DE102018122017A1

DE102018122017A1 - Schmelzraum eines kontinuierlichen Glasschmelzofens und Verfahren zum Glasschmelzen in diesem Schmelzraum

Info

Publication number: DE102018122017A1
Application number: DE102018122017.0A
Authority: DE
Inventors: Lubomír Nemec; Lukaš Hrbek; Marcela Jebavá; Jirí Brada
Original assignee: GLASS SERVICE A S; GLASS SERVICE AS; VS CHEMICKO TECHNOLOGICKA V PRAZE; Institute of Rock Structure and Mechanics CAS; Vysoka Skola Chemicko Technologicka V Praze
Current assignee: GLASS SERVICE A S; GLASS SERVICE AS; VS CHEMICKO TECHNOLOGICKA V PRAZE; Institute of Rock Structure and Mechanics CAS; Vysoka Skola Chemicko Technologicka V Praze
Priority date: 2017-09-08
Filing date: 2018-09-10
Publication date: 2019-03-14
Also published as: CZ2017523A3; CZ307659B6; DE102018122017A9; DE202018105160U1

Abstract

Der Schmelzraum (1), der elektrisch mittels Heizelektroden (2, 2_A, 2_B) beheizt wird, umfaßt die Eintrittszone A mit dem Einfluß der Glasschmelze und der Homogenisierungszone B mit des Ausfluß (9) der Glasschmelze. Die Eintrittszone A nimmt 1/10 bis ½, von Vorteil sind 1/5 bis 2/5, des gesamten Schmelzraums (1) in Richtung der Längsachse (11) des Schmelzraums (1) ein. Die Eintrittszone A umfaßt eine Anordnung von Heizelektroden (2_A) mit einer 3 × bis 7 × höheren elektrischen Leistungsaufnahme als es die Leistungsaufnahme der Heizelektroden (2_B) in Zone B für das Erreichen der maximalen Schmelzleistung im Schmelzraum (1), sodaß sich zwischen den Heizelektroden (2_A, 2_B) zwischen der Zone A und der Zone B ein Grenzbereich (11) entsteht. Die Temperatur der eintretenden Glasschmelze in die Zone A ist um 50 bis 300 °C niedriger, als es die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze im gesamten Schmelzraum (1) ist. Das Verhältnis α_max der den Heizelektroden (2_A) in Zone A zugeführten elektrischen Leistungsaufnahme zu der den Heizelektroden (2_B) in Zone B zugeführten elektrischen Leistungsaufnahme steigt im Prinzip linear an vom niedrigsten Wert von 3 bei einem Temperaturunterschied von 50 °C zwischen der einfließenden Glasschmelze in die Zone A und die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze im gesamten Schmelzraum (1) bis hin zu einem Wert von 7 bei einem Temperaturunterschied von 300 °C, und dies bei einer maximalen Schmelzleistung Ṁ_critmax im gesamten Schmelzraum (1) und bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten

H_{M}^{L} .

Description

Technikbereich
Die Erfindung betrifft den Schmelzraum eines kontinuierlichen Glasschmelzofens. Der Schmelzraum wird räumlich durch den Boden, die gegenüberliegenden Seitenwände, der Oberfläche der Glasschmelze, sowie der Stirnwand mit dem Gemenge-Einfluß und der Rückseite mit dem Ausfluß der Glasschmelze begrenzt. Der Schmelzraum wird elektrisch durch Heizelektroden beheizt, die im Boden oder den Seitenwänden zur Bildung von längs- bzw. querliegenden Wärmebarrieren in der Glasschmelze angebracht sind.
Die Erfindung betrifft ebenfalls die Art und Weise des Glasschmelzens in diesem Schmelzraum.
Der gegenwärtige Stand der Technik
Die neuen Entwürfe für Glasschmelzöfen stellen diese immer öfter als Mehrraum-Einrichtungen dar. Der Hauptgrund ist dabei die Forderung, den Glasschmelzprozess insgesamt zu den günstigsten Bedingungen zu betreiben. Der Glasschmelzprozess jedoch gliedert sich in Teilvorgänge, welche für ihr optimales Betreiben teilweise unterschiedliche Bedingungen erfordern. Deshalb sind die neu entworfenen Einrichtungen oft in entsprechende Räume je nach den einzelnen Vorgängen aufgeteilt, in denen optimale Bedingungen für den jeweiligen Vorgang eingestellt werden. Als hauptsächliche glasbildende (homogenisierende) Vorgänge können wir die Rauschmelze des Gemenges zur Glasschmelze, das Auflösen nichtreagierter Gemenge-Anteile (vor allem Quarzsand) und chemischer Unhomogenitäten (Konzentrationsgradienten der Glasbestandteile) in der entstandenen Glasschmelze, sowie die Beseitigung von Blasen durch Separation von der Glasschmelze (Läuterung des Glases, meist durch Austreten zur Oberfläche der Glasschmelze hin) nennen.
Die Unterschiedlichkeit in den einzelnen Vorgängen kann wie folgt erläutert werden:
Bei der Rauschmelze des Gemenges erfolgt eine Veränderung des Aggregatzustands und die Bedingung für die Entstehung der Schmelze aus einem festen Stoff ist vor allem eine gute Wärmeübertragung, die sich laut der letzten Entwürfe am besten durch den direkten Kontakt des Wärmemediums (Verbrennungsgase, Plasma) mit den einzelnen Teilchen oder Granulatkörnern des Gemenges, bzw. durch Einmischen des Gemenges in die erhitzte Schmelzmasse erzielen läßt. Erfolgt die Rauschmelze im Volumen des Gemenges, so hat das Einschmelzen in einer dünnen Schicht (Gemengeteppich) bei einer großen Berührungsfläche mit dem Wärmemediums den Vorzug; das klassische Schmelzen in einer dicken Schicht auf der Oberfläche der Schmelzmasse ist langsamer und beeinschränkt die Durchführung des gesamten Prozesses. Als gemeinsame notwendige Charakteristik der neuen Entwürfe zeigt sich die räumliche Trennung des Vorgangs der Rauschmelze von den darauffolgenden homogenisierenden Vorgängen. (Letztendlich spielt sich auch in einer klassischen einräumigen Schmelzanlage des Vorgangs der Rauschmelze in einem abgrenzten Teilabschnitt des Raumes ab.)
Der weitere Vorgang, der sich an das in der entstehenden Schmelzmasse Auflösen der Gemengeteilchen anschließt, erfordert eine ausreichend hohe Temperatur, damit die Diffusionsprozesse schnell verlaufen können. Ein bedeutender Faktor beim Auflösen der verbliebenen Teilchen ist auch die Konvektion der Schmelzmasse, die die Dicke der Diffusionsschicht an der Teilchen-Oberfläche verringert und maßgeblich deren Auflösen beschleunigt. Als effektiv erweist sich deshalb das Mischen der Schmelzmasse, wobei es möglich ist, eine günstige Einstellung der natürlichen, auf den existierenden Temperaturgradienten begründeten Konvektion zu nutzen, vor allem aber die erzwungene, durch eine äußere Kraft hervorgerufene Konvektion (mechanische oder elektromagnetische) anzuverwenden. Dadurch sind dann die Bedingungen für die Strömung der Schmelzmasse speziell definiert, was wiederum die Schaffung eines gesonderten Homogenisierungsraums erforderlich macht. In einem solchen Raum verläuft auch die bereits erwähnte chemische Homogenisierung sehr schnell, wobei sich außer der Verringerung der Dicke der Diffusionsschichten an der Oberfläche der kleinen chemischen Unhomogenitäten auch wesentlich das Auflösen großer Unhomogenitäten (Schlieren) beschleunigt. Bei großen Schlieren kommt es wegen der Strömungen zu ihrer Deformierung durch Scher-, Zieh- und Rotationskräfte und im Durchschnitt zur Verringerung ihrer charakteristischen Ausmaße. Eine große Schliere löst sich somit schneller auf.
Der Vorgang der Blasenbeseitigung (Läuterung) erfordert die höchste Schmelztemperatur, damit die Wirkung der Läutermittel erreicht wird. Bei hoher Temperatureinwirkung zerfallen die Läutermittel unter Bildung von Gas, welches aus der Schmelzmasse in die Blasen diffundiert, deren Volumen vergrößert und ihre Separation von der Schmelzmasse durch Aufsteigen an die Oberfläche beschleunigt. Bedingung für eine gute Läuterung durch Aufsteigen zur Oberfläche ist außer dem Läutermittel auch ein geeigneter Fluß der Schmelzmasse, in diesem Falle ein der Pfropfenströmung nahekommender Fluß; ein für einen schnellen Lösungsvorgang vorgeschlagenes intensives Vermischen der Schmelzmasse ist also ungeeignet. Die Blasenbeseitigung sollte sich im Falle der Anwendung einer intensiven Vermischung während des Auflösens in einem weiteren abgetrennten Raum stattfinden. Wird für den Läuterungsvorgang ein anderes Prinzip verwendet (Läuterung mittels Unterdruck, Zentrifugalkraft oder bei Verwendung von Ultraschall) ist die Notwendigkeit eines gesonderten Läuterungsraums offenkundig.
Wegen der angeführten Gründe teilt sich die entworfene, nicht herkömmliche Glasschmelzanlage in drei bis vier Räume auf; es handelt sich dabei um einen sogenannten Segmentofen. Außer der Möglichkeit der Einstellung spezieller Bedingungen für die einzelnen Vorgänge schließt die Serienanordnung der einzelnen Bereiche die Bildung von Kurzschlußpfaden und Rückflußströmen, welche die Nutzung des Ofenraums für den Schmelzvorgang verringern, aus. Ein typisches Beispiel für eine Mehrbereichs-Schmelzanlage ist der „Ramar melter“ [1] oder der Entwurf von Beerkens [2] für einen segmentierten Schmelzofen. In der Anlage vom Typ „Ramar melter“ erfolgt die Konversion des Gemenges in die Schmelzmasse in einem elektrisch beheiztem Mischwerk-Raum (macro-mix melter), in einem zweiten, ebenfalls mit einem Mischwerk versehenen Raum (micro-mix melter) werden die in der Schmelzmasse nichtaufgelöste Gemengeteilchen, sowie ein Großteil der größeren Blasen beseitigt, und letztendlich im dritten Raum (centrifugal refiner) wird die Zentrifugalkraft zur Entfernung der kleineren Blasen genutzt. Durch die Anordnung der Räume hintereinander kann ein makroskopisches Rückströmen ausgeschlossen werden. Die Anlage erbringt eine relativ niedrige Leistung von 12 - 16 t/Tag.
Die Anlage nach dem Entwurf von Beerkens [2] stellt den Typ mit einer kleinen mittleren Verweilzeit der Schmelzmasse dar und verhindert gleichzeitig einen Kurzschlußpfad der Schmelzmasse. Das Gemenge wird im ersten Raum durch Verbrennungsgase an einer geneigten Ebene vorgeheizt (batch preheating) und die Rauschmelze mit einer Temperatur von 1250 °C in einem kleinen Becken gesammelt. Weiter gelangt diese in den Schmelzraum mit einem Vermischungsprozess durch Einführen von Gasen (bubbling) und einer Erwärmung auf 1500 °C durch Verbrennungsgase sowie durch Stromwärme nach Joule; hier wird das Auflösen der Gemengeteilchen beendet. Der nachfolgende Raum (primary fining) ist flach und in ihm verläuft die Beseitigung der Blasen durch Aufsteigen. Hier kommt Stromwärme und Energie durch Ultraschall zur Anwendung. Der letzte Raum (secondary fining) ist zur Beseitigung der restlichen, vorwiegend nach einer Nukleation in der Schmelzmasse vorliegenden Blasen sowie die Beendung der chemischen Homogenisierung der Schmelzmasse bestimmt. Der Ofen besteht aus vier Räumen.
Durch die Aufgliederung in spezielle Räume für die einzelnen Vorgänge entsteht allerdings eine komplizierte und teure Anlage, in der es dann sehr schwierig ist, größere Wärmeverluste zu verhindern und den Verlauf der einzelnen Vorgänge so zu koordinieren, daß die einzelnen Räume gut genutzt werden. Im größeren Maßstab errichtete Anlagen sind demzufolge aufwendig und anspruchsvoll in der Konstruktion und dem Betrieb. Eine Verringerung der Anzahl der Räume sowie die Vereinfachung des Betriebs erscheinen somit als notwendig.
Das sogenannte Schwebeschmelzen [3-4] verwendet die Energie der Verbrennungsgase oder des Plasmas für eine schnelle und praktisch parallele Konversion des Gemenges und des Schmelzvorgangs; diesem Vorgang jedoch geht eine aufwendige Anpassung der Granulometrie des Gemenges in einer vorgesetzten Anlage voraus. Die in einem speziellen Brenner oder im Plasmafeld in Form kleiner Tröpfchen entstandene Schmelzmasse muß in einem speziellen Becken konzentriert und der Blasen entledigt werden. In technischer Hinsicht handelt es sich um eine aufwendige Anlage mit einem Vorbereitungs- und zwei Schmelzräumen.
Aus den gegenwärtig entworfenen und in der jüngsten Vergangenheit getesteten, nicht traditionellen Schmelzverfahren geht hervor, daß diese Verfahren und Anlagen die spezifischen Schmelzbedingungen für die einzelnen Vorgänge respektieren können, das ursprüngliche Problem der gegenseitigen Abstimmung der Bedingungen für die Vorgänge sowie das Problem einer effektiven Anordnung der Ströme bei ihrer gemeinsamen Verwirklichung wurde allerdings durch die Einrichtung separater, hintereinander angeordneter Räume umgangen. Die räumliche Trennung der Vorgänge zeigt sich jedoch nur für die Konversion des Gemenges, wo die Veränderung des Aggregatzustands erfolgt, als notwendig. Für die Vorgänge in der Schmelzmasse muß eine Lösung in einem einzigen Schmelzraum gesucht werden.
Als Lösung dieses Problems bietet sich in der Gegenwart die Überlegung eines geeigneten Strömungstyps an, dessen Auffindung und Herstellung zum Zwecke des Betreibens eines kontinuierlichen Homogenisierungsraums, in welchem unter günstigen Bedingungen sowohl der Auflösungsvorgang als auch die Entfernung der Blasen durch Aufsteigen an die Oberfläche erfolgt. An Stelle der entworfenen zwei bis drei Räume wird also für diesen Vorgang nur einer verwendet, in welchem beide Vorgangstypen zu gemeinsamen und am besten aufeinander abgestimmten Bedingungen verlaufen. Eine eventuell geringere Vorteilhaftigkeit der gemeinsamen kinetischen Bedingungen für einige dieser Vorgänge im Vergleich zu den optimalen wird dann durch einen geeignet entworfenen Strömungstyp in diesem Raum überwogen. Die mögliche Lösung geht also von der Tatsache aus, daß beim Entwurf der Anlage nicht nur die kinetischen Erfordernisse, d.h. die Geschwindigkeit der einzelnen Vorgänge in Betracht gezogen werden müssen, sondern auch die „Wege“-Bedürfnisse des Prozesses, d.h. den Strömungscharakter im kontinuierlichen Schmelzraum als gleichwertigen Faktor hinsichtlich Leistung und Effektivität des gesamten Schmelzprozesses. Damit außer der Kinetik des Schmelzprozesses auch die Rolle des Prozessweges (Strömungscharakter) bewertet werden kann, ist es notwendig, eine entsprechende Größe einzuführen, die den Wert des Strömungscharakters ausdrückt. Für eine quantitative Bewertung der Strömungstypen aus der Sicht des Schmelzprozesses haben die Autoren dieser Publikationen [5-6] die Größe „Nutzung des Schmelzraums“ vorgeschlagen. Es handelt sich um eine relative Größe, die Werte zwischen Null und Eins annimmt, welche ungefähr den genutzten Anteil des Schmelzraums für einen gegebenen Strömungstyp in einem gegebenen Schmelzvorgang angibt. Bei einer absoluten Nutzung des Schmelzraums ist diese Größe gleich Eins (Kolbenströmung) und gleich Null im Grenzfall, wenn der Strömungstyp es überhaupt nicht gestattet, den Prozess im gegebenen Raum komplett zu verwirklichen (idealer Mischer). Die Werte der Nutzungsgröße für geläufige Schmelzräume bewegen sich somit in Zehnteln und entsprechen den Strömungen, die Kombinationen von Räumen mit überwiegend uniformen Strömungen und Räumen mit intensivem Mischen sind. Für die Masseleistung des Schmelzraums gilt dann ein einfaches Verhältnis, das sowohl die Kinetik des Schmelzprozesses, wie auch den durch die Nutzung des Schmelzraums des Ofens gegebenen Strömungscharakter einschließt: $\dot{M} = \frac{ρ V}{τ_{H r e f}} u_{H},$
wobei V das Volumen des Raums, ρ die Dichte der Schmelzmasse, τ_Href die Referenzzeit der Realisierung des gegebenen Homogenisierungsvorgangs H (entweder des Auflösens der Teilchen D oder der Beseitigung der Blasen F) und u_H die Nutzung des Schmelzraums für diesen gegebenen Homogenisierungsablauf ist. Da beide Abläufe in der Schmelzmasse parallel zueinander verlaufen, ist für die resultierende Nutzung der „langsamere“ Vorgang entscheidend, der für den gegebenen Fall der leitende Vorgang ist. Die Geschwindigkeit des Vorgangs in Gleichung (1) resultiert daher aus der Referenzzeit der Dauer des leitenden Vorgangs τ_Href , während dessen die Strömungsqualität der Schmelzmasse zu diesem Vorgang durch den Wert der Nutzwertgröße u_H ausgedrückt wird. Das Mittel für die Erlangung beider Werte in Gleichung (1) ist die Methode der mathematischen Modellierung entsprechender Vorgänge zu Temperatur- und Geschwindigkeitsbedingungen in der Schmelzmasse im gegebenen Raum. Die Nutzwertgröße u_H erlaubt nun den Schmelzprozess hinsichtlich des Strömungscharakters zu bewerten und Bedingungen für ein günstiges Strömen für den gegebenen Schmelzvorgang zu finden, die durch seine hohen Werte signalisiert werden. Ergebnis einer hohen Nutzung ist eine hohe Schmelzleistung laut Gleichung (1) sowie niedrige Werte der spezifischen Größen, wie spezifische Wärmeverluste, gegebenenfalls spezifische Verdampfungen aus der Schmelzmasse [7-8]. Da wir auf günstige Art und Weise sowohl den Auflösungs-, als auch den Läuterungsprozess in einem Raum ausführen müssen, muß der erzielte Strömungstyp für beide Vorgänge vorteilhaft sein. Durch das Studium verschiedener Strömungstypen im Modellschmelzraum mit einem einstellbaren Wärmepol wurde festgestellt, daß hohe Nutzwerte für beide Vorgänge bei einem uniformen (d. h. gleichgerichteten) Schmelzmassefluß im Schmelzraum (u_H liegt bei 0.5 [9]) erzielt werden und für beide Vorgänge lagen die Nutzwerte noch höher bei einer Einstellung eines geeigneten spiralförmigen Strömungstyps (u_H bis zu 0.6-0.8 [7-8]). Demgegenüber bewegen sich die Nutzwerte in einem klassischen regenerativen Glasofen mit elektrischer Beheizung um Werte von 0.1 und niedriger [10]. Die Hauptanforderung liegt demnach in der Festlegung von Bedingungen für die Einstellung der gefundenen optimalen Strömungstypen im Schmelzraum.
Die Einstellung des spiralförmigen Strömungstyps für den Auflösungsraum des Quarzsands im Falle wenn die Temperatur der zufließenden Schmelze mit der durchschnittlichen Temperatur der Schmelze im Raum übereinstimmt war Gegenstand von Patenten einer Autorengruppe [11-12]. Insgesamt wurde die Energieverteilung in der Schmelze mittels verschiedener Einstellungen der Temperaturgradienten modelliert und es wurden die günstigsten Einstellungstypen gesucht. Daraufhin wurde die Einstellung querverlaufender Temperaturgradienten im Schmelzraum mittels längsverlaufender Energiequellen (Elektroden, Brenner) direkt in der Schmelzmasse bzw. oberhalb dieser verwendet. Eine solche Einstellung führte zu einem spiralförmigen Typ der resultierenden Strömung und zu einer hohen Nutzung des Raums um 0.5. Dieser Strömungstyp überwandt bzw. nutzte auch kleinere längs verlaufende Temperaturgradienten in Fällen, die ohne die Anwendung einer spiralförmigen Strömung niedrige Nutzwerte für den Schmelzprozess aufweisen würden.
Unter realen Bedingungen allerdings ist die Bedingung einer gleichen Zufluß- und Durchschnittstemperatur der Schmelzmasse sowohl im klassischen Schmelzofen, wie auch im abgetrennten Homogenisierungsraum im Segmentofen größtenteils nicht erfüllbar. Beim entworfenen Homogenisierungsraum (Segment) muß damit gerechnet werden, daß die Temperatur der zufließenden Schmelzmasse niedriger bis sehr viel niedriger sein wird, als die Durchschnittstemperatur der Schmelzmasse im eigentlichen Homogenisierungsraum. Zusätzlich beeinflussen Verluste den Strömungscharakter. Als Folge der Geltendmachung des Einflusses von Verlusten und des Zuflusses kälterer Schmelzmasse in den Homogenisierungsraum entstehen längs verlaufende Temperaturgradienten der Schmelzmasse zwischen dem Eingangsraum und dem weiteren Teil des Raums und es entwickelt sich eine deutliche längs verlaufende Zirkulationsströmung der Schmelzmasse, welche deutlich die Nutzung des Schmelzraums verringert. Dadurch nähert sich die Situation dem Verhalten im klassischen Glasofen mit einem Gemengeteppich an Oberfläche der Schmelzmasse. Deswegen müssen diese längs verlaufenden Temperaturgradienten - und damit auch die längs verlaufenden Zirkulationsströmungen - unterdrückt und eine uniforme Längsströmung unterstützt werden. Sofern in der Schmelzmasse gleichzeitig quer verlaufende Temperaturgradienten eingestellt sind, kann durch ein Unterdrücken der Zirkulationsströmung zumindest in einem Teil des Raums die Intensität einer spiralförmigen Strömung unterstützt werden [13].
Das Wesentliche der Erfindung
Durch diese Erfindung können die angeführten Nachteile im Schmelzraum eines kontinuierlichen Glasschmelzofens, wo der mittels Heizelektroden elektrisch beheizte Schmelzraum räumlich durch den Boden, die gegenüberliegenden Seitenwände, der Glasschmelze-Oberfläche, sowie der Stirnwand mit dem Gemenge-Einfluß und der Rückseite mit dem Glasschmelze-Ausfluß begrenzt ist, beseitigt bzw. wesentlich begrenzt werden. Das Wesentliche dieser Erfindung besteht darin, daß der Schmelzraum die Eingangszone A mit dem Glasschmelze-Einfluß und die Homogenisierungszone B mit dem Glasschmelze-Ausfluß umfaßt, wobei die Eingangszone A 1/10 bis ½ von der Gesamtlänge des Schmelzraums in Richtung der Längsachse dieses Raums einnimmt. Die Eingangszone A umfaßt die Anordnung der Heizelektroden mit einer 3- bis 7-mal größeren Leistungsaufnahme als die Leistungsaufnahme der Heizelektroden in Zone B für das Erreichen der maximalen Schmelzleistung im Schmelzraum. Im Schmelzraum wird zwischen den Heizelektroden eine Scheidewand zwischen der Eingangszone A und der Homogenisierungszone B gebildet.
Der Hauptvorteil der vorgelegten Erfindung besteht im Erreichen der maximalen Schmelzleistung und den minimalen spezifischen Wärmeverlusten für einen üblichen Typs eines elektrischen Ofens mit einer üblich verfügbaren Elektrodenanordnung, ohne daß den Heizelektroden eine insgesamt höhere Leistung zugeführt wird, und das bei einer optimalen Verteilung der Energiezufuhr an die Heizelektroden. Die Werte für die maximale kritische Schmelzleistung und zugleich für die minimalen spezifischen Wärmeverluste gelten im Grundsatz allgemein, insbesondere für eine jegliche übliche Schmelztemperatur für Glasschmelze und im Grunde genommen für den üblichen Typ eines Schmelzraums sowie für den Großteil der kommerziellen Glastypen. Unter dem Begriff maximale kritische Schmelzleistung versteht man in dieser Erfindung in allen Fällen die maximal mögliche kritische Schmelzleistung. Ein großer Vorzug dieser Erfindung ist die Feststellung, daß die besten Ergebnisse für die Schmelzleistung bei minimalen Wärmeverlusten bei längs verlaufenden Wärmebarrieren im Schmelzraum erzielt werden, also z. B. mit vertikalen Heizelektroden im Boden in der Längsachse des Schmelzraums.
Die Unterdrückung oder Ausschließung der unerwünschten längs verlaufenden Zirkulationsströmung wird durch die begründete Anordnung der Heizelektroden als Quelle von Energie und Leistung im Schmelzraum erreicht, wobei der günstigste Strömungstyp im Allgemeinen dann erreicht wird, wenn die Energiequellen im Eingangsteil des Raums eine bedeutend höhere Leistungsaufnahme als die Quellen im zweiten Teil des Raums erhalten, wo im Grunde genommen nur noch eine konstante Temperatur der Schmelzmasse aufrecht erhalten wird. Im Optimalfall muß also in den Eingangsraum eine solche Leistung zugeführt werden, die zum Erhitzen der kälteren ankommenden Schmelzmasse auf die Durchschnittstemperatur der Schmelzmasse im Homogenisierungsraum notwendig ist, vergrößert um den Anteil der dem Volumen des Eingangsraums entsprechenden Wärmeverluste. Eine solche optimale Energieverteilung wird ausgeglichene Längsverteilung der Energie (ausbalancierte Energieverteilung) genannt. Der gegebene Homogenisierungsraum wird so in eine Eingangszone und eine weitere Homogenisierungszone aufgeteilt, wobei die Größe der Eingangszone durch die notwendige und zulässige Quellenanzahl und deren Leistung gegeben ist. Bei einem geringen Unterschied zwischen der Eingangs- und der Durchschnittstemperatur wird also der Eingangsraum kleiner und wächst mit dem anwachsenden Temperaturunterschied, darf allerdings nicht die Hälfte des gesamten Homogenisierungsraums überschreiten.
Es wurde eine optimale getestete Länge der Eingangszone A definiert. Befindet sich diese Länge außerhalb der beanspruchten Werte, also unter einem Zehntel, wird die Energiequelle in der Eingangszone A leistungsmäßig überfordert, was zu einer kürzeren Lebensdauer der Elektroden und des hitzebeständigen Materials in der Eingangszone führen kann. Ist die Länge der Eingangszone A größer als ½ der Gesamtlänge des Schmelzraums in Richtung seiner Längsachse wird dann die gesamte Schmelzleistung des ganzen Schmelzraums eingeschränkt, die die Homogenisierungszone B zu kurz sein wird.
Die optimalen getesteten Grenzwerte der den Heizelektroden in der Zone A zugeführten elektrischen Leistung wurde definiert. Eine niedrigere bzw. höhere Leistungsaufnahme führt nicht zum Erreichen einer maximalen Schmelzleistung im Schmelzraum.
Die optimale getestete Anordnung der Eingangszone A nimt 1/5 bis 2/5 der Gesamtlänge der Schmelzraums in Richtung seiner Längsachse und in Fließrichtung der Glasschmelze ein.
Die Erfindung betrifft ebenfalls die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse im Schmelzraum eines kontinuierlichen Glasschmelzofens laut dieser Erfindung, deren Wesentliches darin besteht, daß in der Eingangszone A den Heizelektroden eine drei- bis siebenmal höhere elektrische Leistung zugeführt wird, als die elektrische Leistung, die den Heizelektroden der Homogenisierungszone B zugeführt wird, bei einer maximalen kritischen Schmelzleistung Ṁ_critmax und bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten $H_{M}^{L}$
im gesamten Schmelzraum, wobei die Temperatur der in die Zone eintretenden Glasschmelze 50 bis 300 °C niedriger ist als die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze im gesamten Schmelzraum.
Hauptvorteil der Art und Weise des Schmelzens der Glasschmelze im Schmelzraum eines kontinuierlichen Glasofens laut dieser Erfindung liegt im Erreichen einer optimalen Längsverteilung der Energie im Schmelzraum, und zwar so, daß die Energieansprüche in den Zonen des Schmelzraums erfüllt werden. In den beiden Zonen A und B kommt es zum teilweisen Erhitzen und zur Homogenisierung der nichtaufgelöste Körner von Quarzsand sowie Blasen enthaltenden Glasschmelze. In beiden Zonen A und B ist das Verhältnis der Leistungsaufnahmen an elektrischer Energie so eingestellt, daß diese in der Eingangszone A 3 × bis 7 × höher ist als diese in der Homogenisierungszone B, sodaß im Schmelzraum ein günstige Strömung der Schmelzmasse eingestellt wird, deren Charakter sich an eine uniforme, d. h. gleichgerichtete oder spiralförmige Strömung annähert, und damit durch diesen Strömungscharakter eine maximale Schmelzleistung und minimale spezifische Verluste erzielt werden. So wird das Ziel dieser Erfindung erreicht, und zwar eine wesentlich höhere Schmelzleistung und niedrigere Verluste, ohne daß sich die Gesamtenergieleistung im Schmelzraum im Vergleich zu einer Standardlösung der Schmelzräume ohne der angeführten Aufteilung der elektrischen Leistungsaufnahmen verändert. Diese Lösung ist laut der Erfindung für horizontale Schmelzräume in der Standardform eines Quaders und für quaderähnliche Formen geeignet.
Die günstigste Lösung für das Schmelzen der Glasmasse im Schmelzraum zur Erzielung der maximalen Schmelzleistung Ṁ_critmax im gesamten Schmelzraum bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten $H_{M}^{L}$
im Schmelzraum ist erreicht, wenn das Verhältnis α_max der zu den Heizelektroden der Eingangszone A zugeführten elektrischen Leistung zur zu den Heizelektroden der Homogenisierungszone B zugeführten elektrischen Leistung im Grunde genommen vom niedrigsten Wert 3 bei einem Temperaturunterschied von 50 °C zwischen der Temperatur der zufließenden Glasschmelze in die Zone A und der Durchschnittstemperatur der Glasmasse im gesamten Schmelzraum bis zu einem Wert von 7 bei einem Temperaturunterschied von 300 °C linear ansteigt.
Weitere abhängige Patentansprüche spezifizieren die konkreten Werte der maximalen kritischen Schmelzleistung im Schmelzraum mit den entsprechenden minimalen spezifischen Wärmeverlusten bei einer gegebenen Elektrodenanordnung und bei einer gegebenen Durchschnittstemperatur der Glasschmelze.
In der konkreten Ausführung laut Beispiel 2 dieser Erfindung wird eine günstige Art und Weise der Schmelze der Glasmasse dargestellt, wenn die Temperatur der eintretenden Glasschmelze in Zone A um 100 °C niedriger ist als die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze von 1420 °C im gesamten Schmelzraum, der mit einer Reihe vertikaler Elektroden in der Längsachse zum Schmelzraum bestückt ist, also bei einer Eintrittstemperatur der Glasschmelze von 1320 °C , wird den Heizelektroden in der Eintrittszone A eine elektrische Leistung zugeführt, die einen 4 × höheren Wert hat als es die elektrische Leistung ist, die den Heizelektroden der Homogenisierungszone B zugeführt wird. Damit wird eine maximale kritische Schmelzleistung Ṁ_critmax erreicht, die einem Wert von 626.4 t/Tag (7.25 kg/s) bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten $H_{M}^{L}$
von 45.9 kj/kg im gesamten Schmelzraum entspricht.
In der konkreten Ausführung laut Beispiel 3 dieser Erfindung wird eine Art und Weise der Schmelze der Glasmasse dargestellt. Der Schmelzraum ist mit einer Reihe vertikaler Elektroden bestückt, die in drei parallelen querverlaufenden Reihen des Schmelzraums in einem Abstand von der Stirnwand von 1 m, 3.135 m und 5.2 m verlaufen. Die Temperatur der eintretenden Glasschmelze in Zone A ist um 100 °C niedriger als die Durchschnittstemperatur von 1420 °C im gesamten Schmelzraum. Die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse laut dieser Erfindung zu diesen Bedingungen besteht darin, daß bei einer Eintrittstemperatur der Glasschmelze von 1320 °C in die Eintrittszone A den Heizelektroden eine elektrische Leistung zugeführt wird, die 5.67 x größer ist als die elektrische Leistung, die den Heizelektroden der Homogenisierungszone B zugeführt wird. Damit wird eine maximale kritische Schmelzleistung Ṁ_crirmax von 561.6 t/Tag (6.5 kg/s) bei minimalen spezifischen Verlusten $H_{M}^{L}$
von 50.3 kj/kg im gesamten Schmelzraum erzielt.
In der konkreten Ausführung laut Beispiel 4 dieser Erfindung wird eine Art und Weise der Schmelze der Glasmasse dargestellt, wobei die Temperatur der eintretenden Glasschmelze in Zone A um 200 °C niedriger liegt, als es die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze von 1420 °C im gesamten Schmelzraum ist. Der Schmelzraum ist mit einer Reihe vertikaler Elektroden bestückt, die in der Längsachse des Schmelzraums angebracht wurden. Die Art und Weise des Schmelzens der Glasschmelze zu diesen Bedingungen besteht darin, daß bei einer Eintrittstemperatur der Glasschmelze von 1220 °C in die Eintrittszone A den Heizelektroden eine elektrische Leistung zugeführt wird, die 5.67 x größer ist als die elektrische Leistung, die den Heizelektroden der Homogenisierungszone B zugeführt wird. Damit wird eine maximale kritische Schmelzleistung Ṁ_crirmax von 457.9 t/Tag (5.3 kg/s) bei minimalen spezifischen Verlusten $H_{M}^{L}$
von 61.1 kj/kg im gesamten Schmelzraum erzielt.
Experimentell wurde durch die Erfinder ein resultierendes semiempirisches Verhältnis für die maximale kritische Schmelzleistung im Schmelzraum, wie auch für den Massendurchsatz der Glasschmelze bei einer ausgeglichenen horizontalen Energieverteilung, wie auch ein Verhältnis für die spezifischen Wärmeverluste in Bezug auf die oben angeführte maximale kritische Schmelzleistung vorgeschlagen und bestätigt.
Bei der günstigsten Energieverteilung im Schmelzraum wird laut dieser Erfindung die maximale kritische Schmelzleistung Ṁ_critmax [kg/s] an Glasschmelze erreicht, wie diese durch die semiempirische experimentell überprüfte Gleichung ausgedrückt wird: ${\dot{M}}_{c r i t m a x} = 1,25 \frac{{\dot{H}}^{L} (\frac{α_{m a x}}{1 + α_{m a x}} - ξ)}{c_{p} Δ t (1 - \frac{α_{m a x}}{1 + α_{m a x}})},$
wobei

Ḣ^L [J/s]: der Gesamtstrom an Wärmeverlusten an allen äußeren Grenzbereichen des Homogenisierungsraums ist, wobei die Grenzbereiche der Glasschmelze die Oberfläche der Glasschmelze, sowie die Berührung der Glasschmelze mit dem Boden, den Seitenwänden, der Stirn- und der Rückwand sind;
c_p [J/kg°C]: die durchschnittliche spezifische Wärmekapazität der Glasschmelze ist;
Δt [°C]: der Temperaturunterschied zwischen der Durchschnittstemperatur der Glasschmelze im gesamten Schmelzraum und der Temperatur der eintretenden Glasschmelze von 50 bis 300 °C ist;
ξ: der Anteil der in der Eingangszone A ausgewiesenen Wärmeverluste ist;
α_max: das Verhältnis zwischen der Leistungsaufnahme der Heizelektroden der Eingangszone A und der Leistungsaufnahme der Heizelektroden in der Homogenisierungszone B bei einer Maximalleistung Ṁ_critmax ist, wobei gilt, daß α_max = k_1max/(1-k_1max) = 2,25 + 0,0125Δt ist, wenn k_1max der Anteil an elektrischer Energie an der Gesamtleistungsaufnahme der Heizelektroden in der Eingangszone A des Schmelzraums bei einer maximalen kritischen Leistung Ṁ_critmax ist.

Bei einer ausgeglichenen und ausbalancierten Energieverteilung im Schmelzraum wird ein Massendurchsatz Ṁ_bal [kg/s] an Glasschmelze erreicht, der durch die Gleichung dargestellt wird: ${\dot{M}}_{b a l} = \frac{{\dot{H}}^{L} (k_{1} - ξ)}{H_{M}^{T} (1 - k_{1})},$
wobei

Ḣ^L [J/s]: die Gesamtstrom an Wärmeverlusten an allen äußeren Grenzbereichen der Glasschmelze im Schmelzraum ist, wobei die Grenzbereiche der Glasschmelze die Glasschmelze am Boden, den Seitenwänden, der Stirn- und der Rückwand und der Oberfläche der Glasschmelze darstellen;
ξ: der Anteil der in der Eingangszone A ausgewiesenen Wärmeverluste ist;
[J/kg]: die spezifische Wärme für das Erhitzen der Glasschmelze im Schmelzraum auf die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze ist und
k₁: der Anteil der elektrischen Leistungsaufnahme der Heizelektroden in der Eingangszone A ist.

Desweiteren: bei der günstigsten Energieverteilung im Schmelzraum werden minimale spezifische Wärmeverluste $H_{M}^{L}$
in der Glasschmelze erreicht, die durch die Gleichung $H_{M}^{L} = \frac{{\dot{H}}^{L}}{{\dot{M}}_{c r i t}}$
ausgedrückt werden, wobei Ḣ^L [J/s] der Gesamtstrom an Wärmeverlusten an allen äußeren Grenzbereichen der Glasschmelze im Schmelzraum ist, wobei die Grenzbereiche der Glasschmelze von der Oberfläche der Glasschmelze, die Glasschmelze bei der Berührung mit dem Boden, den Seitenwänden und der Rückwand gebildet werden, und wo Ṁ_crit [kg/s] die kritische Schmelzleistung darstellt.
Figurenliste
Die Erfindung wird desweiteren detailliert in nichteinschränkenden Beispielsausführungen beschrieben, die schematisch an Hand von zugefügten Abbildungen erläutert, wobei

die Abhängigkeit des Massendurchsatzes der Glasschmelze am Anteil der Leistungsaufnahme an Energie in der Eintrittszone A bei einer Temperatur von 1320 °C darstellt, wie insbesondere in Beispiel 1 beschrieben wird;
eine axonometrische Ansicht auf den Schmelzraum mit einer längsgerichteten Anordnung der Elektroden im Boden des Schmelzraums zeigt, insbesondere laut Beispiel 2;
einen senkrechten Schnitt entlang der Längsachse des Schmelzraums von zeigt, insbesondere laut Beispiel 2;
die Abhängigkeit der kritischen Schmelzleistung bei einer Temperatur von 1320 °C am Anteil der Leistungsaufnahme von Energie in Zone A mit einer längsgerichteten Anordnung der Elektroden im Boden zeigt; insbesondere laut Beispiel 2;
einen senkrechten Längsschnitt parallel zur Längsachse des Schmelzraums zeigt, der in ¼ bzw. ¾ der Breite des Schmelzraums von geführt wird; laut Beispiel 2;
eine axometrische Ansicht auf den Schmelzraum mit drei querverlaufenden Reihen von Elektroden im Boden des Schmelzraums zeigt; laut Beispiel 3;
eine Aufsicht auf den Horizontalschnitt durch den Schmelzraum mit drei querverlaufenden Reihen von im Boden befindlichen Elektroden zeigt, und zwar den nichtdargestellten Schnitt von , geführt in der Hälfte der Höhe der Elektroden; laut Beispiel 3;
die Abhängigkeit der kritischen Schmelzleistung am Anteil der Leistungsaufnahme von Energie in Zone A mit drei querverlaufenden Reihen von Elektroden bei einer Temperatur von 1320 °C zeigt; laut Beispiel 3;
eine axonometrische Ansicht des Schmelzraums mit einer längsverlaufenden Reihe von Elektroden im Boden des Schmelzraums zeigt; laut Beispiel 4;
die Abhängigkeit der Schmelzleistung am Anteil der Leistungsaufnahme von Energie in Zone A mit einer längsverlaufenden Reihe von Elektroden im Boden bei einer Temperatur von 1220 °C und informativ bei einer Temperatur von 1120 °C zeigt; laut Beispiel 4.

Beispiele der Durchführung der Erfindung
Beispiel 1
Abbildung 1, 2, 3, 5, 6, 7, 9 für längs- und querliegende Reihen von Elektroden 2 im Schmelzraum 1
Der Gegenstand der Erfindung wird für die geläufigste Form eines kontinuierlichen Glasschmelzofens mit einem geläufigen Schmelzraum 1 in rechtwinkliger Form, wie in schematisch dargestellt wird, angewandt. Der Schmelzraum 1 ist elektrisch mittels Heizelektroden 2 beheizt und räumlich durch den Boden 3, den gegenüberliegenden Seitenwänden 4, der Oberfläche der Glasschmelze 5, der Stirnwand 6 und dem Eintritt 7 der Glasschmelze und der Rückwand 8 (dem Wall) und dem Austritt 9 (dem Durchlass) der Glasschmelze begrenzt. Die Elektroden 2 sind im Boden 3 zwecks Bildung einer längsausgerichteten Wärmebarriere innerhalb der Glasschmelze angeordnet, wie in , , , dargestellt wird. Die Elektroden 2 können in mehreren Reihen im Boden 3 zur Bildung von querausgerichteten Wärmebarrieren in der Glasschmelze angeordnet sein, wie in und dargestellt wird.
Der Schmelzraum 1 ist aufgeteilt in die mit den Elektroden 2_A bestückte Eintrittszone A und die mit den Elektroden 2_B bestückte Homogenisierungszone B, sodaß zwischen beiden ein natürlicher Grenzbereich 10 entsteht.
Die Eingangszone A ist dem Teil des Glasofens mit der Einlegemaschine und der Konversion des Glasgemenges in die Glasschmelze zugewandt. Der Eintritt 7 der Glasmasse kann als oberer Eintritt 7 auf die Oberfläche der Glasschmelze, oder als oberer Eintritt 7 im oberen Teil der Stirnwand 6, oder als unterer Eintritt 7 im unteren Teil der Stirnwand 6 angeordnet sein. Von Vorteil sind Fronteinleger 7 über der Oberfläche der Glasschmelze, die über die gesamte Breite des Schmelzraums 1 reichen. Von Vorteil sind Fronteintritte 7 mit einer niedrigeren Höhe, als es die Höhe der Glasschmelze im Schmelzraum 1 ist. Die Länge des Eintritts 7 durch die Oberfläche ist gleichlang oder kürzer, als die entsprechende Länge der Eintrittszone A.
Die Homogenisierungszone B mit dem Austritt 9 der Glasschmelze ist für den Ablauf der Auflösungsvorgänge und der Blasenbeseitigung bestimmt und schließt sich an nichtdargestellte Teile des Glasofens an, wie z. B. ein Feeder (ein Speiser, eine Dosiererrinne), eine Glasmaschine oder direkt eine Glasverarbeitungsmaschine. Ähnlich wie der Eintritt 7 der Glasschmelze kann auch der Austritt 9 als oberer oder als nichtdargestellter unterer Austritt angeordnet sein.
Die Elektroden 2 sind im Schmelzraum 1 entweder direkt im Boden 3 in der Längsachse 11 des Schmelzraums 1 angeordnet, wie aus den , , , ersichtlich wird, eventuell in den gegenüberliegenden Seitenwänden 4, oder aber im Boden 3 in mindestens zwei querverlaufenden Reihen, wie zum Beispiel in und dargestellt wird.
Mögliche, auch nichtdargestellte alternative Anordnungen der Elektroden 2 werden desweiteren angeführt.
Die Elektroden 2_A der Eintrittszone A können folgendermaßen angeordnet sein, wie zum Beispiel:

• als vertikale Elektroden 2_A vom Boden 3 aus in einer oder zwei längsverlaufenden Reihen, wobei die Elektroden 2_A zur Längsachse 11 des Schmelzraums 1 in einer Reihe oder in zwei die Längsachse 11 des Schmelzraums 1 flankierenden Reihen verlaufen können,
• als horizontale Elektroden 2_A von beiden Seitenwänden 4 des Ofens aus, wobei die Enden der Elektroden 2_A sich in einer Längsachse 11 befinden, oder zumindest in zwei parallelen Reihen, die die Längsachse 11 des Schmelzraums 1 flankieren,
• als vertikale Elektroden 2_A vom Boden 3 aus in wenigstens einer Reihe oder in Gruppen quer durch die Eintrittszone A.

Die Elektroden 2_B der Homogenisierungszone B können folgendermaßen angeordnet sein, wie zum Beispiel:

• als vertikale Elektroden 2_B vom Boden 3 aus in einer oder zwei Längsreihen, wobei sich die Elektroden in der Längsachse 11 des Schmelzraums 1 in einer Reihe, oder in zwei die Längsachse 11 des Schmelzraums 1 flankierenden Reihen,
• als horizontale Elektroden 2_B von den Seitenwänden 4 des Schmelzraums 1 aus, wobei die Enden der Elektroden sich in der Längsachse 11 befinden, oder in zwei Reihen die Längsachse 11 des Schmelzraums 1 flankieren,
• als vertikale Elektroden 2_B vom Boden 3 aus in wenigstens einer Querreihe oder in Gruppen quer durch die Homogenisierungszone B.

Es sind selbstverständlich auch andere Kombinationen der vorgeschlagenen Anordnung der Elektroden 2 in den Zonen A und B möglich.
Die Bedingungen für eine ausgeglichene ausbalancierte längsausgerichtete Energieverteilung sind für die Definierung des aktuellen und für die Vorhersage des gesuchten effektiven Strömungstyps von Bedeutung; dank deren Kenntnisse kann die mögliche Grenze der Schmelzleistung abgeschätzt und viel Rechenarbeit und der Bau von Prototypen eingespart werden. Für die Festlegung der Bedingungen einer ausgeglichenen Energieverteilung ist die Kenntnis nur einiger weniger Grundangaben erforderlich. Die Formfunktion einer solchen ausgeglichenen Verteilung gilt dann allgemein für den geläufigen Typ eines horizontalen Schmelzraums 1, unabhängig von seinen Ausmaßen. Sofern es den Typ des Schmelzraums 1 betrifft, so muß dieser nur der Bedingung einer Trennung in die Eingangszone A und in die sich daran anschließende Homogenisierungszone B genüge tragen. Für eine ausgeglichene Energieverteilung im Schmelzraum 1 wurde folgende Gleichung abgeleitet: ${\dot{M}}_{b a l} = \frac{{\dot{H}}^{L} (k_{1} - ξ)}{H_{M}^{T} (1 - k_{1})}$
wobei Ṁ_bal der Wert des Massendurchsatzes in kg/s ist, der einer ausgeglichenen Energieverteilung im Schmelzrauml entspricht. Es muß bedacht werden, daß bei einer Änderung des Durchflusses (der Schmelzleistung) die entsprechende Energie für die Erhitzung der eintretenden Schmelzmasse zugeführt werden muß, weswegen auch Ṁ_bal von der Energieverteilung abhängig sein muß. Ḣ^L ist der Gesamtstrom an Verlusten durch die Wände (die Grenzbereiche) des Schmelzraums. Die Werte für den Massendurchsatz an Glasschmelze Ṁ_bal und die Werte für den Gesamtstrom an Verlusten Ḣ^L werden in Einheiten pro Sekunde angegeben (gekennzeichnet durch einen Punkt über dem Größensymbol). Der Wert ξ ist der Verlustanteil durch Grenzbereiche, die dem Eingangsteil des Raums zufallen, $H_{M}^{T}$
ist die spezifische Wärme für das Erhitzen der eintretenden Schmelzmasse auf die Durchschnittstemperatur im Schmelzraum 1 (in einem klassischen Glasofen die theoretische Wärme) und k₁ die Variable aus dem Anteil der Leistungsaufnahme an Energie bezogen auf die gesamte Leistungsaufnahme an Energie zu den Heizelektroden 2_A , der der Eintrittszone A des Schmelzraums 1 zugeführt wird und definiert so auf einfache Art und Weise die Längsverteilung der Energie. Für eine Abschätzung des Strömungscharakters ist demzufolge wichtig der Durchsatz an Schmelzmasse im Schmelzraum 1 als abhängige Variable, der an die Eintrittszone A gelieferte Energieanteil, k₁ als unabhängige Variable und der von der Gleichung (2) definierten Kurve Ṁ_bal(k₁). Die Kenntnis der Größen Ḣ^L , $H_{M}^{T}$
und ξ ermöglichen es die Kurve Ṁ_bal(k₁) einfach zu erstellen. In der Kurve Massendurchsatz M gegen den an die Eintrittszone A gelieferten Energieanteil k ₁ kann dann die Typen der längsausgerichteten Zirkulationsströmung zu finden, die für die Nutzung des Schmelzraums 1 und damit für die kritische Schmelzleistung, der hinsichtlich der Qualität der Glasschmelze maximal möglich ist. Eine typische Kurvenform zeigt in das Diagramm der Abhängigkeit des Massendurchsatzes Ṁ_bal(k₁) der Glasschmelze am Anteil k₁ der Energieleistung in der Eintrittszone A bei einer Temperatur von 1320 °C.
Die Kurve des Massendurchsatzes Ṁ_bal(k₁) in , also das Diagramm verschiedener Typen der längsausgerichteten Zirkulationsströmung, teilt die gesamte Diagrammfläche in zwei Teile. Links von dieser Kurve wird im Schmelzraum 1 eine längsausgerichtete Zirkulationsströmung entgegen dem Uhrzeigersinn vorherrschen (im klassischen horizontalen Schmelzofen ist dies eine Strömung mit einem Rückfluß an der Oberfläche), an der sich im Schmelzraum 1 der Durchsatz an Schmelzmasse anhäuft. Rechts von der Kurve konstituiert sich eine Zirkulationsströmung im Uhrzeigersinn, erneut mit einer Anhäufung des Durchsatzes an Glasschmelze im Schmelzraum 1. Beide Zirkulationsströmungen verringern die Ausnutzung des Schmelzraums 1 und damit auch dessen Schmelzleistung. An der Kurve Ṁ_bal(k₁) stabilisierte sich dann ein uniformer Vorwärtsstrom, der durch eine hohe Nutzung des Schmelzraums 1 und einer hohen Schmelzleistung gekennzeichnet ist. Beide diese Strömungstypen werden durch ovale Marken mit Pfeilen in präsentiert. Die so dargestellte Abbildung der Strömungen ist nur der Idealfall und gilt nur unter der Voraussetzung, daß die Längsverteilung der Energie im Schmelzraum 1 „glatt“ ist. Unter realen Bedingungen entstehen Unregelmäßigkeiten in der Energieverteilung dank der Ungleichmäßigkeiten bei der Erhitzung mittels realer Quellen, den Heizelektroden 2, und als Folge davon erscheinen Abweichungen vom so dargestellten Idealcharakter der Strömung. Die Ergebnisse der Beobachtung der Strömung zeigen allerdings, daß die realen Bilder der Strömungstypen recht gut der theoretischen Abbildung entsprechen. Nach der theoretischen Abbildung ist also nicht von Vorteil sich in einer größeren Entfernung von der Kurve Ṁ_bal(k₁) zu bewegen, da man dann eine niedrigere Nutzung und Schmelzleistung erhält, je weiter man sich von dieser Kurve befindet, und im Gegensatz dazu, auf der Kurve Ṁ_bal(k₁) und in deren Umgebung werden hohe Werte der Nutzung und der Schmelzleistung verzeichnet, da die Strömungen in diesem Bereich uniform oder uniformen Strömungen (in einer Richtung verlaufend) nahe sind. Ziel bei der Suche nach optimalen Bedingungen ist also das Erreichen der Ergebnisse der Modellberechnungen der kritischen Leistung Ṁ_crit nahe der Kurve Ṁ_bal(k₁), wobei es realer ist Positionen der Ergebnisse links von dieser Kurve zu erreichen, d. h. bei niedrigeren Werten k₁ des Anteils der Leistungsaufnahme an Energie in der Eintrittszone A. Positionen rechts von der Kurve erfordern eine zu hohe Energiezufuhr in die Eintrittszone A, was ein technisches Problem darstellen kann. Die tatsächlichen kritischen Leistungen der Anlage werden allerdings durch die Kinetik der Schmelzvorgänge beeinflußt, weswegen es ohne Modellierung nicht möglich ist, sich ausreichend der Kurve zu nähern oder auf die Kurve Ṁ_bal(k₁) zu gelangen.
Die genaue Festlegung der Bedingungen geht also dann von der mathematischen Modellierung für den gegebenen Schmelzraum 1 bei sich ändernden Strömungstypen aus und von der quantitativen Auswertung der Nutzungsgrößen des Schmelzraums 1 für die verfolgten Schmelzvorgänge (hier das Auflösen des Quarzsands und die Beseitigung der Blasen). Jede Einstellung des Strömungstyps mittels der Größe k₁ erfolgt für die gegebene Anordnung der Energiequellen, also der Heizelektroden 2_A , 2_B in beiden Zonen A und B des Schmelzraums 1 und der Verteilung der Leistungsaufnahme an Energie zwischen der Eintrittszone A und der Homogenisierungszone B des Schmelzraums 1. Im vorgeschlagenen Fall wird als Energie Stromwärme nach Joul angesehen, die durch Elektroden 2 direkt der Schmelzmasse zugeführt wird. Den maximal erreichten Wert für die Nutzung des Schmelzraums 1 bestimmt dann der günstigste Charakter der Strömung und die höchste Schmelzleistung, gegebenenfalls die niedrigsten spezifischen Wärmeverluste. Die Anzahl der Bestimmungen kann durch Berechnung und Verwendung der Kurve Ṁ_bal(k₁) stark begrenzt werden. Die Verteilung der Energiequellen und der der Eintrittszone A und der Homogenisierungszone B des Schmelzraums 1 zufallende Anteil, gegebenenfalls auch die detailliertere Verteilung der Leistungsaufnahme der einzelnen Quellen bestimmen dann die Bedingungen für die günstigste Einstellung des gesamten Schmelzraums 1.
Die Eintrittszone A hat eine Länge, die 1/10 bis ½ der Gesamtlänge des Schmelzraums 1 in Richtung seiner Längsachse 11 und in der Strömungsrichtung der Glasschmelze des Glasofens darstellt.
Die Eintrittszone A ist mit Heizelektroden 2 bestückt, deren Anzahl durch den Bedarf an der entsprechenden Leistungsaufnahme gegeben ist, die der Erhitzung der Glasschmelze auf die für den gesamten Schmelzraum 1 festgelegte Durchschnittstemperatur entspricht, und dem entsprechenden Anteil an Verlusten, wobei die Bedingung eines Nichtüberschreitens der maximalen Strombelastung der Elektroden 2_A eingehalten wird.
Die elektrische Leistungsaufnahme 2_A in die Eintrittszone A des Schmelzraums 1 ist 3 × bis 7 × höher als die elektrische Leistungsaufnahme der Elektroden 2_B in der Homogenisierungszone B, sofern die Temperatur der eintretenden Glasschmelze um 50 bis 300 °C niedriger ist, als es die im gesamten Schmelzraum 1 festgelegte Durchschnittstemperatur ist, wobei der Verhältniswert α der Leistungsaufnahme in die Eintrittszone A zum Wert der Leistungsaufnahme in die Homogenisierungszone B in etwa linear ansteigt vom niedrigsten Wert um 3 (drei) bei einem Temperaturunterschied von 50 °C zum Wert 7 (sieben) bei einem Temperaturunterschied von 300 °C.
Die Werte der maximalen kritischen Schmelzleistung des Ofens aus den Fällen, die in den Beispielen angeführt sind, lassen sich mit einer wenigstens 20 %-igen Genauigkeit aus der Gleichung ermitteln: ${\dot{M}}_{c r i t m a x} [k g / s] = 1,25 \frac{{\dot{H}}^{L} (\frac{α_{m a x}}{1 + α_{m a x}} - ξ)}{c_{p} Δ t (1 - \frac{α_{m a x}}{1 + α_{m a x}})},$
wobei Ḣ^L in J/s der Gesamtstrom der Wärmeverluste an den Grenzgebieten des Schmelzraums 1 ist, das gefundene oder geschätzte Verhältnis α_max zwischen der elektrischen Leistungsaufnahme in die Eintrittszone A und der Leistungsaufnahme in die Homogenisierungszone B ist bei einer maximalen kritischen Homogenisierungsleistung (α_max =k_1max/(1-k_1max, kde k_1max, wo k_1max der entsprechende gefundene oder geschätzte Anteil der in die Eintrittszone A des Schmelzraums 1 bei einer Maximalleistung platzierten Energieaufnahme ist), ξ ist der Anteil der für die Eintrittszone A ausgewiesenen Wärmeverluste, c_p ist die durchschnittliche spezifische Wärmekapazität der Glasschmelze in [J/(kg°C)], für eine Float-Glasschmelze ist der Durchschnittswert der Wärmekapazität c_p gleich 1.269 × 103 J/(kg°C), Δt ist der Temperaturunterschied in °C zwischen der Durchschnittstemperatur der Schmelzmasse im gesamten Schmelzraum 1 und der Temperatur der eintretenden Schmelzmasse. Die Konstante 1.25 drückt die Tatsache aus, daß die maximale kritische Schmelzleistung etwa um ein Viertel größer ist, als der näheste Wert Ṁ_bal entspricht.
Für das Verhältnis α_max , die maximale elektrische Leistungsaufnahme, die den Heizelektroden 2_A der Zone A gilt hinsichtlich der den Heizelektroden 2_B der Zone B zugeführten Leistungsaufnahme auf der Grundlage der Ergebnisse der numerischen Modellierung die Gleichung: $\begin{matrix} \propto_{m a x} = 2,25 + 0,0125 Δ t, & Δ t \in < 50; 300 > \end{matrix}$
wobei Δt der Unterschied zwischen der Temperatur der eintretenden Schmelzmasse und der Durchschnittstemperatur im Schmelzraum, die sich zwischen 50 ± 10 °C und 300 ± 20 °C bewegt. Für kleinere Unterschiede kann man damit rechnen, daß es sich um einen isothermischen Fall handelt und die Längszirkulationen vernachlässigbar sind. Größere Temperaturunterschiede als 300 °C sind in der Praxis nicht real.
Bei den festgestellten und im Weiteren angeführten Werten der maximalen kritischen Schmelzleistung Ṁ_critmax , die an Modellanlagen für den Typ einer Kalinatron-Glasschmelze für Flachglas erzielt wurden, erwächst die Frage der Genauigkeit der Werte Ṁ_critmax aus den Gleichungen (3-4) für andere kommerzielle Gläser, die in gleichen oder ähnlichen Typen der Schmelzräume 1 geschmolzen wurden. Beim Schmelzen eines anderen Typs an kommerziellen Glas in einem gleichen Typ der Anlage und bei dem gegebenen Wert Δt wird die Bedingung der Übereinstimmung oder der Ähnlichkeit der Werte Ḣ^L und ξ eingehalten. Da der Großteil der kommerziell geschmolzenen Gläser als Hauptbestandteil Siliziumoxid enthält und einige weitere Bestandteile, wie zum Beispiel Kaliumoxid und Natriumoxid, sich in den Gläsern wiederholen, können wir auch ähnliche Durchschnittswerte der spezifischen Wärmekapazität c_p bei verschiedenen Glastypen erwarten. Ein gleicher oder ähnlicher Wert des Verhältnisses α bei anderen Gläsertypen ist abhängig von der Übereinstimmung oder der Ähnlichkeit der Werte τ_Href . Es ist bekannt, daß empfohlen wird, den Schmelzprozess der Gläser bei einer Viskosität der Schmelzmasse um 10 Pas durchzuführen, wo der Wert von 10 Pas ausreichend niedrig ist für die Verwirklichung der Diffusionsprozesse bei der Auflösung. Dieser Wert ist das Ergebnis historischer Erfahrungen beim Schmelzen von Gläsern verschiedener Typen. Ebenso ist der Läuterungsprozess teilweise abhängig von der Viskosität der Schmelzmasse und die Funktion der Läuterungsmittel spielt sich bei ungefähr gleichen Viskositäten bei verschiedenen Glastypen ab. Daraus geht hervor, daß die Geschwindigkeit der Auflösungs- und Läuterungsprozesse bei einer empfohlenen Viskosität und die daraus hervorgehenden unterschiedlichen Schmelztemperaturen werden sich bei verschiedenen Glastypen nicht sonderlich unterscheiden. Wir können also für verschiedene Gläser ähnliche Werte der Referenzschmelzdauer τ_Href erwarten. Sofern diese Ähnlichkeit zusammen mit den früher erwähnten Ähnlichkeiten der Größen Ḣ^L , ξ und c_p erfüllt wird, so werden auch die Werte des optimalen Verhältnisses α_max zwischen Leistungsaufnahme in die Eintrittszone A und die Homogenisierungszone B gleich oder ähnlich sein und die Werte Ṁ_critmax werden ähnlich auf einen anderen Typ von kommerziellen Glas im gleichen Schmelzraum 1 übertragbar sein. Aus einem gleichen oder ähnlichen Wert α_max geht gleichzeitig hervor, daß für einen anderen Glas-Typ auch die gleichen oder ähnlichen Werte für die maximale Nutzung u_Hmax gelten werden. Für andere, in der Form aber ähnliche Schmelzräume gilt dann, daß sich eine Vergrößerung des Bereichs vor allem in einer Erhöhung des Wertes für den Strom der Wärmeverluste Ḣ_L in Gleichung (2) äußert. Die Kurve Ṁ_bal(k₁) in wird gerade und ihr Mittelteil verschiebt sich nach links. Die maximalen kritischen Leistungen Ṁ_critmax vergrößern sich etwa im Verhältnis der Volumen und verschieben sich nach oben entlang der Kurve Ṁ_bal(k₁) und nach rechts. Wenn wir voraussetzen, daß sich beide Verschiebungen nach links und nach rechts in etwa kompensieren, kommt es zum Erreichen der maximalen kritischen Leistung in einem anderen, formenmäßig ähnlichen Bereich bei einem in etwa gleichen Wert k₁ wie beim vorhergehenden Referenzbereich. Es handelt sich um eine Abschätzung, genauere Werte müssen durch Modellierung gewonnen werden.
Für Beispiele von Ausführungen wurde der Modell-Schmelzraum 1 gewählt, der schematisch zum Beispiel in den zugefügten , , , , und dargestellt wird. Der Schmelzraum 1 wird in Varianten mit einer längsgerichteten Wärmebarriere dargestellt, wie aus und ersichtlich ist, und auch mit einer querverlaufenden Wärmebarriere, dargestellt in .
Allgemein gilt für die Berechnung in allen Ausführungsbeispielen der Erfindung, daß als unabhängige Variable die Größe k₁ gewählt wurde, welche den Anteil α der elektrischen Leistungsaufnahme von der gesamten elektrischen Leistungsaufnahme kennzeichnet, die in die Eintrittszone A des Schmelzraums 1 gerichtet wird, wie graphisch in , und und zahlenmäßig in den Tabellen 1, 2, 3 deutlich gemacht wird. Zwischen den Wert k₁ und α gilt die Beziehung k₁₌α/(1+α). Eine graphische Veranschaulichung mit Hilfe von k₁ ist aufschlußreicher als eine mittels α. Die Ergebnisse wurden erreicht für eine durchschnittliche Temperatur im Schmelzraum 1 für die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze von 1420 °C im Schmelzraum 1, den Wert des Stroms der Wärmeverluste von Ḣ^L = 327 kW, sowie den Wert des Anteils der Wärmeverluste in der Eintrittszone A von ξ = 0.36. Dabei betrug die Wärme, die für die Erhitzung der mit einer um 100 °C niedrigeren Temperatur eintretenden Glasschmelze, als es die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze im Schmelzraum 1 ist, gleich 126.9 kj/kg, die Wärme, die für die Erhitzung der mit einer um 200 °C niedrigeren Temperatur eintretenden Glasschmelze, als es die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze ist, gleich 253.8 kj/kg und die Wärme, die für die Erhitzung der mit einer um 300 °C niedrigeren Temperatur eintretenden Glasmasse, als es die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze ist, gleich 380.7 kj/kg. Die erwähnten Wärmewerte von 253.8 kj/kg und 380.7 kj/kg wurden nur bei Berechnungen mit einer längsausgerichteten Reihe von Elektroden 2 (nachfolgende Beispiele 2 und 4) verwendet. Die Werte für die Modellierung des Auflösens des Quarzsands und die Beseitigung der Blasen im Modellflachglas wurden aus der zitierten Arbeit [13] übernommen.
Beispiel 2
Abbildung 2, 3, 4, 5 für eine längsausgerichtete Reihe von Elektroden entlang der Längsachse 11 des Schmelzraums 1
Die Ermittlung der optimalen Leistung wurde im Modellschmelzraum 1 durchgeführt, der schematisch in in einer axonometrischen Aufsicht mit senkrechten Elektroden 2 in der Längsachse 11 des Schmelzraums 1, und zwar mit den Elektroden 2_A in der Eintrittszone A und den Elektroden 2_B in der Homogenisierungszone B. Der senkrechte Schnitt von , der entlang der Längsachse 11 des Schmelzraums 1 geführt wurde, wird in dargestellt. In ist ein senkrechter Längsschnitt dargestellt, der in ¼ oder in ¾ der Breite des Schmelzraums 1 von , d.h. in der Hälfte der Breite zwischen der Längsachse 11 und den beiden Seitenwänden 4 ausgeführt wurde. Die innere Länge dieses Schmelzraums 1 in dieser konkreten, in und dargestellten Beispielausführung beträgt 6.225 m, was die Entfernung der inneren Stirnwand 6 zur aus feuerfestem Material gebildeten Querbarriere ist, die die Rückwand 8 vertritt. Bei dieser Rückwand 8 müssen alle Schmelz-, Läuterungs- und Homogenisierungsvorgänge abgeschlossen sein. Die innere Breite des Schmelzraums 1 zwischen den Seitenwänden 4 beträgt 2 m, und die Höhe der Schicht der Glasschmelze ist 1 m. Die Eintrittszone A ist 2.25 m lang und nimmt somit 36 % der Länge des Schmelzraums 1 ein. Desweiteren beziehen sich die angeführten Ergebnisse auf einen Schmelzraum 1 mit einem oberen Einfluß 7 der Schmelzmasse auf die Oberfläche 5 der Glasschmelze, der über die gesamte Breite des Schmelzraums 1 auf die Oberfläche 5 in einem Abstand von 0.2 m von der Stirnwand 6 reicht, wie die Schraffierung in darstellt. Ähnlich dazu ist für diese Beispielausführung in schwach grau an der Stirnwand 6 der obere und untere Einfluß 7 und an der Rückwand 8 der obere und untere Abfluß 9 der Glasschmelze dargestellt.

Die Beheizung des Schmelzraums 1 wird durch 16 vertikale Elektroden 2 in einer Höhe von 0.3 m gewährleistet, die entlang der Längsachse 11 des Schmelzraums 1 platziert sind. Die ersten 6 Elektroden 2_A von ihnen gehören zur Eintrittszone A und die weiteren 10 Elektroden 2_B zur Homogenisierungszone B des Schmelzraums 1. Im Schmelzraum 1 wird die Kalk-Natron-Glasschmelze für Flachglas (float) bei einer Durchschnittstemperatur von 1420 °C geschmolzen. Die auf die Oberfläche 5 fließende rohe Glasschmelze hat eine Temperatur von 1320 °C und beinhaltet nichtaufgelöste Körner des Quarzsands und Blasen. Die größten nichtaufgelösten Körner mit einem Durchmesser von 0.5 mm und die kleinsten Blasen mit einem Durchmesser von 0.1 mm müsse bis spätestens zum Erreichen der Querbarriere aus feuerfestem Material, die die Rückwand 8 vertritt, vor dem Abfluß 9 aus dem Schmelzraum entfernt werden. Die Modellierung des günstigsten Strömungstyps wurde bei einem veränderbaren Wert des Verhältnisses zwischen der in die Eintrittszone A des Schmelzraums 1 gelieferte Leistungsaufnahme und der Leistungsaufnahme, die der Homogenisierungszone B des Schmelzraums 1 bis zum Erreichen des kritischen Zustands zugeführt wird. Der kritische Zustand wird dadurch angezeigt, wenn der langsamere von beiden beobachteten Vorgänge (der leitende Vorgang) gerade über der Rückwand 8, die in der Beispielausführung der Barriere aus feuerfestem Material entspricht, beendet war, während der schnellere Vorgang noch innerhalb des Schmelzraums 1 beendet war. Es wurde die Nutzung des Schmelzraums 1 untersucht, die die Qualität der Strömungen in diesem Bereich, die Dauer beider Vorgänge, die kritische Schmelzleistung und die spezifischen Energieverluste als Funktion des Anteils k₁ der in die Eintrittszone A gelieferten gesamten elektrischen Leistungsaufnahme, bzw. des Verhältnisses α zwischen der in die Eintrittszone A gelieferte gesamten elektrischen Leistungsaufnahme zur Leistungsaufnahme, die in die Homogenisierungszone B geliefert wird, charakterisiert. Ziel war das Erreichen des günstigsten Strömungstyps, der durch die höchste Nutzung des Schmelzraums 1 und auch durch höchste Schmelzleistung charakterisiert wird. Wichtige Werte sind in Tabelle 1 angeführt. Tabelle 1

Fall Nr.	t (°C)	k₁	α = k₁/(1 - k₁)	u (leitender Vorgang)	τ_Dave, τ_Fref (s)	τ_G (s)	Ṁ_crit (kg/s) (t/Tag)		$H_{M}^{L}$ (kJ/kg)
1	1320	0,45	0,82	u_F = 0,34	τ_Fref = 1878	5560	5,2		62,9
1	1320	0,45	0,82	u_F = 0,34	τ_Fref = 1878	5560	449,3		62,9
2	1320	0,60	1,5	u_F = 0,38	τ_Fref = 1877	4985	5,8		56,4
2	1320	0,60	1,5	u_F = 0,38	τ_Fref = 1877	4985	501,1		56,4
3	1320	0,70	2,33	u_F = 0,42	τ_Fref = 1879	4448	6,5		50,3
3	1320	0,70	2,33	u_F = 0,42	τ_Fref = 1879	4448	561,6		50,3
4	1320	0,75	3	u_F = 0,45	τ_Fref = 1878	4130	7,0		46,7
4	1320	0,75	3	u_F = 0,45	τ_Fref = 1878	4130	604,8		46,7
5	1320	0,80	4	u_F = 0,47	τ_Fref = 1878	3988	7,25	626.4	45.9
6	1320	0,825	4,71	u_F = 0,46	τ_Fref = 1877	4072	7,1		46,1
6	1320	0,825	4,71	u_F = 0,46	τ_Fref = 1877	4072	613,4		46,1
7	1320	0,85	5,67	u_D = 0,40	τ_Dave = 2059	5163	5,6		58,3
7	1320	0,85	5,67	u_D = 0,40	τ_Dave = 2059	5163	483,4		58,3
8	1320	0,90	10	u_D = 0,27	τ_Dave = 2078	7608	3,8		85,9
8	1320	0,90	10	u_D = 0,27	τ_Dave = 2078	7608	328,3		85,9

Tabelle 1 dokumentiert die Nutzung des Schmelzraums 1, die Referenzzeiten für die Durchführung des leitenden Vorgangs, die kritische Schmelzleistung und die spezifischen Verluste als Funktion des Anteils der in die Eintrittszone A gelieferte Leistungsaufnahme bei einer Temperatur der über den Einfluß 7 in die Eintrittszone A eintretenden Schmelzmasse von 1320 °C und einer durchschnittlichen Temperatur in der Glasschmelze von 1420 °C im gesamten Schmelzraum 1. Die Werte beziehen sich auf eine Anordnung vertikaler Heizelektroden 2 mit einer Länge von 0.3 m, die entlang der Längsachse 11 des Schmelzraums 1 platziert sind.
In der Tabelle 1 bedeutet: t die Temperatur der eintretenden Glasschmelze; u_D , u_F die Nutzung des Schmelzraums 1 für den leitenden Vorgang des Auflösens der Teile des Quarzsands oder für den leitenden Vorgang der Entfernung der Blasen; τ_Dave , τ_Fref die durchschnittliche Dauer des Auflösens der Teile des Quarzsands oder die Referenzdauer für Beseitigung der Blasen; τ_G die geometrische Verweilzeit der Schmelzmasse im Homogenisierungsbereich 1; Ṁ_crit die kritische Schmelzleistung in kg/s oder in t/Tag; $H_{M}^{L}$
der spezifische Energieverlust in kj/kg.
Die Werte für die kritische Schmelzleistung Ṁ_crit wurden durch Modellierung von Schmelzvorgängen im Schmelzraum 1 bei unterschiedlicher Längsverteilung der Energie erhalten, d.h. bei wachsenden Werten k₁ . Sie werden also aufgetragen als Funktion des Anteils der der Eintrittszone A zugeteilten Gesamtenergie (den ersten 6 Elektroden 2) in , Kurve Ṁ_crit 1320 °C. wurde ergänzt durch die entsprechende Kurve Ṁ_bal(k₁) für die Temperatur von 1320 °C, welche gut die Entwicklung der Modellergebnisse der Änderungen des Strömungscharakters bei einem Anwachsen von k₁ illustriert. Bei kleinen k₁ (geringer in den Eintrittsteil des Bereichs zugeführten Energieanteil) sind die kritischen Leistungen Ṁ_crit viel höher als dieWerte Ṁ_bal dank einer verhältnismäßig schnellen Kinetik des leitenden Vorgangs. Die Werte Ṁ_crit bewegen sich demzufolge weit von der Kurve Ṁ_bal(k₁) entfernt und die Wahl kleiner Werte k₁ ist deshalb hinsichtlich der Nutzung des Schmelzraums 1 nur wenig günstig. Im Schmelzraum 1 herrscht eine intensive längsgerichtete Zirkulationsströmung mit der Orientierung gegen den Uhrzeigersinn vor. Mit einem wachsenden k₁ allerdings nähern sich die Werte Ṁ_crit der Kurve Ṁ_bal(k₁), d. h. die längsgerichteten Zirkulationen schwächen sich ab und die Strömung nähert sich dem uniformen Typ, also dem Strömungstyp in einer Richtung. Mit dem Erreichen der uniformen Strömung bei k₁ → 0.8 steigt die Nutzung des Schmelzraums 1 (siehe Tabelle 1). Deswegen wächst die kritische Schmelzleistung progressiv an, obwohl weder die Menge an zugeführter Energie, noch die Durchschnittstemperatur im Schmelzraum 1 sich ändern.
Die wachsenden Werte Ṁ_crit sind numerisch ebenfalls aus Tabelle 1 ersichtlich. Die höchsten Werte der kritischen Leistung werden erreicht bei einem Anteil der in die Eintrittszone A geleiteten Leistungsaufnahme von 0.8 (α = 4), d. h. 626.4 t/Tag, was 50.3 t/(m²×Tag) laut Tabelle 1 entspricht. Hier liegt der Maximalwert Ṁ_critmax bereits sehr nahe an der Kurve Ṁ_bal(k₁). Diesem Fall entspricht der Charakter der uniformen Strömung auf der Kurve Ṁ_bal(k₁), wie gleichzeitig der Charakter der längsgerichteten Strömung illustriert, schematisch verdeutlicht in . Diese Strömung ist noch verbunden mit einer querverlaufenden Zirkulationsströmung, die durch die Platzierung der Elektroden 2 entlang der Längsachse 11 hervorgerufen wird, die die endgültige spiralförmige Form der Strömung unterstützt. Theoretisch sollten die höchsten Leistungen gerade am Schneidepunkt der Kurve erreicht werden, die die Werte von Ṁ_crit mit der Kurve Ṁ_bal(k₁) verbindet, in der Wirklichkeit indessen wird die maximale kritische Leistung leicht links von der Kurve Ṁ_bal erreicht, wo noch ein kleiner Wert des Anteils an zirkulierender Strömung entgegen dem Uhrzeigersinn existiert. Diese bremst den ziemlich schnellen Anteil der nach vorn gerichteten Durchflußströmung an der Oberfläche 5 der Glasschmelze, wo dann die schnellste kritische Trajektorie, die die Schmelzleistung einschränkt, erscheinen würde.
Bei Anteilswerten der in die Eintrittszone A geleiteten Leistungsaufnahme größer als 0.8 (α ist größer als 4) kommt es wieder zu einem steilen Abfall der Nutzung und auch der kritischen Leistung in , da im Schmelzraum 1 erneut eine längsgerichtete Zirkulationsströmung auftritt. Diese ist mit dem Uhrzeigersinn gleichgerichtet, verläuft also in der Gegenrichtung, wie sie für niedrige Werte des Anteils der Leistungsaufnahme festgelegt wurde. Diese Tatsache wird durch die Werte Ṁ_crit rechts von der Kurve Ṁ_bal(k₁) illustriert. Wie die Werte in Tabelle 1 belegen, ändert sich die Nutzung des Schmelzraums 1 gleichlaufend mit den Leistungswerten und bestätigen, daß eine Änderung des Strömungscharakters einen dominierenden Einfluß auf die kritische Schmelzleistung hat. Der Einfluß der Kinetik des Schmelzvorgangs auf die Leistung spielt also eine untergeordnete Rolle, wie es dann aus den praktisch konstanten Werten der Referenzdauer in Tabelle 1 ersichtlich ist.
Tabelle 1 illustriert zugleich in der letzten Spalte den entsprechenden Abfall der spezifischen Verluste $H_{M}^{L},$
die sich in den gegebenen Fällen 1 bis 8 bei der gegebenen Anordnung der Elektroden 2 fast 2× ändern. Wie deutlich wird, Kenntnis und Anwendung der Kurve Ṁ_bal grenzen im Voraus den Bereich der günstigen Bedingungen für die Strömungen ein. Sie erlauben auch deren Abschätzung in einem anderen Anlagetyp oder für eine andere Glasschmelze.
Es sind allerding andere alternative nichtdargestellte Anordnungen horizontaler Elektroden in den Seitenwänden 4 des Schmelzraums 1 möglich, z. B. eine Anordnung paarweise gegenüberliegend. Eine solche alternative Anordnung der Elektroden 2 würde im Prinzip die in den Beispielen 2 und 4 angeführten Anordnung simulieren; was die Bildung einer Temperaturbarriere entlang der Längsachse 11 des Schmelzraums 1 betrifft, so kann man voraussetzen, daß die erreichten Ergebniss sich auch sehr ähneln.
Beispiel 3
Abbildung 6, 7, 8 für drei Querreihen an Elektroden 2 im Schmelzraum 1
Der Schmelzprozess verlief nach der Konversion des Gemenges in die Schmelzmasse im selben Schmelzraum 1 des Glasschmelzofens, wie in der vorhergehenden Beispielsausführung, allerdings mit einem unterschiedlichen Beheizungstyp, wie schematisch in dargestellt ist: im Schmelzraum 1 sind drei querverlaufende Reihen von Heizelektroden 2 platziert - stets zu 6 Elektroden 2 - wobei die erste Reihe von ihnen den Bereich der Eintrittszone A kennzeichnet und die weiteren zwei Reihen sich in der Homogenisierungszone B befinden. Die erste Reihe befindet sich in einer Entfernung von 1.06 m von der inneren Stirnwand 6 entfernt, die zweite Reihe in 3.135 m und die letzte Reihe in einer Entfernung von 5.2 m von der inneren Stirnwand 6. Eine Ansicht von oben auf die Anordnung der Elektroden 2 wird in dargestellt. Die Eintrittszone A hat eine Länge von 1.3 m und nimmt damit 21 % vom gesamten Schmelzraum 1 ein. Im Schmelzraum 1 wird erneut die Kalinatron-Glasschmelze von Typ „Float“ geschmolzen und nach Erreichen der kritischen Leistung wird der gleiche Vorgang der Modellierung verwendet, wie er im vorhergehenden Beispiel der Durchführung angewandt wird. Die Ergebnisse der Modellierung gibt Tabelle 2 wieder und die entsprechenden Werte der kritischen Leistungen als Funktion des Anteils der in die Eintrittszone A geleiteten Energie werden in dargestellt.

Die Werte der kritischen Schmelzleistungen Ṁ_crit für drei querverlaufende Reihen von Elektroden 2 sind als Funktion des Anteils der Leistungsaufnahme an in die Eintrittszone A mit der ersten querverlaufenden Reihe von 6 Elektroden 2 geleiteten Energie k₁ in aufgetragen; weitere wichtige Werte einschließlich dieser Leistungen sind in der nachfolgenden Tabelle 2 angeführt. Tabelle 2

Fall Nr.	t (°C)	k₁	α = k₁/(1 - k₁)	u (leitender Vorgang)	τ_Dave, τ_Fref (s)	τ_G (s)	Ṁ_crit (kg/s) (t/Tag)		$H_{M}^{L}$ (kJ/kg)
1	1320	0,45	0,82	u_D = 0,10	τ_Dave = 2253	22239	1,3	112,3	251,0
2	1320	0,60	1,5	u_D = 0,16	τ_Dave = 2224	13767	2,1		155,7
2	1320	0,60	1,5	u_D = 0,16	τ_Dave = 2224	13767	181,4		155,7
3	1320	0,70	2,33	u_D = 0,25	τ_Dave = 2170	8761	3,3		99,0
3	1320	0,70	2,33	u_D = 0,25	τ_Dave = 2170	8761	285,1		99,0
4	1320	0,80	4	u_D = 0,35	τ_Dave = 2042	5782	5,0		65.0
4	1320	0,80	4	u_D = 0,35	τ_Dave = 2042	5782	432,0		65.0
5	1320	0,85	5,67	u_D = 0.44	τ_Dave = 1969	4448	6,5		50.3
5	1320	0,85	5,67	u_D = 0.44	τ_Dave = 1969	4448	561,6		50.3
6	1320	0.90	9	u_D = 0,084	τ_Dave = 2032	24077	1,2		271,9
6	1320	0.90	9	u_D = 0,084	τ_Dave = 2032	24077	103,7		271,9
7	1320	1.0	-	u_D = 0,075	τ_Dave = 1981	26266	1,1		296,8
7	1320	1.0	-	u_D = 0,075	τ_Dave = 1981	26266	95,0		296,8

Tabelle 2 zeigt die Werte der Nutzung des Schmelzraums 1, die Referenzzeiten für die Durchführung des leitenden Vorgangs, die geometrische Verweildauer, die kritische Schmelzleistung und die spezifischen Verluste als Funktion des Anteils der in die Eintrittszone A des Schmelzraums 1 zugeführten Leistungsaufnahme an Energie bei einer Temperatur der zulaufenden Schmelzmasse von 1320 °C. Die Werte beziehen sich auf die Anordnung der vertikalen Heizelektroden 2 mit einer Länge von 0.3 m, die in drei querverlaufenden Reihen in Abständen von 1 m, 3.135 m und 5.2 m ab der inneren Stirnseite 6 platziert sind. In der Tabelle 2 sind diese Werte angeführt: t - die Temperatur der eintretenden Glasschmelze; u_D , u_F - die Nutzung des Schmelzraums 1 für den leitenden Vorgang des Auflösens der Teile des Quarzsands oder für den leitenden Vorgang der Entfernung der Blasen; τ_Dave , τ_Fref die durchschnittliche Dauer des Auflösens der Teile des Quarzsands oder die Referenzdauer für Beseitigung der Blasen; τ_G die geometrische Verweilzeit der Schmelzmasse im Schmelzraum 1; Ṁ_crit die kritische Schmelzleistung in kg/s oder in t/Tag; $H_{M}^{L}$
- die spezifischen Energieverluste in kJ/kg.
Zur Information für das Vergleichen mit Beispiel 2 wird in auch die Leistungskurve mit einer längsausgerichteten Reihe von Elektroden 2 bei einer gleichen Temperatur der einfließenden Schmelzmasse angeführt (Kurve Ṁ_crit , längsausgerichtete Reihe der Elektroden 2). Aus Tabelle 2 für Fall 1 ist ersichtlich, daß bei einem Anteil der Leistungsaufnahme k₁ = 0.45 (α = 0.82) ist die Nutzung des Schmelzraums 1 sehr niedrig (du = 0.10) und entspricht in etwa der Nutzung in Schmelzräumen 1 von Industrieöfen. Und gleichzeitig ist die Schmelzleistung 1.3 (Beispiel 3, Tabelle 2) bedeutsam niedriger im Vergleich zur Schmelzleistung 5.2 kg/s für Beispiel 2, Fall 1 aus Tabelle 1 für die Installation einer längsausgerichteten Reihe von Elektroden 2. Mit dem wachsenden Anteil der in die Eintrittszone A geleiteten Leistungsaufnahme wächst allerdings der genutzte Schmelzraum 1 im Falle der längsausgerichteten Reihen von Elektroden 2 steil an und mit ihm auch die kritische Schmelzleistung, die ihr Maximum bei einem Anteil der Leistungsaufnahme in der Eintrittszone A (d. h. an der ersten querliegenden Reihe der Elektroden 2) gleich 0.85 (α = 5.67) erreicht. Hier nähert sich bereits die Leistung des Schmelzraums 1 mit den querverlaufenden Reihen der Elektroden 2 der Leistung des Schmelzraums 1 mit einer längsverlaufenden Reihe der Elektroden 2, wie und beide Tabellen 1 und 2 zeigen. Tabelle 2 belegt gleichzeitig, daß während die kritische Leistung des Schmelzraums 1 parallel mit seiner Nutzung wächst, die durchschnittliche Dauer des Auflösens des Quarzsands sich nur wenig ändert (sinkt nur leicht). Für die Erhöhung der kritischen Leistung ist also ebenso wie im vorhergehenden Beispiel der sich ändernde Strömungscharakter und nicht die beschleunigte Kinetik der Schmelzvorgänge verantwortlich (die Nutzung steigt 4.4 × an, die Durchschnittsdauer für das Auflösen des Quarzsands dagegen sinken nur um den Faktor 0.87).
Aus kann gut abgeleitet werden, daß bei niedrigeren Werten des Anteils der in die Eintrittszone A geleiteten Leistungsaufnahme 3 querliegende Reihen an Elektroden 2 viel niedrigere Werte der kritischen Schmelzleistung im Vergleich zu längsausgerichteten Reihen an Elektroden 2 aufweisen. Der Grund dafür liegt in den Abweichungen der örtlichen Strömung von Idealtyp, der sich bei einer „glatten“, also gleichmäßigen Energieverteilung ohne größere räumliche Abweichungen der Energieverteilung im Schmelzraum 1 einstellt. Während die längsgerichtete Reihe von Elektroden 2 laut Beispiel 2 und 4 ( bis , und ) eine solche „glatte“, also gleichmäßige längsausgerichtete Verteilung der Energie ermöglicht, rufen die querliegenden Reihen der Elektroden 2 laut Beispiel 3 ( bis ) in ihrer Nähe lokale Längszirkulationen hervor, die die Nutzung des Schmelzraums 1 senken. Vorteil der längsausgerichteten Reihen der Elektroden 2 ist ebenso die Tatsache, daß diese eine querverlaufende Zirkulation der Schmelzmasse hervorrufen, die die vorteilhafte spiralförmige Strömung unterstützt. Deshalb sind querliegende Energiebarrieren mit Hinsicht auf eine Nutzung des Schmelzraums 1 fast immer von Nachteil. Wie zeigt, sind erst bei höheren Werten des Anteil der Leistungsaufnahme in der Eintrittszone A die Leistungen beider Typen der Reihen der Elektroden 2 vergleichbar, da sich in beiden Anordnungen bereits einer uniformen ähnlichen Strömung, d. h. eine gleichgerichtete Strömung einstellt. Im Licht dieser Ergebnisse ist es bei niedrigeren Werten des Anteils k₁ , d. h. des Anteils der in die Eintrittszone A gelieferten Leistungsaufnahme von der gesamten Leistungsaufnahme des Schmelzraums 1 (welche den praktischen Beispielen entsprechen) von Vorteil, nur mit längsausgerichteten energetischen Barrieren zu arbeiten. Diese Schlußfolgerung läßt sich allgemein anwenden.
Beispiel 4
Abbildung 9 und 10 für eine längsausgerichtete Reihe von Elektroden 2 entlang der Längsachse 11 des Schmelzraums 1
Die Ermittlung der optimalen Schmelzleistung wurde im gleichen Modellschmelzraum 1 durchgeführt wie in den zwei vorhergehenden Beispielen 2 und 3. In der Längsachse 11 des Schmelzraums 1 wurden ebenso wie in Beispiel 2 und dargestellt in 16 vertikale Molybdänelektroden 2 in einer Höhe von 0.3 m für die Zuleitung der elektrischen Energie platziert, wobei sich die ersten 6 Elektroden 2_A in der Eintrittszone A und die weiteren 10 Elektroden 2_B in der Homogenisierungszone B des Schmelzraums 1 befinden. Die Eintrittszone A hat eine Länge von 2.25 m und nimmt somit 36 % der Länge des Schmelzraums 1 ein. Die Temperatur der eintretenden Glasschmelze mit den Blasen und den nichtaufgelösten Teilen des Quarzsands lag bei 1220 °C. In wird die Abhängigkeit der kritischen Schmelzleistungen Ṁ_crit und den Durchflüssen der Glasschmelze Ṁ_bal bei einer Temperatur von 1200 °C sowie informativ auch die Werte für 1120°C verdeutlicht. Wichtige Werte für die Temperatur von 1220 °C sind in Tabelle 3 angeführt und die entsprechende graphische Darstellung wird in wiedergegeben.

Tabelle 3 zeigt die Nutzungswerte u des Schmelzraums 1, die Referenzzeiten für die Realisierung des leitenden Vorgangs τ_Dave , τ_Fref , der kritischen Schmelzleistung Ṁ_crit und der spezifischen Verluste

H_{M}^{L}

als Funktion des Anteils k₁ der in die Eintrittszone A des Schmelzraums 1 eingeleiteten Leistungsaufnahme an Energie bei einer Temperatur der eintretenden Glasschmelze von 1220 °C (1120 °C). Die Werte beziehen sich auf die Anordnung der vertikalen Heizelektroden 2 mit einer Länge von 0.3 m, die entlang der Längsachse 11 des Schmelzraums 1 platziert sind. Tabelle 3

Fall Nr.	t (°C)	k₁	α = k₁/(1 - k₁)	u (leitender Vorgang)	τ_Dave, τ_Fref (s)	τ_G (s)	Ṁ_crit (kg/s) (t/Tag)	$H_{M}^{L}$ (kJ/kg)
2	1220	0,60	1,5	u_F = 0,25	τ_Fref = 1877	7603	3,8	85,2
2	1220	0,60	1,5	u_F = 0,25	τ_Fref = 1877	7603	328,3	85,2
4	1220	0,70	2,33	u_F = 0,28	τ_Fref = 1877	6723	4,3	75,3
4	1220	0,70	2,33	u_F = 0,28	τ_Fref = 1877	6723	371,5	75,3
6	1220	0,80	4	u_F = 0,34	τ_Fref = 1889	5560	5,2	62,2
6	1220	0,80	4	u_F = 0,34	τ_Fref = 1889	5560	449,3	62,2
8	1220	0,85	5,67	u_F = 0,35	τ_Fref = 1887	5452	5,3	61,1
8	1220	0,85	5,67	u_F = 0,35	τ_Fref = 1887	5452	457,9	61,1
9	1220	0,90	10	u_D = 0.27	τ_Dαve = 2141	7814	3,7	87,5
9	1220	0,90	10	u_D = 0.27	τ_Dαve = 2141	7814	319,7	87,5

In der Tabelle 3 sind diese Werte angeführt: t- die Temperatur der eintretenden Glasschmelze; u_D , u_F - die Nutzung des Raums für den leitenden Vorgang des Auflösens der Teile des Quarzsands oder für den leitenden Vorgang der Entfernung der Blasen; τ_Dave , τ_Fref die durchschnittliche Dauer des Auflösens der Teile des Quarzsands oder die Referenzdauer für Beseitigung der Blasen; τ_G die geometrische Verweilzeit der Schmelzmasse im Schmelzraum 1; Ṁ_crit die kritische Schmelzleistung in kg/s oder in t/Tag; $H_{M}^{L}$
- die spezifischen Energieverluste in kj/kg.
Die Werte der kritischen Schmelzleistungen Ṁ_crit bei einer Eintrittstemperatur von 1220 °C sind als Funktion des Anteils der Leistungsaufnahme an in die Eintrittszone A an die ersten 6 Elektroden 2 laut , Kurve Ṁ_crit für eine Längsreihe von Elektroden 2, Temperatur 1220 °C aufgetragen; wichtige Werte werden in Tabelle 3 angeführt. Die gewählte niedrigere Temperatur ist die Folge der Voraussetzung, daß in der vorangegangenen Eintrittszone A für die Konversion des Glasgemenges in die Glasschmelze am Ausfluß 9 eine niedrigere Durchschnittstemperatur erreicht wurde, als in den vorherigen Ausführungsbeispielen 2 und 3. In den entworfenen Schmelzraum 1 muß eine größere Leistungsaufnahme an Energie geliefert werden, vor allem in seine Eintrittszone A. Die Werte Ṁ_crit in und in Tabelle 3 zeigen ein Anwachsen mit dem in die Eintrittszone A eingebrachten Anteil der Leistungsaufnahme an Energie bis zu einem Anteilswert von 0.85 (α = 5.67). Der Maximalwert der kritischen Leistung, wie dieser in Tabelle 3, Fall Nr. 8 und in dargestellt wird, ist allerdings um fast 27 % niedriger als im vorherigen Ausführungsbeispiel 2 mit einer Eintrittstemperatur der Glasschmelze von 1320 °C, wie in und Tabelle 1, Fall Nr. 5 gezeigt wird. Diese Tatsache wird gleichzeitig durch die Existenz von Strömungsabweichungen vom Idealtyp widergespiegelt. Bei einer niedrigen Einflußtemperatur der Schmelzmasse entstehen insbesondere in der Eintrittszone A des Schmelzraums 1 große längsverlaufende Temperaturgradienten, die lokale längsverlaufende Zirkulationsströmungen hervorrufen und die auch bei einer insgesamt ausgeglichenen längsgerichteten Energieverteilung die Nutzung des Schmelzraums 1 senken.
Eine ähnliche Tatsache spiegelt auch der Maximalwert der kritischen Leistung bei einer Einflußtemperatur der Schmelzmasse von 1120 °C wider, der ebenfalls in als Kurve Ṁ_crit für eine Längsreihe von Elektroden 2 und einer Temperatur von 1120 °C aufgetragen wurde. Dieser verzeichnet einen Abfall von fast 41 % gegenüber dem maximalen Leistungswert bei einer Einflußtemperatur von 1320 °C. Die Werte der kritischen Schmelzleistungen fallen also mit einer fallenden Einflußtemperatur der Schmelzmasse im gesamten Intervall der Anteile der Leistungsaufnahme in die Eintrittszone A, die Steilheit der Kurve ist allerdings kaum von der Größe der Eintrittstemperatur in die Eintrittszone A abhängig, wie aus hervorgeht. Die Nutzungswerte auch der kritischen Leistungen sind dennoch auch weiterhin ausreichend hoch. In beiden Fällen befinden sich die Werte der kritischen Leistungen leicht links von der entsprechenden Kurve Ṁ_bal(k₁) bei Temperaturen von 1220 oder 1120 °C, gleichwohl wie im Fall der Eintrittstemperatur der Schmelzmasse von 1320 °C (zum Vergleich dazu siehe ).
Die angeführten Beispiele belegen, daß der entworfene Schmelzraum 1 und die erzielten Bedingungen für dessen Betrieb ihre Rolle erfüllen, gleichzeitig beide Schmelzvorgänge bei hohen kritischen Schmelzleistungen zu verwirklichen.
Industrielle Verwendbarkeit
Die Lösung betrifft den Schmelzraum 1 eines kontinuierlichen Glasschmelzofens, der mittels der Heizelektroden 2 beheizt wird, sowie die Art und Weise des Schmelzens von Glas in diesem Schmelzraum 1 mit dem Ziel einer maximalen Nutzung des Schmelzraums für die Schmelzvorgänge.
Bezugszeichenliste

1: Schmelzraum
2: Elektroden
2A: Elektroden in der Eintrittszone A
2B: Elektroden in der Homogenisierungszone B
3: Boden
4: Seitenwände
5: Oberfläche 5 der Glasschmelze
6: Stirnwand
7: Einfluß 7 der Glasschmelze in der Stirnwand 6
8: Rückwand
9: Ausfluß 9 der Glasschmelze in der Rückwand 8
10: Grenzbereich 10 zwischen Zone A und Zone B
11: Längsachse
A: Eintrittszone
B: Homogenisierungszone

Zitierte Dokumente

[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 (7), 35 (2004).
[3] Bender D.J., Hnat 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-Silikäty 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-Silikäty 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 Technol.: Eur. J. Glass Sci. Technol. A 2012, 53 (4). 150-157.
[9] Němec L., Cincibusová P.: Sand dissolution and bubble removal in a model glass melting channel with a uniform melt flow. Glass Technol.: 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. eingereicht in Jour. of Non-Cryst. Solids (2017).
[11] Polák M., Němec L., Cincibusová P., Jebavá M., Brada J., Trochta M : Sklářská tavici pec pro kontinuální taveni řízenou konvekci skloviny. Patent Nr. 304703 (2014).
[12] Polák M., Němec L., Cincibusová P., Jebavá M., Brada J., Trochta M : Způsob kontinuálního taveni skel řízenou konvekci skloviny. Patent Nr. 304432 (2015).
[13] 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.

ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
Diese Liste der vom Anmelder aufgeführten Dokumente wurde automatisiert erzeugt und ist ausschließlich zur besseren Information des Lesers aufgenommen. Die Liste ist nicht Bestandteil der deutschen Patent- bzw. Gebrauchsmusteranmeldung. Das DPMA übernimmt keinerlei Haftung für etwaige Fehler oder Auslassungen.
Zitierte Nicht-Patentliteratur

Beerkens R.: Inventory of advanced glass melting concepts suitable for container glass production. Celsian's report (2013) [0074]
Beerkens R: Modular melting, Amer. Cer. Soc. Bull 73 (7), 35 (2004) [0074]
Bender D.J., Hnat J.G., Litka A.F., Donaldson Jr. L.W., Ridderbush G.K., Tessari D.J., Sacks J.R.: Glass Industry (3), 10-37 (1991) [0074]
Sakamoto O.: Res. Report Asahi Glass Co. Ltd. 59, 55060 (2009) [0074]
Němec L., Cincibusová P.: Glass melting and its innovation potentials: The potential role of glass flow in the sand dissolution process. Ceramics-Silikäty 2009, 53 (3), 145-155 [0074]
Němec L., Cincibusová P.: Glass melting and its innovation potentials: The role of glass flow in the bubble removal process. Ceramics-Silikäty 2008, 52 (4), 240-249 [0074]
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 [0074]
Cincibusová P., Němec L.: Sand dissolution and bubble removal in a model glass-melting channel with melt circulation. Glass Technol.: Eur. J. Glass Sci. Technol. A 2012, 53 (4). 150-157 [0074]
Němec L., Cincibusová P.: Sand dissolution and bubble removal in a model glass melting channel with a uniform melt flow. Glass Technol.: Eur. J. Glass Sci. Technol. A 2012, 53 (6), 279-286 [0074]
Jebavá M., Němec L.: The role of glass melt flow in a container furnace examined by mathematical modelling. eingereicht in Jour. of Non-Cryst. Solids (2017) [0074]
Polák M., Němec L., Cincibusová P., Jebavá M., Brada J., Trochta M : Sklářská tavici pec pro kontinuální taveni řízenou konvekci skloviny. Patent Nr. 304703 (2014) [0074]
Polák M., Němec L., Cincibusová P., Jebavá M., Brada J., Trochta M : Způsob kontinuálního taveni skel řízenou konvekci skloviny. Patent Nr. 304432 (2015) [0074]
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 [0074]

Claims

Der Schmelzraum eines kontinuierlichen Glasofens, elektrisch beheizt mit Heizelektroden (2), räumlich begrenzt durch den Boden (3), den gegenüberliegenden Seitenwänden (4), der Oberfläche (5) der Glasschmelze und der Stirnseite (6) mit dem Einfluß (7) der Glasschmelze und der Rückwand (8) mit dem Ausfluß (9), wobei die Elektroden (2) im Boden (3) oder den Seitenwänden (4) zur Bildung von längs- oder querverlaufenden Wärmebarrieren in der Glasschmelze platziert sind, dadurch gekennzeichnet, daß der Schmelzraum (1) a) die Eintrittszone A mit dem Einfluß (7) der Glasschmelze und der Homogenisierungszone B mit dem Ausfluß (9) der Glasschmelze umfaßt, wobei die Eintrittszone A 1/10 bis 1/2 der Gesamtlänge des Schmelzraums (1) in Richtung der Längsachse (11) des Schmelzraums (1) einnimmt, b) eine Eintrittszone A hat, welche eine Anordnung von Heizelektroden (2_A) mit einer 3 × bis 7 × höheren elektrischen Leistungsaufnahme für das Erreichen der maximalen Schmelzleistung im Schmelzraum (1) enthält, als es die Leistungsaufnahme der Heizelektroden (2_B) in der Zone B ist, und c) über einen Grenzbereich (10) zwischen den Heizelektroden (2_A, 2_B) zwischen der Zone A und der Zone B verfügt.
Der Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens laut Anspruch 1 dadurch gekennzeichnet, daß er über eine Eintrittszone A verfügt, die 1/5 bis 2/5 der Gesamtlänge des Schmelzraums (1) in Richtung der Längsachse (11) des Schmelzraums (1) einnimmt.
Die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse im Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens laut der Ansprüche 1 oder 2 dadurch gekennzeichnet, daß in der Eintrittszone A den Heizelektroden (2_A) eine elektrische Leistungsaufnahme zugeführt wird, die 3 × bis 7 × höher ist als die lektrische Leistungsaufnahme, die den Heizelektroden (2_B) der Homogenisierungszone B zugeführt wird, wobei die Temperatur t der eintretenden Glasschmelze in die Zone A um 50 bis 300 °C niedriger ist, als es die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze im gesamten Schmelzraum (1) für das Erreichen der maximalen kritischen Schmelzleistung Ṁ_critmax bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten $H_{M}^{L}$
im gesamten Schmelzraum (1) ist.
Die Art und Weise des Schmelzens der Glasschmelze im Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens laut Anspruch 3 dadurch gekennzeichnet, daß das Verhältnis α_max der den Heizelektroden (2_A) der Zone A zugeführten elektrischen Leistungsaufnahme zur der den Heizelektroden (2_B) der Zone B zugeführten elektrischen Leistungsaufnahme im Grunde genommen linear ansteigt, vom niedrigsten Wert 3 bei einem Temperaturunterschied von 50 °C zwischen der Temperatur der einfließenden Glasschmelze in die Zone A und der Durchschnittstemperatur der Glasschmelze im gesamten Schmelzraum (1) bis zum Wert 7 bei einem Temperaturunterschied von 300 °C, und dies zwecks Erreichen der maximalen Schmelzleistung Ṁ_critmax im gesamten Schmelzbereich (1) bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten $H_{M}^{L} .$
Die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse im Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens laut Anspruch 3 oder 4 dadurch gekennzeichnet, daß bei einer Eintrittstemperatur von 1320 °C in die Eintrittszone A den Heizelektroden (2_A) eine 4 × höhere elektrische Leistungsaufnahme zugeführt wird als die den Heizelektroden (2_B) der Homogenisierungszone B zugeführten elektrischen Leistungsaufnahme bei einer maximalen kritischen Schmelzleistung Ṁ_critmax von 626.4 t/Tag (7.25 kg/s), d. h. 50.3 t/(m²×Tag) und zwar bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten $H_{M}^{L}$
von 45.9 kj/kg des hergestellten Glases, wobei die Temperatur t der eintretenden Glasschmelze in die Zone A um 100 °C niedriger ist, als es die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze von 1420 °C im gesamten Schmelzraum (1) ist, der mit einer Reihe vertikaler Elektroden (2_A, 2_B) entlang der Längsachse (11) des Schmelzraums (1) bestückt ist.
Die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse im Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens laut Anspruch 3 oder 4 dadurch gekennzeichnet, daß bei einer Eintrittstemperatur von 1320 °C in die Eintrittszone A den Heizelektroden (2_A) eine elektrische Leistungsaufnahme zugeführt wird, die 5.67 x höher ist als die den Heizelektroden (2_B) der Homogenisierungszone B zugeführte elektrische Leistungsaufnahme bei einer maximalen kritischen Schmelzleistung Ṁ_crirmax von 561.6 t/Tag (6.5 kg/s), d. h. 45.1 t/(m²×Tag) und zwar bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten $H_{M}^{L}$
von 50.3 kj/kg des hergestellten Glases, wobei die Temperatur der eintretenden Glasschmelze in die Zone A um 100 °C niedriger ist, als die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze von 1420 °C im gesamten Schmelzraum (1), der mit einer Reihe vertikaler Elektroden (2_A, 2_B) bestückt ist, die in drei parallelen querverlaufenden Reihen (2_B, 2_B) im Schmelzraum (1) im Abstand von der inneren Stirnwand von 1 m, 3.135 m und 5.2 m platziert sind.
Die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse im Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens laut Anspruch 3 oder 4 dadurch gekennzeichnet, daß bei einer Eintrittstemperatur von 1220 °C in die Eintrittszone A den Heizelektroden (2_A) eine elektrische Leistungsaufnahme zugeführt wird, die 5.67 × höher ist als die den Heizelektroden (2_B) der Homogenisierungszone B zugeführte elektrische Leistungsaufnahme bei einer maximalen kritischen Schmelzleistung Ṁ_crirmax, die einem Wert von 457.9 t/Tag (5.3 kg/s), d. h. 36.8 t/(m²×Tag) entsprechen und zwar bei minimalen spezifischen Wärmeverlusten $H_{M}^{L}$
von 61.1 kj/kg des hergestellten Glases, wobei die Temperatur der eintretenden Glasschmelze in die Zone A um 200 °C niedriger ist, als die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze von 1420 °C im gesamten Schmelzraum (1), der mit einer Reihe vertikaler Elektroden (2_A, 2_B) bestückt ist, die entlang der Längsachse (11) des Schmelzraums (1) platziert sind.
Die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse im Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens nach einigen der Ansprüche 3 bis 7 dadurch gekennzeichnet, daß im Schmelzraum (1) die maximale kritische Schmelzleistung Ṁ_critmax [kg/s] an Glasmasse erreicht wird, wie diese durch die semiempirische experimentell überprüfte Gleichung ausgedrückt wird: ${\dot{M}}_{c r i t m a x} = 1,25 \frac{{\dot{H}}^{L} (\frac{α_{m a x}}{1 + α_{m a x}} - ξ)}{c_{p} Δ t (1 - \frac{α_{m a x}}{1 + α_{m a x}})},$
wobei: Ḣ^L [J/s] der Gesamtstrom an Wärmeverlusten an allen Grenzbereichen des Schmelzraums (1) ist, wobei die Grenzbereiche der Glasschmelze die Oberfläche (5) der Glasschmelze, sowie die Berührung der Glasmasse mit dem Boden (3), den Seitenwänden (4), der Stirnwand (6) und der Rückwand (8) sind; c_p [J/kg°C] die durchschnittliche spezifische Wärmekapazität der Glasschmelze ist; Δt [°C] der Temperaturunterschied zwischen der Durchschnittstemperatur der Glasschmelze im gesamten Schmelzraum und der Temperatur der eintretenden Glasmasse von 50 bis 300 °C ist; ξ der Anteil der in der Eingangszone A ausgewiesenen Wärmeverluste ist; α_max das Verhältnis zwischen der Leistungsaufnahme der Heizelektroden (2_A) der Eingangszone A und der Leistungsaufnahme der Heizelektroden (2_B) in der Homogenisierungszone B bei einer Maximalleistung Ṁ_critmax ist; wobei für den Wert α_max = k_1max/(1-k_1max) = 2,25 + 0,0125Δt gilt, wobei k_1max der Anteil der Leistungsaufnahme an elektrischer Energie an der Gesamtleistungsaufnahme der Heizelektroden () in der Eingangszone A des Schmelzraums (1) bei einer maximalen kritischen Leistung Ṁ_critmax ist.
Die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse im Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens nach einigen der Ansprüche 3 bis 7 dadurch gekennzeichnet, daß im Schmelzraum (1) bei ausgeglichenen Energieverteilung ein Massedurchsatz Ṁ_bal [kg/s] an Glasschmelze erreicht wird, der durch die abgeleitete Gleichung dargetellt wird: ${\dot{M}}_{b a l} = \frac{{\dot{H}}^{L} (k_{1} - ξ)}{H_{M}^{T} (1 - k_{1})},$
wobei Ḣ^L [J/s] die Gesamtstrom an Wärmeverlusten an allen Grenzbereichen der Glasschmelze im Schmelzraum (1) ist, wobei die äußersten Grenzbereiche der Glasschmelze die Oberfläche (5) der Glasschmelze, die Glasschmelze in Berührung mit dem Boden (3), den Seitenwänden (4), der Stirnwand (6) und der Rückwand (8) darstellen; ξ der Anteil der in der Eingangszone A ausgewiesenen Wärmeverluste ist;
[J/kg] die spezifische Wärme für das Erhitzen der Glasschmelze im Schmelzraum (1) auf die Durchschnittstemperatur der Glasschmelze ist; und k₁ der Anteil an der elektrischen Leistungsaufnahme der Heizelektroden (2_A) in der Eingangszone A ist.
Die Art und Weise des Schmelzens der Glasmasse im Schmelzraum des kontinuierlichen Glasschmelzofens nach einigen der Ansprüche 3 bis 8 dadurch gekennzeichnet, daß im Schmelzraum (1) minimale spezifische Wärmeverluste $H_{M}^{L}$
[J/kg] in der Glasschmelze erreicht werden, die durch die Gleichung ausgedrückt werden: $H_{M}^{L} = \frac{{\dot{H}}^{L}}{{\dot{M}}_{c r i t}},$
wobei Ḣ^L [J/s] die Gesamtstrom an Wärmeverlusten an allen Grenzbereichen der Glasschmelze im Schmelzraum (1) ist, wobei die äußersten Grenzbereiche der Glasschmelze die Oberfläche (5) der Glasschmelze, die Glasschmelze in Berührung mit dem Boden (3), den Seitenwänden (4), der Stirnwand (6) und der Rückwand (8) darstellen und Ṁ_crit [kg/s] die kritische Schmelzleistung ist.