高熔化率的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯的製作方法

2023-07-19 19:30:11 3

專利名稱：高熔化率的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯的製作方法
技術領域：
本專利涉及為提高玻璃池窯的熔化率，對玻璃池窯燃燒空間和小爐(port、煙、空氣進出口)等結構的改進，屬於玻璃池窯結構設計的增產節能減排的技術領域。
背景技術：
降低現有的蓄熱式玻璃池窯(以下簡稱「蓄熱式窯」)燃料消耗的主要途徑有三一，強化池窯窯體的保溫20世紀80年代，先後通過科技攻關和技術引進，池窯窯體達到中強度的保溫，但窯體散熱量仍佔熔化熱耗的20%以上，還有繼續強化保溫的空間。二，強化煙氣餘熱循環回收現有的蓄熱式窯的蓄熱室，就是煙氣餘熱循環回收裝置，但是，由於蓄熱室在結構上受到局限，雖然經歷了近百年的使用和不斷改進，其受熱面積和換熱係數已接近極限，煙氣餘熱的回收率最高只達到60%，燃燒空氣預熱溫度只能徘徊在1000°C左右，而理論最大的煙氣餘熱回收率則為84%。顯然煙氣餘熱循環回收還有相當大的空間。專利申請號為200710137739. 7，名稱為蓄熱-換熱組合式玻璃池窯的發明專利， 為強化煙氣餘熱循環回收，有效提升煙氣餘熱回收率和燃燒空氣預熱溫度，並逐步接近理論最大值提供了有效的途徑。三，大幅度提高熔化率熔化率是玻璃池窯的首要技術指標。從1985至1990年間， 通過科技攻關和引進國外技術，我國的蓄熱式平板玻璃窯的熔化率，得到較大的提高，然而，之後至今的20年間，就一直處於2. 2士0.1噸/(日 米2)的水平，停滯不前。與之關係密切的玻璃熔化熱耗指標，也停留在攻關水平。(見附件1 有關熔化率的參考資料)蓄熱式窯熔化率長時期處於停滯不前的根本原因，除去蓄熱室存在前述的結構上的原因以外，在近百年的設計過程中，始終沿用傳統的經驗設計方法。作為燃燒系統的主要參數蓄熱式窯的燃燒空間的尺寸與體積，一直沒有得到應有的重視。在《平板玻璃工廠設計規範》也從未出現。熔化率實際上是一個熱工參數，當熔化率乘以單重的熔化熱耗，即等於單位熔化面積單位時間需要得到熱能。這部分熱能只能由火焰(熱源)自身的熱量，在高溫下通過輻射傳熱傳遞給配合料與玻璃熔體表面。因此，火焰對配合料和玻璃熔體的給熱強度應該與配合料和玻璃熔體表面受熱強度達到並保持供求平衡。提升熔化率必然提高受熱強度，亦即，火焰對配合料與玻璃熔體表面的給熱強度也隨之提升，以達到新的供求平衡。，才能保證火焰對受熱面(配合料與玻璃熔體)的給熱強度得到大幅度提高，最終達到大幅度提高熔化率。這是熔窯設計的基礎(核心)，否則，熔窯的熔化率就難以提升。以美國為代表的玻璃池窯技術，由於也是採用經驗設計的方法，在熔化率問題上也就存在同樣的問題
發明內容
本發明內容是以大幅度提高玻璃池窯的熔化率為目的。(1)要解決的技術問題針對技術背景的論述，名為高熔化率的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯(以下簡稱「高熔化率組合式窯」)發明專利，要解決的技術問題有二 一，解決蓄熱式窯蓄熱室的受熱面積受限的問題。由於結構上的原因，每對小爐的蓄熱室的受熱面積被限定在一個相當窄的範圍內。(見GB 50435-2007《平板玻璃工廠設計規範 >》(以下簡稱《設計規範》)第20頁)為此，採用發明專利蓄熱-換熱組合式玻璃池窯(申請號200710137739. 7)。二，加大燃燒空間。加大燃燒空間的基本途徑是，加大改變小爐噴火口的高度。目前這個數值已成為業內默認的定值G50 500毫米)的經驗數據。在《設計規範》中，有關小爐設計的條文，只有小爐對數和小爐噴火口總寬度等的規定，而沒有小爐噴火口高度和與之相關的火焰空間的高度的規定(《設計規範》2007版20 頁)。因此，與小爐噴火口高度關係密切的燃燒空間的高度也就成為定值。小爐噴火口高度的定值，必然使小爐燃燒空間的高度、燃燒空間的體積、小爐熱荷載以及給熱強度，乃至熔化率等一系列的熱工參數被固定在一定數值範圍內。當小爐噴火口的高度，由默認定值改變成可按設計程序予以設定的可變參數後， 將進而解決小爐燃燒空間的高度、燃燒空間的體積、小爐熱荷載以及給熱強度，乃至熔化率等一系列的熱工參數受限的問題。(2)技術方案高熔化率組合式窯的技術方案，是以發明專利蓄熱-換熱組合式玻璃池窯(申請號200710137739. 7)(以下簡稱組合式窯)取代現有的蓄熱式玻璃池窯為前提。技術方案的核心是，在保持現有的蓄熱式玻璃池窯熔化部水平二維全部尺寸不變，燃燒強度基本不變、池窯窯體散熱量(保溫結構)基本不變、水風冷系統熱損失基本不變和配合料條件不變的前提下，加大火焰(燃燒產物)對受熱面的給熱強度。實現加大給熱強度的技術方案，採取以下三項技術措施一,確保煙氣金熱循環回收系統的換熱器有足夠的換熱能力在原蓄熱室三維尺寸只能維持不變的條件下，加大燃料系統熱荷載，必需使組合式池窯的換熱器有足夠的的換熱面積和換熱係數，以確保燃燒空氣預熱溫度仍維持在1250 1300°C以上的水平。二，加大熔窯的的熱荷載(入窯燃料量)根據提高熔化率的目標倌，設定加大溶窯的熱荷載的數值，對燃燒空氣預熱溫度和總熱荷載的設定用「逼近法」進行反覆設定和計算，並作出熱平衡表。衡量所得出的熱平衡表，是否認可的標準，是以「未計及因素與誤差」 項目小於10%，其數值越小越好。三，加大燃燒空間的體積在燃料燃燒過程中，燃燒空間的體積是一個不可或缺的主要參數。不同的工業爐以及不同的燃料及其燃燒方法不同，燃燒空間的定義也各有不同。 玻璃池窯，尤其是橫火焰蓄熱式玻璃池窯，其燃燒空間是由小爐(port)以及相關磚構件在燃燒過程中形成，故具有其特殊性。運行中的燃燒空間(見附圖1)是由小爐噴火口 3噴出的預熱燃燒空氣流股與由設置於小爐噴火口 3下的燃油(氣)噴槍噴出的霧化了的燃油流股相交過程中形成的。燃燒空間被霧狀燃油顆粒、燃油在高溫下蒸發和裂解的產物、預熱空氣、燃燒產物所充滿。透過藍玻璃可以觀察到亮白的輝焰和透明的灰焰。要加大燃燒空間只有加大噴火口的高度。現有的蓄熱式窯的小爐噴火口高度已經定型在450-500毫米範圍內。要加大燃燒空間的體積，只有將小爐噴火口高度由定型的經驗數據改變為可變的參變數。小爐噴火口的高度，可以由現有的450-500毫米，加大到等於小爐噴火口寬度(由矩形變成正方形)。


為便於說明本專利的技術方案和實施例中燃燒空間和循環氣流空間(非燃燒空間)的特徵，以及燃燒空間和循環氣流空間在火焰空間中的位置，需要結合附圖加以說明。圖1為現有蓄熱式玻璃池窯和高熔化率的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯結構相似的橫斷面圖。圖中玻璃液2的液面以上，大碹5內表面以及兩側小爐口 3(含胸牆)所形成的空間為火焰空間。在實際運行中，火焰空間被兩種不同的氣流所充滿，從而分別形成不同特徵的燃燒空間6 (有斜短線段剖面線)和循環氣流空間1 (無剖面線的非燃燒空間)兩部分。 燃燒空間6是指燃燒過程中，燃料和燃燒空氣以及燃燒產物所佔有的空間，循環氣流空間1 是燃燒空間以外被循環氣流所充滿的空間。以下所提到的火焰空間，由燃燒空間和循環氣流空間兩部分組成。(參見附件1有關燃燒空間特徵的資料)圖2為現有蓄熱式窯(圖左半部)與高熔化率的蓄熱-換熱組合式池窯(圖右半部、)橫斷面的對比圖。表明由於小爐噴火口 3的高度，由450毫米增加至700毫米，燃燒空間6高度也隨之增高。圖3為現有蓄熱式窯和高熔化率的蓄熱-換熱組合式窯相同的平剖面圖，表明池窯的水平二維尺寸保持不變，並顯示在運行中由6對小爐4形成的6個燃燒空間6，以及7 個與燃燒空間6並列的循環氣流空間1圖4為實施例的原有蓄熱式窯和高熔化率的蓄熱-換熱組合式池窯相似的縱斷面，但由於小爐噴火口 3的高度分別為450毫米和700毫米，兩者的燃燒空間高度有所差別，此差別已在圖2示出，故在圖4中，不再示出。圖4表明，6對小爐4各自形成獨立的燃燒空間6的斷面。6個燃燒空間之間則並列有7個循環氣流空間1，而且在熔化部大碹5之下和7個燃燒空間6的上平之間則形成一個佔整個熔化區長度的循環氣流空間1.燃燒空間6與燃燒過程密切聯繫，燃燒空間6的形狀和大小是分析與計算燃燒強度的基礎參數。因此，圖1、圖2、圖3、圖4、都是為表述燃燒空間的特徵而繪製。燃燒空間6 (見圖1)的特徵可進一步作以下描述通過附件1有關燃燒空間特徵的資料中的文字資料、研究報告的模擬圖、現場拍攝的照片的複製品等，可以將燃燒空間定義為燃燒空間6是由小爐噴火口 3噴出的預熱燃燒空氣流股和由小爐噴火口 3下的多支燃料噴槍噴出高速油和霧化介質形成的燃料流股，以25 30°夾角相遇，形成強烈的紊流流股。在此流股中，同時存在混合、蒸發、裂化、燃燒、傳熱等過程。在燃燒空間6中，燃料的燃燒具有「邊燃燒邊傳熱」的特點。燃燒空間6的外觀特徵是由可見輝焰(正在燃燒)和灰焰(透明，燃料燃燼)兩部分所充滿。。燃料在燃燒空間 6中燃燒形成的輝焰長度，約佔燃燒空間總長的70 80%，其餘部分的灰焰(透明)為尚處於高溫的燃燒產物繼續對受熱面繼續加熱。各對小爐4在燃燒過程中各自形成獨立的長方形的燃燒空間。其長度等於各對小
5爐噴火口 3之間的距離(見圖1)，其寬度等於各小爐噴火口 3寬度，(見圖3、圖4)其高度等於自池窯玻璃液面與小爐噴火口 3最高點之間的距離(見圖1、圖4、)。燃燒空間6的數量即為小爐的對數。(見圖3、圖4)燃燒空間6的體積以燃燒強度不大於實際可能達到的標準，即1，200, 000千焦/ (米3燃燒空間 小時)為前提。進入燃燒空間6中的燃燒空氣實際流速為11 士2米/秒。在通稱的火焰空間中，不屬於燃燒空間的其餘部分，即為循環氣流空間1(見圖3、 圖4)。循環氣流空間中的循環氣流，不參與燃燒，其成分接近燃燒產物。其溫度比火焰溫度略低。
具體實施例方式本專利是以原有的一座日熔化量500噸級，實際熔化量為544噸的蓄熱式玻璃窯為基礎的實施例。假定利用該窯停產冷修條件，在實施發明專利蓄熱-換熱組合式玻璃池窯(申請號200710137739. 7)的同時，結合本專利的技術方案所述的三項技術措施，將該蓄熱式窯改造成高熔化率的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯。本實施例的原有蓄熱式窯有前國家建材局平板玻璃熱工測試的熱平衡測定報告， 並經過本專利申請人的覆核和小量的修正。其相關參數摘列如下熔化量M3. 7噸/日；熔化面積M9. 4米2 ；熔化率2. 18噸/米2 ·日；小爐噴火口高度450毫米；熔化熱耗70 千焦/千克；燃油耗量96. M噸/日；燃油熱值41000千焦/千克；燃燒空氣係數1. 15 (過剩空氣量為15% )；理論助燃空氣量10. 71米7千克；計算的助燃空氣量47477米7小時，煙氣在總煙道的空氣係數為1. 74。改造目標將原有蓄熱式窯改造成高熔化率的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯，改造後熔化率提高50%，即由2. 18提高到3. 27噸/米2 小時，熔化能力由543. 7提高到815.6 噸/日。根據本專利的三項技術措施形成以下具體改造方案1，保持原蓄熱式窯的水平二維尺寸全部不變(見圖3平剖面圖)、燃燒強度基本不變、窯體散熱量(保溫結構)基本不變、水風冷系統熱損失基本不變和配合料條件不變.2，配合料的配料表不變，配合料量增加50%。3，小爐噴火口 3加高250毫米，由450毫米增至700毫米。(見圖幻其餘相關部分(包括鋼結構)同步加高250毫米。4，根據初步測算和所做的熱平衡，燃料量增加10%。噴槍數量，由3支增至4支。 作爐下式的距離均勻布置。5，燃燒空氣預熱溫度在原有預熱溫度1000°C的基礎上再提升300°C .達1300°C。 煙氣餘熱循環回收系統的蓄熱室的結構與尺寸不變，受熱面積仍為6270米2，換熱器總換熱面積為1600米2，換器的總換熱係數為70千焦/ (米2 · °C ·小時)。原有的蓄熱式窯的煙氣餘熱利用裝置為「蓄熱室+餘熱鍋爐」模式，餘熱鍋爐有3 臺，故組合式池窯的餘熱循環回收裝置可利用原餘熱鍋爐的位置與廠房。配置3臺換熱器， 每臺換熱器的換熱面積為800米2，兩臺並聯運行，另一臺作備用和檢修。本專利的運行與原有的蓄熱式窯基本相同。相關的運行參數，如各小爐的燃料量和燃燒空氣量，小爐靶牆、左右支煙道、進入和離開換熱器等處的溫度，以及定時定點菸氣取樣成分分析等熱工檢測系統必須連續定時檢測，並作出簡易快速的熱平衡。為確認在所定的目標和前提條件下，實施本專利的技術改造方案，是否具備實現達標的可能性，需要將原有蓄熱式玻璃池窯(以下制表時，在窯型欄，簡稱為原有蓄熱式) 和改造後的高熔化率組合式玻璃池窯(以下制表時，在窯型欄，簡稱高熔化率組合式窯)， 制表進行對比分析。為簡化對比表名稱，又將原有蓄熱式窯和高熔化率組合式窯簡稱兩窯。 對比表列如下(10-12頁)表1兩窯火焰空間及小爐熱平衡對比表表2兩窯煙氣餘熱循環回收系統熱平衡對比表表3兩窯整個池窯系統的熱平衡對比表表4兩窯輻射傳熱能力對比表表5兩窯主要參數匯總對比表用於對比的原有蓄熱式的數據均來自某浮法玻璃池窯熱平衡測定報告，高熔化率組合式窯即為本專利的實施例進行工藝和熱工計算的結果。通常情況下的玻璃熔窯熱平衡，都是以整個熔窯作為體系進行編制。但是，這種平衡表中，熔窯系統內部的燃燒空氣通過蓄熱室進行循環回收得不到量化的反應，，難以了解預熱空氣進入燃燒空間的熱量數值及其在燃燒系統中所起的作用。為此，本說明書先以小爐4和蓄熱室7的連接面為界，將熔窯分成兩個單元整個窯池及其上部結構與小爐(燃燒與加熱)單元、蓄熱室與換熱器(煙氣餘熱循環回收裝置) 單元(參閱圖1)，分別編製成表1和表2.然後再將熔窯整個系統編制熱平衡表。以下是對上列的5個對照表作出的簡要說明。表1兩窯玻璃熔窯窯體(窯池及其上部結構)及小爐的熱平衡對比表建立兩窯玻璃熔窯窯體(窯池及其上部結構)及小爐的熱平衡對照表的目的是， 考查分析進入高熔化率組合式窯燃料量比原有蓄熱式窯增加10%;空氣預熱溫度由1000°C 提高到1300°C後，各項參數的變化；未計及因素與誤差的大小；熱量輸入與輸出是否平衡。 分析並得出高熔化率組合式窯達到提高熔化率50%的可能性。體系包括現有的玻璃熔窯普遍具有的由投料口起，至冷卻部出口第一道閘板前的全部窯體(熔化部的均化區、卡脖、冷卻部未在圖內示出)以及小爐，體系的煙氣與燃燒空氣進出界面為小爐與蓄熱室的交接面。表1表明，輸出部分總計略小於輸入部分，即略有金量,這金量作為輸出部分未計及因素與誤差欄。此數值兩窯分別為12. 3和10. 3兆千焦/小時。未計及因素與誤差欄所佔的比例分別為5. 4%和3. 7%，比例數都較小，說明平衡表中的數據可用。表1輸入部分的高熔化率組合式窯比蓄熱式窯總計增加45. 5兆千焦/小時，其中燃料燃燒熱為15. 8兆千焦/小時，空氣預熱顯熱為29. 7兆千焦/小時，後者幾乎為前者的 2倍，說明煙氣餘熱回收系統的節能效果明顯。表1輸出部分的主要項目有二 一是熔化過程需要的玻璃液潛熱和顯熱，由於高熔化率組合式窯的熔化率，比原有蓄熱式窯增加50%，玻璃液潛熱和顯熱，也相應增加 50%。其增加值為23. 6兆千焦/小時。二是煙氣離開體系的顯熱為23. 9兆千焦/小時。 除去未計及因素與誤差為負2. 0兆千焦/小時，輸出部分增加值合計為45. 5兆千焦/小時，與輸入部分的增加值45. 5兆千焦/小時持平。兩窯的其它三項(窯本體散熱、小爐散熱、孔口與冷卻)均未增加。本體散熱與小爐散熱的數值都未增加的原因是保溫結構未改變，小爐噴火口高度和胸牆高度增加0. 25 米，引起的散熱面增加的散熱量，估算值不大於2. 5兆千焦/小時，可列入未計及因素與誤差欄10. 3兆千焦/小時內。孔口與冷卻帶走的熱量都未增加的原因是，池窯的水平尺寸未變，孔口的數量與尺寸未變，水冷卻和風冷卻系統的狀態沒有變化，故可視為數值未變。表1表明，在燃料量增加10% ；燃燒空氣預熱溫度提高300°C，可以滿足熔化率增加50%的熱能要求。但表1反映的是處於穩定狀態下的熱平衡。對於火焰是否能將自身的熱量，按熱平衡的數值，以輻射方式如數傳遞給受熱面，則仍需通過表4加以核定。表2兩窯煙氣餘熱循環回收系統的熱平衡表表2是將蓄熱室和換熱器作為一個煙氣餘熱循環系統作出的熱平衡表。表2的輸入部分的主要項目——兩窯煙氣顯熱數倌分別為116. 1和140. 0兆千焦 /小時即等於表1輸出部分的兩窯煙氣離開體系顯熱的數倌。表2表明，輸入部分略大於輸出部分。其它^itmm^iiM—欄，在原有蓄熱式窯與高熔化率組合式窯的所佔的比例，分別為7. 5%和4.3%，數值未超10%，說明平衡表所列的數據可用。表2輸出部分的燃饒空氣顯熱一欄，高熔化率組合式窯比原有蓄熱式窯高出四.7 兆千焦/小時，增幅達43. 0%，說明蓄熱-換熱組合式煙氣餘熱循環回收系統中的換熱器， 在煙氣循環回收系統中的重要作用。這部分熱量只能靠換熱器從煙氣回收後向燃燒空氣提{共。在計算換熱器的換熱面積時。設定安全係數為1. 2，則設計換熱器的熱負荷(熱交換值)為35.609.7X1.》兆千焦/小時。設換熱器換熱係數為70千焦/(平米 小時·。C )，換熱器平均溫差為320°C，計算可得換熱器換熱面積為1600平米。現有的蓄熱式平板玻璃池窯的煙氣利用，絕大多數均為「蓄熱室+餘熱鍋爐」。本實施例的原有蓄熱式窯配置的3臺餘熱鍋爐所佔有的建築面積，可配置三臺並聯的換熱器。每臺換熱器面積為800平米。正常運行時為，兩臺運行一臺檢修或備用。換熱器採用立管式。換熱管採用耐熱鑄鐵。總重約100噸(主要材料為普通耐熱鑄鐵)換熱器外形尺寸可根據現場條件而定。表3兩窯整個玻璃池窯系統的熱平衡對照表表3的兩座窯的熱平衡都是輸入略大於輸出，未計及因素與誤差分別為4. 3%和 5.6%,數值不大，故表3的各個數值可用。表3表明，輸入部分的燃料燃燒熱增加10%，輸出部分的玻璃液潛熱和玻璃液顯熱均增加50%,之所以還能夠汰到輸入與輸出平衡，除窯系統散熱及其它散熱基本不變外, 主要原因是兩窯帶離整個池窯系統的煙氣顯熱，高熔化率組合式比原有蓄熱式減少10. 9 兆千焦/小時，煙氣帶離系統的熱量在全部輸出部分的比例，由32. 7降至23. 8%。說明煙氣熱量循環回收系統的回收能力有很大的空間。表4兩窯輻射傳熱能力對比表表4是考查兩窯的輻射傳熱能力的變化。因為玻璃池窯內火焰對受熱面傳熱主要是輻射傳熱。
表4中列出兩窯的理論燃燒溫度，高熔化率組合式窯比蓄熱式窯高202°C，是因為燃燒空氣預熱溫度提高了 300°C。相對的輻射傳熱能力增加沈7825千焦/米2 ·小時，即增加32%。而表1中的高熔化率窯燃燒空間內的熱量全部輸出增加23. 6兆千焦/小時，需輻射傳遞的熱量增加23. 6%，故輻射能力還有8. 4個百分點的餘量。此外，由於小爐噴火口高度加高，輝焰和透明火焰的厚度也隨之加大，這些提高輻射傳熱能力的有利因素，還未計及在內。因此，可以預計，燃燒空間的火焰(包括輝焰和灰焰)可以釋放並傳遞的熱量可滿足熔化率增加50%所需的熱量。表5有關專利的主要參數匯總對比表表5表明，當高熔化率組合式窯在原有蓄熱式窯的基礎上，以提高熔化率50%為目標，採取燃油用量增加10%、燃燒空氣預熱溫度提升300°C達1300°C、小爐噴火口高度增加0. 25米三項措施，則相關的主要參數都將隨之改變。表5將相關的主要參數匯總對比如下表5所列的主要參數都是與實現熔化率提高50%有密切關係。其中除燃燒強度外，其餘或增或減的幅度都比較大。表5的熔化量和熔化率之所以能夠達到增加50%，除去採取燃燒空氣預熱溫度由1000提高到1300°C、燃料用量增加10%和小爐噴火口高度由450毫米提高到700毫米三項措施以外的同時，燃燒空間高度和燃燒空間體積、燃燒空氣噴出速度、火焰理論燃燒溫度、火焰實際溫度、相對輻射傳熱能力、煙氣熱量回收系統回收能力、熔窯熱效率、煙道煙氣溫度、煙氣熱量回收系統回收率等主要參數都得到較大幅度的提高。其中煙氣熱量循環回收能力增加81. 7%尤為重要，成為節能的主要因素；同時，也表明只有高熔化率組合式窯的煙氣餘熱回收系統才能將預熱空氣溫度提高300°C，達到1300°C，這是熔化率提高50% 不可缺少的條件。綜上所述，高熔化率組合式玻璃池窯除具有節能，熔化單重熱耗，降低26. 7% ；高效，熔化率增加50%、熔化量增加50% ；同時還具有降低池窯折舊、減少企業管理費等成本， 以及改造投入少(主要鑄鐵管材不超過100噸)等特點。
權利要求
1.高熔化率蓄熱-換熱組合式玻璃池窯除含有現有的蓄熱式玻璃池窯具有的窯池及其上部結構、一對或多對小爐、蓄熱室、支煙道、煙空交換器、總煙道、煙囪、空氣鼓風機等以及現有技術一蓄熱-換熱組合式玻璃池窯(申請號200710137739. 7，
公開日2008年1月 30日，公開號CN101113069A)具有的、由蓄熱室與換熱器組合成為完整的的煙氣餘熱循環利用裝置的技術特徵以外，將現有技術的小爐噴火口( 高度，由長期經驗設計形成的、數值基本不變的經驗數值改變為與小爐熱負荷、燃燒空氣預熱溫度、燃燒空氣噴出速度等參數相聯繫的可變參數。
全文摘要
高熔化率的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯，是以已公開的發明專利蓄熱-換熱組合式玻璃池窯(專利申請號200710137739.7，公開號CN 101113069A)為基礎，除具有蓄熱-換熱組合式玻璃池窯的全部特徵以外，將現有的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯的小爐噴火口高度，由長期經驗設計形成的、數值基本不變的經驗數值，改變為與燃燒空間的高度和體積、小爐熱負荷、燃燒空氣預熱溫度、燃燒空氣噴出速度等參數相關聯的可變參數，使燃燒空間在1250℃以上的預熱燃燒空氣條件下，以較大的熱負荷進行燃燒，從而使火焰對配合料及玻璃熔體表面的給熱強度得到較大幅度的提高，構成高熔化率的蓄熱-換熱組合式玻璃池窯。
文檔編號C03B5/04GK102417290SQ20101050123
公開日2012年4月18日 申請日期2010年9月26日 優先權日2010年9月26日
發明者伍捷申 申請人:伍捷申