JP2005133642A

JP2005133642A - 熱交換器冷却用軸流ファン

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Publication number: JP2005133642A
Application number: JP2003370698A
Authority: JP
Inventors: Kazuhide Kimura; 和秀木村; Kota Shimada; 行太島田
Original assignee: Toyo Radiator Co Ltd
Current assignee: Toyo Radiator Co Ltd
Priority date: 2003-10-30
Filing date: 2003-10-30
Publication date: 2005-05-26

Abstract

【課題】軸流ファンの翼根元部の逆流域を利用し、斜流ファンとして設計可能な熱交換器冷却用軸流ファンを提供する。
【解決手段】本発明に係る熱交換器冷却用軸流ファンＣは、翼の食違い角が、翼端部側から翼根元部側に向かって翼スパンの３／４付近で最小値を有するように構成されていることを特徴とし、斜流となる作動点を直接設計点とし、実際の作動状態に適合した設計が可能となるため、逆流を伴い、斜流となる作動点において高性能を維持することができる。
【選択図】図１１

Description

本発明は、乗用車用ラジエータ等の熱交換器冷却用軸流ファンに関し、特に、斜流状態で作動する軸流ファンに関する。

従来、乗用車用ラジエータの冷却ファンとしては、低圧の軸流ファンが用いられており、この軸流ファンは静圧仕事を行い、軸流ファンとラジエータ間を負圧に保つことにより、ラジエータに通風させ、ラジエータを冷却するようになっている。本来、静翼のない単段の軸流ファンは構造上大きな静圧上昇には適さず、単段でより大きな静圧上昇を得るには遠心力を利用した斜流ファン等が適しているが、車両への搭載性や製造コストの問題から軸流ファンが用いられている。

一般に、上記した冷却ファン等、乗用車用のファンは、騒音低減とラジエータコア面の通風抵抗及び流速分布の不均一性低減の目的から、ファン回転数とハブ径の低減が要求される。低い回転数は翼と空気の相対速度を低下させ、ファン騒音を低減させ、小さなハブはハブ正面のコアの通風流速を向上させる。しかし、この結果、ファン翼根元部の周速度が非常に小さくなり、かつ、根元部の翼弦長は翼端と比較して短くなるため、設計点まで根元部を圧力上昇させるのが困難になり、翼根元部は逆流し、主流はこの逆流域を避けて半径方向に斜めに流出するようになる。これは、逆流を伴う斜流の流れ場であり、軸流設計の概念に反する。したがって、根元部を含む翼全体を軸流設計することが困難となる。設計可能な翼の代表断面のみで空力設計を行う方法もあるが、その方法では、設計流れと実際の流れが著しく遊離し、良好な性能が得られない場合がある。

このような場合の設計をどのように取り扱うかということは、設計者にとって大きな課題であるが、今までに明確な解決策は提唱されていない。過去の研究では、軸流ファンの翼面上に半径方向の角度を持ったベーンを取り付け斜流に対応させたファンの研究（例えば、非特許文献１参照）や、ハブを円錐形状にして高圧設計に対応させた例などが報告されている（例えば、非特許文献２参照）。

図１９は従来の軸流ファンＡを示している。この軸流ファンＡは、作動点において軸流設計された典型的な軸流ファンであり、全ての設計流線は回転軸に平行であり、軸流で作動すると設計計算上仮定されている。回転方向は反時計回りであり、騒音低減のため、それぞれ、翼根元部１には後退、翼端部２には前進がかけられており、翼３は弓なりに曲がっている。このため、翼３の強度の維持を目的として翼端部２にリング４が取り付けられている。ただし、このリング４は強度のみならず、ファン性能にも影響する。本発明の発明者らは、チップクリアランスの大きい場合に、同形状のリング４のないファンに対し、ファンの圧力・流量特性カーブ上の中流量域を中心に性能を改善できることを報告している。これは、リング４の存在が、チップクリアランスの影響による翼端失速等の損失を軽減することに起因する。軸流ファンＡの翼形はNACA65系を用いており、設計渦パターンは強制渦形である。この場合、出口軸流速度ｃ_z2は半径方向に大きくなる分布を持っている。この結果、周速度の速い翼端部２でより大きな仕事をし、周速度の遅い翼根元部１側では負荷を減らせるため、より高性能な設計が可能となる。

表１は軸流ファンＡの設計諸元を示しており、軸流ファンＡの特徴は回転数が高くハブ比が大きいことである。この理由は、最も周速度の遅い翼根元部１でも設計圧力まで圧力上昇できるように、ハブ５面の周速度を十分に上げたためである。翼列の圧力上昇を数式によって表すと、
Ｐ_ｔｈ＝ρＣ_ＬσＵｗ_∞ （１）
となり、翼根元部１では周速度Ｕが小さくなり、それに伴い翼と空気の相対速度ｗ_∞も小さくなる。したがって、式（１）より、弦節比σ又は揚力係数Ｃ_Ｌを大きくとらなくては圧力上昇を得られない。σは樹脂成形されたラジエータ用冷却ファンの場合、製造コストの問題により翼を重ねることがほとんどないため、通常1.0よりも小さい。よって、Ｃ_Ｌを大きく取らなくてはならないが、翼の失速を考慮すると極端に大きくすることはできない。すなわち、Ｕ、ｗ_∞が決まると、自ずと最大理論圧力上昇はおおよそ決まる。

図２０に軸流ファンＡのそりＣ_loと食違い角ξ（取付角度）を示している。そりＣ_loは翼根元部１で最も大きく、翼端部２に向かって半径方向に漸次減少し、また、食違い角ξは翼根元部１で最も小さく翼が立っており、翼端部２に向かって半径方向に増加し、漸次寝て行く。これは、周速度の遅い翼根元部１で少しでも大きな仕事をさせるためであり、典型的な軸流ファンのそりＣ_loと食違い角ξの配備である。ただし、翼端部２では食違い角ξは逆に小さくなっており、これは、極端な高食違い角では翼３の損失が著しく増加する傾向のあることが知られているため、この影響を翼端部２で回避するための処置である。

このような高回転、大ハブ比で、大きな前進翼や後退翼のためにリング４を有する軸流ファンＡは、主に欧州の乗用車に一般的に見られる。図２１は、軸流ファンＡの性能を示しており、作動点はラジエータや車両の抵抗の総和であるシステム抵抗カーブとの交点である。作動点φ_ｆ＝0．13、ψ＝0．10であり設計点と等しく、所定の性能を満足する。ラジエータと組み合わせた時のファン騒音は、69．2dB(A)であった。

Katagiri、H.、Fujikake、K.、Yamada、K.:Automotive Mixed Flow Fan with Guide Vanes onBlade Surfaces、SAE Paper、 800034(1980) Mizuno、T.、Kikuchi、K.:Characteristics of Axial Flow Fanwith Diagonal Flow Hub、 SAE Paper、900085(1990)

しかしながら、従来は、通常の軸流ファンが逆流を伴って斜流で作動する場合の翼そのものの設計手法に関する研究についてほとんど報告されていない。

また、上記した従来の軸流ファンの場合、回転数が高く、周速度が大きくなることにより、ファン騒音が増加し、また、ハブ径が大きくなることにより、ハブ正面のラジエータコア通過風速が低下する傾向があった。そのため、翼根元部１の周速度が非常に小さくなり、設計点まで翼根元部１を圧力上昇させることが難しく、翼根元部1の軸流設計が困難となっていた。

本発明は、上記した課題を解決すべくなされたものであり、軸流ファンの翼根元部の逆流域を利用し、斜流ファンとして設計可能な熱交換器冷却用軸流ファンを提供するものである。

本発明に係る熱交換器冷却用軸流ファンは、翼の食違い角が、翼端部側から翼根元部側に向かって翼スパンの３／４付近で最小値を有するように構成されていることを特徴とする。

本発明によれば、斜流となる作動点を直接設計点とし、実際の作動状態に適合した設計が可能となるため、逆流を伴い、斜流となる作動点において高性能を維持することができる。また、作動点において直接翼列設計を行うことができ、性能予測が容易となる。さらに、翼根元部の逆流が下流側からの逆流だけではなく、ファン上流側からも供給され、主流の二次的流路となっているため、軸流ファンでも斜流ファンとして設計することが可能となる。

以下、図面を参照しつつ、本発明の実施の形態について説明す

図１は、本発明の軸流ファンＢを示している。軸流ファンＢは、回転数が低く、ハブ比る。
が小さく設計されており、より具体的には、表１に軸流ファンＢの仕様が示されている。軸流ファンＢは、上記した従来の軸流ファンＡと比較して、回転数を26%下げて2000rpmとし、ハブ比は約13%小さくし0.37とした。この結果、翼根元部では36%周速度が遅くなり、作動点圧力まで圧力を上昇させることが困難になる。この場合、図１に示すように、翼根元側で出口軸流速度ｃ_z2が0より小さくなり逆流が発生する。すなわち、この領域での空力的な設計は困難となる。

ここで、この逆流発生の境界条件である、ハブの半径ｒ_Hにおいて出口軸流速度ｃ_z2＝0となる条件について考える。この条件はハブ比Ｒ_Hと理論圧力係数Ψthの関係で表すことができる。低圧ファンの場合、ρ1＝ρ2＝ρとすると、一般的に理論圧力上昇は、
Ｐ_ｔｈ＝ρＵ（Ｕ−ｃ_ｚ２ｔａｎβ_２）（２）
また、
Ｐ_ｔｈ＝ρｃ_２ ^２／２＋Ｐ_Ｓ２−Ｐ_Ｓ（３）
ここで、ｒ_Hおいてｃ_z2＝0の条件では、式（２）、（３）より
Ｐ_ｔｈ＝ρＵ_Ｈ ^２＝ρＵ_Ｈ ^２／２＋Ｐ_Ｓ２−Ｐ_Ｓ１（４）
圧力係数Ψの定義より
Ψ＝（Ｐ_Ｓ２−Ｐ_Ｓ１）／（ρ_１Ｕ_Ｔ ^２／２）
上式に、式(4)とＲを代入すると、次式（５）が逆流発生の境界条件となる。
Ψth＝（ρ（Ｒ_ＨＵ_Ｔ ^２）^２／２）／（ρ_１Ｕ_Ｔ ^２／２）＝Ｒ_Ｈ ^２（５）
ｒ_H点でｃ_z2＝0の時、Ｒ_Hのみで理論圧力係数Ψthが定まる。

図２は式（５）の関係を表わしており、Ψthのカーブは二次曲線で表され、これよりもΨthの大きい領域は設計上、ｒ_Hでｃ_z2＜0となり、すなわち、逆流域が発生する。カーブよりもΨthの小さい領域はｒ_Hでｃ_z2＞0となり、すなわち、逆流域は存在せず翼の根元に至るまで理論的に軸流設計が可能である。従来の軸流ファンＡの設計点及び作動点はこの領域内に含まれるが、軸流ファンＢの作動点はｃ_z2＜0となる領域に含まれる。このことは、軸流ファンＢの作動点においては、翼根元部に逆流が発生しないように軸流設計することが理論的に困難であることを意味する。

このような場合のファン設計に関する研究報告は過去にほとんど無く、本発明の発明者らが二輪車用ファンの研究（１）の中でわずかに述べている程度である。よって、軸流ファンＢの軸流設計について、その設計手法を考察した。

上記したように、軸流ファンＢを作動点において軸流設計することは困難であるため、設計方針として、設計点を実際の作動点とは異なる低圧高風量側へ移動した。すなわち、実際の作動点を、設計流量より小さい低流量域特性として取り扱った。このため、設計圧力係数を設計可能な値まで下げ、作動点であるシステム抵抗カーブとの交点において、必要風量を満足するよう設計流量係数を増加した。これにより作動点とは異なる設計点で、空力設計は可能になる。
しかし、空力設計は行えても、設計点よりも低流量域となる実際の作動点で所定の性能を満足できるかは定かでない。さらに、図３（ｂ）に示すように、広い作動範囲を持つ連続した右下がりの特性を得る必要がある。一般に、軸流ファンは設計点以外の低流量域でも使用される場合があるが、この時、図３（ａ）に示すＢ点のような圧力の降下する不安定領域が発生し、大きく性能、騒音が悪化する場合がある。この発生原因は、流量の減少に伴う迎角の増大、チップクリアランス部の逆流、翼間での半径流等の影響により翼端で失速が発生することに起因する。よって、軸流ファンＢでは、実際の作動点でＢ点またはＣ点のような作動状態に陥ってはならない。しかし、軸流ファンＢは低回転化のため設計流量係数φ_fが0.2よりも大きい。φ_fが0.2よりも大きいときにはＢ点が発生する場合のあることが報告されている。よって、軸流ファンＢは、低流量域で性能が低下しづらく、かつ、連続した右下がりの特性を得る設計上の対策が必要である。すなわち、軸流ファンＢは、図３（ｂ）に示すＤ点で軸流設計を行い、Ｅ点において斜流で作動しなくてはならない。

これまで、ターボ機械の有効作動範囲を拡大する目的で、図３（ａ）に示すＢ点の発生を回避して図３（ｂ）に示す連続した右下がりの性能特性を得る研究が行われてきた。よって、この研究結果を設計に応用し、低流量域特性の低下を防止することを試みた。これによると、弦節比ρを大きくし、アスペクト比ＡＲを小さく設定することが、不安定領域の回避に効果があるとされている。ρの増加は翼面積の増加に伴う遠心効果によって圧力上昇を促進する。また、ＡＲの減少は翼面上の軸方向圧力勾配を緩和させ翼面からの空気の剥離を抑制する。表１に示すように、軸流ファンＡと比べて、ρ_Tを133%増加させ、0.64とし、ＡＲを63%減少させ、0.80とした。図４（ａ）、（ｂ）に軸流ファンＢの形状とフローパターンを示す。翼枚数はＡＲを減少させるため、7枚から5枚とした。フローパターンは強制渦形である。
図５に軸流ファンＢのそりＣ_loと食違い角ξを示す。Ｃ_loは半径方向にほぼ一定であり、小さい。軸流ファンＡの場合と違い翼根元側でもＣ_loの小さい理由は、翼根元側の出口軸流速度c_z2をさらに下げることにより根元部の負荷を下げ、根元部の過負荷による失速を回避するためである。ξは根元部で最も小さく翼が立っており、半径方向に漸次増加し翼が寝て行く。また、翼端でも極端な高食違い角とはならないため、軸流ファンＡのように翼端の食違い角を小さく補正する必要はない。尚、翼形は軸流ファンＡ同様NACA65系を用いた。

上記において、低流量域で性能が低下しづらく、連続した右下がりの特性を得る翼設計について述べたが、これは弦節比とアスペクト比によるファンとしての翼配備の方法について述べたものである。よって、翼列そのものが作動範囲を超えると翼は失速し、ファン性能は低下する。したがって、作動点が翼列の作動範囲内に位置することを検証する必要がある。

翼列の作動範囲は二次元翼列実験による迎角α_Aと全圧損失係数ζ_Pの関係として表される。一般的な方法としては、図６に示すように、正負の失速迎角を最小全圧損失係数ζ_Pminの２倍になる迎角と考え、これらの迎角間で表される領域を翼列の有効な作動範囲と定義した。但し、転向角Δβが0よりも小さい時と、極大値Δβ_maxりよりも大きな迎角の領域は作動範囲外とした。図７に軸流ファンＢの翼端の翼列の作動範囲を示す。軸流ファンＢの翼端での弦節比はσ_Ｔ＝0.64あることから、二次元翼列資料に存在する弦節比としてσ＝0.67で近似した。また、軸流ファンＢの翼端をNACA65-410の翼形であるとして同様に近似した。図７より翼端での設計流入角は約75°であることから、設計流量から約30％流量が減少、または、約35％流量が増加すると、翼列は失速する。表１より、軸流ファンＢの作動流量係数は設計流量係数より約19%小さく、φ_f＝0.17であることから、作動点は翼列の作動範囲内に位置している。よって、二次元翼列資料上、軸流ファンＢは作動点で翼端失速を発生することは無いと考える。

図８に軸流ファンＢの性能を示す。圧力・流量特性は表１に示した設計点と作動点を満足し、かつ、連続した右下がりの圧力・流量特性を有しており、Ｂ３（ａ）のＢ点に示したような不安定領域を持たない。よって、所期の性能を満足している。図８は無次元化したファン特性を示すため、回転数の要因も無次元化されている。しかし、軸流ファンＢは表１の仕様欄に示すように、軸流ファンＡよりも回転数が26%低く、2000rpmとなり、作動点での実風量は軸流ファンＡと同じく20m³/minである。また、この時のラジエータと組み合わせたファン騒音は、66.2dB(A)であり、軸流ファンＡよりも3dB(A)低い値を示し、低騒音化という設計目的を達成している。

以上のように、上記した軸流ファンＢによれば、低回転、小ハブ比のために、作動点で翼根元に逆流を伴い斜流で作動する軸流ファンでも、翼全体を軸流設計することが可能となる。また、従来の軸流ファンＡに対し、約13%ハブ比が小さく、26%回転数が低く、さらに、3dB(A)ファン騒音が低い。なお、作動点で翼根元部に逆流が認められるが、この逆流の損失は性能上重大ではない。実験によれば、この時の静圧効率は設計点の静圧効率に対し約2.5%の低下にとどまり、軸流ファンＡの最大静圧効率と同等の効率を得ることが分かっている。

次に、本発明の他の軸流ファンＣについて説明する。

上記したように、ファンの回転数が低く、また、ハブ比が小さい場合に、翼根元部に逆流が発生することがある。この逆流は翼根元部で軸方向に通過しようとする空気を遮り、斜め半径方向に誘導する。この結果、軸流ファンは斜流で作動する。すなわち、この逆流は軸流ファンの円筒形流路内の一部を遮り、円錐形の斜流流路を形成するといえる。また、上記したように、この逆流はファン性能に大きな影響を及ぼさない。本発明の発明者らはこれら二つの事実に着目し、この逆流域を設計の中に取り込むことを試みた。

具体的には、翼根元部の逆流域を円錐状のハブの一部であるとして取り扱った。これにより、斜流設計が可能になる。斜流設計は入口出口の半径差を利用できるため、一般に軸流設計よりも高圧化が可能である。このことを数式で表すと、理論圧力上昇Ｐ_ｔｈは、
Ｐ_ｔｈ＝ρ｛（Ｕ_２ ^２−Ｕ_１ ^２）＋（ｗ_１ ^２−ｗ_２ ^２）＋（ｃ_２ ^２−ｃ_１ ^２）｝（６）
となる。

軸流設計では、空気の入口と出口の半径差がないため、周速度は一定でＵ_１＝Ｕ_２となり、右辺第１項は0となる。また、斜流設計のほうが設計上大きな圧力上昇を得ることができる。よって、軸流ファンＢの軸流設計のように翼根元部の設計が、作動点において困難になることがない。これにより直接、より高静圧な作動点で設計を行うことができ、設計点と作動点が一致する。この結果、作動点における流れと設計流れが近似し、本来の翼列設計における性能を発揮できる。

前述のように、逆流域を設計領域中に取り込むことは通常行わない。しかし、翼根元逆流域に大きな損失がない場合は、この逆流域を設計領域中に設定し、円筒流路を持つ軸流ファンを、より高圧化が可能な斜流設計することができる。このように、軸流ファンの逆流域を流路形成に利用し斜流設計する設計手法は、過去に研究され報告された例はほとんどない。

上記した設計方針により、新たに軸流ファンＣを設計試作した。図９は、軸流ファンＣの上流側から見た投影形状を示している。この軸流ファンＣは軸流ファンＢと同一のファン径及びハブ径を有し、また、軸流ファンＢと同様に5枚翼であり、同じ前進度の前進翼が騒音低減を目的として用いられ、回転方向は反時計回りである。表１の翼配備欄に軸流ファンＢと軸流ファンＣの翼端での弦節比σ_Tとアスペクト比ＡＲを示す。この二つの要因は軸流ファンの低流量域特性の改善に効果があることは上述した。軸流ファンＢは軸流ファンＣとほぼ同等のσ_Tとアスペクト比ＡＲを示し、よって、この影響は両ファンの性能比較上、無視することができる。すなわち、これらの設計パラメータを一致させることにより、可能な限り軸流ファンＣの形状を軸流ファンＢに一致させた。よって、ここでは、純粋に翼の設計手法のみの違いによる性能差を明らかにすることを目的とする。

図１０（ａ）に、軸流ファンＢの子午面上の設計流れを示す。軸流ファンＢは翼根元から翼端に至るまで回転軸に平行な円筒状の設計流線を持つ、通常の軸流設計である。軸流ファンＢの設計渦パターンは強制渦形である。この場合、出口軸流速度ｃ_z2は半径方向に大きくなる分布を持つ。この結果、周速度の速い翼端でより大きな仕事をし、周速度の遅い根元側では負荷を減らせるため、より高性能な設計が可能となる。翼形はNACA65系を用いた。

図１０（ｂ）に軸流ファンＣの子午面上の設計流れを示す。軸流ファンＣの設計流れの特徴は、翼根元部に逆流域を見積もったことと、回転軸に対し半径方向に傾斜した円錐状の設計流線を持つことである。したがって、前述のように、軸流ファンの円筒形流路中に円錐形の斜流流路を形成することにより、より高圧化が可能な斜流設計を行うことができる。この時、主流域の境界半径ｒ_cr2を設定する必要がある。ｒ_cr2は、最も根元側の設計流線の傾きを決定するものである。ｒ_cr2は設計点において、根元側設計流線断面で十分に正のｃ_z2を得ることができるように、その値を準三次元翼列設計から求めた。ここで用いた値はｒ_cr2＝85.5mmであり、翼スパンの約32%に相当する。翼端部は円筒状のファンシュラウドに覆われているため、翼端の設計流線だけが回転軸に平行である。この翼端と根元側の設計流線の間に円錐状の複数の流線を設定することにより、軸流ファンＣは斜流設計された。翼形は軸流ファンＢと同様NACA65系を用い、設計フローパターンも同様に強制渦形とした。軸流ファンＣの設計点は表１の設計欄に示すように軸流ファンＢの作動点と一致しており、流量係数φ_f＝0.17、圧力係数Ψ=0.18である。その他の設計仕様は軸流ファンＢと同じであり、表１の仕様欄に示す。

図１１に軸流ファンＢと軸流ファンＣのそりＣ_loと食違い角ξを示す。Ｃ_loとξの値は、軸流ファンＢの場合は軸流設計のため円筒断面上の値であるが、軸流ファンＣの場合は斜流設計のため円錐断面上の値を示す。軸流ファンＢのＣ_loは半径方向にほぼ一定であり小さい。Ｃ_loの小さい理由は、設計圧力が実際の作動圧力よりも低いことに起因する。軸流ファンＣの場合は翼端部でＣ_lo＝1.2程度、翼根元部でＣ_lo＝1.5程度であり全体的に大きい。この理由は、設計圧力と作動圧力を一致させることが設計上可能になり、設計圧力が軸流ファンＢよりも高いためである。ξは軸流ファンＢの場合、根元部で最も小さく翼が立っており、半径方向に漸次増加し、翼端で最も翼が寝ている。これは典型的な軸流ファンのξの配備である。しかし、軸流ファンＣの場合は、翼端から翼スパンの中央付近までは軸流ファンＢとほとんど同じ値を示し漸次減少するものの、翼端から翼スパンの3/4付近をピークに増加に転じる。この結果、翼根元のξは約68°となり軸流ファンＢと比較して約10°大きくなる。通常、周速度の遅い根元側では仕事量を確保するため、軸流ファンＢに見られるようにξは小さくなる。しかし、軸流ファンＣの場合は根元側でξは増加し、これは翼根元部の逆流域を考慮した軸流ファンＣに特徴的なξの配備である。

図１２に軸流ファンＢと軸流ファンＣの性能特性を示す。軸流ファンＣの圧力・流量特性は表１に示した設計点を満足する。また、実際の作動点である、実車におけるラジエータや車両の抵抗の総和であるシステム抵抗カーブとの交点では、軸流ファンＢの静圧効率を上回っている。かつ、最大効率点は設計点上に位置しており、流量係数φ_f＝0.20よりもφ_fの小さい領域では軸流ファンＢより圧力・流量特性と静圧効率の双方に優れる。よって、軸流ファンＣは、軸流設計された軸流ファンＢの、実際の作動点における性能を改善するという設計目的を満足している。ただし、軸流ファンＢの設計点を含むφ_f＝0.20よりもφ_fの大きい領域で、軸流ファンＢは最大静圧効率を示し、軸流ファンＣに比べて静圧効率に優れる。また、この領域では両ファンの圧力・流量特性に大きな差はない。すなわち、軸流ファンＣは作動点近傍及び、それよりも低流量域で軸流ファンＢに対し優れるが、軸流ファンＢの設計点近傍及び、それよりも高流量域では、静圧効率が軸流ファンＢに対し劣る。尚、両ファンの最大静圧効率は同等で約52%である。

設計流れと、実際の流れ場の整合性を確認する目的で、軸流ファンＣの後流をピトー管により計測した。ピトー管は三次元流れを計測するため、5孔ヨーメータを用いた。また、翼根元部で流速が遅くピトー管での計測が困難な場合は、プローブ端部が直径2mmの球からなる熱球式流速計を用いた。計測位置は翼後縁より軸方向に15mm下流側である。

図１３に計測結果を示す。まず、軸流ファンＣの設計流量係数より大きく、軸流ファンＢの設計流量係数に相当するφ_f＝0.21の時、主流はやや半径方向の速度成分ｃ_r2を持って流れている。また、翼根元部での逆流は認められない。しかし翼根元部では流速が遅く、乱れが大きい。また、翼端部ではチップクリアランスによると思われる影響を受け、翼端側でｃ_r2が低下する。

設計及び作動流量係数であるφ_f＝0.17の時、主流はさらに大きなｃ_r2を持ち斜流となっている。また、翼根元部では新たに逆流の発生が認められる。翼後縁出口側の主流域の境界半径は図１３よりｒ_cr2＝90〜95mm程度である。これは、図１０（ｂ）に示した設計上のｒ_cr2＝85.5mmよりも5〜10%程度大きいものの、比較的近い値を有する。翼端部では同様にチップクリアランスによると思われる影響を受け、翼端側でｃ_r2が低下している。このように設計点での後流は、図１０（ｂ）に示す子午面上の設計から予測される流れに近似している。よって、軸流ファンＣは設計流れをほぼ満足すると考える。さらに流量係数の小さいφ_f＝0.14の時、主流は回転軸に対しさらに大きな傾斜角を持ち強い斜流となってり、ｃ_r2は著しく増加し、ｃ_z2は減少する。その結果、周方向の速度成分ｃ_u2が三つの速度成分中、最も大きくなっている。これは、後置静翼のない単段の軸流ファンとしては、もはや効率的な作動状態ではない。また、翼根元部の逆流域はさらに拡大している。

逆流域の存在とその規模を確認し、かつ、主流及び逆流域の流れの挙動を概略把握する目的で、翼正圧面上及びハブ面上での流れの可視化を行った。図１４に示すように、翼正圧面上の可視化方法は液状アクリル樹脂から成る黒色トレーサを、主流及び、逆流が存在する場合は逆流中に噴霧した。そして、このトレーサ粒子が翼正圧面上に付着する状態より、トレーサを含有する空気の通過した翼面上の領域を判断した。この時、黒色トレーサの付着が鮮明で容易に判断でき、かつ、トレーサが付着し易いように、翼面上には酸化チタンで白色に着色された流動パラフィンを塗布した。また、ハブ面上の可視化を油膜法により行った。油膜は流動パラフィンを主剤とし、酸化チタンと微量のオレイン酸を加えた。

軸流ファンＣの設計流量係数よりも大きく、軸流ファンＢの設計流量係数に相当するφ_f＝0.21の時、主流におけるトレーサは、翼根元部を除くほぼ翼面全体に付着しており、逆流は確認されない。翼根元部は上流側からの、かつ、下流側からの噴霧に対してもトレーサが付着しない。よって、この領域は、低流速な乱れ又は淀み等が存在していると考える。また、翼前縁側半分はトレーサの付着が見られない。この原因は、翼のそりが大きいことと、流入角が比較的小さいことに起因すると考える。したがって、流入角が大きくなるとφ_f＝0.14の時の主流の可視化結果からも明らかなように前縁側でもトレーサが付着する。尚、ハブ表面の油膜法による可視化は、明確な流跡が得られなかった。しかし、わずかながら翼後縁部を横切る流跡が確認され、逆流はしないものの、周方向の速度を持つ流れがあると考えられる。

設計及び作動流量係数であるφ_f＝0.17の時、主流におけるトレーサは翼根元側において半径方向に角度を持って付着している。翼後縁出口側の主流域の境界半径は、主流トレーサの付着状態よりｒ_cr2＝90〜95mm程度であり、上記した後流計測の結果を裏付ける。また、翼根元部では逆流を示す三角形状のトレーサの付着が確認される。この領域は設計上逆流域として取り扱った領域であり、その存在が確認される。この逆流域の後縁部半径は、主流域根元側の後縁部半径ｒ_cr2と比較して小さい。したがって、逆流域に密接して主流域が存在するわけではなく、この二つの領域にはある隔たりが存在する。ハブ表面の可視化結果では逆流域の挙動が見て取れる。ハブ面上の上流側からの翼間流れは、翼正圧面の翼弦中央付近にほぼ垂直な領域で堰き止められ、手前の翼の後縁部に向きを変えて流れ、さらにその圧力面側に回り込んでいる。しかも、その領域は逆流域に相当する。このハブ面上での流れのモデルを図１５に示す。

このように、軸流ファンＣの油膜の流跡が、手前の翼の後縁部に向きを変えて流れていることが確認され、さらに、その流跡が逆流域である手前の翼の正圧面側にまで到達していることが確認された。よって、この翼後縁根元部逆流の一部は、直接軸流ファン上流側から供給されていると考えられる。すなわち、出口側の圧力が高いために軸方向に通過できない翼根元部の主流は、手前の翼の逆流域に到達することにより、逆流域の遠心力を利用して半径方向に翼間を通過し主流と合流していると考える。したがって、この逆流は純粋な逆流ではなく、主流の二次的な流路としての役割を果たしている。従来、単段の低速軸流ファンにおいて、このような現象が確認され、報告された例はない。過去に、軸流ポンプの締め切り点近傍において、類似の現象が報告されているのみである。よって、このことが、翼根元部逆流が大きな損失を伴わず、ファン性能に重大な影響を与えない理由であると考えられる。

さらに流量係数の小さいφ_f＝0.14の時、主流におけるトレーサは翼根元側でさらに大きな半径方向の角度を持って付着している。また、翼根元部逆流はその領域を大きく拡大している。これ以外の流量係数では主流のトレーサは、逆流のトレーサよりも大きな半径で付着していた。しかし、φ_f＝0.14の時、主流のトレーサは逆流のトレーサが付着している領域にも付着が認められる。このことは逆流域の拡大に伴い、より多量の主流が逆流域に流入しているためと考える。よって、前述のφ_f＝0.17、φ_f＝0.14の時のハブ面上の油膜法による可視化結果を裏付けている。翼端では、トレーサの付着がほとんど見られない。空調機の室外機用軸流ファンや、低速軸流圧縮機ロータでは、チップクリアランスの影響で翼端部に漏れ渦が発生し、この渦がスパイラル状に周方向に発達して、次の隣接翼の翼端正圧面に衝突または干渉する。この結果、この正圧面領域では、特に後縁側で主流の通過が阻害されることが知られており、このことが翼端でトレーサの付着しない原因であると考える。また、この現象は上記した軸流ファンＢの可視化結果からも確認され、両ファンに共通して発生していると考える。

上記において、翼後縁根元部逆流の一部は、ファン上流側から供給され、主流の二次的な流路となっていることを示した。このことが、翼根元部逆流がファン性能に重大な影響を与えない理由であることを確認する目的で、この逆流域を下流側から蓋をし、下流側からの逆流を遮断した。この逆流域には主流からの供給はなく、下流側からの逆流だけで形成されていると考えると、この逆流を遮断すると逆流域は消滅し、ファン性能は改善すると考えられる。

具体的には、図１６に示すように円錐形状の覆い６を下流側から取り付けた。円錐の形状は、図１３の設計流量係数における流れ解析の結果より、逆流を十分に遮断し、かつ主流に干渉しない円錐形状とした。円錐の外径は195mm、端部の円弧半径は15mmである。この円弧半径はファンシュラウド出口側のベルマウスの円弧半径に等しい。尚、円錐は軸受けに保持固定され、ファンと共に回転しない。

図１７に、この円錐と組み合わせた軸流ファンＣの性能を示す。システム抵抗カーブとの交点である作動点で、円錐有り無しの両ファンは同性能を示す。すなわち、軸流ファンＣの設計点及び作動点において、下流側からの逆流は性能に全く影響しない。また、この点よりも流量係数の小さい領域で圧力-流量特性は同等であり、円錐部を有する場合に静圧効率だけが改善する。しかし、締め切り点近傍では静圧効率も同等となる。作動点よりも流量係数の大きい領域では性能が低下するが、これは円錐部が主流に干渉するためと考える。すなわち、この下流側からの逆流は、軸流ファンＣの圧力・流量特性にほとんど影響を与えない。よって下流側からの逆流は、この逆流域への主要な供給源ではなく、主流の上流側からの逆流域への供給は、下流側からの逆流の供給よりも大きいと考えられる。よって、大きな損失は無いとして翼根元部に逆流域を設定した、本発明の有効性を証明することができる。

効果的に遮断し、図１７の結果が適正なものであることを確認する目的で、ファン後この円錐部が主流全体に影響を及ぼすことが無く、逆流だけを流の計測を行った。図１８に計測結果を示す。φ_f＝0.21の時、円錐部は主流に干渉しており円錐端部での流速が速くなっている。このことが図１７において、作動点よりも流量係数の大きい領域で性能が低下する理由であると考える。φ_f＝0.17及びφ_f＝0.14の時、逆流は観測されずその流れ状態は、図１３に示した円錐部なしの流れ状態に、非常に近似している。よって、図１７は作動点より流量係数の大きい領域を除き、下流側からの逆流遮断だけの影響を表していると考えることができる。

上記したように、本実施の形態に係る軸流ファンＣは、逆流を伴い斜流となる作動点で高性能である。この原因は、斜流となる作動点を直接設計点とし、実際の作動状態に適合した設計を行ったためと考えられる。また、作動点で直接翼列設計を行い、性能予測が容易になる。実験により、翼根元部の逆流は、従来考えられていた下流側からの逆流だけでなく、ファン上流側からも供給され主流の二次的な流路となっている。これが、この逆流域がファン性能に重大な影響を与えない理由であると考えられる。この事実は、逆流域を設計領域に含む本発明の有効性を示す。よって、逆流がなくファン形状と流れ場が一致する従来の設計概念とは異なる、新たな設計形態を示すことが可能となる。

（ａ）は本発明の実施の形態に係る軸流ファンＢを示す側面図であり、（ｂ）はその半径と軸流速度との関係を示す図である。逆流発生の境界条件を示す図である。（ａ）及び（ｂ）は軸流ファンＢの性能特性及び流れのパターンを示す図である。（ａ）は軸流ファンＢを示す正面図であり、（ｂ）はその側面図である。軸流ファンＡ及び軸流ファンＢの翼のそりと食違い角を示す図である。翼列の作動範囲を示す図である。軸流ファンＢの翼端部の翼列の作動範囲を示す図である。軸流ファンＡ及び軸流ファンＢの性能特性を示す図である。本発明の実施の形態に係る軸流ファンＣを示す正面図である。（ａ）は軸流ファンＢの子午面上の設計流れを示す図であり、（ｂ）は軸流ファンＣの子午面上の設計流れを示す図である。軸流ファンＢ及び軸流ファンＣの翼のそりと食違い角を示す図である。軸流ファンＢ及び軸流ファンＣの性能特性を示す図である。軸流ファンＣの後流をピトー管により計測した結果を示す図である。翼正圧面上及びハブ面上での流れの可視化を行う方法を示す図である。ハブ面での流れのモデルを示す図である。円錐形状の覆い付きの軸流ファンＣを示す側面図である。円錐形状の覆い付きの軸流ファンＣとそれの無い軸流ファンＣの性能を示す図である。円錐形状の覆い付きの軸流ファンＣの後流の計測結果を示す図である。（ａ）は従来例の軸流ファンＡを示す側面図であり、（ｂ）はその半径と軸流速度との関係を示す図である。従来例の軸流ファンＡの翼のそりと食違い角を示す図である。従来例の軸流ファンＡの性能特性を示す図である。

符号の説明

Ｃ軸流ファン

Claims

翼の食違い角が、翼端部側から翼根元部側に向かって翼スパンの３／４付近で最小値を有するように構成されていることを特徴とする熱交換器冷却用軸流ファン。