，仍然比動環內部換熱效率值小得多。

雖然小深徑比動環織構和大深徑比動環織構在主流方向橫截面的流線相差不大，但上述兩種動環織構的內部垂直主流方向流場則出現了較大的不同。圖17為不同深徑比動環織構X=0截面局部流線圖，可以看出，兩種情況下織構內部流體均存在左右兩側同時進入織構的情況， γ=0.2時左側入口流體占據主體，右側入口流體僅在進入織構后的小范圍內生成漩渦；γ=0.08時，左右兩側進入織構的流體在織構中心區產生了碰撞，并且在碰撞界面附近形成了兩個強烈的漩渦，這些漩渦外層的流體又在織構底面附近呈現出近似層流的流態，降低了小深徑比織構中心及下游位置的換熱效率，但對于靜環織構，并無這一現象。

2.4 主軸轉速對動環織構強化換熱的影響分析

選取γ=0.1和γ=0.2分別代表大深徑比和小深徑比兩種情況進行進一步的分析。圖18為γ=0.1和γ=0.2時n分別為1800 r/min和12 600 r/min工況下的動環織構換熱效率云圖，可以看出，在轉速提高后，換熱效率值減小，驗證了前文所獲得的規律，即在高速情況下，織構的換熱效果變差。此外，轉速提高后，尾跡區換熱效率值也隨之減小。

3 結論

（1）織構強化換熱機理是外周面織構的設置促成了垂直于壁面的流動，該流動通過破壞流體繞流的熱邊界層，增大了局部努塞爾數，增強了換熱效果。

（2）靜環外周面織構內部及其周邊流速均低于動環外周面織構對應區域的流速，熱邊界層較厚，因此前者換熱效果遠不如后者。

（3）當深徑比減小時，入口處循環渦旋將會增大，入口垂直流受到循環渦旋影響，占據范圍減小，使得沖擊區范圍被壓縮，局部努塞爾數減小。

（4）轉速增大時，流體在織構內部平行于壁面方向流速的增幅遠大于垂直于壁面方向流速的增幅，流體流動方向與壁面間夾角減小，導致織構整體換熱效果變差。此外，對于小深徑比織構，將會在下游形成新的循環區，使局部努塞爾數急劇減小。

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