CN102742131A - 连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法 - Google Patents

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Abstract

本发明必须进行下述步骤：利用保持恒定方向的均匀磁场来制作片段的步骤，所述片段是各向异性方向从与面垂直方向到面内发生连续变化的片段；将多个上述片段设置在圆周上，利用基于该片段的粘性变形的流变性从该片段的一侧的推力方向端面将其挤出成环状，然后再从片段的推力方向的两个端面进行压缩的步骤。在连续控制了各向异性方向的环形磁铁中，静磁场的发生源的能量密度(BH)max≥160～180kJ/m3。

Description

连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法
技术领域
本发明涉及在磁极中心具有径向各向异性区、在磁极之间具有非径向磁性各向异性区，即使形成小口径也不会发生磁性特性劣化的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法。更具体而言，本发明涉及连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法，所述连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁用于被广泛用作家用电器、空调设备、以及信息设备等的各种驱动源的、对于约50W以下的磁铁型电动机的节电化、节能化、小型化、及静音化具有重大影响的高性能永久磁铁型电动机。
背景技术
电动机被视为是一种通过对钢铁、非铁金属、高分子等各种材料进行高精度加工来制造转子、轴、轴承、定子等，并将这些部分组合而得到的用来将电能转化为机械能的复合性功能部件。近年来，永久磁铁型电动机成为电动机的主流，所述永久磁铁型电动机利用的是对其它磁性材料具有吸引、排斥能力，并且具有无需外部能量即可永久性地产生静磁场的能力的磁铁。从物理学角度分析，磁铁与其它磁性材料的区别在于：即使在外部磁场消失之后，仍残留有效的磁化，当施加热或较大逆磁场等时，会首先发生磁化翻转(减磁)，进而还会伴随该磁化翻转引发磁化的降低。上述磁铁的重要特性值包括能量密度(BH)max。这是用单位体积表征的磁铁的潜在能。
然而，根据电动机的种类不同，磁铁的强吸引、排斥能力未必能够得以高性能化。不过，在非专利文献1中，由磁铁的基本特性之一的剩余磁通密度Br和电动机的性能指标的电动机常数KJ(KJ是输出转矩KT与电阻损耗的平方根
Figure GPA00001077374700011
之比)之间的关系得到下述结论：在作为本发明对象使用的环形磁铁的小型电动机中，当电动机直径、转子直径、空隙、软磁材料、磁铁尺寸等固定时，磁铁的能量密度(BH)max的增加将带来更高的转矩密度。
但是，由于该电动机的定子铁心中存在用来收纳线圈的槽和用来形成部分磁路的齿，因此，伴随旋转，会引发磁导率的变化。这样一来，能量密度(BH)max的增加会引起转矩脉动、即齿槽转矩的增大。而齿槽转矩的增加又会伴随阻碍电动机圆滑旋转、加大电动机的振动及噪声、旋转控制性变差等不良影响。
为了避免上述不良影响，一直以来，已有众多关于降低电动机的齿槽转矩的研究。
首先，对于在磁化方向上具有某恒定厚度的磁极，可列举磁铁的厚度不等化。例如，在非专利文献2中公开了一种具有经过了厚度不等化的磁极1、定子铁心2、定子铁心槽3、定子铁心齿4的小型电动机(如图11A所示)。具体而言，在非专利文献2中记载了下述内容：通过用剩余磁化Br1.2T、磁极中心的最大厚度为3mm、磁极两端的最小厚度为1.5mm的经过了厚度不等化的磁极来制作12极18槽表面磁铁型同步电动机(SPMSM)，可实现齿槽转矩的极小化。这里，应该理解的是，虽然此时列举的是磁极外径侧的厚度不等，但即使是与之相反的磁极内径侧厚度不等的磁极，也可以降低齿槽转矩。
另外，在非专利文献2中指出：为了如图11A所示地通过进行磁极的厚度不等化来达到齿槽转矩的极小化，所进行的厚度不等化必须要使磁极两端的最小厚度达到磁极中心的最大厚度的1/2左右。也就是说，如果磁极的厚度、即磁化的方向(厚度)薄，则即使对磁极进行厚度不等化、使齿槽转矩极小化，也无法获得充分的效果。另外，一般而言，由于较薄的磁极从机械强度方面考虑也是脆弱的磁极，因此还存在加工困难的问题。
另一方面，对于磁化方向上的厚度较薄的磁极，已知有在非专利文献3中披露的将磁极扭斜(skew)的方法(如图11B所示)、或在非专利文献4中披露的将磁极间的磁极面积连续削除的方法(如图11C所示)。
纵观上述现有技术，采用的均是使厚磁极的磁极端厚度减小至1/2水平，加大与定子铁心之间的空隙、或是削减薄磁极的磁极间面积的方法。这样一来，由磁极产生的静磁场Ms的磁通量Φ、即流入定子铁心的量会因磁阻的增加而减少。其结果，利用这些方法时，齿槽转矩的较小通常会引起转矩密度发生10～15％的降低。因此，利用图11A、图11B及图11C所示的现有技术的齿槽转矩降低法存在着下述问题：因磁铁的能量密度(BH)max增大而牺牲了电动机的转矩密度的增加。
另一方面，还已知有如非专利文献5所披露的电动机的齿槽转矩降低法。非专利文献5使用磁化方向厚度薄至1.2mm、且剩余磁化Mr达到1T的高能量密度的稀土-铁类烧结磁铁，采用了不削减图11A、图11B及图11C所示的磁化方向的厚度或磁极面积的方法来降低齿槽转矩。即所谓的Halbach圆筒(Halbach Cylinder)：如图12A～12D所示，利用将各磁极分割成2～5部分而得到的磁极片段构成一个磁极，并对每个磁极片段的各向异性方向(易磁化轴的方向)进行阶段性调整。但在附图中，磁极1的附加文字(2)～(5)代表将磁极1分割成2～5部分所分成的片段个数。另外，各片段的箭头方向代表各向异性的方向(易磁化轴的方向)。
利用上述结构的磁极来制造12极18槽的电动机时，在分割的磁极片段的个数N和齿槽转矩Tcog之间为近似乘方的关系即Tcog＝61.753×exp(-0.1451×N)。即表明：当任意机械角度φ下的磁化矢量M与磁极的周方向切线之间的磁化矢量角为Mθ时，磁极间采取有规则且高精度的连续变化的情况较为理想。然而，下述操作本身是困难的：通过使用厚度1.2mm、剩余磁化Mr达1T的高能量密度的稀土-铁类烧结磁铁来准备各向异性方向不同的多个磁极片段，细致且规则地配置这些磁极片段，并以高的尺寸精度构成多个磁极，从而得到转子。因此，准备整数倍该磁极的多极转子、或使用该多极转子来制造小型电动机是极为困难的。另外，与经济性不够适应也是容易推测的。
可是，磁性各向同性的磁铁可根据起磁场(着磁界)的方向和其磁场强度分布而自由地在任何方向上发生磁化。为此，可以通过对磁轭的形状和起磁力进行最优化来获得图13的磁极1的圆弧状箭头所示的磁化图案。由此，可以容易地将磁极和定子铁心之间的空隙磁通密度分布调整为正弦波状。因此，与利用磁各向异性的磁铁材料形成的薄磁极的情况相比，SPMSM这样的小型电动机的齿槽转矩非常容易降低。
对于如上所述的各向同性稀土类磁铁材料的研究被认为首先是从R.W.Lee等人开始的(参考非专利文献11)。非专利文献11中披露了下述内容：当用树脂对能量密度(BH)max为111kJ/m3的骤冷凝固条带进行固定时，可得到能量密度(BH)max为72kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B类粘结磁体。其后，从上世纪八十年代后半期至今，对于以稀土-铁类熔融合金的骤冷凝固为主的各向同性稀土磁铁材料的研究得以活跃进行。例如，包括基于Nd2Fe14B类、Sm2Fe17N3类、或它们与αFe、FeB、Fe3B类形成的微细组织，利用了包括交换结合的纳米复合磁铁材料在内的材料可在工业中得以应用。此外，除了对各种各样的合金组织实施了微观控制的各向同性磁铁材料以外，粉末状的各种不同的各向同性磁铁材料也能够在工业中得以应用。例如，参见非专利文献6～10。特别是在非专利文献10中，H.A.Davies等人报道了尽管为各向同性但能量密度(BH)max达到220kJ/m3磁铁材料。
可是，能够用于工业生产的各向同性磁铁材料的能量密度(BH)max至多不超过134kJ/m3。另外，用于约50W以下的小型电动机时，各向同性Nd2Fe14B粘结磁体的能量密度(BH)max通常在约80kJ/m3以下。即，自1985年R.W.Lee等人用能量密度(BH)max为111kJ/m3的条带制作能量密度(BH)max为72kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B类粘结磁体以来，虽然已经过了20年以上，但在能量密度(BH)max方面的进步却不足10kJ/m3。
因此，无法期待随着各向同性磁铁材料的进步来增加能量密度、进而实现作为本发明的对象的电动机的高转矩密度化。
另一方面，由于从各向同性向各向异性磁铁转化时通常会伴随能量密度(BH)max的增加，因此对于小型电动机而言，可以获得更高的转矩密度。然而相反会导致齿槽转矩增大。并且，就已有的径向各向异性环形磁铁而言，当其内外径减小时，即使在环形腔(ring cavity)的核心使其排斥外部磁场Hex而产生径向取向磁场，由于其漏磁量增大，也会导致能量密度(BH)max的降低程度劣化。特别是当直径在25mm以下时，该趋势将增强。
另外，作为本发明涉及的各向异性稀土-铁类磁铁材料，可列举例如非专利文献12中的RD-Sm2Fe17N3、或非专利文献13中的HDDR-Nd2Fe14B。
现有技术文献
非专利文献
非专利文献1：J.Schulze著“Application of high performance magnets forsmall motors”，Proc.of the 18th international workshop on high performancemagnets and their applications，2004年，pp.908～915
非专利文献2：Y.Pang、Z.Q.Zhu、S.Ruangsinchaiwanich、D.Howe著，“Comparison of brushless motors having halbach magnetized magnets andshaped parallel magnetized magnets”，Proc.of the 18th international workshopon high performance magnets and their applications，2004年，pp.400～407
非专利文献3：W.Rodewald、W.Rodewald、M.Katter著，“Properties andapplications of high performance magnets”，Proc.of the 18th internationalworkshop on high performance magnets and their applications，2004年，pp.52～63
非专利文献4：松岡篤、山崎東吾、川口仁著，“送風機用ブラシレスDCモ一タの高性能化検討”，电气学会回転機研究会，RM-01-161，2001年
非专利文献5：D.Howe、Z.Q.Zhu著，“Application of halbach cylindersto electrical machine”，Proc.of the 17th int.workshop on rare earth magnets andtheir applications，2000年，pp.903～922
非专利文献6入山恭彦著，“高性能希土类ボンド磁石の開発動向”、文部科学省ィノベ一ション創出事業/希土类資源の有効利用と先端材料シンポジゥム，2002年，pp.19～26
非专利文献7：B.H.Rabin、B.M.Ma著，“Recent developments in Nd-Fe-Bpowder”，120th Topical Symposium of the Magnetic Society of Japan，2001年，pp.23～28
非专利文献8：B.M.Ma著，“Recent powder development at magnequench”、Polymer Bonded Magnets 2002，2002年
非专利文献9：S.Hirasawa、H.Kanekiyo、T.Miyoshi、K.Murakami、Y.Shigemoto、T.Nishiuchi著，“Structure and magnetic properties ofNd2Fe 14B/FexB-type nanocomposite permanent magnets prepared by stripcasting”，9th Joint MMM/INTERMAG，FG-05，2004年
非专利文献10：H.A.Davies、J.I.Betancourt、C.L.Harland，“NanophasePr and Nd/Prbased rare-earth-iron-boron alloys”，Proc.of 16th Int.Workshopon Rare-Earth Magnets and Their Applications，2000年，pp.485～495
非专利文献11：R.W.Lee、E.G.Brewer、N.A.Schaffel，“Hot-pressedNeodymium-Iron-Boron magnets”，IEEE Trans.Magn.，Vol.21，1958(1985)
非专利文献12：A.Kawamoto、T.Ishikawa、S.Yasuda、K.Takeya、K.Ishizaka、T.Iseki、K.Ohmori著，“SmFeN magnet powder prepared byreduction and diffusion method”、IEEE Trans.Magn.，35，1999年，p.3322
非专利文献13：T.Takeshita and R.Nakayama著，“Magnetic propertiesand micro-structure of the Nd-Fe-B magnet powders produced by hydrogentreatment”，Proc.10th Int.Workshop on Rare-earth Magnets and TheirApplications，1989年，pp.551～562
发明内容
本发明的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法包括下述的必要的第1制造步骤和必要的第2制造步骤。在所述必要的第1制造步骤中，将均匀的外部磁场Hex的方向和与转子的任意机械角度φ相对应的内外周方向切线之间形成的角度设为Hθ，在基于外部磁场Hex的磁场中对具有内外周切片的片段(segment)进行成形加工，其中，所述内外周切片使与机械角度φ相对应的角度Hθ发生变化。在所述必要的第2制造步骤中，根据磁极数在圆周上设置多个片段，利用基于其粘性变形的流变性从该片段一侧的推力(thrust)方向的端面挤出成环状，然后，从该片段的推力方向的两个端面进行压缩成形。
本发明通过提供上述各向异性环形磁铁的制造方法，将作为各向同性磁铁的缺点即能量密度(BH)max提高至约2倍以上。由此，不仅可期待小型电动机的转矩密度的增加，还能够在同一形状下降低由径向各向异性磁铁特有的齿槽转矩所引起的缺陷，例如噪声。
对于采用了传统的面内各向异性等不具有明确的非径向各向异性区的径向各向异性环形磁铁的电动机，当磁铁的能量密度(BH)max增加时，相对于机械角度φ，磁极中心的磁化矢量角Mc与磁极端的磁化矢量角Md为因此，磁极端的磁化矢量角Md相对于机械角度φ的变化Md/φ具有呈指数函数增加的倾向。而对于本发明的磁极端的磁化矢量角Md相对于机械角度φ的变化Md/φ，通过对各向异性方向进行连续控制，可将该变化Md/φ抑制在各向同性磁铁以下。其结果，其不仅是一种与铁氧体磁极各向异性磁铁及各向同性Nd2Fe14B磁铁相比能量密度(BH)max约达到2～10倍的高性能稀土-铁类环形磁铁，还可以在不使电动机的齿槽转矩增加的情况下提高转矩密度。特别是，即使在制成小口径的情况下也不会发生诸如径向各向异性环形磁铁那样的、因径向取向磁场降低而引发的能量密度(BH)max的降低，可制造出多个片段。
因此，本发明可有效用于被广泛用作家用电器、空调设备、以及信息设备等的各种驱动源的、约50W以下的电动机的节能化、资源节约化、小型化、及静音化。
附图说明
图1A为示出了对各向异性方向的控制的第1概念图。
图1B为示出了对各向异性方向的控制的第2概念图。
图1C为示出了对各向异性方向的控制的第3概念图。
图2A为示出挤出压缩过程的立体外观图。
图2B为挤出压缩成形模头的截面构成图。
图3A为示出了熔融高分子在外力作用下的流动形态的第1概念图。
图3B为示出了熔融高分子在外力作用下的流动形态的第2概念图。
图4为示出了用来赋予流变性的热固性树脂组合物的分子结构的概念图。
图5为示出了磁各向异性磁极的宏观结构的电子显微镜照片的图。
图6A为示出了磁铁的M-H loop的特性图。
图6B是示出了剩余磁化和能量密度的特性图。
图7A是示出了片段的一例的形状图。
图7B是示出了片段与环形磁铁的位置关系的截面图。
图8A是示出了径向区与非径向区的构成图。
图8B是示出了机械角度与磁化矢量的关系的特性图。
图9是示出了径向区的角度误差与相对于非径向区的机械角度的磁化矢量之间的回归直线的相关系数之间的关系的特性图。图10A是示出了能量密度与电动机效率(最高值)的一例的特性图。
图10B是示出了转速与噪声值的一例的特性图。
图11A是概念图，示出了利用传统的厚度不等化的齿槽转矩降低法。
图11B是概念图，示出了利用传统的扭斜的齿槽转矩降低法。
图11C是概念图，示出了利用传统的磁极面积的齿槽转矩降低法。
图12A是示出了利用传统的磁化方向的不连续控制的齿槽转矩降低法的第1概念图。
图12B是示出了利用传统的磁化方向的不连续控制的齿槽转矩降低法的第2概念图。
图12C是示出了利用传统的磁化方向的不连续控制的齿槽转矩降低法的第2概念图。
图12D是示出了利用传统的磁化方向的不连续控制的齿槽转矩降低法的第2概念图。
图13是示出了各向同性磁铁的磁化图案的概念图。符号说明
10片段
11内外周切片
20片段磁铁
21推力方向片段端面
30挤出成形用型芯
35挤出压缩成形模头
40经过了挤出压缩成形的环形磁铁
41经过了脱模、热固化的环形磁铁
42转子铁心
43环形磁铁转子
φ机械角度
Mc(磁极中心(径向区)的)磁化矢量角
Md(磁极端(非径向区)的)磁化矢量角
Hex外部磁场
Hθ(外部磁场的)角度
具体实施方式
以下，结合附图对本发明的实施方式进行说明。
(实施方式)
本发明必须进行下述2个步骤。其一是在对磁铁进行机械性设计的同时利用保持恒定方向的均匀磁场来制作片段的步骤，所述片段是各向异性方向从与面垂直方向到面内发生连续变化的片段。即，在制作的片段中在从与接受均匀磁场的面相垂直的方向到该接受均匀磁场的面的扩展方向，各向异性方向发生连续变化。另一必须进行的步骤是将多个上述片段设置在圆周上，利用基于该片段的粘性变形的流变性从该片段的一侧的推力方向端面将其挤出成环状，然后再从片段的推力方向的两个端面进行压缩的步骤。
针对上述本发明的必须进行的制造步骤进行更加详细的说明。首先，在本发明必须进行的第1制造步骤中，在基于均匀的外部磁场Hex的磁场中对具有多个内外周切片的片段进行成形加工。这里，内外周切片是用来使与机械角度φ相对应的角度Hθ发生变化的切片。另外，角度Hθ是均匀的外部磁场Hex的方向和片段的任意位置、即与最终转子机械角度φ相对应的内外周方向切线之间所成的角度。作为片段的成形加工法，可采用公知的注射法或挤出法，但为了将能量密度(BH)max控制在160～180kJ/m3，优选在垂直磁场中进行的压缩法。
另外，在本发明必须进行的第2制造步骤中，首先要根据磁极数将在必须进行的第1制造步骤中制造的多个片段设置在圆周上。然后，利用基于该片段的粘性变形的流变性从该片段的一侧的推力方向端面将其挤出成环状。接着，通过从该片段的推力方向的两端面进行压缩成形来形成连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁。
需要指出的是，上述的多个片段指的是2个以上的偶数，该个数本身属于本发明的小型电动机的设计思想。
然而，当在稀土-铁类磁铁材料自由旋转状态下对其施加外部磁场Hex时，该磁铁材料会被磁化成外部磁场Hex的方向并发生排列。因此，在片段截面上，相对于内外周方向切线的磁化矢量角M、即各向异性的方向为
Figure GPA00001077374700091
例如，在环形磁铁的各向异性磁极中，使径向各向异性区的磁化矢量角为Mc、非径向各向异性区的磁化矢量角为Md，进一步，还必须要使其与角度Hθ之间的误差减小。为此，在设定片段形状时，优选按照下述方法求出截面形状。即，使在任意机械角度φ的位置呈角度Hθ的刚体发生旋转移动，在保证各向异性的水平不破坏的前提下仅使各向异性的方向发生变化，并通过对这些刚体的聚集体进行非线性结构解析来求出片段的截面形状。另外，与任意机械角度φ的位置相对具有角度Hθ的刚体的聚集体在各向异性的水平不破坏的前提下仅发生各向异性方向的变化的旋转移动利用的是基于在热和外力作用下产生的熔融线性高分子的剪切流动、伸长流动、以及复合了上述的基于粘性变形的流变性。
以下，针对本发明所述的各向异性方向控制中的最优各向异性方向和分布进行说明。这里，将以转轴中心为原点的定子铁心齿的机械角度记作φs、将以转轴中心为原点的环形磁铁的磁极中心的机械角度记作φr。此时，本发明的理想的各向异性连续方向控制的形态为：在
Figure GPA00001077374700101
的区域中，将相对于磁极的旋转方向切线的磁化矢量角Mc设定为90度、即径向各向异性区(以下适当称其为径向区)。径向区是磁化矢量(各向异性方向)基本朝向转轴中心方向的片段中的区域。此外，使径向区中的各向异性方向的平均误差在2度以下。另外，将从上述磁化矢量角为Mc的径向区到相邻磁极(异极)的磁化矢量角为Mc的径向区之间的区域作为非径向各向异性区(以下适当称其为非径向区)。即，在非径向区，磁化矢量(各向异性方向)朝向偏离转轴中心方向的方向。将该非径向区的磁化矢量角记作Md时，优选使表示对应于非径向区的机械角度φ与Md的分布的一次回归式为φ＝a×Md+b(a、b为系数)。这代表：磁极交界处附近的各向异性方向为面内各向异性。在本发明中，使φ与Md的一次回归式的相关系数r达0.995以上的精度。
当赋予如上所述的相对于机械角度φ的各向异性方向及其分布时，可以使由环形磁铁的磁极产生的静磁场Ms达到定子铁心齿的量的减少达到最小限度。并且，使非径向区的磁化矢量角为Md时，通过将表示机械角度φ和Md的分布的一次回归式的相关系数r控制在0.995以上的精度，能够降低电动机的齿槽转矩。
为了使上述由环形磁铁的磁极产生的静磁场能够稳定地向流向定子铁心，要抑制其的减少。并且，在使磁极间的静磁场的极性翻转相对于机械角度φ稳定时，则可认为达到最优的各向异性方向及其分布。
另一方面，为了利用本发明的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁来促进电动机的小型化、节能化，由该磁极产生的静磁场的大小也是重要因素之一。因此，在本发明中，对于均质的各向异性方向和具有该分布的环形磁铁的制造过程、尤其是由片段制作环形磁铁时的磁性特性的劣化进行了限定。在本发明中，对于片段与由该片段加工得到的环形磁铁，可以使它们的剩余磁化Mr之差在0.03T以下、使各向异性分散σ之差低于7％。此外，作为静磁场的标准，可以使各向异性方向的剩余磁化Mr为0.95～1.05T、顽磁力HcJ为0.85～0.95MA/m、能量密度(BH)max为160～180kJ/m3。
另外，由于本发明的环形磁铁由在均匀磁场中经过了成形加工的片段构成，因此其存在下述优势：即使将环形磁铁制成小口径，其能量密度(BH)max也不会发生劣化。通常，当径向各向异性磁铁的直径在约25mm以下时，由于用于取向的径向磁场的减少，会导致能量密度(BH)max的减小。因此，在上述的小型电动机中，大多使用
Figure GPA00001077374700111
的各向同性Nd2Fe14B磁铁，而对于这类已有的电动机的小型化、节能化，可获得更显著的效果。
作为如上所述的可确保流变性和能量密度(BH)max为160～180kJ/m3的优选片段的结构，可制成例如下述结构。即，形成用平均粒径3～5μm的Sm2Fe17N3类稀土-铁类磁铁材料和结合剂形成的基体(matrix)(连续相)来隔离150μm以下的Nd2Fe14B类稀土-铁类磁铁材料的宏观结构。另外，优选使能量密度(BH)max在270kJ/m3以上的稀土-铁类磁铁材料所占的体积分率为80vol.％以上。
图1A是示出了对各向异性方向的控制的第1概念图；图1B是示出了对各向异性方向的控制的第2概念图；此外，图1C是示出了对各向异性方向的控制的第3概念图。
为了实现如上所述的本发明的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁，首先，要准备图1A所示的片段10。就片段10而言，具有一致方向的外部磁场Hex在任意位置与其内外周切片11的成角Hθ的分布在磁极中心部分为90度，即形成径向各向异性区。另外，在片段10的圆周方向磁铁端，还具有用以实现面内各向异性的、角度Hθ从90度起相对于机械角度φ按一次关系连续变化的非径向各向异性区。但在图1A、图1C中仅示出了从片段磁铁中心到右半部分的截面的形状。并且，图1B中示出的是在任意位置处与内外周切片11的磁铁断片所成的角度Hθ、磁化矢量角M(在径向各向异性区为Mc；在非径向各向异性区为Md)。
接着，将本发明的多个片段10设置在圆周上，并从片段10的一侧的推力方向端面进行加压。然后，利用基于片段10的粘性变形的流变性将其挤出成环状，然后再从推力方向的两个端面对挤出成环状的多个片段10进行压缩成形。由此，片段10变形为图1C中的片段10a。在变形后的片段10a的各内外周切片11中，代表其各向异性方向的磁化矢量角M进行如图1B所示的旋转，成为具有与角度Hθ及其分布相对应的磁化矢量角M(Mc及Md)的环形磁铁。
以下，结合图2A、图2B，针对通过对上述本发明的多个片段进行挤出压缩成形来制造环形磁铁的过程进行说明。
图2A为示出本发明的挤出压缩过程的一例的立体外观图。此外，图2B为示出本发明的挤出压缩成形模头的截面构成图。需要说明的是，为了便于理解，在图2A中示出的是在除去图2B所示的挤出压缩成形模头的状态下挤出压缩过程的一例。
如图2A所示，在挤出压缩过程中利用的挤出成形用型芯30具有部位31、部位32及部位33。该挤出成形用型芯30的部位31上设置有相当于片段10的预成形的片段磁铁20。
在部位31中，图2A所示的设置在圆周上的预成形的片段磁铁20与图2B所示的挤出压缩成形模头35一起被收纳于指定位置。在部位32中，利用收纳在部位31中的该片段磁铁20的流变性将其从图1A的形状挤出加工成图1C的形状。在部位33中，将由部位32挤出的片段磁铁20压缩成形为环状。具体而言，是利用环状穿孔对图2A所示的推力方向的片段端面21的至少一部分进行推压，将多个预成形的片段磁铁20同时从部位31经部位32挤出至部位33。然后，对于在部位32因流变性而发生了变形并被挤出至部位33的多个片段磁铁20，通过从与挤出方向相反的方向，也通过环状穿孔运转来进行压缩成形。这里，利用了流变性的片段基本不存在挤出阻力，但在压缩成形的最终阶段，要在20～60MPa压力下进行片段之间的热压接来实现一体化。
对于经过了挤出压缩成形的环形磁铁40，在其从该成形模具中脱模后对其进行热处理，从而形成了图2A所示的、经过了脱模及热固化的环形磁铁41。接着，最终将该环形磁铁41与转子铁心42相组合，来形成例如8极环形磁铁转子43。
需要说明的是，本发明在使用了各向异性稀土-铁类磁铁材料的同时，还至少使用了热固性树脂组合物，该热固性树脂组合物经过调整，从而如图1A至图1C、或图2A所示地为预成形的片段磁铁20赋予了流变性。
图3A是示出了熔融高分子在外力作用下的流动形态的第1概念图；另外，图3B是示出了熔融高分子在外力作用下的流动形态的第2概念图。
上述本发明中所指的磁铁的流变性是：如图3A、图3B的概念图所示，热固性树脂组合物成分的一部分以卷绕的线状分子链形式均匀地存在于预成形片段磁铁内部。另外，其原理在于，在热和外力F-F’作用下发生剪切流动或伸长流动等粘性变形。另外，对于图2A的挤出压缩成形环形磁铁40，例如，通过使图4所示的热固性树脂组合物的成分发生交联反应来形成3维网状结构，从而将通过图2A所示的热压接实现将一体化的磁铁制成刚体。由此，可对通过将图2A所示的本发明的磁铁和铁心组合而得到转子的机械强度、耐热性、耐久性进行调整。
图4是示出了由酚醛型环氧低聚物、线性聚酰胺、2-苯基-4，5-二羟甲基咪唑构成的热固性树脂组合物的分子结构的概念图。另外，图4是经过了调整、可为本发明的磁铁赋予流变性的热固性树脂组合物的一例。其中，图4所示的虚线圆代表的是交联部分的分子结构。在该图4的实例中，当线性聚酰胺处于熔融状态时，该聚酰胺以卷绕的线状分子链形式均匀地存在于磁极内的基体中。另外，通过在外力F-F’作用下引发剪切流动或伸长流动来负责使磁铁变形。需要指出的是，用来赋予图3A、图3B所示的流动的热固性树脂组合物不只限于图4中示出的结构。
可是，小型电动机的转矩密度与磁极产生的静磁场Ms(即定子铁心与磁极之间的空隙磁通密度)成比例关系。假设由具有同一尺寸同一结构的磁铁和定子铁心形成的小型电动机的空隙磁通密度与磁铁的能量密度(BH)max之比的平方根基本成比例。由此，相对于能量密度(BH)max水平以约80kJ/m3为上限的各向同性Nd2Fe14B粘结磁体，如果使本发明的磁极的能量密度(BH)max值在160kJ/m3以上，则可预测转矩密度发生1.4倍的增加。因此，从提高转矩密度的角度出发，本发明的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁优选具有下述性能：剩余磁化Mr在0.95T以上，顽磁力HcJ在0.9MA/m以上，能量密度(BH)max在160kJ/m3以上。
为了获得如上所述的能量密度(BH)max≥160kJ/m3的本发明的磁铁，优选使能量密度(BH)max≥270kJ/m3的稀土磁铁-铁类材料在磁铁中所占的体积分率为80vol.％以上。
作为本发明的各向异性的稀土-铁类磁铁材料，可列举例如：非专利文献12中A.Kawamoto等人提出的RD(Reduction and Diffusion)-Sm2Fe17N3；非专利文献13中T.Takeshita等人提出的通过进行(R2[Fe，Co]14B)相的氢化(Hydrogenation，R2[Fe，Co]14BHx)、在650～1000℃下的相分解(Decomposition，RH2+Fe+Fe2B)、脱氢(Desorpsion)、重组(Recombination)而制成的所谓HDDR-Nd2Fe14B等。
实施例
以下，结合以8极12槽表面磁铁型同步电动机(SPMSM)为对象的实施例对本发明的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁进行更为详细的说明。但本发明不受限于本实施例。
首先，图5为示出了本发明的密度6.01Mg/m3的磁铁的宏观结构的扫描电子显微镜(SEM)照片的图。其中，将各向异性Sm2Fe17N3类稀土-铁类磁铁材料及各向异性Nd2Fe14B类稀土-铁类磁铁材料与热固性树脂组合物同时在160℃的加热条件下，施加使均匀的外部磁场为1.4MA/m的取向磁场，并在20～50MPa的压力下进行压缩成形来形成片段。这里，各向异性Sm2Fe17N3类稀土-铁类磁铁材料的粒径为3～5μm、能量密度(BH)max为290kJ/m3。此外，各向异性Nd2Fe14B类稀土-铁类磁铁材料的粒径为38～150μm、能量密度(BH)max为270～300kJ/m3。如图5所示，该磁铁的宏观结构的特征在于：形成由Sm2Fe17N3类稀土磁铁微粉末和热固性树脂组合物形成的基体(连续相)将Nd2Fe14B类稀土-铁类磁铁材料隔离的结构。此外，Sm2Fe17N3及Nd2Fe14B类稀土-铁类磁铁材料所占的体积分率为81vol.％。
图6A是在使具有图5所示的宏观结构的本发明的磁铁及该磁铁材料全部为Sm2Fe17N3类、或Nd2Fe14B类稀土-铁类磁铁材料时，对在同一条件下制造的磁铁的M-H loop进行比较的特性图。其中，测定磁场为±2.4MA/m。由图6A可知，顽磁力HcJ约为1MA/m，基本相同，但剩余磁化Mr不同。由此，对这些磁铁的剩余磁化Mr和能量密度(BH)max之间的关系作图，得到了图6B。如图6B所示，通过达成本发明的结构，其能量密度(BH)max可达到160～180kJ/m3。
另一方面，热固性树脂组合物由图4所示的环氧当量为205～220g/eq、熔点为70～76℃的酚醛型环氧低聚物、熔点为80℃、分子量为4000～12000的线性聚酰胺、2-苯基-4，5-二羟甲基咪唑构成。这些组分不会发生凝胶化，在热作用下，线性聚酰胺发生再熔融，以卷绕的线状分子链形式均匀地存在于磁铁中。并且，相对于如图3B所示的热和外力方向而引发剪切流动、伸长流动。从而，其具有与图1A、图1B及图2A对应的流变特性。
图7A、图7B是本发明的具有上述宏观结构的片段磁铁20及对这些磁铁进行挤出压缩成形后得到的环形磁铁40、即加工前后的形状图。这里，图7A所示的均匀的外部磁场Hex与片段的任意位置的切线所成的角度Hθ相当于磁化矢量M相对于环形磁铁内外周的任意机械角度φ处的切线所成的角度Mc及Md。即，
Figure GPA00001077374700151
这里，如图1A所示，设定外部磁场Hex与内外周方向切线所成的角度Hθ时，使片段外周具有0.3655mm齿距、内周具有0.2845mm齿距。其中，作为在径向方向磁极中心处分为2部分的共计96个刚体的聚集体，通过进行使各刚体分别进行旋转移动的非线性结构解析来对图7A的片段形状进行设定。
以下，按照对图2A及图2B进行说明时的方法对预成形片段20进行压缩成形，来形成环形磁铁40。
接着，在使本发明的经过了挤出压缩成形的环形磁铁40从该成形模具中脱模后，在大气中、170℃下进行20分钟热处理。由此，包含线性聚酰胺的热固性树脂组合物进行了如图4所示的交联。不过，在图4中示出的虽然是游离的环氧基，但它们均要与咪唑类、或线性聚酰胺分子链内的氨基活化氢、或端羧基等反应而变得刚直。
得到的本发明的环形磁铁的外径为50.3mm、内径为47.3mm、厚度1.5mm、长度13.5mm，同心度为0.060mm以下，最大内径与最小内径之差、即圆度(真円度)为0.225mm以下的精度。通过最终将该环形磁铁与铁心组合，来形成诸如图2A的环形磁铁转子43那样的外径50.3mm、长度13.5mm的8极环形磁铁转子。
以下，使用2turn/coil(转/线圈)的磁轭和脉冲磁化电源，首先以高脉冲电流波Ip＝10kA对上述8极环形磁铁转子施加瞬间强磁场。由此，磁轭内的转子根据各向异性的方向及其分布而发生旋转，使转子与磁轭的磁极的位置相符合。然后，以Ip＝25kA的脉冲起磁使转子磁铁磁化。
接着，在本实施例中，使图8A所示的定子铁心齿的机械角度φ＝14度、环形磁铁1极的机械角度φ＝45度。另外，当使图8B所示的环形磁铁在磁极中心的径向区相对于圆周方向切线的磁化矢量角为Mc、在除此之外的非径向区相对于圆周方向切线的磁化矢量角为Md时，Mc＝90度。其中，磁化矢量角M的测定按下述方法进行：使径方向、切线方向、轴方向的合成磁化矢量角M表示易磁化轴的方向，用3维球形探头特斯拉计实施了每1度25点的测定。另外，在对磁化矢量角M及其分布进行评价时，求出了在图8B所示的径向区中相对于90度的平均角度误差，并使用了在非径向区相对于机械角度φ的Md的回归式的相关系数。
图9是对本发明的能量密度(BH)max为160～180kJ/m3的环形磁铁转子的径向区的平均角度误差与非径向区的回归直线的相关系数作图而得到的特性图。另外，作为比较例1～5，示出了具有同样外径尺寸的8极磁铁转子的磁化矢量方向及其分布精度。不过，比较例1是由160～180kJ/m3的各向异性方向连续控制圆弧片段磁铁组装而成的转子。比较例2是在130～140kJ/m3平行取向磁场中制作的径向各向异性Nd2Fe14B环形磁铁转子。比较例3是在径向取向磁场中制作的径向各向异性Nd2Fe14B环形磁铁转子。比较例4是80kJ/m3正弦波起磁各向同性Nd2Fe14B环形磁铁转子。比较例5是16kJ/m3极各向异性铁氧体环形磁铁转子。这里表示的意义如下：非径向区的回归直线的相关系数越高，则齿槽转矩越低，径向区的平均角度误差越小，磁极所产生的静磁场越容易到达定子铁心。由此可知，本发明例的磁化矢量、即各向异性的方向及其分布与任意比较例相比，均为理想的实施方式。例如，如果采用比较例1那样的将控制了各向异性方向的圆弧片段磁铁装配在铁心周围的结构，则因该装配误差的存在，将导致偏差增大。另外，对于比较例2、3那样的未对各向异性方向加以控制的传统型转子而言，非径向区的回归直线的相关系数显著降低，由此可推测出齿槽转矩的增加。另一方面，即使像比较例4、5那样非径向区的回归直线的相关系数较高，当增加径向区的平均角度误差时，也会导致磁极所产生的静磁场难以到达定子铁心。
另外，在片段、环形磁铁的磁极中，从与相对于任意机械角度φ所成的角度Hθ、Mc及Md所对应的部位取出了直径1mm的圆柱磁铁。并且，显示了对来自该圆柱磁铁的各向异性的角度及其程度进行解析的结果。首先，求出了当使圆柱磁铁的中心位置在机械角度φ处的角度为Hθ、Mc、及Md时，在圆柱磁铁的所有方向上达到最大磁化Ms的角度、即求出了相对于机械角度φ的角度Hθ、Mc、Md。其结果，片段与环形磁铁在同一位置处的剩余磁化Mr之差为0.03T以下。
另一方面，利用各向异性分散σ对各向异性的程度进行了评价。这里，作为对各向异性分散σ、即各向异性方向(C轴)的分布的解析，首先确定了在旋转磁化中的总能量E＝Ku×sin2ψ-Ms×H×cos(ψ-ψo)中，使圆柱磁铁的总能量E为最小时的解，即，首先由(δE/δψ)＝Ku×sin2ψ-Ms×H×sin(ψ-ψo)＝0确定了ψ。然后，利用振动样品磁强计(VSM)，由M＝Ms×cos(ψo-ψ)测定M达最大时的M-H loop。进一步，由Ku×sin2ψ-Ms×H×sin(ψo-ψ)＝0求出ψ，采用ψ的概率分布求出所有的取向状态、即各向异性分散σ。其中，ψo为外部磁场的角度、ψ为Ms的旋转角度、Ms为自发磁矩、Ku为磁性各向异性常数、E为总能量。
由此，当使圆柱磁铁的中心位置为Mθ设定角时，圆柱样品在所有方向上的剩余磁化Ms达最大的角度、即相对于φ的角度Hθ、及Mc、Md基本相等。此外，片段与环形磁铁的各向异性分散σ的值最多在7％以下，而如果将测定误差考虑在内，则该水平视为等同。该结果证明，在由异形磁铁制造圆弧状磁铁的过程中，当各磁铁的部位分别发生旋转移动时，仅发生了各向异性方向的变化，而各向异性的水平、即能量密度(BH)max没有发生劣化。
图10A通过与能量密度之间的关系示出了由同一规格的12槽定子铁心和图9所示的各种8极磁铁转子组合而成的40W表面磁铁型同步电动机(SPMSM)的电动机效率(最高值)。另外，图10B示出了上述SPMSM的转速与噪声值之间的关系。例如，使能量密度(BH)max为160～180kJ/m3的本发明例的最高效率超过90％。并且，通过连续控制各向异性的方向，可使径向各向异性磁铁特有的200～700r/min低速旋转区的噪声值最多下降10dB，可获得与正弦波起磁的各向同性Nd2Fe14B磁铁转子同等的静音性。
本发明通过提供各向异性环形磁铁的制造方法，将作为各向同性磁铁的缺点即能量密度(BH)max提高至约2倍以上，由此，不仅可实现小型电动机的转矩密度的增加，还能够在同一形状下降低由径向各向异性磁铁特有的齿槽转矩引起的缺陷、例如噪声。
工业实用性
本发明的电动机可用于静音性、高效率、省能量等体系，工业实用性极高。

Claims (5)

1.连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法，该制造方法包括下述的第1步骤和第2步骤，
第1步骤：将均匀的外部磁场Hex的方向和与转子的任意机械角度φ相对应的内外周方向切线之间形成的角度设为Hθ时，在外部磁场Hex的磁场中，对具有内外周切片的片段进行成形加工的步骤，其中，所述内外周切片使与机械角度φ相对应的角度Hθ发生变化；
第2步骤：根据磁极数在圆周上设置多个片段，利用基于其粘性变形的流变性从该片段一侧的推力方向的端面挤出成环状，然后，通过从该片段的推力方向的两个端面进行压缩成形来对各向异性方向进行连续控制。
2.根据权利要求1所述的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法，其中，在将以转轴中心为原点的定子铁心齿的机械角度记作φs、将以转轴中心为原点的转子磁极中心的机械角度记作φr时，在
Figure FPA00001077374600011
Figure FPA00001077374600012
的区域中，在相对于磁极的旋转方向的切线上的磁化矢量角Mc相对于90度的平均误差在2度以下；在将从上述磁化矢量角Mc到相邻磁极的90度区域Mc之间的非径向区的磁化矢量角记作Md时，机械角度φ与磁化矢量角Md的回归式的相关系数r为0.995以上。
3.根据权利要求1所述的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法，其中，预成形片段与环形磁铁的剩余磁化Mr之差为0.03T以下、各向异性分散σ之差小于7％。
4.根据权利要求1所述的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法，其中，环形磁铁在各向异性方向上的剩余磁化Mr为0.95～1.05T、顽磁力HcJ为0.85～0.95MA/m、能量密度(BH)max为160～180kJ/m3。
5.根据权利要求1所述的连续控制各向异性方向的稀土-铁类环形磁铁的制造方法，其中，环形磁铁的直径为25mm以下。
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