You also want an ePaper? Increase the reach of your titles
YUMPU automatically turns print PDFs into web optimized ePapers that Google loves.
佐々木壮一,福田雅治,林秀千人,リングファンの空力特性と騒音に関する研究<br />
ラウドを有する軸流型の羽根車であり,翼の剛性を向<br />
上させると共に,翼端側の漏れ流れの改善を目的とし<br />
て開発されたものである.このようなリング状のシュ<br />
ラウドを有す羽根車のプロペラファンが提案された例<br />
はいくつかあるものの (6)(7) ,このファンの空力特性と<br />
騒音に関する基本性能が纏められた論文は少ない.そ<br />
こで本研究では,リングファンの基本性能に関する研<br />
究の第一歩として,それらの特性に及ぼす内部流動の<br />
影響について実験的な解析を試みた.<br />
おもな記号<br />
f:周波数 (Hz)<br />
D tip:羽根車外径 (mm)<br />
D hub:ハブ直径 (mm)<br />
L:動力 (kW)<br />
LA:騒音レベル (dB)<br />
LSA:比騒音レベル (dB)<br />
N:回転数 (rpm)<br />
Pt:全圧 (Pa)<br />
Ps:静圧 (Pa)<br />
Q:流量 (m 3 /min)<br />
U:周速度 (m/s)<br />
V:絶対速度 (m/s)<br />
W:相対速度 (m/s)<br />
φ:流量係数<br />
ψs:静圧係数<br />
λ:動力係数<br />
η:効率<br />
ρ:密度 (m 3 /kg)<br />
ν:ハブ比<br />
2,実験装置および実験方法<br />
図 1 は供試羽根車の外観図を示したものである.表<br />
1 にその主要寸法が示されている.図(a)がプロペラフ<br />
ァンの羽根車であり,図(b)がリングファンの羽根車で<br />
ある.両者の羽根車は翼端側のシュラウドに相違があ<br />
るだけで,その他の翼の設計寸法は同じである.羽根<br />
車の大きさを代表する外径には,プロペラファンの直<br />
径が採用されている.ハブ比( ν = D hub / D tip )は,い<br />
ずれも 0.424 となる.<br />
図 2 は実験装置の外観図を示したものである.測定<br />
胴の断面は 1m×1m の正方形であり,装置の全長は約<br />
4m である.羽根車の取り付け基準位置から 800mm 上<br />
流側の動圧がピトー管によって測定され,送風機の流<br />
量はその動圧によって決定されている.流量は測定胴<br />
の出口側に設けられたダンパーによって調整される.<br />
1000<br />
(a) Propeller Fan (b) Ring Fan<br />
Fig. 1 Test impeller<br />
Table 1 Main dimensions of the impeller<br />
D tip (mm)<br />
D hub (mm)<br />
ν= D tip / D hub hub<br />
C tip (mm)<br />
θθ tip (deg.)<br />
t (mm)<br />
Shroud<br />
送風機の静圧は測定胴の出口側から 400mm 上流側に<br />
設けられた静圧管によって測定される.電動機の軸動<br />
力がトルクの計測によって求められ,送風機の効率を<br />
算出することができる.送風機の静圧係数ψs,流量係<br />
数φ,動力係数λおよび効率ηは式(1)によって整理さ<br />
れている.<br />
φ = 4Q / π(1-ν 2 ) D 2 U<br />
ψs = 2Ps / ρU 2<br />
Propeller Fan Ring Fan<br />
613<br />
260<br />
0.424<br />
122<br />
32<br />
3<br />
without shroud with shroud<br />
5-hole Pitot Tube<br />
Hot-wire<br />
Pitot Tube<br />
3990<br />
Static Pressure<br />
Tube<br />
1000 500 300 700 1050 500<br />
Impeller<br />
Strut<br />
Torque<br />
Meter<br />
Fig. 2 Experimental apparatus<br />
Motor<br />
400<br />
Damper
Noise<br />
Level<br />
Meter<br />
ψ s<br />
1000<br />
Impeller<br />
λ = 8L / ρπ ( 1-ν 2 ) D 2 U 3<br />
長崎大学工学部研究報告 第 39 巻 第 73 号 平成 21 年 8 月<br />
Strut<br />
Torque<br />
Meter<br />
Motor<br />
Damper<br />
Fig. 3 Measurement method for the fan noise<br />
1.0<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
N = 1200 rpm<br />
Z = 14<br />
φ = 0.4<br />
ψ s<br />
Propeller Fan<br />
Ring Fan<br />
0<br />
0 0.2 0.4<br />
φ<br />
0.6<br />
0<br />
0.8<br />
η = φsψ/ λ (1)<br />
ここで,φは流量係数,ψs は静圧係数,λは動力係数,<br />
ηは効率,νはハブ比である.主軸の回転数は 1200rpm<br />
となるようにインバータで制御されている.羽根車の<br />
後流の流動様相は5孔球形ピトー管と熱線流速計によ<br />
って測定されている.羽根車の半径方向の測定点は,<br />
ハブから翼先端まで 30mm 間隔の 12 点である.実験<br />
装置の取圧孔は羽根車の回転軸の中心線に沿って羽根<br />
の後縁から後方に,30mm,50mm,以下 50mm 間隔で<br />
450mm 後方まで設けられている.<br />
図 3 はファン騒音の測定方法を示したものである.<br />
騒音は羽根車の回転軸上 1.0m 上流側の点で,精密騒<br />
音計に取り付けられた 1/2 インチマイクロホンによっ<br />
て測定されている.精密騒音計からの出力信号は FFT<br />
アナライザへ入力され,周波数分析された騒音スペク<br />
η<br />
Fig.4 Aerodynamic characteristics<br />
0.6<br />
0.5<br />
0.4<br />
0.3<br />
0.2<br />
0.1<br />
η<br />
LA , dB(A)<br />
LSA , dB(A)<br />
L A , dB(A)<br />
100<br />
80<br />
60<br />
40<br />
100<br />
50<br />
N = 1200 rpm<br />
Z = 14<br />
Overall Noise Level<br />
Linear<br />
A-weighted<br />
0<br />
0 0.2 0.4<br />
φ<br />
0.6 0.8<br />
トルが得られる.比騒音レベルは,単位全圧及び単位<br />
流量当たりの騒音レベルであり,送風機の総合的性能<br />
を評価するための一つの指針となる.比騒音レベルは<br />
式(2)のように定義されている.<br />
2 QP 20<br />
L SA LA<br />
10log<br />
(2)<br />
t<br />
10<br />
φ = 0.4<br />
Propeller Fan<br />
Ring Fan<br />
Noise Level<br />
Fig.5 Noise characteristics<br />
Interaction<br />
Noise<br />
1/3 Octave Band<br />
A-weghted Noise Level<br />
10 3<br />
Specific noise Level<br />
Propeller Fan ( 83.8 dB )<br />
Ring Fan ( 80.7 dB )<br />
f , Hz<br />
N = 1200rpm<br />
Z =14<br />
φ = 0.4<br />
10 4<br />
Fig.6 Spectra distributions of the fan noise<br />
ここで,LA は騒音レベル,Q は流量(m 3 /min),Pt は<br />
全圧(Pa)である.<br />
3,実験結果および考察<br />
3.1 リングファンの基本特性<br />
図 4 は送風機の空力特性を比較した図である.○が<br />
プロペラファンの特性であり、●がリングファンの特<br />
性である.リングファンの静圧係数は,広い流量域に<br />
渡ってプロペラファンよりも高くなった.これに応じ<br />
て,最高効率点近傍(φ=0.4)でのリングファンの効
, mm<br />
r , mm<br />
500<br />
400<br />
300<br />
200<br />
100<br />
500<br />
400<br />
300<br />
200<br />
100<br />
佐々木壮一,福田雅治,林秀千人,リングファンの空力特性と騒音に関する研究<br />
200<br />
500 400<br />
200<br />
Tip side<br />
100<br />
100<br />
0<br />
0 100 200 300 400 500<br />
率は,プロペラファンよりも約 13%高くなった.<br />
図 5 は送風機の騒音および比騒音の特性を比較した<br />
図である.図中の破線はリングファンの最高効率点(φ<br />
=0.4)である.最高効率点近傍では,リングファンの<br />
騒音はプロペラファンよりも約 3dB 小さくなり,比騒<br />
音レベルは約 6dB 減少した.流量係数が 0.2 よりも小<br />
さい領域では,両者の騒音特性には大きな差が生じな<br />
かった.一方,最高効率点よりも高流量側では,主に<br />
静圧特性の影響でプロペラファンの比騒音がリングフ<br />
ァンよりもその流量に応じて大きくなる.<br />
図 6 は最高効率点でのファン騒音のスペクトル分布<br />
を比較したものである.翼通過周波数に同期して,<br />
315Hz 近傍に離散周波数騒音が発生している.この離<br />
散周波数騒音は動翼の回転,および動翼後流がモータ<br />
ー支柱に干渉して発生する騒音であると考えられる.<br />
リングファンの騒音レベルは,広い周波数の帯域に渡<br />
ってプロペラファンよりも小さくなった.315Hz の離<br />
散周波数騒音を除けば,1000Hz 近傍でのリングファン<br />
の広帯域騒音レベルがファン騒音の主因となることが<br />
わかる.<br />
300<br />
Hub side<br />
x , mm<br />
(a) Propeller Fan<br />
2000<br />
2000<br />
1000<br />
Tip side<br />
Hub side<br />
φ = 0.4<br />
N = 1200 rpm<br />
0<br />
0 100 200 300 400 500<br />
x , mm<br />
(b) Ring Fan<br />
φ = 0.4<br />
N = 1200 rpm<br />
Fig.7 Distribution of the total pressure<br />
r , mm<br />
r , mm<br />
500<br />
400<br />
300<br />
200<br />
100<br />
500<br />
400<br />
300<br />
200<br />
100<br />
100<br />
Tip side<br />
100<br />
200<br />
100<br />
100<br />
0<br />
0 100 200 300 400 500<br />
3.2 内部流動の解析<br />
図 7 には羽根車の後流中における全圧の分布が示さ<br />
れている.図(a)のプロペラファンでは,その全圧は羽<br />
根車のスパン中央付近で高くなった.一方,図(b)のリ<br />
ングファンでは,全圧がその翼端近傍で高くなった.<br />
このリングファンの全圧の最大値は,プロペラファン<br />
よりも高かった.<br />
図 8 は後流中の静圧の分布を比較したものである.<br />
プロペラファンのスパン中央付近では静圧の上昇は小<br />
さく,その全圧の大半は動圧によって上昇したと考え<br />
られる.一方,リングファンの場合,その静圧は翼端<br />
側で高くなる.これらのことから,リングファンの静<br />
圧特性は主として翼端側の流れによって決定されるこ<br />
とがわかる.<br />
図 9 には子午面の絶対速度とその速度ベクトルが合<br />
わせて示されている.リングファンの後流はプロペラ<br />
ファンよりもより翼端側で流出し,その内部流動は相<br />
対的に外向きの様相を呈す.この流動様相は羽根車の<br />
周速度がその内部流動に影響を及ぼすことを示すもの<br />
300<br />
Hub side<br />
x , mm<br />
(a) Propeller Fan<br />
2000<br />
1000<br />
Tip side<br />
Hub side<br />
φ = 0.4<br />
N = 1200 rpm<br />
0<br />
0 100 200 300 400 500<br />
x , mm<br />
(b) Ring Fan<br />
φ = 0.4<br />
N = 1200 rpm<br />
Fig.8 Distribution of the static pressure
, mm<br />
r , mm<br />
500<br />
Tip<br />
400<br />
300<br />
200<br />
100<br />
500<br />
300<br />
200<br />
100<br />
15<br />
長崎大学工学部研究報告 第 39 巻 第 73 号 平成 21 年 8 月<br />
Hub<br />
10<br />
15<br />
20<br />
25<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
0 100 200 300 400 500<br />
Tip<br />
400<br />
x , mm<br />
(a) Propeller Fan<br />
1015<br />
5<br />
25<br />
Hub<br />
20<br />
15<br />
10<br />
である.即ち,リングファンの内部流動には,翼先端<br />
近傍の強い遠心力が寄与することをその内部流動から<br />
理解することができる.<br />
図 10 は羽根車後方の r-z 断面における速度変動の分<br />
布を示したものである.この流れの測定位置は羽根車<br />
の翼後縁から 30mm 後方の位置である.いずれの羽根<br />
の先端近傍でも,その速度変動が翼端渦の影響で大き<br />
くなっている.リングファンの速度変動はプロペラフ<br />
ァンよりも小さくなった.また,リングファンの速度<br />
変動が大きくなる領域は,プロペラファンよりも羽根<br />
の半径方向外側に位置する.このため,リングファン<br />
の羽根車はより翼先端側の高い角運動量を内部流動の<br />
仕事へ変換することが可能であると考えられる.<br />
図 11 には羽根車の翼後縁近傍における流動様相の<br />
半径方向分布が示されている.図(a)が全圧であり,図<br />
(b)が相対速度の分布である.リングファンの全圧が最<br />
大となる位置は,プロペラファンよりも翼先端近傍に<br />
近い.また,翼先端近傍でのリングファンの全圧はプ<br />
ロペラファンよりも大きく,この位置でのリングファ<br />
ンのすべりはプロペラファンよりも小さいことがわか<br />
5<br />
15<br />
φ = 0.4<br />
N = 1200 rpm<br />
0<br />
0 100 200 300 400 500<br />
x , mm<br />
(b) Ring Fan<br />
φ = 0.4<br />
N = 1200 rpm<br />
Fig.9 Distribution of the absolute velocity and the vector<br />
z , mm<br />
z , mm<br />
500<br />
400<br />
300<br />
200<br />
100<br />
500<br />
400<br />
300<br />
200<br />
100<br />
4<br />
4<br />
6<br />
4 4<br />
0<br />
0 100 200 300 400 500<br />
る.翼端渦によって翼先端近傍の流れがはく離するた<br />
めに,その領域での全圧は著しく低下する.図(b)の相<br />
対速度の分布では,翼先端近傍でのプロペラファンの<br />
速度が約 35m/s であるのに対して,リングファンは約<br />
25m/s まで減速されている.以上のことから,リング<br />
ファンの静圧は,翼先端近傍での周速度による遠心力<br />
の効果と相対速度の低下に伴うディフューザ効果によ<br />
って,プロペラファンよりも上昇すると考えられる.<br />
図 12 は実測値の速度ベクトルに基づいて作図され<br />
た翼端側(r / R tip=1.0)での速度三角形である.翼先<br />
端の取り付け角は 32°に設計されている.V が絶対速<br />
度,W が相対速度である.下付文字 P がプロペラファ<br />
ン,R がリングファンの速度成分である.リングファ<br />
ンの相対流れは,プロペラファンよりも翼に沿う.こ<br />
れは,翼端側のシュラウドによって渦の巻き上がりが<br />
抑制され,翼端渦のポテンシャルが緩和されたためで<br />
あると考えられる.また,リングファンの翼端渦は,<br />
翼先端側での遠心力の作用で羽根車外径よりも外側に<br />
形成された.これに応じて,翼先端側での翼端渦によ<br />
る流れの失速が抑制される.リングファンのすべりは<br />
2<br />
6<br />
r , mm<br />
(a) Propeller Fan<br />
4<br />
2<br />
4<br />
4<br />
4<br />
φ = 0.4<br />
N = 1200 rpm<br />
2<br />
φ = 0.4<br />
N = 1200 rpm<br />
4<br />
2 2<br />
0<br />
0 100 200 300 400 500<br />
r , mm<br />
(b) Ring Fan<br />
Fig.10 Distribution of the velocity fluctuation
R tip<br />
r / R tip<br />
1.5<br />
1.0<br />
0.5<br />
佐々木壮一,福田雅治,林秀千人,リングファンの空力特性と騒音に関する研究<br />
tip side<br />
hub side<br />
N = 1200 rpm<br />
Z = 14<br />
φ = 0.4<br />
P t max<br />
Propeller Fan<br />
Ring Fan<br />
0<br />
-1000.0 0 1000.0<br />
Pt , Pa<br />
1.5<br />
1.0<br />
0.5<br />
(a) Total pressure<br />
tip side<br />
hub side<br />
N = 1200 rpm<br />
Z = 14<br />
φ = 0.4<br />
Propeller Fan<br />
Ring Fan<br />
0<br />
0 10 20 30 40 50<br />
W , m/s<br />
(b) Relative velocity<br />
Fig.11 Comparison on the internal flow<br />
プロペラファンよりも小さくなり,リングファンの相<br />
対速度がプロペラファンよりも減速される.リングフ<br />
ァンの静圧は,このすべり速度の低下と翼先端側での<br />
周速度の増加によって上昇する.また,リングファン<br />
の騒音レベルはこの相対速度の減少に応じて低下し,<br />
比騒音レベルもその静圧の上昇によって改善される.<br />
4,おわりに<br />
リングファンの空力特性と騒音の基本特性,および<br />
それらの諸特性に及ぼす内部流動の影響を解析した結<br />
果,以下の結論が得られた.<br />
(1) リングファンの翼端側の全圧の大半は静圧によっ<br />
て上昇した.これに応じて,リングファンの最高<br />
効率は,同じ作動点でプロペラファンよりも約<br />
13%向上した.<br />
Main Flow<br />
U 1<br />
V 1<br />
W 1<br />
32 °<br />
SS side<br />
PS side<br />
W 2P<br />
W 2R<br />
(2) リングファンの騒音特性は,従来のプロペラファ<br />
ンよりも騒音レベルで 3dB,比騒音レベルで約 6dB<br />
低減された.<br />
(3) リングファンの翼端側の流れはプロペラファンよ<br />
りも相対的に翼に沿った.このためリングファン<br />
の翼端側の相対速度は,プロペラファンよりも減<br />
速した.リングファンの静圧は,この相対速度の<br />
減速に伴うディフューザ効果によって上昇した.<br />
(4) リングファンの翼端渦の速度変動はプロペラファ<br />
ンよりも小さくなり,その渦のポテンシャルがリ<br />
ング状のシュラウドによって緩和された.<br />
(5) リングファンの翼端渦は羽根車外形よりも外側の<br />
位置で生成される.翼端渦による翼先端部分の失<br />
速が改善され,翼先端近傍の角運動量をファンの<br />
全圧上昇に変換することができた.<br />
(6) ファンの騒音特性は相対速度の低減によって改善<br />
された.また,リングファンの静圧はこの相対速<br />
度の減少に応じて上昇し,その風量も増加するた<br />
め,ファンの比騒音レベルも改善された.<br />
参考文献<br />
(1) 深野徹,児玉好雄,高松康生,低圧軸流送風機の<br />
騒音に与える翼先端すきまの影響,日本機械学會論文<br />
集(B 編),51(463),pp.820 – 828,1985<br />
(2) 張春晩,古川雅人,井上雅弘,プロペラファンの<br />
三次元渦構造,ターボ機械,29(12),pp.719 - 729,2001<br />
(3) 古川雅人,CFD を用いたプロペラファンの騒音解<br />
析例,ターボ機械,31(5),pp.266 - 271,2003<br />
(4) 高山糧,加藤千幸,山出吉伸,プロペラファンか<br />
ら発生する空力騒音の数値予測,生産研究,59(1),pp.63<br />
- 66,2007<br />
(5) 坪田晴弘,リングファンの開発・研究,KOMATSU<br />
Technical Report,53(1),pp. 2–9,2007<br />
(6) R.E. Longhouse, Control of tip-vortex noise of axial<br />
V 2P<br />
V 2R<br />
Fig.12 Velocity triangle<br />
Wsl2 R Wsl2 P U2 Tip Vortex
長崎大学工学部研究報告 第 39 巻 第 73 号 平成 21 年 8 月<br />
flow fans by rotating shrouds, Journal of Sound and<br />
Vibration, 58(2), pp 201 – 214, 1978<br />
(7) D. A. QUINLAN, P. H. BENT, HIGH FREQUENCY<br />
NOISE GENERATION IN SMALL AXIAL FLOW FANS,<br />
Journal of Sound and Vibration, 218(2), pp.177 – 204,<br />
1998