WO2018180379A1 - インホイールモータ - Google Patents

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WO2018180379A1
WO2018180379A1 PCT/JP2018/009298 JP2018009298W WO2018180379A1 WO 2018180379 A1 WO2018180379 A1 WO 2018180379A1 JP 2018009298 W JP2018009298 W JP 2018009298W WO 2018180379 A1 WO2018180379 A1 WO 2018180379A1
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cogging torque
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permanent magnet
wheel
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PCT/JP2018/009298
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智宣 勝田
Original Assignee
岡山県
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    • Y02T10/60—Other road transportation technologies with climate change mitigation effect
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Definitions

  • the present invention relates to an outer rotor type in-wheel motor for driving a wheel of an in-wheel motor vehicle in which a motor is incorporated in the wheel.
  • Torque pulsation becomes a vibration and eventually becomes a sound, which is a factor that hinders quietness.
  • Torque pulsation is called cogging torque when no current is applied, and is a unique value determined by the shape of the stator, the number of magnets arranged and its shape, the number of teeth of the stator and its shape. That is, once the specification is determined, the cogging torque cannot be reduced. For this reason, how to reduce the cogging torque has been a problem in designing and analyzing the magnetic field of the motor.
  • a motor that requires a large torque tends to have a large cogging torque, so it has been difficult to realize a large torque and a small cogging torque.
  • a direct drive type in-wheel motor that requires a large torque if the cogging torque is large, vibration due to the torque pulsation is also directly transmitted to the wheel, so it is indispensable to make the cogging torque smaller.
  • the motor is a fractional groove type motor, and the cogging torque can be made almost zero by setting the circumferential tooth tip width of the stator or rotor to 1 ⁇ 2 of the groove pitch.
  • the cogging torque can be made almost zero by setting the circumferential tooth tip width of the stator or rotor to 1 ⁇ 2 of the groove pitch.
  • the number of magnetic poles is 20 and the number of grooves (the number of teeth) is 24.
  • the least common multiple of the number of magnetic poles and the number of grooves is 120, and the greatest promise The number is 4.
  • the least common multiple can be increased and the cogging torque can be decreased.
  • the maximum common divisor is small and the winding current is increased, which is disadvantageous for suppressing heat generation.
  • this configuration by making the winding thick, it is possible to suppress the heat generation by reducing the current in the winding, but in this case, there is a problem that it is difficult to form the winding.
  • the present invention solves the conventional problems as described above, and is an outer rotor type in-wheel for driving a wheel of an in-wheel motor vehicle that is advantageous in reducing cogging torque within a range that is not disadvantageous in manufacturing and practical use.
  • An object is to provide a motor.
  • an in-wheel motor of the present invention is an outer rotor type in-wheel motor for driving a wheel of an in-wheel motor vehicle in which the motor is incorporated in a wheel, and a plurality of permanent magnets have an inner peripheral surface.
  • the number of the permanent magnets is 32 and the number of the grooves is 24, and the cross-sectional shape of the permanent magnet in the direction perpendicular to the rotation axis of the rotor is Chamfering is performed to avoid concentration of magnetic flux, and the stator side has a convex shape.
  • the inverter frequency is low and easy to control, and the groove margin can be secured sufficiently.
  • This structure is not disadvantageous in terms of the effects of coil manufacturing and heat generation.
  • the structure is advantageous for reduction, and is suitable for an outer rotor type in-wheel motor for driving wheels of an in-wheel motor vehicle.
  • the half width of the permanent magnet is Mw (mm)
  • the half width of the teeth is Tw (mm)
  • the radius of the inner diameter of the rotor is Ri (mm)
  • the rotating shaft of the rotor In the cross-sectional shape of the permanent magnet in a direction orthogonal to the angle, the angle formed by the tangent line of the permanent magnet at the contact point between the wedge-shaped protrusion and the permanent magnet and the bottom side of the permanent magnet on the rotor side is Ma. It is preferable that the following number 1 is satisfied.
  • the wedge-shaped protrusion is formed integrally with the rotor. According to this configuration, an assembly error between the wedge-shaped protrusion and the rotor can be eliminated, and the accuracy of the rotor inner diameter Ri and the magnet angle Ma is ensured. In addition, since the permanent magnet is positioned on the wedge-shaped protrusion with high accuracy, an assembly error between the wedge-shaped protrusion and the permanent magnet is reduced, and it is effective to accurately reproduce the above equation 1 with an actual machine.
  • the permanent magnet is engaged with the wedge-shaped protrusion on the end side of the chamfered position. According to this configuration, since the wedge-shaped protrusion does not protrude toward the stator, it is advantageous to reduce a short circuit that occurs between adjacent permanent magnets through the wedge-shaped protrusion. Torque is the rotational force obtained by the magnetic force exchanged between the stator and the permanent magnet, and the two attract or repel each other. Become advantageous.
  • the external view which shows the vicinity of the in-wheel motor which concerns on one Embodiment of this invention.
  • Sectional drawing which shows the internal structure of the in-wheel motor shown in FIG.
  • the top view which shows the principal part of the motor structure of the in-wheel motor which concerns on one Embodiment of this invention.
  • the enlarged view of the A section of FIG. The enlarged view of the B section of FIG.
  • the figure showing the change of cogging torque T and (beta) when changing the tooth width Tw in each when the rotor internal diameter Ri is a predetermined value.
  • the figure showing the change of cogging torque T and (beta) when changing the rotor internal diameter Ri in each when magnet thickness Mt is a predetermined value.
  • the figure showing the change of cogging torque T and (beta) when changing the rotor internal diameter Ri in each when magnet angle Ma is a predetermined value.
  • the present embodiment relates to an outer rotor type in-wheel motor for driving a wheel of an in-wheel motor vehicle in which a motor is incorporated in the wheel.
  • the in-wheel motor vehicle is, for example, an electric vehicle, but is not limited thereto, and may be a vehicle that generates power with a gasoline engine and drives the motor.
  • FIG. 1 is an external view showing the vicinity of an in-wheel motor 1 according to an embodiment of the present invention.
  • the wheel (wheel) 2 is illustrated in a cross-sectional state, and illustration of a tire attached to the wheel 2 is omitted.
  • the in-wheel motor 1 is used by being built inside a wheel 2 of an electric vehicle, and FIG. 1 shows one wheel portion of the electric vehicle.
  • the in-wheel motor 1 is attached to the vehicle suspension device 3.
  • a shock absorber 6 is fixed between a pair of upper and lower upper arms 4 and a lower arm 5 constituting the vehicle suspension device 3, and a coil spring 7 is attached to the shock absorber 6 so as to surround it.
  • the in-wheel motor 1 includes a motor case 10.
  • a motor structure is built in the motor case 10.
  • the motor structure will be described with reference to FIGS.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view showing the internal structure of the in-wheel motor 1 shown in FIG. For convenience of illustration, the illustration is partially simplified.
  • FIG. 3 is an enlarged view of the vicinity of the outer peripheral surface of the cover 10 in FIG.
  • FIG. 4 is an exploded perspective view of the in-wheel motor 1.
  • the internal structure of the in-wheel motor 1 will be described with reference to FIGS.
  • FIG. 2 illustrates a state in which the wheel 2 is attached to the in-wheel motor 1, but the case 10 is fixed to the hub unit 11 before the wheel 2 is attached to the in-wheel motor 1.
  • the bolt 12 passes through the flange portion of the hub unit 11, the case 10, and the wheel 2, and the bolt 12 is tightened by a nut (not shown).
  • the wheel 2 is integrally fixed to the in-wheel motor 1.
  • a groove 13 is formed on the inner peripheral surface of the case 10, and a convex portion 16 is formed on an annular rotor 14.
  • the permanent magnet 15 is fixed to the inner peripheral surface side of the rotor 14.
  • the rotor 14 is accommodated in the case 10 in a state where the convex portion 16 is fitted in the groove 13 of the case 10. In this state, as shown in FIG. 3, the rotor clamp 20 and the dust seal 21 are fixed to the case 10 with screws 22, and the rotor 14 is sandwiched between the spacer 18 and the spacer 19, and the inner peripheral surface side of the case 10. Fixed to.
  • the brake shaft 24 is inserted into the through hole 23 of the hub unit 11 shown in FIG. In the state of FIG. 2, the brake shaft 24 is fixed to the hub unit 11, and a brake disk 26 (see FIG. 2) is fixed to the brake shaft 11 by bolts 25 and nuts (not shown).
  • the hub unit 11, the case 10, the rotor 14, the brake shaft 24, and the brake disk 26 have an integrated structure, and the wheel 2 is fixed to the integrated structure.
  • the in-wheel motor 1 of this embodiment is an outer rotor type, and a rotor 14 that is an outer rotor rotates. According to the integrated structure, the inner diameter side of the bearing (not shown) of the case 10 and the hub unit 11, the brake shaft 24, and the brake disc 26 rotate at the same speed as the rotation of the rotor 14. The integral wheel 2 rotates.
  • a coil 31 is wound around a stator (iron core) 30.
  • the coil wire of the coil 31 is connected to the outer periphery of the bus bar ring 37.
  • the motor support 32 and the motor base 33 shown in FIG. 4 constitute a support body 34 that supports the stator 30.
  • the outer peripheral surfaces of the motor support 32 and the motor base 33 are fitted to the inner peripheral surface of the stator 30, and the stator 30 is fixed to the support body 34 constituted by the motor support 32 and the motor base 33.
  • the bolt 40 is integrated with the motor base 33, and the bolt 40 passes through the seal plate 41.
  • the bolt 40 (not shown in FIG. 2) passes through the knuckle 8 and is fastened to a nut (not shown).
  • the stator 30 is fixed to the knuckle 8 via the support body 34.
  • stator 30 and the support body 34 and the seal plate 41 integrated therewith are non-rotating fixed portions.
  • the support 34 and the seal plate 41 are fixed to the hub unit 11.
  • the hub unit 11 rotates integrally with the rotation of the wheel 2.
  • the hub unit 11 has a built-in bearing (not shown), even if the mounting side of the wheel 2 rotates, the mounting side of the support 34 and the seal plate 41 is fixed.
  • a gap T is formed between the rotor 14 in which the permanent magnet 15 is integrated and the stator 30 around which the coil 31 is wound. When the coil 31 is energized, the rotor 14 integrated with the permanent magnet 15 rotates.
  • FIG. 5 is a plan view showing the main part of the motor structure of the in-wheel motor 1 according to the present embodiment.
  • 6 is an enlarged view of part A in FIG. 5
  • FIG. 7 is an enlarged view of part B in FIG.
  • the rotor 14 is a surface magnet type, and a plurality of permanent magnets 15 are fixed along the inner peripheral surface of the rotor 14. More specifically, as shown in FIGS. 6 and 7, the permanent magnet 15 is fixed to the rotor 14 by a wedge-shaped protrusion 42 that is integral with the rotor 14.
  • the stator 30 is disposed inside the rotor 14, and teeth 35 and grooves 36 are alternately formed on the outer periphery of the stator 30.
  • the permanent magnet 15 shows a cross-sectional shape in a direction orthogonal to the rotation axis of the rotor 14.
  • the permanent magnet 15 has a convex shape on the stator 30 side, and is chamfered 43 to avoid concentration of magnetic flux on both end sides.
  • the permanent magnet 15 is engaged with the wedge-shaped protrusion 42 at the engaging portion 44 closer to the end than the position of the chamfer 43.
  • the engaging portion 44 may be a straight line or a curved line.
  • the wedge-shaped protrusion 42 and the engaging portion 44 are in contact with each other at the contact 46, and the tangent 47 is a tangent at the contact 46.
  • the outline of the configuration of the in-wheel motor 1 has been described above.
  • the wheel Because the motor is built in, it is difficult to take a vibration-proof structure, and in the case of direct drive, vibration caused by motor torque pulsation is also directly transmitted to the vehicle body, so it is required to reduce cogging torque. .
  • the inventor of the present application paid attention to the number of permanent magnets and the number of grooves in order to reduce the cogging torque.
  • the combination of the number of permanent magnets and the number of grooves is sometimes referred to as a slot combination, but is simply referred to as a structure in this embodiment.
  • the number of permanent magnets and the number of grooves when referring to a ratio rather than a number, it is clearly stated that it is a ratio.
  • the structure in which the ratio of the number of permanent magnets to the number of grooves is 2: 3 is called an integer groove, and the other is called a fractional groove.
  • the structure is 120, and the cogging torque is smaller in the fractional groove structure than in the integer groove structure.
  • the fractional groove structure is disadvantageous in that the winding direction is not the same direction and is complicated, and the number of parallel circuits of the winding cannot be increased. That is, the value obtained by dividing the total current flowing through the motor by the number of parallel circuits becomes the current value flowing through the coils. Therefore, if the number of parallel circuits cannot be increased, the current flowing through the coils increases, and the heat generated by the resistance increases.
  • the number of parallel circuits is determined by the greatest common divisor of the number of permanent magnets and the number of grooves, and the larger the greatest common divisor, the greater the number of parallel circuits.
  • the inventor of the present application is that the fractional groove structure in which the ratio of the number of permanent magnets to the number of grooves is 4: 3 increases the least common multiple of the number of permanent magnets and the number of grooves, and sets the greatest common divisor of the number of permanent magnets and the number of grooves. Focusing on the fact that this structure can satisfy both of these requirements, this structure reduces cogging torque and increases the number of parallel circuits to suppress heat generation.In other words, it suppresses heat generation without impairing winding formability. It was found that the structure can achieve both of these. Then, the number of permanent magnets and the number of grooves suitable for an outer rotor type in-wheel motor for driving wheels of an electric vehicle or the like were examined as follows.
  • the inverter frequency f (Hz) is expressed by the following formula (1), where N (rpm) is the motor rotation speed and P is the number of permanent magnets.
  • Formula (1) f (N / 60) ⁇ (P / 2) According to Formula (1), if the number of permanent magnets increases, the inverter frequency increases and motor control becomes difficult, so it is not desirable to increase the number of poles.
  • On-board motors such as mass-produced electric vehicles and hybrid vehicles often employ an 8-pole 48-groove structure, and the reduction ratio in this case is, for example, 8.1938.
  • the speed is 120 km / h.
  • the inverter frequency is as high as 580 Hz.
  • a direct drive in-wheel motor such as an outer rotor type in-wheel motor
  • the gear ratio is 1, and therefore, at the same speed of 120 km, the wheel diameter is 16 inches and the tire outer diameter is the same as the above example. If it is 600 mm, the motor rotation speed is significantly lower than 8700 rpm, and accordingly, the inverter frequency is also reduced, and the frequency is sufficiently controllable compared to the on-board motor. That is, a direct drive in-wheel motor, such as an outer rotor type in-wheel motor, has room for increasing the number of permanent magnets compared to an on-board motor.
  • FIG. 8 shows a partially enlarged view of the stator 50.
  • a coil 51 is wound around the teeth 53 of the stator 50, and a space between adjacent coils 51 is a groove blank 52.
  • the space factor is a ratio of the area of the coil 51 in the groove area.
  • the number of turns of the coil 51 is increased to increase the output torque, or the coil 51 has a thick wire diameter, so that heat generation from the coil 51 when a current is passed can be suppressed.
  • the higher the volume factor the better.
  • the space factor is increased, the area of the coil 51 is increased, so that the groove margin 52 is reduced.
  • the coil 51 discharged from the tip of the needle provided in the winding machine is wound around the teeth 53 of the stator 50 using a winding machine. If the groove margin 52 is small, interference between the coil and the needle is likely to occur, and it becomes difficult to insert the needle into the groove, and when the coil 51 wound in advance is inserted into the teeth 53, the coil 51 is inserted into the groove. It becomes difficult to insert. Further, when the groove margin 52 is reduced, the coils 51 are affected by the heat generated by the coils 51 when a current is passed.
  • the fact that the groove margin 52 is small is disadvantageous in terms of manufacturing the coil 51 (particularly, automation of winding) and also in terms of the influence of heat generation between the coils 51. More is desirable.
  • the groove margin 52 becomes smaller in proportion to the number of grooves. For this reason, if the number of grooves is increased too much, the margin 52 of the groove becomes too small, so it is desirable to moderate the number of grooves.
  • the inventor of the present application intends to suppress the heat generation without reducing the cogging torque and the winding formability by using the fractional groove structure in which the ratio of the number of permanent magnets to the number of grooves is 4: 3.
  • the structure can be compatible with each other, and on that point, we focused on the fact that direct-drive in-wheel motors like the outer rotor type in-wheel motor have room to increase the number of permanent magnets compared to on-board motors.
  • the structure in which the number of permanent magnets was sequentially increased was studied to find a structure suitable for an in-wheel motor.
  • Table 1 Table 1 below.
  • Table 1 below shows the least common multiple, greatest common divisor, inverter frequency, and groove margin for each of the five types of structures with different combinations of permanent magnets and grooves.
  • the groove margin is shown as a ratio when the groove margin in the structure of No. 1 is 1.
  • the inverter frequency is 15 inches
  • the outer diameter of the tire is 545 mm (in the case of a 175 / 55R15 tire having an outer diameter of 574 mm, the outer diameter of the tire is compressed 5% by the vehicle weight)
  • the speed is 120 km / h.
  • No. 1 has a least common multiple and is disadvantageous for reducing cogging torque
  • No. 2 has a little greatest common divisor and is disadvantageous for suppressing heat generation without impairing the formability of the winding.
  • the ratio of the number of permanent magnets to the number of grooves is 4: 3, and both the least common multiple and the greatest common divisor are large, which reduces the cogging torque reduction and the winding formability. It can be understood that the configuration can achieve both suppression of heat generation without any problems. Further, in all of Nos. 3 to 5, the inverter frequency falls within a sufficiently small value.
  • numbers 3 to 5 have a larger number of permanent magnets in this order, and the greater the number of permanent magnets, the greater the least common multiple and the greatest common divisor. For this reason, No. 5 is most suitable for reducing cogging torque and suppressing heat generation without impairing the formability of the winding.
  • No. 5 is disadvantageous in terms of the influence of the coil manufacturing and the heat generation between the coils because the number of grooves is large and the ratio of groove margins is 1.
  • the number 4 has a smaller number of grooves than the number 5 and maintains a margin ratio of 1, which eliminates the disadvantage of the number 5. That is, it can be understood that the number 4 is a structure that is advantageous for reducing the cogging torque within a range that is not disadvantageous in manufacturing and practical use.
  • torque pulsation occurs in the motor when the rotor 14 and the stator 30 are attracted or repelled.
  • This is a phenomenon caused by the exchange of magnetic force. That is, in order to reduce the cogging torque, it is very important how to change the magnetic force smoothly and how to form a magnetic path for the exchange.
  • the tooth width portion of the tooth 35 around which the coil (not shown in FIG. 5) is wound is the only magnetic path on the side of the stator 30, and the facing portion that exchanges with the rotor 14. It is itself.
  • a permanent magnet 15 that is a source of magnetic force plays a role of exchanging magnetic force.
  • the opposing shape between the magnet width of the permanent magnet 15 and the stator 30 is an element as to whether or not the magnetic force is finally changed smoothly.
  • the inclination angle of the end portion of the permanent magnet 15 affects the change in magnetic force between the adjacent permanent magnets 15 having opposite magnetic poles.
  • the wedge-shaped protrusion 42 determines the degree of short circuit between adjacent permanent magnets 15 having opposite magnetic poles. It becomes a magnetic path. Further, with respect to the exchange of magnetic force between the stator 30 and the rotor 14, the wedge-shaped protrusion 42 also plays a bridging role for smoothly transmitting the magnetic force to the adjacent permanent magnet 15.
  • the top of the wedge-shaped protrusion 42 becomes the starting point of the inner diameter of the rotor 30, and the inner diameter of the rotor 30 is directly related to the height of the wedge-shaped protrusion 42.
  • the present inventor considered that the tooth width, the magnet width, the rotor inner diameter, and the inclination angle of the magnet end in the motor structure are highly related to the reduction of the cogging torque, and conducted an enormous analysis. And in addition to each structure of the said embodiment, if predetermined conditions were satisfied, it discovered that a cogging torque could be reduced below to a predetermined reference value.
  • the magnet width (half width) of the permanent magnet 15 is Mw (mm)
  • the tooth width (half width) of the teeth 35 is Tw (mm)
  • the rotor inner diameter (radius) of the rotor 14 is Ri.
  • the angle formed by the tangent line 47 of the permanent magnet 15 at the contact 46 between the wedge-shaped protrusion 42 and the permanent magnet 15 and the bottom of the permanent magnet 15 on the rotary trochanter 14 side is the magnet angle Ma (degrees). )
  • the cogging torque can be reduced to a predetermined reference value (1.5 (Nm) in the present embodiment) or less by satisfying the following formula 2.
  • Equation 2 the mathematical expression in Equation 2 is represented by ⁇ as shown in Equation 3 below.
  • FIG. 9 is a diagram for explaining the cogging torque.
  • the cogging torque is represented by a waveform that changes periodically, and the amplitude T of this waveform is the value of the cogging torque.
  • the amplitude T is 1.5 (Nm).
  • FIG. 10 shows a case where the tooth width Tw is 8.65 mm, the magnet thickness Mt is 3.5 mm, the magnet angle Ma is fixed at 75 degrees, and the magnet width Mw is 12.40 mm, 12.50 mm, and 12.60 mm.
  • 4 shows changes in cogging torque T (Nm) and ⁇ (Equation 3) when the rotor inner diameter Ri (mm) is changed.
  • Line 101 represents a change in cogging torque T (Nm) when the rotor inner diameter Ri (mm) is changed when the magnet width Mw is 12.40 mm, and line 201 has the same magnet width Mw. This represents the change in ⁇ at 40 mm.
  • line 102 and line 202 represent changes in cogging torque T (Nm) and ⁇ , respectively, when magnet width Mw is 12.50 mm.
  • Lines 103 and 203 represent lines 103 and 203, respectively. This represents a change in cogging torque T (Nm) and a change in ⁇ when the magnet width Mw is 12.60 mm.
  • the line 100 represents that the value of ⁇ is 926 on the line 100 (the same applies to FIGS. 11 to 14).
  • cogging torque T is the minimum value at point A1, and the value of ⁇ at this time is the value of point B1 on line 201.
  • the cogging torque T becomes the minimum value at the point A2
  • the ⁇ value at this time becomes the value of the point B2 of the line 202
  • the cogging torque T becomes the minimum value at the point A3.
  • the value of ⁇ at that time is the value of the point B3 on the line 203.
  • the points B1, B2, and B3 are all on or close to the line 100, and the value of ⁇ at each point is 926 or its proximity value.
  • the minimum value is well below 1.5 (Nm), and the value of ⁇ in the setting is 926 or its proximity value. is there. Further, in the lines 101 to 103, the cogging torque T is still well below 1.5 (Nm) even within a range around a predetermined value with respect to the minimum value.
  • the magnet thickness Mt is 3.5 mm
  • the magnet width Mw is 12.50 mm
  • the magnet angle Ma is fixed at 75 degrees
  • the tooth width Tw is 8.60 mm, 8.65 mm, 8.70 mm, and 8.80 mm.
  • changes in cogging torque T (Nm) and ⁇ when the rotor inner diameter Ri (mm) is changed are shown.
  • a line 104 represents a change in cogging torque T (Nm) when the rotor inner diameter Ri (mm) is changed when the tooth width Tw is 8.60 mm, and a line 204 has the same tooth width Tw. This represents a change in ⁇ at 60 mm.
  • line 105 and line 205 represent changes in cogging torque T (Nm) and ⁇ , respectively, when the tooth width Tw is 8.65 mm
  • lines 106 and 206 represent lines 106 and 206, respectively.
  • the change in cogging torque T (Nm) and the change in ⁇ are shown.
  • Lines 107 and 207 indicate that the tooth width Tw is 8.80 mm. Represents a change in cogging torque T (Nm) and a change in ⁇ .
  • the cogging torque T is the minimum value at the point C1, and the value of ⁇ at this time is the value of the point D1 of the line 204.
  • the cogging torque T becomes the minimum value at the point C2
  • the ⁇ value at this time becomes the value of the point D2 of the line 205
  • the cogging torque T becomes the minimum value at the point C3.
  • the value of ⁇ at this time is the value of point D3 on line 206
  • the cogging torque T is the minimum value at point C4.
  • the value of ⁇ at this time is the value of point D4 on line 207.
  • the points D1, D2, D3, and D4 are all on or close to the line 100, and the value of ⁇ at each point is 926 or its proximity value.
  • the minimum value is well below 1.5 (Nm), and the value of ⁇ in the setting is 926 or its proximity value. is there.
  • the cogging torque T is still well below 1.5 (Nm) even within a range around the predetermined value by the predetermined value.
  • FIG. 12 shows a magnet width Mw of 12.50 mm, a magnet thickness Mt of 3.5 mm, a magnet angle Ma of 75 degrees, and a rotor inner diameter Ri (mm) of 139.3 mm, 139.7 mm, and 140.05 mm.
  • Nm cogging torque
  • Tw tooth width
  • Line 108 represents the change in cogging torque T (Nm) when the tooth width Tw (mm) is changed when the rotor inner diameter Ri (mm) is 139.3 mm
  • line 208 represents the rotor inner diameter. This represents a change in ⁇ when Ri (mm) is the same 139.3 mm.
  • lines 109 and 209 represent changes in cogging torque T (Nm) and ⁇ when the rotor inner diameter Ri (mm) is 139.7 mm, respectively.
  • 210 represents changes in cogging torque T (Nm) and changes in ⁇ when the rotor inner diameter Ri (mm) is 140.05 mm.
  • the cogging torque T is the minimum value at the point E1, and the value of ⁇ at this time is the value of the point F1 on the line 208.
  • the cogging torque T becomes the minimum value at the point E2
  • the value of ⁇ at this time becomes the value of the point F2 of the line 209
  • the cogging torque T becomes the minimum value at the point E3.
  • Is the value of point F3 on line 210, and points F1, F2 and F3 are all on line 100 or close to line 100, and the value of ⁇ at each point is 926 or The proximity value.
  • the minimum value is well below 1.5 (Nm), and the value of ⁇ in the setting is 926 or its proximity value. is there.
  • the cogging torque T is still well below 1.5 (Nm) even within a range around the predetermined value by the predetermined value.
  • the tooth width Tw is 8.65 mm
  • the magnet width Mw is 12.50 mm
  • the magnet angle Ma is fixed at 75 degrees
  • the magnet thickness Mt is 3.3 mm, 3.5 mm, 3.7 mm, and 4.0 mm.
  • changes in cogging torque T (Nm) and ⁇ when the rotor inner diameter Ri (mm) is changed are shown.
  • Line 111 represents a change in cogging torque T (Nm) when the rotor inner diameter Ri (mm) is changed when the magnet thickness Mt is 3.3 mm
  • line 112 is a magnet thickness Mt of 3.5 mm.
  • the line 113 represents the rotor inner diameter Ri (mm when the magnet thickness Mt is 3.7 mm.
  • a line 114 represents the cogging torque T when the rotor inner diameter Ri (mm) is changed when the magnet thickness Mt is 4.0 mm. This represents a change in (Nm).
  • Equation 2 the magnet thickness Mt is not a variable, and since the tooth width Tw, magnet width Mw, and magnet angle Ma are fixed in FIG. 13, the change in ⁇ corresponding to the lines 111 to 114 is one same line. 211.
  • the cogging torque T is the minimum value at the point G1, and the value of ⁇ at this time is the value of the point H1 of the line 211.
  • the cogging torque T becomes the minimum value at the point G2
  • the ⁇ value at this time becomes the value of the point H2 in the line 211
  • the cogging torque T becomes the minimum value at the point G3.
  • the value of ⁇ at this time becomes the value of the H3 point on the line 211, and on the line 114, the cogging torque T becomes the minimum value at the G4 point, and the value of ⁇ at this time becomes the value of the H4 point on the line 211, H1 point, H2
  • the point, the H3 point, and the H4 point are all on or close to the line 100, and the value of ⁇ at each point is 926 or its proximity value.
  • the minimum value is well below 1.5 (Nm), and the value of ⁇ in the setting is 926 or its proximity value. is there. Further, in the lines 111 to 114, the cogging torque T is still well below 1.5 (Nm) even within a range around a predetermined value with respect to the minimum value.
  • Lines 111 to 114 are lines when the magnet thickness Mt, which is not a variable in Equation 2, is varied, but as shown in FIG. 13, the lines 111 to 114 show the same changes, respectively. Therefore, it can be understood that the magnet thickness Mt is an element having a small influence on the cogging torque T.
  • FIG. 14 shows that the rotor inner diameter Ri is fixed when the tooth width Tw is 8.65 mm, the magnet width Mw is 12.50 mm, the magnet thickness Mt is 3.5 mm, and the magnet angle Ma is 75 degrees and 80 degrees. It represents changes in cogging torque T (Nm) and ⁇ when (mm) is changed.
  • a line 115 represents a change in cogging torque T (Nm) when the rotor inner diameter Ri (mm) is changed when the magnet angle Ma is 75 degrees, and a line 215 represents the same magnet angle Ma at 75 degrees. This represents the change in ⁇ .
  • line 116 and line 216 represent changes in cogging torque T (Nm) and changes in ⁇ when the magnet angle Ma is 80 degrees, respectively.
  • the cogging torque T is the minimum value at the point I1, and the value of ⁇ at this time is the value of the point J1 on the line 215.
  • the cogging torque T is the minimum value at the point I2, and the value ⁇ at this time is the value of the point J2 on the line 216.
  • Both the J1 point and the J2 point are on or close to the line 100, and the ⁇ value at each point is 926 or its proximity value.
  • the minimum value is well below 1.5 (Nm), and the value of ⁇ in the setting is 926 or its proximity value. is there. Further, in the lines 115 to 116, the cogging torque T is still well below 1.5 (Nm) even within a range around a predetermined value with respect to the minimum value.
  • the cogging torque T is still well below 1.5 (Nm) even within a range around a predetermined value with respect to the minimum value.
  • the value of ⁇ is 920 or more and 932 or less, the cogging torque T is well below 1.5 (Nm). That is, if Mw, Tw, Ri, and Ma are set so as to satisfy (Equation 2), an outer rotor type in-wheel motor having a cogging torque T lower than 1.5 (Nm) can be obtained.
  • the reduction of the cogging torque has been described from the viewpoint of the configuration satisfying the combination of the number of permanent magnets and the number of grooves and the mathematical formula.
  • a more preferable configuration will be described.
  • the permanent magnet 15 is engaged with the wedge-shaped protrusion 42 at the engaging portion 44 on the end side of the chamfer 43.
  • the wedge-shaped protrusion 42 does not protrude toward the stator 30, it is advantageous to reduce a short circuit generated between the adjacent permanent magnets 15 through the wedge-shaped protrusion 42.
  • the torque is a rotational force obtained by the magnetic force between the stator 30 and the permanent magnet 15 being attracted or repelled, if the short circuit is reduced by the above configuration, the torque is reduced. It becomes advantageous for prevention.
  • the wedge-shaped protrusion 42 is not a part independent of the rotor 14, and the wedge-shaped protrusion 42 is formed integrally with the rotor 14.
  • the rotor 14 in which the wedge-shaped protrusions 42 are integrated is produced by laminating electromagnetic steel plates in which the wedge-shaped protrusions 42 and the rotor 14 are integrally formed by press forming. For this reason, the combination work of the wedge-shaped protrusion 42 and the rotor 14 is unnecessary, and an assembly error can be eliminated.
  • the wedge-shaped protrusion 42 is a structure that determines the rotor inner diameter Ri (see FIG. 6) and the magnet angle Ma (see FIG. 7) in Equation 2. That is, if there is no assembly error of the wedge-shaped protrusion 42, the accuracy of the rotor inner diameter Ri and the magnet angle Ma is ensured.
  • the wedge-shaped protrusion 42 is formed integrally with the rotor 14
  • the permanent magnet 15 is positioned with high accuracy on the wedge-shaped protrusion 42, so that an assembly error between the wedge-shaped protrusion 42 and the permanent magnet 15 is caused. This is effective for accurately reproducing the analysis results on an actual machine. In particular, in a very delicate region where the cogging torque is less than 1.5 Nm, it is very important to reproduce the analysis.
  • the configuration in which the wedge-shaped protrusion 42 is formed integrally with the rotor 14 is an advantageous configuration for reducing the cogging torque.
  • the in-wheel motor 1 of the said embodiment is an example, You may change suitably in the range which does not change the structure of an outer rotor type

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Abstract

複数の永久磁石（１５）が内周面に沿って固定された表面磁石型の回転子（１４）と、永久磁石（１５）を回転子（１４）に固定するための楔状の突起（４２）と、回転子（１４）の内側に配置され、外周部に歯（３５）と溝（３６）とが交互に形成された固定子（３０）とを備え、永久磁石（１５）の数が３２個で溝３６の数が２４個であり、回転子（１４）の回転軸と直交する方向における永久磁石（１５）の断面形状は、両端側に磁束の集中を避けるための面取り（４３）がされており、固定子（３０）側が凸形状である。

Description

インホイールモータ
　本発明は、車輪にモータを組み込んだインホイールモータ車両の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータに関する。
　近年、電気自動車の開発が進められており、モータ駆動の電気自動車は、エンジン駆動のガソリン自動車と比較すると静粛性が高い。特に電気自動車の停止時にはガソリン自動車のようなアイドリングがないため、非常に静かである。他方、モータは回転子に配置された磁石と巻線を施された固定子の歯とが引き合う作用と反発し合う作用とが繰り返し起こることによって回転し、これらの作用によってトルク脈動が生じる。
　このトルク脈動は、振動となり最終的には音になるため、静粛性を阻害する要因となる。トルク脈動は、電流を印可しない無負荷時にはコギングトルクと呼ばれ、固定子形状や配置された磁石数やその形状、固定子の歯数やその形状によって決まる固有の値である。つまり、一旦仕様が定まった後は、コギングトルクを小さくすることはできない。このため、いかにしてコギングトルクを小さくするかがモータの磁界設計・解析の課題であった。
　一般的に、大きなトルクが必要となるモータは、コギングトルクも大きくなる傾向にあるため、大トルク小コギングトルクを実現するのは困難であった。しかしながら、大トルクが必要となるダイレクトドライブ式のインホイールモータにおいて、コギングトルクが大きいと、そのトルク脈動に起因する振動もダイレクトにホイールに伝わるため、コギングトルクをより小さくすることが不可欠となる。
　下記特許文献１には、モータを分数溝方式とし、固定子又は回転子の周方向の歯先幅を、溝ピッチの１／２にすることにより、コギングトルクをほぼゼロにすることが出来るモータが提案されている。
特開２０１３－１７６２０２号公報
　特許文献１のモータの実施例では、磁極の数が２０で溝の数（歯の数）は２４であり、この構成では、磁極の数と溝の数の最小公倍数は１２０であり、最大公約数は４となる。最小公倍数が大きいほど、振動が少なくコギングトルクが小さくなり、最大公約数が大きいほど、巻線の回路の並列数を増やせるので、巻線の電流を小さくでき発熱抑制を図ることができる。前記特許文献１の構成では、最小公倍数を大きくできコギングトルクを小さくできるが、最大公約数が小さく巻線の電流が大きくなり、発熱抑制を図るには不利な構成であった。同構成では、巻線を太くすることにより、巻線の電流を小さくして発熱抑制を図ることはできるが、この場合は巻線を成形しにくいという問題があった。
　本発明は、前記のような従来の問題を解決するものであり、製造や実用において不利にならない範囲でコギングトルクの低減に有利になるインホイールモータ車両の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータを提供することを目的とする。
　前記目的を達成するために、本発明のインホイールモータは、車輪にモータを組み込んだインホイールモータ車両の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータであって、複数の永久磁石が内周面に沿って固定された表面磁石型の回転子と、前記永久磁石を前記回転子に固定するための楔状の突起と、前記回転子の内側に配置され、外周部に歯と溝とが交互に形成された固定子とを備え、前記永久磁石の数が３２個で前記溝の数が２４個であり、前記回転子の回転軸と直交する方向における前記永久磁石の断面形状は、両端側に磁束の集中を避けるための面取りがされており、前記固定子側が凸形状であることを特徴とする。
　前記本発明における永久磁石数:溝数=３２:２４の分数溝の構造は、コギングトルクの低減と巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることを両立できる構造であることに加え、インバータ周波数を低く抑えて制御容易であり、かつ溝の余白を十分確保でき、コイルの製造や発熱の影響の点においても不利にならない構造であり、製造や実用において不利にならない範囲でコギングトルクの低減に有利な構造であり、インホイールモータ車両の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータに適している。
　前記本発明のインホイールモータにおいては、前記永久磁石の半幅をＭｗ（ｍｍ）、前記歯の半幅をＴｗ（ｍｍ）、前記回転子の内径の半径をＲｉ（ｍｍ）、前記回転子の回転軸と直交する方向における前記永久磁石の断面形状において、前記楔状の突起と前記永久磁石との接点における前記永久磁石の接線と前記永久磁石の前記回転子側の底辺とのなす角度をＭａとすると、下記数１を満足することが好ましい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　前記本発明の好ましい構成によれば、前記数１を満足するように、Ｍｗ、Ｔｗ、Ｒi及びＭａを設定すれば、コギングトルクを所定の基準値以下に低減できるアウタロータ型インホイールモータが得られる。
　前記本発明のインホイールモータにおいては、前記楔状の突起は、前記回転子と一体に成形されていることが好ましい。この構成によれば、楔状の突起と回転子との組み立て誤差を無くすことができ、回転子内径Ｒｉ及び磁石角度Ｍａの精度が確保される。加えて、楔状の突起に永久磁石が高精度に位置決めされるので、楔状の突起と永久磁石との組立誤差が少なくなり、前記数１を実機で正確に再現するのに有効になる。
　前記永久磁石は、前記面取りの位置よりも端部側において、前記楔状の突起と係合していることが好ましい。この構成によれば、楔状の突起が固定子に向かって迫り出さないので、隣接する永久磁石同士で楔状の突起を通じて発生する短絡を少なくすることに有利になる。トルクは、固定子と永久磁石との間の磁力のやり取りによって、両者が引き合ったり、反発し合ったりすることによって得られる回転力であるので、前記構成により短絡が少なくなれば、トルク低下防止に有利になる。
　本発明によれば、永久磁石数:溝数=３２:２４の分数溝の構造を採用したことにより、製造や実用において不利にならない範囲でコギングトルクの低減に有利になるインホイールモータ車両の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータを実現できる。
本発明の一実施形態に係るインホイールモータの近傍を示す外観図。 図１に示したインホイールモータの内部構造を示す断面図。 図２におけるカバーの外周面近傍の拡大図。 本発明の一実施形態に係るインホイールモータの分解斜視図。 本発明の一実施形態に係るインホイールモータのモータ構造の要部を示す平面図。 図５のＡ部の拡大図。 図６のＢ部の拡大図。 溝の余白を説明するための固定子の部分拡大図。 コギングトルクを説明する図。 磁石幅Ｍｗが所定の値のときのそれぞれにおいて、回転子内径Ｒｉを変化させたときのコギングトルクＴとβの変化を表した図。 歯幅Ｔｗが所定の値のときのそれぞれにおいて、回転子内径Ｒｉを変化させたときのコギングトルクＴとβの変化を表した図。 回転子内径Ｒｉが所定の値のときのそれぞれにおいて、歯幅Ｔｗを変化させたときのコギングトルクＴとβの変化を表した図。 磁石厚みＭｔが所定の値のときのそれぞれにおいて、回転子内径Ｒｉを変化させたときのコギングトルクＴとβの変化を表した図。 磁石角度Ｍａが所定の値のときのそれぞれにおいて、回転子内径Ｒｉを変化させたときのコギングトルクＴとβの変化を表した図。
　以下、本発明の一実施形態について、図面を参照しながら説明する。本実施形態は、車輪にモータを組み込んだインホイールモータ車両の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータに関するものである。インホイールモータ車両は例えば電気自動車であるが、これに限るものではなく、ガソリンエンジンで発電しモータを駆動するものであってもよい。図１は、本発明の一実施形態に係るインホイールモータ１の近傍を示す外観図である。図示の便宜のため、ホイール（車輪）２は断面状態で図示しており、ホイール２に取り付けられるタイヤの図示は省略している。インホイールモータ１は、電気自動車のホイール２の内側に内蔵して用いられ、図１は電気自動車の１輪部分を示している。
　図１において、インホイールモータ１は車両懸架装置３に取り付けられている。車両懸架装置３を構成する上下一対のアッパーアーム４とロアアーム５との間に、ショックアブソーバ６が固定されており、ショックアブソーバ６にはこれを取り巻くようにコイルばね７が取り付けられている。
　インホイールモータ１は、モータケース１０を備えている。モータケース１０の内部に、モータ構造が内蔵されている。図２及び図３を参照しながら、モータ構造について説明する。図２は、図１に示したインホイールモータ１の内部構造を示す断面図である。図示の便宜のため、部分的に簡略化して図示している。図３は、図２におけるカバー１０の外周面近傍の拡大図である。図４は、インホイールモータ１の分解斜視図である。以下、図２～図４を参照しながらインホイールモータ１の内部構造について説明する。
　図２は、インホイールモータ１にホイール２を装着した状態を図示しているが、インホイールモータ１にホイール２を装着する前に、ケース１０はハブユニット１１に固定されている。図２では、ボルト１２がハブユニット１１のフランジ部、ケース１０及びホイール２を挿通しており、ボルト１２はナット（図示せず）により締め付けられる。このことにより、インホイールモータ１にホイール２が一体に固定される。
　図４おいて、ケース１０の内周面に溝１３が形成され、円環状の回転子１４に凸部１６が形成されている。永久磁石１５は回転子１４の内周面側に固定される。回転子１４は、凸部１６がケース１０の溝１３に嵌合した状態で、ケース１０に収納される。この状態で、図３に示したように、ロータクランプ２０及びダストシール２１がねじ２２によりケース１０に固定され、回転子１４がスペーサ１８及びスペーサ１９で挟まれた状態でケース１０の内周面側に固定される。
　図４に示したハブユニット１１の貫通孔２３には、ブレーキシャフト２４が挿通する。図２の状態ではブレーキシャフト２４はハブユニット１１に固定されており、ブレーキシャフト１１には、ボルト２５及びナット（図示せず）により、ブレーキディスク２６（図２参照）が固定される。以上の構成によれば、ハブユニット１１、ケース１０、回転子１４、ブレーキシャフト２４及びブレーキディスク２６が一体構造になっており、この一体構造物にホイール２が固定される。
　本実施形態のインホイールモータ１は、アウターロータ型であり、アウターロータである回転子１４が回転する。前記の一体構造によれば、回転子１４の回転と一体に同速度でケース１０、ハブユニット１１のうち軸受（図示せず）の内径側、ブレーキシャフト２４及びブレーキディスク２６が回転し、これらと一体のホイール２が回転する。
　図４において、固定子（鉄心）３０にコイル３１が巻回されている。コイル３１のコイル線はバスバーリング３７の外周部に結線される。図４に示したモータサポート３２とモータベース３３とで固定子３０を支持する支持体３４を構成する。図２の状態では、モータサポート３２及びモータベース３３の外周面と固定子３０の内周面とが嵌合し、固定子３０はモータサポート３２及びモータベース３３で構成される支持体３４に固定されている。図４に示したように、モータベース３３にはボルト４０が一体になっており、ボルト４０はシールプレート４１を挿通する。図２の状態では、ボルト４０（図２では図示せず）はナックル８を挿通しており、ナット（図示せず）に締め付けられる。このことにより、固定子３０は支持体３４を介してナックル８に固定される。
　したがって、固定子３０及びこれと一体の支持体３４及びシールプレート４１は、回転しない固定部である。図２の状態では、支持体３４及びシールプレート４１はハブユニット１１に固定されている。前記のとおり、ハブユニット１１は、ホイール２の回転と一体に回転する。しかし、ハブユニット１１は軸受（図示せず）が内蔵されているので、ホイール２の取付け側が回転しても、支持体３４及びシールプレート４１の取付け側は固定状態となる。図３において、永久磁石１５が一体になった回転子１４とコイル３１が巻回された固定子３０との間には隙間Ｔが形成されている。コイル３１に通電されると、永久磁石１５と一体の回転子１４が回転する。
　以下、インホイールモータ１のモータ構造について具体的に説明する。図５は本実施形態に係るインホイールモータ１のモータ構造の要部を示す平面図である。図６は図５のＡ部の拡大図であり、図７は図６はＢ部の拡大図である。図５において、回転子１４は表面磁石型であり、複数の永久磁石１５が回転子１４の内周面に沿って固定されている。より具体的には、図６及び図７に示したように、永久磁石１５は回転子１４と一体の楔状の突起４２により、回転子１４に固定されている。図５において、回転子１４の内側には固定子３０が配置されており、固定子３０の外周部には歯３５と溝３６とが交互に形成されている。
　図６においては、永久磁石１５は回転子１４の回転軸と直交する方向における断面形状を示している。永久磁石１５は固定子３０側が凸形状であり、両端側に磁束の集中を避けるための面取り４３がされている。図７に示したように、永久磁石１５は、面取り４３の位置よりも端部側の係合部４４において、楔状の突起４２と係合している。係合部４４は直線でも曲線でもよい。楔状の突起４２と係合部４４とは接点４６において接しており、接線４７は接点４６における接線である。
　以上、インホイールモータ１の構成の概要を説明したが、電気自動車等のインホイールモータ車両（以下、「電気自動車等」という。）の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータにおいては、ホイール内にモータを内蔵しているため、防振構造が取りにくいことや、ダイレクトドライブの場合、モータのトルク脈動に起因する振動もダイレクトに車体に伝わるため、コギングトルクをより小さくすることが求められる。本願発明者は、コギングトルクの低減を図るために、永久磁石の数と溝の数に着目した。
　永久磁石の数と溝の数の組み合わせのことをスロットコンビネーションという場合があるが、本実施形態では単に構造という。例えば、永久磁石１５の数が３２個で溝３６の数が２４個の組み合わせについては、永久磁石数:溝数=３２:２４の構造という。また、永久磁石数及び溝数に関し、数ではなく比のことをいうときは比であることを明記する。
　永久磁石数と溝数との比が２：３である構造は、整数溝と呼ばれ、それ以外は分数溝と呼ばれる。コギングトルクは、永久磁石数と溝数の最小公倍数が大きいほど小さくなる傾向にある。例えば、永久磁石数:溝数=１６:２４の整数溝の構造では、永久磁石数と溝数の最小公倍数は４８であるのに対し、永久磁石数:溝数=２０:２４の分数溝の構造では１２０となり、分数溝の構造は整数溝の構造に比べコギングトルクが小さくなる。
　他方、分数溝の構造は、巻線方向が同一方向でなくなり複雑化することと、巻線の並列回路数を多くできないことがデメリットとなる。すなわち、モータに流れる総電流を並列回路数で割った値が、コイルに流れる電流値となるので、並列回路数を多くできないと、コイルに流れる電流が大きくなり、その抵抗による発熱が大きくなる。発熱を抑えるためには、コイル径を太くしてコイルの断面積を大きくしたり、線径の細いコイルを２、３本同時に巻線する方法もあるが、いずれも巻線を成形しにくいという問題があった。
　並列回路数は、永久磁石数と溝数の最大公約数で決まり、最大公約数が大きいほど並列回路数を多くできる。永久磁石数と溝数の最大公約数は、永久磁石数:溝数=１６：２４の構造が８であるのに対し、永久磁石数:溝数=２０:２４の構造は４となり、永久磁石数:溝数=２０:２４の構造は、永久磁石数:溝数=１６：２４の構造に比べ、コギングトルクの低減には有利であるが巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることには不利になる。すなわち、前記の構造はいずれも、コギングトルクの低減と巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることを両立できる構造ではなかった。
　本願発明者は、永久磁石数と溝数との比が４:３の分数溝の構造は、永久磁石数と溝数の最小公倍数大きくすることと、永久磁石数と溝数の最大公約数を大きくすることの両方を満足できる構造であることに着眼し、この構造はコギングトルクの低減と並列回路数を多くして発熱抑制を図ること、すなわち、巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることを両立できる構造であることを見出した。その上で、次のとおり、電気自動車等の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータに適した永久磁石数と溝数について検討した。
　永久磁石数を多くして多極化すれば、極ピッチが小さくなるので、コギングトルクが小さくなることが知られている。一方、インバータ周波数ｆ（Ｈｚ）は、モータ回転数をＮ（ｒｐｍ）、永久磁石数をＰとすると、下記式（１）で表される。
　式（１）ｆ＝（Ｎ／６０）×（Ｐ／２）
　式（１）によれば、永久磁石数が多くなると、インバータ周波数が大きくなり、モータ制御が難しくなるので、極数を多くすることは望ましくない。量産電気自動車やハイブリッド自動車等のオンボードモータには、８極４８溝の構造がよく採られ、この場合の減速比は例えば８．１９３８である。この例においてホイール径が１６インチで、タイヤ外径が６００ｍｍ（タイヤ外径６３２ｍｍの２０５/５５Ｒ１６のタイヤにおいて、車両重量によりタイヤ外径が５％圧縮されたた場合。）とすると、時速１２０ｋｍのときは、モータ回転数が８７００ｒｐｍとなり、インバータ周波数は５８０Ｈｚと大きな値となる。
　これに対し、アウタロータ型インホイールモータのようにダイレクトドライブのインホイールモータの場合、ギヤ比は１となるため、同じ時速１２０ｋｍの場合、ホイール径が１６インチでタイヤ外径が前記の例と同じ６００ｍｍであれば、モータ回転数は８７００ｒｐｍよりも大幅に低くなるので、これに伴いインバータ周波数も低くなり、オンボードモータに比べ十分に制御可能な周波数となる。すなわち、アウタロータ型インホイールモータのようにダイレクトドライブのインホイールモータは、オンボードモータに比べ永久磁石数を多くする余地がある。
　他方、モータ設計においては、溝の余白に対する配慮が必要になる。溝の余白とは、溝面積のうち、コイル以外の面積部分のことである。図８に固定子５０の部分拡大図を示している。固定子５０の歯５３にコイル５１が巻回されており、隣接するコイル５１間の空間が溝の余白５２である。これに対し、占積率とは、溝面積のうちコイル５１の面積が占める割合である。
　図８において、コイル５１の巻数を増やして出力トルクを増加させたり、コイル５１の線径を太くすることにより、電流を流した際のコイル５１からの発熱を抑制できるため、この点においては占積率は高いほど望ましい。しかしながら、占積率を高くするとコイル５１の面積が増えるため、溝の余白５２が少なくなる。
　コイル５１の製造においては、巻線機を用い巻線機が備えるニードルの先端から排出させたコイル５１を固定子５０の歯５３に巻回する。溝の余白５２が少ないと、コイルとニードルの干渉が生じ易くなり、ニードルを溝へ挿入することが困難になり、また予め巻回したコイル５１を歯５３に差し込む場合は、コイル５１を溝への挿入することが困難になる。また、溝の余白５２が少くなると、電流を流した際のコイル５１の発熱の影響をコイル５１間で互いに受けることになる。
　よって、溝の余白５２が少ないことは、コイル５１の製造（特に巻線の自動化）の点において不利になり、コイル５１間の発熱の影響の点においても不利になるため、溝の余白５２は多い方が望ましい。この点、モータサイズ、歯と溝の割合(ピッチ)及び占積率が同一の条件下では、溝の余白５２は、溝数に比例して小さくなる。このため、溝数を多くし過ぎると、溝の余白５２が小さくなり過ぎるため、溝数を適度に抑えることが望ましい。
　前記の検討の結果、本願発明者は、永久磁石数と溝数との比が４:３の分数溝の構造は、コギングトルクの低減と巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることを両立できる構造であることを見出し、その上でアウタロータ型インホイールモータのようにダイレクトドライブのインホイールモータは、オンボードモータに比べ永久磁石数を多くする余地があることに着眼した。そして、永久磁石数と溝数との比が４:３の分数溝において、永久磁石数を順次多くした構造について、インホイールモータに適した構造を見出すべく検討を行った。以下、下記表１を参照しながら具体的に説明する。
　下記表１に、永久磁石数と溝数の組み合わせを変えた５種類の構造について、それぞれ、最小公倍数、最大公約数、インバータ周波数及び溝の余白を示した。溝の余白は、番号１の構造における溝の余白を１としたときの比率で示した。インバータ周波数は、ホイール径が１5インチで、タイヤ外径が５４５ｍｍ（タイヤ外径５７４ｍｍの１７５/５５Ｒ１５のタイヤにおいて、車両重量によりタイヤ外径が５％圧縮されたた場合。）で、時速１２０ｋｍのときとした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　表１によれば、番号１は最小公倍数が小さくコギングトルクの低減には不利であり、番号２は最大公約数が小さく巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることには不利である。これに対し、番号３～番号５は、いずれも永久磁石数と溝数の比率が４：３であり、最小公倍数及び最大公約数が共に大きく、コギングトルクの低減と巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることを両立できる構成であることが理解できる。また、番号３～番号５は、いずれもインバータ周波数が十分小さな値に収まっている。
　より具体的には、番号３～番号５は、この順に永久磁石数が多く、永久磁石数が多いほど、最小公倍数及び最大公約数が共に大きくなっている。このため、コギングトルクの低減と巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることを両立できることに関しては、番号５が最も適している。
　しかしながら、番号５は溝数が多く溝の余白の比率が１を割るため、コイルの製造及びコイル間の発熱の影響の点において不利になる。他方、番号４は番号５に比べ溝数が少なく余白の比率が１を維持しており、番号５の不利を解消している。すなわち、番号４は製造や実用において不利にならない範囲でコギングトルクの低減に有利な構造であることが理解できる。
　以上の検討の結果、永久磁石数:溝数=３２:２４の分数溝の構造は、コギングトルクの低減と巻線の成形性を損なうことなく発熱抑制を図ることを両立できる構造であることに加え、インバータ周波数を低く抑えて制御容易であり、かつ溝の余白を十分確保でき、コイルの製造やコイル間の発熱の影響の点においても不利にならない構造であることが見出された。すなわち、本願発明者は、永久磁石数:溝数=３２:２４の分数溝の構造は、製造や実用において不利にならない範囲でコギングトルクの低減に有利な構造であり、インホイールモータ車両の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータに適した構造であることを見出した。
　本願発明者はさらに研究を重ね、コギングトルクの低減に関し、モータ原理に立ち帰り検討を加えた。この点、図５においてモータは回転子１４と固定子３０が引き合ったり、反発し合ったりすることによってトルク脈動が発生するが、これは磁力のやり取りがあるからこそ生じる現象である。すなわち、コギングトルクの低減には、いかにしてその磁力を滑らかに変化させるか、また、そのやり取りのための磁路をどのように形成するかが非常に重要になる。
　磁力のやり取りに関し、図５において固定子３０側ではコイル（図５では図示せず）が巻回された歯３５の歯幅部分が唯一の磁路であり、回転子１４とのやり取りする対向部そのものである。一方、回転子１４側では磁力の発生源である永久磁石１５が磁力のやり取りの役割を担っている。具体的には、永久磁石１５の磁石幅と固定子３０との対向形状が、最終的に磁力を滑らかに変化させるか否かの要素になる。また、永久磁石１５の端部の傾斜角度は、相反する磁極を持った隣接する永久磁石１５間の磁力の変化に影響する。
　さらに、図６のように永久磁石１５を回転子１４と一体の楔状の突起４２で固定した場合、楔状の突起４２は相反する磁極を持った隣接する永久磁石１５同士の短絡の程度を決めるための磁路となる。また、固定子３０と回転子１４との磁力のやり取りに関し、楔状の突起４２は隣の永久磁石１５に滑らかに磁力を伝える橋渡し的な役目も担っている。他方、楔状の突起４２の頂部は回転子３０の内径の起点となり、回転子３０の内径は楔状の突起４２の高さと直接関係する。
　以上のような観点から、本願発明者は、モータ構造において歯幅、磁石幅、回転子内径及び磁石端部の傾斜角度は、コギングトルクの低減に関し関連性が高いと考え、膨大な解析を実施し、前記実施形態の各構成に加え、所定の条件を満足すれば、コギングトルクを所定の基準値以下に低減できることを見出した。具体的には、図６において、永久磁石１５の磁石幅（半幅）をＭｗ（ｍｍ）、歯３５の歯幅（半幅）をＴｗ（ｍｍ）、回転子１４の回転子内径（半径）をＲｉ（ｍｍ）、図７において、楔状の突起４２と永久磁石１５との接点４６における永久磁石１５の接線４７と、永久磁石１５の回転転子１４側の底辺とのなす角度を磁石角度Ｍａ（度）とすると、下記数２を満足することにより、コギングトルクを所定の基準値（本実施形態では１．５（Ｎｍ））以下に低減できることを見出した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　説明の便宜のため、数２における数式を下記数３のようにβとする。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　図９にコギングトルクを説明する図を示している。本図に示したように、コギングトルクは、周期的に変化する波形で表わされ、この波形の振幅Ｔがコギングトルクの値である。例えば、１．５（Ｎｍ）のコギングトルクというときは、振幅Ｔが１．５（Ｎｍ）である。
　図１０は、歯幅Ｔｗを８．６５ｍｍ、磁石厚みＭｔを３．５ｍｍ、磁石角度Ｍａを７５度で固定し、磁石幅Ｍｗが１２．４０ｍｍ、１２．５０ｍｍ、１２．６０ｍｍのときのそれぞれにおいて、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）とβ（数３）の変化を表したものである。図１０の解析結果の対象としたモータは、図５～図７に示したモータ構造を有しており、永久磁石数:溝数=３２:２４の分数溝の構造を有するものである。このことは、以下の図１１～１４においても同じである。
　線１０１は磁石幅Ｍｗが１２．４０ｍｍのときに、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化を表しており、線２０１は、磁石幅Ｍｗが同じ１２．４０ｍｍのときに、βの変化を表したものである。同様に、線１０２、線２０２は、ぞれぞれ磁石幅Ｍｗが１２．５０ｍｍのときの、コギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化、βの変化を表しており、線１０３、線２０３は、ぞれぞれ磁石幅Ｍｗが１２．６０ｍｍのときの、コギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化、βの変化を表している。線１００は線１００上ではβの値が９２６であるこを表している（図１１～１４においても同じ。）。
　線１０１では、Ａ１点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０１のＢ１点の値となる。同様に、線１０２では、Ａ２点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０２のＢ２点の値となり、線１０３では、Ａ３点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０３のＢ３点の値となる。Ｂ１点、Ｂ２点及びＢ３点はいずれも、線１００上又は線１００に近接しており、各点におけるβの値はいずれも９２６又はその近接値である。
　線１０１～線１０３において、コギングトルクＴが最小値となる点Ａ１～Ａ３では、当該最小値は１．５（Ｎｍ）を十分下回っており、当該設定におけるβの値は９２６又はその近接値である。また、線１０１～線１０３において、最小値に対し所定の値だけ前後した範囲内においても、コギングトルクＴは依然として１．５（Ｎｍ）を十分下回っている。
　図１１は、磁石厚みＭｔを３．５ｍｍ、磁石幅Ｍｗを１２．５０ｍｍ、磁石角度Ｍａを７５度で固定し、歯幅Ｔｗを８．６０ｍｍ、８．６５ｍｍ、８．７０ｍｍ、８．８０ｍｍのときのそれぞれにおいて、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）とβの変化を表したものである。
　線１０４は歯幅Ｔｗが８．６０ｍｍのときに、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化を表しており、線２０４は、歯幅Ｔｗが同じ８．６０ｍｍのときに、βの変化を表したものである。同様に、線１０５、線２０５は、ぞれぞれ歯幅Ｔｗが８．６５ｍｍのときの、コギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化、βの変化を表しており、線１０６、線２０６は、ぞれぞれ歯幅Ｔｗが８．７０ｍｍのときの、コギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化、βの変化を表しており、線１０７、線２０７は、ぞれぞれ歯幅Ｔｗが８．８０ｍｍのときの、コギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化、βの変化を表している。
　線１０４では、Ｃ１点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０４のＤ１点の値となる。同様に、線１０５では、Ｃ２点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０５のＤ２点の値となり、線１０６では、Ｃ３点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０６のＤ３点の値となり、線１０７では、Ｃ４点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０７のＤ４点の値となる。Ｄ１点、Ｄ２点、Ｄ３点及びＤ４点はいずれも、線１００上又は線１００に近接しており、各点におけるβの値はいずれも９２６又はその近接値である。
　線１０４～線１０７において、コギングトルクＴが最小値となる点Ｃ１～Ｃ４では、当該最小値は１．５（Ｎｍ）を十分下回っており、当該設定におけるβの値は９２６又はその近接値である。また、線１０４～線１０７において、最小値に対し所定の値だけ前後した範囲内においても、コギングトルクＴは依然として１．５（Ｎｍ）を十分下回っている。
　図１２は、磁石幅Ｍｗを１２．５０ｍｍ、磁石厚みＭｔを３．５ｍｍ、磁石角度Ｍａを７５度で固定し、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を１３９．３ｍｍ、１３９．７ｍｍ、１４０．０５ｍｍのときのそれぞれにおいて、歯幅Ｔｗ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）とβの変化を表したものである。
　線１０８は回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）が１３９．３ｍｍのときに、歯幅Ｔｗ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化を表しており、線２０８は、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）が同じ１３９．３ｍｍのときに、βの変化を表したものである。同様に、線１０９、線２０９は、ぞれぞれ回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）が１３９．７ｍｍのときの、コギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化、βの変化を表しており、線１１０、線２１０は、ぞれぞれ回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）が１４０．０５ｍｍのときの、コギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化、βの変化を表している。
　線１０８では、Ｅ１点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０８のＦ１点の値となる。同様に、線１０９では、Ｅ２点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２０９のＦ２点の値となり、線１１０では、Ｅ３点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２１０のＦ３点の値となり、Ｆ１点、Ｆ２点及びＦ３点はいずれも、線１００上又は線１００に近接しており、各点におけるβの値はいずれも９２６又はその近接値である。
　線１０８～線１１０において、コギングトルクＴが最小値となる点Ｅ１～Ｅ３では、当該最小値は１．５（Ｎｍ）を十分下回っており、当該設定におけるβの値は９２６又はその近接値である。また、線１０８～線１１０において、最小値に対し所定の値だけ前後した範囲内においても、コギングトルクＴは依然として１．５（Ｎｍ）を十分下回っている。
　図１３は、歯幅Ｔｗを８．６５ｍｍ、磁石幅Ｍｗを１２．５０ｍｍ、磁石角度Ｍａを７５度で固定し、磁石厚みＭｔが３．３ｍｍ、３．５ｍｍ、３．７ｍｍ、４．０ｍｍのときのそれぞれにおいて、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）とβの変化を表したものである。
　線１１１は磁石厚みＭｔが３．３ｍｍのときに、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化を表しており、線１１２は磁石厚みＭｔが３．５ｍｍのときに、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化を表しており、線１１３は磁石厚みＭｔが３．７ｍｍのときに、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化を表しており、線１１４は磁石厚みＭｔが４．０ｍｍのときに、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化を表している。
　数２において、磁石厚みＭｔは変数でなく、図１３では歯幅Ｔｗ、磁石幅Ｍｗ及び磁石角度Ｍａが固定されているので、線１１１～線１１４に対応するβの変化は１本の同じ線２１１で表される。
　線１１１では、Ｇ１点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２１１のＨ１点の値となる。同様に、線１１２では、Ｇ２点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２１１のＨ２点の値となり、線１１３では、Ｇ３点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２１１のＨ３点の値となり、線１１４では、Ｇ４点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２１１のＨ４点の値となり、Ｈ１点、Ｈ２点、Ｈ３点及びＨ４点はいずれも、線１００上又は線１００に近接しており、各点におけるβの値はいずれも９２６又はその近接値である。
　線１１１～線１１４において、コギングトルクＴが最小値となる点Ｇ１～Ｇ４では、当該最小値は１．５（Ｎｍ）を十分下回っており、当該設定におけるβの値は９２６又はその近接値である。また、線１１１～線１１４において、最小値に対し所定の値だけ前後した範囲内においても、コギングトルクＴは依然として１．５（Ｎｍ）を十分下回っている。
　また、線１１１～線１１４は、数２において変数ではない磁石厚みＭｔを異ならせた場合の線であるが、図１３に示されたとおり、線１１１～線１１４はそれぞれ同様の変化を示しており、磁石厚みＭｔはコギングトルクＴに対する影響度の小さい要素であることが理解できる。
　図１４は、歯幅Ｔｗを８．６５ｍｍ、磁石幅Ｍｗを１２．５０ｍｍ、磁石厚みＭｔを３．５ｍｍで固定し、磁石角度Ｍａが７５度、８０度のときのそれぞれにおいて、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）とβの変化を表したものである。
　線１１５は磁石角度Ｍａが７５度のときに、回転子内径Ｒｉ（ｍｍ）を変化させたときのコギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化を表しており、線２１５は磁石角度Ｍａが同じ７５度のときのβの変化を表したものである。同様に、線１１６、線２１６は、ぞれぞれ磁石角度Ｍａが８０度のときの、コギングトルクＴ（Ｎｍ）の変化、βの変化を表している。
　線１１５では、Ｉ１点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２１５のＪ１点の値となる。同様に、線１１６では、Ｉ２点においてコギングトルクＴが最小値となり、このときのβの値は線２１６のＪ２点の値となる。Ｊ１点及びＪ２点はいずれも、線１００上又は線１００に近接しており、各点におけるβの値はいずれも９２６又はその近接値である。
　線１１５～線１１６において、コギングトルクＴが最小値となる点Ｉ１～Ｉ２では、当該最小値は１．５（Ｎｍ）を十分下回っており、当該設定におけるβの値は９２６又はその近接値である。また、線１１５～線１１６において、最小値に対し所定の値だけ前後した範囲内においても、コギングトルクＴは依然として１．５（Ｎｍ）を十分下回っている。
　以上、図１０～図１４を参照しながら、解析結果について説明したが、コギングトルクＴが最小値となる設定では、当該最小値は１．５（Ｎｍ）を十分下回っており、当該設定におけるβの値は９２６又はその近接値である。したがって、（数３）において、Ｍｗ、Ｔｗ、Ｒi及びＭａをβの値が９２６又はその近接値となるように設定すれば、コギングトルクＴが１．５（Ｎｍ）を十分下回るアウタロータ型インホイールモータが得られる。
　また、前記のとおり、図１０～図１４において、最小値に対し所定の値だけ前後した範囲内においても、コギングトルクＴは依然として１．５（Ｎｍ）を十分下回っている。図１０～図１４の解析結果によれば、βの値が９２０以上９３２以下であれば、コギングトルクＴは１．５（Ｎｍ）を十分下回っている。すなわち、（数２）を満足するように、Ｍｗ、Ｔｗ、Ｒi及びＭａを設定すれば、コギングトルクＴが１．５（Ｎｍ）を下回るアウタロータ型インホイールモータが得られる。
　以上、コギングトルクの低減に関し、永久磁石数と溝数の組み合わせや数式を満足する構成の観点から説明したが、以下、より好ましい構成について説明する。前記のとおり、図７において、永久磁石１５は、面取り４３の位置よりも端部側の係合部４４において楔状の突起４２と係合している。この構成によれば、楔状の突起４２が固定子３０に向かって迫り出さないので、隣接する永久磁石１５同士で楔状の突起４２を通じて発生する短絡を少なくすることに有利になる。トルクは、固定子３０と永久磁石１５との間の磁力のやり取りによって、両者が引き合ったり、反発し合ったりすることによって得られる回転力であるので、前記構成により短絡が少なくなれば、トルク低下防止に有利になる。
　さらに、図６及び図７において、楔状の突起４２は回転子１４から独立した部品ではなく、楔状の突起４２は回転子１４と一体に成形されている。具体的には、楔状の突起４２と回転子１４とが一体にプレス成形された電磁鋼板を積層して、楔状の突起４２が一体になった回転子１４が作られる。このため、楔状の突起４２と回転子１４との組み合わせ作業は不要であり、組み立て誤差を無くすことができる。楔状の突起４２は、数２における回転子内径Ｒｉ（図６参照）及び磁石角度Ｍａ（図７参照）を決定する構造物である。すなわち、楔状の突起４２の組み立て誤差がなければ、回転子内径Ｒｉ及び磁石角度Ｍａの精度が確保される。
　加えて、楔状の突起４２が回転子１４と一体に成形されていると、楔状の突起４２に永久磁石１５が高精度に位置決めされるので、楔状の突起４２と永久磁石１５との組立誤差が少なくなり、解析結果を実機で正確に再現するのに有効である。特に、コギングトルクが１．５Ｎｍ未満になるような極めて繊細な領域になると、解析の再現が非常に重要になる。以上のように、楔状の突起４２が回転子１４と一体に成形されている構成は、コギングトルク低減に有利な構成である。
　以上、本発明の一実施形態について説明したが、本発明はこれに限るものではなく適宜変更した構成も含まれる。例えば前記実施形態のインホイールモータ１は一例であり、アウターロータ型の構造を変えない範囲で適宜変更してもよい。
　１　インホイールモータ
　２　ホイール
　１４　回転子
　１５　永久磁石
　３０　固定子
　３１　コイル
　３５　歯
　３６　溝
　４２　楔状の突起
　４３　面取り
　４４　係合部

Claims (4)

  1. 　車輪にモータを組み込んだインホイールモータ車両の車輪の駆動用のアウタロータ型のインホイールモータであって、
    　複数の永久磁石が内周面に沿って固定された表面磁石型の回転子と、
    　前記永久磁石を前記回転子に固定するための楔状の突起と、
    　前記回転子の内側に配置され、外周部に歯と溝とが交互に形成された固定子とを備え、
    　前記永久磁石の数が３２個で前記溝の数が２４個であり、
    　前記回転子の回転軸と直交する方向における前記永久磁石の断面形状は、両端側に磁束の集中を避けるための面取りがされており、前記固定子側が凸形状であることを特徴とするインホイールモータ。
  2. 　前記永久磁石の半幅をＭｗ（ｍｍ）、前記歯の半幅をＴｗ（ｍｍ）、前記回転子の内径の半径をＲｉ（ｍｍ）、前記回転子の回転軸と直交する方向における前記永久磁石の断面形状において、前記楔状の突起と前記永久磁石との接点における前記永久磁石の接線と前記永久磁石の前記回転子側の底辺とのなす角度をＭａとすると、下記数１を満足する請求項１に記載のインホイールモータ。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
  3. 　前記楔状の突起は、前記回転子と一体に成形されている請求項２に記載のインホイールモータ。
  4. 　前記永久磁石は、前記面取りの位置よりも端部側において、前記楔状の突起と係合している請求項１から３のいずれかに記載のインホイールモータ。

     
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Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2020068640A (ja) * 2018-10-26 2020-04-30 株式会社ｅ−Ｇｌｅ アウターロータ型モータおよび電気自動車

Families Citing this family (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP6813370B2 (ja) * 2017-01-18 2021-01-13 Ntn株式会社 インホイールモータ駆動装置
JP7331356B2 (ja) * 2018-12-14 2023-08-23 Tdk株式会社 永久磁石および回転電機
JP2020096484A (ja) * 2018-12-14 2020-06-18 Tdk株式会社 永久磁石および回転電機
JP7224198B2 (ja) * 2019-02-08 2023-02-17 Ntn株式会社 車両用動力装置および発電機付き車輪用軸受装置

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH08116634A (ja) * 1994-10-17 1996-05-07 Railway Technical Res Inst 鉄道車両用駆動装置
JPH11136893A (ja) * 1997-10-28 1999-05-21 Toshiba Corp 永久磁石形モータ
JP2010158130A (ja) * 2008-12-29 2010-07-15 Hitachi Ltd 永久磁石式回転電機、及びこれを用いたエレベータ装置
JP2013128341A (ja) * 2011-12-16 2013-06-27 Samsung Yokohama Research Institute Co Ltd 表面磁石型のブラシレスモータ
JP2013176202A (ja) * 2012-02-24 2013-09-05 Sim-Drive Co Ltd 三相永久磁石式同期モータ
JP2015089224A (ja) * 2013-10-30 2015-05-07 株式会社東芝 モータ、洗濯機

Family Cites Families (17)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
NL8801700A (nl) * 1988-07-05 1990-02-01 Philips Nv Electrische meerpolige machine.
JPH03116634A (ja) 1989-09-28 1991-05-17 Nec Corp マイクロ波管
JPH08322167A (ja) * 1995-05-26 1996-12-03 Matsushita Electric Ind Co Ltd コア付きモータ
JP2006094604A (ja) * 2004-09-22 2006-04-06 Toshiba Corp 永久磁石形モータ，洗濯機及び異方性磁石の製造方法
WO2008146437A1 (ja) * 2007-05-31 2008-12-04 Panasonic Corporation 電動機
JP2010114994A (ja) * 2008-11-06 2010-05-20 Nidec Servo Corp 中空型ブラシレスｄｃモータ
JP2010178442A (ja) * 2009-01-28 2010-08-12 Hitachi Ltd 外転型永久磁石回転電機およびそれを用いたエレベータ装置
EP2378633A1 (en) * 2010-04-13 2011-10-19 Siemens Aktiengesellschaft Electrical machine and permanent-magnet
EP2615721B1 (en) * 2010-09-06 2018-05-30 Mitsubishi Electric Corporation Permanent magnet type rotating electrical machine and electrical power steering device using same
WO2013094075A1 (ja) * 2011-12-23 2013-06-27 三菱電機株式会社 永久磁石型モータ
JP6124999B2 (ja) * 2013-04-22 2017-05-10 三菱電機株式会社 電動パワーステアリング用永久磁石型モータ
CN105556812A (zh) * 2013-09-24 2016-05-04 株式会社美姿把 无刷雨刮器电机
CN204089387U (zh) * 2014-08-21 2015-01-07 江西工埠机械有限责任公司 外转子电机的永磁体嵌装结构
CN204089544U (zh) * 2014-08-21 2015-01-07 江西工埠机械有限责任公司 外转子电机
CN204425156U (zh) * 2014-12-05 2015-06-24 浙江西子富沃德电机有限公司 混合转矩电动机以及采用该混合转矩电动机的曳引机
CN204497936U (zh) * 2015-03-10 2015-07-22 广东顺德永怡御风电器灯饰有限公司 一种直流无刷电机
CN105529865B (zh) * 2016-01-08 2019-02-05 清华大学 分数槽集中绕组记忆电机

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH08116634A (ja) * 1994-10-17 1996-05-07 Railway Technical Res Inst 鉄道車両用駆動装置
JPH11136893A (ja) * 1997-10-28 1999-05-21 Toshiba Corp 永久磁石形モータ
JP2010158130A (ja) * 2008-12-29 2010-07-15 Hitachi Ltd 永久磁石式回転電機、及びこれを用いたエレベータ装置
JP2013128341A (ja) * 2011-12-16 2013-06-27 Samsung Yokohama Research Institute Co Ltd 表面磁石型のブラシレスモータ
JP2013176202A (ja) * 2012-02-24 2013-09-05 Sim-Drive Co Ltd 三相永久磁石式同期モータ
JP2015089224A (ja) * 2013-10-30 2015-05-07 株式会社東芝 モータ、洗濯機

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2020068640A (ja) * 2018-10-26 2020-04-30 株式会社ｅ−Ｇｌｅ アウターロータ型モータおよび電気自動車

Also Published As

Publication number Publication date
US11264879B2 (en) 2022-03-01
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