CZ2017523A3

CZ2017523A3 - Tavicí prostor kontinuální sklářské tavicí pece a způsob tavení skla v tomto prostoru

Info

Publication number: CZ2017523A3
Application number: CZ2017-523A
Authority: CZ
Inventors: Lubomír Němec; Lukáš Hrbek; Marcela JEBAVÁ; Jiří BRADA
Original assignee: Vysoká škola chemicko - technologická v Praze; Ústav struktury a mechaniky hornin AVČR, v. v. i.; Glass Service, A.S.
Priority date: 2017-09-08
Filing date: 2017-09-08
Publication date: 2019-01-30
Also published as: DE102018122017A1; DE102018122017A9; DE202018105160U1; CZ307659B6

Abstract

Tavicí prostor (1) elektricky otápěný topnými elektrodami (2, 2, 2) zahrnuje vstupní zónus nátokem (7) skloviny a homogenizační zónus výtokem (9) skloviny. Vstupní zónazaujímá 1/10 až ½ s výhodou 1/5 až 2/5, z celkové délky tavicího prostoru (1) ve směru podélné osy (11) tavicího prostoru (1). Vstupní zónuobsahuje uspořádání topných elektrod (2) s 3x až 7x vyšším elektrickým příkonem, než je příkon topných elektrod (2) v zóněpro dosažení maximálního tavícího výkonu v tavicím prostoru (1), takže mezi topnými elektrodami (2, 2) mezi zónouaje vytvořeno rozhraní (10). Teplota vstupující skloviny do zónyje o 50 až 300 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny v celém tavicím prostoru (1). Poměr αelektrického příkonu přiváděného do topných elektrod (2) zónyk elektrickému příkonu přiváděného do topných elektrod (2) zóny, v podstatě lineárně stoupá, od nejnižší hodnoty 3 při teplotním rozdílu 50 °C mezi teplotou natékající skloviny do zónya průměrnou teplotou skloviny v celém tavicím prostoru (1) až k hodnotě 7 při teplotním rozdílu 300 °C, a to při maximálním tavícím výkonuv celém tavicím prostoru (1) a minimálních specifických tepelných ztrátách,.

Description

Oblast techniky

Vynález se týká tavícího prostoru kontinuální sklářské taviči pece. Taviči prostor je prostorově vymezený dnem, protilehlými bočními stěnami, hladinou skloviny a čelní stěnou s nátokem skloviny a zadní stěnou s výtokem skloviny. Taviči prostor je elektricky otápěný topnými elektrodami, které jsou uspořádané ve dně nebo bočních stěnách pro vytvoření podélné nebo příčné tepelné bariéry ve sklovině.

Vynález se též týká způsobu tavení skla v tomto tavícím prostoru.

Dosavadní stav techniky

Nové návrhy sklářských tavících pecí se stále častěji představují jako více prostorová zařízení. Hlavním důvodem je vyhovět potřebě provozovat sklářský taviči proces za celkově nejvýhodnějších podmínek. Taviči proces skel se však skládá z dílčích dějů, které mají pro své optimální provozování podmínky částečně odlišné. Proto jsou nově navrhovaná zařízení často členěna na příslušné prostory podle jednotlivých dějů a v nich jsou optimální podmínky nastavovány právě pro daný děj. Jako hlavní sklotvomé (homogenizační) děje můžeme jmenovat konverzi sklářské vsázky na skelnou taveninu, rozpuštění nezřeagovaných částic vsázky (především sklářského písku) a chemických nehomogenit (koncentračních gradientů složek skla) ve vzniklé tavenině, a odstranění bublin separací od taveniny (nejčastěji výstupem k hladině taveniny).

Rozdílnost optimálních podmínek pro jednotlivé děje je možno vyjádřit takto: Konverze vsázky probíhá jako změna skupenství a podmínkou pro vznik taveniny z pevné látky je především dobrý přenos tepla, který se podle posledních návrhů nejlépe uskutečňuje přímým stykem plynného ohřívacího média (spalin, plazmatu) s jednotlivými částicemi nebo granulemi vsázky nebo vmícháváním vsázky do zahřáté taveniny. Pokud se konverze uskutečňuje v objemu vsázky, má přednost odtavování v tenké vrstvě při velké styčné ploše s ohřívacím médiem, klasické tavení v tlusté vrstvě na hladině taveniny je pomalejší a omezuje výkon celého procesu. Společným nutným rysem nových návrhů jeví se tedy prostorové oddělení děje konverze od následných homogenizačních dějů (konečně i v klasickém jednoprostorovém tavícím zařízení se děj konverze odehrává ve vymezené části prostoru).

Další děj - již následně ve vzniklé tavenině probíhající rozpouštění částic vsázky - požaduje teploty dostatečně vysoké, aby mohly rychle probíhat difúzní procesy. Významným faktorem rozpouštění zbylých částic je pak i konvekce taveniny, která zmenšuje tloušťku difúzní vrstvy na povrchu částic a podstatně urychluje jejich rozpuštění. Proto se stává efektivním míšení taveniny, kdy je možno využít vhodně nastavené přirozené konvekce na základě existujících teplotních gradientů, ale především použít nucené konvekce vyvolané vnější silou (mechanickou nebo elektromagnetickou). Podmínky proudění taveniny jsou pak speciálně definované, a proto vyžadují zřízení zvláštního homogenizačního prostoru. V takovém prostoru probíhá velmi rychle i zmíněná chemická homogenizace, kdy se kromě zmenšování tloušťky difúzních vrstev na povrchu malých chemických nehomogenit urychlí podstatně i rozpouštění velkých nehomogenit (šlír). U velkých šlír dochází v důsledku proudění k jejich deformaci střihem, natažením a rotací a v průměru ke zmenšením jejich charakteristického rozměru. Velká šlíra se pak rozpustí rychleji.

Děj odstraňování bublin (čeření) požaduje nej vyšší taviči teploty, aby bylo dosaženo účinku přísad zvaných čeřiva. Čeřiva se za vysokých teplot rozkládají za uvolnění plynu, který difunduje z taveniny do bublin, zvětšuje jejich rozměry a urychluje jejich separaci od taveniny výstupem k hladině. Podmínkou dobrého čeření výstupem k hladině je kromě čeřiva i vhodný tok taveniny, v

- 1 CZ 2017 - 523 A3 tomto případě tok blízký pístovému, nevyhovuje tedy intenzivní míšení taveniny navrhované pro rychlé rozpouštěcí děje. Odstraňování bublin by se tedy v případě záměru použít intenzivního míšení při rozpouštění mělo odehrávat v dalším odděleném prostoru. Pokud by pro čeřící děj byl využit jiný princip (čeření za sníženého tlaku, odstředivou silou nebo použití ultrazvuku), je požadavek zvláštního čeřícího prostoru evidentní.

Z uvedených důvodů jsou navrhovaná netradiční sklářská zařízení troj- až čtyřprostorová, jedná se o tzv. segmentové pece. Kromě možnosti nastavit speciální podmínky pro jednotlivé děje vylučuje sériové řazení jednotlivých prostorů zkratové proudy a zpětné proudění taveniny, které snižuje využití prostoru pece pro taviči děje. Typickým příkladem víceprostorového tavícího zařízení je Ramar melter [1] nebo Beerkensův návrh segmentové taviči pece [2], V zařízení typu Ramar melter se provádí konverze vsázky na taveninu v míchaném elektricky otápěném prostoru (macro-mix melter), ve druhém prostoru (micro-mix melter) rovněž s míchadlem se pak v tavenina zbaví nerozpuštěných částic vsázky a většiny větších bublin, konečně třetí prostor (centrifugal refiner) využívá odstředivé síly k odstranění menších bublin. Razením prostorů za sebe se vyloučí makroskopické zpětné proudění. Zařízení má poměrně malý výkon 12 až 16 t/den.

Zařízení podle návrhu Beerkense [2] představuje typ s malou střední dobou zdržení taveniny a rovněž omezuje zkratový průchod taveniny. Vsázka je v prvním prostoru předehřátá spalinami (batch preheating) na nakloněné rovině a surová tavenina s teplotou kolem 1250 °C se shromáždí v malém bazénu. Dále postupuje do tavícího prostoru smísením probubláváním (bubbling) a ohřátím na 1500 °C spalinami i Joulovým teplem; zde se dokončí rozpuštění částic vsázky. Následující prostor (primary fining) je mělký a proběhne v něm odstranění bublin výstupem. Zde je použito Joulovo teplo nebo energie ultrazvuku. Poslední prostor (secondary fining) je určen pro odstranění zbylých převážně nukleovaných bublin v tavenině a k dokončení chemické homogenizace taveniny. Pec je čtyřprostorová.

Vyčleněním speciálních prostorů pro jednotlivé děje vzniká ovšem komplikované a drahé zařízení, v němž je pak obtížné zamezit větším tepelným ztrátám a koordinovat průběh jednotlivých dějů tak, aby jednotlivé prostory byly dobře využity. Zařízení vybudované ve větším měřítku bude tedy nákladné a náročné na konstrukci i provozování. Omezení počtu prostorů a zjednodušení provozu se jeví jako potřebné.

Tzv. tavení ve vznosu [3 až 4] využívá energie spalin nebo plazmatu k rychlé prakticky souběžné konverzi vsázky a tavících dějů, před tímto dějem však předchází náročná úprava granulometrie vsázky v předchozím zařízení. Tavenina ve speciálním hořáku nebo v plazmovém poli vzniklá ve formě kapiček musí být soustředěna do speciálního bazénu a zbavena bublin. Technicky se jedná o náročné zařízení s přípravným a dvěma tavícími oddíly.

Ze současně navrhovaných, a v nedávné minulosti testovaných, netradičních způsobů tavení vyplývá, že tyto způsoby a zařízení dokážou respektovat specifické taviči podmínky pro jednotlivé děje, avšak původní problém vzájemného sladění podmínek pro děje i problém efektivního uspořádání proudění při jejich společném uskutečňování obešly zřizováním separátních, za sebe řazených prostorů. Prostorové oddělení dějů se však ukazuje potřebným pouze pro konverzi vsázky, kdy jde o přeměnu skupenství. Pro děje v tavenině je třeba hledat řešení v jediném tavícím prostoru.

Jako řešení tohoto problému se v současnosti nabízí uvažování vhodného typu proudění, jeho nalezení a nastolení za účelem provozování kontinuálního homogenizačního prostoru, v němž se za výhodných podmínek uskuteční jak rozpouštěcí děje, tak děj odstraňování bublin výstupem k hladině taveniny. Místo obvykle navrhovaných dvou až tří prostorů pro tyto děje bude tedy použit jen jediný, v němž proběhnou oba typy dějů za společných, co nejlépe sladěných podmínek. Případná nižší výhodnost společných kinetických podmínek pro některý z dějů oproti optimálním bude pak převážena právě vhodně navrženým typem proudění v tomto prostoru.

-2CZ 2017 - 523 A3

Možné řešení tedy vychází z faktu, že při navrhování zařízení je třeba uvažovat nejen potřeby kinetiky, (tj. rychlosti) jednotlivých dějů, ale i potřeby cesty procesu, tj. charakteru proudění v kontinuálním tavícím prostoru, jako rovnocenného faktoru výkonnosti a efektivity celého tavícího procesu. Aby kromě kinetiky tavícího procesu mohla být hodnocena i role cesty procesu (charakteru proudění), je třeba zřízení příslušné veličiny, která by hodnotu charakteru proudění vyjadřovala. Pro kvantitativní hodnocení typů proudění z hlediska tavícího procesu navrhli autoři těchto publikací [5 až 6] veličinu nazvanou využití tavícího prostoru”. Jde o relativní veličinu nabývající hodnot mezi nulou a jednou, která přibližně udává podíl tavícího prostoru využitý při daném typu proudění pro daný taviči děj. Při absolutním využití tavícího prostoru je tato veličina rovna jedné (pístový tok) a je rovna nule v mezním případě, kdy typ proudění nedovoluje proces vůbec kompletně uskutečnit v daném prostoru (ideální mísič). Hodnoty veličiny využití pro běžné taviči prostory se tedy pohybují v desetinách a odpovídají tokům, které jsou kombinacemi oblastí s převážně uniformním tokem a oblastí s intenzivnějším míšením. Pro hmotový výkon tavícího prostoru pak platí jednoduchý vztah zahrnující jak kinetiku tavícího procesu, tak charakter proudění daný využitím tavícího prostoru pece:

P^v

M ~ -..........Uf.;

¹ Hvef (1), kde V je objem prostoru, p je hustota taveniny, XHref je referenční doba uskutečnění daného homogenizačního děje H (buď rozpuštění částic D nebo odstranění bublin F) a uh je využití daného prostoru pro tento homogenizační děj. Protože oba děje probíhají v tavenině paralelně, je pro výsledné využití rozhodující pomalejší děj, který je pro daný případ dějem řídícím. Rychlost děje v rovnici (1) je tedy dána referenční dobou trvání jeho řídicího děje THref, zatímco kvalita proudění taveniny vzhledem k tomuto ději je vyjádřena hodnotou veličiny využití uh. Prostředkem pro získání obou hodnot v rovnici (1) je metoda matematického modelování příslušných dějů za teplotních a rychlostních podmínek v tavenině v daném prostoru. Veličina využití uh nyní dovoluje hodnotit tavící proces z hlediska charakteru proudění a nacházet podmínky výhodného proudění pro daný tavící děj, které jsou signalizované její vysokou hodnotou. Výsledkem vysokého využití je vysoký taviči výkon dle rovnice (1) a nízké hodnoty specifických veličin, jako jsou specifické tepelné ztráty, případně specifické odpary z taveniny [7 až 8], Protože potřebujeme vhodně uskutečnit jak rozpouštěcí, tak čeřící děje v jednom prostoru, musí být získaný typ proudění výhodný pro oba děje. Studiem různých typů proudění na modelovém tavícím prostoru s nastavitelným teplotním polem bylo zjištěno, že vysoké hodnoty využití pro oba děje jsou dosahovány při uniformním (tj. jednosměrným) toku taveniny tavícím prostorem (uh je kolem 0,5 [9]) a pro oba děje byly hodnoty využití ještě vyšší při nastavení vhodného spirálovitého typu proudění (uh až kolem 0,6 až 0,8 [7 až 8]). Naproti tomu hodnoty využití v klasické regenerativní sklářské peci s elektrickým příhřevem se pohybují kolem hodnot 0,1 i nižších [10], Hlavní potřebou je tedy získání podmínek pro nastavení nalezených optimálních typů proudění v tavícím prostoru.

Nastavení spirálovitého typu proudění pro prostor rozpouštění sklářského písku v případě, kdy je teplota natékající taveniny prakticky shodná s průměrnou teplotou taveniny v prostoru, bylo předmětem patentů autorské skupiny [11 až 12], Celkově se modelovalo rozložení energie v tavenině, a hledaly se nej výhodnější typy nastavení. Cílem bylo nastavení spirálovitého toku taveniny pomocí takového rozložení energie v tavenině, které zajistí pomocí různě nastavených gradientů teploty převahu příčného cirkulačního proudění nad cirkulačním prouděním podélným a dovolí hledání nejvýhodnějších typů nastavení. Využilo se pak nastavení příčných gradientů teploty v tavícím prostoru pomocí podélných řad zdrojů energie (elektrod, hořáků) přímo v tavenině nebo nad ní. Takové nastavení vedlo ke spirálovitému typu výsledného proudění a vysokému využití prostoru kolem 0,5. Tento typ proudění zdolával nebo využíval i menší podélné teplotní gradienty v případech, které by bez aplikace spirálovitého proudění vykázaly nízké hodnoty využití pro taviči proces. Nastavením vhodného poměru příčných ku podélným teplotním gradientům a vyhodnocením průběhu tavících dějů se přístup autorů lišil od jiných

-3CZ 2017 - 523 A3 řešení, která použila různé typy nastavení topných zdrojů (elektrod), ale stupeň jejich účinku na taviči proces již nevyhodnocovala, jak je uvedeno v reprezentujícím patentu Penberthyho [13], Podobně patent [14] navrhuje zařízení pro mechanické míšení taveniny především ve vertikálním směru za účelem lepší tepelné a chemické homogenity skla a patent [15] využívá několika příčných energetických bariér v elektrické peci k tomu, aby se zabránilo chladné nezhomogenizované sklovině opustit příliš brzy taviči prostor. Oba patenty však ovlivňují proudění za účelem zlepšit kinetiku tavících dějů a nezřídka mají za následek zhoršení využití tavícího prostoru. Od zde navrhovaného řešení se liší záměrem i uspořádáním.

V reálných podmínkách však podmínka stejné nebo blízké nátokové a průměrné teploty taveniny jak v klasické tavící peci, tak v odděleném homogenizačním prostoru segmentové pece uvedená v odkazech není většinou splnitelná. U navrhovaného homogenizačního prostoru (segmentu) je nutno počítat s tím, že teplota natékající taveniny bude nižší, až mnohem nižší, než je průměrná teplota taveniny v samotném homogenizačním prostoru. Kromě toho se přidá vliv ztrát na charakter proudění. V důsledku uplatnění vlivu ztrát a nátoku chladnější taveniny do homogenizačního prostoru budou vznikat podélné gradienty teplot taveniny mezi vstupní a další částí prostoru a vyvine se výrazné podélné cirkulační proudění taveniny, které značně snižuje využití tavícího prostoru. Tím se situace přibližuje chování taveniny v klasické sklářské peci s vrstvou vsázky na hladině taveniny. Proto bude třeba potlačovat tyto podélné teplotní gradienty a tím i podélné cirkulační proudění - a podpořit uniformní podélné proudění. Pokud jsou v tavenině současně nastavovány příčné teplotní gradienty, potlačením podélného cirkulačního proudění se alespoň v části prostoru podpoří intenzita spirálovitého toku [16],

Podstata vynálezu

Uvedené nevýhody se odstraní nebo podstatně omezí v tavícím prostoru kontinuální sklářské tavící pece podle tohoto vynálezu, kde tavící prostor elektricky otápěný topnými elektrodami je vymezený dnem, protilehlými bočními stěnami, hladinou skloviny, čelní stěnou s nátokem skloviny a zadní stěnou s výtokem skloviny. Podstata tohoto vynálezu spočívá v tom, že tavící prostor zahrnuje vstupní zónu A s nátokem skloviny a homogenizační zónu B s výtokem skloviny, přitom vstupní zóna A zaujímá 1/10 až 1/2 z celkové délky tavícího prostoru ve směru podélné osy tohoto prostoru. Vstupní zóna A obsahuje uspořádání topných elektrod s 3x až 7x vyšším elektrickým příkonem než příkon topných elektrod v zóně B pro dosažení maximálního tavícího výkonu v tavícím prostoru. V tavícím prostoru je vytvořeno mezi topnými elektrodami rozhraní mezi vstupní zónou A a homogenizační zónou B.

Hlavní výhodou předloženého vynálezu je dosažení maximálního tavícího výkonu a minimálních specifických tepelných ztrát pro běžný typ elektrické pece s běžně dosažitelným uspořádáním elektrod, aniž by byl do topných elektrod dodáván celkově vyšší příkon, a to optimální distribucí příkonu energie na topné elektrody. Hodnoty maximálního kritického tavícího výkonu a rovněž minimálních specifických tepelných ztrát v podstatě platí obecně, zejména pro jakékoliv běžné tavící teploty pro skloviny, a v podstatě pro běžné typy tavících prostorů a pro většinu komerčních typů skel. Maximálním kritickým tavícím výkonem se v tomto vynálezu ve všech případech rozumí kritický tavící výkon maximálně možný. Velkou předností tohoto vynálezu je zjištění, že nejlepších výsledků tavících výkonů při minimálních tepelných ztrátách se dosahuje u podélných tepelných bariér v tavícím prostoru, tedy např. s vertikálními topnými elektrodami ve dně v podélné ose tavícího prostoru.

Potlačení nebo vyloučení nežádoucího podélného cirkulačního proudění se dosáhne odůvodněným rozmístěním topných elektrod jakožto zdrojů energie a příkonů na tyto zdroje v tavícím prostoru, přičemž nejvýhodnější typ proudění se obecně dosáhne tehdy, jestliže zdroje energie ve vstupní části prostoru budou dostávat značně vyšší příkon než zdroje v druhé části prostoru, kde se v podstatě pouze udržuje konstantní teplota taveniny. V optimálním případě bude pak třeba do vstupního prostoru dodat příkon, kterého je třeba k ohřátí chladnější

-4CZ 2017 - 523 A3 přicházející taveniny na průměrnou teplotu taveniny v homogenizačním prostoru, zvětšený o část tepelných ztrát odpovídající objemu vstupní části prostoru. Takové optimální rozmístění energie je nazváno vyrovnaným podélným rozmístěním energie (vybalancované rozmístění energie). Daný homogenizační prostor bude takto rozdělen na vstupní zónu a další homogenizační zónu, kde velikost vstupní zóny bude dána potřebným a přípustným počtem zdrojů a jejich příkonem. Při malém rozdílu mezi vstupní a průměrnou teplotou bude tedy vstupní prostor menší a poroste s rostoucím teplotním rozdílem, neměl by však přesáhnout polovinu celého homogenizačního prostoru.

Je definována optimální odzkoušená délka vstupní zóny A. Pokud je tato délka mimo nárokovaných hodnot, tedy pod 1/10, budou zdroje energie ve vstupní zóně A příliš zatíženy příkonem, což může vést k nižší životnosti elektrod a žáruvzdorného materiálu ve vstupní zóně. Pokud bude délka vstupní zóny A větší než Yi z celkové délky tavícího prostoru ve směru jeho podélné osy, potom se omezí celkový taviči výkon celého tavícího prostoru, protože homogenizační zóna B bude příliš krátká.

Je definováno optimální odzkoušené rozmezí elektrického příkonu přiváděného do topných elektrod v zóně A. Nižší nebo vyšší příkon nepovede k dosažení maximálního tavícího výkonu v taviči části.

V optimálním odzkoušeném uspořádání zaujímá vstupní zónu A 1/5 až 2/5 celkové délky tavícího prostoru ve směru jeho podélné osy ve směru toku skloviny.

Vynález se též týká způsobu tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské taviči pece podle tohoto vynálezu, jehož podstata spočívá v tom, že do vstupní zóny A se přivádí na topné elektrody elektrický příkon 3x až 7x vyšší, než je elektrický příkon, který se přivádí do topných elektrod homogenizační zóny B, při maximálním kritickém tavícím výkonu M_Critmax a při minimálních specifických tepelných ztrátách H^lm celém tavícím prostoru, přičemž teplota vstupující skloviny do zóny A je o 50 až 300 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny v celém tavícím prostoru.

Hlavní výhodou způsobu tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské pece tohoto vynálezu je dosažení optimální podélné distribuce energie do tavícího prostoru tak, aby splňovala energetické potřeby v zónách tavícího prostoru. V obou zónách A a B dochází k částečnému ohřátí a homogenizaci skloviny obsahující nerozpuštěná zrna sklářského písku a bubliny. V obou zónách A a B je nastaven poměr příkonů elektrické energie do vstupní zóny A 3x až 7x vyšší než do homogenizační zóny B tak, aby bylo v tavícím prostoru nastaveno příznivé proudění taveniny, jehož charakter se přibližuje proudění uniformnímu, tj. jednosměrnému, nebo spirálovitému, a bylo díky tomuto charakteru proudění dosaženo maximálního tavícího výkonu a minimálních specifických ztrát. Tím se dosáhne cíle tohoto vynálezu, a to podstatně vyšší taviči výkon a nižší specifické ztráty, aniž by se měnil celkový příkon energie do tavícího prostoru v porovnání se standardním řešením tavících prostorů bez uvedeného rozložení elektrických příkonů. Toto řešení podle vynálezu je vhodné pro horizontální taviči prostory standardního tvaru kvádru a pro tvary kvádru podobné.

Nejvýhodnější řešení tavícího prostoru pro dosažení maximálního tavícího výkonu M_Critmax v celém tavícím prostoru a minimálních specifických tepelných ztrátách H^lm v tavícím prostoru je výhodné, když poměr a_max elektrického příkonu přiváděného do topných elektrod vstupní zóny A k elektrickému příkonu přiváděnému do topných elektrod homogenizační zóny B, v podstatě lineárně stoupá, od nejnižší hodnoty 3 při teplotním rozdílu 50 °C mezi teplotou natékající skloviny do zóny A a průměrnou teplotou skloviny v celém tavícím prostoru až k hodnotě 7 při teplotním rozdílu 300 °C.

-5CZ 2017 - 523 A3

Další závislé patentové nároky specifikují konkrétní hodnoty maximálního kritického tavicího výkonu v tavícím prostoru s odpovídajícími minimálními specifickými tepelnými ztrátami při daném uspořádání elektrod a při dané průměrné teplotě skloviny.

V konkrétním provedení dle příkladu 2 tohoto vynálezu je uveden výhodný způsob tavení skloviny, jestliže při teplotě vstupující skloviny do zóny A o 100 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny 1420 °C v celém tavícím prostoru, osazeném řadou vertikálních elektrod umístěných v podélné ose tavicího prostoru, a tedy při vstupní teplotě 1320 °C skloviny, se přivádí do vstupní zóny A na topné elektrody elektrický příkon odpovídající hodnotě 4 x vyšší, než je elektrický příkon přiváděný do topných elektrod homogenizační zóny B. Tím se docílí maximální kritický tavící výkon Mcritmax odpovídající hodnotě 626,4 t/den (7,25 kg/s) při minimálních specifických tepelných ztrátách H'm odpovídajících hodnotě 45,9 kJ/kg v celém tavícím prostoru.

V konkrétním provedení dle příkladu 3 tohoto vynálezu je uveden způsob tavení skloviny. Tavící prostor je osazen řadou vertikálních elektrod, umístěných ve třech paralelních příčných řadách tavicího prostoru v odstupu od vnitřní čelní stěny 1 m, 3,135 m a 5,2 m. Teplota vstupující skloviny do zóny A je o 100 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny 1420 °C v celém tavícím prostoru. Způsob tavení skloviny podle tohoto vynálezu za těchto podmínek spočívá v tom, že při vstupní teplotě skloviny 1320 °C se do vstupní zóny A přivádí na topné elektrody elektrický příkon odpovídající hodnotě 5,67 x vyšší, než je elektrický příkon přiváděný do topných elektrod homogenizační zóny B. Tím se docílí maximální kritický tavící výkonu Mcritmax odpovídající hodnotě 561,6 t/den (6,5 kg/s) při minimálních specifických tepelných ztrátách odpovídajících hodnotě 50,3 kJ/kg v celém tavícím prostoru.

V konkrétním provedení dle příkladu 4 tohoto vynálezu je uveden způsob tavení skloviny, přitom teplota vstupující skloviny do zóny A je o 200 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny 1420 °C v celém tavícím prostoru. Tavící prostor je osazen řadou vertikálních elektrod umístěných v podélné ose tavicího prostoru. Způsob tavení skloviny za těchto podmínek spočívá v tom, že při vstupní teplotě skloviny 1220 °C se do vstupní zóny A přivádí na topné elektrody elektrický příkon odpovídající hodnotě 5,67 x vyšší,než je elektrický příkon, který se přivádí do topných elektrod homogenizační zóny B. Tím se docílí maximální kritický tavící výkon Mcritmax, odpovídající hodnotě 457,9 t/den (5,3 kg/s) při minimálních specifických tepelných ztrátách odpovídajících hodnotě 61,1 kJ/kg v celém tavícím prostoru.

Experimentálně byl vynálezci navržen a ověřen výsledný semiempirický vztah pro maximální kritický taviči výkon v tavícím prostoru, rovněž vztah pro hmotový průtok skloviny při vyrovnané horizontální distribuci energie a též vztah pro specifické tepelné ztráty ve vztahu ke shora uvedenému maximálnímu kritickému tavícímu výkonu.

V nej výhodnějším rozložení energie v tavícím prostoru podle tohoto vynálezu se dosahuje maximální kritický tavící výkon Mcritmax [kg/s] skloviny, vyjádřený semiempirickým experimentálně odzkoušeným vztahem

M ~ 1 7 ξ wg_WB1 >

‘•crltmax ' ·>·>^^ / a_max y kde představuje:

H^L [J/s] celkový tok tepelných ztrát všemi krajními rozhraními homogenizačního prostoru, přičemž krajní rozhraní skloviny představují hladina skloviny a styk skloviny se dnem, s bočními stěnami, s čelní a zadní stěnou;

c_p [J/(kg°C)j průměrné měrné teplo skloviny;

-6CZ 2017 - 523 A3

At [°C] teplotní rozdíl mezi průměrnou teplotou skloviny v celém tavícím prostoru a teplotou vstupující skloviny je 50 až 300 °C;

ξ podíl tepelných ztrát vykazovaných vstupní zónou A;

ctmax poměr mezi elektrickým příkonem topných elektrod vstupní zóny A a příkonem topných elektrod homogenizační zóny B při maximálním výkonu Mcritmaxí přičemž platí pro hodnotu a_mca=ki_mca/(l-ki_mca) = 2,25 + 0,0125At, kde představuje ki_mca podíl příkonu elektrické energie z celkového příkonu do topných elektrod ve vstupní zóně A tavícího prostoru při maximálním kritickém výkonu M_Critmax.

Při vyrovnaném a vybalancovaném rozmístění energie v tavícím prostoru se dosahuje hmotového průtoku Μ/,αζ [kg/s] skloviny vyjádřeného vztahem $bal ~ kde představuje:

H^l [J/s ] celkový tok tepelných ztrát všemi krajními rozhraními skloviny v tavícím prostoru, přičemž krajní rozhraní skloviny představuje sklovina na dně, bočních stěnách, čelní a zadní stěně a hladině skloviny;

ξ podíl tepelných ztrát vykazovaných vstupní zónou A;

H^tm [J/kg] specifické teplo pro ohřátí skloviny v tavícím prostoru na průměrnou teplotu skloviny; a ki podíl elektrického příkonu do topných elektrod vstupní zóny A.

Dále, v nejvýhodnějším rozložení tepelné energie v tavícím prostoru se dosahují minimální jv_ specifické tepelné ztráty H^lm [J/kg] ve sklovině, vyjádřené vztahem H^lm = kde představuje H^L[J/s] celkový tok tepelných ztrát všemi krajními rozhraními skloviny v tavícím prostoru, přičemž krajní rozhraní skloviny představují hladina skloviny a sklovina ve styku se dnem, s bočními stěnami čelní a se zadní stěnou, a M_crit [kg/s] představuje kritický tavící výkon.

Objasnění výkresů

Vynález je podrobně popsán dále na neomezujících příkladných provedeních, objasněných schematicky na připojených obrázcích, z nichž představuje obrázek 1 závislost hmotového průtoku skloviny na podílu příkonu energie ve vstupní zóně A při teplotě 1320 °C; zejména popsaná v příkladu 1;

obrázek 2 axonometrický pohled na taviči prostor s podélnou řadou elektrod ve dně tavícího prostoru; zejména dle příkladu 2;

obrázek 3 svislý řez podélnou osou tavícího prostoru z obr. 2; zejména dle příkladu 2;

obrázek 4 závislost kritického tavícího výkonu při teplotě 1320 °C na podílu příkonu energie v zóně A s podélnou řadou elektrod ve dně; zejména dle příkladu 2;

CZ 2017 - 523 A3 obrázek 5 podélný svislý řez paralelní s podélnou osou tavícího prostoru vedený v % nebo ve % šířky tavícího prostoru z obr. 2; dle příkladu 2;

obrázek 6 axonometrický pohled na taviči prostor se třemi příčnými řadami elektrod ve dně tavícího prostoru; dle příkladu 3;

obrázek 7 pohled shora na horizontální řez tavícím prostorem se třemi příčnými řadami elektrod umístěných ve dně, a to neznázoměný řez vedený v polovině výšky elektrod z obr. 6; dle příkladu 3;

obrázek 8 závislost kritického tavícího výkonu na podílu příkonu energie v zóně A se třemi příčnými řadami elektrod, při teplotě 1320 °C; dle příkladu 3;

obrázek 9 axonometrický pohled na taviči prostor s podélnou řadou elektrod ve dně tavícího prostoru; dle příkladu 4;

obrázek 10 závislost kritického tavícího výkonu na podílu příkonu energie v zóně A s podélnou řadou elektrod ve dně, při teplotě 1220 °C a i informačně při teplotě 1120 °C; dle příkladu 4.

Příklady uskutečnění vynálezu

Příklad 1

Obrázek 1, 2, 3, 5, 6, 7, 9 pro podélné i příčné řady elektrod 2 v tavícím prostoru 1

Předmět vynálezu je aplikován pro nejběžnější tvar kontinuální sklářské tavící pece s běžným tavícím prostorem _l_ v pravoúhlém tvaru, znázorněný schematicky na obrázku 2. Tavící prostor 1_ je elektricky otápěný topnými elektrodami 2, prostorově vymezený dnem 3, protilehlými bočními stěnami 4, hladinou 5 skloviny a čelní stěnou 6 a nátokem 7 skloviny a zadní stěnou 8 výtokem 9 skloviny. Elektrody 2 jsou uspořádané ve dně 3 pro vytvoření podélné tepelné bariéry ve sklovině, jak je znázorněno na obrázku 2, 3, 4, 9. Elektrody 2 mohou být uspořádané v několika řadách ve dně 3 pro vytvoření příčných tepelných bariér ve sklovině, jak je znázorněno na obrázku 6 a 7.

Tavící část 1 je rozdělena na vstupní zónu A osazenou elektrodami 2a a homogenizační zónu B osazenou elektrodami 2b, takže se mezi nimi nastaví přirozené rozhraní 10.

Vstupní zóna A je přivrácena části sklářské pece s nakládkou a konverzí sklářského kmene na taveninu. Nátok 7 skloviny může být uspořádán jako horní nátok 7 na hladinu skloviny, nebo horní nátok 7 v horní části čelní stěny 6 nebo dolní nátok 7 v dolní části čelní stěny 6. Šířka čelních nátoků 7 nad hladinou skloviny je s výhodou přes celou šířku tavícího prostoru 1. Výška čelních nátoků 7 je s výhodou menší, než je výška vrstvy taveniny skla v tavícím prostoru E Délka nátoků 7 hladinou je stejná nebo kratší, než odpovídá délce vstupní zóny A.

Homogenizační zónu B s výtokem 9 skloviny je určena pro uskutečnění rozpouštěcích dějů a odstranění bublin a navazuje na neznázoměné části sklářské pece, jako je např. feeder (žlab dávkovače), pracovní část nebo přímo sklářský stroj. Obdobně jako nátok 7 skloviny může být uspořádán výtok 9 jakožto horní nebo neznázoměný dolní výtok.

Elektrody 2 jsou uspořádány v tavícím prostoru 1 buď přímo ve dně 3 v podélné ose 11 tavícího prostoru E jak je znázorněno např. na obrázcích 2, 3, 5, 9, případně protilehle v bočních stěnách 4, nebo ve dně 3 alespoň ve dvou příčných řadách, jak je znázorněno např. na obrázku 6 a 7.

-8CZ 2017 - 523 A3

Možné i neznázoměné alternativy uspořádání elektrod 2 jsou uvedeny dále.

Elektrody 2a ve vstupní zóně A mohou být uspořádány následovně, např. jako:

• vertikální elektrody 2a ze dna 3 v jedné nebo dvou podélných řadách, přičemž elektrody 2a se nacházejí v jedné podélné ose 11 tavícího prostoru 1 v jedné řadě, nebo ve dvou řadách obklopují podélnou osu 11 tavícího prostoru 1, • horizontální elektrody 2a z obou bočních stěn 4 pece, přičemž vrcholy elektrod 2a se nacházejí v jedné podélné ose 11, nebo alespoň ve dvou paralelních řadách obklopují podélnou osu 11 tavícího prostoru 1, • vertikální elektrody 2a ze dna 3 alespoň v jedné příčné řadě nebo ve skupinách napříč vstupní zónou A.

Elektrody 2b v homogenizační zóně B mohou být uspořádány následovně, např. jako:

• vertikální elektrody 2b ze dna 3 v jedné nebo dvou podélných řadách, při čemž elektrody se nacházejí v podélné ose 11 tavícího prostoru 1 v jedné řadě, nebo ve dvou řadách obklopují podélnou osu 11 tavícího prostoru 1, • horizontální elektrody 2b z obou bočních stěn 4 tavícího prostoru 1, přičemž vrcholy elektrod se nacházejí v podélné ose 11, nebo ve dvou řadách obklopují podélnou osu 11 tavícího prostoru 1, • vertikální elektrody 2b ze dna 3 alespoň v jedné příčné řadě nebo ve skupinách napříč homogenizační zónou B.

Jsou samozřejmě možné i jiné kombinace navržených uspořádání elektrod 2 v zónách A a B.

Podmínky vyrovnaného vybalancovaného podélného rozmístění energie jsou významné pro definování aktuálního a pro předpověď hledaného efektivního typu proudění; pomocí jejich znalosti se odhadnou možné hranice tavícího výkonu a ušetří se mnoho výpočetní práce nebo stavby prototypů. Pro stanovení podmínek vyrovnaného rozmístění energie se požaduje znalost jen několika základních údajů. Tvar funkce tohoto vyrovnaného rozmístění platí pak obecně pro běžný typ horizontálního tavícího prostoru 1 bez ohledu na jeho rozměr. Pokud se týče typu tavícího prostoru 1, ten musí vyhovovat pouze požadavku rozdělení na vstupní zónu A a následující homogenizační zónu B. Pro vyrovnané rozmístění energie v tavícím prostoru 1 byla odvozena rovnice:

Mbal (2) kde Mbai je hodnota hmotového průtoku v kg/s, který odpovídá vyrovnanému rozmístění energie v tavícím prostoru L Je zde třeba brát v úvahu, že při změně průtoku (tavícího výkonu) je třeba dodat příslušnou energii na ohřátí vstupující taveniny, a proto Mbai musí záviset na rozmístění energie. H^L je celkový tok ztrát stěnami (rozhraními) tavícího prostoru. Hodnoty hmotového průtoku skloviny Mbai a hodnoty celkového toku ztrát H^Ljsou uvedeny v jednotkách za sekundu (označeno tečkou nad symbolem veličiny). Hodnota ξ je podíl ztrát rozhraními připadající na vstupní část prostoru, H^tm ']Q specifické teplo pro ohřátí vstupující taveniny na průměrnou teplotu v tavícím prostoru 1 (v klasické sklářské peci teoretické teplo) a ki je proměnnou, podílem příkonu energie z celkového příkonu energie do topných elektrod 2a, který je dodáván do vstupní části A tavícího prostoru 1 a definuje tak jednoduchým způsobem podélné rozdělení energie. Pro odhad charakteru proudění je tedy důležitý průtok taveniny tavícím prostorem 1 jako závisle proměnná, podíl energie dodávaný do vstupní zóny A, ki jako nezávisle proměnná a křivka Mbai (ki) definovaná rovnicí (2). Znalost veličin H^L, H^tm a ξ umožňuje snadno konstruovat křivku Mbai(U). V grafu hmotový průtok M versus podíl ki energie dodávané do vstupní zóny A, je pak možno nalézt typy podélného cirkulačního proudění významného pro využití tavícího prostoru 1

-9CZ 2017 - 523 A3 a tím i pro kritický taviči výkon, maximálně možný z hlediska kvality skloviny. Typický tvar křivky ukazuje na obrázku 1 diagram závislosti hmotového průtoku Mbai(L) skloviny na podílu ki příkonu energie ve vstupní zóně A při teplotě 1320 °C

Křivka hmotového toku MbaifTz) na obrázku 1, tedy diagramu různých typů podélného cirkulačního proudění, rozděluje celou plochu diagramu na dvě části. Vlevo od této křivky bude v tavícím prostoru 1 panovat podélné cirkulační proudění mířící proti směru hodinových ručiček (v klasické horizontální taviči peci je to proudění se zpětným tokem u hladiny), na které se nabaluje průtok taveniny tavícím prostorem E Vpravo od křivky se pak ustaví cirkulační proudění ve směru hodinových ručiček, opět s nabaleným průtokem skloviny tavícím prostorem E Obě cirkulační proudění snižují využití tavícího prostoru 1, a tedy i jeho taviči výkon. Na křivce Mbai(U) se pak ustálí uniformní dopředný tok bez podélných cirkulací, který se vyznačuje vysokým využitím tavícího prostoru 1 a vysokým tavícím výkonem. Oba tyto typy proudění jsou reprezentovány oválnými značkami se šipkami na obrázku 1. Takto představený obraz proudění je pouze ideální a platný za předpokladu, že podélné rozložení energie v tavícím prostoru 1 je hladké. V reálných podmínkách vznikají nepravidelnosti v rozložení energie díky nerovnoměrnosti ohřevu reálnými zdroji, topnými elektrodami 2, a v důsledku toho se objeví odchylky od takto představeného ideálního charakteru proudění. Výsledky sledování proudění však ukazují, že reálné obrazy typů proudění dosti dobře odpovídají obrazu teoretickému. Podle teoretického obrazu nebude tedy výhodné se pohybovat ve větší vzdálenosti od křivky Mbai(L), neboť budeme dostávat tím menší využití a taviči výkony, čím dále se od této křivky budeme nalézat a naopak na křivce Mbai(Ez) a v jejím okolí budou stanoveny vysoké hodnoty využití i tavících výkonů, neboť proudění v této oblasti bude uniformní nebo uniformnímu proudění (jednosměrnému) blízké. Cílem při hledání optimálních podmínek je tedy dosahovat výsledky modelových výpočtů kritického výkonu M_Crit blízké křivce Mbai(L), při čemž reálněji se dosahují pozice výsledků vlevo od této křivky, tj. při nižších hodnotách podílu ki příkonu energie ve vstupní zóně A. Pozice vpravo od křivky vyžadují umístění příliš velkého množství energie do vstupní zóny A, což může činit technický problém. Skutečné kritické výkony zařízení jsou ovšem ovlivňovány kinetikou tavících dějů, a proto není možné se bez modelování dostatečně přiblížit ke křivce nebo na křivku Mbai(L).

Přesné stanovení podmínek vychází pak z matematického modelování daného tavícího prostoru 1 za měnícího se typu proudění a z kvantitativního vyhodnocování veličiny využití tavícího prostoru 1 pro sledované taviči děje (zde rozpouštění sklářského písku a odstranění bublin). Každé nastavení typu proudění pomocí veličiny ki se uskuteční daným uspořádáním zdrojů energie, tedy topných elektrod 2a, 2b v obou zónách A i B tavícího prostoru 1 a rozložením příkonu energie mezi vstupní zónu A a homogenizační zónu B tavícího prostoru E V navrhovaném případě se jako energie uvažuje Joulovo teplo dodávané elektrodami 2 přímo do taveniny. Maximální dosažená hodnota využití tavícího prostoru 1 určí pak nej výhodnější charakter proudění a nejvyšší tavící výkon, případně nejnižší specifické tepelné ztráty. Počet stanovení lze velmi omezit vypočtením a využitím křivky Mbai(U). Rozložení zdrojů energie a podíl příkonu připadající na vstupní zónu A a homogenizační zónu B tavícího prostoru 1, případně i podrobnější rozložení příkonu na jednotlivé zdroje, určují pak podmínky nejvýhodnějšího nastavení celého tavícího prostoru 1.

Vstupní zóna A má délku představující 1/10 až 1/2 celkové délky tavícího prostoru 1 ve směru jeho podélné osy 11 a ve směru toku skloviny sklářskou pecí.

Vstupní zóna A je osazena topnými elektrodami 2, jejichž počet je dán potřebou dodat příslušný příkon odpovídající ohřátí skloviny na průměrnou teplotu ustavenou v celém tavícím prostoru 1 a dodání příslušného podílu ztrát, při čemž je dodržena podmínka nepřekročit maximální proudové zatížení elektrod 2a.

Elektrický příkon topných elektrod 2a do vstupní zóny A tavícího prostoru 1. je 3x až 7x vyšší než elektrický příkon topných elektrod 2b do homogenizační zóny B, jestliže je teplota vstupující

- 10CZ 2017 - 523 A3 skloviny o 50 až 300 °C nižší, než je průměrná teplota uvnitř celého tavícího prostoru 1, přičemž hodnota poměru příkonu do vstupní zóny A k hodnotě příkonu do homogenizační zóny B a stoupá přibližně lineárně od nejnižší hodnoty kolem 3 (tří) při teplotním rozdílu 50 °C k hodnotě 7 (sedm) při teplotním rozdílu 300 °C.

Hodnoty maximálního kritického tavícího výkonu pece odvozené z případů uvedených v příkladech provedení lze obdržet alespoň s 20% přesností ze vzorce:

[kš/s] - 1,25 (3) kde H^L v J/s je celkový tok tepelných ztrát rozhraními tavícího prostoru 1, je nalezený nebo odhadnutý poměr a_max mezi elektrickým příkonem do vstupní zóny A a příkonem do homogenizační zóny B při maximálním kritickém homogenizačním výkonu (Omax =kimax/(lkimax, kde kimax je příslušný nalezený nebo odhadnutý podíl příkonu energie umístěné do vstupní zóny A tavícího prostoru 1 při maximálním výkonu), ξ je podíl tepelných ztrát vykazovaných vstupní zónou A, c_p je průměrné měrné teplo skloviny v [J/(kg°C)j, pro sklovinu float je průměrná hodnota tepelné kapacity c_p rovna 1,269x10³ J/(kg°C), a At je teplotní rozdíl ve °C mezi průměrnou teplotou taveniny v celém tavícím prostoru 1 a teplotou vstupující taveniny. Konstanta 1,25 vyjadřuje fakt, že maximální kritický taviči výkon je asi o čtvrtinu větší, než odpovídá nejbližší hodnotě Mbai.

Pro poměr a_max, maximálního elektrického příkonu, přiváděného do topných elektrod 2a zóny A vzhledem k elektrickému příkonu přiváděnému do topných elektrod 2b zóny B platí na základě výsledků numerického modelování rovnice:

a_max= 2,25 + 0,0125At, At e< 50; 300 > (4) kde představuje At rozdíl mezi teplotou vstupující taveniny a průměrnou teplotou v tavícím prostoru, která se pohybuje v rozmezí 50+10 °C a 300+20 °C. Pro menší rozdíly je možno uvažovat, že je případ izotermní a podélné cirkulace jsou zanedbatelné. Větší teplotní rozdíl než 300 °C není v praxi reálný.

U zjištěných a dále uvedených hodnot maximálních kritických tavících výkonů Mcritmax, které byly dosaženy na modelovém typu zařízení pro sodnovápenatou sklovinu typu plochého skla, vystupuje otázka přenosnosti hodnot Mcritmax z rovnic (3 až 4) na jiná komerční skla tavená ve stejných nebo podobných typech tavících prostor 1. Při tavení jiného typu komerčního skla ve stejném typu zařízení a při dané hodnotě At je dodržena podmínka shodnosti nebo podobnosti hodnot H^L a ξ. Protože většina komerčně tavených skel obsahuje jako hlavní složku oxid křemičitý a některé další složky jako, např. oxid vápenatý a sodný, se ve sklech opakují, můžeme očekávat i podobné průměrné hodnoty měrných tepel cp u různých typů skel. Stejná nebo podobná hodnota poměru a u jiných typů skel závisí na shodnosti nebo podobnosti hodnot THref. Je známo, že taviči proces skel se obecně doporučuje uskutečňovat za viskozit taveniny kolem 10 Pas, kdy je hodnota 10 Pas dostatečně nízká pro uskutečnění difúzních procesů při rozpouštění. Tato hodnota je důsledkem historické zkušenosti s tavením různých typů skel. Rovněž čeřící proces je částečně závislý na viskozitě taveniny a fúnkce čeřiv se odehrává při zhruba stejných viskozitách u různých typů sklovin. Z tohoto vyplývá, že rychlost rozpouštěcích a čeřících procesů za doporučené viskozity a z nich vyplývajících různých tavících teplot se nebude příliš lišit u různých typů skel. Můžeme tedy u různých skel očekávat podobné hodnoty referenčních tavičích dob Τη,,ι. Je-li tato podobnost splněna spolu s podobností předtím zmíněných veličin H^L, ς a cp, budou stejné nebo podobné i hodnoty optimálního poměru mezi

- 11 CZ 2017 - 523 A3 příkonem do vstupní zóny A a homogenizační zóny B a_max a hodnoty Mcritmax budou přibližně přenosné na jiný typ komerčního skla ve stejném tavícím prostoru 7. Ze shodné nebo podobné hodnoty a_max současně vyplývá, že pro jiný typ skla bude platná i stejná nebo podobná i hodnota maximálního využití UHmax. Pro jiné, ale tvarově podobné tavící prostory, pak bude platit, že zvětšení prostoru se projeví především zvýšením hodnoty toku tepelných ztrát Hl v rovnici (2). Křivka Mbai(Ki) v obrázku 1 se pak narovná a její střední část se posune vlevo. Maximální kritické výkony Mcritmax se zvětší zhruba v poměru objemů a posunou se vzhůru podél křivky Mbai(ki) a doprava. Předpokládáme-li, že se oba posuny vlevo a vpravo zhruba vykompenzují, dojde k dosažení maximálního kritického výkonu v jiném, tvarově podobném prostoru, při zhruba stejné hodnotě ki jako u předchozího referenčního prostoru. Jedná se odhad, přesnější hodnoty je třeba získat modelováním.

Pro příklady provedení byl zvolen modelový tavící prostor 1, který je schematicky znázorněn, např. na připojených obrázcích 2, 3, 5, 6, 7 a 9. Tavící prostor 1 je znázorněn ve variantách s podélnou tepelnou bariérou znázorněnou na obrázku 2, 3 a 5 i s příčnou tepelnou bariérou, znázorněnou na obrázcích 6 a 7.

Obecně platí pro výpočty ve všech Příkladech provedení vynálezu, že byla jako nezávisle proměnná zvolena veličina ki, která označuje podíl a elektrického příkonu z celkového elektrického příkonu umístěného do vstupní zóny A tavícího prostoru 1, jak je graficky znázorněno na obrázku 4, 8 a 10 a číselně v Tabulkách 1,2,3. Mezi hodnotou ki a a platí vztah ki=a/(l+ a). Grafické znázornění pomocí ki je názornější, než pomocí a. Výsledky byly dosaženy pro průměrnou teplotu v tavícím prostoru 1 pro průměrnou teplotu skloviny 1420 °C v tavícím prostoru 1, hodnotu toku tepelných ztrát H^{l =} 327 kW, hodnotu podílu tepelných ztrát ve vstupní zóně A /=0,36. Přičemž teplo potřebné pro ohřev vstupující skloviny mající teplotu o 100 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny v tavícím prostoru 1, bylo rovné 126,9 kJ/kg, teplo potřebné pro ohřev vstupující skloviny mající teplotu o 200 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny, bylo rovné 253,8 kJ/kg a teplo potřebné pro ohřev vstupující skloviny mající teplotu o 300 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny, bylo rovné 380,7 kJ/kg. Hodnoty zmíněných tepel 253,8 kJ/kg a 380,7 kJ/kg byly použity jen při výpočtech s podélnou řadou elektrod 2 (následné Příklady 2 a 4). Hodnoty pro modelování rozpouštění sklářského písku a odstraňování bublin v modelovém plochém skle byly vzaty z citované práce [16],

Příklad 2

Obrázek 2, 3, 4, 5 pro podélnou řadu elektrod 2 v podélné ose 11 tavícího prostoru 1

Zjišťování optimálního výkonu bylo provedeno v modelovém tavícím prostoru 1, který je schematicky znázorněný na obrázku 2 v axonometrickém pohledu, se svislými elektrodami 2 v podélné ose 11 tavícího prostoru 1, a to elektrodami 2A ve vstupní zóně A a elektrodami 2B v homogenizační zóně B. Svislý řez z obrázku 2, vedený v podélné ose 11 tavícího prostoru 1, je znázorněn na obrázku 3. Na obrázku 5 je znázorněn podélný svislý řez, vedený v % nebo ve % šířky tavícího prostoru 1 z obrázku 2, tj. v polovině šířky mezi podélnou osou 11 a oběma bočními stěnami 4. Vnitřní délka tohoto tavícího prostoru 1 v tomto konkrétním příkladném provedení znázorněném na obrázku 3 a 5 je 6,225 m, což představuje vzdálenost od vnitřní čelní stěny 6 k příčné bariéře tvořené žáruvzdorným materiálem, která zastupuje zadní stěnu 8. U této zadní stěny 8 musí být ukončeny všechny tavící, čeřící a homogenizační děje. Vnitřní šířka tavícího prostoru 1 mezi bočními stěnami 4 je 2 m, a výška vrstvy skloviny je 1 m. Vstupní zóna A je dlouhá 2,25 m a zaujímá tak 36 % délky tavícího prostoru L Dále uvedené výsledky se vztahují k tavícímu prostoru 1 s horním nátokem 7 taveniny na hladinu 5 skloviny, který je vedena přes celou šířku tavícího prostoru 1 na hladinu 5 v délce 0,2 m od čelní stěny 6, což je vyznačena na obrázku 2 šrafovaně. Obdobně je pro toto příkladné provedení znázorněny slabě

- 12CZ 2017 - 523 A3 šedě na obrázku 2 na čelní stěně 6 znázorněn horní a dolní nátoky 7, a na zadní stěně 8 horní a dolní výtok 9 skloviny.

Otop tavícího prostoru 1. je zajišťován 16 vertikálními elektrodami 2 o výšce 0,3 m, které jsou umístěny v podélné ose 11 tavícího prostoru L Z nich prvních 6 elektrod 2_A náleží ke vstupní zóně A a dalších 10 elektrod 2b k homogenizační zóně B tavícího prostoru 1. V tavícím prostoru 1 se taví sodnovápenatá sklovina plochého typu (float) při průměrné teplotě 1420 °C. Surová sklovina natékající hladinou 5 má teplotu 1320 °C a obsahuje nerozpuštěná zrna sklářského písku a bubliny. Největší nerozpuštěná zrna o průměru 0,5 mm a nejmenší bubliny o průměru 0,1 mm musí být odstraněny nejpozději při dosažení příčné bariéry ze žáruvzdorného materiálu, která zastupuje zadní stěnu 8, před výtokem 9 z tavícího prostoru l· Modelování nej výhodnějšího typu proudění bylo prováděno při proměnné hodnotě poměru mezi příkonem dodávaným do vstupní zóny A tavícího prostoru 1 a příkonem dodaným do homogenizační zóny B tavícího prostoru 1 až do dosažení kritického stavu. Kritický stav byl indikován tím, že pomalejší z obou sledovaných dějů (řídicí děj) byl ukončen právě nad zadní stěnou 8 v příkladném provedení odpovídající hrázi ze žáruvzdorného materiálu, zatímco rychlejší děj byl ukončen ještě uvnitř tavícího prostoru L· Bylo sledováno využití tavícího prostoru 1 charakterizující kvalitu proudění v tomto prostoru, trvání obou dějů, kritický tavící výkon a měrné ztráty energie jako funkce podílu ki elektrického příkonu k celkovému elektrickému příkonu, dodávanému do vstupní zóny A nebo poměru a mezi elektrickým příkonem dodávaným do vstupní zóny A k příkonu dodávanému do homogenizační zóny B. Účelem bylo dosažení co nej výhodnějšího typu proudění charakterizovaného nejvyšším využitím tavícího prostoru 1. a také nejvyšším tavícím výkonem. Významné hodnoty jsou uvedeny v Tabulce 1.

Tabulka 1

Případ č.	f eo	A/	a - kj/jl -	fc_t)	u (řídící dej)	(š	] T_f; ) j (s)	Ňmt (kg/s) í'oděn.)	(AJ/kg)
1	1320	0.45	0,82	a. ' 0.34 .		1878 ........i		449,3	62,9
7	1320	0,60	.1,5	Ur 0.38 .......	tj:<T	1877 \|4985	5.8	501,1'	56.4
	1320	ů,70	2,33		tir -0,42	riW^:::	1 1 1 ; 1879 Í4448k5 1	561,6	50.3
4	1320	0,75	3		Ur - 0 .45		\| 1878 41.301 7,0 1 i	604.8	46,7
.5	1 i	0,80	4		u_F - 0,47 ........................	V	1878 '3988	7.25	.......J 626.4	45.9
							............í...........
6	1320	0,825	4,71		Ur^::: 0.46	Vret	1877 Í4072 ...... t_:	7,1	6-13.4]	46.1
		....................
7	1320	0,85	5,67		Ud · 0.40		20591.5163 ^K I	5,6	483.4	58,3
.......	1320	0.90	10		uor^: 0.27		l· 2078 7608 ί	3.8	328.3]	85,9

- 13 CZ 2017 - 523 A3

Tabulka 1 dokládá využití tavícího prostoru 1, referenčních dob uskutečnění řídicího děje, kritického tavícího výkonu a specifických ztrát jako funkce podílu příkonu dodaného do vstupní zóny A tavícího prostoru 1, při teplotě 1320 °C taveniny vstupující nátokem 7 do vstupní zóny A a při průměrné teplotě skloviny 1420 °C v celém tavícím prostoru T Hodnoty se vztahují k uspořádání topných vertikálních elektrod 2 délky 0,3m, umístěných v podélné ose 11 tavícího prostoru 1.

V Tabulce 1 značí: t teplotu vstupující skloviny; ud, uf využití tavícího prostoru 1 pro řídicí děj rozpouštění částic sklářského písku nebo pro řídicí děj odstraňování bublin; TDave, Vire r průměrnou dobu rozpuštění částic sklářského písku nebo referenční dobu pro odstranění bublin; τ₍; geometrickou dobu zdržení taveniny v homogenizačním prostoru 1; M_crit kritický tavící výkon v kg/s nebo v t/den; A H^lm specifické ztráty energie v kJ/kg.

Hodnoty kritických tavících výkonů M_crit byly získány modelováním tavících dějů v tavícím prostoru 1 při různých podélných rozloženích energie, tj. při rostoucích hodnotách ki. Jsou tedy vyneseny jako funkce podílu celkové energie umístěné do vstupní zóny A (na prvních 6 elektrod 2) v obrázku 4, křivka M_crit 1320 °C. Do obrázku 4 byla doplněna i příslušná křivka Mbai(ki) při teplotě 1320 °C, která dobře ilustruje vývoj modelových výsledků změnami charakteru proudění při růstu ki. Při malých ki (menší podíl energie dodaný do vstupní části prostoru) jsou kritické výkony M_crit mnohem vyšší než hodnoty Mbai díky poměrně rychlé kinetice řídicího děje. Hodnoty M_crit se tedy pohybují daleko od křivky Mbai(ki) a volba malých hodnoty ki je proto málo výhodná z hlediska využití tavícího prostoru T V tavícím prostoru 1 panuje intenzivní podélné cirkulační proudění s orientací proti směru hodinových ručiček. S rostoucím ki se však hodnoty M_crit přibližují křivce Mbai(ki) tj. podélné cirkulace slábnou a proudění se přibližuje uniformnímu typu, tedy jednosměrnému typu proudění. S nástupem uniformního proudění při ki —> 0,8 roste využití tavícího prostoru 1. (viz Tabulka 1). Proto kritický tavící výkon progresivně roste, ačkoliv nutné množství dodávané energie ani průměrná teplota v tavícím prostoru 1 se nemění.

Numericky jsou rostoucí hodnoty M_crit rovněž zřejmé z Tabulky 1. Nejvyšší hodnoty kritického výkonu je dosaženo při podílu příkonu energie umístěného do vstupní zóny A rovnému 0,8 (a =4), tj. 626,4 t/den, odpovídající 50,3 t/(m².den), jak ukazuje Tabulka 1. Zde je maximální hodnota Mcritmax již velmi blízko křivky Mbai(ki). Tomuto případu odpovídá charakter uniformního toku na křivce Mbai(ki), jak rovněž ilustruje charakter podélného proudění, znázorněný schematicky na obrázku 5. Na tento tok je ještě nabaleno příčné cirkulační proudění vyvolané umístěním elektrod 2 v podélné ose 11, které podporuje výsledný spirálovitý tvar proudění. Teoreticky by se mělo nejvyšších výkonů dosáhnout právě na protnutí křivky spojující hodnoty M_crit s křivkou Mbai(ki), avšak ve skutečnosti je maximální kritický výkon dosahován mírně vlevo od křivky Mbai, kde ještě existuje malá hodnota složky cirkulačního proudění proti směru hodinových ručiček. Ta brzdí příliš rychlou složku dopředného průtočného proudění u hladiny 5 skloviny, kde by se pak objevila nejrychlejší kritická trajektorie omezující tavící výkon.

Při hodnotách podílu příkonu umístěného do vstupní zóny A vyšších než 0,8 (a je vyšší než 4) dochází opět ke strmému poklesu využití i kritického výkonu na obrázku 4, neboť se v tavícím prostoru 1 znovu objeví podélné cirkulační proudění. To má směr souhlasný s pohybem hodinových ručiček, je tedy opačného směru, než se ustavilo při nízkých hodnotách podílu příkonu. Fakt je ilustrován hodnotami M_crit vpravo od křivky Mbai(ki). Jak ukazují hodnoty v Tabulce 1, využití tavícího prostoru 1_ se mění souběžně s hodnotami výkonu a potvrzují, že změna charakteru proudění má dominantní vliv na kritický tavící výkon. Vliv kinetiky tavících dějů na výkon je tedy podřadný, jak je pak zřejmé z prakticky konstantních hodnot referenčních dob v Tabulce 1.

Tabulka 1 rovněž ilustruje v posledním sloupci odpovídající pokles měrných ztrát H^lm, který se mění v daných případech 1 až 8 při daném uspořádání elektrod 2 téměř 2x.

- 14CZ 2017 - 523 A3

Jak je zřejmé, znalost a použití křivky Mbai vymezuje v předstihu oblast výhodných podmínek proudění. Dovoluje i jejich odhad v jiném typu zařízení nebo pro jiný druh skloviny.

Je však možné jiné alternativní neznázoměné uspořádání horizontálních elektrod v bočních stěnách 4 tavícího prostoru 1, např. uspořádaných ve dvojicích proti sobě. Takové alternativní uspořádání elektrod 2 by v podstatě simulovalo uspořádání uvedené v příkladech 2 a 4, co se týče vytvoření podélné tepelné bariéry v podélné ose 11 tavícího prostoru 1, takže lze předpokládat, že i dosažené výsledky si budou velmi podobné.

Příklad 3

Obrázek 6, 7, 8 pro tři příčné řady elektrod 2 tavícího prostoru 1

Tavící proces byl po konverzi vsázky na taveninu uskutečněn ve stejném tavícím prostoru 1. sklářské tavící pece, jako v předchozím příkladném provedení, avšak s rozdílným typem otopu, vyobrazeném schematicky na obrázku 6: v tavícím prostoru 1. jsou umístěny tři příčné řady topných elektrod 2 - vždy po šesti elektrodách 2 - z nichž první řada vyznačuje oblast vstupní zóny A a další dvě řady se nacházejí v homogenizační zóně B. První řada se nachází ve vzdálenosti 1,06 m od vnitřní vstupní čelní stěny 6, druhá řada 3,135 m a poslední řada ve vzdálenosti 5,2 m od vnitřní vstupní čelní stěny 6. Pohled shora na uspořádání elektrod 2 je znázorněn na obrázku 7. Vstupní zóna A má délku 1,3 m a zaujímá tak 21 % celkového tavícího prostoru 1_. V tavícím prostoru 1 se taví opět sodnovápenatá sklovina typu float a pro získání kritických výkonů je použit stejný postup modelování, jaký je použit v předchozím příkladu provedení. Výsledky modelování podává Tabulka 2 a příslušné hodnoty kritických výkonů jako funkce podílu energie umístěné do vstupní zóny A jsou znázorněny na obrázku 8.

Hodnoty kritických tavících výkonů M_crit pro tři příčné řady elektrod 2, jsou vyneseny jako funkce podílu příkonu energie ki umístěné do vstupní zóny A s první příčnou řadou 6 elektrod 2 na obrázku 8, další významné hodnoty včetně těchto výkonů jsou uvedeny v následující Tabulce

2.

- 15 CZ 2017 - 523 A3

Tabulka 2 >

-y.

t eo

1320

1320 ki (145

0.60

0.70

0.80

0,85

0.90

1.0

1,5

-· i

5,.67 wn- 0,16 un (125

V[>^::: 0,35

-4I if·:. ' 0,084

--I------.-— it/;~ 0.075

(s)	re (s)	Merit 1 fjl. - 1 (tj kl'J (Ideál i
rzw - 2253	222.39	..........................t...... 1.3 112.3 \| 251,0 i
rzw -2224	13767	.................... 'Ť................. 2.1 181.4 155,7
Astnv - 2170	8761	^J -i 3,3^: 285,lj 99,0
r, „ 20 P	5782	5,0 432,0! 65.0
- 1969	4448	6i5' '561.6! 50.3 .........................·!............-·-··-
	24077	1,2 103,7; 271,9
τ_Οβ1,_;. = 1981	26266	1,1 95,0'\| 296,8

I

Tabulka 2 ukazuje hodnoty využití tavicího prostoru 1, referenčních dob uskutečnění řídicího děje, geometrické doby zdržení, kritického tavicího výkonu a specifických ztrát jako funkce podílu příkonu energie dodané do vstupní zóny A tavicího prostoru 1 při teplotě natékající taveniny 1320 °C. Hodnoty se vztahují k uspořádání topných vertikálních elektrod 2 délky 0,3 m umístěných ve třech příčných řadách ve vzdálenostech lm, 3,135 m a 5,2 m od vnitřní vstupní čelní stěny 6. V Tabulce 2 jsou uvedeny hodnoty: t - teplota vstupující skloviny, ud, uf - využití tavicího prostoru 1 pro řídicí děj rozpouštění částic sklářského písku nebo pro řídicí děj odstraňování bublin, τι;,,,, Tire i průměrná doba rozpuštění částic sklářského písku nebo referenční doba pro odstranění bublin, τ₍; geometrická doba zdržení taveniny v tavícím prostoru 1, Merit kritický tavící výkon v kg/s nebo v t/den, H^lm - specifické ztráty energie v kJ/kg.

Pro informaci pro srovnání s Příkladem 2, je na obrázku 8 uvedena i výkonová křivka s podélnou řadou elektrod 2 při stejné teplotě natékající taveniny (křivka Merit, podélná řada elektrod 2). Z Tabulky 2 pro případ 1 je zřejmé, že při podílu příkonu ki = 0,45 (a=0,82) je využití tavicího prostoru 1 velmi nízké (ud = 0,10) a zhruba odpovídá využití v tavících prostorách 1 průmyslových pecí. A rovněž odpovídající tavící výkon 1,3 (Příklad 3, Tabulka 2) je podstatně nižší, ve srovnání s tavícím výkonem 5,2 kg/s pro Příklad 2, Případ 1 z Tabulky 1 pro instalaci podélné řady elektrod 2. Se vzrůstajícím podílem příkonu dodávaného do vstupní zóny A roste však využívajícího tavicího prostoru 1 u případu s příčnými řadami elektrod 2 strmě a s ním i kritický taviči výkon, který dosahuje maxima při podílu příkonu do vstupní zóny A (tj. na první příčnou řadu elektrod 2) rovném 0,85 (a = 5,67). Zde se výkon tavicího prostoru 1 s příčnými řadami elektrod 2 již přibližuje výkonu tavicího prostoru 1 s podélnou řadou elektrod 2, jak ukazuje obrázek 9 i obě Tabulky 1 a 2. Tabulka 2 rovněž prokazuje, že zatímco kritický výkon tavicího prostoru 1 roste souběžně s jeho využitím, průměrné doby rozpuštění sklářského písku se mění jen málo (jen mírně klesají). Za zvyšování kritického výkonu je tedy stejně jako v předchozím příkladu odpovědný měnící se charakter proudění a nikoliv urychlení kinetiky tavících dějů (využití stoupne 4,4x, zatímco průměrné doby rozpuštění sklářského písku poklesnou pouze faktorem 0,87).

- 16CZ 2017 - 523 A3

Z obrázku 8 lze dobře vyhodnotit, že při nižších hodnotách podílu příkonu umístěného do vstupní zóny A vykazují tři příčné řady elektrod 2 mnohem nižší hodnoty kritického tavícího výkonu ve srovnání s podélnou řadou elektrod 2. Důvod spočívá v odchylkách zdejšího proudění od ideálního typu, který se ustavuje při hladkém tedy rovnoměrném rozmístění energie, myšleno bez větších prostorových výkyvů rozdělení energie v tavícím prostoru L Zatímco podélná řada elektrod 2 dle příkladu 2 a 4 (obrázky 2 až 5, 9 a 10) umožňuje takové poměrně hladké, tedy rovnoměrné podélné rozmístění energie, příčné řady elektrod 2 v dle příkladu 3 (obrázku 6 až 8) ve své blízkosti vyvolávají lokální podélné cirkulace, které snižují využití tavícího prostoru L· Výhodou podélné řady elektrod 2 je rovněž fakt, že vyvolává příčné cirkulace taveniny, které podporují výhodné spirálovité proudění. Proto příčné energetické bariéry jsou z hlediska využití tavícího prostoru 1. téměř vždy nevýhodné. Jak ukazuje obrázek 8, teprve při vyšších hodnotách podílu příkonu do vstupní zóny A jsou výkony obou typů řad elektrod 2 srovnatelné, neboť v obou uspořádáních se již ustavuje proudění podobné uniformnímu, tj. jednosměrnému proudění. Ve světle těchto výsledků je, při nižších hodnotách podílu ki, tj. podílu příkonu elektrické energie dodávané do vstupní zóny A z celkového příkonu do tavícího prostoru 1 (ty odpovídají praktickým případům), výhodné pracovat pouze s podélnými energetickými bariérami. Tento závěr lze uplatňovat obecně.

Příklad 4

Obrázek 9 a 10 pro podélnou řadu elektrod 2 v podélné ose 11 tavícího prostoru 1

Zjišťování optimálního tavícího výkonu bylo provedeno ve stejném modelovém tavícím prostoru 1 jako v předchozích dvou Příkladech 2 a 3. V podélné ose 11 tavícího prostoru 1 bylo stejně jako v Příkladu 2, znázorněno na obrázku 9, umístěno 16 vertikálních molybdenových elektrod 2, výšky 0,3 m pro přívod elektrické energie, z nichž prvních 6 elektrod 2a je umístěno ve vstupní zóně A a dalších 10 elektrod v homogenizační zóně B tavícího prostoru 1. Vstupní zóna A má délku 2,25 m a zaujímá tak 36 % délky tavícího prostoru 1_. Teplota vstupující skloviny s bublinami a nerozpuštěnými částicemi sklářského písku byla 1220 °C. Na obrázku 10 jsou znázorněny závislosti kritických tavících výkonů M_crit a průtoků skloviny Mbal pro teploty 1200 °C a informativně i hodnoty při 1120 °C. Významné hodnoty pro teplotu 1220 °C jsou uvedeny v Tabulce 3 a odpovídající grafická znázornění jsou zachycena na obrázku 10.

Tabulka 3 ukazuje hodnoty využití u tavícího prostoru 1, referenčních dob uskutečnění řídicího děje TDave? titcí, kritického tavícího výkonu NL-rii a specifických ztrát Η m jako funkce podílu ki příkonu energie dodané do vstupní zóny A tavícího prostoru 1 při teplotě vstupující taveniny 1220 °C (1120 °C). Hodnoty se vztahují k uspořádání topných vertikálních elektrod 2, délky 0,3 m umístěných v podélné ose 11 tavícího prostoru 1.

- 17 CZ 2017 - 523 A3

Tabulka 3

případ	t ΐ	-—···· · · · : · 1			u	T&ífvei ^fref	tg		^Γ H^l«
¢.	'<) i v (	kl ια - ť i	= *1/(1 -	*1)	(řídící děj)	(s)	(?)	{Vdeti,!	(kb kg)
o	220	i 0,60 \| i	1,5		hf “ 0,25	W = 1877	7603	3.8 328,3	S5T
4	220 [ Ί i	t 0,70 j	2,33		itp~ 0,28	= 1877	6723	4,3 371,5	75,3
6	2201	i 0,80 1	4		up = 0,34	r_ftty= 1889	5560	5.2 449,3	62.2
8	220 .....ii t	0,85	5,67		0,35	1887	5452	5.3 457,9 61.1
9	220	0,90 i	10		«0=0.27	ifav- 2141	7814 X... - ..J	3,7 319,7	87,5

V Tabulce 3 jsou uvedeny následující hodnoty: t - teplota vstupující skloviny, ud, uf - využití prostoru pro řídicí děj rozpouštění částic sklářského písku nebo pro řídicí děj odstraňování bublin, XDave, TFref průměrná doba rozpuštění částic sklářského písku nebo referenční doba pro odstranění bublin, r_G geometrická doba zdržení taveniny v tavícím prostoru 1, Merit kritický tavící výkon v kg/s nebo v t/den, H^lm - specifické ztráty energie v kJ/kg.

Hodnoty kritických tavících výkonů M_crit při vstupní teplotě 1220 °C jsou vyneseny jako funkce podílu příkonu energie umístěné do vstupní zóny A na prvních 6 elektrod 2 dle obrázku 10, křivka Merit, pro podélnou řadu elektrod 2, teplota 1220 °C, a další významné hodnoty jsou uvedeny v Tabulce 3. Nižší zvolená vstupní teplota je důsledkem předpokladu, že v předchozím vstupní zóně A pro konverzi sklářské vsázky na skelnou taveninu bylo na výtoku 9 dosaženo nižší průměrné teploty než v předchozích Příkladech provedení 2 a 3. Do navrhovaného tavicího prostoru 1 je pak třeba dodat větší příkon energie, především do jeho vstupní zóny A. Hodnoty Merit v obrázku 10 i v Tabulce 3 vykazují růst s podílem příkonu energie umístěné do vstupní zóny A až do hodnoty podílu 0,85 (a = 5,67). Maximální hodnota kritického výkonu, jak je znázorněno v Tabulce 3, Případ 8 a v obrázku 10 je však o téměř 27 % nižší než v předchozím Příkladu provedení 2 s teplotou nátoků taveniny 1320 °C, jak je ukázáno v obrázku 4 a Tabulce 1, Případ 5. Tato skutečnost rovněž odráží fakt odchylek proudění od ideálního typu. Při nižší nátokové teplotě taveniny vznikají zejména ve vstupní zóně A tavicího prostoru 1 velké podélné teplotní gradienty, které vyvolají místní podélné cirkulační proudění a i při celkově vyrovnaném podélném rozložení energie sníží využití tavicího prostoru £.

Podobnou skutečnost odráží i maximální hodnota kritického výkonu při teplotě nátoků taveniny 1120 °C, která je rovněž vynesena v obrázku 10 jako křivka Merit, pro podélnou řadu elektrod 2 pro 1120 °C. Ta vykazuje pokles o téměř 41% vzhledem k maximální hodnotě výkonu při nátokové teplotě 1320 °C. Hodnoty kritických tavících výkonů tedy klesají s klesající nátokovou teplotou taveniny v celém intervalu podílů příkonu do vstupní zóny A, strmost křivek však na velikosti vstupní teploty příliš nezávisí, jak vyplývá z obrázku 10. Hodnoty využití i kritických výkonů jsou však stále dostatečně vysoké. V obou případech se nacházejí maximální hodnoty kritických výkonů mírně vlevo od příslušné křivky Mbai(ki) při teplotách 1220 °C nebo 1120 °C, stejně jako v případě vstupní teploty taveniny 1320 °C (viz pro srovnání obrázek 6).

- 18 CZ 2017 - 523 A3

Uvedené příklady ukazují, že navržený tavící prostor 1_ a získané podmínky jeho provozování plní svoji roli uskutečnit současně oba taviči děje při vysokých kritických tavičích výkonech.

Průmyslová využitelnost

Řešení se týká tavícího prostoru 1 kontinuální sklářské tavící pece, otápěného topnými elektrodami 2 a způsobu tavení skla v tomto tavícím prostoru 1 za účelem maximálního využití tavícího prostoru pro tavící děje.

Citované dokumenty

1. Beerkens R.: Inventory of advanced glass melting concepts suitable for container glass production. Celsian’s report (2013).

2. Beerkens R: Modular melting, Amer. Cer. Soc. Bull 73 (T), 35 (2004).

3. Bender D.J., Hnát J.G., Litka A.F., Donaldson Jr. L.W., Ridderbush G.K., Tessari D.J.. Sacks J.R.: Glass Industry (3), 10-37 (1991).

4. Sakamoto O.: Res. Report Asahi Glass Co. Ltd. 59, 55060 (2009).

5. Němec L., Cincibusová P.: Glass melting and its innovation potentials: The potential role of glass flow in the sand dissolution process. Ceramics-Silikáty 2009, 53 (3), 145-155.

6. Němec L.. Cincibusová P.: Glass melting and its innovation potentials: The role of glass flow in the bubble removal process. Ceramics-Silikáty 2008. 52 (4). 240-249.

7. Polák M., Němec L.: Mathematical modelling of sand dissolution in a glass melting channel with controlled melt flow. J. Non-Cryst. Solids 2012, 358, 1210-1216.

8. Cincibusová P., Němec L.: Sand dissolution and bubble removal in a model glass-melting channel with melt circulation. Glass Technok: Eur. J. Glass Sci. Technol. A 2012, 53 (4). 150157.

9. Němec L., Cincibusová P.: Sand dissolution and bubble removal in a model glass melting channel with a uniform melt flow. Glass Technok: Eur. J. Glass Sci. Technol. A 2012, 53 (6), 279-286.

10. Jebavá M., Němec L.: The role of glass melt flow in a container furnace examined by mathematical modelling. Zasláno do Jour. of Non-Cryst. Solids (2017).

11. CZ 304 703 (3.9.2014) Vysoká škola chemicko-technologická v Praze, Ústav struktury a mechaniky hornin AVCR, v.v.i, Glass Service, a.s.,: Polák M.. Němec L..Cincibusová P., Jebavá M., Brada J., Trochta M: Sklářská taviči pec pro kontinuální tavení řízenou konvekcí skloviny.

12. CZ 304 432 (1.10.2014) Vysoká škola chemicko-technologická v Praze, Ustav struktury a mechaniky hornin AVČR, v.v.i, Glass Service, a.s.: Polák ML, Němec L.,Cincibusová P., Jebavá M., Brada .1., Trochta M. Polák M., Němec L., Cincibusová P., Jebavá M., Brada J., Trochta M : Způsob kontinuálního tavení skel řízenou konvekcí skloviny.

13. US 3 268 320 A3 (Penberthy H.L., 23. 8. 1966): Glass Furnace with means to agitate the molten glass.

14. GB 693 072 A (Saint Gobain. 24. 6. 1953): Improvements in furnaces operating with a liquid bath.

15. GB 1 506 060 A (Státní výzkumný ústav sklářský. 5. 4. 1978): Electric furnace for melting glass.

16. Polák M., Němec L: Glass melting and its innovation potentials: The combination of transversal and longitudinal circulations and its influence on space utilization. J.Non-Cryst. Solids 2011, 357, 3108-3116.

PATENTOVÉ NÁROKY

Claims

1. Taviči prostor kontinuální sklářské taviči pece, elektricky otápěný topnými elektrodami (2), prostorově vymezený dnem (3), protilehlými bočními stěnami (4), hladinou (5) skloviny a čelní stěnou (6) s nátokem (7) skloviny a zadní stěnou (8) s výtokem (9) skloviny, přičemž elektrody

- 19CZ 2017 - 523 A3 (2) jsou uspořádané ve dně (3) nebo bočních stěnách (4) pro vytvoření podélné nebo příčné tepelné bariéry ve sklovině, vyznačující se tím, že zahrnuje vstupní zónu A s nátokem (7) skloviny a homogenizační zónu B s výtokem (9) skloviny, přitom vstupní zóna A zaujímá 1/10 až 1/2 z celkové délky tavícího prostoru (1) ve směru podélné osy (11) tavícího prostoru (1);

vstupní zóna A obsahuje uspořádání topných elektrod (2a) s 3x až 7x vyšším elektrickým příkonem, než je příkon topných elektrod (2b) v zóně B pro dosažení maximálního tavícího výkonu v tavícím prostoru (1);

má vytvořeno rozhraní (10) mezi topnými elektrodami (2a, 2b) zóny fazóny B; a má poměr a,„„._r elektrického příkonu přiváděného do topných elektrod (2a) zóny A k elektrickému příkonu přiváděnému do topných elektrod (2b) zóny B, který v podstatě lineárně stoupá od nejnižší hodnoty 3 při teplotním rozdílu 50 °C mezi teplotou natékající skloviny do zóny A a průměrnou teplotou skloviny v celém tavícím prostoru (1) až k hodnotě 7 při teplotním rozdílu 300 °C, a to pro dosažení maximálním tavícím výkonu Mcritmax v celém tavícím prostoru (1) při minimálních specifických tepelných ztrátách, H^lm.

2. Tavící prostor kontinuální sklářské tavící pece podle nároku 1, vyznačující se tím, že vstupní zóna A zaujímá 1/5 až. 2/5 celkové délky tavícího prostoru (1) ve směru podélné osy (11) tavícího prostoru (1).

3. Způsob tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské tavící pece podle nároku 1 nebo 2, vyznačující se tím, že do vstupní zóny A se přivádí na topné elektrody (2a) elektrický příkon 3x až 7x vyšší, než je elektrický příkon, který se přivádí do topných elektrod (2b) homogenizační zóny B, přičemž teplota t vstupující skloviny do zóny A je o 50 až 300 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny v celém tavícím prostoru (1) pro dosažení maximálního kritického tavícího výkonu Mcritmax při minimálních specifických tepelných ztrátách H^lm v celém tavícím prostoru (1).

4. Způsob tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské tavící pece podle nároku 3, vyznačující se tím, že při vstupní teplotě 1320 °C se do vstupní zóny A přivádí na topné elektrody (2a) elektrický příkon 4x vyšší, než je elektrický příkon, přiváděný do topných elektrod (2b) homogenizační zóny B, při maximálním kritickém tavícím výkonu Mcritmax 626,4 t/den (7,25 kg/s), tj. 50,3 t/(m².den) a při minimálních specifických tepelných ztrátách H^lm 45,9 kJ/kg vyrobeného skla, přičemž teplota t vstupující skloviny do zóny A je o 100 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny 1420 °C v celém tavícím prostoru (1), osazeném řadou vertikálních elektrod (2a, 2b) umístěných v podélné ose (11) tavícího prostoru (1).

5. Způsob tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské tavící pece podle nároku 3, vyznačující se tím, že při vstupní teplotě 1320 °C se do vstupní zóny A přivádí na topné elektrody (2a) elektrický příkon 5,67x vyšší, než je elektrický příkon, přiváděný do topných elektrod (2b) homogenizační zóny B, při maximálním kritickém tavícím výkonu Mcritmax 561,6 t/den (6,5 kg/s), tj. 45,1 t/(m².den) a při minimálních specifických tepelných ztrátách H^lm 50,3 kJ/kg vyrobeného skla, přičemž teplota vstupující skloviny do zóny A je o 100 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny 1420 °C v celém tavícím prostoru (1), osazeném řadou vertikálních elektrod (2a, 2b)

-20CZ 2017 - 523 A3 umístěných ve třech paralelních příčných řadách (2b, 2b) tavícího prostoru (1), umístěných v odstupu od vnitřní čelní stěny 1 m, 3,135 m a 5,2 m.

6. Způsob tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské tavící pece podle nároku 3, vyznačující se tím, že při vstupní teplotě 1220 °C se do vstupní zóny A přivádí na topné elektrody (2a) elektrický příkon 5,67x vyšší, než je elektrický příkon, přiváděný do topných elektrod (2b) homogenizační zóny B, při maximálním kritickém tavícím výkonu Mcritmax odpovídajícím hodnotě 457,9 t/den (5,3 kg/s), tj. 36,8 t/(m².den) a při minimálních specifických tepelných ztrátách H^lm 61,1 kJ/kg vyrobeného skla, přičemž teplota vstupující skloviny do zóny A je o 200 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny 1420 °C v celém tavícím prostoru (1), osazeném řadou vertikálních elektrod ((2a, 2b) umístěných v podélné ose (11) tavícího prostoru (1).

7. Způsob tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské tavící pece podle některého z nároků 3 až 6, vyznačující se tím, že v tavícím prostoru (1) se dosahuje maximální kritický tavící výkon Mcntmax [&g/s] skloviny, vyjádřený semiempirickým experimentálně odzkoušeným vztahem

M ^mmtman ¹¹ kde představuje:

H^l /J/s] celkový tok tepelných ztrát všemi krajními rozhraními tavícího prostoru (1), přičemž krajní rozhraní skloviny představují hladina (5) skloviny, sklovina ve styku se dnem (3), s bočními stěnami (4), s čelní stěnou (6) a se zadní stěnou (8);

c_p [J/(kg°C)j průměrné měrné teplo skloviny;

ς podíl tepelných ztrát vykazovaných vstupní zónou A;

ctmax poměr mezi elektrickým příkonem topných elektrod (2a ) vstupní zóny A a příkonem topných elektrod (2b) homogenizační zóny B při maximálním výkonu Mcritmaxí přičemž platí pro hodnotu a_max = kimax /(l-k_lmax) = 2,25 + 0,0125At, kde představuje kimax podíl příkonu elektrické energie z celkového příkonu do topných elektrod (2a) ve vstupní zóně A tavícího prostoru (1) při maximálním kritickém výkonu Mcritmax.

8. Způsob tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské tavící pece podle některého z nároků 3 až 6, vyznačující se tím, že v tavícím prostoru (1) se při vyrovnaném rozmístění energie dosahuje hmotového průtoku Mbai [kg/s] skloviny vyjádřeného odvozeným vztahem

-21 CZ 2017 - 523 A3 kde představuje:

íf [J/s ] celkový tok tepelných ztrát všemi rozhraními skloviny v tavícím prostoru (1), přičemž krajní rozhraní skloviny představuje hladina (5) skloviny, sklovina ve styku se dnem (3), s bočními stěnami (4), s čelní stěnou (6) a se zadní stěnou (8);

ς podíl tepelných ztrát vykazovaných vstupní zónou A;

H^tm [J/kg] specifické teplo pro ohřátí skloviny v tavícím prostoru (1) na průměrnou teplotu skloviny; a ki podíl elektrického příkonu do topných elektrod (2 a) vstupní zóny A.

9. Způsob tavení skloviny v tavícím prostoru kontinuální sklářské tavící pece podle některého z nároků 3 až 7, vyznačující se tím, že v tavícím prostoru (1) se dosahují minimální specifické tepelné ztráty H^lm [J/kg ] ve sklovině, vyjádřené vztahem kde představuje:

H^L [J/s] celkový tok tepelných ztrát všemi krajními rozhraními skloviny v tavícím prostoru (1), přičemž krajní rozhraní skloviny představují hladina (5) skloviny, styk skloviny se dnem (3), s bočními stěnami (4), s čelní stěnou (6) a se zadní stěnou (8); a

Merit [kg/s] kritický tavící výkon.