JP4888568B2 - 異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は磁極中心にラジアル異方性領域、磁極間に非ラジアル磁気異方性領域を有し、小口径化しても磁気特性が劣化しない異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法に関する。さらに詳しくは、家電機器、空調機器、並びに情報機器などの各種駆動源として幅広く使用されている、概ね５０Ｗ以下の磁石モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化に強い影響を与える高性能永久磁石型モータのための異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法に関する。

モータは、回転子、軸、軸受、固定子などを鉄鋼、非鉄金属、高分子などの各種材料を高精度で加工し、それらを組み合わせることで電気エネルギーを機械エネルギーに変換する複合機能部品とみなせる。近年のモータは、他の磁性材料を吸引したり反発したりする能力、並びに外部エネルギーなしに永久的に静磁界を発生する能力をもつ磁石を利用した永久磁石型モータが主流となっている。物理的に見て磁石が他の磁性材料と異なる点は、外部磁界を消した後も有効な磁化が残り、熱や比較的大きな逆磁界などを加えたとき、初めて磁化反転（減磁）が起こり、それに伴って磁化の低下が起こるという点である。このような磁石の重要な特性値にエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘがある。これは磁石の潜在的エネルギーを単位体積で表している。

ところで、磁石の強く吸引したり反発したりする能力は、モータの種類によっては必ずしも高性能化にはならない。しかし、非特許文献１では、磁石の基本特性の一つである残留磁束密度Ｂｒとモータ性能の指標としてのモータ定数ＫＪ（ＫＪは出力トルクＫＴと抵抗損の平方根√Ｒの比）との関係から、モータ径、ロータ径、空隙、軟磁性材、磁石寸法などを固定したとき、磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの増加は、本発明が対象とするリング磁石を使用する小型モータにおいて、より高いトルク密度が得られるとしている。

しかしながら、当該モータの固定子鉄心には巻線を収納するスロットと磁気回路の一部を形成するティースが存在するため、回転に伴ってパーミアンスが変化する。このため、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの増加は、トルク脈動、すなわち、コギングトルクを増大させる。コギングトルクの増加は、モータの滑らかな回転を妨げ、モータの振動や騒音を大きくし、回転制御性が悪化するなどの弊害を伴う。

上記のような弊害を避けるため、モータのコギングトルク低減に関して、従来、多くの研究がなされてきた。

先ず、磁化方向に或る一定の厚さをもつ磁極に関しては、磁石の偏肉化を挙げることができる。例えば、非特許文献２には、図１１Ａのような、偏肉化した磁極１、固定子鉄心２、固定子鉄心スロット３、固定子鉄心ティース４を有する小型モータについて述べられている。すなわち、非特許文献２は、残留磁化Ｂｒ１．２Ｔ、磁極中心の最大厚さ３ｍｍ、磁極両端の最小厚さ１．５ｍｍの偏肉化した磁極で１２極１８スロット表面磁石型同期モータ（ＳＰＭＳＭ）とすると、コギングトルクを極小化できると記している。なお、この場合は磁極の外径側からの偏肉であるが、その逆の磁極内径側から偏肉した磁極であってもコギングトルクを低減できることは周知である。

なお、非特許文献２では、図１１Ａのように磁極の偏肉化でコギングトルクを極小化するには、磁極中心の最大厚さに対し、磁極両端の最小厚さが１／２程度となるような偏肉化が必要であるとしている。したがって、磁極の厚さ、すなわち磁化の方向（厚み）が薄くなると、磁極を偏肉化してコギングトルクを極小化しようとしても十分な効果が得られなくなる。加えて一般に、機械的には脆弱な磁極であるから加工も難しくなる。

一方、磁化方向の厚さが薄い磁極に関しては、非特許文献３の、図１１Ｂのような磁極をスキューする方法、あるいは、非特許文献４の、図１１Ｃのような磁極間の磁極面積を連続的に削除する方法が知られている。

以上の従来技術をまとめると、何れも厚い磁極の磁極端を１／２程度まで薄くして固定子鉄心との空隙を広げるか、あるいは、薄い磁極の磁極間の面積を削減する。したがって、磁極から発生する静磁界Ｍｓが磁束Φとして固定子鉄心へ流れ込む量が、磁気抵抗の増加で減少する。その結果、それらの方法では、コギングトルクの低減によって一般に１０〜１５％のトルク密度の低下を招く。したがって、図１１Ａ、図１１Ｂおよび図１１Ｃに示した従来技術によるコギングトルク低減法は、磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの増加によるモータのトルク密度の増加が犠牲になるという課題があった。

他方では、非特許文献５のようなモータのコギングトルク低減法も知られている。非特許文献５は、磁化方向の厚さが１．２ｍｍと薄く、しかも残留磁化Ｍｒが１Ｔと高いエネルギー密度の希土類−鉄系焼結磁石を用いて、図１１Ａ、図１１Ｂおよび図１１Ｃに示したような磁化方向の厚さ、あるいは磁極の面積を削減しない方法でコギングトルクを低減している。すなわち、図１２Ａ〜１２Ｄのように各磁極を２〜５分割した磁極断片で一つの磁極を構成し、磁極断片毎に異方性の方向（磁化容易軸の方向）を段階的に調整した、所謂Ｈａｌｂａｃｈ Ｃｙｌｉｎｄｅｒである。ただし、図面中、磁極１の添え字（２）〜（５）は、磁極１を２〜５分割した断片の数を示している。また、各断片の矢印の方向は異方性の方向（磁化容易軸の方向）を表している。

上記構成の磁極を用いて１２極１８スロットのモータとしたとき、分割した磁極断片の数ＮとコギングトルクＴｃｏｇとは、Ｔｃｏｇ＝６１．７５３×ｅｘｐ（−０．１４５１×Ｎ）なる累乗近似が成り立つ。すなわち、任意の機械角φにおける磁化ベクトルＭと、磁極の周方向接線に対する磁化ベクトル角をＭθとしたとき、磁極間では規則的に精度よく連続的な変化を採ることが理想であることを示唆している。しかし、厚さ１．２ｍｍ、残留磁化Ｍｒが１Ｔと高いエネルギー密度の希土類−鉄系焼結磁石で、異方性の方向を異にする磁極断片を多数用意し、当該磁極断片をきめ細かく規則的に配置し、しかも、高い寸法精度で複数の磁極を構成し、ロータとすること自体が困難である。このため、当該磁極を整数倍準備した多極ロータ、あるいは、それを用いた小型モータを製造することは極めて困難である。加えて、経済との整合性に乏しいことも容易に推測できる。

ところで、磁気的に等方性の磁石は着磁界の方向と、その磁界強度分布にしたがって如何なる方向にも自在に磁化できる。このため、着磁ヨークの形状と起磁力の最適化によって、図１３の磁極１の円弧状矢印で示すような磁化パターンを与えることができる。これにより、磁極と固定子鉄心との空隙磁束密度分布を容易に正弦波状に調整できる。したがって、ＳＰＭＳＭのような小型モータのコギングトルク低減は薄い磁極を磁気的に異方性の磁石材料で形成する場合と比べると極めて容易である。

上記のような、等方性希土類磁石材料の研究は、先ずＲ．Ｗ．Ｌｅｅらが始まりと思われる（非特許文献１１を参照）。非特許文献１１では、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１１１ｋＪ／ｍ^３の急冷凝固リボンを樹脂で固定すると、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが７２ｋＪ／ｍ^３の等方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系ボンド磁石ができるとしている。その後、１９８０年代後半以降から現在に至るまで、希土類−鉄系溶湯合金の急冷凝固を主とした等方性希土類磁石材料の研究が活発に行われている。例えば、Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系、Ｓｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３系、あるいはそれらとαＦｅ、ＦｅＢ、Ｆｅ_３Ｂ系との微細組織に基づく、交換結合を利用したナノコンポジット磁石材料を含めて工業的に利用可能になっている。さらに、多彩な合金組織をミクロ制御した等方性磁石材料に加え、粉末形状の異なる等方性磁石材料も工業的に利用可能になっている。例えば、非特許文献６〜１０を参照のこと。とくに、非特許文献１０では、Ｈ．Ａ．Ｄａｖｉｅｓらが、等方性でありながらエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが２２０ｋＪ／ｍ^３に達するという報告をしている。

しかし、工業的に利用可能な等方性磁石材料のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘは、高々１３４ｋＪ／ｍ^３である。また、概ね５０Ｗ以下の小型モータへの応用で一般的な、等方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂボンド磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘは、概ね８０ｋＪ／ｍ^３以下である。すなわち、１９８５年のＲ．Ｗ．Ｌｅｅらのエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１１１ｋＪ／ｍ^３のリボンでエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが７２ｋＪ／ｍ^３の等方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系ボンド磁石を作製して以来、２０年以上経過しても、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの進歩でみると、１０ｋＪ／ｍ^３にも満たない。

したがって、等方性磁石材料の進歩を待ってエネルギー密度を増加し、本発明が対象とするモータの高トルク密度化は期待できない。

一方、等方性から異方性磁石への転換は一般にエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの増加を伴うから、小型モータでは、より高いトルク密度が得られる。しかし、反面コギングトルクが増大する。加えて、既存のラジアル異方性リング磁石は、その内外径が減少すると、リングキャビティのセンターコアで外部磁界Ｈｅｘを反発させてラジアル配向磁界を発生させても、漏洩磁束が増すためにエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの低下が劣化する。とくに、直径２５ｍｍ以下では、その傾向が強まる。

また、本発明に関連する異方性の希土類−鉄系磁石材料として、例えば、非特許文献１２でのＲＤ−Ｓｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３や、非特許文献１３でのＨＤＤＲ−Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂが挙げられる。

Ｊ．Ｓｃｈｕｌｚｅ著「Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｈｉｇｈ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｍａｇｎｅｔｓ ｆｏｒ ｓｍａｌｌ ｍｏｔｏｒｓ」、Ｐｒｏｃ． ｏｆ ｔｈｅ１８ｔｈ ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ ｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ ｈｉｇｈ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ、２００４年、ｐｐ．９０８〜９１５ Ｙ．Ｐａｎｇ、Ｚ．Ｑ．Ｚｈｕ、Ｓ．Ｒｕａｎｇｓｉｎｃｈａｉｗａｎｉｃｈ、Ｄ．Ｈｏｗｅ著、「"Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｂｒｕｓｈｌｅｓｓ ｍｏｔｏｒｓ ｈａｖｉｎｇ ｈａｌｂａｃｈ ｍａｇｎｅｔｉｚｅｄ ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ ｓｈａｐｅｄ ｐａｒａｌｌｅｌ ｍａｇｎｅｔｉｚｅｄ ｍａｇｎｅｔｓ」、Ｐｒｏｃ． ｏｆ ｔｈｅ１８ｔｈ ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ ｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ ｈｉｇｈ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ、２００４年、ｐｐ．４００〜４０７ Ｗ．Ｒｏｄｅｗａｌｄ、Ｗ．Ｒｏｄｅｗａｌｄ、Ｍ．Ｋａｔｔｅｒ著、「Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｈｉｇｈ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｍａｇｎｅｔｓ」、Ｐｒｏｃ． ｏｆ ｔｈｅ１８ｔｈ ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ ｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ ｈｉｇｈ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ、２００４年、ｐｐ．５２〜６３ 松岡篤，山崎東吾，川口仁著、「送風機用ブラシレスＤＣモータの高性能化検討」、電気学会回転機研究会、ＲＭ−０１−１６１、２００１年 Ｄ．Ｈｏｗｅ、Ｚ．Ｑ．Ｚｈｕ著、「Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｈａｌｂａｃｈ ｃｙｌｉｎｄｅｒｓ ｔｏ ｅｌｅｃｔｒｉｃａｌ ｍａｃｈｉｎｅ」、Ｐｒｏｃ． ｏｆ ｔｈｅ １７ｔｈ ｉｎｔ． ｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ ｒａｒｅ ｅａｒｔｈ ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ、２０００年、ｐｐ．９０３〜９２２ 入山恭彦著、「高性能希土類ボンド磁石の開発動向」、文部科学省イノベーション創出事業／希土類資源の有効利用と先端材料シンポジウム、２００２年、ｐｐ．１９〜２６ Ｂ．Ｈ．Ｒａｂｉｎ、Ｂ．Ｍ．Ｍａ著、「Ｒｅｃｅｎｔ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｓ ｉｎ Ｎｄ−Ｆｅ−Ｂ ｐｏｗｄｅｒ」、１２０ｔｈ Ｔｏｐｉｃａｌ Ｓｙｍｐｏｓｉｕｍ ｏｆ ｔｈｅ Ｍａｇｎｅｔｉｃ Ｓｏｃｉｅｔｙ ｏｆ Ｊａｐａｎ、２００１年、ｐｐ．２３〜２８ Ｂ．Ｍ．Ｍａ著、「Ｒｅｃｅｎｔ ｐｏｗｄｅｒ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ａｔ ｍａｇｎｅｑｕｅｎｃｈ」、Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｂｏｎｄｅｄ Ｍａｇｎｅｔｓ ２００２、２００２年 Ｓ．Ｈｉｒａｓａｗａ、Ｈ．Ｋａｎｅｋｉｙｏ、Ｔ．Ｍｉｙｏｓｈｉ、Ｋ．Ｍｕｒａｋａｍｉ、Ｙ．Ｓｈｉｇｅｍｏｔｏ、Ｔ．Ｎｉｓｈｉｕｃｈｉ著、「Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ａｎｄ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ／ＦｅｘＢ−ｔｙｐｅ ｎａｎｏｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｅｒｍａｎｅｎｔ ｍａｇｎｅｔｓ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｓｔｒｉｐ ｃａｓｔｉｎｇ」、９ｔｈ Ｊｏｉｎｔ ＭＭＭ／ＩＮＴＥＲＭＡＧ、ＦＧ−０５、２００４年 Ｈ．Ａ．Ｄａｖｉｅｓ、Ｊ．Ｉ．Ｂｅｔａｎｃｏｕｒｔ、Ｃ．Ｌ．Ｈａｒｌａｎｄ、「Ｎａｎｏｐｈａｓｅ Ｐｒ ａｎｄ Ｎｄ／Ｐｒ ｂａｓｅｄ ｒａｒｅ−ｅａｒｔｈ−ｉｒｏｎ−ｂｏｒｏｎ ａｌｌｏｙｓ」、Ｐｒｏｃ． ｏｆ １６ｔｈ Ｉｎｔ． Ｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ Ｒａｒｅ−Ｅａｒｔｈ Ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ Ｔｈｅｉｒ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ、２０００年、ｐｐ．４８５〜４９５ Ｒ．Ｗ．Ｌｅｅ，Ｅ．Ｇ．Ｂｒｅｗｅｒ，Ｎ．Ａ．Ｓｃｈａｆｆｅｌ，"Ｈｏｔ−ｐｒｅｓｓｅｄ Ｎｅｏｄｙｍｉｕｍ−Ｉｒｏｎ−Ｂｏｒｏｎ ｍａｇｎｅｔｓ"，ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓ．Ｍａｇｎ．，Ｖｏｌ．２１，１９５８（１９８５） Ａ．Ｋａｗａｍｏｔｏ、Ｔ．Ｉｓｈｉｋａｗａ、Ｓ．Ｙａｓｕｄａ、Ｋ．Ｔａｋｅｙａ、Ｋ．Ｉｓｈｉｚａｋａ、Ｔ．Ｉｓｅｋｉ、Ｋ．Ｏｈｍｏｒｉ著、「ＳｍＦｅＮ ｍａｇｎｅｔ ｐｏｗｄｅｒ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ」、ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓ．Ｍａｇｎ．、３５、１９９９年、ｐ．３３２２ Ｔ．Ｔａｋｅｓｈｉｔａ ａｎｄ Ｒ．Ｎａｋａｙａｍａ著、「Ｍａｇｎｅｔｉｃ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ｍｉｃｒｏ−ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ Ｎｄ−Ｆｅ−Ｂ ｍａｇｎｅｔ ｐｏｗｄｅｒｓ ｐｒｏｄｕｃｅｄ ｂｙ ｈｙｄｒｏｇｅｎ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ」、Ｐｒｏｃ． １０ｔｈ Ｉｎｔ． Ｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ Ｒａｒｅ−ｅａｒｔｈ Ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ Ｔｈｅｉｒ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ、１９８９年、ｐｐ．５５１〜５６２

本発明の異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法は、必須とする第１の製造工程では、一様な外部磁界Ｈｅｘの方向とロータの任意の機械角φに対応する内外周方向接線との角度をＨθとし、機械角φに対応した角度Ｈθの変化を与える内外周切片をもつセグメントを外部磁界Ｈｅｘによる磁界中で成形加工する。必須とする第２の製造工程では、複数のセグメントを極数に応じて円周上に配置し、当該セグメントの一方のスラスト方向端面から、その粘性変形に基づくレオロジーを利用してリング状に押出し、続いて、当該セグメントのスラスト方向両端面から圧縮成形する。

本発明はこのような異方性リング磁石の製造方法の提供によって、等方性磁石の欠点であるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘを概ね２倍以上に高める。これによって、小型モータのトルク密度の増加を図るとともに、同一形状においてラジアル異方性磁石特有のコギングトルクに起因する障害、例えば騒音を低減しようとするものである。

従来の面内異方性など、明確な非ラジアル異方性領域をもたないラジアル異方性リング磁石を適用したモータでは、磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが増加すると、機械角φに対する磁極中心の磁化ベクトル角Ｍｃと磁極端の磁化ベクトル角ＭｄとはＭｃ≒Ｍｄである。このため、磁極端の磁化ベクトル角Ｍｄの機械角φに対する変化Ｍｄ／φが指数関数的に増加する傾向にあった。しかし、本発明にかかる磁極端の磁化ベクトル角Ｍｄの機械角φに対する変化Ｍｄ／φは、異方性の連続方向制御によって等方性磁石以下に抑制することができる。その結果、フェライト極異方性磁石や等方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ磁石に比べ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが略２〜１０倍の高性能希土類−鉄系リング磁石であるにも拘わらず、モータのコギングトルクを増加させることなく、トルク密度を高めることができる。とくに、小口径化してもラジアル異方性リング磁石のようなラジアル配向磁界の低下によるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの低下がなく、複数のセグメントを生産することができる。

したがって、本発明は、家電機器、空調機器、並びに情報機器などの各種駆動源として幅広く使用されている、概ね５０Ｗ以下のモータの省エネルギー化、省資源化、小型化、並びに静音化に有効である。

異方性方向制御を示す第１の概念図 異方性方向制御を示す第２の概念図 異方性方向制御を示す第３の概念図 押出圧縮過程を示す斜視外観図 押出圧縮成形ダイスの断面構成図 溶融高分子の外力による流動形態を示す第１の概念図 溶融高分子の外力による流動形態を示す第２の概念図 レオロジーを与える熱硬化性樹脂組成物の分子構造を示す概念図 磁気異方性磁極のマクロ構造の電子顕微鏡写真を示す図 磁石のＭ−Ｈ ｌｏｏｐを示す特性図 残留磁化とエネルギー密度を示す特性図 セグメントの一例を示す形状図 セグメントとリング磁石の位置関係を示す断面図 ラジアル領域と非ラジアル領域を示す構成図 機械角と磁化ベクトルの関係を示す特性図 ラジアル領域の角度誤差と非ラジアル領域の機械角に対する磁化ベクトルの回帰直線の相関係数の関係を示す特性図 エネルギー密度とモータ効率（最高値）の一例を示す特性図 回転数と騒音値の一例を示す特性図 従来の偏肉化によるコギングトルク低減法を示す概念図 従来のスキューによるコギングトルク低減法を示す概念図 従来の磁極面積によるコギングトルク低減法を示す概念図 従来の磁化方向の不連続制御によるコギングトルク低減法を示す第１の概念図 同第２の概念図 同第２の概念図 同第２の概念図 等方性磁石の磁化パターンを示す概念図

以下、本発明の実施の形態について、図面を用いて説明する。

（実施の形態）
本発明は、次の２つの工程を必須とする。その１つは、磁石の機械的設計とともに、一定方向に保たれた一様な磁界によって、面垂直から面内に異方性の方向が連続変化したセグメントを作製する工程である。すなわち、作製されたセグメントにおいては、異方性の方向が、一様な磁界を受けた面に対して垂直となる方向からその面の広がり方向へと連続的に変化している。もう１つは、複数のこれらセグメントを円周上に配置し、当該セグメントの一方のスラスト方向端面から、当該セグメントの粘性変形に基づくレオロジーによりリング状に押出し、続いてセグメントのスラスト方向両端面から圧縮する工程である。

上記、本発明にかかる必須の製造工程をさらに詳しく説明する。先ず、本発明で必須とする第１の製造工程では、内外周切片を複数もつセグメントを、一様な外部磁界Ｈｅｘによる磁界中で成形加工する。ここで、内外周切片は、機械角φに対応した角度Ｈθの変化を与える切片である。また、角度Ｈθは、一様な外部磁界Ｈｅｘの方向と、セグメントの任意位置、すなわち、最終のロータ機械角φに対応する内外周方向接線との角度である。セグメントの成形加工法としては、よく知られた射出法や押出法で差し支えないが、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘを１６０〜１８０ｋＪ／ｍ^３とするには直交磁界中での圧縮法が好ましい。

また、本発明で必須とする第２の製造工程では、先ず、必須とする第１の製造工程で製造した複数のセグメントを極数に応じて円周上に配置する。そして、当該セグメントの一方のスラスト方向端面から、その粘性変形に基づくレオロジーを利用してリング状に押出する。続いて、当該セグメントのスラスト方向両端面から圧縮成形して、異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石とする。

なお、上記、複数のセグメントとは２個以上の偶数であり、その数自体は本発明にかかる小型モータの設計思想に委ねられる。

ところで、希土類−鉄系磁石材料が自由に回転する状態で、外部磁界Ｈｅｘを与えたとき、当該磁石材料は外部磁界Ｈｅｘの方向に磁化されて整列する。したがって、セグメント断面において内外周方向接線に対する磁化ベクトル角Ｍ、すなわち異方性の方向は、Ｍ≒Ｈθとなる。

例えば、リング磁石の異方性磁極においてラジアル異方性領域の磁化ベクトル角をＭｃ、非ラジアル異方性領域の磁化ベクトル角をＭｄとし、さらに角度Ｈθとの誤差を小さくする必要がある。そこで、セグメント形状の設定では、次のようにして断面形状を求めることが望ましい。すなわち、任意の機械角φの位置で角度Ｈθをもつ剛体が回転移動し、異方性の程度を崩さずに異方性の方向のみが変化するとし、それらの剛体の集合体を非線形構造解析することでセグメントの断面形状を求める。また、任意の機械角φの位置に対する角度Ｈθをもつ剛体の集合体が異方性の程度を崩さずに異方性の方向のみが変化する回転移動は、熱と外力によって生じる溶融線状高分子のせん断流動、伸長流動、およびそれらが重複した粘性変形に基づくレオロジーを利用する。

次に、本発明で言う異方性の方向制御において、最適な異方性の方向と分布について説明する。ここで、回転軸中心を原点とした固定子鉄心ティースの機械角をφｓ、回転軸中心を原点としたリング磁石の磁極中心の機械角をφｒとする。このとき、本発明にかかる望ましい異方性の連続方向制御の形態とは、φｓ≒φｒに相当する領域では磁極の回転方向接線に対する磁化ベクトル角Ｍｃを９０度、すなわちラジアル異方性領域（以下、適宜、ラジアル領域と呼ぶ）を設けることが望ましい。ラジアル領域は、磁化ベクトル（異方性方向）が略回転軸中心方向を向くセグメント中の領域である。また、ラジアル領域での異方性方向の誤差平均を２度以下とする。さらに、上記磁化ベクトル角がＭｃのラジアル領域から隣接する磁極（異極）の磁化ベクトル角がＭｃのラジアル領域に至る間は非ラジアル異方性領域（以下、適宜、非ラジアル領域と呼ぶ）とする。すなわち、非ラジアル領域では、磁化ベクトル（異方性方向）が回転軸中心方向からずれた方向を向く。この非ラジアル領域の磁化ベクトル角をＭｄとしたとき、非ラジアル領域に相当する機械角φとＭｄの分布を与える一次回帰式φ＝ａ×Ｍｄ＋ｂ（ａ、ｂは係数）とすることが望ましい。これは磁極の境界近傍での異方性の方向が面内異方性となることを意味している。本発明ではφとＭｄの一次回帰式の相関係数ｒを０．９９５以上の精度とするものである。

上記のような機械角φに対する異方性方向と、その分布とを与えると、リング磁石の磁極が発生する静磁界Ｍｓが固定子鉄心ティースに到達する量の減少を最小限とすることができる。加えて、非ラジアル領域の磁化ベクトル角Ｍｄとしたとき、機械角φとＭｄとの分布を与える一次回帰式の相関係数ｒを０．９９５以上の精度とすることで、モータのコギングトルクを低減できる。

以上のようにリング磁石の磁極で発生する静磁界の固定子鉄心への流入の安定化を図り、その減少を抑制している。しかも、磁極間の静磁界の極性反転を機械角φに対して安定化することが、最適な異方性の方向と、その分布と言える。

一方、本発明にかかる異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石でモータの小型化、省エネルギー化を進めるには、当該磁極から発生する静磁界の大きさも重要である。そこで、本発明では、均質な異方性方向と、その分布をもつリング磁石の製造過程、とくに、セグメントからリング磁石とする際の磁気特性の劣化を限定する。本発明では、セグメントと、それを加工したリング磁石において残留磁化Ｍｒの差を０．０３Ｔ以下、異方性分散σの差を７％未満とすることができる。加えて、静磁界の水準として、異方性方向の残留磁化Ｍｒを０．９５〜１．０５Ｔ、保磁力ＨｃＪを０．８５〜０．９５ＭＡ／ｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘを１６０〜１８０ｋＪ／ｍ^３とすることができる。

さらに、本発明にかかるリング磁石は、一様な磁界中で成形加工したセグメントで構成するため、リング磁石を小口径化しても、そのエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが劣化しない利点がある。一般に、ラジアル異方性磁石は、その直径が概ね２５ｍｍ以下になると、配向のためのラジアル磁界の減少により、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが減少する。このため、このような小型モータでは（ＢＨ）ｍａｘ≒８０ｋＪ／ｍ^３の等方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ磁石が用いられることが多いが、このような既存モータの小型化、省エネルギー化に、より大きな効果が得られる。

以上のような、レオロジーとエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１６０〜１８０ｋＪ／ｍ^３とを確保する好適なセグメントの構成としては、例えば次のような構造とする。すなわち、１５０μｍ以下のＮｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系希土類−鉄系磁石材料を、平均粒子径３〜５μｍのＳｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３系希土類−鉄系磁石材料と結合剤とのマトリクス（連続相）で隔離したマクロ構造とする。そして、好ましくは、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが２７０ｋＪ／ｍ^３以上の希土類−鉄系磁石材料の体積分率を８０ｖｏｌ．％以上とする。

図１Ａは、異方性方向制御を示す第１の概念図、図１Ｂは、異方性方向制御を示す第２の概念図、そして、図１Ｃは、異方性方向制御を示す第３の概念図である。

上記のような本発明にかかる異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石を実現するには、先ず、図１Ａのようなセグメント１０を準備する。セグメント１０は、一様方向をもつ外部磁界Ｈｅｘと任意の位置で、内外周切片１１となす角度Ｈθの分布が、磁極中心部分では９０度、すなわちラジアル異方性領域となる。そして、セグメント１０は、周方向磁石端では面内異方性になるように、角度Ｈθが９０度から機械角φに対する一次式で連続変化する非ラジアル異方性領域をもつ。ただし、図１Ａ、図１Ｃは、セグメント磁石の中心から右半分の断面形状を表している。また、図１Ｂは、任意位置での内外周切片１１である磁石断片と角度Ｈθ、磁化ベクトル角Ｍ（ラジアル異方性領域ではＭｃ、非ラジアル異方性領域ではＭｄ）を示している。

次に、本発明にかかる複数のセグメント１０を円周上に配置し、セグメント１０の一方のスラスト方向端面から加圧する。そして、セグメント１０の粘性変形に基づくレオロジーを利用してリング状に押出し、続いてリング状に押出した複数のセグメント１０をスラスト方向両端面から圧縮成形する。すると、図１Ｃのセグメント１０ａようにセグメント１０が変形する。変形したセグメント１０ａの各内外周切片１１において、その異方性の方向を示す磁化ベクトル角Ｍは、図１Ｂのように回転し、角度Ｈθと、その分布に応じた磁化ベクトル角Ｍ（Ｍｃ、およびＭｄ）を有するリング磁石となる。

次に、上記本発明にかかる複数のセグメントを押出圧縮成形してリング磁石を製造する過程を、図２Ａ、図２Ｂを用いて説明する。

図２Ａは、本発明にかかる押出圧縮過程の一例を示す斜視外観図である。また、図２Ｂは、本発明にかかる押出圧縮成形ダイスの断面構成図である。なお、図２Ａでは、分かりやすくするため、図２Ｂに示す押出圧縮成形ダイスを除いた状態での押出圧縮過程の一例を示している。

図２Ａに示すように、押出圧縮過程で利用する押出成形用コア３０は、部位３１、部位３２および部位３３を有している。この押出成形用コア３０の部位３１に、セグメント１０に相当する予備成形のセグメント磁石２０が配置される。

部位３１では、図２Ａのように、円周上に配置した予備成形のセグメント磁石２０を、図２Ｂに示すような押出圧縮成形ダイス３５とともに規定位置に収納する。部位３２では、部位３１に収納した当該セグメント磁石２０のレオロジーを利用し、図１Ａから図１Ｃの形状に押出加工する。部位３３では、部位３２で押出されたセグメント磁石２０を、リング形状に圧縮成形する。具体的には、リング形状のパンチを用いて、図２Ａに示すスラスト方向セグメント端面２１の少なくとも一部を押し、複数の予備成形のセグメント磁石２０を同時に部位３１から部位３２を経て、部位３３まで押出す。そして、部位３２でレオロジーにより変形して部位３３に押出した複数のセグメント磁石２０は、押出方向と逆方向からもリング形状のパンチを作動させて圧縮成形する。ここで、レオロジーを利用したセグメントの押出抵抗は殆どないが、圧縮成形の最終段階では２０〜６０ＭＰａの圧力でセグメント相互を熱圧着して一体化する。

押出圧縮成形したリング磁石４０は、当該成形型から離型したのち、熱処理が施され、図２Ａに示すように、離型し、熱硬化したリング磁石４１が形成される。そして、このリング磁石４１は、最終的にロータ鉄心４２と組み合わされて、例えば８極リング磁石ロータ４３が形成される。

なお、本発明は異方性希土類−鉄系磁石材料とともに、少なくとも図１Ａから図１Ｃ、あるいは図２Ａのように、予備成形のセグメント磁石２０にレオロジーを付与するように調整した熱硬化性樹脂組成物を用いる。

図３Ａは、溶融高分子の外力による流動形態を示す第１の概念図、また、図３Ｂは、溶融高分子の外力による流動形態を示す第２の概念図である。

上記、本発明で言う磁石のレオロジーとは、図３Ａ、図３Ｂの概念図で示すように、熱硬化性樹脂組成物の成分の一部が、絡み合う糸状の分子鎖として、予備成形セグメント磁石内部に一様に介在する。そして、熱と外力Ｆ−Ｆ’とに応じて、せん断流動、または伸長流動などの粘性変形を原理としている。また、図２Ａの押出圧縮成形リング磁石４０は、例えば、図４に示す熱硬化性樹脂組成物の成分を架橋反応により３次元網目構造化し、図２Ａのように熱圧着で一体化した磁石を剛体化する。これにより、図２Ａのように本発明にかかる磁石と鉄心とを組み合わせたロータの機械的強度、耐熱性、耐久性を調整することができる。

図４は、ノボラック型エポキシオリゴマー、線状ポリアミド、２−フェニル−４，５−ジヒドロキシメチルイミダゾールからなる熱硬化性樹脂組成物の分子構造を示す概念図である。そして、図４は、本発明にかかる磁石にレオロジーを付与するように調整した熱硬化性樹脂組成物の一例である。ただし、図４に示すドットサークルは架橋部分の分子構造を示している。この図４の例では、線状ポリアミドが溶融状態のとき、絡み合う糸状の分子鎖として、磁極中のマトリクスに一様に介在する。そして、外力Ｆ−Ｆ’に応じて、せん断流動、または伸長流動を引き起こすことで磁石の変形を担う。なお、図３Ａ、図３Ｂに示す流動を与える熱硬化性樹脂組成物は、必ずしも図４に示すものだけに限定されない。

ところで、小型モータのトルク密度は、磁極が発生する静磁界Ｍｓ、すなわち、固定子鉄心と磁極との空隙磁束密度に比例する。仮に、同一寸法同一構造の磁石と固定子鉄心とで形成した小型モータの空隙磁束密度は、磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの比の平方根に概ね比例する。このことから、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの水準が、概ね８０ｋＪ／ｍ^３を上限とする等方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂボンド磁石に対し、本発明にかかる磁極のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ値を１６０ｋＪ／ｍ^３以上とすれば、略１．４倍のトルク密度の増加が見込まれる。したがって、本発明にかかる異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石は、トルク密度を高めるという観点から、残留磁化Ｍｒが０．９５Ｔ以上、保磁力ＨｃＪが０．９ＭＡ／ｍ以上、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１６０ｋＪ／ｍ^３以上の性能を有するものが望ましい。

上記のような、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧１６０ｋＪ／ｍ^３の本発明にかかる磁石を得るには、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧２７０ｋＪ／ｍ^３の希土類磁石−鉄系材料の磁石に占める体積分率を８０ｖｏｌ．％以上とすることが望ましい。

本発明にかかる異方性の希土類−鉄系磁石材料としては、例えば、非特許文献１２でのＡ．ＫａｗａｍｏｔｏらのＲＤ（Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ）−Ｓｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３や、非特許文献１３でのＴ．Ｔａｋｅｓｈｉｔａらの（Ｒ２［Ｆｅ，Ｃｏ］１４Ｂ）相の水素化（Ｈｙｄｒｏｇｅｎａｔｉｏｎ，Ｒ２［Ｆｅ，Ｃｏ］１４ＢＨｘ）、６５０〜１０００°Ｃでの相分解（Ｄｅｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ，ＲＨ_２＋Ｆｅ＋Ｆｅ_２Ｂ）、脱水素（Ｄｅｓｏｒｐｓｉｏｎ）、再結合（Ｒｅｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ）で作製した所謂ＨＤＤＲ−Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂなどを挙げることができる。

（実施例）
以下、本発明にかかる異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石について、８極１２スロット表面磁石型同期モータ（ＳＰＭＳＭ）を対象とした実施例により、さらに詳しく説明する。ただし、本発明が本実施例に限定されるものではない。

先ず、図５は、本発明にかかる密度６．０１Ｍｇ／ｍ^３の磁石のマクロ構造の走査電子顕微鏡（ＳＥＭ）写真を示す図である。ただし、異方性Ｓｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３系希土類−鉄系磁石材料、並びに異方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系希土類−鉄系磁石材料は、熱硬化性樹脂組成物とともに１６０℃の加熱下で、一様な外部磁界を１．４ＭＡ／ｍとした配向磁界を印加し、２０〜５０ＭＰａの圧力で圧縮成形され、セグメントが形成される。ここで、異方性Ｓｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３系希土類−鉄系磁石材料は、粒子径が３〜５μｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが２９０ｋＪ／ｍ^３である。また、異方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系希土類−鉄系磁石材料は、粒子径が３８〜１５０μｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが２７０〜３００ｋＪ／ｍ^３である。図５のように、この磁石のマクロ構造の特徴は、Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系希土類−鉄系磁石材料を、Ｓｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３系希土類磁石微粉末と熱硬化性樹脂組成物とから成るマトリクス（連続相）で隔離した構造としている点にある。また、Ｓｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３およびＮｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系希土類−鉄系磁石材料が占める体積分率は８１ｖｏｌ．％である。

図６Ａは、図５に示したマクロ構造をもつ本発明にかかる磁石、および当該磁石材料を全てＳｍ_２Ｆｅ_１７Ｎ_３系、またはＮｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ系希土類−鉄系磁石材料とし、同一条件で製造した磁石のＭ−Ｈ ｌｏｏｐを比較した特性図である。ただし、測定磁界は±２．４ＭＡ／ｍである。図６Ａから明らかなように、保磁力ＨｃＪは、およそ１ＭＡ／ｍでほぼ同じであるが、残留磁化Ｍｒが異なる。そこで、これらの磁石の残留磁化Ｍｒとエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘとの関係をプロットすると、図６Ｂが得られる。図６Ｂのように、本発明にかかる構成とすると、そのエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘは１６０〜１８０ｋＪ／ｍ^３に達する。

一方、熱硬化性樹脂組成物は、図４に示したエポキシ当量２０５〜２２０ｇ／ｅｑ、融点７０〜７６℃のノボラック型エポキシオリゴマー、融点８０℃、分子量４０００〜１２０００の線状ポリアミド、２−フェニル−４，５−ジヒドロキシメチルイミダゾールから成る。それらはゲル化に至らず、線状ポリアミドは熱で再溶融し、絡み合う糸状の分子鎖として磁石中に一様に介在する。そして、図３Ｂのような熱と外力の方向に応じて、せん断流動、伸長流動を引き起こす。これにより、図１Ａ、図１Ｂ、および図２Ａに対応するレオロジー特性を有する。

図７Ａ、図７Ｂは、本発明にかかる上記マクロ構造を有するセグメント磁石２０、並びにそれらを押出圧縮成形したリング磁石４０、すなわち加工前後の形状図である。ここで、図７Ａに示す一様な外部磁界Ｈｅｘとセグメントの任意の位置の接線とに対する角度Ｈθは、リング磁石内外周の任意の機械角φの位置の接線に対する磁化ベクトルＭの角度Ｍｃ、およびＭｄに相当する。すなわち、Ｈθ≒Ｍｃ、Ｈθ≒Ｍｄである。ここで、図１Ａのように内外周方向接線に対する外部磁界Ｈｅｘとなす角度Ｈθの設定は、セグメント外周では０．３６５５ｍｍピッチ、内周では０．２８４５ｍｍピッチとしている。そして、ラジアル方向磁極中心で２分割した計９６の剛体の集合体として、各剛体が、それぞれ回転移動するとした非線形構造解析で図７Ａのセグメント形状を設定している。

次に、図２Ａおよび図２Ｂで説明したように、予備成形セグメント２０を圧縮成形し、リング磁石４０を形成する。

次に、本発明にかかる押出圧縮成形したリング磁石４０は、当該成形型から離型したのち、大気中１７０℃、２０分の熱処理を施す。これにより、線状ポリアミドを含む熱硬化性樹脂組成物を図４のように架橋した。ただし、図４では遊離エポキシ基を示しているが、これらは、全てイミダゾール類、あるいは線状ポリアミド分子鎖内アミノ活性水素、あるいは末端カルボキシル基などと反応させ、剛直化する。

得られた、本発明にかかるリング磁石は、外径５０．３ｍｍ、内径４７．３ｍｍ、厚さ１．５ｍｍ、長さ１３．５ｍｍであり、同芯度は０．０６０ｍｍ以下、最大内径と最小内径の差である真円度は０．２２５ｍｍ以下の精度であった。このリング磁石は最終的に鉄心と組み合わせて、図２Ａのリング磁石ロータ４３のような外径５０．３ｍｍ、長さ１３．５ｍｍ、８極リング磁石ロータとした。

次に、２ｔｕｒｎ／ｃｏｉｌの着磁ヨークとパルス磁化電源を用いて、先ず、パルス電流波高値Ｉｐ＝１０ｋＡで上記８極リング磁石ロータに瞬間強磁界を印加した。これにより、異方性の方向と、その分布にしたがって着磁ヨーク内のロータが回転し、ロータと着磁ヨークの磁極の位置を合わせた。続いて、Ｉｐ＝２５ｋＡのパルス着磁でロータ磁石を着磁した。

次に、本実施例では、図８Ａに示す固定子鉄心ティースの機械角φ＝１４度、リング磁石１極の機械角φ＝４５度とした。また、図８Ｂに示すリング磁石の磁極中心でのラジアル領域の周方向接線に対する磁化ベクトル角をＭｃ、それ以外の非ラジアル領域の周方向接線に対する磁化ベクトル角をＭｄとしたとき、Ｍｃ＝９０度である。なお、磁化ベクトル角Ｍの測定は径方向、接線方向、軸方向の合成磁化ベクトル角Ｍが磁化容易軸の方向を示すとし、３次元ホールプローブテスラメータで１度あたり２５点の測定を実施した。さらに、磁化ベクトル角Ｍとその分布の評価は、図８Ｂのようにラジアル領域では９０度に対する角度誤差平均とし、非ラジアル領域では機械角φに対するＭｄの回帰式の相関係数を用いた。

図９は本発明にかかるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１６０〜１８０ｋＪ／ｍ^３リング磁石ロータのラジアル領域の角度誤差平均と非ラジアル領域の回帰直線の相関係数とをプロットした特性図である。また、比較例１〜５として、同一外径寸法の８極磁石ロータの磁化ベクトルの方向と、その分布精度を示す。ただし、比較例１は、１６０〜１８０ｋＪ／ｍ^３異方性連続方向制御アークセグメント磁石を組み立てたロータである。比較例２は、１３０〜１４０ｋＪ／ｍ^３パラレル配向磁界で作製したラジアル異方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂリング磁石ロータである。比較例３は、ラジアル配向磁界で作製したラジアル異方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂリング磁石ロータである。比較例４は、８０ｋＪ／ｍ^３正弦波着磁等方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂリング磁石ロータである。比較例５は、１６ｋＪ／ｍ^３極異方性フェライトリング磁石ロータである。ここで、非ラジアル領域の回帰直線の相関係数が高い程、コギングトルクは低減し、ラジアル領域の角度誤差平均が小さい程、磁極が発生する静磁界が固定子鉄心に到達し易くなることを意味している。この意味から、本発明例は、磁化ベクトル、すなわち、異方性の方向とその分布が、どの比較例よりも理想的な形態であることは明白である。例えば、比較例１のように異方性を方向制御したアークセグメント磁石を鉄心の周囲で組み立てる構成で、その組立誤差が原因となってバラツキを増大させる。また、比較例２、３のような異方性を方向制御しない従来型ロータは非ラジアル領域の回帰直線の相関係数の低下が顕著であり、コギングトルクの増加が推察できる。他方では、比較例４、５のように非ラジアル領域の回帰直線の相関係数が高くても、ラジアル領域の角度誤差平均が増加すると磁極が発生する静磁界が固定子鉄心に伝わりにくくなる。

次に、セグメント、リング磁石の磁極において、任意の機械角φに対する角度Ｈθ、Ｍｃ、およびＭｄに対応する部位から直径１ｍｍの円柱磁石を採取した。そして、この円柱磁石から異方性の角度と、その程度を解析した結果を示す。先ず、円柱磁石の中心位置を機械角φにおける角度Ｈθ、Ｍｃ、およびＭｄとしたとき、円柱磁石の全方向で最大磁化Ｍｓが最大となる角度、すなわち機械角φに対する角度Ｈθ、Ｍｃ、Ｍｄを求めた。その結果、セグメントとリング磁石の同一位置における残留磁化Ｍｒの差は０．０３Ｔ以下であった。

一方、異方性の程度は異方性分散σを用いて評価した。ここで異方性分散σ、すなわち、異方性方向（Ｃ軸）の分布の解析は回転磁化における全エネルギーＥ＝Ｋｕ×ｓｉｎ^２ψ−Ｍｓ×Ｈ×ｃｏｓ（ψ−ψｏ）において、円柱磁石の全エネルギーＥを最小とする解、すなわち、（δＥ／δψ）＝Ｋｕ×ｓｉｎ^２ψ−Ｍｓ×Ｈ×ｓｉｎ（ψ−ψｏ）＝０から、先ずψを決定した。そして、Ｍ＝Ｍｓ×ｃｏｓ（ψｏ−ψ）から、Ｍが最大になるＭ−Ｈ ｌｏｏｐを試料振動型磁力計（ＶＳＭ）で測定する。さらに、Ｋｕ×ｓｉｎ^２ψ−Ｍｓ×Ｈ×ｓｉｎ（ψｏ−ψ）＝０からψを求め、ψの確率分布を適用して全体の配向状態、すなわち異方性分散σを求めた。ただし、ψｏは外部磁界の角度、ψはＭｓが回転した角度、Ｍｓは自発磁気モーメント、Ｋｕは磁気異方性定数、Ｅは全エネルギーである。

その結果、円柱磁石の中心位置をＭθ設定角としたとき、円柱試料の全方向で残留磁化Ｍｓが最大となる角度、すなわちφに対する角度Ｈθ、およびＭｃ、Ｍｄは、ほぼ等しかった。そして、セグメントとリング磁石の異方性分散σの値は最大でも７％以下であり、この水準は測定誤差を考慮すれば同等である。このことは、異形磁石から円弧状磁石とする過程で、それぞれの部位が回転移動する際に、異方性の程度、すなわちエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの劣化なしに、異方性の方向のみが変化していることを証明するものである。

図１０Ａは、同一仕様の１２スロット固定子鉄心と図９で示した各種８極磁石ロータとを組み合わせた４０Ｗ表面磁石型同期モータ（ＳＰＭＳＭ）のモータ効率（最高値）をエネルギー密度との関係で示す。また、図１０Ｂは、上記ＳＰＭＳＭの回転数と騒音値との関係を示す。例えば、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１６０〜１８０ｋＪ／ｍ^３とした本発明例は最高効率が９０％を越える。しかも、異方性の連続方向制御により、ラジアル異方性磁石特有の２００〜７００ｒ／ｍｉｎの低速回転領域の騒音値が最大１０ｄＢ低減し、正弦波着磁した等方性Ｎｄ_２Ｆｅ_１４Ｂ磁石ロータと同等の静音性が得られる。

本発明は異方性リング磁石の製造方法の提供によって、等方性磁石の欠点であるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘを概ね２倍以上に高めることで、小型モータのトルク密度の増加を図るとともに、同一形状においてラジアル異方性磁石特有のコギングトルクに起因する障害、例えば騒音を低減することができる。

この発明に係るモータは、静音性、高効率、省エネルギーなどに利用でき、産業上の利用可能性は極めて高い。

１０ セグメント
１１ 内外周切片
２０ セグメント磁石
２１ スラスト方向セグメント端面
３０ 押出成形用コア
３５ 押出圧縮成形ダイス
４０ 押出圧縮成形したリング磁石
４１ 離型し、熱硬化したリング磁石
４２ ロータ鉄心
４３ リング磁石ロータ
φ 機械角
Ｍｃ （磁極中心（ラジアル領域）の）磁化ベクトル角
Ｍｄ （磁極端（非ラジアル領域）の）磁化ベクトル角
Ｈｅｘ 外部磁界
Ｈθ （外部磁界の）角度

Claims (5)

1. 一様な外部磁界Ｈｅｘの方向とロータの任意の機械角φに対応する内外周方向接線との角度を角度Ｈθとしたとき、機械角φに対応した角度Ｈθの変化を与える内外周切片をもつセグメントを外部磁界Ｈｅｘによる磁界中で成形加工する第１の工程と、
   複数のセグメントを極数に応じて円周上に配置し、当該セグメントの一方のスラスト方向端面から、その粘性変形に基づくレオロジーを利用してリング状に押出し、続いて、当該セグメントのスラスト方向両端面から圧縮成形することで異方性を連続方向制御する第２の工程とを含む、
   ことを特徴とした異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法。
2. 回転軸中心を原点とした固定子鉄心ティースの機械角をφｓ、回転軸中心を原点としたロータ磁極中心の機械角をφｒとしたとき、φｓ≒φｒに相当する領域で磁極の回転方向接線に対する磁化ベクトル角Ｍｃの９０度に対する誤差平均が２度以下、前記磁化ベクトル角Ｍｃから隣接する磁極の９０度領域Ｍｃに至る非ラジアル領域の磁化ベクトル角をＭｄとしたとき、機械角φと磁化ベクトル角Ｍｄとの回帰式の相関係数ｒが０．９９５以上である請求項１記載の異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法。
3. 予備成形セグメントとリング磁石との残留磁化Ｍｒの差が０．０３Ｔ以下、異方性分散σの差が７％未満である請求項１記載の異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法。
4. リング磁石の異方性方向の残留磁化Ｍｒが０．９５〜１．０５Ｔ、保磁力ＨｃＪが０．８５〜０．９５ＭＡ／ｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１６０〜１８０ｋＪ／ｍ^３である請求項１記載の異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法。
5. リング磁石の直径が２５ｍｍ以下である請求項１記載の異方性を連続方向制御した希土類−鉄系リング磁石の製造方法。