JPH0226080B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ この発明は、換気扇やエアコン等に用いられる
軸流フアンに関し、特にその空力騒音を極限まで
低くすることを可能にした軸流フアンに関するも
のである。

［従来の技術］ 軸流フアンは、空調機や、換気扇など幅広く使
われており、そのフアンから発生する騒音をでき
る限り低くすることは、社会的にも大変重要であ
る。しかし、軸流フアンから発生する騒音を極力
低くし、かつ、フアンの空力性能を落とさないよ
うな軸流フアンの低騒音化手法は確立しておらず
個々の製品に対応したその場限りの低騒音化手法
がとられていた。

その中で、軸流フアンの低騒音化の手法として
軸流羽根車とケーシングとの関係で低騒音化を図
ろうとした例として特開昭50−92510号公報に掲
載されたものがある。第１７図は特開昭50−
92510号公報における軸流羽根車とケーシングと
の関係を示す側面図である。図において、１は羽
子板形状の羽根車、２は羽根車のボス、３は羽根
車の回転軸、７は羽根車１に流入する空気流、１
０は吸込み口の曲率半径が０かあるいは極めて小
さい値を持つケーシング、B_Rはケーシング１０
の吸込み口の曲率半径、D_Bはケーシング１０の
内径、D_Tは羽根車１の外径である。さらに、Ｚ
は羽根１の前縁からケーシング１０までの距離、
Ｃは羽根１の軸方向長さである。

次に動作について説明する。

従来例は、ケーシング１０の吸込み口の曲率半
径B_Rが極めて小さい時、羽根車１の前縁をケー
シング１０の前面より吸込み側に移動して低騒音
化を図ろうとしたものである。吸込み口の曲率半
径B_Rが極めて小さいため、空気流７が入口で剥
離しその下流側に非常に乱れた流れが発生する。
乱れた流れの中で羽根車１を回転させると、乱れ
との干渉により騒音が大きくなる。そこで、羽根
車１を吸込み側に移動すれば、乱れた流れの中で
回転する羽根車１の面積が減り、騒音を低下させ
ることができると考えたわけである。

第１８図ａ，ｂは従来例による流量係数とパワ
ーレベル（PWL：dB）、全圧係数の関係である。
図において、△印はＺ／Ｃ＝−0.46、□印はＺ／
Ｃ＝−0.18、＋印はＺ／Ｃ＝0.4、×印はＺ／Ｃ＝
0.67の時の値を示し、さらに〇印は羽根車を吸込
み側に移動せずに吸込み側にベルマウスを有する
ものの値を示している。Ｚ／Ｃが大きくなるにつ
れて騒音レベルは確かに低下している。また流量
係数に対するパワーレベルの関係は一般的な軸流
フアンと同様に、開放動作点から締切動作点に向
けて単調増加傾向となつている。他方、流量係数
と全圧係数との関係｛第１８図ｂ｝を見ると、羽
根車１をケーシング１０の吸込み側に移動したフ
アンでは移動していないものでベルマウスを有す
る場合（Γ印）と較べて開放動作点（この従来例
では流量係数＝0.32付近）における流量が少な
い。従つて開放動作点における流量をベルマウス
有の場合と同様にするには、回転数を大きくする
必要がありその回転数の上昇分だけ騒音が増加す
ることになる。

［発明が解決しようとする課題］ 従来の軸流フアンは以上のように構成されてい
たので、単に羽根車を吸込み側に移動しただけで
は、開放動作点における騒音レベルを低下させる
ことはできなかつた。さらに低騒音の羽根車の形
態に合わせて、開放動作点における騒音レベルを
最も低下させるための最適なケーシング形状を決
めることができない等の問題点があつた。

この発明及びこの発明の別の発明は上記のよう
な問題点を解消するためになされたもので、開放
動作点において騒音レベルを大幅に低下できる軸
流フアンを得ることを目的とする。

［課題を解決するための手段］ (1) この発明に係る軸流フアンは、回転軸を中心
とする半径Ｒの円筒面で羽根車を切断した時の
断面における羽根前縁部と羽根後縁部との中点
である翼弦線中心点P_Rと、羽根のボス部半径
R_bの円筒面で切断した時の断面における翼弦
線中心点P_bをとおり、回転軸と直交する平面
Scとの距離をlsとした時、気流の吸込み側を正
方向とした座標系において、翼弦線中心点P_R
をSc平面に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan^-1ls／Ｒ−R_bで表現できるδzの値をδz ＝12.5゜〜32.5゜とし、かつ、回転軸と直交する
平面に羽根車を投影した時の投影面において、
羽根のボス部半径R_bの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点をP_b′とし、回転軸
を原点０として、０点とP_b′点を結ぶ直線をｘ
軸とした座標系で、羽根車を半径Ｒの円筒面で
切断した時の翼弦線中心点をP_R′として直線
P_R′−０とｘ軸のなす角度をδ〓とした場合、δ〓
の半径方向分布を、 δ〓＝δ〓_t×Ｒ−R_b／R_t−R_b （R_t：羽根外周部半径、R_b：羽根ボス部半径、
δ〓_t：直線P_t′−０とｘ軸のなす角度）で与え、
δ〓_t＝40゜〜50゜とし、かつ、回転軸と直交する平
面を持ち、そこから、半径B_Rの曲面で絞られ、
羽根外径D_Tに対して、内径D_Bを有する吸込み
ベルマウスにおいて、羽根外周における後縁部
とベルマウス終端部との距離をlxとした時、
B_R＝0.05D_T〜0.2D_T、D_B＝1.01D_T〜1.05D_T、lx
＝０〜0.04D_Tとしたことを特徴とするものであ
る。

(2) また、この発明の別の発明に係る軸流フアン
は、回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽根
車を切断した時の断面における羽根前縁部と羽
根後縁部との中点である翼弦線中心点P_Rと、
羽根のボス部半径R_bの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点P_bをとおり、回転
軸と直交する平面Scとの距離をlsとした時、気
流の吸込み側を正方向とした座標系において、
翼弦線中心点P_RをSc平面に対して常に正方向
に位置させ、 δz＝tan^-1ls／Ｒ−R_bで表現できるδzの値をδz ＝12.5゜〜32.5゜とし、かつ、回転軸と直交する
平面に羽根車を投影した時の投影面において、
羽根のボス部半径R_bの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点をP_b′とし、回転軸
を原点０として、０点とP_b′点を結ぶ直線をｘ
軸とした座標系で、羽根車を半径Ｒの円筒面で
切断した時の翼弦線中心点をP′_Rとして直線
P_R′−０とｘ軸のなす角度をδ〓とした場合、δ〓
の半径方向分布を、 δ〓＝δ〓_t×Ｒ−R_b／R_t−R_b （R_t：羽根半径、R_b：羽根ボス部半径、δ〓_t：
直線P_t′−０とｘ軸のなす角度）で与え、δ〓_t＝
40゜〜50゜とし、かつ、羽根車を半径Ｒの円筒面
で切断しその断面を２次元平面に展開して得ら
れる展開図において、その羽根断面におけるそ
り線の形状を円弧形状とし、その円弧を形成す
るための中心角をそり角θとした場合、θの半
径方向分布を、 θ＝（θ_t−θ_b）×（Ｒ−R_b）／（R_t−R_b）＋θ_b （θ_t：羽根外周部におけるそり角、θ_b：羽根ボ
ス部におけるそり角）で与え、θ_t＝20゜〜30゜、
θ_b＝27゜〜37゜、θ_t＜θ_bとし、展開図において、
羽根の翼弦線と回転軸と平行で羽根の前縁を通
る直線とのなす角度を食い違い角ξとする時、
ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξ_t−ξ_b）×（Ｒ−R_b）／（R_t−R_b）＋ξ_b （ξ_t：羽根外周部における食い違い角、ξ_b：羽
根ボス部における食い違い角）で与え、ξ_t＝
62゜〜72゜、ξ_b＝53゜〜63゜、ξ_t＞ξ_bとし、かつ、
回
転軸と直交する平面を持ち、そこから、半径
B_Rの曲面で絞られ、羽根外径D_Tに対して、内
径D_Bを有する吸込みベルマウスにおいて、羽
根車の外周における後縁部と、ベルマウス終端
部との距離をlxとした時、B_R＝0.05D_T〜0.2D_T、
D_B＝1.01D_T〜1.05D_T、lx＝０〜0.04D_Tとしたこ
とを特徴とするものである。

［作用］ この発明における羽根車は、翼弦線中心点が気
体の吸込み側に前傾していると同時に、回転方向
へ前進した形状であり、さらにこの羽根車に対し
て吸込みベルマウスの入口曲率半径、内径、羽根
車の翼端部を覆うベルマウスの長さを最適化して
おり、開放動作点における騒音レベルを大幅に低
減することができる。

また、この発明の別の発明における羽根車は、
翼弦線中心点が気体の吸込み側に前傾していると
同時に回転方向へ前進した形状であり、そり角と
食い違い角でさらにその形状を最適化しており、
加えて、この羽根車に対して吸込みベルマウスの
入口曲率半径、内径、羽根車の翼端部を覆うベル
マウスの長さを最適化したので、開放動作点にお
ける騒音レベルを大幅に低減することができる。

［実施例］ 以下、この発明の一実施例を図について説明す
る。第１図はこの発明の一実施例による軸流フア
ンの羽根車と吸込みケーシングを示す斜視図で、
例えば３枚羽根形状のものであり、動作説明につ
いては、主に１枚の羽根の場合について述べるが
他の羽根についても同様である。図において１は
３次元形状をもつ羽根車、２は羽根車１を取り付
けるためのボス部、３は羽根車１の回転軸、４は
羽根車１の回転方向、１０はベルマウス本体、１
０ａは回転軸３と直交するベルマウス１０の吸込
み平面、１０ｂはベルマウス１０の入口の曲率半
径を有するＲ部分である。

第２図は羽根車１とベルマウス１０の相対位置
関係を示す断面図である。図において、７は空気
流、B_Rはベルマウス１０の入口Ｒ部分１０ｂの
曲率半径、D_Bはベルマウス１０の内径、D_Tは羽
根車１の外径、lxはベルマウスの終端部から羽根
車１の外周における後縁部までの距離である。

第３図は回転軸３と直交する平面に、羽根１を
投影した時の投影図で、１′は投影面上の羽根、
１a′は羽根先端部、１b′は羽根前縁部、１c′は羽
根後縁部、１d′は羽根外周部、２はボス部、３は
回転軸であり、回転軸３から半径Ｒの円筒面で羽
根１′を切断したときの投影面における円弧1b_R′
−P_R′−1C_R′は羽根断面形状となる。ここで、
P_R′は弧1b_R′−1C_R′の中点であり、投影面におけ
る翼弦線中心点となる。投影面におけるP_R′の位
置を明確化するために、ボス部半径R_bの円筒面
で羽根車を切断したときの投影面におけるボス部
翼弦線中心点をP_b′とし、回転軸３の投影面にお
ける位置０とを結ぶ直線P_b′−０をｘ軸として０
を原点とした座標系を投影面に形成する。P_t′は
外周半径R_tにおける羽根の外周部１d′での翼弦線
中心点、P〓′は翼弦線中心点P_R′における翼弦線
中心点軌跡P_b′−P_R′−P_t′の接線と半径Ｒとのな
す角度を示す。また、ダツシユ（′）の付いてい
る符号は投影面における各部分を示す上記座標系
において、直線P_R′−０とｘ軸とのなす角度をδ〓
とし、距離をＲとすれば、P_R′の位置は（Ｒ、δ〓）
という極座標系で表現できる。この実施例では、
直線P_t′−０とｘ軸のなす角度をδ〓_tとすると、δ〓
の半径方向分布を δ〓＝δ〓_t×Ｒ−R_b／R_t−R_b （R_t：羽根外周部半径、R_b：羽根ボス部半径、
δ〓_t：直線P_t′−０とｘ軸のなす角度）で与え、δ〓_t
＝40゜〜50゜としている。このようにして、翼弦線
中心点P_Rの位置を回転軸３と直交する平面上で
定義したので、次に軸方向位置を定義する。

第４図は、第３図におけるボス部翼弦線中心点
P_b′から外周部翼弦線中心点P_t′までの半径方向へ
の軌跡P_b′−P_R′−P_t′について、任意の半径Ｒに
おける翼弦線中心点P_Rを平面OX面に半径Ｒで回
転投影した翼弦線中心点P_Rの半径方向分布、及
び羽根車１の同位置での断面を示している。図に
おいて、５ａは羽根車１の負圧面、５ｂは羽根車
１の圧力面、９は羽根車１が回転する時に発生す
る遠心力、９ａ，９ｂはそれぞれ遠心力９の負圧
面法線方向分力、接線方向分力、２７は羽根外周
１ｄに発生する翼端渦、矢印Ａは気体の流入方向
を示す。そこで、ボス部半径R_bの円筒面で切断
した断面における翼弦線中心点P_bをとおり、回
転軸３と直交する平面Sc面を考える。任意の半
径Ｒにおける翼弦線中心点をP_Rとする時Sc平面
とP_R点との距離をls、ボス部翼弦線中心点P_bとSc
平面のなす角度をδzとする。気流Ａの吸込み側を
正方向とした座標系において、翼弦線中心点P_R
をSc平面に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan^-1ls／Ｒ−R_b で表現できるδzの値をδz＝12.5゜〜32.5゜としてい
る。このようにls又はδzを決定し、半径Ｒを与え
ることにより、翼弦線中心点P_Rの軸方向位置を
定義することができる。上記のようなδ〓及びδzの
値によつて羽根車をを構成すると、その翼弦線中
心点はδzの範囲で気体の吸込み側に前傾し、δ〓の
範囲で回転方向に前進した形状になる。

さらに、この実施例では羽根断面にそりを持た
せ、羽根面全体を滑らかな曲面となるように構成
している。

第５図は、翼弦線中心点P_Rを相対的な原点と
して、羽根面を形成したとき、羽根車１を半径Ｒ
の円筒面で切断し、その断面を２次元平面に展開
し得られる展開図を示す。羽根車１のそり線５を
円弧とし、その円弧を形成するための中心角であ
るそり角をθ、円弧を形成する半径をRRとす
る。この実施例では、θは半径方向分布を θ＝（θ_t−θ_b）×（Ｒ−R_b）／（R_t−R_b）＋θ_b としている。θ_tは羽根外周部におけるそり角、即
ち羽根外周部でのそり線の中心角、θ_bは羽根ボス
部におけるそり角、即ち羽根ボス部でのそり線の
中心角で与え、θ_t＝20゜〜30゜、θ_b＝27゜〜37゜、θ
_t＜
θ_bとしている。

羽根の取付位置は、その翼弦線１ｂ−１ｃと、
回転軸３と平行で前縁部１ｂをとおる直線６との
なす角度を食い違い角ξとし、ξを半径方向に分
布を持たせることにより決定する。Ｌは翼弦長で
ある。そこで、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξ_t−ξ_b）×（Ｒ−R_b）／（R_t−R_b）＋ξ_b とする。この時、ξ_tは羽根外周部における食い違
い角、ξ_bは羽根ボス部における食い違い角で与
え、ξ_t＝62゜〜72゜、ξ_b＝53゜〜63゜、ξ_t＞ξ_bとし
てい
る。

次にこの実施例に係る羽根車の低騒音化のメカ
ニズムとその効果を増強するベルマウスとの関係
を説明する。

第６図は翼弦線中心線の吸込み方向への前傾角
δzの送風、騒音に対する影響を示す特性曲線であ
る。ここで翼弦線中心線は翼弦線中心点P_Rを連
ねた曲線である。図において、横軸は流量係数
（φ）縦軸は全圧係数（φ）、及び騒音（ホン）を
示しており、前傾角δzを−22.5゜〜45゜に変化した
時の特性曲線である。前傾角δzが大きくなるに従
い、全圧係数（φ）は大きくなりδz＝22.5゜の時
最大となる。一方、サージング動作点（φ＝
0.25゜付近：全圧係数φの曲線が流量係数φに対
して左下がりの曲線になる点）は前傾角δzが大き
くなると、より開放動作点（φ＝0.35付近）側に
移動し、有効動作領域（開放動作点からサージン
グ動作点）を狭くする傾向を持つ。

騒音性能を見ると、サージング動作点より開放
動作点側では前傾角δzが大きくなるに従い騒音レ
ベルは減少する。開放動作点においてδzが−
22.5゜の羽根（図中、▽印）45゜の羽根（図中、◇
印）を比べると45゜の羽根の方が約9dB(A)低い。
しかし流量が減少し、全圧が大きくなると45゜の
羽根の騒音レベルは流量係数φが0.3の点で急激
に大きくなる。しかも、この騒音急増加点はサー
ジング動作点（φ＝0.24）よりかなり開放動作点
側にあるため、有効な動作領域を狭めている。他
方、前傾角δzを小さくすると、開放動作点での騒
音レベルは増加するものの騒音急増加点は締切点
側に移動する傾向を持つ。即ち、翼弦線中心線の
吸込み側への前傾は騒音を低下させるが、一方で
は実質的な有効動作領域を狭めるという作用も同
時に持つ。

翼弦線中心線を吸込み側に前傾させることによ
り騒音が減少する原因は次のように考えられる。
第４図に示すように、羽根面５ａ上を円弧状の軌
跡を描きながら通過していく翼面上の流れによる
遠心力が羽根車１の負圧面に大きく作用する。遠
心力９の負圧面法線方向分力９ａが負圧面５ａに
発達する境界層に対して大きな圧縮力となつて働
き、境界層を非常に薄くできる。負圧面５ａから
発生する空力騒音は境界層厚さに比例して増加す
るので、分力９ａにより境界層が薄くなると、そ
の分だけ発生騒音が低下できる。

さらに次のような低騒音化のメカニズムも存在
する。第７図は回転する羽根車１を側面から見た
側面図である。図において、Ｂ、Ｃは翼弦線中心
線２１と羽根外周部１ｄ及び羽根スパン中央部が
交差する点である。翼弦線中心線２１とは、翼弦
線中心点P_Rを連ねた曲線である。羽根１の負圧
面上の圧力は羽根外周部１ｄ及び羽根スパン中央
部において、各々Ｂ、Ｃ点にて最も低下する。翼
弦線中心線２１の吸込み側への前傾により、Ｂ点
はＣ点より吸込み側に位置することになる。従つ
て負圧面上の圧力はＣ点が存在する羽根スパン中
央部よりＢ点がある羽根外周部１ｄの方がより吸
込み側で静圧が低下する。そのため負圧面上の流
線２２は羽根を通過する際半径方向に傾斜し、負
圧面上に半径方向の速度成分Vrを誘起する。相
対流れ場において、半径方向の速度成分はコリオ
リ力Fcを発生させる。第８図に羽根車１の負圧
面上における半径方向速度Vr２３、コリオリ力
Fc２４＝2Vrω、コリオリ力Fcの負圧面に対する
法線方向分力Fc⊥２５の関係を示す。図中、矢
印Ｄは羽根車１の回転方向を示す。ここでωは羽
根車１の角速度である。負圧面上にはコリオリ力
Fc⊥に対抗するために、負圧面に向かう圧力勾
配PA２６が発生する。このPA２６により負圧面
上の境界層流から乱流への遷移が遅れ羽根の後縁
部１ｃまで層流状態が続く。その結果乱流境界層
が後縁を通過するときに発生する広帯域騒音（乱
流騒音）は極めて低下し、ほとんど発生しなくな
る。以上をまとめると、翼弦線中心線２１を吸込
み側に前傾させることにより、負圧面の法線方向
にコリオリ力が発生し、コリオリ力により乱流境
界層の発達が抑制され、後縁騒音である乱流騒音
が低下するのである。

つぎに翼弦線中心線２１を吸込み側に前傾させ
たことにより新たな問題点が生じることを説明す
る。翼弦線中心線２１を吸込み側に前傾させたこ
とにより、負圧面上の半径方向の流れが増えた結
果、その流れが羽根外周部１ｄから流失するとき
発生する翼端渦２７の量が増すと渦が羽根外周部
１ｄから剥離する点２８が後縁部１ｃから徐々に
前縁部１ｂに移動する。流量が減少し、静圧が増
加してくると圧力バランスをとるために半径方向
の流れが益々増加し、剥離点２８はさらに前縁部
１ｂにむけて移動する。翼端渦の剥離点２８が前
縁部１ｂに移動すればするほど、翼端渦２７は翼
後縁１ｃの負圧面から遠ざかり、ベルマウス１０
と干渉し、回転方向に引き伸ばされ最終的には隣
接する羽根と干渉する。翼端渦２７は非常に乱れ
ているため、翼端渦が衝突した隣接翼の圧力面で
は大きな圧力変動が生じ、その結果低周波の騒音
が急激に大きくなる。従つて、翼弦線中心線２１
を吸込み側に前傾させると、開放動作点付近の騒
音は低下するものの、翼端渦２７の剥離点が前縁
部１ｂに移動しやすいため、流量が減少するとよ
り開放動作点側で翼端渦２７と隣接翼の干渉が始
まり、騒音が急激に増加しやすいという欠点を持
つている。そこで、この欠点を解消できれば羽根
車１の翼弦線中心線２１に吸込み方向への前傾角
δzを持たせて大幅な低騒音化を図ることができ
る。

流量が減少した時、翼端渦２７と隣接翼ができ
るだけ干渉しないようにするためには、羽根外周
部から流失する渦の量を減らせばよい。そこで、
この実施例からは翼弦線中心線２１をδ〓の範囲で
回転方向へ前進させている。第１０図ａに示すよ
うに、翼弦線中心線２１を回転方向に前進させる
と羽根車の前縁部１ｂから入つた流れの一部ａだ
けが羽根外周部１ｄから渦となつて流出するだけ
で、前縁部１ｂから流入した大部分の流れは後縁
部１ｃから流出していく。これに反して、第１０
図ｂに示すように翼弦線中心線２１が回転方向に
前進していない羽根車１では、前縁部１ｄから羽
根に流入した流れの大部分であるa′からの流れが
羽根外周部１ｄから流出する。図より、a′≫ａで
あるから、前進角δ〓のない羽根車１では翼端渦２
７の量が増加し、隣接翼との干渉がより開放動作
点側で発生する。従つて、翼弦線中心線２１に回
転方向の前進角δ〓を与えると羽根外周部１ｄから
流出する翼端渦２７の量が減少し、騒音が急激に
増加する動作点をより締切側に移動することがで
きる。

第１１図に羽根外周部１ｄにおける翼弦線中心
線２１の前進角δ〓が大きくなるに従い、騒音急激
増加点が低風量、高静圧側に移動し、有効動作領
域が拡大するのが分かる。しかも、移動効果はδ〓
が15゜から45゜まで大きく、45゜を越えると飽和する
傾向を持つている。

以上、羽根車１の翼弦線中心線２１をδzの範囲
で吸込み方向へ前傾させ、δ〓の範囲で回転方向に
前進させたことによる効果を説明した。次にそれ
らの効果を最大限に発揮させるためのベルマウス
１０の形状に関して説明する。

上記のようにこの実施例における羽根車１は、
羽根の負圧面上５ａに強い半径方向流れ２３が発
生することにより境界層の乱流への遷移が抑制さ
れる。この効果を発揮させるために、羽根車１で
は翼弦線中心線２１を吸込み側に前傾させてい
る。さらにこの効果を増強させるためには、第２
図におけるベルマウス１０の形状が重要となる。
羽根車１を覆う直線ダクトが無いベルマウス１０
内で、羽根車１を回転させると、羽根車１の周り
に境界が無いため、羽根の間に発生する旋回流に
よる遠心力に対向するような静圧勾配が強く発生
しない。そのため、旋回流による遠心力の影響が
強く羽根間の流れに作用し、羽根間の流れは半径
方向速度を持つことになる。その結果、翼弦線中
心線２１を吸込み側に前傾させる効果、即ち羽根
車１の負圧面５ａ上に半径方向流れを発生させる
効果を増加させることができ、乱流騒音を大幅に
低下させることができる。羽根車１の外周部１ｄ
とベルマウス１０との〓間が広い場合でも同様の
現象が発生する。

また、羽根車１の外周部１ｄの外側では、羽根
の上下面の圧力差により、圧力面５ｂから負圧面
５ａへの漏れ流れが存在し、この流れによつて翼
端渦２７を増強する。漏れ流れの量は羽根車１の
外周部１ｄとベルマウス１０の〓間の大きさによ
つて変化する。特に羽根車１の上下面における圧
力差が大きい後縁部１ｃにおける外周部１ｄとベ
ルマウス１０との〓間が、この現象に関して強い
影響力を持つている。羽根車１の後縁部１ｃにお
いて、外周部１ｄを覆う直線ダクトが無い場合
や、外周部１ｄとベルマウス１０との〓間が広い
場合には、漏れ流れの量が増加し、翼端渦２７の
強度を増加する。さらに漏れ流れは隣接翼側に翼
端渦２７を吹き飛ばす作用をもつので、翼端渦２
７と隣接翼との干渉がより開放動作点側から始ま
る。しかし翼弦線中心線２１を回転方向に前進さ
せると、前縁部１ｂから流入した流れの中で、羽
根外周部１ｄから翼端渦２７となつて流出する流
れの量が減り、隣接翼との干渉により騒音が急激
に増加する動作点をより締切点側に移動させる効
果がある。このように、上記のベルマウス１０の
構成による問題点を前進角δ〓を有する羽根形状と
することによつて補つている。

以上の翼弦線中心線２１の吸込み方向への前傾
と、回転方向への前進の効果と、ベルマウス１０
との関係をまとめると次のようになる。ベルマウ
ス１０の直線ダクトを持たず、また羽根車の外周
部１ｄとベルマウス１０の〓間が広いと、翼弦線
中心線２１を吸込み方向へ前傾させた効果は増強
され、開放動作点における乱流騒音レベルは大巾
に低下する。さらに、翼弦線中心線２１を回転方
向へ前進させたことにより、騒音が急激に増大す
る動作点を締切点側に移動するとができ、有効動
作領域も広くできる。

そこで実施例に関して具体的な効果について説
明する。以下に、開放動作点における騒音レベル
を低くするような形状のベルマウスの各部の値を
示す。

B_R＝0.075D_T D_B＝1.017D_T lx＝０ ここで、B_Rはベルマウス１０の入口Ｒ部分の
曲率半径、D_Tは羽根車１の外径、D_Bはベルマウ
ス１０の内径、lxはベルマウス１０の終端と羽根
車１の外周における後縁部１ｃとの距離である。

機器にフアンを組み込む場合、寸法的な制約か
らベルマウス形状を変更しなければいけない場合
もあるので、ベルマウス１０の入口曲率半径B_R
を変化させて特性試験を行つた。ただし、他の形
状はすべて上記に示す実施例と同様の形状とし
た。

第１２図はベルマウス１０の入口曲率半径を変
化させてB_Rに対する騒音レベル（ホン）の値を
求めた結果である。図よりB_R＝0.05D_T〜0.2D_Tで
あれば十分低騒音の軸流フアンが得られることが
分かる。

ベルマウス１０の内径D_Bに関しては、羽根車
の外径D_Tに近いほうが騒音が急激に増加する動
作点をより締切点側に移動でき、ベルマウス１０
の直線ダクトがないことによる欠点を補うことが
できるが、低コストの軸流フアンの場合製作上の
点から見て、D_B＝1.01D_Tが限界である。また、
D_Bが極めて大きくなると騒音が急激に増加する
動作点が開放点に移動し、開放点の騒音レベルさ
え増加する。この場合、騒音レベルの増加分が３
ホン程度であるD_B＝1.05D_Tが大口径化の限界と
なる。この場合のサージング限界点は、開放流量
の約95％の流量動作点である。

ベルマウス１０の終端と羽根車１の外周部１ｄ
の後縁端１ｃとの距離lxは基本的には０とすべき
である。ただし、開放動作の騒音レベルを低下さ
せるためには、羽根車１のまわりに物体ができる
だけない方がよいので、lxが極めて大きくなる
と、羽根車１の外周部１ｄとベルマウス１０の間
隔が広くなりすぎ、開放動作点さえも騒音が急激
に増加する動作点となつてしまう。そこでそのよ
うな現象が顕著に現れないlx＝0.04D_Tがlxの限界
値となる。

次に羽根車１に対してベルマウス１０を最適化
した時、羽根車１の形状を決めるパラメータであ
る翼弦線中心線２１の吸込み方向への前傾角δz、
及び回転方向への前進角δθ、羽根のそり角θ、食
い違い角ξの最適範囲を求めた。なお各パラメー
タの影響を調べる際、他のパラメータの値は基本
値とし、羽根車のパラメータ基本値を以下のよう
に設定した。

δz＝22.5゜（半径方向に一定） δ〓＝45゜×Ｒ−R_b／R_t−R_b θ＝−7.5゜×Ｒ−R_b／R_t−R_b＋32゜ ξ＝９×Ｒ−R_b／R_t−R_b＋57゜ （R_t：羽根外周部半径、R_b：羽根ボス部半径） 第１３図に翼弦線中心線２１の吸込み方向への
前傾角δzと開放動作点の騒音レベル（ホン）との
関係を示す。図より、前傾角δzの値が12.5゜から
32.5゜の間にあれば騒音レベルは十分小さく、大
幅な低騒音化が図れる。

第１４図に翼弦線中心線２１の回転方向への羽
根外周部１ｄにおける前進角δ〓_tと開放動作点に
おける騒音レベル（ホン）との関係を示す。図に
よれば、前進角δ〓_t＞40゜の条件を満たせば騒音レ
ベルは大幅に低下する。前進角δ〓_tが大きくなる
と比騒音レベルは低下する傾向にあるが、曲げ強
度の点からみて最大50゜程度が限界となる。従つ
て、前進角δ〓_tを40゜〜50゜の範囲にすれば大幅に騒
音レベルを低くすることができる。

第１５図に羽根車１の羽根車の外周部１ｄにお
ける羽根車１のそり角θ_tと開放動作点における騒
音レベル（ホン）の関係を示す。一般にはそり角
θが大きければ大きいほど、羽根はより多くの仕
事を行うことができるが、余り大きすぎると騒音
が増大する傾向をもつている。図によれば、ボス
部におけるそり角θ_bを32゜とした場合、騒音レベ
ルはθ_tが20゜から30゜の範囲で大幅に低下した。図
示してないが、この傾向はθ_bを27゜から37゜まで変
化させても変わらなかつた。

第１６図に羽根車１の外周部１ｄにおける食い
違い角ξ_tと、開放動作点における騒音レベル（ホ
ン）の関係を示す。図より、ξ_tを62゜から72゜とす
れば騒音レベルを大幅に低下できる。この実施例
ではξ_b＝ξ_t−9゜としたが、ξ_b＝53゜〜63゜の範囲で
あれば同様の効果が得られる。

なお、この実施例では羽根車１の羽根枚数が３
枚のものについて述べたが、必須パラメータを上
記のように構成すれば、羽根枚数によらず同様の
効果が期待できる。

また、各パラメータにおける翼弦線中心線P_b
を定義した時のボス部半径R_bは、厳密にボス部
の半径でなくてもよく、ボス部半径の近傍の値で
あれば上記実施例と同様の形状の羽根車が得ら
れ、効果も上記実施例と同様のものが得られる。

また、この、実施例では、羽根の形状を決定す
るパラメータをしてδ〓、δz、そり角θ、食い違い
角ξ、及びベルマウスの形状を決定するパラメー
タとしてB_R、D_B、lxのすべてを最適値にして構
成したが、羽根の形状を決定するパラメータは、
δ〓とδzのみでも充分な効果を奏するものである。

［発明の効果］ (1) 以上のように、この発明によれば、回転軸を
中心とする半径Ｒの円筒面で羽根車を切断した
時の断面における羽根前縁部と羽根後縁部との
中点である翼弦線中心点P_Rと、羽根のボス部
半径R_bの円筒面で切断した時の断面における
翼弦線中心点P_bをとおり、回転軸と直交する
平面Scとの距離をlsとした時、気流の吸込み側
を正方向とした座標系において、翼弦線中心点
P_RをSc平面に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan^-1ls／Ｒ−R_bで表現できるδzの値をδz ＝12.5゜〜32.5゜とし、かつ、回転軸と直交する
平面に羽根車を投影した時の投影面において、
羽根のボス部半径R_bの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点P_b′とし、回転軸を
原点０として、０点とP_b′点を結ぶ直線をｘ軸
とした座標系で、羽根車を半径Ｒの円筒面で切
断した時の翼弦線中心点をP_R′として直線P_R′
−０とｘ軸のなす角度をδ〓とした場合、δ〓の半
径方向分布を、 δ〓＝δ〓_t×Ｒ−R_b／R_t−R_b （R_t：羽根外周部半径、R_b：羽根ボス部半径、
δ〓_t：直線P_t′−０とｘ軸のなす角度）で与え、
δ〓_t＝40゜〜50゜とし、かつ、回転軸と直交する平
面を持ち、そこから半径B_Rの曲面で絞られ、
羽根外径D_Tに対して、内径D_Bを有する吸込み
ベルマウスにおいて、羽根外周における後縁部
とベルマウス終端部との距離をlxとした時、
B_R＝0.05D_T〜0.2D_T、D_B＝1.01D_T〜1.05D_T、lx
＝０〜0.04D_Tとしたので羽根形状とベルマウス
の形状を与えることができ、開放動作点におけ
る騒音レベルを大幅に低下できる軸流フアンを
得られる効果がある。

(2) また、この発明の別の発明に係わる軸流フア
ンは回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽根
車を切断した時の断面における羽根前縁部と羽
根後縁部との中点である翼弦線中心点P_Rと、
羽根のボス部半径R_bの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点P_bをとおり回転軸
と直交する平面Scとの距離をlsとした時気流の
吸込み側を正方向とした座標系において、翼弦
線中心点P_RをSc平面に対して常に正方向に位
置させ、 δz＝tan^-1ls／Ｒ−R_bで表現できるδzの値をδz ＝12.5゜〜32.5゜とし、かつ、回転軸と直交する
平面に羽根車を投影した時の投影面において、
羽根のボス部半径R_bの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点をP_b′とし、回転軸
を原点０として、０点とP_b′点を結ぶ直線をｘ
軸とした座標系で、羽根を半径Ｒの円筒面で切
断した時の翼弦線中心点をP_R′として直線P_R′
−０とｘ軸のなす角度をδ〓とした場合、δ〓の半
径方向分布を、 δ〓＝δ〓_t×Ｒ−R_b／R_t−R_b （R_t：羽根外周部半径、R_b：羽根ボス部半径、
δ〓_t：直線P_t′−０とｘ軸のなす角度）で与え、
δ〓_t＝40゜〜50゜とし、かつ、羽根車を半径Ｒの円
筒面で切断し、その断面を２次元平面に展開し
て得られる展開図において、その羽根断面にお
けるそり線の形状を円弧形状とし、その円弧を
形成するための中心角をそり角θとした場合、
θの半径方向分布を、 θ＝（θ_t−θ_b）×Ｒ−R_b／R_t−R_b＋θ_b （θ_t：羽根外周部におけるそり角、θ_b：羽根ボ
ス部におけるそり角）で与え、θ_t＝20゜〜30゜、
θ_b＝27゜〜37゜、θ_t＜θ_bとし、展開図において、
羽根の翼弦線と、回転軸と平行で羽根の前縁を
通る直線とのなす角度を食い違い角ξとする
時、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξ_t−ξ_b）×Ｒ−R_b／R_t−R_b＋ξ_b （ξ_t：羽根外周部における食い違い角、ξ_b：羽
根ボス部における食い違い角）で与え、ξ_t＝
62゜〜72゜、ξ_b＝53゜〜63゜、ξ_t＞ξ_bとし、かつ、
回
転軸と直交する平面を持ち、そこから半径B_R
の曲面で絞られ、羽根外径D_Tに対して、内径
D_Bを有する吸込みベルマウスにおいて、羽根
車の外周における後縁部とベルマウス終端部と
の距離をlxとした時、B_R＝0.05D_T〜0.2D_T、D_B
＝1.01D_T〜1.05D_T、lx＝０〜0.04D_Tとしたの
で、上記発明に加えて、そり角と食い違い角を
考慮した羽根車においてもベルマウスの各部の
形状を与えることができ、開放動作点における
騒音レベルを大幅に低下できる軸流フアンを得
られる効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の一実施例による軸流フアン
を示す斜視図、第２図はこの発明の一実施例に係
り、回転軸を含む平面による断面図、第３図はこ
の発明の一実施例に係り、回転軸と直交する平面
に羽根を投影した時の投影図、第４図は第３図に
おけるボス部翼弦線中心点P_b′から外周部翼弦線
中心点P_t′までの半径方向への軌跡P_b′−P_R′−
P_t′について、任意の半径Ｒにおける翼弦線中心
点P_Rを平面OX面に半径Ｒで回転投影した翼弦線
中心点P_Rの半径方向分布、及び羽根の同一位置
での断面を示す断面図、第５図はこの発明の一実
施例に係り、翼弦線中心点P_Rを相対的な原点と
して羽根車を形成した時、羽根を半径Ｒの円筒面
で切断し、その断面を２次元平面に展開して得ら
れる展開図、第６図は種々の翼弦線中心線の吸込
み方向への前傾角δzにおいて、流量係数に対する
全圧係数及び騒音（ホン）を示す特性図、第７図
は一実施例に係る羽根車の側面図、第８図、第９
図はそれぞれの羽根面での流れを説明する説明
図、第１０図ａ，ｂは前進角がある場合と、ない
場合の流れを説明する説明図、第１１図は種々の
前進角δ〓における流量係数と圧力係数の関係を示
す特性図、第１２図はベルマウスの入口の曲率半
径B_Rに対する開放動作点における騒音レベル
（ホン）を示す特性図、第１３図は前傾角δzに対
する開放動作点における騒音レベル（ホン）を示
す特性図、第１４図は羽根車の外周部における前
進角δ〓_tに対する開放動作点における騒音レベル
（ホン）を示す特性図、第１５図は羽根車の外周
部における各々のそり角θ_tに対する開放動作点に
おける騒音レベル（ホン）を示す特性図、第１６
図は羽根車の外周部における各々の食い違い角ξ_t
に対する開放動作点における騒音レベル（ホン）
を特性図、第１７図は従来の軸流フアンを示す断
面図、第１８図は従来の軸流フアンに係る、流量
係数と全圧係数の関係、及び流量係数とPWL（パ
ワーレベル）（dB）の関係を示す特性図である。
なお、図中、同一符号は同一、又は、相当部分を
示す。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽根車
   を切断した時の断面における羽根前縁部と羽根後
   縁部との中点である翼弦線中心点P_Rと、羽根の
   ボス部半径R_bの円筒面で切断した時の断面にお
   ける翼弦線中心点P_bをとおり上記回転軸と直交
   する平面S_cとの距離をl_sとした時、気流の吸込み
   側を正方向とした座標系において上記翼弦線中心
   点P_Rを上記S_c平面に対して常に正方向に位置さ
   せ、 δ_z＝tan^-1l_s／Ｒ−R_bで表現できるδ_zの値を δ_z＝12.5゜〜32.5゜とし、かつ、上記回転軸と直交
   する平面に羽根車を投影した時の投影面におい
   て、上記羽根のボス部半径R_bの円筒面で切断し
   た時の断面における翼弦線中心点をP_b′とし、上
   記回転軸を原点０として、上記０点とP_b′点を結
   ぶ直線をｘ軸とした座標系で、上記羽根車を半径
   Ｒの円筒面で切断した時の翼弦線中心点をP_R′と
   して直線P_R′−０とｘ軸のなす角度をδ〓とした場
   合、δ〓の半径方向分布を δ〓＝δ〓_t×Ｒ−R_b／R_t−R_b （R_t：羽根外周部半径、R_b：羽根ボス部半径、
   δ〓_t：直線P_t′−０とｘ軸のなす角度）で与え、δ〓_t
   ＝40゜〜50゜とし、かつ、上記回転軸と直交する平
   面を持ち、そこから、半径B_Rの曲面で絞られ、
   上記羽根外径D_Tに対して、内径D_Bを有する吸込
   みベルマウスにおいて、上記羽根車の外周におけ
   る後縁部とベルマウス終端部との距離をl_xとした
   時、各パラメータの大きさを以下の値にした事を
   特徴とする軸流フアン。 B_R＝0.05D_T〜0.2D_T D_B＝1.01D_T〜1.05D_T l_x＝０〜0.04D_T ２ 回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽根車
   を切断した時の断面における羽根前縁部と羽根後
   縁部との中点である翼弦線中心点P_Rと、羽根の
   ボス部半径R_bの円筒面で切断した時の断面にお
   ける翼弦線中心点P_bをとおり上記回転軸と直交
   する平面S_cとの距離をl_sとした時、気流の吸込み
   側を正方向とした座標系において上記翼弦線中心
   点P_Rを上記S_c平面に対して常に正方向に位置さ
   せ、 δ_z＝tan^-1l_s／Ｒ−R_bで表現できるδ_zの値を δ_z＝12.5゜〜32.5゜とし、かつ、上記回転軸と直交
   する平面に羽根車を投影した時の投影面におい
   て、上記羽根のボス部半径R_bの円筒面で切断し
   た時の断面における翼弦線中心点をP_b′とし、上
   記回転軸を原点０として、上記０点とP_b′点を結
   ぶ直線をｘ軸とした座標系で、上記羽根車を半径
   Ｒの円筒面で切断した時の翼弦線中心点をP_R′と
   して直線P_R′−０と上記ｘ軸のなす角度をδ〓とし
   た場合、δ〓の半径方向分布を δ〓＝δ〓_t×Ｒ−R_b／R_t−R_b （R_t：羽根外周部半径、R_b：羽根ボス部半径、
   δ〓_t：直線P_t′−０とｘ軸のなす角度）で与えδ〓_t＝
   40゜〜50゜とし、かつ、上記羽根車を半径Ｒの円筒
   面で切断し、その断面を２次元平面に展開して得
   られる展開図において、その羽根断面におけるそ
   り線の形状を円弧形状とし、その円弧を形成する
   ための中心角をそり角θとした場合、θの半径方
   向分布を θ＝（θ_t−θ_b）×（Ｒ−R_b）／（R_t−R_b）＋θ_b （θ_t：羽根外周部におけるそり角、θ_b：羽根ボス
   部におけるそり角）で与え、θ_t＝20゜〜30゜、θ_b＝
   27゜〜37゜、θ_t＜θ_bとし、上記展開図において、羽
   根の翼弦線と、上記回転軸と平行で羽根の前縁を
   通る直線とのなす角度を食い違い角ξとする時、
   ξの半径方向分布を ξ＝（ξ_t−ξ_b）×（Ｒ−R_b）／（R_t−R_b）＋ξ_b （ξ_t：羽根外周部における食い違い角、ξ_b：羽根
   ボス部における食い違い角）で与え、ξ_t＝62゜〜
   72゜、ξ_b＝53゜〜63゜、ξ_t＞ξ_bとし、かつ上記回転
   軸
   と直交する平面を持ち、そこから、半B_Rの曲面
   で絞られ、上記羽根外径D_Tに対して内径D_Bを有
   する吸込みベルマウスにおいて、上記羽根車の外
   周における後縁部とベルマウス終端部との距離を
   l_xとした時、各パラメータの大きさを以下の値に
   した事を特徴とする軸流フアン。 B_R＝0.05D_T〜0.2D_T D_B＝1.01D_T〜1.05D_T l_x＝０〜0.04D_T