遠心型羽根車
【課題】 高効率の遠心型羽根車の設計に際し、翼の回転中心と翼の先端を結ぶ線を複数の翼が交差するように翼の長さを設定し、送風効率がもっとも大きくなるような遠心羽根車の基本形状を示したものである。そして、必要不可欠な３つの設計寸法から容易に、高効率の遠心型羽根車を設計することが可能となる遠心型羽根車を提供すること。
【解決手段】 モータ軸に連結した主板２と、この主板２に対向して設けた側板３とを備え、前記主板２と前記側板３との間に、反回転方向に傾斜した翼４を円周方向に一定間隔で複数設けた遠心型羽根車において、前記翼４の回転中心Ｏと翼４の先端Ｔ２を結ぶ線Ｌを複数の翼４が交差するように翼４の長さを設定した遠心型羽根車。
【解決手段】 モータ軸に連結した主板２と、この主板２に対向して設けた側板３とを備え、前記主板２と前記側板３との間に、反回転方向に傾斜した翼４を円周方向に一定間隔で複数設けた遠心型羽根車において、前記翼４の回転中心Ｏと翼４の先端Ｔ２を結ぶ線Ｌを複数の翼４が交差するように翼４の長さを設定した遠心型羽根車。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、後ろ向き羽根を備えた遠心型羽根車に係り、高い送風効率の空気清浄装置、空調機器、送風および換気用ファンに用いる遠心型羽根車に関する。
【背景技術】
【０００２】
後ろ向き羽根の遠心型羽根車は、主に空調機器や電子機器に組み込まれて、送風および換気を行う。この羽根車には、目標の圧力と流量を発生させることの他に、高効率であること、低騒音であることが要求される。
なかでも、最近の省エネルギ化に対応するために、高効率であることが重要視されている。
高効率化を目標とした遠心型羽根車の特許としては、例えば、特許文献１（特許第４６１２０８４号）では、羽根前縁の形状を中央で凹、端部で凸形状として、羽根車内部での剥離を抑制している。
【０００３】
また、特許文献２（特開２００７−１６２４６５）では、回転軸が固定されるハブと、ハブに対向して配置される円環状のシュラウドを設けており、ハブとシュラウドの間に配置されるブレードを備えたターボファンで、このハブとシュラウドの空気通路を二分する仕切壁を設けている。そして、ハブの内径寸法に対するシュラウドの入り口側内径寸法の比率を均一な吹き出しにする比率にしたことを特徴としている。
特許文献３（特許第４３１７６７６号）では、低騒音、高効率のターボファンを実現するため、ファン本体部とシュラウドリングを超音波接合が可能な樹脂材で成形し、ファン本体部がガラスの入らない樹脂材で成形し、シュラウドリングをガラス入りの樹脂材で成形したものである。
【０００４】
一方、特許文献４（特許第４３５８９６５号）では、後ろ向き羽根の形状を折り曲げて羽根の出口角度の最適な範囲を提唱している。特許文献５（特許第３８６１００８号）は、主板とシュラウドの間に前縁が回転方向に傾けられた複数の羽根を有し、羽根は、シュラウドとの接合端部の位置が回転方向へずらされ、羽根のシュラウド側の端部が、回転方向へ傾斜して形成されているターボファンである。羽根の傾斜角度について回転方向に対して２５〜４５°の範囲と記載されているが、羽根車の外径と内径との最適な比率が抜けているため、羽根の形状が定まらないことになる。
【０００５】
しかしながら、いずれにおいても、細部の改善改良であったり、翼（羽根）の形状を定めるために必要な羽根車外径と内径との比・翼入口角・翼出口角の３つの設計諸元が抜けていたりと遠心型羽根車を設計するに際して、必要不可欠な寸法については触れられていない。つまり、上記特許情報をもとにしても、高効率の遠心型羽根車を設計することは不可能である。
【０００６】
一方、図２１は従来の羽根車５１の斜視図であり、図２２は従来の羽根車５１を回転（中心）軸Ｏ方向から見た図である。図２３は従来の遠心型羽根車の流量特性−送風効率曲線図である。
羽根車５１はモータの出力軸に取り付けられた環状の主板５２と側板５３との間に、円周方向に一定間隔で複数の翼（羽根）５４が、反回転方向に沿って径が大きくなるように、それぞれ傾斜して設けられている。
【０００７】
従来例として、公知の特許文献から効率が良いとしている値を採用した、すなわち、特許文献３の請求項の中心値として、翼５４の内周を成す円５６の直径をφＤ×０．６５とした。翼５４の外周を成す円５５の直径φＤは実施例と同じ２００ｍｍとすると、従来の羽根車５１の翼５４の内周を成す円５６の直径は１３０ｍｍとなる。また、翼５４の入口角５８（β１）、翼５４の出口角５９（β２）については、図２４（ａ）（ｂ）に示す特許文献５の請求項記載の範囲で明細書中の羽根の前縁・後縁における傾斜角度を示すグラフ図で羽根車中央高さでの値を採用し、入口角β１は２５度、出口角β２は４０度とした。５７は翼中心線である。
【０００８】
なお、特許文献５では、翼入口角β１を羽根の前縁における傾斜角、また、翼出口角β２を羽根の後縁における傾斜角と称している。翼数については実施例と同じ１１、また、羽根車の厚さについても実施例と同じ３０ｍｍとした。図２１に示す従来例は、一般に設計された例を引用しているわけではなく、公知の特許情報から得られる、効率がもっとも良くなるような設計例である。すなわち、本発明以前の設計者が到達できるもっとも効率の良い羽根車でもある。
【０００９】
ここで、遠心型羽根車を設計するに際して、必要不可欠な寸法について、図２２をもとに説明する。図２２は遠心型羽根車を回転軸方向から見た図である。遠心型羽根車の翼の形状を決定しているのは図２２の羽根車内径と羽根車外径との比と、翼入口角と翼出口角の３つの寸法である。この３つの寸法、すなわち羽根車内径と羽根車外径との比と、翼入口角と翼出口角が定まると、回転軸方向から見た羽根車の形状と翼の形状、すなわち羽根車の基本形状が定まる。
【００１０】
翼数については、干渉騒音を低減するために素数にする場合が多いが、自由に設定できる。また、羽根車の厚みについても、遠心型羽根車は回転軸方向に鉛直な面での流れが支配的であるため、羽根車を回転軸方向から見た平面形状を決定した後、羽根車厚みを設定することが通例である。この際、流量は羽根車厚みに比例することから、羽根車厚みの設定は流量の調整として用いられることが多い。
【００１１】
羽根車外径と羽根車内径については、相似形状の羽根車内の流れは相似になるため、羽根車内径と羽根車外径との比に所望の羽根車外径を掛けることで実際の設計寸法が得られる。
つまり、高効率の遠心型羽根車を設計するには、少なくとも、羽根車内径と羽根車外径との比と翼入口角と翼出口角を明示する必要がある。図２３は従来の遠心型羽根車の流量特性−送風効率曲線図である。図２４（ａ）（ｂ）は、特許文献５に開示されたターボファンを構成する羽根の前縁および後縁における翼入口角および翼出口角の高さ方向の変化を示す図である。図２５は従来設計の最大効率点における翼周りの圧力分布を示したものである。図２６は従来設計の最大効率点における翼５４周りの相対流速分布を示したものである。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１２】
【特許文献１】特許第４６１２０８４号（特開２０１０−５３８０３）
【特許文献２】特開２００７−１６２４６５
【特許文献３】特許第４３１７６７６号（特開２００３−２７９０６１）
【特許文献４】特許第４３５８９６５号（特開２００１−２７１７９０）
【特許文献５】特許第３８６１００８号（特開２００３−２０６８９２）
【特許文献６】特許第３７２８０２７号（特開平１０−５４３９０）
【非特許文献】
【００１３】
【非特許文献１】Ｃｒａｄｌｅ Ｖｉｅｗｅｒで見る流体工学（平成２２年３月３１日初版発行）[発行所 日本工業出版株式会社] 著者 御法川 学・伊藤 孝宏
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１４】
以上のことから、あらためて、特許文献１〜特許文献５を見てみると、上述の３つの設計条件、すなわち、羽根車内径と羽根車外径との比と翼入口角と翼出口角については、まったく触れていないか、一部で触れている程度であり、高効率の遠心型羽根車を設計するには不十分であることがわかる。また、先行技術では、羽根の長さについては、径方向の長さについて羽根車外径によって定まるだけで、円周方向の長さについて記載されていない。つまり、羽根は円周方向に順番に並ぶだけで、円周方向に互いの羽根が重なるように順次は位置される構成については、何ら記載されていない。
【００１５】
なお、特許文献６は、以上の考え方を概念的に述べているが、例えば、「入口角を空気の入射角の変化に対応するように、シュラウド側の部分において小さくした」、「入口角を空気の入射角の変化に対応するように、シュラウド側における入口角をハブ側における入口角よりも小さくした」など、著しく具体性に欠ける表現であり、この特許をもとに高効率の遠心型羽根車を設計できるとは言えない。
【００１６】
本発明が解決しようとする課題は、高効率の遠心型羽根車の設計に際し、必要不可欠な３つの設計寸法、すなわち、羽根車内径と羽根車外径との比と翼入口角と翼出口角とを明らかにすることであり、この３つの設計寸法が明らかになれば、誰でも容易に、高効率の遠心型羽根車を設計することが可能となる。
【００１７】
本発明は、高効率の遠心型羽根車の設計に際し、翼の回転中心と翼の先端を結ぶ線を複数の翼が交差するように翼の長さを設定し、送風効率がもっとも大きくなるような遠心羽根車の基本形状を示したものである。そして、具体的には、必要不可欠な３つの設計寸法から容易に、高効率の遠心型羽根車を設計することが可能となる遠心型羽根車を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１８】
本発明は、上記課題を解決するため、モータ軸に連結した主板と、この主板に対向して設けた側板とを備え、前記主板と前記側板との間に、反回転方向に傾斜した翼を円周方向に一定間隔で複数設けた遠心型羽根車において、前記翼の回転中心と翼の先端位置を結ぶ線を複数の翼が交差するように翼の長さを設定している。
また本発明は、前記翼の外周を成す円の直径Ｄに対して、前記翼の内周を成す円の直径が０．６０×Ｄ〜０．６７×Ｄであり、前記翼の内周における翼入口角が７．５度〜１２．５度であり、前記翼の外周における翼出口角が７．５度〜１２．５度であることを特徴とする遠心型羽根車である。上述の、発明が解決しようとする課題にあわせて表記すると、羽根車内径と羽根車外径との比が０．６０〜０．６７、翼入口角が７．５度〜１２．５度と、翼出口角が７．５度〜１２．５度と、遠心型羽根車の設計に必要な３つの設計寸法を明示していることがわかる。
さらに、本発明は、前記翼の基端位置に対して翼の先端位置を９０度以上回転させて翼の基端と先端を取り付けている。
【発明の効果】
【００１９】
本発明は送風効率がもっとも大きくなるような遠心羽根車の基本形状を示したものであるため、本発明を基にすれば、誰でも容易に高効率の遠心羽根車を設計することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】本発明の実施の形態にかかる遠心型羽根車を示す斜視図である。
【図２】図１の遠心型羽根車を羽根車回転軸方向から見た平面図である。
【図３】図２の遠心型羽根車の内周側を拡大した図である。
【図４】図２の遠心型羽根車の外周側を拡大した図である。
【図５】本発明にかかる遠心型羽根車の流量特性−送風効率曲線図である。
【図６】ファン特性測定装置の概念図である。
【図７】ＣＦＤ解析においてファン特性を解析する際のモデル形状を示した図である。
【図８】ＣＦＤ解析によるファン特性と測定によるファン特性との違いを検証するための試作品の概略図である。
【図９】ＣＦＤ解析によるファン特性と測定によるファン特性とを比較した図である。
【図１０】翼入口角および翼出口角と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１１】翼内周を成す円の直径と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１２】翼入口角と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１３】翼出口角と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１４】ＣＦＤ解析により求めた送風効率最大値と回帰曲線により予測した送風効率最大値との比較を示す図である。
【図１５】翼入口角および翼出口角と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１６】翼内周を成す円の直径と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１７】本発明による実施例と従来例での最大効率点における送風出力を比較した図である。
【図１８】本発明による実施例と従来例での最大効率点における翼トルクを比較した図である。
【図１９】本発明による翼の配置構成と、最大効率点での圧力分布を示す図である。
【図２０】本発明による実施例の最大効率点での相対流速分布図である。
【図２１】従来の遠心型羽根車の斜視図である。
【図２２】従来の遠心型羽根車を羽根車回転軸方向から見た平面図である。
【図２３】従来の遠心型羽根車の流量特性−送風効率曲線図である。
【図２４】特許第３８６１００８号に開示されたターボファンを構成する羽根の前縁および後縁における翼入口角および翼出口角の高さ方向の変化を示す図である。
【図２５】従来例の最大効率点での圧力分布図である。
【図２６】従来例の最大効率点での相対流速分布図である。
【発明を実施するための形態】
【００２１】
以下図示の実施の形態を、図面を参照しながら詳細に説明する。
図１は本発明にかかる羽根車の一実施例の斜視図である。また、図２は本発明にかかる羽根車を回転軸方向から見た図である。
【００２２】
図１および図２において、羽根車１は回転中心Ｏに図示しないモータの出力軸が配置されている。２はモータの出力軸に取り付けられた環状の主板である。この主板２に対向して環状の側板３が一定間隔を置いて設けられている。主板２と側板３との間には、円周方向に一定間隔で複数の翼（羽根）４が、内径側から外径側に向けて反回転方向に径が大きくなるように、それぞれ傾斜して設けられている。羽根車１は、軸方向から吸引した空気を径方向に昇圧して吐出するものである。
【００２３】
図１，図２に示す実施例では、翼４の外周を成す円の直径φＤは２００ｍｍであり、翼４の内周を成す円の直径は本発明の請求項に従い、φＤ×０．６２＝１２４ｍｍである。また、翼４の入口角β１は本発明の請求項に従い、１０度であり、翼４の出口角β２についても本発明の請求項に従い、１０度としてある。
【００２４】
ここで、翼４の入口角β１と翼４の出口角β２について、拡大図を用いて説明する。図３は翼４の入口角β１部分を拡大したものである。図３において、翼内周を成す円６と翼中心線７との交点における翼内周を成す円６の接線１１と翼中心線７の接線１２との成す角度、すなわち図３においては８が翼入口角β１となる。
【００２５】
また、図４は翼４の出口角β２部分を拡大したものである。同様に、図４において、翼外周を成す円５と翼中心線７との交点における翼外周を成す円の接線１０と翼中心線の接線１３とが成す角、すなわち図４において９が翼出口角β２となる。
翼４の数については任意であるが、一般に翼４の干渉による騒音は翼数の公倍数に比例した周波数で発生するため、騒音を低減させるために翼数を素数とする例が多い。実施例においても、翼数を素数である１１とした。また、羽根車１の厚さについても任意であるが、実施例では３０ｍｍとした。
【００２６】
次に、本発明にかかる羽根車１の送風効率ηと従来の羽根車５１の送風効率ηとを比較した結果について説明する。本発明にかかる羽根車１と従来の羽根車５１とを数値流体解析により送風効率ηを求めた結果が図５（本発明）と図２３（従来）である。なお、数値流体解析により送風効率を求める手法およびその結果に対する信頼性については、後述の、発明者が発明に至った技術的な経緯のなかで説明する。
【００２７】
図５が本発明にかかる羽根車１の流量係数φ−送風効率ηを示したもので、送風効率ηの最大値は０．６２であることがわかる。
一方、図２３に示す従来の羽根車５１の流量係数φ−送風効率ηから、送風効率ηの最大値は０．５０であることがわかる。
【００２８】
すなわち、従来の羽根車５１では羽根車を回転させるエネルギのうち５０％が流体エネルギに変換されているのに対して、本発明の羽根車１では羽根車を回転させるエネルギの６２％が流体エネルギに変換されていることになり、１２％効率が向上していることがわかる。
【００２９】
なお、図５に示す本発明にかかる羽根車１の特性と図２３に示す従来の羽根車５１の特性とは異なるが、通常、羽根車は効率が最大となる流量で使用し、本発明にかかる羽根車１の場合、流量係数φが０．０７付近で使用するように設計すればよく、流量係数φから実際の流量を得られるように設計するには羽根車の大きさや厚さ、回転速度を任意の値に設定することで、所望の流量に設定することが可能である。
【００３０】
送風効率ηの最大値が大きな羽根車の基本形状さえ求まれば、流量係数φの定義に基づいて、羽根車の設計諸元を満足するように設計することは送風機設計を行う者にとっては比較的容易なことであり、高効率の遠心羽根車を設計することを困難にしていたのは、高効率となる羽根車の基本形状が与えられていなかったことに起因している。
【００３１】
これに対して、本発明では高効率となる遠心羽根車の基本形状を示す設計諸元を必要十分に示してあり、誰でも容易に本発明による遠心羽根車の基本形状を基に高効率の遠心羽根車を設計できることがわかる。
【００３２】
次に、発明者が本発明に至った技術的な経緯について説明する。
遠心羽根車の設計では、設計条件、すなわち羽根車１が動作する圧力、流量において羽根車内径側および羽根車外径側の速度三角形を求め、この速度三角形を満たすように羽根車外径および内径と翼入口角β１および翼出口角β２を決定する。
【００３３】
したがって、設計結果が要求された設計条件を満足することはあっても、必ずしも送風効率が高いというわけではない。これは、羽根車１の設計が要求された仕様、すなわち羽根車１が発生する圧力と流量を満足することを目的としていて、送風効率を高めることは目的としていないためである。そのため、羽根車１の設計とは別に、効率の良い羽根車形状が研究されていたり、前述の特許情報のように、できあがった羽根車１で送風効率を測定し、送風効率を改善するような多少の改良を施したりしているのが実情である。
【００３４】
しかしながら、本来、送風効率の高い羽根車形状というものは、存在するはずであり、これを見出せば、誰でも容易に、送風効率ηの高い羽根車１を設計することが可能であり、要求仕様は、羽根車１全体を相似形状で大きくする、あるいは、回転速度を変更するなどで、実現できるはずである。
【００３５】
そこで、発明者は、最適化手法を用いて、送風効率ηの高い羽根車１の形状、すなわち、羽根車内径と羽根車外径との比および、翼入口角β１と翼出口角β２を求めることにした。なお、最適化手法では、膨大な実験が必要であり、これをＣＦＤ（computational fluid dynamics）すなわち数値流体力学により、送風効率を求めることにした。
【００３６】
ＣＦＤソフトは市販の非構造格子系のソフトを用いた。コンピュータシミュレーションによる予測の信頼性については、同じソフトを用いて、実際の製品での測定結果とＣＦＤによる予測結果を[非特許文献１]で比較を行っている。[非特許文献１]の比較結果を引用すると、図１３に示すように、測定結果とＣＦＤによる予測結果とは良く一致することがわかる。なお、図１３の比較結果は圧力と流量の関係であるが、送風効率は羽根車１周囲の圧力により発生する羽根車１のトルクから求めることになり、圧力と流量の関係が実際の結果と一致すれば、送風効率についても一致する。
【００３７】
ここで、送風機の特性を示す指標について、簡単に説明する。
送風機の圧力−流量特性は、回転速度や羽根車径に依存しないように、無次元化して表す。また、送風効率については、送風機の送風出力と羽根車の回転に要する軸動力との比により表し、同じく無次元量である。具体的には、下記の式で定義された流量係数φ、圧力係数ψ、送風効率ηを用いる。
【００３８】
【数１】
【００３９】
ここで、Ｑ、Ｐｔおよびρは、それぞれ流量、全圧および空気密度であり、Ｄは羽根車外径、Ｈは羽根車厚、ｕは羽根車外周の速度である。また、Ｔは羽根車の回転に要するトルクであり、ωは羽根車の回転角速度である。
【００４０】
ＣＦＤによる送風機の評価は、送風機および、実際の送風機の特性測定装置をＣＦＤソフト内にモデリングし、ＣＦＤ解析結果から前述の流量係数、圧力係数、効率を求める。図５、図２３（従来）は、このようにして、予測された流量係数φ−送風効率ηである。送風効率ηの最大値は、流量係数−送風効率曲線で送風効率が最大となる値であり、送風機を設計する際は、送風効率が最大となる流量係数で使用するようにしている。また、送風効率の最大値は設計により変化し、送風効率の最大値の大きな送風機の形状を見出すことが求められている。
【００４１】
発明者はこの送風効率の最大値の大きな送風機形状を見出す方法として、最適化手法のうち、応答曲面法を使用した。
ここで、応答曲面法について、簡単に説明する。
応答曲面法とは、設計パラメータを変数として結果を２次曲面などの回帰曲面として求め、この回帰式を最大化する値を求める方法である。例えば、翼入口角をβ１、翼出口角をβ２とすると、送風効率ηは
【００４２】
【数２】
【００４３】
と表され、実験やＣＦＤ解析結果から、ａ１〜ａ６の各係数を決定し、回帰曲面を最大化する条件を見つけ出せば、最適設計条件となる。その際、β１とβ２のいくつかの組合せをもとにモデルを作成するが、一般にモデルの数は係数ａ１〜ａ６の数の２倍程度は必要となる。すなわち、この場合、１２種類のモデルを作成し、ＣＦＤ解析を行う。このように、最適化手法では、多くの実験が必要とされるため、ＣＦＤなどのコンピュータシミュレーションによる低コストの代替手法が発達するとともに、実際の設計にも使われるようになっている。
また、応答曲面法はモデルの種類が多くなるのと、広い範囲では必ずしも２次曲面により近似が有効でない場合がある。そこで、一度にすべての設計条件を組み合わせるのではなく、応答曲面法を何度か組み合わせて、最適解を得ることになる。
【００４４】
以下、本発明者が送風効率ηを最大化する羽根車内径、羽根車外径、翼入口角β１、翼出口角β２を見つけ出すまでを簡単に説明する。
はじめに、発明者は翼入口角β１と翼出口角β２の最適値を探索することから着手した。その他の諸元については、羽根車外径が１９０ｍｍ、羽根車内径が１２０ｍｍ、羽根車厚さが４０ｍｍ、翼数は１１とした。
【００４５】
最適化の手順を説明すると、翼入口角β１と翼出口角β２の組合せを作成する。この際、回帰曲面の誤差が最小となるように組合せを設定する。次に、翼入口角β１と翼出口角β２の組合せに基づいて、羽根車を設計し、ＣＦＤモデルを作成する。それぞれのモデルで、ＣＦＤ解析を行い、最大送風効率を求め、羽根車の翼入口角β１と翼出口角β２を独立変数、最大送風効率を従属変数として、回帰式を求める。この回帰式の従属変数、すなわち最大効率がもっとも大きくなる独立変数、すなわち翼入口角β１と翼出口角β２を求めると、羽根車の翼入口角β１と翼出口角β２に関する最適設計条件が求まる。
【００４６】
ここで、ＣＦＤにより最大効率を求める方法について説明し、得られた結果についての信頼性、すなわち、実際の測定結果との違いについて説明する。
送風効率ηは下式[数３]で示すようにファンの送風出力すなわち圧力と流量との積と、羽根車の動力すなわち、トルクと回転角速度との積との比となる。
【００４７】
【数３】
【００４８】
実際の計測では、図６に示すファン特性測定装置にて、流量を変化させ、圧力、トルク、回転速度を計測し、送風効率ηを計算する。送風効率ηは流量により変化し、概ね最大流量の５０％付近で送風効率ηは最大となる。ファン特性測定装置は、ダブルチャンバ３０に吸い込みファン３１と試験ファン３２をそれぞれ設け、タコメータ３３により回転速度を計測し、Ａ／Ｄコンバータ３４により、変換したデータをパーソナルコンピュータ３５によって圧力、トルクを検出するものである。ダブルチャンバ３０は、マルチノズル３６を挟んで両側に整流格子３７が設けられ、マルチノズル３６を閉じた状態でチャンバ内の最大静圧を測定してからチャンバ内の圧力を自動制御することで、送風抵抗０の状態を作り出し、空気流を平均化して最大風量を測定する。
【００４９】
ＣＦＤにより、最大効率を求める方法もこれと同じであり、図７に示す計測装置を模したモデルで、各種の流量での圧力、トルクをＣＦＤ解析により求める。回転速度については一定値として与えられる。ここで、トルクは翼周辺の圧力差により生み出されるため、圧力が一致すれば、トルクについても一致することになる。図７において、ファン特性測定装置４０は遠心羽根車４１の片側に流入側境界面４２、反対側に流出側境界面４３を設けて、遠心羽根車４１の流量を求め、圧力、トルクをＣＦＤ解析により求めることができる。
【００５０】
したがって、ファン特性、すなわち圧力−流量特性が、ＣＦＤによる解析結果と実際の測定結果とが一致すれば、ＣＦＤにより求めた送風効率ηは信頼できるものと考えられる。そこで、発明者は図８に示すＣＦＤ用のモデルから試作した遠心送風機４４で圧力−流量特性を計測した結果とＣＦＤにより求めた圧力−流量特性との比較を行ったところ、図９に示すように、ＣＦＤにより求めた圧力−流量特性と実際に計測された圧力−流量特性とは概ね一致することを確認した。すなわち、本発明で実験計測を代用したＣＦＤ解析による結果は信頼できるものと考えても良い。
[非特許文献１：ＣｒａｄｅｌｅＶｉｅｗｅｒで見る流体工学、日本工業出版]
【００５１】
以上のようにして、表１に示す組合せで図７に示すモデルを設計し、各モデルの最大効率をＣＦＤ解析により求める。なお、その他の羽根車諸元については、前述のように、羽根車外径が１９０ｍｍ、羽根車内径が１２０ｍｍ、羽根車厚さが４０ｍｍ、翼数が１１で、これらは各モデルとも同じである。次に、最大効率がもっとも大きくなる入口角β１と出口角β２とを求めると、図１０に示すように、入口角β１と出口角β２は小さいほど最大効率が大きくなることが判明した。
【００５２】
【表１】
【００５３】
そこで、次の段階として、入口角β１と出口角β２を先の実験結果の最小値、すなわち３０度よりも小さな範囲で、これに、翼内周を成す円の直径とを組み合わせた表２に示すモデルを設計し、各モデルでの最大効率をＣＦＤにより求めた。
翼入口角β１と出口角β２と翼内周を成す円の直径以外の諸元、すなわち、翼内周を成す円の直径は２００ｍｍ、翼数は１１、羽根車厚さは３０ｍｍとした。
【００５４】
【表２】
【００５５】
ここで、羽根車外径すなわち、翼内周を成す円の直径が最初の解析では１９０ｍｍで、今回の解析では２００ｍｍとしているが、前述のように、羽根車外径と羽根車内径については、相似形状の羽根車内の流れは相似になることから、羽根車内径と羽根車外径の絶対値ではなく、羽根車内径と外形との比が問題となる。そのため、本発明に至る解析において、羽根車外径が異なっていても、羽根車内径と外径との比率を求めることが目的であり、羽根車外径が一部異なっていても、その影響はないと言える。
【００５６】
その結果、翼内周を成す円の直径については、翼外径を成す円の直径が２００ｍｍでの解析で、図１１に示すように、１２４ｍｍで送風効率の最大値がもっとも大きくなることがわかった。一連の解析での翼外周を成す円の直径は２００ｍｍであるから、翼内周を成す円の直径が、翼外周を成す円の直径の、０．６２倍のときに、送風効率ηがもっとも大きくなることがわかる。
【００５７】
また、翼入口角β１については、図１２に示すように、１０度で送風効率ηがもっとも大きくなることが、翼出口角β２についても、図１３に示すように、１０度で送風効率ηがもっとも大きくなることがわかった。
図１４は、ＣＦＤ解析により求めた送風効率最大値と同条件での応答曲面から求めた回帰式による予測値とを比較したものである。図１４を見ると、すべての解析結果が、ＣＦＤ解析による値と回帰式での予測値とが一致する線、すなわち図１４の鎖線の付近にあることがわかる。また、相関係数は０．９４であり、回帰式による予測値が十分信頼できることを示す値である。すなわち、本発明で採用した応答曲面法により得られた羽根車の最適寸法は十分信頼できることを示している。
【００５８】
翼入口角β１と翼出口角β２については、１０度で送風効率ηがもっとも大きくなることがわかったが、図１２、図１３を見ると、１０度よりもさらに小さな角度で送風効率が大きくなる可能性がある。そこで、翼内周を成す円の直径を最適値、すなわち、翼外周を成す円の直径の０．６２倍として、翼入口角β１と翼出口角β２をそれぞれ５度から１５度まで、表３にしたがって変化させたモデルを設計し、ＣＦＤ解析により、送風効率最大値を求めた。
【００５９】
【表３】
【００６０】
その結果、図１５に示すように、送風効率最大値は、翼入口角β１と翼出口角β２が１０度で最大となり、翼入口角β１と翼出口角β２が７．５度および１２．５度でも、その差は非常に小さいことがわかる。計算結果を列記すると、翼入口角β１と出口角β２が５度のときの最大効率は０．５９６、同じく７．５度のときの最大効率は０．６２９、１０度のときの最大効率は０．６３７、１２．５度のときの最大効率は０．６３２、１５度のときの最大効率は０．６２１となる。羽根車製造上、翼入口角β１と出口角β２の製作誤差は避けられず、必ずしも理想の角度とまったく同じになるとは限らない。
【００６１】
したがって、効率が大きく変化しない範囲で最適角度を設定する必要がある。この目安として、効率差が１％未満すなわち、０．０１未満であれば、実質同等とみなすとすると、翼入口角β１と出口角β２が７．５度から１２．５度で、最大効率の違いは０．０１未満となり、同等の効率とみなせる。すなわち、羽根車の翼入口角β１と翼出口角β２の最適角度は７．５度〜１２．５度であり、前記最適角度の範囲で送風効率ηの違いは０．０１未満となり、実質同等の効率となる。これが本願請求項にある翼入口角β１が７．５度〜１２．５度と翼出口角β２が７．５度〜１２．５度とする技術的根拠である。
【００６２】
また、翼内周の成す円の直径についても、羽根車製造上の誤差を許容する必要がある。そのため、翼入口角β１と翼出口角β２をそれぞれ１０度として、翼内周を成す円の直径を１１５ｍｍ〜１４０ｍｍまで、表４にしたがって変化させたモデルを設計し、ＣＦＤ解析により、送風効率最大値を求めた。
【００６３】
【表４】
【００６４】
その結果、図１６に示すように、送風効率最大値は、翼内周の成す円の直径が１２０ｍｍ〜１３５ｍｍの範囲でほとんど差がないことがわかった。一連の解析での翼外周を成す円の直径は２００ｍｍであるから、翼内周の成す円の直径が、翼外周を成す円の直径の０．６０〜０．６７倍において、送風効率はもっとも大きくなることがわかる。計算結果を列記すると、翼内周の成す円の直径が１１５ｍｍのときの最大効率は０．６１８、同じく１２０ｍｍのときの最大効率は０．６３１、１２４ｍｍのときの最大効率は０．６３７、１３０ｍｍのときの最大効率は０．６３６、１３５ｍｍのときの最大効率は０．６３６、１４０ｍｍのときの最大効率は０．６１０となる。羽根車製造上、翼の内周および外周を成す円の直径の製作誤差は避けられず、必ずしも理想の寸法とまったく同じになるとは限らない。
【００６５】
したがって、効率が大きく変化しない範囲で最適寸法を設定する必要がある。翼入口角と出口角での計算と同様に、効率差が０．０１未満であれば、実質同等とみなすとすると、翼の内周を成す円の直径が１２０ｍｍから１３５ｍｍの範囲で、最大効率の違いは０．０１未満となり、同等の効率とみなせる。翼外周の成す円の直径はいずれでも２００ｍｍであるから、翼外周を成す円の直径に対する翼内周を成す円の直径の最適割合は、０．６０から０．６７となり、前記最適寸法の範囲で送風効率ηの違いは０．０１未満となり、実質同等の効率となる。これが本願請求項にある翼の外周を成す円の直径Ｄに対して、翼の内周を成す円の直径が０．６０×Ｄ〜０．６７×Ｄとする技術的根拠である。
【００６６】
次に、本発明の実施例における最大効率が、従来設計における最大効率よりも大きくなる技術的な理由について、流体解析結果をもとに説明する。はじめに、効率を構成する要素にどのような違いがあるかを見てみる。前述のように、効率は[数４]で示すように表され、このうち、角速度は同一であるため、下記の式の圧力と流量との積、および、トルクが従来例と本発明の実施例でどのように変化するかを見れば良いことになる。
【００６７】
【数４】
【００６８】
図１７が、本発明の実施例と従来設計における圧力と流量との積、すなわち送風出力を棒グラフで表示したものであり、図１８が、本発明の実施例と従来設計における翼トルクを棒グラフで表示したものである。図１７から、本発明の実施例における送風出力は、０．２１５[Ｗ]で、従来設計における送風出力０．４２５[Ｗ]の約１／２であることがわかる。
【００６９】
これは、本発明の実施例と従来設計における流量の差に起因したものであり、流量そのものは、前述のように、用途に応じて、羽根車の厚さや回転速度などにより、自由に設定可能である。一方、図１８からわかるように、翼トルクが従来設計では０．０１２[Ｎｍ]で、本発明の実施例の０．００５[Ｎｍ]に対して、２．４倍と、送風出力の違い以上に翼トルクが大きいことがわかる。つまり、従来設計と比べて、本発明の実施例において効率が高い理由、言い換えると、従来設計では効率が低い理由は、翼トルクが大きいことに起因していることがわかる。
【００７０】
そこで、従来設計と本発明の実施例における翼トルクの違いが何に起因しているのかを見るために、翼周りの圧力分布を見てみる。図２５は従来設計の最大効率点における翼周りの圧力分布を示したものであり、図１９は同様に、本発明の実施例の最大効率点における翼周りの圧力分布を示したものである。
【００７１】
図２５，図１９において、白から黒になるほど、圧力が高いことを表している。図２５の右上の翼５４を見ると、翼５４の左右において、濃淡が異なっていることがわかる。黒色に近い、すなわち圧力の高い領域と、白色に近い、すなわち圧力の低い領域が、翼５４を境に隣り合っているため、翼５４に対して、図２５の矢印Ｂの方向に力が加わることになる。このうち、矢印Ｂの力成分のうち、円周方向成分が翼トルクとなる。これに対して、図１９に示す本発明の実施例での翼４周りの圧力分布は、同心円状に白色から黒色に変化し、圧力が同心円状に上昇していることがわかる。すなわち、翼４に加わる力は、図１９の矢印Ａのように径方向中心に向かう力となり、円周方向成分は少ないことがわかる。このため、翼トルクが小さくなっていることがわかる。
【００７２】
つぎに、従来設計において、翼５４の左右で圧力に差が生じてしまう理由について考察するために、翼５４周りの相対流速分布を見てみる。相対流速分布とは、流速から翼５４の回転速度分を差し引いたもので、回転する翼５４から見た流速を表す。図２６が従来設計の最大効率点における翼５４周りの相対流速分布を示したものであり、図２０は同様に、本発明の実施例における翼４周りの相対流速分布を示したものである。図２６から、図中５４Ｃの部分で相対流速が低下していることがわかる。遠心羽根車での圧力は、空気の回転成分、すなわち空気の円周方向の速度成分により発生する遠心力に基づいているため、図中、５４Ｃで示した部分の流速低下により、空気に生ずる遠心力が低下し、圧力の発生が低下したものと考えられる。図２６中５４Ｃの部分の流速低下は流れの剥離によるものであり、相対流速の向きと翼５４の向きとが大きく異なることにより発生したものと考えられる。これに対して、図２０に示す本発明の実施例における相対流速分布では、相対流速の向きと翼４の向きとは、ほぼ一致し、流れの剥離は見られない。結果として、全域にわたって、安定した円周方向の速度成分が得られ、同心円状に圧力が上昇しているものと考えられる。
【００７３】
以上をまとめると、本発明の実施例が高効率である理由は、従来設計において、発生する流れの剥離がなく、全域にわたって安定した円周方向の流速が得られ、このため、圧力が同心円状に発生し、翼４に対して円周方向に加わる力成分が小さくなり、結果として、翼トルクが低下したためであると考えられる。
【００７４】
以上、本発明の実施例における送風効率は６２％であり、従来例での送風効率５０％に対して、１２％効率が向上している。これは、従来例と同等の特性を得るには、０．５／０．６２＝８０．６％のエネルギで十分であることを示し、エネルギを２０％ほど削減できることがわかる。
また、本発明は送風効率ηがもっとも大きくなるような遠心羽根車の基本形状を示したものであるため、本発明を基にすれば、誰でも容易に高効率の遠心羽根車を設計できる。
【００７５】
上記実施の形態で説明した本発明の遠心羽根車の構成を別の観点から記載すると、図１９に示すように、翼４の回転中心Ｏと翼４の先端位置Ｔ２を結ぶ線Ｌを複数の翼４が交差するように翼４の長さを設定することができる。図１９では、３つの翼４がこの線Ｌを通過していることが示されている。また、前記翼４の基端位置Ｔ１に対して翼の先端位置Ｔ２を９０度以上回転させて翼４の基端と先端を取り付けている。具体的には、翼の枚数が１１とすると、各翼４の基端位置Ｔ１と先端位置Ｔ２は９０度＜α＜約１０５度の角度で取り付けられている。すなわち、従来の翼５４の長さに比べて円周方向に格段に長い翼４を用いている。
【００７６】
なお、送風効率改善の手法は、前述の特許文献にあるように、翼の形状を厚さ方向で変化させたり、側板の形状を厚さ方向で変化させたりといった各種の方法がある。しかしながら、本来、羽根車回転軸から見た平面形状が基本となり、翼の形状や側板の形状を厚さ方向で変化させるといった手法はあくまで、副次的なものである。すなわち、それら副次的な送風効率改善の方法により、羽根車の回転軸から見た形状に関する本発明の実施形態や効果が変わるものではないことは言うまでもない。
【符号の説明】
【００７７】
１ モータ軸
２ 主板
３ 側板
４ 翼
５ 翼の外周を成す円
６ 翼の内周を成す円
７ 翼中心線
８ 翼入口角
９ 翼出口角
１０ 翼の外周を成す円の接線
１１ 翼の内周を成す円の接線
１２ 翼中心線の内周側の接線
１３ 翼中心線の外周側の接線
１４ 流れが剥離した部分
Ｏ 翼の回転中心
Ｔ２ 翼の先端位置
Ｌ 翼の回転中心と翼の先端を結ぶ線
【技術分野】
【０００１】
本発明は、後ろ向き羽根を備えた遠心型羽根車に係り、高い送風効率の空気清浄装置、空調機器、送風および換気用ファンに用いる遠心型羽根車に関する。
【背景技術】
【０００２】
後ろ向き羽根の遠心型羽根車は、主に空調機器や電子機器に組み込まれて、送風および換気を行う。この羽根車には、目標の圧力と流量を発生させることの他に、高効率であること、低騒音であることが要求される。
なかでも、最近の省エネルギ化に対応するために、高効率であることが重要視されている。
高効率化を目標とした遠心型羽根車の特許としては、例えば、特許文献１（特許第４６１２０８４号）では、羽根前縁の形状を中央で凹、端部で凸形状として、羽根車内部での剥離を抑制している。
【０００３】
また、特許文献２（特開２００７−１６２４６５）では、回転軸が固定されるハブと、ハブに対向して配置される円環状のシュラウドを設けており、ハブとシュラウドの間に配置されるブレードを備えたターボファンで、このハブとシュラウドの空気通路を二分する仕切壁を設けている。そして、ハブの内径寸法に対するシュラウドの入り口側内径寸法の比率を均一な吹き出しにする比率にしたことを特徴としている。
特許文献３（特許第４３１７６７６号）では、低騒音、高効率のターボファンを実現するため、ファン本体部とシュラウドリングを超音波接合が可能な樹脂材で成形し、ファン本体部がガラスの入らない樹脂材で成形し、シュラウドリングをガラス入りの樹脂材で成形したものである。
【０００４】
一方、特許文献４（特許第４３５８９６５号）では、後ろ向き羽根の形状を折り曲げて羽根の出口角度の最適な範囲を提唱している。特許文献５（特許第３８６１００８号）は、主板とシュラウドの間に前縁が回転方向に傾けられた複数の羽根を有し、羽根は、シュラウドとの接合端部の位置が回転方向へずらされ、羽根のシュラウド側の端部が、回転方向へ傾斜して形成されているターボファンである。羽根の傾斜角度について回転方向に対して２５〜４５°の範囲と記載されているが、羽根車の外径と内径との最適な比率が抜けているため、羽根の形状が定まらないことになる。
【０００５】
しかしながら、いずれにおいても、細部の改善改良であったり、翼（羽根）の形状を定めるために必要な羽根車外径と内径との比・翼入口角・翼出口角の３つの設計諸元が抜けていたりと遠心型羽根車を設計するに際して、必要不可欠な寸法については触れられていない。つまり、上記特許情報をもとにしても、高効率の遠心型羽根車を設計することは不可能である。
【０００６】
一方、図２１は従来の羽根車５１の斜視図であり、図２２は従来の羽根車５１を回転（中心）軸Ｏ方向から見た図である。図２３は従来の遠心型羽根車の流量特性−送風効率曲線図である。
羽根車５１はモータの出力軸に取り付けられた環状の主板５２と側板５３との間に、円周方向に一定間隔で複数の翼（羽根）５４が、反回転方向に沿って径が大きくなるように、それぞれ傾斜して設けられている。
【０００７】
従来例として、公知の特許文献から効率が良いとしている値を採用した、すなわち、特許文献３の請求項の中心値として、翼５４の内周を成す円５６の直径をφＤ×０．６５とした。翼５４の外周を成す円５５の直径φＤは実施例と同じ２００ｍｍとすると、従来の羽根車５１の翼５４の内周を成す円５６の直径は１３０ｍｍとなる。また、翼５４の入口角５８（β１）、翼５４の出口角５９（β２）については、図２４（ａ）（ｂ）に示す特許文献５の請求項記載の範囲で明細書中の羽根の前縁・後縁における傾斜角度を示すグラフ図で羽根車中央高さでの値を採用し、入口角β１は２５度、出口角β２は４０度とした。５７は翼中心線である。
【０００８】
なお、特許文献５では、翼入口角β１を羽根の前縁における傾斜角、また、翼出口角β２を羽根の後縁における傾斜角と称している。翼数については実施例と同じ１１、また、羽根車の厚さについても実施例と同じ３０ｍｍとした。図２１に示す従来例は、一般に設計された例を引用しているわけではなく、公知の特許情報から得られる、効率がもっとも良くなるような設計例である。すなわち、本発明以前の設計者が到達できるもっとも効率の良い羽根車でもある。
【０００９】
ここで、遠心型羽根車を設計するに際して、必要不可欠な寸法について、図２２をもとに説明する。図２２は遠心型羽根車を回転軸方向から見た図である。遠心型羽根車の翼の形状を決定しているのは図２２の羽根車内径と羽根車外径との比と、翼入口角と翼出口角の３つの寸法である。この３つの寸法、すなわち羽根車内径と羽根車外径との比と、翼入口角と翼出口角が定まると、回転軸方向から見た羽根車の形状と翼の形状、すなわち羽根車の基本形状が定まる。
【００１０】
翼数については、干渉騒音を低減するために素数にする場合が多いが、自由に設定できる。また、羽根車の厚みについても、遠心型羽根車は回転軸方向に鉛直な面での流れが支配的であるため、羽根車を回転軸方向から見た平面形状を決定した後、羽根車厚みを設定することが通例である。この際、流量は羽根車厚みに比例することから、羽根車厚みの設定は流量の調整として用いられることが多い。
【００１１】
羽根車外径と羽根車内径については、相似形状の羽根車内の流れは相似になるため、羽根車内径と羽根車外径との比に所望の羽根車外径を掛けることで実際の設計寸法が得られる。
つまり、高効率の遠心型羽根車を設計するには、少なくとも、羽根車内径と羽根車外径との比と翼入口角と翼出口角を明示する必要がある。図２３は従来の遠心型羽根車の流量特性−送風効率曲線図である。図２４（ａ）（ｂ）は、特許文献５に開示されたターボファンを構成する羽根の前縁および後縁における翼入口角および翼出口角の高さ方向の変化を示す図である。図２５は従来設計の最大効率点における翼周りの圧力分布を示したものである。図２６は従来設計の最大効率点における翼５４周りの相対流速分布を示したものである。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１２】
【特許文献１】特許第４６１２０８４号（特開２０１０−５３８０３）
【特許文献２】特開２００７−１６２４６５
【特許文献３】特許第４３１７６７６号（特開２００３−２７９０６１）
【特許文献４】特許第４３５８９６５号（特開２００１−２７１７９０）
【特許文献５】特許第３８６１００８号（特開２００３−２０６８９２）
【特許文献６】特許第３７２８０２７号（特開平１０−５４３９０）
【非特許文献】
【００１３】
【非特許文献１】Ｃｒａｄｌｅ Ｖｉｅｗｅｒで見る流体工学（平成２２年３月３１日初版発行）[発行所 日本工業出版株式会社] 著者 御法川 学・伊藤 孝宏
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１４】
以上のことから、あらためて、特許文献１〜特許文献５を見てみると、上述の３つの設計条件、すなわち、羽根車内径と羽根車外径との比と翼入口角と翼出口角については、まったく触れていないか、一部で触れている程度であり、高効率の遠心型羽根車を設計するには不十分であることがわかる。また、先行技術では、羽根の長さについては、径方向の長さについて羽根車外径によって定まるだけで、円周方向の長さについて記載されていない。つまり、羽根は円周方向に順番に並ぶだけで、円周方向に互いの羽根が重なるように順次は位置される構成については、何ら記載されていない。
【００１５】
なお、特許文献６は、以上の考え方を概念的に述べているが、例えば、「入口角を空気の入射角の変化に対応するように、シュラウド側の部分において小さくした」、「入口角を空気の入射角の変化に対応するように、シュラウド側における入口角をハブ側における入口角よりも小さくした」など、著しく具体性に欠ける表現であり、この特許をもとに高効率の遠心型羽根車を設計できるとは言えない。
【００１６】
本発明が解決しようとする課題は、高効率の遠心型羽根車の設計に際し、必要不可欠な３つの設計寸法、すなわち、羽根車内径と羽根車外径との比と翼入口角と翼出口角とを明らかにすることであり、この３つの設計寸法が明らかになれば、誰でも容易に、高効率の遠心型羽根車を設計することが可能となる。
【００１７】
本発明は、高効率の遠心型羽根車の設計に際し、翼の回転中心と翼の先端を結ぶ線を複数の翼が交差するように翼の長さを設定し、送風効率がもっとも大きくなるような遠心羽根車の基本形状を示したものである。そして、具体的には、必要不可欠な３つの設計寸法から容易に、高効率の遠心型羽根車を設計することが可能となる遠心型羽根車を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１８】
本発明は、上記課題を解決するため、モータ軸に連結した主板と、この主板に対向して設けた側板とを備え、前記主板と前記側板との間に、反回転方向に傾斜した翼を円周方向に一定間隔で複数設けた遠心型羽根車において、前記翼の回転中心と翼の先端位置を結ぶ線を複数の翼が交差するように翼の長さを設定している。
また本発明は、前記翼の外周を成す円の直径Ｄに対して、前記翼の内周を成す円の直径が０．６０×Ｄ〜０．６７×Ｄであり、前記翼の内周における翼入口角が７．５度〜１２．５度であり、前記翼の外周における翼出口角が７．５度〜１２．５度であることを特徴とする遠心型羽根車である。上述の、発明が解決しようとする課題にあわせて表記すると、羽根車内径と羽根車外径との比が０．６０〜０．６７、翼入口角が７．５度〜１２．５度と、翼出口角が７．５度〜１２．５度と、遠心型羽根車の設計に必要な３つの設計寸法を明示していることがわかる。
さらに、本発明は、前記翼の基端位置に対して翼の先端位置を９０度以上回転させて翼の基端と先端を取り付けている。
【発明の効果】
【００１９】
本発明は送風効率がもっとも大きくなるような遠心羽根車の基本形状を示したものであるため、本発明を基にすれば、誰でも容易に高効率の遠心羽根車を設計することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】本発明の実施の形態にかかる遠心型羽根車を示す斜視図である。
【図２】図１の遠心型羽根車を羽根車回転軸方向から見た平面図である。
【図３】図２の遠心型羽根車の内周側を拡大した図である。
【図４】図２の遠心型羽根車の外周側を拡大した図である。
【図５】本発明にかかる遠心型羽根車の流量特性−送風効率曲線図である。
【図６】ファン特性測定装置の概念図である。
【図７】ＣＦＤ解析においてファン特性を解析する際のモデル形状を示した図である。
【図８】ＣＦＤ解析によるファン特性と測定によるファン特性との違いを検証するための試作品の概略図である。
【図９】ＣＦＤ解析によるファン特性と測定によるファン特性とを比較した図である。
【図１０】翼入口角および翼出口角と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１１】翼内周を成す円の直径と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１２】翼入口角と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１３】翼出口角と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１４】ＣＦＤ解析により求めた送風効率最大値と回帰曲線により予測した送風効率最大値との比較を示す図である。
【図１５】翼入口角および翼出口角と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１６】翼内周を成す円の直径と送風効率最大値との関係を示した図である。
【図１７】本発明による実施例と従来例での最大効率点における送風出力を比較した図である。
【図１８】本発明による実施例と従来例での最大効率点における翼トルクを比較した図である。
【図１９】本発明による翼の配置構成と、最大効率点での圧力分布を示す図である。
【図２０】本発明による実施例の最大効率点での相対流速分布図である。
【図２１】従来の遠心型羽根車の斜視図である。
【図２２】従来の遠心型羽根車を羽根車回転軸方向から見た平面図である。
【図２３】従来の遠心型羽根車の流量特性−送風効率曲線図である。
【図２４】特許第３８６１００８号に開示されたターボファンを構成する羽根の前縁および後縁における翼入口角および翼出口角の高さ方向の変化を示す図である。
【図２５】従来例の最大効率点での圧力分布図である。
【図２６】従来例の最大効率点での相対流速分布図である。
【発明を実施するための形態】
【００２１】
以下図示の実施の形態を、図面を参照しながら詳細に説明する。
図１は本発明にかかる羽根車の一実施例の斜視図である。また、図２は本発明にかかる羽根車を回転軸方向から見た図である。
【００２２】
図１および図２において、羽根車１は回転中心Ｏに図示しないモータの出力軸が配置されている。２はモータの出力軸に取り付けられた環状の主板である。この主板２に対向して環状の側板３が一定間隔を置いて設けられている。主板２と側板３との間には、円周方向に一定間隔で複数の翼（羽根）４が、内径側から外径側に向けて反回転方向に径が大きくなるように、それぞれ傾斜して設けられている。羽根車１は、軸方向から吸引した空気を径方向に昇圧して吐出するものである。
【００２３】
図１，図２に示す実施例では、翼４の外周を成す円の直径φＤは２００ｍｍであり、翼４の内周を成す円の直径は本発明の請求項に従い、φＤ×０．６２＝１２４ｍｍである。また、翼４の入口角β１は本発明の請求項に従い、１０度であり、翼４の出口角β２についても本発明の請求項に従い、１０度としてある。
【００２４】
ここで、翼４の入口角β１と翼４の出口角β２について、拡大図を用いて説明する。図３は翼４の入口角β１部分を拡大したものである。図３において、翼内周を成す円６と翼中心線７との交点における翼内周を成す円６の接線１１と翼中心線７の接線１２との成す角度、すなわち図３においては８が翼入口角β１となる。
【００２５】
また、図４は翼４の出口角β２部分を拡大したものである。同様に、図４において、翼外周を成す円５と翼中心線７との交点における翼外周を成す円の接線１０と翼中心線の接線１３とが成す角、すなわち図４において９が翼出口角β２となる。
翼４の数については任意であるが、一般に翼４の干渉による騒音は翼数の公倍数に比例した周波数で発生するため、騒音を低減させるために翼数を素数とする例が多い。実施例においても、翼数を素数である１１とした。また、羽根車１の厚さについても任意であるが、実施例では３０ｍｍとした。
【００２６】
次に、本発明にかかる羽根車１の送風効率ηと従来の羽根車５１の送風効率ηとを比較した結果について説明する。本発明にかかる羽根車１と従来の羽根車５１とを数値流体解析により送風効率ηを求めた結果が図５（本発明）と図２３（従来）である。なお、数値流体解析により送風効率を求める手法およびその結果に対する信頼性については、後述の、発明者が発明に至った技術的な経緯のなかで説明する。
【００２７】
図５が本発明にかかる羽根車１の流量係数φ−送風効率ηを示したもので、送風効率ηの最大値は０．６２であることがわかる。
一方、図２３に示す従来の羽根車５１の流量係数φ−送風効率ηから、送風効率ηの最大値は０．５０であることがわかる。
【００２８】
すなわち、従来の羽根車５１では羽根車を回転させるエネルギのうち５０％が流体エネルギに変換されているのに対して、本発明の羽根車１では羽根車を回転させるエネルギの６２％が流体エネルギに変換されていることになり、１２％効率が向上していることがわかる。
【００２９】
なお、図５に示す本発明にかかる羽根車１の特性と図２３に示す従来の羽根車５１の特性とは異なるが、通常、羽根車は効率が最大となる流量で使用し、本発明にかかる羽根車１の場合、流量係数φが０．０７付近で使用するように設計すればよく、流量係数φから実際の流量を得られるように設計するには羽根車の大きさや厚さ、回転速度を任意の値に設定することで、所望の流量に設定することが可能である。
【００３０】
送風効率ηの最大値が大きな羽根車の基本形状さえ求まれば、流量係数φの定義に基づいて、羽根車の設計諸元を満足するように設計することは送風機設計を行う者にとっては比較的容易なことであり、高効率の遠心羽根車を設計することを困難にしていたのは、高効率となる羽根車の基本形状が与えられていなかったことに起因している。
【００３１】
これに対して、本発明では高効率となる遠心羽根車の基本形状を示す設計諸元を必要十分に示してあり、誰でも容易に本発明による遠心羽根車の基本形状を基に高効率の遠心羽根車を設計できることがわかる。
【００３２】
次に、発明者が本発明に至った技術的な経緯について説明する。
遠心羽根車の設計では、設計条件、すなわち羽根車１が動作する圧力、流量において羽根車内径側および羽根車外径側の速度三角形を求め、この速度三角形を満たすように羽根車外径および内径と翼入口角β１および翼出口角β２を決定する。
【００３３】
したがって、設計結果が要求された設計条件を満足することはあっても、必ずしも送風効率が高いというわけではない。これは、羽根車１の設計が要求された仕様、すなわち羽根車１が発生する圧力と流量を満足することを目的としていて、送風効率を高めることは目的としていないためである。そのため、羽根車１の設計とは別に、効率の良い羽根車形状が研究されていたり、前述の特許情報のように、できあがった羽根車１で送風効率を測定し、送風効率を改善するような多少の改良を施したりしているのが実情である。
【００３４】
しかしながら、本来、送風効率の高い羽根車形状というものは、存在するはずであり、これを見出せば、誰でも容易に、送風効率ηの高い羽根車１を設計することが可能であり、要求仕様は、羽根車１全体を相似形状で大きくする、あるいは、回転速度を変更するなどで、実現できるはずである。
【００３５】
そこで、発明者は、最適化手法を用いて、送風効率ηの高い羽根車１の形状、すなわち、羽根車内径と羽根車外径との比および、翼入口角β１と翼出口角β２を求めることにした。なお、最適化手法では、膨大な実験が必要であり、これをＣＦＤ（computational fluid dynamics）すなわち数値流体力学により、送風効率を求めることにした。
【００３６】
ＣＦＤソフトは市販の非構造格子系のソフトを用いた。コンピュータシミュレーションによる予測の信頼性については、同じソフトを用いて、実際の製品での測定結果とＣＦＤによる予測結果を[非特許文献１]で比較を行っている。[非特許文献１]の比較結果を引用すると、図１３に示すように、測定結果とＣＦＤによる予測結果とは良く一致することがわかる。なお、図１３の比較結果は圧力と流量の関係であるが、送風効率は羽根車１周囲の圧力により発生する羽根車１のトルクから求めることになり、圧力と流量の関係が実際の結果と一致すれば、送風効率についても一致する。
【００３７】
ここで、送風機の特性を示す指標について、簡単に説明する。
送風機の圧力−流量特性は、回転速度や羽根車径に依存しないように、無次元化して表す。また、送風効率については、送風機の送風出力と羽根車の回転に要する軸動力との比により表し、同じく無次元量である。具体的には、下記の式で定義された流量係数φ、圧力係数ψ、送風効率ηを用いる。
【００３８】
【数１】
【００３９】
ここで、Ｑ、Ｐｔおよびρは、それぞれ流量、全圧および空気密度であり、Ｄは羽根車外径、Ｈは羽根車厚、ｕは羽根車外周の速度である。また、Ｔは羽根車の回転に要するトルクであり、ωは羽根車の回転角速度である。
【００４０】
ＣＦＤによる送風機の評価は、送風機および、実際の送風機の特性測定装置をＣＦＤソフト内にモデリングし、ＣＦＤ解析結果から前述の流量係数、圧力係数、効率を求める。図５、図２３（従来）は、このようにして、予測された流量係数φ−送風効率ηである。送風効率ηの最大値は、流量係数−送風効率曲線で送風効率が最大となる値であり、送風機を設計する際は、送風効率が最大となる流量係数で使用するようにしている。また、送風効率の最大値は設計により変化し、送風効率の最大値の大きな送風機の形状を見出すことが求められている。
【００４１】
発明者はこの送風効率の最大値の大きな送風機形状を見出す方法として、最適化手法のうち、応答曲面法を使用した。
ここで、応答曲面法について、簡単に説明する。
応答曲面法とは、設計パラメータを変数として結果を２次曲面などの回帰曲面として求め、この回帰式を最大化する値を求める方法である。例えば、翼入口角をβ１、翼出口角をβ２とすると、送風効率ηは
【００４２】
【数２】
【００４３】
と表され、実験やＣＦＤ解析結果から、ａ１〜ａ６の各係数を決定し、回帰曲面を最大化する条件を見つけ出せば、最適設計条件となる。その際、β１とβ２のいくつかの組合せをもとにモデルを作成するが、一般にモデルの数は係数ａ１〜ａ６の数の２倍程度は必要となる。すなわち、この場合、１２種類のモデルを作成し、ＣＦＤ解析を行う。このように、最適化手法では、多くの実験が必要とされるため、ＣＦＤなどのコンピュータシミュレーションによる低コストの代替手法が発達するとともに、実際の設計にも使われるようになっている。
また、応答曲面法はモデルの種類が多くなるのと、広い範囲では必ずしも２次曲面により近似が有効でない場合がある。そこで、一度にすべての設計条件を組み合わせるのではなく、応答曲面法を何度か組み合わせて、最適解を得ることになる。
【００４４】
以下、本発明者が送風効率ηを最大化する羽根車内径、羽根車外径、翼入口角β１、翼出口角β２を見つけ出すまでを簡単に説明する。
はじめに、発明者は翼入口角β１と翼出口角β２の最適値を探索することから着手した。その他の諸元については、羽根車外径が１９０ｍｍ、羽根車内径が１２０ｍｍ、羽根車厚さが４０ｍｍ、翼数は１１とした。
【００４５】
最適化の手順を説明すると、翼入口角β１と翼出口角β２の組合せを作成する。この際、回帰曲面の誤差が最小となるように組合せを設定する。次に、翼入口角β１と翼出口角β２の組合せに基づいて、羽根車を設計し、ＣＦＤモデルを作成する。それぞれのモデルで、ＣＦＤ解析を行い、最大送風効率を求め、羽根車の翼入口角β１と翼出口角β２を独立変数、最大送風効率を従属変数として、回帰式を求める。この回帰式の従属変数、すなわち最大効率がもっとも大きくなる独立変数、すなわち翼入口角β１と翼出口角β２を求めると、羽根車の翼入口角β１と翼出口角β２に関する最適設計条件が求まる。
【００４６】
ここで、ＣＦＤにより最大効率を求める方法について説明し、得られた結果についての信頼性、すなわち、実際の測定結果との違いについて説明する。
送風効率ηは下式[数３]で示すようにファンの送風出力すなわち圧力と流量との積と、羽根車の動力すなわち、トルクと回転角速度との積との比となる。
【００４７】
【数３】
【００４８】
実際の計測では、図６に示すファン特性測定装置にて、流量を変化させ、圧力、トルク、回転速度を計測し、送風効率ηを計算する。送風効率ηは流量により変化し、概ね最大流量の５０％付近で送風効率ηは最大となる。ファン特性測定装置は、ダブルチャンバ３０に吸い込みファン３１と試験ファン３２をそれぞれ設け、タコメータ３３により回転速度を計測し、Ａ／Ｄコンバータ３４により、変換したデータをパーソナルコンピュータ３５によって圧力、トルクを検出するものである。ダブルチャンバ３０は、マルチノズル３６を挟んで両側に整流格子３７が設けられ、マルチノズル３６を閉じた状態でチャンバ内の最大静圧を測定してからチャンバ内の圧力を自動制御することで、送風抵抗０の状態を作り出し、空気流を平均化して最大風量を測定する。
【００４９】
ＣＦＤにより、最大効率を求める方法もこれと同じであり、図７に示す計測装置を模したモデルで、各種の流量での圧力、トルクをＣＦＤ解析により求める。回転速度については一定値として与えられる。ここで、トルクは翼周辺の圧力差により生み出されるため、圧力が一致すれば、トルクについても一致することになる。図７において、ファン特性測定装置４０は遠心羽根車４１の片側に流入側境界面４２、反対側に流出側境界面４３を設けて、遠心羽根車４１の流量を求め、圧力、トルクをＣＦＤ解析により求めることができる。
【００５０】
したがって、ファン特性、すなわち圧力−流量特性が、ＣＦＤによる解析結果と実際の測定結果とが一致すれば、ＣＦＤにより求めた送風効率ηは信頼できるものと考えられる。そこで、発明者は図８に示すＣＦＤ用のモデルから試作した遠心送風機４４で圧力−流量特性を計測した結果とＣＦＤにより求めた圧力−流量特性との比較を行ったところ、図９に示すように、ＣＦＤにより求めた圧力−流量特性と実際に計測された圧力−流量特性とは概ね一致することを確認した。すなわち、本発明で実験計測を代用したＣＦＤ解析による結果は信頼できるものと考えても良い。
[非特許文献１：ＣｒａｄｅｌｅＶｉｅｗｅｒで見る流体工学、日本工業出版]
【００５１】
以上のようにして、表１に示す組合せで図７に示すモデルを設計し、各モデルの最大効率をＣＦＤ解析により求める。なお、その他の羽根車諸元については、前述のように、羽根車外径が１９０ｍｍ、羽根車内径が１２０ｍｍ、羽根車厚さが４０ｍｍ、翼数が１１で、これらは各モデルとも同じである。次に、最大効率がもっとも大きくなる入口角β１と出口角β２とを求めると、図１０に示すように、入口角β１と出口角β２は小さいほど最大効率が大きくなることが判明した。
【００５２】
【表１】
【００５３】
そこで、次の段階として、入口角β１と出口角β２を先の実験結果の最小値、すなわち３０度よりも小さな範囲で、これに、翼内周を成す円の直径とを組み合わせた表２に示すモデルを設計し、各モデルでの最大効率をＣＦＤにより求めた。
翼入口角β１と出口角β２と翼内周を成す円の直径以外の諸元、すなわち、翼内周を成す円の直径は２００ｍｍ、翼数は１１、羽根車厚さは３０ｍｍとした。
【００５４】
【表２】
【００５５】
ここで、羽根車外径すなわち、翼内周を成す円の直径が最初の解析では１９０ｍｍで、今回の解析では２００ｍｍとしているが、前述のように、羽根車外径と羽根車内径については、相似形状の羽根車内の流れは相似になることから、羽根車内径と羽根車外径の絶対値ではなく、羽根車内径と外形との比が問題となる。そのため、本発明に至る解析において、羽根車外径が異なっていても、羽根車内径と外径との比率を求めることが目的であり、羽根車外径が一部異なっていても、その影響はないと言える。
【００５６】
その結果、翼内周を成す円の直径については、翼外径を成す円の直径が２００ｍｍでの解析で、図１１に示すように、１２４ｍｍで送風効率の最大値がもっとも大きくなることがわかった。一連の解析での翼外周を成す円の直径は２００ｍｍであるから、翼内周を成す円の直径が、翼外周を成す円の直径の、０．６２倍のときに、送風効率ηがもっとも大きくなることがわかる。
【００５７】
また、翼入口角β１については、図１２に示すように、１０度で送風効率ηがもっとも大きくなることが、翼出口角β２についても、図１３に示すように、１０度で送風効率ηがもっとも大きくなることがわかった。
図１４は、ＣＦＤ解析により求めた送風効率最大値と同条件での応答曲面から求めた回帰式による予測値とを比較したものである。図１４を見ると、すべての解析結果が、ＣＦＤ解析による値と回帰式での予測値とが一致する線、すなわち図１４の鎖線の付近にあることがわかる。また、相関係数は０．９４であり、回帰式による予測値が十分信頼できることを示す値である。すなわち、本発明で採用した応答曲面法により得られた羽根車の最適寸法は十分信頼できることを示している。
【００５８】
翼入口角β１と翼出口角β２については、１０度で送風効率ηがもっとも大きくなることがわかったが、図１２、図１３を見ると、１０度よりもさらに小さな角度で送風効率が大きくなる可能性がある。そこで、翼内周を成す円の直径を最適値、すなわち、翼外周を成す円の直径の０．６２倍として、翼入口角β１と翼出口角β２をそれぞれ５度から１５度まで、表３にしたがって変化させたモデルを設計し、ＣＦＤ解析により、送風効率最大値を求めた。
【００５９】
【表３】
【００６０】
その結果、図１５に示すように、送風効率最大値は、翼入口角β１と翼出口角β２が１０度で最大となり、翼入口角β１と翼出口角β２が７．５度および１２．５度でも、その差は非常に小さいことがわかる。計算結果を列記すると、翼入口角β１と出口角β２が５度のときの最大効率は０．５９６、同じく７．５度のときの最大効率は０．６２９、１０度のときの最大効率は０．６３７、１２．５度のときの最大効率は０．６３２、１５度のときの最大効率は０．６２１となる。羽根車製造上、翼入口角β１と出口角β２の製作誤差は避けられず、必ずしも理想の角度とまったく同じになるとは限らない。
【００６１】
したがって、効率が大きく変化しない範囲で最適角度を設定する必要がある。この目安として、効率差が１％未満すなわち、０．０１未満であれば、実質同等とみなすとすると、翼入口角β１と出口角β２が７．５度から１２．５度で、最大効率の違いは０．０１未満となり、同等の効率とみなせる。すなわち、羽根車の翼入口角β１と翼出口角β２の最適角度は７．５度〜１２．５度であり、前記最適角度の範囲で送風効率ηの違いは０．０１未満となり、実質同等の効率となる。これが本願請求項にある翼入口角β１が７．５度〜１２．５度と翼出口角β２が７．５度〜１２．５度とする技術的根拠である。
【００６２】
また、翼内周の成す円の直径についても、羽根車製造上の誤差を許容する必要がある。そのため、翼入口角β１と翼出口角β２をそれぞれ１０度として、翼内周を成す円の直径を１１５ｍｍ〜１４０ｍｍまで、表４にしたがって変化させたモデルを設計し、ＣＦＤ解析により、送風効率最大値を求めた。
【００６３】
【表４】
【００６４】
その結果、図１６に示すように、送風効率最大値は、翼内周の成す円の直径が１２０ｍｍ〜１３５ｍｍの範囲でほとんど差がないことがわかった。一連の解析での翼外周を成す円の直径は２００ｍｍであるから、翼内周の成す円の直径が、翼外周を成す円の直径の０．６０〜０．６７倍において、送風効率はもっとも大きくなることがわかる。計算結果を列記すると、翼内周の成す円の直径が１１５ｍｍのときの最大効率は０．６１８、同じく１２０ｍｍのときの最大効率は０．６３１、１２４ｍｍのときの最大効率は０．６３７、１３０ｍｍのときの最大効率は０．６３６、１３５ｍｍのときの最大効率は０．６３６、１４０ｍｍのときの最大効率は０．６１０となる。羽根車製造上、翼の内周および外周を成す円の直径の製作誤差は避けられず、必ずしも理想の寸法とまったく同じになるとは限らない。
【００６５】
したがって、効率が大きく変化しない範囲で最適寸法を設定する必要がある。翼入口角と出口角での計算と同様に、効率差が０．０１未満であれば、実質同等とみなすとすると、翼の内周を成す円の直径が１２０ｍｍから１３５ｍｍの範囲で、最大効率の違いは０．０１未満となり、同等の効率とみなせる。翼外周の成す円の直径はいずれでも２００ｍｍであるから、翼外周を成す円の直径に対する翼内周を成す円の直径の最適割合は、０．６０から０．６７となり、前記最適寸法の範囲で送風効率ηの違いは０．０１未満となり、実質同等の効率となる。これが本願請求項にある翼の外周を成す円の直径Ｄに対して、翼の内周を成す円の直径が０．６０×Ｄ〜０．６７×Ｄとする技術的根拠である。
【００６６】
次に、本発明の実施例における最大効率が、従来設計における最大効率よりも大きくなる技術的な理由について、流体解析結果をもとに説明する。はじめに、効率を構成する要素にどのような違いがあるかを見てみる。前述のように、効率は[数４]で示すように表され、このうち、角速度は同一であるため、下記の式の圧力と流量との積、および、トルクが従来例と本発明の実施例でどのように変化するかを見れば良いことになる。
【００６７】
【数４】
【００６８】
図１７が、本発明の実施例と従来設計における圧力と流量との積、すなわち送風出力を棒グラフで表示したものであり、図１８が、本発明の実施例と従来設計における翼トルクを棒グラフで表示したものである。図１７から、本発明の実施例における送風出力は、０．２１５[Ｗ]で、従来設計における送風出力０．４２５[Ｗ]の約１／２であることがわかる。
【００６９】
これは、本発明の実施例と従来設計における流量の差に起因したものであり、流量そのものは、前述のように、用途に応じて、羽根車の厚さや回転速度などにより、自由に設定可能である。一方、図１８からわかるように、翼トルクが従来設計では０．０１２[Ｎｍ]で、本発明の実施例の０．００５[Ｎｍ]に対して、２．４倍と、送風出力の違い以上に翼トルクが大きいことがわかる。つまり、従来設計と比べて、本発明の実施例において効率が高い理由、言い換えると、従来設計では効率が低い理由は、翼トルクが大きいことに起因していることがわかる。
【００７０】
そこで、従来設計と本発明の実施例における翼トルクの違いが何に起因しているのかを見るために、翼周りの圧力分布を見てみる。図２５は従来設計の最大効率点における翼周りの圧力分布を示したものであり、図１９は同様に、本発明の実施例の最大効率点における翼周りの圧力分布を示したものである。
【００７１】
図２５，図１９において、白から黒になるほど、圧力が高いことを表している。図２５の右上の翼５４を見ると、翼５４の左右において、濃淡が異なっていることがわかる。黒色に近い、すなわち圧力の高い領域と、白色に近い、すなわち圧力の低い領域が、翼５４を境に隣り合っているため、翼５４に対して、図２５の矢印Ｂの方向に力が加わることになる。このうち、矢印Ｂの力成分のうち、円周方向成分が翼トルクとなる。これに対して、図１９に示す本発明の実施例での翼４周りの圧力分布は、同心円状に白色から黒色に変化し、圧力が同心円状に上昇していることがわかる。すなわち、翼４に加わる力は、図１９の矢印Ａのように径方向中心に向かう力となり、円周方向成分は少ないことがわかる。このため、翼トルクが小さくなっていることがわかる。
【００７２】
つぎに、従来設計において、翼５４の左右で圧力に差が生じてしまう理由について考察するために、翼５４周りの相対流速分布を見てみる。相対流速分布とは、流速から翼５４の回転速度分を差し引いたもので、回転する翼５４から見た流速を表す。図２６が従来設計の最大効率点における翼５４周りの相対流速分布を示したものであり、図２０は同様に、本発明の実施例における翼４周りの相対流速分布を示したものである。図２６から、図中５４Ｃの部分で相対流速が低下していることがわかる。遠心羽根車での圧力は、空気の回転成分、すなわち空気の円周方向の速度成分により発生する遠心力に基づいているため、図中、５４Ｃで示した部分の流速低下により、空気に生ずる遠心力が低下し、圧力の発生が低下したものと考えられる。図２６中５４Ｃの部分の流速低下は流れの剥離によるものであり、相対流速の向きと翼５４の向きとが大きく異なることにより発生したものと考えられる。これに対して、図２０に示す本発明の実施例における相対流速分布では、相対流速の向きと翼４の向きとは、ほぼ一致し、流れの剥離は見られない。結果として、全域にわたって、安定した円周方向の速度成分が得られ、同心円状に圧力が上昇しているものと考えられる。
【００７３】
以上をまとめると、本発明の実施例が高効率である理由は、従来設計において、発生する流れの剥離がなく、全域にわたって安定した円周方向の流速が得られ、このため、圧力が同心円状に発生し、翼４に対して円周方向に加わる力成分が小さくなり、結果として、翼トルクが低下したためであると考えられる。
【００７４】
以上、本発明の実施例における送風効率は６２％であり、従来例での送風効率５０％に対して、１２％効率が向上している。これは、従来例と同等の特性を得るには、０．５／０．６２＝８０．６％のエネルギで十分であることを示し、エネルギを２０％ほど削減できることがわかる。
また、本発明は送風効率ηがもっとも大きくなるような遠心羽根車の基本形状を示したものであるため、本発明を基にすれば、誰でも容易に高効率の遠心羽根車を設計できる。
【００７５】
上記実施の形態で説明した本発明の遠心羽根車の構成を別の観点から記載すると、図１９に示すように、翼４の回転中心Ｏと翼４の先端位置Ｔ２を結ぶ線Ｌを複数の翼４が交差するように翼４の長さを設定することができる。図１９では、３つの翼４がこの線Ｌを通過していることが示されている。また、前記翼４の基端位置Ｔ１に対して翼の先端位置Ｔ２を９０度以上回転させて翼４の基端と先端を取り付けている。具体的には、翼の枚数が１１とすると、各翼４の基端位置Ｔ１と先端位置Ｔ２は９０度＜α＜約１０５度の角度で取り付けられている。すなわち、従来の翼５４の長さに比べて円周方向に格段に長い翼４を用いている。
【００７６】
なお、送風効率改善の手法は、前述の特許文献にあるように、翼の形状を厚さ方向で変化させたり、側板の形状を厚さ方向で変化させたりといった各種の方法がある。しかしながら、本来、羽根車回転軸から見た平面形状が基本となり、翼の形状や側板の形状を厚さ方向で変化させるといった手法はあくまで、副次的なものである。すなわち、それら副次的な送風効率改善の方法により、羽根車の回転軸から見た形状に関する本発明の実施形態や効果が変わるものではないことは言うまでもない。
【符号の説明】
【００７７】
１ モータ軸
２ 主板
３ 側板
４ 翼
５ 翼の外周を成す円
６ 翼の内周を成す円
７ 翼中心線
８ 翼入口角
９ 翼出口角
１０ 翼の外周を成す円の接線
１１ 翼の内周を成す円の接線
１２ 翼中心線の内周側の接線
１３ 翼中心線の外周側の接線
１４ 流れが剥離した部分
Ｏ 翼の回転中心
Ｔ２ 翼の先端位置
Ｌ 翼の回転中心と翼の先端を結ぶ線
【特許請求の範囲】
【請求項１】
モータ軸に連結した主板と、この主板に対向して設けた側板とを備え、前記主板と前記側板との間に、反回転方向に径を拡大するように傾斜した翼を円周方向に一定間隔で複数設けた遠心型羽根車において、前記翼の回転中心と翼の先端を結ぶ線を複数の翼が交差するように翼の長さを設定したことを特徴とする遠心型羽根車。
【請求項２】
前記翼の外周を成す円の直径Ｄに対して、前記翼の内周を成す円の直径が０．６０×Ｄ〜０．６７×Ｄであり、前記翼の内周における翼入口角が７．５度〜１２．５度であり、前記翼の外周における翼出口角が７．５度〜１２．５度であることを特徴とする請求項１に記載の遠心型羽根車。
【請求項３】
前記翼の基端位置に対して翼の先端位置を９０度以上回転させて翼の基端と先端を取り付けたことを特徴とする請求項１または２に記載の遠心型羽根車。
【請求項１】
モータ軸に連結した主板と、この主板に対向して設けた側板とを備え、前記主板と前記側板との間に、反回転方向に径を拡大するように傾斜した翼を円周方向に一定間隔で複数設けた遠心型羽根車において、前記翼の回転中心と翼の先端を結ぶ線を複数の翼が交差するように翼の長さを設定したことを特徴とする遠心型羽根車。
【請求項２】
前記翼の外周を成す円の直径Ｄに対して、前記翼の内周を成す円の直径が０．６０×Ｄ〜０．６７×Ｄであり、前記翼の内周における翼入口角が７．５度〜１２．５度であり、前記翼の外周における翼出口角が７．５度〜１２．５度であることを特徴とする請求項１に記載の遠心型羽根車。
【請求項３】
前記翼の基端位置に対して翼の先端位置を９０度以上回転させて翼の基端と先端を取り付けたことを特徴とする請求項１または２に記載の遠心型羽根車。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【図１６】
【図１７】
【図１８】
【図２１】
【図２２】
【図２３】
【図２４】
【図１９】
【図２０】
【図２５】
【図２６】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【図１６】
【図１７】
【図１８】
【図２１】
【図２２】
【図２３】
【図２４】
【図１９】
【図２０】
【図２５】
【図２６】
【公開番号】特開２０１３−１９２８８（Ｐ２０１３−１９２８８Ａ）
【公開日】平成２５年１月３１日（２０１３．１．３１）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−１５１８４７（Ｐ２０１１−１５１８４７）
【出願日】平成２３年７月８日（２０１１．７．８）
【出願人】（０００１０３７９２）オリエンタルモーター株式会社 (150)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２５年１月３１日（２０１３．１．３１）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年７月８日（２０１１．７．８）
【出願人】（０００１０３７９２）オリエンタルモーター株式会社 (150)
【Ｆターム（参考）】
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