CN101401282B - 径向各向异性磁铁的制造方法和使用径向各向异性磁铁的永磁电动机及有铁芯永磁电动机 - Google Patents

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Abstract

本发明提供一种径向各向异性磁铁的制造方法，为了提高径向各向异性磁铁的形状对应力，并伴随最大磁能积(BH)max的增大提高有铁芯永磁电动机的静音性、控制性，通过将磁铁粉末固定成网眼状来保持磁铁相对于切线的磁各向异性(C轴)角度，并且通过伴随流动的变形而形成规定的圆弧状或环状。尤其是，通过进行伴随粘性流动或拉伸流动的变形来提高磁铁的变形能，从而提高相对于厚度的形状对应力。此外，不将磁极分割成段，而是通过以任意位置、任意角度控制磁铁相对于切线方向的C轴角度θ来减小齿槽转矩。

Description

径向各向异性磁铁的制造方法和使用径向各向异性磁铁的永磁电动机及有铁芯永磁电动机
技术领域
本发明涉及包括变形工序的径向各向异性磁铁的制造方法。更详细地说，尤其是涉及在永磁电动机小型化及高输出化的同时，可伴随有铁芯永磁电动机的旋转有效地减小齿槽转矩的磁铁的制造方法。
背景技术
通过熔融纺丝(メルトスパン)得到的Nd2Fe14B、αFe/Nd2Fe14B、Fe3B/Nd2Fe14B磁铁材料的形态被限制为丝带等薄带或将丝带粉碎成的片状的粉末。因此，为了制成通常使用的块状的永磁，需要材料形态的变换技术，也就是需要通过某些方法将薄带或粉末固定化成特定的块的技术。粉末冶金学中的基本的粉末固定方法是常压烧结，但该丝带需要维持基于准稳定状态的磁特性，因此，难以适用于常压烧结。因此，专门进行用环氧树脂之类的结合剂固定化成特定形状的块的操作。例如，R.W.Lee等是用树脂固定(BH)max111kJ/m3的丝带时，则可以制成(BH)max72kJ/m3各向同性Nd2Fe14B类粘结磁铁[R.W.Lee，E.G.Brewer，N.A.Schaffel，“Hot pressed Neodymium IronBoron magnets”IEEE Trans.Magn.，Vol.21.，(1985)](参照非专利文献1)。
1986年，本发明者等由(日本)特愿昭61-38830号公报清楚地知道，用环氧树脂固定将上述熔融纺丝带粉碎成的Nd2Fe14B磁铁粉末而形成(BH)max72kJ/m3的小直径环状各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁，该小直径环状各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁可用于小型电动机。其后，T.Shimoda也对所述小直径环状各向同性Nd2Fe14B类粘结磁铁的小型电动机特性和Sm-Co类径向各向异性粘结磁铁的小型电动机特性进行比较，对于前者有用[T.Shimoda，“Compression molding magnet made from rapid-quenched powder”，“PERMANENT MAGNETS1988UPDATE”，Wheeler Associate INC(1988)](参照非专利文献2)。此外，所谓的对小型电动机有用的报告根据W.Baran[“Case histories of NdFeB in the European community”，The European Businessand Technical Outlookfor NdFeB Magnets，Nov.(1989)]、G.X.Huang，W.M.Gao，S.F.Yu[″Application，ofmelt-spun Nd-Fe-B bonded magnetto the mioro-motor”，Proc.of the11th International Rare-Earth Magnets andTheir Applications，Pittsburgh，USA，pp.583-595(1990)]、Kasai[″MQ1，2&3magnets applied to motors and actuators”，Polymer Bonded Magnets’92，Embassy Suite O’Hare-Rosemont，IllinoiS，USA，(1992)]等而提出，从1990年代开始，作为OA、AV、PC及其周边设备、信息通信设备的永磁电动机用的环状磁铁，有其广泛普及的过程(参照非专利文献3、4、5)。
另一方面，从1980年代开始，积极地进行了熔体旋淬法(メルトスピニング)制造磁铁材料的研究，包括Nd2Fe14B类、Sm2Fe17N3类、或利用了基于它们和αFe、Fe3B等微细组织的交换结合的纳米复合材料，在对多彩的合金组成进行了微组织控制的材料基础上，近年来，工业上也可以利用通过熔体旋淬法以外的急冷凝固法制造粉末形状不同的各向同性磁铁粉末[例如，入山恭彦，“高性能稀土类粘结磁铁的开发动向”，文部科学省技术革新(innovation)开创事业，稀土类资源的有效利用和尖端材料专题论文集，东京，pp.19-26(2002)、B.H.Rabin，B.M.Ma，“Recent developments in Nd-Fe-Bpowder”，120th Topical Symposium of the Magnetic Society of Japan，PP.23-28(2001)、B.M.Ma，“Recent powder development at magnequench”，Polymer Bonded Magnets2002，Chicago(2002)、S.Hirasawa，H.Kanekiyo，T.Miyoshi，K.Murakami，Y.Shigemoto，T.Nishiuchi，“Structure and magneticproperties of Nd2Fe14B/FexB-type nanocomposite permanent magnets preparedby strip casting”，9thJoint MMMINTERMAG，CA(2004)FG-05](参照非专利文献6、7、8、9)。
另外，还有各向同性并且(BH)max达到220kJ/m3之类的Davies等的报告[H.A.Davies，J.1.Betancourt，C.L.Harland，″Nanophase Pr andNd/Pr based rare-earth-iron，-boron，alloys”，Proc.Of16th Int.Workshop onRare-Earth Magnets and Their Applications，Sendai，pp.485-495(2000)](参照非专利文献10)。但是，工业上可利用的急冷凝固粉末的(BH)max估计达到134kJ/m3，各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁的(BH)max大致达到80kJ/m3。
无论上述如何，在电气电子设备高性能化之下，作为本发明的对象的永磁型电动机需要不断地进一步小型化、高输出化、静音化。因而，在以各向同性粘结磁铁的磁铁粉末的(BH)max为代表的磁特性的改良中，已经不能断定对该电动机的高性能化有用。由此，在这样的各向同性粘结磁铁电动机领域中，各向异性粘结磁铁电动机的必要性正在提高[山下文敏，“稀土类磁铁向电子设备的应用和展望”，文部科学省技术革新(innovation)开创事业/稀土类资源的有效利用和尖端材料专题论文集，东京，(2002)](参照非专利文献11)。
可是，即使将各向异性磁铁使用的Sm-Co类磁铁粉末的坯料粉碎，也可以得到大的顽磁力HCJ。但是，Sm或Co在资源平衡方面的问题较大，不能适应作为工业材料的广泛应用。与此相对，Nd或Fe从资源平衡方面考虑比较有利。但是，将Nd2Fe14B类合金的坯料或烧结磁铁进行粉碎后，其HCJ也小。
因此，关于各向异性Nd2Fe14B磁铁粉末的制作，已经开始进行了以熔体旋淬材料为起动原料的研究。
1989年，德永将对Nd14Fe80-xB6Gax(＝0.4～0.5)进行热镦锻(Die-upset)而成的锻块粉碎，制成HCJ＝1.52MA/m的各向异性Nd2Fe14B粉末，然后用树脂将该各向异性Nd2Fe14B粉末进行固化，从而得到(BH)max127kJ/m3的各向异性粘结磁铁[德永雅亮，“稀土类粘结磁铁的磁特性”，粉体及粉末冶金，Vol.35，pp.3-7，(1988)](参照非专利文献12)。
另外，1991年，H.Sakamoto等将Nd14Fe79.8B5.2Cu1进行热轧，制成HCJ1.30MA/m的各向异性Nd2Fe14B粉末[H.Sakamoto，M.Fujikura and T.Mukai，“Fully-dense Nd-Fe-B magnets prepared from hot-rolledanisotropic powders”，Proc.11th Int.Workshop on Rare-earth Magrlets and TheirApplications，Pittsburg，pp.72-84(1990)](参照非专利文献13)。
由此可知，通过添加Ga或Cu可提高热加工性，控制Nd2Fe14B的结晶粒径则可得到高HCJ化的粉末。作为热加工坯料的粉碎法，1991年，V.Panchanathan等使氢从粒界侵入，使Nd2Fe14BHx而溃坏，通过真空加热制成脱氢后的HD(Hydrogen Decrepitation)-Nd2Fe14B粒子，从而制成(BH)max150kJ/m3的各向异性粘结磁铁[M.Doser，V.Panchanacthan，andR.K.Mishra，“Pulverizing anisotropic rapidly solidified Nd-Fe-B materials forbonded magnets”，J.Appl.Phys.，Vol.70，pp.6603-6805(1991)](参照非专利文献14)。
2001年，Iriyama用同样方法将ND0.137Fe0.735Co0.067B0.055Ga0.006制成310kJ/m3的粒子，从而对(BH)max177kJ/m3的各向异性粘结磁铁进行了改良[T.Iriyama，“Anis otropic bonded NdFeB magnets made from hot-upsetpowders”，Polymer Bonded Magnet2002，Chicago(2002)](参照非专利文献15)。
另一方面，Takeshita等提出如下的HDDR法，即，对Nd-Fe(Co)-B坯料在氢中进行热处理，使Nd2(Fe，Co)B相氢化(Hydrogenation，Nd2[Fe，Co]14BHx)，且使其在650～1000℃进行相分解(Decomposition，NdH2+Fe+Fe2B)、脱氢(Desorpsion)、再结合(Recombination)[T.Takeshita，and R.Nakayama，“Magnetic properties and micro-structure of the Nd-Fe-Bmagnet powders produced by hydrogen treatment”，Proc.10th Int.Workshop onRare-earth Magnets and TheirApplications，Kyoto，pp.551-562(1989)]，1999年，由HDDR-Nd2Fe14B粒子制作(BH)max193kJ/m3的各向异性粘结磁铁[K.Morimoto，R.Nakayama，K.Mori，K.Igarashi，Y.Ishii，M.Itakura，N.Kuwano，K.Oki，“Nd2Fe14B-based magnetic Powder with high remanenceproduced by modified HDDR process”，IEEE.Trans.Magn.，Vol.35，pp.3253-3255(1999)](参照非专利文献16、17)。
2001年，由Mishima等报告有Co-free的d-HDDR Nd2Fe14B粒子[C.Mi shima，N.Hamada，H.Mitarai，and Y.Honkura，“Development of a Co-freeNdFeB anisotropic magnet produced d-HDDR processes powder”，IEEE.Trans.Magn.，Vol.37，pp.2467-2470(2001)]，N.Hamada等对(BH)max358kJ/m3的同d-HDDR各向异性Nd2Fe14B粒子，在150℃、2.5T的取向磁场中以0.9GPa进行压缩，制作密度6.51Mg/m3、(BH)max213kJ/m3的立方体(7mm×7mm×7mm)各向异性粘结磁铁[N.Hamada，C.Mishima，H.Mitaraiand Y.Honkura，“Development of anisotropic bonded magnet With27MGOe”，IEEE.Tran.S.Magn.，Vol.39，pp.2953-2956(2003)](参照非专利文献18、19)。但是，立方体磁铁不适合通常的永磁电动机。
另一方面，2001年报告了使用RD(Reduction&Diffusion)-Sm2Fe17N3微粉末的(BH)max～119kJ/m3的注射成形粘结磁铁[川本淳，白石佳代，石坂和俊，保田晋一，“15MGOe级SmFeN注射成形混合物”，电气学会磁性元件研究会，(2001)MAG-01-173](参照非专利文献20)。2002年由Ohmori又报告了使用(BH)max323kJ/m3的付与耐气候性RD-Sm2Fe17N3微粉末的(BH)max136kJ/m3的注射成形而成的各向异性磁铁[K.Ohmori，“Newera of anisotropic bonded SmFeN magnets”，Polymer Bonded Magnet2002，Chicago(2002)](参照非专利文献21)。还报告了使用应用了这样的注射成形径向各向异性的(BH)max80kJ/m3的各向异性Sm2Fe17N3粘结磁铁的表面磁铁(SPM)转子，由此，相对于铁氧体烧结磁铁电动机，可实现高效率化[松冈笃，山崎东吾，川口仁，“送风机用无刷DC电动机的高性能化研究”，电气学会旋转机研究会，(2001)RM-01-161](参照非专利文献22)。
但是，成形模型环状模腔小直径化(或长形状化)时，径向取向磁场的磁通势大多作为漏磁通被消耗掉，因此，取向磁场减少。因而，随着取向度的降低，无论是粘结磁铁还是烧结磁铁，径向方向的(BH)max随着小直径(长形状)化而减少[例如，清水元治，平井伸之，“Nd-Fe-B类烧结型各向异性环状磁铁“，日立金属技术报，Vol.6，pp.33-36(1990)](参照非专利文献23)。另外，难以产生均匀的径向磁场、与各向同性粘结磁铁相比，还存在生产型低的问题。
但是，只要假定径向方向的磁特性不依赖于形状就可以均匀取向，且能够实现高的生产率，则可以期待(BH)max径向各向异性磁铁适用于永磁型电动机的高性能化的普及。
于是，本发明人公开了如下的磁铁的制作技术以及该磁铁的磁特性，将结合剂和磁铁粉末的混合物压缩成形，使自身组织化后形成的结合剂的交联间的巨大分子机械性地延伸，通过延伸后的垂直各向异性薄板磁铁的塑性变形，使得各向异性的方向转换为径向方向[F.Yamashita，S.Tsutsumi，H.Fukunaga，“Radially Anisotropic Ring-or Arc-Shaped Rare-Earth BondedMagnets Using Self-Organization Techniqu”，IEEE Trans.Magn.，Vol.40，No.4pp.2059-2064(2004)](参照)非专利文献24参照)。由此，即使小直径化(或长形状化)，也可以制造磁特性几乎不降低的厚度约1mm的径向各向异性磁铁。
另一方面，有铁芯永磁电动机的铁芯有安装励磁线圈的槽、与磁铁构成磁回路的一部分的齿。这样的铁芯在结构上，电动机旋转时会产生铁芯和磁铁之间的磁导率变化造成的转矩波动，即齿槽转矩。齿槽转矩是妨碍电动机平滑的旋转而损害电动机的静音性或控制性的主要原因。这种齿槽转矩在产生矩形波状的强静磁场的高(BH)max径向各向异性磁铁中较显著。因而可以说，齿槽转矩的增大是妨碍高(BH)max径向各向异性磁铁应用于永磁型电动机的主要原因。
在降低齿槽转矩的方法中，公知的有将铁芯或磁铁的磁极的倾斜、铁芯和磁铁的空隙设定为不等距离的方法、使磁铁内的磁化方向与磁通流一致的极各向异性方式、hal-bach方式(ハルバツハ方式)等。尤其是组装有分段(セグメント)磁铁的hal-bach方式可有效地降低齿槽转矩[吉田、袈裟丸、佐野、“表面PM同步电动机的分段磁化方式带来的齿槽转矩的降低和转子铁芯的减少”，IEEJ.Trans.IA，Vol.124，pp.114-115(2004)](参照非专利文献25)。
但是，按分段对磁极进行分割时，其装配精度不仅对齿槽转矩影响较大，而且在实际形状或结构上受到制约、重复复杂性等，其难以制造。
例如，使包含自身组织化后的结合剂的(BH)max＝162kJ/m3、厚度为0.97mm的垂直各向异性薄板磁铁沿非等同方向延伸，形成内半径为3.55mm、外半径为3.65mm、最大壁厚为0.88mm、长度为10mm的圆弧状。在4MA/m的脉冲磁场中对该磁铁进行磁化时的磁通是(BH)max＝72kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁的磁通量的1.53倍，从而将有铁芯永磁电动机的起动转矩提高1.4倍以上[F.Yamashita，H.Fukunaga，“Radially-Anisotropic Rare-Earth Hybrid Magnet with Sel-Organizing Binder Consolidated Under a Heatand a Low-Pressure Configuration”，Proc.18th Int.Workshop on HighPerformance Magnets and Their Applications，Annecy，France，pp.76-83(2004)]。
但是，磁铁厚度达到例如1.5mm时，则难以使垂直各向异性薄板磁铁沿非等同方向延伸，因而在保持磁特性的变形中对磁铁的厚度有上限限制。另外，在将电磁线圈配置于和磁铁相对的铁芯表面的结构方面，与磁铁相对的铁芯中存在齿和槽。因此，会增大伴随电动机的旋转的导磁率的变化造成的齿槽转矩。尤其是，具有强的静磁场和矩形波状的空隙磁通密度分布的径向各向异性磁铁与各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁相比，齿槽转矩也达到其15倍以上。
如上所述，作为降低齿槽转矩的手段，花费了大量工夫并提出了许多方案。尤其是安装有分段磁铁的hal-bach方式可有效地降低齿槽转矩[吉田、袈裟丸、佐野、“表面PM同步电动机的分段磁化方式带来的齿槽转矩的降低和转子铁芯的减少”，IEEJ.Trans.IA，Vol.124，pp.114-115(2004)]。但是，按分段对磁极进行分割时，其装配精度对齿槽转矩影响较大。此外，在实际形状或构成上受到制约、重复复杂度性等，在工业性难以规模性实施。因此，就径向各向异性磁铁而言，正在寻求不对磁极进行分割，加上不组合偏壁厚化或偏斜等现有技术而维持输出特性，同时大幅度地降低齿槽转矩的径向各向异性磁铁的制造方法。
非专利文献1：R.W.Lee，E.G.Brewer，N.A.Schaffel，“Hot-pressedNeodymium-Iron-Boron magnets”，IEEE Tran.S.Magn.，Vol.21，(1985)
非专利文献2：T.Shimoda，“Compression molding magnet madefrom rapid-quenched powder”，“PERMANENT MAGNETS1988UPDATE”，WheelerAssociateINC(1988)
非专利文献3：W.Baran，“Case histories ofNdFeB in the Europeancommunity”，The European Business and Technical Outlook for NdFeB Magnets，Nov.(1989)
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发明内容
本发明是一种径向各向异性磁铁的制造方法，通过将磁铁粉末固定成网眼状来保持磁铁的各部分相对于切线的磁各向异性(容易磁化的轴即C轴)的角度，并且通过伴随流动的变形而形成规定的圆弧状或环状。尤其是，通过进行伴随粘性流动或拉伸流动的变形来提高磁铁的变形能，从而提高相对于厚度的形状对应力。此外，不将磁极分割成段，而是通过以任意位置、任意角度控制磁铁相对于切线方向的C轴角度θ，来减小齿槽转矩。
本发明优选的实施方式之一的径向各向异性磁铁的制造方法，其中，所述各向异性磁铁由包含各向异性Sm2Fe17N3和各向异性Nd2Fe14B的磁铁粉末、固定这些磁铁粉末的网眼状高分子、线型高分子以及根据需要适当使用的添加剂构成。而且，变形前的所述磁铁的树脂组合物的微观结构为磁铁粉末固定相A、流动相B时，相B的一部分和相A化学结合并将固定相A群固定成网眼状，且通过相B的剪切流动、拉伸流动作用使所述磁铁变形。
本发明优选的实施方式之一的径向各向异性磁铁的制造方法，包括：制作异形磁铁的工序，所述异形磁铁由相对于切线的磁各向异性(C轴)角度为90度的垂直各向异性部分α0、相对于切线的C轴角度为0～90度(θ)的非垂直各向异性部分β0、以及相对于切线的C轴角度为90～180度(θ’)的非垂直各向异性部分β’0构成；变形工序，使所述磁铁变形成环状或圆弧状，形成与垂直各向异性部分α0对应的径向各向异性部分α1、与非垂直各向异性部分β0对应的曲面β1及与非垂直各向异性部分β’0对应的曲面β’1。在此，使与变形前的非垂直各向异性部分β0对应的变形后的曲面β1、及与变形前的非垂直各向异性部分β’0对应的变形后的曲面β’1相对于切线的C轴角度θ连续变化。此外，优选在与变形前的垂直各向异性部分α0对应的变形后的径向各向异性部分α1、与变形前的非垂直各向异性部分β0对应的变形后的曲面β1、及与变形前的非垂直各向异性部分β’0对应的变形后的曲面β’1中，相对于切线的C轴角度θ在变形的前后大致相等。
本发明优选的实施方式之一的径向各向异性磁铁的制造方法，其中，磁铁的密度为5.8Mg/m3以上、最大磁能积(BH)max为140kJ/m3以上。
根据以上所述，通过伴随树脂组合物成分的粘性流动或拉伸流动的变形，制造密度为5.8Mg/m3以上、最大磁能积(BH)max为140kJ/m3以上的径向各向异性磁铁。由此，在具备偶数个径向各向异性磁铁的永磁型电动机尤其是有铁芯永磁电动机中，可以在使静音性、控制性达到同等的状态下，实现搭载有(BH)max大致为80kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁的永磁型电动机的小型化、高输出化。
本发明是通过将磁铁粉末固定成网眼状来保持磁铁的各部分相对于切线的C轴角度，并且通过伴随流动的变形而形成规定的圆弧状或环状的径向各向异性磁铁的制造方法。在此基础上，通过提高线型高分子伴随粘性流动或拉伸流动的变形能来提高磁铁的形状对应力。此外，使本发明的磁铁的密度为5.8Mg/m3以上、最大磁能积(BH)max为140kJ/m3以上时，则可以实现现有的应用了密度为6Mg/m3、(BH)max大致为80kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁的电动机的进一步的小型化、高输出化。
另一方面，关于对径向各向异性磁铁电动机的静音性、控制性的不良影响，可以不将磁极分割成段，而是以任意位置、任意角度控制磁铁相对于切线方向的C轴角度。
附图说明
图1是表示磁铁粉末和树脂组合物的微观结构的概念图；
图2A是表示线型高分子溶液的剪切流动、拉伸流动的概念图；
图2B是表示线型高分子溶液的剪切流动、拉伸流动的概念图；
图2C是表示线型高分子溶液的剪切流动、拉伸流动的概念图；
图3A是变形前的磁铁剖面图；
图3B是变形前的磁铁剖面图；
图3C是变形后的磁铁剖面图；
图3D是变形后的磁铁剖面图；
图4是表示反应温度和凝胶化时间的关系的特性图；
图5是表示径向方向表面磁通密度分布的特性图；
图6是控制了C轴方向的异形磁铁的剖面图；
图7A是表示测定相对于切线方向的C轴角度的概念图的特性图；
图7B是表示测定相对于切线方向的C轴角度的概念图的特性图
图8是表示转子的相对于机械角的磁化向量的分布的图；
具体实施方式
本发明的径向各向异性磁铁的制造方法，其特征为，通过将磁铁粉末固定成网眼状来保持磁铁的各部分相对于切线的磁各向异性(C轴)的角度，并且通过伴随流动的变形而形成规定的圆弧状或环状。
首先，参照附图对本发明的径向各向异性磁铁制造中的变形机理进行说明。
本发明以各向异性Sm2Fe17N3和各向异性Nd2Fe14B、树脂组合物以及根据需要适当添加的添加剂为构成成分。而且，利用伴随滑动的熔融状态制造在磁场中以20～50MPa压缩成形的变形前的磁铁。
利用图1的概念图的示例说明本发明中所说的变形前的磁铁粉末。如图1所示，变形前的磁铁采用磁铁粉末和树脂组合物的微观结构。即，形成准玻璃状态的磁铁粉末固定相A、包含交联间巨大分子的线型高分子即流动相B及根据需要适当使用的化学接触剂(ケミカルコンタクト)相C的结构。
图1中，准玻璃状态的相A为磁铁粉末固定成分，例如通过包覆在磁铁粉末表面的聚合物的交联反应而形成。可以举出例如，环氧当量为205～220g/eq、融点为70-76℃的酚醛清漆型环氧树脂和相C的化学接触剂(ケミカルコンタクト)，例如和咪唑衍生物(イミダゾ—ル誘導体)的反应生成物作为相A。
另一方面，相B的一部分是例如与相A反应形成交联间巨大分子的线型高分子，例如，当相A是酚醛清漆型环氧聚合物时，可以例示融点80℃、分子量4000～12000的聚酰胺等。由此，通过聚合物的环氧基和聚酰胺分子链内氨基的活性氢(-NHCOO)的反应，将磁铁粉末固定成网眼状的相A并作为为群连结成三维网眼状。此外，相B的剩余部分即未和相A反应的线型高分子，因加热到融点以上而成为呈高分子溶液特有的流动的相B。
另外，优选制成图1所示的相A的厚度△rc为例如0.1～0.3μm、相C的化学接触剂的直径2a为2～3μm以下的微粉末，且都以最小限实现最佳化，由此，提高磁铁粉末的体积分率。其中，△表示变化量。
另外，又可以不是分散有相C的图1所示的微观结构，而是使与相A的聚合物或预聚物反应形成准玻璃状态的交联剂、自由基起始剂等完全溶解在相A的聚合物或预聚物中，从而形成没有相C的结构。
在本发明中，制作成具有如上所述的微观结构的磁铁之后，通过伴随图1所示的相B的流动的变形而形成圆弧状或环状的径向各向异性磁铁。此时，由相A固定的磁铁粉末的C轴以利用其和相B的网眼结构相互连结在一起的状态沿特定的方向被固定，保持该状态并且通过相B的流动完成变形。
其次，利用附图对本发明的变形机理相关的相B的线型高分子溶液的剪切流动、拉伸流动进行说明。
在图1所示的本发明的变形前后的磁铁的微观结构中，加热到施加外力时相B流动的温度。B相以图2A所示的长的分子络合的状态受到外力时，通过剪切应力a、a’而流动。此时，粘性应力起因于相B的分子间的摩擦和分子链的缠绕形成的阻抗之类的不同的两个主要因素，但利用温度或外力可以最佳化。
另外，在相B中还会产生被称作拉伸流动的流动场。这是因为在流动形成的变形过程中，如图2C所示，相B的线型高分子形状也会发生变化，因此，流动场是在被相A拘束的空间的变形或伴随局部性的变形时产生的流动形态。
另外，作为本发明的变形中的流动形态，如图2B所示，也可以通过剪切流动和拉伸流动重叠的流动形态形成变形。
通过如上所述的伴随相B的流动的变形而制成的圆弧状磁铁或将多个圆弧状磁铁连结而成的环状磁铁，利用热处理进行交联反应，以使相B的流动性消失。通过该处理，可以提高磁铁的机械强度、耐热性等耐环境性。
接着，利用附图说明本发明的控制径向各向异性磁铁相对于切线的磁各向异性(C轴)角度θ、θ’的概念。
角度θ表示0～90度范围的非垂直各向异性部分中的C轴的角度；θ’表示90～180度范围的非垂直各向异性部分中的C轴的角度。另外，对磁铁相对于切线的C轴角度，在磁铁变形前附加0字，以θ0、θ’0表示，磁铁变形后附加1字，以θ1、θ’1表示。
图3A、B、C是变形前后磁铁的剖面图。在图3A、B、C中，α0为相对于切线的磁各向异性(C轴)角度为90度的垂直各向异性部分，β0为相对于切线的C轴角度具有0～90度的范围内的任意角度θ0的非垂直各向异性部分，β’0为相对于切线的C轴角度具有90～180度范围内的任意角度θ’0的非垂直各向异性部分，H为取向磁场方向。
本发明制造图3A或图3B所示的结构的磁铁，使所述磁铁变形为图3C、D所示的环状或圆弧状，使磁铁具有与垂直各向异性部分α0对应的径向各向异性部分α1、与非垂直各向异性部分β0对应的曲面β1及与非垂直各向异性部分β’0对应的曲面β’1。本发明中，被相A固定的磁铁粉末的C轴利用其与相B的网眼结构沿特定的方向固定。而且，保持其状态并且通过相B的流动进行变形。其结果是，可以将径向各向异性磁铁相对于切线的C轴角度保持为90度，还可以任意或连续控制C轴角度θ1、θ’1。
尤其是，为了降低伴随旋转的齿槽转矩，实现电动机运转时的静音性或提高控制性，使与变形前的非垂直各向异性部分β0对应的变形后的曲面β1、及与变形前的非垂直各向异性部分β’0对应的变形后的曲面β’1相对于切线的C轴角度θ1、θ’1连续变化。此外，为了使特性稳定化，优选在与变形前的垂直各向异性部分α0对应的变形后的径向各向异性部分α1、与变形前的非垂直各向异性部分β0对应的变形后的曲面β1、及与变形前的非垂直各向异性部分β’0对应的变形后的曲面β’1中，相对于切线的C轴角度θ、θ’在变形的前后保持大致相等。这样可以利用相B的流动性、相B的一部分形成的磁铁粉末固定相A的网眼结构的最佳化、外力的程度而实现最佳化。
关于变形后的径向各向异性部分α1、与变形前的非垂直各向异性部分β0对应的变形后的曲面β1、及与变形前的非垂直各向异性部分β’0对应的变形后的曲面β’1的各区域的构成比率、或相对于C轴角度θ、θ’的水平及连续变化的具体的程度，依附于将本发明的径向各向异性磁铁应用于永磁型电动机的设计思想。例如，以本发明的径向各向异性磁铁为励磁，由于在与无铁芯电机元件组合而成的电动机中，伴随旋转的磁导率不变化，所以不会产生齿槽转矩。因而，该情况不需要β1及β’1区域。
关于制作图3C、D所示的圆弧状磁铁或多个圆弧状磁铁连结而成的环状磁铁，例如日本特开2003-347142公示了如下制造方法，即，制作大致径向取向的圆弧状的预备成形体，将该成形体组合成圆筒状使其压缩变形，然后对圆筒成形体进行烧结或烧固的烧结、烧固的径向各向异性磁铁的制造方法。另外，日本特开2004-96961公报、日本特开2004-140270公报等中也公示了将径取向圆弧状预备成形体接合在一起来制造环状的径向各向异性磁铁的方法。但是，并不是本发明这样的伴随流动进行变形的方法。此外，并不是本发明那样不对磁极进行分割、在任意位置控制磁铁相对于切线方向的C轴角度的方法。
接着，对本发明的磁铁粉末即各向异性Sm2Fe17N3、各向异性Nd2Fe14B进行说明。
本发明中所说的各向异性Sm2Fe17N3例如通过如下方法来制造，即，通过日本特开平2-57663号公报所记载的溶解铸造法、专利第17025441号及日本特开平9-157803号公报等所公示的还原扩散法，制造R-Fe系合金或R-(Fe、Co)系合金，将这些合金氮化后进行微粉碎而得到。微粉碎是指可以采用喷射研磨、振动球研磨、旋转球研磨等公知的技术，微粉碎成以裂缝(フイツシヤ—)平均粒径计为1.5μm以下，优选1.2μm以下。为了提高防止点火等处理性，微粉末优选在表面形成有例如日本特开昭52-54998号公报、日本特开昭59-170201号公报、日本特开昭60-128202号公报、日本特开平3-211203号公报、日本特开昭46-7153号公报、日本特开昭56-55503号公报、日本特开昭61-154112号公报、日本特开平3-126801号公报等所公开的湿式或干式处理形成的缓慢氧化覆盖膜的微粉末。另外，也可以是通过日本特开平5-230501号公报、日本特开平5-234729号公报、日本特开平8-143913号公报、日本特开平7-268632号公报、及日本金属学会演讲概要(1996年春期大会，No.446、p184)等中公开的形成金属覆盖膜的方法、及日本特公平6-17015号公报、日本特开平1-234502号公报、日本特开平4-217024号公报、日本特开平5-213601号公报、日本特开平7-326508号公报、日本特开平8-153613号公报、日本特开平8-183601号公报等记载的形成无机覆盖膜的方法等进行了一种以上的表面处理的Sm2Fe17N3微粉末。
另一方面，本发明中所说的各向异性Nd2Fe14B是指通过HDDR处理(氢分解/再结合)、即，稀土类-铁系合金(R2[Fe，Co]14B)相通过进行氢化(Hydrogenation，R2[Fe，Co]14BHx)、在650～1000℃下的相分解(Decomposition，RH2+Fe+Fe2B)、脱氢(Desorpsion)、再结合(Recombination)的所谓HDDR处理等制作的磁铁粉末。在此，必需的稀土类元素R少于10原子％时，结晶结构为与α-Fe相同结构的立方晶组织，因此，得不到高磁特性、尤其是高顽磁力HCJ，当超过30原子％时，R富裕(リツチ)的非磁特性相增多，饱和磁化Js降低。由此，优选R为10～30原子％的范围。此外，必需元素B为少于2原子％时，棱面体结构成为主相，得不到高的顽磁力HCJ，超过28原子％时，B富裕的非磁特性相增多，饱和磁化Js降低。由此，优选B为2～28原子％的范围。在此，必需元素Fe少于65原子％时，饱和磁化Js降低，超过80原子％时，得不到高的顽磁力HCJ。由此，优选Fe为65～80原子％。另外，用Co置换Fe的一部分不会损害磁铁粉末的磁特性，利用居里温度Tc的上升，可以改善实际使用温度范围的残留磁化Jr的温度系数。但是，Co的Fe置换量超过20原子％时，饱和磁化Js减少。即，Co置换量在5～15原子％范围，残留磁化Jr通常增加，因此优选得到高(BH)max。
再一方面，除R、B、Fe以外，允许存在工业性生产上不可避免的杂质。通常的允许范围例如在B的一部分中存在4重量％以下的C、或P、S、Cu中的至少一种，总量在2重量％以下。
此外，为了改善该粉末的顽磁力HCJ、退磁曲线的角型性Hk/HCJ等，可以适当添加Ai、Ti、V、Cr、Mn、Bi、Nb、Ta、Mo、W、Sb、Ge、Ca、Sn、Zr、Ni、Si、Zn、Hf中的至少一种。另外，占组成的10原子％～30原子％的稀土类元素R含有Nd、Pr、Dy、Ho、Tb中的至少一种、或La、Ce、Sm、Gd、Er、Eu、Tm、Yb、Lu、Y中的至少一种。通常，R中具有一种就足够，不过实际上可以使用两种以上的混合物(混合稀土合金、钕镨混合物等)。另外，该R中在工业上能得到的范围可以含有制造上不可避免的杂质。
对以如上所述的各向异性Sm2Fe17N3和各向异性Nd2Fe14B以及树脂组合物为必需的构成成分的混合物、在磁场中以20～50MPa进行低压压缩成形。在该过程中，Nd2Fe14B被Sm2Fe17N3隔离，从而可抑制Nd2Fe14B的成形加工中的破碎及表面损伤。因而，可优化高温下的退磁曲线的Hk/HCJ(Hk相当于残留磁化Jr的90％磁化的退磁场)，减少初始不可逆退磁率。
另外，因为Sm2Fe17N3和Nd2Fe14B的各向异性磁铁可以容易地高密度化，所以，可得到140kJ/m3以上的(BH)max。(例如，F.Yamashita，H.Fukunaga，“Radially-Anisotropic Rare-Earth Hybrid Magnet with Sel-OrganizingBinder Consolidated Under a Heat and an ow-Pressure Configuration”，Proc.18th Int.Workshop on High Performance Magnets and Their Applications，Annecy，France，pp.76-83(2004))。
(实施例1)
下面，通过实施例更详细地说明本发明的制造方法。但是，本发明并不限定于本实施例。
[相对于切线的C轴角度为90度的径向各向异性磁铁]
磁铁粉末使用粒径为3～5μm的各向异性Sm2Fe17N3、粒径为38～150μm的各向异性Nd2Fe14B。另外，结合剂中作为磁铁粉末固定相A的主成分的聚合物使用环氧当量为205～220g/eq、融点为70-76℃的酚醛清漆型环氧树脂；B相为例如与A相进行交联反应形成交联间巨大分子的线型高分子，使用例如融点80℃、分子量4000～12000的聚酰胺；相C的化学接触剂使用2-苯基-4、5-二羟基甲基咪唑(或2-甲基咪唑)；另外，作为润滑剂，使用融点约为52℃的季戊四醇C17三酯。其中，一分子中具有一个羟基(-OH)、三个碳数为16的十六烷基(-(CH2)16CH3)。
这些结合剂和磁铁粉末的混合物是将用1重量％的聚合物进行了表面处理后的38.20重量％的各向异性Sm2Fe17N3、以及用0.5重量％的聚合物进行了表面处理后的57.44重量％的各向异性Nd2Fe14B，在2.80重量％的线型高分子以及0.28重量％的增滑剂的融点以上(120℃)进行熔融混炼，冷却到室温后，进行粗粉碎至150μm以下之后，在室温下干式混合0.28重量％的化学接触剂。图4是表示混合物的反应温度和凝胶化时间的关系的特性图。图中，C1为2-苯基-4、5-二羟基甲基咪唑系，170℃的凝胶化时间为160sec，C2为2-甲基咪唑系，170℃的凝胶化时间为30sec。
接着，将上述混合物加热到170℃，在1.4MA/m的正交磁场中，以伴随滑动的熔融流动状态用20MPa进行压缩，制作厚度为1.5mm、14.5mm×15.2mm、密度为5.8～6.0Mg/m3的相对于切线的C轴角度为90度的垂直磁各向异性磁铁。另外，成形时间约为30sec。因此，C1没有达到凝胶化，C2处于凝胶化。因而，前者为本发明的磁铁，其微观结构由图1所示的相A、相B以及相C构成，后者虽然是不完全的交联状态的磁铁，但是即使施加热和外力，相B也达不到流动状态。
使上述本发明的不完全的交联状态的磁铁在4MA/m中向垂直方向脉冲着磁时的残留磁化Jr为0.93T，顽磁力Hcj为796kA/m，最大磁能积(BH)max为145kJ/m3。
对上述厚度为1.5mm、14.5mm×15.2mm、密度为5.8～6.0Mg/m3的相对于切线的C轴角度为90度的磁铁，施加150-160℃的热和10MPa以下的外力，由此，制成外半径为20.45mm、内半径为18.95mm(厚度为1.5mm)、45度的圆弧状径向各向异性磁铁。此外，将该磁铁粘接在外径为37.9mm的层叠电磁钢板的外周面成环状，在外周以8极着磁。将该环状径向各向异性磁铁作为本发明例1。
另一方面，将外半径为20.45mm、内半径为18.95mm(厚度为1.5mm)、密度为6Mg/m3、(BH)max约为80kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁和层叠电磁钢板进行粘接，外周以8级着磁。将该环状各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁作为比较例。
图5表示上述两种磁铁的径向方向表面磁通密度分布。如图5所示的本发明例为径向各向异性磁铁特有的矩形波状表面磁通密度分布，但其峰值为5mT，达到比较例的1.53倍。
[付与C轴角度θ、θ’的径向各向异性磁铁]
使用和前项的实施例相同的混合物，在170℃下，在1.4MA/m的正交磁场中，以伴随滑动的熔融流动状态用20MPa进行压缩，成形时间约为30sec，制作厚度为1.5mm、密度为5.8～6.0Mg/m3的图6所示的截面的异形磁铁。
图6中，α0为相对于切线的磁各向异性(C轴)角度为90度的垂直各向异性部分，β0为相对于切线的C轴角度在0～85度的范围以任意角度连续变化的非垂直各向异性部分，β’0为相对于切线的C轴角度在90～175度范围以任意角度变化的非垂直各向异性部分，H为取向磁场方向。另外，图6中，用xy坐标(单位mm)表示磁铁截面形状，确定取向磁场H和磁铁相对于切线(坐标相对于切线)的角度θ、θ’。另外，图6中，为了表现的方便，不用相对于切线方向的角度而是用相对于径向(法线方向)的角度表示C轴方向。为避免产生误解，将角度设定为
Figure G2007800087554D00181
而不用θ表示。
接着，对图6所示的变形前的各向异形磁铁施加150～160℃的热和10MPa以下的外力，制作外半径为20.45mm、内半径为18.95mm(厚度为1.5mm)、45度的圆弧状径向各向异性磁铁。
接着，在图6所示的变形前的各向异形磁铁以及使其进行变形后的径向各向异性磁铁中，从图6所示的C轴移动1、2及3即β0、β1、α0、α1各部位切出直径约为1mm的圆。然后，将直径约1mm的所述试料固定在深度为0.1cm的方形(0.8×1.0cm)支架上。如图7A所示，该试料的自发磁化通常朝向C轴。但是，如图7B所示，施加外部磁场H时，试料自身产生转矩，试料的C轴沿磁场H的方向旋转。根据试料的旋转角和与各试料表面对应的起点的旋转角之差，求出起点中的相对于切线方向的C轴角度θ。其结果是，相对于图6中的C轴移动1、2及3即β0、β1、α0、α1各部位的相对于切线方向的C轴角度θ大致为65～75度、40～50度、85～95度。这样测定的所有部位的变形前后的相对于切线方向的C轴角度θ基本一致，由此，可以按照变形前的磁铁截面的形状给予任意角度或其角度变化。
如上所述，变形前后磁极中心(图6的C轴移动3)的C轴位置不变，但是随着远离中心，变形前后的C轴位置改变。该C轴分布的解析在旋转磁化中的全磁能积E＝Ku·sin2Φ-Is·H·cos(Φ-Φo)中，首先按照使试料的全磁能积E为最小的解、即(δE/δΦ)＝Ku·sin2Φ-Is·H·cos(Φ-Φo)＝0确定Φ，按照I＝Is·H·cos(Φo-Φ)描绘M-Hloop。然后，按照Ku·sin2Φ-Is·H·sin(Φo-Φ)＝0求出Φ，使Φ的概率分布适用于每一坐标值而解析整体的取向状态。其中，Φo表示外部磁场的角度，Φ表示Is旋转后的角度，I表示自发磁力矩，Ku表示各向异性常数，E表示全磁能积。
其结果是，图6中的C轴移动1、2及3即β0、β1、α0、α1各部位的各向异性分散σ全部为14.5±2。因此认为，各向异性不会崩溃，只是各向异性的方向改变。
另外，图8是表示相对于转子的机械角的磁化向量的分布。磁化向量表示相对于切线的各向异性的方向(C轴角度)的分布。
其次，将上述的外半径为20.45mm、内半径为18.95mm(厚度为1.5mm)、45度的圆弧状径向各向异性磁铁粘接在外径为37.9mm的层叠电磁钢板的外周面上，形成环状，外周以8极着磁。将该环状径向各向异性磁铁作为本发明例2。
表1表示将本发明例1、2与定子组合时的感应电压、感应电压波形的变形率以及齿槽转矩和比较例进行比较的结果。
[表1]
 
本发明例1 本发明例2 比较例
感应电压(568Turn/coil) 54.5(1.36) 53.8(1.35) 40(1.0)
变形率(％) 17.4(4.70) 0.64(0.17) 3.8(1.0)
齿槽转矩(mNm) 9.9(3.0) 1.1(0.3) 3.3(1.0)
由表1可知，将本发明例1的径向各向异性磁铁应用于电动机时，与应用了比较例中所示的密度为6Mg/m3、(BH)max约为800kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B粘结磁铁的电动机相比，由所得到的感应电压值的比可以看出能够达到1.35倍左右的高输出化。
另外，关于将本发明的径向各向异性磁铁应用到有铁芯永磁电动机时的齿槽转矩的减小的课题，如本发明例2所述，如图6所示，通过在任意范围连续控制将径向各向异性磁铁相对于切线的C轴角度保持于90度的相当于本发明例1的部位及C轴角度θ、θ’就可以对应。
产业上的可利用性
本发明的各向异性磁铁对永磁型电动机的小型化、高输出化有用。

Claims (18)

1.一种径向各向异性磁铁的制造方法，通过将磁铁粉末固定成网眼状来保持磁铁相对于磁铁的切线的磁各向异性角度，并且通过伴随粘性流动或者拉伸流动的变形而形成规定的圆弧状或环状。
2.根据权利要求1所述的径向各向异性磁铁的制造方法，其中，所述磁铁粉末包含各向异性Sm2Fe17N3和各向异性Nd2Fe14B，为了固定这些磁铁粉末，使用网眼状高分子、线型高分子，并根据需要使用添加剂。
3.根据权利要求1或2所述的径向各向异性磁铁的制造方法，其中，变形前的所述磁铁的微观结构是包含磁铁粉末固定相A、流动相B的树脂组合物，相B的一部分和相A化学结合并将固定相A群固定成网眼状，且通过相B的剪切流动、拉伸流动作用使所述磁铁变形。
4.根据权利要求1所述的径向各向异性磁铁的制造方法，包括：制作异形磁铁的工序，所述异形磁铁由相对于切线的磁各向异性角度为90度的垂直各向异性部分α0、相对于切线的磁各向异性角度θ为0～90度的非垂直各向异性部分β0、以及θ为90～180度的非垂直各向异性部分β’0构成；变形工序，其使所述磁铁变形成环状或圆弧状，形成与垂直各向异性部分α0对应的径向各向异性部分α1、与非垂直各向异性部分β0对应的曲面β1及与非垂直各向异性部分β’0对应的曲面β’1。
5.根据权利要求4所述的径向各向异性磁铁的制造方法，其中，使与变形前的非垂直各向异性部分β0对应的变形后的曲面β1、及与变形前的非垂直各向异性部分β’0对应的变形后的曲面β’1相对于切线的磁各向异性角度θ连续变化。
6.根据权利要求4或5所述的径向各向异性磁铁的制造方法，其中，在与变形前的垂直各向异性部分α0对应的变形后的径向各向异性部分α1、与变形前的非垂直各向异性部分β0对应的变形后的曲面β1、及与变形前的非垂直各向异性部分β’0对应的变形后的曲面β’1中，相对于切线的磁各向异性角度在变形的前后相等。
7.根据权利要求1所述的径向各向异性磁铁的制造方法，其中，磁铁的密度为5.8Mg/m3以上、最大磁能积(BH)max为140kJ/m3以上。
8.根据权利要求1所述的径向各向异性磁铁的制造方法，其中，变形后对磁铁进行热处理，以使其流动成分消失。
9.一种永磁型电动机，具备偶数个如权利要求1所述的径向各向异性磁铁。
10.一种有铁芯永磁型电动机，具备偶数个如权利要求1、4、5任一项所述的径向各向异性磁铁。
11.一种有铁芯永磁型电动机，具备偶数个如权利要求6所述的径向各向异性磁铁。
12.根据权利要求9所述的永磁型电动机，其中，设所述径向各向异性磁铁的每一极相对于旋转中心的机械角为d°时，在从磁极中央到绝对值d/6°的范围，相对于切线方向的磁各向异性角度为90°，
从磁极中央到绝对值d/6°以上，朝向磁极间部方向，磁各向异性角度以一定的比例减小。
13.根据权利要求10所述的有铁芯永磁型电动机，其中，设所述径向各向异性磁铁的每一极相对于旋转中心的机械角为d°时，在从磁极中央到绝对值d/6°的范围，相对于切线方向的磁各向异性角度为90°，
从磁极中央到绝对值d/6°以上，朝向磁极间部方向，磁各向异性角度以一定的比例减小。
14.根据权利要求11所述的有铁芯永磁型电动机，其中，设所述径向各向异性磁铁的每一极相对于旋转中心的机械角为d°时，在从磁极中央到绝对值d/6°的范围，相对于切线方向的磁各向异性角度为90°，
从磁极中央到绝对值d/6°以上，朝向磁极间部方向，磁各向异性角度以一定的比例减小。
15.根据权利要求12所述的永磁型电动机，其中，所述径向各向异性磁铁的磁极间部的磁各向异性角度0°～10°。
16.根据权利要求13所述的有铁芯永磁型电动机，其中，所述径向各向异性磁铁的磁极间部的磁各向异性角度0°10°。
17.根据权利要求14所述的有铁芯永磁型电动机，其中，所述径向各向异性磁铁的磁极间部的磁各向异性角度0°～10°。
18.一种永磁型电动机，其按照如下方式构成，具备偶数个圆弧形径向各向异性磁铁，各磁铁在每一极相对于旋转中心的机械角为d°时，在从磁极中央到绝对值d/6°的范围，相对于切线方向的磁各向异性角度为90°，
从磁极中央到绝对值d/6°以上，朝向磁极间部方向的磁各向异性角度以一定的比例减小。
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