WO2024029770A1 - 브러쉬리스 모터 - Google Patents

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WO2024029770A1
WO2024029770A1 PCT/KR2023/009862 KR2023009862W WO2024029770A1 WO 2024029770 A1 WO2024029770 A1 WO 2024029770A1 KR 2023009862 W KR2023009862 W KR 2023009862W WO 2024029770 A1 WO2024029770 A1 WO 2024029770A1
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rotor
pole shoe
permanent magnets
clause
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서호준
박민규
이지민
조성국
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Hanon Systems Corp
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Definitions

  • the present invention relates to a brushless motor, and more specifically, to a motor that can minimize the distortion factor of the no-load back electromotive force of the motor and reduce torque ripple and cogging torque.
  • Hybrid cars and electric cars obtain power to propel the vehicle through an electric motor. Accordingly, unlike the widespread use of mechanical compressors in existing vehicle air conditioning systems, there is a recent trend toward using electric compressors.
  • the electric compressor includes an electric motor that converts electrical energy into mechanical energy and an inverter that controls the rotation of the electric motor.
  • the electric motor of such an electric compressor generally consists of a cylindrical rotor and a stator with a coil wound around its outer circumference, and is divided into distributed winding and concentrated winding depending on the coil winding method.
  • the rotor included in the electric motor rotates as current flows through the coil by power supplied from the inverter, and the rotational force of the rotor is transmitted to the rotating shaft.
  • the mechanical means which receives mechanical energy from the rotating shaft, compresses the refrigerant through reciprocating motion.
  • Electric compressors have the disadvantage of being inferior in refrigerant compression performance compared to existing mechanical compressors. This is because the driving force generated by an electric motor is weak compared to a mechanical compressor driven using the rotational force of an engine, vibration is severe, and the control performance of the inverter is poor. It was because of a problem that was not high. Additionally, the efficiency of the electric motor was low, so there was a problem that the electricity supplied to the vehicle was wasted.
  • Cogging torque and torque ripple generated by the interaction between the permanent magnet and the slot, and the motor with the slot present. Cogging torque and torque ripple are bound to exist.
  • Cogging torque is a radial force that tries to move the motor system to a position where the magnetic energy of the motor system is minimum, that is, in an equilibrium state. It is a non-uniform torque generated by the interaction between the magnetic pole of the permanent magnet and the slot, regardless of the load current. , which has a significant impact on the control and precision of the motor.
  • FIG 1 is a diagram showing a conventional electric compressor motor.
  • the conventional electric compressor motor 3 has an internal resistance structure in which the rotor 4 rotates inside the stator 5, and the motor consists of 6 poles and 27 slots. , it has a distribution method in which the coils are widely distributed over several dimensions.
  • the rotation speed is relatively low (about 10,000 rpm) and the load on the motor is high, so reduction of the weight and size of the motor is required.
  • Multipolar design is necessary to reduce the weight and size of the motor.
  • the electric motor must be designed in a way that increases the number of motor poles and reduces stacking, but as mentioned above, there are not many specific research results on this.
  • Patent Document Korean Patent Publication No. 10-2018-0113296 (published on October 16, 2018)
  • the present invention was developed to solve the above problems, and provides design values for motor components and an optimized pole/slot combination that can minimize the distortion of the no-load back electromotive force of the motor and reduce torque ripple and cogging torque. There is a purpose to that.
  • the present invention is a brushless motor, comprising: a stator in which a plurality of winding slots are formed along the circumferential direction on the inner circumference of an axially hollow body; a rotor installed axially inside the stator and having a plurality of insertion grooves formed along the circumferential direction on the outer circumference; and a plurality of permanent magnets each inserted into the plurality of insertion grooves of the rotor, wherein a combination of the number of poles corresponding to the number of the plurality of permanent magnets and the number of slots corresponding to the number of the plurality of winding slots is used.
  • cogging torque and torque ripple can be reduced.
  • the motor according to an example of the present invention may have a 10-pole, 24-slot structure in which the plurality of permanent magnets are composed of 10 and the plurality of winding slots are composed of 24.
  • the ratio (Rr/Rs) of the radial length (Rr) of the rotor to the radial length (Rs) of the stator is 0.594 ⁇ Rr/Rs ⁇ 0.646 can be satisfied.
  • the arc angle ( ⁇ ) may satisfy 28° ⁇ ⁇ ⁇ 32°.
  • the ratio (Rm/Rr) of the radius length (Rr) of the rotor to the shortest distance (Rm) is 0.847 ⁇ Rm/Rr ⁇ 0.898 can be satisfied.
  • the rotor is formed with a plurality of hollow holes penetrating the rotor in the axial direction, and the hollow holes may be composed of 10 corresponding to the plurality of permanent magnets.
  • the rotor is formed with a plurality of rivet holes through which rivets are inserted through the rotor in the axial direction, and the number of rivet holes may be formed between adjacent hollow holes, so that there are 10 rivet holes.
  • a motor according to another example of the present invention may have a 10-pole, 12-slot structure in which the plurality of permanent magnets are composed of 10 and the plurality of winding slots are composed of 12.
  • a pole shoe is formed at the tip of each of the plurality of stator teeth forming the plurality of winding slots, and the opposing surface of the pole shoe facing the outer peripheral surface of the rotor has a predetermined curvature, and the radial direction of the opposing surface of the pole shoe is The curvature at the center and the curvature at the radial ends may be different.
  • the radius of curvature (Rs_In) of the opposing surface of the pole shoe may satisfy 30 mm ⁇ Rs_in ⁇ 120 mm.
  • the minimum thickness of the pole shoe may be 0.8 mm or more.
  • the radius of curvature of the radial center of the opposing surface of the pole shoe is 30 mm, and the radius of curvature of the radial end of the opposing surface of the pole shoe is 120 mm, and the radius of curvature gradually increases as it progresses from the center of the opposing surface of the pole shoe to the end. can do.
  • the thickness of the pole shoe at the radial end of the opposing surface of the pole shoe may be 0.8 mm.
  • the pole shoe may have a mirror symmetrical shape with respect to the radial center of the pole shoe.
  • a motor according to another example of the present invention may have a 10-pole, 27-slot structure in which the plurality of permanent magnets are composed of 10 and the plurality of winding slots are composed of 27.
  • the ratio (Rr/Rs) of the radial length (Rr) of the rotor to the radial length (Rs) of the stator is 0.520 ⁇ Rr/Rs ⁇ 0.646 can be satisfied.
  • the arc angle ( ⁇ ) may satisfy 29° ⁇ ⁇ ⁇ 32°.
  • the web thickness (WD) may satisfy 1.6 mm ⁇ WD ⁇ 2.2 mm.
  • the distortion factor of the no-load back electromotive force of the motor can be minimized, and the torque ripple and cogging torque are reduced through the optimal design of the permanent magnet. This can result in reduced motor vibration and noise.
  • Figure 1 is a diagram showing a conventional electric compressor motor.
  • Figure 2 is a cross-sectional view of a motor according to the first embodiment of the present invention.
  • Figure 3 is a cross-sectional view of the stator and rotor.
  • Figure 4 is a diagram for explaining web thickness and bridge thickness.
  • Figure 5 is a graph showing the efficiency characteristics of the motor according to web thickness.
  • Figure 6 is a graph showing the efficiency characteristics of the motor according to the bridge thickness.
  • Figure 7 is a diagram for explaining design variables of a motor.
  • Figure 8 is a graph showing torque ripple characteristics according to the ratio of the radius length of the rotor to the radius length of the stator.
  • Figure 9 is a graph showing the efficiency of the motor and the distortion rate characteristics of the back electromotive force according to the size of the arc angle.
  • Figure 10 is a graph showing torque ripple characteristics according to the radius length of the rotor for the shortest distance to the permanent magnet.
  • 11 and 12 are cross-sectional views of a motor according to a second embodiment of the present invention.
  • Figure 13 is a diagram comparing a conventional motor and the motor of the present invention.
  • Figure 14 is a diagram for explaining a pole shoe according to an example of the present invention.
  • Figure 15 is a graph comparing the cogging torque of a conventional motor and a motor of the present invention.
  • Figure 16 is a graph comparing the load torque of the conventional motor and the motor of the present invention.
  • Figure 17 is a cross-sectional view of a motor according to a third embodiment of the present invention.
  • Figure 18 is a diagram comparing a conventional motor and the motor of the present invention.
  • Figure 19 is a diagram to explain the design variables of the motor.
  • Figure 20 is a graph showing torque ripple characteristics according to the ratio of the radius length of the rotor to the radius length of the stator.
  • Figure 21 is a graph showing the efficiency of the motor and the distortion rate characteristics of the back electromotive force according to the size of the arc angle.
  • the motor of the present invention may be a brushless motor provided in an electric compressor for a vehicle.
  • An electric compressor for a vehicle generally includes a compression unit in which the refrigerant is compressed by the reciprocating motion of the mechanical structure, an electric motor that transfers mechanical energy to the compression unit, and an inverter that supplies electrical energy to the electric motor, according to the present invention.
  • the motor may correspond to an electric motor applied to such a general automotive electric compressor.
  • the motor of the present invention will be examined in detail through each embodiment.
  • 2 to 10 are diagrams for explaining the motor of the first embodiment of the present invention.
  • Figure 2 is a cross-sectional view of a motor according to the first embodiment of the present invention
  • Figure 3 is a cross-sectional view of a stator and a rotor.
  • the motor 10 of the present invention includes a stator 100 and a rotor 200. It includes a plurality of permanent magnets (M) inserted into the rotor 200.
  • M permanent magnets
  • the stator 100 is formed in a substantially cylindrical shape and includes a body 110 that is hollow in the axial direction, and a plurality of winding slots 120 are formed along the circumferential direction on the hollow inner circumference of the body 110, each winding slot.
  • a coil (C) is wound at (120).
  • Each winding slot 120 is formed through the axial direction of the body and spaced apart from each other, and the coil C may be wound in a distributed manner widely distributed across several winding slots 120.
  • the rotor 200 is a cylindrical member installed axially inside the stator 100, that is, in the hollow of the body 110.
  • the rotor 200 may have a plurality of permanent magnets combined so that it can rotate by receiving electromagnetic force generated as a current flows through the coil C wound on the stator 100.
  • a plurality of insertion grooves 210 may be formed so that each of the plurality of permanent magnets can be inserted.
  • Each insertion groove 210 is formed through the axial direction and is spaced apart from each other along the circumferential direction.
  • a plurality of hollow holes 230 penetrating the rotor in the axial direction may be formed in the rotor 200 corresponding to the permanent magnets M, and a rivet hole 240 may be formed between adjacent hollow holes 230.
  • the rivet hole 240 may have a structure that penetrates the inside of the rotor 200 in the axial direction, and a plurality of steel plates are inserted into the rivet hole 240 to form the rotor. This can be permanently combined. More specifically, as will be described later, the hollow holes 230 are composed of 10 corresponding to the number of permanent magnets (M), and the rivet holes 240 are formed between the hollow holes and can be composed of 10. This can help improve the flux characteristics by permanent magnets and the manufacturability of the rotor, and can reduce weight compared to conventional electric compressor motors.
  • a plurality of permanent magnets (M) are respectively inserted into the insertion grooves 210 in the axial direction, and permanent magnets (M) of different poles may be inserted into adjacent insertion grooves 210. That is, in the motor 10 of the present invention, the permanent magnet (M) is not attached to the surface of the rotor but is embedded inside the surface of the rotor, and in this case, magnetic torque (Magnetic Torque) is generated according to the arrangement of the magnetic field and the intensity of the magnetic field. Since reluctance torque (torque according to changes in magnetic resistance) can be used in addition to torque), the same torque can be generated using less current, increasing the efficiency of the motor.
  • Magnetic Torque Magnetic Torque
  • the motor 10 of the present invention consists of 24 winding slots 120 and 10 permanent magnets (M), forming a 10-pole, 24-slot structure. That is, 24 winding slots 120 are formed in the stator 100, and the 24 winding slots are provided at regular intervals so that each winding slot forms an angle of about 13 degrees with the adjacent winding slot 120.
  • 10 insertion grooves 210 are formed in the rotor 200, and the 10 insertion grooves are provided at regular intervals so that each insertion groove forms an angle of about 36 degrees with the adjacent insertion groove, and the insertion of this structure
  • a plurality of permanent magnets (M) are respectively inserted into the groove 210 and formed to correspond to the structure of the insertion groove 210.
  • the motor 10 of the present invention adopts a 10-pole, 24-slot structure.
  • This 10-pole, 24-slot structure is a desirable structure for minimizing the distortion factor of the no-load back electromotive force, and is very advantageous in reducing cogging torque that generates noise during operation due to the pole/slot combination.
  • FIG 4 is a diagram for explaining the web thickness and bridge thickness
  • Figure 5 is a graph showing the efficiency characteristics of the motor according to the web thickness
  • Figure 6 is a graph showing the efficiency characteristics of the motor according to the bridge thickness
  • the present invention Considering the data and the size and thickness of the motor, configure 10 permanent magnets (M).
  • the present invention can minimize the distortion of the no-load back electromotive force by configuring 24 winding slots 120 corresponding to 10 permanent magnets (M), which is the optimal number of poles considering the switching frequency of the inverter.
  • the motor of the present invention can minimize the distortion of the no-load back electromotive force and greatly reduce the cogging torque and torque ripple, thereby reducing the vibration and noise of the motor, and at the same time, improving the motor's Manufacturability can also be secured.
  • Figure 7 is a diagram to explain the design variables of the motor, including the center of the rotor (O), the arc angle ( ⁇ ), the radius length of the stator (Rs), the radius length of the rotor (Rr), and the shortest distance to the permanent magnet. Shows the distance (Rm).
  • the arc angle ( ⁇ ) is the angle formed between the center of the rotor (O) and both ends of one of the plurality of permanent magnets (M), that is, the angle formed by both ends of each permanent magnet (M) with the center (O) of the rotor.
  • the radius length (Rs) of the stator means the distance from the center (O) of the rotor to the outer peripheral surface of the stator (100).
  • the radius length (Rr) of the rotor means the distance from the center of the rotor (O) to the outer peripheral surface of the rotor 200.
  • the shortest distance to the permanent magnet (Rm) is the shortest distance from the center of the rotor (O) to any one of the plurality of permanent magnets (M), that is, the shortest distance between each permanent magnet (M) and the center of the rotor (O). means distance.
  • Figure 8 is a graph showing torque ripple characteristics according to the ratio of the radius length of the rotor to the radius texture of the stator. As shown, at rated load, there is a torque ripple of about 7.6% or less when the radius-length ratio (Rr/Rs) is in the range of 0.594 to 0.646, and when the length ratio (Rr/Rs) is in this range, the torque Ripple is minimized, thereby minimizing motor vibration and noise.
  • Table 1 above is a table showing the graph of FIG. 8 as data.
  • the torque ripple rapidly decreases starting from the length ratio (Rr/Rs) of 0.594, increases again starting from about 0.63, and increases again starting from 0.646. It can be seen that the torque ripple increases rapidly again.
  • the torque ripple has a range (1) of about 7.6% or less and 3.6% or more
  • the torque ripple is It has a range (2) of approximately 4.9% or less and 3.6% or more.
  • the motor of the present invention has a ratio (Rr/Rs) of the radius length of the rotor (Rr) to the radius length of the stator (Rs) of 0.594 ⁇ Rr/Rs ⁇ 0.646. It can be configured to satisfy, and more preferably, the length ratio (Rr/Rs) can be configured to satisfy 0.618 ⁇ Rr/Rs ⁇ 0.646.
  • Figure 9 is a graph showing the efficiency of the motor and the distortion rate characteristics of the back electromotive force according to the size of the arc angle. As shown, it can be seen that the size of the arc angle ( ⁇ ) maintains an efficiency of about 95.23% or more in the range of 28° to 32° and is effective in reducing the distortion factor (THD) of back electromotive force.
  • Table 2 above is a table showing the graph of FIG. 9 as data.
  • the efficiency of the motor increases linearly from 95.24% to 95.43% (1), while the arc angle ( ⁇ ) increases linearly.
  • the distortion rate does not increase significantly from about 0.62% to 0.75% (2). Rather, when the size of the arc angle ( ⁇ ) is between 30° and 32°, the distortion rate is about 0.75% to 0.72%. It can be seen that it decreases by % (3).
  • the motor of the present invention can be configured so that the arc angle ( ⁇ ) satisfies 28° ⁇ 32°, and more preferably, the arc angle ( ⁇ ) The size of can be configured to satisfy 30° ⁇ 32°.
  • Figure 10 is a graph showing torque ripple characteristics according to the radius length of the rotor for the shortest distance to the permanent magnet. As shown, there is a cogging torque of about 7% or less and a torque ripple of about 6% or less when the radius-length ratio (Rm/Rr) is in the range of 0.847 to 0.898, and the length ratio (Rm/Rr) is within that range. When equipped, torque ripple is minimized and vibration and noise of the motor can be minimized.
  • Table 3 above is a table showing the graph of FIG. 10 as data.
  • the torque ripple decreases rapidly starting from the length ratio (Rm/Rs) of 0.847, and increases again starting from about 0.865, but increases gently to 0.898. It can be seen that In that range, that is, the length ratio range of 0.847 to 0.898, the torque ripple ranges from about 5.5% to 3.6% (1), showing low torque ripple characteristics. When the length ratio (Rm/Rs) is in the range of 0.85 to 0.88, the torque ripple ranges from about 0.44% or less to 3.6% or more (2), so better torque ripple characteristics can be achieved.
  • the cogging torque increases linearly correspondingly. Specifically, when the length ratio (Rm/Rs) is in the range of 0.847 to 0.898, the cogging torque is about 0.007 Nm or more and 0.026 Nm or less. It has a range (3), showing low cogging torque characteristics. When the length ratio (Rm/Rs) is in the range of 0.85 to 0.88, the cogging torque has a range (4) of about 0.008 Nm to 0.022, and thus better cogging torque characteristics can be obtained.
  • the motor of the present invention has a ratio (Rm/Rr) of the radius length (Rr) of the rotor to the shortest distance (Rm) to the permanent magnet of 0.847 ⁇ Rm/Rr. It may be configured to satisfy ⁇ 0.898, and more preferably, the length ratio (Rm/Rr) may be configured to satisfy 0.85 ⁇ Rm/Rr ⁇ 0.88.
  • each design variable described above is related to each other by the size, shape, and arrangement of each component that makes up the motor, and the relevant design variable is such that the range of each design variable is satisfied by considering the relationship between each design variable.
  • Each of these can be implemented by overlapping within one motor, and in this case, the efficiency, torque ripple, and cogging torque characteristics of the motor can be improved to the maximum.
  • 11 to 16 are diagrams for explaining the motor of the second embodiment of the present invention. Content that overlaps with what was explained previously will be omitted.
  • the motor 10 of this example consists of 10 permanent magnets (M) and 12 plurality of winding slots 120, resulting in a 10-pole, 12-slot structure.
  • M permanent magnets
  • the cogging torque frequency is of the 60th order, which has an advantage over conventional motors in terms of improving vibration and noise of the motor.
  • the shape of the pole shoe is different from that of the pole shoe of a conventional motor.
  • a plurality of stator teeth 130 forming a plurality of winding slots are formed on the stator, and a pole shoe 140 is formed at the tip of each of the plurality of stator teeth 130 to predeterminedly protrude in the radial direction from each stator tooth.
  • the opposing surface 140A of the pole shoe is generally the opposing surface of the rotor 200. While the outer peripheral surface is formed with the same curvature as the outer peripheral surface of the rotor 200, in the present invention, the opposing surface 140A of the pole shoe has a predetermined curvature, but is not the same curvature as the outer peripheral surface of the rotor 200.
  • the curvature at the radial center (c) of the opposing surface (140A) of the pole shoe is configured to be different from the curvature at the radial end (e).
  • Figure 13 is a diagram showing a comparison between a conventional motor and a motor of the present invention.
  • the opposing surface of the pole shoe is formed with a constant curvature, and at this time, the cogging torque is 126 mNm and the torque ripple is 465 mNm and 6.68%. There will be deviations.
  • the opposing surface (140A) of the pole shoe is formed with a different curvature at the center and end, and at this time, the cogging torque is 44 mNm and the torque ripple has a deviation of 214 mNm and 3.19%, compared to the conventional one. It can be seen that cogging torque and torque ripple are significantly reduced.
  • the present invention can be configured so that the radius of curvature (Rs_in) of the opposing surface of the pole shoe satisfies 30 mm ⁇ Rs_in ⁇ 120 mm, and accordingly, The efficiency of the motor can be increased.
  • the pole shoe it is desirable for the pole shoe to have a predetermined thickness or more, and accordingly, the present invention can be configured so that the minimum thickness of the pole shoe 140 satisfies 0.8 mm or more.
  • Figure 14 is a diagram for explaining a pole shoe according to an example of the present invention.
  • the radius of curvature of the radial center (c) of the opposing surface (140A) of the pole shoe is 30 mm, and the opposing surface (140A) of the pole shoe
  • the radius of curvature of the radial end (e) is 120 mm, and the radius of curvature may gradually increase as it progresses from the center (c) of the opposing surface (140A) of the pole shoe to the end (e), and the degree of increase is
  • the radius of curvature may increase uniformly to be constant.
  • the radius of curvature (Rs_in) increases.
  • the thickness at the radial end (e) of the opposing surface (140A) of the pole shoe may be 0.8 mm.
  • the pole shoe 140 of the present invention may have a mirror symmetrical shape with respect to the radial center (c) of the pole shoe.
  • Figure 15 is a graph comparing the cogging torque of the conventional motor and the motor of the present invention. As shown, the conventional motor has a large cogging torque in the range of -0.06 to 0.06, while the present invention has a large cogging torque in the range of -0.02 to 0.02. It can be seen that the cogging torque is small.
  • Figure 16 is a graph comparing the load torque of the conventional motor and the motor of the present invention. As shown, the conventional motor has a large load torque in the range of 6.45 to 6.92, while the load torque of the present invention is in the range of 6.58 to 6.8. It can be seen that is formed small.
  • the motor has a 10-pole, 12-slot structure, and the radius of curvature of the opposing surface of the pole shoe is formed within 30 to 120 mm, and the radius of curvature increases as it progresses from the radial center of the pole shoe to the end.
  • torque ripple during operation is minimized, which is effective in improving vibration and noise, and at the same time has the advantage of reducing the overall weight of the motor compared to conventional motors.
  • 17 to 21 are diagrams for explaining the motor of the third embodiment of the present invention. Content that overlaps with what was explained previously will be omitted.
  • FIG 17 is a cross-sectional view of a motor according to a third embodiment of the present invention.
  • the motor 10 of this example consists of 10 permanent magnets (M) and 27 winding slots 120, resulting in 10 It has a 27-slot structure.
  • M permanent magnets
  • 27 winding slots 120 resulting in 10 It has a 27-slot structure.
  • the influence of weight according to area change is relatively larger for electrical steel sheets than for permanent magnets. Therefore, in order to improve the cogging torque and performance of the motor and reduce weight, the area of the electrical steel sheets must be shaped as much as possible. needs to be optimized.
  • the present invention adopts a 10-pole 27-slot structure.
  • this motor can be configured with 10 hollow holes and rivet holes in the rotor, each corresponding to a permanent magnet.
  • Figure 18 is a diagram showing a comparison between the conventional motor and the motor of the present invention.
  • the conventional motor has an efficiency of 94.6%, a cogging torque of 0.027 Nm, and a rotor weight of 532g
  • the motor of the present invention has a motor of the present invention.
  • the efficiency is 94.7%
  • the cogging torque is 0.019
  • the rotor weight is 374g. It can be seen that the efficiency of the motor is increased compared to the prior art, and at the same time, the cogging torque and rotor weight are significantly reduced.
  • Figure 19 is a diagram for explaining the design variables of the motor.
  • the ratio (Rr/Rs) of the radius length of the rotor (Rr) to the radius length of the stator (Rs) is 0.520 ⁇ Rr/Rs ⁇ 0.646 is satisfied, the arc angle ( ⁇ ) satisfies 29° ⁇ ⁇ ⁇ 32°, and the web thickness (WD) satisfies 1.6mm ⁇ WD ⁇ 2.2mm.
  • the thickness (WD) of the web may correspond to the gap between two adjacent insertion grooves among the plurality of insertion grooves 210.
  • Figure 20 is a graph showing the torque ripple characteristics according to the ratio of the radius length of the rotor to the radius length of the stator.
  • the ratio of the radius length (Rr) of the rotor to the radius length (Rs) of the stator ( Rr/Rs) has a range of 0.520 ⁇ Rr/Rs ⁇ 0.646, preferably 0.54 to 0.6, and it can be confirmed that the torque ripple is formed as small as about 10.8% in that range.
  • Figure 21 is a graph showing the efficiency of the motor and the distortion rate characteristics of the back electromotive force according to the size of the arc angle.
  • the arc angle is in the range of 29° ⁇ ⁇ ⁇ 32°, and the efficiency of the motor in that range is about 95.1. It can be confirmed that the distortion factor (THD) of the no-load back electromotive force is formed as small as about 1.2% or less.
  • the motor has a 10-pole, 27-slot structure, and the ratio of the radius length of the rotor to the radius length of the stator, the arc angle, and the thickness of the web are design variables, and the corresponding As each design variable is limited to an appropriate range, vibration noise can be minimized by minimizing torque ripple, high motor efficiency can be provided, and back electromotive force THD can be effectively reduced.

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Abstract

본 발명은 모터의 무부하 역기전력의 왜율을 최소화화고 토크리플 및 코깅토크를 저감할 수 있는 모터에 관한 것으로서, 본 발명에 의하면 극수와 슬롯수의 다양한 조합을 제공하고, 그에 따른 최적의 수치들을 제공함에 따라, 모터의 무부하 역기전력이 왜율이 최소화될 수 있고, 영구자석의 최적 설계로 토크리플과 코깅토크가 저감될 수 있으며, 그에 따라 모터의 진동과 소음이 감소될 수 있다.

Description

브러쉬리스 모터
본 발명은 브러쉬리스 모터에 관한 것으로, 보다 구체적으로는 모터의 무부하 역기전력의 왜율을 최소화화고 토크리플 및 코깅토크를 저감할 수 있는 모터에 관한 것이다.
최근 화석연료의 고갈과 환경 오염 등의 문제로 인한 저공해 고연비 정책에 따라 화석연료와 전기를 모두 구동원으로 하는 하이브리드 자동차나 전기 자동차가 각광을 받고 있으며, 이에 대한 연구가 활발하게 이루어지고 있다.
하이브리드 자동차나 전기 자동차는 전동모터를 통해 차량의 추진을 위한 동력을 얻는다. 이에 따라 기존의 차량 공조시스템에서 기계식 압축기가 널리 사용되던 것과 달리 최근에는 전동식 압축기를 사용하는 추세로 변화하고 있다.
전동식 압축기는 전기 에너지를 역학적 에너지로 전환하는 전동모터와, 전동모터의 회전을 제어하는 인버터를 포함하여 구성된다. 이와 같은 전동식 압축기의 전동모터는 일반적으로 원통형의 회전자와 그 외주를 둘러싸는 코일이 감긴 고정자를 포함하여 구성되며, 코일의 권선 방법에 따라 분포권과 집중권 등으로 구분된다.
이와 같은 전동식 압축기에서는, 인버터로부터 공급되는 전원에 의해 코일에 전류가 흐름에 따라 전동모터에 구성되는 회전자가 회전하고, 이와 같은 회전자의 회전력은 회전축으로 전달된다. 그리고 회전축으로부터 역학적 에너지를 전달받은 기계적 수단이 왕복 운동을 함으로써 냉매를 압축하게 된다.
전동식 압축기는 기존의 기계식 압축기에 비하여 냉매 압축 성능이 떨어진다는 단점이 있었는데, 이는 전동모터에 의한 구동력이 엔진의 회전력을 이용하여 구동되는 기계식 압축기와 비교하여 약하고, 진동이 심하며, 인버터의 제어 성능이 높지 않은 문제점 때문이었다. 또한 전동모터의 효율이 낮아 차량에 공급되는 전기가 낭비된다는 문제점이 있었다.
이와 같은 전동모터의 진동을 유발하고 정밀성을 감소시키는 많은 원인들 중의 하나는 영구자석과 슬롯 사이의 상호작용에 의하여 발생되는 코깅토크(cogging torque)와 토크리플(torque ripple)이며 슬롯이 존재하는 모터에서 코깅토크와 토크리플은 존재할 수밖에 없다.
코깅토크는 모터 시스템의 자기에너지가 최소인 위치 즉, 평형인 상태로 이동하려는 반경방향의 힘으로서, 부하 전류와는 관계없이 영구자석의 자극과 슬롯의 상호작용에 의하여 발생하게 되는 비균일 토크이며, 모터의 제어와 정밀도에 큰 영향을 미치는 것이다.
이러한 코깅토크를 감소하기 위하여 영구자석의 극수와 슬롯수를 구조적으로 적절히 조합함에 의하여, 코깅토크를 저감하는 수법이 알려져 있다. 그러나, 하이브리드 자동차용 압축기에 사용되는 전동모터분야에 있어서는, 자극과 슬롯수의 최적의 비, 혹은 코깅토크 및 토크리플을 저감할 수 있는 구조 및 설계 등에 관한 구체적인 연구성과는 아직 그리 많지 않은 상태이다.
도 1은 종래 전동압축기 모터를 나타낸 도면으로서, 종래 전동압축기 모터(3)는 회전자(4)가 고정자(5) 내측에서 회전하는 내전형 구조로 이루어지고, 모터가 6극 27슬롯으로 구성되며, 코일이 여러 치에 걸쳐 넓게 분포되는 분포권 방식을 가진다.
종래 전동압축기의 경우 회전 속도가 비교적 낮고(약 10,000 rpm), 모터에 작용하는 부하가 높기 때문에 모터의 중량 및 사이즈 저감이 요구된다. 모터의 중량 및 사이즈 저감을 위해서는 다극화 설계가 필요하다. 이를 위해 모터의 극수를 증가시키고 적층을 저감시키는 방향으로 전동기를 설계해야 하는데, 상술한 바와 같이 이에 대한 구체적인 연구성과가 많지 않은 상태이다.
[선행기술문헌]
(특허문헌) 한국 공개특허공보 제10-2018-0113296호(2018.10.16. 공개)
본 발명은 상기와 같은 문제를 해결하기 위해 안출된 것으로, 모터의 무부하 역기전력의 왜율을 최소화하고 토크리플 및 코깅토크를 저감할 수 있는 최적화된 극/슬롯 조합과 모터 구성요소의 설계수치를 제공하는 것에 그 목적이 있다.
본 발명은 브러쉬리스 모터로서, 축방향으로 중공된 몸체의 내주측에 원주방향을 따라 복수의 권선 슬롯이 형성되는 고정자; 상기 고정자의 내부에 축방향으로 설치되며, 외주측에 원주방향을 따라 복수의 삽입홈이 형성되는 회전자; 및 상기 회전자의 복수의 삽입홈에 각각 삽입되는 복수의 영구자석;을 포함하며, 상기 복수의 영구자석의 수에 해당하는 극수와, 상기 복수의 권선 슬롯의 수에 해당하는 슬롯수의 조합을 달리하여, 코깅토크와 토크리플을 저감할 수 있다.
본 발명의 일 예에 따른 모터는, 상기 복수의 영구자석이 10개로 구성되고 상기 복수의 권선 슬롯이 24개로 구성되어 10극 24슬롯 구조를 가질 수 있다.
상기 고정자의 반경 길이를 Rs라 하고, 상기 회전자의 반경 길이를 Rr이라 하면, 상기 고정자의 반경 길이(Rs)에 대한 상기 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rr/Rs)는 0.594 ≤ Rr/Rs ≤ 0.646 를 만족할 수 있다.
상기 회전자의 중심과 상기 복수의 영구자석 중 어느 하나의 양단이 이루는 원호각을 α라 하면, 상기 원호각(α)은 28° ≤ α ≤ 32° 를 만족할 수 있다.
상기 회전자의 중심으로부터 상기 복수의 영구자석 중 어느 하나까지의 최단거리를 Rm이라 하면, 상기 최단거리(Rm)에 대한 상기 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rm/Rr)는 0.847 ≤ Rm/Rr ≤ 0.898 를 만족할 수 있다.
상기 회전자에는 상기 회전자를 축방향으로 관통하는 중공홀이 복수 형성되며, 상기 중공홀은 상기 복수의 영구자석에 대응하여 10개로 구성될 수 있다.
상기 회전자에는 상기 회전자를 축방향으로 관통하여 리벳이 삽입되는 리벳홀이 복수 형성되며, 상기 리벳홀은 인접한 상기 중공홀 사이마다 형성되어 10개로 구성될 수 있다.
본 발명의 다른 예에 따른 모터는, 상기 복수의 영구자석이 10개로 구성되고 상기 복수의 권선 슬롯이 12개로 구성되어 10극 12슬롯 구조를 가질 수 있다.
상기 복수의 권선 슬롯을 형성하는 복수의 고정자 치 각각의 선단에 폴슈가 형성되고, 상기 회전자의 외주면과 대향하는 상기 폴슈의 대향면은 소정의 곡률을 가지되, 상기 폴슈의 대향면의 반경방향 중심에서의 곡률과 반경방향 끝단부에서의 곡률이 상이할 수 있다.
상기 폴슈의 대향면의 일 지점에서의 곡률 반경을 Rs_In 이라 하면, 상기 폴슈의 대향면의 곡률 반경(Rs_In)은 30mm ≤ Rs_in ≤ 120mm 을 만족할 수 있다.
상기 폴슈의 최소 두께는 0.8mm 이상일 수 있다.
상기 폴슈의 대향면의 반경방향 중심의 곡률 반경은 30mm 이고, 상기 폴슈의 대향면의 반경방향 끝단부의 곡률 반경은 120mm 이며, 상기 폴슈의 대향면의 중심으로부터 끝단부로 진행할수록 곡률 반경이 점진적으로 증가할 수 있다.
상기 폴슈의 대향면의 반경방향 끝단부에서의 상기 폴슈의 두께는 0.8mm 일 수 있다.
상기 폴슈는 상기 폴슈의 반경방향 중심을 기준으로 거울 대칭 형상을 가질 수 있다.
본 발명의 또 다른 예에 따른 모터는, 상기 복수의 영구자석이 10개로 구성되고 상기 복수의 권선 슬롯은 27개로 구성되어 10극 27슬롯 구조를 가질 수 있다.
상기 고정자의 반경 길이를 Rs라 하고, 상기 회전자의 반경 길이를 Rr이라 하면, 상기 고정자의 반경 길이(Rs)에 대한 상기 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rr/Rs)는 0.520 ≤ Rr/Rs ≤ 0.646 를 만족할 수 있다.
상기 회전자의 중심과 상기 복수의 영구자석 중 어느 하나의 양단이 이루는 원호각을 α라 하면, 상기 원호각(α)은 29° ≤ α ≤ 32° 를 만족할 수 있다.
상기 복수의 삽입홈 중 인접한 두 삽입홈 사이의 간격을 웹의 두께(WD)라 하면, 상기 웹의 두께(WD)는 1.6mm ≤ WD ≤ 2.2mm 를 만족할 수 있다.
본 발명에 의하면 극수와 슬롯수의 다양한 조합을 제공하고, 그에 따른 최적의 수치들을 제공함에 따라, 모터의 무부하 역기전력이 왜율이 최소화될 수 있고, 영구자석의 최적 설계로 토크리플과 코깅토크가 저감될 수 있으며, 그에 따라 모터의 진동과 소음이 감소될 수 있다.
도 1은 종래 전동압축기 모터를 나타낸 도면이다.
도 2는 본 발명의 제1 실시예에 따른 모터의 횡단면도이다.
도 3은 고정자와 회전자의 횡단면도이다.
도 4는 웹 두께와 브릿지 두께를 설명하기 위한 도면이다.
도 5는 웹 두께에 따른 모터의 효율 특성을 나타낸 그래프이다.
도 6은 브릿지 두께에 따른 모터의 효율 특성을 나타낸 그래프이다.
도 7은 모터의 설계변수를 설명하기 위한 도면이다.
도 8은 고정자의 반경 길이에 대한 회전자의 반경 길이의 비에 따른 토크리플 특성을 나타낸 그래프이다.
도 9는 원호각의 크기에 따른 모터의 효율과 역기전력의 왜율 특성을 나타낸 그래프이다.
도 10은 영구자석까지의 최단거리에 대한 회전자의 반경 길이에 따른 토크리플 특성을 나타낸 그래프이다.
도 11, 12는 본 발명의 제2 실시예에 따른 모터의 횡단면도이다.
도 13은 종래 모터와 본 발명의 모터를 비교하여 나타낸 도면이다.
도 14는 본 발명의 일 예에 따른 폴슈를 설명하기 위한 도면이다.
도 15는 종래 모터와 본 발명의 모터의 코깅토크를 비교하여 나타낸 그래프이다.
도 16은 종래 모터와 본 발명의 모터의 부하 토크를 비교하여 나타낸 그래프이다.
도 17은 본 발명의 제3 실시예에 따른 모터의 횡단면도이다.
도 18은 종래 모터와 본 발명의 모터를 비교하여 나타낸 도면이다.
도 19는 모터의 설계변수를 설명하기 위한 도면이다.
도 20은 고정자의 반경 길이에 대한 회전자의 반경 길이의 비에 따른 토크리플 특성을 나타낸 그래프이다.
도 21은 원호각의 크기에 따른 모터의 효율과 역기전력의 왜율 특성을 나타낸 그래프이다.
이하, 첨부된 도면을 참조하여 본 발명에 대해 설명하도록 한다.
우선, 본 발명의 모터는 차량용 전동압축기에 구비되는 브러쉬리스 모터일 수 있다. 차량용 전동압축기는 일반적으로 냉매가 기계 구성의 왕복 운동에 의하여 압축되는 압축부와, 압축부에 역학적 에너지를 전달하는 전동모터, 그리고 전동모터에 전기 에너지를 공급하는 인버터를 포함하여 구성되며, 본 발명의 모터는 이러한 일반적인 차량용 전동압축기에 적용되는 전동모터에 해당할 수 있다. 이하 본 발명의 모터에 대해 각 실시예를 통해 상세히 살펴보기로 한다.
<제1 실시예>
먼저, 본 발명의 제1 실시예에 대해 설명하기로 한다. 도 2 내지 10은 본 발명의 제1 실시예의 모터를 설명하기 위한 도면이다.
도 2는 본 발명의 제1 실시예에 따른 모터의 횡단면도이고, 도 3은 고정자와 회전자의 횡단면도로서, 도시된 바와 같이 본 발명의 모터(10)는 고정자(100)와 회전자(200)를 포함하며, 회전자(200)에 삽입되는 복수의 영구자석(M)을 포함한다.
고정자(100)는 대략 원통 형태로 형성되어 축방향으로 중공된 몸체(110)를 포함하고, 몸체(110)의 중공 내주측에는 원주방향을 따라 복수의 권선 슬롯(120)이 형성되며, 각 권선 슬롯(120)에는 코일(C)이 권선된다. 각 권선 슬롯(120)은 몸체의 축방향으로 관통 형성되어 각각이 서로 이격되며, 코일(C)은 여러 권선 슬롯(120)에 걸쳐 넓게 분포되는 분포권 방식으로 권선될 수 있다.
회전자(200)는 고정자(100)의 내부, 즉 몸체(110)의 중공에 축방향으로 설치되는 원통형 부재이다. 회전자(200)는 고정자(100)에 권선된 코일(C)에 전류가 흐름에 따라 발생하는 전자기력을 받아 회전할 수 있도록 복수의 영구자석이 결합될 수 있으며, 이를 위해 원통형 부재의 외주측에 복수의 영구자석 각각이 삽입될 수 있도록 복수의 삽입홈(210)이 형성될 수 있다. 각 삽입홈(210)은 축방향으로 관통 형성되며, 각각이 원주방향을 따라 서로 이격된다.
한편, 회전자(200)에는 영구자석(M)에 대응하여 회전자를 축방향으로 관통하는 중공홀(230)이 복수 형성될 수 있으며, 인접한 중공홀(230) 사이에는 리벳홀(240)이 각각 형성될 수 있다. 리벳홀(240)은 중공홀(230)과 마찬가지로 회전자(200)의 내부를 축방향으로 관통하는 구조로 이루어질 수 있으며, 리벳홀(240)에 리벳이 삽입되어 회전자를 구성하는 복수의 강판이 영구적으로 결합될 수 있다. 보다 구체적으로, 후술하는 바와 같이 중공홀(230)은 영구자석(M)의 수에 대응하여 10개로 구성되고, 리벳홀(240)은 중공홀 사이마다 형성되어 10개로 구성될 수 있다. 이는 영구자석에 의한 플럭스 특성과 회전자의 제조성을 향상시키는 데 도움이 될 수 있으며, 종래 전동압축기 모터에 비해 중량이 저감될 수 있다.
복수의 영구자석(M)은 각각 삽입홈(210)에 축방향으로 삽입되는데, 인접한 삽입홈(210)에는 서로 다른 극의 영구자석(M)이 삽입될 수 있다. 즉, 본 발명의 모터(10)는 영구자석(M)이 회전자의 표면에 부착되는 것이 아니라 회전자의 표면 내부에 매입되며, 이 경우 마그네틱 토크(Magnetic Torque: 자기장의 배열성과 자기장 세기에 따른 토크)와 더불어 릴럭턴스 토크(Reluctance Torque: 자기저항 변화에 따른 토크)를 이용할 수 있기 때문에 좀 더 적은 전류를 이용하여 동일한 토크를 발생시킬 수 있어 모터의 효율이 높아질 수 있다.
이때, 본 발명의 모터(10)는 복수의 권선 슬롯(120)이 24개로 구성되고, 복수의 영구자석(M)은 10개로 구성되어 10극 24슬롯 구조로 이루어진다. 즉, 고정자(100)에는 권선 슬롯(120)이 24개 형성되고, 24개의 권선 슬롯은 일정한 간격으로 구비되어 각각의 권선 슬롯이 인접한 권선 슬롯(120)과 약 13도의 각도를 형성한다. 그리고, 회전자(200)에는 삽입홈(210)이 10개 형성되고, 10개의 삽입홈은 일정한 간격으로 구비되어 각각의 삽입홈이 인접한 삽입홈과 약 36도의 각도를 형성하며, 이러한 구조의 삽입홈(210)에 복수의 영구자석(M)이 각각 삽입되어 삽입홈(210)의 구조에 대응되도록 형성된다.
모터의 무부하 역기전력의 왜율(THD; Total Harmonic Distortion)이 정현파에 가까워질수록 운전시 코깅토크 및 토크리플이 감소되어 모터의 진동과 소음이 작아지므로, 무부하 역기전력의 왜율을 최소화하는 것이 중요하다. 본 발명의 모터(10)는 10극 24슬롯 구조를 채택한다. 이러한 10극 24슬롯 구조는 무부하 역기전력의 왜율을 최소화하기 위한 바람직한 구조로서, 극/슬롯 조합 상 운전시 소음을 발생시키는 코깅토크 저감에 매우 유리하다.
구체적으로, 웹(Web)의 두께가 증가할수록 모터의 효율이 증가하게 되고, 브릿지(Bridege)의 두께가 증가할수록 모터의 효율은 감소하게 되는데, 이들을 모터의 제작 가능한 최소 두께와 함께 고려하여 영구자석(M)을 10개로 구성함으로써 모터의 효율과 제작성을 극대화할 수 있다. 도 4는 웹 두께와 브릿지 두께를 설명하기 위한 도면이고, 도 5는 웹 두께에 따른 모터의 효율 특성을 나타낸 그래프이고, 도 6은 브릿지 두께에 따른 모터의 효율 특성을 나타낸 그래프로서, 본 발명은 해당 데이터를 고려하고, 동시에 모터의 크기나 두께 등을 함께 고려하여, 영구자석(M)을 10개로 구성한다. 동시에, 본 발명은 인버터의 스의칭 주파수를 고려한 최적의 극수로서, 10개의 영구자석(M)에 대응하여 권선 슬롯(120)을 24개로 구성함으로써, 무부하 역기전력의 왜율을 최소화할 수 있다.
즉, 본 발명의 모터는 10극 24슬롯 구조를 채택함으로써 무부하 역기전력의 왜율을 최소화하고 코깅토크와 토크리플을 크게 줄일 수 있고, 그에 따라 모터의 진동과 소음을 저감할 수 있으며, 이와 동시에 모터의 제작성도 확보할 수 있다.
이때, 모터의 고효율을 유지하면서 코깅토크를 최소화하고 무부하 역기전력을 정현파로 구성하기 위해서는 회전자 내에 매입되어 있는 영구자석의 자극 각도 등에 대한 최적화 설계가 필요하다. 이하 이를 만족하는 모터의 최적화 설계에 대해 구체적으로 살펴본다.
도 7은 모터의 설계변수를 설명하기 위한 도면으로서, 회전자의 중심(O), 원호각(α), 고정자의 반경 길이(Rs), 회전자의 반경 길이(Rr), 영구자석까지의 최단거리(Rm)를 도시한다. 원호각(α)은 회전자의 중심(O)과 복수의 영구자석(M) 중 어느 하나의 양단이 이루는 각, 즉 각 영구자석(M)의 양단이 회전자의 중심(O)과 이루는 각을 의미한다. 고정자의 반경 길이(Rs)는 회전자의 중심(O)으로부터 고정자(100)의 외주면까지의 거리를 의미한다. 회전자의 반경 길이(Rr)는 회전자의 중심(O)으로부터 회전자(200)의 외주면까지의 거리를 의미한다. 영구자석까지의 최단거리(Rm)는 회전자의 중심(O)으로부터 복수의 영구자석(M) 중 어느 하나까지의 최단거리, 즉 각 영구자석(M)과 회전자의 중심(O) 간의 최단거리를 의미한다.
도 8은 고정자의 반경 결이에 대한 회전자의 반경 길이의 비에 따른 토크리플 특성을 나타낸 그래프이다. 도시된 바와 같이 정격부하시 반경 길이 비(Rr/Rs)가 0.594 내지 0.646의 범위에서 약 7.6% 이하의 토크리플이 존재하게 되며, 이와 같이 길이 비(Rr/Rs)가 해당 범위를 가질 시 토크리플이 최소화되어 모터의 진동과 소음을 최소화할 수 있다.
[표 1]
Figure PCTKR2023009862-appb-img-000001
위 표 1은 도 8의 그래프를 데이터로 나타낸 표로서, 길이 비(Rr/Rs)가 0.594 를 기점으로 토크리플이 급격히 감소되고, 약 0.63을 기점으로 토크리플이 다시 증가하다가, 0.646을 기점으로 토크리플이 다시 급격히 증가하게 됨을 알 수 있다. 이때, 길이 비(Rr/Rs)가 0.594 내지 0.646의 범위에서 토크리플은 약 7.6% 이하 3.6% 이상의 범위(①)를 가지고, 길이 비(Rr/Rs)가 0.618 내지 0.646의 범위에서 토크리플은 약 4.9% 이하 3.6% 이상의 범위(②)를 가진다. 즉, 본 발명은 위와 같은 데이터 해석에 근거하여, 본 발명의 모터는 고정자의 반경 길이(Rs)에 대한 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rr/Rs)가 0.594 ≤ Rr/Rs ≤ 0.646 를 만족하도록 구성될 수 있으며, 보다 바람직하게는 해당 길이 비(Rr/Rs)가 0.618 ≤ Rr/Rs ≤ 0.646 를 만족하도록 구성될 수 있다.
도 9는 원호각의 크기에 따른 모터의 효율과 역기전력의 왜율 특성을 나타낸 그래프이다. 도시된 바와 같이 원호각(α)의 크기가 28° 내지 32°의 범위에서 약 95.23% 이상의 효율을 유지하며 역기전력의 왜율(THD) 저감에 효과적임을 알 수 있다.
[표 2]
Figure PCTKR2023009862-appb-img-000002
위 표 2는 도 9의 그래프를 데이터로 나타낸 표로서, 원호각(α)의 크기가 증가할수록 모터의 효율이 95.24% 내지 95.43%로(①) 선형적으로 증가하는 반면, 원호각(α)의 크기가 28° 내지 32° 사이에서 왜율이 약 0.62% 에서 0.75 % 로(②) 크게 증가하지 않으며, 오히려 원호각(α)의 크기가 30° 내지 32° 사이에서는 왜율이 약 0.75% 에서 0.72% 로(③) 감소됨을 알 수 있다. 즉, 본 발명은 위와 같은 데이터 해석에 근거하여, 본 발명의 모터는 원호각(α)의 크기가 28°≤ α ≤ 32° 를 만족하도록 구성될 수 있으며, 보다 바람직하게는 원호각(α)의 크기가 30°≤ α ≤ 32° 를 만족하도록 구성될 수 있다.
도 10은 영구자석까지의 최단거리에 대한 회전자의 반경 길이에 따른 토크리플 특성을 나타낸 그래프이다. 도시된 바와 같이 반경 길이 비(Rm/Rr)가 0.847 내지 0.898의 범위에서 약 7% 이하의 코깅토크와 약 6% 이하의 토크리플이 존재하게 되며, 길이 비(Rm/Rr)가 해당 범위를 가질 시 토크리플이 최소화되어 모터의 진동과 소음을 최소화할 수 있다.
[표 3]
Figure PCTKR2023009862-appb-img-000003
위 표 3은 도 10의 그래프를 데이터로 나타낸 표로서, 길이 비(Rm/Rs)가 0.847을 기점으로 토크리플이 급격히 감소되고, 약 0.865를 기점으로 토크리플이 다시 증가하되 0.898까지 완만하게 증가함을 알 수 있다. 해당 범위, 즉 길이 비가 0.847 이상 0.898 이하의 범위에서 토크리플은 약 5.5% 이하 3.6% 이상의 범위(①)를 가져, 낮은 토크리플 특성을 나타낸다. 길이 비(Rm/Rs)가 0.85 내지 0.88의 범위를 가질 시 토크리플은 약 0.44% 이하 3.6% 이상의 범위(②)를 가지므로, 보다 나은 토크리플 특성을 가질 수 있다.
그리고, 길이 비(Rm/Rs)가 증가할수록 코깅토크는 그에 대응하여 선형적으로 증가하며, 구체적으로 길이 비(Rm/Rs)가 0.847 내지 0.898의 범위에서 코깅토크가 약 0.007Nm 이상 0.026Nm 이하의 범위(③)를 가져, 낮은 코깅토크 특성을 나타낸다. 길이 비(Rm/Rs)가 0.85 내지 0.88의 범위를 가질 시 코깅토크는 약 0.008Nm 이상 0.022 이하의 범위(④)를 가지므로, 보다 나은 코깅토크 특성을 가질 수 있다.
즉, 본 발명은 위와 같은 데이터 해석에 근거하여, 본 발명의 모터는 영구자석까지의 최단거리(Rm)에 대한 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rm/Rr)가 0.847 ≤ Rm/Rr ≤ 0.898 를 만족하도록 구성될 수 있으며, 보다 바람직하게는 해당 길이 비(Rm/Rr)가 0.85 ≤ Rm/Rr ≤ 0.88 를 만족하도록 구성될 수 있다.
그리고, 이상에서 설명한 각 설계변수들은 모터를 구성하는 각 구성요소들의 크기, 형태 및 배치 등에 의해 서로 연관된 것으로서, 이들 각 설계변수들의 연관관계를 고려하여 설계변수들 각각의 범위가 만족되도록 해당 설계변수들 각각을 하나의 모터 내에 중첩하여 구현할 수 있으며, 이 경우 모터의 효율, 토크리플 및 코깅토크 특성이 최대로 향상될 수 있음은 물론이다.
<제2 실시예>
다음으로, 본 발명의 제2 실시예에 대해 설명하기로 한다. 도 11 내지 도 16은 본 발명의 제2 실시예의 모터를 설명하기 위한 도면이다. 앞서 설명한 내용과 중복되는 내용은 생략하기로 한다.
도 11, 12는 본 예의 모터의 횡단면도로서, 본 예의 모터(10)는 복수의 영구자석(M)이 10개로 구성되고 복수의 권선 슬롯(120)이 12개로 구성되어, 10극 12슬롯 구조를 가진다. 이와 같이 10극 12슬롯 구조를 가짐에 따라, 코깅토크 주파수가 60차 수로 구성되어 종래 모터보다 모터의 진동이나 소음 개선 측면에서 유리한 이점이 있다.
본 예의 경우, 폴슈의 형상이 종래 모터의 폴슈의 형상과 상이하게 구성된다. 고정자에는 복수의 권선 슬롯을 형성하는 복수의 고정자 치(130)가 형성되고, 복수의 고정자 치(130) 각각의 선단에는 각 고정자 치로부터 반경방향으로 소정 돌출되는 폴슈(140)가 형성된다.
이때, 폴슈(140)에서 회전자(200)의 외주면과 대향하는 대향면을 폴슈의 대향면(140A)라 하면, 종래 모터의 경우 일반적으로 폴슈의 대향면(140A)은 회전자(200)의 외주면에 대응하여 회전자(200)의 외주면과 동일한 곡률로 형성되는 반면, 본 발명은 폴슈의 대향면(140A)이 소정의 곡률을 가지되, 회전자(200)의 외주면과 동일한 곡률이 아니라, 폴슈의 대향면(140A)의 반경방향 중심(c)에서의 곡률과, 반경방향 끝단부(e)에서의 곡률이 서로 상이하게 구성된다.
도 13은 종래 모터와 본 발명의 모터를 비교하여 나타낸 도면으로서, 도시된 바와 같이 종래에는 폴슈의 대향면이 일정한 곡률로 형성되고, 이때 코깅토크는 126 mNm을 가지고 토크리플은 465mNm와 6.68%의 편차를 가지게 된다. 이에 반해 본 발명은 폴슈의 대향면(140A)이 중심과 끝단부에서 곡률이 상이하게 형성되고, 이때 코깅토크가 44 mNm을 가지고 토크리플은 214 mNm와 3.19%의 편차를 가지게 되어, 종래에 비해 코깅토크와 토크리플이 현저히 감소하게 되는 것을 알 수 있다.
구체적으로, 폴슈의 대향면(140A)의 일 지점에서의 곡률 반경을 Rs_in이라 하면, 본 발명은 폴슈의 대항면의 곡률 반경(Rs_in)이 30mm ≤ Rs_in ≤ 120mm 을 만족하도록 구성될 수 있으며, 이에 따라 모터의 효율을 증가시킬 수 있다. 그리고, 폴슈는 소정 두께 이상이 되는 것이 바람직하며, 그에 따라 본 발명은 폴슈(140)의 최소 두께가 0.8mm 이상을 만족하도록 구성될 수 있다.
이를 만족하는 보다 구체적인 예는 다음과 같다. 도 14는 본 발명의 일 예에 따른 폴슈를 설명하기 위한 도면으로서, 도시된 바와 같이 폴슈의 대향면(140A)의 반경방향 중심(c)의 곡률 반경은 30mm 이고, 폴슈의 대향면(140A)의 반경방향 끝단부(e)의 곡률 반경은 120mm 이며, 폴슈의 대향면(140A)의 중심(c)으로부터 끝단부(e)로 진행할수록 곡률 반경이 점진적으로 증가할 수 있으며, 증가되는 정도가 일정하도록 균일하게 곡률 반경이 증가할 수 있다.
또한, 폴슈의 대향면(140A)의 곡률이 작아질수록 곡률 반경(Rs_in)이 커지게 되며, 이때 상술한 바와 같이 폴슈(140)의 최소 두께를 만족해야 하므로, 곡률 반경(Rs_in)이 최대인 폴슈의 대향면(140A)의 반경방향 끝단부(e)에서의 두께가 0.8mm로 구성될 수 있다. 그리고, 도시된 바와 같이 본 발명의 폴슈(140)는 폴슈의 반경방향 중심(c)을 기준으로 거울 대칭 형상을 가질 수 있다.
도 15는 종래 모터와 본 발명의 모터의 코깅토크를 비교하여 나타낸 그래프로서, 도시된 바와 같이 종래 모터는 -0.06 내지 0.06 범위로 코깅토크가 크게 형성되는 반면, 본 발명은 -0.02 내지 0.02 범위로 코깅토크가 작게 형성됨을 확인할 수 있다.
도 16은 종래 모터와 본 발명의 모터의 부하 토크를 비교하여 나타낸 그래프로서, 도시된 바와 같이 종래 모터는 6.45 내지 6.92 범위로 부하 토크가 크게 형성되는 반면, 본 발명은 6.58 내지 6.8 범위로 부하 토크가 작게 형성됨을 확인할 수 있다.
이상에서 살펴본 바와 같이, 본 예에 따르면, 모터가 10극 12슬롯 구조로 이루어지고, 폴슈의 대향면의 곡률 반경이 30 내지 120mm 이내로 형성되며, 폴슈의 반경방향 중앙으로부터 끝단부로 진행할수록 곡률 반경이 점진적으로 크게 형성되는 구조로 이루어짐에 따라, 운전 시 토크리플이 최소화되어 진동과 소음 개선에 효과가 있고, 동시에 종래의 모터 대비 모터의 전체 중량을 저감할 수 있는 이점이 있다.
<제3 실시예>
다음으로, 본 발명의 제3 실시예에 대해 설명하기로 한다. 도 17 내지 도 21은 본 발명의 제3 실시예의 모터를 설명하기 위한 도면이다. 앞서 설명한 내용과 중복되는 내용은 생략하기로 한다.
도 17은 본 발명의 제3 실시예에 따른 모터의 횡단면도로서, 본 예의 모터(10)는 복수의 영구자석(M)이 10개로 구성되고 복수의 권선 슬롯(120)이 27개로 구성되어, 10극 27슬롯 구조를 가진다. 모터 단면을 기준으로 면적 변화에 따른 중량의 영향도는 영구자석에 비해 전기강판이 상대적으로 크며, 따라서 모터의 코깅토크, 성능 개선 및 중량 저감을 위해서는 전기강판의 면적을 최대한 줄일 수 있는 방향으로 형상을 최적화할 필요가 있다. 이를 위해, 본 발명은 10극 27슬롯 구조를 채택한다.
그리고, 모터의 고효율을 유지하면서 중량 저감을 위해서는 회전자 내에 매입되어 있는 영구자석의 길이에 대해 최적화 설계와 회전자 백 코어 설계가 필요하다. 이를 위해, 본 모터는 회전자에 중공홀과 리벳홀을 각각 영구자석에 대응하여 10개로 구성할 수 있다.
도 18은 종래 모터와 본 발명의 모터를 비교하여 나타낸 도면으로서, 도시된 바와 같이 종래에는 모터의 효율이 94.6%, 코깅토크가 0.027 Nm, 회전자 중량이 532g으로 구성되는 반면, 본 발명은 모터의 효율이 94.7%, 코깅토크가 0.019, 회전자 중량이 374g으로 구성되어, 종래에 비해 모터의 효율이 증가됨과 동시에 코깅토크와 회전자 중량이 현저히 감소됨을 확인할 수 있다.
본 예의 구체적인 설계 수치는 다음과 같다. 도 19는 모터의 설계변수를 설명하기 위한 도면으로서, 본 예의 모터는, 고정자의 반경 길이(Rs)에 대한 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rr/Rs)가 0.520 ≤ Rr/Rs ≤ 0.646 을 만족하고, 원호각(α)이 29° ≤ α ≤ 32° 를 만족하며, 웹의 두께(WD)는 1.6mm ≤ WD ≤ 2.2mm 를 만족한다. 웹(Web)의 두께(WD)는 복수의 삽입홈(210) 중 인접한 두 삽입홈 사이의 간격에 해당할 수 있다. 본예의 모터에서 각 변수들이 이와 같은 조건을 만족하도록 구성됨에 따라, 앞서 살펴본 바와 같이 모터의 효율이 증가되고 코깅토크와 회전자 중량이 감소될 수 있다.
도 20은 고정자의 반경 길이에 대한 회전자의 반경 길이의 비에 따른 토크리플 특성을 나타낸 그래프로서, 본 모터의 경우 고정자의 반경 길이(Rs)에 대한 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rr/Rs)는 0.520 ≤ Rr/Rs ≤ 0.646의 범위를 가지되, 바람직하게는 0.54 내지 0.6의 범위를 가질 수 있으며, 해당 범위에서 토크리플이 약 10.8% 이내로 작게 형성됨을 확인할 수 있다.
도 21은 원호각의 크기에 따른 모터의 효율과 역기전력의 왜율 특성을 나타낸 그래프로서, 본 모터의 경우 원호각이 29° ≤ α ≤ 32°의 범위를 가지며, 해당 범위에서 모터의 효율이 약 95.1% 이상으로 크게 형성됨과 동시에, 무부하 역기전력의 왜율(THD)이 약 1.2% 이내로 작게 형성됨을 확인할 수 있다.
이상에서 살펴본 바와 같이, 본 예에 따르면, 모터가 10극 27슬롯 구조로 이루어지고, 고정자의 반경 길이에 대한 회전자의 반경 길이의 비, 원호각, 및 웹의 두께를 설계 변수로 하고, 해당 각 설계 변수가 적절한 범위로 한정 설계됨에 따라, 토크리플 최소화에 의한 진동 소음을 최소화할 수 있고, 높은 모터 효율을 제공하고 역기전력 THD를 효과적으로 저감할 수있다.
이상, 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 실시예를 설명하였지만, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자는 본 발명이 그 기술적 사상이나 필수적인 특징을 변경하지 않고서 다른 구체적인 형태로 실시될 수 있다는 것을 이해할 수 있을 것이다. 그러므로 이상에서 기술한 실시예에는 모든 면에서 예시적인 것이며 한정적이 아닌 것으로 이해해야 한다.
[부호의 설명]
10: 모터
100: 고정자
110: 몸체
120: 권선 슬롯
130: 고정자 치
140: 폴슈
200: 회전자
210: 삽입홈
230: 중공홀
240: 리벳홀
C: 코일
M: 영구자석

Claims (18)

  1. 브러쉬리스 모터로서,
    축방향으로 중공된 몸체의 내주측에 원주방향을 따라 복수의 권선 슬롯이 형성되는 고정자;
    상기 고정자의 내부에 축방향으로 설치되며, 외주측에 원주방향을 따라 복수의 삽입홈이 형성되는 회전자; 및
    상기 회전자의 복수의 삽입홈에 각각 삽입되는 복수의 영구자석;을 포함하며,
    상기 복수의 영구자석의 수에 해당하는 극수와, 상기 복수의 권선 슬롯의 수에 해당하는 슬롯수의 조합을 달리하여, 코깅토크와 토크리플을 저감할 수 있는,
    모터.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 복수의 영구자석은 10개로 구성되고 상기 복수의 권선 슬롯은 24개로 구성되어 10극 24슬롯 구조를 가지는,
    모터.
  3. 제2항에 있어서,
    상기 고정자의 반경 길이를 Rs라 하고, 상기 회전자의 반경 길이를 Rr이라 하면,
    상기 고정자의 반경 길이(Rs)에 대한 상기 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rr/Rs)는 0.594 ≤ Rr/Rs ≤ 0.646 를 만족하는,
    모터.
  4. 제3항에 있어서,
    상기 회전자의 중심과 상기 복수의 영구자석 중 어느 하나의 양단이 이루는 원호각을 α라 하면,
    상기 원호각(α)은 28° ≤ α ≤ 32° 를 만족하는,
    모터.
  5. 제4항에 있어서,
    상기 회전자의 중심으로부터 상기 복수의 영구자석 중 어느 하나까지의 최단거리를 Rm이라 하면,
    상기 최단거리(Rm)에 대한 상기 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rm/Rr)는 0.847 ≤ Rm/Rr ≤ 0.898 를 만족하는,
    모터.
  6. 제5항에 있어서,
    상기 회전자에는 상기 회전자를 축방향으로 관통하는 중공홀이 복수 형성되며,
    상기 중공홀은 상기 복수의 영구자석에 대응하여 10개로 구성되는,
    모터.
  7. 제6항에 있어서,
    상기 회전자에는 상기 회전자를 축방향으로 관통하여 리벳이 삽입되는 리벳홀이 복수 형성되며,
    상기 리벳홀은 인접한 상기 중공홀 사이마다 형성되어 10개로 구성되는,
    모터.
  8. 제1항에 있어서,
    상기 복수의 영구자석은 10개로 구성되고 상기 복수의 권선 슬롯은 12개로 구성되어 10극 12슬롯 구조를 가지는,
    모터.
  9. 제8항에 있어서,
    상기 복수의 권선 슬롯을 형성하는 복수의 고정자 치 각각의 선단에 폴슈가 형성되고,
    상기 회전자의 외주면과 대향하는 상기 폴슈의 대향면은 소정의 곡률을 가지되,
    상기 폴슈의 대향면의 반경방향 중심에서의 곡률과 반경방향 끝단부에서의 곡률이 상이한,
    모터.
  10. 제9항에 있어서,
    상기 폴슈의 대향면의 일 지점에서의 곡률 반경을 Rs_In 이라 하면,
    상기 폴슈의 대향면의 곡률 반경(Rs_In)은 30mm ≤ Rs_in ≤ 120mm 을 만족하는,
    모터.
  11. 제10항에 있어서,
    상기 폴슈의 최소 두께는 0.8mm 이상인,
    모터.
  12. 제11항에 있어서,
    상기 폴슈의 대향면의 반경방향 중심의 곡률 반경은 30mm 이고,
    상기 폴슈의 대향면의 반경방향 끝단부의 곡률 반경은 120mm 이며,
    상기 폴슈의 대향면의 중심으로부터 끝단부로 진행할수록 곡률 반경이 점진적으로 증가하는,
    모터.
  13. 제12항에 있어서,
    상기 폴슈의 대향면의 반경방향 끝단부에서의 상기 폴슈의 두께는 0.8mm 인,
    모터.
  14. 제13항에 있어서,
    상기 폴슈는 상기 폴슈의 반경방향 중심을 기준으로 거울 대칭 형상을 가지는,
    모터.
  15. 제1항에 있어서,
    상기 복수의 영구자석은 10개로 구성되고 상기 복수의 권선 슬롯은 27개로 구성되어 10극 27슬롯 구조를 가지는,
    모터.
  16. 제15항에 있어서,
    상기 고정자의 반경 길이를 Rs라 하고, 상기 회전자의 반경 길이를 Rr이라 하면,
    상기 고정자의 반경 길이(Rs)에 대한 상기 회전자의 반경 길이(Rr)의 비(Rr/Rs)는 0.520 ≤ Rr/Rs ≤ 0.646 를 만족하는,
    모터.
  17. 제16항에 있어서,
    상기 회전자의 중심과 상기 복수의 영구자석 중 어느 하나의 양단이 이루는 원호각을 α라 하면,
    상기 원호각(α)은 29° ≤ α ≤ 32° 를 만족하는,
    모터.
  18. 제17항에 있어서,
    상기 복수의 삽입홈 중 인접한 두 삽입홈 사이의 간격을 웹의 두께(WD)라 하면,
    상기 웹의 두께(WD)는 1.6mm ≤ WD ≤ 2.2mm 를 만족하는,
    모터.
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