(57)【要約】金属浴内におけるガラスリボンの放射冷却のための装置。本発明は、熱伝達流体としてガスによってガラスを冷却するための、スズ浴内のガラスリボンの上方に配置される放射冷却器（１）であって、ガスはスズ浴の同じ側で流入及び流出し、ガスの供給は、冷却器の中心部から冷却器の外部交換面に、分配面によって冷却器の長さにわたって分配される放射冷却器に関する。【選択図】図６
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
特にスズ浴内のガラスリボンを冷却するための放射冷却器であって、前記冷却器は、長手方向範囲と、前記長手方向範囲に沿って実質的に環状の断面とを有し、冷却流体がガスであって、前記冷却器は、円筒状の２つの管を備え、前記管の各々は回転軸を有し、内管と称する、前記２つの管のうちの一方の管は、外管と称する、他方の管の内部に位置しており、前記２つの回転軸は互いに平行であり、冷却材の供給及び排出は前記長手方向範囲の同じ側で提供され、前記冷却流体の供給は、前記冷却器の軸方向範囲の少なくとも一部にわたって、内管上に形成された、前記冷却器の分配面（２）から、外管上に形成された、前記冷却器の外部交換面（３）へと分配され、前記内管は前記外管の内部に位置しており、前記内管は前記長手方向範囲に沿って複数の注入孔を有し、前記冷却器は、前記冷却器の前記外部交換面の主軸を基準とする回転流によって、前記冷却器（１）の前記分配面（２）から前記外部交換面（３）へと前記ガスを分配するように更に設定されていることを特徴とする、放射冷却器。
【請求項２】
ガス供給が、前記外部交換面（３）の長さにわたって少なくとも２つの冷却領域（４）へと分配される、請求項１に記載の冷却器。
【請求項３】
前記２つの冷却領域は異なる冷却能力を有する、請求項２に記載の冷却器。
【請求項４】
前記２つの冷却領域は調整可能な冷却能力を有する、請求項２又は３に記載の冷却器。
【請求項５】
前記冷却器の前記外部交換面の主軸に対して長さ及び／又は位置が調整可能である冷却領域（４）を有する、請求項１〜４のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項６】
前記分配面（２）には少なくとも１つの注入管（５）を通してガスが供給される、請求項１〜５のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項７】
前記外部交換面（３）は円筒状である、請求項１〜６のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項８】
前記ガス供給は、前記分配面（２）の周辺部にわたって異なっている、請求項１〜７のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項９】
前記ガス供給は、前記スズ浴の側に位置する前記分配面（２）の周辺部にわたって、より大きい、請求項８に記載の冷却器。
【請求項１０】
前記外部交換面（３）の放射率は０．６より大きい、請求項１〜９のいずれか一項に記載の冷却器。
【請求項１１】
フロートガラス生産ライン用の金属浴、特にスズ浴であって、液体金属、特に液体スズを収容するように設定された浴タンクを備え、前記金属浴の長手方向に垂直に前記浴タンクの上方に配置された請求項１〜１０のいずれか一項に記載の放射冷却器（１）を備える、金属浴。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、例えば板ガラス（フロートガラス）のための連続生産ラインに見られる、通常はスズ浴である溶融金属浴に関する。溶融炉とスプレッダとの間に配置されたこの機器は、ガラスリボンを溶融金属浴、特にスズ浴上に所望の厚さ及び幅で形成することを可能にする。本発明は特に、熱伝達流体によってガラスを冷却するための、溶融金属浴内のガラスリボンの上方に配置される放射冷却器に関する。
【背景技術】
【０００２】
ピルキントンプロセスでは、ガラスは液体スズ浴に引き込まれて、高い平面性と表面品質を有する平坦なガラスリボンが形成される。スズの酸化を防止するために、前記プロセスは、典型的には不活性ガスと少量の水素、例えば窒素と５％の水素で構成される還元雰囲気を有するエンクロージャ内で行われる。
【０００３】
前記プロセスは、リボンが形成されるにつれて、リボンの冷却を必要とする。この目的のために、エネルギーの一部は、液体金属を受け取るように構成されたタンクの壁、特に液体スズを含有する炉床を通じて、及びガラスリボンの上方約１０ｃｍに配置された冷却器によって排出される。これらの冷却器は、ガラスリボンによって放出された熱放射を吸収する。容器の上方のキャノピーが、リボンが停止した場合にリボンの温度分布を補正し温度を維持するために使用される加熱要素を組み込んでいる。
【０００４】
キャノピーは、組み込まれた加熱要素への電力供給の経路を可能にしなければならないので、キャノピーの構造は比較的複雑である。加えて、還元雰囲気が、キャノピーを通して注入されることが可能でなければならない。還元雰囲気は、加熱要素のコネクタ及びケーブルを保護し冷却する。次いで、還元雰囲気は、スズ浴の末端部に位置する、スズ浴からのリボンのためのドロップボックスを通って、そして浴の流入口側に位置する通気管を通って排出される。
【０００５】
スズ浴では主に２種類の冷却器、すなわち浴先頭冷却器及び浴末端冷却器が用いられる。
【０００６】
浴先頭冷却器は、ソーダ石灰ガラスについては典型的には１１００℃の温度に達する溶融炉から注ぎ込まれるガラスを冷却することを可能にする。取り扱いが依然として容易なこのガラスは、浴の表面上に延展され、その延展を所望の幅に制限するために冷却されなければならない。
【０００７】
浴先頭冷却器はまた、リボンリムとしても知られるリボン縁部が、頂部ローラによって効果的に把持されることが可能なように、ガラス温度を調整することを可能にしている。
【０００８】
先頭冷却器はまた、リボンの温度プロファイルを幅全体にわたって調整することを可能にしている。このプロファイルは、できるだけ均一でなければならない、リボンの延伸及び最終的な厚さに重要な影響を及ぼす。多くの場合、微細なプロファイルは、キャノピーの加熱要素によって制御される。
【０００９】
浴末端における冷却器の主要な機能はリボンを冷却することである。その理由は、炉床を介して引き抜かれる熱は、浴流出口において想定される典型的温度である６２０℃に達するには不十分なままだからである。リボンが浴から出るにつれて、リボンの熱プロファイルを制御することも望ましい。しかし、このプロファイルは、多くの場合、リボン流出口の直前に位置するキャノピーの加熱要素によって制御される。
【００１０】
従来のスズ浴冷却器は鋼管で設計され、その中を冷却水が循環している。
【００１１】
冷却器は、リボン形成プロセスの動作のために重要な機能を実行するが、その設計には多くの制限が課されている。
【００１２】
凝縮：
・冷却器の表面上での揮発性物質（スズの蒸気、及び雰囲気中の汚染物質で形成される様々な化合物）の凝縮は定期的なクリーニングを必要とし、それは次いで、その定期的な除去を必要とする。
・凝縮層は断熱を提供し、冷却器の性能を低減させる。
・冷却器の性能のこの変化が、リボンの温度における、したがってリボン形成プロセスのパラメータにおけるドリフトを引き起こす。
・凝縮生成物、特にスズの滴がリボン表面上に落ちて欠陥を生じさせる。
・サイドシーリングを介する冷却器の引き抜き（extraction）は、雰囲気の消費を増加させ、浴エンクロージャの中への空気／酸素の拡散を促進する。
【００１３】
温度制御：
・冷却器内の水の流量における変動と温度における変動は、６００℃を超える温度を有する環境において排出される熱量に、無視できるほどの影響しか及ぼさない。冷却器内での蒸気の形成が必然的に事故を引き起こすことになるので、水による冷却を低減させることは危険でさえある。
・冷却速度の適合は、別個の冷却器ユニットを追加するか、又は除去することによって達成される。冷却器当たりの冷却速度は一定なので、水冷却器ではリボン温度の微調整は実現可能でない。したがって、リボンの温度の微調整のためには電気ヒータが必要である。
・浴の先頭においてリボンの幅にわたって冷却を調整するには、冷却器の位置の変更が必要である。
【００１４】
追加の問題点：
・生産ラインが停止され、したがってガラスリボンによる入熱が停止された場合、スズ浴の温度の過大な低下を回避するために、水冷却器は迅速に除去されなければならない。
・水供給システムが故障した場合も、冷却器の迅速な除去が必要である。
・冷却器の前におけるキャノピーの局所的な冷却に起因して、冷却器はまた、キャノピー上で揮発性種の凝縮を誘発し、それによりリボン上に欠陥が生じ、キャノピーの定期的なクリーニングが必要となる。
・冷却器の周りの雰囲気の局所冷却により、リボン表面に向かう下方への対流が誘発され、その結果、局所領域の冷却が強化されることになり、したがって不均一な冷却につながる。
【００１５】
従来技術
米国特許第３４９４７５５号、英国特許第９０１４８３８号、及び中国実用新案出願第２６９３７６５Ｕ号は、耐熱プレートを有する水冷却器の部分的な、又は完全なカバレージを教示している。このようにして、キャノピーの欠陥が、ガラス表面上へ落下することが防止される。この解決策は、冷却器の表面上での凝縮物の形成を防止しない。加えて、前記プレートは、キャノピーの加熱要素用のスクリーンを形成する。
【００１６】
米国特許第３６９４２３７号は、長さが大きい、互い違いになった冷却器を提示している。これにより、冷却器が中心で重なり合うことが可能になり、したがって中心の冷却が強化される。温度プロファイルの制御は、冷却器の機械的な調整を必要とする。提案される上側における絶縁は、下側における凝縮、又はこの凝縮と関連した課題を防止しない。
【００１７】
米国特許出願公開第２０１１０２９４６４５号は、リボンの縁部に配置されるカーテンについて記載しており、このカーテンはリボンによって覆われているスズの領域を、リボンによって覆われていない領域から分離する。このカーテンは、スズが露出した領域の上方にある汚染された雰囲気が、リボンの上方の領域に対流することを防止する役割を担う。この解決策は、リボンへのアクセスが困難であり、頂部ローラ及び冷却器にとって多数の開口部が必要であるという複数の不利な点を有する。
【００１８】
米国特許第４３３９２６２号は、側壁において冷却器を包囲する絶縁スリーブを特徴としている。該スリーブは、リボンの縁部に対する冷却効果を低減させる。しかし、それらのサイズは、サイドシーリングにおける冷却通路のサイズを増加させ、冷却器の高さを増加させる可能性を低減させる。該スリーブはまた、冷却器の周囲における大気封止の複雑さを増加させる。前記絶縁スリーブによって覆われていない部分においては、冷却器上への凝縮は継続される。
【００１９】
米国特許第４４０２７２２号は、局所冷却効果を低減させるための、高い位置にある冷却器について教示している。これは、この距離の増加を可能にするために、既存のスズ浴に対して高コストの修正を必要とする。この手段は凝縮を防止しない。
【００２０】
出願人の名における国際公開第２０１５１０１９０６号は、凝縮温度よりも高い表面温度で作動する冷却器について記載している。ガス又は空気が、冷却流体として使われている。前記冷却器は、２つの同心の管を有する単純な設計を有し、空気が注入されて内管及び流出口を通って、内管と外管との間の空間に流出する。結果として、依然として冷たい空気の供給に起因して前記冷却器の先端は低温であり、その結果、前記冷却器の終端部分での冷却速度は速い。その時、２つの管の間の空間内の空気は逐次的に加熱され、前記冷却器の流出口に向かって冷却速度は減少する。内管を用いて注入されたこのような空気は、前記冷却器の末端に到達するだけであり、したがって、前記管の長さにわたって非常に不均一な冷却を生じる。もちろん、温度及び冷却の違いは、前記冷却器の寸法及び位置に依存して変動し得る。しかし、スズ浴の熱条件下では、この種の冷却器の熱的不均一性は、長さに沿った差が５０℃を遥かに超える場合がある。対照的に、「均一な」冷却器の目的は、温度差が３０℃未満であることである。加えて、この非常に単純な冷却器の設計では、中心部と縁部におけるリボン温度を良好に制御するために、冷却器の長さに沿って熱伝達を異なるレベルに設定することはできない。この特許は、これら課題に対処しておらず、これら課題への解決策を提供していない。その結果、この特許は、冷却器内部で、及び冷却器とガラスリボンとの間で、熱伝達を制御する方法について、又は、円周の周りに、及び冷却器の外管の長さにわたって、制御された均一な温度を達成する方法について説明していない。この特許は、冷却器の長さに沿った、領域に固有な冷却速度の提供についても開示していない。
【００２１】
以前の提案のいずれも、従来の冷却器技術に関連する課題を、満足のいく形で解決していない。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００２２】
【特許文献１】米国特許第３４９４７５５号
【特許文献２】英国特許第９０１４８３８号
【特許文献３】中国実用新案出願第２６９３７６５Ｕ号
【特許文献４】米国特許第３６９４２３７号
【特許文献５】米国特許出願公開第２０１１０２９４６４５号
【特許文献６】米国特許第４３３９２６２号
【特許文献７】米国特許第４４０２７２２号
【特許文献８】国際公開第２０１５１０１９０６号
【発明の概要】
【００２３】
本発明によると、特にスズ浴内のガラスリボンを冷却するための放射冷却器が提供され、該冷却器は、長手方向範囲（longitudinal extent）と、長手方向範囲に沿って実質的に環状の断面とを有し、冷却流体はガスであって、冷却流体の流入口と流出口は、長手方向範囲の同じ側に設けられること、及び、冷却流体の供給は、前記冷却器の軸方向範囲の少なくとも一部にわたって、前記冷却器の分配面から、前記冷却器の外部交換面へと分配されること、を特徴とする。
【００２４】
本発明による冷却器は、該冷却器の外部交換面の主軸を基準とする回転流によって、該冷却器の分配面から外部交換面へとガスを分配するように設定され得る。
【００２５】
本発明による冷却器のガス供給は、外部交換面の長さにわたって少なくとも２つの冷却領域へと分配されてもよい。
【００２６】
有利には、２つの冷却領域は異なる冷却能力を有し得る。
【００２７】
好ましくは、２つの冷却領域は調整可能な冷却能力を有する。
【００２８】
１つの可能性によれば、本発明による冷却器は、冷却器の外部交換面の主軸に対して長さ及び／又は位置が調整可能である冷却領域を有してもよい。
【００２９】
一実施形態では、前記分配面には、少なくとも１つの注入管を通してガスが供給されてもよい。
【００３０】
前記分配面は、複数の注入管を通してガスが供給されてもよい。該注入管は、長手方向範囲に沿って、軸方向に及び／又は半径方向に、好ましくは均等に分配されていてもよい。
【００３１】
本発明による冷却器の外部交換面は、円筒状であってもよい。
【００３２】
本発明による冷却器へのガス供給は、分配面の周辺部にわたって異なっていてもよい。ガス供給は、例えば、液体金属の側に位置する分配面の周辺部にわたって、より大きくてもよい。
【００３３】
本発明による冷却器の外部交換面の放射率は、０．６より大きくてもよい。
【００３４】
本発明による冷却器の外部交換面の温度は、所定温度より高くてもよい。所定温度は、溶融金属浴の上方に存在する揮発性種の凝縮温度より高くてもよい。
【００３５】
本発明による冷却器は、各々が回転軸を有する２つの円筒管を有してもよく、内管と称される、２つの管のうちの一方の管が、外管と称される、他方の管の内部に配置され、２つの回転軸は互いに平行であり、内管は分配面を形成し、外管は交換面を形成する。内管は、長手方向範囲に沿って、好ましくは軸方向に及び／又は半径方向に、任意選択で均等に分配された複数の注入孔を備えてもよい。各孔は、一方では内管の内側において、他方では管の外側において、接線方向に同じ方向に開いていてもよい。２本の回転軸は別個であってもよい。
【００３６】
本発明によれば、フロートガラス生産ライン用の金属浴、特にスズ浴も提供され、金属浴は、液体金属、特に液体スズを収容するように設計された浴タンクを備え、前記金属浴の長手方向に垂直に浴タンクの上方に配置された本発明による放射冷却器を備える。
【００３７】
本発明による金属浴を備えるフロートガラス生産ラインも提案される。
【００３８】
更に、長手方向範囲と、長手方向範囲に沿って実質的に環状の断面とを有する放射冷却器を用いて、特にスズ浴内のガラスリボンを冷却するための方法が提案され、冷却流体はガスであり、前記冷却器内には、冷却流体の流入口と流出口が、長手方向範囲の同じ側に設けられ、冷却流体の供給は、前記冷却器の軸方向範囲の少なくとも一部にわたって、前記冷却器の分配面から、前記冷却器の外部交換面へと分配される。
【図面の簡単な説明】
【００３９】
【図１】従来の冷却器による熱伝達の原理を示す図。
【図２】ｙ軸の冷却器の外部熱流束密度及び内部熱流束密度を、ｘ軸の金属管温度の関数として示すグラフ。
【図３】冷却器の各部分における内部対流を介する放射の正味量の排出を示す図。
【図４】噴流による回転流が引き起こされることを示す図。
【図５】孔を通る流量を長さに沿って一定にすることを示す図。
【図６】直径ｄｉａを有する内管が、温度Ｔａｉｎにおいて流量Ｄａｉｒを有する冷却空気を導くことを示す図。
【図７】ＴａとＤの関係を示すグラフ。
【図８】ｈ（ｖ）とＴａの関係を示すグラフ。
【図９】回転の原理を示す図。
【図１０】熱伝達係数を流速の関数として示すグラフ。
【図１１】注入孔の位置の例を示す図。
【図１２】注入孔の位置の例を示す図。
【図１３】供給区画を示す図。
【図１４】注入孔の位置の例を示す図。
【図１５】冷却器の分割を示す図。
【図１６】冷却器の設置及び設計の例を示す図。
【図１７】応力の進行を示すグラフ。
【図１８】スズ浴の概略図。
【図１９】スズ浴の長さに沿った温度進行を示すグラフ。
【図２０】外管温度と管の長さの関係を示すグラフ。
【図２１】温度と空気流量の関係を示すグラフ。
【図２２】温度とリボン中心からの距離の関係を示すグラフ。
【図２３】所定領域の冷却速度の調整を確認するための図。
【図２４】温度とリボン中心からの距離の関係を示すグラフ。
【図２５】リボンとキャノピーとの間の冷却器、及び近くに配置された別の冷却器に影響を与える様々な放射を示す図。
【図２６】入射放射及び放出放射の様々な強度を、冷却器の角度位置の関数として示すグラフ。
【図２７】正味流束の角度分布を示すグラフ。
【図２８】正味流束と半管の角度位置との関係を示すグラフ。
【図２９】注入噴流及び内部流の様々な設計変更を示す図。
【図３０】外管上の熱流束と半管の角度位置の関係を示すグラフ。
【図３１】外管の温度と角度位置の関係を示すグラフ。
【図３２】浴の長さに沿った冷却管の設置の例を示す図。
【図３３】冷却器区間内のリボン温度の変動を示すグラフ。
【発明を実施するための形態】
【００４０】
以下に記載される実施形態は決して制限するものではないので、特に、本発明の変形形態は、ある特徴の選択が、従来技術と比較して技術的利点を付与するのに、又は本発明を差異化するのに十分である場合は、記載された特徴から選択されたその特徴だけを、記載された他の特徴からは分離して備えると考えられる、ということがあり得る。この選択は、少なくとも１つの特徴、好ましくは構造的詳細を含まない機能的特徴を、又は、構造的詳細の部分が、従来技術から技術的利点を付与するのに、又は本発明を差異化するのに十分である場合は、その部分だけを有する機能的特徴を含むべきである。
【００４１】
従来の冷却器の熱吸収の原理とその限界
一般的に言えば、炉内に配置されるいかなる放射冷却器も、接触のない、かつ炉の雰囲気又は製品の汚染のない、製品から冷却器を循環している熱伝達流体への熱伝達に基づいている。フロートガラスのスズ浴の場合、この目的は従来技術に従って、その中を水、及び、まれにはガスが熱伝達流体として流れる金属冷却器によって達成される。水冷却器の場合、水分蒸発を防止するために、管の温度は約１００℃を超えてはならない。水の蒸発温度は、圧力を増加させることによって増加させることができる。実際には、過剰かつ危険な圧力を回避するために、１０バール未満の圧力に限定されている。したがって、この種の冷却器の外部温度は一般に約１５０℃を下回ったままである。図１の略図は、そのような冷却器による熱伝達の原理を示す。
【００４２】
スズ浴上に浮遊しているガラスリボン（１０）は、その上方に配置された冷却器（Ｒ）の外側面に、放射ｑｅｘｒａｙによって熱を放出する。浴の雰囲気を介する伝導及び対流は、無視できると考えてよい。冷却器の金属壁は、この熱流束を放射によって吸収し、伝導ｑｔｕｃｏｎｄによって、それを冷却器内部を循環している水に伝える。この内部循環は、管の局所過熱を生じ得る蒸気ポケットの形成を回避するのに十分なような、対流による流束密度ｑｉｎｃｏｎｖ、及び伝導を確保しなければならない。
【００４３】
定常状態では、かつ静止動作では、これらの流束密度はバランスがとられなければならず、以下の平衡が満足されなければならない。
関係式１：ｑｅｘｒａｙ＝ｑｔｕｃｏｎｄ＝ｑｉｎｃｏｎｖ
【００４４】
界面における温度は、この平衡を満足する値において安定しなければならない。スズ浴内の冷却器上の熱流束にとって、そして高導電性の金属壁にとって、金属管の外部と内部との間の温度差は、第１次近似では無視されてもよい。したがって、放射及び対流による交換だけを考慮することによって、関係式１は簡略化されて以下になり得る。
関係式２：ｑｅｘｒａｙ＝ｑｉｎｃｏｎｖ
【００４５】
スズ浴内の冷却器についてのこの均衡を確立する一例として、流束及び温度の単純なモデルが確立される。スズ浴にとって典型的な以下の条件が選択される。
リボン温度：７５０℃
リボンの熱放射率：０．７
水温：３５℃
水の熱伝達係数：３０００Ｗ／ｍ２Ｋ
冷却器の表面熱放射率：０．８
【００４６】
示されるリボン温度は、浴の末端部分の標準フロートガラスについての平均値である。３５℃の水温は、フロートガラス工場における冷却ネットワークにとって代表的である。水伝達係数は、約１ｍ／ｓの水流速度に対応する。伝達係数を減少させるためのこの速度の低減は可能でない。その理由は、停滞した領域が、したがって蒸気ポケットが形成される危険性があり、それが冷却器の金属管の局所過熱につながり得るからである。
【００４７】
図２のグラフは、ｙ軸の冷却器の外部熱流束密度及び内部熱流束密度を、ｘ軸の金属管温度の関数として示す。曲線（Ａ）は、ガラスと管との間の放射による流束密度の変化を表す。管温度の増加による、流束密度への影響は最初は小さい。リボンの温度に近づく際にのみ、値は顕著に減少する。対照的に、曲線（Ｂ）に示すように、管温度の増加は、水冷却器の内部流束密度に劇的な影響をもたらす。管温度の増加がたとえ小さくても、高い熱伝達係数に起因して、水によって高い流束が可能になる。水の対流は、管温度のいかなる増加をも制限することに非常に効果的である。これら２本の曲線（Ａ）及び（Ｂ）の３７ｋＷ／ｍ２における交点は、２つの内部熱伝達メカニズムと外部熱伝達メカニズムとの間のバランスを表す。ほぼ垂直なライン（Ｂ）は水によって運ばれる熱流束を示す。管温度は、水温よりわずか数度だけ高いことが分かる。
【００４８】
水は、最大でも沸点まで上昇し得る。沸点では、熱伝達係数は更に増加して、管温度が上昇することを防止する。
【００４９】
このことは、管温度が冷却器の全表面にわたってほぼ一定の状態を維持しており、流れ又は水温の変動が熱流束密度に及ぼす効果が無視できるほどである、という利点を有する。
【００５０】
しかし、このシステムは、温度、及び冷却器の表面によって吸収される流束の密度の、いかなる調節をも許容しない。これは、フロートスズ浴の冷却器にとっての主要な限定であり、すなわち、
冷却速度及びリボン温度の調節が存在しない、
冷却器の表面上への揮発性化合物の凝縮であり、これは、冷却速度の制御されない変動、及びリボン表面上での欠陥の生成という他の課題につながる。
【００５１】
ガラス製造業者は、これらの課題を緩和するために、課題の原因を取り除くことなく、多くの方法を実施してきた。
【００５２】
熱吸収についての新しい手法
水の高い熱伝達係数は、従来の冷却器の温度が上昇することを防止する。
【００５３】
これら課題を解決するために、３つの主要な条件が新型の冷却器によって満たされなければならない。
１．熱伝達流体は、相変化又は化学的劣化を生じることなく、より高い温度に耐えることが可能でなければならない。
２．熱伝達流体は、３０００Ｗ／ｍ２Ｋ未満の熱伝達係数を達成することが可能でなければならない。
３．熱伝達流体及びその流れは、交換係数を調整することを可能にしなければならない。
【００５４】
この新型の冷却器の設計を想定することなく、ターゲットとする動作の範囲を見積もることができる。
【００５５】
図２の曲線（Ｃ）は、６０Ｗ／ｍ２Ｋの熱伝達係数、４０℃の温度を有する流体に対応する。これら条件下では、外部流束について４５０℃において平衡点が存在する。このような温度は、浴の雰囲気中において、冷却器への揮発性成分の凝縮を潜在的に回避するであろう。熱流束密度が３７ｋＷ／ｍ２から２８ｋＷ／ｍ２までわずかに低減したと観察することができ、それは交換面の増加によって補償された場合がある。代わりに、冷却速度及び冷却器の表面温度が制御されてもよい。
【００５６】
しかし、この種の高温冷却器の設計は、多くの未解決の課題を引き起こす。
・管材料の選択、
・熱伝達流体の選択、
・温度及び流束の均一性及び制御、
・管内部での対流の種類、
・熱伝達流体の供給及び引き抜きの構成。
【００５７】
水冷式冷却器は、その内部熱伝達係数の空間的変動に対して、その動作において感度があまり高くない。しかし、高温冷却器は流体温度及び内部熱伝達係数の変動に対しては感度が非常に高く、その設計を大幅に複雑化することになる。
【００５８】
したがって、新規な冷却器の設計は上述の課題に対する実行可能な解決策を提供しなければならず、以下に詳細に記載される。
【００５９】
新規な冷却器の熱的均一性に対する課題及び解決策
スズ浴内のリボンの移動方向に対して垂直に構成された従来の冷却器の場合は、第１の必要条件は、リボンの幅全体にわたる一様な熱放散である。場合によっては、冷却速度の変調を想定することができ、それについては後述されることになる。
【００６０】
均一なリボンの上方で、浴の幅全体にわたる一様な温度場内に位置する冷却器は、したがって、その長さに沿った熱放散を確実に一様にして、システムの熱均一性を維持しなければならない。
【００６１】
したがって、この冷却器の各部分は、リボンから放射を吸収するための同じ温度と、その上、有利には高い、同じ放射率とを有しなければならない。
【００６２】
したがって、熱伝達流体の内部対流は、冷却器の表面の正味放射流束がその長さに沿って確実に均等に排出されるようになっていなければならない。
【００６３】
図３に示すように、冷却器の各部分は、内部対流を介して放射の正味量ΔＱｒａｙを排出しなければならない。内面２は、冷却器に熱伝達流体を供給する。外管３は、内部対流と外部からの放射流束との間に交換面を提供する。以下のバランスが、冷却器の長さにわたって満足されなければならない。
関係式３：ΔＱｒａｙ（Ｔｓ）＝ΔＱｃｏｎｖ（Ｔｓ）
ΔＱｒａｙ（Ｔｓ）：表面温度Ｔｓにおける単位断面当たりの正味放射流束
ΔＱｃｏｎｖ（Ｔｓ）：表面温度Ｔｓにおける熱伝達流体の輸送による排出流束
【００６４】
各部分に温度Ｔｉｎの冷たい流体Ｄｊｅｔを注入することによって、熱排出流が生成される。その時、流れは、冷たい流体と管との交換を確実に一定なものとしなければならない。この結果、熱交換後に媒体の温度は一定になる。
【００６５】
この手法は、排出温度Ｔｏｕｔが管の長さにわたって一定になるという並外れた利点を有する。他方では、長さにわたる排出流量の増加が熱伝達係数に影響し、その結果、外管の温度Ｔｓが変化する。この課題に対する解決策は後述される。
【００６６】
供給流は、第１の管の中に挿入される第２の管によって供給される。この内管は、冷却器の末端まで温度Ｔｉｎを有する熱伝達流体を運ぶ。
【００６７】
熱伝達係数の制御
均一化するための別の非常に重要な要素は熱伝達係数である。各部分に冷たい流体を注入する方法により、冷却器の内面をその長さに沿って有することで、一様な熱伝達が確実になり、長さに沿って一様な外面のターゲット温度Ｔｓが得られるはずである。部分当たりの交換は、この表面温度Ｔｓを、一定の注入温度、及び冷却器の長さにわたる熱伝達係数ｈと組み合わせることにより決定される。
関係式４：ΔＱｃｏｎｖ＝Ｓｔｒｏｎｃ・ｈ・（Ｔｓ−Ｔｆｉｎ）
ΔＱｃｏｎｖ：表面温度Ｔｓにおける熱伝達流体の輸送による排出流束
Ｓｔｒｏｎｃ：冷却器の部分の交換面
ｈ：熱伝達係数
Ｔｆｉｎ：冷却器の部分に流体が入る温度
【００６８】
したがって、管の長さにわたって一定の熱伝達係数が維持されることを可能にする流れが想定される。
【００６９】
排出流量の増加は、排出流束による、長さに沿った熱伝達係数の増加を自動的に引き起こす。排出熱伝達よりも優位な熱交換を生成する注入方法を見つけることが好ましいであろう。したがって、注入の熱伝達係数は、排出流束によって、熱伝達の修正（modification）を最小限に抑えることを可能にする。
【００７０】
噴流衝撃の原理が、この実現を可能にする。噴流は排出流を通過し、冷却器の表面に衝撃を形成する。しかし、この原理から２つの問題点が現れる。
【００７１】
噴流の衝撃点が、表面上に冷たい点を形成する。管材料の伝導が通常、この効果を減衰させることに役立つが、一定の管厚を必要とする。
【００７２】
第２の課題は、排出流によって現れる。流量及び流速の増加は、内管によって放出される噴流を偏向させる。この課題を克服するために、高速の噴流が役立つが、これは、極めて大きな圧力損失を生み、衝撃点における熱的不均一性の課題を悪化させ得る。
【００７３】
解決策：回転流を用いた交換係数の制御
これら課題を解決するために、本発明による解決策が提案される。回転流により、熱伝達を大幅に増加させ、排出流の速度の影響を減少させることができる。螺旋形状で熱伝達を強化するこの種の流れは、他の技術分野では既知である。そのような流れを形成するために、これら技術分野において以下の既知の手段が用いられ得る。
・その中を流れが通過する、管内に挿入された螺旋又はブレード、
・その中を流れが通過する、２つの同軸管の間の螺旋スロット、
・管又は円筒の中への接線方向への注入、及びその反対側にある流出口。
【００７４】
しかし、これら手段は冷却器の課題に適用できない。その理由は、その目的が、内管に沿って規則的な注入を実現することだからである。
【００７５】
本発明によれば、この回転流は、２つの管、すなわち内管（２）と外管（３）の軸に垂直な平面内で傾いた多数の噴流によって引き起こされる。したがって、これら噴流は図４に示すように、冷却器の外管（３）の表面に直接接触することなく、前記２つの管の間の空間において流体を回転させる。
【００７６】
これは、以下の複数の利点を有する。
・この表面上での冷たい点又は線の生成が回避される、
・熱伝達係数は主として回転流の強度によって決定される、
・リング内の流体と噴流との間の強力な混合による熱伝達の優れた均一性、
・噴流を生成する際の孔における圧力損失の制限（噴流衝撃の技術と比較して）。
【００７７】
他方では、これら噴流の焦点を絞った設計（熱伝達に好適な速度の回転流を生成する直径及び速度）は比較的複雑である。
【００７８】
冷却器の長さにわたる注入が確実に一様になるようにするための圧力損失の制御
断面積当たりの流量が確実に一様になるように、システム全体として圧力損失を制御することが必要である。
【００７９】
供給管／ダクトの長さにわたり、かつ排出管の長さにわたり分配される流量は、管内の圧力損失に敏感である。流入口と流出口が同じ側にある場合、これは特にそうである。そのような構成では、噴流を供給する圧力差は、冷却器ノズルと比較して、流入口／流出口の側で、より高い。したがって、噴流を通る流量は、流入口／流出口の側での噴流において、より高くなるであろう。
【００８０】
供給圧の進行は、圧力損失及び長さにわたる流量変化の複雑な関数になる。流出口における圧力損失においても同じことが当てはまる。
【００８１】
全体的な寸法設定を容易にするために、以下の圧力損失規則が適用され得る。
【００８２】
以下では、冷却器内の圧力損失という変数は、平均値
2021509391.tif 000003
によって表される。
【００８３】
長さに沿って良好な冷却均一性を実現するために、孔を通る流量を長さに沿って確実に一定にすることが重要である（図５を参照）。この目的のため、２つの条件が満たされなければならない。
関係式５：
【数１】
2021509391.tif 000004
及び、
関係式６：
【数２】
2021509391.tif 000005
Δｐｊｅｔ：噴流圧力損失
Δｐａｌｉｍ：供給管内の圧力損失
Δｐｅｖａｃ：排出管内の圧力損失
【００８４】
したがって、流入口及び流出口における圧力損失の影響は低い。
【００８５】
ほぼ一定の噴流の値Δｐｊｅｔの結果、各孔に対する流量が長さに沿ってほぼ一定となる。冷却器が分割されている場合、これは冷却器の各領域にも当てはまる。
【００８６】
冷却器の寸法設定のための規則
以下、スズ浴に対する、冷却器の全体的な寸法設定の方法が記載される。これらの寸法に基づいて、内部対流を寸法設定する方法が提示される。
【００８７】
全体的寸法及び冷却性能
スズ浴は、生産ラインの能力及びガラスリボンの寸法に応じて様々なサイズを有する。
【００８８】
しかし、大部分のスズ浴は、初めの部分において約８ｍの内部幅を、終端部分において約４ｍの内部幅を有する。冷却器の寸法設定についての別の基準は、タンクとスズ浴キャノピーとの間における利用可能な距離である。典型的には、これは３００ｍｍである。この空間はシーリングボックスで閉じられ、サイドシーリングを形成する。横方向からスズ浴の中に導入されるいかなる機器も、これらのサイドシーリングを通過する。
【００８９】
各冷却器の効率を最大化するために、可能な最大の直径が選択される。空間的な必要条件の理由により、及びガスケットの設置により、浴エンクロージャとキャノピーとの間の距離に対応する直径を達成することはできない。したがって、理想的な最大化された直径は、浴エンクロージャとキャノピーとの間の距離よりわずかに小さいことになる。
【００９０】
スズ浴の先頭位置における冷却器の長さに関しては、機械的理由及び偏向関連の理由だけであったとしても、単一の冷却器で８ｍを覆うことはほとんど不可能である。したがって、従来の水冷却器の場合のように、本発明による冷却器は、浴の幅の最大で半分の長さを有することになる。
【００９１】
これら外部寸法に基づいて、放射を吸収するための表面が決定される。この表面によって吸収される放射の量を用いて、熱伝達流体によって排出される熱の量が決定され得る。これを行うために、最初に、凝縮を防止するための下限温度を設定しなければならない。次いで、所与の寸法を有する冷却器によって排出されることになる総熱量を見積もるために、放射密度が計算される。
【００９２】
その後、以下が必要である。
・温度及び空気流量を決定すること、
・孔の数と分布、及びこれら孔における注入速度を決定すること。
【００９３】
主設計
図６に示すように、直径ｄｉａを有する内管が、温度Ｔａｉｎにおいて流量Ｄａｉｒを有する冷却空気を導く。内管の長さに沿った注入孔が、噴流を長さに沿って均等に分配する。外管と内管との間のリング（ring）は、注入された空気を収集し、それを温度Ｔａｅｘにて排出する。熱流束及び流量に応じて、リング内の空気は、温度Ｔａｒｏｔまで上昇する。管の流出口に向かって、排出速度は値ｖｅｖａｃまで増加する。この速度は、前記２つの管の間の距離ｄｒによっても決定される。
【００９４】
有利には、内管と、前記２つの管の間の流出口とを通る供給用の自由断面積は、速度、したがって圧力損失が、流入口と流出口との間でバランスがとられるように選択される。流出口において流体温度がより高いことに起因して、このバランスは典型的には、流入口部分に対しては３３％で、流出口部分に対しては６６％で達成される。
【００９５】
正しい動作と、放射の吸収に対してその外面の良好な均一性を確保するように、この新型の冷却器を寸法設定することは容易ではない。特定の手法が開発されており、以下で説明する。
【００９６】
外部放射流束
冷却器に影響を与える放射フィールドはある程度は複雑であり得るが、単純化された見積もりにより、冷却器によって外部放射と交換される正味流束を良好な近似で計算することが可能になる。その時、この流束は、凝縮限界温度の関数としてのターゲット表面温度を満足するために、内部から排出されなければならない。
関係式７：Ｑｒａｙ＝σ・εｔｕｂｅ・（Ｔｅｘｔ４−Ｔｓ４）・Ｓｕｒｆ
Ｑｒａｙ：排出される熱の量
σ：ステファン-ボルツマン定数
εｔｕｂｅ：外管の放射率
Ｔｅｘｔ：スズ浴内の室温
Ｔｓ：凝縮を防止する外管のターゲット温度
Ｓｕｒｆ：外管の交換面
【００９７】
温度Ｔｅｘｔは、リボンの温度とキャノピーの温度との平均であり、この温度により、冷却器が設置されている領域に放射強度が存在することになる。キャノピーによる断熱が比較的良好であって、キャノピーがリボンの温度に近い高温になることが好都合であると分かっているので、冷却器が浴の先頭に設置される場合、リボンとキャノピーとの間での強力な交換により、温度差が制限される。冷却器が浴の末端に設置される場合、放射フィールドは冷却器の最大数によって修正され、寸法設定方法が適合されなければならない。この適合については後述する。
【００９８】
管の熱放射率は、材料及びそれらの処理に依存する。一般原則として、耐熱ステンレス鋼は低い放射率を有し、処理を必要とする。この処理は、熱酸化もしくは化学酸化、セラミック被膜、又は粗面を形成するための構造化から構成され得る。これら処理は全て、０．８を超える熱放射率を可能にし、冷却器の効率に既に好適である。我々はまた、スズ浴の雰囲気が管の黒化を促進し、したがってステンレス鋼管の放射率を自動的に改善するということを発見した。
【００９９】
この情報を用いて、冷却器の表面から排出される熱流束密度及び熱の総量を、十分な精度で見積もることができる。
【０１００】
排出流束
空気が冷却器に入る温度は、吸入温度及び送風機特性の関数として既知である。典型的には、空気は約７０℃の温度で冷却器に到達する。
【０１０１】
冷却器の流出口における空気温度は演繹的には既知ではなく、空気流量、内部交換、及び外部放射流束に依存する。
【０１０２】
これらの値を決定するために、出発点は、排出される熱の量に関する主要な関係である。
関係式８：Ｑｅｖａｃ＝Ｄａｉｒ・ｃｐ・（Ｔａｏｕｔ−Ｔａｉｎ）
Ｑｅｖａｃ：排出される熱流束
Ｄａｉｒ：空気流量
ｃｐ：空気の比熱
Ｔａｏｕｔ：排出空気温度
Ｔａｉｎ：流入口空気温度
【０１０３】
排出される熱流束Ｑｅｖａｃに対して、流量と温度の異なる組み合わせが可能である。図７は、この関係をグラフで曲線の形で示す。排出される熱の量が一定の場合、流量が増加するにつれて、排出される空気の温度Ｔａｏｕｔは減少する。
【０１０４】
加えて、外部放射条件及びターゲットとするスキン温度（skin temperature）に応じて、様々な量の熱が排出されなければならない。
【０１０５】
内部交換流束
排出される熱の量に対する図８の曲線上の動作点は、冷却器の内部対流にも依存する。対流によって排出される熱流束は、熱伝達係数、及び壁と流体との間の温度差の関数として表される。
関係式９：Ｑｅｃｈ＝ｈ・｛Ｔｓ−Ｔａ）・Ｓｕｒｆ
Ｑｅｃｈ：対流交換により排出される熱の量
ｈ：熱交換係数
Ｔｗａｌｌ：交換面における管の温度
Ｔａ：内管と外管との間のリングにおける空気温度
Ｓｕｒｆ：外管交換面
【０１０６】
管の内部での対流の強度が、熱伝達係数及び、その後の流束Ｑｅｃｈを決定する。
【０１０７】
所与の流束Ｑｅｃｈに対して、ｈ及び温度差の異なる組み合わせが可能である。
【０１０８】
空気温度が壁温度に近すぎる場合、熱伝達係数についての要求は増加する。したがって、内部対流は強力でなければならず、それにより、対流を供給する「モーター」への要求が高くなる。この進行を、図８に示す。したがって、空気温度を制限するために、十分な空気更新速度を選択することが重要である。
【０１０９】
我々はまた、前記２つの管の間の平均空気温度Ｔａｒｏｔと、流出口における空気温度Ｔａｏｕｔが、ほぼ同一であることを見出した。これは、本発明による新鮮な空気の小さな噴流の注入により、管の長さに沿って空気が更新され、それにより、管の長さに沿って一定の空気温度が生み出された結果である。
【０１１０】
流束の組み合わせ
熱流束Ｑｒａｙ及び外管の表面温度は課されている。管における空気の交換により、外管のターゲット温度が維持されながら、この量の熱が排出されなければならない。空気流量及び空気流出口温度は、排出される熱流束にも準拠しなければならない。
関係式１０：Ｑｒａｙ＝Ｑｅｃｈ＝Ｑｅｖａｃ
Ｑｒａｙ：放射により排出される熱流束
Ｑｅｃｈ：対流交換により排出される熱流束
Ｑｅｖａｃ：排出される熱流束
【０１１１】
したがって、流束の保存により、様々な熱流束メカニズムが平等であることが必要となる。以下では、１つの項Ｑのみが各メカニズムに対して使用されることになる。
関係式１１：Ｑ＝σ・εｔｕｂｅ・（Ｔｅｘｔ４−Ｔｓ４）・Ｓｕｒｆ
関係式１２：Ｑ＝ｈ・｛Ｔｓ−Ｔａ｝・Ｓｕｒｆ
関係式１３：Ｑ＝Ｄａｉｒ・ｃｐ・（Ｔａ−Ｔａｉｎ）
【０１１２】
これら関係式の組み合わせが、パラメータを調整する自由度を制限する。所望の冷却器の表面温度を得るためには、冷却器の設計は値の正しい組み合わせを予想しなければならない。
【０１１３】
いくつかの値は、既に最適化されるか又は課されている（外部温度、管の放射率、冷却器表面、空気のｃｐ、流入口における空気のＴａ）。
【０１１４】
ｈ、Ｔａ、Ｑ、及びＤａｉｒの値は依然として、決定及び最適化されなければならない。
【０１１５】
管内での流れが単一の場合、流量と熱伝達係数は本質的に関連している。このことは、冷却器の寸法設定に関して深刻な課題を生じる。その理由は、空気流量、熱流束Ｑ、及び流出口空気温度が固定されているからである。
【０１１６】
流れが単一であることに関する別の課題は、流量の蓄積、したがって流速の増加に起因して、管の長さにわたり熱伝達係数が変動することにある。
【０１１７】
回転の原理
本発明による管の内部で空気を回転させる原理により、総空気流量と熱伝達係数とを切り離すことが可能になる。図９は、その方法を例示している。傾斜した注入孔（６）が新鮮な空気を注入し、２つの管（２）と（３）との間のリング内において空気を回転させる。速度及び注入角度が、回転速度を決定する。したがって、外管との熱伝達係数は、独立して設計され得る。この回転により、長さにわたって高くかつ均一な熱伝達係数が可能になる。
【０１１８】
したがって、熱伝達係数を適合させることにより、冷却器の寸法設定に一定の柔軟性がもたらされて、全表面Ｓｕｒｆ、排出される熱流束、及び交換に関与する空気の温度が連係される。
【０１１９】
したがって、回転速度は熱伝達係数を決定し、熱伝達係数は外管の壁から排出される熱の量を決定する。したがって、回転により、総流量と、冷却器の壁／スキンに対する熱伝達の強度とを切り離すことが可能になり、これは非常に大きな利点である。
【０１２０】
必要性に応じて、冷却器のターゲットとする寸法設定に至るために、以下で、この交換が定量化されることになる。しかし、この寸法設定は複雑なままであり、系統的手法に従わなければならない。寸法設定される要素を図６に示す。
【０１２１】
内部対流流束の定量化
内部対流によって生成される熱流束は、本発明によると回転モードでは、流速と、壁と空気との間の温度差とによって実質的に決定される。熱伝達係数は、対流伝達の強度を表現し、対流の種類及び強度に依存する。流体の熱伝達係数に関する、及び特に平面又は曲面上での空気に関する多数の研究が存在する。これにより、回転流の速度と、熱伝達係数との間の関係を精度良く見積もることが可能になる。
【０１２２】
熱伝達係数は、実質的には、表面にわたる空気の強制的対流の速度に依存する。エスタブリッシュドフロー（ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ  ｆｌｏｗ）については、入力効果の後に、係数を以下の通りに近似することができる。
関係式１４：
【数３】
2021509391.tif 000006
【０１２３】
図１０の略図は、熱伝達係数を流速の関数として示す。
【０１２４】
曲線Ａは、従来の近似を示す。曲線Ｂは、Ｓｉｅｄｅｒ−Ｔａｔｅによる、より精密な近似であり、わずかに低い値になっている。曲線Ｃは、２つの前述の手法の線形近似を示し、冷却器の寸法設定において十分であることが判明している。
【０１２５】
したがって、熱伝達係数は以下に従って見積もられる。
関係式１５：ｈｒｏｔ＝３．１・ｖｒｏｔ
ｈｒｏｔは、Ｗ／ｍ２ｋ、ｖｒｏｔは、ｍ／ｓｅｃで表現される。
【０１２６】
この関係式において、必要な流速は、必要な熱伝達係数に対して決定されてもよい。
【０１２７】
排出されるターゲット熱流束Ｑｅｖａｃ、及びターゲット表面温度を、我々は先に設定した。したがって、必要な熱伝達係数を決定するために、先の関係式を使用することができる。
関係式１６：
【数４】
2021509391.tif 000007
【０１２８】
したがって、ターゲット熱伝達係数は、所与の排出される熱の量と所与の表面積とに対して、排出温度と空気流量とによって決定される。
【０１２９】
排出温度には高温が想定され、これは、予熱又は発電の各種方法によるエネルギー回復に好ましい。
【０１３０】
高温はまた、冷却空気流量の要求を限定する利点を有する。他方では、高い排出温度は、より高い交換係数値ｈ、したがってより高い回転速度を必要とする。高い回転速度の生成には、より高い供給圧が必要であり、その結果、送風機の電力消費がより高くなる。これら制約下でシステムを最適化するために、熱伝達係数、注入孔の数、及び注入速度を決定する方法が必要である。
【０１３１】
注入孔の決定
前述したように、文献において利用可能な関係式は、ターゲットの熱伝達係数を得るのに必要な回転速度を決定することに役立つ。
【０１３２】
いったんこの回転速度が決定されると、この回転流に抗する壁の摩擦力が計算される。この摩擦においては、外管の表面が優位であるが、内管の表面を以下の式に加えなければならない。
関係式１７：
【数５】
2021509391.tif 000008
【０１３３】
摩擦係数は、例えば、以下のインターネットで利用可能な関係式に従って決定される。
https://www.cfd-online.com/Wiki/Skin_friction_coefficient.
【０１３４】
摩擦力は駆動力によって補償されなければならず、駆動力は摩擦を補償して、空気を回転中のリング内に保つ。駆動力は、図９に模式的に示すように、傾斜した注入噴流によって作られる。
【０１３５】
噴流の向きが回転流の接線に平行ではないことに起因して、注入力は、より高くなければならない。
【０１３６】
関係式１８：Ｆｊｅｔｓ＝Ｆｄｒａｇ／ｃｏｓ（αｉｎｃｌ）
【０１３７】
注入噴流の力は全ての噴流の断面積Ｓｔｏｔｊｅｔｓによって与えられ、孔の上流の静圧は内管への供給によって与えられる。
関係式１９：Ｆｊｅｔｓ＝Ｓｔｏｔｊｅｔｓ・（ｐｊｅｔ−ｐｒｏｔ）
【０１３８】
静圧は、孔内では動圧に変換される。圧力差は、噴流の動圧によって、及び回転流の動圧によって与えられる（噴流は注入後に減速するが、回転流の速度までである）。
【０１３９】
この動圧は、以下によって与えられる。
関係式２０：
【数６】
2021509391.tif 000009
【０１４０】
したがって、この関係は、必要な注入速度を決定することを可能にする。Ｃｄは、壁の孔を通る排出係数を表す。値は、文献から決定されてもよいが、むしろ１に近いままである。小さい孔については、噴流の見積もりには１という値で十分である。
【０１４１】
回転流の動圧は、以下の通りに見積もられる。
関係式２１：
【数７】
2021509391.tif 000010
【０１４２】
ここで、注入速度から、注入に対する総断面積を決定することが可能になる。
関係式２２：
【数８】
2021509391.tif 000011
【０１４３】
又は、種々の式を統合、簡略化することにより以下になる。
関係式２３：
【数９】
2021509391.tif 000012
【０１４４】
回転速度は、所望の熱伝達係数を得るために事前に設定されている。噴流によって生成される力もまた、摩擦を補償するのに必要な力によって設定される。これにより、適切なＤａｉｒ及びｖｊｅｔの組み合わせを決定する自由度が残る。
【０１４５】
先に提示したように、流量は、エネルギー回復の関数として決定されることになる、空気流出口の温度にも依存する。この温度設定が高すぎる場合、熱伝達係数は高くなりすぎ、その結果、非常に高い注入速度が要求されることになる。冷却器に対する供給圧は非常に高くなり、送風機の電力消費を増加させる。
【０１４６】
送風機の消費を考慮するために、単純化された関係式から、供給される圧力ｐｊｅｔにおけるＤａｉｒからこの消費を見積もることが可能である。
関係式２４：
【数１０】
2021509391.tif 000013
μ：送風機の効率
【０１４７】
注入孔の寸法及び位置決め
製造費用を制限するために、目的は大きな断面積又は直径を有する孔を目指さなければならない。これは、以下の２つの理由で限界を有する。
・対応するセクションにて説明したように、傾斜した孔を通して空気を導くことは、管の厚さ、傾き、及び孔の直径の間に特定の比率を必要とする。
・局所的な流量、したがって新鮮な空気が極端に集中した噴流が、回転流を通過し、冷却器の外管上に冷たい点を生成し得る。
【０１４８】
２〜３ｍｍの直径を有する孔を設計することが有用であると判明している。この寸法で、上記の基準は満足される。この孔の寸法では、多数の孔が必要である。例えば、２００ｍｍの直径、及び３ｍの冷却領域を有する先頭を有する冷却器については、３ｍｍの孔の数は８００である。この数の孔の製造は、最新方法、例えばレーザー又は噴射水切削によって実現可能になっている。３Ｄ印刷の出現が、より複雑な形状さえ有する孔を製造する別の道を開いている。
【０１４９】
孔パターンは、冷却器の長さ及び円周にわたって均等に分配されなければならない。生産ツールに適合できるように、構成には一定程度の自由度がある。しかし、孔が流れと一列に整列される部分は回避されなければならない。その理由は、これが冷却器上に冷たい跡（cold trail）を生成し得るからである。１０又は１２の孔のリング状の構成（管の円周にわたる孔の列）が有用であると判明している。冷却器の長さ全体にわたって、速度ベクトルが螺旋形状を形成する。冷却器の末端における特定量の空気の注入が既に、冷却器の冒頭部において、この螺旋形状を形成している。別の要因は回転流の乱流であり、乱流は、優れた均一性を実現し、冷たい点を回避することに役立つ。
【０１５０】
本発明の実施形態の変形として、孔、及び／又はそれらの直径の分布は、各領域の所望の交換能力に依存して、冷却器の領域（４）に応じて異なってもよい。
【０１５１】
別の変形形態によれば、分配面（２）は、噴流の案内を確実にするために、方向付けられた管が孔内に追加された薄い管であり得る。
【０１５２】
最終ポイント
冷却器の外径は、上記の基準で決定された。内管の直径は、まだ決定されていない。システムの圧力損失を最小限に抑え、孔を通る注入の均一性を内管の長さに沿って確実に良好にするために、圧力損失制御に関するセクションにて説明したように、冷却器の冒頭部における流速及び自由断面は、ほぼバランスが保たれていなければならない。
【０１５３】
注入孔の位置の例を、図１１、図１２及び図１４に示す。
【０１５４】
注入孔の設計及び寸法設定
効率的かつ均一な交換を外管にわたって得るための回転流は、内側供給管内の孔によって形成される傾斜した空気噴流によって生成する。孔は、図１４に示すように、内管の壁に傾斜して穿孔される。しかし、孔の軸の方向に流れを良好に案内するためには、孔の平均長Ｌが十分でなければならない。この目的のために、長さＬは孔の直径Ｄより大きくなければならず、好ましくはＬ≧２Ｄである。
【０１５５】
孔の傾きαは、好ましくは４５°よりも大きく、有利には６０°に近い。その時、必要な管の厚さＴは、以下の関係式から決定される。
関係式２５：Ｔ＝Ｌ・ｃｏｓα
角度α＝９０°−αｉｎｃｌ、
αｉｎｃｌは管の接線に対する孔の傾斜角である。
【０１５６】
内管の半径は、孔の寸法より非常に大きい。したがって、孔の幾何学的寸法を考慮する場合、その曲率は無視できるほどである。
【０１５７】
例：３ｍｍの直径を有する孔が想定される。十分な回転駆動効果を生成するために、５２°の傾きが選択され、これは依然として噴射水ドリル加工で実現可能である。ルールＴ＝Ｌ＊ｃｏｓによれば、αは、９ｍｍの長さＬを与える第３因子であり、６．４ｍｍの管の厚さが必要とされる。この厚さは、標準的なハイグレードのステンレス鋼管のサイズ範囲内にある。
【０１５８】
リボンの幅全体にわたる冷却の変調
場合によっては、リボンの幅にわたる冷却の変調が望まれる。この変調を実現するために、新規な冷却器は装置を組み込み得る。
【０１５９】
壁に近い調整可能な絶縁材
リボン縁部の領域はスズ浴の側壁に近い。そこでは、冷却に関する必要条件は少ない。図１６に示すように、冷却器は、この領域において吸収される流束密度を低減させるように設計されている。第１に、この領域では、冷たい噴流が供給されない。したがって、熱伝達係数は低減され、排出流束の温度は流出口に向かって増加する。
【０１６０】
熱流束の更なる低減のために、絶縁スリーブ（１１）が、冷却器の中で内側に配置される。一変形形態では、このスリーブは、流束低減領域を調整するために、長手方向に移動されてもよい。
【０１６１】
リボンの幅全体にわたって冷却速度を変調するために、冷却器は、供給区画を備え得る。このような区画を、図１３に示す。接線方向の孔を有する供給管は、ディスク（９）によって２つの領域（４）に分けられている。前方領域は、第１の供給管に挿入された追加注入管（５）によって供給される。
【０１６２】
図１５に示すように、冷却器の分割は、冷却器の長さに沿った３つの別個の領域（４）を伴う、リボンと浴の幅全体にわたる冷却速度の制御を提供する。
【０１６３】
様々な幅のリボンが、スズ浴上に浮遊している。リボンの幅は、工程の必要条件によって変動し得る。リボンによって覆われていないスズの領域は側壁に近い。２台の冷却器が、浴全体にわたって配置され、中心で出合う。その領域により、浴の幅全体にわたって冷却速度を調整する際に高い柔軟性が可能になる。エンクロージャ壁の近傍では、６００ｍｍの長さにわたって、内管を通って外管へと至る空気流は存在せず、外管は常に内側スリーブによって覆われている。該スリーブは、低減された冷却領域を拡張するために、縁部から最大１３００ｍｍがオフセットされてもよい。冷却器の残りの部分は、２つの領域（４）に分割されてもよく、そこでは、空気流量が、領域ごとに異なるレベルに調整されてもよい。
【０１６４】
機械的支持の実装及び設計
スズ浴の寸法によって課される大きなオーバーハングに伴う機械的強度に関して、水冷却器には、いかなる特定の課題もない。高温で作動しなければならない冷却器にとっては、状況は完全に異なる。特に、これは、クリープ変形の危険を生じる。
【０１６５】
スズ浴の側壁における冷却器の設計及び設置の例を図１６に示す。内管は、支持構造を形成している。外管は、スペーサ（１２）又は他の支持体によって内管上に載っている。したがって、外管は、いかなる有意な機械的応力を被ることもないであろうし、したがって、非常に高い温度まで上昇し得る。
【０１６６】
本発明によるこの設計の更なる利点は、熱伝達のための外管、及び機械的支持ならびに供給のための内管への冷却器の分離である。
【０１６７】
内管は、浴の外側にある支持体に固定され、次いで、サイドシーリングボックスを通過する。内管は、１つ又は複数の空気流入口によって供給される。外管もまた、浴の壁を通過する。外管の末端には、熱い空気の流出口がある。浴の壁におけるその後退位置には、絶縁スリーブがある。
【０１６８】
内側支持管は、冷却器の全ての状況及び動作モード下で、その剛性を維持しなければならない。内側支持管は、クリープを誘発し得る臨界温度を超えてはならない。耐熱鋼鉄にとっては、この温度は非常に高い場合があり、例えば８００℃である。クリープの危険性は外向きの応力にも依存し、外向きの応力は前記支持体側において、より高い。この応力の進行を、図１７のグラフに示す。曲線Ａは、内管の上部の「引張」応力を示し、曲線Ｂは、最大許容応力を示し、これは管の局所的な温度に依存している。応力のレベルを制限するために、内管は、大きな厚さ、又は更には補強された縁部を有する。材料の質に依存して、クリープを防止するための最小の応力値に応じて、限界温度が存在する。有利には、冷却器のこの側での冷たい空気の供給により、荷重を支持する内管の冷却が確実になる。加えて、内側絶縁スリーブは、サイドシーリングに近い領域において、外管の温度から内管を保護する。図１７の曲線Ｃは、１０３０℃の環境にて冷却器が動作時の内管の温度を示す。この曲線は、最大許容応力の曲線Ｂを部分的に決定する。冷却器の制御を単純化するために、限定された温度、例えば８００℃が選択されてもよい。どの時点においても８００℃の温度は超えていない。応力が非常に高い部分では、温度は５００℃に制限されたままである。この温度では、クリープに対する臨界条件から離れた状態を維持するように、許容可能な応力は、管の実際の応力と比較して十分に高いままである。しかし、管の設計によって、冷却器を１８０°回転することを可能にして、いかなる長期のクリープをも補償することができる。
【０１６９】
追加手段、例えば、以下を冷却器に組み込んでもよい。
・内管の内部の補強材、
・内管の独立した冷却。
【０１７０】
そのような独立した冷却は、内管の温度の過大な増加を制限する小型の水管から構成されてもよい。
【０１７１】
スズ浴内への冷却器の設置、及びスズ凝縮に関する課題
図１８の図は、スズ浴の概略図を平面で示す。ペースト状ガラスのリボン（１０）が、延展するように、液体スズの上方で左流入口に注ぎ込まれる。右側にある流出口にて、冷却されたガラスリボンが引張られて延伸され浴の中心部において薄くなる。頂部ローラ（７）がリボンの縁部を引張り、それを幅全体にわたって延展させる。
【０１７２】
リボンの冷却の一部は、壁、特に浴の炉床を介して生じる。冷却の別の一部は、浴の先頭に配置されたオーバーヘッド冷却器（１）、及び浴の末端に配置されたオーバーヘッド冷却器（８）によって実施される。浴の末端にある冷却器は、主にリボンが取り出される前にリボンの温度を約２００℃低くするために使用される。
【０１７３】
浴の先頭にある冷却器は、３つの機能を有する。
・粘性、したがってガラスの延展を制御する、
・頂部ローラの温度を管理する、
・幅全体にわたる温度プロファイルを制御する。
【０１７４】
引き抜き工程の始めにおける、幅にわたる温度分布は、最終的なリボンの厚さプロファイルに大きな影響を及ぼす。
【０１７５】
図１８に示すスズ浴構成に対して、図１９は、スズ浴の長さに沿った温度進行を示し、スズ浴の長さに沿って３つの温度プロファイルを示す。
・曲線１：リボンの温度（幅にわたる平均）、
・曲線２：スズの温度、
・曲線３：揮発性種の凝縮温度。
【０１７６】
リボンの温度はスズの温度よりも高いことが分かる。これは、スズ浴の炉床を介する冷却の設計に起因する。凝縮温度の測定の結果、スズ及びリボンの温度よりもかなり低い温度であることが分かる。したがって、揮発種の分圧は、スズの表面とは平衡状態にはない。凝縮温度とリボン温度との間の差はかなり大きい。リボン温度が浴末端に向かって減少するにつれて、凝縮温度は減少する。リボン温度と凝縮温度との間には、約２００〜３００℃の差がある。
【０１７７】
凝縮温度は多くの要因に依存し、特に、
・スズの温度、
・スズの自由表面、
・スズの蒸発に関わる種の濃度、
・更新雰囲気の流量及び注入モード、
・雰囲気中の対流の方向。
【０１７８】
雰囲気の流量を増加させることで、凝縮温度は更に低くすることが可能になる。
【０１７９】
図１８の図は、スズ浴の表面上でのガラスの延展及び形成を示す。左流入口にガラスを注ぎ込んだ後に、ガラスは、その温度の関数として自然に延展する。この冷却を制御するために、１対又は２対のオーバーヘッド冷却器（１）が、浴の先頭に追加される。頂部ローラ（７）は、ガラスを更に延展して薄いリボンを得るために、又は厚いガラスの生産のためにそれを収容するために使用される。浴の収縮位置において、リボンはその最終的な形状を得ており、取り出される前に更に冷却されなければならない。この位置に、オーバーヘッド冷却器のクラスタがあり、より多くの熱が排出される。
【０１８０】
ガラスが注ぎ込まれた直後、側壁による損失がリボンの縁部を更に冷却する傾向がある。この結果、図１８に示す温度プロファイルになり、カーブするＴプロファイルを伴っている。
【０１８１】
本発明による冷却器の寸法設定の例１
先頭において８ｍの幅を有するスズ浴は、調整可能な、凝縮しない冷却器を必要とする。
【０１８２】
８００℃の凝縮温度は、既に決定されている。凝縮を回避し、冷却速度をできるだけ高く維持するために、冷却器の動作温度は８２０℃に設定される。
【０１８３】
サイドシーリング用の開口部は、２８０ｍｍの高さを有する。サイドシーリングに嵌まり、ガスケット用の空間を残すために、冷却器の最大直径は２２０ｍｍに設定される。
【０１８４】
リボンは、生産されるリボンの厚さに依存して、冷却器に供給される位置において６〜７ｍの幅を有する。新鮮な空気注入を用いた有効な冷却を伴う幅は、６ｍに選択される。冷却速度は、冷却器流出口に向かってわずかに減少し、それが、リボン縁部の冷却を低減させる。リボン縁部の冷却は、調整可能な絶縁スリーブによって更に制限され得る。各冷却器は、３ｍの有効な注入孔長さを有する。したがって、各冷却器は、２．１ｍ２の活性な冷却表面積を有する。
【０１８５】
管にわたる放射は、８２０℃、０．８の放射率、及びリボンの温度とキャノピーの温度との間の平均を表す１０００℃の外側温度を仮定して見積もられた。浴の先頭における放射フィールドは、冷却面がほとんどない黒体の放射に接近し、０．９の放射率によって表現され得る。これらの条件から、冷却器のアクティブな３ｍにわたって、５０ｋＷ／ｍ２の流束密度及び１０４ｋＷの総流束が得られる。
【０１８６】
冷却器のスキン上でターゲットの８２０℃を維持するためには、内部対流によって厳密に同じ熱流束が確保されなければならない。
【０１８７】
排出される熱流束に基づいて、冷却空気流量が、求める排出空気温度の関数として決定される。
【０１８８】
一方では、排出温度には高温が想定され、これは、予熱又は発電の各種方法によるエネルギー回復に好ましい。
【０１８９】
高温はまた、冷却空気流量の要求を限定する利点を有する。他方では、高い排出温度により、より高い交換値ｈ（ｖｒｏｔ）、したがってより高い回転速度が必要となり、その結果、送風機に対してより高い圧力が要求される。
【０１９０】
３００℃の排出温度は、これらの制約の間の良好な妥協点であり、以降で採用される。
【０１９１】
したがって、関係式８によれば、標準条件下での空気流量は、以下によって決定され得る。
・Ｔａｉｎ：７０℃
・Ｃｐ：１００５Ｊ／ｋｇ．Ｋ＊１．２ｋｇ／ｍ３＝１２０６Ｊ／ｍ３＊Ｋ
【０１９２】
これらの条件は、１３４３Ｎｍ３／ｈの流量の要求につながる。次いで、この流量、及び事前に示された関係式９を用いて、排出される所与の熱の量、及び所与の表面積に対して、熱伝達係数が排出温度の関数として決定される。
【０１９３】
この例では、値は、以下の通りである。
・Ｑｅｃｈ：１０４ｋＷ
・Ｔｓ：８２０℃
・Ｔａ：３００℃
・Ｓｕｒｆ：２．１ｍ２
【０１９４】
これにより、熱伝達係数の値は９６Ｗ／ｍ２Ｋとなる。この値は、前記２つの管の間の環状空間内での回転対流によって得られることになる。
【０１９５】
熱伝達係数についての単純化された関係を用いて、必要な９６Ｗ／ｍ２Ｋを得るための回転速度を簡単に見積もると、ｖ＝３１ｍ／ｓが得られる。
【０１９６】
次のステップは、前記２つの管の間で３ｍの長さにわたって、この平均速度における流れの摩擦力を決定することである。最初に、摩擦係数Ｃｆは、例えば以下のインターネットアドレスに記載されているグランヴィル法により決定される。
https://www.cfd-online.com/Wiki/Skin_friction_coefficient.
【０１９７】
この結果、Ｃｆの値は０．０１３となる。
【０１９８】
摩擦力に対するこの値及び関係式１７については、１２．３Ｎの値が与えられる。回転速度を維持しなければならない場合、この力は噴流を注入することによって維持されなければならない。
【０１９９】
我々の例では、注入孔の傾きは、接線に対して３８度に決定された。回転対流を維持するために噴流によって印加される力の有用な部分は、公式１８に従って決定されてもよい。したがって、送風機流出口での温度（７０℃）において、全ての噴流を流量Ｄａｉｒで注入することにより、１５．７Ｎの力が生成されなければならない。この流量は、１６８８ｍ３／ｈに達する。
【０２００】
公式２３は、噴流によって生成される力と、注入及び回転速度との間の関係を示す。
【０２０１】
しかし、この公式を変換した形により、必要な１５．７Ｎを得るための正しい速度を決定することがより容易になる。
関係式２６：
【数１１】
2021509391.tif 000014
【０２０２】
この関係式を用いて、３ｍｍの孔の中に噴流を注入した場合に、更には７０℃の温度における流量Ｄａｉｒを用いて、８４ｍ／ｓの速度が得られる。その時、流量／流速の比が、全ての孔に対する自由断面積を与え、それは５５．８ｃｍ２になる。孔当たり７．０６５ｍｍ２の断面積の場合、必要な総断面積を実現するには７９０個の孔の総数が必要である。
【０２０３】
この時、これらの孔は、能動的な冷却のために、内管の表面にわたって、そして３ｍの長さにわたって均等に分配されることになる。内管の１．０８ｍ２の表面積は、孔の必要な数で除算されてもよい。この結果、各孔に割り当てられる面積は１３．７ｍｍ２となる。正方形領域は、所与の領域にわたって一様な分布を有することになる。そのような正方形の辺の長さは３８ｍｍとなるであろう。円周方向における分布のために、９．７個の孔という値が計算から得られる。円周方向にわたるように、これを切り上げて１０個の孔としなければならない。７９０個の孔を得るためには、１０個の注入孔を有する７９個のリングが、孔の２つの列の間に３８ｍｍの間隙を伴って必要である。
【０２０４】
この結果、内管の表面上に孔が良好に分配された。孔が整列していることは、製造を容易にもする。管の先端部を冷却するために、孔のごく一部が追加されることになる。先端部の流量及び長さに沿った蓄積が、螺旋流れを急速に誘導する。螺旋流れにより、リング内の噴流が整列していることに起因して、外管上での冷たいリングの形成が防止される。しかし、円周及び長さにわたる注入の均一性が維持される限り、注入孔の他のいかなる分布も可能である。
【０２０５】
噴流の供給圧に関する１つの最後の考慮がある。８４ｍ／ｓの注入速度は約３１００Ｐａの圧力を必要とする。この値においては、供給管の圧力損失、排出部分、及び流出口接続を加えなければならない。供給、空気の流入口及び流出口、制御弁などによる追加の圧力損失もまた、かなり大きな寄与を占めており、動作には６０００〜７０００Ｐａの静圧が必要である。
【０２０６】
冷却器の噴流を供給する静圧は、必要な流量を有する送風機によって供給される。欧州の規則は、送風機サイズに依存して最小限の効率を取り決めている。この例では、送風機の静的空気出力とモーターの電力との間において、５０％の送風機の効率が出発点として使われ得る。
【０２０７】
送風機の電力は、公式２４を５．８ｋＷで使用して見積もってもよい。したがって、送風機の消費は、冷却器によって排出される熱量１０４ｋＷのわずか６％に相当する。
【０２０８】
この例示的実施形態の機械的強度
・２２０ｍｍの外径、３ｍｍの厚さを有する外管、
・１１５ｍｍの外径、６ｍｍの厚さを有する内管、
・材料：オーステナイトステンレス鋼又はフェライトステンレス鋼の管、
・管長さ：浴内部における４ｍのオーバーハング（overhang）、
・内管内部における補強材。
【０２０９】
この管のモデリング及び測定値は、わずか１５ｍｍの偏向を示し、これはスズ浴の管にとって十分に許容可能である。偏向は、管支持体を調整することで補償され得る。
【０２１０】
例示的実施形態の熱的均一性の質
数値シミュレーション及び試験によって、この冷却器の有効性を実証した。
【０２１１】
図２０の結果に至る構成において、冷却器は１０３０℃の温度に曝露された。シミュレーション結果（連続曲線）と測定点との間の偏差は、測定、シミュレーションの精度の限界、又は放射率の値の、現実とモデルとの間の偏差に起因する。しかしながら、このグラフでは良好な程度の均一性が分かり、温度範囲は、浴内にある全長４ｍに対して、１．５ｍ〜４．５ｍの冷却器の有効長（active length）にわたって約３０℃に限定されている。絶縁スリーブは、１．３ｍの位置に前進している。
【０２１２】
例示的実施例の熱的性能及び設定
設置が浴の末端部であるか、又は浴の先頭部であるかに関わらず、冷却器は、凝縮を発生させることなく、良好な冷却能力を有しなければならない。図２１のグラフは、２２０ｍｍの直径及び３ｍの冷却長さを有する冷却器の性能を示す。４ｍの全長に対して、左側のｙ軸は、外管の温度、又は冷却器を出る空気の温度に対応し、右側のｙ軸は冷却器の熱出力に対応する。ｘ軸は、冷却器を通る空気流量を示す。５つの曲線についての動作条件は、以下の通りである。
・曲線Ａ：１０３０℃の炉に対する外管の温度、
・曲線Ｂ：８００℃の炉に対する外管の温度、
・曲線Ｃ：１０３０℃の炉に対する冷却器の流出口での空気温度、
・曲線Ｄ：１０３０℃の炉に対して冷却器によって排出された電力、
・曲線Ｅ：８００℃の炉に対して冷却器によって排出された電力。
【０２１３】
前記グラフは、１０３０℃又は８００℃の環境において、冷却器によって排出される熱流束を示す。冷却用の空気流量は異なる値に調整されている。曲線は、２つの流量調整領域を有する、この冷却器の長さにわたる均一な冷却を伴う動作を示す。
【０２１４】
このグラフは、冷却器の別の利点を示す。すなわち、表面温度、したがって排出される熱流束が、空気流量によって精密に調整され得ることである。１０３０℃の外部温度において、流量の変化により、管温度は９９０℃〜８００℃で変化する。したがって、排出される熱の量は、６０〜１２０ｋＷで変動する。冷却器の設計により、冷却速度の高度な調整が可能になる。８００℃の温度において、浴の先頭における位置で、冷却器上に凝縮は観察されなかった。したがって、冷却器の列の全能力は、６ｍの有効な冷却幅を有して２×１２０ｋＷである。サイドシーリングに近い冷却器の末端部は、リボン縁部の不必要な冷却を回避するために、より高い温度に調整されている。
【０２１５】
冷却器のこの性能によって、１日当たり６００トンのスループットを有するガラスリボンに対して、２５℃の最大冷却が達成される。このような冷却速度は、工程の実行に非常に好適である。従来の冷却器とは対照的に、冷却器上への凝縮物の堆積が存在しないことに起因して、この冷却速度は安定なままである。
【０２１６】
排出空気温度が５４０〜３００℃である場合もある。従来技術による、冷却器から出てくる５０℃の最大温度を有する水による冷却と比較して、この温度はエネルギー回収のために遥かに有利である。
【０２１７】
８００℃の外部温度では、放散される熱の量はもちろん低減するが、１２００Ｎｍ３／ｈにおいて、依然として７０ｋＷに達する。この出力では、表面温度は５４０℃に低下するが、依然として凝縮温度を超えている。標準フロートガラスの温度は、浴の狭い終端部分において８５０〜６２０℃である。この温度において、４ｍｍの透明なガラスリボンは、約６０ｋＷ／ｍ２〜２５ｋＷ／ｍ２の半球状の放射を放出する。この放出に加えて、ガラスの光学窓内のスズからの小さな寄与がある。
【０２１８】
したがって、リボンに面している、冷却器の下半分は、ガラスによって放出されるこの流束密度のかなりの部分を吸収し得る。浴の終端部分のキャノピーは、ガラスリボンによっても加熱され、この放射のかなりの部分を、冷却器の上半分に向けて再放出する。しかし、浴の末端部において冷却器によって吸収されるこれらの流束の決定は、比較的複雑であり、後で提示されることになる。
【０２１９】
本セクションは、以下の試験中に測定される流束密度で完了する。
・１０３０℃の炉、８００℃の管：１２０ｋＷ＝＞５８ｋＷ／ｍ２
・８００℃の炉、５４０℃の管：７０ｋＷ＝＞３４ｋＷ／ｍ２
【０２２０】
これらの平均値は、比較的一様な温度にて試験炉内で能動的に冷却された３ｍの部分に対して有効である。
【０２２１】
例：リボン幅調整を伴う先頭冷却器
浴の先頭部における冷却の場合、リボンの幅にわたってガラスの熱プロファイルに影響を及ぼすように想定される。
【０２２２】
図２２のグラフは、スズ浴の流入口でのリボンの様々な温度プロファイルを示す。曲線１は、リボンが、初期的な延展の直後に依然として均一であると仮定している。壁からの熱損失は、リボンの中心からよりも、リボンの縁部から、より多くのエネルギーを引き出す。曲線２は、リボンが浴を数メートル通過した後に得られた固有の熱プロファイルを示す。冷却を加速するために、均一な冷却の分布を有する冷却器が、浴の幅全体にわたって追加されている。リボン温度は更に低下するが、冷たい縁部を有するプロファイルは維持される（曲線３）。
【０２２３】
固有のプロファイル、及び均一な追加の冷却を有するプロファイルは、したがって、当然ながら縁部に向かって、より冷たい。いくつかのガラス製造業者は、機械的引き抜きパラメータを調整して、縁部に向かってより高い粘度を補償して、リボンの縁部における過剰な厚さを回避する。
【０２２４】
しかし、より均一な温度でリボンを延伸させることが好ましい。この理由から、冷却器は３つの領域に分割される。
・調整可能な絶縁位置を有する絶縁セグメントを有する縁部領域（サイドシーリング側）、
・冷却速度の調整を伴う、リボンの側面部分に対する領域、
・冷却速度の調整を伴う、リボンの中心部に対する領域。
【０２２５】
これら領域の冷却速度の正しい調整を確認するために、図２３に示すように、一様な温度の炉において試験を実施した。試験した冷却器は、スズ浴内の先頭冷却器に対して、リボンの幅の半分をカバーしている。
【０２２６】
局所的な流量及び内側ソックス（sock）／スリーブを変動させることによって冷却速度を調整するための２つの領域は、冷却器の熱プロファイルを適合させることを可能にする。冷却器の温度を、１．６、２．８、及び３．９ｍの位置で外管に取り付けた熱電対を使用して測定した。
【０２２７】
曲線Ａ：スリーブは後退しており、中心領域での流量は大きく、終端領域での流量は小さい。管温度は、終端領域において９００℃に接近している。管温度は中心領域で約８００℃に低下し、スリーブによって絶縁されていない位置では更に低下している。このような設定では、特に側部において、リボンを冷却することが可能である。
【０２２８】
曲線Ｂ：スリーブは依然として後退しており、中心領域での流量は弱く、終端領域での流量は増加している。したがって、終端領域はほぼ８００℃に低下し、中心部では約８８０℃に、そして次に９００℃に上昇している。この構成は、リボンの中心部を更に冷却することを可能にする。
【０２２９】
曲線Ｃ：終端領域での流量は、７８０℃を実現するために更に増加され、リボン中心部の良好な冷却が達成されている。冷却器の中心領域は８５０℃である。今回は、スリーブを前進させており、スリーブ調整領域の温度は９５０℃に上昇している。リボンの側部及び縁部はもはや、ほとんど冷却されていない。
【０２３０】
これら冷却モードの、リボンの熱プロファイルへの効果を評価するために、浴の最初の部分の数値シミュレーションを実施し、その結果を図２４に示す。
・曲線１：初期的な延展後の均一な温度、
・曲線２：冷却器を使用しない固有の冷却、
・曲線３：均一な冷却器を用いた追加冷却、
・曲線４：中心部分の増加した冷却と側部の低減した冷却とを伴う、冷却器による追加冷却、
・曲線５：中心部分の低減した冷却と側部の増加した冷却とを伴う、冷却器による追加冷却。
【０２３１】
リボンの縁部の自然な冷却を補償するために、この冷却器は、中心部における増加したレート、及びリボンの縁部に向かって低減するレートで設定されている。結果は、プロファイル４であり、均一性が改善されている。これとは反対のことが、曲線５で示すように、中心部をより暖かくすることで達成され得る。この種の設定は、厚いガラスにとって関心の対象である。
【０２３２】
例：円周方向への変調を有する浴末端部における冷却器
冷却器が浴の末端部に多数実装された場合、それらの距離に依存してキャノピー上に互いの影が形成される。従来の冷却器で実践されているような横並びの配置は、キャノピー及び冷却器の上部をリボンの放射から完全に遮断する。これは、冷却器の上方の空間において温度低下を引き起こし、著しい凝縮を生じる結果となる。
【０２３３】
そのような凝縮を防止するために、冷却器の間隔を空けて離すことが有利である。これにより、放射がキャノピーに到達して、キャノピー温度を高く維持することが可能になる。キャノピーは放射を再放出し、放射は次に、冷却器の上部によって吸収される。したがって、冷却器の上部は、冷却プロセスに参加し続ける。
【０２３４】
しかし、冷却器は、キャノピーを通して、より低い放射強度を受け取る。冷却器の頂部の温度はなお更に低下して、凝縮が発生する場合がある。この効果を定量化できるように、シンボリックモデル及び数値モデルが開発され、これらはシステムの鍵となる以下のパラメータを取り込んでいる。
・温度及び放射率、
・冷却器の直径、及び冷却器間の距離。
【０２３５】
図２５の略図は、リボンとキャノピーとの間の冷却器、及び近くに配置された別の冷却器に影響を与える様々な放射を示している。半円上で角度Ａｃｉｒｃによって定義される各円周方向位置が、異なる放射源「キャノピー、リボン、近くの冷却器」の組み合わせを受け取る。
【０２３６】
図２６のグラフは、入射放射及び放出放射の様々な強度を、冷却器の角度位置の関数として示す。
【０２３７】
以下の３つの曲線が示される。
・曲線Ａ：ガラスリボンを通る入射流束、
・曲線Ｂ：キャノピーを通る入射流束、
・曲線Ｃ：近くの冷却器を通る入射流束。
【０２３８】
このシミュレーションでは、関与している表面の各々がランバート放射を放出する（したがって、その強度はｃｏｓ（Δ垂直線からの角度））と仮定され、これは、特に高い放射率を有する多くの材料にとって良好な近似である。
【０２３９】
シンボリックモデルは、冷却器の半円上での入射強度を与え、図２５に示す例については、Ａｃｉｒｃは０℃〜１８０℃である。管における流束の角度分布の計算で使用するパラメータは、以下の通りである。
・管径：２２０ｍｍ、
・軸距離：６００ｍｍ、
・７５０℃のガラス、及び０．７の放射率、
・６００℃のキャノピー、及び０．８の放射率、
・５００℃の管、及び０．８の放射率。
【０２４０】
凝縮温度を４７０℃にて決定した。したがって、冷却器についての５００℃の温度は凝縮を防止することになる。
【０２４１】
モデルは、管に入射する放射の様々なソースを角度位置に従って計算することを可能にする。これらの寄与を図２６のグラフに示し、ここで、ｙ軸は入射放射であり、冷却器の半円にわたる角度位置を表す。曲線Ａはリボンからの入射放射に、曲線Ｂはキャノピーからの入射放射に、及び曲線Ｃは近くの冷却器からの入射放射に対応する。
【０２４２】
ガラスは、明らかに、管上への入射流束に最大の寄与をしている。キャノピーの寄与はより小さい。近くの管を介して、小さい寄与がもたらされる。
【０２４３】
入射ガラスからの放射の急速な低下が、冷却器の角度位置に応じて観察される。１３０°からは、ガラスからの放射は管面に到達しない。しかし、キャノピーからの放射は増加して１８０°で最大になる。
【０２４４】
次いで、これらの寄与は一緒に加算され、５００℃における管の放出が差し引かれる。
【０２４５】
寄与のこの追加、及び管自体によって放出される放射の減算により、管表面で交換される正味流束を見積もることが可能になる。図２７は、正味流束のこの角度分布を示し、ｙ軸は入射流束、ｘ軸は半管にわたる角度位置である。この設計及びシンボリックモデルを確認するために、ＤＯＭ方法を用いて、放射交換を伴う数値モデルを作り上げた（浴内の雰囲気の吸収が低いので、表面間の放射の数値モデルも好適である）。破線曲線Ａはシンボリックモデルに対応し、一方で、実線曲線Ｂは数値モデルに対応する。
【０２４６】
選択された条件では、上部（１８０℃の方の１０ｋＷ／ｍ２）と下部（０℃の方の２７ｋＷ／ｍ２）との間で、正味放射において有意な変動がある。放射の複数の反射も取り込んでいる、放射フィールドの数値解により、異なる部分間の遷移が平滑化され、シンボリックモデルと比較して、特に１３５°における谷（trough）が除去されていることが分かる。
【０２４７】
数値的な放射モデルは、より滑らかな分布を示す。シンボリックモデルは、１未満の放射率を有する表面からの反射の効果を組み込んでいない。しかしながら、シンボリックモデルは、浴の末端における冷却器の寸法設定を容易にするために、条件を迅速に変更することを可能にする。
【０２４８】
角度位置の関数としての正味放射のこの曲線に基づいて、内部交換係数のための曲線が決定され得る。
【０２４９】
しかし、過度に近接した管によって放射の谷を回避することは有利である。図２８は、３つの管中心間距離を示し、グラフＡは４００ｍｍ、グラフＢは６００ｍｍ、及びグラフＣは１２００ｍｍである。これらグラフでは、ｙ軸は正味流束、ｘ軸は半管の角度位置である。
【０２５０】
これらの条件下での、管にわたる平均流束は以下の通りである。
・中心間距離が４００ｍｍの場合は１４．５ｋＷ／ｍ２、
・中心間距離が６００ｍｍの場合は１５．７ｋＷ／ｍ２、
・中心間距離が１２００ｍｍの場合は１６．７ｋＷ／ｍ２。
【０２５１】
距離が４００ｍｍの場合、冷却器の側面に大きな谷がある。距離を６００ｍｍに増加させると、この谷は大幅に低減する。距離が１２００ｍｍの場合、６００ｍｍにおける横方向の流束と比較して、わずかな改善がもたらされるだけである。数値シミュレーションは、放射の反射部分によるピーク及び谷の平滑化の追加的な効果を明らかにした。谷を更に平滑化する数値シミュレーションにおいて判明した反射された放射の寄与により、６００ｍｍの距離は、２２０ｍｍの直径を有する管にとって良好な妥協と考えられ得る。
【０２５２】
距離が６００ｍｍの場合の正味流束角度プロファイルに対して、冷却器の下部及び上部の間における変調された最終的な係数を用いて、このターゲットプロファイルに接近する内部流の発生を現在考慮することができる。
【０２５３】
円周にわたって変調された熱伝達係数を得るために、図２９に示すように、注入噴流及び内部流の様々な設計変更が考慮され得る。
【０２５４】
第１の例Ａは、冷却器の下側にある噴流の集中を示す。第２の例Ｂは、供給を噴流に対して分離したものを示し、それにより上半分において流量を低減させることが可能になる。第３の例Ｃは、偏心を作成するための軸のオフセットを示す。
【０２５５】
これら管間フロー変調の各々を、冷却器の下部と上部との間の熱伝達係数を変化させるために用いてもよい。これら手段の組み合わせも可能である。これらの流れ変更方法の影響を定量化するために、数値モデルが開発された。
【０２５６】
内部冷却への適合のための浴末端部の例
この比較のために、数値モデルにおいて以下の条件を使用した。
・外管の直径：２２０ｍｍ、
・内管の直径：１１５ｍｍ、
・冷却器の下方のリボンの温度：７５０℃、
・噴流速度：６０ｍ／ｓ、
・隣接する管の間の距離（中心間距離）：８００ｍｍ。
【０２５７】
数値モデルは、７５０℃の温度及び０．７の放射率を有するガラスリボンと、０．８の放射率及び２ｋＷ／ｍ２の絶縁率を有するキャノピーとを組み込んでいる。２つの表面の間の冷却器は、外部条件及び内部空気流に応じて、その温度及び熱流束プロファイルを適合させる。全てのケースが、同じ空気流束量でシミュレートされた。
【０２５８】
軸オフセットの３つのケースと、円周にわたって熱流束を変える注入変調の１つのケースについて比較を実施した。図３０は得られた結果を示し、ｙ軸は外管上の熱流束、ｘ軸は半管の角度位置であり、
・曲線Ａ：下側だけにおける噴流の注入（流量の保存、及び２倍注入速度）、
・曲線Ｂ：２１ｍｍオフセット、
・曲線Ｃ：１６ｍｍオフセット、
・曲線Ｄ：同心。
【０２５９】
曲線Ａは、図２９Ａに示すように、リボンに面する、冷却器の下側だけに噴流が存在する場合に対応する。曲線Ｂは、冷却器の周辺部全体にわたって分配された噴流に対応するが、管の偏心を有し、ここでは図２９Ｃに示すように２１ｍｍの偏心を有する。曲線Ｃは、曲線Ｂと類似の構成に対応するが、１６ｍｍの偏心を有する。最後に、曲線Ｃは、図４に示すように、同心の管を用いた、冷却器の周辺全体にわたって分配される噴流に対応する。
【０２６０】
ｘ軸上の０は、リボンに面する外管の母線に対応する。
【０２６１】
管のオフセットが、ガラスリボンの前面部分における流束を効果的に増加させることが分かる。オフセットが２１ｍｍの場合、２７−１７＝１０ｋＷ／ｍ２のΔｑが得られる。この１０ｋＷ／ｍ２の違いが、冷却器の上側と下側の温度を均一化することを可能にするかどうかを調べることにする。
【０２６２】
図３１は、冷却器の構成を図３０から引き継いでいる。円周の半分にわたる、外管の温度プロファイルの比較を示し、ｙ軸は外管の温度であり、ｘ軸は角度位置である。管の２つの側のプロファイルが対称であると想定しているので、曲線は半分だけをプロットしている。曲線は、ガラスリボン側（０℃）にある下側の点と、キャノピー側（１８０℃）にある上側の点との間における、管の温度均一性の程度を示す。
【０２６３】
検討したこれらケースに対して、最小の許容可能温度が４７０℃であると想定され得る。下側噴流のケースでは、全体的な流量は、この条件を満足するようには調整されなかった。しかし、このケースは、結果的に管温度の適切な均一化に至らなかったことが分かる。他のケースは、最小の許容可能温度を満足する。
【０２６４】
同心の管、及びその均一な係数を有する冷却器もまた、浴末端の条件下で、強い温度変動が発生した。ガラス側では、管は約５２０℃まで上昇するが、キャノピー側では４７０℃に減少する。この５０℃の差は、冷却器の全体的な効率を低減させる。その理由は、低い方の温度は、凝縮を回避するための最低温度に設定されなければならないからである。管のオフセットは、熱伝達係数に影響すること、及びガラスとキャノピーとの入射流束の違いを補償することを効果的に可能にする。オフセットが２１ｍｍの場合は、ガラス側の温度は４８０℃、キャノピー側の温度は４７０℃である。これは、非常に適切な熱均一性を提供して、高い冷却効率を実現する。
【０２６５】
流束整合によって利得を定量化するために、管の円周にわたる平均流束密度を比較しなければならない。
・同心管：１９．３ｋＷ／ｍ２、
・１６ｍｍオフセット：２０．７ｋＷ／ｍ２、
・２１ｍｍオフセット：２１．０ｋＷ／ｍ２。
【０２６６】
管と管の間の中心間距離が８００ｍｍの場合、２１ｍｍのオフセットの時、冷却器効率は１４％増加する。これらのケースの全てにおいて、キャノピー温度は、凝縮を回避するのに十分に高いままであった。
【０２６７】
例：間隔を開けた浴末端冷却器
上述のように、十分な入射放射によってサイド部分の適正な使用を確実にするために、冷却用の管の間に一定距離を維持することは有利である。これもまた、キャノピーに十分な放射を維持すること、キャノピーの高温を維持してその上への凝縮を防止すること、及びキャノピーから冷却器への放射を維持することの利点を有する。
【０２６８】
他方では、浴の長さを制限するために、リボンからのエネルギーを高い流束密度で排出することが望ましい。
【０２６９】
図３２は、浴の長さに沿った冷却チューブの設置の例を示す。第１の管は、８３０℃のリボン上にあり、厚さは４ｍｍである。
【０２７０】
図３３は、浴の終端区間における冷却器の熱条件、特に冷却器区間内のリボン温度の変動を示す。
・グラフＡ：８３０℃のリボン、及び２台の冷却器の間の中心間距離は６００ｍｍ、
・グラフＢ：６５０℃のリボン、及び２台の冷却器の間の中心間距離は１２００ｍｍ。
【０２７１】
８３０℃のリボンについては、６００ｍｍの距離を選択した。キャノピーが６００℃の場合は、流束は４３ｋＷ／ｍ２〜約１５ｋＷ／ｍ２である。４ｍの長さにわたる管面により、２５ｋＷ／ｍ２の平均流束が、７０ｋＷを排出することを可能にする。１１ｋＷ／ｍ２の流束を有する浴末端部の管が、更なる３０ｋＷを排出することを可能にする。これらの値は、凝縮を防止するために、５００℃の平均冷却器温度によって得られる。１日当たり８００トンの能力を有するスズ浴にとっては、１ＭＷの量が、冷却器を通して浴末端部において排出されなければならない。本発明による約２０台の冷却器が、この１ＭＷを排出するために必要である。冷却器の間の平均中心間距離が８００ｍｍの場合、２０台の冷却器の設置には、ちょうど１６ｍが十分となり、これはスズ浴内において５．３のベイに対応する。
【０２７２】
冷却器の間の距離を増加させることは、たとえリボン温度が低下したとしても、特にキャノピー温度を高く維持することに有用である。しかし、雰囲気が浴の流出口に向かって移動することにより、凝縮温度は実際には維持される。この理由から、冷却器及びキャノピーの両方は、浴の終端区間の長さにわたって凝縮温度を超えたままでなければならない。
【０２７３】
結論／利点
スズ浴において使用される従来の水冷却器は、以下の一連の課題に遭遇する。
・スズ浴内の雰囲気中の揮発性種の凝縮温度よりも、温度が常に低い、
・その表面における凝縮層の形成、
・凝縮物の脱離がガラスリボン上に欠陥を引き起こす、
・凝縮層の形成に起因する冷却速度の制御されないドリフト、
・水冷却システムが故障した場合の冷却器の爆発の危険性。
【０２７４】
ガス状流体を用いる冷却器は、より高い温度での動作を可能にする。しかし、同心の二重管を有し、内管を通した注入を伴う非常に単純な冷却器を用いた試験により、冷却器の長さ及び円周にわたっての熱均一性に関する重大な課題が明らかになった。
【０２７５】
ガス状流体を用いて良好な表面熱均一性を保証することは、特に困難であると判明した。この課題は、例えばスズ浴のために必要とされる冷却器など、長い冷却器にとって特に厳しくなる。
【０２７６】
本発明による新規な冷却器は、冷却器内部での熱交換モードの設計変更によって、これら課題の全てを回避する。特に、新規な冷却器は、以下を有する。
・冷却器の長さに沿った分配された均一な形での空気の注入、
・冷却空気の回転による、排出流からの熱伝達係数のデカップリング、
・内管による、「高温熱交換面」機能と「大型オーバーハング用の機械的支持」機能の分離。
【０２７７】
この新型の冷却器の設計及び寸法設定は複雑である。本発明によれば、系統的手法により、その寸法設定において考慮される多くの要因を管理し、首尾一貫した、操作可能な設計を提供することが可能になる。
【０２７８】
したがって、新型の冷却器は、以下の多くの利点を有する。
・長さ≧４ｍが実現可能、
・均一かつ安定な表面温度、
・調整可能な表面温度、したがって精密に調整可能な冷却速度、
・先頭冷却器がリボン幅の熱特性を調整するのに有用な、調整可能な面積当たりの冷却速度、
・ガラス及びキャノピー温度への調整が必要な末端の冷却器にとって有用な、円周における調整可能な冷却速度。
【０２７９】
もちろん、本発明はちょうど今述べた実施例に限定されず、本発明の範囲を越えることなく、これら実施例に多くの調整がなされてもよい。その上、本発明の様々な特徴、形状、変形形態及び実施形態は、それらが非互換又は相互排他的でない限り、様々な組み合わせで互いに結合されてもよい。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
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【図２８】
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【図２９】
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【図３０】
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【図３１】
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【図３２】
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【図３３】
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【国際調査報告】
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