JP2007050869A - 可変ピッチプロペラ - Google Patents

Abstract

【課題】 従来の可変ピッチプロペラの構造の複雑さや重量増加の問題を解決し、ホビー用無線操縦飛行機や超軽量飛行機等に適した可変ピッチプロペラを実現する。
【解決手段】 ピッチ変更軸はブレードの空力合成力の圧力中心Ｏ点よりもｗの距離だけ前縁側に位置し、ブレード１３０に羽根角を減少させる空力的モーメントを働かせる。回動抑制部１４０はシリンダ１４１内のコイルスプリング１５０の働きにより羽根角の減少量に応じて増加する機械的モーメントをブレード１３０に与える。巡航飛行時（ａ）では小さな空力的モーメントＭａｃに対して小さな機械的モーメントＭｍｃで釣り合い、大きな羽根角βｃとなる。上昇飛行時（ｂ）では大きな空力的モーメントＭａｈに対して大きな機械的モーメントＭｍｈで釣り合い、小さな羽根角βｈとなる。
【選択図】図２

Description

本発明は飛行機の可変ピッチプロペラに関する。

プロペラ飛行機においては原動機の動力を効率良く推力に変換するために可変ピッチプロペラが用いられている。可変ピッチプロペラは離陸、上昇、巡航といった飛行状態によって異なる速度に応じてプロペラ回転面に対するブレードの角度即ち羽根角を変化させ、プロペラ効率や原動機の効率を良好な状態に保つ。主な方式としてはプロペラの負荷トルクが増加して回転速度が低下した時はブレードの羽根角を小さくして負荷トルクを下げ、逆に負荷トルクが減少して回転速度が増加した時は羽根角を大きくして負荷トルクを上げ、原動機の回転速度が負荷によって大きく変わることを抑制する。このような制御を自動的に行う可変ピッチプロペラは定速プロペラとも呼ばれている。可変ピッチプロペラでは飛行速度に応じてブレードの空気流に対する迎え角を良好な状態に保つことができ、空力特性上の効率を良くすることができる。また、自動車や航空機に広く用いられているレシプロエンジンは、回転速度によらずトルクがほぼ一定の特性であるため、このような制御を行なわない固定ピッチプロペラではエンジンの過回転やノッキングといった現象が発生しやすい。そのような理由から、定速プロペラは一部の小型機や超軽量飛行機を除き、ほとんどのレシプロエンジンのプロペラ機に採用されている。

さて、ホビー用の無線操縦飛行機の動力としては近年、静粛性や保守の手軽さから直流モータが主流になりつつある。直流モータを動力源とするプロペラ機においてもプロペラブレードの羽根角を推進速度の変化に応じて最適な角度に変化させた方がプロペラの空力特性の点で高効率となることはエンジン機の場合と同様であるが、直流モータのトルク対回転速度の特性はレシプロエンジンとは大きく異なる。直流モータは一定の直流電圧を加えた状態では無負荷時で最大回転速度となり、負荷トルクの増加に伴って回転速度は直線的に減少し、回転が停止した状態で最大トルクとなるという特性を有している。そのため、前進速度が変化してプロペラの負荷が増減しても、特別な操作をすることなくトルクがそれに追随するため、過回転やノッキングといったレシプロエンジンに発生するような障害は起こり得ない。そのような理由もあって、電動の無線操縦飛行機においては可変ピッチプロペラの必要性は重視されてこなかった。

しかしながら、コアレスモータやブラシレスモータ等の高性能な小型モータや、リチウムポリマ電池といった軽量かつ高容量の二次電池が出現するに至って、電動の無線操縦飛行機の性能は曲技飛行もやりこなすことが可能な水準に達しつつある。曲技飛行においては大きな上昇性能を必要とし、プロペラに要求される最大推力は機体総重量にも匹敵する。このような性能を固定ピッチのプロペラで満たそうとすると、プロペラブレードの空力特性が悪化して駆動効率が著しく低下するため、電池の消耗を大きくし飛行可能時間が短縮される。また、直流モータには過大な電力消費が要求され、最悪の場合は直流モータの焼損を招く。

このような点から電動の無線操縦飛行機においても可変ピッチプロペラの必要性が高まっているが、従来の可変ピッチプロペラはブレードの羽根角を変化させるための回動機構や遠心力に感応して羽根角を一定に保つための機構など複雑な機構が要求される。また、多くの部分に金属材料を用いるため重量増や製造コスト増を招く。更には、手軽に楽しむことを目的とするホビー用の無線操縦飛行機においては地上への衝突頻度も高く、精密な機構の搭載は損傷の可能性も増大させる。この他、従来の可変ピッチプロペラは定速回転を基本としているため、回転速度の制御の自由度の高い直流モータには必ずしも適した制御方法とは言えない。

遠心力に感応する従来の可変ピッチプロペラに対して、ブレードに相対する空気流の効果によって自動的にピッチを変える方式も提案されている（特許文献１）。この方式ではブレードの先端に、相対風向きの変化により支軸周りモーメントを発生させる風向き翼部を設け、ブレードに働く遠心力や空気力など低ピッチ側に移行するモーメントに対して逆方向に働くモーメントを与え、相対風に対する迎え角が常に一定となるようにしたものである。この方式では飛行速度やプロペラ回転速度に関わりなく、ブレードの揚抗比を常に一定にすることができ、ブレード自体は高い効率で推進力を得ることができる。しかし、ブレード先端に備えられる風向き翼部は推進力に何ら貢献することは無く、この部分には必然的に抗力が生ずることとなる。この抗力はプロペラ回転軸から最も外側に働くため、負荷トルクも著しく増加する。従って、全体としてのプロペラ効率は従来の可変ピッチプロペラよりも下がってしまうことが考えられる。更に、後述するようにプロペラの迎え角は巡航時は高効率となるようブレードの揚抗比が最大となる角度が適しているが、上昇時など高推力が必要な場合は、ブレードの揚抗比よりもブレードの揚力係数を増加させた方が良い場合もある。従ってこの方式は、飛行機の運動性能を重視する場合には適当な方法とは言えない。
特開平６−５６０９２ 相対風でピッチ角の変わるプロペラ

従来の可変ピッチプロペラの構造の複雑さや重量増を余儀なくされるという問題を解決し、ホビー用無線操縦飛行機や超軽量飛行機等に適した可変ピッチプロペラを実現する。

本発明における可変ピッチプロペラは飛行機の推進に用いられるプロペラであって、複数枚のブレードと、ブレードに働く空力合成力の圧力中心よりもブレードの前縁側に位置するピッチ変更軸と、複数枚のブレードの各々をピッチ変更軸を中心に回動可能な状態で連結するハブ部と、ピッチ変更軸を中心として、空力合成力によって生ずる空力的モーメントに対向し、かつブレードの羽根角の減少に伴って増加する機械的モーメントをブレードに与える回動抑制手段を具備する。そして、ブレードの羽根角が、少なくとも該プロペラの推力と前進速度と回転速度に基づく所定の羽根角となることを特徴とする。本発明の可変ピッチプロペラはその一つの態様において、直流モータを回転の動力源とするものであって、プロペラの回転時における直流モータのトルクが、その時の直流モータ端子電圧に対応する直流モータの拘束トルクの１０〜５０パーセントの範囲となるよう羽根角の減少特性が設定される。また、本発明の可変ピッチプロペラはその一つの態様において、回動抑制手段はハブ部を兼ね備えた開き管状の弾性体であって、この開き管状の弾性体の一部がピッチ変更軸に沿ってブレード内に挿入される。そして、開き管状の弾性体の先端部がブレードに固定される。更に、本発明の可変ピッチプロペラはその一つの態様において、ブレード部とハブ部は、推進方向とは逆側の面が開放された開曲面状の成形体より成り、回動抑制手段として少なくともハブ部乃至ブレードの基部に捻れ弾性変形可能な部分を有する。

本発明の可変ピッチプロペラのピッチ変更機構は、ハブ部に備えられた回動部と機械的モーメントをブレードに与える回動抑制手段のみであるために軽量で簡素な構造であり、壊れにくく、かつ低価格の可変ピッチプロペラが実現できる。また、飛行状態と直流モータの特性に見合った羽根角に自動的に変化するため、巡航速度飛行から急上昇飛行まで効率的な動作特性が得られ、搭載電池の消耗を低減し、より長時間の飛行が可能となる。

一般的に、飛行機が揚抗比を保ったまま一定の前進速度Ｖかつ一定の上昇角λで上昇するという条件下でのプロペラに要求される推力Ｔと前進速度Ｖは次のように表される。
Ｔ＝［Ｗｃｏｓλ／（Ｌ／Ｄ）］＋Ｗｓｉｎλ 式１
Ｖ＝Ｖｃ・（ｃｏｓλ）^１／２ 式２
ここで、Ｗは機体重量、Ｌ／Ｄは機体の揚抗比、Ｖｃはλ＝０における前進速度即ち巡航速度である。これら２つの式で表される推力Ｔと前進速度Ｖがプロペラに要求される基本特性となる。
第３図はプロペラ回転中心からｒの位置にあるブレードの翼素に働く力の成分と速度の成分を、回転するプロペラの外周上に固定した仮想観測点から回転中心方向を見たとした場合のベクトル図を示す。図の上方を機体の進行方向としている。Ｖは機体の前進速度であり、２πｒＮはｒの位置での回転速度、Ｖｒは両者の合成速度を示す。Ｖｒと２πｒＮの成す角φを前進角と呼ぶ。これらには以下の関係がある。
Ｖｒ^２＝Ｖ^２＋（２πｒＮ）^２ 式３
φ＝ａｒｃｔａｎ（Ｖ／２πｒＮ） 式４
ブレードは空気に対してＶｒの方向に進む。ブレードにはその方向に対して適度な迎え角αが与えられる。前進角φに迎え角αを加えたものが羽根角βである。回転速度はｒに比例するので前進角φは回転中心に近づくにつれて大きくなる。ｒによらず迎え角αを適度な値に保つため、一般にはプロペラの羽根角β＝φ＋αは回転中心に近づくにつれて大きくなるように設計されているが、以降の説明では簡略化のため、このベクトル図をブレード上の空力合成力の圧力中心の位置Ｏ点で代表したものと見なす。即ち、力のベクトルはブレード全体にわたって合成されたものとする。更に便宜上、力の大きさはブレードの翅数倍されたものとする。プロペラの回転によって生ずるブレードの揚力をＬｂとすると、Ｌｂの向きはＶｒに直交し、その大きさは、
Ｌｂ＝Ｃ１・ρ・Ｂ・Ｓ・Ｖｒ^２／２ 式５
となる。ここで、Ｃ１はブレードの揚力係数、ρは空気密度、Ｂはブレードの翅数、Ｓはブレード１翅分の面積である。Ｃ１・ρ・Ｂ・Ｓ／２を便宜上Ｇとおく。抗力ベクトルＤｂの大きさは、Ｌｂをブレードの揚抗比Ｌｂ／Ｄｂで割った値となり、その向きはＶｒと反対方向となる。ＬｂとＤｂの合成力をＲ、ＲとＬｂの成す角度をγとすれば、１／ｔａｎγがブレードの揚抗比となる。推力Ｔは合成力Ｒの機体前進方向の成分であり、第３図から、
Ｔ＝Ｒｃｏｓ（γ＋φ）＝Ｌｂ・ｃｏｓ（γ＋φ）／ｃｏｓγ 式６
となる。ここで、
Ｌｂ＝Ｇ・Ｖｒ^２ 式７
Ｇ＝Ｃ１・ρ・Ｂ・Ｓ／２ 式８
である。また、式７を式６に代入して、
Ｔ＝Ｇ・Ｖｒ^２・ｃｏｓ（γ＋φ）／ｃｏｓγ 式９。
合成力Ｒの回転方向成分をｑとすると、ｑ・ｒがプロペラの回転のために要求されるトルクＱとなる。そして第３図より推力ＴとトルクＱの関係は、
Ｔ＝Ｑ／［ｒ・ｔａｎ（γ＋φ）］ 式１０。
一般的な可変ピッチプロペラの場合、ピッチ変更軸は概ね空力合成力の圧力中心の位置Ｏ点付近を通るよう設計される。これはピッチ変更軸が空力合成力の圧力中心からずれた点にあると余分な捻れモーメントがブレードに加わり、遠心力によるピッチ制御等に悪影響を与えてしまう恐れがあるためである。本発明の可変ピッチプロペラではこれに反して、ピッチ変更軸Ｐ点を空力合成力の圧力中心の位置Ｏ点よりも距離をｗだけ前縁側に位置させ、積極的に空力的モーメントをブレードに与える。ブレードの揚力Ｌｂのブレード翼弦線３０に直交する成分はＬｂ・ｃｏｓαであるので、空力的モーメントＭａは
Ｍａ＝Ｌｂ・ｃｏｓα・ｗ＝Ｇ・Ｖｒ^２・ｃｏｓα・ｗ 式１１。

次に直流モータの一般的な特性について、第４図を用いて説明する。第４図の特性曲線はモーター端子電圧Ｅを一定にした状態におけるトルクＱに対する回転速度Ｎ、電流Ｉ、出力Ｐ、効率ηの関係を示している。Ｑに対する回転速度Ｎの関係はＮ−Ｑ曲線４０で表される。無負荷状態では、モータ端子電圧Ｅで定まる最大回転速度Ｎｍａｘとなり、負荷トルクの増加と共に回転速度は直線的に低下し、あるトルクに達すると回転速度はゼロとなる。この時のトルクＱＬを拘束トルクと呼ぶ。Ｎ−Ｑ曲線の勾配Ａは直流モータの仕様によって定まる固有の値であり、異なる端子電圧におけるＮ−Ｑ曲線の場合も勾配Ａは不変である。また、端子電圧にほぼ比例して無負荷時の最大回転速度も高くなるため、モータ端子電圧の高いＮ−Ｑ曲線ほど上方に位置する。従って、モータ端子電圧Ｅを定めた場合、トルクＱが決まれば回転速度Ｎは一義的に決まることになる。そこで、ζ≡Ｑ／ＱＬというパラメータを定義するとトルクＱと回転速度Ｎの関係は、
Ｑ＝ζ・Ｎ／［Ａ・（１−ζ）］ 式１２
と表すことができる。ζはＮ−Ｑ曲線上の動作点の位置を表す指標であり、ζが０に近づくほど高回転・低トルクの動作となり、ζが１に近づくほど低回転・高トルクの動作となる。式１２を式１０に代入して、
Ｔ＝ζ・Ｎ／［Ａ・（１−ζ）・ｒ・ｔａｎ（γ＋φ）］ 式１３。
出力はトルクと回転速度の積で表され、図中のＰ−Ｑ曲線４１となる。最大出力はこの曲線のピークの位置となる。Ｎ−Ｑ曲線４０が直線の場合はζ＝０．５、即ち拘束トルクの５０パーセントのトルクを発生する動作点Ｐ２で得られる。電流Ｉは図中のＩ−Ｑ曲線４２であらわされるように無負荷電流Ｉ_０を基点に直線的に増加する。端子電圧Ｅが一定の条件なので消費電力Ｅ・Ｉは電流Ｉと同様、トルクの増加に比例する。効率は消費電力に対する出力の比で表わされ図中のη−Ｑ曲線４３となる。最大効率となる位置は直流モータの無負荷回転時の電流値Ｉ_０によって若干異なる。第４図の例では概ねζ＝０．２、即ち拘束トルクの２０パーセントのトルクを発生する動作点Ｐ１で得られる。概して、ζが０．１以下となる動作点やζが０．５を越えるような動作点では出力も効率も共に低下する。そのため、ζは概ね０．１〜０．５の範囲となるような動作点で直流モータを動作させるのが望ましいと言える。

尚、一般に小型直流モータは低トルク高回転の傾向があり、ギアによってある程度回転速度を落としてトルクを増加させることが多い。ギア比をＫとおくと、回転速度は１／Ｋ倍に、またトルクはＫ倍となるが、このような場合、第４図の回転速度の数値を１／Ｋ倍、トルクの数値をＫ倍と補正することで、プロペラ回転軸における特性と見なすことができる。また、ギアを介在しない場合のＮ−Ｑ曲線の勾配をａとすれば、ギア比Ｋの場合のＮ−Ｑ曲線の勾配は
Ａ＝ａ／Ｋ^２ 式１４
となる。直流モータの種類によってはＮ−Ｑ曲線が、トルクが拘束トルクに近づくにつれて回転速度の低下の割合が増大する特性を持つものもある。このような特性の場合、直線性の良い部分の勾配でＮ−Ｑ曲線を近似し、前述の条件を適用することができる。本発明の対象とする直流モータは、電源として直流電源を用いるものであり、界磁に永久磁石を用いる永久磁石型であっても電磁石を用いる電磁石界磁型であってもよい。また、ブラシレスＤＣモータは、モータ自体は交流モータであるが、電源として直流電源が用いられ、また特性も直流モータとほとんど違いが無いため、本発明の対象とする直流モータに含まれる。

次に巡航時と上昇時の２つの飛行状態について、本発明のプロペラの羽根角設定法について述べる。巡航時における各パラメータの値をＴ＝Ｔｃ、Ｖ＝Ｖｃ、Ｖｒ＝Ｖｒｃ、Ｎ＝Ｎｃ、ζ＝ζｃ、φ＝φｃ、α＝αｃ、β＝βｃ、γ＝γｃ、Ｇ＝Ｇｃ、Ｃ１＝Ｃ１ｃと記す。また、上昇時における各パラメータの値をＴ＝Ｔｈ、Ｖ＝Ｖｈ、Ｖｒ＝Ｖｒｈ、Ｎ＝Ｎｈ、ζ＝ζｈ、φ＝φｈ、α＝αｈ、β＝βｈ、γ＝γｈ、Ｇ＝Ｇｈ、Ｃ１＝Ｃ１ｈと記す。
まず、巡航速度Ｖｃでの飛行に必要な推力Ｔｃは、式１においてλ＝０として、
Ｔｃ＝Ｗ／（Ｌ／Ｄ） 式１５
となる。推力とプロペラ回転速度Ｎｃの関係は、式１３より
Ｔｃ１＝ζｃ・Ｎｃ／［Ａ・（１−ζｃ）・ｒ・ｔａｎ（γｃ＋φｃ）］
式１６
φｃ＝ａｒｃｔａｎ［Ｖｃ／（２・π・ｒ・Ｎｃ）］ 式１７
となる。ブレードの形状を決まれば、その空力特性から最もプロペラ効率が良くなるような迎え角αｃを設定することができ、同時にγｃの値も定まる。そして式１６からＴｃ１＝Ｔｃとなるように回転速度Ｎｃの数値を定めることができる。定められた回転速度Ｎｃで、式１５で表される推力Ｔｃを得るためには、式９の条件から、
Ｇｃ＝Ｔｃ・ｃｏｓγ／［Ｖｒｃ^２・ｃｏｓ（γｃ＋φｃ）］式１８
Ｖｒｃ^２＝Ｖｃ^２＋（２・π・ｒ・Ｎｃ）^２ 式１９
となるＧｃを得ることが必要である。定義によりＧｃ＝Ｃ１ｃ・ρ・Ｂ・Ｓ／２であるが、ブレードの形状を相似形とするならば、翅数Ｂや面積Ｓを変えてもγｃと迎え角αｃの関係は変化しないことが空気力学から言えるので、翅数Ｂと面積Ｓを調整すれば所望のＧｃを得ることができる。以上の数値が求まれば、巡航速度飛行時の羽根角βｃとブレードの空力的モーメントＭａｃは以下のように表される。
βｃ＝φｃ＋αｃ 式２０
Ｍａｃ＝Ｇｃ・Ｖｒｃ^２・ｃｏｓαｃ・ｗ 式２１

次に上昇飛行時の条件設定について述べる。上昇飛行に必要な推力と速度は、式１並びに式２においてλ＝λｈとして、
Ｔｈ＝（Ｄ／Ｌ）・Ｗ・ｃｏｓλｈ＋Ｗ・ｓｉｎλｈ 式２２
Ｖｈ＝Ｖｃ・（ｃｏｓλｈ）^１／２ 式２３
となる。推力とプロペラ回転速度の関係は、式９及び式１３より、
Ｔｈ１＝ζｈ・Ｎｈ／［Ａ・（１−ζｈ）・ｒ・ｔａｎ（γｈ＋φｈ）］
式２４
Ｔｈ２＝Ｇｈ・Ｖｒｈ^２・ｃｏｓ（γｈ＋φｈ）／ｃｏｓγ 式２５。
ここで、
Ｖｒｈ^２＝Ｖｈ^２＋（２πｒＮｈ）^２ 式２６
φｈ＝ａｒｃｔａｎ［Ｖｈ／（２・π・ｒ・Ｎｈ）］ 式２７
Ｇｈ＝Ｃ１ｈ・ρ・Ｂ・Ｓ／２ 式２８
である。ζｈは目標とする飛行特性に合わせ、概ね０．１〜０．５の間の数値を選択する。ブレードの迎え角αｈを調整すればブレードの揚力係数Ｃ１ｈが変わり、Ｇｈを所望の値にすることができる。更に、揚抗比を決めるγｈはブレードの空力特性により迎え角αｈに依存する。これらの関係はブレードの空力特性を測定することによって得られる。従って、式２４、式２５のいずれも回転速度と迎え角のみによって定まり、Ｔｈ１＝Ｔｈ２＝Ｔｈとなるような回転速度Ｎｈと迎え角αｈを定めることが可能となる。具体的には電子計算機を利用して回転速度と迎え角の数値の組み合わせによる計算を多数例試行し、Ｔｈ１とＴｈ２が目標とするＴｈに最も近くなるものを算出すれば良い。以上の数値が求まれば、上昇飛行時の羽根角βｈとブレードの空力的モーメントＭａｈは以下のように表される。
βｈ＝φｈ＋αｈ 式２９
Ｍａｈ＝Ｇｈ・Ｖｒｈ^２・ｃｏｓαｈ・ｗ 式３０

回動抑制手段に要求される機械的モーメントの特性としては、羽根角βｃにおいては空力的モーメントＭａｃに等しい機械的モーメントＭｍｃ、羽根角βｈにおいては空力的モーメントＭａｈに等しい機械的モーメントＭｍｈをブレードに与えるものとなる。これら２つの条件を結ぶ滑らかな羽根角−機械的モーメント特性を設定すれば、巡航速度飛行から上昇飛行に至る間の飛行状態においても、ほぼ良好な羽根角を得ることができる。
尚、実際にはブレードの質量と回転速度に比例した遠心力が羽根角を減少させる方向に働く。そのため遠心力による効果が無視できない場合には、前述の空力的モーメントに遠心力によるモーメントを加えて機械的モーメントを対応付けることが必要である。以下の実施例においては、遠心力による効果は無視している。

本発明の可変ピッチプロペラの第１の実施例を第１図に示す。この実施例は２翅のプロペラの例であり、構造が判りやすいように回転軸の左側のブレード部は省略され、回転軸１１０およびシリンダ１４１は分離された状態で描かれている。図の上方をプロペラの進行方向、即ち前方とする。図示されていない動力部の出力を伝える回転軸１１０には、中間部にハブ１２０を固定するためのネジ部１１１が形成され、それよりも前方側は少なくともネジの谷の深さだけ直径が細くなる。前方先端部にはピストン１４３を固定するためのネジ部１１２が形成されている。ハブ１２０は中心に回転軸１１０を通して固定するネジ穴１２１を有し、両側にブレード１３０を回動可能な状態で連結するためのシャフト１２２が設けられている。ブレード１３０のシャンク部１３２にはシャフト１２２が挿入される軸受け部（図示せず）が設けられている。軸受け部はシャフト１２２が滑らかに回動するよう、ベアリング等で構成するのが望ましい。シャフト１２２がその軸受け部に挿入された後、ブレード基部に穿たれた長穴１３１より、シャフト１２２の先端部に穿たれたピン通し穴１２３にロックピン１３７を差し込む。これによって、ブレード１３０がハブ１２０から遠心力によって離脱するのを防止する。長穴１３１は、ロックピン１３７がブレード１３０の必要とする回動を妨げない長さに設定される。シャンク１３２の後縁側にはヒンジベース１３３が設けられ、リンク１３６の一方の端が連結軸１３４によって回動可能な状態で連結される。回動抑制部１４０はシリンダ１４１、ベース１４６、ピストン１４３、コイルスプリング１５０を主構成要素とする。ベース１４６の後面には、ブレード１３０のヒンジベース１３３に対置して２ヶ所のヒンジベース１４８が設けられ、リンク１３６の他方の端が連結軸１３５によって回動可能な状態で連結される。回転軸１１０はベース１４６中央の通し穴１４７とコイルスプリング１５０を貫いた後、先端のネジ部１１２がピストン１４３の中央のネジ穴１４５にねじ込まれる。シリンダ１４１はベース１４６にボルト１５１によって接合される。このプロペラの羽根角の変化の様子を第２図に示す。第２図は第１の実施例のブレード基部から回転中心方向を見た図であり、シリンダ１４１の左側は内部構造を表している。図の左側（ａ）は巡航時の状態を示し、右側（ｂ）は上昇時の状態を示す。ブレードに働く空力的モーメントが増加するにつれてブレード１３０のヒンジベース１３３が前方に傾いていくので、リンク１３６がシリンダ１４１を前方に押し出す。その結果、ピストン１４３はシリンダ１４１内で相対的に後方側に移動しコイルスプリング１５０を圧縮する。この圧縮長ΔＬに比例した力ΔＦがヒンジベース１３３の連結軸１３４に加わる。連結軸１３４はピッチ変更軸１００からｘの距離だけ隔てられているので、連結軸１３４に加わる力はブレードに機械的モーメントを与え、空力的モーメントと釣り合うことになる。連結軸１３４からピッチ変更軸１００へおろした垂線が、空力中心を含むブレードの翼素の翼弦線と平行に設定されている場合、それぞれの状態における機械的モーメントＭｍｃ、Ｍｍｈと空力的モーメントＭａｃ、Ｍａｈの関係は
Ｍｍｃ＝Ｆｃ・ｘ・ｃｏｓβｃ＝Ｍａｃ 式３１
Ｍｍｈ＝Ｆｈ・ｘ・ｃｏｓβｈ＝Ｍａｈ 式３２
となる。Ｍａｃ、Ｍａｈはそれぞれ式２１、式３０によって求まる。コイルスプリング１５０に働く力の増加量ΔＦ＝Ｆｈ−Ｆｃ、圧縮長ΔＬ＝ｘ（ｓｉｎβｃ−ｓｉｎβｈ）から、コイルスプリング１５０に要求されるバネ定数は次式によって求めることができる。
κ＝ΔＦ／ΔＬ 式３３
飛行機に急な姿勢変化がおこると、プロペラの左右あるいは上下に推力差が生じ、ブレードに振動が発生することが知られている。ピストン１４３はこれを緩和する機能も備えている。ピストン１４３の移動に伴ってシリンダ１４１内の空気が小穴１４４から出入りするが、この穴径を適度に小さくすることでピストン１４３の動きをプロペラ回転周期のように速い周期の変化に対しては鈍く、緩やかな変化には正確に追従するという特性を持たせることができる。ピストン内部を空気の替わりに潤滑油のような液体で満たせば更に効果的である。

本実施例を重量Ｗ＝２５０ｇ、巡航速度Ｖｃ＝５［ｍ／ｓ］、機体の揚抗比１０の飛行機に応用することを想定し、λ＝０［ｄｅｇ］即ち巡航時と、λ＝４５［ｄｅｇ］の急上昇時の２つの飛行状態について、前述の過程に従って設計した結果を第５図と第６図に示す。第５図は回転速度−トルク特性である。図中のＰ５０は巡航時のモータ動作点であり、ζ＝０．２としている。またＰ５１、Ｐ５２、Ｐ５３は急上昇時の動作点であり、それぞれζ＝０．２、０．３、０．４としている。５４、５５、５６は、これらの動作点の近傍を通るＮ−Ｑ特性曲線である。破線５１、５２、５３は、Ｐ５０とＰ５１、Ｐ５２、Ｐ５３をそれぞれ結んだものであり、巡航時から急上昇時に至る中間の動作点の軌跡を推測したものである。第６図は羽根角−空力モーメント特性である。図中のＰ６０、Ｐ６１、Ｐ６２、Ｐ６３には第５図のモータ動作点Ｐ５０、Ｐ５１、Ｐ５２、Ｐ５３が対応する。また、６１、６２、６３は各動作点に対応した羽根角−空力モーメント特性である。第５図において、動作点Ｐ５２と動作点Ｐ５３はほぼ同じＮ−Ｑ特性曲線５５付近に位置している。このことから、両者は上昇飛行時のモータ端子電圧はほぼ同じであるが、ζの小さい動作点Ｐ５２の方がより効率的な駆動ができることが分かる。動作点Ｐ５１は動作点Ｐ５２よりもζが小さいので更に効率的にはなると考えられるが、モータ端子電圧Ｅがより高いＮ−Ｑ特性曲線５６上に位置している。モータを駆動する電池電圧がＥ２であったとすると、動作点Ｐ５１での駆動は実現できないことになるので、最大出力の条件としてはζ＝０．３の動作点Ｐ５２が適当と言える。この条件に対応する羽根角−空力モーメント特性は第６図中の６２で示される特性曲線となる。第５図のＰ５４はλ＝９０［ｄｅｇ］の場合であり、機首を真上に向けて空中停止をするような状態、即ちホバリングに対応する動作点である。このような特性は曲技機や垂直離着陸機に要求される。空中停止状態では飛行機の位置エネルギの増加が無いので、急上昇飛行よりも加えるべきエネルギーは小さくなり、動作点Ｐ５４は動作点Ｐ５１よりも低いモータ端子電圧となることが分かる。この動作点Ｐ５４は第６図中ではＰ６４に対応し、Ｐ６０の点とＰ６４を結ぶような羽根角−空力モーメント特性６４はホバリング効率が良い特性と言える。

羽根角−空力モーメント特性曲線６２に適合する機械的モーメント特性の例を第７図に示す。この特性曲線７０は第６図の特性曲線６２を羽根角の軸線まで延長し、その交点βＳを基点に左右反転した形状である。特性曲線７０上の点Ｐ７０とＰ７１は、第６図のＰ６０とＰ６２に対応している。横軸の回動角θは、θ＝βＳ−βの関係となり、機械的モーメントＭｍ（θ）は空力モーメントＭａ（βＳ−θ）に等しい。これらの関係と式３３、式３４、式３５を用いて、必要とするコイルスプリング１５０のバネ定数を求めることができる。尚、特性曲線７０は必ずしもθ＝０を起点とする直線で無くとも良い。例えば一点鎖線７１のようにＰ７０のモーメントＭｍｃよりも小さなモーメントでθを一定とすることもできる。このようにすると、地上で機体を移動させる時のように低速・低推力でプロペラを回転させる際、ブレードの羽根角が過大になることを防止することができる。また、前述した機体姿勢変化に伴うブレードの振動は、高出力時において、より大きな影響をもたらすことが想定されるが、一点鎖線７２のようにＰ７２のモーメントＭｍｈよりも大きなモーメントでθを一定にさせることにより、ブレードを安定させることができる。このような特性は第１図の長穴１３１の長さを、ブレード１３０の回動角がＰ７０に対応するθｃからＰ７１に対応するθｈの範囲内となるよう設定することで得られる。

第８図は本発明における回動抑制手段として、開き円管状の弾性体を用いた場合の実施例である。本実施例は２翅のプロペラであるが、左側のブレードは省略され、また、その他の部品同士は分解された状態で描かれている。ハブ８２は両側が先細りの開き円管状の弾性体であり、スリットの部分が後方側となる。ハブ８２は回動抑制手段としての役割も担う。構造力学的に開き円管状の弾性体の捻り剛性は断面の半径に比例し、素材の肉厚の３乗に比例する。そのため、断面の半径や素材の肉厚を調整することによって所望の機械的モーメント特性を得ることが可能である。ハブ８２の中央には回転軸８１を通す丸穴８３が、また両端にはブレード８０を連結するピン通し穴８４が穿たれている。回転軸８１は丸穴８３に通された後、プロペラ固定金具８５のネジ穴にねじ込まれてハブ８２と連結される。ブレード８０の基部には軸受け穴８６が設けられ、その先はハブ８２の腕部を通す空洞８７が設けられている。ハブ８２の先端は空洞８７の先端部に嵌合し、ロックピン８８がブレード８０上のピン通し穴８９とハブ８２のピン通し穴８４を貫いて固定される。軸受け穴８６はハブ８２上で滑らかに回動するよう、ボールベアリング等で構成するのが望ましい。また、無用な摩擦を生じさせないため、空洞８７には先端の嵌合部以外はハブ８２と接触しないよう隙間を設けてある。軸受け穴８６並びに空洞８７の中心軸はピッチ変更軸８００であり、ブレード８０の空力合成力の圧力中心Ｏ点からｗの距離隔てられている。捻れモーメントによってハブ８２が捻れる様子を第９図に示す。この図はプロペラ後方側から見た図であり、（ａ）は捻れモーメントの無い状態、（ｂ）は捻れモーメントを与えた状態を示す。捻れモーメントを受けるとはスリットの縁部９１、９２の中央点Ａ、Ｂは互いに反対方向にずれ、Ａ’、Ｂ’の位置に移動する。このずれはハブの全長にわたってほぼ均一であるため、ブレードの回動に応じて滑らかに変化する捻りモーメントを与えることができる。開き円管状の弾性体は中心軸を中心とした捻れ剛性に対して、それに直交する方向の曲げ剛性は非常に大きい。そのため、ハブ８２はブレード８０を空力中心に近い位置で支持することができ、ブレード基部の軸受け穴８６の曲げ応力を大幅に減らすことができる。、
同一断面形状の開き円管の場合、先端部における捻り角に対する捻りモーメントの大きさは、その全長に比例する。このことを利用して、機械的モーメント特性を選択可能とした可変ピッチプロペラも実現できる。第８図において、ハブ８２上にプロペラ中心からの位置が異なる複数のピン通し穴８０１を設け、ブレード８０上の対応する位置に複数のピン通し穴８０２を設ける。ロックピン８８をプロペラ中心側に近い穴に通すと、捻り角に対する捻りモーメントの比率が増大し、回動角−機械的モーメントの特性曲線の勾配を大きくすることができる。

次に本実施例を多翅のプロペラに応用する場合について述べる。第１０図は３翅のプロペラに応用したもので、ハブ中央部分を後面側から見た斜視図である。ブレードやその連結方法は第８図と同様である。スリットの縁部１００１、１００２、１００３には、ブレードの回動に伴う捻れ変形によって生ずるずれの方向を矢印で示している。隣り合うブレードの前縁側のスリットの縁部と後縁側のスリットの縁部が滑らかにつながっているため、捻れ変形によって生ずる縁部のずれは大きく阻害されることが無く、滑らかな機械的モーメントの発生が可能となる。第１１図は４翅のプロペラに応用した場合のハブ中央部分を後面側から見た斜視図である。ブレードやその連結方法は第８図と同様である。ハブ中央部は２翅の場合と異なり、２つのピッチ変更軸が直交し、後面のスリットの縁部は中央部で分断されてしまう。ハブ部の前方への曲げモーメントは中央部で最も大きくなるため、十分な曲げ剛性が必要となる。第１２図の実施例では中央部を横断するように４本の補強材１１０１、１１０２、１１０３、１１０４がスリットの縁部に連結されている。補強材１１０１、１１０２、１１０３、１１０４は中央部に段差が設けられ、互いに直交する補強材同士が接触しないようにされている。これによって、同一のピッチ変更軸に沿うスリット縁部のずれが直交するスリット縁部のずれに影響されることは少なくなり、所望の回動抑制特性を得ることが可能となる。以上の実施例では回動抑制手段として開き円管状の弾性体を例に述べたが、断面形状は必ずしも円弧状で無くとも良く、楕円状や多角形状の開き管であっても本発明の効果は発揮できるものである。

本発明の可変ピッチプロペラのブレード部とハブ部を、推進方向とは逆側、即ち後面側が開放された開曲面状の成形体によって構成した２翅のプロペラの実施例を第１２図に示す。図は前方から見たものであり、その下側に図の左方から見た各部の断面が示されている。ブレード部１２０３の基部から中央部にかけてシャンク部１２０１が形成されている。この部分は捻れ弾性変形が可能なように、開き管状、望ましくは開き円管状の形状となっている。捻れ弾性変形の中心軸はピッチ変更軸１２０２であり、ブレード部１２０３の空力合成力の圧力中心Ｏ点からｗの距離隔てられている。シャンク部１２０１はブレードを回動させると共に、その弾性により回動抑制手段としてブレードの羽根角の減少に伴って増加する機械的モーメントをブレード部に与える。前述の実施例と同様、回動に伴ってシャンク部１２０１のスリット縁部にはピッチ変更軸１２０２に沿ったずれが生ずるが、本実施例ではシャンク部とブレード部が連続した構造であるため、そのずれがブレード部１２０３に及んでブレード面に無用な撓みをもたらしてしまう恐れがある。これを軽減する２つの例を第１３図と第１４図に示す。両図共、プロペラ中心からブレード基部までの構造を示し、上方はブレード後縁側から前縁方向を見た図、下方はプロペラ後面側から前面方向を見た図である。第１３図はシャンク部１２０１とブレード部１２０３との境界にキャンバ面側から見て凹部１２０４を設けたものである。破線に示されるように、シャンク部１２０１のスリット後縁に生ずるずれは、凹部１２０４がブレード先端方向に押し込まれる形で吸収されブレード部１２０３には至らない。第１４図はスリット幅を後方に徐々に拡大させた部分１２０５を設けたものである。図中の矢印で示されるように、同一曲率半径の開き円管ではスリット幅が大きいほど縁部のずれは小さくなるので、シャンク部１２０１のスリット後縁に生ずるずれがブレード部１２０３へ与える影響は小さくなる。

本発明のプロペラではピッチ変更軸の位置する前縁部に、推力の働く方向に撓まないよう剛性が必要である。第１５図は前縁補強部１２０６を備えた実施例であり、ブレードの前縁において、素材を後方に折り曲げて前縁部を二重にした構造である。このような構造では、剛性の必要な部分のみ素材を厚くすることができるので、全体的に軽量なものが実現できる。

以上は２翅のプロペラの実施例であるが、ハブ部を第１０図や第１１図と同様な構造にすることで、３翅や４翅のプロペラを実現することも可能である。本実施例ではプロペラ全体を１枚の板材で構成することができ、素材が鋼鉄やステンレス、アルミニウムなどの金属の場合はプレス加工、ＰＥＴやポリカーボネート等の熱可塑性プラスチックの場合は真空成形等の熱成形、ＣＦＲＰ等の繊維強化プラスチックの場合は真空注型等のような大量生産に向いた低コストの製造方法を取ることができる。３翅以上のプロペラの場合は材料取りや金型の簡略化の面から、ブレード部とハブ部を別々に成形した後、ボルト締め、融着、接着等の手法によって連結することも可能である。

産業状の利用可能性

以上の実施例はホビー用の無線操縦飛行機を想定しているが、本発明の適用分野はこれに限られるものではない。直流モータを動力源とするものであれば、有人飛行機を含むより大型の飛行機においても本発明の可変ピッチプロペラは適用可能である。また、本発明の可変ピッチプロペラは動力源が直流モータの場合に最も効果があると言えるが、レシプロエンジンに応用した場合においても上昇時のような低速高推力の場合には羽根角が減少するため、固定ピッチプロペラに較べて動力源の負担を軽減し、飛行機の動力性能を向上させる効果がある。

第１図

本発明の可変ピッチプロペラの第１の実施例を示す斜視図である。

第２図

第１の実施例の動作を表す図である。

第３図

本発明の可変ピッチプロペラに作用する力を表す図である。

第４図

直流モータの特性を表す図である。

第５図

第１の実施例のトルクと回転速度の関係を示す図である。

第６図

第１の実施例の羽根角と空力的モーメントの関係を示す図である。

第７図

第１の実施例の回動角と機械的モーメントの関係を示す図である。

第８図

本発明の可変ピッチプロペラの第２の実施例を示す図である。

第９図

第２の実施例の動作を表す図である。

第１０図

第２の実施例の応用例を表す図である。

第１１図

第２の実施例の他の応用例を表す図である。

第１２図

本発明の可変ピッチプロペラの第３の実施例を示す図である。

第１３図

第３の実施例のシャンク部を表す図である。

第１４図

第３の実施例のシャンク部を表す図である。

第１５図

第３の実施例の他の形態を示す図である。

符号の説明

１００…ピッチ変更軸 １４７…通し穴
１１０…回転軸 １４８…ヒンジベース
１１１、１１２…ネジ部 １５０…コイルスプリング
１２０…ハブ ３０…翼弦線
１２１…ネジ穴 ４０…Ｎ−Ｑ曲線
１２２…シャフト ４１…Ｐ−Ｑ曲線
１２３…ピン通し穴 ４２…Ｉ−Ｑ曲線
１３０…ブレード ４３…η−Ｑ曲線
１３１…長穴 Ｐ５０〜Ｐ５４…モータ動作点
１３２…シャンク部 ５１〜Ｐ５３…モータ動作点の軌跡
１３３…ヒンジベース ５４〜５６…Ｎ−Ｑ特性曲線
１３４、１３５…連結軸 ６１〜６４…羽根角−空力モーメン
１３６…リンク ト特性曲線
１３７…ロックピン ７０…機械的モーメント特性曲線
１４０…回動抑制部 ８０…ブレード
１４１…シリンダ ８２…ハブ
１４３…ピストン ８１…回転軸
１４４…小穴 ８３…丸穴
１４５…ネジ穴 ８４、８０１…ピン通し穴
１４６…ベース ８５…プロペラ固定金具
８６…軸受け穴 Ｔ、Ｔｃ、Ｔｈ…推力
８７…空洞 Ｌｂ…ブレード揚力
８８…ロックピン Ｄｂ…ブレード抗力
８９、８０２…ピン通し穴 Ｒ…ＬｂとＤｂの合成力
８００…ピッチ変更軸 ｑ…Ｒの回転方向成分
９１、９２…スリットの縁部 Ｎｍａｘ…最大回転速度
Ａ、Ｂ、Ａ’、Ｂ’…中央点 ＱＬ…拘束トルク
１００１〜１００３…スリット縁部
１１０１〜１１０４…補強材
１２０１…シャンク部
１２０２…ピッチ変更軸
１２０３…ブレード部
１２０４…凹部
１２０５…スリット幅拡大部分
１２０６…前縁補強部
Ｏ…空力合成力の圧力中心点
ｗ…ピッチ変更軸と空力合成力の圧
力中心点の距離
Ｍａｃ、Ｍａｈ…空力的モーメント
Ｍｍｃ、Ｍｍｈ…機械的モーメント
Ｖ…機体前進速度
２πｒＮ…回転速度
Ｖｒ…合成速度
α…ブレード迎え角
β…羽根角
φ…前進角
θ…回動角

Claims (4)

1. 飛行機の推進に用いられるプロペラであって、該プロペラは、複数枚のブレードと、前記ブレードに働く空力合成力の圧力中心よりも前記ブレードの前縁側に位置するピッチ変更軸と、前記複数枚のブレードの各々を前記ピッチ変更軸を中心に回動可能な状態で連結するハブ部と、前記ピッチ変更軸を中心として、前記空力合成力によって生ずる空力的モーメントに対向し、かつ前記ブレードの羽根角の減少に伴って増加する機械的モーメントを前記ブレードに与える回動抑制手段を具備し、前記ブレードの羽根角が、少なくとも該プロペラの推力と前進速度と回転速度に基づく所定の羽根角となることを特徴とする可変ピッチプロペラ。
2. 請求項１記載の可変ピッチプロペラにおいて、該プロペラは直流モータを回転の動力源とするものであって、該プロペラの回転時における前記直流モータのトルクが、前記回転時における前記直流モータの端子電圧に対応する前記直流モータの拘束トルクの１０〜５０パーセントの範囲となるよう前記羽根角の減少特性が設定されていることを特徴とする請求項１記載の可変ピッチプロペラ。
3. 前記回動抑制手段は前記ハブ部を兼ね備えた開き管状の弾性体であって、前記開き管状の弾性体の一部が前記ピッチ変更軸に沿って前記ブレード内に挿入され、前記開き円管状の弾性体の先端部において前記ブレードに固定されるものであることを特徴とする請求項１記載の可変ピッチプロペラ。
4. 前記ブレードと前記ハブ部は、推進方向とは逆側の面が開放された開曲面状の成形体より成り、前記回動抑制手段として少なくとも前記ハブ部乃至前記ブレードの基部に捻れ弾性変形可能な形状を有することを特徴とする請求項１記載の可変ピッチプロペラ。

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