JP3461661B2 - 送風機 - Google Patents
送風機Info
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、換気送風機器およ
び空気調和機器に使用される送風機において、特に高静
圧時での発生騒音を低減することを可能にし、軸流羽根
車の使用範囲を広くすることを可能にした送風機に関す
る。
び空気調和機器に使用される送風機において、特に高静
圧時での発生騒音を低減することを可能にし、軸流羽根
車の使用範囲を広くすることを可能にした送風機に関す
る。
【０００２】
【従来の技術】近年、居住および非居住空間で使用され
る換気送風機器および空気調和機器に使用される送風機
は、静圧をあまり必要としない中低静圧で大風量の換気
送風機器および空気調和機器として使用され、これまで
種々の設計手法により低騒音の軸流羽根車が設計されて
きた。しかし、機器の小型化、機器性能の使用範囲の拡
大、さらには用途の幅広い展開がさらに求められ、静圧
を必要とする高静圧で大風量の換気送風機器および空気
調和機器が必要となってきたが、これまでの送風機で
は、高静圧時に騒音が急上昇するという問題があった。
そこで従来は、静圧を必要とする高静圧の送風機として
遠心送風機が用いられてきたが、機器の容積が大きく、
小風量であり社会の全てのニーズに応えられなかった。
そこで運転時の騒音が低く、小型で性能的に使用範囲が
広く、さらに用途の幅広い送風機が必要であり、送風機
に用いられる軸流羽根車の設計手法および送風機の展開
が求められている。
る換気送風機器および空気調和機器に使用される送風機
は、静圧をあまり必要としない中低静圧で大風量の換気
送風機器および空気調和機器として使用され、これまで
種々の設計手法により低騒音の軸流羽根車が設計されて
きた。しかし、機器の小型化、機器性能の使用範囲の拡
大、さらには用途の幅広い展開がさらに求められ、静圧
を必要とする高静圧で大風量の換気送風機器および空気
調和機器が必要となってきたが、これまでの送風機で
は、高静圧時に騒音が急上昇するという問題があった。
そこで従来は、静圧を必要とする高静圧の送風機として
遠心送風機が用いられてきたが、機器の容積が大きく、
小風量であり社会の全てのニーズに応えられなかった。
そこで運転時の騒音が低く、小型で性能的に使用範囲が
広く、さらに用途の幅広い送風機が必要であり、送風機
に用いられる軸流羽根車の設計手法および送風機の展開
が求められている。
【０００３】従来、この種の送風機は、図２０〜図２８
に示す構成が一般的であった。以下、その構成について
図を参照しながら説明する。図に示すように、送風機本
体２０１に遠心羽根車２５５を用い遠心羽根車２５５を
備えた渦巻ケーシング２５８の全体を箱体２５７で囲む
ことにより、流体２５６を軸流方向に送風したり、また
軸流羽根車２０２を用いた場合の翼２０６の形状は、回
転軸２０４の軸方向に軸流羽根車２０２を投影したとき
に回転軸２０４に垂直な平面に映し出される投影図にお
いて、回転軸２０４を原点Ｏ’とし、軸流羽根車２０２
の内周部２１２の投影線を２等分する点を翼内周部投影
中心点Ｐｈ’とし、原点Ｏ’と翼内周部投影中心点Ｐ
ｈ’を通る直線を直線Ｘ’、原点Ｏ’を中心とする任意
の直径ＤＤ’の円筒面で切断される翼２０６の翼弦投影
線ＬＲ’を２等分する翼弦投影中心点ＰＲ’と原点Ｏ’
を通る直線と直線Ｘ’のなす角を前進角Ａθ’としたと
き、翼２０６の外周部２１１の投影線を２等分する翼外
周部投影中心点Ｐｔ’と原点Ｏ’を結ぶ直線と直線Ｘ’
のなす角、つまり外周前進角Ａθｔ’は軸流羽根車２０
２の回転方向２１０を正方向とし５０゜以下であり、ま
た、回転軸２０４を含む平面で切断される翼２０６の半
径方向翼断面２３５は、フラットまたはフラットに近い
曲率の大きい略円弧形状であり、また、軸流羽根車２０
２の翼２０６の内周部２１２から外周部２１１までの仕
事量を一定とする自由渦、翼２０６の内周部２１２から
外周部２１１までの取付角Ｃθ’をほぼ一定とする強制
渦という流れ分布で設計され、原点Ｏ’を中心とする任
意の直径ＤＤ’の円筒面で切断される翼２０６の翼断面
２１３における中心線２１４は略円弧形状で翼断面２１
３の翼弦長Ｌ’と反りＤ’で反り率Ｑ’は、Ｑ’＝Ｄ’
／Ｌ’で与えられ、外周部２１１より内周部２１２の反
り率Ｑ’が大きくなる形状であり、 また、外周部２１
１より内周部２１２の取付角Ｃθ’が大きくなるかある
いは、取付角Ｃθ’が内周部２１２から外周部２１１ま
でほぼ一定であり、また、回転軸２０４の軸方向に軸流
羽根車２０２を投影したときに回転軸２０４に垂直な平
面に映し出される投影図において、隣り合う翼２０６と
翼２０６が重なり合わない構成をしている。
に示す構成が一般的であった。以下、その構成について
図を参照しながら説明する。図に示すように、送風機本
体２０１に遠心羽根車２５５を用い遠心羽根車２５５を
備えた渦巻ケーシング２５８の全体を箱体２５７で囲む
ことにより、流体２５６を軸流方向に送風したり、また
軸流羽根車２０２を用いた場合の翼２０６の形状は、回
転軸２０４の軸方向に軸流羽根車２０２を投影したとき
に回転軸２０４に垂直な平面に映し出される投影図にお
いて、回転軸２０４を原点Ｏ’とし、軸流羽根車２０２
の内周部２１２の投影線を２等分する点を翼内周部投影
中心点Ｐｈ’とし、原点Ｏ’と翼内周部投影中心点Ｐ
ｈ’を通る直線を直線Ｘ’、原点Ｏ’を中心とする任意
の直径ＤＤ’の円筒面で切断される翼２０６の翼弦投影
線ＬＲ’を２等分する翼弦投影中心点ＰＲ’と原点Ｏ’
を通る直線と直線Ｘ’のなす角を前進角Ａθ’としたと
き、翼２０６の外周部２１１の投影線を２等分する翼外
周部投影中心点Ｐｔ’と原点Ｏ’を結ぶ直線と直線Ｘ’
のなす角、つまり外周前進角Ａθｔ’は軸流羽根車２０
２の回転方向２１０を正方向とし５０゜以下であり、ま
た、回転軸２０４を含む平面で切断される翼２０６の半
径方向翼断面２３５は、フラットまたはフラットに近い
曲率の大きい略円弧形状であり、また、軸流羽根車２０
２の翼２０６の内周部２１２から外周部２１１までの仕
事量を一定とする自由渦、翼２０６の内周部２１２から
外周部２１１までの取付角Ｃθ’をほぼ一定とする強制
渦という流れ分布で設計され、原点Ｏ’を中心とする任
意の直径ＤＤ’の円筒面で切断される翼２０６の翼断面
２１３における中心線２１４は略円弧形状で翼断面２１
３の翼弦長Ｌ’と反りＤ’で反り率Ｑ’は、Ｑ’＝Ｄ’
／Ｌ’で与えられ、外周部２１１より内周部２１２の反
り率Ｑ’が大きくなる形状であり、 また、外周部２１
１より内周部２１２の取付角Ｃθ’が大きくなるかある
いは、取付角Ｃθ’が内周部２１２から外周部２１１ま
でほぼ一定であり、また、回転軸２０４の軸方向に軸流
羽根車２０２を投影したときに回転軸２０４に垂直な平
面に映し出される投影図において、隣り合う翼２０６と
翼２０６が重なり合わない構成をしている。
【０００４】また、ダクト内で軸流羽根車２０２が用い
られる際は、下流側に静翼２６０が設置されることが多
く、薄肉厚で一定の曲率を有し、この静翼２６０の外周
縁２６１の長さは、内周縁２６２の長さよりも長く、す
なわち外周側の入口角は内周側の入口角よりも大きい構
成が一般的であった。
られる際は、下流側に静翼２６０が設置されることが多
く、薄肉厚で一定の曲率を有し、この静翼２６０の外周
縁２６１の長さは、内周縁２６２の長さよりも長く、す
なわち外周側の入口角は内周側の入口角よりも大きい構
成が一般的であった。
【０００５】上記構成において、機器の小型化、機器性
能の使用範囲の拡大をするために非常に高い静圧を必要
とし、小型で高静圧、大風量を得るためには、軸流羽根
車２０２を高回転する必要がある。
能の使用範囲の拡大をするために非常に高い静圧を必要
とし、小型で高静圧、大風量を得るためには、軸流羽根
車２０２を高回転する必要がある。
【０００６】これにより翼２０６の１枚当たりの仕事量
も増大し、翼２０６の負圧面２１５の境界層の発達によ
り渦の発生も顕著になる。さらに、原点Ｏ’を中心とす
る任意の直径ＤＤ’の円筒面で切断される翼２０６の任
意の翼断面２１３において、翼２０６は、回転方向２１
０への前進度合いを示す外周前進角Ａθｔ’が５０゜以
下と小さく、内周部２１２から外周部２１１までの任意
の翼断面２１３の回転方向の位置の差が小さい。質量を
ｍ、回転半径をｒ、角速度をωとしたとき遠心力ｆは、
ｆ＝ｍ・ｒ・ω2で与えられ、回転数が上昇すると角速
度ωだけが大きくなるため、高回転時には低回転時より
矢印Ｆ’の方向に大きな遠心力がはたらく。この大きな
遠心力により、翼２０６の負圧面２１５の境界層内で内
周部２１２から外周部２１１に向かって二次流れ２１７
が誘起され、外周部２１１付近では低エネルギー流体が
集積する。よって負圧面２１５の外周部２１１付近で乱
れが生じ騒音が上昇する。
も増大し、翼２０６の負圧面２１５の境界層の発達によ
り渦の発生も顕著になる。さらに、原点Ｏ’を中心とす
る任意の直径ＤＤ’の円筒面で切断される翼２０６の任
意の翼断面２１３において、翼２０６は、回転方向２１
０への前進度合いを示す外周前進角Ａθｔ’が５０゜以
下と小さく、内周部２１２から外周部２１１までの任意
の翼断面２１３の回転方向の位置の差が小さい。質量を
ｍ、回転半径をｒ、角速度をωとしたとき遠心力ｆは、
ｆ＝ｍ・ｒ・ω2で与えられ、回転数が上昇すると角速
度ωだけが大きくなるため、高回転時には低回転時より
矢印Ｆ’の方向に大きな遠心力がはたらく。この大きな
遠心力により、翼２０６の負圧面２１５の境界層内で内
周部２１２から外周部２１１に向かって二次流れ２１７
が誘起され、外周部２１１付近では低エネルギー流体が
集積する。よって負圧面２１５の外周部２１１付近で乱
れが生じ騒音が上昇する。
【０００７】また、二次流れ２１７により軸流送風機特
有の翼２０６の外周部２１１の吸込側２１８付近で逆流
２２０の発生を促進し、サージング現象を引き起こす。
サージング領域では軸流羽根車２０２の翼２０６の流れ
場が不安定になり変動を起こし、また軸流羽根車２０２
の回転も不安定になり、騒音が急上昇すると共にファン
効率も低下する。
有の翼２０６の外周部２１１の吸込側２１８付近で逆流
２２０の発生を促進し、サージング現象を引き起こす。
サージング領域では軸流羽根車２０２の翼２０６の流れ
場が不安定になり変動を起こし、また軸流羽根車２０２
の回転も不安定になり、騒音が急上昇すると共にファン
効率も低下する。
【０００８】また、回転軸２０４を含む平面で切断され
る翼２０６の半径方向翼断面２３５は、フラットまたは
フラットに近い曲率の大きい略円弧形状であり、軸流羽
根車２０２の隣り合う翼２０６と翼２０６との間の流路
２３０の流れは、ハブ２０５とケーシング２３１の境界
層付近の流れ２３２は、主流２３３より小さく、翼２０
６の反りによる遠心力も小さいので、圧力こう配により
翼２０６の正圧面２１６から負圧面２１５に向かう流れ
２３４を生じ、一対の流路渦２５２を形成する。そして
後縁部２０８付近では隣り合う流路２３０の流路渦２５
２が接し、随伴渦を生じ、下流で巻き込んで一対の大き
な渦になり騒音が増大する。
る翼２０６の半径方向翼断面２３５は、フラットまたは
フラットに近い曲率の大きい略円弧形状であり、軸流羽
根車２０２の隣り合う翼２０６と翼２０６との間の流路
２３０の流れは、ハブ２０５とケーシング２３１の境界
層付近の流れ２３２は、主流２３３より小さく、翼２０
６の反りによる遠心力も小さいので、圧力こう配により
翼２０６の正圧面２１６から負圧面２１５に向かう流れ
２３４を生じ、一対の流路渦２５２を形成する。そして
後縁部２０８付近では隣り合う流路２３０の流路渦２５
２が接し、随伴渦を生じ、下流で巻き込んで一対の大き
な渦になり騒音が増大する。
【０００９】また、軸流羽根車２０２の翼２０６の半径
方向における翼断面２１３の形状は自由渦や強制渦とい
う流れ分布で設計され、外周部２１１より内周部２１２
の取付角が大きくなるかあるいは、取付角が内周部２１
２から外周部２１１までほぼ一定である。これにより軸
流羽根車２０２の作動時には外周部２１１から内周部２
１２へ圧力こう配が生じる。また小型で高静圧、大風量
を得るために、軸流羽根車２０２を高回転化による大き
な遠心力がはたらき、翼２０６の負圧面２１５の境界層
内で内周部２１２から外周部２１１に向かって強い二次
流れ２１７が誘起される。しかし、二次流れ２１７と軸
流羽根車２０２の翼２０６の仕事による圧力こう配との
バランスが合う翼２０６の設計（反り率Ｑ’、取付角Ｃ
θ’）がなされておらず、流れに乱れが生じ騒音が上昇
する。
方向における翼断面２１３の形状は自由渦や強制渦とい
う流れ分布で設計され、外周部２１１より内周部２１２
の取付角が大きくなるかあるいは、取付角が内周部２１
２から外周部２１１までほぼ一定である。これにより軸
流羽根車２０２の作動時には外周部２１１から内周部２
１２へ圧力こう配が生じる。また小型で高静圧、大風量
を得るために、軸流羽根車２０２を高回転化による大き
な遠心力がはたらき、翼２０６の負圧面２１５の境界層
内で内周部２１２から外周部２１１に向かって強い二次
流れ２１７が誘起される。しかし、二次流れ２１７と軸
流羽根車２０２の翼２０６の仕事による圧力こう配との
バランスが合う翼２０６の設計（反り率Ｑ’、取付角Ｃ
θ’）がなされておらず、流れに乱れが生じ騒音が上昇
する。
【００１０】また、軸流羽根車２０２の翼２０６を軸方
向から見たとき、隣り合う翼２０６と翼２０６が重なり
合わない構成が一般的である。このような翼２０６と翼
２０６との間隔がある軸流羽根車２０２では、高静圧時
には軸流羽根車２０２の吸込側２１８と吐出側２１９と
の圧力差が大きくなり、翼２０６に沿った流れになりに
くくなるため、境界層が大きくなり騒音上昇の原因とな
る。
向から見たとき、隣り合う翼２０６と翼２０６が重なり
合わない構成が一般的である。このような翼２０６と翼
２０６との間隔がある軸流羽根車２０２では、高静圧時
には軸流羽根車２０２の吸込側２１８と吐出側２１９と
の圧力差が大きくなり、翼２０６に沿った流れになりに
くくなるため、境界層が大きくなり騒音上昇の原因とな
る。
【００１１】また、軸流羽根車２０２を通過した流れ
は、高静圧、高回転時に遠心力の影響で径方向に広がる
斜流流れとなるため、特に静翼２６０の外周側の入口部
２６３ｔでは、流入するまでの主流流れが枠体２６４の
内周面をはね返る２次流れと干渉して一定の流入角を有
した流れにならず大きな渦を誘発し、乱れた状態で流入
することとなり剥離の影響で流体損失が大きい。また、
静翼２６０の内周側の入口部２６３ｈでは、逆流現象が
可視化実験等で確認され、主流流れはこの逆流の影響で
一定の流入角度を有した流れとならず、乱れた状態で流
入することにより、流体損失が大きい。従って、静翼２
６０の設置による全圧効率の向上、すなわち消費電力の
低減はあまり望めない。
は、高静圧、高回転時に遠心力の影響で径方向に広がる
斜流流れとなるため、特に静翼２６０の外周側の入口部
２６３ｔでは、流入するまでの主流流れが枠体２６４の
内周面をはね返る２次流れと干渉して一定の流入角を有
した流れにならず大きな渦を誘発し、乱れた状態で流入
することとなり剥離の影響で流体損失が大きい。また、
静翼２６０の内周側の入口部２６３ｈでは、逆流現象が
可視化実験等で確認され、主流流れはこの逆流の影響で
一定の流入角度を有した流れとならず、乱れた状態で流
入することにより、流体損失が大きい。従って、静翼２
６０の設置による全圧効率の向上、すなわち消費電力の
低減はあまり望めない。
【００１２】また、高静圧に適している遠心羽根車２５
５を用いた送風機本体２０１の場合、流体２５６を軸流
方向に送風するための送風機本体２０１の箱体２５７の
容積を小さくし、高静圧で大風量を得ようとするのは非
常に困難であり、また箱体２５７を用いず渦巻ケーシン
グ２５８をむき出した状態で用いた場合は、流体２５６
の経路が吸込と吹き出しにかけて直角に折れ曲がるため
に、遠心羽根車２５５を用いただけでの用途の展開も行
い難かった。
５を用いた送風機本体２０１の場合、流体２５６を軸流
方向に送風するための送風機本体２０１の箱体２５７の
容積を小さくし、高静圧で大風量を得ようとするのは非
常に困難であり、また箱体２５７を用いず渦巻ケーシン
グ２５８をむき出した状態で用いた場合は、流体２５６
の経路が吸込と吹き出しにかけて直角に折れ曲がるため
に、遠心羽根車２５５を用いただけでの用途の展開も行
い難かった。
【００１３】
【発明が解決しようとする課題】このような従来の送風
機では、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車の
高回転による騒音の上昇が非常に大きく、また高静圧時
で軸流羽根車特有のサージング現象の発生による騒音が
急上昇するという課題があり、小型で高静圧、大風量を
得ることができる軸流羽根車の騒音を低減し、サージン
グ現象の発生を最小限にするとともに、低騒音の軸流羽
根車の設計手法を確立することが要求されている。
機では、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車の
高回転による騒音の上昇が非常に大きく、また高静圧時
で軸流羽根車特有のサージング現象の発生による騒音が
急上昇するという課題があり、小型で高静圧、大風量を
得ることができる軸流羽根車の騒音を低減し、サージン
グ現象の発生を最小限にするとともに、低騒音の軸流羽
根車の設計手法を確立することが要求されている。
【００１４】また、小型で高静圧を得ようとすると消費
電力が増加するという課題があり、送風装置の全圧効率
を増加させて消費電力を低減することが要求されてい
る。
電力が増加するという課題があり、送風装置の全圧効率
を増加させて消費電力を低減することが要求されてい
る。
【００１５】また、小型で高静圧、大風量を得ることが
できる低騒音の軸流羽根車を用いた、新たな用途の展開
についての課題もあり、多様な用途の展開を示すことが
要求されている。
できる低騒音の軸流羽根車を用いた、新たな用途の展開
についての課題もあり、多様な用途の展開を示すことが
要求されている。
【００１６】本発明は従来の課題を解決するものであ
り、小型で高静圧、大風量を得ることができる軸流羽根
車の騒音を低減することができ、軸流送風機特有のサー
ジング現象の発生を最小限にし、使用範囲を広くするこ
とができるとともに、その設計手法を確立した軸流羽根
車を有する送風機を提供することを目的とする。
り、小型で高静圧、大風量を得ることができる軸流羽根
車の騒音を低減することができ、軸流送風機特有のサー
ジング現象の発生を最小限にし、使用範囲を広くするこ
とができるとともに、その設計手法を確立した軸流羽根
車を有する送風機を提供することを目的とする。
【００１７】
【課題を解決するための手段】本発明の送風機はこの目
的を達成するために、第１の手段は、送風機本体の電動
機に係止される軸流羽根車の回転軸の軸方向に前記軸流
羽根車を投影したときに前記回転軸に垂直な平面に映し
出される投影図において、前記回転軸を原点Ｏ、前記軸
流羽根車の羽根径Ｄｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハ
ブ径ＫＤｈとし、その仮想ハブ径ＫＤｈを前記軸流羽根
車の翼の前縁部と後縁部とで区切られてできる仮想ハブ
円弧ＫＡｈを２等分する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈと
して、前記原点Ｏと前記仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る
直線を直線Ｘ、前記原点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤ
の円筒面で切断される前記翼の翼弦投影線ＬＲを２等分
する翼弦投影中心点ＰＲと前記原点Ｏを通る直線と前記
直線Ｘのなす角を前進角Ａθとしたとき、前記翼の翼外
周部投影線を２等分する翼外周部投影中心点Ｐｔと前記
原点Ｏを結ぶ直線と前記直線Ｘのなす角、つまり外周前
進角Ａθｔは軸流羽根車の回転方向を正方向とし５５゜
以上１８０゜以下であり、外周部より内周側の任意の前
記前進角Ａθは前記外周前進角Ａθｔより小さな値をと
り、かつ、前記羽根径Ｄｔとする前記軸流羽根車のハブ
のハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ（１−３２．５４９／
Ａθｔ）の範囲であり、かつ、前記軸流羽根車の前記回
転軸を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で前記翼を切
断して、断面を２次元に展開してできる翼断面で、その
翼断面における中心線は略円弧形状とし、前記翼断面の
翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、前
記外周部の翼断面における外周部反り率Ｑｔが、前記外
周部より内周側の任意の前記反り率Ｑより大きな値をと
る前記軸流羽根車を有する送風機としたものである。
的を達成するために、第１の手段は、送風機本体の電動
機に係止される軸流羽根車の回転軸の軸方向に前記軸流
羽根車を投影したときに前記回転軸に垂直な平面に映し
出される投影図において、前記回転軸を原点Ｏ、前記軸
流羽根車の羽根径Ｄｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハ
ブ径ＫＤｈとし、その仮想ハブ径ＫＤｈを前記軸流羽根
車の翼の前縁部と後縁部とで区切られてできる仮想ハブ
円弧ＫＡｈを２等分する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈと
して、前記原点Ｏと前記仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る
直線を直線Ｘ、前記原点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤ
の円筒面で切断される前記翼の翼弦投影線ＬＲを２等分
する翼弦投影中心点ＰＲと前記原点Ｏを通る直線と前記
直線Ｘのなす角を前進角Ａθとしたとき、前記翼の翼外
周部投影線を２等分する翼外周部投影中心点Ｐｔと前記
原点Ｏを結ぶ直線と前記直線Ｘのなす角、つまり外周前
進角Ａθｔは軸流羽根車の回転方向を正方向とし５５゜
以上１８０゜以下であり、外周部より内周側の任意の前
記前進角Ａθは前記外周前進角Ａθｔより小さな値をと
り、かつ、前記羽根径Ｄｔとする前記軸流羽根車のハブ
のハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ（１−３２．５４９／
Ａθｔ）の範囲であり、かつ、前記軸流羽根車の前記回
転軸を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で前記翼を切
断して、断面を２次元に展開してできる翼断面で、その
翼断面における中心線は略円弧形状とし、前記翼断面の
翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、前
記外周部の翼断面における外周部反り率Ｑｔが、前記外
周部より内周側の任意の前記反り率Ｑより大きな値をと
る前記軸流羽根車を有する送風機としたものである。
【００１８】また、前記目的を達成するために第２の手
段は、前記第１の手段に、軸流羽根車の回転軸を中心と
する任意の直径ＤＤの円筒面で翼を切断して、断面を２
次元に展開してできる翼断面で、その翼断面における中
心線は略円弧形状とし、翼断面の翼弦長Ｌと反りＤで反
り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部の翼断面における
外周部反り率Ｑｔが、前記外周部より内周側の任意の前
記反り率Ｑより大きな値をとり、前記外周部反り率Ｑｔ
と前記翼の内周部の翼断面における内周部反り率Ｑｈと
の差が０．００１以上０．０２０以下になる前記軸流羽
根車を有する送風機としたものである。
段は、前記第１の手段に、軸流羽根車の回転軸を中心と
する任意の直径ＤＤの円筒面で翼を切断して、断面を２
次元に展開してできる翼断面で、その翼断面における中
心線は略円弧形状とし、翼断面の翼弦長Ｌと反りＤで反
り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部の翼断面における
外周部反り率Ｑｔが、前記外周部より内周側の任意の前
記反り率Ｑより大きな値をとり、前記外周部反り率Ｑｔ
と前記翼の内周部の翼断面における内周部反り率Ｑｈと
の差が０．００１以上０．０２０以下になる前記軸流羽
根車を有する送風機としたものである。
【００１９】また、前記目的を達成するために第３の手
段は、送風機本体の電動機に係止される軸流羽根車の回
転軸の軸方向に前記軸流羽根車を投影したときに前記回
転軸に垂直な平面に映し出される投影図において、前記
回転軸を原点Ｏ、前記軸流羽根車の羽根径Ｄｔの０．４
０８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈとし、その仮想ハブ
径ＫＤｈを前記軸流羽根車の翼の前縁部と後縁部とで区
切られてできる仮想ハブ円弧ＫＡｈを２等分する点を仮
想ハブ円弧中心点Ｋｈとして、前記原点Ｏと前記仮想ハ
ブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、前記原点Ｏを中
心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断される前記翼の
翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点ＰＲと前記
原点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前進角Ａθと
したとき、前記翼の翼外周部投影線を２等分する翼外周
部投影中心点Ｐｔと前記原点Ｏを結ぶ直線と前記直線Ｘ
のなす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車の回転
方向を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であり、外周
部より内周側の任意の前記前進角Ａθは前記外周前進角
Ａθｔより小さな値をとり、かつ、前記羽根径Ｄｔとす
る前記軸流羽根車のハブのハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄ
ｔ（１−３２．５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、
軸流羽根車の回転軸を中心とする任意の直径ＤＤの円筒
面で翼を切断して、断面を２次元に展開してできる翼断
面で、翼弦と、回転軸と垂直で翼の前縁部を通る直線で
ある翼列線とのなす角を取付角Ｃθとし、外周部の翼断
面における外周部取付角Ｃθｔが、前記外周部より内周
側の任意の前記取付角Ｃθより大きな値をとる前記軸流
羽根車を有する送風機としたものである。
段は、送風機本体の電動機に係止される軸流羽根車の回
転軸の軸方向に前記軸流羽根車を投影したときに前記回
転軸に垂直な平面に映し出される投影図において、前記
回転軸を原点Ｏ、前記軸流羽根車の羽根径Ｄｔの０．４
０８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈとし、その仮想ハブ
径ＫＤｈを前記軸流羽根車の翼の前縁部と後縁部とで区
切られてできる仮想ハブ円弧ＫＡｈを２等分する点を仮
想ハブ円弧中心点Ｋｈとして、前記原点Ｏと前記仮想ハ
ブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、前記原点Ｏを中
心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断される前記翼の
翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点ＰＲと前記
原点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前進角Ａθと
したとき、前記翼の翼外周部投影線を２等分する翼外周
部投影中心点Ｐｔと前記原点Ｏを結ぶ直線と前記直線Ｘ
のなす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車の回転
方向を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であり、外周
部より内周側の任意の前記前進角Ａθは前記外周前進角
Ａθｔより小さな値をとり、かつ、前記羽根径Ｄｔとす
る前記軸流羽根車のハブのハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄ
ｔ（１−３２．５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、
軸流羽根車の回転軸を中心とする任意の直径ＤＤの円筒
面で翼を切断して、断面を２次元に展開してできる翼断
面で、翼弦と、回転軸と垂直で翼の前縁部を通る直線で
ある翼列線とのなす角を取付角Ｃθとし、外周部の翼断
面における外周部取付角Ｃθｔが、前記外周部より内周
側の任意の前記取付角Ｃθより大きな値をとる前記軸流
羽根車を有する送風機としたものである。
【００２０】また、前記目的を達成するために第４の手
段は、前記第３の手段に、軸流羽根車の回転軸を中心と
する任意の直径ＤＤの円筒面で翼を切断して、断面を２
次元に展開してできる翼断面で、翼弦と、回転軸と垂直
で翼の前縁部を通る直線である翼列線とのなす角を取付
角Ｃθとし、外周部の翼断面における外周部取付角Ｃθ
ｔが、前記外周部より内周側の任意の前記取付角Ｃθよ
り大きな値をとり、前記外周部取付角Ｃθｔと前記翼の
内周部の翼断面における内周部取付角Ｃθｈとの差が
０．１゜以上６゜以下になる前記軸流羽根車を有する送
風機としたものである。
段は、前記第３の手段に、軸流羽根車の回転軸を中心と
する任意の直径ＤＤの円筒面で翼を切断して、断面を２
次元に展開してできる翼断面で、翼弦と、回転軸と垂直
で翼の前縁部を通る直線である翼列線とのなす角を取付
角Ｃθとし、外周部の翼断面における外周部取付角Ｃθ
ｔが、前記外周部より内周側の任意の前記取付角Ｃθよ
り大きな値をとり、前記外周部取付角Ｃθｔと前記翼の
内周部の翼断面における内周部取付角Ｃθｈとの差が
０．１゜以上６゜以下になる前記軸流羽根車を有する送
風機としたものである。
【００２１】また、前記目的を達成するために第５の手
段は、前記第１または第３の手段に、軸流羽根車の回転
軸を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で翼を切断し
て、断面を２次元に展開してできる翼断面で、その翼断
面における中心線は略円弧形状とし、前記翼断面の翼弦
長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部
の翼断面における外周部反り率Ｑｔが、前記外周部より
内周側の任意の前記反り率Ｑより大きな値をとり、か
つ、前記翼断面における翼弦と、回転軸と垂直で翼の前
縁部を通る直線である翼列線とのなす角を取付角Ｃθと
し、前記外周部の翼断面における外周部取付角Ｃθｔ
が、前記外周部より内周側の任意の前記取付角Ｃθより
大きな値をとる前記軸流羽根車を有する送風機としたも
のである。
段は、前記第１または第３の手段に、軸流羽根車の回転
軸を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で翼を切断し
て、断面を２次元に展開してできる翼断面で、その翼断
面における中心線は略円弧形状とし、前記翼断面の翼弦
長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部
の翼断面における外周部反り率Ｑｔが、前記外周部より
内周側の任意の前記反り率Ｑより大きな値をとり、か
つ、前記翼断面における翼弦と、回転軸と垂直で翼の前
縁部を通る直線である翼列線とのなす角を取付角Ｃθと
し、前記外周部の翼断面における外周部取付角Ｃθｔ
が、前記外周部より内周側の任意の前記取付角Ｃθより
大きな値をとる前記軸流羽根車を有する送風機としたも
のである。
【００２２】また、前記目的を達成するために第６の手
段は、前記第１、２、３、４または５の手段に、軸流羽
根車の回転軸を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で翼
を切断して、断面を２次元に展開してできる翼断面で、
その翼断面における中心線は略円弧形状とし、前記翼断
面の翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与
え、外周部の翼断面における外周部反り率Ｑｔが、前記
外周部より内周側の任意の前記反り率Ｑより大きな値を
とり、前記外周部反り率Ｑｔと前記翼の前記内周部の翼
断面における内周部反り率Ｑｈとの差が０．００１以上
０．０２０以下になり、かつ、前記翼断面における翼弦
と、前記回転軸と垂直で前記翼の前縁部を通る直線であ
る翼列線とのなす角を取付角Ｃθとし、前記外周部の翼
断面における外周部取付角Ｃθｔが、前記外周部より内
周側の任意の前記取付角Ｃθより大きな値をとり、前記
外周部取付角Ｃθｔと前記翼の前記内周部の翼断面にお
ける内周部取付角Ｃθｈとの差が０．１゜以上６゜以下
になる前記軸流羽根車を有する送風機としたものであ
る。
段は、前記第１、２、３、４または５の手段に、軸流羽
根車の回転軸を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で翼
を切断して、断面を２次元に展開してできる翼断面で、
その翼断面における中心線は略円弧形状とし、前記翼断
面の翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与
え、外周部の翼断面における外周部反り率Ｑｔが、前記
外周部より内周側の任意の前記反り率Ｑより大きな値を
とり、前記外周部反り率Ｑｔと前記翼の前記内周部の翼
断面における内周部反り率Ｑｈとの差が０．００１以上
０．０２０以下になり、かつ、前記翼断面における翼弦
と、前記回転軸と垂直で前記翼の前縁部を通る直線であ
る翼列線とのなす角を取付角Ｃθとし、前記外周部の翼
断面における外周部取付角Ｃθｔが、前記外周部より内
周側の任意の前記取付角Ｃθより大きな値をとり、前記
外周部取付角Ｃθｔと前記翼の前記内周部の翼断面にお
ける内周部取付角Ｃθｈとの差が０．１゜以上６゜以下
になる前記軸流羽根車を有する送風機としたものであ
る。
【００２３】また、前記目的を達成するために第７の手
段は、前記第１、２、３、４、５または６の手段に、軸
流羽根車の任意の直径ＤＤの翼断面における翼弦長Ｌ
と、回転軸と垂直で翼の前縁部を通る直線である翼列線
上で、前記翼の前記前縁部と前記翼と隣り合う前記翼の
前記前縁部との距離をピッチＴとしたとき弦節比Ｓは、
Ｓ＝Ｌ／Ｔで与え、弦節比Ｓは１．１以上１．９以下に
なる前記軸流羽根車を有する送風機としたものである。
段は、前記第１、２、３、４、５または６の手段に、軸
流羽根車の任意の直径ＤＤの翼断面における翼弦長Ｌ
と、回転軸と垂直で翼の前縁部を通る直線である翼列線
上で、前記翼の前記前縁部と前記翼と隣り合う前記翼の
前記前縁部との距離をピッチＴとしたとき弦節比Ｓは、
Ｓ＝Ｌ／Ｔで与え、弦節比Ｓは１．１以上１．９以下に
なる前記軸流羽根車を有する送風機としたものである。
【００２４】また、前記目的を達成するために第８の手
段は、前記第１、２、３、４、５、６または７の手段
に、軸流羽根車の回転軸を中心とする翼の任意の半径方
向断面において、最も吸込側に位置する点を頂点とし、
複数の任意の前記半径方向断面における頂点を結ぶ曲線
が、前記翼の前縁部またはその前縁部と外周部との交点
から、後縁部またはその後縁部と内周部との交点まで通
る前記軸流羽根車を有する送風機としたものである。
段は、前記第１、２、３、４、５、６または７の手段
に、軸流羽根車の回転軸を中心とする翼の任意の半径方
向断面において、最も吸込側に位置する点を頂点とし、
複数の任意の前記半径方向断面における頂点を結ぶ曲線
が、前記翼の前縁部またはその前縁部と外周部との交点
から、後縁部またはその後縁部と内周部との交点まで通
る前記軸流羽根車を有する送風機としたものである。
【００２５】また、前記目的を達成するために第９の手
段は、前記第８の手段に、軸流羽根車の回転軸を含む平
面で切断される任意の翼断面において、最も吸込側に位
置する点を頂点とし、また前記軸流羽根車の翼の内周部
と後縁部との交点を点Ｂｈとして、その点Ｂｈを通り回
転軸を直交する面を基準面Ｊとするとき、前記頂点が前
記基準面Ｊよりすべて吸込側に位置する前記軸流羽根車
を有する送風機としたものである。
段は、前記第８の手段に、軸流羽根車の回転軸を含む平
面で切断される任意の翼断面において、最も吸込側に位
置する点を頂点とし、また前記軸流羽根車の翼の内周部
と後縁部との交点を点Ｂｈとして、その点Ｂｈを通り回
転軸を直交する面を基準面Ｊとするとき、前記頂点が前
記基準面Ｊよりすべて吸込側に位置する前記軸流羽根車
を有する送風機としたものである。
【００２６】また、前記目的を達成するために第１０の
手段は、前記第１、２、３、４、５、６または７の手段
に、送風機本体の電動機に係止される軸流羽根車の回転
軸の軸方向に前記軸流羽根車を投影したときに前記回転
軸に垂直な平面に映し出される投影図において、前記回
転軸を原点Ｏ、前記軸流羽根車の羽根径Ｄｔの０．４０
８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈとし、その仮想ハブ径
ＫＤｈを前記軸流羽根車の翼の前縁部と後縁部とで区切
られてできる仮想ハブ円弧ＫＡｈを２等分する点を仮想
ハブ円弧中心点Ｋｈとして、前記原点Ｏと前記仮想ハブ
円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、前記原点Ｏを中心
とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断される前記翼の翼
弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点ＰＲと前記原
点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前進角Ａθとし
たとき、前記翼の翼外周部投影線を２等分する翼外周部
投影中心点Ｐｔと前記原点Ｏを結ぶ直線と前記直線Ｘの
なす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車の回転方
向を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であり、外周部
より内周側の任意の前記前進角Ａθは前記外周前進角Ａ
θｔより小さな値をとり、かつ、前記羽根径Ｄｔとする
前記軸流羽根車のハブのハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ
（１−３２．５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、前
記軸流羽根車の羽根径Ｄｔとハブ径Ｄｈで代表径Ｄｍは
Ｄｍ＝（（（０．９６Ｄｔ）2−（１．０４Ｄ
ｈ）2）／２）1/2で与え、前記代表径Ｄｍにおける代表
径前進角Ａθｄは、前記外周前進角Ａθｔの２０％以上
５５％以下の値をとる前記軸流羽根車を有する送風機と
したものである。
手段は、前記第１、２、３、４、５、６または７の手段
に、送風機本体の電動機に係止される軸流羽根車の回転
軸の軸方向に前記軸流羽根車を投影したときに前記回転
軸に垂直な平面に映し出される投影図において、前記回
転軸を原点Ｏ、前記軸流羽根車の羽根径Ｄｔの０．４０
８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈとし、その仮想ハブ径
ＫＤｈを前記軸流羽根車の翼の前縁部と後縁部とで区切
られてできる仮想ハブ円弧ＫＡｈを２等分する点を仮想
ハブ円弧中心点Ｋｈとして、前記原点Ｏと前記仮想ハブ
円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、前記原点Ｏを中心
とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断される前記翼の翼
弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点ＰＲと前記原
点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前進角Ａθとし
たとき、前記翼の翼外周部投影線を２等分する翼外周部
投影中心点Ｐｔと前記原点Ｏを結ぶ直線と前記直線Ｘの
なす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車の回転方
向を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であり、外周部
より内周側の任意の前記前進角Ａθは前記外周前進角Ａ
θｔより小さな値をとり、かつ、前記羽根径Ｄｔとする
前記軸流羽根車のハブのハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ
（１−３２．５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、前
記軸流羽根車の羽根径Ｄｔとハブ径Ｄｈで代表径Ｄｍは
Ｄｍ＝（（（０．９６Ｄｔ）2−（１．０４Ｄ
ｈ）2）／２）1/2で与え、前記代表径Ｄｍにおける代表
径前進角Ａθｄは、前記外周前進角Ａθｔの２０％以上
５５％以下の値をとる前記軸流羽根車を有する送風機と
したものである。
【００２７】
【発明の実施の形態】本発明は上記した第１、２、３、
４、５、６または第７の手段の構成により、軸流羽根車
の翼の形状が、翼の回転方向に大きく前進した形状で、
翼の内周部より外周部の反り率が大きくなる形状であ
り、また翼の内周部より外周部の取付角が大きくなる形
状で、隣合う翼と翼が重なり合い、これらの要因の水準
を最適化し、これに基づき軸流羽根車を設計しているた
めに小型で高静圧、大風量を得ることができる軸流羽根
車の騒音を低減することができ、軸流羽根車特有のサー
ジング現象の発生を最小限にし、使用範囲を広くするこ
とができる。
４、５、６または第７の手段の構成により、軸流羽根車
の翼の形状が、翼の回転方向に大きく前進した形状で、
翼の内周部より外周部の反り率が大きくなる形状であ
り、また翼の内周部より外周部の取付角が大きくなる形
状で、隣合う翼と翼が重なり合い、これらの要因の水準
を最適化し、これに基づき軸流羽根車を設計しているた
めに小型で高静圧、大風量を得ることができる軸流羽根
車の騒音を低減することができ、軸流羽根車特有のサー
ジング現象の発生を最小限にし、使用範囲を広くするこ
とができる。
【００２８】また、第８、９または第１０の手段の構成
により、軸流羽根車の翼の半径方向の形状が、流体の吸
込側に傾斜のある凸形状であり、翼の周方向の形状が、
翼の回転方向に前進した形状で、翼の内周部より外周部
の反り率が大きくなる形状で、翼の内周部より外周部の
取付角が大きくなる形状であり、また隣合う翼と翼が重
なり合い、これらの要因の水準を最適化し、これに基づ
き軸流羽根車を設計しているために小型で高静圧、大風
量を得ることができる軸流羽根車の騒音を低減すること
ができ、軸流送風機特有のサージング現象の発生を最小
限にし、使用範囲を広くすることができる。
により、軸流羽根車の翼の半径方向の形状が、流体の吸
込側に傾斜のある凸形状であり、翼の周方向の形状が、
翼の回転方向に前進した形状で、翼の内周部より外周部
の反り率が大きくなる形状で、翼の内周部より外周部の
取付角が大きくなる形状であり、また隣合う翼と翼が重
なり合い、これらの要因の水準を最適化し、これに基づ
き軸流羽根車を設計しているために小型で高静圧、大風
量を得ることができる軸流羽根車の騒音を低減すること
ができ、軸流送風機特有のサージング現象の発生を最小
限にし、使用範囲を広くすることができる。
【００２９】
【実施例】（実施例１）
以下、本発明の実施例１について図１〜図７および図１
６を参照しながら説明する。
６を参照しながら説明する。
【００３０】図に示すように、送風機本体１の電動機３
に係止される軸流羽根車２の回転軸４の軸方向に軸流羽
根車２を投影したときに回転軸４に垂直な平面に映し出
される投影図において、回転軸４を原点Ｏ、軸流羽根車
２の羽根径Ｄｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径Ｋ
Ｄｈとし、その仮想ハブ径ＫＤｈを軸流羽根車２の翼６
の前縁部７と後縁部８とで区切られてできる仮想ハブ円
弧ＫＡｈを２等分する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとし
て、原点Ｏと仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線
Ｘ、原点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断
される翼６の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心
点ＰＲと原点Ｏを通る直線と直線Ｘのなす角を前進角Ａ
θとしたとき、翼６の翼内周部投影線９を２等分する翼
外周部投影中心点Ｐｔと原点Ｏを結ぶ直線と直線Ｘのな
す角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車２の回転方
向１０を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であり、外
周部１１より内周側の任意の前進角Ａθは外周前進角Ａ
θｔより小さな値をとり、かつ、羽根径Ｄｔとする軸流
羽根車２のハブ５のハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・
（１−３２．５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、軸
流羽根車２の回転軸４を中心とする任意の直径ＤＤの円
筒面で翼６を切断して、断面を２次元に展開してできる
翼断面１３で、その翼断面１３における中心線１４は略
円弧形状とし、翼断面１３の翼弦長Ｌと反りＤで反り率
Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部１１の翼断面１３にお
ける外周部反り率Ｑｔが、外周部１１より内周側の任意
の反り率Ｑより大きな値をとる軸流羽根車２を有する構
成にされている。
に係止される軸流羽根車２の回転軸４の軸方向に軸流羽
根車２を投影したときに回転軸４に垂直な平面に映し出
される投影図において、回転軸４を原点Ｏ、軸流羽根車
２の羽根径Ｄｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径Ｋ
Ｄｈとし、その仮想ハブ径ＫＤｈを軸流羽根車２の翼６
の前縁部７と後縁部８とで区切られてできる仮想ハブ円
弧ＫＡｈを２等分する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとし
て、原点Ｏと仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線
Ｘ、原点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断
される翼６の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心
点ＰＲと原点Ｏを通る直線と直線Ｘのなす角を前進角Ａ
θとしたとき、翼６の翼内周部投影線９を２等分する翼
外周部投影中心点Ｐｔと原点Ｏを結ぶ直線と直線Ｘのな
す角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車２の回転方
向１０を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であり、外
周部１１より内周側の任意の前進角Ａθは外周前進角Ａ
θｔより小さな値をとり、かつ、羽根径Ｄｔとする軸流
羽根車２のハブ５のハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・
（１−３２．５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、軸
流羽根車２の回転軸４を中心とする任意の直径ＤＤの円
筒面で翼６を切断して、断面を２次元に展開してできる
翼断面１３で、その翼断面１３における中心線１４は略
円弧形状とし、翼断面１３の翼弦長Ｌと反りＤで反り率
Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部１１の翼断面１３にお
ける外周部反り率Ｑｔが、外周部１１より内周側の任意
の反り率Ｑより大きな値をとる軸流羽根車２を有する構
成にされている。
【００３１】上記構成により、機器の小型化、機器性能
の使用範囲の拡大をするために非常に高い静圧を必要と
し、小型で高静圧、大風量を得るためには送風機本体１
のケーシング３１に係止される電動機３により軸流羽根
車２を高回転する必要がある。質量をｍ、回転半径を
ｒ、角速度をωとしたとき遠心力ｆは、ｆ＝ｍ・ｒ・ω
2で与えられる。回転数が上昇すると角速度ωだけが大
きくなるため、高回転時には低回転時より矢印Ｆの方向
に大きな遠心力がはたらく。この大きな遠心力により、
翼６の負圧面１５の境界層内で内周部１２から外周部１
１に向かって二次流れ１７が誘起される。しかし軸流羽
根車２の翼６は、回転方向１０に大きく前進した形状で
あるため二次流れ１７は後縁部８より放出することがで
き、外周部１１での低エネルギー流体の集積を防ぎ、騒
音を低減することができる。
の使用範囲の拡大をするために非常に高い静圧を必要と
し、小型で高静圧、大風量を得るためには送風機本体１
のケーシング３１に係止される電動機３により軸流羽根
車２を高回転する必要がある。質量をｍ、回転半径を
ｒ、角速度をωとしたとき遠心力ｆは、ｆ＝ｍ・ｒ・ω
2で与えられる。回転数が上昇すると角速度ωだけが大
きくなるため、高回転時には低回転時より矢印Ｆの方向
に大きな遠心力がはたらく。この大きな遠心力により、
翼６の負圧面１５の境界層内で内周部１２から外周部１
１に向かって二次流れ１７が誘起される。しかし軸流羽
根車２の翼６は、回転方向１０に大きく前進した形状で
あるため二次流れ１７は後縁部８より放出することがで
き、外周部１１での低エネルギー流体の集積を防ぎ、騒
音を低減することができる。
【００３２】また、翼６の前縁部７は回転方向１０に大
きく前進した形状であるために、前縁部７の外周部１１
は内周側の二次流れ１７の影響を受けることはないの
で、外周部１１の吸込側１８付近での逆流２０の発生も
起こりにくい。よって、軸流送風機特有の回転が不安定
になり騒音が急上昇しファン効率が低下するサージング
現象を発生しにくく、高静圧側へ移動できるために軸流
羽根車２の使用領域を増やすことができる。
きく前進した形状であるために、前縁部７の外周部１１
は内周側の二次流れ１７の影響を受けることはないの
で、外周部１１の吸込側１８付近での逆流２０の発生も
起こりにくい。よって、軸流送風機特有の回転が不安定
になり騒音が急上昇しファン効率が低下するサージング
現象を発生しにくく、高静圧側へ移動できるために軸流
羽根車２の使用領域を増やすことができる。
【００３３】また、ハブ径Ｄｈと軸流羽根車２の羽根径
Ｄｔは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲で特に騒音低減に効果があり、送風機本体１
の構造、大きさの変化に対応した低騒音の軸流羽根車２
の設計が可能となる。
Ｄｔは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲で特に騒音低減に効果があり、送風機本体１
の構造、大きさの変化に対応した低騒音の軸流羽根車２
の設計が可能となる。
【００３４】また、翼６の翼断面１３における中心線１
４は略円弧形状とし、翼断面１３の翼弦長Ｌと反りＤで
反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与えたとき、外周部反り率Ｑ
ｔは外周部１１より内周側の任意の反り率Ｑより大きな
値になっているため、翼６の内周部１２より外周部１１
の仕事量が大きく、外周部１１から内周部１２へ圧力こ
う配が生じる。これにより、翼６の負圧面１５の境界層
内で内周部１２から外周部１１に向かう遠心力による二
次流れ１７を止めることができ、外周部１１での低エネ
ルギー流体の集積を防ぎ、騒音を低減することができ
る。
４は略円弧形状とし、翼断面１３の翼弦長Ｌと反りＤで
反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与えたとき、外周部反り率Ｑ
ｔは外周部１１より内周側の任意の反り率Ｑより大きな
値になっているため、翼６の内周部１２より外周部１１
の仕事量が大きく、外周部１１から内周部１２へ圧力こ
う配が生じる。これにより、翼６の負圧面１５の境界層
内で内周部１２から外周部１１に向かう遠心力による二
次流れ１７を止めることができ、外周部１１での低エネ
ルギー流体の集積を防ぎ、騒音を低減することができ
る。
【００３５】ここで、比騒音レベルＫｓ（ｄＢ（Ａ））
を、Ｋｓ＝ＳＰＬ−１０・Ｌｏｇ（（Ｐｓ＋Ｐｖ）2・
Ｑ）のように定義する。
を、Ｋｓ＝ＳＰＬ−１０・Ｌｏｇ（（Ｐｓ＋Ｐｖ）2・
Ｑ）のように定義する。
【００３６】ＳＰＬ：騒音レベル
Ｑ：風量
Ｐｓ：静圧
Ｐｖ：動圧
図１６に示すように、軸流羽根車２の回転方向１０を正
方向とした外周前進角Ａθｔは、５５゜以上１８０゜以
下で比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわか
る。また外周前進角Ａθｔは１０５゜付近で最小の比騒
音レベルＫｓになる。
方向とした外周前進角Ａθｔは、５５゜以上１８０゜以
下で比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわか
る。また外周前進角Ａθｔは１０５゜付近で最小の比騒
音レベルＫｓになる。
【００３７】このように本発明の実施例１の送風機によ
れば、軸流羽根車２のハブ径Ｄｈと軸流羽根車２の羽根
径Ｄｔは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲で、翼６の外周前進角Ａθｔを５５゜以上１
８０゜以下、外周部反り率Ｑｔが外周部１１より内周側
の任意の反り率Ｑより大きな値の範囲で設計することに
より、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の
高回転化による騒音の上昇を抑制することと、軸流送風
機特有の回転が不安定になり騒音が急上昇しファン効率
が低下するサージング現象を発生しにくく、高静圧側へ
移動できるために軸流羽根車２の使用領域を増やすこと
ができ、小型で高静圧、大風量の送風機本体１の騒音を
低くすることができる。
れば、軸流羽根車２のハブ径Ｄｈと軸流羽根車２の羽根
径Ｄｔは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲で、翼６の外周前進角Ａθｔを５５゜以上１
８０゜以下、外周部反り率Ｑｔが外周部１１より内周側
の任意の反り率Ｑより大きな値の範囲で設計することに
より、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の
高回転化による騒音の上昇を抑制することと、軸流送風
機特有の回転が不安定になり騒音が急上昇しファン効率
が低下するサージング現象を発生しにくく、高静圧側へ
移動できるために軸流羽根車２の使用領域を増やすこと
ができ、小型で高静圧、大風量の送風機本体１の騒音を
低くすることができる。
【００３８】なお、実施例１では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００３９】また、軸流羽根車２の外周部１１に略円筒
状のリング２２を設けることにより、軸流羽根車２が回
転した際に起こる翼６の変形あるいは破壊を防ぐことを
行っても同等の効果を得ることができ、翼６の変形ある
いは破壊を防ぐ強度向上のための軸流羽根車２および翼
６の形状はこの限りではない。
状のリング２２を設けることにより、軸流羽根車２が回
転した際に起こる翼６の変形あるいは破壊を防ぐことを
行っても同等の効果を得ることができ、翼６の変形ある
いは破壊を防ぐ強度向上のための軸流羽根車２および翼
６の形状はこの限りではない。
【００４０】（実施例２）
つぎに本発明の実施例２について図１〜図７および図１
７を参照しながら説明する。なお、実施例１と同一箇所
には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
７を参照しながら説明する。なお、実施例１と同一箇所
には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
【００４１】図に示すように、実施例１の構成に軸流羽
根車２の回転軸４を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面
で翼６を切断して、断面を２次元に展開してできる翼断
面１３で、その翼断面１３における中心線は略円弧形状
とし、翼断面１３の翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、Ｑ
＝Ｄ／Ｌで与え、外周部１１の翼断面１３における外周
部反り率Ｑｔが、外周部１１より内周側の任意の反り率
Ｑより大きな値をとり、外周部反り率Ｑｔと翼６の内周
部１２の翼断面１３における内周部反り率Ｑｈとの差が
０．００１以上０．０２０以下になる軸流羽根車２を有
する構成にされている。
根車２の回転軸４を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面
で翼６を切断して、断面を２次元に展開してできる翼断
面１３で、その翼断面１３における中心線は略円弧形状
とし、翼断面１３の翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、Ｑ
＝Ｄ／Ｌで与え、外周部１１の翼断面１３における外周
部反り率Ｑｔが、外周部１１より内周側の任意の反り率
Ｑより大きな値をとり、外周部反り率Ｑｔと翼６の内周
部１２の翼断面１３における内周部反り率Ｑｈとの差が
０．００１以上０．０２０以下になる軸流羽根車２を有
する構成にされている。
【００４２】上記構成により、軸流羽根車２の翼６の仕
事量を決定する重要な要因の１つである反り率Ｑの半径
方向分布を、ここでは外周部反り率Ｑｔと内周部反り率
Ｑｂとの差で考え、反り率差の最適化を、外周前進角Ａ
θｔは１０５゜の最適の水準を用いて、外周部反り率Ｑ
ｔが外周部１１より内周側の任意の反り率Ｑより大きな
値で行なった。この翼６の形状により、翼６の内周部１
２より外周部１１の仕事量が大きく、外周部１１から内
周部１２へ圧力こう配が生じる。これにより、翼６の負
圧面１５の境界層内で内周部１２から外周部１１に向か
う遠心力による二次流れ１７を止めることができ、外周
部１１での低エネルギー流体の集積を防ぎ、騒音を低減
することができる。そこでさらに、外周部１１から内周
部１２へ圧力こう配と内周部１２から外周部１１に向か
う二次流れ１７のバランスを合わせることで反り率差の
最適化ができ、軸流羽根車２の騒音の低減ができる。図
１７に示すように反り率差は、０．００１以上０．０２
０以下で比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわ
かる。また反り率差は、０．００８付近で最小の比騒音
レベルＫｓになる。
事量を決定する重要な要因の１つである反り率Ｑの半径
方向分布を、ここでは外周部反り率Ｑｔと内周部反り率
Ｑｂとの差で考え、反り率差の最適化を、外周前進角Ａ
θｔは１０５゜の最適の水準を用いて、外周部反り率Ｑ
ｔが外周部１１より内周側の任意の反り率Ｑより大きな
値で行なった。この翼６の形状により、翼６の内周部１
２より外周部１１の仕事量が大きく、外周部１１から内
周部１２へ圧力こう配が生じる。これにより、翼６の負
圧面１５の境界層内で内周部１２から外周部１１に向か
う遠心力による二次流れ１７を止めることができ、外周
部１１での低エネルギー流体の集積を防ぎ、騒音を低減
することができる。そこでさらに、外周部１１から内周
部１２へ圧力こう配と内周部１２から外周部１１に向か
う二次流れ１７のバランスを合わせることで反り率差の
最適化ができ、軸流羽根車２の騒音の低減ができる。図
１７に示すように反り率差は、０．００１以上０．０２
０以下で比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわ
かる。また反り率差は、０．００８付近で最小の比騒音
レベルＫｓになる。
【００４３】このように本発明の実施例２の送風機によ
れば、軸流羽根車２の外周部反り率Ｑｔと翼６の内周部
１２の翼断面１３における内周部反り率Ｑｈとの差が
０．００１以上０．０２０以下の範囲で設計することに
より、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の
高回転化による騒音の上昇を抑制することができ、小型
で高静圧、大風量の送風機本体１の騒音を低くすること
ができる。
れば、軸流羽根車２の外周部反り率Ｑｔと翼６の内周部
１２の翼断面１３における内周部反り率Ｑｈとの差が
０．００１以上０．０２０以下の範囲で設計することに
より、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の
高回転化による騒音の上昇を抑制することができ、小型
で高静圧、大風量の送風機本体１の騒音を低くすること
ができる。
【００４４】なお、実施例２では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果が得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果が得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００４５】（実施例３）
つぎに本発明の実施例３について図１〜図７および図１
６を参照しながら説明する。なお、実施例１と同一箇所
には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
６を参照しながら説明する。なお、実施例１と同一箇所
には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
【００４６】図に示すように、送風機本体１の電動機３
に係止される軸流羽根車２の回転軸４の軸方向に軸流羽
根車２を投影したときに回転軸４に垂直な平面に映し出
される投影図において、回転軸４を原点Ｏ、軸流羽根車
２の羽根径Ｄｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径Ｋ
Ｄｈとし、その仮想ハブ径ＫＤｈを軸流羽根車２の翼６
の前縁部７と後縁部８とで区切られできる仮想ハブ円弧
ＫＡｈを２等分する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとし
て、原点Ｏと仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線
Ｘ、原点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断
される翼６の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心
点ＰＲと原点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前進
角Ａθとしたとき、翼６の翼外周部投影線９を２等分す
る翼外周部投影中心点Ｐｔと原点Ｏを結ぶ直線と直線Ｘ
のなす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車２の回
転方向１０を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であ
り、外周部１１より内周側の任意の前進角Ａθは外周前
進角Ａθｔより小さな値をとり、かつ、羽根径Ｄｔとす
る軸流羽根車２のハブ５のハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄ
ｔ（１−３２．５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、
軸流羽根車２の回転軸４を中心とする任意の直径ＤＤの
円筒面で翼６を切断して、断面を２次元に展開してでき
る翼断面１３で、翼弦２３と、回転軸４と垂直で翼６の
前縁部７を通る直線である翼列線２４とのなす角を取付
角Ｃθとし、外周部１１の翼断面１３における外周部取
付角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃ
θより大きな値をとる軸流羽根車２を有する構成にされ
ている。
に係止される軸流羽根車２の回転軸４の軸方向に軸流羽
根車２を投影したときに回転軸４に垂直な平面に映し出
される投影図において、回転軸４を原点Ｏ、軸流羽根車
２の羽根径Ｄｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径Ｋ
Ｄｈとし、その仮想ハブ径ＫＤｈを軸流羽根車２の翼６
の前縁部７と後縁部８とで区切られできる仮想ハブ円弧
ＫＡｈを２等分する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとし
て、原点Ｏと仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線
Ｘ、原点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断
される翼６の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心
点ＰＲと原点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前進
角Ａθとしたとき、翼６の翼外周部投影線９を２等分す
る翼外周部投影中心点Ｐｔと原点Ｏを結ぶ直線と直線Ｘ
のなす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車２の回
転方向１０を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であ
り、外周部１１より内周側の任意の前進角Ａθは外周前
進角Ａθｔより小さな値をとり、かつ、羽根径Ｄｔとす
る軸流羽根車２のハブ５のハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄ
ｔ（１−３２．５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、
軸流羽根車２の回転軸４を中心とする任意の直径ＤＤの
円筒面で翼６を切断して、断面を２次元に展開してでき
る翼断面１３で、翼弦２３と、回転軸４と垂直で翼６の
前縁部７を通る直線である翼列線２４とのなす角を取付
角Ｃθとし、外周部１１の翼断面１３における外周部取
付角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃ
θより大きな値をとる軸流羽根車２を有する構成にされ
ている。
【００４７】上記構成により、機器の小型化、機器性能
の使用範囲の拡大をするために非常に高い静圧を必要と
し、小型で高静圧、大風量を得るためには送風機本体１
の電動機３により軸流羽根車２を高回転する必要があ
る。質量をｍ、回転半径をｒ、角速度をωとしたとき遠
心力ｆは、ｆ＝ｍ・ｒ・ω2で与えられる。回転数が上
昇すると角速度ωだけが大きくなるため、高回転時には
低回転時より矢印Ｆの方向に大きな遠心力がはたらく。
この大きな遠心力により、翼６の負圧面１５の境界層内
で内周部１２から外周部１１に向かって二次流れ１７が
誘起される。しかし軸流羽根車２の翼６は、回転方向１
０に大きく前進した形状であるため二次流れ１７は後縁
部８より放出することができ、外周部１１での低エネル
ギー流体の集積を防ぎ、騒音を低減することができる。
の使用範囲の拡大をするために非常に高い静圧を必要と
し、小型で高静圧、大風量を得るためには送風機本体１
の電動機３により軸流羽根車２を高回転する必要があ
る。質量をｍ、回転半径をｒ、角速度をωとしたとき遠
心力ｆは、ｆ＝ｍ・ｒ・ω2で与えられる。回転数が上
昇すると角速度ωだけが大きくなるため、高回転時には
低回転時より矢印Ｆの方向に大きな遠心力がはたらく。
この大きな遠心力により、翼６の負圧面１５の境界層内
で内周部１２から外周部１１に向かって二次流れ１７が
誘起される。しかし軸流羽根車２の翼６は、回転方向１
０に大きく前進した形状であるため二次流れ１７は後縁
部８より放出することができ、外周部１１での低エネル
ギー流体の集積を防ぎ、騒音を低減することができる。
【００４８】また、翼６の前縁部７は回転方向１０に大
きく前進した形状であるために、前縁部７の外周部１１
は内周側の二次流れ１７の影響を受けることはないの
で、外周部１１の吸込側１８付近での逆流２０の発生も
起こりにくい。よって、軸流送風機特有の回転が不安定
になり騒音が急上昇しファン効率が低下するサージング
現象を発生しにくく、高静圧側へ移動できるために軸流
羽根車２の使用領域を増やすことができる。
きく前進した形状であるために、前縁部７の外周部１１
は内周側の二次流れ１７の影響を受けることはないの
で、外周部１１の吸込側１８付近での逆流２０の発生も
起こりにくい。よって、軸流送風機特有の回転が不安定
になり騒音が急上昇しファン効率が低下するサージング
現象を発生しにくく、高静圧側へ移動できるために軸流
羽根車２の使用領域を増やすことができる。
【００４９】また、ハブ径Ｄｈと軸流羽根車２の羽根径
Ｄｔは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲で特に騒音低減に効果があり、送風機本体１
の構造、大きさの変化に対応した低騒音の軸流羽根車２
の設計が可能となる。
Ｄｔは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲で特に騒音低減に効果があり、送風機本体１
の構造、大きさの変化に対応した低騒音の軸流羽根車２
の設計が可能となる。
【００５０】また、外周部１１の翼断面１３における外
周部取付角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の任意の取
付角Ｃθより大きな値になっているため、翼６の内周部
１２より外周部１１の仕事量が大きく、外周部１１から
内周部１２へ圧力こう配が生じる。これにより、翼６の
負圧面１５の境界層内で内周部１２から外周部１１に向
かう遠心力による二次流れ１７を止めることができ、外
周部１１での低エネルギー流体の集積を防ぎ、騒音を低
減することができる。
周部取付角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の任意の取
付角Ｃθより大きな値になっているため、翼６の内周部
１２より外周部１１の仕事量が大きく、外周部１１から
内周部１２へ圧力こう配が生じる。これにより、翼６の
負圧面１５の境界層内で内周部１２から外周部１１に向
かう遠心力による二次流れ１７を止めることができ、外
周部１１での低エネルギー流体の集積を防ぎ、騒音を低
減することができる。
【００５１】ここで、比騒音レベルＫｓ（ｄＢ（Ａ））
を、Ｋｓ＝ＳＰＬ−１０・Ｌｏｇ（（Ｐｓ＋Ｐｖ）2・
Ｑ）のように定義する。
を、Ｋｓ＝ＳＰＬ−１０・Ｌｏｇ（（Ｐｓ＋Ｐｖ）2・
Ｑ）のように定義する。
【００５２】ＳＰＬ：騒音レベル
Ｑ：風量
Ｐｓ：静圧
Ｐｖ：動圧
図に示すように、軸流羽根車２の回転方向１０を正方向
とした外周前進角Ａθｔは、５５゜以上１８０゜以下で
比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわかる。ま
た外周前進角Ａθｔは１０５゜付近で最小の比騒音レベ
ルＫｓになる。
とした外周前進角Ａθｔは、５５゜以上１８０゜以下で
比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわかる。ま
た外周前進角Ａθｔは１０５゜付近で最小の比騒音レベ
ルＫｓになる。
【００５３】このように本発明の実施例３の送風機によ
れば、軸流羽根車２のハブ径Ｄｈと軸流羽根車２の羽根
径Ｄｔは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲で、翼６の外周前進角Ａθｔを５５゜以上１
８０゜以下、外周部取付角Ｃθｔは外周部１１より内周
側の任意の取付角Ｃθより大きな値で設計することによ
り、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の高
回転化による騒音の上昇を抑制することと、軸流送風機
特有の回転が不安定になり騒音が急上昇しファン効率が
低下するサージング現象を発生しにくく、高静圧側へ移
動できるために軸流羽根車２の使用領域を増やすことが
でき、小型で高静圧、大風量の送風機本体１の騒音を低
くすることができる。
れば、軸流羽根車２のハブ径Ｄｈと軸流羽根車２の羽根
径Ｄｔは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ・（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲で、翼６の外周前進角Ａθｔを５５゜以上１
８０゜以下、外周部取付角Ｃθｔは外周部１１より内周
側の任意の取付角Ｃθより大きな値で設計することによ
り、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の高
回転化による騒音の上昇を抑制することと、軸流送風機
特有の回転が不安定になり騒音が急上昇しファン効率が
低下するサージング現象を発生しにくく、高静圧側へ移
動できるために軸流羽根車２の使用領域を増やすことが
でき、小型で高静圧、大風量の送風機本体１の騒音を低
くすることができる。
【００５４】なお、実施例３では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００５５】また、軸流羽根車２の外周部１１に略円筒
状のリング２２を設けることにより、軸流羽根車２が回
転した際に起こる翼６の変形あるいは破壊を防ぐことを
行っても同等の効果を得ることができ、翼６の変形ある
いは破壊を防ぐ強度向上のための軸流羽根車２および翼
６の形状はこの限りではない。
状のリング２２を設けることにより、軸流羽根車２が回
転した際に起こる翼６の変形あるいは破壊を防ぐことを
行っても同等の効果を得ることができ、翼６の変形ある
いは破壊を防ぐ強度向上のための軸流羽根車２および翼
６の形状はこの限りではない。
【００５６】（実施例４）
つぎに本発明の実施例４について図１〜図７および図１
８を参照しながら説明する。なお、実施例３と同一箇所
には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
８を参照しながら説明する。なお、実施例３と同一箇所
には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
【００５７】図に示すように、実施例３の構成に軸流羽
根車２の回転軸４を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面
で翼６を切断して、断面を２次元に展開してできる翼断
面１３で、翼弦２３と、回転軸４と垂直で翼６の前縁部
７を通る直線である翼列線２４とのなす角を取付角Ｃθ
とし、外周部１１の翼断面１３における外周部取付角Ｃ
θｔが、外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃθより
大きな値をとり、外周部取付角Ｃθｔと翼６の内周部１
２の翼断面１３における内周部取付角Ｃθｈとの差が
０．１゜以上６゜以下になる軸流羽根車２を有する構成
にされている。
根車２の回転軸４を中心とする任意の直径ＤＤの円筒面
で翼６を切断して、断面を２次元に展開してできる翼断
面１３で、翼弦２３と、回転軸４と垂直で翼６の前縁部
７を通る直線である翼列線２４とのなす角を取付角Ｃθ
とし、外周部１１の翼断面１３における外周部取付角Ｃ
θｔが、外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃθより
大きな値をとり、外周部取付角Ｃθｔと翼６の内周部１
２の翼断面１３における内周部取付角Ｃθｈとの差が
０．１゜以上６゜以下になる軸流羽根車２を有する構成
にされている。
【００５８】上記構成により、軸流羽根車２の翼６の仕
事量を決定する重要な要因の１つである取付角Ｃθの半
径方向分布を、ここでは外周部取付角Ｃθｔと内周部取
付角Ｃθｈとの差で考え、取付角差の最適化を、外周前
進角Ａθｔは１０５゜の最適の水準を用いて外周部取付
角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃθ
より大きな値で行なった。この翼６の形状により、翼６
の内周部１２より外周部１１の仕事量が大きく、外周部
１１から内周部１２へ圧力こう配が生じる。これによ
り、翼６の負圧面１５の境界層内で内周部１２から外周
部１１に向かう遠心力による二次流れ１７を止めること
ができ、外周部１１での低エネルギー流体の集積を防
ぎ、騒音を低減することができる。そこでさらに、外周
部１１から内周部１２へ圧力こう配と内周部１２から外
周部１１に向かう二次流れ１７のバランスを合わせるこ
とで取付角差の最適化ができ、軸流羽根車２の騒音の低
減ができる。図１８に示すように取付角差は、０．１゜
以上６゜以下で比騒音レベルＫｓが小さくなっているこ
とがわかる。また取付角差は、２゜付近で最小の比騒音
レベルＫｓになる。
事量を決定する重要な要因の１つである取付角Ｃθの半
径方向分布を、ここでは外周部取付角Ｃθｔと内周部取
付角Ｃθｈとの差で考え、取付角差の最適化を、外周前
進角Ａθｔは１０５゜の最適の水準を用いて外周部取付
角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃθ
より大きな値で行なった。この翼６の形状により、翼６
の内周部１２より外周部１１の仕事量が大きく、外周部
１１から内周部１２へ圧力こう配が生じる。これによ
り、翼６の負圧面１５の境界層内で内周部１２から外周
部１１に向かう遠心力による二次流れ１７を止めること
ができ、外周部１１での低エネルギー流体の集積を防
ぎ、騒音を低減することができる。そこでさらに、外周
部１１から内周部１２へ圧力こう配と内周部１２から外
周部１１に向かう二次流れ１７のバランスを合わせるこ
とで取付角差の最適化ができ、軸流羽根車２の騒音の低
減ができる。図１８に示すように取付角差は、０．１゜
以上６゜以下で比騒音レベルＫｓが小さくなっているこ
とがわかる。また取付角差は、２゜付近で最小の比騒音
レベルＫｓになる。
【００５９】このように本発明の実施例４の送風機によ
れば、軸流羽根車２の外周部取付角Ｃθｔと翼６の内周
部１２の翼断面１３における内周部取付角Ｃθｈとの差
が０．１゜以上６゜以下の範囲で設計することにより、
小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の高回転
化による騒音の上昇を抑制することができ、小型で高静
圧、大風量の送風機本体１の騒音を低くすることができ
る。
れば、軸流羽根車２の外周部取付角Ｃθｔと翼６の内周
部１２の翼断面１３における内周部取付角Ｃθｈとの差
が０．１゜以上６゜以下の範囲で設計することにより、
小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の高回転
化による騒音の上昇を抑制することができ、小型で高静
圧、大風量の送風機本体１の騒音を低くすることができ
る。
【００６０】なお、実施例４では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００６１】（実施例５）
つぎに本発明の実施例５について図１〜図７を参照しな
がら説明する。なお、実施例１および実施例３と同一箇
所には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
がら説明する。なお、実施例１および実施例３と同一箇
所には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
【００６２】図に示すように、実施例１および実施例３
の構成に、軸流羽根車２の回転軸４を中心とする任意の
直径ＤＤの円筒面で翼６を切断して、断面を２次元に展
開してできる翼断面１３で、その翼断面１３における中
心線１４は略円弧形状とし、翼断面１３の翼弦長Ｌと反
りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部１１の翼
断面１３における外周部反り率Ｑｔが、外周部１１より
内周側の任意の反り率Ｑより大きな値をとり、かつ、翼
断面１３における翼弦２３と、回転軸４と垂直で翼６の
前縁部７を通る直線である翼列線２４とのなす角を取付
角Ｃθとし、外周部１１の翼断面１３における外周部取
付角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃ
θより大きな値をとる軸流羽根車２を有する構成にされ
ている。
の構成に、軸流羽根車２の回転軸４を中心とする任意の
直径ＤＤの円筒面で翼６を切断して、断面を２次元に展
開してできる翼断面１３で、その翼断面１３における中
心線１４は略円弧形状とし、翼断面１３の翼弦長Ｌと反
りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部１１の翼
断面１３における外周部反り率Ｑｔが、外周部１１より
内周側の任意の反り率Ｑより大きな値をとり、かつ、翼
断面１３における翼弦２３と、回転軸４と垂直で翼６の
前縁部７を通る直線である翼列線２４とのなす角を取付
角Ｃθとし、外周部１１の翼断面１３における外周部取
付角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃ
θより大きな値をとる軸流羽根車２を有する構成にされ
ている。
【００６３】上記構成により、翼６の翼断面１３におけ
る中心線１４は略円弧形状とし、翼断面１３の翼弦長Ｌ
と反りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与えたとき、外周
部反り率Ｑｔは外周部１１より内周側１２の任意の反り
率Ｑより大きな値で、また、外周部１１の翼断面１３に
おける外周部取付角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の
任意の取付角Ｃθより大きな値になっているため、翼６
の内周部１２より外周部１１の仕事量が大きく、外周部
１１から内周部１２へ圧力こう配が生じる。これによ
り、翼６の負圧面１５の境界層内で内周部１２から外周
部１１に向かう遠心力による二次流れ１７を止めること
ができ、外周部１１での低エネルギー流体の集積を防
ぎ、騒音を低減することができる。
る中心線１４は略円弧形状とし、翼断面１３の翼弦長Ｌ
と反りＤで反り率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与えたとき、外周
部反り率Ｑｔは外周部１１より内周側１２の任意の反り
率Ｑより大きな値で、また、外周部１１の翼断面１３に
おける外周部取付角Ｃθｔが、外周部１１より内周側の
任意の取付角Ｃθより大きな値になっているため、翼６
の内周部１２より外周部１１の仕事量が大きく、外周部
１１から内周部１２へ圧力こう配が生じる。これによ
り、翼６の負圧面１５の境界層内で内周部１２から外周
部１１に向かう遠心力による二次流れ１７を止めること
ができ、外周部１１での低エネルギー流体の集積を防
ぎ、騒音を低減することができる。
【００６４】このように本発明の実施例５の送風機によ
れば、外周部反り率Ｑｔが外周部１１より内周側の任意
の反り率Ｑより大きな値、外周部取付角Ｃθｔは外周部
１１より内周側の任意の取付角Ｃθより大きな値で設計
することにより、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流
羽根車２の高回転化による騒音の上昇を抑制すること
と、軸流送風機特有の回転が不安定になり騒音が急上昇
しファン効率が低下するサージング現象を発生しにく
く、高静圧側へ移動できるために軸流羽根車２の使用領
域を増やすことができ、小型で高静圧、大風量の送風機
本体１の騒音を低くすることができる。
れば、外周部反り率Ｑｔが外周部１１より内周側の任意
の反り率Ｑより大きな値、外周部取付角Ｃθｔは外周部
１１より内周側の任意の取付角Ｃθより大きな値で設計
することにより、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流
羽根車２の高回転化による騒音の上昇を抑制すること
と、軸流送風機特有の回転が不安定になり騒音が急上昇
しファン効率が低下するサージング現象を発生しにく
く、高静圧側へ移動できるために軸流羽根車２の使用領
域を増やすことができ、小型で高静圧、大風量の送風機
本体１の騒音を低くすることができる。
【００６５】なお、実施例５では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００６６】（実施例６）
つぎに本発明の実施例６について図１〜図７を参照しな
がら説明する。なお、実施例２および実施例４と同一箇
所には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
がら説明する。なお、実施例２および実施例４と同一箇
所には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
【００６７】図に示すように、実施例２および実施例４
の構成に、外周部反り率Ｑｔと内周部反り率Ｑｂとの差
が０．００１以上０．０２０以下になり、外周部取付角
Ｃθｔと内周部取付角Ｃθｈとの差が０．１゜以上６゜
以下になる軸流羽根車２を有する構成にされている。
の構成に、外周部反り率Ｑｔと内周部反り率Ｑｂとの差
が０．００１以上０．０２０以下になり、外周部取付角
Ｃθｔと内周部取付角Ｃθｈとの差が０．１゜以上６゜
以下になる軸流羽根車２を有する構成にされている。
【００６８】上記構成により、軸流羽根車２の翼６の仕
事量を決定する重要な要因である反り率Ｑと取付角Ｃθ
の半径方向分布を、ここでは外周部反り率Ｑｔと内周部
反り率Ｑｂとの差と、外周部取付角Ｃθｔと内周部取付
角Ｃθｈとの差で考え、最適化を外周前進角Ａθｔは１
０５゜の最適の水準を用いて、外周部反り率Ｑｔが外周
部１１より内周側１２の任意の反り率Ｑより大きな値、
外周部取付角Ｃθｔは外周部１１より内周側の任意の取
付角Ｃθより大きな値で行なった。この翼６の形状によ
り、翼６の内周部１２より外周部１１の仕事量が大き
く、外周部１１から内周部１２へ圧力こう配が生じる。
これにより、翼６の負圧面１５の境界層内で内周部１２
から外周部１１に向かう遠心力による二次流れ１７を止
めることができ、外周部１１での低エネルギー流体の集
積を防ぎ、騒音を低減することができる。そこでさら
に、外周部１１から内周部１２へ圧力こう配と内周部１
２から外周部１１に向かう二次流れ１７のバランスを合
わせることで反り率差、取付角差の最適化ができ、軸流
羽根車２の騒音の低減ができる。図に示すように反り率
差は、０．００１以上０．０２０以下で比騒音レベルＫ
ｓが小さくなっていることがわかる。また反り率差は、
０．００８付近で最小の比騒音レベルＫｓになる。ま
た、図に示すように取付角差は、０．１゜以上６゜以下
で比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわかる。
また取付角差は、２゜付近で最小の比騒音レベルＫｓに
なる。
事量を決定する重要な要因である反り率Ｑと取付角Ｃθ
の半径方向分布を、ここでは外周部反り率Ｑｔと内周部
反り率Ｑｂとの差と、外周部取付角Ｃθｔと内周部取付
角Ｃθｈとの差で考え、最適化を外周前進角Ａθｔは１
０５゜の最適の水準を用いて、外周部反り率Ｑｔが外周
部１１より内周側１２の任意の反り率Ｑより大きな値、
外周部取付角Ｃθｔは外周部１１より内周側の任意の取
付角Ｃθより大きな値で行なった。この翼６の形状によ
り、翼６の内周部１２より外周部１１の仕事量が大き
く、外周部１１から内周部１２へ圧力こう配が生じる。
これにより、翼６の負圧面１５の境界層内で内周部１２
から外周部１１に向かう遠心力による二次流れ１７を止
めることができ、外周部１１での低エネルギー流体の集
積を防ぎ、騒音を低減することができる。そこでさら
に、外周部１１から内周部１２へ圧力こう配と内周部１
２から外周部１１に向かう二次流れ１７のバランスを合
わせることで反り率差、取付角差の最適化ができ、軸流
羽根車２の騒音の低減ができる。図に示すように反り率
差は、０．００１以上０．０２０以下で比騒音レベルＫ
ｓが小さくなっていることがわかる。また反り率差は、
０．００８付近で最小の比騒音レベルＫｓになる。ま
た、図に示すように取付角差は、０．１゜以上６゜以下
で比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわかる。
また取付角差は、２゜付近で最小の比騒音レベルＫｓに
なる。
【００６９】このように本発明の実施例６の送風機によ
れば、軸流羽根車２の外周部反り率Ｑｔと内周部反り率
Ｑｂとの差を０．００１以上０．０２０以下で外周部反
り率Ｑｔが外周部１１より内周側の任意の反り率Ｑより
大きな値、軸流羽根車２の外周部取付角Ｃθｔと内周部
取付角Ｃθｈとの差を０．１゜以上６゜以下で外周部取
付角Ｃθｔは外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃθ
より大きな値で設計することにより、小型で高静圧、大
風量を得る際の軸流羽根車２の高回転化による騒音の上
昇を抑制することができ、小型で高静圧、大風量の送風
機本体１の騒音を低くすることができる。
れば、軸流羽根車２の外周部反り率Ｑｔと内周部反り率
Ｑｂとの差を０．００１以上０．０２０以下で外周部反
り率Ｑｔが外周部１１より内周側の任意の反り率Ｑより
大きな値、軸流羽根車２の外周部取付角Ｃθｔと内周部
取付角Ｃθｈとの差を０．１゜以上６゜以下で外周部取
付角Ｃθｔは外周部１１より内周側の任意の取付角Ｃθ
より大きな値で設計することにより、小型で高静圧、大
風量を得る際の軸流羽根車２の高回転化による騒音の上
昇を抑制することができ、小型で高静圧、大風量の送風
機本体１の騒音を低くすることができる。
【００７０】なお、実施例６では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００７１】（実施例７）
つぎに本発明の実施例７について図１〜図８および図１
９を参照しながら説明する。なお、実施例１〜実施例６
と同一箇所には同一番号を付けて詳細な説明は省略す
る。
９を参照しながら説明する。なお、実施例１〜実施例６
と同一箇所には同一番号を付けて詳細な説明は省略す
る。
【００７２】図に示すように、第１、２、３、４、５お
よび実施例６の構成に、軸流羽根車２の任意の直径ＤＤ
の翼断面１３における翼弦長Ｌと、回転軸４と垂直で翼
６の前縁部７を通る直線である翼列線２４上で、翼６の
前縁部７と翼６と隣り合う翼６の前縁部７との距離をピ
ッチＴとしたとき、弦節比Ｓは、Ｓ＝Ｌ／Ｔで与え、弦
節比Ｓは１．１以上１．９以下になる軸流羽根車２を有
する構成にされている。
よび実施例６の構成に、軸流羽根車２の任意の直径ＤＤ
の翼断面１３における翼弦長Ｌと、回転軸４と垂直で翼
６の前縁部７を通る直線である翼列線２４上で、翼６の
前縁部７と翼６と隣り合う翼６の前縁部７との距離をピ
ッチＴとしたとき、弦節比Ｓは、Ｓ＝Ｌ／Ｔで与え、弦
節比Ｓは１．１以上１．９以下になる軸流羽根車２を有
する構成にされている。
【００７３】上記構成により、翼弦長Ｌが変化しない場
合、翼６の間隔つまりピッチＴを小さくする、つまり翼
６の枚数を増やすことで高静圧時でも流れ２５を翼６に
沿いやすくし、境界層の厚みを小さくすることで騒音の
低減を図ることができる。しかし、ピッチＴを極端に小
さくする、つまり翼６の枚数を増やしすぎると各々の翼
６より発生する騒音の音源の数が翼６の枚数と等しいこ
とから、軸流羽根車２全体での騒音が上昇する原因とな
る。そこでＳ＝Ｌ／Ｔで与えられる弦節比Ｓの最適化
を、外周前進角Ａθｔは１０５゜、外周部反り率Ｑｔが
外周部１１より内周側の任意の反り率Ｑより大きな値で
外周部反り率Ｑｔと内周部反り率Ｑｂとの差を０．００
８、外周部取付角Ｃθｔは外周部１１より内周側の任意
の取付角Ｃθより大きな値で外周部取付角Ｃθｔと内周
部取付角Ｃθｈとの差を２゜の最適の水準を用いて行な
った。図２５に示すように弦節比Ｓは、１．１以上１．
９以下で比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわ
かる。また弦節比Ｓは、１．５付近で最小の比騒音レベ
ルＫｓになる。
合、翼６の間隔つまりピッチＴを小さくする、つまり翼
６の枚数を増やすことで高静圧時でも流れ２５を翼６に
沿いやすくし、境界層の厚みを小さくすることで騒音の
低減を図ることができる。しかし、ピッチＴを極端に小
さくする、つまり翼６の枚数を増やしすぎると各々の翼
６より発生する騒音の音源の数が翼６の枚数と等しいこ
とから、軸流羽根車２全体での騒音が上昇する原因とな
る。そこでＳ＝Ｌ／Ｔで与えられる弦節比Ｓの最適化
を、外周前進角Ａθｔは１０５゜、外周部反り率Ｑｔが
外周部１１より内周側の任意の反り率Ｑより大きな値で
外周部反り率Ｑｔと内周部反り率Ｑｂとの差を０．００
８、外周部取付角Ｃθｔは外周部１１より内周側の任意
の取付角Ｃθより大きな値で外周部取付角Ｃθｔと内周
部取付角Ｃθｈとの差を２゜の最適の水準を用いて行な
った。図２５に示すように弦節比Ｓは、１．１以上１．
９以下で比騒音レベルＫｓが小さくなっていることがわ
かる。また弦節比Ｓは、１．５付近で最小の比騒音レベ
ルＫｓになる。
【００７４】このように本発明の実施例７の送風機によ
れば、軸流羽根車２の翼６の弦節比Ｓは、１．１以上
１．９以下の範囲で設計することにより、小型で高静
圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の高回転化による騒
音の上昇を抑制することができ、小型で高静圧、大風量
の送風機の騒音を低くすることができる。
れば、軸流羽根車２の翼６の弦節比Ｓは、１．１以上
１．９以下の範囲で設計することにより、小型で高静
圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の高回転化による騒
音の上昇を抑制することができ、小型で高静圧、大風量
の送風機の騒音を低くすることができる。
【００７５】なお、実施例７では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００７６】（実施例８）
つぎに本発明の実施例８について図１〜図１１を参照し
ながら説明する。なお、実施例１〜実施例７と同一箇所
には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
ながら説明する。なお、実施例１〜実施例７と同一箇所
には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
【００７７】図に示すように、第１、２、３、４、５、
６および実施例７の構成に、軸流羽根車２の回転軸４を
含む平面で切断される任意の半径方向翼断面３５におい
て、最も吸込側１８に位置する点を頂点２６とし、任意
の半径方向翼断面３５における複数の頂点２６を結ぶ曲
線２７が、翼６の前縁部７またはその前縁部７と外周部
１１との交点から、後縁部８またはその後縁部８と内周
部１２との交点まで通る軸流羽根車２を有する構成にさ
れている。
６および実施例７の構成に、軸流羽根車２の回転軸４を
含む平面で切断される任意の半径方向翼断面３５におい
て、最も吸込側１８に位置する点を頂点２６とし、任意
の半径方向翼断面３５における複数の頂点２６を結ぶ曲
線２７が、翼６の前縁部７またはその前縁部７と外周部
１１との交点から、後縁部８またはその後縁部８と内周
部１２との交点まで通る軸流羽根車２を有する構成にさ
れている。
【００７８】上記構成により、隣り合う翼６と翼６との
間の流路３０の流れは、ハブ５とケーシング３１の境界
層付近の流れ３２は、主流３３より小さく、翼６の反り
Ｄによる遠心力も小さいので、圧力こう配により翼６の
正圧面１６から負圧面１５に向かう流れ３４を生じる。
しかし、軸流羽根車２の翼６の前縁部７と外周部１１と
の交点、後縁部８と内周部１２との交点を含まない、回
転軸４を含む平面で切断される任意の半径方向翼断面３
５において、最も吸込側１８に位置する頂点２６が、半
径方向翼断面３５の外周縁２８または内周縁２９に存在
しない負圧面１５側に凸形状であるために流れ３４は、
半径方向翼断面３５の外周縁２８または内周縁２９で止
められ、一対の流路渦の形成を防ぐことができる。ま
た、流路渦が形成されにくいため随伴渦の形成を防ぐこ
とができ、騒音の低減が可能となる。
間の流路３０の流れは、ハブ５とケーシング３１の境界
層付近の流れ３２は、主流３３より小さく、翼６の反り
Ｄによる遠心力も小さいので、圧力こう配により翼６の
正圧面１６から負圧面１５に向かう流れ３４を生じる。
しかし、軸流羽根車２の翼６の前縁部７と外周部１１と
の交点、後縁部８と内周部１２との交点を含まない、回
転軸４を含む平面で切断される任意の半径方向翼断面３
５において、最も吸込側１８に位置する頂点２６が、半
径方向翼断面３５の外周縁２８または内周縁２９に存在
しない負圧面１５側に凸形状であるために流れ３４は、
半径方向翼断面３５の外周縁２８または内周縁２９で止
められ、一対の流路渦の形成を防ぐことができる。ま
た、流路渦が形成されにくいため随伴渦の形成を防ぐこ
とができ、騒音の低減が可能となる。
【００７９】このように本発明の実施例８の送風機によ
れば、軸流羽根車２の回転軸４を含む平面で切断される
任意の半径方向翼断面３５において、最も吸込側１８に
位置する点を頂点２６とし、任意の半径方向翼断面３５
における複数の頂点２６を結ぶ曲線２７が、翼６の前縁
部７またはその前縁部７と外周部１１との交点から、後
縁部８またはその後縁部８と内周部１２との交点まで通
る形状にすることにより、小型で高静圧、大風量を得る
際の軸流羽根車２の高回転化による騒音の上昇を抑制す
ることができ、小型で高静圧、大風量の送風機の騒音を
低くすることができる。
れば、軸流羽根車２の回転軸４を含む平面で切断される
任意の半径方向翼断面３５において、最も吸込側１８に
位置する点を頂点２６とし、任意の半径方向翼断面３５
における複数の頂点２６を結ぶ曲線２７が、翼６の前縁
部７またはその前縁部７と外周部１１との交点から、後
縁部８またはその後縁部８と内周部１２との交点まで通
る形状にすることにより、小型で高静圧、大風量を得る
際の軸流羽根車２の高回転化による騒音の上昇を抑制す
ることができ、小型で高静圧、大風量の送風機の騒音を
低くすることができる。
【００８０】なお、実施例８では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００８１】また、軸流羽根車２の外周部１１に略円筒
状のリング２２を設けることにより、軸流羽根車２が回
転した際に起こる翼６の変形あるいは破壊を防ぐことを
行っても同等の効果を得ることができ、翼６の変形ある
いは破壊を防ぐ強度向上のための軸流羽根車２および翼
６の形状はこの限りではない。
状のリング２２を設けることにより、軸流羽根車２が回
転した際に起こる翼６の変形あるいは破壊を防ぐことを
行っても同等の効果を得ることができ、翼６の変形ある
いは破壊を防ぐ強度向上のための軸流羽根車２および翼
６の形状はこの限りではない。
【００８２】（実施例９）
つぎに本発明の実施例９について図１〜図１２を参照し
ながら説明する。なお、実施例８と同一箇所には同一番
号を付けて詳細な説明は省略する。
ながら説明する。なお、実施例８と同一箇所には同一番
号を付けて詳細な説明は省略する。
【００８３】図に示すように実施例８の構成に、軸流羽
根車２の回転軸４を含む平面で切断される任意の半径方
向翼断面３５において、最も吸込側１８に位置する点を
頂点２６とし、また軸流羽根車２の翼６の内周部１２と
後縁部８との交点を点Ｂｈとして、その点Ｂｈを通り回
転軸４を直交する面を基準面Ｊとし、後縁部８と外周部
１１との交点を点Ｂｋとするとき、頂点２６と点Ｂｋが
基準面Ｊよりすべて吸込側１８に位置する軸流羽根車２
を有する構成にされている。
根車２の回転軸４を含む平面で切断される任意の半径方
向翼断面３５において、最も吸込側１８に位置する点を
頂点２６とし、また軸流羽根車２の翼６の内周部１２と
後縁部８との交点を点Ｂｈとして、その点Ｂｈを通り回
転軸４を直交する面を基準面Ｊとし、後縁部８と外周部
１１との交点を点Ｂｋとするとき、頂点２６と点Ｂｋが
基準面Ｊよりすべて吸込側１８に位置する軸流羽根車２
を有する構成にされている。
【００８４】上記構成により、軸流羽根車２が回転し矢
印Ｆの方向に遠心力がはたらき、翼６を吸込側１８に前
傾させることで遠心力の負圧面１５の法線成分Ｆｖがは
たらくことで、翼６の負圧面１５における負圧面境界層
３５の厚みを抑えることができ、騒音を低減することが
できる。
印Ｆの方向に遠心力がはたらき、翼６を吸込側１８に前
傾させることで遠心力の負圧面１５の法線成分Ｆｖがは
たらくことで、翼６の負圧面１５における負圧面境界層
３５の厚みを抑えることができ、騒音を低減することが
できる。
【００８５】このように本発明の実施例９の送風機によ
れば、翼６を吸込側１８に前傾させる形状にすることに
より、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の
高回転化による騒音の上昇を抑制することができ、小型
で高静圧、大風量の送風機の騒音を低くすることができ
る。
れば、翼６を吸込側１８に前傾させる形状にすることに
より、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽根車２の
高回転化による騒音の上昇を抑制することができ、小型
で高静圧、大風量の送風機の騒音を低くすることができ
る。
【００８６】なお、実施例９では送風機の羽根車を軸流
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外径
Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と吐
出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ることが
できるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００８７】（実施例１０）
つぎに本発明の実施例１０について図１〜図１５を参照
しながら説明する。なお、実施例１〜実施例７と同一箇
所には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
しながら説明する。なお、実施例１〜実施例７と同一箇
所には同一番号を付けて詳細な説明は省略する。
【００８８】図に示すように、第１、２、３、４、５、
６および実施例７の構成に、送風機本体１の電動機３に
係止される軸流羽根車２の回転軸４の軸方向に軸流羽根
車２を投影したときに回転軸４に垂直な平面に映し出さ
れる投影図において、回転軸４を原点Ｏ、軸流羽根車２
羽根径Ｄｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈ
とし、その仮想ハブ径ＫＤｈを軸流羽根車２の翼６の前
縁部７と後縁部８とで区切られできる仮想ハブ円弧ＫＡ
ｈを２等分する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとして、原
点Ｏと仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、原
点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断される
翼６の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点ＰＲ
と原点Ｏを通る直線と直線Ｘのなす角を前進角Ａθとし
たとき、翼６の翼外周部投影線を２等分する翼外周部投
影中心点Ｐｔと原点Ｏを結ぶ直線と直線Ｘのなす角、つ
まり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車２の回転方向１０を
正方向とし５５゜以上１８０゜以下であり、外周部１１
より内周側の任意の前進角Ａθは外周前進角Ａθｔより
小さな値をとり、かつ、羽根径Ｄｔとする軸流羽根車２
のハブ５のハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ（１−３２．
５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、軸流羽根車２の
羽根径Ｄｔとハブ径Ｄｈで代表径ＤｍはＤｍ＝
（（（０．９６Ｄｔ）2−（１．０４Ｄｈ）2）／２）
1/2で与え、代表径Ｄｍにおける代表径前進角Ａθｄ
は、外周前進角Ａθｔの２０％以上５５％以下の値をと
る軸流羽根車２を有する構成にされている。
６および実施例７の構成に、送風機本体１の電動機３に
係止される軸流羽根車２の回転軸４の軸方向に軸流羽根
車２を投影したときに回転軸４に垂直な平面に映し出さ
れる投影図において、回転軸４を原点Ｏ、軸流羽根車２
羽根径Ｄｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈ
とし、その仮想ハブ径ＫＤｈを軸流羽根車２の翼６の前
縁部７と後縁部８とで区切られできる仮想ハブ円弧ＫＡ
ｈを２等分する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとして、原
点Ｏと仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、原
点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断される
翼６の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点ＰＲ
と原点Ｏを通る直線と直線Ｘのなす角を前進角Ａθとし
たとき、翼６の翼外周部投影線を２等分する翼外周部投
影中心点Ｐｔと原点Ｏを結ぶ直線と直線Ｘのなす角、つ
まり外周前進角Ａθｔは軸流羽根車２の回転方向１０を
正方向とし５５゜以上１８０゜以下であり、外周部１１
より内周側の任意の前進角Ａθは外周前進角Ａθｔより
小さな値をとり、かつ、羽根径Ｄｔとする軸流羽根車２
のハブ５のハブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ（１−３２．
５４９／Ａθｔ）の範囲であり、かつ、軸流羽根車２の
羽根径Ｄｔとハブ径Ｄｈで代表径ＤｍはＤｍ＝
（（（０．９６Ｄｔ）2−（１．０４Ｄｈ）2）／２）
1/2で与え、代表径Ｄｍにおける代表径前進角Ａθｄ
は、外周前進角Ａθｔの２０％以上５５％以下の値をと
る軸流羽根車２を有する構成にされている。
【００８９】上記構成により、代表径Ｄｍにおける代表
径前進角Ａθｄは、外周前進角Ａθｔの２０％以上５５
％以下の値で、翼６の外周部１１付近が回転方向１０に
特に突き出た形状である。遠心力により翼６の負圧面１
５の境界層内で内周部１２から外周部１１に向かって二
次流れ１７が誘起されるが、軸流羽根車２の翼６は、外
周部１１付近が回転方向１０に特に突き出た形状である
ため二次流れ１７は後縁部８より放出することができ、
外周部１１での低エネルギー流体の集積を防ぎ、騒音を
低減することができる。
径前進角Ａθｄは、外周前進角Ａθｔの２０％以上５５
％以下の値で、翼６の外周部１１付近が回転方向１０に
特に突き出た形状である。遠心力により翼６の負圧面１
５の境界層内で内周部１２から外周部１１に向かって二
次流れ１７が誘起されるが、軸流羽根車２の翼６は、外
周部１１付近が回転方向１０に特に突き出た形状である
ため二次流れ１７は後縁部８より放出することができ、
外周部１１での低エネルギー流体の集積を防ぎ、騒音を
低減することができる。
【００９０】また、外周部１１付近が回転方向１０に特
に突き出た形状であるために、前縁部７の外周部１１は
内周側の二次流れ１７の影響を受けることはないので、
外周部１１の吸込側１８付近での逆流２０の発生も起こ
りにくい。よって、軸流送風機特有の回転が不安定にな
り騒音が急上昇しファン効率が低下するサージング現象
を発生しにくく、高静圧側へ移動できるために軸流羽根
車２の使用領域を増やすことができる。
に突き出た形状であるために、前縁部７の外周部１１は
内周側の二次流れ１７の影響を受けることはないので、
外周部１１の吸込側１８付近での逆流２０の発生も起こ
りにくい。よって、軸流送風機特有の回転が不安定にな
り騒音が急上昇しファン効率が低下するサージング現象
を発生しにくく、高静圧側へ移動できるために軸流羽根
車２の使用領域を増やすことができる。
【００９１】このように本発明の実施例１０の送風機に
よれば、代表径Ｄｍにおける代表径前進角Ａθｄは、外
周前進角Ａθｔの２０％以上５５％以下の値で、翼６の
外周部１１付近が回転方向１０に特に突き出た形状にす
ることにより、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽
根車２の高回転化による騒音の上昇を抑制することと、
軸流送風機特有の回転が不安定になり騒音が急上昇しフ
ァン効率が低下するサージング現象を発生しにくく、高
静圧側へ移動できるために軸流羽根車２の使用領域を増
やすことができ、小型で高静圧、大風量の送風機本体１
の騒音を低くすることができる。
よれば、代表径Ｄｍにおける代表径前進角Ａθｄは、外
周前進角Ａθｔの２０％以上５５％以下の値で、翼６の
外周部１１付近が回転方向１０に特に突き出た形状にす
ることにより、小型で高静圧、大風量を得る際の軸流羽
根車２の高回転化による騒音の上昇を抑制することと、
軸流送風機特有の回転が不安定になり騒音が急上昇しフ
ァン効率が低下するサージング現象を発生しにくく、高
静圧側へ移動できるために軸流羽根車２の使用領域を増
やすことができ、小型で高静圧、大風量の送風機本体１
の騒音を低くすることができる。
【００９２】なお、実施例１０では送風機の羽根車を軸
流羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外
径Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と
吐出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ること
ができるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
流羽根車２としたが、斜流羽根車２１としても、羽根外
径Ｄｔ、仮想ハブ径ＫＤｈ、ハブ径Ｄｈを吸込側１８と
吐出側１９の平均値とすることで同等の効果を得ること
ができるので、羽根車は斜流羽根車２１でも良い。
【００９３】また、軸流羽根車２の外周部１１に略円筒
状のリング２２を設けることにより、軸流羽根車２が回
転した際に起こる翼６の変形あるいは破壊を防ぐことを
行っても同等の効果を得ることができ、翼６の変形ある
いは破壊を防ぐ強度向上のための軸流羽根車２および翼
６の形状はこの限りではない。
状のリング２２を設けることにより、軸流羽根車２が回
転した際に起こる翼６の変形あるいは破壊を防ぐことを
行っても同等の効果を得ることができ、翼６の変形ある
いは破壊を防ぐ強度向上のための軸流羽根車２および翼
６の形状はこの限りではない。
【００９４】
【発明の効果】以上のように実施例から明らかなよう
に、本発明によれば、小型で高静圧、大風量を得ること
ができる軸流羽根車の騒音を低減でき、サージング現象
の発生を高静圧側へ移行すると共に範囲を最小限でき、
軸流羽根車の設計手法を確立した騒音の低い送風機を提
供できる。
に、本発明によれば、小型で高静圧、大風量を得ること
ができる軸流羽根車の騒音を低減でき、サージング現象
の発生を高静圧側へ移行すると共に範囲を最小限でき、
軸流羽根車の設計手法を確立した騒音の低い送風機を提
供できる。
【００９５】また軸流羽根車を通過後の、旋回成分をも
ち、２次流れや逆流により乱れた流れを効率的に回収し
流体損失を低減し、結果的に消費電力を低減できる送風
機を提供できる。
ち、２次流れや逆流により乱れた流れを効率的に回収し
流体損失を低減し、結果的に消費電力を低減できる送風
機を提供できる。
【００９６】また、小型で高静圧、大風量を得ることが
できる騒音の低い軸流羽根車の送風機を用いることで、
従来の換気送風機器および空気調和機器では成し得なか
った幅広い、用途の展開を行うことができる。
できる騒音の低い軸流羽根車の送風機を用いることで、
従来の換気送風機器および空気調和機器では成し得なか
った幅広い、用途の展開を行うことができる。
【図１】本発明の実施例１の送風機の側断面図
【図２】同要部正面図
【図３】同要部断面図
【図４】同要部正面図
【図５】同要部側断面図
【図６】同要部側断面図
【図７】同要部正面図
【図８】同実施例７の要部正面図
【図９】同実施例８の要部側断面図
【図１０】同要部側断面図
【図１１】同要部側断面図
【図１２】同実施例９の要部側断面図
【図１３】同実施例１０の要部正面図
【図１４】同要部正面図
【図１５】同要部正面図
【図１６】同実施例１の外周前進角Ａθｔにおける比騒
音レベルＫｓの性能特性図
音レベルＫｓの性能特性図
【図１７】同実施例２の反り率差における比騒音レベル
Ｋｓの性能特性図
Ｋｓの性能特性図
【図１８】同実施例４の取付角差における比騒音レベル
Ｋｓの性能特性図
Ｋｓの性能特性図
【図１９】同実施例７の２弦節比Ｓにおける比騒音レベ
ルＫｓの性能特性図
ルＫｓの性能特性図
【図２０】従来の送風機の側面図
【図２１】同要部正面図
【図２２】同要部正面図
【図２３】同要部断面図
【図２４】同要部正面図
【図２５】同要部側断面図
【図２６】同要部正断面図
【図２７】同側断面図
【図２８】同要部断面図
１ 送風機本体
２ 軸流羽根車
３ 電動機
４ 回転軸
５ ハブ
６ 翼
Ｏ 原点
Ｄｔ 羽根径
ＫＤｈ 仮想ハブ径
７ 前縁部
８ 後縁部
ＫＡｈ 仮想ハブ円弧
Ｋｈ 仮想ハブ円弧中心点
Ｘ 直線
ＤＤ 直径
ＬＲ 翼弦投影線
ＰＲ 翼弦投影中心点
Ａθ 前進角
９ 翼内周部投影線
Ｐｔ 翼外周部投影中心点
Ａθｔ 外周前進角
１０ 回転方向
１１ 外周部
１２ 内周部
Ｄｈ ハブ径
１３ 翼断面
１４ 中心線
Ｌ 翼弦長
Ｄ 反り
Ｑｔ 外周部反り率
Ｃθ 取付角
Ｃθｔ 外周部取付角
Ｔ ピッチ
１５ 負圧面
１６ 正圧面
１７ 二次流れ
１８ 吸込側
１９ 吐出側
２０ 逆流
２１ 斜流羽根車
２２ リング
２３ 翼弦
２４ 翼列線
２５ 流れ
２６ 頂点
２７ 曲線
２８ 外周縁
２９ 内周縁
３０ 流路
３１ ケーシング
３２ 流れ
３３ 主流
３４ 流れ
３５ 半径方向翼断面
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(72)発明者 澤西 睦
大阪府大阪市城東区今福西６丁目２番61
号 松下精工株式会社内
(58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名)
F04D 29/38
F04D 29/44
Claims (10)
- 【請求項１】 送風機本体の電動機に係止される軸流羽
根車の回転軸の軸方向に前記軸流羽根車を投影したとき
に前記回転軸に垂直な平面に映し出される投影図におい
て、前記回転軸を原点Ｏ、前記軸流羽根車の羽根径Ｄｔ
の０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈとし、その
仮想ハブ径ＫＤｈを前記軸流羽根車の翼の前縁部と後縁
部とで区切られてできる仮想ハブ円弧ＫＡｈを２等分す
る点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとして、前記原点Ｏと前
記仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、前記原
点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断される
前記翼の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点Ｐ
Ｒと前記原点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前進
角Ａθとしたとき、前記翼の翼外周部投影線を２等分す
る翼外周部投影中心点Ｐｔと前記原点Ｏを結ぶ直線と前
記直線Ｘのなす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根
車の回転方向を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であ
り、外周部より内周側の任意の前記前進角Ａθは前記外
周前進角Ａθｔより小さな値をとり、 かつ、前記羽根径Ｄｔとする前記軸流羽根車のハブのハ
ブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲であり、 かつ、前記軸流羽根車の前記回転軸を中心とする任意の
直径ＤＤの円筒面で前記翼を切断して、断面を２次元に
展開してできる翼断面で、その翼断面における中心線は
略円弧形状とし、前記翼断面の翼弦長Ｌと反りＤで反り
率Ｑは、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、前記外周部の翼断面におけ
る外周部反り率Ｑｔが、前記外周部より内周側の任意の
前記反り率Ｑより大きな値をとる前記軸流羽根車を有す
る送風機。 - 【請求項２】 軸流羽根車の回転軸を中心とする任意の
直径ＤＤの円筒面で翼を切断して、断面を２次元に展開
してできる翼断面で、その翼断面における中心線は略円
弧形状とし、翼断面の翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑは、
Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部の翼断面における外周部反り
率Ｑｔが、前記外周部より内周側の任意の前記反り率Ｑ
より大きな値をとり、前記外周部反り率Ｑｔと前記翼の
内周部の翼断面における内周部反り率Ｑｈとの差が０．
００１以上０．０２０以下になる前記軸流羽根車を有す
る請求項１記載の送風機。 - 【請求項３】 送風機本体の電動機に係止される軸流羽
根車の回転軸の軸方向に前記軸流羽根車を投影したとき
に前記回転軸に垂直な平面に映し出される投影図におい
て、前記回転軸を原点Ｏ、前記軸流羽根車の羽根径Ｄｔ
の０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈとし、その
仮想ハブ径ＫＤｈを前記軸流羽根車の翼の前縁部と後縁
部とで区切られてできる仮想ハブ円弧ＫＡｈを２等分す
る点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとして、前記原点Ｏと前
記仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、前記原
点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断される
前記翼の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点Ｐ
Ｒと前記原点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前進
角Ａθとしたとき、前記翼の翼外周部投影線を２等分す
る翼外周部投影中心点Ｐｔと前記原点Ｏを結ぶ直線と前
記直線Ｘのなす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽根
車の回転方向を正方向とし５５゜以上１８０゜以下であ
り、外周部より内周側の任意の前記前進角Ａθは前記外
周前進角Ａθｔより小さな値をとり、 かつ、前記羽根径Ｄｔとする前記軸流羽根車のハブのハ
ブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲であり、 かつ、軸流羽根車の回転軸を中心とする任意の直径ＤＤ
の円筒面で翼を切断して、断面を２次元に展開してでき
る翼断面で、翼弦と、回転軸と垂直で翼の前縁部を通る
直線である翼列線とのなす角を取付角Ｃθとし、外周部
の翼断面における外周部取付角Ｃθｔが、前記外周部よ
り内周側の任意の前記取付角Ｃθより大きな値をとる前
記軸流羽根車を有する送風機。 - 【請求項４】 軸流羽根車の回転軸を中心とする任意の
直径ＤＤの円筒面で翼を切断して、断面を２次元に展開
してできる翼断面で、翼弦と、回転軸と垂直で翼の前縁
部を通る直線である翼列線とのなす角を取付角Ｃθと
し、外周部の翼断面における外周部取付角Ｃθｔが、前
記外周部より内周側の任意の前記取付角Ｃθより大きな
値をとり、前記外周部取付角Ｃθｔと前記翼の内周部の
翼断面における内周部取付角Ｃθｈとの差が０．１゜以
上６゜以下になる前記軸流羽根車を有する請求項３記載
の送風機。 - 【請求項５】 軸流羽根車の回転軸を中心とする任意の
直径ＤＤの円筒面で翼を切断して、断面を２次元に展開
してできる翼断面で、その翼断面における中心線は略円
弧形状とし、前記翼断面の翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑ
は、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部の翼断面における外周部
反り率Ｑｔが、前記外周部より内周側の任意の前記反り
率Ｑより大きな値をとり、 かつ、前記翼断面における翼弦と、回転軸と垂直で翼の
前縁部を通る直線である翼列線とのなす角を取付角Ｃθ
とし、前記外周部の翼断面における外周部取付角Ｃθｔ
が、前記外周部より内周側の任意の前記取付角Ｃθより
大きな値をとる前記軸流羽根車を有する請求項１または
３記載の送風機。 - 【請求項６】 軸流羽根車の回転軸を中心とする任意の
直径ＤＤの円筒面で翼を切断して、断面を２次元に展開
してできる翼断面で、その翼断面における中心線は略円
弧形状とし、前記翼断面の翼弦長Ｌと反りＤで反り率Ｑ
は、Ｑ＝Ｄ／Ｌで与え、外周部の翼断面における外周部
反り率Ｑｔが、前記外周部より内周側の任意の前記反り
率Ｑより大きな値をとり、前記外周部反り率Ｑｔと前記
翼の前記内周部の翼断面における内周部反り率Ｑｈとの
差が０．００１以上０．０２０以下になり、 かつ、前記翼断面における翼弦と、前記回転軸と垂直で
前記翼の前縁部を通る直線である翼列線とのなす角を取
付角Ｃθとし、前記外周部の翼断面における外周部取付
角Ｃθｔが、前記外周部より内周側の任意の前記取付角
Ｃθより大きな値をとり、前記外周部取付角Ｃθｔと前
記翼の前記内周部の翼断面における内周部取付角Ｃθｈ
との差が０．１゜以上６゜以下になる前記軸流羽根車を
有する請求項１、２、３、４または５記載の送風機。 - 【請求項７】 軸流羽根車の任意の直径ＤＤの翼断面に
おける翼弦長Ｌと、回転軸と垂直で翼の前縁部を通る直
線である翼列線上で、前記翼の前記前縁部と前記翼と隣
り合う前記翼の前記前縁部との距離をピッチＴとしたと
き弦節比Ｓは、Ｓ＝Ｌ／Ｔで与え、弦節比Ｓは１．１以
上１．９以下になる前記軸流羽根車を有する請求項１、
２、３、４、５または６記載の送風機。 - 【請求項８】 軸流羽根車の回転軸を中心とする翼の任
意の半径方向断面において、最も吸込側に位置する点を
頂点とし、複数の任意の前記半径方向断面における頂点
を結ぶ曲線が、前記翼の前縁部またはその前縁部と外周
部との交点から、後縁部またはその後縁部と内周部との
交点まで通る前記軸流羽根車を有する請求項１、２、
３、４、５、６または７記載の送風機。 - 【請求項９】 軸流羽根車の回転軸を含む平面で切断さ
れる任意の翼断面において、最も吸込側に位置する点を
頂点とし、また前記軸流羽根車の翼の内周部と後縁部と
の交点を点Ｂｈとして、その点Ｂｈを通り回転軸を直交
する面を基準面Ｊとするとき、前記頂点が前記基準面Ｊ
よりすべて吸込側に位置する前記軸流羽根車を有する請
求項８記載の送風機。 - 【請求項１０】 送風機本体の電動機に係止される軸流
羽根車の回転軸の軸方向に前記軸流羽根車を投影したと
きに前記回転軸に垂直な平面に映し出される投影図にお
いて、前記回転軸を原点Ｏ、前記軸流羽根車の羽根径Ｄ
ｔの０．４０８２倍の直径を仮想ハブ径ＫＤｈとし、そ
の仮想ハブ径ＫＤｈを前記軸流羽根車の翼の前縁部と後
縁部とで区切られてできる仮想ハブ円弧ＫＡｈを２等分
する点を仮想ハブ円弧中心点Ｋｈとして、前記原点Ｏと
前記仮想ハブ円弧中心点Ｋｈを通る直線を直線Ｘ、前記
原点Ｏを中心とする任意の直径ＤＤの円筒面で切断され
る前記翼の翼弦投影線ＬＲを２等分する翼弦投影中心点
ＰＲと前記原点Ｏを通る直線と前記直線Ｘのなす角を前
進角Ａθとしたとき、前記翼の翼外周部投影線を２等分
する翼外周部投影中心点Ｐｔと前記原点Ｏを結ぶ直線と
前記直線Ｘのなす角、つまり外周前進角Ａθｔは軸流羽
根車の回転方向を正方向とし５５゜以上１８０゜以下で
あり、外周部より内周側の任意の前記前進角Ａθは前記
外周前進角Ａθｔより小さな値をとり、 かつ、前記羽根径Ｄｔとする前記軸流羽根車のハブのハ
ブ径Ｄｈは、０＜Ｄｈ≦Ｄｔ（１−３２．５４９／Ａθ
ｔ）の範囲であり、 かつ、前記軸流羽根車の羽根径Ｄｔとハブ径Ｄｈで代表
径Ｄｍは、Ｄｍ＝（（（０．９６Ｄｔ）2−（１．０４
Ｄｈ）2）／２）1/2で与え、前記代表径Ｄｍにおける代
表径前進角Ａθｄは、前記外周前進角Ａθｔの２０％以
上５５％以下の値をとる前記軸流羽根車を有する請求項
１、２、３、４、５、６または７記載の送風機。
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| JP7-134922 | 1995-06-01 | ||
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1996
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| CN106593952B (zh) * | 2017-01-12 | 2022-08-26 | 珠海格力电器股份有限公司 | 轴流风叶及具有其的风机、空调室外机 |
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