KR0185739B1 - 동 압력 기체 베어링 구조 - Google Patents

Abstract

하드디스크 드라이버 등의 고속도의 회전 구동부에 적용 가능하고 고속 회전에 있어서 높은 회전 정도를 갖는 동압력 기체 베어링 구조를 제공한다. 동압력 기체 베어링 구조는 축체(1)와 베어링체(2)를 구비한다. 중심축(50)이 일치하도록 축체(1)와 베어링체(2)를 배치했을 때 축체(1)의 외주면과 베어링체(2)의 내주면에 의하여 대략 원통상의 공극(3)이 형성된다. 공극(3)은 축체(1)의 외주면을 따라 원주에 대응하는 중심각에 대하여 두께가 변화하는 적어도 하나의 공극 변화 부분을 갖는다. 공극 변화율 α 는 1.0 × 10^-4/ °이상 10.0 × 10^-4/ °미만이다.

Description

동압력 기체 베어링 구조

제1도는 본 발명에 따르는 공극을 정의하기 위하여 사용되는 베어링의 외주면과 베어링의 내주면을 나타내는 횡단면도.

제2도는 본 발명의 동압력 기체 베어링 구조의 시뮬레이션 계산 모델로서 베어링 외주면과 베어링 내주면을 나타내는 도면.

제3도는 공극 변화율이 동압력에 주는 영향을 검토하기 위하여 사용된 형상함수를 나타내는 선도.

제4도는 공극 확대 부분의 최대 깊이가 동압력에 주는 영향을 검토하기 위하여 사용된 형상함수를 나타내는 선도.

제5도는 공극 확대 부분의 폭이 동압력에 주는 영향을 겸토하기 위하여 사용된 형상함수를 나타내는 선도.

제6도는 공극 일정 부분의 두께(직경차)가 동압력에 주는 영향을 검토하기 위하여 사용된 형상함수를 나타내는 선도.

제7도는 제2실시예에서 사용된 형상함수를 나타내는 선도.

제8도는 제2실시예에서 사용된 형상함수를 나타내는 선도.

제9도는 축체 가공 방법의 일례를 나타내는 사시도.

제10도는 축체 가공 방법의 다른 예를 나타내는 횡단면도.

제11도는 제2실시예에서 사용된 형상함수를 나타내는 선도.

제12도는 비교예에서 사용된 형상함수를 나타내는 선도.

제13도는 본 발명 동압력 기체 베어링 구조가 적용된 모터의 개략 구성을 나타내는 도면.

제14도는 본 발명 동압력 기체 베어링 구조의 안정성과 회전 정도를 평가하기 위한 실시예에 사용된 장치를 나타내는 개략도.

제15도는 제3실시예에서 사용된 축체의 외주면과 베어링의 내주면에서 요철차를 정의하기 위하여 나타내는 횡단면도.

* 도면의 주요부분에 대한 부호의 설명

1 : 축체 2 : 베어링

3 : 공극 7 : 덮개

8 : 자석 9 : 회전원판

50 : 중심축 100 : 모터

300 : 위치 센서

[발명의 배경]

[발명의 분야]

본 발명은 일반적으로는 동압력 기체 베어링 구조에 관련하고, 보다 특정적으로는, 고속도로 회전하는 회전체를 지지하는 동압력 기체 베어링 구조에 관한 것이다.

[배경 기술의 설명]

근년, 자기 기록 장치의 회전 구동부, 가령 하드디스크 드라이브(이하 「HDD」라 한다)의 고기억 용량화 및 억세스 시간의 단축에 따라서, HDD의 구동용 스핀들 모터에는, 이에 대응하는 높은 회전 속도, 높은 회전 정도가 요구되게 되어 있다. 이같은 높은 회전 속도와 높은 회전 정도가 요구되는 정밀 모터를 보다 고속도로 회전시키기 위하여 공기 베어링 (동압력 기체 베어링)을 회전 구동부에 사용하는 것이 제안되어 있다. 이 공기 베어링을 사용하는 회전 구동부에 있어서는, 회전체가 회전하면, 적어도 래디얼식 기체 베어링과 회전체간의 공극으로 공기가 강제적으로 도입된다. 이에 따라 그 공극내의 공기압이 높여지고 공기 베어링을 매개하여 회전체가 고속도로 회전한다. 이와같이하여 공기 베어링을 사용하는 것에 의하여 고속 회전중에 있어서도 회전 정도의 유지가 기대된다.

상기와 같은 래디얼식 기체 베어링에 있어서는, 가령 십합진일저 「기체 베어링」 공립출판(1984)에 나타나 있는 것처럼 축의 베어링내의 편심에 의하여 쐐기형 극간이 형성된다.

이 쐐기형 극간을 공기가 통과할때에 공기가 압축되기 때문에 압력이 발생한다. 이것에 의하여 축과 베어링을 비접촉 상태로 지지하는 것이 가능해진다.

그런데 삼순창저 「기체 베어링의 홀에 관하여」 제481면∼제488면, 윤활 제20권 제7호(1975)에 의하면 원통 저널 베어링은 수직축을 지지하는 경우등의 무부하 상태로 놓여지면 「홀」이라 불리는 불안정 현상이 나타난다. 이 현상은 어떠한 회전 속도에 놓여도, 축이 원심력으로 베어링면에 압축되도록 되어 베어링 내부를 진동 회전하는 것이다. 원통 저널 베어링은 정적인 부하에 의하여 베어링 중심과 회전 중심이 어긋나는 것에 의하여 압력이 한군데에서 발생하여 안정한 회전을 가져온다. 그러나 원통 저널 베어링을 종형의 구조, 즉 수직축을 지지하는 구조등에 사용한 경우에는, 베어링은 무부하 상태에 놓이기 때문에, 외부 교란에 의해 압력 발생점이 변화하고, 회전이 불안정하게 된다.

상기와 같은 동압력 기체 베어링을 HDD에 적용하는 경우에는 회전체의 위치 정도가 중요시되기 때문에 상기와 같은 불안정 요인을 배제할 필요가 있다.

그래서, 본 발명의 목적은 고속 회전에 있어서 높은 회전 정도를 유지하는 것이 가능한 동압력 기체 베어링 구조를 제공하는 것이다.

[발명의 개요]

본 발명에 따른 동압력 기체 베어링 구조는 원주상의 축체와 그 축체에 반경 방향으로 간극을 유지하며 대향하는 속이빈 원통상의 베어링을 구비한다. 각각의 중심축이 일치하도록 축체와 베어링을 배치할 때에 축체의 외주면과 베어링의 내주면에 의하여 거의 원통상의 공극이 형성된다. 축체와 베어링 축에 수직한 횡단면 형상에 있어서, 중심축을 통하는 반경 방향의 직선이 축체의 외주면에 상당하는 외형선에 교차하는 점과 베어링체의 내주면에 상당하는 외형선에 교차하는 점 사이의 거리에 의하여 공극 두께(h)가 결정된다. 이같이 규정된 공극이 적어도 하나의 공극 변화 부분을 갖는다. 공극 변화 부분에 있어서는 축체의 외주면을 따라 원주에 대응하는 중심각에 대하여 공극의 두께가 변화한다. 축체의 직경을 D₁, 공극 두께 변화량을 △h, 중심각의 변화량을 △θ로 했을때 공극 변화율(α)은 다음식으로 나타난다.

α = (△h/D₁) / △θ[1°]

공극 변화 부분은 다음 범위내의 공극 변화율을 갖는다.

1.0 × 10^-4≤ α ∠ 10.0 × 10^-4

또, 양호하게는 축체의 직경(D₁)에 대한 비율로 나타낸 공극 일정 부분의 두께(h_O)와 공극 확대 부분의 최대 두께(h_max)와의 차 (h_max-h_O) D₁는 0.007 이하이다.

더욱 양호하게는 공극 확대 부분은 중심각으로 5°이상에 상당하는 폭(W)을 갖는다.

축체의 직경(D₁)에 대한 비율로 나타낸 공극 일정 부분의 두께(h_O/D₁)는 0.00125 이하인 것이 바람직하다.

축체 및 베어링체의 적어도 일방의 횡단면 형상을 정원으로 구성하지 않음으로 공극 확대 부분이 형성된다.

공극 확대 부분은 베어링 외주면을 따라 3개소 이상 배치되어 있는 것이 바람직하다.

축체의 횡단면 형상은 축체의 평균 직경(D_1m)에 대하여 3 × 10^-4이하의 요철차를 가지고 있어도 좋다. 또 베어링 체의 횡단면 형상은 베어링체 평균 내경(D_2m)에 대하여 3 × 10^-4이하의 요철차를 가지고 있어도 좋다.

본 발명에 있어서는 각각의 중심축이 일치하도록 축체와 베어링체를 배치할때에 소정의 공극 변화율을 가지는 공극 변화 부분이 축체의 외주면과 베어링체의 내주면과의 사이에 형성되어 있다. 그 때문에 축체를 베어링체 내부에서 편심시키는 일이 없이 쐐기형 간극을 형성할 수 있게 된다. 따라서 축체와 베어링체에 의해 형성된 공극에 공기 또는 윤활유등이 흐르면 쐐기형의 효과에 의해 동압력이 발생한다.

결과적으로는 제1도의 A부 상세에 나타난 것처럼 공극 변화부 중에서 확장 부분에 있어서는 유체의 유로가 확대되기 때문에 단위 단면적당의 유선 밀도가 저하한다. 그 결과로 음압부분이 형성된다. 한편 공극 변화 부분중 축소 부분에 있어서는 단위 단면적당의 유선 밀도가 증가하기 때문에 압력이 상승한다. 이처럼 발생된 압력에 의하여 방향의 하중이 지지된다.

공극 일정 부분의 두께(ho)와 공극 확대 부분의 최대 두께(h_max)와의 차(h_max-ho), 즉 공구 확대 부분의 최대 깊이 (d)는 축체의 직경(D₁)에 대하여 0.00025 이상, 0.007 이하에 있는 것이 양호하다. 공극 확대 부분의 최대 깊이가 상한치를 넘으면 공극 확대 부분 벽면의 형상 효과가 작용하지 않고 쐐기형 효과에 의한 동압력 작용을 얻을 수 없다. 또 공극 확대 부분의 최대 깊이(d)의 하한치는 실시상의 요구 정도에 의존한다.

공극 확대 부분은 중심각으로 5°이상에 상당하는 폭(W)을 갖는 것이 바람직하다. 이것은 폭(W)이 5°미만이면 공극의 형상 변화에 대하여 유체의 흐름이 충분히 발달하지 않고 원하는 효과를 얻을 수 없는 것에 기인한다고 생각된다. 폭 (W)의 상한치는 축체의 외주면에 배치되는 공극 확대 부분의 수에 의해 결정되나 축체의 횡단면 형상의 원주에 대하여 공극 확대 부분이 점하는 비율이 1/2 이하인 것이 바람직하다. 이것은 공극 일정 부분에 대하여 두께가 큰 공극 확대 부분이 크게 되면 축체와 베어링체와의 사이를 흐르는 유체의 체적이 증가하기 때문에 동압력 발생 효율이 저하하는 것에 의한다고 생각할 수 있다.

공극 일정 부분 두께(ho)는 축체 직경(D₁)에 대한 비율에서 0.00125에 있는 것이 바람직하다. 바꿔말하면 축체 직경(D₁)과 베어링체의 내경(D₂)와의 차(D₂-D₁)가 축체의 직경(D₁)에 대하여 0.0025 이하로 있는 것이 바람직하다. 이러한 이유로서 공극 확대 부분의 최대 깊이에 의한 작용과 마찬가지로 공극 일정 부분의 두께가 크게 되면, 공극의 형상 효과가 충분히 작용하지 않고 쐐기형 간극에 의하여 동압력 발생 효과가 가능하지 않는 것이라고 생각된다.

본 발명을 실제 베어링 구조에 적용하는 경우에는 반지름 방향의 하중을 지지할 필요가 있기 때문에 적어도 2개소에서 역학적 균형을 도모할 필요가 있다. 그 때문에 구체적으로는 상기 공극 확대 부분을 축체 외주면을 따라 2개소 배치할 필요가 있다. 그러나 공극 확대 부분을 2개소만 설치하면 균형 방향에 직교하는 방향의 진동에 대하여 역학적인 변동이 용이하게 발생할 염려가 있다. 따라서 보다 바람직하기는 3개소 이상에서 역학적 균형을 도모하는 구조, 즉 공극 확대 부분을 축체의 외주면을 따라 3개소 이상 배치하는 것이다.

더우기 효율좋은 압력 상승을 얻기 위하여는 공극 변화부분에 있어서 확장 부분과 축소 부분의 공극 변화율이 다른것이 바람직하다. 또 압력 저하를 수반하는 확장 부분에 있어서는 천천히 압력을 저하시켜 가능하면 흐름의 손실을 억제하는 것이 바람직하다. 축소 부분에 있어서는 급격하게 압력을 상승시키는 것에 의하여 벽면의 마찰에 의한 유체 에너지의 손실을 억제하는 것이 유효하다고 생각된다. 이와 같이 확장 부분과 축소 부분의 공극 변화율을 다르게 하는 경우에 있어서도 그 공극 변화율은 상기 범위내에 있음이 필요하다.

축체의 횡단면 형상이 축체의 평균 직경(D_1m)에 대하여 3 × 10^-4이하의 요철차(δ)를 가지고 있으면, 또는 베어링체의 횡단면 형상이 베어링체의 평균 내경(D_2m)에 대하여 3 × 10^-4이하의 요철차를 가지고 있어도 공극 변화율이 상기 범위내에 있는 것에 의하여 회전 안정은 유지된다. 이것은 축체 또는 베어링체의 요철에 대하여 공극 변화 부분의 효과가 크기 때문이라고 생각된다.

또 본 발명의 동압력 기체 베어링 구조는 횡형 구조 즉 수평 구조를 지지하기 위한 베어링 구조에 적용되어도 우수한 회전 정도를 얻을 수 있다. 횡형 구조에서 정적부하에 의하여 축체가 베어링체내에서 편심된 상태에 있어도 그 편심에 의하여 축체와 베어링체 사이에 형성되는 쐐기형 극간 이외에 본 발명의 공극 변화 부분에 의해 압력이 발생한다. 그 때문에 횡형 구조에 있어서도 종형의 경우와 같은 적용 효과에 의하여 회전 안정성이 증대하는 것으로 생각된다.

[양호한 실시예의 설명]

[실시예1]

발명자들은 먼저 수치 해석에 의하여 축체와 베어링체 사이에 형성되는 공극의 형상이 발생하는 동압력에 주는 영향을 논리적으로 시뮬레이션 하였다

제1도는 본 발명의 동압력 기체 베어링체 구조에 있어서 공극의 형상을 규정하기 위하여 사용되는 축체의 외주면과 베어링체의 내주면을 나타내는 횡단면도이다. 제1도에 나타난 것처럼, 축체(1)의 외주면과 베어링체(2)의 내주면 사이에 공극(3)이 형성된다. 축제(1)는 직경(D₁)을 갖는다. 베어링체(2)는 내경(D₂)을 갖으며 공극(3)의 두께는 h₁으로 나타난다.

제1도의 A부 상세에 나타나는 것처럼 공극 확대 부분과 공극 일정 부분이 규정된다. 공극 확대 부분은 공극 변화 부분을 포함한다. 공극 확대 부분은 폭(W)(축체의 횡단면 형상인 원주에 대응하는 중심각으로 나타난다)을 갖는다. 공극 확대 부분은 기부폭(Wb)을 갖는다. 공극 변화 부분은 확장 부분과 축소 부분을 갖는다. 공극 일정 부분의 두께는 ho로 나타낸다. 공극 확대 부분의 최대 두께는 h_max로 나타낸다. 공극 일정부분의 두께 (ho)는 축체 직경(D₁)과 베어링체 내경 (D₂)의 차(직경차)의 1/2이다. 공극 확대 부분의 최대 깊이(d)는 공극 확대 부분의 최대 두께( h_max)와 공극 일정 부분의 두께 (ho)차로 나타난다. 공극 변화율은 기울기 (α)로 나타낸다. 또한, 상기와 같이 규정된 공극의 형상은 축체(1)와 베어링체(2)를 중심축(50)이 일치하도록 배치할 때 정해지는 것이다.

제2도는 제1도에 나타낸 것과 같은 래디얼 베어링 구조의 형상함수와 공극 계수를 정의하기 위하여 나타낸 축체(1)의 외주면과 베어링(2)의 내주면을 나타내는 횡단면도이다. 제2도에서 나타내는 공극(3)은 공극 계수 h(θ)로 정의된다. 축체(1)의 외주면 형상은 형상함수 g(θ)로 정의된다. 이같이 하여 계수에 의하여 정의되는 공극 형상을 변화시켜 회전시에 발생하는 동압력을 수치계수에 의하여 구했다. 그 수치 계산은 다음과 같은 가정하에 행해졌다.

(ⅰ) 유체(여기에서는 공기)는 비압축성의 유체이고, 흐름은 층류로 한다.

(ⅱ) 유체는 원주 방향에 대하여 공극 계수 (h(θ))에 관계하며, 다음의 방정식을 만족한다.

(식 1)

단, P : 압력, μ : 공기의 점성 계수

ρ: 공기의 밀도, U : 베어링 회전 속도

h : 공극 계수

제2도에 나나낸 바와 같이 중심각(θ)으로 규정되는 축체(1)의 외주면에 있는 각 원주 위치에 대응하여 공극 계수 (h(θ))를 식(1)에 대입하는 것에 의해 각 원주 위치에서의 발생 압력을 구하였다.

(1) 공극 변화율이 동압력에 주는 영향

공극 일정 부분의 두께(ho)는 직경(D₁)에 대한 비율이 0.000625(축제(1)의 직경(D₁)과 베어링체(2)의 내경 (D₂)차가 직경(D₁)에 대한 비율이 0.00125), 공극 확대 부분의 최대 깊이(d)는 직경(D₁)에 대한 비율이 0.00125로 하였다. 또 공극 확대 부분의 폭(W)은 중심각이 60°로 하였다. 이때 축체(1)와 베어링체(2)를 중심으로 배치하고, 베어링체(2)을 20,000rpm으로 회전시켰을 때에 발생하는 최대 압력을 수치 계산에 의해 구하고, 공극 변화율이 동압력에 주는 영향을 검토하였다. 형상함수(g(θ))는 제3도에 나타낸 바와 같이 규정하고 공극 변화율(α)만을 변화시켰다.

그 결과 표1에 나타낸 바와 같이 축체가 정원 형상으로는 대기압과의 압력차가 0인 것에 대하여, 공극 변화율(α)이 1.0 × 10^-4/˚ 이상, 10.0 × 10^-4/˚ 미만의 범위내에서 0.1 × 10⁵Pa 이상의 압력 상승을 얻을 수 있다는 것을 알았다. 따라서 본 발명의 래디얼 베어링 구조에 있어서는 축체와 베어링체를 동심으로 배치하여도 동압력이 발생하기 때문에, 고속 회전에 있어서도 회전 정도가 높은 베어링 구조를 제공하는 것이 가능하다는 것을 알았다.

(2) 공극 확대 부분의 최대 깊이가 동압력에 주는 영향

상기(1)에 있어서 양호한 동압력의 발생을 얻을 수 있었던 공급 변화율을 가지는 공극 변화 부분을 구비한 래디얼 베이링 구조에 대하여 공극 확대 부분의 최대 깊이(d)만을 변화시켜 발생 압력을 계산하였다. 즉 형상함수 (g(θ))는 제4도에 나타낸 바와 같이 규정하고 최대 깊이 (d)만을 변화시켰다.

그 결과로서 직경(D)에 대한 비율로 나타내어진 공극 확대 부분의 최대 두께(d)에 대하여, 발생하는 동 압력의 변화는 표2에 나타낸다.

₁

₁

표4에 나타낸 바와 같이 직경차(2ho)가 지경(D)에 대한 비율이 0.0025 이하에 있으면 동압력의 발생을 얻을 수 있다. 따라서 직경차가 그 범위내에 있으면 고속회전중에 변동이 적고, 회전 정도가 높은 동압력 기체 베어링 구조를 얻을 수 있을 것이 추론된다.

^-4 _{o 1}

잘鵑瓚�결과로부터 분명한 것처럼 본 발명예에서는 회전체의 떨림 회전 현상에 특유의 진동 변위, 즉 회전수의 약 1/2에 상당하는 진동 변위는 확인되지 않았다. 또 비재현성의 변위도 1μm 미만으로 억제하는 것이 가능했다.

한편 비교체에 있어서는 편심을 일으키지 않고 회전체를 지지하는데에 충분한 동압력을 얻을 수 없었다. 결과로서, 편심에 의한 불균형 때문에 불안정 권동을 일으킨 것으로 생각된다. 또 이 불안정 권동이 비재현성의 변위를 증대시켜 1μm 를 넘는 큰 비재현성 변위를 나타낸 것이라고 생각된다. 또한 본 발명예에 있어서는 제8도의 형상함수를 갖춘 축체를 사용한 경우에 있어서 비재현성 변위가 비교적 작은 값을 나타내고 우수한 회전 정도를 나타내었다.

[실시예 3]

먼저 제15도에 나타낸 바와 같은 요철을 갖는 횡단면 형상의 축체와 베어링체를 사용하여 제2실시예와 같게 하여 진동 회전 안정성과 비재현성 변위를 측정하였다.

제15도는 사용된 축체의 외주면 또는 베어링체의 내주면을 나타내는 횡단면도이다. 제15도에 있어서 실선은 축체의 외주면 또는 베어링체의 내주면을 나타낸다. 축체의 외주면의 경우에 D은 축체의 평균 직경을 나타내고, 베어링체의 내주면의 경우 D은 베어링체의 평균 내경을 나타낸다. 평균 직경 또는 평균 내경을 갖는 원은 일점쇄선으로 나타내고 있다. 2 점쇄선으로 나타내는 2개의 원은 각각 축체의 외주면 또는 베어링체의 내주면에 접하는 가상 외접원 또는 가상 내접원이다. 요철차 δ는 외접원과 내접원 사이의 반경방향의 거리로 정의된다.

제8도에 나타낸 형상함수 즉 공극 변화율(α)이 3.0 × 10 /deg, 깊이 d/D= 0.00125, 폭 W = 10°, 직경차 2h/D= 0.000625 를 갖도록 축체와 베어링체를 제작하였다. 축체의 평균 직경(D)에 대한 요철차(δ)의 비율 (δ/D)과 베어링체의 평균내경 (D)에 대한 요철차 (δ)의 비율 (δ/D)과의 조합은 다음의 표 9와 표10에 나타나는 바와 같이 설정하였다. 이들 축체와 베어링체의 조합에 대하여 제2실시예와 같게 하여 진동 회전 안정성과 비재현성 변위를 측정하였다.

진동 회전 안정성은 표9에 나타낸 것처럼 축체의 요철차의 평균 직경에 대한 비율(δ/D)과 베어링체의 요철차의 평균 내경에 대한 비율(δ/D)의 양자의 값이 3 × 10 이하의 조합으로 있으며 안정하다는 것을 안다. 또 비재현성 변위는 표10에 나타내는 바와 같이 δ/D과 δ/D양자의 값이 3 × 10 이하의 조합으로 되면 작은 값을 나타내고 우수한 회전 정도를 나타내었다. 이들 결과로부터 축체의 요철차의 평균 직경에 대한 비율과 베어링체의 요철차의 평균내경에 대한 비율의 어느것이라도 3 × 10 이하로 되면 우수한 회전 특성을 갖는 축체를 얻을 수 있는 것을 알았다. 제2 실시예에서 나타낸 본 발명에 따라 공극 형상을 갖는 베어링(본 발명예)에 대하여도 요철차의 비율이 상기 범위내에 있으면 마찬가지로 우수한 특성을 나타내었다.

상기와 같이 본 발명에 따라 규정된 공극을 갖추는 것에 의해 고속 회전 아래에서 높은 회전 정도를 갖는 동압력 기체 베어링 구조를 제공하는 것이 가능하다.

Claims (9)

1. 원주형의 축체(1)와 그 축체에 반경 방향으로 간격을 가지고 대향하는 속이 빈 원통상의 베어링체(2)를 구비하는 동압력 기체 베아링 구조에 있어서, 각각의 중심축이 일치하도록 상기 축체와 상기 베어링체를 배치했을 때 상기 축체의 외주면과 상기 베어링체의 내주면에 의하여 대략 원통상의 공극(3)이 형성되고, 상기 축체와 상기 베어링체의 축에 수직인 횡단면 형상에 있어서 상기 중심축을 통하는 반경 방향의 직선이 상기 축체의 외주면에 상당하는 외형선에 교차하는 점과, 상기 베어링체의 내주면에 상당하는 외형선에 교차하는 점 사이의 거리에 의하여 상기 공극(3)의 두께(h)가 규정되고, 상기 축체의 외주면을 따라 원주에 대응하는 중심각에 대한 상기 공극의 두께가 변화하는 적어도 하나의 공극 변화 부분을 상기 공극이 포함하고 있으며, 상기 축체의 직경은 D₁, 상기 공극 두께의 변화량을 △h, 상기 중심각의 변화량을 △θ로 했을때 공극 변화율 α는

   α=(△h/D₁) / △θ[/ °]

   로 나타내고, 상기 공극 변화 부분은 1.0 × 10^-4≤ α ＜ 10.0 × 10^-4의 범위내의 공극 변화율을 갖는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.
2. 제1항에 있어서, 상기 공극(3)은 대략 일정한 두께를 갖는 공극 일정 부분과 상기 일정 두께보다 큰 두께를 갖는 공극 확대 부분을 구비하고, 상기 공극 확대 부분이 상기 공극 변화 부분을 포함하는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.
3. 제2항에 있어서, 상기 축체의 직경(D₁)에 대한 비율로 나타낸 상기 공극 일정 부분의 두께 (h_o)와 상기 공극 확대 부분의 최대 두께 (h_max)와의 차(h_max- h_o)/D₁가 0.007 이하에 있는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.
4. 제2항에 있어서, 상기 공극 확대 부분이 상기 중심각으로 5°이상에 상당하는 폭(W)을 갖는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.
5. 제2항에 있어서, 상기 축체의 직경(D₁)에 대한 비율로 나타낸 상기 공극 일정 부분의 두께(h_o/D₁)가 0.00125 이하에 있는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.
6. 제2항에 있어서, 상기 축체(1) 및 상기 베어링체(2)의 적어도 한쪽의 상기 횡단면 형상을 비정원으로 하는 것에 의하여 상기 공극 확대 부분이 형성되는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.
7. 제2항에 있어서, 상기 공극 확대 부분이 상기 축체의 외주면을 따라 3개소 이상 배치되어 있는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.
8. 제1항에 있어서, 상기 축체의 횡단면 형상이 상기 축체의 평균 직경(D_1m)에 대하여 3 × 10^-4이하의 요철차(δ)를 갖는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.
9. 제1항에 있어서, 상기 베어링체의 횡단면 형상이 상기 베어링체의 평균내경(D_2m)에 대하여 3 × 10^-4이하의 요철차(δ)를 갖는 것을 특징으로 하는 동압력 기체 베어링 구조.