微低重力試驗多孔青銅氣浮轉臺研制

張曉峰，路 陽，侯瑋杰，王利桐，李 鵬，谷金峰

(1.先進陶瓷與加工技術教育部重點實驗室(天津大學), 天津 300354；2.天津市微低重力環境模擬技術重點實驗室，天津 300301)

為了能夠在地面模擬太空中的各種空間環境，地面仿真系統被越來越多地投入到實際應用中。氣浮轉臺是典型的地面仿真試驗系統，其采用氣體軸承支撐臺體，能夠模擬太空中微重力的環境，實現姿態運動仿真。

霍尼韋爾空間實驗室在2003年所研發的MCS/LOS三自由度仿真臺，可以完成衛星的三軸轉動慣量模擬，該氣浮臺的有效載荷1 360 kg[1]；美國國家航空和航天局(NASA)研制了六自由度的編隊飛行物理仿真系統(FCT)，該系統由3個分別帶有三軸姿態平臺和三自由度移動平臺的六自由度氣浮臺組成，有效載荷170 kg[2]。國內多家研究機構也開展了用于微低重力試驗用途的氣浮轉臺研制。1991年，洛陽軸承研究所[3]開發了用于衛星地面試驗的大型氣浮轉臺，該轉臺的止推軸承采用開式軸承設計，承載能力可達15 kN；2015年，哈爾濱工業大學[4]開發了用于微低重力試驗的微小干擾力矩的氣浮轉臺，該轉臺的止推軸承采用開式設計，小孔節流方式，其承載能力1 700 N，干擾力矩可達10-5N·m級。

應用于微低重力試驗領域的氣浮轉臺的干擾力矩通常包括重力誘導力矩、黏滯阻尼力矩和渦流力矩。目前國內應用于微低重力試驗領域的氣浮轉臺均采用小孔節流器為主要節流形式。由于小孔節流器及氣浮軸承的加工制造誤差，氣浮軸和氣浮軸套之間的氣體存在周向的分速度，形成渦流干擾力矩[4]。而多孔質節流器由于表面分布了大量微孔，所形成的壓力場與小孔節流器形成的壓力場相比分布更為均勻，可以有效降低氣浮軸和氣浮軸套之間的氣體周向分速度，對降低渦流干擾力矩非常有利。因此本文提出基于多孔質節流器研制用于微低重力試驗的低干擾力矩氣浮轉臺系統。

目前國內還沒有多孔質節流器為主的大承載能力氣浮轉臺設計方案。大尺寸的多孔材料制備加工困難，成為困擾研制新型多孔質節流器大承載氣浮轉臺的難題。本研究旨在突破這一瓶頸，相關成果不僅可用于微低重力試驗領域，也可應用于超精密加工領域的氣浮主軸和氣浮轉臺的研制。

1 氣浮轉臺用多孔質氣體軸承設計

1.1 多孔質潤滑原理及設計準則

多孔質氣體軸承供氣面積大，壓力場分布均勻，與傳統氣體靜壓軸承相比，具有承載能力和剛度大，穩定性好、結構簡單的優點。

氣體潤滑的基本方程中，目前已經有許多模型來描述氣體在多孔材料中的流動。其中最簡單的模型是1D流動模型，該模型僅考慮多孔材料中垂直于截面方向的氣體流動[5-6]。1D模型多孔節流形式的雷諾方程為

(1)

式中：p為氣膜內氣體壓力，H為多孔材料厚度，h為氣膜厚度，x、z為氣膜各方向坐標，ps為大氣壓力，φv為多孔材料滲透率。

氣體軸承的靜態特性主要由承載能力、靜態剛度進行評價。

將潤滑面間隙中的氣膜壓力對面積進行積分，可以得到止推軸承和徑向軸承的承載能力，見式(2)～(3)：

(2)

(3)

式中：Wt為止推軸承的承載能力，A為止推軸承面積，Wj為徑向軸承的承載能力，p為氣膜內壓力，pa為環境大氣壓力，r為徑向軸承半徑，θ為徑向軸承周向轉角。

氣膜的剛度可以由氣膜的承載能力對厚度的導數得到，見式(4)：

(4)

式中：S為氣體軸承的承載能力，W為止推或徑向軸承的承載能力，h為氣膜厚度。

式(1)可采用有限差分法或有限元法求解。本文采用有限元法進行求解，其優點是能更好地適應復雜邊界，可以在任意位置加密有限元單元體，能夠提高計算精度。本文使用商用前處理軟件進行網格劃分，基于C++自行編制的有限元軟件進行壓力分布、承載能力和剛度的求解[7-8]。

1.2 氣浮轉臺止推軸承理論分析計算結果

1.2.1 止推軸承形式分析及選擇

多孔質節流器應用于止推軸承主要有2種形式：一種是將多孔材料制成小塊嵌于止推板中，優點是對多孔材料制備要求較低，缺點是不同多孔材料塊之間的滲透率均一性要求較高；另一種是將止推板設計成全多孔材料的形式，優點是承載能力大，結構簡單，但大塊多孔材料制備不易。為此對2種基本形式進行了壓力分布及承載能力計算，以供分析比較選擇。

初步設計止推軸承外徑230 mm、內徑110 mm，局部多孔質節流器直徑50 mm，全多孔質節流器外徑230 mm、內徑110 mm，多孔材料滲透率1×10-14m2、厚度10 mm。根據以上參數計算得到的分析結果見圖1～2。

由圖1～2的計算結果可知，全多孔節流器的承載能力在氣膜厚度20 μm時，比局部多孔質節流器高40%左右，而且全多孔節流器相較局部多孔質節流器具有更均勻的環向壓力分布。氣體軸承中，氣體沿氣膜壓力梯度方向運動，由于全多孔質節流器的壓力分布更均勻，內部壓力梯度較小，因此其內部氣體流動更規律，有利于控制氣體流動帶來的擾動力。為此本轉臺的止推軸承部分優先考慮使用全多孔質節流器。

(a)局部多孔質節流器

(b)全多孔質節流器

(a)局部多孔質節流器

(b)全多孔質節流器

1.2.2 多孔材料滲透率對氣體軸承的影響

計算參數：內徑d1=110 mm，外徑d2=230 mm，多孔材料厚度H=6 mm，供氣壓力0.3 MPa。圖3為止推軸承在多孔材料不同的滲透率下的承載能力及剛度曲線。由圖3結果可知，多孔材料滲透率對軸承的靜態性能影響較大，氣膜厚度在0～15 μm之間，多孔材料滲透率越大，其承載能力越高、但剛度降低。

(a)承載能力特性

(b)剛度特性

1.2.3 供氣壓力對氣體止推軸承的影響

計算參數：內徑d1=110 mm，外徑d2=230 mm，多孔厚度H=6 mm，多孔材料滲透率K=1×10-15m2。圖4為不同供氣壓力下軸承靜態承載特性曲線。隨著供氣壓力的增大，軸承的承載能力、剛度均增大；在不同的供氣壓力下，軸承達到最大剛度對應氣膜厚度均在7 μm左右。

(a)承載能力特性

(b)剛度特性

1.3 氣浮轉臺徑向軸承理論分析計算結果

1.3.1 壓力分布結果

徑向軸承計劃采用全多孔質節流器，并分為前后2組軸承，提高抗傾覆能力。為此首先針對單一徑向多孔質氣體軸承進行分析計算，作為后續結構設計依據。

多孔質徑向軸承初步設計參數內徑80 mm、外徑96 mm、長40 mm，多孔材料滲透率1×10-14m2。徑向軸承壓力分布及承載能力的有限元分析中，采用將軸承沿軸向展開的方式進行，分析結果見圖5。

圖5 多孔質徑向軸承壓力分布分析結果

1.3.2 不同滲透率對徑向軸承靜態性能影響

計算參數：環形多孔材料內徑d1=80 mm，外徑d2=96 mm，高度L=40 mm，徑向軸承最大間隙20 μm。如圖6所示，多孔材料滲透率對徑向部分影響依然很大。在給定徑向軸承最大間隙的情況下，較低的多孔材料滲透率使得較大偏心率下的承載能力得到提高。而剛度最大值出現在偏心率0.4左右。較大的材料滲透率下，承載能力呈現線性變化，剛度則變化平緩。為獲得較大的承載能力，在徑向軸承最大間隙20 μm情況下，應選擇較小的材料滲透率。

(a)承載能力特性

(b)剛度特性

1.3.3 不同供氣壓力對轉臺徑向部分靜態特性影響

計算參數：環形多孔材料內徑d1=80 mm，外徑d2=96 mm，高度L=40 mm。如圖7所示，隨著供氣壓力的增大，承載能力及剛度均增大；在不同供氣壓力下，偏心率ε=0.4時達到最大剛度。

(a)承載能力特性

(b)剛度特性

2 氣浮轉臺結構設計

氣浮轉臺除應用于微低重力試驗領域外，也常應用在精密測量、超精密加工等方向。國內如長春工業大學[9]、北方工業大學[10]、哈爾濱工業大學[11]、廣東工業大學[12]等單位均研發了相關氣浮轉臺產品?？偨Y目前國內已經開發設計的氣浮轉臺，在止推軸承部分，小承載能力的轉臺大多采用閉式軸承設計以獲得較高的剛度，而大承載能力轉臺的止推軸承則采用結構簡單的開式軸承設計。本轉臺的設計指標是承載能力200 kg左右，屬于較大的工作負載，為此采用開式止推軸承設計方案。

氣浮轉臺參數選擇依據及過程如下：

1)供氣壓力。供氣壓力越高，止推軸承與徑向軸承的承載能力越高，剛度也相應增大，但考慮到設計余量，供氣壓力選擇供氣系統最大供氣壓力0.6 MPa的一半為宜，則供氣壓力選擇0.3 MPa。

2)結構參數。根據結構參數的初步設計及有限元分析結果，在初步設計的尺寸參數下，氣體軸承的承載能力滿足要求，確定止推軸承內徑110 mm、外徑230 mm，多孔材料厚度6 mm，徑向軸承內徑80 mm、外徑96 mm。

3)多孔材料滲透率。止推軸承及徑向軸承的承載能力及剛度分析結果顯示，滲透率越低，承載能力越小，剛度越大，最佳工作氣膜厚度越小?？紤]到制造誤差及工作載荷，滲透率不能選擇太低。在前期試驗中，多孔材料滲透率1×10-14m2左右的氣體軸承在一定工況下出現了氣錘自激振動現象。綜合以上兩點考慮，多孔材料滲透率選擇在5×10-15m2，相應的徑向軸承間隙20 μm，止推軸承工作間隙由外負載大小決定。

氣浮轉臺由承載盤、多孔質止推軸承、多孔質徑向軸承轉臺外殼等部件組成，氣浮轉臺整體裝配及各部分示意見圖8。

圖8 氣浮轉臺結構示意

3 氣浮轉臺制造及裝配

3.1 多孔青銅材料制備及氣浮轉臺部件制造

氣浮轉臺轉子部分采用青銅材料。氣浮轉臺定子所用的多孔材料有石墨和青銅2種材質可選，本次氣浮轉臺制造過程中，選用了自研的多孔青銅材料，止推軸承毛坯直徑270 mm、厚12 mm，徑向軸承內徑78 mm、外徑96 mm、長50 mm。止推及徑向軸承用多孔青銅材料通過加工后采用粘接工藝與殼體連接。

多孔材料滲透率測試以達西定律為基礎，在一定壓差作用下，讓已知運動黏度的流體以層流狀態通過多孔質材料，并對流量進行測定。在層流條件下，氣體滲透通過材料時，可表示為

(5)

式中：Q為通過材料的質量流量，A為材料的橫截面積，L為材料的厚度，p1、p2分別為氣體流入和流出材料處的絕對壓力，μ為試驗溫度下氣體的運動黏度，K為材料的滲透率，T為當前環境溫度，R為氣體常數。

試驗裝置的原理見圖9。自研的用于氣浮轉臺的多孔青銅材料見圖10。測量后的滲透率參數見表1。

圖9 滲透率測試裝置原理

圖10 用于氣浮轉臺的多孔青銅材料

表1 多孔材料滲透率測試結果

通過精密加工技術，使得加工前后的多孔青銅滲透率保持近似不變。經過精密加工后的氣浮轉臺轉子和透氣性測試中的定子見圖11。裝配后的氣浮轉臺見圖12。

(a)精密加工后的轉子 (b)多孔青銅定子透氣性演示

圖12 裝配后的氣浮轉臺

3.2 氣浮轉臺的測試

轉臺的徑向跳動誤差采用TESA的電感測微儀進行測試，儀器分辨率0.01 μm，測試結果見圖13。由測試結果可知，轉臺徑向跳動精度小于0.8 μm。

圖13 徑向跳動誤差測試結果

如圖14所示，進行了轉臺的加載試驗，加載150 kg未出現氣錘自激振動現象。

圖14 加載150 kg負載后的氣浮轉臺

氣浮轉臺干擾力矩的測量基于間接法進行。間接測量法主要通過測量轉臺的角加速度，經過理論計算得到干擾力矩的數值。如圖15所示，轉臺底部安裝了高精度的圓光柵系統，型號為雷尼紹RESM20圓光柵，直徑229 mm，刻線數36 000，讀數頭為SIGNUM Si-NN-0200，細分倍數200，系統精度±0.95″，分辨率0.000 05°。通過測量轉臺的角位移，經過兩次微分獲得轉臺的角加速度值。

圖15 圓光柵及讀數頭安裝

經過精密配平后，轉臺與地面的傾角小于0.03°。在此情況下，測量得到的轉臺角加速度見圖16。

圖16 角加速度測量值

氣浮轉臺干擾力矩可由式(6)計算獲得：

M=I·α

(6)

氣浮轉臺的轉動慣量通過精確三維模型測量獲得，為5.32×106kg·mm2。通過圓光柵法測量得到的角速度最大絕對值為1.7×10-4rad/s2。氣浮轉臺系統的最大干擾力矩為9×10-4N·m。

4 結 論

1)在微低重力試驗領域用氣浮轉臺上首次嘗試應用多孔質氣體軸承。完成了不同形式止推軸承的理論分析，對局部多孔質節流器和全多孔質節流器進行了對比，最終選定全多孔質節流器形式。

2)應用自研的有限元程序分析了在不同供氣壓力、不同材料滲透率下的氣浮轉臺止推軸承及徑向軸承的承載能力和剛度特性，為氣浮轉臺的結構設計提供了依據。

3)完成了用于微擾動測試的氣浮轉臺的結構設計、多孔材料制備、氣浮轉臺的制造工作。該氣浮轉臺采用自研的多孔青銅材料，轉臺的回轉精度小于0.8 μm，最大干擾力矩為9×10-4N·m。在150 kg負載下，未出現氣錘自激振動現象。

4)相關成果不僅可用于微低重力試驗領域，也可應用于超精密加工、半導體制造測試等領域的氣浮主軸和氣浮轉臺的研制。