（西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 陜西西安710049）

超細(xì)粉體技術(shù)發(fā)展至今已有50余年， 通常將粒徑全部小于30 μm的粉體定義為超細(xì)粉體[1]。 超細(xì)粉因具有獨(dú)特的性質(zhì)被廣泛的應(yīng)用于能源、 化工、 生物、 制藥等領(lǐng)域和行業(yè)。 粉碎法是目前工業(yè)制備超細(xì)粉的主流方法之一， 介質(zhì)砂磨機(jī)作為采用粉碎法制備超細(xì)粉的重要設(shè)備， 被各行各業(yè)普遍使用[2]。 隨著計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（computational fluid dynamics， CFD）技術(shù)與計(jì)算機(jī)技術(shù)的快速發(fā)展， CFD技術(shù)早已拓展應(yīng)用于冶金、 化工、 建筑等相關(guān)領(lǐng)域[3-5]。 傳統(tǒng)砂磨機(jī)實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法周期長(zhǎng)， 設(shè)計(jì)成本高， 利用CFD技術(shù)可以直接對(duì)砂磨機(jī)內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行模擬， 分析設(shè)計(jì)的合理性， 縮短設(shè)計(jì)周期與成本[6-7]。

張國(guó)旺等[8-9]運(yùn)用CFD方法對(duì)不同類型砂磨機(jī)進(jìn)行仿真數(shù)值模擬與對(duì)比試驗(yàn)， 結(jié)果表明， 棒銷式砂磨機(jī)的研磨效果較好， 驗(yàn)證了數(shù)值模擬分析的正確可靠性。 龔曙光等[10]對(duì)介質(zhì)攪拌磨機(jī)分散盤結(jié)構(gòu)進(jìn)行單相仿真優(yōu)化， 后進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證， 結(jié)果表明， 介質(zhì)攪拌磨單相仿真可行， 仿真結(jié)果具有參考性。 趙艷平[11]利用流體力學(xué)仿真軟件Fluent對(duì)不同轉(zhuǎn)速下的臥式砂磨機(jī)進(jìn)行了三維層流與湍流的數(shù)值模擬，對(duì)其速度場(chǎng)與切變率分布進(jìn)行分析，找到了研磨破碎的主要區(qū)域， 得出了砂磨機(jī)的粉碎機(jī)理。 Fukui等[12]通過(guò)三維離散元方法（discrete element method, DEM）對(duì)介質(zhì)攪拌磨機(jī)的攪拌軸方向進(jìn)行了模擬研究， 認(rèn)為在評(píng)價(jià)顆粒碰撞能大小的同時(shí)也要評(píng)價(jià)顆粒運(yùn)動(dòng)的均勻性。 Zheng等[13]對(duì)不同轉(zhuǎn)速的葉輪式湍流磨機(jī)（impeller type turbulent mill， ITTM）進(jìn)行數(shù)值模擬后得出， 流動(dòng)湍流與研磨腔大尺度渦完成了研磨的初始階段， 定子附近的小尺度渦進(jìn)一步細(xì)化了材料。 Kwade[14]運(yùn)用數(shù)值計(jì)算方法對(duì)顆粒滯留時(shí)間與磨機(jī)幾何形狀對(duì)產(chǎn)品顆粒分布產(chǎn)生的影響進(jìn)行了討論， 結(jié)論表明， 研磨首先發(fā)生在速度梯度較大的區(qū)域，并且產(chǎn)物細(xì)度與比能之間存在一定關(guān)系。 近些年的研究主要針對(duì)砂磨機(jī)內(nèi)層流與湍流流場(chǎng)， 對(duì)某一類型砂磨機(jī)結(jié)構(gòu)改變對(duì)內(nèi)部速度場(chǎng)以及切變率帶來(lái)的影響的研究較少。 本文中采用CFD方法對(duì)渦輪式砂磨機(jī)內(nèi)部單相流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬， 對(duì)渦輪結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)并分析探討了渦輪轉(zhuǎn)速對(duì)砂磨機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)與研磨特性的影響。

1 渦輪式磨砂機(jī)幾何結(jié)構(gòu)

本文中初始模型采用HHN系列90 L臥式渦輪式砂磨機(jī)作為研究對(duì)象，該砂磨機(jī)的渦輪組由3個(gè)渦輪組成，皆由鏡像對(duì)稱的渦輪裝配在一起。渦輪葉片共16片，葉片型線為圓弧段的簡(jiǎn)單拼接，其出口角β=42°，圖1所示為渦輪部件模型圖。

圖1 渦輪部件模型圖

圖2 主要部件裝配圖

數(shù)值模擬所涉及的研究區(qū)域?yàn)樯澳C(jī)工作時(shí)內(nèi)部充滿流體的區(qū)域， 部件包括入口， 陶瓷罐內(nèi)膽， 前、 后端蓋板， 渦輪組， 主軸以及動(dòng)態(tài)過(guò)濾篩網(wǎng)。 圖2所示為各主要部件裝配圖， 各部件幾何參數(shù)如表1所示。

表1 研磨腔內(nèi)各部件主要幾何尺寸

漿料從進(jìn)口流入，流經(jīng)研磨區(qū)域后通過(guò)動(dòng)態(tài)分離篩網(wǎng)進(jìn)行分離，后從出口流出完成研磨，篩網(wǎng)固定在軸上隨之一起轉(zhuǎn)動(dòng)，從而可以減輕篩網(wǎng)受到研磨介質(zhì)周向分速度帶來(lái)的摩擦磨損。

（a）研磨腔內(nèi)流體網(wǎng)格

（b）渦輪內(nèi)流體網(wǎng)格

（c）主軸內(nèi)流體網(wǎng)格

采用Ansys ICEM軟件對(duì)計(jì)算流體域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，以渦輪出口處流體速度作為網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證的指標(biāo)，經(jīng)過(guò)驗(yàn)證后選定網(wǎng)格數(shù)為1.187×107的水體模型進(jìn)行數(shù)值模擬。圖3所示為砂磨機(jī)各部件內(nèi)部流體網(wǎng)格劃分情況，表2所示為各部件內(nèi)部流體網(wǎng)格數(shù)。

表2 各部件流體網(wǎng)格數(shù)

2 數(shù)值方法

2.1 控制方程與邊界條件

本文中研究的兩相混合介質(zhì)由水、物料顆粒以及研磨介質(zhì)（鋯珠）構(gòu)成，具有如下特點(diǎn)。

1）固相的顆粒直徑小。物料顆粒粒徑范圍為1～1.5 μm，研磨介質(zhì)粒徑為0.4 mm。

2）固相的體積分?jǐn)?shù)大，研磨介質(zhì)的填充率（體積分?jǐn)?shù)）高達(dá)75%。

3）研磨介質(zhì)比物料顆粒大很多。由于固相顆粒小、體積分?jǐn)?shù)大，使得固體顆粒之間距離小，相互碰撞頻繁；同時(shí)研磨介質(zhì)始終處于研磨區(qū)域中，物料在研磨機(jī)存續(xù)時(shí)間長(zhǎng)，使得固相之間和固相與液相之間具有較強(qiáng)的相互約束作用。固相和液相之間的伴隨性強(qiáng)，由于慣性和重力的作用，固相和液相之間存在一定的速度差，但這個(gè)差值微小，可以近似忽略，因此從宏觀角度上，即使在邊界層或者速度梯度大的區(qū)域，也可忽略研磨介質(zhì)與流體之間的速度差。

Graeme[15]認(rèn)為僅限于研究研磨介質(zhì)與漿料混合， 可以忽略微觀層面上各組分間存在著的相對(duì)運(yùn)動(dòng)， 并通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)驗(yàn)證了單相模擬的正確性。 另外， Stehr等[16]通過(guò)實(shí)驗(yàn)觀察發(fā)現(xiàn)了體積分?jǐn)?shù)大的研磨介質(zhì)對(duì)礦漿的流動(dòng)幾乎沒(méi)有影響。 針對(duì)所研究的固相體積分?jǐn)?shù)大的兩相混合介質(zhì)， 若構(gòu)建兩相流模型， 其計(jì)算量是難以達(dá)到的。 一些類似的研究工作中[8-11]也是采用和本文中相同的模型和處理方法。

綜上所述，為減少計(jì)算量，將研磨腔內(nèi)流體介質(zhì)看作是均一的不可壓縮流體介質(zhì)是合理的、 現(xiàn)實(shí)的。采用某磷酸鐵鋰漿料作為研磨目標(biāo)，經(jīng)測(cè)量，黏度為3.8 Pa·s，換算密度為3 475 kg/m3。

經(jīng)過(guò)以上假設(shè)，數(shù)值模擬過(guò)程需要對(duì)Navier-Stokes（N-S）方程與連續(xù)性方程進(jìn)行求解。

N-S方程為

（1）

連續(xù)性方程為

（2）

式中：xi、xj（i，j=1, 2, 3）為笛卡爾坐標(biāo)方向；ui、uj為坐標(biāo)上的速度分量；t為時(shí)間， s；ρ為密度， kg/m3；p為壓強(qiáng)， Pa；ν為運(yùn)動(dòng)黏度，m2/s。

采用ANSYS CFX商業(yè)軟件對(duì)N-S方程與連續(xù)性方程進(jìn)行求解，運(yùn)用High-resolution格式離散對(duì)流項(xiàng)，采用二階歐拉向后差分格式離散瞬態(tài)項(xiàng)，運(yùn)用標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型對(duì)砂磨機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行非定常計(jì)算，采用定常計(jì)算結(jié)果作為計(jì)算初場(chǎng)，設(shè)置時(shí)間步長(zhǎng)為8.772×10-4s，渦輪轉(zhuǎn)速為760 r·min-1，模擬旋轉(zhuǎn)6個(gè)周期，每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)渦輪旋轉(zhuǎn)4°，共模擬0.48 s。

所有壁面設(shè)置為無(wú)滑移壁面，渦輪內(nèi)部流體區(qū)域設(shè)置為旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系，其余流體域設(shè)置為靜止坐標(biāo)系。采用壓力為0.4 MPa的入口邊界條件以及質(zhì)量流量為0.6 kg·s-1的出口邊界條件。

2.2 數(shù)值計(jì)算方案以及分析方法

針對(duì)HHN系列90 L渦輪式砂磨機(jī)，改進(jìn)其渦輪結(jié)構(gòu)，確定合適的渦輪轉(zhuǎn)速，為后續(xù)的設(shè)計(jì)制造提供參考。首先對(duì)原結(jié)構(gòu)下砂磨機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬，分析原始流場(chǎng)內(nèi)部流動(dòng)規(guī)律，采用合理的方法對(duì)渦輪結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，通過(guò)一系列改進(jìn)后，確定最終改進(jìn)方案并對(duì)改進(jìn)后的砂磨機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行分析，評(píng)價(jià)流場(chǎng)改進(jìn)效果。

采用改進(jìn)后的砂磨機(jī)模型，研究渦輪轉(zhuǎn)速n對(duì)砂磨機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)以及研磨強(qiáng)度的影響，在合理的范圍內(nèi)采用不同的渦輪轉(zhuǎn)速進(jìn)行模擬，分別為560、 660、 760、 860、 960 r·min-1。

改進(jìn)后的渦輪應(yīng)使整個(gè)速度場(chǎng)有較大的提升，使得研磨物料中的顆粒發(fā)生碰撞的頻率以及能量提升。當(dāng)物料顆粒直徑較小的時(shí)候，造成物料顆粒破碎的主要作用力為剪應(yīng)力，而剪應(yīng)力大小主要由流體的速度梯度大小而決定，速度梯度大的區(qū)域剪應(yīng)力大，顆粒碰撞的頻率與強(qiáng)度越大，即研磨效果越好，可以用平均速度梯度的函數(shù)切變率S來(lái)表示，公式如下：

（3）

式中：x、y、z為直角坐標(biāo)方向； ?vx、 ?vy、 ?vz為為坐標(biāo)上的速度分量；S為切變率， s-1。

對(duì)研磨腔內(nèi)流體切變率進(jìn)行相對(duì)體積占比與累積體積占比統(tǒng)計(jì)，相對(duì)體積占比為研磨腔中切變率在某一區(qū)間范圍內(nèi)的所有體積占總體積的比例，累積體積占比為研磨腔中切變率從0開始向上累積到某一數(shù)值的區(qū)間范圍內(nèi)的所有體積占總體積的比例。統(tǒng)計(jì)累積體積占比為50%與95%的點(diǎn)，分別代表整體研磨強(qiáng)度與最大研磨強(qiáng)度，記作S50、S95，來(lái)評(píng)價(jià)砂磨機(jī)研磨性能。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 砂磨機(jī)原始流場(chǎng)分析

（a）研磨腔軸向截面

（b）渦輪內(nèi)周向截面

圖4所示為原始渦輪模型下研磨腔軸向截面以及渦輪內(nèi)周向截面流線圖。由圖4（a）可知，除渦輪側(cè)面出口與陶瓷罐壁面附近流速較大外，其余部分流速較低，砂磨機(jī)內(nèi)整體流速與渦輪外緣線速度相差較大，說(shuō)明現(xiàn)有渦輪結(jié)構(gòu)不能有效地對(duì)流體進(jìn)行加速。由圖4（b）可知，由于漿料黏性較大，因此受邊界層的影響，渦輪壁面附近流速低，渦輪應(yīng)當(dāng)適當(dāng)拓寬流道，以增強(qiáng)葉片對(duì)流體的加速能力。

圖5 改進(jìn)后的渦輪模型Fig.5 Optimized turbine model

3.2 改進(jìn)后砂磨機(jī)流場(chǎng)分析

對(duì)比不同設(shè)計(jì)方案數(shù)值模擬結(jié)果，最終選定以下渦輪結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)：葉片減少到8片，并采用長(zhǎng)短葉片；葉片出口角度β由原版42°改為47°；將原版圓弧段連接式葉片型線改為三次樣條曲線；在渦輪背側(cè)開槽，槽深為5 mm。改進(jìn)后的渦輪結(jié)構(gòu)如圖5所示。

（a）改進(jìn)后

（b）改進(jìn)前

圖6所示為渦輪改進(jìn)前、后研磨腔軸向截面流線對(duì)比圖。由圖可知，改進(jìn)后的研磨腔內(nèi)的速度場(chǎng)變化明顯，對(duì)比圖6（a）、 （b）發(fā)現(xiàn)，原向下流動(dòng)的流體受渦輪背面開槽的影響在渦輪兩側(cè)紅色虛線標(biāo)記的區(qū)域形成旋渦流動(dòng)。除此之外，改進(jìn)后的渦輪對(duì)應(yīng)的研磨腔內(nèi)的流體流速明顯增大了，接下來(lái)對(duì)速度場(chǎng)進(jìn)行更為詳細(xì)的分析。

（b）改進(jìn)前

圖7所示為渦輪改進(jìn)前、后中間周向截面的速度對(duì)比云圖。由圖可知，改進(jìn)后研磨腔內(nèi)的流體流速提升明顯，改進(jìn)后的渦輪增強(qiáng)了對(duì)流體的加速能力，從而使得整個(gè)研磨腔的內(nèi)部流速都有所提升。

（a）渦輪

（b）研磨腔內(nèi)

對(duì)改進(jìn)前、后的渦輪與研磨腔內(nèi)的流體速度分布進(jìn)行統(tǒng)計(jì)得到的數(shù)據(jù)如圖8所示。由圖8（a）可以發(fā)現(xiàn)，渦輪內(nèi)流體速度小于5 m/s的區(qū)域有所減小，而流體流速大于5 m/s的區(qū)域明顯增加，說(shuō)明改進(jìn)后的渦輪內(nèi)高速流體所占區(qū)域的比例明顯提升。流體經(jīng)改進(jìn)的渦輪后獲得了更大的速度，圖8（b）所示為研磨腔內(nèi)的速度分布對(duì)比圖，改進(jìn)前研磨腔內(nèi)的流體速度大部分小于3 m/s，改進(jìn)后研磨腔內(nèi)流速介于4～5 m/s的區(qū)域所占的比例最大，接近30%，并且流速大于3 m/s的區(qū)域所占的比例由15.9%顯著增大到56.4%。

（a）軸截面，改進(jìn)前

（b）軸截面，改進(jìn)后

（c）中間截面，改進(jìn)前

（d）中間截面，改進(jìn)后

圖9所示為渦輪改進(jìn)前、后研磨腔軸向截面與渦輪周向截面的切變率云圖。從圖9（a）、（b）中可以發(fā)現(xiàn)，改進(jìn)后切變率較大的紅色與淺藍(lán)色區(qū)域有所增加。 從圖9（c）、（d）中可以發(fā)現(xiàn)， 渦輪內(nèi)部流道中心以及葉片邊緣區(qū)域切變率有所提升。當(dāng)渦輪背后開槽后，附近區(qū)域（紅圈標(biāo)記處）的切變率有了明顯的提升并且切變率數(shù)值較高，但受開槽深度僅有5 mm的影響，其所影響的區(qū)域并不大。

（a）渦輪

（b）研磨腔內(nèi)

圖10所示為渦輪與研磨腔內(nèi)流體在渦輪改進(jìn)前、后切變率分布統(tǒng)計(jì)圖。由圖10（a）所示的渦輪內(nèi)部情況可以看出，相對(duì)體積占比曲線主要差別在切變率為750～1 300 s-1的區(qū)間內(nèi)，改進(jìn)后的砂磨機(jī)在這一切變率區(qū)間內(nèi)的相對(duì)體積占比有明顯提升，改進(jìn)后的累積體積占比曲線呈現(xiàn)出整體向右偏移的趨勢(shì)，表明渦輪內(nèi)高切變率區(qū)域增加。由圖10（b）所示的研磨腔內(nèi)情況可以看出，與渦輪內(nèi)部的變化相似，相對(duì)與累積體積占比曲線整體呈現(xiàn)出向右偏移的趨勢(shì)，這是由改進(jìn)后研磨腔內(nèi)部整體流速增加的原因引起的。

表3所示為渦輪內(nèi)與研磨腔內(nèi)S50與S95的數(shù)值變化以及改動(dòng)前、后的增幅。從表中可以看出，在渦輪內(nèi)與研磨腔內(nèi)S50與S95都有較大的增幅，其中研磨腔內(nèi)切變率的增幅要大于渦輪內(nèi)部的，尤其S50的值增長(zhǎng)了83.3%。

表3 渦輪改進(jìn)前、后S50及S95變化

3.3 渦輪轉(zhuǎn)速的影響

采用改進(jìn)后渦輪模型對(duì)渦輪轉(zhuǎn)速所帶來(lái)的影響進(jìn)行研究，在保持其他參數(shù)不變的情況下，對(duì)5組不同的渦輪轉(zhuǎn)速n進(jìn)行模擬，對(duì)比內(nèi)部流場(chǎng)評(píng)價(jià)砂磨機(jī)研磨強(qiáng)度。

圖11所示為不同轉(zhuǎn)速下渦輪中心周向截面速度云圖。渦輪內(nèi)部流速隨著離心半徑增加而增加，在渦輪出口附近出現(xiàn)最大值。相同位置的流體速度同渦輪轉(zhuǎn)速成正比，出口附近增長(zhǎng)趨勢(shì)最明顯，這是因?yàn)檗D(zhuǎn)速增加后，渦輪內(nèi)部離心力增大，流體獲得的加速度更大造成的。

對(duì)不同轉(zhuǎn)速的渦輪內(nèi)流體速度分布體積占比進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖12所示。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，隨著轉(zhuǎn)速的增加，渦輪內(nèi)部高速流體所占區(qū)域的比例增大，低速流體所占的區(qū)域比例減小，渦輪作為動(dòng)力部件其轉(zhuǎn)速不僅對(duì)渦輪內(nèi)部流體產(chǎn)生影響而且影響研磨腔內(nèi)的流體。

（a） 560 r·min-1

（b） 660 r·min-1

（c） 760 r·min-1

（d） 860 r·min-1

（e） 960 r·min-1

圖12 不同轉(zhuǎn)速下的渦輪內(nèi)速度分布曲線Fig.12 Frequency curves of velocity distribution in turbines at different speeds

（a） 560 r·min-1

（b） 660 r·min-1

（c） 760 r·min-1

（d） 860 r·min-1

（e） 960 r·min-1

圖13所示為不同轉(zhuǎn)速下的研磨腔內(nèi)軸向截面速度云圖。由圖可知，隨著轉(zhuǎn)速增加研磨腔內(nèi)除陶瓷罐邊緣外的流速都有所提升， 并且隨著轉(zhuǎn)速增加影響的區(qū)域更廣。 統(tǒng)計(jì)不同轉(zhuǎn)速下的研磨腔內(nèi)流體速度分布如圖14所示。由圖可知，速度分布曲線形狀并沒(méi)有發(fā)生改變，只是向右偏移，與渦輪內(nèi)流體變化規(guī)律相同，即流速與轉(zhuǎn)速成正比。

圖14 不同轉(zhuǎn)速下的研磨腔內(nèi)速度分布曲線Fig.14 Frequency curve of grinding chamber velocity distribution at different rotational speeds

（a） 560 r·min-1

（b） 660 r·min-1

（c） 760 r·min-1

（d） 860 r·min-1

（e） 960 r·min-1

圖15所示為不同轉(zhuǎn)速下渦輪內(nèi)中間截面的切變率云圖。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，隨著轉(zhuǎn)速的增加，渦輪內(nèi)高切變率的區(qū)域逐漸增加，葉片表面與流道中心區(qū)域的切變率增長(zhǎng)明顯。圖16所示為研磨腔軸向截面的切變率云圖。從圖中可以看出，隨著轉(zhuǎn)速的提升，研磨腔內(nèi)的高切變率的區(qū)域也隨之提升。切變率變化較大的區(qū)域主要包括渦輪外表面附近、渦輪出口附近、渦輪出口對(duì)應(yīng)的陶瓷罐表面附近以及研磨腔端蓋附近。

（a） 560 r·min-1

（b） 960 r·min-1

為定量分析轉(zhuǎn)速對(duì)研磨強(qiáng)度帶來(lái)的影響，統(tǒng)計(jì)了渦輪內(nèi)與研磨腔內(nèi)S50和S95在不同渦輪轉(zhuǎn)速下的數(shù)值，得到線性擬合圖，如圖17所示。結(jié)果表明，在研究轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，S50和S95都與轉(zhuǎn)速呈正比例線性關(guān)系，可以得到線性擬合公式：

S50=-79.12+0.552n，

（4）

S95=-134.76+1.611n，

（5）

（6）

（7）

（a）渦輪

（b）研磨腔

4 結(jié)論

1）渦輪經(jīng)過(guò)改進(jìn)后，內(nèi)部流道更寬，流體受到的阻力減小，使得內(nèi)部流體流速提升，進(jìn)而使得整個(gè)研磨腔內(nèi)的流體流速增大。流速的增加使研磨介質(zhì)中顆粒間碰撞頻率與能量都得到提高，同時(shí)增大了流體近壁側(cè)的速度梯度。

2）改進(jìn)后的砂磨機(jī)流場(chǎng)內(nèi)整體切變率增大，流場(chǎng)內(nèi)S50與S95的數(shù)值都顯著增大，表明與研磨效率有關(guān)的整體研磨強(qiáng)度和與最小粒徑有關(guān)的最大研磨強(qiáng)度都有提高，因此，改進(jìn)后的砂磨機(jī)研磨效率更高，產(chǎn)品顆粒更細(xì)。

3）改變渦輪轉(zhuǎn)速對(duì)渦輪式砂磨機(jī)流場(chǎng)特征并未產(chǎn)生較大影響，只是相關(guān)參數(shù)數(shù)值上的增加，隨著渦輪轉(zhuǎn)速增加，無(wú)論是整體研磨效率還是最大研磨強(qiáng)度都得到了一定提高，自定義參數(shù)S50、S95與渦輪轉(zhuǎn)速呈線性正相關(guān)。