15-kW, 150,000-r/min 超高速 PM モータの電気機械両立設計
藤田康平*

野口季彦（静岡大学）

Electrical and Mechanical Compatible Design of
15-kW, 150,000-r/min Ultra-High-Speed PM Motor
Kohei Fujita*, Toshihiko Noguchi (Shizuoka University)
This paper describes an electrical and mechanical compatible design of an ultra-high-speed permanent magnet (PM) motor of which rated
output power is 15 kW and rated speed is 150,000 r/min. In the paper, two candidates of the rotor structure have been investigated from theviewpoint of electrical and mechanical compatibility, i.e., a cylindrical hollow PM (standard SPM) rotor and a solid PM rotor with a titanium
alloy sleeve.

Both of the motors can achieve high efficiency over 96 % and high power density over 55 W/cm3, but the latter has aremarkable anti-demagnetization characteristic less than 1 %.

On the other hand, in order to investigate dependency of the shaft material

onto the electromagnetic characteristics, three kinds of materials are employed for the shafts and are examined through 3-D electromagnetic
analysis.

As a result, stainless steel is the best choice for the shaft material and can satisfy the electrical and mechanical compatibility withhigh torque generation, high efficiency, high power density, high anti-demagnetization characteristic, and so forth.
キーワード：表面磁石形同期モータ，高速モータ，中実磁石，減磁特性
Keywords：Surface permanent magnet synchronous motor (SPMSM), high-speed motor, solid magnet, demagnetization characteristicある。

１．はじめにそこで，筆者らは同期インダクタンスを低減するために京都議定書が発表されて以来，環境保全，省エネルギーの極端に大きなエアギャップを特色とする超高速モータの研観点から世界各国で家電製品や輸送などに使用される動力究を行ってきた。大きなエアギャップ構造により必要な出源の電動化に向けた動きが進んでいる。モータはこのよう力仕様を達成しつつ，モータ効率においても 96 %以上を達な電動化の動きの中で重要な役割を担う。そのため，高出成することが可能である。しかし，大きなエアギャップで設力，高効率化に加え，高パワー密度と自己修復性を両立した計するモータ構造では，電気機械的特性の犠牲なく回転子モータの設計が望まれている。高パワー密度化と高効率化構造が制限される中でも減磁特性を向上する設計が困難での観点から希土類磁石を用いた永久磁石同期モータ

ある[8]。そこで，本稿では，減磁特性を改善する回転子構造（PMSM）が広く採用されており，盛んに開発されている。

を検討するとともに，提案するモータとこれまで設計してモータの出力を大きくするためには，いくつかの電気機械きたモータの電気的特性を比較した。また，検討した回転子的制約の下でトルクと回転数の増加が必要である。しかし，構造においてシャフトの材質によって電気的特性が変化す一般的に前者を増加させるとモータの体格が大きくなる傾る原理と，それを踏まえた適切なシャフト材料を検討した。

向がある。そこで，更なるモータの小型化にはモータの超高以上を踏まえて，15-kW, 150,000-r/min 超高速 PM モータに速化（超高周波化）が有効である。

ついて電気機械両立設計を行ったので報告する。

しかし，超高速モータには電気機械的問題が多く存在す

２．超高速モータの開発目標と基本設計概念る。電気的問題は，高周波駆動することによって増加する磁<2.1> 超高速モータの開発目標

石の渦電流損による効率の悪化，熱減磁などである。機械的問題は軸振動や共振周波数による回転子軸方向長さの制

15-kW, 150,000-r/min PM モータの開発目標を表 1 に示す。

約，周速や径方向に発生する遠心力の観点からくる回転子設計する超高速モータは 15 kW の定格出力と定格回転数直径の制約など厳しい設計制約である。そのため，高速モー150,000 r/min の仕様をもっており，150 %の瞬時過負荷耐量

タにおいては，一般的なモータの形状で電気的特性を高水を満足するように設定した。また，回転子の周速が音速を超準に保つことは困難である。以上の問題から，超高速モータ

えると衝撃波等の危険性があるため，回転子外径を回転子において電気機械両立設計を検討することは重要な課題で周速が音速以下となるよう 43.3 mm 以下としている。
1150,000 r/min

Rated torqueOver 1 Nm

Rated efficiency

Over 95 %Maximum power density

Over 50 W/cm3Demagnetization rate

Within 1 %DC bus voltage

Lower than 250 V

Rated current

77 A (over load 150%)

Maximum current

115 A

Rotor diameter

Smaller than 43.3 mm

Windings

Surface permanent magnet
synchronous motor (SPMSM)

Number of phases

3 phases

Number of poles

2 poles

Stator configuration

Concentrated winding structure

Stator core

B [T]BrBm

N43TS Nd-Fe-B
Permanent magnetpu(Br = 1.34 T, HCB = 963 kA/m,BHmax = 350 kJ/m3)

H [A/m] Hc

20HX1300
Electromagnetic steel plates

Shaft

Permanentmagnet

図 1 中空磁石形超高速 PM モータの径方向断面図
Fig. 1. Cross section of hollow PM motor.

表 2 検討する超高速モータの基本設計概要
Table 2. Fundamental design outline of ultra-high-speed PM motor.
Motor typelglm

Shaft diameter

Rated speedRotor outer diameter

表 1 15-kW, 150,000-r/min PM モータの開発目標
Table 1. Design specifications of 15-kW, 150,000-r/min PM motor.
Rated output power
Over 15 kWHm0

図 2 磁石の B-H 曲線と動作点
Fig. 2. B-H characteristic and operating point of permanent magnet.

(0.2 mm thick, 0.54 μΩm,Bmax = 1.5 T)<2.2> 超高速モータの基本設計概念
Rotor outer diameter

表 2 に検討する超高速モータの設計パラメータを示す。
また，図 1 に中空磁石形超高速モータの径方向断面図を示す。検討する超高速モータは表面磁石形同期モータ（SPMSM）を採用する。それは巻線界磁形同期モータや誘導モータと比較して二次側巻線が存在せず効率が良いためである。また，検討する超高速モータでは回転子外径が制限さ

lglm

Permanentmagnet

れており，遠心力に対する機械的強度の観点から埋込磁石

Protection slleve
Stator core
図 3 中実磁石形超高速モータの径方向断面図
Fig. 3. Cross section of solid PM motor.

形 同 期 モ ー タ （ IPMSM） と す る こ と は 困 難 で あ る た めWindings

SPMSM を採用する。回転子磁極は電気角周波数を低減するため 2 極とする。磁石は最大エネルギー積 BHmax = 350 kJ/m3のネオジム磁石を使用している。そのため，大きなエアギャ

Protectionsleeveップ構造が可能となり，周方向のパーミアンス変動を小さくするとともに，同期インダクタンスを減らすことが可能

Permanentmagnetである。固定子構造は漏れ磁束を低減することと，減磁の原因となる磁石渦電流損を低減する目的から，集中巻 6 ティース 6 スロットの構造とする。固定子巻線は丸線を使用することを想定し，ティース先端には厚さ 3 mm のフィレットを設ける。

Shafts３．中実磁石形超高速モータの原理と構造<3.1> 中空磁石形モータの減磁特性とパーミアンス係数

図 4 中実永久磁石回転子の軸方向断面図
Fig. 4. Cross section of solid permanent magnet rotor.

減磁特性の改善法として，パーミアンス係数を上げる手法がある。パーミアンス係数とは図 2 のように磁石の動作点を決める係数であり，次式で表される。
2pu lmag

am K c l g

lm

Dm  lmDm  lm

K c lg

表 3 比較するモータの設計パラメータと主要諸元
Table 3. Design parameters and major specifications of motor models.

(1)

ここで，pu：パーミアンス係数，lm：磁石厚さ，am：磁石

Motor model# 1 (hollow PM)# 2 (solid PM)

Rotor outer diameter

37.2 mm

39.0 mmlm

8.1 mm14 mm

lg

10.7 mm5.55 mm

Permeance coefficient

1.1

3.3

Number of winding turns
Winding space factor

2250.8 %2250.8 %Current density

4.78 A(rated operation)

4.78 A(rated operation)

Glass fiber

Titanium alloy(0 Ωm)(2.3 μΩm)

平均断面積，lg：エアギャップ長，Kc：カーター係数，ag：エアギャップ平均断面積，Dm：磁石の外径である。中空磁石形超高速モータでは，大きなエアギャップ構造を採用しているため lg が大きい。また，超高速モータは軸振動が懸念されるため，シャフト径を大きくとり剛性を高める必要がある。そのため，中空磁石の厚みが小さくなって lm が小さくなり，am が大きくなるのでパーミアンス係数が小さくなる。

Protection sleeve

この結果，減磁特性が悪化する。
<3.2> 中実磁石形モータの構造と解析方法

Stator winding resistance

5.5 mΩ

5.3 mΩ

本稿では大きなエアギャップ構造のままパーミアンス係

Stator winding inductance
Efficiency at ratedoperating point

37 μH

38 μH

97.4 %

96.9 %

57.9 W/cm3

60.4 W/cm3

数を上げるモータ構造として中実磁石形モータを検討する。
図 3 に中実磁石形超高速モータの径方向断面図を示す。

Maximum power density

中実磁石を採用することで lm を大きくし，am を小さくすることができるので，エアギャップを大きくしたままパーミアンス係数を上げることが可能である。

12Demagnetization rate (%)

中実磁石形超高速モータの軸方向回転子断面図を図 4 に示す。超高速モータにおいて SPMSM を採用する場合，遠心力による磁石の飛散を防ぐため保護管を設ける。検討する
中実磁石形超高速モータでは，保護管に機械的強度が高いチタン合金を使用しており，シャフトと磁石を保護管に圧入して，保護管で両軸端を連結する構造となっている。また，中実磁石を使用するとシャフト部分が全て磁石になるため，電気的ギャップが格段に大きくなり，同期インダクタンスを更に低減することができる。

1086420#1#2Motor models

本稿では，図 1 に示した中空磁石形モータ# 1 と図 3，図4 に示した中実磁石形モータ# 2 の電気的特性を比較した。

図 5 減磁特性の比較
Fig. 5. Comparison of demagnetization characteristics.

設計したモータの特性を比較するための電磁界解析ソフト
は JMAG-Designer 18.0TM を使用する。

Flux density [T](Contour plot)

４. 電磁界解析条件と解析結果の比較
比較する中空磁石形超高速モータ# 1 と中実磁石形超高速モータ# 2 の設計パラメータと主要諸元を表 3 に示す。モータプロポーションに関しては，両モデルとも扁平な形状である。また，両モデルとも磁石磁束をより多く固定子に鎖交させるために，固定子オーバーハングを 2 mm 設けている。
両モデルとも大きなエアギャップの効果から，モータのインダクタンスを 37 μH と小さくすることができる。しかし，# 2 のモデルは同期インダクタンスが小さくなっているにも(a)

#1(b)
#2
図 6 2 モデルの減磁解析後の磁石磁束密度分布
Fig. 6. Flux density distribution of permanent magnets on demagnetizedsituation.

が低いことが望ましいが，定格運転時にモータ効率が最大関わらず，# 1 と同等のインダクタンスであることから漏れとなることも重要である。

インダクタンスが大きいと考えられる。また，固定子のバッ

このような背景から，本稿では減磁特性，損失，最大効率

クヨーク，ティース部分の磁束密度は約 1.4 T で揃えている。

動作点についての解析結果を比較する。減磁特性について検討した 2 つのモータで 95 %以上の効率と 55 W/cm

3 以上は，磁石温度 200 ℃で－d 軸に最大電流が流れたときを想のパワー密度を達成した。

定し，減磁前後の 20 ℃無負荷誘起電圧を比較する。損失と2 つのモータを評価する上で重要になる評価指標として減磁特性と損失が挙げられる。減磁特性に関しては減磁率

効率に関しては，モータの温度が 75 ℃のときを想定する。

を 1 %未満に抑えることが望ましい。損失に関しては全損失

また，ある回転数でのモータの最大効率運転条件は下式で3表される。
Ws  Wr  Wc

Eddy-current loss (Protection sleeve)
Eddy-current loss (Shaft)
Eddy-current loss (PM)Stator iron loss
Copper loss

(2)
500

ここで，𝑊𝑊𝑠𝑠 は固定子で発生する鉄損，𝑊𝑊𝑟𝑟 は回転子で発生400

Loss (W)する鉄損，𝑊𝑊𝑐𝑐 は固定子巻線の銅損である。この式より鉄損と銅損の比率がほぼ 1:1 になるとき最大効率が得られることがわかる。今回はこの条件に基づき解析結果を比較評価する。

300200100

減磁特性の比較結果を図 5 に示す。2 モデルの減磁解析

0後の磁石磁束密度分布を図 6 に示す。図 5 から中空磁石形#1#2モータ# 1 の減磁率 11.7 %と比較して，中実磁石形モータ# 2Motor modelsの減磁率 0.2 %は 1/100 以下である。実際に，図 6 から# 1 の図 7 定格運転時の総合損失の比較と損失内訳
Fig. 7. Comparison of total losses at rated operation and loss analysis results.

磁束密度分布は磁石中央の内側部分が激しく減磁しているのに対して，# 2 は減磁している様子が見られない。よって磁石を中空形状から中実形状にすることにより，減磁特性の大幅な向上が可能であることを確認した。
定格運転時の総合損失の比較と損失の内訳を図 7，# 2 の28.7 %

定格運転時の鉄損分析結果を図 8，保護管に発生する渦電流損の内訳を図 9 に示す。図 7 より，# 1 の方が# 2 より全損70.1 %

0.28 %失が小さいことがわかる。これは# 2 の鉄損の大きさに起因0.95 %しており，その中でも保護管に使用されているチタン合金の渦電流損が主要な原因である。
図 8 より中実磁石形超高速モータ# 2 において，保護管の図 8 # 2 の定格運転時の鉄損分析結果
Fig. 8. Analysis result of iron losses of # 2 motor at rated operation.

渦電流損は全鉄損の 28.7 %（117.8 W）を占めており，鉄損増加の主因であることがわかる。これは# 2 の鉄損の大きさに起因しており，その中でも保護管に使用されているチタン合金の渦電流損が主要な原因である。この保護管渦電流損の原因としては，電機子磁束とティースとスロット開口部におけるパーミアンス変動に起因するスロットリプルによる空41.0 %59.0 %

間高調波が考えられる。
図 9 から磁石磁束による渦電流損の割合が小さく，電機子磁束による渦電流損が 59 %を占めており支配的であることがわかる。本超高速モータは大きなエアギャップ構造を用いているので，パーミアンス変動による影響が小さい反図 9 保護管に発生する渦電流損の内訳
Fig. 9. Detail of eddy-current losses in protection sleeve.

面，電機子の漏れ磁束が保護管に鎖交しやすい。しかし，保護管に使用されているチタン合金は比熱や熱伝導率が小さいので，磁石の熱減磁に影響する可能性は低いと考えら生する 3 次元磁路を通過する磁石磁束の磁極間短絡量が増れる。また，# 1 の方が# 2 より鉄損が小さく鉄損と銅損の加する。その結果，減磁特性は改善するが平均トルクは減少する。(b) のようにシャフト材質の透磁率が小さければ，シ比率も 1 に近いため，前式より定格運転時に最大効率動作

ャフトと磁石の磁気抵抗の差がなくなるため，磁石に鎖交点近傍で運転できると考えられる。

する電機子磁束が増加する。また，シャフトを通じて発生す５. 中実磁石形モータのシャフト材料の検討

る 3 次元磁路を通過する磁石磁束の磁極間短絡量が減少す<5.1> 中実磁石形モータのシャフト材料と電気的特性とる。その結果，減磁特性は悪化するが，トルク特性は向上する。本稿では，透磁率がそれぞれ異なる 3 つのシャフト材の関係料を用意して，それぞれをモータに使用したとき電気的特図 10 にシャフト材質による電機子磁束と磁石磁束を示す。
中実磁石形モータでは，シャフトの材質がモータの電気的性がどのように変化するのか電磁界解析で検討する。

特性に大きく寄与する。図 10 の(a) のようにシャフト材料<5.2> 電磁界解析条件と解析方法
中実磁石形モータのシャフトに，(a) S45C，(b) SUS304，の透磁率が磁石の透磁率と比較して大きければ，磁束は磁(c)気抵抗の小さいシャフトを通過しようとするため，磁石にチタン合金を使用した場合を想定し，減磁特性，トルク特性，効率特性を 3 次元電磁界解析において比較評価した。

鎖交する電機子磁束が減少する。また，シャフトを通じて発4初期比透磁率については S45C が 1846.2 で透磁率が最も大きく，チタン合金が空気と同等の 1 で最も小さい。減磁特性

Armature magnetic Flux
Field magnetic Flux

については，磁石温度 200 ℃で－d 軸に最大電流が流れた

Shaft

Shaft

ときを想定し，減磁前後の 20 ℃無負荷誘起電圧を比較する。
トルク特性と効率特性に関しては，モータの温度が 75 ℃のときを想定する。

StatorStator Stator

MagnetMagnetStator<5.3> 解析結果の比較
表 4 にシャフト材質による電気的特性の変化を示す。
まず，減磁特性について述べる。図 11 にシャフト材質変更による電機子磁束分布の様子を示す。(b) ，(c) を比較す
ると，(b) が約 1/3 倍の減磁率である。それは，(b) の磁石に鎖交する電機子磁束が減少したためである。しかし，最も(a)Low permeability(b) High permeability
図 10 シャフト材質による電機子磁束と磁石磁束Fig. 10. Armature and field magnetic flux paths depending on shaft materials.

初期透磁率が大きい S45C を使用した場合の(a) が(b) より減磁率が大きい。
その理由は図 11 から明らかであるように，Permanent Magnet

シャフトを通過する磁束が磁石上部にも通過しているため，磁石に大きな反磁界が加わっているためである。
Shaft

図 12 にシャフト材質変更による界磁磁束分布の様子を示す。トルク特性は，(b) と(c) を比較すると平均トルクは約1 %の差であるが，(a) と(c) を比較すると約 26 %，(a) の平均トルクが小さい。それは，図 12 から(a) の磁束密度分布
は(b) ，(c) の場合と比較してシャフトの磁束密度が上昇し(a)ており，シャフトを通した磁石の NS 磁極間の短絡磁束が増加していることが原因である。
効率特性は，(a) が約 1 %(b) ，(c) と比較して小さい。(a)は(b) ，(c) と比較して，全損失が約 4 %小さいが，トルクは約 26 %小さい。効率は出力電力／（出力電力＋全損失）より出力電力に対する全損失の割合が大きくなっているため，効率が他と比較して小さい。シャフトを磁束が通過することによる損失は 1.2～4.6 W と小さく効率に影響する値ではなかった。それは，磁石磁束は直流成分であり，かつ電機子磁束も大きなエアギャップ構造により高調波成分が抑えら(b)(c)
図 11 シャフト材質による電機子磁束分布Fig. 11. Armature magnetic flux density distribution depending on shaftmaterials.

れているためである。これらの結果から，減磁特性が最もよく，かつ出力と効率の減少量が少ない(b) を採用する。
Permanent Magnet

６. まとめ
本稿では，15-kW, 150,000-r/min 超高速モータについて減Shaft

磁特性を考慮した回転子構造と電気的特性を向上するためのシャフト材料を検討した。回転子構造については，高効率，高パワー密度を達成できる 2 つのモータ構造をとりあげ，中空磁石形超高速モータと中実磁石形超高速モータの 3 次(a)元電磁界解析による電気的特性比較を行った。中空磁石から中実磁石にすることにより減磁特性を大幅に改善することができ，中空磁石形超高速モータと同等の高効率と高パワー密度を達成できることを確認した。しかし，漏れインダクタンスが大きかったり，定格運転時に最大効率点から離れた動作点で運転するためなおも課題が残存することが明らかになった。また，損失に関しては，中空磁石形超高速モ(b)(c)
図 12 シャフト材質による磁石磁束分布Fig. 12. Field magnetic flux density distribution depending on shaft materials.

5Motor models

Shaft materials

表 4 シャフト材質による電気的特性
Table 4. Electrical characteristics depending on shaft materials.
Initial relative
Demagnetization
Average torqueTotal loss
permeability
rate1846.20.53 %
1.10 Nm
790.3 W

Eddy-current loss
(Shaft)
1.2 W

Efficiency

aS45Cb

SUS3042.1

0.16 %

1.48 Nm

816.3 W

2.2 W

96.60 %cTitanium alloy

1.0

1.42 %

1.49 Nm

815.5 W

4.6 W

96.64 %

ータと比較して保護管に使用されるチタン合金の渦電流損が問題となることから全損失が大きくなり，また，保護管に[1]発生する渦電流損は電機子磁束による影響が大きいことがわかった。
[2]

シャフト材料に関しては，シャフトの透磁率によって電気的特性が変化する原理を考究した後，3 つのシャフト材料を比較して 3 次元電磁界解析による電気的特性比較を行っ[3]た。解析結果比較から，減磁特性，トルク特性，効率特性全てにおいて高水準を達成できる SUS304 を使用したモータを採用することとした。また，ある透磁率までは減磁特性と[4]トルク特性がトレードオフの関係性であるが，透磁率が大きくなりすぎると磁石の減磁特性を悪化させる要因となる[5]ことが明らかとなった。今後は，全損失の 28.7 %を占める保護管の渦電流損低減と電機子漏れ磁束の低減といった諸々の課題解決や解析結果の妥当性について実機による検[6]証も行っていく所存である。

７. 謝辞

[7]

本研究は公益財団法人高橋産業経済研究財団による助成金援助により遂行されたことを申し添える。
[8]

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95.62 %

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