NAOSITE: Nagasaki University's Ac Title Author(s) 多翼ファンの空力特性と騒音に関する実験的研究 ( シュラウドの影響 ) 佐々木, 壮一 ; 黒田, 晃伸 ; 林, 秀千人 Citation 長崎大学大学院工学研究科研究報告, 41(77), pp.6-1; Issue Date 11-7 URL http://hdl.handle.net/169/5354 Right This document is downloaded http://naosite.lb.nagasaki-u.ac.jp
6 長崎大学大学院工学研究科研究報告第 41 巻第 77 号平成 3 年 7 月 多翼ファンの空力特性と騒音に関する実験的研究 ( シュラウドの影響 ) 佐々木壮一 * 黒田晃伸 ** * 林秀千人 An Experimental Study of Aerodynamic Characteristics and Noise of a Forward Curved Fan (Influence of Shroud) by Soichi SASAKI *, Akinobu KURODA ** and Hidechito HAYASHI * In this study, influence of shroud on aerodynamic characteristics and noise of a forward curved fan has been estimated by the performance test of an actual machine. Moreover, influence of unsteady internal flow on broadband noise in the low frequency domain has been analyzed by the numerical simulation. The static pressure of the forward curved fan with shroud (MF9S) became high than that of the fan without shroud (MF9). The maximum efficiency of MF9S was increased 1.6% than MF9 due to the improvement of the static pressure. On the other hand, the fan noise of MF9S at the maximum efficiency point became approximately 1 db larger than MF9 due to the influence on the broadband noise in the vicinity of the Hz. The stalled cell was formed at the front side of the impeller of MF9; the cell was rotated around the impeller with 4% rotation speed of the impeller. The cell formed seven pseudo blades around the impeller. It has clarified that the broadband noise in the low frequency domain is generated at the vicinity of the frequency which is rotation speed of the stalled cell. Key words: Rotating Stall, Turbomachinery, Aerodynamic Noise, Computer Fluid Dynamics 1. はじめに多翼ファンの舌部隙間と羽根枚数との設計条件が最適化されると, 舌部での干渉騒音を広帯域騒音レベルまで低減させることができる (1-). 従って, 送風機全体のシステム設計やファンの運転条件次第では, このファンから発生する実質的な空力騒音は広帯域騒音になる. 著者らの研究グループでは, 実機の多翼ファンから発生する比較的低周波の領域における広帯域騒音がファン騒音の主因となる事を実機の性能試験と定常流れの数値シミュレーションによって確認している (3). また, いくかの羽根車の設計条件の内, このファンの空力特性は羽根車の前面側にシュラウドを付加することによって改善されることを実験的に 確認している (4). しかし, 多翼ファンから発生する空力騒音に及ぼすシュラウドの影響については不明な点も多く, この設計条件下における低周波域の広帯域騒音と非定常の流れとの関係について詳細に解析された先行研究は少ない. 本研究では, 多翼ファンの空力特性と騒音に及ぼすシュラウドの影響を実機の性能試験によって評価する. 低周波数の領域における広帯域騒音に及ぼす内部流動の影響が非定常の数値シミュレーションに基づいて考察されている.. 実験装置および測定方法図 1 は性能試験に用いられた供試羽根車を示したものである. 表 1にその主要寸法が整理されている. 多 平成 年 月 日受理 * システム科学部門 (Division of System Science) ** 生産科学研究科博士前期課程 (Graduate School Student, Graduate School of Science and Technology)
7 佐々木壮一 黒田晃伸 林秀千人 8 mm 1. m Impeller Static Pressure Tap Orifice Subsidiary Fan Chamber; 5 9 ; 9 5 Honeycomb (a) MF9 (b) MF9S Fig. 1 Test impeller Fig. Experimental apparatus Table 1 Main dimensions of test impeller Impeller MF9 MF9S Outer diameter, D (mm) 15 Chord length, C (mm) 9 Number of blades, B 4 Span length, L (mm) 5 Thickness, t (mm) 1 Shroud without shroud with shroud 翼ファンの羽根車の翼形状には, 二次元前向き羽根が採用されている. 羽根車の外径は 15mm, 翼弦長は 9mm, 羽根枚数は 4 枚, スパン長さは 5mm である. 以下の説明では, シュラウドのない羽根車を MF9 と呼び, シュラウドを有す羽根車を MF9S と称す. 図 は実験装置の概略図を示したものである. 羽根車の回転数は 8rpm に設定されている. ファンの静圧は一辺が 5mm, 全長 9mm のプレナム室内で測定されている. ファンの空力特性は式 (1) の無次元量で整理されている. P s, U L D b U Q 6πD b U, 3 ここで,ψ は静圧係数,ρ は空気密度,P s はファンの静圧,φ は流量係数,Q は流量,λ は軸動力係数,D は羽根車外形,b はスパン長さ,U は羽根車の周速度,L は軸動力,η は効率である. ファン騒音は精密騒音計 (ONO SOKKI, LA435) によって計測され, その振動の電気信号が FFT アナライザ ( ONO SOKKI, CF51) によって周波数分析される. 尚, ファン騒音の測定の際には, 補助ファンとチャンバーが実験装置から取り外されている. このとき, ファンの流量はあらかじめ測定されたファンの静圧特性に基づいて出口 (1) (a) CAD model (b) D mesh of the fan Fig. 3 Model for computer fluid dynamics 側のダンパーで調整される. 図 3 は流れの数値計算に用いられたモデルを示したものである.(a) が CAD モデルであり,(b) が計算格子である. ファン全体の格子は約 45 万要素で構成されており, 二種類のファン全体の非定常流れが解析されている. ファンの入口境界には作動点の流量が与えられており, 出口境界には大気圧の条件が与えられている. 流れの数値シミュレーションでは, 羽根車が二回転する定常の乱流場が標準 k - ε モデルによって予備計算され, その流れ場が非定常計算の初期条件として与えられている. 非定常の流れ場は LES によって計算され, その流れ場が 回の繰り返し計算によって発達させられている. 最小格子幅には, 翼の後縁に発達す
8 多翼ファンの空力特性と騒音に関する実験的研究 ( シュラウドの影響 ) ψ s,λ 3 1 MF9 (CFD) MF9S (CFD) λ MF9 (EFD, without shroud) MF9S (EFD, with shroud) ψ s N = 8rpm Z = 4 η 8 6 4 η L A, db(a) 6 4 N = 8rpm Z = 4 MF9 ( 64.3 db ) MF9S ( 65.3 db ) 1 5 1 5 f, Hz.1..3.4 ψ Fig. 4 Aerodynamic characteristics Fig. 6 Spectrum distribution of aerodynamic noise N = 8 rpm L A, db(a) 8 7 N = 8rpm Z = 4 MF9 (without shroud) MF9S (with shroud) φ=.1 6.1..3.4 φ N = 8 rpm (a) MF9S Fig.5 Noise characteristics る乱流境界層を解析することが可能な格子幅が設定されている. 3, 実験結果および考察図 4 は多翼ファンの空力特性を示したものである. 実測値の MF9S の静圧は, 広い流量の範囲に渡って MF9 のより高い. この静圧係数の上昇に伴って,MF9S のファン効率は MF9 よりも僅かに改善される. 本研究の範囲では,CFD の静圧係数は実測値と同程度の圧力になった. 以下の解析では, 二つの羽根車の非定常の空力音源が流量係数 φ=.1 の作動点で解析されている. 図 5 では二種類の多翼ファンの騒音特性が比較されている. シュラウドを有す MF9S の騒音レベルが, シュラウドのない MF9 よりも全ての流量域において高い. また, いずれもファン騒音はおよそ φ=.1 から φ=. まで増加する. 図 6 は作動点 (φ=.1) におけるファン騒音のスペクトル分布を比較したものである. (b) MF9 Fig. 7 Visualization on aerodynamic sound source of Powell-Howe MF9S の全帯域騒音レベルは MF9 よりも約 1dB(A) 大きくなる. 両者のファン騒音のスペクトル分布には, Hz 近傍で差が生じていることがわかる. 図 7 には,Powell-Howe の音源項を可視化した分布が示されている. 解析の断面位置は後面シュラウドから 35mm の位置である.Powell-Howe の音源項は式 () によって定義される (5).
9 佐々木壮一 黒田晃伸 林秀千人 N = 8 rpm (a) MF9S (a) O-A section (b) O-B section Fig. 9 Velocity distribution in meridional section B Cell A O N = 8 rpm (b) MF9 Fig. 8 Velocity distribution in -dimentional section Fig. 1 Pressure distribution around the impeller pa t c ここで 右辺の pa div u () 1 分割する時間に設定されている 従って 流れが 1 は渦度ベクトル u は速度ベクトル サイクル計算されると 翼は約 1 ピッチ移動すること になる しかし 解析の対象となるセルは 1 サイク である 空間的な音源の分布を式()の右辺の音源項に ル後に約 4 ピッチ分しか移動しなかった 従って そ よって可視化することができる いずれの羽根車にも のセルは羽根車の回転速度の約 4 で失速しながら 翼間に強い空力音源が生成されている (a)の MF9S の 旋回していると考えられる セルの回転周波数は式(3) 場合 その翼間に正負交互の一様な空力音源が生成さ によって見積もることができる れている 一方 (b)の MF9 では 翼間に生成される 音源は MF9S よりも弱くなり 翼間には羽根車の周方 向に非一様な分布が形成される f NZ / 6 (3) ここで N は低圧領域の回転速度(rpm) Z は羽根車の周 図 8 は羽根車周りの絶対速度の分布を速度ベクトル 方向に形成されるセルの数である セルの旋回速度は で示したものである (a)の MF9S の速度分布には羽根 羽根車回転数の約 4 である また その失速セルは 車の外向きに流出する一様な速度分布が形成される ６枚の羽根車の翼毎に一つのセルを形成していること 一方 (b)の MF9 の場合 図 7 で示された弱い音源の から 羽根車の周方向には約７つのセルが形成されて 位置では外向きの流れがなく 羽根車周りの速度分布 いると考えられる 式(3)に基づけば この旋回失速す は非一様になる ここでは便宜上 MF9 に形成される るセルの回転周波数は約 13Hz となる 失速した領域をセルと呼ぶことにする この計算では 時間間隔が羽根車の 1 ピッチ 9.15 mm の移動を約 図 9 は MF9 の子午面の流れを速度ベクトルで示した ものである (a)がセルの形成されていない位置 O-A
1 多翼ファンの空力特性と騒音に関する実験的研究 ( シュラウドの影響 ) 断面 ) での流動様相であり,(b) がセルの形成されている位置 (O-B 断面 ) での流動様相である. いずれも後面側では外向き流れの主流部が形成され, この流れが実質的な送風機の流れになる.(a) の O-A 断面での流動様相には, 羽根車の前面側の小さな渦状の再循環流が形成されている. 一方,(b) の失速セルが形成さている位置では, この渦状の再循環流の領域が形成されておらず, その主流部の範囲が狭くなっている. 図 1 には MF9 の羽根車周りの圧力分布が示されている. 羽根車の前面側に低圧の領域が形成されている. これは正圧面側から負圧面側への漏れ渦によって形成されるものであると考えられる. この漏れ渦によって外向きの流れが阻害され, 失速セルが形成されると考えられる. 4. おわりにシュラウドを有す多翼ファン (MF9S) の静圧は, シュラウドのない多翼ファン (MF9) よりも高くなった. これに伴い,MF9S の最高効率は MF9 よりも 1.6% 改善された.MF9 の前面側には失速セルが形成され, このセルは羽根車回転数の約 4% の速度で失速しながら旋回する. このセルは羽根車の周方向に疑似的な7 枚の動翼を形成した. 多翼ファンの低周波側の広帯域騒音は, このセルの旋回失速の回転周波数近傍で発生する ことを明らかにした. 謝辞 : 実験に協力をいただい平成 年度卒業生の北村拓也君に謝意を表す. 参考文献 1) 佐々木壮一, 林秀千 : 遠心羽根車の後流と円柱との干渉によって発生する離散周波数騒音に関する研究 ( 第 1 報 : 離散周波数騒音の発生メカニズム ), 長崎大学工学部研究報告, 4(74), pp.1-6, 9. ) 佐々木壮一, 林秀千 : 遠心羽根車の後流と円柱との干渉によって発生する離散周波数騒音に関する研究 ( 第 報 : 干渉騒音の予測 ), 長崎大学工学部研究報告, 4(74), pp.7-1, 9. 3) 佐々木壮一, 黒田晃伸 : 翼ファンの空力音源に及ぼす舌部隙間流れの影響, 長崎大学工学部研究報告, 41(76), pp.7-1, 11. 4) 北村拓也, 佐々木壮一 : 多翼ファンの内部流れと広帯域騒音に関する研究, 日本機械学会九州学生会講演論文集,pp.99-1, 11. 5) M. S. Howe, Theory of Vortex Sound, Cambridge University, 3