KR20160075348A - 유리 튜브의 제조 방법 - Google Patents

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KR20160075348A
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헤래우스 크바르츠글라스 게엠베하 ＆ 컴파니 케이지
신에쯔 세끼에이 가부시키가이샤
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Abstract

중공 실린더로 석영 유리 튜브를 제조하는 공지된 형성 방법에 있어서, 상기 실린더는 회전 축에 대해 회전하면서, 상대적인 공급 속도 Va로 이동되는 가열 영역에서 일부 연화되고, 연화된 부분은 원심력의 작용 및/또는 중공 실린더 보어에 인가된 내부 과압의 작용 하에서 방사상으로 팽창되어 변형 영역을 형성하고, 상기 튜브는 중공 실린더의 외경 D1보다 큰 외경 D2로 연속적으로 형성된다. 이로부터 시작하여, 큰 외경 및 높은 치수 안정성을 갖는 유리 튜브에, 단일의 형성 단계 또는 가능한 작은 수의 복수의 형성 단계로 중공 실린더를 형성하기 위해, 상기 연화된 부분의 방사상 팽창은 위치-의존 방사상 팽창 속도 Vr로 수행되고, 상기 변형 영역을 따라 프로파일이 상기 공급 속도 Va보다 2배 작은 최대 값 Vr,max를 갖는다.

Description

유리 튜브의 제조 방법{METHOD FOR PRODUCING A TUBE OF GLASS}
기술분야
본 발명은 외경 D1을 갖는 유리로부터 중공 실린더를 형성하여 유리, 특히 석영 유리의 튜브를 제조하는 방법에 관한 것으로서, 상기 실린더는 회전 축에 대해 회전하면서, 상대적인 공급 속도 Va로 이동되는 가열 영역에서 일부 연화되고, 연화된 부분은 원심력의 작용 및/또는 중공 실린더 보어(7)에 인가된 내부 과압의 작용 하에서 방사상으로 팽창되어 변형 영역을 형성하고, 상기 튜브는 D1보다 큰 외경 D2로 연속적으로 형성되는, 유리 튜브의 제조 방법에 관한 것이다.
종래기술
이러한 방법 및 장치로, 유리, 특히 석영 유리의 중공 실린더는 튜브에 하나 또는 복수의 열간 형성 단계(hot forming step)로 형성되며, 방사상 튜브 치수는 중공 실린더의 방사상 치수 또는 단면 프로파일에 대해 변경된다. 그 길이방향 축에 대해 회전하는 초기 중공 실린더는 여기서 영역별로 연화되고, 이 과정에서 튜브의 길이방향 축에 대해 소정의 방사상 거리로 배열되는 성형 공구(molding tool)에 대해 (방사상 외측으로 향하는 힘의 작용 하에서) 팽창되거나, 또는 이것은 공구 없이 형성된다. 방사상 외측으로 향하는 힘은 원심력 및/또는 중공 실린더의 내부 보어에서의 내부 과압(또한, "블로우 압력"이라고 함)에 기초한다.
여기에서 인출된(drawn-off) 튜브 가닥의 치수 안정성에 특별히 주목하고 있다. 이러한 안정성을 보장하기 위해, 튜브 가닥의 방사상 치수, 예를 들어 외경, 내경 또는 벽 두께의 일정한 검출 및 연속적인 제어가 필수적이다. 블로우 압력, 중공 실린더와 가열 영역 사이의 공급 속도, 및 가열 영역의 온도는 이러한 제어의 제어 변수로서 일반적이다.
원래의 중공 실린더에 이미 존재하는 치수 편차(dimensional deviation)는 형성 공정 중에 인출된 유리 튜브로 전달되는 경향이 있으며, 이 공정에서 강화된다. 방사상 단면 프로파일의 변화 및 벽의 치우침(wall one-sidedness), 즉 튜브 벽 두께의 방사상 불규칙한 프로파일(전문가들 사이에 "사이딩(siding)"이라고도 함)은 여기서 특히 불리하다. 성형 공구의 사용시 외경은 비교적 고정된 소정의 치수이기 때문에, 튜브 벽의 치우침은 여기서 튜브의 내경의 변화를 수반한다.
초기 실린더에서 발견되는 벽 두께 변화는 형성 공정에서 직경과 함께 급격하게 성장하므로, 이러한 문제는 튜브의 단부 직경의 증가와 함께 증가된다. 따라서, 최종 분석에서, 사양에 따라 허용될 수 있는 사이딩에 대한 최대 값(예를 들어, 1 mm)은 튜브의 사실상 달성가능한 단부 직경을 제한한다. 이러한 효과는 또한 블로우 압력의 수준에 따라 달라져서, 이 압력이 임의로 높을 수 없다. 그 대신에, 상업적으로 허용가능한 형성률을 달성하기 위해, 유리는 고도로 가열되고, 보다 강하게 연화되어야 한다. 다시 말해서, 이는 특히 큰 용적 때문에 매우 급격하게 냉각되는 대용량-튜브(이후, "대형 튜브"라고도 함)의 경우, 유리 벽에 드로잉 스트리크(drawing streak) 또는 다른 결함을 증가시키고, 에너지 수요를 증가시킨다.
따라서, 튜브의 단부 직경이 커질수록, 치수 안정성이 큰 튜브를 제조하는 것은 보다 어렵고 보다 비용 집약적이다. 이러한 문제를 완화하기 위해서, JP 2004-149325 A에는, 직경이 연속적으로 증가함에 따라 형성 공정이 복수의 형성 단계로 나누어지는 것이 제안되어 있다. 이러한 목적을 위해, 250 mm의 직경을 갖는, 형성되는 석영 유리의 중공 실린더는 선반(lathe)에 고정되고 수평 배향된 길이방향 축에 대해 회전되며, 가열 버너의 링-형상의 배열에 의해 가열되고 영역별로 연화되며, 상기 가열 버너는 실린더 표면을 따라 소정의 공급 속도 Va로 이동된다. 직경의 증가는 연화된 부분에 작용하는 원심력에 기인한다. 실린더가 완전히 팽창되면, 변형 영역은 전체의 초기 실린더를 따라 이동할 것이다. 튜브의 외경은 여기서 공구 없이 레이저 빔에 의해 연속적으로 포착된다. 이러한 형성 단계는 440 mm의 공칭 튜브 직경에 도달할 때까지 반복될 것이다. 각 형성 단계에서, 튜브 직경은 15 mm로 증가한다.
CN 102887626은, 외경이 520 mm보다 크고 형성 단계에서 각각 60 mm인 석영 유리 튜브를 제조하는 다단계 형성 공정을 기재하고 있다.
기술적 목적
본 형성 공정에서, 각각의 개별 형성 단계에서 비교적 작은 형성 정도를 달성하며, 이는 방사상 튜브 치수의 공칭 값으로부터 작은 편차에 의해 수반된다. 또한, 각 형성 단계는 각각의 초기 실린더에서 발견되는 치수 편차를 고려하여 정정하는 가능성을 제공한다.
한편, 본 절차는, 튜브가 연속적인 형성 단계들 사이에서 냉각되므로, 많은 시간 및 에너지를 필요로 하는 것이 분명하다.
각각의 변형 정도, 즉 직경의 변화가 가능한 높게 설정되는 점에서, 형성 단계의 수를 가능한 적게 유지하는 시도가 이루어질 수 있다. 그러나, 매우 큰 직경 변경의 경우의 형성 공정은 불안정하며, 이는 종축 방향으로 연장되는 파형 구조를 형성하는 직경 변화를 나타내는 것으로 밝혀졌다.
따라서, 본 발명의 목적은, 큰 외경 및 높은 치수 안정성을 갖는 유리 튜브에, 단일의 형성 단계 또는 가능한 적은 수의 복수의 형성 단계로 중공 실린더를 형성하는 것을 가능하게 하는 방법을 나타내는 것이다.
발명의 일반적 설명
그 방법으로서, 상술한 방법에서 출발하는 이러한 목적은, 연화된 부분의 방사상 팽창이 위치-의존 방사상 팽창 속도 Vr로 수행되고, 변형 영역을 따라 프로파일이 공급 속도 Va보다 2배 작은 최대 값 Vr,max를 갖는, 본 발명에 따라 달성된다.
변형 부(본 명세서에서, "변형 영역"이라고도 함)에서, 연화된 유리 가닥의 직경은 유리의 변형 저항성에 반응하여 중공 실린더로부터 튜브까지 연속적으로 증가하며, 이는 특히 벽 두께 및 점성에 의해 결정된다. 종단면에서, 변형 부는, 실린더와 튜브 사이에서, 단면으로 보았을 때 S자형 천이로 전체적으로 깔대기 형상(이후, "숄더(shoulder)"라고도 함)을 갖는다.
방사상 방향에서 유리의 변형 속도(본 명세서에서, "방사상 팽창 속도(radial expansion rate)"라고도 함)가 방사상 변형의 시작부에서의 초기 값에 비해 너무 커지게 될 때마다, 상술한 공정 불안정성이 시작되고, 파형 구조가 형성되는 것으로 밝혀졌다. 방사상 팽창 속도는 튜브의 외경과 튜브의 벽 두께의 비율에 비례한다. 이것은 방사상 팽창 속도가 커질수록, 튜브의 외경이 커지고, 튜브의 벽 두께가 작아진다는 것을 의미한다. 외경은 변형 부의 시작부로부터 단부까지 증가하고, 벽 두께는 일반적으로 감소하지만, 이것은 또한 대략 동일하게 남을 수 있다. 이것은, 임의의 대응 측정(counter-measure) 없이, 동일한 온도에서, 방사상 팽창 속도는 변형 부의 시작부로부터 단부로 증가하기 때문이다. 가열 영역과 중공 실린더 사이의 일정한 상대 속도로, 이것은 "숄더"의 영역에서 기울기가 점점 가파르게 되는 결과를 가질 것이다. 그러나, 이것은 방사상 방향으로부터 유리로 대류 열 유입(convective heat input)을 감소시키며, 이는 상대적인 국부 냉각에 효과적이며, 따라서 국부적인 방사상 팽창 속도를 감소시킨다. 이에 의해, "숄더"는 다시 평평해지고, 방사상 열 방사선(radial heat radiation)이 유리로 유입되고, 국부 온도는 다시 높아져서, 국부적인 방사상 팽창 속도는 다시 증가하고, 메커니즘은 새롭게 시작한다. 시스템이 진동하고, 이에 의해 순환 파동(circulating wave)을 일으킨다.
이 공정의 불안정성을 회피하기 위한 기본적인 사상은 변형 부에서 과도한 방사상 팽창 속도의 발생을 상쇄하는 것이다.
변형 영역이 또한 고속으로 이동하면, 즉 축 방향 공급 속도 Va가 높으면, 높은 방사상 팽창 속도 Vr은 무해하다. 공급 속도는 형성 공정에 걸쳐 일정하게 유지된다. 따라서, 소정의 공급 속도로 방사상 팽창 속도의 정도의 측정은 변형 영역에서의 "숄더"의 기울기이다. 숄더가 가파를수록, 방사상 팽창 속도와 축 방향 공급 속도의 비율이 커진다. 다시 말해서, 숄더의 기울기는 속도 Vr/Va의 비율에 따르며, 여기서 Vr은 반경(즉 직경의 절반)의 팽창을 나타낸다.
이 비율이 2보다 작거나, 또는 1.5보다 작거나, 바람직하게 1보다 작거나, 특히 바람직하게 0.7보다 작은 경우, 공정 변동이 방지되는 것으로 밝혀졌다. 최대 방사상 팽창 속도 Vr,max는 바람직하게 20 cm/min보다 작고, 특히 바람직하게 10 cm/min보다 작다.
중공 실린더의 형성은 블로우 압력 또는 회전(원심분리) 중의 원심력 또는 양자 모두의 효과에 기초한다. 튜브 벽에서 작동하는 접선 장력 σT는 이하의 두 가지 구성요소로 이루어지며, 첫 번째는 블로우 압력의 효과를 설명하고, 두 번째는 원심력의 효과를 설명한다.
Figure pat00001
(여기서, p = 압력, r = 형성 부에서의 반경, WD = 벽 두께, ρ = 유리의 비밀도(specific density), ω = 각속도)
(원심분리 없이, 단지 블로우 압력만 있는) 튜브 벽에서 작동하는 접선 장력은 변형 영역에서 방사상 팽창, 즉:
Figure pat00002
을 생성한다.
따라서, (반경에 기초하여) 반경 방향으로 유리의 팽창 속도에 이하가 적용된다.
Figure pat00003

따라서, 변형 속도는 점도에 반비례하고 후자는 유리의 온도에 의존하므로, 유리의 점도는 국부적 변형 속도의 변화에 적합한 파라미터이다. 따라서, 시작부와 단부 사이에 (방사상 팽창 속도의) 방사상 방향에서 변형 속도의 차이가 가능한 작게 유지되도록, 바람직하게는 그 상승이 온도 프로파일에 의해 완전히 보상되도록, 변형 부를 따라 튜브 가닥에 작용하는 온도 프로파일이 구성되는 것은, 문제의 해결을 위해 그리고 방사상 팽창 속도 Vr의 최대 값의 변화를 위해 적합한 수단으로서 제안된다.
이러한 관점에서, 가열 영역에서 온도 프로파일이 생성될 때, 변형 영역의 적어도 서브-길이를 따라 동일한 서브-길이를 따르는 접선 장력의 프로파일에 반대되는 코스를 갖는 것이 유리한 것으로 밝혀졌다.
상기 서브-길이를 따르는 접선 장력의 프로파일의 차이, 그리고 이에 따라 방사상 팽창 속도의 차이는 온도 프로파일에 의해 여기서 완전히 보상되거나 또는 적어도 부분적으로 보상되며, 그 목적은 서브-길이를 따라 가능한 일정한 방사상 팽창 속도를 설정하는 것이다. 일반적으로, 온도 프로파일과 접선 장력의 프로파일이 서로 대향하는 변형 영역의 대응하는 서브-길이가 커질수록, 이 목적은 더 완전하게 모두 달성된다. 따라서, 바람직하게, 서브-길이는 변형 영역의 전체 길이이다. 그러나, 변형 영역의 중간, 예를 들어, 변형 영역의 중앙 3분점(middle third) 주위의 특히 중요한 영역에 집중하는 것도 충분하다. 가열 영역 내의 온도 프로파일은, 예를 들어 작동 중의 공칭 가열 출력 곡선에 기초하여 얻어지거나, 또는 형성되는 튜브 상의 표면 온도의 측정에 의해 결정된다.
접선 장력의 프로파일을 완전히 보상하는 "역(inverse)" 온도 프로파일의 계산은 상기 방정식 (1) 내지 (3)에 기초하여 수행된다.
방사상 팽창 속도 Vr은 접선 장력/점도의 비율에 비례한다.
즉,
Figure pat00004

접선 장력:
Figure pat00005

점도와 온도 의존성은 유리 특유(glass-specific)의 것이다. 석영 유리의 점도에 대해, 이하의 의존성 η(T)이 적용된다.
Figure pat00006

따라서, 일정한 팽창 속도 Vr의 조건 하에서, "역" 온도 프로파일에 대해 이하를 얻는다.
Figure pat00007

실제로, 상이한 방사상 팽창 속도의 완전한 보상은 대부분의 시간에 필요하지는 않다. 온도의 프로파일 및 접선 장력은 정확한 거울상(mirror image)이 될 것을 요구하거나 또는 역(inverse) 또는 반대(opposite)일 것을 요구하지는 않는다. 간단한 경우, 접선 장력이 튜브의 방향으로 증가하는 프로파일의 경우에 온도가 동일한 방향으로 감소하면, 프로파일의 반전에 대한 요구는 충족된다. 또는, 고려 중인 변형 영역의 서브-길이를 따라 축 방향 위치에서 접선 장력이 최대인 프로파일의 경우, 축 방향 위치에서의 온도 프로파일은 최소를 갖는다.
감소한 벽 두께로 인하여, 그 단부에서 변형 영역을 따라 균일한 온도 프로파일의 경우, 특히 높은 방사상 팽창 속도가 예상될 수 있다. 도 3은, 다이어그램에서 중공 실린더(2)와 튜브(22) 사이의 변형 영역(30)의 면적을 나타낸다. 직경 D는 여기서 종축에 플로팅되고, 길이방향 축 위치 x는 횡축에 플로팅된다. 방사상 팽창 속도에서 바람직하지 않은 큰 차이의 효과를 설명하기 위한 목적으로, 길이방향 축(6)에 대해 회전하는 중공 실린더(2)는 인출된 튜브(22)보다 큰 벽 두께를 가지며, 그 결과 변형 영역(30)을 따라 벽 두께가 감소한다. 변형 영역(30)은 여기서 회색 음영(gray-shaded)이다.
변형 영역(30)의 "시작부"는 변형 영역의 위치-의존 외경 Dv에 이하가 적용되는 x-위치로서 정의된다: Dv1=D1+1/10x(D2-D1).
따라서, 변형 영역의 "단부"는 변형 영역의 위치-의존 외경 Dv에 이하가 적용되는 x-위치를 표시한다: Dv2=D2-1/10 x(D2-D1).
비교적 큰 벽 두께 WD를 갖는 변형 영역(30)의 전방 영역에서, 벡터 Vr1으로 표시되는 방사상 팽창 속도는 상기 방정식 (1) 내지 (3)에 기초하여 얻어진다. 이와 비교하여, 비교적 높은 방사상 팽창 속도는 긴 벡터 Vr2로 표시되는 바와 같이 일정한 공급 속도 Va에서 얇은 벽 두께 WD를 갖는 변형 영역(30)의 후방 영역에서 얻어진다.
이를 상쇄하기 위해, 변형 영역의 단부를 향하는 온도는 변형 영역의 시작부에서의 온도보다 낮은 것이 바람직하다. 변형 영역의 시작부와 단부 사이의 온도 차이는 여기서 적어도 20℃이다.
변형 영역 따라 불균일한 온도 프로파일을 생성하기 위해, 가열 영역은 서로 독립적으로 가열될 수 있는 두 개 이상의 가열 부로 세분된다. 특히 바람직한 실시예에서, 상기 가열 영역은 변형 영역의 시작부에 할당된 전방 가열 부 및 변형 영역의 단부에 할당된 후방 가열 부를 가지며, 후방 가열 부에 의해서보다 전방 가열 부에 의해 변형 영역의 표면 상에 고온이 생성되도록 의도된다.
바람직하게, 변형 영역의 시작부(Dv1)와 단부(Dv2) 사이의 방사상 팽창 속도는 일정하다. 실제로, 이것은 상기 위치에서 방사상 팽창 속도가 (두 개의 값 중 더 작은 것에 기초하여) 50% 이하로 차이가 있는 경우 유용한 것으로 밝혀졌다.
국부적 방사상 팽창 속도에 대한 추가 파라미터는 인출된 유리 가닥의 벽 두께이다. 튜브 벽이 두꺼울수록, 동일한 점도에서 방사상 팽창에 대한 변형 저항성이 커진다. 방사상 팽창 속도는 벽 두께에 반비례한다. 이것은, 중공 실린더가 가열 영역에 전달되는 속도와 튜브가 가열 영역으로부터 제거되는 속도의 비율에 의해 결정된다. 이 속도 비율이 1보다 작은 경우, 석영 유리 튜브는 신장하지 않지만, 압축을 받는다. 이것은 주로 부드럽고 얇은 벽 부분, 즉 높은 방사상 팽창 속도의 벽 부분에 증점(thickening)을 일으킨다. 바람직하게, 변형 영역에 걸쳐 벽 두께는 대략 일정하게 유지되고, 이에 의해 형성 공정은 안정화되고, 외경의 정확한 설정이 가능하다.
따라서, 바람직한 방법의 변형 예에서, 중공 실린더가 가열 영역으로 이동하는 속도와 튜브가 가열 영역으로부터 제거되는 속도의 비율이 1보다 작은 동안에, 형성 공정이 적어도 일시적으로 압축된 단계를 포함하도록 의도된다.
홀더는 여기서 형성되는 중공 실린더의 전면에 접합되고, 이것은 유리 선반(lathe)의 척에 클램핑되고, 동기 시(in synchronism) 회전된다. 가열 소스는 중공 실린더를 따라 영역별로 이동된다. 정의된 내부 압력은 상기 실린더의 내부 보어에 설정될 수 있다. 원심력 및 내부 압력에 의해 구동된 회전으로 인해, 내부 보어는 이러한 목적을 위해 떨어져서 이동되어야 하는 척 없이 팽창한다. 중공 유리 실린더는 또한 형성 공정에서 회전 축의 방향으로 압축될 수 있으며, 여기서 압축 후 튜브의 벽 두께는 압축 전 벽 두께의 70% 내지 100% 이하이다. 여기서, 목적은 유리 튜브의 벽 두께를 크게 유지하면서 유리 튜브의 직경 증가이다. 벽 두께의 증가(> 100 %)를 이끄는 압축 공정이 가능하지만, 이는 바람직하지 않은 변형을 일으킨다.
블로우 압력을 생성하기 위한 가스 소비량은 블로우 압력의 정도에 따라 달라진다. 높은 블로우 압력에서, 이것은 낮은 블로우 압력에서보다 낮다. 따라서, 높은 블로우 압력이 바람직하다. 그러나, 높은 치수 정밀도 및 공정 안정성이 요구되는 경우, 블로우 압력은 20 mbar 미만, 바람직하게 10 mbar 미만으로 설정되는 공정이 바람직하다.
여기서, 높은 블로우 압력은 공정 안정성을 저해할 수 있는 것으로 밝혀졌다. 튜브 벽에서 작동하는 접선 장력 σT는 상기 방정식 (1)에 기초하여 수학적으로 설명된다. 블로우 압력의 효과를 설명하는 이 방정식의 첫 번째 항은 석영 유리 튜브의 벽 두께 WD에 따라 달라진다. 벽이 얇을수록, 이 항은 더 중요해진다. 이는 도 4의 다이어그램에 의해 도시된다. 종축에서, 접선 장력 σT(N/m2)은 제조되는 석영 유리 튜브의 외경 D(m)에 대해 도시된다. 출발점은 197 mm의 외경 및 7.5 mm의 벽 두께를 가진 초기 튜브이다. 곡선 A는, 블로우 압력이 실질적으로 튜브 확대를 위해 사용되는 경우, 즉 회전 속도가 제로에 근접하는 경우, 튜브의 단부 직경의 접선 장력의 증가를 나타낸다. 곡선 B는, 직경이 원심력에 의해 독점적으로 확대되는 경우, 즉 90 rpm의 회전 속도에서, 단부 튜브 직경의 접선 장력의 증가를 나타낸다. 이와 비교하여, 곡선 C는, 또한 원심력에 의해서만, 그러나 25 rpm의 낮은 회전 속도에서 직경 확대를 나타낸다.
석영 유리 튜브의 벽에서 작동하는 접선 장력이 형성 공정에서 블로우 압력에 강하게 의존한다는 것이 분명해진다. 이것은, 더 얇은 벽이 두꺼운 벽보다 높은 접선 장력을 받기 때문에, 초기 실린더에서 발견되는 벽 두께 편차가 블로우 압력의 작용 하의 변형 공정에서 강화되는 결과를 갖는다. 비교할 때, 곡선 B와 곡선 C의 비교에 도시된 바와 같이, 벽 두께는 접선 장력의 증가에 영향을 주지 않고, 단지 회전 속도의 증가에 영향을 주기 때문에, 이러한 강화 효과는 순전히 원심력을 갖는 형성 공정에서 더 작다.
이전에 공지된 형성 공정을 참고하면, 40 mm 초과의 직경 변화(D2-D1)는 결함 형성의 용인없이 석영 유리의 중공 실린더를 형성할 수 없었다. 이러한 직경 변경은 본 발명에 따른 방법으로 어떤 문제없이 처리될 수 있으며; 단일의 형성 단계에서의 120 mm의 직경 변화에서도, 인출된 튜브 가닥의 불균일성 또는 공정 시퀀스에서 불안정성은 없었다. 따라서, 본 발명에 따른 방법에서, 70 mm 이상의, 그리고 100 mm 이상의 큰 직경 변경은 단일 형성 단계에서 바람직하다.
따라서, Vr,max는 20 cm/min보다 작다는 점, 그리고 연화된 영역의 방사상 팽창은 D1보다 적어도 70 mm 큰 외경 D2를 갖는 튜브가 제공되도록 수행되는 점에서, 상술한 타입의 방법으로부터 출발하는 상술한 기술적 목적이 또한 본 발명에 따라 달성된다.
20 cm/min 미만, 바람직하게 10 cm/min 미만의 작은 방사상 팽창 속도가 관찰되는 경우, 형성 공정에서 높은 안정성이 달성될 수 있다. 이에 의해, 몇 개의 형성 단계를 갖는 특히 경제적인 형성 공정이 또한 큰 직경 변경의 경우에도 가능하도록; 바람직하게 단지 하나의 형성 단계가 요구되도록, 단일의 형성 단계에서 70 mm 이상, 바람직하게 100 mm 초과의 직경 변경을 설정하는 것이 가능하다. 구체적으로, 이에 의해 허용 가능한 에너지 소비로, 뚜렷한 드로잉 스트리크(pronounced drawing streak) 및 용인 가능한 사이딩(tolerable siding) 없이, 500 mm 초과의 외경을 갖는 석영 유리의 큰 튜브를 제조하는 것이 가능하다.
변형 영역의 적어도 서브-길이를 따라 동일한 서브-길이를 따르는 접선 장력의 프로파일에 반대되는 코스를 갖는 온도가 가열 영역에서 생성되는 공정 변형이 바람직하다.
이 절차의 추가의 바람직한 발전은 절차에 대해 상기에서 기술하고 설명한 바와 같은 것에 대응하며, 여기서 Vr,max < 2Va의 관계는 위치-의존 방사상 팽창 속도의 최대 값 Vr,max 및 공급 속도 Va에 적용된다.
본 발명은 이제 실시예 및 특허 도면을 참조하여 보다 상세하게 설명된다. 도면에는 이하가 구체적으로 도시되어 있다.
도 1은, 석영 유리 튜브에 석영 유리의 중공 실린더를 형성하는 장치의 일 실시예에 대한 측면도 및 개략도를 나타내고,
도 2는, 추가적인 구조적 정보와 함께 표시된, 도 1의 장치의 단면에 대한 개략도를 나타내고,
도 3은, 형성 공정의 파라미터를 설명하는 스케치(sketch)를 나타내고,
도 4는, 형성 공정 중에 튜브 벽에서 접선 방향의 힘에 블로우 압력 및 원심력의 영향을 설명하는 다이어그램을 나타내고,
도 5는, 입력된 전력 밀도에서 변형 영역의 기하학적 형상의 의존성을 설명하는 다이어그램을 나타낸다.
도 1은, 대형 튜브(22)에 석영 유리의 중공 실린더(2)를 형성하는 장치를 개략적으로 나타낸다. 형성 공정은, 각각의 초기 중공 실린더가 960 mm의 외경 및 7.5 mm의 벽 두께를 갖는 원하는 대형 튜브(22)에 연속적으로 형성되는, 복수의 형성 단계를 포함한다.
홀딩 튜브(3)는 형성되는 석영 유리의 중공 실린더(2)의 전면 상에 접합된다. 홀딩 튜브(3)는 수평 유리 선반(5)의 척(4)에 클램핑되며; 이러한 튜브는 회전 축(6) 주위에서 동기하여 회전한다. 중공 실린더(2)의 외주 주변에 링의 형태로 분포되어 있는 버너 캐리지(21)(도 2 참조)는 중공 실린더의 한쪽 단부에서 다른 쪽 단부로 이동되며, 이에 의해 석영 유리의 중공 실린더(2)를 그 전체 둘레에 걸쳐 영역별로 가열한다. 버너 캐리지(21)는, 도 1에서 가열 영역을 나타내는 일점 점선 둘레 라인(dash-dotted circumferential line)(20)에 의해 기호화되어 있으며; 도 2는 이의 세부 사항을 개략적으로 나타낸다. 중공 실린더(2) 및 대형 튜브(22)의 내부 보어(7)는 여기서 가스 유입구(9)를 통해 가스로 플러싱될 수 있고, 정의된 내부 압력이 설정될 수 있다. 원심력 및 내부 압력에 의해 구동되는, 튜브의 외부 벽은 버너 캐리지(21)와 함께 이동되는 흑연(8)의 성형부에 남게 된다.
방향 화살표(23)에 의해 도시된 바와 같이, 좌측에서 우측으로 초기 중공 실린더(2)를 따라 이동하는 버너 캐리지(21)는 도 2에 도시된 세부 사항에서 볼 수 있다. 회전 축(6) 주위에 평행하게 회전하고 초기 중공 실린더(2)를 가열 및 연화하는 작용을 하는 두 개의 버너 링(25a, 25b)이 버너 캐리지(21) 상에 차례로 장착되어 있다. 두 개의 버너 링(25a, 25b)은 축 방향(6)으로 50 mm로 이격되어 그 가열 출력이 서로 독립적으로 조정될 수 있다. 각각의 버너 링(25a, 25b)은 실린더의 길이방향 축(6) 주위에 균일하게 분포되는 5개의 가스 버너로 형성되며, 둘레 방향에서 볼 때, 버너 열의 개별 버너들(25a, 25b)은 서로에 대해 오프셋 배열된다.
실시예
4 cm/min의 속도로 버너 캐리지(21)의 전진 이동에 의해, 중공 실린더(2)는 60 rpm의 속도로 (회전 축에 상당하는) 그 길이방향 축(6)에 대해 회전하면서, 버너 링(25a, 25b)의 작용 하에서 약 2,100℃의 높은 온도로 연속적으로 가열된다. 후방 버너 링(25b)에서는, 전방 버너 링(25a)에서보다 작은 가열 출력이 생성되며, 그 결과 도 5를 참조하여 이하에서 더 상세하게 설명되는 총 가열 출력 밀도가 된다. 변형 영역을 따라 가능한 일정한 방사상 팽창 속도를 달성하기 위해, 가열 출력 곡선의 축 방향 프로파일은 여기서 결정적이다(순전히 절대 값임).
내부 보어(7)는 여기서 기체로 플러싱될 수 있고, 최대 약 100 mbar의 정의 및 제어된 내부 압력은 여기서 내부 보어(7)에 설정된다. 본 실시예에서, 15 mbar의 블로우 압력이 인가된다.
석영 유리는, 이것이 단지 원심력 및 내부 압력의 작용 하에서 튜브(22)에 성형 공구의 사용 없이 변형하는, 버너 링(25a, 25b)의 가열을 통해 이러한 낮은 점도를 부여한다. 따라서, 형성 공정은 임의의 공구 없이 수행된다. 지지체에서, 외부 튜브 벽은 흑연(8)의 성형부에 남아 있게 된다.
벽 두께 측정을 위해, 초기 실린더(2)의 영역 및 인출된 석영 유리 튜브(22)의 영역에 카메라(26)가 배열된다. 카메라(26)는 벽 두께 제어를 포함하는 컴퓨터(27)에 연결된다. 튜브 가닥이 회전하는 동안, 벽의 치우침(wall one-sidedness)의 양(벽 두께의 최대 값 마이너스 최소 값) 및 외주에 걸쳐 최소 벽 두께와 최대 벽 두께의 원주 위치가 결정되도록, 카메라(26)는 컴퓨터(27)에서 평가되는 벽 두께 프로파일을 연속적으로 생성할 수 있다.
형성 공정에서, 추가 연장이 자동으로 발생하지 않는다. 초기 실린더는 종종 팽창된 석영 유리 튜브(22)가 중공 실린더(2)와 대략 동일한 벽 두께를 갖도록 압축된다. 본 실시예에서, 압축은 15%이며, 즉 튜브(22)의 단면적은 중공 실린더(2)의 단면적보다 15% 더 크다.
방사상 팽창 속도는 상기 방정식 (1) 내지 (3)에 기초하여 결정되며; 최대인 경우에도 8 cm/min보다 작도록 설정된다. 석영 유리의 밀도에 대해, 값 2,200 kg/m3가 사용되고, 석영 유리의 점도 η에 대해 이하의 방정식이 있다.
Figure pat00008

이 방식으로 얻어진 석영 유리 튜브(22)는 추가 형성 공정에 대해 초기의 중공 실린더의 역할을 할 수 있다. 이에 의해, 원래의 중공 실린더(2)는 단계들에서 석영 유리의 대형 튜브로 확대되며, 여기서 각각의 형성 단계는 120 mm의 직경 확대를 나타낸다. 버너 링(25a, 25b)의 외경 및 성형 공구(8)의 작업 거리는 여기서 형성 단계의 각각의 외경에 맞게 구성된다.
이 방법은 합성 석영 유리 또는 경제적 방식으로 높은 치수 안정성을 모두 갖는 원료에서 천연으로 발생하는 석영 유리를 산출한다. 이에 의해 제조된 석영 유리의 대형 튜브의 벽 두께 변화는 튜브 길이 미터당 1 mm 미만이다.
도 4의 다이어그램은 벽 두께 변화에 대한 블로우 압력의 영향을 설명하는 역할을 한다. 종축에서, 접선 장력 σT(N/m2)는 제조되는 석영 유리 튜브의 외경 D(m)에 대해 플로팅된다. 197 mm의 외경 및 7.5 mm의 벽 두께를 갖는 초기 튜브에서 개시된다. 곡선 A는, 블로우 압력이 거의 튜브 확대를 위해 사용되는 경우, 즉 회전 속도가 제로에 근접하는 경우, 튜브의 단부 직경의 접선 장력의 증가를 나타낸다. 곡선 B는, 직경이 원심력에 의해 독점적으로 확대되는 경우, 즉 90 rpm의 회전 속도에서, 단부 튜브 직경의 접선 장력의 증가를 나타낸다. 이와 비교하여, 곡선 C는, 또한 원심력에 의해서만, 그러나 25 rpm의 낮은 회전 속도에서 직경 확대를 나타낸다.
석영 유리 튜브의 벽에서 작동하는 접선 장력이 형성 공정에서 블로우 압력에 강하게 의존한다는 것이 분명해진다. 이것은, 더 얇은 벽이 두꺼운 벽보다 높은 접선 장력에 노출되기 때문에, 초기 실린더에서 발견되는 벽 두께 편차가 블로우 압력의 작용 하의 변형 공정에서 강화되는 효과를 갖는다. 비교할 때, 곡선 B와 곡선 C의 비교에 도시된 바와 같이, 벽 두께는 접선 장력의 증가에 영향을 주지 않고, 단지 회전 속도의 증가에 영향을 주기 때문에, 이러한 강화 효과는 순전히 원심력을 갖는 형성 공정에서 더 작은 것으로 밝혀졌다.
도 5는, 변형 영역의 단면적에서 온도의 영향을 그 기하학적 설계로 설명하는 다이어그램을 나타낸다. 좌측 종축에서, "숄더"의 반경 R(단위 [m])은 길이방향 축 위치 x(단위 [mm])에 대해 플로팅되고, 전력 밀도 L(단위 [W/m])은 우측 종축에 플로팅된다.
다이어그램은 비교에 의해 두 쌍의 곡선을 나타낸다. L1/R1의 곡선 쌍에서, 숄더의 반경 코스 R1은 전력 밀도 L1의 이전의 일반적인 분포에 기초하여 결정되었다. L2/R2의 곡선 쌍은 숄더의 반경 코스 R2에서 본 발명에 따른 전력 밀도 L2의 분포의 채용의 효과를 나타낸다.
유리에서의 열이 더 수송되고, 말하자면 최대로 추가되기 때문에, 전력 입력의 프로파일은 온도 프로파일과 동일하지 않은 것을 주목해야 한다. 이것은, 전력 입력이 항상 숄더의 전환점, 즉 가장 가파른 점에서 대략 끝나기 때문이다. 변형 영역 내의 방사상 팽창 속도가 대략 일정하게 되도록, 관련된 온도 프로파일이 구성되는 경우에, 도시된 전력 프로파일 L2가 얻어진다. 이러한 조정은 전력 밀도의 폭 넓은 분포를 가져온다.
곡선 L2/R2의 쌍의 구성은 축 방향 온도 분포를 나타내고, 이것은 전체 변형 영역(30)을 따라 가능한 일정한 방사상 팽창 속도가 얻어지는 방식으로, 변형 영역(30)을 따라 변화하는 접선 장력을 보상하는 것을 목적으로 하며; 임의의 속도에서, 상기 방사상 팽창 속도는 8 cm/min의 상술한 최대 값을 초과하지 않는다.
대응하는 축 방향의 온도 프로파일의 계산은 상술한 방정식 (4)에 기초하여 수행된다. 이에 따라, 접선 장력의 프로파일이 최대를 갖는 위치에서, 변형 영역을 따라 축 방향 위치에서의 온도 프로파일이 최소를 갖는 것이 보장된다.
또한, 훨씬 낮은 최대 값(L1에서 약 260.00 W/m와 비교하여 약 230.00 W/m)에도 불구하고, 전력 밀도 L2의 비교적 넓은 분포는 R2에서 훨씬 큰 단부 반경(R1에서 약 0.125 m와 비교하여 약 0.160 m)의 효과를 갖는 것으로 밝혀졌다. 또한, R2의 숄더 컨투어(shoulder contour) 내의 경사는 긴 길이에 걸쳐 거의 일정하며, 큰 단부 반경에도 불구하고, 최대 기울기가 R1의 그것과 거의 다르지 않다는 것을 알 수 있다. 숄더의 일정한 기울기는 안정한 형성 공정의 표시이다.
비교예
또 다른 형성 공정에 있어서, 회전 속도, 가열 온도 및 온도 프로파일은 상기 설명한 실시예에 따라 설정되지만, 버너 캐리지(11)의 공급 속도 Va는 약 3 cm/min의 속도로 감소된다.
감소된 공급 속도로 인하여, 변형 영역(20)에서 비교적 높은 방사상 팽창 속도 Vr이 얻어진다. 방정식 (1) 내지 (3)에 기초하여, 약 6 cm/min을 초과하는 최대 값 Vr,max가 얻어진다.
원래의 중공 실린더(2)는, 각각의 형성 단계가 120 mm의 직경 확대를 나타내는, 석영 유리의 대형 튜브에 단계에서 팽창된다. 이에 의해 제조된 석영 유리의 대형 튜브의 벽 두께 변화는 튜브 길이 미터당 1 mm를 초과하고, 치수 안정성에 대한 높은 요구가 있는 적용처에 부적합하다.

Claims (11)

  1. 외경 D1을 갖는 유리로부터 중공 실린더(2)를 형성하여 유리의 튜브(22)를 제조하는 방법으로서,
    상기 실린더는 회전 축(6)에 대해 회전하면서, 상대적인 공급 속도 Va로 이동되는 가열 영역(20)에서 일부 연화되고, 연화된 부분은 원심력의 작용 및/또는 중공 실린더 보어(7)에 인가된 내부 과압의 작용 하에서 방사상으로 팽창되어 변형 영역(30)을 형성하고, 상기 튜브(22)는 D1보다 큰 외경 D2로 연속적으로 형성되며,
    상기 연화된 부분의 방사상 팽창은 위치-의존 방사상 팽창 속도 Vr로 수행되고, 상기 변형 영역을 따라 프로파일이 상기 공급 속도 Va보다 2배 작은 최대 값 Vr,max를 갖는 것을 특징으로 하는,
    유리 튜브의 제조 방법.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 방사상 팽창 속도의 최대 값 Vr,max는 상기 공급 속도 Va보다 1.5배 작고, 바람직하게는 1배 작고, 특히 바람직하게 0.7배 작은,
    유리 튜브의 제조 방법.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서,
    상기 가열 영역(20)에서, 온도 프로파일은 상기 변형 영역(30)의 적어도 서브-길이를 따라, 동일한 서브-길이를 따르는 접선 장력의 프로파일에 반대되는 코스를 갖는,
    유리 튜브의 제조 방법.
  4. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 변형 영역(30)의 단부(end)에서의 온도가 상기 변형 영역의 시작부(beginning)에서의 온도보다 낮은,
    유리 튜브의 제조 방법.
  5. 제3항 또는 제4항에 있어서,
    상기 가열 영역(20)은 상기 변형 영역(30)의 시작부에 할당된 전방 가열 부 및 상기 변형 영역(30)의 단부에 할당된 후방 가열 부를 갖고,
    상기 후방 가열 부에 의해서보다 상기 변형 영역(30)의 표면 상의 전방 가열 부에 의해 고온이 생성되는,
    유리 튜브의 제조 방법.
  6. 제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서,
    형성 공정은, 상기 중공 실린더(2)가 상기 가열 영역(20)으로 이동하는 속도와 상기 튜브(22)가 상기 가열 영역(20)으로부터 제거되는 속도의 비율이 1보다 작은 적어도 하나의 압축 단계를 포함하는,
    유리 튜브의 제조 방법.
  7. 제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 있어서,
    최대 방사상 팽창 속도 Vr,max는 20 cm/min보다 작고, 바람직하게는 10 cm/min보다 작은,
    유리 튜브의 제조 방법.
  8. 제1항 내지 제7항 중 어느 한 항에 있어서,
    블로우 압력이 20 mbar 미만, 바람직하게 10 mbar 미만으로 설정되는,
    유리 튜브의 제조 방법.
  9. 제1항 내지 제8항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 튜브(22)는 D1보다 적어도 40 mm, 바람직하게 적어도 70 mm, 특히 바람직하게 적어도 100 mm 큰 외경 D2으로 제조되는,
    유리 튜브의 제조 방법.
  10. 외경 D1을 갖는 유리로부터 중공 실린더(2)를 형성하여 유리의 튜브(22)를 제조하는 방법으로서,
    상기 실린더는 회전 축(6)에 대해 회전하면서, 상대적인 공급 속도 Va로 이동되는 가열 영역(20)에서 일부 연화되고, 연화된 부분은 원심력의 작용 및/또는 중공 실린더 보어(7)에 인가된 내부 과압의 작용 하에서 방사상으로 팽창되어 변형 영역(30)을 형성하고, 상기 튜브(22)는 D1보다 큰 외경 D2로 연속적으로 형성되며,
    상기 연화된 부분의 방사상 팽창은 위치-의존 방사상 팽창 속도 Vr로 수행되고, 상기 변형 영역(30)을 따라 프로파일이 최대 값 Vr,max를 가지며, Vr,max는 20 cm/min보다 작고,
    상기 연화된 부분의 방사상 팽창은 상기 튜브(22)가 D1보다 적어도 70 mm 큰 외경 D2로 제조되도록 수행되는 것을 특징으로 하는,
    유리 튜브의 제조 방법.
  11. 제10항에 있어서,
    상기 튜브(22)는 D1보다 적어도 100 mm 큰 외경 D2로 제조되는,
    유리 튜브의 제조 방법.

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