JP2019176560A - Stator core and motor - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、ステータコア及びモータに関する。 The present invention relates to a stator core and a motor.
打抜き加工及びシェービング加工等の種々の成形加工が施された鋼板を積層することによりモータのステータコアを成形する種々の技術が知られている。例えば、特許文献1には、打抜き加工が施された端面に1回当たり被加工板材の板厚の5〜25%に相当する領域を除去するシェービング加工を施して、被加工板材の板厚の40〜60%に相当する領域を除去する技術が記載される。特許文献1に記載される技術によれば、被加工板材の板厚に対して所定の割合に相当する領域を除去することで、回転電機鉄心を焼鈍することなく、低鉄損の回転電機鉄心を得ることができる。但し、所定の割合に相当する領域を除去するに際して、若干の歩留り低下を余儀なくされる。 Various techniques for forming a stator core of a motor by laminating steel sheets subjected to various forming processes such as punching and shaving are known. For example, in Patent Document 1, shaving processing for removing a region corresponding to 5 to 25% of the plate thickness of the processed plate material is performed on the end surface subjected to the punching process once, and the thickness of the processed plate material is determined. A technique for removing regions corresponding to 40-60% is described. According to the technique described in Patent Document 1, a rotary electric iron core with a low iron loss can be obtained without annealing the rotary electric iron core by removing a region corresponding to a predetermined ratio with respect to the plate thickness of the plate material to be processed. Can be obtained. However, when the area corresponding to the predetermined ratio is removed, the yield must be slightly reduced.
特許文献2には、ロータの鉄心の外径打抜き穴と、ステータの鉄心の内径との間に残余されたエアギャップ部に対し、板厚の範囲内で半抜き加工し、この半抜き加工したエアギャップ部をスクラップとして打ち抜く技術が記載されている。特許文献2に記載される技術によれば、小さいエアギャップ量でも、リング状スクラップとして確実に打抜き除去することが可能であり、所望のエアギャップ部分を形成することができる。
In
特許文献3には、アーマチュアコアのコア材を、薄板材を打ち抜いて形成するにあたり、各ティース外周縁部に形成された加工硬化部を除去する技術が記載されている。特許文献3に記載される技術によれば、ティース外周縁部に形成される加工硬化部が除去され、鉄損を低減して磁気特性が優れたアーマチュアコアを形成することで、効率のよい電動モータを提供することができる。 Patent Document 3 describes a technique for removing a work-hardened portion formed on each outer peripheral edge of a tooth when a core material of an armature core is formed by punching a thin plate material. According to the technique described in Patent Document 3, the work hardening portion formed on the outer peripheral edge portion of the teeth is removed, and an armature core having excellent magnetic properties is formed by reducing iron loss, so that efficient electric driving is achieved. A motor can be provided.
また、複数のステータ片を円弧状に配置して形成される分割ステータ構造とも称されるステータコアが知られている。分割ステータ構造では、ステータ片を配置してステータコアを形成する前に、ステータ片のそれぞれに銅線を巻き回すことができるので、巻き回す銅線の密度を高くして銅線に流れる電流を抑制することで銅損を低減することができる。 There is also known a stator core which is also called a split stator structure formed by arranging a plurality of stator pieces in an arc shape. In the split stator structure, the copper wire can be wound around each of the stator pieces before the stator pieces are arranged and the stator core is formed, so the density of the copper wires to be wound is increased to suppress the current flowing through the copper wires. By doing so, copper loss can be reduced.
分割ステータ構造の特性を改善する種々の技術が知られている。例えば、特許文献4には、周方向において互いに対向し合うステータ片のヨーク部の周方向の端面同士が全て互いのシェア面同士にて当接するようになる値のうちの最小値を超える値に設定する技術が記載されている。特許文献4に記載される技術によれば、互いに隣り合う各ステータ片の間の空隙の幅のばらつきを小さくできるため、コギングトルクを小さくすることができる。 Various techniques for improving the characteristics of the split stator structure are known. For example, Patent Document 4 discloses a value exceeding the minimum value among the values at which the circumferential end surfaces of the yoke portions of the stator pieces facing each other in the circumferential direction all come into contact with each other. The technology to set is described. According to the technique described in Patent Literature 4, since the variation in the width of the gap between the adjacent stator pieces can be reduced, the cogging torque can be reduced.
また、特許文献5には、ティース部におけるヨーク部の周方向の側面のビッカース硬度をステータ片の他の側面のビッカース硬度よりも低くし、ヨーク部における周方向の側面の剪断面の比率をティース部の側面の剪断面の比率よりも大きくする技術が記載されている。特許文献5に記載される技術によれば、ティース部の側面のビッカース硬度は、ヨーク部の側面のビッカース硬度よりも低くなるため、モータを駆動する時の鉄損を効率的に低減することができる。また、特許文献5に記載される技術によれば、ヨーク部における周方向の側面の剪断面の比率を側面の剪断面の比率よりも大きくするので、ステータ片を環状に組み付けてステータコアを製作するとき、ステータコアを精度良く組み付けることができる。 Patent Document 5 discloses that the Vickers hardness of the side surface in the circumferential direction of the yoke portion in the tooth portion is lower than the Vickers hardness of the other side surface of the stator piece, and the ratio of the shear surface on the circumferential side surface in the yoke portion is A technique for making the ratio larger than the ratio of the shear surface on the side surface of the part is described. According to the technique described in Patent Document 5, since the Vickers hardness of the side surface of the tooth portion is lower than the Vickers hardness of the side surface of the yoke portion, it is possible to efficiently reduce the iron loss when driving the motor. it can. Further, according to the technique described in Patent Document 5, since the ratio of the shear surface on the side surface in the circumferential direction in the yoke portion is made larger than the ratio of the shear surface on the side surface, the stator core is assembled in an annular shape to manufacture the stator core. Sometimes, the stator core can be assembled with high accuracy.
特許文献4及び5に記載される技術により分割ステータ構造においてコギングトルクの抑制が可能になると共に鉄損を効率的に低減することができる。しかしながら、省電力化のニーズの増大に伴って、分割ステータ構造において、歩留りを低下させることなく、更なる鉄損の低減が求められている。 With the techniques described in Patent Documents 4 and 5, cogging torque can be suppressed in the divided stator structure, and iron loss can be efficiently reduced. However, as the need for power saving increases, in the divided stator structure, further reduction of iron loss is required without reducing the yield.
そこで、本発明は、分割ステータ構造において、歩留りを低下させることなく、鉄損を更に低減可能な技術を提供することを目的とする。 Then, an object of this invention is to provide the technique which can further reduce an iron loss, without reducing a yield in a division | segmentation stator structure.
このような課題を解決する本発明は、以下に示すステータコア及びモータを要旨とするものである。
(1)第1ヨーク面と、
第1ヨーク面の反対の第2ヨーク面と、
第1ヨーク面の一辺から第2ヨーク面の一辺に延伸するヨーク外壁部と、
ヨーク外壁部と対向するように第1ヨーク面の一辺から第2ヨーク面の一辺に延伸するヨーク内壁部と、
ヨーク外壁部からヨーク内壁部に向かって第1ヨーク面及び第2ヨーク面に直交する方向に延伸する接触面を有するヨーク側壁部と、を有するヨーク部と、
ヨーク内壁部からヨーク外壁部と反対の方向に延伸するティース部と、をそれぞれが有し且つ接触面が互いに接触するように配置される複数のステータ片を有し、
ヨーク側壁部の高さに対する接触面の高さの比率は、90%以上であり、
接触面のビッカース硬度は、複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1倍超1.9倍以下である、ことを特徴とするステータコア。
(2)ティース部は、第1ティース面と、第1ティース面の反対の第2ティース面と、第1ティース面から第2ティース面に第1ティース面及び第2ティース面に直交する方向に向かって延伸するシェービング面を有するティース側面部と、を有し、
シェービング面のビッカース硬度は、接触面のビッカース硬度よりも低い、(1)に記載のステータコア。
(3)対向するヨーク側壁部の間の離隔距離の最大値は、3μm以下である、(1)又は(2)に記載のステータコア。
(4)ヨーク部の周方向の圧縮応力は、2MPa以上20MPa以下である、(1)〜(3)の何れか一項に記載のステータコア。
(5)ステータコアを有するステータと、ロータとを有し、
ステータコアは、
第1ヨーク面と、
第1ヨーク面の反対の第2ヨーク面と、
第1ヨーク面の一辺から第2ヨーク面の一辺に延伸するヨーク外壁部と、
ヨーク外壁部と対向するように第1ヨーク面の一辺から第2ヨーク面の一辺に延伸するヨーク内壁部と、
ヨーク外壁部からヨーク内壁部に向かって第1ヨーク面及び第2ヨーク面に直交する方向に延伸する接触面を有するヨーク側壁部と、を有するヨーク部と、
ヨーク内壁部からヨーク外壁部と反対の方向に延伸するティース部と、をそれぞれが有し且つ接触面が互いに接触するように配置される複数のステータ片を有し、
ヨーク側壁部の高さに対する接触面の高さの比率は、90%以上であり、
接触面のビッカース硬度は、複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1倍超1.9倍以下である、ことを特徴とするモータ。
The gist of the present invention that solves such problems is the following stator core and motor.
(1) a first yoke surface;
A second yoke surface opposite the first yoke surface;
A yoke outer wall extending from one side of the first yoke surface to one side of the second yoke surface;
A yoke inner wall extending from one side of the first yoke surface to one side of the second yoke surface so as to face the yoke outer wall,
A yoke portion having a contact surface extending from the yoke outer wall portion toward the yoke inner wall portion in a direction orthogonal to the first yoke surface and the second yoke surface;
A plurality of stator pieces each having a tooth portion extending in a direction opposite to the yoke outer wall portion from the yoke inner wall portion and arranged such that the contact surfaces are in contact with each other;
The ratio of the height of the contact surface to the height of the yoke side wall is 90% or more,
A stator core characterized in that the contact surface has a Vickers hardness of more than 1 and 1.9 times less than a Vickers hardness of a magnetic steel sheet as a material of a plurality of stator pieces.
(2) The teeth portion includes a first teeth surface, a second teeth surface opposite to the first teeth surface, and a direction from the first teeth surface to the second teeth surface in a direction perpendicular to the first teeth surface and the second teeth surface. A teeth side surface portion having a shaving surface extending toward the
The stator core according to (1), wherein the Vickers hardness of the shaving surface is lower than the Vickers hardness of the contact surface.
(3) The stator core according to (1) or (2), wherein a maximum value of a separation distance between opposing yoke side walls is 3 μm or less.
(4) The stator core according to any one of (1) to (3), wherein the compressive stress in the circumferential direction of the yoke portion is 2 MPa or more and 20 MPa or less.
(5) having a stator having a stator core and a rotor;
The stator core
A first yoke surface;
A second yoke surface opposite the first yoke surface;
A yoke outer wall extending from one side of the first yoke surface to one side of the second yoke surface;
A yoke inner wall extending from one side of the first yoke surface to one side of the second yoke surface so as to face the yoke outer wall,
A yoke portion having a contact surface extending from the yoke outer wall portion toward the yoke inner wall portion in a direction orthogonal to the first yoke surface and the second yoke surface;
A plurality of stator pieces each having a tooth portion extending in a direction opposite to the yoke outer wall portion from the yoke inner wall portion and arranged such that the contact surfaces are in contact with each other;
The ratio of the height of the contact surface to the height of the yoke side wall is 90% or more,
A motor characterized in that the Vickers hardness of the contact surface is more than 1 times and 1.9 times or less of the Vickers hardness of the magnetic steel sheet which is a material of the plurality of stator pieces.
本発明では、分割ステータ構造において、歩留りを低下させることなく、鉄損を更に低減することができる。 In the present invention, in the split stator structure, the iron loss can be further reduced without reducing the yield.
以下図面を参照して、本発明に係るステータコア及びモータについて説明する。但し、本発明の技術的範囲はそれらの実施の形態に限定されない。 Hereinafter, a stator core and a motor according to the present invention will be described with reference to the drawings. However, the technical scope of the present invention is not limited to these embodiments.
(実施形態に係るステータコアの概要)
本発明の発明者らは、分割ステータ構造においてステータコアのヨーク内部の磁束が不均一になることによる鉄損の増加を抑制するための種々の実験及び検討を重ねてきた。本発明の発明者らは、上記課題を解決するために分割ステータ構造において、ヨーク部の側壁部に表面及び裏面に直交する接触面を形成することで、隣接するステータ片のヨーク部の側壁部の接触面積率を向上させることを見出した。本発明の発明者らは、実施形態に係るステータコアを形成するステータ片のヨーク部の側壁部の接触面積率を向上させることで、ヨーク内部の磁束を均一化し、モータの鉄損を低減することを知見した。さらに、本発明の発明者らは、表面及び裏面に直交する接触面をシェービング加工及び切削加工等で形成することを知見した。
(Outline of stator core according to the embodiment)
The inventors of the present invention have made various experiments and studies for suppressing an increase in iron loss due to non-uniform magnetic flux inside the yoke of the stator core in the split stator structure. In order to solve the above problems, the inventors of the present invention form a contact surface orthogonal to the front surface and the back surface of the side wall portion of the yoke portion in the divided stator structure, thereby forming the side wall portion of the yoke portion of the adjacent stator piece. It has been found that the contact area ratio is improved. The inventors of the present invention improve the contact area ratio of the side wall portion of the yoke portion of the stator piece forming the stator core according to the embodiment, thereby uniformizing the magnetic flux inside the yoke and reducing the iron loss of the motor. I found out. Furthermore, the inventors of the present invention have found that a contact surface orthogonal to the front surface and the back surface is formed by shaving, cutting, or the like.
より具体的には、本発明の発明者らは、ヨーク部の側壁部の高さに対する接触面の高さの比率を90%以上とすることを知見した。通常、パンチとダイとを使用して鋼板を打抜き加工する場合、パンチにより打抜かれる打抜き部材の側壁部には、パンチの移動方向から順にダレ、剪断面、破断面及びカエリが形成される。分割ステータ構造において、パンチにより打抜かれたステータ片を円環状に並べるとき、ヨーク部の側壁部では剪断面が最も突出しているため、剪断面のみが互いに接触し、ダレ、破断面及びカエリは接触せずにダレ、破断面及びカエリの間はギャップとなる。ギャップの透磁率は電磁鋼板の透磁率より低いため、隣接するステータ片の間を通過する磁束は、接触している剪断面に集中する。剪断面に集中した磁束は、ヨーク部の側壁部から離れたヨーク内部においても剪断面に対応する位置を通過するため、ヨーク内部で板厚方向に亘って磁束密度が不均一になるおそれがある。磁束密度が不均一になると、磁束密度が不必要に高くなる部分が生じる。鉄損は磁束密度の略2乗に比例して増加するため、磁束密度が不必要に高くなる部分が生じることで、モータの鉄損は、全体として増加する。実施形態に係るステータコアでは、ヨーク部の側壁部の高さに対する高さの比率が90%以上である接触面を形成することで、ヨーク内部の磁束密度が均一になり、モータの鉄損を低減することができる。 More specifically, the inventors of the present invention have found that the ratio of the height of the contact surface to the height of the side wall portion of the yoke portion is 90% or more. Usually, when a steel sheet is punched using a punch and a die, a sag, a sheared surface, a fracture surface, and a burr are formed in order from the moving direction of the punch on the side wall portion of the punched member punched by the punch. In the split stator structure, when the stator pieces punched out by punching are arranged in an annular shape, the shear surfaces protrude most at the side wall of the yoke portion, so that only the shear surfaces contact each other, and the sag, fracture surface and burrs are in contact Without gaps, there will be gaps between sagging, fractured surfaces and burrs. Since the permeability of the gap is lower than the permeability of the magnetic steel sheet, the magnetic flux passing between the adjacent stator pieces is concentrated on the contacting shearing surface. Since the magnetic flux concentrated on the shear surface passes through the position corresponding to the shear surface even inside the yoke away from the side wall of the yoke portion, the magnetic flux density may be uneven in the thickness direction inside the yoke. . When the magnetic flux density becomes non-uniform, a portion where the magnetic flux density becomes unnecessarily high occurs. Since the iron loss increases in proportion to the square of the magnetic flux density, a portion where the magnetic flux density becomes unnecessarily high is generated, so that the iron loss of the motor increases as a whole. In the stator core according to the embodiment, by forming a contact surface in which the ratio of the height of the yoke portion to the height of the side wall portion is 90% or more, the magnetic flux density inside the yoke becomes uniform and the iron loss of the motor is reduced. can do.
(第1実施形態に係るステータコアの構成及び機能)
図1は第1実施形態に係るステータコアを有するモータの平面図である。図1において、矢印Aで示される方向は周方向であり、矢印Bで示される方向は径方向であり、ドットCで示される方向は回転軸方向である。
(Configuration and function of stator core according to the first embodiment)
FIG. 1 is a plan view of a motor having a stator core according to the first embodiment. In FIG. 1, the direction indicated by arrow A is the circumferential direction, the direction indicated by arrow B is the radial direction, and the direction indicated by dot C is the rotational axis direction.
モータ100は、筐体101と、回転子とも称されるロータ102と、固定子とも称されるステータ103とを有する。筐体101は、円筒状の形状を有するアルミニウム等の金属で形成され、ロータ102及びステータ103を収容する。
The
ロータ102は、シャフト121と、ロータコア122と、複数の永久磁石123とを有する。シャフト121は、円筒状の筐体101の中心軸と同軸に配置され、不図示の軸受を介して回転可能に支持される。ロータコア122は、シャフト121の外周に配置され、シャフト121と一体的に回転するようにシャフト121に対して同軸に固定される。複数の永久磁石123は、モータ100の周方向に同一角度だけ位相をずらして配置される。複数の永久磁石123のそれぞれは、ロータコア122の内部を回転軸方向に貫通するように配置される。
The
ステータ103は、締結リング131と、ステータコア132とを有する。締結リング131は、筐体101に対して同軸に固定して配置されている。ステータコア132は、円弧状に配置され且つ重畳された複数のステータ片1により形成され、締結リング131に対して同軸に固定して配置される。
The stator 103 includes a fastening ring 131 and a
図2(a)はステータ片1の斜視図であり、図2(b)はステータ片1の部分側面図である。図2(a)において、矢印Aで示される方向は周方向であり、矢印Bで示される方向は径方向であり、矢印Cで示される方向は回転軸方向である。 FIG. 2A is a perspective view of the stator piece 1, and FIG. 2B is a partial side view of the stator piece 1. In FIG. 2A, the direction indicated by arrow A is the circumferential direction, the direction indicated by arrow B is the radial direction, and the direction indicated by arrow C is the rotational axis direction.
ステータ片1は、電磁鋼板で形成され、ヨーク部10と、銅線が巻き回されるティース部20とを有する。ヨーク部10は、第1ヨーク面11と、第2ヨーク面12と、ヨーク外壁部13と、ヨーク内壁部14と、第1ヨーク側壁部15と、第2ヨーク側壁部16とを有する。ティース部は、第1ティース面21と、第2ティース面22と、ティース内壁部23と、第1ティース側壁部24と、第2ティース側壁部25とを有する。
Stator piece 1 is formed of an electromagnetic steel plate, and includes
第1ヨーク面11はヨーク部10の表面であり、第2ヨーク面12は第1ヨーク面11の反対のヨーク部10の裏面であり、それぞれ略矩形状に形成される。ヨーク外壁部13は第1ヨーク面11の径方向の外側の一辺から第2ヨーク面12の径方向の外側の一辺に延伸する面である。ヨーク内壁部14は、ヨーク外壁部13と対向するように第1ヨーク面11の径方向の内側の一辺から第2ヨーク面12の径方向の内側の一辺に延伸する面である。
The
第1ヨーク側壁部15は、ヨーク外壁部13からヨーク内壁部14に向かって延伸する壁部であり、ダレ151と、接触面152と、破断面153と、カエリ154とを有する。ダレ151、破断面153及びカエリ154が形成されるメカニズムは、よく知られているので、ここでは詳細な説明は省略する。また、第2ヨーク側壁部16の構成要素の構成及び機能は、第1ヨーク側壁部15の構成及び機能と同一なので、ここでは詳細な説明は省略する。接触面152は、第1ヨーク面11及び第2ヨーク面12に直交する方向に延伸する面であり、打抜き工程S101、及びその後で実行されるシェービング工程S102において形成される。接触面152は、ステータコア132において隣接するステータ片1の接触面152と接触する。接触面152の高さの側壁部の高さに対する比率は、90%以上である。
The first yoke
図3は、ステータコア132において隣接するステータ片1が接触する状態を示す図である。
FIG. 3 is a diagram illustrating a state in which adjacent stator pieces 1 are in contact with each other in the
隣接するステータ片1は、互いの接触面152が接触するように配置される。隣接するステータ片1の互いの接触面152が接触するとき、隣接するステータ片1の互いのダレ151、破断面153及びカエリ154は、離隔して配置される。
Adjacent stator pieces 1 are arranged such that their
カエリ154の間の距離であるステータ片1の間の離隔距離は、3μm以下であることが好ましく、2μm以下であることが更に好ましい。ステータ片1の間の離隔距離が3μmを超えると、隣接するステータ片1の間を通過する磁束が接触面152に集中し、ステータコア132の鉄損の増加が大きくなる。ステータ片1の間の離隔距離を3μm以下とすることで、ステータコア132の鉄損の増加が抑制される。また、ステータ片1の間の離隔距離を2μm以下とすることで、ステータコア132の鉄損の増加が更に抑制される。なお、破断面153と、カエリ154がなく、ヨーク側壁部の高さに対する接触面の高さの比率が100%の場合の離隔距離は0μmとする。
The separation distance between the stator pieces 1 that is the distance between the
第1ティース面21はティース部20の表面であり、第2ティース面22は第1ティース面21の反対のティース部20の裏面であり、それぞれ矩形状に形成される。ティース内壁部23は、ヨーク外壁部13と対向するように第1ティース面21の径方向の内側の一辺から第2ティース面22の径方向の内側の一辺に延伸する面である。第1ティース側壁部24及び第2ティース側壁部25のそれぞれは、ヨーク内壁部14からティース内壁部23に向かって延伸する壁部である。
The 1st teeth surface 21 is the surface of
(第1実施形態に係るステータの製造工程)
図4は、第1実施形態に係るステータの製造工程を示すフローチャートである。
(Manufacturing process of stator according to first embodiment)
FIG. 4 is a flowchart showing manufacturing steps of the stator according to the first embodiment.
まず、不図示のプレス加工装置は、電磁鋼板に打抜き加工を施すことで、打抜き片を形成する(S101)。次いで、不図示のプレス加工装置は、S101の処理で形成された打抜き片のヨーク部の側壁部にシェービンク加工を施してステータ片1を形成する(S102)。 First, the unillustrated press working apparatus forms a punched piece by punching the electromagnetic steel sheet (S101). Next, the unillustrated press working apparatus forms the stator piece 1 by performing the shaving process on the side wall portion of the yoke portion of the punched piece formed in the process of S101 (S102).
図5(a)はS101の処理で形成された打抜き片の平面図であり、図5(b)はS101の処理で形成された打抜き片の部分拡大図であり、図5(c)はS102の処理で形成されるステータ片1の部分拡大図である。 5A is a plan view of the punched piece formed by the process of S101, FIG. 5B is a partially enlarged view of the punched piece formed by the process of S101, and FIG. 5C is S102. It is the elements on larger scale of the stator piece 1 formed by the process of.
打抜き片110は、ヨーク部111と、ティース部112とを有する。不図示のプレス加工装置は、矢印A及びBのそれぞれで示されるヨーク部111の側壁部にシェービング加工を施してステータ片1を形成する。不図示のプレス加工装置によるシェービング加工は、単一のシェービング処理で実行される。
The punched
S102に示すシェービング加工で切削されるシェービング幅LCは、打抜き片110の厚さLTの5%以上40%未満であることが好ましく、打抜き片110の厚さLTの25%以上35%以下であることが更に好ましい。シェービング幅LCを、打抜き片110の厚さLTの5%以上40%未満とすることで、ステータ片1の間の離隔距離を3μm以下にすることができる。シェービング幅LCを、打抜き片110の厚さLTの25%以上35%以下とすることで、ステータ片1の間の離隔距離を2μm以下にすることができる。
Shaving width L C being cut by a shaving process shown in S102 is preferably less than 5% to 40% of the thickness L T of the
S102の処理で形成されるステータ片1の第1ヨーク側壁部15の接触面152及び第2ヨーク側壁部16の不図示の接触面のビッカース硬度は、複数のステータ片1の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1倍超1.9倍以下であることが好ましい。単一のシェービング処理で、シェービング加工を施すと、第1ヨーク側壁部15の接触面152及び第2ヨーク側壁部16の不図示の接触面のビッカース硬度は、複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1倍超1.9倍以下になる。
The Vickers hardness of the
電磁鋼板のビッカース硬度は、例えばJIS Z 2244:2009に基づき測定する。測定に供する電磁鋼板は、打ち抜き端面を含むように切断し、切断面を平滑で、凹凸、酸化物膜(スケール)及び異物がなく、特に潤滑剤のない表面とする。切断面の仕上げは、過熱、冷間加工などによる表面硬さの変化が、できるだけ生じないようにする。硬度測定は打ち抜き端面近傍から一定距離間隔を置いて実行する。素材硬度、測定したい間隔及び板厚の小さい方に応じて測定荷重を決める必要がある。例えば、板厚0.5mmの50A350で、50μm間隔で硬度測定を行う場合、測定荷重は25gf程度が適している。50μmより狭い間隔で硬度測定を行う場合、図12に示すように打点を斜めにずらす等の工夫を行い、隣接する圧痕に影響を及ぼさないようにする必要がある。 The Vickers hardness of the electrical steel sheet is measured based on, for example, JIS Z 2244: 2009. The electrical steel sheet used for the measurement is cut so as to include a punched end face, and the cut face is smooth and free from irregularities, oxide films (scales) and foreign matters, and is particularly free from a lubricant. When finishing the cut surface, the surface hardness is not changed as much as possible due to overheating or cold working. The hardness measurement is performed at a certain distance from the vicinity of the punched end face. It is necessary to determine the measurement load according to the material hardness, the interval to be measured, and the smaller thickness. For example, when the hardness measurement is performed at 50 μm intervals with 50A350 having a plate thickness of 0.5 mm, a measurement load of about 25 gf is suitable. When the hardness measurement is performed at an interval narrower than 50 μm, it is necessary to devise such as shifting the hitting point obliquely as shown in FIG. 12 so as not to affect the adjacent indentation.
鋼板を打ち抜き加工すると、打ち抜き端面近傍に高い加工歪みが導入され、端面近傍のビッカース硬度が上昇する。硬度上昇代、硬度上昇する打ち抜き端面からの距離は、鋼板の厚み、鋼板の機械強度、ダイとパンチ間のクリアランスによって変化するが、打ち抜き端面極近傍で2倍程度まで硬度上昇し、打抜き端面から鋼板内部に向かって連続的に硬度が変化する。硬度の上昇する領域は打抜き端面極近傍から板厚同等〜板厚の1/2程度までである。加工歪みが導入された領域は磁気特性が劣化し、鉄損が増加する。特許文献1,2,5では加工歪みが導入された領域をシェービング加工により除去することでモータ鉄損を低減している。この目的からは、シェービング加工後の打ち抜き端面近傍のビッカース硬度上昇はほぼ1倍になる。一方、本発明では必ずしも加工歪みが導入された領域を全て除去する必要はなく、加工歪みが残留しても接触面を増やすことで磁束密度を均一にし、モータ鉄損を低減する。この目的からは、接触面のビッカース硬度は、複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1倍超1.9倍以下であることが必要である。1倍にすると加工歪み導入部分は除去でき、さらにモータ鉄損を低減できるが、シェービングで除去する幅が大きくなり歩留りが低下する上、金型寿命も低下する傾向である。本発明の目的であるモータ鉄損低減には、1倍超でも1.9倍までなら、接触面が増えることにより効果発揮できる。1.9倍超では接触面が増えることによるモータ鉄損低減効果より、加工歪み導入によるモータ鉄損増加影響が大きくなるため、接触面のビッカース硬度を、複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1倍超1.9倍以下と規定する。歩留り向上の観点から、望ましくは接触面のビッカース硬度は、複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1.02倍以上であり、さらに望ましくは1.04倍以上である。加工歪み除去の観点から、望ましくは接触面のビッカース硬度は、複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1.8倍以下であり、さらに望ましくは1.7倍以下である。
When a steel plate is punched, high processing strain is introduced in the vicinity of the punched end face, and the Vickers hardness in the vicinity of the end face is increased. Hardness increase, the distance from the punched end surface where the hardness increases varies depending on the thickness of the steel plate, the mechanical strength of the steel plate, and the clearance between the die and the punch. The hardness continuously changes toward the inside of the steel plate. The region in which the hardness increases is from the vicinity of the punched end face pole to the plate thickness equivalent to about 1/2 the plate thickness. In the region where the processing strain is introduced, the magnetic characteristics deteriorate and the iron loss increases. In
尚、ヨーク側壁部の高さに対する接触面の高さの比率の制御は、以下のように行うことが出来る。 Note that the ratio of the height of the contact surface to the height of the yoke side wall can be controlled as follows.
即ち、打ち抜いた鋼板を、除去する幅を変更してシェービング加工を行った際の、シェービング除去幅と接触面高さとの関係を、打ち抜き条件(ダイスとパンチのクリアランス等)毎にあらかじめ求めておいて、この関係に基づいて、接触面の高さを制御することが出来る。 In other words, the relationship between the shaving removal width and the contact surface height when the punched steel sheet is shaved by changing the removal width is determined in advance for each punching condition (die and punch clearance, etc.). Based on this relationship, the height of the contact surface can be controlled.
また、接触面のビッカース硬度の制御も、シェービング除去幅と硬度の関係を打ち抜き条件毎に求めておいて、この関係に基づいて、行うことが出来る。 The Vickers hardness of the contact surface can also be controlled based on the relationship between the shaving removal width and the hardness obtained for each punching condition.
これらより、打ち抜き条件とシェービング除去幅を適宜選ぶことで、ヨーク側壁部の高さに対する接触面の比率は、接触面の硬度と独立に制御することが出来る。 From these, the ratio of the contact surface to the height of the yoke side wall can be controlled independently of the hardness of the contact surface by appropriately selecting the punching conditions and the shaving removal width.
次いで、不図示のステータ組立装置は、S102の処理で形成されたステータ片1を積層する(S103)。次いで、不図示のステータ組立装置は、S103の処理で積層されたステータ片1を円弧状に組付けする(S104)。そして、不図示のステータ組立装置は、S104の処理で組付きされたステータ片1を締結リング131に焼き嵌め処理を施すことで、固定する(S105)。 Next, the stator assembly device (not shown) stacks the stator pieces 1 formed by the process of S102 (S103). Next, the stator assembly device (not shown) assembles the stator pieces 1 stacked in the process of S103 into an arc shape (S104). Then, the stator assembly device (not shown) fixes the stator piece 1 assembled in the process of S104 by performing shrink fitting on the fastening ring 131 (S105).
S105に示す焼き嵌め処理は、ステータコア132のヨーク部10の周方向の圧縮応力が2MPa以上20MPa以下になるように施される。ヨーク部10の周方向の圧縮応力が2MPa未満である場合、隣接するステータ片1の接触面152の間のギャップが大きく且つ不均一になりやすいため、磁束密度の不均一が生じ、モータ100の鉄損が増加するおそれがある。一般に、ヨーク部10の周方向の圧縮応力が増加するとモータ100の鉄損が増加する。ヨーク部10の周方向の圧縮応力が20MPaを超えるとモータ100の鉄損増加が無視できなくなるため、ヨーク部10の周方向の圧縮応力は、20MPa以下とする。なお、ヨーク部10の周方向の圧縮応力は、5MPa以上15MPa以下であることが更に好ましい。ヨーク部10の周方向の圧縮応力を15MPa以下にすることで、圧縮応力による鉄損増加を抑制することができる。また、5MPa以上にすることで、隣接するステータ片1の接触面152の間のギャップを小さく且つより均一にでき、磁束密度の不均一を抑制し、モータ100の鉄損増加を抑制することができる。
The shrink fitting process shown in S105 is performed so that the compressive stress in the circumferential direction of the
ヨーク部10の周方向の圧縮応力は、第1ヨーク面11に歪ゲージを配置することにより測定する。歪ゲージは、第1ヨーク側壁部15に直交する方向の圧縮応力を測定するように配置される。歪ゲージは、株式会社共和電業製の製品番号KFGS-10-120-D16-11、或いは相当品を使用する。
The compressive stress in the circumferential direction of the
(第1実施形態に係るステータコアの作用効果)
図6(a)は第1比較例に係るステータ片をカエリの突起方向が同方向になるように配置した状態を示す図であり、図6(b)は第1比較例に係るステータ片をカエリの突起方向が逆方向になるように配置した状態を示す図である。図6(c)は第2比較例に係るステータ片をカエリの突起方向が同方向になるように配置した状態を示す図であり、図6(d)は第2比較例に係るステータ片をカエリの突起方向が逆方向になるように配置した状態を示す図である。図6(e)は第3比較例に係るステータ片をカエリの突起方向が同方向になるように配置した状態を示す図であり、図6(f)は第3比較例に係るステータ片をカエリの突起方向が逆方向になるように配置した状態を示す図である。図6(g)は第1実施形態に係るステータ片をカエリの突起方向が同方向になるように配置した状態を示す図であり、図6(h)は第1実施形態に係るステータ片をカエリの突起方向が逆方向になるように配置した状態を示す図である。
(Operational effect of the stator core according to the first embodiment)
FIG. 6A is a view showing a state in which the stator pieces according to the first comparative example are arranged so that the protrusion directions of the burrs are the same direction, and FIG. 6B is a view showing the stator pieces according to the first comparative example. It is a figure which shows the state arrange | positioned so that the protrusion direction of a fly may become a reverse direction. FIG. 6C is a view showing a state in which the stator pieces according to the second comparative example are arranged so that the protrusion directions of the burrs are the same, and FIG. 6D is a view showing the stator pieces according to the second comparative example. It is a figure which shows the state arrange | positioned so that the protrusion direction of a fly may become a reverse direction. FIG. 6 (e) is a view showing a state in which the stator pieces according to the third comparative example are arranged so that the protrusion directions of the burrs are the same direction, and FIG. 6 (f) shows the stator pieces according to the third comparative example. It is a figure which shows the state arrange | positioned so that the protrusion direction of a fly may become a reverse direction. FIG. 6G is a view showing a state in which the stator pieces according to the first embodiment are arranged so that the protrusion directions of the burrs are in the same direction, and FIG. It is a figure which shows the state arrange | positioned so that the protrusion direction of a fly may become a reverse direction.
第1比較例に係るステータ片901では、ヨーク部の側壁部の高さに対する高さの比率は25%であり、第2比較例に係るステータ片902では、ヨーク部の側壁部の高さに対する高さの比率は45%である。また、第3比較例に係るステータ片903では、ヨーク部の側壁部の高さに対する高さの比率は70%であり、第1実施形態に係るステータ片1では、ヨーク部の側壁部の高さに対する高さの比率は90%である。
In the
第1比較例〜第3比較例に係るステータ片901〜903は、カエリの突起方向が同方向になるように配置した状態では、隣接するステータ片901〜903に剪断面が接触し、ダレ、破断面及びカエリは接触しない。第1比較例〜第3比較例に係るステータ片901〜903は、剪断面のみが接触し、磁束は、ヨーク部の側壁部の25%、45%及び70%の領域を通って隣接するステータ片の間を通過するので、磁束密度が不均一になるおそれがある。
In the state in which the
第1比較例に係るステータ片901は、カエリの突起方向が逆方向になるように配置した状態では、ダレ、剪断面、破断面及びカエリの何れもが、隣接するステータ片901に接触しない。第2比較例〜第3比較例に係るステータ片902〜903は、カエリの突起方向が逆方向になるように配置した状態では、剪断面の一部のみが接触し、ダレ、剪断面の他の部分、破断面及びカエリは接触しない。第1比較例に係るステータ片901ではダレ、剪断面、破断面及びカエリの何れもが接触せず、第2比較例〜第3比較例に係るステータ片902〜903では剪断面の一部のみが接触するので、ステータ片901〜903の内部の磁束密度が更に不均一になる。
In the state where the
一方、第1実施形態に係るステータコアでは、接触面の側壁部の高さに対する接触面の高さの比率は90%以上であるので、カエリの突起方向が同方向になるようにステータ片1配置した状態では、隣接するステータ片1が互いに接触する領域が大きくなる。第1実施形態に係るステータコアでは、隣接するステータ片1が互いに接触する領域が大きくなるので、ヨーク内部の磁束密度が均一になり、モータの鉄損を低減することができる。 On the other hand, in the stator core according to the first embodiment, since the ratio of the height of the contact surface to the height of the side wall portion of the contact surface is 90% or more, the stator piece 1 is arranged so that the protrusion direction of the burrs is the same direction. In this state, the area where the adjacent stator pieces 1 are in contact with each other is increased. In the stator core according to the first embodiment, since the area where the adjacent stator pieces 1 are in contact with each other is increased, the magnetic flux density inside the yoke becomes uniform, and the iron loss of the motor can be reduced.
また、第1実施形態に係るステータコアでは、カエリの突起方向が逆方向になるようにステータ片1配置した状態においても、隣接するステータ片1が互いに接触する領域が大きくなる。第1実施形態に係るステータコアでは、隣接するステータ片1が互いに接触する領域が大きくなるので、ヨーク内部の磁束密度が均一になり、モータの鉄損を低減することができる。 Further, in the stator core according to the first embodiment, even when the stator pieces 1 are arranged so that the protrusion direction of the burrs is opposite, the area where the adjacent stator pieces 1 come into contact with each other becomes large. In the stator core according to the first embodiment, since the area where the adjacent stator pieces 1 are in contact with each other is increased, the magnetic flux density inside the yoke becomes uniform, and the iron loss of the motor can be reduced.
(第2実施形態に係るステータコアの構成及び機能)
図7は第2実施形態に係るステータコアを有するモータの平面図である。図7において、矢印Aで示される方向は周方向であり、矢印Bで示される方向は径方向であり、ドットCで示される方向は回転軸方向である。
(Configuration and Function of Stator Core According to Second Embodiment)
FIG. 7 is a plan view of a motor having a stator core according to the second embodiment. In FIG. 7, the direction indicated by the arrow A is the circumferential direction, the direction indicated by the arrow B is the radial direction, and the direction indicated by the dot C is the rotation axis direction.
モータ200は、ステータ203(下記の第2実施形態に係るステータ)をステータ103の代わりに有することがモータ100と相違する。ステータ203は、ステータコア232をステータコア132の代わりに有することがステータ103と相違する。ステータコア232は、ステータ片2をステータ片1の代わりに有することがステータコア132と相違する。ステータ片2以外のモータ200の構成要素の構成及び機能は、同一符号が付されたモータ100の構成要素の構成及び機能と同一なので、ここでは詳細な説明は省略する。
The
図8(a)はステータ片2の斜視図であり、図8(b)はステータ片2の部分側面図である。図8(a)において、矢印Aで示される方向は周方向であり、矢印Bで示される方向は径方向であり、矢印Cで示される方向は回転軸方向である。
FIG. 8A is a perspective view of the
ステータ片2は、ティース部30をティース部20の代わりに有することがステータ片1と相違する。ティース部30は、第1ティース側壁部34と、第2ティース側壁部35を第1ティース側壁部24と、第2ティース側壁部25との代わりに有することがティース部20と相違する。第1ティース側壁部34及び第2ティース側壁部35以外のステータ片2の構成要素の構成及び機能は、同一符号が付されたステータ片1の構成要素の構成及び機能と同一なので、ここでは詳細な説明は省略する。また、第2ティース側壁部35の構成要素の構成及び機能は、第1ティース側壁部34の構成及び機能と同一なので、ここでは詳細な説明は省略する。
The
第1ティース側壁部34は、ダレ341と、シェービング面342と、破断面343と、カエリ344とを有する。ダレ341、破断面343及びカエリ344が形成されるメカニズムは、よく知られているので、ここでは詳細な説明は省略する。
The first
シェービング面342は、打抜き加工の後で、第1ティース側壁部34の高さに対する比率が5%〜25%に相当する領域を削除するシェービング加工を2回以上施して第1ティース側壁部34の高さの40%〜60%の高さを有するように形成される。
After the punching process, the
第1ティース側壁部34の高さに対する比率が5%〜25%に相当する領域毎にシェービング加工を施してシェービング面342を形成することで、シェービング面342の近傍に新たな塑性歪を導入されることなく、打抜き加工による塑性歪を除去される。
A new plastic strain is introduced in the vicinity of the
シェービング面342では、新たな塑性歪を導入されることなく、打抜き加工による塑性歪を除去されるため、特許文献1に記載されるように、モータ200の鉄損を低くすることができる。また、シェービング面342のビッカース硬度は、打抜き加工時の歪は全て除去するようにシェービングするので、単一のシェービング処理で形成される接触面152のビッカース硬度よりも低くなる。
In the
(第2実施形態に係るステータの製造工程)
図9は、第2実施形態に係るステータの製造工程を示すフローチャートである。
(Manufacturing process of stator according to second embodiment)
FIG. 9 is a flowchart showing manufacturing steps of the stator according to the second embodiment.
S201及びS202の処理は、S101及びS102の処理と同様なので、ここでは詳細な説明は省略する。次いで、不図示のプレス加工装置は、S202の処理でヨーク部の側壁部にシェービンク加工が施された打抜き片のティース部の側壁部にシェービンク加工を施してステータ片2を形成する(S203)。S203の処理では、シェービング面342は、第1ティース側壁部34の高さに対する比率が5%〜25%に相当する領域を削除するシェービング加工を2回以上施して第1ティース側壁部34の高さの40%〜60%の高さを有するように形成される。第2ティース側壁部35においても、第2ティース側壁部35の高さに対する比率が5%〜25%に相当する領域を削除するシェービング加工を2回以上施して第2ティース側壁部35の高さの40%〜60%の高さを有するシェービング面が形成される。
Since the processing of S201 and S202 is the same as the processing of S101 and S102, detailed description thereof is omitted here. Next, the unillustrated press working apparatus forms the
図10(a)はS202の処理で形成された打抜き片の平面図であり、図10(b)はS202の処理で形成された打抜き片の部分拡大図であり、図10(c)はS203の処理で形成されるステータ片2の部分拡大図である。
10A is a plan view of the punched piece formed by the process of S202, FIG. 10B is a partially enlarged view of the punched piece formed by the process of S202, and FIG. 10C is S203. It is the elements on larger scale of the
打抜き片210は、ヨーク部211と、ティース部212とを有する。不図示のプレス加工装置は、矢印A及びBのそれぞれで示されるティース部212の側壁部にシェービング加工を施してステータ片1を形成する。不図示のプレス加工装置によるシェービング加工は、複数回に亘るシェービング処理で実行される。
The punched
S203に示すシェービング加工で切削されるシェービング幅LCは、打抜き片210の厚さLTの5%以上40%未満であることが好ましい。シェービング幅LCを、打抜き片210の厚さLTの5%以上40%未満とすることで、シェービング加工によって新たに塑性歪をシェービング加工部の端面近傍に導入させることなく、打抜き加工が施された端面近傍から塑性歪を除去することができる。 Shaving width L C being cut by a shaving process shown in step S203, is preferably less than 5% to 40% of the thickness L T punching piece 210. The shaving width L C, by 5% or more than 40% of the thickness L T punching piece 210, without newly to introduce plastic strain in the vicinity of an end face of shaving unit by shaving process, punching is facilities Plastic strain can be removed from the vicinity of the end face.
S204〜S206の処理は、S103〜S105の処理と同様なので、ここでは詳細な説明は省略する。 Since the process of S204-S206 is the same as the process of S103-S105, detailed description is abbreviate | omitted here.
(実施形態に係るステータコアの変形例)
ステータコア132及び232では、接触面152はシェービンク加工により形成されるが、実施形態に係るステータコアでは、ヨーク部の側壁部に形成される接触面は切削加工により形成されてもよい。
(Modification of stator core according to the embodiment)
In the
図11は、実施例で使用されるモータの部分平面図である。 FIG. 11 is a partial plan view of a motor used in the embodiment.
モータ300は、無方向性電磁鋼板50A350を用いて電気学会Dモデルをベースとして作製されたIPMモータである。ステータコア332の外径は112mmであり、ロータ302の外径は54mmであり、ステータ片3の積み高さは100mmである。スロット数は24スロットである。ステータコア332はヨーク部を円周方向に24分割した。ロータ302の外径は54mmφであり、ステータコア332の内径は55mmφであり、ロータ302とステータコア332との間のギャップは0.5mmである。また、ステータコア332の外径は112mmφ(=54mm+0.5mm×2+28.5mm×2)である。
The
第1実施例に係るステータ片は、ダイ及びパンチによって打抜き加工した後に、ヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合が側壁部の高さの90%となるようにシェービング加工により成形した。第1実施例におけるシェービング加工量は、片側0.1mmである。第1実施例では、ステータは、24個のステータ片を円弧状に配置すると共に積層した後に、ヨーク部周方向の圧縮応力が10MPaになるように焼き嵌めすることで形成された。ステータコアは24スロットであり、ステータコアのティース部に巻き回す銅線の1相当たりの巻線数は35ターンであり、ロータの磁石の磁束密度Brは1.25Tである。接触面で測定したビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率は1.35倍、離隔距離は2μmであった。
The stator piece according to the first example was formed by shaving so that the ratio of the height of the contact surface of the side wall of the yoke portion was 90% of the height of the side wall after punching with a die and a punch. . The shaving amount in the first embodiment is 0.1 mm on one side. In the first embodiment, the stator was formed by arranging and stacking 24 stator pieces in an arc shape and then shrink fitting so that the compressive stress in the circumferential direction of the yoke portion was 10 MPa. The stator core has 24 slots, the number of windings per phase of the copper wire wound around the teeth portion of the stator core is 35 turns, and the magnetic flux density Br of the rotor magnet is 1.25T. The ratio of the electrical steel sheet, which is a material having a Vickers hardness (
第2実施例に係るステータ片は、ダイ及びパンチによって打抜き加工した後に、ヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合が側壁部の高さの90%となるようにヨーク部の側面をグラインダで研磨して平滑化して成形した。第2実施例におけるグラインダ研磨量は、片側0.1mmである。第2実施例では、ステータコアは、第1実施例と同様に、24個のステータ片を円弧状に配置すると共に積層した後に、ヨーク部周方向の圧縮応力が10MPaになるように焼き嵌めすることで形成された。スロット数、ステータコアのティース部に巻き回す銅線の1相当たりの巻線数、及びロータの磁石の磁束密度Brは、第1実施例と同様である。接触面で測定したビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率は1.35倍、離隔距離は2μmであった。
In the stator piece according to the second embodiment, after punching with a die and a punch, the side surface of the yoke portion is adjusted so that the ratio of the contact surface height of the side wall portion of the yoke portion is 90% of the height of the side wall portion. It was polished and smoothed by a grinder. The grinder polishing amount in the second embodiment is 0.1 mm on one side. In the second embodiment, as in the first embodiment, after the 24 stator pieces are arranged in an arc shape and stacked, the stator core is shrink-fitted so that the compressive stress in the circumferential direction of the yoke portion is 10 MPa. Formed with. The number of slots, the number of windings per phase of the copper wire wound around the teeth portion of the stator core, and the magnetic flux density Br of the rotor magnet are the same as in the first embodiment. The ratio of the electrical steel sheet, which is a material having a Vickers hardness (
第1比較例に係るステータ片は、ヨーク幅が第1実施例及び第2実施例と同一になるように、ダイ及びパンチによる打抜き加工により成形した。第1比較例では、ステータコアは、24個のステータ片を円弧状に配置すると共に積層した後に、ヨーク部周方向の圧縮応力が10MPaになるように焼き嵌めすることで形成された。スロット数、ステータコアのティース部に巻き回す銅線の1相当たりの巻線数、及びロータの磁石の磁束密度Brは、第1実施例と同様である。接触面で測定したビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率は2倍、離隔距離は2μm、ヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合は側壁部の高さの90%であった。
The stator piece according to the first comparative example was formed by punching with a die and a punch so that the yoke width was the same as in the first and second examples. In the first comparative example, the stator core was formed by arranging and stacking 24 stator pieces in an arc shape and then shrink fitting so that the compressive stress in the circumferential direction of the yoke portion was 10 MPa. The number of slots, the number of windings per phase of the copper wire wound around the teeth portion of the stator core, and the magnetic flux density Br of the rotor magnet are the same as in the first embodiment. The ratio of the Vickers hardness (
第1実施例、第2実施例及び第1比較例において、波高値3Aの巻線電流を位相角30度で流して、1500RPMの回転数で駆動した時のモータの鉄損を測定した。モータの鉄損は、入力電力と出力電力との差である全損失から、予め測定した機械損、及び巻線電流及び巻線の抵抗値から算出される銅損を減算して算出された。 In the first example, the second example, and the first comparative example, the iron loss of the motor was measured when a winding current having a peak value of 3A was passed at a phase angle of 30 degrees and the motor was driven at a rotational speed of 1500 RPM. The iron loss of the motor was calculated by subtracting the mechanical loss measured in advance and the copper loss calculated from the winding current and the resistance value of the winding from the total loss that is the difference between the input power and the output power.
表1は、算出された銅損をそれぞれのモータの重量で除算して演算された第1実施例、第2実施例及び第1比較例に係るモータの単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示す。表2は、また、巻線を施す前のステータ片のヨーク部にトロイダル巻線を施して、ヨーク部をリングと見なして測定した単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示す。 Table 1 shows the iron loss per unit weight (unit: W) of the motors according to the first example, the second example and the first comparative example calculated by dividing the calculated copper loss by the weight of each motor. / Kg). Table 2 also shows iron loss per unit weight (unit: W / kg) measured with the toroidal winding applied to the yoke portion of the stator piece before winding, and the yoke portion regarded as a ring.
表1及び表2の双方で、第1実施例及び第2実施例の単位重量当たりの鉄損は、第1比較例の単位重量当たりの鉄損よりも小さい。第1実施例及び第2実施例は、ヨーク部の接触面を大きくすることで、鉄損が低減されている。 In both Table 1 and Table 2, the iron loss per unit weight of the first example and the second example is smaller than the iron loss per unit weight of the first comparative example. In the first and second embodiments, the iron loss is reduced by increasing the contact surface of the yoke portion.
実施例1と同様に、無方向性電磁鋼板50A350を用いて電気学会Dモデルをベースとして作製されたIPMモータの単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を演算した。第3実施例、第4実施例及び第2比較例のそれぞれは、焼き嵌め工程でのヨーク部の周方向の圧縮応力以外は、第1実施例、第2実施例及び第1比較例と同様に形成された。第3実施例、第4実施例及び第2比較例のそれぞれは、ヨーク部の周方向の圧縮応力が50MPaになるように焼き嵌めすることで形成された。 In the same manner as in Example 1, the iron loss per unit weight (unit: W / kg) of an IPM motor manufactured using the non-oriented electrical steel sheet 50A350 and based on the Institute of Electrical Engineers of Japan D model was calculated. Each of the third example, the fourth example, and the second comparative example is the same as the first example, the second example, and the first comparative example, except for the compressive stress in the circumferential direction of the yoke portion in the shrink fitting process. Formed. Each of the third example, the fourth example, and the second comparative example was formed by shrink fitting so that the compressive stress in the circumferential direction of the yoke portion was 50 MPa.
第3実施例、第4実施例及び第2比較例において、波高値3Aの巻線電流を位相角30度で流して、1500RPMの回転数で駆動した時のモータの鉄損を測定した。モータの鉄損は、実施例1と同様に算出された。 In the third example, the fourth example, and the second comparative example, the iron loss of the motor was measured when a winding current having a peak value of 3A was passed at a phase angle of 30 degrees and the motor was driven at a rotational speed of 1500 RPM. The iron loss of the motor was calculated in the same manner as in Example 1.
表3は、算出された銅損をそれぞれのモータの重量で除算して演算された第3実施例、第4実施例及び第2比較例の単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示す。表4は、また、巻線を施す前のステータ片3のヨーク部にトロイダル巻線を施して、ヨーク部をリングと見なして測定した単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示す。 Table 3 shows the iron loss per unit weight (unit: W / kg) of the third example, the fourth example and the second comparative example calculated by dividing the calculated copper loss by the weight of each motor. Indicates. Table 4 also shows iron loss per unit weight (unit: W / kg) measured with the toroidal winding applied to the yoke portion of the stator piece 3 before winding, and the yoke portion regarded as a ring. .
表3及び表4の双方で、第3実施例及び第4実施例の単位重量当たりの鉄損は、第2比較例の単位重量当たりの鉄損よりも小さい。第3実施例及び第4実施例は、ヨーク部の接触面を大きくすることで、鉄損が低減されている。 In both Table 3 and Table 4, the iron loss per unit weight of the third example and the fourth example is smaller than the iron loss per unit weight of the second comparative example. In the third and fourth embodiments, the iron loss is reduced by increasing the contact surface of the yoke portion.
実施例1と同様に、無方向性電磁鋼板50A350を用いて電気学会Dモデルをベースとして作製されたIPMモータの単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を演算した。第5実施例、第3比較例、第4比較例及び第5比較例のそれぞれは、第1実施例と同様に、ダイ及びパンチによって打抜き加工した後に、シェービング加工することで形成された。第5実施例では、シェービング加工は、ヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合が側壁部の高さの90%となるように施された。第3〜5比較例のそれぞれでは、シェービング加工は、ヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合が側壁部の高さの25%、40%及び70%となるように施された。第5実施例、第3比較例、第4比較例及び第5比較例のそれぞれの接触面で測定したビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率は1.35倍、離隔距離は2μmであった。第5実施例、第3比較例、第4比較例及び第5比較例のそれぞれは、ヨーク部の周方向の圧縮応力が10MPaになるように焼き嵌めすることで形成された。
In the same manner as in Example 1, the iron loss per unit weight (unit: W / kg) of an IPM motor manufactured using the non-oriented electrical steel sheet 50A350 and based on the Institute of Electrical Engineers of Japan D model was calculated. Each of the fifth example, the third comparative example, the fourth comparative example, and the fifth comparative example was formed by performing a shaving process after punching with a die and a punch as in the first example. In the fifth embodiment, the shaving process was performed such that the ratio of the height of the contact surface of the side wall portion of the yoke portion was 90% of the height of the side wall portion. In each of the third to fifth comparative examples, the shaving process was performed so that the ratio of the height of the contact surface of the side wall portion of the yoke portion was 25%, 40%, and 70% of the height of the side wall portion. The ratio of the Vickers hardness (
第5実施例は、第1実施例と同様に形成された。第3比較例、第4比較例及び第5比較例のそれぞれは、ヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合以外は、第1比較例と同様に形成された。 The fifth example was formed in the same manner as the first example. Each of the third comparative example, the fourth comparative example, and the fifth comparative example was formed in the same manner as the first comparative example except for the ratio of the height of the contact surface of the side wall portion of the yoke portion.
第5実施例、第3比較例、第4比較例及び第5比較例において、波高値3Aの巻線電流を位相角30度で流して、1500RPMの回転数で駆動した時のモータの鉄損を測定した。モータの鉄損は、実施例1と同様に算出された。 In the fifth embodiment, the third comparative example, the fourth comparative example, and the fifth comparative example, the iron loss of the motor when the winding current having a peak value of 3A is passed at a phase angle of 30 degrees and driven at a rotational speed of 1500 RPM. Was measured. The iron loss of the motor was calculated in the same manner as in Example 1.
表5は、算出された銅損をそれぞれのモータの重量で除算して演算された第5実施例、第3比較例、第4比較例及び第5比較例の単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示す。また、表6は、巻線を施す前のステータ片のヨーク部にトロイダル巻線を施して、ヨーク部をリングと見なして測定した単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示す。 Table 5 shows the iron loss per unit weight (unit) of the fifth example, the third comparative example, the fourth comparative example, and the fifth comparative example calculated by dividing the calculated copper loss by the weight of each motor. : W / kg). Table 6 shows iron loss per unit weight (unit: W / kg) measured by applying toroidal winding to the yoke portion of the stator piece before winding, and regarding the yoke portion as a ring.
表5及び表6の双方で、ヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合が側壁部の高さの90%である第5実施例の鉄損は、ヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合が側壁部の高さの90%に達しない第3比較例、第4比較例及び第5比較例よりも非常に小さい。 In both Table 5 and Table 6, the iron loss of the fifth embodiment in which the ratio of the contact surface height of the side wall portion of the yoke portion is 90% of the height of the side wall portion is the contact surface of the side wall portion of the yoke portion. The height ratio is much smaller than the third comparative example, the fourth comparative example, and the fifth comparative example, which do not reach 90% of the height of the side wall.
実施例1と同様に、無方向性電磁鋼板50A350を用いて電気学会Dモデルをベースとして作製されたIPMモータの単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を演算した。第6実施例、第7実施例、第6比較例及び第7比較例のそれぞれは、打抜き加工を施すときに、ダイとパンチとの間のクリアランスを変化させることで、ステータ片の間の離隔距離が変化するように形成された。第6実施例、第7実施例、第6比較例及び第7比較例のそれぞれでは、ステータ片の間の離隔距離は、1μm、3μm、4μm及び5μmである。第6実施例、第7実施例、第6比較例及び第7比較例のそれぞれでは、接触面で測定したビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率は1.04倍、1.35倍、1.55倍及び1.65倍であった。また、第6実施例、第7実施例、第6比較例及び第7比較例のヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合は側壁部の高さの90%であった。第6実施例、第7実施例、第6比較例及び第7比較例のそれぞれは、ヨーク部の周方向の圧縮応力が10MPaになるように焼き嵌めすることで形成された。
In the same manner as in Example 1, the iron loss per unit weight (unit: W / kg) of an IPM motor manufactured using the non-oriented electrical steel sheet 50A350 and based on the Institute of Electrical Engineers of Japan D model was calculated. In each of the sixth example, the seventh example, the sixth comparative example, and the seventh comparative example, when the punching process is performed, the clearance between the stator pieces is changed by changing the clearance between the die and the punch. The distance was formed to change. In each of the sixth example, the seventh example, the sixth comparative example, and the seventh comparative example, the separation distance between the stator pieces is 1 μm, 3 μm, 4 μm, and 5 μm. In each of the sixth example, the seventh example, the sixth comparative example, and the seventh comparative example, the ratio of the electrical steel sheet that is the material of the Vickers hardness (
第6実施例及び第7実施例は、ダイとパンチとの間のクリアランスを変化させること以外は、第1実施例と同様に形成された。第6比較例及び第7比較例のそれぞれは、ダイとパンチとの間のクリアランスを変化させること以外は、第1比較例と同様に形成された。 The sixth and seventh embodiments were formed in the same manner as the first embodiment except that the clearance between the die and the punch was changed. Each of the sixth comparative example and the seventh comparative example was formed in the same manner as the first comparative example, except that the clearance between the die and the punch was changed.
第6実施例、第7実施例、第6比較例及び第7比較例において、波高値3Aの巻線電流を位相角30度で流して、1500RPMの回転数で駆動した時のモータの鉄損を測定した。モータの鉄損は、実施例1と同様に算出された。 In the sixth embodiment, the seventh embodiment, the sixth comparative example, and the seventh comparative example, the iron loss of the motor when the winding current having a peak value of 3A is caused to flow at a phase angle of 30 degrees and driven at a rotational speed of 1500 RPM. Was measured. The iron loss of the motor was calculated in the same manner as in Example 1.
表7は、算出された銅損をそれぞれのモータの重量で除算して演算された第6実施例、第7実施例、第6比較例及び第7比較例の単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示す。また、表8は、巻線を施す前のステータ片のヨーク部にトロイダル巻線を施して、ヨーク部をリングと見なして測定した単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示す。 Table 7 shows iron losses per unit weight (units) of the sixth example, the seventh example, the sixth comparative example, and the seventh comparative example calculated by dividing the calculated copper loss by the weight of each motor. : W / kg). Table 8 shows the iron loss per unit weight (unit: W / kg) measured with the toroidal winding applied to the yoke portion of the stator piece before winding, and the yoke portion regarded as a ring.
表7及び表8の双方で、ステータ片の間の離隔距離が3μmである第7実施例の鉄損は、ステータ片3の間の離隔距離が4μm以上である第6比較例、第7比較例よりも非常に小さい。 In both Tables 7 and 8, the iron loss of the seventh example in which the separation distance between the stator pieces is 3 μm is the sixth comparative example in which the separation distance between the stator pieces 3 is 4 μm or more, and the seventh comparison. Much smaller than the example.
実施例1と同様に、無方向性電磁鋼板50A350を用いて電気学会Dモデルをベースとして作製されたIPMモータの単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を演算した。第8実施例、第9実施例、第10実施例、第8比較例及び第9比較例に係るステータ片は、ダイ及びパンチによって打抜き加工した後に、ヨーク部の側壁部をシェービング幅がそれぞれ片側50μm、100μm、150μm、175μm、250μmになるようにシェービング加工により成形した。第8実施例、第9実施例、第10実施例、第11実施例及び第8比較例はシェービング加工後のヨーク幅が同一になるように、シェービング加工前の寸法を調整した。第9比較例に係るステータ片は、ヨーク幅が第8実施例、第9実施例、第10実施例、第11実施例及び第8比較例と同一になるように、ダイ及びパンチによる打抜き加工により成形した。 In the same manner as in Example 1, the iron loss per unit weight (unit: W / kg) of an IPM motor manufactured using the non-oriented electrical steel sheet 50A350 and based on the Institute of Electrical Engineers of Japan D model was calculated. The stator pieces according to the eighth example, the ninth example, the tenth example, the eighth comparative example, and the ninth comparative example are stamped with a die and a punch, and then the shaving width is one side of the side wall of the yoke part. Molding was performed by shaving so as to be 50 μm, 100 μm, 150 μm, 175 μm, and 250 μm. In the eighth example, the ninth example, the tenth example, the eleventh example, and the eighth comparative example, the dimensions before shaving were adjusted so that the yoke widths after the shaving were the same. The stator piece according to the ninth comparative example is stamped by a die and a punch so that the yoke width is the same as that of the eighth example, the ninth example, the tenth example, the eleventh example and the eighth comparative example. Was molded by.
第8実施例、第9実施例、第10実施例、第11実施例、第8比較例及び第9比較例のそれぞれでは、離隔距離は2.5μm、2μm、1.5μm、1μm、0μm及び3μmであった。また、第8実施例、第9実施例、第10実施例、第11実施例及び第8比較例のヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合は側壁部の高さの90%であり、第9比較例のヨーク部の側壁部の接触面の高さの割合は側壁部の高さの70%であった。第8実施例、第9実施例、第10実施例、第11実施例、第8比較例及び第9比較例のそれぞれは、ヨーク部の周方向の圧縮応力が10MPaになるように焼き嵌めすることで形成された。 In each of the eighth example, the ninth example, the tenth example, the eleventh example, the eighth comparative example, and the ninth comparative example, the separation distance is 2.5 μm, 2 μm, 1.5 μm, 1 μm, 0 μm and It was 3 μm. Further, the ratio of the height of the contact surface of the side wall portion of the yoke portion of the eighth embodiment, the ninth embodiment, the tenth embodiment, the eleventh embodiment and the eighth comparative example is 90% of the height of the side wall portion. The ratio of the contact surface height of the side wall portion of the yoke portion of the ninth comparative example was 70% of the height of the side wall portion. Each of the eighth example, the ninth example, the tenth example, the eleventh example, the eighth comparative example, and the ninth comparative example is shrink-fitted so that the compressive stress in the circumferential direction of the yoke portion is 10 MPa. Was formed.
第8実施例、第9実施例、第10実施例、第11実施例、第8比較例及び第9比較例において、波高値3Aの巻線電流を位相角30度で流して、1500RPMの回転数で駆動した時のモータの鉄損を測定した。モータの鉄損は、実施例1と同様に算出された。 In the eighth example, the ninth example, the tenth example, the eleventh example, the eighth comparative example, and the ninth comparative example, a winding current having a peak value of 3A is passed at a phase angle of 30 degrees, and the rotation speed is 1500 RPM. The iron loss of the motor when driven by a number was measured. The iron loss of the motor was calculated in the same manner as in Example 1.
表9は、算出された鉄損をそれぞれのモータの重量で除算して演算された第8実施例、第9実施例、第10実施例、第11実施例、第8比較例及び第9比較例の単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)、接触面で測定したビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率(単位:倍)及び打ち抜き歩留まりを示す。また、表10は、巻線を施す前のステータ片のヨーク部にトロイダル巻線を施して、ヨーク部をリングと見なして測定した単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)及び接触面で測定したビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率(単位:倍)を示す。表9及び表10において、1段目が単位重量当たりの鉄損(単位:W/kg)を示し、2段目がビッカース硬度(単位:倍)を示し、3段目が打ち抜き歩留りを示す。
Table 9 shows an eighth embodiment, a ninth embodiment, a tenth embodiment, an eleventh embodiment, an eighth comparative example, and a ninth comparison calculated by dividing the calculated iron loss by the weight of each motor. The iron loss per unit weight (unit: W / kg), the ratio of Vickers hardness (
表9及び表10の双方で、接触面で測定したビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率(単位:倍)が1倍超1.9倍以下である第8実施例、第9実施例、第10実施例、第11実施例及び第8比較例の鉄損は、ビッカース硬度(荷重25gf)の材料である電磁鋼板のビッカース硬度に対する比率(単位:倍)が1.9倍超である第9比較例よりも小さい。第8比較例では、単位重量当たりの鉄損が第10実施例及び第11実施例とほぼ同等であるが、打ち抜き歩留まりが70%以下と大幅に劣化した。
In both Table 9 and Table 10, the ratio of Vickers hardness (load: 25 gf) measured on the contact surface to the Vickers hardness of the magnetic steel sheet as the material (unit: times) is more than 1 time and 1.9 times or less. The iron loss of the examples, the ninth example, the tenth example, the eleventh example and the eighth comparative example has a ratio (unit: multiple) to the Vickers hardness of the electrical steel sheet which is a material having a Vickers hardness (
1、2、3 ステータ片
10 ヨーク部
15 第1ヨーク側壁部
16 第2ヨーク側壁部
20、30 ティース部
24、34 第1ティース側壁部
25、35 第2ティース側壁部
100、200、300 モータ
101 筐体
102 ロータ
103、203、303 ステータ
132、232、332 ステータコア
151 ダレ
152 接触面
153 破断面
154 カエリ
1, 2, 3
Claims (5)
前記第1ヨーク面の反対の第2ヨーク面と、
前記第1ヨーク面の一辺から前記前記第2ヨーク面の一辺に延伸するヨーク外壁部と、
前記ヨーク外壁部と対向するように前記第1ヨーク面の一辺から前記第2ヨーク面の一辺に延伸するヨーク内壁部と、
前記ヨーク外壁部から前記ヨーク内壁部に向かって前記第1ヨーク面及び前記第2ヨーク面に直交する方向に延伸する接触面を有するヨーク側壁部と、を有するヨーク部と、
前記ヨーク内壁部から前記ヨーク外壁部と反対の方向に延伸するティース部と、をそれぞれが有し且つ前記接触面が互いに接触するように配置される複数のステータ片を有し、
前記ヨーク側壁部の高さに対する前記接触面の高さの比率は、90%以上であり、
前記接触面のビッカース硬度は、前記複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1倍超1.9倍以下である、ことを特徴とするステータコア。 A first yoke surface;
A second yoke surface opposite the first yoke surface;
A yoke outer wall extending from one side of the first yoke surface to one side of the second yoke surface;
A yoke inner wall portion extending from one side of the first yoke surface to one side of the second yoke surface so as to face the yoke outer wall portion;
A yoke portion having a contact surface extending from the yoke outer wall portion toward the yoke inner wall portion in a direction perpendicular to the first yoke surface and the second yoke surface;
A plurality of stator pieces each having a tooth portion extending in a direction opposite to the yoke outer wall portion from the yoke inner wall portion and disposed so that the contact surfaces are in contact with each other;
The ratio of the height of the contact surface to the height of the yoke side wall is 90% or more,
The stator core according to claim 1, wherein a Vickers hardness of the contact surface is more than 1 times and 1.9 times or less of a Vickers hardness of a magnetic steel sheet as a material of the plurality of stator pieces.
前記シェービング面のビッカース硬度は、前記接触面のビッカース硬度よりも低い、請求項1に記載のステータコア。 The teeth portion includes a first tooth surface, a second tooth surface opposite to the first tooth surface, and the first tooth surface and the second tooth surface perpendicular to the first tooth surface and the second tooth surface. A tooth side surface portion having a shaving surface extending in the direction of
The stator core according to claim 1, wherein a Vickers hardness of the shaving surface is lower than a Vickers hardness of the contact surface.
前記ステータコアは、
第1ヨーク面と、
前記第1ヨーク面の反対の第2ヨーク面と、
前記第1ヨーク面の一辺から前記前記第2ヨーク面の一辺に延伸するヨーク外壁部と、
前記ヨーク外壁部と対向するように前記第1ヨーク面の一辺から前記第2ヨーク面の一辺に延伸するヨーク内壁部と、
前記ヨーク外壁部から前記ヨーク内壁部に向かって前記第1ヨーク面及び前記第2ヨーク面に直交する方向に延伸する接触面を有するヨーク側壁部と、を有するヨーク部と、
前記ヨーク内壁部から前記ヨーク外壁部と反対の方向に延伸するティース部と、をそれぞれが有し且つ前記接触面が互いに接触するように配置される複数のステータ片を有し、
前記ヨーク側壁部の高さに対する前記接触面の高さの比率は、90%以上であり、
前記接触面のビッカース硬度は、前記複数のステータ片の材料である電磁鋼板のビッカース硬度の1倍超1.9倍以下である、ことを特徴とするモータ。 A stator having a stator core and a rotor;
The stator core is
A first yoke surface;
A second yoke surface opposite the first yoke surface;
A yoke outer wall extending from one side of the first yoke surface to one side of the second yoke surface;
A yoke inner wall portion extending from one side of the first yoke surface to one side of the second yoke surface so as to face the yoke outer wall portion;
A yoke portion having a contact surface extending in a direction perpendicular to the first yoke surface and the second yoke surface from the yoke outer wall portion toward the yoke inner wall portion;
A plurality of stator pieces each having a tooth portion extending in a direction opposite to the yoke outer wall portion from the yoke inner wall portion and disposed so that the contact surfaces are in contact with each other;
The ratio of the height of the contact surface to the height of the yoke side wall is 90% or more,
The motor according to claim 1, wherein a Vickers hardness of the contact surface is more than 1 times and 1.9 times or less of a Vickers hardness of a magnetic steel sheet which is a material of the plurality of stator pieces.
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