长短叶片水泵水轮机发电工况下泥沙磨损特性

聂靓靓; 李黎浩; 王权; 孔吉宏; 李超顺

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2600138

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (30) :13092-13100 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2600138

论文：能源与动力工程

长短叶片水泵水轮机发电工况下泥沙磨损特性

聂靓靓 ¹ ,
李黎浩 ² ,
王权 ¹ ,
孔吉宏 ¹ ,
李超顺 ²^,^*

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Abrasion Characteristics of Long-Short Blade Pump-Turbine under Generating Mode

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摘要

为揭示长短叶片转轮对内部水沙两相流动的调节机制及其对泥沙磨损特性的影响,针对一特定型号的长短叶片水泵水轮机,基于欧拉-欧拉两相流模型与Zhang磨损模型,对其发电额定工况下的泥沙运动与磨损特性进行数值模拟研究。结果表明:固定导叶磨损集中于头部前缘,主要受高浓度与正面冲击主导;活动导叶前缘及压力面前中部为高速冲蚀关键区,磨损受流速影响显著;转轮叶片磨损呈现高度非均匀性,工作面磨损与浓度分布趋势呈高度正相关性,背面中后部因颗粒二次加速成为严重磨损区,且长叶片表面的磨损梯度更为明显。研究阐明了各过流部件磨损与局部流动结构、浓度及速度分布的耦合关系,可为该型机组的抗磨设计与安全运行提供理论依据。

Abstract

To elucidate the regulation mechanism of a long-short blade runner on the internal water-sediment two-phase flow and its consequent effect on sediment erosion characteristics, a numerical simulation study was conducted on sediment motion and erosion patterns under rated generating conditions for a specific pump-turbine model. The investigation was based on the Euler-Euler two-phase flow model and the Zhang erosion model. The results indicate that erosion on the stay vanes is concentrated at the leading edge, primarily governed by high sediment concentration and direct impingement. For the guide vanes, the leading edge and the front-middle section of the pressure side constitute the critical zone for high-velocity erosion, where flow speed exerts a significant influence. The runner blades exhibit highly non-uniform erosion patterns. Erosion on the pressure side shows a strong positive correlation with the sediment concentration distribution, while the mid-to-rear section of the suction side experiences severe wear due to the secondary acceleration of particles. Furthermore, the erosion gradient is more pronounced on the surfaces of the long blades. This study clarifies the coupling relationship between erosion, local flow structures, sediment concentration, and velocity distribution across various flow-passing components and provides a theoretical basis for the anti-erosion design and safe operation of this type of unit.

Graphical abstract

关键词

水泵水轮机 / 水沙两相流 / 泥沙磨损 / 长短叶片 / 流动特性

Key words

pump-turbine / water-sediment two-phase flow / sediment erosion / long-short blades / flow characteristics

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聂靓靓, 李黎浩, 王权, 孔吉宏, 李超顺. 长短叶片水泵水轮机发电工况下泥沙磨损特性[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(30): 13092-13100 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2600138

NIE Liang-liang, LI Li-hao, WANG Quan, KONG Ji-hong, LI Chao-shun. Abrasion Characteristics of Long-Short Blade Pump-Turbine under Generating Mode[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(30): 13092-13100 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2600138

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当前,国家相关部门明确提出要加快建设新型能源体系,这也对建设更加低碳、安全、高效的新型能源体系提出了新要求^[1]。抽水蓄能机组作为电力系统中重要的灵活调节资源,其运行的安全稳定性和使用寿命直接关系电网的稳定、经济与安全。 “十四五”期间,中国抽水蓄能装机容量从2021年初的3 100万kW跃升至2025年末的6 600万kW,实现翻倍增长。国家电网“十五五”规划期间新开工和新投产装机均超3 000万kW,到2030年在运在建装机力争超过1.2亿kW,较“十四五”末提升70%以上。同时,抽水蓄能布局从传统的东中部地区向西部延伸,新疆若羌、甘肃玉门等西部项目陆续开工,形成了由东向西规模发展的新格局,环境的变化也为抽水蓄能的发展带来了诸多挑战。抽水蓄能电站具有高水头、工况变换频繁等特点^[2],其中发电工况是调节电网的重要工况之一^[3]。一般来说,过机泥沙含量有着较高要求,然而,随着抽蓄机组在全国更广泛应用,可能面临多风沙、多泥沙河流等条件^[4-5],加快过流部件的磨损速率,大大降低机组的安全稳定性和使用寿命。因此,需要对抽水蓄能机组的磨蚀进行预测评估。

已经有许多研究者针对水力机械,尤其是抽水蓄能机组的磨损问题开展了一系列研究。Zhao等^[6]针对某型号水泵水轮机在发电工况下的转轮,采用欧拉-拉格朗日的两相流数值模拟方法和Oka侵蚀模型,研究了不同工况和粒径下的泥沙侵蚀特性与机理,发现压力面靠近上冠的出口区域侵蚀最严重,主要受叶片间涡和颗粒离心效应驱动。Lu等^[7]针对一台水泵水轮机转轮,采用数值模拟与实验验证相结合的方法,系统研究了不同泥沙浓度与粒径对侵蚀分布和沉积特性的影响,发现浓度主要控制侵蚀强度,粒径则显著影响侵蚀区域的空间分布,且磨损的高发区与泥沙沉积区高度重合。Pan等^[8]针对一台水泵水轮机,采用欧拉-拉格朗日数值模拟和Finnie模型,系统对比研究了抽水与发电两种运行模式下各过流部件的泥沙磨损,并通过日运行计划对磨损加权评估,发现尽管水泵模式运行时间更长,但发电模式下的加权侵蚀率更高,且转轮是磨损最严重的部件,这也为本研究关注发电工况提供了思路。庞嘉扬等^[9]针对具有长短叶片的某高水头混流式水轮机,采用数值模拟与实验相结合的方法,研究了沙水流动特性及泥沙磨损规律,发现叶片进水边和出水边(尤其是背面)磨损最严重,并拟合出了磨损率预测公式,这种与抽蓄机组发电工况类似的研究为后续研究提供了有效参考。Pan等^[10]还针对一台外形类似双吸式离心泵的微型双吸式可逆水泵水轮机,结合计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)模拟、热力学熵产分析方法和Finnie模型,研究了其在抽水与发电两种模式下的内部流动熵产分布与过流部件磨损,为优化设计以降低能耗和磨损提供了依据。

总的来说,以往的研究主要有实验与数值模拟两种研究方法^[11-15],研究对象主要包括混流式水轮机、离心泵、常规可逆式水泵水轮机和微型可逆式水泵水轮机等水力机械^[16-18],以及针对管道等基础部件的磨损研究^[19-23]。具有长短叶片叶轮的抽水蓄能机组,其结构独特的转轮对内部流动状态和泥沙分布与泥沙磨损特性的影响尚未明晰,当前对于该类型机组的磨损问题开展的实验研究尚少。因此,现针对该长短叶片水泵水轮机发电工况,揭示主要磨损部件内泥沙分布特性与泥沙磨蚀规律,为该类型机组的抗磨设计、高效安全运行提供理论参考。

1 数学计算模型

1.1 研究对象

以具有长短叶片叶轮的立轴单级混流可逆式水泵水轮机为研究对象,并针对发电条件下的额定工况开展研究。通过CAD和UG软件,建立三维水体图,如图1所示。机组的基本设计参数如下:转轮高压边直径D_1P为4.469 8 m,低压边直径D_2P为2.510 4 m,水轮机工况额定水头H_r为400 m,固定导叶数为16个,活动导叶数为16个,转轮共有11个长短叶片,额定转速375 r/min。

1.2 网格方案

利用ANSYS ICEM软件,对水泵水轮机进行网格划分。如图2所示,尾水管采用六面体网格,转轮、固定导叶、活动导叶和蜗壳均采用四面体网格。经网格无关性验证,最终采用方案的网格总数为6 516 422。

1.3 两相流计算方法

常见的两相流计算方法主要分为欧拉-拉格朗日方法与欧拉-欧拉方法(简称欧拉模型)。欧拉模型在高浓度水沙两相流计算方法中具有较高的计算效率和较强的适用性。欧拉模型在两相流中又叫两流体模型。该模型将分散颗粒相(包括气泡、液滴、固体颗粒)与流体相均看作连续介质。该模型认为连续相与颗粒相之间存在显著的速度滑移,每一种流体都有独立的速度场及其他相关物理场,只是压力场由各相共享,各相通过相间传输项实现相互作用,系统针对每一相均需要建立一套单独的控制方程。

对于连续性方程,有

(1)$\frac{\partial \left({\mathit{\rho }}_{\mathrm{f}}{\mathit{\alpha }}_{\mathrm{f}}\right)}{\partial \mathit{t}}$+▽·(ρ_fα_fu_f)=S_f

(2)$\frac{\partial \left({\mathit{\rho }}_{\mathrm{s}}{\mathit{\alpha }}_{\mathrm{s}}\right)}{\partial \mathit{t}}$+▽·(ρ_sα_su_s)=S_s

(3) α_f+α_s=1

式中:α_f和α_s分别为流体相和颗粒相的体积分数;u_f和u_s分别为流体相和颗粒相的速度;ρ_f和ρ_s分别为流体相和颗粒相的密度;S_f和S_s分别为流体相和颗粒相源项。

对于固液两相流,某一有限单元体内各项体积分数之和为1。

对于动量方程,有

(4) $\begin{array}{l}\frac{\partial\left(\rho_{\mathrm{f}} \alpha_{\mathrm{f}} \boldsymbol{u}_{\mathrm{f}}\right)}{\partial t}+\nabla \cdot\left(\rho_{\mathrm{f}} \alpha_{\mathrm{f}} \boldsymbol{u}_{\mathrm{f}} \otimes \boldsymbol{u}_{\mathrm{f}}\right)=\rho_{\mathrm{f}} \alpha_{\mathrm{f}} \boldsymbol{g}-\alpha_{\mathrm{f}} \nabla p+ \\\quad \alpha_{\mathrm{f}} \nabla \cdot \boldsymbol{\tau}_{\mathrm{f}}+\boldsymbol{F}_{\text {interphase }}\end{array}$

(5) $\begin{array}{l}\frac{\partial\left(\rho_{\mathrm{s}} \alpha_{\mathrm{s}} \boldsymbol{u}_{\mathrm{s}}\right)}{\partial t}+\nabla \cdot\left(\rho_{\mathrm{s}} \alpha_{\mathrm{s}} \boldsymbol{u}_{\mathrm{s}} \otimes \boldsymbol{u}_{\mathrm{s}}\right)=\rho_{\mathrm{s}} \alpha_{\mathrm{s}} \boldsymbol{g}-\alpha_{\mathrm{s}} \nabla p+ \\\quad \alpha_{\mathrm{s}} \nabla \cdot \boldsymbol{\tau}_{\mathrm{s}}-\boldsymbol{F}_{\text {interphase }}\end{array}$

式中:g为重力加速度矢量;τ_f和τ_s分别为流体应力张量和颗粒应力张量;F_interphase为两相之间的相间作用力,大小相等;☒为张量积。

1.4 湍流模型

采用基于雷诺平均模拟(Reynolds average Navier-Stokes,RANS)的湍流数值模拟方法。对于平均直径为25 μm的细颗粒^[24],其跟随性较强,可以采用Hinze-Tchen理论假设泥沙湍动是泥沙颗粒对水流湍动的响应。对于主相采用剪切应力输运模型(SST k-ω湍流模型)^[25],其为基础k-ε模型和Wilcox k-ω模型的混合。在近壁面处,采用Wilcox k-ω湍流模型,其控制方程如下。

(1)湍流动能k。

(6)$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}$(ρV_jk)=$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left[\left(\mathit{\mu }+\frac{{\mathit{\mu }}_{\mathrm{t}}}{{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{k}}}\right)\frac{\partial \mathit{k}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right]$+P_k-β'ρkω+P_kb

式(6)中:ρ、V、μ分别为密度、速度和黏性系数;模型常数β'=0.09,β=0.075,α=5/9,σ_k=2,σ_ω=2;P_k为湍流生成项;P_kb为浮力的影响;P_ωb为假设与P_kb成比例的正系数。

(2)比耗散率ω。

(7)$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}$(ρV_j)ω=$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left[\left(\mathit{\mu }+\frac{{\mathit{\mu }}_{\mathrm{t}}}{{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{\omega }}}\right)\frac{\partial \mathit{\omega }}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right]$+α$\frac{\mathit{\omega }}{\mathit{k}}$P_k-βρω²+P_ωb

(8)P_k=μ_t$\left(\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathit{i}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}+\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathit{j}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{i}}}\right)\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathit{i}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}$-$\frac{2}{3}\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathrm{k}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathrm{k}}}\left(3{\mathit{\mu }}_{\mathrm{t}}\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathrm{k}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathrm{k}}}+\mathit{\rho }\mathit{k}\right)$

在主流区域,SST k-ω湍流模型可转换为k-ε模型,其控制方程如下。

(1)湍动能k方程。

(9)$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}$(ρV_jk)=$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left[\left(\mathit{\mu }+\frac{{\mathit{\mu }}_{\mathrm{t}}}{{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{k}}}\right)\frac{\partial \mathit{k}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right]$+P_k-ρε+P_kb

(2)耗散项ε方程。

(10)$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}$(ρV_jε)=$\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left[\left(\mathit{\mu }+\frac{{\mathit{\mu }}_{\mathrm{t}}}{{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{\epsilon }}}\right)\frac{\partial \mathit{\epsilon }}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right]$+$\frac{\mathit{\epsilon }}{\mathit{k}}$(C_ε1P_k-C_ε2ρε+C_ε1P_εb)

湍流黏度μ_t和由黏性力产生的湍动生成项P_k的表达式为

(11)μ_t=C_μ ρ$\frac{{\mathit{k}}^{2}}{\mathit{\epsilon }}$

(12)P_k=μ_t$\left(\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathit{i}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}+\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathit{j}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{i}}}\right)\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathit{i}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}$-$\frac{2}{3}\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathrm{k}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathrm{k}}}\left(3{\mathit{\mu }}_{\mathrm{t}}\frac{\partial {\mathit{V}}_{\mathrm{k}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathrm{k}}}+\mathit{\rho }\mathit{k}\right)$

式中:C_ε1、C_ε2、σ_k、σ_ε和C_μ为模型常数,分别取值1.44、1.92、1.0、1.3和0.09。

1.5 泥沙磨损模型

当前,应用较为广泛的磨损模型之一是Tulsa大学磨蚀中心提出的Zhang磨损模型^[26-27]。该方程中ER被定义为目标材料质量损失与颗粒撞击质量之比。

(13)ER=C(BH)^-0^.⁵⁹F_sf(θ)${{\mathit{V}}^{\mathit{n}}}_{\mathrm{p}}$f(θ)=5.40θ-10.11θ²+10.93θ³-6.33θ⁴+

(14) $\begin{aligned}f(\theta)= & 5.40 \theta-10.11 \theta^{2}+10.93 \theta^{3}-6.33 \theta^{4}+ \\& 1.42 \theta^{5}\end{aligned}$

(15)BH=$\frac{{\mathit{H}}_{\mathrm{v}}+0.102\mathrm{ }3}{0.010\mathrm{ }8}$

式中:ER为磨蚀率;C为经验常数,取C=2.17×10^-7;BH为壁面材料布氏硬度;F_s为颗粒形状系数,一般按棱角颗粒处理取1;V_p为颗粒入射速度;n为经验常数,取n=2.41;θ为颗粒入射角;f(θ)为冲击角函数;H_v为维氏硬度。

2 泥沙浓度分布特性

2.1 固定导叶泥沙浓度分布特性

如图3所示,泥沙浓度沿流动方向自进口向出口逐渐降低。进口处叶片头部受来流正面撞击,出现浓度峰值;随后由于导叶的分流与扩散作用,颗粒逐渐随流体分散,浓度整体下降。受叶栅绕流影响,工作面(压力面)的浓度显著高于背面(吸力面),这与压力梯度驱动的颗粒迁移行为相符。值得注意的是,隔舌附近区域的浓度明显高于其他导叶通道,这可能与该处流动分离较强、局部低速区导致的颗粒滞留效应有关。

2.2 活动导叶泥沙浓度分布特性

如图4所示,在浓度分布方面,活动导叶整体延续了来自固定导叶出口的浓度衰减趋势,沿流动方向逐渐降低。受上游固定导叶尾迹与分流作用的影响,与固定导叶背面相对应的区域初始浓度较低;而来自固定导叶工作面的高浓度流束在进入活动导叶后逐渐扩散,使得浓度分布在发展中趋于均匀,但在叶片前缘及压力面前部仍可观测到局部浓度相对较高的区域。

2.3 转轮叶片泥沙浓度分布特性

如图5所示,转轮叶片表面的泥沙分布相较活动导叶和固定导叶更加复杂:在叶轮进口叶片的头部,泥沙浓度极高,这与导叶区域呈现相同分布规律的原理相同;在叶轮叶片的工作面,从叶轮进口到出口呈现先减小后增大的趋势;在叶轮叶片的背面,从叶轮进口到出口呈现逐渐减小的趋势。

对于叶轮叶片的工作面,如图5(c)与图5(d)所示,在靠近叶轮进口的叶片前部,工作面表面的泥沙浓度整体略高于背面;在叶片的中部,工作面表面的泥沙浓度达到最小值,背面的泥沙浓度达到最大值,在此位置叶轮叶片工作面显著低于背面的泥沙浓度;在靠近叶轮出口的叶片尾部,工作面的泥沙浓度达到最大值,背面的泥沙浓度达到最小值,在此位置叶轮叶片工作面显著高于背面的泥沙浓度。

对于长叶片而言,更容易观察到泥沙浓度的较低值,尽管在短叶片表面泥沙浓度的变化趋势与长叶片近似,但从叶片表面上泥沙浓度极值的分布来看,浓度的变化则更加平缓。这可能是由于长叶片的曲率相较短叶片更大,更容易诱导在叶轮内部出现流动分离裹挟部分泥沙,进而造成中部泥沙浓度的迅速下降。

3 泥沙速度分布特性

3.1 固定导叶泥沙速度分布特性

颗粒的速度是影响过流部件表面磨损的重要因素,如式(13)提到的Zhang模型中,材料的磨损率与颗粒速度V_s^2.41成正比,速度对磨损的影响非常显著,属于强非线性关系。这意味着在高速区域,即使速度增加不多,磨损率也会急剧上升,因此有必要对主要过流部件表面泥沙速度分布进行分析,以结合泥沙浓度的分布分析磨损率的分布规律。

如图6所示,在固定导叶通道内部,从进口到出口泥沙流速逐渐增大,这与流道收缩、流体动能转换有关。流道突然变窄导致流体加速,流道内部的泥沙速度逐渐增加。在泥沙颗粒随水体运动的过程中,其速度分布受流体速度、湍流强度等因素影响。

3.2 活动导叶泥沙速度分布特性

如图7所示,在活动导叶区域泥沙颗粒速度范围覆盖0~50 m/s,整体远超固定导叶区域,表明活动导叶区域内处于颗粒与水流能量转换的重要区域,磨损风险相较固定导叶更大。在叶片头部(前缘)附近来流在此滞止并分流,流速骤增;在叶片压力面(迎流面)的前中部,来流正面冲击导致颗粒加速;在叶片与转轮相连接的间隙区,由于叶轮的高速旋转诱导活动导叶区域颗粒速度的最大值出现在活动导叶的出口,叶片压力面(迎流面)的中后部出现速度的最大值。

3.3 转轮叶片泥沙速度分布特性

如图8所示,转轮叶片工作面附近的泥沙颗粒速度呈现出沿流动方向先减小后增大的非均匀分布特征。在长叶片中部尤为明显地出现局部低速区,该区域泥沙颗粒运动显著减缓,结合图5所示的颗粒分布状态可知,此处颗粒相与水体之间发生了明显的流动分离现象,泥沙颗粒在工作面与背面之间的压差作用下由工作面侧向背面侧迁移。在转轮叶片背面,泥沙颗粒速度同样呈现先降后升的趋势,但其整体速度水平显著高于工作面,尤其在近出口区域速度提升更为明显,该分布特征在图8(e)所示的0.5 Span截面云图中得以清晰反映。这一速度差异可能与叶片载荷分布、二次流动结构及颗粒惯性效应密切相关,背面高速区的形成进一步反映了颗粒在离心力与压力梯度共同作用下的输运特性。

4 泥沙磨蚀特性

4.1 固定导叶磨损特性

如图9所示,固定导叶的磨损形态呈现显著的空间非均匀性。基于上述浓度与速度分布分析,磨损最严重的区域集中在叶片头部前缘及工作面前部,此处同时具有高浓度、较高入射速度及近似垂直的冲击角度,导致冲蚀作用最为剧烈。随着流动向下游发展,尽管流速继续上升,但因浓度逐步降低、颗粒运动方向趋于切向,磨损强度逐渐减弱。背面整体处于低浓度、相对较低速度区域,磨损轻微。隔舌附近虽然局部浓度较高,但由于该区域流速一般较低,磨损并未出现同步升高,进一步说明速度在磨损机制中起主导作用。该结果综合反映了在固定导叶中,颗粒浓度分布决定了冲蚀的空间覆盖范围,而颗粒速度则主导了冲蚀的强度分布,二者共同作用形成最终的磨损形貌。

4.2 活动导叶磨损特性

如图10所示,活动导叶的磨损分布呈现出清晰的物理关联性。磨损最严重的区域集中于叶片前缘及压力面前中部,该处同时具备较高的来流冲击速度、较大的颗粒入射角度以及尚未充分扩散的相对高浓度的泥沙颗粒,导致颗粒磨损行为相对集中。压力面中后部虽在出口附近出现速度峰值,但因该区域颗粒运动方向更趋于切向、浓度进一步降低,磨损强度反而低于前部冲击区。叶片吸力面及后端整体处于低速、较低浓度区域,磨损相对轻微。该磨损形态综合反映了颗粒惯性、局部流速、浓度及流动撞击角度的协同作用,进一步印证活动导叶是水沙两相流中承受高速冲蚀的关键部件之一。

4.3 转轮叶片磨损特性

如图11所示,转轮叶片表面的磨损分布呈现显著的非均匀特征,且与泥沙颗粒的空间输运规律密切相关。叶片头部区域因承受来自活动导叶出口的高速含沙水流正面冲击,局部浓度高、相对流速大,导致该处成为磨损最为严重的区域之一。在工作面,磨损程度自进口至出口先减弱后增强,这与该面泥沙浓度“先减后增”的分布趋势基本吻合;尤其在靠近出口的尾部,尽管水流速度相对降低,但泥沙浓度达到峰值,颗粒的持续冲刷与局部可能存在的回流作用共同导致了该区域磨损的加剧。在叶片背面,磨损最严重的区域出现在叶片中后部,而非浓度最高的中部:这可能是由于背面中部虽聚集了大量泥沙颗粒,但颗粒随分离流运动,相对滑移速度较低;而在中后部区域,颗粒在离心力与二次流作用下重新加速,对壁面的切削作用增强,从而引起更为集中的磨损。此外,长叶片表面磨损分布的梯度变化较短叶片更为显著,这与长叶片表面更明显的流动分离及由此引起的泥沙浓度剧烈变化相一致,进一步印证了局部流动结构对磨损分布的主导影响。

5 结论

通过数值模拟方法,系统揭示了具有长短叶片的水泵水轮机在发电工况下内部水沙两相流动与磨损的关联机制。研究阐明了不同过流部件中泥沙浓度、速度分布与磨损形态之间的内在联系,明确了流速在磨损过程中的主导作用及流动结构对颗粒输运的关键影响,得出如下结论。

(1)各过流部件磨损呈现显著时空异质性,且主导因素不同。固定导叶磨损主要集中于头部前缘,受高浓度来流与正面冲击主导;活动导叶前缘及压力面前中部因高速来流与较大冲击角度成为冲蚀最严重的区域,流速影响尤为突出;转轮叶片工作面磨损趋势与浓度分布一致,背面中后部磨损则因颗粒在离心力与二次流作用下重新加速而加剧,说明磨损机制与部件流动结构紧密关联。

(2)磨损是浓度、速度与局部流动结构多场耦合的结果。在固定导叶与活动导叶中,浓度决定磨损的空间范围,而速度通过非线性关系主导其强度;转轮区域则进一步体现复杂流动结构(如分离流、二次流)对颗粒输运路径与冲击状态的调控作用。长短叶片间的磨损差异说明,叶片几何特征通过影响局部流态,进而显著调节泥沙分布与磨损梯度。

(3)研究成果为该类机组的抗磨设计与运行优化提供了明确方向。重点应关注活动导叶前缘与压力面、转轮叶片头部及背面中后部等高危区域,优化几何型线以减缓流速突变、抑制流动分离。同时,运行中可通过调节导叶开度与运行区间,降低高速高浓度区域内的颗粒冲击能量,从而延长关键过流部件的使用寿命,保障机组在含沙水流条件下的安全稳定运行。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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基金资助

南方电网公司科技项目(022200KK52222006)

国家自然科学基金(U23B20143)

国家自然科学基金(52279085)

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Received	Published	Revised
2026-01-08	2026-10-28	2026-04-07
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2026-11-10

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