CC BY
39
Кораблестроение
УДК 532.51
И.В. Литвинов, Д.К. Шараборин, С.И. Шторк, С.В. Алексеенко
ЛИТВИНОВ ИВАН ВИКТОРОВИЧ - инженер-исследователь (Институт теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН), аспирант (Новосибирский государственный университет, Новосибирск). E-mail: [email protected]
ШАРАБОРИН ДМИТРИЙ КОНСТАНТИНОВИЧ - инженер-исследователь (Институт теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН), сотрудник (Новосибирский государственный университет, Новосибирск). E-mail: [email protected] ШТОРК СЕРГЕЙ ИВАНОВИЧ - кандидат физико-математических наук, старший научный сотрудник, заведующий лабораторией (Институт теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН), сотрудник (Новосибирский государственный университет, Новосибирск). E-mail: [email protected]
АЛЕКСЕЕНКО СЕРГЕЙ ВЛАДИМИРОВИЧ - член-корреспондент РАН, директор (Институт теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН Новосибирск), профессор (Новосибирский государственный университет). E-mail: [email protected] Пр-т Академика Лаврентьева, 1, Новосибирск, 630090
Применение трехкомпонентной стерео-PIV техники
для измерения параметров винтового прецессирующего вихря
в интенсивно закрученном потоке
Представлена экспериментальная работа, посвященная определению параметров прецессирующего винтового вихря на выходе из сопла тангенциального закручивающего устройства (диаметр сопла 52 мм, конструктивный параметр крутки 2.4). Опыты проводились для достаточно большего числа Рейнольдса, соответствующего области автомодельности течения с безразмерной частотой прецессии, не зависящей от Re. Средние и фазово-осредненные распределения скорости были получены с помощью трехкомпонентной стерео-PIV методики при использовании пульсаций давления в акустическом поле закрученной струи в качестве опорного сигнала, отслеживающего фазу прецессии вихря. Параметры винтовой вихревой структуры были определены на основе средних, а также фазово-осредненных распределений скорости. Полученные значения служили исходными данными для вычисления частоты прецессии винтового вихря на основе аналитической теории. Показано, что точность расчетов частоты прецессирующего вихревого ядра (ПВЯ) с использованием параметров, определенных из фазово-осредненных распределений, составила порядка 1% и около 10% - для параметров, определенных из средних профилей скорости. В последнем случае точность может рассматриваться вполне удовлетворительной для проведения инженерных расчетов и оценок параметров ПВЯ, тем более что эти оценки могут быть выполнены на основе менее затратных по времени и стоимости измерений.
Ключевые слова: прецессия вихря, винтовой вихрь, пульсации потока.
© Литвинов И.В., Шараборин Д.К., Шторк С.И., Алексеенко С.В., 2015
ВЕСТНИК ИНЖЕНЕРНОЙ ШКОЛЫ ДВФУ. 2015. № 2 (23)
Обозначения ПВЯ - прецессия вихревого ядра ЦРЗ - центральная рециркуляционная зона PIV - Particle Image Velocimetry ЛДА - лазерный Допплеровский анемометр fjjjj - частота ПВЯ D - диаметр сопла вихревой камеры U0 - среднерасходная скорость в сопле камеры, м/сек
St = fIAfiD/
- число Струхаля
Sth - расчетное число Струхаля
^ _ 7TDD0
^ - конструктивный параметр крутки
Re =
DU,
0 - число Рейнольдса
V - кинематическая вязкость воздуха при 25 С, м /с и - аксиальная, тангенциальная, радиальная компоненты скорости, м/с Г - интенсивность вихревой структуры, м2/с а - поперечный размер винтовой структуры, м к - шаг винта, м £ - радиус вихревого ядра, м и0 - скорость на оси камеры, м/с
Введение
Закрученные потоки широко распространены в технических и природных системах. Для создания высоких параметров закрутки (£ > 1) на практике используются тангенциальные закручивающие устройства. В случае сильной закрутки в потоке образуется область низкого давления и, соответственно, - устойчивая центральная рециркуляционная зона (ЦРЗ). Работа многих горелочных, а также сепарирующих технологических устройств была бы невозможна в отсутствие ЦРЗ.
Одной из особенностей интенсивно закрученного потока в условиях внезапного расширения, как это имеет место в нашей установке, является формирование нестационарного вихревого явления, известного как прецессия вихревого ядра (ПВЯ). В литературе отмечается, что эффект ПВЯ влияет на процессы горения или сепарации, происходящие в вихревых камерах [5, 13]. Исследования закрученных потоков с формированием ПВЯ в условиях изотермического и реагирующего потока наиболее полно изложены в [7, 8, 12, 14, 20, 24]. Современные методики диагностики потоков, такие как PГV и ЛДА, послужили толчком для дальнейших детальных экспериментальных работ. Например, авторы [1, 4, 19, 21] приводят результаты исследования взаимодействия прецессирующей и вторичных вихревых структур, возникающих за слоем смешения закрученной струи. В целом современный тренд научных публикаций направлен на использование численного моделирования (СББ) для решения конкретных инженерных задач, связанных с формированием эффекта ПВЯ [6, 15, 17, 23]. Так как закрученный поток с формированием ПВЯ имеет сложную трехмерную структуру, он может служить удобной тестовой задачей для выбора СББ моделей. Причем практический интерес представляет использование СББ для конкретных технических задач (эффективное горение, перемешивание, разделение), т.е. применительно к специальным устройствам со своими особенностями закрученного течения. Это создает трудности при выявлении общих определяющих критериев при описании течения с формированием ПВЯ. Поэтому важной задачей является предсказание и оценка влияния ПВЯ на закрученное течение для различных конструкций вихревых устройств еще на стадии разработки.
В работе [11] нами была применена аналитическая теория винтовых вихрей для расчета эффекта ПВЯ для закрученного течения в тангенциальном завихрителе. Необходимые параметры были определены методом наименьших квадратов с использованием лишь осредненных по времени данных, а именно средних профилей скоростей, измеренных в одном вертикальном сечении с помощью ЛДА. В результате удалось рассчитать частоту ПВЯ для различных
ВЕСТНИК ИНЖЕНЕРНОЙ ШКОЛЫ ДВФУ. 2015. № 2 (23)
параметров закрутки и чисел Яв. Следует заметить, что параметры математической модели были определены косвенным образом с использованием дополнительных допущений, что предполагает некоторый произвол в их вычислении. Поэтому основной упор в настоящей работе был сделан на непосредственное определение параметров винтовых вихревых структур посредством анализа мгновенного поля течения, измеренного с помощью 81егео-Р1У. Это позволяет провести прямую проверку адекватности теоретической модели, а также использованных ранее подходов для расчета параметров на основе осредненных характеристик течения, не требующих для их получения сложной и дорогостоящей измерительной техники.
Методика эксперимента
Как и в нашей предыдущей работе [11], текущие исследования проводились на вихревом устройстве тангенциального типа, которое представляет собой осесимметричную камеру с двумя входными патрубками и одним выходным соплом (рис. 1, а). Конструктивный параметр крутки
вихревой камеры определялся согласно [7] по формуле: £ =
Ч А
, где О и О0 =145 мм -
диаметры выходного сопла и основной части циклонной камеры соответственно, Ат - площадь
тангенциальных входных патрубков с диаметром 40 мм. Эксперименты проводились для сопла с диаметром О =52 мм при расходе воздуха 15 л/с и среднерасходной скорости в сопле 7.06 м/с. Конструктивный параметр крутки для данного сопла равнялся 2.4.
а
б
Рис. 1. Конструкция тангенциального закручивающего устройства (а) и зависимость St от Яв (б).
Во вкладке показан спектр пульсаций давления
Обычно считается, что характеристиками, определяющими основные закономерности закрученного течения, являются параметр крутки £ и число Рейнольдса Яв [7]. Эти стандартные параметры могут описывать широкий диапазон течений в закручивающих устройствах, но, как отмечается в работах [2, 3], данные критерии не всегда однозначно характеризуют закрученное течение, что требует введения дополнительных параметров, таких как шаг винтовой структуры вихря и скорость на оси камеры. Определение данных характеристик в дополнение к ряду других базовых параметров ПВЯ является основной задачей настоящей работы.
Во многих работах, посвященных нестационарным режимам в закручивающих устройствах, отмечается связь между частотой максимума спектра пульсаций скорости и фундаментальной частотой в акустическом шуме струи [17]. Например, в работах [19, 25] показано, что основная гармоника в спектре пульсаций давления, измеренная с помощью микрофона, соответствует полному периоду вращения центра вихревого ядра относительно центра
камеры и поэтому является частотой ПВЯ. В наших экспериментах частота ПВЯ определялась по энергетическому спектру пульсаций давления (рис. 1, б), измеренного с помощью микрофона Behringer ECM8000 со специальным отборником давления, как описано в [11]. Электрический сигнал от микрофона усиливался микрофонным предусилителем Behringer MIC200. Известно, что если микрофон находится в дальнем поле, то в спектре доминирует частота ПВЯ. Поэтому микрофон помещался за слоем смешения струи ( r = 150 мм), чтобы снизить возмущения в потоке. Интенсивные периодические пульсации давления, регистрируемые микрофоном, являлись базисным сигналом и меткой во времени для проведения условного усреднения распределений скорости, привязанных к фиксированной фазе вихря.
В нашем эксперименте реализуется автоколебательный процесс с постоянным значением числа Струхаля St вне зависимости от значения Re (рис. 1, б). Эксперименты проводились при Re = 23 • 103, находящемся в области автомодельности. Основная гармоника спектра, связанная с периодическим движением вихря, ассоциировалась с частотой ПВЯ и соответствовала St = 1.54. Применимость теории для различных параметров закрутки S и чисел Re обсуждалась в предыдущей работе [11]. Здесь же сконцентрируем внимание на сопоставлении параметров винтового вихря, определенных косвенно из осредненных по времени профилей скорости и напрямую из фазово-осредненных распределений полей скорости, представляющих собой мгновенное поле течения, осредненное за много периодов прецессии вихревого ядра.
Для измерения полей мгновенной скорости использовалась стерео-PIV система «ПОЛИС», состоящая из сдвоенного импульсного лазера Nd:YLF (70 мДж в импульсе длительностью 10 нс), двух CCD камер "IMERX" (2060 х 2056 пикс, 8 бит) и синхронизующего процессора.
Управление системой, сбор, хранение и обработка данных осуществлялись при помощи компьютера с программным обеспечением "ActualFlow" [9]. Для формирования лазерного ножа использовались фокусирующая и цилиндрическая линзы. Лазерный нож лежал в плоскости х - y. Измерительное сечение z = 0, самое близкое сечение к соплу, располагалось на высоте 0.5 мм от среза сопла. Поток засеивался частицами парафинового масла (средний диаметр 3 мкм). В соответствии с работой [22] указанный размер частиц достаточно мал, чтобы частицы хорошо отслеживали турбулентные пульсации (с частотой менее 1 кГц). Камеры стерео PIV системы располагались под углом ±30° относительно нормали к плоскости измерения. Камеры были установлены на специальные поворотные кронштейны с объективами, которые позволяли совмещать плоскость наилучшей фокусировки камеры (расположенной параллельно ее матрице) с плоскостью лазерного ножа и осуществлять таким образом коррекцию Шаймпфлюга [16]. Для калибровки оптической системы использовалась плоская трехуровневая калибровочная мишень размером 100 х 100 мм с опорными точками круглой формы на декартовой сетке с шагом 5 мм. С целью повышения точности измерений использовался алгоритм коррекции возможного рассогласования мишени и измерительной плоскости. Задержка между парой вспышек была 25 мкс, частота лазерных вспышек - 1.4 Гц. При этом набиралась статистика из 5000 изображений для каждого сечения.
Условное (фазовое) осреднение осуществлялось с помощью АЦП (аналогово-цифрового преобразователя), который опрашивал два канала с частотой 10кГц: на первый канал подавался сигнал с фотодиода, на второй - сигнал пульсаций давления, получаемый с микрофона. Сигнал, получаемый с фотодиода, позволял детектировать вспышки лазерного ножа PIV системы и определять моменты времени, соответствующие измерениям распределений скоростей. Сигнал с микрофона являлся опорным сигналом, отслеживающим фазу прецессии вихревого ядра. Таким образом, обеспечивалась однозначная связь между временем PIV изображений и фазой движения вихревой структуры. Фазовое осреднение, как правило, проводилось по 40 PIV изображениям.
Определение параметров винтовой вихревой структуры
из осредненных распределений скорости
Аналитический подход, использующийся в данной работе, основан на теории винтовых вихрей, описанной в [2, 3, 10]. В частности, в них приводится формула для расчета частоты прецессии винтового вихря в цилиндрической трубе. Для применения модели винтовой вихревой структуры необходимо ввести в рассмотрение следующие параметры (рис. 2, а): а - радиус винтовой вихревой структуры, £ - радиус ядра вихря, к - шаг винтовой структуры, Г -интенсивность вихревой структуры, а также еще два дополнительных параметра: Щ - радиус
трубы и щ - скорость на оси трубы. Этот подход уже использовался для данной геометрии в [11] ,
где описанные параметры были определены из средних профилей скорости с помощью модели вихря с конечным ядром и алгоритма наименьших квадратов. Полученные в работе профили были измерены с помощью ЛДА в вертикальной плоскости вдоль одного направления. При этом параметры а и £ удалось определить лишь с помощью дополнительного акустического эксперимента и фазовоосредненных распределений поля давления. В представленной работе параметры, необходимые для расчета с применением теории винтовых вихрей, определялись напрямую из 81егео-Р1У эксперимента. Подтверждение адекватности использования теоретической модели для реального закрученного течения производилось на основе сопоставления результатов расчета с экспериментальными данными.
На рис. 2, б представлены осредненные по времени профили аксиальной и тангенциальной скоростей, полученных с помощью метода стерео-РГУ для сечения г = 0 . Результаты показывают, что течение характеризуется высокой степенью закрутки (высокий уровень тангенциальной компоненты скорости) и развитой центральной рециркуляционной зоной. Прецессирующая вихревая структура отклоняется от геометрической оси камеры примерно до границы зоны обратного тока [18]. На основе приведенных осредненных распределений скорости можно оценить размер этого отклонения от оси камеры, который совпадает по определению с модельным параметром а = г\и=0. Размер ядра прецессирующего вихря также можно оценить, если принять гипотезу о том, что максимальная тангенциальная скорость потока достигает своего максимума на расстоянии, равном а + £ = г|ж=И7 . Из осредненных профилей скоростей можно также оценить и
интенсивность вихревой структуры. Если предположить, что вся циркуляция сосредоточена внутри круговой области, где прецессирует вихрь, то циркуляция вихревой структуры будет
приблизительно равна: Г = ■ 2жг ш=ш .
б
Рис. 2. а - схема модели винтовой вихревой структуры, б - распределения осевой и, тангенциальной № и радиальной V компонент средней скорости
а
Аксиальная скорость на оси камеры и0 = С/|г=0 и радиус Я трубы, внутри которой
вращается винтовая структура, являются параметрами модели и находятся из средних распределений скорости и геометрии устройства. Сложнее дело обстоит с определением шага винтовой структуры из средних распределений скорости.
Причина в том, что для выполнения гипотезы о винтовой симметрии потока предполагается связь между тангенциальной и осевой компонентами скорости в виде соотношения [ 19, 20]:
гЖ
и = и0 - -
I
(1)
где и, Ж - аксиальная и тангенциальная компоненты среднего распределения скорости, И = 2 п I - шаг винта вихревой структуры. В реальных потоках условие винтовой симметрии по всей длине оси г не выполняется, так как по мере удаления от закручивающего устройства поток претерпевает существенные изменения - от разрушения вихря до полного затухания закрутки. Предположение о винтовой симметрии в предложенной модели означает периодичность структуры потока с шагом 2ж1 по оси г на всем ее бесконечном протяжении. Это чрезмерная идеализация модели, но, как отмечается в монографии [2], в закрученных потоках существуют области, где профили скорости меняются незначительно. Локальное применение гипотезы о винтовой симметрии к таким областям было бы вполне разумно. Проверим выполнение условия (1) для течения непосредственно за кромкой сопла, считая, что поток не успевает претерпеть существенных изменений при истечении из сопла. На основании этого для расчета параметров используется модель винтового вихря, прецессирующего в цилиндрической трубе, за радиус которой берется радиус сопла: Я = О /2. Анализ многочисленных данных, приведенных в [2], свидетельствует о том, что винтовая симметрия реализуется почти во всей области течения за исключением периферийных зон вблизи боковых стенок. Здесь существенным становится влияние вязкости, которая может обнаруживать себя через образование пристенных вихрей Гёртлера. Поэтому анализ экспериментальных профилей проводился только для области течения х < О /2 .
На рис. 3 показано сравнение измеренной осевой компоненты скорости и значений, рассчитанных по формуле (1) на основе измеренного распределения средней
тангенциальной скорости для параметра Iи -28 мм. Знак «минус» означает, что в течении возникает левовинтовая симметрия потока [2]. Параметр I находился методом наименьших квадратов из условия лучшего соответствия измеренного и расчетного профилей осевой скорости. Рисунок иллюстрирует хорошее соответствие обоих профилей, за исключением периферийной области течения, что подтверждает наличие винтовой
симметрии в исследуемом течении. „Рис- 3 Проверка винтовой симметрии потока.
г ^ 1 - измеренная осевая скорость, 2 - расчет по
формуле (1) для I и -28 мм
Определение параметров
винтовой вихревой структуры из распределений фазово-осредненной скорости
Итак, по осредненным профилям скорости мы нашли параметры, необходимые для использования модели винтового вихря. Теперь сопоставим их с параметрами, непосредственно определяемыми из фазово-осредненных распределений поля скоростей. На рис. 4 показано фазово-осредненное распределение 3 компонент скорости в сечении г = 0. Здесь отчетливо видно отклонение центра вихревой структуры от центрального положения. Можно констатировать
максимум аксиальной скорости, который находится между ядром вихря и стенкой сопла, а также область возвратного течения, явно смещающаяся относительно центра камеры. Отметим, что рис. 4 представляет «мгновенную» картину течения, которая вращается вместе с вихревым ядром.
Рис. 4. Фазово-осредненное распределение 3 компонент скоростей в сечении Z = 0: а - проекции вектора скорости на горизонтальную плоскость и осевая скорость (изоуровни), б - профили скоростей вдоль линии, проходящей через центр вихря
Для определения параметров вихревого ядра будем использовать, следуя работе [8], распределения фазово-осредненной осевой компоненты завихренности вдоль линии, проходящей через центр вихря (рис. 5, а). Область максимума распределения завихренности является несимметричной, и для оценки параметров a и s применена модель вихря Scully
6 skuii = --1--, которая была модифицирована для описания смещенного вихря.
Z * * ((r _ a)2 +s2)
Тогда параметры a , s , Г могут быть определены из условия лучшего соответствия модельного и измеренного профилей завихренности. Заметим, что, по мнению авторов [2], именно модель Scully более точно описывает турбулентное вихревое течение с концентрированной завихренностью.
Для определения шага винтового вихря необходимо проанализировать распределение завихренности в пространстве, так как для одного сечения z = 0 невозможно напрямую извлечь информацию о винтовой структуре вихря. Поэтому эксперименты проводились для нескольких сечений по оси z с шагом 5 мм по высоте в диапазоне от z = 0-25 мм. Это позволило восстановить распределение завихренности в пространстве (рис. 5, б) с привязкой к фазе вихря. Азимутальное положение максимума завихренности на распределениях для горизонтальных сечений, находящихся на расстоянии Az, смещается на некоторый угол Аа, зависящий от шага винта. Параметр l, таким образом, может быть определен из экспериментальных значений Az и Аакак l = Az / Аа. Статистика из 6 сечений позволила определить среднее значение шага винта между соседними сечениями. Как иллюстрирует рис. 5, б, выше сечения z = 30 мм ядро вихря уже нельзя идентифицировать по распределению завихренности, что говорит о почти полном разрушении структуры ПВЯ на достаточно коротком расстоянии z « 0.6D. В пределах z = 0 _ 25 мм центр вихря совершает оборот на угол всего 60°, т.е. в данном случае не реализуется полного шага винта вихревой структуры из-за сильной диссипации вихревого ядра.
Рис. 5. Распределение осевой компоненты завихренности (фазовое осреднение): а - профиль завихренности, проходящий через центр вихря, б - распределение завихренности wD / Ц
в нескольких сечениях
Таблица 1, в которой представлены результаты проведенных оценок параметров вихря, позволяет сравнить безразмерные значения, определенные на основе осредненных по времени и фазово-осредненных распределений скоростей.
Далее данные величины мы используем для расчета частоты прецессии ПВЯ, а результаты сопоставлены с тестовыми измерениями частоты прецессии с помощью акустического датчика. Это позволит сделать выводы как о применимости теоретической модели, так и точности определения исходных параметров на основе различных методов.
Таблица 1
Параметры винтовой структуры
Способ определения параметров Г / ОЦ} а / О г / О к / О
Из средних распределений скоростей 7.63 0.29 0.16 3.4
Из фазово-осредненных распределений скоростей 6.18 0.25 0.17 3.38
Расчет частоты ПВЯ
Для расчета частоты ПВЯ будем использовать, следуя [11], формулу, которая была получена на основе модели самоиндуцированного движения винтового вихря в трубе. С учетом всех эффектов, именно кривизны, кручения, стенок трубы, скорости на оси, результирующее выражение может быть записано в таком виде:
/к(Г,а,I,Цах,Я) = /с + /т + /Я + /р, где обозначены вклады 1 Г 1 , Га (1 + г2)"
кривизны / =-
8л2 а2 Тл/\.
-1п
кручения / = -
1 Г
8л2 а2 Тл/1~
■1п
1 + т
ВЕСТНИК ИНЖЕНЕРНОЙ ШКОЛЫ ДВФУ. 2015. № 2 (23)
1 + 1.455т + 1.723т2 + 0.711т3 + 0.616т4 1 Л +т2
+-----;----2—-
4т
т + 0.486т2 + 1.176т3 +т4
стенок сопла /к =
1 Г 1 + т
2 (
К л 2 2 2
4^ а т
а"
Я2-а2
-к
Я2-а2 Л Я2
1 Г р
скорости на оси ]р =--- — —.
4^ а т
Здесь
к = — 12
7г[
3т
1] = 1 Я, х = 2хехр
(1+ Л2 (1+ Л2 )3'2 (1 + т2 (1 + т2 )
Ф + (х2/1) -1 / (71 + (х2/1) +1), X = а, Я.
Р = и 2ж1 / Г, т = ¡/а.
Частота прецессии в безразмерном виде (число Струхаля), Бг(Ь = /л • Б / ио, имеет значение
1.69 для параметров, рассчитанных из средних профилей скорости (табл. 1). Число Струхаля, рассчитанное исходя из параметров, вычисленных на основе фазово-осредненных распределений скорости, имеет значение 1.56 (табл. 2).
Таблица 2
Сопоставление St различными методами
Метод определения Бг
Эксперимент (измерение акустическим датчиком) 1.54
Расчет по фазово-осредненным распределениям скоростей 1.56
Расчет по средним профилям скоростей 1.69
Таблица 2 показывает практически точное, около 1%, совпадение измеренной частоты ПВЯ и частоты, рассчитанной с использованием фазово-осредненных параметров вихревого ядра. Значение частоты, определенное на основе осредненных по времени параметров, отличается от контрольных измерений акустическим датчиком на величину порядка 10%, что можно считать вполне удовлетворительным, по крайней мере для проведения предварительных оценок.
Заключение
В представленной работе экспериментальное исследование закрученного течения с генерацией ПВЯ в тангенциальном закручивающем устройстве (диаметр сопла Б = 52 мм, конструктивный параметр крутки Б = 2.4) проведено с использованием современной трехкомпонентной стерео-РГУ системы в комбинации со специальными акустическими датчиками. Учитывая постоянство безразмерной частоты прецессии (числа Струхаля) на уровне St =1,57 в широком диапазоне чисел Яе измерения выполнены для выбранного значения Яе = 23000, лежащего в области автомодельности. В ходе опытов измерены как средние распределения скорости, так и условно осредненные распределения скорости и завихренности, привязанные к фазе вихря. Параметры винтовой вихревой структуры, включая шаг винта, радиус прецессии, радиус и циркуляцию вихря, были определены различными методами и сопоставлены на основе аналитической модели прецессии винтового вихря (теория винтовых вихрей, Л1ек8еепко й а1., 2007 [2]). Отклонение расчетной частоты ПВЯ от экспериментальной (измеренной с помощью акустического датчика) для параметров, определенных из фазово-осредненных распределений, было чуть более 1% и около 10% - для параметров, определенных из средних профилей скорости.
Таким образом, сопоставление параметров ПВЯ, непосредственно определенных на основе измерений фазово-осредненного поля скоростей, показало применимость аналитической теории винтовых вихрей для предсказания частоты ПВЯ в реальных закрученных течениях. Более того, было показано, что информация о параметрах вихревого течения может быть получена с удовлетворительной точностью из средних распределений скорости, которые могут быть измерены доступными стандартными методами (трубки Пито-Прандтля, шаровые зонды, ЛДА, термоанемометры), что представляет несомненную важность для инженерных оценок частоты ПВЯ.
Исследование выполнено за счет гранта Российского научного фонда (проект №14-29-00203).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Abdurakipov S.S., Dulin V.M., Markovich D.M., Hanjalic K. Expanding the Stability Range of a Lifted
Propane Flame by Resonant Acoustic Excitation. Combust. Sci. Technol. 2013(185): 1644-1666.
2. Alekseenko S.V., Kuibin P.A., Okulov V.L. Theory of concentrated vortices: An introduction. Berlin,
Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2007, 488 p.
3. Alekseenko S.V., Kuibin P.A., Okulov V.L., Shtork S.I. Helical vortices in swirl flow. J. Fluid Mech.
1999(382): 195-243.
4. Ceglia G., Discetti S., Ianiro A., Michaelis D., Astarita T., Cardone G. Three-dimensional organization of the flow structure in a non-reactive model aero engine lean burn injection system. Exp. Therm. Fluid Sci. 2014(52): 164-173.
5. Derksen J.J., Van den Akker H.E.A. Simulation of vortex core precession in a reverse-flow cyclone.
AIChE J. 2000(46);7:1317-1331.
6. Gronald G., Derksen J.J. Simulating turbulent swirling flow in a gas cyclone: A comparison of various
modeling approache. Powder Technol. 2011(205);1—3:160-171.
7. Gupta K., Lilley D.G., Syred N., Beer J.M. Combustion in swirling flows: A review. Combust. Flame. 1974(23).
8. Gupta K., Lilley D.G., Syred N. Swirl Flows. Kent., Abacus Press., 1984.
9. Institute of Thermophysics SB RAS. Actual flow Manual. URL: http://www.polis-instruments.ru .
10. Kuibin P.A., Okulov V L. Self-induced motion and asymptotic expansion of the velocity field in the vicinity of a helical vortex filament. Phys. Fluids. 1998(10):607-614.
11. Litvinov I.V., Shtork S.I., Kuibin P.A., Alekseenko S.V., Hanjalic K. Experimental study and analytical reconstruction of precessing vortex in a tangential swirler. Int. J. Heat Fluid Flow. 2013(42):251-264.
12. Martinelli F., Olivani A., Coghe A. Experimental analysis of the precessing vortex core in a free swirling jet. Exp. Fluids 2007(6);42:827-839.
13.Moeck J.P., Bourgouin J., Durox D., Schuller T., Candel S. Nonlinear interaction between a precessing vortex core and acoustic oscillations in a turbulent swirling flame. Combust. Flame. 2012(159);8:2650-2668.
14. Oberleithner K., Sieber M., Nayeri C.N., Paschereit C.O., Petz C., Hege H.-C., Noack B.R., Wygnanski I. Three-dimensional coherent structures in a swirling jet undergoing vortex breakdown: stability analysis and empirical mode construction. J. Fluid Mech. 2011(679):383-414.
15. Pisarev G.I., Hoffmann A.C., Peng W., Dijkstra H.A. Large Eddy Simulation of the vortex end in reverse-flow centrifugal separators. Appl. Math. Comput. 2011(217);11: 5016-5022.
16.Prasad A.K., Jensen K. Scheimpflug stereocamera for particle image velocimetry in liquid flows. Appl. Opt. 1995(34):7092-7099.
17. Ranga Dinesh K.K.J., Kirkpatrick M.P. Study of jet precession, recirculation and vortex breakdown in turbulent swirling jets using LES. Comput. Fluids. 2009(38):1232-1242.
18. Shtork S.I., Cala C.E., Fernandes E.C. Experimental characterization of rotating flow field in a model vortex burner. Exp. Therm. Fluid Sci. 2007(31):779-788.
19. Shtork S.I., Vieira N.F., Fernandes E.C. On the identification of helical instabilities in a reacting swirling flow. Fuel. 2008(87):2314-2321.
20. Syred N. A review of oscillation mechanisms and the role of the precessing vortex core (PVC) in swirl combustion systems. Prog. Energy Combust. Sci. 2006(32):93-161.
21.Terhaar S., Oberleithner K., Paschereit C.O. Key parameters governing the precessing vortex core in reacting flows: An experimental and analytical study. Proc. Combust. Inst., 2015(35);3:3347-3354.
22. Tropea C., Yarin A.L., Foss J.F. (eds). Springer Handbook of Experimental Fluid Mechanics. Springer, Hellborg, 2007, 1585 p.
23. Winfield D., Cross M., Croft N., Paddison D., Craig I. Performance comparison of a single and triple tangential inlet gas separation cyclone: A CFD Study. Powder Technol. 2013(235):520-531.
24. Yazdabadi P.A., Griffiths A.J., Syred N. Characterization of the PVC phenomena in the exhaust of a cyclone dust separator. Exp. Fluids. 1994(17):84-95.
25. Zaharov D.L., Krasheninnikov S.J., Maslov V.P., Mironov A.K. Investigation of unsteady processes, flow properties, and tonal acoustic radiation of a swirling jet. Fluid Dyn. 2014(49);1:51-62.
THIS ARTICLE IN ENGLISH SEE NEXT PAGE
Shipbuilding
Litvinov I., Sharaborin D., Shtork S., Alekseenko S.
IVAN V. LITVINOV, Research Engineer, Institute of Thermophysics SB RAS; Post Graduate Student, Novosibirsk State University, Novosibirsk, Russia. 1, Lavrentiev Av., Novosibirsk, Russia, 630090, e-mail: [email protected]
DMITRIJ K. SHARABORIN, Research Engineer, Institute of Thermophysics SB RAS; Employee, Novosibirsk State University, Novosibirsk, Russia. 1, Lavrentiev Av., Novosibirsk, Russia, 630090, e-mail: [email protected]
SERGEI I. SHTORK, PhD, Head of Laboratory, Institute of Thermophysics SB RAS; Employee, Novosibirsk State University, Novosibirsk, Russia. 1, Lavrentiev Av., Novosibirsk, Russia, 630090, e-mail: [email protected]
SERGEI V. ALEKSEENKO, Corresponding Member, RAS, Director, Institute of Thermophysics SB RAS; Professor, Novosibirsk State University, Novosibirsk, Russia. 1, Lavrentiev Av., Novosibirsk, Russia, 630090, e-mail: [email protected]
Application of a 3-C Stereo-PIV system for measurement of parameters of precessing helical vortex in a highly swirling flow
The article presents the experimental work dealing with the determination of the parameters of precessing the helical vortex emerging at the exit of a tangential swirler (the outlet nozzle diameter is 52 mm, the geometrical swirl number is 2.4). The experiments were carried out at highly turbulent flow conditions when non-dimensional precession frequency did not depend on the Reynolds number. The time-averaged and phase-averaged velocity distributions were obtained through the Stereo-PIV method using the pressure pulsations in the acoustic field of the swirling flow as a reference signal. The parameters of the helical vortex structure were obtained from the time-averaged velocity distributions as well as from the phase-averaged ones. The obtained parameters were employed as source data to calculate the precession frequency basing on the analytical theory. The study reveals that the accuracy of the precession frequency calculation when using the phase-averaged data makes up about 1 per cent and about 10 per cent when using the time-averaged data. In the latter case, the calculation precision may be considered as quite appropriate when carrying out engineering calculations and estimating the precessing vortex parameters. Such estimation may require less time and be less costly. Key words: precessing vortex, helical vortex, flow pulsations.
Note: Reference - see the Russian text in the article.
