均壓槽參數對空間熱泵止推氣體軸承性能的影響分析

連華奇，李育隆，容誠鈞，吳 宏

(北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京 100191)

1 引言

隨著載人航天、深空探測等航天事業的不斷發展，未來航天器的規模日益增大，器載設備的功耗也日益增大，這使得航天器熱排散的需求也越來越大。國際空間站的總排熱功率已達到110 kW，要求熱控分系統輻射器的散熱能力達到150 kW[1]。可以預見，為了滿足大型航天器艙內的溫度控制需求，數百千瓦數量級及以上的高熱量的傳輸與排散是航天器熱控制中的一個重要挑戰[2]。

航天器的主要散熱途徑是熱輻射方式，采用空間熱泵技術提高輻射散熱溫度是解決大功率的熱排散需求的有效途徑之一[3]。然而，空間用熱泵壓縮機為旋轉部件，在空間微重力條件下存在潤滑問題，會對熱泵系統的長期運行可靠性帶來影響[4]，也成為熱泵技術在航天工程領域應用的瓶頸之一[5]。將氟利昂靜壓氣體軸承作為支承元件，可以統一熱泵循環工質與軸承潤滑工質，是解決空間熱泵潤滑與密封問題的有效途徑，對提高熱泵系統長期運行的可靠性具有重要意義[6-7]。靜壓氣體軸承的承載力來自于外部高壓氣體經過節流器流入軸承間隙后形成的氣膜壓力，在微重力環境下受到的影響較小，適合作為熱泵壓縮機的支承元件[8]。然而，氣體的粘性遠低于液體，導致氣體軸承的承載力低于傳統的液體潤滑軸承[9]。低承載力在系統工況改變時易導致系統失穩，因此，有必要提高靜壓氣體軸承的承載能力，以確保空間用熱泵壓縮機的長期穩定運行。

開設均壓槽是經濟、有效地提高氣體軸承承載力的方法，研究表明周向均壓槽可以增加30%以上的承載力[10]。眾多學者研究了開設均壓槽后，氣體軸承承載性能的變化規律。Nakamura等[11]建立了開設均壓槽的矩形止推軸承的計算模型，發現開設均壓槽后止推軸承的剛度提高了40%；Belforte[12]設計了一個帶周向均壓槽的止推軸承實驗臺，并建立數學模型仿真軸承的動態承載性能，發現槽深必須小于20 mm，否則容易產生氣錘激振現象，即氣體軸承在工作時出現的一種伴隨著高頻嘯叫的自激振動現象；Stanev等[13]建立了結合人字形槽與節流孔的軸承模型，發現該復合節流器在軸承高速運行(n=120 000 r/min)時仍具有較好的穩定性；杜建軍等[14-16]建立了徑向軸承的數值計算模型，發現了徑向軸承開設軸向均壓槽能更有效提升承載，最高承載力可提升至3.5倍等規律，同時建模分析了止推氣體軸承開設周向均壓槽時出現氣錘激振現象的影響因素，發現小供氣壓力、小氣膜間隙、小內外徑比等條件可以降低氣錘激振出現概率；陳學東等[17]對開設矩形和橢圓形的均壓槽的氣體軸承進行建模仿真，研究了氣體潤滑劑在節流孔與均壓槽交界處的流動以及軸承承載性能的影響；李樹森等[18]建立了矩形、三角形以及橢圓形三種均壓槽計算模型，仿真分析了不同結構參數的三類均壓槽對軸承承載性能的影響，發現矩形均壓槽是最佳槽型；于普良等[19]設計了一種輻射狀的均壓槽，不同于傳統的徑向均壓槽，其徑向截面呈扇形，新型均壓槽在氣膜間隙小于7 μm時能夠有效提高氣體軸承的承載力；趙曉龍等[20-21]改良了均壓槽的形式，通過設置會產生形變的金屬薄板來設計均壓槽形狀會相應改變的彈性均壓槽，并建模計算了彈性均壓槽的動態承載性能，彈性均壓槽在有效提升承載的同時也大幅增加了軸承的加工復雜度與難度。

綜上所述，開設均壓槽能夠有效提升軸承的承載性能，然而現有的研究注重于以空氣為潤滑工質的氣體軸承的新型均壓槽的開設形式以及對承載性能的影響，缺乏其他潤滑工質尤其是以氟利昂氣體為潤滑工質的研究。因此，本文針對開設周向均壓槽的止推氣體軸承建立計算模型，重點分析槽深與槽寬的影響，對比研究工質分別為空氣與R134a時的軸承承載特性變化規律。

2 數值模型

開設周向均壓槽的止推氣體軸承如圖1所示，潤滑氣體首先從節流孔流入均壓槽中，然后從均壓槽中流入軸承與止推盤的間隙中，最后從軸承間隙的兩側流出，形成氣膜薄層分隔止推盤與氣體軸承。作為研究對象的止推氣體軸承選用的是環面孔式節流器以及單排節流孔。

對帶均壓槽的止推氣體軸承的流道進行建模后，采用結構化網格劃分模型，如圖2左圖所示。節流孔處使用O型網格提高網格質量，節流口底端與均壓槽交界處以及近壁面處加密，如圖2右圖所示。通過網格無關解之后得到模型的網格數量為140萬。

圖2 帶均壓槽的止推氣體軸承網格示意圖Fig.2 Calculation model of journal gas bearing

潤滑氣體在氣膜薄層中流動時的雷諾數Re定義公式如式(1)[22]。

(1)

式中：ρ為潤滑氣體密度，v為潤滑氣體速度，μ為潤滑氣體粘性系數，n為轉軸轉速，ω為轉子角速度。若取n=100 000 r/min，按潤滑氣體為空氣，得到Re≈302.38。因此，n=0 r/min下，由于轉速n?100 000 r/min，且潤滑氣體流速遠小于高轉速下的氣體流速，可知Re?302.38，因此選用層流的流動模型。同理，工質更換為R134a，在n=0 r/min時，潤滑氣體的Re數較小，選用層流的流動模型進行仿真。

選用Fluent進行求解，控制方程選用添加能量方程的三維N-S方程，考慮粘性耗散，絕熱壁面。當全場殘差小于10-5時，認為計算收斂至真值。空氣模型采用理想氣體模型，氟利昂氣體模型采用真實氣體模型，在計算中物性參數隨溫度變化而變化[23]。

3 計算結果分析

3.1 承載特性隨均壓槽寬的變化規律

圖3 不同均壓槽寬的止推氣體軸承的承載性能(空氣)Fig.3 Characteristics of thrust gas bearing with different pressure-equalizing groove width (air)

圖3(a)表明，供氣壓力相同時，隨著均壓槽寬的增加，止推氣體軸承的承載力略有增加，但是增加幅度不明顯，在計算范圍內，承載力的最大變化幅度約為4%。相對地，增大供氣壓力對承載力的增加幅度較為明顯。當供氣壓力增大1 atm時，承載力的增長幅度最小也達到13.5%(當p=6 atm時)。圖3(b)表明，均壓槽寬對質量流量的影響規律也相同。綜上所述，以空氣為工質時，均壓槽寬對止推氣體軸承的承載性能基本無影響。

工質更換為R134a后的承載性能如圖4所示。從圖中可以看出，相同槽寬與供氣壓力條件下，止推氣體軸承的承載力約降低至以空氣為工質時的43%～53%，而質量流量是以空氣為工質時的1.9～2.7倍，但是均壓槽寬變化對兩者的最大改變幅度約為5%，因此同樣可以認為槽寬對兩者基本無影響。

以R134a為工質時，相鄰節流孔之間均壓槽中線上的壓力分布如圖5所示。可以看出，隨著均壓槽寬的增加，相鄰節流孔之間的壓力增大，但是增大幅度極小。從節流孔流出的高壓氣體通過均壓槽向相鄰節流孔流動，而增加均壓槽寬會增強高壓氣體向相鄰節流孔的流動趨勢。因此，增加均壓槽寬會導致節流孔附近的高壓區向相鄰節流孔擴展。從圖中同樣可以發現，高壓氣體向相鄰節流孔流動的增強幅度較小，由此可知，高壓區向相鄰節流孔的擴展幅度并不大。圖6展示了以R134a為工質時，經過節流孔圓心的徑向壓力分布規律，從圖中可見，隨著均壓槽寬的增加，徑向壓力分布基本無變化。這說明均壓槽寬的增加并不會導致節流孔附近的高壓區域徑向上的擴展。

圖5 相鄰節流孔間均壓槽中線壓力分布圖Fig.5 Pressure distribution along the middle line of the pressure-equalizing groove between adjacent feed orifices

綜上所述，隨著均壓槽寬的增加，節流孔附近的高壓區域僅周向擴展，且擴展幅度不明顯，可忽略不計。這也是止推氣體軸承的承載力隨著均壓槽寬的增加變化極小、可忽略不計的原因。

3.2 承載特性隨均壓槽深的變化規律

圖7 不同均壓槽深的止推氣體軸承的承載性能(空氣)Fig.7 Characteristics of thrust gas bearing with different pressure-equalizing groove depth (air)

圖8 不同均壓槽深的止推氣體軸承的承載性能(R134a)Fig.8 Characteristics of thrust gas bearing with different pressure-equalizing groove depth (R134a)

略大于承載力的增大幅度。

圖9 節流孔圓心處徑向截面流場圖Fig.9 Flow field at the radial cross section passing the feed orifice

圖10 節流孔圓心處徑向截面流場圖Fig.10 Flow field at the radial cross section passing the feed orifice

4 結論

1)增加均壓槽寬會使軸承的承載力與質量流量略微增長，但是遠小于改變供氣壓力后帶來的變化。因此，認為均壓槽寬對于軸承的承載性能基本沒有影響。

3)增加均壓槽深時，均壓槽內的低壓通道渦區域增大，使氣膜層內壓力波動增強，導致系統的微振動幅度增大，誘發氣錘激振的可能性增大。