KR102645924B1 - 금속 욕에서 유리 리본의 복사 냉각을 위한 장치 - Google Patents

Abstract

금속 욕에서 유리 리본의 복사 냉각을 위한 디바이스. 본 발명은 열 전달 유체로서 가스에 의해 유리를 냉각시키기 위해 주석 욕에서 유리 리본 위에 배치된 복사 냉각기(1)에 관한 것으로, 가스는 주석 욕의 동일한 측면에서 출입하고, 가스의 공급부는 분배면에 의해 냉각기의 중심으로부터 냉각기의 외부 교환면으로 냉각기의 길이에 걸쳐 분배된다.

Description

금속 욕에서 유리 리본의 복사 냉각을 위한 장치

본 발명은 예컨대 평평한 유리(플로트 유리)를 위한 연속 생산 라인에서 발견되는 용융 금속 욕, 일반적으로 주석 욕에 관한 것이다. 용융로와 스프레더 사이에 배치된 이 설비는 유리 리본을 용융 금속 욕, 특히 주석 욕에서 원하는 두께 및 폭으로 형성하는 것을 가능하게 한다. 본 발명은 특히 열 전달 유체에 의해 유리를 냉각시키기 위해 용융 금속 욕에서 유리 리본 위에 배치된 복사 냉각기에 관한 것이다.

기술적 문제

필킹톤(Pilkington) 공정에서, 유리는 높은 평면성과 표면 품질을 가진 평면 유리 리본을 형성하도록 액체 주석 욕 위에서 당겨진다. 주석의 산화를 방지하기 위해, 공정은 전형적으로 불활성 가스 및 소량의 수소, 예컨대 질소 및 5 % 수소로 구성된 환원 대기를 갖는 인클로저에서 일어난다.

상기 공정은 리본이 형성될 때 리본의 냉각이 필요하다. 이를 위해, 에너지의 일부는 액체 금속, 특히 액체 주석을 담는 난로를 수용하도록 배열된 탱크의 벽을 통해, 그리고 유리 리본 위의 약 10cm에 위치한 냉각기를 통해 방출된다. 이 냉각기는 유리 리본에 의해서 방출될 복사 열을 흡수한다. 용기 위의 캐노피에는 리본의 온도 분포를 조정하고 리본이 멈춘 경우 온도를 유지하는데 사용되는 가열 요소가 통합되어 있다.

캐노피의 구성은 전력 공급 장치가 통합된 가열 요소로 통과할 수 있어야 하기 때문에 비교적 복잡하다. 또한, 환원 대기는 상기 캐노피를 통해 분사될 수 있어야 한다. 환원 대기는 가열 요소의 커넥터와 케이블을 보호하고 냉각시킨다. 환원 대기는 그 다음 주석 욕의 단부에 위치한 주석 욕으로부터 리본을 위한 드롭 박스(drop box)를 통해 그리고 욕의 입구 측에 위치한 방출 스택을 통해 방출된다.

주석 다음과 같은 두 가지 유형의 냉각기가 주석 욕에서 사용된다: 욕 헤드 냉각기(bath head cooler)와 욕 엔드 냉각기(bath end cooler).

욕 헤드 냉각기는 용해로에서 쏟아진 유리를 냉각할 수 있으며, 소다 라임 유리의 경우 일반적으로 1100 ℃의 온도에 도달한다. 여전히 다루기가 매우 쉬운 이 유리는 욕 표면에 펼쳐져 있으며 원하는 폭으로 퍼지게 제한하도록 냉각되어야 한다.

욕 헤드 냉각기는 또한 리본 림으로 공지된 리본 에지가 상단 롤러에 의해 효과적으로 파지될 수 있도록 유리 온도가 조정될 수 있게 한다.

헤드 냉각기는 또한 리본의 온도 프로파일이 폭에 따라 조정될 수 있게 한다. 이 프로파일은 리본의 스트레칭 및 최종 두께에 결정적인 영향을 미치며 가능한 균일해야 한다. 많은 경우에, 섬도(fineness)의 프로파일은 캐노피의 가열 요소에 의해 제어된다.

난로를 통해 추출된 열이 욕 출구에서 요구되는 전형적인 온도인 620 ℃에 도달하기에 불충분하기 때문에, 욕 단부에서의 냉각기의 주요 기능은 리본을 냉각시키는 것이다. 욕을 빠져 나갈 때 리본의 열 프로파일을 제어하는 것이 또한 바람직하다. 그러나, 이 프로파일은 종종 리본 출구 바로 앞에 위치한 캐노피의 가열 요소에 의해 제어된다.

기존의 주석 욕 냉각기는 냉각수가 순환하는 강 튜브로 설계된다.

냉각기는 리본 형성 공정의 작동을 위해 중요한 기능을 수행하지만, 이들의 설계는 많은 제한을 부과한다.

응축(Condensation):

● 냉각기 표면의 휘발성 화합물(주석 증기 및 대기 중에 오염 물질로 형성된 다양한 화합물)의 응축에는 정기적인 제거를 요구하는 정기적인 세척이 필요하다.

● 응축 층은 절연을 제공하고 냉각기 용량을 감소시킨다.

● 냉각기 용량의 이러한 변화는 리본 온도 및 리본 형성 공정의 파라미터에서 드리프트를 유발한다.

● 응축 생성물, 특히 주석 방울이 리본 표면에 떨어져 결함이 발생한다.

● 측면 밀봉을 통한 냉각기의 추출은 대기 소비를 증가시키고 욕 인클로저 내로의 공기/산소의 확산을 촉진한다.

온도 제어:

● 냉각기의 유량 및 수온의 변화는 600 ℃ 위의 온도를 갖는 환경에서 방출될 열의 양에 무시할만한 영향을 미친다. 냉각기 내에 증기가 형성되면 필연적으로 사고가 발생하기 때문에, 물에 의한 냉각을 줄이는 것은 위험하다.

● 냉각 속도의 조정은 별도의 냉각 유닛을 추가하거나 제거하여 달성된다. 냉각기 당 고정 냉각 속도로 인해, 물 냉각기에서는 리본 온도를 미세하게 조정할 수 없다. 따라서 리본의 온도를 미세하게 조정하려면 전기 히터가 필요하다.

● 욕 헤드의 리본 폭에 따른 냉각의 조정은 냉각기의 위치 변화를 필요로 한다.

추가적인 어려움:

● 생산 라인이 가동중지되어 유리 리본에 의해 열이 유입될 때, 주석 욕 온도가 너무 떨어지지 않도록 물 냉각기를 신속하게 제거해야 한다.

● 급수 시스템이 고장 나면, 냉각기를 빠르게 제거해야 한다.

● 냉각기는 또한 냉각기 앞의 캐노피의 국소 냉각으로 인해 캐노피에서 휘발성 종의 응축을 유발하여, 리본에 결함을 유발하고 캐노피를 정기적으로 청소해야 한다.

● 냉각기 주변 대기의 국소 냉각은 리본 표면을 향하여 하향 대류를 유발하여 국소 영역에서 냉각이 강화되어 냉각 불균일이 발생한다.

종래 기술

특허 US3494755, GB9014838 및 CN2693765U는 내열 플레이트를 갖는 물 냉각기의 일부 또는 전체의 적용범위를 교시하고 있다. 이러한 방식으로, 캐노피의 결함이 유리 표면으로 떨어지는 것이 방지된다. 이 해결방안은 냉각기 표면에 응축수가 형성되는 것을 방지하지 않는다. 또한, 플레이트는 캐노피의 가열 요소에 대한 스크린을 형성한다.

특허 US3694237은 긴 길이의 엇갈린 냉각기를 제시한다. 이를 통해 중심에서 겹치게 되어 중심 냉각이 강화된다. 온도 프로파일을 제어하려면 냉각기를 기계적으로 조정해야 한다. 제안된 상부측의 절연은 하부의 응축 또는 이 응축과 관련된 문제를 방지하지 않는다.

공보 US20110294645는 리본으로 덮힌 주석 영역을 리본으로 덮지 않은 영역과 분리하는 리본의 에지 위에 배치된 커튼을 기술하고 있다. 이 커튼은 노출된 주석 영역 위의 오염된 대기가 리본 위 영역으로 대류하는 것을 방지한다. 이 해결방안은 다수의 단점 즉, 리본에 대한 접근이 어렵고 상단 롤러 및 냉각기에 필요한 많은 개구부를 갖는 단점을 가진다.

특허 US4339262는 측벽에 냉각기를 둘러싸는 절연 슬리브를 특징으로 한다. 슬리브는 리본 에지의 냉각 효과를 감소시킨다. 그러나, 이들의 크기는 측면 밀봉에서 냉각 통로의 크기를 증가시키고, 냉각기의 높이를 증가시킬 가능성을 감소시킨다. 슬리브는 또한 냉각기 주위의 대기 밀봉의 복잡성을 증가시킨다. 냉각 슬리브의 응축은 절연 슬리브로 덮지 않은 부분에서 계속된다.

특허 US4402722는 냉각기의 높은 위치가 국소 냉각 효과를 감소시키는 것을 교시하고 있다. 이는 거리를 늘리기 위해 기존 주석 욕를 고가로 조정하는 것을 요구한다. 이러한 조치는 응축을 방지하지 않는다.

출원인의 국제 출원 WO2015101906은 응축 온도보다 높은 표면 온도에서 작동하는 냉각기를 기술하고 있다. 가스 또는 공기가 냉각 유체로 사용된다. 냉각기는 2 개의 동심원 튜브를 가지며 내부 튜브와 출구를 통해 내부 튜브와 외부 튜브 사이의 공간으로 공기를 분사하는 단순한 설계를 가진다. 그 결과, 여전히 차가운 공기의 공급으로 인해 냉각기의 팁의 온도가 낮아져 냉각기의 말단부에서 높은 냉각 속도가 발생한다. 그런 다음 두 튜브 사이의 공간에 있는 공기가 연속적으로 가열되고 냉각 속도가 냉각기 출구쪽으로 감소한다. 내부 튜브에 공기를 분사하면, 냉각기 단부에 도달하기 때문에 튜브 길이에 걸쳐 매우 이질적인 냉각이 발생한다. 온도와 냉각 차이는 물론 냉각기의 크기와 위치에 따라 달라질 수 있다. 그러나, 주석 욕에서 열 조건 하에서 이러한 유형의 냉각기의 열 불균일성은 길이를 따라 50 ℃의 차이를 훨씬 초과할 수 있다. 대조적으로, "균일한" 냉각기의 목적은 30 ℃ 미만의 온도 차이 내에 있다. 또한, 이 매우 간단한 냉각기 설계는 중심 및 에지에서 리본 온도를 보다 잘 제어하기 위해 냉각기 길이를 따라 열전달을 다른 수준으로 설정할 수 없다. 상기 특허는 이러한 문제를 해결하지 않으며 이를 해결하기 위한 해결방안을 제공하지 않는다. 결과적으로, 상기 특허는 냉각기 내에서 그리고 냉각기와 유리 리본 사이의 열 전달을 제어하는 방법 또는 둘레 주위 및 냉각기의 외부 튜브의 길이에 걸쳐 제어되고 균일한 온도를 달성하는 방법을 설명하지 않는다. 또한 냉각기 길이에 따른 영역 별 냉각 속도 제공도 공개하지 않는다.

이전 제안들 중 어느 것도 만족스러운 방식으로 종래의 냉각기 기술과 관련된 문제를 해결하지 못했다.

본 발명의 설명

본 발명에 따르면, 특히 길이방향 범위 및 길이방향 범위를 따른 실질적으로 환형인 단면을 갖는 주석 욕에서 유리 리본을 냉각시키기 위한 복사 냉각기가 제공되며, 상기 냉각기에서 냉각 유체는 가스이고, 냉각 유체의 입구 및 출구는 길이방향 범위의 동일한 측부에 제공되고 냉각 유체의 공급부는 냉각기의 분배면으로부터 냉각기의 외부 교환면으로 냉각기의 축방향 범위의 적어도 일부에 걸쳐 분배되는 것을 특징으로 한다.

본 발명에 따른 냉각기는 냉각기의 외부 교환면의 주축에 대한 회전 유동에 의해 냉각기의 분배면으로부터 냉각기의 외부 교환면으로 가스를 분배하도록 셋업될 수 있다.

본 발명에 따른 냉각기의 가스 공급부는 외부 교환면의 길이에 걸쳐 적어도 2 개의 냉각 영역으로 분배될 수 있다.

유리하게는, 2 개의 냉각 영역은 상이한 냉각 용량을 가질 수 있다.

바람직하게는, 2 개의 냉각 영역은 조절 가능한 냉각 용량을 가질 수 있다.

하나의 가능성에 따르면, 본 발명에 따른 냉각기는 냉각기의 외부 교환면의 주축에 대해 길이 및/또는 위치가 조절될 수 있는 냉각 영역을 가질 수 있다.

일 실시예에서, 분배면에는 적어도 하나의 분사기 튜브를 통해 가스가 공급될 수 있다.

분배면에는 복수의 분사기 튜브를 통해 가스가 공급될 수 있다. 분사기 튜브는 길이방향 범위를 따라 축방향 및/또는 방사상으로, 바람직하게는 균일하게 분배될 수 있다.

본 발명에 따른 냉각기의 외부 교환면은 원통형일 수 있다.

본 발명에 따른 냉각기로의 공급된 가스의 양은 분배면 전체의 주변에서 상이할 수 있다. 공급된 가스의 양은 예컨대 액체 금속 측 상에 위치하지 않은 분배면의 주변보다 액체 금속 측 상에 위치한 분배면의 주변에 걸쳐 더 클 수 있다.

본 발명에 따른 냉각기의 외부 교환면의 복사율(emissivity)은 0.6보다 클 수 있다.

본 발명에 따른 냉각기의 외부 교환면의 온도는 미리 결정된 온도보다 높을 수 있다. 미리 결정된 온도는 용융 금속 욕 위에 존재하는 휘발성 종의 응축 온도보다 높을 수 있다.

본 발명에 따른 냉각기는 각각 선회축을 갖는 2 개의 원통형 튜브를 가질 수 있고, 내부 튜브로 지칭되는 상기 2 개의 튜브 중 하나는 외부 튜브로 지칭되는 다른 튜브 내에 배치되고, 2 개의 선회축은 서로 평행하고, 상기 내부 튜브는 분배면을 형성하고 상기 외부 튜브는 교환면을 형성한다. 상기 내부 튜브는 바람직하게는 길이방향 범위를 따라 축방향 및/또는 방사상으로, 선택적으로 균등하게 분배된 복수의 분사 구멍을 포함할 수 있다. 각각의 구멍은 접선 방향으로 동일한 방향으로 한편으로는 내부 튜브의 내측에서 개방될 수 있고 다른 한편으로는 튜브의 외측에서 개방될 수 있다. 두 선회축은 구별될 수 있다.

본 발명에 따르면, 금속 욕의 길이방향에 직각으로 욕 탱크 위에 배치되고, 본 발명에 따른 복사 냉각기를 포함하는 액체 금속, 특히 액체 주석을 수용하도록 설계된 욕 탱크를 포함하는 플로트 유리 생산 라인의 금속 욕, 특히 주석 욕이 제공된다.

본 발명에 따른 금속 욕을 포함하는 플로트 유리 생산 라인이 또한 제안된다.

또한, 길이방향 범위 및 길이방향 범위를 따른 실질적으로 환형인 단면을 갖는 복사 냉각기에 의해 주석 욕에서 특히 유리 리본을 냉각시키는 방법이 제안되며, 냉각 유체는 냉각기인 가스이고, 냉각 유체의 입구 및 출구는 길이방향 범위의 동일한 측면에 제공되고, 냉각 유체의 공급부는 냉각기의 축방향 범위의 적어도 일부에 걸쳐 냉각기의 분배면으로부터 냉각기의 외부 교환면으로 분배된다.

실시예의 설명

이하에서 설명되는 실시예는 결코 제한적이지 않기 때문에, 이러한 특징의 선택이 종래 기술과 관련하여 기술적 이점을 부여하거나 또는 본 발명을 구별하기 위해 충분하다면, 특히, 본 발명의 변형은 기술된 다른 특징으로부터 이하에 분리된 설명된 특징의 선택만을 포함하는 것으로 간주될 수 있다. 이러한 선택은 이 부분이 기술적인 이점을 부여하거나 종래 기술과 본 발명을 구별하기에 충분하다면 적어도 하나의 특징, 바람직하게는 구조적 세부사항이 없는 기능적 특징, 또는 구조적 세부사항의 일부만을 갖는 기능적 특징을 포함해야 한다.

기존의 냉각기의 열 흡수 원리 및 그 한계

일반적으로, 노에 배치된 복사 냉각기는 노 대기 또는 생성물의 오염없이 접촉없이 그리고 냉각기 내에서 순환하는 열 전달 유체로의 생성물의 열 전달에 기초한다. 플로트 유리 주석 욕에 대하여, 이 목적은 종래 기술에 따르면 물, 보다 드물게 가스가 열전달 유체로서 흐르는 금속 냉각기에 의해 달성된다. 물 냉각기에 대하여, 물의 증발을 막기 위해 튜브의 온도가 약 100 ℃를 초과해서는 안된다. 압력을 증가시킴으로써 물의 증발 온도가 증가될 수 있다. 실제로, 이는 과도하고 위험한 압력을 피하기 위해 10 bar 미만의 압력으로 제한된다. 따라서 이러한 유형의 냉각기의 외부 온도는 일반적으로 약 150 ℃ 미만으로 유지된다. 도 1의 다이어그램은 이러한 냉각기에 의한 열 전달 원리를 도시한다.

주석 욕에 부유하는 유리 리본(10)은 그 위에 배치된 냉각기(R)의 외부면에 복사(qex_ray)에 의해 열을 방출한다. 욕 대기를 통한 전도 및 대류는 무시할 만한 것으로 간주될 수 있다. 냉각기의 금속 벽은 복사에 의해 이 열 플럭스를 흡수하고 냉각기 내부를 순환하는 물에 전도(qtu_cond)에 의해 이를 전달한다. 이 내부 순환은 튜브의 국소 과열을 일으킬 수 있는 스팀 포켓의 형성을 피하기에 충분한 대류(qin_conv) 및 전도에 의해 플럭스 밀도를 보장해야 한다.

정상 상태 및 고정 작동 상태에서, 이러한 플럭스 밀도는 균형을 유지하고 다음 평형을 관찰해야 한다:

관계식 1: qex_ray = qtu_cond = qin_conv

계면의 온도는 이 평형을 관찰하는 값에서 안정화되어야 한다. 주석 욕에서 냉각기의 열 플럭스 및 전도성이 높은 금속 벽에 대하여, 금속 튜브의 외부와 내부의 온도 차이는 제 1 근사치에서 무시될 수 있다. 그러므로 복사와 대류에 의한 교환만을 고려함으로써 관계식 1을 줄일 수 있다:

관계식 2: qex_ray = qin_conv

주석 욕에서 냉각기를 위한 이 평형을 설정하는 예로서, 플럭스와 온도의 간단한 모델이 셋업된다. 주석 욕에 대한 일반적인 다음 조건이 선택된다:

● 리본 온도: 750 ℃

● 리본의 열 복사율: 0.7

● 수온: 35 ℃

● 열전달 계수: 3000 W/㎡K

● 냉각기의 표면 열 복사율: 0.8

표시된 리본 온도는 욕 단부 부분의 표준 플로트 유리에 대한 평균값이다. 35 ℃의 수온은 플로트 유리 플랜트에서의 냉각 네트워크를 대표한다. 물 전달 계수는 대략 1m/s의 물 유동 속도에 해당한다. 전달 계수를 줄이기 위해 이 속도를 줄이면, 정체된 영역이 형성되고 그에 따라 스팀 포켓이 형성되는 위험성이 있으며, 이는 냉각기의 금속 튜브가 국소 과열을 유발할 수 있기 때문에 가능하지 않다.

도 2의 그래프는 금속 튜브 온도의 함수를 x 축에 표시하고 냉각기의 외부 및 내부 열 플럭스 밀도를 y 축에 표시한다. 곡선(A)은 유리와 튜브 사이의 복사에 의한 플럭스 밀도의 변화를 나타낸다. 튜브 온도의 증가는 초기에 플럭스 밀도에 작은 영향을 미친다. 리본 온도에 접근할 때만 값이 크게 감소한다. 대조적으로, 튜브 온도의 증가는 곡선(B)에 도시된 바와 같이, 물 냉각기의 내부 플럭스 밀도에 큰 영향을 미친다. 튜브 온도가 조금만 상승해도 상승한 열 전달 계수로 인해 물에서의 높은 플럭스가 가능하다. 물의 대류는 튜브 온도의 증가를 제한하는데 매우 효과적이다. 37 kW/㎡에서 이 두 곡선(A) 및 (B)의 교점은 두 내부 및 외부 열 전달 메커니즘 사이의 균형을 나타낸다. 거의 수직선(B)은 물에 의해 운반되는 열 플럭스를 도시한다. 튜브 온도가 수온보다 약간 높다는 것을 알 수 있다.

물은 기껏해야 비등점으로 올라갈 수 있다. 비등점에서, 열 전달 계수는 더 증가하고 튜브 온도가 상승하는 것을 방지한다.

이는 튜브 온도가 냉각기의 전체 표면에 걸쳐 거의 일정하게 유지되고 물의 유동 또는 온도의 변화가 열 플럭스 밀도에 무시할 만한 영향을 미친다는 이점을 갖는다.

그러나, 이 시스템은 냉각기 표면에 의해 흡수되는 플럭스의 온도 및 밀도의 어떠한 조절도 허용하지 않는다. 이것은 플로트 주석 욕의 냉각기에 대한 주요 제한 사항이다:

● 냉각 속도 및 리본 온도의 조절 없음,

● 냉각기 표면에 휘발성 화합물이 응축되어 냉각 속도의 제어되지 않은 변화와 리본 표면에 결함이 발생하는 다른 문제를 유발한다.

유리 제조업체는 문제의 원인을 제거하지 않고 이러한 문제를 완화하기 위한 많은 방법을 구현했다.

열 흡수에 대한 새로운 접근방안

물의 높은 열 전달 계수는 기존 냉각기의 온도가 상승하는 것을 방지한다.

이러한 문제를 해결하기 위해, 새로운 유형의 냉각기가 3개의 주요 조건을 충족해야 한다:

1. 열전달 유체는 상 변화 또는 화학적 분해없이 더 높은 온도를 견딜 수 있어야 한다.

2. 이는 3000 W/㎡K 미만의 열 전달 계수를 달성할 수 있어야 한다.

3. 열전달 유체와 그 유동은 교환 계수를 조정할 수 있어야 한다.

이 새로운 유형의 냉각기의 설계를 가정하지 않고, 목표로 하는 작동 범위를 추정할 수 있다.

도 2의 곡선(C)은 열 전달 계수가 60W/㎡K이고 온도가 40 ℃인 유체에 해당한다. 이러한 조건 하에서, 450 ℃에서 외부 플럭스와 평형 점이 있다. 이러한 온도는 욕 대기에서 휘발성 성분의 냉각기에서의 응축을 잠재적으로 피할 수 있다. 열 플럭스 밀도가 37 kW/㎡에서 28 kW/㎡로 약간 감소한 것으로 관찰될 수 있으며, 이는 교환면의 증가에 의해 보상될 수 있다. 그 대신에, 냉각기의 냉각 속도 및 표면 온도가 제어될 수 있다.

그러나 이러한 고온 냉각기의 설계는 해결되지 않은 많은 문제를 야기한다:

● 튜브 재료 선택,

● 열전달 유체 선택,

● 온도 및 플럭스의 균일성 및 제어,

● 튜브 내부의 대류 유형,

● 열전달 유체의 공급 및 추출 장치.

수냉식 냉각기는 내부 열전달 계수의 공간적 변화에 대해 작동에서 크게 민감하지 않다. 그러나 고온 냉각기는 유체 온도 및 내부 열 전달 계수의 변화에 매우 민감하므로 설계가 상당히 복잡하다.

따라서 새로운 냉각기의 설계는 위에 나열된 문제에 대한 실용적인 해결방안을 제공해야 하며, 이에 대해서는 아래에서 자세히 설명한다.

새로운 냉각기의 열 균일성을 위한 문제 및 해결방안

주석 욕에서 리본의 이동 방향에 직각으로 배열된 종래의 냉각기에 대하여, 제 1 요건은 리본의 폭을 가로질러 균일한 열 소산에 대한 것이다. 일부 경우에, 냉각 속도의 조정이 요구될 수 있으며, 이는 나중에 논의될 것이다.

따라서, 균일 리본 위에 배치되고 욕의 폭을 가로질러 균일한 열장(thermal field)에 위치한 냉각기는 시스템의 열 균일성을 유지하기 위해 길이를 따라 균일한 방열을 보장해야 한다.

따라서, 이 냉각기의 각 섹션은 리본으로부터 복사를 흡수하기 위해 동일한 온도를 가져야 하고, 또한 유리하게는 높은 동일한 복사율을 가져야 한다.

따라서, 열 전달 유체의 내부 대류는 냉각기 표면의 순 복사 플럭스가 길이를 따라 고르게 방출되도록 해야 한다.

도 3에 도시된 바와 같이, 냉각기의 각 섹션은 내부 대류를 통해 순량(△Qray)의 복사를 방출해야 한다. 내부 표면(2)은 냉각기에 열 전달 유체를 공급한다. 외부 튜브(3)는 내부 대류와 외부로부터의 복사 플럭스 사이의 교환면을 제공한다. 냉각기 길이에 따라 다음과 같은 균형을 유지해야 한다:

관계식 3: △Q_ray(Ts) = △Q_conv(Ts)

△Q_ray(Ts): 표면 온도(Ts)에서 섹션 당 순 복사 플럭스.

△Q_conv(Ts): 표면 온도(Ts)에서 열 전달 유체의 운송에 의한 방출 플럭스.

열 방출 유동은 온도(T_in)에서 냉각 유체(D_jet)를 각 섹션에 분사하여 생성된다. 그런 다음 유동은 냉각 유체를 튜브와 일정하게 교환하는 것을 보장해야 한다. 이는 열 교환 후 매체의 일정한 온도를 초래한다.

이러한 접근방안은 방출 온도(T_out)가 튜브의 길이에 걸쳐 일정하게 된다는 큰 이점을 갖는다. 길이에 따른 방출 유량의 증가는 한편으로는 열전달 계수에 영향을 미치며, 이는 외부 튜브의 온도(Ts)를 변화시킨다. 이 문제에 대한 해결방안은 나중에 설명한다.

공급 유동은 제 1 튜브에 삽입된 제 2 튜브에 의해 제공된다. 이 내부 튜브는 온도(T_in)를 갖는 열 전달 유체를 냉각기 단부로 운반한다.

열전달 계수 제어

균일화하는 또 다른 중요한 요소는 열전달 계수이다. 냉각 유체를 각각의 섹션에 분사하는 방법은 길이를 따라 냉각기의 내부 표면과의 균일한 열 전달을 보장하여 길이를 따라 외부 표면의 목표 온도(Ts)를 균일하게 확보해야 한다. 섹션 당 교환은 냉각기 길이에 걸쳐 일정한 분사 온도 및 열 전달 계수(h)와 결합된 이 표면 온도(Ts)에 의해 결정된다:

관계식 4: △Q_conv = S_tronc h (Ts-Tf_in)

△Q_conv: 표면 온도(Ts)에서 열 전달 유체의 운송에 의한 방출 플럭스.

S_tronc: 냉각기 섹션의 교환면

h: 열전달 계수

Tf_in: 유체가 냉각기 섹션으로 진입하는 온도.

따라서, 튜브의 길이에 걸쳐 일정한 열전달 계수가 유지될 수 있게 하는 유동이 요구된다.

방출 유량의 증가는 방출 플럭스에 의한 길이를 따라 열 전달 계수의 증가를 자동으로 생성한다. 방출 열전달에 대해 지배적인 열 교환을 생성하는 분사 방법을 찾는 것이 바람직할 것이다. 따라서, 분사의 열전달 계수는 방출 플럭스에 의한 열전달의 변형을 최소화하는 것을 가능하게 할 것이다.

제트 충격 원리는 이를 달성할 수 있게 한다. 제트는 방출 유동을 통과하여 냉각기 표면에 영향을 미친다. 그러나 이 원리에는 두 가지 어려움이 있다.

제트의 충돌 지점은 표면에 냉각 스폿을 생성한다. 튜브 재료의 전도는 일반적으로 이 효과를 약화시키는데 도움이 되지만 특정 튜브 두께가 필요하다.

제 2 문제는 방출 유동에서 발생한다. 유량 및 속도의 증가는 내부 튜브에 의해서 방출되는 제트를 편향시킨다. 이러한 어려움을 극복하기 위해, 고속 제트는 도움이 될 수 있지만 상당한 압력 손실을 가하고 충돌 지점에서 열 불균일 문제를 심화시킬 수 있다.

해결방안: 회전 유동에 의한 교환 계수 제어

이러한 문제점을 해결하기 위해, 본 발명에 따른 해결방안이 제안된다: 회전 유동은 열 전달을 상당히 증가시키고 방출 유동 속도의 영향을 감소시킬 수 있다. 나선형 형태의 열 전달을 강화시키는 이러한 유형의 유동은 다른 기술 분야에서 잘 알려져 있다. 이러한 유동을 만들기 위해, 다음 기술 분야에 알려진 수단을 사용할 수 있다:

● 유동이 통과하는 튜브에 삽입된 스파이럴 또는 블레이드,

● 유동이 통과하는 두 동축 튜브 사이의 나선형 슬롯,

● 반대 측에 출구를 갖는 튜브 또는 실린더에 접선방향 분사.

그러나, 이러한 수단은 목표가 내부 튜브의 길이를 따라 규칙적인 분사를 달성하는 것이기 때문에 냉각기의 문제에는 적용되지 않는다.

본 발명에 따르면, 이 회전 유동은 2 개의 튜브, 내부 튜브(2) 및 외부 튜브(3)의 축에 직각인 평면에서 경사진 다수의 제트에 의해 생성된다. 이러한 제트는 도 4에 도시된 바와 같이 냉각기의 외부 튜브(3)의 표면에 직접 접촉하지 않고 두 튜브들 사이의 공간에서 유체를 회전하게 설정한다.

여기에는 여러 가지 장점이 있다:

● 이 표면에 냉각 스폿이나 선이 생성되는 것을 피할 수 있다,

● 열전달 계수는 주로 회전 유동의 강도에 의해 결정된다,

● 링의 유체와 제트 사이의 강렬한 혼합에 의한 우수한 열 전달 균일성,

● 제트를 만들기 위한 구멍의 압력 손실 제한(제트 충격 기술과 비교).

한편, 이들 제트의 집중된 설계(열전달에 적합한 회전 유동 속도를 생성하기 위한 직경 및 속도)는 비교적 복잡하다.

냉각기 길이에 걸쳐 균일한 분사를 보장하는 압력 손실 제어

섹션 당 균일한 유량을 보장하기 위해, 시스템의 압력 손실을 전체적으로 제어해야 한다.

공급 튜브/덕트의 길이 및 방출 튜브의 길이에 걸쳐 분배된 유량은 튜브의 압력 손실에 민감하다. 입구와 출구가 동일한 측에 있는 경우 특히 그렇다. 이러한 구성에서, 제트를 공급하기 위한 압력 차는 냉각기 노즐에 비해 입구/출구 측에서 더 높다. 따라서 제트를 통한 유량은 입구/출구 측의 제트에서 더 높다.

공급 압력의 진행은 길이에 걸친 압력 손실 및 유량 변화의 복잡한 함수가 된다. 출구의 압력 손실에 대해서도 동일하게 적용된다.

전체적인 크기조정을 용이하게 하기 위해, 다음과 같은 압력 손실 규칙이 적용될 수 있다.

이하, 냉각기 내의 가변 압력 손실은 평균값( )로 표시된다.

길이에 따라 우수한 냉각 균일성을 달성하기 위해, 길이를 따라 구멍을 통해 일정한 유량을 유지하는 것이 중요하다(도 5 참조). 이를 위해 두 가지 조건이 충족되어야 한다:

관계식 5: >>

및

관계식 6: >>

△P_jet: 제트 압력 손실

△P_alim: 공급 튜브의 압력 손실

△P_evac: 방출 튜브의 압력 손실

따라서, 입구 및 출구에서의 압력 손실의 영향이 낮아진다.

거의 일정한 제트 값(△P_jet)은 길이를 따라 각 구멍에 대해 거의 일정한 유량을 초래한다. 이는 냉각기가 분할된 경우, 냉각기의 각 영역에도 유효하다.

냉각기 크기조정 규칙

이하, 주석 욕을 위한 냉각기의 전체적인 크기조정 방법에 대하여 설명한다. 이러한 치수에 기초하여, 내부 대류 크기조정 방법이 제시된다.

전체 크기 및 냉각 용량

주석 욕은 생산 라인의 용량과 유리 리본의 치수에 따라 상이한 크기를 가진다.

그러나, 대부분의 주석 욕은 초기 부분에서 약 8m의 내부 폭 및 말단 부분에서 약 4m의 내부 폭을 갖는다. 냉각기의 크기조정하기 위한 다른 기준은 탱크와 주석 욕 캐노피 사이의 이용가능한 거리이다. 일반적으로 이것은 300㎜이다. 이 공간은 밀봉 박스로 폐쇄되어 측면 밀봉을 형성한다. 주석 욕에 측면으로 도입된 모든 설비는 이러한 측면 밀봉을 통과한다.

각 냉각기의 효율을 최대화하기 위해, 가능한 최대 직경이 선택된다. 공간 요구사항의 이유 및 개스킷 설치를 위하여, 욕 인클로저와 캐노피 사이의 거리에 해당하는 직경을 달성할 수 없다. 따라서 이상적인 최대 직경은 욕 인클로저와 캐노피 사이의 거리보다 약간 작다.

주석 욕의 헤드 위치에 대한 냉각기의 길이와 관련하여, 기계적 및 편향 관련 이유로만 8m를 단일 냉각기로 커버할 수는 없다. 따라서, 본 발명에 따른 냉각기는 종래의 물 냉각기의 경우와 같이 욕의 폭의 절반까지의 길이를 가질 것이다.

이들 외부 치수에 기초하여, 복사의 흡수를 위한 표면이 결정된다. 이 표면에 의해 흡수되는 복사의 양에 의해, 열 전달 유체에 의해 방출될 열의 양이 결정될 수 있다. 이렇게 하기 위해, 응축을 방지하기 위해 하한 온도를 먼저 설정해야 한다. 그리고, 주어진 치수를 갖는 냉각기에 의해 방출될 총 열량을 추정하기 위해 복사 밀도가 계산된다.

그 후에는

● 온도 및 공기 유량을 결정하고,

● 구멍의 수와 분배 및 이 구멍의 분사 속도를 결정하는 것이 필요하다.

주요 설계

도 6에 도시된 바와 같이, 직경(d_ia)을 갖는 내부 튜브는 온도(Ta_in)에서 유량(D_air)으로 냉각 공기를 전도시킨다. 내부 튜브의 길이를 따라 분사 구멍은 길이를 따라 제트를 균등하게 분배한다. 외부 튜브와 내부 튜브 사이의 링은 분사된 공기를 수집하여 온도(Ta_ex)로 방출한다. 열 플럭스와 유량에 따라, 링의 공기가 온도(Ta_rot)로 상승한다. 튜브의 출구를 향하여, 방출 속도가 값(v_evac)으로 증가한다. 이 속도는 두 튜브 사이의 거리(d_r)에 의해 결정된다.

유리하게는, 내부 튜브 및 두 튜브들 사이의 출구를 통한 공급을 위한 자유 단면은 속도와 압력 손실이 입구와 출구 사이에서 균형을 이루도록 선택된다. 이러한 균형은 출구에서의 유체 온도가 더 높기 때문에 일반적으로 입구 섹션의 경우 33 %, 출구 섹션의 경우 66 %로 달성된다.

복사를 흡수하기 위해 외부 표면의 올바른 작동과 균일성을 보장하기 위한 이 새로운 유형의 냉각기의 크기조정은 쉽지 않다. 특정 접근방식이 개발되었으며 아래에 설명되어 있다.

외부 복사 플럭스

냉각기에 영향을 미치는 복사 장은 다소 복잡할 수 있지만, 단순화된 추정은 냉각기에 의해 외부 복사와 교환되는 순 플럭스를 우수한 근사치로 계산할 수 있게 한다. 이 플럭스는 응축 한계 온도의 함수로서 목표 표면 온도를 충족시키기 위해 내부로부터 방출되어야 한다:

관계식 7: Q_ray = σ ε_tube (Text₄ - Ts₄) Surf

Q_ray: 방출될 열량

σ: 스테판-볼츠만 상수

ε_tube: 외부 튜브의 복사율

Text: 주석 욕의 실온

Ts: 응축을 방지하는 외부 튜브의 목표 온도

Surf: 외부 튜브의 교환면

온도(T_ext)는 냉각기가 설치된 영역에 존재하는 복사 강도를 유발하는 리본 및 캐노피의 온도의 평균이다. 냉각기가 욕 헤드에 설치된 경우, 리본과 캐노피 사이의 강한 교환은 캐노피가 비교적 잘 절연되어 있음을 알기 때문에 온도 차이를 제한하고, 이는 리본의 온도에 가까운 캐노피의 고온에 유리하다. 욕의 단부에 냉각기가 설치된 경우, 가장 많은 수의 냉각기에 의해 복사 장이 조정되며 크기조정 방법이 적용되어야 한다. 이 적용에 대해서는 후술한다.

튜브의 열 복사율은 재료와 처리 방법에 따라 상이하다. 일반적으로 내화 스테인리스 강은 복사율이 낮아 처리가 필요하다. 이 처리는 열적 또는 화학적 산화, 세라믹 코팅 또는 거친 표면을 만들기 위한 구조로 구성될 수 있다. 이러한 모든 처리는 0.8보다 높은 열 복사율을 허용하며, 이는 이미 냉각기의 효율에 적합하다. 우리는 또한 주석 욕의 대기가 튜브의 흑화를 촉진하여 스테인레스 강 튜브의 복사율을 자동으로 개선한다는 것을 발견했다.

이 정보에 의해, 냉각기 표면으로부터 방출될 열 플럭스 밀도 및 총 열량은 충분한 정확도로 추정될 수 있다.

방출 플럭스

공기가 냉각기로 진입하는 온도는 흡기 온도와 팬 특성의 함수로 알려져 있다. 전형적으로, 공기는 약 70 ℃의 온도에서 냉각기에 도달한다.

냉각기 출구의 공기 온도는 선험적으로 알려져 있지 않으며 공기 유량, 내부 교환 및 외부 복사 플럭스에 따라 의존한다.

이러한 값을 결정하기 위해, 시작점은 방출 열량의 주요 관계식이다:

관계식 8: Q_evac = D_air cp (Ta_out - Ta_in)

Q_evac: 방출될 열 플럭스

D_air: 공기 유량

cp: 공기의 비열

Ta_out: 방출된 공기 온도

Ta_in: 흡입 공기 온도

방출될 열 플럭스(Q_evac)에 대해서, 유량과 온도의 다른 조합이 가능하다. 도 7은 이 관계식을 곡선 형태로 그래픽으로 도시한다. 일정한 양의 열이 방출되는 경우, 유량이 증가함에 따라 방출된 공기 온도(Ta_out)가 감소한다.

또한 외부 복사 조건과 목표 피부 온도에 따라 다른 양의 열이 방출되어야 한다.

내부 교환 플럭스

방출될 열량에 대한 도 8의 곡선에서의 작동 점은 냉각기의 내부 대류에 따라 의존한다. 대류에 의해 방출될 열 플럭스는 열 전달 계수와 벽과 유체 사이의 온도 차이의 함수로 표현된다:

관계식 9: Q_ech = h {T_s - T_a) Surf

Q_ech: 대류 교환에 의해 방출될 열량

h: 열교환 계수

Twall: 교환면의 튜브 온도

Ta: 내부 튜브와 외부 튜브 사이의 링의 공기 온도

Surf: 외부 튜브 교환면

튜브 내부의 대류 강도는 열 전달 계수와 플럭스(Q_ech)를 결정한다.

주어진 플럭스(Q_ech)에 대해, h와 온도 차이의 다른 조합이 가능하다.

대기 온도가 벽 온도와 너무 가까운 경우, 열 전달 계수에 대한 요구가 증가한다. 따라서 내부 대류는 강해야 하며, 이로 인해 이 대류를 공급하는 "모터"에 대한 수요가 높아진다. 이러한 진행 상황은 도 8에 도시되어 있다. 따라서 공기 온도를 제한하기에 충분한 공기 재생률을 선택하는 것이 중요하다.

우리는 또한 두 튜브들 사이의 평균 공기 온도(Ta_rot)와 출구에서의 공기 온도(Ta_out)가 거의 동일하다는 것을 알았다. 이는 튜브 길이를 따라 일정한 공기 온도를 생성하는 본 발명에 따른 신선한 공기의 작은 제트 분사에 의한 튜브 길이를 따른 공기의 재생의 결과이다.

플럭스의 조합

외부 튜브의 열 플럭스(Q_ray)와 표면 온도가 부과된다. 튜브를 공기와 교환하면 외부 튜브의 목표 온도를 유지하면서 이 열량을 방출해야 한다. 공기 유량 및 공기 출구 온도는 또한 방출될 열 플럭스를 준수해야 한다.

관계식 10: Q_ray = Q_ech = Q_evac

Q_ray: 복사로 방출될 열 플럭스

Q_ech: 대류 교환에 의해 방출될 열 플럭스

Q_evac: 방출될 열 플럭스

플럭스의 보존은 다양한 열 플럭스 메커니즘의 평등을 요구한다. 이하에서는 각 메커니즘에 대해 하나의 용어(Q)만 사용된다.

관계식 11:

관계식 12:

관계식 13:

이러한 관계식의 조합은 파라미터를 조정하기 위해 자유도를 제한한다. 냉각기의 설계는 원하는 냉각기 표면 온도를 얻기 위해 올바른 값 조합을 예상해야 한다.

일부 값은 이미 최적화되었거나 부과되었다(외부 온도, 튜브 복사율, 냉각기 표면, 공기의 cp, 입구에서의 공기의 Ta).

값들(h, Ta, Q 및 D_air)은 여전히 결정되고 최적화되어야 한다.

튜브 내의 단일 유동에 대하여, 유량 및 열 전달 계수는 본질적으로 관련된다. 이는 공기 유량, 열 플럭스(Q) 및 출구 공기 온도가 고정되어 있기 때문에 냉각기의 크기와 관련하여 심각한 문제를 유발한다.

단일 유동의 또 다른 문제는 유량의 축적으로 인한 튜브 길이에 걸친 열 전달 계수의 변화와 속도의 증가에 있다.

회전 원리

본 발명에 따른 튜브 내부의 공기를 회전시키는 원리는 총 공기 유량과 열 전달 계수를 분리할 수 있게 한다. 도 9는 그 방법을 예시한다. 비스듬한 분사 구멍(6)은 신선한 공기를 분사하고 두 튜브들(2,3) 사이의 링에서 공기를 회전시킨다. 속도와 분사 각도는 회전 속도를 결정한다. 따라서, 외부 튜브와의 열 전달 계수는 독립적으로 설계될 수 있다. 회전은 또한 길이에 걸쳐 높고 균일한 열전달 계수를 허용한다.

따라서, 열 전달 계수의 적응은 교환에 참여하는 전체 표면(Surf), 방출될 열 플럭스, 및 공기의 온도를 조율하기 위해 냉각기의 크기조정에 일정한 유연성을 제공한다.

따라서 회전 속도는 외부 튜브의 벽에서 방출될 열의 양을 결정하는 열 전달 계수를 결정한다. 따라서 회전을 통해 전체 유량과 열 전달 강도를 냉각기의 벽/외피와 분리할 수 있어 상당한 이점이 있다.

이하, 이러한 교환은 필요에 따라 냉각기의 목표 크기에 도달하기 위해 정량화될 것이다. 그러나 이 크기조정은 여전히 복잡하며 체계적인 접근방안을 따라야 한다. 크기를 조정할 요소는 도 6에 설명되어 있다.

내부 대류 플럭스의 정량화

회전 모드에서 본 발명에 따른 내부 대류에 의해 생성된 열 플럭스는 벽과 공기 사이의 유동 속도 및 온도 차이에 의해 실질적으로 결정된다. 열전달 계수는 대류 전달의 강도를 나타내며 대류의 유형과 강도에 따라 의존한다. 유체의 열전달 계수, 특히 평평하거나 곡면이 있는 공기에 대한 수많은 연구가 있다. 이것은 회전 유동 속도와 열 전달 계수 사이의 관계식을 잘 평가할 수 있게 한다.

열전달 계수는 실질적으로 표면에 걸친 공기의 강제 대류 속도에 의존한다. 설정된 유동에 대해 입력 효과 후 계수는 다음과 같이 근사될 수 있다:

관계식 14:

도 10의 다이애그램은 유동 속도의 함수로서 열전달 계수를 도시한다.

곡선 A는 이전 근사치를 도시한다. Sieder-Tate에 따르면 곡선 B는 더 정교한 근사치를 보여주며, 이는 약간 낮은 값을 제공한다. 곡선 C는 이전의 두 가지 접근방안의 선형 근사치를 보여 주며, 이는 냉각기의 크기조정에 충분한 것으로 입증되었다.

따라서 열전달 계수는 다음에 따라 추정된다:

관계식 15:

h_rot 는 W/㎡.k로 표현되고 v_rot 은 m/sec로 표현된다.

이러한 관계식에 의해, 요구되는 열 전달 계수에 대해 요구되는 유동 속도가 결정될 수 있다.

우리는 이전에 방출될 목표 열 플럭스(Q_evac) 및 목표 표면 온도를 세팅했다. 따라서 필요한 열 전달 계수를 결정하기 위해 이전 관계식을 사용할 수 있다.

관계식 16:

따라서, 목표 열전달 계수는 방출될 주어진 열의 양 및 주어진 표면적에 대한 방출 온도 및 공기 유량에 의해 결정된다.

방출 온도에 대하여, 고온이 요구되며, 이는 다양한 예열 또는 발전 방법에 의한 에너지 회수에 유리하다.

고온은 또한 냉각 공기 유량 요구를 제한하는 이점이 있다. 한편, 높은 방출 온도는 더 높은 교환 계수 값(h)을 요구하므로 더 높은 회전 속도를 요구한다. 높은 회전 속도를 만들려면, 공급 압력이 높아야 하므로 팬의 전력 소비가 높아진다. 이러한 제약 조건 하에서 시스템을 최적화하기 위해서는, 열 전달 계수, 분사 구멍 수 및 분사 속도를 결정하는 방법이 필요하다.

분사 구멍 결정

전술한 바와 같이, 문헌에서 이용 가능한 관계식은 목표 열 전달 계수를 얻는데 필요한 회전 속도를 결정하는데 도움이 된다.

이 회전 속도가 결정되면, 이 회전 유동에 대한 벽의 마찰력이 계산된다. 이 마찰에서 외부 튜브의 표면이 지배적이지만, 내부 튜브의 표면은 아래 공식에 추가되어야 한다.

관계식 17:

마찰 계수는 예컨대 인터넷에서 다음과 같은 관계식들 중 하나에 따라 결정된다: https://www.cfd-online.com/Wiki/Skin_friction_coefficient.

마찰력은 마찰을 보상하고 링의 공기를 회전 상태로 유지하는 구동력에 의해 보상되어야 한다. 구동력은 도 9에 개략적으로 도시된 바와 같이 비스듬한 분사 제트에 의해 생성된다.

제트의 방향이 회전 유동의 접선에 평행하지 않기 때문에 분사력이 높아야 한다:

관계식 18:

분사 제트의 힘은 모든 제트(Stot_jets)의 단면에 의해 주어지고, 구멍의 상류 정적 압력은 내부 튜브 공급에 의해 주어진다.

관계식 19:

정적 압력은 구멍에서 동적 압력으로 변환된다. 압력의 차이는 제트의 동적 압력과 회전 유동의 동적 압력에 의해 제공된다(제트는 분사 후 감속하지만, 회전 유동의 속도로만 감속한다).

이 동적 압력은 다음에 의해 제공된다.

관계식 20:

따라서, 이 관계식은 필요한 분사 속도를 결정할 수 있게 한다. C_d는 벽의 구멍을 통한 방출 계수를 나타낸다. 값은 문헌으로부터 결정될 수 있지만, 1에 가깝게 유지된다. 작은 구멍에 대하여, 제트의 추정에 1의 값이면 충분하다:

회전 유동의 동적 압력은 다음과 같이 추정된다.

관계식 21:

분사 속도는 이제 분사의 총 단면적을 결정할 수 있게 한다.

관계식 22:

또는 다양한 방정식을 통합하고 단순화하여:

관계식 23:

회전 속도는 원하는 열전달 계수를 얻도록 미리 세팅되었다. 제트에 의해 생성된 힘은 또한 마찰을 보상하기 위해 필요한 힘에 의해 세팅된다. 이는 적절한 D_air 및 v_jet 페어링을 결정할 수 있는 자유를 남겨 둔다.

이전에 제시된 바와 같이, 유량은 또한 공기 출구 온도에 의존하며, 이는 에너지 회수의 함수로 결정된다. 이 온도를 너무 높게 세팅하면, 열 전달 계수가 너무 높아져 분사 속도 요구가 매우 높아진다. 냉각기에 대한 공급 압력이 매우 높아지고 팬의 전력 소비가 증가한다.

팬의 소비를 고려하기 위해, 단순화된 관계식을 통해 공급되는 압력(p_jet)에서 D_air의 소비를 추정할 수 있다.

관계식 24:

μ: 팬 효율

분사 구멍의 크기 및 위치

제조 비용을 제한하기 위해, 큰 단면 또는 직경을 갖는 구멍을 목표로 해야 한다. 여기에는 두 가지 이유에 대한 제한사항이 있다.

● 비스듬한 구멍을 통한 공기 안내는 해당 섹션에 설명된 바와 같이 튜브 두께, 경사도 및 구멍 직경 사이의 특정 비율이 필요하다.

● 국소 유량과 신선한 공기의 과도하게 집중된 제트가 회전 유동을 통과하여 냉각기의 외부 튜브에 냉각 스폿을 생성할 수 있다.

직경이 2-3㎜인 구멍을 설계하는 것이 유용하다는 것이 입증되었다. 이러한 치수로 위의 기준이 충족된다. 이 구멍 크기를 사용하면 많은 구멍이 필요하다. 예컨대, 직경이 200㎜이고 냉각 영역이 3m인 헤드가 있는 냉각기에 대하여, 3㎜ 구멍의 수는 800 개이다. 이 구멍 수의 제조는 예컨대 레이저 또는 워터 제트 절단과 같은 현대적인 방법으로 실현 가능해졌다. 3D 프린팅의 출현으로 더 복잡한 형태의 구멍을 제조하는 또 다른 방법이 열렸다.

구멍 패턴은 냉각기의 길이와 둘레에 고르게 분배되어야 한다. 생산 도구에 적응할 수 있는 배열에는 어느 정도의 자유가 있다. 그러나 구멍이 유동과 정렬되는 섹션은 피해야 하는데, 이는 냉각기에 차가운 흔적을 생성할 수 있기 때문이다. 10 개 또는 12 개 구멍의 링형 배열(튜브 둘레의 구멍의 행)이 유용한 것으로 입증되었다. 냉각기의 전체 길이에 걸쳐, 속도 벡터는 나선형 형상을 생성한다. 냉각기의 단부에 특정 량의 공기를 분사하면, 냉각기의 시작 부분에 이미 나선형 형상이 생성된다. 또 다른 요인은 회전 유동의 난류인데, 이는 우수한 균일성을 달성하고 냉각 스폿을 피하는 것을 돕는다.

본 발명의 실시예의 변형으로서, 구멍의 분배 및/또는 구멍 직경은 각 영역에서의 원하는 교환 용량에 따라 냉각기의 영역(4)에 따라 상이할 수 있다.

다른 변형에 따르면, 분배면(2)은 배향된 튜브가 제트의 안내를 보장하기 위해 구멍에 추가되는 얇은 튜브일 수 있다.

최종 지점

냉각기의 외경은 상기 기준에 의해 결정되었다. 내부 튜브의 직경은 아직 결정되지 않았다. 시스템 압력 손실을 최소화하고 내부 튜브의 길이를 따라 구멍을 통한 분사의 우수한 균일성을 보장하기 위해, 냉각기 시작 부분의 유동 속도와 자유 단면이 압력 손실 제어에 관한 섹션에 기술된 바와 같이 대략 균형을 이루어야 한다.

분사 구멍 위치의 예는 도 11, 도 12 및 도 14에 도시되어 있다.

분사 구멍 설계 및 크기조정

외부 튜브를 대한 효율적이고 균일한 교환을 얻기 위한 회전 유동은 내부 공급 튜브의 구멍에 의해 생성된 비스듬한 공기 제트에 의해 발생된다. 구멍은 도 14에 도시된 바와 같이 내부 튜브의 벽에 비스듬하게 천공된다. 그러나, 구멍 축방향으로 양호한 유동 안내를 달성하기 위해서는, 구멍의 평균 길이(L)가 충분해야 한다. 이를 위해, 길이(L)는 구멍의 직경(D)보다 커야 하고, L≥2D이 바람직하다.

구멍의 경사도(α)는 45 °보다 큰 것이 바람직하고 유리하게는 60°에 근접하다. 필요한 튜브 두께(T)는 다음 관계식에 의해 결정된다:

관계식 25:

각도 α = 90°- α _incI ,

α_incI 는 튜브의 접선에 대한 구멍의 경사각이다.

내부 튜브의 반경은 구멍의 크기보다 훨씬 크다. 따라서, 구멍의 기하학적 치수를 고려할 때 곡률은 무시해도 된다.

예: 직경이 3 ㎜인 구멍이 추구된다. 충분한 회전 구동 효과를 만들기 위해, 52 °의 경사도가 선택되는데, 이는 여전히 워터 제트 드릴링으로 달성될 수 있다. 규칙 T = L * cos에 따르면, α는 9㎜의 길이(L)를 제공하는 팩터 3이며; 6.4 ㎜의 튜브 두께가 필요하다. 이러한 두께는 표준 고급 스테인리스 강 튜브의 크기 범위 내에 있다.

리본 폭을 가로지르는 냉각 조정

일부 상황에서, 리본 폭에 대한 냉각의 조정이 요구된다. 새로운 냉각기는 이러한 조정을 달성하기 위해 디바이스를 통합할 수 있다.

벽에 가까운 조절 가능한 절연

리본 에지의 영역은 주석 욕의 측벽에 가깝다. 이 경우 냉각 요구사항이 감소된다. 냉각기는 도 16에 도시된 바와 같이 이 영역에서 흡수된 플럭스 밀도를 감소 시키도록 설계된다. 우선, 이 영역은 냉각 제트에 의해 공급되지 않는다. 따라서, 열 전달 계수가 감소되고 방출 플럭스의 온도가 출구쪽으로 증가한다.

열 플럭스를 추가로 감소시키기 위해, 절연 슬리브(11)가 냉각기 내부에 배치된다. 일 변형예에서, 이 슬리브는 플럭스 감소 영역을 조정하기 위해 길이방향으로 시프트될 수 있다.

리본 폭을 가로지르는 냉각 속도를 조절하기 위해, 냉각기에 공급 구역이 장착될 수 있다. 이러한 구역 세팅은 도 13에 도시되어 있다. 접선 구멍을 갖는 공급 튜브는 디스크(9)에 의해 2 개의 영역(4)으로 분리된다. 전방 영역은 제 1 공급 튜브에 삽입된 추가 분사기 튜브(5)에 의해 공급된다.

냉각기의 분할은 도 15에 도시된 바와 같이 냉각기의 길이를 따라 3 개의 별개의 영역(4)으로 리본 및 욕의 폭에 지로지르는 냉각 속도 제어를 제공한다.

가변 폭의 리본이 주석 욕에 부유된다. 리본의 폭은 공정 요구사항에 따라 달라질 수 있다. 리본으로 덮지 않은 주석 영역은 측벽에 가깝다. 두 개의 냉각기가 욕를 가로질러 배치되고 중심에서 만나게 된다. 이 영역은 욕의 폭을 가로지르는 냉각 속도를 조정하는데 큰 유연성을 제공한다. 인클로저 벽 근처에서, 600㎜ 이상의 길이에 대해, 내부 튜브를 통해 외부 튜브로 공기가 흐르지 않으며 외부 튜브는 항상 내부 슬리브로 덮여 있다. 감소된 냉각 영역을 확대하기 위해 슬리브는 에지로부터 최대 1300㎜ 오프셋될 수 있다. 나머지 냉각기는 두 영역(4)으로 분할되며, 공기 유동 속도는 영역별로 다른 수준으로 조정될 수 있다.

기계적 지지부의 구현 및 설계

물 냉각기는 주석 욕의 치수에 의해 부과되는 큰 오버행으로 인한 기계적 강도와 관련하여 특별한 문제가 없다. 고온에서 작동해야 하는 냉각기는 상황이 완전히 다르다. 특히 이로 인해 크리프 변형 위험이 있다.

주석 욕의 측벽에 냉각기의 설계 및 설치의 예가 도 16에 도시되어 있다. 내부 튜브는 지지 구조를 형성한다. 외부 튜브는 스페이서(12) 또는 다른 지지부에 의해 내부 튜브에 놓인다. 따라서 외부 튜브는 중대한 기계적 응력을 받지 않으므로 매우 높은 온도로 상승할 수 있다.

본 발명에 따른 이 설계의 다른 장점은 열 전달을 위한 외부 튜브 및 기계적지지 및 공급을 위한 내부 튜브로 냉각기를 분리한다는 것이다.

내부 튜브는 욕 외부의 지지부에 고정된 다음 측면 밀봉 박스를 통과한다. 내부 튜브는 하나 이상의 공기 입구에 의해 공급된다. 외부 튜브는 또한 욕 벽을 통과한다. 그 단부에는 뜨거운 공기 출구가 있다. 욕 벽의 후퇴 위치에는 절연 슬리브가 있다.

내부 지지 튜브는 모든 상황과 냉각기의 작동 모드에서 강성을 유지해야 한다. 이는 크리프를 유발할 임계 온도를 초과해서는 안된다. 내화 강에 대하여, 이 온도는 예컨대 800 ℃와 같이 상당히 높을 수 있다. 크리프의 위험은 또한 지지측에서 높은 외부 응력에 의존한다. 이 응력 발생은 도 17의 그래프에 도시되어 있다. 곡선 A는 내부 튜브 상부 부분의 "인장" 응력을 나타내고 곡선 B는 튜브의 국소 온도에 의존하는 최대 허용 응력을 나타낸다. 응력 수준을 제한하기 위해, 내부 튜브는 큰 두께 또는 보강 에지를 가진다. 재료 품질에 따라 크리프를 방지하기 위해 최소 응력 값에 의존하는 제한 온도가 있다. 유리하게는, 냉각기의 이 측면에서의 냉각 공기 공급은 내 하중 내부 튜브의 냉각을 보장한다. 또한, 내부 절연 슬리브는 측면 밀봉에 가까운 영역에서 내부 튜브를 외부 튜브의 온도로부터 보호한다. 도 17의 곡선 C는 1030 ℃의 환경에서 작동되는 냉각기가 있는 내부 튜브의 온도를 나타낸다. 이 곡선은 부분적으로 최대 허용 응력의 곡선 B를 결정한다. 냉각기의 제어를 단순화하기 위해, 제한된 온도, 예컨대 800 ℃가 선택될 수 있다. 800 ℃의 온도가 초과된 지점은 없다. 응력이 높은 부분에서, 온도는 500 ℃로 제한되어 있다. 이 온도에서 허용 응력은 크리프의 임계 조건으로부터 멀리 떨어지도록 튜브의 실제 응력에 비해 충분히 높게 유지된다. 그러나, 튜브 설계는 또한 임의의 장기 크리프를 보상하기 위해 냉각기를 180 °회전시킬 수 있다.

다음과 같은 추가 수단이 냉각기에 통합될 수 있다.

● 내부 튜브 내부의 스티프너(stiffener),

● 내부 튜브의 독립적인 냉각.

이러한 독립적인 냉각은 내부 튜브의 온도의 과도한 증가를 제한하는 작은 물 튜브로 구성될 수 있다.

주석 욕에 냉각기 설치 및 주석 응축에 관한 문제

도 18의 다이어그램은 평면도에서 주석 욕의 개략적인 표현을 도시한다. 페이스트 유리의 리본(10)이 액체 위의 좌측 입구에 퍼지도록 부어진다. 우측 출구에서, 냉각된 유리 리본을 당겨 욕 중심 부분에서 신장시켜서 얇게 만든다. 상단 롤러(7)는 리본의 에지를 당겨 폭에 걸쳐 퍼지게 한다.

리본 냉각의 일부는 벽, 특히 욕의 난로를 통해 이루어진다. 냉각의 다른 부분은 욕의 헤드에 배치된 오버 헤드 냉각기(1) 및 욕의 단부에 배치된 오버 헤드 냉각기(8)에 의해 수행된다. 욕 단부의 냉각기는 주로 리본을 제거하기 전에 리본의 온도를 약 200 ℃ 낮추는데 사용된다.

욕 헤드의 냉각기에는 3 기능이 있다:

● 점도를 제어하여 유리를 퍼지게 한다,

● 상단 롤러의 온도를 관리한다,

● 폭에 걸쳐 온도 프로파일을 제어한다.

드로잉 공정 시작시 폭에 걸친 온도 분포는 최종 리본의 두께 프로파일에 큰 영향을 미친다.

도 18에 도시된 주석 욕 구성에 의해서, 도 19는 주석 욕의 길이를 따른 온도 진행을 나타내며, 욕의 길이를 따라 3 개의 온도 프로파일이 있다:

● 곡선 1: 리본의 온도(폭에 대한 평균),

● 곡선 2: 주석의 온도,

● 곡선 3: 휘발성 화학 종의 응축 온도.

리본의 온도가 주석의 온도보다 높다는 것을 알 수 있다. 이것은 주석 욕의 난로를 통한 냉각 설계로 인한 것이다. 응축 온도를 측정하면 주석 및 리본보다 온도가 훨씬 낮다는 것을 알 수 있다. 휘발성 종의 부분 압력은 따라서 주석의 표면과 평형이 아니다. 응축 온도와 리본 온도의 차이가 상당하다. 응축 온도는 리본 온도가 욕 단부를 향해 감소함에 따라 감소한다. 리본 온도와 응축 온도 사이에는 약 200-300 ℃의 차이가 있다.

응축 온도는 특히 다음과 같은 여러 요인에 의존한다.

● 주석의 온도,

● 주석의 자유 표면,

● 주석 증발과 관련된 종의 농도,

● 재생 대기의 유량 및 분사 모드,

● 대기의 대류 방향.

대기의 유량이 증가하면 응축 온도가 더 낮아질 수 있다.

도 18의 다이어그램은 주석 욕 표면에 유리가 퍼지고 형성되는 것을 도시한다. 유리를 좌측 입구에 붓고 나면, 유리가 온도에 따라 자연스럽게 퍼진다. 이 냉각을 제어하기 위해, 한두 쌍의 오버 헤드 냉각기(1)가 욕의 헤드에 추가된다. 상단 롤러(7)는 유리를 더 넓게 펴서 얇은 리본을 얻거나 두꺼운 유리를 만들기 위해 유리를 저장하는데 사용된다. 욕의 수축 위치에서, 리본은 최종 형태를 얻었으며 제거하기 전에 추가로 냉각시켜야 한다. 이 위치에는 더 많은 열을 방출하기 위한 오버 헤드 냉각기의 클러스터가 있다.

유리를 부은 직후, 측벽을 통한 손실은 리본의 에지를 더 냉각시키는 경향이 있다. 이것은 곡선 T 프로파일을 갖는 도 18에 도시된 온도 프로파일로 이어진다.

본 발명에 따른 냉각기 치수의 예 1

헤드에서 폭이 8m인 주석 욕에는 조절 가능한 비 응축 냉각기가 필요하다.

800 ℃에서의 응축 온도는 이미 결정되었다. 냉각기의 작동 온도는 응축을 피하고 냉각 속도를 가능한 한 높게 유지하기 위해 820 ℃로 세팅된다.

측면 밀봉을 위한 개구의 높이는 280 ㎜이다. 냉각기의 최대 직경은 측면 밀봉에 맞고 개스킷을 위한 공간을 확보하기 위해 220㎜로 세팅된다.

리본은 생산되는 리본의 두께에 따라 냉각기에 제공된 위치에서 6-7m의 폭을 갖다. 신선한 공기 분사에 의한 효과적인 냉각 폭은 6m에서 선택된다. 냉각 속도는 냉각기 출구쪽으로 약간 감소하여 리본 에지의 냉각을 감소시킨다. 조절 가능한 절연 슬리브에 의해 리본 에지의 냉각이 추가로 제한될 수 있다. 각 냉각기는 유효 분사 구멍 길이가 3m이다. 따라서 각 냉각기의 유효 냉각 표면적은 2.1 m²이다.

튜브 위의 복사는 820 ℃, 0.8의 복사율 및 1000 ℃의 외부 온도를 가정하여 추정되며, 이는 리본의 온도와 캐노피의 온도 사이의 평균을 나타낸다. 욕 헤드의 복사 장은 냉각 표면이 거의 없는 흑체의 복사 장에 접근하며 0.9의 복사율로 표시될 수 있다. 이러한 조건은 활성 3m 이상의 냉각기를 위해 50 kW/㎡의 플럭스 밀도와 104kW의 총 플럭스를 제공한다.

냉각기 외피에서 820 ℃의 목표를 유지하기 위해, 내부 대류에 의해 정확히 동일한 열 플럭스가 보장되어야 한다.

방출될 열 플럭스에 기초하여, 냉각 공기 유량은 요구되는 방출 공기 온도의 함수로서 결정된다.

한편, 방출 온도에 대하여, 고온이 요구되며, 이는 다양한 예열 또는 발전 방법에 의한 에너지 회수에 유리하다.

고온은 또한 냉각 공기 유량 요구를 제한하는 이점이 있다. 한편, 높은 방출 온도는 더 높은 교환 값 h(v_rot) 및 더 높은 회전 속도를 필요로 하므로, 팬에 대한 압력 요구가 더 높아진다.

300 ℃의 방출 온도는 이러한 제약들 사이에서 우수한 절충을 나타내며 이후에 채택된다.

관계식 8에 따르면, 표준 조건 하에서의 공기 유량은 다음과 같이 결정될 수 있다:

● T_ain: 70 ℃

● Cp: 1005 J/kg. K * 1.2 kg/㎥ = 1206 J/㎥ * K

이러한 조건은 1343 N㎥/h의 유량 요구로 이어진다. 미리 제시된 이 유량 및 관계식 9에서, 열 전달 계수는 방출 온도의 함수로서 주어진 방출될 열량 및 주어진 표면적에 대해 결정된다.

이 예에서 값은 다음과 같다:

● Q_ech: 104kW

● Ts: 820 ℃

● Ta: 300 ℃

● Surf: 2.1 m²

이는 열 전달 계수에 대해 96 W/㎡K의 값을 초래한다. 이 값은 두 튜브들 사이의 환형 공간에서 회전 대류에 의해 얻어진다.

열전달 계수에 대한 단순화된 관계식에 의해, 회전 속도의 빠른 추정은 필요한 96 W/㎡K를 얻기 위해 v = 31 m/s를 제공한다.

다음 단계는 3m 길이에 걸쳐 두 튜브들 사이의 이 평균 속도에서 유동의 마찰력을 결정하는 것이다. 먼저, 마찰 계수 Cf는 예컨대 인터넷 주소에 기술된 그랜빌 방법(Granville method)에 따라 결정된다:

https://www.cfd-online.com/Wiki/Skin_friction_coefficient.

이로 인해 Cf 값은 0.013이다.

마찰력에 대한 이 값 및 관계식 17에 의해, 12.3 N의 값이 주어진다. 회전 속도를 유지하기 위해, 제트를 분사하여 이 힘을 유지해야 한다.

본 예에서, 분사 구멍의 경사도는 접선에 대해 38도에서 결정되었다. 회전식 대류를 유지하기 위해 제트에 의해 가해지는 힘의 유용한 분율은 공식 18에 따라 결정될 수 있다. 그러므로 팬 출구 온도(70℃)에서 모든 제트에 유량(D_air)을 분사함으로써 15.7N의 힘이 생성되어야 한다. 이 유량은 1688 ㎥/h이다.

공식 23은 제트에 의해 생성된 힘과 분사 및 회전 속도 사이의 관계를 도시한다.

그러나 이 공식의 변환된 형식을 사용하면 필요한 15.7 N을 얻기 위해 올바른 속도를 쉽게 결정할 수 있다:

관계식 26:

이 관계식으로, 또한 70 ℃의 온도에서 유량(D_air)을 사용하여 제트를 3㎜ 구멍에 분사할 때 실현되도록 84m/s의 속도가 얻어진다. 유량/속도 비율은 55.8 ㎠에 이르는 모든 구멍에 대해 자유 단면을 제공한다. 구멍 당 단면적이 7.065 ㎟인 경우, 필요한 총 단면적을 달성하려면 총 790 개의 구멍이 필요하다.

이 구멍들은 이제 능동 냉각을 위해 내부 튜브 표면과 3m의 길이에 걸쳐 고르게 분배된다. 내부 튜브의 1.08 m² 표면적은 필요한 수의 구멍으로 분할될 수 있다. 그 결과 각 구멍에 13.7 ㎟의 면적이 할당된다. 정사각형 영역은 주어진 영역에 대해 균일한 분배를 갖는다. 이러한 정사각형의 측변의 길이는 38㎜이다. 원주방향 분배에 대하여, 계산 결과 9.7 개의 구멍이 발생된다. 원주에 10 구멍까지 반올림해야 한다. 790 구멍을 얻으려면, 두 줄의 구멍들 사이에 38㎜의 갭을 두고 10 개의 분사 구멍의 79 개의 링이 필요하다.

이로 인해 내부 튜브 표면에 구멍이 잘 분배되었다. 구멍의 정렬은 또한 제조를 용이하게 한다. 튜브 팁을 냉각시키기 위해 약간의 구멍이 추가된다. 팁의 유량과 길이에 따른 축적은 나선형 유동을 빠르게 유도한다. 이는 링 내 제트의 정렬로 인해 외부 튜브에 냉각 링이 생성되는 것을 방지한다. 그러나, 원주 및 길이에 걸친 분사의 균일성이 유지되는 한, 분사 구멍의 임의의 다른 분배도 가능하다.

제트 공급 압력에 관한 하나의 마지막 고려 사항이 있다. 84m/s의 분사 속도는 약 3100 Pa의 압력을 필요로 한다. 이 값에서, 공급 튜브, 방출 섹션 및 출구 연결부의 압력 손실이 추가되어야 한다. 공기의 공급, 입구 및 출구, 제어 밸브 등에 대한 추가 압력 손실도 상당한 기여를 하며, 작동에는 6000-7000 Pa의 정적 압력이 필요하다.

냉각기 제트를 공급하기 위한 정적 압력은 필요한 유량을 갖는 팬에 의해 제공된다. 유럽 규정은 팬 크기에 따라 최소 효율을 규정한다. 이 예에서, 팬의 정적 공기 출력과 모터의 전력 사이의 50 %의 팬 효율이 시작점으로 사용될 수 있다.

팬 전력은 공식 24를 사용하여 5.8 kW로 추정될 수 있다. 따라서 팬의 소비량은 냉각기에서 방출될 104kW 열량의 6 %에 불과한다.

이 예시적 실시예의 기계적 강도

● 외경 220㎜, 두께 3㎜의 외부 튜브,

● 외경 115 ㎜, 두께 6 ㎜의 내부 튜브,

● 재료: 오스테나이트계 또는 페라이트계 스테인리스 강 튜브,

● 튜브 길이: 욕 내부에 4m 오버행,

● 내부 튜브 내부의 스티프너.

이 튜브의 모델링과 측정은 단지 15㎜의 편향을 보여 주는데, 이는 주석 욕의 튜브에 매우 적합하다. 튜브 지지부를 조정함으로써 편향을 보상할 수 있다.

예시적인 실시예의 열 균일성의 품질

수치 시뮬레이션 및 시험을 통해 이 냉각기 개념의 타당성이 입증되었다.

도 20의 결과를 초래하는 구성에서, 냉각기는 1030 ℃의 온도에 노출된다. 시뮬레이션 결과(연속 곡선)와 측정 지점 사이의 편차는 측정 정확도, 시뮬레이션의 한계 또는 실제와 모델링 사이의 복사율 값의 편차로 인해 발생한다. 그럼에도 불구하고, 이 그래프에서 양호한 균일도를 볼 수 있으며, 온도 범위는 욕 내부의 4m의 총 길이에 대한 1.5m 내지 4.5m의 냉각기의 활성 길이에 대해 약 30 ℃로 제한된다. 절연 슬리브는 1.3m 위치로 전진한다.

예시적인 실시예의 열 성능 및 세팅

설치가 욕 단부에서 이루어지든지 또는 욕 헤드에서 이루어지든지, 냉각기는 응축을 발생시키지 않고 우수한 냉각 용량을 가져야 한다. 도 21의 그래프는 직경이 220 ㎜이고 냉각 길이가 3 m인 냉각기의 성능을 도시한다. 총 길이 4m의 경우, 좌측 y 축은 외부 튜브의 온도 또는 냉각기를 떠나는 공기의 온도에 해당하고 우측 y 축은 냉각기의 열 출력에 해당한다. x 축은 냉각기를 통과하는 공기 유량을 도시한다. 5개 곡선들의 작동 조건은 다음과 같다:

● 곡선 A: 1030 ℃에서 노에 대한 외부 튜브의 온도,

● 곡선 B: 800 ℃에서 노에 대한 외부 튜브의 온도,

● 곡선 C: 1030 ℃에서 노를 위한 냉각기 출구에서의 공기 온도,

● 곡선 D: 1030 ℃에서 노를 위한 냉각기에 의해 방출된 전력,

● 곡선 E: 800 ℃에서 노를 위해 냉각기에 의해 방출될 전력.

그래프는 1030 ℃ 또는 800 ℃의 환경에서 냉각기에 의해 방출된 열 플럭스를 도시한다. 냉각 공기 유량이 다른 값으로 조정되었다. 이 곡선은 2개의 유량 조절 영역을 갖는 이 냉각기의 길이에 걸쳐 균일한 냉각 작업을 도시한다.

이 그래프는 냉각기의 또 다른 장점을 나타낸다: 표면 온도와 방출된 열 플럭스는 공기 유량에 따라 정확하게 조정될 수 있다. 1030 ℃의 외부 온도에서, 유량 변화는 튜브 온도를 990 ℃와 800 ℃ 사이에서 변화시킨다. 따라서 방출될 열의 양은 60 내지 120 kW 사이에서 변화된다. 냉각기의 설계로 냉각 속도를 높은 수준으로 조정할 수 있다. 800 ℃의 온도에서, 욕 헤드 위치의 냉각기에서 응축이 관찰되지 않았다. 따라서 한 열의 냉각기의 총 용량은 유효 냉각 폭이 6m인 2 x 120kW이다. 측면 밀봉에 가까운 냉각기의 단부들은 리본 에지의 불필요한 냉각을 피하기 위해 더 높은 온도로 조정된다.

이 냉각기 용량에 의해서, 하루에 600 톤의 처리량으로 유리 리본에서 최대 25 ℃의 냉각이 달성된다. 이러한 냉각 속도는 공정 실행에 매우 적합하다. 기존의 냉각기와 달리, 이 냉각 속도는 냉각기에 응축 침전물이 없기 때문에 안정적으로 유지된다.

또한 540 내지 300 ℃의 방출 공기 온도가 존재한다. 이 온도는 최대 온도가 50 ℃인 종래 기술에 따른 냉각기에서 나오는 물로 냉각하는 것과 비교하여 에너지 회수에 훨씬 유리하다.

800 ℃의 외부 온도에서, 소산되는 열의 양은 물론 감소되지만, 여전히 1200 N㎥/h에서 70 kW에 도달한다. 이 출력에서, 표면 온도는 540 ℃로 떨어지지만, 여전히 응축 온도보다 높다. 표준 플로트 유리의 온도는 욕의 좁은 말단 부분에서 850 내지 620 ℃이다. 이 온도에서 4㎜ 투명 유리 리본은 약 60 kW/㎡ 내지 25 kW/㎡의 반구형 복사를 방출한다. 이러한 방출에 더하여, 유리의 광학 창에서 주석으로부터의 기여가 적다.

따라서, 리본을 향한 냉각기의 하반부는 유리에 의해 방출될 이러한 플럭스 밀도의 상당 부분을 흡수할 수 있다. 욕의 말단 부분의 캐노피는 또한 유리 리본에 의해 가열되고 냉각기의 상반부를 향해 이 복사의 상당 부분을 다시 방출한다. 그러나, 욕의 단부에서 냉각기에 의해 흡수된 이들 플럭스의 결정은 비교적 복잡하고 나중에 제시될 것이다.

이 섹션은 다음 시험 중에 측정된 플럭스 밀도로 완료된다:

● 1030 ℃에서 노 및 800 ℃에서 튜브: 120 kW => 58 kW/㎡

● 800 ℃에서의 노 및 540 ℃에서의 튜브: 70kW => 34kW/㎡

이 평균값은 비교적 균일한 온도에서 시험로의 3m 능동 냉각 부품에 유효하다.

예: 리본 폭 조정이 가능한 헤드 냉각기

욕 헤드에서의 냉각을 위해, 리본의 폭에 걸쳐 유리의 열 프로파일에 영향을 미치려고 한다.

도 22의 그래프는 주석 욕의 입구에서 리본의 다른 온도 프로파일을 도시한다. 곡선 1은 초기 확산 직후에 리본이 여전히 균일하다고 가정한다. 벽에서 발생하는 열 손실은 중심에서보다 리본 에지에서 더 많은 에너지를 소비한다. 곡선 2는 리본이 욕을 통해 몇 미터 지나간 후에 얻은 고유 열 프로파일을 도시한다. 냉각을 가속화하기 위해, 냉각기는 균일한 냉각 분배로 욕 폭에 걸쳐 추가된다. 리본 온도가 더 떨어지지만 냉각 에지를 갖는 프로파일이 유지된다(곡선 3).

따라서 고유한 프로파일과 균일한 추가 냉각을 갖는 프로파일은 에지를 향하여 자연적으로 냉각된다. 일부 유리 제조업체는 리본 에지에서 과도한 두께를 피하기 위해 에지를 향한 더 높은 점도를 보상하기 위해 기계적 드로잉 파라미터를 조정한다.

그러나, 보다 균일한 온도로 리본을 신장시키는 것이 바람직하다. 이러한 이유로 냉각기는 세 영역으로 분할된다:

● 절연재의 위치를 조절할 수 있는 절연 세그먼트가 있는 에지 영역(측면 밀봉면),

● 냉각 속도 조절이 가능한 리본 측부 부분을 위한 영역,

● 냉각 속도를 조절할 수 있는 리본 중심 부분을 위한 영역.

이 영역의 냉각 속도가 정확한 조정을 확인하기 위해, 도 23에 도시된 바와 같이 균일한 온도의 노에서 시험을 수행했다. 시험된 냉각기는 주석 욕의 헤드 냉각기용 리본 폭의 절반을 덮는다.

국소 유량과 내부 소크(sock)/슬리브를 변경하여 냉각 속도를 조정하는 두 영역은 냉각기의 열 프로파일을 조정할 수 있다. 냉각기의 온도는 1.6-, 2.8- 및 3.9-m 위치에서 외부 튜브에 부착된 열전대를 사용하여 측정된다.

곡선 A: 슬리브가 뒤로 당겨지고, 중심 영역의 유량이 높고 말단 영역의 유량이 낮다. 튜브 온도는 말단 영역에서 900 ℃에 근접한다. 중심 영역에서 그리고 추가로 슬리브에 의해 절연되지 않은 위치에서 추가로 약 800 ℃로 떨어진다. 이러한 세팅은 특히 측부 부분에서 리본이 냉각되도록 한다.

곡선 B: 슬리브는 여전히 뒤로 당겨지고 중심 영역의 유량이 약하고 말단 영역에서 증가한다. 따라서, 말단 영역은 거의 800 ℃로 떨어지며, 중심에서 약 880 ℃로 상승한 다음 900 ℃로 상승한다. 이 구성을 사용하면 리본 중심을 더 식힐 수 있다.

곡선 C: 780 ℃를 달성하기 위해 말단 영역에서의 유량이 추가로 증가되고, 리본 중심의 양호한 냉각이 달성된다. 냉각기의 중심 영역은 850 ℃이다. 이번에는 슬리브가 전진하고 슬리브 조정 영역의 온도가 950 ℃로 상승한다. 리본의 측부 부분과 에지는 거의 더 이상 냉각되지 않는다.

이들 냉각 모드가 리본의 열 프로파일에 미치는 영향을 평가하기 위해, 욕의 초기 부분의 수치 시뮬레이션이 수행되었으며, 그 결과는 도 24에 도시되어 있다.

● 곡선 1: 초기 확산 후 균일한 온도,

● 곡선 2: 냉각기를 사용하지 않는 고유 냉각,

● 곡선 3: 균일한 냉각기로 추가 냉각,

● 곡선 4: 중심 부분의 냉각이 증가하고 측부 부분의 냉각이 감소된 냉각기로 추가 냉각,

● 곡선 5: 중심 부분의 냉각이 감소되고 측부 부분이 증가된 냉각기로 추가 냉각.

리본 에지의 자연적인 냉각을 보상하기 위해, 이 냉각기는 중심에서 속도가 증가하고 리본 에지를 향해 감소된 속도로 세팅된다. 결과는 균일성이 개선된 프로파일 4이다. 곡선 5로 도시된 바와 같이 따뜻한 중심으로 반대의 경우도 달성될 수 있다. 이러한 유형의 세팅은 두꺼운 유리에 해당한다.

● 예: 원주방향 조정이 있는 욕 단부의 냉각기

욕 단부에서 냉각기가 더 많은 수로 구현될 때, 냉각기는 거리에 따라 캐노피에 상호 음영(shadow)을 생성한다. 종래의 냉각기로 실시된 바와 같은 나란한 위치 설정은 캐노피 및 냉각기의 상부를 리본의 복사로부터 완전히 차단한다. 이로 인해, 냉각기 위의 공간 온도가 떨어지고 응축 현상이 심해진다.

이러한 응축을 방지하기 위해, 냉각기를 이격시키는 것이 유리하다. 이를 통해 복사가 캐노피에 도달하고 캐노피 온도를 높게 유지할 수 있다. 캐노피는 복사를 다시 방출하고, 이는 그 후에 냉각기의 상부에 의해 흡수된다. 따라서, 냉각기의 상부는 냉각 공정에 계속 참여한다.

그러나, 냉각기는 캐노피를 통해 더 낮은 복사 강도를 수신한다. 냉각기 상단의 온도가 더 떨어질 수 있으며 응축이 발생할 수 있다. 이 효과를 정량화하기 위해, 시스템의 주요 파라미터를 통합하는 기호 모델과 수치 모델이 개발되었다:

● 온도와 복사율,

● 냉각기 직경과 냉각기들 사이의 거리.

도 25의 다이어그램은 리본과 캐노피 사이의 냉각기와 근처에 배치된 다른 냉각기에 영향을 미치는 다른 복사를 도시한다. 반원에서 각도(Acirc)에 의해 정의된 각 원주 위치는 "캐노피, 리본, 근처 냉각기"와 같은 다른 복사 소스의 조합을 수용한다.

도 26의 그래프는 냉각기의 각도 위치의 함수로서 입사된 복사 및 방출된 복사의 상이한 강도를 도시한다.

3 곡선이 표시된다.

● 곡선 A: 유리 리본을 통한 입사 플럭스,

● 곡선 B: 캐노피를 통한 입사 플럭스,

● 곡선 C: 근처의 냉각기를 통한 입사 플럭스.

이 시뮬레이션에서, 각각의 참여 표면은 램버시안 복사(강도: cos(△각도- 수직))를 방출하는 것으로 가정되는데, 이는 많은 물질을 위한, 특히 높은 복사율에 의한 우수한 근사치이다.

기호 모델은 예컨대 도 25에 도시된 0° 내지 180°의 각도(Acirc)로써 냉각기의 반원에서 입사 강도를 제공한다. 튜브에서 플럭스의 각도 분배 계산에 사용된 파라미터는 다음과 같다:

● 튜브 직경: 220 ㎜,

● 축 거리: 600 ㎜,

● 750 ℃에서의 유리 및 0.7의 복사율,

● 600 ℃에서의 캐노피 및 0.8의 복사율,

● 500 ℃에서의 튜브 및 0.8의 복사율.

응축 온도는 470 ℃에서 측정되었다. 따라서 냉각기의 온도가 500 ℃이면 응축을 방지할 수 있다.

이 모델을 사용하면 각도 위치에 따라 튜브에 입사되는 상이한 복사 소스를 계산할 수 있다. 이러한 기여는 도 26의 그래프에 도시되어 있는데, 여기서 입사된 복사는 y 축에 있고 냉각기의 반원에 대한 각도 위치를 나타낸다. 곡선 A는 리본으로부터의 입사된 복사, 곡선 B는 캐노피로부터의 입사된 복사, 곡선 C는 근처의 냉각기로부터의 입사된 복사에 해당한다.

유리는 튜브의 입사 플럭스에 가장 크게 기여한다. 캐노피는 덜 기여한다. 근처의 튜브를 통해서는 약간 기여한다.

냉각기의 각도 위치에서 입사 유리의 복사가 급격히 떨어진다. 130도에서 튜브 표면에 유리 복사가 닿지 않는다. 그러나 캐노피로부터의 복사가 픽업되고 180°에서 최대로 증가한다.

이러한 기여는 함께 추가되고 500 ℃에서 튜브의 방출이 차감된다.

기여의 이러한 추가와 튜브 자체에 의해 방출된 복사의 차감은 튜브 표면에서 교환된 순 플럭스를 추정할 수 있게 한다. 도 27은 y-축에서의 입사 플럭스와 x-축에서의 반-튜브 상의 각도 위치를 갖는 이러한 순 플럭스의 각도 분배를 도시한다. 이 설계와 기호 모델을 검증하기 위해, DOM 방법을 사용하여 복사 교환으로 수치 모델을 셋업하였다(욕에서 대기의 낮은 흡수 때문에 표면들 사이의 복사 수치 모델도 적합하다). 파선 곡선 A는 기호 모델에 해당하고, 실선 곡선 B는 수치 모델에 해당한다.

선택된 조건에 대해서, 상부 섹션(10 kW/㎡에서 180 °로)과 하부 섹션(27 kW/㎡에서 0 °로)에서 순 복사의 상당한 변화가 있다. 또한, 복사의 다중 반사를 통합하는 복사 장의 수치적 해결방안에 의해, 상이한 세그먼트들 사이의 전이가 평활화되고, 특히 135 °에서의 트로프가 기호 모델에 비해 제거된다.

수치 복사 모델은 더 부드러운 분배를 제공한다. 기호 모델은 복사율이 1 미만인 표면 반사의 영향을 포함하지 않는다. 그럼에도 불구하고 기호 모델은 욕의 단부에서 냉각기의 크기조정을 용이하게 하기 위해 조건을 빠르게 변화시킬 수 있다.

각도 위치의 함수로서 이러한 순 복사 곡선에 기초하여, 내부 교환 계수에 대한 곡선이 결정될 수 있다.

그러나, 튜브의 과도한 근접에 의해 복사 트로프를 피하는 것이 유리하다. 도 28은 그래프 A의 경우 400㎜, 그래프 B의 경우 600㎜, 그래프 C의 경우 1200㎜의 3 튜브 중심 거리를 도시한다. 이 그래프에서 순 플럭스는 y 축에 있고 반-튜브의 각도 위치는 x 축에 있다.

이러한 조건에서 튜브의 평균 플럭스는 다음과 같다:

● 중심 간 거리 400 ㎜인 경우 14.5 kW/㎡

● 중심 간 거리 600 ㎜인 경우 15.7 kW/㎡

● 중심 간 거리 1200 ㎜인 경우 16.7 kW/㎡.

400㎜의 거리에서, 냉각기의 측면에 큰 트로프가 있다. 거리를 600㎜로 늘리면이 트로프를 상당히 감소시킨다. 1200㎜의 거리는 600㎜의 측방향 플럭스에 비해 약간만 개선되었다. 수치 시뮬레이션은 복사의 반사율에 의해 피크 및 트로프의 평활화의 추가 효과를 나타냈다. 트로프를 더욱 매끄럽게 하는 수치 시뮬레이션에서 발견된 반사 복사의 기여에 의해, 600㎜의 거리는 직경 220㎜의 튜브에 대한 좋은 절충안으로 고려될 수 있다.

600㎜ 거리에서의 순 플럭스 각도 프로파일에 대해서, 냉각기의 하부 부분과 상부 부분 사이에서 조정된 최종 계수로 이 목표 프로파일에 접근하는 내부 유동의 전개가 이제 고려될 수 있다.

원주에 걸쳐 조정된 열 전달 계수를 얻기 위해, 도 29에 도시된 바와 같이 분사 제트 및 내부 유동의 다양한 변형이 고려될 수 있다.

제 1 예인 A는 냉각기 밑면의 제트 농도를 나타낸다. 제 2 예인 B는 제트로의 공급물 분리를 보여 주며, 이로 인해 유량이 상반부에 감소된다. 제 3 예인 C는 편심을 만들기 위해 축의 오프셋을 도시한다.

이들 튜브 간 유동 조정 각각은 냉각기의 하부 부분과 상부 부분 사이의 열 전달 계수를 변경하는데 사용될 수 있다. 이들 수단의 조합도 가능하다. 이러한 유동 조정 방법의 영향을 정량화하기 위해 수치 모델이 개발되었다.

내부 냉각에 적합한 욕 단부 예

이 비교를 위해 수치 모델에 다음 조건이 사용된다:

● 외부 튜브의 직경: 220 ㎜,

● 내부 튜브의 직경: 115 ㎜,

● 냉각기 아래의 리본 온도: 750 ℃,

● 제트 속도: 60 m/s,

● 인접한 튜브들 사이의 거리(중심 거리): 800 ㎜.

수치 모델은 750 ℃의 온도 및 0.7의 복사율을 갖는 유리 리본, 및 0.8의 복사율 및 2 kW/㎡의 절연율을 갖는 캐노피를 포함한다. 두 표면들 사이의 냉각기는 외부 조건과 내부 공기 유동에 따라 온도와 열 플럭스 프로파일을 조정한다. 모든 경우는 동일한 공기 유량으로 시뮬레이션되었다.

원주에 걸쳐 열 플럭스를 변경하는 3 경우의 축 오프셋과 1 경우의 분사 조정을 비교했다. 도 30은 y-축에서 외부 튜브의 열 플럭스와 x-축에서 반-튜브의 각도 위치와 함께 얻은 결과를 도시한다:

● 곡선 A: 밑면에서만 제트 분사(유량 및 이중 분사 속도 보존),

● 곡선 B: 21㎜ 오프셋,

● 곡선 C: 16㎜ 오프셋,

● 곡선 D: 동심.

곡선 A는 도 29a에 도시된 바와 같이 냉각기의 밑면, 리본을 향하는 측부에만 존재하는 제트에 해당한다. 곡선 B는 냉각기의 전체 주변에 분배된 제트에 해당하지만, 도 29c에 도시된 바와 같이 튜브의 편심, 여기에서 21㎜의 편심을 갖는다. 곡선 C는 곡선 B와 유사하지만 16㎜의 편심을 갖는 구성에 해당한다. 마지막으로 곡선 C는 도 4에 도시된 바와 같이 동심원 튜브를 갖는 냉각기의 전체 주변에 분배된 제트에 해당한다.

x 축의 0은 리본을 향한 외부 튜브의 모선(generatrix)에 해당한다.

튜브의 오프셋은 유리 리본 앞 부분의 플럭스를 효과적으로 증가시킨다는 것을 알 수 있다. 21 ㎜의 오프셋으로 27-17의 △ｑ = 10 kW/㎡가 얻어진다. 이 10kW/㎡의 차이로 인해 냉각기의 상면과 밑면의 온도를 균일화할 수 있는지 확인한다.

도 31은 도 30의 냉각기 구성으로 계속된다. 이는 원주 절반에 대한 외부 튜브의 온도 프로파일과, y 축의 외부 튜브의 온도 및 x-축의 각 위치와의 비교를 도시한다. 튜브의 두 측부의 프로파일은 대칭이므로 곡선은 절반에만 플롯된다. 곡선은 유리 리본 측의 하부단 지점(0°)과 캐노피 측의 상부 지점(180°) 사이에서 튜브의 온도 균일성 수준을 도시한다.

연구된 이들 경우에, 최소 허용 온도는 470 ℃인 것으로 가정될 수 있다. 밑면 제트에 대하여, 전체 유량이 이 조건을 충족하도록 조정되지 않았다. 그러나, 이 경우 튜브 온도의 적절한 균일화가 이루어지지 않았음을 알 수 있다. 다른 경우는 허용 가능한 최소 온도를 충족시킨다.

동심원 튜브와 동종 계수를 갖는 냉각기는 또한 욕 단부의 조건에서 강한 온도 변화를 일으킨다. 유리 측에서는, 튜브가 약 520 ℃로 상승하지만 캐노피 측에서는 470 ℃로 감소한다. 이러한 50 ℃의 차이는 더 낮은 온도가 응축을 피하기 위해 최소 온도로 세팅되어야 하므로 냉각기의 전체 효율을 감소시킨다. 튜브의 오프셋은 효과적으로 열 전달 계수에 영향을 주고 유리 및 캐노피의 입사 플럭스의 차이를 보상할 수 있게 한다. 21㎜ 오프셋에 대하여, 유리측의 온도는 480 ℃이고 캐노피측의 온도는 470 ℃이다. 이는 높은 냉각 효율을 달성하기 위해 매우 적합한 열 균일성을 제공한다.

플럭스 매칭으로 이득을 정량화하기 위해, 튜브 원주의 평균 플럭스 밀도를 비교해야 한다.

● 동심원 튜브: 19.3 kW/㎡,

● 16㎜ 오프셋: 20.7kW/㎡,

● 21㎜ 오프셋: 21.0kW/㎡.

튜브들 사이의 중심 간 거리 800㎜에 대해 21㎜의 오프셋으로 냉각기 효율이 14 % 증가한다. 이러한 모든 경우에, 캐노피 온도는 응축을 피하기에 충분히 높았다.

예: 간격이 있는 욕 단부 냉각기

전술한 바와 같이, 충분한 입사된 복사에 의해 측부 세그먼트의 적절한 사용을 보장하기 위해 냉각 튜브들 사이에 일정한 거리를 유지하는 것이 유리하다. 이는 또한 캐노피에 대한 충분한 복사를 유지하고, 캐노피의 고온을 유지하여 캐노피의 응축을 방지하고 캐노피로부터 냉각기로의 복사를 유지하는 이점을 갖는다.

한편, 욕의 길이를 제한하기 위해 높은 플럭스 밀도로 리본으로부터 에너지를 방출하는 것이 바람직하다.

도 32는 욕의 길이를 따라 냉각 튜브를 설치하는 예를 도시한다. 제 1 튜브는 830 ℃에서 4㎜ 두께의 리본 상에 있다.

도 33은 욕의 말단 섹션에서 냉각기의 열 조건, 특히 냉각기 섹션에서 리본 온도의 변화를 도시한다:

● 그래프 A: 두 냉각기들 사이의 중심 간 거리 600㎜ 및 830 ℃의 리본

● 그래프 B: 두 냉각기들 사이의 중심 간 거리 1200㎜ 및 650 ℃의 리본

830 ℃에서 리본에 대하여, 600㎜의 거리가 선택된다. 600 ℃의 캐노피에서, 플럭스는 43kW/㎡와 약 15kW/㎡ 사이에 있다. 4m 길이의 튜브 표면에서 25kW/㎡의 평균 플럭스는 70kW를 방출할 수 있게 한다. 11 kW/㎡의 플럭스를 갖는 욕 단부의 튜브는 추가 30 kW를 방출할 수 있게 한다. 이 값은 응축을 방지하기 위해 평균 냉각기 온도 500 ℃에서 얻어진다. 하루 800 톤 용량의 주석 욕에 대하여, 욕 단부의 냉각기를 통해 1MW의 양이 방출되어야 한다. 본 발명에 따른 대략 20 개의 냉각기가 이 1MW를 방출하는데 필요하다. 800㎜의 냉각기들 사이의 평균 중심 간 거리에 의해서, 20개의 냉각기를 설치하는데 16m이면 충분하며, 이는 주석 욕의 5.3 베이에 해당한다.

냉각기들 사이의 거리를 증가시키는 것은 리본 온도가 떨어지더라도 캐노피 온도를 높게 유지하는데 특히 유용하다. 그러나, 욕 출구를 향한 대기의 이동으로 인해, 응축 온도는 실질적으로 유지된다. 이러한 이유로, 냉각기 및 캐노피 둘 다 욕의 말단 섹션 길이에 걸쳐 응축 온도 위에서 유지되어야 한다.

결론/장점

주석 욕에 사용되는 기존의 물 냉각기에는 다음과 같은 여러 가지 문제가 있다:

● 온도는 주석 욕에서 대기 중 휘발성 종의 응축 온도보다 항상 낮다,

● 표면에 응축층 형성,

● 유리 리본에 결함을 유발하는 응축수의 분리,

● 응축 층의 형성으로 인한 냉각 속도의 제어되지 않은 드리프트,

● 물 냉각 시스템 고장시 냉각기 파열 위험.

가스 유체가 있는 냉각기는 더 높은 온도에서 작동할 수 있다. 그러나 동심 이중 튜브를 사용한 매우 간단한 냉각기와 내부 튜브를 통한 분사는 시험한 결과 냉각기의 길이와 원주에 걸쳐 열 균일성에 심각한 문제가 있는 것으로 나타났다.

가스 유체에 의해 우수한 표면 열 균일성을 보장하는 것은 특히 어려운 것으로 입증되었다. 이 문제는 주석 욕에 필요한 것과 같은 긴 냉각기의 경우에 특히 심각해진다.

본 발명에 따른 새로운 냉각기는 냉각기 내부의 열교환 모드를 조정함으로써 이러한 모든 문제를 피한다. 특히 새로운 냉각기에는 다음이 있다:

● 냉각기 길이를 따라 분산되고 균일한 방식으로 공기 분사,

● 냉각 공기의 회전에 의한 방출 유동으로부터 열 전달 계수의 디커플링,

● 내부 튜브에 의한 "고온 열교환면"과 "큰 오버행에 대한 기계적 지지"의 기능 분리.

이 새로운 유형의 냉각기의 설계 및 크기조정은 복잡하다. 본 발명에 따르면, 체계적인 접근방안은 그 크기조정에서 고려되는 많은 요소들을 관리하고 일관된 작동 설계를 제공할 수 있다:

따라서 새로운 유형의 냉각기에는 여러 장점이 있다:

● 길이 ≥4 m 달성 가능,

● 균일하고 안정적인 표면 온도,

● 조절 가능한 표면 온도와 미세 조절 가능한 냉각 속도,

● 헤드 냉각기가 리본 폭의 열 프로파일을 조정하는데 유용한 면적당 조절 가능한 냉각 속도,

● 유리 및 캐노피 온도를 조정해야 하는 단부 냉각기에 유용한, 원주에서 조절 가능한 냉각 속도.

물론, 본 발명은 전술한 예에 제한되지 않으며, 본 발명의 범위를 벗어나지 않고 이들 예에 많은 조정이 이루어질 수 있다. 또한, 본 발명의 다양한 특징, 형태, 변형 및 실시예는 호환되지 않거나 상호 배타적이지 않은 한 다양한 조합으로 서로 결합될 수 있다.

Claims (11)

1. 길이방향 범위 및 상기 길이방향 범위를 따른 실질적으로 환형의 단면을 갖는, 주석 욕에서 유리 리본을 냉각시키기 위한 복사 냉각기로서, 냉각 유체가 가스인, 상기 복사 냉각기에 있어서,
   상기 냉각기는 각각 선회축(axis of revolution)을 갖는 2 개의 원통형 튜브들을 포함하되, 내부 튜브로서 지칭되는 상기 2개의 튜브들 중 하나는 외부 튜브로 지칭되는 다른 튜브 내에 위치하고, 상기 2 개의 선회축들은 서로 평행하며, 냉각제 공급 및 방출이 상기 길이방향 범위의 동일한 측부에 제공되고,
   냉각 유체 공급은 상기 내부 튜브 상에 형성된 상기 냉각기의 분배면(2)으로부터 외부 튜브에 형성된 상기 냉각기의 외부 교환면(3)으로 상기 냉각기의 축방향 범위의 적어도 일부에 걸쳐 분배되고, 상기 내부 튜브는 상기 외부 튜브 내에 위치하고, 상기 내부 튜브는 상기 길이방향 범위를 따라 복수의 분사 구멍들을 가지며, 상기 냉각기는 또한 상기 냉각기의 외부 교환면의 주축에 대한 회전 유동에 의해 상기 냉각기(1)의 분배면(2)으로부터 상기 냉각기의 외부 교환면(3)으로 가스를 분배하도록 셋업되는 것을 특징으로 하는 냉각기.
2. 제 1 항에 있어서,
   공급된 상기 가스는 상기 외부 교환면(3)의 길이에 걸쳐 적어도 2 개의 냉각 영역들(4)로 분배되는, 냉각기.
3. 제 2 항에 있어서,
   상기 2 개의 냉각 영역들은 상이한 냉각 용량들을 갖는, 냉각기.
4. 제 2 항 또는 제 3 항에 있어서,
   상기 2 개의 냉각 영역들은 조절 가능한 냉각 용량들을 갖는, 냉각기.
5. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서,
   길이 및/또는 위치가 상기 냉각기의 외부 교환면의 주축에 대해 조정 가능한 냉각 영역(4)을 갖는, 냉각기.
6. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서,
   상기 분배면(2)에는 적어도 하나의 분사기 튜브(5)를 통해 가스가 공급되는, 냉각기.
7. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서,
   상기 외부 교환면(3)은 원통형인, 냉각기.
8. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서,
   공급된 상기 가스의 양은 상기 분배면(2) 전체의 주변에 걸쳐 상이한, 냉각기.
9. 제 8 항에 있어서,
   공급된 상기 가스의 양은 상기 주석 욕 측 상에 위치하지 않은 상기 분배면(2)의 주변보다 상기 주석 욕 측 상에 위치한 상기 분배면(2)의 주변에 걸쳐 더 큰, 냉각기.
10. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 외부 교환면(3)의 복사율(emissivity)은 0.6보다 큰, 냉각기.
11. 플로트 유리 생산 라인용 금속 욕으로서,
    액체 금속을 수용하도록 셋업된 욕 탱크를 구비하고,
    상기 금속 욕의 길이방향에 직각으로 상기 욕 탱크 위에 배치된 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 따른 복사 냉각기(1)를 구비하는, 금속 욕.

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