JP2001207974A

JP2001207974A - オイルポンプ

Info

Publication number: JP2001207974A
Application number: JP2000018311A
Authority: JP
Inventors: Masao Sagara; 政夫相良
Original assignee: Toyo Advanced Technologies Co Ltd
Current assignee: Toyo Advanced Technologies Co Ltd
Priority date: 2000-01-27
Filing date: 2000-01-27
Publication date: 2001-08-03

Abstract

(57)【要約】【課題】簡単かつ低コストの構成で、特に高温時にお
けるオイルリークを有効に抑え、優れた吐出流量性能の
維持を可能にする。【解決手段】ポンプケーシング２１内に、ポンプ室Ｖ
１，Ｖ２，…を形成するインナーロータ３１及びアウタ
ーロータ３２を収容したオイルポンプ。アウターロータ
３２を例えば鉄系焼結合金のように比較的線膨張係数の
低い材料で構成する一方、インナーロータ３１を例えば
アルミニウム合金のように前記アウターロータ３２より
も線膨張係数の高い材料で構成する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、車両の自動変速機
等に設けられるオイルポンプに関するものである。

【０００２】

【従来の技術】従来、上記のようなオイルポンプとし
て、互いに噛み合う形状のインナーロータとアウターロ
ータとをハウジング内に回転可能に収容して両ロータ同
士の接触点同士の間にポンプ室を形成し、かつ、両ロー
タの回転中心を所定量だけ偏心させるとともに、前記イ
ンナーロータにこれを回転駆動するための駆動軸を連結
したものが知られている（例えば実開平７−２２０８８
号公報参照）。このオイルポンプでは、前記インナーロ
ータ及びこれに噛合するアウターロータの同期回転に伴
い、ポンプハウジングに形成された吸入溝から両ロータ
間のポンプ室内にオイルが吸入され、このポンプ室内で
加圧されてから同じくポンプハウジングに形成された吐
出溝を通じてポンプ外へ吐出されることになる。

【０００３】このタイプのオイルポンプでは、前記イン
ナーロータ及びアウターロータの材質として、耐摩耗性
に優れた鉄系焼結合金などの鉄系素材が用いられてい
る。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】前記オイルポンプの最
も重要な特性として吐出流量特性が挙げられる。例え
ば、車両の自動変速機にオイルを供給するための自動変
速機用オイルポンプでは、運転温度、圧力、エンジン回
転数などに応じて、適正な吐出流量を確保することが望
まれ、特に高温でのアイドル回転時に最も多くの吐出流
量が要求される。

【０００５】ところが、従来のオイルポンプでは、運転
温度が上昇するのに伴い、オイルの粘性が低下して当該
オイルがポンプ中の各隙間からリークする量が増えるた
め、特に吐出流量が要求される高温時（例えば135℃）
に十分な吐出流量性能が得られなくなるおそれがある。
中でも、インナーロータの歯先とアウターロータの歯先
との間の歯先隙間や、インナーロータとハウジングとの
間のインナーサイド隙間からのオイルリークが吐出流量
に与える影響は著しい（全体の約70％）。

【０００６】その解決策として、加工精度の向上により
前記各隙間のバラツキを減らし、これによって当該隙間
の設定値を小さく抑えることが考えられるが、前記加工
精度の向上には限度があり、有効な解決策とはいえな
い。また、ギアの大型化による吐出流量増大も考えられ
るが、これに伴うポンプ全体の大型化及びコスト上昇は
避けられない。

【０００７】本発明は、このような事情に鑑み、簡単か
つ低コストの構成で、特に高温時におけるオイルリーク
を有効に抑え、優れた吐出流量性能の維持を可能にする
オイルポンプを提供することを目的とする。

【０００８】

【課題を解決するための手段】本発明は、オイル吸入溝
及びオイル吐出溝を有するハウジングと、このハウジン
グ内に回転可能に収容される内歯車状のアウターロータ
と、このアウターロータに内側から噛み合う歯車状をな
し、アウターロータの内側にこのアウターロータの回転
中心と異なる点を中心に回転可能に収容され、このアウ
ターロータとの間にポンプ室を形成するインナーロータ
とを備えたオイルポンプにおいて、前記インナーロータ
を前記アウターロータの材料よりも線膨張係数の高い材
料で構成したものである。

【０００９】この構成によれば、インナーロータの線膨
張係数がアウターロータの線膨張係数よりも高いため、
両ロータの線膨張係数差に起因して、温度上昇に伴いイ
ンナーロータとアウターロータとの間の歯先隙間が減少
する。従って、冷間時における前記歯先隙間の設定に余
裕をもたせてポンプ組み上げを確実に可能としながら、
高温時には前記線膨張係数差による歯先隙間減少作用に
よって当該歯先隙間からのオイルリークを効果的に抑止
することができ、その結果、良好な吐出流量性能を維持
することができる。従って、特に高温時に優れた吐出流
量性能が要求されるオイルポンプ、例えば車両の自動変
速機にオイルを供給するための自動変速機用ポンプにき
わめて好適となる。

【００１０】両ロータの具体的な材質としては、例えば
前記インナーロータをアルミニウム合金により構成し、
前記アウターロータを鉄鋼材料により構成したものが好
適である。

【００１１】特に、前記アウターロータの材質として
は、耐摩耗性が高く、また、鉄鋼材料の中でも線膨張係
数の比較的低い鉄系焼結合金が好適である。

【００１２】一方、前記インナーロータをアルミニウム
合金で構成する場合、その中でも比較的耐摩耗性の高い
アルミニウム−シリコン系合金で構成するのがより好ま
しい。

【００１３】また、同じ鉄鋼材料であっても線膨張係数
に差があるため、両ロータを鉄鋼材料で構成することも
可能である。例えば、前記インナーロータを比較的線膨
張係数の高いオーステナイト系ステンレス鋼により構成
し、前記アウターロータを比較的線膨張係数の低い鉄系
焼結合金で構成しても、その線膨張係数差によって高温
時における歯先隙間の減少作用を得ることが可能であ
る。

【００１４】さらに、前記ハウジングを前記インナーロ
ータの材料よりも線膨張係数の低い材料で構成すれば、
その線膨張係数差によって高温時にハウジングとインナ
ーロータとの間のインナーサイド隙間も減少させること
が可能であり、これにより当該インナーサイド隙間から
のオイルリークも抑止することが可能になる。

【００１５】具体的には、前記インナーロータをアルミ
ニウム合金で構成し、前記アウターロータ及びハウジン
グを鉄鋼材料、より好ましくは鉄鋼材料の中でも比較的
線膨張係数の低い鉄系素材で構成したものが好適であ
る。この場合、前記アウターロータは耐摩耗性の高い鉄
系焼結合金で構成する一方、前記ハウジングは製造容易
で安価な鋳鉄（例えば片状黒鉛鋳鉄）で構成することに
よりコスト低減を図ることができる。

【００１６】ところで、冷間時における歯先隙間の設定
値によっては、当該歯先隙間が温度上昇により０または
マイナスになるまで減少する場合も考え得るが、例えば
前記インナーロータに設けられた嵌入穴に当該インナー
ロータへ回転駆動力を伝達するための駆動軸が嵌合され
る構造においては、その嵌入穴の内周面と駆動軸外周面
との間の隙間（ロータ内径隙間）を十分に確保しておく
ことにより、このロータ内径隙間によって前記歯先隙間
の減少を吸収することが可能であり、これにより、高温
時での隙間消滅によるロータ回転不良を回避することが
可能である。

【００１７】特に、前記インナーロータの材料を前記駆
動軸の材料よりも線膨張係数の高い材料（例えばアルミ
ニウム合金）としておけば、その線膨張係数差によって
高温時にインナーロータと駆動軸との間のロータ内径隙
間が増大し、その増大分と前記歯先隙間の減少分とを相
殺できるため、冷間時におけるロータ内径隙間を必要以
上に大きく設定しなくても、高温時の良好なロータ回転
を保証することが可能になる。

【００１８】

【発明の実施の形態】本発明の好ましい実施の形態を図
面に基づいて説明する。

【００１９】この実施の形態にかかるオイルポンプ２０
は、図２に示すようにボルト１０等で締結されるポンプ
ケーシング２１及びポンプカバー２２を備え、これらポ
ンプケーシング２１及びポンプカバー２２によってハウ
ジングが構成されている。図１はそのうちポンプカバー
２２を取り外した状態を示している。

【００２０】ポンプケーシング２１は、図略のボルトに
よって変速機等の機器（図２ではトルクコンバータ１
２）に固定されるようになっている。

【００２１】ポンプケーシング２１の周縁部には、図１
に示すような吸入側接続口２４及び吐出側接続口２５が
設けられ、これらの接続口２４，２５は、油路２６，２
７をそれぞれ介してポンプ中央のオイル吸入溝２８及び
オイル吐出溝２９に連通されている。

【００２２】ポンプケーシング２１の中央部には、円形
状のロータ作動室３０が設けられており、このロータ作
動室３０内に、互いに噛合されるトロコイド状のインナ
ーロータ３１及びアウターロータ３２が挿入されてい
る。

【００２３】前記ポンプカバー２２の中央からは、前記
インナーロータ３１及びポンプケーシング２１の中央部
を貫通して前記機器側に突出する筒部２２ａが延び、こ
の筒部２２ａの周囲に筒状の駆動軸２３（図２の例では
トルクコンバータ１２の出力軸に連結された軸）が設け
られている。

【００２４】この駆動軸２３は、ポンプケーシング２１
の内周面に固定された滑り軸受１４によって回転可能に
保持されるとともに、その回転駆動力が前記インナーロ
ータ３１に伝わるように当該インナーロータ３１と嵌合
している。すなわち、駆動軸２３は、図３に示すよう
に、その周面の一部がフラット面２３ａとされた異形断
面を有しており、この駆動軸２３が図４に示す所定のロ
ータ内径隙間Ｃ_Iをもって嵌入される形状の貫通穴３１
ａが前記インナーロータ３１の中央部に形成されてい
る。

【００２５】なお、図３において３１ｂは、前記貫通穴
３１ａのフラット面に形成された油流通溝である。

【００２６】図１に示すように、上記インナーロータ３
１及び駆動軸２３の中心軸Ｘ１と、上記アウターロータ
３２及びロータ作動室３０の中心軸Ｘ２は互いに偏心し
ており、軸Ｘ１回りのインナーロータ３１の回転（図１
では反時計回り方向の回転）に伴ってアウターロータ３
２が同方向に軸Ｘ２を中心として回転するようになって
いる。

【００２７】前記インナーロータ３１の外周面及びアウ
ターロータ３２の内周面には、互いに噛合可能な歯（図
例ではトロコイド状の歯）が形成され、その噛合状態で
両ロータ３１，３２がロータ作動室３０内に回転可能に
収容されている。そして、両ロータ３１，３２の接触点
（シール点）同士の間に、上記ポンプカバー２２とポン
プケーシング２１とで挾まれたポンプ室Ｖ１，Ｖ２，…
が形成されている。この実施の形態では、あるポンプ室
（例えば図１に示すポンプ室Ｖ２）の下流側シール点Ｐ
２がオイル吐出溝２９の仕切り最終位置Ｅ２に到達した
時点で上記ポンプ室Ｖ２よりも上流側のポンプ室Ｖ１の
上流側シール点Ｐ１がオイル吸入溝２８の仕切り最終位
置Ｅ１に到達するように各部の位置が設定されている。

【００２８】上記アウターロータ３２には、各ポンプ室
からアウターロータ３２の外周面にまで至る複数の径方
向溝４４が形成されており、ポンプケーシング２１のロ
ータ作動室３０の内周面には径方向内側に開口する所定
長さの周方向溝４６が形成されている。これら径方向溝
４４及び周方向溝４６は、ポンプ室Ｖ２内の圧力も吐出
圧と略等しい圧力に保持するための手段であり、本発明
では特に必須のものではない。

【００２９】このオイルポンプにおいて、前記駆動軸２
３が回転し、その回転力がインナーロータ３１に伝達さ
れると、インナーロータ３１が中心軸Ｘ１を中心として
図３反時計回り方向に回転し、このインナーロータ３１
と噛み合うアウターロータ３２は同方向に中心軸Ｘ２を
中心として僅かに遅れた速度で回転する。これらの回転
により、吸入側接続口２４から油路２６及びオイル吸入
溝２８を通じてポンプ室内にオイルが供給され、このオ
イル室がオイル吐出溝２９に連通された時点から、当該
オイル吐出溝２９を通じて外部にオイルが吐出される
（例えば図１に示すポンプ室Ｖ２を参照）。

【００３０】次に、本発明の特徴であるオイルポンプ２
０の各部品の構成材料について説明する。

【００３１】まず、アウターロータ３２の材料は、従来
のオイルポンプと同様、耐摩耗性に優れた機械構造用の
鉄系焼結合金とされ、その線膨張係数αは約（11〜13)
×10^- ⁶／℃である。これに対し、インナーロータ３１
は、前記アウターロータ３２の材料よりも線膨張係数の
高いアルミニウム合金によって形成されている。このア
ルミニウム合金の中でも、比較的耐摩耗性に優れたアル
ミニウム−シリコン合金がより好適である（線膨張係数
αは約（16〜21)×10^-6／℃）。

【００３２】ポンプケーシング２１及びポンプカバー２
２の材料は、この実施の形態では鋳鉄であり、その線膨
張係数αは前記アルミニウム合金の線膨張係数αよりも
低い11×10^-6／℃である。

【００３３】なお、このオイルポンプ２０のインナーロ
ータ３１に連結される駆動軸２３は、特に材質は問わな
いが、一般には機械構造用炭素鋼（例えばＳ４３ＣやＳ
５５Ｃ、Ｓ４５Ｃ）が用いられるので、インナーロータ
３１の材質を前記アルミニウム合金とすれば、必然的に
その線膨張係数は駆動軸２３のそれよりも高くなる。

【００３４】以上のような材料設定をすれば、ポンプの
運転温度の上昇に伴い、インナーロータ３１とアウター
ロータ３２の線膨張係数の差分だけ両ロータ３１，３２
同士の隙間（図４に示す歯先隙間Ｃ_T）が狭まるととも
に、インナーロータ３１とポンプケーシング２１及びポ
ンプカバー２２との線膨張係数の差分だけ両者の隙間
（図２に示すインナーサイド隙間Ｃ_SI）も狭まってくる
ので、前記温度上昇に起因するオイルの粘度の低下にも
かかわらず、前記各隙間Ｃ_T，Ｃ_SIからのオイルリーク
量を抑えることができ、その結果、高温運転時にも十分
な吐出流量を確保することが可能になる。

【００３５】なお、従来のオイルポンプ（すなわち両ロ
ータ３１，３２の材質が等しいオイルポンプ）でも、予
め前記歯先隙間Ｃ_Tやインナーサイド隙間Ｃ_SIを小さく
設定しておけば、理論上リークを抑えることは可能なの
であるが、ポンプ各部品の寸法には必ずバラツキがある
ので、前記隙間をあまりシビアに設定すると、そのバラ
ツキ分だけ前記隙間が０もしくはマイナスとなり、組み
付けが不良になってしまう。従って従来は、加工精度の
飛躍的向上がない限り、前記隙間を小さく設定すること
は困難だったのである。

【００３６】これに対して前記両ロータ３１，３２の線
膨張係数に差を与える手段を用いれば、冷間での組み付
け時には前記隙間に余裕をもたせて確実な組上げを行い
ながら、オイル粘度が低下する高温運転時には熱膨張作
用を利用して前記隙間を狭めることにより、リークを抑
えることが可能となる。

【００３７】また、オイル粘性の高い冷間時には、前記
インナーサイド隙間Ｃ_SIやアウターサイド隙間（ポンプ
ハウジング２１及びポンプカバー２２とアウターロータ
３２との間の隙間；図２参照）Ｃ_SOが小さいとポンプ内
の油圧加振力が増えて振動伝播により騒音が助長される
おそれがあるため、前記サイド隙間Ｃ_SI，Ｃ_SOを大きく
しなければならないのに対し、高温運転時はオイル粘性
が下がって前記油圧加振力が低くなるためにサイド隙間
Ｃ_SI，Ｃ_SOを小さくしても支障がないという事情がある
が、この騒音抑止の観点からみても、油圧加振力が減る
高温時にのみインナーサイド隙間Ｃ_SIを狭めるようにし
た本発明は非常に優れているといえる。

【００３８】ところで、本発明にかかるオイルポンプの
各部品の材質は以上のものに必ずしも限られない。例え
ば、同じ鉄鋼材料であっても、鉄系素材とオーステナイ
ト系ステンレス鋼とでは線膨張係数にかなりの差がある
ため、その使い分けによって線膨張係数差をもたせるこ
とが可能である。例えば18-8ステンレス鋼（SUS304）の
線膨張係数αは17×10^-6／℃であり、さらに、このよう
なオーステナイト系ステンレス鋼にモリブデンなどの硬
質粒子を加えるとさらに線膨張係数が上がることが確認
されているので、かかるオーステナイト系ステンレス鋼
をインナーロータ３１の材料とし、アウターロータ３２
を前記のような鉄系素材にて構成することにより、同様
の効果を得ることが可能である。

【００３９】また、軽量化を目的にポンプケーシング２
１やポンプカバー２２をアルミニウム合金などで構成す
ることも可能である。この場合、ポンプケーシング２１
とインナーロータ３１の線膨張係数がほぼ同等となるの
で高温時のインナーサイド隙間Ｃ_SIは狭まらないが、歯
先隙間Ｃ_Tは狭まるのでリーク抑制効果は発揮される。
これに対し、前記例のようにポンプケーシング２１及び
ポンプカバー２２とインナーロータ３１との間でも線膨
張係数差をもたせることにより、高温時に歯先隙間Ｃ_T
だけでなくインナーサイド隙間Ｃ_SIも狭めることが可能
となり、リーク抑止効果はさらに高まることとなる。

【００４０】・各隙間の設定について本発明にかかる構成では、高温運転時に歯先隙間Ｃ_Tが
次第に狭小となっていくが、仮にこの歯先隙間Ｃ_Tが０
もしくはマイナスとなっても、これを吸収できるような
ロータ内径隙間（インナーロータ３１と駆動軸２３との
隙間）Ｃ_Iを確保しておけば、支障なくインナーロータ
３１の回転を続行することができる。しかも、上述のよ
うに駆動軸２３は一般に機械構造用炭素鋼などの鉄鋼材
料で構成されるので、これよりも線膨張係数の高い材料
（例えばアルミニウム合金）によってインナーロータ３
１を形成すれば、運転温度の上昇に伴う前記ロータ内径
隙間Ｃ_Iの増加と前記歯先隙間Ｃ_Tの減少とを相殺して支
障のないロータ回転を続けることが可能になる。すなわ
ち、組み上げ時でのロータ内径隙間Ｃ_Iを必要以上に大
きく設定しなくても良好な運転を保証できるのである。

【００４１】具体的には、図４に示す各隙間を次の関係
式（式）が成立するように設定すれば、ポンプケーシ
ング２１内での各部品の径方向隙間がなくなってしまう
ことによる回転不良を防ぐことが可能になる。

【００４２】（Ｃ_B＋Ｃ_T＋Ｃ_I）min＞Ｃ_Jmax … ここで、Ｃ_Bはアウターロータ３２の外周面とポンプケ
ーシング２１の内周面との間のボディ隙間、（Ｃ_B＋Ｃ_T
＋Ｃ_I）minは隙間Ｃ_B，Ｃ_T，Ｃ_Iのバラツキを考慮した
寸法最小値の総和、Ｃ_Jは駆動軸２３の外周面と滑り軸
受１４の内周面との間の軸受隙間、Ｃ_Jmaxは当該軸受隙
間Ｃ_Jのバラツキ最大値である。その具体的な設定例に
ついては次の実施例の項で述べる。

【００４３】

【実施例】１）材料の選定についてオイルポンプ各構成部品の好適な材料選定例を以下に示
す。

【００４４】(1)アウターロータ…機械構造用鉄系焼結
合金（JASO規格のI-2-1D）を用いる。その成分は、主成
分ＦｅにＣｕが２％、Ｃが１％混在したもので、機械的
特性は、密度：6.9g/cm²、ヤング率：（13〜15)×10³kg
f/mm²、熱膨張率：（11〜13)×10^-6／℃、硬さ：ＨＲＢ
70〜90、引張強さ：40kgf/mm²である。

【００４５】(2)インナーロータ…アルミニウム−シリ
コン合金を使用。

【００４６】(3)ポンプハウジング及びポンプカバー）
…片状黒鉛鋳鉄を使用。

【００４７】(4)駆動軸の滑り軸受…表面にアルミニウ
ム合金をコーティングした鉄系素材を使用（基本的に線
膨張係数は駆動軸とほぼ同等）。

【００４８】かかる材質選定をした本発明にかかるオイ
ルポンプと、従来のオイルポンプ（構成部品がすべて鉄
系素材のもの）とについて吐出流量特性を対比するため
の実験を行った。その結果を図５に示す。同図において
直線Ｌ１は従来ポンプの温度−吐出流量特性、直線Ｌ２
は本発明にかかるオイルポンプの温度−吐出流量特性を
示している。

【００４９】両直線Ｌ１，Ｌ２を対比すると、運転温度
20℃の常温時では両ポンプの吐出流量はともに約８Ｌ／
minであるのに対し、温度上昇に伴って吐出流量の差が
大きくなり、運転温度135℃では、従来ポンプの吐出流
量が直線Ｌ１に示されるように5.16Ｌ／minまで下がっ
ているのに対し、本発明にかかるオイルポンプでは直線
Ｌ２に示されるように吐出流量を6.59Ｌ／minまで維持
することが可能となっている。

【００５０】２）各隙間の設定について前記材質設定を前提として、前記式にかかる各隙間の
常温時（20℃）の寸法を次のように設定する。

【００５１】ボディ隙間Ｃ_B ：90〜150μｍ（バラツキ 60μｍ）歯先隙間Ｃ_T ：20〜130μｍ（バラツキ110μｍ）ロータ内径隙間Ｃ_I：25〜100μｍ（バラツキ 75μｍ）軸受隙間Ｃ_J ：40〜 90μｍ（バラツキ 50μｍ）この寸法設定下で運転温度が135℃まで上昇した状態を
考察する。まず、ボディ隙間Ｃ_Bは温度が上昇してもほ
とんど変化しないので、その最小値は高温時でも90μｍ
のままである。

【００５２】これに対して歯先隙間Ｃ_Tは、温度上昇に
伴い、インナーロータとアウターロータとの熱膨張差分
だけ減少する。具体的には、20℃から135℃までの温度
上昇に伴って44μｍ減少するので、この歯先隙間Ｃ_Tの1
35℃における最小値は、20−44＝−24μｍすなわち負の
値となる。

【００５３】ところが、逆にロータ内径隙間Ｃ_Iは、イ
ンナーロータと駆動軸との熱膨張差分だけ増大する。具
体的には、20℃から135℃までの温度上昇に伴って28μ
ｍ増大するので、このロータ内径隙間Ｃ_Tの135℃におけ
る最小値は、25＋28＝53μｍとなる。

【００５４】従って、前記式の左辺の値は次のように
なる。

【００５５】（Ｃ_B＋Ｃ_T＋Ｃ_I）min＝90−24＋53＝119μｍこれに対し、前記式の右辺である軸受隙間Ｃ_Jの最大
値Ｃ_Jmaxは温度上昇にかかわらず90μｍであるので、前
記式は十分に満たされる。すなわち、この寸法設定に
よれば、高温時に歯先隙間Ｃ_Tが減少しても、その減少
分をボディ隙間Ｃ_Bやロータ内径隙間Ｃ_I（特にロータ内
径隙間Ｃ_I）によって吸収することができ、ロータ作動
室３０内での隙間総和が軸受隙間Ｃ_Jよりも小さくなっ
てしまうことに起因する回転不良を防ぐことができる。

【００５６】

【発明の効果】以上のように本発明は、互いに噛み合い
ながら回転するアウターロータ及びインナーロータを備
えたオイルポンプにおいて、前記インナーロータを前記
アウターロータの材料よりも線膨張係数の高い材料で構
成したものであるので、冷間時のポンプ組み上げは確実
に可能としながら、高温運転時にはオイルリークを有効
に抑えて良好な吐出流量性能を維持することができる効
果がある。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の実施の形態にかかるオイルポンプにお
いてポンプカバー等を取り除いた状態を示す正面図であ
る。

【図２】前記オイルポンプの断面側面図である。

【図３】前記オイルポンプにおけるインナーロータと駆
動軸との嵌合状態を示す断面正面図である。

【図４】前記オイルポンプにおける各隙間を示す断面側
面図である。

【図５】本発明にかかるオイルポンプ及び従来のオイル
ポンプの温度−吐出流量特性を示すグラフである。

【符号の説明】

２０オイルポンプ２１ポンプケーシング（ハウジングを構成）２２ポンプカバー（ハウジングを構成）２３駆動軸３１インナーロータ３２アウターロータＶ１，Ｖ２ポンプ室

フロントページの続きＦターム(参考） 3H041 AA02 BB04 CC15 CC20 DD03 DD05 DD33 DD36 3H044 AA02 BB03 CC14 CC19 DD03 DD05 DD23 DD26 3J063 AA01 AC04 BA10 BA11 BB23 BB50 CA01 XC02 XC03 XD03 XD24 XF30

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】オイル吸入溝及びオイル吐出溝を有する
ハウジングと、このハウジング内に回転可能に収容され
る内歯車状のアウターロータと、このアウターロータに
内側から噛み合う歯車状をなし、アウターロータの内側
にこのアウターロータの回転中心と異なる点を中心に回
転可能に収容され、このアウターロータとの間にポンプ
室を形成するインナーロータとを備えたオイルポンプに
おいて、前記インナーロータを前記アウターロータの材
料よりも線膨張係数の高い材料で構成したことを特徴と
するオイルポンプ。
【請求項２】請求項１記載のオイルポンプにおいて、
前記インナーロータをアルミニウム合金により構成し、
前記アウターロータを鉄鋼材料により構成したことを特
徴とするオイルポンプ。
【請求項３】請求項２記載のオイルポンプにおいて、
前記アウターロータを鉄系焼結合金により構成したこと
を特徴とするオイルポンプ。
【請求項４】請求項２または３記載のオイルポンプに
おいて、前記インナーロータをアルミニウム−シリコン
系合金により構成したことを特徴とするオイルポンプ。
【請求項５】請求項１記載のオイルポンプにおいて、
前記インナーロータをオーステナイト系ステンレス鋼に
より構成し、前記アウターロータを鉄系焼結合金により
構成したことを特徴とするオイルポンプ。
【請求項６】請求項１〜５のいずれかに記載のオイル
ポンプにおいて、前記ハウジングを前記インナーロータ
の材料よりも線膨張係数の低い材料で構成したことを特
徴とするオイルポンプ。
【請求項７】請求項２記載のオイルポンプにおいて、
前記インナーロータをアルミニウム合金で構成し、前記
アウターロータ及びハウジングを鉄鋼材料で構成したこ
とを特徴とするオイルポンプ。
【請求項８】請求項７記載のオイルポンプにおいて、
前記アウターロータを鉄系焼結合金で構成し、前記ハウ
ジングを鋳鉄で構成したことを特徴とするオイルポン
プ。
【請求項９】請求項１〜８のいずれかに記載のオイル
ポンプにおいて、前記インナーロータにこのインナーロ
ータへ回転駆動力を伝達するための駆動軸が嵌入される
嵌入穴を設けるとともに、当該インナーロータの材料を
前記駆動軸の材料よりも線膨張係数の高い材料としたこ
とを特徴とするオイルポンプ。
【請求項１０】請求項１〜９のいずれかに記載のオイ
ルポンプにおいて、当該オイルポンプは車両の自動変速
機にオイルを供給するための自動変速機用ポンプである
ことを特徴とするオイルポンプ。