JP2017119599A - Molten glass stirrer - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、溶融ガラスを撹拌して均質化するための溶融ガラス用スターラーの技術に関し、より詳しくは、複数の棒状翼を備える溶融ガラス用スターラーの技術に関する。 The present invention relates to a molten glass stirrer technique for stirring and homogenizing molten glass, and more particularly to a molten glass stirrer technique including a plurality of rod-shaped blades.
一般的に、ガラス製品の製造工程においては、調整・混合されたガラス原料を溶融し、溶融されたガラス(溶融ガラス)を撹拌することによってその成分の均質化を行った後、成形をしてガラス製品としている。
ここで、不均質欠陥(脈理)や泡などのない高品質なガラス製品を得るためには、溶融ガラスを撹拌して均質化を十分に行うことが重要である。
特に、ディスプレイ用板ガラス、ガラス繊維、医療用ガラス、または光学部品用ガラスなどのガラス製品においては高度な品質が要求されることから、高品質な溶融ガラスを長期間に亘って安定して供給することが重要である。
そこで、このような溶融ガラスの成分の均質化を目的とする撹拌装置として、従来より様々な構成からなるものが提案されてきた。
例えば、撹拌装置に備えられるスターラーは、溶融ガラスと直接接触する重要な構成部品であるが、当該スターラーの撹拌翼の形状においては、クランク型、螺旋型、プロペラ型、またはヘリカルリボン型などの形状、あるいはこれらを組合せた形状、さらにはこれらの形状を著しく変形させて複数個を回転軸に取付けたものなどが提案されてきた。
In general, in the manufacturing process of glass products, the prepared and mixed glass raw materials are melted, and the components are homogenized by stirring the molten glass (molten glass) and then molded. Glass products.
Here, in order to obtain a high-quality glass product free from inhomogeneous defects (streaks) and bubbles, it is important to sufficiently homogenize by stirring the molten glass.
In particular, glass products such as glass plates for display, glass fibers, medical glasses, or glass for optical components require high quality, so high-quality molten glass is stably supplied over a long period of time. This is very important.
Thus, as a stirring device for the purpose of homogenizing the components of the molten glass, devices having various configurations have been proposed.
For example, the stirrer provided in the stirrer is an important component that is in direct contact with the molten glass, but the stirrer blade of the stirrer has a shape such as a crank type, a spiral type, a propeller type, or a helical ribbon type. Alternatively, a shape obtained by combining these, or a shape obtained by significantly deforming these shapes and attaching a plurality to the rotating shaft has been proposed.
ところで、溶融ガラスを撹拌する場合、溶融ガラスの成分の均質化を高めるためにはより強く撹拌する必要があり、スターラーの撹拌翼の数を増やしたり、形状を大きくしたり、またはスターラーの撹拌回転数を上げるなどの対策が施されていた。
しかしながら、このような対策では、スターラーに加わるトルクが増大するため、当該スターラーの変形や破損などを引き起こす要因となっていた。
By the way, when stirring molten glass, it is necessary to stir more strongly in order to increase homogenization of the components of the molten glass, increasing the number of stirring blades of the stirrer, increasing the shape, or rotating the stirring of the stirrer Measures such as increasing the number were taken.
However, such countermeasures increase the torque applied to the stirrer, which causes deformation and breakage of the stirrer.
そこで、このような問題点を解決するための技術が、例えば「特許文献1」によって開示されている。
即ち、「特許文献1」においては、スターラーシャフトと、前記スターラーシャフトを貫通して固着された複数段の棒状の撹拌翼(スターラーブレイド。以下、「棒状翼」と記載する)とからなるガラス製造用のスターラーであって、前記棒状翼は、白金または白金合金をマトリックスとして金属酸化物が分散する強化白金または強化白金合金からなる平板の対向する二辺をシーム溶接してなる円筒と、前記円筒の両端に全周溶接された同材料からなる円板とからなる中空の円柱体であり、前記棒状翼は、前記シーム溶接による溶接線が前記スターラーシャフトの中心軸と交差するように前記スターラーシャフトに貫通し、且つその端部の軌跡が螺旋状となるように固着され、さらに、前記棒状翼は、前記スターラーシャフトとの固着部分の断面組織において、固着による熱影響を受けていない分散組織を示す芯層を有することを特徴とする、ガラス製造用のスターラーに係る技術が開示されている。
Therefore, for example, “Patent Document 1” discloses a technique for solving such a problem.
That is, in “Patent Document 1”, a glass production comprising a stirrer shaft and a plurality of stirrer stirrer blades (stirrer blades, hereinafter referred to as “bar-shaped blades”) fixed through the stirrer shaft. A stirrer for the above, wherein the rod-shaped wing includes a cylinder formed by seam welding two opposite sides of a flat plate made of reinforced platinum or reinforced platinum alloy in which metal oxide is dispersed using platinum or a platinum alloy as a matrix, and the cylinder A hollow cylindrical body made of a disk made of the same material and welded to both ends of the rod, and the rod-shaped blade has the stirrer shaft so that a weld line by the seam welding intersects a central axis of the stirrer shaft. And the rod-like wings are fixed to the stirrer shaft. In the surface tissue, and having a core layer exhibiting dispersion tissue that is not affected by heat, the technique according to the stirrer for glass manufacture is disclosed by sticking.
前記「特許文献1」におけるガラス製造用のスターラーによれば、自身の変形や破損などを引き起こすことなく、常に溶融ガラスを強く撹拌することが可能であるとも思われる。
しかしながら、前記「特許文献1」においては、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスを撹拌する場合、スターラーの変形や破損が起こり難い低回転速度の撹拌条件では、十分な撹拌が実施できない場合があった。
According to the glass production stirrer in “Patent Document 1”, it seems that the molten glass can always be vigorously stirred without causing deformation or breakage of itself.
However, in “Patent Document 1”, for example, when stirring a high-viscosity molten glass having a viscosity of 500 [Pa · s] or more, sufficient stirring is performed under a low rotation speed stirring condition in which the stirrer is not easily deformed or damaged. There were cases where it could not be implemented.
本発明は、以上に示した現状の問題点を鑑みてなされたものであり、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスであっても、十分に撹拌して均質化を行うことが可能な溶融ガラス用スターラーを提供することを課題とする。 The present invention has been made in view of the current problems described above. For example, even a high-viscosity molten glass having a viscosity of 500 [Pa · s] or more should be sufficiently stirred and homogenized. It is an object of the present invention to provide a stirrer for molten glass that can be used.
本発明の解決しようとする課題は以上の如くであり、次にこの課題を解決するための手段を説明する。 The problem to be solved by the present invention is as described above. Next, means for solving the problem will be described.
即ち、本発明に係る溶融ガラス用スターラーは、主軸と、該主軸に直交して固設された複数段の棒状翼と、を有する溶融ガラス用スターラーであって、互いに隣接する任意の2本の前記棒状翼は、前記主軸の軸方向から見て、数式1を満たす単位位相角度Δθをもって互いに交差するように配置されることを特徴とする。
(数式1)
Δθ=(Δh/d)×θ
(但し、Δhは互いに隣接する棒状翼間の前記主軸の軸方向における単位軸間距離、dは棒状翼の全長、θは前記主軸の軸方向における軸間距離が前記全長dとなる2本の棒状翼間の基準位相角度であって50°以上且つ170°以下である。)
なお隣接する棒状翼の全長が等しくない場合は、当該2本の棒状翼の平均値をdとする。
That is, the molten glass stirrer according to the present invention is a molten glass stirrer having a main shaft and a plurality of stages of rod-shaped blades fixed perpendicularly to the main shaft, and any two adjacent stirrers. The rod-shaped blades are arranged so as to intersect each other with a unit phase angle Δθ satisfying Formula 1 when viewed from the axial direction of the main shaft.
(Formula 1)
Δθ = (Δh / d) × θ
(Where Δh is the distance between the unit axes in the axial direction of the main shaft between the adjacent rod-shaped wings, d is the total length of the rod-shaped wings, and θ is the total length d of the inter-axis distance in the axial direction of the main shaft. (The reference phase angle between the rod-shaped blades is 50 ° or more and 170 ° or less.)
In addition, when the full length of adjacent rod-shaped wing | blades is not equal, let the average value of the said 2 rod-shaped wing | blade be d.
このような構成からなる本発明の溶融ガラス用スターラーによれば、本発明者が見出した、最も効果的に溶融ガラスの撹拌が行える50°以上且つ170°以下の基準位相角度θに基づき求められた、単位位相角度Δθをもって構成されることから、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスであっても、十分に撹拌して均質化を行うことが可能であり、高品質な溶融ガラスを長期間に亘って安定して供給することができる。 According to the molten glass stirrer of the present invention having such a configuration, the present invention has been found based on a reference phase angle θ of 50 ° or more and 170 ° or less that allows the molten glass to be most effectively stirred. In addition, since it is configured with a unit phase angle Δθ, for example, even a high-viscosity molten glass having a viscosity of 500 [Pa · s] or more can be sufficiently stirred and homogenized. Molten glass can be supplied stably over a long period of time.
また、本発明に係る溶融ガラス用スターラーにおいては、前記数式1において、前記基準位相角度θは、前記主軸の軸方向における軸間距離が前記全長dとなる2本の棒状翼間の位相角度であって70°以上且つ150°以下であることが好ましい。 In the molten glass stirrer according to the present invention, in the mathematical formula 1, the reference phase angle θ is a phase angle between two rod-shaped blades in which the distance between the axes in the axial direction of the main shaft is the total length d. Thus, it is preferably 70 ° or more and 150 ° or less.
このような構成を有することにより、本発明の溶融ガラス用スターラーによれば、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスであっても、より十分に撹拌して均質化を行うことが可能であり、高品質な溶融ガラスを長期間に亘って安定して供給することができる。 By having such a configuration, according to the stirrer for molten glass of the present invention, for example, even a molten glass having a high viscosity of 500 [Pa · s] or more can be sufficiently stirred and homogenized. And high-quality molten glass can be stably supplied over a long period of time.
また、本発明に係る溶融ガラス用スターラーにおいて、前記棒状翼は、前記主軸に対して貫通させた状態にて固着されることが好ましい。 In the molten glass stirrer according to the present invention, it is preferable that the rod-shaped blade is fixed in a state of being penetrated with respect to the main shaft.
このような構成を有することにより、本発明の溶融ガラス用スターラーによれば、主軸と棒状翼との接合部の強度を十分に確保することができる。 By having such a configuration, according to the stirrer for molten glass of the present invention, it is possible to sufficiently ensure the strength of the joint portion between the main shaft and the rod-shaped blade.
本発明の効果として、以下に示すような効果を奏する。
即ち、本発明に係る溶融ガラス用スターラーによれば、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスであっても、十分に撹拌して均質化を行うことができる。
As effects of the present invention, the following effects can be obtained.
That is, according to the stirrer for molten glass according to the present invention, even a molten glass having a high viscosity of, for example, 500 [Pa · s] or more can be sufficiently stirred and homogenized.
次に、本発明を具現化するための実施形態について、図1乃至図11を用いて説明する。 Next, an embodiment for embodying the present invention will be described with reference to FIGS.
[概要]
先ず、本発明を具現化する溶融ガラス用スターラー(以下、単に「スターラー」と記載する)1の概要について、図1を用いて説明する。
[Overview]
First, an outline of a molten glass stirrer (hereinafter simply referred to as “stirrer”) 1 embodying the present invention will be described with reference to FIG.
本実施形態におけるスターラー1は、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスであっても撹拌可能な、撹拌装置に備えられる構成部品の一つであって、撹拌される溶融ガラスに対して直接接触する重要な構成部品である。 The stirrer 1 in this embodiment is one of the components provided in the stirring device that can stir even if it is a molten glass having a high viscosity of, for example, 500 [Pa · s] or more. It is an important component that makes direct contact.
ここで、高粘度の溶融ガラスを撹拌するためのスターラーとしては、従来から、主軸と、当該主軸を貫通して固着される複数段の棒状翼からなる撹拌体を組み合わせた構成のものが提案されている。
しかしながら、このような構成からなるスターラーであっても、500[Pa・s]以上もの高粘度の溶融ガラスを撹拌する場合、スターラーの変形や破損が起こり難い低回転速度の撹拌条件では、十分な撹拌が実施できない場合があった。
Here, as a stirrer for agitating high-viscosity molten glass, there has conventionally been proposed a configuration in which a main shaft and a stirrer composed of a plurality of stages of rod-shaped blades fixed through the main shaft are combined. ing.
However, even with a stirrer having such a configuration, when stirring high-viscosity molten glass having a viscosity of 500 [Pa · s] or more, it is sufficient under stirring conditions at low rotational speeds where the stirrer is unlikely to deform or break. In some cases, stirring could not be performed.
ところで、一般的に、スターラーが有する回転エネルギーは、「溶融ガラスを回転させる際に使用されるエネルギー」および「溶融ガラスを混合する際に使用されるエネルギー」に分解することが可能であり、スターラーの外形形状を最適な形状とすることによって「溶融ガラスを混合する際に使用されるエネルギー」の割合を高くすることができれば、変形や破損などを引き起こすことのない撹拌条件下において溶融ガラスの撹拌を行った際に、最も効果的に溶融ガラスの均質化を図ることが可能となる。 By the way, generally, the rotational energy of the stirrer can be decomposed into “energy used when rotating the molten glass” and “energy used when mixing the molten glass”. If the ratio of “energy used when mixing molten glass” can be increased by making the outer shape of the glass into an optimal shape, the molten glass is stirred under stirring conditions that do not cause deformation or breakage. It is possible to achieve the homogenization of the molten glass most effectively when performing the above.
以上のような考えに基づき、本発明者は、図1(a)に示すような複数の棒状翼12・12・・・を有する溶融ガラス用スターラー1について、外形形状に関する詳細な検討を行いつつ、棒状翼12の取付角度差(位相角度)を種々変更して鋭意研究を行った結果、棒状翼12の全長dと同等の軸間距離Lを有して離間する2本の棒状翼12・12(例えば、図1における棒状翼12Aおよび棒状翼12C)間の位相角度(以下、「基準位相角度」と記載する)θが50[°]以上且つ170[°]以下に相当する範囲において、最も効果的に溶融ガラスの撹拌が行えることを見出し、本発明をするに至った。
Based on the above idea, the present inventor is conducting a detailed examination on the outer shape of the stirrer 1 for molten glass having a plurality of rod-shaped
具体的には、図1(b)に示すように、スターラー1において、主軸11の軸方向に隣接する任意の2本の棒状翼12・12(例えば、図1における棒状翼12Aおよび棒状翼12B)間の位相角度(以下、「単位位相角度」と記載する)をΔθとすると、当該単位位相角度Δθは、以下の数式(1)によって決定される。
即ち、単位位相角度Δθは、
Δθ=(Δh/d)×θ・・・(1)
で決定される。
但し、図1(a)に示すように、Δhは主軸11の軸方向に隣接する棒状翼12Aおよび棒状翼12Bの間の軸間距離(以下、「単位軸間距離」と記載する)を表す。
また、dは棒状翼12の全長を表す。
さらに、図1(b)に示すように、θは、棒状翼12Aと、棒状翼12Aの全長dと同等の軸間距離Lを有して離間する仮想の棒状翼12Cとの間の基準位相角度を表し、50°以上且つ170°以下の範囲内にて設定される。
Specifically, as shown in FIG. 1B, in the stirrer 1, any two rod-shaped
That is, the unit phase angle Δθ is
Δθ = (Δh / d) × θ (1)
Determined by
However, as shown in FIG. 1A, Δh represents a distance between the
D represents the total length of the rod-shaped
Further, as shown in FIG. 1B, θ is a reference phase between the rod-shaped
なお、例えば、隣接する棒状翼12Aおよび棒状翼12Bの全長が互いに等しくない場合は、当該2本の棒状翼12A・12Bの平均値をもって、全長dを規定することとなる。
For example, when the full lengths of the adjacent rod-shaped
[スターラー101(第一実施形態)]
次に、第一実施形態におけるスターラー101の構成について、図2を用いて説明する。
本実施形態のスターラー101は、図2(a)に示すように、主に主軸111、および複数の棒状翼112・112・・・などにより構成される。
[Stirrer 101 (first embodiment)]
Next, the structure of the
The
主軸111は円筒形状の部材からなり、その外周面には複数の貫通孔111a・111a・・・が穿孔される。
前記複数の貫通孔111a・111a・・・は、主軸111の軸心に対して直交方向に形成されるとともに、軸方向に向かって等間隔、且つ隣接する貫通孔111a・111a毎に互いの軸心が等角度の位相差を有する螺旋状に配置される。
The
The plurality of through-
そして、これらの貫通孔111a・111a・・・を介して、後述する複数の棒状翼112・112・・・が各々貫設される。
A plurality of rod-shaped
なお、主軸111の構成材料としては、棒状翼112と同等、即ち後述する白金または白金合金を用いるが、前述の「特許文献1」で示される強化白金または強化白金合金を用いるのがより好ましい。
The
次に、棒状翼112について説明する。
棒状翼112は、例えば中空の円柱構造を有して構成される。
具体的には、棒状翼112は、白金または白金合金からなる平板部材を捲回して対向する二辺をシーム溶接することにより形成される円筒部112a、および円筒部112aと同等の材料からなり円筒部112aの両端において全周溶接により固着される円板部112b・112bにより構成される。
Next, the rod-shaped
The rod-shaped
Specifically, the rod-shaped
なお、棒状翼112の構成については、本実施形態のものに限定されることはなく、例えば、中実の丸棒部材などを用いてもよい。
但し、中空の円柱構造を用いる方が、材料コストや重量の低減を図ることができ、より好ましい。
The configuration of the rod-shaped
However, it is more preferable to use a hollow cylindrical structure because the material cost and weight can be reduced.
このような構成からなる複数の棒状翼112・112・・・は、貫通孔111a・111a・・・を介して主軸111に直交方向に貫通され、その長手方向中央部にて主軸111の外周面に固着される。
その結果、複数の棒状翼112・112・・・は、主軸111と直交するとともに、当該主軸111の軸方向に沿って等間隔、且つ軸方向に互いに隣接する2本の棒状翼112・112毎に等角度の位相差を有することから、端部の軌跡が螺旋状となるようにして配置される。
The plurality of rod-shaped
As a result, each of the plurality of rod-shaped
なお、棒状翼112の構成については、本実施形態のものに限定されることはなく、例えば、1本の棒状翼112の代わりとして、互いに同軸上に配置される2本の棒状翼112・112を一組として、主軸111に固着させることとしてもよい。
Note that the configuration of the rod-shaped
ここで、図2(b)および図2(c)に示すように、本実施形態においては、主軸111の軸方向に隣接する任意の2本の棒状翼112・112(例えば、図2における棒状翼112Aおよび棒状翼112B)間の単位位相角度をΔθaとすると、前述した数式(1)に基づき、以下の数式(2)によって単位位相角度Δθaを決定することとしている。
即ち、単位位相角度Δθaは、
Δθa=(Δha/da)×θa・・・(2)
で決定される。
但し、図2(b)に示すように、Δhaは主軸111の軸方向に隣接する任意の2本の棒状翼112・112(例えば、棒状翼112Aおよび棒状翼112B)間の単位軸間距離を表す。
また、daは棒状翼112の全長を表す。なお本実施形態では、棒状翼112の全長daが撹拌体全長(互いに最も離間した棒状翼112・112間の軸間距離)Laと一致している。
さらに、図2(c)に示すように、θaは主軸111の軸方向に沿って螺旋状に配置される複数の棒状翼112・112・・・において、棒状翼112Aの全長daと同等の軸間距離を有して棒状翼112Aから離間する仮想の棒状翼との間の基準位相角度であるが、本実施形態においては、撹拌体全長Laが棒状翼112Aの全長daと一致するので、棒状翼112Aおよび棒状翼112C間の位相角度が基準位相角度と一致する。
Here, as shown in FIGS. 2B and 2C, in the present embodiment, any two rod-
That is, the unit phase angle Δθa is
Δθa = (Δha / da) × θa (2)
Determined by
However, as shown in FIG. 2 (b), Δha is the distance between the unit axes between any two rod-shaped
Da represents the total length of the rod-shaped
Further, as shown in FIG. 2 (c), θa is an axis equivalent to the full length da of the rod-shaped
なお、本実施形態において、基準位相角度θaは、50[°]以上且つ170[°]以下となるように設定されることが好ましく、70[°]以上且つ150[°]以下となるように設定されることがより好ましい。 In the present embodiment, the reference phase angle θa is preferably set to be 50 [°] or more and 170 [°] or less, and is preferably 70 [°] or more and 150 [°] or less. More preferably, it is set.
また、単位位相角度Δθaは、本実施形態に示すような、互いに隣接する全ての棒状翼112・112・・・に対して、一方向、且つ等角度にて設定されることに限定されず、例えば、後述する第二実施形態や第三実施形態に示すように、互いに隣接するそれぞれの任意の2本の棒状翼112・112・・・に対して、各々相違する構成であってもよい。
Further, the unit phase angle Δθa is not limited to being set in one direction and at an equal angle with respect to all the rod-shaped
なお、本実施形態における「固着」とは、主軸111と棒状翼112との接合部(棒状翼112の付け根箇所)において、少なくとも両部材間の間隙を封止する程度の溶接状態(即ち、溶接による熱影響部が棒状翼112の厚み全体に亘って形成されるのではなく、略表面のみに形成された状態)を意味する。
このような溶接状態であっても、主軸111と棒状翼112との接合部の強度は十分に確保されることとなり、溶融ガラスの侵食を排除することも可能である。
In the present embodiment, “adhesion” refers to a welded state (that is, welding) that seals at least the gap between the two members at the joint between the
Even in such a welded state, the strength of the joint between the
なお、各棒状翼112の全長については、主軸111の直径の150[%]〜400[%]とすることが好ましく、比較的自由に設定することが可能である。
In addition, about the full length of each rod-shaped wing |
以上のような構成からなるスターラー101は、図2(a)に示すように、主軸111の軸方向を上下方向としつつ、複数の棒状翼112・112・・・が主軸111の下端側に位置するようにして配設される。
また、主軸111の上端部には、図示せぬ駆動機構部が連結されており、当該駆動機構部によって、スターラー101は、主軸111の軸心を中心にして回転駆動するよう構成されている。
As shown in FIG. 2A, the
Further, a drive mechanism unit (not shown) is connected to the upper end portion of the
そして、撹拌装置を用いて、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスを撹拌する場合、スターラー101は、溶融ガラス内に埋没され、前記駆動機構部によって回転駆動される。
For example, when a high-viscosity molten glass having a viscosity of 500 [Pa · s] or more is stirred using the stirring device, the
その結果、溶融ガラス内においては、例えば螺旋形状の板状翼によって生み出される対流状態と近似する流れ(以下、「溶融ガラス流」と記載する)が、複数の棒状翼112・112・・・を介して発生する。
より具体的には、前記溶融ガラス流は、底部に位置する溶融ガラスを上面へと一旦巻上げた後、例えば溶融ガラス槽の壁面に沿って下方に流れる渦巻流として発生する。
As a result, in the molten glass, for example, a flow that approximates a convection state generated by a spiral plate-like blade (hereinafter referred to as “molten glass flow”) includes a plurality of rod-shaped
More specifically, the molten glass flow is generated as, for example, a spiral flow that flows downward along the wall surface of the molten glass tank after the molten glass positioned at the bottom is once wound up to the upper surface.
このような溶融ガラス流を発生させることにより、本実施形態におけるスターラー101によれば、溶融ガラスを溶融ガラス槽の下から上へ、そしてまた下へと流動させることができるため、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスであっても、非常に良好な撹拌状態を実現することができる。
By generating such a molten glass flow, according to the
また、本実施形態におけるスターラー101によれば、複数の棒状翼112・112・・・を、所定の角度で端部の軌跡が螺旋状となるように配置することにより、例えば90度で棒状翼を配置したスターラーに比べて、高い撹拌状態を実現できる。
これは、高粘度の溶融ガラス内においては、互いに隣接する棒状翼112・112間を溶融ガラスが通過する際に、部分的に溶融ガラスが上方へ移動することによる。
Further, according to the
This is because in the high-viscosity molten glass, the molten glass partially moves upward when the molten glass passes between the rod-shaped
ここで、溶融ガラスが通過する箇所においては、溶融ガラス流が剪断されて、前述した渦巻流とは相違する方向の流れが創出されるものと考えられる。
そして、このような溶融ガラス流の極所的な剪断により、低負荷、且つ効果的な撹拌状態が実現されるものと考えられる。
Here, it is considered that the molten glass flow is sheared at a location where the molten glass passes and a flow in a direction different from the spiral flow described above is created.
And it is thought that a low load and an effective stirring state are implement | achieved by such extreme shear of a molten glass flow.
[スターラー201(第二実施形態)]
次に、第二実施形態におけるスターラー201の構成について、図3および図4を用いて説明する。
本実施形態のスターラー201は、第一実施形態のスターラー101と略同等な構成を有する一方、後述するように、単位軸間距離Δhbを変更することなく、任意の位置における単位位相角度Δθbが変更されている点について、第一実施形態のスターラー101と相違する。
よって、以下の説明においては、主に第一実施形態におけるスターラー101との相違点について記載し、当該スターラー101との同等な構成について記載は省略する。
[Stirrer 201 (second embodiment)]
Next, the structure of the
The
Therefore, in the following description, the difference from the
スターラー201は、図3(a)に示すように、主に主軸211、および複数の棒状翼212・212・・・などにより構成される。
複数の棒状翼212・212・・・は、貫通孔211a・211a・・・を介して主軸211に直交方向に貫通され、その長手方向中央部にて主軸211の外周面に内に各々貫通しつつ固着される。
その結果、複数の棒状翼212・212・・・は、主軸211と直交するとともに、当該主軸211の軸方向に沿って等間隔、且つ軸方向に隣接する2本の棒状翼212・212毎に位相差を有することから、端部の軌跡が螺旋状となるようにして配置される。
As shown in FIG. 3A, the
The plurality of rod-shaped
As a result, the plurality of rod-shaped
ところで、本実施形態においては、例えば総数7本の棒状翼212・212・・・に対して、上から4本の棒状翼212・212・212・212と、下から3本の棒状翼212・212・212との間において、基準位相角度θbが相違するように構成されている。
By the way, in this embodiment, for example, with respect to a total of seven rod-shaped
即ち、図3(b)および図4に示すように、本実施形態においては、主軸211の軸方向に隣接する任意の2本の棒状翼212・212間の単位位相角度をΔθbとすると、前述した数式(1)に基づき、以下の数式(3)によって単位位相角度Δθbを決定することとしている。
即ち、単位位相角度Δθbは、
Δθb=(Δhb/db)×θb・・・(3)
で決定される。
但し、図3(b)に示すように、Δhbは主軸211の軸方向に隣接する任意の2本の棒状翼212・212間の単位軸間距離を表す。
また、dbは棒状翼212の全長を表す。
That is, as shown in FIGS. 3B and 4, in this embodiment, when the unit phase angle between any two rod-shaped
That is, the unit phase angle Δθb is
Δθb = (Δhb / db) × θb (3)
Determined by
However, as shown in FIG. 3B, Δhb represents the unit-axis distance between any two rod-shaped
Db represents the total length of the rod-shaped
そして、本実施形態におけるスターラー201においては、単位軸間距離Δhbを変更することなく、二種類の単位位相角度、即ちΔθb1とΔθb2を用いており、任意の位置における単位位相角度Δθbが、他の位置における単位位相角度Δθbと相違するように構成されている。
つまり、本実施形態においては、任意の位置において、基準位相角度θbを変更させた構成となっている。
In the
That is, in the present embodiment, the reference phase angle θb is changed at an arbitrary position.
具体的には、例えば図4(c)に示すように、主軸211の軸方向の最下端側より3本目に位置する棒状翼212A、および当該棒状翼212Aの下方側に隣接する棒状翼212Bの間の単位位相角度Δθb1は、基準位相角度θb1に基づき、数式(3)によって求められる(Δθb1=(Δhb/db)×θb1)。
この際、基準位相角度θb1は、図3(b)に示すように、棒状翼212A、および当該棒状翼212Aに対して下方側に全長db当たりの軸間距離だけ離れて位置する仮想棒状翼212Cの間の基準位相角度として示すことができる。
Specifically, for example, as shown in FIG. 4C, a rod-shaped
At this time, as shown in FIG. 3B, the reference phase angle θb1 is equal to the rod-shaped
一方、例えば図4(b)に示すように、棒状翼212A、および当該棒状翼212Aの上方側に隣接する棒状翼212Dの間の単位位相角度Δθb2は、基準位相角度θb2に基づき、数式(3)によって求められる(Δθb2=(Δhb/db)×θb2)。
この際、基準位相角度θb2は、図3(b)に示すように、棒状翼212A、および当該棒状翼212Aに対して上方側に全長db当たりの軸間距離だけ離れて位置する仮想棒状翼212Eの間の基準位相角度として示すことができる。
On the other hand, as shown in FIG. 4B, for example, the unit phase angle Δθb2 between the rod-shaped
At this time, as shown in FIG. 3B, the reference phase angle θb2 is equal to the rod-shaped
そして、これらの基準位相角度θb1およびθb2は、互いに相違するように設定されていることから、図4(a)に示すように、単位位相角度Δθb1およびΔθb2についても互いに相違することとなる。 Since these reference phase angles θb1 and θb2 are set to be different from each other, the unit phase angles Δθb1 and Δθb2 are also different from each other as shown in FIG.
このように、本実施形態においては、上から4本の棒状翼212・212・212・212と、下から3本の棒状翼212・212・212との間において、基準位相角度θb(θb1、θb2)が相違するように構成されており、当該基準位相角度θbは撹拌体全長(最下端側の棒状翼212Fと最上端側の棒状翼212Gとの間の軸間距離)Lbとは関係なく示すことができる。
As described above, in the present embodiment, the reference phase angle θb (θb1,...) Between the four rod-shaped
なお、本実施形態において、基準位相角度θb1、θb2は、50[°]以上且つ170[°]以下となるように設定されることが好ましく、70[°]以上且つ150[°]以下となるように設定されることがより好ましい。 In the present embodiment, the reference phase angles θb1 and θb2 are preferably set to be 50 [°] or more and 170 [°] or less, and are 70 [°] or more and 150 [°] or less. More preferably, it is set as follows.
このように、本実施形態におけるスターラー201は、第一実施形態のスターラー101と異なり、単位軸間距離Δhbを変更することなく、任意の位置における単位位相角度Δθb(例えばΔθb1)が、他の位置における単位位相角度Δθb(例えばΔθb2)と相違するように構成されている。
Thus, unlike the
このような構成からなるスターラー201であっても、第一実施形態のスターラー101と同様に、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスに対して、非常に良好な撹拌状態を実現することができる。
Even with the
[スターラー301(第三実施形態)]
次に、第三実施形態におけるスターラー301の構成について、図5を用いて説明する。
本実施形態のスターラー301は、第一実施形態のスターラー101と略同等な構成を有する一方、基準位相角度θcを変更することなく任意の位置における単位軸間距離Δhcを変更することによって、単位位相角度Δθcが変更されている点について、第一実施形態のスターラー101と相違する。
よって、以下の説明においては、主に第一実施形態におけるスターラー101との相違点について記載し、当該スターラー101との同等な構成についての記載は省略する。
[Stirrer 301 (third embodiment)]
Next, the structure of the
The
Therefore, in the following description, differences from the
スターラー301は、図5(a)に示すように、主に主軸311、および複数の棒状翼312・312・・・などにより構成される。
複数の棒状翼312・312・・・は、貫通孔311a・311a・・・を介して主軸311に直交方向に貫通され、その長手方向中央部にて主軸311の外周面に内に各々貫通しつつ固着される。
その結果、複数の棒状翼312・312・・・は、主軸311と直交するとともに、当該主軸311の軸方向に沿って等間隔、且つ軸方向に隣接する2本の棒状翼312・312毎に位相差を有することから、端部の軌跡が螺旋状となるようにして配置される。
As shown in FIG. 5A, the
The plurality of rod-shaped
As a result, the plurality of rod-shaped
ここで、図5(b)および図5(c)に示すように、本実施形態においては、主軸311の軸方向に隣接する2本の棒状翼312・312間の単位位相角度をΔθcとすると、前述した数式(1)に基づき、以下の数式(4)によって単位位相角度Δθcを決定することとしている。
即ち、単位位相角度Δθcは、
Δθc=(Δhc/dc)×θc・・・(4)
で決定される。
但し、図5(b)に示すように、Δhcは主軸311の軸方向に隣接する任意の2本の棒状翼312・312間の単位軸間距離を表す。
また、dcは棒状翼312の全長を表す。
さらに、θcは第二実施形態で示した場合と同様に、主軸311の軸方向に沿って螺旋状に配置される複数の棒状翼312・312・・・において、全長dcの軸間距離を有して離間された2本の棒状翼312・312間の基準位相角度をもって表すが、図示は省略する。
Here, as shown in FIGS. 5B and 5C, in this embodiment, when the unit phase angle between the two rod-shaped
That is, the unit phase angle Δθc is
Δθc = (Δhc / dc) × θc (4)
Determined by
However, as shown in FIG. 5B, Δhc represents a unit-axis distance between any two rod-shaped
Further, dc represents the entire length of the rod-shaped
Further, as in the case of the second embodiment, θc has an inter-axis distance of the full length dc in the plurality of rod-shaped
そして、本実施形態におけるスターラー301においては、基準位相角度θcを変更することなく単位軸間距離Δhcを変更することによって、任意の位置における単位位相角度Δθcが、他の位置における単位位相角度Δθcと相違するように構成されている。
つまり、本実施形態においては、任意の位置において、単位軸間距離Δhcを変更させた構成となっている。
In the
That is, in the present embodiment, the unit axis distance Δhc is changed at an arbitrary position.
具体的には、図5(c)に示すように、例えば、撹拌体全長(最下端側の棒状翼312Aと最上端側の棒状翼312Fとの間の軸間距離)Lcからなる複数の棒状翼312・312・・・において、主軸311の軸方向の最下端側に位置する棒状翼312(図5における棒状翼312A)、および当該棒状翼312Aと隣接する棒状翼312(図5における棒状翼312B)の間の単位位相角度Δθc1は、基準位相角度θcに基づき、数式(4)によって求められる(Δθc1=(Δhc1/dc)×θc)。
なお、これら2本の棒状翼312Aおよび棒状翼312B間の単位軸間距離はΔhc1である。
Specifically, as shown in FIG. 5 (c), for example, a plurality of rod-shaped members composed of the entire length of the stirring body (distance between the shafts between the rod-shaped
The distance between the unit axes between the two rod-shaped
また、例えば、棒状翼312Bと上方側に隣接する棒状翼212(図5における棒状翼312C)、および当該棒状翼312Cと上方側に隣接する棒状翼312(図5における棒状翼312D)の間の単位位相角度Δθc2は、基準位相角度θcに基づき、数式(4)によって求められる(Δθc2=(Δhc2/dc)×θc)。
なお、これら2本の棒状翼312Cおよび棒状翼312D間の単位軸間距離はΔhc2である。
Further, for example, between the rod-shaped
The unit-axis distance between the two rod-shaped
さらに、例えば、棒状翼312D、および当該棒状翼312Dと上方側に隣接する棒状翼312(図5における棒状翼312E)の間の単位位相角度Δθc3は、基準位相角度θcに基づき、数式(4)によって求められる(Δθc3=(Δhc3/dc)×θc)。
なお、これら2本の棒状翼312Dおよび棒状翼312E間の単位軸間距離はΔhc3である。
Further, for example, the unit phase angle Δθc3 between the rod-shaped
The unit-axis distance between the two rod-shaped
そして、これらの単位軸間距離Δhc1、Δhc2、およびΔhc3は、各々相違するように設定されていることから、単位位相角度Δθc1、Δθc2、およびΔθc3についても互いに相違することとなる。 Since the unit axis distances Δhc1, Δhc2, and Δhc3 are set to be different from each other, the unit phase angles Δθc1, Δθc2, and Δθc3 are also different from each other.
なお、本実施形態において、基準位相角度θcは、50[°]以上且つ170[°]以下となるように設定されることが好ましく、70[°]以上且つ150[°]以下となるように設定されることがより好ましい。 In the present embodiment, the reference phase angle θc is preferably set to be 50 [°] or more and 170 [°] or less, and is preferably 70 [°] or more and 150 [°] or less. More preferably, it is set.
このように、本実施形態におけるスターラー301は、第一実施形態のスターラー101と異なり、基準位相角度θcを変更することなく単位軸間距離Δhcを変更することによって、任意の位置における単位位相角度Δθc(例えばΔθc1)が、他の位置における単位位相角度Δθc(例えばΔθc2やΔθc3)と相違するように構成されている。
Thus, unlike the
このような構成からなるスターラー301であっても、第一実施形態のスターラー101と同様に、例えば500[Pa・s]以上の高粘度の溶融ガラスに対して、非常に良好な撹拌状態を実現することができる。
Even with the
[スターラー401(第四実施形態)]〈応用〉
次に、第四実施形態におけるスターラー401の構成について、図6を用いて説明する。
本発明においては、上下方向に連続して配置される少なくとも3本の棒状翼412・412・・・が、Δθ=(Δh/d)×θ(50°≦θ≦170°)の関係を満たせばよい。
この応用例を図6に示す。
[Stirrer 401 (fourth embodiment)] <Application>
Next, the structure of the
In the present invention, at least three rod-shaped blades 412, 412... Arranged continuously in the vertical direction satisfy the relationship of Δθ = (Δh / d) × θ (50 ° ≦ θ ≦ 170 °). That's fine.
An example of this application is shown in FIG.
図6に示すスターラー401は、7本の棒状翼411・411・・・の下から3本目と4本目の間の単位位相角度Δθ、即ち当該単位位相角度Δθを求めるための基準位相角度θが170°より大きくなっているが、これは棒状翼411を3本持つ本発明の第一撹拌体450と、棒状翼460を4本持つ本発明の第二撹拌体460を上下に組み合わせたものと見ることができる。
The
なお、棒状翼411の全長dについては、すべて一致する必要は無く、2本の棒状翼411・411が成す単位位相角度Δθを計算するために使用する全長dは、2本の棒状翼411・411の全長dの平均を使用すれば良い。
Note that the total length d of the rod-shaped
[検証実験(数値解析)]
次に、本発明を具現化するスターラーの撹拌効果を確認するために、本発明者が行った数値解析による検証実験について、図7乃至図9を用いて説明する。
[Verification experiment (numerical analysis)]
Next, in order to confirm the stirring effect of the stirrer embodying the present invention, a verification experiment by numerical analysis performed by the present inventor will be described with reference to FIGS.
先ず始めに、本発明者は、数値解析による検証実験を行うための前提条件として、以下に示す仮想条件を設定した。
即ち、図7に示すように、スターラー501を用いて溶融ガラスGを撹拌する場合を想定し、当該スターラー501の構成を種々変更することによって、溶融ガラスGの撹拌状態がどのように変化するのか、検証することとした。
First, the present inventor set the following virtual condition as a precondition for conducting a verification experiment by numerical analysis.
That is, as shown in FIG. 7, assuming that the molten glass G is stirred using the
なお、溶融ガラスGの温度および粘度については、各々1300[℃]および570[Pa・s]に設定することとした。
また、スターラー501の基本構成としては、前述した第一実施形態のものを採用することとした。
即ち、スターラー501は、複数の棒状翼512・512・・・が主軸511と直交するとともに、主軸511の軸方向に沿って等間隔、且つ軸方向に隣接する2本の棒状翼512・512毎に等角度の位相差を有することから、端部の軌跡が螺旋状となるように、複数の棒状翼512・512・・・が配置された構成に設定することとした。
The temperature and viscosity of the molten glass G were set to 1300 [° C.] and 570 [Pa · s], respectively.
Further, the basic configuration of the
That is, the
このような「前提条件」に基づき、スターラー501において、前述した基準位相角度を変更させた場合における溶融ガラスGの撹拌状態の変化について、市販のシミュレーションソフトウエア(アンシス・ジャパン(株)製:FLUENT)を用いて数値解析することとした。
Based on such “preconditions”, in the
具体的には、第一の条件として、複数の棒状翼512・512・・・の本数について7本配置するよう規定するとともに、各々の棒状翼512の全長が、10[cm]、11[cm]、または12[cm]の三通りの場合に分けて数値解析を行うこととした。
Specifically, as a first condition, it is defined that seven
このような条件下において得られた解析結果を、図8によって示す。
図8は、スターラー501の棒状翼の全長が、10[cm]、11[cm]、または12[cm]である場合において、縦軸にガラス移動量(単位[kg/s])を表し、横軸に基準位相角度(単位[°])を表すこととして、これら両者の関係を表したグラフである。
The analysis results obtained under such conditions are shown in FIG.
FIG. 8 shows the amount of glass movement (unit [kg / s]) on the vertical axis when the total length of the rod-shaped wings of the
ここで、縦軸に示されるガラス移動量とは、溶融ガラスGの撹拌状態を数値的に示すためのものであって、例えば、スターラー501の撹拌によって、下から上へと流動される溶融ガラスGの流量によって表される。
また、横軸に示される基準位相角度とは、スターラー501における基準位相角度である。
Here, the glass movement amount shown on the vertical axis is for numerically indicating the stirring state of the molten glass G. For example, the molten glass is flowed from the bottom to the top by the stirring of the
Further, the reference phase angle indicated on the horizontal axis is the reference phase angle in the
本図に示すように、スターラー501の棒状翼の全長が、10[cm]、11[cm]、または12[cm]の何れの場合においても、基準位相角度が50[°]以上且つ170[°]以下、より詳細には、70[°]以上且つ150[°]以下の範囲であれば、0.05[kg/s]以上のガラス移動量を維持することができるため、スターラー501によって、効果的に溶融ガラスGの撹拌が行えることが分かる。
また、スターラー501の棒状翼512の長さが、10[cm]、11[cm]、または12[cm]の何れの場合であっても、基準位相角度が90[°]以上且つ110[°]以下の範囲である場合、ガラス移動量はピーク(最大値)となるため、スターラー501によって、より効果的に溶融ガラスGの撹拌が行えることが分かる。
As shown in this figure, the reference phase angle is 50 [°] or more and 170 [°] when the total length of the rod-like wings of the
In addition, the reference phase angle is 90 [°] or more and 110 [°] regardless of whether the length of the rod-shaped
次に、第二の条件として、各々の棒状翼512の全長を11[cm]に規定するとともに、その本数が、5本、6本、または7本の三通りの場合に分けて数値解析を行うこととした。
Next, as a second condition, the total length of each rod-
このような条件下において得られた解析結果を、図9によって示す。
図9は、スターラー501における棒状翼512・512・・・の本数が、5本、6本、または7本である場合において、縦軸にガラス移動量(単位[kg/s])を表し、横軸に基準位相角度(単位[°])を表すこととして、これら両者の関係を表したグラフである。
The analysis results obtained under such conditions are shown in FIG.
FIG. 9 shows the amount of glass movement (unit [kg / s]) on the vertical axis when the number of rod-shaped
ここで、縦軸に示されるガラス移動量とは、溶融ガラスGの撹拌状態を数値的に示すためのものであって、例えば、スターラー501の撹拌によって、下から上へと流動される溶融ガラスGの流量によって表される。
また、横軸に示される基準位相角度とは、スターラー501における基準位相角度である。
Here, the glass movement amount shown on the vertical axis is for numerically indicating the stirring state of the molten glass G. For example, the molten glass is flowed from the bottom to the top by the stirring of the
Further, the reference phase angle indicated on the horizontal axis is the reference phase angle in the
本図に示すように、スターラー501における棒状翼512・512・・・の本数が、5本、6本、または7本の何れの場合においても、基準位相角度が50[°]以上且つ170[°]以下、より詳細には、70[°]以上且つ150[°]以下の範囲であれば、0.05[kg/s]以上のガラス移動量を維持することができるため、スターラー501によって、効果的に溶融ガラスGの撹拌が行えることが分かる。
また、スターラー501における棒状翼512・512・・・の本数が、5本、6本、または7本の何れの場合であっても、基準位相角度が90[°]以上且つ110[°]以下の範囲である場合、ガラス移動量はピーク(最大値)となるため、スターラー501によって、より効果的に溶融ガラスGの撹拌が行えることが分かる。
As shown in this figure, the reference phase angle is not less than 50 [°] and 170 [°] when the number of rod-
In addition, the reference phase angle is 90 [°] or more and 110 [°] or less, regardless of whether the number of rod-shaped
[検証実験(模型実験)]
次に、本発明を具現化するスターラーの撹拌効果を確認するために、本発明者が行った模型による検証実験について、図10および図11を用いて説明する。
[Verification experiment (model experiment)]
Next, in order to confirm the stirring effect of the stirrer embodying the present invention, a verification experiment using a model performed by the present inventor will be described with reference to FIGS. 10 and 11.
先ず始めに、本発明者等は、模型による検証実験を行うために、以下に示すシミュレーション模型を構築した。
即ち、図10に示すように、実物の凡そ1/2の縮尺からなるスターラー601、ガラス撹拌槽に相当する槽651、および溶融ガラスに相当する粘性流体Qを用意し、槽651内に貯溜された流体Qをスターラー601によって撹拌することとした。
First, the present inventors constructed a simulation model shown below in order to conduct a verification experiment using a model.
That is, as shown in FIG. 10, a
なお、流体Qの粘度については、溶融ガラスの粘度である約570[Pa・s]に相当する模型粘度を設定することとした。
また、スターラー601の基本構成としては、前述した第一実施形態のものを採用することとした。
即ち、スターラー601は、複数の棒状翼612・612・・・が主軸611と直交するとともに、主軸611の軸方向に沿って等間隔、且つ軸方向に隣接する2本の棒状翼612・612毎に等角度の位相差を有することから、端部の軌跡が螺旋状となるように、複数の棒状翼612・612・・・が配置された構成に設定することとした。
In addition, about the viscosity of the fluid Q, we decided to set the model viscosity corresponding to about 570 [Pa * s] which is the viscosity of a molten glass.
Further, the basic configuration of the
That is, the
このような「前提条件」に基づき、スターラー601において、前述した基準位相角度を変化させた場合における流体Qの撹拌状態の変化を、槽651(および流体Q)の荷重の変化として把握し、市販の電子天秤652を用いて測定することとした。
Based on such “preconditions”, in the
具体的には、各々の棒状翼612の全長を11[cm]に相当する模型寸法にするとともに、その本数が、5本、6本、または7本の三通りの場合に分けて、槽651(および流体Q)の荷重変化を測定することとした。
Specifically, the overall length of each rod-shaped
このような条件下において得られた解析結果を、図11によって示す。
図11は、スターラー601における棒状翼612・612・・・の本数が、5本、6本、または7本である場合において、縦軸に荷重変化の対比を表し、横軸に基準位相角度(単位[°])を表すこととして、これら両者の関係を表したグラフである。
The analysis results obtained under such conditions are shown in FIG.
In FIG. 11, when the number of rod-shaped
ここで、縦軸に示される荷重変化の対比とは、例えば、棒状翼612の本数が6本であり、且つ基準位相角度が110[°]である場合のスターラー601によって流体Qを撹拌した場合に測定された荷重を基準とし、当該荷重との比較によって求められる割合である。
また、横軸に示される基準位相角度とは、スターラー601における基準位相角度である。
Here, the contrast of the load change shown on the vertical axis is, for example, when the fluid Q is agitated by the
The reference phase angle indicated on the horizontal axis is the reference phase angle in the
本図に示すように、スターラー601における棒状翼612・612・・・の本数が、5本、6本、または7本の何れの場合においても、基準位相角度が50[°]以上且つ170[°]以下、より詳細には、70[°]以上且つ150[°]以下の範囲であれば、荷重変化の対比を0.5以上で維持することができるため、スターラー601によって、効果的に流体Qの撹拌が行えることが分かる。
また、スターラー601における棒状翼612・612・・・の本数が、5本、6本、または7本の何れの場合であっても、基準位相角度が90[°]以上且つ110[°]以下の範囲である場合、荷重変化の対比はピーク(最大値)となるため、スターラー601によって、より効果的に流体Qの撹拌が行えることが分かる。
As shown in this figure, the reference phase angle is 50 [°] or more and 170 [] when the number of rod-
In addition, the reference phase angle is not less than 90 [°] and not more than 110 [°] regardless of the number of rod-shaped
1 溶融ガラス用スターラー
11 主軸
12 棒状翼
101 溶融ガラス用スターラー
111 主軸
112 棒状翼
201 溶融ガラス用スターラー
211 主軸
212 棒状翼
da 棒状翼の全長(第一実施形態)
La 撹拌体全長(第一実施形態)
Δθa 単位位相角度(第一実施形態)
Δha 単位軸間距離(第一実施形態)
θa 基準位相角度(第一実施形態)
db 棒状翼の全長(第二実施形態)
Lb 撹拌体全長(第二実施形態)
Δθb1 単位位相角度(第二実施形態)
Δθb2 単位位相角度(第二実施形態)
Δhb 単位軸間距離(第二実施形態)
θb1 基準位相角度(第二実施形態)
θb2 基準位相角度(第二実施形態)
dc 棒状翼の全長(第三実施形態)
Lc 撹拌体全長(第三実施形態)
Δθc1 単位位相角度(第三実施形態)
Δθc2 単位位相角度(第三実施形態)
Δθc3 単位位相角度(第三実施形態)
Δhc1 単位軸間距離(第三実施形態)
Δhc2 単位軸間距離(第三実施形態)
Δhc3 単位軸間距離(第三実施形態)
θc 基準位相角度(第三実施形態)
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Stirrer for molten glass 11
La Stirrer full length (first embodiment)
Δθa unit phase angle (first embodiment)
Δha Distance between unit axes (first embodiment)
θa Reference phase angle (first embodiment)
db Total length of rod-shaped wing (second embodiment)
Lb Stirring body full length (2nd embodiment)
Δθb1 unit phase angle (second embodiment)
Δθb2 unit phase angle (second embodiment)
Δhb Distance between unit axes (second embodiment)
θb1 reference phase angle (second embodiment)
θb2 reference phase angle (second embodiment)
dc Full length of rod-shaped wing (third embodiment)
Lc Stirring body full length (3rd embodiment)
Δθc1 unit phase angle (third embodiment)
Δθc2 unit phase angle (third embodiment)
Δθc3 unit phase angle (third embodiment)
Δhc1 Distance between unit axes (third embodiment)
Δhc2 Distance between unit axes (third embodiment)
Δhc3 Distance between unit axes (third embodiment)
θc Reference phase angle (third embodiment)
Claims (3)
該主軸に直交して固設された複数段の棒状翼と、
を有する溶融ガラス用スターラーであって、
互いに隣接する任意の2本の前記棒状翼は、
前記主軸の軸方向から見て、
数式1を満たす単位位相角度Δθをもって互いに交差するように配置される、
ことを特徴とする溶融ガラス用スターラー。
(数式1)
Δθ=(Δh/d)×θ
(但し、Δhは互いに隣接する棒状翼間の前記主軸の軸方向における単位軸間距離、dは棒状翼の全長、θは前記主軸の軸方向における軸間距離が前記全長dとなる2本の棒状翼間の基準位相角度であって50°以上且つ170°以下である。) The spindle,
A plurality of stages of rod-shaped wings fixed perpendicularly to the main shaft;
A stirrer for molten glass having
Any two of the rod-shaped wings adjacent to each other are
Seen from the axial direction of the main shaft,
Arranged so as to intersect each other with a unit phase angle Δθ satisfying Equation 1.
A stirrer for molten glass characterized by the above.
(Formula 1)
Δθ = (Δh / d) × θ
(Where Δh is the distance between the unit axes in the axial direction of the main shaft between the adjacent rod-shaped wings, d is the total length of the rod-shaped wings, and θ is the total length d of the inter-axis distance in the axial direction of the main shaft. (The reference phase angle between the rod-shaped blades is 50 ° or more and 170 ° or less.)
前記基準位相角度θは、前記主軸の軸方向における軸間距離が前記全長dとなる2本の棒状翼間の位相角度であって70°以上且つ150°以下である、
ことを特徴とする、請求項1に記載の溶融ガラス用スターラー。 In Equation 1,
The reference phase angle θ is a phase angle between two rod-shaped blades whose interaxial distance in the axial direction of the main shaft is the total length d, and is 70 ° or more and 150 ° or less.
The stirrer for molten glass according to claim 1, wherein:
ことを特徴とする、請求項1または請求項2に記載の溶融ガラス用スターラー。
The rod-shaped wing is fixed in a state of being penetrated with respect to the main shaft,
The molten glass stirrer according to claim 1 or 2, wherein the stirrer is for molten glass.
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JP2015257025A JP2017119599A (en) | 2015-12-28 | 2015-12-28 | Molten glass stirrer |
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Cited By (1)
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JP2019027907A (en) * | 2017-07-28 | 2019-02-21 | 株式会社ガオチャオエンジニアリング | Thickness measuring device and method for adjusting food and drinks using the same |
-
2015
- 2015-12-28 JP JP2015257025A patent/JP2017119599A/en active Pending
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