高處設置型空調機的頂板結構的製作方法

2023-09-22 04:43:45

專利名稱：高處設置型空調機的頂板結構的製作方法
技術領域：
本發明涉及一種高處設置型空調機的頂板結構。
背景技術：
房屋的天花板埋入型或天花板吊設型等高處設置型空調機(室內單元)例如將箱盒型的本體外殼的頂面用金屬制的頂板構成。在該頂板吊設支撐風扇及風扇電動機、熱交換器、排水泵、開關箱等重物的狀態下，將本體外殼利用吊掛螺栓等埋設在天花板部內、或吊設在天花板部下表面，從而將空調機設置在房屋的天花板上。
作為這種高處設置型空調機的一例，圖41～圖43表示天花板埋入型空調機。
在該空調機中，如圖41～圖43所示，在天花板C上形成的開口部7的上方配置空調機本體1，在該空調機本體1上安裝有覆蓋所述開口部7的裝飾面板2。所述空調機本體1具有箱盒型的本體外殼3。在該本體外殼3內配設有大致環狀的熱交換器4；配置在該熱交換器4的中心部、空氣吸入側朝向下方且空氣吹出側設定為所述熱交換器4側方的風扇(換言之為葉輪)5及風扇電動機9；以及配置在所述風扇5的空氣吸入側的合成樹脂制的鐘形口6。
風扇5在輪轂5a與套罩5c之間具有多片葉片5c。在所述熱交換器4的下方配置有接水盤8，在所述熱交換器4的外周形成有空氣吹出通路10。
所述本體外殼3形成為橫截面略呈六角形的形狀，包括由絕熱材料構成的側壁3a、以及覆蓋該側壁3a上部的頂板32。
所述熱交換器4具有一對相向的開放端，在兩個開放端分別配置有管板4a、4a，該管板4a、4a之間通過規定的隔板12連接。
所述本體外殼3的頂板32、所述管板4a、4a、所述隔板12及安裝在所述鐘形口6下表面的開關箱13都由板金件構成。並且，如圖43所示，所述頂板32和所述開關箱13利用小螺釘固定在所述隔板12的上下兩端部。
另一方面，在所述鐘形口6上形成有用於收納所述開關箱13的凹部14，在該凹部14的頂面14a上形成有開口16，在該開口16中配置有形成於所述隔板12下端部的開關箱結合部15。
在所述隔板12的上端部兩側一體地突設有與所述頂板32結合的一對安裝片17、17，該安裝片17、17利用小螺釘18從下方固接在所述頂板32上。
在所述隔板12的下端部兩側一體地突設有與所述管板4a、4a的下端結合的一對安裝片19、19，在其中間部通過焊接固接有與所述開關箱13結合的安裝片15。所述安裝片19、19利用小螺釘20從下方固接在所述管板4a、4a上。另一方面，所述安裝片15具有與所述隔板12結合的L字狀的基部15a、以及從該基部15a的前端向下一體地延設的安裝部15b，在使該安裝部15b從所述開口16進入到所述凹部14內的狀態下，所述安裝片15利用小螺釘21從下方固接在開關箱13的頂面13a上。
如圖41～圖43所示，空調機包括排水泵22、浮動開關23、供排水泵22配置的排水泵收容部24、分隔排水泵收容部24的隔板25、以及所述開關箱13的蓋體26。
然而，所述頂板32與所述空調機本體1的本體外殼3的形狀對應地形成為大致六角形，在該頂板32的外周設置有用於使頂板32嵌合到本體外殼3的側壁31的上端部外周上的鉤狀的緣部32c。
在所述頂板32上設置有多根主補強肋32a，該多根主補強肋32a從支撐所述風扇5及風扇電動機9的略中央部33向支撐大致環狀的熱交換器4的外周部放射狀地延伸且向下方凹陷，具有規定寬度、規定深度。並且，在這些主補強肋32a外周的熱交換器支撐部上形成有向下方凹陷的深度設定得較小的臺階部32b。
並且，通過主補強肋32a將頂板32的基本的剛性(撓曲特性)、強度、振動特性設定在所需要的水平。
如此構成時，在頂板32的外周側，所述主補強肋32a相互間的間隔較寬，相應地剛性、強度等可能存在不足。因此，如圖43所示，在所述主補強肋32a之間根據推定的載荷大小鄰接地設置有期望形狀、大小的多個副補強肋34。由此，在設計時，使頂板32的靜撓度在一定值以下，且為了避免風扇電動機9的旋轉引起的共振，使頂板32的第一階固有頻率維持在一定值以上。另外，在所述頂板32上的略中央部33的風扇5及風扇電動機9的支撐部上也設置有平面形狀形成為大致三角形的補強肋33a。由此，提高及改善風扇5及風扇電動機9的支撐部的剛性(撓曲特性)、強度、振動特性(參照專利文獻1)。
由所述補強肋33a補強後的風扇及風扇電動機支撐部在其底邊及頂點的各拐角部設置有圓形的凹槽，在該凹槽的中心軸部分形成有三個風扇電動機安裝部a、b、c。並且，在風扇電動機安裝部a、b、c上通過具有吸振性的安裝構件11及安裝架9b吊設及固定有風扇電動機9。另外，所述風扇5可旋轉地樞支在風扇電動機9的旋轉軸9a上。
專利文獻1日本專利特開平11-201496號公報最近，要求降低上述這種構成的空調機的成本，頂板32也不例外。作為降低頂板32的成本的方法，例如想到與現有頂板(例如板厚為0.8mm)相比減薄整體的板厚(例如板厚為0.6mm～0.7mm左右)以減少材料費，且提高形成肋等時的加工性。
但是，此時存在的問題是剛性和強度降低，且在驅動風扇時如何應對振動。若將板厚形成為比現有的薄，則材料費減少，變形也容易，因此可減小衝壓成形時的加壓力，加工性提高。
但是，實際上減薄後，若為上述的現有結構(即形成有放射狀的補強肋的頂板)，則靜撓度量增大，第一階固有頻率降低，因此，不能滿足現有產品水平的設計基準。
另外，補強肋的數量較多，形狀也很複雜，因此，在進行衝壓加工時，不僅金屬模的成本上升，而且也容易產生褶皺、龜裂、翹曲等。
發明公開鑑於上述問題，本發明的目的在於提供一種可使頂板得到所需的剛性、強度、振動特性的空調機的頂板結構。
為了解決上述問題，本發明的第一形態中，空調機包括收納風扇、風扇電動機及熱交換器的本體外殼，在構成所述本體外殼的頂面且支撐所述風扇及風扇電動機的頂板上形成有平行排列的多個平行補強肋。
採用上述構成，在板厚與現有產品相同時，與形成放射狀的補強肋的現有產品相比，形成平行排列的多個平行補強肋的頂板的最大撓度小，共振轉速高，因此，可改善空調機的靜動態特性(日文靜動特性)。另外，即使頂板的板厚比現有產品薄，只要將平行補強肋的根數及寬度等調整、設定為最佳值，則與現有產品相比也可降低最大撓度，且提高共振轉速，可因材料減少而實現頂板的成本降低。另外，由於頂板的第一階固有頻率更高，故可容易地應對風扇電動機的旋轉引起的頂板的振動產生的噪音。
本發明的第二形態中，空調機包括收納風扇、風扇電動機及熱交換器等的本體外殼，在構成所述本體外殼的頂面且支撐所述風扇及風扇電動機的頂板上混合形成有平行排列的平行補強肋和非平行補強肋，該非平行補強肋由與所述平行補強肋平行排列的平行部分和從該平行部分的端部以規定角度延設的非平行部分構成。
採用上述構成，在板厚與現有產品相同時，與形成放射狀的補強肋的現有產品相比，混合形成平行補強肋和非平行補強肋的頂板的最大撓度小，共振轉速高，因此，可改善空調機的靜動態特性。另外，即使頂板的板厚比現有產品薄，只要將平行補強肋及非平行補強肋的根數及寬度等調整、設定為最佳值，則與現有產品相比也可降低最大撓度，且提高共振轉速，可因材料減少而實現頂板的成本降低。另外，由於頂板的第一階固有頻率更高，故可容易地應對風扇電動機的旋轉引起的頂板的振動產生的噪音。另外，也可避免衝壓加工時產生翹起。
所述各補強肋的寬度與所述各補強肋間的距離可以基本相等。此時，由於頂板的補強肋的配置平衡達到最佳，故可進一步降低最大撓度，提高共振轉速。
所述各補強肋的寬度與所述各補強肋間的距離也可有所不同。此時，頂板的剛性(撓曲特性)、強度及振動特性的設定自由度提高。
所述各補強肋的寬度可以是所述頂板的寬度的5～15％。此時，即使減薄頂板的板厚，與現有產品相比也可降低最大撓度，提高共振轉速，可因材料減少而實現頂板的成本降低。另外，當不到5％時，補強肋的根數過多，補強肋的形成困難，當超過15％時，補強肋的根數不足，形成補強肋後的效果不充分。
所述多個補強肋中位於中央的補強肋可以形成為一條直線狀。此時，用於安裝風扇電動機的部位的剛性得到強化，最大撓度降低，且共振轉速提高，可因材料減少而進一步實現頂板的成本降低。
所述各補強肋的深度可以設定在7mm～11mm的範圍內。此時，可降低最大撓度，提高共振轉速，因材料減少而可進一步實現頂板的成本降低。另外，雖然各補強肋的深度越深則最大撓度越低，共振轉速越高，但考慮到要兼顧設計基準，故上限最好為11mm。
所述補強肋中位於中央的補強肋的深度與其他補強肋的深度可以有所不同。此時也可降低最大撓度，提高共振轉速，可因材料減少而進一步實現頂板的成本降低。
可以使所述補強肋朝頂板的表面側或背面側交替地突出。此時，可使最大撓度進一步降低，從而可因材料減少而進一步實現頂板的成本降低。
所述各補強肋的兩端部的深度可以比中央部的深度淺。此時也可降低最大撓度，提高共振轉速，可因材料減少而進一步實現頂板的成本降低。
所述頂板的板厚可以設定在0.6mm～0.7mm的範圍內。此時，可因材料減少而實現頂板的成本降低。
所述空調機最好是高處設置型空調機。


圖1是表示第一實施例的高處設置型空調機的頂板結構的仰視圖。
圖2是沿圖1的2-2線的剖視圖。
圖3是表示第二實施例的空調機的頂板結構的仰視圖。
圖4是沿圖3的4-4線的剖視圖。
圖5是表示試料NO.1的頂板結構的仰視圖。
圖6是表示試料NO.2的頂板結構的仰視圖。
圖7是表示試料NO.3的頂板結構的仰視圖。
圖8是表示試料NO.4的頂板結構的仰視圖。
圖9是表示試料NO.5的頂板結構的仰視圖。
圖10是表示試料NO.6的頂板結構的仰視圖。
圖11是表示試料NO.7的頂板結構的仰視圖。
圖12是表示試料NO.8的頂板結構的仰視圖。
圖13是表示試料NO.9的頂板結構的仰視圖。
圖14是表示試料NO.10的頂板結構的仰視圖。
圖15是表示試料NO.11的頂板結構的仰視圖。
圖16是表示試料NO.12的頂板結構的仰視圖。
圖17是表示試料NO.13的頂板結構的仰視圖。
圖18是表示試料NO.14的頂板結構的仰視圖。
圖19是表示試料頂板的補強肋的截面形狀的局部剖視圖。
圖20是表示第三實施例的高處設置型空調機的頂板結構的仰視圖。
圖21是沿圖20的21-21線的剖視圖。
圖22是表示採用第三實施例的空調機的頂板結構時補強肋的深度與頂板的最大撓度的關係的特性圖。
圖23是表示採用第三實施例的空調機的頂板結構時補強肋的深度與頂板的共振轉速的關係的特性圖。
圖24表示採用第三實施例的空調機的頂板結構時的固有振動模態，(a)表示第一階模態的場合，(b)表示第二階模態的場合。
圖25是表示第四實施例的空調機的頂板結構的仰視圖。
圖26是沿圖25的26-26線的剖視圖。
圖27是表示採用第四實施例的空調機的頂板結構時組合了補強肋深度的分析案例與頂板的最大撓度的關係的特性圖。
圖28是表示採用第四實施例的空調機的頂板結構時組合了補強肋深度的分析案例與頂板的共振轉速的關係的特性圖。
圖29是採用第四實施例的空調機的頂板結構時最大撓度的要因效果圖。
圖30是採用第四實施例的空調機的頂板結構時第一階共振轉速的要因效果圖。
圖31是採用第四實施例的空調機的頂板結構時第二階共振轉速的要因效果圖。
圖32是表示採用第四實施例的空調機的頂板結構時補強肋對最大撓度和共振轉速的貢獻率的特性圖。
圖33是表示第五實施例的空調機的頂板結構的仰視圖。
圖34是沿圖33的34-34線的剖視圖。
圖35是表示採用第五實施例的空調機的頂板結構時補強肋的深度與頂板的最大撓度的關係的特性圖。
圖36是表示採用第五實施例的空調機的頂板結構時補強肋的深度與頂板的共振轉速的關係的特性圖。
圖37表示採用第五實施例的空調機的頂板結構時的固有振動模態，(a)表示第一階模態的場合，(b)表示第二階模態的場合。
圖38是表示第六實施例的空調機的頂板結構的仰視圖。
圖39是採用第六實施例的空調機的頂板結構時補強肋的長度方向剖視圖。
圖40是表示第七實施例的空調機的頂板結構的仰視圖。
圖41是表示現有空調機的整體構成的中央縱向剖視圖。
圖42是現有空調機的將裝飾面板及本體外殼卸下後從下方側觀察到的仰視圖。
圖43是表示現有空調機的頂板部與鐘形口及開關箱等的安裝關係的分解立體圖。
具體實施例方式
下面參照附圖對本發明的幾個較佳實施例進行說明。
第一實施例
圖1及圖2表示本發明第一實施例的高處設置型空調機的頂板結構。
該頂板32構成為最適用於與已經敘述的圖41～圖43所示的現有技術例相同的天花板埋入型空調機(室內單元)的本體外殼3上的結構。
並且，該頂板32的板厚t比現有的0.8mm薄，形成為0.6mm左右，例如圖1所示，頂板32的形狀與天花板埋入型空調機的箱盒型本體外殼3的形狀對應地形成為大致六角形。並且，在天花板32的外周設置有截面呈鉤狀的緣部32c，該緣部32c用於使頂板32嵌合到構成本體外殼3的側壁的絕熱材料3a(參照圖41)的上端部外周側。
另外，如圖1所示，在該頂板32上設置有在該頂板32的寬度W方向上平行排列的五根平行補強肋35，這些平行補強肋35之間形成為平坦部。所述各平行補強肋35具有梯形的截面。肋寬w與補強肋35、35間的距離D基本相等，深度H為8.8mm。另外，補強肋35的肋寬w可以為頂板32的寬度W的5～15％，最好為10％。另外，當不到5％時，補強肋的根數過多，補強肋的形成困難，當超過15％時，補強肋的根數不足，形成補強肋後的效果不充分。風扇電動機安裝部37形成在頂板32的中央部。
採用上述構成，在板厚與現有產品相同時，與形成放射狀的補強肋的現有產品相比，形成平行排列的多個平行補強肋35的頂板32的最大撓度小，共振轉速高，因此，可改善高處設置型空調機的靜動態特性。另外，即使頂板32的板厚比現有產品薄，只要將平行補強肋35的根數及寬度等調整、設定為最佳值，則與現有產品相比也可降低最大撓度，且提高共振轉速，可因材料減少而實現頂板32的成本降低。另外，由於頂板32的第一階固有頻率更高，故可容易地應對風扇電動機9的旋轉引起的頂板32的振動產生的噪音。
第二實施例圖3及圖4表示本發明第二實施例的高處設置型空調機的頂板結構。
此時，在頂板32上混合形成有平行排列的平行補強肋35及非平行補強肋36，該非平行補強肋36由平行排列的平行部分36a和從該平行部分36a的端部以規定角度延設的非平行部分36b構成。即，在頂板32的寬度方向上，在最外側位置及中央位置形成平行補強肋35，在該平行補強肋35之間形成非平行補強肋36。另外，各非平行補強肋36的非平行部分36b分別從平行部分36a的各端部向外側呈直角地延設。另外，補強肋35、36之間形成為平坦部，所述各補強肋35、36具有梯形的截面。肋寬w與補強肋35、36間的距離D基本相等，深度H為8.8mm。另外，補強肋35、36的肋寬w可以為頂板32的寬度W的5～15％，最好為10％。另外，當不到5％時，補強肋的根數過多，補強肋的形成困難，當超過15％時，補強肋的根數不足，形成補強肋後的效果不充分。另外，此時，所述多個補強肋35、36中位於中央的補強肋形成為直線狀。這樣的話，用於安裝風扇電動機9的部位的剛性得到強化，最大撓度降低，且共振轉速提高，故可因材料減少而進一步實現頂板的成本降低。其他的構成與第一實施例相同，故省略其說明。
採用上述構成，在板厚與現有產品相同時，與形成放射狀的補強肋的現有產品相比，混合形成平行補強肋35和非平行補強肋36的頂板32的最大撓度小，共振轉速高，因此，可改善高處設置型空調機的靜動態特性。另外，即使頂板32的板厚比現有產品薄，只要將平行補強肋35及非平行補強肋36的根數及寬度等調整、設定為最佳值，則與現有產品相比也可降低最大撓度，且提高共振轉速，可因材料減少而實現頂板的成本降低。另外，由於頂板32的第一階固有頻率更高，故可容易地應對風扇電動機9的旋轉引起的頂板32的振動產生的噪音。另外，由於非平行部分36b的存在，也可避免衝壓加工時產生翹起。
在上述各實施例中，各補強肋的肋寬w與補強肋間的距離D基本相等，但各補強肋的肋寬w與補強肋間的距離D也可不同。此時，頂板32的剛性(撓曲特性)、強度及振動特性的設定自由度提高。
(實驗例)為了實際確認上述作用效果、即影響頂板32特性的補強肋35、36的根數、配置等產生的效果，製作了各種試料頂板(試料NO.1～試料NO.14)，對這些試料頂板的最大撓度及共振轉速進行了分析。
在該分析(FEM分析)中，使用了有限元分析軟體(EDF公司生產，I-DEASMS9m2 Model Solution)。
(1)試料NO.1如圖5所示，在頂板32上設置有從略中央部33向外周部放射狀地延伸且向下方側凹陷、具有規定寬度、規定深度的多根主補強肋32a；位於這些主補強肋32a的外周側、向下方凹陷的深度較小的臺階部32b；以及與所述主補強肋32a相鄰、具有期望的形狀、大小的多個副補強肋34。即，具有與上述的圖43所示的現有技術例基本相同的構成。另外，補強肋32a、34的深度分別為8.8mm。
(2)試料NO.2如圖6所示，在頂板32上設置有三根平行補強肋35，平行補強肋35的寬度w與平行補強肋35間的距離D基本相等，平行補強肋35的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(3)試料NO.3如圖7所示，在頂板32上設置有四根平行補強肋35，平行補強肋35的寬度w與平行補強肋35間的距離D基本相等，平行補強肋35的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(4)試料NO.4(與第一實施例相同)如圖8所示，在頂板32上設置有五根平行補強肋35，平行補強肋35的寬度w與平行補強肋35間的距離D基本相等，平行補強肋35的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(5)試料NO.5如圖9所示，在頂板32上設置有六根平行補強肋35，平行補強肋35的寬度w與平行補強肋35間的距離D基本相等，平行補強肋35的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(6)試料NO.6如圖10所示，在頂板32上設置有七根平行補強肋35，平行補強肋35的寬度w與平行補強肋35間的距離D基本相等，平行補強肋35的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(7)試料NO.7
如圖11所示，在頂板32上設置有八根平行補強肋35，平行補強肋35的寬度w與平行補強肋35間的距離D基本相等，平行補強肋35的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(8)試料NO.8如圖12所示，在頂板32上設置有九根平行補強肋35，平行補強肋35的寬度w與平行補強肋35間的距離D基本相等，平行補強肋35的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(9)試料NO.9如圖13所示，在頂板32上設置有由位於該頂板32的寬度方向中央部的平行部分36a和從該平行部分36a的兩端向兩側呈直角地延設的一對非平行部分36b、36b構成的非平行補強肋36；位於該非平行補強肋36外側的U字狀的一對非平行補強肋40；以及位於各非平行補強肋40中央的四角形的補強肋38。補強肋36、38、40的寬度w與補強肋36、38、40間的距離D基本相等，補強肋36、38、40的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(10)試料NO.10如圖14所示，在頂板32上設置有位於該頂板32的寬度方向最外側及中央部的平行補強肋35；以及由位於該平行補強肋35間的平行部分36a和從該平行部分36a的兩端以45°的角度向外延設的非平行部分36b構成的非平行補強肋36、36。補強肋35、36的寬度w與補強肋35、36間的距離D基本相等，補強肋35、36的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(11)試料NO.11如圖15所示，在試料NO.10的頂板32上，在位於該頂板32的寬度方向中央部的平行補強肋35與非平行補強肋36的非平行部分36b之間設置有三角形的補強肋39。補強肋35、36的寬度w與補強肋35、36間的距離D基本相等，補強肋35、36的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(12)試料NO.12如圖16所示，在頂板32上設置有位於該頂板32的寬度方向中央部的三根平行補強肋35；以及由位於頂板32的寬度方向最外側的平行部分36a和從該平行部分36a的兩端以45°的角度向內延設的非平行部分36b構成的非平行補強肋36、36。補強肋35、36的寬度w與補強肋35、36間的距離D基本相等，補強肋35、36的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(13)試料NO.13(與第二實施例相同)如圖17所示，在頂板32上設置有位於該頂板32的寬度方向最外側及中央部的三根平行補強肋35；以及由位於該平行補強肋35間的平行部分36a和從該平行部分36a的兩端以90°的角度向外延設的非平行部分36b構成的非平行補強肋36、36。補強肋35、36的寬度w與補強肋35、36間的距離D基本相等，補強肋35、36的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
(14)試料NO.14如圖18所示，在頂板32上設置有相對於該頂板32的寬度方向以45°的角度傾斜而平行地排列的多根平行補強肋35。補強肋35的寬度w與補強肋35間的距離D基本相等，補強肋35的深度H為與現有補強肋(試料NO.1)相同的8.8mm。
在此，上述試料頂板的補強肋的截面形狀如圖19所示。
上述分析的結果如下述表1～表4所示。在此，表1及表2表示平行補強肋的數量不同時頂板的最大撓度和共振轉速的變化(補強肋的深度H＝8.8mm)，表3及表4表示混合有平行補強肋與非平行補強肋的頂板的最大撓度與共振轉速的變化(補強肋的深度H＝8.8mm)。
表1

表2

表3

表4

綜上所述，可得出下述結論。
(a)在配置有平行補強肋35的試料NO.2～8的頂板32中，依剛性從高到低的順序是NO.4、NO.5、NO.6、NO.2、NO.8、NO.3、NO.7。平行補強肋35的數量為五根的試料NO.4的頂板32的剛性最高，平行補強肋35的數量為八根的試料NO.7的頂板32的剛性最低。
(b)板厚t＝0.8mm時，配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32的最大撓度和共振轉速分別為1.31mm和742.0rpm，而在配置有平行補強肋35的板厚t＝0.7mm的試料NO.2～8的頂板32中，剛性最低的試料NO.7的頂板32的最大撓度和共振轉速分別為1.22mm和985.0rpm。
(c)與配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32相比，配置有平行補強肋35的試料NO.2～8的頂板32(將板厚t從0.8mm減為0.7mm)的最大撓度減小，共振轉速提高。即，與配置有放射狀的補強肋的現有技術例的頂板32相比，將平行補強肋35配置成一列的頂板32的剛性顯著提高，靜動態特性得到大幅改善。
(d)與配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32(板厚t＝0.8mm)相比，作為配置有平行補強肋35的頂板32(板厚t＝0.6mm)的試料NO.4、試料NO.5及試料NO.6的最大撓度分別減少為1.17mm、1.28mm及1.28mm，共振轉速分別提高到913.0rpm、931.0rpm及870.0rpm。總之，與配置有放射狀的補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32(板厚t＝0.8mm)相比，作為配置有平行補強肋35的頂板32(板厚t＝0.6mm)的試料NO.4、試料NO.5、試料NO.6及試料NO.8的剛性提高，表現出良好的靜動態特性。
另外，從表1中可知，試料NO.4、試料NO.5、試料NO.6及試料NO.8中頂板32的補強肋35的寬度w分別為頂板32的寬度W的10.0％、8.2％、6.9％、5.3％。
(e)與配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32相比，使用將平行補強肋35的寬度w設為頂板32的寬度W的5.0％、8.0％、7.0％、10.0％的等間隔地配置有平行補強肋35的頂板32時，若將頂板32的板厚形成為0.7mm，則試料NO.2～試料NO.8的最大撓度都比現有技術例優異，若將頂板32的板厚形成為0.6mm，則試料NO.4～試料NO.6及試料NO.8的最大撓度比現有技術例優異。
(f)由於板厚減薄而材料減少，故可降低頂板32的成本。
(g)在試料NO.9～14的頂板32中，依剛性從高到低的順序是NO.13、NO.14、NO.12、NO.11、NO.10、NO.9。配置於中央部附近的補強肋的長短不同，大大地影響了頂板32的剛性。例如，與在中央部附近配置有短的平行補強肋35的試料NO.9的頂板32相比，配置有長的平行補強肋35的試料NO.13的頂板32的最大撓度低，共振轉速高。
(h)板厚t＝0.8mm時，配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32的最大撓度和共振轉速分別為1.31mm和742.0rpm，而在板厚t＝0.7mm的試料NO.9～14的頂板32中，剛性最低的試料NO.9的頂板32以外的其他頂板32的最大撓度降低，共振轉速提高。這就意味著與配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32相比，即使將板厚從t＝0.8mm減為t＝0.7mm，試料NO.10～14的頂板32的剛性也較高，也會表現出良好的靜動態特性。
(i)與配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32(板厚t＝0.8mm)相比，混合配置有平行補強肋35和非平行補強肋36的試料NO.13的頂板32(板厚t＝0.6mm)的最大撓度減少為1.23mm，共振轉速提高到924.0rpm。總之，與配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32(板厚t＝0.8mm)相比，混合配置有平行補強肋35和非平行補強肋36的試料NO.13的頂板32(板厚t＝0.6mm)的剛性提高，表現出良好的靜動態特性。
(j)與配置有放射狀的補強肋和副補強肋的現有技術例(試料NO.1)的頂板32(板厚t＝0.8mm)相比，使用將補強肋35、36的寬度w設為頂板32的寬度W的10.0％的等間隔地混合配置有平行補強肋35和非平行補強肋36的試料NO.13的頂板32時，可減薄板厚。
(k)由於板厚減薄而材料減少，故可降低頂板32的成本。
(1)若為混合有平行補強肋35和非平行補強肋36的頂板32，則在通過衝壓加工來成形平行補強肋35和非平行補強肋36時，頂板32產生翹起的可能性降低。
第三實施例圖20及圖21表示本發明第三實施例的高處設置型空調機的頂板結構。
此時，與第一實施例相同，頂板32構成為最適用於與已經敘述的圖41～圖43所示的現有技術例相同的天花板埋入型空調機(室內單元)的本體外殼3上的結構。
並且，該頂板32的板厚t比現有的0.8mm薄，形成為0.6mm左右，如圖20所示，頂板32的形狀與天花板埋入型空調機的箱盒型本體外殼3的形狀對應地形成為大致六角形。並且，在天花板32的外周設置有鉤狀的緣部32c，該緣部32c用於使頂板32嵌合到構成本體外殼3的側壁的絕熱材料3a(參照圖41)的上端部外周上。
另外，如圖20所示，在該頂板32上設置有在該頂板32的寬度W方向上平行排列的五根平行補強肋35，這些平行補強肋35之間形成為平坦部。所述各平行補強肋35具有梯形的截面。補強肋35的肋寬w與補強肋35、35間的距離D相等，深度H設定在7mm～11mm的範圍內。另外，補強肋35的寬度w可以為頂板32的寬度W的5～15％，最好為10％。另外，當不到5％時，補強肋的根數過多，補強肋的形成困難，當超過15％時，補強肋的根數不足，形成補強肋後的效果不充分。頂板32具有風扇電動機安裝部37。
採用上述構成，在板厚與現有產品相同時，與形成放射狀的補強肋的現有產品相比，形成平行排列的多個平行補強肋35的頂板32的最大撓度小，共振轉速高，因此，可改善高處設置型空調機的靜動態特性。另外，即使頂板32的板厚比現有產品薄，只要將平行補強肋35的根數及寬度等調整、設定為最佳值，則與現有產品相比也可降低最大撓度，且提高共振轉速，可因材料減少而實現頂板32的成本降低。另外，由於頂板32的第一階固有頻率更高，故可容易地應對風扇電動機9的旋轉引起的頂板32的振動產生的噪音。並且，在本實施例中，各補強肋35的深度H設定在7mm～11mm的範圍內，從而可降低最大撓度，提高共振轉速，因材料減少而可進一步實現頂板的成本降低。另外，雖然各補強肋35的深度H越深則最大撓度越低，共振轉速越高，但考慮到要兼顧設計基準，故上限最好為11mm。
為了實際確認上述作用效果、即影響頂板32特性的補強肋35的深度H的影響，製作了改變補強肋35的深度H的多個頂板，對這些頂板的最大撓度(靜動態特性)及共振轉速(動態特性)進行了分析(FEM分析)。
在本分析中，使補強肋35的深度H在2.0～18.0mm的範圍內均勻地變化。具體而言，以補強肋35的深度H為6.0mm、補強肋35的寬度w與間隔D基本相等的頂板為基礎，對使深度H變化時的情況進行分析。另外，在使深度H變化時，補強肋的寬度w一定。即，深度H越深則間隔D越窄。
基於上述的分析條件，使用I-DEAS MS9m2 Model Solution得到的頂板的最大撓度和共振轉速的結果如表5、圖22及圖23所示。
表5

注*W＝802.0mm
綜合表5、圖22及圖23所示的結果，可得出下述結論。
(a)在配置有平行補強肋35的頂板中，補強肋35的深度H越深則靜動態特性越好。即，當補強肋35的深度H增加時，頂板的最大撓度降低，共振轉速提高。
(b)當補強肋35的深度H比較淺而為2.0～6.0mm時，由圖22及圖23可知，頂板的最大撓度和共振轉速會受到補強肋35的深度H的強烈影響。這就意味著在補強肋35的深度H比較淺時，補強肋35的深度H的小的變動(或偏差)都會帶來頂板的最大撓度和共振轉速的大的變化，頂板的靜動態特性相對於補強肋35的深度H的穩固性(穩健性)低。例如，當將補強肋35的深度H從2.0mm增加到4.0mm時，最大撓度也從6.55mm降低到2.60mm，降低了60.3％，且共振轉速從426.0rpm升高到665.0rpm，升高了56.1％。
(c)另一方面，當補強肋35的深度H比較深而為8.0～12.0mm時，由圖22及圖23可知，補強肋35的深度H對頂板的最大撓度和共振轉速的影響降低。這就意味著在補強肋35的深度H比較深時，補強肋35的深度H的小的變動(或偏差)不會帶來頂板的最大撓度和共振轉速的大的變化，頂板的靜動態特性相對於補強肋35的深度H的穩固性(穩健性)比較高。例如，當將補強肋35的深度H從10.0mm增加到12.0mm時，最大撓度從0.78mm降低到0.63mm，僅降低了19.2％，且共振轉速從1151.0rpm升高到1273.0rpm，僅升高了10.6％。
(d)再者，當補強肋35的深度H較深而為14.0～18.0mm時，由圖22及圖23可知，補強肋35的深度H對頂板的最大撓度和共振轉速的影響有限。這就意味著在補強肋35的深度H較深時，補強肋35的深度H的小的變動(或偏差)引起的頂板的最大撓度和共振轉速的變化較小，頂板的靜動態特性相對於補強肋35的深度H的穩固性(穩健性)較高。例如，當將補強肋35的深度H從14.0mm增加到16.0mm時，最大撓度從0.53mm降低到0.45mm，僅降低了15.1％，且共振轉速從1378.0rpm升高到1465.0rpm，僅升高了6.3％。
(e)以往，作為設計基準要求將頂板的最大撓度抑制在1.31mm以下、將共振轉速保持在742.0rpm以上。若綜合考慮滿足該設計基準、以及保持頂板的靜動態特性相對於補強肋35的深度H的穩固性(穩健性)，則補強肋35的深度H最好在7.0～11.0mm的範圍內。
(f)考慮了安裝物重量的頂板的固有振動模態(固有頻率＝共振轉速÷60)以補強肋35的深度H為13.0mm時為界進行交替。頂板(補強肋35的深度H為8.0mm)的第一階和第二階固有振動模態如圖24(a)、(b)所示。這樣的話，在第一階模態中，如圖24(a)所示，風扇電動機安裝部上下大幅振動，而在第二階模態中，如圖24(b)所示，風扇電動機安裝部位於模態的節點附近，可將振動一定程度地抑制。這就意味著第二階模態是很難被風扇電動機的激振力激發的模態。可以推測增加補強肋35的深度H而引起的頂板的固有振動模態的交替有利於頂板的振動降低、即室內機的靜音化。
(g)通過以上的分析，可以推測若將補強肋35的根數、長度、深度及補強肋35、35間的間隔作為設計參數加以適當組合而達到最佳化，則可使風扇電動機安裝部位於頂板的固有振動模態的節點。這樣的話，頂板的振動不會或很難被風扇電動機的激振力激發，故可大幅降低室內機的噪音。
第四實施例圖25及圖26表示本發明第四實施例的高處設置型空調機的頂板結構。
此時，與第一實施例相同，頂板32構成為最適用於與圖41～圖43所示的現有技術例相同的空調機的本體外殼3上的結構。
並且，該頂板32的板厚t比現有的0.8mm薄，形成為0.6mm左右，如圖25所示，頂板32的形狀與天花板埋入型空調機的箱盒型本體外殼3的形狀對應地形成為大致六角形。並且，在天花板32的外周設置有鉤狀的緣部32c，該緣部32c用於使頂板32嵌合到本體外殼3的絕熱材料3a(參照圖41)的上端部外周上。
如圖25所示，在該頂板32上設置有在該頂板32的寬度W方向上平行排列的五根平行補強肋35A～35D，這些平行補強肋35A～35D之間形成為平坦部。所述平行補強肋35A～35D具有梯形的截面，補強肋35A、35B、35C、35D的深度H各不相同，設定在7mm～11mm的範圍內。另外，補強肋35的寬度w可以為頂板32的寬度W的5～15％，最好為10％。另外，當不到5％時，補強肋的根數過多，補強肋的形成困難，當超過15％時，補強肋的根數不足，形成補強肋後的效果不充分。符號37表示風扇電動機安裝部。
採用上述構成，在板厚與現有產品相同時，與形成放射狀的補強肋的現有產品相比，形成平行排列的多個平行補強肋35A～35D的頂板32的最大撓度小，共振轉速高，因此，可改善空調機的靜動態特性。另外，即使頂板32的板厚比現有產品薄，只要將平行補強肋35A～35D的根數及寬度等調整、設定為最佳值，則與現有產品相比也可降低最大撓度，且提高共振轉速，可因材料減少而實現頂板32的成本降低。另外，由於頂板32的第一階固有頻率更高，故可容易地應對風扇電動機9的旋轉引起的頂板32的振動產生的噪音。並且，在本實施例中，補強肋35A～35D的深度H設定在7mm～11mm的範圍內，從而可降低最大撓度，提高共振轉速，因材料減少而可進一步實現頂板的成本降低。另外，雖然各補強肋的深度越深則最大撓度越低，共振轉速越高，但考慮到要兼顧設計基準，故上限最好為11mm。另外，使所述補強肋35A～35D的深度H不同。這樣的話，可降低最大撓度，提高共振轉速，因材料減少而可進一步實現頂板的成本降低。再者，也可使位於中央的補強肋35A的深度H與其他補強肋35B～35D的深度H不同。
為了實際確認上述作用效果(使補強肋35A～35D的深度H不同時對頂板32特性的影響)，製作了使補強肋35A～35D的深度H不同的頂板，對這些頂板的最大撓度(靜動態特性)及共振轉速(動態特性)進行了分析(FEM分析)。
在本分析中，設計變量(參數或因子)是補強肋35A～35D的四個深度，分別求得基準值為三個基準(6.0mm、8.0mm、10.0mm)時對頂板靜動態特性的影響。若要分析全部的組合，則需要進行34＝81組的分析。然而，當將該組合放入表6所示的品質工學的L9這樣的正交表中時，則可用9組分析進行評價。即，若使用品質工學的正交表，則可用較少的分析次數得到與全部分析相同的結果。
表6

分析結果如表7、圖27及圖28所示。
表7

另外，最佳的補強肋深度的組合(要因效果圖)如圖29～圖31所示，補強肋35A～35D對最大撓度和共振轉速的貢獻率如表8及圖32所示。
表8

根據表7、表8及圖27～圖32所示的分析結果可得出下述結論。
(a)從圖29可知，當補強肋35A～35D的深度均為基準3(10.0mm)時，頂板的最大撓度較小。即，補強肋35A～35D的深度越深則最大撓度越低。補強肋35A～35D對最大撓度的影響各有不同，從表8和圖32可知，補強肋35A的貢獻率極高為83.37％，而補強肋35B～35D的貢獻率總共僅為16.63％。這就意味著頂板的最大撓度八成多由補強肋35A決定。
(b)對於第一階共振轉速，從圖30可知，在所有的案例中，當補強肋35B～35D的深度均為基準3的值(10.0mm)時，共振轉速較高。從表8和圖32可知，補強肋35A對第一階共振轉速的貢獻率極高為87.94％，而補強肋35B～35D的貢獻率總共僅為12.06％。對於第二階共振轉速，雖然在補強肋35C的深度為基準2(8.0mm)時共振轉速提高，但貢獻率較低為4.74％。補強肋35A的貢獻率仍舊極高為83.16％。
(c)可見在配置有平行的補強肋的頂板中，位於中央的補強肋35A對最大撓度和共振轉速的影響最大。補強肋35A對最大撓度和共振轉速的貢獻率達到八成多。
第五實施例圖33及圖34表示第五實施例的高處設置型空調機的頂板結構。
此時，與第一實施例相同，頂板32構成為最適用於與圖41～圖43所示的現有技術例相同的天花板埋入型空調機(室內單元)的本體外殼3上的結構。
並且，該頂板32的板厚t比現有的0.8mm薄，形成為0.6mm左右，如圖33所示，頂板32的形狀與天花板埋入型空調機的箱盒型本體外殼3的形狀對應地形成為大致六角形。並且，在天花板32的外周設置有截面呈鉤狀的緣部32c，該緣部32c用於使頂板32嵌合到構成本體外殼3的側壁的絕熱材料3a(參照圖41)的上端部外周上。
另外，如圖33所示，在該頂板32上設置有在該頂板32的寬度W方向上平行排列的五根平行補強肋35A～35E，這些平行補強肋35A～35E之間形成為平坦部。所述平行補強肋35A～35E具有梯形的截面，朝頂板的表面側或背面側交替地突出。這樣的話，最大撓度可進一步下降，從而可因材料減少而進一步實現頂板的成本降低。另外，所述補強肋35A～35E的深度設定在7mm～11mm的範圍內。補強肋35的寬度w可以為頂板32的寬度W的5～15％，最好為10％。另外，當不到5％時，補強肋的根數過多，補強肋的形成困難，當超過15％時，補強肋的根數不足，形成補強肋後的效果不充分。符號37表示風扇電動機安裝部。
採用上述構成，在板厚與現有產品相同時，與形成放射狀的補強肋的現有產品相比，形成平行排列的多個平行補強肋35A～35E的頂板32的最大撓度小，共振轉速高。因此，可改善高處設置型空調機的靜動態特性。另外，即使頂板32的板厚比現有產品薄，只要將平行補強肋35A～35E的根數及寬度等調整、設定為最佳值，則與現有產品相比也可降低最大撓度，且提高共振轉速，可因材料減少而實現頂板32的成本降低。另外，由於頂板32的第一階固有頻率更高，故可容易地應對風扇電動機9的旋轉引起的頂板32的振動產生的噪音。
並且，在本實施例中，補強肋35A～35E的深度H設定在7mm～11mm的範圍內，從而可降低最大撓度，提高共振轉速，因材料減少而可進一步實現頂板的成本降低。雖然各補強肋的深度越深則最大撓度越低，共振轉速越高，但考慮到要兼顧設計基準，故上限最好為11mm。
也可使所述各補強肋35A～35E的深度H不同。這樣的話，可降低最大撓度，提高共振轉速，因材料減少而可進一步實現頂板的成本降低。也可使位於中央的補強肋35A的深度H與其他補強肋35B～35E的深度H不同。
為了實際確認上述作用效果、即補強肋35A～35E對頂板32特性的影響，製作了使補強肋35A～35E朝頂板的表面側和背面側交替地突出的頂板，對這些頂板的最大撓度(靜動態特性)及共振轉速(動態特性)進行了分析。
在本分析(FEM分析)中，使補強肋35A～35E的深度分別均勻地變化為6.0mm、8.0mm、10.0mm，對單面形成補強肋的情況和雙面形成補強肋的情況進行了比較分析。分析結果如表9、圖35及圖36所示。
表9

另外，頂板的第一階和第二階固有振動模態如圖37(a)、(b)所示。根據表9及圖35～圖37可得出下述結論。
(a)與形成僅朝頂板的一個面突出的多個補強肋35的單面肋相比，配置形成有朝頂板的雙面突出的補強肋35A～35E的雙面肋的頂板的最大撓度較低。例如，在補強肋35A～35E的深度為8.0mm時，具有單面肋的頂板的最大撓度為1.03mm，而具有雙面肋的頂板的最大撓度為0.75mm，降低了27.2％。
(b)與具有單面肋的頂板相比，具有雙面肋的頂板的第一階共振轉速降低，第二階共振轉速提高。另外，從圖37可知，具有雙面肋的頂板的第一階和第二階固有振動模態與具有單面肋的頂板的第一階和第二階固有振動模態交替。
(c)雖然具有雙面肋的頂板的第一階共振轉速降低，但由於風扇電動機安裝部位于振動模態的節點附近，故第一階固有振動模態很難被風扇電動機的激振力激發。另外，與形成單面肋時相比，形成雙面肋時第一階和第二階共振轉速的差距較大，因此，推測為頂板的動態特性處於總體改善的方向。再者，若將雙面肋的根數、長度及肋間的間隔作為設計參數加以適當組合而達到最佳化，則推測為可使風扇電動機安裝部位於頂板的固有振動模態的節點。這樣的話，頂板的振動不會或很難被風扇電動機的激振力激發，故可大幅降低室內機的噪音。
第六實施例圖38及圖39表示第六實施例的高處設置型空調機的頂板結構。
此時，與第一實施例相同，頂板32構成為最適用於與圖41～圖43所示的現有技術例相同的天花板埋入型空調機(室內單元)的本體外殼3上的結構。
並且，該頂板32的板厚t比現有的0.8mm薄，形成為0.6mm左右，如圖33所示，頂板32的形狀與天花板埋入型空調機的箱盒型本體外殼3的形狀對應地形成為大致六角形。並且，在天花板32的外周設置有截面呈鉤狀的緣部32c，該緣部32c用於使頂板32嵌合到構成本體外殼3的側壁的絕熱材料3a(參照圖41)的上端部外周上。
另外，如圖38所示，在該頂板32上設置有在頂板32的寬度W方向上平行排列的五根平行補強肋35，這些平行補強肋35之間形成為平坦部。所述平行補強肋35具有梯形的截面，如圖39所示，所述各補強肋35構成為在長度方向兩端部較淺，在中央部較深。各補強肋35的兩端部的深度用H1表示，中央部的深度用H0表示。即，在本實施例中，各補強肋35在長度方向上形成為船底狀。這樣的話，可降低最大撓度，提高共振轉速，從而可因材料減少而進一步實現頂板的成本降低。其他的構成及作用效果與第一實施例相同，故省略其說明。
第七實施例圖40表示第七實施例的高處設置型空調機的頂板結構。
此時，與第一實施例相同，頂板32構成為最適用於與圖41～圖43所示的現有技術例相同的天花板埋入型空調機(室內單元)的本體外殼3上的結構。
並且，該頂板32的板厚t比現有的0.8mm薄，形成為0.6mm左右，如圖40所示，頂板32的形狀與天花板埋入型空調機的箱盒型本體外殼3的形狀對應地形成為大致六角形。並且，在天花板32的外周設置有截面呈鉤狀的緣部32c，該緣部32c用於使頂板32嵌合到構成本體外殼3的側壁的絕熱材料3a(參照圖41)的上端部外周上。
另外，如圖40所示，在該頂板32上混合形成有在外側平行排列的兩根平行補強肋35、35、以及非平行補強肋36。非平行補強肋36由與平行補強肋35平行排列的平行部分36a和從該平行部分36a的端部以規定角度α延設的非平行部分36b構成。在頂板32的寬度方向上，在最外側位置形成平行補強肋35，在該平行補強肋35之間形成三根非平行補強肋36。另外，各非平行補強肋36的非平行部分36b從平行部分36a的兩端向外側以規定角度α(在本實施例中α＝45°)互相反向地延設。另外，平行補強肋35與非平行補強肋36之間及非平行補強肋36、36之間形成為平坦部。
所述各補強肋35、36具有梯形的截面，各補強肋35、36的寬度w與補強肋35、36間的距離D相等，深度H為8.8mm。另外，各補強肋35、36的寬度w可以為頂板32的寬度W的5～15％，最好為10％。另外，當不到5％時，補強肋的根數過多，補強肋的形成困難，當超過15％時，補強肋的根數不足，形成補強肋後的效果不充分。另外，此時，所述多個補強肋35、36中位於中央的補強肋構成為一條直線形狀。這樣的話，用於安裝風扇電動機9的部位的剛性得到強化，最大撓度降低，且共振轉速提高，故可因材料減少而進一步實現頂板的成本降低。其他的構成與第一實施例相同，故省略其說明。
在上述追加的實施例中，各補強肋的寬度w與補強肋間的距離D基本相等，但各補強肋的寬度w與補強肋間的距離D也可不同。此時，頂板32的剛性(撓曲特性)、強度及振動特性的設定自由度提高。
權利要求
1.一種空調機的頂板結構，該空調機包括收納風扇、風扇電動機及熱交換器的本體外殼，該頂板結構的特徵在於，在構成所述本體外殼的頂面且支撐所述風扇及風扇電動機的頂板上形成有平行排列的多個平行補強肋。
2.一種空調機的頂板結構，該空調機包括收納風扇、風扇電動機及熱交換器等的本體外殼，該頂板結構的特徵在於，在構成所述本體外殼的頂面且支撐所述風扇及風扇電動機的頂板上混合形成有平行排列的平行補強肋和非平行補強肋，該非平行補強肋由與所述平行補強肋平行排列的平行部分和從該平行部分的端部以規定角度延設的非平行部分構成。
3.如權利要求1或2所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述各補強肋的寬度與所述各補強肋間的距離基本相等。
4.如權利要求1或2所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述各補強肋的寬度與所述各補強肋間的距離有所不同。
5.如權利要求1至4中任一項所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述各補強肋的寬度是所述頂板的寬度的5～15％。
6.如權利要求1至5中任一項所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述多個補強肋中位於中央的補強肋形成為一條直線狀。
7.如權利要求1至6中任一項所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述各補強肋的深度設定在7mm～11mm的範圍內。
8.如權利要求1至7中任一項所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述多個補強肋中位於中央的補強肋的深度與其他補強肋的深度有所不同。
9.如權利要求1至8中任一項所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述多個補強肋朝頂板的表面側或背面側交替地突出。
10.如權利要求1至9中任一項所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述各補強肋的兩端部的深度設定得比中央部的深度淺。
11.如權利要求1至10中任一項所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述頂板的板厚設定在0.6mm～0.7mm的範圍內。
12.如權利要求1至11中任一項所述的空調機的頂板結構，其特徵在於，所述空調機是高處設置型空調機。
全文摘要
在高處設置型空調機中，在構成本體外殼的頂面且吊設及支撐風扇及風扇電動機的頂板(32)上形成平行排列的多個平行補強肋(35)，在板厚與現有產品相同時，與形成放射狀的補強肋的現有產品相比，可減小最大撓度，提高共振轉速。
文檔編號F24F13/32GK101014805SQ200580029369
公開日2007年8月8日 申請日期2005年9月1日 優先權日2004年9月8日
發明者劉繼紅 申請人:大金工業株式會社