ВОЛНОВОД ДЛЯ ОСВЕТЛЕНИЯ СТЕКЛОМАССЫ

Изобретение относится к области стекловарения, в частности к стекловаренным печам.

Известны методы осветления, т.е. удаления пузырьков газа из стекломассы в стекловаренных печах [1, 2].

К ним относится выдержка при высокой температуре, введение поверхностных активных веществ. Однако эти методы требуют повышения температуры в зоне осветления и длительного времени процесса.

Известна также интенсификация процесса осветления с помощью ультразвуковых волноводов [2]. Установлено, что введение волноводов, оборудованных ультразвуковыми излучателями, в расплав стекломассы даже без увеличения температуры позволяет обеспечивать коагуляцию пузырьков газа, что способствует более полному осветлению стекломассы.

Однако недостатком этого волновода является недостаточная мощность ультразвуковых излучателей и большие расходы электроэнергии на генерацию ультразвуковых колебаний. Кроме того, как установлено [2], оптимальная частота акустических колебаний для агрегации мелких пузырей в стекломассе соответствует сравнительно низким частотам - в диапазоне 3-20 кГц, что не соответствует оптимальному режиму работы ультразвуковых излучателей.

Таким образом, известны ультразвуковые волноводы для осветления стекломассы, оборудованные ультразвуковыми акустическими излучателями, погружаемые в объем стекломассы [2]. Однако недостатком этих волноводов является их акустическое излучение в неоптимальном для агрегации пузырьков газа диапазоне частот, а также недостаточная акустическая мощность и большой расход электроэнергии на генерацию акустических колебаний.

Кроме того, стойкость волновода в объеме стекломассы с температурой 1200°С при отсутствии принудительного охлаждения является недостаточной.

Технической задачей предлагаемого устройства является обеспечение эффективной агрегации и коагуляции пузырьков газа в стекломассе с целью интенсификации процесса их удаления.

Эта задача решается тем, что волновод для осветления стекломассы, включающий погруженный в расплав стекломассы цилиндрический корпус волновода с закрытым торцом, отличается тем, что он снабжен газоструйным акустическим излучателем, трубопроводами для подачи и отвода рабочего газа, встроенной внутри корпуса волновода цилиндрической перфорированной отверстиями цилиндрической трубой с закрытым торцом, причем оси отверстий перфорации перпендикулярны внутренней поверхности корпуса волновода, при этом зазор между внутренней поверхностью корпуса волновода и наружной поверхностью перфорированной трубы составляет величину h=6d_o, где d_o - диаметр отверстия перфорированной трубы.

Таким образом, рабочий газ данного волновода - компрессорный воздух - озвучивается (подвергается воздействием акустического поля) в газоструйном акустическом излучателе, несущие частоты которого как раз и находятся в диапазоне частот, оптимальных для агрегации и коагуляции пузырьков газа стекломассы (100-4000 Гц) [3].

Подача озвученного газа через отверстия в перфорированной трубе обеспечивает двойную функцию: 1) передачу акустического излучения от озвученного газа к наружной стенке волновода и далее в объем стекломассы и 2) интенсивное охлаждение наружной стенки волновода. Струйное охлаждение стенки волновода при скорости атакующих поверхностей струй рабочего газа 100-150 м/с обеспечивает охлаждение наружной стенки и высокий ресурс службы волновода в высокотемпературном объеме расплавленной стекломассы.

Диаметр d_o и количество отверстий N перфорированного внутреннего цилиндра определяется расходом рабочего газа и указанной требуемой скоростью истекающего из отверстий рабочего газа в пределах 100-150 м/с, при этом отверстия по возможности равномерно распределяются по поверхности перфорированной трубы [4].

Для наиболее эффективного охлаждения стенки корпуса волновода расстояние (зазор) между внутренней поверхностью корпуса волновода и наружной поверхностью перфорированной трубы должно составлять величину h_в=6d_о [4].

Мощность акустического излучения, генерируемого газоструйными излучателями, составляет 0,1-0,15 кВт/м²=100-150 Вт/м² [4], что почти на 5 порядков больше отмеченной в работе [3] мощности акустического излучения генераторов ультразвуковых акустических колебаний, и это гарантированно обеспечивает коагуляцию газовых пузырей в стекломассе и их ускоренное удаление. При этом коэффициент отражения акустического излучения на границе «сталь-стекло» составляет около 30%, а поглощение звука в тонкой стальной стенке корпуса волновода не превысит 3-5% [5], т.е. мощность акустических колебаний в объеме стекломассы вполне достаточна для интенсивной коагуляции газовых пузырей.

При движении рабочего газа - компрессорного воздуха - внутри волновода за счет теплообмена с расплавленной стекломассой через наружную стенку волновода этот компрессорный воздух нагревается. Его физическая теплота используется при его подаче в трубопровод вентиляторного воздуха, подаваемого к горелкам стекловаренной печи.

Предлагаемый волновод для осветления стекломассы реализуется устройством, представленным на фиг.1.

На фиг.1 представлен свод рабочего пространства зоны осветления стекловаренной печи 1 и стеклорасплав 2.

Устройство содержит газоструйный акустический излучатель с рефлектором 3, газоподводящий трубопровод с соплом 4, резонатор 5, цилиндрическую подводящую перфорированную трубу для ввода озвученного газа с закрытым торцом 7, цилиндрический корпус волновода с закрытым торцом 8, отводящие рабочий газ трубопроводы 9, показан ввод 10 и вывод 11 рабочего газа.

Устройство работает следующим образом. Рабочий газ газоструйного акустического излучателя - компрессорный воздух 10 - через газоподводящий трубопровод и сопло 4 акустического излучателя 3 подается в резонатор 5. В резонаторе 5 формируется акустическое поле, накладываемое на рабочий газ и направляемое с использованием рефлектора внутрь перфорированной трубы 6.

Озвученный газ через отверстия в перфорированной трубе 7 подается на внутреннюю поверхность корпуса волновода 8, вызывая охлаждающий эффект на поверхности корпуса. Звуковое поле через стенку корпуса волновода 8 подается в объем стеклорасплава 2, обеспечивая ускоренное агрегатирование и коагуляцию пузырьков газа в стекломассе и интенсификацию их удаления. Нагретый рабочий газ 11 через трубопроводы 9 отводится из волновода и поступает в трубопровод вентиляторного воздуха, подаваемого к горелкам стекловаренной печи (на фиг.1 не показан).

Базовая частота f акустического поля формируется заданием глубины резонатора 5 и в соответствии с уравнением [3]

где в_о=43300-43400 - коэффициент пропорциональности; n=0,8-0,9.

Так при задании базовой частоты f=2000 Гц в соответствии с уравнением (1) при в_о=43350 и n=0,85

Применение волновода данной конструкции обеспечивает интенсификацию удаления газовых пузырей из объема стекломассы в зоне осветления, что приводит к увеличению производительности стекловаренных печей. Организация струйной подачи рабочего газа на стенку наружной трубы волновода обеспечивает увеличение ресурса работы волновода в высокотемпературной среде стекломассы. Организация подачи отработанного нагретого рабочего газа в трубопровод вентиляционного воздуха для его использования в горелках стекловаренной печи приводит к экономии расхода топлива на горелках.

Пример реализации и расчета (см. фиг.1)

Определим основные параметры волновода для рабочего газа - компрессорного воздуха [6].

Из конструктивных соображений наружный диаметр корпуса волновода принят равным D_нар=150 мм=0,15 м.

Толщину стенки корпуса волновода принимаем равной δ=3 мм=0,003 м, тогда внутренний диаметр корпуса волновода D_вн=144 мм=0,144 м.

Принимаем плотность перфорации подводящей перфорированной трубы N=500 отв./м², скорость истечения w_в=150 м/с. Открытая площадь перфорации f_п=0,25%.

Принимаем расход рабочего газа на волновод G_г=500 м³/ч=0,1389 м³/с, давление 0,3-0,4 МПа (3-4 ата).

Температура стекломассы t_нар=1200°C, температура подаваемого воздуха к перфорированной стенке t_вн=40°С.

Температурный параметр струйного охладителя [6]

где

, w - скорость истечения струй, м/с; d_о - эффективный диаметр отверстий перфорации, м; ν - коэффициент кинематической вязкости, м²/с; D, А, В, С, Е - коэффициенты; ; А=3650-1370 D²/(1-2,2D)²; В=10⁴ (0,6-0,25D)/D²; С=10^-2 (25,4-54D)/D²; Е=1+1,35D^0,6; температуры: t_в - воздуха на выходе из волновода, t_ст - стенки корпуса волновода; t_вн - воздуха, подаваемого к перфорированной трубе, °С.

Суммарная площадь проходного сечения отверстий перфорации

.

Эффективный диаметр отверстий [6]

Действительный диаметр (ε_сж=0,78 - коэффициент сжатия)

.

Площадь поверхности теплообмена

.

Поверхность теплообмена равна

Внутренний диаметр корпуса волновода D_вн=144 мм.

Расстояние от внутренней поверхности перфорированной трубы до внутреннего диаметра корпуса волновода

h_в=6d_о=6·2,52≅15 мм.

Тогда диаметр перфорированной трубы D_п

D_п=D_вн-2h=144-30=114 мм.

Требуемая длина рабочей части перфорированной трубы в соответствии с формулой (4)

.

При температуре воздуха t=40°С коэффициент кинематической вязкости ν=17,3·10^-6 м²/с [9].

Тогда критерий Рейнольдса

.

Величины:

;

A=3650-1370·0,1²/(1-2,2·0,1)²=5976;

В=10⁴(0,6-0,25·0,1)/0,1³=5,75·10⁶;

C=10^-2(25,4-54D)D²=20; E=1+1,35·0,1^0,6=1,34.

По формуле (2)

.

Коэффициент теплоотдачи конвекцией от воздушных струй к внутренней стенке корпуса волновода

Здесь q_в - плотность расхода воздуха:

q_в=w_вf_п=150·2,5·10^-3=0,375 м³/(м²·с); величина теплоемкости воздуха С_р в диапазоне 40-400°С С_р=1,33 кДж/(м³·К) [9].

Для расчетов с учетом влияния акустических колебаний на усиление теплоотдачи принимаем величину α_вн=200 Вт/(м²·К).

Коэффициент теплоотдачи от расплавленной стекломассы к поверхности корпуса волновода при температуре стекломассы 1200°С принимаем равным α_нар=500 Вт/(м²·К) [8, с.255, рис.87].

Число отверстий на перфорированной трубе

М=NF=500·0,4244=212,2=212 отверстий.

При диаметре перфорированной трубы D_п=0,114 м периметр окружности перфорированной трубы

L_ок=πD_п=3,14·0,114=0,358 м.

Длина перфорированной трубы L=1,186 м.

Отношение .

При этом число отверстий в ряду по периметру перфорированной трубы составляет 7,99, принимаем n_п=8, по длине цилиндра число рядов составит 26,5, принимаем n_q=26.

Шаги между отверстиями по периметру перфорированной трубы

.

Шаги между рядами по длине перфорированной трубы при расстоянии от оснований цилиндра 10 мм

.

При D_нар=150 мм и толщине стенки корпуса волновода δ=3 мм=0,003 м внутренний диаметр стенки D_вн=144 мм.

При отношении можно для цилиндрической стенки перфорированной трубы при определении теплоотдачи использовать формулы для плоской стенки [9].

Для жаростойкой стали при температуре стенки 800-900°С величина теплопроводности λ=26,7 Вт/(м²·К).

Тогда отношение , что много меньше внешнего и внутреннего теплового сопротивления [7, 9]

и .

При этом для определения температуры стенки - корпуса волновода используем формулу [9]

.

Из формулы (3) получаем температуру воздуха на выходе из волновода

t_в=t_вн+θ_в(t_ст-t_вн)=40+0,4433(868,6-40)=407,3°С.

Отходящий из волновода воздух с температурой t_в=407,3°С направляется для подмешивания к вентиляторному воздуху, подаваемому на горелки стекловаренной печи.

Определим основные параметры газоструйного акустического излучателя (см. фиг.1).

При давлении компрессорного воздуха Р_т=0,4 МПа, его расходе G=500 м³/ч=0,1389 м³/с и температуре T_т=200°С=293 К площадь выходного сечения сопла газоструйного акустического излучателя определим по формуле [8]

где η_с - коэффициент потерь давления; η_с=0,8-0,85;

К_г - коэффициент, равный для компрессорного воздуха К_г=0,0404 (К^0,5·с)/м.

Тогда

.

Диаметр сопла

.

Диаметр резонатора излучателя [3]

d_p=1,5d_c=1,5·15,3=23,4 мм.

Расстояние от выходного сечения сопла акустического излучателя до входа в резонатор при радиусе отражателя R_p=20 мм.

.

Таким образом, все основные параметры акустического излучателя определены.

Источники информации

1. Панкова Н.А. Возможные пути интенсификации процессов осветления и рациональной его организации в печах новой конструкции. Научные труды ГИС. - М, 1968, №1. С.45-51.

2. Панкова Н.А., Живило И.Г. Возможность интенсификации процессов осветления стекломассы с помощью ультразвука / Сб. научн. трудов «Исследование по рациональному использованию сырьевых и топливно-энергетических ресурсов в стекольной промышленности. М., 1984. - С.62-76.

3. Воронов Г.В., Кокарев Н.И., Лисиенко В.Г. и др. Газоструйный излучатель. Патент на изобретение РФ №1571856, Опубл. 27.02.1995.

4. Бажанов Л.Н., Стрижов Г.Ф., Вихляев Н.А. и др. Способ кислородно-факельной плавки. Патент на изобретение РФ №1414873, Бюл. №29, 07.08.1988.

5. Кошкин Н.И., Ширкевич М.Г. Справочник по элементарной физике. - М.: Наука, 1988. - 208 с.

6. Гордон Я.М., Зобнин Б.Ф., Казяев М.Д. и др. Теплотехнические расчеты металлургических печей. Учебник для вузов / Под ред. А.С.Телегина. - М.: Металлургия, 1993. - 368 с.

7. Кривандин В.А., Арутюнов В.А., Мастрюков Б.С. и др. Металлургическая теплотехника. В 2-х томах. Т.1. Теоретические основы. Учебник для вузов / Под ред. В.А.Кривандина. - М.: Металлургия, 1986. - 424 с.

8. Китаев Б.И., Зобнин Б.Ф., Раников В.Ф. и др. Теплотехнические расчеты металлургических печей. Учебное пособие / Под ред. А.С.Телегина. - М.: Металлургия, 1970. - 528 с.

9. Мастрюков Б.С. Теория, конструкции и расчеты металлургических печей. Т.2. Расчеты металлургических печей. - М.: Металлургия, 1978. - 272 с.