WO2011046108A1 - アキシャルギャップモータ - Google Patents

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WO2011046108A1
WO2011046108A1 PCT/JP2010/067860 JP2010067860W WO2011046108A1 WO 2011046108 A1 WO2011046108 A1 WO 2011046108A1 JP 2010067860 W JP2010067860 W JP 2010067860W WO 2011046108 A1 WO2011046108 A1 WO 2011046108A1
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WO
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rare earth
rotor
magnet
axial gap
earth magnets
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PCT/JP2010/067860
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真紹 竹本
悟司 小笠原
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国立大学法人北海道大学
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Definitions

  • the present invention relates to an axial gap motor.
  • the rotors of axial gap motors described in Patent Documents 1 to 4 below are permanent magnets that are spaced apart from each other in the circumferential direction of the rotating shaft, and soft magnetic material portions (permanent magnets) that are provided between these permanent magnets. Soft magnetic material portion). It is described that the reluctance torque increases and the motor torque increases due to the soft magnetic body portion thus provided.
  • JP 2006-50706 A JP 2008-278649 A JP 2008-199895 A JP 2005-94955 A
  • rare earth magnet As a permanent magnet used for the rotor of the axial gap motor as described above, a rare earth magnet having a large residual magnetic flux density is generally used.
  • rare earths such as neodymium (Nd) and dysprosium (Dy), which are rare earth magnet raw materials, are unevenly distributed in specific areas, and in recent years the amount of use has increased rapidly. For this reason, rare earths have difficulties in terms of stable supply and price.
  • the magnet torque decreases accordingly. Therefore, it is preferable to employ an axial gap motor having a configuration that can suppress a decrease in magnet torque and increase a reluctance torque.
  • a rare earth magnet is replaced with a non-rare earth magnet in a conventional axial gap motor, it has been difficult to achieve both.
  • a rotor back core made of a soft magnetic material is provided on the stator side surface of the permanent magnet.
  • the permanent magnet is sandwiched from the rotation axis direction by a pair of magnetic bodies made of a soft magnetic material. That is, a pair of magnetic bodies made of a soft magnetic material is provided on both surfaces of the pair of stators on the side of the stator.
  • the non-rare earth magnet becomes thin due to a member provided on the stator side surface of the permanent magnet, and the non-rare earth in the volume of the entire rotor is reduced.
  • the ratio occupied by the volume of the magnet could not be increased.
  • the magnetic flux generated from the stator is attracted to the magnetic body on the surface of the permanent magnet on the stator side. Therefore, the magnetic flux from one stator to the other stator passes to some extent not only in the inter-permanent soft magnet part but also in the permanent magnet. As a result, the reluctance torque is reduced due to a decrease in the magnetic flux passing through the soft magnet between the permanent magnets, and a non-rare earth is caused by the magnetic flux passing through the permanent magnet, particularly the field weakening magnetic flux. There has been a problem that irreversible demagnetization occurs in the magnet and magnet torque decreases.
  • FIG. 1 is a diagram showing a schematic cross section along the circumferential direction of the rotating shaft in the vicinity of the rotor in the axial gap motor described in Patent Document 3.
  • the permanent magnet 8 of the rotor 3 is magnetized in a direction perpendicular to the rotation axis of the rotor 3 (left-right direction in FIG. 1), as shown in FIG. . That is, the magnetic pole surface 8 mS of the permanent magnet 8 is orthogonal to the surface 4 S of the stator 4 facing the rotor 3.
  • the magnetic flux 8 m generated from the permanent magnet 8 is directed from the permanent magnet 8 toward the inter-permanent magnet soft magnetic body portion 9 and further from the inter-permanent magnet soft magnetic body portion 9 toward the pair of stators 4.
  • the pair of surfaces on the pair of stators 4 side of the inter-permanent soft magnet portion 9 magnetized by the permanent magnet 8 have the same polarity.
  • most of the magnetic flux 4m generated from the pair of stators 4 cannot travel from one stator 4 to the other stator 4 via the inter-permanent-magnet soft magnetic body portion 9, and the magnetic flux generated from the stator 4 is again generated. It will return to the same stator 4. Therefore, the magnetic flux generated from the stator 4 and passing through the inter-permanent-magnet soft magnetic body portion 9 is reduced, which causes a problem that the reluctance torque is reduced.
  • the permanent magnet and the soft magnetic body portion between the permanent magnets are in direct contact with each other. Therefore, when a non-rare earth magnet is used as the permanent magnet, the non-rare earth magnet and the soft magnetic body portion between the permanent magnets are magnetically coupled. Since the residual magnetic flux density of the non-rare earth magnet is smaller than the residual magnetic flux density of the rare earth magnet, the magnetic flux from the stator, in particular, the field weakening magnetic flux passes through the inter-permanent soft magnet part and is magnetized in the inter-permanent soft magnet part. When the orientation of the magnet changes, the magnetization of the non-rare earth magnet also changes to some extent as dragged by the change. As a result, there is a problem that irreversible demagnetization occurs in the non-rare earth magnet and the magnet torque decreases.
  • the present invention has been made in view of such problems, and is an axial gap motor using a non-rare earth magnet as a permanent magnet, which can suppress a decrease in magnet torque and increase reluctance torque. It is an object of the present invention to provide an axial gap motor that can be made to operate.
  • an axial gap motor includes a rotor and a pair of stators provided to face the rotor so as to sandwich the rotor through the gap from the direction of the rotation axis of the rotor.
  • the rotor includes a plurality of non-rare earth magnets spaced apart from each other along the circumferential direction of the rotating shaft, and a plurality of non-magnetic body portions or a plurality of gaps provided between the plurality of non-rare earth magnets.
  • the magnetization direction of the plurality of non-rare earth magnets is along the direction of the rotation axis, respectively, and the magnetic permeability of the plurality of magnetic body portions is larger than the permeability of the plurality of non-rare earth magnets.
  • the plurality of non-rare earth magnets and the plurality of magnetic body portions define a facing surface of the rotor with the pair of stators.
  • the plurality of non-rare earth magnets and the plurality of magnetic body portions define the opposed surfaces of the rotor to the pair of stators, There is no member such as a rotor back core. Therefore, since the non-rare earth magnet does not become thin due to such a member, the ratio of the volume of the non-rare earth magnet to the volume of the entire rotor can be increased. As a result, it is possible to suppress a decrease in magnet torque due to a small proportion of the volume of the non-rare earth magnet in the entire volume of the rotor.
  • the magnetic permeability of the plurality of magnetic body portions is larger than the permeability of the plurality of non-rare earth magnets, and there is no member made of a soft magnetic material on the surface of the pair of stators of the plurality of non-rare earth magnets.
  • the magnetic flux generated from the stator is restrained from being attracted in the direction of the stator-side surface of the non-rare earth magnet. Therefore, most of the magnetic flux generated from one stator and going to the other stator passes through the inside of the magnetic body provided between the plurality of non-rare earth magnets without passing through the non-rare earth magnet. As a result, since most of the magnetic flux generated from the stator is guided into the magnetic body portion, the reluctance torque can be increased.
  • the pair of stator-side surfaces of the magnetic body portion is not magnetized to the same polarity by the magnetic flux generated by the non-rare earth magnet. Therefore, the reluctance torque generated when the pair of stator-side surfaces of the magnetic body part is magnetized to the same polarity because the magnetic flux from one stator to the other stator does not interfere with the magnetic body part. There will be no problem of decrease of.
  • the plurality of magnetic body portions are provided between the plurality of non-rare earth magnets via the non-magnetic body portion or the space gap, the magnetic coupling between the non-rare earth magnet and the magnetic body portion is suppressed. Can do. Therefore, even if the magnetic flux from the stator, especially the field-weakening magnetic flux passes through the magnetic body portion and the magnetization direction of the magnetic body portion changes, the magnetization of the non-rare earth magnet changes so as to be dragged by the change. It is suppressed. As a result, irreversible demagnetization of the non-rare earth magnet is suppressed, so that a decrease in magnet torque can be suppressed.
  • the axial gap motor of the present invention it is possible to suppress a decrease in magnet torque and increase a reluctance torque.
  • the residual magnetic flux density of the plurality of non-rare earth magnets is preferably 200 mT or more and 600 mT or less.
  • the recoil permeability of the plurality of non-rare earth magnets is preferably 1.0 or more and 2.0 or less.
  • the magnetization directions of the plurality of non-rare earth magnets are alternately reversed along the circumferential direction of the rotating shaft.
  • the rotor can be efficiently rotated by the rotating magnetic flux generated from the pair of stators.
  • each of the plurality of non-rare earth magnets has a larger volume than each of the plurality of magnetic body portions. Therefore, it is possible to sufficiently suppress a decrease in magnet torque.
  • the non-rare earth magnet can be a ferrite magnet.
  • an axial gap motor using a non-rare earth magnet as a permanent magnet capable of suppressing a decrease in magnet torque and increasing a reluctance torque. Is done.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing a cross-sectional configuration of the axial gap motor according to the present embodiment.
  • the axial gap motor 10 of this embodiment includes a rotor 11, a pair of stators 21, a rotor shaft 19, and a case 29.
  • the rotor 11 is a cylindrical member, and is a member that rotates around a rotation axis 11a along the cylindrical center line.
  • the rotor shaft 19 penetrates the rotor 11, and the rotor 11 is fixed to the rotor shaft 19 on the inner peripheral surface thereof.
  • the rotor shaft 19 is a member extending in the direction along the rotation shaft 11a, that is, the height (thickness) direction of the rotor 11, and defines the rotation shaft 11a.
  • the pair of stators 21 are each cylindrical members.
  • the pair of stators 21 are provided to face the rotor 11 so as to sandwich the rotor 11 from the direction of the rotation shaft 11a of the rotor 11 via a gap G (space gap). That is, the opposed surfaces 21 ⁇ / b> S of the pair of stators 21 are opposed to the opposed surfaces 11 ⁇ / b> S of the rotor 11.
  • the rotor shaft 19 passes through the pair of stators 21, and the inner peripheral surfaces of the pair of stators 21 are not fixed to the rotor shaft 19.
  • the case 29 is a member that accommodates the rotor 11 and the pair of stators 21 therein.
  • the case 29 rotatably supports the rotor shaft 19 via a bearing or the like.
  • the pair of stators 21 are fixed to the case 29.
  • FIG. 3 is a perspective view showing a state in which the rotor and the pair of stators are separated from each other in the direction of the rotation axis
  • FIG. 4 is a perspective view showing the rotor.
  • the rotor 11 is provided between the plurality of non-rare earth magnets 13 spaced apart from each other along the circumferential direction of the rotating shaft 11 a and the plurality of non-rare earth magnets 13.
  • a plurality of magnetic body portions 15, a non-rare earth magnet 13, a magnetic body portion 15, and a frame member 17 for fixing the rotor shaft 19 to each other are provided.
  • the plurality of non-rare earth magnets 13 are permanent magnets other than rare earth magnets such as ferrite magnets and alnico magnets, for example.
  • the number of non-rare earth magnets 13 is eight in this embodiment, but is not particularly limited.
  • the magnetization directions of the plurality of non-rare earth magnets 13 are each along the rotation axis 11a. In the present embodiment, the magnetization directions of the plurality of non-rare earth magnets 13 are alternately reversed along the circumferential direction of the rotating shaft 11a.
  • each of the plurality of non-rare earth magnets 13 has an arc belt shape having a direction along the rotation axis 11a as a thickness direction, extending in a direction perpendicular to the rotation axis 11a and having a center point in the rotation axis 11a. I am doing.
  • the plurality of magnetic body portions 15 have an arc belt shape having a direction along the rotation axis 11 a as a thickness direction, extending in a direction perpendicular to the rotation axis 11 a and having a center point in the rotation axis 11 a. There is no.
  • the number of the magnetic body portions 15 is eight in the present embodiment, but is not particularly limited.
  • the permeability of the magnetic part 15 is greater than the permeability of the non-rare earth magnet 13.
  • the magnetic part 15 is made of a magnetic material such as a dust core, iron such as S45C, or a magnetic material for electrical equipment.
  • the plurality of non-rare earth magnets 13 and the plurality of magnetic body portions 15 define facing surfaces 11 ⁇ / b> S (see FIG. 2) of the rotor 11 facing the pair of stators 21.
  • the pair of stators 21 includes a stator core 23 and a coil portion 25 each made of a soft magnetic material.
  • the stator core 23 includes a cylindrical member and a plurality of teeth protruding from the cylindrical member toward the rotor 11.
  • the cross section along a plane perpendicular to the rotation axis 11a of the teeth is, for example, an arc belt shape.
  • a coil portion 25 is wound around the plurality of teeth. When the coil portion 25 is energized, a rotating magnetic flux is generated in a direction along the rotation shaft 11a in a region between the one stator 21 and the other stator 21. Due to the torque generated by this rotating magnetic flux, the rotor 11 rotates around the rotating shaft 11a.
  • FIG. 5 is a diagram showing the configuration of the non-rare earth magnet elements, the frame member, and the rotor shaft.
  • FIG. 5 shows a state in which the frame member 17 and the rotor shaft 19 are separated from the other members in the direction along the rotation shaft 11a.
  • the frame member 17 is made of a nonmagnetic material such as stainless steel. As shown in FIG. 5, the frame member 17 extends from the ring-shaped member to the rotor shaft fixing member, a ring-shaped member 17 a that defines the outer shape of the rotor 11, a rotor shaft fixing member 17 b that fixes the rotor shaft 19, and The non-rare earth magnet 13 and the magnetic part 15 are provided with a plurality of separating members 17c interposed therebetween so as to separate them.
  • each of the plurality of non-rare earth magnets 13 includes a pair of non-rare earth magnet elements 13a provided above and below the rotating shaft 11a.
  • each of the plurality of magnetic body portions 15 includes a pair of magnetic body portion elements 15a provided above and below the rotation shaft 11a.
  • the plurality of non-rare earth magnet elements 13a and the magnetic body element 15a above the rotating shaft 11a are located above the frame member 17 in a region defined by the ring-shaped member 17a, the rotor shaft fixing member 17b, and the separating member 17c. Inset.
  • the plurality of non-rare earth magnet elements 13a and the magnetic body element 15a below the rotating shaft 11a are arranged in a region defined by the ring-shaped member 17a, the rotor shaft fixing member 17b, and the separating member 17c. Fit from below.
  • non-rare earth magnet 13 does not necessarily need to be composed of a pair of non-rare earth magnet elements 13a, and may be composed of a single member.
  • the magnetic body part 15 does not necessarily need to be comprised by a pair of magnetic body part element 15a, and may be comprised by one member.
  • FIG. 6 is a perspective view showing the rotor.
  • symbols (N and S) indicating the magnetization direction of the non-rare earth magnet 13 are attached, and the non-rare earth magnet 13, the magnetic body portion 15, and a part of the frame member 17 are rotated.
  • shaft 11a is shown.
  • the non-rare earth magnet 13 and the magnetic body portion 15 are separated from each other. More specifically, a plurality of magnetic body portions 15 are provided between the plurality of non-rare earth magnets 13 via a separating member 17c as a non-magnetic body portion and a space gap 17g. That is, the separation member 17 c and the space gap 17 g are interposed between the non-rare earth magnet 13 and the magnetic body portion 15.
  • the separation member 17c there is a space gap 17g between the non-rare earth magnet 13 and the magnetic body portion 15 in the upper and lower portions in the direction along the rotation axis 11a, and the separation member 17c exists between them.
  • the spacing member 17c may exist at the upper and lower portions in the direction along the rotation axis 11a, and the space gap 17g may exist between them.
  • both the separation member 17c and the space gap 17g are interposed between the non-rare earth magnet 13 and the magnetic body portion 15. However, only the separation member 17c may be interposed, and the space gap Only 17 g may be present.
  • the separation distance of the non-rare earth magnet 13 and the magnetic part 15 along the circumferential direction of the rotation shaft 11a is determined by the rotor.
  • the gap G between the stator 11 and the stator 21 is larger than the width in the direction along the rotation axis 11a. This is because when this condition is satisfied, the effect of the magnetic flux of the non-rare earth magnet 13 linearly toward the stator 21 along the rotation axis 11a is particularly increased.
  • the magnetization directions of the plurality of non-rare earth magnets 13 are alternately reversed along the circumferential direction of the rotating shaft 11a. Thereby, the rotor 11 can be efficiently rotated by the rotating magnetic flux generated from the pair of stators 21.
  • the axial gap motor 10 According to the axial gap motor 10 according to the present embodiment as described above, it is possible to suppress the decrease of the magnet torque and increase the reluctance torque for the following reasons.
  • FIG. 7 is a diagram showing a schematic cross section along the circumferential direction of the rotating shaft in the vicinity of the rotor of the axial gap motor of the present embodiment.
  • the plurality of non-rare earth magnets 13 and the plurality of magnetic body portions 15 define a plurality of facing surfaces 11 ⁇ / b> S of the rotor 11 facing the pair of stators 21.
  • the surfaces of the magnetic body portion 15 on the pair of stators 21 side are generated by the magnetic flux 11m generated by the non-rare earth magnet 13. Are not magnetized to the same polarity. Therefore, it is not hindered that the magnetic flux 21m from one stator 21 to the other stator 21 passes through the inside of the magnetic body portion 15, so that the surfaces on the pair of stators 21 side of the magnetic body portion 15 are magnetized to the same polarity. There is no problem of reluctance torque reduction as occurs in some cases.
  • the magnetic permeability of the plurality of magnetic body portions 15 is larger than the magnetic permeability of the plurality of non-rare earth magnets 13, and the surfaces of the plurality of non-rare earth magnets 13 on the pair of stators 21 (part of the facing surface 11S). Since there is no member made of a soft magnetic material, the magnetic flux 21m generated from the stator 21 is suppressed from being drawn toward the surface of the non-rare earth magnet 13 on the stator 21 side.
  • the magnetic flux generated from the stator 21 21m is attracted in the direction of the surface of the non-rare earth magnet 13 on the stator 21 side, that is, in the d-axis direction.
  • the axial gap motor 10 As described above, according to the axial gap motor 10 according to the present embodiment, it is possible to suppress the decrease of the magnet torque and increase the reluctance torque.
  • the residual magnetic flux density of the plurality of non-rare earth magnets 13 is preferably 200 mT or more and 600 mT or less. However, even if the residual magnetic flux density of the plurality of non-rare earth magnets 13 is outside the above range, the axial gap motor 10 exhibits the above-described effects.
  • the recoil permeability of the plurality of non-rare earth magnets 13 is preferably 1.0 or more and 2.0 or less. However, even if the recoil permeability of the plurality of non-rare earth magnets 13 is outside the above range, the axial gap motor 10 exhibits the above-described effects.
  • the volumes of the plurality of non-rare earth magnets 13 are larger than the volumes of the plurality of magnetic body portions 15 (see FIGS. 3 to 7). Thereby, it is possible to sufficiently suppress a decrease in magnet torque.
  • the rotor 11 has only a non-rare earth magnet such as the non-rare earth magnet 13 as a permanent magnet for generating magnet torque (see FIGS. 3 to 6). It is not restricted to such an aspect.
  • the rotor 11 may have a rare earth magnet in addition to a non-rare earth magnet as a permanent magnet for generating magnet torque.
  • the axial gap motor 10 of the present embodiment can be used for automobiles such as hybrid cars and electric cars, and home appliances such as air conditioners, refrigerators and washing machines.
  • FIG. 8 is a diagram showing various conditions of the example used in this analysis.
  • FIG. 9 is the current phase angle dependence of the average torque and magnet torque of the example based on the above analysis. As shown in FIG. 9, the maximum value of the average torque was 355.0 Nm when the value in plot A, that is, the current phase angle was 50 ° (50 deg).
  • the torque density at this time was 40.3 Nm / L, sufficiently satisfying the practical level.
  • the specified speed could be reduced to about 1350 rpm in order to achieve an output density of 5.68 kW / L, that is, an output of 50.2 kW.
  • FIG. 9 also shows a rough transition of the average torque and the reference magnet torque when the current phase angle is 0 ° (0 deg).
  • the ratio of the magnet torque in the average torque is about 36%
  • the ratio of the reluctance torque in the average torque is about 64%.
  • FIG. 10 is a diagram showing the analysis result of the current density dependence of the demagnetization volume ratio of the ferrite magnet of the rotor based on the above analysis.
  • the demagnetization volume ratio is a value indicating a ratio of a portion where irreversible demagnetization occurs with respect to the entire magnet. This analysis was performed while changing the current density under the condition that the irreversible demagnetization is most likely to occur such that the rotation angle is constant at 0 ° and the current phase angle is constant at 90 °. Further, since the irreversible demagnetization tends to occur when the ferrite magnet is at a low temperature, the temperature of the ferrite magnet is kept constant at ⁇ 20 ° C.
  • the number of slots (the number of coil portions 25 included in the stator 21) and the reduction rate of the U-phase interlinkage magnetic flux caused by irreversible demagnetization of the non-rare earth magnet 13 were examined.
  • axial gap motors according to three examples with 15, 18, and 24 slots were prepared.
  • the shapes of the stator core 23 and the coil portion 25 of the stator 21 were determined so that the total amount of windings of the coils in these examples was the same.
  • the number of turns (the number of turns of the coil) of the axial gap motor according to the example with the number of slots of 15, 18, and 24 was 20, 17, and 13, respectively.
  • the number of poles (the number of non-rare earth magnets 13 included in the rotor 11) was set to 10 in all three examples.
  • FIG. 11 is a diagram showing the relationship between the number of slots and the decrease rate of the U-phase flux linkage.
  • the decrease rate of the U-phase interlinkage magnetic flux decreases as the number of slots increases.
  • the magnet temperature is ⁇ 20 ° C.
  • the decrease rate of the U-phase interlinkage magnetic flux in the embodiment with 18 slots is about 4.9%
  • the decrease rate of the U-phase interlinkage magnetic flux in the embodiment with 25 slots is It was about 1.7%.
  • the resistance against irreversible demagnetization increases as the number of slots increases.
  • axial gap motors according to six examples having 13, 14, 15, 16, 17, and 18 turns were prepared.
  • the number of slots was 24 in all six examples.
  • the number of poles was 10 in all six examples.
  • FIG. 12 is a diagram showing the relationship between the number of turns, the average torque, and the decrease rate of the U-phase interlinkage magnetic flux for the axial gap motor of the example.
  • the average torque was the maximum value (330.3 Nm).
  • the decrease rate of the U-phase flux linkage increased with the increase in the number of turns.
  • the number of turns was 15, the average torque was sufficiently large, and the reduction rate of the U-phase linkage magnetic flux was a very small value of 2.7%. From these results, it was found that the optimum number of turns was 15 when both the average torque and the decrease rate of the U-phase linkage magnetic flux were considered.
  • the width of the non-rare earth magnet 13 (width in the direction along the circumferential direction of the rotating shaft 11a of the non-rare earth magnet 13) was changed from 18 deg to 26.4 deg in increments of 1.2 deg.
  • An axial gap motor according to the example was prepared.
  • the number of slots was 24 in all eight examples.
  • the number of turns was 15 in all eight examples.
  • the number of poles was 10 in all eight examples.
  • FIG. 13 is a diagram showing the relationship between the width of the non-rare earth magnet, the average torque, and the torque ripple for the axial gap motor of the example.
  • the torque ripple was a very small value of less than 9% in the range where the width of the non-rare earth magnet was 18 deg to 26.4 deg.
  • the average torque was the maximum when the width of the non-rare earth magnet was 24 deg. From these results, it was found that the optimum width of the non-rare earth magnet was 24 deg.
  • SYMBOLS 10 Axial gap motor, 11 ... Rotor, 11S ... Opposite surface of rotor with stator, 13 ... Non-rare earth magnet, 15 ... Magnetic body part, 17c ... Non-magnetic body part (Separation member), 17g ... space gap, 21 ... stator, G ... gap.

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Abstract

【課題】非希土類磁石を用いたアキシャルギャップモータであって、マグネットトルクの減少を抑制することが可能であると共に、リラクタンストルクを増加させることが可能なアキシャルギャップモータを提供する。 【解決手段】アキシャルギャップモータ１０は、ロータ１１と、ロータ１１の回転軸１１ａの方向からギャップＧを介してロータ１１を挟むように、ロータ１１と対向して設けられた一対のステータ２１とを備え、ロータ１１は、回転軸１１ａの周方向に沿って互いに離間して設けられた複数の非希土類磁石１３と、複数の非希土類磁石１３の間に非磁性体部１７ｃ等を介して設けられた複数の磁性体部１５とを有し、複数の磁性体部１５の透磁率は、複数の非希土類磁石１３の透磁率よりも大きく、複数の非希土類磁石１３及び複数の磁性体部１５は、ロータ１１の一対のステータ２１との対向面１１Ｓを規定する。

Description

アキシャルギャップモータ
　本発明は、アキシャルギャップモータに関する。
　ロータと、ロータの回転軸の方向からギャップを介してロータと対向するステータとを有するアキシャルギャップモータとして、例えば下記特許文献１～４に記載されたものが知られている。
　下記特許文献１～４に記載のアキシャルギャップモータのロータは、回転軸の周方向に互いに離間して設けられた永久磁石と、これらの永久磁石の間に設けられた軟磁性体部（永久磁石間軟磁性体部）とを有している。このように設けられた軟磁性体部に起因して、リラクタンストルクが増大し、モータトルクが増大することが記載されている。
特開２００６－５０７０６号公報 特開２００８－２７８６４９号公報 特開２００８－１９９８９５号公報 特開２００５－９４９５５号公報
　上述のようなアキシャルギャップモータのロータに使用される永久磁石としては、一般に残留磁束密度の大きい希土類磁石が用いられる。しかし、希土類磁石の原材料となるネオジム（Ｎｄ）やジスプロシウム（Ｄｙ）等のレアアースは、産出地が特定の地域に偏在し、また、近年使用量が急激に増加している。そのため、レアアースは、安定供給及び価格の点において難点がある。
　そのため、アキシャルギャップモータのロータに使用される永久磁石として、希土類磁石に替えてフェライト磁石等の非希土類磁石を用いることが考えられる。しかしながら、従来のアキシャルギャップモータにおいて希土類磁石を非希土類磁石に替えることには、以下のような問題がある。
　即ち、非希土類磁石の残留磁束密度は希土類磁石の残留磁束密度よりも小さいため、その分マグネットトルクが減少する。そのため、マグネットトルクの減少を抑制することが可能であると共に、リラクタンストルクを増加させることが可能な構成を有するアキシャルギャップモータを採用することが好ましい。しかしながら、従来のアキシャルギャップモータにおいて希土類磁石を非希土類磁石に替えた場合、これらを両立させることが困難であった。
　例えば、上記特許文献１に記載のアキシャルギャップモータのロータにおいては、永久磁石のステータ側の面には軟磁性材料からなるロータバックコアが設けられている。また、上記特許文献２に記載のアキシャルギャップモータのロータにおいては、永久磁石は軟磁性材料からなる一対の磁性体によって回転軸方向から挟まれている。即ち、永久磁石の一対のステータ側の両面には軟磁性材料からなる一対の磁性体が設けられている。
　そのため、上記特許文献１及び２に記載のアキシャルギャップモータにおいては、永久磁石のステータ側の面に設けられた部材が原因で、非希土類磁石が薄くなってしまい、ロータ全体の体積のうち非希土類磁石の体積が占める割合を大きくすることができなかった。その結果、ロータ全体の体積のうち非希土類磁石の体積が占める割合を大きくすることが困難であるため、マグネットトルクの減少を抑制することが困難であった。
　さらに、永久磁石のステータ側の面には軟磁性材料からなる部材が設けられているため、ステータから発生した磁束は、永久磁石のステータ側の面にある磁性体に引き寄せられる。そのため、一方のステータから他方のステータまで至る磁束は、永久磁石間軟磁性体部内だけでなく、永久磁石内もある程度通過する。その結果、永久磁石間軟磁性体部内を通過する磁束が減少することに起因してリラクタンストルクが減少してしまうと共に、永久磁石内を通過する磁束、特に弱め界磁磁束に起因して非希土類磁石に不可逆減磁が生じてしまい、マグネットトルクが減少してしまうという問題があった。
　また、図１は、上記特許文献３に記載のアキシャルギャップモータにおけるロータ近傍の、回転軸の周方向に沿った模式的な断面を示す図である。上記特許文献３に記載のアキシャルギャップモータにおいては、図１に示すように、ロータ３の永久磁石８は、ロータ３の回転軸と直交する方向（図１の左右方向）に着磁している。即ち、永久磁石８の磁極面８ｍＳは、ステータ４のロータ３との対向面４Ｓと直交している。そのため、永久磁石８から発生する磁束８ｍは、永久磁石８から永久磁石間軟磁性体部９に向かい、さらに、永久磁石間軟磁性体部９から一対のステータ４の方向に向かう。そのため、永久磁石８によって磁化される永久磁石間軟磁性体部９の一対のステータ４側の一対の面は、同極となってしまう。その結果、一対のステータ４から生じる磁束４ｍの多くは一方のステータ４から永久磁石間軟磁性体部９を経由して他方のステータ４へ向かうことができず、ステータ４から発生した磁束は再び同一のステータ４へ戻ってしまう。そのため、ステータ４から発生し永久磁石間軟磁性体部９内を通過する磁束が減少するため、リラクタンストルクが減少してしまうという問題があった。
　また、上記特許文献４に記載のアキシャルギャップモータにおいては、上記特許文献４の図４に記載されているように、永久磁石と永久磁石間軟磁性体部が直接接している。そのため、永久磁石として非希土類磁石を用いると、その非希土類磁石と永久磁石間軟磁性体部は磁気的に結合してしまう。非希土類磁石の残留磁束密度は希土類磁石の残留磁束密度よりも小さいため、ステータからの磁束、特に弱め界磁磁束が永久磁石間軟磁性体部を通過して永久磁石間軟磁性体部の磁化の向きが変化すると、その変化に引きずられるように非希土類磁石の磁化もある程度変化してしまう。その結果、非希土類磁石に不可逆減磁が生じてしまい、マグネットトルクが減少してしまうという問題があった。
　本発明はこのような課題に鑑みてなされたものであり、永久磁石として非希土類磁石を用いたアキシャルギャップモータであって、マグネットトルクの減少を抑制することが可能であると共に、リラクタンストルクを増加させることが可能なアキシャルギャップモータを提供することを目的とする。
　上述の課題を解決するため、本発明に係るアキシャルギャップモータは、ロータと、ロータの回転軸の方向からギャップを介してロータを挟むように、ロータと対向して設けられた一対のステータとを備え、ロータは、回転軸の周方向に沿って互いに離間して設けられた複数の非希土類磁石と、複数の非希土類磁石の間に非磁性体部又は空間ギャップを介して設けられた複数の磁性体部とを有し、複数の非希土類磁石の着磁方向は、それぞれ回転軸の方向に沿っており、複数の磁性体部の透磁率は、複数の非希土類磁石の透磁率よりも大きく、複数の非希土類磁石及び複数の磁性体部は、ロータの一対のステータとの対向面を規定することを特徴とする。
　本発明に係るアキシャルギャップモータでは、複数の非希土類磁石及び複数の磁性体部は、ロータの一対のステータとの対向面を規定するため、複数の非希土類磁石の一対のステータ側の面には、ロータバックコア等の部材は何も存在しない。そのため、そのような部材のために非希土類磁石が薄くなってしまうことはないため、ロータ全体の体積のうち非希土類磁石の体積が占める割合を大きくすることができる。その結果、ロータ全体の体積のうち非希土類磁石の体積が占める割合が小さいことに起因するマグネットトルクの減少を抑制することが可能となる。
　また、複数の磁性体部の透磁率は、複数の非希土類磁石の透磁率よりも大きい上に、複数の非希土類磁石の一対のステータ側の面には軟磁性材料からなる部材は存在しないため、ステータから発生した磁束が非希土類磁石のステータ側の面の方向に引き寄せられることは抑制される。そのため、一方のステータから発生し他方のステータへ向かう磁束の大部分は非希土類磁石を経由することなく、複数の非希土類磁石間に設けられた磁性体部内を経由する。その結果、ステータから発生した磁束の大部分は磁性体部内に導かれるため、リラクタンストルクを増加させることが可能である。また、非希土類磁石内を通過する磁束による非希土類磁石の不可逆減磁は抑制される。その結果、非希土類磁石内を通過する磁束による非希土類磁石の不可逆減磁に起因するマグネットトルクの減少を抑制することが可能である。
　また、非希土類磁石の着磁方向は回転軸の方向に沿っているため、非希土類磁石が発生する磁束によって磁性体部の一対のステータ側の面が同極に磁化されることはない。そのため、一方のステータから他方のステータへ向かう磁束が磁性体部内を経由することは妨げられないため、磁性体部の一対のステータ側の面が同極に磁化された場合に生じるようなリラクタンストルクの減少の問題は生じない。
　また、複数の磁性体部は、非磁性体部又は空間ギャップを介して複数の非希土類磁石の間に設けられているため、非希土類磁石と磁性体部との磁気的な結合を抑制することができる。そのため、ステータからの磁束、特に弱め界磁磁束が磁性体部を通過して磁性体部の磁化の向きが変化しても、その変化に引きずられるように非希土類磁石の磁化が変化することは抑制される。その結果、非希土類磁石の不可逆減磁は抑制されるため、マグネットトルクの減少を抑制することができる。
　以上のように、本発明に係るアキシャルギャップモータによれば、マグネットトルクの減少を抑制することが可能であると共に、リラクタンストルクを増加させることが可能となる。
　さらに、本発明に係るアキシャルギャップモータにおいて、複数の非希土類磁石の残留磁束密度は、２００ｍＴ以上、６００ｍＴ以下であることが好ましい。
　さらに、本発明に係るアキシャルギャップモータにおいて、複数の非希土類磁石のリコイル透磁率は、１．０以上、２．０以下であることが好ましい。
　さらに、本発明に係るアキシャルギャップモータにおいて、複数の非希土類磁石の着磁方向は、回転軸の周方向に沿って交互に反転することが好ましい。これにより、一対のステータから発生する回転磁束によって、ロータを効率よく回転させることが可能となる。
　さらに、本発明に係るアキシャルギャップモータにおいて、複数の非希土類磁石のそれぞれの体積は、複数の磁性体部のそれぞれの体積よりも大きいことが好ましい。これにより、マグネットトルクの減少を十分に抑制することが可能となる。
　さらに、本発明に係るアキシャルギャップモータにおいて、非希土類磁石は、フェライト磁石であることができる。
　本発明によれば、永久磁石として非希土類磁石を用いたアキシャルギャップモータであって、マグネットトルクの減少を抑制することが可能であると共に、リラクタンストルクを増加させることが可能なアキシャルギャップモータが提供される。
従来のアキシャルギャップモータにおけるロータ近傍の、回転軸の周方向に沿った模式的な断面を示す図である。 実施形態に係るアキシャルギャップモータの断面構成を模式的に示す図である。 ロータ及び一対のステータを互いに回転軸の方向に離間させた状態を示す斜視図である。 ロータを示す斜視図である。 非希土類磁石の要素、枠部材、及び、ロータ軸の構成を示す図である。 ロータを示す斜視図である。 実施形態のアキシャルギャップモータのロータ近傍の、回転軸の周方向に沿った模式的な断面を示す図である。 解析で用いた実施例の諸条件を示す図である。 平均トルクの推移の解析結果を示す図である。 ロータのフェライト磁石の減磁体積比の電流密度依存性の解析結果を示す図である。 スロット数とＵ相鎖交磁束の減少率の関係を示す図である。 ターン数と、平均トルク及びＵ相鎖交磁束の減少率との関係を示す図である。 非希土類磁石の幅と平均トルク及びトルクリプルとの関係を示す図である。
　以下、実施の形態に係るアキシャルギャップモータについて、添付図面を参照しながら詳細に説明する。なお、各図面において、可能な場合には同一要素には同一符号を用いる。また、図面中の構成要素内及び構成要素間の寸法比は、図面の見易さのため、それぞれ任意となっている。
　図２は、本実施形態に係るアキシャルギャップモータの断面構成を模式的に示す図である。図２に示すように、本実施形態のアキシャルギャップモータ１０は、ロータ１１と、一対のステータ２１と、ロータ軸１９と、ケース２９とを備えている。
　ロータ１１は円筒状の部材であり、その円筒形状の中心線に沿った回転軸１１ａの周りに回転する部材である。ロータ軸１９は、ロータ１１を貫通し、ロータ１１は、その内周面においてロータ軸１９と固定されている。ロータ軸１９は回転軸１１ａに沿った方向、即ち、ロータ１１の高さ（厚さ）方向に延びる部材であり、回転軸１１ａを規定する。
　一対のステータ２１は、それぞれ円筒状の部材である。一対のステータ２１は、ロータ１１の回転軸１１ａの方向からギャップＧ（空間ギャップ）を介してロータ１１を挟むように、ロータ１１と対向して設けられている。即ち、一対のステータ２１の対向面２１Ｓは、ロータ１１の対向面１１Ｓと対向する。ロータ軸１９は、一対のステータ２１を貫通し、一対のステータ２１の内周面は、ロータ軸１９と固定されていない。
　ケース２９は、ロータ１１及び一対のステータ２１を内部に収容する部材である。ケース２９は、ベアリング等を介してロータ軸１９を回転可能に支持している。一対のステータ２１は、ケース２９に固定されている。
　続いて、ロータ１１及びステータ２１について、より詳細に説明する。
　図３は、ロータ及び一対のステータを互いに回転軸の方向に離間させた状態を示す斜視図であり、図４は、ロータを示す斜視図である。
　図３及び図４に示すように、ロータ１１は、回転軸１１ａの周方向に沿って互いに離間して設けられた複数の非希土類磁石１３と、複数の非希土類磁石１３の間に設けられた複数の磁性体部１５と、非希土類磁石１３、磁性体部１５、及び、ロータ軸１９を互いに固定するための枠部材１７とを有している。
　複数の非希土類磁石１３は、それぞれ例えばフェライト磁石やアルニコ磁石等の希土類磁石以外の永久磁石である。非希土類磁石１３の数は、本実施形態では８個であるが、特に制限されない。複数の非希土類磁石１３の着磁方向は、それぞれ回転軸１１ａに沿っている。本実施形態においては、複数の非希土類磁石１３の着磁方向は、回転軸１１ａの周方向に沿って交互に反転している。また、本実施形態においては複数の非希土類磁石１３はそれぞれ、回転軸１１ａに沿った方向を厚さ方向とし、回転軸１１ａと垂直な方向に延びると共に回転軸１１ａ中に中心点を有する円弧帯状をなしている。
　複数の磁性体部１５は、非希土類磁石１３同様に、回転軸１１ａに沿った方向を厚さ方向とし、回転軸１１ａと垂直な方向に延びると共に回転軸１１ａ中に中心点を有する円弧帯状をなしている。磁性体部１５の数は、本実施形態では８個であるが、特に制限されない。磁性体部１５の透磁率は、非希土類磁石１３の透磁率よりも大きい。磁性体部１５は、例えば圧粉鉄心やＳ４５Ｃ等の鉄や電気機器用磁性材料等の磁性材料で構成されている。
　また、複数の非希土類磁石１３及び複数の磁性体部１５は、ロータ１１の一対のステータ２１との対向面１１Ｓ（図２参照）を規定する。
　また、図３に示すように、一対ステータ２１は、それぞれ軟磁性材料からなるステータコア２３と、コイル部２５とを有する。ステータコア２３は、円筒状部材と、円筒状部材からロータ１１の方向に突出した複数のティースとを有する。ティースの回転軸１１ａと垂直な面に沿っての断面は、例えば円弧帯状である。複数のティースの周りには、コイル部２５が捲回されている。コイル部２５は、通電されることにより一方のステータ２１と他方のステータ２１との間の領域において、回転軸１１ａに沿った方向に回転磁束を発生させる。この回転磁束によって生じるトルクによって、ロータ１１は回転軸１１ａの周りに回転する。
　図５は、非希土類磁石の要素、枠部材、及び、ロータ軸の構成を示す図である。図５では、枠部材１７及びロータ軸１９と、その他の部材とを、回転軸１１ａに沿った方向に離間させた状態を示している。
　枠部材１７は、ステンレス鋼等の非磁性材料で構成されている。図５に示すように、枠部材１７は、ロータ１１の外形を規定するリング状部材１７ａと、ロータ軸１９を固定するロータ軸固定部材１７ｂと、リング状部材からロータ軸固定部材に延びると共に、非希土類磁石１３と磁性体部１５とを離間させるようにこれらの間に介在する複数の離間部材１７ｃとを有している。また、本実施形態においては、図５に示すように、複数の非希土類磁石１３のそれぞれは、回転軸１１ａの上方と下方にそれぞれに設けられた一対の非希土類磁石要素１３ａからなる。同様に、複数の磁性体部１５のそれぞれは、回転軸１１ａの上方と下方にそれぞれに設けられた一対の磁性体部要素１５ａからなる。そして、回転軸１１ａの上方の複数の非希土類磁石要素１３ａ及び磁性体部要素１５ａは、リング状部材１７ａ、ロータ軸固定部材１７ｂ、及び離間部材１７ｃで規定される領域に、枠部材１７の上方からはめ込まれる。同様に、回転軸１１ａの下方の複数の非希土類磁石要素１３ａ及び磁性体部要素１５ａは、リング状部材１７ａ、ロータ軸固定部材１７ｂ、及び離間部材１７ｃで規定される領域に、枠部材１７の下方からはめ込まれる。
　なお、非希土類磁石１３は、必ずしも一対の非希土類磁石要素１３ａで構成される必要はなく、一つの部材で構成されてもよい。磁性体部１５は、必ずしも一対の磁性体部要素１５ａで構成される必要はなく、一つの部材で構成されてもよい。
　図６は、ロータを示す斜視図である。図６においては、非希土類磁石１３の着磁方向を示す符号（Ｎ及びＳ）を付しており、また、非希土類磁石１３、磁性体部１５、及び、枠部材１７の一部を、回転軸１１ａと平行な平面で切断した状態を示している。
　図６に示すように、非希土類磁石１３と磁性体部１５は、互いに離間している。より具体的には、複数の非希土類磁石１３の間には、非磁性体部としての離間部材１７ｃ及び空間ギャップ１７ｇを介して複数の磁性体部１５が設けられている。即ち、非希土類磁石１３と磁性体部１５の間には、離間部材１７ｃ及び空間ギャップ１７ｇが介在している。
　なお、本実施形態では、非希土類磁石１３と磁性体部１５の間において、回転軸１１ａに沿った方向の上部及び下部に空間ギャップ１７ｇが存在し、これらの間に離間部材１７ｃが存在するが、例えば、回転軸１１ａに沿った方向の上部及び下部に離間部材１７ｃが存在し、これらの間に空間ギャップ１７ｇが存在してもよい。また、本実施形態では、非希土類磁石１３と磁性体部１５の間には、離間部材１７ｃ及び空間ギャップ１７ｇの両方が介在しているが、離間部材１７ｃのみが介在してもよく、空間ギャップ１７ｇのみが介在してもよい。また、非希土類磁石１３と磁性体部１５の回転軸１１ａの周方向に沿った離間距離（即ち、離間部材１７ｃ及び／又は空間ギャップ１７ｇの回転軸１１ａの周方向に沿った幅）は、ロータ１１とステータ２１間のギャップＧ（図２参照）の回転軸１１ａに沿った方向の幅よりも大きいことが好ましい。何故なら、この条件を満たす場合、非希土類磁石１３の磁束が回転軸１１ａに沿って直線的にステータ２１へ向かう効果が特に大きくなるためである。
　また、図６に示すように、複数の非希土類磁石１３の着磁方向は、回転軸１１ａの周方向に沿って交互に反転することが好ましい。これにより、一対のステータ２１から発生する回転磁束によって、ロータ１１を効率よく回転させることが可能となる。
　上述のような本実施形態に係るアキシャルギャップモータ１０によれば、以下のような理由により、マグネットトルクの減少を抑制することが可能であると共に、リラクタンストルクを増加させることが可能となる。
　図７は、本実施形態のアキシャルギャップモータのロータ近傍の、回転軸の周方向に沿った模式的な断面を示す図である。
　図７に示すように、本実施形態のアキシャルギャップモータ１０では、複数の非希土類磁石１３及び複数の磁性体部１５は、ロータ１１の一対のステータ２１との対向面１１Ｓを規定するため、複数の非希土類磁石１３の一対の磁性体部１５側の面（対向面１１Ｓの一部）には、ロータバックコア等の部材は何も存在しない。そのため、そのような部材のために非希土類磁石１３が薄くなってしまうことはないため、ロータ１１全体の体積のうち磁性体部１５の体積が占める割合を大きくすることができる。その結果、ロータ１１全体の体積のうち非希土類磁石１３の体積が占める割合が小さいことに起因するマグネットトルクの減少を抑制することが可能となる。
　また、非希土類磁石１３の着磁方向は回転軸１１ａの方向に沿っているため、非希土類磁石１３が発生する磁束１１ｍによって磁性体部１５の一対のステータ２１側の面（対向面１１Ｓの一部）が同極に磁化されることはない。そのため、一方のステータ２１から他方のステータ２１へ向かう磁束２１ｍが磁性体部１５内を経由することは妨げられないため、磁性体部１５の一対のステータ２１側の面が同極に磁化された場合に生じるようなリラクタンストルクの減少の問題は生じない。
　また、複数の磁性体部１５の透磁率は、複数の非希土類磁石１３の透磁率よりも大きい上に、複数の非希土類磁石１３の一対のステータ２１側の面（対向面１１Ｓの一部）には軟磁性材料からなる部材は存在しないため、ステータ２１から発生した磁束２１ｍが非希土類磁石１３のステータ２１側の面の方向に引き寄せられることは抑制される。（仮に、複数の非希土類磁石１３の一対のステータ２１側の面において、ｄ軸及びｑ軸に交差する領域にロータバックコア等の軟磁性材料からなる部材が存在すると、ステータ２１から発生した磁束２１ｍは非希土類磁石１３のステータ２１側の面の方向、即ちｄ軸の方向に引き寄せられる。）
　そのため、一方のステータ２１から発生し他方のステータ２１へ向かう磁束２１ｍの大部分は非希土類磁石１３を経由することなく、複数の非希土類磁石１３間に設けられた磁性体部１５内を経由する。その結果、ステータ２１から発生した磁束２１ｍの大部分は磁性体部１５内に導かれるため、リラクタンストルクを増加させることが可能である。また、非希土類磁石１３内を通過する磁束による非希土類磁石１３の不可逆減磁は抑制される。その結果、非希土類磁石１３内を通過する磁束による非希土類磁石１３の不可逆減磁に起因するマグネットトルクの減少を抑制することが可能である。
　以上のように、本実施形態に係るアキシャルギャップモータ１０によれば、マグネットトルクの減少を抑制することが可能であると共に、リラクタンストルクを増加させることが可能となる。
　また、本実施形態に係るアキシャルギャップモータ１０において、複数の非希土類磁石１３の残留磁束密度は、２００ｍＴ以上、６００ｍＴ以下であることが好ましい。ただし、複数の非希土類磁石１３の残留磁束密度が上記範囲外であっても、アキシャルギャップモータ１０は上述の効果を発揮する。
　また、本実施形態に係るアキシャルギャップモータ１０において、複数の非希土類磁石１３のリコイル透磁率は、１．０以上、２．０以下であることが好ましい。ただし、複数の非希土類磁石１３のリコイル透磁率が上記範囲外であっても、アキシャルギャップモータ１０は上述の効果を発揮する。
　さらに、本実施形態に係るアキシャルギャップモータ１０において、複数の非希土類磁石１３のそれぞれの体積は、複数の磁性体部１５のそれぞれの体積よりも大きいことが好ましい（図３～図７参照）。これにより、マグネットトルクの減少を十分に抑制することが可能となる。
　なお、上述の実施形態においては、ロータ１１は、マグネットトルクを発生させるための永久磁石として非希土類磁石１３のような非希土類磁石のみを有しているが（図３～図６参照）、このような態様に限られない。例えば、ロータ１１は、マグネットトルクを発生させるための永久磁石として、非希土類磁石に加えて、希土類磁石を有していてもよい。
　本実施形態のアキシャルギャップモータ１０は、例えばハイブリッド自動車、電気自動車等の自動車や、エアコン、冷蔵庫、洗濯機等の家電製品に利用することができる。
　次に、実施例のアキシャルギャップモータについて、磁石温度は７５℃で一定、定格電流密度は２２Ａｒｍｓ／ｍｍ２で一定の条件で、電流位相を０°（０deg）から９０°（９０deg）まで変化させて３Ｄ－ＦＴＡ解析を行った場合の平均トルクの推移について調査した。図８は、本解析で用いた実施例の諸条件を示す図である。図９は、上記解析に基づく、実施例の平均トルク及びマグネットトルクの電流位相角依存である。図９に示すように、平均トルクの最大値は、プロットＡにおける値、即ち、電流位相角が５０°（５０deg）における３５５．０Ｎｍであった。このときのトルク密度は４０．３Ｎｍ／Ｌであり、実用レベルに十分に満たしていた。これにより、例えば出力密度５．６８ｋＷ／Ｌ、即ち、出力５０．２ｋＷを達成するのに、規定速度を１３５０ｒｐｍ程度まで下げられることがわかった。
　また、図９においては、電流位相角度が０°（０deg）の場合の平均トルクと基準としたマグネットトルクの大まかな推移も示している。図９に示すように、平均トルクが最大となる電流位相角５０°において、平均トルク中のマグネットトルクの割合は約３６％であり、平均トルク中のリラクタンストルクの割合は約６４％であることがわかった。これにより、実施例のアキシャルギャップモータの平均トルクにおいて、リラクタンストルクが支配的であり、リラクタンストルクを有効に利用できていることがわかった。
　図１０は、上記解析に基づく、ロータのフェライト磁石の減磁体積比の電流密度依存性の解析結果を示す図である。減磁体積比とは、磁石全体に対する不可逆減磁が発生した部分の割合を示す値である。この解析は、回転角度を０°で一定、電流位相角を９０°で一定という不可逆減磁が最も発生しやすい条件において、電流密度を変化させながら行った。また、フェライト磁石は低温状態であると不可逆減磁が生じやすいため、フェライト磁石の温度は、－２０℃で一定とした。
　図１０に示すように、電流密度が低いときには、不可逆減磁は殆ど発生しなかった。定格電流密度である２２Ａｒｍｓ／ｍｍ２において減磁体積比は約５．６％であった。実施例においては、コアの永久磁石として不可逆減磁の生じやすいフェライト磁石を用い、さらに低温状態で２２Ａｒｍｓ／ｍｍ２という大きな電流を流した場合であっても、不可逆減磁は僅かにしか生じないことがわかった。
　次に、実施例のアキシャルギャップモータについて、スロット数（ステータ２１が有するコイル部２５の数）と、非希土類磁石１３の不可逆減磁に起因するＵ相鎖交磁束の減少率について調べた。
　具体的には、スロット数が、１５、１８、２４の３個の実施例に係るアキシャルギャップモータを準備した。これらの実施例のコイルの巻線の総量がそれぞれ同一となるように、ステータ２１のステータコア２３とコイル部２５の形状を決定した。その結果、スロット数が１５、１８、２４の実施例に係るアキシャルギャップモータのターン数（コイルの巻数）は、それぞれ順に２０、１７、１３となった。極数（ロータ１１が有する非希土類磁石１３の数）は、３個の実施例全てにおいて１０とした。
　これらの実施例について、回転角度０deg一定、定格電流密度２２Ａｒｍｓ／ｍｍ２一定、磁石温度―２０℃、又は、７５℃、電流位相角９０deg一定、の条件で、減磁に関する解析を行い、Ｕ相鎖交磁束の減少率を求めた。
　図１１は、スロット数とＵ相鎖交磁束の減少率の関係を示す図である。図１１に示すように、スロット数が１５～２４の範囲の実施例においては、スロット数が増加する程、Ｕ相鎖交磁束の減少率が小さくなった。磁石温度が－２０℃の場合、スロット数が１８の実施例のＵ相鎖交磁束の減少率は約４．９％となり、スロット数が２５の実施例のＵ相鎖交磁束の減少率は約１．７％となった。これにより、スロット数が１５～２４の範囲の実施例においては、スロット数が増加する程、不可逆減磁に対する耐性が高くなることが分かった。
　次に、実施例のアキシャルギャップモータについて、スロット数を２４に固定した場合のターン数と平均トルクとの関係を調べた。
　具体的には、ターン数が１３、１４、１５、１６、１７、１８の６個の実施例に係るアキシャルギャップモータを準備した。スロット数は６個の実施例全てにおいて、２４とした。極数は、６個の実施例全てにおいて１０とした。
　これらの実施例について、磁石温度７５℃一定、定格電流密度２２Ａｒｍｓ／ｍｍ２一定、電流位相角４０deg一定の条件で、平均トルクに関する解析を行った。
　図１２は、実施例のアキシャルギャップモータについて、ターン数と、平均トルク及びＵ相鎖交磁束の減少率との関係を示す図である。図１２に示すように、ターン数が１６場合に、平均トルクは最大値（３３０．３Ｎｍ）となった。Ｕ相鎖交磁束の減少率は、ターン数の増加と共に、増加した。ターン数が１５である場合、平均トルクも十分に大きく、Ｕ相鎖交磁束の減少率は２．７％と非常に小さい値となった。これらの結果より、平均トルクとＵ相鎖交磁束の減少率とを両方考慮した場合、最適なターン数は１５であることがわかった。
　次に、実施例のアキシャルギャップモータについて、非希土類磁石１３の回転軸１１ａの周方向に沿った方向の幅と、トルクの大きさ及びトルクリプルとの関係を調べた。
　具体的には、非希土類磁石１３の幅（非希土類磁石１３の回転軸１１ａの周方向に沿った方向の幅）を、１８degから２６．４degまで、１．２deg刻みで変更した８個の実施例に係るアキシャルギャップモータを準備した。スロット数は８個全ての実施例において２４とした。ターン数は８個全ての実施例において１５とした。極数は８個の実施例全てにおいて１０とした。
　これらの実施例について、磁石温度７５℃一定、定格電流密度２２Ａｒｍｓ／ｍｍ２一定、電流位相角４０deg一定の条件で、平均トルクに関する解析を行った。
　図１３は、実施例のアキシャルギャップモータについて、非希土類磁石の幅と平均トルク及びトルクリプルとの関係を示す図である。図１２に示すように、トルクリプルは、非希土類磁石の幅が１８degから２６．４degまでの範囲において、９％未満の非常に小さい値となった。また、平均トルクは、非希土類磁石の幅が２４degである場合に最大値となった。これらの結果より、最適な非希土類磁石の幅が２４degであることがわかった。
　１０・・・アキシャルギャップモータ、１１・・・ロータ、１１Ｓ・・・ロータのステータとの対向面、１３・・・非希土類磁石、１５・・・磁性体部、１７ｃ・・・非磁性体部（離間部材）、１７ｇ・・・空間ギャップ、２１・・・ステータ、Ｇ・・・ギャップ。

Claims (6)

  1. 　ロータと、
    　前記ロータの回転軸の方向からギャップを介して前記ロータを挟むように、前記ロータと対向して設けられた一対のステータと、
    を備え、
    　前記ロータは、
    　前記回転軸の周方向に沿って互いに離間して設けられた複数の非希土類磁石と、
    　前記複数の非希土類磁石の間に非磁性体部又は空間ギャップを介して設けられた複数の磁性体部と、
    を有し、
    　前記複数の非希土類磁石の着磁方向は、それぞれ前記回転軸の方向に沿っており、
    　前記複数の磁性体部の透磁率は、前記複数の非希土類磁石の透磁率よりも大きく、
    　前記複数の非希土類磁石及び前記複数の磁性体部は、前記ロータの前記一対のステータとの対向面を規定することを特徴とするアキシャルギャップモータ。
  2. 　前記複数の非希土類磁石の残留磁束密度は、２００ｍＴ以上、６００ｍＴ以下であることを特徴とする請求項１に記載のアキシャルギャップモータ。
  3. 　前記複数の非希土類磁石のリコイル透磁率は、１．０以上、２．０以下であることを特徴とする請求項１又は２に記載のアキシャルギャップモータ。
  4. 　前記複数の非希土類磁石の着磁方向は、前記回転軸の周方向に沿って交互に反転することを特徴とする請求項１～３のいずれか一項に記載のアキシャルギャップモータ。
  5. 　前記複数の非希土類磁石のそれぞれの体積は、前記複数の磁性体部のそれぞれの体積よりも大きいことを特徴とする請求項１～４のいずれか一項に記載のアキシャルギャップモータ。
  6. 　前記非希土類磁石は、フェライト磁石であることを特徴とする請求項１～５のいずれか一項に記載のアキシャルギャップモータ。
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