JPH10122335A - トルクコンバータ - Google Patents
トルクコンバータInfo
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- JPH10122335A JPH10122335A JP27093596A JP27093596A JPH10122335A JP H10122335 A JPH10122335 A JP H10122335A JP 27093596 A JP27093596 A JP 27093596A JP 27093596 A JP27093596 A JP 27093596A JP H10122335 A JPH10122335 A JP H10122335A
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- JP
- Japan
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- flow
- pump impeller
- torque converter
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- Prior art date
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- Structures Of Non-Positive Displacement Pumps (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 流れの偏りに起因する剥離を抑制する。
【解決手段】 入力軸に連結されるとともに、コア5と
シェル6との間にブレード7を介して流路を画成したポ
ンプインペラ1と、ポンプインペラ1と対向配置されて
出力軸に連結されるとともに、コア50とシェル60と
の間にブレードを介して流路を画成したタービン2と、
ポンプインペラ1とタービン2との間に配設されたステ
ータ3とを備え、作動流体を介して動力伝達を行うトル
クコンバータにおいて、ポンプインペラ1の流路の出口
1Bに、流路に沿って整流板4を形成する。
シェル6との間にブレード7を介して流路を画成したポ
ンプインペラ1と、ポンプインペラ1と対向配置されて
出力軸に連結されるとともに、コア50とシェル60と
の間にブレードを介して流路を画成したタービン2と、
ポンプインペラ1とタービン2との間に配設されたステ
ータ3とを備え、作動流体を介して動力伝達を行うトル
クコンバータにおいて、ポンプインペラ1の流路の出口
1Bに、流路に沿って整流板4を形成する。
Description
【0001】
【発明の属する技術分野】本発明は、車両等の動力伝達
機構に採用されるトルクコンバータに関し、特に、扁平
型のトルクコンバータの改良に関するものである。
機構に採用されるトルクコンバータに関し、特に、扁平
型のトルクコンバータの改良に関するものである。
【0002】
【従来の技術】従来からエンジンと変速機の間にはトル
クコンバータを介装したものが広く採用されており、こ
のようなトルクコンバータとしては、図10に示すよう
な、3要素式がある。
クコンバータを介装したものが広く採用されており、こ
のようなトルクコンバータとしては、図10に示すよう
な、3要素式がある。
【0003】これは、図10に示すように、カバー14
を介してエンジンに連結されるポンプインペラ1と、イ
ンナーレース20を介して変速機の入力軸に連結される
タービン2との間にステータ3を介装したもので、ステ
ータ3は一方向のみに回転可能なワンウェイクラッチ1
2及びインナーレース21を介して所定の固定軸に支持
され、ポンプインペラ1及びタービン2は回転軸を中心
とした放射状に多数のブレード7をそれぞれ備えてい
る。
を介してエンジンに連結されるポンプインペラ1と、イ
ンナーレース20を介して変速機の入力軸に連結される
タービン2との間にステータ3を介装したもので、ステ
ータ3は一方向のみに回転可能なワンウェイクラッチ1
2及びインナーレース21を介して所定の固定軸に支持
され、ポンプインペラ1及びタービン2は回転軸を中心
とした放射状に多数のブレード7をそれぞれ備えてい
る。
【0004】そして、タービン3のシェル60とカバー
14との間には、ポンプインペラ1と一体に結合された
カバー6内周と接離可能なロックアップクラッチ13が
設けられる。
14との間には、ポンプインペラ1と一体に結合された
カバー6内周と接離可能なロックアップクラッチ13が
設けられる。
【0005】ポンプインペラ1はエンジンの回転と同期
して回転し、変速機と連結されたタービン2は、ステー
タ3を介してポンプインペラ1の出口1Bから圧送され
た流体に応じて駆動される。
して回転し、変速機と連結されたタービン2は、ステー
タ3を介してポンプインペラ1の出口1Bから圧送され
た流体に応じて駆動される。
【0006】ここで、トルクコンバータの速度比eは、
タービン回転速度/インペラ回転速度をトルクコンバー
タで表され、この速度比eは、例えば、惰性旋回時等の
減速時には速度比e>1となり、ロックアップ時には速
度比e=1に、さらに、アン・ロックアップ状態の通常
走行時等では速度比e=0.8〜1.0程度、さらに発
進時等では速度比e<0.3程度となる。
タービン回転速度/インペラ回転速度をトルクコンバー
タで表され、この速度比eは、例えば、惰性旋回時等の
減速時には速度比e>1となり、ロックアップ時には速
度比e=1に、さらに、アン・ロックアップ状態の通常
走行時等では速度比e=0.8〜1.0程度、さらに発
進時等では速度比e<0.3程度となる。
【0007】そして、速度比e<1.0となるアン・ロ
ックアップ状態では、ワンウェイクラッチ12を介して
所定の方向のみに回転可能なステータ3が、作動流体を
介してポンプインペラ1からタービン2に伝達されるト
ルクを増幅している。
ックアップ状態では、ワンウェイクラッチ12を介して
所定の方向のみに回転可能なステータ3が、作動流体を
介してポンプインペラ1からタービン2に伝達されるト
ルクを増幅している。
【0008】このような特性を備えたトルクコンバータ
では、燃費を重視する上では、常用域である速度比e=
0.8近傍の伝達効率を重要である。
では、燃費を重視する上では、常用域である速度比e=
0.8近傍の伝達効率を重要である。
【0009】
【発明が解決しようとする課題】ところで、車両の搭載
性を向上するため、近年ではトルクコンバータの軸方向
寸法を短縮した、いわゆる扁平型トルクコンバータが普
及しつつある。
性を向上するため、近年ではトルクコンバータの軸方向
寸法を短縮した、いわゆる扁平型トルクコンバータが普
及しつつある。
【0010】しかしながら、上記従来のトルクコンバー
タにあっては、ポンプインペラ1からタービン2へ流れ
る内部流体に2次流れが大きく発生し、流れに剥離を起
こして流体損失が急増するため、動力伝達効率を大幅に
低下させ、車両の燃費を悪化させるという問題があり、
特に、前記したような扁平型トルクコンバータでは、図
11に示すように、ポンプインペラ1の入口1A(図中
D−D線)及び出口1B(図中C−C線)と、タービン
2側の入口2A及び出口2B近傍で、コア5、50の曲
率が大きくなるため、急激な流路の変化に流れが追随で
きずに剥離を起こしやすく、例えば、ポンプインペラ1
の出口1BのB−B断面、同じく出口1B手前(入口1
A側)のC−C断面及びポンプインペラ入口1AのD−
D断面における流速分布は、コア5側の距離を0、シェ
ル6側の距離を1とすると、それぞれ図12〜図14に
示すようになり、特に図12に示すポンプインペラ出口
1BのB−B断面では、流れがシェル6側に偏ってしま
いコア5側で剥離を起こす。このため、図11の斜線で
示した領域α、β、γでは流れの剥離による逆流が発生
して上記のような流体損失の増大が顕著になり、燃費を
悪化させるという問題があった。
タにあっては、ポンプインペラ1からタービン2へ流れ
る内部流体に2次流れが大きく発生し、流れに剥離を起
こして流体損失が急増するため、動力伝達効率を大幅に
低下させ、車両の燃費を悪化させるという問題があり、
特に、前記したような扁平型トルクコンバータでは、図
11に示すように、ポンプインペラ1の入口1A(図中
D−D線)及び出口1B(図中C−C線)と、タービン
2側の入口2A及び出口2B近傍で、コア5、50の曲
率が大きくなるため、急激な流路の変化に流れが追随で
きずに剥離を起こしやすく、例えば、ポンプインペラ1
の出口1BのB−B断面、同じく出口1B手前(入口1
A側)のC−C断面及びポンプインペラ入口1AのD−
D断面における流速分布は、コア5側の距離を0、シェ
ル6側の距離を1とすると、それぞれ図12〜図14に
示すようになり、特に図12に示すポンプインペラ出口
1BのB−B断面では、流れがシェル6側に偏ってしま
いコア5側で剥離を起こす。このため、図11の斜線で
示した領域α、β、γでは流れの剥離による逆流が発生
して上記のような流体損失の増大が顕著になり、燃費を
悪化させるという問題があった。
【0011】そこで本発明は、上記問題点に鑑みてなさ
れたもので、流れの偏りに起因する剥離を抑制して、流
体損失を低減することを目的とする。
れたもので、流れの偏りに起因する剥離を抑制して、流
体損失を低減することを目的とする。
【0012】
【課題を解決するための手段】第1の発明は、入力軸に
連結されるとともに、コアとシェルとの間にブレードを
介して流路を画成したポンプインペラと、前記ポンプイ
ンペラと対向配置されて出力軸に連結されるとともに、
コアとシェルとの間にブレードを介して流路を画成した
タービンと、前記ポンプインペラとタービンとの間に配
設されたステータとを備え、作動流体を介して動力伝達
を行うトルクコンバータにおいて、前記ポンプインペラ
またはタービンの流路の入口あるいは出口に、流路に沿
って整流板を形成する。
連結されるとともに、コアとシェルとの間にブレードを
介して流路を画成したポンプインペラと、前記ポンプイ
ンペラと対向配置されて出力軸に連結されるとともに、
コアとシェルとの間にブレードを介して流路を画成した
タービンと、前記ポンプインペラとタービンとの間に配
設されたステータとを備え、作動流体を介して動力伝達
を行うトルクコンバータにおいて、前記ポンプインペラ
またはタービンの流路の入口あるいは出口に、流路に沿
って整流板を形成する。
【0013】また第2の発明は、前記第1の発明におい
て、前記整流板はポンプインペラまたはタービンの所定
の円周上で、前記ブレード間に固設される。
て、前記整流板はポンプインペラまたはタービンの所定
の円周上で、前記ブレード間に固設される。
【0014】また第3の発明は、前記第1の発明におい
て、前記整流板は、前記流路全長の20%以下の長さに
設定される。
て、前記整流板は、前記流路全長の20%以下の長さに
設定される。
【0015】また第4の発明は、前記第1の発明におい
て、前記整流板は、前記コアからシェルの間の流路断面
方向の距離を1としたときに、コア側から0.2から
0.5の位置に配設される。
て、前記整流板は、前記コアからシェルの間の流路断面
方向の距離を1としたときに、コア側から0.2から
0.5の位置に配設される。
【0016】
【発明の効果】したがって、第1の発明は、ポンプイン
ペラまたはタービンの流路の入口あるいは出口には、流
路に沿って整流板が形成されたため、ポンプインペラの
回転に応じた流路内の流体の流れは、3次元で複雑に湾
曲したブレードの形状と遠心力に加えて、コリオリ力が
合成された複雑な流れとなり、コアの曲率変化に伴っ
て、強い2次流れが発生するが、整流板によって出入口
における流路断面の流速分布に流れの大きな偏りを防ぐ
ことができ、前記従来例のような、流れの偏りに起因す
る逆流の発生を抑制し、トルクコンバータの流体損失を
低減して、動力伝達効率を向上させることができるので
あり、特に、コア側の曲率が大きくなる扁平型トルクコ
ンバータの動力伝達効率を大幅に向上させることができ
る。
ペラまたはタービンの流路の入口あるいは出口には、流
路に沿って整流板が形成されたため、ポンプインペラの
回転に応じた流路内の流体の流れは、3次元で複雑に湾
曲したブレードの形状と遠心力に加えて、コリオリ力が
合成された複雑な流れとなり、コアの曲率変化に伴っ
て、強い2次流れが発生するが、整流板によって出入口
における流路断面の流速分布に流れの大きな偏りを防ぐ
ことができ、前記従来例のような、流れの偏りに起因す
る逆流の発生を抑制し、トルクコンバータの流体損失を
低減して、動力伝達効率を向上させることができるので
あり、特に、コア側の曲率が大きくなる扁平型トルクコ
ンバータの動力伝達効率を大幅に向上させることができ
る。
【0017】また第2の発明は、整流板はポンプインペ
ラまたはタービンの所定の円周上に配設されると共に、
ブレード間に固設されて入口または出口の端部から流路
内部へ向けて形成され、例えば、出口側に配設された整
流板では、整流板の入口側における流路断面の流速分布
を維持して流れの大きな偏りを防ぐことができ、流れの
偏りに起因する逆流の発生を抑制することができる。
ラまたはタービンの所定の円周上に配設されると共に、
ブレード間に固設されて入口または出口の端部から流路
内部へ向けて形成され、例えば、出口側に配設された整
流板では、整流板の入口側における流路断面の流速分布
を維持して流れの大きな偏りを防ぐことができ、流れの
偏りに起因する逆流の発生を抑制することができる。
【0018】また第3の発明は、前記第1の発明におい
て、整流板の長さは流路全長の20%以下の長さに設定
され、整流板を設置したことによる摩擦損失の増大より
も逆流抑制による流体損失の低減の方を大きくでき、ト
ルクコンバータ全体の動力伝達効率を向上させることが
できる。
て、整流板の長さは流路全長の20%以下の長さに設定
され、整流板を設置したことによる摩擦損失の増大より
も逆流抑制による流体損失の低減の方を大きくでき、ト
ルクコンバータ全体の動力伝達効率を向上させることが
できる。
【0019】また第4の発明は、整流板は、コアからシ
ェルの間の流路断面方向の距離を1としたときに、コア
側から0.2から0.5の位置に配設されるため、流れ
の剥離を効率良く抑制することができる。
ェルの間の流路断面方向の距離を1としたときに、コア
側から0.2から0.5の位置に配設されるため、流れ
の剥離を効率良く抑制することができる。
【0020】
【発明の実施の形態】以下、本発明の一実施形態を添付
図面に基づいて説明する。
図面に基づいて説明する。
【0021】図1に示すように、軸方向の寸法を短縮し
た扁平型のトルクコンバータは、カバー14を介してエ
ンジンに連結されるポンプインペラ1と、インナーレー
ス20を介して変速機の入力軸(図示せず)に連結され
るタービン2との間に、一方向のみに回転可能なワンウ
ェイクラッチ12及びインナーレース21を介して所定
の固定軸に支持されるステータ3を介装した3要素式の
もので、前記従来例の図10と同様に、ポンプインペラ
1及びタービン2のコア5、50及びシェル6、60の
曲率は、出入口1A、1B、2A、2B近傍で大きくな
る。なお、前記従来例と同一のものに、同一の図番を付
して重複説明を省略する。
た扁平型のトルクコンバータは、カバー14を介してエ
ンジンに連結されるポンプインペラ1と、インナーレー
ス20を介して変速機の入力軸(図示せず)に連結され
るタービン2との間に、一方向のみに回転可能なワンウ
ェイクラッチ12及びインナーレース21を介して所定
の固定軸に支持されるステータ3を介装した3要素式の
もので、前記従来例の図10と同様に、ポンプインペラ
1及びタービン2のコア5、50及びシェル6、60の
曲率は、出入口1A、1B、2A、2B近傍で大きくな
る。なお、前記従来例と同一のものに、同一の図番を付
して重複説明を省略する。
【0022】図2にも示すように、ポンプインペラ1の
流路は、コア5とシェル6及びブレード7、7によって
多数画成されており、これら各流路の出口1B側には、
入口1A側へ向けてコア5とシェル6の間の流路を分割
する整流板4がブレード7、7間に固設され、出口1B
側では、ほぼ同一円周上に各整流板4が配設される。
流路は、コア5とシェル6及びブレード7、7によって
多数画成されており、これら各流路の出口1B側には、
入口1A側へ向けてコア5とシェル6の間の流路を分割
する整流板4がブレード7、7間に固設され、出口1B
側では、ほぼ同一円周上に各整流板4が配設される。
【0023】この整流板4の流路に沿った長さは、出口
1Bから入口1Aへ向けて、流路全長の20%以下に設
定される。
1Bから入口1Aへ向けて、流路全長の20%以下に設
定される。
【0024】そして、整流板4の配設位置は、コア5側
を0、シェル6側を1としてコア5からシェル6の間の
流路断面方向の距離を1としたときに、コア5側から
0.2から0.5の位置(半径比)に配設される。換言
すれば、図2において、整流板4によって分割されたコ
ア5側の流路断面積S1と、同じく整流板4によって分
割されたシェル6側の流路断面積S2の比が0.5〜
1.5、すなわち、 0.5≦S2/S1≦1.5 に設定される。
を0、シェル6側を1としてコア5からシェル6の間の
流路断面方向の距離を1としたときに、コア5側から
0.2から0.5の位置(半径比)に配設される。換言
すれば、図2において、整流板4によって分割されたコ
ア5側の流路断面積S1と、同じく整流板4によって分
割されたシェル6側の流路断面積S2の比が0.5〜
1.5、すなわち、 0.5≦S2/S1≦1.5 に設定される。
【0025】以上のように構成され、次に作用について
説明する。
説明する。
【0026】ポンプインペラ1の回転に応じたトルクコ
ンバータ内の流体の流れは、3次元で複雑に湾曲したブ
レード7の形状と遠心力に加えて、コリオリ力が合成さ
れた複雑な流れとなり、前記従来例の図12〜図14に
も示したように、コア5側の曲率変化に伴って、強い2
次流れが発生し、コア5側からシェル6側へかけての流
速分布も場所によって大きく変化する。
ンバータ内の流体の流れは、3次元で複雑に湾曲したブ
レード7の形状と遠心力に加えて、コリオリ力が合成さ
れた複雑な流れとなり、前記従来例の図12〜図14に
も示したように、コア5側の曲率変化に伴って、強い2
次流れが発生し、コア5側からシェル6側へかけての流
速分布も場所によって大きく変化する。
【0027】そこで、流路の出口1Bに整流板4を配設
したため、出口1Bの流速分布は、図4に示すように、
整流板4の入口(入口1A側の端部)における流路断面
の流速分布を維持して流れの大きな偏りを防ぐことがで
き、前記従来例の図12に示したポンプインペラ出口1
Bのような、流れの偏りに起因する逆流の発生を抑制
し、扁平型のトルクコンバータの流体損失を低減して、
動力伝達効率を向上させることができるのである。
したため、出口1Bの流速分布は、図4に示すように、
整流板4の入口(入口1A側の端部)における流路断面
の流速分布を維持して流れの大きな偏りを防ぐことがで
き、前記従来例の図12に示したポンプインペラ出口1
Bのような、流れの偏りに起因する逆流の発生を抑制
し、扁平型のトルクコンバータの流体損失を低減して、
動力伝達効率を向上させることができるのである。
【0028】なお、上記図4の流速分布は、車両の燃費
に大きな影響を与える速度比e=0.8の常用域におけ
る、コア5側からシェル6側へかけての流速分布を示し
ており、コア5側の流れのエネルギが小さくなることは
なく、前記従来例に比して常用域での燃費の向上を図る
ことができる。
に大きな影響を与える速度比e=0.8の常用域におけ
る、コア5側からシェル6側へかけての流速分布を示し
ており、コア5側の流れのエネルギが小さくなることは
なく、前記従来例に比して常用域での燃費の向上を図る
ことができる。
【0029】ここで、トルクコンバータ内の流れは、上
記したように強い2次流れで構成されており、特に半径
方向の遠心力が強いので、ポンプインペラ出口1Bやタ
ービン2の入口では、主流が外周方向に偏ってしまう。
記したように強い2次流れで構成されており、特に半径
方向の遠心力が強いので、ポンプインペラ出口1Bやタ
ービン2の入口では、主流が外周方向に偏ってしまう。
【0030】この流れの偏りによってコア5側のエネル
ギが小さくなって流れの剥離に至ってしまうわけであ
り、半径方向の流れ(偏り)を整流板4によって抑制す
ることで、剥離の抑制を効果的に行うことができる。
ギが小さくなって流れの剥離に至ってしまうわけであ
り、半径方向の流れ(偏り)を整流板4によって抑制す
ることで、剥離の抑制を効果的に行うことができる。
【0031】ところで、整流板4は流れの剥離を防止す
る流速分布にコントロールすることを目的とするため、
整流板4の配設位置及び長さが増大して、コア5側の流
量が増大すると、摩擦損失が増大して逆効果となる場合
があるため、整流板4の流路に沿った長さは、流路全長
の20%以下に設定される。
る流速分布にコントロールすることを目的とするため、
整流板4の配設位置及び長さが増大して、コア5側の流
量が増大すると、摩擦損失が増大して逆効果となる場合
があるため、整流板4の流路に沿った長さは、流路全長
の20%以下に設定される。
【0032】すなわち、上記流れの剥離の要因は、強い
2次流れによって流量の偏りが生じることと、流路の曲
率=コア5の曲率が大きすぎることにあり、整流板4入
口の流速分布が偏っていなければよく、このため、整流
板4の長さを必要以上に大きくする必要がないことが分
かるここで、整流板4の長さと、摩擦損失の関係は次式
のようになる。
2次流れによって流量の偏りが生じることと、流路の曲
率=コア5の曲率が大きすぎることにあり、整流板4入
口の流速分布が偏っていなければよく、このため、整流
板4の長さを必要以上に大きくする必要がないことが分
かるここで、整流板4の長さと、摩擦損失の関係は次式
のようになる。
【0033】 ΔP=λ×(L/d)×(γ/2g)×u2 ………(1) ただし、ΔP:圧力損失 λ:管摩擦損失係数 L:管長さ d:管径 γ:比重 g:重力加速度 u:平均流速 である。
【0034】上記(1)式より、整流板4の長さに比例
して摩擦損失(圧力損失ΔP)が増大するため、摩擦損
失の増大に比して逆流抑制による損失の低減が大きくな
ってトルクコンバータの動力伝達効率を全体的に向上可
能な整流板4の長さは、後述するように流路全長の20
%以下となる。
して摩擦損失(圧力損失ΔP)が増大するため、摩擦損
失の増大に比して逆流抑制による損失の低減が大きくな
ってトルクコンバータの動力伝達効率を全体的に向上可
能な整流板4の長さは、後述するように流路全長の20
%以下となる。
【0035】一方、本願発明者の実験によれば、流路の
曲率と整流板4の管径は、図5に示すようになり、図
中、Rは流路中心の半径、aは所定の流路断面の半径方
向の長さ、riはコア5側の半径、roはシェル側の半
径、rsは整流板4の半径である。
曲率と整流板4の管径は、図5に示すようになり、図
中、Rは流路中心の半径、aは所定の流路断面の半径方
向の長さ、riはコア5側の半径、roはシェル側の半
径、rsは整流板4の半径である。
【0036】この図からも分かるように、R/a<2と
なる曲率が大きな場所では、整流板4による損失の改善
が可能であるが、R/a≧2の曲率が小さい場所では、
整流板4による損失改善の効果が低減してしまう。
なる曲率が大きな場所では、整流板4による損失の改善
が可能であるが、R/a≧2の曲率が小さい場所では、
整流板4による損失改善の効果が低減してしまう。
【0037】通常、扁平型トルクコンバータのポンプイ
ンペラ及びタービンの出入口付近では、これら出入口の
端面から流路内部に向けて流路全長の20%以下では、
大きな曲率(R/a<2)に設定されて整流板4による
損失低減効果を期待できるが、中間部などその他の流路
の曲率は小さくなっているため、整流板4による損失低
減効果は望めない。
ンペラ及びタービンの出入口付近では、これら出入口の
端面から流路内部に向けて流路全長の20%以下では、
大きな曲率(R/a<2)に設定されて整流板4による
損失低減効果を期待できるが、中間部などその他の流路
の曲率は小さくなっているため、整流板4による損失低
減効果は望めない。
【0038】したがって、整流板4の長さを流路全長の
20%以下とすることで、流れの剥離を防止したことに
よる損失の減少を、上記(1)式による摩擦損失の増大
よりも大きくして、トルクコンバータ全体の効率を向上
させるのである。
20%以下とすることで、流れの剥離を防止したことに
よる損失の減少を、上記(1)式による摩擦損失の増大
よりも大きくして、トルクコンバータ全体の効率を向上
させるのである。
【0039】次に、図6には、出口1Bのコア5側から
シェル6側へかけての流路断面上の整流板4の位置と、
全圧損失係数ζの関係を示す。上記と同様にri=コア
5側の半径、ro=シェル6側の半径、rs=整流板4
の半径とすると、理論的には、 rs=(ro×ri)1/2 ………(2) の位置へ整流板4を配置した場合に全圧損失係数ζが最
も小さくなる。なお、図中コア5側が0、シェル6側が
1として表され、整流板4の配設位置rsは流路断面上
の半径比(半径方向の比)で表現される。
シェル6側へかけての流路断面上の整流板4の位置と、
全圧損失係数ζの関係を示す。上記と同様にri=コア
5側の半径、ro=シェル6側の半径、rs=整流板4
の半径とすると、理論的には、 rs=(ro×ri)1/2 ………(2) の位置へ整流板4を配置した場合に全圧損失係数ζが最
も小さくなる。なお、図中コア5側が0、シェル6側が
1として表され、整流板4の配設位置rsは流路断面上
の半径比(半径方向の比)で表現される。
【0040】これは、整流板4がコア5側またはシェル
6側のいずれかの壁面に近寄ると、いわゆる濡れぶち面
積が減少して、上記(1)より摩擦損失が急増すること
は明白である。
6側のいずれかの壁面に近寄ると、いわゆる濡れぶち面
積が減少して、上記(1)より摩擦損失が急増すること
は明白である。
【0041】しかし、全圧損失係数ζを低減可能な領
域、すなわち、流れの剥離を防止可能な領域としては、
上記(2)式の近傍の半径比=(rs−ri)/(ro
−ri)が0.2〜0.5の領域であれば、上記(2)
式の理論値とほぼ同様に流れの剥離を抑制することが可
能となるのである。
域、すなわち、流れの剥離を防止可能な領域としては、
上記(2)式の近傍の半径比=(rs−ri)/(ro
−ri)が0.2〜0.5の領域であれば、上記(2)
式の理論値とほぼ同様に流れの剥離を抑制することが可
能となるのである。
【0042】こうして、ポンプインペラ1の出口1Bに
整流板4を設け、この整流板4の長さをポンプインペラ
1の流路全長の20%以下に設定し、さらに、コア5側
を0、シェル6側を1としたときに、流路断面上で0.
2〜0.5の半径比へ設置することにより、流れの偏り
に起因する逆流の発生を抑制し、扁平型のトルクコンバ
ータの流体損失を低減して、動力伝達効率を向上させる
ことができ、流れの剥離を防止したことによる損失の減
少を、上記(1)式による摩擦損失の増大よりも大きく
して、トルクコンバータ全体の効率を向上させることが
でき、特に、軸方向の寸法を短縮した扁平型トルクコン
バータの動力伝達効率を前記従来例に比して大幅に向上
させて、トルクコンバータを搭載した車両の燃費の向上
を図ることができる。
整流板4を設け、この整流板4の長さをポンプインペラ
1の流路全長の20%以下に設定し、さらに、コア5側
を0、シェル6側を1としたときに、流路断面上で0.
2〜0.5の半径比へ設置することにより、流れの偏り
に起因する逆流の発生を抑制し、扁平型のトルクコンバ
ータの流体損失を低減して、動力伝達効率を向上させる
ことができ、流れの剥離を防止したことによる損失の減
少を、上記(1)式による摩擦損失の増大よりも大きく
して、トルクコンバータ全体の効率を向上させることが
でき、特に、軸方向の寸法を短縮した扁平型トルクコン
バータの動力伝達効率を前記従来例に比して大幅に向上
させて、トルクコンバータを搭載した車両の燃費の向上
を図ることができる。
【0043】図7は第2の実施形態を示し、前記第1実
施形態の整流板4と同様に、タービン入口2Aからター
ビン出口2Bへ向けて整流板8を設けたもので、その他
の構成は、前記第1実施形態と同様である。
施形態の整流板4と同様に、タービン入口2Aからター
ビン出口2Bへ向けて整流板8を設けたもので、その他
の構成は、前記第1実施形態と同様である。
【0044】整流板8は、前記第1実施形態と同じく、
流路に沿った長さをタービン2の流路全長の20%以下
に設定し、さらに、コア50側を0、シェル60側を1
としたときに、流路断面上で0.2〜0.5の半径比に
配設することにより、流れの偏りに起因する逆流の発生
を抑制し、扁平型のトルクコンバータの流体損失を低減
して、動力伝達効率を向上させることができ、流れの剥
離を防止したことによる損失の減少を、整流板8を設置
したことによる損失の増大よりも大きくして、トルクコ
ンバータ、特に、軸方向の寸法を短縮した扁平型トルク
コンバータ全体の動力伝達効率を向上させることができ
るのである。
流路に沿った長さをタービン2の流路全長の20%以下
に設定し、さらに、コア50側を0、シェル60側を1
としたときに、流路断面上で0.2〜0.5の半径比に
配設することにより、流れの偏りに起因する逆流の発生
を抑制し、扁平型のトルクコンバータの流体損失を低減
して、動力伝達効率を向上させることができ、流れの剥
離を防止したことによる損失の減少を、整流板8を設置
したことによる損失の増大よりも大きくして、トルクコ
ンバータ、特に、軸方向の寸法を短縮した扁平型トルク
コンバータ全体の動力伝達効率を向上させることができ
るのである。
【0045】図8、9は第3の実施形態を示し、前記第
2実施形態の整流板8と同様に、ポンプインペラ1の入
口1Aからポンプインペラ1の出口1Bへ向けて整流板
9を設けたもので、その他の構成は、前記第1実施形態
と同様である。
2実施形態の整流板8と同様に、ポンプインペラ1の入
口1Aからポンプインペラ1の出口1Bへ向けて整流板
9を設けたもので、その他の構成は、前記第1実施形態
と同様である。
【0046】この整流板9も、前記第1実施形態と同じ
く、流路に沿った長さをポンプインペラ1の流路全長の
20%以下に設定し、さらに、コア5側を0、シェル6
側を1としたときに、流路断面上で0.2〜0.5の半
径比に配設することにより、流れの偏りに起因する逆流
の発生を抑制して、扁平型のトルクコンバータの流体損
失を低減するのである。
く、流路に沿った長さをポンプインペラ1の流路全長の
20%以下に設定し、さらに、コア5側を0、シェル6
側を1としたときに、流路断面上で0.2〜0.5の半
径比に配設することにより、流れの偏りに起因する逆流
の発生を抑制して、扁平型のトルクコンバータの流体損
失を低減するのである。
【0047】なお、上記整流板9に加えて前記第1実施
形態の整流板4を同時に配設し、ポンプインペラ1の出
入口1A、1B共に整流板4、9を備えるようにしても
よく、上記と同様に、トルクコンバータの流体損失を低
減でき、タービン2の出入口2A、2Bへ同時に整流板
を配設しても良い。
形態の整流板4を同時に配設し、ポンプインペラ1の出
入口1A、1B共に整流板4、9を備えるようにしても
よく、上記と同様に、トルクコンバータの流体損失を低
減でき、タービン2の出入口2A、2Bへ同時に整流板
を配設しても良い。
【図1】本発明の一実施形態を示すトルクコンバータの
断面図。
断面図。
【図2】同じくポンプインペラ内周の一部を示す斜視
図。
図。
【図3】同じく作用を示すトルクコンバータの断面図。
【図4】図3のA−A断面における流速分布を示すグラ
フで、無次元距離はコア側を0、シェル側を1としたも
のである。
フで、無次元距離はコア側を0、シェル側を1としたも
のである。
【図5】流路の曲率と全圧損失の関係を示すグラフで、
破線は本発明を、実線は従来例を示し、(A)は曲率R
/a=1.5の場合を、(B)は曲率R/a=2.0の
場合を、(C)は曲率R/a=3.6の場合をそれぞれ
示す。
破線は本発明を、実線は従来例を示し、(A)は曲率R
/a=1.5の場合を、(B)は曲率R/a=2.0の
場合を、(C)は曲率R/a=3.6の場合をそれぞれ
示す。
【図6】全圧損失係数ζと整流板の配設位置の関係を示
すグラフで、図中低損失の範囲が、整流板の配設位置と
なる。
すグラフで、図中低損失の範囲が、整流板の配設位置と
なる。
【図7】第2の実施形態を示すトルクコンバータの断面
図。
図。
【図8】第3の実施形態を示すトルクコンバータの断面
図。
図。
【図9】同じくポンプインペラ内周の一部を示す斜視
図。
図。
【図10】従来の例を示すトルクコンバータの断面図。
【図11】流れの偏りによる逆流域を示すトルクコンバ
ータの断面図。
ータの断面図。
【図12】図11のB−B断面における流速分布を示す
グラフで、無次元距離はコア側を0、シェル側を1と
し、速度比e=0.8の場合を示す。
グラフで、無次元距離はコア側を0、シェル側を1と
し、速度比e=0.8の場合を示す。
【図13】同じく、図11のC−C断面における流速分
布を示すグラフで、無次元距離はコア側を0、シェル側
を1とし、速度比e=0.8の場合を示す。
布を示すグラフで、無次元距離はコア側を0、シェル側
を1とし、速度比e=0.8の場合を示す。
【図14】同じく、図11のD−D断面における流速分
布を示すグラフで、無次元距離はコア側を0、シェル側
を1とし、速度比e=0.8の場合を示す。
布を示すグラフで、無次元距離はコア側を0、シェル側
を1とし、速度比e=0.8の場合を示す。
1 ポンプインペラ 2 タービン 3 ステータ 4 ポンプ出口整流板 5 コア 6 シェル 7 ブレード 8 タービン入口整流板 9 ポンプ入口整流板 11 インナーレース 12 ワンウェイクラッチ 13 ロックアップクラッチ
Claims (4)
- 【請求項1】 入力軸に連結されるとともに、コアとシ
ェルとの間にブレードを介して流路を画成したポンプイ
ンペラと、前記ポンプインペラと対向配置されて出力軸
に連結されるとともに、コアとシェルとの間にブレード
を介して流路を画成したタービンと、前記ポンプインペ
ラとタービンとの間に配設されたステータとを備え、作
動流体を介して動力伝達を行うトルクコンバータにおい
て、前記ポンプインペラまたはタービンの流路の入口あ
るいは出口に、流路に沿って整流板を形成したことを特
徴とするトルクコンバータ。 - 【請求項2】 前記整流板はポンプインペラまたはター
ビンの所定の円周上で、前記ブレード間に固設されたこ
とを特徴とする請求項1に記載のトルクコンバータ。 - 【請求項3】 前記整流板は、前記流路全長の20%以
下の長さに設定されたことを特徴とする請求項1に記載
のトルクコンバータ。 - 【請求項4】 前記整流板は、前記コアからシェルの間
の流路断面方向の距離を1としたときに、コア側から
0.2から0.5の位置に配設されたことを特徴とする
請求項1に記載のトルクコンバータ。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP27093596A JPH10122335A (ja) | 1996-10-14 | 1996-10-14 | トルクコンバータ |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP27093596A JPH10122335A (ja) | 1996-10-14 | 1996-10-14 | トルクコンバータ |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH10122335A true JPH10122335A (ja) | 1998-05-15 |
Family
ID=17493057
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP27093596A Pending JPH10122335A (ja) | 1996-10-14 | 1996-10-14 | トルクコンバータ |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH10122335A (ja) |
-
1996
- 1996-10-14 JP JP27093596A patent/JPH10122335A/ja active Pending
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