連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法

2023-10-05 01:32:29

專利名稱：連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法
技術領域：
本發明涉及在磁極中心具有徑向各向異性區、在磁極之間具有非徑向磁性各向異性區，即使形成小口徑也不會發生磁性特性劣化的連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法。更具體而言，本發明涉及連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法，所述連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵用於被廣泛用作家用電器、空調設備、以及信息設備等的各種驅動源的、對於約50W以下的磁鐵型電動機的節電化、節能化、小型化、及靜音化具有重大影響的高性能永久磁鐵型電動機。
背景技術：
電動機被視為是一種通過對鋼鐵、非鐵金屬、高分子等各種材料進行高精度加工來製造轉子、軸、軸承、定子等，並將這些部分組合而得到的用來將電能轉化為機械能的複合性功能部件。近年來,永久磁鐵型電動機成為電動機的主流,所述永久磁鐵型電動機利用 的是對其它磁性材料具有吸引、排斥能力，並且具有無需外部能量即可永久性地產生靜磁場的能力的磁鐵。從物理學角度分析，磁鐵與其它磁性材料的區別在於即使在外部磁場消失之後，仍殘留有效的磁化，當施加熱或較大逆磁場等時，會首先發生磁化翻轉(減磁)，進而還會伴隨該磁化翻轉引發磁化的降低。上述磁鐵的重要特性值包括能量密度(BH)max。這是用單位體積表徵的磁鐵的潛在能。然而，根據電動機的種類不同，磁鐵的強吸引、排斥能力未必能夠得以高性能化。不過，在非專利文獻I中，由磁鐵的基本特性之一的剩餘磁通密度Br和電動機的性能指標
的電動機常數KJ (KJ是輸出轉矩KT與電阻損耗的平方根之比)之間的關係得到下述結
論在作為本發明對象使用的環形磁鐵的小型電動機中，當電動機直徑、轉子直徑、空隙、軟磁材料、磁鐵尺寸等固定時，磁鐵的能量密度(BH)max的增加將帶來更高的轉矩密度。但是，由於該電動機的定子鐵心中存在用來收納線圈的槽和用來形成部分磁路的齒，因此，伴隨旋轉，會引發磁導率的變化。這樣一來，能量密度(BH)max的增加會引起轉矩脈動、即齒槽轉矩的增大。而齒槽轉矩的增加又會伴隨阻礙電動機圓滑旋轉、加大電動機的振動及噪聲、旋轉控制性變差等不良影響。為了避免上述不良影響，一直以來，已有眾多關於降低電動機的齒槽轉矩的研究。首先，對於在磁化方向上具有某恆定厚度的磁極，可列舉磁鐵的厚度不等化。例如，在非專利文獻2中公開了一種具有經過了厚度不等化的磁極I、定子鐵心2、定子鐵心槽
3、定子鐵心齒4的小型電動機(如圖IlA所示)。具體而言，在非專利文獻2中記載了下述內容通過用剩餘磁化Brl. 2T、磁極中心的最大厚度為3mm、磁極兩端的最小厚度為I. 5mm的經過了厚度不等化的磁極來製作12極18槽表面磁鐵型同步電動機(SPMSM)，可實現齒槽轉矩的極小化。這裡，應該理解的是，雖然此時列舉的是磁極外徑側的厚度不等，但即使是與之相反的磁極內徑側厚度不等的磁極，也可以降低齒槽轉矩。另外，在非專利文獻2中指出為了如圖IIA所示地通過進行磁極的厚度不等化來達到齒槽轉矩的極小化，所進行的厚度不等化必須要使磁極兩端的最小厚度達到磁極中心的最大厚度的1/2左右。也就是說，如果磁極的厚度、即磁化的方向(厚度)薄，則即使對磁極進行厚度不等化、使齒槽轉矩極小化，也無法獲得充分的效果。另外，一般而言，由於較薄的磁極從機械強度方面考慮也是脆弱的磁極，因此還存在加工困難的問題。另一方面，對於磁化方向上的厚度較薄的磁極，已知有在非專利文獻3中披露的將磁極扭斜(skew)的方法(如圖IlB所示)、或在非專利文獻4中披露的將磁極間的磁極面積連續削除的方法(如圖IlC所示)。縱觀上述現有技術，採用的均是使厚磁極的磁極端厚度減小至1/2水平，加大與定子鐵心之間的空隙、或是削減薄磁極的磁極間面積的方法。這樣一來，由磁極產生的靜磁、場Ms的磁通量O、即流入定子鐵心的量會因磁阻的增加而減少。其結果，利用這些方法時，齒槽轉矩的較小通常會引起轉矩密度發生10 15%的降低。因此，利用圖11A、圖IlB及圖IlC所示的現有技術的齒槽轉矩降低法存在著下述問題因磁鐵的能量密度(BH)max增大而犧牲了電動機的轉矩密度的增加。另一方面，還已知有如非專利文獻5所披露的電動機的齒槽轉矩降低法。非專利文獻5使用磁化方向厚度薄至I. 2mm、且剩餘磁化Mr達到IT的高能量密度的稀土 -鐵類燒結磁鐵，採用了不削減圖11A、圖IlB及圖IlC所示的磁化方向的厚度或磁極面積的方法來降低齒槽轉矩。即所謂的Halbach圓筒(Halbach Cylinder):如圖12A 12D所不,利用將各磁極分割成2 5部分而得到的磁極片段構成一個磁極，並對每個磁極片段的各向異性方向(易磁化軸的方向)進行階段性調整。但在附圖中，磁極I的附加文字(2) (5)代表將磁極I分割成2 5部分所分成的片段個數。另外，各片段的箭頭方向代表各向異性的方向(易磁化軸的方向)。利用上述結構的磁極來製造12極18槽的電動機時，在分割的磁極片段的個數N和齒槽轉矩Tcog之間為近似乘方的關係即Tcog = 61.753Xexp(-0. 1451XN)。即表明當任意機械角度$下的磁化矢量M與磁極的周方向切線之間的磁化矢量角為M0時，磁極間採取有規則且高精度的連續變化的情況較為理想。然而，下述操作本身是困難的通過使用厚度I. 2mm、剩餘磁化Mr達IT的高能量密度的稀土 _鐵類燒結磁鐵來準備各向異性方向不同的多個磁極片段，細緻且規則地配置這些磁極片段，並以高的尺寸精度構成多個磁極，從而得到轉子。因此，準備整數倍該磁極的多極轉子、或使用該多極轉子來製造小型電動機是極為困難的。另外，與經濟性不夠適應也是容易推測的。可是，磁性各向同性的磁鐵可根據起磁場(著磁界)的方向和其磁場強度分布而自由地在任何方向上發生磁化。為此，可以通過對磁軛的形狀和起磁力進行最優化來獲得圖13的磁極I的圓弧狀箭頭所示的磁化圖案。由此，可以容易地將磁極和定子鐵心之間的空隙磁通密度分布調整為正弦波狀。因此，與利用磁各向異性的磁鐵材料形成的薄磁極的情況相比，SPMSM這樣的小型電動機的齒槽轉矩非常容易降低。對於如上所述的各向同性稀土類磁鐵材料的研究被認為首先是從R. ff. Lee等人開始的(參考非專利文獻11)。非專利文獻11中披露了下述內容當用樹脂對能量密度(BH)max為lllkj/m3的驟冷凝固條帶進行固定時，可得到能量密度(BH)max為72kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B類粘結磁體。其後，從上世紀八十年代後半期至今，對於以稀土 -鐵類熔融合金的驟冷凝固為主的各向同性稀土磁鐵材料的研究得以活躍進行。例如，包括基於Nd2Fe14B類、Sm2Fe17N3類、或它們與a Fe,FeB,Fe3B類形成的微細組織，利用了包括交換結合的納米複合磁鐵材料在內的材料可在工業中得以應用。此外，除了對各種各樣的合金組織實施了微觀控制的各向同性磁鐵材料以外，粉末狀的各種不同的各向同性磁鐵材料也能夠在工業中得以應用。例如，參見非專利文獻6 10。特別是在非專利文獻10中，H. A. Davies等人報導了儘管為各向同性但能量密度(BH)max達到220kJ/m3磁鐵材料。可是，能夠用於工業生產的各向同性磁鐵材料的能量密度(BH)max至多不超過134kJ/m3。另外，用於約50W以下的小型電動機時，各向同性Nd2Fe14B粘結磁體的能量密度出《)!1^通常在約801^/1113以下。S卩，自1985年R.W. Lee等人用能量密度(BH)max為IllkJ/m3的條帶製作能量密度(BH) max為72kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B類粘結磁體以來，雖然已經過了 20年以上，但在能量密度(BH)max方面的進步卻不足10kJ/m3。因此，無法期待隨著各向同性磁鐵材料的進步來增加能量密度、進而實現作為本發明的對象的電動機的高轉矩密度化。另一方面，由於從各向同性向各向異性磁鐵轉化時通常會伴隨能量密度(BH)max的增加，因此對於小型電動機而言，可以獲得更高的轉矩密度。然而相反會導致齒槽轉矩增 大。並且，就已有的徑向各向異性環形磁鐵而言，當其內外徑減小時，即使在環形腔(ringcavity)的核心使其排斥外部磁場Hex而產生徑向取向磁場，由於其漏磁量增大，也會導致能量密度(BH)max的降低程度劣化。特別是當直徑在25mm以下時，該趨勢將增強。另外，作為本發明涉及的各向異性稀土-鐵類磁鐵材料，可列舉例如非專利文獻12 中的 RD-Sm2Fe17N3、或非專利文獻 13 中的 HDDR-Nd2Fe14B。現有技術文獻非專利文獻非專利文獻I :J. Schulze 著 「Appl ication of high performancemagnets forsmall motors」，Proc. of the 18th international workshop on highperformancemagnets and their applications,2004 年，pp. 908 915非專利文獻2 Y. Pang、Z. Q. Zhu>S. Ruangsinchaiwanich>D. Howe 著，「Comparisonof brushless motors having halbach magnetized magnets andshaped parallelmagnetized magnets，，,Proc. of the 18th international workshopon high performancemagnets and their applications,2004 年，pp. 400 407非專利文獻3 :W. Rodewald、W. Rodewald、M. Katter 著，「Propertiesandapp I i cat i on s of high performance magnets，，，Proc. of the 18 thinternationalworkshop on high performance magnets and their applications,2004年，pp. 52 63非專利文獻4:松岡篤、山崎東吾、川口仁著，「送風機用—夕Q高性能化検討」，電氣學會回転機研究會，RM-01-161, 2001年非專利文獻5 D. Howe> Z. Q. Zhu 著，「Application of halbach cylinderstoelectrical machine」，Proc. of the 17th int.workshop on rare earth magnetsandtheir applications,2000 年，pp. 903 922非專利文獻6入山恭彥著，「高性能希土類> F磁石^開発動向」、文部科學省^ ^— 3 >創出事業I希土類資源CO有効利用i先端材料'> > m , 2002年，pp. 19 26
非專利文獻7 :B. H. Rabin、B. M. Ma 著，「Recent developments inNd-Fe-Bpowder」，120th Topical Symposium of the Magnetic Society of Japan，2001年，pp. 23 28非專利文獻8 B. M. Ma 著，「Recent powder development at magnequench」、Polymer Bonded Magnets 2002，2002 年非專利文獻9 :S. Hirasawa、H. Kanekiyo、T. Miyoshi、K. Murakami、Y. Shigemoto、T. Nishiuchi 著，「Structure and magnetic properties ofNd2Fe 14B/FexB-typenanocomposite permanent magnets prepared by stripcasting」，9th Joint MMM/INTERMAG，FG-05，2004 年非專利文獻10 :H. A. Davies、J. I. Betancourt、C. L Harland，「NanophasePr and Nd/Prbased rare-earth-iron-boron alloys，，，Proc. of 16th Int. WorkshoponRare-Earth Magnets and Their Applications，2000 年，pp. 485 495非專利文獻11 :R. W. Lee、E. G. Brewer、N. A. Schaffel，「Hot-pressedNeodymium-Iron-Boron magnets」，IEEE Trans. Magn.，Vol.21，1958 (1985)非專利文獻12 A. Kawamoto、T. Ishikawa、S. Yasuda、K. Takeya、K. Ishizaka、T. Iseki、K. Ohmori 著，『『SmFeN magnet powder prepared byreduction and diffusionmethod」、IEEE Trans. Magn.，35，1999 年，p. 3322非專利文獻13 T. Takeshita and R. Nakayama 著，「Magnetic propertiesandmicro-structure of the Nd-Fe-B magnet powders produced by hydrogentreatment」，Proc.10th Int. Workshop on Rare-earth Magnets and TheirApplications，1989 年，pp.551 56
發明內容
本發明的連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法包括下述的必要的第I製造步驟和必要的第2製造步驟。在所述必要的第I製造步驟中，將均勻的外部磁場Hex的方向和與轉子的任意機械角度$相對應的內外周方向切線之間形成的角度設為HG，在基於外部磁場Hex的磁場中對具有內外周切片的片段(segment)進行成形加工，其中，所述內外周切片使與機械角度$相對應的角度He發生變化。在所述必要的第2製造步驟中，根據磁極數在圓周上設置多個片段，利用基於其粘性變形的流變性從該片段一側的推力(thrust)方向的端面擠出成環狀，然後，從該片段的推力方向的兩個端面進行壓縮成形。本發明通過提供上述各向異性環形磁鐵的製造方法，將作為各向同性磁鐵的缺點即能量密度(BH)max提高至約2倍以上。由此，不僅可期待小型電動機的轉矩密度的增加，還能夠在同一形狀下降低由徑向各向異性磁鐵特有的齒槽轉矩所引起的缺陷，例如噪聲。對於釆用了傳統的面內各向異性等不具有明確的非徑向各向異性區的徑向各向異性環形磁鐵的電動機，當磁鐵的能量密度(BH)max增加時，相對於機械角度辦，磁極中心的磁化矢量角Mc與磁極端的磁化矢量角Md為Mc NMd(Mc^Md)。因此，磁極端的磁化矢量角Md相對於機械角度$的變化Md/>具有呈指數函數增加的傾向。而對於本發明的磁極端的磁化矢量角Md相對於機械角度$的變化Md/>，通過對各向異性方向進行連續控制，可將該變化Md/>抑制在各向同性磁鐵以下。其結果，其不僅是一種與鐵氧體磁極各向異性磁鐵及各向同性Nd2Fe14B磁鐵相比能量密度(BH)max約達到2 10倍的高性能稀土-鐵類環形磁鐵，還可以在不使電動機的齒槽轉矩增加的情況下提高轉矩密度。特別是，即使在製成小口徑的情況下也不會發生諸如徑向各向異性環形磁鐵那樣的、因徑向取向磁場降低而引發的能量密度(BH)max的降低，可製造出多個片段。因此，本發明可有效用於被廣泛用作家用電器、空調設備、以及信息設備等的各種驅動源的、約50W以下的電動機的節能化、資源節約化、小型化、及靜音化。


圖IA為示出了對各向異性方向的控制的第I概念圖。圖IB為示出了對各向異性方向的控制的第2概念圖。
圖IC為示出了對各向異性方向的控制的第3概念圖。圖2A為示出擠出壓縮過程的立體外觀圖。圖2B為擠出壓縮成形模頭的截面構成圖。圖3A為示出了熔融高分子在外力作用下的流動形態的第I概念圖。圖3B為示出了熔融高分子在外力作用下的流動形態的第2概念圖。圖4為示出了用來賦予流變性的熱固性樹脂組合物的分子結構的概念圖。圖5為示出了磁各向異性磁極的宏觀結構的電子顯微鏡照片的圖。圖6A為示出了磁鐵的M-H loop的特性圖。圖6B是示出了剩餘磁化和能量密度的特性圖。圖7A是示出了片段的一例的形狀圖。圖7B是示出了片段與環形磁鐵的位置關係的截面圖。圖8A是示出了徑向區與非徑向區的構成圖。圖8B是示出了機械角度與磁化矢量的關係的特性圖。圖9是示出了徑向區的角度誤差與相對於非徑向區的機械角度的磁化矢量之間的回歸直線的相關係數之間的關係的特性圖。圖IOA是示出了能量密度與電動機效率(最高值)的一例的特性圖。圖IOB是示出了轉速與噪聲值的一例的特性圖。圖IlA是概念圖，示出了利用傳統的厚度不等化的齒槽轉矩降低法。圖IlB是概念圖，示出了利用傳統的扭斜的齒槽轉矩降低法。圖IlC是概念圖，示出了利用傳統的磁極面積的齒槽轉矩降低法。圖12A是示出了利用傳統的磁化方向的不連續控制的齒槽轉矩降低法的第I概念圖。圖12B是示出了利用傳統的磁化方向的不連續控制的齒槽轉矩降低法的第2概念圖。圖12C是示出了利用傳統的磁化方向的不連續控制的齒槽轉矩降低法的第2概念圖。圖12D是示出了利用傳統的磁化方向的不連續控制的齒槽轉矩降低法的第2概念圖。
圖13是示出了各向同性磁鐵的磁化圖案的概念圖。符號說明10 片段11內外周切片20片段磁鐵21推力方向片段端面30擠出成形用型芯35擠出壓縮成形模頭40經過了擠出壓縮成形的環形磁鐵 41經過了脫模、熱固化的環形磁鐵42轉子鐵心43環形磁鐵轉子(j5機械角度Mc (磁極中心(徑向區)的)磁化矢量角Md (磁極端(非徑向區)的)磁化矢量角Hex外部磁場H 9 (外部磁場的)角度
具體實施例方式以下，結合附圖對本發明的實施方式進行說明。(實施方式)本發明必須進行下述2個步驟。其一是在對磁鐵進行機械性設計的同時利用保持恆定方向的均勻磁場來製作片段的步驟，所述片段是各向異性方向從與面垂直方向到面內發生連續變化的片段。即，在製作的片段中在從與接受均勻磁場的面相垂直的方向到該接受均勻磁場的面的擴展方向，各向異性方向發生連續變化。另一必須進行的步驟是將多個上述片段設置在圓周上，利用基於該片段的粘性變形的流變性從該片段的一側的推力方向端面將其擠出成環狀，然後再從片段的推力方向的兩個端面進行壓縮的步驟。針對上述本發明的必須進行的製造步驟進行更加詳細的說明。首先，在本發明必須進行的第I製造步驟中，在基於均勻的外部磁場Hex的磁場中對具有多個內外周切片的片段進行成形加工。這裡，內外周切片是用來使與機械角度0相對應的角度H 0發生變化的切片。另外，角度H0是均勻的外部磁場Hex的方向和片段的任意位置、即與最終轉子機械角度0相對應的內外周方向切線之間所成的角度。作為片段的成形加工法，可採用公知的注射法或擠出法，但為了將能量密度(BH)max控制在160 180kJ/m3，優選在垂直磁場中進行的壓縮法。另外，在本發明必須進行的第2製造步驟中，首先要根據磁極數將在必須進行的第I製造步驟中製造的多個片段設置在圓周上。然後，利用基於該片段的粘性變形的流變性從該片段的一側的推力方向端面將其擠出成環狀。接著，通過從該片段的推力方向的兩端面進行壓縮成形來形成連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵。需要指出的是，上述的多個片段指的是2個以上的偶數，該個數本身屬於本發明的小型電動機的設計思想。
然而，當在稀土 -鐵類磁鐵材料自由旋轉狀態下對其施加外部磁場Hex時，該磁鐵材料會被磁化成外部磁場Hex的方向並發生排列。因此，在片段截面上，相對於內外周方向切線的磁化矢量角M、即各向異性的方向為M N H0。例如，在環形磁鐵的各向異性磁極中，使徑向各向異性區的磁化矢量角為Mc、非徑向各向異性區的磁化矢量角為Md，進一步，還必須要使其與角度H 0之間的誤差減小。為此，在設定片段形狀時，優選按照下述方法求出截面形狀。即，使在任意機械角度0的位置呈角度H 0的剛體發生旋轉移動，在保證各向異性的水平不破壞的前提下僅使各向異性的方向發生變化，並通過對這些剛體的聚集體進行非線性結構解析來求出片段的截面形狀。另外，與任意機械角度0的位置相對具有角度H0的剛體的聚集體在各向異性的水平不破壞的前提下僅發生各向異性方向的變化的旋轉移動利用的是基於在熱和外力作用下產生的熔融線性高分子的剪切流動、伸長流動、以及複合了上述的基於粘性變形的流變性。以下，針對本發明所述的各向異性方向控制中的最優各向異性方向和分布進行說明。這裡，將以轉軸中心為原點的定子鐵心齒的機械角度記作As、將以轉軸中心為原點的 環形磁鐵的磁極中心的機械角度記作0r。此時，本發明的理想的各向異性連續方向控制
的形態為在(J) sh (J) r 的區域中，將相對於磁極的旋轉方向切線的磁化矢量角Mc設定為
90度、即徑向各向異性區(以下適當稱其為徑向區)。徑向區是磁化矢量(各向異性方向)基本朝向轉軸中心方向的片段中的區域。此外，使徑向區中的各向異性方向的平均誤差在2度以下。另外，將從上述磁化矢量角為Mc的徑向區到相鄰磁極(異極)的磁化矢量角為Mc的徑向區之間的區域作為非徑向各向異性區(以下適當稱其為非徑向區)。即，在非徑向區，磁化矢量(各向異性方向)朝向偏離轉軸中心方向的方向。將該非徑向區的磁化矢量角記作Md時,優選使表示對應於非徑向區的機械角度與Md的分布的一次回歸式為=aXMd+b(a、b為係數)。這代表磁極交界處附近的各向異性方向為面內各向異性。在本發明中，使小與Md的一次回歸式的相關係數r達0.995以上的精度。當賦予如上所述的相對於機械角度小的各向異性方向及其分布時，可以使由環形磁鐵的磁極產生的靜磁場Ms達到定子鐵心齒的量的減少達到最小限度。並且，使非徑向區的磁化矢量角為Md時，通過將表示機械角度$和Md的分布的一次回歸式的相關係數r控制在0. 995以上的精度，能夠降低電動機的齒槽轉矩。為了使上述由環形磁鐵的磁極產生的靜磁場能夠穩定地向流向定子鐵心，要抑制其的減少。並且，在使磁極間的靜磁場的極性翻轉相對於機械角度0穩定時，則可認為達到最優的各向異性方向及其分布。另一方面，為了利用本發明的連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵來促進電動機的小型化、節能化，由該磁極產生的靜磁場的大小也是重要因素之一。因此，在本發明中，對於均質的各向異性方向和具有該分布的環形磁鐵的製造過程、尤其是由片段製作環形磁鐵時的磁性特性的劣化進行了限定。在本發明中，對於片段與由該片段加工得到的環形磁鐵，可以使它們的剩餘磁化Mr之差在0.03T以下、使各向異性分散O之差低於7*%。此外,作為靜磁場的標準,可以使各向異性方向的剩餘磁化Mr為0. 95 I. 05T、頑磁力 HcJ 為 0. 85 0. 95MA/m、能量密度(BH) max 為 160 180kJ/m3。另外，由於本發明的環形磁鐵由在均勻磁場中經過了成形加工的片段構成，因此其存在下述優勢即使將環形磁鐵製成小口徑，其能量密度(BH)max也不會發生劣化。通常，當徑向各向異性磁鐵的直徑在約25mm以下時，由於用於取向的徑向磁場的減少，會導致能量密度(BH)max的減小。因此，在上述的小型電動機中，大多使用(BH)maxN 80kJ/m3的各向同性Nd2Fe14B磁鐵，而對於這類已有的電動機的小型化、節能化，可獲得更顯著的效果。作為如上所述的可確保流變性和能量密度(BH) max為160 180kJ/m3的優選片段的結構，可製成例如下述結構。即，形成用平均粒徑3 5pm的Sm2Fe17N3類稀土 -鐵類磁鐵材料和結合劑形成的基體(matrix)(連續相)來隔離150 y m以下的Nd2Fe14B類稀土-鐵類磁鐵材料的宏觀結構。另外，優選使能量密度(BH)max在270kJ/m3以上的稀土 -鐵類磁鐵材料所佔的體積分率為80vol. %以上。圖IA是示出了對各向異性方向的控制的第I概念圖；圖IB是示出了對各向異性方向的控制的第2概念圖；此外，圖IC是示出了對各向異性方向的控制的第3概念圖。
為了實現如上所述的本發明的連續控制各向異性方向的稀土 -鐵類環形磁鐵，首先，要準備圖IA所示的片段10。就片段10而言，具有一致方向的外部磁場Hex在任意位置與其內外周切片11的成角H 0的分布在磁極中心部分為90度，即形成徑向各向異性區。另外，在片段10的圓周方向磁鐵端，還具有用以實現面內各向異性的、角度H0從90度起相對於機械角度0按一次關係連續變化的非徑向各向異性區。但在圖1A、圖IC中僅示出了從片段磁鐵中心到右半部分的截面的形狀。並且，圖IB中示出的是在任意位置處與內外周切片11的磁鐵斷片所成的角度H 0、磁化矢量角M(在徑向各向異性區為Mc ;在非徑向各向異性區為Md)。接著，將本發明的多個片段10設置在圓周上，並從片段10的一側的推力方向端面進行加壓。然後，利用基於片段10的粘性變形的流變性將其擠出成環狀，然後再從推力方向的兩個端面對擠出成環狀的多個片段10進行壓縮成形。由此，片段10變形為圖IC中的片段10a。在變形後的片段IOa的各內外周切片11中，代表其各向異性方向的磁化矢量角M進行如圖IB所示的旋轉，成為具有與角度H 0及其分布相對應的磁化矢量角M (Mc及Md)的環形磁鐵。以下，結合圖2A、圖2B，針對通過對上述本發明的多個片段進行擠出壓縮成形來製造環形磁鐵的過程進行說明。圖2A為示出本發明的擠出壓縮過程的一例的立體外觀圖。此外，圖2B為示出本發明的擠出壓縮成形模頭的截面構成圖。需要說明的是，為了便於理解，在圖2A中示出的是在除去圖2B所示的擠出壓縮成形模頭的狀態下擠出壓縮過程的一例。如圖2A所示，在擠出壓縮過程中利用的擠出成形用型芯30具有部位31、部位32及部位33。該擠出成形用型芯30的部位31上設置有相當於片段10的預成形的片段磁鐵20。在部位31中，圖2A所示的設置在圓周上的預成形的片段磁鐵20與圖2B所示的擠出壓縮成形模頭35 —起被收納於指定位置。在部位32中，利用收納在部位31中的該片段磁鐵20的流變性將其從圖IA的形狀擠出加工成圖IC的形狀。在部位33中，將由部位32擠出的片段磁鐵20壓縮成形為環狀。具體而言，是利用環狀穿孔對圖2A所示的推力方向的片段端面21的至少一部分進行推壓，將多個預成形的片段磁鐵20同時從部位31經部位32擠出至部位33。然後，對於在部位32因流變性而發生了變形並被擠出至部位33的多個片段磁鐵20，通過從與擠出方向相反的方向，也通過環狀穿孔運轉來進行壓縮成形。這裡，利用了流變性的片段基本不存在擠出阻力，但在壓縮成形的最終階段，要在20 60MPa壓力下進行片段之間的熱壓接來實現一體化。對於經過了擠出壓縮成形的環形磁鐵40，在其從該成形模具中脫模後對其進行熱處理，從而形成了圖2A所示的、經過了脫模及熱固化的環形磁鐵41。接著，最終將該環形磁鐵41與轉子鐵心42相組合，來形成例如8極環形磁鐵轉子43。需要說明的是，本發明在使用了各向異性稀土-鐵類磁鐵材料的同時，還至少使用了熱固性樹脂組合物，該熱固性樹脂組合物經過調整，從而如圖IA至圖1C、或圖2A所示地為預成形的片段磁鐵20賦予了流變性。 圖3A是示出了熔融高分子在外力作用下的流動形態的第I概念圖；另外，圖3B是示出了熔融高分子在外力作用下的流動形態的第2概念圖。上述本發明中所指的磁鐵的流變性是如圖3A、圖3B的概念圖所示，熱固性樹脂組合物成分的一部分以卷繞的線狀分子鏈形式均勻地存在於預成形片段磁鐵內部。另外，其原理在於，在熱和外力F-F』作用下發生剪切流動或伸長流動等粘性變形。另外，對於圖2A的擠出壓縮成形環形磁鐵40，例如，通過使圖4所示的熱固性樹脂組合物的成分發生交聯反應來形成3維網狀結構，從而將通過圖2A所示的熱壓接實現將一體化的磁鐵製成剛體。由此，可對通過將圖2A所示的本發明的磁鐵和鐵心組合而得到轉子的機械強度、耐熱性、耐久性進行調整。圖4是示出了由酚醛型環氧低聚物、線性聚醯胺、2-苯基-4，5-二羥甲基咪唑構成的熱固性樹脂組合物的分子結構的概念圖。另外，圖4是經過了調整、可為本發明的磁鐵賦予流變性的熱固性樹脂組合物的一例。其中，圖4所示的虛線圓代表的是交聯部分的分子結構。在該圖4的實例中，當線性聚醯胺處於熔融狀態時，該聚醯胺以卷繞的線狀分子鏈形式均勻地存在於磁極內的基體中。另外，通過在外力F-F』作用下引發剪切流動或伸長流動來負責使磁鐵變形。需要指出的是，用來賦予圖3A、圖3B所示的流動的熱固性樹脂組合物不只限於圖4中示出的結構。可是，小型電動機的轉矩密度與磁極產生的靜磁場Ms (即定子鐵心與磁極之間的空隙磁通密度)成比例關係。假設由具有同一尺寸同一結構的磁鐵和定子鐵心形成的小型電動機的空隙磁通密度與磁鐵的能量密度(BH)max之比的平方根基本成比例。由此，相對於能量密度(BH)max水平以約80kJ/m3為上限的各向同性Nd2Fe14B粘結磁體，如果使本發明的磁極的能量密度(BH)max值在160kJ/m3以上，則可預測轉矩密度發生I. 4倍的增加。因此，從提高轉矩密度的角度出發，本發明的連續控制各向異性方向的稀土 -鐵類環形磁鐵優選具有下述性能剩餘磁化Mr在0. 95T以上，頑磁力HcJ在0. 9MA/m以上，能量密度(BH)max 在 160kJ/m3 以上。為了獲得如上所述的能量密度(BH)max ^ 160kJ/m3的本發明的磁鐵，優選使能量密度(BH)max彡270kJ/m3的稀土磁鐵-鐵類材料在磁鐵中所佔的體積分率為80vol. %以上。作為本發明的各向異性的稀土-鐵類磁鐵材料，可列舉例如非專利文獻12中 A. Kawamoto 等人提出的 RD (Reduction and Diffusion) -Sm2Fe17N3 ;非專利文獻 13中T. Takeshita等人提出的通過進行(R2 [Fe, Co] 14B)相的氫化(Hydrogenation,R2 [Fe, Co] 14BHx)、在 650 1000 V 下的相分解(Decomposition, RH2+Fe+Fe2B)、脫氫(Desorpsion)、重組(Recombination)而製成的所謂 HDDR-Nd2Fe1AB 等。
實施例以下，結合以8極12槽表面磁鐵型同步電動機(SPMSM)為對象的實施例對本發明的連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵進行更為詳細的說明。但本發明不受限於本實施例。首先，圖5為示出了本發明的密度6. 01Mg/m3的磁鐵的宏觀結構的掃描電子顯微鏡(SEM)照片的圖。其中，將各向異性Sm2Fe17N3類稀土 -鐵類磁鐵材料及各向異性Nd2Fe14B類稀土 -鐵類磁鐵材料與熱固性樹脂組合物同時在160°C的加熱條件下，施加使均勻的外部磁場為I. 4MA/m的取向磁場，並在20 50MPa的壓力下進行壓縮成形來形成片段。這裡，各向異性Sm2Fe17N3類稀土 -鐵類磁鐵材料的粒徑為3 5 y m、能量密度(BH) max為290kJ/m3。此外，各向異性Nd2Fe14B類稀土 -鐵類磁鐵材料的粒徑為38 150 u m、能量密度(BH) max為270 300kJ/m3。如圖5所示，該磁鐵的宏觀結構的特徵在於形成由Sm2Fe17N3類稀土磁鐵微粉末和熱固性樹脂組合物形成的基體(連續相)將Nd2Fe14B類稀土 -鐵類磁鐵材料隔離的結構。此外，Sm2Fe17N3及Nd2Fe14B類稀土 -鐵類磁鐵材料所佔的體積分率為81vol. %。圖6A是在使具有圖5所示的宏觀結構的本發明的磁鐵及該磁鐵材料全部為Sm2Fe17N3類、或Nd2Fe14B類稀土 -鐵類磁鐵材料時，對在同一條件下製造的磁鐵的M-H loop進行比較的特性圖。其中，測定磁場為±2. 4MA/m。由圖6A可知，頑磁力HcJ約為IMA/m，基本相同，但剩餘磁化Mr不同。由此,對這些磁鐵的剩餘磁化Mr和能量密度(BH) max之間的關係作圖，得到了圖6B。如圖6B所示，通過達成本發明的結構，其能量密度(BH)max可達到 160 180kJ/m3。另一方面,熱固性樹脂組合物由圖4所示的環氧當量為205 220g/eq、熔點為70 76°C的酚醛型環氧低聚物、熔點為80°C、分子量為4000 12000的線性聚醯胺、2-苯基_4，5- 二羥甲基咪唑構成。這些組分不會發生凝膠化，在熱作用下，線性聚醯胺發生再熔融，以卷繞的線狀分子鏈形式均勻地存在於磁鐵中。並且，相對於如圖3B所示的熱和外力方向而引發剪切流動、伸長流動。從而，其具有與圖1A、圖IB及圖2A對應的流變特性。圖7A、圖7B是本發明的具有上述宏觀結構的片段磁鐵20及對這些磁鐵進行擠出壓縮成形後得到的環形磁鐵40、S卩加工前後的形狀圖。這裡，圖7A所示的均勻的外部磁場Hex與片段的任意位置的切線所成的角度H 0相當於磁化矢量M相對於環形磁鐵內外周的任意機械角度小處的切線所成的角度Mc及Md。即，H0hMc、H0_Md。這裡，如圖IA所示，設定外部磁場Hex與內外周方向切線所成的角度H 0時，使片段外周具有0. 3655mm齒距、內周具有0. 2845mm齒距。其中，作為在徑向方向磁極中心處分為2部分的共計96個剛體的聚集體，通過進行使各剛體分別進行旋轉移動的非線性結構解析來對圖7A的片段形狀進行設定。以下，按照對圖2A及圖2B進行說明時的方法對預成形片段20進行壓縮成形，來形成環形磁鐵40。接著，在使本發明的經過了擠出壓縮成形的環形磁鐵40從該成形模具中脫模後，在大氣中、170°C下進行20分鐘熱處理。由此，包含線性聚醯胺的熱固性樹脂組合物進行了如圖4所示的交聯。不過，在圖4中示出的雖然是游離的環氧基，但它們均要與咪唑類、或線性聚醯胺分子鏈內的氨基活化氫、或端羧基等反應而變得剛直。得到的本發明的環形磁鐵的外徑為50. 3mm、內徑為47. 3mm、厚度I. 5mm、長度
13.5mm,同心度為0. 060mm以下,最大內徑與最小內徑之差、即圓度(真円度)為0. 225mm以下的精度。通過最終將該環形磁鐵與鐵心組合，來形成諸如圖2A的環形磁鐵轉子43那樣的外徑50. 3mm、長度13. 5mm的8極環形磁鐵轉子。以下,使用2turn/coil (轉/線圈)的磁軛和脈衝磁化電源,首先以高脈衝電流波Ip= IOkA對上述8極環形磁鐵轉子施加瞬間強磁場。由此,磁軛內的轉子根據各向異性的方向及其分布而發生旋轉，使轉子與磁軛的磁極的位置相符合。然後，以Ip = 25kA的脈衝起磁使轉子磁鐵磁化。接著，在本實施例中，使圖8A所示的定子鐵心齒的機械角度= 14度、環形磁鐵I極的機械角度0 =45度。另外，當使圖SB所示的環形磁鐵在磁極中心的徑向區相對於圓周方向切線的磁化矢量角為Me、在除此之外的非徑向區相對於圓周方向切線的磁化矢量角為Md時，Mc = 90度。其中，磁化矢量角M的測定按下述方法進行使徑方向、切線方向、軸方向的合成磁化矢量角M表示易磁化軸的方向，用3維球形探頭特斯拉計實施了每I度25點的測定。另外，在對磁化矢量角M及其分布進行評價時，求出了在圖SB所示的徑向區中相對於90度的平均角度誤差，並使用了在非徑向區相對於機械角度的Md的回歸式的相關係數。圖9是對本發明的能量密度(BH)max為160 180kJ/m3的環形磁鐵轉子的徑向區的平均角度誤差與非徑向區的回歸直線的相關係數作圖而得到的特性圖。另外，作為比較例I 5，示出了具有同樣外徑尺寸的8極磁鐵轉子的磁化矢量方向及其分布精度。不過，比較例I是由160 180kJ/m3的各向異性方向連續控制圓弧片段磁鐵組裝而成的轉子。比較例2是在130 140kJ/m3平行取向磁場中製作的徑向各向異性Nd2Fe14B環形磁鐵轉子。比較例3是在徑向取向磁場中製作的徑向各向異性Nd2Fe14B環形磁鐵轉子。比較例4是80kJ/m3正弦波起磁各向同性Nd2Fe14B環形磁鐵轉子。比較例5是16kJ/m3極各向異性鐵氧體環形磁鐵轉子。這裡表示的意義如下非徑向區的回歸直線的相關係數越高，則齒槽轉矩越低，徑向區的平均角度誤差越小，磁極所產生的靜磁場越容易到達定子鐵心。由此可知，本發明例的磁化矢量、即各向異性的方向及其分布與任意比較例相比，均為理想的實施方式。例如，如果採用比較例I那樣的將控制了各向異性方向的圓弧片段磁鐵裝配在鐵心周圍的結構，則因該裝配誤差的存在，將導致偏差增大。另外，對於比較例2、3那樣的未對各向異性方向加以控制的傳統型轉子而言，非徑向區的回歸直線的相關係數顯著降低，由此可推測出齒槽轉矩的增加。另一方面，即使像比較例4、5那樣非徑向區的回歸直線的相關係數較高，當增加徑向區的平均角度誤差時，也會導致磁極所產生的靜磁場難以到達定子鐵心。另外，在片段、環形磁鐵的磁極中，從與相對於任意機械角度0所成的角度H0、Mc及Md所對應的部位取出了直徑Imm的圓柱磁鐵。並且，顯示了對來自該圓柱磁鐵的各向異性的角度及其程度進行解析的結果。首先，求出了當使圓柱磁鐵的中心位置在機械角度小處的角度為H 0、Mc、及Md時，在圓柱磁鐵的所有方向上達到最大磁化Ms的角度、即求出、了相對於機械角度0的角度H0、Mc、Md。其結果，片段與環形磁鐵在同一位置處的剩餘磁化Mr之差為0. 03T以下。另一方面，利用各向異性分散O對各向異性的程度進行了評價。這裡，作為對各向異性分散O、即各向異性方向(C軸)的分布的解析，首先確定了在旋轉磁化中的總能量E = KuX sin2 V-MsXHX cos (￥-￥o)中，使圓柱磁鐵的總能量E為最小時的解，匡口，首先由(S E/5 V) = KuXsin2 V-MsXHXsinO-Vo) = 0 確定了 V。然後，利用振動樣品磁強計(VSM),由M = MsXcos ( Vo-V)測定M達最大時的M-H loop。進一步，由KuXsin2 V-MsXHXsin(Vo-V) =0求出V，採用V的概率分布求出所有的取向狀態、即各向異性分散0。其中，Vo為外部磁場的角度、V為Ms的旋轉角度、Ms為自發磁矩、Ku為磁性各向異性常數、E為總能量。由此，當使圓柱磁鐵的中心位置為M 0設定角時，圓柱樣品在所有方向上的剩餘磁化Ms達最大的角度、即相對於$的角度H 0、及Me、Md基本相等。此外，片段與環形磁鐵的各向異性分散0的值最多在7%以下，而如果將測定誤差考慮在內，則該水平視為等 同。該結果證明，在由異形磁鐵製造圓弧狀磁鐵的過程中，當各磁鐵的部位分別發生旋轉移動時，僅發生了各向異性方向的變化，而各向異性的水平、即能量密度(BH)max沒有發生劣化。圖IOA通過與能量密度之間的關係示出了由同一規格的12槽定子鐵心和圖9所示的各種8極磁鐵轉子組合而成的40W表面磁鐵型同步電動機(SPMSM)的電動機效率(最高值)。另外，圖IOB示出了上述SPMSM的轉速與噪聲值之間的關係。例如，使能量密度(BH)max為160 180kJ/m3的本發明例的最高效率超過90%。並且,通過連續控制各向異性的方向，可使徑向各向異性磁鐵特有的200 700r/min低速旋轉區的噪聲值最多下降10dB，可獲得與正弦波起磁的各向同性Nd2Fe14B磁鐵轉子同等的靜音性。本發明通過提供各向異性環形磁鐵的製造方法，將作為各向同性磁鐵的缺點即能量密度(BH)max提高至約2倍以上，由此，不僅可實現小型電動機的轉矩密度的增加，還能夠在同一形狀下降低由徑向各向異性磁鐵特有的齒槽轉矩引起的缺陷、例如噪聲。工業實用件本發明的電動機可用於靜音性、高效率、省能量等體系，工業實用性極高。
權利要求
1.連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法，該製造方法包括下述的第I步驟和第2步驟， 第I步驟將均勻的外部磁場Hex的方向和與轉子的任意機械角度0相對應的內外周方向切線之間形成的角度設為H 9時，在外部磁場Hex的磁場中，對具有內外周切片的片段進行成形加工的步驟，其中，所述內外周切片使與機械角度0相對應的角度H0發生變化； 第2步驟根據磁極數在圓周上設置多個片段，利用基於其粘性變形的流變性從該片段一側的推力方向的端面擠出成環狀，然後，通過從該片段的推力方向的兩個端面進行壓縮成形來對各向異性方向進行連續控制。
2.根據權利要求I所述的連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法，其中，在將以轉軸中心為原點的定子鐵心齒的機械角度記作0 s、將以轉軸中心為原點的轉子磁極中心的機械角度記作小r時，在(J) s hcj) r的區域中，在相對於磁極的旋轉方向的切線上的磁化矢量角Mc相對於90度的平均誤差在2度以下；在將從上述磁化矢量角Mc到相鄰磁極的90度區域Mc之間的非徑向區的磁化矢量角記作Md時，機械角度$與磁化矢量角Md的回歸式的相關係數r為0. 995以上。
3.根據權利要求I所述的連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法，其中，預成形片段與環形磁鐵的剩餘磁化Mr之差為0.03T以下、各向異性分散O之差小於7%。
4.根據權利要求I所述的連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法，其中，環形磁鐵在各向異性方向上的剩餘磁化Mr為0. 95 I. 05T、頑磁力HcJ為0. 85 0. 95MA/m、能量密度(BH) max 為 160 180kJ/m3。
5.根據權利要求I所述的連續控制各向異性方向的稀土-鐵類環形磁鐵的製造方法，其中，環形磁鐵的直徑為25mm以下。
全文摘要
本發明必須進行下述步驟利用保持恆定方向的均勻磁場來製作片段的步驟，所述片段是各向異性方向從與面垂直方向到面內發生連續變化的片段；將多個上述片段設置在圓周上，利用基於該片段的粘性變形的流變性從該片段的一側的推力方向端面將其擠出成環狀，然後再從片段的推力方向的兩個端面進行壓縮的步驟。在連續控制了各向異性方向的環形磁鐵中，靜磁場的發生源的能量密度(BH)max≥160～180kJ/m3。
文檔編號H01F41/02GK102742131SQ20098010058
公開日2012年10月17日 申請日期2009年5月20日 優先權日2008年5月23日
發明者岡田幸弘, 山下文敏, 村上浩, 河村清美 申請人:松下電器產業株式會社