JP5243511B2 - 永久磁石式同期モータの製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、コギングトルクの低減に寄与する永久磁石式同期モータの製造方法に関するものである。

インナーロータ型永久磁石式同期モータにおけるコギングトルクは、巻き線への無通電時に、外部駆動にて磁石ロータ(回転子)を回転したときに、ステータコア(固定子鉄心)のティースとの間で発生する、トルクの脈動成分であり、理論上は、ロータ磁石の磁極数２ｐとステータコアのティース(スロット)数Ｚの最小公倍数の次数のみが現れる(非特許文献１参照)。しかしながら、この理論は、ロータ(主として磁石)や、ステータコアにおいて、形状や材料特性が、それぞれ均一であり、極数やスロット数に対して、完全に対称に製造されている場合に限られる。

しかしながら、実機、特に量産の現場においては、これらの極数、スロット数の対称性がくずれることで、最小公倍数の次数よりも低次のコギングトルク成分が大きな振幅で現れることが多い。このコギングトルクの増大は、サーボモータにおいては位置決め精度の劣化を引き起こしたり、自動車用パワーステアリング用モータにおいては、操舵フィーリングの劣化を引き起こしたりして、製品の性能を大きく左右する。

トルクの発生原理に立ち返り、トルクの脈動成分が発生するメカニズムを説明する。トルクは、磁束密度に関係し、磁束が通りやすい場合にはトルクが大きくなる。磁束の通り易さは、パーミアンス(磁気抵抗の逆数)と呼ばれ、この２乗に比例してトルクは発生する。従って、パーミアンスが変動すれば、コギングトルクとなる。磁束の発生源である磁石に、不均一な分布があり、極数と一致しない対称性がある場合には、これをステータ側が感じて、スロット数に一致する次数とその高次成分の脈動が現れる。高次成分は不均一成分が必ずしも正弦波的変化をしないことによる高調波成分である。

主たる磁束は、磁石から空気を経て、ステータコアのティースからバックヨーク部分を通って磁石に戻るため、通り道の材質は２つに分けられる。ひとつは、ロータとステータ間に存在する空気であり、もうひとつは、コア(鉄心)を構成する磁性体である。近年は磁性体に、電磁鋼板の積層したものを使用することが多くなったので、多くは電磁鋼板の磁気特性が問題となる。主たる磁束の流れに不均一な分布があり、スロット数と一致しない対称性がある場合には、これをロータ側が感じて、極数に一致する次数とその高次成分の脈動が現れる。

磁束の通り道において、空気中にあっては、磁気の通り易さを示す透磁率μは、一定であるので、空気中の磁束量は、ギャップ(空隙)の長さの変化によって現れる。ロータ磁石とステータティースを回る主磁束が影響を受ける物理量には大きく分けて２つあり、ひとつは、ロータ磁石外径とステータティース間の最短距離を示すギャップ(エアーギャップと呼ぶ)であり、もうひとつは隣り合うステータティース間のギャップ(一般的に開口幅と呼ばれる)である。エアーギャップは、ロータの外径形状とステータの内径形状で決まるが、ステータの内径形状が問題になる場合が多い。

また、巻き線工程を容易にするため、ステータコアを略円形の一体コアで製造するのではなく、ティース間でコアが一部、あるいは全部が分割される方式を採用する場合には、分割された部位を接合した際に、微小隙間が存在することになり、隙間ギャップとなる。
また、一部が分割されて巻き線後に接合される場合には、接合の工程の都合上、この部分の形状をほかの部分と異なる構造とする場合があり、構造的な不均一性が生じる。

次に、電磁鋼板などの磁性体により製作されたコア中の透磁率は、さまざまな要因により、個体差を生じるとともに、同一個体内において、不均一な分布を生じることが多い。個体差を生じる要因のひとつは、コア材料である電磁鋼板の組成(グレード)である。また同一個体内での差異を生じる要因のひとつとして、例えば電磁鋼板の圧延方向と直角方向で磁気的な特性が異なるため(磁気異方性と呼ぶ)、コア形状を打ち抜く方法によって、コアの特定の部分で、透磁率が異なる場合がある。また電磁鋼板を、金型の刃で打ち抜く際に、歯によって加えられた力によって、ティース端面の透磁率が劣化したり、積層を固定するための凹凸部(かしめと呼ぶ)の嵌め込み工程によって、かしめとその周辺の透磁率が劣化したりする。

さらに、回転するロータとステータの間に発生するトルク力によりステータが変位しないよう、ステータコア外周にフレームを装着し、軸受けを支持するブラケットと固定する製造工程を行う場合が多いが、フレームがステータコア外周に与える力が、磁束があまり通らないステータコアの外周近傍だけでなく、主たる通り道であるティース付近にも影響を及ぼし、主磁束の通り道である電磁鋼板の磁気特性を劣化させたり、ティースの変位を引き起こし、ステータコアの内径形状を変化させたりしてしまう場合がある。
ギャップや磁気特性が、理想的に極数、スロット数に対して均一に製造されなければ、低次数のコギングトルクが発生する。

以上のように、スロット数Ｚに一致する次数のコギングトルクは、磁石側の不均一性によって発生し、極数２ｐに一致する次数のコギングトルクは、エアーギャップの不均一性、開口幅の不均一性、隙間ギャップの不均一性、電磁鋼板の磁気異方性に関わる磁気特性の分布、打ち抜きやかしめ、フレームの応力により、透磁率が部分的に劣化して発生する磁気特性分布、さらに分割コアの隙間ギャップの不均一分布や、接合部の構造的な不均一性など、さまざまな要因によって、発生する。
これらの要因は、量産性向上のため製造方法、あるいは製造工程における工作精度の限界によって、現実のモータにおいて必ず発生するものである。

こういった製造工程に着目して、コギングトルクを低減する試みはこれまでに見られる。例えばエアーギャップの均一性を得るため、特開２００１−２１８４２９号公報（特許文献１参照）においては、フレームにステータを圧入する際に、コア外周から内周にかけて、均等に圧力をかけて固定することにより、内径真円度を確保する対策を提案している。特開平０９−２３６８７号公報（特許文献２参照）においては、磁気異方性の方向をティースの中心角とずらすことで、磁気異方性によるコギングトルクを低減しようとしている。

また、特開２００１−９５１９９号公報（特許文献３参照）においては、フレームの肉厚をできるだけ均一に保つことでフレームからステータに与えられる力を均一に保ち、ステータの内径形状が不均一に変化することを防止することで、コギングトルクの増大を防止しようとしている。特開２００１−２５８２２５号公報（特許文献４参照）や特開２００２−２７２０７４号公報（特許文献５参照）においては、かしめによる影響を考慮して、かしめ数を限定する対策が提案されている。更に、特開平０６−５２３４６号公報（特許文献６参照）においては、継目部が略等間隔で周方向に配置されるように積層することにより、継目部による磁束の不均一性を解消しようとしている。

本発明者らは、マグネットの極数２ｐとステータのスロット数Ｚとの最小公倍数よりも少ない脈動数のコギングトルクのうち、極数２ｐと同次数の成分について調査し、量産によって製造される製品は、少なくとも２つ以上の要因の、振幅と位相を含めたコギングトルク波形の重畳の結果として現れる場合が多いことを解明した。したがって上記先行技術のように、１つの特性にのみ着目した対策をとるだけでは、コギングトルクを十分低減できず、また、個々の特性、例えば真円度を０に近づけるよう対策をとっても、現実には完全な理想状態にはもっていけないというのが基本的認識である。特に、量産で生産される現実のモータにおいては、工作精度を考慮せずして、コギングトルクを限りなく０にすることは困難である。すなわち、工作精度によって生じるコギングトルクを正味のものとして把握し、製造工程の最終段階において測定したコギングトルクを、相殺し０とする技術が求められる。

電機学会回転機研究会資料 ＲＭ−０３−１５２（２００３）

特開２００１―２１８４２９号公報 特開平０９―２３６８７号公報 特開２００１―９５１９９号公報 特開２００１―２５８２２５号公報 特開２００２―２７２０７４号公報 特開平０６―５２３４６号公報

永久磁石式同期モータにおいて、マグネットの極数２ｐと同数のコギングトルクの原因については、エアーギャップの不均一性、開口幅の不均一性、隙間ギャップの不均一性、電磁鋼板の磁気異方性に関わる磁気特性の分布、打ち抜きやかしめ、フレームの応力により、透磁率が部分的に劣化して発生する磁気特性分布、さらに分割コアの隙間ギャップの不均一分布や、接合部の構造的な不均一性など、さまざまな要因の複合的な重畳によって発生する。この場合、振幅だけでなく位相を含めたコギングトルク波形の重畳に着目する必要があり、別の特性と打ち消し合って振幅が見かけ上小さくなっている要因を、それぞれ分離して正しく見積り、個々の振幅を低減するための補正用対策を講じるほか、重畳の結果として現れるコギングトルクが、結果的に０に近づくよう、相殺用対策を講じる必要がある。

この発明は、上記のような問題点を解決するためになされたものであり、試作段階で、コギングトルクの複合された個々の要因を分離し、振幅の大きい要因についての低減対策を徹底するとともに、製造の都合上、振幅を低減できない特性に対して、位相のコントロールが可能な特性を重畳して相殺するよう、工程を調整することにより、マグネットの極数２ｐと同次数の脈動成分のコギングトルクを、かぎりなく０に近く低減した永久磁石式同期モータの製造方法を得ることを目的とするものである。

この発明は、フレーム内にステータコアを固定することにより永久磁石式同期モータを製造する方法において、フレームの特定部位と、ステータコアの特定部位をそれぞれ基準位置とし、上記両部位を特定の位置関係をもって位置決めした後、固定することを特徴とする永久磁石式同期モータの製造方法であって、
上記フレームの特定部位を、ステータコアの外周をＮ箇所(Ｎは自然数)において、ほかの部位よりも大きな力で内側に加圧する部位とし、
上記ほかの部位よりも大きな力で内側に加圧するフレームの特定部位として、スペーサなどの加圧部材を上記フレームないし上記ステータコアとは別に設けたことを特徴とするものである。

フレームを装着するまでの工程において、ステータの個々のティースあるいはスロットを、識別できるマーキングを１箇所以上に記し、これを基準位置とする。分割コアであって接合した継目部がある場合には、継目部を基準位置とすることができる。
試作段階において、フレーム装着以前の製造工程において、フレームなしステータのコギングトルクを測定するか、形状の精度が良く、フレームによる応力の影響を極力小さくした円環フレームを、試験的に装着したステータのコギングトルクを測定し、ステータ起因となる極数２ｐと同じ次数成分のコギングトルクについて、発生状態を特性別に分離し把握しておく。

ステータにフレームを装着する工程において、前記ステータの基準位置と、フレームがもつＮ箇所の加圧部位との位置関係を、前記フレーム装着前のコギングトルクの状態を相殺するＮ数と角度をもって位置決めしてから固定することを特徴とする。基準位置と加圧点の角度については、フレーム装着以前の製造工程において発生したコギングトルクと、そのコギングトルクの発生要因を、特性別に分離したデータをもとに決定する。

この発明は、ステータの所定の箇所に、応力による磁気特性の分布による不均一性と、応力による内径のエアーギャップや開口幅、隙間ギャップの変位を与えることにより、ステータがもつ不均一性に起因するコギングトルクを打ち消して、全体のコギングトルクを低減させた永久磁石式同期モータを得ることができる。

本発明に係る実施の形態１における永久磁石式同期モータのステータの軸方向に垂直な断面を示す図である。 本発明に係る実施の形態２における永久磁石式同期モータのステータの軸方向に垂直な断面を示す図である。 本発明に係る実施の形態３における永久磁石式同期モータのステータの軸方向に垂直な断面を示す図である。 本発明に係る実施の形態４における永久磁石式同期モータのステータの軸方向に垂直な断面を示す図である。 本発明に係る実施の形態４におけるフレームの、法線方向の肉厚分布を示したものである。 本発明に係る実施の形態５における関節型鉄心を説明する図である。 本発明に係る実施の形態５における関節型鉄心の突き合せ部を説明する図である。 本発明に係る実施の形態５における関節型鉄心の突き合せ部で位置決めして製造した場合のコギングトルクの低次成分の実測結果を示すものである。 本発明に係る実施の形態６における永久磁石式同期モータのステータの軸方向に垂直な断面を示す図である。 本発明に係る実施の形態６における永久磁石式同期モータのロータの角度におけるコギングトルクの計測結果の一例である。 本発明に係る実施の形態７における永久磁石式同期モータの軸方向に垂直な断面を示す図である。 本発明に係る実施の形態７における永久磁石式同期モータのロータの角度におけるコギングトルクの計測結果の一例である。 本発明に係る実施の形態８における永久磁石式同期モータの軸方向に垂直な断面を示す図である。 本発明に係る実施の形態８における永久磁石式同期モータの横断面図である。 本発明に係る実施の形態１０における永久磁石式同期モータの軸方向に垂直な断面を示す図である。

実施の形態１．
図１は、本発明を実施するための実施の形態１におけるモータの組み立て方法を説明するための図である。図１において、固定子鉄心（ステータコア）１は１２個のティース２と１２個のスロット３を形成した電磁鋼板を積層して構成されている。フレーム４は、この例では図示しないロータ回転軸に垂直なフレーム４の断面形状として円形が予定されたものである（以下、円形フレームと称する）。ロータとステータを組み上げるためのネジ穴５が１８０度の角度で対向して設けられている。フレーム４は型に合わせて加工されるため、その形状精度は、型のそれとほぼ同等となっており、フレーム４の固定子鉄心１を入れる穴の形状の真円度(内径の最大/最小寸法差)は、あまり高くなく、ある製品系列について言えば、例えば１２０μｍ程度の楕円形状を有する。

このときの楕円形状の短軸を、図１では直線６で示している。またフレーム４の外径形状は、概略内径形状と相似であり、楕円形状を有する。従って、フレーム４の厚みは、周方向でほぼ一定であるが、形状測定の結果、楕円の長軸方向に必ず取り付け用のネジ穴５がくることが分かった。従って、長軸上のフレーム厚みは、ネジ穴径分だけ薄くなる。
一方、固定子鉄心１は、電磁鋼板を切断したものを、かしめながら積層して製作されるのが一般的であり、固定子鉄心１の外径の真円度は例えば５０μｍ以下で、上記フレーム４の穴の形状に比し、ほぼ円と言えるものであることが多い。

従来、フレーム４の穴に固定子鉄心１を挿入し固定する際に、フレーム４と固定子鉄心１とのロータ回転軸周りの回転方向位置関係は考慮されておらず、任意の位置で固定子鉄心１をフレーム４に焼きばめ、圧入、モールド等の方法で固定していた。
本発明は上述したようなフレーム４の穴の真円度が固定子鉄心１の外形の真円度に比べて劣ることが多い点に着目し、製造工程においてフレーム４と固定子鉄心１との固定プロセスにおいて上記回転方向の位置関係を管理することの有用性に注目したものである。

例えば、焼きばめによって、フレームに固定子鉄心を固定する場合、フレームから固定子鉄心の最外径の側面に応力が掛かるのは、高温に保持し、形状が膨張したフレームに、常温状態の固定子鉄心を合わせて常温に放置する間に、フレームの形状が収縮して固定子鉄心を締め付けることで固定する。即ち、上記の、穴の形状が楕円形の断面を有するフレーム４とほぼ円形断面を有する固定子鉄心１とは、その固定プロセスの初期段階において、フレーム４の楕円形状穴の短軸方向でフレーム４と固定子鉄心１とが接触することになる。

さらに、一般的に、フレームの厚みが厚い方が、膨張および収縮時の形状変化は大きく、固定子鉄心の側面の最外径部分が、フレームから直接受ける力は、フレームの厚みが厚い方が大きいと言える。従って、このような場合の固定では、固定子鉄心１の応力が極大（この場合は最大）になる地点は、上記短軸に一致する直線６が固定子鉄心１の外径と交叉する点になる。この実施の形態では、この固定子鉄心１側の応力極大地点を固定子鉄心１のティース２の最近傍に来るようにするものである。ここで上記ティース２は偶数であるから、上記のような配置を実現することは、上記短軸に対応する直線６を、固定子鉄心１の互いに対極に位置するティース２を結ぶ線であるティース中心線７に一致させるか、あるいはその最近傍に来るようにすればよい。

ティース中心線７はティース全数の１/２に相当する本数、即ち複数本設定することができるが、上記直線６に位置合わせするティース中心線７は、上記複数本のティース中心線７の内いずれであっても良い。このようにして位置決めした後、相互の位置関係を保ったまゝ両者を固定する。例えば焼きばめ固定を例にとって説明すれば、まず最初に環境温度T0下で、フレーム４の穴、及び固定子鉄心１の外形をその形状を含めて計測する。通常は代表サンプルについて計測しておけばフレーム毎、固定子鉄心毎に計測する必要はない。
次にフレーム４を一定温度T１まで昇温する。T1はフレーム４、固定子鉄心１の材質、形状が与えられていれば、固定子鉄心１がフレーム４の穴に挿入できる程度に穴の径が熱膨張により大きくなるまでの温度として予め計算評価により求めることができる。

このように、温度T１にまで加熱されたフレーム４に固定子鉄心１を挿入する。そして、予め判明しているフレーム４の穴の短軸に対応する直線６と固定子鉄心１のティース中心線７とを合致させるように固定子鉄心１を回転等によりフレーム４に対して位置合わせする。このようにして位置合わせした後はフレーム４を常温T0にまで冷却し、固定子鉄心１をフレーム４の冷却時の収縮によりフレーム４に対して固定する。

以上のように、フレーム４の短軸に対応する直線６と固定子鉄心１のティース中心線７とを位置合わせして固定することにより、他の箇所で固定した場合に比べ、コギングトルクは低減する。これは、固定子鉄心の肉厚がティース２の分だけ他の箇所より厚く機械強度が強いことから、固定子鉄心１の内部を磁束が通る通り道に対し影響を与える領域が小さく、磁束が通る際に応力の影響を受けにくい、ということに起因しているものと考えられる。

永久磁石モータの場合、マグネットを含むロータ及びステータの形状が理論値であったとすると、上記非特許文献１の２〜４頁に示されているように、ロータが一周する際のコギングトルクの脈動数は、マグネットの極数とステータのスロット数との最小公倍数の回数となる。しかし、実際の製品においては、マグネットの極数とステータのスロット数との最小公倍数よりも少ない脈動数が発生しており、その代表的なものは、ステータのスロット数と同数及びその整数倍、またはマグネットの極数及びその整数倍の脈動成分である。

このうち、マグネットの極数と同数のコギングトルクの脈動成分については、発生条件の一つとして、上記非特許文献１の４頁、（１９）式に示すようにステータの作るパーミアンス分布関数がロータ１回転あたりに所定の条件を備えたＮ回の脈動成分を持った場合であることが示されており、さらにＮの所定の条件について示されている。つまりステータ側の作るパーミアンスの脈動成分が、マグネットの極数と同数のコギングトルクの脈動成分を発生させる原因の一つとなっている。８極１２スロットの場合、固定子鉄心には、Ｎ＝４であり、Ｎ＝２が作る高次成分としてのＮ＝４も低次脈動成分の原因となる。

フレーム固定時に、フレームから固定子鉄心に力が加わった結果として、コギングトルクに影響が現れるメカニズムとしては、大きく分けて２つある。ひとつは、鉄心の変形の問題である。すなわち、鉄心内部に力が伝搬する際に、フレームと鉄心の剛性(硬さなど)のバランスで、最終的な状態に落ち着いたときに、主としてティース先端部の位置と開口幅(これらは、磁束を通る空隙に影響する)が、フレームに固定する前と比べて、どの程度変化し、ティース毎に見たときどのような不均一分布をもつか、である。

そして、二つめは、最終的に変形しきれずに残留応力として鉄心内部に残ったエネルギーが、鉄心の磁気特性(磁束の通りやすさ、透磁率)を部分的に変化させ、鉄心内部において、磁束の通り方が、ティース毎に見たときにどの程度変化し、どのような不均一な分布が生じたか、ということである。
これらの変化については、構造解析によって、最終的な変形の状態と、残留応力が分布する状態を計算することが可能である。特に、残留応力の分布については、磁束の通り道に対し、どのような領域でどのような変化が現れるかを知る手掛かりになる。

一例として、内径が円で外径が楕円のフレームに、真円の固定子鉄心を焼きばめした場合の構造解析を行ったところ、ティース中心に応力の極大点を合わせた場合よりも、スロット中心に応力の極大を合わせた場合の方が、残留応力の２回対称の脈動振幅が大きくなった。残留応力は、電磁鋼板の磁気特性を変化させるため、電磁鋼板の磁気特性も、２回対称の脈動振幅が大きくなって、低次成分のコギングトルクが大きくなると考えられる。すなわち、低次成分のコギングトルクを低減するためには、スロット中心に応力の極大点を合わせるよりも、ティース中心に応力の極大点を合わせた方が、効果があると考えられる。

しかし、上記極大応力地点をティース２の最近傍に位置合わせするのではなく、スロット３の中心部の最近傍に位置合わせすることも効果がある場合がある。即ち、互いに対極に位置するスロット３の中央部を結ぶ線であるスロット中心線８と上記直線６とを一致させるというものである。ティース中心線７に基づく上記位置合わせをした場合を除き、この場合もコギングトルクの低減効果が認められた。この位置では、固定子鉄心１の肉厚は他の箇所よりも小さいが、コギングトルクの改善が認められたことから、応力のかかる方向が固定子鉄心１の円形断面上で、半径方向ではなく、それに対して角度を有する方向であって、上記構造解析で示したように、残留応力そのものが分散されて振幅として小さくなったことが、コギングトルクを低減させる方向に効果が現れたものと思われる。

これは、コギングトルクが、最終的には、上記の残留応力による磁気特性の変化だけではなく、この変化に、実際のモータ動作を行う際の磁束の流れが組み合わさった結果として現れるためで、固定子鉄心の詳細な形状や、ロータ側の永久磁石の着磁方向、磁束の大きさなどの条件によって、応力の極大点と、固定子鉄心のティース中心あるいはスロット中心のどちらにあわせるのが最適であるかが変わると考えられるため、最適位置の決定に際しては、実施の形態２で示すように構造解析などを活用して決定するのが望ましい。

また、極数とスロット数の組み合わせが、本実施例と異なる場合でも、フレームから固定子鉄心に掛かる応力が、固定子鉄心のスロット部の側面に掛かるか、ティース部の側面に掛かるかによって、コギングトルクに現れる脈動成分が変化すると考えられるので、コギングトルクのばらつきを抑制するためには、フレームから固定子鉄心に掛かる応力の掛かり方を一定にする必要がある。そのためには、フレームから固定子鉄心に掛かる応力の極大あるいは極小の点に着目して、この点に対して固定子鉄心のティースあるいはスロット中心線を位置決めする必要がある。

このように、上記いずれの場合も、コギングトルクは、他の位置で固定した場合に比較して低減し、更に、この様に一定の配置関係を保って、管理された状態でフレーム４と固定子鉄心１とを固定すれば、同一機種である限りコギングトルクの大きさは揃うことになる。従来はこのような相互の固定位置関係を一定に管理するという方法を採用していなかったため、従来品におけるコギングトルクはその大きさにばらつきが大きく、平均統計的なコギングトルクの中心値が増大し、また、コギングトルクの大きさを製品管理指標としている場合は製品の歩留まりが低下することになっていたが、本発明によりコギングトルクの大きさのばらつきが改善され、上記したコギングトルク低減効果とあいまって製品の歩留まりも向上することになる。

この効果は、単に位置合わせをして固定するということだけで得られ、特許文献３に開示されているフィンを製造するといった複雑な製造工程を必要としないので製造工程を簡略化でき、コストの低減にも効果的である。また、特許文献３に開示されている発明では実効的なフレーム肉厚が大きく減少し、フレームの機械的強度という点からも不安があったが、本発明によれば、フレーム肉厚の減少もなく、この点からも優れている。

実施の形態２.
図２は、本発明に係る実施の形態２におけるモータの組み立て方法を示すものであり、図において、フレーム４として、実施の形態１と同じ円形フレームを例にとった。符号は図１の場合と同様である。
この実施の形態２では、フレーム４から固定子鉄心１にかかる応力の極大地点の位置が、その形状からは、判然としないケースを示している。例えば焼きばめ固定を例にとって説明すると、フレーム４の穴の形状、及び固定子鉄心１の外形形状が共に楕円形状であり、フレーム４を冷却した場合に、固定子鉄心１のどの地点が最初にフレームと接触するのかが判然としない。したがって極大応力地点が判然としない。

このような場合に応力の極大位置を決めるためには、例えば構造解析プログラムを利用して、フレーム４から固定子鉄心１にかかる応力の分布を計算すれば良い。
フレーム４の形状と材質、固定子鉄心１の形状と材質、及び相互の配置条件と温度条件が入力されれば、例えば焼きばめにより固定した場合の固定子鉄心の応力分布が構造解析プログラムを使って計算できる。フレーム４と固定子鉄心１の複数の配置条件（具体的には例えば回転角を変える）についての上記計算結果からティース中心線７、若しくはスロット中心線８に対応する位置に応力の極大値が来るような配置を見つけ出すことにより、所定の配置を決めることができる。

なお、この手法では、フレームが固定子鉄心側面に応力が掛かり、内部に歪みを伴いながら伝搬していった最終的な結果としての残留応力の分布と、方向も分かるので、この情報に基づきティース近傍、又はスロット近傍に応力の極大値を持ってくるのではなく、他の位置に極大値を持ってくる方がコギングトルクの低減の観点からは好ましい場合もありうる。これは、応力の方向とその方向における固定子鉄心１の肉厚から判断することになる。

なお、その機種で一旦決められた位置に位置合わせしてフレーム４と固定子鉄心１とを固定すれば、実施の形態１で述べたとおり、コギングトルクの低減効果に加えてそのバラツキを低減する効果もある。したがって、一定の配置関係に位置決めしないで固定する従来のモータ製造方法に比べて、コギングトルクの大きさのばらつき改善と、コギングトルク低減効果とがあいまって製品の歩留まりも向上することになる。
以上のことはフレーム４の外形が、方形やその他の形状であっても同様に成り立ち同様の効果を得ることができる。

実施の形態３．
図３は、本発明に係る実施の形態３におけるモータの組み立て方法を示す図である。図１と同一符号は同一の部品を示している。フレーム４は方形フレームであり、また、フレーム４の穴の形状はその回転子回転軸に垂直な断面において略円形であるとし、固定子鉄心１の外形形状もまた、略円形である場合のものである。
このような場合は、フレーム４の肉厚が、周方向に明らかな分布を持つので、フレーム４から固定子鉄心１側面にかかる応力は、フレーム４の肉厚に依存し、法線方向のフレームの肉厚が大きければ大きいほど、側面にかかる応力は大きいと考えられる。すなわち、フレーム４の肉厚が他に比べて大きくなる対角線方向において、フレーム４から固定子鉄心１への応力は大きくなる。

したがって、応力の極大点にティース中心を合わせるため、フレーム４の２本の対角線９のいずれかに固定子鉄心１のティース中心線７が一致するように位置決めをして、固定子鉄心１をフレーム４に固定することにより実施の形態１で説明した効果と同様の、コギングトルク低減の効果を得ることができる。また本実施例のように、フレームの厚みが、法線方向に明らかな分布があり、それに依存した応力が、固定子鉄心にかかると考えられる場合で、分布が機械角３６０度に対し、４回対称であり、スロット数が１２で、スロット数を対称性４で割った結果が３と奇数になる場合には、必ずしも応力が極大となる点にのみ着目する必要はなく、極小となる点に着目し、応力の極小点となる、フレームの辺中心線上に、固定子鉄心のスロット中心を合わせても、結果的には、応力の極大点とティース中心を合わせたことになる。

このように、フレーム形状とスロット数によっては、応力の極大点のみに着目する必要はなく、極小点に着目して、位置決めの基準を決定しても、構わないと言える。製造方法の詳細は上記位置決め方法を除き、実施の形態１に記載したとおりである。
なお、以上、実施の形態１から３においては、フレームと固定子鉄心の固定は、焼きばめにて行ったが、圧入方式でも接着剤による固定でもよく、特に固定の方法を限定するものではない。いずれの固定法を用いても上記同様の効果を得ることができる。
更に、本発明においては、１２スロットのステータを例示したが、ほかの極スロットの場合でもよく、これを限定するものではない。
更にまた、上記各実施の形態においては、フレーム外形の断面形状として円形や、方形を例示したが、三角形や、五角形でもよく、フレームの形状を特に限定するものではない。

実施の形態４．
図４は、本発明に係る実施の形態４におけるモータの組み立て方法を示す図である。図１と同一符号は同一の部品を示している。フレーム４は略方形フレームであり、対角線方向に略円形に切り欠き４aがある。また、図示していないが、上部にコネクタボックス等が設置されて、フレーム４の肉厚に影響を与える場合がある。
このような場合は、フレーム４の肉厚分布が簡単には分からないため、図５のような法線方向のフレーム肉厚の角度依存性を求めた。

その結果、肉厚分布が厚くなり、フレーム４から固定子鉄心１にかかる応力が極大になる部分が急峻であり、肉厚分布が極小になり、固定子鉄心が受ける応力が極小となる領域の方が、変化が緩やかであることが分かる。
前述したように、４回対称のフレームで、スロット数が１２で対称性４で割った値が３と奇数であるので、応力極小となる点に着目して位置決めしても同等の配置になる。
特に本実施形態のフレーム形状のように、応力が極大となる点での変化率が急峻である場合には、製造工程上、どうしても有限の位置決め精度が存在するため、変化率が極小となる配置で位置決めした方が、量産時には位置決め誤差の影響を受けにくい。

そこで、本実施形態では、極小となる角度を中心として、量産機の位置決め精度±１０度の範囲をもって、固定子鉄心１とフレーム４を位置決めして、フレーム４を固定することとした。このようにすることにより、実施の形態１で説明したのと同様の、コギングトルクを低減する効果を得ることができるとともに、工作工程上、位置決め精度が有限である場合に、その誤差の影響を受けにくい状態で位置決めすることが可能となり、量産時においてもコギングトルクをばらつきなく、小さい値に保つことができる。

実施の形態５．
本実施形態においては、前記実施の形態４と同じフレームを使用するが、固定子鉄心に関節型鉄心を採用した場合を示している。これは、電磁鋼板から継ぎ目のない略円形で鉄心を打ち抜くのではなく、図６に示すように、１箇所以上の切れ目があり、スロット部に、曲げることができる蝶つがいの機構（関節部１０）を設けて、ティースに巻き線を巻く工程時に、固定子鉄心を直線状にしておき、巻き線が容易に行えるように工夫したものである。

固定子鉄心に、切れ目があるため、巻き線をした後に切れ目を合わせて、鉄心の側面に溶接などの接続作業をする必要がある。この部分を突き合せ部と呼ぶ。図７に突き合せ部１１が分かる固定子鉄心の概略図を示す。鉄心の突き合せ部１１には、溶接時の残留応力が残っているなど、ほかのスロット部分とは、構造的にも、内部状態としても、異なる特性を有している。このため、このような突き合せ部１１が存在するような、関節型鉄心の場合には、フレームから突き合せ部にかかる応力が少ない方が望ましいと考えられる。

そこで本発明では、単にスロットの中心線ではなく、突き合せ部１１の中心線を位置決めの基準用の点とし、フレームから固定子鉄心にかかる応力についても、必ず極小となる配置、すなわち、フレームの法線方向の肉厚分布において、厚みが極小で、その変化率も極小となる配置に、突き合せ部１１が合うように、位置決めの目標点を置く。位置決め精度は、実施の形態４と同等の±１０度である。

図８は、上記のように位置決めして製造した場合のコギングトルクの低次成分の実測結果をまとめたものである。±１０度の範囲内で、位置決め角度がばらついても、目標とする０．０５[arb.unit]以下に、おさまっている。なお、意図的に位置決め角度を２２度とばらつかせた場合のデータを黒升印にて示している。以上の実測結果から、位置決めができていない場合に比べて、位置決めした場合には、確実にコギングトルクが低減していることが分かる。

このように、フレームから固定子鉄心に掛かる応力、すなわち、フレームの法線方向の厚み分布が極小となり、かつ厚み分布の変化率が、極小となる点を目標点として、固定子鉄心の突き合せ部を合わせて位置決めすることにより、突き合せ部が存在する関節型鉄心を用いた場合でも、実施の形態１で説明した効果と同様のコギングトルクを低減する効果を得ることができるとともに、工作工程上、位置決め精度が有限である場合に、その誤差の影響を受けにくい状態で位置決めすることが可能となり、量産時においてもコギングトルクをばらつきなく、小さい値に保つことができる。
また、本方法については、関節型鉄心に限らず、ティースとティースの接続部を薄肉で連結するタイプの薄肉連結型鉄心などにも使用することができることはもちろんである。

実施の形態６．
実施の形態６においては、加圧部品にてステータの所定の位置を加圧することで、コギングトルクを低減することができる８極１２スロット型の永久磁石式同期モータついて説明する。図９は、実施の形態６に係わる永久磁石式同期モータの一実施の形態における断面図である。本実施の形態においてはロータが８極、ステータが１２スロットである場合について説明する。

ロータ１２は、シャフト１２ａとロータヨーク１２ｂと永久磁石である磁石１２ｃとから構成されている。シャフト１２ａは、外形が８角形を有する磁性体のロータヨーク１２ｂを固定しており、ロータヨーク１２ｂは、外形の８角形の平面をなす部分の各々に磁石１２ｃを固定している。磁石１２ｃの極性は隣り合う同士で反対となるよう構成されている。固定子鉄心（ステータコア）１３は、主にティース１３aと円管上のバックヨーク１３bとで構成されており、ステータ１３のティース１３aの内輪側とロータ１２のマグネット１２ｃの円弧側とが空隙を構成するように配設されている。尚、通常はティース１３aの周りにはコイルが巻いてあるが、図１においては省略する。

また、ステータ１３の外側にはステータ１３の外周の所定の位置を内側に加圧する加圧部品１４と加圧部品１４の外周で加圧部品１４を内側へ加圧させるための外装フレーム１５とが構成されている。また、図示しないが、ロータ１２は回動可能に支持されており、本実施の形態においてマグネット１２ｃは理想的に配置され、均一で対称的な磁束密度分布を構成するとする。一方ステータ１３については製造上不均一な部分を有するためにパーミアンスに脈動成分がある。それが製品に与える影響等については後述する。

次に動作について説明する。ロータ１２とステータ１３を組み立てて、ティース１３aの周りのコイル（図示していない）に電流を流さない状態のまま、低速かつ一定の速度にてロータ１２を回転させ、その際に回転させるのに必要なトルクを角度毎に計測する。このトルクはロストルクと呼ばれている。ロストルクはロータ１２を回動支持するためのベアリングの摺動トルクを代表とする一定部分と、ロータ１２およびステータ１３から構成される磁路回路の全磁気エネルギーにおけるロータ１２の角度毎の変化量による脈動部分から構成されている。なお、上記脈動部分についてはコギングトルクと呼ばれている。

図１０は実施の形態６に係わる永久磁石式同期モータにおいて、ロータの角度におけるコギングトルクの計測結果の一例である。ロータの角度は０から９０度まで示している。図中、横軸はロータ角度、縦軸はコギングトルクであり、曲線ａは、製造時に加圧部品１４にてステータ１３を外周の所定の位置から加圧する前に測定したものである。ロータ角度の基準はロータ１２とステータ１３の角度の位置関係が図９の配置の状態である場合を０度としている。すなわち、ロータ１２の基準角度を磁極同士の中間とした場合に、ロータ１２の基準角度の位置とステータ１３のティース１３aの中心とが一直線上となる場合である。

図１０の曲線ａは、ロータ１２が１回転するにあたり、２４回の脈動成分と、８回の脈動成分を重ね合わせた成分をもっている。２４回の脈動成分については、本実施の形態のロータ１２の極数は８、ステータ１３のスロット数が１２であり、その最小公倍数となる２４と一致することから、ステータ１４及びロータ１２が理論的な形状をなしていたとしても発生し得る脈動成分として一般に知られている。８回の脈動成分については、ロータ１２の極数と同一である。

これについては、非特許文献１の４頁の（１９）式に示すように、ロータ１が１回転あたり８回（２ｐ）の脈動成分のコギングトルクを発生する可能性として、ステータの作るパーミアンス分布関数がロータ１２の１回転あたりにＮ回の脈動成分を持った場合に起こり得ることが示されている。そしてそのＮとは、極数の半分の値となる極対数をｐ、スロット数Ｚ、パーミアンス分布関数をフーリエ級数に展開しときの空間次数ｉ１とすると、Ｎ＝ｐ ・・・・・・・・（１）または
Ｎ＝±２ｐ−ｉ１×Ｚ・・・（２）または
Ｎ＝ｉ１×Ｚ±２ｐ・・・・（３）
を満たすどれかであることが示されている。

最も影響が大きい次数ｉ１は１であるから、ｉ１＝１としても差し支えない。これを実施の形態６の場合である８極１２スロットの永久磁石式同期モータに適用した場合、Ｎの解のうち最も小さな数は４となる。ｐ＝４より、Ｎ＝４となり、ｉ１＝１、Ｚ＝１２、ｐ＝４の時、Ｎ＝１×１２−８＝４となる。Ｎの解が小さいほど、コギングトルクとして表れやすい。つまり、コギングトルクがロータ１２の１回転あたり８回（正方向に８回、負方向に８回）の脈動成分をもっているということは、ステータ１３が製造上、不均一であるためにステータ１３のパーミアンス分布関数にＮ＝４回の脈動成分がある可能性があることを示している。

しかし、その原因については単にステータ１３の形状だけではなく、ステータ１３に用いられる鋼板そのものがもつ透磁率の非等方性や、製造時の加工によって発生する局部的な残留応力や、ステータ１３の圧入等による応力等があげられ、製造上これらを特定して除去することは難しい。ロータ１２の１回転あたり８回の脈動成分のコギングトルクを減少させるためには、逆にステータ１３の作るパーミアンス分布関数の４回の脈動成分に対し反対位相となる成分を与えて、パーミアンス分布関数のうち４回の脈動成分を相殺させることが有効な手段として考えられる。

そこで、コギングトルクの８回の脈動成分の波形が図１０のａのような位相の波形を示す場合は、図９に示すようにステータ１３のパーミアンス分布関数の脈動回数４に等しい４個の加圧部品１４を用意し、これを外装フレーム１５とステータ１３との間で、基準角度の位置と一直線上にあるティースの中心から９０度間隔で４箇所圧入することで、ステータ１３に所定の応力と変位を与える。その応力によって、ステータ１３の局部の比透磁率が変化する。ステータ１３の変位と応力による比透磁率の変化は、ステータ１３とロータ１２との空隙長としてロータ１２の１回転あたり４回の脈動となっており、また、ステータ１３のバックヨーク１３bの応力により比透磁率もロータ１２の１回転あたり４回の脈動となっている。よって、パーミアンス分布関数の４回の脈動成分に対して反対位相の成分を与え、ステータ１３のパーミアンスの４回の脈動成分を相殺することができる。

図１０の曲線ｂは加圧部品１４に適正なしめ代にてステータ１３に圧入後に測定したコギングトルクである。ａと比較して、コギングトルクの１回転あたり８回の脈動成分が相殺されており、全体としてコギングトルクが減少していることが分かる。
また、コギングトルクの８回の脈動成分の波形が図１０の曲線ａのような位相からα度ずれていた場合は、それに応じて加圧位置を回転させることで対応可能である。加圧位置をずらす量は、概してα度に比例する傾向はあるものの、圧入する場合のしめ代の程度にも依存するため、比例にならない場合もある。したがって、個々の製品の条件に応じて、実験的に把握することが望ましい。

加圧箇所数は、式（１）〜（３）でil＝１として、Ｎ＝ｐ、Ｎ＝±２×ｐ−Ｚ、またはＮ＝Ｚ±２×ｐで求められるＮの解の正の値により決定し、加圧位置は、コギングトルクの測定でコギングトルクが零の点またはその近くを第一の加圧位置とし、その加圧位置は、図９の基準角度とし、残りの加圧位置は等しい角度間隔で配置する。
以上のことより、この実施の形態は、コイルが配設された１２個のスロットを有するステータ１３と、８極の永久磁石を有し、ステータ１３の円環に挿入されるロータ１２と、ステータ１３の外周をＮ箇所において内側に加圧する加圧部品１４であって、ＮはＮ＝４、Ｎ＝±２×４−１２、またはＮ＝１２±２×４から算出される値の正の最小値４であるものとを備えたので、ステータ１３の所定の箇所に応力と応力による変位を与えて、ステータ１３の作るパーミアンスの４回の脈動成分を打ち消してロータ１２の極数と同数の脈動成分のコギングトルクを低減させることができる。

尚、本実施の形態においては、ステータ１３と外装フレーム１５との間に円弧状の加圧部品１４を配設する構造としたが、ステータ１３の外周の所定の４箇所に内側に応力をかけられる構造であればよいので、たとえば大量生産する製品に適用した場合において、応力をかける所定の箇所が製品毎にほぼ同じである場合には、外装をモールドする際に外側の肉厚を厚くするなどしてモールドの成形方向及び形状を工夫することで、所定の位置に内側に応力をかけることが可能である。

また、本実施の形態においては、ロータ１２の極数とステータ１３のスロットとの比が２：３の関係にあり、それと同数の比として代表的な例としては４極６スロット、６極９スロットがある。これらがロータの極数と同数のコギングトルクの脈動を発生させる可能性のある、ステータ１３の作るパーミアンス分布関数のＮ回脈動のＮの解の最小は、４極６スロットの場合はＮ＝２、６極９スロットの場合はＮ＝３となる。これらはロータ１２の角度を電気角としてみた場合は、ステータ１３のスロットとロータ１２の極との角度の関係が全く同じであるため、それぞれ対応した数の加圧部品１４を適切に配置すれば同様の効果を奏する。なお、本実施の形態では、ＮをＮ＝ｐ、Ｎ＝±２×ｐ−Ｚ、またはＮ＝Ｚ±２×ｐで求められる値の正の最小値としたが、最小値に限るものではなく正の値のいずれでも良い。

実施の形態７．
実施の形態７においては、加圧部品にてステータの所定の位置を加圧することで、コギングトルクを低減することができる１０極１２スロット型の永久磁石式同期モータについて説明する。
図１１は、本実施の形態７に係わる永久磁石式同期モータにおける断面図である。実施の形態６と比較して本実施の形態においてはロータが１０極、ステータが１２スロットとなっている。但し、加圧部品１４は実施の形態６においては４箇所配設されているが、本実施の形態においては２箇所のみとなっている。

また、本実施の形態においてマグネット１２ｃは理想的に配置され、均一で対称的な磁束密度分布を構成するとする。一方ステータ１３については製造上不均一な部分を有するためにパーミアンスに脈動成分がある。それが製品に与える影響等については後述する。
図１２は本実施の形態７に係わる永久磁石式同期モータにおけるロータ１２の角度におけるコギングトルクの計測結果の一例である。ロータの角度は０から３６０度まで示している。図１２（ａ）は、製造時に加圧部品３にてステータ１３を外周の所定の位置から加圧する前に測定したものである。

図１２（ａ）のコギングトルクは、ロータ１２が１回転するにあたり、ステータ１３のスロット数と同じ１２回の脈動成分と、ロータ１２の極数と同じ１０回の脈動成分を重ね合わせた成分をもっている。ロータ１２の極数と同じ１０回の脈動成分についても、実施の形態６に示した理論と同様に、ロータ１２が１回転あたり１０（２ｐ）回の脈動成分のコギングトルクを発生する可能性のある、ステータの作るパーミアンス分布関数のロータ１２の１回転あたりのＮ回の脈動成分のＮの条件は、Ｎ＝ｐ、またはＮ＝±２ｐ−ｉ１×Ｚ、またはＮ＝ｉ１×Ｚ±２ｐを満たすどれかである。よって、実施の形態７の場合である１０極１２スロットの永久磁石式同期モータに適用した場合、Ｎの解のうち最も小さな数は２となる。ｉ１＝１、Ｚ＝１２、２ｐ＝１０の場合であり、Ｎ＝１×１２−１０である。

つまり、コギングトルクがロータ１２の１回転あたり１０回（正方向に１０回、負方向に１０回）の脈動成分を持っているということは、ステータ１３が製造上、不均一であるためにステータ１３のパーミアンス分布関数に２回の脈動成分がある可能性があることを示している。原因については実施の形態６にて述べたように、単にステータ１３の形状だけではなく、鋼板そのものがもつ透磁率の非等方性や、製造時の加工によって発生する局部的な残留応力や、ステータ１３の圧入等による応力等があげられる。

特に、パーミアンス分布関数の２回の脈動成分については、ステータ１３に用いられる鋼板そのものの製造時に、鋼板を製造する際の圧延工程を経ると、圧延方向とその直交方向とで残存する内部応力が異なるため、鋼板の比透磁率が非等方性となる。そしてその鋼板から打ち抜かれたコアの方向をそろえたまま重ね合され、ステータ１３となった場合に、ステータ１３のバックヨーク１３bの比透磁率は、ロータ１２の１回転あたり２回の脈動成分を持つこととなる。ロータ１２の１回転あたり１０回の脈動成分のコギングトルクを減少させるためには、逆にステータ１３の作るパーミアンス分布関数の２回の脈動成分に対し反対位相の成分を与えればよい。

そこで、コギングトルクの８回の脈動成分の波形が図２の曲線ａのような位相の波形を示す場合は、図１１に示すようにステータ１３のパーミアンス分布関数の脈動回数２に等しい２個の加圧部品３を用意し、これを外装フレーム１５とステータ１３との間で、対向する位置に圧入することで、ステータ１３に所定の応力と変位を与える。その応力によって、ステータ１３の局部の比透磁率が変化する。ステータ１３の変位と応力による比透磁率の変化は、ステータ１３とロータ１２との空隙量として、ロータ１２の１回転あたり２回の脈動となっており、また、ステータ１３のバックヨークの応力により比透磁率も、ロータ１２の１回転あたり２回の脈動となっている。よって、ステータ１３とロータ１２の位置関係さえあわせれば、パーミアンス分布関数も２回の脈動成分に対し反対位相の成分を与えることとなる。

図１２（ｂ）は加圧部品１４を適正なしめ代にてステータ１３に圧入後に測定したコギングトルクである。図１２（ａ）と比較して、コギングトルクの１回転あたり１０回の脈動成分が相殺されており、全体としてコギングトルクが減少していることが分かる。
以上のことより、この実施の形態は、コイルが配設された１２個のスロットを有するステータ１３と、１０極の永久磁石１２cを有し、ステータ１３の円環に挿入されるロータ１２と、ステータ１３の外周をＮ箇所において内側に加圧する加圧部品１４であって、ＮはＮ＝５、Ｎ＝±２×５−１２、またはＮ＝１２±２×５から算出される値の正の最小値２であるものとを備えたので、ステータ１３の所定の箇所に応力と応力による変位を与えて、ステータ１３の作るパーミアンスの２回の脈動成分を打ち消してロータ１２の極数と同数の脈動成分のコギングトルクを低減させることができる。

実施の形態８．
図１３は、本発明に係わる永久磁石式同期モータの第８の実施の形態における断面図である。実施の形態６との違いは、加圧部品１４と外装フレーム１５の代わりに、フレーム５にステータ１３が圧入されている点において異なる。また、図１４は、本実施の形態８に係わる永久磁石型同期モータの横断面図である。フレーム１５は、ステータ１３の所定の位置を４箇所加圧する加圧部１４aと、ロータ１２の一端を回動可能に支持できるようにロータ１２に勘合されるベアリング１７の外輪を支持するための軸受け部１４bが設けられている。構造上、フレーム１５の軸受け部１４bと加圧部１４aはロータ１２と同軸上に構成される。

製造時、ステータ１３は、フレーム１５の加圧部分１４aとステータ１３の外周部の所定の位置とをあわせて、フレーム１５に圧入される。すると、フレーム１５は直接ステータ１３の外周部の所定の位置を内側に加圧する。よって実施の形態６における加圧部品１４と同様の作用をステータ１３に与えることで、コギングトルクを低減することができる。従って、第８の実施の形態においては実施の形態６と同じ効果を得ることが出来ることに加え、フレーム１５にて直接ステータ１３の外周の所定の位置を加圧できる構成としたので、部品を簡素化できる。

尚、本実施の形態において、フレーム１５がステータ１３を固定して加圧する手段として圧入することによって行う場合について説明したが、焼きばめにて行ってもよい。
また、本実施の形態では８極１２スロットの場合について説明したが、実施の形態７における１０極１２スロットにおいてフレーム１５の加圧部を２箇所にすれば同様の効果を得ることができる。

実施の形態９．
実施の形態９においては、本発明に係わる永久磁石式同期モータのコギングトルクを低減することができる製造方法について説明する。
一般に、永久磁石式同期モータの製造の際に、品質を安定させるために、製造時にコギングトルクを検査することは一般的に行われている。しかし、一般にコギングトルクを検査する工程は全てを組み終えた後、完成品の状態の最終検査の段階にて行われる。よって、製品仕様によって小さなコギングトルクが要求されている場合に、製造時に仕様を満足しない製品が発生した際にはその製品を廃却するか、分解して再調整等を行う等を行っていた。また、ステータ１３の外形を圧入する工程のある永久磁石式同期モータの場合は、その圧入工程によってかえってコギングトルクを増大させている場合もあった。

本実施の形態において、実施の形態６の８極１２スロットの場合について説明すると、まず第一に、ステータ１３を加圧部品１４を加圧する前の段階で、ロータ１２とステータ１３を組み立て後の位置に合わせて、コギングトルクを測定する。その際、コイル１８などは巻いた後の状態で計測するのが望ましい。巻線時のコイル１８のテンションによってステータ１３のティース部等にも応力が発生している場合があるからである。
尚、大量生産用の製品などにおいて、製造時の上記測定時のコギングトルクの位相が製品毎にほぼ一定になっている場合などは、個々の製品毎に検査する必要はなく、抜き打ち検査等でおこなってもよい。

次に、ロータ１２のコギングトルクの角度毎のデータからステータ１３を加圧する箇所数Ｎを決定する。コギングトルクのデータから、ロータ１２との極数と同じ８回の脈動成分が検出された場合、非特許文献１の４頁の（１９）式により、ステータの作るパーミアンス分布関数がロータ１２の１回転あたりにＮ回の脈動成分を持っている可能性がある。そしてそのＮとは、極数の半分の値となる極対数をｐ、スロット数Ｚ、パーミアンス分布関数をフーリエ級数に展開しときの空間次数ｉ１とするとＮ＝ｐ、またはＮ＝±２ｐ−ｉ１×Ｚ、またはＮ＝ｉ１×Ｚ±２ｐを満たすどれかであることが示されている。

Ｎの解のうち最も小さな正の数は実施の形態６に示されるように４となる。よって、ロータ１２の１回転あたり８回の脈動成分のコギングトルクを減少させるためには、逆にステータ１３の作るパーミアンス分布関数の４回の脈動成分に対し反対位相となる成分を与える必要があるので、Ｎは４に決定される。
次に、ロータ１２のコギングトルクの角度毎のデータからステータ２を加圧する箇所を決定する。具体的には、コギングトルクのデータから、ロータ１２の極数と同数の成分を抽出し、その抽出された略正弦波成分の位相に応じてステータ１３を加圧する箇所を決定する。例えば、実施の形態６における図１０の曲線ａのごときコギングトルクであった場合は、図９に示す基準角度の位置と一直線上にあるティースの中心から９０度間隔で４箇所の位置となる。

また、コギングトルクの８回の脈動成分の波形が図１０の曲線ａのような位相からα度ずれていた場合は、実施の形態６にて示したように実験的に把握することが望ましいため、しめ代等の条件も考慮して、事前にマップ化等をしておき、生産時にそのマップから情報を取り出してステータ１３を加圧する対応する箇所を決定する必要がある。
最後に、ステータ１３の外周の所定の位置を加圧する。加圧部品１４をステータ１３の外周部の所定の位置に４箇所合わせて外装フレーム１５との間に圧入する。

したがって、第９の実施の形態においては、円環状に形成され、コイル１８が配設された１２個のスロットを有するステータ１３に対し、８極（Ｐは自然数）の永久磁石を有するロータ１２を前記円環部に挿入して組み立てるステップと、ステータ１３のコイルに通電しない状態で、ロータ１２を回転させて角度毎のコギングトルクを測定するステップと、コギングトルクの測定値に基づいてステータの外周部を加圧する位置を決定するステップと、Ｎ＝４、Ｎ＝±２×４−１２、またはＮ＝１２±２×４から算出される値の正の最小値である４箇所において、前記ステータの外周部を加圧する加圧部品を前記ステータの外部に組み立てるステップとを備えたことを特徴とする。

これにより、ステータ１３の外周部の所定の位置を加圧させる前のコギングトルクの状態を利用するため、その発生要因をブラックボックスとして扱え、いかなる要因である場合もコギングトルクのスロット毎の不均一性に起因する成分を低減することができるので、コギングトルクの要因調査を行うことなく、コギングトルクを低減することができる。
尚、コギングトルクを計測するステップにおいて、ロータ１２の極数と同数のコギングトルクが発生しなかった場合は、加圧する構造をもつ加圧部品１４や、フレーム１５を使用せずに、通常の円管状でステータ１３を固定する部品にてステータ１３を固定してもよい。また、実施の形態８のフレーム１５においても同様に、本実施の形態の製造方法を用いることができる。

実施の形態１０．
実施の形態１０においては、加圧部品にてステータの所定の位置を加圧する箇所数がＮの条件の解のうち最小ではない場合でも、コギングトルクを低減することができる永久磁石式同期モータについて説明する。
図１５は、本実施の形態１０に係わる永久磁石式同期モータの断面図である。実施の形態６と比較して本実施の形態においてはロータが４極、ステータが１２スロットとなっている。また、本実施の形態においてマグネット１２ｃは理想的に配置され、均一で対称的な磁束密度分布を構成するとする。一方ステータ１３については製造上不均一な部分を有するためにパーミアンスに脈動成分がある。それが製品に与える影響等については後述する。

実施の形態１０における４極１２スロットの永久磁石式同期モータのコギングトルクを計測した際にも、ロータ１が１回転するにあたり、ロータ１の極数と同じ４回の脈動成分をもつ場合がある。
実施の形態６から９においては、算出されるＮの解のうち正の最小値である場合について説明しているが、Ｎの解が最小値ではない場合でも、ステータ１３の作るパーミアンス分布関数のＮ回の脈動成分に対し反対位相の成分を与えればコギングトルクが低減される場合がある。実施の形態１０の場合である４極１２スロットにおいては、脈動成分の回数Ｎに関する式でｉｌ＝０として、Ｎ＝２、Ｎ＝±２×２−１２×０、またはＮ＝１２×０±２×２から算出される値のうち正の値であるＮ＝４のパーミアンス分布関数の脈動成分が発生している。

尚、非特許文献１には、ｉｌ＞０を中心に説明が記載されているが、ｉｌはパーミアンス分布関数をフーリエ級数に展開したときの空間次数であるので、ｉｌ≧０であっても理論上成立する。上述の式（２）、（３）が成立するときは、ｉｌが小さいほどコギングトルクの振幅が大きくなる。
図１５に示すようにステータ１３のパーミアンス分布関数の脈動回数４に等しい４個の加圧部品１４を用意し、加圧位置は、コギングトルクの測定でコギングトルクが零の点またはその近くを第一の加圧位置とし、残りの加圧位置は等しい角度間隔で配置する。これを外装フレーム１４とステータ１３との間に圧入することで、ステータ１３に所定の応力と変位を与える。その応力によって、ステータ１３の局部の比透磁率が変化する。

ステータ１３の変位と応力による比透磁率の変化は、ステータ１３とロータ１２との空隙量として、ロータ１２の１回転あたり４回の脈動となっており、また、ステータ１３のバックヨークの応力により比透磁率も、ロータ１２の１回転あたり４回の脈動となっている。よって、ステータ１３とロータ１２の位置関係さえあわせれば、パーミアンス分布関数も４回の脈動成分に対し反対位相の成分を与えることとなる。
上記の場合、加圧部品１４による加圧前後で、コギングトルクが低減されていることが確認されている。したがって、パーミアンス分布関数も４回の脈動成分が発生しており、それに対して、加圧部品１４による加圧によりそれの反対位相の成分を与えることができる。

以上のことより、この実施の形態は、コイルが配設された１２個のスロットを有するステータ１３と、４極の永久磁石を有し、ステータ１３の円環部に挿入されるロータ１２と、ステータ１３の外周をＮ箇所において内側に加圧する加圧部品１４であって、式（１）Ｎ＝ｐ、または式（２）Ｎ＝±２ｐ−ｉｌ×Ｚ、または式（３）Ｎ＝ｉｌ×Ｚ±２ｐから求められるＮが正の値であるものを備えたので、ステータ１３の所定の箇所に、応力と応力による変位を与えて、ステータ１３の作るパーミアンスの４回の脈動成分を打ち消してロータ１２の極数と同数の脈動成分のコギングトルクを低減させることができる。

この実施形態の場合、次数ｉｌ＝０として、式（１）からＮ＝２、式（２）からＮ＝±２×２−１２×０＝４、または式（３）からＮ＝１２×０±２×２＝４となる。これらのＮの値のうち正の値である４を採用し、４箇所で加圧することとなる。
尚、加圧部品１４と外装フレーム１５の代わりに、実施の形態８と同様にフレーム１５をステータ１３に圧入している場合でも、同様の効果を奏することができる。

実施の形態１１．
実施の形態１１においては、実施の形態１０における永久磁石式同期モータを実施の形態９の製造方法に適用した場合について説明する。

実施の形態９との工程での違いについて説明する。ロータ１２のコギングトルクの角度毎のデータからステータ１３を加圧する箇所数Ｎを決定する工程において、実施の形態９の場合においては、Ｎ＝ｐ、またはＮ＝±２ｐ−ｉｌ×Ｚ、またはＮ＝ｉｌ×Ｚ±２ｐのどれかを満たすＮの解のうち最も小さな正の数にて決定するが、実施の形態１１においては、そのうち正の値であるＮ＝４のパーミアンス分布関数の脈動成分が発生している場合を考慮してＮは４に決定される点が異なる。後の工程は実施の形態９と同様とすることで、永久磁石式同期モータを製造することが可能となる。

したがって、実施の形態１１においては、円環状に形成され、コイル１８が配設された１２個のスロットを有するステータ１３に対し、４極（Ｐは自然数）の永久磁石を有するロータ１２を前記円環部に挿入して組み立てるステップと、コイル１８に通電しない状態で、ロータ１２を回転させて角度毎のコギングトルクを測定するステップと、コギングトルクの測定値に基づいてステータ１３の外周部を加圧する位置を決定するステップと、Ｎ＝２、Ｎ＝±２×２−１２×０、またはＮ＝１２×０±２×２から算出される値のうち正の値である４箇所において、前記ステータ１３の外周部を加圧する加圧部品１４を前記ステータ１３の外部に組み立てるステップとを備えたので、ステータ１３の外周部の所定の位置を加圧させる前のコギングトルクの状態を利用するため、その発生要因をブラックボックスとして扱え、いかなる要因である場合もコギングトルクのスロット毎の不均一性に起因する成分を低減することができるので、コギングトルクの要因調査を行うことなく、コギングトルクを低減することができる。

尚、コギングトルクを計測するステップにおいて、ロータ１２の極数と同数のコギングトルクが発生しなかった場合は、加圧する構造をもつ加圧部品１４や、フレーム１５を使用せずに、通常の円環状でステータ１３を固定する部品にてステータ１３を固定してもよい。

１ 固定子鉄心 ２ ティース
３ スロット ４ フレーム
５ 取付用ネジ穴 ６ フレーム短軸線
７ ティース中心線 ８ スロット中心線
９ 方形対角線 １０ 関節部
１１ 突き合せ部(溶接部) １２ ロータ
１２ａ シャフト １２ｂ ロータヨーク
１２ｃ 磁石 １３ ステータ
１４ 加圧部品 １５ 外装フレーム

Claims (2)

1. フレーム内にステータコアを固定することにより永久磁石式同期モータを製造する方法において、フレームの特定部位と、ステータコアの特定部位をそれぞれ基準位置とし、上記両部位を特定の位置関係をもって位置決めした後、固定することを特徴とする永久磁石式同期モータの製造方法であって、
   上記フレームの特定部位を、ステータコアの外周をＮ箇所(Ｎは自然数)において、ほかの部位よりも大きな力で内側に加圧する部位とし、
   上記ほかの部位よりも大きな力で内側に加圧するフレームの特定部位として、スペーサなどの加圧部材を上記フレームないし上記ステータコアとは別に設けたことを特徴とする永久磁石式同期モータの製造方法。
2. フレームの特定部位と、ステータコアの特定部位をそれぞれ基準位置とし、上記両部位を特定の位置関係をもって位置決めした後、固定する場合に、上記特定の位置関係を、あらかじめ測定しておいた、フレーム装着前のステータコアのコギングトルクを打ち消すよう、フレームの加圧点数Ｎと、ステータコアとフレームの基準位置を、位置決めすることを特徴とする請求項１記載の永久磁石式同期モータの製造方法。

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