NO156433B - TOBAKKSROEKFILTER. - Google Patents

Description

Fremgangsmåte for utglødning av glass ved regulert nedkjøling gjennom utglødningsområdet. Procedure for annealing glass by regulated cooling through the annealing area.

Denne oppfinnelsen angår varmebe-handling eller utglødning av glass, og be-handler særlig fremgangsmåter for nedkjøling og utglødning av et sammenheng-ende glassbånd på en lett regulerbar måte This invention relates to the heat treatment or annealing of glass, and particularly deals with methods for cooling and annealing a continuous glass band in an easily adjustable manner

og på forholdsvis kort tid, mens det blir and in a relatively short time, while it remains

oppnådd forholdsvis små gjenværende obtained relatively small residuals

spenninger 1 de ferdige produkter. voltages 1 the finished products.

Nødvendigheten av å bruke et regulert nedkjølingsprogram for å redusere de The necessity of using a regulated cooling program to reduce de

spenninger som opptrer i glassprodukter stresses occurring in glass products

når de blir avkjølt fra sin smeltede form when they are cooled from their molten form

eller fra en temperatur til hvilken de er or from a temperature to which they are

blitt oppvarmet for å utløse eksisterende been heated to trigger existing

interne spenninger, er velkjent. Ved pro-duksjon av en kontinuerlig glassplate eller internal stresses, is well known. In the production of a continuous sheet of glass or

et glassbånd, slik som ved en trekkeprosess, a glass band, such as in a drawing process,

er riktig utglødning nødvendig for å frembringe et glass som har et tilnærmet jevnt correct annealing is necessary to produce a glass that has an approximately uniform

mønster for de gjenværende spenninger pattern for the residual stresses

over hele flaten og akseptable egenskaper over the entire surface and acceptable properties

ved oppkapping eller skjæring. Det finnes when cutting or cutting. There's

et optimalt område for gjenværende spenninger i' plateglass som gir et glass som er an optimum range for residual stresses in' plate glass which gives a glass which is

best egnet for skjæring. Høye spenningsverdier har en tilbøyelighet til å øke skjæ-revanskelighetene ved en større tendens til best suited for cutting. High voltage values have a tendency to increase shearing difficulties by a greater tendency to

at et løpende brudd kan dele seg av fra en that a running fracture can split off from one

skjærelinje fremstilt av et skjæreverktøy. cutting line produced by a cutting tool.

Spenningsverdier som er for lave, angir Voltage values that are too low indicate

overfor de fagkyndige at glasset er for godt to the experts that the glass is too good

utglødet og derfor likeledes vanskelig å annealed and therefore likewise difficult to

skjære. cut.

I hovedtrekkene omfatter reduksjons-prosessen av gjenværende spenninger ned- In its main features, the reduction process of residual stresses includes down-

kjøling av glasset som er dannet eller fremstilt fra en smeltet kilde eller er oppvarmet til en temperatur ved hvilken de eksisterende spenninger blir utløst, på en slik måte at vesentlige gjenværende spenninger ikke vil opptre på nytt når glasstempera-turen har nådd likevekt. For å nedsette spenninger er en nøyaktig regulering av temperaturen viktig bare gjennom et smalt temperaturområde —• nemlig utglødnings-området. Den øvre grense for utglødnings-området er egnet for praktisk definisjon og bestemmelse for et gitt glass. Vanligvis er den den laveste temperatur ved hvilken utløsningen av spenningene er så rask at spenningene ikke kan merkes på tidsskalaen for den prosess som betraktes. Den nedre grense for utglødningsområdet er mer ubestemt, men blir vanligvis definert som den temperatur fra hvilken et stykke glass kan avkjøles raskt uten at det med-fører permanente spenninger. Det må be-merkes at temperaturgrensene for utglød-ningsområdet for en gitt glassblanding ikke er faste, men varierer med utglødnings-tiden. cooling the glass which is formed or produced from a molten source or is heated to a temperature at which the existing stresses are released, in such a way that significant residual stresses will not reappear when the glass temperature has reached equilibrium. In order to reduce voltages, an accurate regulation of the temperature is important only through a narrow temperature range —• namely the annealing range. The upper limit of the annealing range is suitable for practical definition and determination for a given glass. Usually it is the lowest temperature at which the release of the stresses is so rapid that the stresses are not noticeable on the time scale of the process under consideration. The lower limit of the annealing range is more indefinite, but is usually defined as the temperature from which a piece of glass can be cooled rapidly without incurring permanent stresses. It must be noted that the temperature limits for the annealing range for a given glass mixture are not fixed, but vary with the annealing time.

Hittil er det anvendt en utglødnings-eller varmebehandlingsprosess som er utviklet av Adams og Wiiliamson<*>) for å oppnå de lavest mulig gjenværende spen-<*>) L. H. Adams and E. D. Wiiliamson, J. Franklin Inst., 190, 597—631 og 835—868 Until now, an annealing or heat treatment process developed by Adams and Wiiliamson<*>) has been used to achieve the lowest possible residual stress-<*>) L. H. Adams and E. D. Wiiliamson, J. Franklin Inst., 190, 597—631 and 835—868

(1920). Se f.eks. utglødningskurven på fig. 4 i US patent nr. 2 952 097. ninger med størst mulig tidsbesparelse. Denne prosess består av to vesentlige trinn: (1) Å holde eller gjennomvarme glasset ved en konstant temperatur høyt oppe i ut-glødningsområdet under en del av utglød-ningstiden og så (2) å nedkjøle glasset fra en slik høy konstant temperatur til den nedre grense av utglødningsområdet med en gradvis økende hastighet for derved å innføre en endelig tillatelig spenning under den resterende del av den tilgjengelige ut-glødningstid. Et godt resultat med denne fremgangsmåte er avhengig av en nøyaktig beregning av den valgte opprinnelige ut-glødningstemperatur og nedkj ølingshastigheten, og de forskjellige arbeidssykluser må følges meget nøyaktig. Fra et praktisk synspunkt er det vanskelig å anvende denne prosess ved et kontinuerlig glassbånd med en betydelig bredde. Det ville være nødven-dig å senke temperaturen av båndet fra dannelsestemperaturen til den øvre grense av utglødningsområdet raskt og jevnt og så å holde temperaturen konstant over den plate som utglødes, i den riktige tidsperiode. På grunn av disse vanskeligheter med nøyaktig å følge den foreskrevne teo-retiske kurve ifølge Adams og Wiiliamson har de industrielle prosesser vanligvis bare brukt utglødningskurven ifølge Adams og Wiiliamson omtrentlig eller har forsøkt å opprette konstante nedkj øllngshastigheter gjennom utglødningsområdet. Slike pro-grammer medfører vanligvis en gradvis nedkjøling gjennom utglødningsområdet med en reduksjon i nedkjølingstiden ovenfor og nedenfor det kritiske område hvor nedkjølingsprosessen ikke har innvirkning på de gjenværende spenninger. Det er et formål for oppfinnelsen å skaffe et nytt utglødningsprogram som mu-liggjør oppnåelse av lavere restspenninger, eller gjenværende spenninger, spesielt i flatt glass som fremstilles i en kontinuerlig prosess, enn det som har vært mulig med andre nedkj ølingsprogrammer anvendt under lignende forhold. En fremgangsmåte for utglødning av glass, omfattende en regulert nedkjøling av glasset gjennom utglødningsområdet er således i henhold til denne oppfinnelse i før-ste rekke karakterisert ved at nedkj ølingshastigheten blir øket meget sterkt mens glasset har en temperatur over den nedre grense av sitt utglødningsområde og under et så stort tidsintervall at ingen vesentlig utløsning av de o<p>pståtte spenninger kan finne sted ved viskøs flytning, hvorpå av-kjølingen blir raskt brått nedsatt mens glasset har en temperatur innenfor utglød-ningsområdet, og at den gjennomsnittlige avkjølingshastighet innenfor utglødnings-området forut for det hurtige nedkj ølingstrinn er lik eller større enn den gjennomsnittlige nedkjølingshastighet som følger etter det hurtige nedkjølingstrinn. (1920). See e.g. the annealing curve in fig. 4 in US patent no. 2 952 097. nings with the greatest possible time savings. This process consists of two essential steps: (1) Holding or heating the glass at a constant temperature high up in the annealing area during part of the annealing time and then (2) cooling the glass from such a high constant temperature to the lower limit of the annealing area at a gradually increasing rate to thereby introduce a final allowable stress during the remainder of the available annealing time. A good result with this method depends on an accurate calculation of the chosen initial annealing temperature and the cooling rate, and the different work cycles must be followed very precisely. From a practical point of view, it is difficult to apply this process to a continuous glass strip of a considerable width. It would be necessary to lower the temperature of the strip from the forming temperature to the upper limit of the annealing range quickly and evenly and then to keep the temperature constant over the plate being annealed, for the correct period of time. Because of these difficulties in accurately following the prescribed theoretical Adams and Williamson curve, industrial processes have generally only used the Adams and Williamson annealing curve approximately or have attempted to establish constant cooling rates throughout the annealing range. Such programs usually entail a gradual cooling through the annealing area with a reduction in the cooling time above and below the critical area where the cooling process has no effect on the remaining stresses. It is a purpose of the invention to provide a new annealing program which enables the achievement of lower residual stresses, or remaining stresses, especially in flat glass which is produced in a continuous process, than has been possible with other cooling programs used under similar conditions. A method for annealing glass, comprising a regulated cooling of the glass through the annealing area is thus, according to this invention, primarily characterized by the fact that the cooling rate is increased very strongly while the glass has a temperature above the lower limit of its annealing area and below such a large time interval that no significant release of the resulting stresses can take place by viscous flow, after which the cooling is quickly and abruptly reduced while the glass has a temperature within the annealing range, and that the average cooling rate within the annealing region prior to the rapid cooling step is equal to or greater than the average cooling rate following the rapid cooling step.

Den oppfinnelse som er beskrevet og beskyttet i norsk patent nr. 110 411 angår en fremgangsmåte av den art hvor glasset kontinuerlig blir nedkjølt fra den øvre grense av dets utglødningsområde til den nedre grense for det utglødningsområde i et flertall bestemte trinn med suksessivt forskjellige og tilnærmet konstante nedkjølingshastigheter. Ved hjelp av den særskilte fremgangsmåte ifølge patentet blir det frembrakt et lavere permanent spenningsnivå i glasset enn det som ville fremkomme ved en enkelt lineær avkjølingshastighet gjennom utglødningsområdet på den samme forutbestemte tid. Foreliggende oppfinnelse kan brukes ikke bare ved den utglød-ningsmetode som er beskrevet i det nevnte patent, men også ved andre utglødnings-programmer som benytter ikke-lineære nedkj ølingskurver. The invention which is described and protected in Norwegian patent no. 110 411 relates to a method of the kind where the glass is continuously cooled from the upper limit of its annealing range to the lower limit of the annealing range in a plurality of determined steps with successively different and approximately constant cooling rates. By means of the special method according to the patent, a lower permanent stress level is produced in the glass than would be produced by a single linear cooling rate through the annealing area in the same predetermined time. The present invention can be used not only with the annealing method described in the aforementioned patent, but also with other annealing programs that use non-linear cooling curves.

Foreliggende oppfinnelse omfatter senkning av glassets temperatur gjennom deler av utglødningsområdet med en plutselig øket høy nedkjølingshastighet, etter-fulgt av en brå eller rask reduksjon av nedkj ølingshastigheten innenfor en tilstrekkelig kort tid til at den dominerende reaksjon («dominant response») i glasset blir i det vesentlige elastisk under dette trinn. Den spenning som frembringes av endringen til en høy nedkjølingshastighet, forsvinner således med opphøret av den høye nedkjøl-ingshastighet, idet det ikke er tilstrekkelig tid under denne prosess til at en vesentlig spenningsutløsning kan finne sted. The present invention comprises lowering the temperature of the glass through parts of the annealing area with a suddenly increased high cooling rate, followed by an abrupt or rapid reduction of the cooling rate within a sufficiently short time so that the dominant reaction ("dominant response") in the glass becomes essentially elastic during this step. The stress produced by the change to a high cooling rate thus disappears with the cessation of the high cooling rate, as there is insufficient time during this process for a significant stress release to take place.

Ifølge foreliggende oppfinnelse blir den gjenværende spenning i glass som er utglødet gjennom et nedkjølingsprogram som omfatter to eller flere konstante nedkjølingshastigheter, likesom i henhold til ovennevnte patent, senket ved å sende en gass- eller luftstrøm mot den del av glasset som har den temperatur i utglødnings-programmet hvor nedkj ølingshastigheten blir nedsatt. According to the present invention, the residual stress in glass that has been annealed through a cooling program comprising two or more constant cooling rates, as in accordance with the above-mentioned patent, is lowered by sending a gas or air stream towards the part of the glass that has the temperature in annealing - the program where the cooling rate is reduced.

Ifølge en særlig utførelsesform for oppfinnelsen er det utviklet et fullstendig nytt utglødningsprogram karakterisert ved at en rekke av de nevnte hurtige nedkjølingstrinn følger etter hverandre og at nedkjøl-ingen blir forsinket mellom de hurtige nedkjølingstrinn. De hurtige nedkjølingstrinn Kan f.eks. bestå i at det sendes kjøleluft eller et annet inert gassfluidum mot glassoverflaten med adskilte tidsintervaller eller kontinuerlig i smale bånd ved innbyr- | des adskilte posisjoner i forhold til et be-veget glassbånd under utglødningsprogram-met. According to a particular embodiment of the invention, a completely new annealing program has been developed, characterized in that a number of the mentioned rapid cooling steps follow each other and that the cooling is delayed between the rapid cooling steps. The rapid cooling steps can e.g. consists in sending cooling air or another inert gas fluid towards the glass surface at separate time intervals or continuously in narrow bands when inter- | its separate positions in relation to a moving glass band during the annealing program.

Foreliggende oppfinnelse tilstreber å redusere utløsningen av den spenning som frembringes ved en plutselig forandring til en høyere nedkjølingshastighet, ved en rask nedsettelse av den høyere nedkjølingshas-tighet, da, som det vil bli beskrevet senere, utløsningen av den der frembrakte spenning adderes til den endelige spenning i glasset og reduserer ikke denne. Ved å anvende et kort nedkj ølingstrinn med høy hastighet blir det oppnådd en ytterligere nedkjøling innenfor utglødningsområdet på den forholdsvis lave bekostning av øket gjenværende spenning. Fig. 1 viser en rekke på tre diagrammet for et nedkj ølingsprogram ved en før-ste utførelsesform for foreliggende oppfinnelse, ved hvilket temperaturen (fig. IA), nedkj ølingshastigheten og temperaturgradienten (fig. IB) og senterstrekkspenningen (fig. 1C) er inntegnet langs en felles tidsskala; Fig. 2 viser mer detaljerte diagrammer av partielle temperaturkurver for midtpla-net, overflaten og middeltemperaturer (fig. 2 A) tilsvarende kurver for nedkj ølingshastigheten og temperaturgradienten (fig. 2B) og senterstrekkspenningen (fig. 2C) for en glassplate som undergår en rask avkjøling på et kort tidstintervall; Fig. 3 angir skjematisk temperatur- og spenningsfordelingen gjennom tykkelsen av en glassplate når en avkjølingsgradient er opprettet; Fig. 4 viser en rekke på tre diagrammer for et nedkj ølingsprogram ved en annen utførelsesform for foreliggende oppfinnelse, ved hvilket temperaturen (fig. 4A), nedkj ølingshastigheten og temperaturgradienten (fig. 4B) og senterstrekkspenningen (fig. 4C) er inntegnet langs en felles tidsskala; Fig. 5 er et skjematisk perspektivriss av en glasstrekkemaskin som illustrerer en første utførelsesform for oppfinnelsen; Fig. 6 er et diagram som viser foretrukne nedkj ølingskurver for vertikalt trukket plateglass hvor overflatetempera-turene for forskjellige tykkelser av glassbåndet med identiske middeltemperaturer er sammenlignet med deres vertikale stil-linger i en skjematisk tegnet vertikal glass-ovn under den oppadgående bevegelse av hvert bånd; Fig. 7 viser skjematisk et egnet lufttil-førselssystem for de luftfordelingsrør som anvendes ved foreliggende oppfinnelse; Fig. 8 og 9 viser konstruksjonsdetaljer ved luftfordelingsrørene; Fig. 10 er et skjematisk perspektivriss av en glasstrekkemaskin som illustrerer en annen utførelsesform for oppfinnelsen; Fig. 11 er et diagram som viser nedkj ølingskurver ved en annen utførelsesform for oppfinnelsen for vertikalt trukket plateglass hvor temperaturene for forskjellige tykkelser av glassbånd med identiske middeltemperaturer er sammenstilt med deres vertikale posisjoner i et skjematisk tegnet vertikalt ovenskammer under den oppadgående bevegelse av hvert bånd. Fig. 1 er sammensatt av tre diagrammer som i henhold til foreliggende oppfinnelse definerer et utglødningsprogram for en glassplate uttrykt ved overflatetemperatur T (fig. IA), nedkjølingshastighet R og temperaturgradient /\ T mellom midten og overflaten av platen (fig. IB), samt den momentant eksisterende spenning uttrykt som senterstrekkspenning i form av sentral dobbeltbrytning /\ c (fig. 1C), idet alle kurver er tegnet langs en felles tidsskala. Tidsskalaen i disse diagrammer er blitt tilstrekkelig uttrukket til å vise virkningene av de transiente temperatur- og spennings-fordelinger som påvirker utglødningspro-grammet. Fig. 2 og 3 viser spesielt endringene i temperatur- og spenningsfordeling under den korte tidsperiode under hvilken glasset blir raskt nedkjølt, som f.eks. ved hjelp av luftstrømmer, hvorunder de transiente tilstander må tas i betraktning. The present invention seeks to reduce the release of the voltage produced by a sudden change to a higher cooling rate, by a rapid reduction of the higher cooling rate, then, as will be described later, the release of the voltage produced there is added to the final tension in the glass and does not reduce this. By using a short cooling step at a high speed, a further cooling within the annealing area is achieved at the relatively low cost of increased residual stress. Fig. 1 shows a series of three diagrams for a cooling program in a first embodiment of the present invention, in which the temperature (Fig. IA), the cooling rate and temperature gradient (Fig. IB) and the center tensile stress (Fig. 1C) are plotted along a common time scale; Fig. 2 shows more detailed diagrams of partial temperature curves for the midplane, surface and mean temperatures (Fig. 2A) corresponding curves for the cooling rate and temperature gradient (Fig. 2B) and the center tensile stress (Fig. 2C) for a glass plate undergoing a rapid cooling in a short time interval; Fig. 3 schematically indicates the temperature and stress distribution through the thickness of a glass plate when a cooling gradient is created; Fig. 4 shows a series of three diagrams for a cooling program in another embodiment of the present invention, in which the temperature (Fig. 4A), the cooling rate and temperature gradient (Fig. 4B) and the center tensile stress (Fig. 4C) are plotted along a common time scale; Fig. 5 is a schematic perspective view of a glass drawing machine illustrating a first embodiment of the invention; Fig. 6 is a diagram showing preferred cooling curves for vertically drawn plate glass in which the surface temperatures of different thicknesses of glass band with identical mean temperatures are compared with their vertical positions in a schematically drawn vertical glass furnace during the upward movement of each band ; Fig. 7 schematically shows a suitable air supply system for the air distribution pipes used in the present invention; Fig. 8 and 9 show construction details of the air distribution pipes; Fig. 10 is a schematic perspective view of a glass drawing machine illustrating another embodiment of the invention; Fig. 11 is a diagram showing cooling curves in another embodiment of the invention for vertically drawn plate glass where the temperatures of different thicknesses of glass bands with identical average temperatures are compared with their vertical positions in a schematically drawn vertical furnace chamber during the upward movement of each band. Fig. 1 is composed of three diagrams which, according to the present invention, define an annealing program for a glass plate expressed in terms of surface temperature T (fig. IA), cooling rate R and temperature gradient /\ T between the center and the surface of the plate (fig. IB), as well as the momentarily existing stress expressed as central tensile stress in the form of central birefringence /\ c (fig. 1C), as all curves are drawn along a common time scale. The time scale in these diagrams has been sufficiently extracted to show the effects of the transient temperature and voltage distributions affecting the annealing program. Fig. 2 and 3 show in particular the changes in temperature and voltage distribution during the short period of time during which the glass is rapidly cooled, as e.g. by means of air currents, during which the transient conditions must be taken into account.

Det refereres nå til fig. IA, hvor det er vist et utglødningsprogram ved hvilket glasset blir avkjølt fra ovenfor utglød-ningsområdet til en temperatur T m innenfor utglødningsområdet med en første hastighet Ri. Deretter blir overflaten av glasset raskt nedkjølt i et kort tidsintervall til en temperatur TBv innenfor utglødnings-området med en annen hastighet R2. Ved endringen i nedkjølingshastighet fra R» til R3 eller Ra' stiger overflatetemperaturen øyeblikkelig på grunn av varmestrømmen fra det indre av glassplaten mot den kal-dere overflate. En utlignet temperatur T,12 blir nådd ved tidspunktet ta. Nedkj ølingshastigheten R3' kan opprettes og opprettholdes til den nedre grense for ut-glødningsområdet, slik som vist med den stiplede linje, eller fortrinnsvis kan det opprettes en nedkjølingshastighet R3, som har en slik størrelse at den nødvendiggjør Reference is now made to fig. IA, where an annealing program is shown in which the glass is cooled from above the annealing area to a temperature T m within the annealing area at a first rate Ri. The surface of the glass is then rapidly cooled in a short time interval to a temperature TBv within the annealing range at a different rate R2. When the cooling rate changes from R» to R3 or Ra', the surface temperature rises instantly due to the heat flow from the interior of the glass plate towards the colder surface. An equalized temperature T,12 is reached at time ta. The cooling rate R3' can be established and maintained to the lower limit of the annealing region, as shown by the dashed line, or preferably a cooling rate R3 can be established, which is of such a magnitude that it necessitates

en endring til en større hastighet R4 til en temperatur T B3 innenfor utglødningsom-rådet for å bringe glassets temperatur til a change to a greater speed R4 to a temperature T B3 within the annealing region to bring the temperature of the glass to

den nedre grense for utglødningsområdet på en forutbestemt utglødningstid. the lower limit of the annealing range at a predetermined annealing time.

Fig. IB viser endringene i temperaturgradienten /\ T og nedkj ølingshastigheten R, og fig. 1C viser den momentane spenning uttrykt som senterstrekkspenning /\c som tilsvarer det utglødningsprogram som er vist på fig. IA. De deler som er vist med stiplede linjer, tilsvarer nedkjøling etter den stiplede linje på fig. IA. En sammen-ligning av spenningdiagrammet på fig. 1C med diagrammene på fig. IA og IB viser at det ikke eksisterer noen'spenning i glasset så lenge temperaturgradienten, og derved nedkj ølingshastigheten, som er opprettet over utglødningsområdet, forblir konstant. U er det tidspunkt da glassets temperatur når den nedre grense for utglødningsom-rådet og tr, er det tidspunkt da den avsluttende nedkjølingshastighet R4 avtar når glasset nærmer seg romtemperatur. Den skarpe økning i nedkjølingshastighet ved tidspunktet ti bevirker f.eks. ved hjelp av luftstrømmer mot glasset en tilsvarende spenning som er inntegnet i retning av forhøyet sen ter kompresjon (nedsatt senterstrekkspenning). Fordi spenningen er vist langs en tidsskala som anskueliggjør de transiente virkninger av temperatur-og spenningsfordelingen på glasset, blir den eksisterende spenning ikke nøyaktig karakterisert ved en eneste parameter, slik som f.eks. , den momentant eksisterende senterstrekkspenning /\ c, som kunne være representative for proporsjonale spennings-endringer gjennom platens tykkelse. Dette kan bedre forstås under henvisning til fig. Fig. 1B shows the changes in the temperature gradient /\ T and the cooling rate R, and fig. 1C shows the instantaneous stress expressed as center tensile stress /\c corresponding to the annealing program shown in fig. IA. The parts shown with dashed lines correspond to cooling after the dashed line in fig. IA. A comparison of the voltage diagram in fig. 1C with the diagrams of fig. IA and IB show that no stress exists in the glass as long as the temperature gradient, and hence the rate of cooling, created across the annealing region remains constant. U is the time when the glass's temperature reaches the lower limit of the annealing area and tr is the time when the final cooling rate R4 decreases as the glass approaches room temperature. The sharp increase in cooling rate at time ten causes e.g. with the help of air currents against the glass, a corresponding stress is drawn in the direction of increased central compression (reduced central tensile stress). Because the stress is shown along a time scale that visualizes the transient effects of the temperature and stress distribution on the glass, the existing stress is not accurately characterized by a single parameter, such as e.g. , the momentarily existing central tensile stress /\ c, which could be representative of proportional stress changes through the plate's thickness. This can be better understood with reference to fig.

2 og 3. 2 and 3.

Den stiplede linje for Tm på fig. 2A viser forløpet av middeltemperaturen i den del av kurven på fig. IA som ligger mellom tidspunktene ti og t2. Forløpet av over-flatetemperaturene og sentertemperature-ne for glassplaten er vist ved de fullt opptrukne kurver Ts resp. Tc. Kurvene er først vist parallelle, hvilket angir en temperaturgradient i likevekt. Ved tidspunktet ti blir glasset, som nedkjøles med hastigheten Ri, raskt avkjølt, f.eks. ved hjelp av luftstrømmer mot det korte tidsintervall fra ti til t x. Ved tidspunktet ti blir glassets overflatetemperatur hurtig nedsatt, men foreløpig blir sentertemperaturen ikke påvirket. Ved omkring tidspunktet tx begynner sentertemperaturen å synke med stor hastighet og fortsetter å synke raskt inntil tidspunktet t2. Fra tidspunktet tx til t2 øker overflatetemperaturen med omkring halvparten av nedsettelsen under den raske avkjøling. Ved tidspunktet t2 blir det således oppnådd en likevektstilstand som blir indikert ved de paralelle temperaturkurver i diagrammet med en vinkelkoeffisient som bestemmes av nedkjøl-ingsbetingelsene som oppretter den nedsatte avkjølingshastighet R3. Det skal be-merkes at nedkj ølingshastigheten Rs begynner ved en temperatur som er be'tydelig forskjellig fra temperaturen forut for luft-avkjølingen. Forskjellen kan meget vel være på omkring 15° C. Diagrammet på fig. 1C viser skjematisk at denne nedsettelse i temperatur er blitt ledsaget bare av den spenningsforandring (angitt ved differansen i spenningsverdier mellom A og B) som er utløst mellom tidspunktene ti og t2. Som vist med større nøyaktighet ved hjelp av detalj kurven på fig. 2C, kan imidlertid spenningsutløsningen under en varierende temperaturgradient ikke i virkeligheten skilles fra endringen i spenning på grunn av fjernelse av den raskt avkjølende temperaturgradient. Nedsettelsen i temperatur ved begynnelsespunktet for hastigheten R3 (fig. IA) reduserer vinkelkoeffisienten for hastigheten R3 som er nødvendig for å senke glassets temperatur til en gitt temperatur, som f.eks. TB3 , og derfor ut-løses spenninger under denne nedkjølings-hastighet mot en mer isotermisk tilstand. Hvis vinkelkoeffisienten for R3 ikke blir redusert, muliggjør eventuelt det lavere be-gynnelsespunkt en oppnåelse av den nedre grense for utglødningsområdet på en kor-tere utglødningstid. The dashed line for Tm in fig. 2A shows the course of the mean temperature in the part of the curve in fig. IA which lies between times ti and t2. The course of the surface temperatures and center temperatures for the glass plate is shown by the solid curves Ts or Tc. The curves are initially shown parallel, indicating a temperature gradient in equilibrium. At time ten, the glass, which is cooled at the rate Ri, is rapidly cooled, e.g. by means of air currents against the short time interval from ti to t x. At time ten, the surface temperature of the glass is rapidly reduced, but for now the center temperature is not affected. At about time tx the center temperature begins to drop at a high rate and continues to drop rapidly until time t2. From time tx to t2, the surface temperature increases by about half of the decrease during the rapid cooling. At time t2, a state of equilibrium is thus achieved which is indicated by the parallel temperature curves in the diagram with an angle coefficient determined by the cooling conditions which create the reduced cooling rate R3. It should be noted that the cooling rate Rs begins at a temperature which is significantly different from the temperature preceding the air cooling. The difference may very well be around 15° C. The diagram in fig. 1C schematically shows that this reduction in temperature has been accompanied only by the voltage change (indicated by the difference in voltage values between A and B) which is triggered between times ti and t2. As shown with greater accuracy by means of the detail curve in fig. 2C, however, the voltage release under a varying temperature gradient is in reality indistinguishable from the change in voltage due to the removal of the rapidly cooling temperature gradient. The decrease in temperature at the starting point of the rate R3 (Fig. 1A) reduces the angular coefficient of the rate R3 necessary to lower the temperature of the glass to a given temperature, such as TB3 , and therefore stresses are released during this cooling rate towards a more isothermal state. If the angular coefficient for R3 is not reduced, possibly the lower starting point makes it possible to achieve the lower limit of the annealing range in a shorter annealing time.

Fig. 3 viser skjematisk virkningen av ytre kjøling på en glassplate som opprinnelig er isotermisk og har en temperatur innenfor og nær den øvre grense av utglød-ningsområdet. Figuren angår således til-standene under det hurtige nedkj ølingstrinn, idet øvre diagram viser forholdene under den første del av det hurtige nedkj ølingstrinn, mens nedre diagram viser forholdene under en senere del av nedkjølingstrinnet. I øvre diagram er det vist en horisontal stiplet linje som delvis fal-ler sammen med den fullt opptrukne kurve. Den stiplede linje representerer den isotermiske tilstand i glasset. Glassets tempe-raturprofil når det nedkjøles representeres av de strekede kurver i diagrammene på fig. 3, mens de fullt opptrukne kurver representerer spenningen i glasset. Da temperaturgradienten i glasset momentant og forbigående blir endret under nedkj ølingsprogrammet skjer det en forandring av spenningsfordelingen slik som vist ved de to topper i spenningskurven på nedre diagram i fig. 3, hvilke to spenningstopper illustrerer den spenning eller strekkpåkjen-ning som opptrer nær de ytre lag av glassoverflaten. Fordi reaksjonen med hensyn til temperaturfordelingen i en glassplate med moderat tykkelse, overfor en forandring i dens termiske omgivelser, er forholdsvis rask, er den tid som medgår fra den isotermiske tilstand til likevektstemperaturen ganske kort i forhold til den tid som er nødvendig for å utgløde glasset. En tre millimeter tykk plate vil f.eks. oppnå sin nye likevekttilstand for temperatur-fordeling i løpet av omkring 2 sekunder, og en 6 mm tykk plate på omkring 8 sekunder. Fig. 3 schematically shows the effect of external cooling on a glass plate which is initially isothermal and has a temperature within and close to the upper limit of the annealing range. The figure thus relates to the conditions during the rapid cooling stage, the upper diagram showing the conditions during the first part of the rapid cooling stage, while the lower diagram shows the conditions during a later part of the cooling stage. In the upper diagram, a horizontal dashed line is shown which partly coincides with the fully drawn curve. The dashed line represents the isothermal state in the glass. The temperature profile of the glass when it cools down is represented by the dashed curves in the diagrams in fig. 3, while the solid curves represent the stress in the glass. As the temperature gradient in the glass is momentarily and temporarily changed during the cooling program, there is a change in the voltage distribution as shown by the two peaks in the voltage curve on the lower diagram in fig. 3, which two stress peaks illustrate the stress or tensile stress that occurs near the outer layers of the glass surface. Because the reaction of the temperature distribution in a glass plate of moderate thickness to a change in its thermal environment is relatively fast, the time from the isothermal state to the equilibrium temperature is quite short compared to the time required to anneal the glass . A three millimeter thick plate will, for example, achieve its new equilibrium state of temperature distribution in about 2 seconds, and a 6 mm thick plate in about 8 seconds.

Den temperaturfordelingskurve som er vist med streket kurve i øvre diagram på fig. 3, indikerer at den første virkning av den ytre nedkjøling er å senke overflatetemperaturen for platen uten å påvirke temperaturen i den sentrale del. På tilsvarende måte viser spenningsfordelingskurven, som er fullt opptrukket, at bare de av-kjølte overflatepartier av platen er under spenning. Dette er tilfelle fordi den sentrale del av platen ved glassets høye temperatur fremdeles er for væskeaktig til at spenninger kan opptre. Derfor forblir den totale spenning i glasset lav, og det vil være meget lite spenningsutløsning. Hvis nedkj ølingsgradienten blir opprettholdt, vil den spenning som ble frembrakt ved opprettelsen av gradienten, nå en likevektstilstand og, på grunn av den økte størrelse frembrakt av endringen i nedkjølingshas-tighet, vil den begynne å bli utløst i en betydelig hastighet gjennom viskøs forskyvning av glasset. Utløsning fortsetter så lenge gradienten blir opprettholdt og temperaturen i glasset er innenfor utglød-ningsområdet. Hvis den hurtige avkjøling blir redusert til en lavere hastighet før temperaturen og spenningsfordelingen tilsvarende den forøkte nedkjølingshastighet når en likevektstilstand, vil imidlertid den spenning som fremkom ved endringen til hurtig avkjøling, forsvinne som et resultat av reduksjonen i nedkjølingshastighet før det har funnet sted noen vesentlig utløs-ning. Noen spenning vil selvsagt likevel bli utløst under denne korte tid. Størrelsen av denne spenning er imidlertid liten, ikke bare på grunn av den korte tid, men også på grunn av at hastigheten av spennings-utløsningen blir holdt lav som resultat av det lave absolutte spenningsnivå i glasset, hvilket skriver seg fra det faktum at den mindre viskøse, sentrale del av piaten ikke er i stand til å opprettholde en spenning. Det kan derfor sees at den raske av-kjøling over tidsperioder som er noe kor-tere enn de som er nødvendig for å opprette en stasjonær fordeling gjennom glassets tykkelse, senker temperaturen i glasset uten å frembringe noen større gjenværende spenning. The temperature distribution curve which is shown as a dashed curve in the upper diagram in fig. 3, indicates that the first effect of the external cooling is to lower the surface temperature of the plate without affecting the temperature in the central part. Similarly, the stress distribution curve, which is fully drawn, shows that only the cooled surface parts of the plate are under stress. This is the case because the central part of the plate at the high temperature of the glass is still too liquid for stresses to occur. Therefore, the total stress in the glass remains low, and there will be very little stress release. If the cooling gradient is maintained, the stress produced by the creation of the gradient will reach an equilibrium state and, due to the increased magnitude produced by the change in cooling rate, will begin to be released at a significant rate through viscous displacement of the glass. Annealing continues as long as the gradient is maintained and the temperature in the glass is within the annealing range. If the rapid cooling is reduced to a lower rate before the temperature and stress distribution corresponding to the increased cooling rate reaches an equilibrium state, however, the stress that appeared at the change to rapid cooling will disappear as a result of the reduction in cooling rate before any significant triggering has occurred -thing. Some tension will of course still be triggered during this short time. However, the magnitude of this stress is small, not only because of the short time, but also because the rate of stress release is kept low as a result of the low absolute stress level in the glass, which is due to the fact that the smaller viscous, central part of the piat is not able to maintain a tension. It can therefore be seen that the rapid cooling over periods of time which are somewhat shorter than those necessary to create a stationary distribution through the thickness of the glass, lowers the temperature in the glass without producing any major residual stress.

Det refereres igjen til fig. 1C, hvor gjennomsnittlige spenningsverdier gjennom glassets tykkelse er inntegnet over overgangsperioder fra den ene nedkjølings-hastighet til en annen. Som nevnt tidligere og av grunner som nettopp er forklart, angir ikke disse deler av diagrammet spen-ningsverdien karakterisert ved senterstrekkspenningen i platen, slik som andre deler av diagrammet gjør. Følgelig er kurven delvis noe deformert, men vil ikke desto mindre være en hjelp for forståelsen av endringer i spenningen frembrakt ved nedkj ølingsprogrammet. Reference is again made to fig. 1C, where average stress values through the thickness of the glass are plotted over transition periods from one cooling rate to another. As mentioned earlier and for reasons that have just been explained, these parts of the diagram do not indicate the stress value characterized by the central tensile stress in the plate, as other parts of the diagram do. Consequently, the curve is partly somewhat deformed, but will nevertheless be an aid to the understanding of changes in the voltage produced by the cooling program.

Spenningen, som er angitt som null for den del av nedkj ølingsprogrammet under hvilket den etablerte gradient over ut-glødningsområdet forblir konstant, vil fra tidspunktet tt til tidspunktet t2 forandres med de temperaturgradienter som fremkommer ved anvendelse av og fjernelse av den raske ytre avkjøling. Den tid som medgår for dette trinn, er tilstrekkelig kort til at glasset får for liten tid til å utløse noen vesentlig del av de frembrakte spenninger gjennom viskøs flytning selv om det befinner seg innenfor utglødningsområdet. Den virkelige spenningsstørrelse som blir utløst, blir skjematisk angitt ved differansen i spenningsverdier ved A og B på fig. 1C. Ved tidspunktet t x blir nedkj ølingshastigheten endret til R3 og nedsettelsen av temperaturgradienten til den som gir hastigheten R3, bevirker en spenning i retning av forøket senterstrekkspenning. Denne endringen fjerner den mengde senterkompre-sjonsspenning, som er indikert ved B, og som eksisterer i glasset ved tidspunktet t x når nedkj ølingshastigheten er nedsatt og, på grunn av størrelsen av reduksjonen i nedkjølingshastighet fra Ri til R3 pluss størrelsen av den spenning som er blitt ut-løst fra A til B, frembringes en momentant eksisterende senterstrekkspenning av en størrelse som er angitt ved C ved tidspunktet t2. Ved sammenligning av diagrammene IA og 1C kan det således ses at temperaturfallet i glasset fra TB1til T B2 ble avsted-kommet bare på bekostning av den lille spenningsverdi som ble utløst fra tidspunktet ti til t2. De virkelige spenningsverdier i punktene A, B og C angir bare foreløpige spenninger og har ingen virkning på den endelige permanente spenning i glasset, unntatt i den utstrekning de blir utløst gjennom viskøs flytning i glasset. Den spenning som eksisterer ved tidspunktet t2, slik som angitt ved C for den ideelle kurve eller ved C for den stiplede, forenklede kurve, blir utløst under hastighet, oppnådd uten en proporsjonal varigheten av nedkj ølingshastigheten R3 endring i spenningskurven, The voltage, which is set as zero for the part of the cooling program during which the established gradient over the annealing region remains constant, will change from time tt to time t2 with the temperature gradients that arise when the rapid external cooling is applied and removed. The time required for this step is sufficiently short that the glass has too little time to release any significant part of the produced stresses through viscous flow, even if it is located within the annealing area. The actual voltage magnitude that is triggered is schematically indicated by the difference in voltage values at A and B in fig. 1C. At time t x the cooling rate is changed to R3 and the reduction of the temperature gradient to that which gives the rate R3 causes a stress in the direction of increased central tensile stress. This change removes the amount of center compressive stress, indicated by B, that exists in the glass at time t x when the cooling rate is reduced and, due to the magnitude of the decrease in cooling rate from Ri to R3 plus the magnitude of the stress that has been triggered from A to B, a momentarily existing central tensile stress of a magnitude indicated by C is produced at time t2. By comparing diagrams IA and 1C, it can thus be seen that the temperature drop in the glass from TB1 to T B2 was achieved only at the expense of the small voltage value that was triggered from time ti to t2. The true stress values at points A, B and C indicate only preliminary stresses and have no effect on the final permanent stress in the glass, except to the extent that they are induced through viscous flow in the glass. The stress that exists at time t2, as indicated by C for the ideal curve or by C for the dashed, simplified curve, is released during speed, obtained without a proportional duration of the cooling rate R3 change in the stress curve,

eller R3' i en slik retning at glassets senter- I tillegg til det utglødningsprogram strekkspenning blir nedsatt inntil tempera- som nettopp er beskrevet, har prinsippene turen i glasset når den nedre grense for ut- i henhold til dette aspekt ved foreliggende glødningsområdet, slik som vist med stip- oppfinnelse muliggjort et fullstendig nytt lede linjer, eller inntil nedkjølingshastig- utglødningsprogram som best kan forstås heten igjen blir endret ved tidspunktet ta, i forbindelse med fig. 4. Fig. 4 er sammen-slik som vist med fullt opptrukne linjer, satt av tre diagrammer, 4A, hvor glassets Fordi en endring ved tidspunktet ts fore- temperatur under en nedkj ølingsprosess går til en større temperaturgradient, er ifølge foreliggende oppfinnelse er innteg-den frembrakte spenning i retning av ned- net som funksjon av tiden, 4B, hvor nedsatt senterstrekkspenning (større senter- kjølingshastigheten R og temperaturgra-kompresjon) og, som det fremgår av fig. 1C, dientene /\ T mellom midtpartiet og over-enhver spenningsutløsning fra tidspunktet flaten av glassplaten er inntegnet som ta er i retning av forøket senterstrekkspen- funksjon av tiden, og 4C, hvor den momen-ning og gjør den gjenværende spenning tant eksisterende spenning i glasset er inn-større. Den spenningsstørrelse som blir ut- tegnet angitt som senterstrekkspenning /\ c løst, er imidlertid liten, fordi glassets tem- som funksjon av tiden. Likesom de dia-peratur er forholdsvis lav i denne del av ut- grammene på fig. 1 er tidsskalaen tilstrek-glødningsområdet (slik at utløsningshastig- kelig uttrukket til å avdekke de transiente heten er lav) og den større nedkjølingshas- forhold ved endringer i nedkjølingspro-tighet R4 senker glassets temperatur til ne- grammet. Likesom forklart i forbindelse denfor utglødningsområdet meget raskt og med fig. 1 i det nevnte norske patent, er begrenser derved den tid under hvilken de deler av diagrammet som tilsvarer de spenninger kan utløses. Når glassets tem- transiente endringer, av denne grunn ikke peratur først kommer til den nedre grense nøyaktige når det gjelder å angi verdien av for utglødningsområdet ved tidspunktet t4, den parameter som er inntegnet, men er kan glasset betraktes som et elastisk ma- ikke desto mindre en hjelp til forståelsen teriale og nedsettelsen av fra tids- av utglødningsprogrammet. Som vist på punktet t-„ da den endelige, konstante ned- fig. 4A, blir glasset, som avkjøles med dets kjølingshastighet avtar og glasset begyn- naturlige nedkjølingshastighet Ri, utsatt ner å anta isotermiske romtemperaturfor- for en luftstrøm fra tidspunktet ti til tids-hold, til isotermiske romtemperaturforhold punktet tx, slik at det blir avkjølt fra en blir oppnådd, resulterer i en forøkning av temperatur ovenfor utglødningsområdet til spenningen som er den endelige, perma- en temperatur høyt innenfor utglødnings-nente og gjenværende spenning frembragt området med en meget stor hastighet R2 i glasset gjennom dets termiske forhistorie på en meget kort tid mellom ti og t2. Ved eller behandlingsforløp. Denne spenning er tidspunktet t2 blir glasset nedkjølt med en ekvivalent med den spenning som ville bli sterkt redusert hastighet R3, som er vesent-resultatet av nedkjøling av glasset gjen- lig mindre enn den normale nedkjølings-nom utglødningsområdet med den første hastighet for glasset og kan i virkelighe-hastighet Ri pluss den spenningsstørrelse ten nærme seg fastholdelsen av en kon-som blir utløst under hastighetene R2 og stant temperatur i glasset. Dette trinn blir R4, minus den spenningsstørrelse som blir gjentatt to ganger innenfor utglødnings-utløst under hastigheten R3. Det skal på- området i det viste eksempel; dvs. glasset pekes her at det betydelige temperaturfall blir avkjølt, slik som angitt ved hastig-fra Tm til Tj!2på bekostning av forøket heten Ri, blir så nedkjølt meget langsomt endelig spenning på grunn av spennings- med hastigheten R5, blir igjen raskt ned-utløsning mellom tidspunktene ti og t2 til- kjølt med hastigheten Rfl og blir endelig later at hastigheten R3 blir nedsatt i en nedkjølt langsomt med hastigheten R7 grad som øker den nyttige spenningsutløs- gjennom den nedre grense for utglødnings-ning (i retning av nedsatt senterstrekk- området. Det virkelig anvendte antall trinn spenning) til mer enn å kompensere for er delvis et spørsmål om praktiske produk-den lille økning i endelig spenning som sjonsbetraktninger. Den primære faktor spenningsutløsningen mellom tidspunktene som begrenser det minimale antall trinn, ti og t2 bidrar til. Dette skyldes at glasset er imidlertid grensen for det temperatur - ikke får tid til å bli utløst eller justert ved fall som kan oppnås innenfor en tids-viskøs forskyvning ved den raske ned- periode som er kort nok til å forhindre kjølingshastighet R2 og derfor blir det tem- spenningsutløsning. Stort sett betyr dette peraturfall som skyldes denne nedkjølings- en maksimal tid på omkring halvparten av or R3' in such a direction that the center of the glass In addition to the annealing program tensile stress is reduced until the tempera- as just described, the principles have the tour in the glass reaches the lower limit of out- according to this aspect of the present annealing area, such as shown with stip- invention made possible a completely new guiding lines, or until cooling rate- annealing program which can best be understood the heat is changed again at time ta, in connection with fig. 4. Fig. 4 is together, as shown with solid lines, set of three diagrams, 4A, where the glass's Because a change at time ts pre-temperature during a cooling process goes to a larger temperature gradient, according to the present invention is - the produced stress in the direction of the net as a function of time, 4B, where reduced center tensile stress (greater center cooling rate R and temperature graph compression) and, as can be seen from fig. 1C, the dients /\ T between the middle part and over-any stress release from the time the surface of the glass plate is drawn as ta is in the direction of increased central tensile stress function of time, and 4C, where the moment and makes the remaining stress tant existing stress in the glass is in-larger. The amount of stress that is plotted, indicated as central tensile stress /\ c resolved, is however small, because the glass's tem- as a function of time. Just as the diameter is relatively low in this part of the out-grams in fig. 1 is the time scale of the draw-annealing range (so that the release speed extracted to uncover the transient heat is low) and the larger cooling rate ratio when changes in the cooling rate R4 lowers the temperature of the glass to the negram. As explained in connection with the annealing area very quickly and with fig. 1 in the aforementioned Norwegian patent, thereby limits the time during which the parts of the diagram corresponding to the voltages can be triggered. When the glass's tem- transient changes, for this reason, perature does not first reach the lower limit accurate when it comes to specifying the value of for the annealing area at time t4, the parameter that is plotted, but is the glass can be considered as an elastic ma- nevertheless less an aid to the understanding terial and the reduction of from the time of the annealing program. As shown at point t-„ when the final, constant down- fig. 4A, the glass, which is cooled with its cooling rate decreases and the glass begins- natural cooling rate Ri, is subjected to assuming isothermal room temperature for an air flow from time ten to time hold, to isothermal room temperature conditions the point tx, so that it is cooled from a is achieved, results in an increase in temperature above the annealing region to the stress which is the final, perma- a temperature high within the annealing nent and residual stress produced region at a very high rate R2 in the glass through its thermal history in a very short time between ten and t2. During or course of treatment. This stress is the time t2 the glass is cooled with an equivalent to the stress that would be greatly reduced speed R3, which is the result of cooling the glass again less than the normal cooling-nom annealing range with the first speed for the glass and can in reality speed Ri plus the stress magnitude ten approaches the maintenance of a constant which is triggered during the speeds R2 and constant temperature in the glass. This step becomes R4, minus the voltage magnitude that is repeated twice within annealing-triggered during the speed R3. It must on- the area in the example shown; i.e. the glass is pointed out here that the significant drop in temperature is cooled, as indicated by rapid-from Tm to Tj!2 at the expense of the increased heat Ri, is then cooled very slowly final stress due to stress- with the rate R5, again quickly decreases -triggering between the times ti and t2 cooled with the rate Rfl and is finally let the rate R3 be reduced in a cooled slowly with the rate R7 degree which increases the useful voltage release- through the lower limit for annealing (in the direction of reduced center stretch - the range. The actual number of steps voltage used) to more than compensate for is partly a matter of practical produc- the small increase in final voltage as tion considerations. The primary factor the voltage release between the times that limits the minimum number of steps ti and t2 contribute to. This is because the glass is, however, the limit of that temperature - does not get time to be triggered or adjusted by falling which can be achieved within a time-viscous displacement at the rapid down- period that is short enough to prevent cooling rate R2 and therefore it becomes tem- voltage release. Generally, this means a drop in temperature due to this cooling - a maximum time of around half of

den tid det tar å opprette en gradient ved det med hastigheten Rs ved innenfor ut-likevektstilstand i glasset. gjødningsområdet å anvende ytterligere the time it takes to create a gradient at that with the rate Rs at within out-equilibrium state in the glass. the fertilization area to apply further

Sammenholdes kurvene på fig. 4A og raske nedkj ølingstrinn med så kort varig-4B med spenningskurven på fig. 4C, kan het at glasset under de korte nedkjølings-det ses at det ikke er noen spenning under trinn oppfører seg i det vesentlige som et nedkj ølingshastigheten Ri som ble oppret- elastisk materiale. Glasset blir derfor un-tet ovenfor utglødningsområdet. Ved tids- der den meget korte tidsperiode fra t3 til ty punktet ti utløses den spenning som ble igjen raskt avkjølt med hastigheten R<i, frembrakt ved endringen fra hastigheten f.eks. ved å sende en luftstrøm mot glassets Ri til hastigheten R2, tilnærmet momen- overflate. Denne endring i nedkjølingshas-tant, fordi glasset er for flytende til å tighet fra Rs til R4 frembringer den mo-kunne understøtte en spenning. Derfor mentant eksisterende spenning som er an-medfører endringen i nedkjølingshastighe- gitt med linjen CD på fig. 4C i retning av ter en øyeblikkelig utløsning av glasset til forøket senterkompresjon. En liten del av en tilstand som tilsvarer tilstanden under denne spenning blir utløst selv i det korte den raske nedkjølingshastighet Ra. Hvis intervall mellom tidspunktene t3 og ti. Den-denne hastighet ble fortsatt gjennom ut- ne utløsning skjer i retning av forøket en-glødningsområdet, skulle det selvsagt ikke delig senterstrekkspenning. Når den raske bli noen spenningsutløsning, men ved f jer- nedkjølingshastighet R4 mellom tidspunk-telsen av gradienten ved romtemperatur tene t og U blir endret til hastigheten Rb, ville en meget høy permanent spenning blir det frembrakt en endring i den mo-opptre som resultat av fjernelsen av denne mentant eksisterende spenning E i retning høye gradient. Istedenfor dette blir den av forøket senterstrekkspenning, dvs. fra E fysikalske justering av glasset til hastig- til F. Den spenningsstørrelse F, som blir heten R2 gjennom viskøs forskyvning av frembrakt i glasset ved opprettelsen av glasset ovenfor utglødningsområdet an- nedkj ølingshastigheten R5, er ekvivalent vendt for å opprette en momentant eksi- med endringen fra hastigheten R3 til has-sterende spenning som er angitt ved linjen tigheten R5 (hvilket ideelt sett ikke ville AB på fig. 4C ved plutselig å nedsette av- være noen endring i det hele tatt, fordi kjølingshastigheten R2 ved tidspunktet tv. hastighetene R3 og Rr, er tilnærmet like) Fordi hastighetsendringen er fra en stor pluss størrelsen av den spenning som ble til en liten hastighet, fremkommer den til- utløst mellom tidspunktene t3 og U. Det svarende spenning i retning av forstørret kan da ses av fig. 4A og 4C at glassets tem-senterstrekkspenning. Følgelig skjer ut- peratur er blitt nedsatt gjennom en betyde-løsningen av den momentane spenning un- lig del av utglødningsområdet under den der det forholdsvis lange tidsintervall fra korte del av utglødningstiden mellom tids-t2 til t3 i retning av nedsatt senterstrekk- punktene t3 og U bare på bekostning av spenning og er således viktig for reduk- den lille økning i spenning som er angitt sjonen av den endelige permanente spen- ved F i forhold til det som er angitt ved C, ning. Fordi glassets temperatur ligger høyt og den temperaturgradient som glasset fy-innenfor utglødningsområdet, blir største- sikalsk blir justert til, er likevel fremdeles delen av den tilveiebrakte spenning utløst tilnærmet som ved isotermiske romtempe-under tidsintervallet fra t2 til t3. Fordi ned- raturforhold. Ett eller flere ytterligere kj ølingshastigheten R3 er lav, vil glasset trinn, slik som nettopp beskrevet, blir ut-nærme seg sin isotermiske tilstand ved fy- ført for å senke glassets temperatur gjen-sikalsk justering under spenningsutløsning nom utglødningsområdet. Den hastighet til denne nedkjølingshastighet. Hvis denne med hvilken de eksisterende spenninger ut-nedkjølingshastighet R3 ble fortsatt gjen- løses, nedsettes selvsagt med hvert suk-nom utglødningsområdet, ville således en sessivt nedkj ølingstrinn, fordi glassets tem-meget liten permanent spenning fremkom- peratur blir lavere. Størrelsen av tempera-me i glasset ved isotermiske romtempera- turfallet ved suksessive nedkj ølingstrinn turforhold. Det ville selvsagt ta lang tid å bør derfor nedsettes noe for å redusere avkjøle glasset med en slik lav nedkjølings- den skadelige utløsning av spenninger un-hastighet. Denne tilstand i glasset ved hvil- der de raske nedkj ølingstrinn, da disse ken temperaturgradienten meget nær til- spenningsutløsninger, skjønt de er små, ik-svarer den isotermiske tilstand, kan imid- ke lengre kan bli så effektivt redusert ved lertid i det vesentlige bli opprettholdt og den lavere nedkjølingshastighet som ved samtidig kan det bevirkes en betydelig re- høyere temperaturer. På den måte som duksjon i utglødningstid i forhold til den nettopp er forklart, skaffer foreliggende som ville være nødvendig for å senke glas- oppfinnelse en fremgangsmåte for å av-sets temperatur gjennom utglødningsområ- stedkomme den største del av det totale temperaturfall gjennom utglødningsområ-det på en meget liten del av utglødnings-tiden og med meget liten total skadelig spenningsutløsning. Den største del av ut-glødningstiden blir utnyttet til å mulig-gjøre utløsning av momentane spenninger mot en gradient som meget nær tilsvarer isotermiske forhold. Kort uttrykt, er raske nedkj ølingstrinn blitt overlagret over en hovednedkjølingshastighet som er meget lav — og som fortrinnsvis nærmer seg en isotermisk tilstand i glasset — uten i vesentlig grad å gi bidrag til den totale permanente spenning i glasset ved likevekts-forhold som er karakteristiske for hoved-nedkj ølingshastigheten. På denne måte kan en glassplate bli nedkjølt gjennom ut-glødningsområdet med den minimale mengde resulterende spenning som er mulig på den tid som medgår, eller står til rådighet. Comparing the curves in fig. 4A and rapid cooling steps with such a short duration-4B with the voltage curve in fig. 4C, it can be said that the glass during the short cooling-it is seen that there is no tension during step behaves essentially as a cooling rate Ri which was created- elastic material. The glass is therefore unheated above the annealing area. During the very short time period from t3 to ty point ti, the voltage which was left quickly cooled with the speed R<i, produced by the change from the speed e.g. by sending an air stream towards the glass Ri at the speed R2, approximating the torque surface. This change in cooling rate, because the glass is too liquid to thicken from Rs to R4, produces a stress that can support it. Therefore, existing stress which is applied causes the change in cooling rate with the line CD in fig. 4C in the direction of ter an instant release of the glass to increased center compression. A small part of a state corresponding to the state under this voltage is triggered even in the short the rapid cooling rate Ra. If interval between times t3 and ti. The-this speed was continued throughout the release occurs in the direction of the increased en-annealing area, should of course not share central tensile stress. When the fast becomes some voltage release, but at f- cooling rate R4 between the timing of the gradient at room temperature tene t and U is changed to the rate Rb, a very high permanent voltage would be produced a change in the mo-appears as a result of the removal of this currently existing stress E in the direction of high gradient. Instead, it becomes from increased central tensile stress, i.e. from E physical adjustment of the glass to speed- to F. The stress magnitude F, which becomes the heat R2 through viscous displacement of produced in the glass during the creation of the glass above the annealing area and the cooling rate R5, is equivalently turned to create an instantaneous exi- with the change from the speed R3 to the hastening voltage indicated by the line tity R5 (which ideally AB in Fig. 4C by suddenly decelerating would not be any change at all , because the cooling rate R2 at the time the two rates R3 and Rr are approximately the same) Because the rate change is from a large plus the magnitude of the voltage that became a small rate, it appears triggered between the times t3 and U. The corresponding voltage in direction of enlarged can then be seen from fig. 4A and 4C that the glass's tem-center tensile stress. Consequently, temperature has been reduced through a significant solution of the momentary stress in part of the annealing area under which the relatively long time interval from a short part of the annealing time between time t2 to t3 in the direction of reduced center tension points t3 and U only at the expense of tension and is thus important for the reduc- small increase in tension which is indicated the tion of the final permanent stress- at F in relation to what is indicated at C, ning. Because the temperature of the glass is high and the temperature gradient that the glass fy-within the annealing area is adjusted to, the part of the supplied voltage is nevertheless still triggered approximately as with isothermal room temperatures-during the time interval from t2 to t3. Because down- rature conditions. One or more further cooling rate R3 is low, the glass step, as just described, will approach its isothermal state at fy- conducted to lower the glass's temperature again-sical adjustment during voltage release in the annealing area. The rate of this cooling rate. If this with which the existing stresses cool-down rate R3 was still resolved, is of course reduced with each su-nom the annealing area, thus a passive cooling step, because the glass's tem-very small permanent stress would temperature. The size of the temperature in the glass at isothermal room temperature drop at successive cooling stage conditions. It would of course take a long time and should therefore be reduced somewhat to reduce cooling the glass with such a low cooling- the harmful release of stresses un-speed. This state in the glass during the rapid cooling steps, as these know the temperature gradient very close to stress releases, although they are small, does not correspond to the isothermal state, but can be reduced as effectively by clay time in the main be maintained and the lower cooling rate which at the same time can cause a significant re- higher temperatures. In the way that reduction in annealing time compared to what has just been explained, the present invention, which would be necessary to lower the glass invention, provides a method for depositing temperature through the annealing area, the largest part of the total temperature drop through the annealing area in a very small part of the annealing time and with very little total harmful voltage release. The largest part of the annealing time is used to enable the release of instantaneous stresses against a gradient which very closely corresponds to isothermal conditions. Briefly stated, rapid cooling steps have been superimposed on a main cooling rate that is very low—and preferably approaches an isothermal state in the glass—without significantly contributing to the total permanent stress in the glass at equilibrium conditions characteristic of the main cooling rate. In this way, a sheet of glass can be cooled through the annealing region with the minimum amount of resultant stress possible in the time available.

Det refereres nå til fig. 5, som viser en anordning for å trekke et kontinuerlig glassbånd 16 fra et smeltebad 17. Likesom ved konvensjonelle trekkemaskiner, omslutter et trekkekammer 18, som delvis dannes av L-blokker 19, ventilatorvann-kjølere,20 og avkjølte fangpanner 24 et rom over badet og frembringer en egnet arbeidssone for dannelsen av båndet. Varmevekslere, slik som kjølere 22, befordrer størkningen eller «setningen» av glasset når båndet blir trukket opp fra badet 17 av en rekke trekkevalsepar 26 og blir ført til en oppkapningsstasjon (ikke vist) som ligger flere etasjer over badet. Det smeltede glass som danner badet 17, blir holdt på en temperatur omkring 1000° C. hvilket er passende for trekkeprosessen. Når båndet blir dannet og trukket gjennom trekkekammeret og ut i utglødningskammeret 30, som omslutter den del av båndet som befinner seg innenfor utglødningsområdets temperaturgrenser, blir det først nedkjølt fra den høye temperatur i badet av kjølerne 22, av den omgivende luft i trekkekammeret 18 og av de avkjølte fangpanner 24. På denne måte blir glasset nedkjølt til en temperatur på omkring 650° C på det tidspunkt da det forlater trekkekammeret. Denne del av avkjølingsprossesen finner sted over den øvre temperaturgrense for utglødningsområdet for glasset og er den samme som ved de kjente fremstillingspro-sesser. Reference is now made to fig. 5, showing an arrangement for drawing a continuous strip of glass 16 from a melting bath 17. As in conventional drawing machines, a drawing chamber 18, formed in part by L-blocks 19, fan water coolers, 20 and cooled catch pans 24 encloses a space above the bath and produces a suitable working zone for the formation of the tape. Heat exchangers, such as coolers 22, promote the solidification or "setting" of the glass as the strip is drawn up from the bath 17 by a series of drawing roller pairs 26 and is taken to a cutting station (not shown) located several floors above the bath. The molten glass forming the bath 17 is kept at a temperature of about 1000° C., which is suitable for the drawing process. When the strip is formed and drawn through the drawing chamber and out into the annealing chamber 30, which encloses the part of the strip which is within the temperature limits of the annealing area, it is first cooled from the high temperature in the bath by the coolers 22, by the ambient air in the drawing chamber 18 and by the cooled catch pans 24. In this way the glass is cooled to a temperature of about 650° C at the time it leaves the drawing chamber. This part of the cooling process takes place above the upper temperature limit for the annealing area for the glass and is the same as in the known manufacturing processes.

Fig. 6 viser skjematisk overflatetem-peraturene på bånd med forskjellige tykkelser og med identiske middeltemperaturer angitt i forhold til posisjonen i trekke-maakinen. Den stiplede linje eller kurve angir temperaturfordelingen i et glassbånd Fig. 6 schematically shows the surface temperatures on strips of different thicknesses and with identical mean temperatures indicated in relation to the position in the drawing machine. The dashed line or curve indicates the temperature distribution in a glass band

som er trukket på kjent måte og hvor båndet avkjøles med en naturlig hastighet som er karakteristisk for trekkemaskinen. Et glassbånd som tillates å avkjøle på en slik which is drawn in a known manner and where the strip cools at a natural rate characteristic of the drawing machine. A glass band that is allowed to cool on such

i det vesentlige ukontrollert måte, er funnet å ha et ikke aksepterbart nivå for gjenværende permanente spenninger, og følge-lig blir glasset vanskelig å oppkappe eller substantially uncontrolled manner, is found to have an unacceptable level of residual permanent stresses, and consequently the glass becomes difficult to cut or

skjære. Et hvert tap av glass på grunn av brekkasje i oppkappingsoperasjonen er selvsagt uønsket, og av denne grunn er det særlig viktig at det opprettes et effektivt nedkj ølingsprogram som kan arbeide sammen med de eksisterende fremstillings-prosesser. cut. Any loss of glass due to breakage in the cutting operation is of course undesirable, and for this reason it is particularly important that an effective cooling program is created that can work together with the existing manufacturing processes.

En stor opprinnelig varmegradient i glassbåndet når dette kommer ut fra trekkekammeret for rask avkjøling av båndet langs en første nedkj ølingskurve med hastighet Ri større enn den naturlige nedkjølingshastighet fra en temperatur over den øvre grense for utglødningsområdet til en temperatur innenfor utglødningsområ-det, kan avstedkommes på den måte som er vist på fig. 5 og 6, ved å anbringe varmevekslere, som f.eks. vannkjølere 32, på hver side av båndet ved inngangen til utglød-ningskammeret. Disse kjølere er delvis i det vesentlige parallelle med og utstrakt over hele båndets bredde på tvers av trekkeretningen. De har en lengde i trekkeretningen som er tilstrekkelig til å senke glassets temperatur til den riktige brytningstempe-ratur på riktig tidspunkt, slik som det er funnet optimalt for utglødningstiden ved den spesielle prosess som betraktes. Denne lengde, som er tilnærmet den samme for forskjellige glasstykkelser trukket i den spesielle maskin, slik som angitt ved tem-peraturkurvene for de forskjellige båndtykkelser på fig. 6, vil variere med forskjellige typer av trekkemaskiner og med forskjellige, vilkårlig valgte utglødnings-lengder i maskinene. Endepartiet 32' av kjølerne blir fortrinsvis skråstilt mot båndet for å hindre at de nærliggende varmeelementer 34 virker på de deler av båndet som fremdeles er nær kjølerne. Luftfor-delingsrør 133 blir plassert nær den inner-ste del av hver kjøler 32, og har sine åpninger orientert slik at de retter en forholdsvis smal strøm av kjøleluft mot den tilstøtende overflate av glassbåndet tvers over dettes bredde. A large initial heat gradient in the glass ribbon as it exits the drawing chamber for rapid cooling of the ribbon along a first cooling curve with rate Ri greater than the natural cooling rate from a temperature above the upper limit of the annealing range to a temperature within the annealing range can be achieved at the way shown in fig. 5 and 6, by placing heat exchangers, such as e.g. water coolers 32, on each side of the belt at the entrance to the annealing chamber. These coolers are partly substantially parallel to and extend over the entire width of the strip across the direction of drawing. They have a length in the drawing direction which is sufficient to lower the temperature of the glass to the correct breaking temperature at the right time, as has been found to be optimal for the annealing time in the particular process under consideration. This length, which is approximately the same for different glass thicknesses drawn in the special machine, as indicated by the temperature curves for the different tape thicknesses in fig. 6, will vary with different types of drawing machines and with different, arbitrarily chosen annealing lengths in the machines. The end portion 32' of the coolers is preferably inclined towards the belt to prevent the nearby heating elements 34 from acting on the parts of the belt which are still close to the coolers. Air distribution pipe 133 is placed near the innermost part of each cooler 32, and has its openings oriented so that they direct a relatively narrow flow of cooling air towards the adjacent surface of the glass strip across its width.

Når båndet passerer kjølerne 32, blir dets nedkjølingshastighet påvirket av varmeelementene 3 4og innkapslingen 30 som forsinker den normale nedkjølingshastig-het (vist med stiplede linjer på fig. 6) til den nedsatte, tilnærmet konstante hastighet R3. Fra et produksjonssynspunkt er naturligvis en lineær hastighet R3 fordel-aktig da denne kan opprettholdes lettere og kan reproduseres bedre enn ikke lineære nedkjølingshastigheter. Små variasjoner i lineariteten av denne hastighet p.g.a. de varierende plasseringer av maskinelemen-ter eller av andre grunner, som f.eks. feil eller unøyaktigheter ved styringen, vil imidlertid vanligvis ikke påvirke den resulterende utglødning på ugunstig måte i utillatelig utstrekning. Feil i den opprinnelige eller første nedkjølingshastighet eller i den temperatur ved hvilken nedkj ølingshastighetene blir endret, har større virkning på den resulterende utglødning og må kontrolleres omhyggelig for å oppnå opti-male resultater. As the belt passes the coolers 32, its cooling rate is affected by the heating elements 34 and enclosure 30 which slows the normal cooling rate (shown by dashed lines in Fig. 6) to the reduced, approximately constant rate R3. From a production point of view, a linear rate R3 is of course advantageous as it can be maintained more easily and can be reproduced better than non-linear cooling rates. Small variations in the linearity of this speed due to the varying locations of machine elements or for other reasons, such as e.g. errors or inaccuracies in the control, however, will not usually adversely affect the resulting annealing to an unacceptable extent. Errors in the initial or initial cooling rate or in the temperature at which the cooling rates are changed have a greater effect on the resulting annealing and must be carefully controlled to achieve optimal results.

Varmeelementene 34 er tvers over båndets bredde oppdelt i tre uavhengig kontrollerte eller regulerte seksjoner, slik som vist på fig. 5. På denne måte kan de innstilles til å kompensere for den ujevne kjøling som ofte finner sted over bredden av båndet og som er spesielt utpreget ved kantene. Det er selvsagt mulig, på bekostning av en viss fleksibilitet i reguleringen, bare å Isolere utglødningskammeret for å forsinke kjøleprosessen i båndet og å opprette den reduserte nedkjølingshastig-het R3. The heating elements 34 are divided across the width of the band into three independently controlled or regulated sections, as shown in fig. 5. In this way they can be adjusted to compensate for the uneven cooling which often takes place across the width of the strip and which is particularly pronounced at the edges. It is of course possible, at the expense of a certain flexibility in the regulation, to just isolate the annealing chamber to delay the cooling process in the strip and to create the reduced cooling rate R3.

Ved den øvre del eller utgangspartiet av kammeret på fig. 5 er det anbrakt kjø-lere 36 på hver side av båndet. Disse kjø-lere er tilnærmet parallelle med båndet og strekker seg over dettes bredde på tvers av trekkeretningen. På denne måte kan den ønskelige aksellererte, avsluttende nedkjølingshastighet for glasset bli opprettet for å nedsette temperaturen fra et punkt innenfor utglødningsområdet til en temperatur nedenfor utglødningsområdet. Som vist på fig. 6, kan eventuelt dører 37 i maskinens sider bli åpnet på dette punkt for å oppnå en økning av nedkj ølingshastigheten. Skjønt disse kjølere eller åpninger blir anvendt for å opprette de foretrukne kurver av den type,som er vist i diagrammet på fig. 6, kan det tilveiebringes en aksepterbar utglødning ved å utelate kjøl-ingen i dette punkt og å opprette bare et enkelt brytningspunkt i utglødningskurven. At the upper part or exit part of the chamber in fig. 5, coolers 36 are placed on each side of the belt. These coolers are approximately parallel to the belt and extend across its width across the pulling direction. In this way, the desired accelerated final cooling rate of the glass can be created to reduce the temperature from a point within the annealing range to a temperature below the annealing range. As shown in fig. 6, possibly doors 37 in the sides of the machine can be opened at this point to achieve an increase in the cooling rate. Although these coolers or apertures are used to create the preferred curves of the type shown in the diagram of fig. 6, an acceptable annealing can be provided by omitting the cooling at this point and creating only a single breaking point in the annealing curve.

Fordelingsrørene bør strekke seg tvers over glassbåndet i det minste i omkring 90 % av dettes bredde for å tilsikre en aksepterbar jevn spenningsfordeling over platen. Som vist på fig. 6, er den posisjon i forhold til trekkemaskinen ved hvilken glasset blir utsatt for en rask nedkjøling eller herding ved hjelp av luft eller et annet gass-kjølefluidum som strømmer mot glasset, konstant uansett glassets tykkelse. Dette er mulig til tross for de lavere trek-kehastigheter som brukes for tykkere bånd, på grunn av den lengre tid som er nødven-dig for å avkjøle tykkere glass. Mens tidsskalaen for utglødningskurvene for forskjellige glasstykkelser varierer for hvilken som helst fast avstand i maskinen, forblir således posisjonen av temperaturendringe-ne tilnærmet konstant. Mens utglødnings-avstanden eller -lengden kan anses for konstant, uansett glassets tykkelse i enhver spesiell maskin, vil selvsagt denne lengde variere på forskjellige typer trekkemaskiner og med forskjellige, vilkårlig målte utløs-ningstider. The distribution pipes should extend across the glass strip at least for about 90% of its width to ensure an acceptable uniform voltage distribution over the plate. As shown in fig. 6, is the position in relation to the drawing machine at which the glass is subjected to a rapid cooling or hardening by means of air or another gas-cooling fluid which flows towards the glass, constant regardless of the thickness of the glass. This is possible despite the lower drawing speeds used for thicker ribbons, due to the longer time required to cool thicker glass. Thus, while the time scale of the annealing curves for different glass thicknesses varies for any fixed distance in the machine, the position of the temperature changes remains approximately constant. While the annealing distance or length may be considered constant, regardless of the thickness of the glass in any particular machine, this length will of course vary on different types of drawing machines and with different, arbitrarily measured release times.

Fig. 7 viser et egnet tilførselssystem for to luftfordelingsrør 133 for anvendelse ved foreliggende oppfinnelse. Hvor det ønskes mer enn to fordelingsrør, slik som i den annen utførelsesform for foreliggende oppfinnelse som skal beskrives i det følgende, blir det anvendt et flerdobbelt arrangement av den type som er vist på fig. 7 og kan forbindes i parallell med en felles lufttil-førsel, eller eventuelt kan det anvendes separate lufttilførselsanordninger. Fig. 7 shows a suitable supply system for two air distribution pipes 133 for use in the present invention. Where more than two distribution pipes are desired, such as in the second embodiment of the present invention to be described in the following, a multiple arrangement of the type shown in fig. 7 and can be connected in parallel with a common air supply, or possibly separate air supply devices can be used.

Som vist på fig. 7, mottar to luftfor-delingsrør 133 luft fra en felles lufttilførsel 150. Luft blir først ført fra lufttilførsels-kilden gjennom en hovedledning 151 som er forsynt med et filter 152, en trykkregu-lator 154, en avstengningsventil 156 og en trykkmåler 158. De to hovedmateledninger 159 og 160 fordeler luftstrømmen fra ho-vedluftledningen 151 for å forsyne hvert fordelingsrør med like store lufttrykk. Som vist tydeligere på fig. 8, er fordelingsrørene oppdelt i tre seksjoner, som f.eks. ved hjelp av blokkeringselementer 162 og 164. Seksjonsmateledninger 165, 167 og 169 forsyner de individuelle seksjoner av det ene for-delingsrør fra hovedmateledningen 159, og seksjonsmateledninger 166, 168 og 170 forsyner seksjonene av det annet fordelingsrør fra hovedmateledningen 160. Hver sek-sjonsmateledning omfatter en stoppeven-til 172, en nåleventil 174 for fininnstilling av luftstrømmen og en trykkmåler 176, hvilket muliggjør variasjon av luftstrøm-men og dermed avkjølingen over båndets bredde. De to endeseksjoner av hvert for-delingsrør får lufttilførsel gjennom en åp-ning i hver ende av røret. Midtseksjonen blir tilført luft gjennom en sentral stuss 177 midt på røret. Et skjermelement 178 er plassert inne i røret og umiddelbart overfor åpningen ved senterstussen for å forhindre at luft som kommer inn i røret, passerer direkte gjennom de utløpshull 146 som befinner seg rett overfor innløps åpningen. Som vist på fig. 8 og 9, er det anbrakt ut-løpshull 146 med liten innbyrdes avstand langs hele lengden av den del av hvert for-delingsrør som vender mot glassbåndet. Fordelingsrørene blir fortrinnsvis innstilt om deres lengdeakse, slik at de retter luft-strømmen fra utløpene 146 med en vinkel på omkring 20° oppad fra horisontalplanet mot glassbåndet. Fordelingsrørene blir fortrinnsvis anbrakt med en avstand på omkring 7.6 cm (3") fra glassoverflaten. As shown in fig. 7, two air distribution pipes 133 receive air from a common air supply 150. Air is first led from the air supply source through a main line 151 which is provided with a filter 152, a pressure regulator 154, a shut-off valve 156 and a pressure gauge 158. The two main supply lines 159 and 160 distribute the air flow from the main air line 151 to supply each distribution pipe with equal air pressure. As shown more clearly in fig. 8, the distribution pipes are divided into three sections, which e.g. by means of blocking elements 162 and 164. Section feed lines 165, 167 and 169 supply the individual sections of one distribution pipe from the main feed line 159, and section feed lines 166, 168 and 170 supply the sections of the other distribution pipe from the main feed line 160. Each section feed line comprises a stop valve 172, a needle valve 174 for fine-tuning the air flow and a pressure gauge 176, which enables variation of the air flow and thus the cooling over the width of the belt. The two end sections of each distribution pipe receive air supply through an opening at each end of the pipe. The middle section is supplied with air through a central nozzle 177 in the middle of the pipe. A screen element 178 is placed inside the pipe and immediately opposite the opening at the center spigot to prevent air entering the pipe from passing directly through the outlet holes 146 which are located directly opposite the inlet opening. As shown in fig. 8 and 9, outlet holes 146 are arranged with a small mutual distance along the entire length of the part of each distribution pipe that faces the glass strip. The distribution pipes are preferably set about their longitudinal axis, so that they direct the air flow from the outlets 146 at an angle of about 20° upwards from the horizontal plane towards the glass strip. The distribution pipes are preferably placed at a distance of about 7.6 cm (3") from the glass surface.

I det følgende skal det gis et eksempel på en foretrukken metode for fremstilling av plateglass ved anvendelse av det ovenfor omtalte aspekt ved foreliggende oppfinnelse for å oppnå en lav resulterende spenning i sluttproduktet: Et glassbånd av bredde ca. 2.5 m (100") og tykkelse 5.6 mm (7/32") blir dannet kontinuerlig ved å bli mekanisk trukket fra et delvis lukket bad med smeltet glass som holdes ved en temperatur på omkring 1000° C og består av: In the following, an example will be given of a preferred method for producing sheet glass using the above-mentioned aspect of the present invention to achieve a low resulting stress in the final product: A glass strip of width approx. 2.5 m (100") and thickness 5.6 mm (7/32") is formed continuously by being mechanically drawn from a partially closed bath of molten glass maintained at a temperature of about 1000° C and consists of:

Båndet som dannes og trekkes oppad under påvirkning av par av motstående trekkevalser som virker på den allerede dannede del av båndet, passerer mellom to vertikalt anbrakte varmevekslere i trekkekammeret og som fjerner varme fra båndet og trekkekammeret med en varme-mengde på omkring 3180 kilokalorier (8 640 BTU) pr. minutt. I tillegg til dette fjerner ventilatorkjølerne, som delvis ut-gjør trekkekammeret, varme fra båndet og trekkekammeret med en hastighet på 496 kilokalorier (1970 BTU) pr. minutt. Når båndet beveger seg oppad og det parti av dette som betraktes, forlater trekkekammeret, fjerner fangpannekjølere på hver side av båndet ved utløpsenden av trekkekammeret varme fra båndet og trekkekammeret med en hastighet på 3 180 kilokalorier (12 600 BTU) pr. min. På denne måte blir glassets temperatur redusert til omkring 635° C i temperatur når det forlater trekkekammeret. Et annet par kjølere, hvorav en kjøler er anbrakt på hver side av båndet og er plassert like nedenfor trekkekammeret innenfor den lukkede del av trekkemaskinen, fjerner varme fra båndet med en hastighet på omkring 302 kilokalorier (1 200 BTU) pr. minutt ved hjelp av en kontinuerlig vannstrøm som sirkulerer gjennom kjølerne på tvers av båndets bevegelse for å senke båndets temperatur med en tilnærmet konstant og forøket hastighet i forhold til den naturlige avkjølings-hastighet fra 635 til 570° C målt som overflatetemperatur på omkring 33 sekunder fra det tidspunkt da båndet kommer inn i den lukkede del av maskinen over trekkekammeret. På dette sted blir det sendt en luftstrøm mot glassbåndet på hver side av dette i form av en stripe på omkring 2.5— 5 cm (1—2") i bredde tvers over båndets bredde. Luften tilføres fra to luftfordelings-rør, et på hver side av båndet og omkring 7.6 cm (3") fra hver side av båndets overflater og strekker seg tvers over bredden av dette vinkelrett i forhold til båndets bevegelsesretning. Hvert luftfordelingsrør blir dannet av et rustfritt stålrør av lengde 2.29 m (90") og med en indre diameter på 3.8 cm ( IV2") og er oppdelt i tre seksjoner av lengde 76 cm (30"). 337 utløpshull med diameter omkring 2.5 mm (1/10") og sen-teravstand 6.3 mm (1/4") er anbrakt langs en rett linje etter lengdeaksen for røret som danner luftfordelingsrøret. Utløpshul-lene er plassert slik at de retter luftstrøm-men oppad i båndets bevegelsesretning i omkring 20° fra horisontalplanet. Luft blir tilført hvert luftfordelingsrør med en temperatur på omkring 30° C og i en mengde på omkring 5950 dm3 (210 kub.fot) pr. min. og et trykk på omkring 0.7 kg/cm<2> (10 pund pr. kv.tomme) og ved luftstrømningen mot glassbåndets overflater blir varme ført bort fra disse i en mengde på omkring 413 kilokalorier (1640 BTU) pr. minutt for således å senke temperaturen av båndet fra 570° C til 555° i løpet av omkring 3 sekunder. Under de neste ca. 68 sekunder blir avkjølin-gen av båndet forsinket i forhold til den naturlige avkjølingshastighet ved hjelp av isolasjon og varmeelementer som er anbrakt i den lukkede del av trekkemaskinen, og i løpet av denne tid blir båndet nedkjølt til en temperatur på omkring 540° C. I dette øyemed er varmeelementene oppdelt i tre vertikale soner, slik som antydet på fig. 5. Elektrisk effekt blir fordelt med 400 watt til den første sone, 300 watt til den annen og 200 watt til den tredje sone for å nedsette avkj ølingshastigheten for båndet. I de neste ca. 20 sekunder blir båndets nedkjølingshastighet øket over den naturlige nedkjølingshastighet ved å åpne maskinens sider, slik at båndets temperatur blir senket til omkring 555° C. Glassets utglødningsområde blir under dette eksempel antatt å være omkring 600— 520° C, regnet som middeltemperatur. Dette tilsvarer et område regnet som overflatetemperatur for glasset fra omkring 588 til 505° C. Båndet blir avkjølt gjennem dette temperaturområde på omkring 100 sekunder. Etter at temperaturen av båndet når den nedre grense for utglødningsområdet, blir så båndet tillatt å avkjøles med naturlig hastighet når det blir trukket opp til oppkappingsgulvet over den lukkede del av trekkemaskinen, på hvilket punkt glasset har en temperatur på omkring 90°, og blir så oppkappet til enkeltplater. Den sentrale dobbeltbrytning i glass som er ut-glødet på denne måte, er omkring 100—110 millimikron pr. tomme angitt ved veileng-dedifferansen mellom to planpolariserte lysbølger som passerer gjennom glasset og blir målt på den samme måte som tidligere forklart. For sammenligning har lignende glassbånd trukket gjennom den samme maskinen, men tillatt å avkjøles naturlig (dvs. uten anvendelse av vannkjølere, luft-fordelingsrør og varmeelementer over trekkekammeret) resulterende spenninger i området fra 220 til 250 millimikron pr. tomme. The strip, which is formed and drawn upwards under the influence of a pair of opposed drawing rollers acting on the already formed part of the strip, passes between two vertically placed heat exchangers in the drawing chamber and which remove heat from the strip and the drawing chamber with a heat amount of about 3180 kilocalories (8 640 BTU) per minute. In addition to this, the ventilator coolers, which partially make up the drawing chamber, remove heat from the belt and the drawing chamber at a rate of 496 kilocalories (1970 BTU) per minute. As the belt moves upward and the part of it under consideration leaves the drawing chamber, pan coolers on each side of the belt at the outlet end of the drawing chamber remove heat from the belt and the drawing chamber at a rate of 3,180 kilocalories (12,600 BTU) per minute. my. In this way, the temperature of the glass is reduced to around 635° C in temperature when it leaves the drawing chamber. Another pair of coolers, one on each side of the belt and located just below the drawing chamber within the enclosed section of the drawing machine, removes heat from the belt at a rate of about 302 kilocalories (1,200 BTU) per minute. minute by means of a continuous flow of water circulating through the coolers across the motion of the belt to lower the temperature of the belt at an approximately constant and increased rate relative to the natural cooling rate from 635 to 570° C measured as surface temperature in about 33 seconds from the moment when the belt enters the closed part of the machine above the drawing chamber. At this point, a stream of air is sent towards the glass strip on each side of it in the form of a strip of about 2.5—5 cm (1—2") in width across the width of the strip. The air is supplied from two air distribution pipes, one on each side of the belt and approximately 7.6 cm (3") from each side of the belt surfaces and extending across the width thereof perpendicular to the direction of belt travel. Each air distribution tube is formed from a stainless steel tube of length 2.29 m (90") and with an inner diameter of 3.8 cm (IV2") and is divided into three sections of length 76 cm (30"). 337 outlet holes with a diameter of about 2.5 mm (1/10") and center distance 6.3 mm (1/4") are placed along a straight line following the longitudinal axis of the tube that forms the air distribution tube. The outlet holes are positioned so that they direct air flow but upwards in the direction of movement of the belt in about 20° from the horizontal plane Air is supplied to each air distribution pipe at a temperature of about 30° C and at a rate of about 5950 dm3 (210 cu.ft) per min and a pressure of about 0.7 kg/cm<2> (10 pounds per square inch) and by the air flow towards the surfaces of the glass strip, heat is carried away from them in an amount of about 413 kilocalories (1640 BTU) per minute to thus lower the temperature of the strip from 570° C to 555° during about 3 seconds During the next approximately 68 seconds the cooling of the tape is delayed in relation to the natural cooling rate by means of insulation and heating elements placed in the closed part of the drawing machine, during which time the strip is cooled to a temperature of about 540° C. To this end, the heating elements are divided into three vertical zones, as indicated on fig. 5. Electrical power is distributed with 400 watts to the first zone, 300 watts to the second and 200 watts to the third zone to reduce the cooling rate of the belt. In the next approx. For 20 seconds, the belt's cooling rate is increased above the natural cooling rate by opening the sides of the machine, so that the belt's temperature is lowered to around 555° C. The glass's annealing range is assumed to be around 600-520° C in this example, considered as an average temperature. This corresponds to a range calculated as the surface temperature of the glass from around 588 to 505° C. The strip is cooled through this temperature range in around 100 seconds. After the temperature of the strip reaches the lower limit of the annealing range, the strip is then allowed to cool at a natural rate as it is drawn up to the cutting floor above the closed part of the drawing machine, at which point the glass is at a temperature of about 90°, and then becomes cut into individual plates. The central birefringence in glass annealed in this way is about 100-110 millimicrons per inch indicated by the path length difference between two plane-polarized light waves passing through the glass and is measured in the same way as previously explained. By comparison, similar glass ribbons drawn through the same machine but allowed to cool naturally (ie without the use of water coolers, air distribution tubes and heating elements above the drawing chamber) have resulting stresses in the range of 220 to 250 millimicrons per empty.

Under forskjellige driftsbetingelser kan selvsagt de observerte brytningstempera-turer og utglødningsområdet variere fra de temperaturer som er vist i eksemplene, som er brukt bare for å anskueliggjøre forholdene, på grunn av både maskinelle fakto-rer og driftsfaktorer så vel som på grunn av variasjoner i utglødningstiden. Den mest nærliggende anvendelse for de beskrevne utglødningsprogrammer er fra et kommer-sielt synspunkt prosesser hvor den tilgjengelige tid for utglødning er mindre enn 10 minutter, og vanligvis mellom y2—5 minutter. I forbindelse med glasstrekkema-skiner skal det påpekes at det ikke finnes to maskiner som er helt like, og de små for-skjeller i omgivelser, maskinplassering i forhold til smeltetanken etc. har en betydelig virkning på driften av hver maskin. Of course, under different operating conditions, the observed breaking temperatures and the annealing range may vary from the temperatures shown in the examples, which are used only to illustrate the conditions, due to both mechanical and operating factors as well as due to variations in the annealing time . The closest application for the described annealing programs is, from a commercial point of view, processes where the available time for annealing is less than 10 minutes, and usually between y2-5 minutes. In connection with glass drawing machines, it should be pointed out that no two machines are exactly alike, and the small differences in surroundings, machine placement in relation to the melting tank etc. have a significant effect on the operation of each machine.

For å oppnå best mulig reduksjon av gjenværende permanent spenning ved anvendelse av bare to luftfordelingsrør, slik som ved den første utførelsesform for oppfinnelsen, blir det vanligvis antatt at luften eller en annen inert gass bør sendes mot glassets overflater når temperaturen i båndet er innenfor 10—55 % av utglød-ningsområdet (målt fra den øvre grense av dette og regnet slik at den nedre grense av området ligger på 100% av dette). Dette tilsvarer mellom omkring 580 og 545° C ved en glasstype basert på soda, kalk og sili-siumoxyd med den tykkelse som er nevnt i eksemplet og med utglødningstider som angitt i dette. Temperaturen i glasset bør senkes raskt omkring 5—25°. Temperaturen av luften eller det gassformige medium er, så lenge den er lavere enn glassets temperatur, en kontinuerlig variabel, forutsatt at mengden av den gass som anvendes, likeledes blir variert for å holde varmefjernel-sen på et nivå som muliggjør oppnåelse av den krevede raske avkjøling. Fra et praktisk synspunkt blir det antatt at temperaturen av luften eller det annet gassformige medium som blir tilført fordelingsrørene, bør være mellom 5 og 65° C. Varigheten av den raske nedkjølingshastighet bør være 1 av størrelsesorden lik ca. halvparten av den tid som er nødvendig for å opprette en stasjonær gradient gjennom glassets tykkelse og bør ikke i noe tilfelle være større enn omkring 5 sekunder for å forhindre vesentlige spenningsutløsninger. Denne nedkjølingshastighet bør være forholdsvis stor og bør ha en størrelse som ikke er mindre enn omkring 2° pr. sekund og hel-ler ikke større enn omkring 25° pr. sekund, og vil vanligvis være mellom 5 og 10° pr. sekund. Denne nedkjølingshastighet er forskjellen mellom likevektstemperaturen for glasset (dvs. isotermiske forhold uten temperaturgradient) ved begynnelsen av den raske nedkjøling og likevektstemperaturen umiddelbart etter den raske nedkjøling, dividert med den medgåtte tid. Hvor den reduserte nedkjølingshastighet som følger etter den raske fluidumkjøling, skal endres til en større, avsluttende nedkjølingshastig-het, bør denne endring i hastighet finne sted ved den samme eller en lavere temperatur enn temperaturen av glasset etter luftkjølingen eller -herdingen og mellom 40 og 90 % av utglødningsområdet. For en glasstype basert på soda, kalk og silisium-oxyd, tilsvarer dette område mellom 560 og 515° Ci Den gjennomsnittlige synkning eller vinkelkoeffisient for den reduserte nedkjølingshastighet bør ikke overskride 0.65° pr. prosent av den totale utglødnings-tid (dvs. hvis temperaturfallet under den reduserte nedkjølingshastighet R3 på fig. 6 er 15° C og den tid under hvilken glasset blir nedkjølt gjennom dette temperaturfall, er 68 sekunder av en total utglødningstid på 100 sekunder — dvs. 68 % — er den gjennomsnittlige synkning 0.22° C pr. prosent av totalutglødningstid). In order to achieve the best possible reduction of residual permanent stress by using only two air distribution tubes, as in the first embodiment of the invention, it is generally believed that the air or another inert gas should be sent against the surfaces of the glass when the temperature in the band is within 10— 55% of the annealing area (measured from the upper limit of this and calculated so that the lower limit of the area lies at 100% of this). This corresponds to between around 580 and 545° C for a type of glass based on soda, lime and silicon oxide with the thickness mentioned in the example and with annealing times as stated therein. The temperature in the glass should be lowered quickly by around 5-25°. The temperature of the air or the gaseous medium is, as long as it is lower than the temperature of the glass, a continuous variable, provided that the quantity of the gas used is likewise varied to keep the heat removal at a level which enables the required rapid cooling. From a practical point of view, it is assumed that the temperature of the air or other gaseous medium that is supplied to the distribution pipes should be between 5 and 65° C. The duration of the rapid cooling rate should be 1 order of magnitude equal to approx. half the time required to establish a stationary gradient through the thickness of the glass and should in no case be greater than about 5 seconds to prevent significant voltage releases. This cooling rate should be relatively large and should have a magnitude that is not less than about 2° per second and slopes no greater than about 25° per second, and will usually be between 5 and 10° per second. This cooling rate is the difference between the equilibrium temperature of the glass (ie isothermal conditions without temperature gradient) at the start of the rapid cooling and the equilibrium temperature immediately after the rapid cooling, divided by the elapsed time. Where the reduced cooling rate following the rapid fluid cooling is to be changed to a greater, final cooling rate, this change in rate should take place at the same or a lower temperature than the temperature of the glass after the air cooling or hardening and between 40 and 90 % of the annealing area. For a type of glass based on soda, lime and silicon oxide, this corresponds to a range between 560 and 515° Ci. The average dip or angle coefficient for the reduced cooling rate should not exceed 0.65° per percent of the total annealing time (i.e. if the temperature drop below the reduced cooling rate R3 in Fig. 6 is 15° C and the time during which the glass is cooled through this temperature drop is 68 seconds out of a total annealing time of 100 seconds — i.e. 68% — the average decrease is 0.22° C per percent of total annealing time).

Fig. 10 viser en trekkemaskin som er modifisert i henhold til foreliggende oppfinnelse for å avstedkomme den tre-trinris utglødningskurve som er vist på fig. 4. Den grunnleggende trekkemaskin er i det vesentlige den samme som vist på fig. 5. Således dannes et trekkekammer 280 delvis av L-blokker 290, ventilasjonsvannkjølére 300 og avkjølte fangpanner 340 og omslutter et rom over smeltebadet 270 for å frem-skaffe en passende omgivelse for dannelsen av båndet. Vannkjølere 320 befordrer størkningen av glasset når båndet blir trukket fra badet 270 ved hjelp av rekker av trekkevalser 360 og blir ført til en opp-kappingsstasjon (ikke vist) som ligger flere etasjer over badet. Som ved utførelsesfor-men på fig. 5, kommer glasset inn i ut-glødningskammeret 400, som omslutter den del av båndet som er innenfor temperaturgrensene for utglødningsområdet, ved en temperatur på omkring 635° C. Fig. 10 shows a drawing machine which has been modified according to the present invention to produce the three-stage rice annealing curve shown in fig. 4. The basic drawing machine is essentially the same as shown in fig. 5. Thus, a drawing chamber 280 is formed in part by L-blocks 290, ventilation water coolers 300 and cooled catch pans 340 and encloses a space above the melt bath 270 to provide a suitable environment for the formation of the strip. Water coolers 320 promote the solidification of the glass as the strip is drawn from the bath 270 by means of rows of draw rollers 360 and is taken to a cutting station (not shown) located several floors above the bath. As with the embodiment in fig. 5, the glass enters the annealing chamber 400, which encloses the part of the strip that is within the temperature limits of the annealing area, at a temperature of about 635°C.

Fig. 11 viser skjematisk overflatetem-peraturer for tre forskjellige båndtykkelser med identiske middeltemperaturer, i forhold til deres stilling i trekkemaskinen. Den stiplede kurve viser temperaturfordelingen i et glassbånd som trekkes på kjent måte, hvorved båndet avkjøles med naturlig hastighet når det blir trukket gjennom maskinen. Fig. 11 schematically shows surface temperatures for three different tape thicknesses with identical mean temperatures, in relation to their position in the drawing machine. The dashed curve shows the temperature distribution in a glass ribbon that is drawn in a known manner, whereby the ribbon cools at a natural rate as it is drawn through the machine.

De nedkj ølingskurver som er inntegnet med fullt opptrukne linjer på fig. 11. blir oppnådd ved å modifisere den naturlige avkjølingshastighet ved hjelp av luftstrøm-mer mot begge overflater av båndet på flere innbyrdes atskilte steder tvers over båndets bredde. Som vist ved hjelp av diagrammet, nærmer båndets temperatur seg den øvre grense for utglødningsområdet langs en temperaturkurve som er tilnærmet lik den naturlige avkjølingskurve. Nedkj ølingshastigheten for båndet blir først endret ved den riktige brytningstempera-tur Tm som er bestemt ved stillingen av det første par fordelingsrør 145 ved utsen-delse av luft eller en annen gass som strøm-mer fra fordelingsrørets åpninger som retter strømmen i en smal bane tvers over bredden av det bevegede bånd. Den normale håndbevegelse fjerner den del av glasset som blir avkjølt eller herdet, fra strøm-men av kjølefluidum før den spenning som frembringes ved endringen i nedkjølings-hastighet, undergår noen vesentlig utløs-ning. Varigheten av denne raske nedkjø-ling på hvilket som helst sted eller langs en linje tvers over båndets bredde varierer med trekkehasbigheten, men har vanligvis en størrelse på fra 1 til 3 sekunder. Fordi det tar mer tid å opprette en gradient gjennom et tykkere bånd, har den lengre varighet av luftpåvirkningen på grunn av den lavere trekkehastighet ingen skadelig virkning og er i virkeligheten en kompen-serende faktor som muliggjør anvendelse av samme fordelingsrør og dermed den samme bredde på luftbåndet for alle stan-dard båndtykkelser. The cooling curves which are plotted with solid lines in fig. 11. is achieved by modifying the natural cooling rate by means of air currents against both surfaces of the belt at several mutually separated locations across the width of the belt. As shown by the diagram, the strip temperature approaches the upper limit of the annealing range along a temperature curve that is approximately equal to the natural cooling curve. The cooling rate for the strip is first changed at the correct breaking temperature Tm which is determined by the position of the first pair of distribution pipes 145 by sending out air or another gas that flows from the openings of the distribution pipe which directs the flow in a narrow path across across the width of the moving belt. The normal hand movement removes the part of the glass that is being cooled or hardened from the flow of cooling fluid before the stress produced by the change in cooling rate undergoes any significant release. The duration of this rapid cooling at any point or along a line across the width of the belt varies with the draw speed, but usually has a magnitude of from 1 to 3 seconds. Because it takes more time to create a gradient through a thicker band, the longer duration of air exposure due to the lower draw speed has no detrimental effect and is in fact a compensating factor enabling the use of the same distribution pipe and thus the same width of the air band for all standard band thicknesses.

De suksessive par av luftfordelingsrør The successive pairs of air distribution pipes

145, 147 og 149 er konstruert slik og blir forsynt med luft eller et annet gassformig fluidum på samme måte som forklart i forbindelse med fordelingsrørene 133, vist på fig. 7—9. De er anbrakt i avstand fra og understøttet av ovnskammerets innkaps-ling ved f.eks. braketter 144 eller andre egnede monteringsanordninger. 145, 147 and 149 are constructed in this way and are supplied with air or another gaseous fluid in the same way as explained in connection with the distribution pipes 133, shown in fig. 7-9. They are placed at a distance from and supported by the furnace chamber's enclosure by e.g. brackets 144 or other suitable mounting devices.

Mellom de første par luftfordelingsrør 145 og det annet par 147 blir nedkj ølingshastigheten for glassbåndet forsinket ved hjelp av isolerende materiale 148, som er festet på innsiden av innkapslingen 400. På lignende måte er mellomrommet langs hver side av innkapslingen 400 mellom det annet par fordelingsrør 147 og det tredje par 148 isolert, hvilket også den øvrige del av kapslingen etter det tredje par fordelings-rør er. På denne måte kan det tilveiebringes suksessive trinn i nedkjølingskurven, slik som vist på fig. 11. Selvsagt kan det anvendes varmeelementer, i likhet med de som er vist i forbindelse med utførelses-formen på fig. 5, hvis det er ønskelig med ytterligere fleksibilitet ved reguleringen. Between the first pair of air distribution pipes 145 and the second pair 147, the cooling rate of the glass ribbon is delayed by insulating material 148, which is attached to the inside of the enclosure 400. Similarly, the space along each side of the enclosure 400 between the second pair of distribution pipes 147 and the third pair 148 isolated, which is also the other part of the enclosure after the third pair of distribution pipes. In this way, successive steps in the cooling curve can be provided, as shown in fig. 11. Naturally, heating elements can be used, similar to those shown in connection with the embodiment in fig. 5, if further flexibility in the regulation is desired.

Den fysikalske posisjon av fordelings-rørene 145, 147 og 149 forblir konstant på lignende måte som forklart i forbindelse med fig. 6, når det anvendes fordelingsrør 233, det samme gjelder lengden av utglød-ningskammeret, uansett variasjonen i den tid bånd av forskjellig tykkelse bruker for å bevege seg over denne lengde eller avstand. Når deler av båndet forlater den lukkede kapsling, er deres nedkjølingshas-tighet ikke lenger kritisk med hensyn til den endelige, permanente spenning, og båndet tillates å avkjøles naturlig. The physical position of the distribution pipes 145, 147 and 149 remains constant in a similar manner as explained in connection with fig. 6, when distribution pipe 233 is used, the same applies to the length of the annealing chamber, regardless of the variation in the time bands of different thickness take to move over this length or distance. When portions of the strip leave the closed enclosure, their cooling rate is no longer critical with respect to the final permanent stress, and the strip is allowed to cool naturally.

I det følgende skal det gis et illustra-tivt eksempel på en foretrukken fremgangsmåte for fremstilling av plateglass ved utnyttelse av den utførelsesform for foreliggende oppfinnelse ved hvilken tre par luftfordelingsrør avstedkommer en tre-trinns utglødningskurve for å oppnå en lav resulterende spenning 1 sluttproduktet: Et glassbånd med de samme dimensjo-ner og samme sammensetning som i det ovenfor beskrevne eksempel på oppfinnelsen blir behandlet på samme måte, slik at det reduseres til en temperatur på omkring 635° C når det forlater trekkekammeret. Båndet fortsetter å avkjøles ved omkring naturlig hastighet til en temperatur på omkring 590° C målt som overflatetemperatur i de første ca. 28 sekunder fra det tidspunkt båndet kom inn i den lukkede del av trekkemaskinen over trekkekammeret. På 1 dette punkt blir luft sendt mot glassbåndet på hver side av dette for å danne en stripe av bredde 2.5—5 cm (1—2") tvers over båndets bredde. Luften blir tilført fra to for-delingsrør, et på hver side av båndet omkring 7.6 cm (2") fra båndoverflaten og strekker seg tvers over dettes bredde vinkelrett i forhold til båndets bevegelsesretning. Hvert fordelingsrør i første og etter-følgende par av fordelingsrør dannes av et 2.29 m (90") langt rustfritt stålrør med indre diameter 3.8 cm (IV2") og er oppdelt i tre seksjoner av lengde 76 cm (30") i lengderetningen. 337 utløpshull med diameter omkring 2.5 mm (1/10") med sen-teravstand 6.3 mm (1/4") er anbrakt langs en rett linje etter lengdeaksen for det rør som danner luftfordelingsrøret. Utløpshul-lene er anordnet slik at de retter luft-strømmen oppad i retning av båndets bevegelse med omkring 20° i forhold til horisontalplanet. Luft blir tilført det første par luftfordelingsrør ved en temperatur på omkring 30° C og med en mengde på omkring 3115—3680 dm» (110—130 kub.fot) pr. minutt med et trykk på omkring 0.7 kg/cm<2>In the following, an illustrative example will be given of a preferred method for the production of sheet glass using the embodiment of the present invention in which three pairs of air distribution tubes create a three-stage annealing curve to achieve a low resulting voltage 1 the end product: A glass strip with the same dimensions and the same composition as in the above-described example of the invention is treated in the same way, so that it is reduced to a temperature of around 635° C when it leaves the drawing chamber. The strip continues to cool at about natural speed to a temperature of about 590° C measured as surface temperature in the first approx. 28 seconds from the time the strip entered the closed part of the drawing machine above the drawing chamber. At this point, air is directed against the glass strip on either side of it to form a strip of width 2.5-5 cm (1-2") across the width of the strip. The air is supplied from two distribution pipes, one on each side of the tape about 7.6 cm (2") from the tape surface and extends across its width perpendicular to the tape's direction of movement. Each distribution pipe in the first and subsequent pair of distribution pipes is formed by a 2.29 m (90") long stainless steel pipe with an inner diameter of 3.8 cm (IV2") and is divided into three sections of length 76 cm (30") in the longitudinal direction. 337 outlet holes with a diameter of about 2.5 mm (1/10") with a center distance of 6.3 mm (1/4") are located along a straight line following the longitudinal axis of the pipe that forms the air distribution pipe. The outlet holes are arranged so that they direct air the flow upwards in the direction of the belt's movement by about 20° relative to the horizontal plane. Air is supplied to the first pair of air distribution pipes at a temperature of about 30° C and in an amount of about 3115—3680 dm" (110—130 cu.ft.) per minute with a pressure of around 0.7 kg/cm<2>

(10 pund pr. kv.tomme). Ved å sende luft-strømmen mot glassbåndets overflater blir varme ført bort fra disse med en hastighet på omkring 470 kilokalorier (1870 BTU) pr; min. for å senke glassbåndets temperatur fra omkring 590 til 572° C) på omkring 3 sekunder. I de neste ca. 22 sekunder bliE nedkjølingen av båndet gjort langsomme-re i forhold til dets naturlige avkjølings-hastighet ved å anordne isolasjon i den lukkede del av trekkemaskinen, og temperaturen blir 564°. I de neste ca. 3 sekunder blir båndet igjen avkjølt ved hjelp av luftstrømmer fra et annet par luftforde-lingsrør av samme konstruksjon som det første par. Luft blir tilført dette par med en temperatur på omkring 30° og i mengder på omkring 2830 til 3400 dm' (100—120 kub.fot) pr. min. ved et trykk på omkring 0.7 kg/cm2 (10 pund pr. kv.tomme). Strøm-ningen av denne luft mot glassets overflater fører varme bort fra disse med en hastighet på omkring 442 kilokalorier (1760 BTU) pr. minutt for å senke båndets temperatur fra omkring 564° til 548° C. I de neste ca. 22 sekunder blir avkjølingen av båndet igjen nedsatt i forhold til dets naturlige avkjølingshastighet ved hjelp av isolasjonen i trekkemaskinen, og nå blir båndet nedkjølt til en temperatur på 540° C. I de neste ca. 3 sekunder blir båndet igjen avkjølt ved hjelp av luftstrømmer på samme måte som i de foregående to trinn, men med mengder på 2265—2550 (80—90 kub.-fot) pr. minutt og en bortføring av varme i mengder på omkring 277 kilokalorier (1100 BTU) pr. minutt. På denne måte blir temperaturen senkte til 530°, og nedkj øl- (10 pounds per square inch). By sending the air flow towards the surfaces of the glass strip, heat is carried away from them at a rate of around 470 kilocalories (1870 BTU) per; my. to lower the glass ribbon temperature from about 590 to 572° C) in about 3 seconds. In the next approx. 22 seconds, the cooling of the strip is made slower in relation to its natural cooling rate by arranging insulation in the closed part of the drawing machine, and the temperature becomes 564°. In the next approx. 3 seconds, the belt is cooled again with the help of air currents from another pair of air distribution pipes of the same construction as the first pair. Air is supplied to this pair at a temperature of about 30° and in quantities of about 2830 to 3400 dm' (100-120 cubic feet) per my. at a pressure of about 0.7 kg/cm2 (10 pounds per square inch). The flow of this air towards the surfaces of the glass carries heat away from them at a rate of around 442 kilocalories (1760 BTU) per minute to lower the belt's temperature from around 564° to 548° C. In the next approx. 22 seconds, the cooling of the strip is again reduced in relation to its natural cooling rate with the help of the insulation in the drawing machine, and now the strip is cooled to a temperature of 540° C. In the next approx. 3 seconds, the belt is again cooled by air currents in the same manner as in the previous two stages, but with amounts of 2265-2550 (80-90 cubic feet) per minute and a removal of heat in quantities of around 277 kilocalories (1100 BTU) per minute. In this way, the temperature is lowered to 530°, and the beer

ingshastigheten blir deretter gjort mindre ing speed is then reduced

i omkring de følgende 47 sekunder, på hvilket tidspunkt temperaturen i båndet vil være 505° og vil passere gjennom den nedre grense for utglødningsområdet. Utglød-ningsområdet for glasset er i dette tilfelle antatt å være 600—520° C, regnet som middeltemperatur. Dette tilsvarer overflate-temperaturer på glasset omkring 588— 505° C. Båndet blir nedkjølt gjennom dette temperaturområde på omkring 10 sekunder. Etter at båndets temperatur når den nedre grense for utglødningsområdet, blir båndet tillatt å avkjøles med naturlig hastighet når det blir trukket opp til oppkap-ningsgulvet, omtrent 4.5 m (15") over den lukkede del av trekkemaskinen, på hvilket punkt glasset har en temperatur på omkring 90° C og blir oppkappet til atskilte plater. Den sentrale dobbeltbrytning for en 5.6 mm (7/32") tykk glassplate som er ut-glødet på denne måte, er ved angivelse som veilengdedifferanse mellom to planpolariserte lysbølger som sendes gjennom glasset og blir målt på samme måte som tidligere forklart, beregnet til å være omkring 90— 100 millimikron pr. tomme. for about the next 47 seconds, at which time the temperature in the belt will be 505° and will pass through the lower limit of the annealing range. In this case, the annealing range for the glass is assumed to be 600-520° C, considered as an average temperature. This corresponds to surface temperatures on the glass of around 588-505° C. The strip is cooled through this temperature range in around 10 seconds. After the strip's temperature reaches the lower limit of the annealing range, the strip is allowed to cool at a natural rate as it is drawn up to the cut-up floor, approximately 4.5 m (15") above the closed portion of the drawing machine, at which point the glass has a temperature at about 90° C and is cut into separate plates. The central birefringence for a 5.6 mm (7/32") thick glass plate annealed in this way is, when expressed as the path length difference between two plane-polarized light waves transmitted through the glass and is measured in the same way as previously explained, calculated to be around 90-100 millimicrons per empty.

Vanligvis blir det antatt at i det minste to raske nedkj ølingstrinn bør anvendes for å senke glassets temperatur gjennom utglødningsområdet i henhold til et ut-glødningsprogram for den annen utførel-sesform for oppfinnelsen, og at temperaturen av kjøleluften eller et annet inert gassformig fluidum bør vært mellom 5 og 65° C. Denne nedkjølingshastighet for hvert raskt nedkj ølingstrinn bør være forholdsvis stor, og likesom i den første utførelsesform, bør den ha en synkning eller vinkelkoeffisient på i det minste 2° C pr. sekund, fortrinnsvis mellom 5 og 10° pr. sekund, og vanligvis ikke mer enn 25° pr. sekund. Som i den første utførelsesform bør temperaturfallet fra denne nedkjøling være mellom 5 og 25° C. Tiden mellom hvert raskt nedkj ølingstrinn bør være i det minste fem ganger så lang som den hurtige nedkjøling selv for å muliggjøre tilstrekkelig utløsning av spenninger som opptrer ved opphør av Generally, it is believed that at least two rapid cooling steps should be used to lower the temperature of the glass through the annealing region according to an annealing program of the second embodiment of the invention, and that the temperature of the cooling air or other inert gaseous fluid should be between 5 and 65° C. This cooling rate for each rapid cooling step should be relatively large and, as in the first embodiment, it should have a slope or slope coefficient of at least 2° C per second, preferably between 5 and 10° per second, and usually no more than 25° per second. As in the first embodiment, the temperature drop from this cooling should be between 5 and 25° C. The time between each rapid cooling step should be at least five times as long as the rapid cooling itself to enable sufficient release of stresses occurring at the end of

den raske nedkjøling på grunn av viskøs the rapid cooling due to viscous

flytning under denne raske nedkjøling. Nedkj ølingshastighetene i intervallene mellom de raske nedkj ølingstrinn bør være forholdsvis små, slik at det blir tilnærmet isotermiske forhold i glasset, og i alle fall bør den gjennomsnittlige synkning eller vinkelkoeffisient for disse nedkj ølingshastigheter ikke overskride 0.6° C pr. prosent movement during this rapid cooling. The cooling rates in the intervals between the rapid cooling steps should be relatively small, so that there are approximately isothermal conditions in the glass, and in any case the average decrease or angular coefficient for these cooling rates should not exceed 0.6° C per percent

av den totale utglødningstid. Varigheten av de raske nedkj ølingshastigheter bør være omkring halvparten av den tid som er nød- of the total annealing time. The duration of the rapid cooling rates should be about half the time necessary

vendig for å opprette en stasjonær gradient gjennom glassets tykkelse og.i alle fall ikke mer enn omkring 5 sekunder for å for- necessary to create a stationary gradient through the thickness of the glass and, in any case, no more than about 5 seconds to

hindre vesentlig spenningsutløsning. prevent significant voltage release.

Foreliggende oppfinnelse kan også an- The present invention can also be

vendes ved horisontale utglødningsmetoder i likhet med de som ble beskrevet i forbin- turned by horizontal annealing methods similar to those described in connection

delse med fig. 11 og 12 i foran nevnte patent. share with fig. 11 and 12 of the aforementioned patent.

Claims (13)

1. Fremgangsmåte for utglødning av glass, omfattende en regulert nedkjøling av glasset gjennom utglødningsområdet, ka-1. Method for annealing glass, comprising a regulated cooling of the glass through the annealing area, ca- rakterisert ved at nedkj ølingshastigheten blir øket meget sterkt mens glasset har en temperatur over den nedre grense av sitt utglødningsområde og under et så kort tidsintervall at ingen vesentlig ut-løsning av de oppståtte spenninger kan finne sted ved viskøs flytning, hvorpå av-kjølingen blir raskt brått nedsatt mens glasset har en temperatur innenfor utglød-ningsområdet, og at den gjennomsnittlige avkjølingshastighet innenfor utglødnings-området forut for det hurtige nedkj ølingstrinn er like eller større enn den gjennomsnittlige nedkjølingshastighet som følger etter det hurtige nedkj ølingstrinn. characterized by the fact that the cooling rate is increased very strongly while the glass has a temperature above the lower limit of its annealing range and during such a short time interval that no significant release of the resulting stresses can take place by viscous flow, after which the cooling becomes rapid abruptly reduced while the glass has a temperature within the annealing range, and that the average cooling rate within the annealing range prior to the rapid cooling step is equal to or greater than the average cooling rate following the rapid cooling step. 2. Fremgangsmåte ifølge påstand 1, karakterisert ved at det hurtige nedkj ølingstrinn blir utført mens glasset har en temperatur innenfor 10—55 % av utglødningsområdet regnet fra toppen av dette område, hvilket hurtige nedkj ølingstrinn senker temperaturen i glasset med omkring 5—25° C, og det etterfølgende nedkjølingstrinn ikke overskrider 0,65° C pr. prosent av den totalt tilgjengelige utglød-ningstid. 2. Method according to claim 1, characterized in that the rapid cooling step is carried out while the glass has a temperature within 10-55% of the annealing range counted from the top of this range, which rapid cooling step lowers the temperature in the glass by around 5-25°C , and the subsequent cooling step does not exceed 0.65° C per percent of the total available annealing time. 3. Fremgangsmåte ifølge påstand 1 eller 2, karakterisert ved at det plutselige eller hurtige nedkj ølingstrinn blir utført mens overflatetemperaturen av glasset befinner seg innenfor et område fra omkring 580—545° C, og nedkjølingen av glasset så blir forsinket inntil overflatetemperaturen av glasset er under den temperatur som glasset ble senket til under det hurtige nedkj ølingstrinn og innenfor området fra omkring 560—515° C, og glasset deretter avkjøles med en større hastighet inntil temperaturen av glasset når den nedre grense for utglødningsområdet. 3. Method according to claim 1 or 2, characterized in that the sudden or rapid cooling step is carried out while the surface temperature of the glass is within a range from about 580-545° C, and the cooling of the glass is then delayed until the surface temperature of the glass is below the temperature to which the glass was lowered during the rapid cooling step and within the range of about 560-515°C, and the glass is then cooled at a greater rate until the temperature of the glass reaches the lower limit of the annealing range. 4. Fremgangsmåte ifølge påstand 1 eller 2, karakterisert ved at etter det hurtige nedkj ølingstrinn blir glassets nedkjøling forsinket i en tidsperiode på i det minste 5 ganger den tid som medgikk for den hurtige nedkjøling, mens tempera turen av glasset blir senket til den temperatur dette ble senket til under det hurtige nedkj ølingstrinn innenfor 40—90 % av ut-glødningsområdet regnet fra toppen av dette, og glasset deretter blir nedkjølt med øket hastighet i det minste til temperaturen når den nedre grense for utglødnings-området. 4. Method according to claim 1 or 2, characterized in that after the rapid cooling step, the cooling of the glass is delayed for a time period of at least 5 times the time allowed for the rapid cooling, while tempera the glass is lowered to the temperature to which it was lowered during the rapid cooling step within 40-90% of the annealing range counted from the top thereof, and the glass is then cooled at an increased rate at least until the temperature reaches the lower limit of the annealing area. 5. Fremgangsmåte ifølge påstand 4, karakterisert ved at nedkjølingshastighetene både forut for og etter det hurtige nedkj ølingstrinn er i det vesentlige lavere enn den gjennomsnittlige nedkjølingshastighet for glasset. 5. Method according to claim 4, characterized in that the cooling rates both before and after the rapid cooling step are substantially lower than the average cooling rate for the glass. 6. Fremgangsmåte ifølge påstand 5, karakterisert ved at en rekke av de nevnte hurtige nedkj ølingstrinn følger etter hverandre og at nedkjølingen blir forsinket mellom de hurtige nedkjølingstrinn. 6. Method according to claim 5, characterized in that a number of the mentioned rapid cooling steps follow each other and that the cooling is delayed between the rapid cooling steps. 7. Fremgangsmåte ifølge påstand 6, karakterisert ved at nedkjølingshastigheten mellom de hurtige nedkj ølingstrinn mens glasset befinner seg innenfor utglødningsområdet, ikke overskrider 0.6° C pr. prosent av den totalt tilgjengelige ut-glødningstid. 7. Method according to claim 6, characterized in that the cooling rate between the rapid cooling steps while the glass is within the annealing area, does not exceed 0.6° C per percentage of the total available annealing time. 8. Fremgangsmåte ifølge en av på-standene 1 og 5—7, karakterisert ved at den brå økning i nedkjølingshas-tighet begynner mens temperaturen av glasset er over utglødningsområdet og slut-ter når glassets temperatur er innenfor utglødningsområdet. 8. Method according to one of claims 1 and 5-7, characterized in that the abrupt increase in cooling rate begins while the temperature of the glass is above the annealing range and ends when the temperature of the glass is within the annealing range. 9. Fremgangsmåte ifølge en av de foregående påstander, karakterisert ved at det hurtige nedkj ølingstrinn blir avsted-kommet ved å anvende en momentan gass-bråkjøling av glasset. 9. Method according to one of the preceding claims, characterized in that the rapid cooling step is achieved by using a momentary gas quenching of the glass. 10. Fremgangsmåte ifølge påstand 9, karakterisert ved at bråkjølingen blir utført langs en skjerm eller gardin av gassformig kjølefluidum som blåses mot begge sider av glasset på tvers av glassets bevegelsesretning når dette fremføres langs en forutbestemt bane gjennom en utglød-ningssone, hvilken skjerm av kjølefluidum er innrettet til raskt å avkjøle glassoverflaten, men nedsetter ikke middeltemperaturen av glasset under utglødningsområ-det. 10. Method according to claim 9, characterized in that the quenching is carried out along a screen or curtain of gaseous cooling fluid which is blown towards both sides of the glass across the direction of movement of the glass when this is advanced along a predetermined path through an annealing zone, which screen of cooling fluid is designed to quickly cool the glass surface, but does not reduce the average temperature of the glass below the annealing area. 11. Fremgangsmåte ifølge påstand 10, karakterisert ved at glasset blir ført nær strålevarmekilder før og etter brå-kjølingstrinnet. 11. Method according to claim 10, characterized in that the glass is brought close to radiant heat sources before and after the rapid cooling step. 12. Fremgangsmåte ifølge påstand 10 eller 11, karakterisert ved at gas-sen blir sendt mot hovedoverflatene av det bevegede glass over hele bredden av dette og med i det vesentlige jevn tverrgående fordeling, og i ett gitt øyeblikk over en distanse langs glassets lengde på omkring 2,5—5 cm (1—2"). 12. Method according to claim 10 or 11, characterized in that the gas is sent towards the main surfaces of the moving glass over the entire width thereof and with an essentially uniform transverse distribution, and at a given moment over a distance along the length of the glass of approximately 2.5—5 cm (1—2"). 13. Fremgangsmåte ifølge en av på- standene 9—12, karakterisert ved at gassbråkjølingen har en varighet på ikke mer enn 5 sekunder, fortrinnsvis omkring 1—3 sekunder.13. Method according to one of at- stands 9-12, characterized by the fact that the gas quench has a duration of no more than 5 seconds, preferably around 1-3 seconds.