離心式鐵磁流體微泵的設計及流動特性分析

李望旭,李正貴,,韓 偉,行怡帆,譚善文,司國雷,陳君輝

(1.蘭州理工大學 能源與動力工程學院,蘭州 730050; 2.流體及動力機械教育部重點實驗室(西華大學),成都 610039; 3.四川航天烽火伺服控制技術有限公司,成都 611130)

微流控系統(tǒng)是20世紀90年代由Manz[1]教授提出,自提出后一直保持著研究熱度,更是被Forbes雜志和Business2.0雜志分別評價為“影響人類未來15件最主要的發(fā)明”和“改變世界的7種技術之一”。現(xiàn)階段,微流控系統(tǒng)已在體育競技、體外診斷、醫(yī)療診斷、司法和航空航天領域展現(xiàn)了重要而廣泛的應用場景[2-6]。微泵作為微流控系統(tǒng)的執(zhí)行元件,擔任著微量流體快速、精準傳輸和控制作用,被譽為微流控系統(tǒng)的心臟,也是微流控系統(tǒng)發(fā)展的重要標志[7-8]。隨著各領域與微流控系統(tǒng)的結合日益緊密,這些領域在高速發(fā)展的同時對微泵的性能提出了進一步要求,微型化、高度集成化、流速范圍寬、流速穩(wěn)定性高成為微泵發(fā)展的必然趨勢。而目前存在的機械式或非機械式微泵[9],如壓電微泵[10]、靜電微泵[11]、電磁微泵[12]、氣壓微泵[13]、電滲微泵[14]等,都存在著加工困難或者無法避免的焦耳熱問題。相比之下,鐵磁流體微泵具有結構簡單、泵送可靠性高、產(chǎn)熱低、便于集成化等優(yōu)點,其優(yōu)越的性能與微泵發(fā)展趨勢十分吻合,因此工程領域和學術領域對于推動鐵磁流體微泵的發(fā)展給予高度重視。

鐵磁流體是一種兼具磁響應特性和流動特性的新型智能材料,自1960年美國阿波羅登月計劃中使用其成功實現(xiàn)宇航服和宇宙飛船可動部分的密封以及失重狀態(tài)下燃料供給問題后,受到廣泛關注,并迅速得到發(fā)展[15-16]。1973年,Miller[17]率先提出利用鐵磁流體的磁-流二相性實現(xiàn)流體驅動,隨后Greivell等[18]和Park等[19-20]相繼使用電磁鐵成功制成磁吸管和磁制動器,但由于體積和質量均較大,且應用領域較少,并沒有得到推廣。2001年,Hatch等[21]開創(chuàng)性的提出應用永磁體進行無侵入式控制磁流體運動,并設計了微結構的環(huán)形泵腔,極大的縮小了磁流體微泵的體積和質量,使磁流體微泵的性能逐漸與微流控的發(fā)展方向吻合。后來更多的科研工作者致力于將其應用在微流控系統(tǒng)中,如Ashouri等[22]提出了一種直線式往復運動的磁流體泵。Lee等[23]提出了一種雙活塞驅動的磁流體泵。Qi等[24]提出了一種旋轉多級的磁流體泵。由此可見,磁流體泵的結構開始趨于多樣化,驅動原理和相應的理論基礎也逐漸成熟,但隨著進一步的研究和應用,也暴露出一些缺陷,因回流引起的流量不穩(wěn)定和內部流動結構不穩(wěn)定以及鐵磁流體的融合、分離過程難以精確控制等問題阻礙了鐵磁流體泵的發(fā)展。針對該問題,Kumamaru等[25]應用收縮-擴散管結構兩端口的阻力系數(shù)不同,減少回流發(fā)生。沈忱[26]通過在泵腔結構中增設阻流擋板,通過磁流體繞流擋板,堵塞回流通道,抑制回流發(fā)生。Ashouri等[27]在微泵結構出口處增設了被動阻流閥。數(shù)據(jù)表明,這些結構上的改變對于減緩回流均起到了較好效果,但增加了制造困難,且可能誘導出口流速的不穩(wěn)定,因此沒有得到推廣。

綜上所述,目前鐵磁流體微泵的研究及擴展,主要基于Hatch提出的微泵結構,但Hatch微泵結構中存在著磁流體融合、分離過程,對于外磁場的精準控制提出了極大要求[21],且對于磁流體微泵的回流問題均是以機械加工的手段增加主動、被動閥結構,實現(xiàn)抑制回流,從制造成本和能源利用角度而言,并沒有從根本上解決因流動結構引起的回流問題。本文基于離心泵的工作原理,結合鐵磁流體的磁學行為和泵送介質流體的流體力學行為,提出離心式鐵磁流體微泵,在保留體積小、低產(chǎn)熱、質量輕、結構簡單特點的同時,抑制了微泵內部回流的產(chǎn)生,且新型磁流體微泵不存在磁流體融合和分離過程,因此在一定程度上提高了泵送可靠性及穩(wěn)定性。

1 理論分析

圖1展示了離心式鐵磁流體微泵的基本結構。圖1中離心式鐵磁流體微泵由電機、永磁體、聯(lián)軸器、鐵磁流體、泵腔5部分組成。兩段鐵磁流體呈180°放置。電機作為原動力,通過剛性連接的聯(lián)軸器帶動黏附在聯(lián)軸器端部的永磁體進行周期圓周運動,鐵磁流體受外磁場控制和固體壁面約束,無滯后的跟隨永磁體進行圓周運動,因此,兩段鐵磁流體的夾角穩(wěn)定在180°,并將整個圓環(huán)泵腔分割為兩部分,靠近進口端的泵腔稱為進液腔,靠近出口端的泵腔稱為出液腔。當不考慮因界面不穩(wěn)定引起的兩相流體質量擴散、磁性顆粒自由度引起的流動性質變化等問題,并假設鐵磁流體的磁化強度與密度正相關,其流動控制方程可以表示為

(1)

式中:f為鐵磁流體所受的除磁場力以外的體積力,N;μ0為真空磁導率,值為4π×10-7H/m;M為鐵磁流體的磁化強度,A/m;H為外磁場強度,A/m;ρf為鐵磁流體的密度,kg/m3;p為流體壓力,Pa;υ為鐵磁流體的運動黏度,m2/s;v為流體速度矢量,m/s;t為時間,s。

圖2為泵送過程示意圖,磁性顆粒磁偶極矩與外磁場響應產(chǎn)生磁徹體力作用于鐵磁流體,并通過兩相耦合界面將磁能轉化為泵送介質流體動能,泵送介質流體在鐵磁流體推動和泵腔壁面約束的共同作用下,沿固體壁面做圓周運動,當運動到點G處(泵腔隔舌),速度矢量與圓環(huán)相切,在失去泵腔壁面約束后,慣性力促使泵送介質流體沿速度矢量方向運動,發(fā)生離心現(xiàn)象,介質流體流出腔體,實現(xiàn)泵送效果。在泵送過程中,不存在鐵磁流體的融合、分離過程,因此在一定程度上提高了泵送可靠性和穩(wěn)定性。

圖2 離心式鐵磁流體微泵驅動過程Fig.2 Driving process of centrifugal ferrofluid micropump

在該過程中,認為泵送介質流體的克努森數(shù)(Knudsen number)遠小于1[28],流場分子自由行程的距離遠小于宏觀特征尺度,其流動過程遵循質量守恒方程和動量守恒方程[29-30]:

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:fx、fy、fz分別為介質流體在x、y、z方向上的質量力分量,vx、vy、vz分別為介質流體沿x、y、z方向的速度分量,ρ為泵送介質流體的密度,kg/m3;η為泵送介質流體運動黏度,m2/s。

當忽略磁場力傳遞過程中的能量損失和重力作用時,質量力可表示為:

fx=μ0M?Hcosθ1

(6)

fy=μ0M?Hcosθ2

(7)

fz=μ0M?Hcosθ3

(8)

式中:θ1、θ2、θ3分別為磁場力與笛卡爾坐標系x、y、z軸之間的夾角。

在泵送過程中,兩段鐵磁流體始終使泵腔進口和泵腔出口處于隔斷狀態(tài),因此阻斷了出口外界流體與進口外界流體的質量交換。該結構設計為泵腔進口寬度小于圓環(huán)腔體寬度,使泵腔進口處的流動阻力系數(shù)大于圓環(huán)腔體的阻力系數(shù),并設計進口與圓環(huán)腔體垂直相連,在阻力系數(shù)和流動特征的共同作用下,防止了進液腔流體的回流,從而實現(xiàn)整個泵送過程抑制回流發(fā)生。

2 模型參數(shù)與數(shù)值方法

隨著計算機技術與圖像處理技術的發(fā)展,CFD(computational fluid dynamics)逐漸成為處理復雜流體流動的重要手段,其基本思想是將原來在時間域和空間域上連續(xù)的物理場通過有限個離散點物理量的集合來代替,具有周期短、投資少、流動可視化等優(yōu)點[31]。本文應用Fluent軟件對提出的離心式鐵磁流體微泵結構進行數(shù)值分析,驗證該結構的可行性。

表1展示了鐵磁流體微泵的尺寸參數(shù),圖3為尺寸標注圖。考慮到鐵磁流體與介質流體多場、多相耦合過程的復雜性和鐵磁流體在磁場作用下的磁流變效應,本文提出應用重疊網(wǎng)格和動網(wǎng)格耦合方法對鐵磁流體驅動過程進行數(shù)值計算[32],將鐵磁流體的圓周運動簡化為組件網(wǎng)格(component mesh)的圓周運動,并以6DOF(six degrees of freedom)動網(wǎng)格技術控制其運動規(guī)律,泵腔結構作為背景網(wǎng)格(background mesh),實現(xiàn)鐵磁流體驅動介質流體的泵送效果。因結構性網(wǎng)格具有更好的計算穩(wěn)定性和收斂性[33],采用了ICEM劃分結構性網(wǎng)格進行數(shù)值計算,網(wǎng)格模型如圖4所示。

表1 鐵磁流體微泵的尺寸參數(shù)Tab.1 Size parameters of ferrofluid micropump

圖3 尺寸標注圖Fig.3 Dimensioning drawing

圖4 網(wǎng)格模型圖Fig.4 Grid model diagram

為驗證重疊網(wǎng)格和動網(wǎng)格耦合方法模擬鐵磁流體微泵運行過程的適用性,利用該方法對Hatch等[21]提出的鐵磁流體微泵結構進行數(shù)值計算,Hatch等[21]結構主要由進口段、固定永磁體、鐵磁流體、旋轉永磁體、泵腔和出口段6部分組成,泵送過程分為初始、拉伸、分離、運動、融合5個階段,如圖5所示,該結構一部分鐵磁流體被固定永磁體固定在泵腔結構中,一部分鐵磁流體隨旋轉永磁體運動,伴隨兩股鐵磁流體相對運動,不斷擠壓泵腔內部的泵送流體,實現(xiàn)泵送過程。但在鐵磁流體擠壓泵送介質流體時,會產(chǎn)生界面不穩(wěn)定現(xiàn)象,容易發(fā)生鐵磁流體與介質流體的混合,同時對兩股鐵磁流體的融合、分離過程精準控制的難度較大,因此泵送可靠性低,且會發(fā)生泵腔內部回流。但該結構是鐵磁流體微泵的典型結構,且具有較為完整的實驗結果。本文基于Hatch等[21]實驗測量的流量曲線,與數(shù)值計算的流量曲線進行對比,結果如圖6所示。由圖6可知,在主要泵送周期區(qū)間內,Hatch等[21]的實驗結果與數(shù)值結果的趨勢存在一定誤差,主要原因在于Hatch等[21]的實驗結果基于光學的研究方法,而在微尺寸的透明結構中,利用光學測量方法難免會產(chǎn)生折射、反射等現(xiàn)象,實驗結果可能會存在系統(tǒng)誤差。并且由于微機械加工技術的限制,在實際實驗中,微管道內部的粗糙度難以控制,而在數(shù)值計算中,假設了無滑移壁面,從而產(chǎn)生了一定的誤差,但二者的流量值較為接近,相對誤差ζ在5%以內,可驗證數(shù)值方法的可行性(標準化處理為瞬時流量與平均流量的比值,定義泵送一個周期所需的時間為T)。

圖5 Hatch微泵結構和泵送過程[34]Fig.5 Hatch micropump structure and pumping process[34]

圖6 數(shù)值結果與實驗結果對比Fig.6 Comparison between numerical and experimental results

泵腔隔舌處流體流動復雜,且對出口流量的影響較大,為細膩捕捉泵腔隔舌處的流動特性,對于隔舌處網(wǎng)格進行局部加密。同時為減小網(wǎng)格數(shù)量對計算結果的影響,進行了網(wǎng)格無關性驗證,研究了一個泵送周期內,不同網(wǎng)格數(shù)量與出口周期凈流量Qp的關系,Qp的計算方法為

(9)

式中:T為泵送周期時長,Qm為微泵出口質量流量。

如圖7所示,隨網(wǎng)格數(shù)量上升,Qp逐漸趨于穩(wěn)定,當網(wǎng)格大于125 516時,繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對于計算結果的影響小于1%,因此最終確定網(wǎng)格數(shù)量為125 516。計算基于壓力求解器的Coupled算法,對于Gradient離散采用Least Squares Cell Based(基于網(wǎng)格單元的最小二乘法梯度),Pressure離散采用Second Order,Momentum離散采用Second Order Upwind,Transient Formulation離散采用First Order Implicit(圖中Qp1為當前網(wǎng)格數(shù)下的周期凈流量值,Qp2為下一個網(wǎng)格數(shù)下的周期凈流量值)。

圖7 網(wǎng)格無關性驗證Fig.7 Grid independence verification

3 結果分析

3.1 離心式鐵磁流體微泵出口流量曲線與轉速的關系

圖8為不同轉速下,4個泵送周期內的離心式鐵磁流體微泵出口流量曲線圖,圖8中色帶圖表示流量幅值大小,曲線圖進一步表示流量的波動規(guī)律(鐵磁流體起始位置如圖3所示)。如圖8可知,隨著鐵磁流體的推動,出口處的流量逐漸增大,并在G點處流量達最大,之后介質流體依靠慣性進行滑行,受黏性阻力的影響,其速度開始緩慢下降,動能轉化為壓能,使部分滑行的流體壓力大于圓環(huán)腔體內部壓力,發(fā)生出口回流,但回流的介質流體受到兩個鐵磁流體的阻斷,回流流體被束縛在出液腔,不會對進液腔內的流體流動特性產(chǎn)生影響。

圖8 離心式鐵磁流體微泵出口流量曲線Fig.8 Outlet flow curve of centrifugal ferrofluid micropump

回流的介質流體受到主流流體的撞擊,產(chǎn)生強烈的動能交換,導致速度重新分布,并再次朝向出口運動,流量曲線開始上升。由于兩個鐵磁流體交替作用,出口流量曲線在泵送周期內進行周期性波動,出現(xiàn)兩次波峰和波谷,波動周期與泵送周期相同。

流體在單位時間內受到的合外力F等于流體的動量變化量,這在流體力學中被稱為流體的動量定理,如下式所示[35]。當鐵磁流體的轉速增加后,兩相界面施加給介質流體更大的相互作用力,促使其產(chǎn)生更大的動量變化,因此高轉速工況下出口具有較大流量值,且具有更大的波峰、波谷及其差值。

(10)

表2給出了Qp與轉速n的關系。介質流體由G點向泵腔出口流動過程中,需要克服流體層與流體層和流體層與壁面之間的黏性阻力。當n為2 r/min時,介質流體的動能較小,其所具有的能量全部轉化為黏性耗散,因此Qp趨于0。隨著轉速的增加,介質流體在分離點G處擁有更多的動能,支持其克服黏性耗散并保持一定的流速繼續(xù)運動,因此在轉速大于4 r/min之后,Qp隨轉速增加而逐漸增大,當n為10 r/min時,此時介質流體慣性力遠大于流體的黏滯力,因此在該轉速下,Qp有了明顯的提升。

表2 不同轉速下的周期凈流量值Tab.2 Cycle net flow at different rotational speeds

3.2 離心式鐵磁流體微泵出口流量曲線頻率分析

為進一步確定誘導出口流量波動的關鍵因素,對出口流量的流量-時間函數(shù)進行快速傅里葉變換(fast Fourier transform,FFT)[36],得到出口流量振幅與頻率的關系。圖9為轉速n在2 r/min時出口流量的頻域特性,橫坐標為相對頻率值(f/fn,特征頻率/軸頻),縱坐標為相對頻率值對應的流量脈動能量幅值。由圖9可知,脈動的主要能量振幅處于0～1低頻范圍,第一主頻出現(xiàn)在2倍軸頻處。

圖9 轉速為2 r/min時流量曲線頻域特性Fig.9 Frequency domain characteristics of flow curve at 2r/min

下式給出了軸頻fn和鐵磁流體運動頻率ff的表達式:

fn=n/60

(11)

ff=Zn/60

(12)

式中Z為鐵磁流體個數(shù),本文中為雙鐵磁流體結構,因此鐵磁流體運動頻率為2倍軸頻,說明出口流量波動主要因鐵磁流體周期性掃過隔舌導致,在大型旋轉機械中,將這種誘導流場波動的現(xiàn)象稱為動靜干涉。

圖10為不同轉速下的流量曲線頻域特性,可以看出,在不同轉速下的第一主頻均為鐵磁流體運動頻率。說明在不同轉速下,鐵磁流體周期性掃過隔舌均是誘導出口流量脈動的主要因素。轉速越高,流動越容易出現(xiàn)高頻脈動,如在轉速為2 r/min時,在相對頻率為75時,頻域曲線基本為直線;而在轉速為10 r/min時,在相對頻率為75時,頻域曲線仍具有明顯的鋸齒形。在高轉速下,泵腔內部流體流動開始變的復雜,在流動分離點G處,部分流體受離心力作用朝向出口運動,還有部分流體撞擊在泵腔隔舌處,反彈回環(huán)形泵腔內部,進行下一階段的流體泵送。在該過程中,流體與泵腔隔舌的撞擊將產(chǎn)生壓力波,壓力波一部分傳給腔體內做圓周運動的流體,一部分傳遞給泵腔出口段流體,從而誘導出口流量的小幅度輕微脈動,壓力波產(chǎn)生的頻率與流動分離的頻率相關,即與鐵磁流體的運動頻率相關。盡管存在脈動,在小尺度效應的加持下,泵腔內部及出口處流體的最大Re仍遠小于圓管層流Re閾值(在2～10 r/min轉速下,Re<1),因此流動仍處于層流狀態(tài)。

圖10 不同轉速下的流量曲線頻域特性Fig.10 Frequency domain characteristics of flow curves at different speeds

3.3 離心式鐵磁流體微泵出口長度對出口流量脈動的頻譜分析

式(13)～(15)為流體速度偏導數(shù)的等價變化,將式(13)～(15)分別代入到式(3)～(5)后,結合dx=vxt進行聯(lián)立求解,可得到式(16),式(16)中U為質量力勢函數(shù),P為壓力函數(shù),wf為黏滯力做功,dl為微元線段長度,(?v/?t)dl為流體瞬時慣性力對流體所做的功,即介質流體在流動分離點G處所具有的慣性能。當流體在分離點G分離后,作用在流體上的質量力只有重力,而由于小尺寸效應,重力對于水平方向的流動影響可以忽略,即質量力勢函數(shù)項可以省略,當流動分離點G處流體的總能量EG與出口處流體總能量EO的關系滿足式(17)時,可實現(xiàn)泵送過程。

(13)

(14)

(15)

(16)

(17)

式中:Pb為鐵磁流體微泵出口背壓,P2為出口處流體本身的壓能,wf為流體在出口段處的黏性摩擦損失,e為出口段部分回流流體與主流流體撞擊所產(chǎn)生的能量損失。

圖11為在轉速n=4 r/min時,出口段長度l2分別為7、8、9 mm時出口流量的頻譜圖。如圖11可知,不同l2值下的出口流量脈動的主頻值均在相對頻率為2倍處,即產(chǎn)生流量波動的主要因素仍為鐵磁流體與泵腔隔舌的動靜干涉作用。隨著出口段長度的增加,動靜干涉所產(chǎn)生的波動信號沿出口段方向逐漸減弱,主頻所對應的振幅值逐漸減小,并在相對頻率20之后,振幅趨于平穩(wěn),因不良流動引起的輕微波動也逐漸消失,從該方面看,對離心式鐵磁流體微驅動器的平穩(wěn)泵送產(chǎn)生了有益的效果。

圖11 不同出口段長度的出口流量頻域特性Fig.11 Frequency domain characteristics of outlet flow with different outlet length

但出口段長度的增加,介質流體層與介質流體層和介質流體層與壁面之間的摩擦損失增加,由Capillary number定義可知,黏性力與界面力不受尺寸約束,而根據(jù)Reynolds number定義可知,慣性力與特征尺寸成線性關系,因此在小尺度下的離心式鐵磁流體微泵,慣性動能較小,即使是微小的尺寸增加也會產(chǎn)生較大的泵送阻力,該結論可通過對比7、8、9 mml2下的Qp進行驗證。表3給出了Capillary number和Reynolds number的定義,表3中L為特征長度,gc為幾何常數(shù),σ為界面力[37]。

表3 量綱一的數(shù)定義Tab.3 Definition of dimensionless numbers

3.4 鐵磁流體與介質流體兩相界面處的壓力波動

在鐵磁流體驅動介質流體泵送過程中,兩相界面的穩(wěn)定性是實現(xiàn)泵送效果的關鍵,多數(shù)研究表明,兩相界面的壓力波動是引起鐵磁流體界面失穩(wěn)、乳化的重要因素[38-39],因此,本文通過用戶自定義相對坐標系(user define reference frame),在兩相界面上設置動態(tài)監(jiān)測點,監(jiān)測點的運動速度與鐵磁流體(前景網(wǎng)格)的運動速度保持一致,監(jiān)測點位置如圖12所示。

圖12 轉速4 r/min時兩相界面不同位置上的壓力波動Fig.12 Pressure fluctuations at different positions of two-phase interface at the speed of 4 r/min

圖12展示了兩相界面不同位置上的壓力波動。由圖12可知,界面上的壓力波動展現(xiàn)出較好的周期性,并且不同位置上的壓力脈動規(guī)律一致,其只有小程度上的幅值差異(差值小于0.1 Pa)。在一個泵送周期內(初始位置如圖3所示),監(jiān)測點所在位置為進液腔,進液腔內殘留的壓力勢能順著進口流道傳遞向外界,因此界面上的壓力呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢。當鐵磁流體靠近進口流道處時,由于鐵磁流體與泵腔缺口處的碰撞,將產(chǎn)生新的壓力波,促使界面上壓力突增,隨后進液腔轉化為出液腔,新的壓力波順著介質流體沿泵腔出口傳向外界,因此界面上的壓力再次呈現(xiàn)逐漸下降的趨勢。之后鐵磁流體運動到出口流道附近的隔舌處,因動靜干涉作用產(chǎn)生新的壓力波,并且同時出液腔轉換為進液腔,重復上述的壓力波傳遞過程。

圖13展示了不同轉速下在兩相界面POB處的壓力波動,由圖13可知,在高轉速下的壓力脈動幅值有了明顯的上升,但盡管如此,其壓力值仍處于非常小的量級(小于1 Pa),在這種小量級的壓力波動下,不會加劇鐵磁流體界面層的乳化現(xiàn)象,從鐵磁流體界面穩(wěn)定性方面驗證了離心式鐵磁流體微驅動器的可行性。

圖13 不同轉速下相界面POB處的壓力波動Fig.13 Pressure fluctuation at POB of phase interface at different rotational speeds

3.5 離心式鐵磁流體微泵的自密封性能

為進一步研究離心式鐵磁流體微泵的自密封性能,通過Maxwell軟件對微泵的磁場分布特性進行研究,在保證基本模型參數(shù)不變的條件下,增加永磁體模型,永磁體位于鐵磁流體正上方0.1 mm處,表4展示了永磁體的基本結構和物理參數(shù),計算邊界條件設置為Zero TangentialHField。

表4 永磁體基本參數(shù)Tab.4 Basic parameters of permanent magnet

鐵磁流體的自密封性能公式可根據(jù)鐵磁流體的伯努力方程推導得出[40-41]

(18)

式中:Δp為密封壓差,H(A)、H(B)分別為鐵磁流體兩端的磁場強度最小值和最大值,Ms為鐵磁流體的飽和磁化強度,取39.62 kA/m[42]。

圖14為泵腔結構中磁場強度分布曲線,由圖14可知,因兩段鐵磁流體需要兩塊永磁體誘導其做圓周運動,因此在泵腔中的磁場強度分布曲線中出現(xiàn)兩個峰值,峰值位置為永磁體所在位置,并且受外界非磁性材料的影響,由永磁體輻射出的磁場在強磁阻的作用下迅速下降,趨向于0 kA/m,由式(18)可計算出,單個鐵磁流體在泵腔中的自密封性能為5 227 Pa,該值遠大于兩相界面的壓力波動的正峰值,因此該結構在自密封性能和鐵磁流體與泵送介質流體的界面穩(wěn)定性方面是可行的。

圖14 泵腔中磁場強度分布曲線Fig.14 Magnetic field intensity distribution curve in pump chamber

4 結 論

1)離心式鐵磁流體微泵基于鐵磁流體的外場控制和磁流變效應給予介質流體初始動能,并在泵腔壁面的約束下促使介質流體圓周運動,應用其圓周運動時具有的切向慣性動能為驅動力,實現(xiàn)介質流體泵送。

2)離心式鐵磁流體微泵具有雙鐵磁流體結構,且兩股鐵磁流體呈180°角度放置,并交替作用阻斷泵腔進口和出口的質量交換,抑制結構內部回流。

3)離心式鐵磁流體微泵的出口流量存在脈動現(xiàn)象,鐵磁流體與泵腔固定結構之間的動靜干涉造成的壓力波是誘導出口流量脈動的主要原因。隨轉速增加,微泵具有更大的流量輸出,并且有著更加復雜的流動過程,引起寬頻脈動,但流動的Re<1,因此流動仍保持層流狀態(tài)。

4)離心式鐵磁流體微泵的泵送特性對泵腔出口段長度十分敏感,產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因主要是在不可壓縮牛頓流體且來流速度不變的情況下,慣性力與特征長度成一次正比關系,而黏滯力卻不受特征長度影響,因此在設計時出口段長度應該盡量縮短。

5)離心式鐵磁流體微泵在轉速8 r/min以下時,鐵磁流體與泵送介質流體的相界面之間的壓力脈動峰值相比于其自密封的最大壓力值而言非常小,相差3個數(shù)量級,因此該結構在自密封性能和鐵磁流體的界面穩(wěn)定性角度而言是可行的。