WO2012014728A1 - 電動機用ロータ - Google Patents

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    • H02K29/00—Motors or generators having non-mechanical commutating devices, e.g. discharge tubes or semiconductor devices
    • H02K29/03—Motors or generators having non-mechanical commutating devices, e.g. discharge tubes or semiconductor devices with a magnetic circuit specially adapted for avoiding torque ripples or self-starting problems

Definitions

  • the present invention relates to a rotor used in an electric motor.
  • an embedded permanent magnet motor (Internal Permanent Magnet motor (hereinafter referred to as an IPM motor as appropriate)) in which a permanent magnet is embedded in a rotor core is known.
  • the IPM motor has a problem that the efficiency in the high rotation range is lowered due to the iron loss caused by the magnetic flux of the permanent magnet. Moreover, in order to suppress the vibration and noise of the electric motor, it is also required to reduce the torque ripple.
  • the induced voltage is a combination of the main component that contributes to the torque and the harmonic component that does not contribute to the torque. If the induced voltage is simply lowered so as not to exceed the withstand voltage of the inverter system, the main component becomes smaller and the torque decreases. There is a risk. Therefore, in order to prevent torque reduction, it is necessary to reduce the peak value of the induced voltage by reducing only the harmonic component.
  • JP2004-32895A uses two permanent magnets embedded in the rotor per pole, and these are arranged on the outer periphery of the rotor arranged in a V shape with the rotor outer peripheral side opened.
  • the groove is formed so that the center is in the range of electrical angle of 40 ° to 53 °.
  • one permanent magnet is arranged along the circumferential direction in the open portion of the V shape. That is, an electric motor having a rotor in which three permanent magnets are arranged in a triangular shape is known.
  • an object of the present invention is to achieve iron loss reduction or the like for a rotor in which permanent magnets are arranged in a triangular shape.
  • FIG. 1 is a diagram showing a first embodiment of a rotor for an electric motor according to the present invention.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view showing an example of the shape of the groove.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view showing another example of the shape of the groove.
  • FIG. 4 is a sectional view showing still another example of the shape of the groove.
  • FIG. 5A is a diagram showing the relationship between the position where the groove is provided, the iron loss, the harmonic ratio of the induced voltage, and the cogging torque that affects the torque ripple.
  • FIG. 1 is a diagram showing a first embodiment of a rotor for an electric motor according to the present invention.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view showing an example of the shape of the groove.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view showing another example of the shape of the groove.
  • FIG. 4 is a sectional view showing still another example of the shape of the groove.
  • FIG. 5A is a diagram showing the
  • FIG. 5B is a diagram in which the vicinity of the outer peripheral portion of the rotor core is shown in a straight line, and the waveform of the harmonic component of the induced voltage that is the main component of the torque ripple is superimposed on this.
  • FIG. 6 is a partially enlarged view of FIG. 5A.
  • FIG. 7 is a diagram showing positions where grooves are provided when the main purpose is to reduce iron loss and cogging torque.
  • FIG. 8 is a diagram showing positions where grooves are provided when the main purpose is to reduce the iron loss and the harmonic ratio.
  • FIG. 9 is a diagram showing positions where grooves are provided for the purpose of reducing iron loss, reducing cogging torque, and reducing the harmonic ratio.
  • FIG. 10 is a view showing a second embodiment of the rotor for an electric motor according to the present invention.
  • FIG. 1 is a view showing a first embodiment of a rotor for an electric motor according to the present invention, which is a cross section orthogonal to the rotor shaft and shows 1/8 of the entire circumference (mechanical angle 45 °). The remaining 7/8 has a configuration in which the configuration shown in FIG. 1 is repeatedly arranged in the circumferential direction.
  • the motor rotor 1 has a rotor shaft 10, a rotor core 20, and a permanent magnet group 30.
  • the rotor shaft 10 is a rotating shaft of the rotor 1.
  • the rotor core 20 is provided around the rotor shaft 10.
  • the rotor core 20 is formed by laminating a number of electromagnetic steel plates in the axial direction of the rotor shaft 10.
  • a group of gaps 21 having a line-symmetric shape around the symmetry axis 2 and a group of gaps 22 parallel to the circumferential direction of the rotor core 20 are formed.
  • the gap 21 is formed in a so-called V-shape in which the root portion on the rotor shaft 10 side reaches the symmetry axis 2, and the tip portion moves away from the symmetry axis 2 and approaches the q axis and approaches the rotor outer periphery.
  • the gap 22 is formed in the open portion of the V-shaped gap 21 in parallel with the circumferential direction of the rotor core 20.
  • the permanent magnet group 30 is embedded in the gap 21 and the gap 22 of the rotor core 20, and a pair of permanent magnets 31 is embedded in one gap 21, and one permanent magnet 32 is embedded in one gap 22. ing.
  • the pair of permanent magnets 31 also has a so-called V-shaped arrangement that is line-symmetric with respect to the symmetry axis 2.
  • the pair of permanent magnets 31 arranged in the gap 21 and the permanent magnets 32 arranged in the gap 22 form a substantially triangular shape.
  • a groove 40 having a groove center is formed on the outer peripheral portion of the rotor core 20 at a later-described position in a region sandwiched by a straight line connecting the outer peripheral side corner 32a of the permanent magnet 32 and the rotor center O and the q axis. .
  • FIG. 2 shows an example of the groove 40.
  • the groove 40 is a triangle whose cross-sectional shape gradually decreases in width toward the rotor center O, and is formed in line symmetry with respect to a straight line connecting the apex on the rotor center O side and the rotor center O. Therefore, the straight line connecting the apex on the rotor center O side and the rotor center O is the groove center.
  • the groove 40 may have a cross-sectional shape of a quadrangle whose width narrows toward the rotor center O as shown in FIG. 3 or an arc shape as shown in FIG. In particular, from the viewpoint of stress dispersion, an arc shape as shown in FIG. 4 is desirable.
  • the groove 40 is formed in the above-described region by relaxing the saturation of the magnetic flux interlinking between the distributed winding stator and the rotor 1 arranged on the outer peripheral side of the rotor 1, thereby increasing the iron loss and the induced voltage harmonics. This is to reduce wave components and torque ripple.
  • the torque ripple is a torque pulsation during energization, and is generated when there is a difference in magnetic flux passing through the air gap between the rotor 1 and the distributed winding stator disposed on the outer periphery thereof.
  • the difference in the ease with which the magnetic flux passes is caused by the difference in the number of magnetic fluxes in the air gap.
  • the region sandwiched between the two straight lines connecting the outer peripheral side corner 32a and the rotor center O in the outer peripheral portion of the rotor core 20 is affected by the permanent magnets 32 arranged in the circumferential direction.
  • the magnetic flux in the region sandwiched by the straight lines is saturated. Therefore, even if the groove 40 is provided in this region, the magnetic flux interlinking between the distributed winding stator and the rotor 1 does not change. For this reason, iron loss etc. cannot be reduced.
  • the “position of the groove 40” refers to the position of the groove center of the groove 40.
  • FIG. 5A is a diagram showing the results of examining the relationship between the position where the groove 40 is provided, the iron loss, the harmonic ratio of the induced voltage, and the cogging torque that affects the torque ripple.
  • FIG. 5B is a diagram in which the vicinity of the outer peripheral portion of the rotor core 20 that is originally arc-shaped is shown in a straight line, and the waveform of the harmonic component of the induced voltage that is the main component of the torque ripple is superimposed on this.
  • the left vertical axis of FIG. 5A is the harmonic ratio of the induced voltage. This is obtained by dividing the peak value of the induced voltage waveform by the peak value of the primary component of the induced voltage waveform, which means the content of the harmonic component in the induced voltage. It means that there are few harmonic components, so that this value is small.
  • the right vertical axis of FIG. 5A is the ratio of cogging torque and iron loss to the case without grooves.
  • FIG. 5B is a diagram showing the vicinity of the permanent magnet 32 of the rotor core 20, and a solid line A shows a waveform of the main component of the torque ripple.
  • the horizontal axis is the electrical angle starting from the d-axis. Further, q1-q11 in FIGS. 5A and 5B indicate the same electrical angle.
  • the iron loss is greater in the case where the groove center of the groove 40 is provided at any electrical angle in the q-axis direction from the outer peripheral side corner 32a of the permanent magnet 32 than in the case without the groove. Has been reduced.
  • the cogging torque is a point between the outer peripheral side angle 32a of the permanent magnet 32 and the q axis when the point where the outer periphery of the rotor core 20 is engraved for each electrical angle of the torque ripple main component one cycle with the d axis as a base point.
  • every point B takes a local minimum value that is almost equivalent to the case without a groove.
  • the harmonic ratio of the induced voltage takes a minimum value at an electrical angle shifted from the electrical angle at which the cogging torque takes a minimum value to the d-axis direction side by an electrical angle corresponding to 1/4 of the torque ripple main component. That is, the harmonic ratio also takes a minimum value for each electrical angle of one cycle of the torque ripple main component.
  • the effect obtained by providing the groove 40 is obtained because the harmonic component of the magnetic flux interlinking between the distributed winding stator and the rotor 1 is canceled by providing the groove 40 according to the period of the main component of the torque ripple. Conceivable.
  • FIG. 6 is an enlarged view of a part of FIG. 5A.
  • the electrical angle range in which the cogging torque can be effectively reduced is defined as, for example, the electrical angle range in which the cogging torque is smaller than in the case without grooves. In this case, starting from the electrical angle at which the cogging torque becomes the minimum value, the electrical angle shifted by 1 ⁇ 4 period of the main component of the torque ripple is shifted on the d-axis side, and also shifted by 1/8 period on the q-axis side.
  • the electrical angle range that can effectively reduce the cogging torque is up to the electrical angle. As described above, iron loss can also be reduced in this electrical angle range.
  • the d-axis side is shifted by a quarter of the torque ripple main component in the same manner as the electrical angle range in which the cogging torque can be effectively reduced with the electrical angle at which the harmonic ratio becomes the minimum value as the base point.
  • the range up to the electrical angle up to the electrical angle shifted by 1/8 cycle is also seen on the q-axis side.
  • the harmonic ratio is smaller than about 1.02, and it can be said that the harmonic ratio is sufficiently reduced. Therefore, this range is referred to as “an electrical angle range in which the harmonic ratio can be effectively reduced”. In this electrical angle range, iron loss can also be reduced.
  • the point B is the base point between the outer peripheral side corner 32a of the permanent magnet 32 and the q axis. If the groove 40 is provided in any part of the range up to the electrical angle shifted by 1 ⁇ 4 cycle of the torque ripple main component on the d-axis side and the electrical angle similarly shifted by 8 cycle on the q-axis side. Good. Although there are three points B in FIG. 7, any point B may be used as a base point. Further, all points B may be used as the base points. The same applies to FIGS. 8 and 9 described later.
  • the position shifted from the point B in the d-axis direction by a quarter period of the torque ripple main component is the base point.
  • the groove 40 is provided in any part of the range up to the electrical angle shifted by 1/4 cycle of the torque ripple main component on the d-axis side and the electrical angle shifted by 1/8 cycle on the q-axis side. Just do it.
  • the electrical angle range when the main purpose is to reduce the cogging torque described above and when the main purpose is to reduce the harmonic ratio is the torque ripple principal component from the point B to the d-axis direction.
  • the range up to the electrical angle shifted by 1/8 period of the torque ripple main component overlaps on the q-axis side with the position shifted by 1/4 cycle as a base point. Therefore, within this overlapping electrical angle range, any of the effects of reducing iron loss, reducing cogging torque, and reducing the harmonic ratio can be obtained.
  • the position of the groove 40 effective for reducing the above-described iron loss, cogging torque, and harmonic components is expressed by an equation. If it can be generalized by an expression, it can be easily used for design.
  • Wm is the angle formed by the rotor outer peripheral side corners of the permanent magnet 32 and the rotor center O
  • m is the smallest integer that satisfies m ⁇ (2 ⁇ / n)> Wm / 2.
  • n is the torque pull n-th order component.
  • each groove 40 is formed. Also good.
  • a torque ripple that includes a plurality of harmonic components such as 6th order and 12th order appears.
  • the distributed winding stator and the rotor 1 can be easily reduced by a technique called skew that twists in the circumferential direction around the rotation axis.
  • skew that twists in the circumferential direction around the rotation axis.
  • the main component of the torque ripple of an electric motor generally used for an electric vehicle is the 24th order.
  • the opportunity angle corresponding to one cycle of the high-order components becomes small, and it becomes difficult to apply a skew. That is, it is difficult to reduce the main component of torque ripple by skew.
  • the groove 40 described above can reduce higher-order components exceeding the 20th order.
  • One pole composed of a pair of permanent magnets 31 arranged in a V-shape and a permanent magnet 32 arranged in parallel with the circumferential direction in an open portion of the V-shape is circular with alternating polarity
  • grooves 40 described below are provided on the outer periphery of the rotor.
  • a base point is between a line connecting the outer peripheral side corner 32a and the rotor shaft center O and the q axis. From there, the groove is within a range sandwiched between a position shifted by 1 ⁇ 4 period of the harmonic component by an electrical angle in the d-axis direction and a position shifted by 1 / period of the harmonic component by an electrical angle in the q-axis direction. Has a center. That is, the groove 40 is provided in the range represented by the above-described formula (1). Thereby, the magnetic loss linked with the stator can be changed to reduce the iron loss. Furthermore, since the cogging torque can be reduced, the torque ripple can be effectively reduced.
  • the groove 40 is higher than the line connecting the rotor outer peripheral side corner 32a of the permanent magnet 32 and the rotor shaft center O among the plurality of score lines with the q axis, and is harmonically increased in the d-axis direction by an electrical angle.
  • a position where the wave component is shifted by a quarter period is used as a base point, a position where the harmonic component is shifted by a quarter period of the harmonic component in the d-axis direction from that position, and a harmonic component of 1 by an electrical angle in the q-axis direction. / 8.
  • the groove 40 is provided in the range represented by the above formula (2). Thereby, the magnetic loss linked with the stator can be changed to reduce the iron loss. Furthermore, the harmonic ratio of the induced voltage, that is, the harmonic component of the induced voltage can be reduced.
  • the groove 40 is located between the line that connects the rotor outer peripheral side corner 32a of the permanent magnet 32 and the rotor shaft center O and the q axis among the plurality of scored lines, and is at an electrical angle in the d-axis direction.
  • a position shifted by 1/4 period of the harmonic component is used as a base point, and the position is provided within a range from that position to a position shifted by 1/8 period of the harmonic component by an electrical angle in the d-axis direction. That is, the groove 40 is provided in the range represented by the above formula (3). Since this range is an overlapping portion of the range represented by the above-described formula (1) and the range represented by the formula (2), iron loss, harmonic components, and torque ripple can be reduced.
  • the basic configuration of the rotor 1 is the same as that of the first embodiment, and only the electrical angle at which the groove 40 is provided is different from that of the first embodiment.
  • FIG. 10 is a diagram in which a part of the outer peripheral portion of the rotor core 20 is shown in a straight line as in FIG. 7 and the like, and the waveform A of the main component of the torque ripple is superimposed thereon.
  • lines that divide the outer periphery of the rotor core 20 into electrical directions corresponding to one period of the torque ripple principal component in the q-axis direction with the d-axis as a base point are scored line 1, scored line 2, scored line 3 in order from the d-axis side.
  • the groove 40 is formed as indicated by the solid line S, for example, within the electrical angle range represented by the expression (1) with the score line 2 being the center of the groove and the score line 2 as the center.
  • the main purpose is to reduce the harmonic ratio of the induced voltage
  • the electrical angle shifted from the score line 2 to the d-axis side by 1 ⁇ 4 period of the torque ripple main component is set to the groove center, and the equation (2)
  • the groove 40 is formed within the electrical angle range represented by
  • the q-axis side 1/1 of the torque ripple principal component is located at the position shifted from the score line 2 by a quarter period of the torque ripple principal component in the d-axis direction.
  • the groove 40 is formed within the electric angle range represented by the expression (3) with the electrical angle shifted by eight cycles as the groove center. Of course, you may form in the position of both the continuous line S and the continuous line T.
  • the position of the groove 40 is determined based on the score line 2 for any purpose.
  • m is the minimum integer + 1 that satisfies m ⁇ (2 ⁇ / n)> Wm / 2.
  • the permanent magnet 31 arranged in a V shape is embedded in the gap 21, and the permanent magnet 32 arranged along the circumferential direction is embedded in the gap 22.
  • a centrifugal force acts on the permanent magnet 31 and the permanent magnet 32. Therefore, the outer peripheral side vicinity of the space
  • the strength against the centrifugal force of the rotor core 20 at the position where the groove 40 is provided decreases as the distance between the groove 40 and the air gap 21 and the air gap 22 decreases.
  • FIG. 10 an example in which the groove 40 is provided in the electrical angle range of the above formula (1) with the score line 1 as a reference is indicated by a broken line U and a broken line V.
  • the broken line U is a groove 40 centered on the position of the score line 1
  • the broken line V is a groove 40 centered on the position shifted from the score line 1 to the d-axis side by a quarter period of the torque ripple principal component. It is.
  • the groove 40 is provided at the position of the broken line U and the broken line V, the strength against the centrifugal force is reduced at the portion between the groove 40 and the gap 22, and the strength against the centrifugal force is insufficient depending on the position of the gap 22, In order to suppress the centrifugal force, it is necessary to limit the rotation speed of the electric motor.
  • the groove 40 centered on the position of the score line 3 as shown by the broken line W in FIG. 10 and the d-axis side from the score line 3 by 1/4 period of the torque ripple principal component as shown by the broken line X.
  • the groove 40 centered on the offset position. In this case, there is a possibility that the strength against the centrifugal force is reduced between the groove 40 and the gap 21 as described above.
  • the groove 40 is provided in the electrical angle range based on the score line 2 of the present embodiment, that is, the position indicated by the solid line S and the solid line T, the groove 40 is formed from either the gap 21 or the gap 22. Since the distance is sufficiently large, the strength against the centrifugal force that affects the rotation speed of the electric motor as described above is not reduced.
  • the one closest to the q-axis direction from the line connecting the rotor outer peripheral corner 32a of the permanent magnet 32 and the rotor shaft center O is used as a base point, or the d-axis direction from this score line
  • the groove 40 is provided at a base point at a position shifted by a quarter period of the harmonic component at the electrical angle.

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Abstract

　外周方向に開くＶ字型に配置された一対の第１永久磁石及びＶ字型の開いた部分に周方向と平行に配置された第２永久磁石で構成される一極が、交互に極性を変えて円周方向に複数配置されたロータコアを備え、ロータコア外周のｄ軸からｑ軸までを誘起電圧の高調波成分１周期分の電気角度間隔で刻んだ複数の刻み点とロータシャフト中心とを結ぶ複数の刻み線のうち、第２永久磁石のロータ外周側角部とロータシャフト中心とを結ぶ線とｑ軸との間にあるものを基点として、当該基点からｄ軸方向に電気角度で高調波成分の１／４周期分ずれた位置と、ｑ軸方向に電気角度で高調波成分の１／８周期分ずれた位置とで挟まれる範囲内に溝中心を有する溝を形成する。

Description

電動機用ロータ
　本発明は、電動機に用いられるロータに関する。
　電気自動車やハイブリッド車両等といった電動車両の駆動用電動機として、ロータコアに永久磁石が埋め込まれた埋め込み磁石型永久磁石式電動機（Ｉｎｔｅｒｉｏｒ　Ｐｅｒｍａｎｅｎｔ　Ｍａｇｎｅｔ　モータ（以下、適宜ＩＰＭモータと称する））が知られている。
　ＩＰＭモータには、永久磁石の磁束によって生じる鉄損によって高回転域での効率が低下するという問題がある。また、電動機の振動や騒音を抑えるために、トルクリプルを低下させることも求められる。
　さらに、インバータ部品の耐久性確保の観点からは、誘起電圧のピーク値がインバータシステムの耐圧を超えないようにする必要もある。誘起電圧はトルクに寄与する主成分と、トルクに寄与しない高調波成分との合成でなるところ、単に誘起電圧をインバータシステムの耐圧を超えないように低くすると、主成分が小さくなってトルクが低下するおそれがある。そこで、トルク低下防止のためには、高調波成分のみを低減することで誘起電圧のピーク値を低下させる必要がある。
　これらの要求を満たすために、ＪＰ２００４－３２８９５６Ａでは、ロータ内に埋め込む永久磁石を１極あたり２枚用い、これらをロータ外周側が開いたＶ字型となるように配置させたロータの外周に、溝中心が電気角度４０°～５３°の範囲となるように溝を形成している。
　ところで、より高いトルクを発生させるために、上記Ｖ字型に配置した２本の永久磁石に加え、Ｖ字型の開いた部分に、周方向に沿うように１本の永久磁石を配置した、つまり３本の永久磁石を三角形となるように配置したロータを有する電動機が知られている。
　このような永久磁石を三角形に配置したロータについて、ＪＰ２００４－３２８９５６Ａと同様に外周部に溝を設けると、鉄損は低減できるものの、高調波成分及びトルクリプルについては必ずしも改善されず、却って悪化する場合もあることが本発明者らによって見出された。
　そこで、本発明では永久磁石を三角形となるように配置したロータについて、鉄損低減等を実現することを目的とする。
　この発明の詳細並びに他の特徴や利点は、明細書の以降の記載の中で説明されるとともに、添付された図面に示される。
図１は本発明による電動機用ロータの第１実施形態を示す図である。 図２は溝の形状の一例を示す断面図である。 図３は溝の形状の他の例を示す断面図である。 図４は溝の形状のさらに他の例を示す断面図である。 図５Ａは溝を設ける位置と鉄損、誘起電圧の高調波比率、及びトルクリプルに影響を与えるコギングトルクとの関係を示す図である。 図５Ｂはロータコアの外周部付近を直線状に示し、これにトルクリプルの主成分である誘起電圧の高調波成分の波形を重ねた図である。 図６は図５Ａの部分拡大図である。 図７は鉄損の低減とコギングトルクの低減を主な目的とする場合の溝を設ける位置を示す図である。 図８は鉄損の低減と高調波比率の低減を主な目的とする場合の溝を設ける位置を示す図である。 図９は鉄損の低減、コギングトルクの低減、及び高調波比率の低減を目的とする場合の溝を設ける位置を示す図である。 図１０は本発明による電動機用ロータの第２実施形態を示す図である。
（第１実施形態）
　図１は本発明による電動機用ロータの第１実施形態を示す図であり、ロータシャフトに直交する断面であって、全周の１／８（機械角４５°）を示す。なお、残りの７／８は、図１に示した構成を周方向に繰り返し並べた構成となっている。
　電動機用ロータ１は、ロータシャフト１０とロータコア２０と永久磁石グループ３０とを有する。
　ロータシャフト１０は、ロータ１の回転軸である。
　図１に示すように、ロータコア２０はロータシャフト１０の周囲に設けられる。ロータコア２０は多数の電磁鋼板がロータシャフト１０の軸方向に積層されて形成される。ロータコア２０には、対称軸２の周りに線対称な形状の空隙２１のグループと、ロータコア２０の周方向と平行な空隙２２のグループが形成される。
　空隙２１は、ロータシャフト１０側の根元部分は対称軸２に達し、先端部分は対称軸２から離れてｑ軸に近づくとともにロータ外周に近づく、いわゆるＶ字型に形成される。
　空隙２２は、Ｖ字型の空隙２１の開いた部分に、ロータコア２０の周方向と平行に形成される。
　永久磁石グループ３０は、ロータコア２０の空隙２１及び空隙２２に埋め込まれており、１つの空隙２１には１対の永久磁石３１が、１つの空隙２２には１つの永久磁石３２が、それぞれ埋め込まれている。
　空隙２１が対称軸２に対して線対称な形状なので、１対の永久磁石３１も対称軸２に対して線対称の、いわゆるＶ字型の配置となる。そして、空隙２１に配置した１対の永久磁石３１と空隙２２に配置した永久磁石３２とで、略三角形を形成する。
　ロータコア２０の外周部には、永久磁石３２の外周側角３２ａとロータ中心Ｏとを結ぶ直線とｑ軸とで挟まれた領域内の後述する位置に溝中心を有する溝４０が形成されている。
　図２は溝４０の一例を示している。溝４０は、その断面形状がロータ中心Ｏに向かって徐々に幅が狭まる三角形であり、ロータ中心Ｏ側の頂点とロータ中心Ｏとを結ぶ直線に対して線対称に形成されている。したがって、ロータ中心Ｏ側の頂点とロータ中心Ｏとを結ぶ直線が溝中心となる。
　なお、溝４０は、その断面形状が図３に示すようなロータ中心Ｏに向かって幅が狭まる四角形状や、図４に示すような円弧形状であっても構わない。特に、応力分散の観点からすると、図４のような円弧形状が望ましい。
　溝４０を上述した領域内に形成するのは、ロータ１の外周側に配置される分布巻ステータとロータ１との間を鎖交する磁束の飽和を緩和して、鉄損、誘起電圧の高調波成分、トルクリプルを低減させるためである。
　なお、トルクリプルとは通電時におけるトルク脈動のことで、ロータ１とその外周に配置される分布巻ステータとの間のエアギャップにおける磁束の通り易さに違いがあることによって発生する。この磁束の通り易さの違いは、エアギャップでの磁束数の違いにより生じる。
　また、ロータコア２０外周部の、外周側角３２ａとロータ中心Ｏとを結ぶ２本の直線で挟まれた領域は、周方向に向けて配置した永久磁石３２の影響によってロータコア２０の上記２本の直線で挟まれた領域の磁束は飽和している。したがって、この領域に溝４０を設けても、分布巻ステータとロータ１との間を鎖交する磁束は変化しない。このため、鉄損等を低減することができない。
　次に、溝４０の位置の詳細について図５Ａ、図５Ｂを参照して説明する。以下、「溝４０の位置」とは、溝４０の溝中心の位置を指す。
　図５Ａは、溝４０を設ける位置と、鉄損、誘起電圧の高調波比率、及びトルクリプルに影響を与えるコギングトルクとの関係を調べた結果を示す図である。図５Ｂは、本来円弧形状であるロータコア２０の外周部付近を直線状に示し、これにトルクリプルの主成分である誘起電圧の高調波成分の波形を重ねた図である。
　図５Ａの左縦軸が誘起電圧の高調波比率である。これは、誘起電圧波形の波高値を、誘起電圧中の高調波成分の含有率を意味する誘起電圧波形の一次成分の波高値で除したものである。この値が小さいほど高調波成分が少ないことを意味する。
　図５Ａの右縦軸はコギングトルクと鉄損の、溝無しの場合に対する割合である。
　図５Ｂは、ロータコア２０の永久磁石３２付近を示す図であって、実線Ａはトルクリプルの主成分の波形を示している。
　図５Ａ、図５Ｂともに、横軸はｄ軸を起点とした電気角度である。また、図５Ａ及び図５Ｂのｑ１－ｑ１１は、それぞれ同じ電気角度を示している。
　図５Ａ、図５Ｂに示したように、鉄損は、永久磁石３２の外周側角３２ａからｑ軸方向のいずれの電気角度に溝４０の溝中心を設けた場合でも、溝無しの場合に比べて低減している。
　コギングトルクは、ｄ軸を基点としてロータコア２０外周部をトルクリプル主成分一周期分の電気角度毎に刻んだ点を点Ｂとしたときに、永久磁石３２の外周側角３２ａからｑ軸までの間で、点Ｂ毎に溝無しの場合とほぼ同等の極小値をとっている。
　誘起電圧の高調波比率は、コギングトルクが極小値をとる電気角度からトルクリプル主成分の１／４周期分の電気角度だけｄ軸方向側にずれた電気角度で極小値をとっている。つまり、高調波比率もトルクリプル主成分の一周期分の電気角度毎に極小値をとっている。
　上記の溝４０を設けたことによる効果は、溝４０をトルクリプルの主成分の周期に従って設けることによって分布巻ステータとロータ１の間に鎖交する磁束の高調波成分が打ち消されたために得られたと考えられる。
　次に、コギングトルク及び高調波比率を有効に低減できる電気角度範囲について説明する。
　図６は図５Ａの一部を拡大した図である。
　「コギングトルクを有効に低減できる電気角度範囲」を、例えば、溝無しの場合よりもコギングトルクが小さい電気角度範囲と規定する。この場合、前述したコギングトルクが極小値となる電気角度を基点として、ｄ軸側にはトルクリプル主成分の１／４周期分ずれた電気角度まで、ｑ軸側には同じく１／８周期分ずれた電気角度までがコギングトルクを有効に低減できる電気角度範囲になる。なお、上述したように、この電気角度範囲では鉄損も低減できる。
　一方、図６において、高調波比率が極小値となる電気角度を基点として、コギングトルクを有効に低減できる電気角度範囲と同様に、ｄ軸側にはトルクリプル主成分の１／４周期分ずれた電気角度まで、ｑ軸側には同じく１／８周期分ずれた電気角度までの範囲を見る。この範囲では、高調波比率が約１．０２より小さくなっており、高調波比率が十分に低減しているといえる。そこで、この範囲を「高調波比率を有効に低減できる電気角度範囲」とする。なお、この電気角度範囲では鉄損も低減できる。
　したがって、鉄損の低減とコギングトルクの低減を主な目的とする場合には、図７に示すように、永久磁石３２の外周側角３２ａからｑ軸までの間で、点Ｂを基点として、ｄ軸側にはトルクリプル主成分の１／４周期分ずれた電気角度まで、ｑ軸側には同じく１／８周期分ずれた電気角度までの範囲のいずれかの部分に溝４０を設ければよい。なお、図７において点Ｂは３つあるが、いずれの点Ｂを基点としても構わない。また、すべての点Ｂを基点としても構わない。これは、後述する図８、図９についても同様である。
　そして、鉄損の低減と高調波比率の低減を主な目的とする場合には、図８に示すように、点Ｂからｄ軸方向にトルクリプル主成分の１／４周期分ずれた位置を基点として、ｄ軸側にはトルクリプル主成分の１／４周期分ずれた電気角度まで、ｑ軸側には同じく１／８周期分ずれた電気角度までの範囲のいずれかの部分に溝４０を設ければよい。
　また、上述したコギングトルク低減を主目的とする場合と、高調波比率低減を主目的とする場合の電気角度範囲は、本実施形態の場合には、点Ｂからｄ軸方向にトルクリプル主成分の１／４周期分ずれた位置を基点として、ｑ軸側にトルクリプル主成分の１／８周期分ずれた電気角度までの範囲が重複する。したがって、この重複する電気角度範囲であれば、鉄損の低減、コギングトルク低減及び高調波比率低減のいずれの効果も得られる。
　次に、上述した鉄損、コギングトルク、高調波成分の低減に効果のある溝４０の位置について式で表す。式によって一般化できれば、容易に設計に用いることが可能となる。
後述する式（１）－（３）では、Ｗｍは永久磁石３２のロータ外周側両角とロータ中心Ｏとがなす角度、ｍはｍ×（２π／ｎ）＞Ｗｍ／２を満足する最小の整数からｎ／４の商までの整数、ｎはトルクプルｎ次成分とする。
　鉄損及びコギングトルクを有効に低減できる電気角度範囲は、次式（１）で表される。
　　ｍ×（２π／ｎ）＋（２π／ｎ）／８
　　ｍ×（２π／ｎ）－（２π／ｎ）／４　　　・・・（１）
　鉄損及び高調波比率を有効に低減できる電気角度範囲は、次式（２）で表される。
　　（ｍ－１／４）×（２π／ｎ）＋（２π／ｎ）／８
　　（ｍ－１／４）×（２π／ｎ）－（２π／ｎ）／４　　　・・・（２）
　鉄損、コギングトルク、及び高調波比率を有効に低減できる電気角度範囲は、次式（３）で表される。
　　（ｍ－１／４）×（２π／ｎ）＋（２π／ｎ）／８
　　（ｍ－１／４）×（２π／ｎ）　　　　　　　　　　　　・・・（３）
　なお、コギングトルクを低減するための溝４０と、高調波比率を低減するための溝４０とは択一的な関係にはないので、それぞれの溝４０を各１つ、またはそれ以上形成してもよい。
　ところで、一般的に電動車両用として用いられる電動機では、トルクリプルは６次、１２次等複数の高調波成分を含んだものが現れる。２０次以下の成分については、分布巻ステータやロータ１を、回転軸を中心として円周方向にねじるスキューと呼ばれる手法により容易に低減することができるので、一般的な設計においてもスキューを施すことが主流となっている。しかし、一般的に電動車両用として用いられる電動機のトルクリプルの主成分は２４次である。２０次を超える高次成分については、高次成分の１周期分に相当する機会角度が小さくなるため、スキューを施すことが困難になる。つまりスキューではトルクリプルの主成分を低減することは困難である。
　その点、上述した溝４０であれば、２０次を超えるような高次成分も低減することができる。
　以上により本実施形態では、次の効果が得られる。
　（１）Ｖ字型に配置された一対の永久磁石３１及びＶ字型の開いた部分に周方向と平行に配置された永久磁石３２で構成される一極が、交互に極性を変えて円周方向に複数配置されたロータコア２０を有する電動機用ロータにおいて、ロータ外周の以下に記す溝４０を設ける。ロータコア外周のｄ軸からｑ軸までを誘起電圧の高調波成分１周期分の電気角度間隔で刻んだ複数の刻み点と前記ロータシャフト中心とを結ぶ複数の刻み線のうち、永久磁石３２のロータ外周側角３２ａとロータシャフト中心Ｏとを結ぶ線とｑ軸との間にあるものを基点とする。そこからｄ軸方向に電気角度で高調波成分の１／４周期分ずれた位置と、ｑ軸方向に電気角度で高調波成分の１／８周期分ずれた位置とで挟まれる範囲内に溝中心を有する。つまり、上述した式（１）で表される範囲に溝４０を設ける。これにより、ステータとの間を鎖交する磁束を変化させて、鉄損を低減できる。さらに、コギングトルクを低減できるので、トルクリプルを有効に低減できる。
　（２）溝４０を、複数の刻み線のうち永久磁石３２のロータ外周側角３２ａとロータシャフト中心Ｏとを結ぶ線とｑ軸との間にあるものから、ｄ軸方向に電気角度で高調波成分の１／４周期分ずれた位置を基点として、そこからｄ軸方向に電気角度で高調波成分の１／４周期分ずれた位置と、ｑ軸方向に電気角度で高調波成分の１／８周期分ずれた位置とで挟まれる範囲内に設ける。つまり、上記式（２）で表される範囲に溝４０を設ける。これにより、ステータとの間を鎖交する磁束を変化させて、鉄損を低減できる。さらに、誘起電圧の高調波比率、つまり誘起電圧の高調波成分を低減できる。
　（３）溝４０を、複数の刻み線のうち、永久磁石３２のロータ外周側角３２ａとロータシャフト中心Ｏとを結ぶ線とｑ軸との間にあるものから、ｄ軸方向に電気角度で高調波成分の１／４周期分ずれた位置を基点として、そこからｄ軸方向に電気角度で高調波成分の１／８周期分ずれた位置までの範囲内に設ける。つまり、上記式（３）で表される範囲に溝４０を設ける。この範囲は、上述した式（１）で表される範囲と式（２）で表される範囲の重複部分なので、鉄損、高調波成分、及びトルクリプルを低減できる。
（第２実施形態）
　本実施形態は、ロータ１の基本的な構成は第１実施形態と同様であり、溝４０を設ける電気角度だけが第１実施形態と異なる。
　図１０を用いて、本実施形態の溝４０を形成する位置について説明する。
　図１０は、図７等と同様にロータコア２０の外周部分の一部を直線状に示し、これにトルクリプルの主成分の波形Ａを重ねた図である。図１０において、ロータコア２０の外周を、ｄ軸を基点としてｑ軸方向にトルクリプル主成分１周期分の電気角度毎に区切る線を、ｄ軸側から順に刻み線１、刻み線２、刻み線３とする。
　コギングトルク低減を主な目的とする場合には、複数の刻み線のうち、円周方向に向けて配置した永久磁石３２の外周側角３２ａとロータ中心Ｏを結ぶ直線からｑ軸方向に２番目に近いもの、つまり刻み線２を溝中心として、式（１）で表される電気角度範囲内に、例えば実線Ｓのように溝４０を形成する。一方、誘起電圧の高調波比率の低減を主な目的とする場合には、刻み線２からｄ軸側にトルクリプル主成分の１／４周期分ずれた電気角度を溝中心として、式（２）で表される電気角度範囲内に、例えば実線Ｔのように溝４０を形成する。
　コギングトルク及び高調波比率の低減を目的とする場合には、刻み線２からｄ軸方向にトルクリプル主成分の１／４周期分ずれた位置を基点として、ｑ軸側にトルクリプル主成分の１／８周期分ずれた電気角度を溝中心として、式（３）で表される電気角度範囲内に溝４０を形成する。もちろん、実線Ｓと実線Ｔの両方の位置に形成しても構わない。
　すなわち、いずれの目的であっても溝４０の位置は刻み線２を基準に定められる。式（１）、式（２）、式（３）でいうと、ｍをｍ×（２π／ｎ）＞Ｗｍ／２を満足する最小の整数＋１とした場合に当たる。
　上記のように、刻み線２を基準とした範囲に溝４０を設けた場合の効果について説明する。
　Ｖ字型に配置される永久磁石３１は空隙２１に、周方向に沿って配置される永久磁石３２は空隙２２に、それぞれ埋め込まれている。そして、ロータ１が回転すると永久磁石３１、永久磁石３２には遠心力が作用する。したがって、ロータコア２０の、空隙２１及び空隙２２の外周側近傍は、遠心力に抗して永久磁石３１、永久磁石３２を保持し得る強度であることが要求される。
　一方、溝４０を設けた部分には応力が集中するので、溝４０と空隙２１、空隙２２との距離が近づくほど、溝４０を設けた位置でロータコア２０の遠心力に対する強度が低下してしまう。図１０に刻み線１を基準として上記式（１）の電気角度範囲に溝４０を設ける場合の例を破線Ｕ、破線Ｖで示す。具体的には、破線Ｕは刻み線１の位置を中心とした溝４０、破線Ｖは刻み線１からトルクリプル主成分の１／４周期分だけｄ軸側にずれた位置を中心とした溝４０である。これら破線Ｕ、破線Ｖの位置に溝４０を設けると、溝４０と空隙２２との間の部分で遠心力に対する強度の低下を引き起こし、空隙２２の位置いかんによっては遠心力に対する強度が不足し、遠心力を抑えるために電動機の回転速度を制限することが必要になる。
　また、図１０に破線Ｗで示したように刻み線３の位置を中心とした溝４０、及び破線Ｘで示したように刻み線３からトルクリプル主成分の１／４周期分だけｄ軸側にずれた位置を中心とした溝４０について検討する。この場合は、溝４０と空隙２１との間で上記と同様に遠心力に対する強度の低下を引き起こすおそれがある。
　これらに対して、本実施形態の刻み線２を基準とした電気角度範囲、つまり実線Ｓ、実線Ｔで示した位置に溝４０を設ければ、溝４０は空隙２１及び空隙２２のいずれからも十分に距離が離れているため、上述したような電動機の回転速度に影響を与えるような遠心力に対する強度の低下を招くことはない。
　以上により本実施形態では、次の効果が得られる。
　（４）複数の刻み線のうち、永久磁石３２のロータ外周側角３２ａとロータシャフト中心Ｏとを結ぶ線からｑ軸方向に２番目に近いものを基点とし、またはこの刻み線からｄ軸方向に電気角度で高調波成分の１／４周期分ずれた位置を基点として溝４０を設ける。これにより、溝４０と空隙２１、空隙２２との距離を確保することができるので、遠心力に対する強度の低下を招くことなく、鉄損等を低減できる。
　以上、本発明の実施形態について説明したが、上記実施形態は本発明の適用例の一部を示したに過ぎず、本発明の技術的範囲を上記実施形態の具体的構成に限定する趣旨ではない。
　本願は２０１０年７月２７日に日本国特許庁に出願された特願２０１０－１６８０５０に基づく優先権を主張し、この出願の全ての内容は参照により本明細書に組み込まれる。

Claims (8)

  1. 　ロータシャフトと、
    　外周方向に開くＶ字型に配置された一対の第１永久磁石及び前記Ｖ字型の開いた部分に周方向と平行に配置された第２永久磁石で構成される一極が、交互に極性を変えて円周方向に複数配置されたロータコアと、
    を備え、
    　前記ロータコア外周のｄ軸からｑ軸までを誘起電圧の高調波成分１周期分の電気角度間隔で刻んだ複数の刻み点と前記ロータシャフト中心とを結ぶ複数の刻み線のうち、前記第２永久磁石のロータ外周側角部と前記ロータシャフト中心とを結ぶ線とｑ軸との間にあるものを基点として、当該基点からｄ軸方向に電気角度で前記高調波成分の１／４周期分ずれた位置と、ｑ軸方向に電気角度で前記高調波成分の１／８周期分ずれた位置とで挟まれる範囲内に溝中心を有する溝を形成したことを特徴とする電動機用ロータ。
  2. 　ロータシャフトと、
    　外周方向に開くＶ字型に配置された一対の第１永久磁石及び前記Ｖ字型の開いた部分に周方向と平行に配置された第２永久磁石で構成される一極が、交互に極性を変えて円周方向に複数配置されたロータコアと、
    を備え、
    　前記ロータコア外周のｄ軸からｑ軸までを誘起電圧の高調波成分１周期分の電気角度間隔で刻んだ複数の刻み点と前記ロータシャフト中心とを結ぶ複数の刻み線のうち、前記第２永久磁石のロータ外周側角部と前記ロータシャフト中心とを結ぶ線とｑ軸との間にあるものから、ｄ軸方向に電気角度で前記高調波成分の１／４周期分ずれた位置を基点として、当該基点からｄ軸方向に電気角度で前記高調波成分の１／４周期分ずれた位置と、ｑ軸方向に電気角度で前記高調波成分の１／８周期分ずれた位置とで挟まれる範囲内に溝中心を有する溝を形成したことを特徴とする電動機用ロータ。
  3. 　ロータシャフトと、
    　外周方向に開くＶ字型に配置された一対の第１永久磁石及び前記Ｖ字型の開いた部分に周方向と平行に配置された第２永久磁石で構成される一極が、交互に極性を変えて円周方向に複数配置されたロータコアと、
    を備え、
    　前記ロータコア外周のｄ軸からｑ軸までを誘起電圧の高調波成分１周期分の電気角度間隔で刻んだ複数の刻み点と前記ロータシャフト中心とを結ぶ複数の刻み線のうち、前記第２永久磁石のロータ外周側角部と前記ロータシャフト中心とを結ぶ線とｑ軸との間にあるものから、ｄ軸方向に電気角度で前記高調波成分の１／４周期分ずれた位置を基点として、当該基点からｑ軸方向に電気角度で前記高調波成分の１／８周期分ずれた位置までの範囲内に溝中心を有する溝を形成したことを特徴とする電動機用ロータ。
  4. 　請求項１に記載の電動機用ロータにおいて、
    　誘起電圧の高調波成分の次数をｎ、前記ロータシャフト中心と前記第２永久磁石の２つのロータ外周側角部とを結ぶ直線のなす角度をＷｍ、ｍ×（２π／ｎ）＞Ｗｍ／２を満足する最小の整数からｎ／４の商までの整数をｍ、としたときに、前記溝中心を設ける範囲が、ｍ×（２π／ｎ）－（２π／ｎ）／４からｍ×（２π／ｎ）＋（２π／ｎ）／８で表される電動機用ロータ。
  5. 　請求項２に記載の電動機用ロータにおいて、
    　誘起電圧の高調波成分の次数をｎ、前記ロータシャフト中心と前記第２永久磁石の２つのロータ外周側角部とを結ぶ直線のなす角度をＷｍ、ｍ×（２π／ｎ）＞Ｗｍ／２を満足する最小の整数からｎ／４の商までの整数をｍ、としたときに、前記溝中心を設ける範囲が、（ｍ－１／４）×（２π／ｎ）－（２π／ｎ）／４から（ｍ－１／４）×（２π／ｎ）＋（２π／ｎ）／８で表される電動機用ロータ。
  6. 　請求項３に記載の電動機用ロータにおいて、
    　誘起電圧の高調波成分の次数をｎ、前記ロータシャフト中心と前記第２永久磁石の２つのロータ外周側角部とを結ぶ直線のなす角度をＷｍ、ｍ×（２π／ｎ）＞Ｗｍ／２を満足する最小の整数からｎ／４の商までの整数をｍ、としたときに、前記溝中心を設ける範囲が、（ｍ－１／４）×（２π／ｎ）から（ｍ－１／４）×（２π／ｎ）＋（２π／ｎ）／８で表される電動機用ロータ。
  7. 　請求項１または請求項４に記載の電動機用ロータにおいて、
    　前記複数の刻み線のうち、前記第２永久磁石のロータ外周側角と前記ロータシャフト中心とを結ぶ線からｑ軸方向に２番目に近いものを基点とする電動機用ロータ。
  8. 　請求項２、請求項３、請求項５、または請求項６に記載の電動機用ロータにおいて、
    　前記複数の刻み線のうち、前記第２永久磁石のロータ外周側角と前記ロータシャフト中心とを結ぶ線からｑ軸方向に２番目に近いものから、ｄ軸方向に電気角度で前記高調波成分の１／４周期分ずれた位置を基点とする電動機用ロータ。
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