Przedmiotem wynalazku jest sposób obróbki cieplnej szkla, a w szczególnosci hartowonlia wyrobów szklanych, np. plaskich lub wygietych plyt szklanych. Hartowane plyty szklane znajdujq zastosowanie jako szyby przednie w pojazdach samochodowych lub jako jedna z warstw tych szyb. Stosowane sq one równiez w swiatlach bocznych lub tylnych w pojazdach samochodowych, w zespolach szyb przednich, w samolotach lub lokomotywach, do konstrukcji okien na statkach lub do konstrukcji ar¬ chitektonicznych. Sposób hartowania, bedacy przedmio¬ tem wynalazku, mozna takze stosowac do innych ga¬ tunków wyrobów ze szkla, np. dmuchanych lub wytla¬ czanych.Maksymalna wytrzymalosc na rozciaganie wyrobów ze szkla mozna powiekszyc za pomoca hartowania, podczas którego szklo jest ogrzewane do temperatury zblizone} do temperatury imielknlitenlia, o nastepnie jego powierz¬ chnie sa szybko chlodzone w celu wywolania róznicy temperatur wzdluz grubosci plyty szklanej. Wspomniana róznica temperatur podtrzymywana jest do chwili ochlo¬ dzenia szkla ponizej temperatury zanikania naprezen.Skutkiem tego w powierzchniowych warstwach plyfty szkla¬ nej powstaja naprezenia sciskajace, przy jednoczesnym zaniku naprezen rozciagajacych w warstwach srodko¬ wych tej plyty. 10 15 20 25 Zazwyczaj hartowanie wykonywane jest za pomoca powietrza chlodzacego, kierowanego na obie powierz¬ chnie plyty szklanej. Jednakze podczas stosowania po¬ wietrza chlodzacego powstaja trudnosci z uzyskaniem wy- 30 sokiegb stopnia zahartowania, zwlaszcza podczas harto¬ wania plyt szklanych o grubosci 3 mm lub mniejszej.Próby powiekszenia stopnia zahartowania plyty szklanej poprzez zwiekszenie predkosci przeplywu powietrza chlo¬ dzacego moga spowodowac utrate optycznej jakosci plyt szklanych oraz ich znieksztalcenie spowodowane poleru¬ jacym dzialaniem powietrza.Hartowanie plyt szklanych mozna takze przeprowa¬ dzac chlodzac je w cieczy chlodzacej od temperatury zblizonej do temperatury mieknienia. Za pomoca tego sposobu uzyskuje sie wysokie naprezenia, lecz po ochlo¬ dzeniu plyta musi byc oczyszczona.Byly próby hartowania plyt szklanych przez zanurze¬ nie rozgrzanej plyty w swobodnie wydzielajacym peche¬ rzyki ladunku fluidalnym czastek stalych, np. piasku.Dotychczas sposób ten nie znalazl ekonomicznego za¬ stosowania.Zasad/niczym problemem powstajacym podczas prób zastosowania takiego ladunku do hartowania szWa jest duza lamliwosc plyt szklanych podczas ich obróbki w ladunku fluidalnym. Pekanie plyt szklanych podczas chlo¬ dzenia ich w swobodnie wydzielajacym pecherzyki la¬ dunku fluidialnym spowodowane jest przez wplyw nisz¬ czacych naprezen rozciagajacych w krawedzi natarcia plyty sziklanej, wynikajacych z nierównomiernego chlo¬ dzenia zachodzacego podczas zanurzania krawedzi na¬ tarcia w ladunek czastek znajdujacych sie w stanie wy¬ dzielania pecherzyków lub fluidyzacji skupionej.Straty plyt szklanych spowodowane pekaniem sa szcze¬ gólnie diuze przy hartowaniu cienkich plyt, np. o gru- 1116431 3 bosci od 2,3 mm do 4 mm do wysokich wartosci napre¬ zen. Sq one tak duze, ze wytwarzanie plyt szklanych hartowanych tym sposobem, np. na szyby przednie sa¬ mochodów jest nieoplacalne. Pekanie plyt wystepuje takze podczas hartowania plyt grubszych, mp. do 8 mm.W tym przypadku rozmiar tego zjawiska nie jest tak du¬ zy, lecz tez dosyc znaczny z ekonomicznego punktu wi¬ dzenia.Ponadto stwierdzono, ze wydzielajacy pecherzyki la¬ dunek, znajdujacy sie w stanie fluidyzacji sikupiohej, dziala szkodliwie ma goraca plyte w nim zanurzona.Spowodowane to jest nieregularnymi silami dzialajacymi YTa plyte w swobodnie wydzielajacym pecherzyki ladun¬ ku. Skutkiem tego ulega zmianie zarówno ksztalt plyty jak i powiekszaja sie uszkodzenia powierzcbnli miejsco¬ we, przy czym to pierwsze zjawisko wystepuje zwlaszcza w cienkich plytach szklanych o grubosci od 2 mm do 3 mm. Takie uszkodzenia, jak zmiany ksztaltu moga utrudnic laczenie warstw, natomiast miejscowe uszko¬ dzenia powierzchni moga spowodowac niedopuszczalne zmiany wlasnosci optycznych plyty przeznaczonej na szybe lub na warstwe szyby wielowarstwowej.Hartowanie plyt szklanych mozna przeprowadzic przez chlodzenie ich w sfluidyzowanym za pomoca gazu la¬ dunku rozdrobnionego materialu, znajdujacego sie w stanie ustalonej, równomiernie rozprzestrzenionej fluidy¬ zacji jednorodnej. W chlodzonej plycie powstaja nie- oczelkiwanie naprezenia, przy jednoczesnym zmniejsze¬ niu strat, spowodowanych pekaniem zmianami ksztaltu lub uszkodzeniami powierzchni. Mozliwe jest wiec osiag¬ niecie dostatecznej, z ekonomicznego punktu widzenia, wydajnosci.Celem wynalazku jest opracowanie sposobu obróbki cieplnej szkla, podczas której styka siie ono ze sfluidy¬ zowanym za pomoca gazu rozdrobnionym materialem, znajdujacym sie w stanie ustalonej, równomiernie roz¬ przestrzenionej fldidyzacji jednorodnej, wskutek czego dochodzi do wymliany cieRla pomiedzy powierzchniami szkla i sfluidyzowanym materialem.Przedmiotem wynalazku jest sposób obróbki cieplnej szkla, w sklad którego wchodzi podgrzewanie szkla do temperatury wyzszej od temperatury zanikania w nim naprezen oraz zanurzenie szkla w sfluidyzowanym za pomoca gazu ladunku materialu rozdrobnionego, który przed zanurzeniem w nim szkla znajduje sie w stanie ustalonej, równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej.W sposobie wedlug wynalazku nagrzewane szklo za¬ nurza siie do sfliridyzowanego materialu bedacego w stanie ustalonej równomiernie rozprzestrzenionej fluidy¬ zacji jednorodnej wynikajacej ze sterowania przeplywem gazu zasilajacego zloze fluidalne plynace z predkoscia 0,045—5,61 cm/s, przy czym material zloza zawiera czas¬ teczki o gestosci rzedu 0,3—3,97 g/cm3 o srednim wymia¬ rze w granicach 5—120 u,m i pojemnosci cieplnej na jednostke objetosci zloza w granicach 0,02—0,37 cal/cm3°C.Szklo sodowo-wapniowe kwarcowe o grubosci w za¬ kresie 2,3-12 mm nagrzane do temperatury 610-680°C zanurza siie w rozprzestrzenionym materiale stanowia¬ cym zloze fluidalne znajdujace sie w stanie ustalonym, którego pojemnosc cieplna na jednostke objetosci przy minimalnej fluidyzacji zawiera sie w granicach 0,02— -0,37 cal/cm3 °C oraz utrzymuje sie temperature zjo- za na poziomie 150°C.Czasteczki materialu zloza posiadaja porowata struk- 1643 4 ture, zas ich gestosc pozorna jest mniejsza ód rzeczy¬ wistej gestosci materialu, z którego zbudowane sa cza¬ steczki. Czasteczki stanowia porowate czasteczki y — tlenku glinu o srednim rozmiarze czastki 64 u,m, pozor- 5 nej gestosci 2,2 g/cm3 i pojemnosci cieplnej na jednost¬ ke objetosci zloza przy minimalnej fluidyzacji, równej 0,21 cal/cm3 °C Czastki stanowia czasteczki porowatej odmiany gli- nokrzemianu o srednim rozmiarze rzedu 60—75 |xm, po- 10 zarnej gestosci w granicach 1,21—1,22 g/cm3 i pojem¬ nosci cieplnej na jednostke objetosci zloza przy mi¬ nimalnej fluidyzacji, równej 0,11-0,19 cal/cm3 °C.Czastki stanowia czasteczki porowatego, sproszkowa¬ nego niklu o srednim rozmiarze czastki 5 u,m, pozornej 15 gestosci 2,35 g/cm3 i pojemnosoi cieplnej na jednostke objetosci zloza przy minimalnej fluidyzacji, równej 0,37 cal/cm3 °C Czastki stanowia kulki szklane o sredrtim rozmiarze rzedu 77—120 u,m, pozornej gestosci 0,38 g/cm3 i po- 20 jemnosci cieplnej na jednostke objetosci zloza przy¦ mi¬ nii ma I nej fluidyzacji, równej 0,05-0,06 cal/cm3 °C.Czastki stanowia wydrazone kulki wegla o srednim rozmiarze 48 u,m, pozornej gestosci 0,3 g/cm3 i pojem¬ nosci cieplnej na jednostke objetosci zloza przy mini- 25 malnej fluidyzacji, równej 0,02 kal/cm3 °C.Czastki stanowia czasteczki nieporowatego, sprosz¬ kowanego la-tlenku glinu o srednim rozmiarze czastki rzedu 23-54 u.m, pozornej gestosci 3,97 g/cm3 i pojem¬ nosci cieplnej na jednostke objetosci zloza przy minimal- 30 nej fluidyzacji, równej 0,32 cal/cm3 ^C.Zalecane jest utrzymywanie temperatury ladunku zlo¬ za w zakresie od 30°C do 150°C. Dobór temperatury zalezy od charakterystyki fluidyzacyjnej czastki oraz od wymaganej wielkosci naprezen w hartowanej .plycie. 35 Stosowany w wynalazku ladunek frtridalny rozdrob¬ nionego materialu, znajdujacy sie w stanie ustalonej równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej charakteryzuje predkosc przeplywu gazu przez niego oraz jego wysokosc w stanie rozprzestrzenionym. Stan 40 ustalony, równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji je¬ dnorodnej istnieje pomiedzy dolna granica predkosci gazu zapoczatkowujacej fluidyzacje, to jest predkosci, przy której czastki zawisaja w równomiernie rozdziela¬ nym, plynacym ku górze gazie, a górna granica predkos- 45 ci gazu, przy której wystepuje maksymalne rozprzestrze¬ nienie ladunku przy zachowaniu powierzchni swobodnej górnej czesci tego ladunku.Górna granica predkosci gazu fluidyzujacego moze przewyzszac o pewna, niewielka wartosc predkosc, przy 50 której pierwszy, wyraznie okreslony pecherz, np. o sred¬ nicy 5 mm, pojawi sie na spokojnej powierzchni ladun¬ ku. Ta predikosc gazu okreslaja jeden lub dwa widocz¬ ne pecherze.Wyzsza predkosc- gazu wywoluje rozwijanie sie in- 55 tensywnego wydzielania pecherzy w ladunku. Na poczat¬ ku takiego wydzielania pecherzy wystepuja czesciowo zapadniecia sie ladunku i spadek jego wysokosci.Chlodzenie plyty w sfluidyzowanym za pomoca gazu ladunku, znajdujacym sie w stanie ustalonej, równo- *° miernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej nie wywoluje w krawedzi natarcia plyty podczas wprowa¬ dzenia jej do ladunku fluidalnego zadnych, przejscio¬ wych naprezen rozciagajacych o takiej wartosci, ze mo¬ ga narazic plyte na pekniecie. Równiez charakter ladun- $5 ku pozwala na unikniecie w goracym szkle sil, które1 5 mogq wywolac pekniecie, zmiany ksztaltu plyty szklanej lub uszkodzenie jej powierzchni podczas chlodzenia.Poprzednio uwazano, ze w celu uzyskania wysokiego wspólczynnika przejmowania ciepla pomiedzy ladunkiem fluidalnym, a przedmiotem w nim zanurzonym pozadane jest utrzymywanie warunków swobodnego wydzielania pecherzy. Wskutek tego szybki i oiqgly ruch czastek przenosi cieplo pomiedzy przedmiotem a masq ladunku.Zjawisko to, tak uwazano, nie moze wystepowac w la¬ dunku znajdujacym sie w stanie ustalonym, w którym ruch czastelk jest mniejszy.Jednakze obecnie odkryto, ze pomiedzy goracym, szklanym przedmiotem a chlodniejszym ladunkiem sflui- dyzowanego rozdrobnionego materialu, znajdujacym sie w stanie ustalonym, równomiernie rozprzestrzenionym oraz majacym wybrane wlasnosci uzyskuje sie nieocze¬ kiwanie wysokie wspólczynniki przejmowania ciepla.Odkryto, ze przy goracej szklanej powierzchni, pod¬ czas studzenia jej w ladunku wystepuje pobudzenie cieplne równomiernie sfluidyzowanego materialu roz¬ drobnionego oraz wieksza predkosc nuchu i turbulencja czastek w obszarze w poblizu powierzchni plyty szklanej, niz w calej masie ladunku. Wslkutek tego szybkosc przej¬ mowania ciepla od powierzchni szklanej powieksza sie.Uwaza sie, ze czastki ogrzane wskutek przejscia w po¬ blizu powierzchni szkla, poruszaja sie dalej szybciej, od¬ dalajac sie od tej powierzchni i traca cieplo wymie¬ niajac je z powietrzem fluidyzujacym, znajdujacym sie w calej masie ladunku. ^ W sklad sposobu zalecanego przez wynalazek wcho¬ dzi iregulacja przeplywu gazu, w celu podtrzymania wspomnianego stanu ustalonego ladunku fluidalnego, polegajaca na wywolaniu wysokiego spadku cisnienia w przeplywie gazu fluidyzujacego, po drugiej stronie przepony, przez która gaz fluidyzujacy doprowadzany jest do ladunku.Zgodnie z wynalazkiem, rozdrobniony material moze skladac sie z czastek o gestosci w granicach 0,3 g/cm3 do 3,97 g/cm3 i srednich rozmiarach w granicach od 5 u,m do 120 u,m. Rodzaj materialu jest talk dobrany, zeby po sfluidyzowaniu go za pomoca gazu fluidyzacyj¬ nego, plynacego jednostajnie przez ladunek z predkos¬ cia w zakresie od 0,045 cm/s do 3,61 cm/s, znajdowal sie we wspomnianym stanie ustalonym, równomiernie rozprzestrzenionym.Przydatnosc rozdrobnionego materialu do tworzenia ladunku fluidalnego, znajdujacego sie w stanie ustalo¬ nym, równomiernie rozprzestrzenionym, stosowanego w sposobie bedacym przedmiotem wynalazku, okreslaja zarówno gestosc czastek jak i ich srednie rozmiary, przy czym obie te wartosci sa jednakowo wazne.Ogólnie biorac, odpowiednim materialem nadajacym sie do fluidyzacji za pomoca gazu fluidyzujacego, któ¬ rym jest w tym przypadku powietrze, do stanu ustalo¬ nego, równomiernie rozprzestrzenionego, w warunkach dzialania ladunku przy temperaturze pokojowej i nor¬ malnym cisnieniu, jest ten material, dla którego iloczyn liczbowy gestosci czastki w g/cm3 i sredniego rozmiaru czastki w u,m nie przewyzsza waintosci okolo 220.Stopien zahartowania plyty szlklanej, osiagany za po¬ moca sposobu bedacego przedmiotem wynalazku, za-" lezy od wspólczynnika przejmowania ciepla pomiedzy sfkiidyzowanym, rozdrobnionym materialem, a goraca plyta szklana w nim zanurzona. Jak juz opisano, na 1643 6 goracych powierzchniach szkla wystepuje pobudzenie cieplne, wskutek którego nastepuje szybkie przejmowa¬ nie ciepla z tych powierzchni. Ponadto na wielkosc wspólczynnika przejmowania ciepla wplywaja równiez 5 same wlasnosci czastek.Hartowanie plyty ze szkla sodowo-wa pniowego- kwar¬ cowego o grubosci w granicach od 2,3 mm do 12 mm w sposobie wedlug wynalazku prowadzi sie poprzez ogrzewanie szkla do temperatury w granicach od 610°C 10 do 680°C, które zanurza sie w ladunku fluidalnym, znaj¬ dujacym sie w stanie ustalonym którego pojemnosc; cieplna na jednostke objetosci ladunku przy minimalnej fluidyzacji wynosi od 0,02 cal/cm3 °C do 0,37 cal/cm3 °C oraz utrzymanie tego ladunku fluidalnego w tempera- 15 turze do 150°C, w celu wywolania w szkle srednich na¬ prezen wewnetrznych w granicach od 22 MN/m2 do 115MN/m2.Maksymalna wartosc przecietnego, wewnetrznego na¬ prezenia rozciagajacego, które mozna osiagnac, jest za- 20 lezna od grubosci szkla i od wspólczynnika przejmowa¬ nia ciepla. Wybór odpowiedniego materialu zapewnia odpowiednia wartosc wspólczynnika przejmowania cie¬ pla pozwalajaca wytworzyc hartowane plyty szklane, ma¬ jace wewnetrzne naprezenia rozciagajace o tak wyso- 25 kich wartosciach, jak: 40 MN/m2 w szkle o grubosci 2 mm, 50 MN/m2 w szkle o grubosci 3 nim oraz 104 MN/m2 w szkle o grubosci 12 mm. Mozliwe jest osiagniecie nawet jeszcze wyzszych wewnetrznych na¬ prezen rozciagajacych, co^pokazano w kilku ponizszych przykladach.Wynalazek obejmuje takze sposób hartowania szkla w sklad którego wchodzi ogrzewanie szkla oraz zanu¬ rzanie go do ladunku fluidalnego czastek o budowie „ porowatej, wskutek czego pozorna ich gestosc jest mniej¬ sza niz rzeczywista gestosc materialu tworzacego te czastki, przy czym czastki te stanowia sfluidyzowany za pomoca gazu lodunek, znajdujacy sie w stanie ustalo¬ nej, równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jedno- 40 rodnej.Material czastek oraz temperatura ladunku sa tak do¬ brane, ze wspólczynnik przejmowania ciepla ladunku fluidalnego jest wystarczajacy do wywolania wymaga¬ nych naprezen hartowniczych w szkle, podczas chlodze- 45 nia go w ladunku.Zastosowanie czastek o budowie porowatej pozwala dobierac material na czastki pod katem otrzymania la¬ dunku fluidalnego majacego dostatecznie duza pojem¬ nosc cieplna na jednostke objetosci przy minimalnej 50 fluidyzacji, co pozwala na wytworzenie duzych naprezen hartowniczych w szkle, przy jednoczesnym uniknieciu trudnosci zwiazanych z utrzymaniem takiego materialu w stanie ustalonej, równomiernie rozprzestrzenionej flui¬ dyzacji jednorodnej. 55 Wielkosc naprezen hartowniczych wytworzonych w szlkle przy zastosowaniu ladunku fluidalnego zawieraja¬ cego czastki o budowie porowatej moze byc regulowa¬ na poprzez dobór gestosci czastki. Stosujac czastki o malej gestosci i specjalnych rozmiarach uzyskuje sie 60 niska wartosc naprezen hartowniczych w szkle. Wartosc wytworzonych naprezen hartowniczych powieksza sie wraz z gestoscia czastki do wartosci maksymalnej przy maksymalnej gestosci o takim rozmiarze, przy którym sa one nadal sfluidyzowane we wspomnianym stanie G5 ustalonym.1 7 . Przedmiot wynalazku jest przedstawiony w przykla¬ dach wykonania na rysunku, na którym fig. 1 przedsta¬ wia schematycznie pionowy przekrój przez urzadzenie, przeznaczone do stosowania sposobu, bedacego przed¬ miotem wynalazku, fig. 2 szczególowo czesc przekroju z fig. 1 i fig. 3 wylkres obrazujacy charakterystyke sflui- dyzowanego za pomoca gazu ladunku, znajdujacego sie w stanie ustalonej, równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej.Na figurze 1 pokazano pionowy piec hartowniczy 1 ze scianami bocznymi 2 i sklepieniem 3. Sciany bocz¬ ne 2 i sklepienie 3 wykonane sa ze zwyklego materialu ogniotrwalego. Piec stoi na plycie dennej 5, w której znajduje sie szczelina 4. Szczelina 4 zamykana jest w znany sposób zaluzja, nie pokazana na rysunku.Poddawana zginaniu, a nastepnie hartowana plyta szklana 6 zawieszona jest w pieou 1 w kleszczach 7, zacisniejtych na jej górnym obrzezu. Kleszcze 7 zaciska¬ ja sie na plycie pod wplywem jej ciezaru. Sa one przy¬ mocowane do preta 8, zawieszonego na konwencjonal¬ nym podnosniku, nie pokazanym. Podnosnik porusza sie na pionowych prowadnicach szynowych 9 biegnacych w dól pieca, pozwalajac tym samym na opuszczanie i podnoszenie preta 8.Po obu stronach drogi, po której porusza sie plyta szklana 6 w komorze 12 umieszczone sa matryce 10 i 11 do giecia. Komora 12 ogrzewana jest goracym gazem wplywajacym przez ikanaly 12a. Wnetrze komory 12 i matryc 10 i 11 utrzymywane jest w tej samej tempe¬ raturze, jaka ma goraca plyta szklana 6 podczas wpro¬ wadzania jej do. komory 12.Maftryca 10 jest stala matryca górna, zamocowana na suwadle 13. Czolowa powierzchnia matrycy 10 jest wy¬ gieta, w celu nadawanlia plycie szklanej odpowiedniej krzywizny. Matryca 11 jest pierscieniowa matryca dolna, podtrzymywana na rozporkach 14, umocowanych do ply¬ ty tylnej 15, osadzonej na suwaku 16. Krzywizna korpusu matrycy 11 jest dopasowana dp krzywizny czola ma¬ trycy 10.W dól komory 12, po obu stronach [patryc gnacych biegna szyny prowadzace 9, dochodzace do pojemni¬ ka z gazowym ladunkiem fluidalnym 17, zlozonym z og¬ niotrwalego rozdrobnionego materialu. W pojemniku tym zanurzona jest goraca, wygieta plyta szklana w celu jej ochlodzenia. Pojemnik z ladunkiem fluidalnym zawiera otwarty od góry, prostokatny zbiornik 18, umocowany na platformie 19 podnosnika nozycowego. W górnym polozeniu platformy 19 górna krawedz zbiornika 18 znajduje sie bezposrednio pod matrycami gnacymi 10 i 11.Denna czesc zbiornika 18 stanowi mikroparowata przepona 20, pokazana na fig. 2. Krawedzie przepony 20 zamocowane sa pomiedzy kolnierzem 21 zbiornika, a kolnierzem 22 komory sprezonego powietrza 23, stanowiacej podstawe zbiarnilka 18. Kolnierze i krawe¬ dzie przepony 20 polaczone sa ze soba srubami 24.Do komory sprezonego powietrza doprowadzony jest przewód wlotowy 25, którym dostarczane jest powietrze fluidyzujace o regulowanym cisnieniu. Przepona jest zbu¬ dowana w taki sposób, ze ipoWietrze fluidyzujace plynie jednostajnie do ladunku fluidalnego na calej powierz¬ chni podstawy tego ladunku, utrzymujac ladunek w sta¬ nie ustalonej, równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej. 1643 8 Rozdrobniony material ogniotrwaly znajdujacy sie w zbiorniku 18 utrzymywany jest w stanie ustalonym, rów¬ nomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej na skutek przeplywu Iku górze powietrza równomiernie roz- 5 dzielonego" przez porowata przepone 20. Ladunek o zwiekszonej objetosci znajduje sie w stanie ustalone¬ go swobodnego wydzielania pecherzy, wskutek czego w ladunku tym nie ma obszarów nie objetych fluidy- zacja. 10 Budowa mikroporowatej przepony 20 pokazana jest na fig. 2 i opisana w brytyjskim zgloszeniu patentowym nr 24124/76. Sklada sie ona ze stalowej plytki z równo¬ miernie rozmieszczonymi otworami 27. Krawedzie plytki maja nawiercone otwory przeznaczone na sruby 24. 15 Pomiedzy dolnymi powierzchniami krawedzi plytki a kol¬ nierzem 22 komory sprezonego powietrza znajduje sie uszczelka 28. Na plytce 26 polozone sa liczne warstwy 29 mocnego papieru mikrpporowatego. Przykladowo moz¬ na zastosowac 15 arkuszy papieru. Na warstwach pa- 20 pieru znajduje sie sitko o numerze 30, przykladowo sit¬ ko ze stali nierdzewnej. Pomiedzy obrzezami sitka a kol¬ nierzem 21 zbiornika znajduje sie gómna uszczelka 31.W poblizu przepony 20 moze znajdowac sie korzyk do chwytania stluczek, umieszczony w taki sposób, zeby 25 nie zaklócal równomiernego przeplywu powietrza przez przepone.Zgodnie z fig. 1 szyny prowadzace 9 biegna w dól do polozenia ponizej matryc gnacych i koncza sie w okolicy górnej krawedzi zbiornika 18. W zbiorniku 18 30 zamocowana jest stala rama 32 ze stopka 33, przezna¬ czona do podtrzymywania dolnej krawedzi plyty szkla¬ nej opuszczonej do ladunku fluidalnego, podczas opusz¬ czania preta 8 na wyciagu, ponizej matryc gnacych.W dolnym polozeniu platformy podnosnika nozycowe- 35 go 19 oraz w najnizszym polozeniu kleszczy 7 i preta 8 na poczatku prowadnic 9, zimna plyta szklana, przezna¬ czona do wyginania i hartowania, chwytana jest klesz¬ czami 7. Nastepnie podnosnik unosi szklana plyte do góry do pieca 1, w którym utrzymywana jest tempera- 40 tura np. 850°C w przypadku hartowania szkla sodowo- -wapniowo-kwarcowego. Plyta szklana jest szybko ogrze¬ wana do temperatury bliskiej temperaturze mieknienia, np. do temperatury w zakresie od 610°C do 680°C.Po osiagnieciu przez cala plyte szklana wymaganej 45 równomiernej temperatury, zaluzja otwiera szczeline 4, przez która plyta opuszczana jest na wyciagu pomiedzy otwarte matryce 10 i 11. Suwadla 13 i 16 zamykaja ma¬ tryce gnace. Po nadaniu szklanej plycie odpowiedniej krzywizny matryce otwieraja sie i goraca, wygieta plyta 50 jest szybko opuszczana do ladunku fluidalnego w zbior¬ niku 18, iktóry zostal podniesiony do polozenia chlodza¬ cego za pomoca platforrny 19 podnosnika nozycowego, podczas ogrzewania plyty szklanej w piecu 1.Wytwarzanie wyrobcfW z wysokogatunkowego szkla 55 warstwowego, zawierajacego hartowane plyty szklane, wyrabiane za pomoccj chlodzenia w ladunku fluidalnym wymaga, w celu zadhowania dobrej jakosci optycznej powierzchni szklanych4/ wstepnego chlodzenia powietrzem bezposrednio przed zanurzeniem szkla w ladunku flui- 60 dalnym. Zrealizowano to przez umieszczenie bezposred¬ nio ponad górna frawedzia zbiornika 18 slabych dmu¬ chaw, które Kierca zimne powietrze na powierzchnie wygietej plyty szlwanej w chwili, gdy wychodzi ona z matryc i wprowadzana jest do ladunku fluidalnego. *5 Wstepne* chlodzenie powierzchni skutecznie zapobie-111643 to ga d$pbnym zmianom, które czasami daly sie na niej zauwazyc, zachodzacym wskutek pobudzenia cieplnego sfluidyzowcnego materialu rozdrobnionego na powierz¬ chniach plyty szklanej. Jednakze takie wstepne chlodze¬ nie stosowane jest tylko wtedy, gdy szklo jest uzywane do wytwarzania laminatów o wysokiej jakosci optycznej.Temperatura ladunku fluidalnego utrzymana jest na odpowiednim poziomie np. 30*0 do 150°C, w celu wy¬ wolania w szkle wymaganych wewnetrznych naprezen rozciqgajqcych. Wysokosc temperatury utrzymywana na stalym poziomie za pomocq plaszczy wodnych 34, chlo¬ dzacych plaskie, dluzsze scianki zbiornika 18 oraz za pomoca regulowania temperatury powietrza fluidyzuja- cego, dostarczonego do komory sprezonego powietrza 23/ Plaszcze 34 dzialaja jako pochlaniacze energii ciepl¬ nej, przejmujace cieplo przenoszone od goracej plyty szklanej przez ladunek.Podczas przenikania poprzezl pozioma, spokojna po¬ wierzchnie rozprzestrzenionego ladunku fluidalnego, dol¬ na krawedz goracej plyty sklanej jest równomiernie chlo¬ dzona na calej dlugosci, wskutek czego nie powstaja warunki sprzyjajace powstawaniu róznych naprezen roz¬ ciagajacych w róznych obszarach powierzchni krawedzi plyty, co mogloby doprowadzic do powstawania pek¬ niec.W trakcie opuszczania plyty do ladunku fluidalnego dolna jej krawedz caly czas styka sie z sfluidyzawonym materialem, znajdujacym sie w stanie ustalonej, równo¬ miernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej. Ta równomierna obróbka dolnej krawedzi, pomimo przeply¬ wu 'rozdrobnionego materialu ku górze, wywolanego przez goraca szklana powierzchnie natychmiast po jej wejsciu w ladunek fluidalny, w duzym stopniu zapobie¬ ga peknieciom i rozwiazuje problemy zwiazane z odpad¬ kami szkla w ladunku fluidalnym. Korzysci te wraz z ko- rzyscaimi wynikajacymi z unikniecia strat plyt szklanych; spowodowanych zmiana ksztaltu tych plyt i/lub uszko¬ dzeniami jakosci powierzchni zapewniaja ekonomiczna wydajnosc hartowania szkla.Na goracych powierzchniach plyt szklanych zachodzi miejscowe pobudzenie cieplne ladunku fluidalnego spo¬ wodowane prawdopodobnie przez szybkie rozszerzanie sie gazu w podobny sposób, jak podczas wrzenia cie¬ czy. Pobudzenie to wplywa na odpowiednie odprowa¬ dzanie ciepla z powierzchni szkla do calej masy ladun¬ ku fluidalnego, np. wspólczynnik przejmowania ciepla pomiedzy ladunkiem a plyta szklana wynosza od 0,003 cal/cm2 °Cs do 0,02 cal/cm2 °Cs. Wymiana -ciepla zachodzi z duza wydajnoscia do chwili ochlodzenia szkla do temperatury nizszej od temperatury zanikania napre¬ zen, co zapewnia powstawanie gradientu temperatur pomiedzy powierzchniami szkla i utrzymanie go do chwili ochlodzenia szkla ponizej temperatury zanikania na¬ prezen. Od chwili w zanurzonym w ladunku fluidalnym szkle wystepuja naprezenia hartownicze utrzymujace sie podczas dalszego chlodzenia.Pobudzanie sfluidyzowanego materialu przy powierz¬ chniach szkla wywoluje w masie ladunku prady powo¬ dujace ciagle rozpraszanie, do dalszych obszarów la¬ dunku, ciepla odprowadzanego ze szkla. Zachodzi to wskutek pobudzania cieplnego ladunku w obszarze przy¬ legajacych do plyty szklanej. Dzialajace jako pochla¬ niacze energii cieplnej plaszcze wodne 34 chlodza odle¬ glejsze obszary ladunku.Po osiagnieciu dolnego polozenia, plyta opiera sie na stopce 33 ramy 32, uwalniajac tym samym kleszcze 8.Podczas chlodzenia plyta spoczywa na ramie 32. Pozo* staje ona w ladunku fluidalnym do chwili, gdy zostanie 5 dostatecznie ochlodzona i moze byc przeniesiona dalej.Wówczas zbiornik 18 jest opuszczany przez obnizenie platformy podnosnika nozycowego, co powoduje, ie ra¬ ma 32 wraz z zahartowana plyta szklana wyprowadzana jest z ladunku fluidalnego. Nastepnie plyta jest usuwa* 10 na z urzadzenia z przeznaczeniem do dalszego chlo¬ dzenia do temperatury pokojowej.Na figurze 3 przedstawiono charakterystyke stanu ustalonego równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacjl jednorodnej. Ilustruje ja wykres cisnienia w komorze 15 sprezonego powietrza w funkcji wysokosci ladunku w zbiorniku 16 dla czastek y-tlenku glinu, opisanych poni¬ zej w przykladzie 2, przy rozmiarach zbiornika I warun¬ kach fluidyzacji jak w przykladzie 2. Temperatura la¬ dunku wynosi 80°C. 20 Rozprzestrzenianie sie ladunku rozpoczyna sie po osiag* nieciu cisnienia 15 kN/m2. Predkosc fluidyzujacego po¬ wietrza jest wtedy wystarczajaca do zapoczatkowania fluidyzacji, to jest przy tej dolnej predkosci granicznej czastki Y-tlenku glinu zawisaja w plynacym ku górze 25 powietrzu.Zastosowanie wysokiego spadku cisnienia oraz rów¬ nomiernej, mikroporowatej przepony, typu pokazanego na fig. 2, w której spadek cisnienia jest wiekszy od 60% cisnienia w komorze sprezonego powietrza, powo- 30 duje równomierne rozprowadzanie fluidyzujacego powie¬ trza plynacego od górnej powierzchni przepony ku gó¬ rze, ten wysoki spodek cisnienia na przelanie pozwatg na dokladne sterowanie predkoscia przeplywu gazu przez rozdrobniony material. Skutkiem tego istnieje mozliwosc 35 sterowania stanem ustalonej fluidyzacji -y-tlenku glinu pomiedzy stanem opisanej powyzej fluidyzacji minimal¬ nej, a stanem maksymalnego rozprzestrzeniania sie ladunku, w którym utrzymywana jest faza gesta fluidy¬ zacji. 40 Precyzyjne sterowanie predkoscia gazu osiagane jest przez sterowanie wielkoscia cisnienia w komorze 23.Wzrost cisnienia nie wywoluje naglej lub nieciaglej zmiany stanu ladunku. Pr*y wzroscie cisnienia do okolo 25 kN/m2, jak pokazano na fig, 3, utrzymuje sie foczej 45 stan ustalony równomiernie fozprzestrzenlo*eoo ladunku, przy czym ladunek rozprzestrzenienia sie w zbldmtku do wysokosci okolo 102 cm.Przy tym cisnieniu mozna zaobserwowac pierwszy wy¬ raznie widoczny pecherz, np. 6 srednicy 5 mm, prze- 3° bljajacy spokojna powierzchnie ladunku. Predkosc po¬ wietrza fluidyzujacego, przy której zachodzi to zjawis¬ ko, moze byc brane pod uwage jako minimalna pred¬ kosc wydzielania pecherzy.Zastosowanie przepony 20, wywolujacej duzy spadek 5* cisnienia pozwala zauwazyc, ze ta minimalna predkosc, przy której wydzielaja sie pecherze niekoniecznie jest 4 predkoscia gza u powodujaca maksymalne rozprzestrze¬ nia rwe sie ladunku. Dalsze podnoszenie cisnienia do 27 kN/m2 wywoluje maksymalne rozprzestrzenienie sie *° ladunku do wysokosci okolo 105 cm. Podczas powieksza¬ nia cisnienia do 27 kN/m2 zaobserwowano wiecej ma¬ lych pecherzy przebijajacych powierzchnie ladunku, lecz te male, przypadkowe pecherze nie wywieraly istotnego wplywu na wydajnosc ladunku, chlodzacego gorace pfy- 65 ty szklane, zwlaszcza grubsze.111643 11 Powiekszenie cisnienia powyzej 27 kN/m2 wywoluje stale wydzielanie pecherzy z ladunku, przy czym wyste¬ puje sklonnosc ladunku do opadania do wysokosci po¬ nizej jego wysokosci maksymalnej 103 cm. W tym sta¬ nie ladunek nie nadaje sie do hartowania goracych plyt szklanych.W przykladzie tym stan ustalony (równomiernie rozprzes¬ trzenionego ladunku fluidalnego y tlentku glinu, nada¬ jacy sie do hartowania goracych plyt szklanych przed¬ stawiony jest na fig. 3 linia krzywa, lezaca pomiedzy cis¬ nieniami 15 kN/m2 a 27 kN/m2. W obszarze tym mozli¬ we jest precyzyjne sterowanie stanem fluidyzacji, a co za tym idzie, sterowanie równomiernymi naprezeniami hartowniczymi wywolywanymi w szkle.Efektywny wspólczynnik pirzejmowania ciepla ladun¬ ku fluidalnego wzgledem goracego szkla, zalezy od wlasnosci gazu fluidyzujacego, zazwyczaj powietrza, od predkosci gazu w ladunku, od wlasnosci rozdrobnionego materialu ogniotrwalego, a zwlaszcza do rozmiarów je¬ go czastek, od sredniego rozmiaru czastki, od gestosci czastki oraz w przypadku, gdy czastki maja zagle¬ bienie, to jest maja pewna porowatosc lub sa wydira- zone, od gestosci materialu czastek. Wspólczynnik przej¬ mowania ciepla zalezy równiez od temperatury szkla i ladunku, poniewaz jezeli pomiedzy tymi temperaturami jest mala róznica, to na powierzchni szkla wystapi male pobudzanie lad uniku i wspólczynnik przejmowania bedzie stosunkowo niski.Innymi czynnikami wplywajacymi na wspólczynnik przejmowania ciepla sa: cieplo wlasciwe czastek i ich przecietna pojemnosc cieplna. W kazdym z ponizszych przykladów wartosc liczbowa iloczynu gestosci czastki w g/cm3 i sredniego rozmiaru czastki w u,m jest mniej¬ sza od 220. Jest to kryterium sluzace do okreslania przy¬ datnosci rozdrobnionego materialu, to jest jego mozli¬ wosci sfluidyzowania powietrzem do stanu ustalonej, równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej, zachodzacej w warunkach otoczenia przy normalnym cisnieniu i temperaturze.Ponizej przedstawiono kilka przykladów hartowania plyt szklanych, o grubosciach w granicach od 2,3 mm do 12 mm, za pomoca urzadzenia pokazanego na fig. 1 i na fig. 2 ustalonego, równomiernie rozprzestrzenione¬ go ladunku. W kazdym z ponizszych przykladów 1 do 11 krawedzie plyty szklanej zostaly wykonczone poprzez za¬ okraglenie ich za* pomoca tarczy pokrytej proszkiem dia¬ mentowym.Przyklad I. Rozdrobnionym materialem ognio¬ trwalym jest odmiana y porowatego tlenku glinu o na¬ stepujacych wlasnosciach: sredni rozmiar czasteczki (d) = 64 u,m Zakres rozmiaru czqst)ki=20 do 160 u,m Gestosc czastki (Q) = 2,2 g/cm3 Gestosc materialu = 3,97 g/cm3 QXd = 141 Cieplo wlasciwe materialu = 0,2 cal/g °C Pojemnosc cieplna na jednostke' objetosci ladunku/ /przy minimalnej fluidyzacji = 0,21 cal/cm3 °C Predkosc powietrza fJuidyzujqcego/w ladunku = 0,34 cm/s Stopien zahartowania plyt szklanych o grubosci w gra¬ nicach od 2,3 mm do 12 mm, przy poczatkowej tem¬ peraturze szkla w granicach od 610°C do 670°C i tem¬ peraturze ladunku 40°C wynosi (patrz tabela 1) 12 Tabela 1 10 T5 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 Poczatkowa temperatura szkla (°C) 61 a 610 610 630 630 630 650 • 650 650 £50 650 j650 670 670 | 670 Grubosc szkla (mm) 2,3 10 12 2,3 6 12 2,3 4 6 8 10 12 2,3 6 10 Przecietne wew¬ netrzne naprezenia rozciagajace (MN/m2) 37 92 93,5 42,5 72,5 96 46 64 75,7 92,7 96 99 44 • 75 100 | Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla miedzy ladunkiem a plytami szklanymi lezy w granicach od 0,01 cal/cm2 °C do 0,012 cal/cm2 °Cs.Przyklad II. Wygiete plyty szklane o grubosci 2,3 mm hartowano przy zastosowaniu tej samej odmia¬ ny y porowatego tlenku glinu, co w przykladzie 1. Ply¬ ty te byly nastepnie uzywane jako skladnik wielowar¬ stwowej, przedniej szyby samochodowej._ Wlasnosci y tlenku glinu: Sredni rozmiar czastki (d) =64 jxm Zakres rozmiaru czastki = 30 do 150 u,m Gestosc czastki (Q)=2,2 g/cm3 Gestosc materialu = 3,9 g/cm3 QXd = 141 Rozmiary zbiornika/ //zawierajacego ladunek flu'idalny=105 cm glebokosci Cisnienie tloczenia = 24 kN/m2 Spadek cisnienia na przeponie = 15 kN/m2 Spadek cisnienia na przeponiie=60% cisnienia tloczenia Wydatek powietrza fluidyzujacego = 0,175 m3/min Predkosc powietrza fluidyzujacego/ //w ladunku=0,36 cm/s Temperatura ladunku fluidalnego = 60°C Temperatura szkla: krawedz górna = 650°C do 655°C krawedz dolna = 670°C do 675°C Wynikowe równomierne wewnetrzne/ //naprezenia rozciagajace w szkle=38 MN/m2 do 40 MN/ /m2 Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla miedzy ladunkiem a plytami szklanymi lezy w granicach od 0,01 cal/cm2 °Cs do 0,012 cal/cm2 °Cs.Przyklad III. W innej serii produkcyjnej harto¬ wano, w ustalonym równomiernie rozprzestrzenionym la¬ dunku fluidalnym y tlenku glinu plyty szklane o gru¬ bosci 3 mm, 4 mm, 6 mm, 8 mm i 10 mm przeznaczone na warstwy lotniczych szyb wielowarstwowych. Stosowa¬ na byla ta sama odmiana y tlenku glinu porowatego, co w przykladzie I i II.Rozmiary zbiornika/zawierajacego ladunek fluidalny =45 cmX245 cmX150 cm glebokosci Cisnienie tloczenia = 30 kN/m211H 13 Spadek cisnienia na przeponie = 19,5 kN/m2 Spadek cisnienia na przeponie = 65% cisnienia tloczenia Wydatek powietrza fluidyzujqcego = 0,34 m3/min Predkosc powietrza fluidyzujqcego/ /w ladurnku=0,51cm/s 5 Temperatura ladunku fluidalnego = 60°C Temperaufora szkla = 645°C do 650°C Ostateczne równomierne wewnetrzne cisnienia rozciq- gajqce wynoszq: 10 Grubosc Wewnetrzne naprezenie rozciqgajqce 3,0mm 48 MN/m2 4,0 mm 53MN/m2 * ItyOmm 80MN/m2 Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla miedzy t5 ladumkiem, a plytami sziklanymi lezy w granicach 0,01 cal/cm2 °Cs do 0,012 cal/cm2 °Cs.Przyklad IV. Rozdrobnionym materialem jest po¬ rowaty, sproszkowany glinokrzemian, którego czqstki mg- jq sklad masowy: 13% tlenek glinu, 86% krzemionka. 20 Sproszkowany material ma nastepujqce wlasnosci: Zakres rozmiaru czqstki = do 150 u,m sredni rozmiar czqstki (d) == 60 u,m Gestosc czqstki (Q) = 1,22 g/cm3 Gestosc materialu = 2,3g/cm3 25 QXd = 73 Cieplo wlasciwe materialu = 0,38 cal/g °C Pojemnosc cieplna ma jednostke objetosci ladunku przy minimalnej fluidyzacji = 0,19 cal/g °C Predkosc powietrza fluidyzujqcego 30 w ladunku = 0,21 cm/s Stopien zahartowania plyt szklanych o grubosci w za¬ kresie od 2,3 mm do 10 mm przy temperaturze ladunku 40°C wynosi jak w tabeli 2. 35 Poczqtkowa tem¬ peratura szkla (°C) '650 '650 ,650 650 £50 Grubosc szkla (mm) 2,3 4 6 8 10 Przecietne wew¬ netrzne naprezenia rozaiqgajqce (MN/m2) 30l,8 44 62,3 79 Efektywny wspólczynik przejmowania ciepla miedzy ladunkiem a plytami szklanymi lezy w granicach 0,007 cal/ /cm2oCs do 0,009 cal/cm2 °Cs.Przyklad V. Zastosowano innq odmiane porowa- 50 tego, sproszkowanego glinokrzemianu o slkladzie maso¬ wym: 29% tlenku glinu, 69% krzemionki. Proszek ten ma nastepujqce wlasnosci: Zakres rozmiaru czqstki = do 150 ^m Sredni rozmiar czqstki (d) = 75\xm 55 Gestosc czqstki (Q) = 1,21 g/cm3 QXd = 91 Gestosc materialu = 2,3 g/cm3 Cieplo wlasciwe materialu = 0,2 cal/g °C Pojemnosc cieplna na jednostke objetosd ladumku/ * /przy minimalnej flufidyzacjli=0fT1 cal/cm3 °C Predkosc powietrza fluidyzujqcego/ /w ladunku=0,33 cm/s Stopien zahartowania plyt szklanych o grubosciach w granicach od 2,3 mm do 10 mm przy temperaturze la- *5 14 dunku 40°C i paczqtkowej temperaturze szkla w grani¬ cach od 610°C do 670°C iwynosi (patrz tabela 3).Tabela 3 Poczqftkowa tem¬ peratura szkla (°C) 610 610 .610 630 650 650 650 650 650 670 670 670 Grubosc szlkla (mm) 6 10 2,3 6 2,3 4 6 8 10 2,3 6 10 Przecietne wew¬ netrzne naprezenia rozdiqgajqce (MN/m*) 51 74 31,5 53 i 33,7 48,3 56 71,3 84 32 58 81,5 Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla miedzy ladunkiem a plytq szklanq lezy w granicach od 0,007 cal/ /cm2oCs do 0,01 cal/cm2 °Cs.Przyklad VI. Zastosowano proszek marki „Fillite' zawierajqcy wydrqzone kulki szklane pochodzqce z po¬ piolu paliwa pylowego z kotlowni, charakteryzujace sie nastepujqcymi wlasnosciami: Zakres rozmiaru czqst»ki = 20 do 160 u,m Sredni rozmiar czqstki (d) = 77 u-m Gestosc czqstki (Q) = 0,38 g/cm3 QXd = 29 Gestosc materialu = 2,6 g/cm3 Cieplo wlasciwe materialu. — 0,18 cal/g °C Pojemnosc cieplna na jednostke objetosci ladunku/ /przy minimalnej fluiidyzacji=0,05 cal/cm3 °C Predkosc powietrza flulidyzujqcego/ w proszku „Fillite" = 0,11 cm/s Stopien zahartowania plyt szlklanych o grubosci od 4 mm do 12 mm hartowanych w tym ladunku fluidalnym, okreslony przecietnymi wewnetrzynmi naprezeniami roz- ciqgajqcymi, mierzonymi w konwencjonalny sposób, przy temperaturze poczqtkowej w granicach 610 do 670°C i przy temperaturze ladunku fluidalnego 40°C wynosi jak w itabeM 4.Tabela 4 Poczqtkowa tem¬ peratura szkla (°C) 610 610 630 630 650 \ 650 650 650 650 670 670 Grubpsc szkla (mm) 10 12 6 12 4 6 8 10 12 6 10 Przecietne wew¬ netrzne naprezenia rozdiqgajqce (MN/m2) 40 ' 41 30 45 22,4 32 37 39 j 48,5 35 50111643 15 Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla miedzy ladunkiem a plyta szklana lezy w granicach od 0,003 cal/ /cm2 °Cs do 0,004 cal/cm2 °Cs.Przyklad VII. Zastosowano inny gatunek materialu „Fillite" o nastepujacych wlasnosciach: sredni rozmiar czqstki (d) =¦= 120 u.m Gestosc czqstki (Q) = 0,38 g/cm3 Gestosc materialu = 2,6 g/cm3 QXd = 45 Cieplo wlasciwe materialu = 0,18 cal/g °C Pojemnosc cieplna na jednostke objetosci ladunku/ /przy mimimalnej fliuidyzacji=0,06 cal/cm3 °C Predkosc powietrza fluidyzujacego/ /w ladunku=0,27 cm/s Naprezenia wywolane w plytach szklanych o grubosci od 6 mm do 10 mm przy temperaturze ladunku 40°C i przy temperaturze poczatkowej szkla w granicach od 630°C do 670°C wynosza (patrz tabela 5).Tabela 5 16 Tabela 6 Poczatkowa tem¬ peratura szkla (°C) 630 630 650 650 650 670 670 Grubosc szlkla (mm) 6 8 6 8 10 6 8 Przecietne wew¬ netrzne naprezenia rozdiagajace (MN/m2) 42 49 45,5 51 63 48 53 Zakres rozmiaru czqstki = 3 do 130 (im Sredni rozmiar czqstki (d) = 48 u.m Gestosc czqstki (Q) = 0,3 g/cm3 QXd = 14,4 Gestosc materialii = 2,3 g/cm3 Cieplo wlasciwe materialu = 0,123 cal/g °C Pojemnosc cieplna na jednostke objetosci ladunku/ /przy minimalnej flu(idyzacji=0l02 cal/cm3°C Predkosc powiietrza fluidyzujqcego/ /w ladunku=0,33 cm/s Stopien zahartowania plyt szklanych chlodzonych w ladunku fluidalnym o temperaturze okolo 40°C wynosi (patrz tabela 6). 10 15 25 30 Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla pomiedzy ladunkiem a plyta szklana lezy w granicach od 0,005 do 0,006 ca l/cm3°Cs. 45 Przyklad VIII. Zastosowano rozdrobniony material ogniotrwaly, którym byly wydrazone kulki weglowe, zna¬ ny pod nazwa „Carbosprjeres", majacy nastepujqce wlas¬ ciwosci : 50 55 60 65 Poczqtkowa tem¬ peratura szkla (°C) 610 630 650 650 650 £50 670 670 Grubosc szlkla (mm) 10 fi 4 6 8 10 6 10 Przecietne wew¬ netrzne naprezenia rozdiagajace (MN/m2) 44 34 26,3 32,7 40 43 36 46 Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla pomiedzy ladunkiem a plyta szklana lezy w granicach od 0,0035 20 do 0,004 ca l/cm2 °C.Pjt z y k l a d IX. Jako material ogniotrwaly zastoso¬ wano porowaty sproszkowany nikiel, o nastepujacych wlasnosciach: Sredni rozmiar czastki (d) = 5 u,m Gestosc czastki (Q) = 2,33 g/cm3 Gestosc materialu = 8,9 g/cm3 QXd = 12 Cieplo wlasciwe materialu = 0,106 cal/g °C Pojemnosc cieplna na jednostke objetosci laduntku/ /przy mUnimalnej fluidyzacji=0,37 cal/cm3°C Predkosc powietrza fluidyzujacego w ladunku = 0,045 cm/s Plyty szklane o grubosci w zakresie od 2,3 mm do 39 6 mm, o poczatkowej temperaturze 650°C chlodzone w ladunku fluidalnym, zlozonym z porowatego proszku niklu, znajdujacego sie w stanie ustalonym i majacego temperature dkolo 40°C. Stopien zahartowania, okres¬ lony przez przecietne wewnetrzne naprezenia rozcia- 40 gajace wynosi (patrz tabela 7). 1 I i Grubosc szkla (mm) 2,3 3 I 6 I" a be I a 7 Przecietne wewnetrzne naprezemia rozciagajace (MN/m2) 77 95 115 | Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla pomiedzy ladunkiem a szklanq plyta wynosi 0,02 cal/cm2 °Cs.Przyklad X. Jako rozdrobniony material zastosowa¬ no nie porowaty, sproszkowany a tlenek glinu. Uzywano rózne proszki a tlenku glinu, rózniace siie pomiedzy soba srednim rozmiarem czastek. Wszystkie te materialy maja nastepujace wspólne wlasnosci: Gestosc czastki (Q) = 3,97 g/cm3 Gestosc materialu = 3,97 g/cm3 Cieplo wlasciwe materialu = 0,2 cal/g °C Poniewaz a tlenek glinu dostepny jest w wielu róznych odmianach, rózniacych sie pomiedzy soba rozmiarami czastek, zestawiono cztery rózne ladunki fluidalne o wlas¬ nosciach jak przedstawia tabela 8.17 111643 Tabela 8 18 Ladunek a tlenku glinu A B C D sredni rozmiar czastiki (d) (M-m) 23 29 45 34 QXd 92 116 180 216 Pojemnosc cieplna czastki (caf/°C) 5X10-9 10x10-9 38X10-9 66X10-9 Pojemnosc cieplna minimalnie sfluidyzowone- ga ladunku (cal/cm3°C) 0,32 0,32 0,32 0,32 Predkosc gazu fluidyzujaoego (cm/s) 1,02 1,62 B,90 5,61 W powyzszych ladunkach fluidalnych utrzymywanych w temperaturze 40°C chlodzono plyty szklane o gru¬ bosci w granicach od 2,3 mm do 12 mm. Poczatkowa temperaltura plyt szklanych wynosila od 610°C do 670°C.Stopien zahartowania plyt, okreslony przez przecietne wewnetrzne naprezenia rozciagajace wynosi od 42 MN/ /m2 do 104 MN/m2.. Efektywny wspólczynnik przejmowania ciepla pomie¬ dzy ladunkiem a plyta szklana lezy w granicach od 0,0062 cal/cm2 °Cs do 0,0086 cal/cm2 °Cs.Przyklad XI. Jako ladunek zastosowano male, pelne kulki szklane znane pod nazwa „Ballotini". Ladu¬ nek ma nastepujace wlasnosci: Zalkres rozmiaru czastki = 0 do 75 u.m sredni rozmiar czastki (d) = 58u,m Gestosc czastki (Q) = 2,5 g/cm3 QXd = 145 Pojemnosc cieplna na jednostke objetosci ladunku przy minimalnej fluidyzacjl = 0,34 cal/cm3 °C Predkosc powietrza fkiidyzujacego ^ w ladunku = 0,41 cm/s Plyty szklane o grubosci w zakresie od 2,3 mm do 10 mm ogrzewano do temperatury poczatkowej w gra¬ nicach od 630°C do 670°C a nastepnie zanurzono w ladunku fluidalnym utrzymywanym w temperaturze okolo 40°C.Stopien zahartowania plyt szklanych wynosi jak w ta- bel'i 9.Poczatkowa tem¬ peratura szkla (°C) 630 630 630 650 650 650 650 670) 670 | 670 Tabela 9 Grubosc szkla' (mm) 2,3 6 8 2,3 6 8 10 2,3 6 8 Przecietne wew¬ netrzne naprezenia lrozciqgajqce !(MN/m2) 38 72 87 40 74,5 87 90 43 80 90 | 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 W celu zilustrowania wysdkiej wydajnosci nie poka¬ zanych i nie znieksztalconych plyt szklanych, uzyska¬ nych podczas ich hartowania w sfluidyzowanym za po¬ moca gazu ladunku, znajdujacego sie w stanie ustalo¬ nej, równomiernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jedno¬ rodnej w porównaniu z wydajnoscia uzyskiwana pod¬ czas hartowania tych plyt w ladunku fluidalnym, znaj¬ dujacym sie w stanie wydzielania pecherzyków, przepro¬ wadzono obróbke licznych, podobnych plyt szklanych o rozmiarach 30X30 cm i grubosciach: 2 mm, 6 mm i 12 mm. Krawedzie tych plyt byly wykanczane przez ukosowanie za pomoca tarczy sciernej z ziarnami we¬ glika krzemu. W ten sposób otrzymano bardziej chro¬ powate wykonczenie krawedzi niz w przypadkach opi¬ sanych w przykladach od 1 do 11, gdzie krawedzie wykanczano tarczami diamentowy mli.Doswiadczenie wykazalo, ze zastosowanie sposobu, bedacego przedmiotem wynalazku pozwala na uzyska¬ nie (wysokiej wydajnosci, nawet w przypadku bardziej szorstkiego i tanszego wykonczenia krawedzi.Kazda plyte ogrzewano do temperatury podanej po¬ nizej, a nastepnie zanurzono ja w ladunku fluidalnym, którym byla odmiana y tlenku glinu (porowatego), opi¬ sano w przykladzie I.W celu dokonania porównania wydajnosci, kilka goracych plyt szklanych zanurzono w ladunku fluidal¬ nym, znajdujacym sie w stanie ustalonym, jak to opisa¬ no w przykladzie I. Taka sama ilosc plyt szklanych za¬ nurzono w ladunku fliuidalnym, znajdujacym sie w sta¬ nie wydzielania pecherzyków. Stan ten wytwarzano przez powiekszenie predkosci gazu fluidyzujacego ponad pred¬ kosc przy której zachodzi maksymalne rozprzestrzenia¬ nie ladunku.Wydajnosc nie polamanych plyt szklonych, o mozli¬ wych do przyjecia wymiarach, mierzona jako procent ogólnej liczby plyt obrabianych ksztaltuje sie nastepu¬ jaco: jak przedstawiono w tablicy 10, 11, 12 - w za¬ leznosci od grubosci szkla.Tabela 10 Grubosc szkla = 2 mm Przecietny efektywny wspólczynnik przejmowania cie¬ pla miedzy ladunkiem a plytami szklanymi wynosi 0,011 cal/cm2°Cs. « Temperatura szkla (°Q 645 660 Wydajnosc Ladunek ustalony 95% 100% Ladunek wydzie¬ lajacy pecherzyki 52% ' 80%1 19 Tabela 11 Grubosc szkla = 6 mm Temperaturaszkla (°Q 640 | 645 Wydajnosc Ladunek ustalony 80% 100% Ladunek wydzie¬ lajacy pecherzyki 40% 60% | Tabela 12 Grubosc szkla = 12 mm Temperatura szkla (°Q 635 645 Wydajnosc I Ladunek ustalony 80% 100% ' Ladunek wydzie¬ lajacy pecherzyki 40% I 75% | Powyzsze wartosci uzyskano stosujac kwadratowe ply¬ ty szklane o wymiarach 30 cmX30 cm. Przy obróbce cieplnej, w wydzielajacym pecherzyki ladunku, duzych plyt szklanych o takich rozmiarach! jakie maja szyby przednie pojazdów samochodowych, uzyskiwano jeszcze nizsze wydajnosci, spowodowane pekaniem i znieksztal¬ ceniem tych plyt.Natomiast podczas obróbki duzych plyt szklanych w ustalonym ladunku fluidalnym uzyskiwano co najmniej takie same wydajnosci, jak te, opisane powyzej.Wartosc naprezen wywolanych w szkle zmniejsza sie ze wzrostem temperatury ladunku i w granicy, gdy tem¬ peratura ladunku wynosi okolo 300°C lub wiecej, na¬ prezenia sa takie, ze szklo jest raczej ,odpuszczane niz hartowane. No ubocznych soianoclh zbiornika! 18 moga byc umieszczone elementy grzejne i/lub chlodzace, po¬ zwalajace ha regulacje temperatury ladunku. We wszyst¬ kich przytoczonych przykladach plyty szklane wykonane byly z przemyslowego szkla sodowo-wapniowo-kworco- wego, które jest stosowane do wytwarzania plyt przed¬ nich szyb samolotów, przednich szyb samochodowych, okien na statkach i plyt architektonicznych. W ten sam sposób mozna równiez przeprowadzic hartowanie lub odpuszczanie szkla o innym skladzie.Sposobem bedacym przedmiotem wynalazku mozna równiez hartowac lub odpuszczac inne wyroby niz plyty szklane, np. wyroby ze szkla wytlaczanego, jak izolatory lub pólwyroby soczewek, lub wyroby ze szkla dmucha¬ nego.Ladunek fluidalny bedacy przedmiotem wynalazku mo¬ ze byc stosowany takze do innych obróbek cieplnych szkla, np. do ogrzewania stosunkowo zimnych artykulów szklanych przed dalszymi etapami obróbki. Przejmowanie ciepla przez szklo do sfluidyzowanego materialu, w któ¬ rym jest ono zanurzone, zachodzi latwo bez narazania go na zniszczenie, nawet wtedy, gdy osiaga ono tem¬ perature, w której jest szczególnie wrazliwe na uszko¬ dzenie przez nieregularne sily.Wynalazek moze byc równiez stosowany do harto¬ wania plyt szklanych, ogrzewanych i wyginanych w po¬ lozeniu zblizonym do pionowego i przesuwanych w po¬ ziomie, jak to opisano w brytyjskim opisie patentowym nr 1.442.316. W urzadzeniu opisanym w tym zgloszeniu matryce gnace znajduja sie w ogrzewanej komorze, ob¬ racanej od polozenia nachylonego do polozenia, w któ- 1643 20 rym wygieta plyta szklana, znajdujaca sie pomiedzy matrycami gnacymi, przyjmuje pozycje pionowa. W tym polozeniu moze ona byc opuszana pionowo do ustalo¬ nego ladunku fluidalnego, opisanego powyzej. 5 Wynalazek znajduje takze zastosowanie w innych pro¬ cesie, polegajacym na ogrzewaniu szkla poprzez zanu¬ rzenie plyty w ladunku fluidalnym, majacym tempera¬ ture dostatecznie wysoka, aby ogrzac szklo wstepnie do temperatury w której mozna je zginac. Po wyjeciu 10 plyty z goracego ladunku jest ona zginana, a nastep¬ nie jest hartowana poprzez zanurzanie jej w ladunku fluidalnym, znajdujacym sie w stanie ustalonej, równo¬ miernie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej, opi¬ sanym powyzej. 15 Plyta szklana moze byc przemieszczana za pomoca tych samych kleszczy, zarówno podczas ogrzewania, jak zginania i hartowania. W tym celu kleszcze sa od¬ powiednio mocowane w taki sposób, zeby mogly do¬ pasowac sie do ksztaltu szkla wygietego. W innym urza- 20 dzeniu kazda plyta szklana odczepiana jest od nie¬ odpowiednich, do ogrzewania, kleszczy i przenoszona jest podczas zginania przez urzadzenie trzymajace ja za dolna krawedz, w sposób opisany w brytyjskim opisie patentowym nr 1442316. 25 Nastepnie plyta szklana jest chwytana przez drugie kleszcze, przystosowane do chwytania szkla wygietego i opuszczana do ustalonego ladunku fluidalnego, w celu jej ochlodzenia. 30 Zastrzezenia patentowe 1. Sposób obróbki cieplnej szkla polegajacy na na¬ grzewaniu szkla, a nastepnie zetknieciu goracego szkla 35 z gazowym zlozem fluidalnym rozdrobnionego materialu celem uzyskania wymiany cieplnej pomiedzy powierz¬ chnia szkla, a sfluidyzowanym materialem, znamienny tym, ze nagrzewane szklo zanurza sie do sfluidyzowa¬ nego materialu bedacego w stanie ustalonej równomier¬ no nie rozprzestrzenionej fluidyzacji jednorodnej wynikaja¬ cej ze sterowania przeplywem gazu zasilajacego zloze fluidalne plynace z predkoscia 0,045-5,61 cm/s, przy czym material zloza zawiera czasteczki o gestosci rzedu 0,3—3,97 g/cm3 o srednim wymiarze w granicach 5— 45 —120 urn i_pojemnosci cieplnej na jednostke objetosci zloza w granicach 0,02-037 cal/cm3 °C. 2. Sposób wedlug zastrz. 1, znamienny tym, ze szklo sodowo-wapniowo-kwarcowe o grubosci w zakresie 2,3— —12 mm nagrzane do temperatury 610-680°C za- 50 nurza sie w rozprzestrzenionym materiale stanowiacym zloze fluidalne znajdujace sie w stanie ustalonym, któ¬ rego pojemnosc cieplna na jednostke objetosci, przy minimalnej fluidyzacji zawiera sie w granicach 0,02— -0,37 cal/cm3 °C utrzymujac temperature zloza na po- 55 ziomie 150°C 37 Sposób wedlug zastrz. 1 albo 2, znamienny tym, ze stosuje sie czasteczki posiadajace porowata strukture, zas ich gestosc pozorna jest mniejsza od rzeczywistej gestosci materialu, z którego zbudowane sa czasteczki. 60 4. Sposób wedlug zastrz. 3, znamienny tym, ze sto¬ suje sie czastki stanowiace porowate czasteczki 7-tlen- ku glinu o srednim rozmiarze czastki 64 u.m, pozornej gestosci 2,2 g/cm3 i pojemnosci cieplnej na jednostke objetosci zloza przy minimalnej fluidyzacji, równej 65 0,21 cal/cm3 °C.11K 21 5. Sposób wedlug zastrz. 3, znamienny tym, ze sto¬ suje sie czastki stanowiace czasteczki porowatej od¬ miany glinokrzemianu o srednim rozmiarze rzedu 60— -75 [im, pozornej gestosci w granicach 1,21-1,22 g/cm3 i pojemnosci cieplmej na jednostke objetosci zloza przy 5 minimalnej fluidyzacji, równej 0,1.1-0,19 cal/cm3 °C. 6. Sposób wedlug zastrz. 3, znamienny tym, ze sto¬ suje sie czastki stanowiace czasteczki porowatego, sproszkowanego niklu o srednim rozmiairze czastki 5 jam, pozornej gestosci 2,35 g/cm3 i pojemnosci cieplnej na 10 jednostke objetosci zloza przy minimalnej fluidyzacji, równej 0,37 cal/cm3 °C. 7. Sposób wedlug zastrz. 3, znamienny tym, ze sto¬ suje sie czastki stanowiace kulki szklane o sredmim roz- 22 miarze irzedu 77—120 (im, pozornej gestosci 0,38 g/cm3 i pojemnosci cieplnej na jednostke objetosci zloza przy minimalnej fluidyzacji, równej 0,05-0,06 cal/cm3°C. 8. Sposób wedlug zastrz. 3, znamienny tym, ze sto¬ suje sie czastki stanowiace wydrazone kulki wegla o sredinim rozmiarze 48 u,m, .pozornej gestosci 0,3 g/cm3 i pojemnosci cieplnej na jednostke objetosci zloza przy minimalnej fluidyzacji, równej 0,02 lkal/cm3°C. 9. Sposób wedlug zastrz. 8, znamienny tym, ze sto¬ suje sie czastki stanowiace czasteczki nieporowatego, sproszkowanego ia-tlenku glinu o sredmim rozmiarze czastki irzedu 23-54 um, pozornej gestosci 3,97 g/cm3 i pojemnosci cieplnej na jednostke objetosci zloza przy minimalnej fluidyzacji równej 0,32 cal/cm3 °C. /111643 vvfel FlG.J.LDA - Zaklad 2 - zam. 1652/31 - 100 szt.Cena zl 100 PLThe invention relates to a method of heat treatment of glass, and in particular of toughened glass products, e.g. flat or curved glass plates. Toughened glass plates are used as windscreens in motor vehicles or as one of the layers of these panes. They are also used in the side or tail lamps of motor vehicles, windshield units, airplanes or locomotives, for window structures on ships or for architectural structures. The method of toughening, which is the subject of the invention, can also be applied to other types of glass products, e.g. blown or embossed glass. The maximum tensile strength of the glass products can be increased by toughening, during which the glass is heated to a temperature approx. } to a temperature and softened, and then its surfaces are cooled rapidly in order to create a temperature difference along the thickness of the glass plate. The said temperature difference is maintained until the glass cools below the stress decay temperature. As a result, compressive stresses arise in the surface layers of the glass pane, while at the same time tensile stresses in the middle layers of the plate disappear. Typically, toughening is carried out by means of cooling air directed at both surfaces of the glass sheet. However, when using cooling air, difficulties arise in obtaining a high degree of hardening, especially when toughening glass sheets with a thickness of 3 mm or less. quality of glass plates and their distortion caused by the polishing action of air. Quenching of glass plates can also be carried out by cooling them in a cooling liquid from a temperature close to the softening temperature. This method produces high stresses, but after cooling, the plate must be cleaned. Attempts have been made to temper the glass plates by immersing the heated plate in a freely bubbling fluid load of solid particles, e.g. sand. Economical use. The principle problem that arises when trying to use such a charge for quenching the seam is the high brittleness of the glass sheets during their processing in a fluidized charge. Cracking of glass plates when cooling them in a bubble-free fluidized charge is caused by the effect of stress-damaging stretching in the leading edge of the glass plate, resulting from uneven cooling occurring during the dipping of the edges of the friction particles the state of bubbling or concentrated fluidization. Cracking losses of glass sheets are particularly heavy when toughening thin sheets, for example with a thickness of 2.3 mm to 4 mm to high stresses. They are so large that the production of glass sheets toughened in this way, for example for windshields of cars, is unprofitable. Cracking of the plates also occurs when hardening thicker plates, e.g. up to 8 mm. In this case, the magnitude of this phenomenon is not so large, but also quite significant from an economic point of view. Moreover, it has been found that the air bubble exuding food, which is in a state of fluidization, is detrimental to a hot plate. immersed in it. This is due to the irregular forces acting on the plate in a freely bubbling charge. As a result, both the shape of the sheet is changed and the damage to the local surfaces increases, the former phenomenon occurring especially in thin glass sheets with a thickness of 2 mm to 3 mm. Such damage as changes in shape may make it difficult to join the layers, while local damage to the surface may cause unacceptable changes in the optical properties of the panel intended for glass or for a layer of multi-layer glass. Toughening of glass panels can be carried out by cooling them in a fragmented gas fluidized material in a steady state, uniformly distributed, homogeneous fluidization. In the cooled plate, non-blinding of stress is created, while reducing losses due to cracking changes in shape or surface damage. Thus, it is possible to achieve a sufficient, from an economic point of view, efficiency. The object of the invention is to develop a method of heat treatment of the glass in which it comes into contact with a gas fluidized particulate material, in a steady state, evenly distributed filidization. The subject of the invention is a method of heat treatment of glass, which includes heating the glass to a temperature higher than the temperature of decaying stress in it and immersion of the glass in a fragmented material fluidized with a gas charge, which, before the glass is immersed in it, is in a state of steady, uniformly distributed homogeneous fluidization. In the method according to the invention, the heated glass is dipped into the fliridized material, which is in a steady state of uniformly distributed uniform fluidization, the flow control of the gas feeding the fluidized bed flowing at a speed of 0.045-5.61 cm / s, the bed material containing balls with a density of 0.3-3.97 g / cm3 with an average size within the limits of 5- 120 μm and heat capacity per unit volume of the bed within 0.02-0.37 inch / cm3 ° C. Soda-lime quartz glass with a thickness in the range of 2.3-12 mm heated to 610-680 ° C immersed in the spread material constituting a fluidized bed in a steady state, the heat capacity of which per unit volume at minimum fluidization is in the range of 0.02-0.37 inch / cm3 ° C and the temperature is maintained at 150 ° C. The particles of the bed material have a porous structure, while their apparent density is lower than the real density of the material from which the particles are made. The particles are porous particles of γ - alumina with an average particle size of 64 µm, an apparent density of 2.2 g / cm3 and a heat capacity per unit volume of the bed with a minimum fluidization of 0.21 inch / cm3 ° C. The particles are particles of a porous type of aluminosilicate with an average size of the order of 60-75 µm, an open density in the range of 1.21-1.22 g / cm3 and a heat capacity per unit volume of the bed with minimal fluidization, equal to 0.11-0.19 inch / cm3 ° C. The particles are particles of porous, powdered nickel with an average particle size of 5 µm, an apparent density of 2.35 g / cm3 and a heat capacity per unit volume of the bed with a minimum fluidization, equal to 0.37 inch / cm3 ° C The particles are glass balls with an average size of 77-120 µm, apparent density 0.38 g / cm3 and thermal capacity per unit volume of the bed, 1st fluidization, equal to 0.05-0.06 cal / cm3 ° C. The particles are expressed carbon balls of average size at 48 µm, an apparent density of 0.3 g / cm 3 and a heat capacity per unit volume of the bed with a minimum fluidization of 0.02 cal / cm 3 ° C. The particles are particles of non-porous, powdered varnish. alumina with an average particle size of 23-54 µm, an apparent density of 3.97 g / cm3, and a heat capacity per bed volume unit with minimal fluidization of 0.32 inch / cm3. C. It is recommended that temperature be maintained the charge of the bed ranges from 30 ° C to 150 ° C. The choice of temperature depends on the fluidization characteristics of the particle and the required amount of stresses in the hardened plate. The fraction charge of the particulate material used in the invention, in the steady state of uniformly distributed homogeneous fluidization, is characterized by the velocity of gas flow through it and its height in the expanded state. The steady state of uniformly distributed uniform fluidization exists between the lower limit of the velocity of the gas initiating fluidization, that is, the velocity at which the particles hang in the uniformly distributed upward flowing gas, and the upper limit of the gas velocity at which it occurs. maximum charge spread while maintaining the free surface of the upper part of the load. The upper limit of the velocity of the fluidizing gas may exceed a certain, small value, the speed at which a first clearly defined bladder, e.g. 5 mm in diameter, appears on a quiet the surface of the cargo. This gas velocity is determined by one or two visible blisters. The higher gas velocity induces the development of an intensive bubble discharge in the cargo. At the beginning of such blistering, the charge collapses and its height partially collapses. Cooling the plate in a gas fluidized charge, in a steady state, evenly distributed homogeneous fluidization, does not cause the plate's leading edge during the introduction of the charge. any transient tensile stresses of such a value as to cause the disc to fracture to fluidize it. Also, the nature of the charge allows the hot glass to avoid forces that may cause cracking, changes in the shape of the glass plate or damage to its surface during cooling. Previously it was considered that in order to obtain a high heat transfer factor between the fluidized charge and the object in it while submerged, it is desirable to maintain conditions for the free release of the blisters. As a result, the rapid and continuous movement of the particles transfers heat between the object and the mass of the load. This phenomenon, it was thought, could not occur in a land that is in a steady state, in which particle motion is smaller. However, it has now been discovered that between hot glass and the mass of the load. If the coolant charge of the fluidized particulate material is in a steady state, evenly distributed and having selected properties, unexpectedly high heat transfer coefficients are obtained. It has been found that when the glass surface is hot and the charge is cooled down, a thermal stimulation occurs uniformly fluidized particulate material, and greater blast speed and particle turbulence in the area close to the surface of the glass plate than throughout the entire load. As a result, the speed of heat transfer from the glass surface increases. It is believed that the particles heated by passing close to the glass surface continue to move faster, moving away from this surface and lose heat exchanging them with the fluidizing air. throughout the entire load. The process recommended by the invention includes regulating the gas flow in order to maintain the said steady state of the fluidized charge by creating a high pressure drop in the fluidizing gas flow on the other side of the diaphragm through which the fluidizing gas is fed to the charge. according to the invention, the particulate material may consist of particles with a density in the range 0.3 g / cm3 to 3.97 g / cm3 and with average sizes ranging from 5 µm to 120 µm. The type of material is talc selected so that after fluidization with fluidizing gas, flowing uniformly through the charge with a velocity ranging from 0.045 cm / s to 3.61 cm / s, it would be in said steady state, evenly distributed. The suitability of a particulate material for the formation of a steady, evenly distributed fluid charge in the process of the invention is determined by both the density of the particles and their average size, both of which are equally important. suitable for fluidization by means of a fluidizing gas, which in this case is air, to a steady, evenly distributed state under charge conditions at room temperature and normal pressure is the material for which the numerical product of the particle density in g / cm3 and the average size of the wu particle, m does not exceed about 220. The hardening of the glass plate, achieved by the method according to the invention, depends on the heat transfer coefficient between the ffkiidized, particulate material and the hot glass plate immersed in it. As already described, there is a thermal excitation on the hot surfaces of the glass, as a result of which there is a rapid transfer of heat from these surfaces. Moreover, the size of the heat transfer coefficient is also influenced by the properties of the particles themselves. The toughening of a soda-stem-quartz glass plate with a thickness ranging from 2.3 mm to 12 mm in the method according to the invention is carried out by heating the glass to a temperature within the range of from 610 ° C to 680 ° C, which is immersed in a steady-state fluidized charge, the capacity of which; heat per unit volume of charge with minimal fluidization is from 0.02 in / cm3 ° C to 0.37 in / cm3 ° C and to maintain this fluidized charge at a temperature of up to 150 ° C in order to develop a moderate average temperature in the glass. The internal tensile stress ranges from 22 MN / m2 to 115 MN / m2. The maximum value of the average internal tensile stress that can be achieved depends on the glass thickness and the heat transfer factor. The selection of the appropriate material ensures the appropriate value of the heat transfer coefficient to produce toughened glass sheets having internal tensile stresses as high as: 40 MN / m2 in 2 mm thick glass, 50 MN / m2 in glass with a thickness of 3 and 104 MN / m2 in glass with a thickness of 12 mm. It is possible to achieve even higher internal tension presences, as shown in several examples below. The invention also includes a glass toughening method which includes heating the glass and immersing it into a fluid charge of porous particles, making the apparent the density is lower than the actual density of the material making up the particles, the particles being a gas fluidized iceberg in a steady, uniformly distributed homogeneous fluidization. The material of the particles and the charge temperature are so selected that the heat transfer coefficient of the fluidized charge is sufficient to create the required toughening stresses in the glass when cooling it in the charge. The use of porous particles allows the selection of the particle material to obtain a fluidized charge having a sufficiently large capacity. heat capacity per unit of volume with a minimum This allows the creation of high toughening stresses in the glass, while avoiding the difficulty of maintaining such a material in a steady state of uniformly spread uniform fluorescence. The magnitude of the quenching stresses generated in the slag using a fluidized charge containing porous particles can be regulated by the selection of the particle density. By using particles of small densities and special sizes, a low value of toughening stresses in the glass is obtained. The value of the created quenching stresses increases with the density of the particles to the maximum value with the maximum density of such size at which they are still fluidized in the said steady state G5.1 7. The subject matter of the invention is illustrated by the exemplary embodiment in the drawing, in which Fig. 1 shows schematically a vertical section through a device intended for the application of the method according to the invention, Fig. 2 in particular the section of Figs. 1 and Fig. 3 a graph showing the characteristics of a gas-fluidized charge in steady state, uniformly distributed homogeneous fluidization. Figure 1 shows a vertical hardening furnace 1 with side walls 2 and a vault 3. Side walls 2 and vault 3 are made of ordinary refractory material. The furnace stands on a bottom plate 5 with a slot 4 in it. The slot 4 is closed in a known manner with a shutter, not shown in the drawing. The bending process is carried out and then the toughened glass plate 6 is suspended in the plate 1 by clamps 7 clamped on its upper circumference. The tongs 7 grapple on the plate under the influence of its weight. They are attached to a bar 8 suspended from a conventional hoist, not shown. The hoist moves on vertical guide rails 9 running down the furnace, thus allowing the rod 8 to be lowered and lifted. On both sides of the road on which the glass plate 6 moves, the bending dies 10 and 11 are placed in the chamber 12. The chamber 12 is heated by hot gas flowing through the channels 12a. The interior of the chamber 12 and the dies 10 and 11 is kept at the same temperature as the hot glass plate 6 is when it is introduced into it. of chamber 12. Maftric 10 is a fixed top matrix mounted on a bolt 13. The front surface of matrix 10 is bent to impart a suitable curvature to the glass plate. The die 11 is a ring-shaped bottom die, supported on struts 14 attached to the backplate 15, seated on a slide 16. The curvature of the die body 11 is matched to the curvature of the die head 10. Down the chamber 12 on both sides of the bending molds. rails 9 run for a gaseous fluidized charge container 17 of refractory particulate material. A hot, curved glass plate is immersed in this container to cool it down. The fluidized container includes a top open, rectangular receptacle 18 mounted on the scissor lift platform 19. In the upper position of the platform 19, the upper edge of the tank 18 is directly below the bending dies 10 and 11. The bottom of the tank 18 is a micropair diaphragm 20, shown in Fig. 2. The edges of the diaphragm 20 are fixed between the tank flange 21 and the compressed air chamber flange 22. 23, which forms the basis of the grain 18. The flanges and edges of the diaphragm 20 are connected to each other by bolts 24. An inlet conduit 25 is fed into the compressed air chamber, which supplies pressure-regulated fluidizing air. The diaphragm is constructed in such a way that the fluidizing air flows uniformly to a fluidized charge over the entire base surface of the charge, maintaining the charge in a steady, uniformly distributed uniform fluidization. 1643 8 The fragmented refractory material in the vessel 18 is kept in a steady state, evenly distributed homogeneous fluidization due to the flow of air upwards evenly distributed "through the porous diaphragm 20. The charge of increased volume is in a steady state free bubble secretion, so that there are no fluidization areas in the charge.10 The structure of the microporous diaphragm 20 is shown in Figure 2 and described in British Patent Application No. 24124/76. It consists of a steel plate with uniformity 27. The edges of the plate are drilled with holes for the screws 24. 15 Between the lower surfaces of the edge of the plate and the flange 22 of the compressed air chamber there is a gasket 28. On the plate 26 there are numerous layers 29 of strong microporous paper. 15 sheets of paper There is a strainer on the 20 layers of paper Number 30, for example a stainless steel strainer. Between the periphery of the strainer and the flange 21 of the reservoir there is a top gasket 31. Near the diaphragm 20 there may be a key for gripping the key, positioned in such a way that it does not interfere with the uniform flow of air through the diaphragm. it runs down to a position below the bending dies and ends near the top edge of the tank 18. A fixed frame 32 is fixed in the tank 18 with a foot 33 intended to support the lower edge of the glass plate lowered into a fluidized charge as it lowers Attach the rod 8 on the lift, below the bending dies. In the lower position of the scissor lift platform 19 and in the lowest position of the tongs 7 and the rod 8 at the beginning of the guides 9, the cold glass plate, intended for bending and hardening, the tong is grasped hands 7. Then the lifter lifts the glass plate up to the furnace 1, which is kept at the temperature of eg 850 ° C in the case of toughening soda-lime glass. new-quartz. The glass plate is quickly heated to a temperature close to the softening temperature, for example to a temperature in the range of 610 ° C to 680 ° C. After the entire glass plate has reached the required uniform temperature, the shutter opens a slot 4 through which the plate is lowered onto the glass. between the open dies 10 and 11. The binders 13 and 16 close the bending matrices. After imparting the desired curvature to the glass plate, the dies open and the hot, bent plate 50 is quickly lowered into a fluidized charge in the reservoir 18, which has been raised to a cooling position by means of a scissor lift platform 19 while the glass plate is heated in furnace 1. The production of products from high-quality laminated glass 55, containing toughened glass plates, manufactured by means of fluidized charge cooling requires, in order to maintain the good optical quality of the glass surfaces4, an initial air-cooling immediately prior to immersion of the glass in a fluorine charge. This has been accomplished by placing 18 weak blowers directly above the top of the reservoir, which direct cold air onto the surface of the curved sheet as it exits the dies and enters the fluidized charge. The preliminary cooling of the surface has been effective in preventing this long-term change, which can sometimes be noticed on the surface, due to thermal stimulation of the fluid-like particulate material on the surfaces of the glass sheet. However, such precooling is only used when the glass is used to produce laminates of high optical quality. The fluid charge temperature is maintained at a suitable level, e.g. 30 ° C to 150 ° C, in order to generate the required internal temperature in the glass. tensile stress. The temperature height is kept constant by means of the water jackets 34 cooling the flat, longer walls of the tank 18 and by regulating the temperature of the fluidizing air supplied to the compressed air chamber 23 / The jackets 34 act as heat energy absorbers, absorbing the heat. transferred from the hot glass plate by the load. As it passes through the horizontal, calm surface of a distributed fluidized charge, the bottom edge of the hot glass plate is evenly cooled along its entire length, so that conditions are not created that favor the creation of different stresses different areas of the plate's edge surface, which could lead to the formation of cracks. As the plate is lowered into a fluidized charge, its lower edge is in constant contact with the fluidized material in a steady state, uniformly distributed homogeneous fluidization. This uniform treatment of the lower edge, despite the upward flow of the particulate material induced by the hot glass surface immediately after it enters the fluidized charge, largely prevents breakage and solves the problems associated with glass waste in the fluidized charge. These benefits together with the advantages of avoiding the loss of glass sheets; Due to the alteration of the shape of these plates and / or damage to the surface quality, they provide economic efficiency in toughening the glass. On the hot surfaces of the glass plates, a local thermal stimulation of the fluidized charge occurs, probably due to the rapid expansion of the gas in a manner similar to boiling liquids. This stimulation has the effect of adequately dissipating heat from the glass surface to the entire mass of the fluidized charge, for example, the heat transfer coefficient between the charge and the glass plate is from 0.003 inch / cm2 ° Cs to 0.02 inch / cm2 ° Cs. The heat exchange takes place with high efficiency until the glass is cooled to a temperature below the decay temperature, which ensures a temperature gradient between the glass surfaces and is maintained until the glass cools below the decay temperature. From the moment the glass is immersed in the fluidized charge, the toughening stresses continue during further cooling. The stimulation of the fluidized material at the glass surfaces causes currents in the charge mass causing a continuous dissipation of heat dissipated from the glass to further areas of the load. This is due to the excitation of a thermal charge in the area adjacent to the glass plate. Acting as heat sinks, the water jackets 34 cool the farther areas of the load. When it reaches the lower position, the plate rests on the foot 33 of the frame 32, thereby releasing the tongs 8. While the plate cools, it rests on the frame 32. the fluidized charge until it is sufficiently cooled and can be moved further. The tank 18 is then lowered by lowering the scissor lift platform, which causes the frame 32 and the tempered glass plate to be led out of the fluidized charge. The plate is then removed from the apparatus for further cooling to room temperature. Figure 3 shows the steady state characteristics of uniformly distributed homogeneous fluidization. It is illustrated by the plot of the pressure in the compressed air chamber 15 as a function of the height of the charge in the reservoir 16 for the γ-alumina particles described below in Example 2, with the reservoir size and fluidization conditions as in Example 2. The landing temperature is 80 ° C. 20 The spread of the load begins after reaching a pressure of 15 kN / m2. The velocity of the fluidizing air is then sufficient to initiate fluidization, i.e. at this lower limiting velocity, the Y-alumina particles hang in the upward flowing air. Use of a high pressure drop and an even, microporous diaphragm of the type shown in FIG. in which the pressure drop is greater than 60% of the pressure in the compressed air chamber, causes the fluidizing air flowing from the top of the diaphragm to be evenly distributed upwards, this high pressure relief to overflow allows for precise control of the gas flow rate through shredded material. As a result, it is possible to control the state of steady γ-alumina fluidization between the state of minimum fluidization described above and the state of maximum charge spread in which the dense fluidization phase is maintained. 40 Accurate control of gas velocity is achieved by controlling the amount of pressure in the chamber. 23 The increase in pressure does not cause a sudden or discontinuous change in the state of the load. The pressure rise to about 25 kN / m2, as shown in Fig. 3, maintains the seal 45 steady state evenly across the cargo space, with the cargo spreading in the error to a height of about 102 cm. At this pressure, the first can be observed. a clearly visible bladder, for example 6, 5 mm in diameter, blistering over the calm surface of the cargo. The velocity of the fluidizing air at which this occurs may be taken into account as the minimum rate of blister release. The use of a diaphragm 20, which causes a large pressure drop, shows that the minimum velocity at which blisters are released it is not necessarily the speed of the thread causing the maximum tear spread. Further increasing the pressure to 27 kN / m2 causes a maximum spread * ° of the load to a height of about 105 cm. When increasing the pressure to 27 kN / m2, more small blisters were observed piercing the surface of the cargo, but these small, random blisters did not have a significant effect on the efficiency of the charge, cooling the hot glass plates, especially thicker ones. 11643 11 Increasing the pressure above 27 kN / m 2 causes a constant release of blisters from the load, with a tendency to sink to a height below its maximum height of 103 cm. In this state, the charge is not suitable for toughening hot glass plates. In this example, the steady state (uniformly spread aluminum oxide fluid charge, suitable for toughening hot glass plates, is shown in Fig. 3). between 15 kN / m2 and 27 kN / m2. In this area, it is possible to precisely control the fluidization state and hence to control the uniform quenching stresses induced in the glass. Effective heat dissipation factor of the fluidized charge with respect to hot glass, depending on the properties of the fluidizing gas, usually air, on the velocity of the gas in the charge, on the properties of the refractory material, especially its particle size, the average particle size, the particle density, and if the particles have sails The blisters, that is, they have a certain porosity or are hollowed out, depending on the density of the material of the particles. The heat transfer coefficient depends on the temperature of the glass and the charge, because if there is a small difference between these temperatures, there will be a small excitation on the surface of the glass, and the heat transfer factor will be relatively low. Other factors influencing the heat transfer coefficient are: the specific heat of the particles and their average heat capacity. In each of the following examples, the numerical value of the product of the particle density in g / cm3 and the average wu particle size, m is less than 220. This is a criterion for determining the suitability of a particulate material, i.e. its ability to flow into a steady state by air. , uniformly distributed homogeneous fluidization under ambient conditions at normal pressure and temperature. Below are some examples of the quenching of glass plates with a thickness ranging from 2.3 mm to 12 mm using the apparatus shown in Fig. 1 and Fig. 2 a steady, evenly distributed load. In each of the following examples 1 to 11, the edges of the glass sheets were finished by rounding them with a diamond powder coated disc. Example I. The refined refractory material is a porous alumina grade with tapping properties: medium size particles (d) = 64 u, m Particle size range ki = 20 to 160 u, m Particle density (Q) = 2.2 g / cm3 Material density = 3.97 g / cm3 QXd = 141 Specific heat of the material = 0 , 2 inch / g ° C Heat capacity per unit of charge volume / / at minimum fluidization = 0.21 inch / cm3 ° C Fluidizing air velocity / load = 0.34 cm / s Degree of hardening of glass sheets with a thickness of threads from 2.3 mm to 12 mm, with the initial glass temperature ranging from 610 ° C to 670 ° C and the charge temperature of 40 ° C (see table 1) 12 Table 1 10 T5 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 Initial glass temperature (° C) 61 a 610 610 630 630 630 650 • 650 650 £ 50 650 j650 670 670 | 670 Glass thickness (mm) 2.3 10 12 2.3 6 12 2.3 4 6 8 10 12 2.3 6 10 Average internal tensile stress (MN / m2) 37 92 93.5 42.5 72, 5 96 46 64 75.7 92.7 96 99 44 • 75 100 | The effective heat transfer coefficient between the load and the glass plates ranges from 0.01 inch / cm2 ° C to 0.012 inch / cm2 ° C. Example II. Curved 2.3 mm thick glass plates were tempered with the same type of porous alumina as in Example 1. These plates were then used as a component of a multi-layer, car windshield. Average particle size (d) = 64 µm Particle size range = 30 to 150 µm Particle density (Q) = 2.2 g / cm3 Material density = 3.9 g / cm3 QXd = 141 Container size / // load Fluid = 105 cm depth Discharge pressure = 24 kN / m2 Pressure drop on the diaphragm = 15 kN / m2 Pressure drop on the diaphragm = 60% of the discharge pressure Fluidizing air flow rate = 0.175 m3 / min Fluidizing air velocity / // in the load = 0 , 36 cm / s Fluidized charge temperature = 60 ° C Glass temperature: upper edge = 650 ° C to 655 ° C lower edge = 670 ° C to 675 ° C Resulting uniform internal / // tensile stress in the glass = 38 MN / m2 up to 40 MN / / m2 Effective heat transfer coefficient between the load and the glass plates l loops ranging from 0.01 inch / cm2 ° Cs to 0.012 inch / cm2 ° C. Example III. In another production series, 3 mm, 4 mm, 6 mm, 8 mm and 10 mm thick glass plates were tempered in a steadily distributed alumina fluidized charge for the plies of aviation multi-layer glazing. The same type of porous alumina was used as in Examples I and II. Tank size / containing fluidized charge = 45 cmX245 cmX150 cm depth Extrusion pressure = 30 kN / m211H 13 Pressure drop on diaphragm = 19.5 kN / m2 Pressure drop on the diaphragm = 65% of the discharge pressure Fluidizing air flow rate = 0.34 m3 / min Fluidizing air speed / / in the ladle = 0.51 cm / s 5 Fluidized charge temperature = 60 ° C Glass temperature = 645 ° C to 650 ° C The final uniform internal tensile pressures are: 10 Thickness Internal tensile stress 3.0mm 48 MN / m2 4.0 mm 53MN / m2 * ItyOmm 80MN / m2 The effective heat transfer coefficient between t5 load and glass plates lies within 0.01 inch / cm2 ° Cs to 0.012 inch / cm2 ° C. Example IV. The finely divided material is a porous powdered aluminosilicate, the particles of which may be composed by mass: 13% alumina, 86% silica. 20 A powdered material has the following properties: Particle size range = up to 150 µm average particle size (d) == 60 µm Particle density (Q) = 1.22 g / cm3 Material density = 2.3 g / cm3 25 QXd = 73 The specific heat capacity of the material = 0.38 cal / g ° C The heat capacity has a unit of charge volume at minimum fluidization = 0.19 cal / g ° C Fluidizing air velocity 30 in charge = 0.21 cm / s Degree of hardening of glass plates by Thickness ranging from 2.3 mm to 10 mm at a charge temperature of 40 ° C is as shown in Table 2. 35 Initial glass temperature (° C) 650.650.650 650.650 Glass thickness (mm) 2 3 4 6 8 10 Average internal stresses (MN / m2) 30L, 8 44 62.3 79 The effective heat transfer factor between the load and the glass sheets is in the range 0.007 inch / cm2 ° Cs to 0.009 inch / cm2 ° Cs. EXAMPLE 5 Another type of porous powdered aluminosilicate was used with a mass composition of 29% alumina, 69% silica. This powder has the following properties: Particle size range = up to 150 ^ m Average particle size (d) = 75 \ xm 55 Particle density (Q) = 1.21 g / cm3 QXd = 91 Material density = 2.3 g / cm3 Heat material properties = 0.2 cal / g ° C Heat capacity per unit volume of the mass / * / with minimal flufidization = 0fT1 inch / cm3 ° C Fluidizing air velocity / / load = 0.33 cm / s Degree of hardening of glass plates with thicknesses from 2.3 mm to 10 mm at a glass temperature of 40 ° C and an initial glass temperature between 610 ° C and 670 ° C and is equal to (see Table 3). Table 3 Initial temperature glass (° C) 610 610 .610 630 650 650 650 650 650 670 670 670 Glass thickness (mm) 6 10 2.3 6 2.3 4 6 8 10 2.3 6 10 Average internal tensile stress (MN / m *) 51 74 31.5 53 and 33.7 48.3 56 71.3 84 32 58 81.5 The effective heat transfer coefficient between the load and the glass plate ranges from 0.007 inch / cm2oCs to 0.01 inch / cm2 ° C. Example VI. The "Fillite" brand powder was used, containing hollow glass spheres from the pulverized fuel from the boiler room, characterized by the following properties: Particle size range = 20 to 160 µm Average particle size (d) = 77 µm Particle density (Q ) = 0.38 g / cm3 QXd = 29 Material density = 2.6 g / cm3 The inherent heat of the material. - 0.18 cal / g ° C Heat capacity per unit of load volume / / with minimum fluidization = 0.05 inch / cm3 ° C Flulidizing air speed / powder "Fillite" = 0.11 cm / s Degree of hardening of glass sheets by 4 mm to 12 mm thickness quenched in this fluidized charge, determined by the average internal tensile stress, measured in a conventional manner, with an initial temperature in the range of 610 to 670 ° C and at a fluidized charge temperature of 40 ° C, is as in Table 4. Table 4 Initial glass temperature (° C) 610 610 630 630 650 \ 650 650 650 650 670 670 Glass thickness (mm) 10 12 6 12 4 6 8 10 12 6 10 Average internal tensile stress (MN / m2) 40 '41 30 45 22.4 32 37 39 J 48.5 35 50111643 15 The effective heat transfer coefficient between the load and the glass plate is in the range of 0.003 cal / cm2 ° Cs to 0.004 inch / cm2 ° C. Example VII. Applied another grade of "Fillite" material with the following properties: average particle size (d) = ¦ = 120 um Particle density (Q) = 0.38 g / cm3 Material density = 2.6 g / cm3 QXd = 45 Specific heat input = 0.18 cal / g ° C Heat capacity per unit of charge volume / / at minimum fluidization = 0.06 cal / cm3 ° C Fluidizing air velocity / / in load = 0.27 cm / s Stresses generated in glass sheets with a thickness of 6 mm to 10 mm at a load temperature of 40 ° C and temperature initial glass temperature in the range from 630 ° C to 670 ° C is (see table 5) Table 5 16 Table 6 Initial glass temperature (° C) 630 630 650 650 650 670 670 Slag thickness (mm) 6 8 6 8 10 6 8 Average internal tensile stress (MN / m2) 42 49 45.5 51 63 48 53 Particle size range = 3 to 130 (im Average particle size (d) = 48 µm Particle density (Q) = 0.3 g / cm3 QXd = 14.4 Material density = 2.3 g / cm3 Specific heat of the material = 0.123 cal / g ° C Heat capacity per unit of load volume / / with minimum fluidization (idization = 0.102 inch / cm3 ° C Fluidizing air velocity / / w charge = 0.33 cm / s The hardening degree of glass plates cooled in a fluidized charge with a temperature of about 40 ° C is (see table 6). 10 15 25 30 The effective heat transfer coefficient between the load and the glass plate is in the range of 0.005 to 0.006 ca l / cm3 ° Cs. 45 Example VIII. The refractory material used was an extrusion of carbon spheres known as "Carbosprjeres" having the following properties: 50 55 60 65 Initial glass temperature (° C) 610 630 650 650 650 650 50 670 670 Glaze thickness (mm) 10 fi 4 6 8 10 6 10 Average internal tensile stress (MN / m2) 44 34 26.3 32.7 40 43 36 46 The effective heat transfer coefficient between the load and the glass plate is within the range 0.0035 20 to 0.004 total / cm2 ° C. Example IX. Porous powdered nickel was used as a refractory material, with the following properties: Average particle size (d) = 5 µm Particle density (Q) = 2.33 g / cm3 Density of the material = 8.9 g / cm3 QXd = 12 Specific heat of the material = 0.106 cal / g ° C Heat capacity per unit volume of load / / at mUmimal fluidization = 0.37 inch / cm3 ° C Velocity of fluidizing air in the charge = 0.045 cm / s Glass plates with a thickness ranging from 2.3 mm to 39 6 mm, with an initial temperature of 650 ° C cooled in a fluidized charge consisting of a steady state porous nickel powder having a temperature of approximately 40 ° C. The degree of hardening, as determined by the average internal tensile stress, is (see Table 7). 1 I i Glass thickness (mm) 2.3 3 I 6 I "a be I a 7 Average internal tensile stress (MN / m2) 77 95 115 | The effective heat transfer factor between the load and the glass plate is 0.02 inch / cm2 ° C. Example X. As a particulate material, not porous, powdered, but alumina were used. Different powders and alumina were used, differing in the average particle size. All these materials have the following common properties: Particle density (Q) = 3 , 97 g / cm3 Density of the material = 3.97 g / cm3 Specific heat of the material = 0.2 cal / g ° C Since alumina is available in many different varieties with different particle sizes, four different fluid charges have been compiled with properties as shown in table 8.17 111643 Table 8 18 Alumina load ABCD mean particle size (d) (mm) 23 29 45 34 QXd 92 116 180 216 Heat capacity of particles (caf / ° C) 5X10-9 10x10-9 38X10 -9 66X10-9 Heat capacity minimally fluidized l load (cal / cm3 ° C) 0.32 0.32 0.32 0.32 Fluidizing gas velocity (cm / s) 1.02 1.62 B, 90 5.61 In the above fluidized charges kept at 40 ° C Glass plates having a thickness ranging from 2.3 mm to 12 mm were cooled. The initial temperature of the glass plates was from 610 ° C to 670 ° C. The degree of hardening of the plates, determined by the average internal tensile stress, is from 42 MN / m2 to 104 MN / m2. The effective heat transfer coefficient between the load and the glass plate lies within the range of 0.0062 inch / cm2 ° Cs to 0.0086 inch / cm2 ° C. Example XI. Small solid glass spheres known as "Ballotini" are used as the charge. The lumen has the following properties: Particle size range = 0 to 75 µm average particle size (d) = 58 µm Particle density (Q) = 2.5 g / cm3 QXd = 145 Heat capacity per unit volume of load with minimum fluidization = 0.34 inch / cm3 ° C Fkiidizing air velocity ^ in load = 0.41 cm / s Glass sheets with a thickness ranging from 2.3 mm to 10 mm heated to an initial temperature in the range of 630 ° C to 670 ° C, and then immersed in a fluidized charge kept at a temperature of about 40 ° C. The hardening degree of the glass sheets is as shown in Table 9. The initial glass temperature ( ° C) 630 630 630 650 650 650 650 670) 670 | 670 Table 9 Glass thickness (mm) 2.3 6 8 2.3 6 8 10 2.3 6 8 Average internal tensile stress (MN / m2) ) 38 72 87 40 74.5 87 90 43 80 90 | 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 In order to illustrate the high performance of unshown and undistorted glass sheets obtained during their quenching in a fluidized charge with the aid of a steady, uniformly distributed homogeneous fluidization in comparison with the performance obtained during the quenching of these plates in a fluidized charge, in a bubble-secreting state, a number of similar glass plates were processed, measuring 30 × 30 cm and having thicknesses of 2 mm, 6 mm and 12 mm. The edges of these plates were finished by bevelling with a silicon carbide grain abrasive wheel. In this way, a rougher finish of the edges was obtained than in the cases described in Examples 1 to 11, where the edges were finished with diamond grinding wheels. Experience has shown that the application of the method, which is the subject of the invention, allows obtaining (high efficiency, even for the rougher and cheaper edge finish. Each panel was heated to the temperature given below, and then immersed in a fluidized charge of alumina (porous) form, described in Example I for a performance comparison, a few hot The glass plates were immersed in a fluidized charge in a steady state as described in Example 1. The same number of glass plates was immersed in a fluidized charge in a bubble exuding state. the velocity of the fluidizing gas above the speed at which the maximum spread of the charge occurs. Broken glass sheets of acceptable dimensions, measured as a percentage of the total number of sheets treated, are shaped as follows: as shown in Tables 10, 11, 12 - depending on the glass thickness. Table 10 Glass thickness = 2 mm The average effective heat transfer coefficient between the load and the glass sheets is 0.011 inch / cm 2 ° Cs. "Glass temperature (° Q 645 660 Efficiency Fixed charge 95% 100% Bubble release charge 52% 80% 1 19 Table 11 Glass thickness = 6 mm Glass temperature (° Q 640 | 645 Efficiency Fixed charge 80% 100%) Bubble-exuding 40% 60% | Table 12 Glass thickness = 12 mm Glass temperature (° Q 635 645 Efficiency I Fixed charge 80% 100% 'Bubble releasing charge 40% I 75% | The above figures were obtained using square plates 30 cm x 30 cm glass. When heat treated in a bubble-generating charge, large glass plates of the same size as motor vehicle windshields resulted in even lower efficiencies due to cracking and distortion of these plates, while when machining large glass plates at least the same efficiencies as those described above have been obtained in the fixed fluidized charge. The value of the stresses developed in the glass decreases with the increase of the charge temperature and in the limit when the temperature is dunek is about 300 ° C or more, the stresses are such that the glass is tempered rather than tempered. No collateral soianoclh tank! 18, heating and / or cooling elements may be provided to regulate the temperature of the cargo. In all of the examples, the glass sheets were made of industrial soda-lime-quartz glass, which is used to manufacture aircraft windshields, car windshields, ship windows, and architectural panels. In the same way, it is also possible to toughen or temper glass of a different composition. By the method of the invention, it is also possible to harden or temper other products than glass plates, e.g., extruded glass products, such as insulators or lens blanks, or products made of blown glass. The fluidized charge according to the invention can also be used for other heat treatments of glass, for example for heating relatively cold glass articles prior to further processing steps. The transfer of heat by the glass to the fluidized material in which it is immersed is readily accomplished without it being damaged, even when it reaches a temperature at which it is particularly susceptible to damage by irregular forces. also used in the tempering of glass sheets, heated and bent in a near vertical position and horizontally displaced, as described in British Patent No. 1,442,316. In the apparatus described in this application, the bending dies are placed in a heated chamber which is rotated from an inclined position to a position in which the bent glass plate between the bending dies assumes a vertical position. In this position, it can be lowered vertically into a fixed fluidized charge as described above. The invention is also applicable to another process of heating the glass by immersing the plate in a fluidized charge having a temperature high enough to preheat the glass to a temperature at which it can be bent. After the plate has been removed from the hot charge, it is bent and then quenched by immersing it in a fluidized charge in a steady state, uniformly distributed homogeneous fluidization described above. The glass plate can be moved with the same tongs when heated, as well as when bent and toughened. For this purpose, the tongs are suitably fastened in such a way that they can conform to the shape of the curved glass. In another device, each glass plate is detached from an unsuitable, for heating, tongs and is carried during bending by a device holding it at its lower edge, as described in British Patent No. 1,442,316. The glass plate is then gripped by second tongs, adapted to grasp the bent glass and lowered into a fixed fluidized charge in order to cool it. Claims 1. A method of heat treatment of glass consisting in heating the glass and then contacting the hot glass with a gaseous fluidized bed of the ground material in order to obtain a heat exchange between the glass surface and the fluidized material, characterized in that the heated glass is immersed in to fluidized material in a steady state of uniformly unevenly distributed homogeneous fluidization resulting from the control of the gas flow feeding the fluidized bed flowing at a speed of 0.045-5.61 cm / s, the bed material containing particles with a density of the order of 0.3 —3.97 g / cm3 with an average dimension within the range of 5-45-120 µm and thermal capacity per unit volume of the bed within the range of 0.02-037 inch / cm3 ° C. 2. The method according to claim 3. The method of claim 1, characterized in that the soda-lime-quartz glass having a thickness in the range of 2.3 to 12 mm, heated to a temperature of 610-680 ° C, is immersed in the spread material constituting a fluidized bed in a steady state, which Its heat capacity per unit volume, with minimal fluidization, is within the range of 0.02-0.37 inch / cm3 ° C while maintaining the temperature of the bed at 150 ° C. The method according to claim 1 or 2, characterized in that the particles having a porous structure are used, and their apparent density is lower than the actual density of the material from which the particles are made. The method according to claim 60 3. A method according to claim 3, characterized in that the porous 7-alumina particles have an average particle size of 64 µm, an apparent density of 2.2 g / cm3 and a heat capacity per unit volume of the bed with a minimum fluidization of 65 °, 21 cal / cm3 ° C 11K 21 5. The method according to claim 3. A method according to claim 3, characterized in that the particles used are porous aluminosilicate species with an average size of the order of 60-75 [mu] m, apparent density in the range of 1.21-1.22 g / cm3 and a warm capacity per unit volume of the bed with minimum fluidization of 0.1.1-0.19 in / cm3 ° C. 6. The method according to p. 3. A method as claimed in claim 3, characterized in that the particles are porous powdered nickel particles with an average particle size of 5 microns, an apparent density of 2.35 g / cm3, and a heat capacity per 10 bed volume unit with a minimum fluidization of 0.37 inch / cm3 ° C. 7. The method according to p. 3. The process according to claim 3, characterized in that the particles are glass spheres with an average size of the order 77-120 (in m, apparent density 0.38 g / cm3 and heat capacity per unit volume of bed with minimum fluidization of 0.05). -0.06 inch / cm3 ° C. 8. The method according to claim 3, characterized in that the particles are exaggerated carbon balls with an average size of 48 µm, an apparent density of 0.3 g / cm3 and a capacity of per unit volume of the bed with a minimum fluidization of 0.02 lkal / cm3 ° C. 9. A method according to claim 8, characterized in that the particles are non-porous powdered ia-alumina particles with an average particle size and order 23-54 um, apparent density 3.97 g / cm3 and heat capacity per unit volume of bed with a minimum fluidization of 0.32 inch / cm3 ° C. / 111643 vvfel FlG.J.LDA - Plant 2 - order 1652/31 - 100 pcs Price PLN 100 PL