關(guān)汗青，馮凱

(1.湖南工程學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 湘潭 411104；2.湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082)

1 概述

氣體箔片軸承在20世紀(jì)被提出[1]，其結(jié)構(gòu)包含由頂箔、波箔組成的彈性結(jié)構(gòu)和軸承套。因?yàn)橹亓Φ挠绊懀D(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時(shí)會(huì)產(chǎn)生偏心，轉(zhuǎn)子與頂箔表面之間會(huì)產(chǎn)生楔形區(qū)域，同時(shí)由于氣體動(dòng)壓效應(yīng)，進(jìn)而形成氣膜使轉(zhuǎn)子懸浮。氣體箔片軸承的潤(rùn)滑介質(zhì)為環(huán)境氣體，其具有無(wú)油潤(rùn)滑、結(jié)構(gòu)緊湊、免維護(hù)和轉(zhuǎn)速高等優(yōu)勢(shì)[2]，可以滿足高功率密度的微型渦輪機(jī)械和分布式能源設(shè)備對(duì)軸承的需求[3]。然而，在實(shí)際應(yīng)用中，因?yàn)闅怏w箔片軸承具有非線性的剛度和阻尼特性，所以其支承轉(zhuǎn)子在高轉(zhuǎn)速下易產(chǎn)生較大的次同步振動(dòng)[4]，削弱支承轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定性[5]，嚴(yán)重時(shí)會(huì)造成轉(zhuǎn)子與頂箔碰摩及軸承失效。

為了抑制轉(zhuǎn)子的次同步振幅，研究者通過2種方式對(duì)氣體箔片軸承進(jìn)行被動(dòng)結(jié)構(gòu)改進(jìn)[6-7](表1)。第1種方式是通過打斷氣膜的連續(xù)性以減少氣膜向轉(zhuǎn)子傳遞的振動(dòng)能量：文獻(xiàn)[8-9]提出了三瓣式氣體箔片軸承，通過改變軸承套內(nèi)壁形狀實(shí)現(xiàn)三段楔形區(qū)域使單峰連續(xù)的氣膜轉(zhuǎn)變?yōu)槿宥喽蔚臍饽?；文獻(xiàn)[10-11]通過在箔片內(nèi)添加金屬墊片形成軸承徑向預(yù)載以實(shí)現(xiàn)三峰多段的氣膜，進(jìn)而改變軸承動(dòng)態(tài)剛度和阻尼特性，抑制轉(zhuǎn)子次同步振幅。然而，金屬墊片的厚度選擇取決于使用者的工程經(jīng)驗(yàn)，過大的厚度會(huì)造成軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)較大的機(jī)械損耗；且當(dāng)墊片的厚度確定后無(wú)法實(shí)時(shí)主動(dòng)調(diào)整，導(dǎo)致軸承的性能無(wú)法完美適配變化的設(shè)備工況。因?yàn)閺椥越Y(jié)構(gòu)與氣膜共同串聯(lián)支承轉(zhuǎn)子，彈性結(jié)構(gòu)的剛度和阻尼對(duì)軸承靜動(dòng)態(tài)特性有顯著的影響，所以第2種方式是通過高阻尼彈性結(jié)構(gòu)提升軸承對(duì)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)耗散能力，改進(jìn)后的軸承結(jié)構(gòu)包括黏彈性氣體箔片軸承[12]、聚合物層氣體箔片軸承[13]、金屬絲網(wǎng)塊氣體箔片軸承[14-15]和金屬絲-波箔混合氣體箔片軸承[16-17]。研究者通過理論分析和試驗(yàn)測(cè)量驗(yàn)證了上述軸承結(jié)構(gòu)可以在一定程度上抑制轉(zhuǎn)子的次同步振幅，同時(shí)驗(yàn)證了金屬絲網(wǎng)塊具有較好的轉(zhuǎn)子振動(dòng)抑制能力。

與此同時(shí)，研究者通過使用電磁軸承、主動(dòng)閥門和壓電陶瓷塊等機(jī)電耦合元件實(shí)現(xiàn)了氣體箔片軸承性能的主動(dòng)控制(表1)，有效抑制轉(zhuǎn)子振幅；然而，電磁軸承自身的體積和耗能較大[18]，主動(dòng)閥門噴射的高壓氣體對(duì)軸承性能的調(diào)控難以量化[19]，直接應(yīng)用壓電陶瓷塊實(shí)現(xiàn)徑向預(yù)載的控制需要的電壓過大且對(duì)供電電源的要求較高[20]。

表1 改進(jìn)氣體箔片軸承性能的不同方法

文獻(xiàn)[21-25]設(shè)計(jì)了包含軸承套、3個(gè)徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)、波箔和頂箔的主動(dòng)氣體箔片軸承(Active Gas Foil Bearings,AGFB)，如圖1a所示，實(shí)現(xiàn)了較低電壓下軸承徑向預(yù)載的主動(dòng)控制。單個(gè)徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)由2個(gè)壓電陶瓷塊、2個(gè)柔性鉸鏈和1個(gè)杠桿微位移放大機(jī)構(gòu)組成，通過對(duì)2個(gè)壓電陶瓷塊施加直流電壓，逆壓電效應(yīng)沿陶瓷塊厚度方向會(huì)產(chǎn)生微米級(jí)的變形和作用力，壓電陶瓷塊通過一個(gè)柔性鉸鏈傳遞作用力并推動(dòng)杠桿微位移放大機(jī)構(gòu)繞另一個(gè)柔性鉸鏈轉(zhuǎn)動(dòng)，從而在對(duì)應(yīng)的軸承徑向產(chǎn)生所需的數(shù)十微米的徑向預(yù)載。通過實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)轉(zhuǎn)子振動(dòng)情況主動(dòng)調(diào)節(jié)電壓，結(jié)合3個(gè)徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)和氣體動(dòng)壓效應(yīng)，最終形成實(shí)時(shí)可控的多峰氣膜。

(a)前期設(shè)計(jì)的軸承結(jié)構(gòu) (b)本文改進(jìn)后的軸承結(jié)構(gòu)

前期設(shè)計(jì)的主動(dòng)氣體箔片軸承的阻尼主要來(lái)源于箔片結(jié)構(gòu)，有限的軸承阻尼限制了軸承的應(yīng)用范圍。因此，本文通過對(duì)軸承結(jié)構(gòu)內(nèi)添加高阻尼的金屬絲網(wǎng)塊來(lái)改進(jìn)軸承的結(jié)構(gòu)，如圖1b所示，通過2個(gè)壓電陶瓷塊和1個(gè)金屬絲網(wǎng)塊并聯(lián)支承杠桿微位移放大機(jī)構(gòu)。

2 改進(jìn)后的主動(dòng)氣體箔片軸承

改進(jìn)后主動(dòng)氣體箔片軸承模型示意圖如圖2a所示，包含徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)①、軸承套②、波箔③和頂箔④。如圖2b所示，在局部坐標(biāo)系下，單個(gè)杠桿微位移放大機(jī)構(gòu)沿Vn方向由金屬絲網(wǎng)塊支承，沿Un方向由2個(gè)壓電陶瓷塊支承(n為徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)的編號(hào)，n=1,2,3)。金屬絲網(wǎng)塊沿Vn方向，壓電陶瓷塊沿Un方向過盈裝配在軸承套和杠桿微位移放大機(jī)構(gòu)的通槽內(nèi)，并通過螺釘、彈簧和鋼球調(diào)節(jié)預(yù)壓力以確保裝配精度。因金屬絲網(wǎng)塊自身的剛度和阻尼會(huì)影響徑向預(yù)載的調(diào)節(jié)和轉(zhuǎn)子振動(dòng)能量的耗散，故需建立其等效力學(xué)模型以量化表征軸承的靜、動(dòng)態(tài)特性。箔片的焊點(diǎn)和1#徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)的周向夾角為60°，則軸承支承轉(zhuǎn)子的裝配方式有2種：裝配關(guān)系1對(duì)應(yīng)的焊點(diǎn)位置為0°，此時(shí)1#，2#，3#徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)的周向角度分別為θ1=60°，θ2=180°，θ3=300°；裝配關(guān)系2對(duì)應(yīng)的焊點(diǎn)位置為0°，此時(shí)1#，2#，3#徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)的周向角度分別為θ1=120°，θ2=240°，θ3=360°。討論軸承的靜、動(dòng)態(tài)特性時(shí)，對(duì)3個(gè)徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)施加相同的電壓。

圖2 主動(dòng)氣體箔片軸承模型示意圖

2.1 金屬絲網(wǎng)塊模型

金屬絲通過編織成網(wǎng)后層層堆疊，并壓縮成矩形塊狀，形成金屬絲網(wǎng)塊。假設(shè)金屬絲網(wǎng)編織均勻[26]，金屬絲網(wǎng)中分布的干摩擦節(jié)點(diǎn)因相互摩擦作用形成金屬絲網(wǎng)塊的剛度和阻尼。金屬絲網(wǎng)塊模型(圖3)由大量的微型金屬絲單元串并聯(lián)組成，單個(gè)微型金屬絲單元由相互交織的屈曲梁和干摩擦節(jié)點(diǎn)組成，其可以等效為并聯(lián)的彈簧和阻尼[27]。金屬絲網(wǎng)塊模型包含NH層，每層包含NA個(gè)微型金屬絲單元，即

(1)

(2)

式中：N為金屬絲網(wǎng)塊中微型金屬絲單元的總數(shù)；V為金屬絲網(wǎng)塊的體積；Am為與Vn方向正交的截面面積；Hm為金屬絲網(wǎng)塊沿Vn方向的厚度。

圖3 金屬絲網(wǎng)塊模型示意圖[26]

單個(gè)微型金屬絲單元的等效剛度為

(3)

(4)

式中：KL為加載剛度；KU為卸載剛度；μm為金屬絲材料中金屬絲接觸面間的干摩擦因數(shù)。因此，加載和卸載下金屬絲網(wǎng)塊的等效剛度分別為[27]

(5)

(6)

金屬絲網(wǎng)塊的等效黏性阻尼為[27]

(7)

式中：ΔW為單次激振循環(huán)中金屬絲網(wǎng)塊耗散的能量；υ為激振頻率；u0為激振振幅。

本文提出的主動(dòng)氣體箔片軸承包含3個(gè)金屬絲網(wǎng)塊，每個(gè)金屬絲網(wǎng)塊沿Vn方向過盈裝配在軸承套和杠桿微位移放大機(jī)構(gòu)的通槽內(nèi)。如圖2b所示，假設(shè)沿軸承軸向上金屬絲網(wǎng)塊的變形一致，金屬絲網(wǎng)塊可以等效為沿Un方向由NUn個(gè)節(jié)點(diǎn)并聯(lián)分布支承的等效單元，NUnim表示沿Un方向編號(hào)為im的節(jié)點(diǎn)(im=1,2,…)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)位置等效單元的加載等效剛度、卸載等效剛度和等效黏性阻尼分別為

(8)

(9)

(10)

當(dāng)柔性鉸鏈B的旋轉(zhuǎn)角度φn確定后，節(jié)點(diǎn)im的變形也將確定，此時(shí)節(jié)點(diǎn)im變形下的金屬絲網(wǎng)塊加載、卸載的等效剛度Km(L)，Km(U)和等效黏性阻尼Cm通過(1)～(7)式計(jì)算，節(jié)點(diǎn)位置等效單元的等效剛度KMM(L)，KMM(U)和等效黏性阻尼CMM通過(8)～(10)式計(jì)算。

2.2 預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)模型

如圖2b所示，當(dāng)編號(hào)為n的徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)工作時(shí)，其中的杠桿微位移放大機(jī)構(gòu)可視為剛體，柔性鉸鏈B作為轉(zhuǎn)動(dòng)支點(diǎn)，作用在B′且沿Un方向的合力和合力矩為

(11)

(12)

(13)

(14)

因此，產(chǎn)生的徑向預(yù)載為

ΔRi=φnL2icosφsi。

(15)

2.3 彈性結(jié)構(gòu)模型

如圖2c所示，軸承的彈性結(jié)構(gòu)包含徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)、波箔和頂箔。使用連桿-彈簧等效模型計(jì)算波箔的等效剛度Kb[17]，使用一維有限元梁模型計(jì)算頂箔的等效剛度Kt，通過并聯(lián)關(guān)系組裝箔片結(jié)構(gòu)等效剛度矩陣Kf[28]，引入箔片等效阻尼矩陣Cf，則量綱一的箔片結(jié)構(gòu)力學(xué)關(guān)系式為

(16)

2.4 軸承靜態(tài)模型

通過耦合彈性結(jié)構(gòu)模型和氣膜搭建軸承靜態(tài)模型，可以預(yù)測(cè)靜載荷下軸承的靜態(tài)特性?？蓧嚎s氣體的量綱一的靜態(tài)雷諾方程為[29]

(17)

氣膜和彈性結(jié)構(gòu)的求解網(wǎng)格沿軸承周向一致，通過有限差分法求解(17)式。

對(duì)壓電陶瓷塊通電，改變后的軸承裝配間隙如圖2d所示，圖中⑤為轉(zhuǎn)子。

若c(θ)

若c(θ) >C，c(θ) =C，

w=θs/θp，

(18)

(19)

式中：εx，εy為轉(zhuǎn)子偏心率。

確定軸承的初始幾何參數(shù)、材料參數(shù)、靜載荷W和電壓U后，軸承靜態(tài)特性的計(jì)算流程如下：

3)靜載荷的收斂條件為

(20)

式中：Wx，Wy分別為軸承沿x，y方向的靜載荷；Δx，Δy為靜載荷的收斂誤差。如果計(jì)算的靜載荷不滿足(20)式，則需改變轉(zhuǎn)子的靜平衡位置，重復(fù)步驟2和3直至滿足(20)式。

計(jì)算的軸承靜態(tài)特性包括靜態(tài)氣膜壓力分布、頂箔變形、徑向預(yù)載、轉(zhuǎn)子的偏心率和姿態(tài)角。

2.5 軸承動(dòng)態(tài)模型

基于小擾動(dòng)法假設(shè)，通過耦合彈性結(jié)構(gòu)模型和氣膜搭建軸承動(dòng)態(tài)模型，可以預(yù)測(cè)動(dòng)載荷下軸承的動(dòng)態(tài)特性?？蓧嚎s氣體的量綱一的動(dòng)態(tài)雷諾方程為[27]

(21)

計(jì)算的軸承動(dòng)態(tài)特性包括動(dòng)態(tài)剛度系數(shù)和動(dòng)態(tài)阻尼系數(shù)[30-31]。

3 主動(dòng)氣體箔片軸承靜態(tài)特性預(yù)測(cè)

為研究裝配關(guān)系、電壓和轉(zhuǎn)速對(duì)軸承靜態(tài)特性的影響，預(yù)測(cè)了量綱一的氣膜壓力和氣膜厚度以及軸心軌跡。靜態(tài)計(jì)算時(shí)的軸承參數(shù)見表2。綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算耗時(shí)，選取的周向和軸向網(wǎng)格數(shù)量分別為Nθ=92和Nz=32。

表2 靜態(tài)計(jì)算時(shí)的主動(dòng)氣體箔片軸承參數(shù)

轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為4×104r/min且靜載荷為10 N，不同電壓下裝配關(guān)系1時(shí)軸承量綱一的氣膜壓力和氣膜厚度如圖4所示：當(dāng)電壓為50 V時(shí)，因?yàn)楫?dāng)前條件下的徑向預(yù)載較小，無(wú)法對(duì)氣膜厚度產(chǎn)生明顯的改變，所以氣膜壓力的跨度較大且峰值較低；當(dāng)電壓為100 V時(shí)，產(chǎn)生的徑向預(yù)載增大，逐漸形成3個(gè)局部最小氣膜厚度和三瓣式的峰值氣壓；當(dāng)電壓為150 V時(shí)，產(chǎn)生的徑向預(yù)載較大，形成3個(gè)局部楔形空間，在θ1=60°，θ2=180°和θ3=300°位置出現(xiàn)相互分隔的三瓣式的峰值氣壓。

圖4 不同電壓下裝配關(guān)系1時(shí)AGFB量綱一的氣膜壓力和氣膜厚度

轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為4×104r/min且靜載荷為10 N，不同電壓下裝配關(guān)系2時(shí)軸承量綱一的氣膜壓力和氣膜厚度如圖5所示：當(dāng)電壓從50 V增大至150 V時(shí)，連續(xù)的單峰氣壓轉(zhuǎn)變?yōu)樵讦?=120°，θ2=240°和θ3=360°位置出現(xiàn)相互分隔的三瓣式的峰值氣壓，單個(gè)楔形區(qū)域轉(zhuǎn)變?yōu)?個(gè)局部楔形空間，隨著電壓增大，3個(gè)徑向預(yù)載控制子結(jié)構(gòu)產(chǎn)生大的徑向預(yù)載并形成三瓣式氣膜壓力。

圖5 不同電壓下裝配關(guān)系2時(shí)AGFB量綱一的 氣膜壓力和氣膜厚度

當(dāng)靜載荷為10 N，不同轉(zhuǎn)速和電壓下裝配關(guān)系1時(shí)軸承的軸心軌跡如圖6所示。當(dāng)電壓確定時(shí)，隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速由25×103r/min增大至65×103r/min，軸心軌跡被推向軸承中心，轉(zhuǎn)子的偏心率顯著減小，轉(zhuǎn)子的姿態(tài)角幾乎不變。當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速確定時(shí)，隨著電壓從50 V增大至100 V，轉(zhuǎn)子的偏心率略微減小，轉(zhuǎn)子的姿態(tài)角在低轉(zhuǎn)速下隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的增大而增大，在高轉(zhuǎn)速下幾乎不變；隨著電壓從100 V增大至150 V，轉(zhuǎn)子的姿態(tài)角減小，同時(shí)在θ1=60°，θ2=180°和θ3=300°位置附近均出現(xiàn)了顯著的楔形空間和局部峰值氣壓。轉(zhuǎn)速較低時(shí)，因?yàn)檗D(zhuǎn)子的偏心率較大，且θ2=180°位置具有較大的徑向預(yù)載，所以導(dǎo)致θ2位置附近出現(xiàn)了峰值氣壓。

圖6 不同轉(zhuǎn)速和電壓下裝配關(guān)系1時(shí)AGFB的 軸心軌跡

當(dāng)靜載荷為10 N，不同轉(zhuǎn)速和電壓下裝配關(guān)系2時(shí)軸承的軸心軌跡如圖7所示。當(dāng)電壓確定時(shí)，隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速由25×103r/min增大至65×103r/min，軸心軌跡被推向軸承中心，轉(zhuǎn)子的偏心率顯著減小，轉(zhuǎn)子的姿態(tài)角逐漸增大。當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速確定時(shí)，隨著電壓從50 V增大至100 V，因?yàn)棣?=240°位置存在局部氣壓峰值，所以轉(zhuǎn)子的偏心率減小，轉(zhuǎn)子的姿態(tài)角顯著減小。

圖7 不同轉(zhuǎn)速和電壓下裝配關(guān)系2時(shí)AGFB的 軸心軌跡

4 主動(dòng)氣體箔片軸承動(dòng)態(tài)特性預(yù)測(cè)

金屬絲網(wǎng)塊自身具有一定的剛度和阻尼，其對(duì)軸承預(yù)載控制和轉(zhuǎn)子振動(dòng)能量耗散會(huì)產(chǎn)生影響。基于第2節(jié)提出的軸承動(dòng)態(tài)模型，本節(jié)討論金屬絲網(wǎng)塊設(shè)計(jì)參數(shù)和軸承參數(shù)對(duì)軸承動(dòng)態(tài)剛度和阻尼系數(shù)的影響。金屬絲網(wǎng)塊設(shè)計(jì)參數(shù)包含相對(duì)密度和沿Vn方向的過盈量，軸承參數(shù)包含電壓和名義間隙。當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速較高時(shí)，因?yàn)檠b配關(guān)系2的軸承姿態(tài)角小于裝配關(guān)系1，表明裝配關(guān)系2的軸承具有較小的交叉剛度[11]，所以本節(jié)選擇裝配關(guān)系2進(jìn)行討論，且動(dòng)態(tài)系數(shù)均為同步系數(shù)，其對(duì)應(yīng)的激振頻率比為γ=1。

4.1 金屬絲網(wǎng)塊的相對(duì)密度和過盈量

當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為65×103r/min，靜載荷為10 N，軸承名義間隙為40 μm，電壓為150 V時(shí)，軸承的直接剛度系數(shù)和直接阻尼系數(shù)隨金屬絲網(wǎng)塊相對(duì)密度和過盈量的變化規(guī)律如圖8所示。

(a)剛度系數(shù)

由圖8a可知：當(dāng)金屬絲網(wǎng)塊相對(duì)密度從24%增大至30%時(shí)，軸承直接剛度系數(shù)增幅較小，當(dāng)金屬絲網(wǎng)塊的相對(duì)密度從30%增大至36%時(shí)，軸承直接剛度系數(shù)增幅變大；當(dāng)金屬絲網(wǎng)塊的過盈量為0時(shí)，金屬絲網(wǎng)塊自身不能支承杠桿微位移放大機(jī)構(gòu)，也無(wú)法耗散轉(zhuǎn)子振動(dòng)能量，此時(shí)不同相對(duì)密度下的軸承剛度系數(shù)沒有變化，當(dāng)金屬絲網(wǎng)塊的過盈量由0.05 mm增大至0.2 mm時(shí)，軸承直接剛度系數(shù)略微增大且Kyy略大于Kxx。

由圖8b可知：當(dāng)金屬絲網(wǎng)塊相對(duì)密度從24%增大至30%時(shí)，軸承直接阻尼系數(shù)增幅較大，當(dāng)金屬絲網(wǎng)塊相對(duì)密度從30%增大至36%時(shí)，軸承直接阻尼系數(shù)增幅變??；當(dāng)金屬絲網(wǎng)塊過盈量由0.05 mm增大至0.2 mm時(shí)，軸承直接阻尼系數(shù)略微增大，Cyy和Cxx幾乎一致，體現(xiàn)出軸承良好的各向同性。

4.2 軸承的電壓和名義間隙

當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為65×103r/min，靜載荷為10 N，金屬絲網(wǎng)塊相對(duì)密度為36%，金屬絲網(wǎng)塊的過盈量為0.2 mm時(shí)，軸承的直接剛度系數(shù)和直接阻尼系數(shù)隨軸承名義間隙C和電壓的變化規(guī)律如圖9所示。

(a)剛度系數(shù)

由圖9a可知：Kyy和Kxx均隨著軸承名義間隙的減小而增大；Kyy略大于Kxx，二者均隨著電壓的增大而增大，軸承名義間隙為45 μm時(shí)增量較大，軸承名義間隙為40 μm時(shí)增量減小，軸承名義間隙為35 μm時(shí)增量最小。這是因?yàn)樵龃箅妷耗苡行г龃髿饽偠龋x間隙小的軸承氣膜剛度較大，在高轉(zhuǎn)速時(shí)氣膜剛度極高，所以此時(shí)電壓對(duì)氣膜剛度的調(diào)控作用下降。

由圖9b可知：Cyy和Cxx幾乎一致，均隨著軸承名義間隙的減小而增大；Cyy和Cxx隨著電壓的增大而增大，軸承名義間隙為45 μm和40 μm時(shí)增量較大；當(dāng)軸承名義間隙為35 μm時(shí)增量較小。

5 結(jié)論

本文提出了一種徑向預(yù)載可控和結(jié)構(gòu)阻尼高的主動(dòng)氣體箔片軸承，推導(dǎo)了軸承的潤(rùn)滑理論模型，預(yù)測(cè)了包含氣膜壓力、氣膜厚度和軸心軌跡的2種裝配關(guān)系下軸承的靜態(tài)特性，同時(shí)預(yù)測(cè)了金屬絲網(wǎng)塊相對(duì)密度和過盈量以及軸承名義間隙和電壓對(duì)軸承動(dòng)態(tài)特性的影響。主要得到以下結(jié)論：

1)2種裝配關(guān)系的軸承在高電壓的作用下均出現(xiàn)了獨(dú)立的三瓣式氣壓，并隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和電壓的增大，軸承的偏心率減小。與裝配關(guān)系1相比，裝配關(guān)系2的軸承在高轉(zhuǎn)速下具有較小的姿態(tài)角。

2)當(dāng)金屬絲網(wǎng)塊過盈量增大時(shí)，軸承的Kxx，Kyy，Cxx和Cyy均略微增大；金屬絲網(wǎng)塊相對(duì)密度的增大會(huì)導(dǎo)致軸承直接剛度系數(shù)和直接阻尼系數(shù)增大；當(dāng)軸承的電壓增大時(shí)，Kxx，Kyy，Cxx和Cyy均隨著電壓的增大而增大，軸承名義間隙為45和40 μm時(shí)上述增量較大，軸承名義間隙為35 μm時(shí)上述增量較小；較小的軸承名義間隙會(huì)導(dǎo)致較大的軸承動(dòng)態(tài)直接剛度系數(shù)和直接阻尼系數(shù)。