BR112020023441B1 - Equipamento para controlar o fluxo no molde e método para controlar o fluxo no molde no lingotamento de placas finas - Google Patents

Abstract

A presente invenção refere-se a um equipamento de controle de fluxo intra-molde para lingotamento de placas finas de aço é um equipamento de controle de fluxo intra-molde usado no lingotamento de placas finas de aço que tenham uma espessura do lado curto do menisco não excedendo 150 mm, e uma largura do lingotamento não excedendo 2 m, e compreende: uma unidade de geração de campo magnético CC; um bocal de imersão tendo uma fenda formada em seu fundo de modo a se abrir para o exterior, a fenda se ligando ao fundo de um orifício de descarga, onde o orifício de descarga e a fenda estão presentes na zona de campo magnético CC. A densidade de fluxo magnético B (em T) da zona de campo magnético CC e a distância L (em m) desde a extremidade inferior do bocal de imersão até a extremidade inferior do núcleo satisfazem as Fórmulas (1) e (2). Fórmula (1): 0,35 T = B = 1,0 T, Fórmula 2: L ¿ 0,06 m.

Description

Campo técnico da invenção

[001] A presente invenção refere-se a um equipamento para con trolar o fluxo em um molde e a um método para controlar o fluxo em um molde no lingotamento de placa fina de aço.

[002] O presente pedido reivindica prioridade com base na Paten te de Aplicação Japonesa No. 2018-109150 registrada no Japão em 7 de junho de 2018 e na Patente de Aplicação Japonesa No. 2018211091 Registrada no Japão em 9 de novembro de 2018, e cujos teoresestão incorporados aqui.

Técnica relacionada

[003] É conhecido um método para lingotar uma placa fina no qual uma placa fina tendo uma espessura de placa de 40 a 150 mm é lingotada. A placa fina lingotada é aquecida e então laminada com um pequeno laminador tendo 4 a 7 estágios. Como molde de lingotamento contínuo usado para o lingotamento de placa fina, são empregados um método no qual um molde em forma de funil (molde funil) é usado e um método no qual um molde paralelo retangular é usado. O molde em forma de funil é formado em uma forma de funil no qual a abertura na extremidade inferior do molde (a parte em que o aço fundido e a carcaça solidificada são preenchidas) é retangular, a abertura na porção do menisco do molde tem a mesma largura do lado curto que a largura do lado curto da extremidade inferior do molde, a largura da abertura da parte na qual o bocal de imersão é inserido é expandida, e a forma da superfície da abertura é gradativamente estreitada abaixo da extremidade inferior do bocal de imersão. No lingotamento contínuo de uma placa fina, é necessário garantir a produtividade pelo lingota- mento a alta velocidade, e é possível o lingotamento a alta velocidade a 5 a 6 m/min industrialmente, e um máximo de 10 m/min (ver Documento de Não-Patente 1).

[004] Nesse lingotamento de placa fina, a espessura do lingota- mento é geralmente tão fina quanto 150 mm ou menos como descrito acima enquanto a largura do lingotamento é de cerca de 1,5 m, e a razão de aspecto é alta. Uma vez que a velocidade de lingotamento é uma alta velocidade de lingotamento a 5 m/min, a produtividade também é alta. Em adição, um molde em forma de funil é frequentemente utilizado para facilitar o derramamento do aço fundido no molde, de modo que o fluxo no molde é também complicado. Portanto, é comum reduzir a taxa de fluxo de descarga do bocal pelo achatamento da forma do bocal e provendo o bocal com uma pluralidade de orifícios de descarga para dividir o fluxo de descarga (ver o Documento de Patente 1). Além disso, para frear cada um dos fluxos de descarga da plura-lidade de bocais de descarga foi também proposto um método no qual uma pluralidade de eletroímãs são dispostos no lado comprido do molde para frear o fluxo (ver Documentos de Patente 2 e 3).

[005] O bocal de imersão usado para lingotamento contínuo co mum que não seja o lingotamento de placa fina tem uma forma de fundo cilíndrico e tem um orifício de descarga em cada uma das superfícies laterais da porção de imersão. Entretanto, é conhecido um bocal que tem uma fenda que abre na direção para baixo para o lado externo no fundo do bocal de imersão (ver os Documentos de Patente 4 e 5). A fenda leva ao fundo do cilindro e aos fundos dos orifícios de descarga direito e esquerdo, e se abre. O metal fundido que flui para fora no molde através do bocal de imersão flui para fora não apenas através dos orifícios de descarga esquerdo e direito, mas também através dessa fenda, de modo que a taxa de fluxo do metal fundido que flui para fora dos orifícios de descarga pode ser reduzido relativamente. Entretanto, no lingotamento contínuo comum, que não é o lingotamen- to contínuo de placa fina, um gás Ar é soprado no metal fundido que passa através do bocal de imersão para evitar o entupimento do bocal de imersão, e como resultado, por causa das bolhas sopradas para baixo pela fenda juntamente com o fluxo de descarga do orifício flutuam diretamente para cima, as bolhas entram em ebulição em torno do bocal, e o bocal de imersão não pode ser bem utilizado.

[006] Além disso, no lingotamento contínuo de placa comum, que não é o lingotamento de placas finas, é usada a agitação eletromagnética no molde, e um fluxo de turbilhão é formado em uma seção transversal horizontal. Entretanto, no lingotamento de placa fina, tal agitação eletromagnética no molde não é usada. Considera-se que a razão seja, por exemplo, que é assumido que um fluxo de turbilhão é difícil de se formar devido à espessura fina do molde, e que é considerado que um fluxo suficiente já tenha sido aplicado em frente à carcaça solidificada pelo lingotamento de alta velocidade, e é desfavorável aplicar também um fluxo de turbilhão na proximidade da superfície do metal fundido devido à complicação do fluxo no molde. Lista de citações Documentos de Patente Documento de Patente 1 Patente Norte Americana No. 6152336 Documento de Patente 2 Patente de Aplicação Japonesa Não Examinada, Primeira Publicação No. 2001-47196 Documento de Patente 3 Patente Norte Americana No. 9352386 Documento de Patente 4 Patente de Aplicação Japonesa Não Examinada, Primeira Publicação No. 2001-205396 Documento de Patente 5 Patente de Aplicação Japonesa Não Examinada, Primeira Publicação No. 2007-105769 Documentos de Não Patente Documento de Não-Patente 1 Quinta Edição Iron and Steel Handbook Volume 1 Ironmak- ing and Steelmaking, pags. 454-456 Documento de Não-Patente 2 Shinobu Okano e outros, “Iron and Steel,” 61 (1975), pag. 2982

Sumário da invenção Problemas a serem resolvidos pela invenção

[007] Como descrito acima, no lingotamento de placas finas, foi proposto um método no qual a taxa de fluxo do bocal de descarga é reduzida provendo-se o bocal com uma pluralidade de orifícios de descarga para dividir o fluxo de descarga e o fluxo é freado arranjando-se uma pluralidade de eletroímãs no lado comprido do molde. Entretanto, não pode ser dito que um padrão de fluxo constante é formado ao dividir o fluxo de descarga do bocal porque o fluxo é um fluxo turbulento. Além disso, quando os vários eletroímãs são fornecidos para formar um campo magnético, o campo magnético é diminuído na extremidade do eletroímã, e a distribuição do campo magnético não é uniforme. O fluido desliza facilmente através da porção onde o campo magnético é fraco e, como resultado, é difícil diminuir estavelmente a distribuição de fluxo. Portanto, não pode ser dito que o problema de como formar o fluxo de descarga do bocal no lingotamento de placa fina foi resolvido.

[008] Portanto, um objetivo da presente invenção é fornecer um equipamento para controlar o fluxo em um molde e um método para controlar o fluxo em um molde no qual uma placa excelente em quali- dade de superfície e qualidade interna possa ser lingotada controlando estavelmente o fluxo no molde e fornecendo efetivamente calor ao menisco no molde do lingotamento de placa finas de aço.

Meios para resolver o problema

[009] A essência da presente invenção é como segue. (1) Um primeiro aspecto da presente invenção é um equipamento para controlar o fluxo em um molde, incluindo: uma unidade de geração de campo magnético CC tendo um núcleo que aplica um campo magnético CC na direção da espessura do molde em toda a sua largura na direção da largura do molde; e um bocal de imersão tendo um orifício de descarga formado em cada uma das superfícies laterais na direção da largura do molde, e tendo uma fenda formada no fundo, de modo que a fenda leve ao fundo de cada orifício de descarga e abra para fora, o equipamento tendo uma espessura no lado curto de uma porção de menisco de 150 mm ou menos, e uma largura de lingota- mento de 2 m ou menos, o equipamento usado em lingotamento de placas finas de aço, em que o orifício de descarga e a fenda estão presentes em uma zona de campo magnético CC que é a região da altura na qual o núcleo da unidade de geração do campo magnético CC está presente, e a densidade de fluxo magnético B (T) na zona de campo magnético CC e a distância L (m) a partir da extremidade inferior do bocal de imersão até a extremidade inferior do núcleo satisfazem as Fórmulas (1) e (2) descritas abaixo: (2) No equipamento para controlar o fluxo em um molde descrito no item (1) acima, o diâmetro do orifício de descarga d (mm), o diâmetro do orifício de descarga correspondente ao diâmetro de um círculo que tenha a mesma área de seção transversal que a área de seção transversal total de uma abertura na superfície lateral do bocal de imersão, a espessura d (mm) da fenda, e um diâmetro interno D (mm) do bocal de imersão podem satisfazer as Fórmulas (3) e (4) descritas abaixo:. (3) No equipamento para controlar o fluxo em um molde descrito no item (1) ou (2) acima, o orifício de descarga pode ser formado de modo que o fluxo de descarga seja perpendicular à direção do eixo do bocal de imersão. (4) O equipamento para controlar o fluxo em um molde descrito e qualquer um dos itens (1) a (3) acima pode também incluir uma unidade de agitação eletromagnética que é configurada para aplicar um fluxo de turbilhão na superfície do aço fundido no molde. (5) No equipamento para controlar o fluxo em um molde descrito no item (4) acima, a espessura DCu (mm) de uma chapa de cobre que forma a parede lateral longa do molde, a espessura T (mm) de uma placa, a frequência f (Hz) da unidade de agitação eletromagnética, e a condutividade elétrica acu (S/m) da chapa de cobre podem ser ajustadas para satisfazer as Fórmulas (7A) e (7B) descritas abaixo: em que w representa a velocidade angular (rad/s) de 2pf, µ representa a permeabilidade magnética (N/A2) de um vácuo de 4p x io-7, e a representa a condutividade elétrica do aço fundido. (6) Um segundo aspecto da presente invenção é um método para controlar o fluxo em um molde, o método usando o equipamento para controlar o fluxo em um molde descrito em qualquer um dos itens (1) a (3) acima, o método usado no lingotamento de placas finas, em que a densidade de fluxo magnético B (T) de um campo magnético CC a ser aplicado e a distância L (m) desde a extremidade inferior do bocal de imersão até a extremidade inferior do núcleo satisfazem as Fórmulas (5) e (6) descritas abaixo em relação a uma taxa média de fluxo V (m/s) no bocal de imersão: em que D representa o diâmetro interno (m) do bocal de imersão, p representa a densidade (kg/m3) de um metal fundido, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do metal fundido. (7) Um terceiro aspecto da presente invenção é um método para controlar o fluxo em um molde, o método usando o equipamento para controlar o fluxo em um molde descrito no item (4) ou (5) acima, o método usado no lingotamento de placas finas de aço, em que a densidade de fluxo magnético B(T) de um campo magnético CC a ser aplicado e a distância L (m) desde a extremidade inferior do bocal de imersão até a extremidade inferior do núcleo satisfazem as Fórmulas (5) e (6) descritas abaixo em relação a uma taxa média de fluxo V (m/s) no bocal de imersão: em que D representa o diâmetro interno (m) do bocal de imersão, p representa a densidade (kg/m3) de um metal fundido, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do metal fundido. (8) No método para controlar o fluxo em um molde descrito no item (7) acima, a espessura da chapa de cobre DCu em um lado comprido do molde, a espessura da placa T, a frequência f (Hz) da unidade de agitação eletromagnética, e a condutividade elétrica da chapa de cobre aCu podem ser ajustadas para satisfazerem as Fórmu- las (7A) e (7B) descritas abaixo: em quem w representa a velocidade angular (rad/s) de 2pf, µ representa a permeabilidade magnética (N/A2) de um vácuo de 4p x 10-7, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do aço fundido. (9) No método para controlar o fluxo em um molde descrito no item (8) acima, a taxa de fluxo da agitação do aço fundido na superfície do aço fundido no molde VR pode satisfazer a Fórmula (8) descrita abaixo: em que a taxa de fluxo da agitação do aço fundido VR é determinada com base no ângulo de inclinação da dendrita em uma seção transversal da placa.

Efeitos da invenção

[0010] De acordo com a presente invenção, no lingotamento de placas finas, fazendo-se o fluxo de descarga do bocal de imersão ter a maior eficiência de frenagem, o fluxo de descarga do bocal pode ser freado e dispersado uniformemente, e o menisco pode ser provido com calor. Como resultado, pode ser lingotada uma placa excelente tanto em qualidade de superfície quanto em qualidade interna. Isto é, o fluxo no molde pode ser estavelmente controlado sob a condição de alto rendimento, e a produtividade do processo de lingotamento de placas finas é melhorado dramaticamente. Ao mesmo tempo, pode ser produzida uma placa tendo alta qualidade.

Breve descrição dos desenhos

[0011] A Fig. 1 é uma vista mostrando o equipamento de lingota- mento de placas finas tendo um equipamento para controlar o fluxo em um molde de acordo com uma modalidade da presente invenção, em que (A) é a vista esquemática plana, e (B) é a vista esquemática fron- tal.

[0012] A Fig. 2 é uma vista mostrando um exemplo de um bocal de imersão, em que (A) é a vista seccional frontal tomada ao longo da linha A-A, (B) é a vista seccional lateral tomada ao longo da linha B-B, e (C) é a vista seccional plana tomada ao longo da linha C-C.

[0013] A Fig. 3 é uma vista mostrando o estado de geração de uma corrente induzida em um fluido condutor que flui em um campo magnético, em que (A1) e (A2) mostram o caso de um fluxo em um condutor, (B1) e (B2) mostram o caso do fluxo em um isolante, (A1) e (B1) são uma vista seccional frontal e (A2) e (B2) são uma vista seccional plana.

[0014] A Fig. 4 é uma vista mostrando o estado de uma corrente induzida gerada em um fluxo de descarga de um bocal de imersão em um campo magnético, em que (A) mostra um caso de um bocal de imersão tendo um orifício de descarga na superfície lateral, (B) mostra um caso de um bocal de imersão tendo um orifício de descarga na parte inferior, e (C) mostra um caso de um bocal de imersão tendo tanto um orifício de descarga na superfície quanto uma fenda no fundo.

[0015] A Fig. 5 é um gráfico mostrando a relação entre a presença ou ausência de uma fenda em um bocal de imersão, e a razão da quantidade de fluxo no lado curto em um teste de lingotamento no qual é usado um metal fundido condutor.

[0016] A Fig. 6 é um gráfico mostrando a relação entre a densida de de fluxo magnético de um campo magnético CC, a taxa de fluxo em um bocal, e o comprimento de núcleo necessário.

[0017] A Fig. 7 é uma vista seccional esquemática mostrando a relação entre o fluxo de descarga a partir de um bocal de imersão tendo uma fenda e um contrafluxo.

[0018] A Fig. 8 é um gráfico mostrando a relação entre a densida de de fluxo magnético de um campo magnético CC, a taxa de fluxo em um bocal, a presença ou ausência do sopro de gás Ar, e a taxa de contrafluxo em um teste de lingotamento no qual é usado um metal fundido condutor.

[0019] A Fig. 9 é um gráfico mostrando a relação entre a razão da espessura da fenda (d/D) e a razão da taxa de fluxo (Vb/V) em um bocal.

[0020] A Fig. 10 é um gráfico mostrando a relação entre a razão do diâmetro do orifício de descarga (d/D) e a razão da taxa de fluxo (Va/V) em um bocal.

[0021] A Fig. 11 é uma vista ilustrando a agitação eletromagnética no molde, em que (A) mostra a superfície do aço fundido em um molde sem agitação eletromagnética no molde, (B) mostra a superfície do aço fundido em um molde com agitação eletromagnética no molde, e (C) é uma vista seccional frontal de (B).

[0022] A Fig. 12 é um gráfico mostrando os efeitos da frequência da agitação eletromagnética na profundidade da camada superficial do molde e na profundidade da camada superficial da força eletromagnética do aço fundido.

[0023] A Fig. 13 é um gráfico mostrando os efeitos na taxa do fluxo de agitação em um molde com a condição de agitação eletromagnética mostrada pelo eixo horizontal, em que o eixo vertical em (A) mostra o ângulo de inclinação da dendrita de uma placa, e o eixo vertical em (B) mostra a taxa de fluxo de agitação determinada a partir do ângulo médio de inclinação da dendrita.

Modalidades da invenção

[0024] Inicialmente, é descrito o ponto que em um poço de aço fundido não solidificado próximo à extremidade inferior de um molde, a taxa de fluxo na direção para baixo do aço fundido é substancialmente uniforme, isto é, é formado um fluxo de descarga do bocal que é adequado para frenagem eletromagnética para formar um fluxo em pistão (plug flow).

[0025] Os presentes inventores estudaram a formação de um fluxo de descarga do bocal que fosse um jato plano como um spray em uma zona de resfriamento secundária e pode fornecer momento por toda a largura do molde.

[0026] Conforme descrito acima, no lingotamento contínuo co mum, que não é o lingotamento de placas finas, um gás Ar é soprado no metal fundido que passa através do bocal de imersão para, por exemplo, evitar o entupimento do bocal de imersão. Como resultado, no caso em que é fornecida uma fenda no fundo em adição ao orifício de descarga fornecido na superfície lateral do bocal de imersão e o fluxo de descarga do bocal é formado na direção para baixo, bolhas sopradas na direção para baixo juntamente com o fluxo de descarga do bocal flutuam diretamente na direção para cima e, como resultado, as bolhas fervem em torno do bocal, e o fluxo de descarga do bocal não foi bem utilizado. Entretanto, no lingotamento de placas finas em que a porção do menisco tem uma espessura no lado curto de 150 mm ou menos, nenhum gás Ar é soprado no metal fundido que passa através do bocal de imersão. Portanto, é desnecessário considerar que bolhas de Ar também se dispersem no fluxo de descarga do bocal, e o fluxo de descarga na direção para baixo pode ser utilizado. Os presentes inventores inicialmente focaram nesse ponto, e decidiram fornecer uma fenda 4 no fundo do bocal de imersão 2 no lingotamento de placas finas como mostrado na Fig. 2. Isto é, o bocal de imersão 2 tem dois orifícios de modo que o orifício de descarga 3 seja fornecido em cada superfície lateral geralmente usada (cada uma das duas su-perfícies laterais na direção da largura do molde 11), e é fornecida a fenda 4 que leva ao fundo do bocal de imersão 2 e aos fundos dos dois orifícios de descarga 3 e abre para fora, de modo que os dois orifícios de descarga (daqui em diante referidos como “dois orifícios”) se- jam conectados. Como resultado, é possível formar um fluxo de descarga do bocal que seja um spray de jato plano em uma zona de resfriamentosecundário e possa fornecer momento por toda a largura do molde.

[0027] Quando um campo magnético CC 23 é aplicado ao aço fundido que flui em uma direção em ângulos retos para a direção de um fluxo de aço fundido 24 como mostrado na Fig. 3, uma força eletromotriz induzida 25 é gerada no aço fundido que flui. Nos desenhos, o símbolo com uma cruz indica que a direção da linha do fluxo magnético do campo magnético CC 23 é perpendicular à superfície do papel e vai desde a frente até a traseira da superfície do papel. A força eletromotriz induzida 25 faz uma corrente induzida 26 fluir no aço fundido. Nesse momento, como mostrado em (A2) da Fig. 3, se um condutor 21 estiver presente em torno do aço fundido, um caminho de retorno 28 é formado no condutor 21, de modo que a corrente induzida 26 realmente flui e é obtida uma força de frenagem 27 devido à frenagem eletro-magnética. Entretanto, no caso em que o aço fundido flui no caminho de fluxo de um isolante tal como um refratário 22 como mostrado em (B2) da Fig. 3, mesmo se a força eletromotriz induzida 25 for gerada no fluxo de aço fundido, uma corrente induzida não pode fluir porque não há rota onde o caminho de retorno da corrente induzida possa fluir, de modo que a força de frenagem é cancelada. Isto é, como o bocal de imersão geralmente inclui um refratário não condutor, a frenagem eletromagnética não pode ser obtida mesmo se um campo magnético CC for aplicado ao fluxo do bocal de imersão. É claro que é necessário considerar a formação de um caminho de corrente induzida para aumentar a eficiência da frenagem eletromagnética.

[0028] Então, como próximo ponto de vista, os presentes invento res estudaram como aplicar a frenagem eletromagnética ao fluxo de aço fundido no bocal de imersão. É considerado um caso em que um campo magnético CC é aplicado à porção do orifício de descarga do bocal de imersão tendo cada uma das configurações a, b e descritas abaixo.

[0029] Configuração a: um bocal de imersão 202 provido com o orifício de descarga do bocal 3 em cada uma das duas superfícies mostradas em (A) da Fig. 4.

[0030] Configuração b: um bocal de imersão 302 provido com uma pluralidade de orifícios de descarga do bocal 3 na superfície inferior do bocal como mostrado em (B) na Fig. 4.

[0031] Configuração c: um bocal de imersão 2 incluindo o orifício de descarga do bocal 3 e a fenda 4 no fundo do bocal como mostrado em (C) na Fig. 4.

[0032] No caso da configuração na qual é usado o bocal de imer são 202, mesmo se o campo magnético CC 23 for aplicado ao fluxo de aço fundido dentro do orifício de descarga, um caminho de corrente não pode ser formado na porção do orifício de descarga do bocal, e um caminho de corrente é formado fora do bocal.

[0033] No caso da configuração b na qual é usado o bocal de imersão 302, nenhum caminho de corrente é formado na porção do orifício de descarga do bocal como na configuração a, e nenhum caminho de corrente é formado também entre orifícios de descarga de bocal adjacentes. Portanto, um caminho de corrente é formado fora do bocal.

[0034] Entretanto, no caso da configuração c, na qual é usado o bocal de imersão 2, um fluxo de descarga do bocal 12 pode ser formado pelo todo incluindo o orifício de descarga do bocal 3 e a fenda 4. De acordo com tal configuração, porque um caminho de corrente pode ser formado sem a limitação pelo bocal, a corrente induzida 26 pode ser induzida quando o campo magnético CC 23 é aplicado ao fluxo de descarga no bocal de imersão 2, e uma força de frenagem pode ser aplicada.

[0035] Os presentes inventores conceberam o uso de tal bocal de imersão 2 e a instalação da unidade de geração de campo magnético 5 que pode aplicar um campo magnético CC uniforme na direção da espessura por toda a largura do molde. Como resultado, a região da altura, na qual um núcleo 6 está presente, que é o núcleo de ferro do eletroímã da unidade de geração de campo magnético CC 5, é uma zona de campo magnético CC 7. O bocal de imersão 2 forma um fluxo de descarga do bocal a partir dos dois orifícios de descarga 3 e da fenda 4 no fundo, portanto a porção do orifício de descarga 3 e a porção da fenda 4 do bocal de imersão 2 são dispostas na zona do campo magnético CC 7 da unidade de geração de campo magnético CC 5. Como resultado do uso do bocal de imersão 2, tendo tal forma da porção de descarga, pode ser formado um jato plano na zona do campo magnético CC. Portanto, a corrente induzida flui não apenas na região do jato mas também pelo todo incluindo o intervalo entre os orifícios de descarga do bocal, de modo que uma frenagem extremamente eficienteé possível. O bocal de imersão 2 pode ter uma seção transversal retangular ou elíptica perpendicular à direção do seu eixo.

[0036] Além disso, em relação ao método para controlar o fluxo em um molde, os presentes inventores descobriram que é eficaz que o comprimento do núcleo abaixo do bocal L, que é a distância desde a extremidade inferior do bocal de imersão 2 até a extremidade inferior do núcleo 6 satisfaça a Fórmula descrita abaixo para, como descrito acima, formar um fluxo de descarga do bocal que seja um jato plano e possa fornecer momento por toda a largura no molde e, em adição, frear o fluxo de descarga do bocal.

[0037] Na Fórmula (5) descrita acima, p representa a densidade (kg/m3) de um metal fundido, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do metal fundido.

[0038] Como descrito abaixo, no bocal de imersão 2 tendo dois orifícios de descarga 3 e a fenda 4, a taxa de fluxo do fluxo de descargaé quase igual à taxa média de fluxo V no bocal de imersão (a taxa média do fluxo no tubo reto vertical do bocal de imersão). A energia cinética E do fluido que tem a taxa de fluxo V pode ser expressa como

[0039] Além disso, a força de frenagem F aplicada ao fluido condu tor que cruza o campo magnético que tem uma densidade de fluxo magnético B a uma taxa de fluxo V é expressa como

[0040] Quando a distância de frenagem necessária para frear a taxa de fluxo do fluido desde a taxa de fluxo V até uma taxa de fluxo de zero pela força de frenagem F é representada pelo comprimento de núcleo LC requerido, é esperado que

[0041] Portanto, ao usar um equipamento de experiência modelo que simula um poço de aço fundido em um molde e um bocal de imersão para lingotamento de placas finas, foi executada um experimento no qual o campo magnético CC foi aplicado em torno do bocal de descarga com um líquido de uma liga de Sn-10% Pb como fluido condutor. Especificamente, a taxa de fluxo para baixo na proximidade o lado curto foi investigada em uma posição de 0,2 m abaixo da extremidade inferior do núcleo sob as condições de uma densidade de fluxo magnético de B = 0,35 T e uma distância desde a extremidade inferior do bocal de imersão até a extremidade inferior do núcleo de L = 0,06 m ao usar o bocal de imersão 2 provido com os dois orifícios de descarga 3 e a fenda 4 como mostrado em (C) da Fig. 4, e ao usar o bocal de imersão 202 tendo nenhuma fenda e dois orifícios de descarga comuns como mostrado em (A) da Fig. 4. A taxa de fluxo para baixo na proximidade do lado curto foi medida usando um medidor de corrente Doppler ultrassônico. A medição foi executada por 1 minuto sob cada condição, e o valor do tempo médio foi considerado como o valor medido. O medidor de corrente foi ajustado no centro da espessura em uma posição a 20 mm da parede interna no lado curto. A temperatura do líquido foi de 220°C, a condutividade elétrica do líquido foi a = 2.100.000 S/m, e a densidade do líquido foi p = 7.000 kg/m3. LC calculado pela Fórmula (5C) descrita acima é LC = 0,018 m, e L >LC. A Fig. 5 mostra os resultados da investigação dos efeitos da presença ou ausência de fluxo magnético nos dois tipos de bocais de imersão. A “razão da taxa de fluxo do lado curto” mostrada pelo eixo vertical na Fig. 5 indica um valor obtido dividindo-se a taxa de fluxo para baixo medida na proximidade do lado curto pela taxa média de fluxo (um valor obtido dividindo-se a quantidade média de fluxo pela área de seção transversal do poço), e se a razão da taxa de fluxo no lado curto for 1, indica que a taxa de fluxo para baixo é uniforme na direção da largura do molde na proximidade da extremidade inferior do núcleo. Usando-se o bocal de imersão 2 como mostrado em (c) da Fig. 4, a taxa de fluxo para baixo no lado curto pode ser reduzida mesmo sob a condição de não se aplicar campo magnético e, em adição, fica claro que sob a condição de se for aplicado um campo magnético de modo que a fórmula (5) descrita acima seja satisfeita, a razão da taxa de fluxo é quase 1, isto é, o fluxo em pistão (plug flow) 29 na Fig. 1 é formado. com base nos resultados descritos acima, a Fig. 6 mostra a relação entre a densidade de fluxo magnético B, a taxa média de fluxo V no bocal, e ao comprimento do núcleo Lc necessário no caso de aço fundido

A seguir será descrito como fornecer calor ao menisco no molde.

[0042] Quando um campo magnético cc é aplicado ao poço de aço fundido no molde e o fluxo de descarga do bocal de imersão flui no campo magnético CC, uma força eletromotriz induzida é gerada no fluxo de aço fundido, e uma corrente induzida flui no fluxo de aço fundido. Como a corrente induzida precisa ser formada em um circuito fechado, a corrente induzida flui no aço fundido estacionário fora do fluxo de aço fundido para formar uma corrente de circuito fechado. Devido à ação da corrente induzida que flui no aço fundido estacionário e ao campo magnético CC, uma força age no aço fundido estacionário na direção oposta ao fluxo de descarga, e no final do jato descrito acima, a corrente induzida para frear o jato acelera os arredores na direção inversa à do jato, e é gerado um fluxo na direção oposta à direção do fluxo de descarga. O fluxo é geralmente chamado de contrafluxo. O contrafluxo é formado ao longo do fluxo de descarga do bocal, e quando o contrafluxo alcança a superfície lateral do bocal, o contrafluxo flui para cima ao longo da superfície lateral do bocal.

[0043] Portanto, os presentes inventores conceberam uma ideia técnica de utilizar o fluxo para cima provocado pelo contrafluxo como um fornecedor térmico ao menisco.

[0044] Inicialmente, um experimento com liga de baixo ponto de fusão foi executada para observar o contrafluxo. Sob as condições da experiência com liga de baixo ponto de fusão descrita acima, foi observado em detalhes como o estado da proximidade da superfície líquida em torno do bocal mudou dependendo do campo magnético a ser aplicado, a taxa de fluxo no bocal, e a presença ou ausência de gás Ar soprado no bocal de imersão. Como resultado, um fluxo na direção para cima (contrafluxo) foi observado na superfície lateral em torno do bocal (imediatamente acima dos dois orifícios do bocal) sob uma certa condição quando a densidade do fluxo magnético a ser aplicado foi aumentada. Além disso, o contrafluxo foi notável sob a condição da presença do sopro de um gás Ar (a uma quantidade de volume de fluxo de 10% do metal líquido). Isto é particularmente porque as bolhas de Ar sopradas juntamente com o jato na direção para baixo flutua diretamente em torno do bocal, e as bolhas de Ar flutuam juntamente com o contrafluxo. No lingotamento de placas finas, nenhum gás Ar é soprado no bocal, portanto é necessário considerar apenas o fluxo do metal líquido e o fluxo provocado pela interação com o campo magnético. O contrafluxo formado em torno do bocal sobe até o menisco e então flui do bocal na direção do lado curto.

[0045] Então, a seguir, no lingotamento real de placas finas do aço fundido, o fluxo do bocal na direção do lado curto foi considerado como o contrafluxo, e a taxa de fluxo foi medida. Na medição, foi usado o medidor da velocidade do aço fundido descrito abaixo. No medidor de velocidade, uma haste de metal cerâmico de molibdênio é imersa no metal fundido, a força de inércia que age na porção imersa é medida com um gabarito de tensão ligado à extremidade da haste de metal cerâmico de molibdênio, e o valor medido é convertido em taxa de fluxo. A medição foi executada por 1 minuto sob cada condição, e o valor médio do tempo foi considerado como o valor medido. O medidor de velocidade descrito acima foi imerso, e a taxa de fluxo foi medida em uma posição de 50 mm da superfície lateral do bocal a uma profundidade de 50 mm a partir do menisco. Quanto ao tamanho do molde, a largura do lingotamento foi de 1,2 m, e a espessura do lingotamento (a espessura do lado curto da porção do menisco) foi de 0,15 m. A taxa média de fluxo V no bocal de imersão foi de 1,0 a 1,6 m/s. A densidade de fluxo magnético B do campo magnético foi alterado na faixa de 0,1 a 0,5 T, e a relação entre a condição de presença ou ausência do sopro de um gás de Ar e a taxa de fluxo U do contrafluxo foi investigada. Como bocal de imersão 2, foi usado um bocal de imersão tendo um diâmetro interno de bocal (um diâmetro interno do tubo reto vertical do bocal de imersão 2) de D, os dois orifícios de descarga 3 (diâmetro do orifício: d), e a fenda 4 (espessura da fenda: d) na qual d/D = 0,5 e d/D = 0,2. A Fig. 7 mostra uma vista esquemática da relação entre o fluxo de descarga 12 e o contrafluxo 13 no bocal de imersão 2. A Fig. 8 mostra os resultados da medição. Pode ser visto que a taxa de fluxo U do contra fluxo 13 é proporcional à raiz quadrada da taxa média de fluxo V no bocal e muda proporcionalmente para a densidade de fluxo magnético B, e que a taxa de contrafluxo é mais notável sob a condição da presença do sopro de gás Ar. Como resultado de um experimento no qual o diâmetro interno do bocal D foi mudado, foi descoberto que a taxa de fluxo U do contrafluxo é proporcional a raiz quadrada do diâmetro interno do bocal D. No caso em que a circunferência interna do tubo reto do bocal de imersão 2 não é um círculo perfeito (é, por exemplo, uma elipse ou um retângulo), o diâmetro equivalente de um círculo que tenha a mesma área de seção transversal é definido como o diâmetro interno do bocal de imersão D.

[0046] A partir desses resultados, foi descoberto que a taxa de flu xo U do contrafluxo é determinada usando a densidade de fluxo magnético B, a taxa média de fluxo V no bocal, o diâmetro interno do bocal D, a densidade p do metal líquido, e a condutividade elétrica a com a Fórmula (6A) descrita abaixo: aB^((aDV)/p). Aqui, a é um parâmetro, e quando a é ajustado para 0,1 sob a condição de ausência do sopro de Ar a 0,5 sob a condição da presença do sopro de Ar, o valor determinado corresponde bem com o resultado experimental. Foi também descoberto que ajustando a taxa de fluxo U do contrafluxo para 0,1 m/s ou mais rápido, o fluxo para cima provocado pelo contrafluxo pode ser utilizado como fornecedor de calor para o menisco. O sopro de gás Ar estando ausente: a = 0,1, sopro de gás Ar estando presente: a = 0,5 em que D representa o diâmetro interno (m) do bocal de imersão, p representa a densidade (kg/m3) de um metal fundido, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do metal fundido.

[0047] Uma vez que o sopro de Ar não é executado no lingota- mento de placas finas, um fluxo na direção para cima pode ser formado em torno do bocal pela aplicação de uma densidade de fluxo magnético B que satisfaça a Fórmula (6) descrita abaixo na qual a na Fórmula (6A) é substituído por 0,1. Como resultado, é esperado que o fornecimento de calor ao menisco e, em adição, a formação de um fluxo na direção para cima acima do fluxo de descarga do bocal facilite a flutuação da inclusão. Um forte campo magnético precisa ser aplicado para formar um contrafluxo e, no lingotamento de placas finas, quando um eletroímã é instalado na parte traseira da chapa de cobre que forma o lado comprido do molde, a distância entre os polos magnéticos é preferivelmente curta por causa da espessura fina do lingotamento. O valor máximo da densidade de fluxo magnético do campo magnético a ser aplicado é 1 T. em que D representa o diâmetro interno (m) do bocal de imersão, p representa a densidade (kg/m3) de um metal fundido, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do metal fundido.

[0048] Como descrito acima, ao controlar a forma do fluxo de des carga do bocal, organizar o orifício de descarga do bocal descrito acima no campo magnético uniforme, e fornecer aço fundido ao molde, o fluxo de descarga do bocal é freado e, ao mesmo tempo, um contraflu- xo formado apenas na extremidade do jato é formado apenas na superfície lateral do bocal, portanto é possível utilizar como fornecedor de calor ao menisco e facilitador da flutuação da inclusão. Como resultado, ao fazer o fluxo de descarga do bocal de imersão ter a mais alta eficiência de frenagem, o fluxo de descarga do bocal pode ser freado, a taxa de fluxo na direção para baixo no molde pode ser uniforme dispersando-se uniformemente o fluxo de descarga do bocal, o menisco pode ser provido de calor ao utilizar o contrafluxo, e pode facilitar a flutuação da inclusão. Portanto, uma placa excelente tanto em qualidade de superfície quanto em qualidade interna pode ser lingotada.

[0049] Além disso, os presentes inventores descobriram também que quando o fluxo de descarga do orifício de descarga do bocal é formado de modo a ser substancialmente perpendicular (85° a 95°) para a direção do eixo do bocal de imersão, um contrafluxo pode ser também preferivelmente gerado, e o contrafluxo é preferível como fornecedor de calor ao menisco como um facilitador da flutuação da inclusão.

[0050] Daqui em diante será descrito um equipamento para contro lar o fluxo do aço em um molde de lingotamento de placas finas de acordo com uma modalidade da presente invenção feito com base nas descobertas descritas acima (daqui em diante algumas vezes referido como equipamento para controlar o fluxo em um molde de acordo com a presente modalidade).

[0051] O equipamento para controlar o fluxo em um molde de acordo com a presente modalidade é usado para lingotamento de placas finas no qual a porção do menisco tem uma espessura do lado curto de 150 mm ou menos e uma largura de lingotamento de 2 m ou menos. O limite inferior da espessura do lado curto da porção de menisconão é particularmente limitado, e pode ser de mais de 100 mm.

[0052] O equipamento para controlar o fluxo em um molde, de acordo com a presente modalidade, inclui a unidade de geração de campo magnético CC 5 e o bocal de imersão 2.

[0053] A unidade de geração de campo magnético CC 5 tem o nú cleo 6 que aplica um campo magnético CC na direção da espessura do molde 1 em toda a largura na direção da largura do molde 1.

[0054] O bocal de imersão 2 tem o orifício de descarga 3 formado em cada uma das superfícies laterais na direção da largura do molde 1 e tem a fenda 4 formada no fundo de modo que a fenda 4 leva ao fundo de cada orifício de descarga 3 e abre para fora.

[0055] O orifício de descarga 3 e a fenda 4 do bocal de imersão 2 são dispostos de modo a estarem presentes na zona do campo magnético CC, que está na região da altura, na qual o núcleo 6 da unidade de geração de campo magnético 5 está presente.

[0056] Na presente modalidade, no lingotamento de placas finas, a velocidade de lingotamento é de 3 a 5 m/min. Uma vez que o diâmetro interno do bocal de imersão D nesse caso é de cerca de 100 mm, a taxa média de fluxo V no bocal é de 1,0 m/s a 2,0 m/s, e geralmente de cerca de 1,5 m/s. Uma vez que a condutividade elétrica do aço fundido é a = 650.000 S/m e a densidade do aço fundido é p = 7.200 kg/m3, a densidade de fluxo magnético B (T) do campo magnético CC a ser aplicado precisa ser 0,35 T ou mais para satisfazer a Fórmula (6) descrita acima. Entretanto, o limite superior da densidade de fluxo magnético B é de cerca de 1,0 T. Isto é, é necessário satisfazer a Fórmula (1) descrita abaixo. Sob a condição de densidade de fluxo magnético na faixa mostrada na Fórmula (1) descrita abaixo, a Fórmula (5) descrita acima pode ser satisfeita se a distância L (m) desde a extremidade inferior do bocal de imersão até a extremidade inferior do núcleo seja 0,06 m ou mais. Isto é, é necessário apenas satisfazer a Fórmula (2) descrita abaixo. Portanto, o equipamento para controlar o fluxo em um molde de acordo com a presente invenção no caso do lingotamento de aço fundido em uma placa fina satisfaz as Fórmulas descritas abaixo.

[0057] A seguir será descrita a forma desejável do bocal de imer são.

[0058] Aqui, para investigar a relação preferível entre a espessura da fenda 4 d, o diâmetro interno do bocal de imersão 2 D, o diâmetro do orifício de descarga dos dois orifícios (orifício de descarga 3) d, e a taxa de fluxo do fluxo de descarga 12 a partir do orifício de descarga 3 e da fenda 4, um experimento de modelo de água foi executado para examinar. A forma do orifício de descarga 3 na superfície lateral foi um círculo com uma fenda. A área total do círculo e da fenda foi determinada, e o diâmetro equivalente de um círculo que tenha a mesma área de seção transversal foi definida como o diâmetro de descarga d. O mesmo procedimento pode ser empregado no caso de um orifício de descarga retangular. No experimento, os estados dos fluxos em torno do bocal de descarga 3 e da fenda 4 foram observados, e as taxas de fluxo na frente de carda orifício de descarga e da fenda foram medidas. A taxa de fluxo Va em frente aos dois orifícios (orifícios de des-carga 3) e a taxa de fluxo Vb em frente à fenda 4 na extremidade inferior do bocal foram medidas. A taxa de fluxo média da água na porção do diâmetro interno do bocal de imersão 2 é representada por V. Como resultado, se a relação entre a espessura da fenda d, o diâmetro do orifício de descarga dos dois orifícios d, e o diâmetro interno do bocal D satisfizerem as Fórmulas descritas abaixo, o fluxo de descarga do bocal, que é um jato plano e que aplica um momento por toda a largura do molde, pode ser formada estavelmente.

[0059] Especificamente, incialmente, quando a espessura da fen da d foi menor que 1/8 do diâmetro interno do bocal D, o fluxo de descarga a partir de toda a fenda não foi formado suficientemente. Em contraste, quando a espessura da fenda d foi maior que 1/3 do diâmetro interno do bocal D, o fluxo a partir da fenda foi um fluxo principal, ocorreu sucção dependendo do diâmetro dos dois orifícios d em contraste e o fluxo de descarga do bocal foi levemente instável. A seguir, quanto ao diâmetro dos dois orifícios de descarga, o limite inferior preferível precisa ser maior que o limite inferior da espessura da fenda porque a taxa de fluxo em ambas as extremidades do jato plano é preferivelmente mais rápida que a da fenda. Isto é para o propósito de momento e de fornecimento de aquecimento ao lado curto. Quanto ao limite superior preferível, foi descoberto que quando o limite superior é maior que 2/3 do diâmetro interno do bocal D, um fluxo de sucção é gerado sob a condição de fornecimento à fenda e ao fluxo de descarga do bocal é desestabilizado. Portanto, se as Fórmulas descritas acima forem satisfeitas, é possível formar um fluxo de descarga do bocal preferível que seja um jato plano e aplique momento sobre toda a largura do molde.

[0060] A razão da espessura da fenda d/D foi mudada enquanto d/D = 0,4 foi mantida constante, e a relação de Vb/V foi plotada na Fig. 9. Além disso, a razão do diâmetro do orifício de descarga d/D foi alterada enquanto d/D = 0,25 foi mantida constante, e a relação Va/V foi plotada na Fig. 10. Se tanto Vb/V quanto Va/V estiverem na faixa de 0,8 a 1,3, um fluxo uniforme pode ser realizado estavelmente. Como fica claro das Figs. 9 e 10, é preferível que as Fórmulas (3) e (4) descritas acima sejam satisfeitas porque sob tal condição tanto Vb/V quanto Va/V podem estar em uma faixa de 0,8 a 1,3.

[0061] Como descrito acima, no equipamento para controlar o flu xo em um molde, de acordo com a presente modalidade, o fluxo na direção para cima provocado pelo contrafluxo é utilizado como um fornecedor de calor ao menisco. Quando o fluxo de descarga do bocal de alta velocidade é freado pelo forte campo magnético, um contrafluxo é formado ao longo da superfície lateral do bocal de imersão. Esse fluxo sobe ao longo da parede lateral do bocal, e na superfície do aço fundido no molde, como mostrado em (A) na Fig. 11, o contrafluxo 13 é um fluxo a partir do bocal de imersão 2 na direção do lado curto, e no me- nisco o contrafluxo 13 se espalha radialmente. Como descrito acima, no lingotamento contínuo real de placas finas de aço fundido, o fluxo desde o bocal na direção do lado curto foi considerado como o contra- fluxo, e a taxa de fluxo foi passível de ser medida.

[0062] No centro da largura da superfície interna do molde, os flu xos que sobem ao longo das superfícies laterais esquerda e direita do bocal de imersão colidem, de modo que um ponto de estagnação 30 é formado, como também mostrado em (A) da Fig. 11. O ponto de estagnação 30 não é preferível porque ele causa a diminuição da temperatura do aço fundido e se torna um ponto de partida para capturar a inclusão.

[0063] Se um fluxo de turbilhão do aço fundido puder ser formado na superfície do aço fundido no molde, há a possibilidade de que o ponto de estagnação 30 seja eliminado. Entretanto, como descrito acima, no lingotamento de placas finas, a agitação eletromagnética no molde usada no lingotamento contínuo de placas comuns não foi usada. Portanto, um método de formação de um fluxo de turbilhão na porção do menisco foi também examinado.

[0064] Os presentes inventores examinaram as condições para formar um fluxo de agitação 16 na superfície do aço fundido no molde no lingotamento de placas finas no qual a espessura da placa é de 150 mm ou menos.

[0065] Para esse propósito, incialmente é importante que a pro fundidade da crosta do campo magnético CA formado por uma unidade de agitação eletromagnética 8 seja maior que a espessura DCu da chapa de cobre que forma a parede do lado comprido do molde 17. Essa condição está especificada pela Fórmula (7A) descrita abaixo. Isto é, é importante que a profundidade da crosta do campo eletromagnético no condutor seja maior que a espessura da chapa de cobre DCu.

[0066] Convencionalmente, no lingotamento de placas finas no qual a espessura da placa T é de 150 mm ou menos, foi impossível formar um fluxo de turbilhão no aço fundido no molde mesmo se um empuxo de agitação eletromagnética for aplicado de modo que um fluxo de turbilhão seja formado no molde. Os presentes inventores descobriram, pela primeira vez, que um fluxo de turbilhão é formado no nível da superfície do metal fundido ao ajustar a frequência na qual a profundidade da crosta da força eletromagnética formada no aço fundido pela unidade de agitação eletromagnética é menor que a espessura da placa T de modo que os campos eletromagnéticos formados no molde não interfiram entre si. Os campos eletromagnéticos são formados pelas unidades de agitação eletromagnética instaladas atrás de cada uma das duas paredes do lado comprido 17 que se faceiam. Essa condição é especificada pela Fórmula (7B). A Fórmula (7B) descrita acima mostra a relação entre a profundidade da crosta da força eletromagnética e a espessura da placa T, e a espessura da crosta da força eletromagnética é especificada como 1/2 da profundidade da crosta do campo eletromagnético no condutor. A razão é que a força eletromagnética é o produto densidade da corrente x densidade do fluxo magnético, e a penetração da densidade de corrente e do campo magnético no condutor é descrita por, de modo que a profundidade da crosta da força eletromagnética que é o produto descrito acima é que é descrito por DRAW-CODE>>

[0067] Nas Fórmulas (7A) e (7B) descritas acima, w representa a velocidade angular (rad/s) de 2pf, µ representa a permeabilidade magnética (N/A2) de um vácuo, DCu representa a espessura da chapa de cobre do molde (mm), T representa a espessura da placa (mm), f representa a frequência (Hz), a representa a condutividade elétrica (S/m) do aço fundido, e acu representa a condutividade elétrica (S/m) da chapa de cobre.

[0068] Foi possível pela primeira vez formar um fluxo de turbilhão tendo uma taxa de fluxo suficiente no molde no lingotamento de placas finas no qual a espessura da paca é de 150 mm ou menos pela agitação eletromagnética a uma frequência especificada pela Fórmula (7B). Na agitação eletromagnética no molde convencional, foi geralmente usada uma baixa frequência para reduzir a perda de energia na chapa de cobre do molde. A condutividade elétrica do aço fundido e a condu- tividade elétrica da chapa de cobre podem ser medidas usando um medidor de condutividade elétrica disponibilizado comercialmente.

[0069] A Fig. 12 mostra um exemplo dos efeitos da frequência de agitação eletromagnética na profundidade da crosta do molde e na profundidade da crosta da força eletromagnética do aço fundido. Quando a espessura DCu da chapa de cobre que forma a parede do lado comprido do molde 1 é 25 mm e a frequência da agitação eletromagnética f é ajustada para ser menor que 20 Hz, a Fórmula (7A) pode ser satisfeita. Quando a espessura da placa T no molde é 150 mm e a frequência de agitação eletromagnética f é ajustada para ser maior que 5 Hz, a Fórmula (7B) pode ser satisfeita.

[0070] Como descrito acima, no lingotamento de placa fina, ao ins talar a unidade de agitação eletromagnética no molde e ajustar a frequência da corrente alternada aplicada à unidade de agitação eletromagnética, um fluxo de turbilhão é formado na proximidade do nível da superfície do metal fundido mesmo no lingotamento de placas finas no qual a espessura da placa é de 150 mm ou menos. Como resultado, a ocorrência do ponto de estagnação 30 pode ser eliminada, a diminuição da temperatura do aço fundido pode ser evitada, e pode ser evitado que o ponto de estagnação 30 se torne um ponto de partida da captura da inclusão.

[0071] Como descrito acima, os presentes inventores esclarece ram as condições para formar um fluxo de turbilhão na porção do menisco no lingotamento de placas finas no qual a espessura da placa é de 150 mm ou menos. Então, vários moldes tendo diferentes materiais de chapas de cobre do molde e diferentes espessuras foram produzidos, e o lingotamento foi executado sob as condições de que correntes alternadas tendo frequências diferentes fossem aplicadas à unidade de agitação eletromagnética. Em adição, em relação ao centro da largura da placa lingotada, a estrutura solidificada foi examinada a partir do centro na direção da largura, o ângulo de inclinação da dendrita que cresce na direção para dentro a partir a superfície da placa, isto é, o ângulo em relação à linha vertical da superfície do lado comprido foi medida, e a taxa de fluxo de agitação VR foi determinada usando-se a fórmula de Okano descrita no Documento de Não Patente 2. Além disso, foi investigada a relação com a taxa de fluxo U do contrafluxo 13. A taxa de fluxo U do contrafluxo 13 pode ser determinada pela Fórmula (6A) descrita acima.

[0072] (A) da Fig. 13 mostra os resultados da medição do ângulo de inclinação da dendrita no centro na direção da largura da bobina de agitação eletromagnética (uma posição 75 mm abaixo do menisco) a uma espessura da carcaça de 3 mm ao mudar a corrente da bobina de agitação eletromagnética e ajustar várias condições desde o N° 1 até o N° 8. Pode ser visto que sob as condições Nos 2, 3 e 4, o ângulo de inclinação da dendrita flutua interpondo-se 0° entre os lados positivo e negativo, e sob as condições Nos 1, 5, 6, 7 e 8, o ângulo de inclinação da dendrita é em apenas uma direção embora o ângulo flutue. A taxa de fluxo de agitação VR na frente da carcaça solidificada foi determinada usando a fórmula de Okano e outros a partir do ângulo médio de inclinação da dendrita, e (B) da Fig. 13 mostra os resultados da plota- gem da taxa de fluxo de agitação VR. Nessa experiência, a taxa de flu- xo U do contrafluxo 13 determinada ao substituir a por 0,1 na Fórmula (6A) foi sempre 0,15 m/s, e sob as condições dos Nos 1, 5, 6, 7 e 8, a taxa de fluxo de agitação VR foi igual a ou mais rápida que a taxa do contrafluxo U. Dos resultados descritos acima, quanto à relação entre a taxa do fluxo de agitação VR e a taxa do contrafluxo U, foi descoberto que satisfazendo-se a relação mostrada na Fórmula (8) descrita abaixo, a formação do fluxo de turbilhão na porção do menisco é estabilizada e um resultado preferível pode ser obtido.

[0073] Com base nos resultados descritos acima, a formação do fluxo de turbilhão na porção do menisco foi estabilizada se a relação entre a frequência da corrente alternada que passa através da unidade de agitação eletromagnética f, a condutividade elétrica da chapa de cobre do molde acu, a espessura da chapa de cobre no lado comprido DCu, e a espessura da placa T satisfizerem as Fórmulas (7A) e (7B), e se a taxa do fluxo de agitação VR satisfizer a Fórmula (8) que mostra a condição na qual a taxa do fluxo de agitação VR é igual a ou mais rápida que a taxa de contrafluxo U.

[0074] A unidade de agitação eletromagnética 8 para formar o flu xo de agitação na superfície do aço fundido no molde tem preferivelmente uma espessura do núcleo na direção do lingotamento de 100 mm ou mais. Então, a porção do menisco 14 está na faixa desde a extremidade superior até a extremidade inferior do núcleo. Uma vez a porção do menisco 14 está geralmente localizada em uma posição a 100 mm a partir da extremidade superior do molde, a extremidade superior do núcleo precisa estar em uma porção de 100 mm a partir da extremidade superior do molde ou acima dessa posição. A posição da extremidade inferior o núcleo é determinada de modo que a posição não interfira com a unidade de geração do campo magnético CC 5 disposta abaixo da unidade de agitação eletromagnética 8.

Exemplos Exemplo 1

[0075] Um aço de baixo carbono foi lingotado continuamente ao usar um equipamento de lingotamento contínuo de placas finas tendo um equipamento para controlar o fluxo em um molde mostrado na Fig. 1. O molde 1 tem uma largura de 1.200 mm e uma espessura de 150 mm, e tem uma forma de molde retangular. O lingotamento foi realizado a uma velocidade de lingotamento de 3m/min no molde. (A) da Fig. 1 é uma vista esquemática da seção horizontal incluindo um lado interno do molde 15, e (B) da Fig. 1 é uma vista esquemática da seção vertical. Como mostrado na Fig. 2, o bocal de imersão 2 tem o orifício de descarga 3 em cada uma das superfícies laterais na direção da largura do molde 11 do bocal de imersão 2, e tem a fenda 4 (espessura da fenda: d) que leva ao fundo do bocal de imersão 2 e ao fundo dos dois orifícios de descarga 3 e abre para fora. A forma do orifício de descarga 3 na superfície lateral do bocal foi um círculo com uma fenda, e o diâmetro equivalente do círculo que tenha a mesma área de seção transversal que a área total do círculo e da fenda foi definido como o diâmetro do orifício de descarga d. Aqui, a forma do bocal foi alterada e o lingotamento foi executado.

[0076] Como mostrado na Fig. 1, foi fornecida a unidade de gera ção de campo magnético CC 5. O núcleo 6 da unidade de geração de campo magnético CC 5 foi disposto de forma que o centro na direção da altura esteja a 300 mm abaixo do nível da superfície do metal fundido no molde (porção de menisco 14). Como resultado, é possível aplicar o campo magnético CC 23 que tem uma distribuição uniforme da densidade do fluxo magnético na direção da largura do molde 11 e está na direção da direção da espessura da placa. O campo magnético CC 23 de 0,8 T no máximo pode ser aplicado à zona do capo magnético CC 7 no espaço de passagem do metal fundido no molde. A re- gião da altura na qual o núcleo 6 da unidade de geração do campo magnético 5 está presente é a zona de campo magnético CC 7. Uma vez que o núcleo 6 da unidade de geração de campo magnético CC 5 tem, uma espessura de 200 mm, é possível aplicar o campo magnético CC 23 de 0,8 T no máximo tendo quase a mesma densidade de fluxo magnético por toda a faixa de 200 a 400 mm na direção do lingo- tamento a partir do nível da superfície do metal fundido (porção de menisco 14). O nível da superfície do metal fundido no molde está geralmente localizado a cerca de 100 mm abaixo da extremidade superior da placa de cobre do molde.

[0077] A posição do bocal de imersão 2 que fornece aço fundido ao molde (a distância entre a extremidade inferior do bocal de imersão 2 e a extremidade inferior do núcleo 6L) foi alterada dependendo das condições, e os resultados foram comparados. No caso em que a extremidade inferior do bocal de imersão 2 estava abaixo da extremidade inferior do núcleo 6, o valor de L foi mostrado como um valor negativo.

[0078] Uma vez que a condição de lingotamento foi de que o diâ metro interno do bocal de imersão D (o diâmetro interno do tubo reto na direção da direção vertical do bocal de imersão) fosse de 100 mm, a taxa média de fluxo V no bocal foi de 1,16 m/s. Ao selecionar a condição e avaliar o resultado, a condutividade elétrica do aço fundido foi a = 650.000 S/m e a densidade do aço fundido foi p = 7.200 kg/m3. Uma vez que o lingotamento foi o lingotamento de placas finas e um gás Ar não foi soprado no bocal de imersão, foi usada a Fórmula (6) na qual a na Fórmula (6A) foi substituído por 0,1.

[0079] O número das inclusões na placa foi avaliado com base nos dois tipos de índices, o índice de defeitos na superfície da placa e o índice de inclusões dentro da placa.

[0080] Em relação ao índice de defeitos na superfície da placa, uma amostra de toda a largura e do comprimento na direção do lingo- tamento de 200 mm foi cortada de cada uma, entre a superfície superior e a superfície inferior da placa. Então, a inclusão na superfície de toda a largura e o comprimento de 200 mm foi esmerilhada a cada 1 mm a partir da superfície até uma espessura de 20 mm. Então, o número de inclusões tendo um tamanho de 100 µm ou mais foi investigado, e o número total foi indexado para obter um índice de defeitos. O número total foi convertido em 10 sob a condição do Exemplo Comparativo no qual o lingotamento foi executado sob a condição de que um bocal tendo dois orifícios e não tendo fenda e nenhuma força eletromagnética foi aplicada (Exemplo Comparativo N° 8), o número total sob outra condição foi convertido em uma razão para o número total convertido 10 mencionado acima e mostrado como um índice de defeitos, e um índice de defeitos de 6 ou menos foi requerido. Um índice de defeitos de 5 ou menos foi avaliado como bom, e um índice de defeitos de mais de 6 foi avaliado como ruim.

[0081] Em relação ao índice de inclusões dentro da placa, foram cortadas amostras das porções a 1/4 da largura para a esquerda e para a direita e a 1/2 da largura para a esquerda e para a direita a partir do centro da largura a 1/4 da espessura no lado da superfície superior, e o número de inclusões foi investigado por um método de extração de limo. O número foi convertido em 10 sob a condição na qual o lingota- mento foi executado sob a condição de que foi usado um bocal tendo dois orifícios e não tendo fenda e nenhuma força eletromagnética foi aplicada (Exemplo Comparativo N° 8), um número sob outra condição foi convertido em uma razão para o número convertido 10 mencionado acima e mostrado como um índice de inclusões, e um [índice de inclusões de 6 ou menos foi requerido. Um índice de inclusões de 5 ou menos foi avaliado como bom, e um índice de inclusões de mais de 6 foi avaliado como ruim.

[0082] Em adição, a flutuação do nível da superfície do metal fun- dido durante o lingotamento e o estado da superfície do metal fundido tal como o revestimento metálico foram também investigados.

[0083] Os resultados estão mostrados na Tabela 1. Valores numé ricos que estão fora da faixa especificada para o equipamento para controlar um fluxo em um molde de acordo com a presente invenção (condição do bocal de imersão, densidade do fluxo magnético B, comprimento do núcleo abaixo do bocal L) estão sublinhados. Se a Fórmula (5) especificada no método para controlar o fluxo em um molde de acordo com a presente invenção não for satisfeita, o valor de “comprimento do núcleo requerido LC” está sublinhado, e se a Fórmula (6) não for satisfeita, o valor da “taxa de contrafluxo U” é sublinhado. Tabela 1

[0084] Todos os exemplos experimentais nos quais as condições da presente invenção são satisfeitas mostraram bons resultados. Nos Exemplos da Invenção Nos 4 e 5, a espessura da fenda d estava fora da faixa preferível da presente invenção, e nos Exemplos da Invenção Nos 6 e 7, o diâmetro do orifício de descarga estava fora da faixa preferível da presente invenção. Embora a capacidade de lingotamento fosse ligeiramente instável em todos os Exemplos da Invenção descritos acima, foi possível exibir o efeito da presente invenção.

[0085] O Exemplo Comparativo N° 8 é um exemplo usado como referência para explicar o efeito da presente invenção, e a flutuação da superfície do metal fundido foi grande devido à condição de que foi usado um bocal tendo dois orifícios e não tendo fenda e nenhuma força eletromagnética foi aplicada conforme descrito acima. O Exemplo Comparativo 9 é um exemplo no qual foi usado um bocal tendo dois orifícios e não tendo fenda da mesma maneira que no Exemplo Com- parativo 8, mas tanto a densidade de fluxo magnético B quanto o comprimento do núcleo abaixo do bocal L satisfazem os requisitos especificados na presente invenção, e a superfície do metal fundido foi tão instável que foi impossível obter a avaliação desejada.

[0086] Em todos entre o Exemplo Comparativo 10, Exemplo Com parativo 11, e Exemplo Comparativo 12, a densidade do fluxo magnéticoestá abaixo do limite inferior na Fórmula (1). Portanto, nos Exemplos Comparativos 10 e 11, em relação ao requisito da distância desde a extremidade inferior do bocal de imersão até a extremidade inferior do núcleo (comprimento do núcleo abaixo do bocal) L, a Fórmula (2) foi satisfeita, mas a Fórmula (5) não foi satisfeita, isso mostra o requisito para o método para controlar o fluxo. Em relação ao comprimento do núcleo abaixo do bocal no exemplo Comparativo N° 12, nem a Fórmula (2) nem a Fórmula (5) foram satisfeitas. Como resultado em todos os Exemplos Comparativos 10 a 12, a frenagem do fluxo de descarga do bocal foi insuficiente e a taxa do contrafluxo U foi também insuficiente.

[0087] Sob a condição no exemplo Comparativo N° 15, a posição da extremidade inferior do bocal de imersão está acima da extremidade superior do núcleo. Sob a condição no Exemplo Comparativo N° 16, a posição da extremidade inferior do bocal de imersão está abaixo da extremidade inferior do núcleo. Sob essas condições, o orifício de descarga e a fenda não estavam presentes na zona do campo magnético CC que é a altura da região na qual o núcleo está presente, e como resultado foi impossível apresentar o efeito da presente invenção sob todas as condições.

Exemplo 2

[0088] Em adição às condições adotadas no Exemplo 1 descrito acima, a unidade de agitação eletromagnética 8 foi disposta na porção do menisco no molde no qual a espessura da placa foi T = 150 mm, e o fluxo de turbilhão foi formado no aço fundido no molde para formar o fluxo de agitação 16 na porção do menisco, e o efeito foi confirmado. Para esse propósito, o material da chapa de cobre do molde e a espessura da chapa de cobre do molde DCu foram ajustados de acordo com as condições mostradas na Tabela 2, a corrente foi aplicada sob as condições de que a frequência f do campo magnético CA aplicado à unidade de agitação eletromagnética foi alterada como mostrado na Tabela 2, e o lingotamento foi executado. A Tabela 2 mostra o lado direito da Fórmula (7A) como “profundidade da crosta do molde” e o lado esquerdo da Fórmula (7B) como “profundidade da crosta da força eletromagnética no aço fundido”.

[0089] Como as condições do bocal de imersão 2 e da unidade de geração de campo magnético CC 5, foram adotadas as condições no Exemplo da Invenção 13 mostrado na Tabela 1. O diâmetro interno do bocal de imersão foi D = 100 mm, a espessura da fenda foi d = 23 mm, o diâmetro do orifício de descarga do bocal tendo dois orifícios foi d = 65 mm, e a densidade de fluxo magnético formado pela unidade de geração de campo magnético CC foi B = 0,4 T. A taxa de contrafluxo calculada substituindo-se a por 0,1 na Fórmula (6A) foi U = 0,12 m/s.

[0090] A estrutura solidificada da seção C da placa lingotada sob as condições descritas acima foi amostrada, o ângulo de inclinação da dendrita foi medido no centro da largura a uma espessura da carcaça de 3 mm, e a taxa do fluxo de agitação VR foi estimada a partir do ângulo de inclinação usando a fórmula de Okano e outros. Os resultados estão mostrados na Tabela 2.

[0091] Em relação ao índice de defeitos na superfície da placa, uma amostra de toda a largura e do comprimento na direção do lingo- tamento de 200 mm foi cortada de cada uma entre a superfície superior e a superfície inferior da placa, a inclusão na superfície de toda a largura e de um comprimento de 200 mm foi esmerilhada a cada 1 mm a partir da superfície até uma espessura de 20 mm, o número de in- clusões tendo um tamanho de 100 µm ou mais foi investigado, e o número total foi indexado para obter um índice de defeitos. O número total foi convertido em 10 sob a condição na qual o lingotamento foi executado sob a condição de que foi usado um bocal tendo dois orifícios e nenhuma força eletromagnética foi aplicada (Exemplo Comparativo N° 8 na Tabela 1), e o número total sob outra condição foi convertida em uma razão para o número total convertido 10 descrito acima e mostrado como índice de defeitos. Um índice de inclusões de 5 ou menos foi avaliado como bom, e um índice de inclusões de mais de 5 foi avaliado como ruim.

[0092] Em relação ao índice de inclusões dentro da placa, foram cortadas amostras das porções a 1/4 da largura para a esquerda e para a direita e a ^ da largura para a esquerda e para a direita a partir do centro da largura até 1/4 da espessura no lado da superfície superior, e o número de inclusões foi investigado por um método de extração de limo. O número foi convertido em 10 sob uma condição na qual o lin- gotamento foi executado sob a condição de que foi usado um bocal tendo dos orifícios e nenhuma força eletromagnética foi aplicada (Exemplo Comparativo N° 8, na Tabela 1), e um número sob outra condição foi convertido em uma razão para o número convertido 10 descrito acima e mostrado como índice de inclusões. Um índice de inclusões de 5 ou menos foi avaliado como bom, e um índice de inclusões de mais de 5 foi avaliado como ruim. Em adição, a flutuação do nível da superfície do metal fundido durante o lingotamento e o estado do fluxo também foram investigados.

[0093] Sob a condição do Exemplo da Invenção N° A0 mostrado na Tabela 2, a agitação eletromagnética no molde não é executada, e o Exemplo da Invenção N° A0 corresponde ao Exemplo da Invenção N° 13 na Tabela 1. Tabela 2

[0094] Como resultado, foi possível obter um bom resultado em todos os Exemplos da Invenção N° A1 a A5 nos quais a agitação ele-tromagnética no molde foi executada. Entre os Exemplos da Invenção, os melhores resultados do índice de defeitos e do índice de inclusões foram obtidos no Exemplo da Invenção N° A2 no qual a frequência f foi ajustada de modo tal que a profundidade da crosta do molde (o lado direito da Fórmula (7A)) foi maior que a espessura da chapa de cobre do molde Dcu e a profundidade da crosta da força eletromagnética no aço fundido (o lado esquerdo da Fórmula (7B)) foi menor que a espessura da placa T = 0,15 m, e a taxa de fluxo de agitação VR foi ajustada para ser maior que a taxa do contrafluxo U para formar um fluxo de turbilhão eficientemente no nível da superfície do metal fundido.

[0095] Como descrito acima, mesmo no lingotamento de placas fi nas, fazendo-se o fluxo de descarga do bocal de imersão ter a mais alta eficiência de frenagem, o fluxo de descarga do bocal pode ser freado e uniformemente dispersado, e o calor pode ser fornecido ao menisco. Além disso, aplicando-se um fluxo de turbilhão na proximidade do menisco, o fluxo de turbilhão pode ser aplicado sem estagnação no centro da largura. Como resultado, uma placa excelente tanto em qualidade de superfície quanto em qualidade interna pode ser lingotada. Isto é, o fluxo no molde pode ser controlado estavelmente sob a condição de alto rendi- mento, e a produtividade do processo de lingotamento de placas finas pode ser dramaticamente melhorado.

Campo de aplicação industrial

[0096] De acordo com a presente invenção, uma placa excelente tanto em qualidade de superfície quanto em qualidade interna pode ser lingotada. Breve descrição dos símbolos de referência 1 Molde 2 Bocal de imersão 3 Orifício de descarga 4 Fenda 5 Unidade de geração de campo magnético CC 6 Núcleo 7 Zona de campo magnético CC 8 Unidade de agitação eletromagnética 11 Direção da largura do molde 12 Fluxo de descarga 13 Contrafluxo 14 Porção de menisco 15 Lado interno do molde 16 Fluxo de agitação 17 Parede do lado comprido do molde 21 Condutor 22 Refratário 23 Campo magnético CC 24 Fluxo de aço fundido 25 Força eletromotriz induzida 26 Corrente induzida 27 Força de frenagem 28 Caminho de retorno 29 Fluxo em pistão

Claims (10)

1. Equipamento para controlar o fluxo em um molde (1), ca-racterizado pelo fato de que compreende: uma unidade de geração de campo magnético CC (5) tendo um núcleo (6) que aplica um campo magnético CC (23) na direção de uma direção de espessura do molde (1) em toda uma largura em uma direção da largura do molde (11); e um bocal de imersão (2) tendo um orifício de descarga (3) formado em cada uma das superfícies laterais na direção da largura do molde (11), e tendo uma fenda formada no fundo de modo que a fenda leve ao fundo de cada orifício de descarga (3) e abra para fora, o equipamento tendo uma espessura no lado curto de uma porção de menisco (14) de 150 mm ou menos e uma largura de lingo- tamento de 2 m ou menos, o equipamento usado no lingotamento de placas finas de aço, em que o orifício de descarga (3) e a fenda estão presentes em uma zona de campo magnético CC (7) que é a região da altura na qual o núcleo (6) da unidade de geração de campo magnético CC (5) está presente, e a densidade de fluxo magnético B (T) na zona de campo magnético CC (7) e a distância L (m) desde a extremidade inferior do bocal de imersão (2) até a extremidade inferior do núcleo (6) satisfazem a Fórmula (1) e a Fórmula (2) abaixo: em que um diâmetro do orifício de descarga (3) d (mm) do orifício de descarga (3), o diâmetro do orifício de descarga (3) correspondente ao diâmetro de um círculo que tenha a mesma área de seção transversal que a área de seção transversal total de uma abertura na superfície lateral do bocal de imersão (2), a espessura da fenda d (mm), e o diâmetro interno D (mm) do bocal de imersão (2) satisfazem a Fórmula (3) e a Fórmula (4) descritas abaixo:

2. Equipamento para controlar o fluxo em um molde (1), de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o orifício de descarga (3) é formado de modo que um fluxo de descarga (12) seja perpendicular a uma direção do eixo do bocal de imersão (2).

3. Equipamento para controlar o fluxo em um molde (1), de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que compreende ainda uma unidade de agitação eletromagnética (8) que é configurada para aplicar um fluxo de turbilhão em uma superfície do aço fundido no molde (1).

4. Equipamento para controlar o fluxo em um molde (1), de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que a espessura DCu (mm) de uma chapa de cobre que forma a parede do lado comprido do molde (1), a espessura T (mm) de uma placa, a frequência f (Hz) da unidade de agitação eletromagnética (8), e a condutividade elétrica acu (S/m) da chapa de cobre são ajustadas para satisfazerem a Fórmula (7A) e a Fórmula (7B) descritas abaixo: em que w representa a velocidade angular (rad/s) de 2pf, µ representa a permeabilidade magnética (N/A2) de um vácuo de 4p x 10-7, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do aço fundido.

5. Equipamento para controlar o fluxo em um molde (1), ca-racterizado pelo fato de que compreende: uma unidade de geração de campo magnético CC (5) tendo um núcleo (6) que aplica um campo magnético CC (23) na direção de uma direção de espessura do molde (1) em toda uma largura em uma direção da largura do molde (11); e um bocal de imersão (2) tendo um orifício de descarga (3) formado em cada uma das superfícies laterais na direção da largura do molde (11), e tendo uma fenda formada no fundo de modo que a fenda leve ao fundo de cada orifício de descarga (3) e abra para fora; e uma unidade de agitação eletromagnética (8) que é configurada para aplicar um fluxo de turbilhão em uma superfície do aço fundido no molde (1), o equipamento tendo uma espessura no lado curto de uma porção de menisco (14) de 150 mm ou menos e uma largura de lingo- tamento de 2 m ou menos, o equipamento usado no lingotamento de placas finas de aço, em que o orifício de descarga (3) e a fenda estão presentes em uma zona de campo magnético CC (7) que é a região da altura na qual o núcleo (6) da unidade de geração de campo magnético CC (5) está presente, e a densidade de fluxo magnético B (T) na zona de campo magnético CC (7) e a distância L (m) desde a extremidade inferior do bocal de imersão (2) até a extremidade inferior do núcleo (6) satisfazem a Fórmula (1) e a Fórmula (2) abaixo: em que a espessura DCu (mm) de uma chapa de cobre que forma a parede do lado comprido do molde (1), a espessura T (mm) de uma placa, a frequência f (Hz) da unidade de agitação eletromagnética (8), e a condutividade elétrica acu (S/m) da chapa de cobre são ajustadas para satisfazerem a Fórmula (7A) e a Fórmula (7B) descritas abai- xo: em que w representa a velocidade angular (rad/s) de 2pf, µ representa a permeabilidade magnética (N/A2) de um vácuo de 4p x 10-7, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do aço fundido.

6. Equipamento para controlar o fluxo em um molde (1), de acordo com a reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que o orifício de descarga (3) é formado de modo que um fluxo de descarga (12) seja perpendicular a uma direção do eixo do bocal de imersão (2).

7. Método para controlar o fluxo em um molde (1), o método usando o equipamento para controlar o fluxo em um molde (1) como definido na reivindicação 1 ou 2, o método usado no lingotamento de placas finas de aço, caracterizado pelo fato de que a densidade de fluxo magnético B (T) de um campo magnético CC (23) a ser aplicado e a distância L (m) desde a extremidade inferior do bocal de imersão (2) até a extremidade inferior do núcleo (6) satisfazem a Fórmula (5) e a Fórmula (6) descritas abaixo em relação a uma taxa média de fluxo V (m/s) no bocal de imersão (2): em que D representa o diâmetro interno (m) do bocal de imersão (2), p representa a densidade (kg/m3) de um metal fundido, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do metal fundido.

8. Método para controlar o fluxo em um molde (1), o método usando o equipamento para controlar o fluxo em um molde (1), como definido na reivindicação 3 ou 4, o método usado no lingotamento de placas finas de aço, caracterizado pelo fato de que a densidade de fluxo magnético B (T) de um campo magné- tico CC (23) a ser aplicado e a distância L (m) desde a extremidade inferior do bocal de imersão (2) até a extremidade inferior do núcleo (6) satisfazem a Fórmula (5) e a Fórmula (6) descritas abaixo em relação à taxa média de fluxo V (m/s) no bocal de imersão (2): em que D representa o diâmetro interno (m) do bocal de imersão (2), p representa a densidade (kg/m3) de um metal fundido, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do metal fundido.

9. Método para controlar um fluxo em um molde (1), de acordo com a reivindicação 8, o método sendo usado em lingotamento de placas finas de aço, caracterizado pelo fato de que a espessura DCu (mm) da chapa de cobre em um lado comprido do molde (1), a espessura T (mm) da placa, a frequência f (Hz) da unidade de agitação eletromagnética (8), e a condutividade elétrica aCu (S/m) da chapa de cobre são ajustadas para satisfazerem a Fórmula (7A) e a Fórmula (7B) descritas abaixo: em que w representa a velocidade angular (rad/s) de 2pf, µ representa a permeabilidade magnética (N/A2) de um vácuo de 4p x 10-7, e a representa a condutividade elétrica (S/m) do aço fundido.

10. Método para controlar um fluxo em um molde (1), de acordo com a reivindicação 9, o método sendo usado no lingotamento de placas finas de aço, caracterizado pelo fato de que a taxa de fluxo de agitação (16) VR (m/s) do aço fundido na superfície do aço fundido no molde (1) satisfaz a Fórmula (8) descrita abaixo: em que a taxa de fluxo de agitação (16) VR (m/s) do aço fundido é determinada com base no ângulo de inclinação da dendrita em uma seção transversal da placa.