CN104753195A - 电动机定子、电动机以及密闭型压缩机 - Google Patents

Abstract

本发明提供电动机定子、电动机以及密闭型压缩机，能够有效地抑制出现在磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力，进而能够有效抑制定子轭部以及定子齿槽顶点部的压缩应力随着热套量变化而产生的变动，从而相比现行产品能够更进一步地提高电动机效率。在每个所述接触区域中，所述电动机定子在所述接触区域的周向两端部分外侧形成出两个切口结构，从而在这两个切口结构之间仅形成出一个用于在进行热套接合时与所述密闭型压缩机的内侧面相接触的接触突起，所述接触突起通过与所述密闭型压缩机的内侧面相接触而实现热套接合的热套范围设定成占所述电动机定子的整个周长的18%～24%。

Description

电动机定子、电动机以及密闭型压缩机

技术领域

本发明涉及电动机定子、电动机以及密闭型压缩机，具体涉及的是针对电动机定子的形状设计的改进。

背景技术

众所周知，空调、冰箱等制冷设备使用密闭型压缩机来构成供制冷剂循环的制冷回路。作为现有密闭型压缩机的结构，如图1所示那样，在压缩机的压缩机壳体1内设置有作为驱动源提供动力的电动机3和用于压缩制冷剂的压缩机构2，电动机3包括位于内周侧的转子6和位于外周侧的定子5。电动机3的转子6通过转轴与压缩机构2连接，从而电动机成为压缩机构的驱动源。电动机的定子5固定在压缩机壳体1的内侧面。

由于电动机成为压缩机构的驱动源，所以，电动机的效率就在很大程度上影响压缩机的整体效率。电动机的效率如以下式1所示。

电动机效率=输出/输入=输出/(输出+损失)…式1

作为式中所示的损失，主要包括铁损、一次铜损以及二次铜损。铁损是指由于磁通密度、频率、材料常数发生变化而产生的铁芯处的损失。一次铜损是指定子绕线处的损失。二次铜损是指转子导体处的损失。

图2（a）以及图2（b）是表示作为对铁损具有影响的要素的示意图。图2（a）示出了铁损与磁通密度之间的关系，随着磁通密度增大，铁损不断增加。另外，图2（b）示出了铁损与因热套所产生的压缩应力以及拉伸应力之间的关系，其中，负值区域表示压缩应力，正值区域表示拉伸应力，如图所示那样，随着拉伸应力值增加，铁损的变化幅度并不大，但是，随着压缩应力值增加，铁损却不断增加。由此可见，磁通密度和压缩应力对铁损有着较大的影响。

另外，通常在组装密闭型压缩机时，在将电动机放置到压缩机壳体中以后，通过热套等接合方式将电动机的外周侧定子与压缩机壳体紧固到一起，从而完成压缩机的装配。

所谓热套，是指在常温下，压缩机壳体的内径被设定得比电动机定子的外径更小，在将压缩机壳体和电动机定子组装在一起时，通过例如电磁感应加热来加热压缩机壳体而使其膨胀，这样，压缩机壳体的内径变得比电动机定子的外径更大，在该膨胀状态下将电动机定子插入到压缩机壳体中，之后，冷却压缩机壳体至常温，压缩机壳体收缩，由此实现压缩机壳体向电动机定子的两者的紧固。另外，热套量，是指常温下的电动机定子的外径与压缩机壳体的内径之差。在常温下，电动机定子的外径大于压缩机壳体的内径。

但是，在通过热套接合方式将压缩机壳体和电动机定子组装在一起时，在电动机定子的定子铁芯上会产生热套应力（即压缩应力，下文也称为紧固应力），随着该热套应力的增加，铁损也会增加。因此，对于通过热套进行压缩机壳体组装的压缩机来讲，热套会导致铁损恶化。

也就是说，为了抑制定子铁芯处的铁损恶化以便提高电动机效率，就需要缓和因热套接合而在电动机定子上产生的压缩应力。

下面，就缓和压缩应力以提高电动机效率的相关现有技术进行说明。

专利文献1公开了一种通过减弱在电磁钢板上施加的压缩应力来减少铁损的电动机以及使用该电动机的密闭型压缩机。以往在电动机的定子铁芯上形成有供螺栓插通的螺栓插通孔，当利用螺栓固定定子时会在螺栓附近的定子铁芯上产生较大的压缩应力，而随着压缩应力值的增大，铁芯处的铁损也大幅增加，导致电动机效率大幅下降。针对该问题，专利文献1在螺栓插通孔的周围设置应力缓和用孔，由此，借助应力缓和用孔将应力传递截断，使得产生应力的范围变小，抑制了铁损的增加，从而提高了电动机效率。

专利文献2公开了一种可缓和因热套或压入而产生的紧固应力的密闭型电动压缩机。当通过热套或压入的方式将电动机定子紧固到压缩机壳体上时，由于热套或压入而在紧固部位产生了紧固应力，而该紧固应力导致定子铁芯在局部产生应力形变，致使压缩机用电动机效率下降。针对该问题，专利文献2通过在定子铁芯的外周侧配置紧固应力缓冲孔或紧固应力缓冲槽，使得因热套或压入而在紧固部位产生的紧固应力得到吸收及分散，从而抑制了压缩机用电动机的性能降低。

专利文献3公开了一种既确保了压缩机壳体与电动机定子的接触面积又实现了制冷剂通路面积扩大的电动机以及搭载该电动机的制冷剂压缩机。该专利文献3通过热套或压入等接合方式将压缩机壳体固定保持在电动机定子上，在电动机定子的定子铁芯的外径部分设置用于构成制冷剂通路的切口。该切口中靠近压缩机壳体侧的不与电动机定子接触的弧部分的周向长度被设定得比该切口中靠近电动机定子侧的弧部分的周向长度更短，由此，缓和了压缩机壳体保持并固定定子铁芯时所产生的紧固应力，改善了搭载于制冷剂压缩机上的电动机的效率。

专利文献4公开了一种通过在定子铁芯的两个端面配置紧固应力抑制端板，抑制并缓和因热套或压入组装而产生的紧固应力的密闭型压缩机。该专利文献4通过将设置在定子铁芯的两个端面上的紧固应力抑制端板的厚度设定为构成定子铁芯的多个层积钢板的单张层积钢板厚度的三倍以上，由此增强定子铁芯的刚性，从而抑制在压缩机壳体的内周侧与定子铁芯的外周侧相接触的定子轭部及定子槽部周边所产生的紧固应力，降低了因紧固应力导致的铁损增加。

另外，为了缓和施加于定子铁芯的紧固应力的影响，对比文献4在压缩机机壳的内周侧与紧固应力抑制端板的外周侧接触的范围内，将定子铁芯的外周尺寸设定成比紧固应力抑制端板的外周尺寸小单张钢板层积厚度以下的量，使得定子铁芯与压缩机壳体形成非接触状态，由此，仅依靠紧固应力抑制端板来抑制并缓和来自压缩机壳体的紧固应力。

专利文献5所公开的技术与专利文献1类似，通过在螺栓插通孔的周围设置应力缓和用孔，借助应力缓和用孔将应力传递截断，使得产生应力的范围变小，抑制了铁损的增加，从而提高了电动机效率。

专利文献6公开了一种抑制因热套接合时产生的压缩应力导致磁力特性恶化的电动机定子以及使用该电动机定子的密闭型压缩机和旋转机械。对于以往的压缩机，在对压缩机壳体和电动机定子进行热套接合时，会在磁通容易通过的定子轭部产生压缩应力，导致电动机定子的磁力特性变差，铁损增加。针对该问题，专利文献6在周向按照一定间隔设置了电动机定子与压缩机壳体接触的接触区域，在接触区域之间形成非接触区域。另外，还可采用设有应力缓冲孔的区域来替代上述非接触区域。由此，使热套接合时所产生的压缩应力集中到难以影响磁路的定子外周部中的与压缩机壳体相接触的接触端部，从而使得磁通容易通过的定子轭部的压缩应力得到缓和，抑制了电动机定子的磁力特性恶化，降低了铁损。

专利文献7是专利文献6的分案申请，技术内容与专利文献6相同。

<专利文献列表>

专利文献1：中国专利公告CN201015173Y（即中国专利申请200620130787.4）

专利文献2：日本特开JP2006-115581A

专利文献3：日本特开JP2006-271105A

专利文献4：日本特开JP2006-296010A

专利文献5：日本特开JP2007-049842A

专利文献6：日本特开JP2008-193778A

专利文献7：日本特开JP2011-019398A

<发明所要解决的技术课题>

然而，通过对上述现有技术进行研究，发现这些现有技术的现行产品仍然存在较大改进的余地。下面就针对现行产品的具体分析结果进行说明。

首先，就现行产品的电动机定子中的压缩应力以及磁通密度的分布进行说明。

图3是表示电动机定子中的压缩应力（“+”表示压缩应力较高的部分）以及磁通密度（“△”表示磁通密度较高的部分）的分布的示意图。作为解析方式采用的是二次元有限要素法，使用了日本总合研究所出品的软件JMAG10.0。如图3所示那样，A部分所指的定子齿部的磁通密度较高，B部分所指的定子轭部的磁通密度较高，C部分所指的定子齿槽顶点部处应力较为集中。如上所述，磁通密度越高铁损就越高，压缩应力越大铁损就越高。因此，定子齿部、定子轭部以及齿槽顶点部处的铁损都是比较高的。

随后，就现行产品的热套量与压缩应力之间的关系进行说明。

热套量是指热套前的压缩机壳体内径与定子外径之差，因此，采用热套方式进行组装的压缩机需要设计成压缩机壳体内径小于定子外径，而热套量的具体设计值根据不同的压缩机型号而会有所不同。

在此，以MHT38V型压缩机为例来说明热套量的设定。若该压缩机的定子铁芯外径为132.3mm，其尺寸公差为+0.04～+0.09mm，压缩机壳体内径为132.3mm，其尺寸公差为-0.1～0mm，则根据上述尺寸公差，将热套量上限设为0.19mm，将热套量下限设为0.04mm。

图4是表示热套量与压缩应力之间的关系的示意图，横轴表示热套量，纵轴表示压缩应力，各个柱体部分示出了上述提及的A部分、B部分以及C部分的情况。

如图4所示那样，无论是在热套量上限处、热套量下限与热套量上限之间的热套量中间值处、热套量下限处，B部分（定子轭部）以及C部分（定子齿槽顶点部）的压缩应力都要比A部分（定子齿部）的压缩应力更为集中。

另外，如图4所示那样，对于同一现行产品，生产制造时的实际热套量会由于处在允许变动范围内的尺寸公差的变动而发生变化，当热套量从热套量下限向热套量上限变大时，压缩应力也逐渐变大。而且，相比A部分（定子齿部），B部分（定子轭部）以及C部分（定子齿槽顶点部）的压缩应力随着热套量变化而产生的变动程度要更大。

具体来讲，在热套量下限处，压缩应力在各部分的表现都不是特别明显；在热套量下限与热套量上限之间的热套量中间值处，压缩应力在B部分以及C部分的增大变化幅度有所变大；而在热套量上限处，压缩应力在B部分以及C部分的增大变化幅度特别明显。

也就是说，对于现有技术的现行产品而言，尽管通过上述的各种已知方法来降低因热套所产生的压缩应力对电动机效率的影响，可是，这些现有技术却都没有意识到随着热套量从热套量下限向热套量上限变化压缩应力也显著变大这样的课题，当然也没有给出任何解决该课题的技术手段。也就是说，对于同批次产品，若热套量因制造尺寸方面的容许误差而在热套量下限与热套量上限之间发生变化，则会导致压缩应力出现大幅度变动，从而使得铁损也相应地发生大幅度变动，最终致使同批次各产品的电动机效率出现显著起伏变动。

根据以上分析可知，如何有效地抑制出现在磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力，特别是如何有效抑制定子轭部以及定子齿槽顶点部的压缩应力随着热套量变化而产生的变动，对于进一步提高电动机效率有着较为重要的影响。

于是，上述课题就成为了本发明所致力解决的技术课题，即，相比现行产品如何更进一步地提高电动机效率是本发明所要解决的技术课题。

发明内容

本发明是鉴于上述技术课题而做出的，其目的在于提供能够有效地抑制出现在磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力，进而能够有效抑制定子轭部以及定子齿槽顶点部的压缩应力随着热套量变化而产生的变动，从而相比现行产品能够更进一步地提高电动机效率的电动机定子、电动机以及密闭型压缩机。

<用于解决技术课题的手段>

本发明提供一种电动机定子，该电动机定子被应用于密闭型压缩机的电动机，所述电动机包括位于内周侧的电动机转子和位于外周侧的电动机定子，所述电动机定子通过热套接合的方式被固定在所述密闭型压缩机的壳体内侧面上，其特征在于，在所述电动机定子的与所述电动机的转轴垂直的截面中，所述电动机定子与所述密闭型压缩机的压缩机壳体进行热套接合的热套接合部位成为接触区域，所述接触区域在所述电动机定子的周向隔开规定间隔地设有多处，相邻的所述接触区域之间的部分成为非接触区域，在每个所述接触区域中，所述电动机定子在所述接触区域的周向两端部分外侧形成出两个切口结构，从而在这两个切口结构之间仅形成出一个用于在进行热套接合时与所述密闭型压缩机的壳体内侧面相接触的接触突起，所述接触突起通过与所述密闭型压缩机的壳体内侧面相接触而实现热套接合的热套范围设定成占所述电动机定子的整个周长的18%～24%。

另外，本发明的电动机定子，其特征在于，所述热套范围设定成占所述电动机定子的整个周长的18%～22%。

另外，本发明的电动机定子，其特征在于，所述热套范围设定成占所述电动机定子的整个周长的18%。

另外，本发明的电动机定子，其特征在于，所述接触区域总共设有六处。

另外，本发明的电动机定子，其特征在于，所述接触区域总共设有四处。

另外，本发明的电动机定子，其特征在于，所述切口结构通过在所述接触区域的周向两端部分外侧切削电动机定子而形成。

另外，本发明还提供一种电动机，该电动机被应用于密闭型压缩机，所述电动机包括位于内周侧的电动机转子和位于外周侧的电动机定子，所述电动机定子通过热套接合的方式被固定在所述密闭型压缩机的壳体内侧面上，其特征在于，所述电动机定子是如上所述的电动机定子。

另外，本发明还提供一种密闭型压缩机，该密闭型压缩机在压缩机壳体内设置有作为驱动源提供动力的电动机和用于压缩制冷剂的压缩机构，所述电动机包括位于内周侧的电动机转子和位于外周侧的电动机定子，所述电动机转子通过转轴与所述压缩机构连接，所述电动机定子通过热套接合的方式被固定在压缩机壳体的内侧面上，其特征在于，所述电动机定子是如上所述的电动机定子。

<发明的效果>

根据本发明的上述构成，能够有效地抑制出现在磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力，进而能够有效抑制定子轭部以及定子齿槽顶点部的压缩应力随着热套量变化而产生的变动，从而相比现行产品能够更进一步地提高电动机效率。

附图说明

图1是表示现有的压缩机结构的图。

图2（a）以及图2（b）是表示现行产品的作为对铁损有影响的要素的图。

图3是表示现行产品的电动机定子中的压缩应力以及磁通密度的分布的图。

图4是表示现行产品的热套量与压缩应力之间的关系的图。

图5（a）是表示现行产品的电动机定子形状的图。

图5（b）是表示方案1的电动机定子形状的图。

图5（c）是表示方案2的电动机定子形状的图。

图6（a）是表示现行产品的定子形状的图。

图6（b）是表示方案2-1的定子形状的图。

图6（c）是表示方案2-2的定子形状的图。

图6（d）是表示方案2-3的定子形状的图。

图7是表示现行产品、案2-1、案2-2、案2-3的应力分析结果的图。

图8（a）是表示现行产品的针对热套面积的分析结果的图。

图8（b）是表示方案2-3-1的针对热套面积的分析结果的图。

图8（c）是表示方案2-3-2的针对热套面积的分析结果的图。

图8（d）是表示方案2-3-3的针对热套面积的分析结果的图。

图8（e）是表示方案2-3-4的针对热套面积的分析结果的图。

图9是表示现行产品、案2-3-1、案2-3-2、案2-3-3、案2-3-4的应力分析结果的图。

图10是表示电动机定子脱离负荷与热套量之间的关系的图。

图11是表示本发明与现行产品的随着热套量变化而产生的应力分布变动的图。

图12是表示通过虚拟解析获得的铁损分析结果的图。

图13是表示通过切削加工形成接触突起的一个说明性实施例的图。

图14是表示本发明的改进产品与现行产品的铁损比较结果的图。

图15是表示本发明的改进产品与现行产品的电动机效率比较结果的图。

具体实施方式

本发明通过研究密闭型压缩机的电动机定子的形状设计对应力分布的影响，进而研究采用热套接合方式的压缩机中的压缩机壳体与电动机定子进行热套的热套面积对应力的影响，从而提出本发明并获得了比现有技术更优异的技术效果。

下面，就针对电动机定子的形状所作的研究将以详细说明。其中，电动机定子的形状具体是指垂直于电动机转轴的截面的形状。在此，以压缩机壳体1与电动机定子5进行热套接合的热套接合部位在周向均匀隔开规定间隔地设有共计六处的情况为例进行说明。此后，将热套接合部位称为接触区域，将相邻接触区域之间的部分称为非接触区域。

<方案的选定>

图5（a）表示在周向均匀隔开规定间隔地交替设有压缩机壳体1与电动机定子5接触的接触区域21和压缩机壳体1与电动机定子5不接触的非接触区域20的现行产品的电动机定子形状。图5（b）表示在各个接触区域设置了沿周向连续的细长的应力缓和孔的方案1的电动机定子形状。图5（c）表示在各个接触区域中在电动机定子的外周侧沿周向设置了切口结构的方案2的电动机定子形状。

通过对现行产品、方案1以及方案2在成本、效率、噪音以及保持力等各方面进行比较，经过综合各方面考虑，决定采用设置了切口结构的方案2的电动机定子形状。具体比较请参见下表1。

表1

方案	内容	成本	效率	噪音	保持力
						-	现行产品	△	△	△	△
1	应力缓和孔	△	×	△	△
						2	切口结构	△	○	△	×（容许范围内）

其中，○表示良，△表示现有程度，×表示差。

下面，围绕设置了切口结构的方案2的电动机定子形状进行更进一步的研究。借助JMAG应力磁场解析，就现行产品和方案2的各种实施方式分别对定子形状、热套面积以及定子保持力进行了具体分析。

<定子形状>

首先，说明针对定子形状的分析结果。

图6（a）表示现行产品的接触区域的定子形状。如图6（a）所示，以垂直于电动机转轴的截面为基准进行说明，电动机定子在每个接触区域连续地以大面积与压缩机壳体相接触。即，在每个接触区域中，电动机定子遍布整个接触区域进行设置。此时，应力除了集中在热套部位附近以外，而且在B部分即定子轭部和C部分即定子齿槽顶点部也明显存在应力。

图6（b）表示方案2的实施方式之一的方案2-1的定子形状。如图6（b）所示，在每个接触区域中，电动机定子通过在接触区域的中央部分进行切削而形成有一个切口结构31，也就是在各个接触区域设置两个接触突起41。此时，应力除了集中在热套部位附近以外，而且在B部分即定子轭部和C部分即定子齿槽顶点部也明显存在应力。

图6（c）表示方案2的实施方式之一的方案2-2的定子形状。如图6（c）所示，在每个接触区域中，电动机定子通过在接触区域的中央部分两侧进行切削并保留接触区域的两端部分而形成有两个切口结构32，也就是在各个接触区域设置三个接触突起42。此时，应力除了集中在热套部位附近以外，在B部分即定子轭部和C部分即定子齿槽顶点部也明显存在应力。

图6（d）表示方案2的实施方式之一的方案2-3的定子形状。如图6（d）所示，在每个接触区域中，电动机定子通过在接触区域的两端部分外侧进行切削而形成有两个与非接触区域空间连通的切口结构33，也就是在各个接触区域仅设置一个接触突起43。此时，应力虽然集中在热套部位附近，但是，应力却较少出现在B部分即定子轭部和C部分即定子齿槽顶点部。

图7表示现行产品与方案2的各实施方式的应力分析结果。如图7所示那样，相比现行产品，方案2-1和方案2-2在应力分布方面并没有多大改善，而方案2-3却能够显著地抑制因热套接合电动机定子与压缩机壳体时产生在B部分即定子轭部和C部分即定子齿槽顶点部处的应力，B部分即定子轭部和C部分即定子齿槽顶点部处的应力下降了约45%的程度。也可以说，方案2-3能够有效地将原本出现在B部分即定子轭部和C部分即定子齿槽顶点部处的压缩应力转移到热套接合部位附近。

因此，相比现行产品，本发明的方案2-3通过在每个接触区域中在接触区域的两端部分外侧切削电动机定子而形成有两个与非接触区域空间连通的切口结构，从而在每个接触区域仅设置一个接触突起，由此，能够有效地将原本出现在磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力转移到难以影响磁力回路的热套接合部位。

<热套面积>

接下来，说明针对热套面积的分析结果。

由于在上述的针对定子形状的分析中已经确定了方案2-3能够有效地抑制出现在定子轭部以及定子齿槽顶点部处的应力，所以，在此处针对热套面积的分析中，作为比较对象，使用现行产品以及采用相同切口结构的方案2-3的各个实施方式。其中，如上所述，方案2-3在每个接触区域中在接触区域的两端部分外侧切削电动机定子而形成有两个与非接触区域空间连通的切口结构，从而在每个接触区域仅设置一个接触突起，在此为了研究热套面积对应力分布的影响，使用了热套面积为现行产品的2/3的方案2-3-1、热套面积为现行产品的1/2的方案2-3-2、热套面积为现行产品的1/3的方案2-3-3以及热套面积为现行产品的1/6的方案2-3-4。

作为现行产品，如图8（a）所示，以垂直于电动机转轴的截面为基准进行说明，热套范围占产品整个周长的约37%，以压缩机壳体与电动机定子进行热套的热套接合部设置有六个的情况为例进行说明，各个热套接合部占据产品整周的角度范围为约22度。

作为方案2-3-1，如图8（b）所示，其热套面积为现行产品的2/3，热套范围占产品整个周长的约24%，以压缩机壳体与电动机定子进行热套的热套接合部设置有六个的情况为例进行说明，各个热套接合部占据产品整周的角度范围为约15度。

作为方案2-3-2，如图8（c）所示，热套面积为现行产品的1/2，热套范围占产品整个周长的约18%，以压缩机壳体与电动机定子进行热套的热套接合部设置有六个的情况为例进行说明，各个热套接合部占据产品整周的角度范围为约11度。

作为方案2-3-3，如图8（d）所示，热套面积为现行产品的1/3，热套范围占产品整个周长的约12%，以压缩机壳体与电动机定子进行热套的热套接合部设置有六个的情况为例进行说明，各个热套接合部占据产品整周的角度范围为约8度。

作为方案2-3-4，如图8（e）所示，热套面积为现行产品的1/6，热套范围占产品整个周长的约6%，以压缩机壳体与电动机定子进行热套的热套接合部设置有六个的情况为例进行说明，各个热套接合部占据产品整周的角度范围为约4度。

如图9所示那样，通过对比现行产品、方案2-3-1、方案2-3-2、方案2-3-3以及方案2-3-4的应力解析结果，可知热套面积越小则应力越小。其中，相比现行产品，根据方案2-3-1、方案2-3-2、方案2-3-3以及方案2-3-4的B部分即定子轭部和C部分即定子齿槽顶点部处的压缩应力都得到明显缓和，也就是说，除了具有上述技术效果之外，通过减小热套面积，能够有效地降低磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力。

<定子保持力>

接下来，说明针对定子保持力的分析结果。

图10是表示电动机定子脱离负荷与热套量之间的关系的图，横轴表示热套量，纵轴表示脱离负荷。若电动机定子脱离负荷越大，则说明与压缩机壳体进行热套接合的电动机定子越难以脱离压缩机壳体，而若电动机定子脱离负荷越小，则说明电动机定子越容易以脱离压缩机壳体。

在图10中，最左侧的与纵轴平行的虚线表示热套量下限的界限位置，最下侧的与横轴平行的虚线表示压缩机企业标准的最低限度脱离负荷的界限位置，其中，该最低限度脱离负荷通过下式2而获得。

最低限度脱离负荷=定子重量×40G×安全率2.4…式2

在图10中，斜线X、Y、Z分别表示方案2-3-2、方案2-3-3以及方案2-3-4各自的脱离负荷与热套量之间的关系。

如上所述，作为方案2-3-2，热套面积为现行产品的1/2，热套范围占产品整个周长的约18%。作为方案2-3-3，热套面积为现行产品的1/3，热套范围占产品整个周长的约12%。作为方案2-3-4，热套面积为现行产品的1/6，热套范围占产品整个周长的约6%。

在同样的热套量下限的界限位置处，方案2-3-3和方案2-3-4的电动机定子脱离负荷均低于最低限度脱离负荷（达不到最低限度脱离负荷的要求），而方案2-3-2电动机定子脱离负荷高于最低限度脱离负荷（满足最低限度脱离负荷的要求），与其相对应的安全率为3，大于用于确定最低限度脱离负荷的安全率2.4。

因此，根据方案2-3-2，由于热套范围占产品整个周长的约18%，所以，与压缩机壳体进行热套接合的电动机定子难以脱离压缩机壳体，能够将压缩机壳体可靠地保持于电动机定子。

当然，若热套范围占产品整个周长的比例大于或等于约18%，则必然能够将压缩机壳体更加可靠地保持于电动机定子。

由此可见，有关采用热套方式进行组装时压缩机壳体相对电动机定子的保持力，当热套范围占产品整个周长的比例大于或等于约18%时，也即以垂直于电动机转轴的截面为基准的热套范围为产品整个周长的约18%以上时，可以确保压缩机壳体相对电动机定子具有充分的保持力。相反，当热套范围占产品整个周长的比例小于约18%时，也即以垂直于电动机转轴的截面为基准的热套范围低于产品整个周长的约18%时，难以确保压缩机壳体相对电动机定子具有充分的保持力。

因此，在以垂直于电动机转轴的截面为基准时，优选将热套范围设成占产品整个周长的约18%～约37%，更优选将热套范围设成占产品整个周长的约18%～约24%，进而优选将热套范围设成占产品整个周长的约18%～约22%，最优选将热套范围设成占产品整个周长的约18%。这样，除了具有上述技术效果之外，还能够可靠地确保压缩机壳体相对电动机定子具有充分的保持力。

<随热套量变化而产生的应力分布变动>

图11是借助JMAG应力磁场解析制作的表示本发明与现行产品的随着热套量变化而产生的应力分布变动的示意图。

如上所述，对于同一现行产品，由于生产制造时的实际热套量会因处在允许变动范围内的尺寸公差的变动而发生变化，当热套量从热套量下限向热套量上限变大时，压缩应力也逐渐变大。

根据图11所示出的本发明与现行产品的应力分布变动的对比可知，根据本发明的构成，在热套量下限处，压缩应力在各部分的表现并不是特别明显；在热套量下限与热套量上限之间的热套量中间值处，压缩应力在各部分的表现也不是特别明显；而在热套量上限处，压缩应力在B部分以及C部分稍有增大。也就是说，相比现行产品，本发明有效地抑制了定子轭部以及定子齿槽顶点部的压缩应力随着热套量变化而产生的变动。

因此，根据本发明的上述构成，能够有效抑制定子轭部以及定子齿槽顶点部的压缩应力随着热套量变化而产生的变动。

<铁损分析结果>

图12是表示通过依靠软件JMAG进行虚拟解析而获得的铁损分析结果的示意图。在图12中，分别示出了现行产品和本发明的A部分（定子齿部）、B部分（定子轭部）和C部分（定子齿槽顶端部）各处的铁损值，其中，实心柱部分表示现行产品的铁损值，空心柱部分表示方案2-3-2的铁损值。

如图12所示那样，对于现行产品，A部分的铁损值为约17000W/m³，B部分的铁损值为约26000W/m³，C部分的铁损值为约38000W/m³。对于方案2-3-2，A部分的铁损值为约16000W/m³，B部分的铁损值为约25000W/m³，C部分的铁损值为约35000W/m³。

由此可见，相比现行产品，本发明的方案2-3-2的铁损得到了显著抑制。

当然，本发明的方案2-3-1也能够获得同样的效果。

在此，虽然仅以热套范围占产品整个周长的约18%的方案2-3-2为例说明了铁损分析结果，但是，热套范围设成占产品整个周长的约18%～约22%、约18%～约24%、甚至是约18%～约37%的方案2-3的实施方式也同样能够获得抑制铁损的效果。

综上所述，以垂直于电动机转轴的截面为基准，通过在每个接触区域中在接触区域的两端部分外侧切削电动机定子而形成有两个与非接触区域空间连通的切口结构，从而在每个接触区域仅设置一个接触突起，由此，能够有效地将原本出现在磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力转移到难以影响磁力回路的热套接合部位；进而，通过减小热套面积，能够有效地降低磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力；进而，通过将热套范围设成占产品整个周长的约18%～约37%，更优选将热套范围设成占产品整个周长的约18%～约24%，进而优选将热套范围设成占产品整个周长的约18%～约22%，最优选将热套范围设成占产品整个周长的约18%，能够可靠地确保压缩机壳体相对电动机定子具有充分的保持力。

因此，根据本发明的上述构成，能够有效地抑制出现在磁通密度较高的定子轭部以及应力较为集中的定子齿槽顶点部处的压缩应力，进而能够有效抑制定子轭部以及定子齿槽顶点部的压缩应力随着热套量变化而产生的变动，从而相比现行产品能够更进一步地提高电动机效率。

<切口结构的加工>

作为切口结构的加工，主要可以考虑以下两种方法：

其一，是在最初对构成电动机定子的电磁钢板进行冲压时，在模具上就设计了本发明的电动机定子外形，由此直接冲压形成即可；

其二，是先加工出现行产品的电动机定子外形，然后在此基础上通过对压缩机壳体与电动机定子进行热套的各个热套接合部中的突起进行适当的切削加工，从而形成出本发明的电动机定子外形。

图13示出了通过切削加工形成接触突起的一个说明性实施例，但本发明并不限定于此，可以根据压缩机的实际规格来适当进行设计。

在该说明性实施例中，通过切削各个热套接合部的两侧部分而保留中央部分的方式来形成一个接触突起。如图13所示的实施例那样，加工前的各个热套接合部的两侧部分的尺寸为φ132.05mm，中央部分为φ132.30mm，通过以0.25mm的切削量进行切削加工，中央部分依旧保持φ132.30mm不变，而加工后的两侧部分的尺寸为φ131.80±0.1mm。

<铁损测试>

为了验证根据本发明构成获得的铁损抑制效果，发明人在无负荷条件进行了铁损测试，包括依靠计算机进行的模拟测试以及依靠实际设备进行的实机测试。

图14表示本发明的改进产品与现行产品的铁损比较结果。在图14中，右侧示出的是模拟测试得到的铁损测试结果，左侧示出的是实机测试得到的铁损测试结果。

根据模拟测试的铁损测试结果可知，无论是在热套量下限处还是在热套量上限处，本发明的改进产品的铁损值都比现行产品的铁损值降低了约8%。而根据实机测试的铁损测试结果可知，无论是在热套量下限处还是在热套量上限处，本发明的改进产品的铁损值都比现行产品的铁损值降低了约6%。

图15表示本发明的改进产品与现行产品的电动机效率比较结果。在图15中，右侧示出的是模拟测试得到的电动机效率测试结果，左侧示出的是实机测试得到的电动机效率测试结果。

而根据模拟测试的电动机效率测试结果可知，无论是在热套量下限处还是在热套量上限处，本发明的改进产品的效率都比现行产品的效率提高了约0.3%。根据实机测试的电动机效率测试结果可知，无论是在热套量下限处还是在热套量上限处，本发明的改进产品的效率都比现行产品的效率提高了约0.25%。

此外，作为本发明的适用范围进行以下说明。

虽然在上述说明中，以压缩机壳体与电动机定子进行热套接合的各个热套接合部（也即接触区域）设置有六处的情况为例进行了说明，但是，热套接合部的数量并不限定于此，可以根据需要来适当进行设定，同样能够获得上述技术效果。例如热套接合部也可以设置三处或四处。

另外，本发明的电动机结构既可以适用于直流电动机，也可以适用于交流电动机。

在以上说明中，虽然使用实施方式对本发明进行了说明，但本发明并不仅限于实施方式所述的范围。本领域技术人员能够基于本发明的技术构思在本发明的技术范围内对实施方式进行各种适当的变更或改进。

Claims (8)

1.一种电动机定子，该电动机定子被应用于密闭型压缩机的电动机，所述电动机包括位于内周侧的电动机转子和位于外周侧的电动机定子，所述电动机定子通过热套接合的方式被固定在所述密闭型压缩机的壳体内侧面上，其特征在于，

在所述电动机定子的与所述电动机的转轴垂直的截面中，所述电动机定子与所述密闭型压缩机的压缩机壳体进行热套接合的热套接合部位成为接触区域，所述接触区域在所述电动机定子的周向隔开规定间隔地设有多处，相邻的所述接触区域之间的部分成为非接触区域，

在每个所述接触区域中，所述电动机定子在所述接触区域的周向两端部分外侧形成出两个切口结构，从而在这两个切口结构之间仅形成出一个用于在进行热套接合时与所述密闭型压缩机的壳体内侧面相接触的接触突起，

所述接触突起通过与所述密闭型压缩机的壳体内侧面相接触而实现热套接合的热套范围设定成占所述电动机定子的整个周长的18%～24%。

2.如权利要求1所述的电动机定子，其特征在于，所述热套范围设定成占所述电动机定子的整个周长的18%～22%。

3.如权利要求1所述的电动机定子，其特征在于，所述热套范围设定成占所述电动机定子的整个周长的18%。

4.如权利要求1所述的电动机定子，其特征在于，所述接触区域总共设有六处。

5.如权利要求1所述的电动机定子，其特征在于，所述接触区域总共设有四处。

6.如权利要求1所述的电动机定子，其特征在于，所述切口结构通过在所述接触区域的周向两端部分外侧切削电动机定子而形成。

7.一种电动机，该电动机被应用于密闭型压缩机，所述电动机包括位于内周侧的电动机转子和位于外周侧的电动机定子，所述电动机定子通过热套接合的方式被固定在所述密闭型压缩机的壳体内侧面上，其特征在于，

所述电动机定子是如权利要求1至6中任一项所述的电动机定子。

8.一种密闭型压缩机，该密闭型压缩机在压缩机壳体内设置有作为驱动源提供动力的电动机和用于压缩制冷剂的压缩机构，所述电动机包括位于内周侧的电动机转子和位于外周侧的电动机定子，所述电动机转子通过转轴与所述压缩机构连接，所述电动机定子通过热套接合的方式被固定在压缩机壳体的内侧面上，其特征在于，

所述电动机定子是如权利要求1至6中任一项所述的电动机定子。