JP6231285B2 - Permanent magnet synchronous machine and compressor using the same - Google Patents
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本発明は永久磁石同期機、およびこれを用いた駆動システムに関するものである。 The present invention relates to a permanent magnet synchronous machine and a drive system using the same.
永久磁石同期機では、回転子に永久磁石を埋設するInterior Permanent Magnet(以下、IPM)構造が広く採用されている。IPM構造では、直軸インダクタンスLdと横軸インダクタンスLqの比、いわゆる突極比が大きくなるので、磁石トルクに加えリラクタンストルクの活用が可能であるとされてきた。 In the permanent magnet synchronous machine, an interior permanent magnet (hereinafter, IPM) structure in which a permanent magnet is embedded in a rotor is widely adopted. In the IPM structure, since the ratio of the direct-axis inductance Ld and the horizontal-axis inductance Lq, the so-called salient pole ratio, is increased, it has been said that reluctance torque can be used in addition to magnet torque.
リラクタンストルクを活用する永久磁石同期機の背景技術として、特開2001−119875号公報(特許文献1)に記載された同期機がある。この公報には、ロータ100が、磁気突極型ロータ部102とマグネット型ロータ部101とを軸方向に直列に結合した構造をもち、磁気突極型ロータ部102の磁気突極型界磁極の磁束とマグネット型ロータ部101永久磁石型界磁極の磁束とは、共通の多層電機子コイルと鎖交する。このように構成することにより、磁気突極型界磁極によるリラクタンストルクと永久磁石型界磁極によるマグネットトルクの合成トルクを発生する同期機と比較して、両ロータ部の相対角度を最適に設定することができ、永久磁石量あたりの合成トルクを増大させている。
As a background art of a permanent magnet synchronous machine utilizing reluctance torque, there is a synchronous machine described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2001-119875 (Patent Document 1). In this publication, the
特許文献1の同期機では、IPM構造とすることで突極比を大きくして、リラクタンストルクを活用している。しかしながら、用途や出力、およびモ−タ体格によっては、仮にIPM構造としても、すなわち突極比を大きくしてもリラクタンストルクを活用しにくいものがある。これは、リラクタンストルクの大きさが突極比の大小のみに依存するのではなく、磁石トルクとの相対関係にも依存することによる。しかし、従来の設計理論ではこのような観点が見逃されていた。このため、リラクタンストルクが活用できず出力向上や効率向上が図れない一方で、突極比が大きいゆえにインダクタンスが大きくなり、鉄損増加を招いたり、高速化が困難となったりする場合があった。 In the synchronous machine of Patent Document 1, the salient pole ratio is increased by using an IPM structure, and reluctance torque is utilized. However, depending on the application, output, and motor size, there is an IPM structure, that is, it is difficult to utilize the reluctance torque even if the salient pole ratio is increased. This is because the magnitude of the reluctance torque depends not only on the magnitude of the salient pole ratio but also on the relative relationship with the magnet torque. However, this viewpoint has been overlooked in the conventional design theory. For this reason, reluctance torque cannot be used and output and efficiency cannot be improved. On the other hand, because the salient pole ratio is large, inductance increases and iron loss increases or speeding up may be difficult. .
本発明の目的は、永久磁石同期機において、リラクタンストルクの活用が困難な場合においても、トルク向上、効率向上を可能にすることである。 An object of the present invention is to enable torque improvement and efficiency improvement in a permanent magnet synchronous machine even when it is difficult to utilize reluctance torque.
上記目的を達成するために、本発明では、回転子に、径方向内側に凸となる形状の磁極を複数有し、磁極を構成する永久磁石による固定子コイル一相分の鎖交磁束Ψp(WB)と、電流実効値Irms(Arms)を固定子コイルに通電した時の直軸インダクタンスLd(H)および横軸インダクタンスLq(H)とが、(1)式の関係を満足する永久磁石同期機に対して、永久磁石の径方向外周部に非磁性体で構成されるスリットを配置し、横軸インダクタンスLqを低減することにより、固定子鉄心の磁気飽和を緩和する。 In order to achieve the above object, in the present invention, the rotor has a plurality of magnetic poles having a shape projecting radially inward, and the interlinkage magnetic flux Ψp ( WB) and the permanent magnet synchronization in which the direct-axis inductance Ld (H) and the horizontal-axis inductance Lq (H) when the current effective value Irms (Arms) is supplied to the stator coil satisfy the relationship of the expression (1) The magnetic saturation of the stator core is alleviated by disposing a slit made of a non-magnetic material on the outer periphery of the permanent magnet in the radial direction to reduce the horizontal axis inductance Lq.
本発明によればトルクおよび効率が向上する。 According to the present invention, torque and efficiency are improved.
上記した以外の課題、構成及び効果は、以下の実施形態の説明により明らかにされる。 Problems, configurations, and effects other than those described above will be clarified by the following description of embodiments.
以下、本発明の実施例について図面を参照して説明する。以下の説明では、同一の構成要素には同一の記号を付してある。それらの名称および機能は同じであり、重複説明は避ける。また、以下の説明では内転型回転子を対象としているが、本発明の効果は内転型回転子に限定されるものではなく、同様の構成を有する外転型回転子にも適用可能である。また、固定子の巻線方式は集中巻でも良いし分布巻でも良い。また、回転子の極数、固定子コイルの相数も、実施例の構成に限定されるものではない。また、以下の説明ではインバータ駆動の永久磁石モータを対象としているが、本発明の効果は自己始動型永久磁石モータにも適用可能である。 Embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings. In the following description, the same symbols are attached to the same components. Their names and functions are the same, and duplicate descriptions are avoided. Further, in the following description, the inner rotor is targeted, but the effect of the present invention is not limited to the inner rotor, and can be applied to an outer rotor having a similar configuration. is there. Further, the winding method of the stator may be concentrated winding or distributed winding. Further, the number of rotor poles and the number of phases of the stator coils are not limited to the configuration of the embodiment. In the following description, an inverter-driven permanent magnet motor is targeted. However, the effect of the present invention can also be applied to a self-starting permanent magnet motor.
以下、図1乃至5を用いて、本発明の第1の実施例について説明する。また、本実施例の説明に当たり、図9乃至12を参照する。図1は、本発明の第1の実施例における永久磁石同期機について、固定子と回転子とを回転軸に垂直な横断面で示す図である。図2は、本発明に係る(1)式の関係を示す図である。図3は、本発明の第1の実施例における永久磁石同期機について、回転子を回転軸に垂直な横断面で示す図である。図4は、本発明の第1の実施例におけるトルク特性の説明図である。図5は、本発明の第1の実施例におけるモータ特性の一例である。図9は、6極9スロット三相モータの固定子コイル接続図である。図10は、磁石トルクとリラクタンストルクの原理説明図である。図11は、永久磁石モータのベクトル図である。図12は、本発明との比較例である永久磁石同期機の回転子を回転軸に垂直な横断面で示す部分断面図である。 The first embodiment of the present invention will be described below with reference to FIGS. In the description of the present embodiment, FIGS. 9 to 12 are referred to. FIG. 1 is a diagram showing a stator and a rotor in a cross section perpendicular to a rotation axis in a permanent magnet synchronous machine according to a first embodiment of the present invention. FIG. 2 is a diagram showing the relationship of the expression (1) according to the present invention. FIG. 3 is a view showing the rotor in a cross section perpendicular to the rotation axis of the permanent magnet synchronous machine in the first embodiment of the present invention. FIG. 4 is an explanatory diagram of torque characteristics in the first embodiment of the present invention. FIG. 5 is an example of motor characteristics in the first embodiment of the present invention. FIG. 9 is a stator coil connection diagram of a 6-pole 9-slot three-phase motor. FIG. 10 is an explanatory diagram of the principles of magnet torque and reluctance torque. FIG. 11 is a vector diagram of a permanent magnet motor. FIG. 12 is a partial cross-sectional view showing a rotor of a permanent magnet synchronous machine, which is a comparative example with the present invention, in a cross section perpendicular to the rotation axis.
本実施例の永久磁石同期機について、図1を用いて説明する。
本実施例の永久磁石同期機では、固定子9の内周側に回転子1を備えている。回転子1は固定子9に対してギャップGを介して、図示しない軸受けによって回転自在に保持される。固定子9は固定子鉄心10とティース11に巻回された固定子巻線12とで構成される。固定子巻線12は三相の巻線U、V、Wを順に周方向に配置する。U相、V相及びW相の各相は3つのコイルが直列に接続されている(図9)。全部で9つのコイル12u1、12u2、12u3、12v1、12v2、12v3、12w1、12w2、12w3が各ティース11に分かれて巻き付けられており、集中巻きの永久磁石同期機を構成している。このために、固定子9には、ティース11及びスロットが9つ設けられている。回転子1は永久磁石収容孔4を備えた回転子鉄心2と、6極(極対数p=3)を構成するよう配置された永久磁石3とで構成される。回転子1の中心部には、シャフト(回転軸、出力軸)6が貫通する貫通孔6aが形成され、貫通孔6aにシャフト6が挿通されている。
The permanent magnet synchronous machine of a present Example is demonstrated using FIG.
In the permanent magnet synchronous machine of the present embodiment, the rotor 1 is provided on the inner peripheral side of the
本実施例の永久磁石同期機は、図3に示すように、回転子1が径方向内側に凸となるよう構成された磁石収容孔4を有し、磁石収容孔4には永久磁石3が埋設されている。永久磁石3は磁石収容孔4に挿入され、永久磁石3と磁石収容孔4とが周方向に沿って複数設けられることにより、回転子1の内部に周方向に沿って複数の極30が構成される。永久磁石3による固定子コイル一相分の鎖交磁束Ψp(Wb)と、相電流実効値Irms(Arms)を固定子コイルに通電した時の直軸インダクタンスLd(H)および横軸インダクタンスLq(H)とは、下記の式(1)の関係を有する。
As shown in FIG. 3, the permanent magnet synchronous machine of the present embodiment has a
また、回転子1には、永久磁石3の径方向外周部(外周側)に非磁性体で構成されるスリット7が配置されている。
In the rotor 1, a
ここでまず、上記の物理量ならびにリラクタンストルクの発生原理に関して、図3、図9及び図10を用いて説明する。本実施例では、6極9スロットの三相モータについて説明するが、4極6スロット、或いは他の極数及びスロット数を有する三相モータであってもよい。 Here, first, the generation principle of the physical quantity and the reluctance torque will be described with reference to FIG. 3, FIG. 9, and FIG. In this embodiment, a 6-pole 9-slot three-phase motor will be described. However, a 4-pole 6-slot or other three-phase motor having another pole number and number of slots may be used.
例えば図9に示すように、直列に接続されたU相巻線12u1、12u2、12u3には、インバータから波高値I(このときの実行値をIrmsとする)の交流電流iuが供給される。V相巻線12v1、12v2、12v3、W相巻線12w1、12w2、12w3に関しても同様であるが、各相の電流位相は電気角で120°ずつずれている。IやIrmsの大きさは、ワットメータ等の機器を用いることで求めることができる。或いは、オシロスコープなどで電流波形を取得してフーリエ解析することでも求めることができる。 For example, as shown in FIG. 9, an alternating current iu having a peak value I (the effective value at this time is Irms) is supplied from the inverter to the U-phase windings 12u1, 12u2, and 12u3 connected in series. The same applies to the V-phase windings 12v1, 12v2, 12v3 and the W-phase windings 12w1, 12w2, 12w3, but the current phase of each phase is shifted by 120 ° in electrical angle. The size of I or Irms can be obtained by using a device such as a wattmeter. Or it can obtain | require by acquiring a current waveform with an oscilloscope etc. and performing a Fourier analysis.
回転子1と機械的に結合されたシャフト6は負荷に連結され、電流Iの大きさと位相を適当に選定することで、負荷と釣り合うような回転トルクMeが発生する。固定子コイル一相分の鎖交磁束Ψpは、図9に示すU、V、Wの端子Tu、Tv、Twを開放した状態で回転子1を外部駆動し、その時の相電圧波高値E0、または線間電圧波高値E0×√3を測定することで求めることができる。具体的には、毎分当たりの回転数N[rpm]で外部駆動した時の角周波数ω[rad/s]を式(2)から求め、それを式(3)に代入して得られる。
The
ω=2π×N/60×p (p:極対数) (2)
Ψp=E0/ω (3)
ところで、磁石モータのトルクMeは一般に、固定子巻線U、V、W各相の通電電流が生成する回転磁界と,回転子磁極との吸引・反発によって発生する。回転子磁極とは、磁石モータの場合、磁石によって形成される磁界を指すことが多いが、リラクタンストルクを考慮するときには、回転磁界の影響により回転子鉄心が磁化することで形成される磁界も磁極の一種として考えるとわかりやすい。なお、磁石モータの同期運転時における電流や磁束は交流量であるため、dq軸座標系(回転座標系)に変換し直流量として扱う方法が一般的である。一般に、dq軸座標系では回転子の磁極中心軸をd軸とし、d軸に対して反時計回りに電気角で90°進んだ軸、すなわち極性の異なる永久磁石間の中心軸をq軸とする。この場合、回転子位置によらず、dq軸と回転磁界との相対的な位置関係のみでトルク等の諸物理量を考察することが可能となる。
ω = 2π × N / 60 × p (p: number of pole pairs) (2)
Ψp = E0 / ω (3)
Incidentally, the torque Me of the magnet motor is generally generated by attraction / repulsion between the rotating magnetic field generated by the energizing currents of the stator windings U, V, and W and the rotor magnetic poles. In the case of a magnet motor, the rotor magnetic pole often refers to a magnetic field formed by a magnet, but when considering reluctance torque, the magnetic field formed by magnetizing the rotor core due to the influence of the rotating magnetic field is also the magnetic pole. It is easy to understand when considered as a kind of. In addition, since the electric current and magnetic flux at the time of synchronous operation of a magnet motor are alternating current amounts, the method of converting into a dq axis coordinate system (rotating coordinate system) and handling as a direct current amount is common. In general, in the dq-axis coordinate system, the magnetic pole central axis of the rotor is the d-axis, and the axis advanced 90 ° counterclockwise with respect to the d-axis, that is, the central axis between permanent magnets having different polarities is the q-axis. To do. In this case, it is possible to consider various physical quantities such as torque based only on the relative positional relationship between the dq axis and the rotating magnetic field regardless of the rotor position.
図10を用いて、磁石モータのトルク発生原理を説明する。図において、反時計回りを正方向としている。(a)は磁石トルクを示す。(b)はd軸電流が負の場合に生じるリラクタンストルクを示しており、回転子q軸の磁化によるものである。(c)はd軸電流が負の場合に生じるリラクタンストルクを示しており、回転子d軸の磁化によるものである。(a)に示すように、磁石トルクはd軸に発生する磁石磁束とq軸電流により形成される磁界との吸引および反発によって生じるトルクである。このとき、磁石磁束とd軸電流磁界との間には径方向の反発力が発生するが、回転力は生じない。一方で、(b)に示すように、q軸電流磁界により回転子q軸が磁化される場合、回転子q軸の磁化とd軸電流磁界との間に吸引力および反発力が生じる。これがリラクタンストルクであり、d軸電流が負の場合、すなわち弱め界磁運転時には正のトルクが得られ、増磁作用時には負のトルクとなる。同様にして、(c)に示すように回転子d軸が磁化されやすい場合も、q軸電流磁界との関係でリラクタンストルクが発生し、こちらは弱め界磁運転時に負のトルク、増磁作用時には正のトルクとなる(一般的には(b)と(c)との和をリラクタンストルクと呼ぶ)。 The principle of torque generation of the magnet motor will be described with reference to FIG. In the figure, the counterclockwise direction is the positive direction. (A) shows magnet torque. (B) shows the reluctance torque generated when the d-axis current is negative, and is due to the magnetization of the rotor q-axis. (C) shows the reluctance torque generated when the d-axis current is negative, and is due to the magnetization of the rotor d-axis. As shown in (a), the magnet torque is torque generated by attraction and repulsion between the magnetic flux generated on the d-axis and the magnetic field formed by the q-axis current. At this time, a radial repulsive force is generated between the magnet magnetic flux and the d-axis current magnetic field, but no rotational force is generated. On the other hand, as shown in (b), when the rotor q-axis is magnetized by the q-axis current magnetic field, an attractive force and a repulsive force are generated between the magnetization of the rotor q-axis and the d-axis current magnetic field. This is a reluctance torque, and when the d-axis current is negative, that is, a positive torque is obtained during field-weakening operation, and a negative torque is obtained during a magnetizing action. Similarly, when the rotor d-axis is easily magnetized as shown in (c), a reluctance torque is generated in relation to the q-axis current magnetic field, which is a negative torque and a magnetizing action during field-weakening operation. Sometimes the torque is positive (generally, the sum of (b) and (c) is called reluctance torque).
磁石トルクはq軸電流一定の下であれば磁石の発生する磁束量に比例する。すなわち、磁石トルクを増加させるには磁石量を増やしたり、強力な磁石を用いたりする必要があり、コスト増を招く。これに対し、リラクタンストルクはq軸とd軸のインダクタンスの差に比例するため、両者の差が大きくなるように回転子磁気回路を構成することでトルクの増加を図ることができると考えられてきた。 The magnet torque is proportional to the amount of magnetic flux generated by the magnet if the q-axis current is constant. That is, in order to increase the magnet torque, it is necessary to increase the amount of magnets or use a strong magnet, resulting in an increase in cost. On the other hand, since the reluctance torque is proportional to the difference between the q-axis and d-axis inductances, it has been considered that the torque can be increased by configuring the rotor magnetic circuit so that the difference between the two is large. It was.
さて、式(1)の構成物理量のうち、Ψp、Irmsは上述の要領で求められるのに対し、Ld、Lqの求め方に関しては、ダルトン・カメロン法などのような回転子静止法か、または以下で述べるようなベクトル図から逆算する方法がある。 Now, among the constituent physical quantities of the formula (1), Ψp and Irms are obtained in the above-described manner, whereas the method for obtaining Ld and Lq is a rotor stationary method such as the Dalton-Cameron method or the like. There is a method of calculating backward from a vector diagram as described below.
図11のdq軸座標系のベクトル図を用いて、磁石モータの同期運転時における電流、電圧及び磁束について説明する。 The current, voltage, and magnetic flux during synchronous operation of the magnet motor will be described using the vector diagram of the dq axis coordinate system of FIG.
永久磁石による固定子コイル一相分の鎖交磁束Ψpの位相を基準として、これをd軸とみなし、Ψpの時間微分である誘導起電力E0は位相が90°進んだq軸に発生する。モータに印加される相電圧Vとモータに通電される相電流Iが、E0に対してそれぞれθ、βの位相差をもつとき、V,Iは式(4)、(5)に示すようにd軸成分、q軸成分に分解できる。 Taking the phase of the interlinkage flux Ψp for one phase of the stator coil by the permanent magnet as a reference, this is regarded as the d-axis, and the induced electromotive force E0, which is the time derivative of Ψp, is generated on the q-axis whose phase is advanced by 90 °. When the phase voltage V applied to the motor and the phase current I applied to the motor have a phase difference of θ and β with respect to E0, V and I are as shown in equations (4) and (5). It can be decomposed into a d-axis component and a q-axis component.
なお、図11の抵抗Rはホイートストーンブリッジなどの抵抗測定器を用いることで計測可能である。また、電圧位相差角θ、電流位相差角βに関しては、E0、V、Iの波形を取得し、各基本波成分の位相関係を割り出すことで求めることができる。図11では相電圧、相電流の波形を用いた場合を表しているが、例えば相電圧の代わりに線間電圧を取得している場合でも、相電圧と線間電圧の位相差を考慮することで、同様にしてθ、βを求めることができる。 The resistance R in FIG. 11 can be measured by using a resistance measuring instrument such as a Wheatstone bridge. Further, the voltage phase difference angle θ and the current phase difference angle β can be obtained by acquiring the waveforms of E0, V, and I and determining the phase relationship of each fundamental wave component. Although FIG. 11 shows the case of using the phase voltage and phase current waveforms, for example, even when the line voltage is obtained instead of the phase voltage, the phase difference between the phase voltage and the line voltage should be considered. Thus, θ and β can be obtained in the same manner.
上記で得られた物理量を用いて、Ld,Lqは式(6)の電圧方程式から求めることができる。 Using the physical quantities obtained above, Ld and Lq can be obtained from the voltage equation of Equation (6).
以上、式(1)の物理量ならびにリラクタンストルクの発生原理に関して説明した。 The physical quantity of the formula (1) and the generation principle of the reluctance torque have been described above.
次に、本発明の基本原理、すなわち、式(1)の関係を満足し、かつ永久磁石3の径方向外周部にスリット7aを配置することで、トルク向上、効率向上を図ることができる原理を説明する。
Next, the basic principle of the present invention, that is, the principle that satisfies the relationship of the expression (1) and can arrange the
一般に発生トルクMeは、極対数p、永久磁石による固定子コイル一相分の鎖交磁束Ψp、直軸電流Id、横軸電流Iqを用いて次式で表される。 In general, the generated torque Me is expressed by the following equation using the number of pole pairs p, the interlinkage magnetic flux Ψp for one phase of the stator coil by a permanent magnet, the direct current Id, and the horizontal current Iq.
ただし、Id、Iq、Ψpは波高値である。 However, Id, Iq, and Ψp are peak values.
式(7)において、{ }内第一項が磁石トルクを、第二項がリラクタンストルクを表している。この式から明らかなように、リラクタンストルクはLq−Ld、Id、Iqにそれぞれ比例する。このため、従来はリラクタンストルクの大きさの指標として突極比Lq/Ld、またはLq−Ldが用いられていた。しかしながら、リラクタンストルクが発生トルクMeにどれだけ寄与するかは、磁石トルクとの相対関係で決まる。例えば、リラクタンストルクがマグネットトルクに対して極端に小さい場合は、リラクタンストルクが僅かに変動(増減)しても、発生トルクMeにはほとんど影響しない。したがって、リラクタンストルクの大きさを表す指標には、従来の突極比に加え、磁石トルクとの相対関係を加味できる別の物理量を新たに導入する必要がある。 In Expression (7), the first term in {} represents the magnet torque, and the second term represents the reluctance torque. As is apparent from this equation, the reluctance torque is proportional to Lq−Ld, Id, and Iq, respectively. For this reason, conventionally, the salient pole ratio Lq / Ld or Lq-Ld has been used as an index of the magnitude of the reluctance torque. However, how much the reluctance torque contributes to the generated torque Me is determined by a relative relationship with the magnet torque. For example, when the reluctance torque is extremely small relative to the magnet torque, even if the reluctance torque slightly fluctuates (increases / decreases), the generated torque Me is hardly affected. Therefore, in addition to the conventional salient pole ratio, another physical quantity that can take into account the relative relationship with the magnet torque needs to be newly introduced into the index representing the magnitude of the reluctance torque.
ここで、磁石トルクは電流位相差角β=0のときに最大となり、その最大値Mp,maxは式(5)、(7)より次式で表せる。 Here, the magnet torque becomes maximum when the current phase difference angle β = 0, and the maximum value Mp, max can be expressed by the following equation from equations (5) and (7).
一方、リラクタンストルクはβ=π/4(電気角で45 deg.)のときに最大となり、その最大値Mr,maxは式(5)、(7)より次式で表せる。 On the other hand, the reluctance torque becomes maximum when β = π / 4 (electric angle is 45 deg.), And the maximum values Mr and max can be expressed by the following equations from equations (5) and (7).
式(8)と(9)の比が、リラクタンストルクの大きさを表す指標に他ならないので、この比をリラクタンストルク比αと定義する。電流波高値Iを用いる場合は、 Since the ratio of the equations (8) and (9) is nothing but an index representing the magnitude of the reluctance torque, this ratio is defined as the reluctance torque ratio α. When using the current peak I,
となり、電流実効値Irmsを用いる場合は、 When the effective current value Irms is used,
となる。本発明では電流実効値Irmsを用いた式(11)を使用する。 It becomes. In the present invention, Expression (11) using the current effective value Irms is used.
式(11)から明らかなように、リラクタンストルクの大きさを表す指標として、従来のLd、Lqに加え、Ψp、Irmsが新たに導入されていることがわかる。このうち、Ψpは永久磁石の物性と形状、固定子巻線仕様、モ−タ断面形状によって決定され、一般的な誘導起電力測定試験から求めることができる。同様に、Ld、Lqもモ−タ構成と通電電流Irmsによって決定され、一般的なモ−タインダクタンス測定法によって求めることができる。したがって、Ψp、Ld、Lqはモ−タ毎に決まる定数であり、式(11)はαとIrmsの線形関数として扱うことができる。 As is apparent from the equation (11), it is understood that Ψp and Irms are newly introduced as an index representing the magnitude of the reluctance torque in addition to the conventional Ld and Lq. Of these, Ψp is determined by the physical properties and shape of the permanent magnet, the stator winding specifications, and the motor cross-sectional shape, and can be obtained from a general induced electromotive force measurement test. Similarly, Ld and Lq are also determined by the motor configuration and energization current Irms, and can be obtained by a general motor inductance measurement method. Therefore, Ψp, Ld, and Lq are constants determined for each motor, and Equation (11) can be treated as a linear function of α and Irms.
リラクタンストルク比αは、式(11)の右辺、特に電流値を変化させることで任意の値を採ることができるが、発生トルク向上、効率向上の観点から言えば、図4に示すようにリラクタンストルクMrが最大となるβ=45 deg.において、発生トルクMeが磁石トルク最大値Mp,maxと同等かそれ以上となることが望ましい。もう少し詳しく説明すると、永久磁石同期機は、効率最大化制御を行う場合、電流位相差角が0〜45°の範囲で駆動される。発生トルクMeは電流位相差角が0°と45°のときに最小値となる。そこで、電流位相差角が0°と45°のときに、発生トルクMeが磁石トルク最大値Mp,maxと同等かそれ以上となるようにすることにより、リラクタンストルクを活用できるようにしている。すなわち、 The reluctance torque ratio α can take an arbitrary value by changing the right side of the equation (11), in particular, the current value. From the viewpoint of improving the generated torque and improving the efficiency, the reluctance torque ratio α is as shown in FIG. Β = 45 deg. At which the torque Mr becomes maximum. It is desirable that the generated torque Me be equal to or greater than the magnet torque maximum value Mp, max. More specifically, the permanent magnet synchronous machine is driven in the range where the current phase difference angle is 0 to 45 ° when the efficiency maximization control is performed. The generated torque Me has a minimum value when the current phase difference angle is 0 ° and 45 °. Therefore, when the current phase difference angle is 0 ° and 45 °, the reluctance torque can be utilized by making the generated torque Me equal to or greater than the magnet torque maximum value Mp, max. That is,
の関係が成り立てば良い。式(12)を整理すると、 The relationship should be established. When formula (12) is arranged,
となり、さらに式(11)を用いて変形すると次式を得る。 Further, when the equation (11) is further transformed, the following equation is obtained.
以上より、リラクタンストルクの大きさを表す指標として、従来のLd、Lqに加え、Ψp、Irmsを導入する必要があること、リラクタンストルクを有効活用するためには式(14)の関係式を満足する必要があることを示した。 From the above, it is necessary to introduce Ψp and Irms in addition to the conventional Ld and Lq as an index representing the magnitude of the reluctance torque, and the relational expression (14) is satisfied in order to effectively use the reluctance torque. Showed that there is a need to do.
しかしながら、式(14)が成立しない場合、すなわち式(1)の関係が成立する場合は、リラクタンストルクの活用が困難である。このような状況で、図12に示すようなIPM構造としても、出力向上や効率向上が図れない一方で、突極比が大きいゆえにq軸インダクタンスが大きいため、鉄損増加を招いたり、高速化が困難となってしまう。 However, when Expression (14) is not satisfied, that is, when the relationship of Expression (1) is satisfied, it is difficult to use the reluctance torque. In such a situation, the IPM structure as shown in FIG. 12 cannot improve the output and the efficiency, but the q-axis inductance is large due to the large salient pole ratio, leading to an increase in iron loss or high speed. Becomes difficult.
そこで、図3に示すような非磁性体で構成されるスリット7aを配置することでq軸インダクタンスを低減し、固定子鉄心の磁気飽和を緩和する。これによって、図5に示すように、より高速回転まで駆動することが可能になると同時に、トルク向上および効率向上を図ることが可能となる。
Therefore, by arranging a
ところで、上述した永久磁石同期機を駆動する場合、電流位相差角βは制御ソフトの構成によって任意に設定できるが、式(1)を満足するような構成においては、発生トルクが最大となる制御動作点は0 deg.≦ β ≦ 22.5 deg.の範囲に存在する。したがって、前記の位相となるように制御することで、より確実にトルク向上、効率向上を図ることができる。 By the way, when the above-described permanent magnet synchronous machine is driven, the current phase difference angle β can be arbitrarily set by the configuration of the control software. However, in the configuration satisfying the expression (1), the control that generates the maximum torque is performed. The operating point is 0 deg. ≦ β ≦ 22.5 deg. Exists in the range. Therefore, the torque and the efficiency can be improved more reliably by controlling the phase so as to be the above-mentioned phase.
なお、永久磁石3は1極につき周方向に分割されることなく一体で構成しても良いし、複数個を周方向に分割して配置しても良い。本実施例では、磁石収容孔4が、回転軸中心と直交する断面形状において、シャフト6に近接して略直線状に形成された中央部4cと、中央部4cの両端から外周側に向けて略直線状に形成された袖部4a,4bとを有するバスタブ形状に形成されている(図3参照)。磁石収容孔4に収容される永久磁石3も、磁石収容孔4の形状に合わせ、中央部3cと、中央部3cの両端から外周側に向けて略直線状に形成された袖部3a,3bとを有するバスタブ形状に形成されている
さらに具体的に説明すると、1極を構成する磁石収容孔4及び永久磁石3は、周方向に離れて配置された2つの屈曲点B1、B2を有する。さらに、磁石収容孔4及び永久磁石3は、それぞれの屈曲点B1、B2を始端として径方向外周側に向けて伸びる2つの直線部分4a(3a),4b(3b)を有する。2つの直線部分4a(3a),4b(3b)は、径方向外周側に向けて2つの直線部分4a(3a),4b(3b)の間隔が広がるように、磁極の中央を通る磁極中央線30clに対して傾斜して設けられている。屈曲点は3つ以上設けられてもよいが、その場合、2つの直線部分4a(3a),4b(3b)は周方向の両端部に位置する屈曲点B1、B2を始端として設けられる。
Note that the
また、1極を構成する永久磁石3及び磁石収容孔4は、1つのに限定されるわけではない。例えば、1極を構成する永久磁石3を分割し、磁石収容孔4の直線部分(袖部)4a,4bとにそれぞれ永久磁石3(3a,3b)を挿入し、中央部4cは空間とすることもできる。磁石収容孔4も直線部分(袖部)4aと4bとに分割してもよい。
Moreover, the
また、永久磁石3及び磁石収容孔4は、回転軸方向に複数個を分割して構成しても良いし、分割することなく一体で構成しても良い。また、1極を構成する磁石の配置形状は図2に示すような2ヶ所の屈曲点を有する形状のほか、3カ所以上の屈曲点を有する形状でも良いし、U字形でも良いし、V字形でも良い。回転子鉄心2は軸方向に積み重ねた積層鋼板で構成しても良いし、圧粉磁心などで構成しても良いし、アモルファス金属などで構成しても良い。
Further, the
スリット7aは磁石磁束の透過を妨げないと同時に、q軸磁束の透過を妨げるように配置すればよく、直線状に設けても良いし、円弧状にしても良い。また、一続きで構成しても良いし、リブ等で分割して構成しても良い。また、図3では一極あたり4本を配置しているが、製作可能な範囲で有れば何本であっても良い。また、各スリット7aの幅は均一でも良いし、不均一でも良い。
The
スリット7aは、上述したように、磁石磁束の透過を妨げず、q軸磁束の透過を妨げる。このため、スリット7aは、スリット7aが設けられていない状態で回転子鉄心2の永久磁石3の外周側に生じる磁石磁束とq軸磁束とに対して、q軸磁束を横切るように設けられ、磁石磁束をできるだけ横切らず磁石磁束に沿うように設けられる。この条件に適うようにスリット7aを設けると、スリット7aはq軸磁束を横切る方向(磁石磁束に沿う方向)に長く(寸法が大きく)、磁石磁束を横切る方向(q軸磁束に沿う方向)に短い(寸法が小さい、或いは幅が薄い)形状になる。
As described above, the
スリット7aについて、さらに、詳細に説明する。本実施例では、図3に示すように、d軸は回転子1の回転中心(シャフト6の中心)Oと磁石収容孔4の中央4oとを通る。永久磁石3は、d軸に対して線対称となるように、磁石収容孔4の両端部に隙間4sを残し、磁石収容孔4を埋めるように挿入されている。永久磁石3は、隙間4sを残さず、磁石収容孔4を完全に埋めるように挿入されてもよい。本実施例では、d軸は磁極の中央30cを通るので、以下、d軸を磁極中央線30clと呼ぶ。
The
スリット7aは、外周側では磁極中央線30clに近づき、内周側では磁極中央線30clから遠ざかるように、磁極中央線30clに対して傾斜して形成されている。すなわち、スリット7aは、外周側端部が内周側端部に対して磁極中央線30clに近くなるように、磁極中央線30clに対して傾斜して形成されている。具体的には、スリット7aの中心線7aclの外周側端部7aoから磁極中央線30clに下ろした垂線の長さ(外周側端部7aoと磁極中央線30clとの距離)d7aoが、スリット7aの中心線7aclの内周側端部7aiから磁極中央線30clに下ろした垂線の長さ(外周側端部7aiと磁極中央線30clとの距離)d7aiよりも短くなるように、スリット7aは磁極中央線30clに対して傾斜している。
The
スリット7aは、一つの磁極において、磁極中央線30clの少なくとも片側に形成する。本実施例の場合、磁極中央線30clの両側にスリット7aを形成している。また、磁極中央線30clの両側に形成したスリット7aは磁極中央線30clに対して線対称に形成している。スリット7aを磁極中央線30clに対して線対称に形成することにより、磁石磁束とq軸磁束との透過性に関する設計が容易になる。しかし、必ずしもスリット7aを磁極中央線30clに対して線対称に形成する必要はない。
The
スリット7aは、図3では、上述した傾斜を有するように円弧状に形成しているが、直線状に形成してもよい。スリット7aを円弧状に形成する場合、磁石磁束に沿うように、磁極中央線30clに向かって凸形状の曲線を描くようにするとよい。
In FIG. 3, the
次に、図3に示すスリット7bについて説明する。尚、スリット7bを設けない場合もスリット7aによる効果は得られるため、スリット7bは必ずしも設ける必要はない。しかし、スリット7bを設けることにより、以下で説明する効果が得られる。
Next, the
スリット7bは永久磁石3の径方向内周部(内周側)に設けられ、スリット7aと同様に非磁性体で構成される。
The
このような構成とすることで、q軸インダクタンスの低減効果がより一層高まり、固定子鉄心の磁気飽和をより一層緩和することができる。これによって、永久磁石同期機のさらなる高速回転駆動が可能になると同時に、さらなるトルク向上および効率向上を図ることが可能となる。 By adopting such a configuration, the effect of reducing the q-axis inductance is further enhanced, and the magnetic saturation of the stator core can be further alleviated. As a result, the permanent magnet synchronous machine can be further rotated at a high speed, and at the same time, further torque improvement and efficiency improvement can be achieved.
スリット7bは磁石磁束の透過を妨げないと同時に、q軸磁束の透過を妨げるように配置すればよく、直線状に設けても良いし、円弧状にしても良い。また、一続きで構成しても良いし、リブ等で分割して構成しても良い。また、製作可能な範囲で有れば何本であっても良い。また、各スリットの幅は均一でも良いし、不均一でも良い。
The
次に、永久磁石3について説明する。永久磁石3としては、ネオジウム磁石を用いることができる。しかし、本実施例の構成によれば、永久磁石3をフェライト磁石で構成しても、トルク低下、効率低下を補うことができ、また大きな磁石トルクを発生することが可能となる。以下、これらの構成と効果とについて説明する。
Next, the
常温(20℃)でのフェライト磁石の残留磁束密度(Br)はネオジウム磁石の1/3であることが知られているが、フェライト磁石のBrの温度係数はネオジム磁石の2倍以上であるため、高温になるほどBrの低下、すなわち磁石トルクの低下が顕著となる。具体的には、ネオジム磁石の温度係数が−0.11 %/K程度であるのに対し、フェライト磁石は−0.26 %/K程度である。したがって、周囲温度が上昇するほどネオジム磁石に対するBr比は低下していく。特に、周囲温度が80℃以上の場合にはBrの低下傾向が顕著化する。このような場合において、本発明を適用することで、Br低下によるトルク低下、効率低下を補うことができる。 The residual magnetic flux density (Br) of a ferrite magnet at room temperature (20 ° C.) is known to be 1/3 that of a neodymium magnet, but the temperature coefficient of Br of a ferrite magnet is more than twice that of a neodymium magnet. As the temperature increases, the decrease in Br, that is, the decrease in magnet torque becomes more significant. Specifically, the temperature coefficient of neodymium magnets is about -0.11% / K, while the ferrite magnet is about -0.26% / K. Therefore, the Br ratio with respect to the neodymium magnet decreases as the ambient temperature increases. In particular, when the ambient temperature is 80 ° C. or higher, the tendency of Br to decrease becomes significant. In such a case, by applying the present invention, it is possible to compensate for torque reduction and efficiency reduction due to Br reduction.
また、永久磁石3をフェライト磁石で構成する場合には、図3や図6に示すように1極につき周方向に2ヶ所の屈曲点を有するとともに、それぞれの屈曲点を始端として磁化方向に対して垂直方向かつ極の端部側に向けて伸びるように構成することが有効である。
Further, when the
このような磁石形状とすることで、磁石磁束発生面の表面積を大きくできるので、U字形のフェライト磁石を使用したものよりも大きな磁石トルクを発生することが可能となる。なお、永久磁石3は、3カ所以上の複数の屈曲点および直線部分を有するように構成してもよい。
By adopting such a magnet shape, the surface area of the magnet magnetic flux generating surface can be increased, so that it is possible to generate a larger magnet torque than that using a U-shaped ferrite magnet. In addition, you may comprise the
なお、スリット追加により回転子コア外周部の重量が低減するため、当該部分に働く遠心力が低下する。このため、回転子強度の制約で高速化が困難な場合においても、本発明の構成とすることで、より高速回転での駆動が可能となる。 In addition, since the weight of a rotor core outer peripheral part reduces by adding a slit, the centrifugal force which acts on the said part falls. For this reason, even when it is difficult to increase the speed due to restrictions on the rotor strength, the configuration of the present invention enables driving at higher speed.
以下、図6を用いて本発明の第2の実施例について説明する。図6は、本実施例による圧縮機の断面構造図である。 Hereinafter, a second embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. FIG. 6 is a sectional structural view of the compressor according to the present embodiment.
図6において、圧縮機構部は、固定スクロ−ル部材13の端板14に直立する渦巻状ラップ15と、旋回スクロ−ル部材16の端板17に直立する渦巻状ラップ18とを噛み合わせて形成されている。そして、旋回スクロ−ル部材16をクランクシャフト6によって旋回運動させることで圧縮動作を行う。固定スクロ−ル部材13及び旋回スクロ−ル部材16によって形成される圧縮室19(19a、19b、……)のうち、最も外径側に位置している圧縮室19は、旋回運動に伴って両スクロ−ル部材13、16の中心に向かって移動し、容積が次第に縮小する。
In FIG. 6, the compression mechanism unit meshes a
両圧縮室19a、19bが両スクロ−ル部材13、16の中心近傍に達すると、両圧縮室19内の圧縮ガスは圧縮室19と連通した吐出口20から吐出される。吐出された圧縮ガスは、固定スクロ−ル部材13及びフレ−ム21に設けられたガス通路(図示せず)を通ってフレ−ム21下部の圧力容器22内に至り、圧力容器22の側壁に設けられた吐出パイプ23から圧縮機外に排出される。圧力容器22内に、固定子9と回転子1とで構成される永久磁石モ−タ103が内封されており、回転子1が回転することで、圧縮動作を行う。永久磁石モ−タ103の下部には、油溜め部25が設けられている。油溜め部25内の油は回転運動により生ずる圧力差によって、クランクシャフト6内に設けられた油孔26を通って、旋回スクロ−ル部材16とクランクシャフト6との摺動部、滑り軸受け27等の潤滑に供される。圧力容器22の側壁には固定子コイル12を圧力容器22の外側に引き出すための端子箱30が設けられ、例えば、三相永久磁石モ−タの場合は、U、V、W各巻線の端子が計3個、納められている。永久磁石モ−タ103に、前述の実施例1、後述の実施例3又は実施例4記載の永久磁石同期機を適用することで、より高速回転まで駆動することが可能になると同時に、トルク向上および効率向上を図ることが可能となる。
When both the
ところで、現在の家庭用・業務用空調機では、圧縮容器22内にR410A冷媒が封入されているものが多く、永久磁石モ−タ103の周囲温度は80℃以上となることが多い。今後、地球温暖化係数がより小さいR32冷媒の採用が進むと周囲温度はさらに上昇するため、磁石のBr低下がより顕著となる。このような場合に、前述の実施例1、後述の実施例3又は実施例4記載の永久磁石同期機を適用することで、Br低下によるトルク低下、効率低下を補うことができる。特に永久磁石3をフェライト磁石で構成する場合には、ネオジウム磁石で問題となる高温減磁が原理的に発生しないので、R32冷媒採用に伴う周囲温度上昇に対して有効な対策となる。尚、本実施例の圧縮機に前述の実施例1、後述の実施例3又は実施例4記載の永久磁石同期機を適用するにあたり、冷媒の種類が制限されるものではない。
By the way, in many current home and commercial air conditioners, the R410A refrigerant is sealed in the
なお、圧縮機構成は図6記載のスクロ−ル圧縮機でも良いし、ロ−タリ圧縮機でも良いし、その他の圧縮機構を有する構成でも良い。また、本発明によれば、以上に説明したように小形で高出力のモータが実現できる。すると高速運転が可能になるなど、運転範囲を広げることが可能となり、さらには、HeやR32などの冷媒においては、R22、R407C、R410Aなどの冷媒に比べ、隙間からの漏れが大きく、特に低速運転時には循環量に対する漏れの比率が顕著に大きくなるため、効率低下が大きい。低循環量(低速運転)時の効率向上のため、圧縮機構部を小型化し、同じ循環量を得るために回転数を上げることで、漏れ損失を低減させることが有効な手段となりうるが、最大循環量を確保するために最大回転数も上げる必要がある。本発明に係る永久磁石同期機を備えた圧縮機によれば、最大トルクを大きくすることが可能となるため、最大回転数を上げることが可能となり、HeやR32などの冷媒における効率向上に有効な手段となる。 The compressor configuration may be the scroll compressor shown in FIG. 6, a rotary compressor, or a configuration having other compression mechanisms. Further, according to the present invention, as described above, a small and high output motor can be realized. Then, it becomes possible to widen the operating range, such as enabling high-speed operation. Further, in refrigerants such as He and R32, leakage from gaps is larger than refrigerants such as R22, R407C, and R410A, and in particular, low speeds. During operation, the ratio of leakage to the circulation amount is significantly increased, so that the efficiency is greatly reduced. Reducing leakage loss by reducing the size of the compression mechanism and increasing the rotational speed to obtain the same amount of circulation can be an effective means to improve efficiency during low circulation (low speed operation). It is necessary to increase the maximum number of revolutions in order to secure the circulation rate. According to the compressor provided with the permanent magnet synchronous machine according to the present invention, the maximum torque can be increased, so that the maximum number of rotations can be increased, which is effective for improving the efficiency of refrigerants such as He and R32. It becomes a means.
以下、図7a、7b、7cを用いて本発明の第3の実施例について説明する。図7Aは、本発明の第3の実施例における永久磁石同期機について、回転子を回転軸に沿う縦断面で示す部分断面図である。図7Bは、本発明の第3の実施例における永久磁石同期機について、回転子を回転軸に垂直な横断面で示す部分断面図(図7AのVIB−VIB断面)である。図7Cは、本発明の第3の実施例における永久磁石同期機について、回転子を回転軸に垂直な横断面で示す部分断面図(図6AのVIC−VIC断面)である。尚、図7B及び図7Cでは、永久磁石3を記載していないが、磁石収容孔4に実施例1と同様に永久磁石3が設けられる。
Hereinafter, a third embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. 7a, 7b and 7c. FIG. 7A is a partial cross-sectional view showing a rotor in a longitudinal section along a rotation axis in a permanent magnet synchronous machine according to a third embodiment of the present invention. FIG. 7B is a partial cross-sectional view (a VIB-VIB cross section in FIG. 7A) showing the rotor in a cross section perpendicular to the rotation axis in the permanent magnet synchronous machine in the third embodiment of the present invention. FIG. 7C is a partial cross-sectional view (VIC-VIC cross section of FIG. 6A) showing the rotor in a cross section perpendicular to the rotation axis in the permanent magnet synchronous machine in the third embodiment of the present invention. 7B and 7C, the
本実施例の構成が図3と異なる点は、スリット7aを周方向に周期的に配置するのではなく、アンバランスに配置している点である。
The configuration of this embodiment is different from that of FIG. 3 in that the
具体的には、シャフト(出力軸)6が貫通する出力軸貫通孔6aと磁石収容孔4とスリット7aとを有する薄板状の回転子鉄心部材2aをシャフト6の軸方向に積層して回転子1を構成し、積層される一部の回転子鉄心部材2aを、回転子鉄心部材2aの重心位置と回転子鉄心内部に挿入されたシャフト6の重心位置とが一致しないようにスリット7aを配置して、重心位置を偏らせた回転子鉄心部材2aとしたものである。
Specifically, a thin plate-like
さらに具体的には、1極分だけスリット7aを設けない構成とした。或いは、スリット7aの本数を変えるようにしてもよい。要は、スリット7aが周方向にアンバランスに配置されることにより、回転子1の重心位置が変化すればよい。尚、図7B及び図7Cでは、スリット7bの記載を省略しているが、図3と同様に、スリット7bが設けられていてもよい。
More specifically, the
本実施例における回転子1の回転子鉄心2は、磁性材料からなり、スリット7aを有する薄板状部材(例えば、電磁鋼板)を積層して構成されている。スリット7aを周方向にアンバランスに配置した薄板状の回転子鉄心部材の積厚を変更することにより、重心位置の調整を容易に行える。
The
図6に示す圧縮機において、内蔵された永久磁石モ−タ103の回転子鉄心2の任意の積厚分だけ、図7Bに示すような回転子鉄心2aの重心と回転子鉄心内部に挿入されたシャフト(出力軸)6の重心とが一致しない構成とすることで、回転子1にバランスウェイト24の機能を担わせることが可能となる。
In the compressor shown in FIG. 6, an arbitrary stacking thickness of the
また、回転子鉄心2のうち、回転軸方向の中間(図7AのA−Aで示す位置)を境界として回転軸方向の一方の側の任意の積厚分だけを、図7Aに示すような回転子鉄心2aで構成する。これにより、回転子鉄心2aで構成された回転子部分の重心と回転子コア内部に挿入されたシャフト6の重心とが一致しない構成になる。また、前記境界に対して回転軸方向の他方の側の回転子鉄心部分は、任意の積厚分だけ、図7Bに示すように、回転子鉄心2aを反転(回転軸を中心に180度回転、或いは表裏を反転)させた回転子鉄心2bを積層して構成するとよい。
Further, in the
すなわち、積厚の中間を境界として、境界の一方の側に、上記の重心位置を偏らせた回転子鉄心部材2aを任意の積厚分だけ積層し、境界の他方の側に、上記の重心位置を偏らせた回転子鉄心部材2aを、一方の側とは反転させて、任意の積厚分だけ積層する。
That is, with the middle of the stack thickness as a boundary, the
回転子鉄心2aと回転子鉄心2bとでは、スリット7aを設けていない磁極位置(アンバランス位置)が回転子径方向においてシャフト6を介して反対側に位置している。これにより、回転軸方向の一方の側で回転子鉄心2aを構成することにより、シャフト(出力軸)6の重心に対して回転子鉄心の重心をずらす方向と、回転軸方向の他方の側で回転子鉄心2bを構成することにより、シャフト6の重心に対して回転子鉄心の重心をずらす方向とが、回転子径方向においてシャフト6を介して反対方向になる。
In the
この場合、回転子1にバランスウェイト24の機能を担わせることが可能となるほか、回転子鉄心2aだけで構成する場合に比べ、磁気的なアンバランスが解消されるので、トルク脈動や電流脈動を低減でき振動・騒音低減を図ることができる。
In this case, the rotor 1 can be provided with the function of the
以下、図8を用いて本発明の第4の実施例について説明する。図8は、本発明の第4の実施例における永久磁石同期機について、回転子を回転軸に垂直な横断面で示す部分断面図である。 Hereinafter, a fourth embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. FIG. 8: is a fragmentary sectional view which shows a rotor in the cross section perpendicular | vertical to a rotating shaft about the permanent magnet synchronous machine in the 4th Example of this invention.
本実施例では、磁石収容孔と永久磁石とが、それぞれ磁石収容孔4a,4bと永久磁石4a,4bの二層構造になっている。図示のような1極につき磁石が二層配置されている場合においても、スリット7a,7bを配置することで、実施例1と同様の効果が得られる。ここで、磁石を二層配置とする理由は、磁石表面積拡大により磁石トルクを増加させるためであり、本発明のようなリラクタンストルクの活用が困難な場合においては、二層配置による効果が特に大きい。なお、磁石は二層以上の多層でも良い。
In this embodiment, the magnet housing hole and the permanent magnet have a two-layer structure of
なお、本発明は上記した各実施例に限定されるものではなく、様々な変形例が含まれる。例えば、上記した実施例は本発明を分かりやすく説明するために詳細に説明したものであり、必ずしも全ての構成を備えるものに限定されるものではない。また、ある実施例の構成の一部を他の実施例の構成に置き換えることが可能であり、また、ある実施例の構成に他の実施例の構成を加えることも可能である。また、各実施例の構成の一部について、他の構成の追加・削除・置換をすることが可能である。 In addition, this invention is not limited to each above-mentioned Example, Various modifications are included. For example, the above-described embodiments have been described in detail for easy understanding of the present invention, and are not necessarily limited to those having all the configurations. Further, a part of the configuration of one embodiment can be replaced with the configuration of another embodiment, and the configuration of another embodiment can be added to the configuration of one embodiment. Further, it is possible to add, delete, and replace other configurations for a part of the configuration of each embodiment.
1…回転子、2,2a,2b…回転子鉄心、3…永久磁石、4…永久磁石収容孔、5…カシメ用リベット、6…シャフト又はクランクシャフト、7a,7b…スリット、9…固定子、10…固定子鉄心、11…ティース、12(12u1,12u2,12v1,12v2,12w1,12w2)…固定子コイル、13…固定スクロ−ル部材、14…端板、15…渦巻状ラップ、16…旋回スクロ−ル部材、17…端板、18…渦巻状ラップ、19(19a,19b)…圧縮室、20…吐出口、21…フレ−ム、22…圧力容器、23…吐出パイプ、24…バランスウェイト、25…油溜部、26…油孔、27…滑り軸受け、30…端子箱、103…永久磁石モ−タ。
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 ... Rotor, 2, 2a, 2b ... Rotor core, 3 ... Permanent magnet, 4 ... Permanent magnet accommodation hole, 5 ... Riveting for caulking, 6 ... Shaft or crankshaft, 7a, 7b ... Slit, 9 ... Stator DESCRIPTION OF
Claims (2)
前記回転子は、径方向内側に凸となるように構成され、磁石収容孔と前記磁石収容孔に挿入された永久磁石とで構成された磁極を周方向に複数配置した永久磁石同期機において、
前記永久磁石による固定子コイル一相分の鎖交磁束Ψp(WB)と、電流実効値Irms(Arms)を前記固定子コイルに通電した時の直軸インダクタンスLd(H)および横軸インダクタンスLq(H)と、前記電流実効値Irms(Arms)とが、
前記永久磁石は、フェライト磁石であって、1極を構成する前記フェライト磁石が、周方向に2つの屈曲点と、それぞれの屈曲点を始端として径方向外周側に向けて伸びる2つの直線部分と、を有し、且つ前記2つの直線部分が、径方向外周側に向けて前記2つの直線部分の間隔が広がるように、前記回転子の回転中心と前記磁極の磁極中央とを通る中央線に対して傾斜して設けられており、
前記スリットは、前記中央線に向かって凸形状の曲線を描くように円弧状を成して前記中央線の少なくとも片側に設けられ、外周側端部が内周側端部に対して前記中央線に近くなるように、前記中央線に対して傾斜して形成されていることを特徴とする永久磁石同期機。 Comprising a stator having a plurality of teeth, and a rotor disposed with a gap in the radial direction with respect to the stator, and
In the permanent magnet synchronous machine, wherein the rotor is configured to be convex radially inward, and a plurality of magnetic poles configured by a magnet housing hole and a permanent magnet inserted into the magnet housing hole are arranged in the circumferential direction.
A linear-axis inductance Ld (H) and a horizontal-axis inductance Lq (when the stator coil is energized with the interlinkage magnetic flux Ψp (WB) for one phase of the stator coil by the permanent magnet and the current effective value Irms (Arms). H) and the current effective value Irms (Arms),
The permanent magnet is a ferrite magnet, and the ferrite magnet constituting one pole has two bending points in the circumferential direction, and two linear portions extending from the respective bending points to the radially outer peripheral side. , And the two linear portions are arranged on a center line passing through the rotation center of the rotor and the magnetic pole center of the magnetic pole so that the distance between the two linear portions increases toward the radially outer peripheral side. Inclined with respect to,
The slit is formed in an arc shape so as to draw a convex curve toward the center line, and is provided on at least one side of the center line. The permanent magnet synchronous machine is formed to be inclined with respect to the center line so as to be close to the center line .
前記スリットは、前記中央線の両側に前記中央線に対して線対称に形成されていることを特徴とする永久磁石同期機。 In the permanent magnet synchronous machine according to claim 1 ,
The slit is formed symmetrically with respect to the center line on both sides of the center line.
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