第 28 回数値流体力学シンポジウム
E02-4

DBD プラズマアクチュエータを用いた翼周り剥離流れ制御における大規模渦構造と乱流微細構造の寄与-2 次元計算と 3 次元 LES 計算の比較Contribution of large-scale vortex and fine-scale turbulent structure
in separated flow control using DBD plasma actuator○ 浅野兼人, 東大•院, 〒252-5210 神奈川県相模原市中央区由野台 3-1-1, asano@flab.isas.jaxa.jp
浅田健吾, 東大•院, 〒252-5210 神奈川県相模原市中央区由野台 3-1-1, asada@flab.isas.jaxa.jp
加藤宏基, 東大•院, 〒252-5210 神奈川県相模原市中央区由野台 3-1-1, kato@flab.isas.jaxa.jp
佐藤允, ISAS/JAXA, 〒252-5210 神奈川県相模原市中央区由野台 3-1-1, sato@flab.isas.jaxa.jp
焼野藍子, ISAS/JAXA, 〒252-5210 神奈川県相模原市中央区由野台 3-1-1, yakeno@flab.isas.jaxa.jp
青野光, ISAS/JAXA, 〒252-5210 神奈川県相模原市中央区由野台 3-1-1, aono@flab.isas.jaxa.jp
野々村拓, ISAS/JAXA, 〒252-5210 神奈川県相模原市中央区由野台 3-1-1, nonomura@flab.isas.jaxa.jp
藤井孝藏, ISAS/JAXA, 〒252-5210 神奈川県相模原市中央区由野台 3-1-1, fujii@flab.isas.jaxa.jp
Kento Asano, The University of Tokyo, 3-1-1, Yoshinodai, Chuo-ku, Sagamihara, Kanagawa, 252-5210, Japan
Kengo Asada, The University of Tokyo, 3-1-1, Yoshinodai, Chuo-ku, Sagamihara, Kanagawa, 252-5210, Japan
Hiroki Kato, The University of Tokyo, 3-1-1, Yoshinodai, Chuo-ku, Sagamihara, Kanagawa, 252-5210, Japan
Makoto Sato, ISAS/JAXA, 3-1-1, Yoshinodai, Chuo-ku, Sagamihara, Kanagawa, 252-5210, Japan
Aiko Yakeno, ISAS/JAXA, 3-1-1, Yoshinodai, Chuo-ku, Sagamihara, Kanagawa, 252-5210, Japan
Hikaru Aono, ISAS/JAXA, 3-1-1, Yoshinodai, Chuo-ku, Sagamihara, Kanagawa, 252-5210, Japan
Taku Nonomura, ISAS/JAXA, 3-1-1, Yoshinodai, Chuo-ku, Sagamihara, Kanagawa, 252-5210, Japan
Kozo Fujii, ISAS/JAXA, 3-1-1, Yoshinodai, Chuo-ku, Sagamihara, Kanagawa, 252-5210, Japan
2D simulations for a flow controlled by the DBD plasma actuator were conducted to investigate the effect of spanwise
vortices induced by plasma actuator. The DBD plasma actuator is set at the 5% chord length from the leading edge of
NACA0015 airfoil and operated in burst mode. The Reynolds number based on chord length is 63,000 and the angle ofattack is 14 [deg]. By phase average analysis for non-dimensional burst frequency of 6, the 3D LES showed the spanwise
vortex broken down and formed three-dimensional structures. However, the 2D simulation did not show the breaking downof the spanwise vortex. Since the 3D LES showed better flow control than the 2D simulation by comparing the time averaged
flow field, these results indicate that the three dimensional vortex structure due to the transition causes better flow control.
1． 緒言
翼周りの流れにおいて剥離が生じると性能を悪化させるだけでなく，失速する原因となる．特に航空機の場合，失速が生じると重大な事故に繋がるため，剥離流れの制御が重要となる．剥離流れを対象とした研究は長い間行われており，これまでに剥離流れに対する様々な制御装置が開発されてきた．吸い込みや吹き出し(1),(2)，翼面に突起をつけるボルテックスジェネレータ(3)がその例である．しかし，吸い込みや吹き出しの場合，構造が複雑で消費エネルギーが大きいという欠点がある．また，ボルテックスジェネ
レータの場合，設計点外の条件では性能を悪化させることがある．
そのため，これまで開発されてきた剥離流れの制御装置は，限定的な使用にとどまっている．
近年研究の対象となっている誘電体バリア放電(Dielectric Barrier
Discharge)プラズマアクチュエータ(以下プラズマアクチュエー
タ)(4),(5),(6)やシンセティックジェット(7),(8)は従来型の剥離流れの制御装置の欠点を克服するマイクロデバイスとして注目されており，
実験及び数値シミュレーションともに盛んに研究が行われている．
特にプラズマアクチュエータは，機構が単純であり，翼表面を加工する必要がなく，応答が早いといった特徴を持っているため，従来の制御装置よりも利点が多い．図 1 にプラズマアクチュエー
タの概略図を示す．誘電体を挟んだ電極に交流高電圧をかけることで流体中に非定常な速度変動が誘起されるが，時間平均を取ると露出電極から被覆電極へと向かう数 m/s の空気の流れが誘起される．前述した特徴に加え，入力電圧により駆動方法を簡単に変えることができるのもプラズマアクチュエータの大きな特徴である．例えば，図 2 に示す様な入力電圧の ON / OFF を切り替える非定常入力を用いることで，消費エネルギーを抑えつつ，より効率的に剥離流れ制御が実現できることが知られている(9),(10)．このよ
うな波形はバースト波と呼ばれ，バースト周波数 f+をコード長 c，主流速度 U∞で無次元化した F+が最も支配的なパラメータと考えられている．Patel ら(11)は前縁剥離流れの制御には F+=1 が最適であると主張している一方で，Sekimoto ら(12)は F+=5 より大きな値が剥離流れの制御に最適であると主張している．このように，剥離流れの制御に最適な F+に関してはばらつきがあり，更に各周波数における制御メカニズムも明らかになっていない．
そこで，より詳細な流れ場の解析を行うために Asada ら(13)は，
レイノルズ数 63,000 の NACA0015 翼型で F+=1 及び 6 のケースについて数値シミュレーションを行い，前者では 2 次元的な構造の大規模な渦が移流することにより揚力を得ることができ，後者では乱流遷移を促進させることで流れの再付着を促すことを明らかにした．また Sato ら(14)は，大規模パラメトリックスタディを行う
ことで，プラズマアクチュエータの取り付け位置，投入運動量の大きさやバースト周波数などの駆動パラメータがそれぞれ剥離流れ制御に与える影響を調べた．この中で彼らは，F+=5 付近におい1

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E02-4て最も剥離流れ制御が効果的であると主張している． Nonomura
ら(15)は，位相平均解析などを行い，F+=6 では乱流遷移により生じる壁面付近のレイノルズ応力が運動量交換に寄与し，F+=1 よりも優れた剥離流れ制御を示すことを明らかにした．また，F+=1，6 ともにスケールの小さな渦によって生じるレイノルズ応力の非周期成分が，2 次元的な渦による周期的な成分よりも支配的であるとも彼らは主張している．しかしながら，3 次元 LES によって得られる流れ場は 3 次元的な複雑な渦構造を含むため，プラズマアク
チュエータによって生成される 2 次元的な渦の効果のみを調べる
ことは困難である．
そこで本研究では，2 次元計算を行うことでプラズマアクチュ
エータにより生じる 2 次元的な渦の挙動に着目する．時間平均流れ場および位相平均流れ場を 3 次元 LES の結果と比較すること
で，翼周りの剥離流れの制御に対して，2 次元的な大規模な渦構造と 3 次元的な微細な乱流渦が与える影響の違いを調べる．

を用いた．高周波の数値振動を抑えるために 6 次精度 3 重対角フ
ィルター(19)を使用した．フィルター係数はαf=0.48 としている．時間積分には 2 次精度 3 点後退差分に内部反復を 3 回(20)入れた ADISGS 陰解法(21)を用いている．無次元時間刻み幅は，最大クーラン
数が 2.1 程度になる 0.00025 とした．
2．2 解析対象
本計算では，NACA0015 翼型周りの流れを解析対象とする．計
算には重合格子法を用いた．計算格子は図 3 に示すように，翼周りの流れを解くための格子 Zone1 (青) とアクチュエータ周りの流れを解くための解像度の高い格子である Zone2 (赤) の 2 つの zoneからなる．Zone1 には C 型格子を用い，計算領域は翼型前縁を中心に翼弦長 c に対して 25c とした．Zone2 にはプラズマアクチュ
エータをモデル化した体積力を分布させている．図 4 に示すように，Zone2 の格子はプラズマアクチュエータが設置されているコード長 5%位置付近に集めた．格子点数は Zone1 では 795×179，
Zone2 では 233×80 であり，総格子点数は約 16 万点である．最小
格子幅は Zone1, Zone2 ともに，境界層の厚み方向に 1.2×10-4 である．

Fig. 1 Configuration of plasma actuator.
Tbase=1/fbase
Ton (DBDon)

Toff (DBDoff)

Fig. 3 Computational grids (Whole image).

Voltagetime

T=1/f+

Fig. 2 Burst wave image.

2． 数値計算方法
本章では 2 次元計算 (以下 2D 計算) で用いた数値計算手法について述べる．3 次元 LES (以下 3D 計算) の数値計算手法は別文献(13)を参考されたい．

Fig. 4 Computational grids near the leading edge.
(Zone1 : blue, Zone2 : red)

2．1 計算手法
本研究では，ISAS/JAXA で開発された流体解析ソルバー
LANS3D(16), (17)を用いて解析を行った．支配方程式である 2 次元圧
縮性 Navier-Stokes 方程式は，一様流速度 U∞と翼弦長 c により無次元化した．誘起速度領域が小さいプラズマアクチュエータによる変動や，せん断層を効率的に解くために，対流項及び粘性項の離散化には従来の圧縮性スキームに比べ解像度が高い 6 次精度のコ
ンパクト差分法(18)を用いた．壁面付近で計算が不安定になり発散することを防ぐため，境界から 1 点目と 2 点目は通常用いられている片側 4 次精度の陽的差分ではなく，片側 2 次精度の陽的差分

2．3 計算条件
一様流マッハ数を圧縮性の効果が無視できる M∞=0.2 とした．レ
イノルズ数は一様流 U∞を代表速度，コード長 c を代表長さとして
Rec=63,000 とした．迎角 α として α=14°を選んだ．

2

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2．4 支配方程式
支配方程式として 2 次元圧縮性 Navier-Stokes 方程式に外力項としてプラズマアクチュエータによる効果を加えたものを用いた．
質量保存則，運動量保存則，エネルギー保存則からなり，一様流
速度及び翼弦長で無次元化を行った形で以下のように表される．

   uk0
 t  xk ui  ( ui uk  pik ) 1   ik
 Dcqc E it xkRe  x k

2．6 プラズマアクチュエータの作動条件
プラズマアクチュエータの作動条件は，Asada ら(13)が行ったバースト波を用いた剥離制御において効果が現れたと報告のあった
F+=1，6 について計算を行った．F+の算出の仕方を以下に示す．
バースト波の周波数を f+，バースト波の基となる sine 波の周波数を fbase とし，バースト比率 BR を

(1)

BR 





(6)

とする．ここで，BR=100%は通常の交流入力を意味する．バース
ト波一周期中の波数を n とすると

(2)



 e  ((e  p)uk ) 1  ul  kl


t
 xk
Re  x k1
 qk
 Dcqc uk E k2( 1)PrReM   x k

Tbase
T



f 

(3)

f baseBR 1

n
T

(7)

となる．この f+を以下のようにコード長 c と主流速度 U∞で無次元化することにより，F+が算出される．

ui, qi, ρ, p, e, τij, δij 及び t はそれぞれ無次元化された速度ベクトル，
熱流束ベクトル，密度，圧力，単位体積あたりの全エネルギー，応力テンソル，クロネッカーのデルタ及び時間である．式(2), (3)で，右辺最後の項はプラズマアクチュエータが単位体積あたりに流体へ与える力 (DcqcEi) とエネルギー (DcqcukEk) をそれぞれ表している．Re, M∞, Pr はそれぞれレイノルズ数，一様流マッハ数，プラ
ントル数である．

F 

f c
U

(8)

本研究で対象とした計算ケース及び各種パラメータを以下の表 1に示す．また，比較対象とした3D 計算の各種パラメータを表 2 に
示す．
Table 1. Plasma actuator parameter for 2D calculation

2．5 プラズマアクチュエータのモデル化
運動量保存則およびエネルギー保存則に加えた外力項に含まれる qc 及び Ek は，それぞれアクチュエータが空間に作り出す電荷分
布と電場ベクトルを表している．また Dc は電磁力に関する無次元数で次のように表される．

Dc qc,ref E ref c qc,ref ref u2 u2c

DBD location [%]Dc

fbase [Hz]BR [%]

OFF

N/A

N/A

N/A

N/A

F+=1

5

0.64

1000

10

F+=6

5

0.64

6000

10

Table 2. Plasma actuator parameter for 3D calculation(5)

ここで，添字“ref”は代表値を表し，φは静電ポテンシャル (電圧)である．上式より，Dc の物理的な意味はアクチュエータから流体
に加えられる電気的なエネルギーと流体の一様流状態における動圧との比である．つまり，入力電圧の大きさが大きい程 Dc の値は大きくなるため，Dc は入力電圧の大きさを表すパラメータとして用いる事ができる．具体的に Dc の値を決めるには qc,ref とφref の値を決める必要があるが，φref は入力電圧の最大値等で簡単に決める事ができるのに対して qc,ref を与えるためには空間の電荷分布を計測等によりあらかじめ知っておく必要がある．しかし， qc,ref の値を計測するのは困難であるため，本研究では一様流とプラズマアクチュエータによる誘起速度の比から Dc の値を現実的な値として見積もる．
計算を行う上で体積力を付加させるためには，qc 及び Ei の空間分布を求める必要があるが，本研究では既存のモデルである Suzen
らによって提案されたモデル(22)を用いた．この Suzen らによるモ
デルは Dc の値を適切に決める事で，ある程度信頼性のある誘起速度の速度分布が得られることが知られている．

DBD location [%]Dc

fbase [Hz]BR [%]

OFF

N/A

N/A

N/A

N/A

F+=1

5

0.16

1000

10

F+=6

5

0.16

6000

10

3． 結果と考察
3．1 LES における瞬間場
図 5 に 3D 計算によって得られた F+=1 および F+=6 のケースの瞬間流れ場を示す．背景の面塗りはコード方向の速度を表し，等値面は速度勾配テンソルの第 2 不変量にコード方向の渦度で着色している．F+=1 のケースではせん断層から発生した渦が移流するにつれて崩壊していく様子が見られる．一方 F+=6 のケースでは，
せん断層から 2 次元的な渦が放出されて間もなく崩壊している．
また，F+=6 の方がより細かな 3 次元的な渦構造を伴う流れとなっており，前縁付近でより速い流れとなっている．

3

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かって圧力回復がなされていることから，大規模な剥離が制御されていると言える．一方 2D 計算では，後縁における圧力係数が 0から大きく外れている．このように圧力回復されていない分布は，後縁において大きな剥離が生じていることを示している．

(a) F+=1(a) OFF(b) F+=6-10x-vorticity

10(b) F+=10
u/U∞
3
Fig. 5 Iso-surfaces of 2nd invariant of velocity gradient tensors and chord
direction velocity distributions(Iso-surfaces is colored by x-vorticity)

3．2 時間平均流れ場
図 6 に 3D 計算のコード方向平均速度を示す．OFF のケースでは前縁から大規模に剥離しているが，F+=1，6 のケースではともに前縁で剥離泡を形成し，再付着する流れ場となっている．表 3 に示す剥離点および再付着点から，F+=6 のケースでは F+=1 のケー
スよりも再付着点が前縁付近にあることがわかる．これは，F+=6
では乱流遷移による効率的な剥離流れ制御がなされているからである(13)．
図 7 に 2D 計算のコード方向平均速度を示す．3D 計算と比較して OFF のケースの流れ場が異なるものの，制御効果が見られる．
前縁付近に形成されている剥離泡に注目すると，
F+=1 および F+=6
において剥離泡が小さくなっている．特に F+=6 では剥離泡が小さくなっているのが明確である．剥離点および再付着点の具体的な値を表 4 に示す．2D 計算においても，F+=6 の方が F+=1 よりも効果があるという同様の傾向が得られている．また、後縁付近においてOFF のケースよりもせん断層と翼面の距離が近くなっている．
しかしながら，3D 計算のような F+=1 および F+=6 の違いが見られなかったことから，後縁付近の流れには 3 次元的な渦構造が影響を与えていると考えられる．
図 8 に 2D 算および 3D 計算の各ケースの翼面圧力分布を示す．
赤線が F+=1，青線が F+=6 のケースを示す．また，実線が 2D 計
算，破線が 3D 計算を示す．3D 計算では，F+=6 のケースが F+=1のケースよりも前縁における負圧のピーク値が大きい．これは，
図 6 および表 5 に示すように，前縁における剥離泡の大きさに著しい違いが見られるためである．一方，2D 計算では剥離泡の大きさに違いは見られるものの，その違いは大きくない．そのために，前縁付近における圧力分布が似た傾向を示している．次に後縁における圧力分布に注目すると，3D 計算では F+=1，6 ともに 0 に向(c) F+=60
u/U∞
3
Fig. 6 Time averaged velocity field of 3D LES

Table 3. Separation and reattachment points of 3D LES
separation point
reattachment point
x/c
x/c

4

OFF

0.022

-

F+=1

0.015

0.381

F+=6

0.019

0.143

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3．3 位相平均流れ場
非定常流れ場の比較を行うために，位相平均を行った．図 9，10に2D 計算および3D 計算によって得られた位相平均した流れ場を示す．面塗りは渦度を，等高線は速度勾配テンソルの第 2 不変量を表している．
図 9 に示す F+=1 の 3D 計算では，プラズマアクチュエータによって誘起された渦が合体することで大規模な渦構造を生じ，移流していく様子が見られる．この大規模な渦構造によってせん断層が翼面に引き付けられ，大規模剥離を抑制している．2D 計算においても 3 次元 LES 計算と同様の傾向を示している．プラズマアク
チュエータにより発生した渦が流れるにつれて合体し，後縁付近
において細かい渦をさらに巻き込みながら移流していく様子が見られる．
一方，図 10 に示す F+=6 の 3D 計算では，放出された渦同士の合体による大規模な渦構造となることなく移流し，その後崩壊する様子が見られる．2D 計算のケースにおいても，3D 計算同様に大規模な渦構造を形成することなく移流する様子が見られるものの，渦は弱まることなく後縁に移流している．このとき，放出された渦は翼面に沿うことなく移流している．このことから，3D 計
算における 2 次元構造の渦が崩壊するのは乱流遷移によって渦が3 次元的な構造となるためだと言える．また，2D 計算よりも 3D
計算の方が剥離流れの制御効果が大きいことから，乱流遷移による 3 次元渦構造がもたらす運動量の交換が剥離流れの制御に必要であると言える．

(a) OFF(b) F+=1(c) F+=6

4．まとめ
NACA0015 翼型周りの流れに対して，2 次元計算を行った．
時間平均流れ場および位相平均流れ場を 3 次元 LES と比較し，プラズマアクチュエータによる剥離制御流れにおける，2 次元的な渦構造と 3 次元的な渦構造の影響を調べた．
2 次元計算の時間平均流れ場の解析より，F+=6 のケースでは+
F =1 のケースよりも剥離泡の大きさが小さくなっていた．これは3 次元 LES と同様の傾向を示す．また 2 次元計算によって得られた位相平均流れ場から，F+=1 のケースでは 3 次元 LES 同様に，プラズマアクチュエータにより誘起された渦が移流するにしたがい合体し大規模な渦構造を形成する様子が見られた．一方，F+=6 のケースの 3 次元 LES では，プラズマアクチュエータの駆動により生じた 2 次元的な渦が崩壊する．しかし，2 次元計算では誘起された渦が消失せず，かつ翼面から離れて移流する様子が見られた．
このことから，F+=6 のケースでは 2 次元構造の渦による剥離流れの制御効果はあるものの，乱流遷移による 3 次元渦構造がより効
果的な剥離流れの制御をもたらすことが分かった．

0
u/U∞
3
Fig. 7 Time averaged velocity field of 2D calculation

Table 4. Separation and reattachment points of 2D calculation
separation point
reattachment point
x/c
x/c
OFF

0.017

0.177

F+=1

0.018

0.148

F+=6

0.023

0.127

Fig.8 Pressure coefficient5

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1/10T

-20

1/10T

3/10T

3/10T

5/10T

5/10T

7/10T

7/10T

9/10T

9/10T

ωz

20

-20

Fig. 9 Phase averaged flow field of F+=1
Vorticity and 2nd invariant of velocity gradient tensor(left : 2D calculation, right : 3D LES)ωz

20

Fig. 10 Phase averaged flow field of F+=6
Vorticity and 2nd invariant of velocity gradient tensor(left : 2D calculation, right : 3D LES)

参考文献
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