馬 也 王慶鋒 施任杰 張馨宇 李慶展 李雙喜

(北京化工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 北京 100029)

浮環(huán)密封結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，軸向尺寸小，安全性好，在現(xiàn)代密封技術(shù)領(lǐng)域中占據(jù)重要地位。隨著科技的發(fā)展,機(jī)械設(shè)備所處的工藝環(huán)境逐漸惡劣，對(duì)浮環(huán)密封性能要求更高[1]。開車前由于自重浮環(huán)內(nèi)壁貼在跑道上，開車后在浮環(huán)內(nèi)壁與跑道之間的楔形間隙內(nèi)產(chǎn)生動(dòng)壓效應(yīng)，浮環(huán)受到垂直向上的力，內(nèi)壁脫離跑道[2]向上浮起。氣體浮動(dòng)性能相對(duì)液體來說較差，若浮環(huán)不能上浮，將會(huì)導(dǎo)致浮環(huán)內(nèi)壁與跑道之間發(fā)生磨損甚至崩壞，嚴(yán)重影響密封系統(tǒng)的安全性，因此對(duì)浮環(huán)上浮性能的研究是非常有必要的。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)浮環(huán)動(dòng)態(tài)運(yùn)行過程做了大量的研究。為計(jì)算不同工況下動(dòng)力學(xué)系數(shù)，文獻(xiàn)[3-4]改進(jìn)了浮環(huán)密封的數(shù)值模型并得到了精度更高的結(jié)果。文獻(xiàn)[5-6]則基于雷諾方程研究了溫度、槽型及變形量對(duì)浮環(huán)動(dòng)力學(xué)系數(shù)的影響。HA等[7]經(jīng)過有限元迭代與傅里葉變換求解了浮環(huán)的偏心率、泄漏率等密封參數(shù)，并認(rèn)為浮環(huán)密封的泄漏率與動(dòng)力學(xué)系數(shù)準(zhǔn)確計(jì)算的關(guān)鍵在于浮環(huán)中心位置的確定。DIETZEN和NORDMANN[8]利用有限差分法得到了湍流模型的解,并利用納維-斯托克斯方程得到了浮環(huán)密封的流場(chǎng)與壓力場(chǎng)分布,進(jìn)而得到了密封系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)系數(shù)。馬利軍[9]通過對(duì)高溫鑲裝氣膜浮環(huán)的節(jié)流長(zhǎng)度以及密封徑向間隙進(jìn)行數(shù)值模擬以及試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，增加節(jié)流長(zhǎng)度可以有效增加浮環(huán)內(nèi)表面與流體介質(zhì)的接觸面積，浮環(huán)的上浮力會(huì)增大，并認(rèn)為偏心率較大時(shí)浮環(huán)氣膜剛度隨著轉(zhuǎn)速增大而增大，浮環(huán)的自我調(diào)節(jié)能力較強(qiáng)。

為研究浮環(huán)與跑道的振動(dòng)隨轉(zhuǎn)速變化情況，西安交通大學(xué)浮環(huán)小組搭建密封試驗(yàn)臺(tái)，得到了密封組件的運(yùn)動(dòng)軌跡圖并提出了一套浮環(huán)動(dòng)力學(xué)系數(shù)的理論計(jì)算方法[10]。徐慶余等[11]認(rèn)為浮環(huán)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)為一個(gè)二自由度非線性振動(dòng)并根據(jù)短軸承潤(rùn)滑理論推導(dǎo)出了浮環(huán)油膜力的計(jì)算式與浮環(huán)軸心軌跡的計(jì)算方法,并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。ARGHIR等[12]研究了多因素耦合(庫(kù)侖力、慣性力、轉(zhuǎn)子振動(dòng)等)情況下浮環(huán)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，并建立了一種更為便捷的理論分析模型。

前人研究對(duì)象大多為液膜浮環(huán),對(duì)氣膜浮環(huán)的研究較少，且對(duì)上浮轉(zhuǎn)速的具體計(jì)算方法的研究較少。本文作者針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)主軸承箱的氣膜浮環(huán)密封系統(tǒng)，建立了浮環(huán)上浮轉(zhuǎn)速計(jì)算的有限元模型并搭建了試驗(yàn)臺(tái)，分別探究了先增速后增壓和先增壓后增速2種開車情況下浮環(huán)各密封參數(shù)與上浮轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系。

1 工作原理和上浮過程

浮環(huán)密封是一種流阻型密封，通過石墨環(huán)內(nèi)側(cè)與跑道外側(cè)之間的微小間隙實(shí)現(xiàn)節(jié)流作用。文中研究的浮環(huán)為整體式鑲裝浮環(huán)，浮環(huán)外側(cè)為金屬鑲裝環(huán)，內(nèi)側(cè)為石墨環(huán)。鑲裝式浮環(huán)結(jié)合了金屬環(huán)與石墨環(huán)的優(yōu)點(diǎn)，石墨環(huán)存在能夠防止環(huán)與跑道發(fā)生劇烈的剛性碰撞，同時(shí)由于鑲裝環(huán)的存在浮環(huán)也不會(huì)輕易地發(fā)生脆性斷裂。文中研究的航空發(fā)動(dòng)機(jī)浮環(huán)密封組件的結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 浮環(huán)密封組件結(jié)構(gòu)Fig 1 Floating ring seal structure

浮環(huán)上浮性能判定指標(biāo)主要包括從開車到工作狀態(tài)浮環(huán)能否上浮、上浮力大小、臨界上浮轉(zhuǎn)速的數(shù)值3個(gè)方面，當(dāng)工作轉(zhuǎn)速大于臨界上浮轉(zhuǎn)速時(shí)就認(rèn)為浮環(huán)能夠上浮。上浮轉(zhuǎn)速主要受上浮力與上浮阻力影響，開車前浮環(huán)由于自重貼在跑道上，開車后跑道旋轉(zhuǎn)，流體會(huì)對(duì)浮環(huán)產(chǎn)生一個(gè)向上的推力，稱為上浮力。另外側(cè)壁彈簧以及兩側(cè)壓差會(huì)對(duì)浮環(huán)產(chǎn)生一個(gè)阻礙其上浮的摩擦力，這個(gè)摩擦力和浮環(huán)自重之和稱為上浮阻力。當(dāng)上浮力略大于上浮阻力時(shí)浮環(huán)就會(huì)上浮，此時(shí)的跑道的轉(zhuǎn)速稱為上浮轉(zhuǎn)速。

2 上浮性能計(jì)算流程

2.1 上浮阻力

兩側(cè)浮環(huán)工作狀態(tài)類似，文中僅對(duì)其中一個(gè)浮環(huán)進(jìn)行分析。根據(jù)圖1，浮環(huán)工作狀態(tài)下浮環(huán)最大上浮阻力：

F=R+G

(1)

式中:F為浮環(huán)臨界狀態(tài)的上浮阻力；R為浮環(huán)端面摩擦力；G為浮環(huán)自重。

端面摩擦力：

R=(Fd+Fs)μ

(2)

式中：Fd為端面壓緊力；Fs為波簧彈力；μ為石墨環(huán)與合金鋼端面摩擦因數(shù)，取μ=0.07。

同時(shí)根據(jù)軸向方向力平衡關(guān)系，端面壓緊力：

Fd=F1-F2-F3+Fs

(3)

式中:F1為高壓側(cè)工作壓力；F2為低壓側(cè)工作壓力；F3為側(cè)端面氣膜反力。

浮環(huán)氣膜反力參考機(jī)械密封動(dòng)靜環(huán)間氣膜反力計(jì)算，代入公式可得：

F3=p2A2+λ(p1-p2)A2

(4)

整理后可得：

F=[(p1-p2)(A1-λA2)+2Fs]μ+G

(5)

式中：p1為高壓側(cè)壓力；p2為低壓側(cè)壓力；A1為高壓側(cè)環(huán)形端面面積；A2為低壓側(cè)環(huán)形端面面積；λ為氣膜反壓系數(shù)，取λ=0.7。

2.2 動(dòng)態(tài)間隙計(jì)算

浮環(huán)上浮力受氣膜厚度影響，故提取上浮力之前需先確定密封組件的動(dòng)態(tài)間隙。溫度及轉(zhuǎn)速的變化均會(huì)對(duì)動(dòng)態(tài)間隙造成影響，以某航空發(fā)動(dòng)機(jī)浮環(huán)密封裝置為參考，采用Ansys-Workbench靜力學(xué)分析模塊，分別建立浮環(huán)模型與跑道模型，根據(jù)實(shí)際工況施加過盈載荷、溫度載荷、轉(zhuǎn)速載荷等邊界條件進(jìn)行有限元分析。模型中的材料參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)分別如表1、表2所示。

表1 模型中的材料參數(shù)

表2 模型中的結(jié)構(gòu)參數(shù) 單位:mm

計(jì)算完成后提取跑道外壁徑向變形計(jì)算結(jié)果如圖2所示，浮環(huán)內(nèi)壁徑向變形結(jié)果如圖3所示。

圖2 跑道徑向變形Fig 2 Radial deformation of the runway

圖3 浮環(huán)徑向變形Fig 3 Radial deformation of the floating ring

從圖2和圖3可以看出,浮環(huán)與跑道變形值在軸向上變化不大，故可取上下限的平均值以便后續(xù)氣膜模型的建立。則平均氣膜膜厚為

H=δR+δR1-δR2

(6)

式中:H為浮環(huán)平均動(dòng)態(tài)半徑間隙；δR為浮環(huán)初始半徑間隙；δR1為浮環(huán)工作狀態(tài)平均半徑變形量；δR2為跑道工作狀態(tài)平均半徑變形量。

2.3 氣膜浮環(huán)有限元模擬分析

浮環(huán)開車前的狀態(tài)如圖4所示，建立氣膜模型前需先確定偏心距e0。

圖4 浮環(huán)開車前狀態(tài)示意Fig 4 Schematic of the floating ring state before operating

圖4中h0稱為接觸氣膜厚度，當(dāng)最小氣膜厚度hmin大于或等于接觸氣膜厚度，密封面分開，浮環(huán)開始上浮，接觸氣膜厚度[13-16]定義為

(7)

式中:Ra1為跑道外表面粗糙度;Ra2為石墨環(huán)內(nèi)壁表面粗糙度。

則初始偏心距：

e0=H-h0=H-0.003 35

采用Workbench中的Fluent模塊建立偏心氣膜分析模型。分別命名邊界：air-in，air-out，mobile-face，fixed-face。固定fixed-face并在mobile-face施加指定轉(zhuǎn)速，在air-in端面加載高壓側(cè)壓力，在air-out端面施加高壓側(cè)壓力。氣膜模型及對(duì)應(yīng)的操作參數(shù)分別如圖5和表3所示。

圖5 氣膜有限元模型Fig 5 gas film finite element model

表3 氣膜模型中的操作參數(shù)Table 3 Operating parameters in the gas film model

計(jì)算完成后提取的氣膜壓力云圖如圖6所示，可知?dú)饽毫ρ剌S向并不是均勻分布的，沿旋轉(zhuǎn)方向在點(diǎn)A(膜厚最小處)前端形成一個(gè)高壓區(qū)，高壓區(qū)的壓力大于入口壓力。在點(diǎn)A后端形成一個(gè)低壓區(qū)，低壓區(qū)的壓力小于出口壓力。分析是由于點(diǎn)A處膜厚較小，氣體在通過點(diǎn)A時(shí)“憋壓”，導(dǎo)致點(diǎn)A前端壓力較高。同時(shí)氣體來不及通過點(diǎn)A，故在點(diǎn)A后端壓力較低。

圖6 氣膜壓力云圖Fig 6 Gas film pressure cloud map

設(shè)置不同的轉(zhuǎn)速，分別提取對(duì)應(yīng)計(jì)算結(jié)果下y方向的上浮力。當(dāng)上浮力略大于上浮阻力時(shí)，對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速即為理論上的浮環(huán)臨界上浮轉(zhuǎn)速?？偨Y(jié)前文，可得到氣膜浮環(huán)上浮轉(zhuǎn)速的計(jì)算流程如圖7所示。

圖7 上浮轉(zhuǎn)速計(jì)算流程Fig 7 Flow of floating speed calculation

同時(shí)若固定轉(zhuǎn)速為浮環(huán)工作狀態(tài)的轉(zhuǎn)速，改變模型的偏心率(偏心距與動(dòng)態(tài)間隙的比值)，當(dāng)上浮力等于上浮阻力時(shí)，對(duì)應(yīng)的偏心率即為浮環(huán)工作狀態(tài)的偏心率，提取得到的泄漏率為工作狀態(tài)的泄漏率。分別設(shè)置不同的偏心率計(jì)算提取對(duì)應(yīng)的泄漏率和上浮力，得到偏心率-上浮力-泄漏率關(guān)系如圖8所示。

圖8 上浮力和泄漏率隨偏心率的變化Fig 8 Variation of buoyancy and leakage with eccentricity

從圖8可以看出，當(dāng)偏心率小于0.9，氣膜浮環(huán)的上浮力與偏心率成低斜率的線性關(guān)系；而當(dāng)偏心率大于0.9時(shí)，上浮力發(fā)生畸變，僅0.05的偏心率變化導(dǎo)致上浮力增加了10 N。浮環(huán)的泄漏率隨偏心率的增加而增加且呈近似二次關(guān)系，這與液膜浮環(huán)的壓差流動(dòng)[17]類似，原因是浮環(huán)兩側(cè)壓差較小，節(jié)流通道里的空氣可近似看為不可壓縮流體。同時(shí)可知偏心率較小的浮環(huán)泄漏量較小，密封性能更佳。

3 上浮轉(zhuǎn)速影響因素分析

發(fā)動(dòng)機(jī)開車時(shí)需根據(jù)實(shí)際情況選擇操作條件的 施加順序，一般來說分2種情況：一是先增壓至工作壓力再增速；二是先增速到工作轉(zhuǎn)速再增壓，2種情況下的臨界上浮轉(zhuǎn)速并不相同。根據(jù)圖7所示的上浮轉(zhuǎn)速計(jì)算流程，分別探究密封系統(tǒng)在2種情況下各參數(shù)對(duì)上浮轉(zhuǎn)速的影響并進(jìn)行對(duì)比分析。

3.1 節(jié)流長(zhǎng)度

節(jié)流長(zhǎng)度即石墨環(huán)內(nèi)表面的寬度。保持軸寬比(鑲裝環(huán)與石墨環(huán)寬度比值)不變，其他參數(shù)按表1—3，改變節(jié)流長(zhǎng)度，建立密封組件模型得到動(dòng)態(tài)間隙并建立氣膜模型,計(jì)算得到的節(jié)流長(zhǎng)度與上浮轉(zhuǎn)速關(guān)系如圖9所示。

圖9 上浮轉(zhuǎn)速隨節(jié)流長(zhǎng)度的變化Fig 9 Variation of floating speed with throttle length

從圖9可以看出，2種情況下上浮轉(zhuǎn)速隨節(jié)流長(zhǎng)度變化的趨勢(shì)相同，且先增速后增壓時(shí)的浮環(huán)上浮轉(zhuǎn)速較低，上浮性能較好。當(dāng)節(jié)流長(zhǎng)度較小時(shí)上浮轉(zhuǎn)速變化比較靈敏，節(jié)流長(zhǎng)度較大上浮轉(zhuǎn)速變化趨于平緩。另外節(jié)流長(zhǎng)度對(duì)上浮轉(zhuǎn)速的影響非常大，當(dāng)節(jié)流長(zhǎng)度為3 mm時(shí)上浮轉(zhuǎn)速甚至達(dá)到了65 000 r/min，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過了此航空發(fā)動(dòng)機(jī)的工作轉(zhuǎn)速20 900 r/min(圖中虛線)，此時(shí)的浮環(huán)是不能上浮的。而當(dāng)節(jié)流長(zhǎng)度較大時(shí)浮環(huán)的上浮轉(zhuǎn)速很低，上浮性能較好。但太大的節(jié)流長(zhǎng)度會(huì)使密封結(jié)構(gòu)占據(jù)更多的軸向空間。因此在實(shí)際設(shè)計(jì)氣膜浮環(huán)時(shí)需充分考慮節(jié)流長(zhǎng)度對(duì)上浮轉(zhuǎn)速的影響。建議節(jié)流長(zhǎng)度取5～7 mm為宜。

3.2 載荷系數(shù)

載荷系數(shù)K既是幾何參數(shù)也是力學(xué)參數(shù)，在這里其為高壓側(cè)與低壓側(cè)端面面積之比，即K=A1/A2。取載荷系數(shù)1.5～6，探討載荷系數(shù)與上浮轉(zhuǎn)速關(guān)系，如圖10所示。

由圖10可知先增速后增壓時(shí)浮環(huán)上浮轉(zhuǎn)速較低，上浮性能較好。先增速后增壓時(shí)上浮轉(zhuǎn)速幾乎不變，這是由于浮環(huán)兩側(cè)沒有壓差，上浮阻力與上浮力并不會(huì)受A2的變化影響，故上浮轉(zhuǎn)速穩(wěn)定不變。先增壓后增速時(shí)上浮轉(zhuǎn)速隨載荷系數(shù)的增大而增大且斜率逐漸減小，這是由于當(dāng)載荷系數(shù)增大時(shí)A2減小，由上浮阻力計(jì)算式(5)可知上浮阻力隨之增大，故上浮轉(zhuǎn)速增大。2種情況下載荷系數(shù)從極小取到極大的過程，浮環(huán)總能夠上浮，工程設(shè)計(jì)時(shí)建議取載荷系數(shù)1.5～3。

圖10 上浮轉(zhuǎn)速隨載荷系數(shù)的變化Fig 10 Variation of floating speed with load factor

3.3 徑向間隙

考慮到實(shí)際浮環(huán)的泄漏要求，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)使浮環(huán)的工作間隙取到0.02～0.07 mm，建立模型并分析計(jì)算，得到的徑向間隙與上浮轉(zhuǎn)速關(guān)系如圖11所示。

圖11 上浮轉(zhuǎn)速隨徑向間隙的變化Fig 11 Variation of floating speed with radial clearance

由圖11可知，間隙較大時(shí)先增壓后增速時(shí)浮環(huán)上浮性能較好，間隙較小時(shí)先增速后增壓時(shí)浮環(huán)上浮性能較好。先增壓后增速時(shí)上浮轉(zhuǎn)速隨著徑向間隙的增大逐漸減小，且當(dāng)徑向間隙達(dá)到0.06時(shí)上浮轉(zhuǎn)速為0，此時(shí)僅靠壓差的作用浮環(huán)就能浮起。這是由于環(huán)向間隙的變化導(dǎo)致氣體流沿環(huán)向并不相同，即使在靜止?fàn)顟B(tài)流體運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的上浮力也足以克服上浮阻力使浮環(huán)上浮。先增速后增壓時(shí)浮環(huán)兩側(cè)壓差為0，氣體流動(dòng)時(shí)沒有軸向的分速度故上浮轉(zhuǎn)速較為穩(wěn)定，徑向間隙的變化并不會(huì)對(duì)上浮轉(zhuǎn)速產(chǎn)生大的影響。

3.4 波簧彈力

保持其他條件不變，取波簧彈力4～14 N,探討波簧彈力與上浮轉(zhuǎn)速關(guān)系，如圖12所示。可知在一定范圍內(nèi)2種情況下的上浮轉(zhuǎn)速均隨波簧彈力的增大線性增大，浮環(huán)在整個(gè)波簧彈力取值范圍內(nèi)均可上浮。

圖12 上浮轉(zhuǎn)速隨波簧彈力的變化Fig 12 Variation of floating speed with wave spring elastic

3.5 工作溫度

溫度的變化會(huì)影響動(dòng)態(tài)間隙以及空氣黏度從而影響上浮轉(zhuǎn)速，改變密封組件的操作溫度得到相應(yīng)的動(dòng)態(tài)間隙，建立氣膜模型施加邊界條件，計(jì)算得到的工作溫度與上浮轉(zhuǎn)速關(guān)系如圖13所示。

圖13 上浮轉(zhuǎn)速隨工作溫度的變化Fig 13 Variation of floating speed with operating temperature

由圖13分析可知，先增壓后增速時(shí)上浮轉(zhuǎn)速同時(shí)受間隙變化和空氣黏度變化的影響，溫度從20 ℃增加至200 ℃上浮轉(zhuǎn)速?gòu)?增加到了14 000 r/min，這是由于當(dāng)溫度升高時(shí)，動(dòng)態(tài)間隙減小導(dǎo)致上浮轉(zhuǎn)速增大。而當(dāng)溫度大于200 ℃上浮轉(zhuǎn)速反而有減小趨勢(shì)，這是由于當(dāng)溫度升高到一定程度，空氣黏度變化產(chǎn)生的負(fù)作用超過了間隙變化產(chǎn)生的正作用。先增速后增壓時(shí)，間隙的變化對(duì)上浮轉(zhuǎn)速不再產(chǎn)生影響(如圖11所示)，而空氣黏度的降低導(dǎo)致了上浮轉(zhuǎn)速的降低。

3.6 高低壓側(cè)壓差

壓力的變化會(huì)影響側(cè)壁的摩擦力與流體的軸向流速，取高低壓側(cè)壓差0～0.12 MPa建立模型并計(jì)算，得到壓差與上浮轉(zhuǎn)速關(guān)系，如圖14所示?？芍S浮環(huán)兩側(cè)上浮轉(zhuǎn)速與壓差正相關(guān)且在取值范圍內(nèi)浮環(huán)均能上浮。

圖14 上浮轉(zhuǎn)速隨壓差的變化Fig 14 Variation of floating speed with pressure difference

4 氣膜浮環(huán)上浮轉(zhuǎn)速試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元分析的正確性，開發(fā)了浮環(huán)密封上浮轉(zhuǎn)速試驗(yàn)裝置。圖15(a)所示為試驗(yàn)主體裝置，圖15(b)所示為浮環(huán)密封組件。試驗(yàn)前通過位移傳感器探測(cè)口推動(dòng)浮環(huán)使其貼合在跑道上，再安裝位移傳感器并開車;逐漸增加轉(zhuǎn)速,當(dāng)傳感器檢測(cè)到位移變量時(shí)，此時(shí)的轉(zhuǎn)速即為上浮轉(zhuǎn)速。

圖15 試驗(yàn)裝置及浮環(huán)密封組件Fig 15 Test device(a)and floating ring seal assembly(b)

驗(yàn)證試驗(yàn)采用先增壓后增速的方式，浮環(huán)初始半徑間隙實(shí)測(cè)值為0.042 mm。為方便試驗(yàn),出口壓力取常壓，溫度取常溫，得到不同壓差下上浮轉(zhuǎn)速理論值與試驗(yàn)值對(duì)比如圖16所示。取出口壓力為常壓，壓差0.05 MPa，得到不同溫度下上浮轉(zhuǎn)速理論值與試驗(yàn)值對(duì)比如圖17所示。

圖16 不同壓差下上浮轉(zhuǎn)速計(jì)算值和試驗(yàn)值對(duì)比Fig 16 Comparison of calculated and experimental values of floating speed under different pressure differences

圖17 不同溫度下上浮轉(zhuǎn)速計(jì)算值和試驗(yàn)值對(duì)比Fig 17 Comparison of calculated and experimental values of floating speed under different temperature

由圖16、圖17可知，上浮轉(zhuǎn)速有限元模擬值與計(jì)算值變化趨勢(shì)相同。由于試驗(yàn)過程存在不可控誤差，故模擬值與試驗(yàn)值大小存在一定差異，但在可接受范圍內(nèi)，故可認(rèn)為文中所進(jìn)行的有限元分析結(jié)果是可靠的。

5 結(jié)論

(1)氣膜浮環(huán)的上浮力隨偏心率增大而增大且存在一個(gè)畸變過程，泄漏率與偏心率正相關(guān)且低壓差下呈近似二次關(guān)系，偏心率較小的浮環(huán)密封性能更佳。

(2)節(jié)流長(zhǎng)度對(duì)上浮轉(zhuǎn)速影響極大，節(jié)流過小將導(dǎo)致浮環(huán)不能上浮，工程設(shè)計(jì)時(shí)推薦節(jié)流長(zhǎng)度5～7 mm；載荷系數(shù)對(duì)上浮轉(zhuǎn)速的影響稍小，工程設(shè)計(jì)時(shí)推薦取1.5～3。

(3)不同的操作方式下各密封參數(shù)對(duì)氣膜浮環(huán)上浮性能的影響呈現(xiàn)很大的差異性。先增速后增壓時(shí)上浮轉(zhuǎn)速與載荷系數(shù)、波簧彈力、壓差正相關(guān)，與節(jié)流長(zhǎng)度和徑向間隙負(fù)相關(guān)；先增壓后增速時(shí)上浮轉(zhuǎn)速與波簧彈力正相關(guān)，與節(jié)流長(zhǎng)度、工作溫度負(fù)相關(guān)，與載荷系數(shù)、徑向間隙幾乎不相關(guān)。綜合來說先增速后增壓時(shí)上浮性能較好，有條件時(shí)開車前應(yīng)先進(jìn)行上浮性能的分析再選擇操作條件施加的順序。