最近收到美国客户那边的投诉：一个玻璃花瓶在客户家里突然爆裂！还好，没有受伤。但是客户已经需要将此类产品全部回收！这款货已经出了很多年了，解释说是退火不够时间导致玻璃突然爆破。
以下说一下：
退火玻璃由浮法、平拉法、有槽垂直引上法、无槽法等熔制成的，经热处理消除或减小其内部应力至允许值的玻璃根据不同温度进行退火热处理 玻璃退火是一个创建匀热和结构调整所需的、均匀的温度场，减小各部之间的结构差，使冷至刚体被固定的、不可逆转的结构差所致的永久应力减至制品的规定值，是在此后的冷却中，控制可逆转的结构差所致的、随温度均一而消失的暂时应力，防止玻璃炸裂的热处理过程。
冷却过程中，玻璃的黏度呈指数剧增。然而，玻璃的物理特性却是呈现出连续、渐变的规律，总共历经了六个物理特性阶段[1]：
（1）自由流动的熔体
（2）高黏滞塑性体
（3） 弹塑性体
（4） 弹性体初态
（5） 过渡为完全弹塑性体
（6） 完全弹性体
玻璃退火是作用于温度调节，控制其热应力演绎的热处理过程。以冷至刚体，1014.5ρ为界，分为两个退火阶段和四个退火状态：
[1]退火阶段（1011～1014.5ρ，595～516.05 ℃）和后续退火阶段（1014.5～10∞ρ，516.05～30 ℃）
玻璃作结构调整，减小由温差产生的结构差，使冷至刚体时，被固定的、不可逆转的结构差所致的永久应力，符合制品的规定值。历经了最佳、次佳和最次三种退火状态。分别与弹塑性体、弹性体初态和亚刚体的三种物理特性相对应。
①最佳退火状态（弹塑性体）
温差所致的结构差是玻璃冷至弹塑性体时产生的。并不是冷至弹性体初态的终点，于～1013ρ才产生的。高温下，玻璃的黏度较低，结构基团位移活度大，在均匀的温度场作“顺向位移”结构调整容易进行，减小结构差的效果最好，使制品中残留的永久应力更小之贡献最大。玻璃在弹塑性体阶段处于最佳退火状态。
②次佳退火状态（弹性体初态）
结构基团位移→分子位移。黏度剧增使位移活度锐减，减小结构差的调整明显削弱。玻璃在弹性体初态阶段处于次佳退火状态。
③最次退火状态（亚刚体）
分子位移。位移活度几近衰竭，结构调整近乎停顿，减小结构差的功效甚微。玻璃在亚刚体阶段处于最次退火状态。
这时，≥1014.5ρ位移终止，结构调整停顿，广义的应力松弛现象随位移和微分变形的消失而湮灭。剩余的结构差被残留而不可逆转，永久应力被固定，只有分子震动，是单纯的应力与应变成正比关系的刚体。温差只产生可逆转的结构差所致的、随温度均一而消失的暂时应力。玻璃处于暂时应力活跃，并与永久应力相叠加的后续退火阶段。只有与刚体物理特性相对应的后续退火状态。
④后续退火状态（刚体）
从“六个物理特性阶段、两个退火阶段和四种退火状态”，得到了浮法玻璃退火窑设计的技术路线，要点有如下四条：
（1） 以A区为“重心”
玻璃带在A区（600～550 ℃，1010.82～1012.78ρ，ΔtA＝50 ℃），大部分处于弹塑性体阶段（1010.82～1012ρ，600～568.29 ℃，Δta＝31.71 ℃），小部分处于弹性体初态阶段（1012～1012.78ρ，568.29～550 ℃，Δta2=18.29℃）。最佳退火状态占了100%，次佳退火状态占了79.49%，二者占了退火阶段温阶的59.56% Δt1（Δt1＝600－516.05＝83.95 ℃）；在B区（550～480 ℃，1012.18～1016.83ρ，ΔtB＝70 ℃），跨越三个特性阶段：弹性体初态瞬息而过（1012.78～1013ρ，550～545.28 ℃，Δtb1=4.72 ℃）,刚亚体走了全过程（1013～1014.5ρ，545.28～516.05 ℃，Δtb2=29.23 ℃），刚体历经了一段较长的温阶（1014.5～1016.83ρ，516.05～480 ℃，Δtb3=36.05 ℃）。次佳退火状态占了20.51%，最次退火状态占了100%，二者占了退火阶段温阶的40.44% Δt1，并且，是对处于该温阶的低温段。后续退火状态占了B区温阶的51.50% ΔtB。
由此可以断定：“A是重要退火区，B是继续退火阶段与后续退火阶段的连接区”。那么，玻璃带在各区的冷却速度Gn(℃/min)，必然以GA为基准参数。并且，应该是GA≤GB才正确合理。所以，玻璃带在A、B和C区的冷却速度必然是：“慢?慢?快”的关系。
（2） Gn与GA关系
除两个过渡区之外，尽管Gn有较为宽广的调节范围。不过，我们应该找到Gn对GA的最佳比例关系，利用新的、正确的玻璃退火理论和生产经验，以及实验室和半工业性试验（物理的和数字的模拟试验），作热工测定来检验和校正试验的边界条件，使实验结果逼近于生产实际。由此可推得可靠的和精确的计算方法，并完成计算机的编程。
（3） 调整前三区的负荷
将ΔtA、ΔtB和ΔtC从50 ℃、70 ℃、100 ℃调整为55 ℃、65 ℃、90℃的优点有三条：
① A区(600～545 ℃,1010.8242～1013.0129ρ)集中了最佳和次佳退火状态。体现了高温高效退火的新理论，有利于玻璃结构调整，更多地减小了结构差，使永久应力更小。同时，也避免了A、B区界的“冷却水平线”对玻璃退火敏感温段之不利影响。
②B区（545～480 ℃，1013.0129～1016.8278ρ）减负7.14%也得益颇多
以获得能充分发挥各区功能之最佳的区长Ln，最终确定退火窑的总长度L。
1014.5ρ部位，开始了暂时应力与永久应力的叠加，是诱发玻璃带炸裂的源头。减负可有效地控制好这两种应力，从而避免该处玻璃带炸裂的发生。玻璃带在B区尚具备一定程度的韧性。
③C区（480～390 ℃，1016.8278～1027.1410ρ）减负10%意义重大。这是解决玻璃带在C区上、下空间过大温差ΔtSC之最佳方法。可显著地增强调温功能，有效地制约暂时应力ΔT和暂时平面应力σmT。从而将炸裂的高发区转变为安全区，将玻璃带炸裂的隐患在设计方案中铲除掉，是全新退火窑的设计理念。
（4） 挖掘Ret区的潜力
浮法玻璃退火窑设计技术路线之核心，是有效地发挥各区的功能。其关键所在，一是以A区为重心实现高温高效退火；二是挖掘换热效率高的Ret区之潜力，以改善其余各区的工况。
发挥Ret区功能之优、劣，视点有三：
①由Ret区承接C区10%的减负是毫不困难的。若C区负荷较大，如ΔtC≥100 ℃，则是对Ret区挖掘不足；若C区负荷过重，如ΔtC＝110～126 ℃，可视为远未发挥出Ret区的功能。
②至少要设置2个Ret区。在调节风温和风量上能有效地发挥Ret区应有的功能。
③ΔtR＞ΔtF。F区的换热效率较低，若ΔtF过大，势必LF很长，不经济。所以，ΔtF＞ΔtR不可取用。不过，ΔtR也不必比ΔtF大得太多，稍大为宜。因为，对C区的减负才是Ret区主要功能的发挥。
诸种变革令人眼花缭乱，莫衷一是。它并非表征着浮法玻璃退火窑已臻于完善，而是在的背后隐藏着重大的理论问题。由此导致退火窑设计上的弊端。
①对玻璃带退火起始黏度未作确定
两家公司皆称A为“预退火区”（1010.82～1012.78ρ）。盖尔赛龙提出了浮法玻璃退火上限温度为560～580 ℃（1012.34～1011.54ρ）[5]。这岂不成了退火上限温度夹在了预退火温度范围之中？搞不清楚浮法玻璃退火起始点应该在何处，讲不出何谓“预退火”？但都未能改变玻璃带以600～595 ℃进入退火窑的事实。
②“快?慢?快”
曾一味地放长LB，但适得其反，效果见劣。当改变为放长LA，缩短LB之后，效果极佳，LA、B反而比以前短。终因“以B区为重心”不变，GA＞GB，使“快?慢?快”作业法依旧。
③C区负荷过重
ΔtC＝100 ℃，甚至有126 ℃之实例。使ΔtSC过大，达到40～60 ℃，时有炸裂。
④Ret（或D）区负荷不当
ΔtR－ΔtF＝＋1～－74 ℃；ΔtD－ΔtF＝＋78～54 ℃。ΔtR＝101～140 ℃，甚至有1个Ret区，ΔtR＝140 ℃的实例；ΔtD＝119～190 ℃。不是负荷过轻（势必造成了忽视对C区的减负），就是负荷过重（超负荷运行会适得其反），使F区的相应负荷“过重”或“过轻”，无章可循，丢掉了优化生产的最佳参数。
⑤两个过渡区太长（3～3.6 m）
非恒温车间，尤其是在隆冬季节，外界冷气流侵袭退火窑干扰了均匀的温度场，导致玻璃退火不良，甚至炸裂。为了减轻影响，除采取各种有效措施之外（如加强轴头密封，第一过渡区有活动保温件，车间设置横向隔断、门斗和挡风屏等），过渡区长度宜减至不妨碍应急操作之限度。
即便是恒温车间也应如此。实际证明，1.2～2.4 m即可
检查退火的直接工具是使用偏光镜检查。如果颜色太过不一致，证明退火效果不好，容易自然爆裂。工厂必须在出厂前检查此项目。 | 
发表于 2011-3-8 13:53:34
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发表于 2011-3-8 20:27:17