王 萍, 龍 威, 辛?xí)猿? 高 浩, 王 杰

(昆明理工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，云南 昆明 650500)

空氣靜壓止推軸承由于精度高、摩擦小以及功耗低等特性被廣泛應(yīng)用在高速和精密工程、微細(xì)工程、超精密加工、微電子技術(shù)和空間技術(shù)[1-3].特別是在航空航天領(lǐng)域的微重力模擬試驗(yàn)中[4-5]，對于太陽能帆板和衛(wèi)星天線這些展開類機(jī)構(gòu)，其形狀復(fù)雜且展開面積大，很難直接加工高精度大平面氣浮支撐臺，因此地面試驗(yàn)時(shí)需由多塊小平臺拼接而成，這就使得支撐平臺之間存在不同縫結(jié)構(gòu)、平臺高度差、平臺不平行以及接縫填膠后產(chǎn)生的局部凹陷等問題[6].由于拼縫的存在，空氣止推軸承在跨縫過程中氣膜間隙內(nèi)局部高度變化，甚至氣體在平臺拼縫處直通大氣，導(dǎo)致拼縫周圍氣膜壓力快速卸載.同時(shí)，由于氣膜壓力分布與軸承中軸線不再對稱，還會(huì)導(dǎo)致支撐氣膜中形成一定的干擾力/力矩.研究表明，如果能將軸承穩(wěn)定工作的浮起高度提高至40 μm以上，同時(shí)保證跨縫過程中具有足夠的承載能力、支撐剛度、潤滑性能和工作穩(wěn)定性，則可以有效提高地面仿真精度和可靠性，避免出現(xiàn)卡滯以及軸承表面劃傷等現(xiàn)象.因此，研制開發(fā)超高浮起量低干擾的空氣靜壓軸承，對我國關(guān)鍵零部件的基礎(chǔ)研究和微重力模擬技術(shù)的發(fā)展具有重要的理論價(jià)值和現(xiàn)實(shí)意義.

國內(nèi)外學(xué)者對于空氣靜壓軸承的靜/動(dòng)態(tài)特性開展了較全面的研究，但是對空氣軸承在跨縫過程中，特別是超高浮起量下的穩(wěn)定性問題及補(bǔ)償方法研究還比較有限.2006年，Yoshimoto等[7]采用計(jì)算流體力學(xué)方法直接求解Navier-Stokes方程計(jì)算流場，研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)供氣壓力較大浮起高度較高時(shí)，會(huì)發(fā)生超聲速流動(dòng)會(huì)引起激波.2008年，龍威等[8]采用FLUENT軟件分析了空氣靜壓止推軸承，從熵增角度證明小激波的存在性并且確定其出現(xiàn)位置.2011年，郭良斌等[9]提出高供氣壓力和大間隙是引起氣膜流場出現(xiàn)超聲速流動(dòng)導(dǎo)致流場復(fù)雜的原因.2012年，楊賀[10]研究了空氣靜壓止推軸承跨越平臺拼縫時(shí)的靜特性，分析了不同的狹縫位置、狹縫寬度和狹縫深度對軸承靜特性參數(shù)的影響.2014年，郭良斌等[11]研究高浮起量下空氣靜壓止推軸承的超音速流膨脹波，其結(jié)果與P-M流動(dòng)理論值較為接近，驗(yàn)證了特征線法的可行性.2018年，張皓成[12]以圓盤形單個(gè)小孔節(jié)流的氣體靜壓止推軸承為研究對象，分析了氣體軸承在相對狹縫不同位置時(shí)的承載力變化，研究了非線性能量阱對快速通過狹縫的氣體軸承振動(dòng)的抑制效果.2019年，李躍華等[13]針對多孔質(zhì)空氣止推軸承在跨縫過程中存在的運(yùn)動(dòng)卡滯和自激振動(dòng)問題，通過拼縫時(shí)的動(dòng)態(tài)時(shí)變特性，得出狹縫對氣體軸承壓力分布有較大影響，導(dǎo)致承載力大幅下降.2019年，瑞士學(xué)者M(jìn)aamari等[14]開發(fā)了一款柔性背板式空氣靜壓軸承，在保證正阻尼的前提下剛度比傳統(tǒng)空氣軸承提高了3倍.2019年，牛志峰[15]研究多孔質(zhì)氣體軸承過縫時(shí)，傾斜角度對氣膜壓力分布以及承載力的影響.2020年，劉正磊[16]分析了較大氣膜高度的靜壓氣體止推軸承處于側(cè)傾狀態(tài)和跨縫狀態(tài)時(shí)的靜特性參數(shù).2022年，孫哲哲等[17]研究發(fā)現(xiàn)相同供氣壓力下隨著氣膜高度增加，氣體流速會(huì)從亞音速向超音速跨越且伴隨著局部壓力驟降，軸承剛度和承載力發(fā)生變化.同年，郭良斌等[18]通過對三維氣膜流場和二維簡化模型流場的計(jì)算值進(jìn)行對比，驗(yàn)證了兩種建模方法均具有有效性.2023年，安磊等[19-20]對空氣軸承的自激微振動(dòng)做了相關(guān)的研究.目前，國內(nèi)外學(xué)者對空氣靜壓止推軸承平面跨縫過程的研究分析較少，理論分析和試驗(yàn)研究尚不充分.

因此，本文中結(jié)合上述的研究分析，以中心供氣圓盤型小孔節(jié)流空氣靜壓止推軸承為例，建立從供氣孔入口到出口的全域流場模型，利用數(shù)值計(jì)算的方法分析空氣靜壓止推軸承平面跨縫不同位置的流場特征；搭建試驗(yàn)臺，分析空氣靜壓止推軸承的靜/動(dòng)態(tài)特性.將數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)檢測結(jié)果相結(jié)合，明確空氣靜壓止推軸承平面跨縫時(shí)氣膜內(nèi)部流場及服役特性的具體規(guī)律.

1 理論模型

1.1 幾何模型

本文中選擇圓盤型小孔節(jié)流空氣靜壓止推軸承為研究對象，其工作原理如圖1所示，空氣靜壓止推軸承的結(jié)構(gòu)參數(shù)和工作參數(shù)列于表1中.

表1 結(jié)構(gòu)尺寸和工作參數(shù)Table 1 Parameters and value

Fig.1 Working principle of plane cross-joint of aerostatic thrust bearing: (a) schematic diagram of the pickup points;(b) through low-pressure area; (c) through the throttle orifice area; (d) through high-pressure area圖1 空氣靜壓止推軸承平面跨縫工作原理圖：(a)取點(diǎn)示意圖；(b)過低壓區(qū)；(c)過供氣孔；(d)過高壓區(qū)

由氣體潤滑理論可知，空氣靜壓軸承穩(wěn)定工作需要外接氣源以恒定供氣壓供氣，壓縮氣體從供氣設(shè)備進(jìn)入節(jié)流器，經(jīng)過節(jié)流孔的節(jié)流作用產(chǎn)生壓降，氣體流出節(jié)流孔后迅速充滿氣腔，再沿徑向向支撐氣膜流動(dòng)，在流動(dòng)過程中由于沿程損失和局部壓力損失導(dǎo)致氣膜內(nèi)支撐壓力逐漸減小直至氣膜出口與大氣壓力相等.當(dāng)靜壓軸承跨越支撐臺面之間的拼縫時(shí)，相當(dāng)于支撐氣膜增加了1個(gè)出口邊界；并且在跨縫過程中，這個(gè)出口邊界的位置相對供氣孔或氣膜高壓區(qū)是隨時(shí)變化的，如圖1(a)所示，以單孔供氣的圓盤型空氣靜壓止推軸承為例，沿空氣軸承徑向等距選取了9個(gè)位置展開試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果顯示A和A’、B和B’以及C和C’位于軸承低壓區(qū)位置且承載力相當(dāng)，將其劃分為過低壓區(qū)位置，D和D’位于氣膜高壓區(qū)位置且承載力相當(dāng)，將其劃分為過高壓區(qū)位置，E位于供氣孔處，將其劃分為過供氣孔位置，此時(shí)支撐平臺拼隙與氣浮軸承之間的相對位置主要表現(xiàn)為圖1(b)、(c)和(d)所示的3種典型位置：

(1) 過低壓區(qū)，即當(dāng)止推軸承外緣靠近支撐平臺拼縫時(shí)，軸承外緣與平臺拼縫之間形成外切關(guān)系，此時(shí)平臺之間的拼縫對軸承的支撐氣膜影響較小；

(2) 過高壓區(qū)，即止推軸承節(jié)流器附近的高壓區(qū)靠近支撐平臺之間的拼縫，此時(shí)支撐氣膜下方多出1個(gè)連通大氣的出口邊界，在壓差驅(qū)動(dòng)下支撐氣膜高壓區(qū)會(huì)從平臺之間的拼縫處大量泄壓，造成承載能力的下降；

(3) 過供氣孔，即止推軸承節(jié)流器正對支撐平臺之間的拼縫，此時(shí)支撐氣膜正下方多出1個(gè)連通大氣的出口邊界，且從供氣孔進(jìn)入氣膜的沖擊射流直接噴射作用于氣腔和拼縫之間的空間；由于支撐平臺上表面都存在一定的倒角，相鄰2個(gè)支撐平臺之間即使靠的非常近，仍會(huì)在拼縫上部形成1個(gè)收斂形的容腔.當(dāng)支撐平臺側(cè)面間距l(xiāng)≤d0(供氣孔直徑)時(shí)，在垂直方向因?yàn)檫^流截面的收縮，自由射流會(huì)受到一定的抑制；當(dāng)支撐平臺側(cè)面間距l(xiāng)≤h0(氣膜間隙)時(shí)，從拼縫中泄漏的氣體流阻顯然大于通過軸承外緣出口邊界的流阻，因此也會(huì)影響支撐氣膜內(nèi)流場的能量輸運(yùn)形式.

1.2 數(shù)學(xué)模型(調(diào)整公式)

在常溫標(biāo)況條件下，由氣體潤滑理論可知，氣膜內(nèi)部流場的運(yùn)動(dòng)規(guī)律可用Navier-Stokes (N-S)方程表示：

式中，h為氣膜高度；p為壓力；t為時(shí)間；η為空氣的動(dòng)力黏度；u1、u2以及v1、v2分別為支撐氣膜內(nèi)在x以及y方向的運(yùn)動(dòng)速度.

小孔節(jié)流型空氣靜壓止推軸承在平面跨縫過程新增拼縫過高壓區(qū)和過供氣孔2種情況[10].流經(jīng)小孔節(jié)流器的氣體質(zhì)量流量為

式中，A1為小孔節(jié)流處節(jié)流面積；T為溫度；ps為供氣壓力；C1為界面A1處的流量系數(shù)；R為氣體常數(shù)；Ψ1為流經(jīng)A1的節(jié)流壓力比確定的函數(shù).

式中，k為絕熱指數(shù)，對于空氣，k=1.4；p1為氣體流經(jīng)界面A1后的壓力；βk為臨界壓力比.

對于過高壓區(qū)，第2次節(jié)流分為流向軸承圓周方向的節(jié)流面為A2和流向支撐臺拼縫的節(jié)流面A3兩部分.其中A2的質(zhì)量流量為

式中，C2為界面A2處的流量系數(shù)；Ψ2為流經(jīng)A2的節(jié)流壓力比確定的函數(shù).

式中，pa為外界大氣壓.

流經(jīng)A3的質(zhì)量流量為

式中，C3為界面A3處的流量系數(shù)；Ψ3為流經(jīng)A3的節(jié)流壓力比確定的函數(shù).

式中，p2為支撐臺間拼縫入口的壓力.

由質(zhì)量連續(xù)性原理可得：

對于過供氣孔的情況，狹縫過大時(shí)，大部分氣體從支撐臺拼縫流出，將不能形成支撐氣膜；如果拼縫寬度足夠小，氣體從供氣孔流入拼縫后，會(huì)產(chǎn)生節(jié)流效應(yīng)，節(jié)流面積為A4，拼縫寬度為l，流經(jīng)A4的質(zhì)量流量為

式中，Ψ4為流經(jīng)A4的節(jié)流壓力比確定的函數(shù)；C4為節(jié)流面A4處的流量系數(shù)；Px為節(jié)流前壓力.

當(dāng)氣體從供氣孔流入拼縫處時(shí)，由質(zhì)量連續(xù)性原理可得流入拼縫處的總流量為

式中，n1為未正對拼縫處的供氣孔數(shù)；n2為正對拼縫處的供氣孔數(shù)；Qi為氣體從未正對拼縫處的供氣孔中第i個(gè)供氣孔流入拼縫處的流量；Qj為氣體從正對拼縫處的供氣孔中第j個(gè)供氣孔流入拼縫處的流量.

2 試驗(yàn)原理及試驗(yàn)過程

2.1 試驗(yàn)原理和裝置

本文中主要針對不同工況下空氣靜壓止推軸承在平面跨縫時(shí)4個(gè)特殊位置的承載力和氣膜剛度大小以及微振動(dòng)特性開展試驗(yàn)研究.檢測系統(tǒng)主要由微位移檢測、壓力檢測和微振動(dòng)檢測組成.試驗(yàn)是在由2塊00級大理石拼接而成的隔振平臺上完成.試驗(yàn)時(shí)由氣泵提供恒定的高壓氣體，高壓氣體通過過濾裝置后經(jīng)高精密調(diào)壓閥輸送到氣缸以及空氣軸承內(nèi).試驗(yàn)采用氣缸加載的方式為軸承提供負(fù)載，如圖2所示，通過調(diào)節(jié)調(diào)壓閥1和調(diào)壓閥2來控制氣缸加載的大小，空氣軸承的負(fù)載壓力由壓力傳感器(JHBM-H3-500KG)測得.供氣壓力一定時(shí)，隨著氣缸加載的變化，浮起高度也隨之發(fā)生相應(yīng)變化，浮起高度由微位移傳感器(GD1X018)測得.空氣軸承平面跨縫過程中由于內(nèi)部流場引起的自激微振動(dòng)由多普勒激光測振儀(KathMatic KV-HB4525S)測得.

2.2 試驗(yàn)方法和過程

由于圖1中所示的中心供氣的單孔小孔節(jié)流空氣靜壓止推軸承的承載力和剛度有限，如圖3所示，為提高試驗(yàn)精度和準(zhǔn)確率，本文中以相同外形尺寸和節(jié)流器參數(shù)的三孔均布圓盤型小孔節(jié)流空氣靜壓止推軸承為研究對象開展試驗(yàn)研究.

Fig.3 Comparison of static characteristics of single throttle orifice and three throttle orifices experimental data:(a) loading capacity; (b) stiffness圖3 單孔與三孔靜態(tài)特性試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比：(a)承載力；(a)剛度

根據(jù)前文中分析可知，對于三孔均布的小孔節(jié)流空氣靜壓止推軸承在跨縫過程中主要呈現(xiàn)4個(gè)(3種)特殊的相對位置，如圖4所示，圖4(a)中軸承外緣與拼縫相切且低壓區(qū)位于拼縫上方，圖4(b)中1個(gè)小孔節(jié)流器正對拼縫，圖4(c)中軸承高壓區(qū)位于拼縫上方，圖4(d)中2個(gè)小孔節(jié)流器正對拼縫.

Fig.4 Positions of different straddles: (a) through low-pressure area; (b) through one throttle orifice;(c) through high-pressure area; (d) through two throttle orifices圖4 不同的跨縫位置：(a) 過低壓區(qū)；(b) 過單孔；(c) 過高壓區(qū)；(d) 過雙孔

通過改變供氣壓力0.2~0.8 MPa和浮起高度25~60 μm對軸承平面跨縫的這4個(gè)典型特征位置的靜/動(dòng)特性參數(shù)展開試驗(yàn)研究.

3 結(jié)果分析及討論

3.1 靜承載力

承載特性是描述空氣靜壓止推軸承承載能力的重要指標(biāo)，以3孔均布的圓盤型小孔節(jié)流空氣靜壓止推軸承為例，從承載力的角度對平面跨縫對空氣軸承內(nèi)部流場變化的影響進(jìn)行分析.

如圖5(a)所示，當(dāng)供氣壓力為0.8 MPa時(shí)，空氣軸承在跨縫過程中承載力隨浮起高度的增加而減小；在相同浮起高度下，在過低壓區(qū)時(shí)承載力最大，在過高壓區(qū)時(shí)承載力最小.如圖5(b)所示，當(dāng)浮起高度為40 μm時(shí)，空氣軸承在支撐平臺上運(yùn)動(dòng)時(shí)，隨著軸承與平臺拼縫之間相對位置的改變，各位置的承載力隨供氣壓力的增大而增大，其中過低壓區(qū)承載力從68 N增加至165 N，過單孔承載力從55 N增加至162 N，過雙孔位置承載力從37 N增加至158 N，承載力隨供氣壓力增大而增大得更顯著，過高壓區(qū)位置承載力從17 N增加至26 N，承載力隨供氣壓力增大而增大的程度較小.這是由于空氣軸承在平面跨縫時(shí)增加了1個(gè)時(shí)變出口邊界，高壓氣體可以從該出口流出，軸承在不同的跨縫位置處高壓氣體的泄漏量不同，其承載力也不同.當(dāng)軸承在過低壓區(qū)時(shí)，流入拼縫的氣體主要來源是氣膜邊緣流出的與大氣壓力相當(dāng)?shù)臍怏w，高壓氣體的泄漏量最小，承載力最大；當(dāng)軸承過單孔或雙孔位置時(shí)，供氣孔的高壓區(qū)位于拼縫處，高壓氣體的泄露量大于過低壓區(qū)位置，其承載力小于過低壓區(qū)位置的承載力；當(dāng)軸承過高壓區(qū)時(shí)，軸承中心高壓區(qū)位于拼縫處，高壓氣體的泄露量最大，承載力最小.綜上可見，軸承在平面跨縫過程中出現(xiàn)的泄氣現(xiàn)象會(huì)影響軸承承載力，高壓氣體的泄露量越大，軸承靜承載力越小.

Fig.5 Variation of loading capacity with different air film thickness or supply pressure: (a) variation of loading capacity with different air film thickness; (b) variation of loading capacity with different supply pressure圖5 不同氣膜厚度和不同供氣壓力下承載力的變化：(a)不同氣膜厚度下承載力的變化；(b)不同供氣壓力下承載力的變化

3.2 靜剛度

通過以上分析可知，軸承平面跨縫過程中，當(dāng)拼隙與軸承的相對位置在支撐氣膜的低壓區(qū)時(shí)，軸承承載力最大，過高壓區(qū)時(shí)承載力最小的結(jié)論.進(jìn)一步，分析空氣軸承平面跨縫過程中剛度的變化.

如圖6所示，當(dāng)浮起高度保持在40 μm時(shí)，空氣軸承在平面跨縫過程中隨著供氣壓力的增大，各位置的氣膜剛度也增大.在相同浮起高度與相同供氣壓力下，當(dāng)供氣壓力為0.8 MPa時(shí)，過高壓區(qū)位置時(shí)氣膜剛度最小(3.8 kN/m)，過雙孔位置氣膜剛度最大，較過高壓區(qū)位置時(shí)的氣膜剛度增大97.3%，過單孔位置時(shí)次之，較高壓區(qū)位置的氣膜剛度增大68.4%，過低壓區(qū)位置較高壓區(qū)位置的氣膜剛度增大63.1%.因?yàn)楫?dāng)軸承過供氣孔時(shí)，高壓射流區(qū)的高壓氣體流入氣浮臺倒角形成的拼縫處，再從下口流出，由于拼縫尺寸較小，可看作1個(gè)容性阻尼出口，且拼縫間倒角形成的收斂區(qū)與節(jié)流器氣腔形成較大的容腔，在供氣孔下方可以緩沖滯止區(qū)的能量轉(zhuǎn)換，在該區(qū)域形成1個(gè)類似蓄能器的緩沖效果，使局部氣體密度增大，因而此時(shí)壓力氣膜的靜剛度較大，當(dāng)軸承高壓區(qū)位于拼縫正上方時(shí)，滯止區(qū)緩沖效應(yīng)消失，此時(shí)高壓氣體從拼縫處流出的比例大幅增加，局部氣體密度減小，導(dǎo)致靜剛度也迅速減小.綜上可見，當(dāng)空氣軸承在平面跨縫過程中，當(dāng)供氣孔過拼縫處時(shí)軸承剛度會(huì)提高.

Fig.6 Variation of stiffness with different supply pressure(h=40 μm)圖6 不同供氣壓力下的剛度變化(h=40 μm)

3.3 微振動(dòng)特性

將軸承的4個(gè)特殊位置移動(dòng)到拼縫處，固定浮起高度以及負(fù)載大小來研究不同位置下的軸承微振動(dòng)振幅.

如圖7所示，當(dāng)負(fù)載相同時(shí)，軸承在不過供氣孔位置的微振動(dòng)振幅較大，其中過低壓區(qū)位置的微振動(dòng)振幅0.18~0.81 μm，小于過高壓區(qū)位置的0.25~2.38 μm；在過供氣孔位置時(shí)微振動(dòng)振幅較小，其中過雙孔位置的微振動(dòng)振幅0.04~0.36 μm，小于過單孔位置的0.08~0.68 μm.如圖8所示，這是由于當(dāng)空氣靜壓止推軸承跨縫時(shí)浮起高度為60 μm，供氣壓力為0.8 MP，供氣孔位于拼縫位置時(shí)由于支撐臺面間存在倒角，來自供氣孔的高壓射流中絕大部分氣體在進(jìn)入拼縫前會(huì)撞擊在氣浮臺倒角處的斜面上，發(fā)生卷吸效應(yīng)形成氣旋，改變了滯止區(qū)的能量輸運(yùn)形式，同時(shí)形成氣旋后高壓氣體不能及時(shí)排出，氣膜剛度增強(qiáng)，微振動(dòng)幅值減小，軸承穩(wěn)定性增強(qiáng).但是，當(dāng)軸承高壓區(qū)正對拼縫時(shí)，支撐氣膜內(nèi)湍流程度增強(qiáng)，且高壓氣體從狹縫泄漏，導(dǎo)致軸承承載能力大幅下降，氣膜剛度減小，此時(shí)微振動(dòng)幅值最大，其穩(wěn)定性也最差.綜上可見，空氣軸承在過供氣孔位置時(shí)，軸承微振動(dòng)振幅較小，穩(wěn)定性較好.

Fig.7 Amplitude at different positions (load is 500 g)圖7 不同位置的振幅(負(fù)載為500 g)

Fig.8 Velocity flow diagram at different positions:(a) velocity flow diagram not through the throttle orifice;(b) velocity flow diagram through the throttle orifice圖8 不同位置的速度流線圖:(a)不過供氣孔的速度流線圖；(b)過供氣孔的速度流線圖

通過以上試驗(yàn)研究分析得出相同負(fù)載下，軸承平面跨縫過程中，過供氣孔位置的微振動(dòng)振幅遠(yuǎn)小于不過供氣孔位置的微振動(dòng)振幅.于是，進(jìn)一步研究不同負(fù)載對軸承平面跨縫微振動(dòng)特性的影響.

如圖9所示，浮起高度為60 μm，不過供氣孔位置，且負(fù)載(W)為100 g時(shí)，微振動(dòng)振幅為0.02~0.33 μm，負(fù)載為500 g時(shí)，微振動(dòng)振幅為0.03~0.42 μm；當(dāng)支撐平臺間的縫隙正對軸承供氣孔位置且負(fù)載為100 g時(shí)，此時(shí)實(shí)驗(yàn)測得軸承氣膜的微振動(dòng)振幅為0.09~0.79 μm，而當(dāng)軸承負(fù)載增至500 g時(shí)，實(shí)驗(yàn)測得軸承的微振動(dòng)振幅為0.09~1.55 μm.在相同浮起高度下，當(dāng)負(fù)載較大時(shí)，各位置的微振動(dòng)幅值都較大.如圖10所示，供氣壓力從0.3 MPa增加到0.8 MPa，各位置的湍動(dòng)能都隨之增強(qiáng)，這是由于為了克服更大的負(fù)載100~500 g，需要提供更大的供氣壓力，而供氣壓力的增大使得進(jìn)入支撐氣膜內(nèi)的氣體分子整體壓力能增強(qiáng)，氣體分子之間以及氣體分子與周圍固壁面的碰撞就更加劇烈，局部湍動(dòng)能增強(qiáng)，導(dǎo)致氣膜內(nèi)部氣體分子運(yùn)動(dòng)更加紊亂，能量釋放過程減緩，所以宏觀呈現(xiàn)的靜承載特性都增強(qiáng)，但是穩(wěn)定性下降.

Fig.10 Turbulent kinetic energy at different air supply pressure: (a) turbulent kinetic energy with a supply pressure of 0.3 MPa;(b) turbulent kinetic energy with a supply pressure of 0.5 MPa; (c) turbulent kinetic energy with a supply pressure of 0.8 MPa.圖10 不同供氣壓力下的湍動(dòng)能：(a) 0.3 MPa下的湍動(dòng)能；(b) 0.5 MPa下的湍動(dòng)能；(c) 0.8 MPa下的湍動(dòng)能

4 結(jié)論

本文中對三孔供氣的圓盤形空氣靜壓止推軸承平面跨縫過程的靜/動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論：

a.空氣軸承在平面跨縫時(shí)，相當(dāng)于支撐氣膜增加1個(gè)時(shí)變的出口邊界，因而會(huì)出現(xiàn)泄氣現(xiàn)象導(dǎo)致承載力減小.由于出口尺寸較小，可看作1個(gè)容性阻尼出口.當(dāng)狹縫正對供氣孔時(shí)，大部分壓力氣體從軸承外緣的出口邊界流出，只有少量壓力氣體從支撐臺之間的狹窄拼縫處流出，相同供氣壓力下，過單孔較過低壓區(qū)位置的承載力減小2%，過雙孔較過低壓區(qū)位置的承載力減小4%，一定程度上確實(shí)削弱了支撐氣膜的靜承載力；同時(shí)，由于拼縫間倒角形成的收斂區(qū)與節(jié)流器氣腔形成體積較大的容腔，在供氣孔下方可以緩沖滯止區(qū)的能量轉(zhuǎn)換，在該區(qū)域形成1個(gè)類似蓄能器的緩沖效果，使局部氣體密度增大，因而此時(shí)壓力氣膜的靜剛度較大.當(dāng)軸承高壓區(qū)位于拼縫正上方時(shí)，滯止區(qū)緩沖效應(yīng)消失，此時(shí)高壓氣體從拼縫處流出的比例大幅增加，較過低壓區(qū)位置承載力減小84%，導(dǎo)致承載力大幅減小的同時(shí)靜剛度也迅速減小.

b.空氣靜壓軸承的供氣孔正對支撐臺面間的拼縫時(shí)，其中軸承在過雙孔位置的自激微振動(dòng)幅值范圍為0.04~0.36 μm，自激微振動(dòng)幅值最小.由于支撐臺面間存在倒角，來自供氣孔的高壓射流中絕大部分氣體在進(jìn)入拼縫前會(huì)撞擊在氣浮臺倒角處的斜面上，發(fā)生卷吸效應(yīng)形成氣旋，改變了滯止區(qū)的能量輸運(yùn)形式，同時(shí)形成氣旋后高壓氣體不能及時(shí)排出，氣膜剛度增強(qiáng)，微振動(dòng)幅值減小，軸承穩(wěn)定性增強(qiáng).但是，當(dāng)軸承高壓區(qū)正對狹縫時(shí)，支撐氣膜內(nèi)湍流程度增強(qiáng)，且大量高壓氣體從狹縫泄漏，導(dǎo)致軸承承載能力大幅下降，氣膜剛度較過低壓區(qū)位置減小39%，此時(shí)微振動(dòng)幅值范圍為0.25~2.38 μm，微振動(dòng)幅值最大，其穩(wěn)定性也最差.

c.空氣靜壓軸承在平面跨縫過程中，在相同浮起高度下，隨著供氣壓力增大，軸承的靜承載能力和靜剛度都有所提高；隨著負(fù)載增大，負(fù)載從100 g增加至500 g，過供氣孔位置的微振動(dòng)振幅范圍從0.09~0.79 μm增加至0.09~1.55 μm，過供氣孔時(shí)的微振動(dòng)幅值增大.這是由于供氣壓力的增大使得進(jìn)入氣膜內(nèi)氣體分子整體壓力能增強(qiáng)，氣體分子之間和撞擊狹縫壁面就更加劇烈，湍動(dòng)能增強(qiáng)，導(dǎo)致氣膜內(nèi)部氣體分子運(yùn)動(dòng)更加紊亂，能量釋放過程減緩，所以宏觀呈現(xiàn)的靜承載特性都增強(qiáng)，但是穩(wěn)定性下降.