程 明，尚守堂，刘殿春，高家春，郭瑞卿，张珊珊，李 锋

（1.北京航空航天大学能源与动力工程学院，北京 100191；2.中航工业沈阳发动机设计研究所，沈阳 110015）

0 引言

TAPS燃烧室是GE公司为下一代商用飞机研制的低污染燃烧室，经试验验证其第1代燃烧技术的NOX排放比目前常规燃烧室的降低50%，且具有使NOX排放持续降低50%～75%的潜力[1]。Mongia等人采用试验方法研究了TAPS模型燃烧室的瞬时流场结构、主燃级和值班级火焰的相互作用，以及周期性回火现象等[2-4]。国内对于TAPS燃烧技术的研究尚处于起步阶段。文献[5]对单环腔中心分级燃烧室进行了数值研究，通过改变旋流器旋向和叶片角度等几何参数，分析其对燃烧室冷态流场的影响。文献[6]采用数值模拟方法初步研究了TAPS燃烧室3维二相流场，并且研究了2种燃烧室结构和2种喷油方式下的燃烧性能，但没有考虑燃油分级比例的影响。由于TAPS燃烧室采用了空气径向分级配合燃油径向分级燃烧技术，故本研究实际涉及到空气流量分配和燃油流量分配2个方面的内容。

本文从TAPS燃烧室流场结构出发，综合分析TAPS燃烧室在不同工况下实现低污染及稳定燃烧对各子燃烧区当量比的要求，基于中等推力航空发动机设计点参数提出TAPS燃烧室头部旋流器的3级旋流流量分配方案，并在该方案下，对不同燃油分配比例对TAPS燃烧室性能的影响进行数值模拟。

1 TAPS燃烧室流场结构和低污染燃烧原理

TAPS旋流器由值班级和主燃级构成，2级之间由一定高度的台阶隔开，值班级由内、外2级旋流组成，二者之间被文氏管隔开，典型TAPS旋流器结构如图1所示。

文献[2-3]详细介绍了TAPS燃烧室的流场特征。在高工况下，TAPS旋流器在主燃区中产生3个回流区，分别为主回流（PRZ）、角回流（CRZ）和台阶回流（LPZ），如图 2所示。相应燃烧区域被3个回流区划分为值班级扩散火焰区、剪切层火焰区和主燃级预混火焰区。

图1 典型TAPS旋流器结构

图2 TAPS燃烧室高工况下主燃区流场结构

文献[7]对TAPS燃烧室低污染燃烧原理进行了详细阐述。在低工况下，仅值班级喷嘴喷射燃油。气流在值班级2级旋流、文氏管和套筒的共同作用下，在套筒内及其下游形成1个强大的值班级主流区，燃油在该区域内进行富油充分燃烧，其富油燃烧产物在剪切层及主燃区下游与主燃级新鲜空气进行快速掺混燃烧，以此实现低工况下的高效燃烧，同时获得较低的污染物排放。TAPS燃烧技术通过增加文氏管和台阶装置来实现其目的。TAPS旋流器的径向分级结构决定了主燃级冷的新鲜空气射流会对值班级火焰存在焠熄作用，如果在值班级燃烧不完全的情况下，加入大量主燃级新鲜空气，焠熄作用会导致燃烧室内CO排放的大幅增加，且燃烧效率大幅下降。主燃级和值班级射流之间的台阶将2级射流隔开一段距离，延缓了主燃级射流与值班级火焰的混合，为值班级的充分燃烧提供时间；文氏管结构将值班级分为2级旋流，燃油与值班级内旋流混合燃烧，外旋流则被包裹在内旋流混气的外侧，延缓内外2级旋流的混合，以此调节值班级套筒内燃烧区的局部当量比，避开污染物排放量较大的当量比区间，以实现低污染燃烧。在高工况下，主燃级分配了大部分的燃油和空气，在主燃级预混腔体中形成均匀贫油混气，以实现低污染燃烧；值班级分配较少的燃油和空气，形成的扩散火焰用于稳定主燃级火焰。由于大部分燃油进行贫油燃烧，故在高工况下，TAPS燃烧室能够大幅度降低NOX的排放。

由于TAPS燃烧室的流场呈现出清晰的分区燃烧结构，故在进行TAPS燃烧室流量分配与燃油分配方案设计时，需要综合考虑在不同工况下各子燃烧区低污染和稳定燃烧对局部当量比的要求。

2 TAPS燃烧室流量分配方案设计

以中等推力发动机燃烧室设计点参数作为设计依据（见表1），应用TAPS燃烧技术对主燃区各子区域按低污染燃烧原理和燃烧室稳定运行要求进行针对性的流量分配。

参考目前燃烧室火焰筒和涡轮冷却水平，燃烧室流量分配方案如下：按总进气量的13%用作涡轮冷却，20%用作火焰筒冷却，10%用作头部冷却，余下57%的气流为TAPS旋流器3级旋流流量。在对3级旋流进行流量分配时，将值班级内、外旋流看作值班级旋流处理。按设计点参数，可以作出2级当量比随燃油分级比例的变化曲线趋势，如图3所示。在高工况下，考虑NOX、CO排放的要求时[8]，希望主燃级和值班级当量比位于处于0.6～0.8的贫油燃烧区间[9]；而从燃烧稳定性来考虑，则希望贫油预混燃烧的当量比大于0.5。从图3中可见，当主燃级当量比取为0.6～0.8时，值班级当量比在主燃级燃油比例从0%～100%变化时大致位于处于0.2～0.6区间。

表1 某中等推力航空发动机设计点参数

图3 在高工况下主燃级和值班级当量比随燃油分级比例的变化

按照图3中主燃级当量比和燃油分级设计流量分配方案时，在低工况下值班级的当量比随燃油分级比例的变化如图4所示。由此可见，在高工况下，按主燃级当量比为0.6～0.8，燃油分级比例从0%～100%变化设计流量分配方案时，会造成在低工况下值班级当量比大幅度变化。显然，值班级当量比过大或过小都不利于污染物排放的控制，并且不利于发动机工况的转换。

综合考虑图3、4中的比例变化，在初步设计时，按在高工况下主燃级当量比为0.65、主燃级燃油比例为90%进行流量分配。可以看出，该设计能够保证在高工况下低排放和稳定燃烧要求，同时能够适应燃油的大幅度改变，有利于发动机不同工况的转换。并且在低工况下值班级当量比为3左右，不至于过大。

值班级2级旋流流量分配按气液比为2来确定。故燃烧室头部流量分配方案见表2。

表2 TAPS燃烧室头部流量分配方案

3 数值模拟

3.1 物理模型的建立

采用FLUENT软件中的Realizable k-ε湍流模型、DDM喷雾模型、PDF燃烧模型、DO辐射模型、热力模型NO排放模型进行计算，文献[5]将该模型的单环腔燃烧室数值模拟结果与试验结果进行对比研究，验证了其计算结果的可信度。为此，本文采用与其相同的数理模型对不同结构的燃烧室性能进行对比，以研究在相同数理模型下，选择合适的燃烧室结构。

3.2 计算域

TAPS燃烧室计算域如图5所示。在研究旋流杯雾化喷嘴时采用Thru-the-Vane方法[10-11]，计算域包括旋流器上游、旋流器及火焰筒区域，不考虑冷却的影响。进口段直径为122 mm的圆柱形进气段，主燃区为100 mm×70 mm的矩形域，并带有收敛段。

图5 TAPS燃烧室计算域

3.3 求解及边界条件设置

对TAPS模型燃烧室进行稳态二相燃烧流场计算。采用基于压力的隐式求解器，近壁面采用标准壁面函数，湍流模型采用标准k-epsilon模型，压力和动量方程采用2阶精度离散，采用SIMPLE算法求解。

取燃烧室高工况设计点参数进行计算。进口空气流量为2.72 kg/s，温度为860 K，工作压力为3300000 Pa，总燃油流量为0.073 kg/s，在不改变几何及计算参数的条件下，调节主燃级燃油比例从0%～100%，共11个算例。燃料为煤油，应用非预混二相喷雾燃烧模型，采用离散相模型追踪油珠轨迹，通过简化PDF模型模拟湍流与燃烧的相互作用。按热力和瞬发NOX计算污染物排放。

3.4 计算结果及分析

3.4.1 燃油分级比例对燃烧室速度场的影响

对比11个算例后发现，TAPS燃烧室的流场在整体流型上差别不大，基本与图6类似。从图6中可见，值班级外旋流包裹在值班级内旋流外侧，且内旋流与外旋流共同在燃烧室内形成较强的主回流区，外旋流在套筒出口台阶处，形成台阶回流。主燃级旋流在到达滞止点后，部分形成角回流，其余的则包裹在值班级旋流外侧。

图6 TAPS燃烧室流场

虽然燃油分级比例对燃烧室整体流型的改变不大，但是从通过3级旋流器的流量来看，燃油分级比例对流场的改变非常大。燃油分级比例对3级旋流流量的影响如图7（b）～（d）所示。由此可见，随着主燃级燃油比例的增大，值班级内、外旋流流量迅速增加，主燃级流量迅速减少，在燃油比例达到60%后，变化趋势均变缓。说明在旋流器结构参数不变的情况下，值班级旋流的平均速度会大幅增加，主燃级速度将会减小，产生这一现象的原因应该与燃烧热释放所增加的阻力有关。

3.4.2 燃油分级比例对燃烧室温度场的影响

在主燃级燃油比例为0%、30%、70%和100%时，TAPS燃烧室Z=0截面温度分布情况如图8所示。由于计算的温度场变化趋势与燃油分级比例相关性一致，故没有显示全部云图。对比图 8（a）～（d），随着主燃级燃油量的增加，燃烧室高温区缩小，温度场分布更加均匀。

燃烧室出口温度分布系数（OTDF）如图9所示。从图中可见，随着主燃级燃油分配比例的增大，分布系数快速降低，当主燃级燃油比例增大到60%后，出口温度分布变化趋势减缓。值得一提的是，文献[2]指出，在没有值班级扩散火焰时，主燃级火焰无法稳定存在，而本文基于简化快速PDF燃烧模型并没有体现这一点。

图9 燃油分级比例对出口温度分布系数的影响

3.4.3 燃油分级比例对燃烧室排放的影响

污染物排放与燃烧室温度存在强烈的相关性。高温区减小、温度场更加均匀必然会导致污染物排放大幅降低。燃烧室NOX、CO质量分数随主燃级燃油比例的变化如图10所示。从图中可见，燃油分级比例的变化对减少污染物排放作用非常大，NOX排放降低了90%以上，而CO则降低95%。随着主燃级燃油比例的增大，NOX、CO的排放呈递减趋势，且趋势渐渐变缓。但是,在燃油比例为90%时，NOX排放最低，这与之前流量分配时设计点的燃油分配比例一致。再增大主燃级燃油比例时，NOX排放略有增加，而CO的排放依然为减少趋势。

图10 燃油分级比例对污染物排放的影响

4 结论

（1）燃油分级比例对TAPS燃烧室流场总体结构影响不大，但是可以通过影响3级旋流流量分配，从而改变燃烧室的局部当量比，这需要对燃烧室的气动性能进行优化设计。

（2）燃油分级比例对燃烧时温度场影响巨大，增加主燃级供油能够显著减小高温区，并改善温度分布的均匀性。

（3）NOX和CO的排放随主燃级燃油比例的增大而大幅减少，其减少幅度渐渐变缓，对于NOX存在1个最佳排放燃油比例。

[1]Mongia H C.TAPS-A 4th generation propulsion combustor technology for low emissions[R].AIAA-2003-22657.

[2]Dhanuka S K.Unsteady aspects of lean premixed-prevaporized(LPP)gas turbine combustors:flame-flameInteractions[R].AIAA-2010-1148.

[3]Dhanuka S K，Temmea J E,Driscoll J F,et al.Vortex-shedding and mixing layer effects on periodic flashback in a lean premixed prevaporized gas turbine comustor[J].Proceedings of the Combustion Institute，2009,32（2）：2901-2908.

[4]Dhanuka S K.Instantaneous flow structures in a reacting gas turbine combustor[R].AIAA-2008-4683.

[5]李锋，尚守堂，程明，等.双环腔燃烧室置换单环腔燃烧室可行性研究[J].航空动力学报，2008，23（1）：145-149.

[6]刘殿春，董玉玺，尚守堂，等.单环腔中心分级燃烧室流场数值模拟[J].航空动力学报，2010，25（6）：1251-1257.

[7]Hura H S.Methods and apparatus for decrease combustor emissions:USA,US6354072[P].2002-03-12.

[8]Mohammad B S,Jeng S M.Design procedures and a developed computer code for preliminary single annular combustor design[R].AIAA-2009-5208.

[9]林宇震，许全宏，刘高恩，等.燃气轮机燃烧室[M].北京：国防工业出版社，2008：30-60.

[10]Mongia H C.Swirl cup modeling part II:inlet boundary conditions[R].AIAA-2003-1350.

[11]Mongia H C.Swirl cup modeling part III:grid indipendent solution with differentturbulentmodels[R].AIAA-2003-1349.