ORC透平气动性能分析及优化设计

在节能减排和保护环境等国家战略需求下，低温余热的回收利用受到了广泛的重视。ORC(Or-

ganic Rankine Cycle,简称ORC)透平具有工质沸点低、来源范围广、蒸汽饱和曲线陡的特点，能安全高效的将低温热源的热能转换为机械能和电能。透平是热能转换系统的核心设备，所以对ORC透平性能分析和设计方法的研究具有理论意义和重要的工程应用价值。本文以R245fa有机蒸汽作为流动工质，设计了ORC透平，并开展ORC透平内部流动结构和气动性能分析。

1ORC单级透平热力设计

1.1主要技术参数

设计功率:50kW;

循环工质:R245fa;

新汽温度:110℃;

新汽压力：1.56MPa;

排汽压力:0.28MPa

机组转速:8000r/min。

1.2热力设计模型及计算过程

（1）由i-s图得整机理想比焓降Δh s

C a=2×Δh s×103

√(1) (2)汽轮机热力过程曲线图如图1所示

图1汽轮机热力过程曲线图

ORC透平气动性能分析及优化设计

刘伟阳，闵爱妮，刘美丽，周志明

（西安陕鼓动力股份有限公司，陕西西安710075）

【摘要】采用一维绝热热力设计方法，在给定的技术参数条件下，给出了叶片节距、气流角、叶高等参数，计算了各个截面上的流动参数。设计了通流部分的流道结构和整个有机朗肯循环(Organic Rankine Cycle,简称ORC)单级透平结构。采用商业软件NUMECA进行数值模拟，对ORC单级透平内部流动的气动性能进行详细分析。通过改善流动条件，对叶型进行优化。

【关键词】ORC透平；气动性能；数值模拟；优化设计

【中图分类号】TK14【文献标识码】B【文章编号】1006-67(2017)07-0038-05 Analysis and Optimized Design of the Aerodynamic

Performance of ORC Turbines

Liu Weiyang,Min Aini,Liu Meili,Zhou Zhiming

（Xian Shaangu Power Co.,Ltd.,Xian,Shaanxi710611,China）

[Abstract]The one-dimensional adiabatic thermal design method was adopted;and with given technical parameters,the blade pitch,flow angle and blade length were provided and flow parameters of every section were calculated.The channel structure and the entire ORC single-stage turbine structure were designed.Numerical simulation was performed using com-mercial software NUMECA,to analyze the aerodynamic performance of the internal flow of single stage ORC turbine in detail.Through improving the flow conditions the blade shape was optimized.

[Keywords]ORC turbine;aerodynamic performance;numerical simulation;optimized de-sign

（3）主汽管和调节阀节流损失

ΔP0=（0.003~0.005）P0（2）(4）排汽管中压力损失

ΔP C=（0.004~0.008）P C（3）(5)汽轮机内效率是指蒸汽热能转化成轴上机械功的有效比焓降与整机理想比焓降之比。一般汽轮机的总蒸汽流量G可由下式得到：

G=3.6P s

Δh sηmηrηg(4)式中:

ηr——

—汽轮机通流部分相对内效率的初步估算值，取为0.6；

ηg——

—机组的发电机效率，取为0.9；

ηm——

—机组的机械效率，取为0.99。（6）取级的理想速比为x a=0.45

dm=60uπn=60x a C aπn（5）(7)取部分进汽度e=0.4

el1=Gv1s

πd m c1s sinα1（6）(8）超高

el2=Gv2s

πd mω2s sinβ2（7）1.3热力设计结果

（1）静叶几何参数:

节径Dc:280mm;

高度Lc:12mm;

型线:J4-25-33;

弦长Lc:25mm;

流道数目Zc:46;

节距tc:19.12274mm;

tc/Lc:0.791;

安装角βB:33；

а1:10.9233。

（2）动叶几何参数

节径DΔ：280mm；

高度Ln：16mm；

型线：D7-20-81；

弦长Li：20mm；

流道数目Zc：；

节距tn：13.74447mm;

tn/Li:0.687223;

安装角βS:81;

β2:24.72134。

（3）气动参数

流量：11.3t/h;

工质:R245fa;

进汽压力:1.56MPa;

进汽温度:110℃;

排汽压力:0.28MPa;

排汽温度:.4℃;

内功率:56kW;

转速:8000r/min;

转子旋向:逆时针（顺汽流方向）。

2采用NUMECA软件对ORC透平进行数值模拟

模拟结果如下：

（1）ORC透平内部流动为跨音速流动，由于当地音速较低导致在较低的流动速度下相对马赫数值大于1。

（2）通道内的流动损失主要由于静叶出口附近吸力面位置由激波影响产生的分离损失、尾迹损失以及尾迹对下游动叶内流动造成的损失，由于受到端壁二次流的影响，上下端壁附近的通道涡流动强烈，是损失的主要来源。

（3）静叶出口、动叶进口沿流动方向速度分布极不均匀，最高速度与最低速度之比很大。受内部流动影响，动叶表面的静压载荷分布沿叶高分布变化较大，可能会影响实际叶片的强度安全性。

3对单级透平的三维叶型进行优化改进（1）优化前后流道变化见图2。

图2优化前后流道型线变化

（2）优化前后叶片型线变化见图3。优化后流道出口段呈扩张形态，有利于蒸汽在出口位置膨胀流动，改善出口段的流动条件；优化后静叶通道由优化前的收缩通道变为缩放通道，从前面的分析可知静叶通道内中流体的相对马赫数最大值为1.8以上，为跨音速流动，在静叶出口位置形成强烈的激波，流线弯曲。采用缩放型通道可将流体在喉部以前的吸力面上的相对马赫数控制在1以内，同时在后半段

位置扩张通道有利于更好地适应流体的膨胀流动，出口斜切部位吸力面位置近似呈斜直线，可减小流体马赫数的增加。优化后动叶的轴向弦长减小，从而a优化前

b优化后

缩短了流体在动叶通道中流动的距离，减小了通道内的损失。同时增加动叶叶片数以更好地控制流动。

图3优化前后叶片二维型线变化

（3）优化前后气动性能对比分析

采用相同的数值模拟方法对优化后的叶轮进行了计算，给出优化后的流动特征。图4给出了壁面静压分布，沿着流动方向静压不断降低，在静叶尾缘吸力面附近没有形成大范围的逆压梯度，表明静叶吸力面出口位置产生的分离流动被明显减弱。

图4叶片表面静压分布

优化后静叶壁面端壁吸力面位置的旋涡鞍点消失（图5），流动条件改善，同时下端壁位置的局部回流区明显减弱（图6）。

图5静叶吸力面壁面极限流线分布

图6下端壁壁面极限流线

在50%叶高位置优化后的局部回流区也得到

改善（图7），因此可以看出优化后静叶出口位置的流动条件得到明显改善，尤其是在中叶展以下位置，其改善最为显著。

图750%叶高截面位置流线分布

对比子午面性能参数，图8显示优化后静叶出

口至动静叶交接位置区域内相对马赫数明显增加且均匀分布，而产生激波的位置参数会有局部的突变，因此优化后激波的强度有所增强，但其产生位置位于尾缘位置，影响范围较小，因此并没有对流动造成大的损失，这在下面将详细介绍。

图8子午面相对马赫数分布云图

图9对比了子午面总压分布，可以看出优化后静叶出口尾迹区的影响范围有明显减小，动叶中损

a 优化前

b

优化后

a 优化前

b

优化后

a 优化前

b

优化后

a 优化前

b

优化后

a 优化前

b

优化后

a 优化前

b 优化后

b 优化后

a 优化前

失沿叶高的分布较为均匀，同时由于动叶轴向弦长的减小使得流动在动叶中的损失范围也明显减小。图9子午面总压分布云图

优化前后静压分布的变化不是很大，如图10所示。从子午面绝对速度分布云图11中可以看出，优化后流动在动叶中的速度分布均匀，并在动叶出口位置下游，流动速度沿展向变化很小，这样有利于减小流动损失。

图10子午面静压分布云图

图11子午面绝对速度分布云图

如图12所示，从不同截面的相对马赫数分布图中可以看出，优化后动叶和静叶区域内流体相对马赫数的均值有明显增加，而在优化前，激波产生的位置位于静叶下游吸力面上，同时也是流动本身极有可能产生分离的区域，因此此处的流动受到激波的

作用会产生更加强烈的分离，并且其影响区域会沿着下游尾迹区发展。优化后，静叶出口位置激波分别为位于静叶尾缘处的两条斜激波，激波的影响区域较小，并且其产生的位置不会对流动产生大的影响，因此优化后激波的影响被有效地弱化了。相对马赫数在叶顶位置均有所下降，主要原因与叶顶端壁二次流以及与当地音速有关。

图12不同截面位置相对马赫数分布

a 优化前

b 优化后

87.5%

叶高截面

16%叶高截面

a 优化前

b 优化后

a 优化前

b 优化后

b 优化后

a 优化前

b 优化后

a 优化前

（下转第37页）额定出力能达到183MW ，提高约

30MW ，

联合循环热效率约47%，提高2个百分点，具有更高的经济性；

（2）燃料灵活性和适应性更强；夏季高温天气下，受大气温度影响更小。M701SDAX 机组推出后，赢得了市场认可，并成功获得2台订单。

4总结

为了进一步挖潜增效，三菱日立对国内某台

M701SDA 机组进行了出力提升方案的研究和应用，并取得了预期效果，主要有：

（1）在不额外增加或改进硬件设备的前提下，通过增加IGV 开度和高热值运用，机组总体出力有了约5MW 提升，效益明显；

（2）为了进一步提升机组性能，研发了

M701SDAX 新机型，

出力和效率均有提升，并获市场认可。

[参考文献]

[1]娄马宝.低热值气体燃料（包括高炉煤气）的利用[J].燃气轮机技术，2000.13(3):16-18.

[2]刘文和,杨若仪.低热值煤气燃气轮机联合循环发电在钢铁厂的应用[J].燃气轮机技术，2004.17(1):21-25.

[3]彭华玉,杨定斌.燃气-蒸汽联合循环发电在涟钢的应用及效果[J].金属材料与冶金工程，2009.37(1):46-49.[4]李通,王琴.马钢新区电厂燃气-蒸汽联合循环发电机组概况[J].

ANHUI METALURGY ，2006.2:6-9.

收稿日期：2017-05-10

作者简介：穆克进（1980-），男，2006年毕业于中国科学院研究生院

动力工程专业，工程师，现从事燃气轮机电站调试、性能试验等工作。

性能参数优化前优化后总流量/（kg/s ）13.77711.934等熵效率/%84.0288.10出口绝对速度

70.7749.28总温比

0.8742

0.8669

a 优化前

b

优化后

a 优化前

b

优化后

从给出的静叶和动叶出口速度分布云图及等值线图（图13、14）

中可以看出，优化后流动条件在叶片出口处均有明显改善，流动分布均匀使得尾迹损失大大降低，同时结合前述的分析可知，由于动叶轴向弦长的减小使得通道涡在动叶通道中存在和发展的区域大大减小，这也是使流动分布更加均匀的一个原因。

图13静叶出口Z 向速度分

图14动叶出口Z 向速度分布

表1给出了优化前后各参数的性能变化。

表1优化前后各性能参数变化

从表1中看出优化后通道内的流量有所减小，等熵效率增加了4.1%，出口绝对速度和总温比均有所下降，流体的能量得到了更好地利用。

4结论

优化后叶片激波产生的位置向后偏移，对流动的影响程度减小；叶片出口位置的流动分布更加均匀，叶轮出口尾迹损失大大减小；动叶通道涡对动叶通道内的流动影响明显减弱。优化后叶片的气动性能得到明显提升。通过ORC 试验台位的试验得到了证实。

[参考文献]

[1]王志奇.有机朗肯循环低温烟气余热发电系统实验研究及动态特性仿真[D].长沙:中南大学,2012.[2]刘松.低温烟气余热利用系统的集成优化与评价[D].北京:华北电力大学,2013.

基金项目：国家国际科技合作专项（2013DFG60120）

收稿日期：2017-04-07

作者简介：刘伟阳（1986-）女，工程师，现主要从事工业汽轮机气

动性能方面研究工作。