JPWO2008065938A1 - 永久磁石回転子およびこれを使用したモータ - Google Patents

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Abstract

モータには一般にコギングトルク低減とトルク密度を高めることには相反する傾向がある。これを解決するため、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］の差の絶対値平均を３度以下とする磁極の変形で、異方性を連続方向制御する。

Description

本発明は磁極の変形で機械角φに対する異方性の方向Ｍθを、９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］なる分布に異方性を連続方向制御した永久磁石回転子に関する。更に詳しくは、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以下の永久磁石型モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化を目的とした、異方性を連続方向制御した永久磁石回転子およびこれを使用したモータに関する。
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、所謂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Ｍ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Ｍ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には、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、回転子径、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径方向空隙型磁石モータにおいて、より高いトルク密度が得られると記載している。
しかしながら、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モータにおいて、より高いトルク密度が得られる反面、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。このために磁石のエネルギー密度（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、コギングトルク低減に関し、従来から、モータの回転子と固定子鉄心との空隙磁束密度分布を正弦波状に近づけるような研究が数多くなされてきた。
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の図１１Ａのような、残留磁化Ｂｒ＝１．２Ｔ、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スロットのモータとするとコギングトルクを極小化できるとしている。ただし、図１１Ａのモータは偏肉化した磁極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を有している。なお、この場合は磁極１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１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の図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１の厚さ、すなわち磁化Ｍの方向（厚み）が薄くなると、磁極１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、非特許文献３の図１１Ｂのような、磁極をスキューする方法、或いは、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、或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抑制される。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、１１Ｂ、及び図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の増加でモータのトルク密度の増加を図ることとは相反する関係にあった。
他方では、Ｄ．Ｈｏｗｅらが、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Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類焼結磁石を用いて、図１１Ａ、１１Ｂ、及び図１１Ｃに示したような磁化方向の厚さ、或いは磁極の面積を削減しない方法で、モータのコギングトルク低減法を報告した。すなわち、図１２Ａ〜図１２Ｄのように、各磁極を２〜５分割した断片で構成し、断片毎に磁化方向（磁気異方性の方向）を段階的に調整した、所謂Ｈａｌｂａｃｈ Ｃｙｌｉｎｄｅｒである。ただし、図１２Ａ〜図１２Ｄ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、各断片中の矢印の方向は配向した磁化容易軸（Ｃ軸）に沿った磁化ベクトルＭの方向、すなわち異方性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、当該磁極を分割した磁極断片の数に対するコギングトルクをプロットすると図１３のようになる。すなわち、磁極を分割した磁極断片の数ＮとコギングトルクＴｃｏｇとは、Ｔｃｏｇ．＝６１．７５３ｅｘｐ（−０．１４５１Ｎ）なる累乗近似が成り立つ。加えて、図１３は、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角度をＭθとしたとき、Ｍθ／φｐが、とくに異極間で特定の方向へきめ細かく連続的に変化す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Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類焼結磁石で、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磁極を構成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、それを用いた径方向空隙型磁石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。
ここで、本発明の課題は、例えば厚さ１．５ｍｍのように薄く偏肉化が困難な形状で、かつエネルギー密度の高い異方性の磁極において、磁極の体積或いは面積を削減しない、新規なコギングトルク低減を実現する永久磁石回転子およびこれを使用したモータを提供することにある。
本発明の要点は、磁極の変形によって、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］の差の絶対値平均を３度以下に連続方向制御した永久磁石回転子にある。すなわち、異方性の方向Ｍθが、機械角φに対して正弦波状に０〜９０度の範囲で分布した永久磁石回転子である。このように、異方性を連続方向制御した永久磁石回転子は、今まで知られていない。
すなわち、本発明にかかる永久磁石回転子は、磁極の変形によって異方性を連続方向制御するものである。更に詳しくは、一様な配向磁界Ｈｅｘと磁極内外周面の径方向接線に対する角をＨθ、変形前磁極の空隙側周長をＬｏ、変形後の磁極の空隙側周長をＬとしたとき、Ｌｏ／Ｌ＝１．０６〜１．１４の範囲に特定して径方向に変形する。変形の順序としては、先ず周方向磁極端、並びに周方向磁極中心でＨθ≒Ｍθとする。次いで、周方向磁極端と周方向磁極中心を除く部分で、磁極の空隙側周方向中心に向けたせん断応力τの作用により異方性を連続方向制御する。
本発明にかかる永久磁石回転子は、エネルギー密度の高い磁気異方性磁極にＭθ＝９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］なる関係を精度よく与え、コギングトルク低減とトルク密度の増加という相反する作用を両立することができる。
とくに、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧１５０ｋＪ／ｍ３を有する１５０μｍ以下のＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子を、平均粒子径３〜５μｍのＳｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末と結合剤とのマトリクス（連続相）で隔離したマクロ構造で、かつ磁気異方性磁極に占めるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧２７０ｋＪ／ｍ３の磁石材料の体積分率を８０ｖｏｌ．％以上とし、着磁界Ｈｍの方向を配向磁界Ｈｅｘと同方向とし、２．４ＭＡ／ｍ以上とする。
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することができる。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１４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、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、（ＢＨ）ｍａｘ＝１１１ｋＪ／ｍ３の急冷凝固リボンを樹脂で固定すると（ＢＨ）ｍａｘ＝７２ｋＪ／ｍ３の等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系ボンド磁石ができるとしたことが始まりと思われる（非特許文献６参照）。
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、Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系、Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系、或いはそれらとαＦｅ、ＦｅＢ、Ｆｅ３Ｂ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、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７〜１０参照）。
また、等方性でありながら（ＢＨ）ｍａｘが２２０ｋＪ／ｍ３に達するというＨ．Ａ．Ｄａｖｉｅｓらの報告もある（非特許文献１１参照）。しかし、工業的に利用可能な等方性磁石材料の（ＢＨ）ｍａｘは高々１３４ｋＪ／ｍ３で、５０Ｗ以下の小型モータに代表される応用で一般的な等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂボンド磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘは概ね８０ｋＪ／ｍ３以下である。すなわち、１９８５年にＲ．Ｗ．Ｌｅｅらが（ＢＨ）ｍａｘ＝１１１ｋＪ／ｍ３のリボンで（ＢＨ）ｍａｘ＝７２ｋＪ／ｍ３の等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系ボンド磁石を作製して以来、２０年以上経過しても（ＢＨ）ｍａｘの進歩でみると１０ｋＪ／ｍ３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永久磁石回転子によ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の増加を伴うものであるから、本発明が対象とする永久磁石回転子を搭載したモータにおいて、より高いトルク密度が得られる反面コギングトルクが増大する。
なお、Ｎ．Ｔａｋａｈａｓｈｉらはモータに使用される円弧状異方性磁石の製造において、非磁性成形型に磁性体を配置し、キャビティ部分の磁束Φの方向を一様な方向から任意の方向に変えることで異方性の方向を制御する方法を提案している（非特許文献１２参照）。
しかし、キャビティ部分の磁束Φの方向をきめ細かく制御することはできない。このため、本発明のように、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］との差の絶対値平均を３度以下とするような、精密な異方性の連続方向制御はできない。
以上説明したように、従来技術では、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが増加するとモータのトルク密度を増加できるが、コギングトルクも増大し、静音性や制御性が悪化するなどの課題があった。
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 Ｒ．Ｗ．Ｌｅｅ、Ｅ．Ｇ．Ｂｒｅｗｅｒ、Ｎ．Ａ．Ｓｃｈａｆｆｅｌ著、「Ｈｏｔ−ｐｒｅｓｓｅｄ Ｎｅｏｄｙｍｉｕｍ−Ｉｒｏｎ−Ｂｏｒｏｎ ｍａｇｎｅｔｓ」、ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓ． Ｍａｇｎ．、Ｖｏｌ．２１、１９８５年、ｐｐ．１９５８ 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著、「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 Ｎ．Ｔａｋａｈａｓｈｉ、Ｋ．Ｅｂｉｈａｒａ、Ｋ．Ｙｏｓｈｉｄａ、Ｔ．Ｎａｋａｔａ、Ｋ．Ｏｈａｓｈｉ ａｎｄ Ｋ．Ｍｉｙａｔａ著、「Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ａｎｎｅａｌｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ ａｎｄ ｉｔｓ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｔｏ ｏｐｔｉｍａｌ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｄｉｅ ｍｏｌｄ ｆｏｒ ｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ ｏｆ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｐｏｗｄｅｒ」、ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓ．Ｍａｇ．、Ｖｏｌ．３２、Ｎｏ．３、１９９６年、ｐｐ．１２１０−１２１３ 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、ｐｐ．３３２２ Ｔ．Ｔａｋｅｓｈｉｔａ、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 Ｆ．Ｙａｍａｓｈｉｔａ、Ｈ．Ｆｕｋｕｎａｇａ著、「Ｒａｄｉａｌｌｙ−ａｎｉｓｏｔｒｏｐｉｃ ｒａｒｅ−ｅａｒｔｈ ｈｙｂｒｉｄ ｍａｇｎｅｔ ｗｉｔｈ ｓｅｌｆ−ｏｒｇａｎｉｚｉｎｇ ｂｉｎｄｅｒ ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｅｄ ｕｎｄｅｒ ａ ｈｅａｔ ａｎｄ ａ ｌｏｗ−ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ」、Ｐｒｏｃ． １８ｔｈ Ｉｎｔ． Ｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ Ｈｉｇｈ Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ Ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ Ｔｈｅｉｒ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ，Ａｎｎｅｃｙ、２００４年、ｐｐ．７６−８３
本発明は、磁極の変形で機械角φに対する異方性の方向Ｍθを９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］なる分布に異方性を連続方向制御した永久磁石回転子を提供することで、（ＢＨ）ｍａｘ≦８０ｋＪ／ｍ３の正弦波着磁した等方性磁石に対し、略２倍の異方性磁極に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。
したがって、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以下の永久磁石型モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化の進展に有効な技術である。
図１Ａは変形による異方性方向制御を示す第１の概念図である。 図１Ｂは変形による異方性方向制御を示す第２の概念図である。 図２Ａは応力分布で示す変形パターンの第１の概念図である。 図２Ｂは応力分布で示す変形パターンの第２の概念図である。 図２Ｃは応力分布で示す変形パターンの第３の概念図である。 図３Ａは溶融高分子の外力による流動形態を示す第１の概念図である。 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。 図４は粘性変形を担う熱硬化性樹脂組成物の分子構造を示す模式図である。 図５は磁極、永久磁石回転子、永久磁石型モータの斜視外観図である。 図６は磁極のマクロ構造を示す電子顕微鏡写真の図である。 図７は磁極の磁気性能を示す特性図である。 図８は機械角φ静磁界Ｍｓ方向の関係を示す特性図である。 図９は機械角φと異方性の方向Ｍθの関係を示す特性図である。 図１０は周長Ｌｏ／Ｌと異方性の連続方向制御の精度の関係を示す特性図である。 図１１Ａは従来の磁石形状によるコギングトルク低減法を示す第１の概念図である。 図１１Ｂは従来の磁石形状によるコギングトルク低減法を示す第２の概念図である。 図１１Ｃは従来の磁石形状によるコギングトルク低減法を示す第３の概念図である。 図１２Ａは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の概念図である。 図１２Ｂは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２の概念図である。 図１２Ｃは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３の概念図である。 図１２Ｄは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４の概念図である。 図１３は従来の磁化方向を異にする磁極断片の数とコギングトルクの関係を示す特性図である。 図１４は従来の等方性磁石の磁化パターンを示す概念図である。
符号の説明
１ 磁極
２ 固定子鉄心
３ 固定子鉄心スロット
４ 固定子鉄心ティース
５１，５２ 磁極
５３ ８極永久磁石回転子
５４ ８極／１２スロット永久磁石型モータ
φ 機械角
Ｍ 磁化ベクトル
Ｍθ 磁化ベクトルの角度
Ｈｅｘ 一様な配向磁界
Ｈθ 外部磁界の角度
ｐ 極対数
本発明は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、かつ磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］との差の絶対値平均を３度以下とするような、精密に異方性を連続方向制御した永久磁石回転子を提供することができる。これにより、モータのトルク密度の増加を図ると共に、同一形状において等方性磁石以下までモータのコギングトルクが低減できる。
本発明の要点は、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］との差の絶対値平均を、３度以下の精度で連続方向制御した永久磁石回転子である。すなわち、Ｍθがφに対して、正弦波状に０〜９０度の範囲で分布した永久磁石回転子である。このように、異方性を連続方向制御した永久磁石回転子は、今まで知られていない。
上記のような磁極は、先ず図１Ａのように、磁極端に面内異方性に近い部分を機械的に付与した磁極を用意する。そして、図１Ｂに示すような円弧状の磁極に変形する。これにより、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向Ｍθを、９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］となるように連続方向制御した磁極に調製できる。ただし、図１Ａ、１Ｂは磁極の中心から右半分の断面形状を表しており、図１Ａに示すＨθは、任意の磁極断片表面の接線に対する一様な配向磁界Ｈｅｘとなす角度である。このＨθは、図１Ｂの任意の磁極断片表面の接線に対する異方性の方向Ｍθに相当する。
上記のように、本発明は変形によって異方性を連続方向制御する。とくに、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］との差の絶対値の平均を３度以下となるようにするには、内外周面の径方向接線に対する一様な配向磁界Ｈｅｘとの角度をＨθ、変形前の磁極の空隙側周長をＬｏ、変形後の磁極の空隙側周長をＬとしたとき、Ｌｏ／Ｌ≧１．０６〜１．１４に特定して、図２Ａ−２Ｂ−２Ｃのように、外力により磁極を径方向に変形する。その際、図２Ａ、２Ｂの段階で、先ず磁極周方向磁極端、並びに周方向磁極中心部分で変形を終了させ、それらの領域ではＨθ≒Ｍθとする。そして、図２Ｃのように、変形の最終段階では周方向磁極端と周方向磁極中心を除く部分で、磁極の空隙側周方向中心に向けたせん断応力τの作用により、Ｍθを連続制御する。ただし、図２Ａ、２Ｂ、２Ｃは外力Ｆによる変形時の応力分布を示す概念図で、ハッチングの密度は応力の程度を表している。また、図２Ｃのτは本発明にかかるせん断応力とその方向を表している。
以上のような磁極の変形のため、本発明では希土類磁石材料と共に、少なくとも図２Ａ、２Ｂ、２Ｃのように、磁極が変形し得るように調整した熱硬化性樹脂組成物を必須成分とする。なお、ここで言う変形とは、図３Ａ、３Ｂの概念図で示すように、結合剤成分の一部が熱により、絡み合う糸状の分子鎖として磁極中に一様に分布し、外力Ｆ−Ｆ’に応じてせん断流動、または伸長流動などによる粘性変形を原理とする。
また、変形後の磁極は、例えば、図４に示すような結合剤成分を架橋反応により３次元網目構造化し、磁極の耐熱性、耐久性を確保することが好ましい。図４の例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で、本発明にかかる磁極に変形能を与え得るように調整した結合剤の一例である。図４の例では、未架橋の線状ポリアミドが熱により溶融状態のとき、絡み合う糸状の分子鎖として磁極のマトリクスに一様に分布し、図３Ａ、３Ｂに示すように、外力Ｆ−Ｆ’に応じてせん断流動、或いはまた伸長流動を引き起こすことで磁極の変形を担う。なお、図３Ａ、３Ｂに示す流動を与える熱硬化性樹脂組成物は、図４に限定されない。
ところで、永久磁石型モータのトルク密度は磁極が発生する静磁界Ｍｓが磁束Φとして、固定子鉄心へ流れるときの磁極との空隙磁束密度に比例する。同一寸法同一構造の磁極と固定子鉄心で形成したモータの空隙磁束密度は、磁極のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの比の平方根に概ね比例することから、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ＝８０ｋＪ／ｍ３を上限とする等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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が（ＢＨ）ｍａｘ＝１５０ｋＪ／ｍ３以上であれば、略１．３６倍の空隙磁束密度の増加、すなわちトルク密度の増加が見込まれる。したがって、本発明にかかる磁極を形成する異方性磁石はトルク密度を高めるという観点から、残留磁化Ｍｒ≧０．９５Ｔ、固有保磁力ＨｃＪ≧０．９ＭＡ／ｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧１５０ｋＪ／ｍ３の磁気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≧１５０ｋＪ／ｍ３の異方性磁極を得るにはエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧２７０ｋＪ／ｍ３の希土類磁石材料の磁極に占める体積分率を８０ｖｏｌ．％以上、着磁界Ｈｍを２．４ＭＡ／ｍ以上とすることが望ましい。
本発明にかかる希土類磁石材料としては、単磁区粒子型の１−５ＳｍＣｏ系希土類磁石微粉末、２相分離型の２−１７ＳｍＣｏ系希土類磁石粒子も一部、もしくは全量使用できる。しかし、資源バランスの観点から、Ｃｏを主成分としない希土類−鉄系磁石材料が好ましい。例えば、Ａ．ＫａｗａｍｏｔｏらのＲＤ（Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ）−Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３希土類磁石微粉末（非特許文献１３参照）や、Ｔ．Ｔａｋｅｓｈｉｔａらの希土類−鉄系合金のＲ２［Ｆｅ，Ｃｏ］１４Ｂ相の水素化（Ｈｙｄｒｏｇｅｎａｔｉｏｎ，Ｒ２［Ｆｅ，Ｃｏ］１４ＢＨｘ）、６５０〜１０００°Ｃでの相分解（Ｄｅｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ，ＲＨ２＋Ｆｅ＋Ｆｅ２Ｂ）、脱水素（Ｄｅｓｏｒｐｓｉｏｎ）、再結合（Ｒｅｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ）で作製した、所謂ＨＤＤＲ−Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子（非特許文献１４参照）などを挙げることができる。
なお、上記希土類−鉄系磁石材料を複合した磁極とするとＳｍ、Ｎｄの双方をバランスよく使うことができるばかりか、とくに、多結晶集合型Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子を平均粒子径３〜５μｍのＳｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末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と、成形加工の際、Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子表面の損傷や破壊による新生面の生成と酸化による磁気性能の劣化が抑制できる。或いはまた、磁極に占めるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧２７０ｋＪ／ｍ３の磁石材料の体積分率を８０ｖｏｌ．％以上に高めることができるため、着磁界Ｈｍの方向を配向磁界Ｈｅｘと同方向とし、２．４ＭＡ／ｍ以上とすることで、磁極のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧１５０ｋＪ／ｍ３とすることが容易となる（非特許文献１５参照）。
（実施例）
以下、本発明にかかる異方性を連続制御した磁極、８極永久磁石回転子、並びに８極／１２スロット永久磁石型モータを対象とした実施例により、更に詳しく説明する。ただし、本発明はこの実施例に限定されない。
本実施例における磁石の材料組成は粒子径３〜５μｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ＝２９０ｋＪ／ｍ３の異方性Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末３２．１、粒子径３８〜１５０μｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ＝２７０ｋＪ／ｍ３の異方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子４８．９、ノボラック型エポキシオリゴマー６．２、線状ポリアミド９．１、２−フェニル−４，５−ジヒドロキシメチルイミダゾール１．８、滑剤（ペンタエリスリトールステアリン酸トリエステル）１．９（単位はそれぞれｖｏｌ．％）とした。
先ず、１．４ＭＡ／ｍの一様な配向磁界Ｈｅｘ中、５０ＭＰａで、図５に示す変形前の磁極５１を用意した。次に、溶融した線状ポリアミドの粘性変形を利用して、外半径２０．４５ｍｍ、厚さ１．５ｍｍの円弧状に変形し、磁極５２を作成した。なお、変形は１３５℃、２ＭＰａ、一様な配向磁界Ｈｅｘと保持時間はなしとした。
上記、磁極５２を、大気中１７０℃、２０分の熱処理で結合剤を架橋して剛直化したのち、Ｈｅｘと同方向にＨｍ＝２．４ＭＡ／ｍのパルス磁化を行い、外径３７．９ｍｍの積層電磁鋼板の外周に接着固定し、外径４０．９ｍｍ、長さ１４．５ｍｍの８極永久磁石回転子５３とし、更に、８極／１２スロット永久磁石型モータ５４とした。
図６は、本発明にかかる密度６．０１Ｍｇ／ｍ３の磁極のマクロ構造を示す走査電子顕微鏡写真の図である。磁極のマクロ構造はＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子がＳｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末と結合剤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。これにより、Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３およびＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石材料が占める体積分率は８１ｖｏｌ．％となっている。
なお、等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系ボンド磁石での磁石材料が占める体積分率は０．８−１．０ＧＰａで磁石材料を破壊しながら圧縮して緻密化しても、一般に８０ｖｏｌ．％程度（密度６Ｍｇ／ｍ３）である。しかし、本実施例では僅か５０ＭＰａの圧縮で希土類磁石材料が占める体積分率は８１ｖｏｌ．％（密度６．１Ｍｇ／ｍ３）を実現し、かつ、図６のように成形加工したＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子に亀裂や破壊などは観測されない。
上記、本実施例における変形前の磁極に使用した結合剤は、図４に示した分子構造を示す概念図のように、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熱硬化性樹脂組成物である。それらは、成形加工段階ではゲル化に至らず、線状ポリアミドは加熱で再溶融し、絡み合う糸状の分子鎖として磁極中に介在し、図２Ａ、２Ｂ、２Ｃに示したような外力によって図５の磁極５２のように変形する。
次に、本発明にかかる円弧状に変形後の磁極５２は、大気中１７０℃、２０分の熱処理を施した。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、剛直化した、ただし、図４は遊離エポキシ基を示しているが、これらはイミダゾール類、或いは線状ポリアミドの末端カルボキシル基などと反応させることができる。
図７は、本実施例の磁極のＭ−Ｈ曲線を示す特性図である。図７のように、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ値は、一様な配向磁界Ｈｅｘと同方向に一様な着磁界Ｈｍ＝２．４ＭＡ／ｍでパルス磁化したとき、１５９ｋＪ／ｍ３に達し、５０Ｗ以下の小型モータに代表される応用で一般的な等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂボンド磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≦８０ｋＪ／ｍ３の概ね２倍となっている。
図５に示した本実施例にかかる磁極５２は外半径２０．４５ｍｍ、内半径１８．９５ｍｍ、厚さ１．５ｍｍ、重量２ｇであり、ソレノイドコイルとパルス磁化電源を用い、一様な配向磁界Ｈｅｘと同方向に一様な着磁界Ｈｍ＝２．４ＭＡ／ｍでパルス磁化した。然る後、８個の磁極を外径３７．９ｍｍの積層電磁鋼板の外周面に接着固定し、図５に示した本実施例にかかる直径４０．９ｍｍ、軸方向長さ１４．５ｍｍ、８極永久磁石回転子５３、さらに、図５に示した８極／１２スロット永久磁石型モータ５４とした。
なお、一様な配向磁界Ｈｅｘの空間で直接外半径２０．４５ｍｍ、内半径１８．９５ｍｍ、厚さ１．５ｍｍの円弧状磁極とし、これを用いて作製した直径４０．９ｍｍ、軸方向長さ１４．５ｍｍ、８極永久磁石回転子を従来例１とした。
また、８０ｋＪ／ｍ３等方性磁石はリング状、重量１６ｇで、本発明例と同じく、外径３７．９ｍｍの積層電磁鋼板の外周面に接着固定して直径４０．９ｍｍ、軸方向長さ１４．５ｍｍとし、さらに着磁ヨークとパルス磁化電源を用いて正弦波着磁した８極永久磁石回転子を従来例２とした。
図８は、本発明にかかるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ＝１５９ｋＪ／ｍ３の磁極から作製した実施例の８極磁石回転子の、径方向磁極中心の円周上に静磁界Ｍｓの方向を矢印で示した特性図である。ただし、磁極の機械角φは４５度、静磁界Ｍｓは０．５度ピッチで示している。
上記、本実施例にかかる磁極は、２．４ＭＡ／ｍの一様な着磁界Ｈｍで一様な配向磁界Ｈｅｘと同方向に磁化している。また、２．４ＭＡ／ｍ、並びに４ＭＡ／ｍで磁化したとき、磁極の残留磁化Ｍｒは０．９６Ｔ、保磁力ＨｃＪ０．９ＭＡ／ｍで同じ値であった。このことから、少なくともＨｍを２．４ＭＡ／ｍ以上とすれば磁極は、ほぼ完全に磁化したとみなすことができる。
加えて、本実施例にかかるような磁気的に異方性の磁極は一様な着磁界Ｈｍの方向と異方性の方向Ｍθ（磁化容易軸方向）にずれが生じても、異方性の方向Ｍθに沿って磁化されるとみなして差し支えない。したがって、図８の静磁界Ｍｓと磁極の径方向接線となす角Ｍθは異方性の方向を意味している。
図９は、実施例にかかる変形前の磁極の空隙側周長Ｌｏ＝１７．５５ｍｍ、変形後の磁極の空隙側周長Ｌ＝１６．０６ｍｍ、Ｌｏ／Ｌ≧１．０９としたときの、８極永久磁石回転子の機械角φと異方性の方向Ｍθとの関係を、９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］の関係と共に示す特性図である。ここで、ｐは極対数（本実施例では４）であるから、図９では、９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］の正弦曲線を表している。また、図９中の誤差を示す特性曲線は、機械角φに対する９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］とＭθとの差を表している。図９から明らかなように、本実施例にかかる異方性の方向Ｍθは機械角φに対して正弦曲線とほぼ一致し、その差の絶対値平均は２．４２度（測定点数ｎ＝９０１９）であった。すなわち、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］の差の絶対値平均を３度以下とする磁極の変形で、異方性を精密に連続方向制御した永久磁石回転子が得られる。
図１０は、本実施例にかかる変形前の磁極の固定子鉄心空隙側周長をＬｏ、変形後の磁極の固定子鉄心空隙側周長をＬとしたとき、Ｌｏ／Ｌと異方性の方向Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］との差の絶対値平均との関係を示す特性図である。図１０から、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］の差の絶対値平均はＬｏ／Ｌの値に強く依存し、その値を１．０６〜１．１４の範囲とする。すると、図２Ａ−２Ｂ−２Ｃのように外力により磁極を径方向に変形する際、図２Ａ−２Ｂの段階で、先ず磁極周方向磁極端、並びに周方向磁極中心部分で変形が終了し、それらの領域でＨθ≒Ｍθとなる。そして、図２Ｃのように変形の最終段階で、周方向磁極端と周方向磁極中心を除く領域で、磁極の空隙側周方向中心に向けたせん断応力τの作用によりＭθを連続制御できるため、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ２π／（９０）｝］の差の絶対値平均３度以下とすることができる。
なお、Ｌｏ／Ｌが１．０６未満では、せん断応力τの作用が不足しＭθを正確に連続制御できず、Ｌｏ／Ｌが１．１４を越えるとτの作用が過剰となり、機械角φに対するＭθの分布が乱れる。ちなみに、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］の差の絶対値平均は従来例１で８．４１度、リング状等方性磁石を正弦波着磁した従来例２は１．８８度であり、円弧状磁石の積層電磁鋼板への接着固定する際の組立精度を考慮すると本発明は後者とほぼ等しい。
上記、本実施例にかかる永久磁石型モータのトルク密度に比例する誘起電圧とコギングトルクは、それぞれ２４．１Ｖ、３ｍＮｍであった。また、従来例１（１５９ｋＪ／ｍ３）で２５．１Ｖ、６ｍＮｍ、従来例２（８０ｋＪ／ｍ３）で１８Ｖ、３．８ｍＮｍであった。
以上のように、本発明にかかる実施例１は従来例１に対し、トルク密度４％減、コギングトルク５０％減となり、従来例２（８０ｋＪ／ｍ３）に対しはトルク密度１３４％増、コギングトルク２１％減となった。
すなわち、本発明によれば、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの増加により、モータのコギングトルク増加を抑制しながら、トルク密度の増大が図れる。したがって、当該モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化の進展が期待される。
本発明は、磁極の変形で機械角φに対する異方性の方向Ｍθを９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］なる分布に異方性を連続方向制御した永久磁石回転子およびこれを使用したモータに関する。更に詳しくは、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以下の永久磁石型モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化を目的とした異方性を連続方向制御した永久磁石回転子およびこれを使用したモータに関するもので、産業上の利用可能性は極めて高い。
本発明は磁極の変形で機械角φに対する異方性の方向Ｍθを、９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］なる分布に異方性を連続方向制御した永久磁石回転子に関する。更に詳しくは、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以下の永久磁石型モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化を目的とした、異方性を連続方向制御した永久磁石回転子およびこれを使用したモータに関する。
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、所謂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Ｍ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Ｍ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には、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、回転子径、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径方向空隙型磁石モータにおいて、より高いトルク密度が得られると記載している。
しかしながら、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モータにおいて、より高いトルク密度が得られる反面、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。このために磁石のエネルギー密度（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、コギングトルク低減に関し、従来から、モータの回転子と固定子鉄心との空隙磁束密度分布を正弦波状に近づけるような研究が数多くなされてきた。
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の図１１Ａのような、残留磁化Ｂｒ＝１．２Ｔ、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スロットのモータとするとコギングトルクを極小化できるとしている。ただし、図１１Ａのモータは偏肉化した磁極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を有している。なお、この場合は磁極１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１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の図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１の厚さ、すなわち磁化Ｍの方向（厚み）が薄くなると、磁極１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、非特許文献３の図１１Ｂのような、磁極をスキューする方法、或いは、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、或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抑制される。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、１１Ｂ、及び図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の増加でモータのトルク密度の増加を図ることとは相反する関係にあった。
他方では、Ｄ．Ｈｏｗｅらが、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Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類焼結磁石を用いて、図１１Ａ、１１Ｂ、及び図１１Ｃに示したような磁化方向の厚さ、或いは磁極の面積を削減しない方法で、モータのコギングトルク低減法を報告した。すなわち、図１２Ａ〜図１２Ｄのように、各磁極を２〜５分割した断片で構成し、断片毎に磁化方向（磁気異方性の方向）を段階的に調整した、所謂Ｈａｌｂａｃｈ Ｃｙｌｉｎｄｅｒである。ただし、図１２Ａ〜図１２Ｄ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、各断片中の矢印の方向は配向した磁化容易軸（Ｃ軸）に沿った磁化ベクトルＭの方向、すなわち異方性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、当該磁極を分割した磁極断片の数に対するコギングトルクをプロットすると図１３のようになる。すなわち、磁極を分割した磁極断片の数ＮとコギングトルクＴｃｏｇとは、Ｔｃｏｇ．＝６１．７５３ｅｘｐ（−０．１４５１Ｎ）なる累乗近似が成り立つ。加えて、図１３は、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角度をＭθとしたとき、Ｍθ／φｐが、とくに異極間で特定の方向へきめ細かく連続的に変化す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Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類焼結磁石で、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磁極を構成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、それを用いた径方向空隙型磁石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。
ここで、本発明の課題は、例えば厚さ１．５ｍｍのように薄く偏肉化が困難な形状で、かつエネルギー密度の高い異方性の磁極において、磁極の体積或いは面積を削減しない、新規なコギングトルク低減を実現する永久磁石回転子およびこれを使用したモータを提供することにある。
本発明の要点は、磁極の変形によって、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］の差の絶対値平均を３度以下に連続方向制御した永久磁石回転子にある。すなわち、異方性の方向Ｍθが、機械角φに対して正弦波状に０〜９０度の範囲で分布した永久磁石回転子である。このように、異方性を連続方向制御した永久磁石回転子は、今まで知られていない。
すなわち、本発明にかかる永久磁石回転子は、磁極の変形によって異方性を連続方向制御するものである。更に詳しくは、一様な配向磁界Ｈｅｘと磁極内外周面の径方向接線に対する角をＨθ、変形前磁極の空隙側周長をＬｏ、変形後の磁極の空隙側周長をＬとしたとき、Ｌｏ／Ｌ＝１．０６〜１．１４の範囲に特定して径方向に変形する。変形の順序としては、先ず周方向磁極端、並びに周方向磁極中心でＨθ≒Ｍθとする。次いで、周方向磁極端と周方向磁極中心を除く部分で、磁極の空隙側周方向中心に向けたせん断応力τの作用により異方性を連続方向制御する。
本発明にかかる永久磁石回転子は、エネルギー密度の高い磁気異方性磁極にＭθ＝９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］なる関係を精度よく与え、コギングトルク低減とトルク密度の増加という相反する作用を両立することができる。
とくに、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧１５０ｋＪ／ｍ３を有する１５０μｍ以下のＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子を、平均粒子径３〜５μｍのＳｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末と結合剤とのマトリクス（連続相）で隔離したマクロ構造で、かつ磁気異方性磁極に占めるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧２７０ｋＪ／ｍ３の磁石材料の体積分率を８０ｖｏｌ．％以上とし、着磁界Ｈｍの方向を配向磁界Ｈｅｘと同方向とし、２．４ＭＡ／ｍ以上とする。
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することができる。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１４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、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、（ＢＨ）ｍａｘ＝１１１ｋＪ／ｍ３の急冷凝固リボンを樹脂で固定すると（ＢＨ）ｍａｘ＝７２ｋＪ／ｍ３の等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系ボンド磁石ができるとしたことが始まりと思われる（非特許文献６参照）。
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、Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系、Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系、或いはそれらとαＦｅ、ＦｅＢ、Ｆｅ３Ｂ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、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７〜１０参照）。
また、等方性でありながら（ＢＨ）ｍａｘが２２０ｋＪ／ｍ３に達するというＨ．Ａ．Ｄａｖｉｅｓらの報告もある（非特許文献１１参照）。しかし、工業的に利用可能な等方性磁石材料の（ＢＨ）ｍａｘは高々１３４ｋＪ／ｍ３で、５０Ｗ以下の小型モータに代表される応用で一般的な等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂボンド磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘは概ね８０ｋＪ／ｍ３以下である。すなわち、１９８５年にＲ．Ｗ．Ｌｅｅらが（ＢＨ）ｍａｘ＝１１１ｋＪ／ｍ３のリボンで（ＢＨ）ｍａｘ＝７２ｋＪ／ｍ３の等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系ボンド磁石を作製して以来、２０年以上経過しても（ＢＨ）ｍａｘの進歩でみると１０ｋＪ／ｍ３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永久磁石回転子によ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の増加を伴うものであるから、本発明が対象とする永久磁石回転子を搭載したモータにおいて、より高いトルク密度が得られる反面コギングトルクが増大する。
なお、Ｎ．Ｔａｋａｈａｓｈｉらはモータに使用される円弧状異方性磁石の製造において、非磁性成形型に磁性体を配置し、キャビティ部分の磁束Φの方向を一様な方向から任意の方向に変えることで異方性の方向を制御する方法を提案している（非特許文献１２参照）。
しかし、キャビティ部分の磁束Φの方向をきめ細かく制御することはできない。このため、本発明のように、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］との差の絶対値平均を３度以下とするような、精密な異方性の連続方向制御はできない。
以上説明したように、従来技術では、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが増加するとモータのトルク密度を増加できるが、コギングトルクも増大し、静音性や制御性が悪化するなどの課題があった。
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 Ｒ．Ｗ．Ｌｅｅ、Ｅ．Ｇ．Ｂｒｅｗｅｒ、Ｎ．Ａ．Ｓｃｈａｆｆｅｌ著、「Ｈｏｔ−ｐｒｅｓｓｅｄ Ｎｅｏｄｙｍｉｕｍ−Ｉｒｏｎ−Ｂｏｒｏｎ ｍａｇｎｅｔｓ」、ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓ． Ｍａｇｎ．、Ｖｏｌ．２１、１９８５年、ｐｐ．１９５８ 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著、「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 Ｎ．Ｔａｋａｈａｓｈｉ、Ｋ．Ｅｂｉｈａｒａ、Ｋ．Ｙｏｓｈｉｄａ、Ｔ．Ｎａｋａｔａ、Ｋ．Ｏｈａｓｈｉ ａｎｄ Ｋ．Ｍｉｙａｔａ著、「Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ａｎｎｅａｌｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ ａｎｄ ｉｔｓ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｔｏ ｏｐｔｉｍａｌ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｄｉｅ ｍｏｌｄ ｆｏｒ ｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ ｏｆ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｐｏｗｄｅｒ」、ＩＥＥＥ Ｔｒａｎｓ．Ｍａｇ．、Ｖｏｌ．３２、Ｎｏ．３、１９９６年、ｐｐ．１２１０−１２１３ 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、ｐｐ．３３２２ Ｔ．Ｔａｋｅｓｈｉｔａ、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 Ｆ．Ｙａｍａｓｈｉｔａ、Ｈ．Ｆｕｋｕｎａｇａ著、「Ｒａｄｉａｌｌｙ−ａｎｉｓｏｔｒｏｐｉｃ ｒａｒｅ−ｅａｒｔｈ ｈｙｂｒｉｄ ｍａｇｎｅｔ ｗｉｔｈ ｓｅｌｆ−ｏｒｇａｎｉｚｉｎｇ ｂｉｎｄｅｒ ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｅｄ ｕｎｄｅｒ ａ ｈｅａｔ ａｎｄ ａ ｌｏｗ−ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ」、Ｐｒｏｃ． １８ｔｈ Ｉｎｔ． Ｗｏｒｋｓｈｏｐ ｏｎ Ｈｉｇｈ Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ Ｍａｇｎｅｔｓ ａｎｄ Ｔｈｅｉｒ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ，Ａｎｎｅｃｙ、２００４年、ｐｐ．７６−８３
本発明は、磁極の変形で機械角φに対する異方性の方向Ｍθを９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］なる分布に異方性を連続方向制御した永久磁石回転子を提供することで、（ＢＨ）ｍａｘ≦８０ｋＪ／ｍ３の正弦波着磁した等方性磁石に対し、略２倍の異方性磁極に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。
したがって、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以下の永久磁石型モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化の進展に有効な技術である。
本発明は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、かつ磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］との差の絶対値平均を３度以下とするような、精密に異方性を連続方向制御した永久磁石回転子を提供することができる。これにより、モータのトルク密度の増加を図ると共に、同一形状において等方性磁石以下までモータのコギングトルクが低減できる。
本発明の要点は、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］との差の絶対値平均を、３度以下の精度で連続方向制御した永久磁石回転子である。すなわち、Ｍθがφに対して、正弦波状に０〜９０度の範囲で分布した永久磁石回転子である。このように、異方性を連続方向制御した永久磁石回転子は、今まで知られていない。
上記のような磁極は、先ず図１Ａのように、磁極端に面内異方性に近い部分を機械的に付与した磁極を用意する。そして、図１Ｂに示すような円弧状の磁極に変形する。これにより、磁極面の径方向接線に対する異方性の方向Ｍθを、９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］となるように連続方向制御した磁極に調製できる。ただし、図１Ａ、１Ｂは磁極の中心から右半分の断面形状を表しており、図１Ａに示すＨθは、任意の磁極断片表面の接線に対する一様な配向磁界Ｈｅｘとなす角度である。このＨθは、図１Ｂの任意の磁極断片表面の接線に対する異方性の方向Ｍθに相当する。
上記のように、本発明は変形によって異方性を連続方向制御する。とくに、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］との差の絶対値の平均を３度以下となるようにするには、内外周面の径方向接線に対する一様な配向磁界Ｈｅｘとの角度をＨθ、変形前の磁極の空隙側周長をＬｏ、変形後の磁極の空隙側周長をＬとしたとき、Ｌｏ／Ｌ≧１．０６〜１．１４に特定して、図２Ａ−２Ｂ−２Ｃのように、外力により磁極を径方向に変形する。その際、図２Ａ、２Ｂの段階で、先ず磁極周方向磁極端、並びに周方向磁極中心部分で変形を終了させ、それらの領域ではＨθ≒Ｍθとする。そして、図２Ｃのように、変形の最終段階では周方向磁極端と周方向磁極中心を除く部分で、磁極の空隙側周方向中心に向けたせん断応力τの作用により、Ｍθを連続制御する。ただし、図２Ａ、２Ｂ、２Ｃは外力Ｆによる変形時の応力分布を示す概念図で、ハッチングの密度は応力の程度を表している。また、図２Ｃのτは本発明にかかるせん断応力とその方向を表している。
以上のような磁極の変形のため、本発明では希土類磁石材料と共に、少なくとも図２Ａ、２Ｂ、２Ｃのように、磁極が変形し得るように調整した熱硬化性樹脂組成物を必須成分とする。なお、ここで言う変形とは、図３Ａ、３Ｂの概念図で示すように、結合剤成分の一部が熱により、絡み合う糸状の分子鎖として磁極中に一様に分布し、外力Ｆ−Ｆ’に応じてせん断流動、または伸長流動などによる粘性変形を原理とする。
また、変形後の磁極は、例えば、図４に示すような結合剤成分を架橋反応により３次元網目構造化し、磁極の耐熱性、耐久性を確保することが好ましい。図４の例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で、本発明にかかる磁極に変形能を与え得るように調整した結合剤の一例である。図４の例では、未架橋の線状ポリアミドが熱により溶融状態のとき、絡み合う糸状の分子鎖として磁極のマトリクスに一様に分布し、図３Ａ、３Ｂに示すように、外力Ｆ−Ｆ’に応じてせん断流動、或いはまた伸長流動を引き起こすことで磁極の変形を担う。なお、図３Ａ、３Ｂに示す流動を与える熱硬化性樹脂組成物は、図４に限定されない。
ところで、永久磁石型モータのトルク密度は磁極が発生する静磁界Ｍｓが磁束Φとして、固定子鉄心へ流れるときの磁極との空隙磁束密度に比例する。同一寸法同一構造の磁極と固定子鉄心で形成したモータの空隙磁束密度は、磁極のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの比の平方根に概ね比例することから、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ＝８０ｋＪ／ｍ３を上限とする等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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が（ＢＨ）ｍａｘ＝１５０ｋＪ／ｍ３以上であれば、略１．３６倍の空隙磁束密度の増加、すなわちトルク密度の増加が見込まれる。したがって、本発明にかかる磁極を形成する異方性磁石はトルク密度を高めるという観点から、残留磁化Ｍｒ≧０．９５Ｔ、固有保磁力ＨｃＪ≧０．９ＭＡ／ｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧１５０ｋＪ／ｍ３の磁気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≧１５０ｋＪ／ｍ３の異方性磁極を得るにはエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧２７０ｋＪ／ｍ３の希土類磁石材料の磁極に占める体積分率を８０ｖｏｌ．％以上、着磁界Ｈｍを２．４ＭＡ／ｍ以上とすることが望ましい。
本発明にかかる希土類磁石材料としては、単磁区粒子型の１−５ＳｍＣｏ系希土類磁石微粉末、２相分離型の２−１７ＳｍＣｏ系希土類磁石粒子も一部、もしくは全量使用できる。しかし、資源バランスの観点から、Ｃｏを主成分としない希土類−鉄系磁石材料が好ましい。例えば、Ａ．ＫａｗａｍｏｔｏらのＲＤ（Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ）−Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３希土類磁石微粉末（非特許文献１３参照）や、Ｔ．Ｔａｋｅｓｈｉｔａらの希土類−鉄系合金のＲ２［Ｆｅ，Ｃｏ］１４Ｂ相の水素化（Ｈｙｄｒｏｇｅｎａｔｉｏｎ，Ｒ２［Ｆｅ，Ｃｏ］１４ＢＨｘ）、６５０〜１０００°Ｃでの相分解（Ｄｅｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ，ＲＨ２＋Ｆｅ＋Ｆｅ２Ｂ）、脱水素（Ｄｅｓｏｒｐｓｉｏｎ）、再結合（Ｒｅｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ）で作製した、所謂ＨＤＤＲ−Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子（非特許文献１４参照）などを挙げることができる。
なお、上記希土類−鉄系磁石材料を複合した磁極とするとＳｍ、Ｎｄの双方をバランスよく使うことができるばかりか、とくに、多結晶集合型Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子を平均粒子径３〜５μｍのＳｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末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と、成形加工の際、Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子表面の損傷や破壊による新生面の生成と酸化による磁気性能の劣化が抑制できる。或いはまた、磁極に占めるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧２７０ｋＪ／ｍ３の磁石材料の体積分率を８０ｖｏｌ．％以上に高めることができるため、着磁界Ｈｍの方向を配向磁界Ｈｅｘと同方向とし、２．４ＭＡ／ｍ以上とすることで、磁極のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧１５０ｋＪ／ｍ３とすることが容易となる（非特許文献１５参照）。
（実施例）
以下、本発明にかかる異方性を連続制御した磁極、８極永久磁石回転子、並びに８極／１２スロット永久磁石型モータを対象とした実施例により、更に詳しく説明する。ただし、本発明はこの実施例に限定されない。
本実施例における磁石の材料組成は粒子径３〜５μｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ＝２９０ｋＪ／ｍ３の異方性Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末３２．１、粒子径３８〜１５０μｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ＝２７０ｋＪ／ｍ３の異方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子４８．９、ノボラック型エポキシオリゴマー６．２、線状ポリアミド９．１、２−フェニル−４，５−ジヒドロキシメチルイミダゾール１．８、滑剤（ペンタエリスリトールステアリン酸トリエステル）１．９（単位はそれぞれｖｏｌ．％）とした。
先ず、１．４ＭＡ／ｍの一様な配向磁界Ｈｅｘ中、５０ＭＰａで、図５に示す変形前の磁極５１を用意した。次に、溶融した線状ポリアミドの粘性変形を利用して、外半径２０．４５ｍｍ、厚さ１．５ｍｍの円弧状に変形し、磁極５２を作成した。なお、変形は１３５℃、２ＭＰａ、一様な配向磁界Ｈｅｘと保持時間はなしとした。
上記、磁極５２を、大気中１７０℃、２０分の熱処理で結合剤を架橋して剛直化したのち、Ｈｅｘと同方向にＨｍ＝２．４ＭＡ／ｍのパルス磁化を行い、外径３７．９ｍｍの積層電磁鋼板の外周に接着固定し、外径４０．９ｍｍ、長さ１４．５ｍｍの８極永久磁石回転子５３とし、更に、８極／１２スロット永久磁石型モータ５４とした。
図６は、本発明にかかる密度６．０１Ｍｇ／ｍ３の磁極のマクロ構造を示す走査電子顕微鏡写真の図である。磁極のマクロ構造はＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子がＳｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末と結合剤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。これにより、Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３およびＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石材料が占める体積分率は８１ｖｏｌ．％となっている。
なお、等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系ボンド磁石での磁石材料が占める体積分率は０．８−１．０ＧＰａで磁石材料を破壊しながら圧縮して緻密化しても、一般に８０ｖｏｌ．％程度（密度６Ｍｇ／ｍ３）である。しかし、本実施例では僅か５０ＭＰａの圧縮で希土類磁石材料が占める体積分率は８１ｖｏｌ．％（密度６．１Ｍｇ／ｍ３）を実現し、かつ、図６のように成形加工したＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子に亀裂や破壊などは観測されない。
上記、本実施例における変形前の磁極に使用した結合剤は、図４に示した分子構造を示す概念図のように、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熱硬化性樹脂組成物である。それらは、成形加工段階ではゲル化に至らず、線状ポリアミドは加熱で再溶融し、絡み合う糸状の分子鎖として磁極中に介在し、図２Ａ、２Ｂ、２Ｃに示したような外力によって図５の磁極５２のように変形する。
次に、本発明にかかる円弧状に変形後の磁極５２は、大気中１７０℃、２０分の熱処理を施した。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、剛直化した、ただし、図４は遊離エポキシ基を示しているが、これらはイミダゾール類、或いは線状ポリアミドの末端カルボキシル基などと反応させることができる。
図７は、本実施例の磁極のＭ−Ｈ曲線を示す特性図である。図７のように、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ値は、一様な配向磁界Ｈｅｘと同方向に一様な着磁界Ｈｍ＝２．４ＭＡ／ｍでパルス磁化したとき、１５９ｋＪ／ｍ３に達し、５０Ｗ以下の小型モータに代表される応用で一般的な等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂボンド磁石のエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≦８０ｋＪ／ｍ３の概ね２倍となっている。
図５に示した本実施例にかかる磁極５２は外半径２０．４５ｍｍ、内半径１８．９５ｍｍ、厚さ１．５ｍｍ、重量２ｇであり、ソレノイドコイルとパルス磁化電源を用い、一様な配向磁界Ｈｅｘと同方向に一様な着磁界Ｈｍ＝２．４ＭＡ／ｍでパルス磁化した。然る後、８個の磁極を外径３７．９ｍｍの積層電磁鋼板の外周面に接着固定し、図５に示した本実施例にかかる直径４０．９ｍｍ、軸方向長さ１４．５ｍｍ、８極永久磁石回転子５３、さらに、図５に示した８極／１２スロット永久磁石型モータ５４とした。
なお、一様な配向磁界Ｈｅｘの空間で直接外半径２０．４５ｍｍ、内半径１８．９５ｍｍ、厚さ１．５ｍｍの円弧状磁極とし、これを用いて作製した直径４０．９ｍｍ、軸方向長さ１４．５ｍｍ、８極永久磁石回転子を従来例１とした。
また、８０ｋＪ／ｍ３等方性磁石はリング状、重量１６ｇで、本発明例と同じく、外径３７．９ｍｍの積層電磁鋼板の外周面に接着固定して直径４０．９ｍｍ、軸方向長さ１４．５ｍｍとし、さらに着磁ヨークとパルス磁化電源を用いて正弦波着磁した８極永久磁石回転子を従来例２とした。
図８は、本発明にかかるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ＝１５９ｋＪ／ｍ３の磁極から作製した実施例の８極磁石回転子の、径方向磁極中心の円周上に静磁界Ｍｓの方向を矢印で示した特性図である。ただし、磁極の機械角φは４５度、静磁界Ｍｓは０．５度ピッチで示している。
上記、本実施例にかかる磁極は、２．４ＭＡ／ｍの一様な着磁界Ｈｍで一様な配向磁界Ｈｅｘと同方向に磁化している。また、２．４ＭＡ／ｍ、並びに４ＭＡ／ｍで磁化したとき、磁極の残留磁化Ｍｒは０．９６Ｔ、保磁力ＨｃＪ０．９ＭＡ／ｍで同じ値であった。このことから、少なくともＨｍを２．４ＭＡ／ｍ以上とすれば磁極は、ほぼ完全に磁化したとみなすことができる。
加えて、本実施例にかかるような磁気的に異方性の磁極は一様な着磁界Ｈｍの方向と異方性の方向Ｍθ（磁化容易軸方向）にずれが生じても、異方性の方向Ｍθに沿って磁化されるとみなして差し支えない。したがって、図８の静磁界Ｍｓと磁極の径方向接線となす角Ｍθは異方性の方向を意味している。
図９は、実施例にかかる変形前の磁極の空隙側周長Ｌｏ＝１７．５５ｍｍ、変形後の磁極の空隙側周長Ｌ＝１６．０６ｍｍ、Ｌｏ／Ｌ≧１．０９としたときの、８極永久磁石回転子の機械角φと異方性の方向Ｍθとの関係を、９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］の関係と共に示す特性図である。ここで、ｐは極対数（本実施例では４）であるから、図９では、９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］の正弦曲線を表している。また、図９中の誤差を示す特性曲線は、機械角φに対する９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］とＭθとの差を表している。図９から明らかなように、本実施例にかかる異方性の方向Ｍθは機械角φに対して正弦曲線とほぼ一致し、その差の絶対値平均は２．４２度（測定点数ｎ＝９０１９）であった。すなわち、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］の差の絶対値平均を３度以下とする磁極の変形で、異方性を精密に連続方向制御した永久磁石回転子が得られる。
図１０は、本実施例にかかる変形前の磁極の固定子鉄心空隙側周長をＬｏ、変形後の磁極の固定子鉄心空隙側周長をＬとしたとき、Ｌｏ／Ｌと異方性の方向Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］との差の絶対値平均との関係を示す特性図である。図１０から、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］の差の絶対値平均はＬｏ／Ｌの値に強く依存し、その値を１．０６〜１．１４の範囲とする。すると、図２Ａ−２Ｂ−２Ｃのように外力により磁極を径方向に変形する際、図２Ａ−２Ｂの段階で、先ず磁極周方向磁極端、並びに周方向磁極中心部分で変形が終了し、それらの領域でＨθ≒Ｍθとなる。そして、図２Ｃのように変形の最終段階で、周方向磁極端と周方向磁極中心を除く領域で、磁極の空隙側周方向中心に向けたせん断応力τの作用によりＭθを連続制御できるため、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ２π／（９０）｝］の差の絶対値平均３度以下とすることができる。
なお、Ｌｏ／Ｌが１．０６未満では、せん断応力τの作用が不足しＭθを正確に連続制御できず、Ｌｏ／Ｌが１．１４を越えるとτの作用が過剰となり、機械角φに対するＭθの分布が乱れる。ちなみに、Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（９０）｝］の差の絶対値平均は従来例１で８．４１度、リング状等方性磁石を正弦波着磁した従来例２は１．８８度であり、円弧状磁石の積層電磁鋼板への接着固定する際の組立精度を考慮すると本発明は後者とほぼ等しい。
上記、本実施例にかかる永久磁石型モータのトルク密度に比例する誘起電圧とコギングトルクは、それぞれ２４．１Ｖ、３ｍＮｍであった。また、従来例１（１５９ｋＪ／ｍ３）で２５．１Ｖ、６ｍＮｍ、従来例２（８０ｋＪ／ｍ３）で１８Ｖ、３．８ｍＮｍであった。
以上のように、本発明にかかる実施例１は従来例１に対し、トルク密度４％減、コギングトルク５０％減となり、従来例２（８０ｋＪ／ｍ３）に対しはトルク密度１３４％増、コギングトルク２１％減となった。
すなわち、本発明によれば、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘの増加により、モータのコギングトルク増加を抑制しながら、トルク密度の増大が図れる。したがって、当該モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化の進展が期待される。
本発明は、磁極の変形で機械角φに対する異方性の方向Ｍθを９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］なる分布に異方性を連続方向制御した永久磁石回転子およびこれを使用したモータに関する。更に詳しくは、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以下の永久磁石型モータの省電力化、省資源化、小型化、並びに静音化を目的とした異方性を連続方向制御した永久磁石回転子およびこれを使用したモータに関するもので、産業上の利用可能性は極めて高い。
変形による異方性方向制御を示す第１の概念図 変形による異方性方向制御を示す第２の概念図 応力分布で示す変形パターンの第１の概念図 応力分布で示す変形パターンの第２の概念図 応力分布で示す変形パターンの第３の概念図 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 粘性変形を担う熱硬化性樹脂組成物の分子構造を示す模式図 磁極、永久磁石回転子、永久磁石型モータの斜視外観図 磁極のマクロ構造を示す電子顕微鏡写真の図 磁極の磁気性能を示す特性図 機械角φ静磁界Ｍｓ方向の関係を示す特性図 機械角φと異方性の方向Ｍθの関係を示す特性図 周長Ｌｏ／Ｌと異方性の連続方向制御の精度の関係を示す特性図 従来の磁石形状によるコギングトルク低減法を示す第１の概念図 従来の磁石形状によるコギングトルク低減法を示す第２の概念図 従来の磁石形状によるコギングトルク低減法を示す第３の概念図 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 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２の概念図 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３の概念図 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４の概念図 従来の磁化方向を異にする磁極断片の数とコギングトルクの関係を示す特性図 従来の等方性磁石の磁化パターンを示す概念図
符号の説明
１ 磁極
２ 固定子鉄心
３ 固定子鉄心スロット
４ 固定子鉄心ティース
５１，５２ 磁極
５３ ８極永久磁石回転子
５４ ８極／１２スロット永久磁石型モータ
φ 機械角
Ｍ 磁化ベクトル
Ｍθ 磁化ベクトルの角度
Ｈｅｘ 一様な配向磁界
Ｈθ 外部磁界の角度
ｐ 極対数

Claims (9)

  1. 磁極面の径方向接線に対する磁化ベクトルＭの角度をＭθ、機械角をφ、極対数をｐとしたとき、
    Ｍθと９０×ｓｉｎ［φ｛２π／（３６０／ｐ）｝］の差の絶対値平均を３度以下とする磁極の変形によって、異方性を連続方向制御した、永久磁石回転子。
  2. 磁極の内外周面の径方向接線に対する一様な配向磁界Ｈｅｘとの角度をＨθ、変形前の磁極の空隙側周長をＬｏ、変形後の磁極の空隙側周長をＬとしたとき、
    Ｌｏ／Ｌ＝１．０６〜１．１４として径方向に変形し、周方向磁極端、並びに周方向磁極中心でＨθを異方性の方向と等しくし、かつ前記周方向磁極端と周方向磁極中心を除く部分で磁極空隙側周方向中心に向けたせん断応力τの作用で異方性を連続方向制御した、請求項１記載の永久磁石回転子。
  3. 外力によって生じる溶融した線状高分子のせん断流動、伸張流動、およびそれらが重複した粘性変形を利用して、前記異方性を連続方向制御した、請求項１記載の永久磁石回転子。
  4. 磁極が残留磁化Ｍｒ≧０．９５Ｔ、固有保磁力ＨｃＪ≧０．９ＭＡ／ｍ、エネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１５０ｋＪ／ｍ３以上の磁気性能を有する、請求項１に記載の永久磁石回転子。
  5. 磁極が１５０μｍ以下のＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類磁石粒子を平均粒子径３〜５μｍのＳｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類磁石微粉末と結合剤とのマトリクス（連続相）で隔離したマクロ構造である、請求項１または４のいずれか１項に記載の永久磁石回転子。
  6. 前記磁極に占めるエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが２７０ｋＪ／ｍ３以上の磁石材料の体積分率を８０ｖｏｌ．％以上とし、着磁界Ｈｍの方向を配向磁界Ｈｅｘと同方向とし、かつ前記着磁界Ｈｍを２．４ＭＡ／ｍ以上とする、請求項１または４のいずれか１項に記載の永久磁石回転子。
  7. 請求項１から４のいずれか１項に記載の永久磁石回転子を使用したモータ。
  8. 請求項５に記載の永久磁石回転子を使用したモータ。
  9. 請求項６に記載の永久磁石回転子を使用したモータ。
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