大規模渦構造の操作による旋回同軸噴流混合の能動制御Active control of swirling coaxial jet mixing with manipulation of large-scale vortical structures

伝学　* 齋木　悠　　（東大院）　　 伝正　鈴木　雄二　　（東大工）　　 伝正　 笠木　伸英　（東大工）

Yu SAIKI, Yuji SUZUKI and Nobuhide KASAGIDept. of Mech. Eng., Tokyo Univ., Hongo 7-3-1, Bunkyo-ku, Tokyo 113-8656

Large-scale vortical structures and associated mixing in methane/air swirling coaxial jets are actively controlled by manipulating the outer shear layer of the outer swirling air jet with miniature flap actuators. As a result, intense vortex rings are produced in the outer shear layer in phase with the periodic flap motion re-gardless of the swirl rate tested. Vortical structures in the inner shear layer, however, are strongly dependent on the swirl rate. At a relatively low swirl rate, the inner vortices are shed continuously and the central meth-ane jet is pinched off. This particular mode of methane jet breakdown promotes the mixing of methane and air, so that a local flammable mixture can be formed in an earlier stage of jet flow development.

Key Words: Swirling Jet, Mixing Control, Stereoscopic Particle Image Velocimetry, Laser-Induced Fluorescence

1. 緒言

　オンサイト発電用マイクロガスタービンなどで使用される

小型燃焼器では，大きな負荷率の変動に伴い，燃焼効率の低

下，窒素酸化物排出の増加，火炎不安定性の発生が懸念される．

一方で，燃焼現象は，熱・物質・運動量の輸送・拡散に強く

依存するため，流動構造の積極的な制御により，燃焼特性を

著しく改善できる可能性がある．栗本ら (2008) [1] は，同軸噴

流ノズル内壁に，フラップ型アクチュエータ群を配備し，大

規模渦構造の操作を通じて，燃料・空気混合を柔軟に制御し，

異なる負荷条件において，一酸化炭素排出量および発熱率変

動を改善できることを示した．しかしながら，より実用的な

制御手法の提案は，実機に近い流動場での制御の試行により，

初めて保証されると考えられる．そこで，本研究では，同ア

クチュエータをガスタービン燃焼器内で多用されるメタン・

空気旋回同軸噴流場に適用し，形成される渦構造とそれに伴

う混合機構を定量的に解明することを目的とした．

2. 実験装置・計測手法

　図 1 に，供試ノズルを示す．内側ノズル (Di = 10 mm) から

はメタンが，外側ノズル (Do = 20 mm) からは，案内羽式の軸

流旋回器を通過した空気が噴出され，自由旋回同軸噴流を形

成する．1 kW クラスの燃焼器を対象として，環状噴流のバル

ク平均流速 Um, o に基づくレイノルズ数 Re (= Um, oDo/no) は 2400，運動量流束比 m (= roUm, o

2/riUm, i2) は 42 に設定した．旋回流によ

る保炎機構は，速度減衰および再循環流を利用するものに大

別される [2]．ここでは，まず，本制御手法を，速度減衰機構

を用いた旋回流バーナへ適用することを想定し，スワール数 Sが，再循環領域が形成される臨界スワール数 Scr (= ~ 0.6) [2] よ

18 Flap actuators

Permanent magnet

Stainless tube

Axial-blade Swirler

D = 20 mmo

D = 10 mm (t = 0.3 mm)i

100 mm

Contraction nozzleCH

4

Air

Air

z

r

Fig. 1 Test coaxial jet nozzle: (a) flap actuators equipped inside the nozzle, (b) axial-blade swirler, and (c) side view.

(a) (c)

(b)

Fig. 2 Schematic of measurement setup.

りも低い，0.2 および 0.4 の旋回器を配備した．フラップ型ア

クチュエータは，旋回器下流の外側ノズル内壁に 18 枚配置し，

環状旋回噴流の外側せん断層に攪乱を直接投じる．実験を通

じて，全てのフラップは同位相で駆動し，フラップ駆動周波

数 faで定義されるストローハル数Sta (= faDo/Um, o) を変化させた．

　図 2 に，計測装置概略図を示す．制御機構の解明には，ス

テレオ粒子画像流速計 (Stereo-PIV) による 3 成分速度場および

平面レーザ誘起蛍光法 (PLIF) による燃料濃度場計測を用いた．

　Stereo-PIV 画像の取得には，シャイムフラグ配置した 2 台の

フレーム・ストラドリング CCD カメラ (Lavision, Flowmaster3) を用い，撮影領域は，ノズル中心軸を含む断面内において，

50 x 80 mm2 に設定した．光源には，Nd : YAG レーザ (THALES, SAGA PIV20) を用い，シート光を形成した後，テストセクショ

ンに導いた．トレーサには，SiO2 粒子 ( 鈴木油脂工業，dp ~ 1.2 mm, rp = 215 kg/m3) を選択した．相互相関処理による速度ベク

トルの算出は，Lavision 社製 Davis により行い，ベクトル空間

解像度は 0.8 x 0.8 mm2 である．

　PLIF 計測のトレーサには，アセトン蒸気を用い，中心メ

タン噴流に混入した．励起光源には，Nd : YAG 第二高調波励

起の色素レーザ (Lambda Physic, SCANmate2C) を使用し，波長

283.0 nm のシート光を形成した後，ノズル中心軸に導いた．ア

セトン蛍光の取得は，ICCD カメラ (Lavision, Flamestar2F) によ

り行い，空間解像度は，0.4 x 0.4 mm2 である．

3. 実験結果

3. 1　スワール数の影響　図 3 に，S = 0.2, 0.4 における，非制

2CCD cameras

for Stereo-PIV

(1280 x 1024)

AirAir

CH

Honey-comb

and mesh

Trigger converter &Camera controlers

Frequency-doubled

Nd: YAG LASER

(λ = 532 nm)

Lasersheet

Sheetoptics

Wind

shields

Quartz

windows

HEPA filter

Test section

(800 x 600 x 600 mm )3

PTU

ICCD camerafor PLIF(576 x 384)

Nd: YAG laser pumpedDye LASER(Rhodamine 590,

λ = 283 nm)

Personalcomputer

Prism

4

Exhaust

Electric

power supply

r/Do

1 m/s

0.0 0.5 1.0-1.0 -0.5

r/Do

0.0 0.5 1.0-1.0 -0.5

1 m/s

1.8

-1.8

W [m

/s]

2.0

1.5

1.0

0.5

z/D

o

2.0

1.5

1.0

0.5

z/D

o

2.0

1.5

1.0

0.5

0.0 0.50.5

14

12

10

8

6

4

2

0

-Q/(U

/D )

m, o

o2

2

z/Do

2.0

1.5

1.0

0.5

0.0 0.50.5r/Dor/Do

z/Do

(a) (b)0.4

0.3

0.2

0.1

0.00.80.60.40.20.0

r/Do

z/Do = 3.0 Uncontrolled

Sta = 0.3

Sta = 0.5

Sta = 0.7

Sta = 1.0

Sta = 1.6

˜ c +′

c

()2

0.15

0.10

0.05

0.00

c

0.80.60.40.20.0

r/Do

z/Do = 3.0 Uncontrolled

Sta = 0.3

Sta = 0.5

Sta = 0.7

Sta = 1.0

Sta = 1.6

(a) (b)

(a) (b)

Fig. 3 Mean velocity field of uncontrolled swirling coaxial jet in longitudi-nal cross-sectional plane: (a) S = 0.2, and (b) S = 0.4.

Fig. 5 Phase-averaged velocity field and contours of Q (<0) in swirling co-axial jets controlled with Sta = 1.0: (a) S = 0.2, and (b) S = 0.4.

Fig. 6 Radial distribution of mixture fraction in uncontrolled/controlled swirling jet (S = 0.2) at z/Do = 3.0: (a) mean, and (b) rms fluctuation.

Fig. 7 PDF of mixture fraction in controlled swirling jet with S = 0.2 at z/Do = 3.0 and r/Do = 0.0: (a) Sta = 0.3, and (b) Sta = 1.0.

御噴流の中心軸断面内での平均速度場を示す．接線方向速度

W の最大値は，S = 0.2 および 0.4 において，それぞれ ~0.4Um, o

および ~0.6Um, o である．スワール数が高い程，噴流幅は広がり，

せん断層の発達が早い．また，図 4 に，非旋回および旋回噴

流における，中心軸上流れ方向速度分布を示す．旋回同軸噴

流では，ノズル近傍において，中心噴流の縮流・加速が生じ，

その影響は，旋回強度の増加とともに大きくなる様子が分か

る．これは，環状噴流の接線方向速度成分により，噴流中心

部において圧力が低下すると共に，負の流れ方向圧力勾配が

形成されるためである [3]．　以上の特徴を有する旋回同軸噴流に対し，制御を試行した．

図 5 に，S = 0.2, 0.4 における制御噴流 (Sta = 1.0) の位相平均速度

場および渦運動を表す速度勾配テンソルの第二不変量 Q が負

となる領域の等値線図を示す．フラップ運動により，環状旋

回噴流の外側せん断層内 (r/Do = ~ 0.5) において，スワール数に

依らず大規模渦輪を連続的に誘起できることが分かる．一方

で，中心流体の輸送に支配的な役割を果たす内側せん断層内 (r/Do = ~ 0.25) の渦構造は，旋回強度に大きく依存し，スワール

数が高い S = 0.4 では，強い渦を形成できない．これは，中心

噴流の加速に伴い，ノズル近傍の運動量流束比roUo2/riUi

2 が著

しく低下するためと考えられる．一方で，S = 0.2 では，非旋

回時 [1] と比較し渦強度が弱まるものの，中心噴流の加速が小

さく，内側せん断層内の渦輪生成を制御できることが分かる．

3. 2　ストローハル数の効果　以後は，内外せん断層に比較的

強い渦構造を形成できる S = 0.2 の旋回噴流を対象にし，スト

ローハル数を変化させた場合の，メタン・空気混合特性を考

察する．図 6 に，z/Do = 3.0 におけるメタン体積混合分率 c の平均値および乱れ強度を示す．Sta << 1.0 では，径の大きい渦

が放出されるため ( 図省略 )，メタン流体は，半径方向に大き

く輸送される．一方で，Sta ≧ 1.0 では，内側せん断層付近で

のみ局所的に混合が促進され，層状混合気を形成でき，また，

ストローハル数の違いにより，渦径を調整し ( 図省略 )，輸送

範囲も制御可能である．メタン・空気の可燃限界が，0.05 ≦

c ≦ 0.15 であることを考慮すると，制御により早期に可燃混

合気を形成できると言える．またこのとき，全ての制御噴流

において，乱れ強度は，非制御噴流と比較し小さい．ここで，

濃度乱れに関して詳細に考察するため，図 7 に，z/Do = 3.0 の

噴流中心軸位置で取得した，制御噴流 (Sta = 0.3, 1.0) における瞬

時濃度の確率密度関数 (PDF) を示す．まず，ストローハル数が

低い Sta = 0.3 では，渦生成が連続的でないため，c ~ 0.0 の確率

が高く，混合気の到来が間欠的であることを示している．こ

れに対し，Sta = 1.0 では，c ~ 0.15 にピークを持つ．従って，本

制御手法では，Sta ≧ 1.0 の制御により，渦を連続生成し，早

期に濃度乱れの小さい可燃混合気を形成できると言える．

4. 結言

　本研究では，メタン・空気旋回同軸噴流場にフラップ型ア

クチュエータを適用し，大規模渦構造とそれに伴う混合機構

の能動制御を行った．以下に得られた知見を示す．

1. 制御に伴い内外せん断層に誘起される大規模渦輪の様相は，

旋回強度に強く依存し，スワール数が高い条件では，中心流

体の輸送に支配的な役割を果たす内側せん断層内の渦強度が

顕著に低下する．これは，環状噴流の接線方向速度成分によ

り，噴流中心上に負の圧力勾配が形成され，中心噴流が加速し，

ノズル近傍における運動量流束差が小さくなるためである．

2. 一方で，スワール数が低い条件では，中心噴流の加速が小

さいため，渦輪を連続的に放出することで中心流体の輸送を

促進でき，早期に濃度乱れの小さい可燃混合気を形成可能で

ある．さらに，フラップ駆動周波数を変化させることで，渦

径を調整し，噴流中心軸付近において混合特性を制御できる．

　本研究を遂行するにあたり，文部科学省 GCOE「機械システム・イ

ノベーション」による支援を受けた．ここに記して謝意を表する．

参考文献

(1) 栗本・他 3 名，機論 (B)，74-744 (2008), 1843.(2) Gupta, A. K. et al., Swirl flows, (1984). (3) Champagne, F. H. and Kromat, S., Exp. Fluids, 29 (2000), 494.

20

15

10

5

0

PD

F

1.00.80.60.40.20.0

c

z/Do = 3.0

r/Do = 0.0

Sta = 0.3

20

15

10

5

0

PD

F

1.00.80.60.40.20.0

c

z/Do = 3.0

r/Do = 0.0

Sta = 1.0

(a) (b)

0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

0.4

0.3

0.2

u/U

m,

o

2.01.51.00.5

z/Do

No swirl

S = 0.2

S = 0.4

Fig. 4 Distribution of mean streamwise velocity along the jet axis in uncon-trolled jet.