KR100711704B1 - 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형 - Google Patents

직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형 Download PDF

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KR100711704B1
KR100711704B1 KR1020050100186A KR20050100186A KR100711704B1 KR 100711704 B1 KR100711704 B1 KR 100711704B1 KR 1020050100186 A KR1020050100186 A KR 1020050100186A KR 20050100186 A KR20050100186 A KR 20050100186A KR 100711704 B1 KR100711704 B1 KR 100711704B1
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motor rotor
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강창석
조재익
오익현
이재설
배정찬
윤철호
이강욱
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한국생산기술연구원
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    • H01F3/14—Constrictions; Gaps, e.g. air-gaps
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
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    • H—ELECTRICITY
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Abstract

본 발명은 직류모터 회전자 제작용 금형에 관한 것으로서, 가혹한 사용조건에서도 우수하고 안정된 금형품질을 제공한다.
이를 위한 본 발명의 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형은 보강링과, 상기 보강링의 내경에 열박음되고 초경합금 재질로 이루어지는 코어링를 포함하고, 열박음 후 상기 보강링 내경과 상기 코어링 외경의 최적공차는 상기 코어링의 열 사이클에 의한 최대 및 최소변위와, 상기 코어링과 상기 보강링의 경계면에서 발생되는 내부응력에 의한 최대 및 최소변위를 각각 합한 범위 내에서 결정되는 것을 특징으로 한다.

Description

직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형{Metal Mold for AC Motor Rotor}
도 1은 원통에서 받는 열변형의 분포를 나타낸 개략도이고,
도 2는 서로 다른 재질의 원통 부재가 열박음된 경우의 응력상태를 나타낸 개략도이고,
도 3은 본 발명의 한 실험 예에 따른 열 사이클 상태를 나타낸 시간과 온도의 관계곡선이고,
도 4는 도 3의 열 사이클이 가해진 상태에서 나타나는 직류모터 회전자용 초경합금 금형의 시간에 따른 변위와 온도변화를 나타낸 관계곡선이고,
도 5는 직류모터 회전자용 초경합금 금형에 48회, 73회, 99회 열 사이클을 가했을 때의 변위를 나타낸 실험그래프이고,
도 6은 도 5에 나타난 평균 변위값을 토대로 변위와 열 사이클의 관계를 나타낸 그래프이고,
도 7은 보강링과 코어링의 한 실시예에 따른 분리사시도이고,
도 8은 보강링과 코어링의 결합 단면도이고,
도 9는 열박음 과정을 개략적으로 나타낸 사진이고,
도 10은 직류모터 회전자용 초경합금 금형에 결합되는 보강링의 내경 크기에 따른 생산제품(회전자)의 상태를 나타낸 사진이고,
도 11은 보강링의 내경 크기에 따른 원통도를 나타낸 그래프이다.
본 발명은 직류모터 회전자 제작용 금형에 관한 것으로서, 더욱 상세하게는 가혹한 사용조건에서도 안정된 금형 품질을 갖는 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형에 관한 것이다.
완성품에 가까운 직류모터용 회전자를 만들기 위한 다이캐스팅 금형의 품질은 제품 표면의 치수 정밀도를 좌우한다. 더욱이 최근에는 주조제품의 고품질화에 따른 금형 표면의 고속, 고압력 및 용탕의 고온화가 요구되면서 금형의 기술적 엄격성이 높아지고 있다. 또한, 생산성 향상 및 비용절감을 목적으로 금형의 사용조건이 가혹해지면서 이런 사용조건에서도 안정된 품질을 갖는 금형이 요청된다.
위와 같은 조건을 만족하는 금형재료로는 초경합금이 있다. 초경합금은 탄화 텅스텐(WC)과 코발트(Co)의 소결합금으로, 경도가 높은 WC 입자가 연성이 우수한 Co 금속 바인더에 결합한 WC/Co 조직을 갖는다. 이러한 초경합금은 매우 단단하고 내마모성이 우수하며 열간공구강(SKD61)에 비하여 열팽창량이 적다. 때문에 초경합금은 고속, 고압력, 고온의 가혹한 사용 환경에서도 수십만 쇼트의 사용이 가능하다. 또한, 초경합금은 고온 용탕과의 용착 및 소착이 없어 주조 제품의 무절삭 완성품 제조가 가능하며, 제품의 품질 안정화를 유지할 수 있는 장점이 있다.
그러나, 초경합금 금형은 가공이 어렵고 제작단가가 높다. 또한, 초경합금 금형은 모상의 코발트(Co, 열팽창계수 12.3×10-6/℃)와 강화상의 탄소 텅스텐(WC, 열팽창계수 5.1×10-6/℃)의 열팽창계수가 크게 다르기 때문에 가열 및 냉각이 반복될 때 내부응력이 누적되어 파괴될 수 있다.
때문에, 근래에는 초경합금 재질의 코어링 외측에 다른 재질의 보강링을 결합하여 초경합금 금형의 파괴 저항성을 높이는 방법이 제안되었다. 그러나, 현재까지 하중과 열응력에 기인한 코어링의 균열을 억제하는 보강링의 가공공차가 제시되지 않아 치수 및 품질이 안정된 직류모터용 회전자를 양산하는데 어려움이 많다.
본 발명은 위와 같은 필요에 의해 창안된 것으로서, 일정한 치수를 갖는 고품질의 직류모터용 회전자를 양산할 수 있는 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형을 제공하는데 그 목적이 있다.
본 발명의 한 실시예에 따르면 보강링과, 상기 보강링의 내경에 열박음되고 초경합금 재질로 이루어지는 코어링를 포함하고, 열박음 후 상기 보강링 내경과 상기 코어링 외경의 최적공차는 상기 코어링의 열 사이클에 의한 최대 및 최소변위 와, 상기 코어링과 상기 보강링의 경계면에서 발생되는 내부응력에 의한 최대 및 최소변위를 각각 합한 범위 내에서 결정되는 것을 특징으로 하는 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형이 제공된다.
최적 공차는 r/4000 ~ r/1300인 것이 좋다(r 은 코어링의 외측 지름임).
이하에서 본 발명의 근거가 되는 이론적 배경 및 실험결과를 설명한다.
1. 이론적 배경
본 출원인은 WC-16%Co 초경합금에 반복 가열·냉각을 행한 경우의 동적 초소성 거동에 관해서, 매트릭스에 보인 소성 변형된 새로운 내부응력 장을 만드는 소성완화와, 매트릭스와 강화상의 계면근방에서의 확산 크리프(creep)에 의한 내부응력의 완화를 고려한 연속체미시역학 모델을 이용하여 해석하였다. 그리고 WC-16%Co 복합재료에 관한 열 사이클 조건하에서의 크리프 시험을 수행한 후 해석 모델의 타당성에 관해서 검토했다.
가. 열 사이클 조건에서의 열응력 - 변형거동의 미시역학적 고찰
WC-Co인 초경합금에 열 사이클과 인장 응력을 동시에 가했다. 그러면 강화상인 탄화 텅스텐과 모상인 코발트의 열챙창계수의 차이에 의해 내부에 응력(열응력)이 발생한다. 이 내부응력
Figure 112005060172498-pat00001
은 수학식 1과 같이 계산할 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00002
위 식에서 αf ij, αm ij 는 각각 강화상과 모상의 열팽창계수이고, T는 복합재료에 주어진 온도이며, T0 는 기준온도(공정복합재료의 경우 공정온도)이다.
모상 내의 응력은 항복응력이 진행될 때 소성변형으로 이어진다. 모상 내에서 발생한 소성변형
Figure 112005060172498-pat00003
는 수학식 2에 도시된 바와 같이 축 대칭성을 갖는다.
Figure 112005060172498-pat00004
또한, 강화상과 모상의 계면근방에서의 확산 크리프에 의한 내부응력의 완화가 일어나지만, 이 경우의 탄성장의 해석은 강화상 내에 하나의 모양인 축대칭의 비탄성변형을 발생시킨다. 비탄성변형
Figure 112005060172498-pat00005
은 수학식 3과 같이 표현된다.
Figure 112005060172498-pat00006
강화상이 있는 초경합금에 단축 인장응력을 가한 상태를 고려해 보자.
단축 인장응력에 의해 발생한 변형은 축대칭 변형이고, 강화상과 모상 사이의 탄성변형만이 발생한다고 가정하면, 구성상의 탄성변형 발생에 의해서 강화상과 모상 내에는 다른 응력상태가 된다. 즉, 탄성변형이 큰 강화상 내에는 부하응력에 비례하고 모상보다 큰 응력집중이 발생한다.
이로 인한 탄성적인 응력상태 때문에 입자 가장자리에서 부하응력방향으로 모상원자가 확산 이동하고 완화가 일어난다고 고려하면, 이 재료의 위치 에너지는 낮아진다. 여기에 탄성 에너지가 큰 강화상이 응력부하의 전과 동일한 변형이 일어나지 않는다고 가정하면, 이 고체의 변형 전과 확산완화 후의 강화상과 모상의 변형은 불일치 된다. 위에서 고려한 확산에 의한 응력완화를 열역학적 안정성 이론에 필요한 깁스 자유에너지 G(Gibb's free energy)의 판정에서 살펴볼 수 있다.
모상이 있는 온도에서 탄성변형이 일어나는 경우 초경합금의 깁스 자유에너지 G는 수학식 4와 같이 표현된다.
Figure 112005060172498-pat00007
위 식에서 ΔU 는 탄성에너지 변화, ΔW는 위치 에너지 변화, EU는 초경합금의 미완화 탄성률이며, σ는 외부부하응력이다.
다음으로 강화상 주위의 모상원자가 국부적으로 특정한 방향, 즉 부하응력방향으로 확산 이동하는 비탄성변형이 발생하는 상황을 고려해 보자. 이 상황 또한 열역학적 안정성 이론에 필요한 깁스 자유에너지 G를 구하기 전에 외부부하응력 σ에 의해 탄성변형시 발생되는 강화상과 모상의 응력(σf, σm)은 수학식 5와 같이 표현된다.
Figure 112005060172498-pat00008
위 식에서 B는 각 구성상에서의 응력집중을 표현한 무차원 상수이고, Vf 는 강화상의 체적률이다.
다음으로 두 상간의 확산에 의한 비탄성변형
Figure 112005060172498-pat00009
가 단축응력부하에서 축대칭변형에 의해 강화상과 모상에서 발생하는 응력변화(Δσf, Δσm)는 수학식 6과 같이 표현된다.
Figure 112005060172498-pat00010
위 식에서 A는 탄성률의 단위를 가지는 미시역학 파라미터로서 강화상이 구 상입자일 경우 수학식 7과 같이 표현된다.
Figure 112005060172498-pat00011
위 수학식 7에서 μm는 모상의 강성률, υm는 모상의 포아송비, μf는 강화상의 강성률, Vf는 강화상의 체적률이다.
한편, 강화상 주위에서 확산에 의해 응력 완화하는 복합재료의 깁스 자유에너지 G는 수학식 8과 같이 표현할 수 있으며,
Figure 112005060172498-pat00012
위 식으로부터 평형상태(유지시간이 길어져 완전히 완화한 상태,
Figure 112005060172498-pat00013
)에서는 부하응력 σ에 비례하여 수학식 9와 같은 일정한 확산변형
Figure 112005060172498-pat00014
가 발생하는 것을 알 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00015
그리고 이러한 재료의 거시적인 비탄성변형
Figure 112005060172498-pat00016
은 수학식 10과 같이 표현된 다.
Figure 112005060172498-pat00017
이 식은 평형상태에서는 수학식 11과 같이 다시 표현된다.
Figure 112005060172498-pat00018
확산완화 속도는 수학식 9를 이용하여 수학식 12와 같이 표현할 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00019
위 식에서 τ는 완화시간(characteristic relaxation time)으로 수학식 13과 같이 표현된다.
Figure 112005060172498-pat00020
위 식에서 α(=150/π)는 기하학적 상수이고, D는 계면확산계수이고, Ω는 확산원자의 체적이고, df 는 강화상의 입경, k는 볼츠만 상수, h는 강화상과 모상 계면의 두께이다.
한편 강화상 주위의 모상 원자가 동적 응력σ에 대응한 방향을 향해 확산 이 동함에 따라 생성되는 변형거동은 비탄성변형인데, 이는 가해진 응력σ에 비례하는 일정한의 확산변형
Figure 112005060172498-pat00021
가 존재하기 때문이다.
수학식 12를 시간 t = 0에서,
Figure 112005060172498-pat00022
=0인 초기조건으로 풀면 수학식 14와 같이 표현되고, 유지시간 dt의 경우에서 얻어지는 초소성변형
Figure 112005060172498-pat00023
은 수학식 15을 통해 구할 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00024
Figure 112006096693182-pat00025
수학식 15에서, Vm은 모상의 체적률이고, σ0는 항복응력이다.
나. 원통형 금형의 치수변형 계측과 변형거동 규명
아래에서는 직류모터의 회전자용 금형과 같은 원통형 초경합금에서 열응력이 발생하는 경우를 살펴보겠다.
a. 원통의 열응력 및 변위
도 1에 도시된 바와 같이 원통형 금형의 온도 T가 반경 r 방향으로만 변화하고 있는 경우를 고려한다.
원통형 금형 내의 온도분포는 반경방향으로 일정하지 않으므로 각 점의 가열 ·냉각 중의 열팽창 또는 수축량의 불일치로 직접적인 외력이 작용하지 않아도 내부응력이 발생한다. 이 경우 금형 내의 미소요소 abcd의 주변에 발생하는 응력의 평형식은 수학식 16과 같다.
Figure 112005060172498-pat00026
변위 또는 변형은 열팽창과 응력에 기인한다. 온도 T=0의 상태를 기준으로 열팽창에 의해서 금형 내의 각 점에는 모든 방향에 수직변형 αT가 발생하지만, 전단변형은 발생하지 않는다. 열팽창에 의한 변형과 응력에 의한 변형을 더하면 수학식 17과 같이 나타낼 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00027
수학식 17에서, εr, εθ, εz과 σr, σθ, σz는 각각 원통형의 반경방향 r, 원주방향 θ, 축방향 z의 변형ε과 응력 σ, E는 종탄성계수, υ는 포아송비, α는 열팽창계수이며, T는 온도이다. 수학식 17의 응력을 변형에 의해 표현하면 수학식 18과 같다.
Figure 112005060172498-pat00028
수학식 18 에서 G는 횡탄성계수이며,
Figure 112006096693182-pat00029
이다. 변형과 변위의 관계식,
Figure 112006096693182-pat00030
,
Figure 112006096693182-pat00031
및 수학식 18을 응력의 평형식인 수학식 16에 대입하면, 수학식 19와 같은 변위 방정식을 얻을 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00032
위 식에서 양변을 r로 적분하면 수학식 20과 같은 해를 구할 수 있다. 수학식 20에서 A, B는 적분상수이다.
Figure 112005060172498-pat00033
수학식 20에서 우변의 1항 및 2 항은 수학식 19의 우변을 0으로 한 동차방정식의 해이고, 3항은 수학식 19의 특해이다. 수학식 20을
Figure 112005060172498-pat00034
및
Figure 112005060172498-pat00035
에 대입하여
Figure 112005060172498-pat00036
를 구하고, 이를 수학식 18에 대입하면 응력성분을 수학식 21과 같이 나타낼 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00037
수학식 21에서 C는 z축 방향으로 발생하는 일정한 변형 εz = C를 나타낸다. 원통 표면에 외력이 작용하고 있지 않다면, z축 방향 응력의 합이 수학식 22와 같이 0 이어야 한다. 수학식 22에서 a는 원통형 금형의 내측 반지름이고, b는 원통형 금형의 외측 반지름이다.
Figure 112005060172498-pat00038
수학식 22의 경계조건을 수학식 21에 대입하면 수학식 23, 24와 같이 표현된다.
Figure 112005060172498-pat00039
Figure 112005060172498-pat00040
수학식 24를 풀면 수학식 25 및 수학식 26와 같이 표현되고,
Figure 112005060172498-pat00041
Figure 112005060172498-pat00042
수학식 26과 수학식 23으로부터 다음과 같은 수학식 27을 얻을 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00043
이들 식을 수학식 20과 수학식 21에 대입하면 수학식 28을 얻을 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00044
수학식 28에서 w는 z축 방향으로 발생하는 변위를 나타내며, 결국 원통 내의 온도분포가 주어지면, 수학식 28로부터 열응력 및 변위를 계산할 수 있다.
b. 코어링과 보강링의 경계면 응력
본 발명에서와 같이 재질이 다른 두 개의 원통을 도 2와 같이 열박음 할 때의 변위를 살펴보자. 코어링에 보강링을 열박음하면 코어링과 보강링의 경계면에 압력이 발생하여 코어링의 외측 반경이 줄어드는 외면변위(δA)와 보강링의 내측 반경이 확대되는 내면변위(δB)이 동시에 발생한다. 외면변위 및 내면변위와 열박음 압력 P0의 관계를 식으로 나타내면 수학식 29와 같다.
참고로 내측 원통(코어링) 및 외측 원통(보강링)의 종 탄성계수는 EA, EB 이고, 프아송비는
Figure 112005060172498-pat00045
이다.
Figure 112005060172498-pat00046
열박음에 의한 총변위를 δ라 하면, δ = δA + δB 이기 때문에 열박음 압력을 수학식 30과 같이 표현할 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00047
내측 원통에는 외압 P0, 외측 원통에는 내압 P0이 각각 작용하는 것으로 가정하여 응력을 계산한다. 내압을 가한 후 내측 원통과 외측 원통에서 발생하는 응력을 구하기 위해서는 내압 P1을 가해서 열박음 압력이 P0'으로 변화한다고 가정한다. 그러면 내측 원통에서 발생하는 내압과 외압은 P1, P0'이고, 외측 원통에서 발생하는 내압은 P0 ' 이라고 할 수 있으므로 수학식 29를 수학식 31과 같이 표현할 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00048
한편, 수학식 31은 δ = δA + δB 식을 만족하므로 다시 수학식 32와 같이 열박음 압력 P0'에 관한 식으로 표현할 수 있다.
Figure 112005060172498-pat00049
2. 실험조건
실험은 39.990㎜×29.4㎜×25㎜ 크기의 WC-16%Co 초경합금 금형에 도 3과 같은 열 사이클을 가하는 방식으로 행해졌다. 열 사이클 조건은 하부온도를 100℃로 하고, 상부온도를 300℃로 하였다. 상온에서 100℃까지를 상승시킨 후, 가열 및 냉각시간은 3분, 등온유지 시간은 20분으로 하였다.
이러한 열 사이클 조건으로 가열·냉각을 48회, 73회, 그리고 99회(46분/회)반복 수행하였다. 사이클 수와 누적변위와의 관계를 확인하고, 그 비례관계를 통해 평균 신장량(누적변위)을 예측하였다.
3. 실험결과 및 고찰
가. 반복 가열·냉각에 의한 이상 신장
도 4는 99회 반복 가열·냉각에 의한 온도 및 변위를 나타낸 것이다. 실험결과 48, 73, 99 사이클 후의 누적변위를 1 사이클당 변위로 계산한 값은 각각 1.36×10-5㎛, 1.38×10-5㎛, 1.18×10-5㎛ 이였다(도 5 및 도 6 참조). 이 수치는 확산이 완료되었을 것이라고 생각되는 상부온도에서 20분을 유지한 후 해당 사이클까지의 누적변위를 계산한 것이다. 한편 이 변위 증가율을 통해서는 더 많은 가열·냉각 사이클에 따른 누적변위를 예측할 수 있다. 즉 10만 사이클 후에는 1.18㎛, 50만 사이클 후에는 5.9㎛의 누적변위가 발생할 것이라는 것을 예측할 수 있다. 표 1은 48, 73, 99 사이클의 1회당 변위증가율의 평균값을 구해 10만 사이클과 50만 사이클의 누적변위를 예측한 것이다.
Figure 112005060172498-pat00050
나. 보강링과 초경합금 코어링(금형)의 최적 가공 공차 측정
도 7은 보강링과 코어링의 결합사시도이고, 도 8은 보강링과 코어링의 결합 단면도이다. 도 7에 도시된 바와 같이 보강링과 코어링은 제1, 제2 보강링(10, 20)과 제1, 제2 코어링(30, 40)으로 구성된다. 제1보강링(10)과 제2보강링(20)의 내측에는 각각 제1코어링(30)과 제2코어링(40)이 삽입된다. 제1보강링(10)의 일 면에는 제2보강링(20)의 단턱(22)이 끼워지는 홈(12)이 형성된다. 제2보강링(20)의 일 면에는 복수개의 용탕 주입구(24)가 형성된다.
도 9은 보강링에 코어링을 열박음 하는 과정을 나타낸 것이다. 열박음은 보강링의 내경보다 큰 외경을 갖는 코어링을 박아 넣기 위해 약 200℃의 열을 가해서 보강링을 팽창시킨 다음 코어링를 넣고 냉각시켜 코어링이 빠지지 않도록 물어주는 것을 말한다. 보강링과 코어링 경계면의 열박음 압력이 너무 크면 제품의 불량이 생기고 너무 작으면 코어링이 빠지는 현상이 일어나기 때문에 보강링과 코어링의 최적 공차를 예측해서 보강링의 내경을 가공해야만 한다.
열박음 압력 및 최적 공차를 측정하기 위해서 우선 보강링을 사용하지 않은 원통형의 코어링에 발생하는 변위 및 응력값을 구하였다. 수학식 28에 의해서 계산된 길이에 따른 변위 및 응력을 표 2에 나타내었다.
Figure 112005060172498-pat00051
표 2에서 보는 바와 같이 반경 방향의 응력과 축 방향의 응력은 해소되었음을 알 수 있다. 표 3은 코어링 WC-16%Co와 보강링인 SKD61강의 물성치를 나타내었다.
Figure 112005060172498-pat00052
아래 표 4는 수학식 18을 이용하여 원주방향 응력 값(σθ)에 따른 각 방향의 변형률을 나타낸 것이다.
Figure 112005060172498-pat00053
표 4의 변형률과 Hook's low을 이용하여 코어링에 걸리는 내압이 20㎏/㎟임을 예측할 수 있다. 그리고 수학식 31에 의해 보강링과 코어링의 경계면 압력이 19.95㎏/㎟ 임을 알 수 있으며, 수학식 32에 의해 내압이 주었을 때의 경계면 압력이 24.14㎏/㎟ 임을 알 수 있다. 또한 이러한 압력조건에서의 변위는 10.7㎛가 발생하는 것을 예측할 수 있다.
경계면 압력 24.14㎏/㎟에서 생기는 변위 10.7㎛과 50만 cycle 반복 가열·냉각 시 예측된 누적변위 5.9㎛를 고려하면 보강링과 코어링의 공차가 16.6㎛가 되어야 함을 알 수 있다. 이를 기준으로 하여 보강링의 내경을 39.950㎜, 39.960㎜, 39.965㎜, 39.970㎜, 39.980㎜으로 제작하였다. 제작된 보강링에 초경합금의 코어링을 열박음 시킨 후 다이 캐스팅 장치에 장착한 다음 직류모터의 회전자(로터)를 생산하면서 코어링과 회전자 제품의 상태를 살펴보았다. 표 5는 보강링의 내경과 원통도에 따른 회전자 제품의 상태를 정리한 것이다.
Figure 112005060172498-pat00054
표 5에서 알 수 있듯이 보강링의 내경이 39.960㎜ 이하일 때는 불량 제품이 생산되었고, 보강링의 내경이 39.965㎜, 39.970㎜ 일 때에는 양호한 제품이 생산되었다. 보강재료 내경에 따른 생산품 및 코어링의 상태를 도 10에 나타내었다. 도 11는 보강링의 원통도를 측정한 결과이다. 도 11와 표 5에서 알 수 있듯이 보강링의 원통도(진원에서 벗어나는 정도)가 약 14㎛이하 일 때 양호한 제품이 생산되었다. 즉, 보강링의 원통도가 보강링의 내경의 0.04% 이하인 경우가 좋다.
4. 결론
이상의 실험을 통해 출원인은 직류모터 회전자용 초경합금 금형과 보강링의 공차는 초경합금 금형의 열 사이클에 의한 변위와, 초경합금과 보강링의 경계면에서 발생되는 내부응력변위를 고려하여 정해져야 함을 알아내었다.
또한, 출원인은 원통형 초경합금 금형의 외경이 39.990㎛인 경우 보강링과 초경합금 금형의 최적 공차는 10 ~ 30㎛ (D/4000 ~ D/1300, D 는 코어링의 외측 지름임)이며, 이 최적 공차는 초경합금 금형의 외경에 비례한다.
본 발명은 초경합금 금형과 초경합금 금형의 파괴 저항성을 높이기 위해 결합되는 보강링의 가공공차 범위를 제공하여 초경합금 금형에서 발생하는 열 변형거동에 의한 균열을 억제할 수 있다.
따라서, 본 발명에 따르면 균일한 치수를 갖는 우수한 품질의 직류모터 회전자를 다량으로 생산할 수 있다.
이상에서 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형에 대한 기술사상을 첨부도면과 함께 서술하였지만 이는 본 발명의 가장 양호한 실시예를 예시적으로 설명한 것이지 본 발명을 한정하는 것은 아니다.
또한, 이 기술분야의 통상의 지식을 가진 자이면 누구나 본 발명의 기술사상의 범주를 이탈하지 않는 범위 내에서 다양한 변형 및 모방이 가능함은 명백한 사실이다.

Claims (5)

  1. 보강링과,
    상기 보강링의 내경에 열박음되고 초경합금 재질로 이루어지는 코어링를 포함하고,
    열박음 후 상기 보강링 내경과 상기 코어링 외경의 최적공차는 상기 코어링의 열 사이클에 의한 최대 및 최소변위와, 상기 코어링과 상기 보강링의 경계면에서 발생되는 내부응력에 의한 최대 및 최소변위를 각각 합한 범위 내에서 결정되는 것을 특징으로 하는 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형.
  2. 청구항 1에 있어서,
    상기 최적 공차는 D/4000 ~ D/1300인 것을 특징으로 하는 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형(D 는 코어링의 외측 지름임).
  3. 청구항 1에 있어서,
    상기 보강링은 SKD61 재질인 것을 특징으로 하는 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형.
  4. 청구항 1에 있어서,
    상기 코어링은 탄화 텅스텐(WC)/코발트(Co)계의 초경합금 재질인 것을 특징 으로 하는 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형.
  5. 청구항 1 내지 청구항 4 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 보강링의 원통도는 상기 보강링 내경의 0.04% 이하 인 것을 특징으로 하는 직류모터 회전자 제작용 다이캐스팅 금형.
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Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR19990075261A (ko) * 1998-03-18 1999-10-15 지현철 다이캐스팅 장치
KR19990079909A (ko) * 1998-04-10 1999-11-05 구자홍 전동기의 로터 제작용 금형 및 이를 이용한 로터 제작 방법
KR20000038512A (ko) * 1998-12-08 2000-07-05 김형벽 다이캐스트 회전자 제작용 게이트 금형 장치

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR19990075261A (ko) * 1998-03-18 1999-10-15 지현철 다이캐스팅 장치
KR19990079909A (ko) * 1998-04-10 1999-11-05 구자홍 전동기의 로터 제작용 금형 및 이를 이용한 로터 제작 방법
KR20000038512A (ko) * 1998-12-08 2000-07-05 김형벽 다이캐스트 회전자 제작용 게이트 금형 장치

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