JP2004245412A - トルクコンバータの羽根車およびその製造法 - Google Patents

Abstract

【課題】 製造コストの削減および軽量化を図ることができるトルクコンバータの羽根車を提供する。
【解決手段】 鋳造によってシェル３０と一体的に成形された複数のブレード４０を有する。ブレード４０は、羽根車の軸方向に対して傾斜しており、圧力側に位置する内側面４１と負圧側に位置する外側面４２とを有する。また、羽根車の軸中心からの円周方向に沿ったブレード断面に関し、シェル３０の外周側と内周側の中間部における根元厚みは、内周側における根元厚みよりも、厚くなっている。
【選択図】 図４

Description

本発明は、トルクコンバータの羽根車およびその製造法に関する。

従来のトルクコンバータの羽根車におけるシェルは、複数のスリットが形成されており、ブレードに形成される複数の爪を挿入し、ローリング加工によって爪を折り曲げることにより、シェルにブレードが取付けられる（例えば、特許文献１参照。）。

また、ブレードの外周縁および内周縁にタブを形成し、コアおよびシェルに取付けているものもある（例えば、特許文献２参照。）。
特開平８−１０５５０６号公報 特開２００２−２９５６３２号公報

しかし、ブレードの部品点数が多く、ブレードをシェル（およびコア）に取付けるのに要する工数がかさむため、製造コストが上昇する問題を有する。また、各部品単独で必要な剛性を持たせるため、軽量化が困難である。

本発明は、上記従来技術に伴う課題を解決するためになされたものであり、製造コストの削減および軽量化を図ることができるトルクコンバータの羽根車およびその製造法を提供することを目的とする。

上記目的を達成するための請求項１に記載の発明は、
鋳造によってシェルと一体的に成形された複数のブレードを有するトルクコンバータの羽根車であって、
前記ブレードは、羽根車の軸方向に対して傾斜しており、圧力側に位置する内側面と負圧側に位置する外側面とを有し、
羽根車の軸中心からの円周方向に沿ったブレード断面に関し、前記シェルの外周側と内周側の中間部における根元厚みは、前記内周側における根元厚みよりも、厚くなっていることを特徴とするトルクコンバータの羽根車である。

上記目的を達成するための請求項１３に記載の発明は、
シェルと複数のブレードを有するトルクコンバータの羽根車の鋳造方法であって、
鋳造金型は、シェルの外周に対応するキャビティ面を有する固定型と、ブレードの外面に対応するキャビティ面を有する可動型とを有し、前記可動型は、羽根車の軸中心で回転自在かつ羽根車の軸方向に沿って移動自在であり、
前記ブレードは、前記軸方向に対して傾斜しており、圧力側に位置する内側面と負圧側に位置する外側面とを有し、
前記軸中心からの円周方向に沿ったブレード断面に関し、前記シェルの外周側と内周側の中間部における根元厚みは、前記内周側における根元厚みよりも、厚くなっており、
鋳造後、前記可動型を、前記軸中心で回転させながら前記軸方向に沿って移動させることで，前記固定型から前記可動型を分離する
ことを特徴とするトルクコンバータの羽根車の鋳造方法である。

上記のように構成した本発明は以下の効果を奏する。

請求項１に記載の発明によれば、シェルとブレードとが、鋳造によって一体的に形成されているため、羽根車の組立工数の大きな部分を構成するシェルとブレードの取付け工数を削減することができる。また、一体化部品として、必要な剛性を全体として持たせればよいため、軽量化が容易となる。一方、ブレードの中間部における根元厚みが、内周側よりも厚いため、駆動伝達効率の低下を引き起こす流体損失を低減することが可能である。つまり、良好な性能を維持しながらも、製造コストの削減および軽量化を図ることができるトルクコンバータの羽根車を提供することができる。

請求項１３に記載の発明によれば、鋳造された製品に対して干渉することなく可動型を分離することができるため、砂等の中子を用いる低圧鋳造に比べて、生産性に優れた高圧鋳造を適用することが可能である。また、製造されたシェルとブレードは、一体的に形成されているため、羽根車の組立工数の大きな部分を構成するシェルとブレードの取付け工数を削減することができる。さらに、一体化部品として、必要な剛性を全体として持たせればよいため、軽量化が容易となる。一方、製造された羽根車のブレードの中間部における根元厚みが、内周側よりも厚いため、駆動伝達効率の低下を引き起こす流体損失を低減することが可能である。つまり、良好な性能を維持しながらも、製造コストの削減および軽量化を図ることができるトルクコンバータの羽根車の製造方法を提供することができる。

以下、本発明の実施の形態を、図面を参照しつつ説明する。図１は、実施の形態１に係るトルクコンバータのタービン部の断面図である。

実施の形態１に係るトルクコンバータは、例えば、自動変速機に接続されて、オートマチックトランスミッションを構成し、入力要素としてのポンプインペラ（羽根車）と、出力要素としてのタービンランナ（羽根車）２０とを有し、作動流体が内部に満たされる。

ポンプインペラは、エンジンのクランクシャフトによって回転するコンバータカバーに接続される。タービンランナ２０は、リベット６０によって固定されているタービンハブ７０のスプライン部７１を介して、自動変速機のインプットシャフトに接続される。

したがって、エンジンが回転すると、ポンプインペラおよびコンバータカバーが回転する。その結果、ポンプインペラのポンプ作用でタービンランナ２０が回転し、インプットシャフトに伝達される。

なお、タービンランナ２０は、外側に位置するシェル３０、複数のブレード４０、内側に位置するコア５０を有する。コア５０には、開口部５１が形成され、ブレード４０のコア側には、突起４３が形成されている。

ブレード４０とコア５０との接合は、ブレード４０の突起４３をコア５０の開口部５１から突出させ、かしめることによって達成される。なお、上記接合は、かしめに限定されず、溶接やろう付け等の適当な接合方法を適用することが可能である。

図２は、実施の形態１に係るタービンランナの断面図、図３は、タービンランナの平面図、図４は、図３の線ＩＶ−ＩＶに関する断面図、図５は、図３の線Ｖ−Ｖに関する断面図である。なお、図の簡略化のために、コア５０は省略されている。

シェル３０およびブレード４０は、鋳造によって一体的に成形され、ブレード４０は、シェル３０の円周方向に等間隔に配置される。シェル３０およびブレード４０の素材は、例えば、アルミニウムあるいはマグネシウム等の軽合金である。

したがって、タービンランナ２０の組立工数の大きな部分を構成するシェル３０とブレード４０との取付け工数が削減されるため、製造コストを低減できる。また、一体化部品として、必要な剛性を全体として持たせればよいため、軽量化が容易となる。

また、ブレード４０は、タービンランナ２０の軸方向に対して傾斜したテーパ形状であり、圧力側（圧力面側）に位置する内側面４１と負圧側（反圧力面側）に位置する外側面４２とを有する。

ブレード４０の周方向の中間部（シェル３０の外周側と内周側の中間に位置する部位）の根元厚み（図４参照）は、当該中間部の両側に位置するブレード４０の外周側および内周側の根元厚み（図５参照）以上である。つまり、タービンランナ２０の軸中心からの円周方向に沿ったブレード断面に関し、中間部における根元厚みは、内周側における根元厚みよりも厚くなっており、ブレード４０の根元厚みは、周方向中間部から外周側および内周側に向かって減少している。

したがって、駆動伝達効率の低下を引き起こす流体損失（剥離損失や圧力変化に伴う損失など）を低減することが可能である。なお、ブレード断面は、円周方向に沿っており、円筒面の一部を構成することになるが、図上においては、平面として表している。

以上のように、実施の形態１は、良好な性能を維持しながらも、製造コストの削減および軽量化を図ることができるトルクコンバータの羽根車を提供することができる。

なお、鋳造金型の回転抜き方向とブレード断面（ブレード４０）の内側面４１の稜線とで成す交差角θ_１、および前記回転抜き方向と外側面４２の稜線とで成す交差角θ_２は、鋳造上必要とされる抜け角度（例えば、２度）以上の値に設定されている。

また、交差角θ_１は、鋳造金型の可動型（後述）のより円滑な分離のために、交差角θ_２以上であることが好ましい。さらに、ブレード４０の外周側および内周側は、鋳造における溶湯流れや抜け角度を考慮し、必要最低限の肉厚を有することが好ましい。

図６は、タービンランナを製造するための鋳造金型を説明するための断面図である。

鋳造金型９０は、固定型９１と可動型９５とを有する。固定型９１は、シェル３０の外周に対応するキャビティ面９２を有する。可動型９５は、ブレード４０の外面に対応するキャビティ面９６を有し、タービンランナ２０の軸中心で回転自在かつタービンランナ２０の軸方向に沿って移動自在である。

次に、タービンランナの鋳造方法を説明する。図７（Ａ）〜図７（Ｃ）は、ブレードの周方向の中間部における可動型の分離を説明するための断面図、図８（Ａ）〜図８（Ｃ）は、ブレードの外周側および内周側における可動型の分離を説明するための断面図である。

まず、可動型９５を固定型９１に向かって移動させ、型締めし、例えば、アルミニウムあるいはマグネシウム等の軽合金からなる鋳造素材を導入し、シェル３０と複数のブレード４０を有するタービンランナを鋳造する。

その後、可動型９５を、タービンランナの軸中心で回転させながら、タービンランナの軸方向に沿って移動させる。この際、ブレード４０は、タービンランナの軸方向に対して傾斜しており、かつ、タービンランナの軸中心からの円周方向に沿ったブレード断面に関し、シェル３０の外周側と内周側の中間部における根元厚みは、内周側における根元厚みよりも、厚くなっている。

したがって、鋳造された製品つまりタービンランナに対して干渉することなく可動型９５を分離することができる。そのため、砂等の中子を用いる低圧鋳造に比べて、生産性に優れた高圧鋳造を適用することが可能である。

また、製造されたシェル３０とブレード４０は、一体的に形成されているため、タービンランナの組立工数の大きな部分を構成するシェル３０とブレード４０の取付け工数を削減することができる。さらに、一体化部品として、必要な剛性を全体として持たせればよいため、軽量化が容易となる。一方、製造されたタービンランナのブレードの中間部における根元厚みが、内周側よりも厚いため、駆動伝達効率の低下を引き起こす流体損失（剥離損失や圧力変化に伴う損失など）を低減することが可能である。

さらに、ブレード４０の内側面４１の交差角θ_１は、外側面４２の交差角θ_２以上である。したがって、図７（Ａ）〜図７（Ｃ）に示されるように、可動型９５は、タービンランナに対して干渉することなく、確実かつ円滑に分離される。

また、ブレード４０の外周側および内周側の肉厚は、鋳造における溶湯流れや可動型９５の回転抜き方向を考慮した必要最低限であることが好ましい。この場合、図８（Ａ）〜図８（Ｃ）に示されるように、可動型９５は、ブレード４０の外周側および内周側に関しても干渉することなく、さらに確実かつ円滑に分離される。

以上のように、実施の形態１は、良好な性能を維持しながらも、製造コストの削減および軽量化を図ることができるトルクコンバータの羽根車の製造方法を提供することができる。

図９は、実施の形態２に係るタービンランナを説明するための断面図である。タービンランナ１２０は、コアを有しない点で、実施の形態１に係るタービンランナ２０と概して異なっている。

タービンランナ１２０は、ブレード１４０の上端を支持固定する機能をコア側に求めることができないが、ブレード１４０はシェル１３０と一体に鋳造されるため、ブレード１４０の姿勢精度は、鋳造金型の精度に、基本的に対応する。したがって、実施の形態２は、コア無しタイプであるが、ブレード１４０の姿勢精度を、バラツキ無く確保することが可能である。

図１０は、実施の形態３に係るタービンランナを説明するための断面図である。タービンランナ２２０は、タービンハブ２７０が圧入され、固定されている点で、実施の形態１に係るタービンランナ２０と概して異なっている。つまり、タービンランナ２２０とタービンハブ２７０とは、リベットによって固定されていない。

タービンハブ２７０は、例えば、鋼製であり、出力トルクを伝達するスプライン部２７１を含んでおり、略円管形状である。また、摩擦を向上させるために、タービンハブ２７０の外周部２７２に、例えば、ローレット加工が施されている。

したがって、実施の形態３においては、タービンハブ２７０のサイズおよび加工個所が削減できるため、製造コストを低減することが可能である。なお、摩擦を向上させるための加工は、必要に応じて、省略することも可能である。

図１１は、実施の形態４に係るタービンランナを説明するための断面図である。タービンランナ３２０は、鋳包まれたタービンハブ３７０を有する点で、圧入されたタービンハブ２７０を有する実施の形態３に係るタービンランナ２２０と概して異なっている。つまり、ブレード３４０とシェル３３０を一体的に鋳造する際に、シェル３３０に、タービンハブ３７０が鋳包まれ、固定される。

タービンハブ３７０は、出力トルクを伝達するスプライン部３７１を含んでおり、略円管形状である。なお、摩擦を向上させるために、タービンハブ３７０の外周部３７２に、例えば、スプライン歯状の凹凸部３７３が形成されている。

したがって、実施の形態４においては、タービンハブ３７０のサイズおよび加工個所が削減でき、かつ、タービンハブ３７０を取付けて固定するための独立した工程が不要である。そのため、製造コストを、さらに低減することが可能である。なお、摩擦を向上させるための加工は、必要に応じて、省略することも可能である。

図１２は、実施の形態５に係るタービンランナを説明するための断面図である。タービンランナ４２０は、独立した部品としてのタービンハブを有していない点で、実施の形態１〜４に係るタービンランナ２０，１２０，２２０，３２０と概して異なっている。

つまり、ブレード４４０が一体化されたシェル４３０の軸側は、出力トルクを伝達するスプライン部４７１を含んでいる略円管形状部４７０を有しており、シェル４３０、ブレード４４０、タービンハブ（略円管形状部４７０）が、一体的に鋳造されている。なお、スプライン部４７１は、例えば、鉄溶射などによって表面硬化層４７３が形成されており、インプットシャフトの作用面圧に対する耐久性を向上させている。

したがって、実施の形態５においては、独立した部品としてのタービンハブが不要となり、取付け工数が削減されるため、製造コストをさらに低減できる。また、タービンハブを含んだ一体化部品として、必要な剛性を全体として持たせればよいため、軽量化がさらに容易となる。

図１３は、実施の形態６に係るタービンランナを説明するための斜視図、図１４および図１５は、基準抜き方向線を説明するための断面図および斜視図である。

タービンランナ５２０は、コアリングを有しないコアレスタイプであり、ブレード５４０の形状を詳細に規定している点で、実施の形態１に係るタービンランナ２０と概して異なっている。つまり、タービンランナ５２０の軸中心からの円周方向に沿ったブレード断面（ブレード５４０の断面）は、タービンランナ５２０の軸方向に対する傾斜角θ_Ｓによって規定される基準抜き方向線５９０を含有している。

傾斜角θ_Ｓ（度）は、数式（θ_Ｓ＝ｔａｎ^−１（Ｃ×Ｒ））によって定義されるＲの関数である。但し、Ｒは、タービンランナ５２０の軸中心からの半径方向距離（ｍ）である。Ｃは、鋳造金型の回転抜き時における回転量および移動量に関連する形状パラメータ（ｒａｄ／ｍ）である。

半径方向距離Ｒに応じて連続的に変化する基準抜き方向線５９０によって形成される曲面５９５は、鋳造金型の回転抜きを可能とするブレード形状を定義する。当該ブレード形状は、肉厚が０である場合に対応している。したがって、必要に応じ、形状パラメータＣを適宜変更し、傾斜角θ_Ｓを調整することにより、流体性能を最適化することが可能である。

図１６は、形状パラメータＣに対する半径方向距離Ｒ−傾斜角θ_Ｓ線図である。なお、半径方向距離Ｒの単位は、ｍｍに換算して示している。

図に示されるように、半径方向距離Ｒが同一の場合、形状パラメータＣが増加するにつれて、傾斜角θ_Ｓが上昇する。また、形状パラメータＣの値が０でない場合、半径方向距離Ｒが増加するにつれて、傾斜角θ_Ｓが上昇する共通の傾向が存する。

なお、形状パラメータＣが０であり、傾斜角θ_Ｓが０となる場合、ブレード５４０は、タービンランナ５２０の軸方向に対して平行であり、シェル５３０から直角に延長していることになる。また、形状パラメータＣが３０（ｒａｄ／ｍ）であり、半径方向距離Ｒが１５０（ｍｍ）となる場合、傾斜角θ_Ｓは、約８０度となる。

一般的なタービンランナにおけるブレードが配置される半径方向範囲は、３０〜１５０（ｍｍ）である。一方、ブレードの傾斜角θ_Ｓは、８０度を越えると、流体性能を確保することが困難となる。したがって、形状パラメータＣは、０〜３０（ｒａｄ／ｍ）の範囲にあることが好ましい。

図１７は、実施の形態６の変形例１を説明するための断面図である。

タービンランナ５２０の軸方向に対する、ブレード断面の内側面５４１の稜線の傾斜角θ_１Ｒおよび外側面５４２の稜線の傾斜角θ_２Ｒは、数式（θ_１Ｒ＝θ_Ｓ−α）および（θ_２Ｒ＝θ_Ｓ＋β）を満たすことが好ましい。但し、パラメータαおよびβは、一方が０の場合を含む正の定数である。

内側面５４１および外側面５４２は、圧力側および負圧側に位置するため、パラメータαおよびβは、圧力側および負圧側のテーパ角度に対応する。したがって、パラメータαの値を、調整することで、ブレード５４０の流体性能を最適化することが可能である。一方、パラメータβの値を、調整することで、ブレード５４０の根元側における発生応力を低減することが可能である。

図１８は、実施の形態６の変形例２を説明するための断面図である。

パラメータαおよびβは、定数であることに限定されず、一方が０の場合を含む正の変数とすることも可能であり、半径方向距離Ｒや、シェル５３０からの直角方向の距離の関数とすることも可能である。

例えば、パラメータαおよびβをブレード断面の先端側から根元側に向かって増加させることで、ブレード５４０の形状をより詳細に規定し、性能向上を図ることも可能である。

図１９は、実施の形態６の変形例３を説明するための斜視図である。

パラメータβの増加は、ブレード５４０の根元側における発生応力を低減することが可能であるが、ブレード５４０の流体性能に影響を及ぼす虞がある。そのため、パラメータβを増加させる場合は、強度上の条件が激しい範囲（ブレード５４０の半径方向の所定の範囲）のみに限定し、ブレード５４０の流体性能に対する影響を抑制することが好ましい。

例えば、シェル５３０の外周側の端部近傍の強度上の条件が激しい位置（半径方向距離Ｒ_１の位置）と、強度上の条件が緩くなる位置（半径方向距離Ｒ_２の位置）との間の範囲において、パラメータβを他の部位に比べて増加させる。この場合、強度が必要とされる部位５４５の根元側の肉厚が増加するため、発生応力を効率的に低減することが可能である。

本発明は、上述した実施の形態に限定されるものではなく、特許請求の範囲の範囲内で種々改変することができる。

例えば、羽根車としてタービンランナを説明してきたが、ポンプインペラに対しても、同様に適用することが可能である。また、実施の形態６に係る構成を、実施の形態１〜５に適用し、組み合わせることも可能である。

実施の形態１に係るトルクコンバータのタービン部の断面図である。 実施の形態１に係るタービンランナの断面図である。 図２のタービンランナの平面図である。 図３の線ＩＶ−ＩＶに関する断面図である。 図３の線Ｖ−Ｖに関する断面図である。 実施の形態１に係るタービンランナを製造するための鋳造金型を説明するための断面図である。 （Ａ）〜（Ｃ）は、ブレードの周方向の中間部における可動型の分離を説明するための断面図である。 （Ａ）〜（Ｃ）は、ブレードの外周側および内周側における可動型の分離を説明するための断面図である。 実施の形態２に係るタービンランナを説明するための断面図である。 実施の形態３に係るタービンランナを説明するための断面図である。 実施の形態４に係るタービンランナを説明するための断面図である。 実施の形態５に係るタービンランナを説明するための断面図である。 実施の形態６に係るタービンランナを説明するための斜視図である。 基準抜き方向線を説明するための断面図である。 基準抜き方向線を説明するための斜視図である。 形状パラメータＣに対する半径方向距離Ｒ−傾斜角θ_Ｓ線図である。 実施の形態６の変形例１を説明するための断面図である。 実施の形態６の変形例２を説明するための断面図である。 実施の形態６の変形例３を説明するための斜視図である。

符号の説明

１０・・タービン部、
２０・・タービンランナ（羽根車）、
３０・・シェル、
４０・・ブレード、
４１・・内側面、
４２・・外側面、
４３・・突起、
５０・・コア、
５１・・開口部、
６０・・リベット、
７０・・タービンハブ、
７１・・スプライン部、
９０・・鋳造金型、
９１・・固定型、
９５・・可動型、
９２・・キャビティ面、
９６・・キャビティ面、
１２０・・タービンランナ、
１３０・・シェル、
１４０・・ブレード、
２２０・・タービンランナ、
２３０・・シェル、
２４０・・ブレード、
２５０・・コア、
２７０・・タービンハブ、
２７２・・外周部、
３２０・・タービンランナ、
３３０・・シェル、
３４０・・ブレード、
３５０・・コア、
３７０・・タービンハブ、
３７２・・外周部、
３７３・・凹凸部、
４２０・・タービンランナ、
４３０・・シェル、
４４０・・ブレード、
４７０・・略円管形状部（タービンハブ）、
４７１・・スプライン部、
４７３・・表面硬化層、
５２０・・タービンランナ、
５３０・・シェル、
５４０・・ブレード、
５４１・・内側面、
５４２・・外側面、
５４５・・部位、
５９０・・基準抜き方向線、
５９５・・曲面、
Ｃ・・形状パラメータ、
Ｒ，Ｒ_１，Ｒ_２・・半径方向距離、
α，β・・パラメータ、
θ_１，θ_２・・交差角、
θ_１Ｒ，θ_２Ｒ，θ_Ｓ・・傾斜角。

Claims (13)

1. 鋳造によってシェルと一体的に成形された複数のブレードを有するトルクコンバータの羽根車であって、
   前記ブレードは、羽根車の軸方向に対して傾斜しており、圧力側に位置する内側面と負圧側に位置する外側面とを有し、
   羽根車の軸中心からの円周方向に沿ったブレード断面に関し、前記シェルの外周側と内周側の中間部における根元厚みは、前記内周側における根元厚みよりも、厚くなっていることを特徴とするトルクコンバータの羽根車。
2. 鋳造金型の回転抜き方向と、前記ブレード断面の内側面の稜線とで成す交差角θ_１は、前記回転抜き方向と外側面の稜線とで成す交差角θ_２以上であることを特徴とする請求項１に記載のトルクコンバータの羽根車。
3. 前記ブレード断面は、前記軸方向に対する傾斜角θ_Ｓによって規定される基準抜き方向線を含有しており、
   前記傾斜角θ_Ｓ（度）は、下記の数式
   θ_Ｓ＝ｔａｎ^−１（Ｃ×Ｒ）
   （但し、Ｒは、前記軸中心からの半径方向距離（ｍ）であり、Ｃは、形状パラメータ（ｒａｄ／ｍ）である）
   によって定義されることを特徴とする請求項１に記載のトルクコンバータの羽根車。
4. 前記形状パラメータＣは、０〜３０（ｒａｄ／ｍ）の範囲にあることを特徴とする請求項３に記載のトルクコンバータの羽根車。
5. 前記軸方向に対する、前記ブレード断面の内側面の稜線の傾斜角θ_１Ｒおよび外側面の稜線の傾斜角θ_２Ｒは、下記の数式
   θ_１Ｒ＝θ_Ｓ−αおよびθ_２Ｒ＝θ_Ｓ＋β
   （但し、パラメータαおよびβは、一方が０の場合を含む正の定数である）
   を満たすことを特徴とする請求項３又は請求項４に記載のトルクコンバータの羽根車。
6. 前記軸方向に対する、前記ブレード断面の内側面の稜線の傾斜角θ_１Ｒおよび外側面の稜線の傾斜角θ_２Ｒは、下記の数式
   θ_１Ｒ＝θ_Ｓ−αおよびθ_２Ｒ＝θ_Ｓ＋β
   （但し、パラメータαおよびβは、一方が０の場合を含む正の変数である）
   を満たすことを特徴とする請求項３又は請求項４に記載のトルクコンバータの羽根車。
7. 前記パラメータαおよびβは、前記ブレード断面の先端側から根元側に向かって増加することを特徴とする請求項６に記載のトルクコンバータの羽根車。
8. 前記パラメータβは、前記ブレードの半径方向の所定の範囲において、増加していることを特徴とする請求項６又は請求項７に記載のトルクコンバータの羽根車。
9. 前記所定の範囲は、強度が必要とされる部位であることを特徴とする請求項８に記載のトルクコンバータの羽根車。
10. 前記シェルに、タービンハブが圧入され、固定されていることを特徴とする請求項１〜９のいずれか１項に記載のトルクコンバータの羽根車。
11. 前記シェルに、タービンハブが鋳包まれ、固定されていることを特徴とする請求項１〜９のいずれか１項に記載のトルクコンバータの羽根車。
12. 前記シェルは、タービンハブがさらに一体的に成形されていることを特徴とする請求項１〜９のいずれか１項に記載のトルクコンバータの羽根車。
13. シェルと複数のブレードを有するトルクコンバータの羽根車の鋳造方法であって、
    鋳造金型は、シェルの外周に対応するキャビティ面を有する固定型と、ブレードの外面に対応するキャビティ面を有する可動型とを有し、前記可動型は、羽根車の軸中心で回転自在かつ羽根車の軸方向に沿って移動自在であり、
    前記ブレードは、前記軸方向に対して傾斜しており、圧力側に位置する内側面と負圧側に位置する外側面とを有し、
    前記軸中心からの円周方向に沿ったブレード断面に関し、前記シェルの外周側と内周側の中間部における根元厚みは、前記内周側における根元厚みよりも、厚くなっており、
    鋳造後、前記可動型を、前記軸中心で回転させながら前記軸方向に沿って移動させることで，前記固定型から前記可動型を分離する
    ことを特徴とするトルクコンバータの羽根車の鋳造方法。

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