JP3168688B2 - コアレストルクコンバータ - Google Patents
コアレストルクコンバータInfo
- Publication number
- JP3168688B2 JP3168688B2 JP12466892A JP12466892A JP3168688B2 JP 3168688 B2 JP3168688 B2 JP 3168688B2 JP 12466892 A JP12466892 A JP 12466892A JP 12466892 A JP12466892 A JP 12466892A JP 3168688 B2 JP3168688 B2 JP 3168688B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- pump impeller
- torque converter
- blade
- turbine runner
- angle
- 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 - Fee Related
Links
Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16H—GEARING
- F16H41/00—Rotary fluid gearing of the hydrokinetic type
- F16H41/24—Details
- F16H41/26—Shape of runner blades or channels with respect to function
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Control Of Fluid Gearings (AREA)
- Structures Of Non-Positive Displacement Pumps (AREA)
- Hydraulic Turbines (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
【0001】
【産業上の利用分野】本発明は、各翼が集合している部
分にコアを持たないコアレストルクコンバータに関す
る。
分にコアを持たないコアレストルクコンバータに関す
る。
【0002】
【従来の技術】従来、コアレストルクコンバータとして
は、例えば、SAE Paper 861213号に記載されているもの
が知られている。
は、例えば、SAE Paper 861213号に記載されているもの
が知られている。
【0003】この従来出典には、ポンプインペラとター
ビンランナとステータとの3要素を持ち、これらの各翼
が集合している部分にコアを持たない3要素2相型と呼
ばれるコアレストルクコンバータが示されている。
ビンランナとステータとの3要素を持ち、これらの各翼
が集合している部分にコアを持たない3要素2相型と呼
ばれるコアレストルクコンバータが示されている。
【0004】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、このよ
うなコアレストルクコンバータにあっては、コア付きト
ルクコンバータに比べて同一径で2〜3倍の伝達トルク
容量を持ち、同一容量で15〜20%の小型化が可能に
なるものの、ポンプインペラ及びタービンランナの翼形
状が平面状の、いわゆる平板翼となっている為、高速度
比領域での伝達効率がコア付きトルクコンバータに比べ
て数ポイント程度低く、速度比が0.6以上の領域で使
用する頻度が圧倒的に高い乗用車には燃費性能の面で適
用し難いという問題点があった。
うなコアレストルクコンバータにあっては、コア付きト
ルクコンバータに比べて同一径で2〜3倍の伝達トルク
容量を持ち、同一容量で15〜20%の小型化が可能に
なるものの、ポンプインペラ及びタービンランナの翼形
状が平面状の、いわゆる平板翼となっている為、高速度
比領域での伝達効率がコア付きトルクコンバータに比べ
て数ポイント程度低く、速度比が0.6以上の領域で使
用する頻度が圧倒的に高い乗用車には燃費性能の面で適
用し難いという問題点があった。
【0005】本発明は、上述のような問題に着目してな
されたもので、各翼が集合している部分にコアを持たな
いコアレストルクコンバータにおいて、常用される高速
度比領域での伝達効率を改善し、燃費性能の向上を図る
ことを課題とする。
されたもので、各翼が集合している部分にコアを持たな
いコアレストルクコンバータにおいて、常用される高速
度比領域での伝達効率を改善し、燃費性能の向上を図る
ことを課題とする。
【0006】
【課題を解決するための手段】上記課題を解決するため
に本発明のコアレストルクコンバータでは、ポンプイン
ペラとタービンランナとステータとの3要素を持ち、こ
れらの各翼が集合している部分にコアを持たないコアレ
ストルクコンバータにおいて、前記ポンプインペラ及び
タービンランナの翼形状を曲面翼にすると共に、ステー
タ翼端の円筒面で切断したポンプインペラまたはタービ
ンランナの少なくとも一方の翼断面に、翼回転軸に対し
て翼回転方向の倒れ角を持たせた。
に本発明のコアレストルクコンバータでは、ポンプイン
ペラとタービンランナとステータとの3要素を持ち、こ
れらの各翼が集合している部分にコアを持たないコアレ
ストルクコンバータにおいて、前記ポンプインペラ及び
タービンランナの翼形状を曲面翼にすると共に、ステー
タ翼端の円筒面で切断したポンプインペラまたはタービ
ンランナの少なくとも一方の翼断面に、翼回転軸に対し
て翼回転方向の倒れ角を持たせた。
【0007】尚、前記倒れ角は、15°〜60°の範囲
に設定するのが好ましい。
に設定するのが好ましい。
【0008】
【作 用】コアレストルクコンバータの作動時には、第
1に、ポンプインペラ及びタービンランナの翼形状を曲
面翼にしている為、翼の入口角と出口角とを常用される
速度比領域で適切な角度に設定することで、封入流体の
循環流が隣接する翼間流路を円滑に流れ、衝突による流
体損失が減少する。
1に、ポンプインペラ及びタービンランナの翼形状を曲
面翼にしている為、翼の入口角と出口角とを常用される
速度比領域で適切な角度に設定することで、封入流体の
循環流が隣接する翼間流路を円滑に流れ、衝突による流
体損失が減少する。
【0009】第2に、ポンプインペラまたはタービンラ
ンナの各翼面の圧力面または負圧面及びシェル面には圧
力勾配が生じて、流速の遅い壁面近傍の流れ、すなわち
境界層2次流れが発生する。これに対し、ステータ翼端
の円筒面で切断したポンプインペラまたはタービンラン
ナの少なくとも一方の翼断面に、翼回転軸に対して翼回
転方向の倒れ角を持たせた為、この圧力勾配が大きくな
り、境界層2次流れは強いものとなる。そして、この強
い境界層2次流れにより、各翼面上に境界層を形成する
損失の大きい低エネルギー流体は次々と翼端から排出さ
れて、流路内に蓄積されることはなく、低エネルギー流
体の蓄積による流体損失が減少する。
ンナの各翼面の圧力面または負圧面及びシェル面には圧
力勾配が生じて、流速の遅い壁面近傍の流れ、すなわち
境界層2次流れが発生する。これに対し、ステータ翼端
の円筒面で切断したポンプインペラまたはタービンラン
ナの少なくとも一方の翼断面に、翼回転軸に対して翼回
転方向の倒れ角を持たせた為、この圧力勾配が大きくな
り、境界層2次流れは強いものとなる。そして、この強
い境界層2次流れにより、各翼面上に境界層を形成する
損失の大きい低エネルギー流体は次々と翼端から排出さ
れて、流路内に蓄積されることはなく、低エネルギー流
体の蓄積による流体損失が減少する。
【0010】したがって、常用される高速度比領域で
は、上記のように、衝突による流体損失を減少させる作
用と低エネルギー流体蓄積による流体損失を減少させる
作用が併せて達成され、両方の損失減少分の伝達効率上
昇が図られる。
は、上記のように、衝突による流体損失を減少させる作
用と低エネルギー流体蓄積による流体損失を減少させる
作用が併せて達成され、両方の損失減少分の伝達効率上
昇が図られる。
【0011】尚、翼回転軸に対する倒れ角を小さくし過
ぎた場合、上記低エネルギー流体の有効な排除作用を期
待できなく、また、倒れ角を大きくし過ぎた場合、翼面
積増大や翼厚のブロッケージが増えることでの損失が増
加して効率が低下する為、翼回転軸に対して翼回転方向
の倒れ角は15°〜60°の範囲に設定するのが最適で
ある。
ぎた場合、上記低エネルギー流体の有効な排除作用を期
待できなく、また、倒れ角を大きくし過ぎた場合、翼面
積増大や翼厚のブロッケージが増えることでの損失が増
加して効率が低下する為、翼回転軸に対して翼回転方向
の倒れ角は15°〜60°の範囲に設定するのが最適で
ある。
【0012】
【実施例】以下、本発明の実施例を図面により説明す
る。
る。
【0013】(第1実施例)まず、構成を説明する。
【0014】図1は第1実施例のコアレストルクコンバ
ータを示す断面図である。
ータを示す断面図である。
【0015】第1実施例のコアレストルクコンバータは
図1の上では、従来例のものと変わるところはなく、エ
ンジン駆動力が入力されるコンバータカバー1に結合さ
れるポンプインペラ2と、該ポンプインペラ2の対向位
置に配置され、トランスミッション入力軸3がタービン
ハブ4を介して連結されるタービンランナ5と、前記ポ
ンプインペラ2とタービンランナ5とに挟まれた内径部
に配置され、図外のケースにワンウェイクラッチ6を介
して設けられるステータ7との3要素を持ち、これらの
各翼2,5,7が集合している部分は互いに翼端を近接
させているだけでコアを持たない。
図1の上では、従来例のものと変わるところはなく、エ
ンジン駆動力が入力されるコンバータカバー1に結合さ
れるポンプインペラ2と、該ポンプインペラ2の対向位
置に配置され、トランスミッション入力軸3がタービン
ハブ4を介して連結されるタービンランナ5と、前記ポ
ンプインペラ2とタービンランナ5とに挟まれた内径部
に配置され、図外のケースにワンウェイクラッチ6を介
して設けられるステータ7との3要素を持ち、これらの
各翼2,5,7が集合している部分は互いに翼端を近接
させているだけでコアを持たない。
【0016】ここで、トランスミッション入力軸3の中
心軸は、ポンプインペラ2及びタービンランナ5の翼回
転軸に相当する。
心軸は、ポンプインペラ2及びタービンランナ5の翼回
転軸に相当する。
【0017】そして、ポンプインペラ2およびタービン
ランナ5の各翼は、入口角,出口角を有する二次元曲面
状に形成されている。ここで、翼の入口角,出口角を決
めるにあたっては、最も使用頻度の高い速度比0.6〜
0.7程度を設計点とし、コア付きトルクコンバータと
同様な設計手法を用い、速度比0.6〜0.7程度で流
れの適正化を図り得る入口角,出口角及び翼枚数を決め
ている。
ランナ5の各翼は、入口角,出口角を有する二次元曲面
状に形成されている。ここで、翼の入口角,出口角を決
めるにあたっては、最も使用頻度の高い速度比0.6〜
0.7程度を設計点とし、コア付きトルクコンバータと
同様な設計手法を用い、速度比0.6〜0.7程度で流
れの適正化を図り得る入口角,出口角及び翼枚数を決め
ている。
【0018】図2に第1実施例のポンプインペラ2の正
面図を示し、図3に図1のA−A線断面図を示す。
面図を示し、図3に図1のA−A線断面図を示す。
【0019】図1において、ポンプインペラ2及びター
ビンランナ5が矢印X方向に回転するものとすると、ポ
ンプインペラ2の翼をステータ翼端の円筒面のA−A線
で切断した断面は、図3に示すように、翼回転軸に対し
て翼回転方向の倒れ角θ(以下、正の倒れ角θ)を有し
ている。
ビンランナ5が矢印X方向に回転するものとすると、ポ
ンプインペラ2の翼をステータ翼端の円筒面のA−A線
で切断した断面は、図3に示すように、翼回転軸に対し
て翼回転方向の倒れ角θ(以下、正の倒れ角θ)を有し
ている。
【0020】このθ=30°としたポンプインペラ2を
正面からみると、図2に示すように、翼の曲面度合いが
小さく、正の倒れ角θ(θ=30°)を持った形状とな
っている。
正面からみると、図2に示すように、翼の曲面度合いが
小さく、正の倒れ角θ(θ=30°)を持った形状とな
っている。
【0021】次に、作用を説明する。
【0022】(A) 衝突による流体損失の減少作用 コアレストルクコンバータの作動時には、封入流体の循
環流の流れの方向は、速度比が0から大きくなるにした
がって翼回転軸に対する傾斜角が大きくなるように流れ
の方向が変わる。
環流の流れの方向は、速度比が0から大きくなるにした
がって翼回転軸に対する傾斜角が大きくなるように流れ
の方向が変わる。
【0023】これに対し、ポンプインペラ2およびター
ビンランナ5の各翼は、最も使用頻度の高い速度比0.
6〜0.7程度を設計点として決めた入口角,出口角を
有する二次元曲面状に形成されている為、速度比0.6
以上での翼間流れをみると、封入流体ほぼ翼間流路に沿
った流線を描いて円滑に流れる。
ビンランナ5の各翼は、最も使用頻度の高い速度比0.
6〜0.7程度を設計点として決めた入口角,出口角を
有する二次元曲面状に形成されている為、速度比0.6
以上での翼間流れをみると、封入流体ほぼ翼間流路に沿
った流線を描いて円滑に流れる。
【0024】これにより、平板翼に比べ流体の翼面衝突
が少なく抑えられることになり、衝突によりエネルギを
失う流体の衝突損失が減少する。
が少なく抑えられることになり、衝突によりエネルギを
失う流体の衝突損失が減少する。
【0025】(B) 低エネルギー流体蓄積による流体損失
の減少作用 トルクコンバータ作動時において、循環している流体が
流路の翼面,シェル面の各面に衝突することで、これら
翼面,シェル面に境界層が形成される。この境界層では
流速が小さいため循環主流の圧力勾配に従って循環主流
に垂直方向の成分を持つ2次流れが発生する。この2次
流れはポンプインペラ2の翼の圧力面から翼端面へ、シ
ェル面から負圧面へと流れ、これによりポンプインペラ
2の翼の負圧面の翼端面には、損失の大きい低エネルギ
ー流体が蓄積される。
の減少作用 トルクコンバータ作動時において、循環している流体が
流路の翼面,シェル面の各面に衝突することで、これら
翼面,シェル面に境界層が形成される。この境界層では
流速が小さいため循環主流の圧力勾配に従って循環主流
に垂直方向の成分を持つ2次流れが発生する。この2次
流れはポンプインペラ2の翼の圧力面から翼端面へ、シ
ェル面から負圧面へと流れ、これによりポンプインペラ
2の翼の負圧面の翼端面には、損失の大きい低エネルギ
ー流体が蓄積される。
【0026】このことは、図4(a)で示すθ=0°の
場合での図1のA−A断面の圧力分布で説明される。
場合での図1のA−A断面の圧力分布で説明される。
【0027】すなわち、ポンプインペラ2の圧力面B
B’及び負圧面CC’またはシェル面BCには圧力勾配
が発生し、これにより2次流れが発生し、流路内に損失
の大きい低エネルギー流体が蓄積されるのである。
B’及び負圧面CC’またはシェル面BCには圧力勾配
が発生し、これにより2次流れが発生し、流路内に損失
の大きい低エネルギー流体が蓄積されるのである。
【0028】しかしながら、本実施例ではステータ7の
翼端の円筒面で切断したポンプインペラ2の翼断面が翼
回転軸に対して正の倒れ角θ=30°を有する為、図3
に示すθ=30°での図1のA−A断面の圧力分布と、
図4(a)で示すθ=0°の圧力分布とを比べて明らか
なように、θ=30°の場合の圧力面BB’及び負圧面
CC’の圧力勾配がθ=0°の場合に比べて強いものと
なる。
翼端の円筒面で切断したポンプインペラ2の翼断面が翼
回転軸に対して正の倒れ角θ=30°を有する為、図3
に示すθ=30°での図1のA−A断面の圧力分布と、
図4(a)で示すθ=0°の圧力分布とを比べて明らか
なように、θ=30°の場合の圧力面BB’及び負圧面
CC’の圧力勾配がθ=0°の場合に比べて強いものと
なる。
【0029】これにより、2次流れはθ=30°の場合
の方がθ=0°の場合より強いものとなるので、翼面上
の境界層を形成する損失の大きい低エネルギー流体は次
々と翼端部から排出され、流路内で蓄積されることが少
なくなる。
の方がθ=0°の場合より強いものとなるので、翼面上
の境界層を形成する損失の大きい低エネルギー流体は次
々と翼端部から排出され、流路内で蓄積されることが少
なくなる。
【0030】尚、図4(b)ではθ=70°の場合の図
1のA−A断面図を示しているが、これによれば翼面積
が増え、また、翼厚のブロッケージが増えて流路損失が
増加するので、この流路損失増加分だけ効率は低下す
る。
1のA−A断面図を示しているが、これによれば翼面積
が増え、また、翼厚のブロッケージが増えて流路損失が
増加するので、この流路損失増加分だけ効率は低下す
る。
【0031】このように第1実施例のコアレストルクコ
ンバータにあっては、次に記載する効果が得られる。
ンバータにあっては、次に記載する効果が得られる。
【0032】(1)ポンプインペラ2およびタービンラ
ンナ5の各翼を、入口角,出口角を有する二次元曲面状
に形成すると共に、ステータ7の翼端の円筒面で切断し
たポンプインペラ2の翼断面が翼回転軸に対して正の倒
れ角θ=30°を有する為、常用される高速度比領域で
は、上記のように、衝突による流体損失を減少させる作
用と低エネルギー流体蓄積による流体損失を減少させる
作用が併せて達成され、両方の損失減少分の伝達効率上
昇を図ることができる。
ンナ5の各翼を、入口角,出口角を有する二次元曲面状
に形成すると共に、ステータ7の翼端の円筒面で切断し
たポンプインペラ2の翼断面が翼回転軸に対して正の倒
れ角θ=30°を有する為、常用される高速度比領域で
は、上記のように、衝突による流体損失を減少させる作
用と低エネルギー流体蓄積による流体損失を減少させる
作用が併せて達成され、両方の損失減少分の伝達効率上
昇を図ることができる。
【0033】ちなみに、図5にはポンプインペラ2の倒
れ角θを、θ=0°,15°,30°,45°,60
°,70°の場合の実験結果を示す(入口角及び出口角
は同一である)。
れ角θを、θ=0°,15°,30°,45°,60
°,70°の場合の実験結果を示す(入口角及び出口角
は同一である)。
【0034】この実験結果によると、θ=30°の場
合、最も伝達効率上昇がみられるし、また。トルク容量
に関しても、θ=15°,30°の場合、速度比0.5
7程度まではθ=0°の方がトルク容量が大きいが、速
度比0.57以上の領域では、逆転してθ=15°,3
0°の方がトルク容量が大きい特性を示している。
合、最も伝達効率上昇がみられるし、また。トルク容量
に関しても、θ=15°,30°の場合、速度比0.5
7程度まではθ=0°の方がトルク容量が大きいが、速
度比0.57以上の領域では、逆転してθ=15°,3
0°の方がトルク容量が大きい特性を示している。
【0035】このことは、倒れ角θを15°〜30°程
度に設定することで、常用域である速度比0.6以上で
効率の高い運転が確保されることを示し、この常用域で
はコア付トルクコンバータ並の伝達効率による高い燃費
性能が得られるし、大きなトルク伝達容量による高い運
転性能が得られ、乗用車への適用を可能とする。
度に設定することで、常用域である速度比0.6以上で
効率の高い運転が確保されることを示し、この常用域で
はコア付トルクコンバータ並の伝達効率による高い燃費
性能が得られるし、大きなトルク伝達容量による高い運
転性能が得られ、乗用車への適用を可能とする。
【0036】また、図6にはポンプインペラ2の倒れ角
θに対する最高効率ηMAX の実験結果を示す(タービン
ランナ5の倒れ角θ=30°に固定)。
θに対する最高効率ηMAX の実験結果を示す(タービン
ランナ5の倒れ角θ=30°に固定)。
【0037】この実験結果ではポンプインペラ2の倒れ
角θが15°〜60°の範囲において、最高効率ηMAX
が0.85程度を示し、その前後の範囲では、最高効率
ηMAXの急な低下がみられる。これにより、伝達効率の
面で、ポンプインペラ2の倒れ角θを設定する場合、θ
=15°〜60°の範囲が最適であることがわかる。
角θが15°〜60°の範囲において、最高効率ηMAX
が0.85程度を示し、その前後の範囲では、最高効率
ηMAXの急な低下がみられる。これにより、伝達効率の
面で、ポンプインペラ2の倒れ角θを設定する場合、θ
=15°〜60°の範囲が最適であることがわかる。
【0038】(2)二次元曲面状に形成されているポン
プインペラ2およびタービンランナ5の各翼の入口角,
出口角を決めるにあたって、コア付きトルクコンバータ
と同様な設計手法を用いて決めるようにした為、コアレ
ストルクコンバータであるにもかかわらず設計容易性を
達成することができる。
プインペラ2およびタービンランナ5の各翼の入口角,
出口角を決めるにあたって、コア付きトルクコンバータ
と同様な設計手法を用いて決めるようにした為、コアレ
ストルクコンバータであるにもかかわらず設計容易性を
達成することができる。
【0039】(第2実施例)次に、第2実施例について
説明する。
説明する。
【0040】第2実施例では、タービンランナ5に上記
したものと同様な倒れ角θを付与したものであって、そ
の他の構成は第1実施例のものと変わるところはない。
図7にタービンランナ4の正面図を示す。
したものと同様な倒れ角θを付与したものであって、そ
の他の構成は第1実施例のものと変わるところはない。
図7にタービンランナ4の正面図を示す。
【0041】また、作用及び効果については第1実施例
のもと変わるところはない。
のもと変わるところはない。
【0042】ちなみに、図8にはタービンランナ5の倒
れ角θを、θ=0°,15°,30°,45°,60
°,70°の場合の実験結果を示す(入口角及び出口角
は同一である)。
れ角θを、θ=0°,15°,30°,45°,60
°,70°の場合の実験結果を示す(入口角及び出口角
は同一である)。
【0043】この実験結果によると、θ=30°の場
合、最も伝達効率上昇がみられるし、また。トルク容量
に関しても、θ=15°,30°,45°,60°,7
0°の場合、速度比0.4程度まではθ=0°の方がト
ルク容量が大きいが、速度比0.4以上の領域では、逆
転してθ=15°,30°,45°,60°,70°の
方がトルク容量が大きい特性を示している。
合、最も伝達効率上昇がみられるし、また。トルク容量
に関しても、θ=15°,30°,45°,60°,7
0°の場合、速度比0.4程度まではθ=0°の方がト
ルク容量が大きいが、速度比0.4以上の領域では、逆
転してθ=15°,30°,45°,60°,70°の
方がトルク容量が大きい特性を示している。
【0044】このことは、倒れ角θを15°〜60°程
度に設定することで、常用域である速度比0.6以上で
効率の高い運転が確保されることを示し、この常用域で
はコア付トルクコンバータ並の伝達効率による高い燃費
性能が得られるし、大きなトルク伝達容量による高い運
転性能が得られ、乗用車への適用を可能とする。
度に設定することで、常用域である速度比0.6以上で
効率の高い運転が確保されることを示し、この常用域で
はコア付トルクコンバータ並の伝達効率による高い燃費
性能が得られるし、大きなトルク伝達容量による高い運
転性能が得られ、乗用車への適用を可能とする。
【0045】また、図9にはタービンランナ5の倒れ角
θに対する最高効率ηMAX の実験結果を示す(ポンプイ
ンペラ2の倒れ角θ=30°に固定)。
θに対する最高効率ηMAX の実験結果を示す(ポンプイ
ンペラ2の倒れ角θ=30°に固定)。
【0046】この実験結果ではタービンランナ5の倒れ
角θが15°〜60°の範囲において、最高効率ηMAX
が0.85程度を示し、その前後の範囲では、最高効率
ηMAXの急な低下がみられる。これにより、伝達効率の
面で、タービンランナ5の倒れ角θを設定する場合、θ
=15°〜60°の範囲が最適であることがわかる。
角θが15°〜60°の範囲において、最高効率ηMAX
が0.85程度を示し、その前後の範囲では、最高効率
ηMAXの急な低下がみられる。これにより、伝達効率の
面で、タービンランナ5の倒れ角θを設定する場合、θ
=15°〜60°の範囲が最適であることがわかる。
【0047】尚、上述の第1実施例と第2実施例とを組
み合わせ、ポンプインペラ2とタービンランナ5の両方
に倒れ角θもたせた場合、その効果は倍増する。
み合わせ、ポンプインペラ2とタービンランナ5の両方
に倒れ角θもたせた場合、その効果は倍増する。
【0048】最後に、従来のコア付きトルクコンバータ
に対し、ポンプインペラ,タービンランナに倒れ角がつ
いたものとの差異について説明する。
に対し、ポンプインペラ,タービンランナに倒れ角がつ
いたものとの差異について説明する。
【0049】図10にはコア付きトルクコンバータにお
いて図10のa方向からみたポンプインペラの形状例と
して、倒れ角θ=0°(図10b)のものとθ=25°
(図10c)のものを示す。
いて図10のa方向からみたポンプインペラの形状例と
して、倒れ角θ=0°(図10b)のものとθ=25°
(図10c)のものを示す。
【0050】また、図11にはポンプインペラ,タービ
ンランナを共に倒れ角θ=0°としたものと、共にθ=
25°としたものと性能を比較した特性図を示す。
ンランナを共に倒れ角θ=0°としたものと、共にθ=
25°としたものと性能を比較した特性図を示す。
【0051】この図11の特性図に示されるように、コ
ア付きトルクコンバータの場合は倒れ角をつけても性能
(トルク容量,トルク比等)に大きな変化はなく、特に
効率に関しては影響が現われない。
ア付きトルクコンバータの場合は倒れ角をつけても性能
(トルク容量,トルク比等)に大きな変化はなく、特に
効率に関しては影響が現われない。
【0052】この理由としては、図12に示すように、
倒れ角θ=25°( 図12b)の場合も倒れ角θ=0
°(図12a)の場合と同様に、コア面の負圧面に低エ
ネルギー流体が蓄積されるメカニズムは同様であり、倒
れ角θをつけたとしても低エネルギー流体の損失が低減
されることはないためである。
倒れ角θ=25°( 図12b)の場合も倒れ角θ=0
°(図12a)の場合と同様に、コア面の負圧面に低エ
ネルギー流体が蓄積されるメカニズムは同様であり、倒
れ角θをつけたとしても低エネルギー流体の損失が低減
されることはないためである。
【0053】つまり、コア付きトルクコンバータでは内
側にコアを有する為、低エネルギー流体は流路から吐き
出されることなく、最終的には流路内の主流と混合して
大きな混合損失を発生するのである。
側にコアを有する為、低エネルギー流体は流路から吐き
出されることなく、最終的には流路内の主流と混合して
大きな混合損失を発生するのである。
【0054】以上、実施例を図面に基づいて説明してき
たが、具体的な構成はこの第1,第2実施例に限られる
ものではない。
たが、具体的な構成はこの第1,第2実施例に限られる
ものではない。
【0055】例えば、第1実施例ではポンプインペラ2
に、第2実施例ではタービランナ5に正の倒れ角θを設
けるようにしたが、ポンプインペラ2及びタービンラン
ナ5の両方に正の倒れ角θを設けるようにしても良い。
に、第2実施例ではタービランナ5に正の倒れ角θを設
けるようにしたが、ポンプインペラ2及びタービンラン
ナ5の両方に正の倒れ角θを設けるようにしても良い。
【0056】
【発明の効果】請求項1記載の本発明にあっては、各翼
が集合している部分にコアを持たないコアレストルクコ
ンバータにおいて、ポンプインペラ及びタービンランナ
の翼形状を曲面翼にすると共に、ステータ翼端の円筒面
で切断したポンプインペラまたはタービンランナの少な
くとも一方の翼断面に、翼回転軸に対して翼回転方向の
倒れ角を持たせた為、常用される高速度比領域での伝達
効率を改善し、燃費性能の向上を図ることができるとい
う効果が得られる。
が集合している部分にコアを持たないコアレストルクコ
ンバータにおいて、ポンプインペラ及びタービンランナ
の翼形状を曲面翼にすると共に、ステータ翼端の円筒面
で切断したポンプインペラまたはタービンランナの少な
くとも一方の翼断面に、翼回転軸に対して翼回転方向の
倒れ角を持たせた為、常用される高速度比領域での伝達
効率を改善し、燃費性能の向上を図ることができるとい
う効果が得られる。
【0057】請求項2記載の本発明にあっては、請求項
1記載のコアレストルクコンバータにおいて、倒れ角を
15°〜60°の範囲に設定した為、常用される高速度
比領域での伝達効率をコア付きトルクコンバータ並まで
向上させることができるという効果が得られる。
1記載のコアレストルクコンバータにおいて、倒れ角を
15°〜60°の範囲に設定した為、常用される高速度
比領域での伝達効率をコア付きトルクコンバータ並まで
向上させることができるという効果が得られる。
【0058】特に、本発明の技術は、コアレストルクコ
ンバータを乗用車の適用できるレベルまで伝達効率を高
め、コアレストルクコンバータの実用性への道を開くこ
とができたという点で有用な技術である。
ンバータを乗用車の適用できるレベルまで伝達効率を高
め、コアレストルクコンバータの実用性への道を開くこ
とができたという点で有用な技術である。
【図1】本発明第1実施例のコアレストルクコンバータ
を示す断面図である。
を示す断面図である。
【図2】本発明第1実施例のコアレストルクコンバータ
のポンプインペラの正面図である。
のポンプインペラの正面図である。
【図3】圧力分布を記載した図1のA−A線によるポン
プインペラの断面図である。
プインペラの断面図である。
【図4】図4aは倒れ角θ=0°とした時の圧力分布記
載のポンプインペラの断面図であり、図4bは倒れ角θ
=70°とした時のポンプインペラの断面図である。
載のポンプインペラの断面図であり、図4bは倒れ角θ
=70°とした時のポンプインペラの断面図である。
【図5】本発明第1実施例のコアレストルクコンバータ
の性能試験結果を示す特性図である。
の性能試験結果を示す特性図である。
【図6】本発明第1実施例のコアレストルクコンバータ
のポンプインペラ倒れ角θと最高効率ηMAX との関係を
示す図である。
のポンプインペラ倒れ角θと最高効率ηMAX との関係を
示す図である。
【図7】本発明第2実施例のコアレストルクコンバータ
のタービンランナの正面図である。
のタービンランナの正面図である。
【図8】本発明第2実施例のコアレストルクコンバータ
の性能試験結果を示す特性図である。
の性能試験結果を示す特性図である。
【図9】本発明第2実施例のコアレストルクコンバータ
のタービンランナ倒れ角θと最高効率ηMAX との関係を
示す図である。
のタービンランナ倒れ角θと最高効率ηMAX との関係を
示す図である。
【図10】図10aはコア付きトルクコンバータの平面
図で、図10bは倒れ角0°とした時のポンプインペラ
を示す矢視図で、図10cは倒れ角25°とした時のポ
ンプインペラを示す矢視図である。
図で、図10bは倒れ角0°とした時のポンプインペラ
を示す矢視図で、図10cは倒れ角25°とした時のポ
ンプインペラを示す矢視図である。
【図11】コア付きトルクコンバータに倒れ角θ=0°
とθ=25°をつけたものの性能試験結果を示す特性図
である。
とθ=25°をつけたものの性能試験結果を示す特性図
である。
【図12】コア付きトルクコンバータに低エネルギー流
体の蓄積の様子を示す図で、図12aは倒れ角θ=0°
のもの、図12bは倒れ角θ=25°のものを示す。
体の蓄積の様子を示す図で、図12aは倒れ角θ=0°
のもの、図12bは倒れ角θ=25°のものを示す。
【符号の説明】 1 コンバータカバー 2 ポンプインペラ 3 トランスミッション入力軸 4 タービンハブ 5 タービンランナ 6 ワンウェイクラッチ 7 ステータ
Claims (2)
- 【請求項1】 ポンプインペラとタービンランナとステ
ータとの3要素を持ち、これらの各翼が集合している部
分にコアを持たないコアレストルクコンバータにおい
て、 前記ポンプインペラ及びタービンランナの翼形状を曲面
翼にすると共に、ステータ翼端の円筒面で切断したポン
プインペラまたはタービンランナの少なくとも一方の翼
断面に、翼回転軸に対して翼回転方向の倒れ角を持たせ
たことを特徴とするコアレストルクコンバータ。 - 【請求項2】 請求項1記載のコアレストルクコンバー
タにおいて、 前記倒れ角を15°〜60°の範囲に設定したことを特
徴とするコアレストルクコンバータ。
Priority Applications (2)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP12466892A JP3168688B2 (ja) | 1992-05-18 | 1992-05-18 | コアレストルクコンバータ |
DE19934316510 DE4316510A1 (de) | 1992-05-18 | 1993-05-17 | Kernloser Drehmomentwandler |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP12466892A JP3168688B2 (ja) | 1992-05-18 | 1992-05-18 | コアレストルクコンバータ |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH05322001A JPH05322001A (ja) | 1993-12-07 |
JP3168688B2 true JP3168688B2 (ja) | 2001-05-21 |
Family
ID=14891104
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP12466892A Expired - Fee Related JP3168688B2 (ja) | 1992-05-18 | 1992-05-18 | コアレストルクコンバータ |
Country Status (2)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP3168688B2 (ja) |
DE (1) | DE4316510A1 (ja) |
Families Citing this family (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP4669256B2 (ja) * | 2004-09-27 | 2011-04-13 | アイシン精機株式会社 | トルクコンバータ |
DE102009001369A1 (de) * | 2008-04-15 | 2009-10-22 | Zf Friedrichshafen Ag | Hydrodynamischer Drehmomentwandler |
Family Cites Families (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US3287908A (en) * | 1964-01-03 | 1966-11-29 | Borg Warner | Hydrokinetic torque converter |
-
1992
- 1992-05-18 JP JP12466892A patent/JP3168688B2/ja not_active Expired - Fee Related
-
1993
- 1993-05-17 DE DE19934316510 patent/DE4316510A1/de not_active Ceased
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPH05322001A (ja) | 1993-12-07 |
DE4316510A1 (de) | 1993-11-25 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
EP1577562B1 (en) | Axial flow fan | |
AU2003207098B2 (en) | Fan | |
US4265596A (en) | Axial flow fan with auxiliary blades | |
US6402473B1 (en) | Centrifugal impeller with high blade camber | |
JP3168688B2 (ja) | コアレストルクコンバータ | |
JPH10509929A (ja) | 羽根の先端部を相互連結する環状連結要素を伴うプロペラ | |
JP3188128B2 (ja) | 車輌用トルクコンバータのステータ | |
EP0846894A2 (en) | Torque converter for motor vehicle | |
US7083381B2 (en) | Hydrokinetic torque converter stator blade construction | |
JP3350934B2 (ja) | 遠心型流体機械 | |
US7152399B2 (en) | High efficiency torque converter | |
JP2573292B2 (ja) | 高速遠心圧縮機 | |
JPH0579545A (ja) | コアレストルクコンバータ | |
EP0846893A2 (en) | Torque converter for motor vehicle | |
JPH0442559B2 (ja) | ||
JPH05340265A (ja) | ラジアルタービン動翼 | |
JPH06174048A (ja) | トルクコンバータ装置 | |
JP2003065198A (ja) | 水力機械 | |
JPH05240192A (ja) | 渦流ポンプ | |
JPH0615878B2 (ja) | 高速遠心圧縮機のディフューザ | |
JPH0821508A (ja) | トルクコンバータ | |
JPS6252160B2 (ja) | ||
JP3168668B2 (ja) | トルクコンバータのステータブレード | |
JPH0233495A (ja) | 多翼送風機 | |
JP2000018004A (ja) | ノズル付きラジアルタービン |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20090316 Year of fee payment: 8 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100316 Year of fee payment: 9 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100316 Year of fee payment: 9 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20110316 Year of fee payment: 10 |
|
LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |