直線翼垂直軸風車の空力騒音に関する風洞実験

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日本機械学会論文集（B 編）ノート No.2013-JBN-0662

直線翼垂直軸風車の空力騒音に関する風洞実験

＊

河野孝昭

*1

_{，東大輝}

*2

_{，木綿隆弘}

*1

木村繁男

*3

_{，小松信義}

*4

Takaaki KONO

*1

, Daiki HIGASHI, Takahiro KIWATA, Shigeo KIMURA and Nobuyoshi KOMATSU

*1_{Research Center for Sustainable Energy and Technology, Kanazawa University}

Kakuma-machi, Kanazawa, 920-1192, Japan

This paper illustrates the results of a wind tunnel experiment for the measurement of aeroacoustic noise from a straight-bladed vertical-axis wind turbine (VAWT). The measurement of the sound pressure was conducted by using microphone arrays composed of 16 microphones. At the side of the VAWT where the relative wind velocity that acts on a blade becomes maximum, it was observed that the existence of the blades led to a broadband sound from 400 Hz to 6300 Hz. In addition, the possibility was confirmed that aeroacoustic noise from blade tips at 1250 Hz become more prominent with an increase in the tip speed ratio and in the blade pitch angle amplitude. Above the VAWT, it was found out that the horizontal position where the sound level was the highest varied with the tip speed ratio, blade pitch angle amplitude and eccentric angle. Key Words 1. 緒言 近年，風力発電の普及に伴い，風車騒音の問題が顕在化してきている．低騒音化に関する研究開発は，プロペラ式水平軸風車については精力的に取り組まれてきているが(1)-(3)_{，垂直軸風車については非常に限られているの} が現状である．著者らは，これまで，可変ピッチ式直線翼垂直軸風車の研究開発を実施してきた(4)(5)_{．本研究では，} この可変ピッチ式直線翼垂直軸風車を対象に風洞実験を行い，マイクロホンアレイを用いて空力騒音の発生源の特性を調べる． 2. 実験装置および実験方法 2・1 実験装置 実験装置概要を図 1 に示す．供試風車や回流型風洞の吹き出し口，吸い込み口は 3.2 m × 3.5 m × 3.4 m の無響室内 に設置してある．供試風車の大きさは，回転直径 D = 880 mm，翼スパン長さ H = 800 mm，翼弦長 c = 125 mm であり， その翼型は NACA0018，翼枚数は n = 3 枚である．供試風車を上から見た機構概略を図 2 に示す．供試風車は 4 節リ ンク機構を有し，風車回転中に翼を揺動させることが可能である．翼の振れ角αwは，第 1 回転軸 O と第 2 回転軸 Oe の偏心量 leを変更することにより，制御することができる．さらに，偏心角 θpも独立して制御することが可能であり，回転中の翼の相対的な迎角に影響を与える．風車一回転中の平均ピッチ角（振れ中心角）である翼取り付け角は， αc = 7 °である．本報告では，αwとθpの影響を調べるため，αw = 0 °（ le = 0 mm ），θp = 0 °の場合（以後「固定ピッチ」と記す），αw = 11 °（ le = 7 mm ），θp = 0 °の場合（以後「可変ピッチ（θp = 0 °）」と記す），αw = 11 °（ le = 7 mm ）， θp = 315 °の場合（以後「可変ピッチ（θp = 315 °）」と記す）の 3 通りを対象とする．それぞれの場合の出力曲線は図 3 の通りである．ここで，Cpは出力係数，λ ( = 0.5DU )は周速比，は角速度，U は風洞吹き出し口における風速 で 8 m/s である．音圧の測定は λ = 0.8, 1.6, 2.4 において実施する．

Wind Tunnel Experiment on Aeroacoustic Noise from a Straight-Bladed Vertical-Axis

Wind Turbine

: Vertical-Axis Wind Turbine, Aeroacoustic Noise, Microphone Array, Wind Tunnel

*_{原稿受付 2013 年 8 月 29 日} *1_{正員，金沢大学理工研究域サステナブルエネルギー研究センター（〒920-1192 石川県金沢市角間町）} *2_{学生員，金沢大学大学院自然科学研究科機械科学専攻} *3 正員，フェロー，金沢大学環日本海域環境研究センター *4_{正員，金沢大学理工研究域機械工学系} E-mail: [email protected] 79 巻 808 号（2013-12）

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2・2 風車側方における音圧の垂直分布の測定方法

図 1，図 4 のように，マイクロホンは，風車を挟んで翼に作用する相対風速値が最小となる位置（以後「進み側」と記す）と，最大となる位置（以後「戻り側」と記す）に，それぞれ 8 本ずつ設置する．マイクロホン先端 と風車翼の最短距離は l = 0.34 m，又は 1.03 m であり，マイクロホンとマイクロホンの間隔は 0.15 m である．進 み側と戻り側のマイクロホンの番号をそれぞれ上から順に No. 1 ~ No. 8，No. 9 ~ No. 16 とする．音圧の測定は 60 秒間行い，同時に 1/3 オクターブバンド分析を実施する．前述の翼を取り付けた各条件に加え，翼を外した場合，風車を設置せず風だけを吹かせた場合でも音圧を測定する． 2・3 風車上方における音圧の水平分布の測定方法 供試風車を上方から見た場合の各マイクロホン位置を図 5 に示す．測定面を 4 つの領域に分け，本数が 2 × 8 本，水平サイズが 0.13 m × 0.91 m のマイクロホンアレイを順に移動させて音圧の測定を行う．マイクロホンの間隔は縦，横ともに 0.13 m である．測定面高さは翼端上面からの最短距離が 0.5 m の位置である．4 つの領域で得られた結果を合わせて測定面全体の結果とする．測定時間は 60 秒であり，同時に 1/3 オクターブバンド分析を実 3. 実験結果および考察 3・1 翼の存在の影響 図 6 に λ = 1.6，l = 0.34 m の条件で，風車側方のマイクロホン No. 12 で得られた 1/3 オクターブバンド毎の音圧 レベル（SPL）を示す．まず，翼なしの場合で，風車なしの場合に比べて，50 Hz 以上で SPL は明らかに高い．これは，風車主軸やアームの回転に起因する風切り音であると考えられ，特に 400 Hz のピークはアームの回転に起因することを確認している．次に，翼がある場合では，翼を外した場合や風だけが吹いている場合に比べて， SPL は低周波数域において明らかに高く，特に 12.5 Hz 付近でピークを有している．さらに高周波数域においても 400 Hz ~ 6300 Hz で明らかに高く，翼なしの場合に比べて 10 dB 程度の差がある．そのため，400 Hz ~ 6300 Hz の周波数帯は，ほぼ翼の存在に起因する騒音として評価することができる．6300 Hz に見られる小さなピークはモータの回転音であることを確認している．施する． Computer 1. 15 m Wind tunnel outlet Motor Digital tachometer Supersonic anemometer Microphone Microphone 1 2 16 3 4 5 6 7 8 15 14 13 12 11 10 9 Wind tunnel inlet Wind tunnel outlet Microphones Wind 0.91 m 0.91 m 0.13 m Wind tunnel inlet

Fig. 1 Experimental setup Fig. 2 Top view of the VAWT

Fig. 3 Power coefficient curve Fig. 5 Top view of the position of the microphones above the VAWT

ac

+aw

-aw

O Oe

l_e

(a) Overall view (b) Detail view O le Oe _θ p x y Wind

Fig. 4 Side view of the position of the microphones on sides of the VAWT

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 λ Fixed-pitch Variable-pitch( θp= 0°) Variable-pitch( θp= 315°) 0.30 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0.00 Cp 0.44m 0.15m 0.34m (1.03m) 0.8m 1.05m Blade Blade

(3)

図 7 に，l = 0.34 m の場合の SPL から l = 1.03 m の場合の SPL を差し引いた値，即ち距離による SPL の減衰量 を示す．まず，卓越音の周波数を含む低周波数域で減衰量が大きいことが確認できる．自由空間においては，音源からマイクロホンまでの距離が 3 倍になると，SPL の減衰量は高々9.5 dB であるが(6)_{，図 7 に示した低周波数} 域の減衰量は 10 dB を上回っている．図 6 中の卓越周波数である 12.5 Hz は 1 秒間の風車回転数と翼枚数の積（翼通過周波数）にほぼ一致することから，音波による圧力変動に加えて，マイクロホン近傍を通過する翼により生じる風に伴う圧力変動をマイクロホンが拾い，後者が低周波数域に強く影響している可能性が高いと考えられる．一方，400 Hz 以上の周波数帯では SPL の減衰量は 10 dB 以下となっていることから，上述の圧力変動の影響は小さいと考えられる．したがって，翼の存在により，400 Hz ~ 6300 Hz の広帯域音が発生していると考えられる． 3・2 翼に作用する相対風速の影響 図 8 に，固定ピッチの場合の風車後流側から見た各マイクロホン位置における騒音レベル（SL）を示す．SL は，周波数により感度が異なる人間の聴感に基づいた補正を音圧レベルにかけたもので，前節で示した低周波数域の感度は弱い．図中では，すべての周速比において，戻り側の方が進み側よりも SL は高いことが確認できる．図 9 に，各周速比においてとのマイクロホンで得られた 1/3 オクターブバンド毎の SL を示す．いずれ の周速比でも，固定ピッチの場合では 100 Hz ~ 6300 Hz，可変ピッチ（θp = 315 °）の場合では 80 Hz ~ 1250 Hz の広帯域において，No.12 のほうが No.4 よりも高い SL を示している．このことより，戻り側の方が進み側よりも 80 Hz ~ 6300 Hz 付近の広帯域音が増加すると言える． 3・3 翼端の影響 図 10 に，戻り側において，翼端に最も近いマイクロホン No. 10 と翼中央付近の No. 12 で得られた 1/3 オクターブバンド毎の SL を示す．マイクロホンと翼の位置関係から，翼端よりも翼中央付近のマイクロホンの方が翼から発生する音を拾いやすいために，100 Hz 以上では No. 12 で得られる SL の方が No. 10 よりも高い傾向になる．特に固定ピッチの場合では，いずれの周速比においても，No. 12 の方が No. 10 よりも SL は高い．しかし，可変ピッチ（θp = 0 °）の場合では，λ = 2.4 において，1250 Hz，3150 Hz，5000 Hz で No. 12 よりも No. 10 の方がわず かに SL は高い値を示している．さらに，可変ピッチ（θp = 315 °）の場合では，λ = 1.6 においてはわずかに，λ = 2.4 においては明らかに 1250 Hz で No. 12 よりも No. 10 の方が SL は高くなっている．したがって，周速比の上昇に伴い，かつ翼の振れ角，偏心角に依存して，翼端渦騒音が顕著になる可能性があると考えられる．尚，100 Hz 以 下における SL は，固定ピッチ及び可変ピッチ（θp = 315 °）の λ = 1.6, 2.4 の場合に No. 12 よりも No. 10 の方が高 く，その他の場合では No. 12 の方が No. 10 よりも高くなっている．これは，3.1 節の議論から，それぞれの場合で翼の中央及び端部からマイクロホンに向かう流速成分の大きさが変化し，マイクロホンが感知する圧力変動の大きさが変化することが主な原因であると考えられる． 3・4 風車上方の騒音レベルの水平分布 図 11, 12, 13 に，風車上方で得られた SL の水平分布を示す．周速比が大きくなるのに伴い，SL は高くなるこ とが確認できる．SL が高くなる位置は，固定ピッチの場合と可変ピッチ（θp = 0 °）の場合では，主軸近傍の戻り側に在る．しかし，可変ピッチ（θp = 315 °）の場合では，周速比が異なると，SL が高くなる位置も異なる．翼が 通過する位置近傍の SL は，可変ピッチ（θp = 315 °）の λ = 1.6 の場合を除き，相対的に低いことから，翼から放

Fig. 6 Influence of blades on SPL spectra Fig. 7 Spectra of distance attenuation of SPL

0 20 40 60 80 100 120 0.1 1 10 100 1000 10000 100000 10-1 ₁₀0 ₁₀ ₁₀2 ₁₀3 ₁₀4 ₁₀5

1/3 Octave Band Center Frequency [Hz]

SPL [dB ] l= 1.6 Microphone No.12 Fixed-pitch Variable-pitch( θp= 0°) Variable-pitch( θp= 315°) Without blades Without wind turbine

0 5 10 15 20 25 30 0.1 1 10 100 1000 10000 100000 SPL l = 0 .34 m － SPL l = 1 .03 m [dB ]

10-1 ₁₀0 ₁₀ ₁₀2 ₁₀3 ₁₀4 ₁₀5 l= 0.8 l= 1.6 l= 2.4 Fixed-pitch Microphone No.12

(4)

出される渦が直接，風車の存在により発生する SL 全体に寄与する程度は，大きくないものと考えられる．SL が高くなる位置の分布には，風上側の翼の後縁や端部から放出された渦と，主軸や風下側の翼及びアームとの干渉が大きく影響しているものと考えられ，その検証を今後の課題とする． 4. 結言 可変ピッチ式直線翼垂直軸風車を対象に，風速 8 m/s，周速比 0.8, 1.6, 2.4 の条件で風洞実験を行い，音圧の測定を実施した．以下に得られた知見を示す． (1) 翼の存在によって低周波数域で音圧レベルが高くなると計測されたが，マイクロホン近傍を通過する翼によって生じる風に伴う圧力変動の影響を受けている可能性が高い． (2) 翼の存在によって 400 Hz ~ 6300 Hz 付近の広帯域音が発生する． (3) 相対風速が最大となる位置では，最小になる位置に比べ，80 Hz ~ 6300 Hz 付近の広帯域音が増加する． (4) 周速比が高くなるのに伴い，かつ翼の振れ角，偏心角に依存して，1250 Hz 付近の翼端渦騒音が顕著になる可能性がある． (5) 風車上方の騒音レベルの水平分布においては，高い値を示す位置が周速比，翼の振れ角，偏心角に依存する． Fig. 8 SL at vertical arrayed microphones

Fig. 9 Comparison of SL on forward side and backward side

(a) Fixed-pitch

Fig. 10 Influence of blade tip on SL (a) Fixed-pitch (b) Variable-pitch ( θp = 315 °) (c) Variable-pitch ( θp = 315 °) (b) Variable-pitch ( θp = 0 °) 9 10 11 12 13 14 15 16 1 2 3 4 5 6 7 8 50 60 70 Fixed-pitch 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Backward side SL [dB(A)] SL [dB(A)] 50 60 70 Forward side 40 40 λ = 0.8 λ = 1.6 λ = 2.4 20 30 40 50 60 70 0.1 1 10 100 1000 10000 100000 10-1 ₁₀0 ₁₀ ₁₀2 ₁₀3 ₁₀4 ₁₀5

SL [dB (A)] lNo.4 No.12 2.4 1.6 0.8 20 30 40 50 60 70 0.1 1 10 100 1000 10000 100000 10-1 ₁₀0 ₁₀ ₁₀2 ₁₀3 ₁₀4 ₁₀5

SL [dB (A)] lNo.4 No.12 2.4 1.6 0.8 20 30 40 50 60 70 0.1 1 10 100 1000 10000 100000 10-1 ₁₀0 ₁₀ ₁₀2 ₁₀3 ₁₀4 ₁₀5 1/3 Octave Band Center Frequency [Hz]

SL [dB (A)] lNo.10 No.12 2.4 1.6 0.8 20 30 40 50 60 70 0.1 1 10 100 1000 10000 100000 10-1 ₁₀0 ₁₀ ₁₀2 ₁₀3 ₁₀4 ₁₀5 1/3 Octave Band Center Frequency [Hz]

SL [dB (A) ] lNo.10 No.12 2.4 1.6 0.8 20 30 40 50 60 70 0.1 1 10 100 1000 10000 100000 10-1 ₁₀0 ₁₀ ₁₀2 ₁₀3 ₁₀4 ₁₀5

SL [dB (A)] lNo.10 No.12 2.4 1.6 0.8

(5)

文献

Fig. 11 Horizontal distribution of SL above the VAWT of Fixed-pitch

Fig. 12 Horizontal distribution of SL above the VAWT of Variable-pitch ( θp = 0 °)

Fig. 13 Horizontal distribution of SL above the VAWT of Variable-pitch ( θp = 315 °)

51 52 53 54 55 56

0.

91m

Wind

Main rotor shaft

63 64 65 66 67 68

57 58 59 60 61 62

SL [dB(A)] SL [dB(A)] SL [dB(A)]

51 52 53 54 55 56

0.91m

0.

91m

Wind

Main rotor shaft

69 70 71 72 73 74

61 62 63 64 65 66

51 52 53 54 55 56

0.91m

0.

91m

Wind

Main rotor shaft

67 68 69 70 71 72

58 59 60 61 62 63

(a) λ = 0.8 (b) λ = 1.6 (c) λ = 2.4

(1) Oerlemans, S., Sijtsma, P., and Méndez López, B., “Location and Quantification of Noise Sources on a Wind Turbine”,

Journal of Sound and Vibration, Vol. 299, Issues 4-5 (2007), pp. 869-883.

(2) Ramachandran, R.C., Raman, G., and Dougherty, R.P., “Noise Source Localization Using a Compact Phased Array: Studies on a Full Scale Wind Turbine in a Wind Farm”, Wind Engineering, Vol. 36, No. 5 (2012), pp. 589-604.

(3) Rogers, T., and Omer, S., “The Effect of Turbulence on Noise Emissions from a Micro-Scale Horizontal Axis Wind Turbine”,

Renewable Energy, Vol. 41 (2012), pp. 180-184.

(4) Kiwata, T., Yamada, T., Kita, T., Takata, S., Komatsu, N., and Kimura, S., “Performance of a Vertical Axis Wind Turbine with Variable-Pitch Straight Blades Utilizing a Linkage Mechanism”, Journal of Environment and Engineering, Vol. 5, No. 1 (2010), pp. 213-225.

(5) Yamada, T., Kiwata, T., Kita, T., Hirai, M., Komatsu, N., and Kono, T., “Overspeed Control of a Variable-Pitch Vertial-Axis Wind Turbine by Means of Tail Vanes”, Journal of Environment and Engineering, Vol. 7, No. 1 (2012), pp. 39-52.