WO2022064706A1 - 電動機、圧縮機、冷凍サイクル装置および電動機の製造方法 - Google Patents

電動機、圧縮機、冷凍サイクル装置および電動機の製造方法 Download PDF

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Definitions

  • This disclosure relates to a motor, a compressor, a refrigeration cycle device, and a method for manufacturing the motor.
  • the permanent magnet is inserted in the magnet insertion hole formed in the rotor core.
  • a bridge portion is formed between the magnet insertion hole and the outer periphery of the rotor core.
  • Patent Document 1 discloses a method of etching an electromagnetic steel sheet to form a narrow bridge portion.
  • the present disclosure has been made to solve the above-mentioned problems, and an object thereof is to suppress a short circuit of magnetic flux via a bridge portion while suppressing an increase in manufacturing cost.
  • the motor according to the present disclosure is formed of a press-processed first core sheet, and is composed of a rotor having an annular rotor core centered on an axis, a permanent magnet embedded in the rotor core, and a press-processed second core sheet. It has a formed stator core and a stator that surrounds the rotor from the outside in the radial direction around the axis.
  • the thickness of the first core sheet is thicker than the thickness of the second core sheet.
  • the rotor core has an outer circumference, a magnet insertion hole into which a permanent magnet is inserted, and a bridge portion between the outer circumference and the magnet insertion hole. The minimum radial width of the bridge portion is less than the thickness of the first core sheet.
  • the minimum width of the bridge portion is less than the thickness of the first core sheet, it is possible to suppress a short circuit of the magnetic flux through the bridge portion. Further, since the thickness of the first core sheet is thicker than the thickness of the second core sheet, deformation of the bridge portion during press working can be suppressed. Since press working is possible, it is possible to suppress an increase in manufacturing cost.
  • FIG. 4 is an enlarged view showing a portion of FIG. 4 where the magnetic pole of the rotor and the tooth of the stator face each other. It is a figure for demonstrating the short circuit of the magnetic flux in the bridge part of Embodiment 1.
  • FIG. 1 It is a schematic diagram which shows the machined end face of the electromagnetic steel sheet. It is a figure (A) which shows the state which the magnet insertion hole of the 1st core sheet is formed, and the figure (B) which shows the state which the bridge part of the 1st core sheet is formed. It is a figure (A) which shows the formation process of a bridge part, and the figure which shows the formation process of the bridge part of a reference example. It is a vertical sectional view which shows the electric motor of the comparative example. It is a figure which shows the part of the electric motor of the comparative example in an enlarged manner. It is a figure which shows the relationship between the magnetic pole of the rotor of the comparative example, and the tooth of a stator.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view showing the electric motor 100 of the first embodiment.
  • the motor 100 shown in FIG. 1 is a permanent magnet embedded motor, and is used, for example, in a compressor 300 (FIG. 24). Further, the electric motor 100 is driven by an inverter.
  • the motor 100 has a rotor 1 having a shaft 25 which is a rotation shaft, and a stator 5 provided so as to surround the rotor 1.
  • An air gap of, for example, 0.3 to 1.0 mm is formed between the stator 5 and the rotor 1.
  • the stator 5 is incorporated inside the cylindrical shell 6 of the compressor 300 (FIG. 24), which will be described later.
  • the direction of the axis Ax which is the rotation center axis of the rotor 1 is referred to as the "axial direction".
  • the radial direction centered on the axis Ax is defined as the "diameter direction”.
  • the circumferential direction centered on the axis Ax is defined as the "circumferential direction”, and is indicated by an arrow R1 in FIG. 1 and the like.
  • a cross-sectional view on a plane parallel to the axis Ax is a vertical cross-sectional view
  • a cross-sectional view on a plane orthogonal to the axis Ax is a cross-sectional view.
  • the rotor 1 has an annular rotor core 10 centered on the axis Ax and a permanent magnet 20 embedded in the rotor core 10.
  • the rotor core 10 is formed by stacking the first core sheets 101 (FIG. 2) in the axial direction and fixing them by the caulking portion 105.
  • a central hole 15 is formed in the radial center of the rotor core 10.
  • the shaft 25 is fixed to the center hole 15 of the rotor core 10 by shrink fitting, press fitting, or the like.
  • the rotor core 10 also has a circumferential outer circumference 10a.
  • a plurality of magnet insertion holes 11 are formed along the outer circumference 10a of the rotor core 10.
  • One permanent magnet 20 is inserted into each magnet insertion hole 11.
  • One magnet insertion hole 11 corresponds to one magnetic pole. Since the rotor core 10 has six magnet insertion holes 11, the number of poles of the rotor 1 is six. However, the number of poles of the rotor 1 is not limited to 6, and may be 2 or more.
  • the permanent magnet 20 is a flat plate-shaped member that is long in the axial direction of the rotor core 10, has a width in the circumferential direction, and has a thickness in the radial direction.
  • the thickness of the permanent magnet 20 is constant in the width direction, for example, 2.0 mm.
  • the permanent magnet 20 is composed of, for example, a rare earth magnet containing neodymium (Nd), iron (Fe) and boron (B).
  • Each permanent magnet 20 is magnetized in the thickness direction.
  • the permanent magnets 20 inserted into the adjacent magnet insertion holes 11 have magnetic pole surfaces opposite to each other on the radial outer side. Two or more permanent magnets 20 may be inserted in each magnet insertion hole 11.
  • the stator 5 has a stator core 50 that surrounds the rotor core 10 from the outside in the radial direction, and a coil 55 that is wound around the stator core 50.
  • the stator core 50 is formed by stacking second core sheets 501 (FIG. 2) in the axial direction and fixing them by caulking portions 58a and 58b.
  • the stator core 50 has an annular yoke portion 51 centered on the axis Ax, and a plurality of teeth 52 extending radially inward from the yoke portion 51.
  • the teeth 52 are arranged at regular intervals in the circumferential direction.
  • the number of teeth 52 is 9 here. However, the number of teeth 52 is not limited to 9, and may be 2 or more.
  • a slot 53 which is a space for accommodating the coil 55, is formed between the teeth 52 adjacent to each other in the circumferential direction.
  • the number of slots 53 is 9, which is the same as the number of teeth 52. That is, the ratio of the number of poles of the rotor 1 to the number of slots of the stator 5 is 2: 3. However, it is not limited to 2: 3.
  • the second core sheet 501 constituting the stator core 50 is fixed by caulking portions 58a and 58b.
  • the caulking portion 58a is formed on the yoke portion 51, and the caulking portion 58b is formed on the teeth 52.
  • the arrangement of the caulked portions 58a and 58b is not limited to these positions.
  • the stator core 50 is a combination of a plurality of divided cores 50A in the circumferential direction.
  • Each split core 50A is a block containing one tooth 52.
  • Each split core 50A is a split surface 54 formed on the yoke portion 51 and is joined by welding. However, the divided cores 50A may be connected to each other by a thin portion formed on the outer peripheral portion of the divided surface 54.
  • the coil 55 is formed of a magnet wire and is wound around each tooth 52 in a concentrated manner.
  • the wire diameter of the magnet wire is, for example, 0.8 mm.
  • the number of turns of the coil 55 around one tooth 52 is, for example, 70 turns.
  • the number of turns and the wire diameter of the coil 55 are determined according to the required specifications such as the rotation speed and torque of the motor 100, the supply voltage, and the cross-sectional area of the slot 53.
  • the coil 55 has three-phase winding portions of U-phase, V-phase, and W-phase, and is connected by Y connection.
  • a resin such as polyethylene terephthalate (PET)
  • PBT polybutylene terephthalate
  • FIG. 2 is a vertical cross-sectional view showing the motor 100.
  • the axial length H1 of the rotor core 10 is longer than the axial length H2 of the stator core 50.
  • the rotor core 10 protrudes from the stator core 50 on both sides in the axial direction.
  • the length H1 of the rotor core 10 is 50 mm, and the length H2 of the stator core 50 is 45 mm.
  • the length in the axial direction is also referred to as the height in the stacking direction.
  • Balance weights for increasing inertia may be provided at both ends of the rotor core 10 in the axial direction.
  • the rotor core 10 is a laminated body in which the first core sheet 101 is laminated in the axial direction.
  • the first core sheet 101 is formed by pressing an electromagnetic steel sheet.
  • the thickness T1 of the first core sheet 101 is 0.50 mm.
  • the silicon content of the first core sheet 101 is 3.3%.
  • the silicon content is the silicon (Si) content (wt%) in the first core sheet 101.
  • the Vickers hardness Hv of the first core sheet 101 is 180.
  • the iron loss density of the first core sheet 101 is 1.18 W / kg.
  • the iron loss density is a measurement result when a magnetic flux density of 1.0 T is induced at a frequency of 50 Hz by a test based on JIS_C2550.
  • the stator core 50 is a laminated body in which the second core sheet 501 is laminated in the axial direction.
  • the second core sheet 501 is formed by pressing an electromagnetic steel sheet.
  • the thickness T2 of the second core sheet 501 is 0.35 mm.
  • the silicon content of the second core sheet 501 is 3.5%.
  • the Vickers hardness Hv of the second core sheet 501 is 205.
  • the iron loss density of the second core sheet 501 is 0.98 W / kg.
  • the thickness T1 of the first core sheet 101 is thicker than the thickness T2 of the second core sheet 501.
  • the silicon content of the first core sheet 101 is lower than the silicon content of the second core sheet 501.
  • the Vickers hardness Hv of the first core sheet 101 is lower than the Vickers hardness Hv of the second core sheet 501.
  • the iron loss density of the first core sheet 101 is higher than the iron loss density of the second core sheet 501.
  • the first core sheet 101 has a characteristic that it is easy to press, that is, has good workability, as compared with the second core sheet 501.
  • Such a first core sheet 101 and a second core sheet 501 can be obtained by changing the type and grade of the electromagnetic steel sheet. The effects of the differences in the characteristics of the core sheets 101 and 501 will be described later.
  • the thickness, silicon content, Vickers hardness, and iron loss density of the core sheets 101 and 501 described above are merely examples.
  • FIG. 3 is an enlarged view showing a portion facing the rotor 1 and the stator 5.
  • the permanent magnet 20 is inserted into each magnet insertion hole 11 of the rotor 1.
  • the circumferential center of the magnet insertion hole 11 is the polar center.
  • An interpole portion M is formed between the adjacent magnet insertion holes 11.
  • the magnet insertion hole 11 extends linearly along a radial straight line passing through the pole center, that is, orthogonal to the magnetic pole center line C1. However, the magnet insertion hole 11 may extend in a V shape that is convex toward the axis Ax side.
  • a plurality of slits 13 are formed on the radial outer side of each magnet insertion hole 11.
  • Each of the slits 13 extends in the radial direction and has a width of, for example, 1 mm in the circumferential direction.
  • the slit 13 is formed to bring the magnetic flux distribution of the permanent magnet 20 closer to a sine wave.
  • the seven slits 13 are formed symmetrically with respect to the magnetic pole center line C1.
  • the number and arrangement of the slits 13 are arbitrary.
  • Through holes 102, 103 and slits 104 are formed inside the rotor core 10 in the radial direction of each magnet insertion hole 11.
  • the through holes 102, 103 and the slit 104 are used as holes for inserting a refrigerant flow path or a jig through which the refrigerant passes.
  • the through hole 102 is formed on the magnetic pole center line C1.
  • the through hole 103 is formed on the inner side in the radial direction of the interpole portion M.
  • the slit 104 is formed inside the through hole 102 in the radial direction and extends in an arc shape in the circumferential direction.
  • the through holes 102, 103 and the slit 104 do not necessarily have to be provided.
  • the caulking portion 105 for fixing the first core sheet 101 of the rotor core 10 is formed on the radial inside of the interpole portion M.
  • the caulking portion 105 is not limited to this position, and may be formed at a position that does not block the magnetic path in the rotor core 10 as much as possible.
  • the magnet insertion hole 11 has flux barriers 12 at both ends in the circumferential direction.
  • the flux barrier 12 is a gap portion formed at both ends in the circumferential direction of the magnet insertion hole 11 and located outside the permanent magnet 20 in the circumferential direction.
  • a bridge portion 14 is formed between the flux barrier 12 and the outer circumference 10a of the rotor core 10.
  • the bridge portion 14 is a thin-walled portion extending in the circumferential direction along the outer peripheral portion 10a.
  • the tooth 52 of the stator 5 has a tooth tip portion 52a facing the outer peripheral portion 10a of the rotor core 10.
  • the width of the tooth tip portion 52a in the circumferential direction is wider than that of the other portion of the tooth 52.
  • the radial straight line passing through the circumferential center of the teeth 52 is referred to as a teeth center line C5.
  • the magnetic flux generated from the permanent magnet 20 is distributed in a sinusoidal shape that peaks on the magnetic pole center line C1. Therefore, as shown in FIG. 3, when the center of the permanent magnet 20 faces the tooth 52 of the stator 5, that is, when the magnetic pole center line C1 coincides with the tooth center line C5, the magnetic flux emitted from the permanent magnet 20 Flows most to the teeth 52 and interlinks with the coil 55.
  • FIG. 4 is a diagram showing a facing portion between the magnetic pole of the rotor 1 and the teeth 52. End faces 52b are formed at both ends of the tooth tip portion 52a of the teeth 52 in the circumferential direction. A slot opening A is formed between the end faces 52b of the adjacent teeth 52. The slot opening A is the entrance of the slot 53 facing the rotor 1.
  • the magnet insertion holes 11 face the two slot openings A on both sides of the teeth 52.
  • the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 face the tooth tips 52a of the teeth 52 on both sides of the teeth 52 with which the permanent magnet 20 faces.
  • FIG. 5 is an enlarged view of the bridge portion 14 and its surroundings.
  • the bridge portion 14 extends in the circumferential direction along the outer peripheral portion 10a of the rotor core 10.
  • the radial width of the bridge portion 14 is here uniform in the extending direction of the bridge portion 14. However, the radial width of the bridge portion 14 may change.
  • the minimum width in the radial direction of the bridge portion 14 is Hb.
  • the length of the bridge portion 14 in the circumferential direction is defined as the length Wb.
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 is set to a width capable of suppressing a short circuit of magnetic flux between adjacent permanent magnets 20.
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 is set to be less than the thickness T1 of the first core sheet 101 (FIG. 2) (Hb ⁇ T1).
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 is 0.30 mm.
  • the length Wb of the bridge portion 14 is longer than the minimum width Hb.
  • the minimum distance between the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 is Lb.
  • the minimum distance Lb is the distance between the two end points Pb closest to each other in the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11.
  • the maximum distance between the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 is Ls.
  • the maximum distance Ls is the distance between the two end points Ps on the inner peripheral side of the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 and on the side separated from each other.
  • the minimum distance Lb of the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 is narrower than the maximum distance Ls of the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 (Lb ⁇ Ls).
  • FIG. 6 is a diagram for explaining a short circuit of magnetic flux between adjacent permanent magnets 20.
  • the magnetic flux between the adjacent permanent magnets 20 flows through the bridge portion 14, as indicated by the arrow F1.
  • the method of forming the narrow bridge portion 14 having the minimum width Hb will be described later.
  • the minimum distance Lb of the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 is made narrower than the maximum distance Ls of the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 (Lb ⁇ Ls).
  • the first core sheet 101 constituting the rotor core 10 and the second core sheet 501 constituting the stator core 50 are formed by pressing separate electromagnetic steel sheets.
  • FIG. 7A is a flowchart showing a press working process for forming the first core sheet 101.
  • FIG. 8 is a plan view showing the electrical steel sheet 10S from which the first core sheet 101 is punched out.
  • the electrical steel sheet 10S is a strip-shaped steel sheet long in one direction, and is also referred to as a first electrical steel sheet.
  • the electrical steel sheet 10S has a thickness of 0.50 mm, a silicon content of 3.3%, a Vickers hardness Hv of 180, and an iron loss density of 1.18 W / kg.
  • the electromagnetic steel sheet 10S is conveyed in the longitudinal direction (step S11), and the first core sheet 101 is formed by dividing it into a plurality of stages and punching it with a press die (step S12).
  • the electrical steel sheet 10S is punched into the shapes of the center hole 15, the through holes 102, 103, the slit 104, the slit 13, the magnet insertion hole 11 (including the flux barrier 12), and the outer circumference 10a.
  • the die clearance of the press die at this time is 5% of the thickness T1 of the electromagnetic steel sheet 10S, specifically 0.025 mm. This will be described later with reference to FIGS. 12A and 12B.
  • FIG. 7B is a flowchart showing a press working process for forming the second core sheet 501.
  • FIG. 9 is a plan view showing an electromagnetic steel sheet 50S from which the second core sheet 501 is punched.
  • the electrical steel sheet 50S is a strip-shaped steel sheet long in one direction, and is also referred to as a second electrical steel sheet.
  • the electrical steel sheet 50S has a thickness of 0.35 mm, a silicon content of 3.5%, a Vickers hardness Hv of 205, and an iron loss density of 0.98 W / kg.
  • the electromagnetic steel sheet 50S is conveyed in the longitudinal direction (step S21) and punched out with a press die to form the second core sheet 501 (step S22).
  • the electromagnetic steel sheet 50S is punched into a shape in which the split core 50A is linearly developed.
  • the die clearance of the press die at this time is 8% of the thickness T2 of the electromagnetic steel sheet 50S, specifically 0.028 mm.
  • FIG. 10 is a flowchart showing the assembly process of the electric motor 100.
  • the first core sheets 101 obtained in the step of FIG. 7A are laminated in the axial direction to form the rotor core 10 (step S101).
  • the permanent magnet 20 is embedded in the rotor core 10. That is, the permanent magnet 20 is inserted into the magnet insertion hole 11 of the rotor core 10 (step S102). Further, if necessary, the balance weight is fixed to the rotor core 10. As a result, the rotor 1 is completed.
  • the second core sheet 501 obtained in the step of FIG. 7B is laminated in the axial direction to form the split core 50A (step S201).
  • the split cores 50A are connected in an annular shape and joined by welding or the like to form the stator core 50 (step S202).
  • the insulating portion is attached to the stator core 50 (step S203), and the coil 55 is wound around the stator core 50 (step S204). This completes the stator 5.
  • the rotor 1 is incorporated inside the stator 5 thus formed (step S110). This completes the motor 100.
  • the coil 55 is wound after forming the annular stator core 50, but the coil 55 may be wound in the state of the split core 50A, and then the split core 50A may be combined in a ring shape.
  • the stator core 50 is not necessarily limited to the one in which the split cores 50A are connected, and may have an annular integrated configuration.
  • the inner portion (indicated by reference numeral D) of the second core sheet 501 of the electrical steel sheet 50S is used. It is useless. That is, the electromagnetic steel sheet 50S cannot be effectively used.
  • the waste of the magnetic steel sheet 50S is reduced by punching the split core 50A into a linearly arranged shape, for example. can do. That is, the material of the electrical steel sheet 50S can be effectively used.
  • FIG. 12A is a schematic view showing how the electromagnetic steel sheet 10S is punched to form the first core sheet 101.
  • the first core sheet 101 is shown as a disk shape.
  • FIG. 12B is a schematic view showing the press die 8.
  • the first core sheet 101 is punched out by shearing by pressing the electromagnetic steel sheet 10S in the thickness direction thereof.
  • the press die 8 has a die 81 that supports the electrical steel sheet 10S from below, and a punch 82 that applies pressure P to the electrical steel sheet 10S from above.
  • the inner dimension of the die 81 is Dd, and the outer dimension of the punch 82 is Dp.
  • a shear force is applied to the electrical steel sheet 10S between the tooth surface 81a of the die 81 and the tooth surface 82a of the punch 82.
  • a clearance is set between the tooth surface 81a of the die 81 and the tooth surface 82a of the punch 82. This clearance is referred to as mold clearance C.
  • the die clearance C of the press die 8 is set to 5% of the thickness T1 of the electrical steel sheet 10S.
  • the die clearance C when punching a portion other than the bridge portion 14 does not necessarily have to be 5% of the thickness T1, and may be, for example, 8% of the thickness T1.
  • the mold clearance C between the die 81 and the punch 82 is set to 8% of the thickness of the electrical steel sheet 50S.
  • FIG. 13 is a diagram showing a state of a machined surface of a general electrical steel sheet (referred to as electrical steel sheet S).
  • the cut surface of the electrical steel sheet S by punching (indicated by reference numeral E in FIG. 12A) is referred to as a machined surface. Dripping, shearing surfaces, fracture surfaces, and burrs are formed on the machined surface in the shearing direction.
  • the sagging is a curved surface in which the surface of the electrical steel sheet S is pushed down by the punch 82 and deformed.
  • the shear surface is a flat surface generated by being rubbed by the punch 82, and scratches are formed in the shear direction.
  • the fracture surface is a surface that is cracked and broken, and is a surface that is rougher than the sheared surface.
  • the burrs are protrusions formed by pushing down the electromagnetic steel sheet S against the punch 82.
  • the die clearance C is small, but if the die clearance C is small, wear of the press die 8, that is, die wear may occur. .. As the mold wear progresses, it develops into abnormal wear called mold galling.
  • FIG. 14A is a diagram showing a state immediately before forming the bridge portion 14 by punching the electromagnetic steel sheet 10S.
  • a magnet insertion hole 11 including a flux barrier 12 is formed.
  • FIG. 14B is a diagram showing a state in which the bridge portion 14 is formed by punching the electromagnetic steel sheet 10S.
  • the outer circumference 10a of the rotor core 10 is formed by punching the electromagnetic steel sheet 10S.
  • a bridge portion 14 is formed between the outer circumference 10a and the flux barrier 12.
  • FIG. 15A is a diagram showing a process of forming the bridge portion 14 shown in FIG. 14B.
  • the electromagnetic steel sheet 10S is cut at the outer circumference 10a of the rotor core 10.
  • the die clearance C in the press die 8 forming the bridge portion 14 is 5% of the thickness T1 of the electrical steel sheet 10S.
  • the bending of the electromagnetic steel sheet 10S pressed by the punch 82 may cause deformation such as tilting (warping) of the bridge portion 14. There is sex. The narrower the width of the bridge portion 14, the more easily deformation occurs.
  • the width of the bridge portion 14 is the narrowest, and therefore high processing accuracy is required.
  • the magnet insertion hole 11, the slit 13, the center hole 15, and the like of the rotor core 10 are not required to have high processing accuracy like the bridge portion 14.
  • the die clearance C in the press die 8 is set to 5% of the thickness T1 of the electromagnetic steel sheet 10S. It is not necessary and may be set to 8%, for example.
  • FIG. 16 is a vertical cross-sectional view showing the motor 100D of the comparative example.
  • the first core sheet 101 constituting the rotor core 10 and the second core sheet 501 constituting the stator core 50 are made of the same electrical steel sheet.
  • the thickness T of the electrical steel sheet is 3.5 mm
  • the silicon content is 3.5%
  • the Vickers hardness Hv is 205
  • the iron loss density is 0.98 W / kg.
  • the axial length H1 of the rotor core 10 is 50 mm, and the axial length H2 of the stator core 50 is 45 mm.
  • FIG. 17 is an enlarged view showing the facing portion between the rotor 1 and the stator 5 in the comparative example.
  • the rotor 1 of the comparative example is configured in the same manner as the rotor 1 of the first embodiment except for the bridge portion 14.
  • the stator 5 of the comparative example is configured in the same manner as the stator 5 of the first embodiment.
  • FIG. 18 is a diagram showing a facing portion between the magnetic pole of the rotor 1 and the teeth 52.
  • the minimum distance between the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 is Lb.
  • This minimum distance Lb is the distance between the end points Pb closest to each other at the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11.
  • the maximum distance between the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 is Ls.
  • the maximum distance Ls is the distance between the two end points Ps on the inner peripheral side of the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 and on the side separated from each other.
  • the minimum distance Lb of the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 is wider than the maximum distance Ls of the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 (Lb> Ls).
  • FIG. 19 is an enlarged view of the bridge portion 14 and its surroundings. Since the thickness T of the first core sheet 101 is 0.35 mm, the minimum width Hb of the bridge portion 14 is set to 0.40 mm so that the bridge portion 14 is not deformed during press working.
  • FIG. 20 is a diagram for explaining a short circuit of magnetic flux between adjacent permanent magnets 20.
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 of the comparative example is 0.40 mm, which is wider than the minimum width Hb (0.30 mm) of the bridge portion 14 of the first embodiment. Therefore, as compared with the first embodiment, the magnetic flux flowing through the bridge portion 14 increases as shown by the arrow F1. That is, the short-circuit magnetic flux between the adjacent permanent magnets 20 increases.
  • the minimum distance Lb of the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 is wider than the maximum distance Ls of the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 (Lb> Ls). Therefore, as shown in FIG. 20, with the center of the permanent magnet 20 facing the teeth 52, the end point Ps of the tooth tip portion 52a of the teeth 52 is located closer to the polar center side than the end point Pb of the bridge portion 14. do.
  • the magnetic flux tends to flow in the radial direction between the permanent magnet 20 and the tooth tip portion 52a. That is, a short circuit of the magnetic flux between the permanent magnets 20 via the tooth tip portion 52a is likely to occur.
  • the first core sheet 101 and the second core sheet 501 are formed by punching the same electrical steel sheet.
  • FIG. 21 is a flowchart showing a process of punching out an electromagnetic steel sheet 100S to form a first core sheet 101 and a second core sheet 501.
  • FIG. 22 is a plan view showing the electrical steel sheet 100S from which the core sheets 101 and 501 are punched out.
  • the electrical steel sheet 100S has a thickness of 0.35 mm, a silicon content of 3.5%, a Vickers hardness Hv of 205, and an iron loss density of 0.98 W / kg.
  • the electromagnetic steel sheet 100S is a strip-shaped steel sheet that is long in one direction.
  • the electrical steel sheet 100S is conveyed in the longitudinal direction (step S301), and the electrical steel sheet 100S is punched into the shape of the rotor core 10 by a press die to form the first core sheet 101 (step S302).
  • the mold clearance at this time is 8% of the thickness of the electrical steel sheet 100S.
  • the electromagnetic steel sheet 100S is punched into the shape of the stator core 50 to form the second core sheet 501 (step S303).
  • the mold clearance at this time is also 8% of the thickness of the electrical steel sheet 100S.
  • first core sheet 101 and the second core sheet 501 are formed of the same electromagnetic steel sheet 100S, as shown in FIG. 22, after the electromagnetic steel sheet 100S is punched out to form the first core sheet 101, An annular second core sheet 501 can be formed by punching the periphery thereof, and the material yield is good.
  • the rotor 1 and the stator 5 are assembled as described with reference to FIG. 10, and the electric motor 100 is manufactured.
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 is thin. However, if the minimum width Hb of the bridge portion 14 is narrowed, the bridge portion 14 may be deformed during press working. Therefore, the minimum width Hb of the bridge portion 14 is generally set to be equal to or larger than the thickness of the electrical steel sheet, for example, 0.40 mm.
  • the mold clearance C is reduced, mold wear or mold galling may occur. Mold wear and mold galling are more likely to occur as the mold clearance C is smaller, and are more likely to occur as the hardness of the electrical steel sheet is higher. Therefore, the mold clearance C is generally set to 5 to 15% of the thickness of the electrical steel sheet.
  • the iron loss generated in the cores such as the rotor core 10 and the stator core 50 includes a hysteresis loss and a vortex current loss.
  • Hysteresis loss is the loss that occurs when the magnetic domain of the core changes direction of the magnetic field due to an alternating magnetic field.
  • the hysteresis loss Ph is expressed by the following Steinmetz empirical formula (1).
  • P h k h fB m 1.6 ... (1)
  • kh is a proportionality constant
  • f is a frequency
  • B m is the maximum magnetic flux density.
  • Eddy current loss is caused by eddy currents generated inside the core.
  • the eddy current loss Pe is expressed by the following equation (2).
  • P e ke ( tfB m ) 2 / ⁇ ... (2)
  • ke is a proportionality constant
  • t is the thickness of the electrical steel sheet
  • f is the frequency
  • B m the maximum magnetic flux density
  • ⁇ is the electrical resistivity of the electrical steel sheet.
  • the eddy current loss is smaller as the electrical resistivity ⁇ of the electromagnetic steel sheet is higher, it can be reduced by increasing the electrical resistivity ⁇ by using an electromagnetic steel sheet in which silicon (Si) is added to iron (Fe).
  • Si silicon
  • Fe iron
  • the hardness of the electrical steel sheet increases and becomes brittle as the silicon content increases. If the hardness of the electrical steel sheet is too high, the electrical steel sheet is easily cracked and press working becomes difficult.
  • the rotor core 10 and the stator core 50 are made of an electromagnetic steel sheet containing 3 to 4% of silicon. If the silicon content exceeds 4%, press working is difficult, so the upper limit of the silicon content is 4%.
  • the eddy current loss is proportional to the square of the thickness T of the electrical steel sheet. Therefore, the thinner the thickness T of the electrical steel sheet, the smaller the eddy current loss and the smaller the iron loss density.
  • the rotor core 10 and the stator core 50 are made of an electromagnetic steel sheet having a thickness of 0.2 to 1.0 mm. If the thickness of the electrical steel sheet is less than 0.2 mm, rolling processing becomes difficult and the manufacturing cost of the electrical steel sheet increases. Therefore, the lower limit of the thickness of the electrical steel sheet is 0.2 mm.
  • the thinner the magnetic steel sheet the smaller the volume of the bridge portion 14 of the rotor core 10.
  • the bridge portion 14 is likely to be deformed during press working.
  • the deformation of the bridge portion 14 is the collapse of the bridge portion 14 shown in FIG. 15 (B).
  • the bridge portion 14 is likely to break due to the centrifugal force during rotation of the rotor 1.
  • the first core sheet 101 of the rotor core 10 and the second core sheet 501 of the stator core 50 are formed by punching the same electrical steel sheet as described in Comparative Example (FIG. 22).
  • an electromagnetic steel sheet having a thickness of 0.35 mm and a silicon content of 3.5% is often used.
  • the die clearance C of the press die is set to 8% of the thickness of the electrical steel sheet.
  • the first core sheet 101 of the rotor core 10 and the second core sheet 501 of the stator core 50 are formed of different electrical steel sheets.
  • the thickness of the second core sheet 501 is 0.35 mm, the silicon content is 3.5%, and the Vickers hardness Hv is 205, whereas the thickness of the first core sheet 101 is 0.50 mm and the silicon content is 3.3%, Vickers hardness Hv is 180.
  • the die clearance C when the electromagnetic steel sheet 10S is punched out to form the first core sheet 101 and the die clearance C when the electromagnetic steel sheet 50S is punched out to form the second core sheet 501. Is different.
  • the mold clearance C when the electromagnetic steel sheet 10S is punched to form the first core sheet 101 is set to 5% of the thickness T1 of the first core sheet 101.
  • the die clearance C when the electromagnetic steel sheet 50S is punched to form the second core sheet 501 is set to 8% of the thickness T2 of the second core sheet 501.
  • the hardness of the first core sheet 101 is lowered, so that mold wear and mold galling are less likely to occur even if the mold clearance C is small. Therefore, even if the ratio of the mold clearance C to the thickness T1 of the first core sheet 101 is reduced to, for example, 5%, mold wear and mold galling are unlikely to occur.
  • the volume of the bridge portion 14 becomes large, and the bridge portion 14 is less likely to be deformed during press working.
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 can be reduced to 0.30 mm, which is less than the thickness T1 of the first core sheet 101.
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 can be narrowed by press working in this way, it is possible to suppress a short circuit of the magnetic flux between the permanent magnets 20. That is, it is possible to suppress a short circuit of the magnetic flux between the permanent magnets 20 via the bridge portion 14 while suppressing an increase in manufacturing cost.
  • the thickness of the first core sheet 101 of the first embodiment is, for example, 0.50 mm, which is thicker than 0.35 mm of the comparative example.
  • the silicon content of the first core sheet 101 of the first embodiment is, for example, 3.3%, which is lower than 3.5% of the comparative example. Therefore, the iron loss density of the first core sheet 101 of the first embodiment is larger than the iron loss density of the first core sheet 101 of the comparative example.
  • the iron loss density of the first core sheet 101 is 0.98 W / kg in the comparative example, whereas it is an embodiment. In 1, it is 1.18 W / kg.
  • the iron loss density of the second core sheet 501 is 0.98 W / kg in both Comparative Example and Embodiment 1.
  • the iron loss that occurs while driving the motor 100 occurs more in the stator core 50 than in the rotor core 10.
  • the ratio of the iron loss generated in the rotor core 10 to the iron loss generated in the stator core 50 is 2: 8.
  • the reason is as follows. That is, since the permanent magnet 20 is fixed to the rotor core 10 and a constant magnetic flux is always generated from the permanent magnet 20, the change in the magnetic flux in the rotor core 10 with the rotation of the rotor 1 is small. On the other hand, in the stator core 50, the magnetic flux flowing in from the rotor 1 changes depending on the rotation position of the rotor 1, so that the change in the magnetic flux is large. Therefore, the iron loss generated in the rotor core 10 is smaller than the iron loss generated in the stator core 50.
  • the iron loss density of the first core sheet 101 is 0.98 W / kg in the comparative example, and 1.18 W / kg in the first embodiment.
  • the iron loss generated in the stator core 50 which accounts for 80% of the total iron loss, is the same in the comparative example and the first embodiment.
  • the minute is 4%.
  • the minimum distance Lb between the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 and the maximum distance between the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 Ls satisfies Lb ⁇ Ls.
  • the end point Pb of the bridge portion 14 is located on the pole center side of the end point Ps of the tooth tip portion 52a in a state where the center of the permanent magnet 20 faces the teeth 52. Therefore, the magnetic flux between the permanent magnet 20 and the tooth tip portion 52a wraps around to the pole center side (see FIG. 6), and a short circuit of the magnetic flux via the tooth tip portion 52a is less likely to occur.
  • the short circuit of the magnetic flux between the permanent magnets 20 can be effectively suppressed. can.
  • the amount of magnetic flux interlinking with the coil 55 of the stator 5 increases.
  • the comparison that the minimum width Hb of the bridge portion 14 is 0.40 mm and satisfies Lb> Ls.
  • the magnet torque of the rotor 1 is determined by the product of the magnetic flux interlinking the coil 55 of the stator 5 and the current flowing through the coil 55. Therefore, by increasing the amount of magnetic flux interlinking with the coil 55, the current for generating the whirlpool net torque can be reduced, and thereby the copper loss generated in the coil 55 can be reduced.
  • the rotor core 10 uses the first core sheet 101 having a higher iron loss density than the second core sheet 501 of the stator core 50, and the minimum width Hb of the bridge portion 14 is set to be less than the thickness T1 of the first core sheet 101.
  • iron loss increases, but copper loss can be reduced.
  • the copper loss of the rotor core 10 is reduced by 8% as compared with the comparative example, while the increase of the iron loss of the motor 100 is 4%. That is, the decrease in copper loss is larger than the increase in iron loss. This makes it possible to improve the motor efficiency.
  • the thicker the electrical steel sheet and the larger the iron loss density the lower the price per unit weight.
  • the thickness of the first core sheet 101 of the rotor core 10 is thick and the iron loss density is large, an inexpensive electromagnetic steel sheet can be used, and the manufacturing cost of the motor 100 can be reduced.
  • the thickness T1 of the first core sheet 101 is thicker than that of the comparative example, but the length H1 of the rotor core 10 is the same as that of the comparative example.
  • the number of sheets is smaller than that of the comparative example. As the number of laminated first core sheets 101 is smaller, the number of times the electromagnetic steel sheet 10S is punched out is smaller, so that the manufacturing cost can be reduced.
  • the axial length of the bridge portion 14 per one of the first core sheets 101 becomes longer. Therefore, even if the minimum width Hb of the bridge portion 14 is narrowed, the volume of the bridge portion 14 per one of the first core sheets 101 becomes large. As a result, it is possible to suppress breakage of the bridge portion 14 due to centrifugal force during rotation of the rotor 1.
  • the size of the permanent magnet 20 can be reduced by the increase of the amount of magnetic flux.
  • the amount of magnetic flux interlinking with the coil 55 of the stator 5 is increased by 4% as compared with the comparative example, the same torque as in the comparative example can be generated even if the axial length of the permanent magnet 20 is reduced by 4%.
  • the electric motor 100 can be miniaturized and the manufacturing cost can be reduced.
  • the permanent magnet 20 arranged in the protruding portion of the rotor core 10 does not face the stator core 50. Therefore, the magnetic flux from the permanent magnet 20 arranged in the protruding portion of the rotor core 10 tends to flow to the adjacent permanent magnet 20.
  • the above configuration for suppressing a short circuit of the magnetic flux via the bridge portion 14 is particularly useful for the motor motor 100 in which the rotor core 10 protrudes in the axial direction from the stator core 50.
  • the electromagnetic steel sheet 10S is punched to form the magnet insertion hole 11 as shown in FIG. 14 (A), and then the electromagnetic steel sheet 10S is punched to form the rotor core as shown in FIG. 14 (B).
  • the outer circumference 10a of 10 is formed.
  • the deformation of the bridge portion 14 can be suppressed by suppressing the bridge portion 14 with the plate retainer 83 as shown in FIG. 15 (A). That is, the formation of the narrow bridge portion 14 having the minimum width Hb becomes easy.
  • the first core sheet 101 and the second core sheet 501 are formed of a common electromagnetic steel sheet 100S. Therefore, the plate presser 83 that presses the bridge portion 14 must be arranged in consideration of the position of the press die that punches the electromagnetic steel sheet 100S into the shape of the stator core 50, and it is difficult to arrange the plate presser 83.
  • first core sheet 101 and the second core sheet 501 are formed of separate electrical steel sheets 10S and 50S, it is easy to arrange the plate retainer 83 that presses the bridge portion 14.
  • the thickness T1 of the first core sheet 101 of the rotor core 10 is thicker than the thickness T2 of the second core sheet 501 of the stator core 50.
  • the iron loss density of the first core sheet 101 is higher than the iron loss density of the second core sheet 501.
  • the silicon content of the first core sheet 101 is lower than the silicon content of the second core sheet 501.
  • the hardness of the first core sheet 101 is lower than the hardness of the second core sheet 501.
  • the rotor core 10 is composed of the first core sheet 101
  • the stator core 50 is composed of the second core sheet 501
  • the thickness T1 of the first core sheet 101 is the first.
  • the thickness of the 2-core sheet 501 is thicker than T2.
  • a bridge portion 14 is formed between the outer peripheral portion 10a of the rotor core 10 and the magnet insertion hole 11, and the minimum radial width Hb of the bridge portion 14 is less than the thickness T1 of the first core sheet 101.
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 is less than the thickness T1 of the first core sheet 101, it is possible to suppress a short circuit of the magnetic flux between the adjacent permanent magnets 20. Further, since the thickness T1 of the first core sheet 101 is thicker than the thickness T2 of the second core sheet 501, the volume of the bridge portion 14 per one of the first core sheets 101 becomes large. As a result, even if the minimum width Hb of the bridge portion 14 is narrowed, the deformation of the bridge portion 14 during press working can be suppressed. Further, it is possible to suppress the breakage of the bridge portion 14 due to the centrifugal force during the rotation of the rotor 1.
  • the iron loss density of the first core sheet 101 is higher than the iron loss density of the second core sheet 501. This is because the thickness T1 of the first core sheet 101 is thicker than the thickness T2 of the second core sheet 501, and the silicon content of the first core sheet 101 is lower than the silicon content of the second core sheet 501. It depends. Therefore, it is possible to suppress the deformation of the bridge portion 14 during press working and to reduce the mold clearance C without causing mold wear and mold galling. As a result, a thin bridge portion 14 having a minimum width Hb can be formed by press working, and a short circuit of magnetic flux between the permanent magnets 20 can be suppressed.
  • the silicon content of the first core sheet 101 is lower than the silicon content of the second core sheet 501, the hardness of the first core sheet 101 is higher than the hardness of the second core sheet 501. Therefore, the mold clearance C can be reduced without causing mold wear and mold galling during press working of the first core sheet 101. As a result, a thin bridge portion 14 having a minimum width Hb can be formed by press working, and a short circuit of magnetic flux between the permanent magnets 20 can be suppressed.
  • the mold clearance C is provided without causing mold wear and mold galling during press working of the first core sheet 101. It can be made smaller. As a result, it becomes possible to form a narrow bridge portion 14 having a minimum width Hb by press working and suppress a short circuit of magnetic flux between the permanent magnets 20.
  • the minimum distance Lb of the two bridge portions 14 at both ends of the magnet insertion hole 11 and the maximum distance Ls of the distance between the two slot openings A facing the magnet insertion hole 11 satisfy Lb ⁇ Ls, they are permanent. With the center of the magnet 20 facing the teeth 52, it is possible to suppress a short circuit of the magnetic flux between the permanent magnets 20 via the tooth tip portion 52a of the teeth 52.
  • the minimum width Hb of the bridge portion 14 is less than the thickness T2 of the second core sheet 501, it is difficult for the magnetic flux to flow through the bridge portion 14, and therefore it is possible to suppress a short circuit of the magnetic flux between the adjacent permanent magnets 20. can.
  • the stator core 50 is a combination of a plurality of divided cores 50A in the circumferential direction
  • the electromagnetic steel sheet 50S can be punched into a shape in which the divided cores 50A are arranged in a straight line. Therefore, the electromagnetic steel sheet 50S can be effectively used, and the manufacturing cost of the electric motor 100 can be reduced.
  • the thickness of the first core sheet 101 is thicker than 0.35 mm and the thickness of the second core sheet 501 is 0.35 mm or less, deformation of the bridge portion 14 during press working is suppressed and the stator core is suppressed.
  • the increase in iron loss at 50 can be suppressed.
  • the silicon content of the first core sheet 101 is less than 3.5% and the silicon content of the second core sheet 501 is 3.5% or more, the gold at the time of press working of the first core sheet 101 is obtained. It is possible to suppress mold wear and mold galling, and to suppress an increase in iron loss in the stator core 50.
  • the Vickers hardness of the first core sheet 101 is lower than 200 and the Vickers hardness of the core sheet 500 is 200 or more, the mold wear and galling during press working on the first core sheet 101 are suppressed, and the mold galling is suppressed.
  • the rigidity of the stator core 50 can be increased.
  • FIG. 23 is a vertical sectional view showing the electric motor 100A of the second embodiment.
  • the stator core 50 of the stator 5 is annealed to improve the magnetic characteristics.
  • the electric motor 100A of the second embodiment is configured in the same manner as the electric motor 100 of the first embodiment except that the stator core 50 is annealed.
  • the machined surface is distorted by the shearing force and remains as residual strain. Residual strain can change the magnetic properties of the second core sheet 501.
  • the second core sheet 501 punched from the electromagnetic steel sheet 50S is annealed to eliminate the residual strain caused by the punching and improve the magnetic characteristics of the second core sheet 501.
  • iron loss in the stator core 50 can be reduced and motor efficiency can be improved.
  • stator core 50 As compared with the stator core 50, the change in magnetic flux is small and the iron loss is small in the rotor core 10. Further, when the residual strain remains in the bridge portion 14 of the rotor core 10, the effect of suppressing the short circuit of the magnetic flux between the permanent magnets 20 becomes large, which is desirable. Therefore, it is desirable that the stator core 50 is annealed and the rotor core 10 is not annealed.
  • the iron loss in the stator core 50 can be reduced and the motor efficiency can be improved.
  • FIG. 24 is a vertical sectional view showing a compressor 300 to which the electric motor of each embodiment is applicable.
  • the compressor 300 is a rotary compressor and is used, for example, in the refrigeration cycle device 400 (FIG. 25).
  • the compressor 300 includes a compression mechanism unit 310, an electric motor 100 for driving the compression mechanism unit 310, a shaft 25 for connecting the compression mechanism unit 310 and the electric motor 100, and a closed container 301 for accommodating these.
  • the closed container 301 is a container made of a steel plate, and has a cylindrical shell and an upper part of the container that covers the upper part of the shell.
  • the stator 5 of the electric motor 100 is incorporated inside the shell of the closed container 301 by shrink fitting, press fitting, welding, or the like.
  • a discharge pipe 307 for discharging the refrigerant to the outside and a terminal 305 for supplying electric power to the motor 100 are provided. Further, an accumulator 302 for storing the refrigerant gas is attached to the outside of the closed container 301. Refrigerating machine oil that lubricates the bearing portion of the compression mechanism portion 310 is stored in the bottom of the closed container 301.
  • the compression mechanism unit 310 includes a cylinder 311 having a cylinder chamber 312, a rolling piston 314 fixed to the shaft 25, a vane that divides the inside of the cylinder chamber 312 into a suction side and a compression side, and both ends in the axial direction of the cylinder chamber 312. It has an upper frame 316 and a lower frame 317 that close the frame.
  • Both the upper frame 316 and the lower frame 317 have a bearing portion that rotatably supports the shaft 25.
  • An upper discharge muffler 318 and a lower discharge muffler 319 are attached to the upper frame 316 and the lower frame 317, respectively.
  • the cylinder 311 is provided with a cylindrical cylinder chamber 312 centered on the axis Ax.
  • An eccentric shaft portion 25a of the shaft 25 is located inside the cylinder chamber 312.
  • the eccentric shaft portion 25a has a center eccentric with respect to the axis Ax.
  • a rolling piston 314 is fitted on the outer periphery of the eccentric shaft portion 25a. When the electric motor 100 rotates, the eccentric shaft portion 25a and the rolling piston 314 rotate eccentrically in the cylinder chamber 312.
  • the cylinder 311 is formed with a suction port 313 for sucking the refrigerant gas in the cylinder chamber 312.
  • a suction pipe 303 communicating with the suction port 313 is attached to the closed container 301, and the refrigerant gas is supplied from the accumulator 302 to the cylinder chamber 312 via the suction pipe 303.
  • a low-pressure refrigerant gas and a liquid refrigerant are mixedly supplied to the compressor 300 from the refrigerant circuit of the refrigeration cycle device 400 (FIG. 25), but when the liquid refrigerant flows into the compression mechanism unit 310 and is compressed. , It causes a failure of the compression mechanism unit 310. Therefore, the accumulator 302 separates the liquid refrigerant and the refrigerant gas, and supplies only the refrigerant gas to the compression mechanism unit 310.
  • refrigerant for example, R410A, R407C, R22, etc. may be used, but from the viewpoint of preventing global warming, it is desirable to use a refrigerant having a low GWP (global warming potential).
  • GWP global warming potential
  • the refrigerant having a low GWP for example, the following refrigerants can be used.
  • the GWP of HFO-1234yf is 4.
  • a hydrocarbon having a carbon double bond in the composition for example, R1270 (propylene) may be used.
  • the GWP of R1270 is 3, which is lower than HFO-1234yf, but more flammable than HFO-1234yf.
  • a mixture containing at least one of a halogenated hydrocarbon having a carbon double bond in the composition or a hydrocarbon having a carbon double bond in the composition for example, a mixture of HFO-1234yf and R32.
  • the operation of the compressor 300 is as follows.
  • the refrigerant gas supplied from the accumulator 302 is supplied into the cylinder chamber 312 of the cylinder 311 through the suction pipe 303.
  • the shaft 25 rotates together with the rotor 1.
  • the rolling piston 314 fitted to the shaft 25 rotates eccentrically in the cylinder chamber 312, and the refrigerant is compressed in the cylinder chamber 312.
  • the compressed refrigerant passes through the discharge mufflers 318 and 319, further passes through the through holes 102 and 103 of the motor 100 (FIG. 1), rises in the closed container 301, and is discharged from the discharge pipe 307.
  • the electric motor of each embodiment has high motor efficiency by suppressing a short circuit of magnetic flux between the permanent magnets 20. Therefore, the operating efficiency of the compressor 300 can be improved.
  • FIG. 25 is a diagram showing the configuration of the refrigeration cycle device 400.
  • the refrigerating cycle device 400 is, but is not limited to, an air conditioner here, and may be, for example, a refrigerator.
  • the refrigeration cycle device 400 includes a compressor 401, a condenser 402, a decompression device 403, and an evaporator 404.
  • the compressor 401, the condenser 402, the decompression device 403 and the evaporator 404 are connected by a refrigerant pipe 407 to form a refrigeration cycle. That is, the refrigerant circulates in the order of the compressor 401, the condenser 402, the decompression device 403, and the evaporator 404.
  • the compressor 401, the condenser 402 and the decompression device 403 are provided in the outdoor unit 410.
  • the compressor 401 is composed of the compressor 300 described with reference to FIG. 24.
  • the outdoor unit 410 is provided with an outdoor blower 405.
  • the evaporator 404 is provided in the indoor unit 420.
  • the indoor unit 420 is provided with an indoor blower 406.
  • the operation of the refrigeration cycle device 400 is as follows.
  • the compressor 401 compresses and sends out the sucked refrigerant.
  • the condenser 402 exchanges heat between the refrigerant sent out from the compressor 401 and the outdoor air, condenses the refrigerant, and sends it out as a liquid refrigerant.
  • the decompression device 403 expands the liquid refrigerant sent out from the condenser 402 and sends it out as a low-temperature low-pressure liquid refrigerant.
  • the evaporator 404 exchanges heat between the low-temperature low-pressure liquid refrigerant sent from the decompression device 403 and the indoor air, evaporates the refrigerant, and sends it out as a refrigerant gas.
  • the air whose heat has been taken away by the evaporator 404 is supplied to the room by the indoor blower 406.
  • the refrigerating cycle device 400 includes the compressor 300 having high operating efficiency, so that the operating efficiency of the refrigerating cycle device 400 can be improved.

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Abstract

電動機は、プレス加工された第１コアシートで形成され、軸線を中心とする環状のロータコアと、ロータコアに埋め込まれた永久磁石とを有するロータと、プレス加工された第２コアシートで形成されたステータコアを有し、軸線を中心とする径方向の外側からロータを囲むステータとを有する。第１コアシートの厚さは、第２コアシートの厚さよりも厚い。第１コアシートは、外周と、永久磁石が挿入される磁石挿入孔と、外周と磁石挿入孔との間のブリッジ部とを有する。ブリッジ部の径方向の最小幅は、第１コアシートの厚さ未満である。

Description

電動機、圧縮機、冷凍サイクル装置および電動機の製造方法
　本開示は、電動機、圧縮機、冷凍サイクル装置および電動機の製造方法に関する。
　永久磁石埋込型の電動機では、ロータコアに形成された磁石挿入孔に、永久磁石が挿入されている。磁石挿入孔とロータコアの外周との間には、ブリッジ部が形成されている。
　ブリッジ部を通って磁束が流れると、隣り合う永久磁石の間で磁束の短絡が生じる。そのため、ブリッジ部の幅は細いことが望ましい。そこで、特許文献１には、電磁鋼板をエッチング加工し、幅の細いブリッジ部を形成する方法が開示されている。
特開２０１１－１１４９２７号公報（段落００２６～００２７参照）
　しかしながら、電磁鋼板をエッチング加工する方法では製造コストがかかり、電動機の量産には適さない。
　本開示は、上記の課題を解決するためになされたものであり、製造コストの上昇を抑えながら、ブリッジ部を介した磁束の短絡を抑制することを目的とする。
　本開示による電動機は、プレス加工された第１コアシートで形成され、軸線を中心とする環状のロータコアと、ロータコアに埋め込まれた永久磁石とを有するロータと、プレス加工された第２コアシートで形成されたステータコアを有し、軸線を中心とする径方向の外側からロータを囲むステータとを有する。第１コアシートの厚さは、第２コアシートの厚さよりも厚い。ロータコアは、外周と、永久磁石が挿入される磁石挿入孔と、外周と磁石挿入孔との間のブリッジ部とを有する。ブリッジ部の径方向の最小幅は、第１コアシートの厚さ未満である。
　上記の構成によれば、ブリッジ部の最小幅が第１コアシートの厚さ未満であるため、ブリッジ部を介した磁束の短絡を抑制することができる。また、第１コアシートの厚さが第２コアシートの厚さよりも厚いため、プレス加工時のブリッジ部の変形を抑制することができる。プレス加工が可能になるため、製造コストの上昇を抑えることができる。
実施の形態１の電動機を示す横断面図である。 実施の形態１の電動機を示す縦断面図である。 実施の形態１の電動機の一部を拡大して示す図である。 実施の形態１のロータの磁極とステータのティースとの対向部分を示す図である。 図４のロータの磁極とステータのティースとの対向部分を拡大して示す図である。 実施の形態１のブリッジ部における磁束の短絡を説明するための図である。 実施の形態１の第１コアシートを形成するためのプレス加工工程を示すフローチャート（Ａ）および第２コアシートを形成するためのプレス加工工程を示すフローチャート（Ｂ）である。 第１コアシートが形成される電磁鋼板を示す平面図である。 第２コアシートが形成される電磁鋼板を示す平面図である。 実施の形態１の電動機の製造工程を示すフローチャートである。 第２コアシートが形成される電磁鋼板の他の例を示す平面図である。 電磁鋼板のプレス加工を説明するための模式図（Ａ）およびプレス金型を示す模式図（Ｂ）である。 電磁鋼板の加工端面を示す模式図である。 第１コアシートの磁石挿入孔が形成された状態を示す図（Ａ），および第１コアシートのブリッジ部が形成された状態を示す図（Ｂ）である。 ブリッジ部の形成工程を示す図（Ａ）と、参考例のブリッジ部の形成工程を示す図である。 比較例の電動機を示す縦断面図である。 比較例の電動機の一部を拡大して示す図である。 比較例のロータの磁極とステータのティースとの関係を示す図である。 比較例のロータのブリッジ部とその周囲を拡大して示す図である。 比較例のブリッジ部における磁束の短絡を説明するための図である。 比較例の第１コアシートおよび第２コアシートを形成するためのプレス加工工程を示すフローチャートである。 比較例の第１コアシートおよび第２コアシートが形成される電磁鋼板を示す平面図である。 実施の形態２の電動機を示す縦断面図である。 各実施の形態の電動機が適用可能な圧縮機を示す縦断面図である。 各実施の形態の電動機が適用可能な冷凍サイクル装置を示す図である。
実施の形態１．
＜電動機の構成＞
　図１は、実施の形態１の電動機１００を示す横断面図である。図１に示す電動機１００は、永久磁石埋込型電動機であり、例えば圧縮機３００（図２４）に用いられる。また、電動機１００は、インバータによって駆動される。
　電動機１００は、回転軸であるシャフト２５を有するロータ１と、ロータ１を囲むように設けられたステータ５とを有する。ステータ５とロータ１との間には、例えば０．３～１．０ｍｍのエアギャップが形成されている。ステータ５は、後述する圧縮機３００（図２４）の円筒状のシェル６の内側に組み込まれている。
　以下では、ロータ１の回転中心軸である軸線Ａｘの方向を「軸方向」とする。軸線Ａｘを中心とする径方向を「径方向」とする。軸線Ａｘを中心とする周方向を「周方向」とし、図１等に矢印Ｒ１で示す。軸線Ａｘと平行な面における断面図を縦断面図とし、軸線Ａｘに直交する面における断面図を横断面図とする。
　ロータ１は、軸線Ａｘを中心とする環状のロータコア１０と、ロータコア１０に埋め込まれた永久磁石２０とを有する。ロータコア１０は、第１コアシート１０１（図２）を軸方向に積層し、カシメ部１０５により固定したものである。
　ロータコア１０の径方向の中心には中心孔１５が形成されている。ロータコア１０の中心孔１５には、上記のシャフト２５が、焼嵌めまたは圧入等により固定されている。ロータコア１０は、また、円周状の外周１０ａを有する。
　ロータコア１０の外周１０ａに沿って、複数の磁石挿入孔１１が形成されている。各磁石挿入孔１１には、永久磁石２０が１つずつ挿入されている。１つの磁石挿入孔１１は１磁極に相当する。ロータコア１０は６つの磁石挿入孔１１を有するため、ロータ１の極数は６である。但し、ロータ１の極数は６に限定されるものではなく、２以上であればよい。
　永久磁石２０は、ロータコア１０の軸方向に長い平板状の部材であり、周方向に幅を有し、径方向に厚さを有する。永久磁石２０の厚さは幅方向に一定であり、例えば２．０ｍｍである。永久磁石２０は、例えば、ネオジウム（Ｎｄ）、鉄（Ｆｅ）およびボロン（Ｂ）を含む希土類磁石で構成されている。
　各永久磁石２０は、厚さ方向に着磁されている。隣り合う磁石挿入孔１１に挿入された永久磁石２０は、径方向外側に互いに反対の磁極面を有する。なお、各磁石挿入孔１１に、２つ以上の永久磁石２０が挿入されていてもよい。
　ステータ５は、ロータコア１０を径方向外側から囲むステータコア５０と、ステータコア５０に巻き付けられたコイル５５とを有する。ステータコア５０は、第２コアシート５０１（図２）を軸方向に積層し、カシメ部５８ａ，５８ｂにより固定したものである。
　ステータコア５０は、軸線Ａｘを中心とする環状のヨーク部５１と、ヨーク部５１から径方向内側に延在する複数のティース５２とを有する。ティース５２は、周方向に一定間隔で配置されている。ティース５２の数は、ここでは９である。但し、ティース５２の数は９に限定されるものではなく、２以上であればよい。
　周方向に隣り合うティース５２の間には、コイル５５を収容する空間であるスロット５３が形成される。スロット５３の数は、ティース５２の数と同じ９である。すなわち、ロータ１の極数とステータ５のスロット数との比は、２：３である。但し、２：３に限定されるものではない。
　ステータコア５０を構成する第２コアシート５０１は、カシメ部５８ａ，５８ｂにより固定されている。カシメ部５８ａはヨーク部５１に形成され、カシメ部５８ｂはティース５２に形成されている。但し、カシメ部５８ａ，５８ｂの配置は、これらの位置に限定されるものではない。
　ステータコア５０は、複数の分割コア５０Ａを周方向に組み合わせたものである。各分割コア５０Ａは、１つのティース５２を含むブロックである。各分割コア５０Ａは、ヨーク部５１に形成された分割面５４で、溶接により接合されている。但し、各分割コア５０Ａが、分割面５４の外周部分に形成された薄肉部で互いに連結されてもよい。
　コイル５５は、マグネットワイヤで形成されており、各ティース５２に集中巻きで巻かれている。マグネットワイヤの線径は、例えば０．８ｍｍである。１つのティース５２へのコイル５５の巻き数は、例えば７０ターンである。
　コイル５５の巻き数および線径は、電動機１００の回転数およびトルク等の要求仕様、供給電圧、並びにスロット５３の断面積に応じて決定される。コイル５５は、Ｕ相、Ｖ相およびＷ相の３相の巻線部を有し、Ｙ結線で結線されている。
　スロット５３の内面には、ポリエチレンテレフタレート（ＰＥＴ）等の樹脂で形成された厚さ０．１～０．２ｍｍの絶縁フィルム５６が取り付けられている。また、ステータコア５０の軸方向の両端部には、ポリブチレンテレフタレート（ＰＢＴ）等の樹脂で形成されたインシュレータ５７（図２）が取り付けられている。絶縁フィルム５６およびインシュレータ５７は、ステータコア５０とコイル５５とを絶縁する絶縁部を構成する。
　図２は、電動機１００を示す縦断面図である。ロータコア１０の軸方向の長さＨ１は、ステータコア５０の軸方向の長さＨ２よりも長い。ロータコア１０は、ステータコア５０から軸方向両側に突出している。
　例えば、ロータコア１０の長さＨ１は５０ｍｍであり、ステータコア５０の長さＨ２は４５ｍｍである。なお、軸方向の長さは、積層方向の高さとも称する。ロータコア１０の軸方向両端に、イナーシャを大きくするためのバランスウェイトを設けてもよい。
　ロータコア１０は、第１コアシート１０１を軸方向に積層した積層体である。第１コアシート１０１は、電磁鋼板のプレス加工により形成されたものである。
　第１コアシート１０１の厚さＴ１は、０．５０ｍｍである。第１コアシート１０１のケイ素含有量は、３．３％である。なお、ケイ素含有量は、第１コアシート１０１におけるケイ素（Ｓｉ）の含有量（ｗｔ％）である。
　第１コアシート１０１のビッカース硬度Ｈｖは、１８０である。第１コアシート１０１の鉄損密度は、１．１８Ｗ／ｋｇである。なお、鉄損密度は、ＪＩＳ＿Ｃ２５５０に準拠した試験により、５０Ｈｚの周波数で１．０Ｔの磁束密度を誘起した場合の測定結果である。
　ステータコア５０は、第２コアシート５０１を軸方向に積層した積層体である。第２コアシート５０１は、電磁鋼板のプレス加工により形成されたものである。
　第２コアシート５０１の厚さＴ２は、０．３５ｍｍである。第２コアシート５０１のケイ素含有量は、３．５％である。第２コアシート５０１のビッカース硬度Ｈｖは、２０５である。第２コアシート５０１の鉄損密度は、０．９８Ｗ／ｋｇである。
　第１コアシート１０１と第２コアシート５０１とを比較すると、第１コアシート１０１の厚さＴ１は第２コアシート５０１の厚さＴ２よりも厚い。第１コアシート１０１のケイ素含有量は、第２コアシート５０１のケイ素含有量よりも少ない。第１コアシート１０１のビッカース硬度Ｈｖは、第２コアシート５０１のビッカース硬度Ｈｖよりも低い。第１コアシート１０１の鉄損密度は、第２コアシート５０１の鉄損密度よりも高い。
　すなわち、第１コアシート１０１は、第２コアシート５０１と比較して、プレス加工しやすい、すなわち加工性の良い特性を有する。このような第１コアシート１０１および第２コアシート５０１は、電磁鋼板の種類およびグレードを変えることで入手することができる。コアシート１０１，５０１の特性の違いによる作用効果については、後述する。
　なお、上述したコアシート１０１，５０１の厚さ、ケイ素含有量、ビッカース硬度および鉄損密度の各値は、あくまでも１例である。
　図３は、ロータ１とステータ５との対向部分を拡大して示す図である。上記の通り、ロータ１の各磁石挿入孔１１には永久磁石２０が挿入されている。磁石挿入孔１１の周方向中心は、極中心となる。隣り合う磁石挿入孔１１の間には、極間部Ｍが形成される。
　磁石挿入孔１１は、極中心を通る径方向の直線、すなわち磁極中心線Ｃ１に直交して直線状に延在している。但し、磁石挿入孔１１は、軸線Ａｘ側に凸となるＶ字状に延在していてもよい。
　ロータコア１０において各磁石挿入孔１１の径方向外側には、複数のスリット１３が形成されている。スリット１３はいずれも径方向に延在し、周方向に例えば１ｍｍの幅を有する。スリット１３は、永久磁石２０の磁束分布を正弦波に近づけるために形成されている。ここでは、７つのスリット１３が磁極中心線Ｃ１に対して対称に形成されている。但し、スリット１３の数および配置は任意である。
　ロータコア１０において各磁石挿入孔１１の径方向内側には、貫通穴１０２，１０３およびスリット１０４が形成されている。貫通穴１０２，１０３およびスリット１０４は、冷媒を通過させる冷媒流路または治具を挿通する穴として用いられる。
　貫通穴１０２は、磁極中心線Ｃ１上に形成されている。貫通穴１０３は、極間部Ｍの径方向内側に形成されている。スリット１０４は、貫通穴１０２の径方向内側に形成され、周方向に円弧状に延在している。但し、貫通穴１０２，１０３およびスリット１０４は、必ずしも設けられていなくても良い。
　ロータコア１０の第１コアシート１０１を固定するカシメ部１０５は、極間部Ｍの径方向内側に形成されている。但し、カシメ部１０５は、この位置に限らず、ロータコア１０内の磁路をできるだけ遮らない位置に形成されていればよい。
　磁石挿入孔１１は、その周方向両端に、フラックスバリア１２を有する。フラックスバリア１２は、磁石挿入孔１１の周方向両端に形成され、永久磁石２０よりも周方向外側に位置する空隙部である。
　フラックスバリア１２とロータコア１０の外周１０ａとの間には、ブリッジ部１４が形成される。ブリッジ部１４は、外周１０ａに沿って周方向に延在する薄肉部である。
　ステータ５のティース５２は、ロータコア１０の外周１０ａに対向する歯先部５２ａを有する。歯先部５２ａの周方向の幅は、ティース５２の他の部分よりも広い。ティース５２の周方向中心を通る径方向の直線を、ティース中心線Ｃ５と称する。
　永久磁石２０から出た磁束は、磁極中心線Ｃ１上でピークとなる正弦波状に分布する。そのため、図３に示すように永久磁石２０の中心がステータ５のティース５２と対向しているとき、すなわち磁極中心線Ｃ１がティース中心線Ｃ５と一致しているときには、永久磁石２０から出た磁束が最も多くティース５２に流れ、コイル５５に鎖交する。
　図４は、ロータ１の磁極とティース５２との対向部分を示す図である。ティース５２の歯先部５２ａの周方向両端には、端面５２ｂが形成されている。隣り合うティース５２の端面５２ｂの間に、スロット開口部Ａが形成される。スロット開口部Ａは、ロータ１に対向するスロット５３の入り口である。
　永久磁石２０の中心がティース５２と対向している状態で、磁石挿入孔１１はティース５２の両側の２つのスロット開口部Ａに対向している。この状態で、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４は、永久磁石２０が対向しているティース５２の両側のティース５２の歯先部５２ａに対向している。
　図５は、ブリッジ部１４とその周囲を拡大して示す図である。ブリッジ部１４は、ロータコア１０の外周１０ａに沿って周方向に延在している。ブリッジ部１４の径方向の幅は、ここではブリッジ部１４の延在方向に均等である。但し、ブリッジ部１４の径方向の幅が変化してもよい。
　ブリッジ部１４の径方向の最小幅を、Ｈｂとする。ブリッジ部１４の周方向の長さを、長さＷｂとする。ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂは、隣り合う永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制可能な幅に設定される。
　具体的には、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂは、第１コアシート１０１（図２）の厚さＴ１未満に設定される（Ｈｂ＜Ｔ１）。例えば、第１コアシート１０１の厚さＴ１が０．５０ｍｍの場合、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂは０．３０ｍｍである。ブリッジ部１４の長さＷｂは、最小幅Ｈｂよりも長い。
　図４に戻り、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４の最小間隔を、Ｌｂとする。最小間隔Ｌｂは、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４において互いに最も近い２つの端点Ｐｂの間隔である。
　また、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの最大間隔を、Ｌｓとする。最大間隔Ｌｓは、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの内周側端部において、互いに離れた側の２つの端点Ｐｓの間隔である。
　実施の形態１では、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４の最小間隔Ｌｂは、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの最大間隔Ｌｓよりも狭い（Ｌｂ＜Ｌｓ）。
　図６は、隣り合う永久磁石２０間の磁束の短絡を説明するための図である。隣り合う永久磁石２０間の磁束は、矢印Ｆ１で示すように、ブリッジ部１４を通って流れる。ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを細くすることにより、隣り合う永久磁石２０間の磁束の短絡を低減することができる。最小幅Ｈｂの細いブリッジ部１４の形成方法については、後述する。
　また、ブリッジ部１４において磁気飽和が生じると、矢印Ｆ２で示すように、ブリッジ部１４から歯先部５２ａを経由して磁束の短絡が生じる。そこで、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４の最小間隔Ｌｂを、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの最大間隔Ｌｓよりも狭くする（Ｌｂ＜Ｌｓ）。
　上記の通り、永久磁石２０の中心がティース５２と対向している状態では、永久磁石２０から出た磁束が最も多くティース５２に流れる。このとき、Ｌｂ＜Ｌｓが成立する場合には、ブリッジ部１４の端点Ｐｂが、ティース５２の歯先部５２ａの端点Ｐｓよりも極中心側に位置する。
　そのため、図６に矢印Ｆ２で示すように、永久磁石２０と歯先部５２ａとの間の磁束は、極中心側（図中左側）に回り込んで流れることになり、歯先部５２ａを介した磁束の短絡が生じにくくなる。なお、Ｌｂ＞Ｌｓが成立する場合については、比較例（図２０）で説明する。
＜電動機の製造方法＞
　次に、実施の形態１の電動機１００の製造方法について説明する。ロータコア１０を構成する第１コアシート１０１と、ステータコア５０を構成する第２コアシート５０１とは、別々の電磁鋼板のプレス加工により形成される。
　図７（Ａ）は、第１コアシート１０１を形成するためのプレス加工工程を示すフローチャートである。図８は、第１コアシート１０１が打ち抜かれる電磁鋼板１０Ｓを示す平面図である。
　図８に示すように、電磁鋼板１０Ｓは一方向に長い帯状鋼板であり、第１の電磁鋼板とも称する。電磁鋼板１０Ｓは、厚さが０．５０ｍｍ、ケイ素含有量が３．３％、ビッカース硬度Ｈｖが１８０、鉄損密度が１．１８Ｗ／ｋｇである。
　電磁鋼板１０Ｓを長手方向に搬送し（ステップＳ１１）、複数段階に分けてプレス金型で打ち抜くことにより第１コアシート１０１を形成する（ステップＳ１２）。ここでは、電磁鋼板１０Ｓを、中心孔１５、貫通穴１０２，１０３、スリット１０４、スリット１３、磁石挿入孔１１（フラックスバリア１２を含む）および外周１０ａの形状に打ち抜く。
　このときのプレス金型の金型クリアランスは、電磁鋼板１０Ｓの厚さＴ１の５％であり、具体的には０．０２５ｍｍである。これについては、図１２（Ａ），（Ｂ）を参照して後述する。
　図７（Ｂ）は、第２コアシート５０１を形成するためのプレス加工工程を示すフローチャートである。図９は、第２コアシート５０１が打ち抜かれる電磁鋼板５０Ｓを示す平面図である。
　図９に示すように、電磁鋼板５０Ｓは一方向に長い帯状鋼板であり、第２の電磁鋼板とも称する。電磁鋼板５０Ｓは、厚さが０．３５ｍｍ、ケイ素含有量が３．５％、ビッカース硬度Ｈｖが２０５、鉄損密度が０．９８Ｗ／ｋｇである。
　電磁鋼板５０Ｓを長手方向に搬送し（ステップＳ２１）、プレス金型で打ち抜くことにより第２コアシート５０１を形成する（ステップＳ２２）。ここでは、電磁鋼板５０Ｓを、分割コア５０Ａを直線状に展開した形状に打ち抜く。
　このときのプレス金型の金型クリアランスは、電磁鋼板５０Ｓの厚さＴ２の８％であり、具体的には０．０２８ｍｍである。
　図１０は、電動機１００の組立工程を示すフローチャートである。まず、図７（Ａ）の工程で得られた第１コアシート１０１を軸方向に積層して、ロータコア１０を形成する（ステップＳ１０１）。その後、ロータコア１０に永久磁石２０を埋め込む。すなわち、ロータコア１０の磁石挿入孔１１に永久磁石２０を挿入する（ステップＳ１０２）。また、必要に応じて、ロータコア１０にバランスウェイトを固定する。これにより、ロータ１が完成する。
　また、図７（Ｂ）の工程で得られた第２コアシート５０１を軸方向に積層して、分割コア５０Ａを形成する（ステップＳ２０１）。次に、分割コア５０Ａを環状に連結して溶接等により接合し、ステータコア５０を形成する（ステップＳ２０２）。その後、ステータコア５０に絶縁部を取り付け（ステップＳ２０３）、ステータコア５０にコイル５５を巻き付ける（ステップＳ２０４）。これにより、ステータ５が完成する。
　このようにして形成されたステータ５の内側に、ロータ１を組み込む（ステップＳ１１０）。これにより、電動機１００が完成する。
　なお、ここでは環状のステータコア５０を形成してからコイル５５を巻き付けたが、分割コア５０Ａの状態でコイル５５を巻き付け、その後に分割コア５０Ａを環状に組み合わせてもよい。
　なお、ステータコア５０は、必ずしも分割コア５０Ａを連結したものには限定されず、環状の一体構成を有していても良い。但し、この場合、図１１に示すように、電磁鋼板５０Ｓを環状に打ち抜いて第２コアシート５０１を形成すると、電磁鋼板５０Ｓの第２コアシート５０１の内側部分（符号Ｄで示す）が使用されず、無駄になる。すなわち、電磁鋼板５０Ｓを有効に利用することができない。
　これに対し、図９に示したように、電磁鋼板５０Ｓを分割コア５０Ａの形状に打ち抜く場合には、例えば分割コア５０Ａを直線状に並べた形状に打ち抜くことにより、電磁鋼板５０Ｓの無駄を削減することができる。すなわち、電磁鋼板５０Ｓの素材を有効に利用することができる。
　次に、図７（Ａ）で説明した第１コアシート１０１のプレス加工について、さらに説明する。図１２（Ａ）は、電磁鋼板１０Ｓを打ち抜いて第１コアシート１０１を形成する様子を示す模式図である。図示の便宜上、第１コアシート１０１は円板形状として示している。図１２（Ｂ）は、プレス金型８を示す模式図である。
　図１２（Ａ）に示すように、電磁鋼板１０Ｓを、その厚さ方向にプレスすることにより、せん断により第１コアシート１０１を打ち抜く。図１２（Ｂ）に示すように、プレス金型８は、電磁鋼板１０Ｓを下方から支持するダイ８１と、電磁鋼板１０Ｓに上方から圧力Ｐを加えるパンチ８２とを有する。
　ダイ８１の内側寸法をＤｄとし、パンチ８２の外側寸法をＤｐとする。ダイ８１の歯面８１ａとパンチ８２の歯面８２ａとの間で、電磁鋼板１０Ｓにせん断力が加えられる。ダイ８１の歯面８１ａとパンチ８２の歯面８２ａと隙間には、クリアランスが設定される。このクリアランスを、金型クリアランスＣと称する。
　ロータコア１０用の電磁鋼板１０Ｓを打ち抜く際には、プレス金型８の金型クリアランスＣを、電磁鋼板１０Ｓの厚さＴ１の５％に設定する。後述するように、ブリッジ部１４以外の部分を打ち抜く際の金型クリアランスＣは、必ずしも厚さＴ１の５％である必要はなく、例えば厚さＴ１の８％であってもよい。
　一方、ステータコア５０用の電磁鋼板５０Ｓを打ち抜く際には、ダイ８１とパンチ８２との間の金型クリアランスＣを、電磁鋼板５０Ｓの厚さの８％に設定する。
　図１３は、一般的な電磁鋼板（電磁鋼板Ｓとする）の加工面の状態を示す図である。電磁鋼板Ｓの打ち抜きによる切断面（図１２（Ａ）に符号Ｅで示す）は、加工面と称する。加工面には、せん断方向に、ダレ、せん断面、破断面、およびバリが形成される。
　ダレは、電磁鋼板Ｓの表面がパンチ８２に押し下げられて変形した湾曲面である。せん断面は、パンチ８２に擦られて生じる平面であり、せん断方向に傷が形成されている。破断面は、クラックが生じて破断した面であり、せん断面よりも粗い面である。バリは、電磁鋼板Ｓがパンチ８２に押し下げられることで形成された突起である。
　ダレ、破断面およびバリアが大きいと寸法精度が低下する原因となるため、ダレ、破断面およびバリアは小さいことが望ましい。
　金型クリアランスＣが大きいほど、ダレ、破断面およびバリが大きくなり、せん断面が小さくなる傾向があり、加工精度は低くなる。また、金型クリアランスＣが小さいほど、ダレ、破断面およびバリが小さくなり、せん断面が大きくなる傾向があり、加工精度は高くなる。
　ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを細くするためには、金型クリアランスＣは小さいことが望ましいが、金型クリアランスＣが小さいと、プレス金型８の摩耗、すなわち金型摩耗が発生する場合がある。金型摩耗が進行すると、型かじりと呼ばれる異常摩耗に発展する。
　ここでは、第１コアシート１０１のケイ素含有量を少なくし、これにより第１コアシート１０１の硬度を低くすることで、金型クリアランスＣを小さくした場合の金型摩耗および型かじりを抑制している。
　図１４（Ａ）は、電磁鋼板１０Ｓの打ち抜きによりブリッジ部１４を形成する直前の状態を示す図である。図１４（Ａ）では、フラックスバリア１２を含む磁石挿入孔１１が形成されている。
　図１４（Ｂ）は、電磁鋼板１０Ｓの打ち抜きによりブリッジ部１４を形成した状態を示す図である。図１４（Ｂ）では、電磁鋼板１０Ｓの打ち抜きにより、ロータコア１０の外周１０ａが形成される。ロータコア１０の外周１０ａの形成により、外周１０ａとフラックスバリア１２との間にブリッジ部１４が形成される。
　図１５（Ａ）は、図１４（Ｂ）に示したブリッジ部１４の形成工程を示す図である。ブリッジ部１４の形成時には、電磁鋼板１０Ｓがロータコア１０の外周１０ａで切断される。ブリッジ部１４を形成するプレス金型８における金型クリアランスＣは、電磁鋼板１０Ｓの厚さＴ１の５％である。
　このとき、ブリッジ部１４は、板押え８３により、ダイ８１から浮き上がらないように押えることが望ましい。
　ブリッジ部１４を板押え８３で押えていない場合、図１５（Ｂ）に示すように、パンチ８２で押圧された電磁鋼板１０Ｓの湾曲によって、ブリッジ部１４の倒れ（反り）等の変形が生じる可能性がある。ブリッジ部１４の幅が細いほど、変形が生じ易い。
　ブリッジ部１４を板押え８３で押えることにより、ブリッジ部１４の幅を細くした場合であっても、ブリッジ部１４の変形を抑制することができる。
　なお、ロータコア１０ではブリッジ部１４の幅が最も狭く、従って高い加工精度が要求される。これに対し、ロータコア１０の磁石挿入孔１１、スリット１３、中心孔１５等は、ブリッジ部１４のような高い加工精度は要求されない。
　そのため、電磁鋼板１０Ｓを打ち抜いて磁石挿入孔１１、スリット１３、中心孔１５等を形成する際には、プレス金型８における金型クリアランスＣを電磁鋼板１０Ｓの厚さＴ１の５％に設定する必要はなく、例えば８％に設定してもよい。
＜比較例＞
　次に、実施の形態１に対する比較例について説明する。図１６は、比較例の電動機１００Ｄを示す縦断面図である。
　比較例では、ロータコア１０を構成する第１コアシート１０１と、ステータコア５０を構成する第２コアシート５０１とは、同一の電磁鋼板で構成されている。電磁鋼板の厚さＴは３．５ｍｍであり、ケイ素含有量は３．５％であり、ビッカース硬度Ｈｖは２０５であり、鉄損密度は０．９８Ｗ／ｋｇである。
　また、ロータコア１０の軸方向の長さＨ１は５０ｍｍであり、ステータコア５０の軸方向の長さＨ２は４５ｍｍである。
　図１７は、比較例のロータ１とステータ５との対向部分を拡大して示す図である。比較例のロータ１は、ブリッジ部１４を除き、実施の形態１のロータ１と同様に構成されている。比較例のステータ５は、実施の形態１のステータ５と同様に構成されている。
　図１８は、ロータ１の磁極とティース５２との対向部分を示す図である。磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４の最小間隔を、Ｌｂとする。この最小間隔Ｌｂは、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４で互いに最も近い端点Ｐｂの間隔である。
　また、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの最大間隔を、Ｌｓとする。最大間隔Ｌｓは、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの内周側端部において、互いに離れた側の２つの端点Ｐｓの間隔である。
　比較例では、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４の最小間隔Ｌｂは、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの最大間隔Ｌｓよりも広い（Ｌｂ＞Ｌｓ）。
　図１９は、ブリッジ部１４とその周囲を拡大して示す図である。第１コアシート１０１の厚さＴが０．３５ｍｍであるため、ブリッジ部１４がプレス加工時に変形しないよう、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂは０．４０ｍｍに設定されている。
　図２０は、隣り合う永久磁石２０間の磁束の短絡を説明するための図である。比較例のブリッジ部１４の最小幅Ｈｂは０．４０ｍｍであり、実施の形態１のブリッジ部１４の最小幅Ｈｂ（０．３０ｍｍ）よりも広い。そのため、実施の形態１と比較して、矢印Ｆ１で示すようにブリッジ部１４を通って流れる磁束が増加する。すなわち、隣り合う永久磁石２０間の短絡磁束が増加する。
　また、比較例では、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４の最小間隔Ｌｂが、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの最大間隔Ｌｓよりも広い（Ｌｂ＞Ｌｓ）。そのため、図２０に示すように、永久磁石２０の中心がティース５２と対向している状態で、ティース５２の歯先部５２ａの端点Ｐｓが、ブリッジ部１４の端点Ｐｂよりも極中心側に位置する。
　その結果、図２０に矢印Ｆ２で示すように、永久磁石２０と歯先部５２ａとの間で、磁束が径方向に流れやすくなる。すなわち、歯先部５２ａを介した永久磁石２０間の磁束の短絡が生じやすくなる。
　次に、比較例の電動機の製造方法について説明する。第１コアシート１０１および第２コアシート５０１は、同一の電磁鋼板を打ち抜くことで形成される。
　図２１は、電磁鋼板１００Ｓを打ち抜いて第１コアシート１０１と第２コアシート５０１とを形成する工程を示すフローチャートである。図２２は、コアシート１０１，５０１が打ち抜かれる電磁鋼板１００Ｓを示す平面図である。
　電磁鋼板１００Ｓは、厚さが０．３５ｍｍ、ケイ素含有量が３．５％、ビッカース硬度Ｈｖが２０５、鉄損密度が０．９８Ｗ／ｋｇである。電磁鋼板１００Ｓは、一方向に長い帯状鋼板である。
　この電磁鋼板１００Ｓを長手方向に搬送し（ステップＳ３０１）、プレス金型により電磁鋼板１００Ｓをロータコア１０の形状に打ち抜いて、第１コアシート１０１を形成する（ステップＳ３０２）。このときの金型クリアランスは、電磁鋼板１００Ｓの厚さの８％である。
　次に、電磁鋼板１００Ｓをステータコア５０の形状に打ち抜いて、第２コアシート５０１を形成する（ステップＳ３０３）。このときの金型クリアランスも、電磁鋼板１００Ｓの厚さの８％である。
　比較例では、第１コアシート１０１と第２コアシート５０１とが同一の電磁鋼板１００Ｓから形成されるため、図２２に示すように電磁鋼板１００Ｓを打ち抜いて第１コアシート１０１を形成した後、その周囲を打ち抜いて環状の第２コアシート５０１を形成することができ、材料歩留りが良い。
　このようにして形成した第１コアシート１０１と第２コアシート５０１とを用い、図１０を参照して説明したように、ロータ１およびステータ５を組み立て、電動機１００を製造する。
＜作用＞
　次に、実施の形態１の作用について、比較例と対比して説明する。ロータ１では、ロータコア１０の外周１０ａと磁石挿入孔１１との間のブリッジ部１４を介して、隣接する永久磁石２０間の磁束の短絡が生じる可能性がある。
　そのため、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂは細いことが望ましい。但し、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを細くすると、ブリッジ部１４がプレス加工時に変形する可能性がある。そのため、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂは、一般に、電磁鋼板の厚さ以上、例えば０．４０ｍｍに設定される。
　また、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを細くするためには、金型クリアランスＣを小さくすることが望ましい。但し、金型クリアランスＣを小さくすると、金型摩耗あるいは型かじりが発生する可能性がある。金型摩耗および型かじりは、金型クリアランスＣが小さいほど発生しやすく、また、電磁鋼板の硬度が高いほど発生しやすい。そのため、金型クリアランスＣは、一般に、電磁鋼板の厚さの５～１５％に設定される。
　ここで、ロータコア１０およびステータコア５０等のコアで発生する鉄損には、ヒステリシス損と渦電流損がある。ヒステリシス損は、コアの磁区が交番磁界によって磁界の向きを変えるときに生じる損失である。ヒステリシス損Ｐｈは、以下のスタインメッツの実験式（１）で表される。
　Ｐｈ＝ｋｈｆＢｍ １．６…（１）
　ここで、ｋｈは比例定数、ｆは周波数、Ｂｍは最大磁束密度である。
　渦電流損は、コアの内部で発生する渦電流によって生じる。交番磁界の周波数が高いほど渦電流損の比率が高くなる。渦電流損Ｐｅは、以下の式（２）で表される。
　Ｐｅ＝ｋｅ（ｔｆＢｍ）２／ρ…（２）
　ここで、ｋｅは比例定数、ｔは電磁鋼板の厚さ、ｆは周波数、Ｂｍは最大磁束密度、ρは電磁鋼板の電気抵抗率である。
　渦電流損は、電磁鋼板の電気抵抗率ρが高いほど小さいため、鉄（Ｆｅ）にケイ素（Ｓｉ）を添加した電磁鋼板を用いて電気抵抗率ρを高くすることで低減することができる。但し、電磁鋼板は、ケイ素含有量が増加すると硬度が高くなり、もろくなる。電磁鋼板の硬度が高過ぎると、電磁鋼板が割れやすくなり、プレス加工が難しくなる。
　そのため、一般に、ロータコア１０およびステータコア５０は、ケイ素を３～４％含む電磁鋼板で構成される。ケイ素含有量が４％を超えるとプレス加工が難しいため、ケイ素含有量の上限は４％である。
　式（２）から明らかなように、渦電流損は電磁鋼板の厚さＴの２乗に比例する。そのため、電磁鋼板の厚さＴが薄いほど、渦電流損が低減し、鉄損密度が小さくなる。一般に、ロータコア１０およびステータコア５０は、厚さ０．２～１．０ｍｍの電磁鋼板で構成される。電磁鋼板の厚さが０．２ｍｍを下回ると圧延加工が難しくなり、電磁鋼板の製造コストが上昇するため、電磁鋼板の厚さの下限は０．２ｍｍである。
　一方、電磁鋼板の厚さが薄いほど、ロータコア１０のブリッジ部１４の体積が小さくなる。その結果、プレス加工時にブリッジ部１４が変形しやすくなる。ブリッジ部１４の変形とは、図１５（Ｂ）に示したブリッジ部１４の倒れである。また、ロータ１の回転時の遠心力によりブリッジ部１４が破断しやすくなる。
　また、ブリッジ部１４を細く加工するためには、ブリッジ部１４の加工面（図１３）のダレ、破断面およびバリを小さくし、せん断面を大きくする必要がある。そのためには、プレス金型８の金型クリアランスＣを小さくする必要があるが、電磁鋼板の硬度が高い場合は、金型のクリアランスを小さくすることが難しい。
　一般に、ロータコア１０の第１コアシート１０１とステータコア５０の第２コアシート５０１とは、比較例（図２２）で説明したように同一の電磁鋼板を打ち抜くことにより形成される。この場合、ステータコア５０における鉄損を低減するため、厚さが０．３５ｍｍ、ケイ素含有量が３．５％の電磁鋼板を用いることが多い。プレス金型の金型クリアランスＣは、電磁鋼板の厚さの８％に設定される。
　一方、実施の形態１では、ロータコア１０の第１コアシート１０１と、ステータコア５０の第２コアシート５０１とは、別々の電磁鋼板で形成されている。第２コアシート５０１の厚さが０．３５ｍｍ、ケイ素含有量が３．５％、ビッカース硬度Ｈｖが２０５であるのに対し、第１コアシート１０１の厚さは０．５０ｍｍ、ケイ素含有量は３．３％、ビッカース硬度Ｈｖは１８０である。
　また、実施の形態１では、電磁鋼板１０Ｓを打ち抜いて第１コアシート１０１を形成する際の金型クリアランスＣと、電磁鋼板５０Ｓを打ち抜いて第２コアシート５０１を形成する際の金型クリアランスＣとは異なる。
　電磁鋼板１０Ｓを打ち抜いて第１コアシート１０１を形成する際の金型クリアランスＣは、第１コアシート１０１の厚さＴ１の５％に設定される。一方、電磁鋼板５０Ｓを打ち抜いて第２コアシート５０１を形成する際の金型クリアランスＣは、第２コアシート５０１の厚さＴ２の８％に設定される。
　第１コアシート１０１のケイ素含有量を少なくすることにより、第１コアシート１０１の硬度が低くなるため、金型クリアランスＣが小さくても金型摩耗および型かじりが生じにくい。そのため、第１コアシート１０１の厚さＴ１に対する金型クリアランスＣの比を例えば５％まで小さくしても、金型摩耗および型かじりが生じにくい。
　加えて、第１コアシート１０１の厚さＴ１を０．５０ｍｍとすることにより、ブリッジ部１４の体積が大きくなり、プレス加工時のブリッジ部１４の変形が生じにくくなる。その結果、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを、第１コアシート１０１の厚さＴ１未満の０．３０ｍｍまで細くすることができる。
　このようにプレス加工によりブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを細くすることが可能になるため、永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することができる。すなわち、製造コストの上昇を抑えながら、ブリッジ部１４を介した永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することができる。
　ここで、実施の形態１の第１コアシート１０１の厚さは例えば０．５０ｍｍであり、比較例の０．３５ｍｍよりも厚い。また、実施の形態１の第１コアシート１０１のケイ素含有量は例えば３．３％であり、比較例の３．５％よりも少ない。そのため、実施の形態１の第１コアシート１０１の鉄損密度は、比較例の第１コアシート１０１の鉄損密度よりも大きい。
　５０Ｈｚの周波数で１．０Ｔの磁束密度を誘起して鉄損密度を測定した場合、第１コアシート１０１の鉄損密度は、比較例では０．９８Ｗ／ｋｇであるのに対し、実施の形態１では１．１８Ｗ／ｋｇである。第２コアシート５０１の鉄損密度は、比較例、実施の形態１とも０．９８Ｗ／ｋｇである。
　電動機１００の駆動中に発生する鉄損は、ロータコア１０よりもステータコア５０で多く発生する。ロータコア１０で発生する鉄損と、ステータコア５０で発生する鉄損との割合は、２：８である。
　その理由は、以下の通りである。すなわち、ロータコア１０には永久磁石２０が固定されており、永久磁石２０から常に一定の磁束が発生しているため、ロータ１の回転に伴うロータコア１０内での磁束の変化は小さい。これに対し、ステータコア５０では、ロータ１の回転位置によってロータ１から流入する磁束が変化するため、磁束の変化が大きい。そのため、ロータコア１０で発生する鉄損は、ステータコア５０で発生する鉄損よりも小さい。
　すなわち、ロータコア１０の第１コアシート１０１の鉄損密度が大きくても、電動機１００の全体としての鉄損の増加は小さい。
　第１コアシート１０１の鉄損密度は、比較例では０．９８Ｗ／ｋｇであり、実施の形態１では１．１８Ｗ／ｋｇである。この場合、実施の形態１のロータコア１０で発生する鉄損は、比較例の１．２倍（＝１．１８／０．９８）となる。しかしながら、鉄損全体の８割を占めるステータコア５０で発生する鉄損は、比較例と実施の形態１とで同じである。その結果、実施の形態１の電動機１００における鉄損は、比較例の電動機における鉄損の１．０４倍（＝０．２×１．２＋０．８×１．０）であり、鉄損の増加分は４％である。
　一方、実施の形態１では、図４に示したように、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４の最小間隔Ｌｂと、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの最大間隔Ｌｓとが、Ｌｂ＜Ｌｓを満足する。
　この場合、永久磁石２０の中心がティース５２と対向している状態で、ブリッジ部１４の端点Ｐｂが、歯先部５２ａの端点Ｐｓよりも極中心側に位置する。そのため、永久磁石２０と歯先部５２ａとの間の磁束は、極中心側に回り込んで流れることになり（図６参照）、歯先部５２ａを介した磁束の短絡が生じにくくなる。
　すなわち、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂが第１コアシート１０１の厚さＴ１未満であり、なお且つＬｂ＜Ｌｓが成立する場合に、永久磁石２０間の磁束の短絡を効果的に抑制することができる。永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することで、ステータ５のコイル５５に鎖交する磁束量が増加する。
　例えば、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂが０．３０ｍｍで且つＬｂ＜Ｌｓを満足する実施の形態１の電動機１００では、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂが０．４０ｍｍで且つＬｂ＞Ｌｓを満足する比較例の電動機に対し、ブリッジ部１４での磁束の短絡の低減により、ステータ５のコイル５５に鎖交する磁束量を４％向上することができる。
　ロータ１のマグネットトルクは、ステータ５のコイル５５に鎖交する磁束と、コイル５５を流れる電流の積で決まる。そのため、コイル５５に鎖交する磁束量の増加により、まぐネットトルクを発生させるための電流を小さくすることができ、これにより、コイル５５で発生する銅損を小さくすることができる。
　例えば、ステータ５のコイル５５に鎖交する磁束量が４％増加すると、マグネットトルクを発生させるための電流が４％小さくなり、言い換えると０．９６倍になる。コイル５５の銅損は電流の二乗に比例するため０．９２倍（＝０．９６２）となり、従って８％減少する。
　すなわち、ロータコア１０に、ステータコア５０の第２コアシート５０１よりも鉄損密度の大きい第１コアシート１０１を用い、さらにブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを第１コアシート１０１の厚さＴ１未満とすることにより、鉄損は増加するが、銅損を低減することができる。
　実施の形態１では、比較例に対してロータコア１０の銅損が８％減少するのに対し、電動機１００の鉄損の増加は４％である。すなわち、銅損の減少分が鉄損の増加分よりも大きい。これにより、モータ効率を向上することができる。
　また、一般に、電磁鋼板は、厚さが厚く、鉄損密度が大きいものほど、単位重量当たりの価格が安い。この実施の形態では、ロータコア１０の第１コアシート１０１の厚さが厚く、鉄損密度が大きいため、安価な電磁鋼板を使用することができ、電動機１００の製造コストを低減することができる。
　また、実施の形態１では、第１コアシート１０１の厚さＴ１が比較例よりも厚いが、ロータコア１０の長さＨ１は比較例と同じであるため、ロータコア１０における第１コアシート１０１の積層枚数は比較例よりも少ない。第１コアシート１０１の積層枚数が少ないほど、電磁鋼板１０Ｓを打ち抜く回数が少なくなるため、製造コストを低減することができる。
　また、第１コアシート１０１の厚さＴ１が厚くなると、第１コアシート１０１の１枚当たりのブリッジ部１４の軸方向長さが長くなる。そのため、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを細くしても、第１コアシート１０１の１枚当たりのブリッジ部１４の体積は大きくなる。これにより、ロータ１の回転時の遠心力によるブリッジ部１４の破断を抑制することができる。
　また、永久磁石２０間の磁束の短絡の抑制により、コイル５５に鎖交する永久磁石２０の磁束量が増加するため、磁束量の増加分だけ、永久磁石２０のサイズを小さくすることができる。ステータ５のコイル５５に鎖交する磁束量が比較例よりも４％増加した場合、永久磁石２０の軸方向長さを４％小さくしても比較例と同じトルクを発生することができる。その結果、電動機１００を小型化し、製造コストを低減することができる。
　さらに、ロータコア１０がステータコア５０よりも軸方向に突出している電動機１００では、ロータコア１０の突出部分に配置された永久磁石２０がステータコア５０に対向していない。そのため、ロータコア１０の突出部分に配置された永久磁石２０からの磁束は、隣接する永久磁石２０に流れやすい。ブリッジ部１４を介した磁束の短絡を抑制する上記構成は、ロータコア１０がステータコア５０よりも軸方向に突出している電動機１００で特に有用である。
　ブリッジ部１４を形成する際には、図１４（Ａ）に示すように電磁鋼板１０Ｓを打ち抜いて磁石挿入孔１１を形成した後、図１４（Ｂ）に示すように電磁鋼板１０Ｓを打ち抜いてロータコア１０の外周１０ａを形成する。ロータコア１０の外周１０ａを形成する際には、図１５（Ａ）に示すように板押え８３でブリッジ部１４を抑えることで、ブリッジ部１４の変形を抑制することができる。すなわち、最小幅Ｈｂの細いブリッジ部１４の形成が容易になる。
　比較例では、第１コアシート１０１と第２コアシート５０１とが、共通の電磁鋼板１００Ｓから形成される。そのため、ブリッジ部１４を押える板押え８３は、電磁鋼板１００Ｓをステータコア５０の形状に打ち抜くプレス金型の位置を考慮して配置しなければならず、板押え８３の配置が難しい。
　この実施の形態では、第１コアシート１０１と第２コアシート５０１とが、別々の電磁鋼板１０Ｓ，５０Ｓから形成されるため、ブリッジ部１４を押える板押え８３の配置が容易である。
　この実施の形態１では、最小幅Ｈｂの細いブリッジ部１４のプレス加工時の変形を抑制するための要件として、以下の（１）～（４）を全て満足している。
（１）ロータコア１０の第１コアシート１０１の厚さＴ１が、ステータコア５０の第２コアシート５０１の厚さＴ２よりも厚い。
（２）第１コアシート１０１の鉄損密度が、第２コアシート５０１の鉄損密度よりも高い。
（３）第１コアシート１０１のケイ素含有量が、第２コアシート５０１のケイ素含有量よりも少ない。
（４）第１コアシート１０１の硬度が、第２コアシート５０１の硬度よりも低い。
　しかしながら、これら（１）～（４）のいずれか１つのみでも、ブリッジ部１４の加工性を向上する効果がある。そのため、プレス加工によりブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを細くして、永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することが可能になる。
＜実施の形態の効果＞
　以上説明したように、実施の形態１の電動機１００では、ロータコア１０が第１コアシート１０１で構成され、ステータコア５０が第２コアシート５０１で構成され、第１コアシート１０１の厚さＴ１が第２コアシート５０１の厚さＴ２よりも厚い。ロータコア１０の外周１０ａと磁石挿入孔１１との間にブリッジ部１４が形成され、ブリッジ部１４の径方向の最小幅Ｈｂが、第１コアシート１０１の厚さＴ１未満である。
　ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂが第１コアシート１０１の厚さＴ１未満であるため、隣り合う永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することができる。また、第１コアシート１０１の厚さＴ１が第２コアシート５０１の厚さＴ２よりも厚いため、第１コアシート１０１の一枚当たりのブリッジ部１４の体積が大きくなる。その結果、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂを細くしても、プレス加工時のブリッジ部１４の変形を抑制することができる。また、ロータ１の回転時の遠心力によるブリッジ部１４の破断を抑制することができる。
　また、第１コアシート１０１の鉄損密度は、第２コアシート５０１の鉄損密度よりも高い。これは、第１コアシート１０１の厚さＴ１が第２コアシート５０１の厚さＴ２よりも厚く、また、第１コアシート１０１のケイ素含有率が第２コアシート５０１のケイ素含有率よりも低いことによる。そのため、ブリッジ部１４のプレス加工時の変形を抑制すると共に、金型摩耗および型かじりを生じさせずに金型クリアランスＣを小さくすることができる。その結果、プレス加工により最小幅Ｈｂの細いブリッジ部１４を形成し、永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することができる。
　また、第１コアシート１０１のケイ素含有率が、第２コアシート５０１のケイ素含有率よりも低いため、第１コアシート１０１の硬度が第２コアシート５０１の硬度よりも高い。そのため、第１コアシート１０１のプレス加工時の金型摩耗および型かじりを生じさせずに、金型クリアランスＣを小さくすることができる。その結果、プレス加工により最小幅Ｈｂの細いブリッジ部１４を形成し、永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することができる。
　また、第１コアシート１０１の硬度が、第２コアシート５０１の硬度よりも低いため、第１コアシート１０１のプレス加工時の金型摩耗および型かじりを生じさせずに、金型クリアランスＣを小さくすることができる。その結果、プレス加工により最小幅Ｈｂの細いブリッジ部１４を形成し、永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することが可能になる。
　また、磁石挿入孔１１の両端の２つのブリッジ部１４の最小間隔Ｌｂと、磁石挿入孔１１に対向する２つのスロット開口部Ａの間隔の最大間隔ＬｓとがＬｂ＜Ｌｓを満足するため、永久磁石２０の中心がティース５２と対向した状態で、ティース５２の歯先部５２ａを経由した永久磁石２０間の磁束の短絡を抑制することができる。
　また、ブリッジ部１４の最小幅Ｈｂが第２コアシート５０１の厚さＴ２未満であるため、磁束がブリッジ部１４を流れにくく、従って隣り合う永久磁石２０の間の磁束の短絡を抑制することができる。
　また、ステータコア５０が、複数の分割コア５０Ａを周方向に組み合わせたものであるため、電磁鋼板５０Ｓを、分割コア５０Ａを直線状に並べた形状に打ち抜くことができる。そのため、電磁鋼板５０Ｓを有効に利用することができ、電動機１００の製造コストを低減することができる。
　さらに、第１コアシート１０１の厚さが０．３５ｍｍよりも厚く、第２コアシート５０１の厚さが０．３５ｍｍ以下であるため、ブリッジ部１４のプレス加工時の変形を抑制すると共に、ステータコア５０における鉄損の増加を抑制することができる。
　また、第１コアシート１０１のケイ素含有量が３．５％よりも少なく、第２コアシート５０１のケイ素含有量が３．５％以上であるため、第１コアシート１０１のプレス加工時の金型摩耗および型かじりを抑制すると共に、ステータコア５０における鉄損の増加を抑制することができる。
　また、第１コアシート１０１のビッカース硬度が２００よりも低く、コアシート５００のビッカース硬度が２００以上であるため、第１コアシート１０１におけるプレス加工時の金型摩耗および型かじりを抑制すると共に、ステータコア５０の剛性を高めることができる。
実施の形態２．
　図２３は、実施の形態２の電動機１００Ａを示す縦断面図である。実施の形態２では、ステータ５のステータコア５０に焼鈍処理が施して、磁気特性を向上させている。実施の形態２の電動機１００Ａは、ステータコア５０に焼鈍処理が施されている点を除き、実施の形態１の電動機１００と同様に構成されている。
　電磁鋼板５０Ｓを打ち抜いて第２コアシート５０１を形成すると、せん断力によって加工面に歪が生じ、残留歪として残る。残留歪は、第２コアシート５０１の磁気特性を変化させる可能性がある。
　そこで、実施の形態２では、電磁鋼板５０Ｓから打ち抜かれた第２コアシート５０１を焼鈍処理することで、打ち抜きによって生じた残留歪を解消し、第２コアシート５０１の磁気特性を改善する。これにより、ステータコア５０における鉄損を低減し、モータ効率を向上することができる。
　一方、ステータコア５０と比較すると、ロータコア１０では磁束の変化が小さく、鉄損が小さい。また、ロータコア１０のブリッジ部１４に残留歪みが残っている場合、永久磁石２０間の磁束の短絡の抑制効果が大きくなるため、望ましい。そのため、ステータコア５０には焼鈍処理を行い、ロータコア１０には焼鈍処理を行わないことが望ましい。
　以上説明したように、実施の形態２では、実施の形態１で説明した効果に加えて、ステータコア５０における鉄損を低減してモータ効率を向上することができる。
＜圧縮機＞
　図２４は、各実施の形態の電動機が適用可能な圧縮機３００を示す縦断面図である。圧縮機３００は、ロータリ圧縮機であり、例えば冷凍サイクル装置４００（図２５）に用いられる。
　圧縮機３００は、圧縮機構部３１０と、圧縮機構部３１０を駆動する電動機１００と、圧縮機構部３１０と電動機１００とを連結するシャフト２５と、これらを収容する密閉容器３０１とを備える。
　密閉容器３０１は、鋼板で形成された容器であり、円筒状のシェルと、シェルの上部を覆う容器上部とを有する。電動機１００のステータ５は、焼き嵌め、圧入または溶接等により、密閉容器３０１のシェルの内側に組み込まれている。
　密閉容器３０１の容器上部には、冷媒を外部に吐出する吐出管３０７と、電動機１００に電力を供給するための端子３０５とが設けられている。また、密閉容器３０１の外部には、冷媒ガスを貯蔵するアキュムレータ３０２が取り付けられている。密閉容器３０１の底部には、圧縮機構部３１０の軸受部を潤滑する冷凍機油が貯留されている。
　圧縮機構部３１０は、シリンダ室３１２を有するシリンダ３１１と、シャフト２５に固定されたローリングピストン３１４と、シリンダ室３１２の内部を吸入側と圧縮側に分けるベーンと、シリンダ室３１２の軸方向両端部を閉鎖する上部フレーム３１６および下部フレーム３１７とを有する。
　上部フレーム３１６および下部フレーム３１７は、いずれも、シャフト２５を回転可能に支持する軸受部を有する。上部フレーム３１６および下部フレーム３１７には、上部吐出マフラ３１８および下部吐出マフラ３１９がそれぞれ取り付けられている。
　シリンダ３１１には、軸線Ａｘを中心とする円筒状のシリンダ室３１２が設けられている。シリンダ室３１２の内部には、シャフト２５の偏心軸部２５ａが位置している。偏心軸部２５ａは、軸線Ａｘに対して偏心した中心を有する。偏心軸部２５ａの外周には、ローリングピストン３１４が嵌合している。電動機１００が回転すると、偏心軸部２５ａおよびローリングピストン３１４がシリンダ室３１２内で偏心回転する。
　シリンダ３１１には、シリンダ室３１２内に冷媒ガスを吸入する吸入口３１３が形成されている。密閉容器３０１には、吸入口３１３に連通する吸入管３０３が取り付けられ、この吸入管３０３を介してアキュムレータ３０２からシリンダ室３１２に冷媒ガスが供給される。
　圧縮機３００には、冷凍サイクル装置４００（図２５）の冷媒回路から低圧の冷媒ガスと液冷媒とが混在して供給されるが、液冷媒が圧縮機構部３１０に流入して圧縮されると、圧縮機構部３１０の故障の原因となる。そのため、アキュムレータ３０２で液冷媒と冷媒ガスとを分離し、冷媒ガスのみを圧縮機構部３１０に供給する。
　冷媒としては、例えば、Ｒ４１０Ａ、Ｒ４０７ＣまたはＲ２２等を用いてもよいが、地球温暖化防止の観点からは、ＧＷＰ（地球温暖化係数）の低い冷媒を用いることが望ましい。ＧＷＰの低い冷媒としては、例えば、以下の冷媒を用いることができる。
（１）まず、組成中に炭素の二重結合を有するハロゲン化炭化水素、例えばＨＦＯ（Ｈｙｄｒｏ－Ｆｌｕｏｒｏ－Ｏｒｅｆｉｎ）－１２３４ｙｆ（ＣＦ３ＣＦ＝ＣＨ２）を用いることができる。ＨＦＯ－１２３４ｙｆのＧＷＰは４である。
（２）また、組成中に炭素の二重結合を有する炭化水素、例えばＲ１２７０（プロピレン）を用いてもよい。Ｒ１２７０のＧＷＰは３であり、ＨＦＯ－１２３４ｙｆより低いが、可燃性はＨＦＯ－１２３４ｙｆより高い。
（３）また、組成中に炭素の二重結合を有するハロゲン化炭化水素または組成中に炭素の二重結合を有する炭化水素の少なくとも何れかを含む混合物、例えばＨＦＯ－１２３４ｙｆとＲ３２との混合物を用いてもよい。上述したＨＦＯ－１２３４ｙｆは低圧冷媒のため圧損が大きくなる傾向があり、冷凍サイクル（特に蒸発器）の性能低下を招く可能性がある。そのため、ＨＦＯ－１２３４ｙｆよりも高圧冷媒であるＲ３２またはＲ４１との混合物を用いることが実用上は望ましい。
　圧縮機３００の動作は、以下の通りである。アキュムレータ３０２から供給された冷媒ガスは、吸入管３０３を通ってシリンダ３１１のシリンダ室３１２内に供給される。電動機１００が駆動されてロータ１が回転すると、ロータ１と共にシャフト２５が回転する。そして、シャフト２５に嵌合するローリングピストン３１４がシリンダ室３１２内で偏心回転し、シリンダ室３１２内で冷媒が圧縮される。圧縮された冷媒は、吐出マフラ３１８，３１９を通り、さらに電動機１００の貫通穴１０２，１０３等（図１）を通って密閉容器３０１内を上昇し、吐出管３０７から吐出される。
　各実施の形態の電動機は、永久磁石２０間の磁束の短絡の抑制により、高いモータ効率を有している。そのため、圧縮機３００の運転効率を向上することができる。
＜冷凍サイクル装置＞
　次に、各実施の形態の電動機が適用可能な冷凍サイクル装置４００について説明する。図２５は、冷凍サイクル装置４００の構成を示す図である。冷凍サイクル装置４００は、ここでは空気調和装置であるが、これに限定されるものではなく、例えば冷蔵庫であってもよい。
　冷凍サイクル装置４００は、圧縮機４０１と、凝縮器４０２と、減圧装置４０３と、蒸発器４０４とを備える。圧縮機４０１、凝縮器４０２、減圧装置４０３および蒸発器４０４は、冷媒配管４０７によって連結され、冷凍サイクルを構成している。すなわち、圧縮機４０１、凝縮器４０２、減圧装置４０３および蒸発器４０４の順に、冷媒が循環する。
　圧縮機４０１、凝縮器４０２および減圧装置４０３は、室外機４１０に設けられている。圧縮機４０１は、図２４を参照して説明した圧縮機３００で構成されている。室外機４１０には、室外送風機４０５が設けられている。蒸発器４０４は、室内機４２０に設けられている。室内機４２０には、室内送風機４０６が設けられている。
　冷凍サイクル装置４００の動作は、次の通りである。圧縮機４０１は、吸入した冷媒を圧縮して送り出す。凝縮器４０２は、圧縮機４０１から送り出された冷媒と室外空気との熱交換を行い、冷媒を凝縮して液冷媒として送り出す。減圧装置４０３は、凝縮器４０２から送り出された液冷媒を膨張させて、低温低圧の液冷媒として送り出す。
　蒸発器４０４は、減圧装置４０３から送り出された低温低圧の液冷媒と室内空気との熱交換を行い、冷媒を蒸発させ、冷媒ガスとして送り出す。蒸発器４０４で熱が奪われた空気は、室内送風機４０６により室内に供給される。
　冷凍サイクル装置４００は、上記の通り、高い運転効率を有する圧縮機３００を備えているため、冷凍サイクル装置４００の運転効率を向上することができる。
　以上、望ましい実施の形態について具体的に説明したが、本開示は上記の実施の形態に限定されるものではなく、各種の改良または変形を行なうことができる。
　１　ロータ、　５　ステータ、　８　プレス金型、　１０　ロータコア、　１０Ｓ　電磁鋼板（第１の電磁鋼板）、　１０ａ　外周、　１１　磁石挿入孔、　１２　フラックスバリア、　１４　ブリッジ部、　１５　中心孔、　２０　永久磁石、　２５　シャフト、　５０　ステータコア、　５０Ａ　分割コア、　５０Ｓ　電磁鋼板（第２の電磁鋼板）、　５１　ヨーク部、　５２　ティース、　５２ａ　歯先部、　５２ｂ　端面、　５３　スロット、　５４　分割面、　５５　コイル、　８１　ダイ、　８２　パンチ、　８３　板押え、　１００，１００Ａ　電動機、　１０１　第１コアシート、　３００　圧縮機、　３０１　密閉容器、　３１０　圧縮機構部、　４００　冷凍サイクル装置、　４０１　四方弁、　４０２　凝縮器、　４０３　減圧装置、　４０４　蒸発器、　４０７　冷媒配管、　５０１　第２コアシート、　Ａ　スロット開口部、　Ｃ　金型クリアランス。

Claims (18)

  1. 　プレス加工された第１コアシートで形成され、軸線を中心とする環状のロータコアと、前記ロータコアに埋め込まれた永久磁石とを有するロータと、
    　プレス加工された第２コアシートで形成されたステータコアを有し、前記軸線を中心とする径方向の外側から前記ロータを囲むステータと
    　を有し、
    　前記第１コアシートの厚さは、前記第２コアシートの厚さよりも厚く、
    　前記ロータコアは、外周と、前記永久磁石が挿入される磁石挿入孔と、前記外周と前記磁石挿入孔との間のブリッジ部とを有し、
    　前記ブリッジ部の前記径方向の最小幅は、前記第１コアシートの厚さ未満である
    　電動機。
  2. 　プレス加工された第１コアシートで形成され、軸線を中心とする環状のロータコアと、前記ロータコアに埋め込まれた永久磁石とを有するロータと、
    　プレス加工された第２コアシートで形成されたステータコアを有し、前記軸線を中心とする径方向の外側から前記ロータを囲むステータと
    　を有し、
    　前記第１コアシートの鉄損密度は、前記第２コアシートの鉄損密度よりも高く、
    　前記ロータコアは、外周と、前記永久磁石が挿入される磁石挿入孔と、前記外周と前記磁石挿入孔との間のブリッジ部とを有し、
    　前記ブリッジ部の前記径方向の最小幅は、前記第１コアシートの厚さ未満である
    　電動機。
  3. 　プレス加工された第１コアシートで形成され、軸線を中心とする環状のロータコアと、前記ロータコアに埋め込まれた永久磁石とを有するロータと、
    　プレス加工された第２コアシートで形成されたステータコアを有し、前記軸線を中心とする径方向の外側から前記ロータを囲むステータと
    　を有し、
    　前記第１コアシートのケイ素含有量は、前記第２コアシートのケイ素含有量よりも少なく、
    　前記ロータコアは、外周と、前記永久磁石が挿入される磁石挿入孔と、前記外周と前記磁石挿入孔との間のブリッジ部とを有し、
    　前記ブリッジ部の前記径方向の最小幅は、前記第１コアシートの厚さ未満である
    　電動機。
  4. 　プレス加工された第１コアシートで形成され、軸線を中心とする環状のロータコアと、前記ロータコアに埋め込まれた永久磁石とを有するロータと、
    　プレス加工された第２コアシートで形成されたステータコアを有し、前記軸線を中心とする径方向の外側から前記ロータを囲むステータと
    　を有し、
    　前記第１コアシートの硬度は、前記第２コアシートの硬度よりも低く、
    　前記ロータコアは、外周と、前記永久磁石が挿入される磁石挿入孔と、前記外周と前記磁石挿入孔との間のブリッジ部とを有し、
    　前記ブリッジ部の前記径方向の最小幅は、前記第１コアシートの厚さ未満である
    　電動機。
  5. 　前記ロータコアは、前記軸線を中心とする周方向において前記磁石挿入孔の両側に２つのブリッジを有し、
    　前記ステータは、前記軸線を中心とする環状のヨーク部と、前記ヨーク部から前記ロータに向かって延在するティースと、前記ティースの前記周方向の両側に形成された２つのスロット開口部とを有し、
    　前記２つのスロット開口部の最大間隔Ｌｓと、前記２つのブリッジの最小間隔Ｌｂとが、Ｌｂ＜Ｌｓを満足する
    　請求項１から４までの何れか１項に記載の電動機。
  6. 　前記ブリッジ部の前記径方向の最小幅は、前記第２コアシートの厚さ未満である
    　請求項１から５までの何れか１項に記載の電動機。
  7. 　前記ステータコアは、環状に組み合わせられた複数の分割コア５０Ａを有する
    　請求項１から６までの何れか１項に記載の電動機。
  8. 　前記ステータコアは、焼鈍処理を施されている
    　請求項１から７までの何れか１項に記載の電動機。
  9. 　前記ロータコアの前記軸線の方向の長さが、前記ステータコアの前記軸線の方向の長さよりも長い
    　請求項１から８までの何れか１項に記載の電動機。
  10. 　前記第１コアシートの厚さは、０．３５ｍｍよりも厚く、
    　前記第２コアシートの厚さは、０．３５ｍｍ以下である
    　請求項１から９までの何れか１項に記載の電動機。
  11. 　前記第１コアシートのケイ素含有量は、３．５％よりも少なく、
    　前記第２コアシートのケイ素含有量は、３．５％以上である
    　請求項１から１０までの何れか１項に記載の電動機。
  12. 　前記第１コアシートのビッカース硬度は、２００よりも低く、
    　前記第２コアシートのビッカース硬度は、２００以上である
    　請求項１から１１までの何れか１項に記載の電動機。
  13. 　請求項１から１２までの何れか１項に記載の電動機と、
    　前記電動機によって駆動される圧縮機構部と
    　を備えた圧縮機。
  14. 　請求項１３に記載の圧縮機と、凝縮器と、減圧装置と、蒸発器とを備えた
    　冷凍サイクル装置。
  15. 　第１の電磁鋼板を打ち抜いて第１コアシートを形成する工程と、
    　第２の電磁鋼板を打ち抜いて第２コアシートを形成する工程と、
    　前記第１コアシートにより環状のロータコアを形成する工程と、
    　前記ロータコアに永久磁石を埋め込んでロータを得る工程と、
    　前記第２コアシートによりステータコアを形成する工程と、
    　前記ステータコアにコイルを巻き付けてステータを得る工程と
    　を有し、
    　前記ロータコアは、外周と、磁石挿入孔と、前記外周と前記磁石挿入孔との間のブリッジ部とを有し、
    　前記第１の電磁鋼板を打ち抜く工程では、少なくとも前記ブリッジ部を形成する際の金型クリアランスが、前記第２の電磁鋼板を打ち抜く工程における金型クリアランスよりも小さい
    　電動機の製造方法。
  16. 　前記ロータコアの径方向における前記ブリッジ部の最小幅は、前記第１コアシートの厚さ未満である
    　請求項１５に記載の電動機の製造方法。
  17. 　前記ステータコアは、環状に組み合わせられた複数の分割コアを有し、
    　前記第１の電磁鋼板を打ち抜く工程では、前記第１の電磁鋼板を前記複数の分割コアが直線状に並んだ形状に打ち抜く
    　請求項１５または１６に記載の電動機の製造方法。
  18. 　前記ステータコアを形成する工程の後に、前記ステータコアを焼鈍処理する工程をさらに有する
    　請求項１５から１７までの何れか１項に記載の電動機の製造方法。
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