WO2009142005A1 - 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

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 Download PDF

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山下文敏
河村清美
岡田幸弘
村上浩
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Definitions

  • the present invention provides a rare earth-iron ring magnet having a radial anisotropy region at the center of a magnetic pole and a non-radial magnetic anisotropy region between the magnetic poles, and anisotropy that does not deteriorate magnetic characteristics even when the diameter is reduced, and is continuously controlled. It relates to the manufacturing method. More specifically, it has a strong influence on power saving, resource saving, miniaturization, and noise reduction of a magnet motor of about 50 W or less, which is widely used as various drive sources for home appliances, air conditioning equipment, and information equipment.
  • the present invention relates to a method for manufacturing a rare earth-iron ring magnet having a continuously controlled anisotropy for a high performance permanent magnet motor.
  • a motor can be regarded as a composite functional part that converts electrical energy into mechanical energy by processing various materials such as steel, non-ferrous metals, and polymers with high precision, such as rotors, shafts, bearings, and stators. .
  • a permanent magnet type motor using a magnet that has the ability to attract or repel other magnetic materials and the ability to generate a static magnetic field permanently without external energy has become the mainstream. Physically, the difference between magnets and other magnetic materials is that effective magnetization remains after extinguishing the external magnetic field, and magnetization reversal (demagnetization) is only possible when heat or a relatively large reverse magnetic field is applied. It occurs, and the magnetization is reduced accordingly.
  • An important characteristic value of such a magnet is energy density (BH) max. This represents the potential energy of the magnet in unit volume.
  • Non-Patent Document 1 the relationship between the residual magnetic flux density Br, which is one of the basic characteristics of the magnet, and the motor constant KJ (KJ is the ratio of the output torque KT and the square root of resistance loss ⁇ R) as an index of motor performance. From the above, when the motor diameter, rotor diameter, gap, soft magnetic material, magnet size, etc. are fixed, the increase in magnet energy density (BH) max is more significant in small motors using ring magnets targeted by the present invention. It is said that high torque density can be obtained.
  • Non-Patent Document 2 describes a small motor having an uneven magnetic pole 1, a stator core 2, a stator core slot 3, and a stator core teeth 4 as shown in FIG. 11A. That is, Non-Patent Document 2 describes a 12-pole 18-slot surface magnet synchronous motor (SPMSM) with a remanent magnetization Br1.2T, a maximum thickness of 3 mm at the center of the magnetic pole, and a magnetic pole with a minimum thickness of 1.5 mm at both ends of the magnetic pole. Then, it is described that the cogging torque can be minimized. In this case, the thickness of the magnetic pole is deviated from the outer diameter side, but it is well known that the cogging torque can be reduced even with a magnetic pole that is deviated from the opposite inner diameter side of the magnetic pole.
  • SPMSM surface magnet synchronous motor
  • Non-Patent Document 2 in order to minimize the cogging torque by increasing the thickness of the magnetic pole, the minimum thickness at both ends of the magnetic pole is about 1 ⁇ 2 of the maximum thickness at the magnetic pole center. Such uneven thickness is necessary. Therefore, when the thickness of the magnetic pole, that is, the direction of magnetization (thickness) is reduced, a sufficient effect cannot be obtained even if the magnetic pole is made uneven and the cogging torque is minimized. In addition, in general, machining is difficult because the magnetic pole is mechanically fragile.
  • the magnetic pole end of the thick magnetic pole is thinned to about 1/2 to widen the gap with the stator core, or the area between the magnetic poles of the thin magnetic pole is reduced. Therefore, the amount of the static magnetic field Ms generated from the magnetic poles flowing into the stator core as the magnetic flux ⁇ decreases as the magnetic resistance increases. As a result, in these methods, a reduction in cogging torque generally results in a 10-15% reduction in torque density. Therefore, the conventional cogging torque reduction method shown in FIGS. 11A, 11B, and 11C has a problem that the increase in the torque density of the motor due to the increase in the energy density (BH) max of the magnet is sacrificed.
  • BH energy density
  • Non-Patent Document 5 shows a rare earth-iron sintered magnet having a thin energy direction thickness of 1.2 mm and a high remanent magnetization Mr of 1T, as shown in FIGS. 11A, 11B, and 11C.
  • the cogging torque is reduced by a method that does not reduce the thickness of the magnetization direction or the area of the magnetic pole. That is, as shown in FIGS. 12A to 12D, each magnetic pole is divided into 2 to 5 magnetic pole pieces to form one magnetic pole, and the direction of anisotropy (direction of the easy axis) is adjusted stepwise for each magnetic pole piece.
  • the subscripts (2) to (5) of the magnetic pole 1 indicate the number of pieces obtained by dividing the magnetic pole 1 into 2 to 5 parts. Further, the direction of the arrow of each fragment represents the anisotropic direction (direction of the easy axis of magnetization).
  • a large number of magnetic pole pieces with different anisotropy directions are prepared.
  • a magnetically isotropic magnet can be freely magnetized in any direction according to the direction of the applied magnetic field and the magnetic field strength distribution. Therefore, by optimizing the shape of the magnetized yoke and the magnetomotive force, it is possible to provide a magnetization pattern as indicated by the arc-shaped arrow of the magnetic pole 1 in FIG. Thereby, the gap magnetic flux density distribution between the magnetic pole and the stator core can be easily adjusted to a sine wave shape. Therefore, the cogging torque reduction of a small motor such as SPMSM is extremely easy as compared with the case where a thin magnetic pole is formed of a magnetically anisotropic magnet material.
  • Non-Patent Document 11 the energy density (BH) max to secure the rapidly solidified ribbon 111kJ / m 3 with a resin, an isotropic Nd 2 Fe 14 B-based bonded magnets of energy density (BH) max is 72kJ / m 3 I can do it. Thereafter, from the late 1980s to the present, research on isotropic rare earth magnet materials mainly involving rapid solidification of rare earth-iron-based molten alloys has been actively conducted.
  • Nd 2 Fe 14 B system, Sm 2 Fe 17 N 3 system, or nanocomposite magnet materials using exchange coupling based on the microstructure of them and ⁇ Fe, FeB, Fe 3 B system are industrially included. It is available. Furthermore, in addition to isotropic magnet materials in which various alloy structures are micro-controlled, isotropic magnet materials having different powder shapes are industrially available. For example, see Non-Patent Documents 6 to 10. In particular, in Non-Patent Document 10, H.C. A. Davies et al. Report that the energy density (BH) max reaches 220 kJ / m 3 while being isotropic.
  • BH energy density
  • the energy density (BH) max of an isotropic magnet material that can be used industrially is at most 134 kJ / m 3 .
  • the energy density (BH) max of an isotropic Nd 2 Fe 14 B bond magnet which is generally applied to a small motor of approximately 50 W or less, is approximately 80 kJ / m 3 or less. That is, 1985 R.D. W. More than 20 years have passed since the production of isotropic Nd 2 Fe 14 B bond magnets with energy density (BH) max of 111 kJ / m 3 and energy density (BH) max of 72 kJ / m 3 from Lee et al. Even so, as the energy density (BH) max progresses, it is less than 10 kJ / m 3 .
  • the energy density is increased after the advancement of the isotropic magnet material, and it is not expected that the motor targeted by the present invention has a higher torque density.
  • an anisotropic rare earth-iron-based magnet material related to the present invention for example, RD-Sm 2 Fe 17 N 3 in Non-Patent Document 12 and HDDR-Nd 2 Fe 14 B in Non-Patent Document 13 are used. Is mentioned.
  • the method of manufacturing a rare earth-iron ring magnet with continuous anisotropy control corresponds to a uniform direction of the external magnetic field Hex and an arbitrary mechanical angle ⁇ of the rotor in the essential first manufacturing process.
  • a segment having an inner and outer peripheral section that gives a change in the angle H ⁇ corresponding to the mechanical angle ⁇ is formed in a magnetic field by an external magnetic field Hex, with the angle with the tangent line in the inner and outer peripheral directions.
  • the second manufacturing process which is essential, a plurality of segments are arranged on the circumference according to the number of poles and extruded from one end surface in the thrust direction into a ring shape using rheology based on the viscous deformation. Subsequently, compression molding is performed from both end surfaces in the thrust direction of the segment.
  • the present invention increases the energy density (BH) max, which is a defect of the isotropic magnet, approximately twice or more by providing such a method for manufacturing an anisotropic ring magnet.
  • BH energy density
  • the change Md / ⁇ with respect to the mechanical angle ⁇ of the magnetization vector angle Md of the magnetic pole tip according to the present invention can be suppressed below that of an isotropic magnet by anisotropic continuous direction control.
  • an isotropic magnet by anisotropic continuous direction control.
  • BH energy density
  • the torque density can be increased without increasing the cogging torque of the motor.
  • the energy density (BH) max is not reduced due to the reduction of the radial orientation magnetic field as in the radial anisotropic ring magnet, and a plurality of segments can be produced.
  • the present invention is effective for energy saving, resource saving, downsizing, and noise reduction of motors of approximately 50 W or less, which are widely used as various drive sources for home appliances, air conditioning devices, and information devices. .
  • FIG. 1A is a first conceptual diagram showing anisotropic direction control.
  • FIG. 1B is a second conceptual diagram showing anisotropic direction control.
  • FIG. 1C is a third conceptual diagram showing anisotropic direction control.
  • FIG. 2A is a perspective external view showing an extrusion compression process.
  • FIG. 2B is a cross-sectional configuration diagram of an extrusion compression molding die.
  • FIG. 3A is a first conceptual diagram illustrating a flow form of an external force of a molten polymer.
  • FIG. 3B is a second conceptual diagram showing a flow form by the external force of the molten polymer.
  • FIG. 4 is a conceptual diagram showing the molecular structure of a thermosetting resin composition that imparts rheology.
  • FIG. 1A is a first conceptual diagram showing anisotropic direction control.
  • FIG. 1B is a second conceptual diagram showing anisotropic direction control.
  • FIG. 1C is a third conceptual diagram showing anisotropic direction control.
  • FIG. 5 is an electron micrograph of the macro structure of the magnetic anisotropic magnetic pole.
  • FIG. 6A is a characteristic diagram showing the MH loop of the magnet.
  • FIG. 6B is a characteristic diagram showing residual magnetization and energy density.
  • FIG. 7A is a shape diagram illustrating an example of a segment.
  • FIG. 7B is a cross-sectional view showing the positional relationship between the segment and the ring magnet.
  • FIG. 8A is a configuration diagram showing a radial region and a non-radial region.
  • FIG. 8B is a characteristic diagram showing the relationship between the mechanical angle and the magnetization vector.
  • FIG. 9 is a characteristic diagram showing the relationship between the correlation coefficient of the regression line of the magnetization vector with respect to the angular error in the radial region and the mechanical angle in the non-radial region.
  • FIG. 10A is a characteristic diagram showing an example of energy density and motor efficiency (maximum value).
  • FIG. 10B is a characteristic diagram illustrating an example of the rotation speed and the noise value.
  • FIG. 11A is a conceptual diagram illustrating a conventional cogging torque reduction method using uneven thickness.
  • FIG. 11B is a conceptual diagram showing a conventional cogging torque reduction method using skew.
  • FIG. 11C is a conceptual diagram showing a conventional cogging torque reduction method using a magnetic pole area.
  • FIG. 11A is a conceptual diagram illustrating a conventional cogging torque reduction method using uneven thickness.
  • FIG. 11B is a conceptual diagram showing a conventional cogging torque reduction method using skew.
  • FIG. 11C is a conceptual diagram showing a conventional cogging torque reduction method using
  • FIG. 12A is a first conceptual diagram showing a conventional cogging torque reduction method by discontinuous control of the magnetization direction.
  • FIG. 12B is the second conceptual diagram.
  • FIG. 12C is the second conceptual diagram.
  • FIG. 12D is the second conceptual diagram.
  • FIG. 13 is a conceptual diagram showing a magnetization pattern of an isotropic magnet.
  • the present invention requires the following two steps.
  • One of them is a process for producing a segment whose anisotropy direction is continuously changed from perpendicular to in-plane by a uniform magnetic field kept in a certain direction along with the mechanical design of the magnet. That is, in the produced segment, the direction of anisotropy continuously changes from the direction perpendicular to the surface subjected to the uniform magnetic field from the direction in which the surface expands.
  • the other is that a plurality of these segments are arranged on the circumference, extruded from one thrust direction end face of the segment in a ring shape by rheology based on the viscous deformation of the segment, and subsequently from both end faces in the thrust direction of the segment. It is the process of compressing.
  • a segment having a plurality of inner and outer peripheral segments is formed in a magnetic field by a uniform external magnetic field Hex.
  • the inner and outer peripheral segments are segments that give a change in the angle H ⁇ corresponding to the mechanical angle ⁇ .
  • the angle H ⁇ is an angle between the direction of the uniform external magnetic field Hex and the arbitrary position of the segment, that is, the inner and outer peripheral direction tangent corresponding to the final rotor mechanical angle ⁇ .
  • a method for forming the segment a well-known injection method or extrusion method may be used, but a compression method in an orthogonal magnetic field is preferable for an energy density (BH) max of 160 to 180 kJ / m 3 .
  • a plurality of segments manufactured in the first manufacturing process that are essential are arranged on the circumference according to the number of poles. And it extrudes from the one thrust direction end surface of the said segment in the shape of a ring using the rheology based on the viscous deformation. Subsequently, compression molding is performed from both end surfaces of the segment in the thrust direction to obtain a rare earth-iron ring magnet whose anisotropy is continuously controlled.
  • the plurality of segments is an even number of two or more, and the number itself is left to the design concept of the small motor according to the present invention.
  • the magnetization vector angle M with respect to the inner and outer circumferential direction tangent in the segment cross section, that is, the direction of anisotropy is M ⁇ H ⁇ .
  • the segment shape it is desirable to obtain the cross-sectional shape as follows.
  • a rigid body having an angle H ⁇ rotates and moves at an arbitrary mechanical angle ⁇ , and only the direction of anisotropy changes without destroying the degree of anisotropy.
  • the sectional shape of the segment is obtained.
  • the mechanical angle of the stator core teeth with the rotation axis center as the origin is ⁇ s
  • the mechanical angle of the magnetic pole center of the ring magnet with the rotation axis center as the origin is ⁇ r.
  • the desirable form of anisotropic continuous direction control according to the present invention is that in the region corresponding to ⁇ s ⁇ r, the magnetization vector angle Mc with respect to the rotation direction tangent of the magnetic pole is 90 degrees, that is, a radial anisotropic region (hereinafter referred to as a radial anisotropic region). It is desirable to provide a radial region as appropriate.
  • the radial region is a region in the segment in which the magnetization vector (anisotropic direction) is substantially directed toward the center of the rotation axis. Further, the error average in the anisotropic direction in the radial region is set to 2 degrees or less. Further, a non-radial anisotropic region (hereinafter, appropriately referred to as a non-radial region) while the magnetization vector angle of the adjacent magnetic pole (different pole) from the radial region where the magnetization vector angle is Mc reaches the radial region of Mc. To do. That is, in the non-radial region, the magnetization vector (anisotropy direction) is directed in a direction shifted from the rotation axis center direction.
  • the magnetization vector angle of the non-radial region is Md
  • it is desirable to use a linear regression equation ⁇ a ⁇ Md + b (a and b are coefficients) that give a distribution of mechanical angles ⁇ and Md corresponding to the non-radial region.
  • the correlation coefficient r of the linear regression equation of ⁇ and Md is set to an accuracy of 0.995 or more.
  • the anisotropic direction with respect to the mechanical angle ⁇ and the distribution thereof are given as described above, a decrease in the amount of the static magnetic field Ms generated by the magnetic poles of the ring magnet reaching the stator core teeth can be minimized.
  • the cogging torque of the motor can be reduced by setting the correlation coefficient r of the linear regression equation that gives the distribution of the mechanical angles ⁇ and Md to an accuracy of 0.995 or more. Can be reduced.
  • the flow of the static magnetic field generated by the magnetic poles of the ring magnet is stabilized and the decrease is suppressed. Moreover, it can be said that stabilizing the polarity reversal of the static magnetic field between the magnetic poles with respect to the mechanical angle ⁇ is the optimal anisotropy direction and distribution.
  • the size of the static magnetic field generated from the magnetic poles is also important in order to reduce the size and energy of the motor with the rare earth-iron ring magnet having the anisotropy continuously controlled in accordance with the present invention. Therefore, in the present invention, the manufacturing process of a ring magnet having a uniform anisotropic direction and its distribution is limited, in particular, deterioration of magnetic characteristics when a segment is used as a ring magnet. In the present invention, the difference in residual magnetization Mr and the difference in anisotropic dispersion ⁇ can be less than 7% in the segment and the ring magnet processed from the segment.
  • the residual magnetization Mr in the anisotropic direction is 0.95 to 1.05 T
  • the coercive force HcJ is 0.85 to 0.95 MA / m
  • the energy density (BH) max is 160 to 180 kJ. / M 3 .
  • the ring magnet according to the present invention is composed of segments molded in a uniform magnetic field, there is an advantage that the energy density (BH) max does not deteriorate even if the ring magnet is reduced in diameter.
  • the energy density (BH) max decreases due to a decrease in the radial magnetic field for orientation.
  • an isotropic Nd 2 Fe 14 B magnet with (BH) max ⁇ 80 kJ / m 3 is often used.
  • a big effect is acquired.
  • an Nd 2 Fe 14 B rare earth-iron magnet material having a particle size of 150 ⁇ m or less is a matrix (continuous phase) of Sm 2 Fe 17 N 3 rare earth-iron magnet material having an average particle diameter of 3 to 5 ⁇ m and a binder.
  • An isolated macro structure Preferably, the volume fraction of a rare earth-iron-based magnet material having an energy density (BH) max of 270 kJ / m 3 or more is 80 vol. % Or more.
  • FIG. 1A is a first conceptual diagram showing anisotropic direction control
  • FIG. 1B is a second conceptual diagram showing anisotropic direction control
  • FIG. 1C is a third conceptual diagram showing anisotropic direction control. It is a conceptual diagram.
  • a segment 10 as shown in FIG. 1A is prepared.
  • the distribution of the angle H ⁇ formed between the outer magnetic field Hex having a uniform direction and the inner and outer peripheral intercepts 11 at an arbitrary position is 90 degrees, that is, a radial anisotropic region in the magnetic pole center portion.
  • the segment 10 has a non-radial anisotropy region in which the angle H ⁇ continuously changes from 90 degrees in a linear expression with respect to the mechanical angle ⁇ so as to be in-plane anisotropy at the circumferential magnet end.
  • FIG. 1C show the cross-sectional shape of the right half from the center of a segment magnet. Further, FIG. 1B shows a magnet fragment that is the inner and outer peripheral segment 11 at an arbitrary position, an angle H ⁇ , and a magnetization vector angle M (Mc in a radial anisotropic region, Md in a non-radial anisotropic region).
  • the plurality of segments 10 according to the present invention are arranged on the circumference and pressurized from one end face in the thrust direction of the segment 10. And it extrudes in a ring shape using the rheology based on the viscous deformation of the segment 10, and the several segment 10 extruded in the ring shape is compression-molded from a thrust direction both end surface.
  • the magnetization vector angle M indicating the direction of the anisotropy rotates as shown in FIG. 1B, and the angle H ⁇ and the magnetization vector angle M (Mc, Mc, And Md).
  • FIG. 2A is a perspective external view showing an example of an extrusion compression process according to the present invention.
  • FIG. 2B is a cross-sectional block diagram of the extrusion compression molding die concerning this invention.
  • 2A shows an example of an extrusion compression process in a state where the extrusion compression molding die shown in FIG. 2B is removed for easy understanding.
  • the core 30 for extrusion used in the extrusion compression process has a part 31, a part 32, and a part 33.
  • a preformed segment magnet 20 corresponding to the segment 10 is disposed at a portion 31 of the extrusion core 30.
  • the preformed segment magnet 20 arranged on the circumference is stored in a specified position together with the extrusion compression molding die 35 as shown in FIG. 2B.
  • the rheology of the segment magnet 20 accommodated in the part 31 is used to perform extrusion into the shape of FIGS. 1A to 1C.
  • the segment magnet 20 extruded in the part 32 is compression-molded into a ring shape. Specifically, using a ring-shaped punch, at least a part of the thrust direction segment end face 21 shown in FIG. 2A is pushed, and a plurality of preformed segment magnets 20 are simultaneously passed from the part 31 to the part 32 to the part 33. Extrude.
  • the plurality of segment magnets 20 deformed by rheology at the portion 32 and pushed into the portion 33 are compression-molded by operating a ring-shaped punch from the direction opposite to the extrusion direction.
  • the segments are integrated by thermocompression bonding with a pressure of 20 to 60 MPa.
  • thermoset ring magnet 41 is formed.
  • the ring magnet 41 is finally combined with the rotor core 42 to form, for example, an octupole ring magnet rotor 43.
  • thermosetting resin composition adjusted to impart rheology to the preformed segment magnet 20 as shown in FIG. 1A to FIG. 1C or FIG. 2A together with the anisotropic rare earth-iron magnet material. Use things.
  • FIG. 3A is a first conceptual diagram showing a flow pattern of a molten polymer due to an external force
  • FIG. 3B is a second conceptual diagram showing a flow pattern of the molten polymer due to an external force.
  • the magnet rheology referred to in the present invention is a part of the thermosetting resin composition as a thread-like molecular chain intertwined into a preformed segment magnet. Uniformly intervene.
  • the principle is viscous deformation such as shear flow or elongational flow according to heat and external force F-F '.
  • the extrusion compression molding ring magnet 40 of FIG. 2A is, for example, a magnet in which the components of the thermosetting resin composition shown in FIG. 4 are made into a three-dimensional network structure by a crosslinking reaction and integrated by thermocompression bonding as shown in FIG. 2A. Make it rigid.
  • FIG. 2A the mechanical strength, heat resistance, and durability of the rotor combining the magnet and the iron core according to the present invention can be adjusted.
  • FIG. 4 is a conceptual diagram showing the molecular structure of a thermosetting resin composition comprising a novolac-type epoxy oligomer, linear polyamide, and 2-phenyl-4,5-dihydroxymethylimidazole.
  • FIG. 4 is an example of the thermosetting resin composition adjusted so that rheology might be provided to the magnet concerning this invention.
  • the dot circle shown in FIG. 4 indicates the molecular structure of the cross-linked portion.
  • the linear polyamide when the linear polyamide is in a molten state, it is uniformly interposed in the matrix in the magnetic pole as an intertwined thread-like molecular chain.
  • thermosetting resin composition which gives the flow shown in FIGS. 3A and 3B is not necessarily limited to that shown in FIG.
  • the torque density of the small motor is proportional to the static magnetic field Ms generated by the magnetic pole, that is, the gap magnetic flux density between the stator core and the magnetic pole.
  • gap magnetic flux density of the small motor formed with the magnet of the same dimension same structure and a stator core is substantially proportional to the square root of ratio of the energy density (BH) max of a magnet.
  • the energy density (BH) max of the magnetic pole according to the present invention is set to an isotropic Nd 2 Fe 14 B bond magnet whose energy density (BH) max is approximately 80 kJ / m 3 as an upper limit. If it is set to 160 kJ / m 3 or more, an increase in torque density of about 1.4 times is expected.
  • the rare earth-iron ring magnet having the anisotropy continuously controlled in accordance with the present invention has a residual magnetization Mr of 0.95 T or more, a coercive force HcJ of 0.9 MA / m or more, from the viewpoint of increasing torque density. What has an energy density (BH) max of 160 kJ / m 3 or more is desirable.
  • the energy density (BH) max ⁇ 160kJ / m 3 the rare-earth magnet of the energy density (BH) max ⁇ 270kJ / m 3 - the volume occupied by the magnet of an iron-based material
  • the fraction is 80 vol. % Or more is desirable.
  • anisotropic rare earth-iron-based magnet material examples include A. Kawamoto et al. RD (Reduction and Diffusion) -Sm 2 Fe 17 N 3 and T. Takeshita et al. (R2 [Fe, Co] 14B ) phase hydrogenation of (Hydrogenation, R2 [Fe, Co ] 14BHx), phase decomposition in 650 ⁇ 1000 ° C (Decomposition, RH 2 + Fe + Fe 2 B), the dehydrogenation ( Desorption, so-called HDDR-Nd 2 Fe 14 B prepared by recombination (Recombination), and the like can be given.
  • FIG. 5 is a view showing a scanning electron microscope (SEM) photograph of a macro structure of a magnet having a density of 6.01 Mg / m 3 according to the present invention.
  • SEM scanning electron microscope
  • the anisotropic Sm 2 Fe 17 N 3 system rare earth-iron system magnet material and the anisotropic Nd 2 Fe 14 B system rare earth-iron system magnet material are heated together with the thermosetting resin composition at 160 ° C.
  • a segment is formed by applying an orientation magnetic field with a uniform external magnetic field of 1.4 MA / m and compression molding at a pressure of 20 to 50 MPa.
  • the anisotropic Sm 2 Fe 17 N 3 system rare earth-iron system magnet material has a particle diameter of 3 to 5 ⁇ m and an energy density (BH) max of 290 kJ / m 3 .
  • the anisotropic Nd 2 Fe 14 B rare earth-iron magnet material has a particle size of 38 to 150 ⁇ m and an energy density (BH) max of 270 to 300 kJ / m 3 .
  • the feature of the macro structure of this magnet is that Nd 2 Fe 14 B system rare earth-iron system magnet material is composed of Sm 2 Fe 17 N 3 system rare earth magnet fine powder and a thermosetting resin composition. The structure is separated by a matrix (continuous phase). The volume fraction occupied by the Sm 2 Fe 17 N 3 and Nd 2 Fe 14 B rare earth-iron magnet materials was 81 vol. %.
  • FIG. 6A shows a magnet according to the present invention having the macro structure shown in FIG. 5 and all the magnet materials made of Sm 2 Fe 17 N 3 system or Nd 2 Fe 14 B system rare earth-iron system magnet material under the same conditions.
  • FIG. 6 is a characteristic diagram comparing the MH loop of the magnets manufactured in (1). However, the measurement magnetic field is ⁇ 2.4 MA / m. As is apparent from FIG. 6A, the coercive force HcJ is approximately the same at approximately 1 MA / m, but the residual magnetization Mr is different. Therefore, when the relationship between the residual magnetization Mr and the energy density (BH) max of these magnets is plotted, FIG. 6B is obtained. As shown in FIG. 6B, the energy density (BH) max reaches 160 to 180 kJ / m 3 in the configuration according to the present invention.
  • thermosetting resin composition includes an epoxy equivalent of 205 to 220 g / eq, a novolac type epoxy oligomer having a melting point of 70 to 76 ° C., a linear polyamide having a melting point of 80 ° C. and a molecular weight of 4000 to 12,000, 2-phenyl as shown in FIG. Consists of -4,5-dihydroxymethylimidazole. They do not gel, and the linear polyamide is remelted by heat and uniformly interspersed in the magnet as intertwined thread-like molecular chains. And according to the direction of a heat
  • FIG. 7A and 7B are segment magnets 20 having the above macro structure according to the present invention, and ring magnets 40 obtained by extrusion compression molding, that is, shape diagrams before and after processing.
  • an angle H ⁇ with respect to the uniform external magnetic field Hex shown in FIG. 7A and a tangent at an arbitrary position of the segment is an angle Mc of the magnetization vector M with respect to a tangent at an arbitrary mechanical angle ⁇ on the inner and outer circumferences of the ring magnet, and Corresponds to Md. That is, H ⁇ Mc and H ⁇ Md.
  • the angle H ⁇ formed with the external magnetic field Hex with respect to the inner and outer circumferential tangents is set to a pitch of 0.3655 mm on the outer periphery of the segment and a pitch of 0.2845 mm on the inner periphery.
  • the segment shape of FIG. 7A is set by nonlinear structural analysis in which each rigid body is rotated and moved as a total of 96 rigid bodies divided into two at the radial magnetic pole center.
  • the preformed segment 20 is compression-molded to form the ring magnet 40.
  • the extrusion compression molded ring magnet 40 according to the present invention is subjected to heat treatment in the atmosphere at 170 ° C. for 20 minutes after being released from the mold.
  • the thermosetting resin composition containing linear polyamide was crosslinked as shown in FIG.
  • free epoxy groups are shown in FIG. 4, these all react with imidazoles, amino active hydrogen in a linear polyamide molecular chain, terminal carboxyl groups, or the like to be rigid.
  • the obtained ring magnet according to the present invention has an outer diameter of 50.3 mm, an inner diameter of 47.3 mm, a thickness of 1.5 mm, a length of 13.5 mm, a concentricity of 0.060 mm or less, a maximum inner diameter and a minimum.
  • the roundness, which is the difference in inner diameter, was an accuracy of 0.225 mm or less.
  • This ring magnet was finally combined with an iron core to form an 8-pole ring magnet rotor having an outer diameter of 50.3 mm and a length of 13.5 mm, like the ring magnet rotor 43 of FIG. 2A.
  • the rotor in the magnetized yoke was rotated according to the anisotropic direction and the distribution thereof, and the positions of the magnetic poles of the rotor and the magnetized yoke were aligned.
  • the mechanical angle ⁇ of the stator core teeth shown in FIG. 8A was set to 14 °, and the mechanical angle ⁇ of one ring magnet was set to 45 °.
  • the measurement of the magnetization vector angle M was performed at 25 points per degree with a three-dimensional Hall probe teslameter, assuming that the combined magnetization vector angle M in the radial, tangential, and axial directions indicates the direction of the easy magnetization axis.
  • the angle error average with respect to 90 degrees is used in the radial region, and the correlation coefficient of the regression equation of Md with respect to the mechanical angle ⁇ is used in the non-radial region.
  • FIG. 9 is a characteristic diagram in which the average angular error in the radial region and the correlation coefficient of the regression line in the non-radial region are plotted for an energy density (BH) max of 160 to 180 kJ / m 3 ring magnet rotor according to the present invention.
  • BH energy density
  • Comparative Examples 1 to 5 the direction of the magnetization vector and the distribution accuracy of the 8-pole magnet rotor having the same outer diameter are shown.
  • Comparative Example 1 is a rotor in which 160 to 180 kJ / m 3 anisotropic continuous direction control arc segment magnets are assembled.
  • Comparative Example 2 is a radial anisotropic Nd 2 Fe 14 B ring magnet rotor produced with a 130 to 140 kJ / m 3 parallel orientation magnetic field.
  • Comparative Example 3 is a radial anisotropic Nd 2 Fe 14 B ring magnet rotor produced with a radial orientation magnetic field.
  • Comparative Example 4 is an 80 kJ / m 3 sinusoidal magnetized isotropic Nd 2 Fe 14 B ring magnet rotor.
  • Comparative Example 5 is 16 kJ / m 3 pole anisotropic ferrite ring magnet rotor.
  • the example of the present invention has an ideal form in the magnetization vector, that is, the direction of anisotropy and its distribution, as compared with any comparative example.
  • an arc segment magnet whose direction of anisotropy is controlled is assembled around the iron core, and the variation increases due to the assembly error.
  • the correlation coefficient of the regression line in the non-radial region is significantly decreased, and an increase in cogging torque can be inferred.
  • the correlation coefficient of the regression line in the non-radial region is high as in Comparative Examples 4 and 5, if the average angular error in the radial region increases, the static magnetic field generated by the magnetic poles is difficult to be transmitted to the stator core.
  • cylindrical magnets having a diameter of 1 mm were collected from portions corresponding to angles H ⁇ , Mc, and Md with respect to an arbitrary mechanical angle ⁇ in the magnetic poles of the segments and ring magnets. And the result of having analyzed the angle of anisotropy from this cylindrical magnet, and the grade is shown.
  • the center position of the cylindrical magnet is the angles H ⁇ , Mc, and Md at the mechanical angle ⁇
  • the angles at which the maximum magnetization Ms is maximum in all directions of the cylindrical magnet, that is, the angles H ⁇ , Mc, Md with respect to the mechanical angle ⁇ are Asked.
  • the difference in residual magnetization Mr at the same position of the segment and the ring magnet was 0.03 T or less.
  • the degree of anisotropy was evaluated using anisotropic dispersion ⁇ .
  • M Ms ⁇ cos ( ⁇ o ⁇ )
  • VSM sample vibration magnetometer
  • ⁇ o is the angle of the external magnetic field
  • ⁇ is the angle at which Ms is rotated
  • Ms is the spontaneous magnetic moment
  • Ku is the magnetic anisotropy constant
  • E is the total energy.
  • FIG. 10A shows the motor efficiency (maximum value) of the 40 W surface magnet type synchronous motor (SPMSM) in which the 12-slot stator core of the same specification and the various 8-pole magnet rotors shown in FIG. 9 are combined in relation to the energy density.
  • FIG. 10B shows the relationship between the rotation speed of the SPMSM and the noise value.
  • the example of the present invention in which the energy density (BH) max is 160 to 180 kJ / m 3 has a maximum efficiency exceeding 90%.
  • the anisotropic continuous direction control reduces the noise value in the low-speed rotation range of 200 to 700 r / min unique to the radial anisotropic magnet by a maximum of 10 dB, and isotropic Nd 2 Fe 14 B magnet magnetized with sinusoidal waves. Silence equivalent to that of the rotor can be obtained.
  • the present invention aims to increase the torque density of a small motor by increasing the energy density (BH) max, which is a disadvantage of an isotropic magnet, by approximately twice or more by providing a method for manufacturing an anisotropic ring magnet, Obstacles caused by cogging torque unique to the radial anisotropic magnet in the same shape, for example, noise can be reduced.
  • BH energy density
  • the motor according to the present invention can be used for quietness, high efficiency, energy saving, etc., and has very high industrial applicability.

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Abstract

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、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を必須とする。異方性を連続方向制御したリング磁石で、且つ静磁界の発生源をエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘ≧１６０～１８０ｋＪ／ｍ３とする。

Description

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
　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／ｍ３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／ｍ３の等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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、Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系、Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系、あるいはそれらと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／ｍ３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／ｍ３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年のＲ．Ｗ．Ｌｅｅらのエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが１１１ｋＪ／ｍ３のリボンでエネルギー密度（ＢＨ）ｍａｘが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、エネルギー密度（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－Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３や、非特許文献１３でのＨＤＤＲ－Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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。
図１Ａは、異方性方向制御を示す第１の概念図である。 図１Ｂは、異方性方向制御を示す第２の概念図である。 図１Ｃは、異方性方向制御を示す第３の概念図である。 図２Ａは、押出圧縮過程を示す斜視外観図である。 図２Ｂは、押出圧縮成形ダイスの断面構成図である。 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、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である。 図５は、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である。 図６Ａは、磁石のＭ－Ｈ　ｌｏｏｐを示す特性図である。 図６Ｂは、残留磁化とエネルギー密度を示す特性図である。 図７Ａは、セグメントの一例を示す形状図である。 図７Ｂは、セグメントとリング磁石の位置関係を示す断面図である。 図８Ａは、ラジアル領域と非ラジアル領域を示す構成図である。 図８Ｂは、機械角と磁化ベクトルの関係を示す特性図である。 図９は、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である。 図１０Ａは、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である。 図１０Ｂは、回転数と騒音値の一例を示す特性図である。 図１１Ａは、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である。 図１１Ｂは、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である。 図１１Ｃは、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、同第２の概念図である。 図１２Ｃは、同第２の概念図である。 図１２Ｄは、同第２の概念図である。 図１３は、等方性磁石の磁化パターンを示す概念図である。
　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／ｍ３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／ｍ３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／ｍ３の等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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／ｍ３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Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類－鉄系磁石材料を、平均粒子径３～５μｍのＳｍ２Ｆｅ１７Ｎ３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／ｍ３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／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（ＢＨ）ｍａｘ値を１６０ｋＪ／ｍ３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／ｍ３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／ｍ３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／ｍ３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）－Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３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，ＲＨ２＋Ｆｅ＋Ｆｅ２Ｂ）、脱水素（Ｄｅｓｏｒｐｓｉｏｎ）、再結合（Ｒｅｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ）で作製した所謂ＨＤＤＲ－Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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／ｍ３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Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系希土類－鉄系磁石材料、並びに異方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３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／ｍ３である。また、異方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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／ｍ３である。図５のように、この磁石のマクロ構造の特徴は、Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ系希土類－鉄系磁石材料を、Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３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、Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３およびＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ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Ｓｍ２Ｆｅ１７Ｎ３系、またはＮｄ２Ｆｅ１４Ｂ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／ｍ３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／ｍ３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／ｍ３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／ｍ３パラレル配向磁界で作製したラジアル異方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂリング磁石ロータである。比較例４は、８０ｋＪ／ｍ３正弦波着磁等方性Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂリング磁石ロータである。比較例５は、１６ｋＪ／ｍ３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×ｓｉｎ２ψ－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×ｓｉｎ２ψ－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×ｓｉｎ２ψ－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／ｍ３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Ｎｄ２Ｆｅ１４Ｂ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／ｍ３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。
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