JPH022000B2 - - Google Patents
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- JPH022000B2 JPH022000B2 JP59186062A JP18606284A JPH022000B2 JP H022000 B2 JPH022000 B2 JP H022000B2 JP 59186062 A JP59186062 A JP 59186062A JP 18606284 A JP18606284 A JP 18606284A JP H022000 B2 JPH022000 B2 JP H022000B2
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- JP
- Japan
- Prior art keywords
- blade
- angle
- radius
- center point
- chord line
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Lifetime
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-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F04—POSITIVE - DISPLACEMENT MACHINES FOR LIQUIDS; PUMPS FOR LIQUIDS OR ELASTIC FLUIDS
- F04D—NON-POSITIVE-DISPLACEMENT PUMPS
- F04D29/00—Details, component parts, or accessories
- F04D29/26—Rotors specially for elastic fluids
- F04D29/32—Rotors specially for elastic fluids for axial flow pumps
- F04D29/38—Blades
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Structures Of Non-Positive Displacement Pumps (AREA)
- Air-Conditioning Room Units, And Self-Contained Units In General (AREA)
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
軸流羽根車に係り、特にその空力騒音を極限まで
低くする事を可能にした軸流羽根車に関するもの
である。
軸流羽根車に係り、特にその空力騒音を極限まで
低くする事を可能にした軸流羽根車に関するもの
である。
［従来の技術］
軸流羽根車は、空調機や、換気扇などに幅広く
使われており、その羽根車から発生する騒音をで
きる限り低くする事は、社会的にも非常に重要で
ある。しかしながら、羽根車から発生する騒音を
極力低くし、かつ、羽根車の空力性能を落さない
ような低騒音羽根車の設計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試行錯誤的な
設計手法がとられて来た。
使われており、その羽根車から発生する騒音をで
きる限り低くする事は、社会的にも非常に重要で
ある。しかしながら、羽根車から発生する騒音を
極力低くし、かつ、羽根車の空力性能を落さない
ような低騒音羽根車の設計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試行錯誤的な
設計手法がとられて来た。
それらの従来技術の中で低騒音化の手法として
として、特公昭50−39241号公報に見られるよう
な羽根車の前面形状を回転方向に張り出したよう
な形状にするなどの手法が多く用いられていた。
第１０図は、例えば特公昭50−39241号公報に示
された従来の軸流羽根車の要部を示す平面図で、
図において、１は羽根車の羽根、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は羽根１を取り付けるボス部、
Rtは羽根車の外径半径、Reは羽根先端部１ａに
おける半径である。また、第１１図は羽根１に対
する流れの相対的関係を示す羽根断面図で、第１
０図のXI−XI線断面図である。図において、５は
そり線、５ａは羽根負圧面、５ｂは羽根圧力面、
６は回転軸平行線、７は羽根面に対する気体の流
入ベクトル、８は圧力面側剥離領域、αは抑え
角、γは無衡突流入角、εは流入角、ξは羽根く
いちがい角、θはそり角である。羽根１は羽根前
縁部１ｂ、羽根外周部１ｄ、羽根後縁部１ｃで周
を構成している。
として、特公昭50−39241号公報に見られるよう
な羽根車の前面形状を回転方向に張り出したよう
な形状にするなどの手法が多く用いられていた。
第１０図は、例えば特公昭50−39241号公報に示
された従来の軸流羽根車の要部を示す平面図で、
図において、１は羽根車の羽根、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は羽根１を取り付けるボス部、
Rtは羽根車の外径半径、Reは羽根先端部１ａに
おける半径である。また、第１１図は羽根１に対
する流れの相対的関係を示す羽根断面図で、第１
０図のXI−XI線断面図である。図において、５は
そり線、５ａは羽根負圧面、５ｂは羽根圧力面、
６は回転軸平行線、７は羽根面に対する気体の流
入ベクトル、８は圧力面側剥離領域、αは抑え
角、γは無衡突流入角、εは流入角、ξは羽根く
いちがい角、θはそり角である。羽根１は羽根前
縁部１ｂ、羽根外周部１ｄ、羽根後縁部１ｃで周
を構成している。
次に、動作について説明する。
従来の羽根車の場合、羽根外周部１ｄの位置の
決め方、及び羽根前縁部１ｂの決め方に関し、明
確な判断基準はなく、単に前面形状の特異性のみ
から形状を規定するなどの方法が取られていた。
第１０図において、羽根先端部１ａは半径比
Re／Rt＝0.88程度の所にあり、羽根車の外周部
近く（即ちRe／Rt≒1.0）の所にないことによ
り、最も仕事量の大きい羽根外周部の面積を実質
上減らすことになる。この結果、風量、静圧特性
が低下し、実質的な騒音レベルが増加する。軸流
羽根車における羽根先端部１ａは、空力的に見て
非常に重要であり、その形状が回転方向に対して
大きなＲ形状を持つという事は、流れに対して大
きな抵抗になり、羽根前縁部１ｂでの前縁剥離の
誘引となり、羽根面から発生する騒音を増加させ
ることになる。又、従来の羽根車では羽根に対す
る流れを単なる２次元流れと考え形状を決めてい
るため、開放点における騒音特性の改善はできる
にしても、実際の羽根車の使用形態である静圧発
生時における流れは強い３次元性を持つので、騒
音を低減させることはできない。即ち、羽根から
発生する騒音を低下させるには流れの３次元特性
を考えて羽根の翼素分布まで明確にしないと低騒
音化できない。
決め方、及び羽根前縁部１ｂの決め方に関し、明
確な判断基準はなく、単に前面形状の特異性のみ
から形状を規定するなどの方法が取られていた。
第１０図において、羽根先端部１ａは半径比
Re／Rt＝0.88程度の所にあり、羽根車の外周部
近く（即ちRe／Rt≒1.0）の所にないことによ
り、最も仕事量の大きい羽根外周部の面積を実質
上減らすことになる。この結果、風量、静圧特性
が低下し、実質的な騒音レベルが増加する。軸流
羽根車における羽根先端部１ａは、空力的に見て
非常に重要であり、その形状が回転方向に対して
大きなＲ形状を持つという事は、流れに対して大
きな抵抗になり、羽根前縁部１ｂでの前縁剥離の
誘引となり、羽根面から発生する騒音を増加させ
ることになる。又、従来の羽根車では羽根に対す
る流れを単なる２次元流れと考え形状を決めてい
るため、開放点における騒音特性の改善はできる
にしても、実際の羽根車の使用形態である静圧発
生時における流れは強い３次元性を持つので、騒
音を低減させることはできない。即ち、羽根から
発生する騒音を低下させるには流れの３次元特性
を考えて羽根の翼素分布まで明確にしないと低騒
音化できない。
又、従来より軸流羽根車の低騒音化の手法とし
て、羽根車のフローパターンを自由渦（羽根車の
ボス部から外周部までの羽根の仕事量を一定とす
る。この場合、流線の半径方向の分布は入口から
出口までほぼ一定になる。）から、周速の大きな
羽根外周部でより大きな仕事をさせる強制渦形式
のフローパターンにして、風量、静圧を落さずに
羽根車の回転数を下げ、騒音を低減させるような
方法もあつた。しかし、羽根に流入する流体は、
外部から強制力を与えない限り、自らのフローパ
ターンが全圧一定の自由渦的になつている。した
がつて、羽根車の翼間流れ状態を強制渦形式にし
ても、羽根に流入する前の流れは自由渦的（流れ
の軸流入速度が羽根の各半径位置において一定）
に流れているので、強制渦で設計した羽根車（羽
根のくいちがい角度ξが、ボス部から翼端までほ
ぼ一定）では、ボス部２近くでは第１１図に示す
ように流入角εが大きくなる。羽根１に対する無
衡突流入角はγであるから、ε＞γの関係が成り
立ち、羽根１に流入する流れ７は、羽根の圧力面
５ｂで前縁剥離を起こし、剥離域８が増大し、羽
根１から発生する広帯域騒音が増大する。この傾
向は、風量が多い開放点近くで特に顕著になる。
即ち、風量が増加することにより、流入角εがま
すます大きくなり、剥離域８が増加するからであ
る。したがつて、開放点の騒音を低減しようとし
て、羽根のくいちがい角ξを小さくすると、羽根
１に静圧がかかり風量が減つた場合、羽根先端部
１ａでは逆に空気流に対する抑え角αが大きくな
り過ぎて、羽根の負圧面５ａから流れが剥離し、
羽根１が失速し、騒音が急増する傾向を持つてい
た。
て、羽根車のフローパターンを自由渦（羽根車の
ボス部から外周部までの羽根の仕事量を一定とす
る。この場合、流線の半径方向の分布は入口から
出口までほぼ一定になる。）から、周速の大きな
羽根外周部でより大きな仕事をさせる強制渦形式
のフローパターンにして、風量、静圧を落さずに
羽根車の回転数を下げ、騒音を低減させるような
方法もあつた。しかし、羽根に流入する流体は、
外部から強制力を与えない限り、自らのフローパ
ターンが全圧一定の自由渦的になつている。した
がつて、羽根車の翼間流れ状態を強制渦形式にし
ても、羽根に流入する前の流れは自由渦的（流れ
の軸流入速度が羽根の各半径位置において一定）
に流れているので、強制渦で設計した羽根車（羽
根のくいちがい角度ξが、ボス部から翼端までほ
ぼ一定）では、ボス部２近くでは第１１図に示す
ように流入角εが大きくなる。羽根１に対する無
衡突流入角はγであるから、ε＞γの関係が成り
立ち、羽根１に流入する流れ７は、羽根の圧力面
５ｂで前縁剥離を起こし、剥離域８が増大し、羽
根１から発生する広帯域騒音が増大する。この傾
向は、風量が多い開放点近くで特に顕著になる。
即ち、風量が増加することにより、流入角εがま
すます大きくなり、剥離域８が増加するからであ
る。したがつて、開放点の騒音を低減しようとし
て、羽根のくいちがい角ξを小さくすると、羽根
１に静圧がかかり風量が減つた場合、羽根先端部
１ａでは逆に空気流に対する抑え角αが大きくな
り過ぎて、羽根の負圧面５ａから流れが剥離し、
羽根１が失速し、騒音が急増する傾向を持つてい
た。
［発明が解決しようとする問題点］
従来の軸流羽根車は以上のように構成されてい
るので、羽根形状に対する３次元的な扱いが全く
されておらず、静圧発生時の騒音はそれほど低下
しない。このため、騒音特性を飛躍的に向上さ
せ、超低騒音の軸流羽根車を構成することはでき
ないという問題点があつた。
るので、羽根形状に対する３次元的な扱いが全く
されておらず、静圧発生時の騒音はそれほど低下
しない。このため、騒音特性を飛躍的に向上さ
せ、超低騒音の軸流羽根車を構成することはでき
ないという問題点があつた。
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、羽
根車の３次元的形状を決める必須パラメータを明
確にし、開放点はもとより、静圧発生時における
羽根車からの騒音を大幅に低下することのできる
軸流羽根車を得ることを目的とする。
うな問題点を解消するためになされたもので、羽
根車の３次元的形状を決める必須パラメータを明
確にし、開放点はもとより、静圧発生時における
羽根車からの騒音を大幅に低下することのできる
軸流羽根車を得ることを目的とする。
［問題点を解決するための手段］
(1) この発明に係る軸流羽根車は、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
断面における翼弦線中心点PRと、羽根のボス
部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面にお
ける翼弦線中心点Pb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PRをSc平面に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値をδz ＝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
部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面にお
ける翼弦線中心点をPb′、回転軸を原点Ｏと
し、Ｏ点とPb′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PR′として直線PR′−ＯとＸ軸の
なす角をδ〓とした場合、δ〓の半径方向分布を、 δ〓＝δ〓t×Ｒ−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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θとした場合、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb （θt：羽根チツプでのそり角、θb：羽根ボス部
でのそり角）で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜
37゜、θt＜θbとしたものである。
とする半径Ｒの円筒面で羽根車を切断した時の
断面における翼弦線中心点PRと、羽根のボス
部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面にお
ける翼弦線中心点Pb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PRをSc平面に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値をδz ＝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
部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面にお
ける翼弦線中心点をPb′、回転軸を原点Ｏと
し、Ｏ点とPb′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PR′として直線PR′−ＯとＸ軸の
なす角をδ〓とした場合、δ〓の半径方向分布を、 δ〓＝δ〓t×Ｒ−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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θとした場合、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb （θt：羽根チツプでのそり角、θb：羽根ボス部
でのそり角）で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜
37゜、θt＜θbとしたものである。
(2) またこの発明の別の発明に係る軸流羽根車
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翼弦線中心点
PRと、羽根のボス部を半径Rbの円筒面で切断
した時の断面における翼弦線中心点Pbをとお
り上記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
系において上記翼弦線中心点PRを上記Sc平面
に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値をδz＝ 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
部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面にお
ける翼弦線中心点をPb′とし、上記回転軸を原
点Ｏとして、上記Ｏ点とPb′点を結ぶ直線をＸ
軸とした座標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒面
で切断した時の翼弦線中心点をPR′として直線
PR′−ＯとＸ軸のなす角をδ〓とした場合、δ〓の
半径方向分布を、 δ〓＝δ〓t×Ｒ−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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に
おいて、羽根の翼弦線と、上記回転軸と平行で
上記羽根の前縁部を通る直線との成す角度ξと
するとき、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽
根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜
〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbとしたものであ
る。
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翼弦線中心点
PRと、羽根のボス部を半径Rbの円筒面で切断
した時の断面における翼弦線中心点Pbをとお
り上記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
系において上記翼弦線中心点PRを上記Sc平面
に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値をδz＝ 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
部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面にお
ける翼弦線中心点をPb′とし、上記回転軸を原
点Ｏとして、上記Ｏ点とPb′点を結ぶ直線をＸ
軸とした座標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒面
で切断した時の翼弦線中心点をPR′として直線
PR′−ＯとＸ軸のなす角をδ〓とした場合、δ〓の
半径方向分布を、 δ〓＝δ〓t×Ｒ−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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に
おいて、羽根の翼弦線と、上記回転軸と平行で
上記羽根の前縁部を通る直線との成す角度ξと
するとき、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽
根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜
〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbとしたものであ
る。
(3) またこの発明のさらに別の発明は、上記(1)の
発明に、さらに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上記羽根の前縁部
を通る直線との成す角度をξとするとき、ξの
半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽
根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜
〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbという条件を加
えたものである。
発明に、さらに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上記羽根の前縁部
を通る直線との成す角度をξとするとき、ξの
半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽
根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜
〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbという条件を加
えたものである。
(4) またこの発明のさらに別の発明は、上記(3)の
発明に、さらに上記展開図において、上記羽根
の翼弦長をＬ、羽根と羽根との同一半径点にお
けるピツチをＴとしたとき、各半径点における
ＴとＬの比をＴ／Ｌ＝１〜1.1という条件を加
えたものである。
発明に、さらに上記展開図において、上記羽根
の翼弦長をＬ、羽根と羽根との同一半径点にお
けるピツチをＴとしたとき、各半径点における
ＴとＬの比をＴ／Ｌ＝１〜1.1という条件を加
えたものである。
［作用］
この発明及びこの発明の別の発明における軸流
羽根車は、羽根の形状を決めるための骨子である
翼素中心の３次元的分布を明らかにしたものであ
る。さらに詳しくは、羽根の翼素中心が気体の吸
込み側に傾斜していると同時に、回転方向へ前進
しており、それぞれその分布が最適化されている
ため、特に静圧発生時において、非常に発生騒音
を低減することができる。
羽根車は、羽根の形状を決めるための骨子である
翼素中心の３次元的分布を明らかにしたものであ
る。さらに詳しくは、羽根の翼素中心が気体の吸
込み側に傾斜していると同時に、回転方向へ前進
しており、それぞれその分布が最適化されている
ため、特に静圧発生時において、非常に発生騒音
を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図はこの発明における軸流羽根車の一実
施例を示す斜視図で、例えば３枚羽根形状のもの
あり、動作の説明については、主に１枚の羽根１
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、２
は羽根１を取り付けるためのボス部、３は羽根１
の回転軸、４は回転方向である。この羽根１の特
徴として、羽根面が空間的にねじれながら、しか
も、気体の吸込み側に大きく前傾し、３次元的曲
面形状を形成している。
る。第１図はこの発明における軸流羽根車の一実
施例を示す斜視図で、例えば３枚羽根形状のもの
あり、動作の説明については、主に１枚の羽根１
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、２
は羽根１を取り付けるためのボス部、３は羽根１
の回転軸、４は回転方向である。この羽根１の特
徴として、羽根面が空間的にねじれながら、しか
も、気体の吸込み側に大きく前傾し、３次元的曲
面形状を形成している。
この羽根車において、羽根１を構成する諸因子
を明確にすることにより羽根１の３次元的曲面形
状を具体的に定義することができるようにしたも
のである。そこで、具体的にこの発明による軸流
羽根車を構成する因子を示す。
を明確にすることにより羽根１の３次元的曲面形
状を具体的に定義することができるようにしたも
のである。そこで、具体的にこの発明による軸流
羽根車を構成する因子を示す。
羽根１の３次元的曲面形状を決めるための重要
な因子として、この発明では、羽根１の翼素の中
心である翼弦線中心点PRを考えている。軸流羽
根車は基本的には翼素中心における羽根の迎え
角、そり角、翼弦長を決めれば、２次元翼列理論
によると羽根車の風量、静圧は一義的に決まり、
翼素中心の空間的分布は関係がない。しかし、騒
音の発生メカニズムを考えると、翼素の空間的分
布は非常に重要となつてくる。軸流羽根車から発
生する騒音は、羽根面上の境界層及び羽根面から
放出される各種渦に起因している。翼素中心の空
間的分布が変わると、羽根面上の流れが変化し、
境界層及び放出渦の状態が変化するため、発生騒
音も影響を受けることになる。即ち、翼素中心の
空間的分布は、２次元的には羽根車の風量、静圧
特性に影響を及ぼさないが、騒音特性には多大な
影響力を及ぼすことになる。そこで、翼弦線中心
点PRの位置を定義するため、まず回転方向の位
置を考える。
な因子として、この発明では、羽根１の翼素の中
心である翼弦線中心点PRを考えている。軸流羽
根車は基本的には翼素中心における羽根の迎え
角、そり角、翼弦長を決めれば、２次元翼列理論
によると羽根車の風量、静圧は一義的に決まり、
翼素中心の空間的分布は関係がない。しかし、騒
音の発生メカニズムを考えると、翼素の空間的分
布は非常に重要となつてくる。軸流羽根車から発
生する騒音は、羽根面上の境界層及び羽根面から
放出される各種渦に起因している。翼素中心の空
間的分布が変わると、羽根面上の流れが変化し、
境界層及び放出渦の状態が変化するため、発生騒
音も影響を受けることになる。即ち、翼素中心の
空間的分布は、２次元的には羽根車の風量、静圧
特性に影響を及ぼさないが、騒音特性には多大な
影響力を及ぼすことになる。そこで、翼弦線中心
点PRの位置を定義するため、まず回転方向の位
置を考える。
第２図は回転軸３と直交する平面に、羽根１を
投影したときの投影図で、１′は投影面上の羽根、
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１bR′−PR′−１cR′は羽根断面形状
となる。ここで、PR′は弧１bR′−１cR′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PR′の位置を明確化するために、羽根
ボス半径Rb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Pb′とし、
回転軸３の投影面における位置Ｏとを結ぶ直線
Pb′−ＯをＸ軸としＯを原点とした座標を投影面
上に形成する。Pt′は外周部１ｄでの翼弦線中心
点、P〓′は翼弦線中心点PR′における翼弦線中心
点軌跡Pb′−PR′−Pt′の接線と半径Ｒとのなす角
度を示す。又、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PR′−ＯとＸ軸とのなす角度をδ〓とし、
距離をＲとすれば、PR′の位置は（Ｒ、δ〓）とい
う極座標で表現できる。この発明では、直線
Pt′−ＯとＸ軸のなす角をδ〓tとすると、 δ〓＝δ〓t×Ｒ−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−Ｏ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PRの位置を回転軸３と直交する平面上で
定義できたので、次に軸方向位置を定義する。第
３図は、第２図におけるボス部翼弦線中心点
Pb′から外周部翼弦線中心点Pt′までの半径方向へ
の軌跡Pb′−PR′−Pt′について、任意の半径Ｒに
おける翼弦線中心点PRを平面OX面に半径Ｒで回
転投影した翼弦線中心点PRの半径方向分布、及
び羽根１の同一位置での断面を示している。図に
おいて、９は羽根車回転時の遠心力、９ａ，９ｂ
はそれぞれ遠心力９の負圧面法線分力、接線方向
分力、矢印Ａの気体の流入方向を示す。そこで、
ボス部２の外周部における羽根１の翼弦線中心点
Pbを通り、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PRと
するとき、Sc平面とPR点との距離をLs、ボス部
翼弦線中心点PbとSc平面の成す角度をδzとする
と、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rb となる。従つて、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PRの軸方向位
置を定義することができる。
投影したときの投影図で、１′は投影面上の羽根、
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１bR′−PR′−１cR′は羽根断面形状
となる。ここで、PR′は弧１bR′−１cR′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PR′の位置を明確化するために、羽根
ボス半径Rb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Pb′とし、
回転軸３の投影面における位置Ｏとを結ぶ直線
Pb′−ＯをＸ軸としＯを原点とした座標を投影面
上に形成する。Pt′は外周部１ｄでの翼弦線中心
点、P〓′は翼弦線中心点PR′における翼弦線中心
点軌跡Pb′−PR′−Pt′の接線と半径Ｒとのなす角
度を示す。又、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PR′−ＯとＸ軸とのなす角度をδ〓とし、
距離をＲとすれば、PR′の位置は（Ｒ、δ〓）とい
う極座標で表現できる。この発明では、直線
Pt′−ＯとＸ軸のなす角をδ〓tとすると、 δ〓＝δ〓t×Ｒ−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−Ｏ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PRの位置を回転軸３と直交する平面上で
定義できたので、次に軸方向位置を定義する。第
３図は、第２図におけるボス部翼弦線中心点
Pb′から外周部翼弦線中心点Pt′までの半径方向へ
の軌跡Pb′−PR′−Pt′について、任意の半径Ｒに
おける翼弦線中心点PRを平面OX面に半径Ｒで回
転投影した翼弦線中心点PRの半径方向分布、及
び羽根１の同一位置での断面を示している。図に
おいて、９は羽根車回転時の遠心力、９ａ，９ｂ
はそれぞれ遠心力９の負圧面法線分力、接線方向
分力、矢印Ａの気体の流入方向を示す。そこで、
ボス部２の外周部における羽根１の翼弦線中心点
Pbを通り、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PRと
するとき、Sc平面とPR点との距離をLs、ボス部
翼弦線中心点PbとSc平面の成す角度をδzとする
と、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rb となる。従つて、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PRの軸方向位
置を定義することができる。
羽根車を構成するためには、翼弦線中心点PR
を相対的な原点とし、そこにそりをもつた羽根断
面を形成し、羽根面全体を滑らかな曲面にすれば
よい。
を相対的な原点とし、そこにそりをもつた羽根断
面を形成し、羽根面全体を滑らかな曲面にすれば
よい。
第４図は、翼弦線中心点PRを相対的な原点と
して、羽根面を形成したとき、羽根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
て得られる展開図を示す。羽根のそり線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PRとする。こ
の一実施例では、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb とし、この時θtは羽根チツプでのそり角、即ち羽
根チツプでのそり線の中心角、θbは羽根ボス部
でのそり角、即ち羽根ボス部でのそり線の中心角
で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜37゜、θt＜θb
とし
ている。
して、羽根面を形成したとき、羽根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
て得られる展開図を示す。羽根のそり線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PRとする。こ
の一実施例では、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb とし、この時θtは羽根チツプでのそり角、即ち羽
根チツプでのそり線の中心角、θbは羽根ボス部
でのそり角、即ち羽根ボス部でのそり線の中心角
で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜37゜、θt＜θb
とし
ている。
又、羽根の取り付け位置は、その翼弦線１ｂ−
１ｃと、回転軸３と平行で羽根前縁部１ｂを通る
直線６とのなす角度をくいちがい角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。
即ちξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb とし、この時ξtは羽根チツプでのくいちがい角、
ξbは羽根ボス部でのくいちがい角で与え、ξt＝
62゜〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbとしている。
１ｃと、回転軸３と平行で羽根前縁部１ｂを通る
直線６とのなす角度をくいちがい角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。
即ちξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb とし、この時ξtは羽根チツプでのくいちがい角、
ξbは羽根ボス部でのくいちがい角で与え、ξt＝
62゜〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbとしている。
さらに、この図におけるＬは翼弦長であり、第
５図に示した羽根間の円周方向距離Ｔを用いＴ／
Ｌというパラメータで、半径方向の羽根の大きさ
を限定する。第５図は羽根車の平面図であり、Ｌ
は羽根１の翼弦長、Ｔは羽根１と羽根１との同一
半径点におけるピツチとしたとき、各半径点にお
けるＴとＬの比をＴ／Ｌ＝１〜1.1としている。
５図に示した羽根間の円周方向距離Ｔを用いＴ／
Ｌというパラメータで、半径方向の羽根の大きさ
を限定する。第５図は羽根車の平面図であり、Ｌ
は羽根１の翼弦長、Ｔは羽根１と羽根１との同一
半径点におけるピツチとしたとき、各半径点にお
けるＴとＬの比をＴ／Ｌ＝１〜1.1としている。
このように、５つのパラメータを独自の値にす
ることにより、超低騒音の羽根車が得られる。具
体的に基本羽根形状を決める必須パラメータの一
実施例としての値を次に示し、前縁形状の違いに
よる騒音特性について述べる。
ることにより、超低騒音の羽根車が得られる。具
体的に基本羽根形状を決める必須パラメータの一
実施例としての値を次に示し、前縁形状の違いに
よる騒音特性について述べる。
δz＝22.5゜（半径方向で一定）
δ〓＝45゜×Ｒ−Rb／Rt−Rb
θ＝−7.5゜×Ｒ−Rb／Rt−Rb＋32゜
ξ＝9゜×Ｒ−Rb／Rt−Rb＋57゜
Ｔ／Ｌ＝1.05（半径方向で一定）
（Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径）で
与える。この基本羽根では、δ〓の半径方向分布を
半径Ｒに対して線形にしているので、第２図にお
ける角度P〓′はボス部２から羽根外周部１ｄに向
かうに従い、急激にその角度が増加し羽根外周部
１ｄより前進度が増加している。それに加えて、
翼弦線中心点PRをδz＝22.5゜になるように配置し
たことにより、羽根前縁部１ｂでの流れに対し
て、羽根１の実質的そり線形状は第１１図に破線
で示す仮想そり線５ｃのように見かけ上そり角θ
が小さくなつた状態になる。羽根１は回転してい
るので羽根１面上の流体には遠心力が働き、羽根
前縁部１ｂから流入する流れは実質的には半径方
向に直交する方向から流入するのではなく、第２
図の矢印７のように、やや外周方向に向く。この
ように流入すると、前傾角δz＝22.5゜で構成して
いるため、羽根面における流れの軸方向移動距離
がほとんど０となる。このため、羽根１に流入す
る流れが無衡突で流入することになり、見かけ上
そり角θが小さくなる。即ち、第１１図における
ε≒γとなり、圧力面での剥離領域８は消滅し、
騒音の発生が非常に小さくなる。
与える。この基本羽根では、δ〓の半径方向分布を
半径Ｒに対して線形にしているので、第２図にお
ける角度P〓′はボス部２から羽根外周部１ｄに向
かうに従い、急激にその角度が増加し羽根外周部
１ｄより前進度が増加している。それに加えて、
翼弦線中心点PRをδz＝22.5゜になるように配置し
たことにより、羽根前縁部１ｂでの流れに対し
て、羽根１の実質的そり線形状は第１１図に破線
で示す仮想そり線５ｃのように見かけ上そり角θ
が小さくなつた状態になる。羽根１は回転してい
るので羽根１面上の流体には遠心力が働き、羽根
前縁部１ｂから流入する流れは実質的には半径方
向に直交する方向から流入するのではなく、第２
図の矢印７のように、やや外周方向に向く。この
ように流入すると、前傾角δz＝22.5゜で構成して
いるため、羽根面における流れの軸方向移動距離
がほとんど０となる。このため、羽根１に流入す
る流れが無衡突で流入することになり、見かけ上
そり角θが小さくなる。即ち、第１１図における
ε≒γとなり、圧力面での剥離領域８は消滅し、
騒音の発生が非常に小さくなる。
前傾角δzと前進角δ〓との組み合わせは、上記基
本形のものが最も望ましいが、羽根車を設計する
うえで軸方向寸法の制限などによつて、この値を
変更して使わなければならない場合もある。そこ
で、実験的に各々のパラメータを最適な値として
おき、他方の値を変えた羽根を数種類製作し実験
した結果、第６図、第７図に示す結果が得られ
た。第６図ａ，ｂは各々前傾角δzに対する騒音レ
ベル（ホン）、最小比騒音レベルKs（ホン）のグ
ラフ、第７図は羽根チツプでの前進角δ〓に対する
最小比騒音レベルKs（ホン）のグラフである。こ
こで、比騒音レベルKs（ホン）は、次式のように
定義する。
本形のものが最も望ましいが、羽根車を設計する
うえで軸方向寸法の制限などによつて、この値を
変更して使わなければならない場合もある。そこ
で、実験的に各々のパラメータを最適な値として
おき、他方の値を変えた羽根を数種類製作し実験
した結果、第６図、第７図に示す結果が得られ
た。第６図ａ，ｂは各々前傾角δzに対する騒音レ
ベル（ホン）、最小比騒音レベルKs（ホン）のグ
ラフ、第７図は羽根チツプでの前進角δ〓に対する
最小比騒音レベルKs（ホン）のグラフである。こ
こで、比騒音レベルKs（ホン）は、次式のように
定義する。
Ks＝SPL−10Log Ｑ Ps2.5
SPL：騒音特性（Sound Pressure Level）
Ｑ：流量
Ps：静圧
又、図中の破線は従来装置における値を示す。
第６図ｂから分かるように、前傾角δzの値は
12.5゜〜32.5゜の間にあれば最小比騒音レベルKsの
値は充分小さく、非常に低騒音である。又、開放
点の騒音レベルだけ見ると、前傾角δzが大きくな
ればなるほど騒音レベルは低下しているが、前傾
角δz＝32.5゜以上でのその低下度は飽和しており、
強度面からみても前傾角δzの最大値は32.5゜程度が
望ましい。第７図によれば、前進角δ〓＞40゜の条
件を満たせば最小比騒音レベルKsは非常に低下
する。実質的には前進角δ〓は大きいほうが比騒音
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゜程度が限界である。したがつて前
進角δ〓＝40゜〜50゜のところに値が存在すれば、比
騒音レベルを充分低くすることができる。
12.5゜〜32.5゜の間にあれば最小比騒音レベルKsの
値は充分小さく、非常に低騒音である。又、開放
点の騒音レベルだけ見ると、前傾角δzが大きくな
ればなるほど騒音レベルは低下しているが、前傾
角δz＝32.5゜以上でのその低下度は飽和しており、
強度面からみても前傾角δzの最大値は32.5゜程度が
望ましい。第７図によれば、前進角δ〓＞40゜の条
件を満たせば最小比騒音レベルKsは非常に低下
する。実質的には前進角δ〓は大きいほうが比騒音
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゜程度が限界である。したがつて前
進角δ〓＝40゜〜50゜のところに値が存在すれば、比
騒音レベルを充分低くすることができる。
又、吸込み側への前傾角δzと回転方向の前進角
δ〓を翼弦線中心点PRに与えるため、羽根面のなか
で吸込み側へ傾斜する部分が多くなる。そのた
め、羽根面上を円弧状の軌跡を描きながら通過し
ていく翼間流れによる遠心力が羽根１の負圧面に
大きく作用する。第３図において、遠心力９の負
圧面法線分力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
常に薄く出来る。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９
ａにより境界層が薄くなると、その分だけ発生騒
音が低下する。それに加え、境界層に負圧面側法
線分力９ａのような圧縮力が作用しているため、
低風量域における羽根１の迎え角増大による境界
層の全面剥離を抑制する効果を生じ、羽根１が失
速しにくくなり、より広い動作領域を有する羽根
車を形成することができる。ここで、動作領域を
より広くできることに関して詳細に説明する。第
１２図は翼弦線中心線の吸い込み方向への前傾角
δzの送風、騒音性能に対する影響を示す特性曲線
である。図において、横軸は流量係数、縦軸は全
圧係数、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。
前傾角が大きくなるに従い、全圧係数は大きくな
りδz＝22.5゜の時最大となる。一方サージング点
（流量係数＝0.25付近：全圧係数の曲線が流量係
数に対して左下がりの曲線になる点）は前傾角が
大きくなると、より開放点側に移動し、有効動作
領域（開放点からサージング点）を狭くする傾向
を持つ。
δ〓を翼弦線中心点PRに与えるため、羽根面のなか
で吸込み側へ傾斜する部分が多くなる。そのた
め、羽根面上を円弧状の軌跡を描きながら通過し
ていく翼間流れによる遠心力が羽根１の負圧面に
大きく作用する。第３図において、遠心力９の負
圧面法線分力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
常に薄く出来る。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９
ａにより境界層が薄くなると、その分だけ発生騒
音が低下する。それに加え、境界層に負圧面側法
線分力９ａのような圧縮力が作用しているため、
低風量域における羽根１の迎え角増大による境界
層の全面剥離を抑制する効果を生じ、羽根１が失
速しにくくなり、より広い動作領域を有する羽根
車を形成することができる。ここで、動作領域を
より広くできることに関して詳細に説明する。第
１２図は翼弦線中心線の吸い込み方向への前傾角
δzの送風、騒音性能に対する影響を示す特性曲線
である。図において、横軸は流量係数、縦軸は全
圧係数、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。
前傾角が大きくなるに従い、全圧係数は大きくな
りδz＝22.5゜の時最大となる。一方サージング点
（流量係数＝0.25付近：全圧係数の曲線が流量係
数に対して左下がりの曲線になる点）は前傾角が
大きくなると、より開放点側に移動し、有効動作
領域（開放点からサージング点）を狭くする傾向
を持つ。
騒音性能曲線を見ると、サージング点より開放
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。開放点においてδzが−22.5゜の翼と
45゜の翼を比べると45゜の翼の方が約９ホン低い。
しかし、風量が減少し、全圧が大きくなると45゜
の翼の騒音レベルは流量係数が0.3の点で急激に
大きくなる。しかもこの騒音急増化点はサージン
グ点よりかなり開放側にあるため、有効な動作領
域を狭めている。他方前傾角を小さくすると、開
放点での騒音レベルは増加するものの騒音急増加
点は締切側に移動する傾向を持つ。即ち、翼弦線
中心線の吸い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
う効果も同時に持つのである。したがつて、後者
の欠点を解消できれば、翼弦線中心線に吸い込み
方向への前傾を与えて、大幅な低騒音化を図るこ
とができる。
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。開放点においてδzが−22.5゜の翼と
45゜の翼を比べると45゜の翼の方が約９ホン低い。
しかし、風量が減少し、全圧が大きくなると45゜
の翼の騒音レベルは流量係数が0.3の点で急激に
大きくなる。しかもこの騒音急増化点はサージン
グ点よりかなり開放側にあるため、有効な動作領
域を狭めている。他方前傾角を小さくすると、開
放点での騒音レベルは増加するものの騒音急増加
点は締切側に移動する傾向を持つ。即ち、翼弦線
中心線の吸い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
う効果も同時に持つのである。したがつて、後者
の欠点を解消できれば、翼弦線中心線に吸い込み
方向への前傾を与えて、大幅な低騒音化を図るこ
とができる。
そこで、騒音が中風量域で急激に増加する現象
を考察する前に、翼弦線中心線を吸い込み側に前
傾させることにより騒音が減少する原因を考えて
みる。翼弦線中心線にこの発明で示すような吸い
込み方向への前進角を与えると騒音が減少する理
由は、前述の他に次のような原因が考えられる。
を考察する前に、翼弦線中心線を吸い込み側に前
傾させることにより騒音が減少する原因を考えて
みる。翼弦線中心線にこの発明で示すような吸い
込み方向への前進角を与えると騒音が減少する理
由は、前述の他に次のような原因が考えられる。
第１３図は回転するこの発明における羽根車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と翼端および翼スパン中央
部が交差する点である。翼１の負圧面上の圧力は
翼端および翼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の吸い込
み側への前傾により、Ｂ点はＣ点より吸い込み側
に位置することになる。したがつて、負圧面上の
圧力はＣ点が存在する翼スパン中央部よりＢ点が
ある翼端部の方がより吸い込み側で静圧が低下す
る。そのため負圧力面上の流線２２は翼を通過す
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カFcを発生させる。
第１４図に翼１の負圧面上における半径方向速度
Vr２３、コリオリカFc２４＝2Vr〓、コリオリカ
Fcの負圧面に対する法線方向分力Fc⊥２５の関係
を示す。
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と翼端および翼スパン中央
部が交差する点である。翼１の負圧面上の圧力は
翼端および翼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の吸い込
み側への前傾により、Ｂ点はＣ点より吸い込み側
に位置することになる。したがつて、負圧面上の
圧力はＣ点が存在する翼スパン中央部よりＢ点が
ある翼端部の方がより吸い込み側で静圧が低下す
る。そのため負圧力面上の流線２２は翼を通過す
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カFcを発生させる。
第１４図に翼１の負圧面上における半径方向速度
Vr２３、コリオリカFc２４＝2Vr〓、コリオリカ
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は翼１の回転方向を示す。ここで
ωは羽根車の角速度である。負圧面上にはコリオ
リカ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
面上の境界層は層流から乱流への遷移が遅れ、翼
の後縁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、翼弦線中心線を吸い
込み側に前傾させることにより、負圧面の法線方
向にコリオリカが発生し、コリオリカにより乱流
境界層への発達が遅れ、後縁騒音である乱流騒音
が低下するのである。
ωは羽根車の角速度である。負圧面上にはコリオ
リカ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
面上の境界層は層流から乱流への遷移が遅れ、翼
の後縁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、翼弦線中心線を吸い
込み側に前傾させることにより、負圧面の法線方
向にコリオリカが発生し、コリオリカにより乱流
境界層への発達が遅れ、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を吸い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。翼弦線中心線を吸い込み側に傾斜させたこと
により、負圧面上の半径方向の流れが増えた結
果、その流れが翼端から流失するとき発生する翼
端渦２７の量も増加する。第１５図に示すよう
に、翼端渦２７の量が増すと、渦が翼端から剥離
する点２８が後縁部から徐々に前縁部に移動す
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はさらに前縁にむけて移動する。
翼端渦の剥離点２８が前縁部に移動すればするほ
ど、翼端渦は翼後縁の負圧面から遠ざかり、ベル
マウスと干渉し回転方向に引き伸ばされ最終的に
は隣接する翼と干渉する。翼端渦２７は非常に乱
れているため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。これが第１２図で示した羽根車
の有効動作領域を狭くする騒音の急激な増加の原
因と考えられる。したがつて、翼弦線中心を吸い
込み側に傾斜させると、開放点付近の騒音は低下
するものの、翼端渦の剥離点が前縁側に移動しや
すいため、流量が減少するとより開放点側で翼端
渦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の翼弦線に吸い込み方向
への前傾角を持たせて大幅な低騒音化を図ること
ができる。
ことにより新たな問題点が生じることを説明す
る。翼弦線中心線を吸い込み側に傾斜させたこと
により、負圧面上の半径方向の流れが増えた結
果、その流れが翼端から流失するとき発生する翼
端渦２７の量も増加する。第１５図に示すよう
に、翼端渦２７の量が増すと、渦が翼端から剥離
する点２８が後縁部から徐々に前縁部に移動す
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はさらに前縁にむけて移動する。
翼端渦の剥離点２８が前縁部に移動すればするほ
ど、翼端渦は翼後縁の負圧面から遠ざかり、ベル
マウスと干渉し回転方向に引き伸ばされ最終的に
は隣接する翼と干渉する。翼端渦２７は非常に乱
れているため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。これが第１２図で示した羽根車
の有効動作領域を狭くする騒音の急激な増加の原
因と考えられる。したがつて、翼弦線中心を吸い
込み側に傾斜させると、開放点付近の騒音は低下
するものの、翼端渦の剥離点が前縁側に移動しや
すいため、流量が減少するとより開放点側で翼端
渦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の翼弦線に吸い込み方向
への前傾角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、翼端渦と隣接翼ができるだ
け干渉しないようにするためには、翼端から流失
する渦の量を減らせばよい。そこでこの発明では
翼弦線中心線２１を回転方向へ前進させている。
第１６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の前縁からはいつた流
れの一部ａだけが翼端から渦となつて流失するだ
けで、前縁から流入した大部分の流れは後縁から
流出していく。これに反して、第１６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
ない羽根では、前縁から翼に流入した流れの大部
分であるa′からの流れが翼端から流出する。図よ
りa′≫ａであるから、前進角のない羽根車では翼
端渦２７の量が増加し、隣接翼との干渉がより開
放点側で発生する。したがつて、翼弦線中心線２
１に回転方向の前進角を与えると翼端から流出す
る翼端渦の量が減少し、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。
け干渉しないようにするためには、翼端から流失
する渦の量を減らせばよい。そこでこの発明では
翼弦線中心線２１を回転方向へ前進させている。
第１６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の前縁からはいつた流
れの一部ａだけが翼端から渦となつて流失するだ
けで、前縁から流入した大部分の流れは後縁から
流出していく。これに反して、第１６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
ない羽根では、前縁から翼に流入した流れの大部
分であるa′からの流れが翼端から流出する。図よ
りa′≫ａであるから、前進角のない羽根車では翼
端渦２７の量が増加し、隣接翼との干渉がより開
放点側で発生する。したがつて、翼弦線中心線２
１に回転方向の前進角を与えると翼端から流出す
る翼端渦の量が減少し、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１７図に翼先端における翼弦線中心線２１の
前進角δ〓と、風量減少に伴い騒音が急激に増加す
る動作点の流量係数、圧力係数との関係を示す。
図より前進角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゜の範囲で大きく45゜を越えると飽和する
傾向を持つている。
前進角δ〓と、風量減少に伴い騒音が急激に増加す
る動作点の流量係数、圧力係数との関係を示す。
図より前進角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゜の範囲で大きく45゜を越えると飽和する
傾向を持つている。
次に羽根の機能要素の１つであるそり角θ及び
くいちがい角ξの分布について述べる。そり角θ
は円弧翼形状の羽根車の場合、羽根の翼素が行な
う仕事量を決定する重要な量である。一般にはそ
り角θが大きければ大きいほど羽根は同一回転時
により多くの仕事をするが、そり角θが大きくな
ると騒音を増大する傾向にある。そこで、他のパ
ラメータは全て基本形のものを使い、そり角θの
分布のさせ方を変えた数種類の羽根について騒音
を測定した結果を第８図に示す。第８図はθb＝
32゜としたときのθtに対する最小比騒音レベルKs
（ホン）を示すグラフである。即ち、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb という分布式において、θb＝32゜として実験する
と、比騒音レベルはθt＝20゜〜30゜の所で充分小さ
くなり、非常に低騒音の羽根になることが分か
る。尚、図示していないが、θbの値を27゜〜37゜ま
で変化させても、この傾向は変わらなかつた。
くいちがい角ξの分布について述べる。そり角θ
は円弧翼形状の羽根車の場合、羽根の翼素が行な
う仕事量を決定する重要な量である。一般にはそ
り角θが大きければ大きいほど羽根は同一回転時
により多くの仕事をするが、そり角θが大きくな
ると騒音を増大する傾向にある。そこで、他のパ
ラメータは全て基本形のものを使い、そり角θの
分布のさせ方を変えた数種類の羽根について騒音
を測定した結果を第８図に示す。第８図はθb＝
32゜としたときのθtに対する最小比騒音レベルKs
（ホン）を示すグラフである。即ち、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb という分布式において、θb＝32゜として実験する
と、比騒音レベルはθt＝20゜〜30゜の所で充分小さ
くなり、非常に低騒音の羽根になることが分か
る。尚、図示していないが、θbの値を27゜〜37゜ま
で変化させても、この傾向は変わらなかつた。
羽根のくいちがい角ξの半径方向分布について
も、上記のようにδ〓とδzを最適化し、羽根前縁部
１ｂでのフローパターンを自由渦形式に近いもの
にしているので、流入角εに関し、羽根のくいち
がい角ξも強い影響を与える。そこでξの半径方
向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb として他のパラメータを全て基本形状としていく
つかの羽根にたいして、比騒音レベルを測定して
みると、第９図のような結果が得られた。第９図
は羽根チツプでのくいちがい角ξtに対する最小比
騒音レベルKs（ホン）を示すグラフである。図か
ら分かるように、ξt＝62゜〜72゜かつ、ξb＝ξt−9゜
、
即ちξb＝53゜〜63゜とすれば非常に低騒音の羽根車
が得られることが明白である。又、この実施例で
は節弦比Ｔ／Ｌ＝1.05としている。即ち同一仕事
量にたいして翼弦長Ｌが長ければ長いほどそり角
θを小さくできるので騒音が低下するのは第８図
からみても明らかである。しかしながら、１枚の
板からプレスなどを用いて羽根１を形成するよう
な場合、Ｔ／Ｌ＝1.0が限界であり、プラスチツ
ク成形する場合でも低廉な羽根の場合、型の関係
からこの値が限界となつてくる。他方、Ｔ／Ｌを
大きくすることは上記したように、騒音を増大さ
せる原因となる。したがつて、Ｔ／Ｌの最大値と
しては騒音の悪化分が２ホン程度ですむＴ／Ｌ＝
1.1が限界値となる。なお半径方向のＴ／Ｌの分
布については、羽根前縁部１ｂを上記のように特
殊形状とするため、半径方向にほぼ一定とするの
がよく、特に羽根外周部１ｄでＴ／Ｌを極端に大
きくすることは、騒音の増大を招く。
も、上記のようにδ〓とδzを最適化し、羽根前縁部
１ｂでのフローパターンを自由渦形式に近いもの
にしているので、流入角εに関し、羽根のくいち
がい角ξも強い影響を与える。そこでξの半径方
向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb として他のパラメータを全て基本形状としていく
つかの羽根にたいして、比騒音レベルを測定して
みると、第９図のような結果が得られた。第９図
は羽根チツプでのくいちがい角ξtに対する最小比
騒音レベルKs（ホン）を示すグラフである。図か
ら分かるように、ξt＝62゜〜72゜かつ、ξb＝ξt−9゜
、
即ちξb＝53゜〜63゜とすれば非常に低騒音の羽根車
が得られることが明白である。又、この実施例で
は節弦比Ｔ／Ｌ＝1.05としている。即ち同一仕事
量にたいして翼弦長Ｌが長ければ長いほどそり角
θを小さくできるので騒音が低下するのは第８図
からみても明らかである。しかしながら、１枚の
板からプレスなどを用いて羽根１を形成するよう
な場合、Ｔ／Ｌ＝1.0が限界であり、プラスチツ
ク成形する場合でも低廉な羽根の場合、型の関係
からこの値が限界となつてくる。他方、Ｔ／Ｌを
大きくすることは上記したように、騒音を増大さ
せる原因となる。したがつて、Ｔ／Ｌの最大値と
しては騒音の悪化分が２ホン程度ですむＴ／Ｌ＝
1.1が限界値となる。なお半径方向のＴ／Ｌの分
布については、羽根前縁部１ｂを上記のように特
殊形状とするため、半径方向にほぼ一定とするの
がよく、特に羽根外周部１ｄでＴ／Ｌを極端に大
きくすることは、騒音の増大を招く。
強度面からこの実施例による軸流羽根車を見る
と、基本的に翼弦線中心点を円錐台面上に配列し
た構造であり、そり角θの分布のさせ方を羽根外
周部で24.5゜、ボス部で32゜としたため、羽根の全
体形状は半径方向に対して湾曲した局面形状とな
り、従来の平面形状の羽根にくらべて非常に曲げ
強度が増加している。そのため、従来品では３mm
厚以上の板を使わなければいけなかつた羽根に対
しても２mm程度の板で羽根を構成すれば良いの
で、材料コストが非常に下げられる。又、羽根厚
みを薄く出来るため、羽根車の重量の軽減化が図
れ、このためモータで駆動することが可能とな
り、省エネルギ化が図れる。又、羽根負圧面の境
界層を強く圧縮できる構造にしたため、羽根面上
に生じる二次流れも抑制できるため、効率を向上
することができるなどの利点も有する。なお、こ
の実施例は羽根枚数が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。
と、基本的に翼弦線中心点を円錐台面上に配列し
た構造であり、そり角θの分布のさせ方を羽根外
周部で24.5゜、ボス部で32゜としたため、羽根の全
体形状は半径方向に対して湾曲した局面形状とな
り、従来の平面形状の羽根にくらべて非常に曲げ
強度が増加している。そのため、従来品では３mm
厚以上の板を使わなければいけなかつた羽根に対
しても２mm程度の板で羽根を構成すれば良いの
で、材料コストが非常に下げられる。又、羽根厚
みを薄く出来るため、羽根車の重量の軽減化が図
れ、このためモータで駆動することが可能とな
り、省エネルギ化が図れる。又、羽根負圧面の境
界層を強く圧縮できる構造にしたため、羽根面上
に生じる二次流れも抑制できるため、効率を向上
することができるなどの利点も有する。なお、こ
の実施例は羽根枚数が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。
［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
時の断面における翼弦線中心点PRと、羽根の
ボス部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面
における翼弦線中心点Pb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PRをSc平面に対して常に正方向に位置
させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rb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、羽根のボス部を半径
Rbの円筒面で切断した時の断面における翼弦
線中心点をPb′、回転軸を原点Ｏとし、Ｏ点と
Pb′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PR′として直線PR′−Ｏ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−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜ かつ、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θとした場合、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb （θt：羽根チツプでのそり角、θb：羽根ボス部
でのそり角）で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜
37゜、θt＜θbとし、羽根の翼弦線中心点PRの空
間分布を規定する必須パラメータである吸込み
側への前傾角δz、回転方向の前進角δ〓、および
そり角θを最適化して軸流羽根車を構成したの
で、広い有効動作領域にわたり、大風量、高静
圧でしかも騒音を大幅に低減できる軸流羽根車
が得られる効果がある。
中心とする半径Ｒの円筒面で羽根車を切断した
時の断面における翼弦線中心点PRと、羽根の
ボス部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面
における翼弦線中心点Pb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PRをSc平面に対して常に正方向に位置
させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rb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、羽根のボス部を半径
Rbの円筒面で切断した時の断面における翼弦
線中心点をPb′、回転軸を原点Ｏとし、Ｏ点と
Pb′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PR′として直線PR′−Ｏ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−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜ かつ、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θとした場合、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb （θt：羽根チツプでのそり角、θb：羽根ボス部
でのそり角）で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜
37゜、θt＜θbとし、羽根の翼弦線中心点PRの空
間分布を規定する必須パラメータである吸込み
側への前傾角δz、回転方向の前進角δ〓、および
そり角θを最適化して軸流羽根車を構成したの
で、広い有効動作領域にわたり、大風量、高静
圧でしかも騒音を大幅に低減できる軸流羽根車
が得られる効果がある。
(2) またこの発明の別の発明に係る軸流羽根車
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翼弦線中心点
PRと、羽根のボス部を半径Rbの円筒面で切断
した時の断面における翼弦線中心点Pbをとお
り上記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
系において上記翼弦線中心点PRを上記Sc平面
に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値をδz ＝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
部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面にお
ける翼弦線中心点Pb′とし、上記回転軸を原点
Ｏとして、上記Ｏ点とPb′点を結ぶ直線をＸ軸
とした座標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒面で
切断した時の翼弦線中心点をPR′として直線
PR′−Ｏ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−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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に
おいて、羽根の翼弦線と、上記回転軸と平行で
上記羽根の前縁部を通る直線との成す角度をξ
とするとき、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽
根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜
〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbとし、羽根の翼
弦線中心点PRの空間分布を規定する必須パラ
メータである吸込み側への前傾角δz、回転方向
の前進角δ〓およびくいちがい角ξを最適化して
軸流羽根車を構成したので、広い有効動作領域
にわたり、大風量、高静圧でしかも騒音を大幅
に低減できる軸流羽根車が得られる効果があ
る。
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翼弦線中心点
PRと、羽根のボス部を半径Rbの円筒面で切断
した時の断面における翼弦線中心点Pbをとお
り上記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
系において上記翼弦線中心点PRを上記Sc平面
に対して常に正方向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値をδz ＝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
部を半径Rbの円筒面で切断した時の断面にお
ける翼弦線中心点Pb′とし、上記回転軸を原点
Ｏとして、上記Ｏ点とPb′点を結ぶ直線をＸ軸
とした座標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒面で
切断した時の翼弦線中心点をPR′として直線
PR′−Ｏ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−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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に
おいて、羽根の翼弦線と、上記回転軸と平行で
上記羽根の前縁部を通る直線との成す角度をξ
とするとき、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽
根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜
〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbとし、羽根の翼
弦線中心点PRの空間分布を規定する必須パラ
メータである吸込み側への前傾角δz、回転方向
の前進角δ〓およびくいちがい角ξを最適化して
軸流羽根車を構成したので、広い有効動作領域
にわたり、大風量、高静圧でしかも騒音を大幅
に低減できる軸流羽根車が得られる効果があ
る。
(3) またこの発明のさらに別の発明は、上記(1)の
発明に、さらに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上記羽根の前縁部
を通る直線との成す角度をξとするとき、ξの
半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽
根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜
〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbという条件を加
え、(1)の発明に加えてそり角θ、くいちがい角
ξを最適化して軸流羽根車を構成したので、広
い有効動作領域にわたり、大風量、高静圧でし
かも騒音を大幅に低減できる軸流羽根車が得ら
れる効果を助長するものある。
発明に、さらに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上記羽根の前縁部
を通る直線との成す角度をξとするとき、ξの
半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽
根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜
〜72゜、ξb＝53゜〜63゜、ξt＞ξbという条件を加
え、(1)の発明に加えてそり角θ、くいちがい角
ξを最適化して軸流羽根車を構成したので、広
い有効動作領域にわたり、大風量、高静圧でし
かも騒音を大幅に低減できる軸流羽根車が得ら
れる効果を助長するものある。
(4) またこの発明のさらに別の発明は、上記(3)の
発明に、さらに上記展開図において、上記羽根
の翼弦線をＬ、羽根と羽根との同一半径点にお
けるピツチをＴとしたとき、各半径点における
ＴとＬの比をＴ／Ｌ＝１〜1.1という条件を加
え、(3)の発明に加えて羽根ピツチを最適化して
軸流羽根車を構成したので、大風量、高静圧で
しかも騒音を大幅に低減できる軸流羽根車が得
られる効果をより助長するものである。
発明に、さらに上記展開図において、上記羽根
の翼弦線をＬ、羽根と羽根との同一半径点にお
けるピツチをＴとしたとき、各半径点における
ＴとＬの比をＴ／Ｌ＝１〜1.1という条件を加
え、(3)の発明に加えて羽根ピツチを最適化して
軸流羽根車を構成したので、大風量、高静圧で
しかも騒音を大幅に低減できる軸流羽根車が得
られる効果をより助長するものである。
第１図はこの発明における軸流羽根車の一実施
例を示す斜視図、第２図はこの発明の一実施例に
係り、回転軸と直交する平面に羽根を投影したと
きの投影図、第３図は、第２図におけるボス部翼
弦線中心点Pb′から外周部翼弦線中心点Pt′までの
半径方向への軌跡Pb′−PR′−Pt′について、任意
の半径Ｒにおける翼弦線中心点PRを平面OX面に
半径Ｒで回転投影した翼弦線中心点PR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４図はこの発明の一実施例に係り、翼弦線
中心点PRを相対的な原点として、羽根面を形成
したとき、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
５図は一実施例に係る羽根車を示す平面図、第６
図ａ，ｂは各々前傾角δzに対する騒音レベル（ホ
ン）、最小比騒音レベルKs（ホン）のグラフ、第
７図は羽根チツプでの前進角δ〓に対する最小比騒
音レベルKs（ホン）のグラフ、第８図はθb＝32゜
としたときのθtに対する最小比騒音レベルKs（ホ
ン）を示すグラフ、第９図は羽根チツプでのくい
ちがい角ξtに対する最小比騒音レベルKs（ホン）
を示すグラフ、第１０図は従来の軸流羽根車の要
部を示す平面図、第１１図は羽根に対する流れの
相対的関係を示す羽根断面図で、第１０図のXI−
XI線断面図、第１２図は種々の翼弦線中心線の吸
い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
１３図は一実施例に係る羽根の側面図、第１４
図、第１５図はそれぞれ羽根面での流れを説明す
る説明図、第１６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１７図は
種々の前進角δ〓における流量係数と圧力係数の関
係を示す特性図である。 １……羽根、１′……平面投影図における羽根、
１ａ……羽根先端部、１a′……平面投影図におけ
る羽根先端部、１ｂ……羽根前縁部、１b′……平
面投影図における羽根前縁部、１ｃ……羽根後縁
部、１c′……平面投影図における羽根後縁部、１
ｄ……羽根外周部、１d′……平面投影図における
羽根外周部、２……ボス部、３……回転軸。な
お、図中、同一符号は同一、又は、相当部分を示
す。
例を示す斜視図、第２図はこの発明の一実施例に
係り、回転軸と直交する平面に羽根を投影したと
きの投影図、第３図は、第２図におけるボス部翼
弦線中心点Pb′から外周部翼弦線中心点Pt′までの
半径方向への軌跡Pb′−PR′−Pt′について、任意
の半径Ｒにおける翼弦線中心点PRを平面OX面に
半径Ｒで回転投影した翼弦線中心点PR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４図はこの発明の一実施例に係り、翼弦線
中心点PRを相対的な原点として、羽根面を形成
したとき、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
５図は一実施例に係る羽根車を示す平面図、第６
図ａ，ｂは各々前傾角δzに対する騒音レベル（ホ
ン）、最小比騒音レベルKs（ホン）のグラフ、第
７図は羽根チツプでの前進角δ〓に対する最小比騒
音レベルKs（ホン）のグラフ、第８図はθb＝32゜
としたときのθtに対する最小比騒音レベルKs（ホ
ン）を示すグラフ、第９図は羽根チツプでのくい
ちがい角ξtに対する最小比騒音レベルKs（ホン）
を示すグラフ、第１０図は従来の軸流羽根車の要
部を示す平面図、第１１図は羽根に対する流れの
相対的関係を示す羽根断面図で、第１０図のXI−
XI線断面図、第１２図は種々の翼弦線中心線の吸
い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
１３図は一実施例に係る羽根の側面図、第１４
図、第１５図はそれぞれ羽根面での流れを説明す
る説明図、第１６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１７図は
種々の前進角δ〓における流量係数と圧力係数の関
係を示す特性図である。 １……羽根、１′……平面投影図における羽根、
１ａ……羽根先端部、１a′……平面投影図におけ
る羽根先端部、１ｂ……羽根前縁部、１b′……平
面投影図における羽根前縁部、１ｃ……羽根後縁
部、１c′……平面投影図における羽根後縁部、１
ｄ……羽根外周部、１d′……平面投影図における
羽根外周部、２……ボス部、３……回転軸。な
お、図中、同一符号は同一、又は、相当部分を示
す。
Claims (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翼弦線中心点PRと、
羽根のボス部を半径Rbの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点Pbをとおり上記回転
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上記
翼弦線中心点PRを上記Sc平面に対して常に正方
向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値を δz＝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、上記羽根のボス部を
半径Rbの円筒面で切断した時の断面における翼
弦線中心点をPb′とし、上記回転軸を原点Ｏとし
て、上記Ｏ点とPb′点を結ぶ直線をＸ軸とした座
標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒面で切断した時
の翼弦線中心点をPR′として直線PR′−Ｏと上記
Ｘ軸のなす角をδ〓とした場合、δ〓の半径方向分布
を、 δ〓＝δ〓t×Ｒ−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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θと
した場合、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb （θt：羽根チツプでのそり角、θb：羽根ボス部で
のそり角）で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜37゜
、
θt＜θbとしたことを特徴とする軸流羽根車。 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翼弦線中心点PRと、
羽根のボス部を半径Rbの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点Pbをとおり上記回転
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上記
翼弦線中心点PRを上記Sc平面に対して常に正方
向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値を δz＝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、上記羽根のボス部を
半径Rbの円筒面で切断した時の断面における翼
弦線中心点をPb′とし、上記回転軸を原点Ｏとし
て、上記０点とPb′点を結ぶ直線をＸ軸とした座
標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒面で切断した時
の翼弦線中心点をPR′として直線PR′−Ｏ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−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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におい
て、羽根の翼弦線と、上記回転軸と平行で上記羽
根の前縁部を通る直線との成す角度をξとすると
き、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽根
ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜〜72゜、
ξb＝53゜〜63゜、ξtξbとしたことを特徴とする軸
流羽根車。 ３ 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翼弦線中心点PRと、
羽根のボス部を半径Rbの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点Pbをとおり上記回転
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上記
翼弦線中心点PRを上記Sc平面に対して常に正方
向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値を δz＝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、上記羽根のボス部を
半径Rbの円筒面で切断した時の断面における翼
弦線中心点をPb′とし、上記回転軸を原点Ｏとし
て、上記Ｏ点とPb′点を結ぶ直線をＸ軸とした座
標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒面で切断した時
の翼弦線中心点をPR′として直線PR′−Ｏ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−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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θと
した場合、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb （θt：羽根チツプでのそり角、θb：羽根ボス部で
のそり角）で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜37゜
、
θt＜θbとし、 上記展開図において、羽根の翼弦線と、上記回
転軸と平行で上記羽根の前縁部を通る直線との成
す角度をξとするとき、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽根
ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜〜72゜、
ξb＝53゜〜63゜、ξtξbとしたことを特徴とする軸
流羽根車。 ４ 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翼弦線中心点PRと、
羽根のボス部を半径Rbの円筒面で切断した時の
断面における翼弦線中心点Pbをとおり上記回転
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上記
翼弦線中心点PRを上記Sc平面に対して常に正方
向に位置させ、 δz＝tan-1Ls／Ｒ−Rbで表現できるδzの値を δz＝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、上記羽根のボス部を
半径Rbの円筒面で切断した時の断面における翼
弦線中心点をPb′とし、上記回転軸を原点Ｏとし
て、上記Ｏ点とPb′点を結ぶ直線をＸ軸とした座
標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒面で切断した時
の翼弦線中心点をPR′として直線PR′−Ｏ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−Rb／Rt−Rb （Rt：羽根チツプ半径、Rb：羽根ボス半径、
δ〓t：直線Pt′−ＯとＸ軸のなす角度）で与え、 δ〓t＝40゜〜50゜とし、 かつ、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θと
した場合、θの半径方向分布を、 θ＝（θt−θb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋θb （θt：羽根チツプでのそり角、θb：羽根ボス部で
のそり角）で与え、θt＝20゜〜30゜、θb＝27゜〜37゜
、
θt＜θbとし、 上記展開図において、羽根の翼弦線と、上記回
転軸と平行で上記羽根の前縁部を通る直線との成
す角度をξとするとき、ξの半径方向分布を、 ξ＝（ξt−ξb）×（Ｒ−Rb）／（Rt−Rb）＋ξb （ξt：羽根チツプでのくいちがい角、ξb：羽根
ボス部でのくいちがい角）で与え、ξt＝62゜〜72゜、
ξb＝53゜〜63゜、ξtξbとし、上記展開図におい
て、上記羽根の翼弦長をＬ、羽根と羽根との同一
半径点におけるピツチをＴとしたとき、各半径点
におけるＴとＬの比をＴ／Ｌ＝１〜1.1としたこ
とを特徴とする軸流羽根車。
Priority Applications (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59186062A JPS6165096A (ja) | 1984-09-05 | 1984-09-05 | 軸流羽根車 |
| KR1019850004321A KR880000523B1 (ko) | 1984-09-05 | 1985-06-18 | 축류(軸流)임펠러 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59186062A JPS6165096A (ja) | 1984-09-05 | 1984-09-05 | 軸流羽根車 |
Related Child Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP26114687A Division JPS63147997A (ja) | 1987-10-16 | 1987-10-16 | 軸流羽根車 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6165096A JPS6165096A (ja) | 1986-04-03 |
| JPH022000B2 true JPH022000B2 (ja) | 1990-01-16 |
Family
ID=16181720
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59186062A Granted JPS6165096A (ja) | 1984-09-05 | 1984-09-05 | 軸流羽根車 |
Country Status (2)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6165096A (ja) |
| KR (1) | KR880000523B1 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US7946824B2 (en) | 2006-10-31 | 2011-05-24 | Nidec Servo Co., Ltd. | Electric axial flow fan |
| WO2014128908A1 (ja) | 2013-02-22 | 2014-08-28 | 日立アプライアンス株式会社 | プロペラファン及びこれを備えた空気調和機 |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2540439Y2 (ja) * | 1990-02-27 | 1997-07-02 | 日本飛行機株式会社 | 軸流送風機 |
| CN110332150B (zh) * | 2019-08-06 | 2025-04-29 | 三菱重工海尔(青岛)空调机有限公司 | 一种基于叶型曲线的扇叶优化设计方法以及高效风扇 |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS53115911A (en) * | 1977-03-19 | 1978-10-09 | Daikin Ind Ltd | Axial-flow fan |
| JPS53116512A (en) * | 1977-03-23 | 1978-10-12 | Hitachi Ltd | Axial flow impeller |
-
1984
- 1984-09-05 JP JP59186062A patent/JPS6165096A/ja active Granted
-
1985
- 1985-06-18 KR KR1019850004321A patent/KR880000523B1/ko not_active Expired
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US7946824B2 (en) | 2006-10-31 | 2011-05-24 | Nidec Servo Co., Ltd. | Electric axial flow fan |
| WO2014128908A1 (ja) | 2013-02-22 | 2014-08-28 | 日立アプライアンス株式会社 | プロペラファン及びこれを備えた空気調和機 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| KR880000523B1 (ko) | 1988-04-09 |
| JPS6165096A (ja) | 1986-04-03 |
| KR860002655A (ko) | 1986-04-28 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term |