5-004

平成 29 年電気学会全国大会

高トルク密度車載用扁平モータの開発
神山 博夢＊, 野口 季彦 (静岡大学), 服部 晃尚, 山田 洋次, 横山 誠也 (アスモ株式会社)
Development of High-Torque Density Pancake Motor for Automotive Applications
Hiromu Kamiyama, Toshihiko Noguchi (Shizuoka University), Akihisa Hattori, Yoji Yamada, Seiya Yokoyama (ASMO Co., LTD.)

１．まえがき
行われている(1)(2)。特に扁平形状の場合, ラジアルギャップ形に比べ, アキシャルギャップ形はトルク発生面が多く,高トルク密度化による小型化を期待できる。車載用補機モ(a) Motor configuration.
Rdc

ータでは軽量化による燃費改善と省スペース化による車両RacI

INVのコンパクト化, デザイン性向上に貢献する。そこで, 本稿Vdc

ηMotorRotation speed (r/min)

2500

近年, アキシャルギャップ形 PM モータの研究が活発に

2000

115002100035004001

ではダブルステータアキシャルギャップ形 PM モータの小235(b) Motor drive circuit.

(c) Speed-torque characteristic.
図 1 ベンチマークモデル
Fig. 1. Benchmark model.

型化に関して検討したので報告する。

２．検討のための前提条件と目標

表 1 前提条件
Table1. Preconditions.

図 1(a)に示すベンチマークモデルのモータ体格は80
L62.5 であり, 8 極 12 スロットの希土類ボンド磁石を使ったMotor outer diameter

三相集中巻ラジアルギャップ形モータである。また, モータ

Supply voltage Vdc

11 VMaximum current density

Less than 30 Arms/mm2

Volume of magnet

Less than benchmark

Phase voltage margin (Vrms)

した通りである。ここで, Rdc は直流バス抵抗, Rac はワイヤハーネス抵抗, はインバータ効率とする。
表 1 に本モータの前提条件を示す。高トルク密度化を検討し, ベンチマークと同等の出力を維持しながら, 体積を半減することを目標とする。

３．電気回路設計
大まかな電気回路設計は前提条件を基に行い, 電気的に余裕をもった駆動電圧や電機子巻線仕様を求める。

①1.0②④300.5
0.0252015105Resistance by voltage margin
Resistance by calorific power

Resistance of former model-0.5060 64 68 72 76 80 84 8868717477808386
Maximum line current (Arms)
Maximum line current (Arms)(a) Extra voltage.
(b) Winding resistance.
図 2 電気回路設計
Fig. 2. Electrical circuit design.

<3.2>

まず, 回路の電圧降下と誘起

80 mm

Resistance (m)

駆動回路は図 1(b), 目標とする速度トルク特性は図 1(c)に示<3.1> 電圧余裕の検討

4Torque (Nm)

電機子巻線の検討

電機子巻線抵抗 R の電圧電圧を許容できる駆動条件を検討する。線電流 I における降下のみを考慮し Vmgn から R を求め, さらに駆動限界の発モータ入力相電圧 V は下式によって求められる。

熱量からも R を求める。それらの式を以下に示す。
Vmgn
R
I
Calorific PowerR
3I 2V

V  R I/ 2   R I
dcdc

6ac

(1)

また, トルク T と線間の速度起電力 E は次式で表される。
T  K T I q  K T 3I(2)(3)
E  K E
このとき, KT=KE が成り立つため, 目標最大トルク Tmax と最大線電流 Imax から Tmax を出力するために必要な誘起電圧定数 KE が決まる。そこで, 次式により, Imax における相電圧
余裕 Vmgn を求め, その結果を図 2(a)に示す。
EK ω
1 TmaxVmgn  V V  Ε V ω
(4)33
3 3 I max
しくなり, Imax=68Arms 以上で有効な電圧を得ることができる。

I における設計可能な R を図 2(b)に示す。Vmgn から求めた
R は, 図 2(b)に示すように各電流値において最も R が小さくなる動作点で計算している。破線は過去に設計したアキシャルギャップモータの抵抗値である(3)。回転数の低い動作
点④は鉄損等の影響が少ないため, Imax を 80～84Arms の範囲で設計することで Vmgn を維持できる。最大電流密度と上記の Imax の範囲から設計可能な巻線径を決める。ダブルステ並 列 を 検 討 し , そ の 結 果 , 巻 線 径 を 0.95mm ま た は-7富山(6)ータの構造上, 上下で巻線を並列接続するため 2 並列と 4Vmgn は目標特性の中で E の影響の高い動作点①で最も厳2017/3/15～17(5)( 第 5 分冊 )©2017 IEE Japan5-004

平成 29 年電気学会全国大会

3.3

Torque (Nm)

1.35mm に決定した。

４．磁気回路設計
次に三次元電磁界解析ソフト JMAG-Designer Ver.15.1 を用いて磁気回路を検討する。トルクは次式で表せる。
T  P a I

3.1
3.0
2.98p9s(7)極数と巻線係数はスロットコンビネーションによってのみ決まる。
図 3(a)に各スロットコンビネーションにおけるトルクを示

1.20.61.00.50.80.40.6TotalNormalized coil turn
Normalized torqueの係数に影響を与えるパラメータについて検討する。

0.40.20.0
2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.50.1

Slot width (mm)

せてスロット幅を調整したが, スロット幅の変更はティース外径の変更の余地を与える。よって, スロット数の異なるモデル同士の比較は行わず, 適当なスロットコンビネーシ0候補となる。

Slot width 6mm (outside)
Slot width 7.5mm (outside)
Slot width 9mm (outside)

スロット幅の増加でコイ

123
Magnet overhang (mm)

3.0

3.5

4.0

4.5

5.05.5(c) Multiplication of torque and number of turns.

Torque (Nm)

束の鎖交数は減少する。巻線径0.95 または1.35 で製造可

0.80.60.4
0.2

Slot width 6mm (outside)
Slot width 7.5mm (outside)
Slot width 9mm (outside)

Slot width 6mm (inside)
Slot width 7.5mm (inside)
Slot width 9mm (inside)

3mm~4mm

Slot width 6mm (inside)
Slot width 7.5mm (inside)
Slot width 9mm (inside)(e) Relations of quantity of magnet and torque.

4.0
3.8
3.6
3.4
3.2
3.0p9s
10 , 0p9.95,s
10 , 0 3li
p9.9 n e5,s,4l
10p9 1.3 ine
5,
14 s,
2p1
1. lin35 e2,314 s,p1
0. lin95 e2,214 s,p10. lin
95 e2,316 s,p1
1. lin35 e
5,216 s,lin
p1
05s .95 e,1,16lin
p105s .95 e,2,1. lin
35 e,1line

能なスロット幅で検討を行う。まず, 各スロット幅における1.00.00mm~1mm 1mm~2mm 2mm~3mm
Change of magnet overhang

4（d）Consideration of magnet overhang.

ルターン数は増加するが, ティース断面積は減少し磁石磁(8)



















10

コイルターン数の割合を以下の式で求める。
S NN n 0Pn

2.51.2ョンを選ぶと 10p9s（10 極 9 スロット）, 14p12s, 16p15s がスロット幅の検討10p9s
14p12s16p15sSlot width (mm)Change of torque /change of magnet quantity

Torque (Nm)した。スロット断面積一定のため, スロット数の変化に合わ

3.43.2
3.0
2.8
2.6
2.4
2.2
2.00.02.0

Normalized coil turn(10p9s)
Normalized coil turn(14p12s)
Normalized coil turn(16p15s)(b) Consideration of slot width.

してのコイルターン数, 磁石量, ティース断面積を一定に0.30.2

Normalized torque(10p9s)
Normalized torque(14p12s)
Normalized torque(16p15s)

す。他のパラメータに影響を与えないようにモータ全体と<4.2>

10p12s 14p12s 16p12s 14p15s 16p15s

Slot combination

断面積, コイルターン数, 磁石磁束によって決まる。これら
スロットコンビネーションの検討

10p9s(a) Generated torque with respect to slot combination.

ここで, a は総磁束鎖交数であり, 巻線係数やティース

<4.1>

3.2

ここで, Sn はスロット数, N0 は単位高さあたりのコイルタ

Magnetic circuit

グ量とアンペアターンを一定にし, スロット幅に対する規Torque (Nm)格化したコイルターン数とトルクを図 3(b)に, それらの積を図 3(c)に示す。その結果, 14p12s のスロット幅 3.8mm で最大となった。磁石オーバーハング量一定のため, スロット幅が大きいほど磁石量は少ない。
<4.3>

磁石形状の検討

磁石のオーバーハング量に対するトルクと, オーバーハング変化に対するトルク変化
それぞれ図 3(d), (e)に示す。オーバーハング量に対してトル
クは外径側で約 1.2 倍, 内径側で約 1.1 倍の増加を見込める。
また, 使用可能な磁石量に制限があるので, 内径側と外径

2000

11500

21000
350000412345Torque (Nm)調整することで最終形状を決定し, 磁石厚みは 5.6mm, モータ軸長は 34.8mm となった。

側オーバーハングの優先順位を図(e)により決定する。
磁気回路の決定

2500(a) Torque-current characteristic.
（b）Speed-torque characteristic.
図 4 モータ特性
Fig. 4. Motor characteristics.

量/磁石変化量の関係を内径側と外径側について検討した。

<4.4>

4.5
4.0
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
Current (Arms)

Rotation speed (r/min)(f) Decision of magnetic circuit.
図 3 磁気回路設計
Fig. 3. Magnetic circuit design.

ーン数, Pn は巻線並列数である。また, 磁石のオーバーハン

５．まとめ

これまで検討してきたパラメータから, 大トルクを期待できる磁気回路を選択し, （ス

図 4 に上記最適設計モデルのシミュレーション結果を示

ロットコンビネーション, 巻線径, 列数）で表す。磁石形状す。要求仕様を満たしつつ体積▲44%でベンチマークモデ

は磁石オーバーハング量の検討と使用可能な磁石量から求ルと同等の性能が得られることを確認した。

める。解析結果の比較を図 3(f)に示す。この結果, 14p12s で

文 献

巻線径0.95mm, 列数 3 でトルクが最大となることがわか(1) 荒川俊史, 他：電学産応大, 3-45, pp.283-284 (2007)(2) 曽根広太, 他：電学大, 5-025, pp.42-43 (2012)(3) 李 志剛, 他：電学大, 5-017, (2016)

った。しかし, 目標トルクは未達のため, 軸長を伸ばして微2017/3/15～17-8富山( 第 5 分冊 )©2017 IEE Japan