JP5113356B2 - 永久磁石式回転電機 - Google Patents

Description

本発明は、永久磁石式回転電機に関する。特に、ダイレクトドライブブラシレスモータに適用して好適なものである。

ダイレクトドライブブラシレスモータには、小型・大トルク・低トルクリップル・低価格などの要求があり、中でもダイレクトドライブの品質を保つためには、低トルクリップルの必要性が高い。

トルクリップルを引き起こす要因の一つに、モータ構造上の問題であるスロット高調波が挙げられ、これは、磁極とスロットの組合せに依存した脈動を引き起こす事が知られている。

このスロット高調波を低減して低トルクリップルを実現するための従来技術として、スキューを施した構造が知られており、ステータで１スロット分捻りスキューを施す方法がよく用いられる。
一方、特許文献１，２に示すように、永久磁石からなる界磁磁極の異極間に高透磁率からなる補助磁極を設け、補助磁極の位置を均等ではなく、不均等に配置した永久磁石回転電機が知られている。
特開平６−３８４７５号 特開平８−２５１８４７号

しかしながら、上述した方法は、大型機や分布巻き構造のモータには良く用いられるが、小型の要求が強いダイレクトドライブモータは集中巻き構造を用いる事が多く、ステータスキューの適用は製造上困難である。
このため、ロータ永久磁石の配置を軸方向に進むにつれて円周方向にずらし、スキュー効果をもたらす技術があるが、これを施す為には軸方向に磁石を何分割かに分割する必要があり、製造工数の増加すなわちコスト増に繋がる。

また、スキュー着磁という技術もあるが、スキュー着磁のメリットを生かせるのは磁石が一体型となっているリング磁石の場合であり、現在の技術で成形できるリング磁石の寸法には限りがあり、従ってダイレクトドライブモータヘの適用は困難な場合が多い。
そのような状況において、磁石極数Ｐとスロット数Ｓの組合せを変えてトルクリップルを低減する技術がよく使われており、例えばＰ：Ｓ＝８：９やＰ：Ｓ＝１０：９といった組合せが良く用いられる。

この構造は、Ｐ：Ｓ＝４：３やＰ：Ｓ＝２：３に比べ、低トルクリップルを実現するが、組合せの制約から電気設計の自由度が下がり、特に同じ寸法・体格で大トルク化を狙った極数増には、スロット数の制約が生じて対応できなかった。

本発明は、磁石極数Ｐとスロット数Ｓとがどの様な組み合わせであってもコギンクトルクを低減し、尚且つ、製造工数が増加しない永久磁石式回転電機を提供することを目的とする。

上記課題を達成する本発明の請求項１に係る永久磁石式回転電機は、回転子にＰ（＝ｍ×ｎ）極の磁極を有する永久磁石式回転電機において、ｍ個（ただしｍは２以上の偶数）の磁石素材を間隔を離して均等に配置すると共に前記磁石素材はｎ極（ただしｎは３以上の奇数）に着磁され、前記磁石素材は、両端の磁極の着磁角度をθ ₁ としたときに、θ ₁ ＜３６０°／Ｐとし、両端以外の磁極の着磁角度をθ ₂ としたときに、θ ₂ ≧θ ₁ とし、前記磁石素材の間隔の角度をθ _W としたときに、θ _W ＝［３６０°−｛２θ ₁ +（ｎ−２）θ ₂ ｝×ｍ］／ｍとし、θ ₂ ＝３６０°／Ｐのときに、０．６＜θ ₁ ／θ ₂ ＜０．９としたことを特徴とする。

上記課題を達成する本発明の請求項２に係る永久磁石式回転電機は、回転子にＰ（＝ｍ×ｎ）極の磁極を有する永久磁石式回転電機において、角度θ₂の（ｎ−２）個（ただしｎは３以上の奇数）の磁石の両端に角度θ₁の磁石を、隣り合う磁極の極性が反転するように配置してなる磁石群をｍ個（ただしｍは２以上の偶数）均等に間隔を離して配置すると共に、θ₁＜３６０°／Ｐ、θ₂≧θ₁とし、前記磁石群の間隔の角度をθ_Wとしたときに、θ_W＝［３６０°−｛２θ₁+（ｎ−２）θ₂｝×ｍ］／ｍとし、θ ₂ ＝３６０°／Ｐのときに、０．６＜θ ₁ ／θ ₂ ＜０．９としたことを特徴とする。

上記課題を達成する本発明の請求項３に係る永久磁石式回転電機は、請求項１又は２において、固定子ティースの磁石対向部の角度をθ_teethとしたときに、θ₁＜θ_teeth＜θ₂としたことを特徴とする。

本発明の永久磁石式回転電機は、複数の磁石素材又は磁石群を間隔を離して均等に配置することにより、磁束密度分布が正弦波に近い形状となり、コギングトルクを低減するという効果を奏する。

以下に実施例として説明する形態が本発明の最良の形態である。

本発明の第１の実施例に係るダイレクトドライブブラシレスモータを図１に示す。本実施例は、請求項１又は２に関するものであり、図１は２４極のアウターロータ型モータを示す。

即ち、本実施例は、アウターロータ型として、アウターロータ１０の周面内側に８枚（ｍ＝８）の磁石素材１１を均等に間隔を離して貼り付けたものであり、１枚の磁石素材当り３極（ｎ＝３）に着磁したことにより（図中、着磁の境界は破線で示した。）、合計で２４極（ｍ×ｎ＝８×３＝２４）を構成している。

また、ステータ２０は１８個のティース２１を均等に配置したものである。ステータ２０においては、一体コアとして集中巻線（図示省略）を施している。
従って、極数Ｐは２４であり、スロット数Ｓは１８であるから、極数Ｐとスロット数Ｓとの比はＰ：Ｓ＝２４：１８＝４：３である。

ここで、１枚の磁石素材１１の着磁角度は、両端極の着磁角度θ₁が１２°であり、中央極の着磁角度θ₂が１５°である。つまり、θ₁＜３６０°／２４＝１５、θ₂≧θ₁である。
そのため、中央極の着磁角度θ₂と両端極の着磁角度θ₁，θ₁を加えると、θ₂＋２θ₁＝１５°＋２×１２°＝３９°である。

従って、均等に配置された磁石素材１１と磁石素材１１との間に存在する隙間の角度θ_Wは、θ_W＝［３６０°−｛２θ₁+（ｎ−２）θ₂｝×ｍ］／ｍ＝［３６０°−｛２・１２+（３−２）・１５｝×８］／８＝（３６０°−３９×８）／８＝６°である。
着磁角度の比（θ₁／θ₂）は、コギングトルクの低減に重要な意義がある。
例えば、両端極の着磁角度θ₁、着磁角度の比（θ₁／θ₂）に対する電圧、コギングトルクの関係を表１及び図８のグラフに示す。この時、中央極の着磁角度θ₂は１５°の固定値とした。

図８に示す通り、着磁角度の比（θ₁／θ₂）が１から減少し０．９を下回ると、コギングトルクは急激に減少する。
更に、着磁角度の比（θ₁／θ₂）が約０．７でコギングトルクが最小値をとり、着磁角度の比（θ₁／θ₂）が約０．７より下回ると、コギングトルクが逆に上昇することがわかる。

従って、着磁角度の比（θ₁／θ₂）を０．９〜０．６の範囲では、コギングトルクの十分な減少が認められる。
また、コギングトルクを約４０％に減少させるのであれば、着磁角度の比（θ₁／θ₂）を０．８〜０．７の範囲とすると良い。
コギングトルクを可能な限り減少させるのであれば、着磁角度の比（θ₁／θ₂）を約０．７とすると良い。

なお、着磁角度の比（θ₁／θ₂）が１から減少していくと、電圧も緩やかに減少することから、コギングトルクについて設計上問題がない範囲であれば、電圧（トルク）を大きくする為に、着磁角度の比（θ₁／θ₂）を大きくすることが望ましい。
従って、実施例では、θ₁／θ₂＝０．８とした。
また、ステータティース２１における磁石対向部の中心に対する角度θ_teethは以下の関係式を満たす。
θ₁＜θ_teeth＜θ₂

θ₁＝θ_teeth，θ₂＝θ_teethとするとコギングトルクが大きくなるため、本実施例では、θ_teethは１２°より大きく、１５°より小さい角度、具体的には、（１２＋１５）／２＝１３．５°とした。
本実施例は、アウターロータ型であったが、これに限るものではなく、インナーロータ型であっても、同様に構成できるものである。
また、上記実施例では、ｎ＝３の場合、つまり、１枚の磁石素材当り３極に着磁した場合であったが、ｎは３以上の奇数であれば、これに限るものではない。例えば、ｎが５の場合には、両端極の着磁角度がそれぞれθ₁のとき、中央の３極の着磁角度が何れもθ₂となる。

本発明の第２の実施例に係るダイレクトドライブブラシレスモータを図２に示す。本実施例は、請求項３に関するものであり、図２は２４極のアウターロータ型モータを示す。
上述した第１の実施例では、３極に着磁した８枚の磁石素材１１を使用するのに対し、本実施例は、３つの磁石１２ａ，１２ｂ，１２ａよりなる磁石群１２を８個使用する点が相違するのみで、その他の構成は第１の実施例と同様である。

即ち、アウターロータ型として、アウターロータ１０の周面内側に、１個（ｎ−２＝１）の磁石１２ｂの両端に磁石１２ａを磁極が反転するように配置してなる磁石群１２を８個（ｍ＝８）均等に間隔を離して貼り付け、合計で２４極（ｍ×ｎ＝８×３＝２４）を構成している。
ここで、磁石１２ａの角度θ₁が１２°であり、磁石１２ｂの角度θ₂が１５°である。つまり、θ₁＜３６０°／２４＝１５、θ₂≧θ₁である。

そのため、一個の磁石群１２においては、磁石１２ｂの角度θ₂と磁石１２ａの角度θ₁，θ₁を加えると、θ₂＋２θ₁＝１５°＋２×１２°＝３９°である。
従って、均等に配置された磁石群１２と磁石群１２との間に存在する隙間の中心に対する角度θ_Wは、θ_W＝［３６０°−｛２θ₁+（ｎ−２）θ₂｝×ｍ］／ｍ＝（３６０°−３９×８）／８＝６°である。
中央の磁石１２ｂの角度θ₂に対する両端の磁石１２ａの角度θ₁の比（θ₁／θ₂）は、コギングトルクの低減に重要な意義があることは前述した通りである。

また、ステータティース２１における磁石対向部の中心に対する角度θ_teethは以下の関係式を満たす。
θ₁＜θ_teeth＜θ₂

本発明の第３の実施例に係るダイレクトドライブブラシレスモータを図３に示す。本実施例は、請求項６に関するものであり、図３は２４極のアウターロータ型モータを示す。
上述した第１の実施例では、磁石素材１１に着磁される角度が中央極と両端極では異なるのに対し、本実施例は、磁石素材１３に着磁される角度が中央極、両端極でも同一である点が相違するのみで、その他の構成は第１の実施例と同様である。

即ち、本実施例は、アウターロータ型として、アウターロータ１０の周面内側に８枚（ｍ＝８）の磁石素材１３を均等に間隔を離して貼り付けたものであり、各磁石素材１３に等間隔で３極（ｎ＝３）に着磁したことにより（図中、着磁の境界は破線で示した。）、合計で２４極（ｍ×ｎ＝８×３＝２４）を構成している。
ここで、各磁石素材１３におけるそれぞれの磁極の着磁角度θ_Pは３６０°／Ｐよりも小さく、１３°とした。つまり、１枚の磁石素材１３の角度は、３×１３°＝３９°である。

そのため、均等に配置された磁石素材１３と磁石素材１３との間に存在する隙間の角度θ_Wは、θ_W＝（３６０°−Ｐθ_P）／ｍ＝（３６０°−２４×１３）／８＝６°である。
また、この着磁角度θ_Pに対応してステータティース２１の磁石対向部の角度θ_teethは以下の関係を満たすようにした。
θ_teeth＝３×θ_P−７２０／Ｐ＝３×θ_P−７２０／２４
但し、θ_P＜３６０°／Ｐ＝３６０°／２４

本発明の第４の実施例に係るダイレクトドライブブラシレスモータを図４に示す。本実施例は、請求項７に関するものであり、図４は２４極のアウターロータ型モータを示す。
上述した第３の実施例では、等間隔で３極に着磁した８枚の磁石素材１３を使用するのに対し、本実施例は、等しい大きさの３つの磁石１４ａ，１４ａ，１４ａよりなる磁石群１４を８個使用する点が相違するのみで、その他の構成は第３の実施例と同様である。

即ち、アウターロータ型として、アウターロータ１０の周面内側に、３個（ｎ＝３）の磁石１４ａを磁極が反転するように配置してなる磁石群１４を８個（ｍ＝８）均等に貼り付けて、合計で２４極（ｍ×ｎ＝８×３＝２４）を構成している。
ここで、各磁石１４ａの角度θ_Pは３６０°／Ｐよりも小さく、１３°とした。つまり、１個の磁石群１４の角度は、３×１３°＝３９°である。
そのため、均等に配置された磁石群１４と磁石群１４との間に存在する隙間の中心に対する角度θ_Wは、θ_W＝（３６０°−Ｐθ_P）／ｍ＝（３６０°−２４×１３）／８＝６°である。

また、この磁極角度θ_Pに対応してステータティース２１の磁石対向部の角度θ_teethは以下の関係を満たすようにした。
θ_teeth＝３×θ_P−７２０／Ｐ＝３×θ_P−７２０／２４
但し、θ_P＜３６０°／Ｐ＝３６０°／２４

［本発明と特許文献１との対比］
本発明の永久磁石式回転電機における磁束密度分布を図５及び図６に模式的に描いた（機械角０〜９０°の４回繰り返しになる。）。これは、０〜３０°の１極対で電気角の１周期になるので、０〜９０°に入っている３個分を平均化すると、スキューしたかのような効果、即ち、コギングトルクを低減する効果を奏する。

即ち、図５は、第１の実施例に関する磁束密度分布であり、２４極（Ｐ＝２４）の磁極を有する永久磁石式回転電機において、両端極の着磁角度θ₁を１２°（＜３６０°／Ｐ）とし、中央極の着磁角度θ₂を１５°（＝３６０°／Ｐ）とした。

そのため、図５（ａ）に示すように、機械角０〜３°では磁束密度（最大値を１とし、最小値を−１としたときの比率で表す、以下同じ）が０、機械角３０〜３３°では磁束密度が１、機械角６０〜６３°では磁束密度が１となるので、これらを平均化すると、図５（ｂ）に示すように、電気角０〜３６°では磁束密度が（０＋１＋１）／３＝０．６６…となる。

また、図５（ａ）に示すように、機械角３〜１２°では磁束密度が１、機械角３３〜４２°では磁束密度が１、機械角６３〜７２°では磁束密度が１となるので、これらを平均化すると、図５（ｂ）に示すように、電気角３６〜１４４°では、磁束密度が（１＋１＋１）／３＝１となる。

更に、図５（ａ）に示すように、機械角１２〜１５°では磁束密度が１、機械角４２〜４５°では磁束密度が０、機械角７２〜７５°では磁束密度が１となるので、これらを平均化すると、図５（ｂ）に示すように、電気角１４４〜１８０°では、磁束密度が（１＋０＋１）／３＝０．６６…となる。

つまり、図５（ｂ）に示すように、電気角０〜３６°では磁束密度が０．６６…、電気角３６〜１４４°では磁束密度が１、電気角１４４〜１８０°では磁束密度が０．６６…であるから、磁束密度分布が電気角９０°を中心として前後９０°の範囲で線対称となり、正弦波に近い形状となっていることが判る。
また、図５（ｂ）に示す電気角１８０°から３６０°においては、上記と符号が逆となり、電気角２７０°を中心として前後９０°の範囲で線対称となり、正弦波に近い形状となる。

図６は、第３の実施例の磁束密度分布であり、２４極（Ｐ＝２４）の磁極を有する永久磁石式回転電機において、総ての着磁角度θ_Pを１３°（＜３６０°／Ｐ）としたものである。

そのため、図６（ａ）に示すように、機械角０〜１°では磁束密度が０、機械角３０〜３１°では磁束密度が１、機械角６０〜６１°では磁束密度が−１となるので、これらを平均化すると、図６（ｂ）に示すように、電気角０〜１２°では、磁束密度が（０＋１−１）／３＝０となる。

また、図６（ａ）に示すように、機械角１〜３°では磁束密度が０、機械角３１〜３３°では磁束密度が１、機械角６１〜６３°では磁束密度が１となるので、これらを平均化すると、図６（ｂ）に示すように、電気角１２〜３６°では、磁束密度が（０＋１＋１）／３＝０．６６…となる。

また、図６（ａ）に示すように、機械角３〜１２°では磁束密度が１、機械角３３〜４２°では磁束密度が１、機械角６３〜７２°では磁束密度が１となるので、これらを平均化すると、図６（ｂ）に示すように、電気角３６〜１４４°では、磁束密度が（１＋１＋１）／３＝１となる。

更に、図６（ａ）に示すように、機械角１２〜１４°では磁束密度が１、機械角４２〜４４°では磁束密度が０、機械角７２〜７４°では磁束密度が１となるので、これらを平均化すると、図６（ｂ）に示すように、電気角１４４〜１６８°では、磁束密度が（０＋１＋１）／３＝０．６６…となる。

更に、図６（ａ）に示すように、機械角１４〜１５°では磁束密度が１、機械角４４〜４５°では磁束密度が０、機械角７４〜７５°では磁束密度が−１となるので、これらを平均化すると、図６（ｂ）に示すように、電気角１６８〜１８０°では、磁束密度が（１＋０−１）／３＝０となる。

つまり、図６（ｂ）に示すように、電気角０〜１２°では磁束密度が０、電気角１２〜３６°では磁束密度が０．６６…、電気角３６〜１４４°では磁束密度が１、電気角１４４〜１６８°では磁束密度が０．６６…、電気角１６８〜１８０°では磁束密度が０であるから、磁束密度分布が電気角９０°を中心として前後９０°の範囲で線対称となり、正弦波に近い形状となることが判る。
また、図６（ｂ）に示す電気角１８０°から３６０°においては、上記と符号が逆となり、電気角２７０°を中心として前後９０°の範囲で線対称となり、正弦波に近い形状となる。

このように、２つの実施例（θ₁＜３６０°／Ｐ、θ₂＝３６０°／Ｐの場合と、θ_P＜３６０°／Ｐの場合）においても、磁束密度分布が電気角９０°（２７０°）を中心として前後９０°の範囲で線対称となり、正弦波に近い形状となるため、スキューしたかのような効果、即ち、コギングトルクが低減するという効果を奏する。

一方、特許文献１の図１３に示す永久磁石回転電機においては、図７に示す磁束分布から明らかなように、磁束分布の偏りが生じていることが判る。
即ち、図７（ａ）に示す通り、機械角０〜４０°では磁束密度が１、機械角９０〜１３０°では磁束密度が１、機械角１８０〜２２０°では磁束密度が１、機械角２７０〜３１０°では磁束密度が１となるので、これらを平均化すると、図７（ｂ）に示すように、電気角０〜１６０°では、磁束密度が（１＋１＋１＋１）／４＝１となる。

また、図７（ａ）に示す通り、機械角４０〜４５°では磁束密度が−１、機械角１３０〜１３５°では磁束密度が１、機械角２２０〜２２５°では磁束密度が−１、機械角３１０〜３１５°では磁束密度が１となるので、これらを平均化すると、図７（ｂ）に示すように、電気角１６０〜１８０°では、磁束密度が（１−１＋１−１）／４＝０となる。

つまり、図７（ｂ）に示すように、電気角０〜１６０°では磁束密度が１、電気角１６０〜１８０°では磁束密度が０であるから、磁束密度分布が電気角９０°を中心として前後９０°の範囲で線対称でない。従って、本発明の磁束密度分布の方がより正弦波に近い形状であることが判る。
また、図７（ｂ）に示す電気角１８０°から３６０°においては、上記と符号が逆となり、電気角２７０°を中心として前後９０°の範囲で線対称ではない。従って、本発明の磁束密度分布の方がより正弦波に近い形状であることが判る。

このように、特許文献１には、磁極の中心をずらして特定の次数の高調波を除去している技術が示されている。

これに対し、本発明は、複数の磁石素材又は磁石群を間隔を離して均等に配置することにより、磁束密度分布が電気角９０°（２７０°）を中心として前後９０°の範囲で線対称、つまり、正弦波に近い形状となるよう、スキューのような周期性が現われる配置にしていることに特徴がある。

本発明は、ダイレクトドライブブラシレスモータに適用して好適なものであり、例えば、偏平形、低速トルクで自動ドアをプーリーを介して直接駆動させるのに最適なものである。

本発明の第１の実施例に係るダイレクトドライブブラシレスモータの構成図である。 本発明の第２の実施例に係るダイレクトドライブブラシレスモータの構成図である。 本発明の第３の実施例に係るダイレクトドライブブラシレスモータの構成図である。 本発明の第４の実施例に係るダイレクトドライブブラシレスモータの構成図である。 図５（ａ）は、第１の実施例における磁束密度と機械角の関係を示すグラフ、図５（ｂ）は、第１の実施例における磁束密度と電気角の関係を示すグラフである。 図６（ａ）は、第３の実施例における磁束密度と機械角の関係を示すグラフ、図６（ｂ）は、第３の実施例における磁束密度と電気角の関係を示すグラフである。 図７（ａ）は、特許文献１の図１３における磁束密度と機械角の関係を示すグラフ、図７（ｂ）は、特許文献１の図１３における磁束密度と電気角の関係を示すグラフである。 着磁角度の比（θ₁／θ₂）と電圧、コギングトルクとの関係を示すグラフである。

符号の説明

１０ アウターロータ
１１，１３ 磁石素材
１２，１４ 磁石群
１２ａ，１２ｂ，１４ａ 磁石
２０ ステータ
２１ ティース

Claims (3)

1. 回転子にＰ（＝ｍ×ｎ）極の磁極を有する永久磁石式回転電機において、ｍ個（ただしｍは２以上の偶数）の磁石素材を間隔を離して均等に配置すると共に前記磁石素材はｎ極（ただしｎは３以上の奇数）に着磁され、前記磁石素材は、両端の磁極の着磁角度をθ ₁ としたときに、θ ₁ ＜３６０°／Ｐとし、両端以外の磁極の着磁角度をθ ₂ としたときに、θ ₂ ≧θ ₁ とし、前記磁石素材の間隔の角度をθ _W としたときに、θ _W ＝［３６０°−｛２θ ₁ +（ｎ−２）θ ₂ ｝×ｍ］／ｍとし、θ ₂ ＝３６０°／Ｐのときに、０．６＜θ ₁ ／θ ₂ ＜０．９としたことを特徴とする永久磁石式回転電機。
2. 回転子にＰ（＝ｍ×ｎ）極の磁極を有する永久磁石式回転電機において、角度θ₂の（ｎ−２）個（ただしｎは３以上の奇数）の磁石の両端に角度θ₁の磁石を、隣り合う磁極の極性が反転するように配置してなる磁石群をｍ個（ただしｍは２以上の偶数）均等に間隔を離して配置すると共に、θ₁＜３６０°／Ｐ、θ₂≧θ₁とし、前記磁石群の間隔の角度をθ_Wとしたときに、θ_W＝［３６０°−｛２θ₁+（ｎ−２）θ₂｝×ｍ］／ｍとし、θ ₂ ＝３６０°／Ｐのときに、０．６＜θ ₁ ／θ ₂ ＜０．９としたことを特徴とする永久磁石式回転電機。
3. 請求項１又は２において、固定子ティースの磁石対向部の角度をθ_teethとしたときに、θ₁＜θ_teeth＜θ₂としたことを特徴とする永久磁石式回転電機。

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