局部磨損對(duì)α型旋風(fēng)分離器內(nèi)流場(chǎng)及分離性能的影響

范軍領(lǐng)，何昊，張攀，陳光輝

（1 青島科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山東青島 266061；2 青島科技大學(xué)化工學(xué)院，山東青島 266042；3 山東省多相流體反應(yīng)與分離工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東青島 266042）

旋風(fēng)分離器作為一種典型的非熱物理分離設(shè)備，廣泛應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)領(lǐng)域。分離效率和壓降是評(píng)價(jià)其性能優(yōu)劣的兩大指標(biāo)。為提高分離效率、降低壓降，大量學(xué)者對(duì)旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)、操作條件等進(jìn)行了研究，并取得了豐碩的成果。但磨損始終是制約其應(yīng)用與發(fā)展的重要問(wèn)題之一，尤其是當(dāng)采用旋風(fēng)分離器處理高硬度、高腐蝕性顆粒時(shí)，設(shè)備內(nèi)壁磨損加劇，隨著關(guān)鍵部位尺寸的改變，旋風(fēng)分離器分離效率大幅下降、使用壽命顯著縮短，甚至磨穿壁面導(dǎo)致非計(jì)劃停車(chē)，帶來(lái)巨大的安全隱患和經(jīng)濟(jì)損失。

旋風(fēng)分離器磨損是由沖蝕磨損、表面疲勞磨損和腐蝕磨損等形成的復(fù)合磨損，具有局部性和非均勻性。工業(yè)應(yīng)用表明，旋風(fēng)分離器入口正對(duì)、錐體下部壁面是局部減薄或穿孔的常見(jiàn)部位。相比于復(fù)雜耗時(shí)的磨損實(shí)驗(yàn)，基于計(jì)算流體力學(xué)（CFD）預(yù)測(cè)磨損、分析磨損機(jī)理，成為研究旋風(fēng)分離器磨損的有效途徑。旋風(fēng)分離器磨損與其幾何結(jié)構(gòu)密切相關(guān)，金有海、王江云、李琴等研究了入口結(jié)構(gòu)對(duì)旋風(fēng)分離器磨損的影響，指出單入口結(jié)構(gòu)磨損范圍最廣、雙入口結(jié)構(gòu)磨損相對(duì)均勻，隨入口高寬比的增大，錐體內(nèi)渦核擺動(dòng)增強(qiáng)，錐體底部磨損加劇。袁惠新等研究了旋流器磨損，也得到了相似的結(jié)論。趙新學(xué)等發(fā)現(xiàn)減小排塵口直徑，也將增強(qiáng)內(nèi)渦渦核擺動(dòng)，加劇錐體壁面磨損，反之增大排塵口直徑一定程度上降低了壁面磨損，但顆粒返混現(xiàn)象加劇，嚴(yán)重影響分離效率。此外，磨損將導(dǎo)致旋風(fēng)分離器壁面粗糙度增大，自然旋風(fēng)長(zhǎng)縮短，分離效率降低。結(jié)構(gòu)的改變本質(zhì)上造成旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)的變化，進(jìn)而影響顆粒的運(yùn)動(dòng)過(guò)程。Duan 等開(kāi)發(fā)了環(huán)流式旋風(fēng)分離器，利用特殊的內(nèi)外筒設(shè)計(jì)優(yōu)化流體流路，避免了內(nèi)外渦流的相互干擾，使得設(shè)備運(yùn)行時(shí)的磨損降低，使用壽命顯著延長(zhǎng)。Wei 等指出實(shí)際生產(chǎn)中，由于旋風(fēng)分離器入口變徑管的存在，顆粒速度往往大于進(jìn)氣速度，容易造成顆粒破碎和壁面磨損。王薇、李琴、高助威等認(rèn)為大、中粒徑顆粒在筒體頂端和錐體底部的受力平衡是灰環(huán)出現(xiàn)的主要原因?；噎h(huán)具有非軸對(duì)稱(chēng)、準(zhǔn)周期脫落特性，加劇了旋風(fēng)分離器局部磨損。禮曉宇等測(cè)量了旋風(fēng)分離器內(nèi)部顆粒藏量，發(fā)現(xiàn)顆粒藏量主要來(lái)源于頂灰環(huán)，頂灰環(huán)周期性地脫落與重生使得壁面磨損加劇?？孜奈牡劝l(fā)現(xiàn)料腿漏風(fēng)將導(dǎo)致旋風(fēng)分離器內(nèi)壓力產(chǎn)生波動(dòng)，壓降降低，且入口流速越低，漏風(fēng)影響越明顯。入口流速、顆粒濃度等操作條件決定了旋風(fēng)分離器的磨損情況。魏耀東等通過(guò)蝸殼式旋風(fēng)分離器磨損模擬實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)器壁磨損量與入口流速呈三次方關(guān)系，與顆粒濃度呈線(xiàn)性關(guān)系。Wang 等研究了循環(huán)流化床磨損，發(fā)現(xiàn)旋風(fēng)分離器筒體、錐體的磨損大小取決于入口流速，入口流速較大時(shí)筒體磨損嚴(yán)重，反之錐體磨損嚴(yán)重。Chu 等數(shù)值研究了重介質(zhì)旋流器磨損，指出磨損速率取決于操作條件和顆粒屬性，重力的影響可能導(dǎo)致大粒徑顆粒非對(duì)稱(chēng)磨損。Sedrez 等發(fā)現(xiàn)增大入口流速，旋風(fēng)分離器壁面磨損加??；相同入口流速下，增大顆粒質(zhì)量流率，由于“緩沖效應(yīng)”的影響，壁面磨損反而有所下降。降低入口流速必然導(dǎo)致旋風(fēng)分離器分離性能降低，減磨多從優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)入手，如加裝防磨板、側(cè)壁開(kāi)縫、切向腔室、反塵錐、內(nèi)襯等結(jié)構(gòu)有著良好的減磨效果。

綜上所述，現(xiàn)有研究大多聚焦于設(shè)計(jì)參數(shù)或操作條件對(duì)旋風(fēng)分離器磨損的影響。工業(yè)應(yīng)用主要通過(guò)增加耐磨襯里（厚度可達(dá)100～200mm）來(lái)延長(zhǎng)設(shè)備使用壽命，但長(zhǎng)期磨損仍會(huì)導(dǎo)致設(shè)備壁面厚度（包括絕熱襯里、耐磨襯里等）減薄，從而改變旋風(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)參數(shù)，并最終影響其操作性能。局部磨損對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)流場(chǎng)及分離性能影響規(guī)律的研究鮮有報(bào)道。α 型旋風(fēng)分離器由青島科技大學(xué)化工學(xué)院研發(fā)，入口以?xún)A角向下傾斜，頂蓋為帶一定傾角的螺旋板，氣體入口按頂蓋傾斜角度與直筒和頂蓋相切，有效消除了頂灰環(huán)，提高了除塵效率，在實(shí)際生產(chǎn)中得到了廣泛應(yīng)用。本文采用數(shù)值模擬計(jì)算方法研究了局部磨損對(duì)α型旋風(fēng)分離器內(nèi)流場(chǎng)及分離性能的影響規(guī)律，以期指導(dǎo)實(shí)際應(yīng)用。

1 數(shù)值計(jì)算

1.1 數(shù)學(xué)模型

基于CFD 的磨損預(yù)測(cè)由流場(chǎng)模擬、顆粒追蹤和磨損計(jì)算三部分組成。旋風(fēng)分離器內(nèi)部是三維強(qiáng)旋湍流，各向異性效應(yīng)顯著，雷諾應(yīng)力模型（RSM）和大渦模擬（LES）是描述此類(lèi)復(fù)雜旋流的有效湍流模型。然而LES 對(duì)硬件水平要求較高，求解需要較多的計(jì)算資源，所以本文使用RSM[式(1)]研究α 型旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)。與顆粒離散相（模型）DPM 雙向耦合求解顆粒運(yùn)動(dòng)，基于存儲(chǔ)的顆粒-壁面碰撞信息，引入E/CRC 磨損方程求解旋風(fēng)分離器壁面磨損。

1.1.1 RSM

式中，湍動(dòng)擴(kuò)散項(xiàng)、浮力產(chǎn)生項(xiàng)G、壓力應(yīng)變項(xiàng)φ、黏性耗散項(xiàng)ε需要建模使方程組封閉，相關(guān)方程可參考文獻(xiàn)[35]。

1.1.2 DPM

旋風(fēng)分離器中固體顆粒濃度較低，多應(yīng)用DPM 分析。DPM 適用于顆粒體積濃度相比于連續(xù)相較低（一般低于10%）的流場(chǎng)計(jì)算，忽略顆粒間的相互碰撞，連續(xù)相和離散相分別在歐拉與拉格朗日坐標(biāo)系下計(jì)算，顆粒運(yùn)動(dòng)滿(mǎn)足牛頓第二定律，見(jiàn)式(2)。

式(2)右側(cè)依次為顆粒所受曳力與重力，虛擬質(zhì)量力、布朗力等附加力相比于曳力數(shù)值較小，可忽略不計(jì)。

1.1.3 E/CRC磨損模型

沖蝕磨損過(guò)程影響因素眾多，其中顆粒沖擊速度與角度常作為磨損方程的基本參數(shù)。與其他磨損模型相比，E/CRC磨損模型考慮了壁面硬度、顆粒形狀等要素對(duì)磨損的影響，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)更接近。E/CRC磨損方見(jiàn)式(3)、式(4)。

式中，為磨損率，kg/(m·s)；、分別為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)、速度指數(shù)，分別取值4.62×10、2.41；為布氏硬度；為顆粒形狀系數(shù)，對(duì)于半球形顆粒取0.53；為顆粒沖擊速度，m/s；為顆粒沖擊角，rad。

1.2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

α 型旋風(fēng)分離器幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖1 所示。計(jì)算采用直角坐標(biāo)系，軸與軸向方向一致，規(guī)定向下為正，=0 平面位于筒體與錐體連接處，-平面為水平面，原點(diǎn)位于軸心，并設(shè)置/=-0.34（筒體段）、1.45（錐體段）兩個(gè)監(jiān)測(cè)面。采用六面體網(wǎng)格劃分計(jì)算域，并進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。分別建立入口正對(duì)壁面磨損厚度為=0mm（無(wú)磨損）、15mm、30mm、50mm 時(shí)的物理模型，進(jìn)行考察分析。

圖1 α型旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分簡(jiǎn)圖

1.3 邊界條件及差分格式

（1）入口邊界 氣相入口為常溫常壓空氣，沿入口截面法向速率為20m/s，湍流強(qiáng)度為3.62%，水力直徑109.82mm。固相為硅顆粒，速度與氣相一致，中位粒徑15μm，密度2650kg/m，質(zhì)量流率0.01kg/s。

（2）出口邊界 出口為自由出流，按充分發(fā)展湍流處理。

（3）壁面邊界 采用無(wú)滑移邊界條件、標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理邊界湍流。排氣管口、灰斗壁面分別設(shè)置為逃逸和捕捉，其余壁面均設(shè)置為反彈，碰撞恢復(fù)系數(shù)設(shè)為0.9。

（4）差分格式 控制方程采用有限體積法，壓力速度耦合算法采用SIMPLEC，壓力插補(bǔ)格式采用PRESTO！，各方程對(duì)流項(xiàng)采用QUICK 差分格式。

1.4 模型驗(yàn)證

1.4.1 流場(chǎng)模型驗(yàn)證

將筒體段軸向位置/=-0.4 處，切向速度與軸向速度徑向量綱為1 分布模擬計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[37]中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如圖2 所示。兩量綱為1速度分布數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值接近，切向速度最大相對(duì)誤差約為5.78%，軸向速度最大相對(duì)誤差約為11.13%，表明RSM 可以較好地描述旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)的分布情況。

圖2 速度測(cè)量值與模擬值對(duì)比

1.4.2 磨損模型驗(yàn)證

由于磨損研究的復(fù)雜性，且彎管切向彎曲結(jié)構(gòu)與旋風(fēng)分離器內(nèi)部旋轉(zhuǎn)情況相似，本文采用彎管磨損實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證磨損模型的正確性。Vieira 等利用E/CRC 磨損方程預(yù)測(cè)了彎管磨損情況，并與砂-不銹鋼彎管沖蝕磨損實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。利用本文1.1 節(jié)所采用的數(shù)學(xué)模型與磨損方程，同樣獲得了彎管的磨損情況，如圖3所示，磨損位置基本一致，最大磨損率模擬值與Vieira等實(shí)驗(yàn)值吻合良好。

圖3 彎管磨損測(cè)量值與模擬值對(duì)比

2 結(jié)果分析與討論

2.1 磨損分析

圖4 為入口流速20m/s、0.01kg/s 硅顆粒沖蝕壁面材料為碳鋼的α 型旋風(fēng)分離器磨損云圖。如圖4 所示，磨損以非均勻局部磨損為主，入口正對(duì)壁面磨損最為嚴(yán)重[如圖4(a)]，最大磨損率約為1.4×10kg/(m·s)，按此數(shù)據(jù)計(jì)算，該區(qū)域一個(gè)月時(shí)間壁面最大減薄約10mm。實(shí)際應(yīng)用如圖5 所示，有機(jī)硅單體合成工藝中，未加襯里、壁厚10mm α 型旋風(fēng)分離器運(yùn)行僅一個(gè)月，入口正對(duì)壁面磨穿，致使設(shè)備停機(jī)，磨損厚度與模擬結(jié)果基本一致。這是由于入口顆粒運(yùn)動(dòng)速度高、慣性大，與壁面直接發(fā)生碰撞造成磨損。筒體段磨損相對(duì)均勻，磨損率約為5×10kg/(m·s)。錐體段磨損呈螺旋帶狀分布，沿軸向向下逐漸增大，最大磨損率約為1×10kg/(m·s)，這是由于顆粒在錐體段分離過(guò)程中會(huì)形成“灰?guī)А?，持續(xù)沖刷壁面造成磨損。排氣管及灰斗磨損相對(duì)較小。與傳統(tǒng)PV 型旋風(fēng)分離器不同的是，由于螺旋板的導(dǎo)流與整流作用，α型旋風(fēng)分離器無(wú)頂灰環(huán)現(xiàn)象，有效降低了頂板磨損。

圖4 α型旋風(fēng)分離器磨損云圖

圖5 α型旋風(fēng)分離器入口正對(duì)壁面局部磨損

2.2 速度矢量

如圖6所示，磨損造成α型旋風(fēng)分離器螺旋段圓柱型結(jié)構(gòu)發(fā)生了改變（圖中紅色區(qū)域），原本沿筒體作規(guī)則圓周運(yùn)動(dòng)的外旋流，產(chǎn)生了與圓周切向方向不一致的速度分量，進(jìn)一步加劇了流場(chǎng)的不對(duì)稱(chēng)性。尤其是氣流流經(jīng)磨損區(qū)域后，產(chǎn)生向旋風(fēng)分離器中心運(yùn)動(dòng)的速度分量，導(dǎo)致已經(jīng)受離心力作用運(yùn)動(dòng)至邊壁處的固體顆粒進(jìn)入設(shè)備中心區(qū)域重新離心分離，甚至?xí)M(jìn)入到內(nèi)旋流經(jīng)排氣管被帶出，從而降低了旋風(fēng)分離器的分離效率。且隨著局部磨損厚度的增大，氣流方向的偏轉(zhuǎn)角度也越大，更不利于主流的穩(wěn)定與固體顆粒的分離。

圖6 α型旋風(fēng)分離器螺旋段速度矢量圖

α型旋風(fēng)分離器=0截面軸向速度矢量圖如圖7所示。由于排氣管內(nèi)部壓力較低，部分入口氣流在壓力梯度的作用下直接進(jìn)入排氣管，形成“短路流”，且排氣管下口處的“節(jié)流效應(yīng)”使得部分氣流在排氣管內(nèi)壁處作縱向環(huán)流運(yùn)動(dòng)，形成二次渦。隨著局部磨損的加劇，受氣流偏轉(zhuǎn)的影響，排氣管下口流體短路區(qū)域擴(kuò)大，且軸向速度也逐漸增大，由約5m/s增大至10m/s，排氣管內(nèi)二次渦增強(qiáng)，增大了固體顆粒隨短路流直接逃逸的可能。本文2.6節(jié)中α型旋風(fēng)分離器分級(jí)效率曲線(xiàn)表明，3μm顆粒分離效率由約74.38%降低至54.97%，分離效率顯著下降。

圖7 α型旋風(fēng)分離器X=0截面軸向速度矢量圖

2.3 短路流量

旋風(fēng)分離器任一截面下行流量可通過(guò)軸向速度對(duì)過(guò)流面積積分求得。圖8 為α 型旋風(fēng)分離器下行流量沿軸向的分布，由圖8可以看出在排氣管下端，下行流量隨軸向高度增大而降低，后變化較小，陡降區(qū)域就是短路流區(qū)域，差值即為短路流量。如表1所示，隨磨損厚度的增大，短路流區(qū)域及流量增大，=50mm 時(shí)，短路流區(qū)域由排氣管下端約25mm增大至50mm，短路流量由約0.11m/s增大至0.17m/s。

圖8 不同磨損厚度下下行流量分布

表1 不同磨損厚度下短路流區(qū)域及短路流量

2.4 切向速度

圖9分別為α型旋風(fēng)分離器在/=-0.34、1.45截面，切向速度隨磨損厚度變化的分布情況。切向速度基本呈M 形對(duì)稱(chēng)分布，由于采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，壁面處切向速度逐漸降低為零，以最大切向速度為界，呈現(xiàn)外部準(zhǔn)自由渦與內(nèi)部準(zhǔn)強(qiáng)制渦的Rankine 組合渦結(jié)構(gòu)。隨著局部磨損的加劇，排氣管下口短路流增大，從而導(dǎo)致排氣管下口以下區(qū)域流體流量減少，切向速度逐漸降低，且主要以外渦區(qū)域最為明顯。=50mm時(shí)，外渦切向速度平均降低了約12%。由于旋風(fēng)分離器顆粒的分離過(guò)程主要在外渦進(jìn)行，顆粒所受離心力的大小與切向速度直接相關(guān)，外渦切向速度的降低將造成顆粒所受離心力減小，最終影響設(shè)備的分離性能。

圖9 不同磨損厚度下切向速度分布

2.5 顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡

圖10、圖11 分別為不同粒徑顆粒在α 型旋風(fēng)分離器內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡。顆粒粒徑較小時(shí)，受離心力的影響較小，曳力居于主導(dǎo)地位，致使其運(yùn)動(dòng)軌跡布滿(mǎn)整個(gè)設(shè)備空間，存在直接從排氣管逃逸的現(xiàn)象。隨著粒徑的增大，顆粒所受離心力增大，形成沿壁面螺旋下行的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，且粒徑越大，顆粒與壁面的碰撞位置越靠近入口處，越早形成旋流。與未磨損時(shí)相比，旋風(fēng)分離器入口正對(duì)區(qū)域發(fā)生磨損后，顆粒不再做規(guī)則的圓周運(yùn)動(dòng)，其存在較大的徑向速度，會(huì)反彈向設(shè)備內(nèi)部，靠近排氣管運(yùn)動(dòng)。旋風(fēng)分離器內(nèi)細(xì)顆粒（如1μm）的運(yùn)動(dòng)受湍流的影響較大，局部磨損造成壁面粗糙度及幾何結(jié)構(gòu)的改變加劇了這一影響。如圖10 所示，隨局部磨損厚度的增大，細(xì)顆粒在排氣管下方的停留時(shí)間變長(zhǎng)，并最終從排氣管逃逸。經(jīng)分離的細(xì)顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡逐漸靠近灰斗底部，容易被上行渦流夾帶，轉(zhuǎn)為向上排出。而對(duì)于粗顆粒（如30μm），如圖11 所示，隨著局部磨損厚度的增大，顆粒帶寬度減小，顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡趨于重合，容易形成高濃度灰環(huán)，而灰環(huán)形成后一方面會(huì)增大顆粒從排氣管短路，另一方面高濃度顆粒流會(huì)加劇壁面磨損。

圖10 1μm顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡比較

圖11 30μm顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡比較

2.6 壓降與分級(jí)效率

入口流速與壓降的關(guān)系如圖12(a)所示，隨入口流速的增大，α型旋風(fēng)分離器壓降升高。相同入口流速下，隨局部磨損厚度的增大，排氣管下口短路流加劇，向下流動(dòng)流體減少造成壓降降低，δ=50mm時(shí)，壓降降低了約15.41%。

圖12(b)為入口流速20m/s時(shí)顆粒粒徑與級(jí)效率的關(guān)系，可以看出α型旋風(fēng)分離器分級(jí)效率曲線(xiàn)基本呈S 形分布，級(jí)效率隨顆粒粒徑的增大而增大、隨局部磨損厚度的增大而減小。=50mm 時(shí)，可完全分離粒徑由未磨損時(shí)的11μm 增大至20μm，分割粒徑由0.73μm增大至2.36μm。局部磨損后設(shè)備對(duì)10μm以下顆粒的分離效率明顯降低，對(duì)細(xì)顆粒的分離效益影響更顯著，如3μm 顆粒分離效率由74.38%降低至54.97%，說(shuō)明發(fā)生局部磨損時(shí)α型旋風(fēng)分離器仍具備一定的分離能力，但分離效率明顯下降。

圖12 α型旋風(fēng)分離器壓降和分級(jí)效率曲線(xiàn)

3 結(jié)論

（1）模擬結(jié)果表明，α型旋風(fēng)分離器入口正對(duì)壁面磨損最為嚴(yán)重，最大磨損率約為1.4×10kg/(m·s)。

磨損造成壁面幾何結(jié)構(gòu)的改變，致使外旋流流經(jīng)磨損區(qū)域后，產(chǎn)生了向心的速度分量，導(dǎo)致外旋流顆粒進(jìn)入內(nèi)旋流逃逸，不利于主流的穩(wěn)定與固體顆粒的分離。

（2）隨局部磨損的加劇，排氣管下口短路流增大，管口以下區(qū)域流體流量減少。外渦切向速度降低，顆粒所受離心力減小，細(xì)顆粒的逃逸現(xiàn)象更加明顯；粗顆粒顆粒帶寬度減小，顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡趨于重合，容易形成高濃度灰環(huán)，加劇顆粒短路與壁面磨損。

（3）局部磨損導(dǎo)致α型旋風(fēng)分離器分離性能下降，對(duì)細(xì)顆粒的分離效益影響更顯著。局部磨損厚度50mm 時(shí)，3μm 粒徑顆粒的分離效率由74.38%降低至54.97%，分割粒徑由0.73μm 增大至2.36μm；設(shè)備壓降降低了約15.41%。因此，優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、嚴(yán)控工藝參數(shù)及提高襯里材料耐磨性能，以避免磨損造成分離效率大幅下降，對(duì)旋風(fēng)分離器的高效運(yùn)行具有重要意義。

—— 筒體直徑，mm

—— 分割粒徑，μm

—— 筒體半徑，mm

—— 徑向坐標(biāo)，mm

—— 軸向速度，m·s

—— 入口流速，m·s

—— 切向速度，m·s

—— 軸向坐標(biāo)，mm

—— 入口正對(duì)壁面磨損厚度，mm