謝天意，謝元華，竇仁超，孟冬輝，劉 坤，巴德純，孫立臣，閆榮鑫

（1.東北大學 機械工程與自動化學院，沈陽110819；2.北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所，北京100094）

0 引言

隨著科學技術的發(fā)展，航天探索、科學考察、軍事工程、醫(yī)療健康等領域均對探測儀器設備的微小型化提出了新的需求。分子泵作為獲得高真空環(huán)境的核心設備，其微小型化是其未來發(fā)展的一個重要方向。傳統(tǒng)渦輪分子泵的轉子直徑通常大于75 mm，對于大多數(shù)便攜式應用設備而言體積過于龐大。而微型分子泵的體積小、重量輕、功耗低，能夠滿足航天及長期深空飛行的輕載荷要求，可以配合質譜儀等進行火星環(huán)境探測、航天器內空氣及污染物監(jiān)測等，具有廣闊的應用價值與技術前景。

分子泵葉片角度、葉片間距、安裝間隙等葉列結構參數(shù)直接影響分子泵抽氣性能，利用數(shù)值仿真模擬分析可以有效判斷分子泵結構設計的優(yōu)劣；采用Molflow+軟件和試驗粒子蒙特卡羅方法可以有效模擬分子流態(tài)下分子泵幾何葉列模型氣體分子的傳輸概率。目前分子泵的研究主要集中在軸向分子泵方面：張鵬飛等采用蒙特卡羅法模擬計算了分子泵葉列傳輸概率，比較了三維模型和二維模型的差異，實現(xiàn)了渦輪分子泵計算方法的優(yōu)化；Heo等利用直接模擬蒙特卡羅法對分子流、過渡流態(tài)分子泵葉列進行計算分析，根據(jù)分子泵單排葉列模擬結果推算出抽氣、過渡、壓縮階段整體葉列的抽氣性能；孫浩等采用混合分段法計算分子泵壓縮比，給出了分子流態(tài)下采用特征系數(shù)法計算分子泵壓縮比的適用范圍；舒行軍等從分子泵結構設計角度，分析了葉片角度、葉片間距、安裝間隙等參數(shù)對壓縮比的影響。

軸向分子泵定轉子結構較為煩瑣，實際拆裝時定子葉列需逐級安裝，且葉片厚度較薄、容易變形，影響定轉子葉片之間的配合間隙，裝配難度較大。而徑向分子泵裝配時，只需固定轉子圓盤的位置，即可實現(xiàn)定轉子葉片間隙配合。相比軸向分子泵而言，徑向分子泵的研究報道較少；美國霍尼韋爾公司采用MEMS技術在硅片上加工制作了徑向微型分子泵，但未見其詳細研究報道。然而軸向分子泵的研究理論和方法對徑向分子泵的結構設計和性能模擬亦具有指導意義。

為補充國內對徑向分子泵領域的理論研究，發(fā)掘徑向微型分子泵的性能與結構優(yōu)勢，本研究針對徑向微型分子泵的核心部件進行結構設計，運用模擬軟件ANSYS、COMSOL 進行仿真分析，考查自由分子流態(tài)下葉片角度、葉片間距、安裝間隙、節(jié)弦比等參數(shù)對分子泵抽氣性能的影響，并比較徑向分子泵與軸向分子泵的結構與抽氣性能，以期為微型分子泵的設計與應用提供理論參考。

1 徑向微型分子泵結構設計原理

本研究所涉及的微型分子泵要求抽速不低于6 L/s，壓縮比不小于10，主要功能部件尺寸不大于?80 mm×60 mm。為簡化結構，減小體積與裝配難度，采用徑向定轉子結構，如圖1所示。該徑向微型分子泵主要包括進氣口、定子、轉子、主軸、排氣口等部件，氣體經(jīng)中間進氣口進入泵腔，高速旋轉的定子將動能傳遞給氣體分子，氣體分子徑向通過轉子與定子進行抽氣壓縮，最終由側面排氣口排出泵外。

圖1 微型分子泵設計原理示意Fig.1 Schematic diagram of the micro molecular pump

如圖2所示，徑向分子泵的轉子呈圓盤形狀，其上沿徑向依次設有環(huán)形排列的葉片，定子結構與轉子相似，轉子葉列與定子葉列層數(shù)對應，且轉子葉片與定子葉片交替排列，兩者相互配合進行抽氣壓縮。

圖2 徑向微型分子泵定/轉子結構Fig.2 Stator and rotor structure of the radial micro molecular pump

2 抽氣系統(tǒng)設計計算與模擬分析

微型分子泵中的定轉子能夠快速進行抽氣，并經(jīng)過每一級葉列壓縮得到較大的壓縮比，因此，選取合理的定轉子結構對分子泵性能有直接影響，是微型分子泵設計的關鍵環(huán)節(jié)。

2.1 徑向葉列結構設計

微型分子泵的抽氣系統(tǒng)可分為中間進氣和四周進氣2種結構。中間進氣四周排氣結構，因進氣端的抽氣階段葉列線速度較小，且有效抽氣面積小，抽速相對較小；而壓縮階段葉列線速度大，壓縮比增加較快，壓縮比較大。四周進氣中間排氣結構，因四周抽氣階段有效抽氣面積較大，且線速度較大，抽速較大；而壓縮階段葉列線速度較小，壓縮比上升慢，總壓縮比較小。在抽速滿足設計指標的前提下，中間進氣結構比四周進氣結構壓縮比高近2個數(shù)量級。在一些航天探索應用設備上，和抽速相比較，對真空度的要求更為嚴格，如“好奇號”火星車的火星樣品分析儀中的微型質譜儀，其內部離子源真空度需達到10～10Pa。在滿足真空度需求的前提下，在一定程度上犧牲抽速可減輕分子泵的重量，以適應設備輕量化的需求。因此，本設計選取了小抽速大壓縮比的中間進氣四周排氣結構。

將分子泵轉子葉列分為抽氣、過渡和壓縮3個階段。減小葉片角度可有效縮小葉片徑向寬度，并增大單級葉列的壓縮比，而直接增加葉片數(shù)或減小葉片角度會導致轉子的有效吸氣面積減小，從而影響抽速。本設計相關參數(shù)選擇見表1，轉子尺寸為?70 mm×40 mm，定轉子整體尺寸不超過?70 mm×45 mm，滿足核心部件尺寸設計要求。

表1 葉片參數(shù)Table 1 Parameters of the blades

2.2 徑向轉子結構模擬分析

徑向分子泵的轉子呈圓盤形狀，葉列所在圓環(huán)半徑逐漸增大。由于轉子葉盤高速旋轉，葉片根部會受到強大的離心力影響，且葉列由內圈向外圈所受離心力影響依次增大。為考查葉片在運轉過程中是否會遭到破壞，對葉列結構進行仿真模擬分析。轉子材料選用TC4鈦合金，轉速72 000 r/min。

采用SolidWorks軟件繪制轉子圓盤三維模型并保存為x_t 格式，使用ANSYSWorkBench 軟件中的Static Structural模塊導入轉子三維模型，設置轉子材料屬性以及額定轉速，并在設計位置選取軸承支撐點，模擬分析葉片的應力、應變與位移。模擬計算結果能為徑向轉子設計，葉片間距或安裝間隙的合理取值等提供參考。

從應力分析結果（見圖3）可以看出，當葉片在72 000 r/min 高轉速下工作時，其最大應力發(fā)生在齒根部，為318.39 MPa；將理論分析值乘以安全系數(shù)1.2（經(jīng)驗值），可得出實際工作時產生的最大應力不超過381.6 MPa。本設計中轉子的材料為TC4鈦合金，屈服強度為860 MPa，遠大于上述最大應力值，因此轉子在工作過程中不會被破壞，葉片也不會出現(xiàn)損壞。

圖3 應力分析結果Fig.3 Results of stress analysis

從彈性應變和總位移分析結果可看出，最大彈性應變發(fā)生在葉根處，且不超過0.007 mm（見圖4）；最大總位移發(fā)生在最外圈葉列葉頂處，為0.069 mm（見圖5）。本設計中徑向分子泵的定/轉子葉片間隙（≥0.23 mm）、定子葉片頂端與轉子盤間隙（0.4 mm）、轉子葉片頂端與定子盤間隙（0.4 mm）、轉子盤外徑與泵殼內徑間隙（2 mm）均遠大于最大總位移0.069 mm，因此葉片變形不會影響分子泵的正常運轉。

圖4 彈性應變分析結果Fig.4 Resultsof elastic strain analysis

圖5 總位移分析結果Fig.5 Resultsof total displacement analysis

2.3 葉列抽氣性能數(shù)值模擬

2.3.1 徑向葉列結構抽氣性能模擬

分子泵轉子的作用主要是提高抽速，定子的作用主要是提高壓縮比。為深入探究徑向葉列的抽氣性能，利用COMSOL軟件分別對葉片角度為20°～40°的葉片進行模擬計算。當極稀薄氣體分子的移動速度比域中的任何幾何實體都快得多時，“分子流模塊”中的自由分子流接口對此類氣體建模非常有效。而渦輪分子泵中，葉片運動速度與氣體分子熱速度相當，需要使用蒙特卡羅方法。

對單級葉列葉片間氣體流場進行三維建模（見圖6紅色部分）。模型使用旋轉坐標系特征，對粒子施加離心力和科里奧利力，模擬徑向分子泵旋轉葉片所在非慣性參考系中兩葉片間氣體分子的軌跡；使用參數(shù)化掃描得到壓縮比和葉列線速度之間的關系，考查葉列線速度對壓縮比的影響，參見圖7和圖8。

圖6 單級葉列葉片間流場Fig.6 Flow field between bladesof single stagecascade

圖7 葉列線速度Fig.7 Linear speed of cascade

圖8 壓縮比和葉列線速度關系曲線Fig.8 Relationship between compression ratio and linear speed of cascade

徑向分子泵每級葉列所在半徑為5～35 mm 不等，故每級葉列具有不同的線速度，當轉速達到72 000 r/min 時，各級葉列線速度為38～252 m/s。常溫條件下，分子量小的氣體分子熱運動速度過快，不利于模擬計算葉列壓縮比、抽速等參數(shù)，故一般設置被抽氣體為氮氣或氬氣，本次模擬計算設置為氬氣。根據(jù)模擬結果，葉列抽氣階段壓縮比為25.75，過渡階段壓縮比為1 943.15，壓縮階段壓縮比為3 678.70，徑向分子泵15級葉列總壓縮比為1.84×10。本研究中設計的徑向分子泵為中間進氣四周排氣結構，氣體過流體積增加，四周氣體過流體積是內部過流體積的5.13倍，理論最大壓縮比為3.6×10，滿足設計指標壓縮比達到10的要求。

根據(jù)渦輪分子泵抽氣性能指標，當C≤0.8時（C 為葉列線速度與氣體分子平均熱運動速度之比），分子泵最大抽速S為

可得出，本設計的氬氣最大抽速為9.5 L/s，滿足設計指標抽速不低于6 L/s的要求。

2.3.2軸向葉列結構性能模擬計算

為了比較不同結構分子泵的抽氣效果，選取2種結構整體尺寸相近且抽氣系統(tǒng)體積相當?shù)姆肿颖米瞿M分析對象，其中徑向分子泵（壁厚約9 mm）抽氣系統(tǒng)外徑90 mm，高度10 mm，體積（π×45×10）約為63 617 mm；軸向分子泵（壁厚約4 mm）抽氣系統(tǒng)外徑54 mm，高度30 mm，體積（π×27×30）約為68 707 mm。同時，軸向分子泵與徑向分子泵的轉子參數(shù)選取一致，具有相同的葉列級數(shù)、葉片角度、葉片間距和葉片尺寸等，如圖9所示。

圖9 軸向轉子結構示意Fig.9 Structural diagram of the axial rotor

根據(jù)轉子轉速72 000 r/min，葉根圓周直徑40 mm，可知轉子葉片頂部線速度為151 m/s。利用模擬軟件COMSOL進行氣體粒子追蹤（見圖10），設置氣體流場進出口且給定氣體粒子總數(shù)，模擬可觀察氣體粒子的運動全過程，并在進出口設置粒子計數(shù)器，計算氣體粒子穿過與返回概率，從而得到對應葉列壓縮比。

圖10 葉片間粒子分布Fig.10 Particle distribution between blades

根據(jù)模擬軟件的“分子流模塊”，使用蒙特卡羅法對每一級不同狀態(tài)參數(shù)的葉列進行模擬計算，可得出每級葉列的壓縮比，繼而推算出葉列整體壓縮比。其中，葉列壓縮比K 在抽氣階段為84.71，過渡階段為120.76，壓縮階段為564.09，軸向分子泵15級葉列總壓縮比為5.7×10。當C≤0.8時，利用抽速計算公式可得出軸向結構分子泵的最大抽速為15.6 L/s。

在整體尺寸相近且抽氣系統(tǒng)體積相當?shù)臈l件下，軸向分子泵抽速大、壓縮比相對較小，而徑向分子泵抽速相對較小、壓縮比大，見表2。根據(jù)壓縮階段壓縮比值，徑向分子泵在轉子外側再增加葉列時，單級葉列壓縮比在10以上，而軸向分子泵單級葉列壓縮比在3左右?？梢?，在同等抽氣系統(tǒng)體積下，徑向分子泵在獲得高壓縮比方面更具優(yōu)勢。

表2 軸向與徑向分子泵性能比對Table 2 Comparison of performance of axial and radial molecular pumps

3 結論

相比軸向分子泵，徑向微型分子泵的定轉子結構較簡單，加工與裝配難度小。本研究對徑向微型分子泵核心部件——定轉子結構進行原理介紹、結構設計和結構模擬分析。利用ANSYS軟件對所設計的徑向分子泵轉子結構進行模擬分析，并用COMSOL軟件進行分子泵抽氣性能仿真，探究比較徑向和軸向結構的分子泵的抽速與壓縮比，得出以下結論：

1）在與本設計相當?shù)某闅庀到y(tǒng)體積下，徑向結構分子泵的抽速（9.5 L/s）略小于軸向結構分子泵的抽速（15.6 L/s）。

2）在與本設計相當?shù)某闅庀到y(tǒng)體積下，徑向微型分子泵的壓縮比可達到3.6×10，比軸向分子泵的壓縮比大將近1個數(shù)量級。相對于軸向分子泵，徑向分子泵轉子外圈線速度大，在外圈增加定轉子葉列可使壓縮比進一步增加，故在提高分子泵壓縮比方面具有明顯優(yōu)勢。

下一步可根據(jù)設計及優(yōu)化結果，采用3D打印、超精密磨削、MEMS技術等加工方式制作徑向微型分子泵原理樣機，進行相關性能測試研究，推進徑向微型分子泵走向實際應用。