NO792646L

NO792646L - S PROCEDURE AND DEVICE FOR GLASS THERMAL TREATMENT

Info

Publication number: NO792646L
Application number: NO792646A
Authority: NO
Inventors: Raymond Peter Cross; Gordon Thomas Simpkin
Original assignee: Pilkington Brothers Ltd
Priority date: 1978-08-17
Filing date: 1979-08-14
Publication date: 1980-02-19
Also published as: AU4981779A; GB2039274A; BR7905275A; AU525579B2; KR830001144A; IT7968681A0; PT70073A; NL7905983A; PL117108B1; LU81610A1; ES483435A1; IL58032A0; DD145524A5; CS222675B2; PL217813A1; FR2433486A1; RO78869A; TR20447A; FI792552A; BE878298A

Description

Foreliggende oppfinnelse vedrorer termisk behandling avThe present invention relates to the thermal treatment of

glass og mer spesielt termisk herding av plane eller boyde glassplater, f.eks. glassplater for anvendelse som frontglass for biler i seg selv, eller som en del av et laminert frontglass for biler, et sidelys eller et baklys for eri bil, glass and more particularly thermal hardening of flat or boyded glass sheets, e.g. sheets of glass for use as a windscreen for cars in itself, or as part of a laminated windscreen for cars, a side light or a rear light for a car,

eller for bruk ved konstruksjon av frontglass-sammensetninger for fly og lokomotiver. or for use in the construction of windscreen compositions for aircraft and locomotives.

Det er tidligere utviklet en metode for termisk behandling av glassgjenstander ved oppvarming av hver glassgjenstand til en temperatur over dets spenningspunkt og bråkjole glass-gjenstandene i et gassfluidisert lag av partikkelformet material som er anbragt i en rolig ensartet ekspandert tilstad, med partikkelfluidisering ved styring av fluidiserende gass i det partikkelformede material med en gass-stromnings-hastighet gjennom det partikkelformede material mellom hastigheten som tilsvarer begynnende fluidisering og hastigheten tilsvarende maksimal ekspansjon av det parrfcikkelformede material. A method has previously been developed for the thermal treatment of glass objects by heating each glass object to a temperature above its stress point and braising the glass objects in a gas-fluidized layer of particulate material placed in a quiescent uniform expanded state, with particle fluidization by controlling the fluidizing gas in the particulate material at a gas flow rate through the particulate material between the rate corresponding to incipient fluidization and the rate corresponding to maximum expansion of the bicyclic material.

Denne tilstand med fluidisering av laget er slik at omroririg av det fluidiserte partikkelformede material fremmes på de varme neddykkede overflater av glasset ettersom glasset avkjoles i det fluidiserte lag, men eventuelle forbigående strekkspenninger indusert i overflaten av det varme glass når dets forreste kant forst kommer i kontakt med det fluidiserte lag er ikke så kraftige at de setter glasset i fare. Prosessen har derfor et hoyt utbytte. This condition of fluidization of the layer is such that turbulence of the fluidized particulate material is promoted on the hot immersed surfaces of the glass as the glass cools in the fluidized layer, but any transient tensile stresses induced in the surface of the hot glass when its leading edge first contacts with the fluidized layer are not so strong that they endanger the glass. The process therefore has a high yield.

Graden av herding av en glassplate som neddykkes i et slikt fluidisert lag avhenger av takten av varmeoverforing mellom det fluidiserte partikkelformede material og den varme plate som neddykkes deri, og den hurtige overforing av varme partikler bort fra nærheten av glassplaten med en samtidig forlbpende hurtig tilforsel av koldere partikler fra hovedmengden av det fluidiserte lag inn til nærheten av glassplaten . The degree of hardening of a glass plate immersed in such a fluidized bed depends on the rate of heat transfer between the fluidized particulate material and the hot plate immersed therein, and the rapid transfer of hot particles away from the vicinity of the glass plate with a simultaneous continuous rapid supply of colder particles from the bulk of the fluidized layer into the vicinity of the glass plate.

Bevegelsen av partiklene i nærheten av glassoverflåtene er mer hurtig enn bevegelsen av partiklene i hovedmengden av laget, på grunn av hurtig omroring av det fluidiserte partikkelformede material som fremmes på de varme neddykkede overflater av glasset på grunn av oppvarming av det partikkelformede material av glasset som fortsetter ettersom glasset avkjoles i det fluidiserte lag. The movement of the particles near the glass surfaces is more rapid than the movement of the particles in the bulk of the layer, due to rapid agitation of the fluidized particulate material promoted on the hot immersed surfaces of the glass due to heating of the particulate material of the glass which continues as the glass cools in the fluidized layer.

Omroring av det partikkelformede material ved glassoverflåtene fremmes betraktelig når det anvendes et utvalgt partikkelformet material som har latente gassutviklende egenskaper slik at det foregår en hurtig utvikling av gass fra det partikkelf ormede material når det oppvarmes i nærheten av glassoverflatene. Agitation of the particulate material at the glass surfaces is promoted considerably when a selected particulate material is used which has latent gas-evolving properties so that a rapid evolution of gas from the particulate material takes place when it is heated near the glass surfaces.

Det er nå funnet at det er tre faktorer som dominerer styringen av den termiske herding av glasset i et gassfluidisert partikkelformet material, og som spesielt styrer graden av herding av en varm glassplate når denne bringes i kontakt med et gassfluidisert partikkelformet material. It has now been found that there are three factors that dominate the control of the thermal hardening of the glass in a gas-fluidized particulate material, and which in particular control the degree of hardening of a hot glass sheet when it is brought into contact with a gas-fluidized particulate material.

Oppfinnelsen vedrorer således en fremgangsmåte for termisk behandling av glass hvor glasset oppvarmes til en forhåndsbestemt temperatur og bringes i kontakt med et gassfluidisert partikkelformet material, og det særegne ved fremgangsmåten i henhold til oppfinnelsen er at det som partikkelformet material anvendes en blanding av et antall av utvalgte partikkelformede materialer, minst ett av de nevnte partikkelformede materialer velges til å ha gassutviklende egenskaper når det oppvarmes av det varme glass, og materialene blandes i utvalgte forhåndsbestemte mengdeforhold som til den gassfluidiserte blanding av partikkelformede materialer meddeler en termisk kapasitet og risledyktighet slik at en nodvendig termisk behandling av glasset oppnås. The invention thus relates to a method for the thermal treatment of glass where the glass is heated to a predetermined temperature and brought into contact with a gas-fluidized particulate material, and the distinctive feature of the method according to the invention is that the particulate material is used as a mixture of a number of selected particulate materials, at least one of said particulate materials is selected to have gas-evolving properties when heated by the hot glass, and the materials are mixed in selected predetermined proportions which impart to the gas-fluidized mixture of particulate materials a thermal capacity and ripplability such that a necessary thermal treatment of the glass is achieved.

Oppfinnelsen gjelder også et apparat for termisk behandling av glass omfattende en beholder for gassfluidisert partikkelformet material, gasstilforselsinnretninger forbundet til beholderen for å opprettholde tilstanden med fluidisering av det partikkelformede material, og innretninger for å anbringe varmt glass i beholderen, og det særegne ved apparatet i henhold til oppfinnelsen er at beholderen inneholder en gassfluidisert blanding av utvalgte partikkelformede materialer hvorav i det minste det ene har gassutviklende egenskaper når det oppvarmes av det varme glass, idet de partikkelformede materialer blandes i utvalgte forhåndsbestemte mengdeforhold som til den gassfluidiserte blanding meddeler en termisk kapasitet og risledyktighet slik at en nodvendig termisk behandling av glasset oppnås. The invention also relates to an apparatus for the thermal treatment of glass comprising a container for gas-fluidized particulate material, gas supply devices connected to the container to maintain the state of fluidization of the particulate material, and devices for placing hot glass in the container, and the peculiarity of the apparatus according to to the invention is that the container contains a gas-fluidized mixture of selected particulate materials, at least one of which has gas-evolving properties when heated by the hot glass, the particulate materials being mixed in selected predetermined quantity ratios which give the gas-fluidized mixture a thermal capacity and ripplability so that a necessary thermal treatment of the glass is achieved.

Disse og andre trekk ved oppfinnelsen fremgår av patentkravene. These and other features of the invention appear in the patent claims.

De ovennevnte tre faktorer er folgende:The above three factors are as follows:

1. De gassutviklendeegenskaper av det partikkelformede material. 2. Den termiske kapasitet pr. volumenhet av det partikkelformede material ved minimum fluidisering. Denne avledes fra den spesifikke varme av materialet målt ved 50°C og densiteten av materialet i laget målt ved minimum fluidisering av materialet. 1. The gas-evolving properties of the particulate material. 2. The thermal capacity per volume unit of the particulate material at minimum fluidization. This is derived from the specific heat of the material measured at 50°C and the density of the material in the layer measured at minimum fluidization of the material.

3. "risledyktigheten" av det partikkelformede material,3. the "rippleability" of the particulate material,

som definert i det folgende, som er summen av fire tallverdier som er bestemt for materialet ved bedommelse av fire egenskaper av det risledyktige partikkelformede material. Betegnelsen "risledyktighet" som anvendt heri har denne betydning. as defined in the following, which is the sum of four numerical values determined for the material by judging four properties of the ripplable particulate material. The term "ripple ability" as used herein has this meaning.

Disse fire egenskaper av et risledyktig partikkelformet material og måten til bestemmelse av tallverdiene er beskrevet i artikkelen "Evaluating Flow Properties of Solids" av Ralph L. Carr Jr., Chemical Engineering bind 72, nr. 2, januar 18, 1965 og er som folger: These four properties of a flowable particulate material and the method of determining the numerical values are described in the article "Evaluating Flow Properties of Solids" by Ralph L. Carr Jr., Chemical Engineering Volume 72, No. 2, January 18, 1965 and are as follows :

P = sammenpakket bulkdensitet, og P = packed bulk density, and

A = bulkdensitet ved gjennomlufting.A = bulk density when aerated.

2. Rasvinkel: dette er vinkelen i grader mellom horisontalen og hellingen av en haug av det partikkelformede material sluppet fra et punkt over horisontalen inntil en konstant vinkel måles. 3. Spatelvinkel: en spatel stikkes inn horisontalt i bunnen av en masse av det torre partikkelformede material og loftes rett opp og ut av materialet. 2. Angle of descent: this is the angle in degrees between the horizontal and the slope of a pile of the particulate material released from a point above the horizontal until a constant angle is measured. 3. Spatula angle: a spatula is inserted horizontally into the bottom of a mass of dry particulate material and lofted straight up and out of the material.

En gjennomsnittlig verdi av vinkelen i grader i forhold til horisontalen av siden av haugen av material på spatelen er den såkalte spatelvinkel. 4. Partikkelstorrelsesfordeling (benevnt uniformitets-koeffisient i den ovennevnte artikkel): denne beskrives i den ovennevnte artikkel som den numeriske verdi oppnådd ved å dividere bredden av siktåpningen (dvs. partikkelstorrelsen) som vil slippe gjennom 60% av det partikkelformede material med bredden av siktåpningen som nettopp slipper gjennom 10% av det partikkelformede material. An average value of the angle in degrees relative to the horizontal of the side of the pile of material on the spatula is the so-called spatula angle. 4. Particle size distribution (called uniformity coefficient in the above-mentioned article): this is described in the above-mentioned article as the numerical value obtained by dividing the width of the sieve opening (i.e. the particle size) which will let through 60% of the particulate material by the width of the sieve opening which just lets through 10% of the particulate material.

Alle verdiene for partikkelsesfordeling referert heri ble målt på kjent måte ved anvendelse av en metode under anvendelse av et Coulter-telleapparat for å bestemme partikkeldiametrene for tilbakeholdte kumulative vekt%-andeler på 40% og 90% tilsvarende breddene for siktåpningene som vil slippe gjennom 60% og akkurat vil slippe gjennom 10% av det partikkelformede material. All values of particle size distribution referred to herein were measured in a known manner using a method using a Coulter counter to determine the particle diameters for retained cumulative weight % fractions of 40% and 90% corresponding to the widths of the sieve openings that will pass through 60% and exactly 10% of the particulate material will pass through.

De numeriske verdier for kompressibilitet, rasvinkel og spatelvinkel ble målt under anvendelse av Hosakawa Powder Tester fremstilt av Hosakawa. MicrometE±cs Laboratory, Hosakawa Iron Works, Osaka, Japan, idet denne Powder Tester er spesielt konstruert for bruk ved bestemmelse av den ovennevnte risledyktighet for pulvere som definert ovenfor. The numerical values for compressibility, rake angle and spatula angle were measured using the Hosakawa Powder Tester manufactured by Hosakawa. MicrometE±cs Laboratory, Hosakawa Iron Works, Osaka, Japan, this Powder Tester being specially designed for use in determining the above-mentioned riceability of powders as defined above.

Risledyktigheten av et partikkelformet material er prinsipielt forbundet med faktorer som midlere partikkelstorrelse, partikkelstorrelsesfordeling, og formen av partiklene som enkelte ganger benevnes partiklenes vinkel-karakter, dvs. om de har en avrundet eller vinklet form. Verdien for risledyktighet oker med okningen av den midlere partikkelstorrelse, med avsmalning av partikkelstorrelsesfordeling, og med reduksjon i vinkelkarakteren av partiklene. The ripplability of a particulate material is in principle connected to factors such as average particle size, particle size distribution, and the shape of the particles, which is sometimes referred to as the angular character of the particles, i.e. whether they have a rounded or angled shape. The value for ripplability increases with the increase of the average particle size, with narrowing of the particle size distribution, and with a decrease in the angular character of the particles.

Den termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering avhenger av den spesifikke varme i materialet og av densiteten av det fluidiserte lag ved minimum fluidisering, idet densiteten oker med avsmalnende partikkelstorrelsesfordeling. The thermal capacity per unit volume at minimum fluidization depends on the specific heat in the material and on the density of the fluidized layer at minimum fluidization, as the density increases with narrowing particle size distribution.

En hoy verdi for herdespenninger frembringes i glasset når det bråkjoles i et fluidisert lag med en optimal risledyktighet. Enkelte materialer som frembringer nodvendige herdespenninger kan være kommersielt tilgjengelige. Andre kommersielt tilgjengelige materialer kan modifiseres for å frembringe de nodvendige herdespenninger ved å sikte materialet for å endre dets midlere partikkelstorrelse og partikkelstorrelsesfordelingen. A high value for tempering stresses is produced in the glass when it is quenched in a fluidized layer with an optimal creepability. Certain materials that produce the necessary hardening stresses may be commercially available. Other commercially available materials can be modified to produce the necessary cure stresses by screening the material to change its average particle size and particle size distribution.

Et problem foreligger imidlertid i at der er en grense for den utstrekning som graden av herdespenninger indusert i glass kan styres ved variasjon av risledyktigheten av kommersielt tilgjengelige materialer. Materialer med den nodvendige risledyktighet behover ikke være kommersielt tilgjengelige. Fremstilling av en stor mengde av material med den nodvendige risledyktighet kan innbefatte sikting av en stor.mengde av partikkelformet material. I tillegg, ved anvendelse av et enkelt material, er den eneste måte til å modifisere den termiske kapasitet av det fluidiserte lag å innsnevre partikkelstorrelsesfordelingen, slik at det ikke blir noen måte til å modifisere den termiske kapasitet uavhengig av variasjonen av risledyktighet som frembringes ved å innsnevre partikkdstorrelsesfordelingen. A problem exists, however, in that there is a limit to the extent to which the degree of hardening stresses induced in glass can be controlled by varying the creepability of commercially available materials. Materials with the necessary riceability need not be commercially available. The production of a large amount of material with the required flowability may involve sieving a large amount of particulate material. In addition, using a single material, the only way to modify the thermal capacity of the fluidized bed is to narrow the particle size distribution, so there is no way to modify the thermal capacity independently of the variation in flowability produced by narrow the particle size distribution.

Den erkjennelse som ligger til grunn for oppfinnelsen er at et partikkelformet material kan fremstilles med optimale gassutviklende egenskaper, termisk kapasitet og risledyktighet for fremstilling av nodvendige herdespenninger i en glassgjenstand ved bruk av en blanding av partikkelforméde materialer som hvert bidrar til optimale egenskaper av blandingen. Ved utvelgelse av partikkelformede materialer og de mengdeforhold hvori de blandes kan det gassfluidiserte partikkelformede material tilpasses til å tilveiebringe nodvendige herdespenninger innenfor vide grenser. The realization that underlies the invention is that a particulate material can be produced with optimal gas-evolving properties, thermal capacity and creepability for the production of necessary hardening stresses in a glass object by using a mixture of particulate materials that each contribute to optimal properties of the mixture. By selecting particulate materials and the proportions in which they are mixed, the gas-fluidized particulate material can be adapted to provide the necessary hardening stresses within wide limits.

Fremgangsmåten kan gjennomfores ved å blande materialene i utvalgte forhåndsbestemte mengdeforhold slik at nodvendige herdespenninger induseres i glasset når det avkjoles i den nevnte gassfluidiserte partikkelformede material fra en temperatur over sitt spenningspunkt. The method can be carried out by mixing the materials in selected predetermined quantity ratios so that necessary hardening stresses are induced in the glass when it is cooled in the aforementioned gas-fluidized particulate material from a temperature above its stress point.

Som gassutviklende partikkelformet material velges foretrukket et material som er i stand til å utvikle fra 4 til 37% av sin egen vekt av gass når det oppvarmes til en konstant vekt ved 800°C, og de partikkelformede materialer blandes i forhåndsbestemte mengdeforhold som til blandingen meddeler en termisk kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering i området 1,02 til 1,73 MJ/m K og en risledyktighet i området 60 til 86. As the gas-evolving particulate material, a material is preferably selected which is capable of evolving from 4 to 37% of its own weight of gas when heated to a constant weight at 800°C, and the particulate materials are mixed in predetermined proportions which impart to the mixture a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range 1.02 to 1.73 MJ/m K and a creepability in the range 60 to 86.

Ved termisk herding av en plate av soda-kalk-kvartsglass med tykkelse i området 2 mm til 2,5 mm ved at glassplaten oppvarmes til en temperatur i området 610 til 680°C, og blandingen holdes i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering, kan det partikkelformede material sammensettes til å utvikle i glassplaten en sentral strekkspenning i området 35 til 57 MPa. In the thermal hardening of a plate of soda-lime-quartz glass with a thickness in the range of 2 mm to 2.5 mm by heating the glass plate to a temperature in the range of 610 to 680°C, and the mixture is kept in a calm uniform expanded state with particle fluidization, the particulate material can be combined to develop in the glass sheet a central tensile stress in the range of 35 to 57 MPa.

For fremstilling av et frontglass kan fordelaktig de partikkelformede materialer blandes i forhåndsbestemte mengdeforhold som til blandingen meddeler en risledyktighet i området 71 til 83, og en termisk kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering i området 1,09 MJ/m 3K til 1,38 MJ/m<3>K. For the production of a front glass, the particulate materials can advantageously be mixed in predetermined proportions which impart to the mixture a creepability in the range 71 to 83, and a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range 1.09 MJ/m 3K to 1.38 MJ/m<3>K.

Det gassutviklende material kan være ^-aluminiumoksyd, ^-aluminiumoksydet kan blandes med a-aluminiumoksyd. Blandingen kan inneholde fra 7 til 86 vekt% tf-aluminiumoksyd. The gas-evolving material can be ^-alumina, the ^-alumina can be mixed with α-alumina. The mixture can contain from 7 to 86% by weight of aluminum oxide.

En annen utforelsesform av fremgangsmåten er å bråkjole en varm glassplate i en gassfluidisert blanding av et gassutviklende partikkelformet material og i det minste ett partikkelformet metalloksyd med termisk kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering i området fra 1,76 MJ/m 3K til 2,01 MJ/m 3K, og blanding av de partikkelformede materialer i forut bestemte mengdeforhold som til blandingen meddeler en termisk kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering i området 1,27 MJ/m<3>K til 1,76 MJ/m<3>K og en risledyktighet i området 71 til 82. Another embodiment of the method is to dip a hot glass plate in a gas-fluidized mixture of a gas-evolving particulate material and at least one particulate metal oxide with a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range from 1.76 MJ/m 3K to 2.01 MJ/m 3K, and mixing of the particulate materials in predetermined quantity ratios which give the mixture a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range 1.27 MJ/m<3>K to 1.76 MJ/m<3>K and a creepability in the range 71 to 82.

Det partikkelformede metalloksyd kan være kuleformet jernoksyd (a-Fe202). Blandingen kan omfatte fra 30 til 70 vekt% av kuleformet jernoksyd. Videre kan blandingen omfatte fra 70 til 30 vekt% ^-aluminiumoksyd som gassutviklende material. Ved en annen utforelsesform av dette aspekt ved fremgangsmåten kan blandingen omfatte fra 28 til 38 vekt% kuleformet jernoksyd og fra 45 til 56 vekt% a-aluminiumoksyd, idet resten er#-aluminiumoksyd som gassutviklende material. The particulate metal oxide may be spherical iron oxide (α-Fe 2 O 2 ). The mixture may comprise from 30 to 70% by weight of spherical iron oxide. Furthermore, the mixture can comprise from 70 to 30% by weight of ^-alumina as gas-evolving material. In another embodiment of this aspect of the method, the mixture may comprise from 28 to 38% by weight of spherical iron oxide and from 45 to 56% by weight of α-alumina, the remainder being α-alumina as gas-evolving material.

Det partikkelformede metalloksyd kan være zirkon (Zr02«Si02). Blandingen kan omfatte fra 10 til 70 vekt% aluminium-monohydrat (A^O^æll^O) som gassutviklende material og fra 90 til 30 vekt% zirkon. The particulate metal oxide may be zircon (ZrO 2 SiO 2 ). The mixture can comprise from 10 to 70% by weight of aluminum monohydrate (A^O^æll^O) as gas-evolving material and from 90 to 30% by weight of zircon.

Ved en annen utforelsesform er det gassutviklende partikkelformede material et aluminosilikat. Aluminosilikatet kan være zeolitt, og fra 8 til 10 vekt% av zeolitten blandes med fra 90 til 92 våkt% a-aluminiumoksyd for å utgjore blandingen. In another embodiment, the gas-evolving particulate material is an aluminosilicate. The aluminosilicate can be zeolite, and from 8 to 10% by weight of the zeolite is mixed with from 90 to 92% by weight of α-alumina to form the mixture.

Det gassutviklende partikkelformede material kan være aluminium-monohydrat (Al^O^. lf^O). The gas-evolving particulate material can be aluminum monohydrate (Al^O^. lf^O).

Videre kan blandingen omfatte silisiumkarbid (SiC) blandet med et gassutviklende partikkelformet material. Ved en utforelsesform er det gassutviklende partikkelformede material aluminium-monohydrat (A^O^.lI^O) og blandingen omfatter 17 vekt% aluminium-monohydrat blandet med 83 vekt% silisiumkarbid. Furthermore, the mixture may comprise silicon carbide (SiC) mixed with a gas-evolving particulate material. In one embodiment, the gas-evolving particulate material is aluminum monohydrate (A^O^.lI^O) and the mixture comprises 17% by weight of aluminum monohydrate mixed with 83% by weight of silicon carbide.

Det gassutviklende partikkelformede material kan videre være aluminiumtrihydrat (A^O^ . 3H20) . The gas-evolving particulate material can also be aluminum trihydrate (A^O^ . 3H 2 O) .

Blandingen kan omfatte to gassutviklende partikkelformede materialer, aluminiumtrihydrat (A^O^.SI^O) og The mixture may comprise two gas-evolving particulate materials, aluminum trihydrate (A^O^.SI^O) and

-aluminiumoksyd i like mengdeandeler.- aluminum oxide in equal proportions.

Ved en ytterligere utforelsesform er det gassutviklende partikkelformede material natriumbikarbonat (NaHCQ.^) Blandingen kan utgjores av 10 vekt% natriumbikarbonat blandet med 90 vekt% a-aluminiumoksyd. In a further embodiment, the gas-evolving particulate material is sodium bicarbonate (NaHCQ.^). The mixture can be made up of 10% by weight of sodium bicarbonate mixed with 90% by weight of α-alumina.

Enkelte utforelsesformer av oppfinnelsen skal beskrives med henvisning til de vedfoyde tegninger hvori: Fig. 1 viser skjematisk et vertikalsnitt gjennom et apparat for termisk herding av glassplater ved hjelp av fremgangsmåten i henhold til oppfinnelsen, Fig. 2 er en grafisk fremstilling av sentral strekkspenning avsatt mot mengdeforhold av blandingen av partikkelformede materialer som utgjor det gassfluidiserte lag og illustrerer variasjoner i spenning med variasjoner i disse mengdeforhold, Fig. 3 er en grafisk fremstilling i likhet med fig. 2 og illustrerer variasjon i sentral strekkspenning med variasjoner i mengdeforhold i en annen blanding av partikkelformede materialer, Fig. 4 er en grafisk fremstilling tilsvarende fig. 3 og illustrerer variasjonen av overflate-trykkspenninger i 2,3 mm glass med variasjonen i sammensetningen av det gassfluidiserte lag, Fig. 5 er en grafisk fremstilling tilsvarende fig. 3 og illustrerer sentral strekkspenning illustrert i 6 mm tykt glass, Fig. 6 er en grafisk fremstilling tilsvarende fig. 4 og illustrerer variasjonen i overflate-trykkspenninger indusert i 6 mm tykt glass, Certain embodiments of the invention shall be described with reference to the attached drawings in which: Fig. 1 schematically shows a vertical section through an apparatus for thermal hardening of glass sheets using the method according to the invention, Fig. 2 is a graphic representation of central tensile stress deposited against quantity ratio of the mixture of particulate materials which make up the gas-fluidized layer and illustrates variations in tension with variations in these quantity ratios, Fig. 3 is a graphical representation similar to fig. 2 and illustrates variation in central tensile stress with variations in quantity ratio in another mixture of particulate materials, Fig. 4 is a graphical representation corresponding to fig. 3 and illustrates the variation of surface compressive stresses in 2.3 mm glass with the variation in the composition of the gas-fluidized layer, Fig. 5 is a graphical representation corresponding to fig. 3 and illustrates central tensile stress illustrated in 6 mm thick glass, Fig. 6 is a graphical representation corresponding to fig. 4 and illustrates the variation in surface compressive stresses induced in 6 mm thick glass,

Fig. 7 er en grafisk fremstilling tilsvarende .fig. 3 forFig. 7 is a graphical presentation corresponding to fig. 3 for

12 mm tykt glass,12 mm thick glass,

Fig. 8 er en grafisk fremstilling tilsvarende fig. 4 forFig. 8 is a graphical representation corresponding to fig. 4 for

12 mm tykt glass, og12 mm thick glass, and

Fig. 9, 10 og 11 illustrerer variasjonen av sentral strekkspenning med sammensetningen av blandingen av partikkelformede materialer ved tre andre utforelsesformer for gjennomforing av fremgangsmåten i henhold til oppfinnelsen. Fig. 9, 10 and 11 illustrate the variation of central tensile stress with the composition of the mixture of particulate materials in three other embodiments for carrying out the method according to the invention.

Med henvisning til fig. 1 i tegningene er en loddrett herde-ovn betegnet generelt med 1 og har sidevegger 2 og et tak 3.. Sideveggene 2 og taket 3 er fremstilt av vanlig ildfast material og bunnen har en ovn med en åpen munn avgrenset av en langstrakt åpning 4 i en bunnplate 5 hvorpå ovnen 1 understottes. En glidbartlukkeanordning, ikke vist, er anordnet for lukking av munnen 4 på kjent måte. En glassplate som skal krummes og deretter termisk herdes henger ned i ovnen 1 ved hjelp av tenger 7 som griper den ovre kant av glassplaten 6. Tengene 7 bæres fra en tangbjelke 8 som henger ned fra en vanlig heiseinnretning, ikke vist, og som loper på loddrette styringer 9 som strekker seg nedover fra ovnen for å styre nedsenkingen og opploftingen av tangbjeiken. With reference to fig. 1 in the drawings is a vertical curing oven denoted generally by 1 and has side walls 2 and a roof 3. The side walls 2 and roof 3 are made of ordinary refractory material and the bottom has an oven with an open mouth delimited by an elongated opening 4 in a bottom plate 5 on which the oven 1 is supported. A sliding closing device, not shown, is arranged for closing the mouth 4 in a known manner. A glass plate which is to be curved and then thermally hardened hangs down in the furnace 1 by means of tongs 7 which grip the upper edge of the glass plate 6. The tongs 7 are carried from a tong beam 8 which hangs down from a normal lifting device, not shown, and which runs on vertical guides 9 extending downwards from the oven to control the lowering and raising of the tongs.

Et par av boyeformer 10 og 11 befinner seg umiddelbart under munnen 4 av ovnen i et oppvarmet kammer 12 som holdes ved en temperatur slik at formene har samme temperatur som det varme glass som de boyer. Kammeret 12 oppvarmes ved hjelp av varme gasser som tilfores gjennom åpninger. 12a. Når formene er åpne befinner de seg en på hver side av banen av glassplaten 6. Formen 10 er en kompakt patriseform montert på en stang 13 og har en krum forside som definerer den kruming som skal meddeles den varme glassplate. Formen 11 er en ring-ramme-matriseform som bæres av stenger 14 montert på en understøttende plate 15 som er montert på en stang 16. Krumningen av formrammen 11 tilsvarer krumningen av forsiden av patriseformen 10. A pair of casting molds 10 and 11 are located immediately below the mouth 4 of the furnace in a heated chamber 12 which is kept at a temperature such that the molds have the same temperature as the hot glass they are casting. The chamber 12 is heated by means of hot gases which are supplied through openings. 12a. When the molds are open they are located one on each side of the path of the glass plate 6. The mold 10 is a compact patrice mold mounted on a rod 13 and has a curved front which defines the curvature to be imparted to the hot glass plate. The mold 11 is a ring-frame die mold supported by rods 14 mounted on a support plate 15 mounted on a rod 16. The curvature of the mold frame 11 corresponds to the curvature of the face of the patrice mold 10.

Styreskinnene 9 strekker seg nedover på hver side av boyeformene mot en beholder for et fluidisert lag 17 av partikkelformet ildfast material hvori den varme krumme glassplate skal avkjoles ved å senke platen nedover i laget. The guide rails 9 extend downwards on each side of the buoy forms towards a container for a fluidized layer 17 of particulate refractory material in which the hot curved glass plate is to be cooled by lowering the plate downwards into the layer.

Beholderen for det fluidiserte lag omfatter en rektangulær tank 18 med åpen topp montert på en løfteplattform 19 av sakstypen. Når plattformen 19 er i sin hevede stilling er toppkanten av tanken 18 akkurat under boyeformene 10 og 11. The container for the fluidized bed comprises a rectangular tank 18 with an open top mounted on a lifting platform 19 of the scissor type. When the platform 19 is in its raised position, the top edge of the tank 18 is just below the buoy forms 10 and 11.

En mikroporos membran 20 med hoyt trykkfallistrekker seg tvers over bunnen av tanken 18. A microporous membrane 20 with a high pressure drop extends across the bottom of the tank 18.

Kantene av membranen 20 er festet mellom en flens 21 påThe edges of the membrane 20 are fixed between a flange 21 on

tanken og en flens 22 på et overtrykkskammer 23 som danner bunnen.av tanken. Flensene og kantene av membranen 20 er skrudd sammen som angitt ved 24. En gasstilforselskanal 25 er forbundet til overtrykkskammeret og fluidiserende luft tilfores til kanalen med et regulert hoyt trykk. Det er et hoyt trykkfall på minst 60% av overtrykket tvers over membranen 20 som resulterer i en ensartet fordeling av fluidiserende luft i det partikkelformede material med en gass-strdmningshastighet gjennom det partikkelformede material mellom den "hastighet som tilsvarer minimumfluidi-sering med partiklene akkurat suspendert i den oppover-strommende luft, og den hastighet som tilsvarer maksimal ekspansjon av det partikkelformede material hvor fluidisering i tett fase ennå opprettholdes. Det ekspanderte lag befinner seg i en hovedsakelig boblefri rolig tilstand med partikkelformet fluidisering med en vannrett rolig overflate hvori-gjennom glassplatene går inn i laget. the tank and a flange 22 on an overpressure chamber 23 which forms the bottom of the tank. The flanges and edges of the membrane 20 are screwed together as indicated at 24. A gas supply channel 25 is connected to the overpressure chamber and fluidizing air is supplied to the channel at a regulated high pressure. There is a high pressure drop of at least 60% of the overpressure across the membrane 20 which results in a uniform distribution of fluidizing air in the particulate material at a gas flow rate through the particulate material between the rate corresponding to minimum fluidization with the particles just suspended. in the upward-flowing air, and the velocity corresponding to the maximum expansion of the particulate material where dense-phase fluidization is still maintained The expanded layer is in a substantially bubble-free quiescent state of particulate fluidization with a horizontal quiescent surface through which the glass plates pass into the team.

Membranen 20 kan omfatte en stålplate som har en regulær fordeling av hull og et antall lag av sterkt mikroporost papir lagt på platen. Det kan f.eks. anvendes 15 ark av papir. Membranen fullfores med en vevet trådnetting lagt på toppen av lagene av papir, f.eks. rustfri stålnetting. The membrane 20 can comprise a steel plate which has a regular distribution of holes and a number of layers of strong microporous paper placed on the plate. It can e.g. 15 sheets of paper are used. The membrane is fully lined with a woven wire mesh laid on top of the layers of paper, e.g. stainless steel mesh.

En kurv for oppfanging av glassbrudd kan befinne seg nær '■• membranen 20 og er konstruert slik at den ikke forstyrrer den jevne strom av fluidiserende gass oppover fra membranen. A basket for collecting broken glass may be located close to the membrane 20 and is constructed so as not to disturb the steady flow of fluidizing gas upward from the membrane.

Styreskinnene 9 strekker seg nedover til en posisjon under boyeformene og avsluttes i området ved den ovre kant av tanken. En faststående ramme 2 7 er montert i tanken 18 og har oppboyde fotter 28 ved sin bunn for å motta den nedre kant av en glassplate neddykket i det fluidiserte lag når tangbjeiken senkes forbi boyeformene ved hjelp av heiseinnretningen. The guide rails 9 extend downwards to a position below the buoy forms and terminate in the area at the upper edge of the tank. A fixed frame 27 is mounted in the tank 18 and has raised feet 28 at its bottom to receive the lower edge of a glass plate immersed in the fluidized layer when the tang buoy is lowered past the buoy forms by means of the hoisting device.

For å innfore en glassplate i apparatet senkes loftebordet 19 av sakstypen og med tangbjeiken i sin nederste stilling ved bunnen av styreskinnene fores glassplaten som skal krummes og herdes inn på tengene 7. To insert a glass plate into the apparatus, the scissor-type loft table 19 is lowered and with the tongs in its lowest position at the bottom of the guide rails, the glass plate to be curved and hardened onto the tongs 7.

Heiseinnretningen hever så den nedhengende glassplate inn i ovnen 1 som holdes ved en temperatur på f.eks. 850°C slik at glassplaten hurtig oppvarmes til en temperatur nær sitt spenningspunkt, f.eks. i området 610 til 680°C. Når glassplaten har nådd den nodvendige jevne temperatur åpnes lukke-innretningen som lukker munnen 4 og en varm glassplate senkes ved hjelp av heiseinnretningen i stilling mellom de åpne boyeformer 10 og 11. The lifting device then raises the suspended glass plate into the oven 1 which is kept at a temperature of e.g. 850°C so that the glass plate is quickly heated to a temperature close to its stress point, e.g. in the range 610 to 680°C. When the glass plate has reached the required uniform temperature, the closing device that closes the mouth 4 is opened and a hot glass plate is lowered by means of the lifting device into position between the open buoy forms 10 and 11.

Stengene 13 og 16 beveges og formene lukkes til å boye platen til en onsket krumning. Når den onskede krumning er meddelt platen, f.eks. for å gjore platen i stand til å anvendes som en komponent i et laminert frontglass for en bil, åpner formene seg og den varme krumme glassplate senkes hurtig inn i det fluidiserte lag i tanken 18 som er blitt hevet til kjoleposisjon ved å heve loftebordet 19 av sakstypen mens glassplaten ble oppvarmet i ovnen 1. Det fluidiserte lag holdes ved en temperatur påvmellom 30 og 150°C ved hjelp av en vannkjolekappe festet til de plane lange vegger av tanken 18. The rods 13 and 16 are moved and the molds are closed to bend the plate to a desired curvature. When the desired curvature is imparted to the plate, e.g. to enable the sheet to be used as a component in a laminated windshield for an automobile, the molds open and the hot curved sheet of glass is quickly lowered into the fluidized bed in the tank 18 which has been raised to the dress position by raising the loft table 19 off the case type while the glass plate was heated in the furnace 1. The fluidized layer is maintained at a temperature of between 30 and 150°C by means of a water jacket attached to the flat long walls of the tank 18.

Det fluidiserte lag 17 utgjores av gassfluidisert partikkelformet material som er en blanding i forut bestemte mengdeforhold av et antall av partikkelformede materialer hvorav i det minste et har gassutviklendeegenskaper og er i stand til å utvikle gass når det fluidiserte material kommer i kontakt med det varme glass. The fluidized layer 17 is made of gas-fluidized particulate material which is a mixture in predetermined proportions of a number of particulate materials, at least one of which has gas-evolving properties and is able to develop gas when the fluidized material comes into contact with the hot glass.

Et passende gassutviklendepartikkelformet material er iA suitable gas-evolving particulate material is i

stand til å utvikle fra 4,0 til 3 7% av sin egen vekt av gass ved oppvarming til konstant vekt ved 800°C, og passende materialer er g-aluminiumoksyd ( ^f-AJ^O^) som er porost og inneholder vann adsorbert i sine porer, videre aluminosilikat-er som er porose og inneholder vann adsorbert i deres porer, aluminiumoksydhydrater som f.eks. aluminiumtrihydrat (AJ^O^.SI^O) inneholdende kombinert krystallvann, og capable of evolving from 4.0 to 3 7% of its own weight of gas when heated to constant weight at 800°C, and suitable materials are g-alumina ( ^f-AJ^O^) which is porous and contains water adsorbed in their pores, further aluminosilicates which are porous and contain water adsorbed in their pores, aluminum oxide hydrates such as e.g. aluminum trihydrate (AJ^O^.SI^O) containing combined crystal water, and

aluminiummonohydrat (AJ^O^.l^O) inneholdende krystallvann og som er porost med vann også adsorbert i porene, og materialer som utvikler andre gasser enn vann, f.eks. natriumbikarbonat (NaHCO^). aluminum monohydrate (AJ^O^.l^O) containing crystal water and which is porous with water also adsorbed in the pores, and materials which evolve gases other than water, e.g. sodium bicarbonate (NaHCO^).

For å frembringe nodvendige herdespenninger i glasset blir komponentene av blandingen av partikkelformede materialer blandet i forut bestemte mengdeforhold som til blandingen meddeler en risledyktighet i området 60 til 86 og en termisk kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering i området 1,02 til 1,75 MJ/m<3>K. In order to produce the necessary hardening stresses in the glass, the components of the mixture of particulate materials are mixed in predetermined proportions which give the mixture a creepability in the range of 60 to 86 and a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range 1.02 to 1.75 MJ/m<3>K.

Andre komponenter i blandingen som blandes med det gassutviklende partikkelformede material er partikkelformede materialer som er inerte i den betydning at hovedsakelig ingen gass utvikles fra materialet ved oppvarming. Eksempler er a-aluminiumoksyd (a-A^O^)/ zirkon (ZrC>2.Si02), silisiumkarbid og kuleformet jernoksyd (a-Fe20.j). Disse partikkelformede materialer har tett ikke-poros form og velger slik at de har risledyktighet og termisk kapasitet forskjellig fra egenskapene til det gassutviklende partikkelformede material slik at i avhengighet av mengdeandelen av det kompakte ikke-porose material som anvendes, er de effek-tive til å modifisere risledyktigheten og den termiske kapasitet av blandingen av partikkelformede materialer i en utstrekning slik at en nodvendig grad av herdespenninger frembringes i glasset. Other components of the mixture that are mixed with the gas-evolving particulate material are particulate materials that are inert in the sense that substantially no gas is evolved from the material upon heating. Examples are a-aluminum oxide (a-A^O^)/ zircon (ZrC>2.Si02), silicon carbide and spherical iron oxide (a-Fe20.j). These particulate materials have a dense non-porous shape and are chosen so that they have a creepability and thermal capacity different from the properties of the gas-evolving particulate material so that, depending on the proportion of the compact non-porous material used, they are effective in modifying the creepability and the thermal capacity of the mixture of particulate materials to an extent such that a necessary degree of hardening stresses is produced in the glass.

Det antas at når en varm glassplate bråkjoles i et gassfluidisert lag av en slik blanding at partikkelformede materialer fremmer hurtig utvikling og utvidelse av den gass som utvikles fra det gassutviklende partikkelformede material på grunn av oppvarmingen av det partikkelformede material i nærheten av glassoverflåtene den lokaliserte omroring av blandingen av partikkelformede materialer på glassoverflåtene på en måte som er beslektet med koking av en væske, med det resultat at det blir omrorte lag av gass og partikkelformet material som strommer over glassoverflåtene It is believed that when a hot glass sheet is brazed in a gas-fluidized layer of such a mixture that particulate materials promote rapid evolution and expansion of the gas evolved from the gas-evolving particulate material due to the heating of the particulate material near the glass surfaces the localized agitation of the mixing of particulate materials on the glass surfaces in a manner akin to the boiling of a liquid, resulting in agitated layers of gas and particulate material flowing over the glass surfaces

når glasset bråkjoles i det fluidiserte lag.when the glass is broken in the fluidized layer.

Ved blandingen av komponentene i blandingen i forut bestemte mengdeforhold blir det optimal varmeoverfbring bort fra glassoverflåtene inn i hovedmengden av laget som induserer de spenninger som man onsker innfort i glasset, og det foregår kontinuerlig bortledning til de fjernere deler av laget av den varme som trekkes bort fra glasset ved omroringen av det fluidiserte partikkelformede material som umiddelbart omgir glassplaten. By mixing the components in the mixture in pre-determined proportions, there is optimal heat transfer away from the glass surfaces into the bulk of the layer, which induces the desired stresses in the glass, and there is a continuous removal of the heat that is withdrawn to the more distant parts of the layer. from the glass by the agitation of the fluidized particulate material that immediately surrounds the glass plate.

Den vannkjolte kappe 2 9 holder de fjernere deler av laget kjolig slik at de virker som en kjolefelle. Kraftig omroring av det partikkelformede material på glassoverflatene fortsetter inntil godt etter at glasset er avkjolt under sitt spenningspunkt, som sikrer at de sentrum- til overflate-temperaturgradienter som initialt ble indusert i glasset mens glasset befinner seg i det fluidiserte lag, opprettholdes når glasset avkjoles forbi sitt spenningspunkt, og de nodvendige herdespenninger utvikles deretter under den kontinuerlige avkjoling av glasset mens det ennå er neddykket i laget. The water-dressed mantle 2 9 keeps the more distant parts of the layer dressy so that they act as a dress trap. Vigorous agitation of the particulate material on the glass surfaces continues until well after the glass has cooled below its stress point, which ensures that the center-to-surface temperature gradients initially induced in the glass while the glass is in the fluidized bed are maintained as the glass cools past its stress point, and the necessary hardening stresses are then developed during the continuous cooling of the glass while it is still immersed in the layer.

Den nedre kant av den varme glassplate avkjoles jevnt når den nedre kant går inn i den horisontale rolige overflate av det ekspanderte fluidiserte lag. Hovedsakelig de samme strekkspenninger utvikles i forskjellige områder av overflaten av kanten av glassplaten slik at det opptrer meget lite brudd. Under nedsynkingen av den nedre kant av glasset inn i laget kommer hver del av den nedre kant alltid i kontakt med fluidisert material som er i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering, og denne ensartede behandling av den nedre kant, uansett av strommen av partikkelformet material som kan utvikles på de varme overflate av gassutviklingen fra den gassutviklende komponent i blandingen, forer i sterk grad til unngåelse av brudd og de derav folgende problemer med glassfragmenter i laget. Dette sammen med unngåelse av tap av glassplater på grunn av endring av formen av glassplatene og/eller skade på overflatekvaliteten, sikrer kommersielt brukbare utbytter av herdede glassplater. The lower edge of the hot glass plate cools evenly as the lower edge enters the horizontal quiescent surface of the expanded fluidized bed. Essentially the same tensile stresses are developed in different areas of the surface of the edge of the glass plate so that very little breakage occurs. During the immersion of the lower edge of the glass into the layer, each part of the lower edge always comes into contact with fluidized material that is in a calm uniform expanded state with particle fluidization, and this uniform treatment of the lower edge, regardless of the flow of particulate material which can develop on the hot surface of the gas evolution from the gas-evolving component in the mixture, leads to a strong degree of avoiding breakage and the resulting problems with glass fragments in the layer. This, together with the avoidance of loss of glass sheets due to changes in the shape of the glass sheets and/or damage to the surface quality, ensures commercially usable yields of toughened glass sheets.

Det skal nå gis noen eksempler på utforelse av oppfinnelsen med utvalgte blandinger av paEtikkelformede materialer og i hvert av disse eksempler er den tallmessige verdi av produktet av partikkeldensiteten, i g/cm 3, og den midlere partikkelstorrelse i mikrometer av hver av komponentene i blandingen mindre enn 220. Detterer et kriterium som har vært nyttig for å fastslå om et spesielt partikkelformet material er egnet for fluidisering i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering, når man arbeider med luft ved omgivelsenes betingelser for normal-trykk og temperatur. En blanding av de individuelle partikkelformede materialer er da i stand til å bli fluidisert i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering. Some examples will now be given of the implementation of the invention with selected mixtures of particulate materials and in each of these examples the numerical value of the product of the particle density, in g/cm 3 , and the average particle size in micrometers of each of the components in the mixture is less than 220. Denotes a criterion that has been useful in determining whether a particular particulate material is suitable for fluidization in a quiescent uniformly expanded state with particle fluidization, when working with air at ambient conditions of normal pressure and temperature. A mixture of the individual particulate materials is then able to be fluidized in a quiescent uniformly expanded state with particle fluidization.

Eksempel 1Example 1

Det fluidiserte lag 17 besto av en blanding av y-aluminiumoksyd som gassutviklende partikkelformet material sammen med a-aluminiumoksyd. The fluidized layer 17 consisted of a mixture of γ-alumina as gas-evolving particulate material together with α-alumina.

Det anvendte cj#i-aluminiumoksyd var et mikroporost material med porer med diametere i området 2,7 til 4,9 nm og med fra 20 til 40% fritt porevolum. Porene inneholdt adsorbert vann som frigis som gass når materialet oppvarmes. The cj#i aluminum oxide used was a microporous material with pores with diameters in the range 2.7 to 4.9 nm and with from 20 to 40% free pore volume. The pores contained adsorbed water which is released as gas when the material is heated.

Det anvendte ^-aluminiumoksyd hadde folgende egenskaper midlere partikkelstorrelse = 119 um The ^-alumina used had the following properties average particle size = 119 µm

partikkelstorrelsesfordeling = 2,34particle size distribution = 2.34

risledyktighet = 90,25rice yield = 90.25

vanninnhold (vekttap vedwater content (weight loss at

800°C) =4,3% 800°C) =4.3%

termisk kapasitet pr.volum-thermal capacity per volume

enhet ved minimum fluidi-3unit at minimum fluidi-3

sering = 1,09 MJ/m Ksering = 1.09 MJ/m K

Det anvendte a-aluminiumoksyd var en kompakt ikke-poros variant med folgende egenskaper: midlere partikkelstorrelse = 30 um The α-alumina used was a compact, non-porous variant with the following properties: average particle size = 30 µm

partikkelstorrelsesfordeling = 1,22particle size distribution = 1.22

risledyktighet = 70rice ability = 70

termisk kapasitet pr. volum-thermal capacity per volume-

enhet ved minimum^unit at minimum^

fluidisering = l,3MJ/m Kfluidization = 1.3MJ/m K

Forsok ble gjennomfort med blandingene av #-aluminiumoksyd og a-aluminiumoksyd som ble blandet sammen i forut bestemte mengdeforhold. Plater av glass med sammensetning soda-kalk-kvarts med tykkelse 2,3 mm ble tilskåret og kantene av de tilskårede plater ble ferdigbehandlet ved avrunding under anvendelse av en skive med fin diamantstov. Hver plate ble oppvarmet til 660°C i ovnen 1 for den ble boyet og herdet i den fluidiserte blanding som befant seg i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering. Experiments were carried out with the mixtures of #-alumina and a-alumina which were mixed together in predetermined proportions. Plates of glass with a composition of soda-lime-quartz with a thickness of 2.3 mm were cut to size and the edges of the cut plates were finished by rounding using a disc with fine diamond grit. Each plate was heated to 660°C in furnace 1 before it was bent and cured in the fluidized mixture which was in a quiescent uniformly expanded state with particle fluidization.

Den etterfølgende tabell I angir egenskapene for forskjellige blandinger av disse materialer i området 30 til 90 vekt% a-aluminiumoksyd og 70 til 10 vekt% #-aluminiumoksyd, og også den sentrale strekkspenning indusert i glassplaten ved herdingen. For sammenligning er de sentrale strekkspenninger fremstilt ved anvendelse av a-aluminiumoksyd og #-aluminiumoksyd alene også inkludert i tabell I. The following Table I indicates the properties for various mixtures of these materials in the range of 30 to 90% by weight α-alumina and 70 to 10% by weight #-alumina, and also the central tensile stress induced in the glass plate during curing. For comparison, the central tensile stresses produced using a-alumina and #-alumina alone are also included in Table I.

Fig. 2 illustrerer variasjonen av sentral strekkspenning med sammensetningen av blandingen. Fig. 2 illustrates the variation of central tensile stress with the composition of the mixture.

% -aluminiumoksydet alene "har en risledyktighet som er for hdy for frembringelse av maksimale herdespenninger i glassplatene spesielt på grunn av dets store midlere partikkelstorrelse og det forhold at partiklene er av relativ glatt ikke-vinklet form. Tilsetningen av en andel a-aluminiumoksyd, som har en mindre risledyktighet enn #-aluminiumoksydet på grunn av den mindre midlere partikkelstorrelse av a-aluminiumoksydet og vinkelkarakteren av dets individuelle partikler nedsetter risledyktigheten av blandingen. Risledyktigheten av blandingen reduseres ettersom mengden av a-aluminiumoksyd i blandingen okes, og der er en tilsvarende okning i den frembragte sentrale strekkspenning. En maksimal sentral strekkspenning på 49 MPa oppnås når risledyktigheten er innstilt til den optimale verdi på 74, og blandingen inneholder omtrent 70 vekt% a-aluminiumoksyd og 30 vekt% The %-alumina alone "has a creepability which is too high for the production of maximum hardening stresses in the glass plates, especially because of its large average particle size and the fact that the particles are of a relatively smooth non-angled shape. The addition of a proportion of a-alumina, which has a smaller creepability than the #-alumina because of the smaller average particle size of the a-alumina and the angular nature of its individual particles lowers the creepability of the mixture. The creepability of the mixture decreases as the amount of a-alumina in the mixture is increased, and there is a corresponding increase in the produced central tensile stress A maximum central tensile stress of 49 MPa is obtained when the creepability is set to the optimum value of 74 and the mixture contains about 70 wt% α-alumina and 30 wt%

-aluminiumoksyd.- aluminum oxide.

a-aluminiumoksydet har en hoyere termisk kapasitet enn The a-alumina has a higher thermal capacity than

S-aluminiumoksydet og ettersom andelen av a-aluminiumoksydet i blandingen okes er der en gradvis okning i den termiske kapasitet av blandingen som bidrar til den okning i spenning som oppnås. The s-alumina and as the proportion of the a-alumina in the mixture increases, there is a gradual increase in the thermal capacity of the mixture which contributes to the increase in voltage that is achieved.

Ytterligere tilsetning av a-aluminiumoksyd i en mengde over 70 vekt% oker den termiske kapasitet i noen grad og opprettholder en rimelig risledyktighet, men nedsetter den sentrale strekkspenning som induseres på grunn av at mengden av gassutviklende bestanddel, £ -aluminiumoksyd, er redusert til et lavt nivå. Further addition of α-alumina in an amount above 70% by weight increases the thermal capacity to some extent and maintains reasonable creepability, but reduces the central tensile stress induced due to the amount of gas-evolving component, α-alumina, being reduced to a low level.

Eksempel 2Example 2

Det fluidiserte lag besto av en blanding av ^-aluminiumoksyd som gassutviklende partikkelformet material, og a-aluminiumoksyd. The fluidized layer consisted of a mixture of β-alumina as gas-evolving particulate material, and α-alumina.

Det anvendte % -aluminiumoksyd var et mikroporost material med porestorrelse i området 2,7 til 4,9 nm og med fra 20 til 40% fritt porevolum. Porene inneholder adsorbert vann som frigis som gass når materialet oppvarmes. The % alumina used was a microporous material with a pore size in the range of 2.7 to 4.9 nm and with from 20 to 40% free pore volume. The pores contain adsorbed water which is released as gas when the material is heated.

Det anvendte % -aluminiumoksyd hadde folgende egenskaper: midlere partikkelstorrelse = 64 um partikkelstorrelsesfordeling = 1,88 The % alumina used had the following properties: average particle size = 64 µm particle size distribution = 1.88

risledyktighet = 84rice ability = 84

vanninnhold (vekttap ved 800°C) = 4%water content (weight loss at 800°C) = 4%

termisk kapasitet pr. volumenhet^thermal capacity per volume unit^

ved minimum fluidisering = 1,06 MJ/m Kat minimum fluidization = 1.06 MJ/m K

Det anvendte a-aluminiumoksyd var det samme som i eksempel 1. The α-alumina used was the same as in example 1.

Forsok ble gjennomfort med blandinger av ^-aluminiumoksyd og a-aluminiumoksyd som ble blandet sammen i forut bestemte mengdeforhold fra 100% aluminiumoksyd og 0% a-aluminiumoksyd til 0% ^-aluminiumoksyd og 100% a-aluminiumoksyd. Experiments were carried out with mixtures of ^-alumina and α-alumina which were mixed together in predetermined proportions from 100% alumina and 0% α-alumina to 0% β-alumina and 100% α-alumina.

Den etterfølgende tabell II angir den termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering og risledyktigheten av de anvendte blandinger: The subsequent table II indicates the thermal capacity per unit volume at minimum fluidization and the flowability of the mixtures used:

Glassplater med sammensetning soda-kalk-kvarts, 2,3 mm tykke ble tilskåret og kantene av de tilskårede plater ble behandlet ved avrunding under anvendelse av en skive med fint diamantstov. Hver plate ble hengt ned fra tenger 7 og ble oppvarmet i ovnen 1 for boyning og herding. Resultatene er angitt i fig. 3 og 4. Abscissen på hver kurve representerer sammensetningen av blandingen i vekt%. I hver av figurene 3 og 4 er der fire kurver tilsvarende den sentrale strekkspenning (fig. 3) og overflate-trykkspenning (fig. 4) indusert i 2,3 mm tykke glassplater som var oppvarmet til en temperatur på 610°C, 630°C, 650°C eller 670°C, og deretter herdet i det fluidiserte lag 17 som ble holdt i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering og i temperaturområdet 60°C til 80°C. Glass plates of composition soda-lime-quartz, 2.3 mm thick were cut and the edges of the cut plates were treated by rounding using a disc with fine diamond grit. Each plate was suspended from tongs 7 and was heated in oven 1 for boyning and hardening. The results are shown in fig. 3 and 4. The abscissa on each curve represents the composition of the mixture in % by weight. In each of figures 3 and 4 there are four curves corresponding to the central tensile stress (fig. 3) and surface compressive stress (fig. 4) induced in 2.3 mm thick glass plates which were heated to a temperature of 610°C, 630° C, 650°C or 670°C, and then cured in the fluidized bed 17 which was kept in a calm uniform expanded state with particle fluidization and in the temperature range of 60°C to 80°C.

Kurvene viser at det var foretrukket å anvende fra omtrent 7 til omtrent 86 vekt% a-aluminiumoksyd blandet med #-aluminiumoksyd. Når mengdeandelen av a-aluminiumoksyd i blandingen okes oker den sentrale strekkspenning og overflate-trykkspenningen indusert i glasset i den termiske herde-prosess opp til et maksimum som oppnås når mengden av a-aluminiumoksyd er omtrent 70 til 80 vekt% av blandingen. Generelt ble de hoyeste spenninger indusert når mengden av a-aluminiumoskyd tilstede er fra 55 til 85 vekt% av blandingen. En hoyere mengde av a-aluminiumoksyd i blandingen frembringer en nedsettelse av de induserte spenninger. The curves show that it was preferred to use from about 7 to about 86% by weight of α-alumina mixed with #-alumina. As the amount of α-alumina in the mixture increases, the central tensile stress and surface compressive stress induced in the glass in the thermal hardening process increase up to a maximum which is achieved when the amount of α-alumina is approximately 70 to 80% by weight of the mixture. In general, the highest stresses were induced when the amount of α-aluminum oxide present is from 55 to 85% by weight of the mixture. A higher amount of α-alumina in the mixture produces a reduction of the induced stresses.

Ved passende utvelgelse av mengdeandelene av %-aluminiumoksyd og a-aluminiumoksyd hadde blandingen gassutviklende egenskaper, en termisk kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering ved 50°C og risledyktighet, som frembragte varige hoye verdier for sentral strekkspenning og overflate-trykkspenning i glassplatene med 2,3 mm tykkelse. By appropriately selecting the proportions of %-alumina and α-alumina, the mixture had gas-evolving properties, a thermal capacity per unit volume at minimum fluidization at 50°C and ripplability, which produced lastingly high values for central tensile stress and surface compressive stress in the glass plates with a thickness of 2.3 mm.

Når f.eks. glasset oppvarmes til 670°C og deretter herdesWhen e.g. the glass is heated to 670°C and then hardened

kan en onsket sentral strekkspenning, i området 42 MPa til 49 MPa, og en tilsvarende overflate-trykkspenning i området 83 MPa til 103 MPa induseres i glasset ved å utvelge de overveiende andeler av ~ f> -aluminiumoksyd og a-aluminiumoksyd i blandingen i området fra 7 til 86 vekt% ^ -aluminium og fra 93 til 14 vekt% a-aluminiumoksyd. a desired central tensile stress, in the range of 42 MPa to 49 MPa, and a corresponding surface compressive stress in the range of 83 MPa to 103 MPa can be induced in the glass by selecting the predominant proportions of ~f>-alumina and a-alumina in the mixture in the range from 7 to 86% by weight of ^-aluminum and from 93 to 14% by weight of α-alumina.

Eksempel 3Example 3

Plater av 6 mm tykt soda-kalk-kvarts-glass ble tilskåret og kantbehandlet og ble så oppvarmet og herdet i et fluidisert lag i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering og som besto av en blanding av de samme partikkelformede )(-aluminiumoksyder og a-aluminiumoksyd-materialer som beskrevet i eksempel 2. Figurene 5 og 6 er grafiske fremstillinger tilsvarende figurene 3 og 4 og illustrerer resultatene oppnådd for glassplater oppvarmet til temperaturer på 610°C, 630°C, 650°C og 670°C og deretter Rerdet. Sheets of 6 mm thick soda-lime-quartz glass were cut and edge-treated and then heated and cured in a fluidized bed in a quiescent uniform expanded state with particle fluidization and consisting of a mixture of the same particulate )(-alumina and a -alumina materials as described in example 2. Figures 5 and 6 are graphical representations corresponding to figures 3 and 4 and illustrate the results obtained for glass plates heated to temperatures of 610°C, 630°C, 650°C and 670°C and then Rerdet .

Resultatene viser at onskede herdespenninger kan induseres i glasset som er en funksjon av mengdeforholdene av^-aluminiumoksyd og a-aluminiumoksyd i blandingen. Maksimale spenninger oppnås når blandingen omfattet omtrent 65 til 95 vekt% a-aluminiumoksyd. Når f.eks. glasset ble oppvarmet til 670°C og deretter herdet i en fluidisert blanding av 22 vekt% -aluminiumoksyd og 78 vekt% a-aluminiumoksyd var den sentrale strekkspenning indusert i glasset 91 MPa og overflate-trykkspenningen var 216 MPa. The results show that desired hardening stresses can be induced in the glass which is a function of the ratio of amounts of ^-alumina and α-alumina in the mixture. Maximum stresses are obtained when the mixture comprised about 65 to 95% by weight α-alumina. When e.g. the glass was heated to 670°C and then hardened in a fluidized mixture of 22 wt% α-alumina and 78 wt% α-alumina, the central tensile stress induced in the glass was 91 MPa and the surface compressive stress was 216 MPa.

Dette 6 mm tykke glass med hoy styrke anvendes ved fremstilling av sammensatte vinduer for fly og lokomotiver. This 6 mm thick glass with high strength is used in the production of composite windows for aircraft and locomotives.

Lignende resultater ble oppnådd ved herding av plater av soda-kalk-kvartsglass 10 mm tykke. Disse glassplater ble anvendt ved fremstilling av vindussammensetninger for fly som f.eks. kan omfatte to plater av herdet glass 10 mm tykke og en ytre plate med tykkelse 3 mm. Platene lamineres sammen med plastmaterial-mellomlag av kjent type. Similar results were obtained when hardening slabs of soda-lime-quartz glass 10 mm thick. These glass sheets were used in the production of window assemblies for aircraft such as e.g. can include two plates of tempered glass 10 mm thick and an outer plate with a thickness of 3 mm. The plates are laminated together with a plastic material intermediate layer of a known type.

Eksempel 4Example 4

Plater av soda-kalk-kvartsglass 12 mm tykke ble tilskåret og kantbehandlet og ble så oppvarmet og herdet i et fluidisert lag som besto av en blanding av 2f-aluminiumoksyd og a-aluminiumoksyd i forut bestemte mengdeforhold på samme måte som beskrevet i eksempel 2. Plates of soda-lime-quartz glass 12 mm thick were cut to size and edge-treated and were then heated and hardened in a fluidized layer consisting of a mixture of 2f-alumina and a-alumina in predetermined proportions in the same way as described in example 2.

Resultaterreble oppnådd for glassplater oppvarmet til 610°C, 630°C, 650°C og 670°C med et område for mengdeforhold mellom if -aluminiumoksyd og a-aluminiumoksyd og resultatene er illustrert ved kurvene i figurene 7 og 8. Results were obtained for glass plates heated to 610°C, 630°C, 650°C and 670°C with a range of ratio between if-alumina and a-alumina and the results are illustrated by the curves in figures 7 and 8.

Maksimale verdier for spenning ble målt når den fluidiserte blanding besto av omtrent 65 til 85 vekt% a-aluminiumoksyd. Når en plate ble oppvarmet til 670°C og herdet i et fluidisert lag av en blanding av 22 vekt% ^-aluminiumoksyd og 78 vekt% a-aluminiumoksyd, var den sentral strekkspenning i glasset 124 MPa og overflate-trykkspenningen var 261 MPa. Maximum values of stress were measured when the fluidized mixture consisted of about 65 to 85% by weight of α-alumina. When a plate was heated to 670°C and cured in a fluidized bed of a mixture of 22 wt.% α-alumina and 78 wt.% α-alumina, the central tensile stress in the glass was 124 MPa and the surface compressive stress was 261 MPa.

Figurene 7 og 8 illustrerer hvorledes brede områder for verdier for herdespenninger kan induseres i glasset, etter behov, ved utvelgelse av mengdeforholdene av bestanddelene i blandingen av partikkelformede materialer alt i samsvar med den temperatur som glasset oppvarmes til for herdingen. Figures 7 and 8 illustrate how wide ranges of values for hardening stresses can be induced in the glass, as needed, by selecting the proportions of the constituents in the mixture of particulate materials all in accordance with the temperature to which the glass is heated for hardening.

Resultatene illustrert i fig. 3 til 8 har til felles at hoyere herdespenninger oppnås når andelen i blandingen av bestanddelen med hoyere termisk kapasitet (a-aluminiumoksyd) okes opp til ét punkt hvor ytterligere okning i mengden reduserer andelen av gassutviklende bestanddel ( ^-aluminiumoksyd) til et utilstrekkelig nivå. The results illustrated in fig. 3 to 8 have in common that higher curing voltages are achieved when the proportion in the mixture of the component with a higher thermal capacity (a-alumina) is increased to a point where a further increase in the quantity reduces the proportion of the gas-evolving component (^-alumina) to an insufficient level.

Området for mengdeandeler av det gassutviklende material og andre bestanddeler i blandingen sikrer en risledyktighet av blandingen i området 60 til 86 som er slik at arten av omroring er gunstig for avkjoling av glasset med en hastighet som medforer de onskede verdier for spenningen i glasset. The range of proportions of the gas-evolving material and other constituents in the mixture ensures a creepability of the mixture in the range of 60 to 86 which is such that the nature of agitation is favorable for cooling the glass at a rate which brings about the desired values for the stress in the glass.

Kjoling av glasset skjer på grunn av den hurtige omroring av det partikkelformede material i nærheten av glassoverflaten, idet den omroring hovedsakelig skyldes utvikling av vanndamp fra % -aluminiumoksydbestanddelen i blandingen. Dressing of the glass occurs due to the rapid agitation of the particulate material near the glass surface, the agitation being mainly due to the development of water vapor from the %-alumina component in the mixture.

En hoyere andel av a-aluminiumoksyd oker takten for varme-bortledning fra glasset såvel som at den modifiserer risledyktigheten for blandingen. A higher proportion of α-alumina increases the rate of heat dissipation from the glass as well as modifies the creepability of the mixture.

Eksempel 5Example 5

Det fluidiserte lag besto av en blanding av #-aluminiumoksyd som gassutviklende komponent med en andel av kuleformet jernoksyd (a-Fe202) og en eller to typer av a-aluminiumoksyd. The fluidized layer consisted of a mixture of #-alumina as a gas-evolving component with a proportion of spherical iron oxide (a-Fe 2 O 2 ) and one or two types of a-alumina.

X-aluminiumoksydet hadde folgende egenskaper:The X-alumina had the following properties:

midlere partikkelstorrelse = 84 um partikkelstorrelsesfordeling = 1,94 mean particle size = 84 µm particle size distribution = 1.94

risledyktighet = 87,25rice yield = 87.25

vanninnhold (vekttap ved 800°C) 6%water content (weight loss at 800°C) 6%

termisk kapasitet pr. volumenhet^thermal capacity per volume unit^

ved minimum fluidisering = 1,063 MJ/m Kat minimum fluidization = 1.063 MJ/m K

Det kuleformede jernoksyd hadde folgende egenskaper: midlere partikkelstorrelse = 41 um partikkelstorrelsesfordeling = 1,69 The spherical iron oxide had the following properties: average particle size = 41 µm particle size distribution = 1.69

risledyktighet = 76,5rice yield = 76.5

termisk kapasitet pr. volumenhet^thermal capacity per volume unit^

ved minimum fluidisering =2,01 MJ/m Kat minimum fluidization =2.01 MJ/m K

Det forste a-aluminiumoksyd var det som ble anvendt i eksempel 1. Det annet a-aluminiumoksyd hadde folgende egenskaper: midlere partikkelstorrelse = 24 um partikkelstorrelsesf ordeling = 1$.25 The first α-alumina was that used in example 1. The second α-alumina had the following properties: average particle size = 24 µm particle size distribution = 1$.25

risledyktighet = 66rice ability = 66

termisk kapasitet pr. volumenhet .,thermal capacity per volume unit.,

ved minimum fluidisering = 1,192 MJ/m K. at minimum fluidization = 1.192 MJ/m K.

Glassplater av soda-kalk-kvarts-sammensetning 2,3 mm tykke ble oppvarmet til 660°C og herdet i fluidiserte blandinger av de ovennevnte materialer som befant seg i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering. Glass plates of soda-lime-quartz composition 2.3 mm thick were heated to 660°C and hardened in fluidized mixtures of the above materials which were in a quiescent uniform expanded state with particle fluidization.

Egenskapene av blandingene og de resulterende sentrale strekkspenninger fremstilt i glassplatene var som gitt i tabell III. The properties of the mixtures and the resulting central tensile stresses produced in the glass plates were as given in Table III.

Figur 9 illustrerer variasjonen i sentral strekkspenning med sammensetning av blandingene (1), (2) og (3) av ^-aluminiumoksyd og oc-Fe203i tabell III. De sentral strekkspenninger som resulterte fra bruken av X-aluminiumoksydet alene og a-Fe202alene var henhv. 41 MPa og 32 MPa. Figure 9 illustrates the variation in central tensile stress with composition of the mixtures (1), (2) and (3) of ^-alumina and oc-Fe 2 O 3 in table III. The central tensile stresses that resulted from the use of the X-alumina alone and the a-Fe202als were respectively 41 MPa and 32 MPa.

Som i eksempel 1 hadde det #-aluminiumoksyd som ble anvendt i dette eksempel en risledyktighet som var for hoy for fremstilling av maksimale herdespenninger i glassplatene. Det kuleformede jernoksyd hadde en lavere risledyktighet enn #-aluminiumoksydet spesielt på grunn av dets mindre midlere partikkelstorrelse. Tilsetningen av okende mengde av det kuleformede jernoksyd til X-aluminiumoksydet i blandingene (1), (2) og (3) i tabell III har en progressiv effekt med å senke risledyktigheten av blandingen ved gradvis senkning av den midlere partikkelstorrelse av blandingen når mengden av kuleformet jernoksyd i blandingen oker. Ettersom risledyktigheten av blandingen minsker er der en gradvis okning i de sentrale strekkspenninger fremstilt i glassplatene. En maksimal sentral strekkspenning på 50 MPa oppnås når blandingen inneholder omtrent 70% kuleformet jernoksyd og 30% %-aluminiumoksyd. As in example 1, the #-alumina used in this example had a creepability that was too high for producing maximum hardening stresses in the glass plates. The spheroidal iron oxide had a lower creepability than the #-alumina mainly due to its smaller average particle size. The addition of increasing amounts of the spherical iron oxide to the X-alumina in the mixtures (1), (2) and (3) of Table III has a progressive effect of lowering the riceability of the mixture by gradually lowering the mean particle size of the mixture when the amount of spherical iron oxide in the ocher mixture. As the creepability of the mixture decreases, there is a gradual increase in the central tensile stresses produced in the glass plates. A maximum central tensile stress of 50 MPa is obtained when the mixture contains approximately 70% spheroidal iron oxide and 30% % alumina.

Risledyktigheten av det kuleformede jernoksyd er ikke så lav som for a-aluminiumoksydet anvendt i eksempel 1 på grunn av at det har storre midlere partikkelstorrelse og partiklene er glatt avrundet i sammenligning med de vinkelformede partikler av a-aluminiumoksydet. Derfor er det kuleformede jernoksyd ikke så effektivt til å nedsette risledyktigheten av blandingen som a-aluminiumoksydet i eksempel 1. The friability of the spherical iron oxide is not as low as that of the α-alumina used in Example 1 because it has a larger mean particle size and the particles are smoothly rounded in comparison with the angular particles of the α-alumina. Therefore, the spherical iron oxide is not as effective in reducing the creepability of the mixture as the α-alumina in example 1.

Blanding (3) i det foreliggende eksempel inneholdende 70 veki% kuleformet jernoksyd og 30 vekt% ^-aluminiumoksyd, som frembringer den maksimale sentral strekkspenning på 50 MPa, har en risledyktighet på 78 som er hoyere enn den optimale risledyktighet på 74 av blandingen med 70 vekt% a-aluminiumoksyd og 30 vekt% ^-aluminiumoksyd som frembringer hoy sentral strekkspenning i eksempel 1. Mixture (3) in the present example containing 70 wt% spheroidal iron oxide and 30 wt% ^-alumina, which produces the maximum central tensile stress of 50 MPa, has a creepability of 78 which is higher than the optimum creepability of 74 of the mixture with 70 % by weight α-alumina and 30% by weight ^-alumina which produces high central tensile stress in example 1.

Den maksimale sentrale strekkspenning frembragt av blanding (3) i det foreliggende eksempel er imidlertid omtrent den samme som den maksimale sentral strekkspenning frembragt av blandingen i eksempel 1. Dette er på grunn av at selv om risledyktigheten av blandingen (3) er litt hoyere enn den optimale risledyktighet som vil frembringe maksimum spenning, har det kuleformede jernoksyd anvendt i blanding (3) en vesentlig hoyere termisk kapasitet enn for det a-aluminiumoksyd som ble anvendt i eksempel 1. However, the maximum central tensile stress produced by mixture (3) in the present example is approximately the same as the maximum central tensile stress produced by the mixture in example 1. This is because, although the creepability of mixture (3) is slightly higher than the optimum creepability which will produce maximum tension, the spherical iron oxide used in mixture (3) has a significantly higher thermal capacity than the α-alumina used in example 1.

På grunn av at risledyktigheten av blanding (3) var antatt å være litt for hoy ble så blanding (4) fremstilt, inneholdende en andel av det a-aluminiumoksyd som ble anvendt i eksempel 1. Dette reduserte risledyktigheten av blandingen til en Due to the fact that the creepability of mixture (3) was assumed to be a little too high, mixture (4) was prepared, containing a proportion of the α-alumina that was used in example 1. This reduced the creepability of the mixture to a

optimal verdi på 74 og blandingen frembragte en ytterligere okning i de sentrale strekkspenninger til 57 MPa, til tross for nedsettelsen av den termiske kapasitet. optimum value of 74 and the mixture produced a further increase in the central tensile stresses to 57 MPa, despite the reduction of the thermal capacity.

Blanding (4) har den samme optimale verdi for risledyktigheten, 74, som blandingen i eksempel 1 bestående av 30% ^-aluminiumoksyd og 70% a-aluminiumoksyd, som frembringer Mixture (4) has the same optimum value for riceability, 74, as the mixture in example 1 consisting of 30% β-alumina and 70% α-alumina, which produces

en maksimal sentral strekkspenning på 49 MPa. Det forhold at blandingen (4) frembringer en hoyere sentral strekkspenning på 57 MPa skyldes den hoyere termiske kapasitet av blanding (4), dvs. 1,502 MJ/m K sammenlignet med 1,24 MJ/m K av blandingen i eksempel 1. a maximum central tensile stress of 49 MPa. The fact that mixture (4) produces a higher central tensile stress of 57 MPa is due to the higher thermal capacity of mixture (4), i.e. 1.502 MJ/m K compared to 1.24 MJ/m K of the mixture in example 1.

Den fortsatte reduksjon i risledyktigheten som resultererThe continued reduction in rice yield that results

fra inkludering av en andel av et annet a-aluminiumoksyd i blandingen (5) frembragte en reduksjon av den termiske kapasitet av blandingen i sammenligning med blanding (4) med en medfolgende mindre reduksjon i sentral strekkspenning. from the inclusion of a proportion of another α-alumina in the mixture (5) produced a reduction of the thermal capacity of the mixture in comparison with mixture (4) with a consequent smaller reduction in central tensile stress.

Eksempel 6Example 6

Det fluidiserte lag besto av en blanding av det gassutviklende partikkelformede material aluminium-monohydrat (A1203.1H20) og zirkon (Zr02.Si02). The fluidized layer consisted of a mixture of the gas-evolving particulate material aluminum monohydrate (Al203.1H20) and zircon (Zr02.Si02).

Aluminium-monohydratet var i form av boehmitt som er et porost material inneholdende 15 vekt% kombinert krystallvann og 13 vekt% vann i porene. Adsorbert vann frigitt under •herdingen av glasset virker hovedsakelig til å tilveiebringe den gassutvikling som gir anledning til den okede omroring av det partikkelformede material i nærheten av glassoverflaten. Det anvendte aluminium-monohydrat hadde folgende egenskaper: midlere partikkelstorrelse = 51 um partikkelstorrelsesfordeling = 1,70 The aluminum monohydrate was in the form of boehmite, which is a porous material containing 15% by weight of combined crystal water and 13% by weight of water in the pores. Adsorbed water released during the hardening of the glass acts mainly to provide the gas evolution which gives rise to the increased agitation of the particulate material near the glass surface. The aluminum monohydrate used had the following properties: mean particle size = 51 µm particle size distribution = 1.70

risledyktighet = 78 rice ability = 78

vanninnhold (vekttap ved 800°C) =28,4%termisk kapasitet pr. volumenhet ved _ minimum fluidisering = 1,18 MJ/m K water content (weight loss at 800°C) = 28.4% thermal capacity per volume unit at _ minimum fluidization = 1.18 MJ/m K

Zirkonet som er et inert ikke-porost zirkoniumoksyd-orto-silikat med hoyere termisk kapasitet enn a-aluminiumoksyd hadde folgende egenskaper: midlere partikkelstorrelse = 34 |im partikkelstorrelsesfordeling = 1,73 The zircon, which is an inert non-porous zirconia-ortho-silicate with a higher thermal capacity than α-alumina, had the following properties: mean particle size = 34 µm particle size distribution = 1.73

risledyktighet =67rice yield =67

termisk kapasitet pr. volumenhet ved^minimum fluidisering = 1,76 MJ/m K thermal capacity per volume unit at^minimum fluidization = 1.76 MJ/m K

Glassplater 2,3 mm tykke ble oppvarmet til 660°C og herdet i blandinger av aluminium-monohydratet og zirkon som angitt i tabell IV, som angir egenskapene av blandingene og de sentral strekkspenninger fremstilt i glassplatene. Glass plates 2.3 mm thick were heated to 660°C and hardened in mixtures of the aluminum monohydrate and zircon as indicated in Table IV, which indicates the properties of the mixtures and the central tensile stresses produced in the glass plates.

Figur 10 viser variasjonen av sentral strekkspenning med sammensetningen av blandingen. Figure 10 shows the variation of central tensile stress with the composition of the mixture.

Aluminium-monohydrat har gode gassutviklende egenskaper og har en lavere verdi for risledyktigheten enn for de X-aluminiumoksyder omhandlet i eksemplene 1 og 5. Aluminum monohydrate has good gas-evolving properties and has a lower value for riceability than for the X-aluminium oxides referred to in examples 1 and 5.

Imidlertid er risledyktigheten av aluminium-monohydratet hoyere enn den optimale risledyktighet som vil frembringe maksimal sentral strekkspenning og den termiske kapasitet er forholdsvis lav. Zirkon har en lavere risledyktighet og hoyere termisk kapasitet enn aluminium-monohydratet, og når andelen av zirkon i blandingen okes er der en progressiv okning i den sentral strekkspenning frembragt i glasset både på grunn av den gradvise nedsettelse av risledyktigheten og okningen i den termiske kapasitet av blandingen. However, the creepability of the aluminum monohydrate is higher than the optimum creepability which will produce maximum central tensile stress and the thermal capacity is relatively low. Zircon has a lower creepability and higher thermal capacity than the aluminum monohydrate, and when the proportion of zircon in the mixture is increased, there is a progressive increase in the central tensile stress produced in the glass both due to the gradual reduction in creepability and the increase in the thermal capacity of the mixture.

Zirkonet har en hoy termisk kapasitet som bidrar merkbartThe zircon has a high thermal capacity which contributes noticeably

til okningen i sentral strekkspenning frembragt i glassplatene på samme måte som det kuleformede jernoksyd i eksempel 5. På grunn av at zirkonet har en lavere risledyktighet enn det kuleformede jernoksyd i eksempel 5 er det mer effektivt til å redusere risledyktigheten av blandingen, og bidrar derfor sterkere til okningen i sentral strekkspenning medfort av reduksjonen i verdien for risledyktigheten av blandingen. to the increase in central tensile stress produced in the glass plates in the same way as the spherical iron oxide in example 5. Because the zircon has a lower creepability than the spherical iron oxide in example 5, it is more effective in reducing the creepability of the mixture, and therefore contributes more strongly to the increase in central tensile stress accompanied by the reduction in the value for the creepability of the mixture.

Den maksimale sentral strekkspenning på 46,5 MPa oppnås når blandingen inneholder omtrent 20% aluminium-monohydrat og 80% zirkon, og denne blanding har en risledyktighet med en optimal verdi på 73. The maximum central tensile stress of 46.5 MPa is achieved when the mixture contains approximately 20% aluminum monohydrate and 80% zircon, and this mixture has a creepability with an optimum value of 73.

Ytterligere tilsetning av zirkon til omtrent 80 vekt% oker den termiske kapasitet av blandingen, men resulterer i en reduksjon i den sentral strekkspenning på grunn av den merkbare reduksjon av risledyktigheten under den optimale verdi, og reduksjon av andelen av gassutviklende bestanddel, aluminium-monohydrat, til et mindre effektivt nivå: Further addition of zircon to about 80% by weight increases the thermal capacity of the mixture, but results in a reduction in the central tensile stress due to the noticeable reduction of the creepability below the optimum value, and reduction of the proportion of the gas-evolving component, aluminum monohydrate, to a less effective level:

Eksempel 7Example 7

Det fluidiserte lag besto av en blanding av a-aluminiumoksyd med like mengdeandeler av hver av fire #-aluminiumoksyder betegnet A, B, C og D i tabell V som angir egenskapene for ^-aluminiumoksydene. The fluidized layer consisted of a mixture of α-alumina with equal proportions of each of four #-alumina designated A, B, C and D in Table V which indicates the properties of the β-alumina.

Egenskapene av a-aluminiumoksydet var som folger: The properties of the a-alumina were as follows:

midlere partikkelstorrelse = 22 p partikkelstorrelsesf ordeling = 1,69 mean particle size = 22 p particle size distribution = 1.69

risledyktighet = 63rice ability = 63

termisk kapasitet pr. volumenhet2thermal capacity per volume unit2

ved minimum fluidisering = 1,24 MJ/m K at minimum fluidization = 1.24 MJ/m K

Glassplater av soda-kalk-kvarts-sammensetning 2,3 mm tykke ble oppvarmet til 660°C og bråkjolt i gassfluidiserte blandinger av de ovennevnte materialer som befant seg i en rolig ensartet ekspandert tilstand med partikkelfluidisering. Glass plates of soda-lime-quartz composition 2.3 mm thick were heated to 660°C and quenched in gas-fluidized mixtures of the above materials which were in a quiescent uniform expanded state with particle fluidization.

Egenskapene av blandingene og de resulterende sentrale strekkspenninger fremstilt i glassplatene var som angitt i den etterfolgende tabell VI. The properties of the mixtures and the resulting central tensile stresses produced in the glass sheets were as indicated in the following Table VI.

Figur 11 illustrerer variasjonen av sentral sstrekkspenning med sammensetningen av blandingen. Figure 11 illustrates the variation of central tensile stress with the composition of the mixture.

De foregående eksempler har vist hvorledes hoyere spenninger kan frembringes ved hjelp av blandinger av et gassutviklende partikkelformet material og et inert material, enn de spenninger som kan frembringes ved bruk av det gassutviklende partikkelformede material alene. Det kan imidler^ tid være onskelig å frembringe lavere spenningsverdier enn dem som kan oppnås ved bruk av det gassutviklende partikkelformede material alene. The preceding examples have shown how higher voltages can be produced by means of mixtures of a gas-evolving particulate material and an inert material, than the voltages that can be produced by using the gas-evolving particulate material alone. It may, however, sometimes be desirable to produce lower voltage values than those which can be achieved by using the gas-evolving particulate material alone.

I dette eksempel oppnås dette ved bruk av et a-aluminiumoksyd med en liten midlere partikkelstorrelse og en relativt vid partikkelstorrelsesfordeling, som resulterer i en bemerkelsesverdi lavere risledyktighet enn for de a-aluminiumoksyder som ble anvendt i de foregående eksempler. Den maksimale sentral strekkspenning fremstilt i glasset var 40 MPa under anvendelse av en blanding av 40%<*>y-aluminiumoksyd og 60% a-aluminiumoksyd med en risledyktighet på 70. Dette er bare marginalt hoyere enn den sentral strekkspenning på 39 MPa frembragt ved anvendelse av a-aluminiumoksydet alene. In this example, this is achieved by using an α-alumina with a small average particle size and a relatively wide particle size distribution, which results in a remarkably lower creepability than for the α-alumina used in the previous examples. The maximum central tensile stress produced in the glass was 40 MPa using a mixture of 40%<*>y-alumina and 60% α-alumina with a creepability of 70. This is only marginally higher than the central tensile stress of 39 MPa produced by use of the α-alumina alone.

Gradvis okende tilsetning av ytterligere a-aluminiumoksyd i blandingene reduserer hurtig risledyktigheten til blandingen til slike lave verdier at de sentrale strekkspenninger fremstilt i glassplatene er mindre enn dem som frembringes ved bruk av ^-aluminiumoksydene alene. Gradually increasing addition of further α-alumina in the mixtures quickly reduces the creepability of the mixture to such low values that the central tensile stresses produced in the glass plates are smaller than those produced by using the α-alumina alone.

Eksempel 8Example 8

Det fluidiserte lag besto av en blanding av 9 vekt% zeolitt, som er et porost, krystallinsk aluminosilikat med vann adsorbert i sine porer, og 91 vekt% av et a-aluminiumoksyd. The fluidized layer consisted of a mixture of 9% by weight zeolite, which is a porous, crystalline aluminosilicate with water adsorbed in its pores, and 91% by weight of an α-alumina.

Zeolitten hadde folgende egenskaper:The zeolite had the following properties:

midlere partikkelstorrelse = 24 um partikkelstorrelsesfordeling = 4 mean particle size = 24 um particle size distribution = 4

risledyktighet = 51rice ability = 51

vanninnhold (vekttap ved 800°C) = 20%water content (weight loss at 800°C) = 20%

termisk kapasitet pr. volumenhet^thermal capacity per volume unit^

ved minimum fluidisering = 0,8 MJ/m K at minimum fluidization = 0.8 MJ/m K

a-aluminiumoksydet hadde folgende egenskaper:The a-alumina had the following properties:

midlere partikkelstorrelse = 37 um partikkelstorrelsesfordeling = 1,682 mean particle size = 37 µm particle size distribution = 1.682

risledyktighet = 70rice ability = 70

termisk kapasitet pr. volumenhetthermal capacity per volume unit

ved minimum fluidisering = 1,4 MJ/m Kat minimum fluidization = 1.4 MJ/m K

Den termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering av blandingen var 1,34 MJ/m 3K og risledyktigheten av blandingen var 60. The thermal capacity per volume unit at minimum fluidization of the mixture was 1.34 MJ/m 3K and the creepability of the mixture was 60.

En glassplate méd tykkelse 2,3 mm ble oppvarmet til 660°C og herdet i den fluidiserte blanding, og frembragte en sentral strekkspenning på 41 MPa i platen. Med å variere de utvalgte mengdeandeler av bestanddelene i blandingen kunne en sentral strekkspenning i området 2 5 MPa til 41 MPa induseres i platen. A glass plate with a thickness of 2.3 mm was heated to 660°C and hardened in the fluidized mixture, producing a central tensile stress of 41 MPa in the plate. By varying the selected proportions of the components in the mixture, a central tensile stress in the range of 25 MPa to 41 MPa could be induced in the plate.

Eksempel 9Example 9

Blandingen av partikkelformede materialer for fluidisering omfattet 20 vekt% y-aluminium og 40 vekt% av hver av to a-aluminiumoksyder som lett kunne fåes i handelen og som ble anvendt i stedet for et enkelt vanskeligere erholdbart a-aluminiumoksyd. The mixture of particulate materials for fluidization comprised 20% by weight of γ-aluminum and 40% by weight of each of two readily commercially available α-alumina oxides which were used instead of a single more difficult to obtain α-alumina oxide.

Egenskapene av ^-aluminiumoksydet var som folger:The properties of the ^-alumina were as follows:

midlere partikkelstorrelse = 57 um partikkelstorrelsesfordeling = 1,66 mean particle size = 57 µm particle size distribution = 1.66

risledyktighet = 85rice ability = 85

vanninnhold (vekttap ved 800°C) = 7%water content (weight loss at 800°C) = 7%

termisk kapasitet pr. volumenhet ,.thermal capacity per volume unit,.

ved minimum fluidisering = 1,18 MJ/m K at minimum fluidization = 1.18 MJ/m K

Egenskapene av de to a-aluminiumoksyder, A og B, var som i den etterfolgende tabell VII. The properties of the two α-alumina oxides, A and B, were as in the following Table VII.

Risledyktigheten av blandingen var 73,5 og dens termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering var 1,25 MJ/m<3>K. The creepability of the mixture was 73.5 and its thermal capacity per volume unit at minimum fluidization was 1.25 MJ/m<3>K.

En glassplate med tykkelse 2,3 mm ble oppvarmet til 660°C og herdet i den fluidiserte blanding og den sentrale strekkspenning indusert i platen var 48 MPa. Ved å variere de utvalgte relative mengdeandeler av bestanddelene i blandingen kunne en utvalgt sentral strekkspenning i området 34 MPa til 48 MPa induseres i platen. A glass plate of thickness 2.3 mm was heated to 660°C and hardened in the fluidized mixture and the central tensile stress induced in the plate was 48 MPa. By varying the selected relative proportions of the components in the mixture, a selected central tensile stress in the range of 34 MPa to 48 MPa could be induced in the plate.

Eksempel 10Example 10

Den generelle anvendelighet av fremgangsmåten i henhold til oppfinnelsen illustreres videre ved tilblanding av en blanding av forskjellige gassutviklende bestanddeler og flere inerte bestanddeler, som alle er tilgjengelige og relativt billige materialer, for å frembringe en blanding med gassutviklende egenskaper og en optimal risledyktighet og termisk kapasitet for frembringelse av onskede spenninger i glass som herdes i denne blanding når den befinner seg i rolig ensartet ekspandert tilstand med The general applicability of the method according to the invention is further illustrated by admixing a mixture of different gas-evolving components and several inert components, all of which are available and relatively cheap materials, to produce a mixture with gas-evolving properties and an optimal risability and thermal capacity for producing desired stresses in glass which is hardened in this mixture when it is in a quiescent uniformly expanded state with

partikkelfluidisering.particle fluidization.

I dette eksempel inkluderte blandingen 5 vekt% av hver av de fire #-aluminiumoksyder A, B, C og D med egenskaper angitt i etterfolgende tabell VIII. In this example, the mixture included 5% by weight of each of the four #-alumina oxides A, B, C and D with properties indicated in the following Table VIII.

Denne totale mengde på 20 vekt% #-aluminiumoksyd ble blandet med 26,67 vekt% av hver av de tre a-aluminiumoksyder E, F og G med egenskaper angitt i den etterfolgende tabell IX. Risledyktigheten av blandingen var 74 og dens termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering var 1,26 MJ/m<3>K. This total amount of 20% by weight #-alumina was mixed with 26.67% by weight of each of the three α-alumina E, F and G with properties indicated in the following Table IX. The creepability of the mixture was 74 and its thermal capacity per volume unit at minimum fluidization was 1.26 MJ/m<3>K.

En glassplate med tykkelse 2,3 mm ble oppvarmet til 660°C og herdet i den fluidiserte blanding og den sentrale strekk-styrke indusert i platen var 49 MPa. Ved å variere de utvalgte andeler av ^-aluminiumoksydene som utgjorde 20 vekt% av blandingen, eller ved å variere mengdeforholdene av de a-aluminiumoksyder som utgjorde 80 vekt% av blandingen, eller ved å variere de relative mengdeandeler av totalt ^-aluminiumoksyd til totalt a-aluminiumoksydi blandingen, kunne en utvalgt sentral strekkspenning i området 32 til 49 MPa induseres. A glass plate with a thickness of 2.3 mm was heated to 660°C and hardened in the fluidized mixture and the central tensile strength induced in the plate was 49 MPa. By varying the selected proportions of the ^-alumina that made up 20% by weight of the mixture, or by varying the proportions of the a-alumina that made up 80% by weight of the mixture, or by varying the relative proportions of total ^-alumina to total a-alumina in the mixture, a selected central tensile stress in the range of 32 to 49 MPa could be induced.

Eksempel 11Example 11

Det fluidiserte partikkelformede material besto av 17 vekt% av aluminium-monohydratet fra eksempel 6, blandet med 83 vekt% silisiumkarbid med folgende egenskaper: midlere partikkelstorrelse = 40fim partikkelstorrelsesfordeling = lå32 The fluidized particulate material consisted of 17% by weight of the aluminum monohydrate from Example 6, mixed with 83% by weight of silicon carbide with the following properties: average particle size = 40µm particle size distribution = lå32

risledyktighet = 72,75 rice yield = 72.75

termisk kapasitet pr. volumenhet^ved minimum fluidisering = 1,21 MJ/m K thermal capacity per volume unit^at minimum fluidization = 1.21 MJ/m K

Risledyktigheten av blandingen var 75 og dens termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering var 1,02 MJ/m<3>K. The creepability of the mixture was 75 and its thermal capacity per volume unit at minimum fluidization was 1.02 MJ/m<3>K.

En glassplate med tykkelse 2,3 mm ble oppvarmet til 660°CA glass plate with a thickness of 2.3 mm was heated to 660°C

og herdet i den fluidiserte blanding, og den sentrale strekkspenning indusert i platen var 51 MPa. Disse materialer gjorde det mulig å innfore en utvalgt sentral strekkspenning i det brede område fra 32 MPa til 51 PMa ved utvelgelse av forut bestemte mengdeandeler av bestanddelene i blandingen for å tilpasse den fluidiserte blanding til fremstilling av de onskede spenninger i glasset. and cured in the fluidized mixture, and the central tensile stress induced in the plate was 51 MPa. These materials made it possible to introduce a selected central tensile stress in the wide range from 32 MPa to 51 PMa by selecting predetermined proportions of the constituents in the mixture to adapt the fluidized mixture to produce the desired stresses in the glass.

Eksempel 12Example 12

I en to-komponentblanding kan begge de partikkelformede materialer ha gassutviklende egenskaper. En blanding ble fremstilt av like vektdeler ^-aluminiumoksyd og aluminiumtrihydrat (A^O^.SI^O). En andel av krystallvannet i aluminiumtrihydratet frigis ved oppvarming, og dette kommer i tillegg til det vann som frigis fra porene i 2f -aluminiumoksydet. In a two-component mixture, both particulate materials can have gas-evolving properties. A mixture was prepared from equal parts by weight of ^-alumina and aluminum trihydrate (A^O^.SI^O). A proportion of the crystal water in the aluminum trihydrate is released upon heating, and this is in addition to the water released from the pores in the 2f aluminum oxide.

Egenskapene av # -aluminiumoksydet var som folger:The properties of the # alumina were as follows:

midlere partikkelstorrelse = 60^im partikkelstorrelsesfordeling = 1,9 mean particle size = 60 µm particle size distribution = 1.9

risledyktighet = 84rice ability = 84

vanninnhold (vekttap ved 800°C) 8%water content (weight loss at 800°C) 8%

termisk kapasitet pr. volumenhet^thermal capacity per volume unit^

ved minimum fluidisering = 1,05 MJ/m K at minimum fluidization = 1.05 MJ/m K

Egenskapene av aluminium-trihydratet var som folger: midlere partikkelstorrelse = 86 um partikkelstorrelsesfordeling = 1,42 The properties of the aluminum trihydrate were as follows: mean particle size = 86 µm particle size distribution = 1.42

risledyktighet = 86rice ability = 86

vanninnhold (vekttap ved 800°C) = 34%water content (weight loss at 800°C) = 34%

termisk kapasitet pr. volumenhet^thermal capacity per volume unit^

ved minimum fluidisering = 1,56 MJ/m K at minimum fluidization = 1.56 MJ/m K

Risledyktigheten av blandingen var 85,2 5 og dens termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering var 1,31 MJ/m<3>K. The creepability of the mixture was 85.25 and its thermal capacity per volume unit at minimum fluidization was 1.31 MJ/m<3>K.

En glassplate med tykkelse 2,3 mm ble oppvarmet til 660°C og herdet i den fluidiserte blanding, og den sentrale strekkspenning indusert i platen var 47 MPa. En utvalgt sentral strekkspenning i området 42 MPa til 47 MPa kunne innfores i glassplaten ved passende utvelgelse av de relative mengdeandeler av de to gassutviklende materialer. A glass plate with a thickness of 2.3 mm was heated to 660°C and hardened in the fluidized mixture, and the central tensile stress induced in the plate was 47 MPa. A selected central tensile stress in the range of 42 MPa to 47 MPa could be introduced into the glass plate by appropriate selection of the relative proportions of the two gas-evolving materials.

Eksempel 13Example 13

Gassutviklende partikkelformede materialer som vil utvikle andre gasser enn vanndamp ved oppvarming kan anvendes, således f.eks. natrium-bikarbonat (NaHCO^) som frigir karbondioksyd såvel som vann. En blanding av 10 vekt% natrium-bikarbonat inneholdende 0,6 vekt% kolloidalt silisiumoksyd for å forbedre risledyktigheten, med 90 vekt% av a-aluminiumoksydet A fra eksempel 9, ble anvendt. Egenskapene av blandingen av natrium-bikarbonat/kolloidalt silisiumoksyd var som folger: midlere partikkelstorrelse = 70 pm partikkelstorrelsesfordeling = 1,98 Gas-evolving particulate materials that will develop gases other than water vapor when heated can be used, thus e.g. sodium bicarbonate (NaHCO^) which releases carbon dioxide as well as water. A mixture of 10% by weight of sodium bicarbonate containing 0.6% by weight of colloidal silicon oxide to improve the creepability, with 90% by weight of the α-alumina A from Example 9, was used. The properties of the sodium bicarbonate/colloidal silica mixture were as follows: mean particle size = 70 pm particle size distribution = 1.98

risledyktighet = 75rice ability = 75

H„0 + C00-innhold (vekttap vedH„0 + C00 content (weight loss at

800°C) = 37% 800°C) = 37%

termisk kapasitet pr. volumenhet^thermal capacity per volume unit^

ved minimum fluidisering = 1,41 MJ/m K at minimum fluidization = 1.41 MJ/m K

Risledyktigheten av den fluidiserte blanding var 75, og dens termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering var 1,38 MJ/m<3>K. The flowability of the fluidized mixture was 75, and its thermal capacity per volume unit at minimum fluidization was 1.38 MJ/m<3>K.

En glassplate med tykkelse 2,3 mm ble oppvarmet til 660°C og deretter herdet i den fluidiserte blanding, og den sentrale strekkspenning indusert i platen var 53,5 MPa. Ved passende utvelgelse av de relative mengdeandeler av bestanddelene i blandingen kunne det i glassplaten innfores en sentral strekkspenning i området 34 MPa til 55 MPa. A glass plate with a thickness of 2.3 mm was heated to 660°C and then cured in the fluidized mixture, and the central tensile stress induced in the plate was 53.5 MPa. By suitably selecting the relative proportions of the components in the mixture, a central tensile stress in the range of 34 MPa to 55 MPa could be introduced into the glass plate.

I mange av eksemplene er en indikasjon på spenningene indusert i glasset ved herding i den fluidiserte blanding av paEtikkelformede materialer gitt på basis av de spenninger som innfores i en 2,3 mm tykk plate av soda-kalk-kvarts-glass oppvarmet til 660°C og deretter herdet. På samme måte som beskrevet i eksempel 2, 3 og 4 kan forskjellige spenninger oppnås ved å variere den temperatur hvortil glasset oppvarmes, og forholdsvis hoyere spenninger induseres i tykkere glass. In many of the examples, an indication of the stresses induced in the glass by hardening in the fluidized mixture of pellet-shaped materials is given on the basis of the stresses introduced in a 2.3 mm thick plate of soda-lime-quartz glass heated to 660°C and then cured. In the same way as described in examples 2, 3 and 4, different voltages can be obtained by varying the temperature to which the glass is heated, and comparatively higher voltages are induced in thicker glass.

Alle eksempler viser hvorledes utvelgelsen av en andel av et gassutviklende partikkelformet material som er i stand til å utvikle fra 4 til 47% av sin egen vekt av gass ved oppvarming til en konstant vekt ved 800°C, og deretter blanding av det gassutviklende material i forut bestemte mengdeandeler med andre gassutviklende partikkelformede materialer eller med inerte materialer, hvorved blandingen kan tilpasses til å frembringe en onsket risledyktighet i området 60 til 86 og en terisk kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering i området 1,02 til 1,75 MJ/m K, som sikrer at glassplaten herdet i blandingen herdes termisk til den onskede grad, angitt i eksemplene ved den sentrale strekkspenning. Som det er vanlig ved termisk herdet glass er forholdet mellom overflate-trykkspenning og sentral strekkspenning av størrelsesorden 2:1 og overflate-trykk-spenningene som induseres er vanligvis omtrent dobbelt så store som angitt for den sentral strekkspenning. All examples show how the selection of a proportion of a gas-evolving particulate material capable of evolving from 4 to 47% of its own weight of gas when heated to a constant weight at 800°C, and then mixing the gas-evolving material in predetermined proportions with other gas-evolving particulate materials or with inert materials, whereby the mixture can be adapted to produce a desired flowability in the range of 60 to 86 and a theric capacity per volume unit at minimum fluidization in the range 1.02 to 1.75 MJ/m K, which ensures that the glass sheet hardened in the mixture is thermally hardened to the desired degree, indicated in the examples by the central tensile stress. As is common with thermally toughened glass, the ratio of surface compressive stress to central tensile stress is of the order of 2:1 and the surface compressive stresses induced are usually about twice that indicated for the central tensile stress.

Ved anvendelse av fremgangsmåten i henhold til oppfinnelsen kan herdebetingelsene lett reproduseres og det er mulig å gjore bruk av brede områder av partikkelformede materialer, som finnes i handelen, og å anvende blandinger av billigere og mer lettere tilgjengelige partikkelformede materialer i stedet for mer vanskelig tilgjengelige og dyrere enkelt-komponenter i blandingen, slik at driftsutgiftene reduseres. When using the method according to the invention, the curing conditions can be easily reproduced and it is possible to make use of wide areas of particulate materials, which are available in the trade, and to use mixtures of cheaper and more easily available particulate materials instead of more difficult to access and more expensive single components in the mix, so that operating costs are reduced.

Ved passende utvelgelse av de partikkelformede materialer og de mengdeforhold hvori de blandes, er det videre mulig i glasset å frembringe hoyere herdespenninger enn de spenninger som kunne oppnås ved hvilke som helst av bestanddelene i blandingen anvendt alene. By appropriately selecting the particulate materials and the proportions in which they are mixed, it is also possible to produce higher hardening stresses in the glass than the stresses that could be achieved with any of the components in the mixture used alone.

Noen av de partikkelformede materialer beskrevet i det foregående var kommersielt tilgjengelige med en passende midlere partikkelstorrelse, partikkelstorrelsesfordeling, risledyktighet og termisk kapasitet. Some of the particulate materials described above were commercially available with a suitable average particle size, particle size distribution, creepability and thermal capacity.

Når disse egenskaper av det onskede material, f.eks. ^-aluminiumoksyd, ikke var tilstede i kommersielt tilgjengelig material, ble det anvendt sikting for å frembringe raffinerte partikkelformede materialer med onskede egenskaper for blanding med andre bestanddeler for å frembringe en blanding som ved fluidisering vil innfore onskede herdespenninger i glasset. When these properties of the desired material, e.g. ^-alumina, was not present in commercially available material, sieving was used to produce refined particulate materials with desired properties for mixing with other ingredients to produce a mixture which, upon fluidization, will introduce desired tempering stresses into the glass.

De fluidiserte blandinger i eksemplene 1 - 4 og 13 er funnet å være spesielt egenet for termisk herding av glassplater for laminering ved fremstilling av frontglass for biler. Risledyktigheten av slike blandinger er i området 71 til 83, deres gassinnhold på basis av vekttap ved oppvarming til konstant vekt ved 800°C er i området 4 til 3 7% og deres termiske kapasitet pr. volumenhet ved minimum fluidisering er i området 1,09 til 1,38MJ/m<3>K.The fluidized mixtures in examples 1 - 4 and 13 have been found to be particularly suitable for thermal hardening of glass sheets for lamination in the manufacture of windscreens for cars. The friability of such mixtures is in the range of 71 to 83, their gas content on the basis of weight loss on heating to constant weight at 800°C is in the range of 4 to 37% and their thermal capacity per volume unit at minimum fluidization is in the range 1.09 to 1.38MJ/m<3>K.

Utvelgelse av mengdeandelene av bestanddelene i blandingen er mulig for å frembringe lavere spenninger i glasset enn dem som frembringes av den gassutviklende bestanddel alene. Dette er illustrert ved eksempel 7. Selection of the proportions of the components in the mixture is possible to produce lower stresses in the glass than those produced by the gas-evolving component alone. This is illustrated by example 7.

Claims

1. Process for thermal treatment of glass where the glass is heated to a predetermined temperature and brought into contact with a gas-fluidized particulate material, characterized in that a mixture comprising a number of selected particulate materials is used as the particulate material, at least one of the said particulate materials is selected to have gas-evolving properties when heated by the hot glass, and the materials are mixed in selected predetermined proportions such as to the gas-fluidized mixture of particulate materials imparts a thermal capacity and creepability so that a desired thermal treatment of the glass is achieved.

2. Method as stated in claim 1, characterized in that the materials are mixed in selected, predetermined proportions so that desired curing stresses are introduced into the glass plate when it is cooled in the gas-fluidized particulate material from a temperature above the stress point of the glass.

3. Method as stated in claim 2, characterized in that a material is selected as gas-evolving particulate material that is capable of evolving from 4 to 37% of its own weight of gas when heated to a constant weight at 800°C, and that the particulate materials are mixed in predetermined proportions which give the mixture a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range from 1.02 to 1.73 MJ/m 3K and a creepability in the range 60 to 86.

4. Method as stated in claim 3, for thermal hardening of a plate of soda-lime-quartz glass with a thickness in the range of 2 mm to 2.5 mm, where the glass plate is heated to a temperature in the range of 610 to 680°C, and the mixture is kept in a calm uniform expanded state with particle fluidization, characterized in that the particulate material is composed so that a central tensile stress in the range of 35 MPa to 57 MPa is introduced into the glass plate.

5. Method as stated in claim 3 or 4, characterized in that the particulate materials are mixed in predetermined proportions which give the mixture a creepability in the range 71 to 83 and a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range 1.09 MJ/m <3> K to 1.38 MJ/ m <3> K.

6. Method as set forth in claims 1 to 5, characterized in that ^-alumina is used as gas-evolving particulate material.

7. Method as stated in claim 6, characterized in that the #-alumina is mixed with a-alumina.

8. Method as stated in claim 6, characterized in that the mixture comprises from 7 to 86% by weight of aluminum oxide and 93 to 14% by weight of α-alumina.

9. Method as stated in claim 3 or 4, characterized in that a hot glass plate is brazed in a gas-fluidized mixture of a gas-evolving particulate material and at least one particulate metal oxide with a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range from 1.76 MJ/m <3> K to 2.01 MJ/m <3> K, and that the particulate materials are mixed in predetermined proportions which give the mixture a thermal capacity per volume unit at minimum fluidization in the range 1.27 Mj/m <3> K to 1.76 MJ/m <3> K and a creepability in the range 71 to 82.

10. Method as stated in claim 9, characterized in that the particulate metal oxide is spherical iron oxide (a-Fe^^ ).

11. Method as stated in claim 10, characterized in that the mixture comprises from 30 to 70% by weight of spherical iron oxide.

12. Method as set forth in claim 11, characterized in that the mixture comprises from 70 to 30% by weight # aluminum oxide as gas-evolving material.

13. Method as stated in claim 11, characterized in that the mixture comprises from 28 to 35% by weight of spherical iron oxide and from 45 to 56% by weight of α-alumina, the remainder being β-alumina as gas-evolving material.

14. Method as stated in claim 9, characterized in that zircon (Zr02 .Si02 ) is used as particulate metal oxide.

15. Method as stated in claim 14, characterized in that the mixture comprises from 10 to 70% by weight of aluminum monohydrate (AJ^O^.II^O) as gas developing material and from 90 to 30% by weight of zircon.

16. Method as stated in claims 1 to 4, characterized in that an aluminosilicate is used as gas-evolving particulate material.

17. Method as stated in claim 16, characterized in that the aluminosilicate is zeolite, and from 8 to 10% by weight of the zeolite is mixed with from 90 to 92% by weight of α-alumina to form the mixture.

18. Method as stated in claims 1-4, characterized in that the gas-evolving particulate material is aluminum monobydrate (A12 03 .1H2 0).

19. Method as stated in claims 1-4, characterized in that the mixture comprises silicon carbide (SiC) mixed with a gas-evolving particulate material.

20. Method as stated in claim 19, characterized in that aluminum monohydrate (A12 03 .1H2 0) is used as gas-evolving particulate material and that the mixture comprises 17% by weight of aluminum monohydrate mixed with 83% by weight of silicon carbide.

21. Method as stated in claims 1-4, characterized in that aluminum trihydrate (A12 03? . 3H2 0) is used as gas-evolving particulate material.

22. Method as stated in claims 1-4, characterized in that the mixture comprises two gas-evolving particulate materials, namely aluminum trihydrate (A12 03 .3H2 0) and ^ -alumina in equal amounts.

23. Method as stated in claims 1-5, characterized in that sodium bicarbonate (NaHCO3 ) is used as gas-evolving particulate material.

24. Method as stated in claim 23, characterized in that 10% by weight sodium bicarbonate is mixed with 90% by weight α-alumina to form the mixture.

25. Apparatus for thermal hardening of glass, comprising a container for gas-fluidized particulate material, gas supply means connected to the container for maintaining a state of fluidization of a particulate material, and means for placing hot glass in the container, characterized in that the container contains a gas-fluidized mixture of selected particulate materials, at least one of which has gas-evolving properties when heated by the hot glass, the particulate materials being mixed in selected, predetermined proportions which give the gas-fluidized mixture a thermal capacity and ripplability so that a desired thermal treatment of the glass is achieved.