JP2004286032A - 反転インペラを有する軸流ファン用のインペラブレード - Google Patents

Abstract

【課題】インペラがほぼ同軸的で反転し、性能パラメータが大幅に改善した多重インペラ軸流ファンを提供する。
【解決手段】反転インペラを有する冷却ファン内のブレードのそり曲線及び厚さ分布を決定する方法。各インペラのブレードのそり曲線及び厚さ分布は、ベジェ曲線を使用して決定され、ブレードを横切る空気流の境界層はがれを減少させるように選択される。ベジェ制御点を変更して１組のそり曲線分布及び厚さ分布を生成し、冷却効率を増加させる最も好都合な組を見つける。
【選択図】図８

Description

［発明の詳細な説明］
本発明は、軸流ファンに、特に、逆方向に回転する同軸インペラを有する多重インペラ構造に関する。本発明の多重インペラ反転軸流ファンは、電子部品の冷却に使用するのに特に適している。

［発明の背景］
従来型軸流ファンは一般的に、駆動モータ、駆動モータに取り付けられたモータシャフトに組み付けられた円筒形中央ハブ部分、ハブに取り付けられた複数のブレード、及び、本明細書では同等語句として使用されるファンまたはインペラを収容するハウジングで構成されている。各ブレードは、ファンの中央ハブ部分から半径方向外向きに延出している。モータシャフトは、ハブ部分の中央開口に取り付けられており、したがって、ハブ部分は、駆動モータによってモータシャフトを介して回転させることができる。そのような構造では、ハブ部分がブレードと一緒に、モータによって外側ケーシングの軸を中心にして回転され、それにより、空気流をファンの入口領域から出口領域へ押し進めることができる。ファンのブレードは、ブレードの回転方向と逆の方向の力と、ブレードの回転方向に直交する空気流とをブレードで発生することができるように形作られたエーロフォイル(air foil)である。

本出願の譲受人であるIMC Magnetics Corporation製の型番５９２０などの、巻線の２つだけが同時にオンする４極モータを用いた単極巻線を使用した軸流ファンが既知である。これらのファンは、起動電流を減少させるためのインダクタ、電力レベルを処理するのに十分な大きさのトランジスタ、及びトランジスタを保護するために必要な大型クランピングダイオードなどの相当な大きさの回路素子を含む回路を用いる。そのような軸流ファンは、５７Ｖ〜６４Ｖの範囲内の入力電圧を処理することができず、約５６Ｖの最大入力電圧に制限され、より一般的には約４８Ｖの入力電圧で動作する。

型番５９２０は、使用されるダイオード、インダクタ及びトランジスタの大寸法及び単極巻線に必要な巻数の両方のために、軸方向幅が２インチになる。さらに、型番５９２０の軸方向幅は、それの５枚のブレードの各々が、ほぼ湾曲平板として記述される対称断面を特徴とすることも原因である。そのため、これらのブレードは空力的に効率的でなく、したがって、性能要件を満たすために大きい翼弦長が必要であり、それにより、型番５９２０の寸法が２インチの軸方向幅になる。

回路板上の電子部品の密度及び負荷容量が連続的に増加し、それから生じる発熱問題も必然的に増加するため、そのような発熱問題に立ち向かうために軸流ファンの使用が増加している。そのような軸流ファンの設計では、電子部品を冷却するそれらの能力を維持するか、さらには増大させながら、できる限り小さく、かつ高コスト効率で製造することが重要である。特に、そのようなファンの全体寸法をできる限り小さくすることが重要である。たとえば、型番５９２０の２インチの軸方向幅は、電子部品の冷却用の軸流ファンとして使用するのに最適な寸法より大きい。したがって、それの性能パラメータ及び設計制約(design constraints)を維持しながら、それの寸法を小さくすることが望ましい。

そのようなファンの全体寸法を小さくする１つの方法は、性能パラメータ及び設計制約を維持しながら、大型電子部品をなくすと共に、他の部品の寸法を小さくするものである。たとえば、別体のヒートシンクを不要にすることによってファンの軸方向幅を小さくするために、軸流ファンのハウジングをヒートシンクとして利用してもよい。

また、軸流ファンの全体寸法を小さくするために、狭い翼弦ブレードを使用することが望ましい。しかし、そのような狭い翼弦ブレードを使用する結果、性能が低下し、特にファン圧力及び風量が減少する。これらの性能低下は、設計パラメータの変更によって相殺しなければならない。なかでも、ブレードの翼弦長、そり角、食い違い角及び断面形状が、ファンの性能に影響を与える可能性がある要素である。また、ブレードのスパン(span)に沿った仕事分布(work distribution)を変更することによって、性能パラメータを維持しながら、ブレードスパンに沿った翼弦長を変更することができることがわかっている。

理論的には、一定の迎え角では、そり角が大きいほど、揚力が大きい。しかし、そり角が大きすぎる場合、ブレードが失速し、結果的に性能が低下し、騒音特性(noise signature)が増加する。したがって、そり角を適当な値に設計しなければならない。

さらなる例では、ある半径方向位置における仕事分布の減少により、翼弦長を減少させることができ、結果的に、その半径方向位置でブレードから出る速度が低下する。したがって、軸方向幅に影響することから、ハブ部分（ブレードの根元）で仕事分布を最小にし、ブレードの先端で仕事分布を最大にし、それにより、先端で最大ブレード流出速度を与えることが望ましい。そのような方法が、米国特許第５，３２０，４９３号に開示されている。しかし、この方法では、ブレードから流出する先端速度の増加と共に、ブレードの先端から出る乱流空気の増加のために、ファンの騒音特性が許容できないほど増加するであろう。したがって、根元部分及び先端部分間のいずれかの好都合な位置に最大仕事分布を置くことが望ましい。

さらに、ブレードの断面形状が、それの速度分布に影響を与える。ＮＡＣＡシリーズ６５エーロフォイルなどの円弧プロファイルは、ブレードの後縁部で負圧面に沿って速度の急低下を生じる速度分布を示す。そのように大きい減速勾配は、境界層をより不安定にし、境界層はがれを促進し、それにより、揚力の損失と共にブレードから出る乱流空気が大きくなる。したがって、エーロフォイル断面(cross-sectional airfoil)の速度分布は、好都合な速度分布が達成されるように設計されなければならない。

この分野では、さまざまな先行の米国特許が開発されている。たとえば、米国特許第４，９７１，５２０号、第４，５６９，６３１号、第５，２４４，３４７号、第５，３２６，２２５号、第５，５１３，９５１号、第５，３２０，４９３号、第５，１８１，８３０号、第５，２７３，４００号、第２，８１１，３０３号及び第５，７３０，４８３号が、軸流ファンを開示している。しかし、これらの特許に開示されたファンは、上記問題を克服するために上記パラメータを効果的に組み合わせていない。特に、いずれの発明も、ファンの軸方向幅を減少させながら、本発明の性能を与える一群のエーロフォイルプロファイルまたはブレードを開示していない。いずれの発明も、多重インペラ反転構造にそのような最適化されたブレードを使用して、各インペラの幅を個別に減少させ、結果的に性能が改善されながら全体寸法が減少したファンをさらに利用することを開示していない。

別の分野の航空機ロータでは、Sudrowの米国特許第３，１２７，０９３号に示されているように、多重同軸ロータの使用が既知である。Sudrow特許は、それぞれが揚力を生じるように構成された複数のエーロフォイルを有する２組の同軸ロータを使用する「航空機用のダクト付き持続ロータ」を開示している。これらのロータは、逆方向に旋回することができるモータシャフトに取り付けられる。そのような反転構造を利用して、トルクの減少、軸方向風量の減少、及び振動及び騒音の減少が行われた。

航空機ロータに取り付けられたエーロフォイルとは異なり、ファンロータに取り付けられたエーロフォイルは、空気流を生じるように構成されている。従来理論では、大した下流側流れ抵抗がない自由流れ環境において直列で動作する２つの同一の軸流ファンは、単独で動作する１つの軸流ファンより多くの風量を与えることはないと予想される。従来理論ではまた、大きい下流側流れ抵抗がある流れ制限環境において直列で動作する２つの同一の軸流ファンは、単独で動作する１つのファンの風量の最大で２倍を与え、下流側流れ抵抗が非常に大きくなる時に最大増加に達するだけであることも予想される。従来理論ではさらに、一方の軸流ファンのロータを逆にして、そのロータを他方のファンロータと逆の方向に回転させることによって、他の点では同一のこのような２つの軸流ファンを反転構造に配置することにより、ファンが共回転構造で生じる風量と同一の風量が得られることも予想される。２つのファンを使用することは、単一ファンを使用する場合のコスト及び必要電力が二倍になるので、従来理論は、比較的複雑でかさばる反転構造の使用を支持していない。

Weskeの米国特許第２，３１３，４１３号は、散在型固定ブレードを有する多重共回転インペラを使用した軸流ファンを開示している。Van Houten他の米国特許第５，９３１，６４０号は、車両エンジン冷却ファンとして使用するための、逆傾斜のブレードを有する２つの反転ファンを用いることを開示している。これらの特許は、そのような構造により、ファンが、低速で動作しながら、必要な風量を生じることができることを開示している。これらの特許は、開示構造が、寄生損失を減少させ、音響的特性を改善することも、教示している。

［発明の概要］
従来技術のいずれの発明も、単一インペラファンと比較して、従来理論で予想されている以上に風量増加が得られる多重インペラ同軸反転ファンを開示していない。従来技術のいずれの発明も、共回転ファンの２倍を超える風量を加圧環境に送り込む反転ファンを開示していない。従来技術のいずれの発明も、全体寸法を本発明のものまで減少させながら、所望の性能を与えるブレードを開発するための要素の組み合わせを開示していない。また、従来技術のいずれの発明も、二重インペラ同軸反転ファンの製造にそのような最適化ブレードを使用することを開示していない。

実験により、ここで記載した改良型ブレード設計を用いた反転インペラを有するファンは、単一インペラを有するファンと比較した時、従来理論で予想された増加よりはるかに大きい風量増加を与えることがわかった。また、ここで記載した改良型ブレード設計を用いた反転インペラを有するファンは、共回転インペラを有すること以外では同一のファンの２倍を超える風量を加圧環境に送り込むこともわかった。したがって、本発明の目的は、インペラがほぼ同軸的で反転し、性能パラメータが大幅に改善した多重インペラ軸流ファンを提供することである。

本発明のさらなる目的は、性能パラメータ及び設計制約を維持しながら、軸流ファンの軸方向幅を減少させることができる一群のエーロフォイル断面を組み込んだブレードを提供することである。

本発明のさらに別の目的は、最大仕事分布をブレードの根元部分及び先端部分の間に置きながら、軸流ファンの軸方向幅を減少させることができる１群のエーロフォイル断面を組み込んだブレードを提供することである。

本発明のさらなる目的は、ブレードの負圧側全体に好都合な速度分布を維持しながら、軸流ファンの全体寸法を減少させることができる１群のエーロフォイル断面を組み込んだブレードを提供することである。

本発明のさらなる目的は、理論モデルを使用して予想されたものよりはるかに大きい軸方向風量の増加を与える反転インペラ構造を提供することである。

本発明のさらに別の目的は、共回転すること以外では同一のインペラ構造の２倍を超える風量を加圧環境に送り込む反転インペラ構造を提供することである。

本発明のさらなる目的は、電子部品の冷却に使用される電気ファンの一定の設計制約の場合に実現可能な軸方向風量の増加を与える多重反転インペラ構造を製造するために使用することによって、軸流ファンの幅を減少させるのに役立てることである。

上記及び他の目的は、少なくとも２つの同軸ロータアセンブリを有する軸流ファン構造であって、ロータアセンブリの各々が、複数のブレードを設けたインペラをさらに有し、上記ロータアセンブリの少なくとも１つが、上記ロータアセンブリの第１のものと逆の方向に回転するように構成され、また、各インペラが空気をその他のインペラと同一の軸方向に押し進めるように各ロータアセンブリのブレードを構成している軸流ファン構造によって実現される。

上記及び他の目的はさらに、根元部分、先端部分、前縁部及び後縁部の特徴を有するブレードであって、ブレードの半径に沿ったいずれの位置でとった断面形状も、最大厚さがほぼ常に翼弦の約１９％及び翼弦の約２０％間に位置し、最大そりがほぼ常に翼弦の約４５％及び翼弦の約４６％間に位置することを特徴とするブレードを上記インペラに設けることによって実現される。

二重インペラ反転ファンにおいて、上流側インペラのブレードを下流側インペラのブレードと異なった数にすることによって、その音響的特性を改善することができることが、実験的に確認された。好適な実施形態では、上流側インペラは、円形バンドに連結された１３枚の半径方向延出ブレードからなり、下流側インペラは、円形バンドに連結されて円周方向に離隔配置された１１枚の半径方向延出ブレードからなる。

さらに、上記多重反転インペラが円錐形ハウジング内に配置される時、風量が最適化されることが確認された。第２インペラの直径は、第１インペラの直径より大きくすることができる。

本発明の上記及び他の目的、特徴及び利点は、以下の詳細な説明及び添付図面からさらに明らかになるであろう。

以下の図面を参照すれば、本発明はさらに容易に理解されるであろう。

［好適な実施形態の詳細な説明］
［軸流ファンの全体構造］
次に、本発明の好適な実施形態を説明する。図面を、特に図１及び図２を参照すると、軸流ファン１００が示されており、これは、回転時に空気流を発生するためのインペラ１０と、インペラ１０内に取り付けられたヨーク２０と、ヨーク２０に結合されたシャフト３０と、ヨーク２０内に取り付けられた永久磁石４０と、ステータアセンブリ５０と、ファンハウジング７０と、ステータアセンブリ５０内のベースをファンハウジング７０から電気絶縁するための絶縁シート６０と、ヨーク２０及び磁石４０を自由回転できるようにし、それによってインペラ１０を回転させながら、シャフト３０をハウジング７０に固定するのに役立つ軸受け及び取り付け金具類８０とを備えている。インペラ１０は、円形バンド１２上に等間隔で円周方向に取り付けられた複数のブレード１１を有する。ヨーク２０内に取り付けられた永久磁石４０は、ステータアセンブリ５０と組み合わされた時、電気モータを形成し、これは、ステータアセンブリ５０内の印刷回路板上の励磁回路に電圧が印加された時、インペラ１０を回転させる。ステータアセンブリ５０の構造は、１９９８年７月２０日に出願された「モータ用のステータ取り付け方法及び装置」と題する同時係属中の同一出願人に所有された(co-owned)特許出願第０９／１１９，２２１号に完全に記載されており、この特許出願は参照により本明細書に援用される。

図７Ｄに示されているように、好適な実施形態の反転ファンは、単一ハウジング内に収容されている、先行項に記載したような第１の単一インペラ軸流ファンと第２の単一インペラ軸流ファンとで構成されている。第２単一インペラ軸流ファンの入口は、第１単一インペラ軸流ファンの出口につながっている。また、第２単一インペラ軸流ファンは、第１単一インペラ軸流ファン内に収容されているインペラの回転方向と比較して逆の方向に回転するインペラを有し、第２単一インペラ軸流ファンは、第１単一インペラ軸流ファンのブレードと比較して逆のピッチのブレードを有する。

好適な実施形態では、第１インペラは１３枚のブレードを有し、第２インペラは１１枚のブレードを有する。また、第２インペラは、第１インペラよりわずかに大きく（すなわち、大径に）形成することができ、共通ハウジングは、図７（ｅ）に示されているように、第１インペラの入口から第２インペラの出口に向かって拡がる直径を有する円錐の形にすることができる。

図３は、ベース５２と、４本の絶縁ピン５４と、ステータコア５６と、巻線５８とを有するステータアセンブリ５０を示している。好適な実施形態では、ベース５２は、モータを励磁して動作させるための回路を含む印刷回路板である。

図４に示されているようなベース５２は、モータを動作させるための回路を上に取り付けた印刷回路板である。電圧調整器５７により、約２８Ｖ〜６４Ｖの範囲の入力電圧を使用することができ、これは、［発明の背景」と題する上記項で述べた型番５９２０のファンなどの他のファンの場合より広い範囲である。電圧調整器の入力及び出力電圧は異なる。電圧調整器は、出力部の電圧を、電圧調整器の出力側の集積回路に適するように調整する。電圧調整器の出力部の低電圧をすべての抵抗器、トランジスタ、ダイオード及びコンデンサに供給することによって、小型部品を使用できるようになり、回路の寸法が小さくなって、縮小幅のファンに用いることができる。好適な実施形態では、型番５９２０の軸流ファンに用いられている日立製の部品番号Ｖ０３Ｃなどの大型クランピングダイオードが不要である。高電圧レベルの熱及び電力を処理するために型番５９２０ファンの回路に用いられている三洋製の部品番号２５Ｂ１２０３〜５などの４つの大型トランジスタが、本発明ではなくなっている。好適な実施形態は、電圧調整器の出力部の低電圧レベルで動作するトランジスタスイッチを集積回路６１及び６２内に用いる。さらに、型番５９２０軸流ファン内のMinebea製のインデューサ部品番号６３０８−Ｒ８１５１が、本発明ではなくなっている。したがって、好適な実施形態の完成した回路板は、型番５９２０用の回路板などの以前の回路板と比較した時、幅が狭い。さらに、幅が狭くなった軸流ファンが得られる。

好適な実施形態は、電圧調整器５７を用いることによって、クランピングダイオード及びトランジスタを含めた大型回路部品を必要としない。入力電圧を逓減させるために電圧調整器を使用すると、消散させなければならない熱が電圧調整器全体に発生する。ファンのハウジング７０はヒートシンクとして機能する。ハウジング７０をヒートシンクとして使用することにより、電圧調整器用のヒートシンクとして使用するための相当に大きい抵抗器が必要なくなる。ハウジング７０は、包囲体と共にヒートシンクとして機能するので、熱を電圧調整器５７から金属ハウジング７０に伝達するために、Ｌｏｃｔｉｔｅ（登録商標）熱伝導接着剤３８７３などの冷熱性熱伝導接着剤である標準的な熱コンパウンド(heat compound)が使用される。変更例として、または追加的に、電圧調整器の集積回路５７をハウジングに固定するために、ピンを使用してもよい。このピンは、熱コンパウンドの硬化中に電圧調整器を一時的に固定する働きをする。したがって、縮小幅のファンが得られる。

実際に、後述するブレード設計と組み合わせた時、上記改良を加えることによって、１インチ厚さでありながら、IMC Magnetic Corp.の型番５９２０の軸流ファン（２インチ厚さ）と同じ風量出力を有する単一インペラ軸流ファンが達成され、また、上記改良を加えることによって、２インチ厚さであるが、本発明の改良空気流特性を有する２インペラ反転軸流ファンが達成される。

［ブレード構造のパラメータ］
図８は、本発明の好適な実施形態のブレード１１の１つの断面図であり、本発明のブレード１１の断面形状１４を部分的に画定するパラメータを示す。各断面は、前縁部１６、後縁部１８、上面２２及び下面２４を有する。断面はさらに、食い違い角２６、そり角２８、翼弦線３２、翼弦長３４、そり曲線３６、及び厚さ（ｔ）３８によって画定することができる。

次に図９Ａ及び図９Ｂを参照すると、好適な実施形態のブレード１１は、立体ブレードを形成するために断面１４を半径方向及び軸方向に積み重ねてブレンド(blend)することによって構成される。図９Ａはブレード１１の正面図であり、図９Ｂはブレード１１の側面図である。したがって、図９Ｂの図は、図９Ａの図から９０度回転している。ブレードは、根元部分４２及び先端部分４４を有する。根元部分４２は、円形バンド１２（図１）の周囲と隣接している。ブレード１１の各エーロフォイル断面１４は、図９Ｂに示されているように、円形バンド１２の中心から出て半径方向外向きに延びる半径を基準にして特定される。各エーロフォイル断面１４の位置は、図示のように、ある特定の断面１４の半径方向位置（ｒ）を図９Ａ及び図９Ｂの先端部分１４でのエーロフォイル断面の半径（ｒ_ｔｉｐ）で割った比であるｒ／ｒ_ｔｉｐによって定められる。

円周方向積み重ね軸は、根元部分４２に位置する断面１４の前縁部１６と交差して円周方向に延びる軸によって定められる。円周方向積み重ね距離は、エーロフォイル断面１４の前縁部１６と円周方向積み重ね軸との間の距離によって定められる。軸方向積み重ね軸は、根元部分４２に位置する断面１４の前縁部１６と交差して軸方向に延びる軸によって定められる。軸方向積み重ね距離は、エーロフォイル断面１４の前縁部１６と軸方向積み重ね軸との間の距離によって定められる。断面１４を積み重ねると、図１０に示されているような立体ブレード１１が生じる。図１１は、本発明のブレード１１及び断面形状１４を画定するために使用される座標軸を表す無作為選出ブレードの断面を示す定義図である。

本発明のブレードは、以下の方法に従って設計された。単一インペラ軸流ファン１００及び付随のブレード１１によって満たすべき一連のファン性能パラメータ及び設計制約を設定した。ファン性能パラメータには、１分当たりの立方フィート（ｆｔ^３／ｍ）単位の自由空気状態での体積流量、軸速度（ｒｐｍ）、及び１立方フィート当たりのポンド（ｌｂｓ／ｆｔ^３）単位の流入空気密度が含まれる。設計制約には、ファンの寸法（軸方向幅を含む）、ファン重量、モータの入力電力、及び音響的騒音特性(acoustic noise signature)が含まれる。これらの性能パラメータ及び設計制約は、体積流量を２４０ｆｔ^３／分、軸速度を３４００ｒｐｍ、流入空気密度を０．０７５ｌｂｓ／ｆｔ^３、ファン軸方向幅寸法を１インチに設定した。これらは最適要件であるが、２２５〜２５５ｆｔ^３／分の体積流量、３２００〜３６００ｒｐｍの軸速度でも満足できる結果が得られるであろう。これらのパラメータ及び制約の中で最も重要なものは、体積流量及びファン軸方向幅寸法である。

空力設計用に、特定のファン性能パラメータを与えて上記設計制約を満たすことができる翼弦長３４、そり角２８、及び食い違い角２６の最適値を決定するために、多重流線形間接方法(multi-streamline, indirect method)を使用した。経験に基づいて、所望の仕事分布を選択した。仕事分布は、インペラ１０の出口（断面１４の後縁部１８）での空気流の角運動量分布として定義される。仕事分布は、翼弦長３４の大きさに影響する。最後になるが、経験に基づいて、流量及びファン幅が最適化されるように、インペラブレードの数を選択した。

次のステップは、そり曲線及び厚さ分布を決定することであった。これらの分布は、ベジェ曲線を使用して決定され、そのような使用の一例が、Casey著「A Computational Geometry for the Blades and Internal Flow Channels of Centrifugal Compressors」（遠心コンプレッサのブレード及び内部流路の計算幾何学）ＡＳＭＥ ８２−ＧＴ−１５５に引用されている。この方法は、次のパラメトリック形式：

でそり曲線及び厚さの分布を決定する。但し、
Ｆ（ｕ）は、ベジェ曲線の解(solution)を表し、この場合、それはそり曲線のｘ及びｙ座標と共に厚さ分布を決定するために個別に適用され、

ｕは、０及び１間を直線的に変化するパラメータであり（前縁部１６でｕ＝０、後縁部１８でｕ＝１）、
ｆ_ｋは、ベジェ制御点の一次元配列であり、

は、ｎ次のバーンスタイン多項式であり、
ｎ＋１は、ベジェ制御点の数であり、

は、ＣＲＣ標準数表第２２版、１９７４年、６２７頁に定められた二項係数である。

ｎに１８を選択し、そのため、結果として得られるベジェ方程式は、１９個の制御点を生じる１８次多項式であった。そのように選択することによって、ブレード１１の断面形状１４の最適化を、より低次の多項式よりはるかに正確に行うことができる。得られるベジェ曲線の式は次の通りである。

但し、
Ｘ_ｃは、翼弦長によって正規化されたそり曲線のｘ座標であり、
Ｙ_ｃは、翼弦長によって正規化されたそり曲線のｙ座標であり、
Ｔ_ｎは、翼弦長によって正規化された厚さ分布であり、
Ａ_０〜Ａ_１８は、以下の値

に従ったバーンスタイン多項係数であり、
ｘ_０〜ｘ_１８（以下では「ｘ_ｋ」と呼ぶ）は、ベジェ制御点の正規化されたｘ座標であり、
ｙ_０〜ｙ_１８（以下では「ｙ_ｋ」と呼ぶ）は、ベジェ制御点の正規化されたｙ座標であり、
ｔ_０〜ｔ_１８（以下では「ｔ_ｋ」と呼ぶ）は、正規化された厚さ制御点である。

経験に基づいて、ベジェ制御点ｘ_ｋ、ｙ_ｋ及びｔ_ｋの初期値を選択した。これらの制御点で、そり及び厚さ分布について上記式を解いた。

最適翼弦長３４、そり角２８及び食い違い角２６と共に分布を決定してから、非粘性流分析を使用して、負圧（上）側及び圧力（下）側での表面速度分布をブレード１１の仕事分布と共に決定した。仕事分布プロファイルが初期設計選択と合致することを検証すると共に、好適な速度プロファイルが達成されたことを確認するために、設計者が速度分布及び結果としての仕事分布を確かめた。

速度分布が境界層はがれを促進してブレード１１の性能を低下させることがない点で好都合である好適な減速勾配を示す典型的な望ましいブレード表面速度分布を求める。図１２は、ほぼ本発明に従った設計状態（ｒ／ｒ_ｔｉｐ＝０．６４５９）での好都合なブレード表面速度分布を不都合なブレード表面速度分布と比較して示す比較グラフである。好都合な仕事分布は、最大仕事分布が根元部分及び先端部分間のいずれかの点に位置するものである。

初期反復の後、結果としての速度分布及び仕事分布が設計者には好ましくないか、満足できないものであったので、異なったそり及び厚さ分布を得るために、ベジェ制御点を手動で変更した。再度、速度及び仕事分布を分析して、好都合な解が達成されたかどうか判断した。好都合な解が得られるまで、この処理を繰り返した。好適な実施形態では、最適化された正規化ベジェ制御点が、図１３Ａ〜図１３Ｃに表形式で示されている。

これらの最適化ベジェ制御点が、エーロフォイル断面１４の根元部分４２における最適化そり分布及び厚さ分布と共に、図１４及び図１５にグラフ表示されている。好適な実施形態のエーロフォイル断面１４の５つすべての仕事分布が、図１６にグラフ表示されている。図１６に示されているように、最大仕事分布は、根元部分及び先端部分間に位置している。好適な実施形態のエーロフォイル断面１４の５つすべてのそり曲線及び厚さ分布が、ｒ／ｒ_ｔｉｐ＝０．７９０８での断面プロファイルの表示と共に、図１７及び図１８に示されている。

最適化そり曲線及び厚さ分布から、DOVER PUBLICATIONS, INC.が１９５９年に出版したIRA H. ABBOTT及びALBERT E. VON DOENHOFF著「Theory of wing sections」の１１１〜１３頁に引用されているようなＮＡＣＡ群(families)の翼の選択に使用されているものと同様にして、ブレード表面座標を決定した。

ブレード表面座標は、以下のように翼弦線３２、そり曲線３６及び正規厚さ分布からわかる。

但し、
Ｘ_{ＵＰＰＥＲ}、Ｙ_{ＵＰＰＥＲ}、Ｘ_{ＬＯＷＥＲ}及びＹ_{ＬＯＷＥＲ}は、それぞれブレードの上（負圧）面２２及び下（圧力）面２４の座標であり、
Ｘ_ｃ及びＹｃは、そり曲線３６の座標であり、
Ｙ_ｔは、ブレード１１の厚さの半分であり、
Ｔａｎ＄は、Ｔａｎ＄＝ｄＹ_ｃ／ｄＸ_ｃの場合のそり曲線３６の傾斜である。
好適な実施形態の正規化断面プロファイルが、図１９に作図して示されている。図２１Ａ〜図２１Ｅは、好適な実施形態の表面座標を無次元値で(non-dimensional values)示す表である。

各半径方向位置での所望断面１４がわかれば、各断面１４を所定の積み重ね距離だけ根元部分４２からずらしながら、５つの断面１４の各々を円周方向及び軸方向に積み重ねることによって、立体ブレード１１が形成される。５つの断面１４を、滑らかに連続するようにブレンドする。結果として得られた５つの断面プロファイルの最適値が、図２０に示されている。主要な定義パラメータは、翼弦の約１９％〜翼弦の約２０％間にほぼ常に位置する最大厚さ、及び翼弦の約４５％〜翼弦の約４６％間にほぼ常に位置する最大そりである。これらは最適値範囲であるが、性能パラメータ及び設計制約を、最適ではないが満足できるようにほぼ満たす広い値範囲がある。これらの値は、翼弦の約１６％〜翼弦の約２３％間にほぼ常に位置する最大厚さ、及び翼弦の約４０％〜翼弦の約５１％間にほぼ常に位置する最大そりである。

図２０には、最大厚さ及び最大そり高さ（共にインチ単位及び特定半径方向位置での翼弦長の百分率の両方で表示）、そり角、食い違い角、半径、翼弦長、及び円周方向及び軸方向積み重ね距離などの各断面プロファイルのための他の主要定義パラメータも示されている。各断面プロファイルのインチ単位の最大厚さは、一定値であることが特徴である。翼弦長の百分率としての最大厚さは、根元部分での最大値から、インペラの中心から先端部分まで測定した半径の７９％〜約９０％にほぼ位置する最小値まで減少した後、ブレードの先端部分まで値が増加するように変化する。最大そり高さは、インチ単位及び特定半径方向位置での翼弦長の百分率の両方で、根元部分での最大そり高さから、ブレードの先端部分での最大そりの高さ値まで連続的に減少するように変化する。

そり角は、根元部分での最大値が、ブレードの先端部分の値まで連続的に減少することを特徴とする。他方、食い違い角は、根元部分での最小値が、ブレードの先端部分の値まで連続的に増加することを特徴とする。さらに、ブレード１１の断面プロファイルは、放物線に似た形状である前縁部、凸状上面、及び前縁部近くで凸状かつ後縁部近くで凹状の下面を有する幾何学的形状で記述することができる。

図２０の他のパラメータには、アスペクト比及びソリディティが含まれる。アスペクト比は、ブレードの長さを特定断面における翼弦で割った無次元単位の値として定義される。ブレードの長さは、先端部分の半径（ｒ_ｔｉｐ）から根元部分の半径（ｒ_ｒｏｏｔ）を引いた値として定義される。ソリディティは、特定半径方向位置での翼弦長をブレード間隔で割った無次元単位の値として定義される。ブレード間隔は、ある半径における隣接ブレード間の距離であって、さらには２Ｂｒをブレード数で割ることによって定められる。最後になるが、正規化半径、正規化翼弦、正規化円周方向及び軸方向積み重ね距離が図２０に示されており、これらはすべて、特定半径位置におけるパラメータの値をそのパラメータの最大値で割った無次元単位の値として定義される。ここで論じるブレードは、以下に述べる反転インペラに使用することができる。

［反転インペラ］
図２０の他のパラメータには、アスペクト比及びソリディティが含まれる。アスペクト比は、ブレードの長さを特定断面における翼弦で割った無次元単位の値として定義される。ブレードの長さは、先端部分の半径（ｒ_ｔｉｐ）から根元部分の半径（ｒ_ｒｏｏｔ）を引いた値として定義される。ソリディティは、特定半径方向位置での翼弦長をブレード間隔で割った無次元単位の値として定義される。ブレード間隔は、ある半径における隣接ブレード間の距離であって、さらには２．ｒをブレード数で割ることによって定められる。最後になるが、正規化半径、正規化翼弦、正規化円周方向及び軸方向積み重ね距離が図２０に示されており、これらはすべて、特定半径位置におけるパラメータの値をそのパラメータの最大値で割った無次元単位の値として定義される。ここで論じるブレードは、以下に述べる反転インペラに使用することができる。

ファンによって押し進められる空気がファンの下流側でまったく制限されない時、その状態を自由空気と呼ぶ、すなわち、ファンからの流れに抵抗する静圧がゼロである。空気が制限される時、たとえば、１組の電子部品上を進んで、電子部品を包囲する容器から押し出される時、一定量の静圧が増加するであろう。特定の空気流において静圧がどれだけ増加するかは、冷却すべき電子部品の配置、電子部品を取り囲む容器の寸法、及び容器がどのように大気に通気しているかを含めた多くの物理的パラメータによって決まる。すなわち、非常に複雑な１組の電子部品が小さいボックス内に限定的な換気状態で入っている場合、静圧が比較的高くなる一方、大型で良好な換気状態の容器に簡単な１組の電子部品が入っている場合、同量の空気流に対して静圧が比較的低くなるであろう。

古典的風量理論では、２つのファンを互いに直列に同軸配列すると、結果的に、自由空気の場合、すなわち、ファンの下流側に背圧がほとんどない場合、風量の増加が最小になると予想される。古典的理論では、背圧が増加すると、１組の同軸配列ファンの風量が、単一ファンの場合の２倍まで増加することが予想される。

図６Ａは、ＩＭＣ製で５９１０シリーズのチューブ軸流ファンと指定されたファンの風量（ＣＦＭ）対静圧（水柱インチ(inches of H₂O)）のグラフ表示である。図６Ａからわかるように、自由空気状態の場合の風量値が約２４０ＣＦＭであるのに対して、約０．６水柱インチの静圧値では、風量が０ＣＦＭである。

ＩＭＣ５９１０シリーズの２つの同軸的なチューブ軸流ファンで試験を行った。ファンは、互いに同軸的に隣接配置した。これらのファンが同一方向に回転する場合及び逆（反対方向に）回転する場合について、風量対静圧の測定を行った。これらの試験の結果が、図６Ｂに示されている。図６Ｂからわかるように、縦列に並んで回転するファンの場合、古典的風量理論に従う、すなわち、自由空気状態では風量がわずかに増加するだけであり、これは、静圧が増加する時、徐々に増加するだけである。

本発明に従った反転インペラ構造が、図７Ｄに示されている。第２インペラのピッチが第１インペラのピッチと逆であるので、反転ブレードは空気を同一方向に押し進める。図６Ｂからわかるように、古典的風量理論では、ある静圧に対する風量を適切に予想することができない。自由空気の場合、風量の増加がやはりごくわずかに過ぎないが、本発明の反転する好適な実施形態の場合、風量の増加がより速やかであると共に顕著である。

この著しい風量効率増加を説明することができる空力的効果は、２つの主要カテゴリ、すなわち形状抗力(profile drag)及び二次流れに分類される。形状抗力は、インペラブレードの形状及び表面仕上げ、インペラによって生じる乱流空気、ブレードによって生じる均一抗力(even drag)からすべてを構成する。インペラによって生じる乱流空気が、図７Ａに示されている。二次流れは、主に渦流（半径方向速度）及びファンの内壁による風量損失からなる。渦流の説明が、図７Ｂに示されている。この流れは、空気とインペラのブレード及びインペラを包囲するチューブの拘束壁との相互作用によって発生する。これらの空力的効果のすべてが、ファンの効率を低下させる。

「理論的には」、すなわち、複雑な空力的要素を考慮しなければ、ファン効率が１００％である。すべての空力的要素を考慮に入れると、ファンの効率は５０％より相当に低くなる可能性がある。共回転試験の場合、これらの効果が増強される。流入空気は、理論的には層状である（乱流を伴わないで自由に流れる）。空気が第１ファンを離れた後、それが乱流になって、「コルクスクリュー」状に下流へ流れる。ここで、この乱流空気が、同一方向に回転中の別のファンの流入空気になる。最終的な下流空気は、さらに激しい「コルクスクリュー」状になる。これらの望ましくない空力的効果は、ファン効率全体を著しく損なう。

軸流ファンの高効率を維持するために、設計者は、空力的効果をできる限り抑制することを望む。軸流ファンに最良の形状を可能にする設計制約は、ロータブレードに流入する空気の方向を変化させるために予回転ステータ(pre-rotating stators)を使用すること、及び流れをできる限り自由流の流れに戻して調整するために直線化ステータを使用することである。そのような理想形状が、図７Ｃに示されている。そのような理想構造は、二次流効果を有意に最小限に抑え、それにより、空力的効率（及びファン効率全体）をより高いレベルに維持するであろう。

図７Ｄに示されているように、本発明の反転インペラを使用することによって、図７Ｃの理想構造と同一効果が達成される。第１インペラに流入した空気の層流を第１インペラによって「予回転」させ、それにより、下流側で軸方向及び半径方向の両方の（渦）流を増加させる。これらの流れは次に、同軸的で逆方向に回転する第２インペラによって「直線化」される。第２ファンは、軸流をさらに増加させ、そうでなければシステム内で失われる半径方向（渦）流の大部分を取り戻す。第１インペラによって生じた渦流が第２インペラによってほとんど打ち消されてしまうので、空力的効率が向上する。このような効率の向上は、システムの全風量の改善を助ける。

本発明はさらに、ハウジング内に整数Ｎ個のほぼ同軸的なインペラを配置すること、少なくとも１つのインペラをそのＮ個のインペラの第１インペラの回転方向と逆の方向に回転させること、インペラを動作させることであって、それにより空気を同一方向に押し進める、動作させること、及び、ファン出口での静圧がある最低圧力より大きい限り、ハウジング内のＮ個のインペラから、単一インペラの風量のＮ倍を超える風量を発生することを含む方法を考えている。静圧は、ファンの寸法を含めた個々のファンの特性によって決まる。たとえば、二重反転インペラを有する６インチ直径のファンの場合、静圧はほぼ０．３水柱インチである。

図６Ｂは、最適圧力範囲内での動作時に、二重反転インペラの風量が、ある静圧値について同一環境で、すなわち、背圧条件を設定するために同一ハウジング内で動作中の単一の正転インペラの風量の２倍を相当に超えることができることを示している。また、図６Ｂに示されているように、本発明の反転インペラは、同一方向に回転する２つのインペラによって発生する風量より相当に多い風量を与える。

本発明は、ほぼ同軸的な多重インペラを含むことができる。少なくとも１つのインペラが、逆方向に回転する。このように、整数Ｎ個のインペラを設けることができる。Ｎが偶数である場合、インペラの半分が第１方向に回転し、半分が逆方向に回転するであろう。隣接インペラ間で回転方向が交互するであろう。すべてのインペラが同一でもよく、その場合、ファンの出口での静圧がある最低圧力より大きい限り、全風量は、上記の同一環境で動作中の単一インペラの風量のＮ倍を相当に超える。インペラが同一でない場合、ファンの出口での静圧がある最低圧力より大きい限り、全風量は、同一環境で動作中のＮ個のインペラの各インペラの風量の合計を相当に超える。

同軸反転構造の多重インペラは、ＩＭＣ５９１０シリーズのものか、または「ブレード構造のパラメータ」と題する項で先に記載したブレードなどのブレードを有することができる。

第１及び第２インペラの各々は、専用の個別モータを有し、モータのステータは、逆方向の回転を生じるために逆に巻線されている。変更例として、それらのモータがシャフトを共有してもよい。

要約すると、本発明は、新規な回路及びハウジングを備えた軸流ファンであって、所望の性能パラメータ及び設計制約を維持しながら、軸流ファンの軸方向幅を小さくすることができる複数のエーロフォイル断面を互いにブレンドして構成された新規なブレードを有する軸流ファンを提供する。本発明はまた、ある静圧値における風量値が、古典的理論に基づいて予想される値よりはるかに大きい複数の同軸反転インペラも開示している。また、電子部品の冷却に使用される電気モータ用の寸法パラメータに関する設計制約にもかかわらず、ブレードは、多数の同軸反転インペラをそれらの可能な最大限の利点まで利用することができるようにする。

さらに、以下の設計改良、すなわち、
正転インペラに取り付けられるブレード数と異なった数のブレードを逆転インペラに取り付けること（これは、ファンの騒音特性を低減させる）、
ファン内におけるインペラの軸方向位置に基づいてそのインペラの直径を決定することであって、それによりファンの出口付近のインペラの直径を、ファンの入口付近のインペラの直径より大きくする、インペラの直径を決定すること（これは、風量を増加させる）、及び、
ファンの入口からファンの出口に向かって増加する円錐断面直径を有する円錐形ハウジング内にインペラを配置すること（図７Ｅに示されており、これは、風量を増加させる）、
のうちの１つまたは複数を実施することによって、本発明の反転軸流ファンにおいてさらなる風量または音響的利点を達成することができる。

本発明の好適な実施形態を図示して詳細に説明してきたが、それに対するさまざまな変更及び改良が、当該技術分野の専門家には容易に明らかになるであろう。たとえば、開示値からのわずかなずれ及び開示方程式の近似式は、本発明の精神に含まれるものとする。さらに、断面設計のブレンドまたは異なったブレンド方法によるわずかなずれまたは差も、本発明の精神及び範囲内に含まれるものとする。値の違いがわずかである場合、制御点の数に対して違った値を選択すること、断面プロファイルの数に対して違った値を選択すること、ブレード数に対して違った値を選択すること、違った半径方向距離で断面プロファイルを画定すること、または、違った積み重ね距離、食い違い角、そり角または翼弦長を選択するなどの、設計方法のわずかの変更によって、ほぼ同一の性能パラメータ及び設計制約であるか、あるいは性能パラメータ及び設計制約の違いに商業的重要性がほとんどないようにした実行可能な製品を得ることができる。好適な実施形態の図面及び説明は、本発明の範囲を制限するのではなく、例示として与えられており、本発明の精神及び範囲内において、上記のような変化及び変更のすべてを包含するものとする。

単一インペラ軸流ファンの分解斜視図である。 それの組み立て断面図である。 ステータアセンブリの分解斜視図である。 印刷回路板ベース５２の上面図である。 ステータコア及び巻線の上面図である。 単一インペラ軸流ファンの流量（ｆｔ^３／分）対静圧（水柱インチ）のグラフである。 （Ａ）正転する正ピッチのブレードを有する単一インペラ軸流ファン、（Ｂ）逆転する逆ピッチのブレードを有する単一インペラ軸流ファン、（Ｃ）両インペラが正転する正ピッチのブレードを有する二重インペラ共回転軸流ファン、及び（Ｄ）本発明に従って、一方のインペラが正転する正ピッチのブレードを有し、他方のインペラが逆転する逆ピッチのブレードを有する二重インペラ反転軸流ファンの４種類の軸流ファンの流量（ｆｔ^３／分）対静圧（水柱インチ）のグラフである。 インペラの回転から生じるブレードの動きによって起きてブレードの表面を通過する空気流を示す標準インペラブレードの断面図である。 ファンによって出力される空気の軸流と共に、インペラの回転によって生じる半径方向（渦）空気流を示す単一インペラ軸流ファンの立体図である。 下流側空気流の半径方向成分を除去するためにステータアセンブリを用いた単一インペラ軸流ファンの理想的な断面図である。 第１インペラによって与えられた半径方向空気流が第２インペラによって除去される、本発明を具現する二重インペラ反転軸流ファンの理想的な断面図である。 円錐形ハウジングを有する二重インペラ反転軸流ファンの理想的な断面図である。 本発明に従ったブレードの断面図である。 本発明に従ったブレードの正面図である。 本発明に従ったブレードの側面図である。 本発明に従ったブレードの立体図である。 本発明によって用いられるブレードの説明に使用される座標系の定義図である。 本発明に従った設計条件に近い好都合なブレード表面速度分布を不都合なブレード表面速度分布と比較した比較グラフである。 本発明に従った好適な実施形態の５つのエーロフォイル断面における最適の正規化ベジェ制御点の表である。 本発明に従った好適な実施形態の５つのエーロフォイル断面における最適の正規化ベジェ制御点の表である。 本発明に従った好適な実施形態の５つのエーロフォイル断面における最適の正規化ベジェ制御点の表である。 本発明に従った好適な実施形態の根元部分でのそり曲線分布、及び関連の最適な正規化ベジェ制御点のグラフである。 本発明に従った好適な実施形態の根元部分での正規厚さ(normal thickness)分布、及び関連の最適な正規化ベジェ制御点のグラフである。 本発明に従った好適な実施形態の正規化仕事分布のグラフである。 本発明に従った好適な実施形態の５つのエーロフォイル断面のそり曲線分布のグラフである。 本発明に従った好適な実施形態の５つのエーロフォイル断面の厚さ分布のグラフである。 本発明に従った好適な実施形態のブレードの５つのエーロフォイル断面の正規化プロファイルのグラフである。 本発明に従った好適な実施形態の５つのエーロフォイル断面を記述する最適値の表である。 本発明に従った好適な実施形態の正規化表面座標の表である。 本発明に従った好適な実施形態の正規化表面座標の表である。 本発明に従った好適な実施形態の正規化表面座標の表である。 本発明に従った好適な実施形態の正規化表面座標の表である。 本発明に従った好適な実施形態の正規化表面座標の表である。

Claims (9)

1. 第１インペラに使用される第１ブレードの第１最適そり曲線及び厚さ分布と、第２インペラに使用される第２ブレードの第２最適そり曲線及び厚さ分布とを決定する方法であって、
   前記第１インペラ及び前記第２インペラからなる反転ファンの一連の性能パラメータ及び設計制約を決定するステップ、
   前記第１ブレードの翼弦長、そり角及び食い違い角と、前記第２ブレードの翼弦長、そり角及び食い違い角とを決定するステップ、及び、
   ベジェ曲線を使用するステップであって、それにより、前記第１ブレード及び前記第２ブレードの最適そり曲線及び厚さ分布を決定する、使用するステップ、
   を含む方法。
2. 前記設計制約の１つは、前記反転ファンにおいて、前記第２ブレードが前記第１ブレードと逆のピッチであることを除いて、前記第１ブレードが前記第２ブレードと同一であることである請求項１に記載の方法。
3. それぞれが根元部分、先端部分、前縁部及び後縁部を有する、第１インペラに使用される第１ブレード及び第２インペラに使用される第２ブレードにおける最適そり曲線及び厚さ分布を決定する方法であって、
   前記第１インペラ及び前記第２インペラからなる反転ファンの一連のファン性能パラメータ及び設計制約を決定するステップ、
   ベジェ曲線を使用するステップであって、それにより、適当なそり曲線及び厚さ分布を式：
   

   

   に従って決定し、
   但し、
   Ｆ（ｕ）は、ベジェ曲線の解を表し、
   ｕは、０及び１の間を直線的に変化するパラメータであり（前縁部でｕ＝０、後縁部でｕ＝１）、
   ｆ_ｋは、ベジェ制御点の一次元配列であり、
   

   

   は、ｎ次のバーンスタイン多項式であり、
   

   

   ｎ＋１は、ベジェ制御点の数であり、
   

   

   は、ＣＲＣ標準数表第２２版、１９７４年、６２７頁に定められた二項係数である、使用するステップ、
   ベジェ制御点の初期値を選択するステップ、
   Ｆ（ｕ）を個別に適用するステップであって、それにより、そり曲線のｘ及びｙ座標を厚さ分布と共に決定する、適用するステップ、
   非粘性流分析を行うステップであって、それにより、結果として得られたそり曲線及び厚さ分布の各々について、表面速度分布及び仕事分布を決定する、行うステップ、及び、
   ベジェ制御点を変更して、異なったそり及び厚さ分布を求め、好都合な解が得られるまで、その処理を繰り返すステップ、
   を含む方法。
4. 前記ファン性能パラメータは、体積流量、軸速度、及び流入空気密度を含む請求項３に記載の方法。
5. 前記設計制約は、ファン寸法、ファン重量、モータの入力電力、及び音響的騒音特性を含む請求項３に記載の方法。
6. 前記ファン性能パラメータは、体積流量、軸速度、及び流入空気密度を含み、
   前記設計制約は、ファン寸法、ファン重量、モータの入力電力、及び音響的騒音特性を含む請求項３に記載の方法。
7. ｎに１８を選択し、それにより、結果として得られるベジェ方程式は、１８次多項式である請求項に記載の方法。
8. 前記表面速度分布は、境界層はがれを促進しない請求項に記載の方法。
9. 前記仕事分布は、前記根元部分及び前記先端部分間の点に最大仕事分布を置く請求項３に記載の方法。

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