秦娟娟 楊小波 林小軍 劉 君 邢永忠

（1.蘭州工業(yè)學院，蘭州 730050；2.蘭州石化動力廠，蘭州 730060；3.蘭州海蘭德泵業(yè)有限公司，蘭州 730070)

磁力驅動泵是利用永磁體實現動力無接觸間接傳遞的一種化工流程泵，其關鍵零件為位于內、外磁轉子之間的隔離套，工作介質則完全密封在隔離套內。隔離套是保證磁力驅動泵無泄漏的承壓元件，主要由法蘭盤、筒壁和底組成。它的結構設計影響了磁力驅動泵的工作效率。隔離套的筒壁厚度是結構設計的主要考量部分。以往的隔離套結構設計主要是根據經驗，參考類似元器件的力學分析進行設計，無法反映磁力泵工作時工作介質進入隔離套內部的過程中液體流動的壓強對隔離套筒壁的應力及應變情況，故無法得到最佳的設計效果。

目前，已有很多學者開展了對磁力驅動泵的研究工作。ZHAO F等[1]采用正交試驗優(yōu)化葉輪設計，以提高磁驅動泵的液壓性能。GAO Z等[2]利用CFX軟件對磁驅動泵進行全流場數值研究，得到了冷卻循環(huán)通道的壓強脈動特性和泵的外部特性曲線。雖然學者們對磁力驅動泵做了很多有益的研究工作，但是對磁力驅動泵隔離套結構受工作介質壓強影響的問題研究較少。本文以模型磁力驅動泵隔離套為研究對象，采用流固物理場耦合方法進行隔離套區(qū)域內流場對隔離套結構影響的研究，分析了流場作用下隔離套筒壁的應力應變情況和總的變形量，以期對隔離套的結構設計提供理論指導。

1 磁力驅動泵關鍵零部件結構及工作原理

磁力驅動泵關鍵零部件Ⅰ的結構如圖1所示，主要由內磁轉子6、外磁轉子7、隔離套4和泵軸5組成。內磁轉子通過鍵連接在泵軸5上，外磁轉子通過鍵連接由電動機帶動旋轉。隔離套位于內、外磁轉子之間，內磁轉子的外環(huán)面與隔離套的內壁之間有一定的間隙，此間隙為隔離套的工作間隙。部分具有壓強的工作介質經導流孔3進入隔離套工作間隙，再從泵軸中心回流孔12流回至葉輪入口2處[3]。同時，液流的壓強作用在隔離套的結構上。隔離套的筒壁厚度、工作間隙的大小、隔離套上流場的壓強分布對隔離套結構產生的等效應力應變的大小和作用部位，是本文解決的問題。

2 流固耦合場仿真計算分析

2.1 計算模型與網格

以80CQ-50型磁力驅動泵為例，隔離套筒壁壁厚為 1.2 mm，隔離套內壁與內磁轉子外壁工作間隙為2.6 mm。利用SolidWorks軟件建立磁力驅動泵隔離套、內磁轉子、泵蓋、套筒和泵軸的固體模型。因為結構對稱，所以只需取固體模型的一半為仿真計算模型。忽略固體模型中泵蓋、滑動軸承及泵軸回轉零部件的軸肩、套筒和圓螺母等結構，簡化固體區(qū)域模型。在ANSYS Workbench軟件中填充得到等比例流體模型，在流體模型中忽略工作介質進入滑動軸承間隙的油液區(qū)域。

為了高效精確地離散化計算域，在Gambit軟件中對流體區(qū)域進行網格劃分，并采用六面體網格細化流體區(qū)域中隔離套與內磁轉子的工作間隙部分，以提高流場計算精度，保證流固交界面上的壓強載荷精確傳遞[4]。其余流體區(qū)域部分用尺寸函數過渡，采用四面體網格劃分，劃分結果如圖2（a）所示。在ANSYS Workbench的Static Structural結構分析模塊中，抑制幾何模型中的流體區(qū)域，對固體區(qū)域隔離套采用四面體網格，內磁轉子和泵軸采用六面體網格，固體區(qū)域網格劃分如圖2（b）所示。

圖2 流固區(qū)域計算模型網格劃分

2.2 流固區(qū)域計算模型參數設置

將劃分好的流體區(qū)域網格導入到ANSYS Workbench中的Fluent流場分析模塊，以80CQ-50型磁力驅動泵為原型，取入口邊界條件為速度進口，入口流速為14 m·s-1，入口水力直徑為4 mm；出口邊界條件為壓強出口，且抑制回流，壓強值設置為0 Pa，出口水力直徑為5 mm；工作介質動力黏度為0.03 kg·（m·s）-1，采用標準k-ε湍流模型，收斂精度為10-6；隔離套筒壁采用304不銹鋼；假設電動機正常工作時內、外磁轉子所產生渦流熱的溫度為45 ℃。

2.3 流固耦合場數值計算結果及分析

利用Fluent計算出冷卻工作介質在隔離套內部流動時的壓強分布情況，如圖3所示。當冷卻介質以14 m·s-1的流速從導流孔進入冷卻循環(huán)流道時，液流的通流截面會收縮產生局部壓強損失，液流流經工作間隙后到達隔離套底部時的壓強損失為7 200 Pa。工作介質由隔離套底部進入泵軸中心回流孔時，液流通流截面也會發(fā)生變化（形成漩渦）而造成局部壓強損失?；亓骺壮隹跒榇帕Ρ萌~輪的入口，壓強接近于0 Pa，故在進入泵軸中心回流孔處的壓強損失最大為0.2 MPa。將流場所計算的流固耦合交界面和隔離套筒壁內面的壓強值分布作為載荷加載到固體的隔離套上，如圖4所示。流場作用下磁力驅動泵關鍵零部件的等效應力和變形量分別如圖5和圖6所示。

圖3 隔離套冷卻流道流場壓強分布

圖4 流固耦合交界面壓強值加載圖

圖5 流場作用下磁力驅動泵關鍵零部件等效應力

從圖3～圖6可知，從磁力泵導流孔入口進入隔離套內部冷卻流道流動的工作介質在A處的壓強值為 0.248 MPa，對應的隔離套結構部分為筒壁與法蘭的過渡處（A′處），其等效應力值所對應的壓強為258.76 MPa，且此處存在應力集中現象。當工作介質進入隔離套間隙流動時，壓強為0.24 MPa，在隔離套筒壁處產生等效應力，引起筒壁變形。圖6中，B′處的變形量達到了0.001 3 mm。因此，可以在應力集中A′處適當增大圓角或切制卸載槽，也可適當增加筒壁的厚度或利用熱處理工藝提高筒壁內、外表面的表面強度，以達到優(yōu)化隔離套結構設計的目的。

圖6 流場作用下磁力驅動泵關鍵零部件變形量

由圖6可知，工作介質越靠近內、外磁轉子區(qū)域，變形越大。內、外磁轉子工作時產生的溫度為45 ℃時，內磁轉子與泵軸的連接接觸C′處的等效應力所對應的壓強可達582.2 MPa，并存在應力集中現象，變形量達到了0.002 9 mm。

3 結論

本文利用ANSYS Workbench軟件對磁力驅動泵冷卻流道流場進行仿真分析計算，得到了隔離套工作間隙為 2.6 mm時冷卻流道壓強分布情況，將流場計算的流固耦合交界面和隔離套筒壁內面的壓強值分布作為載荷加載到固體的隔離套上進行單向流固耦合場數值計算，具體計算分析結果如下。

（1）隔離套筒壁與法蘭的過渡處等效應力值所對應的壓強為258.76 MPa，并存在應力集中問題，可適當增大圓角或切制卸載槽。

（2）工作介質在隔離套間隙中流動時，在工作壓強的作用下，隔離套筒壁處會產生等效應力并引起變形，變形量達到了0.001 3 mm。此時，可適當增加筒壁的厚度或利用熱處理工藝提高筒壁內、外表面的表面強度，以達到優(yōu)化隔離套結構設計的目的。

（3）內磁轉子與泵軸的連接接觸處的等效應力最大可達582.2 MPa，并存在應力集中現象，變形量達到了 0.002 9 mm。