JPH08128393A - 内接型オイルポンプロータ - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【目的】 脈動を低減し流速変化の少ない内接型オイル
ポンプロータを提供する。 【構成】 インナーロータ３と、前記インナーロータ３
の外歯部３Ａの歯数よりも１枚多い内歯部２Ａを有する
アウターロータ２とが互いに歯合して偏心状態でロータ
室に内装されている。前記インナーロータ３は、インナ
ーロータ３の歯数（ｚ：個）と歯形の創成円の半径
（Ｒ：mm）と歯形の歯先円の直径（ｄ1 ：mm）と歯形の
歯底円の直径（ｄ2 ：mm）とが下記式、 0.20≦Ｒ・ｚ／（π・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２）≦0.30 を満たすを満たすトロコイド歯形を有する。 【効果】 同一歯数内での比較において流速を十分に小
さくすることができ、もって脈動の低減を図ることがで
きる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は内接型オイルポンプロー
タに関し、特に脈動を低減し流速変化の少ない内接型オ
イルポンプロータを提供することに関する。

【０００２】

【従来の技術】内接型オイルポンプ用のギヤとしてトロ
コイド歯形を有するトロコイドロータがその効率の良さ
や製作し易さなどの利点を持つため広く普及している。

【０００３】図５に示すようにこの内接型オイルポンプ
11は、ケーシング12のロータ室12Ａ内においてアウター
ロータ13にインナーロータ14が偏心状態で内接して組み
付けられたものである。アウターロータ13は内周に円弧
歯に形成した内歯部13Ａを有し、一方インナーロータ14
は外周にトロコイド歯に形成した外歯部14Ａを有し、複
数の空隙部を形成して歯合している。内歯部13Ａ及び外
歯部14Ａの数は、インナーロータ14の方が１つ少なくな
っている。そして、前記アウターロータ13は、ケーシン
グ12のロータ室12Ａ内に回転自在に嵌合されている。ま
た前記インナーロータ14は、その中心部に中心孔14Ｂを
有し、この中心孔14Ｂに駆動軸15が嵌合されている。さ
らに前記ケーシング12のロータ室12Ａには両ロータ13，
14の中心軸を挟んで両側に吸入口16と吐出口17とが形成
されている。そして、使用時には、駆動軸15を介してイ
ンナーロータ14が回転運動し、それに伴い内歯部13Ａと
外歯部14Ａとの噛合によりアウターロータ13も同方向へ
回転し、それぞれの空隙部の容積がアウターロータ13及
びインナーロータ14が一回転する間に大小に変化し吸入
口16でオイルを吸入し、吐出口17でオイルを吐き出すと
いうものである。

【０００４】

【発明が解決しようとする問題点】上記従来の内接型オ
イルポンプ11は、高い効率を有する反面、内接式で容積
型ポンプであるがゆえに脈動が大きく、かつ高い吸入負
圧によりキャビティーションを生じやすく、この結果ポ
ンプの耐久性能が低下したり騒音が発生したりするとい
う問題点があった。そこでこれらの問題点を解決するた
めにポート形状の改良やオイルを吐出側から吸入側に逆
流させる回路を設けるなどさまざまな技術的改良がなさ
れているが、前述した問題点は基本的にトロコイドロー
タのトロコイド歯形によるものであり、このトロコイド
歯形そのものを改良しなければ、耐久性能の低下や騒音
が発生の抜本的な改善は困難である。しかしながらトロ
コイドロータはインナーロータ14とアウターロータ13の
歯形、特にインナーロータ14のトロコイド歯形の種々の
要素が複雑に影響しあっているので、トロコイド歯形に
よるトロコイドロータの改良は極めて困難であった。

【０００５】本発明は上記問題点に基づいて成されたも
のであり、脈動を低減し流速変化の少ない内接型オイル
ポンプロータを提供することを目的とする。

【０００６】

【課題を解決するための手段】本発明の請求項１のトロ
コイドロータは、ｚ個の外歯を有するインナーロータ
と、（ｚ＋１）個の内歯を有するアウターロータとから
なる内接型オイルポンプロータにおいて、前記インナー
ロータの歯数（ｚ：個）と、インナーロータの歯形の創
成円の半径（Ｒ：mm）と、インナーロータの歯形の歯先
円の直径（ｄ1 ：mm）と、インナーロータの歯形の歯底
円の直径（ｄ2 ：mm）とが下記式 0.20≦Ｒ・ｚ／（π・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２）≦0.30 を満たすトロコイド歯形をインナーロータの外歯に用い
たものである。

【０００７】

【作用】内接型オイルポンプであるトロコイドロータに
おいて１輸送ルーム当たりの体積Ｖは、インナーロータ
の回転に伴い増減を繰り返し、これにより吸入・吐出の
ポンプ作用が行われる。この１輸送ルーム当たりの体積
Ｖをインナーロータの回転角θによって微分することに
より１輸送ルーム当たりの体積Ｖの体積変化（ｄＶ／ｄ
θ）の理論値が算出される。この体積変化（ｄＶ／ｄ
θ）を回転軸方向への投影面積（Ｓ）で商すると前述し
たインナーロータの歯形に固有の流速変化（ｄＶ／ｄθ
／Ｓ）を算出することができる。本発明者はこの流速変
化（ｄＶ／ｄθ／Ｓ）がトロコイドロータのトロコイド
歯形の諸元値に対して固有のものであり、この流速変化
（ｄＶ／ｄθ／Ｓ）の絶対値の最大値が小さい歯形が脈
動を低く押さえることができることを見出だした。さら
に本発明者は、この流速変化（ｄＶ／ｄθ／Ｓ）の絶対
値の最大値が小さい歯形について種々検討した結果、イ
ンナーロータの歯数（ｚ：個）と、インナーロータの歯
形の創成円の半径（Ｒ：mm）と、インナーロータの歯形
の歯先円の直径（ｄ1 ：mm）と、インナーロータの歯形
の歯底円の直径（ｄ2 ：mm）とが下記式 0.20≦Ｒ・ｚ／（π・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２）≦0.30 を満たすトロコイド歯形をインナーロータの外歯に用い
ればよいことを見出だしたのである。

【０００８】

【実施例】以下、添付図面を参照して本発明を詳述す
る。図１に示すように内接型オイルポンプロータ１は、
１１個の内歯２Ａを有するアウターロータ２に１０個の
外歯３Ａを有するインナーロータ３が偏心状態で内接し
て組み付けられたものである。前記アウターロータ２と
インナーロータ３とは、種々の体積の複数の空隙部であ
る輸送ルーム４を形成して歯合している。また前記イン
ナーロータ３は、その中心部に中心孔３Ｂを有する。な
お、前記輸送ルーム４の体積をＶ、またそのロータの回
転軸方向に対して投影した面積をＳとして示す。このよ
うな内接型オイルポンプロータ１において、インナーロ
ータ３の歯数（ｚ：個）と、インナーロータ３の歯形の
創成円の半径（Ｒ：mm）と、インナーロータ３の歯形の
歯先円の直径（ｄ1 ：mm）と、インナーロータ３の歯形
の歯底円の直径（ｄ2 ：mm）とは下記式、 0.20≦Ｒ・ｚ／（π・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２）≦0.30 を満たすトロコイド歯形を有する。前記式値（以下λと
いう）が0.20未満では、流速変化を十分に小さくするこ
とができず、十分に脈動の低減を図ることができない。
一方λが0.30を越えても、流速変化を十分に小さくする
ことができず、十分に脈動の低減を図ることができな
い。ここで流速変化とは、インナーロータ４の回転に伴
う１個の輸送ルーム４の体積Ｖの回転角度θに対する変
化率ｄＶ／ｄθを輸送ルーム４のロータの回転軸方向へ
の投影面積（Ｓ）で除した値（ｄＶ／ｄθ／Ｓ）であ
り、この流速の変化の最大値は脈動の大きさと相関関係
を有する。このような内接型オイルポンプロータ１は、
前記図５に示す内接型オイルポンプに組み込んで使用す
ることができる。

【０００９】上述したような本発明の内接型オイルポン
プロータ１は、前記λの値が0.20〜0.30の範囲内にある
ので、同一歯数内での比較において流速を十分に小さく
することができ、もって脈動の低減を図ることができ
る。

【００１０】なお、インナーロータとアウターロータと
の諸元値の一般的に定義されている関係式を参考までに
以下に示す。本明細書に記載されたロータの諸元は全て
この関係式を満足するように設定されたものである。

【００１１】ｄ2 ＋２ｅ＋ｔ1 ＝Ｄ1 …（１） ｄ1 ＋２ｅ＋ｔ2 ＝Ｄ2 …（２） Ｒ±ｔ3 ＝ＲＯ …（３） （式中、ｄ1 はインナーロータの歯先円直径を、ｄ2 は
インナーロータの歯底円直径を、Ｄ1 はアウターロータ
の歯先円直径を、Ｄ2 はアウターロータの歯底円直径
を、ｅはインナーロータとアウターロータの偏心量を、
ｔ1 ，ｔ2 ，ｔ3 はインナーロータとアウターロータの
嵌合クリアランス（通常は０〜１mmの範囲）を、Ｒはイ
ンナーロータの創成円半径を、ＲＯはアウターロータの
円弧歯の半径をそれぞれ示す。） 以下の具体的実施例により本発明をさらに詳細に説明す
る。

【００１２】実施例１ 歯数１０個、インナーロータの歯形の歯先円の直径（ｄ
1 ）36.2mm、インナーロータの歯形の歯底円の直径（ｄ
2 ）30.168mm、（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２の値が33.184mm、イ
ンナーロータの歯形の創成円の半径（Ｒ）を表１に示す
値としてインナーロータ（No. １〜７）をそれぞれ製造
した。この各インナーロータの歯数（ｚ：個）と、創成
円の半径（Ｒ：mm）と、歯先円の直径（ｄ1 ：mm）と、
歯底円の直径（ｄ2 ：mm）との値からλ（Ｒ・ｚ／（π
・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２））を算出した。結果を表２に示
す。また、これらのインナーロータに相当するものを用
いた内接型オイルポンプロータの流速変化の最大値を計
算するとともに、脈動特性を吐出管内における脈動の振
幅の最大幅として実機により測定した。結果を表２にあ
わせて示す。このNo. ２のインナーロータに相当するも
のを用いた内接型オイルポンプロータを図２に示す。ま
たNo. ４のインナーロータに相当するものを用いた内接
型オイルポンプロータを図３に示すとともに、この内接
型オイルポンプロータの１個の輸送ルームに着目した場
合のインナーロータの回転角度に対する体積変化（Ｖ：
mm³ ）、体積変化率（ｄＶ／ｄθ：mm³ ／゜dgree ）お
よび流速変化（ｄＶ／ｄθ／Ｓ：mm／゜dgree ）を図４
に示す。

【００１３】

【表１】

【００１４】

【表２】

【００１５】表２から明らかなように同じ歯数（ｚ）、
インナーロータの歯形の歯先円の直径（ｄ1 ）及びイン
ナーロータの歯形の歯底円の直径（ｄ2 ）を有するイン
ナーロータであってもインナーロータの歯形の創成円の
半径（Ｒ）の値の相違によりλの値が相違し、このλの
値が0.20〜0.30の範囲内にあるNo. ３、４及び６のイン
ナーロータは、同じ歯数内での比較では脈動特性の実測
値が0.080 kgｆ／cm²以下と小さかった。これは流速変
化（ｄＶ／ｄθ／Ｓ）の最大値の絶対値が0.300 〜0.32
0 mm³ ／゜dgree と小さいためであると考えられる。

【００１６】実施例２ 歯数８個、インナーロータの歯形の歯先円の直径（ｄ1
）26.50 mm、インナーロータの歯形の歯底円の直径
（ｄ2 ）21.26 mm、（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２の値が23.88mm
、インナーロータの歯形の創成円の半径（Ｒ）を表３
に示す値としてインナーロータ（No. ８〜１０）をそれ
ぞれ製造した。この各インナーロータの歯数（ｚ：個）
と、創成円の半径（Ｒ：mm）と、歯先円の直径（ｄ1 ：
mm）と、歯底円の直径（ｄ2 ：mm）との値からλ（Ｒ・
ｚ／（π・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２））を算出した。結果を
表４に示す。また、これらのインナーロータに相当する
ものを用いた内接型オイルポンプロータの吐出管内にお
ける脈動特性を、実施例１と同様にして測定した。結果
を表４にあわせて示す。

【００１７】

【表３】

【００１８】

【表４】

【００１９】表４から明らかなように同じ歯数（ｚ）、
インナーロータの歯形の歯先円の直径（ｄ1 ）及びイン
ナーロータの歯形の歯底円の直径（ｄ2 ）を有するイン
ナーロータであってもインナーロータの歯形の創成円の
半径（Ｒ）の値の相違によりλの値が相違し、このλの
値が0.20〜0.30の範囲内にあるNo. ９のインナーロータ
は、同じ歯数内での比較では脈動特性の実測値が0.62kg
ｆ／cm² 以下と小さかった。

【００２０】実施例３ 歯数１２個、インナーロータの歯形の歯先円の直径（ｄ
1 ）17.78 mm、インナーロータの歯形の歯底円の直径
（ｄ2 ）15.14 mm、（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２の値が16.46 m
m、インナーロータの歯形の創成円の半径（Ｒ）を表５
に示す値としてインナーロータ（No. １１〜１３）をそ
れぞれ製造した。この各インナーロータの歯数（ｚ：
個）と、創成円の半径（Ｒ：mm）と、歯先円の直径（ｄ
1 ：mm）と、歯底円の直径（ｄ2 ：mm）との値からλ
（Ｒ・ｚ／（π・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２））を算出した。
結果を表６に示す。また、これらのインナーロータに相
当するものを用いた内接型オイルポンプロータの流速変
化の最大値を計算するとともに、脈動特性を実施例１と
同様にして測定した。結果を表６にあわせて示す。

【００２１】

【表５】

【００２２】

【表６】

【００２３】表６から明らかなように同じ歯数（ｚ）、
インナーロータの歯形の歯先円の直径（ｄ1 ）及びイン
ナーロータの歯形の歯底円の直径（ｄ2 ）を有するイン
ナーロータであってもインナーロータの歯形の創成円の
半径（Ｒ）の値の相違によりλの値が相違し、このλの
値が0.20〜0.30の範囲内にあるNo. １２のインナーロー
タは、同じ歯数内での比較では脈動特性の実測値が0.04
2 kgｆ／cm² 以下と小さかった。流速変化（ｄＶ／ｄθ
／Ｓ）の絶対値の最大値が0.148 mm³ ／゜dgree と小さ
いためであると考えられる。

【００２４】

【発明の効果】本発明の請求項１の内接型オイルポンプ
ロータは、ｚ個の外歯を有するインナーロータと、（ｚ
＋１）個の内歯を有するアウターロータとからなり、前
記インナーロータの歯数（ｚ：個）と、インナーロータ
の歯形の創成円の半径（Ｒ：mm）と、インナーロータの
歯形の歯先円の直径（ｄ1 ：mm）と、インナーロータの
歯形の歯底円の直径（ｄ2 ：mm）とが下記式 0.20≦Ｒ・ｚ／（π・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２）≦0.30 を満たすトロコイド歯形をインナーロータの外歯に用い
たものであるので、流速変化の最大値の値を低く押さえ
ることができ、その結果脈動が少なく、騒音の小さな内
接型オイルポンプロータを提供することが可能である。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の第１実施例による内接型オイルポンプ
ロータを示す平面図である。

【図２】No. ２の内接型オイルポンプロータを示す平面
図である。

【図３】No. ４の内接型オイルポンプロータを示す平面
図である。

【図４】No. ４の内接型オイルポンプロータの１個の輸
送ルームあたりの体積変化、体積変化および流速変化を
示すグラフである。

【図５】内接型オイルポンプを示す概略図である。

【符号の説明】

１ 内接型オイルポンプロータ ２ アウターロータ ２Ａ 内歯 ３ インナーロータ ３Ａ 外歯

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 ｚ個の外歯を有するインナーロータと、
   （ｚ＋１）個の内歯を有するアウターロータとからなる
   内接型オイルポンプロータにおいて、前記インナーロー
   タの歯数（ｚ：個）と、インナーロータの歯形の創成円
   の半径（Ｒ：mm）と、インナーロータの歯形の歯先円の
   直径（ｄ1 ：mm）と、インナーロータの歯形の歯底円の
   直径（ｄ2 ：mm）とが下記式 0.20≦Ｒ・ｚ／（π・（ｄ1 ＋ｄ2 ）／２）≦0.30 を満たすトロコイド歯形をインナーロータの外歯に用い
   たことを特徴とする内接型オイルポンプロータ。