JP3629690B2 - Multi-blade blower - Google Patents
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Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
【0002】
本願発明は、多翼送風機に関し、さらに詳しくは駆動源に連結される円盤状の主板と該主板の外周部に対向するリング状の側板との間に前向きに傾斜した複数の羽根を立設してなる羽根車を備えた多翼送風機に関するものである。
【従来の技術】
【0003】
従来から良く知られている多翼送風機としては、図11および図12に示すように、駆動源であるファンモータ3に連結される円盤状の主板4と該主板4の外周部に対向するリング状の側板5との間に前向きに傾斜した複数の羽根6,6・・を立設してなる羽根車1と該羽根車1を被包するスクロール型のファンケーシング2とにより構成されたものがあり、上記羽根車1における各羽根6の場合、入口角β1および出口角β2は、共に主板4側と側板5側とで同一とされていた。符号7はファンケーシング2の吸込側に付設されるベルマウスである(例えば、特開平7ー224788号公報参照)。
【発明が解決しようとする課題】
【0004】
ところで、上記構成の多翼送風機における羽根6の基本形状は、実験的に追求され、使用する風量域(例えば、中風量域、大風量域)に最適な形状・諸元(例えば、羽根内外径比、羽根枚数、羽根入口角、羽根出口角等)が求められてきていた。
【0005】
例えば、中風量域で使用する多翼送風機の場合、平均入口風速が小さいところから出口角β2を大きくしても羽根面圧力上昇が過大とならないので、出口角β2=160〜170°に設定して性能を向上させることとしている。一方、大風量域で使用する多翼送風機の場合、平均入口風速が大きいところから出口角β2を大きくすると羽根面圧力上昇が過大となり、剥離が生じて性能が劣化するため出口角β2を小さく(β2=145〜155°)設定して良好な性能を確保するようにしている。
【0006】
ところが、上記のような羽根出口角設定は、羽根入口の平均風速を基準として行われているが、実際の多翼送風機の羽根車においては、図11に示すように、羽根入口の風速分布Fは一様ではなく、主板4側で大きく、側板5側で小さくなっている。従って、上記のような最適設定を行ったとしても、羽根面全域における全圧上昇が不均一となり、性能劣化や運転音増大を起こす場合が生ずる。
【0007】
また、羽根前縁形状について考察すると、羽根入口角および羽根枚数を最適に設定することにより、羽根前縁部において発生する剥離渦が有効に働いて羽根負圧面後半部で剥離することなく良好な流れ状態になり、良好な性能が得られるものの、前縁剥離渦の存在に起因して生ずる圧力変動が負圧面の境界層や後流と干渉し、運転音を大きくするという現象が憂慮される。
【0008】
本願発明は、上記の点に鑑みてなされたもので、羽根面全圧上昇の均一化を図ることと、羽根前縁における剥離渦の低減を図ることとを目的とするものである。
【課題を解決するための手段】
【0009】
本願発明の第1の基本構成では、上記課題を解決するための手段として、駆動源に連結される円盤状の主板4と該主板4の外周部に対向するリング状の側板5との間に前向きに傾斜した複数の羽根6,6・・を立設してなる羽根車1を備えた多翼送風機において、前記各羽根6を、前記羽根車1の反回転方向に凸になる滑らかな負圧面6aを有して構成し且つ該各羽根6における主板側端部6bおよび側板側端部6c上の等価点a〜eおよびa′〜e′をそれぞれ結ぶ線分I 1 〜I 5 上に羽根面が存在しているような羽根形状とするとともに、前記各羽根6における主板4側および側板5側の出口角をそれぞれβ2hおよびβ2tとしたとき、β2h<β2tに設定して、羽根入口速度分布Fが不均一であっても、該羽根入口速度分布Fに対応した羽根出口角が設定できるところから、可能な限り多くの風量を確保しつつ、羽根6の主板4側から側板5側に亙って全圧上昇を一様にすることができるできるようにしている。即ち、図5(イ)、(ロ)に示すように、羽根側板側および羽根主板側における速度三角形について解析すると、側板側羽根出口および主板側羽根出口における吹出空気流の旋回成分Cu 2 t,Cu 2 hがほぼ等しくなる。従って、側板側における全圧上昇ΔPt=(γ/g)(u 2 Cu 2 t)と主板側における全圧上昇ΔPh=(γ/g)(u 2 Cu 2 h)とはほぼ等しくなるのである。
【0010】
本願発明の第1の基本構成において、前記各羽根6を、前記羽根車1の反回転方向に凸になる滑らかな負圧面6aを有して構成し且つその前縁に、その中心線Oが羽根6の入口端に向かって前記羽根車1の回転方向に傾斜された円弧部8を形成した場合、あるいは前記各羽根6内に、羽根6の後縁側が開放された中空流路9を形成するとともに、各羽根6の入口側における負圧面6aのみに、前記中空流路9に連通する吸込開口10を形成した場合、羽根面全圧上昇の均一化と羽根前縁に発生する剥離渦の低減とを図り得ることとなり、運転音低減に大いに寄与する。
【発明の実施の形態】
【0011】
以下、添付の図面を参照して、本願発明の幾つかの好適な実施の形態について詳述する。
【0012】
第1の実施の形態
図1および図2には、本願発明の第1の実施の形態にかかる多翼送風機が示されている。
【0013】
この多翼送風機は、既に従来技術の項において説明したと同様な構成とされている。
【0014】
即ち、この多翼送風機は、駆動源であるファンモータ3に連結される円盤状の主板4と該主板4の外周部に対向するリング状の側板5との間に前向きに傾斜した複数の羽根6,6・・を立設してなる羽根車1と、該羽根車1を被包するスクロール型のファンケーシング2とにより構成されている。符号7はファンケーシング2の吸込側に付設されるベルマウスである
前記各羽根6は、図3および図4に示すように、前記羽根車1の反回転方向に凸になる滑らかな負圧面6aを有して構成されており、羽根6における主板側端部6bおよび側板側端部6c上の等価点a〜eおよびa′〜e′をそれぞれ結ぶ線分I 1〜I 5上に羽根面が存在しているような羽根形状とされている。そして、前記各羽根6における主板4側および側板5側の出口角をそれぞれβ2hおよびβ2tとしたとき、β2h<β2tに設定されている。
【0015】
上記のように構成した場合、図1に示すように、 次に、従来の多翼送風機(羽根入口角β1=90°、羽根出口角β2=155°)と、本実施の形態にかかる多翼送風機(羽根入口角β1=90°、主板側羽根出口角β2h=145°、側板側羽根出口角β2t=165°)とを運転実験したところ、図6に示す結果が得られた。ここで、両多翼送風機の羽根車は、外径:250mm、軸方向長さ:130mmとされ、回転数:1000rpmで運転された。
【0016】
上記結果によれば、本願発明のものでは、比騒音が低下するとともに、静圧も上昇している。これは、羽根6における主板4側から側板5側にかけての全圧上昇が一様になったことによる効果にほかならない。
【0017】
第2の実施の形態
図7には、本願発明の第2の実施の形態にかかる多翼送風機における羽根車の一部が示されている。
【0018】
この場合、羽根車1における各羽根6の前縁には、その中心線Oが羽根入口端に向かって前記羽根車1の回転方向Mに傾斜された円弧部8が形成されている。該円弧部8は、羽根6を薄板部材で形成し、その前縁を羽根車1の回転方向M側にカーリングすることにより形成される。なお、前記羽根6の主板4側および側板5側の出口角をそれぞれβ 2 hおよびβ 2 tとしたとき、β 2 h<β 2 tに設定されている。その他の構成は第1の実施の形態におけると同様なので説明を省略する。
【0019】
このように構成すると、羽根6の前縁における円弧部8に向かって流れる空気流Wがコアンダー効果により円弧部8に沿って流れ込むこととなるところから、羽根負圧面6aの前縁において発生する剥離渦Eが大幅に抑制されることとなる。従って、運転音が低減することとなる。
【0020】
次に、円弧部を有しない従来の多翼送風機(羽根入口角β1=90°、羽根出口角β2=155°)と、本実施の形態にかかる多翼送風機(円弧部中心線角度θ=80°、主板側羽根出口角β2 h=側板側羽根出口角β 2 t=155°)とを運転実験したところ、図8に示す結果が得られた。ここで、両多翼送風機の羽根車は、外径:250mm、軸方向長さ:130mmとされ、回転数:1000rpmで運転された。
【0021】
上記結果によれば、本願発明のものでは、静圧上昇はほぼ同一であるが、比騒音が低下している。これは、羽根負圧面6aの前縁において発生する剥離渦Eが大幅に抑制されたことによる効果にほかならない
また、β 2 h<β 2 tに設定したことにより、第1の実施の形態において説明したように、羽根6における主板4側から側板5側にかけての全圧上昇が一様になるところから、運転音の低減がさらに増大されるとともに、静圧上昇も大きくなる。
【0022】
なお、前記円弧部8は、羽根6の前縁を羽根車1の反回転方向側にカーリングすることにより形成する場合、羽根6の前縁に形成された中実な膨出部の外周面により形成する場合、羽根6の前縁に形成された中空な膨出部の外周面によりを形成する場合等がある。
【0023】
第3の実施の形態
図9には、本願発明の第3の実施の形態にかかる多翼送風機における羽根車の一部が示されている。
【0024】
この場合、羽根車1における各羽根6内には、羽根6の後縁側が開放された中空流路9が形成されており、各羽根6の入口側における負圧面6aのみには、前記中空流路9に連通するスリット状(例えば、0.5mmの幅を有するスリット状)の吸込開口10が形成されている。前記中空流路9は、薄板部材を折り曲げて二重構造とされた羽根6内に形成されることとなっている。前記吸込開口10の位置は羽根6の前縁から2.0mm程度とするのが望ましい。符号11は羽根6の後縁に形成された吹出開口である。また、前記した第2の実施の形態におけると同様に、各羽根6の前縁には、その中心線Oが羽根入口端に向かって前記羽根車1の回転方向Mに傾斜された円弧部8が形成されている。前記羽根6の主板4側および側板5側の出口角をそれぞれβ2hおよびβ2tとしたとき、β2h<β2tに設定されている。その他の構成は第1の実施の形態におけると同様なので説明を省略する。
【0025】
上記のように構成したことにより、羽根6の前縁における負圧面6aに発生する剥離渦が吸込開口10から中空流路9に吸い込まれることとなり、運転音が大幅に低減されることとなる。
【0026】
次に、従来の多翼送風機(中空流路9、吸込開口10および吹出開口11を有しないもの)と、本実施の形態にかかる多翼送風機(主板側羽根出口角β2h=側板側羽根出口角β2t)を運転実験したところ、図10に示す結果が得られた。ここで、両多翼送風機の羽根車は、外径:250mm、軸方向長さ:130mmとされ、回転数:1000rpmで運転された。
【0027】
上記結果によれば、本願発明のものでは、静圧は低下するものの、比騒音が大幅に低下している。これは、羽根6の前縁における負圧面6aに発生する剥離渦が吸込開口10から中空流路9に吸い込まれたことによる効果にほかならない。
【0028】
また、β 2 h<β 2 tに設定したことにより、第1の実施の形態において説明したように、羽根6における主板4側から側板5側にかけての全圧上昇が一様になるところから、運転音の低減がさらに増大されるとともに、静圧上昇も大きくなる。
【発明の効果】
【0029】
本願発明の第1の基本構成によれば、多翼送風機における羽根車1の各羽根6を、前記羽根車1の反回転方向に凸になる滑らかな負圧面6aを有して構成し且つ該各羽根6における主板側端部6bおよび側板側端部6c上の等価点a〜eおよびa′〜e′をそれぞれ結ぶ線分I 1 〜I 5 上に羽根面が存在しているような羽根形状とするとともに、前記各羽根6における主板4側および側板5側の出口角をそれぞれβ2hおよびβ2tとしたとき、β2h<β2tに設定して、羽根入口速度分布Fが不均一であっても、該羽根入口速度分布Fに対応した羽根出口角が設定できるところから、可能な限り多くの風量を確保しつつ、羽根6の主板4側から側板5側に亙って全圧上昇を一様にすることができるできるようにしているので、図5(イ)、(ロ)に示すように、羽根側板側および羽根主板側における速度三角形について解析すると、側板側羽根出口および主板側羽根出口における吹出空気流 の旋回成分Cu 2 t,Cu 2 hがほぼ等しくなり、側板側における全圧上昇ΔPt=(γ/g)(u 2 Cu 2 t)と主板側における全圧上昇ΔPh=(γ/g)(u 2 Cu 2 h)とはほぼ等しくなって、静圧上昇が得られるとともに、所要の風量を確保しつつ運転音を低減することができるという効果が得られる。
【0030】
本願発明の第1の基本構成において、前記各羽根6を、前記羽根車1の反回転方向に凸になる滑らかな負圧面6aを有して構成し且つその前縁に、その中心線Oが羽根6の入口端に向かって前記羽根車1の回転方向に傾斜された円弧部8を形成した場合、あるいは前記各羽根6内に、羽根6の後縁側が開放された中空流路9を形成するとともに、各羽根6の入口側における負圧面6aのみに、前記中空流路9に連通する吸込開口10を形成した場合、羽根面全圧上昇の均一化と羽根前縁に発生する剥離渦の低減とを図り得ることとなり、運転音低減に大いに寄与する。
【図面の簡単な説明】
【0031】
【図1】本願発明の第1の実施の形態にかかる多翼送風機の縦断面図である。
【図2】図1のII−II断面図である。
【図3】本願発明の第1の実施の形態にかかる多翼送風機における羽根の拡大斜視図である。
【図4】本願発明の第1の実施の形態にかかる多翼送風機における羽根車の一部を示す拡大断面図である。
【図5】本願発明の第1の実施の形態にかかる多翼送風機における羽根出口の速度三角形であり、(イ)は側板側の速度三角形、(ロ)は主板側の速度三角形を示す。
【図6】本願発明の第1の実施の形態にかかる多翼送風機と従来の多翼送風機との性能を比較した特性図である。
【図7】本願発明の第2の実施の形態にかかる多翼送風機における羽根車の一部を示す拡大断面図である。
【図8】本願発明の第2の実施の形態にかかる多翼送風機(但し、主板側羽根出口角=側板側羽根出口角)と従来の多翼送風機との性能を比較した特性図である。
【図9】本願発明の第3の実施の形態にかかる多翼送風機における羽根車を構成する羽根の他の例を示す拡大断面図である。
【図10】本願発明の第3の実施の形態にかかる多翼送風機(但し、主板側羽根出口角=側板側羽根出口角)と従来の多翼送風機との性能を比較した特性図である。
【図11】従来の多翼送風機の縦断面図である
【図12】図11のXII−XII断面図である。
【符号の説明】
【0032】
1は羽根車、3は駆動源(ファンモータ)、4は主板、5は側板、6は羽根、6aは負圧面、6bは主板側端部、6cは側板側端部、8は円弧部、9は中空流路、10は吸込開口、11は吹出開口、Oは中心線、a〜eは主板側等価点、a′〜e′は側板側等価点、 I 1 〜I 5 は線分。[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
[0002]
The present invention relates to a multiblade fan, and more specifically, a plurality of blades inclined forward are provided between a disk-shaped main plate connected to a drive source and a ring-shaped side plate facing the outer peripheral portion of the main plate. The present invention relates to a multiblade fan equipped with an impeller.
[Prior art]
[0003]
The multi-blade fan which is well known in the art, faces the outer peripheral portion of Figure 1 1 and Figure 1, as shown in 2, disk-shaped
[Problems to be solved by the invention]
[0004]
By the way, the basic shape of the
[0005]
For example, in the case of a multi-blade fan used in a medium air volume region, even if the outlet angle β 2 is increased from a small average inlet wind speed, the blade surface pressure does not increase excessively, so the outlet angle β 2 = 160 to 170 ° It is set to improve performance. On the other hand, in the case of the multi-blade fan for use in large volume range, blade surface pressure increase by increasing the outlet angle beta 2 from where the average inlet air velocity is large becomes excessive, the outlet angle beta 2 because peeling occurs performance deteriorates A small value (β 2 = 145 to 155 °) is set to ensure good performance.
[0006]
However, the blade outlet angle setting as described above, have been performed as of the average wind speed of the blade inlet, the impeller of the actual multi-blade fan, as shown in FIG. 1 1, the wind speed distribution of the blade inlet F is not uniform and is large on the
[0007]
Considering the shape of the blade leading edge, by setting the blade inlet angle and the number of blades optimally, the separation vortex generated at the blade leading edge works effectively and does not separate at the latter half of the blade suction surface. Although it becomes a flow state and good performance is obtained, there is concern about the phenomenon that the pressure fluctuation caused by the presence of the leading edge separation vortex interferes with the boundary layer and the wake of the suction surface and increases the operating noise .
[0008]
The present invention has been made in view of the above points, and aims to make uniform the increase in the blade surface total pressure and to reduce the separation vortex at the blade leading edge.
[Means for Solving the Problems]
[0009]
In the first basic configuration of the present invention, as means for solving the above-described problems, a disk-shaped
[0010]
In the first basic configuration of the present invention, each
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
[0011]
Hereinafter, some preferred embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the accompanying drawings.
[0012]
First Embodiment FIGS. 1 and 2 show a multiblade blower according to a first embodiment of the present invention.
[0013]
This multiblade fan has the same configuration as already described in the section of the prior art.
[0014]
That is, this multiblade blower has a plurality of blades inclined forwardly between a disk-shaped
[0015]
When configured as described above, as shown in FIG. 1, the conventional multiblade fan (blade inlet angle β 1 = 90 °, blade outlet angle β 2 = 155 °) and the present embodiment will be described next. When a multiblade fan (blade inlet angle β 1 = 90 °, main plate side blade outlet angle β 2 h = 145 °, side plate side blade outlet angle β 2 t = 165 °) was tested for operation, the results shown in FIG. 6 were obtained. Obtained. Here, the impellers of both the multiblade fans were operated with an outer diameter of 250 mm, an axial length of 130 mm, and a rotational speed of 1000 rpm.
[0016]
According to the above result, in the present invention, the specific noise is reduced and the static pressure is also increased. This is nothing but the effect of the uniform increase in the total pressure from the
[0017]
Second Embodiment FIG. 7 shows a part of an impeller in a multiblade blower according to a second embodiment of the present invention.
[0018]
In this case, the front edge of each
[0019]
If comprised in this way, since the air flow W which flows toward the circular arc part 8 in the front edge of the blade |
[0020]
Next, a conventional multiblade fan having no arc portion (blade inlet angle β 1 = 90 °, blade outlet angle β 2 = 155 °) and the multiblade fan according to this embodiment (arc portion center line angle θ) = 80 °, main plate side blade outlet angle β 2 h = side plate side blade outlet angle β 2 t = 155 °), the result shown in Fig. 8 was obtained. Here, the impellers of both the multiblade fans were operated with an outer diameter of 250 mm, an axial length of 130 mm, and a rotational speed of 1000 rpm.
[0021]
According to the above results, in the present invention, the increase in static pressure is almost the same, but the specific noise is reduced. This is nothing but the effect of greatly suppressing the separation vortex E generated at the leading edge of the
Further, since β 2 h <β 2 t is set, as described in the first embodiment, the total pressure increase from the
[0022]
Incidentally, the circular arc portion 8, when formed by curling the leading edge of the
[0023]
Third Embodiment FIG. 9 shows a part of an impeller in a multiblade blower according to a third embodiment of the present invention.
[0024]
In this case, each
[0025]
By configuring as described above, the separation vortex generated on the
[0026]
Next, a conventional multiblade fan (without the
[0027]
According to the above results, in the present invention, although the static pressure is reduced, the specific noise is greatly reduced. This is nothing but the effect of the separation vortex generated on the
[0028]
Further, since β 2 h <β 2 t is set, as described in the first embodiment, the total pressure increase from the
【The invention's effect】
[0029]
According to the first basic configuration of the present invention, each
[0030]
In the first basic configuration of the present invention, each
[Brief description of the drawings]
[0031]
FIG. 1 is a longitudinal sectional view of a multiblade blower according to a first embodiment of the present invention.
2 is a cross-sectional view taken along the line II-II in FIG.
FIG. 3 is an enlarged perspective view of blades in the multiblade fan according to the first embodiment of the present invention.
FIG. 4 is an enlarged cross-sectional view showing a part of an impeller in the multiblade blower according to the first embodiment of the present invention.
FIGS. 5A and 5B are speed triangles at a blade outlet in the multiblade fan according to the first embodiment of the present invention. FIG. 5A shows a speed triangle on the side plate side, and FIG. 5B shows a speed triangle on the main plate side.
FIG. 6 is a characteristic diagram comparing the performances of the multiblade fan according to the first embodiment of the present invention and a conventional multiblade fan.
FIG. 7 is an enlarged sectional view showing a part of an impeller in a multiblade blower according to a second embodiment of the present invention.
FIG. 8 is a characteristic diagram comparing the performance of a multiblade fan according to a second embodiment of the present invention (where main plate side blade outlet angle = side plate side blade outlet angle) and a conventional multiblade fan.
FIG. 9 is an enlarged cross-sectional view showing another example of the blades constituting the impeller in the multiblade fan according to the third embodiment of the present invention.
FIG. 10 is a characteristic diagram comparing the performance of a multiblade fan according to a third embodiment of the present invention (where main plate side blade outlet angle = side plate side blade outlet angle) and a conventional multiblade fan.
11 is a Figure 12 XI I- XI I cross-sectional view of FIG. 1 1 is a longitudinal sectional view of a conventional multi-blade fan.
[Explanation of symbols]
[0032]
1 is an impeller, 3 is a drive source (fan motor), 4 is a main plate, 5 is a side plate, 6 is a blade, 6a is a negative pressure surface, 6b is a main plate side end, 6c is a side plate side end, 8 is an arc portion, 9 is a hollow flow path, 10 is a suction opening, 11 is a blow-off opening, O is a center line , a to e are main plate side equivalent points, a 'to e' are side plate side equivalent points, and I 1 to I 5 are line segments .
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