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加熱円柱後流の測定（U0=3m/s, Δθ=90℃の場合）
渡

部

英

昭

Measurement of the wake behind a heating cylinder.（U0=3m/s, Δθ=90℃）
Hideaki WATANABE（平成22年11月15日受理）
Because of the fundamental importance of engineering, a considerable amount of researchhas been carried out into the wake downstream of a bluﬀ body in the past.
Until recently, most of the work is concerned with non-heated bluﬀ body. One of the main
reasons of this situation is as follows ; the constant temperature hot-wire anemometry whichis the most common method for measuring flow field cannot in principle be measured quite
accurately in such ﬂow with ﬂuctuations in both velocity and temperature. However, most of
the practical ﬂows have these ﬂuctuations. To improve the eﬃciency of practical engineering
applications such as radiators, heating instruments and cooler units, it has great importanceto clarify such ﬂow. Nevertheless, there are few reported investigations for reason describedabove. In the present study, the previously reported heating cylinder was placed perpendicular
to the uniform flow（U 0=3m/s）in the low speed low turbulent wind tunnel.Temperature
difference between the cylinder surface and the flow was set to 90℃. The purpose of thepresent study is to resolve the transport mechanism of heat and momentum in the heatedwake. Simultaneous and high accurate measurements of both the ﬂuctuating temperature andvelocity are carried out with the cold and hot wire thermo-anemometer which is developed andimproved by Makita and the author.

1.

緒言

温度変動のない非加熱状態での鈍頭物体後流については従来から多くの研究成果が存在するが（1），通常の定温度型熱線流速計では測定できない，温度・速度変動の両方を有する加熱鈍頭物体後流のような流れ場の構造を明らかにした研究は，極めて少ない。
このような流れ場は，電気ストーブなどの暖房機器
やラジエータ周囲の流れなど，我々の日常生活の多くの場面で使用されているため，その内部での現象を解明することは，工学機器の暖房効率向上に直接関係するなど工学的価値が高い。
蒔田らは，二線式温度流速計を開発することにより定温度型熱線流速計が持つ温度変動場での計測精度の劣化という致命的欠点を克服し，流れ場での温度・速度変動の分離同時計測を可能にした（2）～（4）。
そして加熱自由乱流場での熱および運動エネルギーの輸送機構を明らかにして来た（5）～（6）が，物体表面

スパン方向において温度分布の良好な一様性を実現できる加熱鈍頭物体が製作されていなかったため，
その後流における温度変動と速度変動の同時計測を行った研究は為されていなかった。
筆者の研究室では，先に報告したように周囲の気流との温度差Δθを100℃以上に設定可能で，かつ加熱円柱後流を 2 次元流れとして扱うことのできるス
パン方向での一様な円柱表面温度分布を実現できる加熱円柱を完成させた（7）～（8）。よって本研究では，蒔田らが開発し筆者が改良を加えた二線式温度流速計（9）～（11）を用いて，主流流速 U0＝3m/s, 気流と円柱
表面との温度差Δθ＝90℃における加熱円柱後流内での乱流諸量の測定を行い，非加熱状態との比較による熱・運動量輸送機構を解明することを目的とした。
2.

主な使用記号d：加熱円柱外径［mm］
平成23年２月

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加熱円柱後流の測定（U0=3m/s, Δθ=90℃の場合）

U0：主流流速［m/s］
Umean：平均流速［m/s］
Urms：変動速度の rms 値［m/s］
θr：室温［℃］θs ：円柱表面温度［℃］θa ：気流温度［℃］Δθ：θs とθa との温度差［℃］θmean：平均温度［℃］θrms：変動温度の rms 値［℃］
θf：膜温度＝（θs＋θa）/2［℃］3.

実験装置および計測系

3.1 実験装置
本実験には本研究室既存の低速低乱風洞を使用した。本風洞は，全長約7000mm の吹き出し型風洞であり，ノズル縮流比は 9：1，ノズル出口断面は400mm×400mm の正方形，防塵フィルタ未装着の場合の最大流速約28m/s，ノズル出口断面での速度

図 1 Ⅰ－Ⅰ型プローブ

図2

二線式温度流速計ブロック図

秋田高専研究紀要第46号

分布の一様性は±0.5％未満，流速10m/s 時での速度乱れ強さは0.08％である。測定部は最上流側がノズル出口断面と同一の400mm×400mm の正方形であり，測定部壁面上に発達する境界層により流路断面が狭められて流速が増加するのを防ぐため，下流へ向かうにつれて流路の断面積を増やし全ての断面における主流流速が等しくなるようにしてある。加熱円柱は円柱軸が風洞ノズル出口面の下流50mm に位置する測定部断面の中心高さに，水平かつ流れに直角になるよう設置した。円柱の発熱により測定部
壁面が加熱されて不必要な熱源となるのを防ぐた
め，測定部両壁面での円柱支持方法は前報（8） と同じとした。
3.2 計測系
図 1 に今回の計測で温度・速度検知部として使用
した I－I 型プローブを示す。同プローブは，温度検知部としての冷線に長さ 2mm，直径2.5μm，速度検知部としての熱線には長さ 1mm，直径 5μm のタングステンワイヤをそれぞれ使用し，上流側に冷線，その 1mm 下流側に熱線が配置されている。両線とも主流方向に関しては同じ高さとなり，互いに平行かつ主流方向に対して直角となるよう設置されている。ジュール発熱を無視し得るよう，冷線には1mA の電流を流しており，熱線の加熱比は1.5に設定した。なお，菱田ら（12） によれば，上流側に配置された円柱の後流の影響が無視できる距離は，下流側に向かって円柱の140倍程度であるとされていることから，本プローブにおいては下流側に配置された熱線は冷線により生じた後流の影響を受けていな
いと考えられる。
図 2 に，今回の実験に用いた計測装置である二線（11）
式温度流速計（3）～（4），のブロックダイヤグラムを示す。本装置は定温度型熱線流速計①と定電流型温度計②を組み合わせたものであり，冷線とプロングの熱容量により生じる熱的時定数の動的変化によって温度計出力に現れる周波数応答特性の変化を補償する高・低周波位相補償回路③④，冷線と熱線の空間的位置の違いにより生じる各信号間の時間遅れを補償するディジタル遅延回路⑤，気流温度の変化により生じる速度信号の減衰を補償する温度補償回路⑥，および気流温度が60℃を超える場合に生じる，
さらなる速度信号の減衰を補正する速度補正回路などを内蔵する。温度計からの温度信号Δθcomp と流速計からの速度信号 U および U0.45を上記③～⑥の各回路に入力して相互に補償演算を行うことにより，
熱・運動量輸送などの高次の相関量を求める際に問― 54 ―
渡部英昭

題となる補償不足や過補償などの原因および流れ場
での温度変動により生じる定温度型熱線流速計の精度劣化などの欠陥を解消し，温度変動と速度変動を持つ流れ場内での高精度な温度・速度の同時計測を可能にしている。
座標系の原点は円柱軸に設定し，主流の向きを
X 軸の正，鉛直上向きを Y 軸の正とした。温度流速計からアナログ信号として出力される温度信号
θおよび速度信号 U は，16bit の A/D コンバータでディジタル信号に変換した後パソコンに取り込み，Labview を用いて製作したプログラムを使用してそれぞれの平均値，rms 値などの乱流諸量を算出した。
4.

実験条件

始めに，定温度型熱線流速計（以下，熱線流速計と称する）に接続した I 型プローブを，較正用加熱
風洞（13）～（14）を使って JIS 型ピトー静圧管とベッツ型
マノメータ（最小目盛0.1mmAg）により得られた
実流速に対する熱線流速計からの出力電圧が誤差±1％以内となるよう較正した。次に I 型プローブを
風洞のトラバース装置に取り付け，速度検知部である熱線が X＝0，Y＝＋170mm に位置するように設置した。そして熱線流速計の出力を読み取りながら非加熱状態での主流流速 U0＝3m/s となるよう，インバータにより送風機回転数を設定した。次に実際に風洞内で U0＝3m/s の風を流した状態で，前報（8）同様にサーマルビデオシステム（NEC Avio 赤外線テクノロジー（株）製）の映像を観察しつつ加熱用スライダック（5 段）を制御して円柱表面における温度分布の設定を行い，円柱表面温度θs と気流
温度θa との温度差Δθ＝90℃となる一様な温度分布を形成した。
非加熱状態での U0＝3m/s，d＝30mm を用いた場
合のレイノルズ数 Re＝U0d/νは約6000，加熱状態での膜温度θf＝（θs＋θa）/2≒60℃における動粘性係数νf を使った場合の膜レイノルズ数 Ref＝U0d/νf は
約4760であった。

図3

非加熱円柱後流平均速度分布○：X/d＝5， ●：X/d＝10，□：X/d＝20，■：X/d＝40，△：X/d＝60，▲：X/d＝80，▽：X/d＝100

本研究での分布図においては，縦軸は全て同じとする。また，本研究において平均値を取る際は，エルゴート仮説に基づき20sec 間の時間平均をアンサン
ブル平均に置き換えている。同図において，全ての断面で後流中心線（Y－Y0）/d＝0を軸とした上下対称な分布となっていることがわかる。X/d＝5 では，（Y－Y0）/d＝0 上での Umean/U0の最小値（Umean/
U0）min＝0.97であり，後流幅 b の範囲は－0.6＜（Y－Y0）/d＜＋0.6と な っ て い る。X/d＝10に お い て は，（Umean/U0）min＝0.91，b の幅は－0.9＜（Y－Y0）/
d＜＋0.9である。さらに X/d＝20の断面においては（Umean/U0）min＝0.867，b は－2.3＜（Y－Y0）/d＜＋2.3の範囲である。以後，X/d＝40では（Umean/
U0）min＝0.882，b は－3.3＜（Y－Y0）/d＜＋3.3，X/
d＝60では（Umean/U0）min＝0.893，b は－4.3＜（Y－Y0）/d＜＋4.3，
X/d＝80およびX/d＝100では（Umean/
U0）min にほとんど差はなく，ほぼ0.905であり，bは（Y－Y0）/d＜－5 および＋5＜（Y－Y0）/d となった。
ここで，本風洞の測定部高さが400mm であるため，
5. 実験結果および考察（Y－Y0）/d の絶対値が 5 を超える領域では壁面に発達した境界層の影響を受ける可能性があり，得られ5.1 非加熱円柱後流た結果に対して十分な信頼性を保証できなかった。
図 3 に U0＝3m/s における非加熱円柱後流の流れ
以上のことから，本流れ場においても後流幅 b は下方向平均速度 Umean の鉛直方向分布を示す。原点
流へ行くほど大きくなっており，また X/d＝5 およからの流れ方向距離 X および鉛直方向距離（Y－Y0） び10を除けば速度欠損領域での（Umean/U0）min がは円柱直径 d により，また平均流速 Umean は主流
上流側断面から下流側へ向かうにつれて徐々に 1 に
流速 U0により，それぞれ無次元化している。以後，向けて回復していることが分かる。なお，X/d＝
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加熱円柱後流の測定（U0=3m/s, Δθ=90℃の場合）

図4

非加熱円柱後流速度乱れ強さ分布○：X/d＝5， ●：X/d＝10，□：X/d＝20，■：X/d＝40，△：X/d＝60，▲：X/d＝80，▽：X/d＝100

5 および10での（Umean/U0）min がこの傾向と異なるのは，この部分が渦形成領域となっていて逆流が発生しており，測定に使用した I 型プローブでは速度の向きを検知できないため，逆流をも流れ方向速度として検知したことが原因であると考えられる。
図 4 に非加熱状態における流れ方向変動速度 Uの rms 値である Urms の鉛直方向分布を示す。横軸は Urms を U0で無次元化することにより，速度乱れ
強さとして表している。図より，X/d＝5 における（Y－Y0）/d＝0 での乱れ強さは0.184であり，（Y－Y0）/
d＝－0.3で Urms/U 0 ＝0.214, （Y－Y0 ）/d＝＋0.6でUrms/U0＝0.216をそれぞれ示した後，後流外側へ向かうにつれて急激に減少し，（Y－Y0）/d＝±3 付
近でほぼ Urms/U0＝0 になっている。X/d＝10では（Y－Y0）/d＝0 から（Y－Y0）/d＝±0.8付近まではほぼ Urms/U0＝0.16でフラットな分布をしており，その後（Y－Y0）/d が大きくなるにつれて前断面よりはやや小さい勾配で減衰し，（Y－Y0）/d＝±3.8付近でほぼ Urms/U0＝0 になっている。X/d＝20では（Y－Y0）/d＝0 を挟む－1.0＜（Y－Y0）/d＜＋1.0の範囲でほぼ Urms/U0＝0.11でフラットな分布を示した後，後流外縁部に向けて前断面に比べてさらに緩やかな勾配で減衰し，（Y－Y0）/d＝±4.5付近でほぼ Urms/
U0＝0 になっている。X/d＝40以降ではフラットな部分がほとんど消滅し，（Y－Y0）/d＝0 での値も X/
d＝40で の Urms/U0＝0.06か ら X/d＝60で の Urms/
U0＝0.041，X/d＝80での Urms/U0＝0.030，X/d＝100での Urms/U0＝0.025と，下流へ行くにつれて減少している。また，ピーク値からの減衰勾配も下流へ行くにつれてますます小さくなっていることがわ
かる。
5.2 加熱円柱後流
図 5 に加熱円柱後流各断面での平均温度θmean
秋田高専研究紀要第46号

図5

加熱円柱後流平均温度分布○：X/d＝5， ●：X/d＝10，□：X/d＝20，■：X/d＝40，△：X/d＝60，▲：X/d＝80，▽：X/d＝100の鉛直方向分布を示す。横軸は瞬間温度を20sec で時間平均した平均温度θmean を室温θr で無次元化した値である。気流温度θa と円柱表面温度θs との温度差Δθ＝90℃に設定しているにもかかわらず，
X/d＝5 で の（Y－Y0）/d＝0 に お け るθmean/θr のピーク値は1.08，温度上昇が見られた領域は（Y－Y0）/d＝±1.2，X/d＝10でのθmean/θr のピーク値
は1.05，温度上昇範囲は（Y－Y0）/d＝±1.3，X/d＝20でのθmean/θr のピーク値は1.03，温度上昇範囲
は（Y－Y0）/d＝±1.8，X/d＝40でのθmeanθr のピー
ク値は1.02，温度上昇範囲は（Y－Y0）/d＝±2.3，X/
d＝60でのθmean/θr のピーク値は1.02，温度上昇
範囲は（Y－Y0）/d＝±3.2，X/d＝80でのθmean/θrの ピ ー ク 値 は1.01， 温 度 上 昇 範 囲 は（Y－Y0）/d＝±3.7，X/d＝100でのθmean/θr のピーク値は1.01，
温 度 上 昇 範 囲 は（Y－Y0）/d＝±4.2と な っ て い る。
以 上 よ り， 円 柱 を 加 熱 し た こ と に よ る 平 均 温 度
θmean の上昇量は，少なくともΔθ＝90℃では当初予想した値よりはるかに小さいことがわかった。
図 6 に各断面での温度乱れ強さの鉛直方向分布を示す。横軸は変動温度の rms 値を室温θr で無次元化した温度乱れ強さθrms/θr である。X/d＝5 では（Y－Y0）/d＝0でθrms/θr が ピ ー ク 値0.064を 示したのち（Y－Y0）/d＝±2.0までは減少を続け，それより（Y－Y0）/d の絶対値が大きくなる領域では
ほぼ 0 になる。X/d＝10では（Y－Y0）/d＝0 におけるθrms/θr のピーク値は0.028であり，この位置を挟んで（Y－Y0）/d＝－0.4～＋0.6の範囲でほぼフラットになっており，そこから外側へ向かうにつれて減― 56 ―
渡部英昭

図6

加熱円柱後流温度乱れ強さ分布○：X/d＝5， ●：X/d＝10，□：X/d＝20，■：X/d＝40，△：X/d＝60，▲：X/d＝80，▽：X/d＝100

図7

加熱円柱後流平均速度分布

少し，（Y－Y0）/d＝±3より外側ではほぼ 0 となる。
○：X/d＝5， ●：X/d＝10，□：X/d＝20，
X/d＝20でのθrms/θr のピーク値は（Y－Y0）/d＝0■：X/d＝40，△：X/d＝60，▲：X/d＝80，近傍における0.012であり，フラットな領域は（Y－▽：X/d＝100
Y0）/d＝±1.2となっている。そして（Y－Y0）/d の絶対値が大きくなるほど乱れ強さは減少し（Y－Y0）/
そ の 後（Y－Y0）/d＜－4.0で は 一 様 に 減 少 し（Y－d＝±3.8でほぼ 0 となる。X/d＝40でのθrms/θr のY0）/d＜－5.0でほぼ 0 になると思われるが，その位ピーク値は0.0069であるが，これまでと異なり，ピー
置は前断面よりさらに下方になると思われる。一方，
ク値が現れる位置が（Y－Y0）/d＝0 でなく（Y－Y0）/ （Y－Y0）/d ＞－2.0ではθrms/θr の値は一旦減 少す
d＝－2.3となっている。（Y－Y0）/d＝－1.0から＋3.0
る が，（Y－Y0）/d＝－1.0～＋4.0の 範 囲 で は 再 び 一の範囲でほぼフラットな分布を示しており，その値定値0.0026を示し，（Y－Y0）/d ＞＋4.0で再び減少をはθrms/θr＝0.0058である。そして（Y－Y0）/d ＞＋
始め，（Y－Y0）/d ＞＋5.0のいずれかの位置でほぼ 0
3.0および（Y－Y0）/d＜－3.2の領域で減少傾向を示になると予想される。X/d＝40以降の断面においてし，（Y－Y0）/d＝±4.8を過ぎるとほぼ 0 となる。X/
ピーク値が（Y－Y0）/d＝－2.0より下の位置で現れ
d＝60でのθrms/θr のピークは（Y－Y0）/d＝－3.0でる原因が，流れ場で発生している物理現象によるも現れており，その値はθrms/θr＝0.0058である。
（Y－のなのか，あるいは本風洞が持つ固有の性質による
Y0）/d＜－3.0では乱れ強さが減少傾向にあり（Y－ものなのかは今のところはっきりしない。よって次Y0）/d ＞－3.0でも減少を始め，（Y－Y0）/d＝－1.0～
報で U0＝2m/s での測定結果を報告する際，同じ現＋4.0まで一旦フラットな分布を示し，その時の値
象の有無についても確認し，考察する予定である。
はθrms/θr＝0.004である。そして（Y－Y0）/d ＞＋4.0
図 7 に加熱円柱後流内全断面における流れ方向平で再度減少を始め，（Y－Y0）/d ＞＋5.0でほぼ 0 にな
均速度の鉛直方向分布を示す。X/d＝5 では（Y－ると思われるが，前述の通り（Y－Y0）/d の絶対値がY0）/d＝0 上での（Umean/U0）min＝0.96，後流幅 b5.0を超える領域は今回の信頼できる測定範囲を超は－0.4＜（Y－Y0）/d＜＋0.6，X/d＝10では（Umean/
えているので，明確なことは言えない。X/d＝80でU0）min＝0.93，b は－0.8＜（Y－Y0）/d＜＋0.9，X/d＝のピーク値は（Y－Y0）/d＝－2.0～－4.0でθrms/θr＝20では（Umean/U 0）min＝0.875，b は－1.8＜（Y－0.0052の一定値を示し，その後（Y－Y0）/d ＞－4.0でY0 ）/d＜＋2.2，X/d＝40では（Umean/U 0 ）min＝は一様に減少し（Y－Y0）/d＜－5.0でほぼ 0 になる
0.896，b は－3.3＜（Y－Y0）/d＜＋3.3，X/d＝60ではと思われる。一方，（Y－Y0）/d ＞－2.0ではθrms/θr （Umean/U 0）min＝0.906，b は－3.8＜（Y－Y0）/d＜の値が一旦減少するが，（Y－Y0）/d＝－1.3～＋3.7の＋3.8，X/d＝80では（Umean/U0）min＝0.921，b は
範囲では再び一定値0.003を示す。そして（Y－Y0）/－4.3＜（Y－Y0）/d＜＋4.3，X/d＝100で は（Umean/d ＞＋4.0で 再 び 減 少 を 始 め，（Y－Y0）/d ＞＋5.0でU0）min＝0.922，b は－4.8＜（Y－Y0）/d＜（＋5 以上）
ほぼ 0 になると予想される。X/d＝100でのθrms/となった。以上のことから，円柱を加熱した本流れθr のピーク値は，前の断面とほぼ同じ傾向を示し，場においても後流幅 b は下流へ行くほど大きくなっ（Y－Y0）/d＝－2.0～－4.0で0.0049の 一 定 値 を 示 し，ており，また X/d＝20以降の速度欠損領域における
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加熱円柱後流の測定（U0=3m/s, Δθ=90℃の場合）

図8

加熱円柱後流速度乱れ強さ分布○：X/d＝5， ●：X/d＝10，□：X/d＝20，■：X/d＝40，△：X/d＝60，▲：X/d＝80，▽：X/d＝100（Umean/U0）min は上流側断面から下流側へ行くにつれて 1 に向けて回復傾向にあることが分かる。
図 8 では，X/d＝5 において（Y－Y0）/d＝0 において Urms/U0＝0.192で あ り，（Y－Y0）/d＝－0.43お よび（Y－Y0）/d＝＋0.6でそれぞれ Urms/U0のピーク
値0.22を示した後，後流外縁へ向かうにつれて大きな勾配をもって減少して行き，（Y－Y0）/d＝±3付近でほぼ 0 になる。X/d＝10では，（Y－Y0）/d＝0
で の Urms/U0＝0.156で あ り，（Y－Y0）/d＝－0.43でUrms/U0の 一 方 の ピ ー ク 値0.166を，（Y－Y0）/d＝＋0.4で他方のピーク値0.167をそれぞれ示した後，後流の外側へ向かうにつれて減少し，（Y－Y0）/d＝±4 付近でほぼ 0 になる。この時の勾配は前断面より小さい。X/d＝20においては，（Y－Y0）/d＝0 でのUrms/U0は0.11で あ り， こ の 点 を 含 む－1.3＜（Y－Y0）/d＜＋1.2の範囲でほぼフラットな分布を示している。そして，後流の外側へ向かうにつれて減少
して行き，（Y－Y0）/d＝±4.5でほぼ 0 になる。この部分での勾配は前断面よりさらに小さくなっている。X/d＝40では，（Y－Y0）/d＝0 での Urms/U0は0.062であり，－0.8＜（Y－Y0）/d＜＋0.7の範囲でほぼフラットな分布を示した後，後流の外側へ向かうにつれて乱れが小さくなり，（Y－Y0）/d＝±5.0付近でほぼ 0 になる。X/d＝60においては，（Y－Y0）/d＝0
での Urms/U 0＝0.040であり，－1.8＜（Y－Y0）/d＜＋1.7の範囲でほぼフラットな分布を示している。
そして，後流の外側へ向かうにつれて減少して行き，（Y－Y0）/d＜－5.0および（Y－Y0）/d ＞5.0でほぼ0 になると予想される。X/d＝80においては，（Y－Y0）/d＝0 で の Urms/U0＝0.032であり，－2.8＜（Y－Y0）/d＜＋2.7の範囲でほぼフラットな分布を示している。そして，後流の外側へ向かうにつれて前断面よりさらに小さい勾配で減少して行き，（Y－Y0）/
d＜－5.0および（Y－Y0）/d ＞5.0でほぼ 0 になると予
秋田高専研究紀要第46号

図9

加熱・非加熱状態での比較（X/d ＝5）○：非加熱状態，×：加熱状態

図10

加熱・非加熱状態での比較（X/d ＝100）○：非加熱状態，×：加熱状態想される。X/d＝100においては，（Y－Y0）/d＝0 での Urms/U0＝0.026であり，－3.3＜（Y－Y0）/d＜＋3.3の範囲でほぼフラットな分布を示している。そして，
後流の外側へ向かうにつれて本研究における各断面において最もゆるやかな勾配で減少して行き，やはり（Y－Y0）/d＜－5.0および（Y－Y0）/d ＞5.0でほぼ 0になると予想される。
次に，図 9 および10に加熱・非加熱の両流れ場
における平均速度 Umean/U0 および速度乱れ強さ
Urms/U0の鉛直方向分布を比較するため，本流れ場の最上流断面である X/d＝5 および最下流断面である X/d＝100での結果を 1 例として示す。当初，

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渡部英昭

な推測であり，加熱・非加熱間で流れ場内に何の変化も生じていないとは考えられない。よって上記時間平均量には表示されない，瞬間的に発生している現象を把握するため，両信号の同時瞬間波形を調べた。
その一例として，X/d＝20および40での（Y－Y0）/
d＝－0.20に お け る 結 果 を 図11お よ び 図12に 示 す。
いずれも0.03sec 間での波形を示している。
両図より，微小なりともθは両断面において変化
していることがわかる。そして非加熱状態では温度変化が生じないためθの信号波形は必ず直流で表示されることから，円柱を加熱することにより流れ場
内で若干ながらも熱エネルギーの輸送が行われていることが確認できた。
6.
図11

結論

温度速度信号の瞬間波形

X/d＝20,（Y－Y0）/d＝－0.27

U0＝3m/s, Δθ＝90℃での加熱円柱後流を測定し，以下に示す結論を得た。
①加熱・非加熱円柱間における平均温度θmean，
温度乱れ強さθrms，平均速度 Umean，速度乱れ
強さ Urms の各鉛直方向分布に，有意な違いは見られなかった。
②円柱を加熱することによる後流内での浮力の影響は見られなかった。
③二線式温度流速計から得られた温度・速度変動場におけるθと速度 U の同時波形より，平均量の鉛直方向分布には現れなかった円柱の加熱による流れ場内での運動エネルギーの輸送を示すことがで
きた。
7.

参考文献

（1） 有江他 4 名，‘円柱の流体力学的特性におよぼす主流乱れの影響’，日本機械学会論文集 B 編，
X/d＝40,（Y－Y0）/d＝－0.27
46-408，pp1427-1436，1980.
（2） 蒔田，‘熱線流速計使用上の問題点’，「流れの円柱表面での強制熱伝達により気流温度が上昇し，計測」，Vol.12，No.16，pp3-17，1995.
周囲の空気との密度差により浮力が生じて流れ場で （3） 蒔田，森，澤田‘温度流速計の高精度化 第 1 報’，の平均速度や速度乱れ強さの鉛直方向分布において
日本機械学会論文集B編，58-545，pp90-97，1992.
変形や分布自体の鉛直上方へのシフトなどが発生す （4） 蒔田，森，澤田‘温度流速計の高精度化 第 2 報’，るものと予想した。しかし実際の流れ場では，少な日本機械学会論文集B編，58-554，pp3100-3107，
くとも今回の実験で得られた20sec 間の平均量に関1992.
しては，両者間に若干の違いが存在しているものの， （5） H.Makita, S.Mori, A.Yahagi 'Spontaneous
物理的に必ずしも有意なものとは思えない。
generation of internal gravity waves in a
しかし，非加熱状態と同様の運動エネルギー輸送
wind tunnel', "Stability Stratified Flows",
だけでなく，円柱を加熱することにより熱エネル
Oxford University Press, pp81-91, 1994.
ギーの輸送も行われていることは物理的に十分妥当 （6） 大庭，蒔田，関下，渡部‘内部重力波の空間
図12

温度速度信号の瞬間波形

平成23年２月

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加熱円柱後流の測定（U0=3m/s, Δθ=90℃の場合）構造と逆勾配熱拡散の発生’，日本機械学会論 （11）渡部‘温度流速計の製作’，秋田高専研究紀要，
文集 B 編，72-716，pp877-884，2006.
Vol.41，pp1-7，2006.
（7） 渡部‘加熱円柱の製作’，秋田高専研究紀要， （12）Hishida, M., Nagano, Y., 'Simultaneous
Measurements of Velocity and Temperature
Vol.44，pp64-69，2008.
in Nonisothermal Flows', Transactions of the（8） 渡部‘加熱円柱の改良と性能評価’，秋田高専
研究紀要，Vol.45，pp36-41，2009.
ASME, Vol.100, May 1978, pp340-345.
（9） 渡部‘温度流速計による低周波特性検定装置 （13）渡部，石塚，川辺‘小型風洞の試作と性能評価’，の製作’，秋田高専研究紀要，Vol.39，pp30-35，
秋田高専研究紀要，Vol.35，pp11-16，2000.
2004.
（14）渡部‘温度勾配を任意に設定できる加熱風洞の（10）渡部‘温度補償部を持つ定温度型熱線流速計の製作と性能評価’，秋田高専研究紀要，Vol.38，
製作と性能評価’，秋田高専研究紀要，Vol.40，
pp13-18，2003.
pp1-8，2005.

秋田高専研究紀要第46号