JP2006336558A

JP2006336558A - 空冷内燃機関用多翼ファン

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Publication number: JP2006336558A
Application number: JP2005162891A
Authority: JP
Inventors: Tsutomu Hatsuya; 勉初谷; Naohiro Deguchi; 尚広出口; Yutaka Tabata; 豊田端
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 2005-06-02
Filing date: 2005-06-02
Publication date: 2006-12-14
Anticipated expiration: 2025-06-02
Also published as: JP4700414B2; CN1873230A; US20060275123A1; US7618239B2; CN100439718C

Abstract

【課題】風量の低下を伴うことなく騒音レベルを低減するようにした空冷内燃機関用多翼ファンを提供する。
【解決手段】羽根５２の入口側の相対速度方向（ｗ１の方向）と円周方向（ｕ１の方向）のなす角度を入口角度β１、出口側の相対速度方向（ｗ２の方向）と円周方向（ｕ２の方向）を出口角度β２、角度１８０°から出口角度β２を減算して得た差を角度β’２とするとき、入口角度β１と角度β’２の和を８０°未満（具体的には、β１を３２°、β’２を３６°）に設定する。
【選択図】図５

Description

この発明は、空冷内燃機関用多翼ファンに関し、より詳しくは、多数の前向き羽根を有する羽根車の回転によって冷却空気を内燃機関に圧送することにより、前記内燃機関を冷却する空冷内燃機関用多翼ファンに関する。

空冷内燃機関に冷却空気を圧送するファンとして、小型で風量が多いという特性から多翼ファン（シロッコファン）が広く使用されている。尚、多翼ファンとは、多数の前向き羽根を有する羽根車の回転によって空気を圧送する、遠心送風機の一種である。多翼ファンの一例を、下記の特許文献１に示す。
特開２００１−２７１７９１号公報

多翼ファンは、小型で風量が多いという特性を有する反面、同じ遠心送風機に分類されるターボファンに比して効率が低く、騒音が大きいという問題があった。そこで、従来は、羽根車を覆うカバーの内側に吸音材や遮音材を取り付けることで、外部への騒音の伝搬を抑制するようにしていた。即ち、従来の騒音対策は、多翼ファンが発生する騒音そのものを低減させるのではなく、発生した騒音の伝搬を抑制するための部材を追加することによって行われていたため、部品点数が増加し、コストアップを招く要因となっていた。

多翼ファンの騒音は、翼通過周波数とその高調波からなる回転騒音と、渦などによって誘起される広帯域の乱流騒音とからなる。翼通過周波数は、羽根枚数と回転数の積で表されることから、羽根枚数を減らすことによって回転騒音を低周波化することができる。回転騒音を低周波化させる（具体的には、１０００Ｈｚ未満に低下させる）と、Ａ特性聴感補正効果を得ることができ、騒音レベルを低減することができる。尚、この明細書で「騒音レベル」とは、騒音計の「Ａ特性」を使用して測定される値（単位［ｄＢ（Ａ）］）であり、具体的には、音圧レベル（単位［ｄＢ］）を人間の聴覚に合わせて補正した値を意味する。

一方、羽根枚数を減少させると、それに伴って風量も低下するという問題がある。風量を増加させるには、回転数の上昇や羽根外径の拡大が考えられるが、回転数を上昇させれば回転騒音の周波数も上昇してＡ特性聴感補正効果を得ることができなくなり、また、羽根外径を拡大すれば小型であるという多翼ファンのメリットを失うこととなり、実用的ではない。

従って、この発明の目的は上記した課題を解決し、風量の低下を伴うことなく騒音レベルを低減するようにした空冷内燃機関用多翼ファンを提供することにある。

上記の目的を解決するために、請求項１にあっては、多数の前向き羽根を有する羽根車の回転によって空気を内燃機関に圧送して冷却する空冷内燃機関用多翼ファンにおいて、前記羽根の入口側の相対速度方向と円周方向のなす角度を入口角度β１、前記羽根の出口側の相対速度方向と円周方向のなす角度を出口角度β２、および角度１８０°から前記出口角度β２を減算して得た差を角度β’２とするとき、前記入口角度β１と前記角度β’２の和が８０°未満に設定されるように構成した。

また、請求項２に係る空冷内燃機関用多翼ファンにあっては、前記羽根の入口を前記羽根車の回転中心に結んで得た直線をＬ１、前記羽根の出口側の円周と前記入口側の相対速度方向の交点を前記回転中心に結んで得た直線をＬ２、前記羽根の出口を前記回転中心に結んで得た直線をＬ３、前記直線Ｌ１と前記直線Ｌ２のなす角度をθ０、および前記直線Ｌ１と前記直線Ｌ３のなす角度をθ１とするとき、前記角度θ１が前記角度θ０の４０％から５０％の値に設定されるように構成した。

また、請求項３に係る空冷内燃機関用多翼ファンにあっては、前記羽根の枚数Ｚが以下の式
Ｚ＝｛２πｓｉｎ（（入口角度β１＋角度９０°−角度β’２）／２）｝
／｛常数項Ｋ×２．３ｌｏｇ_１０（羽根車の外径Ｄ２／羽根車の内径Ｄ１）｝
に従って決定されると共に、前記常数項Ｋが０．５から０．６８の間の値に設定されるように構成した。

また、請求項４に係る空冷内燃機関用多翼ファンにあっては、さらに、前記羽根車を覆うカバーと、前記カバーに穿設された吸気口と、前記多数の羽根に一連に形成されて前記羽根と羽根の間の空間のうち前記吸気口と対峙する面を前記出口から入口方向にかけて幅ａにわたって覆うルーフとを備えると共に、前記羽根車の外径をＤ２、前記吸気口の直径をＤ３、および前記外径Ｄ２から前記直径Ｄ３を減算して得た差をｂとするとき、前記幅ａが前記差ｂを２で除して得た商の５５％から７５％の値となるように設定されるように構成した。

請求項１に係る空冷内燃機関用多翼ファンにあっては、羽根の入口側の相対速度方向と円周方向のなす角度を入口角度β１、羽根の出口側の相対速度方向と円周方向のなす角度を出口角度β２、角度１８０°から出口角度β２を減算して得た差を角度β’２とするとき、入口角度β１と角度β’２の和を８０°未満に設定することで、前記和を８０°以上に設定するよりも風量を増加させることができる。従って、従来と同一の風量を確保しながら羽根枚数を減少させることが可能となり、風量の低下を伴うことなく騒音レベルを低減することができる。尚、従来の多翼ファンでは、前記和は一般に９０°に設定されていた。

また、請求項２に係る空冷内燃機関用多翼ファンにあっては、羽根の入口を羽根車の回転中心に結んで得た直線をＬ１、羽根の出口側の円周と入口側の相対速度方向の交点を回転中心に結んで得た直線をＬ２、羽根の出口を回転中心に結んで得た直線をＬ３、直線Ｌ１と直線Ｌ２のなす角度をθ０、直線Ｌ１と直線Ｌ３のなす角度をθ１とするとき、角度θ１を角度θ０の４０％から５０％の値に設定することで、他の値に設定したときよりも風量の増加と騒音レベルの低減を高水準で両立させることができる。

また、請求項３に係る空冷内燃機関用多翼ファンにあっては、羽根の枚数Ｚを以下の式
Ｚ＝｛２πｓｉｎ（（入口角度β１＋角度９０°−角度β’２）／２）｝
／｛常数項Ｋ×２．３ｌｏｇ_１０（羽根車の外径Ｄ２／羽根車の内径Ｄ１）｝
に従って決定すると共に、常数項Ｋを０．５から０．６８の間の値に設定することで、従来の多翼ファンに比して羽根の枚数を減少させて騒音レベルを低減することができる。尚、従来の多翼ファンにあっては、常数項Ｋは一般に０．３５から０．４５の間の値に設定されていた。従って、請求項３に係る多翼ファンにあっては、従来技術に係る多翼ファンに比して羽根の枚数が３０％程度少なくなる。

また、請求項４に係る空冷内燃機関用多翼ファンにあっては、羽根車を覆うカバーと、カバーに穿設された吸気口と、多数の羽根に一連に形成されて羽根と羽根の間の空間のうち前記吸気口と対峙する面を羽根の出口から入口方向にかけて幅ａにわたって覆うルーフとを備えると共に、羽根車の外径をＤ２、吸気口の直径をＤ３、外径Ｄ２から直径Ｄ３を減算して得た差をｂとするとき、幅ａが差ｂを２で除して得た商の５５％から７５％の値となるように設定することで、他の値に設定したときよりも乱流騒音の発生を抑制することができると共に、ルーフを設けることによる風量増加効果も十分に得ることができる。

以下、添付図面に即してこの発明に係る空冷内燃機関用多翼ファンを実施するための最良の形態について説明する。

図１は、この発明の第１実施例に係る空冷内燃機関用多翼ファンとそれが取り付けられる内燃機関とを示す側面図である。

図１において符号１０は、空冷内燃機関用多翼ファン（以下単に「多翼ファン」という）を示す。多翼ファンは、空冷式の内燃機関（以下「エンジン」という）１２に取り付けられる。尚、エンジン１２は、具体的には４サイクルの単気筒エンジンであり、１９６ｃｃの排気量を備える。

図２は、図１のII−II線断面図である。

図２に示すように、エンジン１２の気筒（シリンダ）１４の内部にはピストン１６が往復動自在に収容される。エンジン１２の燃焼室１８を臨む位置には吸気バルブ２０と排気バルブ２２が配置され、燃焼室１８と吸気管２４あるいは排気管２６の間を開閉する。

吸気管２４には、スロットルボディ３０が配置される。スロットルボディ３０にはスロットルバルブ（図示せず）が収容されると共に、キャブレタ・アシー３２が一体的に取り付けられる。キャブレタ・アシー３２は、燃料タンク３４（図１に示す）に接続され、スロットルバルブの開度に応じて吸入された空気にガソリン燃料を噴射して混合気を生成する。生成された混合気は、吸気バルブ２０を通って燃焼室１８に吸入される。尚、吸気管２４のスロットルボディ３０よりも上流側には、エアクリーナ３６（図１に示す）が配置される。

また、ピストン１６には、クランクシャフト４０が連結される。クランクシャフト４０の一端には、先端側から順にリコイルスタータ４２、多翼ファン１０およびフライホイール４４が取り付けられる。多翼ファン１０は、クランクシャフト４０と一体に回転する羽根車５０からなる。

図３は、図２に示す羽根車５０の拡大斜視図である。

図３に示すように、羽根車５０は、前向きの羽根５２を多数、具体的には１８枚有する。また、羽根車５０は、各羽根５２に一連に形成された環状のルーフ（屋根部）５４を備える。尚、符号５６は、クランクシャフト４０が嵌め合いされる孔である。

図２の説明に戻ると、羽根車５０は、カバー５８によってその周囲が覆われる。また、クランクシャフト４０の他端にはオルタネータ６０が取り付けられる。オルタネータ６０はロータ６２とステータ６４を備える。ロータ６２はクランクシャフト４０に直接取り付けられ、クランクシャフト４０と一体に回転する。

エンジン１２が運転されてクランクシャフト４０が回転すると、オルタネータ６０のロータ６２が回転して交流電流が発生する。オルタネータ６０が発生する交流電流の周波数は、日本国内で家庭用電源として使用されている５０Ｈｚあるいは６０Ｈｚに設定される。従って、エンジン１２の回転数は、３０００ｒｐｍ（５０Ｈｚ発生時）あるいは３６００ｒｐｍ（６０Ｈｚ発生時）に設定される。このように、エンジン１２とオルタネータ６０により、所定の周波数の交流電流を発生する発電装置が構成される。尚、オルタネータ６０が発生した交流電流は、図示しない電気機器に動作電源として供給される。

また、クランクシャフト４０の回転に伴い、羽根車５０も回転する。これにより、図に矢印で示すように空気がエンジン１２に向かって圧送され、エンジン１２が冷却される。

次いで、羽根車５０の構造について詳説する。

図４は、図２に示す羽根車５０とカバー５８の一部を表す説明図である。図４に示すように、羽根車５０の内径（吸い込み口径）をＤ１、外径をＤ２で表す。

図５は、図４に示す羽根車５０の一部を模式的に表す説明図である。また、図６は、図４に示す羽根５２の入口側の速度三角形を表す説明図であり、図７は、出口側の速度三角形を示す説明図である。

図５および図６に示すように、羽根５２の入口側（羽根車５０の内径Ｄ１側）の相対速度をｗ１、入口側の周速度をｕ１で表すと共に、相対速度ｗ１と円周方向（周速度ｕ１の方向）のなす角度（入口角度）をβ１で表す。また、図５および図７に示すように、羽根５２の出口側（羽根車５０の外径Ｄ２側）の相対速度をｗ２、出口側の周速度をｕ２で表すと共に、相対速度ｗ２と円周方向（周速度ｕ２の方向）のなす角度（出口角度）をβ２で表す。さらに、角度１８０°から出口角度β２を減算した得た値をβ’２で表す。尚、図６および図７に示されるｃ１およびｃ２は、それぞれ入口側の絶対速度と出口側の絶対速度である。また、速度の単位は全て［ｍ／ｓ］である。

一般に、多翼ファンの羽根車は、入口角度β１と角度β’２の和が９０°に設定される。具体的には、入口角度β１は４６°から５１°の範囲で決定されることが多く、その中でも４９°が広く使用されている。また、角度β’２は３９°から４４°の範囲で決定されることが多く、その中でも４１°が広く採用される。

これに対し、この実施例に係る羽根車５０にあっては、入口角度β１と角度β’２の和を８０°未満に設定するようにした。具体的には、入口角度β１を３２°、角度β’２を３６°とし、それらの和を６８°に設定した。発明者らは、実験を通じ、入口角度β１と角度β’２の和を８０°未満（より好ましくは、β１を３２°、β’２を３６°）に設定することで、８０°以上に設定したときよりも効率が向上すると共に、風量が増加することを知見した。

図５の説明を続けると、羽根５２の入口を羽根車５０の回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ１、羽根５２の出口側の円周（即ち、外径Ｄ２を直径とする円周）と入口側の相対速度ｗ１の方向の交点Ｉを回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ２、羽根５２の出口を回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ３で表す。また、直線Ｌ１と直線Ｌ２のなす角度をθ０、直線Ｌ１と直線Ｌ３のなす角度をθ１で表す。

ここで発明者らは、角度θ１の設定に関し、実験を通じて以下の不具合を確認した。
１）角度θ１が角度θ０の４０％を下回ると、羽根と羽根の間に保持される空気が過剰となり、滑りが発生して効率が悪化する。
２）角度θ１が角度θ０の５０％を上回ると、羽根と羽根の間に保持される空気が過小となり、吐出圧が減少して風量が低下する。

そこで、この実施例にあっては、角度θ１を、角度θ０の４０％から５０％の間の値に設定するようにした。これにより、風量の低下と効率の悪化を効果的に抑制することができる。尚、角度θ１を角度θ０の４８％の値に設定したときが最も良好な結果を得ることができた。

次いで、羽根５２の枚数Ｚについて説明する。羽根の枚数Ｚは、下記の式（１）に従って決定（算出）される。
Ｚ＝｛２πｓｉｎ（（入口角度β１＋角度９０°−角度β’２）／２）｝
／｛常数項Ｋ×２．３ｌｏｇ_１０（羽根車の外径Ｄ２／羽根車の内径Ｄ１）｝
・・・式（１）

上記した常数項Ｋは、通常、０．３５から０．４５の間の値に設定される。これに対し、この実施例にあっては、常数項Ｋを０．５から０．６８の間の値、より好ましくは０．５に設定するようにした。これにより、羽根の枚数Ｚは、従来の羽根車に比して３０％程度少なくなる。

課題で述べたように、羽根の枚数を減らすことは騒音レベルの低減に有効であるが、風量の低下を伴うという問題がある。しかしながら、この実施例に係る多翼ファン１０にあっては、入口角度β１、角度β’２および角度θ１を上述の如く設定することで風量を増加させることができるため、羽根枚数の減少による風量の低下を相殺することができる。そこで発明者らは、エンジン１２の冷却に必要な風量を確保できる最低限の羽根枚数Ｚを式（１）から決定すべく、常数項Ｋの修正を行った。

尚、外径Ｄ２と内径Ｄ１の値は、それらの比（Ｄ１／Ｄ２）が０．５７から０．６４、より好ましくは０．６４となるように設定される。具体的には、図４に示すように、内径Ｄ１を１３５ｍｍ、外径Ｄ２を２１２ｍｍとし、Ｄ１／Ｄ２を約０．６４に設定した。また、羽根５２の幅は、吸い込み羽根幅Ｂ１が４９．５ｍｍ、吐き出し羽根幅Ｂ２が４４ｍｍに設定される。

上記の如く設定した入口角度β１（３２°）、角度β’２（３６°）、外径Ｄ２（２１２ｍｍ）、内径Ｄ１（１３５ｍｍ）および常数項Ｋ（０．５）を式（１）に代入すると、Ｚの値は約１９となる。羽根車５０は回転運動を行うため、羽根枚数は偶数であることが望ましい。そこで、上記Ｚを下回る最大の偶数、即ち、１８を羽根５２の枚数として決定した。

図８は、この実施例に係る多翼ファン１０の風量の実測データを示すグラフである。また図１１は、従来技術に係る多翼ファンのそれを示すグラフである。尚、図１１に示すデータの計測に使用された多翼ファンは、入口角度β１、角度β’２、角度θ１および常数項Ｋ（羽根枚数Ｚ）が従来の一般的な指針に基づいて設定されたことを除き、羽根の幅など、残余の値は多翼ファン１０と共通である。

図８および図１１に示すように、エンジン回転数が３０００ｒｐｍおよび３６００ｒｐｍのいずれの場合においても、この実施例に係る多翼ファン１０と従来技術に係る多翼ファンでは風量に差が生じない。これは、羽根５２の枚数を低下させたにも関わらず、エンジン１２の冷却に必要な風量が確保されていることを示している。尚、図でエンジン通気抵抗とは、多翼ファン１０の吸入側および吐出側の通気抵抗（圧損）の合計を表す。

図９は、この実施例に係る多翼ファン１０と従来技術に係る多翼ファンの回転騒音を対比して表すグラフである。尚、図９に示すデータの計測に使用された多翼ファンは、図１１に示すデータの計測に使用されたそれと同一である。

図９で表される特性からオーバーオール値（各周波数の音圧の和）を算出したところ、従来技術に係る多翼ファンが８０ｄＢ（Ａ）であったのに対し、この実施例に係る多翼ファン１０では７８ｄＢ（Ａ）であり、２ｄＢ（Ａ）の改善を確認することができた。

図４の説明に戻ると、カバー５８には、吸気口７０が穿設される。吸気口７０は、円形を呈し、その直径Ｄ３は１７０ｍｍに設定される。図３および図４からわかるように、各羽根５２に一連に形成された環状のルーフ（傘）５４は、羽根と羽根の間の空間（図３および図４に符号７２で示す）のうち、吸気口７０と対峙する面７２ａを羽根５２の出口（外径Ｄ２側）から入口（内径Ｄ１側）方向にかけて幅ａにわたって覆う。

ここで、ルーフ５４の幅ａは、外径Ｄ２から吸気口７０の直径Ｄ３を減算して得た差をｂとするとき、幅ａが差ｂを２で除して得た商の５５％から７５％の値、より好ましくは、６４％となるように設定される。尚、これらの値は、具体的には、羽根と羽根の間から吐出される空気の流速が５〜１０ｍ／ｓであるときの最適値である。

上記したように、外径Ｄ２は２１２ｍｍ、吸気口７０の直径Ｄ３は１７０ｍｍに設定されることから、ｂ／２は２１ｍｍとなる。この実施例にあっては、この値の約６４％、具体的には１３．５ｍｍを、ルーフ５４の幅ａとして設定した。

図１２は、従来技術に係る多翼ファンの羽根車とカバーの一部を表す、図４と同様な説明図である。

従来、ルーフを設けることでファン効率が向上することは知られていたが、ルーフ幅の設定に関して特に指針とされるものは存在せず、ルーフを設けることによる弊害も生じていた。具体的には、図１２に示すように、ルーフの内径が吸気口の直径Ｄ３よりも小さくなる（即ち、ａ＞ｂ／２となる。図１２の例では、ａは２８ｍｍである）と、吸引した空気がルーフの内側に流入した直後に渦が発生し、渦流（乱流）騒音が増大するという不具合があった。

これに対し、この実施例にあっては、ルーフ５４の幅ａを、前記差ｂを２で除して得た商の５５％から７５％の値、より好ましくは６４％に設定し、ルーフ５４の内径を吸気口の直径Ｄ３よりも大きくする（即ち、ａ＜ｂ／２とする）ことで、吸引した空気が整流され、渦の発生が抑制される。

図１０は、この実施例に係る多翼ファン１０と図１２に示す多翼ファンの渦流騒音を比較して表すグラフである。図１０に示すように、この実施例に係る多翼ファン１０にあっては、ルーフ５４の幅ａを最適に設定して渦の発生を抑制したことで、渦流騒音を従来技術に比して約２ｄＢ（Ａ）低減させることに成功した。また、多翼ファン１０と図１２に示す多翼ファンの風量を実測にて比較したところ、差は認められなかった。

このように、この発明の第１実施例に係る多翼ファン１０にあっては、羽根５２の入口側の相対速度方向（ｗ１の方向）と円周方向（ｕ１の方向）のなす角度を入口角度β１、出口側の相対速度方向（ｗ２の方向）と円周方向（ｕ２の方向）を出口角度β２、角度１８０°から出口角度β２を減算して得た差を角度β’２とするとき、入口角度β１と角度β’２の和を８０°未満（より好ましくはβ１を３２°、β’２を３６°）に設定することで、８０°以上に設定したときよりも風量を増加させることができる。従って、従来と同一の風量を確保しながら羽根枚数を減少させることが可能となり、風量の低下を伴うことなく騒音レベルを低減することができる。

また、羽根５２の入口を羽根車５０の回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ１、羽根５２の出口側の円周（外径Ｄ２を直径とする円周）と入口側の相対速度方向の交点Ｉを回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ２、羽根５２の出口を回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ３、直線Ｌ１と直線Ｌ２のなす角度をθ０、直線Ｌ１と直線Ｌ３のなす角度をθ１とするとき、角度θ１を角度θ０の４０％から５０％の値（より好ましくは４８％の値）に設定することで、他の値に設定したときよりも風量の増加と騒音レベルの低減を高水準で両立することができる。

また、羽根の枚数Ｚを上記した式（１）に従って決定すると共に、式（１）で使用する常数項Ｋを０．５から０．６８の間の値（より好ましくは０．５）に設定することで、従来の多翼ファンに比して羽根の枚数を減少させて騒音レベルを低減することができる。

また、羽根車５０を覆うカバー５８と、カバー５８に穿設された吸気口７０と、多数の羽根５２に一連に形成されて羽根と羽根の間の空間７２のうち前記吸気口７０と対峙する面７２ａを羽根の出口から入口方向にかけて幅ａにわたって覆うルーフ５４とを備えると共に、羽根車５０の外径をＤ２、吸気口の直径をＤ３、外径Ｄ２から直径Ｄ３を減算して得た差をｂとするとき、幅ａが差ｂを２で除して得た商の５５％から７５％の値（より好ましくは６４％の値）となるように設定することで、他の値に設定したときよりも乱流騒音の発生を抑制することができると共に、ルーフを設けることによる風量増加効果も十分に得ることができる。

ここで、多翼ファン１０の羽根車効率ｎｈは、以下の式（２）から求められる。
ｎｈ＝断熱ヘッドＨａｄ／理論ヘッドＨｔｈ・・・式（２）

式（２）の断熱ヘッドＨａｄは、次の式（３）で表される。
Ｈａｄ＝｛κ／（κ−１）｝×（Ｐｔ１／γ）
×（（Ｐｔ１＋Ｐｔ）／Ｐｔ１）^{（（κ−１）／κ）−１）}
・・・式（３）

式（３）で、κ（空気比熱）は１．４、Ｐｔ１（吸い込み絶対圧）は１０１３２０Ｐａに設定される。また、Ｐｔ（吐き出し絶対圧）はカバー５８内の静圧と動圧の和であり、実測値から５５２Ｐａとされる。γ（吸い込み空気比重量）は、下記の式（４）に従って１．１３に設定される。尚、式（４）でｇは重力加速度、Ｒは定数（＝２９．２７）である。また、ｔａは吸い込み空気温度（実測値）であり、４０℃とされる。
γ＝（Ｐｔ１／ｇ）／（Ｒ×（２７３＋ｔａ））・・・式（４）

また、式（２）の理論ヘッドＨｔｈは、次の式（５）で表される。
Ｈｔｈ＝（１／ｇ）×（（ｕ２×ｃ２ｕ）−（ｕ１×ｃ１ｕ））・・・式（５）

式（５）で、ｕ２は前述した出口側の周速度であり、ｕ１は入口側のそれである。また、ｃ２ｕは出口側の絶対速度の円周方向成分であり、ｃ１ｕは入口側のそれである。ｕ２，ｃ２ｕ，ｕ１およびｃ１ｕは、それぞれ式（６）から式（９）に従って算出される。
ｕ２＝Ｋｕ×√（２×ｇ×Ｈａｄ）・・・式（６）
ｃ２ｕ＝ｕ２−（ｃｍ２／ｔａｎ（９０−β’２））・・・式（７）
ｕ１＝Ｎ×π×Ｄ１／６０・・・式（８）
ｃ１ｕ＝ｕ１−（ｃｍ１／ｔａｎβ１）・・・式（９）

上記で、Ｋｕは周速係数であり、１．０７に設定される。また、ｃｍ２は出口側絶対速度のメリディアン分速度、ｃｍ１は入口側のそれであり、それぞれ式（１０）と式（１１）に従って求められる。尚、Ｎは回転数であり、３０００ｒｐｍあるいは３６００ｒｐｍに設定される。
ｃｍ１＝ｃｍ２×１．１〜１．２４・・・式（１０）
ｃｍ２＝ｕ２×０．３１５・・・式（１１）

上記の各式から、回転数が３０００ｒｐｍのとき、断熱ヘッドＨａｄは４９．８ｍ、理論ヘッドＨｔｈは８１ｍとなる。従って、羽根車効率ｎｈは６１％となる。一般に多翼ファンでは６０％で高効率といわれることから、この実施例に係る多翼ファン１０は極めて高効率であるといえる。

以上の如く、この発明の第１実施例にあっては、多数の前向き羽根５２を有する羽根車５０の回転によって空気を内燃機関（エンジン１２）に圧送して冷却する空冷内燃機関用多翼ファン１０において、前記羽根５２の入口側の相対速度方向（ｗ１の方向）と円周方向（ｕ１の方向）のなす角度を入口角度β１、前記羽根５２の出口側の相対速度方向（ｗ２の方向）と円周方向（ｕ２の方向）のなす角度を出口角度β２、および角度１８０°から前記出口角度β２を減算して得た差を角度β’２とするとき、前記入口角度β１と前記角度β’２の和が８０°未満に設定されるように構成した。

また、前記羽根５２の入口を前記羽根車５０の回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ１、前記羽根の出口側の円周（羽根車の外径Ｄ２を直径とする円周）と前記入口側の相対速度方向の交点Ｉを前記回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ２、前記羽根の出口を前記回転中心Ｃに結んで得た直線をＬ３、前記直線Ｌ１と前記直線Ｌ２のなす角度をθ０、および前記直線Ｌ１と前記直線Ｌ３のなす角度をθ１とするとき、前記角度θ１が前記角度θ０の４０％から５０％の値に設定されるように構成した。

また、前記羽根の枚数Ｚが以下の式
Ｚ＝｛２πｓｉｎ（（入口角度β１＋角度９０°−角度β’２）／２）｝
／｛常数項Ｋ×２．３ｌｏｇ_１０（羽根車の外径Ｄ２／羽根車の内径Ｄ１）｝
に従って決定されると共に、前記常数項Ｋが０．５から０．６８の間の値に設定されるように構成した。

さらに、前記羽根車５０を覆うカバー５８と、前記カバー５８に穿設された吸気口７０と、前記多数の羽根５２に一連に形成されて前記羽根と羽根の間の空間７２のうち前記吸気口７０と対峙する面７２ａを前記出口から入口方向にかけて幅ａにわたって覆うルーフ５４とを備えると共に、前記羽根車５０の外径をＤ２、前記吸気口７０の直径をＤ３、および前記外径Ｄ２から前記直径Ｄ３を減算して得た差をｂとするとき、前記幅ａが前記差ｂを２で除して得た商の５５％から７５％の値となるように設定されるように構成した。

尚、上記において、羽根車５０の外径Ｄ２や内径Ｄ１などの具体例を挙げたが、それらの値は多翼ファンの用途などに応じて適宜設定すべきであることはいうまでもない。

また、エンジン１２でオルタネータ６０を駆動するようにしたが、エンジン１２の用途はそれに限られるものでなく、様々な機器の駆動源として使用することができる。

この発明の第１実施例に係る空冷内燃機関用多翼ファンとそれが取り付けられる内燃機関とを示す側面図である。図１のII−II線断面図である。図２に示す羽根車の拡大斜視図である。図２に示す羽根車とカバーの一部を表す説明図である。図４に示す羽根車の一部を模式的に表す説明図である。図５に示す羽根の入口側の速度三角形を表す説明図である。図５に示す羽根の出口側の速度三角形を示す説明図である。図１に示す多翼ファンの風量の実測データを示すグラフである。図１に示す多翼ファンと従来技術に係る多翼ファンの回転騒音を対比して表すグラフである。図１に示す多翼ファンと従来技術に係る多翼ファンの渦流騒音を比較して表すグラフである。従来技術に係る多翼ファンの風量の実測データを示す、図８と同様なグラフである。従来技術に係る多翼ファンの羽根車とカバーの一部を表す、図４と同様な説明図である。

符号の説明

１０：多翼ファン、１２：エンジン（内燃機関）、５０：羽根車、５２：羽根、５８：カバー、７０：吸気口、７２：（羽根と羽根の間の）空間、７２ａ：（空間のうち吸気口と対峙する）面

Claims

多数の前向き羽根を有する羽根車の回転によって空気を内燃機関に圧送して冷却する空冷内燃機関用多翼ファンにおいて、前記羽根の入口側の相対速度方向と円周方向のなす角度を入口角度β１、前記羽根の出口側の相対速度方向と円周方向のなす角度を出口角度β２、および角度１８０°から前記出口角度β２を減算して得た差を角度β’２とするとき、前記入口角度β１と前記角度β’２の和が８０°未満に設定されることを特徴とする空冷内燃機関用多翼ファン。
前記羽根の入口を前記羽根車の回転中心に結んで得た直線をＬ１、前記羽根の出口側の円周と前記入口側の相対速度方向の交点を前記回転中心に結んで得た直線をＬ２、前記羽根の出口を前記回転中心に結んで得た直線をＬ３、前記直線Ｌ１と前記直線Ｌ２のなす角度をθ０、および前記直線Ｌ１と前記直線Ｌ３のなす角度をθ１とするとき、前記角度θ１が前記角度θ０の４０％から５０％の値に設定されることを特徴とする請求項１記載の空冷内燃機関用多翼ファン。
前記羽根の枚数Ｚが以下の式
Ｚ＝｛２πｓｉｎ（（入口角度β１＋角度９０°−角度β’２）／２）｝
／｛常数項Ｋ×２．３ｌｏｇ_１０（羽根車の外径Ｄ２／羽根車の内径Ｄ１）｝
に従って決定されると共に、前記常数項Ｋが０．５から０．６８の間の値に設定されることを特徴とする請求項１または２記載の空冷内燃機関用多翼ファン。
さらに、前記羽根車を覆うカバーと、前記カバーに穿設された吸気口と、前記多数の羽根に一連に形成されて前記羽根と羽根の間の空間のうち前記吸気口と対峙する面を前記出口から入口方向にかけて幅ａにわたって覆うルーフとを備えると共に、前記羽根車の外径をＤ２、前記吸気口の直径をＤ３、および前記外径Ｄ２から前記直径Ｄ３を減算して得た差をｂとするとき、前記幅ａが前記差ｂを２で除して得た商の５５％から７５％の値となるように設定されることを特徴とする請求項１から３のいずれかに記載の空冷内燃機関用多翼ファン。