Brevet FR2854990A1 — publié le 20041119

MACHINE ELECTRIQUE ROTATIVE Domaine technique et art antérieur La présente invention concerne une machine 5 électrique rotative munie d'un stator ayant des fentes formées selon un rapport de deux fentes par phase et par pâle, et un rotor, destiné à générer un flux magnétique, ayant un enroulement de champ et un aimant permanent. Des alternateurs d'automobile habituels sont munis: d'un stator dans lequel un enroulement de stator est monté sur un noyau de stator, et d'un rotor destiné à générer un flux magnétique à l'aide d'un enroulement de champ et d'aimants permanents. Dans ce 15 noyau de stator, des fentes sont formées à un pas angulaire régulier selon un rapport de deux fentes par phase et par pôle. L'enroulement de stator est construit par des enroulements de trois phases à connexion en zigzag installés dans le noyau de stator. On utilise 20 un noyau plein pour les pôles de champ magnétique, et on ajoute un enroulement de champ à l'axe central pour construire un rotor de pôle-griffe. (Se reporter au brevet 1, par exemple. ) Brevet 1: brevet japonais mis à l'inspection 25 publique N HEI 9-154 266 (Gazette: figure 22). Dans des alternateurs d'automobile habituels, une perte par courants de Foucault est générée par des harmoniques au niveau de la surface de rotor du fait d'harmoniques de force magnétomotrice de stator surve30 nant du fait de courants d'enroulement de stator, et d'harmoniques de perméance dans un espace d'air provoquées par des fentes de stator (appelées par la suite "harmoniques de fente") donnant naissance à une faible efficacité, et également à des déficiences de performance telles que des augmentations de température dans le rotor et les paliers, etc. Puisque le rotor est plein, la perte par courants de Foucault au niveau de la surface de rotor est importante. Ainsi, un inconvénient a été que la chaleur générée par cette perte par courants de Foucault au niveau de la surface de rotor peut donner naissance à une désaimantation thermique des aimants permanents dispo10 sés entre les pôles magnétiques en forme de griffe. Du fait que des éléments permanents sont agencés dans le rotor, une tension induite accompagnant une rotation du rotor est générée dans l'enroulement de stator même dans un état sans champ. Ainsi, un autre 15 inconvénient a été que dans une zone de rotation à vitesse élevée, cette tension induite peut dépasser une tension d'alimentation électrique et une tension de rupture d'élément. De plus, si on utilise un alternateur d'auto20 mobile habituel en tant que moteur électrique en effectuant une commande d'inverseur, il est nécessaire d'établir une limite de tension basée sur une tension de rupture des éléments semi-conducteurs constituant l'inverseur. Ainsi, si des éléments permanents sont 25 agencés dans le rotor, la tension induite survenant dans l'enroulement de stator doit être commandée en réponse à la fréquence de rotation, de manière à ne pas dépasser la limite de tension. Puisque cette tension induite va affecter de manière importante les éléments 30 si elle dépasse la limite de tension même pour un instant, des surtensions instantanées dues aux harmoniques dans la tension induite générée par les aimants permanents sont également considérées comme un problème. En conséquence, il est souhaitable que les aimants permanents soient construits de telle sorte que leurs composantes harmoniques soient réduites. La présente invention a pour but de résoudre 5 les problèmes ci-dessus, et un but de la présente invention consiste à fournir une machine électrique rotative permettant de réduire la perte par courants de Foucault au niveau d'une surface de rotor, et également de réduire des composantes harmoniques d'une tension 10 induite qui est induite par un aimant permanent. Eu égard aux buts mentionnés ci-dessus, une machine électrique rotative de la présente invention comporte: un stator ayant un noyau de stator annulaire dans lequel deux fentes sont disposées par phase et par 15 pâle; et un enroulement de stator triphasé monté sur le noyau de stator; et un rotor disposé de manière rotative à l'intérieur du stator pour générer un flux magnétique par l'intermédiaire d'un enroulement de champ et d'un aimant permanent. L'enroulement de stator tri20 phasé comporte une pluralité de sous-parties de phase d'enroulement chacune étant installée dans un groupe de fentes constitué à chaque sixième fente des fentes. Une partie de phase d'enroulement de phase X, une partie de phase d'enroulement de phase Y et une partie de phase 25 d'enroulement de phase Z constituant l'enroulement de stator triphasé sont chacune construites en connectant en série les sous-parties de phase d'enroulement de stator agencées dans une paire adjacente des groupes de fentes. De plus, des fentes sont formées selon un pas 30 non-uniforme, dans lequel l'angle existant entre des lignes centrales de parties d'ouverture de fente alterne entre un angle électrique a et (60 - OE), o O n'est pas égal à 30 degrés (a # 30 ). Ainsi, la perte par courants de Foucault est réduite au niveau d'une surface de rotor, et les composantes harmoniques d'une tension induite qui est induite par l'aimant permanent sont réduites. Brève description des figures On va maintenant décrire la présente invention à titre d'exemple en se reportant aux dessins annexés, sur lesquels: - la figure 1 est une vue en coupe longitudinale d'une machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, - la figure 2 est une vue en perspective représentant un stator utilisé dans la machine électrique 15 rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, - la figure 3 est une vue d'extrémité arrière représentant schématiquement une première partie de phase d'enroulement de phase unique de l'enroulement de 20 stator du stator utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, - la figure 4 est une vue de dessus d'un ensemble d'enroulement constituant une partie de l'enrou25 lement de stator du stator utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, - la figure 5 est une vue partielle en perspective d'un fil conducteur continu constituant une 30 partie de l'ensemble d'enroulement représenté sur la figure 4, - la figure 6 est une vue partielle en perspective représentant une paire de fils conducteurs continus constituant une partie de l'ensemble d'enroulement représenté sur la figure 4, - la figure 7 est une vue d'extrémité d'une partie d'un noyau de stator utilisé dans la machine 5 électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, - la figure 8 est un schéma de circuit d'un circuit électrique dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente inven10 tion, - la figure 9 est une vue en perspective d'une partie d'un rotor utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, - la figure 10 est un graphique représentant un facteur d'atténuation d'harmoniques en fonction de la longueur d'espace d'air/pas d'harmonique, - la figure 11 est un graphique montrant les relations entre la valeur relative de flux magnétiques 20 d'harmoniques générés et l'angle de pas non-uniforme, - la figure 12 est un graphique montrant des relations entre la valeur relative de flux magnétiques d'harmoniques générés et l'angle de pas non- uniforme, - la figure 13 est un graphique montrant les 25 relations entre la valeur relative de perte en surface de rotor et l'angle de pas non-uniforme dans un rotor plein, - la figure 14 est un graphique montrant les relations entre la valeur relative de perte en surface 30 de rotor et l'angle de pas non-uniforme dans un rotor stratifié, - la figure 15 est un graphique montrant les relations entre la teneur en harmoniques en pourcentage de tension induite de phase hors tension et l'angle de pas non-uniforme, - la figure 16 est un graphique montrant des relations entre la teneur en harmoniques en pourcentage 5 de tension induite entre fils hors tension et l'angle de pas non-uniforme, - la figure 17 est une vue en perspective d'une partie d'un rotor utilisé dans une machine électrique rotative selon un mode de réalisation 2 de la 10 présente invention, - la figure 18 est une vue en coupe transversale d'un noyau polaire du rotor utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 2 de la présente invention, - la figure 19 est une vue partielle en perspective d'un rotor utilisé dans une machine électrique rotative selon un mode de réalisation 3 de la présente invention, - la figure 20 est une vue en coupe transver20 sale d'un noyau polaire du rotor utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 3 de la présente invention, - la figure 21 est une vue en coupe longitudinale d'une machine électrique rotative selon un mode 25 de réalisation 4 de la présente invention, - la figure 22 est un schéma de circuit d'un circuit électrique de la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 4 de la présente invention, - la figure 23 est une vue partielle en perspective d'un rotor utilisé dans une machine électrique rotative selon le mode de réalisation 4 de la présente invention, et - la figure 24 est une vue en coupe transversale d'un noyau polaire du rotor utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 3 de la présente invention. Description détaillée de modes de mise en oeuvre de l'invention On va tout d'abord décrire le mode de réalisation 1. La figure 1 est une vue en coupe longitudi10 nale d'une machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention. Sur la figure 1, une machine électrique rotative 100 est munie: d'un carter 3 constitué d'un étrier avant 1 et d'un étrier arrière 2 fabriqués en 15 aluminium; d'un arbre 6 disposé à l'intérieur du carter 3, une poulie 4 étant fixée sur une première partie d'extrémité de l'arbre 6; d'un rotor à pôle en griffe 7 fixé sur l'arbre 6; de ventilateurs 5 fixés sur les première et seconde parties d'extrémité axiale du rotor 20 7; d'un stator 8 fixé sur le carter 3 de manière à envelopper le rotor 7, d'une paire de bagues collectrices 9 fixée sur la seconde partie d'extrémité de l'arbre 6 pour alimenter du courant électrique vers le rotor 7; d'une paire de balais 10, chacun coulissant sur une 25 surface des bagues collectrices 9; d'un porte-balai 11 destiné à recevoir les balais 10, d'un redresseur 12 connecté électriquement au stator 8 pour transformer un courant alternatif généré dans le stator 8 en courant continu; et d'un régulateur 18 monté sur un dissipa30 teur thermique 17 agencé sur le porte-balai 11, le régulateur 18 ajustant l'amplitude de la tension alternative générée dans le stator 8. Le rotor 7 comporte: un enroulement de champ 13 pour générer un flux magnétique lors du passage d'un courant électrique; et une paire de premier et second noyaux polaires 20 et 21 disposés de manière à recou5 vrir l'enroulement de champ 13, les pôles magnétiques étant formés dans les premier et second noyaux polaires 20 et 21 par le flux magnétique provenant de l'enroulement de champ. Les premier et second noyaux polaires 20 et 21 sont constitués de fer, ayant quatre premiers et 10 quatre seconds pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23, respectivement, chacun des pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23 ayant une surface de diamètre le plus extérieur généralement de forme trapézoïdale, disposée sur la partie de bord circonférentiel exté15 rieur selon un pas angulaire uniforme dans la direction circonférentielle de manière à faire saillie axialement, et les premier et second noyaux polaires 20 et 21 étant fixés sur l'arbre 6 en vis-à-vis l'un de l'autre, de telle sorte que les premier et second pôles magnéti20 ques en forme de griffe 22 et 23 sont mutuellement intercalés. Le stator 8 est maintenu entre l'étrier avant 1 et l'étrier arrière 2, de telle sorte qu'un espace d'air uniforme est formé entre les surfaces circonfé25 rentielles extérieures des pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23 et la surface circonférentielle intérieure du noyau de stator 15. Par la suite, on va décrire une configuration spécifique du stator 8 en se reportant aux figures 2 à 30 8. Ici, la figure 2 est une vue en perspective représentant un stator utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, la figure 3 est une vue d'extrémité arrière représentant schématiquement une première partie de phase d'enroulement à phase unique d'un enroulement de stator du stator utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente 5 invention, la figure 4 est une vue de dessus d'un ensemble d'enroulement constituant une partie de l'enroulement de stator du stator utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, la figure 5 est une vue par10 tielle en perspective d'un fil conducteur continu constituant une partie de l'ensemble d'enroulement représenté sur la figure 4, la figure 6 est une vue partielle en perspective d'une paire de fils conducteurs continus constituant une partie de l'ensemble d'enrou15 lement représenté sur la figure 4, la figure 7 est une vue d'extrémité d'une partie d'un noyau de stator utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention, et la figure 8 est un schéma de circuit représentant un circuit 20 électrique de la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention. De plus, sur la figure 3, des traits pleins indiquent un câblage d'extrémité arrière, des traits interrompus indiquent un câblage d'extrémité avant, et des cercles 25 noirs indiquent des parties de liaison. Le stator 8 est constitué : d'un noyau de stator cylindrique 15 constitué d'un corps stratifié de plaques magnétiques; et d'un enroulement de stator triphasé 16 installé dans le noyau de stator 15. Quatre-vingt seize fentes 15a s'ouvrant sur le côté circonférentiel intérieur sont formées dans le noyau de stator 15 dans la direction circonférentielle. Les fentes 15a, telles que représentées sur la figure 7, sont formées selon un pas non-uniforme en modifiant la largeur circonférentielle de dent 15c, de telle sorte que les distances entre les lignes centrales des parties d'ouverture de fente 15b alternent entre un an5 gle électrique égal à OE et un angle égal à (60 - a). Ici, oe est égal à 36 degrés (a = 36 ). En d'autres termes, les fentes 15a sont formées selon un rapport de deux fentes par phase et par pôle avec un pas non-uniforme alternant entre un angle électrique de 36 10 degrés (36 ) et un angle de 24 degrés (24 ). De plus, les lignes centrales sont des lignes droites reliant chacune le milieu circonférentiel d'une partie d'ouverture de fente 15b et l'axe central du noyau de stator 15 dans un plan perpendiculaire à l'axe central du 15 noyau de stator 15. Ensuite, on va décrire une construction de l'enroulement de stator triphasé 16. Premièrement, on va décrire une construction d'une sous-partie de phase d'enroulement unique consti20 tuant l'enroulement de stator triphasé 16 en se reportant à la figure 3. Ici, pour faciliter la description, les positions de réception des fils conducteurs 40 à l'intérieur des fentes 15a vont être indiquées par Adresse 1, Adresse 2, etc., jusqu'à Adresse 6, respec25 tivement, à partir du côté circonférentiel intérieur. Une sous-partie de phase d'enroulement de phase-a 30a est constituée par des première à sixième sous-parties d'enroulement ondulé 41 à 46 constituées chacune d'un fil conducteur 40 constitué d'un fil de 30 cuivre continu ayant une coupe transversale rectangulaire revêtue d'un isolant électrique. La première sous-partie d'enroulement ondulé 41 est constituée par un premier fil conducteur d'enroulement ondulé 40, de manière à occuper alternativement l'Adresse 1 et l'Adresse 2 dans chaque sixième fente 15a à partir des fentes numérotées 1 à 91. La seconde sous- partie d'enroulement ondulé 42 est constituée en enroulant de ma5 nière ondulée un fil conducteur 40 de manière à ce qu'il occupe alternativement l'Adresse 2 et l'Adresse 1 dans chaque sixième fente 15a à partir des numéros de fentes 1 à 91. La troisième sous-partie d'enroulement ondulé 43 est constituée en enroulant de manière ondu10 lée un fil conducteur 40, de manière à ce qu'il occupe alternativement l'Adresse 3 et l'Adresse 4 dans chaque sixième fente 15a à partir des numéros de fentes 1 à 91. La quatrième sous-partie d'enroulement ondulé 44 est constituée en enroulant de manière ondulée un fil 15 conducteur 40, de manière à ce qu'il occupe alternativement l'Adresse 4 et l'Adresse 3 dans chaque sixième fente 15a à partir des numéros de fentes 1 à 91. La cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 est construite en enroulant de manière ondulée un fil conduc20 teur 40, de manière à ce qu'il occupe alternativement l'Adresse 5 et l'Adresse 6 dans chaque sixième fente 15a à partir des numéros de fentes 1 à 91. La sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 est construite en enroulant de manière ondulée un fil conducteur 40 de 25 manière à ce qu'il occupe alternativement l'Adresse 6 et l'Adresse 5 dans chaque sixième fente 15a à partir des numéros de fentes 1 à 91. Dans chacune des fentes 15a, six fils conducteurs 40 sont agencés de manière à être alignés dans une colonne dans une direction ra30 diale, les axes longitudinaux de leurs coupes transversales rectangulaires étant alignés radialement. De plus, les première à sixième sous-parties d'enroulement ondulé 41 à 46 sont chacune formées en enroulement ondulé à spire unique en réunissant ensemble les première et seconde extrémités des fils conducteurs 40 par une soudure au tungstène sous gaz inerte (TIG). La deuxième sous-partie d'enroulement ondulé 42, 5 la quatrième sous-partie d'enroulement ondulé 44 et la sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 sont décalées d'un angle électrique de 180 degrés (180 ) de manière à être enroulées de manière inversée par rapport à la première sous-partie d'enroulement ondulé 41, la 10 troisième sous-partie d'enroulement ondulé 43 et la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45, respectivement. Au niveau de l'extrémité arrière du noyau de stator 15, des parties des fils conducteurs 40 des pre15 mière, troisième et cinquième sous-parties d'enroulement ondulé 41, 43 et 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de la fente numéro 91 et de la fente numéro 1 des fentes 15a sont découpées, et des parties des fils conducteurs 40 des deuxième, quatrième et 20 sixième sous-parties d'enroulement ondulé 42, 44 et 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de la fente numéro 1 et de la fente numéro 7 parmi les fentes 15a sont découpées. Ensuite, l'extrémité découpée de la troisième sous-partie d'enroulement ondulé 43 faisant 25 saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 4 de la fente numéro 91 parmi les fentes 15a, et l'extrémité découpée de la première sous-partie d'enroulement ondulé 41 faisant saillie à partir de l'Adresse 1 de la fente numéro 1 parmi les fentes 15a sont réunies ensem30 ble par un soudage TIG. L'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 6 de la fente numéro 91 parmi les fentes 15a, et l'extrémité découpée de la troisième sous-partie d'enroulement ondulé 43 faisant saillie à partir de l'Adresse 3 de la fente numéro 1 parmi les fentes 15a sont réunies ensemble par un soudage TIG. L'extrémité découpée de la qua5 trième sous-partie d'enroulement ondulé 44 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 4 de la fente numéro 1 parmi les fentes 15a, et l'extrémité découpée de la deuxième partie d'enroulement ondulé 42 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 10 1 de la fente numéro 7 parmi les fentes 15a sont réunies ensemble par un soudage TIG. L'extrémité découpée de la sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 6 de la fente numéro 1 parmi les fentes 15a, et l'extré15 mité découpée de la quatrième sous-partie d'enroulement ondulé 44 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 3 de la fente numéro 7 parmi les fentes 15a sont réunies ensemble par soudage TIG. Et l'extrémité découpée de la première sous-partie d'enroulement ondu20 lé 41 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 2 de la fente numéro 91 parmi les fentes 15a, et l'extrémité découpée de la deuxième sous-partie d'enroulement ondulé 42 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 2 de la fente numéro 1 par25 mi les fentes 15a sont réunies ensemble par soudage TIG. Ainsi, un enroulement ondulé à six spires (la sous-partie de phase d'enroulement de phase-a 30a) est formé, dans lequel les première à sixième sous-parties d'enroulement ondulé 41 à 46 sont connectées en série. 30 L'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulée 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 1 parmi les fentes 15a et l'extrémité découpée de la sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 7 parmi les fentes 15a deviennent des première et deuxième parties d'extrémité de la sous-partie de phase d'enroulement de phase-a 30a. Bien que non-représentée, une sous-partie de phase d'enroulement de phased 30d, une sous-partie de phase d'enroulement de phase-c 30c, une souspartie de phase d'enroulement de phase-f 30f, une sous-partie de 10 phase d'enroulement de phase-b 30b et une sous-partie de phase d'enroulement de phase-e 30e sont formées d'une manière similaire, de telle sorte que les groupes de fentes dans lesquels les fils conducteurs 40 de chaque souspartie de phase d'enroulement sont installés 15 sont décalés successivement d'une fente les uns par rapport aux autres. La sous-partie de phase d'enroulement de phase-a 30a est installée dans un premier groupe de fentes incluant les fentes numéro 1, 7 etc., jusqu'à 91, la sous-partie de phase d'enroulement de 20 phase-d 30d est installée dans un deuxième groupe de fentes incluant les fentes numéro 2, 8, etc., à 92, la sous-partie de phase d'enroulement de phase-c 30c est installée dans un troisième groupe de fentes incluant les fentes numéro 3, 9, etc. à 93, la sous-partie de 25 phase d'enroulement de phase-f 30f est installée dans un quatrième groupe de fentes incluant les fentes numéro 4, 10, etc., à 94, la sous-partie d'enroulement de phase-b 30b est installée dans un cinquième groupe de fentes comportant les fentes numéro 5, 11, etc., à 95, 30 et la sous-partie de phase d'enroulement de phase-e 30e est installée dans un sixième groupe de fentes comportant les fentes numéro 6, 12, etc., à 96. La sous-partie de phase d'enroulement de phase-d 30d, la souspartie de phase d'enroulement de phase-e 30e, et la sous-partie de phase d'enroulement de phase-f 30f ont une différence de phase correspondant à un angle électrique de 36 degrés (36 ) par rapport à la 5 sous-partie de phase d'enroulement de phase-a 30a, la sous-partie de phase d'enroulement de phase-b 30b, et la sous-partie de phase d'enroulement de phase-c 30c, respectivement. Ici, l'extrémité découpée de la cinquième 10 sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 2 parmi les fentes 15a et l'extrémité découpée de la sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 15 de la fente numéro 8 parmi les fentes 15a deviennent des première et seconde parties d'extrémité de la sous-partie de phase d'enroulement de phase-d 30d. L'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à 20 partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 11 parmi les fentes 15a et l'extrémité découpée de la sixième souspartie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 17 parmi les fentes 15a deviennent des première 25 et seconde parties d'extrémité de la sous-partie de phase d'enroulement de phase-b 30b. L'extrémité découpée de la cinquième souspartie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 12 parmi les fentes 15a et l'ex30 trémité découpée de la sixième sous-partie d'enroulement ondulée 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 18 parmi les fentes 15a deviennent des première et seconde parties d'extrémité de la sous-partie de phase d'enroulement de phase-e 30e. L'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente 5 numéro 21 parmi les fentes 15a et l'extrémité découpée de la sixième souspartie d'enroulement ondulée 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 27 parmi les fentes 15a deviennent des première et seconde parties d'extrémité de la 10 sous-partie de phase d'enroulement de phase-c 30c. L'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 22 parmi les fentes 15a et l'extrémité découpée de la sixième 15 sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'adresse 5 de la fente numéro 28 parmi les fentes 15a deviennent des première et seconde parties d'extrémité de la sous-partie de phase d'enroulement de phase-f 30f. Ensuite, comme représenté sur la figure 2, l'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 2 parmi les fentes 15a, et l'extrémité découpée de la sixième 25 sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 7 parmi les fentes 15a sont amenées autour d'une partie supérieure d'une partie d'extrémité de bobine d'extrémité arrière 16r, et les parties d'extrémité 30 sont mises en butée et reliées ensemble par soudage TIG, en constituant une première partie de liaison 31a-d. Ainsi, une partie de phase d'enroulement de phase X 16x est formée, dans laquelle la sous-partie de phase d'enroulement de phase-a 30a et la sous- partie de phase d'enroulement de phase-d 30d sont connectées en série. En d'autres termes, la sous-partie de phase d'enroulement de phase-a 30a et la sous-partie de phase d'enrou5 lement de phase-d 30d, respectivement, fonctionnant comme des première et deuxième sous-parties de phase d'enroulement de stator, sont connectées en zigzag à un angle électrique de 36 degrés (36 ). L'extrémité découpée de la cinquième 10 sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 12 parmi les fentes 15a, et l'extrémité découpée de la sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 15 de la fente numéro 17 parmi les fentes 15a sont amenées autour d'une partie supérieure de la partie d'extrémité de bobine d'extrémité arrière 16r, et les parties d'extrémité sont mises en butée et réunies ensemble par soudage TIG, en constituant une deuxième partie de 20 liaison 31b-e. Ainsi, une partie de phase d'enroulement de phase Y 16y estformée, dans laquelle la sous-partie de phase d'enroulement de phase-b 30b et la sous-partie de phase d'enroulement de phase-e 30e sont connectées en série. En d'autres termes, la sous-partie de phase 25 d'enroulement de phase-b 30b et la sous-partie de phase d'enroulement de phase-e 30e, fonctionnant respectivement comme des première et deuxième sous-parties de phase d'enroulement de stator, sont connectées en zigzag à un angle électrique de 36 degrés (36 ). L'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 22 parmi les fentes 15a, et l'extrémité découpée de la sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 27 parmi les fentes 15a sont amenées autour d'une partie supérieure de la partie d'extrémité 5 de bobine d'extrémité arrière 16r, et les parties d'extrémité sont mises en butée et réunies ensemble par soudage TIG, en constituant une troisième partie de liaison 3lc-f. Ainsi, une partie de phase d'enroulement de phase Z 16z est formée, dans laquelle la sous-partie 10 de phase d'enroulement de phase-c 30c et la sous-partie de phase d'enroulement de phase-f 30f sont connectées en série. En d'autres termes, la sous-partie de phase d'enroulement de phase-c 30c et la sous-partie de phase d'enroulement de phase-f 30f, fonctionnant respective15 ment comme des première et deuxième sous-parties de phase d'enroulement de stator, sont connectées en zigzag à un angle électrique de 36 degrés (36 ). L'extrémité découpée de la sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie 20 vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 8 des fentes 15a, et l'extrémité découpée de la sixième souspartie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 18 parmi les fentes 15a, et l'extrémité 25 découpée de la sixième sous-partie d'enroulement ondulé 46 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 28 parmi les fentes 15a sont amenées autour d'une partie supérieure de la partie d'extrémité de bobine d'extrémité arrière 16r, et 30 les parties d'extrémité sont mises en butée et réunies ensemble par soudage TIG, en constituant un point neutre N. Ainsi, on obtient l'enroulement de stator triphasé 16, qui est constitué d'un enroulement de courant alternatif triphasé dans lequel la partie de phase d'enroulement de phase X 16x, la partie de phase d'enroulement de phase Y 16y et la partie d'enroulement de phase Z 16z sont connectées en Y. L'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 1 parmi les fentes 15a devient un fil de sortie Ox de la partie de phase d'enroulement de phase X 16x. 10 L'extrémité découpée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 11 parmi les fentes 15a devient un fil de sortie Oy de la partie de phase d'enroulement de phase Y 16y. L'extrémité décou15 pée de la cinquième sous-partie d'enroulement ondulé 45 faisant saillie vers l'extérieur à partir de l'Adresse 5 de la fente numéro 21 parmi les fentes 15a devient un fil de sortie 0z de la partie de phase d'enroulement de phase Z 16z. Un stator 8 préparé de cette manière est monté sur la machine électrique rotative 100, et les fils de sortie Ox, 0y et Oz sont connectés à un redresseur 12, en constituant le circuit électrique représenté sur la figure 8. Maintenant, on peut construire l'enroulement de stator triphasé 16 en utilisant un ensemble d'enroulement 50 tel que celui représenté sur la figure 4. Cet ensemble d'enroulement 50 est préparé en pliant simultanément 12 fils conducteurs 40 agencés pa30 rallèlement les uns aux autres selon un pas d'une fente en une forme d'éclair sur un plan commun. Comme représenté sur la figure 5, chacun des fils conducteurs 40 pliés dans la forme d'éclair est mis en forme par incurvation selon un motif plan dans lequel des parties reçues dans une fente rectiligne 40a reliées par des parties de retour 40b sont agencées selon un pas de six fentes (6P). Des paires adjacentes des parties reçues dans une fente 40a sont décalées par les parties de retour 40b d'une largeur (w) des fils conducteurs 40. Six paires de fils conducteurs 40 dans chacun desquels deux des fils conducteurs 40 mis en forme par 10 incurvation de cette manière sont décalés d'un pas de six fentes, les parties reçues dans une fente 40a étant empilées comme représenté sur la figure 6, sont agencées pour être décalées du pas d'une fente les uns des autres afin de constituer l'ensemble d'enroulement 50. Trois ensembles d'enroulement 50 constitués de cette manière sont empilés en trois couches et sont montés sur le noyau de stator 15. Chacun des fils conducteur 40 est installé de manière à occuper alternativement une couche intérieure et une couche exté20 rieure dans la direction de la profondeur de fente des fentes 15a, dans chaque sixième fente, en constituant les première à sixième sous-parties d'enroulement ondulé 41 à 46 de la figure 3. La sous-partie de phase d'enroulement de phase-a 30a, la sous-partie de phase 25 d'enroulement de phase-b 30b, la sous-partie de phase d'enroulement de phase-c 30c, la sous-partie de phase d'enroulement de phase-d 30d, la sous-partie de phase d'enroulement de phase-e 30e et la sous-partie de phase d'enroulement de phase-f 30f, chacune constituée d'un 30 enroulement ondulé à six spires dans lequel les première à sixième sous-parties d'enroulement ondulé 41 à 46 sont connectées en série, sont constitués en établissant des connexions sur la base du procédé de connexion représenté sur la figure 3. De plus, au niveau de l'extrémité arrière du noyau de stator 15, les parties de retour 40b sont agencées selon un pas d'une fente dans la direction circonférentielle, de manière à 5 former trois rangs, en constituant une partie d'extrémité de bobine d'extrémité arrière 16r. Au niveau de l'extrémité avant du noyau de stator 15, les parties de retour 40b sont agencées selon un pas d'une fente dans la direction circonférentielle, de manière à former 10 trois rangs, en constituant une partie d'extrémité de bobine d'extrémité avant 16f. Ensuite, on va décrire une configuration spécifique du rotor 7 en se reportant à la figure 9. Ici, la figure 9 est une vue en perspective représentant une 15 partie d'un rotor utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 1 de la présente invention. Dans le rotor 7, des pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23 sont constitués par un corps 20 plein de matériau magnétique, et des aimants permanents parallélépipédiques généralement rectangulaires 25 aimantés dans une direction qui diminue la fuite de flux magnétique entre ces pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23 sont fixés entre les pôles magnétiques 25 en forme griffe 22 et 23. On obtient des améliorations de sortie en augmentant le flux magnétique effectif agissant mutuellement avec le stator 8 par l'intermédiaire de ces aimants permanents 25. Ensuite, on va décrire l'action et les effets 30 du mode de réalisation 1. Les harmoniques générés par le noyau de stator 15 ayant des fentes 15a formées selon un rapport de deux fentes par phase par pôle et le stator 8 ayant un enroulement de stator triphasé 16, dans lequel trois phases sont connectées en zigzag, sont classés en harmoniques de force magnétomotrice de stator et harmoniques de fente, et on peut calculer les harmoniques de 5 force magnétomotrice de manière théorique. Les harmoniques de fente varient selon la dimension de la largeur circonférentielle (la largeur de la partie d'ouverture de fente) des parties d'ouverture de fente 15b, mais puisque le rapport de la largeur de la partie d'ouver10 ture de fente sur le pas de fente est généralement de 1/2 à 1/5, on peut également calculer de manière théorique l'amplitude des harmoniques de fente. Cependant, la perte en surface de rotor n'est pas déterminée uniquement par l'amplitude des harmoni15 ques. De manière spécifique, pour les harmoniques contribuant à une perte en surface de rotor, il est nécessaire de décrire non seulement l'amplitude des harmoniques générés, mais également l'amplitude des harmoniques agissant mutuellement avec le rotor 7 à travers 20 l'espace d'air. Dans ce but, il est nécessaire d'estimer la quantité de chacun des harmoniques spatiaux atteignant la surface de rotor à travers l'espace d'air. Ici, "espace d'air" signifie un espace situé entre la surface circonférentielle extérieure du rotor 7 et la 25 surface circonférentielle intérieure du noyau de stator 15. "L'ordre d'harmonique spatial" signifie la longueur d'une période de pas d'harmonique dans l'espace d'air, "l'harmonique de cinquième ordre" signifie 30 un pas ayant une longueur de 1/5 d'une période (deux pôles) de l'harmonique fondamental. En d'autres termes, le pas de l'ordre d'harmonique spatial de ne ordre est 1/n. Pour estimer la quantité de chacune des harmoniques ci-dessus qui atteint la surface de rotor, les présents demandeurs ont effectué des analyses détaillées des champs magnétiques, et ont calculé le facteur 5 d'atténuation d'harmonique en fonction de longueur d'espace d'air/pas d'harmonique. Les résultats de ces analyses de ces champs électromagnétiques sont indiqués sur la figure 10. A partir de la figure 10, on peut voir que 10 plus le rapport longueur d'espace d'air/pas d'harmonique est élevé, plus le flux magnétique d'harmonique atteignant la surface de rotor est réduit. Des résultats lorsque l'amplitude de chaque harmonique au niveau de la surface de rotor a été cal15 culée en fonction de l'angle de pas de la partie d'ouverture de fente (l'espacement entre les lignes centrales des parties d'ouverture de fente), tout en considérant le facteur d'atténuation obtenu à partir des résultats de ces analyses des champs magnétiques, sont 20 indiqués sur les figures 11 et 12. En outre, la figure 11 est un cas utilisant un noyau de stator dans lequel le rapport de la largeur de l'extrémité de pointe d'une dent sur la largeur de la partie d'ouverture de fente est de 2:1 (un cas dans 25 lequel l'influence des harmoniques de fente est faible), et la figure 12 est un cas utilisant un noyau de stator dans lequel le rapport de la largeur de l'extrémité de pointe d'une dent sur la largeur de la partie d'ouverture de fente est de 3:1 (un cas dans lequel 30 l'influence des harmoniques de fente est importante). En outre, les noyaux de stator sont fabriqués généralement de telle sorte que le rapport de la largeur de l'extrémité de pointe d'une dent sur la largeur de la partie d'ouverture de fente est dans une plage allant d'une valeur supérieure ou égale à 2 jusqu'à une valeur inférieure ou égale à 3 (2 Sur les figures 11 et 12, les onzième et treizième harmoniques sont importants, du fait que ce sont des ordres d'harmonique au niveau desquels les harmoniques de force magnétomotrice et les harmoniques 10 de fente sont superposés. On ne peut pas examiner la perte en surface de rotor uniquement par l'intermédiaire des amplitudes des harmoniques représentées sur les figures 11 et 12. Ceci est dû au fait qu'une perte survient proportion15 nellement au carré des courants de Foucault générés par ces harmoniques. Maintenant, si comme dans le rotor 7, les pôles magnétiques sont constitués par un corps plein de matériau magnétique (appelé par la suite "rotor 20 plein"), puisque les courants de Foucault sont considérés comme étant généralement proportionnels à la densité de flux magnétique, l'amplitude de la perte par courants de Foucault due aux harmoniques peut être considérée comme étant proportionnelle au carré des amplitu25 des des harmoniques. Si les pôles magnétiques d'un rotor sont constitués en stratifiant et en intégrant des feuilles d'acier magnétique (appelé par la suite "rotor stratifié"), les courants de Foucault peuvent être considérés comme étant généralement proportionnels au 30 produit du carré de la fréquence et du carré de la densité de flux magnétique. En d'autres termes, la perte peut également être considérée comme étant située entre le carré des amplitudes des harmoniques et le carré de ((les amplitudes des harmoniques) X (la fréquence)), quel que soit le matériau du rotor 7. Maintenant, les fréquences des harmoniques de cinquième ordre et de septième ordre sont des fréquen5 ces qui sont six fois l'onde fondamentale dans le système de coordonnées de rotor, et de manière similaire, les harmoniques de onzième ordre et de treizième ordre le sont douze fois, les harmoniques de dix-septième ordre et de dix-neuvième ordre le sont dix-huit fois, et 10 les harmoniques de vingt-troisième ordre et de vingt-cinquième ordre sont des fréquences qui sont vingt- quatre fois l'onde fondamentale. En considérant ces fréquences, le rapport de la perte en surface de rotor dans un stator à pas 15 non-uniforme par rapport à une perte en surface de rotor dans des fentes de pas uniformes de OE = 30 degrés (30 ) est indiqué sur les figures 13 et 14 exprimées sous la forme de graphiques. Ici, la figure 13 est un modèle de rotor plein proportionnel au carré des ampli20 tudes des harmoniques, et la figure 14 est un modèle de rotor stratifié. A partir de la figure 13, on peut voir que dans un rotor plein, la perte en surface de rotor lorsqu'un angle de pas non-uniforme c est dans une plage 25 partant de plus de 30 degrés jusqu'à une valeur inférieure ou égale à 37 degrés (30 A partir de la figure 14, on peut voir que 30 dans un rotor stratifié, la perte en surface de rotor est la plus importante avec a à un pas uniforme de 30 degrés (30 ), et que la perte en surface de rotor est réduite si a est établi à plus de 30 degrés (30 ) ou est établie à moins de 30 degrés (30 ). Pour résumer ce qui précède, dans le cas d'un rotor plein, on peut obtenir une machine électrique ro5 tative ayant une efficacité et une fiabilité élevées si l'angle de pas non-uniforme a des fentes de stator munies d'un enroulement en zigzag triphasé avec deux fentes par phase par pôle est dans une plage allant de plus de 30 degrés à une valeur inférieure ou égale à 10 37 degrés (30 D'autre part, dans le cas d'un rotor stratifié, on peut obtenir une machine électrique rotative ayant une efficacité élevée et une fiabilité élevée si 15 le pas des fentes de stator munies d'un enroulement en zigzag triphasé avec deux fentes par phase par pôle est non-uniforme (a X 30 ), puisque la perte en surface de rotor due aux harmoniques est réduite. De plus, à partir de la figure 14, il est préférable qu'on fasse en 20 sorte que l'angle de pas non-uniforme a soit supérieur ou égal à 20 degrés et inférieur ou égal à 28 degrés (20 Ensuite, des composantes harmoniques de la 25 tension induite générée dans l'enroulement de stator triphasé 16 par les aimants permanents 25, lorsque la force magnétomotrice de champ à partir de l'enroulement de champ 13 est 0 (lorsque le courant de champ est 0) vont être examinées. La force magnétomotrice d'harmonique provenant des aimants permanents 25, survient généralement uniquement lorsque l'ordre d'harmonique est un ordre de numéro impair, et donc la tension induite générée dans l'enroulement de stator triphasé 16 pour un enroulement triphasé dans lequel le nombre de fentes par phase par pâle est un (1) est exprimée par les expressions sui5 vantes: Tension de phase Vpl (pour une connexion en delta) Vp, = Acos(nct) (1) Tension de ligne Vl (pour une connexion en Y) 10 Vii = -2Asin(60n)sin(nwt - 60n) (2) o n est l'ordre d'harmonique, O est la fréquence angulaire de l'onde fondamentale, A est l'amplitude, et t est le temps. D'autre part, si le nombre de fentes par 15 phase par pâle est de deux (2) , et si a est un angle de pas non uniforme, les expressions sont les suivantes: Tension de phase Vp1 (pour une connexion en delta) Vpi = Acos(nE/2))cos{n t - (nE/2)} (3) Tension de ligne Vl (pour une connexion en Y) Vl1 = -2Acos(nOE/2)sin(60n)sin{nwt - (nO/2) 60n} (4) Les résultats lorsque les valeurs de pic des composants harmoniques estimés en utilisant les expres25 sions (3) et (4) ci-dessus ont été exprimés sous la forme de graphiques fonction de l'angle de pas non-uniforme a sont indiqués sur les figures 15 et 16. De plus, la figure 15 représente les relations entre la tension de phase et l'angle de pas non-uniforme E, et 30 la figure 16 représente les relations entre la tension de ligne et l'angle de pas non uniforme a. Cependant, l'amplitude de chaque harmonique est basée sur l'hypo- thèse que l'amplitude de l'onde fondamentale de la tension induite par une phase est de deux (2), et l'amplitude de l'harmonique de ne ordre est 1/n. A partir des figures 15 et 16, on peut voir 5 que l'harmonique de cinquième ordre est minimisé à un angle de pas non-uniforme de 36 degrés (36 ), et que l'harmonique de septième ordre l'est à 25,7 degrés (25,7 ) (= 180 /7), et que les harmoniques de onzième ordre et treizième ordre sont caractérisés par des pics 10 situés à proximité de 30 degrés (30 ). A partir de ces caractéristiques, on peut voir que l'on peut réduire les harmoniques de tension induite en faisant en sorte que le pas soit nonuniforme plutôt que d'être un pas uniforme de 30 degrés (30 ). Selon le mode de réalisation 1, du fait que a est établi à 36 degrés (36 ) , on peut obtenir une machine électrique rotative ayant une efficacité élevée et une fiabilité élevée, puisque la perte en surface de rotor due aux harmoniques est réduite, et les aimants 20 permanents 25 montés entre les pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23 ne vont pas être désaimantés ni aboutir à une diminution de sortie, puisque la génération de chaleur due à la perte en surface de rotor est réduite. En outre, même dans un état sans tension 25 de champ, puisque des composantes harmoniques de la tension induite générée par la force magnétomotrice d'aimant permanent, tandis que le rotor 7 tourne à une vitesse élevée, sont réduites, elles ne vont pas dépasser une tension d'alimentation ou une tension de rup30 ture d'élément. En outre, la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, la partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y, et la partie de phase d'enroulement de phase-Z 16z sont chacune constituées en connectant en série des paires de sous-parties de phase d'enroulement ayant une différence de phase correspondant à un angle électrique de 36 degrés (36 ). Ainsi, du fait que les 5 paires de sous-parties de phase d'enroulement sont connectées en série entre des fentes adjacentes 15a ayant un angle électrique de 36 degrés (36 ), des harmoniques spatiaux et temporels du stator 8 peuvent être réduits, en rendant faibles le bruit électromagnétique 10 et les vibrations. En outre, un autre effet est qu'un espace de connexion pour connecter les paires de sous-parties de phase d'enroulement en série est élargi, en améliorant ainsi l'aptitude au travail lors de la réalisation des connexions en série. Du fait que le rotor 7 est un rotor plein, on peut préparer le rotor de manière non-coûteuse. Du fait que les aimants permanents 25 sont interposés entre les pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23, la fuite du flux magnétique entre les 20 pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23 est réduite. Ainsi, le flux magnétique effectif agissant mutuellement avec le stator 8 est augmenté, permettant d'améliorer la sortie. De plus, du fait que les aimants permanents 25 sont placés en contact avec les pôles ma25 gnétiques en forme de griffe 22 et 23, la fuite du flux magnétique entre les pôles magnétiques en forme de griffe 22 et 23 est encore réduite. On va maintenant décrire le mode de réalisation 2. La figure 17 est une vue en perspective d'une 30 partie d'un rotor utilisé dans une machine électrique rotative selon le mode de réalisation 2 de la présente invention, et la figure 18 est une vue en coupe transversale représentant un noyau polaire du rotor utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 2 de la présente invention. Sur les figures 17 et 18, un rotor 7A est un rotor stratifié dans lequel seuls des pôles magnétiques 5 en forme de griffe 22A et 23A de noyaux polaires 20A et 21A sont construits par stratification. Des parties d'extrémité axiale 24 des noyaux polaires 20A et 21A sont chacune constituées d'un élément de fer plein comme dans le mode de réalisation 1 ci-dessus, et les 10 pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, qui sont constitués en stratifiant et en intégrant des feuilles d'acier magnétiques, sont fixés par soudage sur les parties d'extrémité axiale 24. Des aimants permanents 25 sont montés entre les pôles magnétiques en 15 forme de griffe 22A et 23A. De plus, puisque les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A ayant une construction stratifiée ont une faible résistance mécanique, les parties d'extrémité des aimants permanents 25 sont également fixées sur les parties d'extrémité 20 axiale 24 des noyaux polaires 20A et 21A. Tandis que dans le stator du mode de réalisation 1 ci-dessus, la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, la partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et la partie de phase d'enroulement de 25 phase-Z 16z sont chacune construites en connectant en série des paires de sous-parties d'enroulement ayant une différence de phase correspondant à un angle électrique de 36 degrés (36 ), dans le mode de réalisation 2, la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, la 30 partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et la partie de phase d'enroulement de phase- Z 16z sont chacune construites en connectant en série des paires de sous- parties d'enroulement ayant une différence de phase correspondant à un angle électrique de 24 degrés (24 ) Dans une machine électrique rotative construite de cette manière, du fait que le rotor 7A est un 5 rotor stratifié, et les paires de sous-parties d'enroulement constituant chaque élément que sont la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, la partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et la partie de phase d'enroulement de phase-Z 16z sont constituées chacune 10 de manière à avoir une différence de phase correspondant à un angle électrique de 24 degrés (24 ), comme on peut le voir à partir de la figure 14, la perte en surface de rotor est inférieure à celle de constructions habituelles dans lesquelles l'angle de pas uniforme est 15 de 30 degrés (30 ). En conséquence, puisque la génération de chaleur due à la perte en surface de rotor est réduite, les aimants permanents 25 montés entre les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A ne vont pas être désaimantés ni aboutir à diminuer la sortie. 20 En outre, puisque les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A sont construits en stratifiant des feuilles d'acier magnétique, la chaleur est moins susceptible d'être transférée vers les aimants permanents 24 à partir des pôles magnétiques en forme de griffe 25 22A et 23A, en rendant la suppression de la désaimantation des aimants permanents 25 encore plus efficace. Comme représenté sur la figure 16, puisque les paires de parties de phase d'enroulement ayant une différence de phase correspondant à un angle électrique 30 de 24 degrés (24 ), qui est à proximité étroite d'un minimum local de l'harmonique de septième ordre à 25,7 degrés (25,7 ), sont connectées en série, on peut voir que les harmoniques de tension induite sont réduits contrairement à des constructions habituelles dans lesquelles l'angle de pas uniforme est de 30 degrés (30 ). En conséquence, même dans un état sans tension de champ, puisque des composantes harmoniques de la ten5 sion induite générée par la force magnétomotrice d'aimant permanent tandis que le rotor 7A tourne à une vitesse élevée sont réduites, il n'y a pas un excès de tension d'alimentation électrique ni une tension de rupture d'élément. On va maintenant décrire le mode de réalisation 3. La figure 19 est une vue partielle en perspective représentant un rotor utilisé dans une machine électrique rotative selon le mode de réalisation 3 de la présente invention, et la figure 20 est une vue en 15 coupe transversale d'un noyau polaire du rotor utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 3 de la présente invention. Sur la figure 19, un rotor 7B est un rotor stratifié, et des aimants permanents 26 sont disposés 20 chacun sur chacune des deux surfaces latérales des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A. Ces aimants permanents 26 sont supportés par les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A par l'intermédiaire de corps de renforcement 52 qui absorbent les 25 forces centrifugent agissant sur les aimants permanents 26 pendant une rotation du rotor 7B, de manière à être inclinés de telle sorte que les côtés circonférentiels extérieurs s'éloignent l'un de l'autre. Les corps de renforcement 52 sont constitués de plaques de métal, 30 telles que de l'acier inoxydable, etc., ayant une épaisseur d'approximativement 0,5 mm, et sont formés en pliant une pièce unique de plaque de métal par formage à la presse. Comme représenté sur la figure 20, la coupe transversale de ces corps de renforcement 52 perpendiculaire à la direction axiale du rotor 7B est généralement en forme de M, en étant reliée à une surface cir5 conférentielle intérieure des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A par une forme suivant la surface circonférentielle intérieure des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A. Les aimants permanents 26 sont fixés sur deux parties d'ailette en forme 10 de C en oblique des corps de renforcement en forme de M 52, en étant placés en contact avec des surfaces latérales des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A par l'intermédiaire des corps de renforcement 52 du fait de l'élasticité des corps de renforcement 52. En adoptant une construction de ce type, même si les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A sont éloignés radialement vers l'extérieur par la force centrifuge pendant une rotation à vitesse élevée du rotor 7B, les paires des pôles magnétiques en forme de 20 griffe 22A et 23A vont chacune simplement être déplacées sans que de grandes contraintes ne soient générées dans les aimants permanents 26, en empêchant ainsi une rupture. Bien qu'elles ne soient pas représentées, des 25 fentes sont formées dans le noyau de stator selon un rapport de deux fentes par phase par pôle à un pas non-uniforme alternant entre un angle électrique de 32,5 degrés (32,5 ) et de 27,5 degrés (27,5 ). De plus, la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, la 30 partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et la partie de phase d'enroulement de phase-Z 16z sont chacune construites en connectant en série des paires de sous-parties d'enroulement ayant une différence de phase correspondant à un angle électrique de 27,5 degrés (27,5 ). Dans une machine électrique rotative construite de cette manière, du faitque le rotor 7B est un 5 rotor stratifié, et que les paires de sousparties d'enroulement constituant chaque partie parmi la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, la partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et la partie de phase d'enroulement de phase-Z 16z sont chacune cons10 truites pour avoir une différence de phase correspondant à un angle électrique de 27,5 degrés (27,5 ), comme on peut le voir sur la figure 14, la perte en surface de rotor est inférieure à celle de constructions habituelles dans lesquelles l'angle de pas uni15 forme est de 30 degrés (30 ). En conséquence, puisque la génération de chaleur due à la perte en surface de rotor est réduite, les aimants permanents 26 montés entre les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A ne vont pas être désaimantés, ni aboutir à une diminu20 tion de la sortie. En outre, puisque les corps de renforcement 52 sont placés entre les pôles magnétiques en forme de griffe de rotor 22A et 23A et les aimants permanents 26, la chaleur est moins susceptible d'être transférée vers les aimants permanents 26 à partir des 25 pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, en rendant la suppression de la désaimantation des aimants permanents 26 encore plus efficace. De plus, du fait que deux aimants permanents 26 sont disposés entre les pôles magnétiques en forme 30 de griffe 22A et 23A de manière à être séparés l'un de l'autre dans la direction circonférentielle, la chaleur générée est conduite vers chacun des aimants permanents 26 à partir d'un seul des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, puisque la conduction thermique à partir des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A est interrompue par des parties séparant les aimants permanents 26. De ce fait, les augmentations de 5 température dans les aimants permanents 26 peuvent être réduites par comparaison au mode de réalisation 2 ci-dessus, dans lequel la chaleur générée dans deux pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A est conduite vers chacun des éléments permanents 25, en 10 fournissant ainsi également un effet permettant de réduire la caractéristique de détérioration et de désaimantation des aimants permanents 26 résultant de la chaleur. Comme représenté sur la figure 16, puisque 15 des paires de parties de phase d'enroulement ayant une différence de phase correspondant à un angle électrique de 27,5 degrés (27,5 ), qui est à proximité étroite d'un minimum local de l'harmonique de septième ordre situé à 25,7 degrés (25, 7 ), sont connectées en série, 20 on peut voir que les harmoniques de tension induite sont réduits contrairement à des constructions habituelles dans lesquelles l'angle de pas uniforme est de 30 degrés (30 ) . En conséquence, même dans un état sans tension de champ, puisque des composantes harmoniques 25 de la tension induite générée par la force magnétomotrice d'aimant permanent, tandis que le rotor 7B tourne à une vitesse élevée, sont réduites, il n'y a pas d'excès de tension d'alimentation électrique ni de tension de rupture d'élément. On va maintenant décrire le mode de réalisation 4. La figure 21 est une vue en coupe longitudinale d'une machine électrique rotative selon le mode de réalisation 4 de la présente invention, la figure 22 est un schéma de circuit d'un circuit électrique de la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 4 de la présente invention, la figure 23 est une vue en perspective d'un rotor utilisé dans une machine 5 électrique rotative selon le mode de réalisation 4 de la présente invention, et la figure 24 est une vue en coupe transversale d'un noyau polaire du rotor utilisé dans la machine électrique rotative selon le mode de réalisation 3 de la présente invention. En outre, le 10 stator 8 a une construction similaire à celle du mode de réalisation 3 cidessus, des paires de sous-parties d'enroulement constituant une partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, une partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et une partie de phase d'enroule15 ment de phase-Z 16z, chacune connectée en série entre des fentes adjacentes 15a, ayant une différence de phase correspondant à un angle électrique de 27,5 degrés (27,5 ). Sur les figures 21 et 22, une machine élec20 trique rotative 101 diffère de celle du mode de réalisation 3 ci-dessus en ce sens qu'elle n'a pas de redresseur 12, et par une sortie à partir de la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, de la partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et de la partie de 25 phase d'enroulement de phase-Z 16z d'un enroulement de stator triphasé 16 qui est amenée vers l'extérieur de la machine électrique rotative 101. Une unité formant inverseur 71 est montée sur une surface de paroi intérieure de l'étrier arrière 2, 30 de manière à être positionnée sur la périphérie extérieure au niveau de la partie d'extrémité arrière de l'arbre 6. L'unité formant inverseur 71 est munie: d'un module inverseur 72 constitué de six éléments de commutation 73, et de diodes 74 connectées en parallèle à chacun des éléments de commutation 73, et d'un condensateur 75 connecté en parallèle au module inverseur 72. Le condensateur 75 a pour fonction de réguler 5 l'écoulement de courant électrique à travers le module inverseur 72. Ce module inverseur 72 est construit en formant des ensembles élémentdiode constitués chacun par un élément de commutation 73 et une diode 74 connectés 10 en parallèle, en connectant des paires d'ensembles élémentdiode en série, et en montant trois de ces paires sur un dissipateur thermique 77 de manière à ce qu'elles soient disposées en parallèle. Une unité de commande 76 dans laquelle des composants électroniques 15 pour commander la mise en marche et l'arrêt des éléments de commutation 73 sont montés sur une carte à circuit qui est reçue à l'intérieur d'une partie moulée en résine 78 moulée en un seul bloc avec le dissipateur thermique 77 en utilisant une résine électriquement 20 isolante. Les fils de sortie Ox, Oy et 0z de la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, de la partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et de la partie de phase d'enroulement de phase-Z 16z de l'enroulement de stator triphasé 16 sont connectés à des points intermé25 diaires respectifs existant entre les éléments de commutation 73 connectés en série. Une première batterie de 36 volts 80, par exemple, qui constitue une source de courant électrique d'excitation de la machine électrique rotative 101 est 30 connectée en parallèle au module inverseur 72. De plus, une seconde batterie de 12 volts 81, par exemple, constituant une source de courant électrique pour une charge de machine électrique montée sur un véhicule au- tomobile est également fournie. Ainsi, un convertisseur courant continu - courant continu (DC - DC) 82 est connecté en parallèle au module inverseur 72, le courant électrique en courant continu étant rectifié par 5 l'unité formant inverseur 71 étant transformé en 12 volts, par exemple, et étant alimenté vers la seconde batterie 81. Cette machine électrique rotative 101 est reliée à un vilebrequin d'un moteur 69 par l'intermé10 diaire d'une courroie pour agir comme dispositif de démarrage et de charge pour le moteur 69. L'unité formant inverseur 71 est connectée à la machine électrique rotative 101 par l'intermédiaire de la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, de la partie de phase 15 d'enroulement de phase-Y 16y et de la partie de phase d'enroulement de phase-Z 16z (trois fils de phase de stator) de la machine électrique rotative 101. Une commutation MARCHE/ARRET des éléments de commutation 73 de cette unité formant inverseur 71 est commandée par 20 l'unité de commande 76, d'une manière telle que la machine électrique rotative 101 peut générer un couple de démarrage (couple positif) et un couple de freinage (couple négatif). La première partie 80 est connectée à l'unité 25 d'inverseur 71 par l'intermédiaire d'une ligne électrique, et constitue une source de courant pour l'unité formant inverseur 71, et alimente également en courant électrique la machine électrique rotative 101 par l'intermédiaire de l'unité formant inverseur 71 et des 30 trois fils de phase de stator lorsque la machine électrique rotative 101 agit comme un dispositif de démarrage pour le moteur 69, et la machine électrique rotative 101 agit comme un alternateur après que le moteur 69 ait atteint un auto-allumage et un auto-entraînement. De plus, en tant qu'unité de commande plus élevée pour l'unité formant inverseur 71, l'unité de commande 76 envoie des signaux d'instruction 5 et des informations concernant la vitesse de rotation du moteur 69, etc., vers l'unité formant inverseur 71, et a également pour fonction de permettre que des informations concernant l'alimentation en air vers le moteur 69, et la vitesse de celui-ci, et des informations 10 concernant la température, etc., soient entrées, et que des instructions de commande telles que le débit d'air d'admission, le débit d'injection de carburant, le calage de l'allumage, etc., correspondant à ceux-ci soient imparties au moteur 69 en tant que sortie. Dans cette construction, il est nécessaire que la machine électrique rotative 101 génère un couple important en un court laps de temps pendant le démarrage et la création d'un couple de freinage, et contrairement au mode de réalisation ci-dessus, il est 20 nécessaire de faire passer un courant important à travers l'enroulement de champ 13 d'un rotor 7C pour générer un flux magnétique important. Sur la figure 23, un rotor 7C est un rotor stratifié, et des aimants permanents 26 sont disposés 25 sur chacune des deux surfaces latérales des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A. Ces aimants permanents 26 sont supportés par les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A par l'intermédiaire de corps de renforcement 53 qui absorbent les forces cen30 trifuges agissant sur les aimants permanents 26 pendant une rotation du rotor 7C. Les corps de renforcement 53, d'une manière similaire à ceux du mode de réalisation 3 ci-dessus, sont constitués de plaques d'un métal tel que de l'acier inoxydable, etc., ayant une épaisseur d'approximativement 0,5 mm, et sont formées en pliant une pièce unique de plaque métallique par formage à la presse. Une coupe transversale de ces corps de renforcement 53, perpendiculaire à la direction axiale du rotor 7C, a une forme générale de C, en étant reliée à une surface circonférentielle intérieure des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A par une forme 10 suivant la surface circonférentielle intérieure des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A. Les aimants permanents 26 sont fixés sur deux parties d'extrémité du corps de renforcement 53 ayant la coupe transversale en forme de C, en étant placés directement 15 en contact avec des surfaces latérales des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A du fait de l'élasticité des corps de renforcement 53. En adoptant une construction de ce type, même si les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A 20 sont éloignés radialement vers l'extérieur par la force centrifuge pendant une rotation du rotor 7C à vitesse élevée, des paires des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A vont chacune simplement être déplacées sans grande contrainte générée dans les aimants 25 permanents 26, en empêchant ainsi une rupture. Puisque les corps de renforcement 53 diffèrent de ceux du mode de réalisation 3 cidessus en ce sens qu'ils ont une simple construction en forme de C, leur poids est léger, en les rendant encore plus avantageux à l'encontre 30 de la force centrifuge, et ils peuvent être construits simplement par pliage, en facilitant leur fabrication. De plus, du fait que les aimants permanents 26 sont placés en contact direct avec les surfaces latérales des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, la fuite de flux magnétique entre les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A est réduite. Dans le mode de réalisation 4, du fait que 5 les paires de sous-parties d'enroulement connectées en série constituant chaque partie que sont la partie de phase d'enroulement de phase-X 16x, la partie de phase d'enroulement de phase-Y 16y et la partie de phase d'enroulement de phaseZ 16z sont chacune construites 10 de manière similaire au mode de réalisation 3 ci-dessus, de manière à avoir une différence de phase correspondant à un angle électrique de 27,5 degrés (27,5 ), comme représenté sur la figure 14, la perte en surface de rotor est également moindre que celle de 15 constructions habituelles dans lesquelles l'angle de pas uniforme est de 30 degrés (30 ). En conséquence, puisqu'une génération de chaleur due à la perte en surface de rotor est réduite, les aimants permanents 26 montés entre les pôles magnétiques en forme de griffe 20 22A et 23A ne vont pas être désaimantés ni aboutir à une diminution de sortie. En particulier, dans le mode de réalisation 4, puisque les aimants permanents 26 sont placés en contact direct avec les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, la chaleur est 25 transférée facilement vers les aimants permanents 26 à partir des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, mais du fait que la différence de phase entre les paires de sous-parties de phase d'enroulement connectées en série est construite pour correspondre à un an30 gle électrique de 27,5 degrés (27,5 ), des augmentations de température dans les aimants permanents 26 sont supprimées. Du fait que les aimants permanents 26 sont disposés entre les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, de manière à être séparés l'un de l'autre dans une direction circonférentielle, la chaleur géné5 rée est conduite vers chacun des aimants permanents 26 uniquement à partir d'un seul des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, puisque la conduction thermique à partir des pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A est interrompue par des parties séparant les 10 aimants permanents 26. De ce fait, les augmentations de température dans les aimants permanents 26 peuvent être réduites par comparaison au mode de réalisation 2 ci-dessus dans lequel la chaleur générée dans deux pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A est 15 conduite vers chacun des aimants permanents 25. En conséquence, les influences sur les aimants permanents 26 de la chaleur générée par le flux magnétique important survenant du fait du passage de courants importants à travers l'enroulement de champ 13 pendant un 20 démarrage et la création du couple de freinage peuvent être supprimées de manière efficace. Du fait que la différence de phase entre les paires de parties de phase d'enroulement a un angle électrique de 27,5 degrés (27,5 ), qui est à proximité 25 étroite d'un minimum local de l'harmonique de septième ordre existant à 25,7 degrés (25,7 ) représenté sur la figure 16, les harmoniques de tension induite sont réduits contrairement à des constructions habituelles dans lesquelles l'angle de pas uniforme est de 30 de30 grés (30 ). En conséquence, même dans un état sans tension de champ, puisque des composantes harmoniques de la tension induite générée par la force magnétomotrice d'aimant permanent, tandis que le rotor 7C tourne à vi- tesse élevée, sont réduites, elles ne vont pas dépasser une tension d'alimentation électrique ni une tension de rupture d'élément. En particulier, dans le mode de réalisation 4, puisque les aimants permanents 26 sont 5 placés en contact direct avec les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, le flux magnétique provenant des aimants permanents 26 s'écoule facilement vers les pôles magnétiques en forme de griffe 22A et 23A, et les tensions induites générées par une force magnétomo10 trice d'aimant permanent, tandis que le rotor 7C tourne à une vitesse élevée, deviennent excessives, mais les composantes harmoniques peuvent être efficacement supprimées. De plus, dans chacun des modes de réalisation 15 ci-dessus, le rotor peut également être imprégné d'une résine telle qu'un vernis, etc. Dans ce cas, du fait que la chaleur générée est répartie et refroidie, puisque chacun des espaces est rempli de résine, la chaleur n'est pas concentrée localement dans les aimants perma20 nents, en rendant moins probable qu'une désaimantation des aimants permanents survienne, et on peut obtenir des effets tels qu'une force de contrainte accrue sur chacun des éléments et une résistance améliorée pendant une rotation à vitesse élevée. Comme décrit ci-dessus, selon un aspect de la présente invention, on fournit une machine électrique rotative comportant: un stator ayant un noyau de stator annulaire dans lequel deux fentes sont disposées par phase par pôle; et un enroulement de stator tri30 phasé monté sur le noyau de stator; et un rotor disposé de manière rotative dans le stator pour générer un flux magnétique par l'intermédiaire d'un enroulement de champ et d'un aimant permanent, l'enroulement de stator triphasé comportant une pluralité de sous-parties de phase d'enroulement chacune étant installée dans un groupe de fentes constitué par chaque sixième fente des fentes; une partie de phase d'enroulement de phase-X, 5 une partie de phase d'enroulement de phase-Y et une partie de phase d'enroulement de phase-Z constituant l'enroulement de stator triphasé étant chacune construites en connectant en série les sous-parties de phase d'enroulement de stator installées dans une paire 10 adjacente des groupes de fentes; et les fentes sont formées à un pas non uniforme dans lequel l'angle entre les lignes centrales de partie d'ouverture de fente alterne entre un angle électrique de O et de (60 - a), o a n'est pas égal à 30 degrés (a = 30 ), en fournis15 sant ainsi une machine électrique rotative permettant de réduire la perte par courants de Foucault en surface de rotor, et de réduire des composantes harmoniques d'une tension induite qui est induite par l'aimant permanent. REVENDICATIONS 1. Machine électrique rotative, comportant: un stator (8) ayant: un noyau de stator (15) annulaire dans lequel deux fentes sont disposées par phase par pôle, et un enroulement de stator triphasé (16) monté sur le noyau de stator, et 10 un rotor (7; 7A; 7B; 7C) disposé de manière rotative dans le stator pour générer un flux magnétique par l'intermédiaire d'un enroulement de champ (13) et d'un aimant permanent (25; 26), caractérisée en ce que l'enroulement de stator triphasé comporte une pluralité de sous-parties de phase d'enroulement (30a, 30b, 30c, 30d, 30e) chacune étant installée dans un groupe de fentes constitué par chaque sixième fente desdites fentes, une partie de phase d'enroulement de phase-X (16x), une partie de phase d'enroulement de phase-Y (16y) et une partie de phase d'enroulement de phase-Z (16z) constituant l'enroulement de stator triphasé sont chacune construites en connectant en série les 25 sous-parties de phase d'enroulement de stator installées dans une paire adjacente des groupes de fentes, et les fentes sont formées selon un pas non uniforme dans lequel l'angle entre les lignes centrales des parties d'ouverture de fente alterne entre un angle 30 électrique de E et de (60 - OE), o e n'est pas égal à degrés (a # 30 ). 2. Machine électrique rotative selon la revendication 1, caractérisée en ce que les pâles magnétiques (22, 23) dudit rotor (7) sont constitués par un corps plein de matériau magnétique, et la différence de phase E entre les 5 sous-parties d'enroulement connectées en série correspond à un angle électrique supérieur à 30 et inférieur ou égal à 37 degrés (30 3. Machine électrique rotative selon la revendication 1, caractérisée en ce que les pôles magnétiques (22A, 23A) dudit rotor (7A; 7B; 7C) sont construits en stratifiant et en intégrant des feuilles d'acier magnétique. 4. Machine électrique rotative selon la revendication 1, caractérisée en ce que ledit rotor est un rotor à pôle en griffe ayant des pôles magnétiques en forme de griffe (22, 23; 22A, 23A), et l'aimant permanent (25; 26) est interposé entre une paire adjacente des pâles magnétiques en 20 forme de griffe. 5. Machine électrique rotative selon la revendication 4, caractérisée en ce que deux des aimants permanents (26) sont disposés entre la paire adjacente des pôles magnétiques en 25 forme de griffe (22A, 23A), de telle sorte que chacun s'étend le long d'une surface latérale respective des pâles magnétiques en forme de griffe, de manière à être séparés l'un de l'autre dans la direction circonférentielle. 6. Machine électrique rotative selon la revendication 4, caractérisée en ce que l'aimant permanent (26) est placé en contact avec une surface latérale des pôles magnétiques en forme de griffe (22A, 23A). 7. Machine électrique rotative selon la re5 vendication 6, caractérisée en ce que deux des aimants permanents (26) sont disposés entre la paire adjacente des pôles magnétiques en forme de griffe (22A, 23A), de telle sorte que chacun s'étend le long d'une surface latérale respective des 10 pôles magnétiques en forme de griffe de manière à être séparés l'un de l'autre dans la direction circonférentielle.