(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
回転方向にＮ極、Ｓ極を交互に着磁したマグネット体を有するロータと、前記マグネット体とラジアル方向に対向し磁気回路を構成しコイルが巻回された複数の突極を設けたコアとを有し、前記突極の前記マグネット体と対向する部分には、マグネット２極分と略同一ピッチの小歯が複数個設けられており、前記ロータの位置に応じてコイルに通電することにより、ロータを回転駆動するブラシレスモータであって、
前記マグネット体が、最大エネルギ積１０ＭＧＯｅ以上の永久磁石で構成され、
前記突極に設けられた小歯の開角が電気角で１４５°〜１６０°であることを特徴とするブラシレスモータ。
【請求項２】
ブラシレスモータが３相構造であり、マグネット体の磁極数をｐ、コアの突極数をｚ、突極１極あたりに設けられた小歯の歯数をｎとした場合に、
【数１】
0004250878.tif 000003
の関係を満足することを特徴とする請求項１に記載のブラシレスモータ。
【請求項３】
ブラシレスモータが３相構造であり、コアの突極数が６または９極であることを特徴とする請求項１から２のいずれか１項に記載のブラシレスモータ。
【請求項４】
マグネット体には、コアと反対側の面にバックヨーク部が設けられていることを特徴とする請求項１から３のいずれか１項に記載のブラシレスモータ。
【請求項５】
バックヨーク部が、高透磁率の軟磁性材料の薄板を複数枚軸方向に積み重ねて構成したことを特徴とする請求項４記載のブラシレスモータ。
【請求項６】
磁性材料が珪素を質量比２〜６．５％含有させた鋼板であることを特徴とする請求項５記載のブラシレスモータ。
【請求項７】
バックヨーク部が、高透磁率の軟磁性材料の粉末を絶縁体で固着し構成したことを特徴とする請求項４記載のブラシレスモータ。
【請求項８】
マグネット体が、高保磁力の永久磁石材料の粉末を樹脂で固定した永久磁石部分と、高透磁率の軟磁性材料を樹脂で固着したバックヨーク部分の２層構造で構成されていることを特徴とする請求項４記載のブラシレスモータ。
【請求項９】
マグネット体を、バックヨークのコアと対向する側の面に複数個の永久磁石を貼り付けて構成したことを特徴とする請求項４から７のいずれか１項に記載のブラシレスモータ。
【請求項１０】
永久磁石が、磁極ごとに分割して構成されており、各々着磁した後で組み立てられたことを特徴とする請求項９記載のブラシレスモータ。
【請求項１１】
マグネット体が、高透磁率の軟磁性材料の薄板を複数枚軸方向に積み重ねて構成したバックヨーク部に複数の永久磁石を挿入した、いわゆる磁石埋め込み型の構造であることを特徴とする請求項１から６のいずれか１項に記載のブラシレスモータ。
【請求項１２】
請求項１から１１のいずれか１項に記載のブラシレスモータを具備する携帯型情報、ＡＶ機器。
【請求項１３】
請求項１から１１のいずれか１項に記載のブラシレスモータを具備するＯＡ、家電機器。
【請求項１４】
請求項１から１１のいずれか１項に記載のブラシレスモータを具備するロボット。
【請求項１５】
請求項１から１１のいずれか１項に記載のブラシレスモータを具備する輸送用機器。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、機器の駆動源に用いられるモータのうち、固定子にバーニヤ（ｖｅｒｎｉｅｒ：副尺化、細分化）構造を応用したブラシレスモータに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
現在、映像・音響機器、ＯＡ機器、家電機器、輸送用機器、ＦＡ機器等さまざまな機器に、駆動源としてモータが用いられている。これらの機器は、機器の高機能化に伴い、使われるモータの個数は年々増加する傾向にある。また、モータの性能についても近年、機器の小型化、高速化によって小型でかつ高出力なモータが望まれている。
【０００３】
モータの種類としては、誘導電動機、ブラシ付の直流電動機、ステッピングモータ、ブラシレスモータ等さまざまな形態のモータが使用されているが、本発明は、このうちブラシレスモータに関するものである。
【０００４】
図３２（ａ）、（ｂ）は、従来のブラシレスモータの一例を示した図である。
【０００５】
図３２（ｂ）において、永久磁石１は８極に着磁されており、永久磁石１に対向するコア３にはコイル４を巻回した突極５が６個均等に設けられている。
【０００６】
隣り合う突極の、永久磁石磁極の位置関係は電気角で１２０°ずつ異なっており、同じ位相である５−１と５−４、５−２と５−５、５−３と５−６にそれぞれ３相を割り当て、コイル４に通電を行うことにより、ロータが回転駆動される。
【０００７】
以上のように、従来のブラシレスモータは、突極の先端は平坦な場合が一般的である。
【０００８】
一方、突極先端に複数の小歯を設ける構成（以下バーニヤ構造と称する）を応用したモータとしては、ブラシレスモータではないがハイブリッド型（以下ＨＢ型と称する）ステッピングモータが商品化され一般的に使用されている。以下一般的なＨＢ型ステッピングモータの例を示す。
【０００９】
図３３は従来のＨＢ型ステッピングモータの構造を示す。図３３において永久磁石１は回転軸方向に着磁されており、回転子鉄心１１は、上側と下側がそれぞれ全体がＮ極ある
いはＳ極に磁化された状態となっている。回転子鉄心１１の外周面には、等角度ピッチの小歯が設けられ、上側回転子鉄心の小歯と下側回転子鉄心の小歯は、上側回転子鉄心の小歯に相当する位置に、下側回転子鉄心の小歯の谷が来るように角度をずらして組み立てられている。
【００１０】
一方コア３の内周面にも、回転子鉄心１１と同じ角度ピッチの小歯が設けらた突極５が複数相設けられており、これら複数相の突極５は、各相の回転子鉄心１１の小歯に対する位置関係が一定角度ずつ異ならせて設けられている。ここで各相突極に巻回されたコイルに電流を通電すると、通電された突極の小歯が磁化され、前記永久磁石１によって磁化された回転子鉄心１１の小歯とお互いに吸引反発し、一定位置に回転子を固定しようとするトルクが発生する。この状態で、通電するコイルの相を順次切り替えることによりロータが回転駆動される。
【００１１】
ここで、回転子鉄心１１およびコア３の小歯の角度ピッチを細かくすると、１回の相切り替えによる回転子の回転角が小さくなるため、より細かい角度ピッチの位置決めが行えるモータとなる。
【００１２】
このように、固定子および回転子それぞれに細分化されたピッチの小歯を設けることにより、モータ出力軸側の角度分解能を向上し、微細ピッチの位置決めができるようになる。
【００１３】
また、同タイプのステッピングモータから着想して、回転子側の小歯を設けた回転子鉄心と軸方向に着磁された永久磁石を、多極着磁された円筒状永久磁石１に置き換えたものとしては、特許第３１４０８１４号公報、特許第３０７１０６４号公報、特許第２７４０８９３号公報記載の永久磁石式ステッピングモータ、特許第２７３３８２４号公報記載の２相式永久磁石回転電機、特開平１０−８０１２４号公報記載の永久磁石回転電機、あるいは電気学会論文集Ｄ編、１１５巻２号、平成７年に掲載された新形式３相ステッピングモータがある。
【００１４】
図３４は電気学会論文集Ｄ編、１１５巻２号、平成７年に掲載された新形式３相ステッピングモータのロータ構造を従来のロータ構造と比較した図である。
【００１５】
この論文では、このような回転子の構成を採ることにより（１）磁束分布が正弦波に近くなる。（２）磁極の軸方向長さが２倍とれる。（３）磁路が２次元磁路になり、磁気抵抗が小さくなるという理由により、結果的には、モータの出力は従来と同等で、中間位置決めを行ういわゆるマイクロステップ駆動した際に角度精度が向上することが示されている。
【００１６】
一方、ブラシレスモータに関しては、このようなバーニヤ構造を適用した例は殆ど見られない。
【００１７】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、ブラシレスモータに関しては、これまで磁石の性能向上、低損失の鉄心材料、あるいは、巻線の占積率を向上して銅損を低減する技術等の開発により高性能化が図られてきたが、近年開発されたＮｄ−Ｆｅ−Ｂ系やＳｍ−Ｆｅ−Ｎ系等の高性能希土類系磁石を使用すると、性能が向上し磁束密度が向上した磁石に対して、鉄心の飽和磁束密度が小さいため、鉄心が磁気飽和状態になり、向上した磁石の性能を十分に引き出せず、ある程度以上性能が向上できない状況に陥っていた。
【００１８】
一方、上記ステッピングモータを想定して考案された従来技術はバーニヤ構造を主に角
度分解能向上のために利用されたものであるため、単位体積あたりの出力を示す出力密度、あるいは、同じ特性のモータをいかに小型化できるかという体積効率といった観点では最適化されておらず、そのままブラシレスモータに適用できる技術ではなかった。
【００１９】
また、ステッピングモータはその通電方式上、常に一定の電流をコイルに流し続けるので、トルクを発生しない場合は電流を通電しないブラシレスモータの通電方式と比較して、根本的に実効時の効率が悪いという課題があった。
【００２０】
さらに、ステッピングモータは、位置制御を行う場合には適しているものの、出力トルクを制御することは困難で、出力トルクの制御を行うことが必要な場合は、トルクが制御できるブラシレスモータを使う場合が一般的であった。
【００２１】
本発明は、上記ステッピングモータのようなバーニヤ構造をブラシレスモータに適用し、さらにブラシレスモータに合わせた最適化を行うことにより、従来のブラシレスモータの体積効率の限界を打ち破り、同一サイズでも高出力、高効率のブラシレスモータを提供することを目的とする。
【００２２】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するために本発明は、回転方向にＮ極、Ｓ極を交互に着磁したマグネット体を有するロータと、前記マグネットとラジアル方向に対向し磁気回路を構成しコイルが巻回された複数の突極を設けたコアとを有し、前記突極の前記マグネットと対向する部分には、マグネット２極分と略同一ピッチの小歯が複数個設けられており、前記ロータの位置に応じてコイルに通電することにより、ロータを回転駆動するブラシレスモータであって、
前記マグネット体が、最大エネルギ積１０ＭＧＯｅ以上の永久磁石で構成され、前記突極に設けられた小歯の開角が電気角で１４５°〜１６０°であることを特徴とするブラシレスモータである。
【００２３】
これにより、モータの体積効率が大幅に向上し、同一特性のモータの小型化、あるいは同一サイズのモータの高出力化、高効率化が可能となる。
【００２４】
【発明の実施の形態】
本発明の請求項１に記載の発明は、回転方向にＮ極、Ｓ極を交互に着磁したマグネット体を有するロータと、前記マグネット体とラジアル方向に対向し磁気回路を構成しコイルが巻回された複数の突極を設けたコアとを有し、前記突極の前記マグネットと対向する部分には、マグネット２極分と略同一ピッチの小歯が複数個設けられており、前記ロータの位置に応じてコイルに通電することにより、ロータを回転駆動することを特徴とするブラシレスモータであって、
前記マグネット体が、最大エネルギ積１０ＭＧＯｅ以上の永久磁石で構成され、
前記突極に設けられた小歯の開角が電気角で１４５°〜１６０°であることを特徴とするブラシレスモータであり、突極先端部に小歯を設けることにより、突極には小歯と対向している磁極の部分だけの磁束が選択的に取り入れられる状態となるために、突極数を増やさなくても、小歯の数を増やすことにより、有効磁束数の低下を最小限に留めながら、磁極の多極化が自由に行えるようになり、永久磁石の能力を十分に引き出しモータの体積効率を向上できる。
【００２５】
請求項２に記載の発明は、ブラシレスモータが３相構造であり、マグネット体の磁極数をｐ、コアの突極数をｚ、突極１極あたりに設けられた小歯の歯数をｎとした場合に、（数１）の関係を満足することを特徴とする請求項１に記載のブラシレスモータで、永久磁石の磁束を最大限に利用し、モータの体積効率を向上できる。
【００２６】
請求項３に記載の発明は、ブラシレスモータが３相構造であり、コアの突極数が６または９極であることを特徴とするある請求項１から２のいずれか１項に記載のブラシレスモータであり、モータの体積効率を向上できる。
【００２７】
請求項４に記載の発明は、マグネット体には、コアと反対側の面にバックヨーク部が設けられていることを特徴とする請求項１から３のいずれか１項に記載のブラシレスモータであり、バックヨーク部での鉄損を低減しモータの特性を向上できる。
【００２８】
請求項５に記載の発明は、バックヨーク部が、高透磁率の軟磁性材料の薄板を複数枚軸方向に積み重ねて構成したことを特徴とする請求項４記載のブラシレスモータで、請求項４の構成方法の１例を示したものである。
【００２９】
請求項６に記載の発明は、磁性材料が珪素を質量比２〜６．５％含有させた鋼板であることを特徴とする請求項５記載のブラシレスモータで、請求項５の構成方法を１例を示したものである。
【００３０】
請求項７に記載の発明は、バックヨーク部が、高透磁率の軟磁性材料の粉末を絶縁体で固着し構成したことを特徴とする請求項６記載のブラシレスモータで、請求項６の構成方法の１例を示したものである。
【００３１】
請求項８に記載の発明は、マグネット体が、高保磁力の永久磁石材料の粉末を樹脂で固定した永久磁石部分と、高透磁率の軟磁性材料を樹脂で固着したバックヨーク部分の２層構造で構成されていることを特徴とする請求項４記載のブラシレスモータで、請求項４の構成方法の１例を示したものである。
【００３２】
請求項９に記載の発明は、マグネット体を、バックヨークのコアと対向する側の面に複数個の永久磁石を貼り付けて構成したことを特徴とする請求項４から７のいずれか１項に記載のブラシレスモータで、永久磁石の着磁が容易になる。
【００３３】
請求項１０に記載の発明は、永久磁石が、磁極ごとに分割して構成されており、各々着磁した後で組み立てられたことを特徴とする請求項９記載のブラシレスモータで、永久磁石の着磁が容易になる。
【００３４】
請求項１１に記載の発明は、マグネット体が、高透磁率の軟磁性材料の薄板を複数枚軸方向に積み重ねて構成したバックヨーク部に複数の永久磁石を挿入した、いわゆる磁石埋め込み型の構造であることを特徴とする請求項１から６のいずれか１項に記載のブラシレスモータで、ロータの機械的強度を向上できる。
る際の作業性を向上できる。
【００３５】
請求項１２に記載の発明は、上記請求項１から１１いずれか１項に記載のブラシレスモータを具備する携帯情報、ＡＶ機器で、機器の小型化を実現できる。
【００３６】
請求項１３に記載の発明は、上記請求項１から１１のいずれか１項に記載のブラシレスモータを具備するＯＡ、家電機器で、機器のサイズを大きくすること無く、小型化、高機能化を実現できる。
【００３７】
請求項１４に記載の発明は、上記請求項１から１１のいずれか１項に記載のブラシレスモータを具備するロボットで、ロボットの高機能化を実現できる。
【００３８】
請求項１５に記載の発明は、上記請求項１から１１のいずれか１項に記載のブラシレスモータを具備する輸送用機器で、輸送機器の走行性能、燃費を向上できる。
【００３９】
【実施例】
以下本発明の実施例について、図面を参照して説明する。
【００４０】
（実施例１）
図１は本発明のブラシレスモータの磁気回路構成を示した説明図である。
【００４１】
図１において円筒状の永久磁石１は、内周面にＮ、Ｓ極を交互に２０極均等に着磁されており、外周にバックヨーク２が固定されている。コア３は珪素鋼板をプレス加工で形状を打ち抜くとともに軸方向に複数枚積層して構成されている。コア３にはコイル４が巻回された突極５が６極均等に設けられ、突極５の永久磁石と対向する部分には、１つの突極あたり２個全体で１２個の小歯６が設けられている。ここで突極先端に設けられた小歯６のピッチは永久磁石２極分と同一（言い換えれば電気角３６０°）ピッチに構成されている。
【００４２】
以上のように本実施例１のブラシレスモータの最大の特徴は、突極先端部に永久磁石２極分のピッチで小歯を設けたところにある。このように、小歯を設けることにより、突極には小歯と対向している磁極の部分だけの磁束が選択的に取り入れられる状態となる。
【００４３】
上記構成により、各突極の小歯と、磁極の位置関係を考えると、突極５−１と５−４、突極５−２と５−５、突極５−３と５−６がそれぞれ全く同一の位置であり、各グループの位相が電気角で１２０°ずつ異なっていることが分かる。ここで、各グループを１相として、永久磁石１が固定されたロータの回転位置に応じてコイル４に３相通電を行うことによりトルクが発生し、ロータが回転駆動される。
【００４４】
ここで、本実施例１のブラシレスモータを、同一サイズの従来型ブラシレスモータと比較して説明する。
【００４５】
図２および図３は、従来型ブラシレスモータの磁気回路構成を示した説明図である。
【００４６】
図２において、従来型ブラシレスモータの突極数は６極で、図１と等しいが、永久磁石に着磁された磁極は８極であり、図１とは異なる。
【００４７】
ここで、図２の従来型ブラシレスモータにおいて、突極の形状をそのままに、磁極のみ多極化を行うと、突極先端部の幅が、磁極より広くなってしまうことにより、磁極から出た磁束が突極先端部でループする状態となり、トルク発生に寄与する有効磁束密度が減少するために、モータの出力が大幅にダウンする。従って、磁極を増やす場合は、同時に突極数も増やさなければならない。
【００４８】
図３は、磁極数と突極数の比率をそのままにして、図２のブラシレスモータの磁極の多極化を行った例である。
【００４９】
図３において、従来型ブラシレスモータの突極数は１５極で、図１と異なるが、永久磁石に着磁された磁極は２０極であり、図１と等しい。
【００５０】
このように、本実施例１のように突極先端に複数の小歯を設けるバーニヤ構造をブラシレスモータに用いることにより、突極数を増やさなくても、小歯の数を増やすことにより、磁極の多極化が自由に行えるようになるという効果が得られる。
【００５１】
以下、図１に示す本発明のブラシレスモータと、図２および図３に示す従来型ブラシレスモータの特性について比較しながら説明する。
【００５２】
まずここで、モータの体積効率について考える。モータの体積効率を表す値としては、モータの速度変動率の逆数がよく用いられる。
【００５３】
モータの体積効率ηは、一般的に以下に示す関係が成立する。
【００５４】
【数６】
0004250878.tif 000002
【００５５】
μは速度変動率、Ｒはモータの相間コイル抵抗、Φはひとつの突極あたりの有効磁束数、ｔはコイルターン数、ｍはロータ磁極数、ｚはコア突極数である。
【００５６】
ここで、この（数６）に図１に示す本発明の磁気回路構成と、図２および図３に示す従来型の磁気回路構成を当てはめて比較する。
【００５７】
図４はそれぞれのパラメータを図２に示す従来型ブラシレスモータの値を１として比較した図である。
【００５８】
まず、有効磁束数Φに関しては、図２に示す従来構成の方が突極の磁極と対向している部分の面積が大きく、有効磁束数が大きい。図１に示す本発明の構成の場合、突極の磁極と対向している部分の面積は、図１の８割にとどまっており、漏れ磁束や無効磁束等を無視すると、有効磁束は従来の０．８倍になる。また、図３の場合は、突極数を増やしたことにより、突極あたりの有効磁束数は図２の場合の０．４倍に低下する。
【００５９】
ターン数ｔは合わせて設計すると、
ロータ磁極数ｍは、図２に示す従来型は８極に対して、図１および図３では２０極となり２．５倍となっている。
【００６０】
突極数ｚは、図１および図２は６極で等しく、図３では１５極となっている。
【００６１】
相間コイル抵抗Ｒに関しては図１に示す本発明の構成では、突極先端にバーニヤ構造を設けた関係で、図２に示す従来型の構成に比較して突極先端が大きくなり、巻線スペースが小さくなる関係上、同じターン数を巻く場合線径の細い線を使用する必要があり、結果としてコイル抵抗が上がる。本実施例の場合、コイル抵抗は１．２５倍程度に増加している。また図３の場合は、突極数が増えたことにより直列接続されるコイル数が増えたことおよび、隣り合う突極間の隙間が減少したことに、コイルを巻回するスペースが減少し１コイルあたりの抵抗値が増加したことにより、コイル抵抗は図２の場合の４倍程度に上昇する。
【００６２】
以上の数値を（数６）に当てはめて考えると、本実施例のブラシレスモータの体積効率ηは、理論上図２の場合の３．２倍、図３の場合の２倍に達することが分かる。
【００６３】
このように、従来型ブラシレスモータでも磁極ｍの多極化を行うことによりある程度体積効率は向上するものの、コイル抵抗Ｒが極端に増加し、大きな体積効率の向上は得られない。
【００６４】
一方、図１に示すバーニヤ型の場合、コイル抵抗Ｒを大きく増やすことなく、磁極ｍの多極化が行えるので、有効磁束数Φは若干低下するものの、トータルとして大幅に体積効率を上昇させることができる。
【００６５】
以上、理論的には、本実施例１のバーニヤ型ブラシレスモータは、従来型のブラシレスモータに対して体積効率を２倍以上に向上できる。しかしながら、このバーニヤ型ブラシレスモータの体積効率を十分に引き出すには、ある程度の条件が必要である。
【００６６】
まずその１点は、有効磁束数Φが実際には上記の計算どおりにいかないことによる。
【００６７】
上記計算で図１のバーニヤ型ブラシレスモータの有効磁束数Φは図２に示す従来型ブラシレスモータの０．８倍であるとしたが、実際にはそれよりも小さい数値になる。以下この理由について簡単に説明する。
【００６８】
一般的に、永久磁石は着磁極数を増やすと、平均磁束密度が低下する。その理由は、磁極の切り替え部分周辺では、完全な着磁ができないからであり、磁極の切り替え部分では、無着磁部分や着磁が弱い部分が存在するので、図１のバーニヤ型ブラシレスモータの永久磁石の平均磁束密度は、図２に示す従来型ブラシレスモータの永久磁石の平均磁束密度より低下している。
【００６９】
また、図１に示すバーニヤ型の磁気回路構成は、その構成からトルクの発生に寄与しない無効磁束が多く発生する。
【００７０】
図５は、実施例１のブラシレスモータの磁束の流れを示した図である。
【００７１】
図５において矢印は磁束の流れを示している。モータの発生トルクに寄与する磁束は、突極５から入り込み、別の突極５より永久磁石１に戻るが、図５に示すようにコアを通らずに永久磁石周辺でループしている磁束７−１、あるいは、一応コアは通過するものの、漏れ磁束となっている磁束７−２等が多く発生している。
【００７２】
このような、永久磁石平均磁束密度の低下、あるいは無効磁束を考慮すると、上記計算で０．８倍と仮定した有効磁束数Φは、実際上は従来型の半分程度にまで低下するため、本実施例１の構成の体積効率面での優位性は大部分が失われてしまう。
【００７３】
しかしながら、この状況は永久磁石の性能を向上することで一変する。
【００７４】
図６は、本実施例１のバーニヤ型ブラシレスモータと従来型ブラシレスモータの永久磁石の最大エネルギ積と、体積効率の関係を示した図である。
【００７５】
図６において、横軸は永久磁石の性能を表す最大エネルギ積（ＭＧＯｅ）である、従来型ブラシレスモータの場合、永久磁石の性能が低い場合は、永久磁石の性能向上に伴いほぼ直線的に体積効率が向上するが、最大エネルギ積１０（ＭＧＯｅ）前後からその上昇度合いが鈍化し、最大エネルギ積１５（ＭＧＯｅ）以上では、殆ど体積効率が上昇しなくなる。これは、コアに使用されている珪素鋼板の飽和磁束密度が１．６〜２．０（Ｔ）程度であり、永久磁石の性能が向上した場合、永久磁石の発生する磁束密度に対してコアの飽和磁束密度に余裕がないため、永久磁石の厚みを極端に薄くして、動作点での磁束密度を抑えて使用する必要があるためであり、永久磁石の性能を向上しても、永久磁石が薄くなる分僅かに体積が小さくなる以外殆ど体積効率が向上できない。
【００７６】
現在開発されている最高性能のＮｄ−Ｆｅ−Ｂ系焼結永久磁石等の最大エネルギ積は４５〜５０（ＭＧＯｅ）程度に達しているが、従来型のブラシレスモータでは、この永久磁石の能力は十分に引き出すことはできず、実際上は、コストの面も勘案し最大エネルギ積１０（ＭＧＯｅ）前後のＮｄ−Ｆｅ−Ｂ系樹脂磁石等が一般的に用いられていた。
【００７７】
一方、本実施例のバーニヤ型ブラシレスモータの場合、多極着磁化による永久磁石平均磁束密度の低下と、無効磁束の発生により、有効磁束数は従来の半分程度に低下しているため、コアの飽和磁束密度にはまだ十分に余裕がある。
【００７８】
従って、永久磁石の性能を向上することにより、永久磁石の磁束密度を向上すれば、体積効率を大幅に向上することができる。
【００７９】
図６において、明らかなように永久磁石の最大エネルギ積１０（ＭＧＯｅ）以上では、本実施例１のバーニヤ型ブラシレスモータが従来型のブラシレスモータに比較して圧倒的に体積効率が高い。
【００８０】
また、本実施例１では、コア３の突極１極あたりに設けられた小歯６の数は２個であったが、この状態でもある程度以上に永久磁石の性能が向上すると、コアが磁気飽和するが、図７に示すように小歯６の数を３個以上に構成することにより、永久磁石の性能向上に比例してさらに体積効率を向上することができる。
【００８１】
また、バーニヤ型ブラシレスモータの体積効率を引き出すもう一つの条件は、突極数、磁極数を適切に設定する必要があるということである。
【００８２】
上記図１ではコアに設けた突極数は６極であり、ロータの磁極数は２０極の場合を示したが、一般的にブラシレスモータが３相構造の場合、永久磁石の極数をｐ、コアの突極数をｚ、突極１極あたりに設けられた小歯の歯数をｎとした場合に、（数１）の関係を満足するように設定することにより、隣り合う突極間の隙間が最も小さくなり、突極先端に設けられた小歯と永久磁石が対向している面積が最大となるため、同一の永久磁石を用いた場合の有効磁束数が最大となり、永久磁石の能力を最大限に引き出し、モータの体積効率を向上できる。
【００８３】
なお、上記ではコアに設けた突極数は６極であり、ロータの磁極数は２０極の場合を示しているが、突極数が３極で、磁極数は１０極、突極数が９極で、磁極数は３０極、突極数が１２極で、磁極数は４０極といった構成も可能である。
【００８４】
図８はこれら突極数が異なるブラシレスモータの磁気回路部分のアスペクト比（長さ／外径）と体積効率の関係を示した図である。
【００８５】
図８に示すとおり、最も体積効率が高いのは突極数が６極の場合であるが、アスペクト比が小さい（言い換えれば軸方向に薄い）場合、９極または１２極の場合の方が体積効率が優れている傾向にあり、逆にアスペクト比が大きい（言い換えれば軸方向に長い）場合、３極の場合が体積効率が優れている。
【００８６】
これは、コアにコイルを巻回した場合、コイルがコアからはみ出した部分（いわゆるコイルエンド部）の高さが無視できないためであり、突極数を多くした方が薄型化に適している。
【００８７】
しかしながら実用的に用いられるアスペクト比０．１〜３程度の範囲では、６極または９極が最も体積効率が優れており、一般的には、突極数は６極または９極を選ぶのが適切
である。
【００８８】
さらに、バーニヤ型ブラシレスモータの体積効率を引き出すにはバックヨーク２の性能も非常に重要となる。
【００８９】
図５に示すように、バックヨーク２には非常に大きな磁束が流れており、その磁束は場所により大きく異なっていることが分かる。これは、バックヨーク２の磁束がロータ回転により激しく変化することを表している。
【００９０】
特に本実施例では、磁極数を従来の８極から２０極に多極化したことにより、磁束の周波数も高くなり、磁束周波数の２乗に比例して増加する渦電流損失あるいは、磁束周波数に比例して増加するヒステリシス損失ともに従来型より大きなものとなる。
【００９１】
従って、バックヨークには珪素鋼板を軸方向に積層して使用する、あるいは、絶縁された軟磁性材料の粉末を樹脂等の絶縁体で固着した材質で構成する、またはさらに図９に示すようにマグネット体そのものを、高保磁力の磁性体粉末を樹脂で固着した永久磁石層８と、高透磁率の磁性体粉末を樹脂で固着したバックヨーク層９の２層構造にする等の方法により、バックヨークの高周波磁気特性を向上することにより、バックヨーク部での損失発生を抑え特性を向上できる。
【００９２】
なお、バックヨークに珪素鋼板を使用する場合は、珪素の含有量が質量比２〜６．５％（望ましくは６．５％）であることが望ましい。珪素鋼板の鉄損は珪素が６．５％であるときが最も鉄損が少なく効率が良いが、珪素の含有量を多くすると、鋼板が脆くなり極端に加工性が低下する。従って加工の容易さを考慮して２〜６．５％の間の適切な値に設定することにより、加工性と効率を両立することができる。
【００９３】
またさらに、上記実施例では、永久磁石は円筒状である場合を示したが、図１０に示すように、バックヨーク２内周に複数の永久磁石１を並べて接着固定する。あるいは、図１１に示すように、バックヨーク２を珪素鋼板を複数枚軸方向に積み重ねて構成し、あらかじめ開けておいた穴の部分に永久磁石を挿入した、いわゆる磁石埋め込み型の構成も可能である。
【００９４】
このように永久磁石を分割することにより、永久磁石をあらかじめ着磁した状態で組み立てることにより、着磁が容易になり、磁石の能力を引き出しやすくなる。
【００９５】
また、図１０に示すように永久磁石をかまぼこ状に成型することにより、隣り合う磁極間の影響を抑制し、有効磁束密度を向上できる。また、図１１に示すように永久磁石をヨーク内に埋め込むことにより、機械的強度の優れたロータを構成することができる等の効果も得られる。
【００９６】
以上本実施例１は、コアが内周にあり、ロータが外周にあるアウターロータ型モータの場合を示しているが、図１２に示すように、コアが外周にあり、ロータが内周にあるインナーロータ型の構成も可能であることは言うまでもない。一般的に、モータのトルク特性を重視する場合、マグネットとコアの対向面積を大きくできるアウターロータ型の方が優位であるが、高速応答を要するモータの場合、ロータの外径が小さく、ロータの慣性モーメントが小さいインナーロータ型が有利な場合もあり、用途に応じて適切な方を選択すればよい。
【００９７】
（実施例２）
コギングトルクは、ロータが回転するとコアと永久磁石の磁気エネルギが周期的に変化
することにより発生するが、バーニヤ型ブラシレスモータの場合、磁極が多極化されている関係で、従来型ブラシレスモータより小さい回転角でより大きな磁気エネルギの変化を生じ、コギングトルクも大きくなる傾向にある。
【００９８】
以下実施例２から７では、上記実施例１で示したバーニヤ型ブラシレスモータで問題となるコギングトルクについて、その解決方法を示す。
【００９９】
図１３は本実施例２のブラシレスモータの永久磁石１の着磁分布を示した図である。その他磁気回路の構成は上記実施例１（図１）と全く同じである。
【０１００】
図１３において永久磁石１には磁極の位置が上端部と下端部で異なるように、所定角度θだけスキュー着磁がなされている。
【０１０１】
一般的にバーニヤ型ブラシレスモータの場合、永久磁石の磁極数をｐ、コアの突極数をｚとした場合、コギングトルクの波形は、１回転あたりｋ回の繰り返し波形となる（ｋは、ｐとｚの最小公倍数）。
【０１０２】
ここで、永久磁石の着磁をスキュー着磁すると、コギングトルクの波形がコアの積層方向に平均化され、コギングトルクの絶対値が小さく収まる。
【０１０３】
図１４（ａ）は着磁のスキュー角度とコギングトルクの関係を示す図、図１４（ｂ）は着磁のスキュー角度とモータ体積効率の関係を示す図である。
【０１０４】
ここで、図１４（ａ）に示すとおり、コギングトルクは、スキュー角度が小さくなるにつれ縮小する傾向にあるが、６°、１２°付近で極小値を取り、それ以外では少し高くなる傾向がある。これは、着磁をスキューさせるとコギングトルクの波形がコアの積層方向に平均化されるため、スキュー角度をコギングトルク周期の整数倍と一致させることにより、コギングトルクが極小となることを示している。
【０１０５】
また、図１４（ｂ）に示すとおり、モータの体積効率に関しては、スキュー角度を大きくすればするほど悪化する傾向になる。これは、スキュー角度を大きくすると、永久磁石の上下端では、磁極の位相が異なるため、適切な通電位相とずれた状態でコイルに通電する状態となり、モータの体積効率が低下するためである。
【０１０６】
上記から明らかなように、モータのコギングトルクの低減と、体積効率を両立させるためには、スキュー角度θをコギングトルク１周期分にあたる６°にするべきである。
【０１０７】
なお、永久磁石の軸方向長さと、コアの軸方向長さが等しい場合は、上記のように、スキュー角度θをコギングトルクの周期と一致させたが、永久磁石の軸方向長さと、コアの軸方向長さが異なる場合、若干角度を上下させた方がコギングトルクが小さくなる場合があり、永久磁石の磁極数をｐ、コアの突極数をｚとした場合、一般的には（数２）の関係が成立するようにスキュー角度θを設定することで、コギングトルクの低減と、モータ体積効率を両立できる。
【０１０８】
（実施例３）
上記実施例２では、着磁にスキュー角度を設ける方法を示したが以下実施例３では、コアの形状を工夫することによりコギングトルクを低減する方法を示す。
【０１０９】
図１５は本実施例３のコア形状を示す説明図である。
【０１１０】
図１５において、コア３の形状は、図１に示す実施例１のコア形状と比較して、突極５先端の小歯６の開角αが異なる以外全く同じ形状である。
【０１１１】
ここで、小歯の開角αを変化させると、コギングトルクは大きく変化する。
【０１１２】
図１６は小歯の開角を変化させた場合のコギングトルク波形を示した図である。
【０１１３】
図１６（ａ）は小歯の開角が電気角で１２０°の場合、図１６（ｂ）は小歯の開角が電気角で１５０°の場合、図１６（ｃ）は小歯の開角が電気角で１８０°の場合を示している。
【０１１４】
図１６（ａ）に示すとおり、コギングトルクは回転電気角３６０°に対し６回の繰り返し波形となっている。これは突極数と磁極数の最小公倍数に一致する。これは本実施例のモータに限ったことではなく、同様にバーニヤ型のブラシレスモータではコアの突極数と磁極数の最小公倍数に一致した周期のコギングトルクが発生するのが一般的である（以後この周期を基本コギングトルク周期と呼ぶ）。
【０１１５】
また、図１６（ｃ）の小歯６の開角αを大きくした場合では、コギングトルクの周期および絶対値は図１６（ａ）の場合とほぼ等しいものの、コギングトルクの位相が正反対の波形となっている。
【０１１６】
一方、図１６（ｂ）の小歯６の開角αを電気角で１５０°にした場合は、コギングトルクの周期が基本コギングトルク周期の２倍の周波数のコギングトルクが発生しているとともに、絶対値自体も大幅に小さくなっている。
【０１１７】
この理由について、図１７、１８を用いて説明する。
【０１１８】
分かりやすくするために、図１７において永久磁石１の磁極のＮ極とＳ極の切り替え部分が小歯６のエッジ部６−１に差し掛かった状態を考える。
【０１１９】
図１７に示したように永久磁石１の磁極切り替え部分が小歯６のエッジ部６−１に差し掛かるとが、永久磁石１と小歯６の間の磁気エネルギが変化し図１８（ａ）に示すようなトルクが発生する、この波形は小歯６のエッジ部６−１と磁極切り替え部分が一致する近辺でゼロとなる波形である。
【０１２０】
この際小歯６の逆側のエッジ部６−２でも同様に、小歯６のエッジ部６−２と磁極切り替え部分が一致する位置の近辺でゼロとなる波形のトルクが発生する。波形は、図１８（ｂ）に示したとおり先のトルクと点対称な波形となる。ここで小歯６の開角を電気角で１５０°に設定すると、小歯６の両側のエッジ部６−１、６−２で発生するトルクの位相が異なる形となり、両者のトルクがキャンセルされることにより、一つの小歯６では、図１８（ｃ）に示すように、３次成分が完全に除去されたトルクとなる。
【０１２１】
結果的にモータ全体で見ると、１次、２次、４次、５次成分は他の小歯で発生する位相が電気角で１２０°ずつずれたトルクによりキャンセルされるために、図１８（ｄ）に示すように、６次以上の成分のトルクが現れ、結果的には基本コギングトルク周期の２分の１の周期のコギングトルクが発生する形となるとともに、コギングトルクの絶対値も小さく収まる。
【０１２２】
なお、上記実施例は、小歯６の開角が電気角で１５０°の場合が最小となることを示したが、同様に、小歯の開角が電気角で９０°、２１０°とした場合にも、小歯の両エッジ
で発生するコギングトルクの３次成分が除去され、同様の現象が発生する。
【０１２３】
また、上記実施例は、小歯の開角が１５０°でコギングトルクが最小になることを示したが、１５０°から角度がある程度前後した場合を考えると、小歯の開角を電気角で１４０°または１６０°とした場合は、小歯で発生するコギングトルクの３次成分は５０％除去され、小歯の開角を電気角で１４５°または１５５°とした場合は、小歯で発生するコギングトルクの３次成分は７４％除去される状態となり、実用的な性能を得るためには、小歯で発生するコギングトルクの３次成分が約４分の１以下となる１４５〜１５５°に設定することにより、コギングトルクの基本周期成分が大幅に低減され、コギングトルクを小さく抑えることができる。
【０１２４】
また、小歯６の形状が図１９（ａ）のようにコア半径より小さいＲで形成した場合、あるいは図１９（ｂ）のように面取り部を設けた場合、あるいは、コアの磁気飽和等の影響を考慮した場合は、磁気特性上は小歯６の開角が狭まった状態に近い条件となり、小歯６の開角αが若干（電気角にして５°前後）大きい場合にコギングトルクが最小となる現象が発生する場合がある。
【０１２５】
従って、一般的には磁極数、小歯数には関係なく小歯の開角を電気角で１４５〜１６０°または８５〜１００°または２０５〜２２０°の間の適切な角度に設定することにより、基本コギングトルク周期の２分の１の周期のコギングトルクが発生し、コギングトルクの絶対値も小さく抑えることができる。
【０１２６】
しかしながら、小歯の開角αを８５〜１００°に設定した場合は、小歯と永久磁石との対向面積が小さくなるため有効磁束数が低下し、逆に小歯の開角αを２０５〜２２０°とした場合は、小歯の開角が磁極の幅より大きくなってしまうため、無効磁束が発生し鉄損が増加するため、どちらも効率を低下させる要因となり、小歯の開角を電気角で１４５〜１６０°とするのがより望ましい。
【０１２７】
（実施例４）
上記実施例３では、小歯の開角を変えることによりコギングトルクを低減する方法を示したが、本実施例４では小歯のピッチに着目し、コギングトルクを低減する方法を示す。
【０１２８】
図２０（ａ）は本実施例４のコア形状を示す説明図である。
【０１２９】
図２０（ａ）において、コア３の形状は、図１に示す実施例１のコア形状と比較して、突極５先端の小歯６のピッチが異なる以外全く同じ形状である。
【０１３０】
上記実施例１では小歯６のピッチは、磁極２極分（つまり電気角３６０°）に設定されていたが、図２０（ａ）に示す本実施例４の小歯６のピッチは、上記実施例１より小さい電気角３３０°に設定されている。
【０１３１】
以下は、このような形状にした理由について簡単に説明する。
【０１３２】
図２０（ａ）の形状は、考え方としては図２０（ｂ）のコア３−１の形状の斜線部分と、図２０（ｃ）のコア３−２の形状の斜線部分を組み合わせた形状に形成されている。
【０１３３】
ここで、図２０（ｂ）に示すコア３−１の形状は、上記実施例１の図１に示すコア形状と同一で、反時計方向に電気角で１５°（機械角で１．５°）回した形状であり、図２０（ｃ）に示すコア３−２の形状は、コア形状は同一で、前記コア３−１とは逆で、時計方向に電気角で１５°（機械角で１．５°）回した形状である。
【０１３４】
それでは、コギングトルクの低減原理について、図２１（ａ）、（ｂ）、（ｃ）を用いて説明する。
【０１３５】
図２１（ａ）の実線部は図２０（ｂ）に示すコア３−１で発生するコギングトルク波形である。上記実施例１で述べたが、コア３−１で発生するコギングトルクは、磁極数が２０極、突極数が６極であることから、その最小公倍数である１回転に６０回、つまり電気角で６０°（機械角で６°）の繰り返し波形となっている。ここで、コア３−１の斜線部のみで考えると、丁度全体の半分にあたるので、コギングトルクに関しても半分になり、図２１（ａ）の破線部に示すようなコギングトルク波形となる。
【０１３６】
図２１（ｂ）に関しても全く同様で、図２０（ｃ）のコア３−２の斜線部分で発生するコギングトルクは、図２１（ｂ）の破線部に示すようなコギングトルク波形となる。
【０１３７】
ここで、図２１（ａ）のコギングトルク波形と、図２１（ｂ）のコギングトルク波形を比較すると、両者はトルクの大きさ、周期は等しいが、位相が１８０°異なる波形となっていることが分かる。
【０１３８】
そこで、本実施例４のコア３で発生するコギングトルクの波形は、図２０（ｂ）のコア３−１の斜線部分で発生するコギングトルクと、図２０（ｃ）のコア３−２の斜線部分で発生するコギングトルクの合成と考えれば良いので、図２１（ａ）の破線部と図２１（ｂ）の破線部の合成トルクを考えると、図２１（ｃ）に示すように両者のコギングトルクの１次、３次、５次…の成分がキャンセルされ、元のトルク波形より大幅に振幅が小さくなり、周期も元の波形に対し半分の周期になる。
【０１３９】
これによりモータのコギングトルクを小さく抑えることができる。
【０１４０】
なお、上記実施例４では、２つのコア形状から斜線部を適当に選んだように見えるが、この選び方は、一定の法則に従って行わなくてはならない。その法則とは、斜線部で選んだ部分と、選んでいない部分には、磁極との位置関係が一致する部分から同数ずつ選ばなければならないということである。この法則を守らずに適当に組み合わせても、コギングトルクの低減効果は得られないばかりか、各相のバランスが崩れモータの特性が悪化する場合もある。
【０１４１】
また、上記の法則を守った上でコア形状を適時組み合わせて構成すれば、図２０のようなコア形状以外にも、図２２に示すような、小歯のピッチが電気角で３６０°より大きいコア形状、あるいは、図２３に示す、小歯のピッチが、３６０°より大きい突極と、小歯のピッチが、３６０°より小さい突極とが繰り返すコア形状、あるいは、図２４に示す、小歯のピッチは３６０°であるが、突極先端部のピッチが変化するコア形状、さらには、図２５に示す、小歯の開角が左右で所定角度異なる形状、その他様々な形状が構成できる。
【０１４２】
なお、上記は電気角で３０°位相が異なるコア形状を組み合わせたが、丁度３０°に一致しなくても、±１０％程度の範囲で角度を調整することにより、コギングトルクの基本周期成分は約７０％除去されるため、十分な効果が得られる。
【０１４３】
また、上記は全てコギングトルクの位相が１８０°異なる２つの形状を組み合わせる例を示したが、図２６（ａ）に示すような、突極あたりの小歯数が３個の場合、図２６（ｂ）、（ｃ）、（ｄ）に示すような位相が電気角で２０°ずつ異なるコア形状を組み合わせて構成することにより、同様にコギングトルクを低減することが可能となる。
【０１４４】
以上より、一般的にはブラシレスモータが３相構造の場合、前記突極１極あたりに設けられた小歯の歯数をｎとした場合に、コアの軸方向断面形状が、回転方向に電気角で６０／ｎ°±１０％ずつずらしたｎ個のコア基本形状を適時組み合わせた形状に構成することによりコギングトルクの小さいモータを提供することができる。
【０１４５】
なお、上記では詳しく説明しなかったが、図２０（ａ）あるいは、図２６（ａ）に示すような小歯のピッチが３６０°より小さくなるように構成する。
【０１４６】
より一般的には３相モータの場合、突極１極あたりに設けられた小歯の歯数をｎ、小歯のピッチを電気角でβ（°）とした場合に、（数３）の関係を満足するように設定すると、結果的に隣り合う突極間の隙間が大きく取れ、突極間の磁気的な干渉を抑え、さらにコイルを巻回する時の作業性が良くなる等の効果も得られる。
【０１４７】
また、図２５（ａ）に示すように小歯の開角を左右で所定角度変えて構成した場合は、コアと永久磁石の磁気吸引力が左右で異なる状態となり、常にロータが軸受の一方向に押さえつける状態となり、軸受に焼結含油軸受等のシャフトと軸受の間にクリアランスを有する軸受を使用した場合、シャフトのがたつきを抑え、回転精度を向上させる効果も得られる。
【０１４８】
なお、上記実施例３および４では、コア形状のみで、コギングトルクを低減する方法を説明したが、上記実施例２で示したスキュー着磁と組み合わせることにより、さらに一段とコギングトルクを低減できる。
【０１４９】
上記実施例２では、スキュー角度θは基本コギングトルク周期にほぼ一致するよう設定したが、上記実施例３および４に示したコア形状の場合、元々発生するコギングトルクの１次成分はほぼ除去されているために、従来の半分の角度のスキュー着磁でも十分なコギングトルク低減効果を得ることができる。
【０１５０】
つまり一般的には、永久磁石の磁極数をｐ、コアの突極数をｚとした場合、（数４）（ｋはｐとｚの最小公倍数）の関係が成立するようにスキュー角度θを設定することで、コギングトルクの低減と、モータ体積効率を両立できる。
【０１５１】
（実施例５）
上記実施例４では、コアの断面形状に着目してコギング、本実施例５では、断面形状を軸方向に分けて構成し、コギングトルクを低減する方法を示す。
【０１５２】
図２７（ａ）、（ｂ）、（ｃ）に示すとおり本実施例５では、コア３の形状を上、中、下３段に分けて構成している。
【０１５３】
上段および下段部のコア形状は同一で、図２７（ｂ）に示すように小歯の開角が１２個全て電気角で１５０°であり、中断のコア形状は図２７（ｃ）に示すように小歯の開角が１２個全て電気角で２１０°の形状としている。
【０１５４】
また、本実施例５のコアは、上記小歯の開角以外に、上段および下段部の突極巻線部の幅ｗ１が中段部の突極巻線部の幅ｗ２より細く形成されているという特徴がある。
【０１５５】
本実施例５のコア形状も基本的には、上記実施例４と同様の手法で構成されている。
【０１５６】
図２７（ｂ）に示すコア３の上段および下段部の形状は、図２７（ｄ）、（ｅ）のコア
３−１、３−２形状の斜線部分を組み合わせて構成されており、図２７（ｃ）に示すコア３の中段部の形状は、図２７（ｄ）、（ｅ）のコア３−１、３−２の形状の斜線部分以外を組み合わせて構成されている。
【０１５７】
さらに本実施例５のコア３では、突極巻線部の幅を小歯の開角に合わせて、上段および下段部の突極巻線部の幅ｗ１を中段部の突極巻線部の幅ｗ２より細く形成している。これは、小歯の開角が小さい上、下段部は、小歯を通る磁束量が少ないために、突極巻線部を細くしても、磁気特性上の問題がないためである。
【０１５８】
一方、このように、突極巻線部を細くすると、以下に示すような効果が得られる。
【０１５９】
図２８（ａ）は本実施例５のコアの突極巻線部の断面を、図２８（ｂ）は比較のために従来のコアの突極巻線部の幅が一定の場合の突極巻線部の断面を示している。
【０１６０】
図２８（ａ）、（ｂ）に示すように、コアには、絶縁皮膜１０が施され、そこにコイル４が巻回される構成となっている。
【０１６１】
ここで、図２８（ａ）の場合と、図２８（ｂ）の場合を比較すると明らかなように、コイル１ターン当たりの長さは、図２８（ａ）の場合の方が短くて済む。このため、同一の線径のコイルで巻回した場合、図２８（ａ）の場合の方がコイル抵抗の値が低くなり、モータの体積効率が高くなる。また、コイル４の形状が、六角形状となり、コアエッジ部にかかる圧力が６ヶ所に分散されるため、図２８（ｂ）の場合よりも薄い絶縁皮膜でも、同等の絶縁性能を維持でき、絶縁皮膜を薄くして、さらにコイルを巻き込むことにより、一段とモータの体積効率を向上できる。
【０１６２】
（実施例６）
上記実施例４、５では、コアを１つの突極あたりの小歯数ｎと一致する数の基本コア形状を組み合わせて作成したが、若干複雑になるもののさらに多く数の基本形状を組み合わせる構成をとることにより、さらに一段とコギングトルクを低減できる。
【０１６３】
図２９（ａ）は本実施例６のコア形状を示している。
【０１６４】
図２９（ａ）に示すとおり、本実施例のコアでは、小歯のピッチが電気角で３１５°の突極と、小歯のピッチが電気角で３４５°の突極とが交互に繰り返す構成となっている。
【０１６５】
この形状は、図２９（ｂ）、（ｃ）、（ｄ）、（ｅ）に示す電気角で１５°ずつ位相の異なる４つの基本形状の斜線部分を組み合わせて構成されている。
【０１６６】
このように、組み合わせる基本形状の数を増やすことにより、若干形状が複雑になるものの、上記実施例４、５では除去し切れなかったコギングトルクの２次成分等さらに高次のコギングトルクまでキャンセルできるため、さらにコギングトルクを低減できる。
【０１６７】
一般的には、３相構造のモータの場合、１相分の突極あたりに設けられた小歯の合計歯数をＮとした場合に、コアの軸方向断面形状が、回転方向に電気角で６０／Ｎ°±１０％ずつずらしたＮ個のコア基本形状を適時組み合わせた形状に構成することにより、コギングトルクの非常に低いモータを提供できる。
【０１６８】
（実施例７）
本実施例７では上記実施例３の小歯の開角を設定する方法と、上記実施例４、５で示した複数の基本コア形状を組み合わせて作成する方法を組み合わせ、さらに一段とコギング
トルクを低減できる方法を示す。
【０１６９】
図３０（ａ）は本実施例７のコア形状を示す説明図である。
【０１７０】
図３０（ａ）に示すとおり、本実施例のコア３の形状は、各突極５には小歯６が３個ずつ設けられており、各小歯６のピッチが電気角で３５０°であるとともに、各小歯６の開角が電気角で１５０°に構成されている。
【０１７１】
このコア形状は、図３０（ｂ）、（ｃ）、（ｄ）に示す位相が電気角で１０°ずつずれた３つのコア形状の斜線部を組み合わせた形状である。
【０１７２】
これら３つのコア３−１、３−２、３−３の形状は、上記実施例３で示した小歯の開角が電気角で１５０°に設定されている形状である。
【０１７３】
本実施例７のコア３のコギングトルク低減原理について、図３１を用いて説明する。
【０１７４】
３つのコア３−１、３−２、３−３の形状は元々突極の開角が１５０°であることにより、図３１（ａ）、（ｂ）、（ｃ）の実線で示すとおり、コギングトルクの周期が基本コギングトルク周期の２分の１の周期（電気角３０°周期）で、絶対値も低減されたコギングトルクを発生する。
【０１７５】
そして、これら３つのコア形状は位相が電気角で１０°ずつずらして構成されているために、これらコア形状を３分の１ずつ合成した、本実施例７のコア形状のコギングトルクは、コギングトルクがお互いにキャンセルされ図３１（ｄ）に示すように振幅も大幅に小さく、周期も元の波形の３分の１以下の周期になっている。
【０１７６】
このように、元々コギングトルクが小さく、コギングトルクの周期が短い実施例３のコア形状を基本形状として使用することにより、上記実施例４、５の半分の角度ずれのコア形状を組み合わせることにより、大幅なコギングトルク低減効果が得られる。
【０１７７】
一般的にはモータが３相構造であり、突極１極あたりに設けられた小歯の歯数をｎとした場合に、コアの軸方向断面形状が、突極に設けられた小歯の開角が電気角で１４５°〜１６０°である基本形状をベースとして、回転方向に電気角で３０／ｎ°±１０％ずつずらしたｎ個のコア基本形状を適時組み合わせた形状に構成するとよい。
【０１７８】
さらに、図３０（ａ）で示したような、小歯のピッチが電気角で３６０°より小さい形状に形成する。一般的には、突極１極あたりに設けられた小歯の歯数をｎ、小歯のピッチを電気角でβ（°）とした場合に、（数５）の関係を満足するように設定すると、結果的に隣り合う突極間の隙間が大きく取れ、突極間の磁気的な干渉を抑え、さらにコイルを巻回する時の作業性が良くなる等の効果も得られる。
【０１７９】
以上実施例１から７によれば、ブラシレスモータの体積効率を従来の２倍以上に向上することが可能となり、同一特性でもより小型のモータを提供できる。あるいは、従来と同一サイズの場合は、大幅な出力アップが可能となり、モータを使用した機器の機能を向上することができる。
【０１８０】
例えば、本発明のブラシレスモータを携帯情報端末、携帯型ＭＤプレーヤ等に使用することにより、同一特性でも小型で軽量なモータを提供でき、機器の小型化、軽量化を達成できる。
【０１８１】
また、本発明のブラシレスモータをＯＡ機器、家電機器等の駆動源に使用することにより、同一サイズでも高出力なモータを提供でき、機器のサイズを大きくすることなく機器の高速化、高機能化を達成できる。
【０１８２】
また、本発明のブラシレスモータをロボットの関節駆動用アクチュエータに使用することにより、同一サイズ、重量でも高出力なモータを提供でき、産業用ロボット等の応答性能を向上できるとともに、現在は２足歩行程度に留まっている人型ロボットの動作を、走る、跳ぶ、投げる等より人間に近い高機能動作をさせるようにすることが可能となる。
【０１８３】
またさらに、本発明のブラシレスモータを、燃料電池自動車、電気自動車に代表される輸送用機器の車輪駆動用に使用することにより、同一特性でも小型、軽量のモータを提供することができ、車体の軽量化による走行性能の向上、あるいは燃費の向上を実現することができる。また、小型でも十分な出力を得ることができるので、モータを車輪内に収めるいわゆるインホイール型のモータとしても適している。
【０１８４】
【発明の効果】
上記実施例の記載から明らかなように、請求項１記載の発明によれば、モータの体積効率を飛躍的に向上し、同一特性のモータの小型化、あるいは同一サイズのモータの高効率化、高出力化ができるという有利な効果が得られる。
【０１８５】
また、このモータを機器に搭載することにより、機器の小型化、あるいは機能向上を行うことができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  本発明の実施例１によるブラシレスモータの磁気回路構成を示す説明図
【図２】  従来型ブラシレスモータの磁気回路構成を示す説明図
【図３】  従来型ブラシレスモータの磁気回路構成を示す説明図
【図４】  本発明の実施例１による各ブラシレスモータの比較表を示す図
【図５】  本発明の実施例１によるブラシレスモータの磁束の流れを示す説明図
【図６】  本発明の実施例１による永久磁石の最大エネルギ積とモータ体積効率の関係を示す図
【図７】  本発明の実施例１によるもう１例のブラシレスモータの磁気回路構成を示す説明図
【図８】  本発明の実施例１によるモータアスペクト比とモータ体積効率の関係を示す図
【図９】  本発明の実施例１による２層構造マグネット体の構成例を示す図
【図１０】  本発明の実施例１による磁石貼付け型マグネット体の構成例を示す図
【図１１】  本発明の実施例１による磁石埋め込み型マグネット体の構成例を示す図
【図１２】  本発明の実施例１によるインナーロータ型ブラシレスモータの磁気回路構成を示す説明図
【図１３】  本発明の実施例２によるブラシレスモータの永久磁石の着磁分布を示す図
【図１４】  本発明の実施例２による着磁スキュー角度とモータ特性の関係を示した図
（ａ）コギングトルクを示す図
（ｂ）モータ体積効率を示す図
【図１５】  本発明の実施例３によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図１６】  本発明の実施例３におけるコギングトルク波形を示した図
（ａ）小歯の開角が電気角で１２０°のコギングトルクの波形を示す図
（ｂ）小歯の開角が電気角で１５０°のコギングトルクの波形を示す図
（ｃ）小歯の開角が電気角で１８０°のコギングトルクの波形を示す図
【図１７】  本発明の実施例３における小歯でのコギングトルク発生を示す説明図
【図１８】  本発明の実施例３におけるコギングトルク波形を示した図
（ａ）小歯エッジ部６−１で発生するトルク波形を示す図
（ｂ）小歯エッジ部６−２で発生するトルク波形を示す図
（ｃ）（ａ）、（ｂ）の合成トルク波形を示す図
（ｄ）モータ全体での合成トルク波形を示す図
【図１９】  本発明の実施例３による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ａ）小歯先端にＲを設けたコア形状を示す図
（ｂ）小歯先端に面取りを設けたコア形状を示す図
【図２０】  （ａ）本発明の実施例４によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｂ）本発明の実施例４によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｃ）本発明の実施例４によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図２１】  本発明の実施例４におけるコギングトルク波形を示した図
（ａ）コア３−１で発生するコギングトルクの波形を示す図
（ｂ）コア３−２で発生するコギングトルクの波形を示す図
（ｃ）本実施例４のコアのコギングトルク波形を示す図
【図２２】  （ａ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｂ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｃ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図２３】  （ａ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｂ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｃ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図２４】  （ａ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｂ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｃ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図２５】  （ａ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｂ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｃ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図２６】  （ａ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｂ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｃ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｄ）本発明の実施例４による別のブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図２７】  本発明の実施例５によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ａ）正面図
（ｂ）ｘ−ｘ’およびｚ−ｚ’断面図
（ｃ）ｙ−ｙ’断面図
（ｄ）、（ｅ）基本コア形状を示す図
【図２８】  本発明の実施例５によるコア突極の断面を従来と比較した図
（ａ）本実施例の断面形状を示す図
（ｂ）従来の断面形状を示す図
【図２９】  （ａ）本発明の実施例６によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｂ）本発明の実施例６によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｃ）本発明の実施例６によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｄ）本発明の実施例６によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｅ）本発明の実施例６によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図３０】  （ａ）本発明の実施例７によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｂ）本発明の実施例７によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｃ）本発明の実施例７によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
（ｄ）本発明の実施例７によるブラシレスモータのコア形状を示す説明図
【図３１】  本発明の実施例７におけるコギングトルク波形を示した図
（ａ）コア３−１で発生するコギングトルクの波形を示す図
（ｂ）コア３−２で発生するコギングトルクの波形を示す図
（ｃ）コア３−３で発生するコギングトルクの波形を示す図
（ｄ）本実施例７のコアのコギングトルク波形を示す図
【図３２】  従来のブラシレスモータの構造を示す図
（ａ）軸方向断面図
（ｂ）軸垂直方向断面図
【図３３】  従来のＨＢ型ステッピングモータの構造を示す図
（ａ）軸方向断面図
（ｂ）軸垂直方向断面図
【図３４】  先行技術の３相ステッピングモータを示す図
（ａ）先行技術の３相ステッピングモータの磁気回路構成を示す説明図
（ｂ）先行技術の３相ステッピングモータのロータ構造図
（ｃ）従来のＨＢ型ステッピングモータのロータ構造図
【符号の説明】
１  永久磁石
２  バックヨーク
３、３−１、３−２、３−３、３−４  コア
４  コイル
５、５−１、５−２、５−３、５−４、５−５、５−６  突極
６  小歯
７、７−１、７−２  磁束
８  永久磁石層
９  バックヨーク層
１０  絶縁皮膜
１１  回転子鉄心
１２  シャフト
１３  軸受
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
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【図２８】
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【図２９】
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【図３０】
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【図３１】
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【図３２】
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【図３３】
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【図３４】
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