JP5896881B2 - 脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプ - Google Patents

Description

本発明は、電磁石を交流電圧で駆動して電磁石の極性を変化させることにより、ダイヤフラムを振動させて気体を送り出す電磁振動型ダイヤフラムポンプに関する。さらに詳しくは、電磁振動による気体の脈動に伴う振動や騒音を抑制し、観賞用水槽、養魚用水槽、家庭浄化槽などへのエアーなどの気体の供給を静かに行うことができる脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプに関する。

電磁振動型ダイヤフラムポンプは、たとえば両側にダイヤフラムを有する電磁振動型ダイヤフラムポンプのポンプ部の詳細を省略した概略図が図８（ａ）に示されるように、ポンプ５１と、ポンプ５１の両側から吐出される気体を、吐出口５１ａを介して合流させる１次タンク５２および吐出口５３ａを経てエアーを一時的に貯留する２次タンク５３とを備え、２次タンク５３の１つの側壁に吐出管５４が設けられている。この吐出管５４にホースなどを接続して、図示しない、たとえば観賞用の水槽などにエアーなどを供給するように構成されている。

この電磁振動型ダイヤフラムポンプは、前述のように、電磁石の５０Ｈｚまたは６０Ｈｚの交番電界による極性の変化に基づいて、電磁石と対向して設けられる永久磁石が固定された振動子の振動によりダイヤフラムを振動させ、そのダイヤフラムの振動に伴う気体の圧縮、膨張により気体を送り出す構成になっている。そのため、ダイヤフラムは交流電圧のサイン波形に沿って振動することになり、送り出される気体もサイン波形に沿って山の部分では強く、電圧が０の部分（電圧の極性が変る部分）では弱い送り出しになる。このように送り出された気体は、一時的に貯留される２次タンク５３内で、ある程度の圧力がかかるようになっているが、吐出管５４からの気体の吐出は、ポンプ５１から気体が吐出されることによってその圧力で２次タンク５３から気体が吐出管５４に押し出されることにより、主に行われる。そのため、２次タンク５３内に貯留された気体は一種の弾性体になり、吐出口５３ａに伝わった圧力の強弱は、２次タンク５３内の気体全体を１つの弾性体として吐出管５４にそのまま伝わり、吐出管５４には、ポンプ５１からの吐出のタイミングに合せて気体が吐出されることになる。その結果、たとえば図９に示されるように、吐出管５４の吐出圧力は、電磁石の電圧の波形に合せて強いところと弱いところがある波形となり、一定の圧力にはならないで脈動する。

このような脈動を防止する方法として、たとえば４０リットル／ｍｉｎのポンプの場合、２次タンク５３の容量を５００ｍｌ（ミリリットル）とするなど大きくするか、２次タンク５３内を、小さな切り欠き部を設けた仕切板で仕切って、２次タンク５３内に小部屋を形成し、この切り欠き部を通って気体が各小部屋を順次進むようにすることが考えられている。２次タンク５３の容量を大きくすれば、ポンプ５１から吐出される気体に含まれている脈動は、２次タンク５３内の圧縮された気体により吸収されて吐出管５４付近ではその大きさが小さくなる。また、２次タンク５３内を仕切板により小部屋に仕切れば、小部屋をいくつも経由することにより、ポンプ５１から吐出された時点で脈動が存在しても、順次打ち消され、吐出管５４に到る頃には、その大きさが小さくなる。

また、図８（ｂ）に一例が示される複数個の小孔５５が並列して設けられた整流管５６を、図８（ａ）に示されるように、電磁振動型ダイヤフラムポンプの２次タンク５３内に吐出管５４と直結するように設けて、ポンプから１次タンクを経由して流れてきた脈動を含むエアーを、複数個の小孔５５に分離して整流管５６内を流動させ、整流管５６を通過後に再度吐出管５４で合流させることによって脈動を低減することも考えられている（特許文献１参照）。

特開２０１２−３６７８９号公報

前述のように、タンクの容量を、たとえば５００ｍｌ程度に大きくすると、脈動を抑えることができるが、電磁振動型ダイヤフラムポンプ自体が大きくなり、ポンプの容積を小さくすることが望まれている近年の小型化の要求に逆行することになる。また、前述の仕切板によりタンクを小部屋に分割すると、小さな切欠き部を通して気体を流動させることとなるため気体の流れにくさが増大し、より高い脈動抑制効果を得るために小部屋の数を増やすと、所望の流量が得られなくなるという問題がある。

また、前述の整流管５６を使用して脈動を抑制する場合も、流量が低下するという問題がある。これは、気体が整流管５６の小径の小孔５５の中を通るようにしているため、前述のタンク内を小部屋に分割する例と同様に、気体の流れにくさが増大していることによるものと考えられる。小孔５５の数を増やせば、流量を増加させることができるが、前述のタンクの大型化の例と同様に、小型化の要求に逆行することになる。また、整流管５６を使用すると、気体内の異物が整流管５６の小孔５５に詰まって正常な吐出動作が得られなくなるおそれがあり、そのうえ、電磁振動型ダイヤフラムポンプの構成部品が増えるため、組み立ての工程が増えることと併せてコスト増加の要因となり得るという問題がある。

本発明は、このような問題を解決するためになされたものであり、流量の低下を伴うことなく、吐出する気体の脈動による振動や騒音を抑制することができる電磁振動型ダイヤフラムポンプを提供することを目的とする。

本発明者は、前述の課題を達成するために鋭意検討を重ねた結果、流動している気体が一度分岐して再度合流するときに、相互の気体の脈動の位相がずれていると、脈動のピークを相互に弱め合うことを見出し、分岐流路それぞれを相互に異なる流路長で形成することによって、それぞれの分岐流路を通る気体の脈動の位相をずらして、合流後の気体の脈動を分岐前よりも抑制できることを見出した。

本発明者は、さらに鋭意検討を重ねた結果、それぞれの分岐流路を流れる気体の流量の相違が脈動の抑制効果に影響し、それぞれの分岐流路を流れる気体の流量を略同じにすることが、分岐流路の相互の流路長の差による充分な脈動抑制効果を得るうえで好ましいことを見出した。分岐流路を流れる気体の流量は、分岐流路内の気体の流れにくさによって決まり、一般に、流路の気体の流れにくさは、気体の流れに対する、（ａ）流路の内壁による損失Ｐ１、（ｂ）流路の断面積が変化することによって生じる損失Ｐ２、および（ｃ）流路の屈折によって生じる損失Ｐ３の合計で表され、Ｐ１〜Ｐ３は、それぞれ以下の（式１）〜（式３）によって求められることが知られている。
Ｐ１＝４×ｆ（ρ×ｖ²／２）×Ｌ／ｄ （式１）
Ｐ２＝ρ×ｖ²×｛１−（Ｓ１／Ｓ２）²｝／２ （式２）
Ｐ３＝ξ×ρ×ｖ²／（２×ｇ） （式３）
ここで、
ｆ＝１６／Ｒｅ （Ｒｅ＜３×１０³の場合）
ｆ＝０．０６２６／［ｌｏｇ｛ｅ／（３．７×ｄ）＋５．７４／Ｒｅ^0.9｝］² （３×１０³＜Ｒｅ＜３×１０⁶の場合）
ξ＝０．９４６×ｓｉｎ²（θ／２）＋２．０５×ｓｉｎ⁴（θ／２）
であり、Ｒｅはレイノルズ数、ρは気体の密度、ｖは気体の流速、Ｌは流路の長さ、ｄは流路の直径、ｅは流路の内壁の粗さ、Ｓ１は流路の断面積が変化する場合の小さい方の断面積、Ｓ２は同じく大きい方の断面積、θは流路の屈折角度である。したがって、分岐流路を流れる気体の流量は、流路の内壁の材質、流路の経路の形状、および流路の断面の大きさなどによって調節できる。

さらに、本発明者は、商用電源が電磁振動型ダイヤフラムポンプの電磁石に印加されることによって生じる脈動のように、正負それぞれの側の波形がピーク位置に対して左右対称に近い脈動に対しては、分岐流路相互の流路長差を、分岐流路を流れる気体の脈動の波長の１／２の長さにすると最も脈動を抑えることができることを見出し、この最適な流路長差Ｌについて以下の式を案出した。
Ｌ＝Ｖ／（２×ｆ）＝（ｃ＋ｖ）／（２×ｆ）＝（ｃ＋ｖ）／（２×ｎ×ｆｏ） （式４）
ここでＶは分岐流路内の脈動の速度、ｆは分岐流路内の脈動の周波数、ｃは流路内の音速、ｆｏは電磁石に印加する交流電圧の周波数、ｎは交流電圧１周期中に電磁振動型ダイヤフラムポンプが気体を送り出す回数であって、たとえば、振動子の一端のみにダイヤフラムが設けられている場合はｎ＝１となり、両端にダイヤフラムが設けられている場合にはｎ＝２となる。また、ｖは流路内の気体の流速であり、それぞれの分岐流路の断面積Ｓが同じ大きさの場合は、ｖ＝Ｑ／（２×Ｓ）で表され、ここでＱは分岐流路を通過した後に合流した気体の体積流量である。

本発明の脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプは、電磁石および永久磁石を対向させて、前記電磁石の極性を交流電源で変更することにより前記永久磁石が固定された振動子を振動させ、前記振動子の少なくとも一端に設けられるダイヤフラムの振動により、気体を送り出すポンプと、
前記ポンプから吐出される気体を分岐する第１および第２の分岐流路と、
前記第１および第２の分岐流路を流れる気体を合流して吐出する吐出管
とを有しており、
前記第１および第２の分岐流路が、相互に異なる流路長を有して構成されている。

前記振動子の両端にダイヤフラムが設けられており、前記ポンプの両側から吐出される気体を合流する合流路および／またはタンクをさらに有し、該合流路またはタンクのいずれかの出口が前記第１および第２の分岐流路と連通するように形成されていてもよい。

前記第１および第２の分岐流路が、該第１および第２の分岐流路それぞれを流れる気体の流量が相互に略同じになる流路で形成されることが、脈動を抑制するうえで好ましい。

前記第１および第２の分岐流路の長い方の流路が、前記ポンプに近接して設けられる流路ケーシングの内壁と仕切板とによって蛇腹状または渦巻き状に形成されることが、小型の脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプを提供するうえで好ましい。

前記第１および第２の分岐流路相互の流路長の差が、前記吐出管内の気体の流速ｖ、該吐出管における音速ｃ、ならびに前記第１および第２の分岐流路内の気体の前記ポンプの動作によって生じた脈動の周波数ｆとの関係において、
（ｃ＋ｖ）／（２×ｆ）
によって表される長さの６９〜１１８％の範囲になるように、前記第１および第２の分岐流路が形成されることが、高い脈動抑制効果を得るうえで好ましい。

本発明によれば、ポンプから吐出される脈動を含んだ気体が、相互に長さの異なる第１および第２の分岐流路を流れるため、それぞれの分岐流路を通った気体に含まれる脈動の位相がずれることとなり、この位相のずれた脈動を含む気体が合流し、それぞれの気体の脈動を相互に弱め合うため、合流後の気体の脈動を分岐前よりも小さくすることができる。しかもこれは、気体を流れにくくすると共に異物の詰まりによる故障の原因ともなり得る小径の流路を使用することや、大きなタンク、または流路内の小部屋を備えることのいずれをも必要としない。したがって本発明によれば、流量の低下を伴わずに脈動を抑制できる、小型で故障の少ない、かつ、簡単な構成の電磁振動型ダイヤフラムポンプを提供することができる。

また、第１および第２の分岐流路を流れる気体の流量を相互に略同じにし、分岐流路相互の流路長の差を、分岐流路を流れる気体の脈動の波長の１／２の長さにすることによって、それぞれの分岐流路を通った気体が、脈動のピークを相互に最も弱め合うようにすることができ、脈動を効果的に抑制することができる。

本発明の電磁振動型ダイヤフラムポンプの一実施形態の断面説明図である 本発明の電磁振動型ダイヤフラムポンプの分岐流路の例を示す図である。 本発明の電磁振動型ダイヤフラムポンプの分岐流路の他の例を示す図である。 吐出管から吐出される気体の圧力の測定装置の概略を示すブロック図である。 本発明の電磁振動型ダイヤフラムポンプによる脈動の概略波形であって本発明による脈動抑制の仕組みを説明する図である。 本発明の分岐流路相互の流量、または長さの差を変化させたときの脈動抑制効果の変化を調べるための装置の構成を説明する図である。 本発明の分岐流路相互の長さを変化させたときの脈動値を示す図である。 従来の電磁振動型ダイヤフラムポンプの概略および従来技術の整流管を示す説明図である。 従来の電磁振動型ダイヤフラムポンプで生じる脈動を説明する図である。

つぎに、本発明の脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプについて、図面を参照しながら説明する。図１（ａ）には、本発明の一実施形態である脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプの正面からの概略断面説明図が示され、図１（ｂ）には、図１（ａ）に示される脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプの流路ケーシング１の上方からの概略の水平断面説明図が示されている。図１に示されるように、本発明の脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプは、電磁石２１および永久磁石２２ａを対向させて、電磁石２１の極性を交流電源で変更することにより永久磁石２２ａが固定された振動子２２を振動させ、振動子２２の少なくとも一端に設けられるダイヤフラム２４の振動により気体を送り出すポンプ２と、ポンプ２から吐出される気体を分岐する第１および第２の分岐流路１４、１５とを含んでおり、第１および第２の分岐流路１４、１５に流れる気体を合流して吐出する吐出管１６が第１および第２の分岐流路１４、１５に接続されて形成されている。本発明では、第１および第２の分岐流路１４、１５が、相互に異なる長さで形成されていることに特徴があり、本実施形態では、第１の分岐流路１４の方が第２の分岐流路１５よりも長くなるように形成されている。さらに、本実施形態では、振動子２２の両端にダイヤフラム２４が設けられており、ポンプ２の両側の吐出口２７ｂから吐出される気体を合流する、タンク１１およびタンク１１に接続された中継路１３を含んでおり、タンク１１が中継路１３を介して第１および第２の分岐流路と連通するように形成されている。

この実施形態では、ダイヤフラム２４は、振動子の両端に設けられているが、ダイヤフラム２４は、振動子の一端のみに設けられてもよく、その場合は、タンク１１および中継路１３を設けずに、第１および第２の分岐流路１４、１５をポンプ２の吐出口２７ｂに接続することにより、本発明の脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプを構成することができる。

本実施形態では、第１および第２の分岐流路１４、１５は、ポンプケーシング（図では線だけで省略して書いてある）２０ａ、２０ｂの下方に設けられた流路ケーシング１内に、流路ケーシング１の内壁と仕切板１８とによって、タンク１１および中継路１３と共に形成されている。本実施形態では、第１の分岐流路１４は、第２の分岐流路１５よりも長い流路長となるように、流路ケーシング１内を蛇行して蛇腹状に形成されている。仕切板１８は、第１および第２の分岐流路１４、１５、タンク１１、および中継路１３を画定するように、流路ケーシング１の底面に、たとえば型成形などによって立設されて形成されている。ポンプ２の両側の吐出口２７ｂから吐出された気体は、タンク１１で合流し、中継路１３を通った後、第１の分岐流路１４と第２の分岐流路１５とに分岐してそれぞれの分岐流路を流動する。第１の分岐流路に流入した気体は、蛇行する流路を流れ進み、吐出管１６の入口で第２の分岐流路を流動した気体と合流して、吐出管１６を通って吐出される。本実施形態では、流路ケーシング１は、ポンプケーシング２０ａ、２０ｂの下方に設けられているが、特にこの配置に限定されるものではなく、ポンプ２の吐出口２７ｂが水平方向に気体を吐出する場合などは、ポンプケーシング２０ａ、２０ｂの側方に設けられてもいいし、また、ポンプケーシング２０ａ、２０ｂと別体として形成され、ポンプ２の吐出口２７ｂとホースなどによって接続されてもよい。流路ケーシング１は、プラスチックや金属で形成することができる。仕切板１８は、型成形で形成される他に、流路ケーシング１と別に作製されて、流路ケーシング１の底面に、たとえば接着剤などで固定することによって立設されてもよい。仕切板１８は、流路ケーシング１と同じ材料で形成することができるが、流路ケーシング１と別体として作製される場合は、第１および第２の分岐流路１４、１５を流動する気体の流量を調整するために、気体に対して特定の摩擦係数を有する材料で形成されてもよい。

流路ケーシング１内に形成される第１および第２の分岐流路１４、１５は、図２および図３に他の例が示されるように、任意の経路で形成することができる。図２（ａ）に上面を除いた概略の斜視図が示され、図２（ｂ）に概略の上面図が示される流路ケーシング１の例では、図示しない上方のポンプの吐出室に連通する吐出口２７ｂに合流路１２が接続されており、タンク１１が省略され、流路ケーシング１の大半の領域を使って、長い方の分岐流路である第１の分岐流路１４が形成されており、第２の分岐流路１５との流路長差をより長くできるようにしている。また図３に概略の上面図が示される流路ケーシング１の他の例では、第１および第２の分岐流路１４、１５は、図示しない上方のポンプケーシング内でタンク、中継路、または合流路と連通し、かつ、相互に分岐して、それぞれの連通口１４ａ、１５ａを経由して、ポンプケーシング１内に配設されており、長い方の分岐流路である第１の分岐流路１４は、その経路が渦巻状に形成されている。このように第１の分岐流路を形成すると、前述の、分岐流路内の流れに対する屈折による損失の増加を抑えつつ、第２の分岐流路１５との流路長差を長くすることができる。

ポンプ２は、図１（ａ）にその一例が示されるように、ポンプケーシング２０ａ内に電磁石２１が対向するように設けられ、その対向する電磁石２１の間に振動子２２が設けられ、その振動子２２に、図１に示される例では、板状の永久磁石２２ａがそれぞれ電磁石と対向するように２組固定されている。この振動子２２の両端には、ダイヤフラム２４が固定されると共に、ダイヤフラム２４の外周はポンプケーシング２０ａに固着され、振動子２２の左右への振動に伴ってダイヤフラム２４が左右に揺れる構造になっている。ダイヤフラム２４の外側には、ポンプケーシング２０ａと同様に図では線だけで省略して示されているが、ポンプケーシング２０ｂが設けられ、ポンプケーシング２０ｂ内には、ポンプ室２５、吸気室２６、吐出室２７が形成され、吸気室２６には、ポンプ室２５に気体を送り込む吸入弁２６ａと外部から気体を吸入する吸入口２６ｂとが設けられ、吐出室２７には、ポンプ室２５から気体が送り込まれる吐出弁２７ａとタンク１１に連通した吐出口２７ｂが形成されており、左右のそれぞれの吐出口２７ｂから吐出された気体は、タンク１１に送り出される構造になっている。

電磁石２１は、図１に示される例では、電磁石２１は、Ｅ型鉄心２１ａの中心部２１ｃに励磁コイル２１ｂが巻回され、Ｅ型鉄心２１ａの中心部２１ｃの先端部に励磁コイル２１ｂの電流の向きに応じてＮ極またはＳ極の極性が現れ、Ｅ型鉄心２１ａの両端部２１ｄの先端部に中心部２１ｃの先端部と逆の極性のＳ極またはＮ極が現れる。一方、振動子２２は、たとえばプラスチックまたはアルミニウムからなる棒または板状の振動軸２２ｂのコイル巻回部分に対向する位置の近傍に永久磁石２２ａが固着されて形成されている。図１に示されるように、２個の永久磁石は極性が異なる方向になるように固着する。この構成で、励磁コイル２１ｂに交流電圧を印加すると、交流の正側電圧と負側電圧で励磁コイル２１ｂに流れる電流の向きが変る。そのため、Ｅ型鉄心２１ａの中心部２１ｃの先端には、交流電圧の位相に合せてＮ極とＳ極が交互に現れる。その結果、たとえば図１に示されるように、Ｅ型鉄心２１ａの中心部２１ｃに現れる磁極がＮ極の位相であれば、振動子２２の永久磁石２２ａのＳ極が中心側に引き寄せられ、Ｎ極は中心から遠ざかるように振動子２２が動く。交流電圧の位相が逆の位相になれば、電流の向きが反転して中心部２１ｃにＳ極が現れる。そのため、振動子２２の永久磁石のＮ極が引き寄せられ、Ｓ極は遠ざかるように振動子２２が移動する。なお、図１に示されるように、電磁石２１および永久磁石２２ａの極性は、振動軸２２ｂを挟んだ図の上部と下部とで、その極性が逆になるように構成されている。

その結果、交流電圧の位相に応じて振動子２２が振動し、たとえば図１で振動子２２が右側に移動した場合、右側のポンプ室２５が圧縮され、気体が吐出弁２７ａを開けて吐出室２７側に移動する。交流電圧の位相が変って振動子２２が左側に動くと、右側のポンプ室２５は広がり、圧力が下がるため、吸気室２６から吸入弁２６ａを開けて気体が流入する。吸気室２６は、吸気口２６ｂを介して外部から気体が供給されるため、通常の気圧を保持する。この動作を交流電圧により繰り返すため、左右のポンプ室２５から次々と気体が送り出され、タンク１１に供給される。その結果、流路ケーシング１の吐出管１６に接続されるバルブ（図示せず）で制御される圧力を超えた場合に吐出管１６から気体が送り出される。

図１に示される構成の分岐流路を備えた電磁振動型ダイヤフラムポンプについて、吐出管１６から吐出される気体の脈動値および質量流量を測定した結果を表１に示す。ここで脈動値とは、脈動によって生じる流路内の最大圧力と最小圧力の差を、ｍＶを単位として表したものである（以下の記載においても同様である）。この測定に用いた電磁振動型ダイヤフラムポンプの第１の分岐流路１４と第２の分岐流路１５の流路長差は１２３０ｍｍであり、第１の分岐流路の断面積は３６６ｍｍ²、第２の分岐流路の断面積は６３．６ｍｍ²であった。また、吐出管１６から吐出される気体の圧力を１７．７ｋＰａに調整し、電磁石に印加する交流電圧の周波数を５０Ｈｚおよび６０Ｈｚとして測定した。なお、比較のために、本願発明の分岐流路が設けられずに、タンク１１と吐出管１６とが単一の経路で連通されている電磁振動型ダイヤフラムポンプを使って測定した結果を「比較用」として表１の下段に示してある。測定は、図４に示されるような構成で実施した。すなわち、電磁振動型ポンプの吐出管１６に、内径φ１７ｍｍのゴム管を介してバルブ４１を接続し、バルブ４１に軟質塩化ビニール管を介してマスフローメータ４２を接続し、バルブ４１の前の吐出管１６から約１６０ｍｍの位置に測定孔を形成して圧力センサ４３を接続し、その圧力センサ４３の出力をオシロスコープ４４で測定した。

表１から明らかなように、図１に示される本発明の電磁振動型ダイヤフラムポンプ（分岐流路有り）は、分岐流路を設けていない電磁振動型ダイヤフラムポンプと比較すると、脈動が抑制され、しかも、略同じ流量が維持されている。したがって、流量が低下するという従来技術の問題点が解消されていることが分かる。これは、前述の通り本発明の電磁振動型ダイヤフラムポンプが、従来技術の、タンクを小部屋に仕切る例における切り欠き部や、整流管の小孔のような、流路内の気体の流れにくさを増大させる小径の流路を使用していないことによるものと考えられる。また、前述のとおり、この測定に用いた電磁振動型ダイヤフラムポンプの第１の分岐流路１４と第２の分岐流路１５の流路長差は１２３０ｍｍであり、一方、前述の（式４）を用いて、この測定における条件での最適流路長差を計算すると、５０Ｈｚの場合に１７８８ｍｍ、６０Ｈｚの場合に１４９１ｍｍという数値が得られた。従って、表１に示された脈動抑制効果は、それぞれ、最適流路長差の６９％、および８２％の流路長差において得られたものであり、流路長差をより長くして最適流路長差に近づけることにより、脈動をさらに抑えることができる。

表１に結果が示された測定で得られた本発明の電磁振動型ダイヤフラムポンプの脈動抑制効果は、長さの違う分岐流路を通過したそれぞれの気体の脈動の位相が相互にずれるために、それらの気体が合流するときに脈動のピークを弱め合うことにより得られる。たとえば図５には、本願発明の電磁振動型ダイヤフラムポンプ内の第１および第２の分岐流路１４、１５を流れる気体の脈動が、時間を横軸とし、流路内の圧力を縦軸として概略的に示されており、図５にＷ１で示される波形は第１の分岐流路の出口付近の圧力を、図５にＷ２で示される波形は、第２の分岐流路の出口付近の圧力を、それぞれ示している。図５に示されるように、Ｗ１およびＷ２の波形は、形状は略同じであるが、分岐流路相互の流路長差により、Ｐｈ１で示される位相差が生じている。このＷ１およびＷ２で圧力が示される気体が合流すると、両者の圧力の時間ごとの平均値が合流後の気体の圧力となるが、ここで位相差Ｐｈ１があるために、たとえばＷ１のピークの圧力は、Ｗ２のピーク以外の大きさの圧力との平均値として合流後の気体の圧力となる。そのため、その大きさは合流前よりも小さくなり、これはＷ２のピークの圧力についても同様である。この結果、合流後の気体の脈動は、図５にＷ３で示される波形となり、分岐流路内の気体よりも脈動が抑制されることとなる。

脈動の抑制が、前述のような原理に基づいているため、第１および第２の分岐流路１４、１５の分岐箇所の気体の圧力波形が測定できれば、ある位相差Ｐｈ１を生じるような流路長差を有する第１および第２の分岐流路１４、１５を気体が通過することによって得られる合流後の脈動値を計算によって得ることができる。具体的には、測定によって得られた第１および第２の分岐流路１４、１５の分岐箇所の気体の圧力波形と、この波形を位相差Ｐｈ１だけずらした波形との時間ごとの平均値を計算することによって、合流後の気体の圧力波形を得ることができ、合流後の、すなわち抑制された後の脈動値を、この合流後の気体の圧力波形の振幅として得ることができる。また、この位相差Ｐｈ１を生じるような第１および第２の分岐流路１４、１５の相互の流路長差Ｌは、第１および第２の分岐流路１４、１５内の脈動の周期Ｔ、ならびに第１および第２の分岐流路１４、１５内の脈動の波長λを用いて、
Ｌ＝λ×Ｐｈ１／Ｔ （式５）
として算出できる。したがって、本発明による電磁振動型ダイヤフラムポンプでは、前述の合流後の気体の圧力の算出方法および（式５）を用いることによって、任意の位相差に対して算出された脈動値の気体を吐出する第１および第２の分岐流路１４、１５を計算値に基づいて設計することができる。

合流後の気体の脈動値、および、第１および第２の分岐流路１４、１５の相互の流路長差Ｌを、電磁石２１に印加する電圧の周波数を５０Ｈｚとして、前述の計算方法によって算出した例を、その実測値、および想定した位相差Ｐｈ１とともに表２に示す。表２において、合流後の気体の脈動値の計算値とは、第１および第２の分岐流路１４、１５の分岐箇所の気体の圧力波形を実際に測定し、この圧力波形を用いて、想定した位相差Ｐｈ１における合流後の気体の脈動値を前述の計算方法によって算出した値であり、Ｌの計算値とは、前述の（式５）に位相差Ｐｈ１を代入して算出した値である。また、表２においてＬの実測値とは、相互の流路長差がこのＬの計算値となるように作製した第１および第２の分岐流路１４、１５の流路長差の実測値であり、合流後の気体の脈動値の実測値とは、この作製した第１および第２の分岐流路１４、１５を用いて実測した合流後の気体の脈動値である。なお、第１および第２の分岐流路１４、１５内の脈動の周期Ｔは１０ｍｓｅｃであり、第１および第２の分岐流路１４、１５内の脈動の波長λは３５４７ｍｍとして計算している。表２から明らかなように、脈動値について計算値と略一致する実測値が得られている。

さらに、それぞれの分岐流路の流量の相違による脈動抑制効果の変化を、図６に構成が示される測定装置で調べた。図６に示される測定装置は、第１および第２の分岐流路を設けていない電磁振動型ダイヤフラムポンプ（図示せず）の吐出管１６に、異なる流路長の分岐流路を構成する分岐装置４７の一端が接続され、分岐装置４７の他端はバルブ４１に接続されている。また、分岐装置４７と吐出管１６の間には温度計４８ａが取付けられ、分岐装置４７とバルブ４１の間には、温度計４８ｂと圧力計４６が取付けられている。分岐装置４７は、分岐点４７ｃで長い分岐流路４７ａと短い分岐流路４７ｂとに分岐し、これらの分岐流路４７ａ、４７ｂが合流点４７ｄで合流するように形成されており、合流点４７ｄの手前には、マスフローメータ４２ａ、４２ｂがそれぞれ接続されている。そして、短い分岐流路４７ｂは９６０ｍｍの長さで形成されている。一方、長い分岐流路４７ａは、流路長を調整できるように構成されており、主要な調整箇所として流路長調整箇所４７ｅが設けられている。この調査では、長い分岐流路４７ａの流路長を２４６０ｍｍ、すなわち、長い分岐流路４７ａと短い分岐流路４７ｂとの流路長差を１５００ｍｍで一定とした。

この調査では、分岐流路４７ａ、４７ｂの流量が変化するように、分岐点４７ｃの直後の９．０ｍｍの内径で形成されている部分に、内径が３ｍｍの絞り部を長い分岐流路４７ａ側に設けたもの（後述の表３でＩとしている）、内径が５ｍｍの絞り部を短い分岐流路４７ｂ側に設けたもの（後述の表３でＩＩＩとしている）、および、このような絞り部を何も設けていないもの（後述の表３でＩＩとしている）それぞれについて、分岐流路４７ａ、４７ｂそれぞれの質量流量と、合流点４７ｄで合流した後の脈動値を測定した。その結果を表３に示す。なお、図示しないポンプの電磁石に印加した交流電圧の周波数を６０Ｈｚとし、分岐装置４７から吐出される気体の圧力を１４．７ｋＰａにしている。

表３から明らかなように、分岐流路４７ａ、４７ｂそれぞれの流量の差が最も小さいＩＩＩの脈動値が一番小さく、最も高い脈動抑制効果が得られており、流量の差が大きくなるにつれて、脈動抑制の効果が低下していることが分かる。これは、それぞれの分岐流路を流れる気体の流量に違いがあると、合流後の気体の圧力の大きさが、分岐流路それぞれを流れてきた気体の圧力の平均値とならずに、流量の多い方の分岐流路の気体の圧力に近い大きさになると考えられ、このため、流量の多い方の分岐流路の気体の圧力のピークが、他方の分岐流路の気体の圧力との平均値まで弱められないことによるものと考えられる。したがって、脈動抑制効果を低下させないためには、分岐流路の気体の流れにくさを同じにして、それぞれの流路を流れる気体の流量を略同じにすることが好ましいと言える。ここで、分岐流路の気体の流れにくさは、一方または両方の分岐流路の断面の大きさ、仕切板の材質（仕切板の表面粗さ）、分岐流路の屈折部の角度、および／または屈折箇所の数などによって調整することができる。

本発明による脈動の抑制は、分岐流路の相互の流路長差によって生じる位相差を利用するものであるため、脈動抑制の効果は、位相差の基となる分岐流路の流路長差に依存する。そこで、前述の図６に構成が示される測定装置を再度用いて分岐流路相互の流路長差を変化させ、その変化に対する脈動抑制効果の変動、および、脈動を最も抑制できる分岐流路相互の最適な流路長差を調べた。図６に示される測定装置の長い分岐流路４７ａに設けられた流路長調整箇所４７ｅは、長い分岐流路４７ａの流路長を２１６０ｍｍ〜２９６０ｍｍの範囲で調整できるように構成されており、したがって９６０ｍｍの流路長で形成されている短い分岐流路４７ｂとの流路長差を１２００〜２０００ｍｍの範囲で調整できる。なお、この調査は、合流点４７ｄの手前にはマスフローメータ４２ａ、４２ｂを接続せずに、バルブ４１の分岐装置４７の反対側にマスフローメータ４２を１つだけ接続し、また前述の表３に結果が示された調査で設けた絞り部分を、いずれの分岐流路にも設けずに実施した。

長い分岐流路４７ａと短い分岐流路４７ｂとの流路長差を、後述の方法で算出した最適な流路長差を含むように変化させながら、分岐装置４７から出力される気体の脈動値を測定した結果を図７に示す。図７（ａ）は、図６に示される吐出管１６のポンプの電磁石（図示せず）に印加する交流電圧の周波数を５０Ｈｚとしたときの測定結果を示し、図７（ｂ）は同じく６０Ｈｚとしたときの測定結果を示している。また、図６に示される構成において、短い分岐流路４７ｂを塞ぎ、全ての気体が長い分岐流路４７ａを流れるようにした状態、すなわち、分岐流路が設けられていないようにした状態でも脈動値を測定した。比較のために、その測定値に相当する図７（ａ）および（ｂ）の縦軸位置に横線Ｈ１が示されている。また、後述の方法で算出した最適な流路長差は、電磁石に印加する交流電圧の周波数が５０Ｈｚでは１８２５ｍｍ、同じく６０Ｈｚでは１５２１ｍｍであり、この値が図７（ａ）および（ｂ）に縦線Ｖ１として示されている。

図７から明らかなように、いずれの周波数においても、計算によって得られた最適な流路長差付近で脈動値が最小となっており、最大の脈動抑制効果が得られていることから、後述の方法によって分岐流路の最適な流路長差が適切に計算できていることが分かる。したがって、最も高い脈動抑制効果が得られる最適な流路長差を備えた分岐流路を計算に基づいて設計できることが分かる。

また、この調査で調べた、図７（ａ）に矢印Ｓ１で示される流路長差の範囲（最適流路長差に対して８３〜１０９％の範囲）、および図７（ｂ）に矢印Ｓ２で示される流路長差の範囲（最適流路長差に対して７９〜１１８％の範囲）では、分岐流路が設けられていない状態の脈動値よりも小さく、かつ、流路長差の変化に対して略リニアに変化する脈動値が得られており、特異な変動の無い、流路長差に応じた脈動抑制効果が得られることが分かる。

図７に縦線Ｖ１として計算結果を示した分岐流路の最適流路長差の計算について説明する。分岐流路相互の最適な流路長差は、正負それぞれの側の波形がピーク位置に対して左右対称に近い波形の脈動に対しては、分岐流路の脈動の周期の１／２となる位相差を生じさせる長さであると考えられる。位相が周期の１／２ずれた脈動の波形は、元の脈動の波形に対して、時間軸を基準にして線対称となるように位置することとなるため、そのような脈動を持つ気体が合流すると、互いの脈動のピークを最も弱め合うことになるからである。したがって、分岐流路相互の最適流路長差Ｌ（ｍ）を、以下の（式６）から計算した。
Ｌ＝λ×Ｐｈ１／Ｔ＝λ×（Ｔ／２）／Ｔ＝λ／２＝（Ｖ／ｆ）／２＝（ｃ＋ｖ）／（２×ｆ）＝（ｃ＋ｖ）／（２×ｎ×ｆｏ） （式６）
ここで、λは分岐流路の脈動の波長（ｍ）、Ｔは分岐流路の脈動の周期（ｓｅｃ）、Ｐｈ１は位相差（ｓｅｃ）であってここでは周期Ｔの１／２の長さ、Ｖは分岐流路の脈動の速度（ｍ／ｓｅｃ）、ｆは分岐流路の脈動の周波数（Ｈｚ）、ｃは流路における音速（ｍ／ｓｅｃ）、ｖは流路内の気体の流速（ｍ／ｓｅｃ）、ｆｏは電磁石に印加する交流電圧の周波数（Ｈｚ）であり、ｎは交流電圧１周期中に電磁振動型ダイヤフラムポンプが気体を送り出す回数であって、図７に結果を示した調査においては、両端にダイヤフラムが設けられているポンプを使用しているためｎ＝２とした。

また、流路内の気体の流速ｖは、分岐流路を通過後に合流して吐出される気体の質量流量ＱＮ（ＮＬ／ｍｉｎ）、圧力Ｐ（ｋＰａ）、絶対温度Ｔａ（Ｋ）、および分岐流路の断面積Ｓ（ｍ²）から、以下の（式７）を用いて計算した。
ｖ＝ＱＮ×｛１０１．３／（１０１．３＋Ｐ）｝×（Ｔａ／２７３．１５）／（２×Ｓ×１０００×６０） （式７）
図７に結果を示した調査においては、５０Ｈｚで、ＱＮ＝６９．８ＮＬ／ｍｉｎ、６０Ｈｚで、ＱＮ＝６９．６ＮＬ／ｍｉｎ、Ｐ＝１４．７ｋＰａ、Ｔａ＝３１５．４５Ｋであった。また、分岐流路の断面積Ｓは、流路長調整箇所４７ｅなど内径が変化している部分があるので、脈動が分岐流路に流入してから分岐流路の出口に至るまでの時間を算出して、その時間に相当する流速が得られる、内径が一定の流路の内径を算出し、この内径を用いて計算した。

さらに、流路における音速ｃは、以下の（式８）を用いて計算した。
ｃ＝｛κ×Ｒ×Ｔａ／（１０００×Ｍ）｝^1/2 （式８）
ここで、κは比熱比＝１．４０３、Ｒは気体定数＝８．３１４４７２（Ｊ／（Ｋ・ｍｏｌ））であり、Ｍは空気の平均分子量＝２８．９６６（ｇ／ｍｏｌ）である。

１ 流路ケーシング
１１ タンク
１２ 合流路
１４ 第１の分岐流路
１５ 第２の分岐流路
１６ 吐出管
１８ 仕切板
２ ポンプ
２０ａ ポンプケーシング
２０ｂ ポンプケーシング
２１ 電磁石
２２ 振動子
２４ ダイヤフラム
２７ 吐出室
２７ａ 吐出弁
２７ｂ 吐出口
５４ 吐出管
５５ 小孔
５６ 整流管

Claims (4)

1. 電磁石および永久磁石を対向させて、前記電磁石の極性を交流電源で変更することにより前記永久磁石が固定された振動子を振動させ、前記振動子の少なくとも一端に設けられるダイヤフラムの振動により、気体を送り出すポンプと、
   前記ポンプから吐出される気体を分岐する第１および第２の分岐流路と、
   前記第１および第２の分岐流路を流れる気体を合流して吐出する吐出管
   とを有しており、
   前記第１および第２の分岐流路が、相互に異なる流路長を有し、
   前記振動子の両端にダイヤフラムが設けられており、前記ポンプの両側から吐出される気体を合流する合流路および／またはタンクをさらに有し、該合流路またはタンクのいずれかの出口が前記第１および第２の分岐流路と連通するように形成されてなる脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプ。
2. 前記第１および第２の分岐流路が、該第１および第２の分岐流路それぞれを流れる気体の流量が相互に略同じになる流路で形成されてなる請求項１記載の脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプ。
3. 前記第１および第２の分岐流路の長い方の流路が、前記ポンプに近接して設けられる流路ケーシングの内壁と仕切板とによって蛇腹状または渦巻き状に形成されてなる請求項１または２記載の脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプ。
4. 前記第１および第２の分岐流路相互の流路長の差が、前記吐出管内の気体の流速ｖ、該吐出管における音速ｃ、ならびに前記第１および第２の分岐流路内の気体の前記ポンプの動作によって生じた脈動の周波数ｆとの関係において、
   （ｃ＋ｖ）／（２×ｆ）
   によって表される長さの６９〜１１８％の範囲になるように、前記第１および第２の分岐流路が形成されてなる請求項１〜３のいずれか１項に記載の脈動抑制機構搭載の電磁振動型ダイヤフラムポンプ。

Images