JP2007209186A - Synchronous motor and manufacturing method therefor - Google Patents
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Abstract
Description
この発明は、ロータにマグネットを用いた同期電動機及び同期電動機の製造方法に関するものである。 The present invention relates to a synchronous motor using a magnet for a rotor and a method for manufacturing the synchronous motor.
従来の界磁部に永久磁石を用いた同期電動機では、突極構造のティース部に巻線が施され、そのティース部からスロット開口部に永久磁石が移動するとき、磁気的な不均一が生じてコギングトルクが発生し、モータ性能に悪影響を与える。以下、このコギングトルクの低減策が種々提案されているので、簡単に説明する。 In a conventional synchronous motor using a permanent magnet for the field part, winding is applied to the tooth part of the salient pole structure, and magnetic non-uniformity occurs when the permanent magnet moves from the tooth part to the slot opening. Cogging torque is generated, which adversely affects motor performance. Hereinafter, various measures for reducing the cogging torque have been proposed and will be described briefly.
P個(但し、Pは2以上の整数)の磁極を形成する界磁部と、複数相の電機子巻線が巻装された巻線用の溝および突極を有する電機子を具備し、界磁部と電機子のうち、いずれか一方を他方に対して回転させるようにし、電機子の突極の界磁部と対向する位置に補助溝を設け、かつ電機子の突極の間に形成された巻線用の溝による磁気的不均一性の基本的な調波成分の次数をm(ただし、mは整数)とするとき、電機子の突極部の磁気的不均一性の基本的な調波成分の次数をK・m(ただし、Kは2以上の整数となし、かつPとmの最大公約数をQとするとき、P/QとKの最大公約数がP/QおよびKよりも小さくなるように構成した回転電機が提案されている(例えば、特許文献1参照)。 An armature having a magnetic field portion forming P magnetic poles (where P is an integer of 2 or more), a winding groove and a salient pole around which a plurality of armature windings are wound; One of the field part and the armature is rotated with respect to the other, an auxiliary groove is provided at a position facing the field part of the armature salient pole, and between the armature salient poles. When the order of the fundamental harmonic component of the magnetic inhomogeneity due to the formed winding groove is m (where m is an integer), the basic inhomogeneity of the salient pole part of the armature The order of the harmonic component is K · m (where K is an integer greater than or equal to 2 and when the greatest common divisor of P and m is Q, the greatest common divisor of P / Q and K is P / Q. And a rotating electrical machine configured to be smaller than K have been proposed (see, for example, Patent Document 1).
また、偶数極に着磁された永久磁石界磁と、界磁に対向して配設された複数の突極及び突極間に形成された巻線用の溝を有する電機子とを備え、かつ、界磁と電機子のうちのいずれか一方を他方に対して回転させる回転電機において、電機子の突極の界磁に対向する部位にして、かつ、巻線用の各溝の位置に対して(360゜/界磁極数又はこの整数倍)だけずれた部位に凸部を設けた回転電機が提案されている(例えば、特許文献2参照)。 In addition, a permanent magnet field magnetized on the even poles, and a plurality of salient poles arranged opposite to the field and an armature having a winding groove formed between the salient poles, And in the rotating electrical machine that rotates either one of the field or the armature with respect to the other, it is made a part facing the field of the salient pole of the armature and at the position of each groove for winding. On the other hand, a rotating electrical machine has been proposed in which a convex portion is provided at a portion shifted by (360 ° / number of field poles or an integral multiple thereof) (for example, see Patent Document 2).
また、複数の突極部と突極部相互間に溝を形成するコア鉄心を備えた電機子と、界磁体とからなる回転電機において、コア鉄心の界磁体方向側の周面は、突極部及び溝を含む凹凸形状であり、凹凸形状は谷底点と山頂点とが交互に現れる連続した正弦波曲線を形成し、谷底点は溝の中央線上の界磁体から離れる方向側に位置し、山頂点は溝の両側の突極部に位置している回転電機が提案されている(例えば、特許文献3参照)。 Further, in a rotating electrical machine including a plurality of salient pole parts and a core iron that forms a groove between the salient pole parts, and a field body, the peripheral surface of the core core on the field body direction side is a salient pole. It is a concavo-convex shape including a portion and a groove, the concavo-convex shape forms a continuous sine wave curve in which valley bottom points and peak vertices alternately appear, and the valley bottom point is located on the direction side away from the field body on the groove center line, A rotating electrical machine has been proposed in which the peak is located at salient poles on both sides of the groove (see, for example, Patent Document 3).
また、モータの変動トルクを低減するために、ステータコアの歯部は、所定の歯幅を有し、歯部部分を除く開口部までの内径側歯部に歯部先端部が形成され、歯部の両脇に延長して形成される歯部先端部の一部をカットして除去する。カット部分は、ロータの回転が向かう方向の歯部先端部のみ、片側で十分でるが、モータの組立時にステータのどちらの方向からもロータを挿入できるように、歯部先端部の他方もカットする。歯部先端部の所では、ロータとの距離がカットした分だけ大きくなることにより、カットした部分での磁気抵抗が大きくなり、ロータの回転が向かう方向の歯部先端部に磁束の集中が生じることなく平均化され、トルクの変動が低減される集中巻方式のブラシレスDCモータが提案されている(例えば、特許文献4参照)。
特許文献1に記載された回転電機は、特許文献2にも記載されているように、界磁部の着磁状態がある特定の場合にのみ有効であるが、この着磁状態が変化すると、コギングトルクが変化してしまうという課題があった。
The rotating electrical machine described in
また、特許文献1及び特許文献2に記載された回転電機は、特許文献3にも記載されているように、コギングトルクの低減には一応の効果があるが、突極部に設けられた補助溝または凸部の形状において、突極部外周面から補助溝または凸部への移行部分はほぼ直角に形成されることになるため、形状の変化が激しくなり、磁気的不均一が大きく、コギングトルク低減において限界が生じていた。
Further, as described in
また、特許文献3に記載された回転電機は、コア鉄心の突極部の界磁体方向側に対向する周面は、正弦波曲線形状になっている。かつ、一つの突極部の界磁体方向側に対向する周面に、略5個の凹凸形状が存在する。永久磁石がこの突極部を通過する際の磁束は、これらの略5個の凹凸形状の影響により、高調波を含む波形になり、巻線に誘起される誘起電圧に歪が生じるという課題があった。
Further, in the rotating electrical machine described in
また、特許文献4に記載された集中巻方式のブラシレスDCモータは、巻線に誘起される誘起電圧の歪はある程度改善されるが、ステータコアの歯部の先端形状を、歯部を除く開口部までの内径側歯部にカット部を設けているので、等価的にスロット開口部が広くなり、空隙長が一定の場合よりもコギングトルクが、増加するという課題があった。
Further, the concentrated winding type brushless DC motor described in
この発明は、以上のような課題を解決するためになされたもので、モータのトルクむらの要因である、誘起電圧歪みとコギングトルクを同時に低減できる同期電動機を提供することを目的とする。 The present invention has been made to solve the above-described problems, and an object thereof is to provide a synchronous motor that can simultaneously reduce induced voltage distortion and cogging torque, which are causes of motor torque unevenness.
この発明に係る同期電動機は、環状のコアバック部と、このコアバック部から内側に向かって径方向に放射状に突出する複数のティース部と、このティース部の間に形成される複数のスロットとを有するステータコアと、スロット内に収納され、ティース部に巻回される巻線とを備えたステータと、ステータの内側に収納されて回転し、マグネットを表面に配置するロータとを具備し、ステータとロータとの間に形成される空隙において、空隙の径方向の長さを空隙長とするとき、空隙長は正弦波状に変動し、空隙長の正弦波状に変動するサイクル数は、スロットの数と一致し、かつ、空隙長はティース部のロータとの対向部の略中心において最小となることを特徴とする。 The synchronous motor according to the present invention includes an annular core back portion, a plurality of teeth portions radially projecting radially inward from the core back portion, and a plurality of slots formed between the teeth portions. A stator core having a stator core, a stator that is housed in a slot and wound around a tooth portion, and a rotor that is housed inside the stator and rotates and has a magnet disposed on the surface thereof. In the gap formed between the rotor and the rotor, when the length in the radial direction of the gap is defined as the gap length, the gap length fluctuates in a sine wave shape, and the number of cycles fluctuating in the sine wave shape of the gap length is the number of slots. And the gap length is minimized at the approximate center of the portion of the teeth portion facing the rotor.
この発明に係る同期電動機は、上記構成により、モータのトルクむらの要因である、誘起電圧歪みとコギングトルクを同時に低減できる。 With the above configuration, the synchronous motor according to the present invention can simultaneously reduce induced voltage distortion and cogging torque, which are causes of motor torque unevenness.
実施の形態1.
図1乃至図10は実施の形態1を示す図で、図1は同期電動機100の断面図、図2は図1の一部拡大図、図3は空隙10の一部(ロータ5の1磁極対数分)を直線状に示した図、図4は誘起電圧の高調波解析結果(本実施の形態1と従来例とを比較)を示す図、図5はコギングトルクの高調波解析結果(本実施の形態1と従来例とを比較)を示す図、図6は正弦波形状を変化した場合の誘起電圧の高調波解析結果を示す図、図7は正弦波形状を変化した場合のコギングトルクの高調波解析結果を示す図、図8は誘起電圧の高調波含有量と平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合との関係を示す図、図9はコギングトルク(振幅値)の比率と平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合との関係を示す図、図10は図8及び図9の3種類のロータ(ロータA、ロータB、ロータC)の着磁状態を示す図である。
1 to 10 show the first embodiment. FIG. 1 is a sectional view of the synchronous motor 100, FIG. 2 is a partially enlarged view of FIG. 1, and FIG. 3 is a part of the air gap 10 (one magnetic pole of the rotor 5). 4 is a diagram showing the logarithm), FIG. 4 is a diagram showing the harmonic analysis result of the induced voltage (compare
図1、図2により、同期電動機100の構成を説明する。同期電動機100は、ステータ1と、ロータ5とを備える。図2は図1の一部拡大図であり、図2の説明は特にしない。
The configuration of the synchronous motor 100 will be described with reference to FIGS. 1 and 2. The synchronous motor 100 includes a
ステータ1は、主にステータコア1aと、巻線3で構成される。ステータコア1aは、環状のコアバック部9の内側に半径方向に放射状に突出したティース部2を複数(図1の例は12個)有し、各ティース部2間にはスロット4が複数(ティース部2と同数、12個)形成されている。
The
各ティース部2には、集中巻方式の巻線3が施され、三相の結線がなされる。ティース部2の間のスロット開口部4aから巻線3がスロット4内に挿入される。
Each
また、ティース部2の、ロータとの対向部2aの内周面の形状に、本実施の形態1は特徴があるが、先に、ロータ5の構成を説明する。
Further, although the first embodiment has a feature in the shape of the inner peripheral surface of the
ロータ5は、表面にマグネット6が配置される表面磁石配置形ロータで、軸との連結部7の外側に環状のマグネット6を備える。図1のマグネット6は、8極である。軸との連結部7は、軸8に嵌合している。
The
ステータコア1aの内周面(ロータとの対向部2aの内周面でもある)と、ロータ5の外周面の間は隙間があり、ここを空隙10と呼ぶ。空隙10のロータ5側は、滑らかな円になっているが、ステータコア1a側の面は、正弦波状に変動している。従って、空隙10の半径方向の長さを空隙長とすると、空隙長は正弦波状に変動し、その正弦波状の変動のサイクル数は、スロット4の個数と一致し、かつ、空隙長はティース部2のロータとの対向部2aの中心付近で最小となる。
There is a gap between the inner peripheral surface of the stator core 1a (also the inner peripheral surface of the opposed portion 2a to the rotor) and the outer peripheral surface of the
図3は、空隙10の正弦波状の変動を解りやすくするために、ロータ5の1磁極対数分を展開した図である。ロータ5の1磁極対数(2極)に対応する空隙長の正弦波状の変動のサイクル数は、3である。ここで、空隙長の平均値を、平均空隙長とする。また、正弦波状の変動の最大と最小の差の1/2を、正弦波の振幅値とする。
FIG. 3 is a diagram in which the number of pairs of one magnetic pole of the
上記のような構成の同期電動機100の巻線3の誘起電圧及びコギングトルクについて、有限要素法による電磁界解析を行った。その解析結果を以下説明する。 An electromagnetic field analysis was performed on the induced voltage and cogging torque of the winding 3 of the synchronous motor 100 having the above-described configuration by the finite element method. The analysis results will be described below.
図4は、図1に示す同期電動機100の巻線3の誘起電圧の高調波解析結果を示す。比較のため、空隙長が一定のものの解析結果も併せて示す。一般に、巻線3の誘起電圧の高調波は、低次の高調波である5次、7次成分が大きい。図4に示すように、5次高調波成分は、空隙長が一定のものは、約3%強の含有率であるのに対し、実施の形態1の空隙長の正弦波状の変動のサイクル数が、スロット4の個数と一致し、かつ、空隙長はティース部2のロータとの対向部2aの中心付近で最小となるものは、約2%強に低減する。また、7次高調波成分は、空隙長が一定のものは、約1%強の含有率であるのに対し、実施の形態1のものは、約1%弱に低減する。
FIG. 4 shows a harmonic analysis result of the induced voltage of the winding 3 of the synchronous motor 100 shown in FIG. For comparison, an analysis result for a case where the gap length is constant is also shown. Generally, the harmonics of the induced voltage of the
図5は、図1に示す同期電動機100のコギングトルク(振幅値)の高調波解析結果を示す。比較のため、空隙長が一定のものの解析結果も併せて示す。コギングトルクの周波数は、ステータコア1aのスロット4の数(図1では、12)と、ロータ5の磁極数(図1では、8)の最小公倍数の整数倍になる。従って、図5に示すように、24次、48次等の高調波成分のコギングトルクが発生する。図5に示すように、24次高調波成分は、空隙長が一定のものは、コギングトルクの振幅値が、約2.4[mN・m]であるのに対し、実施の形態1の空隙長の正弦波状の変動のサイクル数が、スロット4の個数と一致し、かつ、空隙長はティース部2のロータとの対向部2aの中心付近で最小となるものは、約1.2[mN・m]に低減する。また、48次高調波成分は、空隙長が一定のものは、約0.6[mN・m]であるのに対し、実施の形態1のものは、約0.1[mN・m]に低減する。
FIG. 5 shows a harmonic analysis result of the cogging torque (amplitude value) of the synchronous motor 100 shown in FIG. For comparison, an analysis result for a case where the gap length is constant is also shown. The frequency of the cogging torque is an integral multiple of the least common multiple of the number of slots 4 (12 in FIG. 1) of the stator core 1a and the number of magnetic poles of the rotor 5 (8 in FIG. 1). Therefore, as shown in FIG. 5, cogging torque of harmonic components such as 24th order and 48th order is generated. As shown in FIG. 5, the 24th harmonic component with a constant gap length has a cogging torque amplitude value of about 2.4 [mN · m], whereas the gap of the first embodiment The number of cycles of the sinusoidal variation of the length is the same as the number of the
次に、空隙長の正弦波状の変動のサイクル数が、スロット4の個数と一致しないもの、具体的には(N−1)個、(N+1)個のもの、及び空隙長はティース部2のロータとの対向部2aの中心付近で最大となるもの(これから説明する図6、図7では、正弦波数=N、空隙最小位置逆)も加えて、誘起電圧およびコギングトルクの高調波解析を行った。その結果を、図6、図7に示す。
Next, the number of cycles of the sinusoidal variation of the gap length does not match the number of
図6に示すように、空隙長の正弦波状の変動のサイクル数が(N−1)個のもの(図6では、正弦波数=N−1)は、誘起電圧の5次、7次高調波成分は、空隙長が一定のものと略等しいか、大きい。また、空隙長がティース部2のロータとの対向部2aの中心付近で最大となるもの(図6では、正弦波数=N、空隙最小位置逆)は、誘起電圧の5次、7次高調波成分は、空隙長が一定のものより大きくなる。 As shown in FIG. 6, when the number of cycles of the sinusoidal variation of the gap length is (N-1) (in FIG. 6, sine wave number = N-1), the fifth and seventh harmonics of the induced voltage. The component is substantially equal to or larger than a constant gap length. Further, the one having the largest gap length in the vicinity of the center of the portion 2a facing the rotor of the tooth portion 2 (in FIG. 6, sine wave number = N, opposite to the smallest gap position) is the fifth and seventh harmonics of the induced voltage. Components are larger than those with a constant void length.
図7に示すように、空隙長の正弦波状の変動のサイクル数が(N−1)個のもの(図7では、正弦波数=N−1)は、コギングトルクの振幅値の24次、48次高調波成分は、空隙長が一定のものと略等しいか、大きい。また、空隙長がティース部2のロータとの対向部2aの中心付近で最大となるもの(図7では、正弦波数=N、空隙最小位置逆)は、コギングトルクの振幅値の24次、48次高調波成分は、空隙長が一定のものより大きくなる。 As shown in FIG. 7, when the number of cycles of sinusoidal fluctuation of the gap length is (N−1) (in FIG. 7, the number of sine waves = N−1), the cogging torque amplitude value is 24th order, 48th. The second harmonic component is substantially equal to or larger than that having a constant gap length. In addition, the gap length that is maximum near the center of the portion 2a facing the rotor of the tooth portion 2 (in FIG. 7, the sine wave number = N, the gap minimum position reverse) is the 24th and 48th amplitude values of the cogging torque. The second harmonic component is larger than that having a constant gap length.
更に、平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合と、誘起電圧の高調波含有量及びコギングトルク(振幅値)の比率との関係について、解析を行った。結果を図8、図9に示す。尚、両図において、パラメータとして、マグネット6の着磁波形を変えた3種類のロータ5(ロータA、ロータB、ロータC)について解析している(図10参照)。
Furthermore, the relationship between the ratio of the amplitude value of the sine wave to the average gap length and the ratio of the harmonic content of the induced voltage and the cogging torque (amplitude value) was analyzed. The results are shown in FIGS. In both figures, three types of rotors 5 (rotor A, rotor B, and rotor C) in which the magnetizing waveform of the
図8に示すように、空隙長が一定である場合の誘起電圧の高調波含有量を1としたとき、平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合が大きくなると、誘起電圧の高調波含有量は1より暫時小さくなる。例えば、平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合が50%になると、誘起電圧の高調波含有量は約0.7程度になる。 As shown in FIG. 8, when the harmonic content of the induced voltage when the gap length is constant is 1, and the ratio of the amplitude value of the sine wave to the average gap length increases, the harmonic content of the induced voltage Becomes smaller than 1 for a while. For example, when the ratio of the amplitude value of the sine wave to the average gap length is 50%, the harmonic content of the induced voltage is about 0.7.
図9に示すように、空隙長が一定である場合のコギングトルク(振幅値)を1としたとき、平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合が10%でコギングトルクは0.8弱になり、平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合が約35%でコギングトルクは最小となり(約0.4)、その後増加し、約50%で空隙長が一定の場合と同じ1程度になり、50%を超えると急激に増加する。 As shown in FIG. 9, when the cogging torque (amplitude value) when the gap length is constant is 1, the ratio of the amplitude value of the sine wave to the average gap length is 10% and the cogging torque is less than 0.8. When the ratio of the amplitude value of the sine wave to the average gap length is about 35%, the cogging torque becomes minimum (about 0.4), and then increases, and about 50%, which is about the same as when the gap length is constant. If it exceeds 50%, it will increase rapidly.
従って、誘起電圧の高調波含有量及びコギングトルクの両方を、空隙長が一定である場合より低減できる平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合は、10〜50%となる。 Therefore, the ratio of the amplitude value of the sine wave with respect to the average gap length that can reduce both the harmonic content of the induced voltage and the cogging torque as compared with the case where the gap length is constant is 10 to 50%.
図8、図9に示すように、マグネット6の着磁状態によらず、平均空隙長に対する正弦波の振幅値の割合が10〜50%で、誘起電圧の高調波含有量及びコギングトルクの両方を、空隙長が一定である場合より低減できる。
As shown in FIGS. 8 and 9, the ratio of the amplitude value of the sine wave to the average gap length is 10 to 50% regardless of the magnetized state of the
マグネット6の着磁が極異方性ではなく、パラレル着磁(磁束の方向が平行)やラジアル着磁(磁束の方向が径方向)の場合についても同様の効果があることが、解析により確認できている。
It is confirmed by analysis that the same effect can be obtained when the
実施の形態2.
図11は実施の形態2を示す図で、同期電動機200の部分断面図である。図11に示す同期電動機200は、ステータコア1aのティース部2のロータとの対向部2aの内周面の形状が、図1のものと異なる。図11に示すように、ティース部2の中央付近にロータ5側に向かって突出する突起部11を有する。また、ティース部2のロータとの対向部2aの周方向両側に張り出した部分のロータ5側の周面に切欠き部12を有する。そして、突起部11と切欠き部12により、空隙長の変動を略正弦波状にしている。
FIG. 11 is a partial cross-sectional view of the synchronous motor 200 showing the second embodiment. The synchronous motor 200 shown in FIG. 11 is different from that in FIG. 1 in the shape of the inner peripheral surface of the facing portion 2a of the
上記の形状は、実施の形態1と同様、空隙長は略正弦波状に変動し、その正弦波状の変動のサイクル数は、スロット4の個数と一致し、かつ、空隙長はティース部2のロータとの対向部2aの中心付近で最小となる。
In the above-described shape, the gap length fluctuates in a substantially sine wave shape as in the first embodiment, the number of cycles of the sine wave fluctuation matches the number of
従って、実施の形態1と同様、誘起電圧の高調波含有量およびコギングトルクの両方を同時に低減できる効果を奏する。 Therefore, as in the first embodiment, there is an effect that both the harmonic content of the induced voltage and the cogging torque can be simultaneously reduced.
また、突起部11と切欠き部12間に、ロータと同心の円弧部分13を有する。このロータと同心の円弧部分13は、空隙長が一定の場合の、ステータコア1aの内周面に相当する。従って、ステータコア1aの寸法管理がしやすいという効果がある。
Further, an arc portion 13 concentric with the rotor is provided between the protrusion 11 and the
実施の形態3.
図12、図13は実施の形態3を示す図で、図12はステータコア1aの製造工程を示す図、図13はステータコア1aの積層方法の違いによるコギングトルクの変化を示す図である。
FIGS. 12 and 13 are diagrams showing the third embodiment, FIG. 12 is a diagram showing a manufacturing process of the stator core 1a, and FIG. 13 is a diagram showing a change in cogging torque due to a difference in the lamination method of the stator core 1a.
図12により、ステータコア1aの積層手順を説明する。 With reference to FIG. 12, the lamination procedure of the stator core 1a will be described.
STEP1において、無方向性電磁鋼板からプレスによりコアを打ち抜く。 In STEP1, the core is punched out of the non-oriented electrical steel sheet by pressing.
STEP2において、打ち抜いたコアを、数枚毎のブロックに分割する。 In STEP2, the punched core is divided into several blocks.
STEP3において、第1ブロックに対し、第2ブロックを360゜/スロット数の整数倍、回転させて第1ブロックに積み加える。回転させたときに、各ティース部2の位置が一致するようにするためである。
In
STEP4において、第2ブロックに対し、第3ブロックを360゜/スロット数の整数倍、回転させて第2ブロックに積み加える。このとき、STEP3と同じ方向に回転させる。
In
STEP5において、以下、全てのブロックを、同様にして積み上げる。 In STEP5, all blocks are stacked in the same manner.
STEP6において、積み上げたコアを、カシメまたは溶接で固定する。
In
STEP7において、ステータコア1aが完成する。
In
また、積層するコアの枚数はスロット数が偶数であれば、スロット数/2の整数倍であることが望ましく、奇数であれば、スロット数の整数倍であることが望ましい。 The number of cores to be stacked is preferably an integer multiple of the number of slots / 2 if the number of slots is an even number, and is preferably an integer multiple of the number of slots if the number of slots is an odd number.
このようにステータコア1aを製造することによって得られる効果を以下に記述する。 Effects obtained by manufacturing the stator core 1a as described above will be described below.
無方向性電磁鋼板は、その磁気特性に異方性が無いことを特徴とする。つまり、どの向きで使用しても、比透磁率は一様である。しかし、実際は、ロールの圧延方向に若干の磁気異方性をもつ。特に、無方向性電磁鋼板のグレードが高いほど、その磁気異方性の差は大きい傾向にある。 Non-oriented electrical steel sheets are characterized in that there is no anisotropy in their magnetic properties. That is, the relative permeability is uniform regardless of the orientation used. However, actually, it has a slight magnetic anisotropy in the rolling direction of the roll. In particular, the higher the grade of non-oriented electrical steel sheet, the greater the difference in magnetic anisotropy.
図13に示すように、磁気異方性を有するコアを同一方向に積層するステータコア1a(図13の従来コア)は、ロータ5の磁極数と同数の高調波成分をもつコギングトルクが発生する。これは一方向に突極性をもつことと同義となるためである。
As shown in FIG. 13, the stator core 1 a in which cores having magnetic anisotropy are stacked in the same direction (conventional core in FIG. 13) generates cogging torque having the same number of harmonic components as the number of magnetic poles of the
また、実施の形態2のように、ロータとの対向部2aに突起部11をもつ場合、突起部11の寸法のばらつきが、コギングトルクの増加に繋がる場合がある。一つのティース部2の突起部11が他のティース部2の突起部11より大きい、または小さい場合、これもやはり、ロータ5の磁極数と同数の高調波成分をもつコギングトルクが発生することになる。また、一つのティース部2に限らず、複数のティース部2の突起部11の寸法がばらつく場合も、やはり、ロータ5の磁極数と同数の高調波成分をもつコギングトルクが発生する。特に、三相のうち、同相のティース部2の突起部11の寸法が他より大きいまたは小さい場合、ロータ5の磁極数と同数の高調波成分をもつコギングトルクはより大きくなる。
Further, as in the second embodiment, in the case where the protruding portion 11 is provided in the portion 2a facing the rotor, variation in the size of the protruding portion 11 may lead to an increase in cogging torque. When the protrusion 11 of one
即ち、この実施の形態3によって製造されるステータコア1aは、無方向性電磁鋼板の異方性による磁気特性のアンバランス(突極性)や、ティース部2に突起部11を設けた場合の突起部11の寸法のばらつきによる磁気特性のアンバランスをキャンセルすることができ、コギングトルクのうち、ロータ5の磁極数と同数の高調波成分をもつものを低減できる。
That is, the stator core 1a manufactured according to the third embodiment has an imbalance (saliency) in magnetic characteristics due to anisotropy of the non-oriented electrical steel sheet, and a protrusion when the protrusion 11 is provided on the
実施の形態4.
図14、図15は実施の形態4を示す図で、図14は同期電動機300の部分断面図、図15はトルク波形を示す図である。
14 and 15 show the fourth embodiment, FIG. 14 is a partial cross-sectional view of the synchronous motor 300, and FIG. 15 shows a torque waveform.
図14に示す同期電動機300は、各ティース部2のロータとの対向部2aは全て周方向に連結されている。即ち、ステータコア1aのロータとの対向部2aには、スロット開口部4aを設けないことを特徴とする。コアバック部9に、スロット開口部9aが設けられている。巻線3は、コアバック部9に設けられたスロット開口部9aから挿入される。
In the synchronous motor 300 shown in FIG. 14, the facing portions 2 a of the
ステータ1とロータ5との間の空隙10は、実施の形態1と同様、空隙長は正弦波状に変動し、その正弦波状の変動のサイクル数は、スロット4の個数と一致し、かつ、空隙長はティース部2のロータとの対向部2aの中心付近で最小となる。
In the
図示はしていないが、実施の形態2のように、ティース部2の中央付近にロータ5側に向かって突出する突起部11を有し、ティース部2のロータとの対向部2aの周方向両側に張り出した部分のロータ5側の周面に切欠き部12を有し、突起部11と切欠き部12のより、空隙長の変動を略正弦波状にするものでもよい。
Although not shown in the drawings, as in the second embodiment, there is a protruding portion 11 that protrudes toward the
このような構造にすることによって、図15に示すように、スロット開口部4aで発生していた磁気的な不均一が生じにくくなり、コギングトルクの発生及びトルクむらの発生を抑えることができる。 With this structure, as shown in FIG. 15, the magnetic non-uniformity generated in the slot opening 4a is less likely to occur, and the occurrence of cogging torque and torque unevenness can be suppressed.
1 ステータ、1a ステータコア、2 ティース部、2a ロータとの対向部、3 巻線、4 スロット、4a スロット開口部、5 ロータ、6 マグネット、7 軸との連結部、8 軸、9 コアバック部、9a スロット開口部、10 空隙、11 突起部、12 切欠き部、13 ロータと同心の円弧部分、100 同期電動機、200 同期電動機、300 同期電動機。
DESCRIPTION OF
Claims (7)
前記ステータの内側に収納されて回転し、マグネットを表面に配置するロータとを具備し、
前記ステータと前記ロータとの間に形成される空隙において、該空隙の径方向の長さを空隙長とするとき、前記空隙長は正弦波状に変動し、前記空隙長の正弦波状に変動するサイクル数は、前記スロットの数と一致し、かつ、前記空隙長は前記ティース部の前記ロータとの対向部の略中心において最小となることを特徴とする同期電動機。 A stator core having an annular core back portion, a plurality of teeth portions radially projecting radially inward from the core back portion, and a plurality of slots formed between the teeth portions; And a stator having a winding wound around the teeth portion,
A rotor that is housed inside the stator and rotates, and a magnet is disposed on the surface;
In the air gap formed between the stator and the rotor, when the length in the radial direction of the air gap is the air gap length, the air gap length fluctuates in a sine wave shape and the cycle fluctuates in a sine wave shape of the air gap length. The number of slots is the same as the number of slots, and the gap length is minimized at the approximate center of the teeth portion facing the rotor.
前記ステータの内側に収納されて回転し、マグネットを表面に配置するロータとを具備し、
前記ティース部は、略中央部に前記ロータに向かって突出する突起部を有し、かつ、前記ティース部の前記ロータとの対向部の周方向両側に張り出した部分の前記ロータ側の周面に切欠き部を有し、
前記ステータと前記ロータとの間に形成される空隙において、該空隙の径方向の長さを空隙長とするとき、前記突起部と前記切欠き部とにより、前記空隙長が略正弦波状に変動することを特徴とする同期電動機。 A stator core having an annular core back portion, a plurality of teeth portions radially projecting radially inward from the core back portion, and a plurality of slots formed between the teeth portions; And a stator having a winding wound around the teeth portion,
A rotor that is housed inside the stator and rotates, and a magnet is disposed on the surface;
The teeth portion has a protrusion that protrudes toward the rotor at a substantially central portion, and a portion of the teeth portion that protrudes on both sides in the circumferential direction of the portion facing the rotor, on the circumferential surface on the rotor side. Has a notch,
In the air gap formed between the stator and the rotor, when the length in the radial direction of the air gap is the air gap length, the air gap length varies substantially sinusoidally due to the protrusion and the notch. A synchronous motor characterized by
前記ステータコアを、無方向性電磁鋼板を該ステータコア形状に打ち抜いて積層する際に、前記無方向性電磁鋼板の圧延方向が、該ステータコアの積層方向において変化するように積層することを特徴とする同期電動機の製造方法。 In the manufacturing method of the synchronous motor according to any one of claims 1 to 4,
When the non-oriented electrical steel sheet is laminated by punching the non-oriented electrical steel sheet into the stator core shape, the stator core is laminated so that the rolling direction of the non-oriented electrical steel sheet changes in the stacking direction of the stator core. A method for manufacturing an electric motor.
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