KR20180127449A

KR20180127449A - 직접 냉각 주조에서의 액체 금속 제트 최적화

Info

Publication number: KR20180127449A
Application number: KR1020187030864A
Authority: KR
Inventors: 사무엘 알. 웨그스태프
Original assignee: 노벨리스 인크.
Priority date: 2016-03-25
Filing date: 2017-03-24
Publication date: 2018-11-28
Also published as: WO2017165758A1; CN108883462A; JP2019513082A; EP3433037A1; MX2018011649A; RU2018134479A3; US20170274446A1; RU2018134479A; RU2720414C2; CA3018743A1

Abstract

직접 냉각 주조 동작 동안에 용융 금속을 공급하는 액체 금속 제트는 주조 속도와 동일한 속도에서 응고 금속이 아니라 용융 섬프의 슬러리 영역을 침식시키도록 최적화될 수 있다. 용융 섬프의 슬러리 영역내 결정립들을 응고시키는 침식의 모델은 주조 공정 중에 최적화된 액체 금속 제트를 제공할 주조 파라미터 (예를 들어, 최적의 크기의 노즐 개구 및 최적 용융 금속 유속)를 생성하는 데 사용될 수 있도록 무차원화될 수 있다. 이들 최적화된 액체 금속 제트를 사용한 잉곳 주조물은 잉곳의 폭 또는 높이에 걸쳐 용융 금속으로부터 변화하는 잉곳 용질 농도가 대략 10% 이하 또는 5% 이하를 갖는 것과 같이 개선된 매크로 분결 특성들 (예를 들어, 축소된 매크로 분결 또는 보다 고르게 분포된 매크로 분결)을 가질 것이다.

Description

직접 냉각 주조에서의 액체 금속 제트 최적화

관련 출원들에 대한 상호 참조

본 출원은 “LIQUID METAL JET OPTIMIZATION IN DIRECT CHILL CASTING” 라는 제목으로 2016년 3월 25일에 출원된 U.S. 가특허 출원 번호. 62/313,493의 이익을 주장하고, 이는 그 전체가 참조로서 본원에 통합된다.

기술 분야

본 개시는 전반적으로 금속 주조에 관한 것으로, 보다 상세하게는 직접 냉각 주조 동안 용융 금속 섬프(metal sump)에 액체 금속의 도입을 제어하는 것에 관한 것이다.

금속 주조 공정에서, 용융 금속이 주형 공동 내로 전달된다. 일부 유형의 주조에 대하여, 인조(false) 또는 움직이는 바닥이 있는 주형 공동이 사용된다. 용융 금속이 주형 공동으로, 일반적으로 상부로부터 유입될 때, 인조 바닥은 용융 금속의 유속(rate of flow)과 관련된 비율로 낮아진다. 측면 근처에서 응고된 용융 금속은 용융 섬프내 액체 및 부분적으로 액체 금속을 보유하는 데 사용될 수 있다. 금속은 99.9% 고체 (예를 들어, 완전 고체), 100% 액체 및 그 중간에 어디 일 수 있다. 용융 금속이 냉각 될 때 고체 영역의 두께가 증가하기 때문에 용융 섬프는 V자-형상 또는 U자-형상을 취할 수 있다. 고체와 액체 금속 사이의 계면은 응고 계면으로 알려져 있다.

용융 섬프 내의 용융 금속이 약 0% 고체 내지 약 5% 고체가 될 때, 핵 형성이 일어날 수 있고 금속의 작은 결정이 형성될 수 있다 (예를 들어, 내재적으로, 예컨대, 덴드라이트 단편화로부터의 균질 핵형성 또는 형성, 또는 외재적으로, 예컨대, 첨가된 결정립 정련제(grain refiner)를 통해). 이들 작은 (예를 들어, 나노 미터 내지 마이크론 크기) 결정들은 용융 금속이 냉각되면서 핵 생성되고 덴드라이트들을 형성하기 시작한다. 용융 금속이 덴드라이트 응집(coherency) 지점 (예를 들어, 음료 캔 끝단에 대해 사용되는 5182 알루미늄의 632 ℃)으로 냉각될 때, 덴드라이트들이 서로 함께 붙어서 상호 연결된 네트워크를 형성하기 시작한다. 용융 온도와 응집 온도 사이에서, 이들 결정들은 유동적 일 수 있고 유체 역학적인 항력(drag force) 및 중력에 영향을 받기 쉬울 수 있고, 이는 섬프의 바닥에 이들 결정의 축적을 초래할 수 있다. 상업용 응고 공정의 제약 때문에 완전한 확산이 일어나지 않아 개별 결정립들이 용질이 고갈되는 것으로 귀결된다. 이들 개별 결정립이 축적된 때, 벌크 효과는 주조 제품 내에 국부적인 조성을 대폭 변화시킬 수 있으며, 이는 주조 제품의 특성을 변화들로 이어질 수 있다. 또한, 용융 금속의 온도 및 고체 비율(percent solid)에 의존하여, 결정들은 알루미늄의 특정 스탁(stock)들에 FeAl₆, Mg₂Si, FeAl₃ 및 Al₈Mg₅의 입자들 또는 H₂의 기포들과 같은 불순물과 같은 상이한 입자를 포함하거나 트랩(trap) 할 수 있다.

추가적으로, 응고 및 후속 냉각 동안에 결정들이 생길 때, (예를 들어, 결정의 덴드라이트 사이의) 결정들 사이에 잉여 용질 물질 (예를 들어, 합금 원소들)이 끌어 당겨질 수 있고 용융 섬프에, 전형적으로는 중간 두께에 축적될 수 있어서, 잉곳 내의 합금 원소의 불균일한 균형을 초래한다. 매크로 스케일상에서 합금 원소의 분리는 매크로 분결 (macrosegregation)로 알려질 수 있다. 잉곳 또는 반-최종 제품이 분석 될 때, 매크로 분결은 주조 제품의 치수 (예를 들어, 폭, 길이, 높이 또는 직경)에 걸쳐 주조 잉곳 조성의 변화로 볼 수 있다. 주조 잉곳내 매크로 분결은 낭비와 비용 증가를 초래할 수 있다. 매크로 분결은 추가로 약화된 잉곳 또는 반-최종 제품을 초래할 수 있으며, 이는 항공 우주 프레임들과 같은 특정 용도에 특별히 바람직하지 않을 수 있다.

잉곳은 조성(composition)과 같은 다양한 측정 가능한 양에 대해 소정의 원하는 사양(specification) 내에 속하도록 요구될 수 있다. 이들 양들은 바람직하지 않은 매크로 분결에 의해 부정적인 영향을 받을 수 있다. 바람직하지 않은 매크로 분결을 갖는 잉곳은 전체적으로 원하는 사양에 속하는 측정 가능한 양을 가질 수 있지만, 잉곳의 개별 영역, 특히 높은 수준의 매크로 분결을 갖는 영역들은 원하는 사양을 벗어나는 측정 가능한 양을 가질 수 있다. 예를 들어, 잉곳은 잉곳의 치수에 대해 약 25% 이상 변화하는 조성을 가질 수 있다. 이러한 예에서, 잉곳은 전체가 잉곳에 대한 원하는 사양에 속하는 측정 가능한 양들로 귀결될 수 있지만, 잉곳 중심 근처의 매크로 분결의 양은 실질적으로 더 강할 수 있어서 잉곳의 중심 영역은 원하는 사양을 벗어나는 측정 가능한 양을 가진다. 따라서, 적어도 부분적으로 바람직하지 않은 매크로 분결로 인하여, 그러한 표준 잉곳을 사용하여 제조된 제품에 대한 다양한 사양들은 어떤 주어진 부분의 잉곳의 성능은 예상보다 적을 수 있기 때문에 큰 안전 인자들 (예를 들어, 평균 재료 강도가 임의의 주어진 지점에서 재료에 대해 예상되는 하중을 훨씬 초과하는 경우) 을 요구할 수 있다.

주조 제품내 원하지 않는 매크로 분결을 감소시키려는 시도는 잉곳 오염의 비용 및 위험을 포함하여 다양한 이유 때문에 바람직하지 않을 수 있는 과잉 결정립 정련제의 사용에 의존해 왔다. 일부 경우들에서, 주조 제품에서 원치 않는 매크로 분결을 줄이려는 시도는 액체 섬프 내부의 유체 흐름을 늦추거나 줄이기 위해 물리적 댐(dam)을 사용하는 데 의존해 왔다.

본 명세서는 이하의 첨부된 도면들에 대한 참조를 제공하고, 상이한 도면들에서 같은 도면 번호들의 사용은 같거나 또는 비슷한 컴포넌트들을 예시하도록 의도된다.
도 1 은 액체 금속 제트를 공급하기 위한 예시적인 금속 주조 시스템의 부분 단면도이다.
도 2 는 용융 금속 섬프의 슬러리 영역에 충돌하는 액체 금속 제트의 개략적인 표현이다.
도 3은 본 발명의 특정 측면들에 따른 금속 섬프의 슬러리 영역에 결정립들을 재-부유(re-suspend) 시키기 위한 최적의 액체 금속 제트를 제공하도록 디자인된 파라미터들, 다양한 예시적인 알루미늄 합금들에 대한 예측된 무-차원 제트 공정 파라미터들을 나타내는 플롯이다.
도 4 는 본 출원에 개시된 액체 금속 제트 최적화 기술 없이 기존 기술을 사용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물에서 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결의 강도를 도시하는 등고선도이다.
도 5는 약 64000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형(mold) 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도이다.
도 6은 약 69000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도이다.
도 7은 약 81000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도이다.
도 8은 약 97000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도이다.
도 9는 약 121000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도이다.
도 10 은 도면들 5-9의 각각의 잉곳들에 대한 제트 레이놀즈 수의 함수로서 매크로 분결 인덱스 (MI : Marcrosegregation Index)를 도시하는 플롯이다.
도 11은 본 발명의 특정 측면에 따른 알려진 주형에 기초하여 최적화된 주조 파라미터들을 결정하는 프로세스를 도시하는 플로우 차트이다.

본 발명의 특정 측면들 및 특징들은 직접 냉각 (DC) 주조 작업 동안 용융 금속을 공급하는데 사용되는 액체 금속 제트의 최적화에 관한 것이다. 용융 섬프의 슬러리 영역(slurry region)에서 결정립을 응고시키는 침식은 주조 속도와 동일한 속도에서 응고 금속이 아니라 용융 섬프의 슬러리 영역을 침식시키는 데 사용될 수 있는 최적화된 액체 금속 제트를 결정하도록 모델링될 수 있다. 모델의 무-차원화 버전은 주조 공정 중에 최적화된 액체 금속 제트를 제공하는 주조 파라미터 (예를 들어, 최적의 크기의 노즐 개구 및 최적 용융 금속 유속)를 생성하는 데 사용될 수 있어 향상된 매크로 분결 속성을 갖는 금속 잉곳으로 귀결된다 (예를 들어, 축소된 또는 거의 배제된 매크로 분결, 보다 고르게 분포된 용질 또는 보다 균일한 매크로 분결 프로파일). 본 출원에 기술된 최적화된 액체 금속 제트를 사용하는 잉곳 주조는 낮은 매크로 분결을 가질 수 있고, 용융 금속 공급 농도로부터 변화하는 용질 농도는 잉곳의 폭, 길이 또는 높이에 걸쳐 약 10% 이하 또는 5% 이하이다.

매크로 분결은 응고 동안 액체 및 고체상의 상대적 움직임으로 인해 발생할 수 있다. 액체와 고체 상 사이의 용질의 마이크로-스케일 파티셔닝 (예를 들어, 마이크로분리)는 화학 조성물의 더 큰 스케일 차이 (예를 들어, 매크로 분결)로 변환될 수 있다. 이 상대적인 움직임은 주조 관행 뿐만 아니라 전이 영역의 합금 조성 및 형상에 의존할 수 있는 다양한 요인들에 의해 유도될 수 있다. 용융 섬프에서의 온도 대류 및 수축 흐름과 같은 다양한 요인들은 제어하기 어려울 수 있다. 어떤 경우에는 매크로 분결이 결정립(grain)들의 수축 흐름과 액체 섬프의 바닥에서의 결정립 침강의 하나 이상의 조합으로 인해 발생할 수 있다. 상대적으로 큰 잉곳 및 빌렛(billet)들 (예를 들어, 약 300mm 또는 그 이상의 직경 또는 두께를 가짐)에서, 결정립들의 침강은 매크로 분결에서 지배적인 요인이 되는 반면, 상대적으로 작은 잉곳 및 빌렛들 (예를 들어, 대략 300 mm 또는 그 이하의 직경 또는 두께를 가짐) 에서, 수축 흐름은 매크로 분결에 지배적인 요인이 된다. 수축 흐름은 액체 섬프에 용질 분포의 비균질성을 일으킬 수 있다. 본 발명의 특정 측면 및 특징들은 수축 흐름 및/또는 결정립 침강의 소정의 매크로 분결 - 유도 영향들을 상쇄시킴으로써 매크로 분결을 개선시키는 기술에 관한 것이다.

상업적으로 주조된 알루미늄 합금은 종종 외인성 핵형성 사이트들 (예를 들어, 결정립 정련제)의 첨가로 인해 등축 결정립들로 응고되는 경향이 있다. 액체상선과 응집도 등온선 사이의 슬러리 영역에서, 응고된 결정립들은 이동할 수 있으며 용융 섬프의 상태들 (예를 들어, 온도 대류, 수축 흐름 및 접촉하는 알루미늄과의 체적 변화)에 의존하여 짧은 거리 또는 긴 거리를 이동할 수 있다. 자유 이동 결정립들이 이송되어 섬프의 바닥에 가라 앉을 때, 목표가 된 평형 상태보다 큰 고체 상의 분획(fraction)이 획득될 수 있다. 섬프의 바닥에 가라 앉는 이 결정들은 결정립 침강으로 알려질 수 있다. 대부분은 아니지만 많은 DC 주조 제품을 포함하는 아공정(hypoeutectic) 알루미늄 합금에서, 고체 상은 액체보다 용질이 풍부하지 않아서 음의 분결을 갖는 더 많은 고체 상으로 귀결될 수 있다 (예를 들어, 용융 금속 공급의 평균 용질 농도보다 낮은 용질 농도). 일 예에서, DC 주조 잉곳의 중심선에서의 용질 농도는 잉곳 주조에 사용된 용융 금속의 퍼니스 조성보다 약 15% 내지 20% 더 낮을 수 있다.

음의 분결은 주조 잉곳 또는 반-최종 제품 (예를 들어, 1xxx, 2xxx, 3xxx, 4xxx, 5xxx, 6xxx, 7xxx 및 8xxx 시리즈 알루미늄 합금의 잉곳 또는 반-최종 제품 주조물)의 궁극적인 기계적 특성들을 극적으로 변화시킬 수 있다. 자유롭게 움직이는 결정립들의 우세한 침강을 방지하는 것은 매크로 분결을 바꿀 수 있어서, 궁극적으로 잉곳의 치수에 걸친 DC 주조 잉곳들의 조성 변형들을 줄일 수 있다. 용융 금속 제트는 결정립의 침강을 방지하기 위해 섬프 베이스에 직접 도입될 수 있다. 빌렛 (예를 들어, 원형 압출 또는 단조 잉곳) 주조와 같은 일부 경우에는, 섬프 베이스에 특정 제트를 도입하는 것은 섬프 그 자체가 침식될 수 있고 (예를 들어, 완전히 응고된 금속의 침식), 이는 문제를 일으킬 수 있으며 잉곳의 응고에 부정적인 영향을 미친다. 예를 들어, 빌렛 주조에서, 이상적인 직경 제트는 매우 좁은 범위를 가질 수 있고, 지나치게 작은 직경의 제트는 바람직하지 않게 가파른 섬프 프로파일을 갖는 섬프 내에 바람직하지 않은 깊은 홀(hole)을 생성하고, 너무 큰 직경의 제트는 바람직하지 않게 넓은 섬프 프로파일을 갖는 바람직하지 않는 섬프 내의 넓은 구멍을 생성한다. 본 발명의 특정 측면들은 섬프 침식을 야기하지 않고 결정립들의 침강을 부유시키기에 충분한 파워의 용융 금속 제트를 최적화하는 것에 관한 것이다. 일부 경우들에서, 본 발명의 측면들은 직사각형 잉곳의 DC 주조물과 사용된다. 일부 경우들에서, 본 발명의 측면들은 수직 주조와 사용된다. 일부 경우들에서, 본 발명의 측면들은 수직으로부터 30°, 25°, 20°, 15° 또는 10°에서 또는 그 내에서 발생하는 주조에 사용된다. 일부 경우들에서, 본 발명의 측면들은 수평 주조에 사용될 수 있다.

최적화된 주조 파라미터 (예를 들어, 금속 유속 및/또는 노즐 개구 직경)는 섬프의 슬러리 영역으로부터 잉여의 결정립들을 제거하기에 충분한 액체 금속 제트를 생성 할 수 있고 한편, 일부 결정립들은 가라 앉아 완전히 응고되는 것이 허용된다. 이러한 제트는 결정립 침강의 영향을 상쇄(counteract)시킬 수 있을 뿐만 아니라 수축 흐름의 영향을 잠재적으로 상쇄시킬 수 있다. 액체 금속 제트의 최적 에너지는 제트의 무차원(dimensionless) 레이놀즈 수에 의해 정의된 좁은 범위 내에 해당할 수 있다. 최적화된 주조 파라미터는 그 결과로 생긴 제트의 무차원 레이놀즈 수 및 그 결과로 생긴 주형의 무차원 레이놀즈 수가 본 출원에 개시된 기술에 기초한 예측된 값 범위 내에 있도록 해당할 수 있도록 결정될 수 있다.

결정립 침강에 추가하여 또는 대안으로, 수축 흐름(shrinkage flow)은 매크로 분결 문제를 유발할 수 있다. 예를 들어, 응고하는 결정립은 응고하는 결정립들에 직접 인접한 액체 금속에 용질 농도의 국부적인 증가를 야기 할 수 있는 반면, 응고하는 결정립으로부터 떨어진 액체 섬프의 부분들은 용질 농도가 상대적으로 낮게 유지될 수 있다. 결정립이 응고될 때, 용질은 결정립 내부 또는 결정립 사이에 포집될 수 있다. 응고 결정립들에 인접한 액체는 용질 농도가 비교적 높기 때문에, 이러한 용질 포집은 바람직하지 않은 금속 간 화합물(intermetallics)로 귀결될 수 있다. 높은 용질 농도의 이 포집된 영역들은 수축 흐름의 결과 일 수 있다.

일부 경우들에서, 주조 파라미터를 최적화하는 것은 액체 금속 섬프 내의 용질 분포의 균질성을 최적화 또는 증가시키기에 충분한 액체 금속 제트가 생성할 수 있다. 이러한 제트는 수축 흐름의 영향을 상쇄시킬 수 있을 뿐만 아니라 잠재적으로 결정립 침강의 일부 영향들을 상쇄할 수 있다. 충분한 액체 금속 제트가 액체 섬프 내로 유도될 수 있고, 상대적으로 높은 용질 농도의 국부적인 영역을 비교적 낮은 용질 농도의 국부적인 영역과 혼합하여 섬프 내에 충분한 액체 움직임을 유도하여 전체적으로 더 균질화된 액체 금속 섬프로 귀결된다. 따라서, 충분한 액체 금속 제트가 사용될 때, 임의의 포집된 용질은 액체 금속 제트가 사용되지 않을 때 (예를 들어, 콤보 백(combo bag) 또는 필터 백이 사용될 때)보다 상대적으로 더 낮은 농도 일 수 있다.

추가적으로, 충분한 액체 금속 제트는 액체 금속 내에 수소 가스의 존재로 인하여 공극률(porosity)을 감소시킬 수 있다. 수소 가스는 표준 주조 조건 하에서 덴드라이트 암들 사이에 포집될 수 있다. 그러나, 충분한 액체 금속 제트가 제공 될 때, 액체 금속 섬프 내의 그 결과로 생긴 액체 움직임은 수소 기포의 유착을 가능하게 할 수 있어서, 수소 기포들이 섬프 상부로 더 쉽게 떠 다니고 액체 금속으로부터 방출될 수 있게 한다. 일부 경우들에서, 인접한 응고하는 결정립들에 거부되는 수소 가스의 적어도 일부는 덴드라이트 암 사이에 포집되는 대신에 액체 금속 내에서 혼합될 수 있다.

따라서, 본원의 특정 측면 및 특징은 수축 흐름 및/또는 결정립 침강의 소정의 매크로 분결 - 유도 영향들을 상쇄시킴으로써 매크로 분결을 개선시킬 수 있다. 그 결과로 생긴 금속 잉곳 또는 빌렛은 본 발명의 특정 측면 및 특징을 사용하지 않고 형성된 금속 잉곳 또는 빌렛에 비해 개선된 매크로 분결 특성을 가질 수 있다. 개선된 매크로 분결 특성들은 본 출원에 설명된 매크로 분결 인덱스로 나타낼 수 있으며, 높은 수치는 잉곳 또는 빌렛 내에서 증가된 바람직하지 않은 매크로 분결을 나타낸다. 개선된 매크로 분결 특성들은 본 발명의 특정 측면 및 특징을 사용하지 않은 잉곳 주조물보다 작은 매크로 분결 인덱스를 가질 수 있다.

DC 주조 공정을 모델링 할 목적으로, 이질의 핵 형성이 응고 계면에서의 결정립들의 유일한 소스로서 작용한다는 가정이 만들어 질 수 있다. 따라서, 질량의 보존은 방정식 1에 입증된 바와 같이 슬러리 영역에서 지배적인 수송 방정식을 제공 할 수 있다. 방정식 1은 Eulerian 수송 방정식의 간략화된 버전을 기반으로 할 수 있고, 여기서 N은 핵 형성의 소스항 (예를 들어, m^-3s^-1)이고, n은 결정립의 수 밀도(number density) (m^-3)이고, u_t는 움직이는 액체 금속의 속도이다 (예를 들어, 미터/초).

(1.)

방정식 2에 입증된 바와 같이 평균 과냉각 (

)과 최대 결정립 밀도 (n_max)의 함수로서 결정립 밀도에 대한 통계적 모델이 가우시언 분포를 사용하여 결정할 수 있고, 여기서 ΔT_N은 평균 과냉각이고, ΔT_σ는 과냉각의 표준 편차이고, ΔT는 과냉각의 양이다.

(2.)

방정식 2의 특정 파라미터들 (예를 들어, 과냉각 항)은 주어진 합금 조성, 사용된 결정립 정련제의 유형 및 결정립 정련제 추가의 지속 기간에 대해 실험적으로 결정될 수 있다. 각각의 고유 과냉각은 예를 들어 Gibbs-Thomson 관계에 의해 주어진 핵형성 반경과 대응할 수 있다.

방정식 1의 핵 형성 및 용융은 방정식 3에 입증된 바와 같이 방정식 2의 적분을 통해 특정 주어진 과냉각 ΔT에서 총 결정립 밀도 n (ΔT)에 관련된 단일 소스 항 N에 포함될 수 있다 :

(3.)

정상 상태 결정립 밀도 (예를 들어, 방정식 1에서

인 경우)에 추가 조건이 존재한다. 따라서 해결해야 할 가장 중요한 수송 방정식은 국부적인 과냉각을 고려하여 계면에서의 핵생성에 대한 이류 기여를 동일시함으로써 정의될 수 있다. 응고하는 계면에서 경계 조건으로 이 방정식 형태의 적용은 유한-엘리먼트 코드로 구현되어 적절한 제트 파라미터들을 결정할 수 있다. 이러한 접근법은 정확한 해결책을 제공 할 수 있지만 계산 비용이 많이 소요될 수 있다 (예를 들어, 계산 시간, 에너지 비용 및 금전적 비용). 따라서, 실질적인 계산 비용없이 실무자에 의해 신속하게 사용될 수 있는 무차원 버전에서 문제를 제시하는 것이 바람직할 수 있다.

입상(granular) 표면에서 결정립 흐름, 특별히 결정립 침식을 모델링하는 것은 Shields 파라미터 Sh에 의해 입상 베드(granular bed) 위에서 통계적으로 안정된 난류 흐름에서 결정립들의 부유(suspension) 및 수송을 특성화함으로써 시작할 수 있다. Shields 파라미터는 방정식 4에 입증된 바와 같이, 베드(bed) 내부의 개별 결정립들의 면적당 중량에 대한 유체 흐름으로 인한 전단 응력의 비율을 나타낼 수 있고, 여기서 U는 고유 유속, d_g, 입자 지름, g는 중력에 의한 가속도 (예를 들어, 수직 DC 주조 공정에서), ρ_f와 ρ_g는 각각 유체 밀도와 결정립 밀도이다.

(4.)

Shields 파라미터가 결정립 크기, 형상, 응집력 및 부력에 따라 달라질 수 있는 임계 값을 초과하면 결정립의 수송이 발생한다. 이 중요한 Shields 파라 미터는 실험적으로 결정되기 어려울 수 있는데, 부분적으로는 재 부유를 위한 물리적 메커니즘이 난류 변동으로 인해 일시적으로 발생하기 때문이다.

입상 재부유 및 침강의 대안 분류는 결정립들의 가라 앉는 속도와 베드의 난류 전단 속도의 비에 비례하는 Rouse 수, Rs로 표현될 수 있다. 이 관계식은 아래의 방정식 5와 같이 표현되고, 여기서

는 전단 속도이고,

는

의 상수이고 (예를 들어, 약 0.40 또는 0.41), 및 U_s는 결정립들의 종단 가라 앉는 속도(terminal settling velocity)이다.

(5.)

Rs의 임계 값 아래에서, 흐름은 난류 속도 변동이 각각의 결정립의 종단 속도보다 크기 때문에 결정립을 부유 상태로 유지하는 것이 가능할 수 있다. 단방향에서, 일정한 흐름에서, 완전 베드 수송(full bed transport)은 Rs ≤ 2.5에 대해 예상되며, Rs ≤1이면 현저한 재 부유가 일어난다. Shield 수와 달리, Rouse 수는 각각의 결정립에 대한 점도의 영향을 각각의 가라 앉는 속도 U_s의 값을 통해 설명 할 수 있다. 매우 작은 결정립들 (예를 들어, 알루미늄 시스템에서 약 70 ㎛ 이하의 직경)의 경우, U_s은 방정식 6에서 입증된 바와 같이 Stokes 가라 앉는 속도 U_s에 의해 주어질 수 있고, 여기서 v는 운동 점도 (예를 들어, 용융 알루미늄에 대해 약 5.5 x 10^-7 m² /s).

(6.)

방정식 7에 입증된 바와 같이 입상 레이놀즈 수 (Re_g)는 특성 속도로 U_s를 사용하여 가장 유용하게 정의될 수 있고, 여기서 d_g는 결정립 직경이다.

(7.)

본 출원에서 설명된 것처럼, 앞서 언급한 파라미터들은 수평 입상 베드(granular bed) 위에서 수평 흐름에 대해 실험적으로 결정되었다.그러나, 파라미터들을 정의하는 대응부(counterpart)는 도 2를 참조하여 이하에서보다 상세하게 설명될, 입상 베드에 수직으로 충돌하는 제트에 대해 재정의될 수 있다. 결과적으로, 주조 파라미터를 최적화하여 주조 잉곳에서 매크로 분결의 강도를 최소화 할 수 있는 최적화된 액체 금속 제트가 존재하는 것을 보장하기 위해 사용될 수 있는 무차원 모델이 생성될 수 있다.

주조 잉곳에서의 매크로 분결의 강도를 최소화하는 것은 축소된 결정립 크기, 개선된 덴드라이트 형성 및 결정립 정련제에 대한 축소된 요구와 같은 추가적인 이점 뿐만 아니라 직접 이익 (예를 들어, 보다 상업적으로 바람직한 잉곳 또는 보다 일관된 잉곳 형성)을 가질 수 있다. 일부 경우들에서, 바람직한 주조 잉곳은 결정립 정련제를 거의 또는 전혀 첨가하지 않고 생산될 수 있다. 추가적으로, 최적화된 액체 금속 제트는 바람직할 수 있는 주물 제품 전체에 걸쳐 더 작은 크기의 결정립들의 증식(proliferation)을 촉진 할 수 있는 결정립들을 단편화할 수 있다. 예를 들어, 최적화된 액체 금속 제트는 다른식으로 표준 DC 주조를 사용하여 구형 결정립을 생성 할 수 있다.

일부 경우들에서, 최적화된 액체 금속 제트는 용융 금속 가스를 제거하는 것을 도울 수 있다. 예를 들어, 액체 알루미늄에 용해된 수소는 용융 섬프의 슬러리 영역에서 최적화된 액체 금속 제트에 의해 제공되는 교반을 통해 세척될 수 있다. 수소는 고체 알루미늄에서 제한된 용해도를 갖기 때문에, 기포를 핵 생성하기에 불충분한 양을 포함하는 소량의 수소는 액체 금속 제트에 의해 표면쪽으로 교반되고 세척될 수 있다. 표면으로 세척된 수소는 불순물로서 제거될 수 있다. 추가적으로, 일부 경우들에서, 본 출원에 개시된 바와 같이 노즐 크기 또는 유속을 조절하는 것은 2 차 상 결정립들의 모폴러지 또는 분포를 변경 시키는데 사용될 수 있다. 추가적으로, 일부 경우들에서, 본 출원에 개시된 노즐 크기 또는 유량을 조절하는 것은, 예컨대 용질이 풍부한 영역 (예를 들어, 응고 전면(front)의 용융 금속을 제공하여 이들 영역을 희석시킴으로써 개선된 혼합을 제공하기 위해 사용될 수 있다.

이들 예시적인 예들은 본 출원에서 논의된 일반적인 주제에 대해 독자들에게 소개하기 위해 제공되며 개시된 개념의 범위를 제한하려는 것은 아니다. 이하의 섹션들은 도면을 참조하여 다양한 부가적인 특징 및 예들을 설명하며, 도면들에서 동일한 참조 부호는 동일한 엘리먼트를 나타내며, 방향 설명은 예시적인 실시예를 설명하기 위해 사용되지만 예시적인 실시예와 같이 본 개시를 제한하는 데 사용되어서는 안 된다. 본 출원에 예시들에 포함된 엘리먼트는 축척에 맞게 그려질 수 없다.

도 1은 액체 금속 제트 (134)를 공급하기 위한 금속 주조 시스템 (100)의 부분 단면도이다. 턴 디시 (tundish)와 같은 금속 소스 (102)는 용융 금속을 공급 튜브 (136) 아래로 그리고 노즐 (110) 밖으로 공급할 수 있다. 바닥 블록 (122)은 유압 실린더 (124)에 의해 주형 공동 (116)의 벽을 만나도록 리프트(lift)될 수 있다. 용융 금속이 주형 내에서 응고되기 시작할 때, 바닥 블록 (122)은 꾸준히 낮아질 수 있다. 주조 금속 (106)은 응고된 측면 (120)을 포함 할 수 있지만, 주조물에 추가된 용융 금속은 주조 금속 (106)을 연속적으로 길게 하는데 사용될 수 있다. 일부 경우들에서, 주형 공동 (116)의 벽은 중공 공간을 정의하고 물과 같은 냉각제 (118)를 수용할 수 있다. 냉각제 (118)는 중공 공간으로부터 제트로서 빠져 나와 주조 금속 (106)의 측면 (120) 아래로 유동하여 주조 금속 (106)을 응고시키는 것을 돕는다. 주조되는 잉곳은 응고 금속 영역 (130), 전이 금속 영역 (128) 및 용융 금속 영역 (126)을 포함 할 수 있다.

용융 금속이 용융 섬프 (112)에 공급되는 노즐 (110)은 적어도 정상 상태 동작 동안에 (예를 들어, 주조 공정을 시작한 후, 그러나 주조 공정을 완료하기 전에) 용융 섬프 (112)의 표면 (114) 아래에 위치될 수 있다. 노즐 (110)은 용융 섬프 (112) 내로 최적화된 액체 금속 제트 (134)를 생성하는 크기의 개구 (108) (예를 들어, 출구)를 갖도록 형상화될 수 있다. 일부 경우들에서, 노즐 (110)은 하나 이상의 액체 금속 제트를 생성하도록 설계된 다수의 개구를 포함 할 수 있다. 노즐 (110)을 빠져 나가는 액체 금속 제트 (134)는 난류(turbulent) 또는 층류(laminar) 일 수 있다. 최적화된 액체 금속 제트 (134)는 섬프 내부에 임의의 침강된 결정립을 재부유시킬 만한 충분한 힘으로, 그러나 용융 섬프 (112)의 바닥 (예를 들어, 응고 영역 (130))을 침식시키는 힘의 양이 아니게 주조되는 잉곳의 중심 부근의 전이 영역 (128)의 부분과 같은 금속 섬프 (112)의 슬러리 영역에 충돌하도록 최적화될 수 있다.

일부 경우들에서, 옵션의 흐름 제어 디바이스 (104)는 노즐 (110)에 작동 가능하게 연결되어 노즐 (110)을 빠져 나가는 용융 금속의 흐름을 제어 할 수 있다. 일부 경우들에서, 흐름 제어 디바이스 (104)는 공급 튜브 (136)로부터 용융 금속의 흐름을 감소시킬 수 있는 흐름 감소 디바이스이다. 적절한 흐름 감소 디바이스의 예는 공급 튜브 (136) 내에 위치된 제어 핀이다. 일부 경우들에서, 흐름 제어 디바이스 (104)는 공급 튜브 (136)로부터 용융 금속의 흐름을 증가시킬 수 있는 흐름 증가 디바이스 일 수 있다. 적합한 흐름 증가 디바이스의 예는 2015 년 5 월 21 일에 출원된 미국 출원 번호 14/719,050 에 설명된 비접촉 용융 금속 펌프와 같은 금속 펌프 일 수 있으며, 이는 그 전체가 참고로 통합된다. 일부 경우들에서, 흐름 증가 디바이스는 흐름 감소 디바이스로서 또한 작용할 수 있다.

흐름 제어 디바이스 (104)는 노즐 (110)을 빠져 나가는 용융 금속의 유속을 조절하기 위해 제어기 (132)에 의해 제어될 수 있다. 일부 경우들에서, 제어기 (132)는 금속 섬프 (112)의 깊이를 추정 또는 계산하는데 사용될 수 있도록 제어기 (132)에 의해 사용될 수 있는 금속 주조 시스템 (100)의 파라미터를 센싱하기 위한 하나 이상의 센서들에 연결될 수 있다. 적합한 센서의 예로는 거리 센서 (예를 들어, 레이저, 초음파 또는 기타), 온도 센서 등이 있다.

흐름 제어 디바이스(104)가 사용될 때, 흐름 제어 디바이스 (104)에 의한 노즐 (110)을 통한 용융 금속 흐름의 제어는 노즐 (110)의 크기 및/또는 주형 공동(116)의 특성에 대한 지식과 함께 사용될 수 있어서, 용융 섬프 (112)에 최적화된 액체 금속 제트 (134)를 제공한다. 제어기 (132)는 노즐 (110)을 통한 금속 흐름을 조절하기 위해 펌프 및/또는 제어 핀과 같은 하나 이상의 흐름 제어 디바이스들(104)을 조정할 수 있다. 일부 경우들에서, 제어기 (132)는 노즐 (110)을 빠져 나가는 액체 금속 제트(134)를 최적화하기 위해 흐름 제어 디바이스 (104)를 통해 노즐 (110)을 통과하는 용융 금속의 흐름을 조정하기 위해 주조 공정을 모니터링하여 금속 섬프 (112)의 주조 속도 또는 추정 깊이를 결정할 수 있다.

일부 경우들에서, 흐름 제어 디바이스 (104)는 적어도 초기 주조 단계 예컨대, 처음에 100-300mm의 주조 동안 노즐 (110)을 통과하는 용융 금속의 유속을 늦추는데 사용되어, 용융 금속의 유속은 주조 속도가 0에서 최고 속도까지 천천히 상승 할 수 있다.

일부 경우들에서, 제어기 (132)는 진동 패턴으로 노즐 (110)을 통과하는 금속 흐름을 조절하기 위해 하나 이상의 흐름 제어 디바이스들 (104)을 제어 할 수 있다. 진동 패턴은 시간 경과에 따라 노즐 (110)을 통과하는 금속 흐름의 증가 및 감소를 포함 할 수 있으며, 결정립 침강 및/또는 용질 불균일성과 같은 매크로 분결을 야기하는 인자들을 상쇄시키는 것을 추가로 가능하게 할 수 있다.

도 2 는 용융 금속 섬프 (212)의 슬러리 영역 (228)에 충돌하는 액체 금속 제트 (234)의 개략적인 표현(200)이다. 예를 들어, 액체 금속 제트 (234)는 도 1의 금속 섬프 (112)의 전이 영역 (128)에 충돌하는 액체 금속 제트 (134) 일 수 있다. 액체 금속 제트 (234)는 Ø = 2b₀ 인 직경 Ø의 개구 (208)를 갖는 노즐 (210)을 통과하여 입상 베드 (236) 상으로 주입된 용융 금속의 체적 플럭스(Q₀)을 가질 수 있다. 노즐 (210)을 빠져 나가는 제트 (234)의 속도는 U₀로 나타낼 수 있다. 제트 (234)는 응집도 등온선 (238) 위의 높이 H₀에 위치될 수 있다. DC 주조의 경우, 슬러리 존은 프로브 하기가 어려울 수 있기 때문에, 섬프 깊이 (244)에 기초하여 H₀가 근사될 수 있다. 다양한 관계들이 사용되어 주조 파라미터들의 함수로서 섬프의 깊이를 추정 할 수 있다. 용융 금속 섬프 (212)의 슬러리 영역 (228)을 형성하는 재료의 입상 베드 (236)는 응집도 등온선 (238) 위에 위치될 수 있다. 슬러리 영역 (228)은 응집도 등온선 (238)상에 높이 (h₀)를 가질 수 있다. 슬러리 영역 (228)에 개별 결정립들 (242)은 직경 d를 갖는 것으로 정의될 수 있다.

상기에서 설명된 것 처럼, 수평 도메인에 결정립들의 베드에 충돌하는 난류 제트의 Rouse 수를 나타내는 방정식 5는 도 2에 도시된 입상 베드 (236) 상에 수직으로 충돌하는 제트 (234)에 대해 재정의될 수 있다. 이 수직 도메인에 대한 재정의된 방정식은 방정식 8에 의해 표현될 수 있는데, 여기서 U_j는 입상 베드 (236)의 표면에서 (예를 들어, 노즐 개구 (208)로부터 거리 H₀-h₀에서) 제트 (234)의 속도이고,

는

상수 (예를 들어, 약 0.40 또는 0.41), U_s는 결정립(242)의 종단 가라 앉는 속도이다.

(8.)

입상 베드 (236)의 표면에서의 제트 (234)의 속도는 방정식 9에 입증된 바와 같이 난류 제트 이론을 적용함으로써 결정될 수 있는데, 여기서 b₀은 노즐 개구 (208) 반경이고, H₀ 및 h₀는 개별적으로 근사한 유체(예를 들어, 용융 금속)의 전체 높이 및 입상 베드(236)의 높이를 나타내고, U₀는 방정식 10에 의해 결정된 용융 섬프 내로 노즐 개구 (208)에서의 유체의 평균 속도이다 (예를 들어, 체적 측정 유량 Q₀의 함수로서 표현됨).

(9.)

(10.)

난류 제트의 경우, 비말동반 상수(entrainment constant) α는 약 0.08로 취해질 수 있다.

Stokes 법칙 (예를 들어, Re_g <.1)을 따르는 구형 결정립들의 경우, Sh, Rs, 및 Re_g는 따라서 방정식 11과 관계가 있다.

(11.)

임계 Shields 수 (Sh_c)는

에 따른 입상 레이놀즈 수와 관련이 있는 것으로 볼 수 있다. 따라서, 임계 Rouse 수는 방정식 12에 따라 입상 레이놀즈 수로 스케일링하도록 결정될 수 있다.

(12.)

스웜(swarm) 속도 U_th,로 함께 떨어지는 하강하는 여러 결정립의 존재는 방정식 13에 의해 제공되며, 여기서

는 고체 입자들의 체적 분율이고, m 은 방정식 14에 의한 입상 레이놀즈 수에 대해 유도된 상수이다.

(13.)

(14.)

M. Hyland (Ed.), Light Metals, TMS, PA, 2015에 “Experimental Observations and Analysis of Macrosegregation in Rolling Slab Ingots”, Wagstaff S. R., Allanore, A.의 중심선 용질 공핍의 관측 정도와 함께 침강된 결정립의 체적 분율에 대한 C.M. Bickert (Ed.), Light Metals, TMS, PA, (1990) 에 " Macrosegregation characteristics of commercial size aluminum alloy ingot cast by the direct chill method " M.G. Chu, J.E. Jacoby로부터 방정식 5를 이용, 이들은 참조 문헌으로 본 출원에 통합되고, 고체 입자의 체적 분율 (

)은 0.2 크기인 것으로 결정될 수 있다. 이 효과를 방정식 11에 적용하면 방정식 15가 된다.

(15.)

상기에서 설명된 것 처럼, 액체 금속 제트 (234)는 임계 Shields 파라미터 (Sh_c)가 초과되거나 또는 Rouse 수가 Rs_c (예를 들어, 임계 Rouse 수) 미만인 경우 입상 베드 (236)로부터 결정립들 (242)을 부유시킬 수 있다. 수평 채널 흐름의 경우, 베드로드(bedload) 수송은 흐름 Q 의 단위 폭당 결정립들의 체적 플럭스에 의해 정의될 수 있다. 그런 다음 결정립 크기와 가라 앉는 속도에 의해 베드로드 수송을 정규화(normalize)함으로써 단위 폭 당 무 차원 플럭스가 획득될 수 있다.

입상 베드 위에 균일한 수평 흐름의 베드로드 수송에 대해, 이하의 방정식 16에 따라 Sh - Sh_c의 차이에

를 관련시키기 위해 경험적 관계가 결정되었고, 여기서 P와 C_s의 값은 결정립 크기, 밀도 및 베드 위의 흐름에 의해 부과되는 응력에 의존하는 상수들이다. 상수 P와 C_s은 실험적으로 결정될 수 있다.

(16.)

충돌 제트(234)에 의해 생성된 크레이터(crater) (240)의 반경은 제트 파워 증가에 따라 크게 변하지 않을 수 있다. 따라서, 크레이터 (240)는 거의 일정한 반경 (r₀)을 유지하면서 크레이터 (240)의 베이스에서 제트 속도가 증가함에 따라 깊어질 수 있다. 이 가정과 외삽법(extrapolation)은 적어도 응집이 없는 결정립들이 투과성 베드를 형성하는 경우 유효 할 수 있다. 그러나 응집 입상 베드 (예를 들어, 용접된 결정립들)은 인가된 전단 응력에 추가하여 재부양을 위한 고온 크리프 영향(creep effect)에 의존 할 수 있다. 따라서, 응집 입상 베드는 충돌하는 제트의 적어도 일부를 "반사"할 수 있어서 제트의 영향들이 덜 균일하고 덜 예측가능하게 한다. 추가적으로, 충돌의 작용은 베드 내 침윤 흐름 및 표면 압력 분포로 이어질 수 있다. 이 침윤 흐름은 비 투과성 베드의 경우와 같이 전단 응력이 급속하게 소산되는 대신에 베드 내 깊은 곳에서 작용할 수 있게 할 수 있다.

따라서, 액체 금속 제트 (234)로 인해 크레이터 (240)로부터 부유된 결정립들의 체적 플럭스는 방정식 17에 따라 표현될 수 있으며, 여기서 크레이터 강하 속도 (U_c) (예를 들어, 크레이터 (240)가 깊어지는 속도)는 일정한 것 (예를 들어, 체적 플럭스도 일정하다고 가정) 으로 가정된다. 다시 말해서, 방정식 17은 액체 금속 제트 (234)의 충돌로 인해 슬러리 영역 (228)으로부터 변위되는 결정립의 체적 플럭스를 나타낼 수 있다. 항 r₀은 크레이터의 반경을 나타낸다.

(17.)

결정립들의 면적 밀도 당 입상 플럭스는

로 나타낼 수 있고, 이는 크레이터 내의 입상 간(inter-granular) 상호 작용을 설명하기 위해 간섭된(hindered) 가라 앉는 속도를 이용한다.

결정립들의 면적 밀도 당 입상 플럭스는

가 무차원 체적 플럭스인 방정식 18에 입증된 것 처럼 방정식 17을 무차원화하는 데 사용할 수 있다.

(18.)

방정식 18에 도시된 관계는 상대적인 크레이터 강하 속도를 정의하며, 이는 크레이터 (240)가 결정립들 그 자체의 특성과 독립적으로 하강한다고 가정한다.

방정식 8에 Rs의 정의가 결정립(242)의 가라 앉는 속도를 명시적으로 나타내며 따라서 난류 변동의 영향을 설명 할 수 있기 때문에, 방정식 16은 방정식 19에 나타난 바와 같이 결정립들의 무차원 플럭스로 대체될 수 있고, 여기서 C_r은 입자 크기, 밀도 및 베드 위의 흐름에 의해 부과되는 응력에 의존하는 비례 상수이다. 상수 C_r은 실험적으로 결정될 수 있다.

(19.)

따라서, 방정식 15로부터 임계 Rouse 수에 대한 방정식 8 및 18을 사용하여, 방정식 20에 입증된, 방정식 19는 베드 (326)상의 제트 (234)의 속도의 함수로서 크레이터 강하 속도 U_c를 명확한 표현으로 제공하고, 여기서 C₁과 C₂는 결정립 크기, 밀도 및 베드 위의 흐름에 의해 부과되는 응력에 의존하는 비례 상수이다. 상수 C₁과 C₂는 실험적으로 결정될 수 있다.

(20.)

최적의 응고 환경을 제공하기 위해, 적어도 매크로 분결을 개선하기 위해, 침강된 결정립 (242)를 재부유시키기에 충분한 정확한 범위의 파워를 갖지만, 섬프(212)의 바닥을 침식시키기에 충분하지 않은 파워를 갖는 액체 금속 제트 (234)를 디자인하는 것이 바람직할 수 있다. 그러므로, 액체 금속 제트 (234)는 주조 속도 (예를 들어, 고체 잉곳의 수직 변위 속도)와 거의 동일한 크레이터 강하 속도 (U_c)를 원용하도록 디자인되어야 한다. 이 기준은 잉곳의 중심에 결정립 (242)들의 축적이 전혀 없거나 또는 거의 없으며, 제트의 파워가 입상 재 부유 (예를 들어, 완전 응고된 금속의 침식보다는)로 소산된다는 것을 보장 할 수 있다. 일부 경우들에서, 바람직한 잉곳은 적어도 일정한 주조 동안 주조 속도보다 대략 1%, 2%, 3%, 4% 또는 5% 이하로 느리게 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 액체 금속 제트를 제공하는 노즐을 사용하여 주조될 수 있다. 일부 경우들에서, 바람직한 잉곳은 적어도 정상 상태 주조 동안 주조 속도로부터 약 1%, 2%, 3%, 4%, 5%, 6%, 7%, 8%, 9%, 10%, 11%, 12%, 13%, 14%, 15% 이내 편차의 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 액체 금속 제트를 제공하는 노즐을 사용하여 주조될 수 있다.

입상 베드에서의 제트 속도 (U_j)는 체적 측정 유속의 함수로 정의될 수 있으며, 따라서 주조 속도도 정의될 수 있으므로, 반복적인 계산 솔버 (solver)가 수렴 될 때까지 구현될 수 있다. 상기에서 설명된 방정식들은 본 출원에 설명된 노즐 개구 및 유속을 포함하는 최적의 주조 파라미터를 결정하는데 적용될 수 있다.

도 3은 본 발명의 특정 측면들에 따른 금속 섬프의 슬러리 영역에 결정립들을 재-부유(re-suspend)시키기 위한 최적의 액체 금속 제트를 제공하도록 디자인된 다양한 예시적인 알루미늄 합금들에 대한 예측된 무차원 제트 공정 파라미터들을 나타내는 플롯(300)이다. 주형 레이놀즈 수 (Re_m) (304)는 동등한 유압 반경 및 주조 속도에 기반될 수 있다. 제트 레이놀즈 수 (Re_j) (302)는 제트 속도 및 직경에 기반될 수 있다. 음영 영역 (312)은 금속 섬프의 슬러리 영역에서 결정립들을 재 -부유시키기 위한 최적의 액체 금속 제트를 제공하기에 적합한 합금 특성에 의존하는 값의 범위를 나타낼 수 있다. 예를 들어, 라인 (306)은 알루미늄 합금 5182에 대한 예측된 무차원 제트 프로세싱 파라미터를 나타낼 수 있고, 라인 (308)은 알루미늄 합금 Al4.5Cu에 대한 예측된 무차원 제트 프로세싱 파라미터를 나타낼 수 있고, 라인 (310)은 알루미늄 합금 1050에 대한 예측된 무차원 제트 프로세싱 파라미터를 나타낼 수 있다.

플롯 (300)의 데이터는 본 출원에 추가로 상세하게 개시되는 최적의 주조 파라미터를 결정하는데 사용될 수 있는 제트 레이놀즈 수 대 알려진 주형 레이놀즈 수를 상관 시키도록 작용하는 최적화 상관 데이터(correlation data)로 간주 될수 있다. 플롯 (300)의 데이터는 실험을 통해, 모델링을 통해, 또는 기존 데이터의 적용을 통해 결정될 수 있다.

결과적인 무차원 제트 프로세싱 파라미터들 (예를 들어, 제트 레이놀즈 수 및 주형 레이놀즈 수)가 플롯(300)의 적절한 예측 선상에 오도록 주조 파라미터들(예를 들어, 노즐 개구의 직경 및 노즐을 빠져 나가는 용융 금속의 유속)를 조작함으로써, 최적의 액체 금속 제트가 얻어 질 수 있다. 예를 들어, 알루미늄 합금 Al4.5Cu의 경우, 결과적인 제트 레이놀즈 수가 약 88000이고 결과적인 주형 레이놀즈 수가 약 1600이 되도록 최적의 주조 파라미터의 세트 (예를 들어, 노즐 크기 및 금속 유속)이 선택될 수 있고, 이는 지점 (318)에서 라인 (308)과 만난다. 알루미늄 합금 Al4.5Cu 또는 다른 알루미늄 합금에 대한 다른 최적의 주조 파라미터가 유사하게 획득될 수 있다.

합금 조성은 고체 상의 상대 밀도와 섬프의 정상 상태 깊이 모두에 영향을 미치므로 모델의 중요한 파라미터가 될 수 있다. 실제로 대부분의 열이 바닥 고체 블록을 통해 제거되는 DC 주조의 경우, 마그네슘 또는 아연과 같은 특정 원소는 순수 알루미늄에 비해 열전도도가 낮기 때문에 섬프 깊이에 상당한 영향을 미칠 수 있다. 이러한 섬프 깊이의 차이는 제트 팽창(jet expansion)의 정도에 영향을 줄 수 있다. 제트의 중심선 속도가 깊이가 증가함에 따라 감소하기 때문에, 상이한 제트 직경이 상이한 합금 조성에 대해 바람직할 수 있다. 실험적 또는 모델링된 데이터는 플롯 (300)에 도시된 바와 같이 DC 주조에 전형적으로 사용되는 알루미늄 합금들의 범위에 대한 최소 중심선 분결에 대한 효과적인 프로세싱 파라미터를 나타내는 경계 곡선을 생성하는 데 사용할 수 있다. 플롯 (300)은 제트 및 레이놀즈 수 (즉, Re_j 및 Re_m)가 방정식 21 및 22에 따라 각각 정의되는 주형 레이놀즈 수의 함수로서 예측된 제트 레이놀즈 수의 범위를 나타내고,

및 M_w는 각각 주형 길이 및 폭을 나타낸다.

(21.)

(22.)

음영 처리된 영역 (312)의 경계선 (306 및 310)은 제한적인 경우 (예를 들어, 알루미늄 합금 5182 및 1050)로 식별된 2 개의 합금에 대해 생성된다. DC 주조에 사용되는 대부분의 알루미늄 합금은 이러한 경계 사이에 해당한다.

일부 경우들에서, 플롯 (300)은 최적의 레이놀즈 수의 계산적으로 신속하거나 계산적으로 용이한 결정을 위해 선형 근사를 사용하여 근사될 수 있다. 주형 파라미터들과의 관계는 여러 가지 주형의 형상의 사용 용이성을 위해 무 차원 숫자를 제공하기 위한 레이놀즈 수의 관계로 제공되지만 그러나, 주형 파라미터들에 대한 다른 관계 (예를 들어, 차원화된(dimensionalized) 관계)를 사용할 수 있다.

샘플 지점들 (314,316,318,320,322)은 후술하는 바와 같이도 5 내지 도 9의 예에서 사용된 실제 주조 파라미터를 나타낸다.

도 4 내지 도 9는 상이한 기술을 사용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 주조물의 다양한 잉곳에서의 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결의 강도를 나타내는 등고선도이다. 이 플롯의 수평 축은 플롯의 왼쪽 끝에 있는 잉곳의 외면과 플롯의 오른쪽 끝에 있는 잉곳의 중심과 잉곳 중심에서 수평 거리를 mm로 나타낸다. 이들 각 플롯의 세로축은 플롯의 상부 단부에서 잉곳의 외부와 플롯의 바닥 단부에서 잉곳의 중심과 잉곳 중심으로부터의 수직 거리를 mm 로 나타낸다. 등고선도는 잉곳의 길이에 수직 인 평면을 따라 취해진 잉곳의 측방 단면을 기반으로 한다. 이들 플롯에서 매크로 분결의 강도는 용융 금속 공급으로부터 용질 농도의 백분율 차이로 주어진다. 예를 들어, -15의 매크로 분결 강도는 예상되는 용질 농도 (예를 들어, 퍼니스에서 공급된 용융 금속의 농도)보다 15% 낮은 용질 농도를 나타낼 수 있는 반면, 10 의 매크로 분결 강도는 예상 용질 농도보다 10% 더 높은 용질 농도를 나타낼 수 있다. 따라서 높은 양수 및 높은 음수는 강렬하고 종종 바람직하지 않은 매크로 분결을 나타내지만 실질적으로 낮은 숫자 (예를 들어, 거의 0)는 낮고 종종 바람직한 매크로 분결을 나타낸다.

도 4 는 본원에 개시된 액체 금속 제트 최적화 기술 없이 기존 기술을 사용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물에서 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결의 강도를 도시하는 등고선도(400)이다. 플롯 (400)에서 알 수 있듯이, 수평축을 따라 잉곳의 중심의 0 내지 600mm 내에서 그리고 수직축을 따라 잉곳의 중심의 0 내지 50mm 내에서 상당한 음의 매크로 분결 (예를 들어, 약 -10% 또는 -15% 이하)이 관찰된다. 추가적으로, 잉곳 중심과 잉곳 외부 사이의 특정 영역 (예를 들어, 수직 축을 따라 중앙에서 100mm 또는 그 부근 그리고 수평 축을 따라 중앙에서 200mm와 500mm 사이)에서 상당한 양의 매크로 분결이 관찰된다. 본 출원에 개시된 액체 금속 제트 최적화 기술을 사용하지 않고 잉곳 주조물에서 관찰된 강한 매크로 분결의 영역들은 비교적 크고 연속적이다.

도 5 내지 도 9는 변화하는 제트 레이놀즈 수에 걸쳐 그러나 약 1600의 일정한 주형 레이놀즈 수를 유지하면서 본 출원에 개시된 다양한 정도의 액체 금속 제트 최적화 기술을 사용한 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물의 등고선도이다. 제트 레이놀즈 수는 주조 동안 사용된 노즐 개구의 수정을 통해 주조된 잉곳들에 대해 변화되었지만 다른 모든 주조 파라미터들은 일정하게 유지된다. 도 5 내지 도 9에 도시된 제트 레이놀즈 수는 도 3의 지점들 (314, 316, 318, 320, 322)에 대응한다.

도 5는 약 64000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도(500)이다. 플롯 (500)에서 알 수 있듯이, 잉곳의 중심 근처에는 음의 분결(segregation)이 전혀 없거나 거의 없지만 그러나 잉곳 중심과 잉곳의 짧은 에지 근처에 약간의 양의 분결이 존재한다.

도 6은 약 69000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도(600)이다. 플롯 (600)에서 알 수 있듯이, 잉곳의 중심 근처에는 음의 분결이 전혀 없거나 거의 없지만 그러나 잉곳 중심과 잉곳의 에지 근처에 약간의 양의 분결이 존재한다.

도 7은 약 81000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도(700)이다. 플롯 (700)에서 알 수 있듯이, 잉곳의 중심 근처에는 음의 분결이 전혀 없거나 거의 없지만 그러나 잉곳 중심과 잉곳의 긴 에지 근처에 약간의 양의 분결이 존재한다. 그러나 전체적으로 플롯 (700)에 도시된 전체 단면에 걸친 매크로 분결의 강도는 거의 0에 가깝다 (예를 들어, 용융 금속 공급에서 용질 농도의 ± 5% 또는 ± 10% 편차 이내).

도 8은 약 97000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도(800)이다. 플롯 (800)에서 알 수 있듯이, 잉곳의 가장자리를 따라 약간의 양의 분결을 제외하고 대부분의 단면에 매우 작은 분결이 존재한다.

도 9는 약 121000의 제트 레이놀즈 수를 달성하도록 선택된 노즐 개구 및 약 1600의 주형 레이놀즈 수를 달성하도록 설정된 파라미터들을 이용하여 알루미늄 합금 Al4.5Cu 잉곳 주조물내 수직 및 수평 위치에 따른 매크로 분결 강도를 도시하는 등고선도(900)이다. 플롯 (900)에서 알 수 있듯이, 잉곳의 가장자리를 따라 약간의 양의 분결을 제외하고 대부분의 단면에 매우 작은 분결이 존재한다.

도면들 5-9에서 알 수 있는 바와 같이, 약 97000 미만의 제트 레이놀즈 수로 주조된 잉곳은 양의 (예를 들어, 풍부한) 중심선 분결 (도 4에서 관찰된 음의 분결과는 대조적으로)을 나타낸다. 추가적으로, 97000 이상의 제트 레이놀즈 수로 주조된 잉곳은 매우 낮은 중심선 분결을 나타내며, 있는 경우 음의 (예를 들어, 고갈된(depleted)) 분결을 나타낸다. 추가하여, 중심선 영역의 범위는 이런 제트가 전혀 없는 것에 반대되는(예를 들어, 도 4에서 볼 수 있는 바와 같이) 어느 정도의 최적화된 액체 금속 제트(예를 들어, 도 5-9에서 알 수 있는 바와 같이)를 사용하는 경우 짧은 축에 대해 상당히 좁아진다 (예를 들어, 10배 더 적은).

도면들 4-9는 압연 슬랩(slab) 잉곳과 같은 DC 주조 제품의 중심선 분결을 수정하기 위해 최적화된 액체 금속 제트의 잠재력(potential)을 예시한다. 잉곳의 열 기계 프로세싱이 잔류 분결을 감소시킬 수 있기 때문에 중심선 분결 존 자체가 감소된다는 사실이 바람직할 수 있다. 공정 성능에 대한 보다 정량적인 분석은 중심선 분결의 정도를 정량화하는 매크로 분결 인덱스(MI :Macrosegregation Index) 메트릭을 사용하여 수행 할 수 있다. 방정식 23은 타겟 합금 조성으로부터의 편차 및 중심으로부터의 거리에 기초하여 각 위치에서 측정된 농도에 정량적인 값을 할당하는 변형된 제 2 면적 모멘트 방정식(second-area moment equation)이고, 여기서, Y는 잉곳의 절반 두께이고, A_dom은 측정된 슬랩 단면의 면적이고, y는 측정된 지점의 중간 두께로부터의 거리이고, A는 잉곳 단면에 대한 적분의 경계를 나타내는 구분자, C₀는 타겟 합금 조성의 용질 농도, C는 측정된 위치에서의 용질 농도 (예를 들어, 잉곳 두께를 통한 거리)이다.

(23.)

빌렛 (반경 또는 직경을 따라서). 잉곳 (두께를 통한)

메트릭에 거리를 통합하는 것은 주조 후 물리적 수단에 의해 처리될 수 있는 농축 냉각 구역이 잉곳의 전체 섹션의 분석을 왜곡 할 수 있기 때문에 중요 할 수 있다. 인덱스는 제곱된 항을 포함하기 때문에, 양의 또는 음의 분결을 동등하게 불리한 것으로 간주한다. MI는 더 적은 매크로 분결 (예를 들어, 용융 금속 공급으로부터 용질 농도 편차가 0에 가장 근접한 경우)이 있는 단면의 경우 최소이다.

도 10 은 도면들 5-9의 각각의 잉곳들에 대한 제트 레이놀즈 수의 함수로서 매크로 분결 인덱스 (MI)를 도시하는 플롯(1000)이다. 파선 (1002)은 약 0.104의 MI를 나타내는 도 4의 표준 잉곳으로부터의 MI를 나타낸다. 일부 경우에 있어서, 본 개시의 특정 측면들에 따른 적절한 금속 제트는 약 0.115, 0.110, 0.105, 0.104, 0.100, 0.095, 0.090, 0.085, 0.080, 0.075, 0.070, 0.065, 0.060, 0.055, 0.050, 0.045 또는 0.040 그 이하의 MI를 갖는 잉곳 또는 빌렛으로 귀결될 수 있다.

지점 (1022)은 도 3의 지점 (322)과 관련된 64000의 제트 레이놀즈 수를 갖는 도 5의 잉곳에 대해 약 0.06의 MI를 나타낸다. 지점 (1020)는 도 3의 지점 (320)과 관련된 69000의 제트 레이놀즈 수를 갖는 도 6의 잉곳에 대해 약 0.07의 MI를 나타낸다. 지점 (1018)은 도 3의 지점 (318)와 관련된 81000의 제트 레이놀즈 수를 갖는 도 7의 잉곳에 대해 약 0.06의 MI를 나타낸다. 지점 (1016)은 도 3의 지점(316)과 관련된 97000의 제트 레이놀즈 수를 갖는 도 8의 잉곳에 대해 약 0.04의 MI를 나타낸다. 지점 (1014)은 도 3의 지점 (314)과 관련된 121000의 제트 레이놀즈 수를 갖는 도 9의 잉곳에 대해 약 0.07의 MI를 나타낸다.

도 5 내지 도 9에 도시된 제트 레이놀즈 수의 범위에 대해, 매크로 분결 인덱스는 표준 주조 방법으로부터 적어도 약 30%의 감소를 나타낸다. 제트 레이놀즈 수가 97000 인 최고 성능의 제트는 중심선 분결에서 약 60%의 감소를 보여준다. 일부 경우들에서, 본 발명의 특정 측면에 따른 적절한 금속 제트는 약 5%, 10%, 15%, 20%, 25%, 30%, 35%, 40%, 45%, 50%, 55%, 60% 또는 65% 또는 그 이상의 표준 주조 방법으로부터 중심선 분결의 감소를 제공 할 수 있다.

본 출원에 설명된 무차원 모델은 다양한 알루미늄 합금 및 다양한 주형 치수에 대한 주조 파라미터들을 결정하는데 사용될 수 있다.

도 11은 본 발명의 특정 측면에 따른 알려진 주형에 기초하여 최적화된 주조 파라미터들을 결정하는 프로세스(1100)를 도시하는 플로우 차트이다. 블록 (1102)에서, 주형 치수가 결정될 수 있다. 주형 치수는 본 출원에 설명된 레이놀즈 수를 결정하기 위한 임의의 적절한 치수를 포함 할 수 있다. 예를 들어, 직사각형 주형의 길이 및 폭의 치수를 결정할 수 있지만, 그러나 상이하게 형상화된 주형의 다른 치수가 결정될 수 있다. 주형 치수는 원하는 잉곳 크기 또는 적절한 주형의 선재(preexistence)와 같은 다른 기준에 기초하여 미리 결정될 수 있다. 주형 치수를 결정하는 방법의 예들은 기존 주형을 측정하거나, 플롯 또는 계획 (예를 들어, 컴퓨터 지원 설계)을 통해 측정량을 결정하거나, 생산될 주형에 대한 측정값을 사전 설정할 수 있다. 블록 (1104)에서, 주조 속도가 결정될 수 있다. 주조 속도는 다른 주조 고려 사항에 기초하여 미리 결정될 수 있다. 일부 경우들에서, 블록 (1104)에서 주조 속도를 결정하는 것은 다수의 잠재적인 주조 속도를 결정하는 단계를 포함 할 수 있으며, 이는 다수의 최적화된 주조 파라미터를 계산하는데 사용될 수 있는 아래의 블록 (1106)에서 다수의 잠재적인 주형 레이놀즈 수를 결정하는데 추가로 사용될 수 있으며, 이는 차례로 사용될 다수의 주조 속도 중 하나를 선택하기 위해 사용될 있다.

블록 (1106)에서, 주형 레이놀즈 수가 결정된다. 주형 레이놀즈 수는 방정식 22와 블록 (1102)에서 결정된 주형 치수 및 블록 (1104)에서 결정된 주조 속도를 사용하여 결정될 수 있다. 예를 들어, 주형은 1.5m × 0.7m의 치수를 갖고,여기서,주조 속도와 크레이터 강하 속도는 약 0.001m/s로 유지되고

의 주형 레이놀즈 수를 제공할 수 있다.

옵션의 블록 (1110)에서, 금속 조성이 결정될 수 있다. 예를 들어, 원하는 금속 조성 (예를 들어, 알루미늄 합금의 유형)은 샘플을 테스트하거나, 데이터베이스를 체크하거나, 수동으로 입력하여 결정될 수 있다. 일부 경우들에서, 실제 금속 조성이 결정되지 않으면 포괄적인 금속 조성을 가정 할 수 있다.

블록 (1108)에서, 제트 레이놀즈 수가 결정된다. 제트 레이놀즈 수는 블록 (1106)에서 결정된 주형 레이놀즈 수를 주형 레이놀즈 수와 제트 레이놀즈 수 사이의 최적화된 상관 관계를 정의하는 최적화 상관 데이터와 매칭시킴으로써 결정될 수 있다. 최적화 상관 데이터는 도 3의 플롯 (300)과 같은 플롯의 형태 또는 방정식의 형태로 예컨대, 도 3의 플롯 (300)으로부터 라인 또는 근사를 정의하는 방정식 으로 (예를 들어,

에 따른 선형 근사값),또는 개별 데이터 지점의 형태로 존재할 수 있다. 최적화 상관 데이터는 또한 다른 형태들을 취할 수 있다. 일부 경우들에서, 블록(1110)에서 결정된 금속 조성은 제트 레이놀즈 수를 결정하기 위해 최적화 상관 데이터와 함께 사용될 수 있다. 주형 레이놀즈 수가 약 1735 인 주형의 상기 예에서, 알루미늄 합금 Al4.5Cu에 대한 대응하는 제트 레이놀즈 수는 도 3에 도시된 약 78000 일 수 있다.

일부 경우들에서, 실험을 통해 최적화 상관 데이터가 획득될 수 있다. 일부 경우들에서, 도 3을 참조하여 상술한 바와 같이 최적화 상관 데이터가 획득될 수 있다.

블록 (1112)에서, 원하는 주조 파라미터는 블록 (1108)으로부터 결정된 제트 레이놀즈 수 및 블록 (1106)으로부터 결정된 주형 레이놀즈 수에 기초하여 결정될 수 있다. 일부 경우들에서, 원하는 주조 파라미터를 결정하는 것은 블록 (1114)에서 원하는 금속 유속을 결정하는 것을 포함 할 수 있다. 일부 경우들에서, 원하는 주조 파라미터를 결정하는 것은 블록 (1116)에서 노즐 개구의 크기를 결정하는 것을 포함 할 수 있다. 일부 경우들에서, 노즐 개구의 반경 (b₀)은 블록 (1106)으로부터 주형 레이놀즈 수와 블록 (1108)으로부터 제트 레이놀즈 수를 방정식 21 및 22에 적용함으로써 결정될 수 있고,

. 제트 레이놀즈 수는 대략 78000인 것으로 결정된 상기의 예제에서, 노즐 개구의 반경은

인 것으로 계산될 수 있다.

옵션의 블록 (1118)에서, 주조 환경은 블록 (1112)에서 결정된 최적화된 주조 파라미터 (들)을 사용하여 준비될 수 있다. 주조 환경은 블록 (1116)에서 결정된 적절한 노즐 개구 크기를 갖는 노즐을 제조하거나 선택함으로써 준비될 수 있다. 제트 레이놀즈 수가 대략 78000 인 것으로 결정된 상기의 예제에서, 적절한 노즐은 반경이 약 15.6 mm 또는 직경이 31.2 mm 인 개구를 갖는 것으로 선택될 수 있다. 일부 경우들에서, 주조 환경을 준비하는 단계는 블록 (1106)에서 주형 레이놀즈 수를 결정하기 위해 사용된 특정 주형과 관련된 주조 장비에 적절한 노즐을 부착하는 단계를 포함 할 수 있다. 일부 경우들에서, 주조 환경은 블록(1114)에서 결정된 금속 유속에 기초하여 용융 금속 흐름 제어 디바이스를 제어함으로써 준비될 수 있다.

도시된 실시예를 포함하는 실시예들의 전술된 설명은 단지 예시 및 설명의 목적으로 제공되었으며, 개시된 정확한 형태를 망라하거나 제한하려는 것으로 의도되지 않는다. 많은 수정예들, 적응들 및 그것들의 사용들이 당해 기술분야의 통상의 기술자들에 명확해질 것이다.

아래에 사용되는, 일련의 예들에 대한 임의의 언급은 각각의 해당 예들을 택일적으로 언급하는 것으로 이해되어야 한다 (예를 들어, “예들 1-4은” “예들 1, 2, 3, 또는 4”로서 이해되어야 한다).

예제 1 는 직접 냉각 주조 시스템에 있어서, 주형 공동; 용융 금속의 공급원으로서, 상기 용융 금속을 상기 주형 공동에 제공하는, 상기 공급원; 및 정상 상태 동작 동안에 슬러리 영역(slurry region)의 형상을 변화시키지 않고 용융 섬프(molten sump)의 상기 슬러리 영역내 결정립(grain)들의 재부유(re-suspension)을 유도하기에 충분한 힘을 갖는 액체 금속 제트를 유도하는 유속(flow rate)을 생성하는 크기의 개구를 갖고 상기 용융 금속의 공급원에 결합되는 노즐(nozzle)을 포함한다.

예제 2는 예제 1의 시스템에 있어서, 상기 노즐의 개구는 상기 액체 금속 제트가 주조 속도에서 주조되는 금속 제품의 상기 용융 섬프 내에 크레이터(crater)를 유도하기에 충분한 힘을 갖도록 크기가 정해지고, 상기 노즐의 개구는 생성된 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안 상기 주조 속도로부터 10% 이하의 편차를 갖는 상기 크레이터의 크레이터 강하 속도(crater descent velocity)를 유도하도록 크기가 정해진다.

예제 3는 예제들 1 또는 2의 시스템에 있어서, 정상 상태 동작 동안에 상기 주조 속도에서 상기 노즐로부터 멀어지도록 연장되는 바닥 블록을 더 포함한다.

예제 4는 예제들 1-3 의 시스템에 있어서, 상기 용융 금속의 공급원과 상기 노즐 사이에 결합되어 상기 주형 공동으로의 상기 용융 금속의 유속을 제어하기 위한 흐름 제어 디바이스를 더 포함한다.

예제 5는 예제 4 의 시스템에 있어서, 상기 용융 섬프의 깊이를 추정하기 위해 센서에 결합되고 상기 용융 섬프의 추정 깊이에 기초하여 상기 용융 금속의 유속을 조절하도록 상기 흐름 제어 디바이스에 결합된 제어기를 더 포함한다.

예제 6는 주조 동작 동안 금속 주조를 최적화하기 위한 방법에 있어서, 액체 금속 소스에 결합된 노즐로부터 액체 금속을 수용하기에 적절한 주형 공동에 대한 주형 치수를 결정하는 단계; 주조 속도를 결정하는 단계; 및 상기 주형 치수 및 상기 주조 속도를 사용하여 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계로서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 금속 유속에서 상기 노즐의 개구를 빠져나가는 액체 금속에 의해 생성된 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 용융 섬프의 슬러리 영역내 결정립들의 재 부유를 유도하기에 적절하도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나를 결정하는 단계를 포함하는, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계를 포함한다.

예제 7 은 예제 6의 방법에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 액체 금속 제트가 상기 용융 섬프 내에 크레이터를 유도하기에 충분한 힘을 갖도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나가 계산되는 것을 보장하는 단계로서, 상기 노즐의 개구는 생성된 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안에 상기 주조 속도로부터 10% 이하의 편차를 갖는 상기 크레이터의 크레이터 강하 속도를 유도하도록 크기가 정해지는, 상기 보장하는 단계를 포함한다.

예제 8 은 예제들 6 또는 7 의 방법에 있어서, 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 : 상기 주형 치수 및 상기 주조 속도를 이용하여 주형 레이놀즈 수(mold Reynolds number)를 결정하는 단계; 상기 주형 레이놀즈 수를 이용하여 제트 레이놀즈 수(jet Reynolds number)를 결정하는 단계; 및 상기 주형 레이놀즈 수 및 상기 제트 레이놀즈 수를 이용하여 상기 최적화된 주조 파라미터를 계산하는 단계를 포함한다.

예제 9는 예제 8 의 방법에 있어서, 상기 제트 레이놀즈 수를 결정하는 단계는 주조되는 제품의 금속 조성을 결정하는 단계 및 상기 금속 조성 및 상기 주형 레이놀즈 수를 이용하여 상기 제트 레이놀즈 수를 결정하는 단계를 포함한다.

예제 10 은 예제들 6-9의 방법에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터는 상기 노즐의 개구 크기이다.

예제 11 은 예제들 6-10 의 방법에 있어서, 상기 노즐의 개구 크기에 기초하여 상기 노즐을 선택 또는 제조하는 단계를 더 포함한다.

예제 12는 예제들 6-11 의 방법에 있어서, 상기 금속 유속을 이용하여 흐름 제어 디바이스를 제어하는 단계를 더 포함한다.

예제 13은 금속 제품을 주조하는 공정에 있어서, 정상 상태 동작 동안 유속에서 노즐의 개구를 통해 용융 금속 공급원으로부터 주형 공동으로 용융 금속을 제공하는 단계로서, 상기 용융 금속을 상기 유속에서 상기 노즐의 개구를 통해 제공하는 단계는 용융 섬프내 액체 금속 제트를 생성하는 단계를 포함하는, 상기 용융 금속을 제공하는 단계; 및 정상 상태 동작 동안 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 상기 액체 금속 제트를 이용하여 상기 용융 섬프의 슬러리 영역에 결정립들을 재부유시키는 단계를 포함한다.

예제 14는 예제 13의 공정에 있어서, 상기 개구는 상기 액체 금속 제트가 상기 슬러리 영역에 크레이터를 생성하고 정상 상태 동작 동안에 주조 속도로부터 10% 편차 내에서 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 힘을 갖도록 크기가 정해진다.

예제 15는 예제 14 의 공정에 있어서: 정상 상태 동작 동안 상기 주조 속도로부터 10% 편차 이내에서 상기 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 힘을 갖는 상기 액체 금속 제트를 생성하기에 적절한 개구 크기를 갖도록 상기 노즐을 제조 또는 선택하는 단계; 및 상기 노즐을 상기 용융 금속 공급원에 결합시키는 단계를 더 포함한다.

예제 16은 예제들 13-15 의 공정에 있어서, 정상 상태 동작 동안에 바닥 블록을 상기 노즐로부터 멀어지도록 퇴피시키는 단계를 더 포함한다.

예제 17 은 예제들 13-16 의 공정에 있어서, 상기 유속에서 상기 노즐을 통해 상기 용융 금속을 제공하는 단계는 상기 용융 금속 공급원과 상기 노즐 사이에 결합된 흐름 제어 디바이스를 사용하여 상기 유속을 제어하는 단계를 더 포함한다.

예제 18은 예제 17 의 공정에 있어서, 상기 액체 금속 제트를 사용하여 상기 결정립들을 재부유시키는 단계는 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안에 주조 속도로부터 5% 편차 내에서 상기 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 힘을 갖는 것을 보장하도록 상기 개구를 통과하는 상기 유속을 제어하는 단계를 포함한다.

예제 19는 예제들 13-18 의 공정에 있어서, 상기 액체 금속 제트를 이용하여 상기 결정립들을 재부유시키는 단계는 수직에서 또는 수직으로부터 30° 내의 방향으로 상기 액체 금속 제트를 배향시키는 단계를 포함한다.

예제 20은 청구항 13-19의 공정을 이용하여 생산하는 주조 금속 제품에 있어서, 상기 주조 금속 제품은 0.104 미만의 매크로 분결 인덱스(macrosegregation index)를 갖는다.

예제 21은 0.10 이하의 매크로 분결 인덱스를 갖는 금속 제품에 있어서, 상기 금속 제품은 용융 금속의 공급원에 결합된 노즐을 이용하여 주형 공동에서 주조되고 액체 금속 제트를 용융 섬프내로 유도하여 유속을 생성하도록 크기가 정해진 개구를 통과하여 상기 용융 금속을 상기 주형 공동으로 보낸다.

예제 22 는 예제 21의 금속 제품에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 :

에 따라 계산되고,

여기서, Y는 상기 금속 제품의 절반의 두께 또는 절반의 직경이고, A_dom는 측정된 지점의 측정된 단면의 면적이고, y는 상기 측정된 지점의 중간 두께로부터의 거리이고, A는 상기 금속 제품의 단면에 대한 적분의 경계들을 나타내는 범위 구분자(delimiter)이고, C₀ 는 타겟 합금 조성의 용질 농도이고, 및 C 는 상기 측정된 지점의 용질 농도이다.

예제 23 은 예제들 21 또는 22 의 금속 제품에 있어서, 상기 액체 금속 제트는 정상 상태 동작 동안에 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 상기 용융 섬프의 상기 슬러리 영역내 결정립들의 재부유를 유도하기에 충분한 힘을 갖는다.

예제 24는 예제들 21-23 의 금속 제품에 있어서, 상기 노즐의 개구는 상기 액체 금속 제트가 상기 용융 섬프 내에 크레이터(crater)를 유도하기에 충분한 힘을 갖도록 크기가 정해지고, 상기 노즐의 개구는 생성된 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안 주조 속도로부터 10% 이하의 편차를 갖는 상기 크레이터의 크레이터 강하 속도(crater descent velocity)를 유도하도록 크기가 정해진다.

예제 25 는 예제들 21-24 의 금속 제품에 있어서, 상기 액체 금속 제트는 상기 용융 섬프 전체에 걸쳐 용질 농도를 균질화시키기에 충분한 상기 용융 섬프 내의 유체 흐름을 유도하기에 충분한 힘을 갖는다.

예제 26 은 예제들 21-25 의 금속 제품에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.090이하이다.

예제 27은 예제들 21-26 의 금속 제품에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.070이하이다.

예제 28은 예제들 21-27 의 금속 제품에 있어서, 상기 주형 공동으로의 상기 용융 금속의 유속을 제어하기 위한 흐름 제어 디바이스가 상기 용융 금속의 공급원과 상기 노즐 사이에 결합된다.

예제 29는 예제 28 의 금속 제품에 있어서, 제어기가 상기 용융 섬프의 깊이를 추정하기 위해 센서에 결합되고 상기 용융 섬프의 추정 깊이에 기초하여 상기 용융 금속의 유속을 조절하도록 상기 흐름 제어 디바이스에 결합된다.

예제 30은 주조 동작 동안 금속 주조를 최적화하기 위한 방법에 있어서,액체 금속 소스에 결합된 노즐로부터 액체 금속을 수용하기에 적절한 주형 공동에 대한 주형 치수를 결정하는 단계;주조 속도를 결정하는 단계; 및 상기 주형 치수 및 상기 주조 속도를 사용하여 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계로서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 노즐의 개구 크기 및 금속 유속 중 적어도 하나를 결정하여, 상기 금속 유속에서 상기 노즐의 개구를 빠져나가는 액체 금속에 의해 생성된 액체 금속 제트가 상기 최적화된 주조 파라미터를 이용하여 주조된 금속 제품이 0.100이하의 매크로 분결 인덱스를 갖도록 주조 금속 제품내 매크로 분결을 줄이기에 적합한, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계를 포함한다.

예제 31은 예제 30의 방법에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 :

에 따라 계산되고,

예제 32는 예제들 30 또는 31 의 방법에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는, 정상 상태 동작 동안 상기 액체 금속 제트가 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 용융 섬프의 상기 슬러리 영역내 결정립들의 재부유를 유도하기에 적합하도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나가 계산되는 것을 보장하는 단계를 포함한다.

예제 33은 예제들 30-32 의 방법에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 액체 금속 제트가 상기 용융 섬프 내에 크레이터를 유도하기에 충분한 힘을 갖도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나가 계산되는 것을 보장하는 단계로서, 상기 노즐의 개구는 생성된 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안에 상기 주조 속도로부터 10% 이하의 편차를 갖는 상기 크레이터의 크레이터 강하 속도를 유도하도록 크기가 정해지는, 상기 보장하는 단계를 포함한다.

예제 34는 예제들 30-33 의 방법에 있어서, 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 : 상기 주형 치수 및 상기 주조 속도를 이용하여 주형 레이놀즈 수(mold Reynolds number)를 결정하는 단계; 상기 주형 레이놀즈 수를 이용하여 제트 레이놀즈 수(jet Reynolds number)를 결정하는 단계; 및 상기 주형 레이놀즈 수 및 상기 제트 레이놀즈 수를 이용하여 상기 최적화된 주조 파라미터를 계산하는 단계를 포함한다.

예제 35는 예제 34 의 방법에 있어서, 상기 제트 레이놀즈 수를 결정하는 단계는 주조되는 제품의 금속 조성을 결정하는 단계 및 상기 금속 조성 및 상기 주형 레이놀즈 수를 이용하여 상기 제트 레이놀즈 수를 결정하는 단계를 포함한다.

예제 36은 예제들 30-35 의 방법에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터는 상기 노즐의 개구 크기이다.

예제 37은 예제들 30-36 의 방법에 있어서, 상기 노즐의 개구 크기에 기초하여 상기 노즐을 선택 또는 제조하는 단계를 더 포함한다.

예제 38 은 예제들 30-37 의 방법에 있어서, 상기 금속 유속을 이용하여 흐름 제어 디바이스를 제어하는 단계를 더 포함한다.

예제 39는 예제들 30-38 의 방법에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 액체 금속 제트가 용융 섬프 내의 유체 흐름을 유도하기에 충분한 힘을 가져 상기 용융 섬프 전체에 걸쳐 용질 농도를 균질화하도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나가 계산되는 것을 보장하는 단계를 포함한다.

예제 40은 예제들 30-39 의 방법에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.090이하이다.

예제 41은 예제들 30-40 의 방법에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.070이하이다.

예제 42는 금속 제품을 주조하는 공정에 있어서, 정상 상태 동작 동안 유속에서 노즐의 개구를 통해 용융 금속 공급원으로부터 주형 공동으로 용융 금속을 제공하는 단계로서, 상기 용융 금속을 상기 유속에서 상기 노즐의 개구를 통해 제공하는 단계는 상기 금속 제품이 0.100이하의 매크로 분결 인덱스를 갖도록 상기 금속 제품내 매크로 분결을 줄이기에 충분한 상기 용융 섬프내 액체 금속 제트를 생성하는 단계를 포함하는, 상기 용융 금속을 제공하는 단계를 포함한다.

예제 43는 예제 42의 공정에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 :

에 따라 계산되고,

예제 44는 예제들 42 또는 43 의 공정에 있어서, 정상 상태 동작 동안 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 상기 액체 금속 제트를 이용하여 상기 용융 섬프의 슬러리 영역에 결정립들을 재부유시키는 단계를 더 포함한다.

예제 45는 예제 44 의 공정에 있어서, 상기 개구는 상기 액체 금속 제트가 상기 슬러리 영역에 크레이터를 생성하고 정상 상태 동작 동안에 주조 속도로부터 10% 편차 내에서 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 힘을 갖도록 크기가 정해진다.

예제 46은 예제들 42-45 의 공정에 있어서, 상기 용융 섬프 전체에 걸쳐 용질 농도를 균질화시키기에 충분한 상기 용융 섬프 내의 유체 흐름을 유도하는 단계를 더 포함한다.

예제 47 은 예제들 42-46 의 공정에 있어서, 상기 유속에서 상기 노즐을 통해 상기 용융 금속을 제공하는 단계는 상기 용융 금속 공급원과 상기 노즐 사이에 결합된 흐름 제어 디바이스를 사용하여 상기 유속을 제어하는 단계를 더 포함한다.

예제 48 은 예제들 42-47 의 공정에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.090이하이다.

예제 49는 예제들 42-48 의 공정에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.070이하이다.

Claims

직접 냉각 주조 시스템에 있어서,
주형 공동(mold cavity);
용융 금속의 공급원(supply)으로서, 상기 용융 금속을 상기 주형 공동에 제공하는, 상기 공급원; 및
정상 상태 동작 동안에 슬러리 영역(slurry region)의 형상을 변화시키지 않고 용융 섬프(molten sump)의 상기 슬러리 영역내 결정립(grain)들의 재부유(re-suspension)을 유도하기에 충분한 힘을 갖는 액체 금속 제트를 유도하는 유속(flow rate)을 생성하는 크기의 개구를 갖고 상기 용융 금속의 공급원에 결합되는 노즐(nozzle)을 포함하는, 직접 냉각 주조 시스템.
청구항 1에 있어서, 상기 노즐의 개구는 상기 액체 금속 제트가 주조 속도에서 주조되는 금속 제품의 상기 용융 섬프 내에 크레이터(crater)를 유도하기에 충분한 힘을 갖도록 크기가 정해지고, 상기 노즐의 개구는 생성된 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안 상기 주조 속도로부터 10% 이하의 편차를 갖는 상기 크레이터의 크레이터 강하 속도(crater descent velocity)를 유도하도록 크기가 정해지는, 직접 냉각 주조 시스템.
청구항 1에 있어서, 정상 상태 동작 동안에 상기 주조 속도에서 상기 노즐로부터 멀어지도록 연장되는 바닥 블록을 더 포함하는, 직접 냉각 주조 시스템.
청구항 1에 있어서, 상기 용융 금속의 공급원과 상기 노즐 사이에 결합되어 상기 주형 공동으로의 상기 용융 금속의 유속을 제어하기 위한 흐름 제어 디바이스를 더 포함하는, 직접 냉각 주조 시스템.
청구항 4에 있어서, 상기 용융 섬프의 깊이를 추정하기 위해 센서에 결합되고 상기 용융 섬프의 추정 깊이에 기초하여 상기 용융 금속의 유속을 조절하도록 상기 흐름 제어 디바이스에 결합된 제어기를 더 포함하는, 직접 냉각 주조 시스템.
주조 동작 동안 금속 주조를 최적화하기 위한 방법에 있어서,
액체 금속 소스에 결합된 노즐로부터 액체 금속을 수용하기에 적절한 주형 공동에 대한 주형 치수를 결정하는 단계;
주조 속도를 결정하는 단계; 및
상기 주형 치수 및 상기 주조 속도를 사용하여 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계로서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 노즐의 개구 크기 및 금속 유속 중 적어도 하나를 결정하여, 상기 금속 유속에서 상기 노즐의 개구를 빠져나가는 액체 금속에 의해 생성된 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 용융 섬프의 슬러리 영역내 결정립들의 재 부유를 유도하기에 적합한, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 6에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 액체 금속 제트가 상기 용융 섬프 내에 크레이터를 유도하기에 충분한 힘을 갖도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나가 계산되는 것을 보장하는 단계로서, 상기 노즐의 개구는 생성된 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안에 상기 주조 속도로부터 10% 이하의 편차를 갖는 상기 크레이터의 크레이터 강하 속도를 유도하도록 크기가 정해지는, 상기 보장하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 6에 있어서, 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 :
상기 주형 치수 및 상기 주조 속도를 이용하여 주형 레이놀즈 수(mold Reynolds number)를 결정하는 단계;
상기 주형 레이놀즈 수를 이용하여 제트 레이놀즈 수(jet Reynolds number)를 결정하는 단계; 및
상기 주형 레이놀즈 수 및 상기 제트 레이놀즈 수를 이용하여 상기 최적화된 주조 파라미터를 계산하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 8에 있어서, 상기 제트 레이놀즈 수를 결정하는 단계는 주조되는 제품의 금속 조성을 결정하는 단계 및 상기 금속 조성 및 상기 주형 레이놀즈 수를 이용하여 상기 제트 레이놀즈 수를 결정하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 6에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터는 상기 노즐의 개구 크기인, 방법.
청구항 6에 있어서, 상기 노즐의 개구 크기에 기초하여 상기 노즐을 선택 또는 제조하는 단계를 더 포함하는, 방법.
청구항 6에 있어서, 상기 금속 유속을 이용하여 흐름 제어 디바이스를 제어하는 단계를 더 포함하는, 방법.
금속 제품을 주조하는 공정에 있어서,
정상 상태 동작 동안 유속에서 노즐의 개구를 통해 용융 금속 공급원으로부터 주형 공동으로 용융 금속을 제공하는 단계로서, 상기 용융 금속을 상기 유속에서 상기 노즐의 개구를 통해 제공하는 단계는 용융 섬프내 액체 금속 제트를 생성하는 단계를 포함하는, 상기 용융 금속을 제공하는 단계; 및
정상 상태 동작 동안 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 상기 액체 금속 제트를 이용하여 상기 용융 섬프의 슬러리 영역에 결정립들을 재부유시키는 단계를 포함하는, 공정.
청구항 13에 있어서, 상기 개구는 상기 액체 금속 제트가 상기 슬러리 영역에 크레이터를 생성하고 정상 상태 동작 동안에 주조 속도로부터 10% 편차 내에서 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 힘을 갖도록 크기가 정해지는, 공정.
청구항 14에 있어서,
정상 상태 동작 동안 상기 주조 속도로부터 10% 편차 이내에서 상기 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 힘을 갖는 상기 액체 금속 제트를 생성하기에 적절한 개구 크기를 갖도록 상기 노즐을 제조 또는 선택하는 단계; 및
상기 노즐을 상기 용융 금속 공급원에 결합시키는 단계를 더 포함하는, 공정.
청구항 13에 있어서, 정상 상태 동작 동안에 바닥 블록을 상기 노즐로부터 멀어지도록 퇴피시키는 단계를 더 포함하는, 공정.
청구항 13에 있어서, 상기 유속에서 상기 노즐을 통해 상기 용융 금속을 제공하는 단계는 상기 용융 금속 공급원과 상기 노즐 사이에 결합된 흐름 제어 디바이스를 사용하여 상기 유속을 제어하는 단계를 더 포함하는, 공정.
청구항 17에 있어서, 상기 액체 금속 제트를 사용하여 상기 결정립들을 재부유시키는 단계는 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안에 주조 속도로부터 5% 편차 내에서 상기 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 힘을 갖는 것을 보장하도록 상기 개구를 통과하는 상기 유속을 제어하는 단계를 포함하는, 공정.
청구항 13에 있어서, 상기 액체 금속 제트를 이용하여 상기 결정립들을 재부유시키는 단계는 수직에서 또는 수직으로부터 30° 내의 방향으로 상기 액체 금속 제트를 배향시키는 단계를 포함하는, 공정.
청구항 13의 공정을 이용하여 생산하는 주조 금속 제품에 있어서, 상기 주조 금속 제품은 0.104 미만의 매크로 분결 인덱스(macrosegregation index)를 갖는, 주조 금속 제품.
0.10 이하의 매크로 분결 인덱스를 갖는 금속 제품에 있어서, 상기 금속 제품은 용융 금속의 공급원에 결합된 노즐을 이용하여 주형 공동에서 주조되고, 액체 금속 제트를 용융 섬프내로 유도하여 유속을 생성하도록 크기가 정해진 개구를 통과하여 상기 용융 금속을 상기 주형 공동으로 보내는, 금속 제품.
청구항 21에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 :

에 따라 계산되고,
여기서, Y는 상기 금속 제품의 절반의 두께 또는 절반의 직경이고, A_dom는 측정된 지점의 측정된 단면의 면적이고, y는 상기 측정된 지점의 중간 두께로부터의 거리이고, A는 상기 금속 제품의 단면에 대한 적분의 경계들을 나타내는 범위 구분자(delimiter)이고, C₀ 는 타겟 합금 조성의 용질 농도이고, 및 C 는 상기 측정된 지점의 용질 농도인, 금속 제품.
청구항 21에 있어서, 상기 액체 금속 제트는 정상 상태 동작 동안에 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 상기 용융 섬프의 상기 슬러리 영역내 결정립들의 재부유를 유도하기에 충분한 힘을 갖는, 금속 제품.
청구항 21에 있어서, 상기 노즐의 개구는 상기 액체 금속 제트가 상기 용융 섬프 내에 크레이터(crater)를 유도하기에 충분한 힘을 갖도록 크기가 정해지고, 상기 노즐의 개구는 생성된 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안 주조 속도로부터 10% 이하의 편차를 갖는 상기 크레이터의 크레이터 강하 속도(crater descent velocity)를 유도하도록 크기가 정해지는, 금속 제품.
청구항 21에 있어서, 상기 액체 금속 제트는 상기 용융 섬프 전체에 걸쳐 용질 농도를 균질화시키기에 충분한 상기 용융 섬프 내의 유체 흐름을 유도하기에 충분한 힘을 갖는, 금속 제품.
청구항 21에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.090 이하인, 금속 제품.
청구항 21에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.070 이하인, 금속 제품.
청구항 21에 있어서, 상기 주형 공동으로의 상기 용융 금속의 유속을 제어하기 위한 흐름 제어 디바이스가 상기 용융 금속의 공급원과 상기 노즐 사이에 결합되는, 금속 제품.
청구항 28에 있어서, 제어기가 상기 용융 섬프의 깊이를 추정하기 위해 센서에 결합되고 상기 용융 섬프의 추정 깊이에 기초하여 상기 용융 금속의 유속을 조절하도록 상기 흐름 제어 디바이스에 결합되는, 금속 제품.
주조 동작 동안 금속 주조를 최적화하기 위한 방법에 있어서,
액체 금속 소스에 결합된 노즐로부터 액체 금속을 수용하기에 적절한 주형 공동에 대한 주형 치수를 결정하는 단계;
주조 속도를 결정하는 단계; 및
상기 주형 치수 및 상기 주조 속도를 사용하여 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계로서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 금속 유속에서 상기 노즐의 개구를 빠져나가는 액체 금속에 의해 생성된 액체 금속 제트가 상기 최적화된 주조 파라미터를 이용하여 주조된 금속 제품이 0.100이하의 매크로 분결 인덱스를 갖도록 주조 금속 제품내 매크로 분결을 줄이기에 적합하도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나를 결정하는 단계를 포함하는, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 :

에 따라 계산되고,
여기서, Y는 상기 금속 제품의 절반의 두께 또는 절반의 직경이고, A_dom는 측정된 지점의 측정된 단면의 면적이고, y는 상기 측정된 지점의 중간 두께로부터의 거리이고, A는 상기 금속 제품의 단면에 대한 적분의 경계들을 나타내는 범위 구분자(delimiter)이고, C₀ 는 타겟 합금 조성의 용질 농도이고, 및 C 는 상기 측정된 지점의 용질 농도인, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는, 정상 상태 동작 동안 상기 액체 금속 제트가 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 용융 섬프의 상기 슬러리 영역내 결정립들의 재부유를 유도하기에 적합하도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나가 계산되는 것을 보장하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 액체 금속 제트가 상기 용융 섬프 내에 크레이터를 유도하기에 충분한 힘을 갖도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나가 계산되는 것을 보장하는 단계로서, 상기 노즐의 개구는 생성된 상기 액체 금속 제트가 정상 상태 동작 동안에 상기 주조 속도로부터 10% 이하의 편차를 갖는 상기 크레이터의 크레이터 강하 속도를 유도하도록 크기가 정해지는, 상기 보장하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 30에 있어서, 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 :
상기 주형 치수 및 상기 주조 속도를 이용하여 주형 레이놀즈 수(mold Reynolds number)를 결정하는 단계;
상기 주형 레이놀즈 수를 이용하여 제트 레이놀즈 수(jet Reynolds number)를 결정하는 단계; 및
상기 주형 레이놀즈 수 및 상기 제트 레이놀즈 수를 이용하여 상기 최적화된 주조 파라미터를 계산하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 34에 있어서, 상기 제트 레이놀즈 수를 결정하는 단계는 주조되는 제품의 금속 조성을 결정하는 단계 및 상기 금속 조성 및 상기 주형 레이놀즈 수를 이용하여 상기 제트 레이놀즈 수를 결정하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터는 상기 노즐의 개구 크기인, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 노즐의 개구 크기에 기초하여 상기 노즐을 선택 또는 제조하는 단계를 더 포함하는, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 금속 유속을 이용하여 흐름 제어 디바이스를 제어하는 단계를 더 포함하는, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 최적화된 주조 파라미터를 결정하는 단계는 상기 액체 금속 제트가 용융 섬프 내의 유체 흐름을 유도하기에 충분한 힘을 가져 상기 용융 섬프 전체에 걸쳐 용질 농도를 균질화하도록 상기 노즐의 개구 크기 및 상기 금속 유속 중 적어도 하나가 계산되는 것을 보장하는 단계를 포함하는, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.090 이하인, 방법.
청구항 30에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.070 이하인, 방법.
금속 제품을 주조하는 공정에 있어서,
정상 상태 동작 동안 유속에서 노즐의 개구를 통해 용융 금속 공급원으로부터 주형 공동으로 용융 금속을 제공하는 단계로서, 상기 용융 금속을 상기 유속에서 상기 노즐의 개구를 통해 제공하는 단계는 상기 금속 제품이 0.100이하의 매크로 분결 인덱스를 갖도록 상기 금속 제품내 매크로 분결을 줄이기에 충분한 용융 섬프내 액체 금속 제트를 생성하는 단계를 포함하는, 상기 용융 금속을 제공하는 단계를 포함하는, 공정.
청구항 42에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 :

에 따라 계산되고,
여기서, Y는 상기 금속 제품의 절반의 두께 또는 절반의 직경이고, A_dom는 측정된 지점의 측정된 단면의 면적이고, y는 상기 측정된 지점의 중간 두께로부터의 거리이고, A는 상기 금속 제품의 단면에 대한 적분의 경계들을 나타내는 범위 구분자(delimiter)이고, C₀ 는 타겟 합금 조성의 용질 농도이고, 및 C 는 상기 측정된 지점의 용질 농도인, 공정.
청구항 42에 있어서, 정상 상태 동작 동안 슬러리 영역의 형상을 변화시키지 않고 상기 액체 금속 제트를 이용하여 상기 용융 섬프의 슬러리 영역에 결정립들을 재부유시키는 단계를 더 포함하는, 공정.
청구항 44에 있어서, 상기 개구는 상기 액체 금속 제트가 상기 슬러리 영역에 크레이터를 생성하고, 정상 상태 동작 동안에 주조 속도로부터 10% 편차 내에서 크레이터 강하 속도를 유지하기에 충분한 힘을 갖도록 크기가 정해지는, 공정.
청구항 42에 있어서, 상기 용융 섬프 전체에 걸쳐 용질 농도를 균질화시키기에 충분한 상기 용융 섬프 내의 유체 흐름을 유도하는 단계를 더 포함하는, 공정.
청구항 42에 있어서, 상기 유속에서 상기 노즐을 통해 상기 용융 금속을 제공하는 단계는 상기 용융 금속 공급원과 상기 노즐 사이에 결합된 흐름 제어 디바이스를 사용하여 상기 유속을 제어하는 단계를 더 포함하는, 공정.
청구항 42에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.090 이하인, 공정.
청구항 42에 있어서, 상기 매크로 분결 인덱스는 0.070 이하인, 공정.