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TW202245932A - 無方向性電磁鋼板、無方向性電磁鋼板的衝孔方法及無方向性電磁鋼板的衝孔用模具 - Google Patents

無方向性電磁鋼板、無方向性電磁鋼板的衝孔方法及無方向性電磁鋼板的衝孔用模具 Download PDF

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TW202245932A
TW202245932A TW111112316A TW111112316A TW202245932A TW 202245932 A TW202245932 A TW 202245932A TW 111112316 A TW111112316 A TW 111112316A TW 111112316 A TW111112316 A TW 111112316A TW 202245932 A TW202245932 A TW 202245932A
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脇坂岳顯
名取義顯
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日商日本製鐵股份有限公司
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Abstract

此無方向性電磁鋼板係具備矽鋼板作為母材者；前述矽鋼板因應相對於軋延方向之方向具有預定的機械特性，且在以大致圓形之模具衝孔後的圓孔其直徑的最大值與最小值的差為前述最大值與前述最小值之平均值的0.20%以下。

Description

無方向性電磁鋼板、無方向性電磁鋼板的衝孔方法及無方向性電磁鋼板的衝孔用模具
本發明涉及無方向性電磁鋼板、無方向性電磁鋼板的衝孔方法及無方向性電磁鋼板的衝孔用模具。 本申請書係依據已於2021年3月31日於日本提申之日本特願2021-061846號、及已於2021年6月15日於日本提申之日本特願2021號-099782號主張優先權，並在此援引該內容。
近年來，由於馬達等之電氣機器的世界性需求提升，作為馬達等之材料所使用之無方向性電磁鋼板的需求亦隨之高漲。
在專利文獻1中記載了：在對無方向性電磁鋼板衝孔來製作馬達鐵芯的方法中，係因應無方向性電磁鋼板的伸長率來控制衝孔模具之切割刀真圓度。 先前技術文獻 專利文獻
專利文獻1：日本專利特開平10-24333號公報
發明欲解決之課題 用於馬達之定子鐵芯的無方向性電磁鋼板在以模具衝出定子鐵芯後，為了降低鐵損，會實施鐵芯退火(弛力退火)。此外，具體而言，首先從無方向性電磁鋼板衝出轉子鐵芯，接著在衝出定子鐵芯之內徑後，再衝出定子鐵芯之外徑。藉由鐵芯退火來對定子鐵芯加熱，藉此先前所殘留的應力、應變便會被釋放，而降低鐵損。此外，一般會對定子鐵芯實施鐵芯退火，惟為了高強度化則不對轉子鐵芯實施退火。
將定子鐵芯以模具衝孔後，若定子鐵芯內的殘留應力分布不均，則定子鐵芯伴隨鐵芯退火時之殘留應力釋放所致之形狀變化亦會變得不均。因此會有下述情形：鐵芯退火前所獲得之定子鐵芯內徑的高真圓度會因鐵芯退火而降低。殘留應力分布變得不均的主因之一，可舉被衝孔之無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性。
上述專利文獻1中記載之技術係因應無方向性電磁鋼板之伸長率來控制衝孔模具的切割刀真圓度者，其係藉由衝孔模具的尺寸來控制無方向性電磁鋼板在加工後的尺寸精度者，但並未設想到考慮無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性來控制真圓度。因此，專利文獻1中記載之技術存在下述問題：無法抑制因應被衝孔之無方向性電磁鋼板其機械特性的各向異性所導致尺寸精度的降低。
是以，本發明目的在於提供一種無方向性電磁鋼板，其可抑制加工後及鐵芯退火後之尺寸精度的降低。並且，本發明目的還在於提供一種無方向性電磁鋼板的衝孔方法及無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其等可抑制加工後及鐵芯退火後之尺寸精度的降低。
用以解決課題之手段 本揭示之要旨如下。 (1)本發明一實施形態之無方向性電磁鋼板，係具備矽鋼板作為母材者；前述矽鋼板因應相對於軋延方向之方向具有預定的機械特性，且以大致圓形的模具衝孔後的圓孔其直徑的最大值與最小值的差為前述最大值與前述最小值之平均值的0.20%以下。
(2)如上述(1)之無方向性電磁鋼板，其中前述預定的機械特性在令無方向性電磁鋼板之軋延方向的楊氏模數為E0、令軋延直角方向的楊氏模數為E90、令從軋延方向起算45度方向的楊氏模數為E45時，亦可滿足以下式(1)。 0.8100≦(E0+E90)/(2×E45)≦1.0000…(1)
(3)如上述(1)或(2)之無方向性電磁鋼板，其中前述預定的機械特性在令前述矽鋼板之軋延方向的r值為r0、令軋延直角方向的r值為r90、令從軋延方向起算45度方向的r值為r45時，亦可滿足以下式(2)。 1.0000≦(r0+r90)/(2×r45)≦1.3100…(2)
(4)如上述(1)至(3)中任一項之無方向性電磁鋼板，其中前述預定的機械特性在令前述矽鋼板之軋延方向的n值為n0、令軋延直角方向的n值為n90、令從軋延方向起算45度方向的n值令為n45時，亦可滿足以下式(3)。 0.8100≦(n0+n90)/(2×n45)≦1.0000…(3)
(5)如上述(1)至(4)中任一項之無方向性電磁鋼板，其中前述預定的機械特性在令前述矽鋼板之軋延方向的降伏比為YR0、令軋延直角方向的降伏比為YR90、令從軋延方向起算45度方向的降伏比為YR45時，亦可滿足以下式(4)。 0.8300≦(YR0+YR90)/(2×YR45)≦1.0300…(4)
(6)如上述(1)至(5)中任一項之無方向性電磁鋼板，其中前述母材之化學組成亦可為下述者： 以質量%計含有： C：0.0010~0.0040%、 Si：2.5~4.5%、 Al：0.2~2.5%、 Mn：0.1~3.5%、 P：大於0%且在0.10%以下、 S：0~0.0030%、 N：0~0.0030%、 Ti：0~0.0030%、 Mo：0.0010~0.10%、 Cr：0~0.10%、 B：0~0.0010%、 Ni：0~0.50%、 Cu：0~0.50%、 Sn：0~0.20%、 Sb：0~0.20%、 Ca：0~0.0050%、 La：0~0.0050%、 Ce：0~0.0050%、 O：0~0.10%、 V：0~0.10%、 W：0~0.10%、 Zr：0~0.10%、 Nb：0~0.10%、 Mg：0~0.10%、 Bi：0~0.10%、 Nd：0~0.10%及 Y：0~0.10%，且 剩餘部分係由Fe及不純物構成。
(7)本發明其他實施形態之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，係使用大致圓柱形之模具對具備矽鋼板作為母材之無方向性電磁鋼板衝孔的方法；該方法係根據前述矽鋼板因應相對於前述矽鋼板之軋延方向之方向的機械特性值，決定前述模具相對於前述軋延方向之方向的直徑，來對前述矽鋼板衝孔。
(8)如上述(7)之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的楊氏模數為E0、令軋延直角方向的楊氏模數為E90、令從軋延方向起算45度方向的楊氏模數為E45、Eave=(E0+2×E45+E90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，亦可滿足以下式(5)。 0.96＜(Ei/Eave)×(Di/D)≦1.04…(5) 惟，在式(5)中，i=0、45、90，D0係模具相對於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
(9)如上述(7)之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的r值為r0、令軋延直角方向的r值為r90、令從軋延方向起算45度方向的r值為r45、rave=(r0+2×r45+r90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，亦可滿足以下式(6)。 0.96＜(ri/rave)×(Di/D)≦1.04…(6) 惟，在式(6)中，i=0、45、90，D0係模具對應於軋延方向的直徑、D45係模具之從軋延方向起算45度方向的直徑、D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
(10)如上述(7)之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的n值為n0、令軋延直角方向的n值為n90、令從軋延方向起算45度方向的n值為n45、nave=(n0+2×n45+n90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，亦可滿足以下式(7)。 0.96＜(ni/nave)×(Di/D)≦1.04…(7) 惟，在式(7)中，i=0、45、90，D0係模具之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
(11)如上述(7)之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的降伏比為YR0、令軋延直角方向的降伏比為YR90、令從軋延方向起算45度方向的降伏比為YR45、YRave=(YR0+2×YR45+YR90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，亦可滿足以下式(8)。 0.96≦(YRi/YRave)×(Di/D)≦1.04…(8) 惟，在式(8)中，i=0、45、90，D0係模具之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
(12)如上述(7)至(11)中任一項之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中前述母材之化學組成亦可為下述者： 以質量%計含有： C：0.0010~0.0040%、 Si：2.5~4.5%、 Al：0.2~2.5%、 Mn：0.1~3.5%、 P：大於0%且在0.10%以下、 S：0~0.0030%、 N：0~0.0030%、 Ti：0~0.0030%、 Mo：0.0010~0.10%、 Cr：0~0.10%、 B：0~0.0010%、 Ni：0~0.50%、 Cu：0~0.50%、 Sn：0~0.20%、 Sb：0~0.20%、 Ca：0~0.0050%、 La：0~0.0050%、 Ce：0~0.0050%、 O：0~0.10%、 V：0~0.10%、 W：0~0.10%、 Zr：0~0.10%、 Nb：0~0.10%、 Mg：0~0.10%、 Bi：0~0.10%、 Nd：0~0.10%及 Y：0~0.10%，且 剩餘部分係由Fe及不純物構成。
(13)本發明其他實施形態之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其係大致圓柱狀的模具，用以對具備矽鋼板作為母材之無方向性電磁鋼板衝孔； 前述模具相對於前述矽鋼板之軋延方向之方向的直徑係根據前述矽鋼板因應相對於前述軋延方向之方向的機械特性值而決定。
(14)如上述(13)之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的楊氏模數為E0、令軋延直角方向的楊氏模數為E90、令從軋延方向起算45度方向的楊氏模數為E45、Eave=(E0+2×E45+E90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，亦可滿足以下式(5)。 0.96＜(Ei/Eave)×(Di/D)≦1.04…(5) 惟，在式(5)中，i=0、45、90，當前述模具上設置有無方向性電磁鋼板時，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
(15)如上述(13)之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的r值為r0、令軋延直角方向的r值為r90、令從軋延方向起算45度方向的r值為r45、rave=(r0+2×r45+r90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，亦可滿足以下式(6)。 0.96＜(ri/rave)×(Di/D)≦1.04…(6) 惟，在式(6)中，i=0、45、90，當前述模具上設置有無方向性電磁鋼板時，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
(16)如上述(13)之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的n值為n0、令軋延直角方向的n值為n90、令從軋延方向起算45度方向的n值為n45、nave=(n0+2×n45+n90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，亦可滿足以下式(7)。 0.96＜(ni/nave)×(Di/D)≦1.04…(7) 惟，在式(7)中，i=0、45、90，當前述模具上設置有無方向性電磁鋼板時，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
(17)如上述(13)之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的降伏比為YR0、令軋延直角方向的降伏比為YR90、令從軋延方向起算45度方向的降伏比為YR45、YRave=(YR0+2×YR45+YR90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，亦可滿足以下式(8)。 0.96≦(YRi/YRave)×(Di/D)≦1.04…(8) 惟，在式(8)中，i=0、45、90，當前述模具上設置有無方向性電磁鋼板時，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
(18)如上述(13)至(17)中任一項之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中前述母材之化學組成亦可為下述者： 以質量%計含有： C：0.0010~0.0040%、 Si：2.5~4.5%、 Al：0.2~2.5%、 Mn：0.1~3.5%、 P：大於0%且在0.10%以下、 S：0~0.0030%、 N：0~0.0030%、 Ti：0~0.0030%、 Mo：0.0010~0.10%、 Cr：0~0.10%、 B：0~0.0010%、 Ni：0~0.50%、 Cu：0~0.50%、 Sn：0~0.20%、 Sb：0~0.20%、 Ca：0~0.0050%、 La：0~0.0050%、 Ce：0~0.0050%、 O：0~0.10%、 V：0~0.10%、 W：0~0.10%、 Zr：0~0.10%、 Nb：0~0.10%、 Mg：0~0.10%、 Bi：0~0.10%、 Nd：0~0.10%及 Y：0~0.10%，且 剩餘部分係由Fe及不純物構成。
發明效果 根據本發明之上述實施形態，可提供一種無方向性電磁鋼板，其可抑制加工後及鐵芯退火後之尺寸精度的降低。又，根據本發明之上述實施形態，可提供一種無方向性電磁鋼板的衝孔方法及無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其等可抑制加工後及鐵芯退火後之尺寸精度的降低。
以下，參照圖式說明本發明一實施形態之無方向性電磁鋼板的衝孔方法及無方向性電磁鋼板的衝孔用模具。 無方向性電磁鋼板一般的製造步驟包含煉鐵、煉鋼、熱軋延、冷軋延之各步驟，並在依序進行該等步驟後，藉由退火去除軋延時之應變。藉由進行退火，被施加加工應變的結晶組織會恢復或再結晶(一次再結晶)，而釋放應變。又，藉由退火，結晶粒會成長。此外，亦有在冷軋延前進行退火之情形。又，還有將冷軋延分成複數次，反覆進行退火、冷軋延之情形。
用於定子鐵芯的無方向性電磁鋼板在以模具衝出定子鐵芯後，為了降低鐵損會實施鐵芯退火(弛力退火)。藉由鐵芯退火來加熱，藉此，先前所殘留的應力、應變便會被釋放，而降低鐵損。
在鐵芯退火時，將定子鐵芯以模具衝孔後，若定子鐵芯內的殘留應力分布不均，則定子鐵芯伴隨殘留應力釋放所致之形狀變化亦會變得不均。因此會有下述情形：在鐵芯退火前所獲得之定子鐵芯內徑的高真圓度會因鐵芯退火而降低。
圖1係顯示定子鐵芯之內部插入有轉子鐵芯之狀態的俯視圖。在圖1中，定子鐵芯21係在紙面垂直方向上積層無方向性電磁鋼板而構成，其係由外周側的芯背22與從芯背22朝內側突出之複數個芯齒23所構成。較芯齒23之前端更內側係插入轉子鐵芯30。轉子鐵芯30具有轉子鐵心31與複數個磁鐵32，前述磁鐵32係設置於轉子鐵心31之外周側且與芯齒23之前端相對向。定子鐵芯21之外周係藉由殼體50保持著。轉子鐵心31的中心貫通有轉軸60，且轉軸60係對轉子鐵芯31作固定。轉軸60係在使轉軸60的中心O與定子鐵芯21之內徑的中心一致之狀態下，以可以中心O為旋轉軸而旋轉之方式被殼體50(或其他固定構件)支持著。
在圖1中，具體而言，定子鐵芯之內徑係芯齒23之前端的內徑D。當定子鐵芯21伴隨上述殘留應力釋放所致之形狀變化而導致該內徑D的真圓度降低時，芯齒23之前端與轉子鐵心31之間的間隙會變得不均。因此，轉子鐵芯30在旋轉時齒槽效應轉矩會變大。齒槽效應轉矩的增大會成為旋轉不均、振動、噪音等的主因。又，當定子鐵芯21之內徑的真圓度更降低時，有可能會發生轉子鐵芯30的轉子鐵心31碰到芯齒23之前端等不良情況。
在JIS B0621(1984)「幾何偏差的定義及表示」中定義了「真圓度意指：圓形形體其與幾何學上真正之圓的偏差大小」。又，關於真圓度的表示係記載了「真圓度係在以兩個同心之幾何學的圓包夾圓形形體時，以同心二圓之間隔成為最小時之二圓的半徑差來表示，並表示為真圓度_mm或真圓度_µm」。
在本實施形態中，係採用圓之直徑的最大值與最小值的差除以平均直徑所得之比率作為真圓度的評估基準。此外，圓之直徑的最大值係JIS B0621(1984)中記載之上述同心二圓當中較大之圓的直徑，圓之直徑的最小值則係上述同心二圓當中較小之圓的直徑。又，所謂的平均直徑係將圓之直徑的最大值與最小值平均後的值。因此，本實施形態之真圓度的評估基準相當於下述比率：將在JIS B0621(1984)中記載之同心二圓之間隔成為最小時之二圓的半徑差即真圓度除以二圓之半徑的平均值後所得之比率。
當內徑D的最大值與最小值的差相對於平均直徑的比率大於0.20%，芯齒23之前端與轉子鐵心31之間的間隙會變得不均，而成為旋轉不均、振動、噪音等的主因。又由於會發生轉子鐵芯30的轉子鐵心31碰到芯齒23之前端等不良情況，故將內徑D的最大值與最小值的差相對於平均直徑的比率設為0.20%以下。該比率宜為0.15%以下，更宜為0.10%以下。由於比率越小越好，故不設下限。
定子鐵芯內的殘留應力分布變得不均的主因之一，可舉被衝孔之無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性。若機械特性的各向異性大，鐵芯退火時的殘留應力釋放便會依方向而不同。亦即，若被衝孔之無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性大，便會因鐵芯退火而於定子鐵芯發生變形(收縮)，而該變形量變會依殘留應力釋放之方向而不同。因此，即便在鐵芯退火前便已將定子鐵芯內徑衝孔成真圓，鐵芯退火後之定子鐵芯內徑的真圓度仍會降低，而增加馬達製造管理上之錯誤。
在本實施形態中，係因應被衝孔之無方向性電磁鋼板的機械特性、亦即作為母材之矽鋼板的各向異性，來決定定子鐵芯之衝孔用圓柱狀之模具的尺寸。以機械特性來說，例如會著眼於楊氏模數、r值、n值、降伏比中之至少1個。該等特性值具有其值會因應相對於軋延方向之方向而不同的各向異性，因此，因應該各向異性，來決定衝出定子鐵芯之內徑的衝孔用模具的尺寸。具體而言，模具相對於矽鋼板之軋延方向之方向的直徑係根據矽鋼板因應相對於矽鋼板之軋延方向之方向的機械特性值來決定。藉此，可提供一種可抑制鐵芯退火後之真圓度降低的馬達鐵芯。該決定將於後詳述。 此外，以往已知有一種藉由提高無方向性電磁鋼板之各機械特性中拉伸強度(TS)之各向同性，來提高衝孔後之定子鐵芯之真圓度的技術。但是，即便提高拉伸強度之各向同性，楊氏模數等其他機械特性之各向同性仍不會跟著提高，故在防止鐵芯退火後之定子鐵芯內徑之真圓度的降低這點尚有改善的餘地。並且，要製造已提高包含被衝孔之鋼板的楊氏模數在內之全部機械特性之各向同性的無方向性電磁鋼板，需要非常複雜的步驟，故製造成本會過度地提高。又，為了提升磁特性，而將無方向性電磁鋼板之集合組織從{111}較多之組織作成{100}及/或{110}較多之組織時，楊氏模數等機械特性的各向異性會擴大。因此，為了更提高衝孔後之定子鐵芯的真圓度，期望有以被衝孔之無方向性電磁鋼板可具備機械特性之各向異性為前提之衝孔方法及使用之模具的改良。以本實施形態來說，便係由所述背景所作成，其係因應被衝孔之無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性，來決定定子鐵芯的衝孔方法及衝孔用模具的尺寸。 將例子顯示於下。
以楊氏模數為例，由於楊氏模數越大，在將定子鐵芯內徑衝孔後的殘留應力會變得越小，故殘留應力藉由鐵芯退火而被釋放時之變形會變小。因此，因應楊氏模數之各向異性，越是楊氏模數大之板面內方向便預先將對應之模具的尺寸縮得越小，而越是楊氏模數小之板面內方向便預先將對應之模具的尺寸增加地越大即可。藉此，不僅是衝孔加工後就連鐵芯退火後，亦可使定子鐵芯內徑變成真圓。又，r值越大，衝孔時之拉伸應力所造成之板寬變化/板厚變化便會變得越大，從而在板寬受限之條件下殘留應力會變大。因此，因應r值之各向異性，越是r值大之板面內方向便預先將對應之模具的尺寸縮得越小，而越是r值小之板面內方向便預先將對應之模具的尺寸增加地越大即可。又，n值及降伏比越大，從塑性變形開始後至要斷裂為止之變形會變得越小，從而殘留應力會變小。因此，因應n值及降伏比之各向異性，越是n值及/或降伏比大之板面內方向便預先將對應之模具的尺寸縮得越小，而越是n值及/或降伏比小之板面內方向便預先將對應之模具的尺寸增加地越大即可。
更詳細而言，當被衝孔之無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性為楊氏模數時，在將軋延方向的楊氏模數定義為E0、將軋延直角方向的楊氏模數定義為E90、將從軋延方向起算45度方向的楊氏模數定義為E45、Eave=(E0+2×E45+E90)/4時，係相對於衝孔後之鐵芯內徑的目標值D，以滿足以下式(5)之方式來決定模具之軋延方向、軋延直角方向、從軋延方向起算45度方向的各尺寸(Di；惟，i=0、45、90)。藉此，可提供一種所期望之真圓度的馬達鐵芯。此外，在本說明書中，「衝孔後之鐵芯內徑的目標值D」意指以模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標值。
0.96≦(Ei/Eave)×(Di/D)≦1.04…(5) 惟，i=0、45、90。
當(Ei/Eave)×(Di/D)的值脫離式(5)之範圍，則有鐵芯退火後之真圓度降低之傾向，故將(Ei/Eave)×(Di/D)的值設為0.96以上且1.04以下。(Ei/Eave)×(Di/D)的值宜為0.97以上，更宜為0.98以上。(Ei/Eave)×(Di/D)的值宜為1.03以下，更宜為1.02以下。
又，當被衝孔之無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性為r值時，在將軋延方向的r值定義為r0、將軋延直角方向的r值定義為r90、將從軋延方向起算45度方向的r值定義為r45、rave=(r0+2×r45+r90)/4時，係相對於衝孔後之鐵芯內徑的目標值D，以滿足以下式(6)之方式來決定模具之軋延方向、軋延直角方向、從軋延方向起算45度方向的各尺寸(Di；惟，i=0、45、90)。藉此，可提供一種所期望之真圓度的馬達鐵芯。
0.96≦(ri/rave)×(Di/D)≦1.04…(6) 惟，i=0、45、90。
當(ri/rave)×(Di/D)的值脫離式(6)之範圍，則有鐵芯退火後之真圓度降低之傾向，故將(ri/rave)×(Di/D)的值設為0.96以上且1.04以下。(ri/rave)×(Di/D)的值宜為0.97以上，更宜為0.98以上。(ri/rave)×(Di/D)的值宜為1.03以下，更宜為1.02以下。
又，當被衝孔之無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性為n值時，在將軋延方向的n值定義為n0、將軋延直角方向的n值定義為n90、將從軋延方向起算45度方向的n值定義為n45、nave=(n0+2×n45+n90)/4時，係相對於衝孔後之鐵芯內徑的目標值D，以滿足以下式(7)之方式來決定模具之軋延方向、軋延直角方向、從軋延方向起算45度方向的各尺寸(Di；惟，i=0、45、90)。藉此，可提供一種所期望之真圓度的馬達鐵芯。
0.96≦(ni/nave)×(Di/D)≦1.04…(7) 惟，i=0、45、90。
當(ni/nave)×(Di/D)的值脫離式(7)之範圍，則有鐵芯退火後之真圓度降低之傾向，故將(ni/nave)×(Di/D)的值設為0.96以上且1.04以下。(ni/nave)×(Di/D)的值宜為0.97以上，更宜為0.98以上。(ni/nave)×(Di/D)的值宜為1.03以下，更宜為1.02以下。
又，當被衝孔之無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性為降伏比時，在將軋延方向的降伏比定義為YR0、將軋延直角方向的降伏比定義為YR90、將從軋延方向起算45度方向的降伏比定義為YR45、YRave=(YR0+2×YR45+YR90)/4時，係相對於衝孔後之鐵芯內徑的目標值D，以滿足以下式(8)之方式來決定模具之軋延方向、軋延直角方向、從軋延方向起算45度方向的各尺寸。藉此，可提供一種所期望之真圓度的馬達鐵芯。
0.96≦(YRi/YRave)×(Di/D)≦1.04 …(8) 惟，i=0、45、90。
當(YRi/YRave)×(Di/D)的值脫離式(8)之範圍，則有鐵芯退火後之真圓度降低之傾向，故將(YRi/YRave)×(Di/D)的值設為0.96以上且1.04以下。(YRi/YRave)×(Di/D)的值宜為0.97以上，更宜為0.98以上。(YRi/YRave)×(Di/D)的值宜為1.03以下，更宜為1.02以下。
又，關於使用上述模具衝孔前之無方向性電磁鋼板、及衝孔後之無方向性電磁鋼板，會因應作為母材之矽鋼板之機械特性的各向異性來滿足以下條件。此外，即便在衝孔後及鐵芯退火後，亦不會發生集合組織的重大變動。亦即，以下說明的條件係不分衝孔前後及鐵芯退火之前後皆能應用者。
當無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性為楊氏模數時，在將無方向性電磁鋼板之軋延方向的楊氏模數定義為E0、將軋延直角方向的楊氏模數定義為E90、將從軋延方向起算45度方向的楊氏模數定義為E45時，本實施形態之無方向性電磁鋼板係滿足以下式(1)，且將鋼板衝孔後所得的圓孔之直徑的最大值與最小值的差為平均直徑的0.20%以下。 0.8100≦(E0+E90)/(2×E45)≦1.0000…(1)
當(E0+E90)/(2×E45)的值脫離式(1)之範圍，即便在以滿足式(5)之模具對圓板衝孔之情況下，鐵芯退火後的真圓度仍會降低，故將(E0+E90)/(2×E45)的值設為0.8100以上且1.0000以下。(E0+E90)/(2×E45)的值宜為0.8300以上，更宜為0.8500以上。(E0+E90)/(2×E45)的值宜為0.9800以下，更宜為0.9600以下。 此外，楊氏模數滿足(1)式之鋼板可藉由適當控制鋼成分、軋延、退火條件來製造。
又，當無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性為r值時，在將無方向性電磁鋼板之軋延方向的r值定義為r0、將軋延直角方向的r值定義為r90、將從軋延方向起算45度方向的r值定義為r45時，本實施形態之無方向性電磁鋼板係滿足以下式(2)，且將鋼板衝孔後所得的圓孔其直徑的最大值與最小值的差為平均直徑的0.2%以下。 1.0000≦(r0+r90)/(2×r45)≦1.3100…(2)
當(r0+r90)/(2×r45)的值脫離式(2)之範圍，即便在以滿足式(6)之模具對圓板衝孔之情況下，鐵芯退火後的真圓度仍會降低，故將(r0+r90)/(2×r45)的值設為1.0000以上且1.3100以下。(r0+r90)/(2×r45)的值宜為1.0500以上，更宜為1.1000以上。(r0+r90)/(2×r45)的值宜為1.2600以下，更宜為1.2100以下。 此外，r值滿足(2)式之鋼板可藉由適當控制鋼成分、軋延、退火條件來製造。
又，當無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性為n值時，在將無方向性電磁鋼板之軋延方向的n值定義為n0、將軋延直角方向的n值定義為n90、將從軋延方向起算45度方向的n值定義為n45時，本實施形態之無方向性電磁鋼板係滿足以下式(3)，且將鋼板衝孔後所得的圓孔其直徑的最大值與最小值的差為平均直徑的0.2%以下。 0.8100≦(n0+n90)/(2×n45)≦1.0000…(3)
當(n0+n90)/(2×n45)的值脫離式(3)之範圍，即便在以滿足式(7)之模具對圓板衝孔之情況下，鐵芯退火後的真圓度仍會降低，故將(n0+n90)/(2×n45)的值設為0.8100以上且1.0000以下。(n0+n90)/(2×n45)的值宜為0.8300以上，更宜為0.8500以上。(n0+n90)/(2×n45)的值宜為0.9800以下，更宜為0.9600以下。 此外，n值滿足(3)式之鋼板可藉由適當控制鋼成分、軋延、退火條件來製造。
又，當無方向性電磁鋼板之機械特性的各向異性為降伏比時，在將無方向性電磁鋼板之軋延方向的降伏比定義為YR0、將軋延直角方向的降伏比定義為YR90、將從軋延方向起算45度方向的降伏比定義為YR45時，本實施形態之無方向性電磁鋼板係滿足以下式(4)，且將鋼板衝孔後所得的圓孔其直徑之最大值與最小值的差為平均直徑的0.2%以下。 0.8300≦(YR0+YR90)/(2×YR45)≦1.0300…(4)
當(YR0+YR90)/(2×YR45)的值脫離式(4)之範圍，即便在以滿足式(8)之模具對圓板衝孔之情況下，鐵芯退火後的真圓度仍會降低，故將(YR0+YR90)/(2×YR45)的值設為0.8300以上且1.0300以下。(YR0+YR90)/(2×YR45)的值宜為0.8500以上，更宜為0.8700以上。(YR0+YR90)/(2×YR45)的值宜為1.0100以下，更宜為0.9900以下。 此外，降伏比滿足(4)式之鋼板可藉由適當控制鋼成分、軋延、退火條件來製造。
楊氏模數、r值、n值、降伏比皆可藉由拉伸試驗來測得，而該方法係依循規格(JIS Z 2241(2011))。在本實施形態中，無方向性電磁鋼板的楊氏模數、r值、n值、降伏比亦可應用根據該規格測定鐵芯退火前之無方向性電磁鋼板所得者。惟，如上述，即便在衝孔後及鐵芯退火後，亦不會發生集合組織的重大變動。亦即，即便在衝孔後及鐵芯退火後，該等特性值(楊氏模數、r值、n值、降伏比)亦不會變動，故亦可視為鐵芯退火前所測定之特性值在鐵芯退火後仍被維持。 以下說明各特性值的概要。 在拉伸試驗中，係對依循JIS Z 2241(2011)之長片狀拉伸試驗片的兩端施力並拉伸，測定逐漸增加荷重時之荷重的大小與試驗片的形狀變化。
當逐漸增加荷重，應變與荷重的大小會成正比地增加，但當到達降伏點該比例關便不成立。至此之前之區域為彈性區域，彈性區域中之應力相對於應變的比即為楊氏模數。在彈性區域中，若去除荷重，應變會變成0而復原至原本的狀態。楊氏模數高的材料會變成用以賦予某應變之應力變高。例如，單晶鐵的楊氏模數係在＜100＞方向上成為最小，而在＜111＞方向上成為最大。
到達降伏點後，即便去除荷重，仍無法回復至原本的狀態。此區域便為塑性區域，一旦通過降伏點，即便些微的荷重亦會發生應變，而發生延伸。將該部分稱為降伏延伸率。若在此進一步增加荷重，便會進入應變隨著力量的增加而增加的區域。此處為均一延伸區域，r值(蘭克福德值)係對試驗片的平行部賦予均一之伸長後寬度方向之對數應變εw與板厚之對數應變εt的比。
r≡εw/εt…(11) 惟，εw=ln(w/W)、εt=ln(t/T)。 w/W係板寬方向之應變，t/T係板厚方向之應變。
例如，以大量存在於汽車車身用鋼板的{111}＜112＞來說，0~90°之間的r值變化小，約2左右，而以{100}＜001＞來說，在0°方向與90°方向r值會成為最大，在45°方向會成為0。以方向性電磁鋼板的{110}＜001＞來說，0°方向係r值=1，在45°方向附近得最小值後，越往90°方向傾斜則r值會急遽增加，而在90°方向r值會成為無限大。
之後，拉伸試驗片會以某荷重為界而變成即便在較其更小之荷重下亦會延伸，最終達至斷裂。若將在此之荷重的最大值、即拉伸強度以P來表示、且將降伏點的荷重以Py來表示，降伏比可以下式(12)來提供。 降伏比=Py/P…(12)
又，假設真應變ε與真應力σ之間成立以下n次冪硬化公式(式(13))時，式中的冪數n為n值。 σ=Cεn…(13)
測定n值時，係藉由依循規格(JIS Z 2241)的方法，使用依循JIS Z 2241之拉伸試驗片，測定5處以上從降伏延伸之終點起至達最大荷重點為止之應力σN與應變εN的關係。根據該等測定值，藉由式(14)、式(15)來計算真應力σ與真應變ε，並於將橫軸設為應變(lnε)、將縱軸設為應力(lnσ)之對數尺度上繪圖。此時測定點表示之直線的斜率即表示n值。 σ=(1+εN) σN…(14) ε=ln(1+εN)…(15)
鋼板的變形會因加工硬化而持續進行，而由於n值可想作代表板材變形初始之加工硬化行為的特性值，故n值高的材料具有容易擴展塑性變形區域的性質。因此，n值又被稱為加工硬化係數或應變硬化指數。
以上，說明了本實施形態之無方向性電磁鋼板，惟本實施形態之無方向性電磁鋼板的板厚亦可設為0.35mm以下。較宜為0.30mm以下。另一方面，過度的薄壁化會使鋼板或馬達的生產性顯著降低，故厚度宜設為0.10mm以上。較宜為0.15mm以上。
板厚藉由測微器來測定即可。此外，成為測定試料之無方向性電磁鋼板於表面具有絕緣被膜等時，係將其去除後再測定。
圖2係用以於說明構成圖1所示之定子鐵芯21的無方向性電磁鋼板110藉由公模100、102、104依序被衝孔之情形的俯視圖。 首先，無方向性電磁鋼板110係藉由圓柱狀公模100被衝孔。此時衝出之圓形部分會成為轉子鐵芯。接著，藉由用以衝出成為芯齒23之部位之空間的公模102，衝出成為芯齒23之部位之空間。接著，藉由用以衝出相當於定子鐵芯21之外徑之部分的圓柱狀模具104，衝出外徑。公模100之外徑Dm係相當於定子鐵芯21之內徑D。以公模100之外徑Dm滿足上述式(5)~(8)之Di之方式，來構成公模100及母模110。又，以公模104之外徑滿足上述式(5)~(8)之Di之方式，來構成公模100及母模110。此外，本實施形態之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具包含公模100、104、及與公模100、104對應之母模。公模100、104之外徑亦可較與公模100、104對應之母模之內徑小恰好衝孔加工所需之預定間隙。
本實施形態之無方向性電磁鋼板具備矽鋼板作為母材，該矽鋼板可使用公知之無方向性電磁鋼板。以下，說明理想之母材之化學組成之一例。此外，關於以下化學成分的「%」意指「質量%」。又，在包夾「~」所記載之數值限定範圍中，下限值及上限值係包含於該範圍內。
母材之化學組成以質量%計含有Si：3.0%~6.0%，且剩餘部分係由Fe及不純物構成。關於其他元素無特別限定。惟，在本實施形態中，除了Si、Fe及不純物外，亦可含有不阻礙本發明效果之範圍的元素。例如，可容許在以下範圍內含有下述元素來取代部分Fe。代表性之選擇元素的含有範圍如下。
C：0.0010~0.0040%、 Si：2.5~4.5%、 Al：0.2~2.5%、 Mn：0.1~3.5%、 P：大於0%且在0.10%以下、 S：0~0.0030%、 N：0~0.0030%、 Ti：0~0.0030%、 Mo：0.0010~0.10%、 Cr：0~0.10%、 B：0~0.0010%、 Ni：0~0.50%、 Cu：0~0.50%、 Sn：0~0.20%、 Sb：0~0.20%、 Ca：0~0.0050%、 La：0~0.0050%、 Ce：0~0.0050%、 O：0~0.10%、 V：0~0.10%、 W：0~0.10%、 Zr：0~0.10%、 Nb：0~0.10%、 Mg：0~0.10%、 Bi：0~0.10%、 Nd：0~0.10%及 Y：0~0.10%。
上述選擇元素因應其目的來含有即可，故不需限制下限值，亦可實質上未含有。又，即便該等選擇元素係作為不純物而含有，亦無損本實施形態之效果。又，在實用鋼板中將C含量設為0%在製造上有困難，故C含量亦可設成大於0%。又，此外，不純物係指非有意而被含有之元素，其係指在工業上製造母鋼板時，從作為原料之礦石、廢料或製造環境等混入之元素。不純物之合計含量的上限例如為5%即可。此外，過度含有Sn及Sb會導致{110}＜001＞增大，就結果而言有使楊氏模數之各向異性擴大之情形。因此，Sn及Sb之各含量宜設為0.01%以下。
母材之化學成分藉由鋼的一般分析方法來測定即可。例如，母鋼板之化學成分使用ICP-AES(Inductively Coupled Plasma-Atomic Emission Spectrometry：感應耦合電漿原子發射光譜法)來測定即可。具體而言，例如可藉由下述方式來特定：從被膜去除後之母鋼板的中央位置取得35mm見方之試驗片，藉由島津製作所製之ICPS-8100等(測定裝置)，在根據預先作成之檢量曲線之條件下進行測定來特定。此外，C及S使用燃燒-紅外線吸收法來測定即可，而N使用非活性氣體熔融-熱導法來測定即可。
此外，上述化學組成係作為母材之矽鋼板的成分。當成為測定試料之無方向性電磁鋼板於表面具有絕緣被膜等時，係將該等被膜以公知之方法去除後再測定化學組成。
本揭示不限於上述實施形態。上述實施形態為例示，實質上具有與本揭示申請專利範圍中記載之技術思想相同構成而可發揮相同作用效果者，不論何者皆包含於本揭示之技術範圍內。 又，在本實施形態中例示了在無方向性電磁鋼板上衝出具有圓形之孔之情形，惟本實施形態亦可應用於衝出具有圓形以外之形狀之孔之情形。
實施例 以下，例示實施例來具體說明本揭示。此外，實施例的條件係用於確認本揭示之可實施性及效果而採用之一例，本揭示並不受限於實施例的條件。本揭示只要不脫離其要旨而能達成其目的，便可採用各種條件。 此外，表1~表6中的下引線表示：脫離本發明範圍或脫離適宜範圍的條件、模具的條件不適宜、或特性值不適宜。
(實施例1) 製作以質量%計含有Si：3.0%、Al：0.5%、Mn：0.2%、C：0.0020%、且剩餘部分由Fe及不純物構成之板厚3mm之熱軋板，以800℃~1100℃進行1分鐘~10分鐘退火，而獲得了熱軋退火板。將熱軋退火板冷軋延成板厚0.4mm~2.0mm，以800℃~1100℃進行1分鐘~10分鐘退火(中間退火)，並再次冷軋延而獲得了板厚0.2mm的冷軋板。冷軋板係以750℃實施30秒的退火(完工退火)，而獲得了具有表1所示機械特性(楊氏模數)的無方向性電磁鋼板(No.A1~No.A17(素材1A~1Q))。 以表2所示之模具對所得之無方向性電磁鋼板(素材1A~1Q)衝孔後，以750℃實施了2小時鐵芯退火。結果，以使用了滿足式(1)之1A~1H之素材的No.A1~No.A8來說，以滿足式(5)之1R~1Z中之任一模具衝孔後，獲得了滿足上述評估基準之高真圓度之預定的尺寸。另一方面，以使用了1A~1H以外之素材(1J~1Q)的No.A9~A15來說，所使用之模具皆為不滿足式(5)的模具，故無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。又，以使用了不滿足式(1)之素材1J的No.A17來說，即便以滿足式(5)的模具衝孔但真圓度仍降低，而無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。又，No.A16係使用了滿足式(1)之素材1A者，但模具不滿足式(5)故真圓度降低，而無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。此外，衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑D係設為直徑120mm。在此，所謂滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸，係指滿足衝孔後且鐵芯退火後之直徑的最大值-最小值之值為平均直徑(目標直徑)的0.20%以下，當目標直徑為120mm時，衝孔後且鐵芯退火後之直徑會落在120mm±0.12mm的範圍內。
[表1]
Figure 02_image001
[表2]
Figure 02_image003
(實施例2) 製作以質量%計含有Si：3.0%、Al：0.5%、Mn：0.2%、C：0.0020%、且剩餘部分由Fe及不純物構成之板厚3mm的熱軋板，以800℃~1100℃進行1分鐘~10分鐘退火，而獲得了熱軋退火板。將熱軋退火板冷軋延成板厚0.4mm~2.0mm，以800℃~1100℃進行1分鐘~10分鐘退火(中間退火)，並再次冷軋延而獲得了板厚0.2mm的冷軋板。冷軋板係以750℃實施30秒的退火(完工退火)，而獲得了具有表3所示機械特性(r值)的無方向性電磁鋼板(No.B1~No.B17(素材2A~2Q))。 以表4所示之模具對將所得之無方向性電磁鋼板(素材2A~2Q)衝孔後，以750℃實施了2小時鐵芯退火。結果，以使用了滿足式(2)之2A~2H之素材的No.B1~No.B8來說，以滿足式(6)之2R~2Z中之任一模具衝孔後，獲得了滿足上述評估基準之高真圓度之預定的尺寸。另一方面，以使用了2A~2H以外之素材(2J~2Q)的No.B9~B15來說，所使用之模具皆為不滿足式(6)的模具，故無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。又，以使用了不滿足式(2)之素材2N的No.A17來說，即便以滿足式(6)的模具衝孔但真圓度仍降低，而無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。又，No.B16係使用了滿足式(1)之素材2A者，但模具不滿足式(6)故真圓度降低，而無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。此外，衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑D係設為直徑120mm。在此，所謂滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸，係指滿足衝孔後且鐵芯退火後之直徑的最大值-最小值之值為平均直徑(目標直徑)的0.20%以下，當目標直徑為120mm時，衝孔後且鐵芯退火後之直徑會落在120mm±0.12mm的範圍內。
[表3]
Figure 02_image005
[表4]
Figure 02_image007
(實施例3) 製作以質量%計含有Si：3.0%、Al：0.5%、Mn：0.2%、C：0.0020%、且剩餘部分由Fe及不純物構成之板厚3mm的熱軋板，以800℃~1100℃進行1分~10分鐘退火，而獲得了熱軋退火板。將熱軋退火板冷軋延成板厚0.4mm~2.0mm，以800℃~1100℃進行1分~10分鐘退火(中間退火)，並再次冷軋延而獲得了板厚0.2mm的冷軋板。冷軋板係以750℃實施30秒的退火(完工退火)，而獲得了具有表5所示機械特性(n值)的無方向性電磁鋼板(No.C1~No.C17(素材3A~3Q))。 以表6所示之模具對所獲得之無方向性電磁鋼板(素材3A~3Q)衝孔後，以750℃實施了2小時鐵芯退火。結果，以使用了滿足式(3)之3A~3H之素材的No.C1~No.C8來說，以滿足式(7)之3R~3Z中之任一模具衝孔後，獲得了滿足上述評估基準之高真圓度之預定的尺寸。另一方面，以使用了3A~3H以外之素材(3J~3Q)的No.C9~C15來說，所使用之模具皆為不滿足式(7)的模具，故無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。又，以使用了不滿足式(3)之素材3J的No.C17來說，即便以滿足式(7)的模具衝孔但真圓度仍降低，而無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。又，No.C16係使用了滿足式(3)之素材3A者，但模具不滿足式(7)故真圓度降低，而無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。此外，衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑D係設為直徑120mm。在此，所謂滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸係指滿足衝孔後且鐵芯退火後之直徑的最大值-最小值之值為平均直徑(目標直徑)的0.20%以下，當目標直徑為120mm時，衝孔後且鐵芯退火後之直徑會落在120mm±0.12mm的範圍內。
[表5]
Figure 02_image009
[表6]
Figure 02_image011
(實施例4) 製作以質量%計含有Si：3.0%、Al：0.5%、Mn：0.2%、C：0.0020%、且剩餘部分由Fe及不純物構成之板厚3mm的熱軋板，以800℃~1100℃進行1分鐘~10分鐘退火，而獲得了熱軋退火板。將熱軋退火板冷軋延成板厚0.4mm~2.0mm，以800℃~1100℃進行1分鐘~10分鐘退火(中間退火)，並再次冷軋延而獲得了板厚0.2mm的冷軋板。冷軋板係以750℃實施30秒的退火(完工退火)，而獲得了具有表7所示機械特性(降伏比)的無方向性電磁鋼板(No.D1~No.D17(素材4A~4Q))。 以表8所示之模具對所得之無方向性電磁鋼板(素材4A~4Q)衝孔後，以750℃實施了2小時鐵芯退火。結果，以使用了滿足式(4)之4A~4H之素材的No.D1~No.D8來說，以滿足式(8)之4R~4Z中之任一模具衝孔後，獲得了滿足上述評估基準之高真圓度之預定的尺寸。另一方面，以使用了4A~4H以外之素材(4J~4Q)的No.D9~D15來說，所使用之模具皆為不滿足式(8)的模具，故無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。又，以使用了不滿足式(4)之素材4J的No.D17來說，即便以滿足式(8)的模具衝孔但真圓度仍降低，而無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。又，No.D16係使用了滿足式(4)之素材4E者，但模具不滿足式(8)故真圓度降低，而無法獲得滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸。此外，衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑D係設為直徑120mm。在此，所謂滿足評估基準之高真圓度之預定的尺寸，係指滿足衝孔後且鐵芯退火後之直徑的最大值-最小值之值為平均直徑(目標直徑)的0.20%以下，當目標直徑為120mm時，衝孔後且鐵芯退火後之直徑會落在120mm±0.12mm的範圍內。
[表7]
Figure 02_image013
[表8]
Figure 02_image015
21:定子鐵芯 22:芯背 23:芯齒 30:轉子鐵芯 31:轉子鐵心 32:磁鐵 50:殼體 60:轉軸 100,102,104:公模 110:無方向性電磁鋼板、母模 D:定子鐵芯之內徑 Dm:公模之外徑 O:中心
圖1係顯示定子鐵芯之內部插入有轉子鐵芯之狀態的俯視圖。 圖2係用以說明構成圖1所示之定子鐵芯的無方向性電磁鋼板藉由公模依序衝孔之情形的俯視圖。
21:定子鐵芯
22:芯背
23:芯齒
30:轉子鐵芯
31:轉子鐵心
32:磁鐵
50:殼體
60:轉軸
D:目標直徑
O:中心

Claims (18)

  1. 一種無方向性電磁鋼板，係具備矽鋼板作為母材者； 前述矽鋼板因應相對於軋延方向之方向具有預定的機械特性；且 以大致圓形的模具衝孔後的圓孔其直徑的最大值與最小值的差為前述最大值與前述最小值之平均值的0.20%以下。
  2. 如請求項1之無方向性電磁鋼板，其中前述預定的機械特性在令前述矽鋼板之軋延方向的楊氏模數為E0、令軋延直角方向的楊氏模數為E90、令從軋延方向起算45度方向的楊氏模數為E45時，滿足以下式(1)： 0.8100≦(E0+E90)/(2×E45)≦1.0000…(1)。
  3. 如請求項1或2之無方向性電磁鋼板，其中前述預定的機械特性在令前述矽鋼板之軋延方向的r值為r0、令軋延直角方向的r值為r90、令從軋延方向起算45度方向的r值為r45時，滿足以下式(2)： 1.0000≦(r0+r90)/(2×r45)≦1.3100…(2)。
  4. 如請求項1至3中任一項之無方向性電磁鋼板，其中前述預定的機械特性在令前述矽鋼板之軋延方向的n值為n0、令軋延直角方向的n值為n90、令從軋延方向起算45度方向的n值為n45時，滿足以下式(3)： 0.8100≦(n0+n90)/(2×n45)≦1.0000…(3)。
  5. 如請求項1至4中任一項之無方向性電磁鋼板，其中前述預定的機械特性在令前述矽鋼板之軋延方向的降伏比為YR0、令軋延直角方向的降伏比為YR90、令從軋延方向起算45度方向的降伏比為YR45時，滿足以下式(4)： 0.8300≦(YR0+YR90)/(2×YR45)≦1.0300…(4)。
  6. 如請求項1至5中任一項之無方向性電磁鋼板，其中前述母材之化學組成以質量%計含有： C：0.0010~0.0040%、 Si：2.5~4.5%、 Al：0.2~2.5%、 Mn：0.1~3.5%、 P：大於0%且在0.10%以下、 S：0~0.0030%、 N：0~0.0030%、 Ti：0~0.0030%、 Mo：0.0010~0.10%、 Cr：0~0.10%、 B：0~0.0010%、 Ni：0~0.50%、 Cu：0~0.50%、 Sn：0~0.20%、 Sb：0~0.20%、 Ca：0~0.0050%、 La：0~0.0050%、 Ce：0~0.0050%、 O：0~0.10%、 V：0~0.10%、 W：0~0.10%、 Zr：0~0.10%、 Nb：0~0.10%、 Mg：0~0.10%、 Bi：0~0.10%、 Nd：0~0.10%及 Y：0~0.10%，且 剩餘部分係由Fe及不純物構成。
  7. 一種無方向性電磁鋼板的衝孔方法，係使用大致圓柱形之模具對具備矽鋼板作為母材之無方向性電磁鋼板衝孔的方法； 該方法係根據前述矽鋼板因應相對於前述矽鋼板軋延方向之方向的機械特性值，決定前述模具相對於前述軋延方向之方向的直徑，來對前述矽鋼板衝孔。
  8. 如請求項7之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的楊氏模數為E0、令軋延直角方向的楊氏模數為E90、令從軋延方向起算45度方向的楊氏模數為E45、Eave=(E0+2×E45+E90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，滿足以下式(5)： 0.96＜(Ei/Eave)×(Di/D)≦1.04…(5) 惟，在式(5)中，i=0、45、90，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
  9. 如請求項7之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的r值為r0、令軋延直角方向的r值為r90、令從軋延方向起算45度方向的r值為r45、rave=(r0+2×r45+r90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，滿足以下式(6)： 0.96＜(ri/rave)×(Di/D)≦1.04…(6) 惟，在式(6)中，i=0、45、90，D0係模具對應於軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
  10. 如請求項7之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的n值為n0、令軋延直角方向的n值為n90、令從軋延方向起算45度方向的n值為n45、nave=(n0+2×n45+n90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，滿足以下式(7)： 0.96＜(ni/nave)×(Di/D)≦1.04…(7) 惟，在式(7)中，i=0、45、90，D0係模具對應於軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
  11. 如請求項7之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的降伏比為YR0、令軋延直角方向的降伏比為YR90、令從軋延方向起算45度方向的降伏比為YR45、YRave=(YR0+2×YR45+YR90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，滿足以下式(8)： 0.96≦(YRi/YRave)×(Di/D)≦1.04…(8) 惟，在式(8)中，i=0、45、90，D0係模具對應於軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
  12. 如請求項7至11中任一項之無方向性電磁鋼板的衝孔方法，其中前述母材之化學組成以質量%計含有： C：0.0010~0.0040%、 Si：2.5~4.5%、 Al：0.2~2.5%、 Mn：0.1~3.5%、 P：大於0%且在0.10%以下、 S：0~0.0030%、 N：0~0.0030%、 Ti：0~0.0030%、 Mo：0.0010~0.10%、 Cr：0~0.10%、 B：0~0.0010%、 Ni：0~0.50%、 Cu：0~0.50%、 Sn：0~0.20%、 Sb：0~0.20%、 Ca：0~0.0050%、 La：0~0.0050%、 Ce：0~0.0050%、 O：0~0.10%、 V：0~0.10%、 W：0~0.10%、 Zr：0~0.10%、 Nb：0~0.10%、 Mg：0~0.10%、 Bi：0~0.10%、 Nd：0~0.10%及 Y：0~0.10%，且 剩餘部分係由Fe及不純物構成。
  13. 一種無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其係大致圓柱狀之模具，用以對具備矽鋼板作為母材的無方向性電磁鋼板衝孔； 前述模具相對於前述矽鋼板之軋延方向之方向的直徑係根據前述矽鋼板因應相對於前述軋延方向之方向的機械特性值而決定。
  14. 如請求項13之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的楊氏模數為E0、令軋延直角方向的楊氏模數為E90、令從軋延方向起算45度方向的楊氏模數為E45、Eave=(E0+2×E45+E90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，滿足以下式(5)： 0.96＜(Ei/Eave)×(Di/D)≦1.04…(5) 惟，在式(5)中，i=0、45、90，當前述模具上設置有無方向性電磁鋼板時，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
  15. 如請求項13之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的r值為r0、令軋延直角方向的r值令為r90、令從軋延方向起算45度方向的r值為r45、rave=(r0+2×r45+r90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，滿足以下式(6)： 0.96＜(ri/rave)×(Di/D)≦1.04…(6) 惟，在式(6)中，i=0、45、90，當前述模具上設置有無方向性電磁鋼板時，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
  16. 如請求項13之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的n值為n0、令軋延直角方向的n值為n90、令從軋延方向起算45度方向的n值為n45、nave=(n0+2×n45+n90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，滿足以下式(7)： 0.96＜(ni/nave)×(Di/D)≦1.04…(7) 惟，在式(7)中，i=0、45、90，當前述模具上設置有無方向性電磁鋼板時，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
  17. 如請求項13之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中在令前述矽鋼板之軋延方向的降伏比為YR0、令軋延直角方向的降伏比為YR90、令從軋延方向起算45度方向的降伏比為YR45、YRave=(YR0+2×YR45+YR90)/4的情況下，令以前述模具衝孔後之衝孔件之外周圓的目標直徑為D、令前述模具的直徑為Di時，滿足以下式(8)： 0.96≦(YRi/YRave)×(Di/D)≦1.04…(8) 惟，在式(8)中，i=0、45、90，當前述模具上設置有無方向性電磁鋼板時，D0係模具對應於前述矽鋼板之軋延方向的直徑，D45係模具對應於從軋延方向起算45度方向的直徑，D90係模具對應於軋延直角方向的直徑。
  18. 如請求項13至17中任一項之無方向性電磁鋼板的衝孔用模具，其中前述母材之化學組成以質量%計含有： C：0.0010~0.0040%、 Si：2.5~4.5%、 Al：0.2~2.5%、 Mn：0.1~3.5%、 P：大於0%且在0.10%以下、 S：0~0.0030%、 N：0~0.0030%、 Ti：0~0.0030%、 Mo：0.0010~0.10%、 Cr：0~0.10%、 B：0~0.0010%、 Ni：0~0.50%、 Cu：0~0.50%、 Sn：0~0.20%、 Sb：0~0.20%、 Ca：0~0.0050%、 La：0~0.0050%、 Ce：0~0.0050%、 O：0~0.10%、 V：0~0.10%、 W：0~0.10%、 Zr：0~0.10%、 Nb：0~0.10%、 Mg：0~0.10%、 Bi：0~0.10%、 Nd：0~0.10%及 Y：0~0.10%，且 剩餘部分係由Fe及不純物構成。
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