JP2010119263A - Motor and controller for the same - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、自動車やトラック等に搭載されるモータおよびその制御装置に関する。 The present invention relates to a motor mounted on an automobile, a truck, and the like and a control device thereof.
3相交流モータは、従来より広く使用されている。図66はその概略的な構成を示す縦断面図の例である。811はモータ出力軸、812はロータコア、817および818はロータ表面に取り付けられたN極永久磁石およびS極永久磁石、813は軸受け、814はステータコア、815は巻線のコイルエンド、816はモータケースである。
図67は図66の断面AA−AAを示す横断面図である。このモータは、3相交流、2極、12スロットであり、巻線は全節巻き、分布巻きである。
ステータの歯は円周方向に、821、822、823、824、825、826、827、828、829、82A、82B、82Cである。各歯に挟まれた各スロットには3相の巻線が巻回され、U相巻線は82D、82J、82K、82Qであり、V相巻線は82H、82N、82P、82Gであり、W相巻線は82M、82E、82F、82Lである。
Three-phase AC motors have been widely used conventionally. FIG. 66 is an example of a longitudinal sectional view showing the schematic configuration. 811 is a motor output shaft, 812 is a rotor core, 817 and 818 are N-pole permanent magnets and S-pole permanent magnets mounted on the rotor surface, 813 is a bearing, 814 is a stator core, 815 is a coil end of a winding, and 816 is a motor case. It is.
67 is a transverse sectional view showing a section AA-AA in FIG. This motor has three-phase alternating current, two poles and twelve slots, and the windings are full-pitch winding and distributed winding.
The teeth of the stator are 821, 822, 823, 824, 825, 826, 827, 828, 829, 82A, 82B, and 82C in the circumferential direction. Three-phase windings are wound in each slot sandwiched between the teeth, the U-phase windings are 82D, 82J, 82K, and 82Q, and the V-phase windings are 82H, 82N, 82P, and 82G, W-phase windings are 82M, 82E, 82F, and 82L.
図68は巻線図であり、横軸にステータの回転方向の各位置を電気角角度で示している。なお、このモータは2極のモータの例なので機械角と電気角は一致している。
UはU相巻線の端子でU相電流Iuが通電され、VはV相巻線の端子でV相電流Ivが通電され、WはW相巻線の端子でW相電流Iwが通電され、Nは3相Y結線の中性点である。831はU相巻線の渡り線、832はV相巻線の渡り線、833はW相巻線の渡り線である。
図69は3相巻線の結線図で、Y結線である。834はU相巻線、835はV相巻線、836はW相巻線である。
図66から図69に示した表面磁石型のブラシレスモータは、優れたモータとして広く活用されている。
U is the terminal of the U-phase winding, the U-phase current Iu is applied, V is the terminal of the V-phase winding, the V-phase current Iv is applied, and W is the W-phase winding, the terminal is supplied with the W-phase current Iw. , N is the neutral point of the three-phase Y connection. 831 is a connecting wire for the U-phase winding, 832 is a connecting wire for the V-phase winding, and 833 is a connecting wire for the W-phase winding.
FIG. 69 is a connection diagram of a three-phase winding, and is a Y connection. 834 is a U-phase winding, 835 is a V-phase winding, and 836 is a W-phase winding.
The surface magnet type brushless motor shown in FIGS. 66 to 69 is widely used as an excellent motor.
しかし、さらなる高性能化、小型化、低コスト化の観点では、用途にもよるが以下に示すような問題点がある。
モータの基本的な特性として、力Fはフレミングの法則で表され、トルクTは次式で表される。
F=BIL………………………………………………………………………………(1)
T=FR…………………………………………………………………………………(2)
ここで、Iは作用する電流、Lは有効に作用する巻線の長さ、Rはロータの半径である。図67に示すモータの場合、歯の部分の磁性鋼板の最大磁束密度Bmax=2[T]とし、ステータとロータの間のエアギャップ部近傍のスロットの円周方向長Wsと歯の円周方向長Wtが同一であると仮定すると、モータのトルクとして作用する平均磁束密度は1[T]となる。従って、図67に示すモータの問題として、磁性材料として得られる最大磁束密度Bmax=2[T]が十分に活用されていないという問題がある。
モータの小型化の観点では、そのピークトルクが重要な特性であるが、ピークトルクも同じ観点で不十分である。
However, from the viewpoints of higher performance, smaller size, and lower cost, there are the following problems depending on the application.
As basic characteristics of the motor, the force F is expressed by Fleming's law, and the torque T is expressed by the following equation.
F = BIL ……………………………………………………………………………… (1)
T = FR …………………………………………………………………………………… (2)
Here, I is the acting current, L is the length of the winding that works effectively, and R is the radius of the rotor. In the case of the motor shown in FIG. 67, the maximum magnetic flux density Bmax = 2 [T] of the magnetic steel plate at the tooth portion, the circumferential length Ws of the slot near the air gap portion between the stator and the rotor, and the circumferential direction of the tooth Assuming that the lengths Wt are the same, the average magnetic flux density acting as the motor torque is 1 [T]. Therefore, as a problem of the motor shown in FIG. 67, there is a problem that the maximum magnetic flux density Bmax = 2 [T] obtained as a magnetic material is not sufficiently utilized.
The peak torque is an important characteristic from the viewpoint of miniaturization of the motor, but the peak torque is also insufficient from the same viewpoint.
ステータの問題としては、図67から推察されるように、スロットの開口部が狭く、巻線の巻回のし難さから巻線の占積率が低くなるためトルクが低下する問題が有り、コイルエンドのロータ軸方向長さが長くなるためモータが大型化する問題が有り、巻線の生産性も低くなるため生産コストの問題がある。
図67に示すロータの問題としては、ロータ強度の問題およびその遠心力強度から最大許容回転数の問題がある。永久磁石817、818に作用する遠心力に耐えられる構成とする場合には、その補強コストの問題が発生する。モータの出力Poutは、トルクと回転角速度ωの積として表されるので、回転数制約は出力の制約となる問題がある。
また、表面磁石型のブラシレスモータの場合、界磁弱め制御が難しく、界磁制御による定出力制御が難しいという問題がある。
As inferred from FIG. 67, the problem of the stator is that the opening of the slot is narrow, and the winding factor is low due to the difficulty of winding of the winding, so the torque decreases, Since the length of the coil end in the axial direction of the rotor is increased, there is a problem that the motor is increased in size, and the productivity of the winding is also decreased, resulting in a problem of production cost.
As a problem of the rotor shown in FIG. 67, there is a problem of the rotor strength and a problem of the maximum allowable rotational speed due to the centrifugal force strength. In the case of a configuration capable of withstanding the centrifugal force acting on the
In the case of a surface magnet type brushless motor, field weakening control is difficult, and constant output control by field control is difficult.
高性能な永久磁石型のブラシレスモータには、ネオジムNd、鉄Fe、ボロンBで構成されるいわゆる希土類磁石が一般的に使用されているが、高価な材料であり、コストの問題がある。特に近年では、資源枯渇の問題としても注目され、懸念されている。
また、モータは、色々な負荷条件で使用され、電気自動車、ハイブリッド自動車などでは、最大トルクは大きく必要とするが、通常運転時は比較的軽負荷であって、軽負荷時のモータ効率が自動車の燃費として強く作用する。モータ効率の観点で、電流が巻線に流れることによるジュール損、界磁磁束が回転することに伴う鉄損、軸受けなどで発生する機械損があり、軽負荷では永久磁石界磁に伴う鉄損が問題となる運転領域も少なくない。特に、モータが連れ回りをし、トルクを発生する必要のない運転領域では、鉄損成分トルクが「引きづりトルク」とも言われ、永久磁石の磁束の存在そのものが問題になることもある。
A so-called rare earth magnet composed of neodymium Nd, iron Fe, and boron B is generally used for a high-performance permanent magnet type brushless motor, but it is an expensive material and has a problem of cost. In particular, in recent years, it has attracted attention and concern as a problem of resource depletion.
In addition, motors are used under various load conditions. Electric vehicles, hybrid vehicles, etc. require a large maximum torque, but they are relatively light loads during normal operation, and the motor efficiency at light loads is high. It works strongly as a fuel economy. From the viewpoint of motor efficiency, there are Joule loss due to current flowing in the winding, iron loss due to rotation of field magnetic flux, mechanical loss caused by bearings, etc., and iron loss due to permanent magnet field at light loads. There are not a few operating areas where this is a problem. In particular, in an operation region in which the motor rotates and the torque does not need to be generated, the iron loss component torque is also called “drag torque”, and the presence of the magnetic flux of the permanent magnet itself may be a problem.
図68は図66、図67のモータの巻線図であり、横軸はロータの回転角を電気角で示している。3相の入力端子U、V、Wから3相電流Iu、Iv、Iwが各3相巻線へ供給される。831はU相巻線の渡り線、832はV相巻線の渡り線、833はW相巻線の繋ぎ線、Nは星形結線の中性点である。この巻線図は、全節巻き、分布巻きであり、各巻線の配置が複雑で製作が難しいという問題、巻線の占積率が低下する問題、巻線の交差によりコイルエンド部が軸方向に長くなる問題などがある。
図69は前記モータを3相インバータで駆動する場合の構成を示している。84Dはバッテリなどの直流電源、841、842、843、844、845、846はパワートランジスタ、847、848、849、84A、84B、84Cは各パワートランジスタに並列に配置されたダイオードである。834はU相巻線、835はV相巻線、836はW相巻線である。パワートランジスタ等が多く必要であり、そのコストの問題がある。
また、巻線へ電流を供給する時に、2個のトランジスタが直列に接続されているので、トランジスタのオン損失に起因するインバータ効率の問題がある。当然であるが、モータとインバータを含む制御装置とがセットで、その性能、大きさ、コストの点で競争力が求められている。
68 is a winding diagram of the motor of FIGS. 66 and 67, and the horizontal axis indicates the rotation angle of the rotor in electrical angle. Three-phase currents Iu, Iv, and Iw are supplied from the three-phase input terminals U, V, and W to the three-phase windings. 831 is a connecting wire of the U-phase winding, 832 is a connecting wire of the V-phase winding, 833 is a connecting wire of the W-phase winding, and N is a neutral point of the star connection. This winding diagram is full-pitch winding and distributed winding, each winding is complicated and difficult to manufacture, the winding space factor is reduced, and the coil ends are axial due to winding crossing There is a problem that becomes longer.
FIG. 69 shows a configuration when the motor is driven by a three-phase inverter. 84D is a DC power source such as a battery, 841, 842, 843, 844, 845, and 846 are power transistors, and 847, 848, 849, 84A, 84B, and 84C are diodes arranged in parallel to the respective power transistors. 834 is a U-phase winding, 835 is a V-phase winding, and 836 is a W-phase winding. Many power transistors and the like are necessary, and there is a problem of the cost.
In addition, since two transistors are connected in series when current is supplied to the winding, there is a problem of inverter efficiency due to on-loss of the transistors. As a matter of course, a motor and a control device including an inverter are a set, and competitiveness is required in terms of performance, size, and cost.
図70は2極のマルチフラックスバリア型ロータを持つ3相交流モータの例である。
ステータは図67と同じである。ロータの851は軟磁性体からなる細い磁路であり、852はスリット状の空隙部で磁束を妨げることからフラックスバリアとも言われている。この図ではロータの上側と下側がロータの磁束の通る方向、即ち、ロータの磁極となっている。これらの磁極の磁束密度は、磁路とスリットが交互に配置されていることから、軟磁性体の飽和磁束密度の約半分であり、最大磁束密度が使えていないという問題がある。この種のモータの力率は、0.6から0.8位であり、高くはない。
また、ロータの強度は、軟磁性体の細い部分が多く、高速回転では遠心力に対する強度確保の問題がある。駆動するインバータは、図69に示すようなインバータである。
FIG. 70 shows an example of a three-phase AC motor having a two-pole multi-flux barrier type rotor.
The stator is the same as in FIG. A
In addition, the rotor has many thin portions of soft magnetic material, and there is a problem of securing strength against centrifugal force at high speed rotation. The inverter to drive is an inverter as shown in FIG.
他の従来モータの横断面図を図71に示す。スイッチトリラクタンスモータと言われるモータで、ステータに6個の磁極である歯、ロータに4個の磁極を持っている。多くの研究が成されているが、まだ実用化の例は少ない。
図71に示すスイッチトリラクタンスモータは、永久磁石を使用せず低コストであり、ステータの巻線は集中巻きで簡素な構成であり、ステータの突極とロータの突極とに作用する磁束は、電磁鋼板の飽和磁束密度で作用するので、高磁束密度の電磁気現象を利用でき、ロータが堅牢なので高速回転が可能である。
図71に示すスイッチトリラクタンスモータの問題点は、回転に伴ってステータとロータ間に作用するラジアル力が、円周方向に90°異なる位置へ変化するため、また、駆動電流がスイッチ的に作用させるため、特にステータのラジアル方向変形が大きく、振動、騒音が大きい問題がある。巻線の使用効率については、トルクを発生するために通電する電流が図71に図示する12個の巻線の内の4個の巻線に通電され、4/12=1/3の巻線使用効率であり低く、結果として巻線の発熱であるジュール損が大きくなる問題がある。
The switched reluctance motor shown in FIG. 71 does not use a permanent magnet and is low-cost. The winding of the stator has a simple configuration with concentrated winding, and the magnetic flux acting on the salient pole of the stator and the salient pole of the rotor is Since it operates at the saturation magnetic flux density of the electromagnetic steel sheet, it is possible to use an electromagnetic phenomenon with a high magnetic flux density, and because the rotor is robust, high-speed rotation is possible.
The problem with the switched reluctance motor shown in FIG. 71 is that the radial force acting between the stator and the rotor changes with rotation to a position that differs by 90 ° in the circumferential direction, and the drive current acts like a switch. Therefore, there is a problem that the radial deformation of the stator is particularly large, and vibration and noise are large. With respect to the use efficiency of the windings, the current that is energized to generate torque is energized to four of the twelve windings shown in FIG. 71, and 4/12 = 1/3 windings. There is a problem that the use efficiency is low, and as a result, the Joule loss, which is the heat generation of the windings, becomes large.
図72は図71のモータを駆動するインバータの例である。871、872、873、874、875、876はパワートランジスタ、877、878、879、87A、87B、87Cは各パワートランジスタと各巻線87D、87E、87Fに逆並列に配置されたダイオードであり、磁気エネルギーを直流電源84Dへ返す、あるいは各トランジスタと巻線を介してフライホイール電流を流すこともできる。ここで、巻線87DはA相の巻線867、868と86E、86Dとを直列に巻回した巻線である。巻線87EはB相の巻線86F、86Gと86A、869とを直列に巻回した巻線である。巻線87FはC相の巻線86B、86Cと86J、86Hとを直列に巻回した巻線である。
72 shows an example of an inverter for driving the motor of FIG. 871, 872, 873, 874, 875, and 876 are power transistors, and 877, 878, 879, 87A, 87B, and 87C are diodes arranged in antiparallel to the power transistors and the
本発明モータの構成は、3相の全節巻き巻線を巻回するスロットを持ち、電気角360°の間に6個の歯を持ったステータコアと、ステータの各スロットに配置した全節巻き、集中巻きの3相巻線と、軟磁性体で構成される主突極磁極を持ったロータで構成される。 各巻線へは、交流ではなく一方向の電流が通電され、より簡単なインバータで駆動することが可能である。ステータの突極とロータの突極とが相互に吸引するように作用させるので、通常の珪素鋼板を使用すれば、約2テスラの磁束密度での動作が可能であり、大きなトルクを得ることができる。また、モータには高価な永久磁石を必要とせず、安価である。 The motor of the present invention has a slot for winding a three-phase full-pitch winding, a stator core having six teeth at an electrical angle of 360 °, and full-pitch turns arranged in each slot of the stator. The rotor has a concentrated three-phase winding and a main salient pole formed of a soft magnetic material. Each winding is supplied with a current in one direction instead of alternating current, and can be driven by a simpler inverter. Since the stator salient poles and the rotor salient poles act so as to attract each other, if a normal silicon steel plate is used, operation with a magnetic flux density of about 2 Tesla is possible, and a large torque can be obtained. it can. Also, the motor does not require an expensive permanent magnet and is inexpensive.
また、本発明のモータは、ロータの電気角360°の間に2個の主突極磁極と2個の補助突極磁極とを備えることにより、特に低速回転において、トルクリップルの小さい駆動が可能である。
そして、主突極磁極の円周方向幅Hm、補助突極磁極の円周方向幅Hh、スロットの開口部の幅Hsとを所定の関係とすることにより効果的にトルクを得ることができる。
また、本発明のロータは、主突極磁極と補助突極磁極とが円周方向に交互に配置されるが、相互の間隔を不等間隔にし、片方向のトルク発生をより効果的にすることもできる。 また、本発明のモータは、ステータの歯のロータ軸方向端に軟磁性体を付加することにより、それぞれの磁気飽和を低減し、トルクを増加させることができる。
In addition, the motor of the present invention is provided with two main salient poles and two auxiliary salient poles between the rotor electrical angle of 360 °, so that it is possible to drive with low torque ripple, especially at low speed rotation. It is.
The torque can be effectively obtained by setting the circumferential width Hm of the main salient pole magnetic pole, the circumferential width Hh of the auxiliary salient pole magnetic pole, and the width Hs of the opening of the slot in a predetermined relationship.
In the rotor of the present invention, the main salient pole magnetic pole and the auxiliary salient pole magnetic pole are alternately arranged in the circumferential direction. You can also. Moreover, the motor of this invention can reduce each magnetic saturation and can increase a torque by adding a soft magnetic body to the rotor axial direction end of a stator tooth.
また、本発明のモータは、ステータの歯あるいはロータ磁極のロータ軸方向端に軟磁性体と永久磁石を付加することにより、それぞれの磁気飽和を低減し、トルクを増加させることができる。
また、本発明のモータは、ステータの歯あるいはロータ磁極のロータ軸方向端に軟磁性体と磁束を励起する巻線を付加することにより、それぞれの磁気飽和を低減し、トルクを増加させることができる。
また、本発明のモータは、ステータのスロットのロータ側端近傍に永久磁石を配置することにより、それぞれの磁気飽和を低減し、トルクを増加させることができる。
Further, the motor of the present invention can reduce the respective magnetic saturation and increase the torque by adding a soft magnetic material and a permanent magnet to the stator tooth or the rotor axial end of the rotor magnetic pole.
In addition, the motor of the present invention can reduce the magnetic saturation and increase the torque by adding a soft magnetic body and a coil for exciting magnetic flux to the stator tooth or the rotor axial end of the rotor magnetic pole. it can.
Moreover, the motor of this invention can reduce each magnetic saturation and can increase a torque by arrange | positioning a permanent magnet in the rotor side end vicinity of the slot of a stator.
また、本発明のモータは、ステータの歯あるいはロータの主突極磁極あるいはロータの補助突極磁極の形状が、その先端部の円周方向幅よりバックヨーク側の円周方向幅の方が大きい構成とすることにより、それぞれの磁気飽和を低減し、トルクを増加させることができる。
また、本発明のモータは、ロータの補助突極磁極のロータ軸方向端に軟磁性体を付加することにより、それぞれの磁気飽和を低減し、トルクを増加させることができる。
また、本発明のモータは、ロータの主突極磁極において、ある磁極から他の磁極の方向にスリットを設けることにより、磁束の分布を改善し、トルクを増加させることができる。
Further, in the motor of the present invention, the shape of the stator teeth or the rotor main salient pole magnetic pole or the rotor auxiliary salient pole magnetic pole is larger in the circumferential width on the back yoke side than the circumferential width of the tip. By adopting the configuration, each magnetic saturation can be reduced and the torque can be increased.
Moreover, the motor of this invention can reduce each magnetic saturation and can increase a torque by adding a soft magnetic body to the rotor axial direction end of the auxiliary salient pole magnetic pole of the rotor.
The motor of the present invention can improve the distribution of magnetic flux and increase the torque by providing a slit in the main salient pole of the rotor from one magnetic pole to the other.
また、本発明のモータは、前記スリットに永久磁石を配置することにより、磁束分布を改善することにより力率を改善し、トルクを増加させることができる。
また、本発明のモータは、前記の種々方法を組み合わせることにより、より効果的にトルクを増加させることができる。
また、本発明のモータは、スロットの開口部側に配置される巻線の断面積SBTがバックヨーク側に配置される巻線の断面積SBBより小さくし、スロット開口部側の電流密度を高めることにより、スロット開口部近傍の漏れ磁束を低減することができ、軟鉄部の磁気飽和を低減し、モータの最大トルクを増加させることができる。
Moreover, the motor of this invention can improve a power factor and improve a torque by improving a magnetic flux distribution by arrange | positioning a permanent magnet to the said slit.
The motor of the present invention can increase torque more effectively by combining the various methods described above.
In the motor of the present invention, the cross-sectional area SBT of the winding arranged on the opening side of the slot is made smaller than the cross-sectional area SBB of the winding arranged on the back yoke side, thereby increasing the current density on the slot opening side. As a result, the leakage magnetic flux near the slot opening can be reduced, the magnetic saturation of the soft iron portion can be reduced, and the maximum torque of the motor can be increased.
また、本発明のモータは、歯のスロット開口部側の軟磁性材SMAは飽和磁束密度が、歯のスロット奥側の軟磁性材SMBの飽和磁束密度より相対的に大きくすることにより、軟鉄部の磁気飽和を低減し、モータの最大トルクを増加させることができる。
また、本発明のモータは、ロータの軟磁性体にアモルファス金属を使用することにより、効果的にロータの損失を低減することができる。
また、本発明のN極モータで、ステータの巻線束の数が3N/2であり、モータの中心から外周までにステータに配置された巻線の数が同一円周方向角度の位置では1個あるいは2個である様に構成し、各巻線の干渉、交差を低減し、巻線の占積率を向上し、生産性の高い巻線とすることができる。
In the motor of the present invention, the soft magnetic material SMA on the tooth slot opening side has a saturation magnetic flux density relatively larger than the saturation magnetic flux density of the soft magnetic material SMB on the tooth slot back side, so that the soft iron portion The magnetic saturation of the motor can be reduced and the maximum torque of the motor can be increased.
Moreover, the motor of this invention can reduce the loss of a rotor effectively by using an amorphous metal for the soft magnetic body of a rotor.
Further, in the N-pole motor of the present invention, the number of winding bundles of the stator is 3N / 2, and the number of windings arranged on the stator from the motor center to the outer periphery is one at the same circumferential angle. Or it is comprised so that it may be two pieces, the interference and crossing of each coil | winding can be reduced, the space factor of a coil | winding can be improved, and it can be set as a highly productive coil | winding.
また、本発明のモータは、ステータコアの軸方向端の近傍において、一部のスロットの形状がバックヨーク側へ広げた形状であり、ステータコアの軸方向端の近傍において他のスロットの形状が軸方向から円周方向へ曲がった形状であり、このスロット形状の改善により、各巻線はステータコアの角部で円弧状に滑らかに無理なく巻回することができ、同時に、それぞれのスロットに巻回される巻線の物理的な干渉を大幅に低減できる。その結果、コイルエンド部のロータ軸方向の突き出し量を大幅に低減することができる。
さらに、コイルエンド部の外周側にステータコアを付加して配置することにより、前記のスロット形状の変形によりバックヨークの磁路が減少した問題を低減することができる。
また、ロータ軸方向端近傍のスロットを広げることにより、巻線とステータコアの間の絶縁紙を交差させるスペースを確保し、スロット内の絶縁紙とステータコア端近傍の絶縁紙とを無理なく接続させることができる。
In the motor of the present invention, the shape of some slots is expanded toward the back yoke side in the vicinity of the axial end of the stator core, and the shape of other slots is axial in the vicinity of the axial end of the stator core. Since the slot shape has been improved, each winding can be smoothly and smoothly wound in a circular arc shape at the corner of the stator core, and simultaneously wound in each slot. Winding physical interference can be greatly reduced. As a result, the amount of protrusion of the coil end portion in the rotor axial direction can be greatly reduced.
Furthermore, the problem that the magnetic path of the back yoke is reduced due to the deformation of the slot shape can be reduced by arranging the stator core on the outer peripheral side of the coil end portion.
In addition, by expanding the slot near the rotor axial end, it is possible to secure a space for crossing the insulating paper between the winding and the stator core, and to easily connect the insulating paper in the slot and the insulating paper near the stator core end. Can do.
また、本発明のモータは、各巻線の電流を一方向電流でも駆動することができるので、モータの各巻線の片端KDをインバータの電源の安定した電位へ接続し、片端KDに近い巻線をスロット内のステータコアにより近い位置へ巻回し、巻線とステータコア間の浮遊容量を介して流れる電流を低減し、インバータを含め、電磁ノイズに強いモータシステムを構成することができる。
また、本発明のモータは、ステータの軟磁性体の円周方向幅が電気角で360°近傍の幅に分割された分割コアの組み合わせで構成され、各巻線の巻回が分割コアの中で完結する構成としている。ステータの360°の円周方向幅に3個の巻線束が配置された構成である。従って、巻線の巻回された分割コアを複数組み合わせることによりモータを製作できる。
In addition, since the motor of the present invention can drive the current of each winding even with a unidirectional current, one end KD of each winding of the motor is connected to the stable potential of the power source of the inverter, and the winding close to one end KD is connected. A motor system that is wound to a position closer to the stator core in the slot, reduces the current flowing through the stray capacitance between the winding and the stator core, and is resistant to electromagnetic noise, including the inverter.
Further, the motor of the present invention is composed of a combination of split cores in which the circumferential width of the soft magnetic material of the stator is divided into a width in the vicinity of 360 ° in electrical angle, and the winding of each winding is within the split core. It is a complete structure. In this configuration, three winding bundles are arranged in the circumferential width of 360 ° of the stator. Therefore, a motor can be manufactured by combining a plurality of divided cores wound with windings.
また、本発明のモータは、モータの外径側へ第1のステータとロータとを配置し、モータの内径側に第2のステータとロータとを配置した複合モータとして構成することができる。
また、本発明のモータは、モータの最外径側へ第1のロータを配置し、モータの最内径側へ第2のロータを配置し、第1のロータと第2のロータとの間に第1のステータと第2のステータを配置し、第1のステータのスロットと第2のステータのスロットの間に両モータの第1の組の巻線が巻回され、第1のステータの各スロット間には第2の組の巻線が巻回した構成である。内側のスロットの面積と外側のスロットの面積が異なる問題を、第2の組の巻線を巻回することにより解決できる。
In addition, the motor of the present invention can be configured as a composite motor in which the first stator and the rotor are arranged on the outer diameter side of the motor and the second stator and the rotor are arranged on the inner diameter side of the motor.
In the motor of the present invention, the first rotor is disposed on the outermost diameter side of the motor, the second rotor is disposed on the outermost inner diameter side of the motor, and the first rotor and the second rotor are disposed between the first rotor and the second rotor. A first stator and a second stator are arranged, and a first set of windings of both motors are wound between a slot of the first stator and a slot of the second stator. The second set of windings are wound between the slots. The problem that the area of the inner slot differs from the area of the outer slot can be solved by winding the second set of windings.
また、本発明のモータは、モータコアの内部を電気角で360°の整数倍のピッチの部位を溶接等で結合する。これは、溶接等で電磁鋼板を溶接する場合、溶接部では電気的に導通状態となるため、モータ内で電気閉回路が構成される場合がある。導通する電気閉回路に鎖交し変化する磁束が存在する場合、電気閉回路をループする電流が流れ、ジュール損が発生する問題がある。
また、本発明のモータは、3相の直流あるいは交流の電流で作用するが、より高性能化のため、考えを拡張して4相のモータとすることも可能である。さらに、5相のモータへ拡張することも可能であり、特に5相の場合は、3相および4相のモータに比較して、モータ振動の高調波成分を大幅に低減できるため、静粛なモータを実現することができる。
In the motor of the present invention, the interior of the motor core is joined by welding or the like at an electrical multiple pitch of 360 °. This is because when an electromagnetic steel sheet is welded by welding or the like, an electrically closed circuit may be formed in the motor because the welded portion is electrically conductive. When there is a magnetic flux that changes in linkage with the closed electric circuit, a current that loops through the closed electric circuit flows, causing a problem of Joule loss.
The motor of the present invention operates with a three-phase direct current or alternating current, but the idea can be expanded to a four-phase motor for higher performance. Furthermore, the motor can be expanded to a five-phase motor. In particular, in the case of the five-phase motor, the harmonic component of the motor vibration can be greatly reduced compared to the three-phase and four-phase motors. Can be realized.
また、本発明のモータは、ロータ磁極の周辺に永久磁石あるいは導電体を配置することにより、ロータの漏れ磁束、磁気飽和を低減することができる。
また、本発明のモータは、3相のステータの各スロットに同一相の複数の巻線を並列して巻回し、並列巻線の片側の巻線にはダイオードD1を直列に接続して電源へ接続し、他の2相の巻線についても同様にダイオードD2、D3を直列に接続して電源へ接続し、他方の巻線はモータの電流を制御するトランジスタTR1、TR2、TR3へ接続する。すなわち、各巻線をバイファラ巻等の巻線とし、力行巻線と回生巻線に分離する構成とすることにより、インバータの簡素化、小型化、高効率化、低コスト化を実現する。
Moreover, the motor of this invention can reduce the magnetic flux leakage and magnetic saturation of a rotor by arrange | positioning a permanent magnet or a conductor around a rotor magnetic pole.
In the motor of the present invention, a plurality of windings of the same phase are wound in parallel in each slot of a three-phase stator, and a diode D1 is connected in series to one side of the parallel winding to supply power. Similarly, the diodes D2 and D3 are connected in series to the power supply for the other two-phase windings, and the other winding is connected to the transistors TR1, TR2 and TR3 for controlling the motor current. That is, each winding is a winding such as a bi-directional winding and separated into a powering winding and a regenerative winding, thereby realizing simplification, miniaturization, high efficiency and low cost of the inverter.
また、本発明のモータは、モータの各3相巻線の一方の端子を電源へ接続し、前記3相巻線の各他端を各駆動用トランジスタTR4、TR5、TR6へ接続し、前記3相巻線の各他端と各駆動用トランジスタTR4、TR5、TR6との各接続点へ各ダイオードD4、D5、D6を接続する。一方向電流で駆動する場合、インバータの簡素化、小型化、高効率化、低コスト化を実現できる。この時、回生電力はDC−DCコンバータで直流電源へ回生する。また、複数のモータを駆動する場合は、DC−DCコンバータを共用することができるので、本発明モータを一方向電流で駆動する場合、3個のトランジスタで駆動できることになる。
また、本発明のモータは、モータの各3相巻線の一方の端子をトランジスタTR7のエミッタへ接続し、前記巻線の各他端をトランジスタTR8、TR9、TR10のコレクタへ接続する。本発明モータを一方向電流で駆動する場合、4個のトランジスタで駆動できることになる。
In the motor according to the present invention, one terminal of each three-phase winding of the motor is connected to a power source, and the other end of each of the three-phase windings is connected to each driving transistor TR4, TR5, TR6. Each diode D4, D5, D6 is connected to each connection point between each other end of the phase winding and each driving transistor TR4, TR5, TR6. In the case of driving with a unidirectional current, the inverter can be simplified, reduced in size, increased in efficiency, and reduced in cost. At this time, the regenerative power is regenerated to the DC power source by the DC-DC converter. Further, when driving a plurality of motors, the DC-DC converter can be shared, so when the motor of the present invention is driven with a unidirectional current, it can be driven with three transistors.
In the motor of the present invention, one terminal of each three-phase winding of the motor is connected to the emitter of the transistor TR7, and each other end of the winding is connected to the collectors of the transistors TR8, TR9, and TR10. When the motor of the present invention is driven with a unidirectional current, it can be driven with four transistors.
また、本発明のモータは、モータの各3相巻線の一方の端子をトランジスタTR11、TR12、TR13の各エミッタへ接続し、前記巻線の各他端をトランジスタTR14、TR15、TR16のコレクタへ接続する。本発明モータを一方向電流で駆動する場合、3相の電流を自在に駆動できることになり、前記の4個のトランジスタでの駆動法に比較して、トルク、効率を向上できる。
また、本発明のモータは、モータの巻線WUの一方の各端子をトランジスタTR17のエミッタとトランジスタTR18のコレクタへ接続し、巻線WVの一方の各端子をトランジスタTR19のエミッタとトランジスタTR20のコレクタへ接続し、巻線WWの一方の各端子をトランジスタTR21のエミッタとトランジスタTR22のコレクタへ接続し、各巻線WU、WV、WWの各他端を相互に接続する。3相の交流電流で駆動することができる。
In the motor of the present invention, one terminal of each three-phase winding of the motor is connected to each emitter of the transistors TR11, TR12, and TR13, and each other end of the winding is connected to the collectors of the transistors TR14, TR15, and TR16. Connecting. When the motor of the present invention is driven with a one-way current, a three-phase current can be freely driven, and torque and efficiency can be improved as compared with the driving method using the four transistors.
In the motor of the present invention, one terminal of the winding WU of the motor is connected to the emitter of the transistor TR17 and the collector of the transistor TR18, and one terminal of the winding WV is connected to the emitter of the transistor TR19 and the collector of the transistor TR20. And one terminal of the winding WW is connected to the emitter of the transistor TR21 and the collector of the transistor TR22, and the other ends of the windings WU, WV, and WW are connected to each other. It can be driven by a three-phase alternating current.
また、本発明のモータは、電源の正電圧と負電圧との間にトランジスタTR23とトランジスタTR24とを直列に接続し、その中間点に巻線WUの一端を接続し、巻線WUの他端を電源の正電圧と負電圧との間に直列に配置したトランジスタTR25とトランジスタTR26との中間点に接続し、電源の正電圧と負電圧との間にトランジスタTR27とトランジスタTR28とを直列に接続し、その中間点に巻線WVの一端を接続し、巻線WVの他端を電源の正電圧と負電圧との間に直列に配置したトランジスタTR29とトランジスタTR30との中間点に接続し、電源の正電圧と負電圧との間にトランジスタTR31とトランジスタTR32とを直列に接続し、その中間点に巻線WWの一端を接続し、巻線WWの他端を電源の正電圧と負電圧との間に直列に配置したトランジスタTR33とトランジスタTR34との中間点に接続する。12個のトランジスタで完全に自在な3相の正負電流を制御することができ、3相モータの性能を最大限に引き出すことができる。 In the motor of the present invention, the transistor TR23 and the transistor TR24 are connected in series between the positive voltage and the negative voltage of the power source, one end of the winding WU is connected to the middle point, and the other end of the winding WU is connected. Is connected to an intermediate point between the transistor TR25 and the transistor TR26 arranged in series between the positive voltage and the negative voltage of the power supply, and the transistor TR27 and the transistor TR28 are connected in series between the positive voltage and the negative voltage of the power supply. Then, one end of the winding WV is connected to the intermediate point, and the other end of the winding WV is connected to the intermediate point between the transistor TR29 and the transistor TR30 arranged in series between the positive voltage and the negative voltage of the power source, The transistor TR31 and the transistor TR32 are connected in series between the positive voltage and the negative voltage of the power supply, one end of the winding WW is connected to the middle point, and the other end of the winding WW is connected to the positive voltage of the power supply. Connecting to an intermediate point of the transistor TR33 and the transistor TR34 disposed in series between the voltage. Twelve transistors can control three-phase positive and negative currents that are completely free, and the performance of the three-phase motor can be maximized.
また、本発明のモータおよび制御装置は、低速回転では前記ロータの主突極磁極と補助突極磁極とを交互に駆動し、その駆動時間幅は、それぞれの磁極円周方向幅にほぼ比例したトルク発生のための電流制御を行い、高速回転になるに従い、補助突極磁極で駆動するための電流を低減するモータ制御手段を備えた構成とする。低速回転ではモータのステータコアが駆動周波数近傍で振動するような騒音の問題は少なく、高速回転では主突極磁極での駆動を主として、ステータコアが駆動周波数近傍で振動することを抑制できる制御とする。
また、本発明のモータおよび制御装置は、モータのトルク、回転位置、回転速度等に応じた各巻線の電流情報をマップ化したデータマップを備え、非線形で複雑な制御マップ情報を元に簡素な制御アルゴリズムで制御する。さらに磁束情報、インダクタンス情報、電圧情報もマップ情報に追加できる。
Further, the motor and the control device of the present invention alternately drive the main salient pole magnetic pole and the auxiliary salient pole magnetic pole of the rotor at low speed rotation, and the drive time width is substantially proportional to the circumferential width of each magnetic pole. Current control for generating torque is performed, and motor control means is provided for reducing the current for driving with the auxiliary salient pole as the rotation speed increases. In low-speed rotation, there is little problem of noise that causes the stator core of the motor to vibrate near the drive frequency, and in high-speed rotation, control with the main salient pole is mainly controlled so that the stator core can be prevented from vibrating near the drive frequency.
In addition, the motor and the control device of the present invention include a data map in which current information of each winding according to the torque, rotational position, rotational speed, etc. of the motor is mapped, and is simple based on nonlinear and complicated control map information. Control with a control algorithm. Furthermore, magnetic flux information, inductance information, and voltage information can be added to the map information.
本発明を実施するための最良の形態を以下の実施例により詳細に説明する。 The best mode for carrying out the present invention will be described in detail by the following examples.
(実施例1)
図1に本発明の実施例である2極のモータ110を示す。
ステータ11Fの各スロットには全節巻きでかつ集中巻きの各巻線を巻回していて、111と114はA相の巻線、113と116はB相の巻線、115と112はC相の巻線である。各スロットに挟まれた各歯117、118、119、11A、11B、11Cはそれぞれ突極を構成している。歯の先端部の電気角で表される円周方向幅はHt、スロットの開口部の電気角で表される円周方向幅はHsであり、両幅の和(Ht+Hs)は電気角で60°である。ロータの回転位置をθrで示す。
ロータ11Eは軟磁性体で構成された突極形状のロータである。11Dの部分の大半は空間であり、回転時の風損を低減する等の目的等で非磁性体を埋め込むことも可能である。ロータ突極の電気角で表される円周方向幅は図示するようにHmである。
Example 1
FIG. 1 shows a two-
Each slot of the
The
図1は動作を説明が容易な2極のモータの例を示しているが、多極化が可能であり、図2に8極のモータに変形した例を示す。ステータ12Tのスロットは121、122、123、124、125、126、127、128、129、12A、12B、12C、12D、12E、12F、12J、12K、12L、12M、12N、12P、12Q、12R、12Sであり、ロータ12Uは8個の突極12Vを持っている。
次に、図1のモータの作用について、図3の(a)から(f)に図解して説明する。
スロットの開口部の幅Hsは20°、ロータ突極の幅Hmは40°の例である。
図4に、水平軸に電気角で表したロータ回転位置θrと各相の電流と各相のトルクを示す。A相の電流はIa、B相の電流はIb、C相の電流はIcである。
FIG. 1 shows an example of a two-pole motor whose operation is easy to explain. However, it is possible to increase the number of poles, and FIG. 2 shows a modified example of an eight-pole motor. The slots of the
Next, the operation of the motor shown in FIG. 1 will be described with reference to FIGS.
In this example, the slot opening width Hs is 20 °, and the rotor salient pole width Hm is 40 °.
FIG. 4 shows the rotor rotational position θr expressed in electrical angle on the horizontal axis, the current of each phase, and the torque of each phase. The A-phase current is Ia, the B-phase current is Ib, and the C-phase current is Ic.
図1、図2、図3に示すモータのトルクは、巻線が全節巻きでかつ集中巻きであり、ステータの歯117、118、119、11A、11B、11Cがほぼ全周に配置されていることから、トルクを発生させるために少なくとも2個の巻線に電流を流してトルクを生成する。そして、ステータの突極状の歯とロータの突極との間に吸引力を発生させてリラクタンストルクを得る。ステータの歯11Cと119とがロータ突極11Eとの間に発生するトルクをTa、スタータの歯118と11Bとがロータ突極11Eとの間に発生するトルクをTb、スタータの歯117と11Aとがロータ突極11Eとの間に発生するトルクをTcとする。なお、この時、各吸引力は磁束の方向が正の場合も負の場合も同一の吸引力、トルクを発生する点には注意を要する。
The torque of the motor shown in FIGS. 1, 2, and 3 is such that the winding is full-pitch winding and concentrated winding, and the
ロータが図3の(a)に示すθr=30°の回転位置近傍にあるときには、A相巻線131へは正の電流Iaを流し、反対側のA相巻線134へは負の電流−Iaを流す。同時にC相巻線135へは正の電流Icを流し、反対側のC相巻線132へは負の電流−Icを流す。B相巻線133、136へは電流を流さない。各相の電流Ia、Ib、Icは、図4の(A)、(C)、(E)に示す電流である。この状態ではアンペアの法則に従い、ステータの突極11Aから117の方向へ太線の矢印で示す方向にA相電流Ia、C相電流Icの起磁力が作用し、矢印で示す方向、歯11Aから歯117の方向に磁束が誘起される。そして、ロータには反時計回転方向CCWへ図4の(F)に示すトルクTcが発生する。ここで、ステータとロータの軟磁性体部の透磁率は十分に大きく、ステータとロータ間の広い空間部の透磁率は十分に小さく、ステータとロータ間の狭いエアギャップ部の磁気抵抗は十分に小さいと仮定する単純モデルでは、ステータの歯118、119、11B、11Cの近傍に作用する磁界の強さ[A/m]はほぼ零で、これらの歯をラジアル方向に通過する磁束はほぼ零で、トルクもほぼ零である。
When the rotor is in the vicinity of the rotational position of θr = 30 ° shown in FIG. 3A, a positive current Ia is supplied to the A-phase winding 131 and a negative current − is supplied to the A-phase winding 134 on the opposite side. Run Ia. At the same time, a positive current Ic is supplied to the C-phase winding 135 and a negative current -Ic is supplied to the opposite C-phase winding 132. No current flows through the B-
ロータがCCWへ回転し、図3の(b)に示すθr=50°の回転位置近傍まで回転すると、C相巻線135へ正の電流Icを流し、C相巻線132へは負の電流−Icを流す。同時にB相巻線133へ正の電流Ibを流し、反対側のB相巻線136へは負の電流−Ibを流す。A相巻線131、134へは電流を流さない。この状態ではアンペアの法則に従い、ステータの突極118から11Bの方向へ太線の矢印で示す方向にB相電流Ib、C相電流Icの起磁力が作用し、矢印で示す方向に磁束が誘起される。そして、ロータはCCWへ図4の(D)に示すトルクTbが発生する。しかし、巻線132、135のスロット開口部近傍の空気部を磁束が通ることになり、磁気抵抗が大きいことから磁束密度は小さく、トルクTbは大きくない。そして、ロータ突極11Eがステータの歯118、11Bへ近づくにつれてトルクTbが急激に増加する。
When the rotor rotates to CCW and rotates to the vicinity of the rotational position of θr = 50 ° shown in FIG. 3B, a positive current Ic flows through the C-phase winding 135, and a negative current flows through the C-phase winding 132. -Flow Ic. At the same time, a positive current Ib is supplied to the B-phase winding 133, and a negative current −Ib is supplied to the opposite B-phase winding 136. No current flows through the
ロータがCCWへ回転し、図3の(c)に示すθr=70°の回転位置近傍まで回転すると、同一の電流条件で、さらにロータはCCWへトルクTbが発生し回転する。図3の(d)のロータ回転位置θr=90°からθr=110°まで同様に図4の(D)に示すトルクTbが発生する。 When the rotor rotates to CCW and rotates to near the rotation position of θr = 70 ° shown in FIG. 3C, the rotor further rotates with the torque Tb generated in CCW under the same current condition. Similarly, the torque Tb shown in FIG. 4D is generated from the rotor rotational position θr = 90 ° to θr = 110 ° in FIG.
ロータが図3の(e)に示すθr=110°の回転位置近傍まで回転すると、B相巻線133へ正の電流Ibを流し、B相巻線136へは負の電流−Ibを流す。同時にA相巻線131へ正の電流Iaを流し、反対側のA相巻線134へは負の電流−Iaを流す。C相巻線132、135へは電流を流さない。この状態ではアンペアの法則に従い、ステータの突極11Cから119の方向へ太線の矢印で示す方向にA相電流Ia、B相電流Ibの起磁力が作用し、矢印で示す方向に磁束が誘起される。そして、ロータはCCWへ図4の(B)に示すトルクTaが発生する。
θrが110°から120°近傍までは、磁束が巻線133、136近傍の空気部を通るため、磁気抵抗が大きく発生トルクTaは小さい。図3の(f)のロータ回転位置θr=130°の近傍でトルクTaは急激に大きくなる。
When the rotor rotates to the vicinity of the rotational position of θr = 110 ° shown in FIG. 3E, a positive current Ib flows through the B-phase winding 133 and a negative current −Ib flows through the B-phase winding 136. At the same time, a positive current Ia is supplied to the A-phase winding 131, and a negative current −Ia is supplied to the opposite A-phase winding 134. No current flows through the C-
When θr is from 110 ° to around 120 °, the magnetic flux passes through the air portions near the
ここで、図3の(a)と(d)ではロータの角度が60°回転しているが類似の動作である。但し、ロータの磁束の方向は逆になっている。図3の(b)と(e)ではロータの角度が60°回転しているが類似の動作である。但し、ロータの磁束の方向は逆になっている。図3の(c)と(f)ではロータの角度が60°回転しているが類似の動作である。但し、ロータの磁束の方向は逆になっている。
図3、図4に示すように、ロータ回転位置θrにより順次通電する電流を換えてロータを回転することができる。各歯の発生トルクTa、Tb、Tcを乗り継いだモータトルクTmを図4の(G)の実線に示す。ロータ突極11Eの回転方向端がスロットの開口部にさしかかるとトルクTmが低下している。この程度の部分的なトルク低下は問題ない用途も多い。このトルク低下を低減するためには、ステータもしはくロータをスキューする方法があり、その他の方法についても後述する。
Here, in FIGS. 3A and 3D, the rotor angle is rotated by 60 °, but the operation is similar. However, the direction of the magnetic flux of the rotor is reversed. In FIGS. 3B and 3E, the rotor angle is rotated by 60 °, but the operation is similar. However, the direction of the magnetic flux of the rotor is reversed. In FIGS. 3C and 3F, the rotor angle is rotated by 60 °, but the operation is similar. However, the direction of the magnetic flux of the rotor is reversed.
As shown in FIGS. 3 and 4, the rotor can be rotated by changing the current that is sequentially supplied depending on the rotor rotational position θr. The motor torque Tm obtained by transferring the generated torques Ta, Tb, and Tc of each tooth is shown by a solid line in FIG. When the rotation direction end of the rotor
図3に示すこれらの動作で、ステータの各突極の磁束の方向は同一方向であり、ロータの磁束の方向は回転位置により反転し、A相電流Ia、B相電流Ib、C相電流Icの方向は一方向の電流で駆動可能である。電流の大きさについては、各相の電流の大きさを同一として説明したが、各相の電流バランスを変えたり、3相共に電流を流すことも可能である。ロータ突極の幅Hm、歯の先端部の幅Ht、スロットの開口部の幅Hsについても異なる値を取ることができる。ステータの歯の先端形状については単純な突極形状を図示し設明したが、スロットの開口部を狭くする構造、歯の円周方向端のロータとのエアギャップを広めにする構造等、各種の変形が可能である。ロータ突極の形状についても、同様に、種々変形が可能である。 In these operations shown in FIG. 3, the direction of the magnetic flux of each salient pole of the stator is the same direction, the direction of the magnetic flux of the rotor is reversed depending on the rotational position, and A phase current Ia, B phase current Ib, C phase current Ic. These directions can be driven by a current in one direction. As for the magnitude of the current, the explanation has been made assuming that the magnitude of the current in each phase is the same, but it is also possible to change the current balance of each phase or to pass the current in all three phases. Different values can be taken for the width Hm of the rotor salient pole, the width Ht of the tip of the tooth, and the width Hs of the opening of the slot. As for the tip shape of the teeth of the stator, a simple salient pole shape has been illustrated and described, but there are various structures such as a structure that narrows the opening of the slot and a structure that widens the air gap with the rotor at the circumferential end of the tooth. Can be modified. Similarly, various modifications can be made to the shape of the rotor salient poles.
次に、このモータの発生するトルクTについて定性的に考える。自動車用のモータにおいて、通常運転においてはモータに求められるトルクは最大トルクの1/2以下であって、最大トルクを使用する頻度は低く、最大トルク時のモータ効率はさほど問題にならない用途が少なからずある。このような用途でのモータの小型化、低コスト化は、最大トルクの特性が重要である。
今、トルク特性について、ステータの歯とロータの突極が相互に対向している部分の軟磁性体が磁気飽和していない線形動作領域Aaと磁気飽和している非線形動作領域Asとに分けて、図1のモータモデルで、ロータ回転位置θr=30°近傍で考える。
線形動作領域Aaで、磁束密度をBx、各相の巻線巻回数Nw、電流Ix、磁束密度の比例係数Kb、モータのロータ軸方向の厚みTc、ロータの回転角速度ωr、ロータ半径Rとすると、磁束密度Bxと磁束φは次式で与えられる。
Bx=Kb×Ix×Nw………………………………………………………………(3)
φ=Tc×ωr×t×R×Bx=Tc×ωr×t×R×Kb×Ix×Nw……(4)
Next, the torque T generated by the motor will be considered qualitatively. In motors for automobiles, the torque required for motors during normal operation is ½ or less of the maximum torque, the frequency of using the maximum torque is low, and there are few applications where the motor efficiency at the maximum torque does not matter so much. There is. In order to reduce the size and cost of the motor in such applications, the maximum torque characteristic is important.
Now, the torque characteristics are divided into a linear operation region Aa in which the soft magnetic material of the portion where the stator teeth and the rotor salient poles face each other is not magnetically saturated, and a nonlinear operation region As in which the magnetic saturation is performed. In the motor model of FIG. 1, the rotor rotation position θr is considered near 30 °.
In the linear operation region Aa, when the magnetic flux density is Bx, the number of windings Nw of each phase, the current Ix, the proportional coefficient Kb of the magnetic flux density, the thickness Tc of the rotor axis of the motor, the rotational angular velocity ωr of the rotor, and the rotor radius R The magnetic flux density Bx and the magnetic flux φ are given by the following equations.
Bx = Kb × Ix × Nw ……………………………………………………………… (3)
φ = Tc × ωr × t × R × Bx = Tc × ωr × t × R × Kb × Ix × Nw (4)
この時、入力電力Pinは、巻線抵抗Raを零、鉄損Pfeを零、モータの機械損を零と仮定し、次式となる。
Pin=2×V×Ix=2×Nw×dφ/dt×Ix……………………………(5)
また、機械的な出力Poutは次式となる。
Pout=T×ωr……………………………………………………………………(6)
従って、これらの式から、線形動作領域AaにおけるモータのトルクTは次式で与えられる。
T=2×Nw×dφ/dt×Ix/ωr
=2×Nw×d(Tc×ωr×t×R×Kb×Ix×Nw)/dt×Ix/ωr
=2×Nw×Tc×ωr×R×Kb×Ix×NwIx/ωr
=2×Nw×Tc×R×Kb×Nw×Ix2 ……………………………………(7)
At this time, the input power Pin is expressed by the following equation assuming that the winding resistance Ra is zero, the iron loss Pfe is zero, and the mechanical loss of the motor is zero.
Pin = 2 × V × Ix = 2 × Nw × dφ / dt × Ix (5)
The mechanical output Pout is expressed by the following equation.
Pout = T × ωr …………………………………………………………………… (6)
Therefore, from these equations, the torque T of the motor in the linear operation region Aa is given by the following equation.
T = 2 × Nw × dφ / dt × Ix / ωr
= 2 × Nw × d (Tc × ωr × t × R × Kb × Ix × Nw) / dt × Ix / ωr
= 2 × Nw × Tc × ωr × R × Kb × Ix × NwIx / ωr
= 2 × Nw × Tc × R × Kb × Nw × Ix 2 …………………………………… (7)
線形動作領域AaでのトルクTは、磁束密度の比例係数Kbに比例し、電流Ixの二乗に比例する値となる。
一方、軟磁性体が磁気飽和している非線形動作領域AsでのトルクTについて、飽和磁束密度をBsatとして求める。磁束φは次式で与えられる。
φ=Tc×ωr×t×R×Bsat…………………………………………………(8)
トルクは次式で与えられる。
T=2×Nw×dφ/dt×Ix/ωr
=2×Nw×d(Tc×ωr×t×R×Bsat)/dt×Ix/ωr
=2×Nw×Tc×R×Bsat×Ix…………………………………………(9)
The torque T in the linear operation region Aa is proportional to the proportional coefficient Kb of the magnetic flux density and is a value proportional to the square of the current Ix.
On the other hand, the saturation magnetic flux density is obtained as Bsat for the torque T in the non-linear operation region As where the soft magnetic material is magnetically saturated. The magnetic flux φ is given by the following equation.
φ = Tc × ωr × t × R × Bsat ……………………………………………… (8)
Torque is given by:
T = 2 × Nw × dφ / dt × Ix / ωr
= 2 × Nw × d (Tc × ωr × t × R × Bsat) / dt × Ix / ωr
= 2 × Nw × Tc × R × Bsat × Ix …………………………………… (9)
軟磁性体の非線形動作領域AsでのトルクTは、飽和磁束密度Bsatと電流Ixに比例した値になる。当然、この最大トルクTは各相の巻線巻回数Nw、モータのロータ軸方向の厚みTc、ロータ半径Rにも比例する。この結果から、モータの小型化、低コスト化を行うための重要な特性であるモータの最大トルクの特性は、飽和磁束密度Bsatに大きく依存することが定性的に検証された。ただし、(8)式が成り立つ条件として、ステータとロータが対向する部分以外での磁気飽和は無いこと、ロータ11Eの円周方向の空間11Dの磁束密度が軟磁性体部の磁束密度に比較して十分に小さいことという条件が必要である。これらの条件については、比較するモータで同等であると仮定する。
The torque T in the non-linear operation region As of the soft magnetic material is a value proportional to the saturation magnetic flux density Bsat and the current Ix. Naturally, this maximum torque T is also proportional to the number of turns Nw of each phase, the thickness Tc of the motor in the rotor axial direction, and the rotor radius R. From this result, it was qualitatively verified that the maximum torque characteristic of the motor, which is an important characteristic for reducing the size and cost of the motor, greatly depends on the saturation magnetic flux density Bsat. However, as a condition for satisfying the formula (8), there is no magnetic saturation except in the portion where the stator and the rotor face each other, and the magnetic flux density in the
モータの最大トルクは、モータとして動作する飽和磁束密度Bsatが重要であり、図1の動作点では最大の磁束密度を利用していると言える。通常の電磁鋼板で構成すれば、2テスラ程度の磁束密度を活用することができる。図67、図70で示す従来モータのトルク発生に作用する磁束密度はステータの歯とスロットの平均磁束密度で作用するので、おおよそ、飽和磁束密度Bsatの1/2で作用しており、磁束密度の点では低い値となっている。従って、図1のモータモデルで、ロータ回転位置θr=30°近傍でモータの最大トルクを出力する時、軟磁性体の飽和磁束密度Bsatの限界まで使用していると言える。 The saturation torque density Bsat operating as a motor is important for the maximum torque of the motor, and it can be said that the maximum magnetic flux density is used at the operating point of FIG. A magnetic flux density of about 2 Tesla can be utilized if it is made of a normal electromagnetic steel sheet. The magnetic flux density acting on the torque generation of the conventional motor shown in FIG. 67 and FIG. 70 acts at the average magnetic flux density of the stator teeth and slots, so it acts roughly at half the saturation magnetic flux density Bsat. This is a low value. Therefore, in the motor model of FIG. 1, when the maximum torque of the motor is output near the rotor rotational position θr = 30 °, it can be said that the soft magnetic material is used up to the limit of the saturation magnetic flux density Bsat.
次に、図4の(G)で示したトルク低下部を改良する方法について示す。例えば、図3の(b)において、スロットの開口部近傍の磁気抵抗が大きくなり、トルクが低下する問題である。図5に示すように、ロータ突極11Eの円周方向幅で、ロータの半径Rより内径側へ軟磁性体の突起部151、152、153、154を付加することにより、この回転位置近傍でトルクを増加し、改善することができる。ステータの歯118と突起部152との距離が短くなり、この間の磁気抵抗が小さくなる。ステータの歯11Bと突起部153との関係も同様である。
Next, a method for improving the torque reduction portion shown in FIG. For example, in FIG. 3B, there is a problem in that the magnetic resistance near the opening of the slot increases and the torque decreases. As shown in FIG. 5, with the circumferential width of the rotor
(実施例2)
次に、本発明の他のモータ例を図6に示す。
説明を容易化するために2極の構成のモータを示している。図1のモータに対し、ロータに補助突極磁極162を、主突極磁極161の間に、それぞれ追加している。補助突極磁極162の電気角で表される円周方向幅はHhである。この例では、ロータの4個の突極は相互に電気角で90°の角度差を設け、等間隔に配置している。
図6のモータを8極に多極化したモータを図7に示す。図2のモータに比較し、ロータ171に補助突極磁極173を付加している。172は主突極磁極である。電気角360°の間に、ロータの4個の突極を相互に電気角で90°の角度差を設け、等間隔に配置している。
(Example 2)
Next, another motor example of the present invention is shown in FIG.
For ease of explanation, a two-pole motor is shown. An auxiliary salient pole
FIG. 7 shows a motor in which the motor shown in FIG. Compared to the motor of FIG. 2, an auxiliary salient pole
図6のモータ構成の目的は、図4の(G)で示したトルクの低下部を改善することである。図6のモータの作用について、図8の(a)から(f)に図解して説明する。スロットの開口部の円周方向の幅Hsは20°、ロータの主突極磁極161の円周方向の幅Hmは40°、補助突極磁極の円周方向の幅は20°の例である。
図9に、水平軸に電気角で表したロータ回転位置θrと各相の電流と各相のトルクを示す。A相の電流はIa、B相の電流はIb、C相の電流はIcである。
図6、図7、図8に示すモータのトルクは、巻線が全節巻きでかつ集中巻きであり、ステータの歯117、118、119、11A、11B、11Cがほぼ全周に配置されていることから、トルクを発生させるために少なくとも2個の巻線に電流を流してトルクを生成する。そして、ステータの突極状の歯とロータの突極との間に吸引力を発生させてリラクタンストルクを得る。
The purpose of the motor configuration in FIG. 6 is to improve the torque reduction portion shown in FIG. The operation of the motor shown in FIG. 6 will be described with reference to FIGS. In this example, the circumferential width Hs of the opening of the slot is 20 °, the circumferential width Hm of the main salient pole
FIG. 9 shows the rotor rotational position θr expressed in electrical angle on the horizontal axis, the current of each phase, and the torque of each phase. The A-phase current is Ia, the B-phase current is Ib, and the C-phase current is Ic.
The torque of the motor shown in FIGS. 6, 7, and 8 is such that the winding is full-pitch winding and concentrated winding, and the
ステータの歯11Cと119とがロータの主突極磁極161および補助突極磁極162との間に発生するトルクをTa、ステータの歯118と11Bとがロータの主突極磁極161および補助突極磁極162との間に発生するトルクをTb、ステータの歯117と11Aとがロータの主突極磁極161および補助突極磁極162との間に発生するトルクをTcとする。なお、この時、各吸引力は磁束の方向が正の場合も負の場合も同一の吸引力、トルクを発生する点には注意を要する。
The
ロータが図8の(a)に示すθr=30°の回転位置近傍にあるときには、A相巻線111へは正の電流Iaを流し、反対側のA相巻線114へは負の電流−Iaを流す。同時にC相巻線115へは正の電流Icを流し、反対側のC相巻線112へは負の電流−Icを流す。B相巻線113、116へは電流を流さない。各相の電流Ia、Ib、Icは、図9の(A)、(C)、(E)に示す電流である。この状態ではアンペアの法則に従い、ステータの突極11Aから117の方向へ太線の矢印で示す方向にA相電流Ia、C相電流Icの起磁力が作用し、矢印で示す方向、歯11Aから歯117の方向に磁束が誘起される。そして、ロータには反時計回転方向CCWへ図9の(F)に示すトルクTcが発生する。ここで、ステータとロータの軟磁性体部の透磁率は十分に大きく、ステータとロータ間の広い空間部の透磁率は十分に小さく、ステータとロータ間の狭いエアギャップ部の磁気抵抗は十分に小さいと仮定する単純モデルでは、ステータの歯118、119、11B、11Cの近傍に作用する磁界の強さ[A/m]はほぼ零で、これらの歯をラジアル方向に通過する磁束はほぼ零で、トルクもほぼ零である。
When the rotor is in the vicinity of the rotational position of θr = 30 ° shown in FIG. 8A, a positive current Ia is supplied to the A-phase winding 111 and a negative current − is supplied to the A-phase winding 114 on the opposite side. Run Ia. At the same time, a positive current Ic is supplied to the C-phase winding 115, and a negative current −Ic is supplied to the opposite C-phase winding 112. No current flows through the B-
ロータがCCWへ回転し、図8の(b)に示すθr=50°の回転位置近傍まで回転すると、A相巻線111へ正の電流Iaを流し、A相巻線114へは負の電流−Iaを流す。同時にB相巻線113へ正の電流Ibを流し、反対側のB相巻線116へは負の電流−Ibを流す。C相巻線115、112へは電流を流さない。この状態ではアンペアの法則に従い、ステータの突極118から11Bの方向へ太線の矢印で示す方向にB相電流Ib、C相電流Icの起磁力が作用し、矢印で示す方向、歯11Cから歯119の方向に磁束が誘起される。そして、ロータはCCWへ図9の(B)に示すトルクTaが発生する。このモータモデルでは、ロータの補助突極磁極162の円周方向の幅は20°と狭いので、図9の(B)に示すθr=60°近傍のトルクの幅は狭い。
When the rotor rotates to CCW and rotates to the vicinity of the rotation position of θr = 50 ° shown in FIG. 8B, a positive current Ia flows through the A-phase winding 111, and a negative current flows through the A-phase winding 114. -Flow Ia. At the same time, a positive current Ib is supplied to the B-phase winding 113, and a negative current −Ib is supplied to the opposite B-phase winding 116. No current flows through the C-
ロータがCCWへ回転し、図8の(c)に示すθr=70°の回転位置近傍まで回転すると、C相巻線115へ正の電流Icを流し、C相巻線112へは負の電流−Icを流す。同時にB相巻線113へ正の電流Ibを流し、反対側のB相巻線116へは負の電流−Ibを流す。A相巻線111、114へは電流を流さない。この状態ではアンペアの法則に従い、ステータの突極118から11Bの方向へ太線の矢印で示す方向にB相電流Ib、C相電流Icの起磁力が作用し、矢印で示す方向、歯118から歯11Bの方向に磁束が誘起される。そして、ロータはCCWへ図9の(D)に示すトルクTbが発生する。そして、CCWへ回転し、図8の(d)に示すθr=90°の回転位置へ回転する。
When the rotor rotates to CCW and rotates to the vicinity of the rotational position of θr = 70 ° shown in FIG. 8C, a positive current Ic flows through the C-phase winding 115 and a negative current flows through the C-phase winding 112. -Flow Ic. At the same time, a positive current Ib is supplied to the B-phase winding 113, and a negative current −Ib is supplied to the opposite B-phase winding 116. No current flows through the
この図6に示すモータは電気角で60°の周期性があり、60°の周期で類似の駆動を行うことができる。図8の(a)のθr=30°での動作と、図8の(d)のθr=90°での動作とでの相対的な関係は、電流の向き、磁束の方向は逆であるが、トルクTは共にCCWの方向で同じ大きさである。このように、回転位置θrが90°から150°の間は、回転位置θrが30°から90°の間のモータ動作と類似動作でトルクを発生し、回転することができる。同様に、150°から210°の間、210°から270°の間、270°から330°の間、330°から30°の間も類似の動作で回転することができる。具体的には、図9に示すように、ロータ回転位置θrにより順次通電する電流Ia、Ib、Icを変えてトルクTa、Tb、Tcを得、ロータを回転する。
そして、各歯の発生トルクTa、Tb、Tcを乗り継いだモータトルクTmを図9の(G)の実線に示す。この図9の(G)のトルクTmは、各相巻線の電流が切り替わるときに、わずかにトルクが低下する図の特性としている。この部分的なトルク低下を低減するためには、ロータの主突極磁極161および補助突極磁極162の円周方向幅Hm、Hhをやや広めに設定することにより解決できる。
The motor shown in FIG. 6 has a periodicity of 60 ° in electrical angle, and a similar drive can be performed at a cycle of 60 °. The relative relationship between the operation at θr = 30 ° in FIG. 8A and the operation at θr = 90 ° in FIG. 8D is opposite in the direction of current and the direction of magnetic flux. However, both torques T have the same magnitude in the CCW direction. Thus, when the rotational position θr is between 90 ° and 150 °, torque can be generated and rotated in a similar manner to the motor operation when the rotational position θr is between 30 ° and 90 °. Similarly, it can be rotated in a similar motion between 150 ° and 210 °, between 210 ° and 270 °, between 270 ° and 330 °, and between 330 ° and 30 °. Specifically, as shown in FIG. 9, the currents Ia, Ib, and Ic that are sequentially energized according to the rotor rotational position θr are changed to obtain torques Ta, Tb, and Tc, and the rotor is rotated.
A solid line in FIG. 9G shows the motor torque Tm obtained by transferring the generated torques Ta, Tb, and Tc of each tooth. The torque Tm in (G) of FIG. 9 has a characteristic of a figure in which the torque slightly decreases when the current of each phase winding is switched. This partial reduction in torque can be solved by setting the circumferential widths Hm and Hh of the main salient pole
次に、スロットの開口部の円周方向幅Hsとロータの主突極磁極161円周方向幅Hmと補助突極磁極162の円周方向幅Hhとモータの出力トルクTとの関係について説明する。最初に、連続したトルクを発生できる条件について考える。図10のロータ回転位置において、CCWの方向へ連続したモータトルクTmを発生できる条件について考える。 今、ロータの主突極磁極161がCCWへ回転していて歯117にさしかかり、歯117左端へ主突極磁極161の左端が一致する回転位置θrである場合について考える。
図10の回転位置θrは、丁度、主突極磁極161がCCWの方向へトルクを発生できなくなる回転位置である。この回転位置θrで補助突極磁極162がCCWの方向へトルクを発生できる条件について考える。その条件は、主突極磁極161と補助突極磁極162の間の空隙部の幅と補助突極磁極162の幅との和Hgが、スロットの開口部の円周方向幅Hsに60°を加えた幅Hfより大きいことである。
Hg>Hf……………………………………………………………………………(10)
(360°−(Hm+Hh)×2)/4+Hh>60°+Hs………………(11)
Next, the relationship between the circumferential width Hs of the opening of the slot, the circumferential width Hm of the main salient pole
The rotational position θr in FIG. 10 is just the rotational position at which the main salient pole
Hg> Hf ……………………………………………………………………………… (10)
(360 ° − (Hm + Hh) × 2) / 4 + Hh> 60 ° + Hs (11)
次に、図11に示すように、補助突極磁極162がCCWの方向へトルクを発生する時に主突極磁極161が時計回転方向CWへトルクを発生しない条件について考える。その条件は、主突極磁極161と補助突極磁極162の間の空隙部の幅Hbがステータの歯の幅Htより大きいことである。
Hb>Ht……………………………………………………………………………(12)
(360°−(Hm+Hh)×2)/4>60°−Hs………………………(13)
例えば、スロットの開口部の円周方向幅Hsと主突極磁極161の円周方向幅Hmを仮定し、条件に適合する補助突極磁極162の円周方向幅Hhを求める場合、(11)式と(13)式より幅Hhを次式で表すことができる。
Hm+2Hs−60°<Hh<−Hm+2Hs+60°………………………(14)
Next, as shown in FIG. 11, a condition is considered in which the main salient pole
Hb> Ht ……………………………………………………………………………… (12)
(360 ° − (Hm + Hh) × 2) / 4> 60 ° −Hs (13)
For example, when the circumferential width Hs of the slot opening and the circumferential width Hm of the main salient pole
Hm + 2Hs−60 ° <Hh <−Hm + 2Hs + 60 ° …………………… (14)
また、条件を簡略化するため、主突極磁極161の円周方向幅Hmは、補助突極磁極162の円周方向幅Hhより大きいものとする。
Hm>Hh……………………………………………………………………………(15)
また、主突極磁極161と補助突極磁極162とで少なくとも60°の回転角を駆動するので次式の条件がある。
Hm+Hh>60°…………………………………………………………………(16)
前記の(14)、(15)、(16)式の条件を満たす具体的な各幅の例を図12の表に示す。横軸をスロットの開口部の円周方向幅Hs、縦軸を主突極磁極161の円周方向幅Hmとし、表内に補助突極磁極162の円周方向幅Hhの条件を満たす最小値Minと最大値Maxで示している。例えば、スロットの開口部の円周方向幅Hs=15°で主突極磁極161の円周方向幅Hm=50°の時、条件を満たす補助突極磁極162の円周方向幅Hhは最小値20°から最大値40°である。
In order to simplify the conditions, the circumferential width Hm of the main salient pole
Hm> Hh …………………………………………………………………………… (15)
Further, since the main salient pole
Hm + Hh> 60 ° ………………………………………………………………… (16)
An example of specific widths that satisfy the conditions of the expressions (14), (15), and (16) is shown in the table of FIG. The horizontal axis is the circumferential width Hs of the opening of the slot, the vertical axis is the circumferential width Hm of the main salient pole
図12において、太線の2重の枠を示しているが、外側の太線枠は前記のHs、Hm、Hhの相関関係にやや余裕がある範囲である。内側の太線枠はさらに各値の選択の自由度が大きい範囲である。
なお、図12の補助突極磁極162の円周方向幅Hhは、最小値と最大値の範囲を多少はずれても実用的には使用できる場合もある。例えば、補助突極磁極162とステータの歯とは、図10において補助突極磁極162と歯119とがラジアル方向に対向していなくて、多少離れていても吸引力、トルクを発生することができる。従って、単純にモデル的に作成した(11)式で示されるHhより多少小さいHhの値でも連続的トルクの発生が可能である。またさらには、多少連続的なモータトルクでも使用できる用途は少なくないので、(11)、(13)式を多少はずれていても実用化可能である。
In FIG. 12, a thick double frame is shown, but the outer thick frame is a range in which the correlation between Hs, Hm, and Hh has a slight margin. The inner thick line frame is a range in which the degree of freedom of selection of each value is further large.
Note that the circumferential width Hh of the auxiliary salient pole
(実施例3)
次に、図1、図6に示すモータ等の各部の形状の変形例、改良例について示す。
ステータのスロット形状については、ほぼ長方形の形状で説明したが、図13のスロット形状に示すように、スロット開口部が狭くなった形状222でも良い。特に、補助突極磁極162を備えるモータでは、磁極の幅HmとHsに余裕を持たせれば、作用する磁束φの回転変化率dφ/dθを軟磁性体の飽和磁束密度Bsatを使用した(9)式のトルクを得ることができる。但し、スロットの開口部が狭い場合は、スロットの巻線に大きな電流を通電したときに、スロット開口部に漏れ磁束が多く発生し、漏れインダクタンスの問題、歯の磁気飽和の問題が発生する。
(Example 3)
Next, modifications and improvements of the shape of each part of the motor and the like shown in FIGS. 1 and 6 will be described.
Although the slot shape of the stator has been described as a substantially rectangular shape, a
ステータの歯の先端とロータの磁極の先端が両者のエアギャップ面で対向し、相互の吸引力でトルクを発生するが、それぞれ、目的に応じた種々形状に変形することができる。トルクリップル、あるいは、ラジアル方向の吸引力Frの回転変化率dFr/dθは、振動、騒音の原因となり易い。その対策として、図13ではステータの歯の先端とロータの磁極の先端が円弧状になっているが、歯の先端の円周方向の端部222あるいはロータの磁極の先端の端部223をステータとロータ間のエアギャップが大きくなるように変形することにより、ラジアル方向の吸引力Frの回転変化率dFr/dθを小さくすることができ、振動、騒音を低減できる。
歯及びロータ磁極近傍の磁気飽和を低減するために、図13の各歯の幅を歯の先端からバックヨークに掛けて広くする、また、補助突極磁極162の先端からバックヨークに掛けて広くすることが有効である。また、歯の磁気飽和を低減する方法の一つとして、主突極磁極161を通る磁束を制限するために、スリット状の空隙部221を設けても良い。なお、スリット状の空隙部221の形状は、三角、丸、四角など他の形状でも良い。
The tips of the teeth of the stator and the tips of the magnetic poles of the rotor face each other at the air gap surfaces, and torque is generated by the mutual attractive force, but each can be deformed into various shapes according to the purpose. The torque ripple or the rotational change rate dFr / dθ of the radial attractive force Fr tends to cause vibration and noise. As a countermeasure, in FIG. 13, the tip of the stator tooth and the tip of the magnetic pole of the rotor are arcuate, but the
In order to reduce the magnetic saturation in the vicinity of the teeth and the rotor magnetic poles, the width of each tooth in FIG. 13 is widened from the tip of the teeth to the back yoke, and widened from the tip of the auxiliary
次に、モータトルクTがCCWとCW側とで、非対称な場合について図14に図示し説明する。例えば、CCWの回転方向へは良質な連続トルクが必要で、CWの回転方向へは不連続なトルクでも良い場合、あるいは、CCW側の片方向トルクだけが必要な場合、あるいは、CCW側トルクとCW側トルクの大きさが異なる場合などである。図14では、主突極磁極161と補助突極磁極162との間の角度HvとHwが異なった構造となっている。図14のモータは、CCW側へのトルク出力がより容易な構造の例である。また、ロータ磁極間の距離だけでなく、ロータ磁極の形状を非対称とすることも出来る。このように、ロータ磁極の形状を非対称形状とすることにより、片方向のトルク特性を向上させることができる。
Next, the case where the motor torque T is asymmetric between the CCW and the CW side will be described with reference to FIG. For example, good continuous torque is required in the CCW rotation direction, and discontinuous torque in the CW rotation direction may be used, or only CCW side unidirectional torque is required, or CCW side torque and This is the case when the magnitude of the CW side torque is different. In FIG. 14, the angles Hv and Hw between the main salient pole
(実施例4)
次に、モータの最大トルクを向上させる方法について説明する。
図6に示す本発明のモータのトルク特性は、例えば、図15に示すような特性となる。電流Iの小さな0からA1の領域では(7)式で示されるトルク特性を示し、電流の二乗関数のような特性を示す。モータの一部の磁束密度が飽和磁束密度に近づくような、図15のA1からA2の電流領域では(9)式で示されるように、電流の増加に伴いトルクもT1からT2へと増加し、電流の1次関数となるトルク特性を示す。そして、さらにA2以上の大きな電流値にすると、モータ内のステータ磁極とロータ磁極の間のエアギャップ部以外の場所で、モータの磁気回路の一部が磁気飽和する部分が発生し、電流に対するトルクの増加率が減少し、図15の電流A2からA3の時のトルクT2からT3のような、トルクの飽和特性を示す。
Example 4
Next, a method for improving the maximum torque of the motor will be described.
The torque characteristics of the motor of the present invention shown in FIG. 6 are characteristics as shown in FIG. 15, for example. In the region from 0 to A1 where the current I is small, the torque characteristic shown by the equation (7) is shown, and the characteristic like a square function of the current is shown. In the current region from A1 to A2 in FIG. 15 where the magnetic flux density of a part of the motor approaches the saturation magnetic flux density, the torque increases from T1 to T2 as the current increases, as shown by equation (9). The torque characteristic that is a linear function of current is shown. Further, when the current value is larger than A2, a portion where the motor magnetic circuit part is magnetically saturated is generated at a place other than the air gap portion between the stator magnetic pole and the rotor magnetic pole in the motor. As the rate of increase decreases, torque saturation characteristics such as torques T2 to T3 at currents A2 to A3 in FIG. 15 are shown.
ここで示す最大トルクの向上は、図15に示すトルク特性において、一部鎖線で示すように、T3のトルクをT4へ向上するものである。技術的には、モータ内部の磁気飽和を低減し、ステータ磁極とロータ磁極の間のエアギャップ部へより大きな磁気エネルギーを与えることが出来るように改良するものである。
最初に、モータのどの部分に磁気飽和が起きやすいかについて、図16、図17に示し説明する。図16は、主突極磁極161がステータの歯117、11Aと対向し、ステータの歯が磁気飽和する状態を示している。歯117を通る磁束は、歯114からロータの主突極磁極161を通り、歯117を通る磁束成分241、巻線111の電流により、そのスロットの開口部近傍を通る漏れ磁束の成分242、そして、巻線112の電流により、そのスロットの開口部近傍を通る漏れ磁束の成分243である。図16の状態では、トルク発生に寄与しない漏れ磁束成分242、243が加わるため、ロータの主突極磁極161より歯117の方が通過する磁束が多く、磁気飽和しやすい。
The increase in the maximum torque shown here is to improve the torque at T3 to T4 as shown by a partial chain line in the torque characteristics shown in FIG. Technically, the magnetic saturation inside the motor is reduced and the air gap between the stator magnetic pole and the rotor magnetic pole is improved so that a larger magnetic energy can be given.
First, in which part of the motor magnetic saturation is likely to occur will be described with reference to FIGS. 16 and 17. FIG. 16 shows a state in which the main
図17の状態もモータ内部で磁気飽和を起こしすい状態である。ロータの補助突極磁極162を通る磁束は、歯11Cから補助突極磁極162を通り、歯119を通る磁束成分252、巻線の電流により、そのスロットの開口部近傍を通る漏れ磁束の成分253、そして、巻線114、113の電流により補助突極磁極162の側面から歯119へ漏れる磁束成分251である。図17の状態では、トルク発生に寄与しない漏れ磁束成分251、253が加わるため、また、補助突極磁極162の幅は歯より狭いため、補助突極磁極162は磁気飽和しやすい。
図16、図17で説明したように、磁気飽和しやすい場所は、ステータの歯とロータの補助突極磁極162である。
The state of FIG. 17 is also a state in which magnetic saturation is caused inside the motor. The magnetic flux passing through the auxiliary salient pole
As described with reference to FIGS. 16 and 17, the places where the magnetic saturation is likely to occur are the teeth of the stator and the auxiliary
以下、モータの最大トルクを向上する6種類の方法を示す。これらの方法は、組み合わせて使用することも出来る。
最大トルク向上の第1の方法を図18に示す。図18の(a)は、図16の断面AC−ACの1例である。262はステータコアの歯の部分、263は巻線のコイルエンド、261はロータコアである。図18の(b)は、ステータコアの歯の磁気飽和を低減するため、軟磁性体264をロータ軸方向に追加したものである。歯の磁路が太くなり、磁気飽和が低減される。なお、この時、磁束の流れがラジアル方向および円周方向だけでなく、ロータ軸方向にも通過することになるので、軟磁性体262、264が電磁鋼板の積層体である場合には渦電流損が増加する問題がある。したがって、図18の(b)の構成の場合、図16の破線246に示すように、電磁鋼板の歯の部分にほぼ平行な切れ目を複数設ける、あるいは、軟磁性体粉末に電気絶縁被膜を施して圧縮した圧粉磁心を用いるなど、渦電流低減対策が有効である。
Hereinafter, six methods for improving the maximum torque of the motor will be described. These methods can also be used in combination.
FIG. 18 shows a first method for improving the maximum torque. FIG. 18A is an example of a cross-section AC-AC in FIG. 262 is a tooth portion of the stator core, 263 is a coil end of the winding, and 261 is a rotor core. In FIG. 18B, a soft
最大トルク向上の第2の方法を図19に示す。図19の(a)は、図18の(b)に示した軟磁性体264の代わりに、破線部に示す271の軟磁性体と永久磁石を付加している。この破線部を拡大して図19の(b)に示す。272は永久磁石、271は軟磁性体である。図16に示すモータの制御法の一つは、各スロットの電流の方向を固定し、直流で制御する。その場合、各歯に通る磁束の方向は一方向であり、特徴的である。そして、歯262を通る磁束275の方向とは逆の方向になるように永久磁石272の方向に構成し、磁束274を得る。
この時の歯262の磁気特性を図20に示す。水平軸は磁界の強さH[A/m]、垂直軸は磁束密度B[T]である。最初に、軟磁性体273、永久磁石272が無い状態でモータに図16に示す大きな電流が通電された場合、歯262の磁束密度は零からBa点まで変化し、磁束密度はB1となる。
FIG. 19 shows a second method for improving the maximum torque. In FIG. 19A, a soft
FIG. 20 shows the magnetic characteristics of the
次に、軟磁性体273、永久磁石272を付加した状態では、歯262には逆方向の磁束が通過するので、Bb点、あるいは、Bc点となっている。この状態で図16に示す大きな電流が通電された場合、歯262の磁束密度は零からBa点まで変化し、磁束密度はB1と略同じ値となる。しかし、磁束密度の変化は、図20に示すB3もしくはB4となり、前記のB1より大幅に増加することになる。例えば、B1とB2がほぼ同じ値であれば、歯262へ2倍の磁束を通過させることが出来ることになる。トルクの増加で表現すると、図15において、T3のトルクをT4へ増加させることに相当する。なお、図19の(b)の構成の場合、歯262を通る磁束のロータ軸方向成分の時間変化率は、単純原理的には少ないとも言えるが、無視できず、前記の切れ目、圧粉磁心などの渦電流低減対策も有効である。
Next, in the state where the soft
最大トルク向上の第3の方法を図21に示す。図21の(a)は、図19の(b)に示した軟磁性体273と永久磁石272の代わりに、破線部に示す293の軟磁性体と励磁巻線を付加している。この破線部を拡大して図21の(b)に示す。292は軟磁性体、291は励磁巻線である。電磁気的な作用は図19の軟磁性体273と永久磁石272と同様であり、ロータを通る磁束275とは反対方向の磁束294を作り出すことが出来る。そして、モータの最大トルクを向上させることができる。図21の方法の特徴の一つは、電流の大きさを変えることにより、磁気的な動作点を容易に変化させることができる点である。例えば、軽負荷の場合には電流を零にすることができ、不要な制御は行わず、大きなトルクが必要なときにだけ巻線291に必要に応じた電流を流すことができる。
FIG. 21 shows a third method for improving the maximum torque. In FIG. 21A, a soft
また、後述するが、電流の方向を逆にすることも出来る。なお、図19に示した方法でも、永久磁石272を他のアクチュエータで出し入れすることにより磁束274の大きさを制御することも可能であり、磁石の向きを反転することも可能である。また、図19、図21の方法は、軟磁性体、永久磁石、巻線の位置を、円周方向に隣接する歯と複合させた変形など、種々の変形が可能である。また、モータを駆動するインバータについても、各巻線へ一方向電流しか流せないようなインバータだけでなく、自在な電流を流せるインバータまで種々インバータの活用が可能である。
As will be described later, the direction of the current can be reversed. In the method shown in FIG. 19 as well, the magnitude of the
最大トルク向上の第4の方法を図22に示す。各スロットの開口部へ永久磁石301、302、303、304、305、306を配置する方法である。
永久磁石の方向は、N、S極と308、309の矢印で示す磁束で付記するように、各スロットの電流による起磁力とは反対方向にし、スロット開口部近傍の漏れ磁束を相殺し、低減している。例えば、図22に図示するように、巻線111と115に正の電流を、巻線112と114に負の電流が流れている時を考え、ロータは図示していないが、307の矢印で示す磁束が通過していると想定する。永久磁石の磁束308、309、30A、30Bの方向は磁束307とは逆の方向を向いている。この結果、図19に示した構造の効果と同様に、歯117と11Aの磁束密度を負にバイアスしているので、電流が流れた時の磁束307と相殺するので、歯117と11Aの磁束密度を低減することができ、モータの最大トルクを増加させることが出来る。
FIG. 22 shows a fourth method for improving the maximum torque. In this method,
As indicated by the magnetic flux indicated by the N and S poles and the
特に、この方法は、モータのロータ軸方向の長さWtが大きくなっても適用できる技術である。従って、図22の方式は出力の大きなモータでも採用しやすい技術である。
一方、図18、図19、図21の方法は、モータのロータ軸方向長さWtが大きくなると、次第にその効果の比率が小さくなる傾向があり、薄形の形状のモータで効果的な方法である。
図22のスロット形状と永久磁石の配置で分かるように、これらの永久磁石は、スロット内のコイルを固定する部材としても活用することが出来る。また、永久磁石の縦横寸法など形状の変形も可能である。なお、永久磁石の温度上昇による特性の変化については注意を要する。例えば、熱抵抗の大きな部材、あるいは、冷却用の液冷パイプを各スロットの永久磁石と巻線との間に配置することも可能である。
In particular, this method can be applied even when the length Wt of the motor in the rotor axial direction is increased. Therefore, the method of FIG. 22 is a technology that can be easily adopted even by a motor with a large output.
On the other hand, the methods of FIGS. 18, 19, and 21 tend to gradually decrease the effect ratio as the rotor axial length Wt of the motor increases, which is an effective method for a thin motor. is there.
As can be seen from the slot shape and the arrangement of the permanent magnets in FIG. 22, these permanent magnets can also be used as members for fixing the coils in the slots. Further, it is possible to change the shape such as the vertical and horizontal dimensions of the permanent magnet. Note that changes in characteristics due to the temperature rise of the permanent magnets are required. For example, a member having a large thermal resistance or a liquid cooling pipe for cooling can be disposed between the permanent magnet and the winding in each slot.
最大トルク向上の第5の方法を図17、図23などに示す。図23の(a)は、図17の断面AD−ADの断面図に磁気飽和を低減する軟磁性体311を付加した形状である。313はロータコアで、ロータコア313の両端は補助突極磁極162である。図23の(b)は、図23の(a)の側面図である。図23の(b)の補助突極磁極162の形状のように、補助突極磁極162の先端からロータ中心に向かって台形形状となり、磁路を太くしている。補助突極磁極162の根元を太くすることにより磁気飽和を低減し、モータの最大トルクを向上している。
A fifth method for improving the maximum torque is shown in FIGS. FIG. 23A shows a shape in which a soft
最大トルク向上の第6の方法を図23に示す。補助突極磁極162の側面に磁気飽和を低減する軟磁性体311を追加している。補助突極磁極162の磁路が太くなり、磁気飽和が低減され、モータの最大トルクを向上することが出来る。軟磁性体311は、補助突極磁極162の近傍に配置しているが、高速回転するときには大きな遠心力がかかり強度が必要となるので、8極などの多極モータの場合、314の破線で示すように円周方向に環状に接続された軟磁性体とすることも出来る。なお、補助突極磁極162の近傍の軟磁性体は、前記の切れ目、圧粉磁心などの渦電流低減対策が有効である。また、軟磁性体を付加する場合は、磁束の方向の自由度ああり、その磁路部分での磁束が交番する電流制御方法で駆動することも出来る。なお、モータの最大トルクの種々向上方法を示したが、最大トルクを向上させることにより、モータの小型化が可能となり、また、低コスト化を実現することも出来る。
FIG. 23 shows a sixth method for improving the maximum torque. A soft
(実施例5)
次に、本発明モータの定出力制御を実現するためのモータ構造と駆動法について説明する。図1、図6等に示す本発明モータは、モータの磁束を基本的に電流で作り出しており、磁束の制御性が高く、高速回転が可能である。ロータが堅牢な構造であるということも高速回転を実現する上で基本的に重要なことである。本発明モータは、高速回転化により高出力を実現し、出力密度の高いモータを実現できる可能性がある。しかし、高速回転で高トルクを得るためには、また、高速回転でのトルクリップルの低減には技術的な課題もある。自動車の駆動では、低速では坂道の昇降などでは大トルクが必要で、高速道路では多少トルクが小さくても高速の回転が必要であり、いわゆる、定出力特性が求められることが多い。
(Example 5)
Next, the motor structure and driving method for realizing constant output control of the motor of the present invention will be described. The motor of the present invention shown in FIGS. 1 and 6 etc. basically generates the magnetic flux of the motor by current, has high controllability of the magnetic flux, and can rotate at high speed. The fact that the rotor has a robust structure is also fundamentally important for realizing high-speed rotation. The motor of the present invention can realize a high output by increasing the rotation speed and can realize a motor having a high output density. However, in order to obtain high torque at high speed rotation, there is also a technical problem in reducing torque ripple at high speed rotation. In driving an automobile, a large torque is required for moving up and down a slope at a low speed, and a high-speed rotation is required even if the torque is slightly small on a highway, and so-called constant output characteristics are often required.
最初に、本発明モータの基本的な高速回転の駆動方法とその問題点について説明する。 図6のモータについて、図26の回転数ωrとトルクTの特性上で考える。今、連続通電が熱的に可能な電流Inを通電したときの連続定格トルクをTcとする。モータを駆動するインバータの電流電圧VMとし、電流Inを通電した時にモータ電圧がVMとなる回転数を基底回転数ωbrとする。理想的な定出力特性は、図26において、P3の動作点からトルクが回転数に反比例した形状でP4に向かう特性である。連続定格トルクの2倍のトルクTb=2Tcの場合は、P1からP2に向かう特性である。
基底回転数ωbrより大きい回転数領域では、モータ電圧Vが鎖交磁束φの時間変化率と巻回数Nwに比例するので、V=Nw×dΦ/dt=Nw×dΦ/dθ×dθ/dtとなり、この電圧Vが電源電圧VMを超えると制御が困難になる。ここで、dΦ/dθは鎖交磁束φの回転変化率で、dθ/dt=ωrはロータの回転速度である。
良く使用される定出力制御では、鎖交磁束φを小さくなるように制御し、いわゆる界磁弱め制御あるいは弱め界磁制御により定出力制御を実現する。本発明モータでは、逆に、鎖交磁束φを大きくし、磁気飽和を利用して磁束密度の変化範囲を狭め、鎖交磁束φの回転変化率dΦ/dθを低下させる方法が一つの方法として実現できる。
First, a basic high-speed driving method and problems of the motor of the present invention will be described. The motor of FIG. 6 is considered on the characteristics of the rotational speed ωr and torque T of FIG. Now, let Tc be the continuous rated torque when a current In that is capable of continuous energization is energized. Let the current voltage VM of the inverter that drives the motor be the rotation speed at which the motor voltage becomes VM when the current In is energized is the base rotation speed ωbr. In FIG. 26, the ideal constant output characteristic is a characteristic in which the torque is directed toward P4 in a shape in which the torque is inversely proportional to the rotational speed from the operating point of P3. In the case of torque Tb = 2Tc which is twice the continuous rated torque, the characteristic is from P1 to P2.
In the rotational speed region larger than the base rotational speed ωbr, the motor voltage V is proportional to the time change rate of the interlinkage magnetic flux φ and the number of turns Nw, and therefore V = Nw × dΦ / dt = Nw × dΦ / dθ × dθ / dt. If this voltage V exceeds the power supply voltage VM, control becomes difficult. Here, dΦ / dθ is the rotation change rate of the flux linkage φ, and dθ / dt = ωr is the rotational speed of the rotor.
In the constant output control often used, the flux linkage φ is controlled to be small, and constant output control is realized by so-called field weakening control or field weakening control. In the motor of the present invention, conversely, one method is to increase the flux linkage φ, narrow the change range of the magnetic flux density using magnetic saturation, and reduce the rotational change rate dΦ / dθ of the flux linkage φ. realizable.
具体的に基底回転数ωbr以上の高速回転で駆動する方法は、電流値を低減して駆動するが、当然出力トルクは低下する。ある程度大きな電流領域では、電流を低減しても電流に比例して磁束φが低下しないので、電流の低減量が大きくなる。また、電流の位相を変えることにより、モータの漏れインダクタンスを利用しながら、電流の低減をより少なくして駆動することが出来る。これらの結果、図26の動作点P3からP5へ向かう破線で示す特性となる。連続定格トルクの2倍のトルクTb=2Tcの現実的な特性も、動作点P6からP5に向かう特性となる。これらの破線で示すトルク領域では、トルクリップルが大きくなるが、高い周波数のトルクリップルなので、問題なく使用できる用途も多い。しかし、P5および破線で示すトルクが理想的な定出力特性のトルク値より小さな値となる問題、トルクリップルが増加する問題がある。 Specifically, the method of driving at a high rotational speed equal to or higher than the base rotational speed ωbr is performed by reducing the current value, but the output torque naturally decreases. In a current region that is large to some extent, even if the current is reduced, the magnetic flux φ does not decrease in proportion to the current, so that the amount of current reduction increases. Further, by changing the phase of the current, the current can be driven with less reduction while utilizing the leakage inductance of the motor. As a result, the characteristic indicated by the broken line from the operating point P3 to P5 in FIG. The realistic characteristic of the torque Tb = 2Tc that is twice the continuous rated torque is also a characteristic from the operating point P6 to P5. In the torque region indicated by these broken lines, the torque ripple becomes large, but since it is a high frequency torque ripple, there are many applications that can be used without problems. However, there is a problem that the torque indicated by P5 and the broken line is smaller than the torque value of the ideal constant output characteristic, and a problem that torque ripple increases.
実線で示す理想的な特性に対し、現実には破線で示すようにトルクが低下する原因は、モータ内の磁束の低減とトルク発生とを両立できない領域で運転することにある。例えば、動作点P3に対し、動作点P6において同一のモータ電流Inで、磁束φの時間変化率が同一で、トルクTがTcの1/2に出力出来れば、理想的な定出力特性が得られたことになる。この時、動作点P6では回転数が2×ωbrなので、磁束φは動作点P3の時の1/2に小さくなっている時にモータの誘起電圧が前記電源電圧VMとなることを意味している。即ち、磁束の回転変化率が可変出来れば、定出力特性を得ることが出来る。それは前記したように、同期電動機における界磁電流成分を制御する界磁弱め制御、あるいは、永久磁石磁束成分を電流により積極的に低減する弱め界磁制御に相当する制御である。 In contrast to the ideal characteristic indicated by the solid line, the cause of the decrease in torque as indicated by the broken line is that the motor is operated in a region where the reduction of the magnetic flux in the motor and the generation of torque cannot be achieved at the same time. For example, an ideal constant output characteristic can be obtained if the time change rate of the magnetic flux φ is the same at the operating point P6 at the operating point P3, the time rate of change of the magnetic flux φ is the same, and the torque T can be output to 1/2 of Tc. It will be. At this time, since the rotational speed is 2 × ωbr at the operating point P6, it means that the induced voltage of the motor becomes the power supply voltage VM when the magnetic flux φ is reduced to ½ of that at the operating point P3. . That is, if the rate of change in rotation of the magnetic flux can be varied, constant output characteristics can be obtained. As described above, the control corresponds to the field weakening control for controlling the field current component in the synchronous motor or the field weakening control for actively reducing the permanent magnet magnetic flux component by the current.
次に、本発明モータにおいて、モータ磁束の回転変化率を低減する方法について説明する。図24は、図21の(b)と同一の構成であるが、励磁巻線291の電流方向が逆向きとなっていて、磁束294の方向が逆向きとなっている。そして、磁束294の方向はロータを通る磁束275と同一の方向となっている。今、この歯262の磁束密度BXを図27の磁界の強さHと磁束密度Bの座標上で考える。最初にモータ電流が零で励磁巻線291へ電流が流れ、磁束294が発生している時、歯262の磁束密度BXは、図27のBbの動作点にあるものとする。この状態でモータの電流が流され、磁束261が誘起され、図27のBaの動作点になったものとする。動作点Baの磁束密度B1は2テスラに近く、ほぼ飽和磁束密度に近い動作点である。
Next, a method for reducing the rotational change rate of the motor magnetic flux in the motor of the present invention will be described. FIG. 24 has the same configuration as FIG. 21B, but the current direction of the excitation winding 291 is reversed and the direction of the
このような状態に各相の電流が制御されモータが回転する時、歯262の磁束密度BXは、Bb点とBa点を往復することになり、磁束密度BXはB5からB1の値を往復する。従って、モータの巻線に誘起する電圧は、鎖交する磁束の時間変化率に比例するので、磁束密度B6=B1−B5に比例した電圧となる。この結果、モータ巻線に誘起する電圧は、励磁巻線291の値が零の時に比較4し、ほぼ1/2に低減される。同期電動機において界磁弱め制御を行い、定出力制御を行うときと同様の効果を得ることが出来る。Bb点は励磁巻線291の電流で、0テスラから2テスラ近くまで自在に制御できるので、効果的に制御ができる。また、磁束294が通る磁路の磁気抵抗は、大きなギャップなどを含まないので小さく、比較的小さな電流での制御が可能である。また、モータ電流が一方向の電流駆動において、励磁巻線291の電流によりBb点で動作する場合、歯の軟磁性体のヒステリシスループが小さく、渦電流損、ヒステリシス損も小さく、鉄損を低減することも出来る。
When the current of each phase is controlled in this state and the motor rotates, the magnetic flux density BX of the
なお、図24の構成は図21の構成と同じであり、モータ電流に起因する磁束261と、巻線291の励磁電流に起因する磁束292との向きが異なるだけである。従って、モータ電流と巻線291の励磁電流との相対的な電流方向を可変制御することにより、モータの最大トルクを大きくする効果と定出力特性を改善する効果とを同一構成で得ることが出来る。
The configuration in FIG. 24 is the same as the configuration in FIG. 21 except that the direction of the
次に、モータ磁束の回転変化率を低減し、定出力特性を改善する他の方法について説明する。図25は、図19においてモータの電流方向を逆にし、磁束681の方向を逆向きとしている。永久磁石272により励起される磁束274と磁束681とが、歯262で同一の方向を向いており、歯が磁気飽和しやすい構成となっている。図27では、歯262の磁束密度BXは動作点Bfに設定し、モータ電流を通電する時には動作点Beに移動し、磁束密度の変動はB8=B2−B7とするものである。その結果、図24における巻線電流による励磁と同じ効果を得ることが出来、定出力制御の特性を改善することが出来る。
Next, another method for reducing the rotation change rate of the motor magnetic flux and improving the constant output characteristics will be described. 25, the current direction of the motor is reversed in FIG. 19, and the direction of the
次に、モータ磁束の回転変化率を低減し、定出力特性を改善する他の方法について説明する。図22において、永久磁石の磁束方向と駆動電流により励起される磁束を同一方向として、図24における巻線電流による励磁と同じ効果を得ることが出来、定出力制御の特性を改善することが出来る。
なお、図25の構成は図19の構成と同じであり、モータ電流に起因する磁束681と巻線291の励磁電流に起因する磁束274との向きが異なるだけである。従って、モータ電流の方向を可変制御することにより、モータの最大トルクを大きくする効果と定出力特性を改善する効果とを同一構成で得ることが出来る。なお、通常、永久磁石はモータ内に固定して使用することが多いが、永久磁石を他のアクチュエータでその磁路から出し入れして永久磁石の効果を可変する、あるいは、磁石の向きまでも反転することが可能である。特に、電気自動車などの駆動などに使用する場合は、運転モード変更はそれほど高速に切り替える必要もなく、永久磁石を他のアクチュエータで移動させることは現実的である。
Next, another method for reducing the rotation change rate of the motor magnetic flux and improving the constant output characteristics will be described. In FIG. 22, the magnetic flux direction of the permanent magnet and the magnetic flux excited by the drive current are set in the same direction, the same effect as the excitation by the winding current in FIG. 24 can be obtained, and the characteristics of constant output control can be improved. .
The configuration of FIG. 25 is the same as the configuration of FIG. 19 except that the direction of the
また、大トルクを発生させる場合と定出力特性を行うときの電流方向を逆にする方法の一つとして、各巻線とインバータとの接続を電磁接触器等で逆方向に切り替える方法もある。電気自動車等では、低速回転では大トルクモードにし、高速回転では定出力制御モードにすればよい。電磁接触器での巻線切り替え時間は、0.1秒程度の短時間での切り替えが技術的に可能であり、運転に差し支えない程度に高速化が可能である。また、自動車の変速機のシフトレバーのような、回転数によって変更される機構に連動して巻線を切り替えるようにする方法も可能である。 In addition, as one method of reversing the current direction when generating a large torque and when performing constant output characteristics, there is a method of switching the connection between each winding and the inverter in the reverse direction using an electromagnetic contactor or the like. In an electric vehicle or the like, a large torque mode may be set for low-speed rotation, and a constant output control mode may be set for high-speed rotation. The winding switching time in the magnetic contactor can be technically switched in a short time of about 0.1 seconds, and can be speeded up to such an extent that it does not interfere with operation. In addition, a method of switching the windings in conjunction with a mechanism that is changed by the number of revolutions, such as a shift lever of an automobile transmission, is also possible.
(実施例6)
次に、図1に示す本発明モータを改良する方法について図28に示す。図28のモータは4極のモータの例である。
A相の巻線が巻回されるスロットは321、324、327、32Aである。B相の巻線が巻回されるスロットは323、326、329、32Cである。C相の巻線が巻回されるスロットは325、328、32B、322である。
各スロットの巻線は省略し図示していない。32Lはロータで、32D、32E、32F、32Gはスリットで、電磁鋼板の一部をプレス打ち抜きで抜いた空隙部などである。磁気抵抗の大きな部材を充填することもできる。ロータ外周部の遠心力を保持するために32Hのような繋ぎ部を付加しても良い。
(Example 6)
Next, FIG. 28 shows a method for improving the motor of the present invention shown in FIG. The motor of FIG. 28 is an example of a 4-pole motor.
The slots in which the A-phase windings are wound are 321, 324, 327 and 32 A. The slots around which the B-phase windings are wound are 323, 326, 329, and 32C. Slots around which the C-phase winding is wound are 325, 328, 32B, and 322.
The winding of each slot is omitted and not shown. 32L is a rotor, 32D, 32E, 32F, and 32G are slits, which are gaps obtained by punching out a part of the electromagnetic steel sheet by press punching. It is also possible to fill a member having a large magnetic resistance. In order to maintain the centrifugal force of the outer periphery of the rotor, a connecting portion such as 32H may be added.
また、各磁極の外周部は、ロータの強度を確保するため、32Jで示すように、外周が繋がった形状としている。スリットの形状は32Kの部分に示すように、ロータの磁極の先端からロータ内部へ磁束が通る場合、ロータの磁極の先端からロータ内部までの磁束が通る磁路の幅が小さくならないように、スリットの先端が徐々に細くなる形状となっている。そして、スリットは、その前後の磁気抵抗を大きくし、磁束を分離する作用をし、ロータ磁極の先端部近傍における磁束の偏りを防止することにより回転時のトルクの均一化、トルクの増大を図っている。部分的には磁気飽和を低減する効果もある。
図29は4極のモータで、図28で各ロータ突極のスリットが2層であったのに対し、スリット632、633、634、635、636、637、638、639を各ロータ突極に4層としている。非対称構造となるが3層とすることも出来る。遠心力対応の繋ぎ部631を追加することも出来る。矢印63Aで示すロータ突極の磁路は、磁束が容易に通過できるように、スリットの両端がとがった形状となっている。
Moreover, in order to ensure the strength of the rotor, the outer periphery of each magnetic pole has a shape in which the outer periphery is connected as indicated by 32J. As shown in the portion of 32K, the slit shape is such that when the magnetic flux passes from the tip of the rotor magnetic pole to the inside of the rotor, the width of the magnetic path through which the magnetic flux from the tip of the rotor magnetic pole to the inside of the rotor does not decrease. The tip of the is gradually narrowed. The slit increases the magnetic resistance before and after the slit, acts to separate the magnetic flux, and prevents the magnetic flux from being biased near the tip of the rotor magnetic pole, thereby making the torque uniform during rotation and increasing the torque. ing. In part, it also has the effect of reducing magnetic saturation.
29 shows a four-pole motor. In FIG. 28, each rotor salient pole has two layers of slits, whereas
次に、図6に示す本発明のモータを改良する方法について図30に示す。4極のモータである。ロータ620には、主突極磁極621と補助突極磁極622とがある。図28と同様に、スリット32D、32E、32F、32Gを追加している。
次に、図30のモータに永久磁石を付加する例について図31に示す。511、512、513、514は永久磁石である。図28、図29のモータへ永久磁石を付加することも出来る。これらの永久磁石によりロータ内の磁束の分布を変えることが出来、トルクの向上を図ることが出来る。また、図18から図31に示すような方法を組み合わせて使用することも出来る。
Next, FIG. 30 shows a method for improving the motor of the present invention shown in FIG. This is a 4-pole motor. The
Next, an example in which a permanent magnet is added to the motor of FIG. 30 is shown in FIG.
(実施例7)
次に、図6に示したモータと同一の機能を持ち、巻線の構成が異なるモータを図32に示す。このモータは2極のモータで、巻線が短節巻き、集中巻きとなっている。図32に示したモータ等は全節巻き、集中巻きの構成となっていて、その主な狙いは図8に示すように、特定の歯に起磁力を与えることにより、高い磁束密度で歯とロータ突極の間に大きな吸引力を発生させようとするものである。図32のモータは、歯117への吸引力を発生させるために、歯117の回りへ612、613で示す巻線を集中巻きする。同様に、歯118へ614と615の巻線を巻回し、歯119へ616と617の巻線を巻回し、歯11Aへ618と619の巻線を巻回し、歯11Bへ61Aと61Bの巻線を巻回し、歯11Cへ61Cと611の巻線を巻回する。
(Example 7)
Next, FIG. 32 shows a motor having the same function as the motor shown in FIG. 6 and having a different winding configuration. This motor is a two-pole motor, and the winding is short-pitch winding and concentrated winding. The motor shown in FIG. 32 has a structure of full-pitch winding and concentrated winding, and the main aim is to apply a magnetomotive force to a specific tooth as shown in FIG. A large suction force is generated between the rotor salient poles. The motor shown in FIG. 32 concentrates windings indicated by 612 and 613 around the
モータの動作としては、図8に示した電流と同じになるように通電すればよい。巻線612、613と巻線618、619とは逆直列に接続し、巻線616、617と巻線61C、611とは逆直列に接続し、巻線61A、61Bと巻線614、615とは逆直列に接続することにより、3組の3相巻線を構成する。図32に示すモータの各巻線は、図6に示す各巻線に比較し、スロット内の巻線断面積が1/2になるので、その部分の巻線抵抗が増加し、銅損が増加することになる。同一スロットに2種類の巻線が挿入されることになり、無駄スペースが発生しやすく、その点では巻線占積率の問題もある。異なる視点では、巻線ピッチが電気角で60°以下の短節巻きであり、巻線係数が1/2以下となり効率が低いという見方も出来る。
As the operation of the motor, it may be energized so as to be the same as the current shown in FIG. The
しかし、図32のモータのコイルエンド部の巻線長さは、図6のモータが電気角で180°なのに比較し、電気角で60°なので約1/3と短い。従って、コイルエンド部の巻線の比率が高い薄形で偏平なモータ形状である場合、巻線抵抗の点で図32のモータ構成が有利になってくる。また、図32のモータは、コイルエンドのロータ軸方向長さを図6のモータに比較して約1/2に縮小できる長所もある。また、高速回転用のモータの場合、駆動周波数の限界などからモータの極数が小さくなり、コイルエンドが長くなる。このような高速回転モータの場合も、図32のような集中巻き構成が有利になってくる。なお、ロータの主突極磁極161と補助突極磁極162の関係については前記の通りであり、図12に示すような各角度の関係である。
However, the winding length of the coil end portion of the motor shown in FIG. 32 is about 1/3 shorter than that of the motor shown in FIG. 6 because the electrical angle is 180 °. Therefore, in the case of a thin and flat motor shape with a high winding ratio in the coil end portion, the motor configuration of FIG. 32 is advantageous in terms of winding resistance. In addition, the motor of FIG. 32 has an advantage that the length of the coil end in the rotor axial direction can be reduced to about ½ compared to the motor of FIG. In the case of a motor for high-speed rotation, the number of poles of the motor becomes small due to the limit of the driving frequency and the coil end becomes long. Also in the case of such a high-speed rotary motor, the concentrated winding configuration as shown in FIG. 32 is advantageous. Note that the relationship between the main salient pole
具体的にどのような構成のモータで、図32に示す形態のモータが有利であるかを示す。今、隣接するスロット間のピッチをLpとし、ステータコアのロータ軸方向厚みをtとし、巻線の単位長さ当たりの抵抗をkとする。全節巻き巻線の抵抗は、k×(2t+2Lp)となり、短節巻き、集中巻き巻線の抵抗は、k×2×(2t+2×1/3×Lp)となる。ここで、図32の短節巻き、集中巻き巻線は、巻線太さが1/2となることを考慮している。そして、短節巻き、集中巻き巻線の方が抵抗値が小さくなる条件は、k×2×(2t+2×1/3×Lp)<k×(2t+2Lp)となり、t<1/3×Lpである。 従って、ステータコアのロータ軸方向厚みtがスロット間のピッチLpの1/3以下と薄形のモータの場合、図32の構成のモータの方が巻線のジュール損の単純計算上、有利である。また、一般的に、短節巻き、集中巻き巻線の方が、巻線製作が簡単で、コイルエンド長が短くなるなど効果も考えると、t<2/3×Lpの程度と総合的に考えることも出来、その場合は、ステータコアのロータ軸方向厚みtがスロット間のピッチLpの2/3以下と薄形のモータの場合、図32の構成のモータの方が巻線のジュール損の単純計算上、有利であると言える。 Specifically, the configuration of the motor shown in FIG. 32 is advantageous in the configuration of the motor. Now, let Lp be the pitch between adjacent slots, t be the rotor axial thickness of the stator core, and let k be the resistance per unit length of the winding. The resistance of the full-pitch winding is k × (2t + 2Lp), and the resistance of the short-pitch winding and the concentrated winding is k × 2 × (2t + 2 × 1/3 × Lp). Here, it is considered that the winding thickness of the short-pitch winding and concentrated winding of FIG. 32 is halved. And, the condition that the resistance value of the short-pitch winding and the concentrated winding is smaller is k × 2 × (2t + 2 × 1/3 × Lp) <k × (2t + 2Lp), and t <1/3 × Lp. is there. Therefore, in the case of a thin motor in which the rotor axial thickness t of the stator core is 1/3 or less of the pitch Lp between slots, the motor having the configuration shown in FIG. 32 is advantageous in terms of simple calculation of the joule loss of the winding. . In general, short-pitch winding and concentrated winding are easier to manufacture, and the effect of shortening the coil end length is taken into consideration, so that t <2/3 × Lp. In this case, in the case of a thin motor in which the rotor axial thickness t of the stator core is 2/3 or less of the pitch Lp between the slots, the motor having the configuration shown in FIG. It can be said that it is advantageous in terms of simple calculation.
(実施例8)
次に、歯の形状、スロット形状、スロット内の電流分布、歯の磁気特性と磁束分布、磁気飽和、モータの最大トルクとの関係について説明する。
図33はステータの一部を表す断面図である。331はバックヨーク、332は歯、WTBは歯の先端の円周方向幅、WTAは歯の根元の円周方向幅、WSBはスロット開口部の円周方向幅、333、334、335は各スロットの巻線である。
今、巻線334へ正の電流、巻線335へ負の電流を流し、ロータ磁極が歯332の近傍に存在すると仮定すると、ロータ側から歯332のバックヨーク側へ磁束336が通過する。同時に、巻線336の回りに漏れ磁束337が発生し、巻線335の回りに漏れ磁束338が発生する。前記両電流が大きい場合には、特に歯332のバックヨーク側の磁束密度が増加し、磁気飽和を起こし、モータの最大トルクが低下する問題がある。以下、この問題を解決する4種類の方法を示す。
(Example 8)
Next, the relationship among the tooth shape, slot shape, current distribution in the slot, magnetic characteristics and magnetic flux distribution of the tooth, magnetic saturation, and maximum torque of the motor will be described.
FIG. 33 is a sectional view showing a part of the stator. 331 is the back yoke, 332 is the tooth, WTB is the circumferential width of the tooth tip, WTA is the circumferential width of the root of the tooth, WSB is the circumferential width of the slot opening, 333, 334, and 335 are each slot Winding.
Assuming that a positive current is passed through the winding 334 and a negative current is passed through the winding 335 and that the rotor magnetic pole exists near the
第1の方法は、図34に示すように、歯の先端部の幅WTBより歯の根元の幅WTAを大きくし、歯の太さが先端からバックヨーク側にかけて太くなる構造とする。歯の奥の磁気飽和を低減することが出来る。この時、スロットの形状によっても、図33の台形状のスロットと図34の長方形のスロットとを比較すれば分かるように、電流分布の中心がスロットのバックヨーク側からスロットの開口部側へ移動していることが分かる。
第2の方法は、図34に示すように、同一スロット内に太さの異なる巻線を使用し、スロットの開口部側の巻線を細くし、スロット開口部側の電流密度を上げることにより漏れ磁束347、348を低減する。
第3の方法は、図35に示すように、スロット開口部の円周方向幅WSBを大きくし、漏れ磁束357、358を小さくする方法である。
In the first method, as shown in FIG. 34, the width WTA of the tooth root is made larger than the width WTB of the tooth tip, and the tooth thickness is increased from the tip to the back yoke side. Magnetic saturation at the back of the teeth can be reduced. At this time, the center of the current distribution moves from the back yoke side of the slot to the opening side of the slot, as can be seen by comparing the trapezoidal slot of FIG. 33 and the rectangular slot of FIG. You can see that
As shown in FIG. 34, the second method uses windings of different thicknesses in the same slot, narrows the winding on the opening side of the slot, and increases the current density on the slot opening side. Leakage
As shown in FIG. 35, the third method is a method in which the circumferential width WSB of the slot opening is increased and the leakage
第4の方法は、歯352の全体、あるいは、一部を飽和磁束密度の大きい材料に変更するものである。例えば、歯の先端359の形状を、図示するように、歯先を細くして磁気抵抗を大きくし漏れ磁束357、358を低減した場合、ロータ側からの磁束356が十分に通せなくなる。軟磁性体359を通常使用される電磁鋼板より飽和磁束密度の高いパーメンジュールなどの材質に変更すれば、ロータ側からの磁束356を十分に通すことができるようになる。このような飽和磁束密度の高い材料は高価なことが多いので、必要性の高いところへ部分的に使用できる。その形状については、35Aなどのように変形することにより、歯のバックヨーク側の磁気飽和の低減を行う、あるいは、歯先の部分35Aのステータコアへの固定を容易化することも出来る。
The fourth method is to change all or part of the
(実施例9)
次に、巻線の問題点について検証する。その後に、巻線の問題点を解決する方法を示す。従来例として、図66、図67、図68を示して説明し、各巻線の配置が複雑で製作が難しいという問題、巻線の占積率が低下する問題、巻線の交差によりコイルエンド部が軸方向に長くなる問題について示した。
図36は4極の本発明モータのステータ例をロータ軸方向から見て、その形状をモデル化した図である。A相巻線は、361、362、367、368である。B相巻線は、363、364、369、36Aである。C相巻線は、365、366、36B、36Cである。コイルエンド部での巻線の偏りが少ないように、同一スロットの巻線を円周方向の両方向へ分割している。図37は図36のモータのコイルエンド部近傍の縦断面図である。381はステータコアで電磁鋼板をロータ軸方向へ積層している。384はスロット内の巻線、385はコイルエンドであり、LCE1はステータコア381からの突き出し量であるコイルエンド長さである。
Example 9
Next, the problem of winding will be verified. After that, a method for solving the winding problem will be described. 66, 67, and 68 as conventional examples, the problem is that the arrangement of each winding is complicated and difficult to manufacture, the problem that the space factor of the winding is reduced, and the coil end portion due to the intersection of windings The problem of the lengthening in the axial direction was shown.
FIG. 36 is a diagram modeling the shape of an example of a stator of the motor of the present invention having four poles as viewed from the rotor axial direction. The A-phase windings are 361, 362, 367, and 368. The B phase windings are 363, 364, 369, and 36A. The C-phase windings are 365, 366, 36B, and 36C. The windings in the same slot are divided in both directions in the circumferential direction so that the winding bias at the coil end portion is small. FIG. 37 is a longitudinal sectional view of the vicinity of the coil end portion of the motor of FIG.
386、387はスロット近傍でステータコア381と巻線との絶縁を保つための絶縁紙である。絶縁紙387は、通常、絶縁を確保するためステータコア381の端から10mm程度突き出している。382はロータ、383はステータコア381とロータ382の間のエアギャップ部を指している。一点鎖線はロータの回転中心である。
このような構成で、2極のモータ、6極のモータの場合も同様に巻回することが出来、また、コイルエンド各部の巻線はほぼ均一に全周へ分散される。しかし、コイルエンド部は複数の巻線が重なり、複雑な配置となり、生産性の問題がある。巻回の困難さから、スロット内の巻線占積率が低下する問題もある。コイルエンドのロータ軸方向の長さは、コイルエンド部の巻線が分散されているので、型などで成形することによりある程度短くできる。しかし、成形にも限界があり、コイルエンドが長いという問題はある。
With such a configuration, a 2-pole motor and a 6-pole motor can be wound in the same manner, and the windings at each part of the coil end are almost uniformly distributed over the entire circumference. However, a plurality of windings overlap the coil end portion, resulting in a complicated arrangement, and there is a problem of productivity. There is also a problem that the winding space factor in the slot is lowered due to difficulty in winding. The length of the coil end in the rotor axial direction can be shortened to some extent by molding with a mold or the like because the windings of the coil end portion are dispersed. However, there is a limit to molding, and there is a problem that the coil end is long.
次に、これらの問題を低減する巻線の巻回方法、巻線の配置方法について、図38に示し説明する。図38は、4極、12スロットの本発明モータのステータ例をロータ軸方向から見て、巻線のスロット位置、コイルエンド部の巻線の配置関係をモデル的に示した図である。スロット371へ正のA相巻線、スロット374へ負のA相巻線を巻線37Dで巻回する。そして、スロット377へ正のA相巻線、スロット37Aへ負のA相巻線を巻線37Gで巻回する。同様に、スロット373へ正のB相巻線、スロット376へ負のB相巻線を巻線37Eで巻回する。そして、スロット379へ正のB相巻線、スロット37Cへ負のB相巻線を巻線37Hで巻回する。同様に、スロット375へ正のC相巻線、スロット378へ負のC相巻線を巻線37Fで巻回する。そして、スロット37Bへ正のC相巻線、スロット372へ負のC相巻線を巻線37Jで巻回する。
Next, a winding winding method and a winding arrangement method for reducing these problems will be described with reference to FIG. FIG. 38 is a diagram showing a model of the winding slot position and the winding arrangement of the coil end portion as seen from the rotor axial direction of the stator example of the motor of the present invention having 4 poles and 12 slots. A positive A-phase winding is wound around the
図38における巻線の巻回順は、外径側に配置される巻線37D、37F、37Hが巻線37E、37G、37Jより先に巻回される。その理由は、例えば、巻線37Eはスロット374、375のロータ軸方向の端面を覆うことになるので、巻線37Eより巻線37D、37Fを先に巻回する必要がある。従って、例えば、巻線37D、37Fが巻回されていれば、巻線37Hより先に巻線37Eを巻回することが出来る。
図38の様に集中巻き巻線を外径側、内径側に仕分けして巻回出来るモータの極数は4の整数倍の極数である。この場合には、巻線の数が少なく、相互の物理的な干渉も少ないので、効率良く、高占積で巻線を巻回することが出来る。
In the winding order of the windings in FIG. 38, the
As shown in FIG. 38, the number of poles of the motor that can be wound with the concentrated winding wound on the outer diameter side and the inner diameter side is an integer multiple of four. In this case, since the number of windings is small and mutual physical interference is small, the windings can be wound efficiently and with high space.
図39に、モータの極数が4の整数倍ではなく、6極のモータのステータの例を示す。 A相の巻線は、スロット731から734へ巻回される巻線73K、スロット737から73Aへ巻回される巻線73N、スロット73Dから73Gへ巻回される巻線73Rである。B相の巻線は、スロット733から736へ巻回される巻線73L、スロット739から73Cへ巻回される巻線73P、スロット73Fから73Jへ巻回される巻線73Sである。C相の巻線は、スロット735から738へ巻回される巻線73M、スロット73Bから73Eへ巻回される巻線73Q、スロット73Hから732へ巻回される巻線73Tである。これらの巻線の中で、巻線73Tが他の巻線に比較して不規則な形状、配置となっている。このように、部分的に不規則にすれば、6極、10極、14極、18極などでも類似の巻線とすることが出来る。
FIG. 39 shows an example of a stator of a 6-pole motor, in which the number of poles of the motor is not an integer multiple of 4. The A-phase windings are the winding 73K wound from the
次に、図38のモータのコイルエンド部近傍の巻線形状、コア形状を図40、図41、図42、図43に示し説明する。図40は図38の断面AF−AFのスロット375側の断面図である。図37のコイルエンド385を比較のため、破線で示している。391はステータコア、396、397、398は絶縁紙、394はスロット375に巻回した巻線で、395はそのコイルエンド部である。スロットの中程からステータコアのロータ軸方向端面に向かって徐々に外径側へ折り曲げられ、コイルエンド395に繋がっている。399は巻線37Eであり、円周方向に向かって位置している。この結果、従来のコイルエンドのロータ軸方向長さLCE1に比較し、図40のコイルエンドの長さLCE2は大幅に短縮していることが分かる。
Next, the winding shape and the core shape in the vicinity of the coil end portion of the motor shown in FIG. 38 will be described with reference to FIGS. 40, 41, 42, and 43. FIG. 40 is a cross-sectional view of the cross-section AF-AF of FIG. 38 on the
図41は、図38の断面AE−AEのスロット376側の断面図である。40Bはステータコア、403、404、405は絶縁紙、406はスロット376に巻回した巻線で、402はそのコイルエンド部である。巻線406、402の形状を、このステータ側から見て円弧状の形状を直線展開した図42に示す。図42の水平軸は円周方向、上下方向はロータ軸方向である。411、412、413、414、415は各歯の内周側形状である。巻線416、417は図38の巻線37Eであり、図41の巻線406、402である。巻線416がスロットの中程から418の部分にさしかかると円周方向に折れ曲がり、コイルエンド部に繋がっている。折れ曲がり部419も同様である。なお、図41の巻線401は図38の巻線37Fであり、円周方向に向かって位置している。
FIG. 41 is a sectional view of the section AE-AE in FIG. 38 on the
従来モータでは、各歯のロータへの対向面形状は図42の破線で示す41Aの様に四角形状であるが、本発明では実線で示す、角部が曲線状となった歯形状411、412、413、414、415としている。なお、図38に示す巻線配置から考えると、全ての歯の角部に巻線が配置されるわけではないので、図42の各歯の角部のように全ての歯の角部が曲線形状である必要はないが、モータ全体の電磁気的なバランスを保つため同一の歯形状としている。
このように、各歯の角部形状は円弧状に無理なく折れ曲がっているので、図41に示すコイルエンド402のロータ軸方向の突き出し量を短く、LCE2の大きさに抑えている。このようにコイルエンド近傍のステータコアのスロット形状を工夫することにより、コイルエンドのロータ軸方向長さを短縮することが出来、占積率も向上できる。
In the conventional motor, the shape of the facing surface of each tooth to the rotor is a quadrangular shape as indicated by a
As described above, since the corner shape of each tooth is bent into an arc shape without difficulty, the amount of protrusion of the
前記のように、図40の巻線394が折れ曲がる部分のステータコアの形状39Bを滑らかな曲線、あるいは、円弧としている。これは、巻線394、395が急角度の折れ曲がり等無理な形状とならないように、緩やかな曲線形状としているものである。絶縁紙397の形状も、同様に、緩やかな曲線形状としている。しかし、電磁鋼板を積層して構成するステータコア391を製作するために、多種類の形状の電磁鋼板を製作する必要があるため、それらの形状の電磁鋼板を打ち抜くための金型などの設備負担が大きくなる。そこで、巻線の緩やかな折れ曲がり等は可能であって、かつ、金型などの設備負担が過大とならない方法が考えられる。具体的には、これらの曲線的な形状部を2段、多段の階段状の形状に置き換えるものである。例えば、図41のステータコア40Bの破線で示すスロット形状407の様な3段の形状の例である。
As described above, the
ステータコアは積層電磁鋼板で構成することが多く、スロットの滑らかな形状変化は、電磁鋼板の打ち抜き用金型等のコスト的な負担が大きくなる。スロット形状407の様な形状であれば、3種類の電磁鋼板を積層することにより製作できるので、生産設備のコストを低減することが可能である。ただし、階段状の形状とした場合、角部の空間部が出来るので、その周辺の電磁鋼板と巻線の占積率はやや低下する。
逆に、図40、図41の電磁鋼板の曲線部の形状において、積層される1枚ごとの電磁鋼板の打ち抜き形状を、さらに成形してテーパ状として、電磁鋼板を積層した仕上がり形状が電磁鋼板の1枚ごとの階段形状ではなく、図40に示す曲線形状あるいは直線形状になるように各電磁鋼板の打ち抜き部を成形することも出来る。
The stator core is often composed of laminated electromagnetic steel sheets, and the smooth shape change of the slots increases the cost burden of a die for punching the electromagnetic steel sheets. If it is a shape like the
On the other hand, in the shape of the curved portion of the electromagnetic steel sheet shown in FIGS. 40 and 41, the punched shape of each laminated electromagnetic steel sheet is further formed into a tapered shape, and the finished shape obtained by laminating the electromagnetic steel sheets is an electromagnetic steel sheet. The punched portion of each electromagnetic steel sheet can be formed to have a curved shape or a linear shape shown in FIG.
さらに、39A(図40参照)の破線で示す近傍のバックヨーク部の円周方向磁路が減少しているので、円周方向磁路断面積を増加させるため、図41に示すように、円環状の軟磁性体408を追加している。この軟磁性体408により、モータのロータ軸方向長さを増加させることなく、バックヨーク部の円周方向磁路を確保することが出来る。
なお、図40では、この軟磁性体408は省略している。この軟磁性体408の具体的な構成例として、39Dの3本の破線で示すように、ステータコア40Bのロータ軸方向端近傍の電磁鋼板をロータ軸方向へ折り曲げて構成することも出来る。磁束の通り方としても、より多くの磁束が同一鋼板内で変化できるので電磁鋼板の面方向の磁束変化は小さく、過大な渦電流が流れない構成とすることが出来る。
Further, since the circumferential magnetic path of the back yoke portion in the vicinity indicated by the
In FIG. 40, the soft
渦電流の観点では、図40の39A、図41の39D、408、図18の(b)の264及び近傍の電磁鋼板、図19の271、273及び近傍の電磁鋼板、図21の292及び近傍の電磁鋼板、図23の162、311及び近傍の電磁鋼板、図24の292及び近傍の電磁鋼板、図25の271、273及び近傍の電磁鋼板等においても同様であり、図41の39Dのような折れ曲がった電磁鋼板構成にすることも出来る。圧粉磁心はどの方向へ磁束を通しても渦電流が小さく特性を持っている。また、各電磁鋼板に径方向にスリットを入れることにより、電磁鋼板の面方向へ通過する磁束が時間変化しても渦電流が過大とならないように改良することが出来る。このように、電磁鋼板の面方向へ通過する磁束が時間変化する場合は、何らかの渦電流対策が必要である。 From the viewpoint of eddy currents, 39A in FIG. 40, 39D and 408 in FIG. 41, 264 in FIG. 18B and nearby electrical steel sheets, 271, 273 in FIG. 19 and nearby electrical steel sheets, 292 in FIG. 23, 162 and 311 in FIG. 23, nearby electromagnetic steel sheets in FIG. 24, nearby electromagnetic steel sheets in FIG. 24, 271, 273 in FIG. 25 and nearby electromagnetic steel sheets, and the like, as in 39D in FIG. It is also possible to have a bent electromagnetic steel sheet configuration. The dust core has a small eddy current in any direction through the magnetic flux. Moreover, it can improve so that an eddy current may not become excessive, even if the magnetic flux which passes in the surface direction of an electromagnetic steel plate changes with time by making a slit to radial direction in each electromagnetic steel plate. As described above, when the magnetic flux passing in the surface direction of the electrical steel sheet changes with time, some countermeasure against eddy current is required.
次に、図37に示す絶縁紙387、386の改良について説明する。図37の場合は、スロットの断面形状がロータ軸方向にステータコア381の一部から他部まで同じ形状をしている。従って、絶縁紙386、387の端末処理は、ステータコア381のロータ軸方向端から10mm程度突き出していることが多い。その理由は、ステータコア381のロータ軸方向端で端面に沿って広げると、絶縁紙の切れ目とステータコアの角部388との間の絶縁距離が短くなる問題、あるいは、スロット内部のロータ軸方向端の近傍で絶縁紙の分割などを行うと、スロットの有効断面積が減少し巻線占積率が低下する問題がある。図40の構成では、スロットの形状がロータ軸方向端に近づくとスロット断面積が広くなり、絶縁紙398と397のようにオーバーラップさせて、ステータコア391との絶縁距離を確保しながら、両絶縁紙を接続することが出来る。絶縁紙397は、ステータコア391のスロット形状39Bに沿って配置できるので、コイルエンド395のロータ軸方向長さLCE2を短縮することが可能である。
図41の構成においても同様に、スロット断面積が広くなり、絶縁紙405と404のようにオーバーラップさせて、ステータコア40Bとの絶縁距離を確保しながら、スロット形状407に沿って両絶縁紙を接続することが出来る。
Next, improvement of the insulating
Similarly, in the configuration of FIG. 41, the slot cross-sectional area is increased, and both insulating papers are overlapped along the
巻線の巻回方法と占積率についても改善が可能となっている。図68のような従来モータの巻線は、各巻線が交差しているので製作が難しい。いわゆるインサータ方式と言われる方法で、最初にコイルを製作し、その後に、そのコイルを型でスロットに挿入し、最後に巻線を成形する。この方法では、生産設備が大がかりになり、生産性に問題がある。コイルエンドが長くなり、巻線占積率の問題もある。
本発明の図38、図40、図41、図42、図43で示す構成では、各巻線が交差していないので、例えば、簡単な巻線案内治具を配置し使用することにより、巻線に張力をかけながら巻回することも可能である。このことは、図38の巻線配置と、図40、図41のコイル形状から容易に理解できる。
It is possible to improve the winding method and the space factor. The windings of the conventional motor as shown in FIG. 68 are difficult to manufacture because the windings intersect each other. A coil is first manufactured by a method called a so-called inserter system, and then the coil is inserted into a slot by a mold, and finally a winding is formed. With this method, production facilities become large and there is a problem in productivity. The coil end becomes long and there is a problem of the winding space factor.
In the configuration shown in FIGS. 38, 40, 41, 42, and 43 of the present invention, since the windings do not cross each other, for example, by arranging and using a simple winding guide jig, the windings It is also possible to wind while applying tension. This can be easily understood from the winding arrangement of FIG. 38 and the coil shapes of FIGS.
具体的には、最初に、図38の巻線37D、37F、37Hを図40の巻線394、395および図41の巻線401のような形状に製作する。この略ループ状の巻線に沿って前記巻線案内治具を作れば、巻線に張力をかけながら巻回することができる。
次に、図38の巻線37E、37G、37J を図40の巻線399および図41の巻線402および図42の巻線417のような形状に製作する。この略ループ状の巻線に沿って前記巻線案内治具を作れば、巻線に張力をかけながら巻回することができる。
また、ステータコアの外でコイルを製作しスロットへ挿入することも、多極のモータであれば、挿入するコイル間のラジアル方向の角度の差が小さく、コイルの挿入が容易である。コイルの製作、組立が容易であれば、一般的に、巻線の占積率を向上することも出来る。
Specifically, first, the
Next, the
In addition, if a multi-pole motor is used to manufacture a coil outside the stator core and insert it into the slot, the radial difference between the inserted coils is small, and the coil can be easily inserted. If the coil is easy to manufacture and assemble, generally the space factor of the winding can be improved.
また、図40、図41に示すコイルエンド部の固定、放熱については、コイルエンドに密接してモータのフランジ部品を配置することにより、フランジ部品でコイルエンドを固定し、同時にコイルエンド部の熱をフランジ部に伝えることにより効果的に行うことも出来る。
図38に示す巻線の巻回方法は、各巻線が他の巻線との物理的干渉が少なく、巻線の巻回が容易であることから、生産性が高く、巻線の占積率を向上することも可能である。図40、図41に示すようにスロット形状の改良により、巻線の配置、構成を容易化することが出来、コイルエンド部395、399、401、402のロータ軸方向の突き出しLCE2を短縮することが出来、従来モータで課題であったコイルエンド部近傍の有効な利用率を大幅に改善している。結果としては、モータの小型化を実現したとも言える。
40 and 41, the coil end part is fixed and radiated by placing the motor flange part in close contact with the coil end so that the coil end is fixed by the flange part and at the same time the coil end part is heated. Can be effectively performed by transmitting to the flange.
The winding method shown in FIG. 38 is high in productivity because each winding has little physical interference with other windings and winding is easy, and the space factor of the winding is high. It is also possible to improve. As shown in FIGS. 40 and 41, the arrangement and configuration of the windings can be facilitated by improving the slot shape, and the protrusion LCE2 in the rotor axial direction of the
(実施例10)
次に、本発明モータのステータコアを分割した構成について図44、図45、図46、図47に示し、説明する。図44は8極の本発明モータのステータをロータ軸方向から見て、各巻線をモデル化した図である。80Eは8極のロータのN極永久磁石、80FはS極永久磁石である。分割点42E、42F、42G、42Hの4箇所で接合されたステータコアで構成されている。これらの分割点の形状を2重線で示しているが、種々形状に変形することも出来る。これらの分割ステータは、電気角で360°に分割しているので、各相の巻線は、それぞれ、同一の分割コアに巻回することが出来、それぞれの分割ステータを独立して製作できる。A相の巻線はスロット421からスロット424へ巻回される。B相の巻線はスロット423からスロット426へ巻回される。C相の巻線はスロット425からスロット422へ巻回される。
(Example 10)
Next, the structure in which the stator core of the motor of the present invention is divided will be described with reference to FIGS. 44, 45, 46 and 47. FIG. FIG. 44 is a diagram modeling each winding when the stator of the 8-pole motor of the present invention is viewed from the rotor axial direction. 80E is an N pole permanent magnet of an 8-pole rotor, and 80F is an S pole permanent magnet. It consists of a stator core joined at four points of division points 42E, 42F, 42G, and 42H. Although the shape of these dividing points is indicated by double lines, it can be modified into various shapes. Since these divided stators are divided into 360 degrees in electrical angle, the windings of each phase can be wound around the same divided core, and the respective divided stators can be manufactured independently. The A-phase winding is wound from the
例えば、4分割されたステータコアの一つに巻線を巻回する場合、90°の円弧形状なので、スロットの開口部側が開放されており、環状のステータコアに巻線を巻回するより大幅に容易であり、自由度がある。従って、巻線を巻線機により直巻きすることも可能であり、スロット内の巻線占積率の向上も可能である。
また、ステータコアの分割は、電気角で360°、720°など電気角の整数倍で分割しても同様の効果が得られる。また、例えば、720°で分割したステータコアの場合、ステータあるいはロータの形状を720°の周期で変形することが可能となり、トルクリップルを低減するために2個の同相のロータ磁極を360°とは少し異なるピッチとしてトルクリップルをキャンセルさせる手法などを採用することが可能となる。なお、この説明は後述する溶接部位によるステータコア内での循環電流を零とするために必要な条件である。
For example, when winding a winding around one of the four divided stator cores, since the arc shape is 90 °, the opening side of the slot is open, which is significantly easier than winding a winding around an annular stator core. There is a degree of freedom. Therefore, the winding can be directly wound by a winding machine, and the winding space factor in the slot can be improved.
The same effect can be obtained by dividing the stator core by an integer multiple of an electrical angle such as 360 ° or 720 ° in electrical angle. Also, for example, in the case of a stator core divided at 720 °, the shape of the stator or rotor can be deformed at a cycle of 720 °, and two in-phase rotor magnetic poles are 360 ° to reduce torque ripple. It is possible to adopt a method of canceling torque ripple with a slightly different pitch. In addition, this description is a condition necessary for making the circulating current in the stator core by a welding site described later zero.
前記分割点42E、42F、42G、42Hの具体的形状の例を図45に示す。431はステータコアの側面図で、434の部分で隣接する分割コアが磁気的に接合されている。434の部分では、電磁鋼板が1枚ごとに、あるいは、数枚ごとに互い違いに凹凸状に組み合わせている。このようにして、図34の下方のステータコア横断面に示すように、分割コア432、438、439、433が接合部434、435、436、437で接合されている。接合部434の部分拡大図を図46に示す。例えば、電磁鋼板440と441とは突き合わされるが、微視的に見れば、隙間Lgtがある。この隙間Lgtにより電磁鋼板を円周方向に通る磁束が通り難くなる。一方、ロータ軸方向に電磁鋼板は積層されるが、各電磁鋼板の隙間Lgsがわずかだが発生する。ここで、積層方向の相対する面積は広いので、円周方向の磁束は矢印で図示するように通過することになる。円周方向に突き合わされた444の部分では円周方向磁束が少なく、円周方向に通過しやすい443の方へ多くの磁束が通過するようになる。このようにして、ステータコアの接合部での磁束の通りにくさを軽減することが出来る。
An example of a specific shape of the dividing points 42E, 42F, 42G, and 42H is shown in FIG. 431 is a side view of the stator core, and adjacent split cores are magnetically joined at a
各分割コアの機械的な固定には、ボルトによる圧接、接着剤による接着固定、ケーシングによる把持、レーザ溶接などによる溶接固定などの種々の方法が可能である。図47はレーザ溶接により451、452、453、454、455の部分を積層方向に相互に固定した例である。溶接は電磁鋼板間が電気的に接続されることになるので、磁性体内での循環電流が発生すると発熱し、損失が増加するので注意を要する。モータの最外周部および最内周部だけを溶接などにより導通している場合は、電気的に電流が流れる経路に鎖交する磁束は存在しないので、循環電流の危険性はない。
For the mechanical fixing of each divided core, various methods such as pressure welding with a bolt, adhesive fixing with an adhesive, gripping with a casing, welding fixing with laser welding or the like are possible. FIG. 47 shows an example in which
(実施例11)
次に、本発明モータを外径側と内径側に2組配置した構成について図48に示し、説明する。図48は8極のモータで、図1に示すモ−タを8極にし、最も外径側にロータR1を配置し、その内側にロータR1に対応するステータS1を配置し、ステータS1の内径側にステータS2を配置し、ステータS2の内径側にステータS2と作用するロータR2を配置している。466、467、468、469、46AはロータR1の突極である。461、462、463、464、465はロータR2の突極である。図6のモータへも適用できる。同一へ面上にいわゆるインナーロータモータとアウタロータモータを配置した構成である。これは、モータの内径側にもう一つのモータを配置し、スペースを有効に使用しているとも言える。ステータとロータの配置の組み合わせは、最も外側にステータS3を配置し、最も内径側にステータS4を配置し、S3とS4の間にロータR3とR4を配置することも出来る。
(Example 11)
Next, a configuration in which two sets of the motor of the present invention are arranged on the outer diameter side and the inner diameter side is shown in FIG. 48 and described. 48 shows an 8-pole motor. The motor shown in FIG. 1 has 8 poles, the rotor R1 is arranged on the outermost diameter side, the stator S1 corresponding to the rotor R1 is arranged on the inner side, and the inner diameter of the stator S1 is shown. The stator S2 is arranged on the side, and the rotor R2 that acts on the stator S2 is arranged on the inner diameter side of the stator S2. 466, 467, 468, 469, 46A are salient poles of the rotor R1.
図48の構成では、巻線46B、46C、46D、46E、46F、46G、46H、46J、46K、46L、46M、46N、46Q等の巻線がステータS1のスロットからステータS2のスロットへ巻回することが可能となり巻線巻回を簡素化することが出来る。また、この巻線構造は、歯のロータ軸方向側面が使用されずに空間となっているので、図18、図19、図21に示すような磁気飽和低減策を適用することが容易である。また、図24、図25に示すような磁気飽和を利用した定出力制御の対応策を適用することが容易である。
また、外径側のモータと内径側のモータでは電磁気的な条件が異なるため、両モータの最適化を図ると、両モータの電流が異なる値となり、前記巻線では不都合が発生する問題がある。この問題を解決するため、図48で示したような巻線46X、46R、46S、46T、46U、46V、46Wを追加して巻回することが出来る。このように両モータの最適化を図ることにより、高出力化、小型化、低コスト化を実現できる。
In the configuration of FIG. 48, windings such as
In addition, since the electromagnetic conditions of the motor on the outer diameter side and the motor on the inner diameter side are different, if the optimization of both motors is attempted, the currents of both motors have different values, and there is a problem that inconvenience occurs in the windings. . In order to solve this problem,
次に、本発明モータのステータコア、ロータコアの溶接等の固定が許容される場所について説明する。図49は図48に示したステータコア、ロータコアであり、レーザ溶接などで固定することを想定する。溶接部は電気的にも繋がるので、そのコアの電気回路部で渦電流が流れて鉄損が発生するので、溶接の許容される場所が限定される。ロータR1の外周側、例えば47B、47G、47C、47H、47D、47J、47E、47K、47Fは、それぞれに形成される全ての電気回路に鎖交する磁束は発生しないので溶接が可能である。ロータR2については、円周上の同一点であって、電気角で360°の整数倍の場所を溶接しても、形成される全ての電気回路に鎖交する磁束鎖交数は零なので誘起電圧は零となり、弊害はない。例えば、477、478、479である。 Next, a description will be given of places where fixing such as welding of the stator core and rotor core of the motor of the present invention is allowed. FIG. 49 shows the stator core and rotor core shown in FIG. 48, and is assumed to be fixed by laser welding or the like. Since the welded portion is also electrically connected, an eddy current flows in the electric circuit portion of the core and iron loss occurs, so the place where welding is allowed is limited. The outer peripheral side of the rotor R1, for example, 47B, 47G, 47C, 47H, 47D, 47J, 47E, 47K, and 47F, can be welded because no magnetic flux is generated in all the electric circuits formed therein. For the rotor R2, even if welding is performed at the same point on the circumference and an integral multiple of 360 ° in electrical angle, the number of magnetic flux linkages linked to all the electric circuits to be formed is zero, which is induced. The voltage is zero and there is no harmful effect. For example, 477, 478, 479.
ステータS1とS2については、両ステータのコアが繋がっているので、注意を要する。まず、ステータS1側を溶接するかS2側を溶接するかの選択が必要である。そして、S1側を溶接する場合には、円周上の同一点であって、電気角で360°の整数倍の場所を溶接することが出来る。例えば、474、475、476である。これらの場所は、形成される全ての電気回路に鎖交する磁束鎖交数は零となるので、それぞれの電気回路の誘起電圧は零となり、弊害はない。特に、図48、図49に示すような、ステータS1とS2が合成されたステータ構成においては、ステータの機能上、前記ステータの外周側のスロットの奥474、475、476がレーザ溶接に適している。
The stators S1 and S2 require attention because the cores of both stators are connected. First, it is necessary to select whether to weld the stator S1 side or the S2 side. When welding the S1 side, it is possible to weld the same point on the circumference, which is an integral multiple of 360 ° in electrical angle. For example, 474, 475, 476. In these places, since the number of magnetic flux linkages linked to all the electric circuits to be formed is zero, the induced voltage of each electric circuit is zero, which is not harmful. In particular, in the stator configuration in which the stators S1 and S2 are combined as shown in FIGS. 48 and 49, the
(実施例12)
次に、4相モータについて図50に示し、説明する。図50は図1の3相モータを4相にした2極のモータである。480はロータ、489、48A、48B、48C、48D、48E、48F、48Gはステータの突極状の歯である。A相の巻線は正のA481から負のA相485へ巻回し、B相の巻線は正のB482から負のB相486へ巻回し、C相の巻線は正のC483から負のC相487へ巻回し、D相の巻線は正のD484から負のD相488へ巻回する。ロータ突極の幅Hmを大きくすることが出来、より滑らかな運転も可能である。ただし、構造はやや複雑化し、インバータのトランジスタ数も増えるという不利な点もある。また、図6に示すモータ等へも、同様に、適用できる。
Example 12
Next, a four-phase motor will be described with reference to FIG. FIG. 50 shows a two-pole motor in which the three-phase motor shown in FIG.
図51に示す5相のモータへも適用することができる。490はロータ、49B、49C、49D、49E、49F、49G、49H、49J、49K、49Lはステータの突極状の歯である。A相の巻線は正のA491から負のA相496へ巻回し、B相の巻線は正のB493から負のB相498へ巻回し、C相の巻線は正のC495から負のC相49Aへ巻回し、D相の巻線は正のD497から負のD相492へ巻回し、E相の巻線は正のE499から負のE相494へ巻回する。ロータ突極の幅Hmを大きくすることが出来、より滑らかな運転も可能である。ただし、構造はやや複雑化し、インバータのトランジスタ数も増えるという不利な点もある。また、図6に示すモータ等へも、同様に、適用できる。さらに、多相のモータを構成することが出来る。特に、5相のモータは、通常のモータ機構が3次高調波、7次高調波の成分が支配的であり、これらの高調波成分を相殺させる効果があり、振動、騒音の観点で好ましい構成である。
また、図2、図7などに示す本発明のリラクタンストルクを活用したモータは、振動騒音が大きな課題であり、前記の理由により、極対数が5あるいは7等の5以上の素数の整数倍となる構成のモータは、比較的低次の振動を相殺する効果があり、モータ構成として好ましい。
The present invention can also be applied to a five-phase motor shown in FIG. 490 is a rotor, 49B, 49C, 49D, 49E, 49F, 49G, 49H, 49J, 49K, and 49L are stator salient teeth. A-phase winding is wound from positive A491 to negative A-phase 496, B-phase winding is wound from positive B493 to negative B-
Further, in the motor utilizing the reluctance torque of the present invention shown in FIG. 2, FIG. 7, etc., vibration noise is a big problem. For the above reason, the number of pole pairs is an integer multiple of 5 or more prime numbers such as 5 or 7. The motor having the configuration has an effect of canceling out a relatively low-order vibration, and is preferable as a motor configuration.
(実施例13)
次に、銅、アルミニューム等の板あるいは、環状導体をロータ突極の近傍に配置して不要な漏れ磁束を低減する方法について図52に示し、説明する。501、502はロータの突極であり、503、504はステータとロータ間の空間である。モータのトルクは、ステータとロータ間のエアギャップ部近傍に生成される磁束により効果的に発生しているが、モータに大きな電流を通電するときには、503、504の空間部にあまりトルク発生に効果的でない磁束も生成される。この効果的でない磁束は、ロータ突極を磁気飽和させ、モータの最大トルクが低減される問題がある。この対策として、505、506、507、508に示すような銅、アルミニューム等の板あるいは、環状導体を配置することにより、前記の効果的でない磁束の時間変化により導体内に電流が誘起され、磁束の変化を妨げるような起磁力が生成され、前記の効果的でない磁束の増加を低減することが出来る。また、図6に示すモータ等へも、同様に、適用できる。
(Example 13)
Next, a method of reducing unnecessary leakage magnetic flux by arranging a plate of copper, aluminum or the like or an annular conductor in the vicinity of the rotor salient pole will be described with reference to FIG.
また、505、506、507、508の導体は、現実には本発明モータを図2、図7のように多極化して使用するので、それぞれのロータ凹部へアルミニューム等のダイキャストにより製作することが出来、生産性の良い多極モータを実現することが出来る。これは、モータの多極化、大トルク化に有効な方法である。なお、前記各凹部間の導体間の循環電流は、トルク発生に有効な磁束を低減させ、導体のジュール損も大きくなるので、各凹部間の導体間は電気的に抵抗を大きくする、あるいは導体間の循環電流が流れないようにする必要がある。
In addition, the
次に、永久磁石を用いてトルク発生に効果的でない磁束を低減する方法を図53に示し、説明する。この場合には、永久磁石のN、Sの磁極方向が固定であることから、ロータの磁極方向も固定で、691はN極、692はS極である。従って、正負の電流を通電できる3相交流インバータで駆動することは出来るが、各巻線に片方向の電流しか通電できないインバータでは駆動できない。永久磁石693、694、695、696を配置することにより、ロータ突極691、692の円周方向側面からの前記効果的でない磁束を低減することが出来る。ロータ軸方向側面についても同様の永久磁石を配置することにより、前記の効果的でない磁束を低減することが出来る。
また、軟磁性体697、698を追加することにより、矢印で示すようなロータの磁束とは反対方向の磁束をロータ内に生成することが出来、ロータの磁気飽和を低減する効果を得ることも可能である。また、図6に示すモータ等へも、同様に、適用できる。
Next, a method for reducing magnetic flux that is not effective for torque generation using a permanent magnet will be described with reference to FIG. In this case, since the N and S magnetic pole directions of the permanent magnet are fixed, the magnetic pole direction of the rotor is also fixed, 691 being the N pole and 692 being the S pole. Therefore, it can be driven by a three-phase AC inverter that can pass positive and negative currents, but cannot be driven by an inverter that can pass only one-way current to each winding. By disposing the
Further, by adding soft
次に、本発明モータの振動、騒音を小さくできるモータ極対数について説明する。本発明のような、いわゆるリラクタンストルクを使用するモータは、特に大きなトルクを発生するときなどに各突極の角部の磁束密度が大きくなり易く、大きな吸引力をラジアル方向と円周方向に発生することになり、図67に示すような表面磁石同期モータなどに比較して、振動、騒音が大きくなり易いという問題がある。この問題の対応策として、モータの極対数を5、7、11等の大きな素数の極対数とすることにより、各極対が発生する力の高調波成分がモータの全周でキャンセルされる効果によって、低振動、低騒音化することが可能となる。モータの極対数が大きな素数の2倍の値、10、14、22等でも同様な効果が得られる。3倍の値も同様である。具体的なモータ形状は、図7に示す4極対のモータ断面形状を5極対に変形したような形状である。 Next, the number of motor pole pairs that can reduce the vibration and noise of the motor of the present invention will be described. A motor using so-called reluctance torque, such as the present invention, tends to increase the magnetic flux density at the corners of each salient pole, particularly when generating a large torque, and generates a large attractive force in the radial and circumferential directions. As a result, there is a problem that vibration and noise are likely to increase compared to a surface magnet synchronous motor as shown in FIG. As a countermeasure against this problem, by making the number of pole pairs of the motor a large prime number such as 5, 7, 11, etc., the effect of canceling the harmonic component of the force generated by each pole pair over the entire circumference of the motor As a result, low vibration and low noise can be achieved. The same effect can be obtained even when the number of pole pairs of the motor is twice the value of a large prime number, 10, 14, 22 or the like. The same is true for the tripled value. The specific motor shape is such a shape that the cross-sectional shape of the 4-pole motor shown in FIG. 7 is transformed into a 5-pole pair.
(実施例14)
次に、インバータの構成を簡素化できるモータについて図54、図55に示し、説明する。図54のモータは図6のモータの巻線を、いわゆるバイファラ巻きといされる2重巻線に変更している。図6の巻線111は図54の巻線521と522に、巻線114は図54の巻線527と528に変更している。そして、巻線521は巻線527と直列に巻回され、巻線522は巻線528と直列に巻回されている。両巻線521、522に鎖交する磁束を出来るだけ共通にしたいので、2本の電線を並列にして巻回することが電磁気的には好ましい。同様に他の巻線についても、図6の巻線113は図54の巻線525と526、巻線116は巻線52Bと52C、巻線115は巻線529と52A、巻線112は巻線523と524に置き換えている。図54の巻線方法は、図55に示すインバータで駆動することが出来るので、インバータが簡素になり、低コスト化が可能である。ただし、巻線は約1/2の太さに細くなるので、抵抗値が大きくなって銅損が増加し、モータ効率は低下する。
(Example 14)
Next, a motor capable of simplifying the configuration of the inverter will be described with reference to FIGS. 54 and 55. FIG. In the motor of FIG. 54, the winding of the motor of FIG. 6 is changed to a double winding called so-called bi-directional winding. The winding 111 in FIG. 6 is changed to
図55に示すインバータと図54の各巻線について説明する。53Aは直流電源で、50Hz、60Hzの商用交流電源を直流に変換した直流電源、あるいは、バッテリなどの直流電源を指している。VMは直流電源53Aの正極側、VLは負極側を指している。図55の巻線531は図54の521と527で構成する巻線で、巻線532は522と528で構成する巻線である。この時、巻線531と532とは至近距離に並列に巻回することにより、両巻線に鎖交する磁束の大半を共通に鎖交する磁束とすることが出来る。また、両巻線531と532は、その巻線のドットで示すように、極性が逆になるように配置している。なお、巻線531と532とが、図54に示すようにスロット内で空間的に分離される場合には、スロットの奥に配置する522と528の巻線が図55の回生用巻線532であることが、より多くの磁束をスロットの奥の巻線に鎖交することから、好ましい。同様に、巻線533は巻線525と52Bで、巻線534は巻線526と52Cで、巻線535は巻線529と523で、巻線536は巻線52Aと524である。
The inverter shown in FIG. 55 and each winding shown in FIG. 54 will be described. 53A is a direct current power source, which indicates a direct current power source obtained by converting a commercial alternating current power source of 50 Hz or 60 Hz into direct current, or a direct current power source such as a battery. VM indicates the positive side of the
図54に示すモータを図55に示すインバータで駆動する方法は、CCWへ駆動するとき、図8に示した方法と同様の方法で駆動することが出来る。ただし、モータの磁気エネルギーを回生する方法が異なっている。具体的には、図8の(a)の状態では、トランジスタ537により巻線531に電流を通電し、同時に、トランジスタ539により巻線535へ通電する。図8の(b)の状態では、トランジスタ539をオフして、その巻線535に鎖交する磁束の磁気エネルギーを、巻線536とダイオード53Dを利用して電源53Aへ回生することにより消費する。巻線535と536とは相互インダクタンスが大きく、大半の磁束が共通に鎖交しているのでエネルギーを供給し合うことが出来る。この時と前後して、トランジスタ538により巻線533に電流を通電し、図8の(b)の矢印で示す磁束を生成してCCWのトルクを発生する。
The method of driving the motor shown in FIG. 54 with the inverter shown in FIG. 55 can be driven by the same method as shown in FIG. 8 when driving to the CCW. However, the method for regenerating the magnetic energy of the motor is different. Specifically, in the state of FIG. 8A, a current is supplied to the winding 531 by the
図8の(c)の状態では、トランジスタ537をオフして、その巻線531に鎖交する磁束の磁気エネルギーを、巻線532とダイオード53Bを利用して電源53Aへ回生することにより消費する。この時と前後して、トランジスタ539により巻線535に電流を通電し、図8の(c)の矢印で示す磁束を生成してCCWのトルクを発生する。
図8の(d)の状態まで回転すると、その回転位置は、図8の(a)の状態からCCWの方向へ電気角で60°進んだ回転位置であり、その後のCCW方向への回転は、同様のアルゴリズムで駆動することになる。
図55に示すインバータは、トランジスタ3個とダイオード3個で構成される簡素なインバータであり、低コスト化が可能である。同時に、電流の順方向電圧降下、回生時のダイオードでの電圧降下も、図69に示すような通常の3相交流インバータに比較すると、約1/2であり、効率が良く、発熱が少ないという点でもインバータの小型化が可能である。
In the state of FIG. 8C, the
When rotating to the state of FIG. 8D, the rotational position is a rotational position advanced by 60 ° in electrical angle from the state of FIG. 8A toward the CCW direction, and the subsequent rotation in the CCW direction is It will be driven by a similar algorithm.
The inverter shown in FIG. 55 is a simple inverter composed of three transistors and three diodes, and can be reduced in cost. At the same time, the forward voltage drop of the current and the voltage drop at the diode during regeneration are about ½ compared to the ordinary three-phase AC inverter as shown in FIG. 69, which is efficient and generates little heat. In this respect, the inverter can be downsized.
図56に図55のトランジスタにかかる瞬時過電圧を低減する例を示す。トランジスタ537に電流が流れている状態からオフ状態に変化すると、巻線531に鎖交している磁束の磁気エネルギーは、単純原理的には巻線532とダイオード53Bにより電源53Aに回生される。巻線531の漏れ磁束成分等については、巻線532には鎖交しない磁束成分なので回生することは出来ない。これらの漏れ磁束成分等は、トランジスタ537がオフ状態になるときに巻線531で瞬時の過大電圧を発生し、トランジスタ537へダメージを与えるという問題がある。図56のダイオード541、542、543は、各巻線531、533、535に発生する過大電圧を整流して集め、過電圧吸収回路である抵抗546、コンデンサ544、ツェナーダイオード545へ吸収させることが出来る。前記の漏れ磁束成分等の磁気エネルギーの総量は小さいので、比較的小規模の過電圧吸収回路で解決することが出来る。なお、過電圧吸収回路は種々変形が可能である。
FIG. 56 shows an example of reducing the instantaneous overvoltage applied to the transistor of FIG. When the current flows through the
次に、図1、図6に示すモータが数W程度の小容量モータである場合について、そのインバータの構成の例を図57に示し、説明する。551、552、553は3相の巻線、554、555、556は電流を通電するトランジスタ、557、558、559はダイオード、55A、55B、55Cはモータの磁気エネルギーを吸収する抵抗である。このようにモータの出力容量が小さいときには、簡単な回路でモータの磁気エネルギーを吸収させることにより、回路の簡素化が可能である。ここで、抵抗55A、55B、55Cは、コンデンサ、ツェナーダイオード等と組み合わせることも出来る。
Next, the case where the motor shown in FIGS. 1 and 6 is a small capacity motor of about several W will be described with reference to FIG.
次に、図1、図6に示すモータが中容量以上のモータである場合について、そのインバータの構成の例を図58に示し、説明する。561、562、563は3相の巻線、564、565、566は電流を通電するトランジスタ、567、568、569はダイオードである。ダイオード567、568、569により集めた回生電流は、コンデンサ56Cへ充電し、DC−DCコンバータであるトランジスタ56A、チョークコイルLdcc、ダイオード56Bにより電圧変換して直流電源53Aへ充電する。このDC−DCコンバータは、良く使用されている一般的な構成であり、コンデンサ56Cへ充電された電荷をトランジスタ56AによりチョークコイルLdccへ電流Ircを通電し、この状態でトランジスタ56Aをオフする。この時、チョークコイルLdccにたまった磁気エネルギーは、ダイオード56Bを使用して電流Ircの形で直流電源53Aへ充電することが出来る。このようにしてモータの運動エネルギー、モータの磁気エネルギーを回生し、効率良く直流電源53Aへ回生する。なお、図58の回生電圧VHは、求められる回生特性に応じて設定することが可能である。また、前記DC−DCコンバータの変形も可能である。
Next, in the case where the motor shown in FIGS. 1 and 6 is a motor having a medium capacity or more, an example of the configuration of the inverter is shown in FIG. 58 and will be described.
電気自動車、ハイブリッド自動車等において、自動車駆動用に2個以上のモータが使用されることも多い。通常、市街地走行モードでの燃費、即ち駆動効率が問題とされる。自動車の種類にもよるが、市街地走行モードではモータの最大トルクの1/2以下であることが多い。従って、回生時のモータ側発電容量、即ち、回生容量は急加速時の最大出力容量に比較して1/2以下の容量で十分である。自動車が急減速しなければならないときには、安全上の観点でも、機械式のブレーキ機能を併用して使用すれば良いと考えることが出来る。その様な観点で、図58に示すようなDC−DCコンバータは、複数のモータで共用することが可能であり、1台のモータ駆動用の駆動回路は、3個のトランジスタ564、565、566と3個のダイオード567、568、569であると見ることが出来る。従って、図58の破線に示すインバータは、トランジスタ3個とダイオード3個でモータを1台駆動することが可能な簡素なインバータであり、低コスト化が可能である。同時に、電流の順方向電圧降下、回生時のダイオードでの電圧降下も、図69に示すような通常の3相交流インバータに比較すると、約1/2であり、効率が良く、発熱が少ないという点でもインバータの小型化が可能である。
In an electric vehicle, a hybrid vehicle, etc., two or more motors are often used for driving a vehicle. Usually, the fuel consumption in the city driving mode, that is, the driving efficiency is a problem. Although it depends on the type of automobile, it is often less than or equal to ½ of the maximum motor torque in the urban driving mode. Accordingly, a motor-side power generation capacity during regeneration, that is, a regeneration capacity, that is 1/2 or less of the maximum output capacity during rapid acceleration is sufficient. When an automobile must decelerate rapidly, it can be considered that it is sufficient to use a mechanical brake function together from the viewpoint of safety. From such a viewpoint, the DC-DC converter as shown in FIG. 58 can be shared by a plurality of motors, and a driving circuit for driving one motor has three
次に、図1、図6に示すモータを駆動する他の回路を図59に示し、説明する。図58に比較し、トランジスタ571とダイオード572が付加され、コンデンサ573の負側の接続点がコモン線VLになっている。トランジスタ571が付加されることにより、巻線561、562、563の回生電圧を約(VH−VL)と大きな値とすることが可能となっている。
次に、図1、図6に示すモータを先に示した図72のインバータで駆動する方法について説明する。図6の3相巻線A巻線、B巻線、C巻線は、図72の巻線87D、87E、、87Fに相当する。例えば、巻線87Dへ電流を流す場合は、トランジスタ871と872を制御して直流電圧の印加、回生、フライホイールの制御が可能である。ただし、巻線87Dへは片方向の電流しか通電できない。他の相の巻線電流についても同様である。モータの回転位置θrと各相電流との関係は、図3、図4、図8、図9の関係で通電すれば良い。
Next, another circuit for driving the motor shown in FIGS. 1 and 6 will be described with reference to FIG. Compared with FIG. 58, a
Next, a method of driving the motor shown in FIGS. 1 and 6 with the inverter shown in FIG. 72 described above will be described. The three-phase winding A winding, B winding, and C winding in FIG. 6 correspond to the
次に、図1、図6に示すモータを先に示した図69のインバータで駆動する方法について説明する。図69のインバータは、一般的に使用されている3相交流インバータである。平衡3相電流、電圧を出力制御することが出来るが、3相電流の和が零であると言う次式の制約もある。
Iu+Iv+Iw=0………………………………………………………………(17)
図6の3相巻線A巻線、B巻線、C巻線は、図69の巻線834、835、836に相当する。巻線配置にもよるが、図8の(a)の場合について正のA巻線を111とし、正のB巻線を113とし、正のC巻線を115とすると、ロータの回転位置θrと各相電流との関係を、図8、図9の関係で通電することができない。
Next, a method of driving the motor shown in FIGS. 1 and 6 with the inverter shown in FIG. 69 will be described. The inverter in FIG. 69 is a commonly used three-phase AC inverter. Although the balanced three-phase current and voltage can be output, there is a restriction of the following equation that the sum of the three-phase currents is zero.
Iu + Iv + Iw = 0 ……………………………………………………………… (17)
The three-phase winding A winding, B winding, and C winding in FIG. 6 correspond to the
例えば、隣接するスロットの巻線111と112が、正の電流の最大値と負の電流の最大値にすることが、(17)式と巻線配置の関係から出来ない。また、巻線111、116、115に正の電流が流れるときに、巻線116の電流が最大であって、巻線111あるいは巻線115が正の最大電流であるように制御することは出来ない。しかし、図8の(a)の状態で、巻線111、116、115に正の電流を流し、巻線112、113、114に負の電流を流すことはできるので、矢印の方向の磁束を生成することができ、CCW方向のトルクを発生することが出来る。ただし、この時、歯11Bから補助突極磁極162を通って歯118へ通る磁束も生成され、その磁束は、この回転位置θrではトルクを生成しない無駄な磁束である。このように、回転位置θrと各相電流との関係が図3、図4、図8、図9の関係とは異なる方法ではあるが、図69に示すインバータと各巻線の結線で、図1、図6に示すモータ等を駆動することが出来る。
For example, the
次に、図1、図6に示すモータを駆動する他の回路を図60に示し、説明する。図3および図8のモータ駆動法の説明おいては、各巻線に片方向の電流を通電し、3相巻線の内の2相の巻線にのみ電流を流す方法を示した。これは、インバータを簡素で安価な構成とするためである。しかし、3巻線561、562、563へ電流の方向と大きさについて最適な値を選択できれば、モータの駆動特性を改良できる点がいくつかある。例えば、ロータを通る磁束の方向を一定とすれば、ロータに永久磁石を付加した構成が容易となる。 また、ロータを励磁する電流を2個の巻線への通電ではなく、3個の巻線へ電流を流した方が大きなトルクが得られる電流の方向と大きさがある。図60に示すインバータは、3相の巻線へ電流の方向と大きさを自由に選択できる構成となっている。例えば、トランジスタ581と58Gを制御して巻線561へある方向の電流を通電することが出来、逆方向の電流を通電するためには、トランジスタ583、582を制御する。
Next, another circuit for driving the motor shown in FIGS. 1 and 6 will be described with reference to FIG. In the description of the motor driving method in FIGS. 3 and 8, a method has been shown in which a current in one direction is supplied to each winding and current is supplied only to the two-phase windings of the three-phase windings. This is to make the inverter simple and inexpensive. However, if optimum values for the direction and magnitude of the current can be selected for the three
同様に、巻線562への電流は、トランジスタ585と588あるいはトランジスタ587と586を制御すればよい。同様に、巻線563への電流は、トランジスタ589と58Cあるいはトランジスタ58Bと58Aを制御すればよい。また、巻線端子間の電圧をほぼ零ボルトとし、いわゆる、フライホイール電流制御を該当するトランジスタを制御して行うことも出来る。例えば、巻線561へトランジスタ581と584を制御して電流を通電している状態で、トランジスタ581をオン状態とし、トランジスタ584をオフ状態とすれば、巻線561の電流はダイオード58Fを通り、トランジスタ581を通り、巻線561へ戻る循環電流が流れる状態とすることも出来る。
Similarly, the current to winding 562 may control
次に、図6、図7に示すようなモータを低速回転から高速回転まで駆動する方法について、図61、図63に示し、説明する。低速回転での電流の通電方法、トルクの発生方法については、図8、図9に示した。図9で、各電流の時間幅は、トルクリップルの低減、モータの振動騒音、インバータの通電制約などにより変えることが出来る。各電流の振幅についてもロータの回転位置θrに応じて可変でき、3相へそれぞれの電流を通電することも出来る。特に、モータの振動騒音に関しては、ステータとロータ間のラジアル方向の吸引力が大変大きく、ラジアル方向吸引力の回転角変化率が大きく影響することが多い。もちろん、負荷に与えるトルク変動という観点では、トルクリップルが問題となることが多い。 Next, a method of driving a motor as shown in FIGS. 6 and 7 from low speed rotation to high speed rotation will be described with reference to FIGS. 61 and 63. FIG. The current energization method and torque generation method at low speed rotation are shown in FIGS. In FIG. 9, the time width of each current can be changed by reducing torque ripple, motor vibration noise, and energization restrictions of the inverter. The amplitude of each current can also be varied according to the rotational position θr of the rotor, and each current can be supplied to the three phases. In particular, regarding the vibration noise of the motor, the radial suction force between the stator and the rotor is very large, and the rotation angle change rate of the radial suction force is often greatly affected. Of course, torque ripple is often a problem in terms of torque fluctuation applied to the load.
図6、図7に示すモータを駆動する場合、磁束を生成する回転方向位置が電気角で約90°移動することになり、ステータとロータとの間のラジアル方向吸引力が大きく変化し、振動の原因になる。低速回転では、モータの固有振動数と人間の聴覚の関係から騒音の問題は少ないが、モータ回転数が高くなると、次第にラジアル方向の吸引力振動が問題となる。また、インバータの周波数制約、モータの効率の観点でも、主突極磁極161と補助突極磁極162を交互に励磁することは負担となる問題がある。
この対応として、低速回転では、図9のタイムチャートに示すように、主突極磁極161と補助突極磁極162を交互に励磁してトルクリップルの小さな駆動を行い、回転数が高くなるにつれ、補助突極磁極162での駆動を減少し、主突極磁極161で駆動する比率を高くする駆動方法が、振動騒音、モータ効率の点で効果的である。
When the motor shown in FIGS. 6 and 7 is driven, the rotational direction position where the magnetic flux is generated moves about 90 ° in electrical angle, and the radial attractive force between the stator and the rotor changes greatly, causing vibration. Cause. At low speed rotation, there is little problem of noise due to the relationship between the natural frequency of the motor and human hearing. However, as the motor speed increases, radial suction force vibration gradually becomes a problem. Further, from the viewpoint of inverter frequency restriction and motor efficiency, there is a problem that energizing the main salient pole
As a countermeasure for this, at low speed rotation, as shown in the time chart of FIG. A driving method that reduces the driving at the auxiliary salient pole
また、高速回転では、図8の(a)の状態から(b)の状態を経ずに(c)の状態となり、矢印で示す磁束のようになるので、ステータとロータ間のラジアル方向の吸引力も変化し、振動騒音の原因となりやすい。ここで、図8の(a)の状態から(c)の状態となるときに、巻線112と115の電流は変化せず、巻線111と114の電流を徐々に減少させ、巻線113と116の電流を徐々に増加させることにより、図8の(a)と(c)の矢印で示す磁束を徐々に変化させることが出来、ラジアル方向の吸引力の変化を滑らかにし、振動騒音を低減することが可能である。例えば、図8の(a)から(c)へ変化する過渡状態では、磁束が歯118から主突極磁極161を通り歯117へ通過し、同時に、磁束が歯11Aから主突極磁極161を通り歯11Bへ通過するタイミングがある。すなわち、ステータとロータ間のラジアル方向の吸引力の方向がスムーズに回転方向に移動しながら、ラジアル方向の吸引力の大きさも急激に変化させずに駆動することが可能である。このような方法で振動騒音の小さな運転ができる。
Further, in the high speed rotation, the state shown in FIG. 8A is changed to the state shown in FIG. 8C without passing through the state shown in FIG. 8B, and the magnetic flux indicated by the arrow is obtained. The force also changes and is likely to cause vibration noise. Here, when the state shown in FIG. 8A is changed to the state shown in FIG. 8C, the currents of the
図61はモータの制御装置である。591はモータ、592、593、594は巻線、595は回転位置検出用のエンコーダ、596はエンコーダ595のインターフェイスであり、回転位置598とモータ速度597を検出し出力する。59Aは速度指令599とモータ速度597を入力として速度誤差を検出する加減算器、59Cは速度誤差信号59Bを入力とし比例、積分、微分等のPID補償などを行う補償器でトルク指令59Dを出力する。59Gは電流指令値作成手段で、トルク指令値59D、回転位置598、モータ速度597を入力とし、一方、モータ情報のデータベース59Pからその時点でのモータ駆動情報からモータの電流、電圧に関する情報を読み込み、電流指令情報59Hを出力する。電流指令情報59Hには、図64、図65で後述する3相の電流指令値、モータ電圧指令値などの情報を含ませることが出来る。
FIG. 61 shows a motor control device. 591 is a motor, 592, 593 and 594 are windings, 595 is an encoder for detecting the rotational position, and 596 is an interface of the
59Jは電流制御手段で、電流指令情報59Hと検出電流情報59Nと回転位置598とモータ速度597を入力とし、モータの運転状態を認識し、モータ電圧指令Vac、Vbc、Vccを出力する。電流制御手段59Jの具体的な計算は、例えば図62に示すように、A相の電流指令値IacからA相の電流検出値Iasを加算機742で減算し、その差分値Iaeに補償器741で補償演算を行い電圧指令値Vaiを得、フィードフォワード電圧Vafを計算し、電圧指令値Vaiとフィードフォワード電圧Vafの和Vacを加算機743で得、電力変換器59Lへ出力する。B相、C相の電圧指令値Vbc、Vccも同様である。59LはPWM変調の変換器とインバータであり、A相電流Ia、B相電流Ib、C相電流Icをモータ591へ供給する。
図63はロータ突極の駆動比率を表す図で、低速回転N1では主突極磁極161のトルク値と補助突極磁極162でのトルク値とが同程度の大きさで、回転数が大きくなったN2では主突極磁極161のトルク値が増加し、補助突極磁極162でのトルク値が減少し、回転数がN3に達すると主突極磁極161のトルク値がさらに増加し、補助突極磁極162でのトルク値が零になる特性である。回転数がN3以上の高速回転の領域では、主突極磁極161のトルクだけで駆動することになるが、回転周波数が高くなると、その周波数でのトルク脈動が回転変動に与える影響が小さくなり、実用上問題なく使用できる用途が多い。なお、図63にしめすような特性は、動作点R1、R2、R3、R4、R5をデータとして記憶し、その動作点の間は内挿計算により得ることが出来るので、少量のデータでこの運転特性を記憶し、実現することが出来る。
FIG. 63 is a diagram showing the drive ratio of the rotor salient poles. At low speed rotation N1, the torque value of the main salient pole
次に、トルク指令59Dと回転位置598から各相の電流指令値Iac、Ibc、Iccを求める方法を説明する。図64は横の欄をロータ回転位置θr、縦の欄をトルクTcとしたデータテーブルである。そして、表の一つの欄Pmnには、ロータ回転位置θrとトルクTcに対応する3相電流値Iac、Ibc、Iccの値を、事前に有限要素法を使用した磁場解析などで求めておく。なお、このデータテーブルに実測値を格納しておくことも可能である。前記データテーブルは、有限の離散的なロータ回転位置θrとトルクTcに対応した電流値なので、それらの中間的な値に対応する3相電流値Iac、Ibc、Iccの値は、内挿計算することにより求めることが出来る。なお、種々のデータを表にして記憶し、内挿計算により最終的な値を決めて制御する方式は、いわゆる、データテーブル方式、あるいはマップ方式と言われるもので、方式自体は新たな方法ではない。
Next, a method for obtaining the current command values Iac, Ibc, and Icc for each phase from the
また、図64の表の各欄にロータ回転位置と電圧の情報も盛り込むことが可能である。電圧情報も付加することにより、各相の電流指令値に加え、フィードフォワード電圧Vafも出力できることになり、図62に示したように、より高精度な電流制御が可能となり、より高い回転数まで精度良く制御することが出来ることになる。また特に、フィードフォワード電圧Vafおよび電流指令値Iacについては、モータ速度597に基づく電圧値、電流値の予測計算を行うことにより、高速回転での制御精度を大幅に改善することが出来る。
In addition, information on the rotor rotational position and voltage can be included in each column of the table of FIG. By adding the voltage information, it is possible to output the feedforward voltage Vaf in addition to the current command value of each phase, and as shown in FIG. 62, more accurate current control is possible, and even higher rotation speeds can be achieved. It can be controlled with high accuracy. In particular, with regard to the feedforward voltage Vaf and the current command value Iac, by performing predictive calculation of the voltage value and current value based on the
次に、各巻線の電圧を求める方法を説明する。例えば、図62に示すA相巻線の電圧Vafの値である。
第1の方法は、図64の表に諸条件における電圧情報もデータとして記憶しておき、随時、離散的なデータを使用して内挿計算を行って得る方法である。 第2の方法は、図65に示すように、磁束鎖交数Ψのデータテーブルを持つ方法である。図65は横の欄をロータ回転位置θr、縦の欄を電流Iとした磁束鎖交数Ψの表である。磁束鎖交数Ψと電圧Vの関係は次式で表される。
V=dΨ/dt≒ΔΨ/Δt=(Ψ2−Ψ1)/Δt…………………………(18)
この磁束鎖交数Ψは、回転位置θrの関数であり、また、電流の関数でもある。従って、微小時間Δt間の回転位置θrの変化と電流Iの変化から磁束鎖交数変化ΔΨを計算し、(18)式で電圧を求める必要がある。磁束鎖交数Ψの値は、データテーブルの回転位置θrと電流Iが離散的な値なので、内挿計算により計算する。微小時間Δtの前後の磁束鎖交数の値Ψ1とΨ2を求める。
Next, a method for obtaining the voltage of each winding will be described. For example, it is the value of the voltage Vaf of the A-phase winding shown in FIG.
The first method is a method in which voltage information under various conditions is also stored as data in the table of FIG. 64, and is obtained by performing interpolation calculation using discrete data as needed. The second method is a method having a data table of the flux linkage number Ψ as shown in FIG. FIG. 65 is a table of magnetic flux linkage number Ψ with the horizontal column representing the rotor rotational position θr and the vertical column representing the current I. The relationship between the number of flux linkages Ψ and the voltage V is expressed by the following equation.
V = dΨ / dt≈ΔΨ / Δt = (Ψ2-Ψ1) / Δt (18)
This flux linkage number Ψ is a function of the rotational position θr and also a function of current. Therefore, it is necessary to calculate the flux linkage number change ΔΨ from the change in the rotational position θr and the change in the current I during the minute time Δt, and to obtain the voltage using equation (18). Since the rotational position θr and the current I in the data table are discrete values, the value of the flux linkage number Ψ is calculated by interpolation calculation. The values Ψ1 and Ψ2 of the number of magnetic flux linkages before and after the minute time Δt are obtained.
図65における電流Iの扱いは、図8のような駆動法であると仮定すれば、各相電流を相対的に決めることが出来る。ただし、その電流により発生するトルクは、図9に示すような理想的なトルク特性とはならず、漏れ磁束あるいは磁気飽和などの非線形性により歪んだ特性になることが多い。この歪みについては、必要に応じて何らかの補正を行えばよい。また、図65の縦の欄を電流Iとしているが、トルクTとしてデータを構成することもできる。
データテーブルの作成方法は種々変形が可能であり、図64のデータテーブルと図65のデータテーブルとをセットとして平衡して使用する方法、あるいは、どちらかのデータテーブルへ他方のデータも含ませる方法などがある。
Assuming that the current I in FIG. 65 is handled as shown in FIG. 8, each phase current can be determined relatively. However, the torque generated by the current does not have ideal torque characteristics as shown in FIG. 9, but often has characteristics distorted by nonlinearity such as leakage magnetic flux or magnetic saturation. About this distortion, what kind of correction may be performed as needed. In addition, although the vertical column in FIG. 65 is the current I, data can be configured as the torque T.
The data table creation method can be modified in various ways, and a method of using the data table of FIG. 64 and the data table of FIG. 65 in a balanced manner, or a method of including the other data in one of the data tables and so on.
また、磁束鎖交数Ψと巻回数NwとインダクタンスLおよび電流Iは、次式で表されるので、磁束鎖交数Ψに代え、図65のデータテーブルを鎖交磁束φあるいはインダクタンスLのデータテーブルとして求めても同じ答えを得ることが出来、本発明に含むものである。
V=dΨ/dt=Nw×dΦ/dt=L×dI/dt…………………………(19)
なお、この式を時間積分すると次式となる。
Ψ=Nw×Φ=L×I………………………………………………………………(20)
Further, since the flux linkage number ψ, the number of turns Nw, the inductance L, and the current I are expressed by the following equations, the data table of FIG. Even if it is obtained as a table, the same answer can be obtained and is included in the present invention.
V = dΨ / dt = Nw × dΦ / dt = L × dI / dt (19)
When this equation is integrated over time, the following equation is obtained.
Ψ = Nw × Φ = L × I ……………………………………………………………… (20)
モータのモデルを有限要素法等で磁場解析すると、各巻線に鎖交する鎖交磁束φを容易に求めることが出来る。そして、図65に示す磁束鎖交数Ψのデータテーブルは、磁場解析結果のデータを表計算ソフトウェアへコピーして使用することにより、モータ制御に必要な換算の計算を含めて行うことができる。前記表計算ソフトウェアへあらかじめ計算式を定義しておけば、その後は繰り返し使用することが出来る。これらの計算は、現在の磁場解析ツールおよび汎用のソフトウェアを使用すれば比較的容易に実行することが出来る。 When a magnetic field analysis is performed on the motor model by a finite element method or the like, the interlinkage magnetic flux φ interlinked with each winding can be easily obtained. The data table of the number of magnetic flux linkages Ψ shown in FIG. 65 can be calculated including calculation of conversion necessary for motor control by copying the data of the magnetic field analysis result to the spreadsheet software and using it. If a formula is defined in advance in the spreadsheet software, it can be used repeatedly thereafter. These calculations can be performed relatively easily using current magnetic field analysis tools and general-purpose software.
以上、本発明に関する種々形態の例について説明した。本発明の目的は、モータおよびその制御装置で構成されるモータ駆動システムの小型化、高性能化、低コスト化、高品質化などである。特に近年、希土類磁石および重金属の価格が資源問題とも関連して高騰しており、希土類磁石等を使用しないモータ、使用量の少ないモータでもある。以下、本発明の効果についてまとめて説明する。
本発明の具体的な効果のひとつは、図1、図6等に示すように、高価な希土類磁石などを使用しないか、あるいは使用量が少ないことによるコスト低減である。グローバルな資源問題に係わった価格変動の影響を受けにくいことも、現実的には大きな長所である。
In the above, the example of the various forms regarding this invention was demonstrated. An object of the present invention is to reduce the size, increase the performance, reduce the cost, improve the quality, and the like of a motor drive system including a motor and its control device. In particular, in recent years, the prices of rare earth magnets and heavy metals have soared in relation to resource problems, and they are also motors that do not use rare earth magnets or the like, and motors that use a small amount. Hereinafter, the effects of the present invention will be described together.
One of the specific effects of the present invention is cost reduction due to not using expensive rare earth magnets or using a small amount, as shown in FIGS. The fact that it is less susceptible to price fluctuations related to global resource issues is also a major advantage.
リラクタンクトルクは、トルクが磁束の方向に依存せずに発生する特性であり、この特性は有利にも不利にもモータの構成次第で作用する。本発明のリラクタンクトルクを効果的に活用したモータを駆動する制御装置は、トランジスタの数を少なく構成できる構成、駆動方法としているので、制御装置側も低コストに実現できる。さらに、電流を巻線に通電する場合に、巻線に直列に配置される半導体の数が通常の2個から1個に低減きる構成とし、インバータの損失を低減し、インバータの高効率化、小型化、コスト低減をも実現できる。
また、軟磁性体の活用法についても、巻線の電流が一方向のモータであれば、ステータのそれぞれの場所について磁束方向が一方向であることを利用して、動的な磁束密度の変化幅を従来の2倍とする方法を提案している。具体的には、図18から図22に示す方法で、通常の珪素鋼板で4Tに近い磁束密度の変化幅を得、モータの最大トルクを増加させ、結果的にモータの小型化、低コスト化を実現している。
The relax tank torque is a characteristic in which the torque is generated without depending on the direction of the magnetic flux, and this characteristic is advantageous and disadvantageous depending on the configuration of the motor. Since the control device for driving a motor that effectively utilizes the relax tank torque of the present invention has a configuration and a driving method that can be configured with a small number of transistors, the control device side can also be realized at low cost. Furthermore, when the current is applied to the winding, the number of semiconductors arranged in series with the winding can be reduced from the usual two to one, reducing the loss of the inverter, increasing the efficiency of the inverter, Miniaturization and cost reduction can also be realized.
As for the utilization method of the soft magnetic material, if the winding current is a unidirectional motor, the magnetic flux density changes dynamically using the fact that the magnetic flux direction is unidirectional at each location of the stator. A method has been proposed in which the width is doubled. Specifically, the method shown in FIGS. 18 to 22 is used to obtain a change width of magnetic flux density close to 4T with a normal silicon steel sheet, increase the maximum torque of the motor, and consequently reduce the size and cost of the motor. Is realized.
また、本発明モータでは、モータの多極化と漏れ磁束低減策とを同時に実現することにより、モータの最大トルクを増加させることが出来、モータの小型化を実現することが出来る。これは、極数に比例してモータのトルクを増大させることが出来、一方、多極化の弊害となる漏れ磁束は、前記漏れ磁束低減策により低減することを前提としている。なおここで、巻線の電流密度は、短時間のモータ最大トルクについて論じているので無視している。
なお、モータの最大トルク近傍ではなく、むしろ軽負荷の運転状態では、ステータの磁束をそぞれの場所で一方向とすることも出来るので、磁束密度の変化幅が通常の永久磁石式交流モータの約1/2と小さく、ステータ鉄損を1/4程度に低減して運転することも出来る。
また、図1、図6等に示すモータのロータは、大変堅牢に製作することが出来るので、高速回転で使用することが出来る。そして高出力を実現でき、体積当たりの出力、即ち、出力密度を向上することが出来る。
In the motor of the present invention, the maximum torque of the motor can be increased and the motor can be reduced in size by simultaneously realizing the multipolarization of the motor and the leakage flux reduction measure. This is based on the premise that the torque of the motor can be increased in proportion to the number of poles, while the leakage magnetic flux that is an adverse effect of multipolarization is reduced by the leakage magnetic flux reduction measure. Here, the current density of the winding is ignored because it discusses the maximum motor torque in a short time.
It should be noted that the stator magnetic flux can be unidirectional at each location not in the vicinity of the maximum torque of the motor but rather in a light load operation state, so that the change width of the magnetic flux density is a normal permanent magnet type AC motor. It is possible to operate with a stator iron loss reduced to about 1/4.
Further, since the motor rotor shown in FIGS. 1 and 6 can be manufactured very firmly, it can be used at high speed. A high output can be realized, and the output per volume, that is, the output density can be improved.
また、リラクタンクトルクを活用したモータは、その騒音が大きな問題となることがある。本発明モータでは、ステータとロータ間のラジアル方向吸引力の方向をロータの回転と共に滑らかに回転方向へ移動することが出来、ラジアル方向吸引力の大きさの変動も小さくすることが出来る。従って、静かなモータ運転が可能である。
ステータの巻線占積率、巻線のコイルエンドの長さ、巻線の生産性について、図66、図67に示すようなモータは改善の余地を残してきた。本発明モータでは、全節巻き、集中巻きとし、さらに各相の巻線が交差しない構造としてステータを簡素化し、さらに、スロットの形状と巻線形状および絶縁紙形状を工夫することにより巻線の高占積化とコイルエンドの短縮を可能とした。従来のスイッチトリラクタンスモータに比較して巻線抵抗が小さいという特徴もある。
In addition, the noise of the motor using the relax tank torque may be a big problem. In the motor of the present invention, the direction of the radial suction force between the stator and the rotor can be smoothly moved in the rotation direction along with the rotation of the rotor, and the variation in the magnitude of the radial suction force can be reduced. Therefore, quiet motor operation is possible.
With respect to the winding factor of the stator, the length of the coil end of the winding, and the productivity of the winding, the motors shown in FIGS. 66 and 67 have left room for improvement. In the motor according to the present invention, the whole stator winding, concentrated winding, and the structure in which the windings of each phase are not crossed, the stator is simplified, and the slot shape, winding shape and insulating paper shape are further devised. High space and shortening of coil ends are possible. Another characteristic is that the winding resistance is smaller than that of a conventional switched reluctance motor.
本発明モータの定出力制御の方法については、高速回転時に磁束の大きさを低減する従来方法に加え、軟磁性体の磁気飽和を活用した方法により、効果的に定出力制御を行う方法を提案した。
また、ロータへスリットを追加する方法、磁石を付加する方法により、さらにモータ特性を改善できることを示した。そして、2個の本発明モータを外径側と内径側に配置し、巻線を簡略化する方法、さらに、外径側のモータのスロットに異なる構成の巻線を付加してそれぞれのモータ特性を最適化する方法を示した。
また、本発明モータの具体的な制御法を示し、モータ及び制御装置が簡素な構成で実現できることを示した。
As for the method of constant output control of the motor of the present invention, in addition to the conventional method of reducing the magnitude of magnetic flux at high speed rotation, a method of effectively performing constant output control by utilizing the magnetic saturation of the soft magnetic material is proposed. did.
It was also shown that the motor characteristics can be further improved by adding a slit to the rotor and adding a magnet. Then, two motors of the present invention are arranged on the outer diameter side and the inner diameter side to simplify the windings, and further, windings of different configurations are added to the slots of the motors on the outer diameter side so that each motor characteristic Showed how to optimize.
Moreover, the concrete control method of the motor of the present invention was shown, and it was shown that the motor and the control device can be realized with a simple configuration.
以上、本発明に関する種々形態の例について説明したが、本発明を種々変形も可能であり、本発明に含むものである。例えば、モータの極数についての制約はなく、ロータの種類についても表面磁石型のロータで説明したが、種々構造のロータについて適用可能である。各種のトルクリップル低減技術を本発明モータへ適用することもできる。例えば、ステータ磁極、ロータ磁極の形状を周方向に滑らかにする方法、径方向に滑らかにする方法、円周方向に一部のロータ磁極を移動させて配置し、トルクリップル成分をキャンセルする方法などがある。
モータの形態についても種々形態が可能であり、ステータとロータとの間のエアギャップ形状で表現して、エアギャップ形状が円筒形であるインナロータ型モータ、アウターロータ型モータ、エアギャップ形状が円盤状であるアキシャルギャップ型モータ等に変形できる。また、リニアモータにも変形である。
As mentioned above, although the example of the various form regarding this invention was demonstrated, this invention can be variously deformed and is included in this invention. For example, there is no restriction on the number of poles of the motor, and the type of rotor has been described as a surface magnet type rotor, but it can be applied to rotors of various structures. Various torque ripple reduction techniques can also be applied to the motor of the present invention. For example, a method of smoothing the shape of the stator magnetic pole and rotor magnetic pole in the circumferential direction, a method of smoothing in the radial direction, a method of moving some rotor magnetic poles in the circumferential direction and canceling torque ripple components, etc. There is.
Various forms of motors are possible. Expressed by the shape of the air gap between the stator and rotor, the inner rotor type motor, the outer rotor type motor, and the air gap shape are discoid. It can be transformed into an axial gap type motor or the like. The linear motor is also a modification.
また、エアギャップ形状が円筒形状をややテーパ状に変形したモータ形状も可能である。また、本発明のモータを含む複数のモータを複合して製作することが可能である。また、本発明モータの一部を省略して削除した構造も可能である。軟磁性体としては、通常の珪素鋼板を使用する他に、アモルファス電磁鋼板、粉状の粉末軟鉄を圧縮成形した圧粉磁心等の使用が可能である。特に小型のモータにおいては、電磁鋼板を打ち抜き加工、押り曲げ加工、鍛造加工を行うことにより3次元形状部品を形成し、前述の本発明モータの一部の形状を成すこともできる。
モータに通電する電流については、各相の電流が特定の形状である例について説明したが、正弦波電流で制御など、各種波形の電流で制御することも可能である。これらの種々変形したモータについても、本発明モータの主旨の変形技術は本発明に含むものである。
In addition, a motor shape in which the air gap shape is a slightly tapered shape from the cylindrical shape is also possible. In addition, a plurality of motors including the motor of the present invention can be combined and manufactured. Moreover, the structure which abbreviate | omitted and abbreviate | omitted a part of motor of this invention is also possible. As the soft magnetic material, in addition to using a normal silicon steel plate, it is possible to use an amorphous magnetic steel plate, a powder magnetic core obtained by compression molding powdery soft iron, and the like. In particular, in a small motor, a three-dimensional shape part can be formed by punching, pressing and forging a magnetic steel sheet to form a part of the above-described motor of the present invention.
As for the current to be supplied to the motor, an example in which the current of each phase has a specific shape has been described, but it is also possible to control with a current of various waveforms such as control with a sine wave current. With respect to these variously modified motors, the modified technology intended to be the subject of the motor of the present invention is included in the present invention.
110 ステータ
117、118、119、11A、11B、11C 歯
111、114 A相巻線
113、116 B相巻線
115、112 C相巻線
161 主突極磁極
162 補助突極磁極
53A 直流電源
564 A相駆動トランジスタ
565 B相駆動トランジスタ
566 C相駆動トランジスタ
110
Claims (39)
ステータの各スロットに配置した全節巻き、集中巻きの3相巻線と、
突極状の軟磁性体で構成される主突極磁極を持ったロータと
を備えることを特徴とするモータ。 A stator core having a slot for winding a three-phase full-pitch winding and having six teeth between electrical angles of 360 °;
Full-pitch winding, concentrated winding three-phase winding arranged in each slot of the stator,
A motor comprising a rotor having a main salient pole magnetic pole made of a salient pole-shaped soft magnetic material.
前記ロータの補助突極磁極は、前記ステータと対向する部分の円周方向幅Hhが電気角で前記円周方向幅Hmより小さい値であることを特徴とする請求項3に記載のモータ。 The main salient pole magnetic pole of the rotor has a width Hm in a circumferential direction of a portion facing the stator of an electrical angle of 35 ° to 60 °,
4. The motor according to claim 3, wherein the auxiliary salient pole magnetic pole of the rotor has a circumferential width Hh of an electrical angle smaller than the circumferential width Hm at a portion facing the stator.
高速回転でのモータ運転する場合に、前記歯の磁束が強められる方向に各スロットのモータ電流を制御することを特徴とする請求項1乃至請求項5に記載のモータおよび制御装置。 Add an excitation winding or permanent magnet to excite a soft magnetic material and magnetic flux at the rotor axial end of the stator tooth or the rotor magnetic pole,
6. The motor and control device according to claim 1, wherein when the motor is operated at high speed, the motor current of each slot is controlled in a direction in which the magnetic flux of the teeth is strengthened.
高速回転でのモータ運転を行う場合に、前記永久磁石により励起される磁束の方向とモータ電流により励起される磁束の方向とが同一方向となるように制御することを特徴とする請求項1乃至請求項5に記載のモータおよび制御装置。 A permanent magnet is disposed in the slot of the stator so that the magnetic flux passes between adjacent teeth,
The motor is controlled so that the direction of the magnetic flux excited by the permanent magnet and the direction of the magnetic flux excited by the motor current are the same when performing motor operation at high speed rotation. The motor and the control device according to claim 5.
各歯に巻回された短節巻きで集中巻きの巻線と、
ロータの電気角360°の間に2個配置され、円周方向幅Hmが電気角で35°から60°の幅であるロータの主突極磁極と、
2個の前記主突極磁極の間にそれぞれ配置され、円周方向幅Hhが前記円周方向幅Hmより小さい値である2個の補助突極磁極を備えることを特徴とするモータ。 6 teeth between the electrical angle of the stator 360 °,
Concentrated winding with short-pitch winding wound around each tooth,
Two main salient poles of the rotor which are arranged between the electrical angle of the rotor 360 ° and the circumferential width Hm is an electrical angle of 35 ° to 60 °;
A motor comprising two auxiliary salient poles that are respectively disposed between the two main salient poles and have a circumferential width Hh smaller than the circumferential width Hm.
スロット数が3×Nn個で、
少なくとも12個のスロットにおいて、A相巻線が巻回されたスロットS1のロータ軸方向端で外径側を通って配置され3個離れた負のA相のスロットS4へ巻回され、
前記スロットS1から4個目のスロットS5にC相巻線が巻回されロータ軸方向端で外径側を通って配置され、3個離れた負のC相のスロットS8へ巻回され、
前記スロットS1から8個目のスロットS9にB相巻線が巻回されロータ軸方向端で外径側を通って配置され、3個離れた負のB相のスロットS12へ巻回され、
前記スロットS1から2個目のスロットS3にB相巻線が巻回されロータ軸方向端で前記スロットS4、S5のロータ軸方向端の側面を通って配置され、3個離れた負のB相のスロットS6へ巻回され、
前記スロットS1から6個目のスロットS7にA相巻線が巻回されロータ軸方向端で前記スロットS8、S9のロータ軸方向端の側面を通って配置され、3個離れた負のA相のスロットS10へ巻回されることを特徴とする請求項1乃至請求項3に記載のモータ。
ここで、Nnは4以上の偶数の整数で、スロットS1からS12はその数の順に円周方向に配置されたスロットである。 A three-phase A phase, B phase, C phase, Nn pole motor,
The number of slots is 3 × Nn,
At least 12 slots are wound around the negative A-phase slot S4, which is arranged through the outer diameter side at the rotor axial end of the slot S1 around which the A-phase winding is wound, and separated by 3;
A C-phase winding is wound from the slot S1 to the fourth slot S5, arranged at the rotor axial end through the outer diameter side, and wound around three negative C-phase slots S8,
A B-phase winding is wound from the slot S1 to the eighth slot S9, arranged at the rotor axial end through the outer diameter side, and wound around three negative B-phase slots S12,
A B-phase winding is wound from the slot S1 to the second slot S3, arranged at the rotor axial end through the side surface of the rotor axial end of the slots S4 and S5, and three negative B-phases separated from each other Is wound around the slot S6,
A phase A winding is wound from the slot S1 to the sixth slot S7, arranged at the rotor axial end through the side surface of the rotor axial end of the slots S8 and S9, and is separated by three negative A phases. The motor according to any one of claims 1 to 3, wherein the motor is wound around a slot S10.
Here, Nn is an even integer of 4 or more, and slots S1 to S12 are slots arranged in the circumferential direction in the order of the number.
前記ステータコアの軸方向端の近傍において、前記スロットの形状が軸方向から円周方向へ曲がった形状であり、
それぞれの前記スロットに巻回される各巻線の相互の物理的な干渉を低減し、各スロットから前記ステータコアのロータ軸方向側面にかけて各巻線を緩やかな曲線で巻回できるステータコア形状としたことを特徴とする請求項1乃至請求項3、請求項21に記載のモータ。 In the vicinity of the axial end of the stator core, the shape of the slot is widened to the back yoke side,
In the vicinity of the axial end of the stator core, the shape of the slot is bent from the axial direction to the circumferential direction,
It is characterized in that the physical interference between the windings wound in the respective slots is reduced, and a stator core shape is formed in which each winding can be wound with a gentle curve from each slot to the side surface in the rotor axial direction of the stator core. The motor according to any one of claims 1 to 3 and claim 21.
前記ステータの電気角で360°の整数倍の前記幅に前記分割コアに巻かれるべき巻線が巻回された構成であることを特徴とする請求項1乃至請求項3に記載のモータ。 The circumferential width of the soft magnetic body of the stator is composed of a combination of divided cores divided into an integral multiple of 360 ° in electrical angle,
4. The motor according to claim 1, wherein a winding to be wound around the divided core is wound around the width of an integral multiple of 360 ° in terms of an electrical angle of the stator.
モータの内径側へ第2のロータを配置し、
前記第1のロータと前記第2のロータとの間に第1のステータと第2のステータを配置し、
前記第1のステータのスロットと前記第2のステータのスロットの間に両モータの第1の組の巻線が巻回され、
第1のステータの各スロット間には第2の組の巻線が巻回されていることを特徴とする請求項26に記載のモータ。 Place the first rotor on the outer diameter side of the motor,
Place the second rotor on the inner diameter side of the motor,
Disposing a first stator and a second stator between the first rotor and the second rotor;
A first set of windings of both motors is wound between the slot of the first stator and the slot of the second stator,
27. The motor according to claim 26, wherein a second set of windings are wound between the slots of the first stator.
並列巻線の片側の巻線にはダイオードD1を直列に接続して電源へ接続し、他の2相の巻線についても同様にダイオードD2、D3を直列に接続して電源へ接続し、
他方の巻線はモータの電流を制御するトランジスタTR1、TR2、TR3へ接続することを特徴とする請求項1乃至請求項16に記載のモータおよび制御装置。 A plurality of windings of the same phase are wound in parallel in each slot of the three-phase stator,
The diode D1 is connected in series to the winding on one side of the parallel winding and connected to the power source, and the other two-phase windings are similarly connected to the power source by connecting diodes D2 and D3 in series.
17. The motor and control device according to claim 1, wherein the other winding is connected to transistors TR1, TR2, and TR3 that control the current of the motor.
前記3相巻線の各他端を各駆動用トランジスタTR4、TR5、TR6へ接続し、
前記3相巻線の各他端と各駆動用トランジスタTR4、TR5、TR6との各接続点へ各ダイオードD4、D5、D6を接続することを特徴とする請求項1乃至請求項16に記載のモータおよび制御装置。 Connect one terminal of each three-phase winding of the motor to the power supply,
Each other end of the three-phase winding is connected to each driving transistor TR4, TR5, TR6,
The diodes D4, D5, and D6 are connected to connection points between the other ends of the three-phase windings and the driving transistors TR4, TR5, and TR6, respectively. Motor and control device.
前記巻線の各他端をトランジスタTR8、TR9、TR10のコレクタへ接続することを特徴とする請求項1乃至請求項16に記載のモータおよび制御装置。 Connect one terminal of each three-phase winding of the motor to the emitter of transistor TR7,
17. The motor and control device according to claim 1, wherein each other end of the winding is connected to a collector of a transistor TR8, TR9, TR10.
前記巻線の各他端をトランジスタTR14、TR15、TR16のコレクタへ接続することを特徴とする請求項1乃至請求項15に記載のモータおよび制御装置。 One terminal of each three-phase winding of the motor is connected to each emitter of the transistors TR11, TR12, TR13,
16. The motor and control device according to claim 1, wherein the other ends of the windings are connected to collectors of transistors TR14, TR15, TR16.
巻線WVの一方の各端子をトランジスタTR19のエミッタとトランジスタTR20のコレクタへ接続し、
巻線WWの一方の各端子をトランジスタTR21のエミッタとトランジスタTR22のコレクタへ接続し、
各巻線WU、WV、WWの各他端を相互に接続することを特徴とする請求項1乃至請求項15に記載のモータおよび制御装置。 One terminal of the motor winding WU is connected to the emitter of the transistor TR17 and the collector of the transistor TR18;
One terminal of the winding WV is connected to the emitter of the transistor TR19 and the collector of the transistor TR20,
One terminal of the winding WW is connected to the emitter of the transistor TR21 and the collector of the transistor TR22,
The motor and the control device according to claim 1, wherein the other ends of the windings WU, WV, and WW are connected to each other.
電源の正電圧と負電圧との間にトランジスタTR27とトランジスタTR28とを直列に接続し、その中間点に巻線WVの一端を接続し、巻線WVの他端を電源の正電圧と負電圧との間に直列に配置したトランジスタTR29とトランジスタTR30との中間点に接続し、
電源の正電圧と負電圧との間にトランジスタTR31とトランジスタTR32とを直列に接続し、その中間点に巻線WWの一端を接続し、巻線WWの他端を電源の正電圧と負電圧との間に直列に配置したトランジスタTR33とトランジスタTR34との中間点に接続することを特徴とする請求項1乃至請求項15に記載のモータおよび制御装置。 The transistor TR23 and the transistor TR24 are connected in series between the positive voltage and the negative voltage of the power supply, one end of the winding WU is connected to the middle point, and the other end of the winding WU is connected to the positive voltage and the negative voltage of the power supply. Between the transistor TR25 and the transistor TR26 arranged in series with each other,
The transistor TR27 and the transistor TR28 are connected in series between the positive voltage and the negative voltage of the power supply, one end of the winding WV is connected to the intermediate point, and the other end of the winding WV is connected to the positive voltage and the negative voltage of the power supply. Between the transistor TR29 and the transistor TR30 arranged in series with each other,
The transistor TR31 and the transistor TR32 are connected in series between the positive voltage and the negative voltage of the power supply, one end of the winding WW is connected to the intermediate point, and the other end of the winding WW is connected to the positive voltage and the negative voltage of the power supply. 16. The motor and control device according to claim 1, wherein the motor and the control device are connected to an intermediate point between a transistor TR33 and a transistor TR34 arranged in series with each other.
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