JP2796253B2 - マグネットポンプ - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、給排水等に使用される
マグネットポンプに関し、特に、そのポンプケーシング
の形状に関する。

【０００２】

【従来の技術】主として家庭用などにおける温水循環又
は暖房用の小型ポンプ（目安としてモータ出力３００Ｗ
以下）としては、例えば図１６に示すようなディスクマ
グネットポンプが使用されている。図１６において、デ
ィスクマグネットポンプ３０は、モータ側ケーシング４
とポンプ側ケーシング（フロントケーシング）１１を有
しており、モータ側ケーシング４の内部は原動機室２５
と駆動室２６とに区分され、駆動室２６とフロントケー
シング１１内部のインペラ室（ポンプ室）２７とはＯリ
ング８で液密に取り付けた隔壁板（バックケーシング）
１９によって完全に隔離されている。原動機室２５に
は、モータ固定子１，モータ回転子２，モータシャフト
２８及びボールベアリング３等が設けられており、これ
らはモータを構成している。駆動室２６にはモータシャ
フト２８の軸端に締め付けネジ（図示せず）によって駆
動用カップリング５が固定されており、駆動用カップリ
ング５にはディスク状の駆動用マグネット６が固定され
ている。インペラ室２７は回転中心線方向に開口する吸
込口２２と円周接線方向に開口する吐出口２３とに連通
しており、インペラ室２７内にはインペラシャフト１
２，インペラ軸受け１３，インペラスラスト受け１４を
介してインペラ１０が回動可能に設けられている。

【０００３】そしてインペラ１０には隔壁板１９を挟ん
でディスク状の駆動用マグネット６に対峙するようにデ
ィスク状の従動用マグネット７が固定されている。モー
タ駆動によって駆動用マグネット６が回転すると、これ
に吸引追従して従動用マグネット７即ちインペラ１０が
回転するため、吸込口２２からインペラ室２７に吸水さ
れた水（湯）は吐出口２３から吐き出される。なお、１
５はインペラ室止めネジ、１６はポンプ脚、１８はモー
タ側ケーシング固定ネジである。

【０００４】上述のマグネットポンプ３０における駆動
用マグネット６と従動用マグネット７はディスク状であ
るが、図１７に示すようなスリーブ状のマグネットを有
するマグネットポンプ４０も存在する。このスリーブマ
グネットポンプ４０においては、駆動室２６に筒状の駆
動用カップリング５′が設けられ、これにはスリーブ状
のマグネット６′が固定されている。また隔壁板たるバ
ックケーシング９とフロントケーシング１１とに挟まれ
たインペラ室２７内にはインペラ１０が設けられ、これ
にはスリーブ状のマグネット７′が固定されている。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】このようなマグネット
ポンプ３０，４０におけるポンプケーシング（特にフロ
ントケーシング）１１としては、近年、プラスチック樹
脂の成形品が多用されるようになってきている。その理
由としては、複雑形状のものでも精度良く形成でき、バ
ラツキが少なく、生産性が良好で、軽量であり、後加工
が不要であって仕上がりが美しいなど、利点が多いから
である。樹脂材料としては、機械的強度が高く、吸水性
が低くて寸法変化の少ない材料のうち、耐熱性が高く、
クリープ特性が良く、更に耐薬品性に富む材料が選定さ
れ、ガラス繊維強化の変性ポリフェニレンエーテル（変
性ＰＰＥ）やガラス繊維強化のＰＰＳが主として用いら
れる。因に、一例を挙げるとガラス繊維強化の変性ＰＰ
Ｅのポアソン比は0.40、ヤング率は68000Kg/cm² であ
る。また、一例を挙げるとガラス繊維強化のＰＰＳのポ
アソン比は0.36、ヤング率は200000Kg/cm²である。

【０００６】ところで、近年では、ポンプの小型化，高
信頼性（耐久性）の向上などの要請が高まり、特に、ポ
ンプケーシング（フロントケーシング１１）の疲労強度
の向上が要請されている。フロントケーシング１１が疲
労破壊する原因としては、当該ポンプに接続される回路
の切換弁の開閉，ポンプ自身のオン・オフ動作，管路の
蒸気圧を調整する圧力キャップのオン・オフ等によりイ
ンペラ室２７にサージ圧が繰り返して印加されるからで
ある。図１８に示すように、インペラ室（ポンプ室）２
７内に内圧（動圧）が加わると、フロントケーシング１
１の端面部１１ｂが側面部１１ａとの交叉部である山折
れ交叉部Ｂを支点として図示破線で示す如く太鼓の皮の
ように外方へ膨らむため、太鼓の皮の中央位置に相当す
る吸込口２２では最大変形量ΔＨ（フロントケーシング
１１の高さＨの増分）が生じ、山折れ交叉部Ｂの内面側
や端面部１１ｂの谷折れ交叉部Ａの外面側に引張応力が
繰り返して発生することになり、永年使用により疲労破
壊でクラックが発生し、水漏れが起こることがあった。

【０００７】フロントケーシング１１の疲労強度を向上
させる方策としては、ケーシングの肉厚自体を厚くした
り、高強度の樹脂材料を選定したり、又はケーシングに
リブを付随させることなどが考えられるが、これらの方
策によれば肉厚増加による重量化又は大型化や高価な原
材料，金型変更等による製造コストの上昇などに繋がっ
てしまう。

【０００８】そこで上記問題点に鑑み、本発明の課題
は、最適形状のフロントケーシングを見出すことによ
り、従前の樹脂材料を用いても、ケーシングの肉厚を厚
くせずとも、またリブ無しの場合でも強度が充分であ
り、疲労耐力が向上し且つ軸長化を最小限に抑えたポン
プケーシングを持つマグネットポンプを提供することに
ある。

【０００９】

【課題を解決するための手段】上記課題を解決するため
に、本発明に係るマグネットポンプの基本的構造は、略
皿状の樹脂成形品で、中心線に平行の直線部としての周
壁部と上記中心線の向きに開口する突出した吸込口を備
える端面部との連結で構成され、ポンプ室の端部側を覆
うポンプケーシングを有するマグネットポンプにおい
て、上記周壁部と上記端面部との山折れ交叉部の内面を
第１の曲率面とすると共に、上記端面部自体の内面を第
２の曲率面としたものである。ここで、第２の曲率面の
曲率半径Ｒ２の方が第１の曲率面の曲率半径Ｒ１よりも
大きいが、上記端面部の第２の曲率面の曲率半径Ｒ２と
しては、上記ポンプケーシングの内径をＤとすると、0.
90Ｄ〜1.20Ｄの範囲内に設定されていることが必要であ
る。そしてまた、かかる曲率半径Ｒ２の数値範囲におい
て、上記山折れ交叉部の第１の曲率面の曲率半径Ｒ１と
しては、0.06Ｄ〜0.10Ｄの範囲内に設定されていること
が望ましい。

【００１０】

【作用】このように、突出した吸込口を持つ端面部を有
するポンプケーシングであっても、周壁部と端面部との
山折れ交叉部の内面を第１の曲率面とすると共に、端面
部自体の内面を第２の曲率面とした形状のポンプケーシ
ングによれば、第１の曲率面の存在に比して第２の曲率
面の存在が最大主応力や最大変形量の抑制に優勢的にな
り、第１の曲率面の曲率半径を考慮するよりも、第２の
曲率面の曲率半径を考慮すれば足りるようになる。

【００１１】本発明では、ポンプケーシングのプロポー
ションの最適化を問題としているので、ポンプケーシン
グの内径Ｄを基準とすれば、第１の曲率面の曲率半径Ｒ
１は単純に角取り（アール）としての意義で、勿論、そ
の値が大きい程、応力抑制もあるが、一般に内径Ｄより
１オーダー低い値である。しかし、第２の曲率面の曲率
半径Ｒ２は角取りとしての意義はなく、従前は平坦面
（Ｒ２≒無限大）であったものを本発明では内径Ｄのオ
ーダーに設定しようとするものである。

【００１２】上記の曲率面を特定するために、曲率半径
Ｒ１，Ｒ２の数値範囲が特に重要である。前述したよう
に、疲労破壊を有効的に防止するには、曲率半径Ｒ２の
方が優勢的で、曲率半径Ｒ１の方は角取りのアールとし
ての意義である。シュミレーション試験によれば、曲率
半径Ｒ２は0.90Ｄ〜1.20Ｄの範囲にあることが必要であ
ると判明した。この数値範囲で下限値は、上述の最大主
応力及び最大変形量を共に抑制でき、疲労破壊、特に第
１の曲率部での疲労破壊を抑制できる意義がある。また
上限地は、曲率部高さも充分に低く抑制でき、軸長化を
避けることができる意義がある。

【００１３】かかる曲率半径Ｒ２の適正範囲において、
曲率半径Ｒ１は0.06Ｄ〜0.10Ｄの範囲にあることが最も
望ましいと判明した。曲率半径Ｒ１が0.10Ｄよりも大き
いと曲率部高さも大きくなり、ケーシングの軸長化に繋
がってしまう。他方、曲率半径Ｒ１が0.06Ｄよりも小さ
いと、最大主応力が大きくなってしまいクラック発生を
招きやすくなる。上述の曲率半径Ｒ１の適正範囲であれ
ば、曲率部高さ及び最大主応力を抑制でき、疲労耐力の
向上を図ることができる。

【００１４】

【実施例】次に、本発明の実施例を添付図面に基づいて
説明する。

【００１５】〔実施例１〕 図１は本発明の実施例１に係るディスクマグネットポン
プを示す側面断面図である。本例のディスクマグネット
ポンプも従前のものと同様に、隔壁板（バックケーシン
グ）１９とフロントケーシング（ポンプケーシング）５
１とで挟まれたインペラ室（ポンプ室）２７は回転中心
線Ｌ方向に開口する吸込口２２と円周接線方向に開口す
る吐出口（図示せず）とに連通しており、インペラ室２
７内にはインペラシャフト１２，インペラ軸受け１３，
インペラスラスト受け１４を介してインペラ１０が回動
可能に設けられている。インペラ１０には隔壁板１９を
挟んでディスク状の駆動用マグネット６に対峙するよう
にディスク状の従動用マグネット７が固定されている。
そして本例のフロントケーシング５１は、中心線Ｌに関
して略皿状の回転対称体を基調とし、その中心線Ｌに平
行の直線部としての周壁部５１ａと中心線Ｌの向きに開
口する突出した吸込口２２を備えた端面部５１ｂとの連
結で構成され、端面部５１ｂの内面が曲率面（第２の曲
率面）であり、フロントケーシング１９は皿状体（ドー
ム形）を呈している。ここで、端面部５１ｂの内面の曲
率半径Ｒ２は後述する範囲に設定することが望ましい。
また本例では、周壁部５１ａと端面部５１ｂとの連結部
位である山折れ交叉部Ｂの内面を曲率面（第１の曲率
面）として成る。この山折れコーナ部Ｂの内面の曲率半
径Ｒ１もまた後述する範囲に設定することが望ましい。

【００１６】以下、図１８に示す従来形のフロントケー
シング１１と図１に示す本例のドーム形のフロントケー
シング５１の比較例を示す。図２（ａ）に示すように、
従来形（筒形）のフロントケーシング１１は、中心線Ｌ
に平行の直線部としての周壁部（フープ）１１ａと中心
線Ｌの向きに開口する吸込口２２を有する直線部として
の端面部（ウェブ）１１ｂとから成る。なお、端面部１
１ｂから吸込口２２に連絡するテーパ部１１ｃ，１１ｄ
を有している。

【００１７】これに対して本例のドーム形フロントケー
シング５１は、図２（ｂ）に示すように、中心線Ｌに平
行の直線部としての周壁部５１ａと中心線Ｌの向きに開
口する吸込口２２を有するドーム状（円弧状）の端面部
５１ｂとから成る。ここで、ドーム状の端面部５１ｂの
内面である第２の曲率面の曲率半径をＲ２とする。ま
た、周壁部５１ａと端面部５１ｂとの交叉部である山折
れ交叉部Ｂの第１の曲率面の曲率半径をＲ１とする。
今、フロントケーシング１１，５１の内径Ｄを95mmと
し、ドーム状の端面部５１ｂの内面の曲率半径Ｒ２をＤ
（＝95mm）として、内径Ｄに対する山折れ交叉部Ｂの曲
率半径Ｒ１の比（Ｒ１／Ｄ）を変化させたとき、最大変
形量ΔＨの関係を図３に、山折れ交叉部Ｂと、吸込口２
２側の谷折れ交叉部Ａにおける最大主応力δ_max の関係
を図４にそれぞれ示す。なお、この解析条件としては、
常温で内圧３Kg/cm²、樹脂材料のポアソン比0.40、ヤン
グ率68000Kg/cm² 、均一肉厚ｔ＝３mmとした。

【００１８】図３における曲線ａは従来タイプのフロン
トケーシング１１の場合を示し、曲線ｂは本例のドーム
形のフロントケーシング５１の場合を示す。この図から
明らかなように、偏平形端面部１１ｂを持つフロントケ
ーシング１１における最大変形量ΔＨの値は内径対Ｒ１
比（Ｒ１／Ｄ）の変化に敏感であり、山折れ交叉部Ｂの
曲率半径Ｒ１が小さくなると最大変形量ΔＨが大きくな
る。従って、従来タイプのフロントケーシング１１にお
いては、周壁部１１ａと端面部１１ｂの交叉部位である
山折れ交叉部Ｂの曲率半径Ｒ１は大きい方が最大変形量
ΔＨの値は小さくなり好ましく、疲労耐力の向上を図る
ことができる。これは山折れ交叉部Ｂが端面部１１ｂの
脹らみのための支点化が抑制される方向に働くからであ
ろう。しかし、Ｒ１／Ｄ＝16％でも最大変形量ΔＨ＝0.
3mm であり、依然として大きな変形を示している。

【００１９】他方、本例のドーム形フロントケーシング
５１においては、２％≦Ｒ１／Ｄ≦16％の変域で、0.12
mm≦ΔＨ≦0.16mmの値域にあり、最大変形量ΔＨは曲率
半径Ｒ１の変化に殆ど影響されないばかりか、最大変形
量ΔＨの値は従来タイプの１／２以下に収まっている。
このように、周壁部５１ａと端面部５１ｂとの交叉部位
である山折れ交叉部Ｂの曲率半径Ｒ１を大きく設定する
場合に比して、端面部５１ｂ自体をドーム形にすること
によって最大変形量ΔＨを抑制することができ、変形量
の抑制により疲労破壊を防止できる。

【００２０】図４における曲線ａ−Ａは従来タイプのフ
ロントケーシング１１の谷折れ交叉部Ａの最大主応力を
示し、曲線ａ−Ｂはその山折れ交叉部Ｂの最大主応力を
示している。いずれの場合も曲率半径Ｒ１の変化に敏感
であり、曲率半径Ｒ１が大きくなると、最大主応力δ
_max は減少する。山折れ交叉部Ｂの曲率半径Ｒ１を変化
させているため、山折れ交叉部Ｂ自体の最大主応力の増
減率は顕著であり、これに追従して谷折れ交叉部Ａでの
最大主応力も変化する。しかし、Ｒ１／Ｄを大きくして
も、山折れ交叉部Ｂの最大主応力δ_max の減少は限界で
あり、また依然として谷折れ交叉部Ａでの最大主応力は
高い。Ｒ１／Ｄ＝16％でも谷折れ交叉部Ａの値は4.7Kg/
mm² で、山折れコーナ部Ｂよりも谷折れコーナ部Ａで疲
労破壊の発生確率が高い。

【００２１】他方、曲線ｂ−Ａは本例のドーム形フロン
トケーシング５１の谷折れ交叉部Ａの最大主応力を示
し、曲線ｂ−Ｂはその山折れ交叉部Ｂの最大主応力を示
している。Ｒ１／Ｄの変化に対して山折れ交叉部Ｂの最
大主応力は緩やかに変化し、谷折れ交叉部Ａでの最大主
応力は殆ど変化しないと言っても良い。山折れ交叉部Ｂ
の曲率半径Ｒ１を大きくするとその部位での最大主応力
はある程度減少するが、谷折れ交叉部Ａ迄に至る曲率面
の端面部５１ｂによって応力集中が緩和され、谷折れ交
叉部Ａでは曲率半径Ｒ１の増減が殆ど影響しないものと
思われる。２％≦Ｒ１／Ｄ≦16％の変域では曲線ｂ−Ａ
と曲線ｂ−Ｂとが交叉している。交点ＰはＲ１／Ｄ≒11
％で最大主応力δ_max ＝1.3Kg/mm² である。従って、Ｒ
２＝Ｄ＝95mmの条件で、Ｒ１が0.11Ｄの前後であれば、
谷折れ交叉部Ａ及び山折れ交叉部Ｂでの最大主応力δ
_max を共に極小化でき、同時に最大変形量ΔＨも僅少化
できる。

【００２２】上述のように、端面部５１ｂを曲率面（Ｒ
２＝Ｄ＝95mm）としたフロントケーシング５１によれ
ば、徒に曲率半径Ｒ１を大きくする場合に比して、Ｒ１
≒0.11Ｄで、最大変形量ΔＨ及びＡ部及びＢ部での最大
主応力σ_max を低く抑えることができるが、次に、曲率
半径Ｒ２の最適範囲について検討する。

【００２３】フロントケーシング５１の内径Ｄを95mm、
曲率半径Ｒ１を10％(9.5mm) とし、内径Ｄに対するドー
ム状端面部５１ｂの内面の曲率半径Ｒ２の比（Ｒ２／
Ｄ）を変化させたとき、最大変形量ΔＨ，曲率部高さｈ
（図１に示す如く、フロントケーシング５１の周壁部５
１ａと曲率半径Ｒ１の曲率部Ｂとの接続点から端面部５
１ｂの吸込口２２の接続点までの中心線Ｌ方向の間
隔），谷折れ交叉部Ａ, 山折れ交叉部Ｂでの最大主応力
δ_max の関係を図５に示す。なお、この解析条件は、常
温で内圧３Kg/cm²、樹脂材料のポアソン比0.40、ヤング
率68000Kg/cm² 、均一肉厚ｔ＝３mmとした。

【００２４】図５において、最大変形量ΔＨはＲ２／Ｄ
の変化に単調増加している。ある意味ではＲ２／Ｄ→無
限大の限界事例が従来タイプのフロントケーシング１１
に相当している。従って、最大変形量ΔＨを抑制するに
は、Ｒ２／Ｄの値を大き過ぎないようにすることが必要
である。ここで、最大変形量ΔＨは、梁構造の撓み量の
計算から導出できるが、ヤング率が小さい材料であると
最大変形量ΔＨも大きくなり、形状因子よりもヤング率
の如何が主要因となっている。また、Ａ部及びＢ部の最
大主応力δ_max もＲ２／Ｄの変化に単調増加しているの
で、この観点からもＲ２／Ｄの値を大き過ぎないように
することが必要である。Ａ部の最大主応力線とＢ部の最
大主応力線は、Ｒ２／Ｄ＝100 ％のＰ₁ 点で交叉してい
る。Ｒ２／Ｄが100 ％を超えるとＢ部よりもＡ部の最大
主応力が大きく増加している。従って、ポンプケーシン
グ全体について最大主応力を考えると、Ｄ２／Ｄが100
％を超えるとＡ部の最大主応力を考慮せねばならず、Ｄ
２／Ｄが100 ％以下になればＢ部の最大主応力を考慮せ
ねばならない。図５において、Ｄ２／Ｄ≦100 ％のとき
はＢ部の曲線Ｌ₁ 、Ｄ２／Ｄ＞100 ％のときはＡ部の曲
線Ｌ₂ を繋いだ曲線を考えると、Ｐ₁ 点を界にＡ部最大
主応力Ｌ₂ が急激に増加している。従って、ポンプケー
シング全体についての最大主応力を議論するには、Ｒ２
の数値範囲としては、Ｒ１＝0.1 Ｄの条件で、 Ｒ２≦Ｄ …(1) の上限条件を満たすことが望ましい。

【００２５】図５からも明らかなように、勿論Ｒ２／Ｄ
の値が小さければ小さい程（最少50％）、最大主応力の
値も小さくなっているが、逆に、曲率部高さｈの値が大
きくなり、ポンプケーシングの軸長化（大型化）を招
く。また、この曲率部高さｈの値が大きくなることは、
インペラ室２７の容積の増大を招くと共に、接触面積の
増大による粘性抵抗の増大にも繋がる。

【００２６】今、横軸にＲ２／Ｄをとり、縦軸にＢ部の
最大主応力δ_max と曲率部高さｈの積をとったグラフを
図６に示す。ポンプケーシング全体としての最大主応力
に着目すれば、Ｒ２／Ｄ≦100 ％では、Ｌ₁ ×ｈ、Ｒ２
／Ｄ＞100 ％では、Ｌ₂ ×ｈである。この結果を図６に
表す。図６から明らかなように、積δ_max ・ｈの極小点
Ｐ₀ が存在する。点Ｐ₀ はＲ２／Ｄが85％であり、ポン
プケーシングの曲率部高さｈと最大主応力δ_max を同等
に考慮した場合の最適値と言える。

【００２７】また、前述の上限値はＲ２≦Ｄであり、こ
の点をＰ₁ とすると、Ｒ２／Ｄの下限値を評価するに
は、上限値Ｒ２＝Ｄの点Ｐ₁ と均等の値になる点Ｐ₂ が
下限値と言える。図６より点Ｐ₂ のＲ２／Ｄは70％であ
るから、Ｒ２の数値範囲としては、 0.7Ｄ≦Ｒ２ …(2) 従って、式(1) ，(2) の両者を満足するＲ２の適正範囲
は、 0.7Ｄ≦Ｒ２≦Ｄ …(3) 以上の結果はＲ１／Ｄ≒10％のみについて考察した結果
であるが、図４からも明らかなように、Ｒ１／Ｄが８％
〜16％の範囲において、Ａ部，Ｂ部の最大主応力の変化
は僅かであるので、この範囲内においては一般解と見做
すことができる。

【００２８】このようなＲ２の範囲においては、フロン
トケーシング５１が吸込口２２側の谷折れ交叉部Ａがあ
る皿状の樹脂容器でありながら、その交叉部Ａの破壊を
考慮せずに、専ら山折れ交叉部Ｂのみの破壊（最大主応
力）を考慮すればよく、曲率部高さｈも抑制した状態で
高耐力のフロントケーシング５１とすることができる。
上記不等式(3) は、Ｂ部の曲率半径Ｒ１が0.1 Ｒのとき
の最適範囲を表してある。Ｂ部の曲率半径Ｒ１が小さく
なればなる程、既に図４から明らかなように、Ａ部及び
Ｂ部の最大主応力は共に大きくなる。このため、Ｒ１が
0.1 Ｒ以下のときは、図５の交点Ｐ₁ の横軸は100 ％以
上の値になる。従って、そのときのＲ２の上限値として
はＤよりも若干大きな値であっても良い。次に、フロン
トケーシング５１の内径Ｄを95mm、曲率半径Ｒ２＝Ｄと
し、内径Ｄに対するドーム状端面部５１ｂの山折れ交叉
部Ｂの曲率半径Ｒ１の比（Ｒ１／Ｄ）を変化させたと
き、最大変形量ΔＨ，曲率部高さｈ，谷折れ交叉部Ａ,
山折れ交叉部Ｂでの最大主応力σ_max の関係を図７に示
す。なお、この解析条件は、常温で内圧３Kg/cm²、樹脂
材料のポアソン比0.40、ヤング率68000Kg/cm² 、均一肉
厚ｔ＝３mmとした。図７から明らかなように、Ｒ１／Ｄ
が８％〜16％迄、Ａ部，Ｂ部の最大主応力は大きくは変
化せず、緩やかに下降している。また、最大変形量ΔＨ
も最大主応力の下降につれて緩やかに単調減少してい
る。他方、曲率部高さｈはＲ１／Ｄの増大にもなって直
線的に上昇している。これは曲率部高さｈはＲ２が一定
のときはＲ１の一次関数だからである。図７では、Ａ部
の最大主応力曲線とＢ部の最大主応力曲線とがＰ点（Ｒ
１／Ｄ＝11％）で交叉しており、この交点Ｐの前後範囲
（10％〜16％）ではＡ部及びＢ部の最大主応力曲線が最
もバランスがとれている。しかし、この応力的には適正
範囲でも、Ｒ１／Ｄが大きくなると曲率部高さｈも大き
くなりがちとなる。ここで、Ｒ１／Ｄが２％〜Ｐ点まで
はＢ部の最大主応力の方がＡ部のそれに比して高く、Ｒ
１／ＤがＰ点〜16％まではＡ部の最大主応力の方がＢ部
のそれに比して高くなっているため、大きい方の最大主
応力と曲率部高さｈとの積を作り、そのグラフを図８に
示す。最大主応力と曲率部高さｈの積は、交点Ｐがたま
たま積曲線の極小値に一致している。従って、この極小
値であることからも、Ｒ１／Ｄ＝11％の前後範囲が適正
範囲であると言える。図８から判るように、同一の値を
とる５％と16％の間であれば、最大主応力も高すぎず、
また曲率部高さも大きすぎず、従前材料を用いても許容
できる範囲になっている。勿論、図８に示すように、Ｒ
１／Ｄが８％〜14％の範囲であれば、図７から判るよう
に、下限値での最大主応力の値も充分低く、上限値での
曲率部高さも充分小さいものとなっている。

【００２９】〔実施例２〕 実施例１ではフロントケーシングの内径Ｄを95mmとして
Ｒ１，Ｒ２の最適値を求めた。本例ではこれを一般化す
るために内径Ｄ＝95mmの条件を外し、Ｒ１，Ｒ２と内径
Ｄとの比を一般化して評価することにする。図９は図２
と同様の図である。Ｆ部は吸込部、Ｅ部はインペラ羽根
部より寸法がそれぞれ規定される部分である。従って、
曲率部の高さｈは低いほどポンプ部はコンパクトとなる
が、曲率部の高さｈが低くなることはＲ２が無限大とな
り曲率部の偏平化が進むことになるので、図９（ａ）に
示す従来タイプに近づく。そのため内圧による応力が高
くなることを前述した。そこで、本例では、ポンプケー
スの解析条件は主として家庭用の給湯，暖房用等に広く
使用されているガラス繊維強化変性ＰＰＥとし、周囲温
度25°Ｃ、内圧３Kgｆ/cm²、内厚３mmにて、周壁部と第
１の曲率面（Ｒ１）と、第２の曲率面（Ｒ２）とから構
成される本例のドームタイプを検討する。

【００３０】図１０は従来タイプと本例ドームタイプの
ポンプケースのＡ部における最大主応力δ_max の内径対
Ｒ１比（Ｒ１／Ｄ）の依存性を示すグラフである。従来
タイプについては内径対Ｒ１比の値を２〜16％まで変化
させた。当然のことながら、内径対Ｒ１比の値の増加す
るに従い、最大主応力δ_max は減少するも、内径対Ｒ１
比＝16％でも最大主応力δ_max は4.7Kg ｆ/mm²と高い。
これに対して、本例のドームタイプでは内径対Ｒ１比の
変化に対して最大主応力δ_max は略一定である。最大主
応力δ_max の値も4.7Kg ｆ/mm²よりは遙に低い。パラメ
ータとしての内径対Ｒ２比（Ｒ２／Ｄ）を変えると、最
大主応力δ_max も変化することが判る。

【００３１】内径対Ｒ２比＝140 ％のときは最大主応力
δ_max の値は2.4Kg ｆ/mm²で、内径対Ｒ２比＝70％のと
きは最大主応力δ_max の値は0.7Kg ｆ/mm²で、従来タイ
プの場合に比し、最大主応力δ_max の値は半減してい
る。内径対Ｒ２比が小さくなると最大主応力δ_max も小
さくなる。Ａ部での最大主応力δ_max を抑制するには、
内径対Ｒ２比の値を低くするのが効果的である。

【００３２】図１１は従来タイプと本例ドームタイプの
ポンプケースのＢ部における最大主応力δ_max の内径対
Ｒ１比（Ｒ１／Ｄ）の依存性を示すグラフである。従来
タイプも内径Ｄに対するＲ１の割合（Ｒ１／Ｄ）が大き
くなるにつれ最大主応力δ_max は減少する。内径対Ｒ１
比＝16％では最大主応力δ_max の値は約２Kgｆ/mm²とな
っているが、内径対Ｒ１比＝６％では４Kgｆ/mm²で、こ
れは高すぎる値である。これに対して本例のドームタイ
プでは、内径対Ｒ１比が増大すると、最大主応力δ_max
が減少するが、パラメータＲ２／Ｄ＝１４０％における
内径対Ｒ１比＝６％では2.4Kg ｆ/mm²となっており、従
来に比して最大主応力δ_max は半減している。

【００３３】図１２は従来タイプと本例ドームタイプの
ポンプケースのＣ部における最大主応力δ_max の内径対
Ｒ１比（Ｒ１／Ｄ）の依存性を示すグラフである。この
Ｃ部は周壁部の谷折れ屈曲部であるが、従来タイプと本
例ドームタイプとも、最大主応力δ_max は低く、両者に
大差は認められない。従って、応力についてはＡ部とＢ
部のみに注目すれば良い。

【００３４】図１３は曲率部高さｈの内径対Ｒ１比の依
存性を示すグラフである。内径対Ｒ１比が増加するにつ
れ、最大主応力δ_max の場合と逆に、当然のことながら
曲率部高さｈの値も増加する。また内径対Ｒ２比が小さ
くなると、偏平化とは逆にドーム化が進むため、曲率部
高さｈの値が大きくなる。従って、曲率部高さｈと最大
主応力δ_max の関係は互いに相反する関係にある。そこ
で、以下では本例のドームタイプにおいて曲率部高さｈ
と最大主応力δ_max とが最もバランスがとれるようにＲ
１，Ｒ２の範囲を求める。

【００３５】図１４は本例ドームタイプにおけるＡ部の
最大主応力δ_max と曲率部高さｈとの相関関係を示すグ
ラフである。このグラフにおいては、内径Ｄに対するＲ
１，Ｒ２の割合をそれぞれ一定にしたときのポイントを
結んだものである。

【００３６】主として家庭用の給湯，暖房用等に使用さ
れるポンプにおけるポンプケースの肉厚は2.5 〜3.5mm
が一般的であり、それよりも厚い場合も薄い場合も成形
性や機能上問題がある。また実際に製品が使用された場
合、その液温は通常80°Ｃ〜90°Ｃに達する。このよう
な条件を勘案すれば、本例のガラス繊維強化ＰＰＥの実
用応力は≒1.8Kg/mm² である。なお、ガラス繊維強化Ｐ
ＰＳの実用応力は≒５Kg/mm²である。図１４中、一点鎖
線は最大主応力δ_max ＝1.8Kg/mm² を示す。Ｒ２／Ｄ＝
140 ％のラインは一点鎖線を上回っており、適切な値で
はない。他方、Ｒ２／Ｄ＝90％以下の領域は、最大主応
力δ_max は低くなるものの、曲率部高さｈが急激に増大
しており、適切な範囲とは言えない。図１４のＡ部の最
大主応力δ_max と曲率部高さｈとの相関関係において
は、グラフの原点により近いほどバランスがとれている
と言えるが、Ａ部に関しては、Ｒ２／Ｄは90％〜120 ％
が最もの望ましい範囲である。そしてＲ１／Ｄは６％〜
14％の範囲であれば問題はないが、Ｒ１／Ｄ＝14％のと
き曲率部高さｈの急激な増加があるので、できればＲ１
／Ｄは６％〜10％が望ましい。

【００３７】図１５は本例ドームタイプにおけるＢ部の
最大主応力δ_max と曲率部高さｈとの相関関係を示すグ
ラフである。この図から判るように、Ｒ１／Ｄ＝10％以
上14％の領域は、最大主応力δ_max は低いものの、曲率
部高さｈは急激に増加しており、適切な範囲とは言えな
い。図１５でも、グラフの原点により近いほどバランス
がとれていると言えるが、Ｂ部に関しては、Ｒ１／Ｄは
６％〜10％、Ｒ２／Ｄは90％〜120 ％が適切な範囲と言
える。

【００３８】従って、Ａ部及びＢ部に関して、Ｒ１／Ｄ
は６％〜10％で、Ｒ２／Ｄは90％〜120 ％が最適であ
る。

【００３９】Ｒ１，Ｒ２の最適範囲はポンプケースを構
成する樹脂材料が他の樹脂に変わってもほぼ同様に適用
可能である。また、使用上、応力と曲率部高さのいずれ
か優先して設計する場合は前述の範囲の中で条件を満足
すべき適当な値を選定すれば良い。

【００４０】

【発明の効果】以上説明したように、本発明に係るマグ
ネットポンプは、突出した吸込口を持つ端面部を有する
ポンプケーシングにおいて、周壁部と端面部との山折れ
交叉部の内面を第１の曲率面とすると共に、端面部自体
の内面を第２の曲率面とし、端 面部の第２の曲率面の曲
率半径Ｒ２は山折れ交叉部の第１の曲率面の曲率半径Ｒ
１に比して大きくなっており、端面部の第２の曲率面の
曲率半径Ｒ２は、ポンプケーシングの内径をＤとする
と、0.90Ｄ〜1.20Ｄの範囲内にあることを特徴とする。
従って、次の効果を奏する。

【００４１】 第１の曲率面の存在に比して第２の曲
率面の存在が最大主応力や最大変形量の抑制に優勢的に
なり、第１の曲率面の曲率半径を考慮するよりも、第２
の曲率面の曲率半径を考慮すれば足りるようになり、従
前のポンプケーシングに比べて、従前の樹脂材料を用い
ても、ケーシングの肉厚を厚くせずとも、またリブ無し
の場合でも強度が充分であり、疲労耐力が向上する。

【００４２】特に、第２の曲率面の曲率半径Ｒ２が0.90
Ｄ〜1.20Ｄの範囲にある場合には、最大主応力及び最大
変形量を共に抑制でき、疲労破壊を抑制できる。また曲
率部高さも充分に低く抑制でき、軸長化を避けることが
できる。

【００４３】 第１の曲率面の曲率半径Ｒ１が0.06Ｄ
〜0.10Ｄの範囲にある場合には、更に、曲率部高さ及び
最大主応力の両者を抑制でき、疲労耐力の向上を図るこ
とができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の実施例１に係るディスクマグネットポ
ンプを示す側面断面図である。

【図２】（ａ）は従来のフロントケーシングを示す縦断
面図、（ｂ）は実施例１におけるフロントケーシングを
示す縦断面図である。

【図３】従来例と実施例１の比較において、フロントケ
ーシングの内径Ｄに対する山折れ交叉部Ｂの曲率半径Ｒ
１の比（Ｒ１／Ｄ）を変化させたときの最大変形量ΔＨ
の関係を示すグラフである。

【図４】従来例と実施例１の比較において、Ｒ１／Ｄを
変化させた場合のの山折れ交叉部Ｂと谷折れ交叉部Ａの
最大主応力δ_max の関係を示すグラフである。

【図５】実施例１において、内径Ｄに対するドーム状端
面部の内面の曲率半径Ｒ２の比（Ｒ２／Ｄ）を変化させ
たときの最大変形量ΔＨ，曲率部高さｈ及び谷折れ交叉
部Ａ, 山折れ交叉部Ｂでの最大主応力δ_max の関係を示
すグラフである。

【図６】実施例１において、Ｒ２／Ｄを変化させたとき
のＢ部の最大主応力δ_max と曲率部高さｈの積を示すグ
ラフである。

【図７】実施例１において、Ｒ１／Ｄを変化させたとき
の最大変形量ΔＨ，曲率部高さｈ，谷折れ交叉部Ａ, 山
折れ交叉部Ｂでの最大主応力δ_max の関係を示すグラフ
である。

【図８】実施例１において、Ｒ１／Ｄを変化させたとき
のＡ部又はＢ部の最大主応力δ_max の大きい方と曲率部
高さｈの積を示すグラフである。

【図９】（ａ）は従来のフロントケーシングを示す縦断
面図、（ｂ）は本発明の実施例２におけるフロントケー
シングを示す縦断面図である。

【図１０】従来例と実施例２のポンプケースのＡ部にお
ける最大主応力δ_max の内径対Ｒ１比の依存性を示すグ
ラフである。

【図１１】従来例と実施例２のポンプケースのＢ部にお
ける最大主応力δ_max の内径対Ｒ１比の依存性を示すグ
ラフである。

【図１２】従来例と実施例２のポンプケースのＣ部にお
ける最大主応力δ_max の内径対Ｒ１比の依存性を示すグ
ラフである。

【図１３】実施例２のポンプケースにおける曲率部高さ
ｈの内径対Ｒ１比の依存性を示すグラフである。

【図１４】実施例２のポンプケースにおけるＡ部の最大
主応力δ_max と曲率部高さｈとの相関関係を示すグラフ
である。

【図１５】実施例２のポンプケースにおけるＢ部の最大
主応力δ_max と曲率部高さｈとの相関関係を示すグラフ
である。

【図１６】（ａ）は従来のディスクマグネットポンプを
示す一部切断正面図で、（ｂ）はその平面図である。

【図１７】従来のスリーブマグネットポンプを示す一部
切断正面図である。

【図１８】従来のディスクマグネットポンプにおけるフ
ロントケーシングの変形状態を示す一部切断正面図であ
る。

【符号の説明】

６…駆動用マグネット ７…従動用マグネット １０…インペラ １２…インペラシャフト １３…インペラ軸受け １４…インペラスラスト受け １９…隔壁板 ２２…吸込口 ２７…インペラ室（ポンプ室） ５１…フロントケーシング（ポンプケーシング） ５１ａ…周壁部 ５１ｂ…端面部 Ａ…山折れ交叉部（Ａ部） Ｂ…谷折れ交叉部（Ｂ部） Ｒ１…第１の曲率面の曲率半径 Ｒ２…第２の曲率面の曲率半径。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (58)調査した分野(Int.Cl.⁶，ＤＢ名) F04D 13/02

Claims (2)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 略皿状の樹脂成形品で、中心線に平行の
   直線部としての周壁部と前記中心線の向きに開口する突
   出した吸込口を備える端面部との連結で構成され、ポン
   プ室の端部側を覆うポンプケーシングを有するマグネッ
   トポンプにおいて、前記周壁部と前記端面部との山折れ
   交叉部の内面が第１の曲率面であると共に、前記端面部
   自体の内面が第２の曲率面であり、前記端面部の第２の
   曲率面の曲率半径Ｒ２は前記山折れ交叉部の第１の曲率
   面の曲率半径Ｒ１に比して大きくなっており、前記端面
   部の第２の曲率面の曲率半径Ｒ２は、前記ポンプケーシ
   ングの内径をＤとすると、0.90Ｄ〜1.20Ｄの範囲内にあ
   ることを特徴とするマグネットポンプ。
2. 【請求項２】 請求項１に記載のマグネットポンプにお
   いて、前記山折れ交叉部の第１の曲率面の曲率半径Ｒ１
   は、0.06Ｄ〜0.10Ｄの範囲内にあることを特徴とするマ
   グネットポンプ。