リングファンの空力特性と騒音に関する研究
佐々木壮一＊・福田雅治＊＊・林秀千人＊
A Study on Aerodynamic Characteristics and Noise of a Ring Fan
by
Soichi SASAKI
＊, Masaharu FUKUDA
＊＊and Hidechito HAYASHI
＊The ring fan is a blower that has a shroud at the tip side of the axial flow impeller. In this study, to clarify the influence of the flow around the impeller on the aerodynamic characteristics and noise of the fan is aimed. The following characteristics were obtained; the efficiency of the ring fan is improved about 13% than the current propeller fan, the specific noise level is reduced approximately 6dB. The potential of the blade tip vortex of the ring fan has been weakened by the shroud. The blade tip vortex of the ring fan is generated at outside of the diameter of the impeller; the relative flow is attached to the blade surface by the weakened tip vortex. From these results, the overall characteristics of the fan improved by the decrease of the relative velocity.
Key words : Blower, Vortex, Aerodynamic Noise, Wake, Internal Flow
１，はじめに
建設機械などで利用されるエンジン冷却用のプロ ペラファンでは，高出力のエンジンを冷却するための 高性能な羽根車の開発が求められている．エンジンを 搭載したシステムに対して，米国では環境保全のため 新排気ガス規制Tier4が2011年から開始される．エン ジンを搭載するシステムの熱排気の効率悪化がこの規 制によって生じており，さらにファンの風量を増加さ せることが求められている．ファンの冷却風量を増加 させることは，そのままファン騒音の増加につながる．
このような背景からも，ファン騒音の問題を設計段階 で慎重に検討した上で，機器に搭載させることが一つ の技術課題となっている．
例えば，深野ら(1)は，軸流ファンの性能および騒音 に対して重要なパラメータである翼先端隙間の影響を 実験的手法で明らかにしている．張，古川ら(2)は，プ ロペラファンの三次元構造をRANSの数値シミュレー ションで研究し，翼端渦，前縁はく離渦および漏れ渦 の三次元構造の存在を確認している．さらに，CFDを
用いたプロペラファンの流動解析によって空力騒音に 密接に関係する非定常流れの挙動を解析した例や，音 圧レベルの予測を試みた例を解説している(3)．高山，
加藤ら(4)は，5 枚翼のプロペラファンの全周流れに対 して，約650万要素を用いたLES解析を実施している．
同研究では，翼通過周波数成分の騒音を除けば，壁面 近傍の格子解像度上げることによって広帯域騒音の特 性をある程度捕らえることが可能であることが示され ている．しかし，依然としてCFDによる定量的な騒音 レベルの予測は困難であり，ファン騒音の予測には実 機との比較検証が必要になる．
一般に，プロペラファンには静圧の上昇は求められ ないが，その風量を必要とする用途で利用されること が多い．また，このファンの羽根車は電動機に直結さ れ，ダクトケーシングのない状態で利用される．この ため，翼端側の流れは失速しやすく，これが効率的な エネルギー変換の妨げとなっている．リングファンの 羽根車は翼端側の流れの改善を目的として開発された ものである(5)．この羽根車は翼端側にリング状のシュ
平成２１年 ８月１１日受理
＊ 機械システム工学講座（Department of Mechanical Systems Engineering）
＊＊ 生産科学研究科博士前期課程（Graduate School Student, Graduate School of Science and Technology）
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 (m3/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 (m3/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．
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－ν2) D2U ψs = 2Ps / ρU2
(a) Propeller Fan (b) Ring Fan Fig. 1 Test impeller
Table 1 Main dimensions of the impeller
with shroud without shroud
Shroud
3 t(mm)
32 θtip(deg.)
122 Ctip(mm)
0.424 ν= Dtip/ Dhub
260 Dhub(mm)
613 Dtip(mm)
Ring Fan Propeller Fan
with shroud without shroud
Shroud
3 t(mm)
32 θtip(deg.)
122 Ctip(mm)
0.424 ν= Dtip/ Dhub
260 Dhub(mm)
613 Dtip(mm)
Ring Fan Propeller Fan
1000
1000 500 300 700 1050 500
3990
400
Static Pressure Tube
Damper Torque
Meter Impeller
Motor Strut
5-hole Pitot Tube Hot-wire Pitot Tube
Fig. 2 Experimental apparatus
λ = 8L / ρπ ( 1－ν2 ) D2 U3
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
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．
20 log
10 10 t2
A
SA L QP
L (2)
ここで，LAは騒音レベル，Q は流量（m3/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
1000
Damper Torque
Meter Impeller
Motor Strut
Noise Level Meter
Fig. 3 Measurement method for the fan noise
0 0.2 0.4 0.6 0.8
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6
φ
η
N = 1200 rpm Z = 14
φ = 0.4
Propeller Fan Ring Fan
ψs
η
ψs
Fig.4 Aerodynamic characteristics
0 0.2 0.4 0.6 0.8
0 50 100
φ LA , dB(A) LSA , dB(A)
N = 1200 rpm Z = 14
φ = 0.4
Propeller Fan Ring Fan
Linear A-weighted Overall Noise Level
Noise Level
Specific noise Level
Fig.5 Noise characteristics
10
310
440 60 80 100
Interaction Noise
N = 1200rpm Z =14 φ = 0.4
LA , dB(A)
f , Hz
Propeller Fan ( 83.8 dB ) Ring Fan ( 80.7 dB )
1/3 Octave Band A-weghted Noise Level
Fig.6 Spectra distributions of the fan noise
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．
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
0
100 200 300 400
0 100 200 300 400 500
100 100 200
200 400 300 500
x , mm
r, mm
Tip side
Hub side
φ = 0.4 N= 1200 rpm
(a) Propeller Fan
0 100 200 300 400 500
0 100 200 300 400 500
1000 20002000
x , mm
r, mm
Tip side
Hub side
φ = 0.4 N= 1200 rpm
(b) Ring Fan
Fig.7 Distribution of the total pressure
0 100 200 300 400
0 100 200 300 400 500
100
100100 100
200 300
x , mm
r, mm
Tip side
Hub side
φ = 0.4 N= 1200 rpm
(a) Propeller Fan
0 100 200 300 400 500
0 100 200 300 400 500
1000 2000
x , mm
r, mm
Tip side
Hub side
φ = 0.4 N= 1200 rpm
(b) Ring Fan
Fig.8 Distribution of the static pressure
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
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
0
100 200 300 400 500
0 100 200 300 400 500
10
10 15 15
15
20
20 30 25
x , mm
r, mm
Hub
φ = 0.4N= 1200 rpm
Tip
(a) Propeller Fan
0 100 200 300 400 500
0 100 200 300 400 500
5 5
10 10 15
2015 25
x , mm
r, mm
Tip
Hub
φ = 0.4N= 1200 rpm
(b) Ring Fan
Fig.9 Distribution of the absolute velocity and the vector
0 100 200 300 400 500
0 100 200 300 400 500
4
4 4 4 6
2
6
2 φ = 0.4 N= 1200 rpm
r , mm
z, mm
(a) Propeller Fan
0 100 200 300 400 500
0 100 200 300 400 500
22 2
44 4
4 4
4 φ = 0.4 N= 1200 rpm
r , mm
z , mm
(b) Ring Fan
Fig.10 Distribution of the velocity fluctuation
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．
(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
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(6) R.E. Longhouse, Control of tip-vortex noise of axial
-1000.00 0 1000.0
0.5 1.0 1.5
Pt , Pa r / Rtip
N = 1200 rpm Z = 14 φ = 0.4
Propeller Fan Ring Fan
Pt max
tip side
hub side
(a) Total pressure
0 10 20 30 40 50
0 0.5 1.0 1.5
W , m/s r / Rtip
N = 1200 rpm Z = 14 φ = 0.4
Propeller Fan Ring Fan
tip side
hub side
(b) Relative velocity
Fig.11 Comparison on the internal flow
Wsl2 R W2R
V2P V2R 32 °
Main Flow
W1
V1 U1
U2
PS side SSside
Tip Vortex Wsl2 P
Fig.12 Velocity triangle
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
