JPH0579496A - 送風機の羽根車 - Google Patents
送風機の羽根車Info
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- JPH0579496A JPH0579496A JP23962591A JP23962591A JPH0579496A JP H0579496 A JPH0579496 A JP H0579496A JP 23962591 A JP23962591 A JP 23962591A JP 23962591 A JP23962591 A JP 23962591A JP H0579496 A JPH0579496 A JP H0579496A
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- blade
- radius
- angle
- impeller
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 換気扇やエアコン等に用いられる送風機の羽
根車に関して、その空力騒音を極限まで低くすることが
出来る羽根車を得ることを目的とする。 【構成】 羽根の３次元形状を定める吸込方向前傾角δ
ｚの値を１２．５°〜３２．５°、ボス部傾斜角αの値
を１５°〜３５°、羽根先端部回転方向前進角δθｔの
値を２５°〜４０°としたことを特徴とする送風機の羽
根車。
根車に関して、その空力騒音を極限まで低くすることが
出来る羽根車を得ることを目的とする。 【構成】 羽根の３次元形状を定める吸込方向前傾角δ
ｚの値を１２．５°〜３２．５°、ボス部傾斜角αの値
を１５°〜３５°、羽根先端部回転方向前進角δθｔの
値を２５°〜４０°としたことを特徴とする送風機の羽
根車。
Description
【０００１】
【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わり、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送風機の羽根車に関
するものである。
に用いられる軸流羽根車に係わり、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送風機の羽根車に関
するものである。
【０００２】
【従来の技術】送風機は、空調機や換気扇等に幅広く使
われており、その羽根車から発生する騒音をできる限り
低くすることは、社会的にも非常に重要である。従来技
術の中で、低騒音化を図る手法としては、特公平２−２
０００号公報に見られるように、羽根車の３次元形状を
決めるパラメータを明らかにし、形状を最適化すること
によるものであった。図１４は、特公平２−２０００号
公報に示された従来の送風機の羽根車を示す斜視図であ
る。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は羽根を取り付けるボス部、３は回転軸、４は回
転方向である。また、図１５は、回転軸３と直交する平
面に羽根車を投影したときの投影図で、１’は平面投影
図における羽根、１ａ’は平面投影図における羽根先端
部、１ｂ’は平面投影図における羽根前縁部、１ｃ’は
平面投影図における羽根後縁部、１ｄ’は平面投影図に
おける羽根外周部である。また図１６は、図１５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Ｐ
ｔ’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、および羽根１の同一位置での断面を示してい
る。また図１７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
図で、５はそり線、５ａは羽根負圧面、５ｂは羽根圧力
面、６は回転軸平行線である。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している。
われており、その羽根車から発生する騒音をできる限り
低くすることは、社会的にも非常に重要である。従来技
術の中で、低騒音化を図る手法としては、特公平２−２
０００号公報に見られるように、羽根車の３次元形状を
決めるパラメータを明らかにし、形状を最適化すること
によるものであった。図１４は、特公平２−２０００号
公報に示された従来の送風機の羽根車を示す斜視図であ
る。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は羽根を取り付けるボス部、３は回転軸、４は回
転方向である。また、図１５は、回転軸３と直交する平
面に羽根車を投影したときの投影図で、１’は平面投影
図における羽根、１ａ’は平面投影図における羽根先端
部、１ｂ’は平面投影図における羽根前縁部、１ｃ’は
平面投影図における羽根後縁部、１ｄ’は平面投影図に
おける羽根外周部である。また図１６は、図１５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Ｐ
ｔ’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、および羽根１の同一位置での断面を示してい
る。また図１７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
図で、５はそり線、５ａは羽根負圧面、５ｂは羽根圧力
面、６は回転軸平行線である。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している。
【０００３】図１５における回転軸と直交する平面に羽
根車を投影したときの投影面において、上記羽根のボス
部を半径Ｒｂの円筒面で切断したときの断面における翼
弦線中心点をＲｂ’とし、上記回転軸を原点Ｏとして、
上記Ｏ点とＲｂ’点とを結ぶ直線を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ときの翼弦線
中心点をＰR ’として、直線Ｒｂ’−Ｏと上記Ｘ軸との
なす角をδθ（δθ：回転方向前進角）とした場合、δ
θの半径方向分布をδθ＝δθｔ×（Ｒ−Ｒｂ）／（Ｒ
ｔ−Ｒｂ）（Ｒｔ：羽根チップ半径、Ｒｂ：羽根ボス半
径、δθｔ：直線ＰR ’−ＯとＸ軸とのなす角度）で与
え、δθｔ＝４０°〜５０°とし、かつ図１６におい
て、回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽根車を切断
したとき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ときの断面における
翼弦線中心点Ｐｂを通り、上記回転軸と直交する平面Ｓ
ｃとの距離をＬｓとしたとき、気流の吸込側を正方向と
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-1（Ｌ
ｓ／（Ｒ−Ｒｂ））（δｚ：吸込方向前傾角）で表現で
きるδｚの値をδｚ＝１２．５°〜３２．５°とし、か
つ図１７において、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、その円弧形状を形成するための中心角をθ（θ：そ
り角）とした場合、θの半径方向分布をθ＝（θｔ−θ
0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）／θ0 （θｔ：羽
根チップでのそり角、θｂ：羽根ボス部でのそり角）で
与え、θｔ＝２０°〜３０°、θｂ＝２７°〜３７°、
θｔ＜θｂとし、また、羽根の取付位置はその翼弦線１
ｂ−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とした場合、ξの半
径方向分布を、ξ＝（ξｔ−ξｂ）×（Ｒ−Ｒｂ）／
（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋ξｂ（ξｔ：羽根チップでのくいちが
い角、ξｂ：羽根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξ
ｔ＝６２°〜７２°、ξｂ＝５３°〜６３°、ξｔ＞ξ
ｂとし、さらに、この図１７におけるＬは翼弦長であ
り、図１８に示した羽根間の円周方向距離Ｔを用いた節
弦比Ｔ／Ｌで羽根の大きさを限定しており、各半径点に
おいてＴ／Ｌ＝１〜１．１としている。このような３次
元曲面形状の羽根車にすることにより、羽根面上の境界
層の発達が抑制されたり、放出渦の状態が変化するた
め、ある程度広い動作領域にわたって相当低騒音の送風
機の羽根車となっていた。
根車を投影したときの投影面において、上記羽根のボス
部を半径Ｒｂの円筒面で切断したときの断面における翼
弦線中心点をＲｂ’とし、上記回転軸を原点Ｏとして、
上記Ｏ点とＲｂ’点とを結ぶ直線を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ときの翼弦線
中心点をＰR ’として、直線Ｒｂ’−Ｏと上記Ｘ軸との
なす角をδθ（δθ：回転方向前進角）とした場合、δ
θの半径方向分布をδθ＝δθｔ×（Ｒ−Ｒｂ）／（Ｒ
ｔ−Ｒｂ）（Ｒｔ：羽根チップ半径、Ｒｂ：羽根ボス半
径、δθｔ：直線ＰR ’−ＯとＸ軸とのなす角度）で与
え、δθｔ＝４０°〜５０°とし、かつ図１６におい
て、回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽根車を切断
したとき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ときの断面における
翼弦線中心点Ｐｂを通り、上記回転軸と直交する平面Ｓ
ｃとの距離をＬｓとしたとき、気流の吸込側を正方向と
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-1（Ｌ
ｓ／（Ｒ−Ｒｂ））（δｚ：吸込方向前傾角）で表現で
きるδｚの値をδｚ＝１２．５°〜３２．５°とし、か
つ図１７において、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、その円弧形状を形成するための中心角をθ（θ：そ
り角）とした場合、θの半径方向分布をθ＝（θｔ−θ
0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）／θ0 （θｔ：羽
根チップでのそり角、θｂ：羽根ボス部でのそり角）で
与え、θｔ＝２０°〜３０°、θｂ＝２７°〜３７°、
θｔ＜θｂとし、また、羽根の取付位置はその翼弦線１
ｂ−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とした場合、ξの半
径方向分布を、ξ＝（ξｔ−ξｂ）×（Ｒ−Ｒｂ）／
（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋ξｂ（ξｔ：羽根チップでのくいちが
い角、ξｂ：羽根ボス部でのくいちがい角）で与え、ξ
ｔ＝６２°〜７２°、ξｂ＝５３°〜６３°、ξｔ＞ξ
ｂとし、さらに、この図１７におけるＬは翼弦長であ
り、図１８に示した羽根間の円周方向距離Ｔを用いた節
弦比Ｔ／Ｌで羽根の大きさを限定しており、各半径点に
おいてＴ／Ｌ＝１〜１．１としている。このような３次
元曲面形状の羽根車にすることにより、羽根面上の境界
層の発達が抑制されたり、放出渦の状態が変化するた
め、ある程度広い動作領域にわたって相当低騒音の送風
機の羽根車となっていた。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】従来の送風機の羽根車
は以上のように低騒音の特徴を有しているが、風量があ
る程度減少し風圧がかかった作動点付近では、図１９に
示すようにボス２付近に吹き出し側から吸い込み側への
逆流１１が生じてしまっており、騒音が急増する問題点
があった。またこのように半径方向の流れが強くなった
作動点では、回転方向に大きく前進させた従来の軸流羽
根車は、流れに沿った実質的な翼弦長が相当短くなり、
また実質的なそり角も小さくなるため、静圧をある程度
以上高めることが困難であるという問題点があった。
は以上のように低騒音の特徴を有しているが、風量があ
る程度減少し風圧がかかった作動点付近では、図１９に
示すようにボス２付近に吹き出し側から吸い込み側への
逆流１１が生じてしまっており、騒音が急増する問題点
があった。またこのように半径方向の流れが強くなった
作動点では、回転方向に大きく前進させた従来の軸流羽
根車は、流れに沿った実質的な翼弦長が相当短くなり、
また実質的なそり角も小さくなるため、静圧をある程度
以上高めることが困難であるという問題点があった。
【０００５】この発明は、上記のような問題点を解消す
るためになされたもので、ボス部付近での逆流をなくし
て騒音の急増を抑制するとともに、高静圧化も図った高
性能、低騒音の送風機の羽根車を得ることを目的とす
る。
るためになされたもので、ボス部付近での逆流をなくし
て騒音の急増を抑制するとともに、高静圧化も図った高
性能、低騒音の送風機の羽根車を得ることを目的とす
る。
【０００６】
【課題を解決するための手段】この発明に係る請求項１
の送風機の羽根車は、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ときの断面における翼弦線中心点
ＰR と、羽根チップ半径Ｒｔの３５％の半径Ｒ0 を仮想
的なボス部として設定して、この半径Ｒ0 の円筒面で切
断したときの断面における翼弦線中心点Ｐ0 を通り上記
回転軸と直交する平面Ｓc との距離をＬs としたとき、
気流の吸込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-1（Ｌｓ／（Ｒ−Ｒ0 ））（δｚ：吸
込方向前傾角）で表現できるδｚの値をδｚ＝１２．５
°〜３２．５°とし、かつ、実際のボス部を吸込側ほど
小さい円の円錐台形とし、その回転軸方向傾斜角αの値
をα＝１５°〜３５°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ときの投影面において、上記
羽根の仮想的ボス部を半径Ｒ0 の円筒面で切断したとき
の断面における翼弦線中心点をＰ0 ’とし、上記回転軸
を原点Ｏとして、上記Ｏ点とＰ0 ’点とを結ぶ直線を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
たときの翼弦線中心点をＰR ’として、直線ＰR ’−Ｏ
と上記Ｘ軸とのなす角をδθ（δθ：回転方向前進角）
とした場合、δθの半径方向分布を、δθ＝δθｔ×
（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）で与え、δθｔ＝２５°
〜４０°としたものである。
の送風機の羽根車は、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ときの断面における翼弦線中心点
ＰR と、羽根チップ半径Ｒｔの３５％の半径Ｒ0 を仮想
的なボス部として設定して、この半径Ｒ0 の円筒面で切
断したときの断面における翼弦線中心点Ｐ0 を通り上記
回転軸と直交する平面Ｓc との距離をＬs としたとき、
気流の吸込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-1（Ｌｓ／（Ｒ−Ｒ0 ））（δｚ：吸
込方向前傾角）で表現できるδｚの値をδｚ＝１２．５
°〜３２．５°とし、かつ、実際のボス部を吸込側ほど
小さい円の円錐台形とし、その回転軸方向傾斜角αの値
をα＝１５°〜３５°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ときの投影面において、上記
羽根の仮想的ボス部を半径Ｒ0 の円筒面で切断したとき
の断面における翼弦線中心点をＰ0 ’とし、上記回転軸
を原点Ｏとして、上記Ｏ点とＰ0 ’点とを結ぶ直線を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
たときの翼弦線中心点をＰR ’として、直線ＰR ’−Ｏ
と上記Ｘ軸とのなす角をδθ（δθ：回転方向前進角）
とした場合、δθの半径方向分布を、δθ＝δθｔ×
（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）で与え、δθｔ＝２５°
〜４０°としたものである。
【０００７】この発明に係る請求項２の送風機の羽根車
は、回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽根車を切断
したときの断面における翼弦線中心点ＰRと、羽根チッ
プ半径Ｒｔの３５％の半径Ｒ0 を仮想的なボス部として
設定して、この半径Ｒ0 の円筒面で切断したときの断面
における翼弦線中心点Ｐ0 を通り上記回転軸と直交する
平面Ｓｃとの距離をＬｓとしたとき、気流の吸込側を正
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
-1（Ｌｓ／（Ｒ−Ｒ0 ））（δｚ：吸込方向前傾角）で
表現できるδｚの値をδｚ＝１２．５°〜３２．５°と
し、かつ、実際のボス部を吸込側ほど小さい円の円錐台
形とし、その回転軸方向傾斜角αの値をα＝１５°〜３
５°とし、かつ、上記回転軸と直交する平面に羽根車を
投影したときの投影面において、上記羽根の仮想的ボス
部を半径Ｒ0 の円筒面で切断したときの断面における翼
弦線中心点をＰ0 ’とし、上記回転軸を原点Ｏとして、
上記Ｏ点とＰ0 点とを結ぶ直線を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ときの翼弦線中心
点をＰR ’として、直線ＰR ’−Ｏと上記Ｘ軸とのなす
角をδθ（δθ：回転方向前進角）とした場合、δθの
半径方向分布をδθ＝δθｔ×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−
Ｒ0 ）で与え、δθｔ＝２５°〜４０°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（θ：そり角）とした場合、θの半径方
向分布を、θ＝（θｔ−θ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ
−Ｒ0 ）＋θ0 （θｔ：羽根チップでのそり角、θ0 ：
Ｒ0＝０．３５Ｒｔにおけるそり角）で与え、θｔ＝２
５°〜３５°、θ0＝３２°〜４２°、θｔ＜θ0 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なす角度をξ
（ξ：くいちがい角）とするとき、ξの半径方向分布
を、ξ＝（ξｔ−ξ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ
0 ）＋ξ0 （ξｔ：羽根チップでのくいちがい角、ξ
0 ：Ｒ0 ＝０．３５Ｒｔにおけるくいちがい角）で与
え、ξｔ＝５８°〜６８°、ξ0 ＝４９°〜５９°、ξ
ｔ＞ξ0 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ッチをＴと
したとき、各半径点におけるＴとＬの比Ｔ／Ｌ（Ｔ／
Ｌ：節弦比）をＴ／Ｌ＝１．３〜２．０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
したときの断面における翼弦線中心点ＰRと、羽根チッ
プ半径Ｒｔの３５％の半径Ｒ0 を仮想的なボス部として
設定して、この半径Ｒ0 の円筒面で切断したときの断面
における翼弦線中心点Ｐ0 を通り上記回転軸と直交する
平面Ｓｃとの距離をＬｓとしたとき、気流の吸込側を正
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
-1（Ｌｓ／（Ｒ−Ｒ0 ））（δｚ：吸込方向前傾角）で
表現できるδｚの値をδｚ＝１２．５°〜３２．５°と
し、かつ、実際のボス部を吸込側ほど小さい円の円錐台
形とし、その回転軸方向傾斜角αの値をα＝１５°〜３
５°とし、かつ、上記回転軸と直交する平面に羽根車を
投影したときの投影面において、上記羽根の仮想的ボス
部を半径Ｒ0 の円筒面で切断したときの断面における翼
弦線中心点をＰ0 ’とし、上記回転軸を原点Ｏとして、
上記Ｏ点とＰ0 点とを結ぶ直線を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ときの翼弦線中心
点をＰR ’として、直線ＰR ’−Ｏと上記Ｘ軸とのなす
角をδθ（δθ：回転方向前進角）とした場合、δθの
半径方向分布をδθ＝δθｔ×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−
Ｒ0 ）で与え、δθｔ＝２５°〜４０°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（θ：そり角）とした場合、θの半径方
向分布を、θ＝（θｔ−θ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ
−Ｒ0 ）＋θ0 （θｔ：羽根チップでのそり角、θ0 ：
Ｒ0＝０．３５Ｒｔにおけるそり角）で与え、θｔ＝２
５°〜３５°、θ0＝３２°〜４２°、θｔ＜θ0 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なす角度をξ
（ξ：くいちがい角）とするとき、ξの半径方向分布
を、ξ＝（ξｔ−ξ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ
0 ）＋ξ0 （ξｔ：羽根チップでのくいちがい角、ξ
0 ：Ｒ0 ＝０．３５Ｒｔにおけるくいちがい角）で与
え、ξｔ＝５８°〜６８°、ξ0 ＝４９°〜５９°、ξ
ｔ＞ξ0 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ッチをＴと
したとき、各半径点におけるＴとＬの比Ｔ／Ｌ（Ｔ／
Ｌ：節弦比）をＴ／Ｌ＝１．３〜２．０としたものであ
る。
【０００８】
【作用】この発明における送風機の羽根車は、羽根形状
を決めるための骨子である翼素中心の３次元分布を明ら
かにしたものである。特に羽根翼素中心が気体の吸い込
み側に傾斜しているとともに、回転方向へ前進してお
り、しかもボス部に傾斜をつけており、それぞれの分布
が最適化されているため、高静圧と低騒音化を同時に達
成したものとなっている。
を決めるための骨子である翼素中心の３次元分布を明ら
かにしたものである。特に羽根翼素中心が気体の吸い込
み側に傾斜しているとともに、回転方向へ前進してお
り、しかもボス部に傾斜をつけており、それぞれの分布
が最適化されているため、高静圧と低騒音化を同時に達
成したものとなっている。
【０００９】
実施例１．以下、この発明の一実施例を図に基づいて説
明する。図１はこの発明における送風機の羽根車の一実
施例を示す斜視図で、例えば３枚羽根形状のものであ
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次元形状を持つ羽根車の羽根、２は羽根を取
り付けるボス部、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、しかも気体の吸い込み側に大きく前傾し、３
次元的曲面形状を形成しており、かつ２のボス部が回転
軸方向に傾斜角を持ち、吸い込み側ほど小さい円の円錐
台形となっていることにある。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
羽根車を構成する因子を示す。図２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、円錐台
形の実際のボス部とは別に、羽根チップ半径Ｒｔの３５
％の半径Ｐ0 の仮想的なボス部を設定して、羽根もこの
仮想的ボス部まで便宜上存在するように想定し、この仮
想的ボス部の半径Ｒ0 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Ｐ0 ’とし、回転
軸３の投影面における位置Ｏとを結ぶ直線Ｐ0 ’−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、Ｐθ’は翼弦線
中心点ＰR ’における翼弦線中心点軌跡Ｐ0 ’−ＰR’
−Ｐｔ’の接線と半径Ｒとのなす角度を示す。また、ダ
ッシュ（’）のついている符号は、投影面における各部
を示す。上記座標系において、直線ＰR ’−ＯとＸ軸と
のなす角をδθ（δθ：回転方向前進角）とし、距離を
Ｒとすれば、ＰR ’の位置は、（Ｒ，δθ）という極座
標系で表現できる。この発明では、直線Ｐｔ’−ＯとＸ
軸とのなす角をδθｔとすると、δθ＝δθｔ×（Ｒ−
Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）で与え、δθｔ＝２５°〜４０
°としている。このようにして、翼弦線中心点Ｐｂ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。
明する。図１はこの発明における送風機の羽根車の一実
施例を示す斜視図で、例えば３枚羽根形状のものであ
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次元形状を持つ羽根車の羽根、２は羽根を取
り付けるボス部、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、しかも気体の吸い込み側に大きく前傾し、３
次元的曲面形状を形成しており、かつ２のボス部が回転
軸方向に傾斜角を持ち、吸い込み側ほど小さい円の円錐
台形となっていることにある。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
羽根車を構成する因子を示す。図２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、円錐台
形の実際のボス部とは別に、羽根チップ半径Ｒｔの３５
％の半径Ｐ0 の仮想的なボス部を設定して、羽根もこの
仮想的ボス部まで便宜上存在するように想定し、この仮
想的ボス部の半径Ｒ0 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Ｐ0 ’とし、回転
軸３の投影面における位置Ｏとを結ぶ直線Ｐ0 ’−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、Ｐθ’は翼弦線
中心点ＰR ’における翼弦線中心点軌跡Ｐ0 ’−ＰR’
−Ｐｔ’の接線と半径Ｒとのなす角度を示す。また、ダ
ッシュ（’）のついている符号は、投影面における各部
を示す。上記座標系において、直線ＰR ’−ＯとＸ軸と
のなす角をδθ（δθ：回転方向前進角）とし、距離を
Ｒとすれば、ＰR ’の位置は、（Ｒ，δθ）という極座
標系で表現できる。この発明では、直線Ｐｔ’−ＯとＸ
軸とのなす角をδθｔとすると、δθ＝δθｔ×（Ｒ−
Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）で与え、δθｔ＝２５°〜４０
°としている。このようにして、翼弦線中心点Ｐｂ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。
【００１０】図３は、図２における仮想的ボス部翼弦線
中心点Ｐ0 ’から外周部翼弦線中心点Ｐｔ’までの半径
方向への軌跡Ｐ0 ’−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、およ
び羽根１の同一位置での断面を示している。図におい
て、７は羽根車回転時の遠心力、７ａ、７ｂはそれぞれ
遠心力７の負圧面法線分力、接線方向分力、矢印Ａは気
体の流入方向を示す。そこで、仮想的ボス部の外周部に
おける羽根１の翼弦線中心点Ｐ0 を通り、回転軸３と直
交する平面Ｓｃ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、平面Ｓｃと翼弦線中心点ＰR
との距離をＬｓ、仮想的ボス部翼弦線中心点Ｐ0 とＳｃ
平面のなす角度をδｚとすると、δｚ＝ｔａｎ-1（Ｌｓ
／（Ｒ−Ｒ0 ））（δｚ：吸込方向前傾角）と表現で
き、このδｚの値をδｚ＝１２．５°〜３２．５°とし
ている。さらに、実際のボス部２が回転軸に対してαの
角度を持ち、吸込側ほど小さい円の円錐台形になってお
り、このαの値をα＝１５°〜３５°としている。
中心点Ｐ0 ’から外周部翼弦線中心点Ｐｔ’までの半径
方向への軌跡Ｐ0 ’−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、およ
び羽根１の同一位置での断面を示している。図におい
て、７は羽根車回転時の遠心力、７ａ、７ｂはそれぞれ
遠心力７の負圧面法線分力、接線方向分力、矢印Ａは気
体の流入方向を示す。そこで、仮想的ボス部の外周部に
おける羽根１の翼弦線中心点Ｐ0 を通り、回転軸３と直
交する平面Ｓｃ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、平面Ｓｃと翼弦線中心点ＰR
との距離をＬｓ、仮想的ボス部翼弦線中心点Ｐ0 とＳｃ
平面のなす角度をδｚとすると、δｚ＝ｔａｎ-1（Ｌｓ
／（Ｒ−Ｒ0 ））（δｚ：吸込方向前傾角）と表現で
き、このδｚの値をδｚ＝１２．５°〜３２．５°とし
ている。さらに、実際のボス部２が回転軸に対してαの
角度を持ち、吸込側ほど小さい円の円錐台形になってお
り、このαの値をα＝１５°〜３５°としている。
【００１１】図４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を円弧形状とし、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。この一実施例では、θの半径
方向分布を、θ＝（θｔ−θ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒ
ｔ−Ｒ0 ）＋θ0 とし、この時θｔは羽根チップでのそ
り角、すなわち羽根チップでのそり線の中心角、θ0 は
Ｒ0 ＝０．３５Ｒｔにおけるそり角、すなわち羽根の仮
想的ボス部でのそり線の中心角で与え、θｔ＝２５°〜
３５°、θ0 ＝３２°〜４２°、θｔ＜θ0 としてい
る。また、羽根の取付位置はその翼弦線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に半径方向の分布をもた
せることにより決定する。すなわちξの半径方向分布を
ξ＝（ξｔ−ξ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋
ξ0 とし、この時ξｔは羽根チップでのくいちがい角、
ξ0 はＲ0 ＝０．３５Ｒｔの仮想的ボス部におけるくい
ちがい角で与え、ξｔ＝５８°〜６８°、ξ0 ＝４９°
〜５９°、ξｔ＞ξ0 としている。さらに、この図にお
けるＬは翼弦長であり、図５において示した羽根間の円
周方向距離（ピッチ）であるＴとの比で定義される節弦
比Ｔ／Ｌの値を、各半径点においてＴ／Ｌ＝１．３〜
２．０としている。
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を円弧形状とし、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。この一実施例では、θの半径
方向分布を、θ＝（θｔ−θ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒ
ｔ−Ｒ0 ）＋θ0 とし、この時θｔは羽根チップでのそ
り角、すなわち羽根チップでのそり線の中心角、θ0 は
Ｒ0 ＝０．３５Ｒｔにおけるそり角、すなわち羽根の仮
想的ボス部でのそり線の中心角で与え、θｔ＝２５°〜
３５°、θ0 ＝３２°〜４２°、θｔ＜θ0 としてい
る。また、羽根の取付位置はその翼弦線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に半径方向の分布をもた
せることにより決定する。すなわちξの半径方向分布を
ξ＝（ξｔ−ξ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋
ξ0 とし、この時ξｔは羽根チップでのくいちがい角、
ξ0 はＲ0 ＝０．３５Ｒｔの仮想的ボス部におけるくい
ちがい角で与え、ξｔ＝５８°〜６８°、ξ0 ＝４９°
〜５９°、ξｔ＞ξ0 としている。さらに、この図にお
けるＬは翼弦長であり、図５において示した羽根間の円
周方向距離（ピッチ）であるＴとの比で定義される節弦
比Ｔ／Ｌの値を、各半径点においてＴ／Ｌ＝１．３〜
２．０としている。
【００１２】このように、６つのパラメータを独自の値
にすることにより、超低騒音で高静圧の羽根車が得られ
る。これらパラメータの値をすべて最適化した例を一実
施例として以下に示しさらに個々のパラメータの値を変
化させたときの騒音特性への影響を、実験的に検討した
結果について説明する。 Ｒ0 ＝０．３５Ｒｔ α＝２５° δｚ＝２２．５°（半径方向で一定） δθ＝３０°×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ） θ＝−７．５°×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋３７
° ξ＝９°×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋５４° Ｔ／Ｌ＝１．６（半径方向で一定） 従来例の問題点として図１９に示したボス部付近の逆流
１１は、ボス部の形状を吸い込み側ほど小さい円の円錐
台形にすることによって改善され、騒音レベルを大幅に
低減できる。しかしボス部傾斜角αをあまり大きくし過
ぎると、吹き出し面積が減少することによる吹き出し動
圧（吹き出し速度のエネルギーを圧力に換算した値）損
失が増大するため、性能が低下する。従ってボス部傾斜
角αの最適範囲が存在する。αの騒音特性への影響を実
験的に検討した結果を図６に示す。ここで比較騒音レベ
ルＫｓ（ホン）は、次式で定義される値である。 Ｋｓ＝ＳＰＬ−１０Ｌｏｇ10（Ｑ×Ｐｓ2.5） ＳＰＬ：騒音レベル（ホン） Ｑ：流量 Ｐｓ：静圧 この式からわかるように、Ｋｓは単位流量・静圧あたり
の騒音レベルを意味しており、同一の空力仕様（流量・
静圧）条件では、Ｋｓが小さいほど低騒音の羽根車であ
るといえる。比騒音レベルＫｓは、作動点によっても変
化するため、図６ではＫｓが最小となる作動点での値を
グラフ化している。図６からわかるように、ボス部傾斜
角αが１５°〜３５°の間にあれば、最小比騒音レベル
Ｋｓの値は十分小さく、非常に低騒音である。
にすることにより、超低騒音で高静圧の羽根車が得られ
る。これらパラメータの値をすべて最適化した例を一実
施例として以下に示しさらに個々のパラメータの値を変
化させたときの騒音特性への影響を、実験的に検討した
結果について説明する。 Ｒ0 ＝０．３５Ｒｔ α＝２５° δｚ＝２２．５°（半径方向で一定） δθ＝３０°×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ） θ＝−７．５°×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋３７
° ξ＝９°×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋５４° Ｔ／Ｌ＝１．６（半径方向で一定） 従来例の問題点として図１９に示したボス部付近の逆流
１１は、ボス部の形状を吸い込み側ほど小さい円の円錐
台形にすることによって改善され、騒音レベルを大幅に
低減できる。しかしボス部傾斜角αをあまり大きくし過
ぎると、吹き出し面積が減少することによる吹き出し動
圧（吹き出し速度のエネルギーを圧力に換算した値）損
失が増大するため、性能が低下する。従ってボス部傾斜
角αの最適範囲が存在する。αの騒音特性への影響を実
験的に検討した結果を図６に示す。ここで比較騒音レベ
ルＫｓ（ホン）は、次式で定義される値である。 Ｋｓ＝ＳＰＬ−１０Ｌｏｇ10（Ｑ×Ｐｓ2.5） ＳＰＬ：騒音レベル（ホン） Ｑ：流量 Ｐｓ：静圧 この式からわかるように、Ｋｓは単位流量・静圧あたり
の騒音レベルを意味しており、同一の空力仕様（流量・
静圧）条件では、Ｋｓが小さいほど低騒音の羽根車であ
るといえる。比騒音レベルＫｓは、作動点によっても変
化するため、図６ではＫｓが最小となる作動点での値を
グラフ化している。図６からわかるように、ボス部傾斜
角αが１５°〜３５°の間にあれば、最小比騒音レベル
Ｋｓの値は十分小さく、非常に低騒音である。
【００１３】羽根１の吸込側への前傾による効果は、従
来例と基本的に同様であり、図３における遠心力７の負
圧面法線分力７ａが境界層に対する圧縮力として働いて
境界層を薄くでき、発生騒音が低下する。図７からわか
るように、吸込方向前傾角δｚの最適範囲は、従来例と
同様δｚ＝１２．５°〜３２．５°であるが、この範囲
からはずれた場合の騒音悪化が、従来例より顕著である
傾向が見受けられる。回転方向前進角δθの最適範囲
は、従来例とは大きく異なった結果となった。ボス部傾
斜角αを設けて半径方向流れを強化した本発明の羽根車
では、δθを大きくとって回転方向に相当前進させた羽
根では、図８に示すように実際の流線８に沿った実質的
な翼弦長９が短くなり、高風圧化に適した形状から逆行
する傾向となって空力性能の低下が生じ、最小比騒音レ
ベルＫｓが上昇する結果となった。結局δθの最適範囲
は、図９から明らかなように、羽根チップでの前進角δ
θｔに対してδθｔ＝２５°〜４０°となった。以上の
形状変更により、従来例と比較して最小比騒音レベルＫ
ｓ（ホン）が約３ホン低減できた。
来例と基本的に同様であり、図３における遠心力７の負
圧面法線分力７ａが境界層に対する圧縮力として働いて
境界層を薄くでき、発生騒音が低下する。図７からわか
るように、吸込方向前傾角δｚの最適範囲は、従来例と
同様δｚ＝１２．５°〜３２．５°であるが、この範囲
からはずれた場合の騒音悪化が、従来例より顕著である
傾向が見受けられる。回転方向前進角δθの最適範囲
は、従来例とは大きく異なった結果となった。ボス部傾
斜角αを設けて半径方向流れを強化した本発明の羽根車
では、δθを大きくとって回転方向に相当前進させた羽
根では、図８に示すように実際の流線８に沿った実質的
な翼弦長９が短くなり、高風圧化に適した形状から逆行
する傾向となって空力性能の低下が生じ、最小比騒音レ
ベルＫｓが上昇する結果となった。結局δθの最適範囲
は、図９から明らかなように、羽根チップでの前進角δ
θｔに対してδθｔ＝２５°〜４０°となった。以上の
形状変更により、従来例と比較して最小比騒音レベルＫ
ｓ（ホン）が約３ホン低減できた。
【００１４】実施例２．続いて上記以外の羽根形状パラ
メータであるそり角θ、くいちがい角ξ、および節弦比
Ｔ／Ｌの影響について述べる。一般には、そり角θを大
きくするほど、またくいちがい角ξを小さくするほど空
力性能が向上するがある程度以上変えすぎると騒音も急
激に増大する。従来例より半径方向流れを強化した本発
明の羽根車では、実際の流線から考えた実質的なそり角
は小さく、くいちがい角は大きくなるため、最適範囲が
従来例とは変化することが予想された。これらを実験的
に検討した結果、図１０、１１に示すように θｔ＝２５°〜３５° θ0 ＝３２°〜４２°および ξｔ＝５８°〜６８° ξ0 ＝４９°〜５９° の最適範囲が明らかとなった。これらの値は従来例と比
べて、そり角θが５°増加、くいちがい角ξが４°減少
した値となっている。また節弦比Ｔ／Ｌの最適範囲も従
来例ではＴ／Ｌ＝１．０〜１．１であったが、半径方向
流れの遠心力効果による静圧上昇も大きくなるため、翼
弦長Ｌをある程度短く（Ｔ／Ｌを大きく）しても空力性
能の低下はそれほどでもなく、翼弦長が短くなることに
よる騒音低減効果のほうが大きいため、最小比騒音レベ
ルＫｓが低下する。図１１の実験結果より、節弦比Ｔ／
Ｌの最適範囲がＴ／Ｌ＝１．３〜２．０となることが明
きらかとなった。以上の３種類の形状パラメータの変更
により、さらに２ホンの低騒音化を図ることができた。
メータであるそり角θ、くいちがい角ξ、および節弦比
Ｔ／Ｌの影響について述べる。一般には、そり角θを大
きくするほど、またくいちがい角ξを小さくするほど空
力性能が向上するがある程度以上変えすぎると騒音も急
激に増大する。従来例より半径方向流れを強化した本発
明の羽根車では、実際の流線から考えた実質的なそり角
は小さく、くいちがい角は大きくなるため、最適範囲が
従来例とは変化することが予想された。これらを実験的
に検討した結果、図１０、１１に示すように θｔ＝２５°〜３５° θ0 ＝３２°〜４２°および ξｔ＝５８°〜６８° ξ0 ＝４９°〜５９° の最適範囲が明らかとなった。これらの値は従来例と比
べて、そり角θが５°増加、くいちがい角ξが４°減少
した値となっている。また節弦比Ｔ／Ｌの最適範囲も従
来例ではＴ／Ｌ＝１．０〜１．１であったが、半径方向
流れの遠心力効果による静圧上昇も大きくなるため、翼
弦長Ｌをある程度短く（Ｔ／Ｌを大きく）しても空力性
能の低下はそれほどでもなく、翼弦長が短くなることに
よる騒音低減効果のほうが大きいため、最小比騒音レベ
ルＫｓが低下する。図１１の実験結果より、節弦比Ｔ／
Ｌの最適範囲がＴ／Ｌ＝１．３〜２．０となることが明
きらかとなった。以上の３種類の形状パラメータの変更
により、さらに２ホンの低騒音化を図ることができた。
【００１５】実施例３．なお上記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。
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。
【００１６】実施例４．またこの発明による羽根車をプ
ラスチック等の材料を用いた金型成形により製作する場
合、一体型による量産成型上、図１３に示すようなボス
２に切り欠き１０を入れることが行われるが、空力・騒
音特性への影響はない。
ラスチック等の材料を用いた金型成形により製作する場
合、一体型による量産成型上、図１３に示すようなボス
２に切り欠き１０を入れることが行われるが、空力・騒
音特性への影響はない。
【００１７】実施例５．強度面からこの発明を見ると、
最も問題となる羽根後縁のボス部近傍の半径がボス部傾
斜により大きくなっているため、従来例と比較して強度
が増加している。また実施例では、ボス部吸い込み側半
径ＲｂをＲ0 （＝０．３５Ｒｔ）同一にした場合を示し
たが、さらなる強度確保のためＲｂ＞Ｒ0 にした場合で
も、相対的には同様の効果が期待できる。
最も問題となる羽根後縁のボス部近傍の半径がボス部傾
斜により大きくなっているため、従来例と比較して強度
が増加している。また実施例では、ボス部吸い込み側半
径ＲｂをＲ0 （＝０．３５Ｒｔ）同一にした場合を示し
たが、さらなる強度確保のためＲｂ＞Ｒ0 にした場合で
も、相対的には同様の効果が期待できる。
【００１８】
【発明の効果】この発明は次に記載する効果を奏する。
請求項１の送風機の羽根車は、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ときの断面における翼弦
線中心点ＰR と、羽根チップ半径Ｒｔの３５％の半径Ｒ
0 を仮想的なボス部として設定して、この半径Ｒ0 の円
筒面で切断したときの断面における翼弦線中心点Ｐ0 を
通り上記回転軸と直交する平面Ｓｃとの距離をＬｓとし
たとき、気流の吸込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-1（Ｌｓ／（Ｒ−Ｒ0 ））
（δｚ：吸込方向前傾角）で表現できるδｚの値をδｚ
＝１２．５°〜３２．５°とし、かつ、実際のボス部を
吸込側ほど小さい円の円錐台形とし、その回転軸方向傾
斜角αの値をα＝１５°〜３５°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ときの投影面にお
いて、上記羽根の仮想的ボス部を半径Ｒ0の円筒面で切
断したときの断面における翼弦線中心点をＰ0 ’とし、
上記回転軸を原点Ｏとして、上記Ｏ点とＰ0 ’点とを結
ぶ直線をＸ軸とした座標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒
面で切断したときの翼弦線中心点をＰR ’として、直線
ＰR ’−Ｏと上記Ｘ軸とのなす角をδθ（δθ：回転方
向前進角）とした場合、δθの半径方向分布を、δθ＝
δθｔ×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）で与え、δθｔ
＝２５°〜４０°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方向への前傾
角δｚ、ボス傾斜角α、および回転方向への前進角δθ
を最適化して送風機の羽根車を構成したので、ボス部付
近での逆流をなくして騒音の急増を抑制するとともに、
広い有効動作領域にわたり大風量、かつ低騒音である
が、特に高静圧領域において、高性能で、かつ騒音を大
幅に低減できる送風機の羽根車が得られる効果がある。
請求項１の送風機の羽根車は、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ときの断面における翼弦
線中心点ＰR と、羽根チップ半径Ｒｔの３５％の半径Ｒ
0 を仮想的なボス部として設定して、この半径Ｒ0 の円
筒面で切断したときの断面における翼弦線中心点Ｐ0 を
通り上記回転軸と直交する平面Ｓｃとの距離をＬｓとし
たとき、気流の吸込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-1（Ｌｓ／（Ｒ−Ｒ0 ））
（δｚ：吸込方向前傾角）で表現できるδｚの値をδｚ
＝１２．５°〜３２．５°とし、かつ、実際のボス部を
吸込側ほど小さい円の円錐台形とし、その回転軸方向傾
斜角αの値をα＝１５°〜３５°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ときの投影面にお
いて、上記羽根の仮想的ボス部を半径Ｒ0の円筒面で切
断したときの断面における翼弦線中心点をＰ0 ’とし、
上記回転軸を原点Ｏとして、上記Ｏ点とＰ0 ’点とを結
ぶ直線をＸ軸とした座標系で、上記羽根を半径Ｒの円筒
面で切断したときの翼弦線中心点をＰR ’として、直線
ＰR ’−Ｏと上記Ｘ軸とのなす角をδθ（δθ：回転方
向前進角）とした場合、δθの半径方向分布を、δθ＝
δθｔ×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）で与え、δθｔ
＝２５°〜４０°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方向への前傾
角δｚ、ボス傾斜角α、および回転方向への前進角δθ
を最適化して送風機の羽根車を構成したので、ボス部付
近での逆流をなくして騒音の急増を抑制するとともに、
広い有効動作領域にわたり大風量、かつ低騒音である
が、特に高静圧領域において、高性能で、かつ騒音を大
幅に低減できる送風機の羽根車が得られる効果がある。
【００１９】請求項２の送風機の羽根車は、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ときの断面
における翼弦線中心点ＰR と、羽根チップ半径Ｒｔの３
５％の半径Ｒ0 を仮想的なボス部として設定して、この
半径Ｒ0 の円筒面で切断したときの断面における翼弦線
中心点Ｐ0 を通り上記回転軸と直交する平面Ｓｃとの距
離をＬｓとしたとき、気流の吸込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-1（Ｌｓ／（Ｒ
−Ｒ0 ））（δｚ：吸込方向前傾角）で表現できるδｚ
の値をδｚ＝１２．５°〜３２．５°とし、かつ、実際
のボス部を吸込側ほど小さい円の円錐台形とし、その回
転軸方向傾斜角αの値をα＝１５°〜３５°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とき
の投影面において、上記羽根の仮想的ボス部を半径Ｒ0
の円筒面で切断したときの断面における翼弦線中心点を
Ｐ0 ’とし、上記回転軸を原点Ｏとして、上記Ｏ点とＰ
0 ’点とを結ぶ直線を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ときの翼弦線中心点をＰR ’
として、直線ＰR ’−Ｏと上記Ｘ軸とのなす角をδθ
（δθ：回転方向前進角）とした場合、δθの半径方向
分布を、δθ＝δθｔ×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）
で与え、δθｔ＝２５°〜４０°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（θ：そり角）とした場合、θの半径方向分布
を、θ＝（θｔ−θ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ
0 ）＋θ0 （θｔ：羽根チップでのそり角、θ0 ：Ｒ0
＝０．３５Ｒｔにおけるそり角）で与え、θｔ＝２５°
〜３５°、θ0 ＝３２°〜４２°、θｔ＜θ0 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なす角度をξ（ξ：
くいちがい角）とするとき、ξの半径方向分布を、ξ＝
（ξｔ−ξ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋ξ0
（ξｔ：羽根チップでのくいちがい角、ξ0 ：Ｒ0 ＝
０．３５Ｒｔにおけるくいちがい角）で与え、ξｔ＝５
８°〜６８°、ξ0 ＝４９°〜５９°、ξｔ＞ξ0 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ッチをＴとしたとき、
各半径点におけるＴとＬの比Ｔ／Ｌ（Ｔ／Ｌ：節弦比）
をＴ／Ｌ＝１．３〜２．０とし、羽根の翼弦線中心点Ｐ
R の空間分布を規定する必須パラメータである吸込方向
への前傾角δｚ、ボス傾斜角α、回転方向への前進角δ
θ、そり角θ、くいちがい角ξ、および節弦比Ｔ／Ｌを
最適化して送風機の羽根車を構成したもので、ボス部付
近での逆流をなくして騒音の急増を抑制するとともに、
広い有効動作領域にわたり大風量、かつ低騒音である
が、特に高静圧領域において、高性能で、かつ騒音を大
幅に低減できる送風機の羽根車が得られる効果がある。
心とする半径Ｒの円筒面で羽根車を切断したときの断面
における翼弦線中心点ＰR と、羽根チップ半径Ｒｔの３
５％の半径Ｒ0 を仮想的なボス部として設定して、この
半径Ｒ0 の円筒面で切断したときの断面における翼弦線
中心点Ｐ0 を通り上記回転軸と直交する平面Ｓｃとの距
離をＬｓとしたとき、気流の吸込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-1（Ｌｓ／（Ｒ
−Ｒ0 ））（δｚ：吸込方向前傾角）で表現できるδｚ
の値をδｚ＝１２．５°〜３２．５°とし、かつ、実際
のボス部を吸込側ほど小さい円の円錐台形とし、その回
転軸方向傾斜角αの値をα＝１５°〜３５°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とき
の投影面において、上記羽根の仮想的ボス部を半径Ｒ0
の円筒面で切断したときの断面における翼弦線中心点を
Ｐ0 ’とし、上記回転軸を原点Ｏとして、上記Ｏ点とＰ
0 ’点とを結ぶ直線を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ときの翼弦線中心点をＰR ’
として、直線ＰR ’−Ｏと上記Ｘ軸とのなす角をδθ
（δθ：回転方向前進角）とした場合、δθの半径方向
分布を、δθ＝δθｔ×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）
で与え、δθｔ＝２５°〜４０°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（θ：そり角）とした場合、θの半径方向分布
を、θ＝（θｔ−θ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ
0 ）＋θ0 （θｔ：羽根チップでのそり角、θ0 ：Ｒ0
＝０．３５Ｒｔにおけるそり角）で与え、θｔ＝２５°
〜３５°、θ0 ＝３２°〜４２°、θｔ＜θ0 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なす角度をξ（ξ：
くいちがい角）とするとき、ξの半径方向分布を、ξ＝
（ξｔ−ξ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋ξ0
（ξｔ：羽根チップでのくいちがい角、ξ0 ：Ｒ0 ＝
０．３５Ｒｔにおけるくいちがい角）で与え、ξｔ＝５
８°〜６８°、ξ0 ＝４９°〜５９°、ξｔ＞ξ0 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ッチをＴとしたとき、
各半径点におけるＴとＬの比Ｔ／Ｌ（Ｔ／Ｌ：節弦比）
をＴ／Ｌ＝１．３〜２．０とし、羽根の翼弦線中心点Ｐ
R の空間分布を規定する必須パラメータである吸込方向
への前傾角δｚ、ボス傾斜角α、回転方向への前進角δ
θ、そり角θ、くいちがい角ξ、および節弦比Ｔ／Ｌを
最適化して送風機の羽根車を構成したもので、ボス部付
近での逆流をなくして騒音の急増を抑制するとともに、
広い有効動作領域にわたり大風量、かつ低騒音である
が、特に高静圧領域において、高性能で、かつ騒音を大
幅に低減できる送風機の羽根車が得られる効果がある。
【図１】この発明の一実施例による送風機の羽根車を示
す斜視図である。
す斜視図である。
【図２】この発明の一実施例による送風機の羽根車の回
転軸と直行する平面に羽根を投影したときの投影図であ
る。
転軸と直行する平面に羽根を投影したときの投影図であ
る。
【図３】図２におけるボス部翼弦線中心点Ｐ0 ’から外
周部翼弦線中心点Ｐｔ’までの半径方向への軌跡Ｐ0 ’
−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
断面を示す断面図である。
周部翼弦線中心点Ｐｔ’までの半径方向への軌跡Ｐ0 ’
−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
断面を示す断面図である。
【図４】この発明の一実施例による送風機の羽根車にお
いて、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である。
いて、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である。
【図５】この発明の一実施例による送風機の羽根車を示
す平面図である。
す平面図である。
【図６】この発明の一実施例による送風機の羽根車にお
いて、ボス傾斜角αに対する最小比騒音レベルＫｓ（ホ
ン）の変化を示すグラフである。
いて、ボス傾斜角αに対する最小比騒音レベルＫｓ（ホ
ン）の変化を示すグラフである。
【図７】この発明の一実施例による送風機の羽根車にお
いて、羽根の吸込方向前傾角δｚに対する最小比騒音レ
ベルＫｓ（ホン）の変化を示すグラフである。
いて、羽根の吸込方向前傾角δｚに対する最小比騒音レ
ベルＫｓ（ホン）の変化を示すグラフである。
【図８】羽根車平面上における実際の流線を示す図であ
る。
る。
【図９】この発明の一実施例による送風機の羽根車にお
いて、羽根チップでの前進角δθｔに対する最小比騒音
レベルＫｓ（ホン）の変化を示すグラフである。
いて、羽根チップでの前進角δθｔに対する最小比騒音
レベルＫｓ（ホン）の変化を示すグラフである。
【図１０】この発明の一実施例による送風機の羽根車に
おいて、羽根チップでのそり角θｔに対する最小比騒音
レベルＫｓ（ホン）の変化を示すグラフである。
おいて、羽根チップでのそり角θｔに対する最小比騒音
レベルＫｓ（ホン）の変化を示すグラフである。
【図１１】この発明の一実施例による送風機の羽根車に
おいて、羽根チップでの食い違い角ξｔに対する最小比
騒音レベルＫｓ（ホン）の変化を示すグラフである。
おいて、羽根チップでの食い違い角ξｔに対する最小比
騒音レベルＫｓ（ホン）の変化を示すグラフである。
【図１２】この発明の一実施例による送風機の羽根車に
おいて、節弦比Ｔ／Ｌに対する最小比騒音レベルＫｓ
（ホン）の変化を示すグラフである。
おいて、節弦比Ｔ／Ｌに対する最小比騒音レベルＫｓ
（ホン）の変化を示すグラフである。
【図１３】この発明の一実施例による送風機の羽根車に
おいて、切り欠きを入れたボスを示す斜視図である。
おいて、切り欠きを入れたボスを示す斜視図である。
【図１４】従来の送風機の羽根車を示す斜視図である。
【図１５】従来の送風機の羽根車において、図２に相当
する図である。
する図である。
【図１６】従来の送風機の羽根車において、図３に相当
する図である。
する図である。
【図１７】従来の送風機の羽根車において、図４に相当
する図である。
する図である。
【図１８】従来の送風機の羽根車の平面図である。
【図１９】従来の送風機の羽根車において流れを示す側
断面図である。
断面図である。
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 １ｄ 羽根外周部 ２ ボス部 ３ 回転軸 ４ 回転方向 ５ そり線 ５ａ 羽根負圧面 ５ｂ 羽根圧力面 ６ 回転軸平行線 ７ 遠心力 ７ａ 遠心力の負圧面法線方向分力 ７ｂ 遠心力の負圧面接線方向分力 ８ 流線 ９ 翼弦長 １０ ボスの切り欠き １１ ボス部逆流
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 大蔦 勝久 尼崎市塚口本町８丁目１番１号 三菱電機 株式会社中央研究所内 (72)発明者 関本 太郎 尼崎市塚口本町８丁目１番１号 三菱電機 株式会社中央研究所内 (72)発明者 和田 喜幹 尼崎市塚口本町８丁目１番１号 三菱電機 エンジニアリング株式会社伊丹事業所内
Claims (2)
- 【請求項１】 回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽
根車を切断したときの断面における翼弦線中心点ＰR
と、羽根チップ半径Ｒｔの３５％の半径Ｒ0 を仮想的な
ボス部として設定して、この半径Ｒ0 の円筒面で切断し
たときの断面における翼弦線中心点Ｐ0 を通り上記回転
軸と直交する平面Ｓc との距離をＬｓとしたとき、気流
の吸込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-1（Ｌｓ／（Ｒ−Ｒ0 ））（δｚ：吸込方
向前傾角）で表現できるδｚの値をδｚ＝１２．５°〜
３２．５°とし、 かつ、実際のボス部を吸込側ほど小さい円の円錐台形と
し、その回転軸方向傾斜角αの値をα＝１５°〜３５°
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と
きの投影面において、上記羽根の仮想的ボス部を半径Ｒ
0 の円筒面で切断したときの断面における翼弦線中心点
をＰ0 ’とし、上記回転軸を原点Ｏとして、上記Ｏ点と
Ｐ0 ’点とを結ぶ直線を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ときの翼弦線中心点をＰ
R ’として、直線ＰR ’−Ｏと上記Ｘ軸とのなす角をδ
θ（δθ：回転方向前進角）とした場合、δθの半径方
向分布を、δθ＝δθｔ×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ
0 ）で与え、δθｔ＝２５°〜４０°としたことを特徴
とする送風機の羽根車。 - 【請求項２】 回転軸を中心とする半径Ｒの円筒面で羽
根車を切断したときの断面における翼弦線中心点ＰR
と、羽根チップ半径Ｒｔの３５％の半径Ｒ0 を仮想的な
ボス部として設定して、この半径Ｒ0 の円筒面で切断し
たときの断面における翼弦線中心点Ｐ0 を通り上記回転
軸と直交する平面Ｓc との距離をＬｓとしたとき、気流
の吸込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-1（Ｌｓ／（Ｒ−Ｒ0 ））（δｚ：吸込方
向前傾角）で表現できるδｚの値をδｚ＝１２．５°〜
３２．５°とし、 かつ、実際のボス部を吸込側ほど小さい円の円錐台形と
し、その回転軸方向傾斜角αの値をα＝１５°〜３５°
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と
きの投影面において、上記羽根の仮想的ボス部を半径Ｒ
0 の円筒面で切断したときの断面における翼弦線中心点
をＰ0 ’とし、上記回転軸を原点Ｏとして、上記Ｏ点と
Ｐ0 ’点とを結ぶ直線を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ときの翼弦線中心点をＰ
R ’として、直線ＰR ’−Ｏと上記Ｘ軸とのなす角をδ
θ（δθ：回転方向前進角）とした場合、δθの半径方
向分布を、δθ＝δθｔ×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ
0 ）で与え、δθｔ＝２５°〜４０°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（θ：そり角）とした場合、θ
の半径方向分布を、θ＝（θｔ−θ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）
／（Ｒｔ−Ｒ0 ）＋θ0 （θｔ：羽根チップでのそり
角、θ0 ：Ｒ0 ＝０．３５Ｒｔにおけるそり角）で与
え、θｔ＝２５°〜３５°、θ0 ＝３２°〜４２°、θ
ｔ＜θ0 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なす角度をξ
（ξ：くいちがい角）とするとき、ξの半径方向分布
を、ξ＝（ξｔ−ξ0 ）×（Ｒ−Ｒ0 ）／（Ｒｔ−Ｒ
0 ）＋ξ0 （ξｔ：羽根チップでのくいちがい角、
ξ0：Ｒ0 ＝０．３５Ｒｔにおけるくいちがい角）で与
え、ξｔ＝５８°〜６８°、ξ0 ＝４９°〜５９°、ξ
ｔ＞ξ0 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ッチをＴとしたとき、各半
径点におけるＴとＬの比Ｔ／Ｌ（Ｔ／Ｌ：節弦比）をＴ
／Ｌ＝１．３〜２．０としたことを特徴とする送風機の
羽根車。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23962591A JP2730344B2 (ja) | 1991-09-19 | 1991-09-19 | 送風機の羽根車 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23962591A JP2730344B2 (ja) | 1991-09-19 | 1991-09-19 | 送風機の羽根車 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0579496A true JPH0579496A (ja) | 1993-03-30 |
| JP2730344B2 JP2730344B2 (ja) | 1998-03-25 |
Family
ID=17047508
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP23962591A Expired - Lifetime JP2730344B2 (ja) | 1991-09-19 | 1991-09-19 | 送風機の羽根車 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2730344B2 (ja) |
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100377623B1 (ko) * | 2001-02-23 | 2003-03-26 | 엘지전자 주식회사 | 냉장고의 응축기용 송풍팬 어셈블리 |
| KR100858395B1 (ko) * | 2006-06-26 | 2008-09-11 | 미쓰비시덴키 가부시키가이샤 | 축류 송풍기 |
| CN102213235A (zh) * | 2011-04-01 | 2011-10-12 | 海尔集团公司 | 空调用轴流风扇的叶片、空调用轴流风扇 |
| JP2012107538A (ja) * | 2010-11-16 | 2012-06-07 | Panasonic Corp | 軸流ファンまたは斜流ファンおよびこれを有する室外ユニットを搭載した空気調和機 |
| WO2014162552A1 (ja) * | 2013-04-04 | 2014-10-09 | 三菱電機株式会社 | プロペラファン、送風装置及び室外機 |
| CN109404312A (zh) * | 2018-10-30 | 2019-03-01 | 江苏贝莱德风机制造有限公司 | 一种时效炉耐高温轴流风机 |
| CN111255738A (zh) * | 2020-01-20 | 2020-06-09 | 珠海格力电器股份有限公司 | 叶轮、混流风机以及空调器 |
-
1991
- 1991-09-19 JP JP23962591A patent/JP2730344B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (10)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100377623B1 (ko) * | 2001-02-23 | 2003-03-26 | 엘지전자 주식회사 | 냉장고의 응축기용 송풍팬 어셈블리 |
| KR100858395B1 (ko) * | 2006-06-26 | 2008-09-11 | 미쓰비시덴키 가부시키가이샤 | 축류 송풍기 |
| JP2012107538A (ja) * | 2010-11-16 | 2012-06-07 | Panasonic Corp | 軸流ファンまたは斜流ファンおよびこれを有する室外ユニットを搭載した空気調和機 |
| CN102213235A (zh) * | 2011-04-01 | 2011-10-12 | 海尔集团公司 | 空调用轴流风扇的叶片、空调用轴流风扇 |
| WO2014162552A1 (ja) * | 2013-04-04 | 2014-10-09 | 三菱電機株式会社 | プロペラファン、送風装置及び室外機 |
| WO2014162758A1 (ja) * | 2013-04-04 | 2014-10-09 | 三菱電機株式会社 | プロペラファン、送風装置及び室外機 |
| CN105102822A (zh) * | 2013-04-04 | 2015-11-25 | 三菱电机株式会社 | 螺旋桨风扇、送风装置及室外机 |
| US9970454B2 (en) | 2013-04-04 | 2018-05-15 | Mitsubishi Electric Corporation | Propeller fan, blower device, and outdoor equipment |
| CN109404312A (zh) * | 2018-10-30 | 2019-03-01 | 江苏贝莱德风机制造有限公司 | 一种时效炉耐高温轴流风机 |
| CN111255738A (zh) * | 2020-01-20 | 2020-06-09 | 珠海格力电器股份有限公司 | 叶轮、混流风机以及空调器 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2730344B2 (ja) | 1998-03-25 |
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