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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
ラウドを有する軸流型の羽根車であり,翼の剛性を向
上させると共に,翼端側の漏れ流れの改善を目的とし
て開発されたものである.このようなリング状のシュ
ラウドを有す羽根車のプロペラファンが提案された例
はいくつかあるものの (6)(7) ,このファンの空力特性と
騒音に関する基本性能が纏められた論文は少ない.そ
こで本研究では,リングファンの基本性能に関する研
究の第一歩として,それらの特性に及ぼす内部流動の
影響について実験的な解析を試みた.
おもな記号
f:周波数 (Hz)
D tip:羽根車外径 (mm)
D hub:ハブ直径 (mm)
L:動力 (kW)
LA:騒音レベル (dB)
LSA:比騒音レベル (dB)
N:回転数 (rpm)
Pt:全圧 (Pa)
Ps:静圧 (Pa)
Q:流量 (m 3 /min)
U:周速度 (m/s)
V:絶対速度 (m/s)
W:相対速度 (m/s)
φ:流量係数
ψs:静圧係数
λ:動力係数
η:効率
ρ:密度 (m 3 /kg)
ν:ハブ比
2,実験装置および実験方法
図 1 は供試羽根車の外観図を示したものである.表
1 にその主要寸法が示されている.図(a)がプロペラフ
ァンの羽根車であり,図(b)がリングファンの羽根車で
ある.両者の羽根車は翼端側のシュラウドに相違があ
るだけで,その他の翼の設計寸法は同じである.羽根
車の大きさを代表する外径には,プロペラファンの直
径が採用されている.ハブ比( ν = D hub / D tip )は,い
ずれも 0.424 となる.
図 2 は実験装置の外観図を示したものである.測定
胴の断面は 1m×1m の正方形であり,装置の全長は約
4m である.羽根車の取り付け基準位置から 800mm 上
流側の動圧がピトー管によって測定され,送風機の流
量はその動圧によって決定されている.流量は測定胴
の出口側に設けられたダンパーによって調整される.
1000
(a) Propeller Fan (b) Ring Fan
Fig. 1 Test impeller
Table 1 Main dimensions of the impeller
D tip (mm)
D hub (mm)
ν= D tip / D hub hub
C tip (mm)
θθ tip (deg.)
t (mm)
Shroud
送風機の静圧は測定胴の出口側から 400mm 上流側に
設けられた静圧管によって測定される.電動機の軸動
力がトルクの計測によって求められ,送風機の効率を
算出することができる.送風機の静圧係数ψs,流量係
数φ,動力係数λおよび効率ηは式(1)によって整理さ
れている.
φ = 4Q / π(1-ν 2 ) D 2 U
ψs = 2Ps / ρU 2
Propeller Fan Ring Fan
613
260
0.424
122
32
3
without shroud with shroud
5-hole Pitot Tube
Hot-wire
Pitot Tube
3990
Static Pressure
Tube
1000 500 300 700 1050 500
Impeller
Strut
Torque
Meter
Fig. 2 Experimental apparatus
Motor
400
Damper

Noise
Level
Meter
ψ s
1000
Impeller
λ = 8L / ρπ ( 1-ν 2 ) D 2 U 3
長崎大学工学部研究報告 第 39 巻 第 73 号 平成 21 年 8 月
Strut
Torque
Meter
Motor
Damper
Fig. 3 Measurement method for the fan noise
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
N = 1200 rpm
Z = 14
φ = 0.4
ψ s
Propeller Fan
Ring Fan
0
0 0.2 0.4
φ
0.6
0
0.8
η = φsψ/ λ (1)
ここで,φは流量係数,ψs は静圧係数,λは動力係数,
ηは効率,νはハブ比である.主軸の回転数は 1200rpm
となるようにインバータで制御されている.羽根車の
後流の流動様相は5孔球形ピトー管と熱線流速計によ
って測定されている.羽根車の半径方向の測定点は,
ハブから翼先端まで 30mm 間隔の 12 点である.実験
装置の取圧孔は羽根車の回転軸の中心線に沿って羽根
の後縁から後方に,30mm,50mm,以下 50mm 間隔で
450mm 後方まで設けられている.
図 3 はファン騒音の測定方法を示したものである.
騒音は羽根車の回転軸上 1.0m 上流側の点で,精密騒
音計に取り付けられた 1/2 インチマイクロホンによっ
て測定されている.精密騒音計からの出力信号は FFT
アナライザへ入力され,周波数分析された騒音スペク
η
Fig.4 Aerodynamic characteristics
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
η
LA , dB(A)
LSA , dB(A)
L A , dB(A)
100
80
60
40
100
50
N = 1200 rpm
Z = 14
Overall Noise Level
Linear
A-weighted
0
0 0.2 0.4
φ
0.6 0.8
トルが得られる.比騒音レベルは,単位全圧及び単位
流量当たりの騒音レベルであり,送風機の総合的性能
を評価するための一つの指針となる.比騒音レベルは
式(2)のように定義されている.
2 QP 20
L SA LA
10log
(2)
t
10
φ = 0.4
Propeller Fan
Ring Fan
Noise Level
Fig.5 Noise characteristics
Interaction
Noise
1/3 Octave Band
A-weghted Noise Level
10 3
Specific noise Level
Propeller Fan ( 83.8 dB )
Ring Fan ( 80.7 dB )
f , Hz
N = 1200rpm
Z =14
φ = 0.4
10 4
Fig.6 Spectra distributions of the fan noise
ここで,LA は騒音レベル,Q は流量(m 3 /min),Pt は
全圧(Pa)である.
3,実験結果および考察
3.1 リングファンの基本特性
図 4 は送風機の空力特性を比較した図である.○が
プロペラファンの特性であり、●がリングファンの特
性である.リングファンの静圧係数は,広い流量域に
渡ってプロペラファンよりも高くなった.これに応じ
て,最高効率点近傍(φ=0.4)でのリングファンの効

, mm
r , mm
500
400
300
200
100
500
400
300
200
100
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
200
500 400
200
Tip side
100
100
0
0 100 200 300 400 500
率は,プロペラファンよりも約 13%高くなった.
図 5 は送風機の騒音および比騒音の特性を比較した
図である.図中の破線はリングファンの最高効率点(φ
=0.4)である.最高効率点近傍では,リングファンの
騒音はプロペラファンよりも約 3dB 小さくなり,比騒
音レベルは約 6dB 減少した.流量係数が 0.2 よりも小
さい領域では,両者の騒音特性には大きな差が生じな
かった.一方,最高効率点よりも高流量側では,主に
静圧特性の影響でプロペラファンの比騒音がリングフ
ァンよりもその流量に応じて大きくなる.
図 6 は最高効率点でのファン騒音のスペクトル分布
を比較したものである.翼通過周波数に同期して,
315Hz 近傍に離散周波数騒音が発生している.この離
散周波数騒音は動翼の回転,および動翼後流がモータ
ー支柱に干渉して発生する騒音であると考えられる.
リングファンの騒音レベルは,広い周波数の帯域に渡
ってプロペラファンよりも小さくなった.315Hz の離
散周波数騒音を除けば,1000Hz 近傍でのリングファン
の広帯域騒音レベルがファン騒音の主因となることが
わかる.
300
Hub side
x , mm
(a) Propeller Fan
2000
2000
1000
Tip side
Hub side
φ = 0.4
N = 1200 rpm
0
0 100 200 300 400 500
x , mm
(b) Ring Fan
φ = 0.4
N = 1200 rpm
Fig.7 Distribution of the total pressure
r , mm
r , mm
500
400
300
200
100
500
400
300
200
100
100
Tip side
100
200
100
100
0
0 100 200 300 400 500
3.2 内部流動の解析
図 7 には羽根車の後流中における全圧の分布が示さ
れている.図(a)のプロペラファンでは,その全圧は羽
根車のスパン中央付近で高くなった.一方,図(b)のリ
ングファンでは,全圧がその翼端近傍で高くなった.
このリングファンの全圧の最大値は,プロペラファン
よりも高かった.
図 8 は後流中の静圧の分布を比較したものである.
プロペラファンのスパン中央付近では静圧の上昇は小
さく,その全圧の大半は動圧によって上昇したと考え
られる.一方,リングファンの場合,その静圧は翼端
側で高くなる.これらのことから,リングファンの静
圧特性は主として翼端側の流れによって決定されるこ
とがわかる.
図 9 には子午面の絶対速度とその速度ベクトルが合
わせて示されている.リングファンの後流はプロペラ
ファンよりもより翼端側で流出し,その内部流動は相
対的に外向きの様相を呈す.この流動様相は羽根車の
周速度がその内部流動に影響を及ぼすことを示すもの
300
Hub side
x , mm
(a) Propeller Fan
2000
1000
Tip side
Hub side
φ = 0.4
N = 1200 rpm
0
0 100 200 300 400 500
x , mm
(b) Ring Fan
φ = 0.4
N = 1200 rpm
Fig.8 Distribution of the static pressure

, mm
r , mm
500
Tip
400
300
200
100
500
300
200
100
15
長崎大学工学部研究報告 第 39 巻 第 73 号 平成 21 年 8 月
Hub
10
15
20
25
30
20
10
0
0 100 200 300 400 500
Tip
400
x , mm
(a) Propeller Fan
1015
5
25
Hub
20
15
10
である.即ち,リングファンの内部流動には,翼先端
近傍の強い遠心力が寄与することをその内部流動から
理解することができる.
図 10 は羽根車後方の r-z 断面における速度変動の分
布を示したものである.この流れの測定位置は羽根車
の翼後縁から 30mm 後方の位置である.いずれの羽根
の先端近傍でも,その速度変動が翼端渦の影響で大き
くなっている.リングファンの速度変動はプロペラフ
ァンよりも小さくなった.また,リングファンの速度
変動が大きくなる領域は,プロペラファンよりも羽根
の半径方向外側に位置する.このため,リングファン
の羽根車はより翼先端側の高い角運動量を内部流動の
仕事へ変換することが可能であると考えられる.
図 11 には羽根車の翼後縁近傍における流動様相の
半径方向分布が示されている.図(a)が全圧であり,図
(b)が相対速度の分布である.リングファンの全圧が最
大となる位置は,プロペラファンよりも翼先端近傍に
近い.また,翼先端近傍でのリングファンの全圧はプ
ロペラファンよりも大きく,この位置でのリングファ
ンのすべりはプロペラファンよりも小さいことがわか
5
15
φ = 0.4
N = 1200 rpm
0
0 100 200 300 400 500
x , mm
(b) Ring Fan
φ = 0.4
N = 1200 rpm
Fig.9 Distribution of the absolute velocity and the vector
z , mm
z , mm
500
400
300
200
100
500
400
300
200
100
4
4
6
4 4
0
0 100 200 300 400 500
る.翼端渦によって翼先端近傍の流れがはく離するた
めに,その領域での全圧は著しく低下する.図(b)の相
対速度の分布では,翼先端近傍でのプロペラファンの
速度が約 35m/s であるのに対して,リングファンは約
25m/s まで減速されている.以上のことから,リング
ファンの静圧は,翼先端近傍での周速度による遠心力
の効果と相対速度の低下に伴うディフューザ効果によ
って,プロペラファンよりも上昇すると考えられる.
図 12 は実測値の速度ベクトルに基づいて作図され
た翼端側(r / R tip=1.0)での速度三角形である.翼先
端の取り付け角は 32°に設計されている.V が絶対速
度,W が相対速度である.下付文字 P がプロペラファ
ン,R がリングファンの速度成分である.リングファ
ンの相対流れは,プロペラファンよりも翼に沿う.こ
れは,翼端側のシュラウドによって渦の巻き上がりが
抑制され,翼端渦のポテンシャルが緩和されたためで
あると考えられる.また,リングファンの翼端渦は,
翼先端側での遠心力の作用で羽根車外径よりも外側に
形成された.これに応じて,翼先端側での翼端渦によ
る流れの失速が抑制される.リングファンのすべりは
2
6
r , mm
(a) Propeller Fan
4
2
4
4
4
φ = 0.4
N = 1200 rpm
2
φ = 0.4
N = 1200 rpm
4
2 2
0
0 100 200 300 400 500
r , mm
(b) Ring Fan
Fig.10 Distribution of the velocity fluctuation

R tip
r / R tip
1.5
1.0
0.5
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
tip side
hub side
N = 1200 rpm
Z = 14
φ = 0.4
P t max
Propeller Fan
Ring Fan
0
-1000.0 0 1000.0
Pt , Pa
1.5
1.0
0.5
(a) Total pressure
tip side
hub side
N = 1200 rpm
Z = 14
φ = 0.4
Propeller Fan
Ring Fan
0
0 10 20 30 40 50
W , m/s
(b) Relative velocity
Fig.11 Comparison on the internal flow
プロペラファンよりも小さくなり,リングファンの相
対速度がプロペラファンよりも減速される.リングフ
ァンの静圧は,このすべり速度の低下と翼先端側での
周速度の増加によって上昇する.また,リングファン
の騒音レベルはこの相対速度の減少に応じて低下し,
比騒音レベルもその静圧の上昇によって改善される.
4,おわりに
リングファンの空力特性と騒音の基本特性,および
それらの諸特性に及ぼす内部流動の影響を解析した結
果,以下の結論が得られた.
(1) リングファンの翼端側の全圧の大半は静圧によっ
て上昇した.これに応じて,リングファンの最高
効率は,同じ作動点でプロペラファンよりも約
13%向上した.
Main Flow
U 1
V 1
W 1
32 °
SS side
PS side
W 2P
W 2R
(2) リングファンの騒音特性は,従来のプロペラファ
ンよりも騒音レベルで 3dB,比騒音レベルで約 6dB
低減された.
(3) リングファンの翼端側の流れはプロペラファンよ
りも相対的に翼に沿った.このためリングファン
の翼端側の相対速度は,プロペラファンよりも減
速した.リングファンの静圧は,この相対速度の
減速に伴うディフューザ効果によって上昇した.
(4) リングファンの翼端渦の速度変動はプロペラファ
ンよりも小さくなり,その渦のポテンシャルがリ
ング状のシュラウドによって緩和された.
(5) リングファンの翼端渦は羽根車外形よりも外側の
位置で生成される.翼端渦による翼先端部分の失
速が改善され,翼先端近傍の角運動量をファンの
全圧上昇に変換することができた.
(6) ファンの騒音特性は相対速度の低減によって改善
された.また,リングファンの静圧はこの相対速
度の減少に応じて上昇し,その風量も増加するた
め,ファンの比騒音レベルも改善された.
参考文献
(1) 深野徹,児玉好雄,高松康生,低圧軸流送風機の
騒音に与える翼先端すきまの影響,日本機械学會論文
集(B 編),51(463),pp.820 – 828,1985
(2) 張春晩,古川雅人,井上雅弘,プロペラファンの
三次元渦構造,ターボ機械,29(12),pp.719 - 729,2001
(3) 古川雅人,CFD を用いたプロペラファンの騒音解
析例,ターボ機械,31(5),pp.266 - 271,2003
(4) 高山糧,加藤千幸,山出吉伸,プロペラファンか
ら発生する空力騒音の数値予測,生産研究,59(1),pp.63
- 66,2007
(5) 坪田晴弘,リングファンの開発・研究,KOMATSU
Technical Report,53(1),pp. 2–9,2007
(6) R.E. Longhouse, Control of tip-vortex noise of axial
V 2P
V 2R
Fig.12 Velocity triangle
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
flow fans by rotating shrouds, Journal of Sound and
Vibration, 58(2), pp 201 – 214, 1978
(7) D. A. QUINLAN, P. H. BENT, HIGH FREQUENCY
NOISE GENERATION IN SMALL AXIAL FLOW FANS,
Journal of Sound and Vibration, 218(2), pp.177 – 204,
1998