流道型軸流血泵支承結構設計與分析

李子鵬，湯曉燕，云忠，馮龍飛

1.中南大學輕合金研究院，湖南長沙410083；2.中南大學機電工程學院，湖南長沙410083

前言

心血管疾病是當今社會威脅人體健康最為常見的疾病之一，而心臟替換是治療較為嚴重心血管疾病的有效方法，但是心臟供體短缺［1-3］，因此研發使用機械式血泵進行心臟替換成為可靠方法。血泵當前的研究熱點為懸浮式血泵［4-6］，懸浮式結構減少了機械摩擦，提高了可靠性。

懸浮式血泵主要分為磁力懸浮血泵、液力懸浮血泵和磁液懸浮血泵。對于磁力懸浮，胡盛壽等［7］、關勇等［8-9］主要采用電磁軸承來進行懸浮控制，存在控制系統復雜、體積偏大等問題；對于液力懸浮，浙江大學阮曉東課題組［10-12］利用流體動壓原理在葉輪葉片上表面設計楔形槽產生動壓力來實現懸浮；對于磁液懸浮來說，主要是在一個方向產生磁力，而在另一個方向產生液力來共同控制，如云忠教授［13］研制的磁液雙懸血泵，采用軸向磁力與徑向液力聯合作用，簡化了控制系統，減小了泵體積。對于新出現的流道型轉子血泵，美國的Slaughter 等［14］對一種小型的流道型轉子血泵進行了實驗研究，保持（4.25±0.75）L/min的流速需要19 500～21 300 r/min 的轉速；美國的Mustafa Ertan 等［15］對流道型轉子的結構做了一些創作并申請了專利。

本文以磁液雙懸式軸流血泵為基礎，設計一種新的流道型軸流血泵，轉子流道深、過流量大，與傳統葉片型轉子相比，懸浮系統徑向液壓力有比較明顯的提升，更好的起到了對轉子的徑向支撐作用。這種被動懸浮系統避免了機械軸承和轉子的支撐結構，減少系統發熱的同時也減少了系統的體積。

1 磁液雙懸式軸流血泵支承結構設計

懸浮系統整體示意圖如圖1所示，軸向采用永磁力懸浮，徑向采用具有楔形動壓槽結構的流道型轉子產生液力懸浮。

圖1 懸浮系統整體示意圖Fig.1 Overall schematic diagram of suspension system

1.1 軸向磁力懸浮

軸向懸浮主要依靠左右兩側兩對永磁軸承的相互斥力實現，其結構示意圖如圖2所示，各參數尺寸設計如表1所示。

圖2 軸向懸浮系統Fig.2 Axial suspension system

表1 永磁軸向軸承結構尺寸Tab.1 Permanent magnetic axial bearing structure size

利用ANSYSMaxwell 對磁軸承在不同間隙時的軸向受力進行仿真，仿真結果如圖3所示［16-17］。當血泵正常工作時，葉輪高速旋轉會受到流體軸向的一個作用力，在葉輪轉速為10 000 r/min時，葉輪受到的軸向作用力為2.07 N。根據圖3中葉輪軸向合力的計算結果可知，當血泵正常工作時，葉輪前端軸承對間隙σ1約為0.2 mm，葉輪的最大軸向合力為2.9 N，滿足軸流血泵的設計需求。

圖3 轉子磁力仿真圖Fig.3 Rotor magnetic force simulation

1.2 徑向液力懸浮

通過流體動壓原理來對徑向支承進行設計［18］，假設液力曲面周向弧長為S，轉子楔形周面速度為ν，h為出口處的油膜厚度，通過雷諾方程求得壓強大小，進而通過積分求得單位寬度所能承受的載荷，并通過修正系數進行修正得到液力曲面的軸向寬度為B時整個動壓液力曲面所承受的動壓負載，計算公式為：

其中，cs為負載系數，其最大值為0.160 2，ζ為修正系數，ζ=0.570，F′S為修正后的徑向液力，取ν為8.38 m/s，h≥0.2 mm［19-20］，暫取葉頂間隙為0.2 mm，ξ為流體動力粘度，血液中流體血液動力粘度為0.003 6 Pa·s，取楔形曲面長度S=8.37 mm，寬度B=20 mm，帶入計算可得葉輪在懸浮系統中心位置時整個動壓液力曲面所承受的動壓負載FR=0.255 N；當葉輪在徑向偏心0.15 mm，即葉片曲面到泵殼內壁的最小間距為0.05 mm 的時候，FR=1.02 N，大于5倍血泵轉子的重力。

液體動力潤滑軸承只能形成一個油楔來產生液體動壓油膜的的動壓軸承，當高速運轉時受到干擾容易失穩，根據平衡性要求，因為葉輪數為4，初步設計楔形槽數量為4 個，對其進行徑向液動壓力的分析計算。

2 流道型葉輪轉子徑向液力分析

流道型軸流血泵的葉輪實現懸浮所需要的徑向液力，主要產生于葉片與泵殼形成葉頂間隙的液力曲面，因此葉片液力曲面產生液力的大小將對血泵懸浮系統的徑向懸浮產生較大的影響。Fluent 是進行流體仿真的有效軟件，筆者利用Fluent對設計的葉輪進行水力性能的計算，分別對單個動壓曲面和整體動壓曲面，泵殼開楔形槽和葉輪開楔形槽的受力情況進行分析，得到最優的開槽方案。

2.1 葉輪單個動壓曲面徑向液力分析

如圖4a 所示，以深黑色的葉片曲面為監控對象；并對監控曲面受到的液力進行實時數據輸出。不進行楔形開槽結構設計時，葉頂間隙分別為0.1、0.2、0.3、0.4 mm 的仿真結果如圖4b 所示，從仿真結果可以看出對于不開槽的葉輪結構，單個葉片受到的徑向液力隨著葉頂間隙的增大而減小，4 組模型中葉頂間隙為0.1 mm 的血泵模型葉輪單個葉片液力曲面受到的徑向液力最大約為1.13 N。

圖4 無楔形槽葉片液動壓力分析Fig.4 Hydrodynamic pressure analysis of a blade without wedge-shape slots

對于有楔形開槽結構的液動壓力大小，采用動網格技術，圖5和圖6分別對泵殼和葉輪開槽結果進行仿真，將開槽尺寸設定為4 組，分別為0.10～0.22 mm、0.20～0.44 mm、0.30～0.66 mm、0.40～0.88 mm，計算結果分別如圖5b、圖6b所示。

圖5 泵殼楔形開槽的液動壓力結果Fig.5 Hydraulic pressure results of wedge-shaped slots at the pump housing

圖6 葉輪楔形開槽的液動壓力結果Fig.6 Hydrodynamic pressures of wedge-shaped slots of impeller

從仿真結果看，泵殼開槽在0.10～0.22 mm 時液力最大為1.12 N，受力提升并不明顯，且徑向液力大小有周期性波動，穩定性較差；而葉輪開槽隨開槽尺寸的增大徑向液力逐漸減小，在0.10～0.22 mm 時最大為1.28 N，比無開槽結構大0.15 N，且液力較為穩定無波動。

通過以上結果得出：葉輪楔形開槽比無槽的徑向液力大，泵殼開槽相對于無槽結構徑向液力無明顯提升；葉輪開槽及無開槽結構的徑向液力穩定不變，泵殼開槽的徑向液力呈周期性變化。因此從單個液力曲面的徑向承載情況及穩定性來看，選取葉輪開槽的設計較為合適。

2.2 葉輪整體受徑向液力分析

本節選用葉輪開槽，對整體動壓曲面的楔形槽結構不同參數進行分析，分析開槽傾角、開槽數量、開槽深度的變化對葉輪整體徑向液力的影響，如圖7所示。

圖7 葉輪楔形開槽各參數的液動壓力影響分析Fig.7 Effects of various parameters on hydrodynamic pressures of wedge-shaped slots of impeller

在初始葉頂間隙為0.4 mm，葉輪偏心0.24 mm的情況下進行分析，當楔形槽的傾斜角小于28°的時候，葉輪整體徑向液力隨楔形槽傾斜角度增大而變大；當傾斜角超過28°時葉輪整體徑向液力隨楔形槽傾斜角度增大變化不明顯。

隨著葉片上軸向開槽槽數的增加，即楔形槽槽寬的不斷減小，葉輪整體受到的徑向液力變大。

隨著葉輪開槽深度從0.00～0.48 mm 逐漸增加，葉輪整體受到的徑向液力不斷增大，同時血泵的水力性能卻不斷下降。從兼顧徑向承載力與血泵水力性能的目標來看，開槽深度取0.36 mm左右為宜。

對影響葉輪楔形開槽性能的4 個結構參數的計算與分析，可以得出以下結論：（1）軸流血泵整個葉輪的徑向液力隨楔形槽傾斜角度增大而變大，當傾斜角大于28°時，增幅明顯縮小；（2）軸流血泵的徑向液力隨著楔形槽開槽數的增多而變大；（3）軸流血泵的徑向液力隨著楔形槽開槽深度的增大而增大，血泵水力性能隨著開槽深度的增加而變差。

根據以上仿真計算結果，設計血泵的轉子開槽傾角為28°，葉輪開槽深度為0.36 mm，開槽數為5，葉頂間隙為0.4 mm。

3 結論

本文提出了一種流道型的磁液雙懸血泵，通過CFD 的方法分別計算了葉輪開槽與泵殼內壁開槽兩種楔形槽結構的徑向液力，泵殼開槽不穩定，葉輪開槽的徑向液力最大，同時液力大小穩定，選取葉輪開槽結構。并對楔形槽的槽傾角、開槽數目、開槽深度等結構參數對葉輪整體徑向受力的影響進行計算分析，結果表明適當增大楔形槽傾斜角度、增加開槽數量與開槽深度，可以提高懸浮系統徑向承載能力，最終確定楔形開槽結構的設計參數：傾斜角為28°，開槽數為5，槽深0.36 mm，葉頂間隙為0.40 mm。