程效銳,楊登峰,劉明建

(1. 蘭州理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 甘肅 蘭州 730050； 2. 甘肅省流體機(jī)械及系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730050)

空化會(huì)造成流體機(jī)械不穩(wěn)定運(yùn)行，使其水力性能下降并產(chǎn)生振動(dòng)和噪聲，進(jìn)而使離心泵機(jī)組運(yùn)行失效，因此，研究空化現(xiàn)象對(duì)確保泵高效運(yùn)行有重要意義.司喬瑞等[1]研究了不同空化發(fā)展階段離心泵泵腔內(nèi)流體的流動(dòng)狀態(tài)對(duì)離心葉輪的影響.由于誘導(dǎo)輪本身良好的抗空化性能，對(duì)誘導(dǎo)輪的幾何參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)一直是研究的熱點(diǎn).其中，李仁年等[2]研究了誘導(dǎo)輪偏轉(zhuǎn)角對(duì)離心泵空化性能的影響，并發(fā)現(xiàn)偏轉(zhuǎn)角為5°時(shí)，離心泵的水力性能最優(yōu).并且，通過(guò)在誘導(dǎo)輪進(jìn)口殼體開槽和改變誘導(dǎo)輪進(jìn)口邊形狀均可以提高泵的抗空化性能.BYUNG等[3]研究了渦輪誘導(dǎo)輪葉片數(shù)對(duì)其性能和空化不穩(wěn)定性的影響，發(fā)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)空化出現(xiàn)在三葉片誘導(dǎo)輪.CUI等[4]研究了引流噴射裝置對(duì)離心泵空化性能的影響.孫強(qiáng)強(qiáng)等[5]研究了誘導(dǎo)輪幾何參數(shù)及其與葉輪的匹配對(duì)高速離心泵空化性能的影響，發(fā)現(xiàn)葉片直徑為常數(shù)時(shí)變螺距誘導(dǎo)輪更能提高泵空化性能.YONG等[6]研究了離心葉輪葉片厚度對(duì)混流泵流道內(nèi)部流動(dòng)和空化性能的影響.LI等[7]研究了額定流量下的離心泵空化不穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)隨NPSHa的減小，不穩(wěn)定空化開始出現(xiàn).程效銳等[8]研究了誘導(dǎo)輪螺距變化對(duì)離心泵空化性能的影響.LI等[9]研究了在空化發(fā)展過(guò)程中，離心泵進(jìn)口處的壓力脈動(dòng)與其空化性能的關(guān)系.郭曉梅等[10]研究了無(wú)誘導(dǎo)輪、等螺距誘導(dǎo)輪、變螺距誘導(dǎo)輪和分流葉片誘導(dǎo)輪對(duì)高速離心泵空化特性的影響.LU等[11]研究了非定?？栈癄顟B(tài)下離心泵進(jìn)出口壓力脈動(dòng)、振動(dòng)特性和流道內(nèi)部流動(dòng)的不穩(wěn)定性.

目前有關(guān)提高離心泵空化性能的研究已經(jīng)很深入，主要包括誘導(dǎo)輪幾何參數(shù)的變化、誘導(dǎo)輪與葉輪的匹配等，而有關(guān)誘導(dǎo)輪上游流道幾何邊界變化對(duì)離心泵空化性能影響方面的研究較少.文中以帶誘導(dǎo)輪的高速離心泵為研究對(duì)象，通過(guò)在誘導(dǎo)輪殼體上開設(shè)環(huán)形槽來(lái)研究其與誘導(dǎo)輪的軸向位置對(duì)空化性能的影響規(guī)律.

1 計(jì)算域模型和方案設(shè)計(jì)

1.1 計(jì)算域模型

本研究以帶誘導(dǎo)輪的高速離心泵為研究對(duì)象，如圖1所示.高速離心泵的主要設(shè)計(jì)參數(shù)中，額定流量Qv=8.48 m3/h，揚(yáng)程H=605 m，轉(zhuǎn)速n=31 590 r/min.誘導(dǎo)輪輪緣直徑D=40 mm，誘導(dǎo)輪輪轂長(zhǎng)度L=35 mm，輪緣軸向長(zhǎng)度Lh=22 mm，輪轂軸向長(zhǎng)度Ly=28 mm，葉頂間隙δ=0.3 mm，誘導(dǎo)輪葉片數(shù)ZY=3，誘導(dǎo)輪葉片厚度(法向)為1 mm，誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口包角φ=150°，葉輪進(jìn)口直徑為40 mm，葉輪出口直徑為60 mm，葉輪出口寬度為4 mm，葉輪葉片數(shù)ZI=3，壓水室進(jìn)口寬度為11 mm，壓水室基圓直徑為65 mm.

圖1 高速離心泵結(jié)構(gòu)圖

1.2 方案設(shè)計(jì)

圖2為環(huán)形槽方案設(shè)計(jì)示意圖.為研究處于不同位置的環(huán)形槽對(duì)高速誘導(dǎo)輪空化特性的影響，如圖2所示，選取環(huán)形槽寬度為10 mm，深度為2 mm，且界線A-A位于誘導(dǎo)輪輪緣進(jìn)口邊，在其左側(cè)(上游)環(huán)形槽與誘導(dǎo)輪軸向距離為正數(shù)，反之，在其右側(cè)(下游)為負(fù)數(shù).不同環(huán)形槽距A-A的軸向距離Li分別為2.5, 0, -10.0, -12.5 mm，其中，i=1，2，3，4，分別設(shè)為方案1，方案2，方案3和方案4，且方案1和4，方案2和3均以界線A-A為中心對(duì)稱布置.當(dāng)在圖中虛線所示位置時(shí)，環(huán)形槽距界線A-A的軸向距離L1=2.5 mm.

圖2 環(huán)形槽方案設(shè)計(jì)示意圖

2 計(jì)算域網(wǎng)格

本研究采用Gambit 軟件，用適應(yīng)性較好的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格對(duì)計(jì)算流域進(jìn)行劃分，近壁面區(qū)計(jì)算域y+取值范圍為40～70，由于在選用k-ε湍流模型時(shí)，為保證其對(duì)近壁區(qū)網(wǎng)格質(zhì)量的要求，需滿足y+≤100，故本研究所取y+范圍能滿足湍流模型的要求.計(jì)算域包括進(jìn)口段、誘導(dǎo)輪、葉輪、過(guò)渡段、間隙段、壓水室和出口段，不同部件采用不同網(wǎng)格尺寸進(jìn)行網(wǎng)格劃分，主要過(guò)流部件網(wǎng)格示意圖見(jiàn)圖3.

為保證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，通過(guò)不斷調(diào)整網(wǎng)格質(zhì)量和網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行初步計(jì)算，發(fā)現(xiàn)泵揚(yáng)程隨網(wǎng)格數(shù)增加略有增加，而網(wǎng)格數(shù)到一定數(shù)量時(shí)基本趨于穩(wěn)定，最終確定網(wǎng)格數(shù)為4 453 326.進(jìn)口段、間隙、誘導(dǎo)輪、過(guò)渡段、葉輪、壓水室和出口段采用的網(wǎng)格尺寸分別為1.0，0.4，0.5，0.6，0.6和1.0 mm.同時(shí)，所對(duì)應(yīng)的網(wǎng)格數(shù)量分別為1 453 522，202 480, 1 081 440, 219 688, 591 773, 686 454和217 969.

3 數(shù)值模擬方法

3.1 控制方程與湍流模型

本研究湍流模型選用RNGk-ε模型，并根據(jù)Boussinesq提出的渦黏假定，確定了Reynolds應(yīng)力相對(duì)于平均速度梯度的關(guān)系，即

(1)

式中：ρ為液體密度；k為湍動(dòng)能；μt為湍動(dòng)黏度；ui，uj均為速度分量[12]；δij為“Kronecker delta”符號(hào).

3.2 空化模型

為便于處理靜態(tài)無(wú)限不可壓縮流體的空泡發(fā)展及破裂的規(guī)律，采用Rayleigh-Plesset方程，該方程是理想化且不存在經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的，即

(2)

式中：R為空泡半徑；μ為液體運(yùn)動(dòng)黏度；pB為空泡內(nèi)壓力；p∞(t)為液體靜壓；σ為表面張力系數(shù)[13].

3.3 邊界條件設(shè)置

采用CFX-15.0軟件對(duì)其全流域進(jìn)行數(shù)值模擬，進(jìn)口設(shè)為壓力進(jìn)口，出口設(shè)為質(zhì)量流量出口，以固壁處無(wú)滑移作為壁面條件，近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，流體介質(zhì)為清水，溫度25 ℃，密度998 kg/m3，飽和蒸汽壓為3 169 Pa,默認(rèn)參考?jí)毫υO(shè)為0.以無(wú)空化狀態(tài)下的定常結(jié)果作為空化狀態(tài)的初始值，并不斷降低進(jìn)口總壓，使離心泵內(nèi)部發(fā)生空化，將泵出口壓力波動(dòng)殘差值小于10-5作為空化狀態(tài)求解收斂的判定依據(jù).

3.4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果有效性驗(yàn)證

為保證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，對(duì)無(wú)環(huán)形槽模型泵的外特性進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，其中閉式試驗(yàn)臺(tái)流量精度為±0.5%，壓力精度為±0.1%，功率精度±0.1%，扭矩儀誤差為±0.1%,并將測(cè)試結(jié)果與數(shù)值計(jì)算進(jìn)行對(duì)比分析.圖4為試驗(yàn)臺(tái)示意圖.圖5為原模型泵的外特性測(cè)試曲線與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比.圖中，Q為實(shí)際流量.圖6為空化狀態(tài)下原模型泵的數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)數(shù)值對(duì)比.

圖4 試驗(yàn)臺(tái)示意圖

由圖5可見(jiàn)，在額定流量Qv=8.48 m3/h，泵揚(yáng)程的數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)的相差不超過(guò)1.8%，效率相差不超過(guò)2.2%.在大流量工況下，由于流動(dòng)損失的增大，揚(yáng)程和效率的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差有所增加，但誤差范圍不超過(guò)3.1%，總體上，原模型試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算的外特性曲線的變化趨勢(shì)一致.由圖6可見(jiàn)，在空化狀態(tài)下原模型泵的數(shù)值計(jì)算結(jié)果總體上大于試驗(yàn)數(shù)值，這是由于數(shù)值計(jì)算并未考慮模型泵在試驗(yàn)測(cè)試過(guò)程中的流動(dòng)損失及試驗(yàn)臺(tái)裝置誤差等因素，但從圖中可以看出，數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)數(shù)值的最大相對(duì)誤差不超過(guò)2.13%.綜合考慮模型泵的水力性能和空化性能，可以看出數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)數(shù)值的相對(duì)誤差均在允許的誤差范圍之內(nèi).

圖5 原模型的外特性曲線

圖6 空化狀態(tài)下原模型泵的數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)數(shù)值對(duì)比

4 環(huán)形槽對(duì)離心泵空泡發(fā)展的抑制

4.1 環(huán)形槽相對(duì)位置對(duì)空化性能的影響

圖7為不同方案的空化特性曲線，圖中空化數(shù)σ為量綱為一的參數(shù).定義揚(yáng)程下降3% 時(shí),泵已發(fā)生臨界空化，空化數(shù)按式(3)計(jì)算.

圖7 空化特性曲線

(3)

由圖7可知，5種方案的空化特性曲線變化趨勢(shì)大致相同，分段線A，B，C將不同方案的空化演變過(guò)程分成3個(gè)階段：在空化初期離心泵揚(yáng)程均無(wú)明顯變化；隨著空化數(shù)的不斷減小，不同方案的空泡發(fā)展程度出現(xiàn)明顯差異；當(dāng)空化數(shù)減小到一定程度時(shí)，離心泵揚(yáng)程開始出現(xiàn)驟降現(xiàn)象.其中，以原始方案為例，分段線A，B，C將原模型計(jì)算域的空化發(fā)展過(guò)程劃分成：① 空化初生階段(A-B段)，離心泵揚(yáng)程變化幅值小于1%，說(shuō)明誘導(dǎo)輪能夠在初生空化階段穩(wěn)定運(yùn)行，其做功能力和能量轉(zhuǎn)換也幾乎不受空泡影響；② 空化發(fā)展階段(B-C段)，此時(shí)離心泵揚(yáng)程開始出現(xiàn)明顯的下降，而當(dāng)其揚(yáng)程下降為總揚(yáng)程的3%時(shí)，離心泵處于臨界空化狀態(tài)(即線C)；③ 完全空化階段(線C以左)，此時(shí)離心泵揚(yáng)程急劇下降，說(shuō)明空化已經(jīng)非常嚴(yán)重，誘導(dǎo)輪和葉輪做功能力開始喪失，不能為離心葉輪提供足夠的進(jìn)口壓力，進(jìn)而導(dǎo)致其揚(yáng)程驟降.而增加環(huán)形槽后，不同方案的離心泵揚(yáng)程較原始方案均有不同程度的提高，尤其方案1和方案2中，離心泵揚(yáng)程有較大幅度的增加，且隨著空化數(shù)減少，其揚(yáng)程無(wú)明顯下降，說(shuō)明環(huán)形槽能明顯抑制空泡的發(fā)展和惡化.在其他環(huán)形槽方案中，環(huán)形槽仍能明顯提高離心泵揚(yáng)程，但隨著空化數(shù)的不斷降低，環(huán)形槽提高離心泵空化性能的能力遠(yuǎn)不如方案1和方案2，且從臨界空化數(shù)的角度出發(fā)(見(jiàn)表1)，方案1和方案2的臨界空化數(shù)較其他方案明顯更小，這說(shuō)明方案1和方案2的高速離心泵能在較小的入口壓力下仍有較好的空化性能.

表1 不同方案的臨界空化數(shù)

為進(jìn)一步分析環(huán)形槽對(duì)高速離心泵揚(yáng)程和效率的影響，以相對(duì)百分?jǐn)?shù)S來(lái)定量反映在增加環(huán)形槽后離心泵揚(yáng)程和效率相對(duì)原始方案的變化程度，其中相對(duì)百分?jǐn)?shù)為正數(shù)時(shí)表示增加環(huán)形槽后離心泵揚(yáng)程或效率較原始方案有所提高，反之，較原始方案有所下降.由于離心泵在空化數(shù)為0.068，0.020和0.006時(shí)，空化的發(fā)展程度較其他空化數(shù)時(shí)有明顯的區(qū)分度，且更能反映環(huán)形槽對(duì)離心泵空化性能的影響，文中將取其作為分析和討論的重點(diǎn).在圖8，9中，不同方案的環(huán)形槽對(duì)離心泵揚(yáng)程和效率的影響明顯不同，以空化數(shù)σ=0.020為例，方案1的揚(yáng)程和效率較原始方案分別提高了6.41%和1.00%，方案2的揚(yáng)程和效率分別提高了5.04%和4.00%，方案3的揚(yáng)程和效率分別下降了2.12%和4.12%，方案4的揚(yáng)程下降了2.52%，而效率提高了3.93%，總體上，方案1中，環(huán)形槽能大幅提高離心泵揚(yáng)程，但其效率有所增加或略微下降；而方案2中，環(huán)形槽能在幾乎不影響泵效率的情況下提高泵揚(yáng)程.

圖8 環(huán)形槽對(duì)離心泵揚(yáng)程影響的相對(duì)百分?jǐn)?shù)

圖9 環(huán)形槽對(duì)離心泵效率影響的相對(duì)百分?jǐn)?shù)

4.2 不同空化數(shù)時(shí)流道內(nèi)空泡體積分布

為直觀地反映環(huán)形槽對(duì)誘導(dǎo)輪和葉輪內(nèi)空泡演變的影響，取空泡體積分?jǐn)?shù)為10%的等值面來(lái)進(jìn)行分析.隨管道進(jìn)口壓力不斷降低，即空化數(shù)σ=0.068時(shí)，如圖10所示，以原始方案為例，片狀空泡主要出現(xiàn)在誘導(dǎo)輪吸力面進(jìn)口邊且更靠近誘導(dǎo)輪輪緣外緣，這是因?yàn)樵谡T導(dǎo)輪輪緣處，流體的圓周速度最大，靜壓占比低于動(dòng)壓占比，易產(chǎn)生局部低壓區(qū)，并使得局部壓力低于介質(zhì)的飽和蒸汽壓力，空化更容易發(fā)生.從圖中也可以看出，空泡在誘導(dǎo)輪葉片背面上的分布并不相同，這是由于誘導(dǎo)輪本身在結(jié)構(gòu)上的不對(duì)稱性會(huì)使得其對(duì)流體的作用力也是不均勻的.在其他方案中，空泡的體積分布有明顯的差異，而方案1和2中，空泡體積較原始方案明顯更小，說(shuō)明環(huán)形槽能在一定程度上抑制空泡初生.

圖10 在空化數(shù)σ=0.068下不同方案的空泡體積分布

在空化數(shù)σ=0.020時(shí)，如圖11所示，原始方案的空泡逐漸從誘導(dǎo)輪輪緣進(jìn)口邊發(fā)展至流道內(nèi)，并在離心葉輪葉片背面也聚集了大量空泡，而在誘導(dǎo)輪進(jìn)口，空泡已由片狀發(fā)展成了柱狀即進(jìn)口渦帶，進(jìn)口渦帶是旋轉(zhuǎn)渦和間隙泄漏渦共同作用的結(jié)果.而方案3和4中離心葉輪葉片背面出現(xiàn)了相對(duì)較少的空泡，說(shuō)明空化性能較原始方案有一定程度的提高.方案1和方案2中，誘導(dǎo)輪流道內(nèi)和離心葉輪葉片背面均未出現(xiàn)空泡，說(shuō)明環(huán)形槽與誘導(dǎo)輪軸向距離L1=2.5 mm,L2=0時(shí)，環(huán)形槽能顯著地抑制空化的發(fā)展.在空化數(shù)σ=0.006時(shí),如圖12所示，原始方案的離心泵流道內(nèi)已經(jīng)貫穿了大量的柱狀空泡，此時(shí)離心泵幾乎喪失做功能力，其揚(yáng)程出現(xiàn)驟降，離心泵會(huì)受到嚴(yán)重的空蝕破壞.方案2，3和4中，離心泵流道內(nèi)也出現(xiàn)了大量空泡，而方案1即L1=2.5 mm時(shí)空泡分布明顯更少，并且誘導(dǎo)輪進(jìn)口處出現(xiàn)明顯的渦帶斷裂，說(shuō)明由于環(huán)形槽的作用，空泡在誘導(dǎo)輪進(jìn)口已經(jīng)開始破裂，在誘導(dǎo)輪吸力面進(jìn)口邊上僅有少量附著空泡，從而抑制了空泡向誘導(dǎo)輪上游發(fā)展，提高了離心泵抗空化性能.

圖11 在空化數(shù)σ=0.020下不同方案的空泡體積分布

圖12 在空化數(shù)σ=0.006下不同方案的空泡體積分布

4.3 流道內(nèi)流場(chǎng)分析和靜壓分布

為進(jìn)一步研究環(huán)形槽對(duì)誘導(dǎo)輪流道內(nèi)部空泡發(fā)展的影響，以空化數(shù)σ=0.020為例，取誘導(dǎo)輪流道內(nèi)平均總壓pit和管道進(jìn)口段流道及誘導(dǎo)輪流道的軸面流線圖、靜壓分布圖來(lái)分析流道內(nèi)壓力分布和間隙泄漏渦流動(dòng)狀態(tài),如圖13,14所示.圖13中，橫坐標(biāo)為量綱一化的相對(duì)位置，L為誘導(dǎo)輪流道長(zhǎng)度，l為相對(duì)于誘導(dǎo)輪進(jìn)口的相對(duì)距離，從圖中可以看出，與原方案相比，增加環(huán)形槽后，誘導(dǎo)輪流道內(nèi)壓力有顯著增加，尤其方案1，2時(shí)，誘導(dǎo)輪流道內(nèi)壓力有大幅增加，說(shuō)明誘導(dǎo)輪流道內(nèi)空泡分布明顯減小，由空泡分布引起的局部低壓區(qū)明顯減少，使得流道內(nèi)壓力分布得到明顯增加.在圖14中，不同方案的旋渦區(qū)和壓力區(qū)明顯不同，說(shuō)明環(huán)形槽與誘導(dǎo)輪軸向距離是影響空化性能的重要參數(shù).以原始方案為例，旋渦區(qū)主要分布在進(jìn)口管道的壁面，且呈不對(duì)稱分布，符合流道內(nèi)空泡不對(duì)稱分布規(guī)律，這也是造成不對(duì)稱渦空化的主要原因.并且主流區(qū)都處于低壓區(qū)，而靠近管道壁面的壓力相對(duì)主流區(qū)有明顯增加，這是由于流體會(huì)在離心力作用下被甩到管道壁面，造成局部壓增現(xiàn)象，而空泡被排擠到主流區(qū)，形成進(jìn)口渦帶(見(jiàn)圖11，12).從壓力區(qū)分布可以看出，誘導(dǎo)輪流道內(nèi)出現(xiàn)壓差，流體會(huì)在這種壓差的作用下形成從靠近誘導(dǎo)輪尾緣的葉片流向誘導(dǎo)輪進(jìn)口邊葉片的回流現(xiàn)象，進(jìn)而產(chǎn)生間隙泄漏渦空化.在方案3和4時(shí)，旋渦區(qū)有增大的跡象，而這種旋渦會(huì)嚴(yán)重影響主流區(qū)流體的流動(dòng)狀態(tài)，間隙泄漏渦更嚴(yán)重.說(shuō)明環(huán)形槽與誘導(dǎo)輪軸向距離為L(zhǎng)3=-10.0 mm,L4=-12.5 mm時(shí)，會(huì)干涉誘導(dǎo)輪做功，對(duì)能量轉(zhuǎn)化造成影響.在方案1和方案2時(shí)，旋渦區(qū)和局部低壓區(qū)均明顯減少，且誘導(dǎo)輪內(nèi)部流道處于高壓區(qū)，壓差明顯減小，這正符合圖10中空泡主要分布在誘導(dǎo)輪進(jìn)口邊，而流道內(nèi)基本無(wú)空泡聚集的現(xiàn)象，這就說(shuō)明了環(huán)形槽能吸收誘導(dǎo)輪與殼體壁面的間隙泄漏渦，從而抑制其向誘導(dǎo)輪上游發(fā)展，且旋渦區(qū)的不對(duì)稱性明顯減弱，因此，環(huán)形槽能有效地改善誘導(dǎo)輪對(duì)流體造成的不均勻作用力，使誘導(dǎo)輪空化性能得到顯著提高.

5 結(jié) 論

1) 片狀空泡最先出現(xiàn)在誘導(dǎo)輪輪緣進(jìn)口邊葉片背面，隨管道入口壓力不斷降低，空泡逐漸貫穿誘導(dǎo)輪流道，并不斷向葉輪流道發(fā)展.

2) 當(dāng)環(huán)形槽與誘導(dǎo)輪的軸向距離L1=2.5 mm,L2=0 mm時(shí)，由于環(huán)形槽能有效吸收誘導(dǎo)輪間隙處的泄漏渦，減小旋渦區(qū)的不對(duì)稱性和低壓區(qū)面積，改善其流體的流動(dòng)狀態(tài)，因此，高速離心泵空化性能得到大幅度提高.

3) 當(dāng)環(huán)形槽與誘導(dǎo)輪的軸向距離L3=-10.0 mm,L4=-12.5 mm時(shí)，由于環(huán)形槽已經(jīng)深入誘導(dǎo)輪間隙，深陷于環(huán)形槽內(nèi)的泄漏渦會(huì)在某種程度上干涉誘導(dǎo)輪流道內(nèi)流體的流動(dòng)狀態(tài)，不對(duì)稱旋渦更加嚴(yán)重.因此，在提高離心泵空化性能上，軸向距離-10.0，-12.5 mm不如軸向距離為2.5，0 mm有優(yōu)勢(shì).