JP2012077847A - 配管の支持構造 - Google Patents

Abstract

【課題】発生するコリオリ力と反力とを利用して、樹脂製配管に特有の搭載自由度を維持しつつ、高温域におけるホースコンプライアンス量の抑制を簡単および低コストな構成で実現できる配管の支持構造を提供する。
【解決手段】樹脂製のマスタホース１２の支持構造であって、クランプ点Ｌ１、Ｌ２の少なくともいずれか一方において、マスタホース１２を弾性的に保持するグロメットを備え、マスタホース１２は、傾斜部と所定の曲率半径ｒを有する屈曲部１２ａとを、クランプ点Ｌ１、Ｌ２間に有し、グロメットは、所定のばね定数ｋおよび所定の減衰係数ｈを有し、マスタホース１２に高温の作動油が流通したとき、マスタホース１２に生ずるコリオリ力Ｆ_ｃに応じてグロメットに生ずる反力Ｆ_ｒがマスタホース１２の熱膨張量の抑制に作用するよう、クランプ点Ｌ１、Ｌ２の位置および曲率半径ｒを設定するとともに、ばね定数ｋおよび減衰係数ｈを設定する。
【選択図】図８

Description

本発明は、配管の支持構造に関し、特に、高温の流体が流動する配管の支持構造に関する。

一般に、油圧で駆動制御されるアクチュエータ等の油圧機器には、配管を介して作動油が供給されるようになっている。このような油圧で駆動制御されるアクチュエータは、例えば自動車等の車両に搭載され、車両が有する種々の駆動装置の制御に用いられている。

従来、このようなアクチュエータなどの油圧機器を備えた車両として、ブレーキブースタによって作動するマスタシリンダと、マスタシリンダとホイールシリンダとの間に介在され、ホイールシリンダ側に加える油圧を制御する油圧ユニットと、マスタシリンダと油圧ユニットとを連結する配管とを含んで構成されたブレーキシステムを備えたものが知られている（例えば、特許文献１参照）。

この特許文献１に記載のブレーキシステムでは、マスタシリンダと油圧ユニットとを連結する配管が、金属製パイプと、この金属製パイプの中間部に形成された樹脂製ホースの外周に金属線をメッシュ状に被覆処理した可撓性ホースとから構成されている。このため、金属製パイプに比べて剛性が低い可撓性ホースを用いることにより、マスタシリンダと油圧ユニットとの相対位置の取付誤差に対応した配管形状の微調整を可能とし、また、油圧ユニットからマスタシリンダ側へ伝達され得る振動の吸収を可能としている。

ところで、上述のブレーキシステムなどの油圧システムに用いられる配管としては、車両への搭載自由度を考慮して、樹脂製の配管のみで構成されるものもある。このような樹脂製の配管を用いた油圧システムとして、例えば、図１３に示すものがある。図１３に示すように、この油圧システム１００においては、油圧パワーユニット１０１とギヤシフトアクチュエータ１０２との間に、所定の曲率半径で屈曲した樹脂製配管１０３が用いられている。この樹脂製配管１０３は、任意の位置において支持部材１０５によりクランプされている。油圧パワーユニット１０１から出力された作動油は、樹脂製配管１０３を介してギヤシフトアクチュエータ１０２に供給される。

このような図１３に示す樹脂製配管１０３にあっては、所定の曲率半径で屈曲するとともに、油圧パワーユニット１０１から屈曲部１０３ａに向うに従い水平面に対して所定の角度で傾斜しているため、作動油が供給されると、その作動油の流動に応じて上下方向に振動する。このとき、振動する樹脂製配管１０３に作動油が流動すると、作動油の流動方向と直交する方向にいわゆるコリオリ力Ｆ（Ｆ＝２ｍωＶ、ｍ：流体質量、ω：流体角速度、Ｖ：配管内流速）が生ずる。一方で、樹脂製配管１０３は、このようなコリオリ力Ｆ（Ｎ）に対向するよう支持部材１０５から反力Ｆ´を受ける。上述したコリオリ力Ｆは、図１４に示すように、樹脂製配管１０３内を流動する作動油の流量（ｍｌ／ｓ）が増加、あるいは作動油の温度（℃）が上昇するにつれ、増大することが知られている。

樹脂製配管１０３に作用するコリオリ力Ｆおよび反力Ｆ´は、図１５に示すように、時間の経過とともに変化する。しかし、図１５からも明らかなように、コリオリ力Ｆと反力Ｆ´とは、互いに対向する成分ではあるが、その大きさが一致していない。つまり、時間の経過とともに、コリオリ力Ｆの大きさが反力Ｆ´の大きさを上回ったり、あるいは逆に反力Ｆ´の大きさがコリオリ力Ｆの大きさを上回ったりする状態が生ずる。ここで、例えばコリオリ力Ｆの大きさに対して反力Ｆ´の大きさが大きいと、樹脂製配管１０３が押しつぶされる状態となり、樹脂製配管１０３内を流動する作動油の流速が速まり、油圧が設定値以上に大きくなってしまう。このように、図１３に示される樹脂製配管１０３にあっては、コリオリ力Ｆと反力Ｆ´のバランスが考慮されていないため、安定した油圧の供給を妨げる要因の１つとなっている。

一方で、油圧システム１００に用いられる樹脂製配管１０３においては、その全てが樹脂製であるか、あるいはその一部が樹脂製であるかを問わず、樹脂製配管１０３内を流動する作動油の温度変化による配管の剛性変化が、ギヤシフトアクチュエータ１０２等の油圧機器の位置制御や応答性に影響を与える。例えば、樹脂製配管１０３内を流動する作動油の温度が上昇すると、樹脂製配管１０３の剛性が低下し、樹脂製配管１０３の膨張量、いわゆるホースコンプライアンス量が増加することとなる。これにより、樹脂製配管１０３内の油圧が低下し、特にギヤシフトアクチュエータ１０２等の油圧機器の応答性が悪化するなどの不具合が生ずる。

このような作動油の温度変化に起因した樹脂製配管１０３の剛性変化は、ギヤシフトアクチュエータ１０２等の油圧機器の制御目標値を可変とするような構成とする必要が生じ、油圧機器の制御を複雑化させる要因となっている。また、急激な樹脂製配管１０３の剛性低下は、油圧振動を引き起こす原因となり得る。

したがって、樹脂製配管１０３にあっては、適切なホースコンプライアンス量の制御が要求される。

従来、樹脂製の配管における適切なホースコンプライアンス量の制御を可能とするための方法として、センサ、クーラント、断熱材および温度環境制御を実行する電子制御ユニット（ＥＣＵ：Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ Ｃｏｎｔｒｏｌ Ｕｎｉｔ）等を油圧システムに導入することにより、ハードおよびソフト面からホースコンプライアンス量の制御を実行するものや、樹脂製の配管に代えて金属製の配管を用いたり、あるいは樹脂製の配管に金属ブレードを追加する方法が挙げられる。

特開２００４−１２５０２１号公報

しかしながら、図１３に示す樹脂製配管１０３にあっては、発生するコリオリ力Ｆと反力Ｆ´のバランスについて、なんら対策が講じられていないという問題があった。

また、作動油の温度変化に起因した樹脂製配管１０３の剛性変化への対策として、従来のハードおよびソフト面からホースコンプライアンス量の制御を実行するものにあっては、油圧システム自体の大型化や搭載性の悪化および複雑化によりコストが増大するという問題があった。

また、樹脂製配管１０３に代えて金属製の配管を用いた場合にあっては、配管の搭載自由度が失われるという問題があった。加えて、例えば加速Ｇによる荷重が樹脂製配管１０３に加わった場合や油圧パワーユニット１０１およびギヤシフトアクチュエータ１０２の組付誤差に応じて配管の位置を調整する場合には、その荷重を吸収することができず、過度な荷重が支持部材にかかるという問題があった。

さらに、樹脂製配管１０３に金属ブレードを追加した場合にあっては、作動油の温度上昇に伴うホースコンプライアンス量の増加を抑制するには不十分であるという問題があった。

本発明は、上述のような従来の問題を解決するためになされたもので、発生するコリオリ力と反力とを利用することにより、樹脂製の配管に特有の搭載自由度を維持しつつ、高温域におけるホースコンプライアンス量の抑制を簡単および低コストな構成で実現することができる配管の支持構造を提供することを目的とする。

本発明に係る配管の支持構造は、上記目的達成のため、（１）第１クランプ位置および第２クランプ位置において支持されるとともに、高温の流体を流通させる流体通路が内部に形成され、かつ弾性材料で形成された配管の支持構造であって、前記第１クランプ位置および前記第２クランプ位置の少なくともいずれか一方において、前記配管の外周部を弾性的に保持する保持部材を備え、前記配管は、重力方向に直交する水平面に対して傾斜した傾斜部と所定の曲率半径を有する屈曲部とを、前記第１クランプ位置と前記第２クランプ位置との間に有し、前記保持部材は、所定のばね定数および所定の減衰係数を有し、前記流体通路に高温の流体が流通したとき、前記配管に生ずるコリオリ力に応じて前記保持部材に生ずる反力が前記配管の熱膨張量の抑制に作用するよう、前記第１クランプ位置および前記第２クランプ位置の少なくともいずれか一方の位置ならびに前記屈曲部の形状を設定するとともに、前記保持部材の前記ばね定数および前記減衰係数を設定する構成を有している。

この構成により、本発明に係る配管の支持構造は、流体通路に高温の流体が流通したとき、配管に生ずるコリオリ力に応じて保持部材に生ずる反力が配管の熱膨張量の抑制に作用するよう、第１クランプ位置および第２クランプ位置の少なくともいずれか一方の位置ならびに屈曲部の形状を設定するとともに、保持部材のばね定数および減衰係数を設定するようにした。このため、本発明に係る配管の支持構造は、発生するコリオリ力と保持部材に生ずる反力とを利用することができる。これにより、本発明に係る配管の支持構造は、例えば樹脂などの弾性部材から構成される配管に特有の搭載自由度を維持しつつ、高温域におけるホースコンプライアンス量、すなわち配管の膨張量の抑制が簡単および低コストな構成で実現される。

本発明に係る配管の支持構造は、上記目的達成のため、上記（１）に記載の配管の支持構造において、（２）前記コリオリ力をＦ_ｃ、前記流体通路を流通する流体の流体角速度をω、時間をｔとしたとき、前記配管の振動に応じて時間的に変化するコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）は、ｆ_ｃ（ｔ）＝Ｆ_ｃｓｉｎωｔで表され、前記コリオリ力Ｆ_ｃに対して前記保持部材に生ずる前記反力をＦ_ｒ、前記保持部材に生じ、前記コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）に応じて時間的に変化するクランプ反力をｆ_ｒ（ｔ）とすると、前記クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）は、ｆ_ｒ（ｔ）＝Ｆ_ｒｓｉｎ（ωｔ−φ）で表され、前記クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）と前記コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）との比に応じて決定される係数をκとしたとき、次式（１）における係数κが１に近づくよう、前記第１クランプ位置、前記第２クランプ位置、前記屈曲部の形状、前記ばね定数および前記減衰係数を設定する構成を有する。

この構成により、本発明に係る配管の支持構造は、（１）式における係数κが１に近づくよう、第１クランプ位置、第２クランプ位置、屈曲部の形状、ばね定数および減衰係数を設定するようにしたので、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とが互いに相殺するように作用する。このため、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）を配管への押し付け荷重に変換することができ、配管の膨張量を抑制することができる。

本発明に係る配管の支持構造は、上記目的達成のため、上記（２）に記載の配管の支持構造において、（３）前記第１クランプ位置と前記第２クランプ位置との間の前記流体通路を流動する流体の流体質量をｍ、前記流体通路を流れる流体の流速をＶとしたとき、前記コリオリ力Ｆ_ｃは、次式（２）で示され、

前記流体の流体密度をρ、前記第１クランプ位置と前記第２クランプ位置との間の前記流体通路を流動する流体の流量をｖ、前記屈曲部の曲率半径をｒとしたとき、上記（２）式における流体質量ｍおよび前記流体角速度ωは、それぞれ次式（３）、（４）で示され、

前記第１クランプ位置と前記第２クランプ位置の少なくともいずれか一方の位置を調整し、上記（３）式で示される前記流体質量ｍを調整することにより、前記コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）における振幅である前記コリオリ力Ｆ_ｃを調整し、前記屈曲部の曲率半径ｒを調整することにより前記流体角速度ωを調整するようにした構成を有する。

この構成により、本発明に係る配管の支持構造は、第１クランプ位置と第２クランプ位置の少なくともいずれか一方の位置を調整することにより（３）式で示される流体質量ｍを調整する。これにより、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）における振幅であるコリオリ力Ｆ_ｃが調整される。また、本発明に係る配管の支持構造は、屈曲部の曲率半径ｒを調整することにより（４）式で示される流体角速度ωが調整される。

したがって、本発明に係る配管の支持構造は、第１クランプ位置および第２クランプ位置、屈曲部の曲率半径ｒを調整するだけで、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）を調整することができる。

本発明に係る配管の支持構造は、上記目的達成のため、上記（２）または（３）に記載の配管の支持構造において、（４）前記保持部材の固有振動数をω_ｎ、減衰比をζ、前記ばね定数をｋとしたとき、前記クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）における振幅を示す前記反力Ｆ_ｒおよび位相差φは、それぞれ次式（５）、（６）で示され、

前記減衰係数をｈ、前記流体通路全体の流体質量と前記配管の質量の合計の質量をＭとしたとき、上記（５）式および（６）式における前記固有角振動数ω_ｎ、減衰比ζは、それぞれ次式（７）、（８）で示され、

前記ばね定数ｋおよび前記減衰係数ｈを調整することにより、前記位相差φおよび前記反力Ｆ_ｒを調整する構成を有する。

この構成により、本発明に係る配管の支持構造は、ばね定数ｋおよび減衰係数ｈを調整することにより位相差φおよび反力Ｆ_ｒが調整される。このため、本発明に係る配管の支持構造は、それぞれ異なるばね定数ｋおよび減衰係数ｈを有する保持部材の中から最適なばね定数ｋおよび減衰係数ｈを有する保持部材を適宜選択するだけで、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）に応じてクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）を調整することができる。

本発明によれば、発生するコリオリ力と反力とを利用することにより、樹脂製の配管に特有の搭載自由度を維持しつつ、高温域におけるホースコンプライアンス量の抑制を簡単および低コストな構成で実現することができる配管の支持構造を提供することができる。

本発明の実施の形態に係る配管の支持構造が適用される車両の構成を模式的に示した概略構成図である。 本発明の実施の形態に係るマスタホースおよびリターンホースの接続状態を示す斜視図である。 本発明の実施の形態に係る配管の支持構造を示す斜視図である。 本発明の実施の形態に係るマスタ側クランプ部の正面図である。 本発明の実施の形態に係るマスタ側クランプ部の側断面図である。 本発明の実施の形態に係る配管の支持構造を示す側面図である。 本発明の実施の形態に係るマスタホースを模式的に示した側面図である。 本発明の実施の形態に係るマスタホースに生ずるコリオリ力を説明する斜視図である。 本発明の実施の形態に係るマスタホースを模式的に示した平面図である。 本実施の形態に係る配管の支持構造におけるコリオリ強制力とクランプ反力との関係を示すグラフである。 従来の配管の支持構造における温度別のホースコンプライアンス量を示すグラフである。 本発明の実施の形態に係る配管の支持構造における温度別のホースコンプライアンス量を示すグラフである。 従来の配管の支持構造を示す概略斜視図である。 作動油の温度をパラメータとした作動油の流量とコリオリ力との関係を示すグラフである。 従来の配管の支持構造におけるコリオリ力と反力との関係を示すグラフである。

以下、本発明の実施の形態について、図面を参照して説明する。

図１を参照して、本発明の実施の形態に係る配管の支持構造が適用される車両１について、説明する。
まず、構成について説明する。

図１に示すように、車両１は、駆動源としてのエンジン２と、クラッチ機構３と、ＳＭＴ（Ｓｅｑｕｅｎｔｉａｌ Ｍａｎｕａｌ Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ）４と、を含んで構成されている。クラッチ機構３とＳＭＴ４とは、トルクチューブ５を介して連結されている。

エンジン２は、ガソリンあるいは軽油等の炭化水素系の燃料と空気との混合気を、図示しないシリンダの燃焼室内において燃焼させることにより動力を出力する公知の動力装置で構成されている。このエンジン２は、燃焼室内で混合気の吸気、圧縮、燃焼および排気の一連の行程を繰り返し行うことにより、シリンダ内のピストンを往復動させて、ピストンと動力伝達可能に連結された図示しないクランクシャフトを回転させるようになっている。

クラッチ機構３は、エンジン２とＳＭＴ４との間に設けられる。クラッチ機構３は、図示しないクラッチアクチュエータと、エンジン２のクランクシャフトに接続されたフライホイールと、トルクチューブ５内に回転可能に支持されたＳＭＴ４の入力軸と同期して回転するクラッチディスクとを有している。このクラッチ機構３は、クラッチアクチュエータによってフライホイールとクラッチディスクとを係合あるいは解放することにより、エンジン２の回転をＳＭＴ４に伝達する伝達状態と伝達を遮断する遮断状態とに切換えるようになっている。クラッチアクチュエータは、図示しない配管を介して後述するＨＰＵ１１に接続されており、ＨＰＵ１１から供給される油圧に応じて、フライホイールとクラッチディスクとを係合あるいは解放するようになっている。

ＳＭＴ４は、トランスアクスルケース４ａと、車両１の前進走行状態において例えば１速〜６速のギヤ段を形成する図示しないギヤユニットと、ギヤシフトアクチュエータ（Ｇｅａｒ Ｓｈｉｆｔ Ａｃｔｕａｔｏｒ：以下、単にＧＳＡという）１０と、油圧パワーユニット（Ｈｙｄｒａｕｌｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ｕｎｉｔ：以下、単にＨＰＵという）１１と、を含んで構成されている。ギヤユニットは、トランスアクスルケース４ａ内に収容されている。なお、ギヤユニットで形成されるギヤ段は、１速〜６速に限定されるものではない。

ＳＭＴ４は、変速段の変速操作を手動ではなく、ＧＳＡ１０を用いて自動的に行うものであり、クラッチ機構３から入力された回転を自動的に変速して出力するよう構成されている。また、本実施の形態に係る車両１においては、ＳＭＴ４における自動的な変速動作とともに、クラッチ機構３の断続動作も自動的に行われるようになっている。

ギヤユニットには、ＳＭＴ４の入力軸と同期して回転する図示しないカウンタ軸と、出力軸と、出力軸上に空転可能に接続された複数の歯車とが設けられている。出力軸上の複数の歯車は、カウンタ軸上の複数の歯車とそれぞれ常時噛み合っており、各歯車列のギヤ比に応じた回転数でＳＭＴ４の入力軸と同期して回転するようになっている。ギヤユニットでは、これら複数の歯車のうち、いずれかの歯車が図示しないシンクロメッシュ機構によって出力軸と同期させられることにより、ギヤユニットの変速比が運転者の要求する変速比に設定されるようになっている。

ＧＳＡ１０は、配管としてのマスタホース１２およびリターンホース１３を介してＨＰＵ１１に接続されており、ＨＰＵ１１から供給される油圧に応じて、図示しないセレクトシャフトおよびフォークシャフトを作動させるようになっている。

ＳＭＴ４では、セレクトシャフトの作動により、シンクロメッシュ機構によって同期させられる歯車、すなわち運転者の要求する変速比に対応する歯車が選択されるようになっている。また、ＳＭＴ４では、フォークシャフトの作動により、シンクロメッシュ機構の図示しないスリーブが軸方向に移動させられることで、運転者の要求する変速比に対応する歯車が出力軸と同期するようになっている。これにより、ギヤユニットにおける変速が終了するようになっている。

ＨＰＵ１１は、図示しないリザーバタンクに貯留された流体としての作動油を吸い込み、吸い込んだ作動油を調圧して、クラッチアクチュエータおよびＧＳＡ１０にそれぞれ供給するようになっている。

また、ＨＰＵ１１は、図示しない電子制御装置（Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ Ｃｏｎｔｒｏｌ Ｕｎｉｔ：以下、単にＥＣＵという）と電気的に接続されており、ＥＣＵから送信される制御信号に基づき制御される図示しないマスタソレノイド、クラッチソレノイド、シフトソレノイドおよびセレクトソレノイドなどの各種ソレノイドやアキュームレータなどの各種機器を備えている。ＨＰＵ１１は、ＥＣＵから送信される制御信号に基づき、上述の各種ソレノイドおよび各種機器が制御されることにより、クラッチアクチュエータおよびＧＳＡ１０に、調圧された作動油をそれぞれ供給し、これらアクチュエータを作動するようになっている。

ＥＣＵは、例えばＣＰＵ、ＲＡＭ、ＲＯＭ、入出力インターフェース等を備えるマイクロコンピュータを含んで構成されており、ＣＰＵは、ＲＡＭの一時記憶機能を利用するとともにＲＯＭに予め記憶されたプログラムに従って信号処理を行うようになっている。

次いで、図２〜図５を参照して、マスタホース１２およびリターンホース１３について説明する。

図２に示すように、マスタホース１２およびリターンホース１３は、樹脂製のホースで構成されており、車両後方側に位置する屈曲部１２ａ、１３ａにより屈曲した状態でＧＳＡ１０とＨＰＵ１１とに接続されている。また、マスタホース１２の内部には、流体通路１２ｅ（図７参照）が形成されている。リターンホース１３についても、マスタホース１２と同様、その内部に流体通路が形成されている。そして、これらマスタホース１２の流体通路１２ｅ（図７参照）およびリターンホース１３の流体通路を、ＧＳＡ１０を作動するための作動油が流動するようになっている。

また、以下においては、マスタホース１２およびリターンホース１３のＧＳＡ１０に固定される端部を、それぞれＧＳＡ側固定端部１２ｂ、１３ｂとし、ＨＰＵ１１に固定される端部を、それぞれＨＰＵ側固定端部１２ｃ、１３ｃとして説明を行う。

図３に示すように、マスタホース１２およびリターンホース１３は、第１支持部材２１および第２支持部材２２を介してトランスアクスルケース４ａ（図１参照）にクランプされている。

第１支持部材２１は、ＧＳＡ側固定端部１２ｂ、１３ｂからＨＰＵ側固定端部１２ｃ、１３ｃ側に所定の距離だけ離隔した位置において、トランスアクスルケース４ａ（図１参照）に固定されている。第１支持部材２１は、例えばＳＰＣなどの鋼鉄材料を含む金属材料からなり、マスタホース１２およびリターンホース１３との間に、図示しないグロメットが介装されている。このグロメットは、例えばクロロプレンゴム（ＣＲ）やクロロスルホン化ポリエチレンゴム（ＣＳＭ）などの弾性材料で構成されている。グロメットは、その他、プラスチック材料で構成されていてもよい。

第２支持部材２２は、第１支持部材２１からＨＰＵ側固定端部１２ｃ、１３ｃ側に所定の距離だけ離隔した位置において、トランスアクスルケース４ａ（図１参照）に固定されている。第２支持部材２２は、第１支持部材２１と同様、例えばＳＰＣなどの鋼鉄材料を含む金属材料で構成されている。

また、第２支持部材２２は、マスタホース１２をクランプするためのマスタ側クランプ部２３と、リターン側クランプ部２４とを有している。これら各クランプ部は、同様に構成されているため、マスタ側クランプ部２３を例に説明する。

図４、図５に示すように、マスタ側クランプ部２３は、マスタホース１２との間に保持部材としてのグロメット２５が介装されている。グロメット２５は、マスタホース１２の外周面を覆うよう円筒状に形成されている。また、グロメット２５とマスタホース１２との間には、所定のクリアランスが形成されている。なお、このクリアランスは、形成されていなくともよい。

このグロメット２５は、例えばクロロプレンゴム（ＣＲ）やクロロスルホン化ポリエチレンゴム（ＣＳＭ）などの弾性材料で構成されている。したがって、グロメット２５は、マスタホース１２を弾性的に支持するようになっている。

また、グロメット２５は、所定のばね定数ｋおよび所定の減衰係数（グロメットヒステリシスともいう）ｈを有しており、これらばね定数ｋおよび減衰係数ｈは、後述するコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）との関係式により最適な値に設定されている。グロメット２５は、その他、プラスチック材料で構成されていてもよい。

なお、本実施の形態においては、第１支持部材２１および第２支持部材２２の材質を金属材料としたが、これに限らず、例えばＰＡ１１、ＰＡ１２などのポリアミド系樹脂材料としてもよい。

また、図６に示すように、マスタホース１２およびリターンホース１３は、屈曲部１２ａ、１３ａとＨＰＵ側固定端部１２ｃ、１３ｃとの間に傾斜部１２ｄ、１３ｄを有している。この傾斜部１２ｄ、１３ｄは、重力方向に直交する水平面に対して傾斜している。具体的には、傾斜部１２ｄ、１３ｄは、ＨＰＵ側固定端部１２ｃ、１３ｃから屈曲部１２ａ、１３ａに向うに従い、徐々に上方に傾斜している。また、傾斜部１２ｄの傾斜角度は、傾斜部１３ｄの傾斜角度より大きく設定されている。

次いで、図７〜図９を参照して、マスタホース１２を例に、マスタホース１２に作用するコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）について説明する。図７〜図９では、マスタホース１２および第２支持部材２２などの各構成部材を模式的に示している。

以下においては、ＨＰＵ１１に固定されるＨＰＵ側固定端部１２ｃ（図２参照）をクランプ点Ｌ１、第２支持部材２２のマスタ側クランプ部２３（図３参照）をクランプ点Ｌ２として説明を行う。すなわち、マスタホース１２は、上記クランプ点Ｌ１、クランプ点Ｌ２において支持される。また、上述の屈曲部１２ａ、傾斜部１２ｄは、これらクランプ点Ｌ１〜クランプ点Ｌ２間に配置される。なお、本実施の形態における上記クランプ点Ｌ１、Ｌ２は、それぞれ本発明に係る第１クランプ位置、第２クランプ位置に相当する。

まず、図７に示すように、ＨＰＵ１１（図２参照）からＧＳＡ１０に向けて（図中、矢印Ａで示す方向）、マスタホース１２内の流体通路１２ｅを作動油が流動する。このとき、屈曲部１２ａの手前の傾斜部１２ｄが所定の傾斜角度θで上方に向けて傾斜しているため、マスタホース１２内の流体通路１２ｅを流動する作動油は、マスタホース１２の傾斜部１２ｄの内壁に衝突する。この作動油の傾斜部１２ｄへの衝突により、マスタホース１２には、上下方向に衝撃力が発生する。この衝撃力は、マスタホース１２の上下方向に作用するため、マスタホース１２が上下方向のいずれかに弾性変形する。このため、上記衝撃力と、弾性変形による復元力とにより、マスタホース１２の上下方向（図中、Φ方向および−Φ方向）に角振動数ω（ｒａｄ／ｓ）で単振動が生ずる。

そして、図８に示すように、上述のような単振動が生じているマスタホース１２内の流体通路１２ｅを、さらに作動油が図中、矢印Ａで示す方向に流動すると、マスタホース１２には、いわゆるコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）が発生する。

具体的には、マスタホース１２がΦ方向に振動したときには、屈曲部１２ａの上流側にあっては、流動する作動油がマスタホース１２の下部に衝突にすることにより、図中、下方にコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）が発生する。一方、屈曲部１２ａの下流側にあっては、流動する作動油がマスタホース１２の上部に衝突することにより、図中、上方にコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）が発生する。

これに対し、例えば上記作動油の流動方向と逆向きに作動油が流動した場合、すなわちリターンホース１３の振動方向がΦ方向であって、ＧＳＡ１０（図２参照）からＨＰＵ１１に向けてリターンホース１３内を作動油が流動した場合には、図８に示されるコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）は、逆向きとなる。

ここで、上記コリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）は、クランプ点Ｌ１〜クランプ点Ｌ２間を流動する作動油の流体質量をｍ（ｇ）、流体角速度（上記単振動の角振動数ωに相当）をω（ｒａｄ／ｓ）、作動油のホース内流速をＶ（ｍ／ｓ）としたとき、次式（９）で示される。

また、図９に示すように、マスタホース１２の屈曲部１２ａの曲率半径をｒ（ｍ）、流体密度をρ（ｇ／ｍ^３）、クランプ点Ｌ１〜クランプ点Ｌ２間を流動する作動油の流量、すなわち体積をｖ(ｍ^３)とすると、上記（９）式における流体角速度ωおよび流体質量ｍは、それぞれ次式（１０）、（１１）で示される。

ここで、図９に示す屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）は、一般的な楕円式において定義される長径を示す長軸と屈曲部１２ａを含む楕円との交点における任意の曲率半径である。つまり、一般的な楕円の方程式ｘ^２／ａ^２＋ｙ^２／ｂ^２＝１における長軸の長さ（長径）２ａを等分した距離、すなわちａが屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）とされる。

なお、本実施の形態においては、屈曲部１２ａが楕円の一部に含まれる形状について説明したが、これに限らず、例えば屈曲部１２ａが単一の曲率半径を有する円（楕円でない）の一部の形状であってもよい。この場合、屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）は、単一の曲率半径を有する円（楕円でない）の曲率半径とされる。

さらに、マスタホース１２は、角振動数ωで振動しているため、時間当たりのコリオリ力ｆ_ｃ（ｔ）は、次式（１２）で示すことができる。

したがって、時間当たりのコリオリ力ｆ_ｃ（ｔ）は、クランプ点Ｌ１、Ｌ２において、振幅Ｆ_ｃ、角振動数ωで振動する正弦波加振力、すなわち強制外力となる。以下の説明においては、上記時間当たりのコリオリ力ｆ_ｃ（ｔ）をコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）という。

一方で、マスタ側クランプ部２３のグロメット２５は、上述の通り、所定のばね定数ｋおよび所定の減衰係数ｈを有しているため、特にクランプ点Ｌ２においては、減衰強制振動の振動モデルが適用される。

ここで、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）を強制外力とする減衰強制振動の振動モデルを表す運動方程式は、一般的に次式（１３）で表される。

ただし、上記式（１３）におけるＭは、質点（ｇ）、すなわちクランプ点Ｌ１〜クランプ点Ｌ２間を流動する作動油の流体質量ｍ（ｇ）と両クランプ間のマスタホース１２のホース質量（ｇ）との合計の質量（ｇ）を表している。

次いで、上記（１３）式の全体をＭで割ると、次式（１４）となる。

ただし、上記（１４）式におけるω_ｎ、ζは、後述する（２０）、（２１）式でそれぞれ定義される。

上記（１４）式の解ｘ（ｔ）は、上記（１３）式における右辺を０と置いた自由振動の一般解と、強制外力に対する定常振動の特解ｘ_ｐ（ｔ）との和となり、次式（１５）で表すことができる。

上記（１５）式の右辺の第１項は、自由振動の減衰振動であり、右辺の第２項は、強制振動の調和振動である。すなわち、解ｘ（ｔ）は、自由振動と強制振動とが合わさった過渡振動波形となる。

ここで、上記解ｘ（ｔ）において、所定の時間が経過すると自由振動は、やがて減衰し、定常振動を表す特解ｘ_ｐ（ｔ）で表される定常振動のみが残る。このとき、特解ｘ_ｐ（ｔ）は、強制外力の振動数と同じ振動数の調和応答となる。

したがって、上記定常振動の解ｘ_ｐ（ｔ）は、次式（１６）で示すことができる。

ここで、上記（１３）式におけるコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）は、上記（１２）式の通り、正弦波加振力であるから、これを受けるマスタ側クランプ部２３のグロメット２５側では、この正弦波加振力と同様の振動数で応答することとなる。すなわち、上記（１６）式における解ｘ_ｐ（ｔ）を、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）に応じて時間とともに変化するグロメット２５からの反力、すなわち時間当たりのクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）と置き、また上記（１６）式における振幅を示すＸを、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒと置くと、上記（１６）式は、次式（１７）に置き換えることができる。ここで、上記振幅Ｆ_ｒは、コリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）に対する反力Ｆ_ｒ（Ｎ）である。

このとき、上記（１７）式におけるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒ、位相差φは、それぞれ次式（１８）、（１９）のように表すことができる。

ここで、上記（１８）、（１９）式におけるω_ｎは、グロメット２５が有する固有角振動数であり、次式（２０）で表され、ζは、いわゆる減衰比であり、次式（２１）で表される。

ここで、上記（２０）、（２１）式におけるω／ω_ｎは、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の振幅、すなわちコリオリ力Ｆ_ｃの角振動数ωとグロメット２５の固有角振動数ω_ｎとの比であり、この比が１、つまりω／ω_ｎ＝１のとき、共振現象が生じる。

したがって、例えば、共振点に近いω≒ω_ｎ（ω／ω_ｎ≒１）のとき、上記（１８）式におけるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒは、近似的に次式（２２）で示される。

つまり、上記（２２）式で示されるように、共振点近くにおけるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の大きさは、上記減衰係数ｈによって決まり、例えば減衰係数ｈを２倍にすると振幅Ｆ_ｒのピークは１／２となり、逆に減衰係数ｈを０．５倍にすると振幅Ｆ_ｒのピークは２倍となる。このように、共振点近くの領域においては、減衰係数ｈを調整することにより共振点近くにおけるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の大きさ、すなわち振幅Ｆ_ｒを調整することができる。

一方で、グロメット２５の固有角振動数ω_ｎに比べてコリオリ力Ｆ_ｃの角振動数ωが小さい領域（ω＜＜ω_ｎ）では、上記（１０）式におけるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒは、近似的に次式（２３）で示される。

つまり、上記（２３）式で示されるように、グロメット２５の固有角振動数ω_ｎに比べてコリオリ力Ｆ_ｃの角振動数ωが小さい領域（ω＜＜ω_ｎ）において、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の大きさは、上記ばね定数ｋによって決まる。すなわち、上記領域（ω＜＜ω_ｎ）にあっては、ばね定数ｋを調整することによりクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒを調整することができる。

ところで、一般に高温の作動油が流通する樹脂製のホースにあっては、ホース内を流通する作動油の温度が上昇すると、この温度上昇に伴って膨張してしまう。すなわち、ホースの膨張量を表す、いわゆるホースコンプライアンス量が増加してしまう。このようなホースコンプライアンス量の増加は、油圧機器の応答性の悪化などの不具合を招来する。

そこで、本実施の形態においては、マスタホース１２に生ずるコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）に応じてグロメット２５からマスタホース１２に加わるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）を、マスタホース１２への押し付け荷重とすることで、マスタホース１２内を高温の作動油が流動した際のマスタホース１２のホース膨張を抑えるようになっている。

ここで、上記クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）をマスタホース１２への押し付け荷重とすることができたとしても、マスタホース１２に生ずるコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の大きさとマスタホース１２に加わるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の大きさとが従来のようにバラつきが生じて一致していない（図１５参照）と、安定した油圧の供給が困難となってしまう。

そこで、本実施の形態においては、図１０に示すように、マスタホース１２に生ずるコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とマスタホース１２に加わるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とを、その位相を一致させるとともに、互いに相殺させるようになっている。すなわち、次式（２４）の関係式において、κの値が１に近づくように、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とがそれぞれ調整される。

ここで、上記κは、上記関係式（２４）を成立させるために用いられた係数、すなわち発生するコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）に対する反力回収率であり、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）との比によって定まる。したがって、この関係式（２４）において、κを１に近づけることは、結果としてクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の大きさとコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の大きさとが近似的に一致することを意味する。これにより、図１０に示すように、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とが互いに相殺するように働くこととなる。

上記関係式（２４）を成立させ、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とを、図１０に示すように互いの位相を略一致させるとともに、その大きさ（振幅）を相殺させるようにするため、本実施の形態においては、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）およびクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）をそれぞれ最適な値に調整するようになっている。

コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）およびクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）のそれぞれの調整方法は、次の通りである。

上述してきたように、コリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）は、上記（１）式により導かれるが、同（１）式における流体質量をｍ（ｇ）の値を変化させることにより、その大きさを調整することができる。具体的には、流体質量ｍ（ｇ）は、上記（１１）式、すなわち流体密度ρ（ｇ／ｍ^３）および体積ｖ(ｍ^３)により決定される。このため、クランプ点Ｌ１とクランプ点Ｌ２との位置を調整することにより、上記流体質量ｍ（ｇ）を調整することができる。したがって、上記流体質量ｍ（ｇ）を調整することで、コリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）を調整することが可能となる。このコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）を調整することは、上記（１３）式で示される減衰強制振動の運動方程式における強制外力としてのコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の振幅を調整することに繋がる。

本実施の形態では、クランプ点Ｌ１とクランプ点Ｌ２との位置を調整し、コリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）、すなわちコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の振幅Ｆ_ｃ（Ｎ）が最大となる位置に、クランプ点Ｌ１、クランプ点Ｌ２をそれぞれ配置する。これにより、コリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）を最大とすることができる。

また、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の角振動数ωは、上記（１０）式で示される通り、作動油のホース内流速Ｖ（ｍ／ｓ）あるいはマスタホース１２の屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）に依存して決定される。したがって、本実施の形態では、屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）を調整することにより、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の角振動数ωを調整することができる。

このように、本実施の形態においては、クランプ点Ｌ１、クランプ点Ｌ２の位置およびマスタホース１２の屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）を調整することによってコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）を調整することができる。

一方、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）は、上記（１７）式で示されるが、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）に対して上記（１９）式で求められる所定の位相差φを有している。このため、図１０に示すように、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）との位相を一致させるためには、上記位相差φをできる限り小さくすることが好ましい。

具体的には、上記（１９）式における減衰比ζおよびグロメット２５の固有角振動数ω_ｎの少なくともいずれか一方を調整する。減衰比ζおよび固有角振動数ω_ｎの調整は、グロメット２５のばね定数ｋ、減衰係数ｈの双方、あるいはいずれか一方の選択または組合せにより行われる。したがって、上記位相差φをできる限り小さくするよう、最適なばね定数ｋ、減衰係数ｈを有するグロメット２５を適宜選択する。

これに対して、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒは、上記（１８）式で示され、上記位相差φの調整におけるグロメット２５の選択により、ばね定数ｋ、減衰係数ｈが決定され、所定の大きさに決定される。このとき、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒは、上記（１８）式でも示される通り、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の振幅Ｆ_ｃにも依存しているため、好ましくは、上記（１８）式においてクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒとコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の振幅Ｆ_ｃとが近似する（Ｆ_ｒ≒Ｆ_ｃ）のがよい。

クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒの調整は、例えば、許容される位相差φの範囲において、振幅Ｆ_ｒが最大となるようグロメット２５のばね定数ｋ、減衰係数ｈがそれぞれ調整される。

また、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅Ｆ_ｒは、上述した通り、共振点に近いω≒ω_ｎ（ω／ω_ｎ≒１）の場合、およびω＜＜ω_ｎの場合を考慮して、上記（２２）式および上記（２３）式で示される通り、それぞれグロメット２５の減衰係数ｈならびにばね定数ｋを調整することによって、決定されるようにしてもよい。

このように、本実施の形態においては、グロメット２５のばね定数ｋ、減衰係数ｈを調整することによってクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）を調整することができる。

したがって、本実施の形態では、図１０に示すように、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とが互いに相殺するような関係となるよう、クランプ点Ｌ１およびクランプ点Ｌ２の位置、マスタホース１２の屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）、グロメット２５の減衰係数ｈならびにばね定数ｋのそれぞれを適宜調整する。これにより、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）がマスタホース１２の膨張量の抑制に作用する。

ここで、図１１、図１２を参照して、マスタホース１２のホースコンプライアンス量について、従来の配管支持構造と本実施の形態に係る配管支持構造とを比較して説明を行う。

図１１に示される温度別のホースコンプライアンス量は、従来の配管支持構造を適用した場合を示すもので、横軸にホース油圧（ＭＰａ）、縦軸にホース膨張（ｍｌ）をそれぞれ示している。また、従来の配管支持構造は、マスタホースのクランプ点、マスタホースの屈曲部の曲率半径、グロメットの減衰係数ｈおよびばね定数ｋのそれぞれが最適化されていないものである。

これに対し、図１２に示される温度別のホースコンプライアンス量は、本実施の形態に係る配管支持構造を適用した場合を示すもので、クランプ点Ｌ１およびクランプ点Ｌ２の位置、マスタホース１２の屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）、グロメット２５の減衰係数ｈならびにばね定数ｋのそれぞれを適宜調整し、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とが図１０に示すように相殺する関係となるよう最適化された場合を示すものである。

図１１、図１２に示すように、本実施の形態に係る配管支持構造を適用した例では、従来の配管支持構造に比べて、２０℃、８０℃および１２０℃のそれぞれにおけるホース膨張量（ｍｌ）が０℃におけるホース膨張量（ｍｌ）に収束している。特に、作動油の温度が１２０℃の場合には、ホース油圧（ＭＰａ）の増加に応じて最大で約１．５倍に膨張していた従来の配管支持構造に比べて、最大で約１．１倍程度のホース膨張量に抑えることが可能となる。この結果が示すように、本実施の形態に係る配管支持構造は、作動油の温度が上昇してもマスタホース１２のホース膨張量を抑制することができる。

このように、本実施の形態に係る配管支持構造は、流体通路１２ｅに高温の作動油が流通したとき、マスタホース１２に生ずるコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）の振幅であるコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）に応じてグロメット２５に生ずるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）の振幅である反力Ｆ_ｒ（Ｎ）がマスタホース１２の熱膨張量の抑制に作用するよう、クランプ点Ｌ１およびクランプ点Ｌ２の少なくともいずれか一方の位置ならびに屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）を設定するとともに、グロメット２５のばね定数ｋおよび減衰係数ｈを設定するようにした。

このため、本実施の形態に係る配管の支持構造は、発生するコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とグロメット２５に生ずるクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とを利用することができる。これにより、本実施の形態に係る配管の支持構造は、例えば樹脂などの弾性部材から構成されるマスタホース１２に特有の搭載自由度を維持しつつ、高温域におけるホースコンプライアンス量、すなわちマスタホース１２の膨張量の抑制を簡単および低コストな構成で実現することができる。

また、本実施の形態に係る配管の支持構造は、上記（２４）式における係数κが１に近づくよう、クランプ点Ｌ１、クランプ点Ｌ２、マスタホース１２の屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）、グロメット２５のばね定数ｋおよび減衰係数ｈを設定するようにした。このため、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とが互いに相殺するように作用する。このため、クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）をマスタホース１２への押し付け荷重に変換することができ、マスタホース１２の膨張量を抑制することができる。

また、本実施の形態に係る配管の支持構造は、クランプ点Ｌ１とクランプ点Ｌ２の少なくともいずれか一方の位置を調整することにより上記（１１）式で示される流体質量ｍ（ｇ）を調整する。これにより、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）における振幅であるコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）が調整される。また、本実施の形態に係る配管の支持構造は、屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）を調整することにより上記（１０）式で示される流体角速度ω（ｒａｄ／ｓ）が調整される。

したがって、本実施の形態に係る配管の支持構造は、クランプ点Ｌ１およびクランプ点Ｌ２、屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）を調整するだけで、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）を調整することができる。

さらに、本実施の形態に係る配管の支持構造は、ばね定数ｋおよび減衰係数ｈを調整することにより位相差φおよび反力Ｆ_ｒ（Ｎ）が調整される。このため、本実施の形態に係る配管の支持構造は、それぞれ異なるばね定数ｋおよび減衰係数ｈを有するグロメットの中から最適なばね定数ｋおよび減衰係数ｈを有するグロメット２５を適宜選択するだけで、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）に応じてクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）を調整することができる。

なお、本実施の形態では、マスタホース１２の支持構造について説明を行ったが、リターンホース１３についても、マスタホース１２と同様の支持構造を適用可能である。

また、本実施の形態においては、ＧＳＡ１０とＨＰＵ１１との間に接続されたマスタホース１２およびリターンホース１３に、本発明に係る配管の支持構造を適用した例について説明したが、これに限らず、高温の作動油などの流体が流通する樹脂製の配管であって、コリオリ力が生ずるような形状の配管であれば、いずれの配管にも適用可能である。特に、流体として作動油を用い、油圧の制御に対して配管の熱膨張が影響を与えるような配管に好適に適用される。

また、本実施の形態では、クランプ点Ｌ１およびクランプ点Ｌ２の位置、マスタホース１２の屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）、グロメット２５の減衰係数ｈならびにばね定数ｋのそれぞれを適宜調整して、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とが図１０に示すように相殺する関係となるよう最適化するようにしたが、これに限らず、クランプ点Ｌ１およびクランプ点Ｌ２の位置、マスタホース１２の屈曲部１２ａの曲率半径ｒ（ｍ）、グロメット２５の減衰係数ｈならびにばね定数ｋのうち、少なくともいずれか１つを調整することによりコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）とクランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）とを最適化するものであってもよい。例えば、グロメット２５の減衰係数ｈおよびばね定数ｋを固定として、クランプ点Ｌ１およびクランプ点Ｌ２の位置および曲率半径ｒ（ｍ）を調整するようにしてもよいし、クランプ点Ｌ１およびクランプ点Ｌ２の位置を固定として、グロメット２５の減衰係数ｈおよびばね定数ｋを調整するようにしてもよい。

また、この他、本実施の形態で利用するコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）は、作動油のホース内流速Ｖ（ｍ／ｓ）にも依存することから、このホース内流速Ｖ（ｍ／ｓ）を制御することにより、発生するコリオリ力Ｆ_ｃ（Ｎ）、コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）を調整するようにしてもよい。

以上説明したように、本発明に係る配管の支持構造は、発生するコリオリ力と反力とを利用することにより、樹脂製の配管に特有の搭載自由度を維持しつつ、高温域におけるホースコンプライアンス量の抑制を簡単および低コストな構成で実現することができるという効果を有し、高温の流体が流動する配管の支持構造全般に有用である。

１２ マスタホース（配管）
１２ａ、１３ａ 屈曲部
１２ｃ、１３ｃ ＨＰＵ側固定端部
１２ｄ、１３ｄ 傾斜部
１２ｅ 流体通路
１３ リターンホース（配管）
２２ 第２支持部材
２３ マスタ側クランプ部
２４ リターン側クランプ部
２５ グロメット（保持部材）
Ｌ１ クランプ点（第１クランプ位置）
Ｌ２ クランプ点（第２クランプ位置）

Claims (4)

1. 第１クランプ位置および第２クランプ位置において支持されるとともに、高温の流体を流通させる流体通路が内部に形成され、かつ弾性材料で形成された配管の支持構造であって、
   前記第１クランプ位置および前記第２クランプ位置の少なくともいずれか一方において、前記配管の外周部を弾性的に保持する保持部材を備え、
   前記配管は、重力方向に直交する水平面に対して傾斜した傾斜部と所定の曲率半径を有する屈曲部とを、前記第１クランプ位置と前記第２クランプ位置との間に有し、
   前記保持部材は、所定のばね定数および所定の減衰係数を有し、
   前記流体通路に高温の流体が流通したとき、前記配管に生ずるコリオリ力に応じて前記保持部材に生ずる反力が前記配管の熱膨張量の抑制に作用するよう、前記第１クランプ位置および前記第２クランプ位置の少なくともいずれか一方の位置ならびに前記屈曲部の形状を設定するとともに、前記保持部材の前記ばね定数および前記減衰係数を設定することを特徴とする配管の支持構造。
2. 前記コリオリ力をＦ_ｃ、前記流体通路を流通する流体の流体角速度をω、時間をｔとしたとき、前記配管の振動に応じて時間的に変化するコリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）は、ｆ_ｃ（ｔ）＝Ｆ_ｃｓｉｎωｔで表され、
   前記コリオリ力Ｆ_ｃに対して前記保持部材に生ずる前記反力をＦ_ｒ、前記保持部材に生じ、前記コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）に応じて時間的に変化するクランプ反力をｆ_ｒ（ｔ）とすると、前記クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）は、ｆ_ｒ（ｔ）＝Ｆ_ｒｓｉｎ（ωｔ−φ）で表され、
   前記クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）と前記コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）との比に応じて決定される係数をκとしたとき、次式（１）における係数κが１に近づくよう、前記第１クランプ位置、前記第２クランプ位置、前記屈曲部の形状、前記ばね定数および前記減衰係数を設定することを特徴とする請求項１に記載の配管の支持構造。
   

   
3. 前記第１クランプ位置と前記第２クランプ位置との間の前記流体通路を流動する流体の流体質量をｍ、前記流体通路を流れる流体の流速をＶとしたとき、前記コリオリ力Ｆ_ｃは、次式（２）で示され、
   

   

   前記流体の流体密度をρ、前記第１クランプ位置と前記第２クランプ位置との間の前記流体通路を流動する流体の流量をｖ、前記屈曲部の曲率半径をｒとしたとき、上記（２）式における流体質量ｍおよび前記流体角速度ωは、それぞれ次式（３）、（４）で示され、
   

   

   

   前記第１クランプ位置と前記第２クランプ位置の少なくともいずれか一方の位置を調整し、上記（３）式で示される前記流体質量ｍを調整することにより、前記コリオリ強制力ｆ_ｃ（ｔ）における振幅である前記コリオリ力Ｆ_ｃを調整し、
   前記屈曲部の曲率半径ｒを調整することにより前記流体角速度ωを調整するようにしたことを特徴とする請求項２に記載の配管の支持構造。
4. 前記保持部材の固有振動数をω_ｎ、減衰比をζ、前記ばね定数をｋとしたとき、前記クランプ反力ｆ_ｒ（ｔ）における振幅を示す前記反力Ｆ_ｒおよび位相差φは、それぞれ次式（５）、（６）で示され、
   

   

   

   前記減衰係数をｈ、前記流体通路全体の流体質量と前記配管の質量の合計の質量をＭとしたとき、上記（５）式および（６）式における前記固有角振動数ω_ｎ、減衰比ζは、それぞれ次式（７）、（８）で示され、
   

   

   

   前記ばね定数ｋおよび前記減衰係数ｈを調整することにより、前記位相差φおよび前記反力Ｆ_ｒを調整することを特徴とする請求項２または請求項３に記載の配管の支持構造。

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