流体特性（精选8篇）
流体特性 篇1
常规单层隔振系统只有在ω>█(ω,ωn分别为激励频率和系统的固有频率)时才有隔振效果,低频隔振是一个棘手的技术问题.为了提高低频隔振效果,必须降低系统的固有频率,这将导致刚度的降低或质量的增大.
为解决低频隔振,近年来涌现出一些新型隔振技术.准零刚度隔振技术[1,2,3]和反共振技术[4,5,6,7,8]是两种具有代表性的低频隔振技术.准零刚度隔振器具有优越的宽频隔振性能.但这种隔振器对静载有严格的限制,当静载偏离设计值时,其隔振效果会变差.反共振隔振器能在不降低刚度和不增加质量的情况下实现低频隔振,且静载的变化不会影响隔振效果.
反共振隔振器有两种工作方式:(1)附加一个动态振动吸收器(DVA),(2)采用惯性耦合方式.DVA由一个质量块和弹簧组成.将DVA附加到主振动结构上,调整DVA的固有频率,在线性理论下可实现对单一频率的完全隔振.惯性耦合的基本原理是产生一个惯性力来抵消弹簧力,从而实现隔振的目的.
反共振隔振器只能在外激励频率和隔振器的反共振频率相同时,才具有良好的隔振效果.因此,隔振器的最佳隔振频率须具有可调性.Plooy[5]等提出一种可调节式的流体惯性减振器,这种减振器通过调节空气弹簧的刚度来调节最佳隔振频率.董国华等[7]给出了质量摆隔离水平振动的模型,通过调节摆线的长度来拓宽隔振频率.Yilmaz等[6]建立了机械杠杆式反共振隔振器的数学模型,研究了单自由度和两自由度隔振器的隔振带宽,提出宽频反共振隔振器的设计思路.但以上这些调节方式实现起来比较困难.
本文提出一种隔振频率容易调节且具有良好低频隔振效果的新型流体浮筏隔振器.给出了隔振器的结构形式,建立了简谐振动情况下隔振器的数学模型.分析了隔振机理,推导了隔振器具有最佳隔振效果时浮体的浸入深度.讨论了流体黏性、隔振器结构等因素对力传递率的影响.
1 结构形式
图1给出流体浮筏隔振器垂直剖面示意图.隔振器由流体容器、浮体、弹簧及流体介质组成.弹簧将浮体支撑在流体容器上,浮体和流体容器之间充入流体介质.浮体浸入流体的部分长度为L,深度为H,宽度为W.浮体底端和流体容器内腔底部的距离为h.浮体两侧与流体容器内腔两侧的距离为w.
1浮体,2弹簧,3流体介质,4流体容器,5基座
隔振器工作时,振源(例如,柴油机)固定在浮体上,流体容器固定在基座上.振源产生的激振力直接传递到浮体上,再通过浮体经弹簧和流体介质传递给流体容器和基座.浮体传递到流体容器上的力包括:弹簧的作用力和流体的作用力.对于简谐振动,弹簧与流体共同产生的等效弹性力和流体诱导的惯性力是反相的,且流体诱导的惯性力幅值可根据浮体浸入流体的深度来调节(详细说明见第3节).因此,振动引起的弹簧力和流体作用力可相抵消,从而保证浮体传递到流体容器的动载为零.
2 数学模型
流体浮筏隔振器的数学模型包括:(1)浮体的受力及其传递给流体容器的力;(2)浮体运动方程.下面给出垂向振动情况下隔振器的数学模型.
2.1 浮体的受力及其传递给流体容器的力
对于振动问题,只讨论动态力.作用在浮体上的动态力有:(1)激振力Fex;(2)弹簧作用力F1s;(3)流体的垂向作用力Ff.简谐振动情况下,激振力表示为
其中,F0,ω和φ分别为激振力的幅值、频率和相位角.弹簧作用在浮体上的动力表示为
其中,k为弹簧刚度系数,h'为浮体偏离平衡位置的距离.
流体作用在浮体上的垂向力包括:(1)作用在浮体底部的压力;(2)作用在浮体侧面的剪切力.当L>>w,作用在浮体侧面的剪切力可以忽略.根据浮体底端与流体容器内腔底部间流体的动压分布可得到流体作用在浮体上的垂向力.
在图1所示的坐标系下,浮体底端和流体容器内腔底部间流体的动量方程
其中,ρ为流体的密度,u为流体的水平流速,Ω,AO,A(x)分别代表控制体、原点和距原点x处的控制面,f(x)为浮体和流体容器内腔底部作用在流体上的阻力.根据连续性条件
其中,U为浮体相对流体容器的垂向运动速度.式(4)代入式(3),并假设p只是x的函数,整理后得浮体底端和流体容器内腔底部间流体的动压分布
其中,CM为动量修正系数(CM>1).下面求p(0)的值.
根据动量方程,考虑连续性条件及自由液面上动压为零,得到x=L处流体的动压
其中,η为经验参数,f'为浮体和流体容器内腔侧壁作用在流体上的阻力,H0为平衡时浮体浸入流体的深度.将式(6)代入式(5)得
根据连续性条件得H与h'的关系
根据动压分布得流体作用在浮体上的动态力Ff
其中,FD为浮体运动速度的函数,代表阻尼.考虑小幅振动,忽略高阶小量,并考虑到FD由能量耗散引起,可得
其中,CD1为正常数.浮体传递给流体容器的力Ftr,包括弹簧和流体介质对流体容器的作用力,由式(2),式(9)和式(10)得该力的表达式
式(11)右边第1项为流体惯性力,第2项为流体和弹簧共同产生的弹性力,第3项为阻尼影响.
2.2 浮体运动方程
由动量定律知浮体运动满足
其中,Mf为浮体质量.将式(1),(2),(9)和式(10)代入式(12),考虑小幅振动得浮体运动的线性化方程
式中
其中,MA为流体引起的附加质量,Ke为等效刚度.需要说明,当L>>w,流体引起的附加质量比流体实际质量大得多.因此,流体浮筏能在不降低刚度和不增加实际质量的前提下降低系统固有频率.
3 隔振机理及力传递率
方程(13)的解为
其中,ψ,φ为相位角;X0由浮体初始位置和速度确定;ζ,ωn1,ωd,X1的值由如下公式计算
实际情况下ζ>0,式(15)中右边第1项随时间而衰减,计算力传递率时,取h'=X1 cos(ωt-φ).隔振器传递到基座上的力为浮体传递给流体容器的力Ftr.将h'的表达式代入式(11)并略去高阶小量得到Ftr的表达式
式(17)中右边第1项为流体诱导的惯性力与流体和弹簧共同产生的等效弹性力之和,右边第2项为阻尼的影响.阻尼很小时,隔振器传递到基座上的力近似等于流体诱导的惯性力和等效弹性力之和.流体诱导的惯性力为-ω[2]MAX1 cos(ωt-φ),等效弹性力为KeX1 cos(ωt-φ).因此,流体诱导的惯性力与等效弹性力是反相的.当流体诱导的惯性力幅值与等效弹性幅值相等时,隔振器传递到基座上的力近似为零,力传递率最小.流体诱导的惯性力幅值随激振频率的增大而增大.为保证不同激振频率下流体诱导的惯性力幅值均与等效弹性力幅值相等,可通过调节流体诱导的附加质量MA来实现.由式(14)知,调节浮体浸入流体的深度H0可改变MA.因此,调节浮体浸入流体的深度可在不同激振频率下实现最小的力传递率.
根据式(17)得到隔振器的力传递率TA
其中
由式(18)可知,力传递率TA与ω/ωn,ωn/ωn2,ξ关.
图2给出ξ为0.1及0.01时,不同ωn/ωn2情况下,TA随ω/ωn的变化规律.在ωn/ωn2=0(流体容器内没有流体)时,流体浮筏隔振器为常规单层隔振系统.这种情况下,激振频率ω在ωn附近,系统发生共振,TA达到最大值.在ωn/ωn2≠0的情况下,系统固有频率由ωn变为ωn1(ωn1<ωn).随ωn/ωn2的增大,ωn1减小,隔振系统的共振点向低频方向偏移.当激振频率在ωn2附近,TA出现最小值,这是因为ω=ωn2,流体介质作用在流体容器上的惯性力与流体和弹簧共同产生的弹性力相互抵消.由式(14)和式(19)得到对应于力传递率为最小时的浮体浸入流体深度
由式(20)知,在ω《L,H0与L大致相等时,H0在有限的范围内变化,可保证隔振器具有良好的低频隔振效果和较大的隔振带宽.例如,当ω=0.2 mm,L=200 mm,h=100 mm,w=200 mm,p=1 g/cm[3],k=5×10[4] N/m时,H0在0～300 mm变化时,对于1～70Hz的激振频率,力传递率可调至最小值.
将ω=ωn2代入式(18)得到力传递率最小值的计算公式
由式(21)知:TAmin与ωn/ωn2,ξ有关.图3给出了不同的ωN/ωN2情况下,TAmin随ξ的变化规律.由图3知,TAmin随ξ的减小而降低.对于ωn/ωn2较小的情况,ξ的值稍大些,也可获得较小的TAmin.但对于ωn/ωn2较大的情况,要求ξ的值很小,才能获得较小的TAmin.因此,对于低频隔振,阻尼对最小力传递率影响很大.为了使隔振器具有良好的低频隔振效果,设计隔振器时,应采用黏度较低的流体,并改善流体通道的形状,尽量降低流体流动时的阻力,达到减小ξ的目的.
4 结论
(1)本文提出的流体浮筏隔振器利用流体惯性力抵消弹簧力的原理,具有良好的低频隔振特性.
(2)调节浮体浸入流体的深度H0,对于不同的激振频率都具有最优隔振效果.H0只需在一个有限的范围内变化,就可保证良好的低频隔振效果和较大的隔振带宽.
(3)在低频隔振时,阻尼对力传递率影响较大.建议采用低黏度的流体并改善流体通道的形状,以降低阻尼.
摘要：基于反共振原理,设计了一种新型的流体浮筏隔振器.应用流体动量方程和结构振动理论推导了该隔振器的数学模型,分析了其隔振特性,得到了最优隔振频率和浮体浸入流体深度的关系式.仿真结果表明,当浮体浸入流体深度在有限的范围内变化时,新型隔振器会在从低频到高频的宽带内发生反共振现象.反共振条件下的力传递率可降至极低水平.流体浮筏隔振器具有很好的(尤其是低频)隔振效果.
关键词：流体浮筏,反共振,隔振器,低频隔振
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流体特性 篇2
表面活性剂的分子结构具有不对称性，即亲水性的极性基团和憎水性的非极性基团。根据其在水中能否电离将其分为离子型和非离子型表面活性剂，根据离子型表面活性剂生成的活性基团，又将其分为阴离子和阳离子表面活性剂。纳米流体中表面活性剂的选择主要考虑基液、表面活性剂的种类和浓度。在水基纳米流体中，常见的表面活性剂有阴离子型的十二烷基硫酸钠(SDS)和十二烷基苯磺酸钠(SDBS)、阳离子型的十六烷基三甲基溴化铵(CTAB)、非离子型的辛基苯酚聚氧乙烯醚(OPE)和聚乙烯吡咯烷酮(PVP)。表面活性剂对纳米流体特性的影响主要从种类和浓度来考虑。针对已有的研究，总结和分析表面活性剂对纳米流体稳定性和热物性影响的实验研究，并从机理对其进行更深层次的研究。同时针对目前的研究现状，提出了未来相应的研究方向。表面活性剂对流体稳定性的影响
表面活性剂对纳米流体稳定性起着重要作用。已发表的文献中，重点研究其种类和浓度对纳米流体稳定性的影响。由于影响纳米流体稳定性的因素非常多，各因素之间的相互影响不同，实验所得的研究结果存在一些差异。
李金平等提出了水基纳米流体中选择表面活性剂的一些建议，研究了表面活性剂聚乙烯醇(PVA)和 SDBS 对 Cu、Ag 和 TiO2纳米粒子悬浮液分散稳定性的影响，得出 PVA、SDBS 及两者的混合能够使 Cu、Ag 纳米流体稳定悬浮，而不能使TiO2纳米流体保持 1h 以上的稳定悬浮。作者分析认为 TiO2纳米流体中粒子吸收光能后，在表面生成的两种化学性质很活泼的自由基抑制了表面活性剂的吸附，即表面活性剂在粒子表面没有发挥作用。PVA 和 SDBS 的混合产生的效果很好，但不清楚其混合比。
李兴等依次制备了无表面活性剂、添加SDBS、CTAB 和 PVP 三种表面活性剂的水基 TiO2纳米流体，静置 24h，进行常温下的粒径和 Zeta 电位测试来表征纳米流体的稳定性，得出纳米流体的稳定性由强到弱的排序，依次是TiO2-SDBS-H2O，TiO2-PVP-H2O，TiO2-H2O 和 TiO2-CTAB-H2O。与李金平等[10]关于SBDS对TiO2纳米流体稳定性的研究结果存在分歧，分析认为可能是纳米粒子的来源、纳米流体的制备方法、稳定性表征的方法及添加的表面活性剂的浓度等之间的差异导致的结果。
郝素菊等采用离心分散法研究 SDBS、CTAB 及乳化剂聚乙二醇辛基苯基醚(OP)对水基碳纳米管纳米流体的稳定性的影响，结果由强到弱依次是乳化剂 OP、CTAB 和 SDBS。同时研究了其浓度对流体稳定性的影响，表明存在最佳的浓度值使得流体的稳定性最佳，SDBS、CTAB 和乳化剂OP 三种表面活性剂的最佳浓度分别为 3.0g/L，1.6g/L 和 1.56g/L。朱冬生等[13]有关SDBS及其浓度变化对水基 Al2O3纳米流体悬浮稳定性的结果与此相似。通过 Zeta 电位和吸光度的表征，得出浓度对流体稳定性有重要影响，最佳的 SDBS 质量分数为 0.1%。林海斌等[14]研究表明纳米粒子 γ-Al2O3对表面活性剂 PEG600 存在一个饱和吸附值，且在该值附近纳米流体的稳定性最好。
程波等研究了表面活性剂OP-10及其浓度的变化对炭黑-氨水纳米流体悬浮稳定性的影响。结果表明，OP-10 及其浓度变化都影响流体稳定性，纳米颗粒的团聚现象随OP-10浓度的增加而改善，加入 2%、3%和 4% OP-10 的纳米流体在 7 天后出现了纳米颗粒沉积，晃动试管后颗粒会重新分散。
Yang 等制备了含表面活性剂 OP-10 的炭黑-氨水纳米流体和含表面活性剂 SDBS 的 Al2O3-氨水纳米流体，用吸光度进行表征，得出随着表面活性剂浓度的增加，纳米流体稳定性先增加后减小，OP-10 和 SDBS 的最佳质量分数依次是 0.3%、0.1%。且表面活性剂 OP-10 对炭黑纳米粒子的吸附存在一个反应时间。
宋晓岚等研究了混合表面活性剂对水基CeO2纳米流体的分散稳定性的影响，混合表面活性剂为 CTAB+Tween80(1∶1)，SDBS+Tween80(1∶1)。结果表明，含混合表面活性剂的流体均比只含一种表面活性剂的流体的 Zeta 电位值高，即混合表面活性剂对纳米流体的稳定性影响更 好，且 含 SDBS+Tween80 的 溶 液 大 于 含CTAB+Tween80 的溶液的 Zeta 电位绝对值。王赛等[18]的研究也表明混合表面活性剂对纳米流体的稳定性影响更好。
综上所述，表面活性剂的种类和浓度是影响纳米流体稳定性的重要因素，存在最佳浓度值使得所制备的纳米流体分散稳定性最佳。为了得到更加稳定的纳米流体，混合表面活性剂及其混合的比例可以作为一个研究方向。表面活性剂对流体稳定性影响的机理
在实验研究的同时，学者们还深入研究了表面活性剂使得纳米流体分散稳定的作用机理，主要包括静电稳定机理和空间位阻效应，解释如下[25]。
(1)表面活性剂吸附在纳米颗粒表面，增加了粒子之间的距离，减小了Hamaker常数，从而降低纳米粒子之间的范德瓦尔斯引力势能。
(2)表面活性剂吸附在纳米颗粒表面形成双电层，当两粒子的双电层不重叠时，粒子被反离子完全屏蔽，两粒子双电层之间处于静电平衡状态，颗粒之间无任何斥力。当两粒子的双电层发生重叠，粒子不能被反离子完全屏蔽，粒子间的双电层静电平衡状态被破坏，粒子间的双电层斥力增加。
(3)表面活性剂吸附在纳米颗粒表面形成吸附层，吸附层的重叠会产生一种新的斥力势能阻止纳米颗粒发生团聚，这种新的斥力势能称为空间斥力势能，这种稳定作用称为空间稳定作用。
李兴等测量和分析了含表面活性剂的 TiO2纳米流体中纳米粒子表面的吸附层厚度与结构。分析认为，SDBS 和 CTAB 都通过“静电稳定机制”使纳米粒子稳定悬浮于溶液中。SDBS 先在水中电离产生带负电的极性头端，吸附于带正电的 TiO2纳米颗粒表面，疏水尾端指向水基液。然后其疏水尾端相结合，极性头端指向水基液。这种结构增加了颗粒间的静电排斥力，减小了其团聚趋势，使得体系拥有良好的分散稳定性。而CTAB 则以疏水尾端与纳米颗粒表面结合，极性头端指向水基液，在颗粒表面形成不稳定的单层吸附。且体系中 CTAB 的浓度超出了其临界胶束浓度，形成了大量胶束，胶束之间的渗透压作用使得 TiO2纳米颗粒相互吸引，从而大大降低体系的分散稳定性。PVP 通过“空间位阻稳定作用”使 TiO2纳米颗粒分散悬浮于水基液中。PVP分子中疏水性的亚甲基非极性基团将会吸附在 TiO2纳米颗粒表面，而亲水性的内酰胺极性基团会伸展在水中，这种结构使得体系保持较好的分散稳定性。
Yang 等研究了纳米流体中表面活性剂在纳米颗粒表面的吸附形式，即单层吸附和双电层吸附。对于非极性单质纳米颗粒，如 Cu、CNTs、CB，在溶液中不发生电离，其表面吸附形式是单层吸附。图 2(a)为在单层吸附形式下表面活性剂对纳米颗粒的作用。当纳米颗粒添加到无表面活性剂的溶液中时，纳米颗粒的高比表面积和比表面能，布朗运动及范德瓦耳斯力使得粒子碰撞团聚。加入少量的表面活性剂时，其分子的非极性碳氢链吸附于颗粒的表面，此时颗粒通过表面活性剂分子的空间位阻效应而分散在溶液中。然而，由于吸附层的不饱和性，此时溶液是不稳定的。当添加适量的表面活性剂时，表面活性剂分子的亲水端完全垂直地延伸到水相中，在颗粒表面形成稳定的单层吸附。
金属氧化物纳米颗粒，如 Al2O3、Fe2O3、CuO和ZnO，在水中发生电离，与在水中完全电离的离子型表面活性剂相连接，其表面吸附形式为双电层吸附。图 2(b)表示在双电层吸附形式下表面活性剂对纳米颗粒的作用。当添加少量的表面活性剂时，纳米流体的稳定性增强，纳米粒子的表面电荷因吸附表面活性剂而减少。当添加适量的表面活性剂，粒子表面的正负电荷平衡，过量的表面活性剂吸附在疏水端末尾的链表面上，其亲水端进入溶液中，纳米颗粒再一次带电，形成双电层吸附，其强烈的静电阻力使得纳米流体保持稳定分散。
宋晓岚等研究了混合表面活性剂分散纳米CeO2颗粒的协同作用，得出了一个两步吸附理论：①强吸附性离子表面活性剂的极性基团在极性纳米 CeO2颗粒表面的吸附，很大程度上增加 Zeta电位，从而产生静电稳定作用;②非离子表面活性剂吸附在纳米 CeO2颗粒表面，其碳氢链相互作用并延伸到水中产生空间位阻稳定作用。低浓度时，表面活性剂以离子交换或离子对方式在固-液界面上发生单分子吸附，其离子头吸附在固体表面上，疏水的碳氢链则深入到溶液中。添加适量的表面活性剂浓度时，粒子表面的碳氢链与溶液中表面活性剂离子碳氢链间的相互作用产生了疏水吸附，形成双分子层聚集体。随着浓度的增大，混合表面活性剂开始形成胶团，而非离子表面活性剂此时往往是通过形成氢键而吸附。
包楚才等研究了表面活性剂 CTAB、SDBS和 PEG2000 对 CdSSe-H2O 纳米流体稳定性的影响，且提出了 SDBS 在带负电荷的纳米粒子 CdSSe表面的竞争吸附理论。分析认为，阴离子表面活性剂在CdSSe表面是双电层吸附。当表面活性剂浓度较低时，SDBS 负离子会挤占颗粒表面的 Na+位置而吸附在颗粒表面，使得颗粒总体负电位更强，颗粒间的斥力增大，纳米流体实现稳定分散。当阴离子表面活性剂浓度较大时，大量的 Na+被挤进吸附层，与分散剂分子发生竞争吸附，降低悬浮液稳定性。
总的来说，无论一种表面活性剂还是混合表面活性剂，其对纳米颗粒的作用机理都离不开静电稳定机制和空间位阻效应，且已发表文献主要从纳米颗粒类型，表面活性剂种类和浓度三方面进行研究。此外，从分子的微观运动角度出发，可以采用分子动力模拟方法等更深一步的研究表面活性剂对纳米流体的稳定性影响的机理。含表面活性剂的水基纳米流体的热物性
3.1 表面活性剂对纳米流体的热导率的影响
纳米流体的热导率一直是实验研究的焦点。由于纳米粒子的特殊性，纳米流体的热导率受到粒子种类、形状、粒径、浓度、基液和稳定方式等因素的影响。已有的纳米流体热导率数学模型，均基于粒径、粒子形状、布朗运动和界面层等因素而建立。目前，关于表面活性剂对纳米流体热导率的影响的文献比较少。下面是常用纳米流体热导率数学模型的总结和含表面活性剂的纳米流体的热导率的实验研究，为后续的研究者提供参考。
Yang 等研究了不同种类的表面活性剂对纳米颗粒界面层厚度的影响，提出了包含表面活性剂影响的热导率模型，其中当颗粒表面为单分子层吸附时，界面层厚度为分子链长度;当颗粒表面为双电层吸附时，界面层厚度为分子链长度的两倍。虽然在低浓度纳米流体中，计算值与实验值比较一致，但多个变量的存在，使得表面活性剂对纳米流体热导率的影响还需深入研究。
Li Xinfang 等研究的表面活性剂 SDBS 的浓度对溶液热导率的影响，表明 SDBS 对纯水和水基铜纳米流体热导率的影响基本一致。随着SDBS 浓度的增加，溶液的热导率先增加后减小，分界点浓度为 0.03%。Zhou 等的研究结果与 Li Xinfang 一致，溶液热导率最高点对应的 SDBS 的浓度为 0.03%。
Wusiman 等研究了表面活性剂SDBS和SDS对水基多壁碳纳米管流体的热导率的影响。研究表明，在只添加表面活性剂的溶液中，溶液的热导率降低。与纯水相比，在碳纳米管和表面活性剂共存的溶液中，仅添加0.25%SDBS的0.5%CNTs纳米流明 SDS 对纳米流体热导率影响不大，且在低浓度时，溶液热导率最低。分析认为实验结果相反的原因可能是纳米流体的制备方法，稳定性及纳米粒子属性等存在差异。
影响纳米流体热导率的因素非常多，因此研究某种因素对纳米流体热导率的影响对建立模型及实际应用有重大意义。以上文献分别从表面活性剂种类和浓度方面对溶液热导率的影响进行了实验研究，但由于众多因素的存在，实验结果存在分歧。因此，需要更多的表面活性剂对纳米流体热导率影响的实验，为建立更加合适的数学模型做基础。
3.2 表面活性剂对纳米流体的黏度的影响
黏度是流体运输中的另一重要参数，研究纳米流体黏度的变化规律对其在实际的能量运输中的应用非常重要。已发表文献从纳米粒子体积分数、大小、形状及基液属性和温度等方面对流体黏度的影响进行了实验研究，建立的模型。而表面活性剂对纳米流体黏度的影响研究的较少。
Zhou 等研究了表面活性剂及浓度对溶液黏度的影响。PVP 溶液的黏度随着其浓度的增加而增加;SDS 和 SDBS 对溶液黏度的影响趋势一致，质量分数低于 0.05%时，黏度随其浓度的增加而增加，质量分数高于 0.05%时，黏度先减小再增加;溶液黏度随 CTAB 浓度的增加先降低再升高。分析认为分子链的长短及多少是影响流体黏度的因素。高浓度的表面活性剂会形成胶团影响溶液的黏度。
Yang 等研究了表面活性剂 SDBS 和 OP-10的浓度对氨水溶液动力黏度的影响。结果表明，存在最佳的浓度值，使得溶液动力黏度最低。当大于该值时，溶液的动力黏度随表面活性剂浓度的增加而增加。并建立了单层吸附和双电层吸附形式下的动力黏度模型。结果表明，表面活性剂的浓度及类别是影响纳米流体黏度的重要因素。
Li 等研究了表面活性剂 SDBS 对Cu-H2O 纳米流体黏度的影响，表明 SDBS 的浓度影响纳米流体的表观黏度，随着其浓度的增加，纳米流体的黏度轻微的增加。Ghadimi 等关于 SDS对 TiO2纳米流体的黏度的影响有相似的趋势。
以上研究表明，表面活性剂会增加溶液的黏度。随着浓度的增加，不同种类的表面活性剂对纳米流体的黏度影响不一致。关于添加表面活性剂的流体的黏度模型，还需要更多的实验研究。结 语
纳米流体作为一种新型的换热工质，已经成为关注的焦点。本文主要总结和分析了表面活性剂对纳米流体稳定性影响的相关实验研究，及其对纳米颗粒的作用机制。然后总结了纳米流体中热导率和黏度计算的相关模型，及表面活性剂对流体热物性影响的实验。研究结果表明，表面活性剂的种类和浓度对纳米流体的稳定性存在着重要影响。存在最佳的表面活性剂浓度使得纳米流体的稳定性最佳。众多不确定因素，如制备方法，流体稳定性，颗粒属性等，使得有关表面活性剂对纳米流体的稳定性和热物性的实验结果存在分歧，热导率和黏度的理论模型难以确定。因此，对于表面活性剂对水基纳米流体特性的影响，提出以下的建议。
(1)混合表面活性剂对纳米流体的稳定性影响较好，但关于混合的表面活性剂对纳米流体的热导率和黏度的影响没有相关实验研究。因此，可以从混合的表面活性剂的组合及其比例两方面进一步研究含表面活性剂的纳米流体的稳定性和热物性。
(2)运用分子动力模拟等方法，进一步研究表面活性剂对纳米流体稳定性影响的微观机制。
(3)表面活性剂影响纳米流体的稳定性、热导率及黏度。但流体的稳定性和热导率及黏度之间的是否存在一定的关系，是需要解决的问题。
流体特性 篇3
目前, 关于纳米流体流变特性方面已进行了部分试验研究。唐忠利等[5]研究指出在所配制的体积份额内, 纳米流体的粘度不随 剪切速率 的变化而 变化。Zeinali等[6]研究了Al2O3-H2O和CuO-H2O纳米流体的粘度, 得出其粘度随纳米粒子质量分数的增加而增加。刘玉东等[7]研究得出TiO2H2O纳米流体的粘度显著大于未添加纳米粒子的纯水的粘度值, 并且粘度随纳米粒子体积浓度的增大急剧增大, 随温度的升高而急剧减小。李艳娇等[8]研究得出酸或碱的加入都会使BN/EG纳米流体稳定性急剧恶化。本实验研究了纳米碳化硼在水基液中的流变特性, 通过测定不同分散条件下纳米碳化硼流体的粘度, 得出分散条件对纳米碳化硼流体粘度的影响。
1实验
1.1试剂与仪器
市售纳米碳化硼粉体 (B4C) (上海超威纳米材料有限公司) 粒径有60nm、80nm、100nm三种, 分散剂为聚丙烯酸钠 (PAAS) 、聚乙二醇600 (PEG600) 、聚乙二醇6000 (PEG6000) 、羧甲基纤维素钠300-800 (CMC300-800) 、羧甲基纤维素钠800-1200 (CMC800-1200) (国药集团化学试剂有限公司) , 抗沉降稳定剂为蒙脱石 (国药集团化学试剂有限公司) , 分散介质为实验室自制膜处理水。
厢式反渗透净水器、JPT-1架盘天平、HJ-5多功能搅拌器、KQ超声波清洗仪器、SNB-1数显粘度计。
1.2实验步骤
(1) 将分散剂和 水基础液 混合, 在30 ℃ 机械搅拌10 min, 得到稳定溶液; (2) 将纳米碳化硼 (B4C) 加入到步骤1得到的稳定溶液中, 在30 ℃机械搅拌10min, 得到悬浮液; (3) 将0.3g蒙脱石加入步骤2得到的悬浮液中, 在30 ℃机械搅拌10min, 得到悬浮液; (4) 将步骤3得到的悬浮液进行超声波分散, 温度设置为35 ℃, 分散功率设置为80 W, 分散10min, 从而得到水基纳米碳化硼流体。
1.3粘度测量
取实验中制备的水基纳米碳化硼流体, 静置一定时间后用SNB-1数显粘度计测量其粘度值。测量过程中采用转子1, 转子转速设定为60r/min。
2表观评价
将玻璃棒浸入制备的溶液中, 之后缓慢沿着烧杯内壁移出玻璃棒, 待玻璃棒与液面即将分离时观察粘附在玻璃棒上溶液的体积, 根据粘附的体积对溶液粘度的表观进行评价。
图1为不同种类、不同质量分数分散剂对溶液粘度影响的表观图。
图1 (a) 中分散剂PAAS质量分数为0.6%, 图1 (b) 中分散剂CMC800-1200质量分数 为0.4%, 图1 (c) 中分散剂CMC800-1200质量分数为0.2%, 图1 (d) 中分散剂PEG6000质量分数为0.4%, 图1 (e) 中分散剂PEG600质量分数 为0.4%。从图1中可以观 察出, 粘附体积 由大到小 排列为: (a) > (b) > (c) > (d) > (e) 。可以初步得出分散剂PAAS的加入使得溶液粘度大幅度增加;在CMC800-1200作为分散剂的溶液中, 质量分数为0.4%要比质量分数为0.2%的粘度大;在相同分 散剂质量 分数溶液 中, PEG6000的粘度比PEG600大。
3测量结果与分析
3.1分散剂对流变性能的影响
采用的分 散剂有PEG600、PEG6000、CMC300-800、 CMC800-1200, 将这4种分散剂分别进行实验。实验完成后取一定量的水基纳米碳化硼流体进行粘度测量, 分散剂种类及质量分数对溶液粘度的影响如图2所示。图2表明, 分散剂能起到降低分散体系中固体粒子 (纳米碳化硼) 聚集的作用, 并且不同的分散剂类型和加入量都对溶液的流变特性有不同影响。
当PEG6000和PEG600质量分数不足0.4%、CMC300800和CMC800-1200质量分数不足0.2%时, 随着分散剂质量分数的逐渐增加, 溶液的粘度逐渐降低。当PEG6000和PEG600质量分数达到0.4% 后、CMC300-800和CMC8001200质量分数达到0.2% 后, 随着分散剂质量分数继 续增加, 溶液的粘度增加。
这说明加入分散剂量过少时, 分散剂没有在纳米碳化硼颗粒表面达到吸附饱和。随着分散剂的增加, 吸附在碳化硼颗粒表面的分散剂越来越多, 使得颗粒表面吸附饱和。随着分散剂质量分数继续增加, 溶液的粘度迅速增加, 这是因为分散剂在纳米碳化硼颗粒表面达到吸附饱和之后, 继续加入分散剂使得多余的分散剂相互桥连, 溶液的粘度迅速增长。
3.2纳米碳化硼粒径及质量分数对流变性能的影响
纳米颗粒B4C粒径分别为60nm、80nm、100nm, 与分散剂CMC300-800进行实验, 实验完成后取一定量的水基纳米碳化硼流体进行粘度测量, B4C粒径及质量分数对溶液粘度的影响如图3所示。图3表明, 不同粒径、不同纳米碳化硼加入量都对溶液的流变特性有不同影响。
当B4C (60nm和80nm) 质量分数不足0.8%、B4C (100 nm) 质量分数不足0.85%时, 随着B4C质量分数的增加, 溶液的粘度逐渐降低。当B4C (60nm和80nm) 质量分数达到0.8%后、B4C (100nm) 质量分数达到0.85%后, 随着B4C质量分数的增加, 溶液的粘度迅速增加, 最后保持稳定。
在分散剂加入量一定的条件下, 纳米碳化硼粒径越大, 其比表面积越小, 单位体积内纳米颗粒 所具有的 表面积越 小, 其颗粒表面所能吸附的分散剂数量越少。所以在纳米碳化硼粒径分别为60nm、80nm、100nm的3种溶液中, 60nm的粘度最小, 80nm的次之, 100nm的最大;当加入B4C的量过少时, 随着B4C质量分数的增加, 分散剂逐渐吸附在纳米碳化硼颗粒表面, 使得颗粒间距增大, 从而使得其粘度变小。 吸附达到饱和时, 溶液粘度达到最小 值。继续增加B4C的量, 多余的纳米碳化硼会产生沉淀析出, 从而使得溶液粘度保持稳定。
3.3pH值对流变性能的影响
采用粒径为80 nm的纳米碳 化硼分别 与分散剂CMC300-800、CMC800-1200进行实验。实验完成后取一定量的水基纳米碳化硼流体进行粘度测量, 不同pH值对溶液粘度的影响如图4所示。图4表明, 随着pH值的增大, 溶液的粘度先减小后增大, 当pH值为6.8左右时, 溶液的粘度最小。
3.4其它外部实验条件
3.4.1温度
采用粒径为80nm的纳米碳化硼与分散剂CMC300-800进行实验。实验完成后取一定量的水基纳米碳化硼流体进行粘度测量, 温度对溶 液粘度的 影响如图5所示。图5表明, 温度与粘度成反比例关系, 温度越低, 溶液的粘度越高。 温度对纳米流体粘度的影响主要是由于温度的升高加剧了分子热运动及布朗运动, 使得粒子间吸引力相对减弱和溶剂化程度下降而导致粘度下降。
3.4.2机械搅拌转速
采用粒径为60nm的纳米碳 化硼与PEG6000进行实验。实验完成后取一定量的水基纳米碳化硼流体进行粘度测量, 搅拌转速对溶液粘度的影响如图6所示。
机械搅拌在纳米流体制备过程中的作用主要是通过搅拌形成剪切应力使分散剂均匀吸附在纳米颗粒表面, 从而使得纳米颗粒稳定地分散在基液中[9]。由图6可知, 当机械搅拌转速小于650r/min时, 纳米碳化硼流体的粘度随着搅拌转速的增加而减小。这是因为在达到合适的搅拌转速之前, 随着搅拌转速增加, 在剪切应力的作用下, 分散剂PEG6000逐渐均匀吸附在纳米碳化硼的表面使得溶液粘度减小。当机械搅拌转速大于650r/min时, 纳米碳化硼流体的粘度随着搅拌转速的增加而不再发生变化。
3.4.3超声波分散时间
采用粒径为60nm的纳米碳 化硼与PEG6000进行实验。实验完成后取一定量的水基纳米碳化硼流体进行粘度测量, 超声波分散时间对溶液粘度的影响如图7所示。
纳米流体的分散过程中, 采用超声波分散手段的作用主要是利用分散工具附近的超声波强力空化作用[10], 使得纳米粒子与分散剂更好地吸附在一起。由图7可知:当分散时间少于10min时, 随着分散时间的延长, 溶液粘度逐渐降低。 这是由于随着时间延长, 超声波振荡时产生的空化作用逐渐增强, 纳米碳化硼颗粒逐渐均匀分散。当分散时间达到10 min时, 随着分散时间的继续延长, 溶液粘度不再发生明显的变化。
4结论
(1) 分散剂能起到降低分散体系 中固体粒 子聚集的 作用, 并且不同的分散剂种类对纳米碳化硼流体的流变特性影响不同;适当的分散剂质量分数能够使得纳米碳化硼颗粒更好地分散在水基液中。
(2) 纳米颗粒的粒径和质量分数也对分散体系的粘度有一定的影响, 不同粒径和质量分数的纳米碳化硼都对溶液的流变特性有不同影响。
(3) pH值对溶液粘度的影响有一个最佳范围, 随着pH值的增大, 溶液的粘度先减小后增大。
(4) 纳米流体的粘度受温度的影响很大, 随着温度的升高, 溶液粘度降低。
(5) 机械搅拌转速和超声波分散时间对分散体系的粘度的影响都有一个最佳值。低于这个值时, 溶液的粘度呈减小趋势;高于这个值时, 溶液的粘度不再产生变化。
参考文献
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流体特性 篇4
进气系统是发动机的重要组成部分, 在进气过程中, 进气道及缸内温度和压力的瞬态变化将直接影响发动机的充气效率, 进而影响发动机的综合性能。目前, 对内燃机流体流动的研究方法主要有三种:实验方法、理论分析和数值模拟。传统的实验方法需要使用昂贵的实验仪器, 并且容易受到实验条件和操作技术的限制。另外, 由于进气过程是在极短的时间内完成的, 且流体的流动是多维的、复杂瞬变的, 一般仪器由于响应滞后难以实现实时监测, 很难真实反映流体的流动状态。理论分析受数学发展的水平的限制, 只能用简化流体物理性质的方法建立特定的流体理论模型, 因此仅适用于比较简单的情形。数值模拟法, 通过将流体流动控制方程的离散化, 利用计算机求得流体流动的数值解, 具有周期短, 见效快, 费用低的特点, 并且随着计算机技术的发展, 越来越成熟, 因此受到越来越多内燃机工作者的青睐[1,2,3,4,5]。本论文利用数值模拟法, 研究进气过程中, 进气道及缸内温度和压力的瞬态变化及其影响因素, 为改善发动机的综合性能提供依据。
文中首先利用CATIA软件建立某增压汽油机进气道—气门—缸内系统的三维物理模型, 然后利用流体流动数值模拟软件FIRE对该汽油机进气系统的流体流动进行研究。
2 流体流动和传热的控制方程
连续性方程:
动量方程:
能量方程:
流体状态方程:
P=P (ρ, T) 和i=i (ρ, T)
上述四组方程中:
u, v, w———流体在x、y、z坐标方向上的速度分量;
ρ──流体密度;
μ──流体的动力粘度;
i──流体内能;
λ──容积粘度;
k──流体的导热系数;
T──温度;
p──压力;
SMx, SMy, SMz──流体源;
ST──热源;
在内燃机进气过程中, 进气道及缸内流体的流动是伴有传热的瞬态可压缩黏性紊流运动, 直接求解上述方程难度很大, 工程上常采用Reynolds时均方程法中湍流粘性系数法, 增加标准双方程紊流模型来求解。
紊动能耗散率方程:
紊动能方程:
σε称为紊流动能耗散率Prandtl数, Cμ, σk, σε, C1, C2为经验常数, 计算和实验中取得较一致结果的一组数据为Cμ=0.09, C1=1.44, C2=1.92, σk=1.0, σε=1.3。
由于k-ε模型不适用于近壁区域流场的计算, 为解决近壁区域流场的计算问题, 将近壁的第一个内节点布置在湍流区, 而壁面到第一个节点间的流场参数变化情况用壁面函数法表示。即:按照流体力学理论, 固体壁面附近流体的流速从壁面上的零速度变化到主流速度的变化规律为:若主流为层流流动, 这一变化规律为线性变化;若主流为紊流, 速度的变化符合对数的变化规律。以上微分方程的求解用有限体积法[6]。
3 几何模型的建立
所模拟汽油机的基本参数:
该汽油机的进气过程从360°排气门关闭到582°进气门关闭, 无气门叠开, 所以在进气过程中排气门一直关闭, 因此利用CATIA建立的几何模型可以省去排气门和排气道的部分, 如图3.1所示。
4 网格划分
将CATIA_Part文件按照适当的3D精度另存为stl格式文件, 并将其导入到FIRE软件中划分表面网格, 如图4.1所示。本论文对发动机气缸—进气门—进气道整体模型未进行简化, 因此, 进、排气门和进、排气门座区域的网格划分比较复杂。另外, 为了对缸内的流体运动作瞬态分析, 本论文要模拟气门和活塞的实际运动, 则需要在FIRE软件中创建动网格, 360°和540°的动网格截图分别如图4.2和4.3所示。
5 边界条件的设置
程序计算所需的主要边界条件如下:进气道入口处的质量流量、进气道入口处的温度及进气门的升程曲线, 分别如图5.1、5.2、5.3所示。
6 模拟计算结果和分析
6.1进气道内瞬时温度和压力的变化曲线
进气道内瞬时温度的变化曲线如图6.1.1所示。从图中可以看出:进气道内的温度, 在进气刚开始时出现一小段波动, 之后便一直呈上升趋势。因为进气道温度的变化, 除了受缸内传热的影响之外, 还与进气道内的湍流运动密切相关。这一点可以从图6.1.1与图6.1.2变化趋势的比较看出。进气道内湍流形成的原因主要有三方面:1) 气流平均速度较大, 雷诺数较高;2) 进气道内腔结构不规则;3) 气门阀盘的阻挡。综合考虑以上三方面的影响因素, 抑制湍流最合理的办法是:优化进气道内腔的结构。
进气道内瞬时压力的变化曲线如图6.1.3所示。由于进气道内的温度不断上升, 而进气道内腔的容积不变, 所以进气道内的瞬时压力不断增加。
6.2缸内瞬时温度和压力的变化曲线
缸内瞬时温度的变化如图6.2.1所示。从图中可以看出:360°～500°的曲轴转角范围内, 缸内的温度下降较快, 从950K下降到了600K左右。这一方面受到气缸内壁传热作用的影响, 另一方面也受到新鲜充量冷却作用的影响。在500°以后, 随着进气质量流量的减小和进气道温度的上升, 缸内温度下降的速度变慢, 到进气结束时, 温度下降的趋势基本停止。
缸内瞬时压力的变化如图6.2.2所示。缸内瞬时压力的变化与新鲜充量质量流量的变化规律以及活塞的运动规律有密切的关系。进气过程刚开始时, 活塞位于上止点, 沿气缸轴线向下的加速度最大, 使气缸容积突然增大, 而此时由于气门升程较小, 进气流量很小, 新鲜充量并不能及时充满新增加的气缸容积, 所以缸内的压力360°～380°曲轴转角范围内减小。随着进气流量的增大, 新鲜充量基本能够及时充满新增加的气缸容积, 所以缸内的压力在380°～390°的范围内基本不变。此后, 进气流量进一步加大, 而活塞运动的速度减小, 所以缸内的压力从390°以后开始持续上升。当活塞运行的下止点后, 虽然进气流量开始减小, 但是活塞上行压缩缸内的气体, 导致缸内压力的继续上升。
7 结论
在进气过程中, 缸内瞬时温度和压力的变化, 主要受到气缸内壁和新鲜充量的传热、新鲜充量的质量流量以及活塞运动的影响;进气道内瞬时压力的变化与进气道内瞬时温度的变化有关, 而进气道内瞬时温度的变化主要受进气道内湍流强度的影响, 因此, 相比较而言, 要改善该汽油机的充气效率, 最合理的措施是优化进气道的形状, 尤其是进气门导管凸台处, 避免气道截面突变, 以抑制进气道内湍流的发展。
参考文献
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流体特性 篇5
立式螺旋搅拌磨机作为一种节能高效的超细磨矿设备, 因其在磨矿时以磨剥离、分层研磨、物料内部分级、高效节能等特性广泛应用在矿业和冶金等领域。随着工业的发展, 能源的高效利用和环境友好建设的要求的提高, 对于矿业的原料的充分利用, 促使了对物料的细磨甚至超细磨进行深入的研究, 也对磨矿设备提出了更高的要求。搅拌磨矿机正是以其独特的磨矿理念得到了进一步的研究和使用。它在磨矿时分层研磨和物料内部分级是在矿料颗粒沉降作用下实现的。
1 非均相物系
非均相系是指粉体工程中各种物质的参与形式的相, 如液体与固体粒子组成的相系。非均相系都是由两相或者更多的相组成。其中以微细的分散状态存在的一相———分散质或称内相;而另外包围在分散质每个粒子的周围的一相———分散剂或称外相 (它是连续相) 。也可以说, 分散剂是一种使分散质的微细颗粒分散在其里面的介质。对于矿物磨矿而言, 由于矿源提供的形式和对成品矿料的粒度要求的提高, 在其加工过程中根据生产的工艺要求, 精选出有价值的固相, 就应该将非均相系实行两相分离。
立式螺旋搅拌磨机是采用湿式磨矿, 所以其是两非均相系———固相和液相。但是由于立式磨机提供的矿物源中的颗粒大小的不同矿浆, 在磨机磨矿过程中颗粒形状的变化, 从而把已经研磨好达到粒度要求的矿料看成液相。而对于未经研磨或者粒度要求没有到达要求的大颗粒矿料看成固相 (假设磨矿介质也看成固相) 。立式螺旋搅拌磨机的非均相系:液相是粒度达到研磨要求的矿料和水;固相是未经研磨和研磨后粒度未达到工艺要求的矿料和磨矿介质。
2 颗粒的沉降
非均相系的确定是磨矿精选有价值的固相的重要前提, 但是确定以后如何有效地将固相液相分离成了粉体工程的关键。立式螺旋搅拌磨矿机就是通过螺旋搅拌器把动力直接施加在研磨介质上实现的, 所以研磨过程中粒度大的颗粒在自身重力的作用下密度大的物质下沉密度小的物质上浮, 从而使两相分离的重力沉降;再者因为螺旋搅拌器的旋转, 分散剂和分散质的密度的差异产生的离心力也不同, 非均质相系有可能在离心力的作用下沉降分离[1]。
2.1 重力沉降分离
非均相系中分散质由于其重力的作用下在分散剂中沉降分离称为重力沉降。当分散质在沉降时, 其不仅受到重力的作用, 同时也受流体阻力和浮力的作用。分散质在重力的作用下下沉, 也在流体阻力和浮力的作用下阻止其沉降运动, 即分散质的重力与流体阻力和浮力的方向相反。
在立式螺旋搅拌磨机中, 矿物颗粒在分散剂中沉降, 其所受的力有:颗粒的重力G、浮力F和颗粒沉降时受到的液相的阻力S。假设颗粒在沉降过程中没有被研磨, 则其重力G和浮力F是固定的, 然而液相分散剂对颗粒的阻力在其在重力加速度作用下速度增大而变大。
以球形颗粒作为对象, 其所受的重力G为
分散质在分散剂流体中所受的浮力F为
而颗粒在流体中沉降受到的阻力S与颗粒的糙度、大小、形状、沉降的速度、液相的密度和黏度有关, 通过牛顿阻力定律可得到其阻力S为
式中d———颗粒的直接 (m) ;
ρs———颗粒的密度 (kg/m3) ;
ρ———流体的密度 (kg/m3) ;
u———颗粒的沉降速度 (m/s) ;
CD———阻力系数, 与雷诺数Re有关;
当重力、阻力和浮力处于平衡状态时, 分散质颗粒在分散剂中作等速运动。此时把颗粒沉降的速度称为沉降速度u, 表达等式
将 (2-1) 、 (2-2) 、 (2-3) 代入 (2-4) 中得:
推导出沉降速度
2.2 离心沉降分离
离心沉降是通过惯性离心力的作用来实现沉降。由于惯性力为重力的沉降, 重力是分散质颗粒的基础属性, 其大小有限制, 产生的效果有限, 如果要提高立式螺旋搅拌磨机的生产效率, 就要提高沉降速度u, 即通过增加惯性力或者降低阻力。
在离心力场的作用下, 固体颗粒惯性离心力C为:
式中R———颗粒位置到回转中心距离 (m) ;
u1———颗粒圆周切向速度 (m/s) 。
由上式可以得到离心惯性力比重力惯性力要大。将其化简为
式中d———固体颗粒直径 (m) ;
ρs———固体颗粒密度 (kg/m3) 。
立式螺旋搅拌磨机通过螺旋搅拌器提供动力来磨矿。矿料在筒体里做圆周运动, 所以其占据空间具有的向心力Fn阻碍其做离心运动
式中ρ———流体密度 (kg/m3) 。
当颗粒在惯性离心力的作用下, 其不仅要克服向心力, 而且还要克服流体阻碍颗粒运动的阻力F, 对应重力沉降阻力的公式得
式中ξ———阻力系数, 无因次;
ur———流体与颗粒在径向上的相对速度 (m/s) 。
颗粒在离心力、向心力和阻力三个处于平衡状态时, 分散质颗粒与分散剂液相在径向上的相对速度就是颗粒在该处的离心沉降速度
将 (2-7) 、 (2-8) 和 (2-9) 代入上次中得
化简得离心沉降速度
3 总结
立式螺旋搅拌磨机利用分层研磨, 介质的表面压力从筒体由上到下逐渐增大, 分散质物料在重力自然沉降和离心惯性力沉降的作用下分级, 从而减少了过粉磨, 而粗的颗粒由于沉降到磨机筒体介质填充的最强烈的最底层进行磨矿, 进而得到有效的磨矿。
摘要：利用粉体工程的沉降原理来研究立式螺旋搅拌磨矿机在磨矿时的颗粒流体特性。由于立式螺旋搅拌磨矿机不同于传统的磨机, 其在磨矿时可以实现物料内部分级及分层研磨, 从而对于不同粒度的颗粒可以进行与之对应的有效研磨。本文利用沉降原理对颗粒流体特性进行阐述。
关键词：立式螺旋搅拌磨矿机,重力沉降,离心沉降,分离
参考文献
流体特性 篇6
近几年, 随着我国工业机械化程度的不断提高, 我国的绝大多数行业都开始运用机械来代替人力劳动, 流体机械作为一种重要的机械, 在我国的工业中占有重要的地位。水泵、水轮机等是我们在日常生活中常见的流体机械, 水泵和水轮机在运送水流的时候, 由于水流中通常含有大量的泥沙, 这些泥沙在随着水流进行运送的时候, 会给水泵和水轮机的叶片造成非常大的损伤, 而且这种磨损已经得到了流体机械研制和管理人员的广泛关注, 人们正在运用各种各样的方法来减少磨损, 通过研究流体机械的冲蚀磨损特性就是为了减少流体对机械的损害。
1 冲蚀磨损的定义和分类
所谓冲蚀磨损是指流体机械在运送流体时, 机械表面由于受到流体的冲击, 导致流体机械表面物质流失的现象。详细来讲是指流体机械的表面在运送含有固体物质的流体时, 固体物质与流体机械表面发生相对运动, 流体机械的表面受到固体物质的冲击而产生磨损。冲蚀磨损是流体机械最容易出现的问题之一, 按照流体介质的种类来对冲蚀磨损进行分类, 冲蚀磨损可以分为喷砂型喷嘴冲蚀、泥浆喷嘴冲蚀、雨蚀、水滴冲蚀和气蚀性喷嘴冲蚀四种。喷砂行喷嘴冲蚀是指携带有大量固体粒子的气流在被传输的过程中, 流体机械表面受到固体粒子的打击而产生的磨损, 在航空企业中航空发动机叶片就经常受到喷砂喷嘴冲蚀。泥浆喷嘴冲蚀也是常见的一种冲蚀磨损形式, 主要原因是流体机械在运送有液体的时候, 由于有液体中含有的固体杂质对流体机械表面产生的磨损, 这种磨损在石油管道、矿山开采的机械中经常发生。雨蚀、水滴冲蚀主要是由于高速的液体对机械材料的表面产生的磨损, 例如露天放置的飞行器受到高速雨滴的冲蚀而受到磨损。气蚀性喷嘴冲蚀是由于液体受到外界条件的变化影响变成气体、气泡等以及气泡泯灭的时候对机械表面产生的磨损。四种磨损各具特点, 在日常的工程机械中, 要根据实际的流体机械容易受到的冲蚀磨损类型, 对症下药采用最适合的减少冲蚀磨损的方法, 进而延长流体机械的使用寿命。
2 不同工况下, 影响磨损特性的因素
不同工况表现为磨粒或者流体机械不同的参数, 本文就通过对具体参数进行探讨, 来研究不同工况下的流体机械磨损特性。
2.1 磨粒形状影响磨损特性
流体机械在运送流体的过程中, 流体内含有的固体磨粒形状不同所形成的磨损特性也不一样。固体磨粒的棱角比较多相对于比较圆滑的圆形或者椭圆形磨粒给流体机械造成的磨损更加严重, 如果在同样的冲击角度下进行实验, 以45°冲击角为例, 棱角比较多的固体磨粒给流体机械造成的磨损量是球形或者椭球形磨粒的四倍还要大。犁削变形是球形或者圆滑的椭圆形磨粒对流体机械的主要磨损方式, 而棱角比较多的磨粒对流体机械的磨损则以切削方式为主。
2.2 磨粒的粒度影响磨损特性
磨粒粒度是影响冲蚀磨损特性的一个重要的参数。冲蚀磨损受到磨粒粒度的影响主要体现在两个方面, 一是磨粒的尺寸效应, 不同的磨粒尺寸对流体机械的磨损特性也不同, 试验证明, 磨粒的尺寸在20-200微米之间的磨粒对流体机械的磨损率随着磨粒尺寸的增大磨损程度提高, 但是磨粒的尺寸增加到某个临界值的时候对立体机械的磨损率不会继续上升, 而是基本保持不变, 这就是所谓的磨粒尺寸效应;二是脆性材料对磨损特性的影响, 磨粒的粒度对由脆性材料组成的流体机械造成的磨损会随着材料的变化而发生相应的变化, 不同的脆性材料在受到同一磨粒冲击的时候, 所遵循的变化规律是不一样的。除了上述的两个方面以外, 同一物质不同的粒度分布, 其磨损特性也是不相同的, 磨损率会随着粒度分布的变化而进行变化。
2.3 冲击角度影响磨损特性
所谓的冲击角度是指流体中所含的固体磨粒在与流体机械表面发生摩擦时, 固体磨粒的移动方向和流体机械磨损表面所形成的夹角。冲击角度的不同所形成的磨损特性也不相同。研究表明冲击角度对流体机械磨损特性的影响还与流体机械磨损件的材料有关, 以塑性材料和脆性材料为例, 塑性材料受冲击角度的影响在冲击角度为20°-30°时, 所造成的磨损最为严重, 而对于脆性材料当冲击角度为90°的时候, 所造成的磨损最严重。
2.4 固体磨粒的速度对流体机械表面磨损特性的影响
对于不同的流体机械材料, 磨粒速度对流体机械表面磨损的特性也不尽相同。对于任何的流体机械材料, 磨粒的速度都存在一个最小值, 当磨粒的冲击速度小于这个最小值的时候, 流体机械不会产生磨损, 而是只发生弹性形变, 当磨粒离随着流体离开流体机械表面的时候, 弹性形变就会恢复。对于超过冲击速度最小值的冲击速度, 流体机械受到的磨损与磨粒的冲击速度成正比关系, 即冲击速度越大对流体机械表面冲蚀越严重。此外, 不同的材料受到同一冲击速度冲击的时候, 虽然都成正比例关系, 但是其比例系数却不相同, 实验表明, 金属材料的比例系数为2.55, 而陶瓷材料的比例系数为3。
2.5 冲击时间对流体机械表面冲蚀磨损特性的影响
冲击时间对流体机械表面的冲蚀磨损特性有非常大的影响。冲蚀磨损在刚刚受到磨粒冲击的时候不会马上表现出来, 而是存在一定时间的潜伏期, 也就是说, 受到短时间的磨粒冲蚀, 流体机械会表现为表面非常的粗糙, 但是材料不会发生流失, 经过长时间的磨粒冲击的时候, 流体机械表面才会发生磨蚀现象, 一旦发生磨蚀现象, 磨蚀的程度会随着时间的推移而逐渐变的越来越严重。
2.6 不同的环境温度对流体机械磨蚀的磨损特性
流体运送环境的温度对流体机械表面磨蚀特性也会产生非常大的影响。环境温度对磨蚀特性的影响比较复杂, 有的随着温度的升高, 磨蚀程度会越来越大, 有的随着温度的升高, 磨蚀现象反而变的不明显。温度升高磨蚀程度增大是由于高温下促使材料的屈服极限降低, 受到同样的冲击材料的磨蚀会变得严重。温度升高磨蚀现象不明显的原因是在高温下, 有的材料在表面会形成一层厚厚的氧化膜, 氧化膜通常情况下非常的坚硬, 会给流体机械表面形成一种保护, 进而提高了材料的抗磨损能力。
2.7 不同的硬度对流体机械磨蚀的磨损特性
硬度对流体机械表面的磨蚀特性有非常大的影响, 这里的硬度包括两个方面, 一是磨粒的硬度对流体机械的影响, 二是流体材料本身的硬度对磨蚀特性的影响, 硬度对流体机械磨蚀现象的影响是通过磨粒硬度与流体机械本身材料的硬度之间的比值决定的, 对于塑性材料当二者之间的比值大于1.2的时候, 冲蚀程度会随着比值的上升而减小, 反之, 当二者之间的比值小于1.2时, 冲蚀程度会随着比值的增加而增大。
3 结束语
不同的工况会对流体机械产生不同程度的影响, 磨粒的硬度、冲击速度、冲击角度、流体机械的工作温度等等都会对流体机械形成不同的磨损, 我们必须掌握不同的参数对流体机械所产生的不同磨损特性, 只有正确的掌握不同工况下流体机械冲蚀的磨损特性, 才能在以后运用流体机械进行流体运送时有效的减少甚至避免流体机械的磨蚀, 延长流体机械的寿命, 进而提高经济效益。
参考文献
[1]庞佑霞, 刘厚才, 朱宗铭, 等.40Cr冲蚀与空蚀交互磨损试验研究[J].润滑与密封, 2011 (8) :88-89.[1]庞佑霞, 刘厚才, 朱宗铭, 等.40Cr冲蚀与空蚀交互磨损试验研究[J].润滑与密封, 2011 (8) :88-89.
[2]李全胜.基于流体机械工况的冲蚀磨损特性研究[J].科技致富向导, 2012 (12) :55-56.[2]李全胜.基于流体机械工况的冲蚀磨损特性研究[J].科技致富向导, 2012 (12) :55-56.
流体特性 篇7
1 冲蚀磨损的定义
冲蚀磨损是指材料受到小而松散的流动粒子冲击时表面出现破坏的一类磨损现象。其定义可以描述为固体表面同含有固体粒子的流体接触做相对运动其表面材料所发生的损耗。携带固体粒子的流体可以是高速气流, 也可以是液流, 前者产生喷砂型冲蚀, 后者则称为泥浆型冲蚀。冲蚀磨损是现代工业生产中常见的一种磨损形式, 是造成机器设备及其零部件损坏报废的重要原因之一。
2 不同工况下影响磨损特性的因素
流体机械工作的不同工况, 具体表现在磨粒的性质或者流体机械的运行参数的不同, 我们主要考虑不同的参数对于流体机械的磨损特性的研究。
2.1 磨粒的形状对于磨损特性的影响
流体介质在流体机械中传输的过程中, 由于流体中含有的固体介质的形状不同, 对于流体机械的磨损特性也是不同的。棱角较多的磨粒对于流体机械的冲蚀磨损特性显然更加的厉害, 相比于圆形或者椭圆形的磨粒来说, 棱角较多的磨粒在同样的冲击角度和冲击力的条件下, 是圆形或者椭圆形磨粒对流体机械冲蚀磨损特性的好几倍, 通过实验室设备具体测试和观察我们得知, 棱角较多的磨粒对流体机械的表面作用力的表现形式主要是切削的方式, 而圆形或者椭圆形的磨粒着是犁削变形的方式。
2.2 冲击角度对于磨损特性的影响
这个冲击角度实质上指的是流体中的固体粒子冲击流体机械的表面时, 固体磨粒的冲击方向和流体机械磨损面形成的夹角, 显然, 冲击角度的不同对于流体机械的磨损特性也是不一样的, 当然并不是角度越接近于垂直方向磨损就越严重, 研究表明, 冲击角度对于机械的磨损程度还跟流体机械磨损面的材料有关。对于脆性材料来说, 当冲击角度越接近90°的时候, 磨损的程度也就越严重, 而对于塑性材料来说, 冲击角度则有一个中间值, 这个值随着不同材料有着一定的差异性, 一般在15°-40°之间, 造成的磨损情况最为严重。
2.3 磨粒的粒度对磨损特性的影响
磨粒粒度是流体机械冲蚀中造成磨损的重要参考因素, 磨粒粒度对于流体机械的磨损特性的影响具体表现在两个方面。首先是磨粒的尺寸的区别, 尺寸的不断增大对流体机械的磨损程度不是一直增高的, 存在一个临界值, 这个临界值现象的存在就是磨粒的尺寸效应。脆性材料的不同也会影响磨粒对流体机械的磨损程度, 不同的脆性材料受到同一种磨粒的冲蚀的时候, 其磨损特性也是不同的, 遵循的变化规律也是有区别的。除了上述这两种情况的区别, 同一种磨粒的由于粒度分布的不同, 造成的磨损特性也是不同的, 和磨粒粒度的分布有着一定的数量关系。
2.4 固体磨粒的冲击速度对磨损特性的影响
不同的工况下, 流体在流体机械内部的流速是不一样的, 磨粒在流体中的速度不同对于流体机械的磨损特性也是有区别的, 对于很多低压低速的流体介质来说, 流体中含有的磨粒几乎对流体机械没有磨损, 磨粒只是在碰到流体机械内壁的时候发生了变形, 并且很快得到了恢复, 但是当磨粒的冲击速度超过一定的数值的时候, 对于流体机械的表面的磨损程度是成正比的, 冲击速度越大那么对流体机械磨损程度也就越严重, 不同的材质, 这个比例系数也存在差异, 实验数据显示, 陶瓷材料的系数为3, 而金属的显然要小于陶瓷材料为2.55。
2.5 冲击时间对磨损特性的影响
显然, 冲击时间越长对流体机械冲蚀的磨损情况也就越严重, 冲击时间是流体机械磨损特性中站着非常大比例, 冲蚀磨损在受到磨粒冲蚀的前期并不会表现出来, 这个过程中有着一个潜伏期的, 随着冲蚀情况的发生, 流体机械的表面也发生了一定的磨损变化, 这种变化也加剧了冲蚀的磨损程度, 导致冲蚀磨损现象越来越严重。
2.6 工质的温度对磨损特性的影响
流体机械在工作时的温度也会影响磨粒对流体机械的磨损特性, 但是环境温度对磨损特性的影响非常复杂, 由于流体介质的不同, 流体介质中含有的固体磨粒不同, 以及流体机械材质的不同, 这些都会影响温度对于磨损特性的影响, 有的会随着温度的升高而升高, 有的则会降低, 而有的则显示出对于温度变化的惰性, 几乎和温度变化无关。温度升高导致磨损程度严重, 主要原因可能是因为高温下, 改变了流体机械的材料的特性, 降低了对于磨粒的屈服程度。而有的对温度变化没有明显变化, 是因为流体机械内壁生成了一种氧化膜, 一般情况下氧化膜都比较坚硬, 氧化膜给流体机械提供了一层保护, 反而提高了流体机械表面的抗磨损能力。
2.7 材料硬度对磨损特性的影响
这里讨论的硬度包括了两个方面, 一种是磨粒材料的硬度, 一种是流体介质的硬度, 硬度对于流体机械冲蚀磨损特性的影响主要表现在, 这些磨粒和流体介质的硬度与流体机械的表面的硬度的比值大小, 对于塑性材料来说, 当磨粒硬度与流体机械材料硬度比值为1.2的时候, 冲蚀的磨损程度于比值呈现负相关关系, 当两者的比值比1.2小的时候, 呈正相关关系, 即随着比值的增大, 磨损程度也会随着不断的增大。
3 结语
总之, 不同的工况下流体机械冲蚀的磨损特性是不同的, 对于不同的磨粒以及其在不同的参数下影响流体机械的磨损特性, 还要根据实际的工作出发, 综合分析不同工况下流体机械的磨损特性。
参考文献
[1]庞佑霞, 刘厚才, 唐果宁等.基于流体机械工况的冲蚀磨损特性研究[J].机械工程材料, 2004, 28 (12) :36-38.
流体特性 篇8
关键词：左心辅助,机械性循环支持,轴流泵,心功能衰竭
1 引言
心功能衰竭的治疗是目前心血管临床的重要课题。虽然心脏移植是目前较好的治疗选择,但供体来源不能满足临床需求,所以,探索新的有效治疗手段就成为迫切的需要。用植入式血泵长期辅助或替代衰竭心脏一直是研究者们探索的方法。近来,国外已有多种可植入式心脏辅助装置应用于临床,取得了显著的疗效。但由于生理或解剖相容性问题,现阶段的各种辅助装置应用时可导致严重的并发症,不能实现长期植入。为了减少并发症,心脏辅助装置的发展正转向可产生恒定血流的旋转叶轮泵,特别是小型甚至微型轴流泵更成为该领域的研究热点[1,2]。自20世纪90年代,在朱晓东院士的指导下,我们开始心脏辅助装置的研制。2007年,我们根据国内外最新研究成果和自身经验,提出“心尖室壁内微型轴流泵”的结构设想[3,4],并从理论上预见了该结构设计相对于现存的其他辅助装置的可能优点。我们将此结构称为微型轴流泵。本研究旨在研制该微型轴流泵的概念样机,通过实测其流体力学特性证实其可行性,为进一步进行动物实验和临床应用打基础。目前,微型轴流泵样机已经进行了较为系统的测试,包括等载荷超速运行耐久性测试,流体动力学特性测试,急性动物实验等。本文着重介绍其结构和流体力学特性。
微型轴流泵的设计基于以下理论推测:植入式辅助装置的性能及植入后并发症不仅取决于泵的结构本身,还与植入方式密切相关。在研制辅助装置时不能单纯从流体机械和电动机械的角度提出设计依据,也不能仅仅考虑泵结构的特性,而需要兼顾植入人体后与自然心脏循环系统形成的组合结构的合理性,从新形成的“人-机”嵌合系统的整体特性判定植入装置的优劣。微型轴流泵的特殊植入方法是要求将泵体前端部分植入到心尖的心肌内,泵体不伸入心腔,仅将泵入口直接与心室腔相通,无入口管道,保留了现存的心腔内轴流泵的优点,但避免了其增加心腔内异物、干扰心室内血流的缺点。该植入方式使泵入口前端保留的旋转血流分量直接位于心室腔,可加强心室内的冲刷,以利于防止长期植入体内后心室内血栓的形成。
2 材料与方法
2.1装置结构及原理
本装置分体外控制部分和体内植入部分。体内植入部分为圆柱状的轴流泵体,泵体外壁为包被电动机定子的筒状定子外壳,由相容性良好的医用不锈钢或钛合金制成。泵的结构可分为泵体和定子总成2大部分。其中,泵体由筒型的泵管、“转子-叶轮体”、尾导叶及转轴支撑系统等4部分组成。筒型泵管由薄壁的钛合金制成,直径为13 mm,长度为70 mm。在筒型泵管的入口端,由管壁向中心伸出固定的前悬臂,在筒型泵管的轴心处支撑前滑动轴套。“转子-叶轮体”由轴流式叶轮和转子组成。钛合金的叶轮体为一组盘绕中央轮毂的螺旋形叶片,轮毂为中空结构,中空腔用于容纳转子。转子为圆柱形,采用高性能稀土永磁材料制成,径向充磁后密封包被在叶轮体的轮毂中,与钛合金叶轮形成“转子-叶轮体”整体结构,并沿“转子-叶轮体”的中轴线设置转轴。“转子-叶轮体”置于筒型泵管内,转轴在前、后滑动轴承套的支持下可自由转动。筒型泵管内的出口端设置尾导叶。尾导叶为另一组盘绕于中央轮毂的螺旋形叶片,叶片尖端与泵管内壁紧密接触,使整个尾导叶固定。尾导叶螺旋方向与“转子-叶轮体”叶片反向,以使出口血流的旋转分量改变为轴向流,提高效率。尾导叶轮毂中心含后滑动轴承套,以支撑叶轮轴后端,与前悬臂的前滑动轴套共同组成转轴支撑系统。“转子-叶轮体”轴与前、后轴承套套接,以滑动机制接触旋转。滑动轴承直接以血液为润滑剂,避免了复杂的密封结构。推进叶轮的轴向反作用力由磁悬浮力对抗,以减轻转子前端端面轴承的摩擦。
定子总成由环形的矽钢片叠成定子筒,环绕泵管外壁。在泵管的外壁与定子筒内壁间的空隙内镶嵌“空心杯”式三相漆包线绕组,三相绕组顺序通电时可产生与泵管同心的旋转磁场,推动“转子-叶轮体”旋转。矽钢片叠成的定子筒外壁由薄壁的定子外壳紧密包被并通过后端盖与筒型泵管的外壁焊接,将矽钢片定子及绕组完全密封,达到防止液体渗入的目的。定子外壳构成的泵体外壁上有环形的缝合裙镶嵌槽,由凸起的环状镶嵌槽前唇和后唇组成。镶嵌槽前唇和后唇间距为2 mm,可在前、后唇间形成的镶嵌槽内绑扎编织的缝合裙。植入时将缝合裙环状缝接在心尖心肌外表面即可达到固定血泵的目的。
体外控制部分由电源电池和控制电路组成。控制电路的工作原理类似于普通的无刷直流电动机,泵转速通过输入电压调节。由于叶轮和后导叶采用轴流式叶型设计,具有特型曲线,大大提高了效率。轴向磁悬浮轴承和无传感器直流无刷电动机驱动方式,提高了泵的使用寿命。目前,样机的最大直径为20.6 mm,定子外壳长度为65 mm,泵管直径为13 mm,长度为70 mm。进、出口由相似口径的人造血管导引,长度可根据需要裁减,以便与大动脉连接。体内植入部分的总体积为30 cm3,总质量约为50 g。样机实物照片如图1所示。
2.2泵体植入及与心脏的连接
如图2所示,以泵体外壁的缝合裙为界,将泵体分为前端和后端两段。泵体前段长度与心室壁心肌的全层厚度相等。植入心脏时,泵体前段由心尖部插入,由于缝合裙限制,仅仅能穿过心肌与心室腔联通,泵体前段几乎全部埋植在心室壁内,因此,不会在心室腔内植入过多的异物。由于没有入口引流管道,也没有泵外壁表面暴露在心室腔血液中,因此大大降低了血液异物接触面积。在心室腔内的泵入口处,血流由于受泵管内旋转叶轮的影响,没有前导流叶片的阻挡,可在心室腔内形成一定的旋转分量,增加了对心室腔的冲刷作用。这些结构特点特别有利于防止血栓形成。
3 结果
在模拟循环台上对该轴流泵样机的主要参数进行了测定,以刻画基本流体力学特征。在输出压力为13.332 k Pa(100mm Hg)条件下,泵转速约为12 kr/min时流量可达5 L/min。泵的“流量-压力-转速”关系如图3所示。
在泵的输出压力恒定时,泵的流量输出随转速增加而增加;而在泵转速恒定时,流量随输出压力的增加而减小。泵的能量消耗主要与转速相关,与泵的流体能量输出关系较小,即在相同的转速下,改变泵输出流的压力和流量对泵的电功耗影响不大。这一关系可能与轴流泵内机械能的转化方式有关,在血泵设计中其意义有待确定。
4 讨论
研制可长期植入人体的血泵需要克服一系列较大的困难。首先,要有尽可能小和尽可能合理的外形尺寸,以适应人体腔内的自然间隙,减小对相邻器官的压迫性影响。其次,要有可靠的机械性能和足够持久的工作寿命。再次,较低的能耗对于减小体热平衡的干扰,便于从环境中获得能量是必要的。此外,装置良好的生理相容性则是避免引发严重并发症的最重要因素。非搏动性血流泵由于较符合以上要求,虽然在辅助循环的研究领域里出现较晚,但目前得到了越来越多的关注,有可能成为未来植入性心脏辅助装置的主流。轴流血泵则是目前非搏动性血流泵的主要类型。国外代表性的轴流血泵有“Jarvik 2000”[5]和“Micro Med De Bakey”[6]等,均已进入临床试用阶段并取得了显著的医疗效果。
虽然各类轴流血泵均有相似的工作原理和结构设计,但在体内植入方式上有较大的差别。“Micro Med De Bakey”轴流血泵通常植入到患者的上腹壁内,通过入口端的引流管道,在心尖处插入左心室引流血液,泵出口的人造血管连接到主动脉。“Jarvik 2000”则将泵体通过心尖处插入左心室腔内,泵入口直接开口于心室腔内,无需流入管道,仅有出口处的人造血管经心尖引出连接到主动脉。
从植入方式来看,“Jarvik 2000”轴流泵似有较好的解剖相容性,泵体和管道全部植入在胸腔内,不需要在腹壁内另外设置容纳血泵的腔隙,减少了植入创伤和风险。泵体经过心尖直接植入到左心室腔内,泵的入口与心腔相导通,可以避免使用连接泵和心腔的入口管道,不仅减小血液与异物的接触面,还可避免血液流入管道中形成负压区,有利于血液保护。但是,由于此种方法将泵体全部植入左心室腔内,使心室腔内异物长期存在,容易在环绕泵体的心室腔内形成血流缓区,产生涡流等非生理血流,增加血栓形成的危险。已有报道称较长时间植入“Jarvik 2000”轴流泵可形成心室内血栓[6]。此外,为提高效率,在轴流式血泵的设计中通常在泵的入口处,也即旋转叶轮的前端,设置导流叶片,以消除入口处血流的旋转分量。但这样的设计增加了泵入口处的机械复杂性,增大了血液与异物的接触面积,也减小了入口处的过流面积,不利于防止入口处的血栓形成。
微型轴流泵的结构设计汲取了现有的心室内轴流血泵的优点,并根据最新的临床应用结果提出新观点,改进了心室内轴流泵的结构,既保留了该装置无需入口管道的优点,同时又考虑到尽量避免干扰心室内血流和易致血栓形成的缺点。微型轴流泵的结构具有以下特点:(1)去除前导流叶片,以保留入口血流的旋转分量。用单悬臂支持入口端轴承,简化了轴流泵入口结构,既增加了入口处过流面积,又减小了血液和异物的接触面积。(2)泵体前端部分埋植在心室壁的肌肉内,泵体不进入心室腔内,既可使泵入口直接与心室腔连通,去除入口端管道,又不增加心室腔内异物。(3)环形的编织缝合裙位于圆柱形泵体的中部位置,既可缝合于心肌使血泵固定,又限制了泵体植入心脏壁的长度,因此,可保证泵入口与心室腔相连通,在泵体前段植入心室壁内时,确保泵体不过多地进入心室腔内。
目前,很多学者的研究表明,机体可以耐受恒定血流。但有不少学者仍然认为,搏动性血流对维持机体生理功能是必要的。体外测试表明:微型轴流泵流量依赖于进、出口压差和泵转速。当进、出口压差降低时血泵流量增加。当收缩期,血泵进出口压差减小到最低,因此泵流量增加。相反,在舒张期,血泵流量将下降。因此,虽然血泵的转速恒定,在实际使用的条件下,将仍可表现出搏动血流的特点。
在研制微型轴流泵时,关心的另一个重要问题是在较小的体积条件下达到较好的流体力学特性,要求具有足够的流量和压力以满足左心室辅助泵血的需要。本研究研制的样机已达到了在13.332 k Pa(100 mm Hg)压强下输出5 L/min的流量,可满足辅助左心室功能的需要。接下来可进一步通过动物实验证实微型轴流泵的可行性和优点。
参考文献
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