CZ31123U1 - Tavící prostor kontinuální tavící pece - Google Patents

Description

Oblast techniky

Technické řešení 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 sklo vině.

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 nej výhodnějších 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 nezreagovaných 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 se jeví tedy prostorové oddělení děje konverze od následných homogenizační ch 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 difuzní procesy. Významným faktorem rozpouštění zbylých částic je pak i konvekce taveniny, která zmenšuje tloušťku difuzní 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 difuzních 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 nejvyšší tavící teploty, aby bylo dosaženo účinku přísad zvaných čeřiva. Ceřiva 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 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 vy- 1 CZ 31123 Ul lučuje sériové řazení jednotlivých prostorů zkratové proudy a zpětné proudění taveniny, které snižuje využití prostoru pece pro tavící děje. Typickým příkladem víceprostorového tavícího zařízení je Ramar melter [1] nebo Beerkensův návrh segmentové tavící 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 tavenina zbaví nerozpuštěných částic vsázky a většiny větších bublin, konečně třetí prostor (centrifugal refiner) využívá odstředivé síly k odstranění menších bublin. Řazením 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 [3-4] 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 tavící 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. 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 tavicího procesu. Aby kromě kinetiky tavicího 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 tavicího procesu navrhli autoři těchto publikací [5-6] veličinu nazvanou „využití tavicího prostoru“. Jde o relativní veličinu nabývající hodnot mezi nulou a jednou, která přibližně udává podíl tavicího prostoru využitý při daném typu proudění pro daný tavící děj. Při absolutním využití tavicího prostoru je tato veličina rovna jedné (pístový tok) a je rovna nule v mezním případě, kdy typ proudění nedovoluje proces vůbec kompletně uskutečnit vdaném prostoru (ideální mísič). Hodnoty veličiny využití pro

-2CZ 31123 Ul běžné tavící 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 tavicího procesu, tak charakter proudění daný využitím tavicího prostoru pece:

tHref ^UH>

(1) kde V je objem prostoru, p je hustota taveniny, T_Href je referenční doba uskutečnění daného homogenizačního děje H (buď rozpuštění částic D nebo odstranění bublin F) a u_H 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 řídícího děje T_Href, zatímco kvalita proudění taveniny vzhledem k tomuto ději je vyjádřena hodnotou veličiny využití u_H. 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 u_H 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 tavící výkon dle rovnice (1) a nízké hodnoty specifických veličin, jako jsou specifické tepelné ztráty, případně specifické odpary z taveniny [7-8], 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 tavicím prostoru s nastavitelným teplotním polem bylo zjištěno, že vysoké hodnoty využití pro oba děje jsou dosahovány při uniformním (tj. jednosměrném) toku taveniny tavicím prostorem (w#je kolem 0,5 [9]) a pro oba děje byly hodnoty využití ještě vyšší při nastavení vhodného spirálovitého typu proudění (u_H až kolem 0,6-0,8 [7-8]). 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 tavicím prostoru.

Nastavení spirálovitého typu proudění pro prostor rozpouštění sklářského písku v případě, kdy je teplota natékající taveniny shodná s průměrnou teplotou taveniny v prostoru, bylo předmětem patentů autorské skupiny [11-12]. Celkově se modelovalo rozložení energie v tavenině pomocí různě nastavených gradientů teploty a hledaly se nej výhodnější typy nastavení. Využilo se pak nastavení příčných gradientů teploty v tavicím 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 tavící proces.

V reálných podmínkách však podmínka stejné nátokové a průměrné teploty taveniny jak v klasické tavící peci, tak v odděleném homogenizačním prostoru segmentové pece 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 tavicího 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 [13].

Podstata technického řešení

Uvedené nevýhody se odstraní nebo podstatně omezí v tavícím prostoru kontinuální sklářské taviči pece podle tohoto technického řešení, kde tavící prostor elektricky otápěný topnými elek-3CZ 31123 Ul trodami je vymezený dnem, protilehlými bočními stěnami, hladinou skloviny, čelní stěnou s nátokem skloviny a zadní stěnou s výtokem skloviny. Podstata tohoto technického řešení 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 tavicím prostoru. V tavícím prostoru je vytvořeno mezi topnými elektrodami rozhraní mezi vstupní zónou A a homogenizační zónou B.

Hlavní výhodou předloženého technického řešení 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 tavicím výkonem se v tomto technického řešení ve všech případech rozumí kritický tavící výkon maximálně možný. Velkou předností tohoto technického řešení je zjištění, že nej lepších výsledků tavících výkonů při minimálních tepelných ztrátách se dosahuje u podélných tepelných bariér v tavicím prostoru, tedy např. s vertikálními topnými elektrodami ve dně v podélné ose tavicího prostoru.

Potlačení nebo vyloučení nežádoucího podélného cirkulačního proudění se dosáhne odůvodněným rozmístěním topných elektrod jakožto zdrojů energie a příkonů na tyto zdroje v tavicím 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 přicházející taveniny na průměrnou teplotu taveniny v homogenizačním prostoru, zvětšený o část teplených 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 ‘Λ ϊ celkové délky tavicího prostoru ve směru jeho podélné osy, potom se omezí celkový tavící výkon celého tavicího 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 tavicího výkonu v tavící části,

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

Předložené technické řešení též popisuje tavení skloviny v předmětném tavicím prostoru kontinuální sklářské tavící pece. 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 Mcritmax ^a při minimálních specifických tepelných ztrátách v celém tavicím prostoru, přičemž teplota vstupující skloviny do zóny A je o 50 až 300 °C nižší, než je průměrná teplota skloviny v celém tavicím prostoru.

Předností tavení skloviny v tavicím prostoru kontinuální sklářské pece tohoto technického řešení je dosažení optimální podélné distribuce energie do tavicího prostoru tak, aby splňovala energe-4CZ 31123 Ul tické potřeby v zónách tavícího prostoru. V obou zónách A a B dochází k částečnému ohřátí a homogenizaci sklo viny 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 technického řešení, a to podstatně vyšší tavící 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 technického řešení je vhodné pro horizontální tavící prostory standardního tvaru kvádru a pro tvary kvádru podobné.

Nejvýhodnější řešení tavení skloviny pro dosažení maximálního tavícího výkonu M_critmax v celém tavícím prostoru a minimálních specifických tepelných ztrátách 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.

Dále jsou specifikovány konkrétní hodnoty maximálního kritického tavícího 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 technického řešení 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 tavícího prostoru, a tedy při vstupní teplotě 1320\°C skloviny, se přivádí do vstupní zóny A na topné elektrody elektrický příkon odpovídající hodnotě 4x vyšší než je elektrický příkon přiváděný do topných elektrod homogenizační zóny B. Tím se docílí maximální kritický tavící výkon M_Critmax odpovídající hodnotě 626,4 t/den (7,25 kg/s) při minimálních specifických tepelných ztrátách odpovídajících hodnotě 45,9 kJ/kg v celém tavícím prostoru.

V konkrétním provedení dle příkladu 3 tohoto technického řešení je uveden způsob tavení skloviny. Tavící prostor je osazen řadou vertikálních elektrod, umístěných ve třech paralelních příčných řadách tavícího 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 technického řešení za těchto podmínek spočívá v tom, že při vstupní teplotě skloviny1320 °C se do vstupní zóny A přivádí na topné elektrody elektrický příkon odpovídající hodnotě 5,67x vyšší než je elektrický příkon přiváděný do topných elektrod homogenizační zóny B. Tím se docílí maximální kritický tavící výkonu M_crirmax odpovídající hodnotě 561,6 t/den (6,5 kg/s) při minimálních specifických tepelných ztrátách Hf odpovídajících hodnotě 50,3 kJ/kg v celém tavícím prostoru.

V konkrétním provedení dle příkladu 4 tohoto technického řešení 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 tavícího prostoru. Způsob tavení skloviny za těchto podmínek spočívá vtom, že při vstupní teplotě skloviny 1220 °C se do vstupní zóny A přivádí na topné elektrody elektrický příkon odpovídající hodnotě 5,67x 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.

-5CZ 31123 Ul

Experimentálně byl vynálezci navržen a ověřen výsledný semiempirický vztah pro maximální kritický tavící 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 technického řešení se dosahuje maximální kritický tavící výkon M_critmax [kg/s] skloviny, vyjádřený semiempirickým experimentálně odzkoušeným vztahem

M, critmax = 1,25LÍ amax h+Gmax

-o ₉At(l<*max V i+ttmax' 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)] průměrné měrné teplo skloviny;

Δί [°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;

a_max poměr mezi elektrickým příkonem topných elektrod vstupní zóny A a příkonem topných elektrod homogenizační zóny B při maximálním výkonu Mcritmax > přičemž platí pro hodnotu amax ~ k_]max/(l-k_]max) = 2,25 + 0,0125Δί, kde představuje k_!majc podíl příkonu elektrické energie z celkového příkonu do topných elektrod ve vstupní zóně A tavícího prostoru pri maximálním kritickém výkonu M_critmax.

Při vyrovnaném a vybalancovaném rozmístění energie v tavícím prostoru se dosahuje hmotového průtoku M_baí [kg/s] skloviny vyjádřeného vztahem

Mbal ~ 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;

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

Dále, v nej výhodnějším rozložení tepelné energie v tavícím prostoru, se dosahují minimální specifické tepelné ztráty [J/kg] ve sklovině, vyjádřené vztahem kde představuje “ [//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

-6CZ 31123 Ul

M_Crit [kí//s] kritický taviči výkon.

Objasnění výkresů

Technické řešení je podrobně popsáno dále na neomezujících příkladných provedeních, objasněných schematicky na připojených obrázcích, z nichž představuje

Obr. 1 závislost hmotového průtoku skloviny na podílu příkonu energie ve vstupní zóně A při teplotě 1320 °C; zejména popsaná v příkladu 1;

Obr. 2 axonometrický pohled na tavící prostor s podélnou řadou elektrod ve dně tavícího prostoru; zejména dle příkladu 2;

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

Obr. 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;

Obr. 5 podélný svislý řez paralelní s podélnou osou tavícího prostoru vedený v % nebo ve % šířky tavícího prostoru z obr. 2; dle příkladu 2;

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

Obr. 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;

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

Obr. 9 axonometrický pohled na tavící prostor s podélnou řadou elektrod ve dně tavícího prostoru; dle příkladu 4;

Obr. 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 technického řešení

Příklad 1

Obr. 1, 2, 3, 5, 6, 7, 9 pro podélné i příčné řady elektrod 2 v tavicím prostoru 1.

Předmět technického řešení je aplikován pro nejběžnější tvar kontinuální sklářské tavící pece s běžným tavicím prostorem i v pravoúhlém tvaru, znázorněný schematicky na obr. 2. Tavící prostor ije 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 obr. 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 obr. 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 homí nátok 7 na hladinu skloviny, nebo homí nátok 7 v homí 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 I. Výška čelních nátoků 7 je s výhodou menší než je výška vrstvy taveniny skla v tavicím prostoru i. 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

-7CZ 31123 Ul dávkovače), pracovní část nebo přímo sklářský stroj. Obdobně jako nátok 7 skloviny může být uspořádán výtok 9 jakožto homí nebo neznázoměný dolní výtok.

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

Možné i neznázorněné 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 I v jedné řadě, nebo ve dvou řadách obklopují podélnou osu ϋ tavícího prostoru I, horizontální elektrody 2a z obou bočních stěn 4 pece, přičemž vrcholy elektrod 2a se nacházejí vjedné podélné ose H, nebo alespoň ve dvou paralelních řadách obklopují podélnou osu Π. tavícího prostoru I,

- vertikální elektrody 2a ze dna 3 alespoň vjedné příčné řadě nebo ve skupinách napříč vstupní zónou A.

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

- vertikální elektrody 2b ze dna 3 vjedné nebo dvou podélných řadách, přičemž elektrody se nacházejí v podélné ose Π. tavícího prostoru I vjedné řadě, nebo ve dvou řadách obklopují podélnou osu 11 tavícího prostoru I,

- horizontální elektrody 2s 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 i,

- vertikální elektrody 2g ze dna 3 alespoň vjedné příčné řadě nebo ve skupinách napříč homogenizační zónou B.

Jsou samozřejmě možné i jiné kombinace navržených uspořádání elektrod 2 v zónách AaB.

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 I 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 i byla odvozena rovnice:

Mbal ~

H^L(kX) (2) kde M_bai je hodnota hmotového průtoku v kg/s, který odpovídá vyrovnanému rozmístění energie v tavícím prostoru 1_. Je zde třeba brát v úvahu, že při změně průtoku (tavícího výkonu) je třeba dodat příslušnou energii na ohřátí vstupující taveniny, a proto M_bai musí záviset na rozmístění energie. H^L je celkový tok ztrát stěnami (rozhraními) tavícího prostoru. Hodnoty hmotového průtoku skloviny Mbal a hodnoty celkového toku ztrát H^L jsou uvedeny v jednotkách za sekundu (označeno tečkou nad symbolem veličiny). Hodnota ξ je podíl ztrát rozhraními připadající na vstupní část prostoru, Hjj je specifické teplo pro ohřátí vstupující taveniny na průměrnou teplotu v tavícím prostoru i (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 I a definuje tak jednoduchým způsobem podélné rozdělení energie. Pro odhad charakteru proudění je tedy důležitý průtok taveniny tavícím prostorem I jako závisle proměnná, podíl energie dodávaný do vstupní zóny A, kt jako nezávisle proměnná a křivka ^daí(^i) definovaná rovnicí (2). Znalost veličin H^L, a ξ umožňuje snadno konstruovat

-8CZ 31123 Ul křivku Mbai^kf). V grafu hmotový průtok M versus podíl energie dodávané do vstupní zóny A, kj je pak možno nalézt typy podélného cirkulačního proudění významného pro využití tavícího prostoru I a tím i pro kritický tavící výkon, maximálně možný z hlediska kvality skloviny. Typický tvar křivky ukazuje na obr. 1 diagram závislosti hmotového průtoku M_bař(/c₁) skloviny na podílu kj příkonu energie ve vstupní zóně A při teplotě 1320 °C

Křivka hmotového toku M_bai^i) na obr. 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 tavící peci je to proudění se zpětným tokem u hladiny), na které se nabaluje průtok taveniny tavícím prostorem 1. Vpravo od křivky se pak ustaví cirkulační proudění ve směru hodinových ručiček, opět s nabaleným průtokem skloviny tavícím prostorem I. Obě cirkulační proudění snižují využití tavícího prostoru I a tedy i jeho tavící výkon. Na křivce Λή,αΐ(^ι) 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 obr. 1. Takto představený obraz proudění je pouze ideální a platný za předpokladu, že podélné rozložení energie v tavícím prostoru I 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 Wi,_ai(Ři)> neboť budeme dostávat tím menší využití a tavící výkony, čím dále se od této křivky budeme nalézat a naopak na křivce Mbai(ki) 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(ki)’ přičemž reálněji se dosahují pozice výsledků vlevo od této křivky, tj. při nižších hodnotách podílu 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 Mbafkf).

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 tavící děje (zde rozpouštění sklářského písku a odstranění bublin). Každé nastavení typu proudění pomocí veličiny k/ se uskuteční daným uspořádáním zdrojů energie, tedy topných elektrod 2a, 2g v obou zónách A i B tavícího prostoru I a rozložením příkonu energie mezi vstupní zónu A a homogenizační zónu B tavícího prostoru 1. V navrhovaném případě se jako energie uvažuje Joulovo teplo dodávané elektrodami 2 přímo do taveniny. Maximální dosažená hodnota využití tavícího prostoru i určí pak nejvýhodnější charakter proudění a nejvyšší tavící výkon, případně nejnižší specifické tepelné ztráty. Počet stanovení lze velmi omezit vypočtením a využitím křivky Mbalík-)) Rozložení zdrojů energie a podíl příkonu připadající na vstupní zónu A a homogenizační zónu B tavícího prostoru i, případně i podrobnější rozložení příkonu na jednotlivé zdroje, určují pak podmínky nej výhodnějšího nastavení celého tavícího prostoru I.

Vstupní zóna A má délku představující 1/10 až 1/2 celkové délky tavícího prostoru 1 ve směru jeho podélné osy H 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, přičemž je dodržena podmínka nepřekročit maximální proudové zatížení elektrod 2a.

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

-9CZ 31123 Ul skloviny o 50 až 300 °C nižší, než je průměrná teplota uvnitř celého tavícího prostoru i, 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:

pLÍ ^amax rA

Mcritmax [^/s] = 1,25 (3) kde H^L v J/s je celkový tok tepelných ztrát rozhraními tavicího prostoru I, je nalezený nebo odhadnutý poměr amax mezi elektrickým příkonem do vstupní zóny A a příkonem do homogenizační zóny B při maximálním kritickém homogenizačním výkonu (amax = k,max/(l-kImax, kde klmax je příslušný nalezený nebo odhadnutý podíl příkonu energie umístěné do vstupní zóny A tavicího prostoru 1 při maximálním výkonu), ξ je podíl tepelných ztrát vykazovaných vstupní zónou A, cp je průměrné měrné teplo skloviny v [J/(kg°C)], pro sklovinu float je průměrná hodnota tepelné kapacity cp rovna 1,269 x 10³ J/(kg°C), a At je teplotní rozdíl ve °C mezi průměrnou teplotou taveniny v celém tavícím prostoru i a teplotou vstupující taveniny. Konstanta 1,25 vyjadřuje fakt, že maximální kritický tavící výkon je asi o čtvrtinu větší, než odpovídá nejbližší hodnotě Mbai.

Pro poměr <x_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:

K_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 M_Critmax ^z rovnic (3-4) na jiná komerční skla tavená ve stejných nebo podobných typech tavičích prostor i. Při tavení jiného typu komerčního skla ve stejném typu zařízení a při dané hodnotě At je dodržena podmínka shodnosti nebo podobnosti hodnot H^La 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 tavící proces skel se obecně doporučuje uskutečňovat za viskozit taveniny kolem 10 Pas, kdy je hodnota 10 Pas dostatečně nízká pro uskutečnění difuzních procesů při rozpouštění. Tato hodnota je důsledkem historické zkušenosti s tavením různých typů skel. Rovněž čeřicí proces je částečně závislý na viskozitě taveniny a funkce 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 tavících dob tHref. Je-li tato podobnost splněna spolu s podobností předtím zmíněných veličin H^L, ξ a cp, budou stejné nebo podobné i hodnoty optimálního poměru mezi příkonem do vstupní zóny A a homogenizační zóny B a_max a hodnoty Mcritmax budou přibližně přenosné na jiný typ komerčního skla ve stejném tavicím prostoru 1. Ze shodné nebo podobné hodnoty a_raar současně vyplývá, že pro jiný typ skla bude platná i stejná nebo podobná i hodnota maximálního využití uumax- Pro jiné, ale tvarově podobné tavící prostory, pak bude platit, že zvětšení prostoru se projeví především zvýšením hodnoty toku tepelných ztrát H_L v rovnici (2). Křivka M balili) v obr. 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 M bai(ki) ^a doprava.

-10CZ 31123 Ul

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 k_t jako u předchozího referenčního prostoru. Jedná se o odhad, přesnější hodnoty je třeba získat modelováním.

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

Obecně platí pro výpočty ve všech Příkladech provedení technického řešení, že byla jako nezávisle proměnná zvolena veličina k_t, která označuje podíl a elektrického příkonu z celkového elektrického příkonu umístěného do vstupní zóny A tavícího prostoru 1, jak je graficky znázorněno na obr. 4, 8 a 10 a číselně v Tabulkách 1, 2, 3. Mezi hodnotou ki a a platí vztah U = α/(1+α). Grafické znázornění pomocí k_t je názornější, než pomocí a. Výsledky byly dosaženy pro průměrnou teplotu v tavícím prostoru i 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 ξ = 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 [13].

Příklad 2

Obr. 2, 3, 4, 5 pro podélnou řadu elektrod 2 v podélné ose li tavícího prostoru 1

Zjišťování optimálního výkonu bylo provedeno v modelovém tavícím prostoru I, který je schematicky znázorněný na obr. 2 v axonometrickém pohledu, se svislými elektrodami 2 v podélné ose ϋ tavícího prostoru i, a to elektrodami 2A ve vstupní zóně A a elektrodami 2B v homogenizační zóně B. Svislý řez z obr. 2, vedený v podélné ose 1T tavícího prostoru i, je znázorněn na obr. 3. Na obr. 5 je znázorněn podélný svislý řez, vedený v % nebo ve % šířky tavícího prostoru i z obr. 2, tj. v polovině šířky mezi podélnou osou li a oběma bočními stěnami 4. Vnitřní délka tohoto tavícího prostoru i v tomto konkrétním příkladném provedení znázorněném na obr. 3 a 5 je 6,225 m, což představuje vzdálenost od vnitřní čelní stěny 6 k příčné bariéře tvořené žárovzdorným materiálem, která zastupuje zadní stěnu 8. U této zadní stěny 8 musí být ukončeny všechny tavící, čeřící a homogenizační děje. Vnitřní šířka tavícího prostoru i 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 i. Dále uvedené výsledky se vztahují k tavícímu prostoru i s horním nátokem 7 taveniny na hladinu 5 skloviny, která je vedena přes celou šířku tavícího prostoru i na hladinu 5 v délce 0,2 m od čelní stěny 6, což je vyznačeno na obr. 2 šrafovaně. Obdobně je pro toto příkladné provedení znázorněny slabě šedě na obr. 2 na čelní stěně 6 znázorněn homí a dolní nátoky 7, a na zadní stěnu 8 homí a dolní výtok 9 skloviny.

Otop tavícího prostom i je zajišťován 16 vertikálními elektrodami 2 o výšce 0,3 m, které jsou umístěny v podélné ose ii tavícího prostom i. Z nich prvních 6 elektrod 2a náleží ke vstupní zóně A a dalších 10 elektrod 2g k homogenizační zóně B tavícího prostom i. V tavícím prostom i se taví sodnovápenatá sklovina plochého typu (float) při průměrné teplotě 1420 °C. Surová sklovina natékající hladinou 5 má teplotu 1320 °C a obsahuje nerozpuštěná zma sklářského písku a bubliny. Největší nerozpuštěná zma o průměru 0,5 mm a nejmenší bubliny o průměru 0,1 mm musí být odstraněny nejpozději při dosažení příčné bariéry ze žárovzdomého materiálu, která zastupuje zadní stěnu 8, před výtokem 9 z tavícího prostom i. Modelování nej výhodnějšího typu proudění bylo prováděno při proměnné hodnotě poměru mezi příkonem dodávaným do vstupní zóny A tavícího prostom i a příkonem dodaným do homogenizační zóny B tavícího prostom i až do dosažení kritického stavu. Kritický stav byl indikován tím, že pomalejší z obou sledovaných dějů (řídící děj) byl ukončen právě nad zadní stěnou 8 v příkladném provedení odpovídající hrázi

-11 CZ 31123 Ul ze žárovzdorného materiálu, zatímco rychlejší děj byl ukončen ještě uvnitř tavícího prostoru I. 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 nej vyšším využitím tavícího prostoru I a také nej vyšším tavícím výkonem. Významné hodnoty jsou uvedeny v Tabulce 1.

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

Případ č.	ř(°C)	ki	a - kt/(l - fci)	u (řídící děj/	(S)	rG (s)	Merit (kg/s) (t/den)	Hlm (kJ/kg)
1	1320	0,45	0,82	uF = 0,34	TFref= 1878	5560	5,2 449,3	62,9
2	1320	0,60	1,5	uF = 0,38	rFref= 1877	4985	5,8 501,1	56,4
3	1320	0,70	2,33	uF = 0,42	TFref= 1879	4448	6,5 561,6	50,3
4	1320	0,75	3	uF = 0,45	TFref = 1878	4130	7,0 604,8	46,7
5	1320	0,80	4	uF = 0,47	TFref= 1878	3988	7,25 626,4	45,9
6	1320	0,825	4,71	uF = 0,46	TFref“ 1877	4072	7,1 613,4	46,1
7	1320	0,85	5,67	uD ~ 0,40	TDave = 2059	5163	5,6 483,4	58,3
8	1320	0,90	10	uD = 0,27	TDave = 2078	7608	3,8 328,3	85,9

V Tabulce 1 značí: t teplotu vstupující skloviny; u_D, u_F využití tavícího prostoru 1 pro řídící děj rozpouštění částic sklářského písku nebo pro řídící děj odstraňování bublin; t_Dave, t_Fref průměrnou dobu rozpuštění částic sklářského písku nebo referenční dobu pro odstranění bublin; t_G geometrickou dobu zdržení taveniny v homogenizačním prostoru 1; M_Crit kritický taviči výkon v kg/s nebo v t/den; A specifické ztráty energie v kJ/kg.

Hodnoty kritických tavících výkonů M_crit byly získány modelováním tavících dějů v tavícím prostoru i při různých podélných rozloženích energie, tj. při rostoucích hodnotách k_b Jsou tedy vyneseny jako funkce podílu celkové energie umístěné do vstupní zóny A (na prvních 6 elektrod 2) v obr. 4, křivka M_críř 1320 °C. Do obr. 4 byla doplněna i příslušná křivka M_bai(kf) 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 mnohem vyšší než hodnoty M_bal díky poměrně rychlé kinetice řídícího děje. Hodnoty M_crit se tedy pohybují daleko od křivky Mbaitk-R) a volba malých hodnoty ki je proto málo výhodná z hlediska využití tavícího prostoru I. V tavícím prostoru 1 panuje intenzivní podélné cirkulační proudění s orientací proti směru hodinových ručiček. S rostoucím ki se však hodnoty Merit přibližují křivce M_bai(ki)·, tj. podélné cirkulace slábnou a proudění se přibližuje uniformnímu typu, tedy jednosměrnému typu proudění. S nástupem uniformního proudění při k₇ —* 0,8

-12CZ 31123 Ul roste využití tavícího prostoru 1 (viz Tabulka 1). Proto kritický tavící výkon progresivně roste, ačkoliv množství dodávané energie ani průměrná teplota v tavícím prostoru I se nemění.

Numericky jsou rostoucí hodnoty M_Crit rovněž zřejmé z Tabulky 1. Nej vyšší 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 M_critmax již velmi blízko křivky Tomuto případu odpovídá charakter uniformního toku na křivce Mbai(ki)’ jak rovněž ilustruje charakter podélného proudění, znázorněný schematicky na obr. 5. Na tento tok je ještě nabaleno příčné cirkulační proudění vyvolané umístěním elektrod 2 v podélné ose Π., které podporuje výsledný spirálovitý tvar proudění. Teoreticky by se mělo nejvyšších výkonů dosáhnout právě na protnutí křivky spojující hodnoty M_crit s křivkou AÍ_ř,_aí(/c₁), avšak ve skutečnosti je maximální kritický výkon dosahován mírně vlevo od křivky Mbab 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 obr. 4, neboť se v tavícím prostoru i 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_cri_t vpravo od křivky Mbai(.^i)· Jak ukazují hodnoty v Tabulce 1, využití tavícího prostoru I 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 který se mění v daných případech 1 až 8 při daném uspořádání elektrod 2 téměř 2x.

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

Je však možné jiné alternativní neznázorněné 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 I, 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 I

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 obr. 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 obr. 7. Vstupní zóna A má délku 1,3 m a zaujímá tak 21 % celkového tavicího prostoru 1. V tavieím prostoru I se taví opět sodnovápenatá sklo vina 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 obr. 8.

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

-13CZ 31123 Ul

Tabulka 2

Případ č.	t (°C)	kj	a = ki/(l - fct)	u (řídící děj)	^Davei ^Fref (S)	tg (s)	Mcrit (kg/s) (t/den)	Hm (kJ/kg)
1	1320	0,45	0,82	ud = 0,10	TDave = 2253	22239	1,3 112,3	251,0
2	1320	0,60	1,5	ud = 0,16	TDave = 2224	13767	2,1 181,4	155,7
3	1320	0,70	2,33	uD = 0,25	rOave = 2170	8761	3,3 285,1	99,0
4	1320	0,80	4	ud= 0,35	τΰανε = 2042	5782	5,0 432,0	65,0
5	1320	0,85	5,67	uD = 0.44	^Dave 1969	4448	6,5 561,6	50,3
6	1320	0.90	9	Ud = 0,084	tDave = 2032	24077	1,2 103,7	271,9
7	1320	1,0	-	Ud = 0,075	“^Dave 1981	26266	1,1 95,0	296,8

Tabulka 2 ukazuje hodnoty využití tavícího prostoru 1, referenčních dob uskutečnění řídícího děje, geometrické doby zdržení, kritického tavícího výkonu a specifických ztrát jako funkce podílu příkonu energie dodané do vstupní zóny A tavícího prostoru i 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, 3,135ma5,2mod vnitřní vstupní čelní stěny 6. V Tabulce 2 jsou uvedeny hodnoty: t - teplota vstupující skloviny, w_o, u_F - využití tavícího prostoru i pro řídící děj rozpouštění částic sklářského písku nebo pro řídící děj odstraňování bublin, r_Dave, x_Fref průměrná doba rozpuštění částic sklářského písku nebo referenční doba pro ío odstranění bublin, r_G geometrická doba zdržení taveniny v tavícím prostoru i, M_Crit kritický tavící výkon v kg/s nebo v t/den, - specifické ztráty energie v kj/kg.

Pro informaci pro srovnání s Příkladem 2, je na obr. 8 uvedena i výkonová křivka s podélnou řadou elektrod 2 při stejné teplotě natékající taveniny (křivka M_Crit> podélná řada elektrod 2). Z Tabulky 2 pro případ 1 je zřejmé, že při podílu příkonu ki = 0,45 (a = 0,82) je využití tavícího prostoru 1 velmi nízké (u_D = 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 tavícího prostoru i u případu s příčnými řadami elektrod 2 strmě a s ním i kritický tavící 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 i s příčnými řadami elektrod 2 již přibližuje výkonu tavicího prostoru i 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).

Z obr. 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 tavicího 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 I. Zatímco podélná řada elek-14CZ 31123 Ul trod 2 dle příkladu 2 a 4 (obr. 2 až 5, 9 až 10) umožňuje takové poměrně „hladké“, tedy rovnoměrné podélné rozmístění energie, příčné řady elektrod 2 dle příkladu 3 (obr. 6 až 8) ve své blízkosti vyvolávají lokální podélné cirkulace, které snižují využití tavícího prostoru T 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 obr. 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

Obr. 9 a 10 pro podélnou řadu elektrod 2 v podélné ose JT tavícího prostoru i

Zjišťování optimálního tavícího výkonu bylo provedeno ve stejném modelovém tavícím prostoru 1 jako v předchozích dvou Příkladech 2 a 3. V podélné ose H tavícího prostoru i bylo stejně jako v Příkladu 2, znázorněno na obr. 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 2b v homogenizační zóně B tavícího prostoru i. Vstupní zóna A má délku 2,25 m a zaujímá tak 36 % délky tavícího prostoru I. Teplota vstupující skloviny s bublinami a nerozpuštěnými částicemi sklářského písku byla 1220 °C. Na obr. 10 jsou znázorněny závislosti kritických tavících výkonů M_crít a průtoků skloviny M_bal 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 obr. 10.

Tabulka 3 ukazuje hodnoty využití u tavícího prostoru i, referenčních dob uskutečnění řídícího děje T_Dave, T_Fref, kritického tavícího výkonu M_crit a specifických ztrát 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 1T tavícího prostoru i.

Tabulka 3

případ č.	t (°C)	kl	a = fci/Cl - fci)	u (řídící děj)	TOave, TFref (s)	rG (s)	Merit (kg/s) (t/den)	«ί, (kJ/kg)
2	1220	0,60	1,5	— 0,25	TFref =	7603	3,8 328,3	85,2
4	1220	0,70	2,33	uF = 0,28	TFrej = 1877	6723	4,3 371,5	75,3
6	1220	0,80	4	uF- 0,34	TFref= 1889	5560	5,2 449,3	62,2
8	1220	0,85	5,67	uF= 0,35	TFref - 1887	5452	5,3 457,9	61,1
9	1220	0,90	10	Mp - 0,27	^Dave ~ 2141	7814	3,7 319,7	87,5

V Tabulce 3 jsou uvedeny následující hodnoty: t - teplota vstupující skloviny, Ud, u_f- využití prostoru pro řídící děj rozpouštění částic sklářského písku nebo pro řídící děj odstraňování bublin, T_Da,_e, r_w průměrná doba rozpuštění částic sklářského písku nebo referenční doba pro odstraCZ 31123 Ul není bublin, t_g geometrická doba zdržení taveniny v tavícím prostoru 1, M_crit kritický tavící výkon v kg/s nebo v t/den, - specifické ztráty energie v kJ/kg.

Hodnoty kritických tavících výkonů M_crpři vstupní teplotě 1220 °C jsou vyneseny jako funkce podílu příkonu energie umístěné do vstupní zóny A na prvních 6 elektrod 2 dle obr. 10, křivka M_crit, P^r° 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 tavícího prostoru je pak třeba dodat větší příkon energie, především do jeho vstupní zóny A. Hodnoty M_Crit v obr. 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 obr. 10 je však o téměř 27 % nižší než v předchozím Příkladu provedení s teplotou nátoku taveniny 1320 °C, jak je ukázáno v obr. 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 tavícího prostoru I velké podélné teplotní gradienty, které vyvolají místní podélné cirkulační proudění a i při celkově vyrovnaném podélném rozložení energie sníží využití tavícího prostoru f.

Podobnou skutečnost odráží i maximální hodnota kritického výkonu při teplotě nátoku taveniny 1120 °C, která je rovněž vynesena v obr. 10 jako křivka M_cri_t, 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 obr, 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 při teplotách 1220 nebo 1120 °C, stejně jako v případě vstupní teploty taveniny 1320 °C (viz pro srovnání obr. 6).

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

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

Claims (2)

1. NÁROKY NA OCHRANU

   1. Tavící prostor kontinuální sklářské tavící 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 (2) jsou uspořádané ve dně (3) nebo bočních stěnách (4) pro vytvoření podélné nebo příčné tepelné bariéry ve sklovině, vyznačující se tím, že tavící prostor (1)

   a) 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),

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

   c) má vytvořeno mezi topnými elektrodami (2_A,2_B) rozhraní (11) mezi zónou A a zónou B.

   CZ 31123 Ul
2. 2. Tavící prostor kontinuální sklářské tavící pece podle nároku 1, vyznačující se tím, že má vstupní zónu A, která zaujímá 1/5 až 2/5 celkové délky tavícího prostoru (1) ve směru podélné osy (11) tavícího prostoru (1).