KR101334019B1 - 오버플로우 다운드로우 공법의 유리 형성 방법 및 장치 - Google Patents

Abstract

본 발명은 시트 유리를 형성하기 위한 개선된 방법 및 장치를 개시한다. 일 실시예에서, 본 발명은 열적 크리프가 상기 형성 구조체의 유리 흐름 특성에 대해 최소 충돌이 불가피하게 일어나는 방식으로 상기 형성 구조체 상의 응력에 대한 완화력을 도입한다.

시트 유리, 용융 유리, 형성 장치, 오버플로우 공정, 다운드로운 공정, 유리 흐름

Description

오버플로우 다운드로우 공법의 유리 형성 방법 및 장치{OVERFLOW DOWNDRAW GLASS FORMING METHOD AND APPARATUS}

관련 출원서에 대한 참조문헌

본 발명은 "OVERFLOW DOWNDRAW GLASS FORMING METHOD AND APPARATUS"의 명칭으로 2005년 12월 15일에 출원된 임시 출원 일련번호 제60/751,419호에 개시된 발명의 우선권을 주장한다. 미국 임시 출원의 35 USC §119(e) 법률 조항에 따라 우선권을 주장하며, 전술한 출원서 및 특허는 본원에 참조로서 병합된다.

본 발명은 "OVERFLOW DOWNDRAW GLASS FORMING METHOD AND APPARATUS"의 명칭으로 2004년 12월 7일에 출원된, 미국 출원 일련번호 제11/006,251호의 동시 계속 출원으로서, 2002년 8월 8일에 출원된 미국 특허 번호 제6,889,526호의 분할 출원이며, "OVERFLOW DOWNDRAW GLASS FORMING METHOD AND APPARATUS"의 명칭으로 2005년 5월 10일에 발행된 것으로서, 하기의 임시 출원서들 중 하나에 개시되었던 발명의 우선권을 주장한다:

1) "SHEET GLASS FORMING DEVICE"의 명칭으로 2001년 8월 8일 출원된, 임시 출원 번호 제60/310,989호;

2) "SHEET GLASS FORMING DEVICE"의 명칭으로 2001년 8월 29일 출원된, 임시 출원 번호 제60/316,676호;

3) "SHEET GLASS FORMING APPARATUS"의 명칭으로 2001년 9월 12일 출원된, 임시 출원 번호 제60/318,726호;

4) "SHEET GLASS FORMING APPARATUS"의 명칭으로 2001년 9월 13일 출원된, 임시 출원 번호 제60/318,808호;

5) "SHEET GLASS FORMING APPARATUS"의 명칭으로 2002년 1월 3일 출원된, 임시 출원 번호 제60/345,464호; 및

6) "SHEET GLASS FORMING APPARATUS"의 명칭으로 2002년 1월 3일 출원된, 임시 출원 번호 제60/345,465호;

미국 임시 출원의 35 USC §119(e) 법률 조항에 따라 우선권을 주장하며, 전술한 출원서 및 특허는 본원에 참조로서 병합된다.

기술분야

본 발명은 일반적으로 유리 시트의 제조법에 관한 것으로, 보다 자세하게는, 컴퓨터 디스플레이에 폭넓게 사용되는 LCD 디스플레이 장치들의 생산에 사용된 유리 시트에 관한 것이다.

반도체 전원의 디스플레이 응용에, 특히 컴퓨터 디스플레이에 폭넓게 사용되는 TFT/LCD 디스플레이 장치들에 사용되는 유리는 반도체 타입의 물질을 성공적으로 응용하도록 하기 위해 매우 고품질의 표면을 가져야 한다. Corning, Inc.사에 양도된, 미국 특허 번호 제3,338,696호의 장치를 사용하여 만들어진 시트 유리는 형성된 바와 같은 최상 품질의 유리를 만들며 사전-공정을 필요로 하지 않는다. 상 기 Corning 특허는 "오버플로우 공정(Overflow Process)"이란 제조 공정으로 유리를 만든다. 다른 공정들을 사용하여 만들어진 유리는 그린딩(grinding) 및/또는 폴리싱(polishing)을 필요로 하며, 따라서 이처럼 우수한 표면 마감을 갖지 않는다. 상기 유리 시트는 또한 엄격한 두께 변화와 워프(warp) 특성을 따르게 해야 한다. 우수한 표면 마감은 유리 스트림의 중심에서 우선 순수 유리로부터 형성된다. 이 유리는 스터링(stirring) 동작 이후 외부 표면들과 접촉하지 않았다.

미국 특허 번호 제3,338,696호는 오늘날 시행되는 것과 같은 기술의 상태를 여전히 교시하고 있다. 하지만, 상기 장치는 한계가 있다.

"오버플로우 공정"을 사용하는 장치의 주요 단점은, 그것이 대부분의 표면에 걸쳐 가장 우수한 표면을 만들지라도, 주입단에 가장 가까운 유리 시트의 표면이 공급(feeding) 파이프 표면 부근으로 흘러 저품질이 되기 쉬운 유리로 구성된다.

"오버플로우 공정"을 사용하는 장치의 또 다른 단점은, 안정적인 동작 상태 동안 우수한 유리를 만들지라도, 그것은 변화 상태로부터 매우 천천히 복구한다. 이는 이러한 파이프들이 전통적인 방법을 사용하여 설계될 때 스터링 장치로부터 장치로 유리를 운반하는 파이프 내 유리 흐름의 정지 구간에 의해 부분적으로 발생 된다. 의도하지 않은 공정 변화 동안, 이러한 정지 구간은 결함을 발생시키는 유리의 주요 공정 스트림으로 이전 물질의 조성물로 이루어진 유리를 천천히 흘러나오게 한다. 이러한 결함은 결국 상기 공정이 안정화될 때 침전된다(subside); 하지만, 상기 유리 시트의 품질이 표준 이하인 시간 기간이 있다.

"오버플로우 공정"을 사용하는 장치의 또 다른 단점은, 형성된 시트의 두께 를 조절하기 위한 제한된 수단이 있다는 점이다. 상기 시트가 형성됨에 따른 폭(width)에 대한 상기 유리의 선택적인 냉각이 현 방법에서는 제공되지 않는다. 상기 형성 구조체의 낮게 역치된(inverted) 경사 부분으로부터의 방사열손실은 제어되지 않는다. 이러한 불충분한 제어는 상기 형성된 시트의 편평도(워프)에 상당한 영향을 줄 수 있다.

미국 특허 번호 제3,682,609호의 두께 제어 시스템은 작은 두께 에러를 보상할 수 있으나, 그것은 단지 5-10㎝ 정도의 거리에 걸쳐 유리를 재분배할 수 있을 뿐이다.

"오버플로우 공정"을 사용하는 장치의 또 다른 단점은, 표면 장력과 물체력(body force)이, 시트가 형성 장치보다 더 좁아지도록 형성 장치의 외부 측면 아래로 흐르는 용융 유리에 대한 주요 효과를 가지며 형성된 시트의 엣지가 두꺼운 구슬선(bead)를 갖도록 한다는 점이다.

미국 특허 번호 제3,451,798호는 표면 장력 효과를 보상하기 위해 시도하는 엣지 디렉터를 제공하나 그 외부 표면의 단일 프로파일에 대한 형성 장치의 단면을 제한함으로써 발생된 문제점들에 대한 수정이 실제 있다.

"오버플로우 공정"을 사용하는 장치의 또 다른 단점은, 상기 장치의 바닥으로부터의 시트 인발이 시트 두께에 주기적인 변화를 갖는 경향이 있다는 점이다. 이러한 주기적인 두께 변화는 제어되지 않은 기류와 강한 상관관계가 있는 것으로, 제작 기간 동안 장비 수명과 같은 보다 일반적으로 행해지는 경향이 있다. 장비가 낡아감에 따라, 물질 내 틈새(cracks)와 차등 팽창에 의해 발생된 다양한 개구 부(opening)를 통해 공기 유출이 일어난다.

"오버플로우 공정"을 사용하는 장치의 가장 큰 단점은, 상기 형성 장치가 제작 기간 동안 어느 정도 변형하여 상기 유리 시트가 더 이상 두께 특성을 충족하지 않는다는 점이다. 이러한 변형이 중력에 의해 발생된 형성 장치의 열적 크리프(thermal creep)이다. 이는 실운용(production run)의 조급한 중단이 주요 원인이다. 이러한 시간 동안, 공정이 계속적으로 변화하고 있어 공정 조절이 상기 형성 장치의 처짐(sagging)을 보상하도록 만들어져야 한다. 이러한 조절 활동은 판매할 수 있는 제품의 손실을 초래한다.

따라서, 종래 기술의 결함을 극복하는 장치에 대한 기술이 필요하다.

본 발명의 바람직한 실시예에서, 시트의 유효 영역의 표면을 형성하는 모든 유리는 순수 유리(virgin glass)로서, 스터링(stirring) 동작 후 내화성 또는 내화성 금속 표면 부근에서의 흐름으로 오염되지 않는다. 추가로, 이러한 실시예는 스터링 장치와 시트 유리 형성 장치 사이에 배관에서의 흐름 정지 지역을 제거시킴으로써 시트를 형성하는 유리의 이질성(inhomogenity)을 크게 감소시킨다.

또 다른 바람직한 실시예에서, 본 발명은 상기 형성 공정의 가장 중요한 영역인 위어(weirs)에서 용융 유리의 흐름을 재분배하는 정밀한 열 제어 시스템을 도입한다. 이 열 제어는 생산기간 동안 필연적으로 일어나는 시트 형성 장치의 성능저하를 효과적으로 완화시킨다.

또 다른 실시예에서 형성 구조체의 역치된 경사의 바닥으로부터의 방사열손실은 상기 형성 챔버의 배출 개구부의 폭을 변화시킴으로써 장방향으로 조절된다.

또 다른 바람직한 실시예는 표면 장력과 물체 응력(stress)의 방향과 크기를 변경하는 다양한 외부 단면을 생성하고, 이에 따라 시트 폭에 대한 표면 장력과 물체력의 부정적 영향을 줄인다.

대안적인 바람직한 실시예에서, 응결(solidification) 동안 형성 응력을 형성하도록 그것의 폭을 가로질러 바람직하게 냉각되는 것으로서, 상기 유리 시트가 본래 평평하다는 것을 보증한다.

더 바람직한 실시예에서, 본 발명은 상기 형성 장치의 각각의 주요 구성요소들의 내부 압력을 조절하여 상기 형성 구간에 임의의 누출 경로에 걸쳐 압력차가 제로(zero)가 된다. 따라서, 틈새와 개구부가 초기 동작 동안 존재하고 제조하는 동안 생기더라도 상기 장치내 공기 누출은 최소화된다.

또 다른 바람직한 실시예에서, 본 발명은 상기 형성 구조체에 대한 중력에 의해 어느 정도 발생된 응력에 완화력(counteracting force)를 도입하여 열적 크리프로 인한 열적 크리프 변형(스트레인)이 상기 유리 시트의 두께 다양성에 대해 최소 효과를 갖도록 한다.

도 1은 "오버플로우 공정"의 유리 시트 제조 시스템의 주요부.

도 2a는 종래기술에 공지된 바와 같은 "오버플로우 공정"의 측면도.

도 2b는 도 2a의 절단선(B-B)에 따른 다운코머 파이프(downcomer pipe)에 흐르는 유리의 단면도.

도 2c는 다운코머 파이프에서의 유리 흐름이 "오버플로우 공정"을 위한 시트에 나타나는, 도 2a의 절단선(C-C)에 따른 단면도.

도 3a는 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 표면 흐름 분배 장치의 측면도.

도 3b는 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 표면 흐름 분배 장치의 상면도.

도 4a는 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 서브병합된 흐름 분배 장치의 측면도.

도 4b는 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 서브병합된 흐름 분배 장치의 상면도.

도 5a는 본 발명의 실시예에서 "오버플로우 공정"의 측면도.

도 5b는 흐름 분배 장치가 사용될 때 도 5a의 절단선(B-B)에 따른 다운코머 파이프에서의 유리 흐름을 나타내는 도면.

도 5c는 흐름 분배 장치가 사용될 때 다운코머 파이프에서의 유리 흐름이시트에 나타나는, 도 5a의 절단선(C-C)에 따른 단면도.

도 6은 본 발명의 바람직한 실시예에서 보울 노즈(bowl nose)에서 정지 흐름 구간을 확산하는 경사진 축을 갖는 보울.

도 7a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 보울 노즈에서 보울 측면으로 정지 흐름 구간을 재위치시키는 측면 유량을 갖는 보울의 상면도.

도 7b는 도 7a의 측면도.

도 7c는 본 발명의 바람직한 실시예에서 상기 형성 장치의 중심선에 대해 옆으로 대략 45도의 위치로 정지 흐름 구간을 재위치시키는 측면 유량을 갖는 보울의 상면도.

도 7d는 도 7a의 측면도.

도 8은 종래 기술에 공지된 바와 같은 "오버플로우 공정"에서의 보울.

도 9a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 최소 정지 흐름을 갖는 형성 장치 주입단에 공급하는 다운코머 파이프.

도 9b는 도 9a의 상면도.

도 9c는 본 발명의 바람직한 실시예에서 유리 흐름 패턴을 나타내는 다운코머 파이프에서 트로프 주입 파이프 연결부까지의 상세도.

도 10a는 종래기술에 공지된 바와 같은 "오버플로우 공정"에서 다운코머 파이프와 형성 장치 주입단 사이의 흐름을 나타내는 도면.

도 10b는 도 10a의 상면도.

도 10c는 종래기술에 공지된 바와 같은 유리 흐름 패턴을 나타내는 다운코머 파이프에서 트로프 주입 파이프 연결부까지의 상세도.

도 11a는 전형적인 "오버플로우 공정" 제조 시스템의 주요부.

도 11a의 단면도.

도 12a는 상기 형성 구조체를 통해 흐르는 유리의 측면도.

도 12b는 냉각 구간을 나타내는 도 12a의 형성 구조체의 중심을 지나는 단면도.

도 13a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 수정된 단일 가열 챔버 머플 설계도.

도 13b는 도 13a의 단면도.

도 14a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 용융 유리가 위어를 거쳐 지나감에 따라 용융 유리를 국부적으로 냉각시키는데 영향을 주는 공기 냉각 튜브.

도 14b는 도 14a의 단면도.

도 15a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 다중 가열 챔버를 갖는 머플.

도 15b는 도 15a의 단면도.

도 16a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 용융 유리가 위어를 거쳐 지나감에 따라 용융 유리를 국부적으로 냉각시키는데 영향을 주는 복사냉각기.

도 16b는 도 16a의 단면도.

도 17a는 종래의 형성 구조체 설계가 열적 크리프의 결과 어떻게 변형되지를 나타내는 도면.

도 17b는 도 17a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 18a는 종래기술에 공지된 바와 같은 형성 구조체 지지 시스템을 나타내는 도면.

도 18b는 도 18a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 18c는 도 18a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 18d는 도 18a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 19a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 형성 구조체의 각 말단에 있는 단일식 압축 블록을 나타내는 도면.

도 19b는 도 19a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 19c는 도 19a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 19d는 도 19a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 20a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 형성 구조체의 한 말단에 있는 단일식 압축 블록과 또 다른 말단에 있는 다중식 압축 블록을 나타내는 도면.

도 20b는 도 20a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 20c는 도 20a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 20d는 도 20a의 또 다른 측을 나타내는 도면.

도 21a는 종래기술에 공지된 바와 같은 형성 구조체 설계도.

도 21b는 도 21a의 상면도.

도 21c는 절단선(C-C)에 따른 도 21a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 21d는 절단선(D-D)에 따른 도 21a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 21e는 절단선(E-E)에 따른 도 21a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 21f는 절단선(F-F)에 따른 도 21a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 21g는 절단선(G-G)에 따른 도 21a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 22a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 형성 구조체의 각 말단에 감소된 역치된 경사각을 나타내는 도면.

도 22b는 도 22a의 상면도.

도 22c는 절단선(C-C)에 따른 도 22a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 22d는 절단선(D-D)에 따른 도 22a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 22e는 절단선(E-E)에 따른 도 22a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 22f는 절단선(F-F)에 따른 도 22a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 22g는 절단선(G-G)에 따른 도 22a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 23a는 더 변형된 말단을 갖는 본 발명의 대안적인 실시예.

도 23b는 도 23a의 상면도.

도 23c는 절단선(C-C)에 따른 도 23a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 23d는 절단선(D-D)에 따른 도 23a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 23e는 절단선(E-E)에 따른 도 23a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 23f는 절단선(F-F)에 따른 도 23a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 23g는 절단선(G-G)에 따른 도 23a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 24a는 증가된 구조적 강성도(stiffness)에 대한 위치에 따른 본 발명의 대안적인 실시예.

도 24b는 도 24a의 상면도.

도 24c는 절단선(C-C)에 따른 도 24a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 24d는 절단선(D-D)에 따른 도 24a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 24e는 절단선(E-E)에 따른 도 24a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 24f는 절단선(F-F)에 따른 도 24a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 24g는 절단선(G-G)에 따른 도 24a에 도시된 형성 구조체 설계도의 단면도.

도 25a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 엣지 유리보다 중심 유리를 먼저 응결하는 일정한 역치된 경사각으로 계속 포물선 형태로 위로 볼록하게 구부러진 형태의 형성 구조체.

도 25b는 도 25a의 단면(B-B)을 통해 본 말단을 도시하는 단면도.

도 25c는 도 25a의 상면도.

도 25d는 도 25a의 단면(D-D)을 통해 본 말단을 도시하는 단면도.

도 26a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 엣지 유리보다 중심 유리를 먼저 응결하는 다양한 역치된 경사각으로 계속 포물선 형태로 위로 볼록하게 구부러진 형태의 형성 구조체.

도 26b는 도 26a의 단면(B-B)을 통해 본 말단을 도시하는 단면도.

도 26c는 도 26a의 상면도.

도 26d는 보 26a의 단면(D-D)을 통해 본 단면도.

도 27a는 복사열 손실을 제어하기 위해 그 바닥에서 이동가능한 바닥 도어를 가진 머플의 가열 챔버에 포함된 도 25a 내지 도 25d의 형성 구조체.

도 27b는 도 27a의 단면(B-B)을 통해 본 단면도.

도 27c는 본 발명의 바람직한 실시예에서 도 27a의 단면(C-C)을 통해 본 단면도.

도 27d는 본 발명의 바람직한 실시예에서 도 27a의 단면(D-D)을 통해 본 단면도.

도 27e는 이동가능한 바닥 도어의 종래 형태를 나타내는 도 27a의 단면(E-E)을 통해 본 단면도.

도 28a는 종래기술에 공지된 바와 같은 "오버플로우 공정" 유리 시트 형성 시스템에서 냉각 공정을 도시하는 도면.

도 28b는 도 28a의 단면도.

도 29a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 누출을 최소화하기 위해 머플 구간에서의 압력이 어떻게 제어될 수 있는지를 나태는 도면.

도 29b는 도 29a의 단면도.

도 30a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 누출을 최소화하기 위해 머플 도어 구간에서의 압력이 어떻게 제어될 수 있는지를 나태는 도면.

도 30b는 도 30a의 단면도.

도 31a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 누출을 최소화하기 위해 변화 구간에서의 압력이 어떻게 제어될 수 있는지를 나태는 도면.

도 31b는 도 31a의 단면도.

도 32a는 본 발명의 바람직한 실시예에서 누출을 최소화하기 위해 어닐러 및 풀링 기계 구간에서의 압력이 어떻게 제어될 수 있는지를 나태는 도면.

도 32b는 도 32a의 단면도.

도 33a는 오버플로우 공정의 형성 구조체 내로 그리고 형성 구조체에 걸쳐 흐르는 유리의 측면도.

도 33b는 도 33a에 도시된 유리와 형성 구조체의 유입단.

도 33c는 도 33a에 도시된 유리와 형성 구조체의 상면도.

도 33d는 도 33a에 도시된 유리와 형성 구조체의 먼 말단(far end).

도 34a는 자체 무게의 하중에 의한 유리 형성 구조체의 열적 크리프 변형을 도시하는 도면.

도 34b는 수직 변형을 최소화하는 인가된 하중에 의해 의한 형성 구조체의 열적 크리프 변형을 도시하는 도면.

도 34c는 지나치게 인가된 하중에 의한 유리 형성구조체의 열적 크리프 변형을 도시하는 도면.

도 34d는 생산기간의 연장 기간에 걸쳐 수직 변형을 최소화하는 인가된 하중에 의한 유리 형성 구조체의 열적 크리프 변형을 도시하는 도면.

도 35는 형성 구조체에 사용된 내화성 물질의 열적 크리프 물질 특성을 나타내는 그래프.

도 36은 보정력(corrective forces) 없이 형성 구조체 변형의 종래 선형 FEA의 변형을 나타내는 도면.

도 37은 미국 특허 번호 제3,519,411호에 따른 보정력을 갖는 형성 구조체 변형의 종래 선형 FEA의 변형을 나타내는 도면.

도 38은 형성 구조체의 처짐이 거의 없도록 보정력을 갖는 형성 구조체 변형의 선형 FEA의 변형을 나타내는 도면.

도 39a는 FEA에 사용된, 미터법에 있어서의 규격을 갖는, 그리드 측면도.

도 39b는 FEA에 사용된, 미터법에 있어서의 규격을 갖는, 그리드의 말단의 단면도.

도 39c는 FEA에서 형성 구조체의 바닥 부분에 힘이 인가되는 경우를 나타내는 형성 구조체의 말단의 단면도.

도 39d는 형성 구조체의 단면의 가정된 온도 분배를 나타내는 도면.

도 40은 선형 FEA에 의해 예측된 바와 같은 형성 구조체의 처짐이 거의 없도록 보정력을 갖는 형성 구조체 변형의 비선형 FEA의 변형을 나타내는 도면.

도 41은 형성 구조체의 처짐이 거의 없도록 보정력을 갖는 형성 구조체 변형의 비선형 FEA의 변형을 나타내는 도면.

도 42a는 종래의 유리 형성 구조체 지지대와 압축 시스템을 나타내는 도면.

도 42b는 도 42a의 단면도.

도 42c는 도 42a의 부분도.

도 42d는 도 42a의 단면도.

도 43a는 각 말단과 개별 압축 블록에서 형성 구조체의 무게에 대한 지지 블록과 각 말단에서의 힘 인가기를 포함하는 형성 구조체 지지 시스템을 도시하는 도면.

도 43b는 도 43a의 단면도.

도 43c는 도 43a의 부분도.

도 43d는 도 43a의 단면도.

도 44a는 각 말단에서의 지지 및 압축 블록과 힘 인가기를 포함하는 형성 구조체 지지 시스템을 도시하는 도면.

도 44b는 도 44a의 단면도.

도 44c는 도 44a의 부분도.

도 44d는 도 44a의 단면도.

도 45a는 각 말단에서의 지지 및 압축 블록, 힘 인가기와, 먼 말단에서의 밀 폐력 힘 인가기를 포함하는 형성 구조체 지지 시스템을 도시하는 도면.

도 45b는 도 45a의 단면도.

도 45c는 도 45a의 부분도.

도 45d는 도 45a의 단면도.

도 46a는 다운코머 파이프가 유리 자유 표면 아래로 침수되는 경우 다운코머 파이프에서 주입 파이프 접합부까지의 단면도.

도 46b는 도 46a의 단면도에서 유리 흐름을 나타내는 상세도.

도 47a는 다운코머 파이프가 실질적으로 유리 자유 표면 위에 있을 경우 다운코머 파이프에서 주입 파이프 접합부까지의 단면도.

도 47b는 도 47a의 단면도에서 유리 흐름을 나타내는 상세도.

도 48a는 다운코머 파이프가 유리 자유 표면 위의 주입 파이프의 거리와 동일한 거리일 경우 다운코머 파이프에서 주입 파이프 접합부까지의 단면도.

도 48b는 도 48a의 단면도에서 유리 흐름을 나타내는 상세도.

도 49a는 다운코머 파이프에서 주입 파이프 접합부까지에서의 히터를 나타내는 도면.

도 49b는 도 49a의 단면도에서 유리 흐름을 나타내는 상세도.

도 49c는 도 49a의 부분 상면도.

도 49d는 도 49a, 도 49b, 및 도 49c에 사용된 것과 같은 전형적인 밀페 블록의 상세도.

도 50a는 원뿔형 부분이 주입 파이프에 추가될 경우 다운코머 파이프에서 주 입 파이프 접합부까지의 단면도.

도 50b는 도 50a의 단면도에서 유리 흐름을 나타내는 상세도.

도 51은 본 발명의 실시예에서 머플 도어로부터 누출을 최소화하기 위해 머플 도어 챔버 안팎으로 다량의 냉각 공기 흐름을 정밀하게 제어하는 장치.

도 52는 본 발명의 실시예에서 머플 도어 챔버 안팎으로 대량의 냉각 공기 흐름을 정밀하게 제어함으로써 시트 형성 구조체에서 흐르는 유리의 강제적인 대류 냉각을 제어하는 장치.

도 53은 머플 도어의 단면이 시트 형성 장치에 꼭 맞는 도 52의 머플 도어의 단면도.

본 발명의 모든 실시예들에서 유동 역학은 유리 시트의 외부 표면들이 유리 스트림의 중심에서 형성 장치로 흘러 내화성 또는 내화성 금속 표면에 접촉하지 않는 완전히 혼합된 순수 유리로부터 형성된다. 이는 가장 우수한 표면 품질을 생산한다. 이러한 본래 표면은 LCD/TFT 반도체 디스플레이 장치들의 제조에 필수적이다. 게다가, 본 발명의 모든 실시예에서 유동 역학은 형성 구조체의 바닥에서 형성 웨지(wedge)에 대한 용융 유리의 유동률이 용융 유리의 폭에 걸쳐 거의 일정하다.

"오버플로우 공정"(미국 특허 번호 제3,338,696호)에서 사용을 위해 정식으로 설계된 유리 "시트 형성 장치"는 일정한 두께의 시트를 형성하도록 어느 정도의 유리를 분배하기 위한 특별한 형태의 형성 구조체에 좌우된다. 이러한 형성 구조체의 기본 형태는 미국 특허 제3,338,696호에 상세히 개시된다. 시트 유리 형성 공정 은 상승된 온도에서 수행되며, 일반적으로 1150℃와 1275℃ 사이이다. 이러한 온도에서, 상기 형성 구조체의 건설에 사용된 물질은 열적 크리프라 불리는 속성을 나타내는 것으로, 상승된 온도에서 적용된 응력에 의해 발생된 물질의 변형이다. 따라서, 상기 형성 구조체는 그것 자체의 무게에 의해 발생된 응력과 상기 무게와 상기 형성 구조체 내와 위에서 용융 유리의 유체정역학적 압력에 의해 발생된 응력으로 인해 변형된다.

본원에 사용된 바와 같이, 응력(stress)은 상기 형성 구조체 내 힘의 크기인 반면, 스트레인(strain)은 상기 형성 구조체의 변형이다.

상기 형성 구조체의 구조적 보전에 대한 관심은 미국 특허 번호 제3,519,411의 Cortright에 의해 제기된다. 상기 형성 구조체가 내화성 물질로 만들어진 것은 압축에 있어서 높은 강도와 장력에 있어서 낮은 강도를 갖는다. 상기 형성 구조체의 분파를 막기 위해, "내화성 시트 유리 형성 멤버에서 장력 응력의 바람직하지 않은 효과들을 완화시키기 위한" 목적으로 상기 형성 구조체의 각 말단의 바닥 부분에 압축력이 인가된다. FEA(Finite Element Analysis)는 동시에 유리 산업에 있어서 본 발명에 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자들에 의해 사용된 기술이 아니었기 때문에, 이러한 힘은 미국 특허 번호 제3,519,411호에서 정적 폐쇄 형성 응력 분석에 의해 결정된다.

미국 특허 번호 제3,437,470호(Overman)는 또한 상기 형성 구조체의 구조적 보전에 대한 중력 효과를 부정하는 설계를 제공한다. 이러한 둘 모두의 특허에 있어서, 그것은 모두 생산된 상기 유리 시트의 두께에 관한 것이므로 상기 형성 구조 체의 열적 크리프에 대한 문서상의 관심 또는 정보가 없었다.

미국 특허 번호 제6,748,765호, 제6,889,526호, 및 제6,895,782호 및 미국 특허 출원 일련번호 제10/826,097호, 제11/011,657호, 제11/060,139호 및 11/184,212호는 현 출원인에 의해, 상기 오버플로우 공정에 있어서의 열적 크리프의 다양한 문제들에 대해, 다양한 방법들로 제출되었다. 이러한 특허 및 특허 출원서는 본원에 참조로서 병합된다. 그들은 선형 공정과 같은 핸들링 열적 크리프를 기술한다. 이러한 방법과 장치에 기술된 바와 같이 동작하는 동안, 열적 크리프의 비선형 동작자를 고려함으로써 얻게 될 상당한 이점이 있다. 본 발명은 온도와 응력에 대한 내화성 형성 구조체의 비선형 열적 크리프 특성들을 고려하여 상기 특허와 특허 출원서들의 주장과 기술을 향상시킨다.

본 발명은 필연적으로 발생하는 상기 열적 크리프가 상기 형성 구조체의 유리 흐름 특성들에 대한 영향이 없도록 어느 정도의 상기 형성 구조체에 대해 완화력(counteracting force) 대 중력의 정확한 계산을 도입한다. 본 발명은 이러한 완화력이 상기 내화성 물질의 열적 크리프의 비선형비를 극복하기에 적당하도록 설계되고 상기 생산기간의 연장기간을 내내 유지된다. 따라서, 시트 유리는 동일한 형성 구조체와 공정 파라미터들을 갖고 보다 오랜 시간 동안 원시 스펙으로 제조될 수 있다.

도 1, 도 11a 및 도 11b를 참조하면, 전형적인 "오버플로우 공정" 제조 시스템(1)이 도시된다. 용해로(2)와 전로(forehearth)(3)로부터의 유리(10)로서, 실질적으로 일정한 온도와 화학적 조성물로 존재해야 하며, 스터링 장치(4)를 공급한 다. 상기 스터링 장치(4)는 상기 유리를 완전히 균질화한다. 상기 유리(10)는 그 후 보울 주입 파이프(5)를 통해 보울(6)로 운반되어, 다운코머 파이프(7)로 내려오며, 상기 다운코머 파이프(7)와 형성 장치 주입 파이프(8) 사이의 접합부(14)를 통해 상기 오버플로우 형성 구조체(9)의 주입단으로 내려온다. 상기 스터링 장치(4)에서 상기 형성 구조체(9)로 흐르는 동안, 특히 시트 표면을 형성하는, 상기 유리(10)는 균질적으로 존재해야 한다. 상기 보울(6)의 일반적인 목적은 수평에서 수직으로 흐름 방향을 변경하고 상기 유리(10)의 흐름을 멈추기 위한 수단을 제공하는 것이다. 일부 장치 구성에 있어서, 유리 흐름을 멈추게 하기 위해 니들(needdle)(13)이 제공된다. 상기 다운코머 파이프(7)와 트로프 주입 파이프(8) 사이의 접합부(14)의 일반적인 기능은 공정 장비의 열 팽창을 위한 보상의 수단뿐만 아니라 서비스를 위한 시트 유리 형성 장치를 제거하도록 하는 것이다.

실질적으로 균일한 온도와 화학적 조성물로 존재해야 하는, 상기 용해로와 전로로부터의 용융 유리(10)는 상기 주입 파이프(8)를 통해 상기 시트 형성 구조체(9)의 상단에 위치된 트로프(129)로 유입된다. 상기 주입 파이프(8)는 바람직하게는 유입되는 용융 유리 흐름의 속도 분배를 제어하도록 형태를 갖추게 한다. 미국 특허 번호 제3,338,696호와 미국 특허 번호 제6,748,765호 모두에 상세히 개시된, 본원에 참조로서 병합된, 유리 시트 형성 장치는 웨지 형태의 형성 구조체, 또는 형성 구조체(9)이다. 웨지(116)의 첨예한 엣지와 실질적으로 평행한 수직의 위어(straight sloped weirs)(115)는, 상기 트로프(129)의 각 측면을 형성한다. 상기 트로프(129)의 바닥(117)과 상기 트로프(129)의 측면(118)은 각 측면 위어(115)의 상부에 유리의 고른 분배를 제공하도록 어느 정도 윤곽을 드러낸다. 상기 유리는 그후 각 측면 위어(115)의 상부를 거쳐 흐르고, 상기 웨지 형태의 형성 구조체(9)의 각 측면을 내려와, 용융 유리(11)의 시트를 형성하도록, 첨예한 루트(root)의 엣지(116)에서 만난다. 용융 유리의 시트(11)는 그 후 그것이 실질적으로 균일한 두께의 고형식(solid) 유리 시트(12)를 형성하도록 풀링 롤러(111)에 의해 상기 루트(116)를 끌어내는 대로 냉각된다. 엣지 롤러(110)는 또한 상기 용융 유리 시트(11)를 잡아 빼는데 사용될 수 있다. 종래기술에서, 상기 형성 구조체(9)는 상기 형성 구조체(9)와 상기 용융 유리(10)의 온도를 조절하기 위한 목적으로 직사각형 형태의 머플(muffle)(112) 안에 감싸진다. 상기 형성 구조체(9)를 둘러싸는 머플 챔버(113)에서 일정한 온도를 유지하는 것이 종래기술 실시방법이다. 절연 구조체(133)로 감싸진 가열 챔버(119)에서 구성요소(138)를 가열함으로써 머플(112)이 가열된다. 용융 상태에서 고형 상태로의 변화에 따라 유리를 냉각하는 것은 신중하게 제어되어야 한다. 이러한 냉각 공정은 상기 루트(116) 바로 위에 있는 상기 형성 장치(9)의 하부에서 시작하고, 상기 용융 유리 시트가 머플 도어 구간(114)을 통과하면서 계속된다. 상기 용융 유리는 그것이 상기 풀링 롤러(111)에 도달하는 시간에 의해 실질적으로 고형화된다. 상기 용융 유리는 실질적으로 균일한 두께의 고형식 유리 시트(12)를 형성한다.

오버플로우 공정에 있어서 1차적 요소의 형성 장치는 형성 구조체(9)이다. 상기 형성 구조체(9)는 또한 본 발명에 속하는 분야의 통상의 지식을 가진 자들에 의해, 형성 트로프, 형성 웨지, 형성 멤버, 형성 장치, 형성 블록, 트로프, 파이 프, 아이소파이프, 및 퓨전 파이프를 포함하는, 그러나 이에 국한하지는 않는, 많은 다른 명칭들로 알려져 있다.

유리 흐름 분배의 변경

도 2 내지 도 10을 또한 참조하면, 본 발명의 바람직한 실시예는 표면 품질을 향상시키는 시트 유리 형성 장치의 주입단에서 흐름 경로를 변경한다. 이는 또한 스터링 장치에서 시트 유리 형성 장치로 운반하는 배관을 통해 유리의 보다 균일한 흐름을 용이하게 한다.

미국 특허 번호 제3,338,696호는 단지 형성 구조체 내의 유리 흐름만을 고려한다. 미국 특허 번호 제3,338,696호는 또한 전체 유리 시트 표면이 외부 표면과의 접촉에 의해 부정적으로 영향을 미치지 않는 순수(vergin) 유리로부터 형성된다고 주장한다. 이는 다운코머 파이프 전면과 접촉하여 흘렀던 트로프의 주입단에 시트를 형성하는 유리의 일종으로서 전혀 수정하지 않는다. 모든 유효 시트 표면이 순수 유리로부터 형성되는 것을 보장하기 위해 본 발명에 있어서 트로프 주입단에서 흐름 분배 장치가 추가된다. 유리 스터링 장치와 유리 시트 형성 장치 사이의 상기 배관 시스템은 보울과 상기 다운코머 파이프와 형성 장치 주입 파이프 사이의 결합부에서의 전통적인 방법으로부터 변형된다. 보울의 전면 상단 표면에서 정상적으로 형성하는 정지 흐름 구간을 제거하나 재위치시킴으로써 상기 보울을 통한 흐름이 변경된다. 상기 다운코머 파이프는 상기 형성 장치 주입 파이프 유리 안으로 잠기지 않음으로써 파이프들 사이의 정지 흐름 구간을 제거시킨다.

도 2a 내지 도 2c는 다운코머 공급 파이프(7)에 흐르는 유리(10)가 종래기술 "오버플로우 공정"의 형성 유리 시트로 되는 것을 도시한다. 상기 다운코머 파이프(7)의 후면(21) 부근의 유리 흐름은 인발 시트(drawn sheet)의 중심에서 끝난다. 상기 다운코머 파이프(7)의 전면 부근의 흐름(23)은 상기 다운코머 파이프 표면에 의해 그리고 상기 보울(6) 내 정지 구간에서의 유리에 의해 그리고 주입 파이프(8) 결합부(14)에 상기 다운코머 파이프(7)에서 방해를 받는다. 남아있는 사실상 상기 시트의 3분의 2의 표면은 순수 내부 유리(22)로부터 형성된다. 전면으로부터 대칭적으로 오프셋되는 상기 유리(24)의 두 개의 다른 부분들은 대략 45도의 각도로 상기 시트의 주입단에서 사용할 수 없는 엣지 부분(25) 근처 말단을 형성하여 끝난다. 대략 180도의 각도로 센터링된 또 다른 부분(26)은 사용할 수 없는 엣지 부분(27)의 먼 말단(far end)으로 진행한다.

도 3a 내지 도 3b는 유입 파이프(8), (본 발명의 주제인) 트로프 주입 표면에 위치된 흐름 분배 장치(32), 및 유리 형성 장치 몸체(9)를 갖춘 유리 시트 형성 장치(31)의 실시예를 나타낸다. 상기 흐름 분배 장치(32)는 상기 표면 유리에 대한 흐름을 중단하고 그것을 상기 시트의 엣지 내 표면으로 전환한다(divert). 다운코머 파이프 흐름 스트림의 중심으로부터의 유리는 그 후 상기 유리 시트(11)의 유효한 부분의 표면을 형성하도록 형성 구조체의 표면에 도달한다. 각 엣지에서 시트의 10 내지 12 퍼센트가 여러가지 이유들로 사용할 수 없다는 점을 유념한다.

도 4a와 도 4b는 유리 시트 형성 장치(41)의 대안적인 실시예를 나타내며, 표면 흐름 분배 장치(42)가 유리(10)의 표면 아래에 위치되고 보다 미세하나 동일한 효과를 내는 방식으로 표면 흐름을 재분배한다는 점을 제외하고는 도 3의 실시 예와 동일한 기능을 수행한다. 시트의 엣지를 형성하는 유리 흐름(10)은 상기 흐름 분배 장치(42) 내 중앙 슬롯(43)을 통해 흐른다. (이 중앙 슬롯을 통해 흐르는) 유리는 다운코머 파이프의 전면 부근에 있는 유리이다. 상기 다운코머 파이프의 중심으로부터의 유리는 그 후 시트(11)의 유효한 부분의 표면을 형성하기 위해 형성 구조체 표면으로 흐른다. 상기 다운코머 파이프 부근에 흐르는 다른 유리는 잠긴채로 있다.

도 5a 내지 도 5c는 다운코머 파이프(7)에 흐르는 유리(10)가 도 3과 도 4에 기술된 발명들에 형성된 유리 시트에서 끝나는 것을 도시한다. 시트(21)의 중심에 흐르는 유리는 종래기술에서와 거의 동일하다. 하지만, 형성된 유리 시트의 외부 표면을 형성하는 흐름(52)은 다운코머 파이프(7)의 전면 부근에 있는 흐름이 아니다. 상기 전면으로부터 대략 45도의 각도로 대칭적으로 오프셋되고 상기 시트의 주입단에서 사용할 수 없는 엣지 부분을 형성하여 끝나는 유리 흐름의 두 부분(24)에 실질적으로 영향을 미치지 않는다.

도 6은 주요 공정 스트림이 보울의 전면을 통해 통과하도록 각도가 경사진 보울(66)의 축을 나타내는 실시예이다. 이러한 활발한 흐름(60)은 보통 보울 노즈(bowl nose)(도 8)에 위치된 유리 흐름의 정지 구간을 생성할 표면 장력을 넘어, 표면 유리(61)를 끌고 간다(entrain).

도 7a 내지 도 7d는 보울(76) 내 유리의 교차(crossway) 동작이 스터링 장치에서 보울(75)로, 형성 장치(9)의 중심선(73)에 대한 각도로 상기 보울(76)의 측면으로, 들어오는 파이프 내 유리를 공급함으로써 촉진되는 본 발명의 실시예를 나타 낸다. 이는 상기 보울 노즈에 보통 위치된 정지 구간이 상기 보울(71)의 측면으로 이동되도록 보울 내 흐름 패턴(70)을 효과적으로 변경한다. 도 2a-2c와 도 5a-5c를 다시 참조하면, 형성 장치(9)의 중심선(73)에 대해 보울 내 흐름의 각도(74)에 따라, 정지 구간(71)으로부터의 유리는 주입 엣지(25)의 사용할 수 없는 부분이 되거나 또는 유리 시트(23)의 표면 위 대신에 유리 시트(21)의 중심에서 잠긴다. 또한 상기 보울에서 유리 자유 표면(72)이 도시된다.

도 8은 보울(6)의 전면에 위치되는 유리의 정지 구간을 나타내는 보울(6)을 갖춘 종래기술을 도시한다. 이 유리는 상기 보울의 전면과 표면 장력에서 낮은 공정 스트림 흐름(80)의 조합에 의해 적절히 유지된다.

주입 파이프에서 다운코머 파이프 접합부까지의 이질성 결함의 제거

도 9a 내지 도 9c는 다운코머 파이프(7)의 바닥 말단(94)이 형성 장치 주입 파이프(98) 내 유리 자유 표면(90)의 사실상 위에 위치되는 본 발명의 실시예를 나타낸다. 상기 형성 장치 주입단(98)은 또한 특정 크기와 형태(92)를 갖는다. 상기 형성 장치 주입단(98)의 수직 거리(93)와 크기 및 형태(92)는 자세하게는 유리 흐름 경로(91)에 있어서 정지 흐름 또는 와류의 임의 구간을 최소화하도록 설계된다. 따라서, 용융 유리(10)는 보다 균일한 시트(11)를 형성한다. 이러한 설계는 유체 흐름 방정식(나비어-스톡스 방정식)의 해결법에 의해 그리고 시험적인 테스트에 의해 결정된다.

도 10a 내지 도 10c는 종래기술에 공지진 바와 같은 상기 형성 장치 주입 파이프(8)내에서 용융 유리 표면(100) 안에 잠긴 다운코머 파이프(7)를 나타낸다. 두 개의 파이프(7 및 8) 사이에 정지 구간(101)이 있다. 유리 흐름 경로(103)는 상기 다운코퍼 파이프(7)와 트로프 주입 파이프(8) 사이에서 유리의 환형의 와류(102)를 만든다. 상기 와류는 상기 유리 시트에 결함이 생기는 일시적인 시간의 흐름 동안을 제외하고 주요 공정 스트림과 약간의 물질도 주고받지 않는다.

상기 다운코머 파이프(7)에서 상기 주입 파이프(8) 접합부(14)까지에서 형성될 수 있는 세 계의 주요 균질성 결함이 있다. 이러한 결함에는 코드(cord) 결함, 시드(seed) 결함, 및 실투(divitrification) 결함이 있다.

코드(cord)는 몸체 유리에 있어서 다양한 점성 및/또는 굴절률을 갖는 일련의 유리로 가장 잘 설명된다. 뒤틀림 선 또는 소용돌이 모양과 같은 앤티크(antique) 유리에서 가시적으로 분명히 나타난다. 코드는 어느 영역에서 유리 흐름이 몸체 유리 보더 훨씬 천천히 흐르고 있거나 그것이 표면 휘발을 요하는 경우 잘 혼합된 유리로부터 형성될 수 있다. 많은 제조 동작들 중에서 유리의 화학적 조성물은 나날이 작은 양을 변화시킨다. 이전 제품에서의 유리가 현재 제품에서의 유리로 천천히 흘러나오는 경우, 굴절률 또는 점도에 있어서 작은 차이가 코드를 만들 수 있다. 시트 유리 공정에 있어서, 코드는 굴절률 또는 두께 변화들에 의해 일어난 광학 왜곡처럼 나타날 것이다. 두께 변화는 또한 반도체 제조 공정의 품질에 영향을 끼칠 수도 있다.

시드(seed)는 유리 몸체에 있는 가스 포함물 또는 기포이다. 그들이 커질때, 그들을 블리스터(blister)라 부른다. 시드는 용융 유리에 있어서 상당히 일반적이며 청징(fining)과 정련(refining)으로 불리는 공정에 의해 특정 제품이 요구하는 최소값으로 유지된다. 상기 공정은 보통 청징기(finer) 또는 정련기(refiner)에서 화화적이고 기계적으로 수행된다. 시드는 전기분해와 유체 흐름 현상에 의한 청징 단계 이후 유리에서 생길 수 있다. 시트 유리 공정에 있어서, 시드는 길게 연장되어 가시적 결함으로 나타난다.

실투(devitrification)는 유리의 결정화(crystallization)이다. 유리는 분자들의 완전한 랜덤 혼합을 의미하는 비결정질이다. 용융 유리는 그 온도가 액화 온도 이상인 동안 비결정질로 존재한다. 유리가 투명하게 되도록 하기 위해, 용융 유리가 상기 액화 온도 이상에서 액화 온도 미만의 고형식 몸체로 급속히 냉각될 때 그것은 비결정질 상태와 투명한 상태로 존재한다. 용융 유리가 액화 온도에 가깝지만 그 미만의 온도에서 어느 정도의 시간 기간 동안 유지된다면, 그것은 정상적으로 몸체 유리의 조성물과 약간 다른 화학적 조성물을 갖는 결정을 천천히 형성한다. 이러한 실투율은 유리 조성물과 상기 유리의 온도와 액화 온도 사이의 차이와 상관관계가 있다. 시트 유리 공정에 있어서, 실투는 LCD 스크린에서 광학적 결함으로 나타난다.

도 46 내지 도 48은 다운코머 파이프(7)에서 주입 파이프(8)까지에서 생길 수 있는 균질성 결함의 원인(sources)뿐만 아니라, 다운코머 파이프에 대한 다양한 위치들이 이러한 결정의 생산에 어떻게 영향을 미치는 지를 보다 자세히 나타낸다.

도 46a와 도 46b는 상기 유리(460)의 자유 표면과 동일한 수직 위치에서 상기 다운코머 파이프(7)의 바닥(94)의 수직 위치를 나타낸다. 흐름(461)의 스트림라인을 나타내는 작은 화살표의 길이는 상기 다운코머 파이프(7)와 상기 주입 파이 프(8)의 다양한 위치들에서 유리 흐름의 상대적인 속도와 비슷하다. 자유 표면(460)에서 공장 대기에 노출되는 다운코머 파이프(7)의 바닥에 위치된 유리의 와류(462)가 존재한다. 와류의 화살표의 길이(462)는 흐름의 스트림라인의 화살표 길이(461)에 비례하지 않는다. 일종의 화학적 유리의 휘발을 일으키는 오랜 시간 동안 상기 와류(462) 필드(field)에서 유리는 순환하며, 이에 따라 유리의 화학적 및 물리적 속성을 변화시킨다. 상기 와류 흐름의 크기(462)는 상기 다운코머 파이프(7)의 바닥(94)이 상기 유리의 자유 표면(460) 아래일 때보다 더 크다.

물리학적 이론에서는 상기 다운코머 파이프(7)가 원형이고 바람직하게는 원형의 주입 파이프(8) 내 중심에 있을 경우, 상기 다운코머 파이프(7)와 상기 주입 파이프(8) 사이의 와류 유리 흐름(462)은 정지상태에 있으며 유리 흐름(461)의 스트림으로 흘러나오지 않는다. 실제 제조과정은 주기적으로 또는 계속적으로 상기 유리의 작은 부분이 와류(462)에서 주요 유리 스트림(461)으로 흐르는 상황을 초래한다. 휘발되는 것을 요하는 주요 유리 흐름으로 흘러나오는 유리는 다양한 화학적 조성물을 갖기 쉬우며 따라서 코드 결함을 생성할 수 있다.추가적으로, 와류에서의 유리 온도가 어느 시간 기간 동안 액화 온도 이하일 경우, 실투 결함이 형성될 수 있다.

도 49a 내지 도 49b는 액화 온도 이상으로 와류에서의 유리 온도를 올리기 위해, 다운코머 파이프(7)와 주입 파이프(8)의 접합부(14)에서 유리에 열을 가하는 예를 도시한다. 이러한 실시예는 상기 다운코머 파이프(7)와 상기 주입 파이프(8)의 접합부(14)에서 상기 유리의 실투가 관점이거나 문제일 때 유용한다. 특히 바람 직하게는 유리 자유 표면(460)에 또는 아래에 다운코머 파이프(7)의 바닥이 있을 때와 실투 또는 코드가 균질성 결함 문제일 때 중요하다. 인가된 열은 실투 문제를 해결한다. 이는 주입 파이프(491)의 상단 및/또는 다운코머 파이프(492)의 바닥에 히터를 배치함으로써 실시될 수 있다.

다른 실시예는 밀폐된 블록(493)에 히터를 배치한다. 바람직하게는 두 개의 밀폐 블록(493)이 있는데, 대칭적인 형태이며, 그 중 하나는 도 49d에 개별적으로 도시된다. 상기 밀폐 블록(493)은 대기로부터 자유 표면(460)을 부분적으로 밀폐하는 절연 구조체(133) 위에 수동으로 설치된다. 상기 밀폐 블록의 중요한 형태는 반원형태의 내부 반경(494)인데, 유리의 자유 표면(460)과 상기 공장 대기 사이의 부분적 밀폐를 제공하기 위해 다운코머 파이프(7)의 외부 직경(496)과 딱 맞아야 한다. 도시된 상기 밀폐 블록(493)은 그 외부 엣지는 반원이지만, 외부 엣지 형태(495)는 직사각형 또는 상기 절연 구조체(133)의 상단에서 대기로부터 상기 자유 표면(460)을 효과적으로 밀폐할 임의의 다른 복잡한 형태일 수도 있다. 일부 밀폐 블록 구성은 상기 자유 표면(460)과 상기 공장 대기 사이의 적당한 밀폐를 제공하고 상기 다운코머 파이프(7)의 어떤 불규칙한 형태를 수용하기 위해 두 개 이상의 밀폐 블록(493)을 포함할 수 있다.

본원에 참조로서 병합된 미국 특허 번호 제6,895,782호는 상기 다운코머 파이프(7)와 상기 주입 파이프(8) 사이의 와류에서의 유리 흐름을 논의한다. 상기 특허는 상기 다운코머 파이프(7)의 바닥의 형태를 어떻게 잡는지, 상기 주입 파이프(8)의 형태를 어떻게 잡는지 그리고 와류(462)에서 유리가 보내는 시간을 제어하 기 위해 수평 방향으로 서로에 대해 그들을 어떻게 조절하는지 그리고 어떤 부분에서 유리가 흘러나오는지를 기술한다.

도 47a와 도 47b는 도 9c와 관련이 있다. 작은 화살표의 길이는 와류 흐름 상태를 가상적으로 제거하기 위해 상기 다운코머 파이프(7)의 바닥(94)이 사실상 유리 자유 표면(90) 위에 있을 상태에서 상기 다운코머 파이프(7)와 상기 주입 파이프(8)에서의 다양한 위치에서 유리 흐름의 상대적인 속도와 비슷하다. 화살표(471)는 흐름의 스트림라인을 나타낸다. 도시된 거리(93)는 주입 파이프(7) 내부 직경(476)의 0.25배이다. 이 거리(93)는 상기 주입 파이프(7)의 내부 직경(479)인 0.05에서 0.65 배로 변화하는 동작 범위의 중심과 비슷하다. 최적 거리(93)는 상기 다운코머 파이프(7)와 상기 주입 파이프(8)의 상대적인 직경과 상관계에 있다. 이러한 범위 내에서 상기 주입 파이프(8)에 비례하는 상기 다운코머 파이프(7)의 위치선정은 그것이 코드, 시드 및 실투 결함의 생성 가능성을 줄인다는 점에서 가장 바람직하다.

도 48a와 도 48b에서 작은 화살표(481 및 487)의 길이는 다운코머 파이프(7)의 바닥이 유리 자유 표면(480) 위의 다운코퍼 파이프(7)의 내부 직경의 1.00배의 거리(483)에 위치되는 경우 상기 다운코머 파이프(7)와 주입 파이프(8) 사이의 다양한 위치에서 유리 흐름의 상대적인 속도에 가깝다. 유리가 자유 표면(480)을 향해 가속화하므로 다운코퍼 파이프(7)에 존재하는 유리 스트림(484)은 좁아진다. 이런 영역(484)에서 스트림라인 화살표(487)는 자유 표면(480) 아래의 스트림라인 화살표보다 길며, 따라서 상대적인 속도에 있어서의 차이를 나타낸다. 상기 스트림이 자유 표면(485)으로 유입하는 경우, 도 46b에 도시된 바와 같은 자유표면(460)에서 또는 아래에서의 다운코머 파이프(7)의 경우와 유사한 와류(482)를 생성한다. 이러한 화살표(482)의 길이는 흐름의 스트림라인(481 및 487)에서의 화살표 길이에 비례하지 않는다. 자유 표면(480)으로의 스트림의 유입점(entry point)(485)에서, 하강하는 스트림(484) 및 와류(482)의 병합 흐름 경로 내에서 기포가 트랩핑된다(trapped). 이러한 기포는 시드 비균질성이 된다. 상기 기포 포집율은 거리(483)가 증가함에 따라 증가한다.

도 50a와 도 50b는 다운코머 파이프(7)와 주입 파이프(508)의 접합부(14)에서 정지 와류의 발생을 더 최소화하도록, 주입 파이프(508)의 형태가 자유 표면(90)의 부근에서 변경되는 본 발명의 실시예를 도시한다. 상기 주입 파이프(508)는 자유 표면(90)과 주입 파이프(508)의 교차점(509)에서의 각도에 의해 외부로 플레어진다(flared). 상기 플레어된 각도(505)는 상기 주입 파이프(508)의 일부에서 원뿔 형태를 만든다. 상기 자유 표면(90)과 주입 파이프(508)의 교차점(509) 부근에서의 흐름을 나타내는 화살표(502)는 정지 와류(도 46b의 462 및 도 48b의 482)를 형성하려는 경향을 줄이는 방사상 구성요소를 갖는다. 상기 주입 파이프(508)에서 이러한 원뿔 부분의 추가는 와류(도 46b의 462 및 도 48b의 482)가 최소화되는 거리(93)의 범위를 증가시킨다.

도 47의 상태를 요약하면, 다운코머 파이프(7)에서 주입 파이프(8) 접합부(14)까지에서 발생된 와류(462 및 482)가 거의 또는 전혀 없는 경우가 가장 바람직하다. 도 46의 상태는 다운코머 파이프가 자유 표면에서 또는 자유 표면에 잠길 경우 히터의 설치 및/또는 특정 설계와 동작을 제한하는 것이 가능하도록 하며, 도 48의 상태는 모든 상태를 예방하도록 하는 것이다.

시트 유리 형성 장치의 성능 저하의 감소

도 11 내지 16을 참조하면, 본 발명의 또 다른 실시예는 열적 크리프로 인한 생산 장치의 성능저하와 형성 장치의 변형이 유리 흐름 분재의 열 제어에 의해 보상되도록 어느 정도 형성 장치 위의 유리의 흐름 분배를 제어한다.

미국 특허 번호 제3,338,696호는 균일한 두께의 시트를 형성하기 위해 어느 정도 유리를 분배하는 특별한 형태의 형성 구조체에 좌우된다. 상기 형성 구조체의 기본 형태는 미국 특허 번호 제3,338,696호에 자세히 개시된다. 시트 유리 형성 공정은 일반적으로 1000℃ 및 1350℃ 사이의 상승된 온도에서 수행된다. 이러한 온도에서 형성 구조체의 건설에 사용된 물질은 인가된 장력에 의해 발생된 물질의 변형인 열적 크리프라 불리는 속성을 나타낸다. 따라서, 형성 구조체는 그 자체의 무게와 트로프에서 유리의 유압에 의해 발생된 응력으로 인해 변형된다.

형성 장치의 다른 부분의 건설에 사용된 물질은 또한 두께 분배에 대한 부정적인 효과를 갖는 불확정한 방법으로 저하된다(워프, 크랙, 열 속성 변화 등). 미국 특허 번호 제3,682,609호의 두께 제어 시스템은 작은 두께 에러를 보상할 수 있다. 그러나, 그것은 단지 5-10㎝와 비슷한 거리에 걸쳐 유리를 재분배할 수 있을 뿐이다. 유리 시트의 전체 폭에 걸쳐 두께 분배에 상당한 효과를 보기 위해서는, 위어를 거쳐 흐르는 용융 유리의 흐름이 제어되어야 한다.

본 발명의 실시예는 형성 공정의 가장 결정적인 영역인, 위어에서 용융 유리 의 흐름을 재분배하기 위해 정밀한 열 제어 시스템을 도입함으로써 이러한 문제를 해결한다. 이러한 열 제어는 생산 기간 동안 필연적으로 일어나는 시트 형성 장치의 성능저하를 효과적으로 완화시킨다.

도 12a는 측면 위어(115)에 대해 형성 구조체(9)를 통한 용융 유리(10)의 흐름을 나타내는 화살표와 함께 형성 구조체(9)의 측면도를 나타낸다. 도 12b는 유리가 형성 장치를 통해 흐름에 따라 용융 유리(10)의 제어를 위한 다양한 구간을 나타내는 형성 구조체(9)의 중심을 지나는 부분을 나타낸다. 구간(121)은 트로프(129) 내에서 형성 구조체의 주입단에서 먼 말단(far end)까지의 흐름이 있는 구간이며, 구간(122)는 위어를 거쳐 흐르는 흐름이 있는 구간이며, 구간(123)은 형성 구조체의 외부에서 하강하는 흐름이 있는 구간이며, 그리고 구간(124)은 루트(116)에서 끌려 내려와 고형식 시트(12)로 냉각되는 용융 유리(11)가 있는 구간이다. 용융 유리(10)를 가열 또는 냉각시킴으로써 발생된 고형식 유리 시트(12) 두께에 대한 효과는 그것이 각 구간을 통해 통과함에 따라 다르다. 구간(121)에서의 형성 구조체(9)의 주입단에서 먼 말단까지 용융 유리가 흐름에 따라 용융 유리(10)에 (온도가 올라가도록) 에너지를 추가하고 용융 유리(10)로부터 에너지를 제거하는 것은 각각 요면(cancave) 또는 철면(convex) 시트 두께 프로파일을 만든다. 구간(121)에서 실행된 두께 프로파일 변화의 기간은 형성 구조체의 길이와 비슷하다.

구간(122)에서 위어(115)를 거쳐 흐르는 용융 유리가 흐름에 따른 용융 유리(10)에 대한 에너지 플럭스(flux)의 변화는 결과적인 고형식 유리 시트 두께 분배에 대한 강력한 효과를 갖는다. 구간(122)에서 유리의 국부적인 냉각은 유리 흐 름에 대한 큰 효과를 갖는, 댐(dam)을 효과적으로 생성한다. 이는 극히 민감한 구간이며, 등온선이 아닌 임의의 제어 방법이 신중하게 설계되어야 한다. 구간(123)에서는 루트(116)에서의 인발 공정(drawing process)이 일정하기 위해서는, 사실상 장방향으로 선형인, 균등한 온도 분배로, 유리를 반환하는 것이 중요하다.

구간(124)에서의 차등 냉각이 미국 특허 번호 제3,682,609호의 목적이며 작은 두께 분배 변화를 만드는데 효과적이다. 주어진 장방향 위치에서의 냉각은 한 방항으로 주어진 위치에서의 두께에 영향을 미치고 반대로 상기 위치의 각 측면에 있는 유리에는 영향을 주지 않는다. 센티미터와 비슷한 거리에 걸쳐 이러한 효과가 분배된다.

도 11a와 도 11b는 상면이 수평적인 종래의 머플(112)을 나타내며, 반면에 형성 구조체(9) 위어(115)와 형성 구조체(9)의 트로프(129)에 흐르는 유리의 상면은 유입 파이프(8)에서 상기 형성 구조체(9)의 먼 말단까지 아래로 경사진다. 머플(115)과 유리(10) 사이의 온도에 있어서의 열 전달은 주로 복사열(radiation)에 의한 것이다. 따라서, 상기 머플(115)과 유리(10) 사이의 거리는 복사열 전달 특성 때문에 전달된 에너지의 분배에 영향을 준다. 챔버(119) 내의 가열 요소는 상기 머플(112)로부터 명목상 같은 거리에 있다. 그러므로, 각 가열요소(138)는 실질적으로 가열요소(138)에서 머플(112)까지의 에너지 전달에 있어 실질적으로 동일한 효과를 갖는다.

상기 머플(112)과 주입단에서의 유리(10) 사이의 거리(137)는 상기 머플(112)과 먼 말단에서의 유리(10) 사이의 거리(139)보다 실질적으로 작다. 그러므 로 주입단에서의 열전달은 상기 먼 말단에서의 열전달보다 더 집중된다. 그 결과 주입단에서의 가열 요소(138)의 에너지의 변화는 상기 먼 말단에서의 가열 요소(138)의 에너지의 변화보다 유리의 온도에 대해 더 적합한 효과를 갖는다. 온도와, 그에 따라 형성 구조체(9)에 흐르는 유리의 국부적인 흐름율을 변화시키기 위한 챔버(119) 내 가열 요소들(138)의 사용이 미국 특허 번호 제6,748,765호에 작성되고 주장된다.

도 13a와 도 13b는 상기 머플(132)의 상단이 트로프(129) 내 및 형성 구조체(9) 상에 흐르고 있는 용융 유리(10)의 외부 표면에 더 딱 맞는 형태를 갖는 본 발명의 실시예를 나타낸다. 상기 머플(132)은 절연 구조체(133)로 감싸여진 가열 챔버(131) 내 가열 요소들(138)을 가열함으로써 가열된다. 상기 머플(132)과 주입단에서의 유리(10) 사이의 거리(137)는 상기 머플(132)과 먼 말단에서의 유리(10) 사이의 거리(139)와 실질적으로 동일하다. 따라서 상기 주입단에서의 열전달은 상기 먼 말단에서의 열전달과 실질적으로 같다.

형성 구조체(9) 내 트로프(129)에 흐르는 용융 유리(10)의 외부 형태에 딱 맞도록 상기 머플(132)을 설계함으로써, 에너지가 용융 유리(10)의 목표 영역으로 향하게 될 수 있으며, 이로써 온도 분배의 제어 효과가 더 커진다. 상기 가열 챔버(131) 내 가열 요소들(138)은 형성 구조체(9)에 대한 에너지 플럭스의 균형을 맞추는 적당한 힘을 가지며 따라서 적당한 온도 환경을 생성한다.

도 14a와 도 14b는 구간(122)에 위어(115)를 거쳐 흐르는 용융 유리가 통과하는 대로 용융 유리(10)의 국부적인 냉각을 실시하는 본 발명의 실시예를 나타낸 다. 도 13a와 도 13b의 머플(132) 구성이 사용된다. 미국 특허 번호 제3,682,609호에 개시된 공기 냉각 튜브(141)와 기능이 유사한 공기 냉각 튜브(142)는 상기 위어(115)를 거쳐 흐르는 용융 유리 바로 위의 머플(143)의 가열 챔버 측면에서 관리된다. 이러한 위치에서 유리의 국부적인 냉각은 고형식 유리 시트의 두께 분배에 상당한 효과를 갖는 국부적인 댐을 효과적으로 생성한다.

도 15a와 도 15b는 멀티 챔버 머플(156)이 용융 유리가 형성 공정의 다양한 개별 구간들을 통해 통과함에 따른 용융 유리(10)의 온도를 조절하기 위한 개별 가열 챔버(151-155)로 설계되는 본 발명의 실시예를 나타낸다. 이러한 구간들(121-124)은 도 12a와 도 12b에 기술된다. 상기 멀티-챔버 머플(156)은 5개의 가열 챔버(151-155)를 갖는다. 형성 구조체(9)의 상단 위에 위치된 가열 챔버(153)는 주입단에서 형성 구조체(9)(구간(121))의 먼 말단까지 유리의 흐름에 영향을 준다. 위어(115) 상단 위의 가열 챔버(152 및 154)는 위어(115)(구간(122))를 거쳐 흐르는 흐름에 영향을 주며, 형성 구조체(9)의 각 측면 상의 가열 챔버(151 및 155)는 장방향으로 온도의 균형을 맞추는데 사용된다(구간(123)). 모든 가열 챔버(151-155)는 형성 구조체(9)에 대한 에너지 플럭스의 균형을 맞추는 적당한 힘을 가진 가열 요소를 가지며 그에 따라 적당한 온도 조건을 생성한다.

도 16a와 도 16b는 용융 유리가 위어(115) 위를 통과함에 따라 용융 유리(10)에 대한 국부적인 냉각에 영향을 주는 본 발명의 실시예를 도시한다. 이것은 도 12b에 도시된 구간이다. 도 15a와 도 15b의 멀티-챔버 머플(156) 구성이 사용된다. 특별한 설계의 복사냉각기(radial coolers)는 그 바닥 표면의 온도가 장방향으 로 변화될 수 있도록 다수의 조절자(164)를 갖는다. 복사냉각기(161)와 머플 표면(162) 사이의 열전달 분배는 거리(163)에 따른 상관 관계에 있다. 상기 냉각 장치(161)와 상기 머플 표면(162) 사이의 거리를 변화시킴으로써, 냉각 효과는 민감도를 조절하도록 약화될 수 있다. 도시되지는 않았지만, 상기 냉각 장치(161)는 동작 동안 교체할 수 있다. 복사냉각기(161)는 상기 가열 챔버들(152, 153 및 154)의 설계에 있어서 적당한 변화를 갖는 상단 대신 측면으로부터 대안적으로 삽입될 수 있을 것이다.

대안적인 실시예에서, 도 14a와 도 14b의 공기 냉각 튜브(142)는 도 15a와 도 15b의 머플(156) 설계로 사용될 수 있으며, 도 16a와 도 16b의 복사냉각기(161)는 도 13a와 도 13b의 머플(132) 구성으로 사용될 수도 있다.

유리 시트에서 두께 변화의 감소

도 17 내지 도 20을 참조하면, 본 발명의 또 다른 실시예는 열 크리프로 인한 변형이 유리 시트의 두께 변화들에 있어 최소 효과를 갖도록 어느 정도 형성 장치를 지지하고 압축한다. 이 실시예는 필연적으로 발생하는 열 크리프가 형성 구조체의 유리 흐름 특성상 최소의 영향을 갖도록 하는 어느 정도 형성 구조체에 대한 이러한 응력을 완화하는 힘을 도입한다. 본 발명은 이러한 완화력이 연장된 생산기간 내내 유지되도록 설계된다. 따라서, 시트 유리는 동일한 형성 구조체로 보다 긴 시간 동안 제조될 수 있다.

형성 구조체와 그 지지 구조체로부터 만들어진 내화성 물질은 압축에 있어서 높은 강도와 응력에 있어서 높은 강도를 갖는다. 대부분의 구조적 물질과 마찬가지 로, 그들은 또한 높은 온도에서 응력이 가해질 때 형태를 변화시킨다. 이 실시예는 물질 특성들과 이러한 특성들이 어떻게 제조 공정에 영향을 주는지로 인해 발전된다.

본 발명의 상기 실시예에 있어서 두 가지 기본적인 개념이 존재한다. 첫째, 형성 구조체의 말단에 힘 및/또는 순간적 힘을 인가하는 것은 중력에 의해 발생된 응력을 완화시켜, 결국 열적 크리프에 의해 발생된 용융 유리 흐름에 대한 효과를 최소화시킨다. 둘째, 본 발명은 또한 압축 부재를 요하는 열적 크리프가 상기 힘 및/또는 순간적인 힘의 적용을 사살상 변경하지 않도록 형태가 갖춰진 압축 부재를 사용한다.

도 17a와 도 17b는 형성 구조체의 형태에 대한 열적 크리프의 전형적인 효과들을 도시한다. 도 17a는 위어(115)와 루트(116)의 상단이 현재 구부러지고(171) 트로프 바닥(17)이 곡률(171)에 있어서의 변화를 갖도록 형성 구조체(9)가 기울어지는 것을 나타낸다. 이러한 곡률(171)은 용융 유리(10)가 상기 위어(115)를 거쳐 일정한 두께(172)로 더 이상 흐르지 않게 한다. 이러한 곡률(171)은 상기 위어의 중간 위로 더 많은 유리를 흐르게 하여 결국 균일하지 않은 시트 두께 분배가 된다. 도 17b는 형성 구조체(9) 내 용융 유리(10)로부터의 유압(hydrostatic force)(174)이 상단에서 떨어져 이동하기 위해 위어(115)에 어떻게 힘을 가하는지를 나타낸다. 이는 중간 부분에서 훨씬 두꺼운 두께를 만들도록 형성 구조체(9)의 중간에 유리가 더 많이 흐르게 한다.

도 18a 내지 도 18d는 종래기술에 공지된 바와 같은 시트 유리 형성 장 치(180)를 나타낸다. 형성 장치(9)는 주입단 지지 블록(181)과 먼 말단 지지 블록(182)에 의해 지지된다. 상기 형성 구조체(9)는 자체의 무게와, 상기 형성 구조체 내 및 위의 유리의 무게와, 그리고 인발력(drawing force)으로부터 굼힘 응력(bending stress)에 상당하는 보(beam)이다. 형성 구조체 물질의 낮은 응력 강도 때문에, 압축력(183)이 상기 형성 구조체(9)의 루트(116)에서의 물질을 압축률로 힘을 인가하기 위해 형성 구조체(9)의 절반보다 더 낮은 곳에 인가된다. 일반적으로 주입단 지지 블록(183)은 장방향(수평)(175)으로 제재되고 압축력(183)은 상기 먼 말단 지지 블록(182)에 인가된다. 종래기술은 형성 구조체(9)의 루트(116)에서의 장력을 방해할 뿐이며, 그 후 시동(start-up)시 응력을 고려할 뿐이다. 형성 구조체(9)와 그 지지 블록들(181 및 182)의 열적 크리프의 응력에 대한 효과는 전혀 고려되지 않는다.

도 19a 내지 도 19d는 말단 지지 불록들(191 및 192)의 형태를 갖는 시트 유리 형성 장치의 실시예를 나타낸다. 주입단 형태 지지 블록(191)은 장방향(175)으로 제재된다. 압축력(193)은 먼 말단 형태 지지 블록(192)에 인가된다. 지지 블록의 형태는 상기 형성 구조체(9)와 용융 유리(10)의 무게의 영향을 사실상 없애도록 상기 형성 구조체(9) 내 어느 정도 힘 분배가 되도록 설계된다. 인가된 힘(193)은 상기 형성 구조체(9) 내 모든 물질이 장방향(175)으로 실질적으로 동일한 압축 응력하에 있도록 한다. 이러한 응력은 도 17a에 도시된 약간 기울어진 장방향(175)으로 열적 크리프가 주로 발생하도록 한다. 형태가 갖춰진 지지 블록들은 또한 열적 크리프를 요한다. 상기 형태가 갖춰진 지지 블록의 단면은 그 단면을 가로질러 동 일한 응력을 갖는 사실상 전체 길이에 걸쳐 동일하다. 이렇게 형태가 갖춰진 블록이 열적 크리프로부터 변형되므로, 상기 형성 구조체(9)에 실질적으로 동일한 힘 분배가 되도록 지속한다.

도 20a 내지 도 20d는 4개의 형태가 갖춰진 말단 지지 블록들(201, 202, 204, 및 205)을 가지는 시트 유리 형성 장치의 실시예를 나타낸다. 상기 주입단은 3개의 형태가 갖춰진 지지 블록들(201, 204, 및 205)을 가지며, 그 모두는 장방향 압축력들(206,207, 및 208)이 인가된다. 압축력(203)이 먼 말단 형태가 갖춰진 지지 블록(202)에 인가된다. 상기 지지 블록들(202 및 203)의 형태 및 하중은 도 19a 내지 도 19d의 지지 블록들(191 및 192)과 동일한 기준으로 설계된다. 두 개의 상위 형태 지지 블록들(204 및 205)은 위어의 주입단에 부착되며 그들이 따로 떨어진 위어에 분배되는 경향이 있는 유압의 영향을 없애기 위해 위어에 추가적인 힘을 가하도록 안쪽으로 기울어져 있다.

바람직한 실시예에서, 짧은(길이의 10-25%) 변화 구간(도시하지 않음)은 형상 지지 블록드의 형성 구조체 말단에 존재한다. 이러한 변화 구간에서, 형태 지지 블록의 단면은 형태 지지 블록의 형태에서 상기 형성 구조체에 대한 설계 하중을 적절히 인가할 형태로 변화할 것이다.

형성 구조체의 압력 하중

도 42a 내지 도 42d는 종래 기술을 나타내는 시트 유리 형성 장치(420)를 나타낸다. 미국 특허 번호 제3,519,411호의 Cortright에 의해 주로 기술된 설계가 있다. 형성 구조체(9)는 주입단 지지 및 압축 블록(421)과 먼 말단 지지 및 압축 블 록(422)에 의해 지지 된다. 상기 주입단 지지 및 압축 블록(421)은 상기 주입단 구조체(423) 위에 놓여 있으며 상기 형성 구조체(9) 주입단에서 조절 스크류(424)와 밀폐력(429)에 의해 장방향(수평)으로 제재된다. 상기 먼 말단 지지 및 압축 블록(422)은 먼 말단 구조체(425) 위에 놓여 있으며, 먼 말단 압축력(426)이 표면(427)에서의 지지 및 압축 블록(422)에 의해 상기 형성 구조체의 먼 말단에 인가된다. 압축력(426)은 상기 지지 및 압축 블록(422)과 상기 먼 말단 구조체(425) 사이에 작용하는 먼 말단 힘 인가기(428)에 의해 발생된다. 일 실시예에서, 상기 힘 인가기(428)는 포스 모터(force motor)이다. 종래 기술에 사용된 힘 인가기는 실질적으로 일정한 힘을 생성하는 에어 실린더이다. 종래기술은 단지 상기 형성 구조체(9)의 루트(116)에서 원치않는 응력을 방해할 뿐이다.

본원에 정의된 바와 같은 포스 모터는 선형 방향(linear direction)으로 실질적으로 일정한 힘을 발생시키고 응용에 필요한 직선 스트로크를 위한 힘을 유지하는 장치이다. 힘 레벨의 변화에 대한 허용치는 바람직하게는 전체 스트로크 범위에 걸쳐 플러스 또는 마이너스 5퍼센트 또는 그 이하이다. 이러한 힘을 유지하는 데 필요한 에너지는 중력, 압축, 유압, 또는 기계적 수단에 의해 공급될 수 있다. 일종의 포스 포터의 예로, 이에 국한하는 것은 아니나, 일정하게 또는 주기적으로 모니터링되고 조절되는 조절가능한 스프링 어셈블리, 기계적 조절 장치, 에어 실린더, 에어 전동 모터, 유압 실린더, 유압 전동 모터, 솔레노이드, 전기 모터, 또는 무게 및 레버 시스템을 포함한다.

도 43a 내지 도 43d를 참조하면, 본원에 참조로서 병합된, 미국 특허 번호 제6,889,526호 및 제6,990,834호에 개시된, 종래기술을 통한 상당한 향상은 형상 구조체(9)의 루트(116)에서 압축력(426 및 436)을 생산 기간 내내 소정의 레벨로 지속적으로 남을 수 있도록 다수의 힘 인가기를 사용한다.

도 43a 내지 43d는 형성 구조체의 중량이 표면(431)에서의 주입단 구조체(433)에 의한 주입단에서 지지된다. 추가로, 표면(439)에서 작은 밀폐 압력(429)에 의해 수평적으로 압박된다. 상기 형성 구조체의 중량은 표면(432)에서의 먼 말단 구조체(435)에 의한 먼 말단에서 지지된다. 상기 표면(432)은 수평 방향으로 매우 작은 마찰을 갖도록 설계되며, 이에 따라 수평 방향으로 무시할 수 있는 정도의 힘을 분배시킨다. 주입단 압축력(436)이 인가된 힘의 방향으로 작은 마찰을 갖도록 설계된, 압축 블록(437)에 의한 형성 구조체의 바닥 부분에 인가된다. 상기 주입단 압축력(436)은 주입단 힘 인가기(438)에 의해 생성된다. 먼 말단 압축력(426)이 압축 블록(434)에 의한 형성 구조체의 바닥 부분에 인가된다. 상기 먼 말단 압축력(426)은 먼 말단 힘 인가기(428)에 의해 생성된다. 상기 먼 말단 압축력(426)은 주입 파이프 밀폐 압축력(429)을 보상하기 위해 상기 주입단 압축력(436)보다 약간 더 크다. 상기 형성 구조체 바닥 압축력(426 및 436)은 작은 마찰로 인가되고 생산 기간 동안 동일한 및/또는 임의의 미리 프로그램된 레벨로 유지될 수 있다.

종래기술을 통한 또 다른 상당한 향상은 도 44a 내지 도 44d에 도시된다. 형성 구조체의 중량이 주입단 지지 및 압축 블록(421)에 의한 주입단에서 지지되는 시트 유리 형성 장치(440)가 도시된다. 추가로, 주입단 구조체(445)는 표면(449)에서의 작은 밀폐 압축력(429)에 의해 수평으로 상기 형성 구조체를 압박한다. 상기 형성 구조체의 중량은 먼 말단 지지 및 압축 블록(422)에 의한 먼 말단에서 지지된다. 상기 주입단 압축력(436)이 상기 지지 및 압축 블록(421)에 의해 상기 형성 구조체의 바닥 부분에 인가된다. 상기 입력단 압축력(436)은 주입단 힘 인가기(448)에 의해 생성된다. 상기 먼 말단 압축력(426)은 지지 및 압축 블록(422)에 의해 상기 형성 구조체의 바닥 부분에 인가된다. 상기 먼 말단 압축력(426)은 먼 말단 힘 인가기(428)에 의해 생성된다. 상기 먼 말단 압축력(426)은 상기 주입 파이프 밀폐 압축력(429)을 보상하기 위해 상기 주입단 압축력(436)보다 약간 더 크다. 상기 형성 구조체 바닥 압축력(426 및 436)은 생산 기간 동안 동일한 및/또는 임의의 미리 프로그램된 레벨로 유지될 수 있다.

힘 인가기는 형성 구조체의 바닥이 상기 형성 구조체의 상단보다 실질적으로 더 크도록 각 지지 및 압축 블록에 대해 장방향(175)의 반대로 힘을 인가한다. 바람직한 실시예에서, 상기 형성 구조체의 바닥에서의 압축 응력은 상기 형서 구조체의 상단에서의 압축 응력의 1.25와 4배 사이이다. 또 다른 바람직한 실시예에서, 상기 형성 구조체의 바닥에서의 압축 응력은 상기 형성 구조체의 상단에서의 압축 응력의 1.75와 2.5 사이이다. 상기 형성 구조체의 상단보다 열적 크리프에 대해 더 큰 저항을 갖는 상기 형성 구조체의 바닥은 상기 형성 구조체의 상단과 동일한 크기의 열적 크리프에 의해 장방향으로 변형된다. 결국, 열적 크리프로 인한 상기 형성 구조체의 임의의 변형은 유리 시트의 두께 변화에 대해 최소 효과를 갖는다.

종래 장치와 함께 사용될 수 있는 추가 실시예는 형성 구조체가 생산 기간 동안 열적 크리프에 의해 장방향으로 변형됨에 따라, 밀폐력(429)에 있어서의 변화 들을 보상하기 위해 주입단 조절 스크류(424)를 주기적으로 조절한다. 상기 조절 스크류(424)상의 토크(torque)는 또한 모니터링 될 수 있다; 그러나, 마찰은 상기 형성 구조체(9)에 실질적으로 인가된 밀폐력(429)의 표시기로서 토크의 정확성을 떨어뜨릴 것이다. 본 발명의 이러한 실시예는 주입 파이프(8)와 형성 구조체 사이의 유리 밀폐의 보전성을 감소시키기 위해 한 방향으로 조절 스크류(424)를 조절하는 반직관적(counter intuitive)인 본 발명의 상기 실시예는 사람들이 신경 쓰도록 할 것이다.

시트에 대한 표면 장력 효과

본 발명의 대안적인 실시예에서, 형성 웨지의 폭과 역치된 경사 각도는 좁혀지고 있는 시트의 표면 장력과 물체력의 효과를 변경하기 위해 변화될 수 있다. 게다가, 구조체를 더 딱딱하게 하고 그에 따라 열적 크리프에 대해 더 많은 저항이 생기도록 폭과 역치된 경사 각도가 증가될 수 있다.

도 21a 내지 도 21g는 형성 구조체의 종래 형태를 도시한다. 도 21c 내지 도 21g에 도시된, 웨지 형상부의 단면은 유효한 형성 구조체의 전체 길이에 걸쳐 일정하다. 형성 구조체(211)의 폭과 역치된 경사 각도는 각 부분에서 동일하다. 용융 유리(10)는 형성 웨지(9)의 수직부(210) 아래로 흐르기 때문에, 표면 장력과 물체력은 시트 폭(212)에 대해 최소 효과를 가지며, 반면에, 상기 용융 유리(10)가 상기 형성 웨지의 역치된 경사 부분(210)의 아래로 수직으로 흐를 때, 표면 장력과 물체력은 보다 좁은 시트가 되도록 작용한다.

도 22a 내지 도 22g는 그 전체 길이에 걸쳐 형성 구조체(211)의 동일한 폭을 도시하며, 반면에 역치된 경사 각도(210)는 형성 구조체(도 21d 내지 도 21f)의 중심에서는 같고 각 말단에서는 역치된 경사 각도가 줄어든다. 이렇게 줄어든 역치된 경사각(220)는 표면 장력과 물체력 응력에 대한 보상 효과(counterbalancing effect)를 가지며 이에 따라 상기 시트의 좁아짐(narrowing)(223)을 줄인다.

도 23a 내지 도 23g는 형성 구조체(211)의 폭과, 형성 구조체(도 21d 내지 도 21f와 도 22d 내지 도 22f)의 중심에서는 동일한 역치된 경사 각도(210)를 나타내며, 반면에 형성 구조체(231)의 폭과 각 말단에서의 역치된 경사 각도(230)는 줄어든다. 이러한 줄어든 폭(231)과 역치된 경사각(230)은 도 22a 내지 도 22g의 효과 이상의 표면 장력 효과와 물체력 응력에 대한 보상 효과를 가지며 이에 따라 상기 시트(233)의 좁아짐을 더 줄인다.

도 24a 내지 도 24g는, 도 24e에 도시된 형성 구조체의 중심에서 역치된 경사 각도(240)가 다른 역치된 경사각(210 및 230)보다 실질적으로 더 크다는 점을 제외하고, 형성 구조체(211 및 231)의 폭과 역치된 경사 각도(210 및 230)가 도 23a 내지 도 23g의 실시예에서와 동일한, 본 발명의 또 다른 실시예를 나타낸다. 이렇게 더 큰 각도는 유리를 더 딱딱하게 하여 열적 크리프가 덜 일어나게 하는 구조체의 단면계수(section modulus)를 증가시킨다. 도 23a 내지 23g와 동일한 단의 구성을 유지하려면 도 23a 내지 도 23g와 같은 표면 장력과 물체력 응력에 대해 실질적으로 동일한 효과를 갖고 이에 따라 상기 시트(243)의 좁아짐에 대한 효과를 전혀 갖지 않는다.

평판 시트의 제조

미국 특허 번호 제3,338,696호는 형성 구조체에 있어서 유리 흐름만을 고려할 뿐이며 형성 구조체의 바닥으로부터 압연 유리는 응결의 기준점에서 유리 흐름의 일정한 두께로 인한 일정한 두께와 평평함을 가진 유리일 것으로 가정한다. 실제로, 유리는 바람직하게는 평판 시트를 생성하기 위한 응결 동안 형성 응력을 생성하기 위해 그 폭을 가로질러 냉각되어야 한다. 본 발명은 형성 시트가 본래 평평하도록 형성 응력과 냉각 분배를 변경한다.

도 25a 내지 도 25d는 형성 웨지(259) 루트(116)의 형태가 직선이 아니라 포물선의 형태로 계속적으로 위로 보록하게 구부러진 형태인, 본 발명의 실시예를 도시한다. 이는 상기 형성 웨지(251)의 중심으로부터 압연된 유리가 상기 웨지의 각 엣지(252)로부터 압연된 유리보다 더 빨리 냉각되게 한다. 이는 보다 적은 워프를 가지고, 시트를 더 평평하게 되도록 시트의 중심에 부분적으로 응결된 유리(251)에 대한 응력을 부과한다.

포물선의 수직 수치(257)는 형성 구조체(259)를 덮는 유리의 수평 길이(258)의 1%과 10% 사이로, 바람직하게는 3% 내지 5%로 변한다. 형성 구조체(259)의 주입단과 먼 말단(254)에서 형성 웨지의 역치된 경사 각도는 형성 구조체(259)의 중심에서 역치된 경사 각도(255)와 동일하다.

도 26a 내지 도 26d는 형성 웨지(269)의 루트(116) 형태가 도 25a 내지 도 25d와 같은 계속적으로 위로 볼록하게 구부러진 포물선 형태이나, 형성 구조체(269)의 주입단과 먼 말단에서 형성 웨지의 역치된 경사 각도(264)가 형성 구조체(269)의 중심에서 역치된 경사 각도보다 실질적으로 더 작은, 본 발명의 또 다른 실시예를 도시한다. 도 26a는 역치된 경사 시작점의 상단 엣지가 수평인 구분점(breakpoint)을 정의하는 사출선(parting line)(263)을 나타내며, 반면에 도 25a는 역치된 경사 시작점의 상단 엣지가 포물선 형태로 구부러지는 구분점을 정의하는 사출선(353)을 나타낸다.

유리 흐름 내 점도력에 대한 식은 다음과 같다:

여기서:

F= 점성력

μ=절대점도

v=속도

상기 힘의 변화를 기술하는 식을 미분하면 다음과 같다.

포물선에 대한 식은 다음과 같다:

여기서,

z=수직축

x=수평축

k=비례상수

x축에 대한 z축의 미분계수는 다음과 같다:

식(1)과 식(4)를 조합하면

x축에 대해 미분하여 조합하면

만약 μ가 상수이고 dv/dz가 x축에 대해 작다면

식(4)은 x축에 대해 포물선의 형태 변화값은 상수임을 나타낸다. 식(7)은 장방향 온도 분배(x축 방향)를 제어할 수 있다면 x축에 대한 힘의 변화값은 실질적으로 상수임을 나타낸다. 식(7)의 형식과 식(4)의 형식을 비교하면, 포물선 형태의 사용은 유체 흐름식과 일치한다는 것을 알 수 있다.

도 27a 내지 도 27e를 참조하면, 식(2)와, 식(7)에 대한 추정식에서 유리 시트가 형성되는 곳인 형성 구조체(259 및 269)의 루트(116)의 구간에서 유리 온도 분배에 대한 제어가 필요하다. 유리 점도에 있어서의 변화(dμ)는 형성된 유리 시트 내 다양한 위치에 따른 유리 온도와 밀접한 상관 관계에 있다. 도 25a와 도 26a에서 이러한 상관 관계는 위치(251 및 252)에서 비교한 온도이다. 형성 구조(259 및 269)의 상단에 있는 위어(115)에서의 공정 온도는 루트(116)에서의 공정 온도보 다 높다. 도 39d는 종래 기술 형태의 형성 구조체(9)를 대표하는 섭씨 50도인 일반적인 온도차를 나타낸다. 형성 구조체(259 및 269)의 말단부(end section)(256 및 266) 각각은 중심 단면(255 및 265)보다 형성 구간 내로 좀더 아래로 연장하며, 따라서 더 많은 열 손실을 겪을 수 있다. 말단 단면(256 및 266)과 중심 단면(255 및 265)으로부터의 상당한 양의 열손실이 바닥 도어(272)의 엣지(271, 273 및 274)에 의해 제공된 개구부를 통해 형성 챔버(113)의 바닥 밖에 복사열로 존재한다. 종래 기술(도 27e)에서, 이러한 도어(272)는 일직선의 내부 엣지(271)를 가지며 도어 사이의 갭(276)이 더 크거나 작아지게 함으로써 복사열 손실을 제어하도록 옆으로 인 앤 아웃(in and out)하여 움직인다. 본 발명의 바람직한 실시예에서 상기 도어의 내부 엣지(273)는 형성 구조체(259 및 269)의 말단 단면(256 및 266)과 중심 단면(255 및 265)로부터 상대적인 열손실을 제어하기 위해 포물선 형태(273)의 모양으로 되어 있다. 또 다른 바람직한 실시예에서, 상기 도어의 엣지(274)는 형성 구조체(259 및 269)의 말단 단면(256 및 266)과 중심 단면(255 및 265)로부터 상대적인 열손실을 제어하기 위해 일련의 일직선 단면 형태(274)의 모양으로 되어 있다. 상기 내부 엣지들(273 및 274)의 정확한 형태는 바람직하게는 열 전달 분석 및/또는 실험에 의해 결정된다.

상기 단락에서 식(7)에 따르기 위해선 루트(250)에서의 장방향 온도 분배가 일정해야 된다는 것이 가정되었으며, 형성된 시트의 말단(252)에서의 온도가 형성된 시트(251)의 중심에서의 온도보다 더 낮게 하는 것이 바람직하다. 이러한 시나리오는 식(6)에 의한 장방향 힘 분배가 생기게 할 것이다.

형성 구조체(9)의 바닥 단면으로부터 복사열 손실을 제어하기 위한 내부 엣지의 쉐이핑(shaping)(271, 273 및 274)은 계속적으로 위로 볼록하게 구부러진(250) 포물선 형태를 갖는 형성 구조체로 제한되는 것은 아니나, 복사열 손실의 장방향 제어를 필요로 하는 임의 형태의 형성 구조체(9)로 사용될 수 있다.

공기 누출의 감소

미국 특허 번호 제3,338,696호는 임의 물질 틈(crack)과 개구부(opening)을 prevent하기 위해 신중한 설계와 물질의 매칭에 주로 의존한다. 이러한 틈과 개구부은 초기 동작과 제작 기간의 과정 중 동작 동안 공기 누출의 원인이다. 본 발명의 이러한 실시예는 누출 경로가 시작시에 존재하거나 동작중에 생기더라도 공기의 최소량이 누출 경로를 통해 흐르도록 개별 압력 밸런싱을 제공한다.

유리 시트는 오버플로우 형성 구조체의 바닥으로터 유리를 압연함으로써 형성된다. 용융 유리는 냉각되고 신중하게 제어된 방식으로 응결된다. 가장 바람직한 냉각 현상은 그것의 전체 두께를 통해 결국 실질적으로 유리를 냉각시키는 복사열이다. 주로 유리 표면을 냉각시키는, 대류냉각(convective cooling)이 또한 한 요인이다. 상기 대류냉각은 냉각이 지나치면 압연 공정에 대해 불안정해지는 효과를 갖기 때문에 정밀하게 제어되어야 한다. 관측된 불안정한 현상은 시트가 압연됨에 따른 시트 두께에 주기적인 변화로 나타난다. 이를 "펌핑(pumping)"이라 칭하며 거의 모든 유리 압연 공정에 두드러진 현상이다.

"오버플로우 공정"의 형성 구간의 동작 온도는 개방된 바닥을 가진 챔버의 상단에서, 일반적으론 3미터 높이에서, 뜨거운 대기를 포함하여, 일반적으로 1250 ℃이다. 대략 3미터 높이의 고온 공기 기둥 때문에, 시트가 형성되는 구간에서의 대기는 형성 장치 밖의 압력보다 높은 압력을 갖는다. 그러므로, 임의의 틈 또는 개구부는 기류 경로를 생성하고 이로써 공기는 상기 챔버의 개방된 바닥으로, 챔버 위로, 그리고 상기 틈 또는 개구부 밖으로 흐른다. 형성 구조체(9)의 루트(116)에 있는 형성 구간에서 대류냉각을 실질적으로 증가시키도록 이러한 누출 경로가 있을 때, 시트 두께의 주기적 변화(펌핑)가 생긴다.

개구부를 통해 공기를 흐르게 하기 위해서 상기 개구부의 일측에서 나머지측까지 압력에 차이가 있어야 한다. 본 발명은 형성 구간에 대한 임의 누출 경로에 걸친 압력차가 제로에 접근하도록 형성 장치의 각각의 주요 구성요소의 내부 압력의 조절을 수반한다. 그러므로, 구멍이 있거나 생긴다면, 기류가 흐르게 하는 차등 압력은 무시할 수 있을 정도로 존재하므로 공기 누출은 거의 또는 전혀 일어나지 않을 것이다.

도 28a 내지 도 32b를 참조하면, 도 28a 및 도 28b는 유리가 용융 상태에서 고형 상태로 변화함에 따른 유리의 냉각을 나타낸다. 이러한 공정은 신중히 제어되어야 한다. 이러한 냉각 공정은 머플 구간(280) 내에서, 루트(116) 바로 위의 형성 장치(9)의 하부에서 시작하고, 용융 유리 시트(11)가 머플 도어 구간(114)를 통해 통과함에 따라 지속되고, 그것이 변화 구간(281)에 남아있을 때까지는 실질적으로 응결된다. 응결된 유리 시트(12)의 내부 응력을 완화시키기 위해 어닐러(annealer) 및 풀링 기계 구간(282)에서 제어된 냉각 공정이 이어진다.

형성 챔버 전압 차동 장치를 제어하기 위한 4개의 실시예들이 도 29a 내지 도 32b에 도시된다. 각각, a) 압입하기 위해 흐름을 추가하는 방법, b) 유출을 제한하는 방법, c) 진공 장치로 흐르는 방법, 및 d) 압입 챔버에 의한 인케이스먼트 방법. 이러한 제어 방법들 중 어느 것이든 유니크한 설계 조건에 따른 상기 머플 구간(280), 머플 도어 구간(114), 변화 구간(281), 또는 어닐링 및 풀링 기계 구간(282)에서 압력을 제어하는데 사용될 수 있다. 그러나, 형성 챔버로부터 공장 주변 또는 가열 구간 또는 냉각 구간와 분리되어 있는 멤브레인의 각 측에 대한 압력을 같게 하는 것이 주요 목적이다. 본 발명은 또한 형성 챔버 내 기체가 공기가 아닌, 이를 테면, 질소 등일 경우 "오버플로우 공정"의 실시를 적용한다.

보다 자세하게는, 도 29a 및 도 29b는 가열 챔버(131) 내 압력이 인접한 형성 챔버(113) 내 압력과 같도록 하는 가열 챔버로 유입된, 바람직하게는 예열된, 공기(290)를 나타내는 머플 구간(280)의 실시예를 나타낸다. 상기 머플 내 두 개의 챔버와 분리되어 있는 벽(132)은 일반적으로 많은 단편들로 구성되어 있어 공기가 임의로 누출될 여지가 있다.

도 30a 및 도30b는 각 머플 도어(301)에 존재하는 공기의 흐름에 대한 배출 제한부(300)를 포함하는 머플 도어 구간(114)의 실시예를 나타낸다. 상기 제한부의 크기는 인접한 형성 챔버(303) 내 대기압과 같은 머플 도어 챔버 내부의 대기압을 유지하도록 변화된다. 튜브(141)을 통한 각 머플 도어(301)로의 공기 흐름은 일반적으로 임의의 누출 경로를 넘기에 충분할 것이며 따라서 머플 도어 챔버(302) 내 내부 압력을 인접한 형성 챔버(303)의 압력으로 올린다.

도 51, 52, 및 53을 참조하면, 임의의 접합점 또는 틈새를 통해 머플 도 어(301)로부터의 누출을 최소화하는 또 다른 방법은 머플 도어 챔버(302) 안팎으로 흐르는 다량의 냉각 공기를 정밀하게 제어하는 것이다. 도 51은 장치(512)가 머플 도어 챔버(302)로 흐르는 다량의 냉각 공기를 제어하고 장치(516)는 상기 머프 도어 챔버(302) 밖으로 흐르는 다량의 냉각 공기를 제어하는, 본 발명의 일 실시예를 나타낸다. 머플 도어(301)로 흐르는 다량의 총 냉각 공기는, 본원에 참조로서 병합된 미국 특허 번호 제3,682,609호에 개시된, 개별 냉각 튜브(141) 사이의 냉각 흐름에 비례하는, 개별 흐름 조절기로 흐름에 따른 측정장치 및 제어 장치(512)에 의해 정해져 있다. 냉각 공기는 다량의 냉각 공기 흐름의 배출을 통제하는, 상기 측정장치 및 제어 장치(516) 내 매니폴더(515) 내 다중 배출구(514)를 통해 머플 도어(301)를 빠져나온다. 이 실시예에서, 상기 머플 도어(301)로 그리고 머플 도어 밖으로 흐르는 다량의 냉각 공기는 동일한 값으로 정해지며, 따라서, 머플 도어(301) 내 틈새나 접합점으로부터의 빠져나가는 공기 누출은 없다. 머플 도어(301) 외부의 모든 누출 경로가 밀폐된다면, 머플 도어(301)의 전면(518)에서 형성 장치의 내부 챔버(113)로의 누출은 없다. 이 실시예의 추가적인 특징은 머플 도어 구간(114)에서 에너지 손실을 안정화시키는, 다량의 총 공기 냉각 흐름이 일정값으로 제어된다는 점이다.

또 다른 실시예에서, 장치(512)는 머플 도어(301) 내 다량의 냉각 공기 흐르(511)을 측정하고 장치(516)는 머플 도어(301)의 다량의 공기 유출(517)을 측정하고 장치(512)에 의해 측정된 것과 같은 다량의 공기 유입(511)과 동일한 값으로 다량의 공기 유출(517)을 제어한다. 개별 유출 조절기(513)의 셋팅이 다량의 공기 흐름율(511)을 결정한다.

또 다른 실시예에서, 각 개별 흐름 조절기는 측정합이 머플 도어(301) 내 다량의 냉각 공기 흐름(511)과 같은 측정장치 및 제어 장치(523)로 작용한다. 장치(516)는 머플 도어(301)의 다량의 공기 유출을 측정하고 장치(523)의 측정합에 의해 결정된 것과 같은 다량의 공기 유입과 동일한 값으로 다량의 공기 유출(517)을 제어한다.

도 31a 및 도 31b는 냉각 챔버(311)에 유입되고 규정된 진공 장치(314) 내 각각의 변화 냉각기(313)에 존재하는 상승된 압력(310)에서의 냉각 공기를 갖는, 변화 구간(281)의 실시예를 나타낸다. 변화 구간에서 냉각을 위해 필요한 상당한 양의 공기가 일반적으로 변화 냉각 챔버(311) 내의 압력을 인접한 형성 챔버(315)의 압력 이상으로 올릴 것이다. 그러므로 진공 장치(314)는 압력을 더 낮추도록 요구되며 냉각 챔버(311) 내 압력을 인접한 형성 챔버(315) 내 압력과 같도록 조절된다.

도 32a 및 도 32b는 어닐러 및 풀링 기계(282)의 각 말단에 압력 밸런싱 챔버 쌍(320)을 포함하는, 어닐러 및 풀링 기계 구간(282)의 실시예를 나타낸다. 상기 밸런싱 챔버(321) 내 압력은 어닐링 챔버(322) 내 압력과 같도록 조절된다. 풀링 롤러(111)용 베어링 및 조절 메커니즘이 말단에 있기 때문에 각 말단에서 챔버가 선택된다. 특정한 설계 참작으로 필요로 하게 될, 전체 어닐러 및 풀링 기계(282) 또는 다수의 개별 압력 밸런싱 챔버(320)을 감싸는 단일 압축 밸런싱 챔버(320)가 대안적이 구성이 될 것이다.

대류 냉각의 제어

다시 도 51 내지 도 53을 참조하면, 머플 도어 구간(114) 내 대류 냉각은 머플 도어(301)의 안(511)과 밖(517 및 527)으로 흐르는 냉각 기류의 정확한 제어에 의해 조절된다. 유리가 형성 구조(9)의 루트(116)에서 시트로 형성됨에 따른 유리의 냉각은 머플 도어 구간(114) 내 머플 도어(301)의 전면(518)에 대한 주로 복사열로 존재한다. 머플 도어(301)의 전면(518)의 온도는 주로 다량의 총 냉각 공기 흐름(511)으로 조절된다. 또한 머플 챔버(113)에서 변화 구간(281)까지 기류가 있다면 머플 도어 구간(114) 내 유리의 대류 냉각이 강제된다.

도 52는 상면에 다수의 통풍구(529)를 갖는 머플 도어(301)를 나타낸다. 이러한 통풍구(529)는 머플 도어 구간(114) 내 유래의 강제된 대류 냉각을 위해 공기 흐름(528)을 제공하기 위한 머플 챔버(113)로 개방된다. 머플(310)로의 다량의 냉각 공기 흐름(511)은 냉각 공기를 머플 도어(301)의 전면(518)으로 향하게 하는, 개별 흐름 조절기(523)에 의해 측정 및 조절된다. 냉각 공기는 빠져나오는 다량의 냉각 공기의 흐름(527)을 조절하는, 다수의 측정장치 및 제어 장치(526)를 통해 머플 도어(301)에서 빠져나온다. 머플 도어에서 빠져나오는 다량의 대류 냉각 공기 흐름(528)은 머플 도어(301) 안으로의 다량의 냉각 공기 흐름(511)과 머플 도어(301) 밖으로의 다량의 냉각 공기 흐름 간의 차와 같다. 다량의 대류 냉각 공기 흐름(528)은 통풍구(529)를 통해 형성 장치 챔버(113)으로 유입되고, 형성 구조체(9)의 루트(116)에 있는 시트(111)로 형성되고 있는 용융 유리(10)의 강제된 대류 냉각의 제어량을 제공하는, 머플 도어 구간(114)을 통해 아래로 빠져나온다. 본 원에 일찍이 언급한 바와 같이, 강제된 대류 냉각의 초과량은 유리 흐름율이 시트 두께 변화를 일으키도록 하는 주기("펌핑")을 발생시킬 수 있다. 이 실시예의 추가적인 특징은 다량의 총 냉각 공기 흐름이 머플 도어 구간(114) 내 에너지 손실을 안정화시키는, 일정값으로 제어된다는 점이다.

본 발명의 또 다른 실시예에서, 장치(512)는 머플 도어(301)로의 다량의 냉각 공기 흐름(511)을 측정 및 조절하고 장치(516)는 머플 도어(301) 밖으로의 다량의 공기 흐름(517)을 측정하여 소정의 강제된 다량의 대류 냉각 공기 흐름(528)을 제어하고 장치(512)에 의해 측정된 것과 같은 다량의 공기 유입(511)과 같은 값으로 다량의 공기 유출을 제어한다.

머플 챔버(302)와 시트 형성 구조체(113)를 포함하는 챔버 사이의 통풍구(529)는 머플 도어 챔버(302)와, 웨지형 시트 형성 구조체(9)의 루트(116)로 흘러 나오는 유리 사이의 틈새와 개구부를 통한 공기 누출이 없도록 두 챔버 사이의 압력이 실질적으로 동일하도록 충분히 커야 한다.

내화성 물질의 비선형 열적 크리프에 대한 보상

형성 구조체(9)와 그 지지 구조체를 만드는 내화성 물질은 압축에 있어서 높은 압력 강도와 낮은 장력을 갖는다. 대부분의 구조적 물질과 마찬가지로 내화성 물질은 또한 높은 온도에서 스트레스를 받을 때 형태가 변한다. 본원에 참조로서 병합된, 2005년 12월 13일에 발행된, "SAG CONTROL OF ISOPIPES USED IN MAKING SHEET GLASS BY THE FUSION PROCESS" 제목의 미국 특허 번호 제6,974,786호에서 최근 이용할 수 있는 정보로, 지르콘(Zircon)의 열적 크리프 물질 특성을 정의한다. 지르콘은 현재 형성 구조체의 건설에 바람직한 물질이다. 이러한 열적 크리프 특성이 어떻게 된 제조 공정에 영향을 주는지의 분석이 본 발명에 대한 동기를 부여한다.

본 발명은 수직 변형이 제로에 접근함으로써, 형성 구조체의 수직 변형을 최소화하는 실시예를 포함한다. 이는 더 많이 생산하고 형성 구조체 교체를 위한 실운용(production run)의 중단을 지연시킨다.

도 33a 내지 도 33d는 전형적인 "오버플로우 공정" 제조 시스템의 주요부를 도시한다. 실질적으로 균일한 온도화 화확적 조성물로 존재해야 하는, 용해로와 전로로부터 용융 유리(10)는, 형성 장치로 유입되어 시트 형성 구조체(9)로 흐른다. 미국 특허 번호 제3,338,696호와 상기 출원이의 미국 특허 번호 제6,748,765호, 제6,889,526호, 제6,895,782호, 제6,990,834호, 및 제6,997,017호, 그리고 미국 출원 일련번호 제11/006,251호, 제11/060,139호 및 제11/184,212호에 자세히 기술되는, 유리 시트 형성 장치는 웨지형 형성 구조체(9)이다. 이러한 특허와 특허출원서는 본원에 참조로서 병합된다. 포이티드된 웨지의 엣지(116)와 사실형 평행한 직선의 위어(115)는 형성 구조체(9) 내 트로프(129)의 각 측면을 형성한다. 상기 트로프(129)의 트로프 바닥(117)과 측면(118)은 각 측면 위어(115)이 상단에 유리의 고른 분배를 제공하도록 어느 정도 윤곽을 드러낸다. 유리는 그 후 용융 유리의 시트를 형성하기 위해 각 측면 위어(115)의 상면을 지나, 상기 웨지형 형성 구조체(9)의 각 측면 아래로 흘러, 루트(116)에서 만난다. 상기 용융 유리는 그 후 실질적으로 균일한 두께의 고형식 유리 시트(11)를 형성하기 위해 루트(116)로부터 끌려 내 려오는 대로 냉각된다.

상기 형성된 시트(11)의 유효 단면 폭(usable width)은 상기 형성 구조체(9)의 루트(116)의 장방향 길의 70 퍼센트와 비슷하며 상기 위어(115)의 중간 지역(337)에 걸쳐 흐르는 유리로부터 형성된다. 상기 형성 구조체(9)의 주입단 지역(336)과 먼 말단 지역(338)에 걸쳐 흐르는 유리는 형성된 시트의 사용불가능한 말단부(end portion)(334 및 335)를 형성한다. 그러므로 상기 형성 구조체(9)의 중간 지역(337)이 판매용 시트 부분의 두께가 일정한 두께가 되도록 생산하는 기간 동안 균일한 형태로 유지되게 하는 것이 가장 중요하다.

도 34a 내지 도 34d는 다양한 압축력이 상기 형성 구조체(9) 근처의 루트(116)의 바닥 부분에 분배될 때 형성 구조체의 형태에 대한 열적 크리프의 일반적인 효과를 도시한다. 도 34a는 압축 하중을 받지 않은 채, 위어(115)의 상단과 루트(116)가 현재 구부러지고 트로프 바닥(117)이 곡률(171)의 변화를 갖도록상기 형성 구조체(9)가 중간 지역에서 처지는 것을 나타낸다. 이 굴곡(171)은 용융 유리(10)가 상기 위어(115) 위를 일정한 두께(172)로 더 이상 흐르지 않게 한다. 보다 자세하게는, 상기 굴곡(171)은 상기 위어(115)의 중간 지역(337) 위로 더 흐르게 하여 결국 균일하지 않은 시트 두께 분배를 초래한다. 상기 형성 구조체(9)는 가상의 주사선(phandom line)(344 및349)에 의해 정의된 것과 같은 초기 길이(346)를 갖는다. 외부 하중 없이 상기 위어(115)는 점점 더 짧아지고 루트(116)은 점점 더 길어진다. 중심축(341)에서, 상기 형성 구조체(9)의 길이는 변하지 않는다. 본원에 사용된 바와 같은, 중심축(341)은 상기 형성 구조체(9)가 외부력 없이 그 자 체 무게에 의해 변형될 때 장방향 변형이 없는 경우 상기 형성 구조체에서의 수평면으로 정의한다. 본원에 사용된 바와 같은, 중심축(341)은 또한 상기 형성 구조체(9)의 상단 부분과 바닥 부분 사이를 구별한다; 즉, 상기 형성 구조체(9)의 상단 부분 또는 상부는 중심축(341) 위에 수직으로 존재하며 바닥 부분 또는 하부는 중심축(341) 아래에 수직으로 존재한다.

도 34b는 형성 구조체의 처짐이 형성 구조체(9)의 하부 근처루트(116)의 최적의 압축 하중(345)에 의해 최소화되는 것을 나타낸다. 최적의 하중으로, 위어(115)와 루트(116) 모두는 거의 동일한 길이(347)로 변형(짧아짐)된다. 도 34c는 형성 구조체(9) 근처 루트(116)의 하부에 너무 많은 하중이 인가된다면, 상기 루트(116)는 지나치게 압축되며, 따라서 트로프 위어(115), 트로프 바닥(117), 및 루트(116)에 대해 위로 볼록한 형태(342)를 만드는 것을 나타낸다. 상기 루트(116)는 가상의 주사선(344 및 349)에 상응하는 움직임에 의해 보여질 수 있는 것과 같은 위어(115)보다 상당히 더 변형된다. 도 34a 내지 도 34c는 동일한 시간 주기에 걸친 열적 크리프의 효과를 나타낸다. 도 34d는 길이(348)에 비해 더 많은 양이 변형되었던 형성 구조체(9)를 나타낸다. 이렇게 증가된 변형은 실질적으로 더 긴 생산 기간의 증가된 시간 동안 정확한 하중(345)을 분배함으로써 발생된다. 다시 도 33을 참조하면, 이러한 증가된 변형은 유효 시트 단면 폭(331)이 형성 구조체의 중간 지역(337)의 폭과 상관 관계에 있으므로 제조된 시트의 유효 단면 폭(331)에 대해 역효과를 갖는다. 상기 중간 지역(337)의 상단의 장방향 변형은 중간 지역이 그 형태를 유지하기 위해서는 상기 중간 지역(337)의 바닥의 장방향 변형과 실질적으로 동일해야 하며, 이로써 균일한 두께의 유효 단면 폭(331)으로 제조된 시트(11)를 만든다. 연장된 시간 주기에 걸쳐, 이러한 증가된 변형은 결국 유효 단면 시트 폭(331)이 충분하지 않기 때문에 생산기간이 만료될 수 있다.

본 발명은 형성 구조체의 건설에 사용된 내화성 물질의 열적 크리프의 매우 비선형적 특성을 알고 있다. 형성 구조체를 위한 본 발명의 바람직한 내화성 물질에는 지르콘(Zircon)이 있으며, 반면에 알루미나(Alumina)와 같은 과거 다른 물질들이 내화성 형성 구조체에 사용되었다. 도 35는 미국 특허 번호 제6,974,786호의 데이터에 의해 정의된 바와 같은, 압력과 온도의 상관 관계에 따른 지르콘의 열적 크리프 계수의 그래프이다. 발명자의 지식에 대해, 이러한 데이터는 일반적인 문헌에서는 이용하지 않는다. 도 35의 데이터는 미국 특허 번호 제6,974,786호의 도 2b, 도 3a 및 도 3b로부터 비롯된다. 원시 데이터를 이용할 수 없으므로, 도 35의 곡선은 데이터에 대한 판단 핏(judgmental fit)을 나타내며, 따라서, 정확성은 절대적인 정확함이 아닌 단지 경향을 나타내는 것으로 충분하다. 모델에 의해 예측된 응력 범위 내에서 열적 크리프 계수의 예측을 얻기 위해 데이터의 외삽법(extrapolation)이 요구된다.

도 36과 도 37은 종래기술에 의해 예측된 바와 같은 열적 크리프 변형을 나타내며, 반면에 본 발명에 의해 결정된 바와 같은 크리프 변형은 도 40과 도 41에 도시된다. 이러한 도면들은 다양한 다른 경계 조건들과 물질 속성들의 FEA(Finite Element Analysis) 모델의 결과이며 (10)의 요소에 의해 확대된 2년의 제조 주기 동안 예츨된 열적 크리프 변형을 나타낸다. 하기에 논의된 바와 같이, 분석에서 고 려된 다양성은 유리의 무계는 물론, 블록 형태, 힘 하중, 밀도, 및 열적 크리프 계수/영률(young's modulus)을 포함한다. ALGOR® 소프트웨어는 FEA에 사용된다.

형성 구조체의 FEA 그리드는 도 39a와 도 39b에 도시된다. 형성 구조체는 제1 단과 제2 단(391 및 392) 각각에서 수직으로 지지된다. 형성 구조체는 (393)에서 장방향으로 압박된다. 도 39b는 수직 표면(394)에서 가정왼 대칭으로 사용된다. 상기 제1과 제2 단에 균일한 압력으로서 힘이 인가되는 지역이 도 39a 및 39c의 영역(385)으로 도시된다.

모델링된 형성 구조체(9)는 2미터의 형성 구조체 루트 길이였다. 분석된 내화성 블록의 마감 규격은 0.66 미터 높이에 0.20 미터 폭으로된 2.2미터 길이이다. 유리가 흐르는 트로프 바닥은 수평적이며 형성 구조체의 상단에 있는 위어의 경사는 마이너스 5.73도이다. 상기 루트의 바닥의 끼인각(included angle)은 33.4도이다. 출원인의 지식에 대해, 사용된 규격은 오버플로우 공정을 사용하는 임의의 특정 제조자에 의해 사용된 실제 규격을 정밀하게 나타내지 않는다; 그러나, 상기 규격은 본 발명에 속하는 분야의 당업자들에게 전형적으로 선택될 규격이다.

형성 구조체 내에 그리고 위에 흐르는 유리의 무게는 총 부하의 일부로 포함되지 않는다. 유리 무게를 포함하는 것은 변형의 크기와 변형에 대한 최소 효과와 변형의 형태에 대한 무시할 수 있는 작용력을 가질 것이다. 유리 무게를 포함하는 것은 유리 무게에 의해 더 크게 비례하게 될 형성 구조체 단의 하부에 인가된 힘을 필요로 할 것이다. 사용된 형성 구조체(9)의 물질 밀도는 4,000kg/m^3이였다.

도 36, 도 37, 및 도 38에 대한 계산에 사용된 열적 크리프 계수는 도 35에 서 250psi와 1215℃의 조건에서였다. 선형 응력 유한 요소 분석 프로그램은 영률에 상응하는 아날로그적으로 존재하는 시간 간격으로 곱해진 열적 크리프 계수를 시험하기 위해 사용되었다. 사용된 열적 크리프 계수의 값은 2e-8 in/in/hr/psi였다. 상기 열적 크리프를 시험하기 위해 사용된 영률은 11.4e6 psi였다. 도 36, 37, 38, 40, 및 도 41을 위해 40,000에 의한 결과들의 확대도는 2년 내에 일어날 변형의 10배를 나타낸다. 제1과 제2 말단의 하부에 인가된 힘은 0(제로) 도 36에서는 lb., 도 37에서는 2,250lb., 그리고 도 38에서는 3,195lb.였다.

도 36, 37, 38, 40, 및 도 41은 FEA의 그래픽 결과이다. 예로서 도 36을 사용하면, 형성 구조체의 음영된 이미지(361)의 형태는 도 36에 대해 만들어진 계산에 대한 특정 경계 조건에 대한 형성 구조체의 변형을 나타낸다. 음영부분은 장방향 응력 텐서 X-X에 상응하며, 그 크기는 상응하는 도면의 오른쪽 위 구석의 범례로 정의된다.

도 36, 37, 및 도 38은 경계 조건으로 선형 FEA를 사용하는 예측된 열적 크리프의 결과이다. 구분선이 그려진 음영부분은 1평방미터 당 마이너스 450,000에서 플러스 450,000 뉴톤의 비율로 장방향 응력 텐서의 크기를 나타낸다.

도 36에서 음영된 이미지(361)의 형태는 형성 구조체의 하부에 압축 하중이 사용하지 않았을 경우 선형 FEA를 사용하여 2년 동안 예측된 열적 크리프의 10배를 나타낸다. 도 37에서 음영된 이미지(371)의 형태는 미국 특허 번호 제3,519,411호의 형성 구조체의 하부의 압축 하중이 사용되었을 경우 선형 FEA를 사용하여 2년 동안 예측된 열적 크리프의 10배를 나타낸다. 도 38에서 음영된 이미지(381)의 형 태는 중간 지역(387)에서 형성 구조체(9)의 상단의 실질적으로 직선 형태를 얻기 위해 선형 FEA를 사용하여 2년 동안 예측된 열적 크리프의 10배를 나타낸다. 중간 지역(도 38에서의 형성 구조체의 (387))은 실질적으로 직선 형태인 반면, 주입단 지역(386)과 먼 말단 지역(388)은 약간 위로 볼록하게 구부려져 있다는 것을 주목한다. 이러한 형태는 중간 지역(387)에서 위어(115)에 걸쳐 균일한 흐름을 유지하고 말단 지역(386 및 388) 의 위어에 걸쳐 변화된 흐름을 유지한다. 형성된 시트는 판매할 수 있는 중간 부분에서 일정한 두께를 가지지만, 사용할 수 없는 말단 부분에서는 다른 두께와 형태를 갖는다. 형성 구조체(9)의 상단의 중간 부분의 직선 형태는 바람직하게는 형성 구조체(9)의 하부의 중간 지역에서 변형 또는 변형률과 실질적으로 동일하게 존재하는 형성 구조체(9)의 상부의 중간 지역에서 변형 또는 변형률을 가짐으로써 획득된다.

형성 구조체의 응력-변형률 모델은 짧은 보(short beam)의 응력-변형률이다. 응력이 분배되며 짧은 보가 긴 보(long beam)보다 말단 효과가 더 분명하기 때문에 긴 보의 응력-변형률 모델의 단순 방식으로 결정될 수 없다. 형성 구조체(9)의 하부에 대한 장방향 압축력의 적용은 도 8의 위치(384 및 385)에서와 유사한 국부적인 응력 집중도를 야기할 수 있다. 이러한 특정 응력 집중도는 장방향 압축력의 적용점에서 존재한다.

형성 구조체의 응력 및 결과적인 열적 크리프 변형(열적 크리프 변형률)은 형성 구조체에서 전단력(shear forces)과 휨모멘트(bending moment) 모두 야기하는 중력에 의해 발생된다. 수직 전단력은 각 말단에서 형성 구조체이 지지에 의해 발 생되며 말단 지역(386 및 388)에서 더 크다. 휨모멘트는 형성 구조체의 중간 지역에서 최고이다. 휨모멘트는 일차 변형을 일으킨다; 하지만, 분석에 있어서 전단력과 휨모멘트 모두 고려되어야 한다. FEM(Finite Element Analysis)은 형성 구조체의 압축 하중의 설계에 바람직한 기술이다.

일부 형성 구조체의 형태에 대해, 전단력과 휨모멘트의 특정 결합은 그것을 미국 특허 출원 일련번호 제11/184,212호의 다중 단계 압축력 기술을 실행하기에 바람직하도록 한다.

도 39d는 비선형 모델에서 형성 구조체의 가정된 온도 분배를 나타낸다. 상단에서 바닥의 온도 차는 50℃이다. 사용된 온도는 오버플로우 공정을 사용하는 임의 특정 제조자에 의해 실험된 실제 차이를 정확하게 나타내지 않을 수도 있다; 하지만, 그런 차이는 본 발명에 속하는 기술분야의 당업자에 의해 전형적으로 선택될 온도차이다.

도 40과 도 41은 비선형 열적 크리프를 시험하기 위한 방식으로 선형 FEA에서 물질 속성을 변화시킴으로써 예측된 열적 크리프 변형을 나타낸다. 구분선이 그려진 음영부분은 1 평방미터 당 마이너스 1,250,000 에서 플러스 250,000 뉴톤의 비율로 장방향 응력 텐서의 크기를 나타낸다.

도 40에서 음영된 이미지(401)의 형태는 도 38의 형성 구조체의 하부의 압축 하중(선형 FEA)이 사용될 경우 비선형 FEA를 사용하여 2년 동안 예측된 열적 크리프의 10배를 나타낸다. 그것은 도 38의 구성의 하중의 비선형 분석이다.

도 41에서 음영된 이미지(411)의 형태는 최소 열적 처짐 상태를 예측하는 비 선형 분석이다. 형성 구조체의 예측된 실질적으로 제로 수직 변형을 야기하는 힘은 6,075lb에 대해 도 38에 도시된 선형 분석에 의해 예측된 3,195lb이다. 안정된 형성 구조체(9)를 만들기 위한 힘 6,075lb는 미국 특허 번호 제3,519,411호의 주장 당 형성 구조체(9)에서 제로 장방향 장력을 야기하는 것이 필요한 선형 분석 힘2,250lb의 3배이다. 도 41에서 형성 구조체의 중간 지역(417)은 실질적으로 직선 형태를 갖는 반면, 주압단 지역(416)과 먼 말단 지역(418)은 약간 위로 볼록하게 구부려져 있다는 것에 유의한다. 이러한 형태는 중간 지역(417)에서 위어(115)를 거처 흐르는 균일한 흐름을 유지하고 말단 지역(416 및 418) 위어에 걸쳐 변화되는 흐름을 유지한다. 형성된 시트는 판매할 수 있는 중간 부분에서 일정한 두께를 가지나, 사용할 수 없는 부분에서는 다른 두께와 형태를 갖는다. 지르콘 내화성 물질의 비선형 열적 크리프로 인해, 형성 구조체(9)의 상단의 중간 부분의 직선 형태는 형성 구조체(9)의 상단 또는 상부의 중간 지역에서 압축 응력보다 실질적으로 큰 형성 구조체(9)의 바닥 또는 하부의 중간 지역에서 압축 응력을 가짐으로써 획득된다. 이러한 응력 레벨은 중간 지역(417)의 상단과 바닥 부분에서 동일한 장방향 변형 또는 변형률을 초래한다. 형성 구조체(9)의 하부에 장방향 압축력의 적용은 도 41의 지역(414 및 415)에서와 같은 위치들에서 국부적인 응력 집중도가 생길 수 있다.

비선형 분석은 안정된 형성 구조체(9) 형태를 만들기 위해 필요한 증가된 압축 하중으로 인해 16mm 정도 장방향 변형(413)을 예측한다. 비선형 분석에 적용된 도 38의 선형 분석의 하중(미국 특허 번호 제6,889,526호)은 도 40에 도시된 바와 같이, 8mm 정도의 장방향 변형 또는 변형률을 만든다. 형성 구조체(9)의 초지 길이(346)는 유효 시트(11)의 폭(331)이 기준이고 본 설계 폭(346)이 한계였다면 이러한 증가된 변형을 보상하기 위해 더 크게 만들어질 것이다.

본원의 비선형 분석은 알려진 제품 구성에 바람직할 비선형 분석의 단수예이다. 그리드는 상당히 간격이 넓고 열적 크리프 계수의 크기는 수직 방향으로 단지 반복된다. 또한, 본원에 사용된 것보다 정교한 FEA 프로그램은 응력과 온도 레벨의 상관관계로서 열적 크리프 계수를 자동으로 반복할 수 있게 사용가능하다.

미국 특허 번호 제6,974,786호의 데이터 리뷰는 동일한 테스트 조건에서 실행된 샘플들의 테스트 결과에 있어서 높은 변화율을 나타낸다. 이러한 변화율의 일부는 테스팅 에러이다; 하지만, 온도와 응력에 대해 지르콘 내화성 물질의 다른 일단의 열적 크리프 속성의 크기와 기울기 모두에 있어서 상당한 변화가 있을 확률이 높다. 따라서, 물질의 다른 일단으로 만들어진 형성 구조체는 다른 열적 크리프 속성ㅇ르 가질 것이다. 본원에 기술된 분석은 열적 크리프 속성의 평균값을 사용하여 설계된 형성 구조체(9)를 위해 수행될 수 있다; 하지만, 생산 환경에서 개별 형성 구조체(9)의 변형은 예측된 변형과 다를 수 있다. 변형에 있어서 이러한 변화를 정확하게 하기 위해 본원에 참조로서 병합된, 특허 출원 일련번호 제11/184,212호의 피드백 제어 전략이 사용될 수 있다.

일 실시예에서 형성 구조체의 압축 하중은 Cortrigh(미국 특허 번호 제3,519,411호)의 종래 방식으로 실행될 수 있다. 형성 구조체(9)가 하나의 말단에서 고정된 위치 조절 볼트(424)와 또 다른 말단에서 활동적인 수평 하중(426)에 의해 인가된 힘에 의해 장방향(175)로 제한된다. 이 실시예에의 장치가 도 42a 내지 도 42d에 도시되나, 인가된 힘(426)은 Cortright에 의해 설명된 힘보다 훨씬 더 큰 크기를 갖는다. 이 실시예의 적용에 있어서 상기 조절 볼트(424)는 미국 특허 번호 제6,990,834에 의하면 소정 크기로 하중을 유지하기 위해 주기적으로 조절된다.

도 43과 도 44에 도시된, 추가 실시예에서, 본원에 참조로서 병합된, 미국 특허 번호 제6,990,834호의 의하면 형성 구조체의 각 말단에서 활동적인 하중으로서 힘(426 및 436)이 인가된다.

도 45에 도시된, 또 다른 실시예에서, 미국 특허 번호 제6,990,834호에 의하면, 형성 구조체로 유입되는 유리의 수압을 이겨내기 위한 밀폐력을 제공하도록 상기 형성 구조체의 먼 말단에서 제3의 활동적인 하중(457)이 유도된다. 이 실시예에서, 압축력(436 및 456)은 동일한 크기를 가지나, 반대 방향이다.

본 발명의 기초 개념은 중력의 힘에 의해 야기되는 응력을 완화하기 위해 형성 구조체의 말단에 힘(force) 및/또는 모멘트(moment)을 인가하고, 따라서 열적 크리프에 의해 야기된 용융 유리 흐름에 대한 효과를 수직적으로 제거시킨다.

본 발명이 다양한 실시예들에 대해 기술되었으나, 이는 본 발명이 또한 더 폭넓은 변형을 할 수 있고 다른 실시예들을 포함할 수 있다는 것으로 인식되어야 한다.

따라서, 본원에 기술된 발명의 실시예는 단지 본 발명의 원리를 설명하기 위한 대표적인 적용예로 이해되어야 한다. 예시된 실시예의 세부사항에 대한 인용참증은 본 발명에 필수적인 것으로 간주 되는 그러한 특징들을 자세히 기술하는 것으 로서, 청구항의 범위를 제한하는 것으로 의도되어서는 안 된다.

Claims (45)

1. 용융 유리가 트로프의 측면을 거쳐 흐르고, 웨지형 시트 형성 구조체의 하강 경사면 아래로 흘러 웨지의 바닥에서 만날 때 유리 시트가 형성되도록 상기 웨지의 바닥에서 역치되는 하강 경사면을 가지는, 웨지형 시트 형성 구조체에 부착된 측면을 갖는 용융 유리를 수용하는 트로프를 포함하는 시트 유리를 형성하기 위한 개선 장치에 있어서,

   a) 형성 구조체의 바닥 말단에 위치되며, 형성 구조체의 주입단에 위치된 적어도 하나의 주입단 압축 블록;

   b) 상기 형성 구조체의 바닥 말단에 위치되며, 상기 주입단 압축 블록과 같이 상기 형성 구조체의 반대쪽 말단에 위치된 적어도 하나의 먼 말단 압축 블록;

   c) 상기 형성 구조체의 주입단의 바닥이 열적 크리프에 의해 장방향으로 변형되도록 상기 주입단 압축 블록에 힘을 인가하는 주입단 힘 인가기; 및

   d) 포스 모터, 조절가능한 스프링, 에어 실린더, 유압 실린더, 전기 모터, 그리고 무게 및 레버 시스템으로 구성된 그룹으로부터 선택되고, 상기 형성 구조체의 먼 말단의 바닥이 열적 크리프에 의해 장방향으로 변형되도록 먼 말단 압축 블록에 힘을 인가하는, 제1 먼 말단 힘 인가기를 포함하되,

   상기 힘 인가기는 상기 형성 구조체의 바닥이 상기 형성 구조체의 상단보다 더 많이 압축되고, 상기 형성 구조체의 상단보다 열적 크리프에 대한 저항이 더 큰 상기 형성 구조체의 바닥이 상기 형성 구조체의 상단과 동일한 크기의 열적 크리프에 의해 장방향으로 변형되도록 각 압축 블록에 반대의 장방향으로 힘을 인가하고 열적 크리프로부터 야기되는 형성 구조체의 변형이 유리 시트의 두께 변화에 최소의 영향을 미치는 것을 특징으로 하는 장치.
2. 제 1 항에 있어서, 상기 형성 구조체의 바닥에서의 압축 응력은 중간 지역에서 측정된 것과 같은 상기 형성 구조체의 상단에서의 압축 응력의 1.25와 4배 사이인 것을 특징으로 하는 장치.
3. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 주입단 힘 인가기는 주입단 조절 스크류인 것을 특징으로 하는 장치.
4. 제 3 항에 있어서, 상기 주입단 조절 스크류는 상기 형성 구조체의 주입단의 바닥이 열적 크리프에 의해 상기 형성 구조체의 먼 말단의 바닥에서의 변형에 대해 반대의 장방향으로 변형되도록 주입단 압축 블록에 인가된 힘을 유지하도록 주기적으로 조절되는 것을 특징으로 하는 장치.
5. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 주입단 힘 인가기는 포스 모터; 조절가능한 스프링; 에어 실린더; 유압 실린더; 전기 모터; 그리고 무게 및 레버 시스템으로 구성된 그룹으로부터 선택되는 것을 특징으로 하는 장치.
6. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 주입단 압축 블록은 트로프를 지지하는 것을 특징으로 하는 장치.
7. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 먼 말단 압축 블록은 트로프를 지지하는 것을 특징으로 하는 장치.
8. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 형성 구조체로 흐르는 유리의 유압을 완화하기 위한 밀폐력을 야기하도록 상기 형성 구조체의 먼 말단의 상단에 힘을 인가하는 제2 먼 말단 힘 인가기를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 장치.
9. 제 8 항에 있어서, 상기 제2 먼 말단 힘 인가기는 포스 모터; 조절가능한 스크류; 조절가능한 스프링; 에어 실린더; 유압 실린더; 전기 모터; 그리고 무게 및 레버 시스템으로 구성된 그룹으로부터 선택되는 것을 특징으로 하는 장치.
10. 장방향 축, 중간 지역, 제1 말단, 및 제1 말단의 반대쪽에 있는 제2 말단을 가지는 형성 트로프의 처짐율을 줄이기 위한 방법에 있어서,

    a) 상기 제1 말단의 하부에서 형성 구조체를 재변형시키는 단계; 및

    b) 포스 모터, 조절가능한 스프링, 에어 실린더, 유압 실린더, 전기 모터, 그리고 무게 및 레버 시스템으로 구성된 그룹으로부터 선택된 힘 인가기를 사용하여 상기 제2 말단의 하부에 힘을 인가하고, 여기서, 상기 형성 구조체의 중간 지역의 모든 물질이 상기 형성 구조체와 용융 유리의 무게 영향을 완화시키는 상기 형성 구조체에서 힘을 분배하도록 상단에서 바닥까지 장방향으로 동일한 열적 압축 응력을 생성하는 힘 분배를 행하며, 그로 인해 중간 지역에서 처짐을 감소시키는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
11. 제 10 항에 있어서, 상기 제1 말단과 상기 제2 말단에서 상기 형성 구조체를 지지하는 단계를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
12. 용융 유리가 트로프의 측면을 거쳐 흐르고, 웨지형 시트 형성 구조체의 하강 경사면 아래로 흘러 웨지의 바닥에서 만날 때 유리 시트가 형성되도록 상기 웨지의 바닥에서 역치되는 하강 경사면을 가지는, 웨지형 시트 형성 구조체에 부착된 측면을 갖는 용융 유리를 수용하는 트로프를 포함하는 시트 유리를 형성하기 위한 개선 장치에 있어서,

    a) 형성 구조체의 바닥 말단에 위치되며, 형성 구조체의 주입단에 위치된 적어도 하나의 주입단 압축 블록;

    b) 상기 형성 구조체의 바닥 말단에 위치되며, 상기 주입단 압축 블록과 같이 상기 형성 구조체의 반대쪽 말단에 위치된 적어도 하나의 먼 말단 압축 블록;

    c) 상기 형성 구조체의 주입단의 바닥이 열적 크리프에 의해 장방향으로 변형되도록 상기 주입단 압축 블록에 힘을 인가하는 주입단 힘 인가기;

    d) 상기 형성 구조체의 먼 말단의 바닥이 열적 크리프에 의해 장방향으로 변형되도록 먼 말단 압축 블록에 힘을 인가하는, 제1 먼 말단 힘 인가기; 및

    e) 상기 형성 구조체로 흐르는 유리의 유압을 완화하기 위한 밀폐력을 야기하도록 상기 형성 구조체의 먼 말단의 상단에 힘을 인가하는 제2 먼 말단 힘 인가기를 포함하되,

    상기 주입단 힘 인가기 및 제1 먼 말단 힘 인가기는 상기 형성 구조체의 바닥이 상기 형성 구조체의 상단보다 더 많이 압축되고, 상기 형성 구조체의 상단보다 열적 크리프에 대한 저항이 더 큰 상기 형성 구조체의 바닥이 상기 형성 구조체의 상단과 동일한 크기의 열적 크리프에 의해 장방향으로 변형되도록 각 압축 블록에 반대의 장방향으로 힘을 인가하고 열적 크리프로부터 야기되는 형성 구조체의 변형이 유리 시트의 두께 변화에 최소의 영향을 미치는 것을 특징으로 하는 장치.
13. 제 12 항에 있어서, 상기 제2 먼 말단 힘 인가기는 포스 모터; 조절가능한 스크류; 조절가능한 스프링; 에어 실린더; 유압 실린더; 전기 모터; 그리고 무게 및 레버 시스템으로 구성된 그룹으로부터 선택되는 것을 특징으로 하는 장치.
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