WO2013084877A1 - 強化ガラス板の切断方法、および強化ガラス板切断装置 - Google Patents

強化ガラス板の切断方法、および強化ガラス板切断装置 Download PDF

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WO2013084877A1
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tempered glass
glass plate
cutting
laser beam
laser
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齋藤　勲
泰成 岩永
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旭硝子株式会社
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    • B28D1/22—Working stone or stone-like materials, e.g. brick, concrete or glass, not provided for elsewhere; Machines, devices, tools therefor by cutting, e.g. incising
    • B28D1/221—Working stone or stone-like materials, e.g. brick, concrete or glass, not provided for elsewhere; Machines, devices, tools therefor by cutting, e.g. incising by thermic methods
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
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    • C03B33/02—Cutting or splitting sheet glass or ribbons; Apparatus or machines therefor
    • C03B33/04—Cutting or splitting in curves, especially for making spectacle lenses
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
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    • C03B—MANUFACTURE, SHAPING, OR SUPPLEMENTARY PROCESSES
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    • C03B33/091—Severing cooled glass by thermal shock using at least one focussed radiation beam, e.g. laser beam
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    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/50—Inorganic material, e.g. metals, not provided for in B23K2103/02 – B23K2103/26

Definitions

  • the present invention relates to a method for cutting a tempered glass sheet and a tempered glass sheet cutting apparatus.
  • cover glasses protective glass
  • portable devices such as mobile phones and PDAs
  • a glass substrate is widely used as a display substrate.
  • Tempered glass is also used as automotive window glass and architectural window glass.
  • Tempered glass is produced by, for example, an air cooling tempering method or a chemical tempering method.
  • the air cooling strengthening method rapidly cools the glass near the softening point from the front and back surfaces, and creates a temperature difference between the front and back surfaces of the glass and the inside, so that the surface layer and back surface layer where compressive stress remains is formed.
  • the chemical strengthening method the surface and the back surface of the glass are ion-exchanged, and ions having a small ion radius (for example, Li ions and Na ions) contained in the glass are replaced with ions having a large ion radius (for example, K ions). By doing so, the front surface layer and the back surface layer in which the compressive stress remains are formed.
  • an intermediate layer in which tensile stress remains is formed between the front surface layer and the back surface layer as a reaction.
  • an object of the present invention is to provide a method for cutting a tempered glass plate and a tempered glass plate cutting device that cut a tempered glass plate using a laser beam without deteriorating the quality.
  • the method for cutting a tempered glass sheet according to the first aspect of the present invention is formed between a surface layer and a back layer having residual compressive stress, and the surface layer and the back layer, and an internal residual tensile stress CT (MPa).
  • MPa internal residual tensile stress CT
  • a tempered glass plate provided with an intermediate layer, and a method of cutting a tempered glass plate by moving an irradiation region of a laser beam irradiated on the tempered glass plate, wherein the surface layer and the back layer Based on the internal residual tensile stress CT expressed by the following equation, where the thickness is DOL ( ⁇ m), the thickness of the tempered glass plate is t 1 ( ⁇ m), and the Young's modulus of the tempered glass plate is Y (MPa).
  • the method for cutting a strengthened glass sheet according to the second aspect of the present invention is the above-described method for cutting a strengthened glass sheet, wherein the effective output of the laser light incident on the strengthened glass sheet is Pe (W),
  • the laser beam scanning speed is v (mm / s)
  • the absorption coefficient of the tempered glass plate with respect to the laser beam is ⁇ (mm ⁇ 1 )
  • the thickness of the tempered glass plate is t 2 (mm)
  • the cutting index K (N / mm) is 150 N / mm or less.
  • K Pe / v ⁇ exp ( ⁇ ⁇ t 2 ) ⁇ (Y ⁇ ⁇ L ) / (t 2 ⁇ ⁇ ⁇ c).
  • the method for cutting a strengthened glass sheet according to the third aspect of the present invention is the method for cutting a strengthened glass sheet described above, wherein the strengthened glass sheet and the laser beam have an absorption coefficient of the strengthened glass sheet with respect to the laser beam.
  • ⁇ (mm ⁇ 1 ) where the thickness of the tempered glass plate is t 2 (mm), and satisfies the formula 0 ⁇ ⁇ t 2 ⁇ 3.0.
  • the method for cutting a tempered glass sheet according to the fourth aspect of the present invention is the above-described method for cutting a tempered glass sheet, wherein the predetermined position before a predetermined distance from the cutting end point is on a side surface of the tempered glass sheet. This is just before the crack generation position where an unintended crack is generated.
  • the method for cutting a tempered glass sheet according to the fifth aspect of the present invention is the above-described method for cutting a tempered glass sheet, wherein the line segment connecting the scanning position of the laser beam and the cutting end point is the side surface of the tempered glass sheet. The smaller the angle between the two, the larger the irradiation energy of the laser light per unit irradiation area irradiated on the tempered glass plate.
  • a method of cutting a strengthened glass plate wherein the laser light per unit irradiation area is reduced by slowing a moving speed of the laser light irradiation region in the method of cutting a strengthened glass plate described above. This increases the irradiation energy.
  • a seventh aspect of the present invention there is provided a method for cutting a strengthened glass plate, wherein the laser light irradiation energy per unit irradiation area is increased by increasing the output of the laser light in the method for cutting a strengthened glass plate described above. It's something that gets bigger.
  • a method for cutting a tempered glass plate in which the area of the laser light irradiation region is reduced in the method for cutting a tempered glass plate, so that the laser light per unit irradiation area is reduced. It increases the irradiation energy.
  • the method for cutting a tempered glass sheet according to the ninth aspect of the present invention is the laser beam irradiation per unit irradiation area as the absorption coefficient ⁇ of the tempered glass sheet is increased. It is to reduce energy.
  • the tempered glass sheet cutting method according to the tenth aspect of the present invention is the above-described tempered glass sheet cutting method, wherein the laser beam irradiation per unit irradiation area as the thermal expansion coefficient of the tempered glass sheet increases. It is to reduce energy.
  • the method for cutting a strengthened glass sheet according to the eleventh aspect of the present invention is the above-described method for cutting a strengthened glass sheet, wherein the irradiation energy of the laser light per unit irradiation area increases as the thickness of the strengthened glass sheet increases. Is to increase.
  • the tempered glass sheet cutting method according to the twelfth aspect of the present invention is a method of further cooling the periphery of the laser light irradiation region in the above-described tempered glass sheet cutting method.
  • the tempered glass sheet cutting method according to the thirteenth aspect of the present invention is the above-described tempered glass sheet cutting method, wherein at least one of the front surface and the back surface of the tempered glass plate is surrounded by the laser light irradiation region. It is to be cooled.
  • the cutting method of the tempered glass sheet according to the fourteenth aspect of the present invention is to cool the periphery of the laser light irradiation region by blowing gas from a nozzle in the cutting method of the tempered glass sheet described above.
  • a tempered glass sheet cutting apparatus includes a surface layer and a back layer having residual compressive stress, and an intermediate layer having an internal residual tensile stress formed between the surface layer and the back layer.
  • a tempered glass plate cutting device for cutting a tempered glass plate by moving an irradiation region of a laser beam applied to the tempered glass plate, and holding the tempered glass plate, A glass holding and driving unit that moves in a predetermined direction, a laser output unit that outputs laser light for cutting the tempered glass plate, and a control unit that controls the glass holding and driving unit and the laser output unit based on a control program And a control program generation unit that generates the control program, the control program generation unit is a cutting end point located on a side surface of the tempered glass plate When cutting the tempered glass sheet so as to have an acute angle toward the side surface, in a section from the predetermined position a predetermined distance before the cutting end point of the tempered glass sheet to the cutting end point, A control program in which the i
  • the present invention it is possible to provide a method for cutting a tempered glass plate and a tempered glass plate cutting device that cut a tempered glass plate using laser light without degrading quality.
  • FIG. 4 is a cross-sectional view taken along line AA in FIG. 3.
  • FIG. 4 is a cross-sectional view taken along line BB in FIG. 3.
  • FIG. 6 is a table showing laser wavelength ⁇ , internal strain energy U CT , critical irradiation energy Ec, and various conditions for deriving both of samples 1 to 12; It is a graph which shows the internal strain energy UCT dependence of the critical irradiation energy Ec shown in the table
  • FIG. 1 is a cross-sectional view of a tempered glass plate 10 before irradiation with laser light.
  • the direction of the arrow indicates the direction of action of the residual stress
  • the size of the arrow indicates the magnitude of the stress.
  • the tempered glass plate 10 includes a front surface layer 13 and a back surface layer 15, and an intermediate layer 17 provided between the front surface layer 13 and the back surface layer 15. Compressive stress remains on the front surface layer 13 and the back surface layer 15 by the following air cooling strengthening method or chemical strengthening method. Further, as a reaction, tensile stress remains in the intermediate layer 17.
  • the tempered glass plate 10 is produced by, for example, an air cooling strengthening method or a chemical strengthening method.
  • strengthening is selected according to a use.
  • an automobile window glass an architectural window glass, a glass substrate for PDP (Plasma Display Panel), and a cover glass, alkali aluminosilicate glass or soda lime glass is used as the reinforcing glass.
  • the air-cooling strengthening method rapidly cools the glass near the softening point from the front and back surfaces, and creates a temperature difference between the front and back surfaces of the glass and the inside, so that the surface layer and the back surface layer where compressive stress remains are formed. Form.
  • the air cooling strengthening method is suitable for strengthening thick glass.
  • the front and back surfaces of glass are ion-exchanged, and ions having a small ion radius (for example, Li ions and Na ions) contained in the glass are replaced with ions having a large ion radius (for example, K ions).
  • ions having a small ion radius for example, Li ions and Na ions
  • ions having a large ion radius for example, K ions.
  • the chemical strengthening method is suitable for strengthening alkali aluminosilicate glass or soda lime glass.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing a distribution of residual stress of the tempered glass plate before irradiation with laser light.
  • the compressive stress (> 0) remaining on the front surface layer 13 and the back surface layer 15 tends to gradually decrease from the front surface 12 and the back surface 14 of the tempered glass plate 10 toward the inside.
  • the tensile stress (> 0) remaining in the intermediate layer 17 tends to gradually decrease from the inside of the glass toward the front surface 12 and the back surface 14.
  • CS is the maximum residual compressive stress (surface compressive stress) (> 0) in the surface layer 13 and the back layer 15
  • CT is the internal residual tensile stress in the intermediate layer 17 (average value of residual tensile stress in the intermediate layer 17).
  • DOL indicates the thickness of the front surface layer 13 and the back surface layer 15
  • t indicates the thickness of the tempered glass plate 10, respectively. Therefore, the thickness of the intermediate layer 17 is t ⁇ 2 ⁇ DOL.
  • the internal residual tensile stress CT (MPa) of the tempered glass plate is usually measured by measuring the surface compressive stress CS (MPa) and the thickness DOL ( ⁇ m) of the surface layer 13 and the back surface layer 15, and the measured values and strengthening. It is calculated using the thickness t 1 ([mu] m) and formula 1 below color of the glass plate.
  • CT (CS ⁇ DOL) / (t 1 ⁇ 2 ⁇ DOL) Equation 1
  • the strain energy per unit area (hereinafter simply referred to as “internal strain energy”) U CT (J / m 2 ) by the internal residual tensile stress CT is expressed as follows using the Young's modulus Y (MPa) of the tempered glass sheet. It can be obtained from Equation 2.
  • U CT ⁇ CT 2 ⁇ (t 1 ⁇ 2 ⁇ DOL) ⁇ / (2 ⁇ Y) Equation 2
  • the inventor investigated the minimum value (hereinafter referred to as critical irradiation energy) Ec of the irradiation energy E of the laser light necessary for cutting, for the tempered glass plate having various internal strain energies U CT .
  • critical irradiation energy Ec of the irradiation energy E of the laser light necessary for cutting
  • U CT internal strain energy
  • the critical irradiation energy Ec increases rapidly (specifically, about several times), and the cutting accuracy I also found it worse.
  • the critical irradiation energy Ec is substantially constant if the material, thickness and laser wavelength of the tempered glass plate are the same.
  • the maximum residual compressive stress CS, the internal residual tensile stress CT, and the thickness DOL of the front surface layer 13 and the back surface layer 15 can be adjusted by the strengthening process conditions.
  • the maximum residual compressive stress CS, the internal residual tensile stress CT, and the thickness DOL of the front surface layer 13 and the back surface layer 15 can be adjusted by the cooling rate of the glass in the case of the air cooling strengthening method.
  • the maximum residual compressive stress CS, internal residual tensile stress CT, and thickness DOL of the surface layer 13 and the back surface layer 15 are determined by immersing glass in a treatment liquid (for example, KNO 3 molten salt).
  • the front surface layer 13 and the back surface layer 15 of the present embodiment have the same thickness DOL and the maximum residual compressive stress CS, but may have different thicknesses and maximum residual compressive stress.
  • FIG. 3 is a diagram for explaining a method of cutting a tempered glass sheet.
  • the surface 12 of the tempered glass plate 10 is irradiated with laser light 20, and the irradiation region 22 of the laser light 20 is moved (scanned) on the surface 12 of the tempered glass plate 10, thereby strengthening glass. Stress is applied to the plate 10 to cut the tempered glass plate 10.
  • an initial crack is formed in advance at the cutting start position.
  • the method for forming the initial crack may be a general method, for example, a cutter, a file, or a laser. In the internal heating cutting using laser light, it is not necessary to form scribe lines (groove lines) along the planned cutting line on the surface 12 of the tempered glass plate 10.
  • the irradiation region 22 of the laser beam 20 is moved in a straight line shape or a curved shape along the planned cutting line from the end of the tempered glass plate 10 toward the inside.
  • the crack 30 is extended from the end of the tempered glass plate 10 toward the inside, and the tempered glass plate 10 is cut.
  • the holder supporting the tempered glass plate 10 may be moved or rotated, or the light source of the laser light 20 is moved. May be. Further, a mirror provided in the middle of the path of the laser beam 20 may be rotated.
  • the irradiation region 22 of the laser beam 20 includes the thickness of the tempered glass plate 10, the maximum residual compressive stress CS, the internal residual tensile stress CT, and the thickness DOL of the surface layer 13 and the back surface layer 15.
  • the laser beam 20 is moved at a speed corresponding to the output of the light source.
  • the light source of the laser light 20 is not particularly limited.
  • a UV laser (wavelength: 355 nm), a green laser (wavelength: 532 nm), a semiconductor laser (wavelength: 808 nm, 940 nm, 975 nm), a fiber laser (wavelength: 1060 to 1100 nm), YAG laser (wavelength: 1064 nm, 2080 nm, 2940 nm), laser using a mid-infrared light parametric oscillator (wavelength: 2600 to 3450 nm), and the like.
  • the oscillation method of the laser beam 20 there is no limitation on the oscillation method of the laser beam 20, and either a CW laser that continuously oscillates the laser beam or a pulse laser that intermittently oscillates the laser beam can be used.
  • the intensity distribution of the laser beam 20 is not limited, and may be a Gaussian type or a top hat type.
  • the laser light 20 emitted from the light source is condensed by a condenser lens or the like and imaged on the surface 12 of the tempered glass plate 10.
  • the condensing position of the laser light 20 may be on the laser light source side or the back surface 14 side with respect to the front surface 12 of the tempered glass plate 10. Further, the condensing position of the laser beam 20 may be in the tempered glass plate 10 as long as the heating temperature does not become too high, that is, the condensing area can keep the annealing point or less.
  • the optical axis of the laser beam 20 may be perpendicular to the surface 12 on the surface 12 of the tempered glass plate 10, for example, as shown in FIG.
  • the tempered glass board 10 can be cut
  • heating of the intermediate layer 17 in the irradiation region 22 of the laser light 20 at a temperature equal to or lower than the annealing point controls the extension of the crack 30 generated in the tempered glass plate 10 by the residual tensile stress of the intermediate layer 17.
  • the tempered glass plate 10 can be cut by the crack 30 caused by the residual tensile stress.
  • the intermediate layer 17 is heated at a temperature below the annealing point because when the heating is performed above the annealing point, the glass becomes high temperature and a viscous flow easily occurs even in a short time during which the laser beam passes. This is because the compressive stress generated by the laser beam is relieved by this viscous flow.
  • the value t 2 (mm) of the thickness (plate thickness) t of the tempered glass plate 10 differs from the value t 1 ( ⁇ m) in Equations 1 and 2 only in units.
  • ⁇ ⁇ t 2 By making ⁇ ⁇ t 2 greater than 0 and 3.0 or less, the laser light 20 reaches the inside without being absorbed by the surface of the tempered glass plate 10. It can be heated sufficiently. As a result, the stress generated in the tempered glass plate 10 changes from the state shown in FIG. 1 to the state shown in FIG. 4 or FIG.
  • FIG. 4 is a cross-sectional view taken along the line AA in FIG. 3, and includes a laser light irradiation region.
  • FIG. 5 is a cross-sectional view taken along line BB in FIG. 3, and is a rear cross section from the cross section shown in FIG.
  • “rear” means the rear of the laser beam 20 in the scanning direction. 4 and 5, the direction of the arrow indicates the direction of the applied stress, and the length of the arrow indicates the magnitude of the stress.
  • a tensile stress is generated in the intermediate layer 17 in the cross section behind the cross section shown in FIG. 4, as shown in FIG. 5.
  • This tensile stress is larger than the residual tensile stress, and a crack 30 is formed in a portion where the tensile stress reaches a predetermined value.
  • the crack 30 penetrates from the front surface 12 to the back surface 14 of the tempered glass plate 10, and the cutting shown in FIG. 3 is a so-called full cut cutting.
  • the tip position of the crack 30 is moved so as to follow the position of the irradiation region 22. That is, in the cutting method shown in FIG. 3, when the tempered glass plate 10 is cut, the extension direction of the crack 30 is controlled by the tensile stress (see FIG. 5) generated behind the scanning direction of the laser light, and the laser light is irradiated. Cutting is performed while suppressing the extension of the cracks 30 by using the compressive stress (see FIG. 4) generated in the region. That is, the extension of the crack 30 is controlled using the compressive stress generated by the irradiation of the laser beam 20. As a result, it is possible to suppress the crack 30 from moving away from the planned cutting line.
  • ⁇ ⁇ t 2 is preferably close to 0 when the laser wavelength used is close to the wavelength region of visible light. However, since ⁇ ⁇ t 2 is too small, the absorption efficiency is deteriorated. Therefore, it is preferably 0.0005 or more (laser light absorption rate 0.05% or more), more preferably 0.002 or more (laser light absorption rate 0. 2% or more), more preferably 0.004 or more (laser light absorption rate 0.4% or more).
  • ⁇ ⁇ t 2 is preferably 3.0 or less (laser light absorptivity 95% or less), more preferably 0.1 or less (laser light absorptivity 10% or less), and further preferably 0.02 or less ( Laser light absorption rate is 2% or less).
  • the thickness t 2 (mm) of the tempered glass plate 10 is set according to the application, but is preferably 0.1 to 2.0 mm.
  • the internal residual tensile stress CT can be sufficiently increased by setting the thickness t 2 (mm) to 2.0 mm or less.
  • the thickness t 2 (mm) is less than 0.1 mm, it is difficult to subject the glass to chemical strengthening treatment.
  • the thickness t 2 (mm) is more preferably 0.3 to 1.5 mm, still more preferably 0.5 to 1.5 mm.
  • the absorption coefficient ⁇ is determined by the wavelength of the laser light 20, the glass composition of the tempered glass plate 10, and the like.
  • the absorption coefficient ⁇ in the near-infrared wavelength region near 1000 nm includes the content of iron oxide (including FeO, Fe 2 O 3 , and Fe 3 O 4 ) in the tempered glass plate 10, and cobalt oxide (CoO, Co 2 O). 3 and Co 3 O 4 ) and copper oxide (including CuO and Cu 2 O) are increased as the content increases. That is, by adjusting the content of iron oxide or the like, the value of ⁇ ⁇ t 2 can be adjusted to a desired range.
  • the content of iron oxide in the tempered glass plate 10 depends on the type of glass constituting the tempered glass plate 10, but in the case of soda lime glass, it is, for example, 0.02 to 1.0% by mass. However, as the content of iron oxide or the like increases, the transparency of the tempered glass plate 10 in the visible light region decreases.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) in the near-infrared wavelength region near 1000 nm is set according to the application.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) is preferably 0.3 mm ⁇ 1 or less.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) is preferably 0.06 mm ⁇ 1 or less.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) is preferably 0.02 mm ⁇ 1 or less.
  • the absorption coefficient ⁇ in the vicinity of the absorption wavelength of the rare earth atoms increases as the content of the rare earth element (for example, Yb) oxide in the tempered glass plate 10 increases.
  • the absorption coefficient ⁇ in the mid-infrared wavelength region near 3000 nm increases as the OH group content in the tempered glass plate 10 increases.
  • the OH group content does not affect the transparency in the visible light region.
  • the wavelength of the laser beam 20 may be 250 to 5000 nm, but is preferably 2500 to 3500 nm.
  • the wavelength of the laser light 20 is 2500 to 3500 nm (near 3000 nm), as described above, the absorption coefficient ⁇ can be increased without reducing the transparency in the visible light region. As a result, the heating efficiency by the laser beam 20 can be increased.
  • the wavelength of the laser beam 20 is more preferably 2700 to 3200 nm.
  • the absorptivity of the tempered glass plate having an iron oxide content of 0.04% by mass is about 2% when the plate thickness t 2 (mm) is 1 mm (transmittance: about 98). %). Therefore, the heating efficiency by laser light irradiation is poor. In addition, since the absorptance changes depending on the Fe concentration, it is necessary to significantly change the laser light irradiation conditions depending on the composition of the tempered glass plate.
  • the absorptivity of the tempered glass plate is about 50% (transmittance: about 50%) when the plate thickness is 1 mm regardless of the iron oxide content. . Therefore, the heating efficiency is improved as compared with the case where the wavelength is in the vicinity of 1000 nm, and it is not necessary to significantly change the irradiation condition of the laser beam by the composition of the tempered glass plate.
  • the wavelength is around 1000 nm and the absorptance is about 2%, for example, if 2 W of absorption power is required for cutting, 100 W is input and 98 W is transmitted. For this reason, if the table is positioned below the planned cutting line through which the laser beam passes, the table is damaged by the laser beam. Therefore, a device such as making the table one size smaller than the tempered glass panel cut out from the tempered glass plate is necessary. Further, it was necessary to process the transmitted laser beam. Furthermore, since the transmittance is high, the reflected light on the end face of the tempered glass plate may have an adverse effect.
  • the absorption rate of the laser beam is increased by the foreign matter adhering to the front surface or the back surface, the change in the absorption amount is large, which may have an adverse effect. Furthermore, even when the absorptance changes from 2% to 1% only by 1% due to the Fe concentration, it is necessary to change the input power from 100 W to 200 W by 100 W.
  • the wavelength is around 3000 nm and the absorptance is about 50%
  • 2W absorption power is required for cutting
  • 4W is input and 2W is transmitted.
  • the input power can be dramatically reduced and the heating efficiency can be improved.
  • the transmitted light also decreases dramatically, so that the table is not damaged even if the table is located below the planned cutting line through which the laser light passes. Therefore, it can cut
  • the power of the reflected light at the end face of the tempered glass plate is also small and hardly adversely affected. Further, even if the absorption rate of the laser beam is increased due to foreign matters adhering to the front surface or the back surface, the change in the amount of absorption is small and hardly adversely affected. Further, there is no change in the absorption rate due to the Fe concentration, and even if the absorption rate is reduced from 50% to 40% by 10%, the power to be input may be changed from 4W to 5W by 1W.
  • the tempered glass plate can be cut.
  • the cutting method of the tempered glass board concerning this Embodiment is demonstrated in detail.
  • the wavelength of about 3000 nm is preferable as the wavelength of the laser beam.
  • the tempered glass sheet cutting method described below is not limited to this wavelength.
  • the laser beam having a wavelength of 250 to 5000 nm is used. Can be widely applied about.
  • FIG. 6 is a diagram for explaining a method for cutting a strengthened glass sheet according to the present embodiment.
  • FIG. 6 is a view of the tempered glass plate 10 as viewed from above.
  • the broken line 48 shown in the tempered glass board 10 has shown the cutting cutting line at the time of cutting out the sample 40 from the tempered glass board 10 using the cutting method demonstrated above.
  • the sample 40 is a quadrangle having four corner portions and a straight portion having a predetermined radius of curvature. Note that the sample 40 shown in FIG. 6 is an example, and the method for cutting a tempered glass plate according to the present embodiment can also be used when a sample having another arbitrary shape is cut out from the tempered glass plate 10.
  • the laser beam is scanned so as to pass the planned cutting line 48.
  • the laser beam scanning is started from the cutting start point 41, the laser beam is scanned along the planned cutting line 48 in the direction of the arrow shown in FIG. 6, and the laser beam scanning is ended at the cutting end point 42.
  • initial cracks are formed in advance at the cutting start point 41, that is, at the end of the tempered glass plate 10.
  • the initial crack can be formed by, for example, a cutter, a file, or a laser.
  • FIG. 7A is a diagram illustrating an example of a cutting state of the tempered glass plate when the condition of the laser light applied to the tempered glass plate is inappropriate, and is an enlarged view in the vicinity of the cutting end point 42 illustrated in FIG. 6. .
  • FIG. 7A when the laser beam condition is inappropriate, an unintended crack 46 from the crack generation position 43 toward the cutting line 44 when the laser beam is scanned along the planned cutting line 48.
  • solid lines (cut lines 44 and 45) in the figure indicate a state where the tempered glass plate is cut (penetrated from the front surface to the back surface of the tempered glass plate 10), and a broken line (scheduled cutting line 48). ) Shows a state where the tempered glass plate is not cut.
  • the cutting end point 42 shown in FIG. 7A is on the cutting line 44 that has already been cut.
  • the cutting end point 42 is on the side surface of the tempered glass plate. If the laser beam condition is inappropriate, the laser beam is scanned from the crack generation position 43 toward the cutting line 44 while scanning the laser beam along the planned cutting line 48 toward the cutting end point 42. The crack 46 extends. For this reason, the convex part 49 is formed in the sample 40 cut out from the tempered glass board 10, and the quality of the tempered glass board after cutting (sample 40) deteriorates.
  • the tensile stress generated behind the scanning direction of the laser beam using the compressive stress (see FIG. 4) generated in the region irradiated with the laser beam.
  • Cutting is performed while suppressing the extension of cracks (see FIG. 5). Therefore, when the laser beam condition is inappropriate, it becomes impossible to control the extension direction of the crack due to the tensile stress generated backward in the scanning direction, and the unintended crack 46 extends from the crack generation position 43 toward the cutting line 44. In some cases, the cutting line deviates from the planned cutting line 48.
  • FIG. 7B is a diagram illustrating an example of a cut state of the tempered glass plate when the method for cutting the tempered glass plate according to the present embodiment is used.
  • the tempered glass sheet is formed so as to have an acute angle ⁇ 1 with respect to the cutting line 44 toward the cutting end point 42 located at the cutting line (side surface) 44 of the tempered glass sheet.
  • unit irradiation irradiated to the tempered glass plate in a section from the front of the crack generation position 43 that is, a predetermined position before a predetermined distance from the cutting end point 42 of the tempered glass sheet
  • the laser beam irradiation energy per area is set larger than the normal irradiation energy.
  • the normal irradiation energy is, for example, the irradiation energy of the laser beam per unit irradiation area required when cutting a tempered glass plate in a straight line.
  • the crack generation position 43 is a starting point of an unintended crack 46 extending toward the cutting line 44.
  • the position of the crack generation position 43 changes depending on the cutting conditions of the tempered glass plate 10 (for example, the distance between the scanning position of the laser beam and the cutting line 44, the irradiation energy of the laser beam, etc.).
  • the tempered glass plate 10 can be cut while accurately controlling the extension direction of the cracks in the rear of the scanning direction, the unintended crack 46 is prevented from extending from the crack generation position 43 toward the cutting line 44. be able to. Thereby, the sample 40 can be cut along the planned cutting line 48.
  • the irradiation energy E (J / mm 2 ) of the laser light per unit irradiation area is applied to the tempered glass plate 10 with the output of the laser light being P (W), the scanning speed of the laser light being v (mm / s).
  • the beam diameter of the laser beam is ⁇ (mm)
  • the irradiation energy E (J / mm 2 ) of the laser light per unit irradiation area is the energy per area where the laser light scans the tempered glass plate 10 per unit time (1 second).
  • the irradiation energy of the laser beam per unit irradiation area is also described as unit energy.
  • the laser beam irradiation energy E (J / mm 2 ) per unit irradiation area can be increased by slowing the moving speed (scanning speed) of the laser light irradiation region. Further, by increasing the output of the laser beam, the irradiation energy E (J / mm 2 ) of the laser beam per unit irradiation area can be increased. Further, by reducing the area of the laser light irradiation region (that is, the beam diameter ⁇ ), the laser light irradiation energy E (J / mm 2 ) per unit irradiation area can be increased. Further, by appropriately combining these methods, it is possible to increase the irradiation energy E (J / mm 2 ) of the laser beam per unit irradiation area.
  • the absorption coefficient ⁇ is large, the energy absorbed by the tempered glass plate 10 increases, so that the laser beam irradiation energy E (J / mm 2 ) per unit irradiation area can be reduced accordingly.
  • the irradiation energy E (J / mm 2 ) of the laser beam per unit irradiation area may be increased as the thickness t of the tempered glass plate increases.
  • the thickness t of the tempered glass plate is thick, it is necessary to increase the energy supplied to the tempered glass plate 10, so that the laser beam irradiation energy E (J / mm 2 ) per unit irradiation area may be increased. preferable.
  • the laser beam irradiation energy E (J / mm 2 ) per unit irradiation area may be reduced.
  • the thermal expansion coefficient of the tempered glass plate 10 is large, the tensile stress generated behind the scanning direction of the laser beam increases, and accordingly, the irradiation energy E (J / mm 2 ) of the laser beam per unit irradiation area is reduced accordingly. be able to.
  • FIG. 8A is a diagram showing another example of the cut state of the tempered glass plate when the condition of the laser beam irradiated on the tempered glass plate is inappropriate.
  • the cutting end point 52 is disposed on the side surface 54 of the tempered glass plate 10.
  • the planned cutting line 58 toward the cutting end point 52 is a straight line.
  • the laser beam is scanned along the planned cutting line 58 from the crack generation position 53 toward the side surface 54 of the tempered glass plate 10.
  • Unintended crack 56 extends.
  • the convex part 59 is formed in the sample 50 cut out from the tempered glass board 10, and the quality of the tempered glass board after cutting (sample 50) deteriorates.
  • FIG. 8B is a diagram showing another example of a cut state of the tempered glass plate when the method for cutting the tempered glass plate according to the present embodiment is used.
  • the method for cutting a tempered glass sheet according to the present embodiment when the tempered glass sheet is cut so as to have an acute angle ⁇ 2 with respect to the side surface 54 toward the cutting end point 52 located on the side surface 54 of the tempered glass sheet, cracks occur.
  • the irradiation energy of the laser light per unit irradiation area irradiated to the tempered glass plate is made larger than the normal irradiation energy.
  • the tempered glass plate 10 can be cut while accurately controlling the extension direction of the cracks in the rear of the scanning direction, so that the unintended crack 56 is prevented from extending from the crack generation position 53 toward the side surface 54. Can do. Thereby, the sample 50 can be cut along the planned cutting line 58.
  • an unintended crack 56 is generated toward the side surface 54 as the angle ⁇ 2 formed by the line connecting the scanning position of the laser beam and the cutting end point 52 and the side surface 54 (side surface of the tempered glass plate 10) decreases. It becomes easy. Therefore, for example, as the angle ⁇ 2 decreases, the irradiation energy of the laser light per unit irradiation area irradiated on the tempered glass plate may be increased. 8A and 8B, since the planned cutting line 58 is a straight line, the angle ⁇ 2 can also be expressed as an angle formed by the planned cutting line 58 and the side surface 54.
  • FIG. 9A is a diagram showing another example of the cut state of the tempered glass plate when the condition of the laser light applied to the tempered glass plate is inappropriate.
  • FIG. 9A is a view of the tempered glass plate 10 as viewed from above.
  • scanning of the laser beam is started from the cutting start point 61, the laser beam is scanned along the planned cutting line in the direction of the arrow shown in FIG. The laser beam scanning ends.
  • FIG. 9B is a diagram showing another example of the cut state of the tempered glass plate when the method for cutting the tempered glass plate according to the present embodiment is used.
  • the tempered glass sheet is formed so as to have an acute angle ⁇ 3 with respect to the cutting line 64 toward the cutting end point 62 located at the cutting line (side surface) 64 of the tempered glass sheet.
  • the irradiation energy of the laser beam per unit irradiation area irradiated to the tempered glass plate is set larger than the normal irradiation energy in the section from the front of the crack generation position 63 to the cutting end point 62.
  • the tempered glass plate 10 can be cut while accurately controlling the extension direction of the cracks in the rear of the scanning direction, the unintended crack 66 is prevented from extending from the crack generation position 63 toward the cutting line 64. be able to. Thereby, the sample 60 can be cut along the planned cutting line 68.
  • the angle ⁇ 3 formed by the cutting line 67 and the cutting line 64 decreases as the scanning position of the laser beam approaches the cutting end point 62.
  • FIGS. 6 to 9B are examples, and the method of cutting the tempered glass plate according to the present embodiment is applied to the side surface of the tempered glass plate toward the cutting end point located on the side surface of the tempered glass plate. On the other hand, it can be widely applied when cutting a tempered glass plate so as to have an acute angle.
  • the tempered glass plate can be cut using laser light without deteriorating the quality.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view for explaining a cooling nozzle used in the method for cutting a strengthened glass sheet according to the present embodiment.
  • the cooling nozzle 28 is formed with a tapered cavity so that gas flows inside the cooling nozzle 28.
  • the tapered cavity is sized so that the laser light 20 collected by the lens 25 can pass through the inside of the cooling nozzle 28.
  • the cooling nozzle 28 is configured to be able to move in synchronization with the movement of the irradiation region of the laser beam (that is, at the same scanning speed as the laser beam).
  • the gas used for cooling for example, air or nitrogen can be used. Further, in order to increase the cooling capacity, a mist containing minute moisture in the gas may be included. Further, as the gas used for cooling, a gas having a temperature lower than the ambient temperature at which the tempered glass plate is cut may be used. Further, as the gas used for cooling, a gas having a heat transfer coefficient larger than that of air may be used.
  • the diameter ⁇ 1 of the opening at the tip of the cooling nozzle 28 and the distance Gap between the tip of the cooling nozzle 28 and the surface 12 of the tempered glass plate 10 can be arbitrarily determined.
  • the cooling capability in the surface 12 of the tempered glass board 10 improves, so that the distance Gap of the front-end
  • the cooling nozzle 28 is supplied with a cooling gas from a gas supply unit (not shown), for example.
  • the laser beam when the laser beam is scanned to cut the tempered glass plate, the laser beam is scanned while cooling the tempered glass plate, so that the extension direction of the cracks in the rear of the scan direction can be controlled with higher accuracy. it can. Therefore, it can suppress more reliably that a crack remove
  • FIG. 11 is a diagram showing a distribution of stress generated in the central part of the thickness of the tempered glass plate 10 when laser light is scanned on the tempered glass plate 10 (without cooling).
  • a compressive stress 33 is generated in the laser light irradiation region 22 of the tempered glass plate 10.
  • a tensile stress 35 is generated at a position X2 at the rear in the scanning direction that is separated from the center X1 of the laser light irradiation region 22 by a distance D1.
  • a tensile stress 35 generated by laser light irradiation is applied to the end of the crack 30 and a crack is generated using a compressive stress 33 acting on the laser light irradiation region 22.
  • the tempered glass plate 10 is cut while controlling the extension direction of the crack 30 at the rear of the scanning direction.
  • FIG. 12 is a diagram showing a distribution of stress generated in the central portion of the thickness of the tempered glass plate 10 when the laser beam is scanned on the tempered glass plate 10 (with cooling).
  • a compressive stress 33 is generated in the laser light irradiation region 22 of the tempered glass plate 10.
  • a tensile stress 35 is generated at a position X2 'behind the scanning direction by a distance D2 from the center X1 of the laser light irradiation region 22.
  • FIG. 12 is a diagram showing a distribution of stress generated in the central portion of the thickness of the tempered glass plate 10 when the laser beam is scanned on the tempered glass plate 10 (with cooling).
  • a compressive stress 33 is generated in the laser light irradiation region 22 of the tempered glass plate 10.
  • a tensile stress 35 is generated at a position X2 'behind the scanning direction by a distance D2 from the center X1 of the laser light irradiation region 22.
  • the distance D2 between the position X1 where the compressive stress 33 is generated and the position X2 ′ where the tensile stress is generated is not cooled. In this case, the distance is shorter than the distance D1 (see FIG. 11). For this reason, when the surface of the tempered glass plate 10 is cooled, the position X1 where the compressive stress 33 is generated and the position X2 ′ where the tensile stress is generated can be brought closer to each other. It can be controlled with high accuracy. Therefore, it can suppress more reliably that a crack remove
  • FIG. 13 is a diagram for explaining the tempered glass sheet cutting device according to the present embodiment.
  • a tempered glass sheet cutting apparatus 70 according to the present embodiment includes a laser output unit 71, a glass holding drive unit 72, a control unit 73, and a control program generation unit 74.
  • the laser output unit 71 outputs a laser beam 20 for cutting the tempered glass plate 10.
  • the light source of the laser beam 20 include a UV laser (wavelength: 355 nm), a green laser (wavelength: 532 nm), a semiconductor laser (wavelength: 808 nm, 940 nm, 975 nm), a fiber laser (wavelength: 1060 to 1100 nm), and a YAG laser.
  • a laser wavelength: 2600 to 3450 nm
  • a mid-infrared parametric oscillator or the like can be used.
  • a mid-infrared laser having a wavelength of 2500 to 5000 nm may be used as the light source of the laser light 20. In the wavelength range of 2500 to 5000 nm, absorption due to molecular vibration of the glass itself occurs, so that it is not necessary to add impurities such as Fe.
  • the laser output unit 71 includes an optical system for adjusting the focus of the laser light.
  • the power of the laser beam (laser output), the beam diameter (focal point) of the laser beam, the timing of laser irradiation, and the like are controlled using the control unit 73.
  • the cooling nozzle 28 shown in FIG. 10 may be disposed in the laser light irradiation portion. In this case, the flow rate of the gas blown from the cooling nozzle can be controlled using the control unit 73.
  • the glass holding / driving unit 72 holds the tempered glass plate 10 to be processed and moves the tempered glass plate 10 in a predetermined direction. That is, the glass holding drive unit 72 moves the tempered glass plate 10 so that the laser beam scans the planned cutting line of the tempered glass plate 10.
  • the glass holding / driving unit 72 is controlled using the control unit 73.
  • the glass holding / driving unit 72 may be fixed by adsorbing the tempered glass plate 10 to be processed using a porous plate or the like. Further, the glass holding / driving unit 72 may include an image detector for determining the position of the tempered glass plate 10. By providing the image detector for positioning, the processing accuracy of the tempered glass plate 10 can be improved.
  • the tempered glass sheet 10 is moved using the glass holding drive unit 72 so that the irradiation region of the laser beam 20 moves on the tempered glass sheet 10. .
  • the laser output unit 71 is fixed.
  • the irradiation region of the laser beam 20 may be moved on the tempered glass plate 10 by fixing the tempered glass plate 10 held by the glass holding / driving unit 72 and moving the laser output unit 71.
  • the control unit 73 controls the laser output unit 71 and the glass holding drive unit 72 based on the control program generated by the control program generation unit 74.
  • the control program generation unit 74 is tempered according to at least one of the thermal expansion coefficient of the tempered glass plate 10, the thickness, the absorption coefficient of the tempered glass plate with respect to laser light, and the residual tensile stress of the intermediate layer 17 of the tempered glass plate.
  • a control program for controlling the irradiation energy of the laser beam per unit irradiation area irradiated on the glass plate is generated.
  • control program generation unit 74 cuts the tempered glass plate so as to have an acute angle with respect to the side surface of the tempered glass plate toward the cutting end point located on the side surface of the tempered glass plate, the control program generation unit 74 starts from the front of the crack occurrence position.
  • a control program is generated such that the irradiation energy of the laser light per unit irradiation area irradiated to the tempered glass plate is larger than the normal irradiation energy in the section up to the cutting end point.
  • control program generation unit 74 based on the information on the planned cutting line and the position information (current position) of the laser beam, the area of the laser beam irradiation area (that is, the beam diameter ⁇ ), the output of the laser beam, and A control program for controlling the scanning speed of the laser beam is generated.
  • the control program generation unit 74 sets the physical properties (thermal expansion coefficient, thickness, absorption coefficient of the tempered glass plate with respect to the laser beam, the intermediate layer 17 of the tempered glass plate) of the tempered glass plate 10 set in advance.
  • the irradiation energy of the laser beam per unit irradiation area irradiated on the tempered glass plate when the straight portion is cut is determined according to the residual tensile stress and the like. Then, based on the determined unit energy, information on the planned cutting line, and position information (current position) of the laser beam, the area of the laser beam irradiation area (that is, the beam diameter ⁇ ), the output of the laser beam, and A control program for controlling the scanning speed of the laser beam is generated.
  • the invention according to the present embodiment provides a tempered glass sheet cutting method and a tempered glass sheet cutting device that cut a tempered glass sheet using laser light without degrading quality. be able to.
  • FIG. 14 is a table showing the cutting results for the tempered glass sheet.
  • FIG. 15 is a table showing cutting results for the non-tempered glass sheet.
  • FIG. 16 is a table showing cutting results for a tempered glass plate (reference example) and a non-tempered glass plate (comparative example). The cutting result shown in FIG. 16 is a cutting result when the spot diameter of the laser beam is made smaller than the cutting results shown in FIGS.
  • a tempered glass plate was prepared, and in Comparative Examples 104 to 105 and 109 to 110, a non-tempered glass plate was prepared.
  • the tempered glass plates of Reference Examples 101 to 103 and 106 to 108 have the same size and shape as the non-tempered glass plates of Comparative Examples 104 to 105 and 109 to 110 (rectangle, long side 100 mm, short side 60 mm, plate thickness 0.7 mm).
  • a glass plate having the same chemical composition was reinforced by a chemical strengthening method.
  • the tempered glass plate had an internal residual tensile stress (CT) of 30.4 MPa, a maximum residual compressive stress (CS) of 763 MPa, and a thickness (DOL) of the compressive stress layer (surface layer or back surface layer) of 25.8 ⁇ m.
  • CT internal residual tensile stress
  • CS maximum residual compressive stress
  • DOL thickness of the compressive stress layer (surface layer or back surface layer) of 25.8 ⁇ m.
  • the internal strain energy U CT was 4.04 J / m 2 .
  • Laser light source Fiber laser (wavelength 1070 nm) Incident angle of laser beam to glass plate: 0 ° Condensing angle of laser beam: 2.5 ° Condensing position of laser light: Position 23 mm away from the surface of the glass plate toward the light source side Absorption coefficient ⁇ of the glass plate with respect to the laser light: 0.09 cm ⁇ 1 (0.009 mm ⁇ 1 ) Thickness t of glass plate: 0.07 cm (0.7 mm) Young's modulus Y of glass plate: 74000 MPa ⁇ ⁇ t: 0.0063 Nozzle outlet diameter: ⁇ 1mm Flow rate of cooling gas (room temperature compressed air) from the nozzle: 30 L / min Target cutting position: A straight line parallel to the short side of the glass plate (distance 10 mm from one short side, distance 90 mm from the other short side) Cutting speed: 2.5 mm / s
  • the cut surface of the glass plate was observed with a microscope.
  • the striped pattern observed on the cut surface of the glass plate represents a change with time of the tip position of the intermittently extending crack. From the shape of each striped line, you can see how the cracks extend. In the micrographs shown in FIGS. 14 to 16, a representative line of a stripe pattern is highlighted with a thick white line. Moreover, the state of the crack when laser irradiation and gas cooling were interrupted during the cutting of the glass plate was visually observed.
  • FIGS. 14 to 16 The results of each experiment are shown in FIGS. 14 to 16, the case where a crack was formed on the glass plate (when it was cut) was shown as “ ⁇ ”, and the case where a crack was not formed on the glass plate (when it was not cut) was shown as “x”. .
  • Striped lines in the micrographs of the cut surfaces of FIGS. 14 to 16 represent the position of the tip of the crack at a certain point in time.
  • “Self-propelled” in FIGS. 14 to 16 means that, after interruption of laser irradiation or the like, the crack extends toward the shorter side closer to the cutting position among the two shorter sides of the glass plate.
  • the convex amount and the linear error amount indicate the error amount when the glass plate is cut. That is, it shows the amount (indicated by the Y axis of the graph) that the cutting line of the glass plate deviates from the planned cutting line (indicated by the X axis of the graph) when the glass plate is viewed from the upper surface side.
  • the tempered glass plate when the laser spot diameter was reduced (Reference Examples 106 to 108), the tempered glass plate could be cut with a light source output smaller than that of Reference Examples 101 to 103. Further, in the reference examples 106 to 108, the convex amount and the linear error amount were smaller than those of the reference examples 101 to 103 shown in FIG. That is, in Reference Examples 106 to 108, the tempered glass plate could be cut with higher accuracy than Reference Examples 101 to 103. Further, as shown in Reference Examples 106 to 108, as the light source output was lowered, the convex amount and the linear error amount were reduced. Particularly in Reference Example 108, the convex amount was as small as 15 ⁇ m.
  • the non-tempered glass plate could not be cut. That is, as shown in Comparative Example 109, when the output of the light source was 200 W, the non-tempered glass plate was melted and could not be cut. That is, the temperature of the non-tempered glass was not lower than the annealing point and could not be cut. Further, as shown in Comparative Example 110, when the output of the light source was 100 W, there was no change in the non-tempered glass plate. Therefore, when the laser spot diameter was reduced (for example, less than the plate thickness), the non-tempered glass plate could not be cut regardless of the output of the light source.
  • the cutting mechanism is fundamentally different between the method of cutting a tempered glass plate and the method of cutting a non-tempered glass plate, and the method of extending cracks is completely different. Therefore, in this invention, the effect which cannot be estimated from the cutting method of a non-tempered glass board is acquired. The reason will be described below.
  • a thermal stress field is formed on the glass plate using both a laser beam and a cooling liquid to generate a tensile stress necessary for cutting. More specifically, the glass plate is irradiated with laser light to generate thermal stress inside the glass plate, and the compressive stress generated by the thermal stress is quenched with a cooling liquid to generate tensile stress and extend cracks. Let Therefore, the extension of the crack is performed only by the irradiation energy of the laser beam, and it is necessary to set a large power (W) of the laser irradiated to the glass plate.
  • W large power
  • the tip position of the cleaving crack formed in the glass plate is determined by the position of the coolant that cools the glass plate. This is because tensile stress is generated at the position of the coolant. Therefore, if heating with laser light or cooling with a coolant is interrupted during cutting, the extension of cracks stops.
  • FIG. 17 is a diagram for explaining the stress that acts when cutting a non-tempered glass plate using a laser beam.
  • FIG. 17 shows a top view of the non-tempered glass plate 110 and a distribution of stress generated at the central portion of the thickness of the non-tempered glass plate 110.
  • a compressive stress 133 acts on the laser light irradiation region 122.
  • This compressive stress 133 is a thermal stress generated by laser light irradiation.
  • a tensile stress 135 is generated behind the irradiation region 122 in the scanning direction so as to balance with the compressive stress 133.
  • the non-tempered glass plate 110 is cut by the tensile stress 135 acting on the crack 130.
  • the internal residual tensile stress CT is substantially zero.
  • the tensile stress 135 which acts on the crack 130 when cutting the non-tempered glass plate 110 is generated only by laser light irradiation. Therefore, in order to increase the tensile stress 135, it is necessary to increase the irradiation energy of the laser beam or increase the laser spot diameter. For this reason, in the non-tempered glass plate 110, it becomes difficult to cut with glass having a low absorption rate of laser light.
  • the extension of cracks is controlled by the irradiation energy of the laser beam and the scanning speed. At this time, if the irradiation energy of the laser beam is smaller than the irradiation energy necessary for cutting, the extension of the crack is stopped. That is, as shown in the graph of FIG. 17, in order to extend the crack 130, it is necessary to apply a tensile stress larger than the tensile stress S_th necessary for the extension of the crack 130 to the crack 130. Since the internal residual tensile stress CT is substantially zero in the non-tempered glass plate 110, it is necessary to generate a tensile stress larger than the value of the tensile stress S_th only with the laser beam irradiation energy.
  • a tensile stress smaller than the value of the internal residual tensile stress or a compressive stress is generated in the intermediate layer at the center of the irradiation region, thereby suppressing the extension of cracks due to the internal residual tensile stress. That is, the extension of the crack is controlled by irradiating the laser beam so that the residual tensile stress in the intermediate layer of the tempered glass plate is made smaller than the tensile stress S_th necessary for the extension of the crack.
  • FIG. 18 is a diagram illustrating an example of stress acting when a tempered glass plate is cut using a laser beam.
  • FIG. 18 shows a top view of the tempered glass plate 10 and a distribution of stress generated at the central portion of the thickness of the tempered glass plate 10.
  • a compressive stress 33 acts on the irradiation region 22 of the laser beam.
  • a tensile stress 35 is generated behind the irradiation region 22 in the scanning direction.
  • the internal residual tensile stress is added to the tensile stress 35 to generate a tensile stress larger than the tensile stress S_th necessary for the extension of the crack, and the tempered glass sheet 10 is cut by acting on the crack 30. .
  • extension of the crack 30 is controlled by the compressive stress 33.
  • the tempered glass plate 10 has an internal residual tensile stress CT. For this reason, the tensile stress 35 required for the extension of the crack 30 can be small. In other words, it is possible to reduce the compressive stress 33 generated by the laser beam necessary for causing the tensile stress larger than the tensile stress S_th (the tensile stress necessary for the extension of the crack 30) to act on the crack 30.
  • the compressive stress 33 and the tensile stress 35 required when cutting the tempered glass plate 10 can be made smaller than the stress required when cutting the non-tempered glass 110, the irradiation energy of the laser beam is reduced.
  • the laser spot diameter can be reduced or the laser spot diameter can be reduced. For this reason, cutting accuracy can be improved. Further, even glass having a low absorption rate of laser light can be easily cut.
  • FIG. 19 is a diagram showing another example of stress acting when a tempered glass plate is cut using a laser beam.
  • FIG. 19 shows a top view of the tempered glass plate 10 and a distribution of stresses generated at the central portion of the thickness of the tempered glass plate 10.
  • the internal residual tensile stress CT is larger than the tensile stress S_th necessary for the extension of the crack 30. That is, as shown in FIG. 19, when the tempered glass plate 10 is irradiated with laser light, a tensile stress 37 smaller than the value of the internal residual tensile stress CT is generated in the laser light irradiation region 22.
  • the tensile stress 37 is a resultant force of the compressive stress 33 generated by the laser light irradiation and the internal residual tensile stress CT. Further, a tensile stress 35 is generated behind the irradiation region 22 in the scanning direction. In this case, the extension of the crack 30 can be suppressed by making the tensile stress 37 smaller than the value of the internal residual tensile stress CT smaller than the tensile stress S_th necessary for the extension of the crack 30.
  • the tensile stress 37 and the tensile stress 35 that are smaller than the value of the internal residual tensile stress CT required when cutting the tempered glass plate 10 are stresses required when cutting the non-tempered glass 110. Therefore, the irradiation energy of laser light can be reduced, and the laser spot diameter can be reduced. For this reason, cutting accuracy can be improved. Further, even glass having a low absorption rate of laser light can be easily cut.
  • the extension of the crack 30 without causing the crack 30 to self-run. Is controlling. Therefore, if the laser beam irradiation energy is too small, the tensile stress 37 smaller than the value of the internal residual tensile stress CT becomes larger than the tensile stress S_th required for the extension of the crack 30, and the extension of the crack 30 does not stop. Run (in the case of FIG. 19).
  • the cutting mechanism is fundamentally different between the method of cutting a tempered glass plate and the method of cutting a non-tempered glass plate, and the method of extending cracks is completely different. Therefore, in this invention, the effect which cannot be estimated from the cutting method of a non-tempered glass board is acquired.
  • a glass raw material prepared by mixing a plurality of types of raw materials was melted, and the melted molten glass was formed into a plate shape. This was gradually cooled to near room temperature, and then cut, cut, and polished on both sides to prepare a 50 mm ⁇ 50 mm glass plate having a predetermined thickness.
  • the glass raw material was prepared by changing the amount of iron oxide (Fe 2 O 3 ) powder added to the base material having the same blending ratio so that the absorption coefficient ⁇ of the glass plate with respect to the laser beam became a desired value.
  • Each glass sheet for chemical strengthening is expressed in terms of mass% based on oxide, SiO 2 : 60.9%, Al 2 O 3 : 12.8%, Na 2 O: 12.2%, K 2 O: 5. 9%, MgO: 6.7%, CaO: 0.1%, SrO: 0.2%, BaO: 0.2%, ZrO 2 : 1.0%, and iron oxide (Fe 2 O 3 ) was contained in a predetermined amount by external division.
  • Each tempered glass plate was prepared by immersing the above-described glass plate for chemical strengthening in KNO 3 molten salt, performing an ion exchange treatment, and then cooling to near room temperature.
  • the treatment conditions such as the temperature and immersion time of the KNO 3 molten salt were set so that the internal residual tensile stress CT had a desired value.
  • the internal residual tensile stress CT (MPa) of the tempered glass plate was measured using a surface stress meter FSM-6000 (manufactured by Orihara Seisakusho) and the surface compressive stress CS (MPa) and the thickness DOL of the compressive stress layer (surface layer and back layer). [mu] m) was measured, and the measured values were calculated using equation 1 below color and thickness t 1 ([mu] m) of the tempered glass sheet.
  • CT (CS ⁇ DOL) / (t 1 ⁇ 2 ⁇ DOL) Equation 1
  • the internal strain energy U CT (J / m 2 ) was determined by the following formula 2 using the Young's modulus Y (MPa) of the tempered glass plate.
  • U CT ⁇ CT 2 ⁇ (t 1 ⁇ 2 ⁇ DOL) ⁇ / (2 ⁇ Y) Equation 2
  • the laser beam irradiation energy per unit irradiation area is defined as Pe (W), the effective laser output incident without being reflected on the tempered glass plate, v (mm / s) as the laser beam scanning speed, and the tempered glass plate. 10 is represented by Pe / (v ⁇ ⁇ ) (unit: J / mm 2 ).
  • Pe / (v ⁇ ⁇ ) unit: J / mm 2 .
  • E L (J / mm) the irradiation energy of the laser light per unit length obtained by multiplying this by the beam diameter ⁇ (mm). The detailed reason will be described later.
  • This irradiation energy E L (J / mm) is shown in Equation 4 below.
  • E L Pe / v Equation 4
  • the critical irradiation energy Ec which is the critical value of the irradiation energy E L for the samples 1 to 11, was obtained by changing the irradiation energy E L by about 1 (J / mm) and repeating the cutting. At that time, only the laser output P (W) was changed by 2.5 W while the scanning speed v (mm / s) of the laser beam was fixed.
  • the critical irradiation energy Ec for samples 18-21 unreinforced glass plates was determined by repeating the cutting by changing the irradiation energy E L by about 4 (J / mm). At that time, only the laser output P (W) was changed by 10 W while the scanning speed v (mm / s) of the laser beam was fixed. On the other hand, the critical irradiation energy Ec of the samples 12 to 17 was determined by repeating the cutting is gradually changed the irradiation energy E L. At that time, only the scanning speed v (mm / s) of the laser beam was changed by 0.25 mm / s while the laser output P (W) was fixed.
  • FIG. 21 is a table showing the laser wavelength ⁇ , the internal strain energy U CT , the critical irradiation energy Ec, and various conditions for deriving both of the samples 1 to 21.
  • a fiber laser (center wavelength band: 1070 nm) is used as the laser light source, and for samples 12 to 17, the mid-infrared is used as the laser light source.
  • a Cr: ZnSe laser (central wavelength band: 2950 nm) using an optical parametric oscillator was used.
  • air having a flow rate of 15 L / min was blown from the laser light irradiation side using a nozzle having a diameter of 1 mm ⁇ .
  • the distance (gap) between the tempered glass plate and the nozzle tip was 3 mm.
  • FIG. 22A is a graph showing the internal strain energy U CT dependency of the critical irradiation energy Ec shown in the table of FIG.
  • the horizontal axis represents internal strain energy U CT (J / m 2 )
  • the vertical axis represents critical irradiation energy Ec (J / mm).
  • the critical irradiation energy Ec 65 J / mm. That is, as the beam diameter increased, the critical irradiation energy Ec gradually decreased.
  • the beam diameter ⁇ is preferably not more than the plate thickness t, and more preferably not more than 1 ⁇ 2 of the plate thickness t.
  • the absorption coefficient ⁇ can be increased without lowering the transparency, and the irradiation energy can be reduced. Therefore, the heating efficiency is improved.
  • tempered glass can be mounted on a table larger than the tempered glass board to cut
  • the energy used for cutting is energy (hereinafter referred to as critical absorption energy) Ea absorbed by the tempered glass plate.
  • the critical absorption energy Ea (J / mm) is calculated from the Lambert-Beer law using the following equation using the critical irradiation energy Ec (J / mm), the absorption coefficient ⁇ (mm ⁇ 1 ), and the thickness t 2 (mm): Can be represented.
  • Ea Ec ⁇ exp ( ⁇ ⁇ t 2 ) Equation 5
  • the thermal stress (critical compressive stress) ⁇ c generated by internal heating (temperature change ⁇ T) at the critical absorption energy Ea will be considered.
  • This critical compressive stress ⁇ c is the minimum compressive stress necessary for cutting.
  • the critical compressive stress ⁇ c is expressed as “critical compressive stress” because it becomes a compressive stress when the internal residual tensile stress CT is used as a reference.
  • FIGS. 18 and 19 when the stress generated in the central portion of the tempered glass sheet is considered, it is expressed by the resultant force of the internal residual tensile stress CT and the critical compressive stress ⁇ c. Sometimes it becomes stress.
  • the critical compressive stress ⁇ c has a Gaussian distribution-like profile as shown in FIGS.
  • the integral value of this critical compressive stress ⁇ c determines whether cutting is possible. If the internal strain energy U CT is the same, the integral value of the critical compressive stress ⁇ c is considered to be constant regardless of the thickness t and the material of the tempered glass sheet. Since the width of the profile of the critical compressive stress ⁇ c is proportional to the beam diameter ⁇ , it can be considered that the integrated value of the critical compressive stress ⁇ c is also proportional to ⁇ c ⁇ ⁇ .
  • the plate thickness t of the tempered glass plate does not change even by internal heating, and this critical compressive stress ⁇ c is generated by being constrained between the front surface layer 13 and the back surface layer 15.
  • the critical compressive stress ⁇ c (MPa) can be expressed by the following formula 6 using the Young's modulus Y (MPa), the linear expansion coefficient ⁇ L (K ⁇ 1 ), and the temperature change ⁇ T (K).
  • ⁇ c Y ⁇ ⁇ L ⁇ ⁇ T Equation 6
  • ⁇ T (critical absorption energy) / (heat capacity of the tempered glass plate of the laser irradiation portion).
  • the laser irradiation area S 1 (mm 2 ) (critical absorption energy) is critical absorption energy Ea / ⁇ per unit area obtained by dividing critical absorption energy Ea (J / mm) by ⁇ (mm).
  • J / mm 2 it can be expressed as Ea ⁇ S 1 / ⁇ (J).
  • the area S 2 (mm 2 ) of the heating region in the tempered glass plate, (the heat capacity of the tempered glass plate of the laser irradiation part) is the thickness t 2 (mm) of the tempered glass plate, and the density ⁇ (g / mm). 3 ), and can be expressed as S 2 ⁇ t 2 ⁇ ⁇ ⁇ c (J / K) using specific heat c (J / g / K).
  • Equation 8 the critical compressive stress ⁇ c (MPa)
  • Equation 9 Kc Equation 9 Kc in Equation 9 is named the critical cutting index.
  • the cutting property can be determined by the irradiation energy E L (J / mm) of the laser beam per unit length expressed by the equation 4.
  • the Young's modulus Y, linear expansion coefficient ⁇ L , density ⁇ , and specific heat c constituting the critical cutting index Kc all have temperature dependence, but room temperature values are used as indices only.
  • the critical cutting index Kc (N / mm) is shown in the rightmost column of FIG.
  • FIG. 22B is a graph showing the internal strain energy U CT dependence of the critical cutting index Kc shown in the table of FIG.
  • the horizontal axis of FIG. 22B is the internal strain energy U CT (J / m 2 ), and the vertical axis is the critical cutting index Kc (N / mm).
  • the critical cutting index Kc 150 N / mm (sample 16) or exceeds 200 N / mm (samples 11 and 17).
  • the non-tempered glass plate exceeds 250 N / mm (samples 18 to 21).
  • the critical cutting index Kc becomes larger, and when the beam diameter is 0.5 mm or less, cutting becomes impossible (sample 18).
  • the beam diameter ⁇ preferably set to less thickness t 2 (mm), and even more preferably to a half or less of the plate thickness t 2 (mm).
  • K E L ⁇ exp ( ⁇ ⁇ t 2 ) ⁇ (Y ⁇ ⁇ L ) / (t 2 ⁇ ⁇ ⁇ c) Equation 10
  • Expression 4 by substituting Expression 4 into Expression 10, the following Expression 11 is obtained.
  • K Pe / v ⁇ exp ( ⁇ ⁇ t 2 ) ⁇ (Y ⁇ ⁇ L ) / (t 2 ⁇ ⁇ ⁇ c) Equation 11
  • the critical cutting index Kc is about 50 N / mm, so that the cutting is sufficiently performed with the irradiation energy E L satisfying the cutting index K ⁇ 150 N / mm. it can.
  • the critical cutting index Kc is 150 N / mm or more. Therefore, in the irradiation energy E L that satisfies the cutting index K ⁇ 150 N / mm, Cutting becomes impossible or difficult.
  • Example 1 Embodiment 1 of the present invention will be described below.
  • a tempered glass plate having a plate thickness of 0.8 mm, a surface compressive stress CS of 818 MPa, a thickness DOL of each of the front surface layer and the back surface layer of 27.4 ⁇ m, and a residual tensile stress CT of 30 MPa was used. .
  • the residual tensile stress CT of the tempered glass plate was measured by measuring the surface compressive stress CS and the depth DOL of the compressive stress layer (surface layer and back layer) with a surface stress meter FSM-6000 (manufactured by Orihara Seisakusho). From the thickness t of the tempered glass plate, the following formula 12 was used for calculation.
  • CT (CS ⁇ DOL) / (t ⁇ 2 ⁇ DOL) Equation 12
  • a sample 80 having a shape shown in FIG. 23 (in the case of this example, 50 mm ⁇ 90 mm) was cut from the tempered glass plate 10. That is, when cutting the sample 80 from the tempered glass plate 10, scanning of the laser beam is started from the cutting start point 81, the laser beam is scanned along the planned cutting line 88 in the direction of the arrow shown in FIG. At the point 82, the scanning of the laser beam is finished.
  • an initial crack was formed in advance at the cutting start point 81 at the end of the tempered glass plate, and no scribe line was formed on the surface of the tempered glass plate.
  • the light source of the laser light was a fiber laser (central wavelength band: 1070 nm).
  • the beam diameter of the laser beam was 0.1 mm.
  • the scanning speed of the laser beam was 5 mm / s in the straight section and 2.5 mm / s in the corner.
  • the corner portion includes a section from the front of the crack occurrence position 83 in FIG. 24 to the cutting end point 82.
  • the laser beam was scanned while cooling the tempered glass plate using the cooling nozzle 28 shown in FIG.
  • the diameter ⁇ 1 of the opening of the cooling nozzle used at this time was 2 mm, and the distance Gap between the cooling nozzle and the surface of the tempered glass plate 10 was 3 mm.
  • the flow rate of air flowing through the cooling nozzle was 50 L / min.
  • the convex amount P1 of the convex portion 89 formed by the unintended crack 86 extending from the crack generation position 83 toward the cutting line 84 shown in FIG. 24 is measured, and the amount of the convex amount P1 is measured.
  • the convex amount P1 of the convex portion 89 formed by the unintended crack 86 extending from the crack generation position 83 toward the cutting line 84 shown in FIG. 24 is measured, and the amount of the convex amount P1 is measured.
  • FIG. 25 shows the relationship between the irradiation energy (unit energy) of the laser beam per unit irradiation area at the corner portion when the tempered glass plate is cut and the convex amount.
  • the unit energy of the laser beam was changed by changing the laser output to 40 W, 50 W, and 75 W, respectively.
  • the unit energy of the laser beam was obtained by substituting each laser output (W), laser beam scanning speed (corner portion) 2.5 mm / s, and beam diameter of 0.1 mm into the above equation 3.
  • FIG. 26 shows the relationship between the unit energy of the laser beam and the convex amount of the convex portion 89.
  • the graph shown in FIG. 26 is a graph in which the unit energy and the convex amount of each sample in the table of FIG. 25 are plotted. From the results shown in FIGS. 25 and 26, it was found that the convex amount of the convex portion 89 tends to decrease as the unit energy of the laser light increases.
  • the tensile stress generated behind the scanning direction of the laser light increases as the unit energy of the laser light applied to the tempered glass plate increases. It is considered that the greater the tensile stress generated in the rear of the scanning direction, the more accurately the crack extension direction in the rear of the scanning direction can be controlled, and thus the convex amount of the convex portion 89 decreases.
  • Example 2 Embodiment 2 of the present invention will be described below.
  • a tempered glass plate having a plate thickness of 1.1 mm, a surface compressive stress CS of 716 MPa, a thickness DOL of each of the front surface layer and the back surface layer of 68.8 ⁇ m, and a residual tensile stress CT of 51 MPa was used. .
  • a sample 80 having a shape shown in FIG. 23 (in the case of this example, 35 mm ⁇ 50 mm) was cut from the tempered glass plate 10.
  • the light source of the laser light was a fiber laser (central wavelength band: 1070 nm).
  • the beam diameter of the laser beam was 0.1 mm.
  • the scanning speed of the laser beam was 5 mm / s in the straight section and 1 mm / s in the corner.
  • the corner portion includes a section from the front of the crack occurrence position 83 in FIG. 24 to the cutting end point 82.
  • the convex amount P1 of the convex portion 89 shown in FIG. 24 was measured, and the quality of the sample cut from the tempered glass plate was evaluated using the amount of the convex amount P1.
  • FIG. 27 the relationship between the presence or absence of cooling of a tempered glass board and a convex amount is shown.
  • the laser output is 80 W
  • the scanning speed at the corner portion of the laser beam is 1 mm / s
  • the beam diameter is 0.1 mm.
  • the irradiation energy is 800 J / mm 2 .
  • the convex amount was 0.15 mm. In contrast, sample no. For 10 (with cooling), the convex amount was 0.1 mm. Therefore, the convex amount of the convex portion is reduced when the tempered glass plate is cooled when the laser beam is scanned. This is because, when the surface of the tempered glass plate is cooled, the distance between the position where the compressive stress is generated (laser irradiation region) and the position where the tensile stress is generated (rear in the scanning direction of the laser beam) is shortened (see FIG. 12). This is considered to be because the extension direction of the cracks behind the scanning direction could be controlled with higher accuracy.

Abstract

　本発明の一態様における強化ガラス板の切断方法においては、残留圧縮応力を有する表面層および裏面層と、当該表面層および裏面層との間に形成され、内部残留引張応力を有する中間層とを備える強化ガラス板１０を、レーザ光の照射領域を移動させることで切断する。その際、クラック発生位置４３の手前から切断終了点４２までの区間において、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくする。本発明により、品質を劣化させることなく、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断することができる。

Description

強化ガラス板の切断方法、および強化ガラス板切断装置
　本発明は強化ガラス板の切断方法、および強化ガラス板切断装置に関する。
　近年、携帯電話やＰＤＡなどの携帯機器において、ディスプレイ（タッチパネルを含む）の保護や美観などを高めるため、カバーガラス（保護ガラス）を用いることが多くなっている。また、ディスプレイの基板として、ガラス基板が広く用いられている。
　一方、携帯機器の薄型化・軽量化が進行しており、携帯機器に用いられるガラスの薄板化が進行している。ガラスが薄くなると強度が低くなるので、ガラスの強度不足を補うため、圧縮応力が残留する表面層および裏面層を有する強化ガラスが開発されている。強化ガラスは、自動車用窓ガラスや建築用窓ガラスとしても用いられている。
　強化ガラスは、例えば風冷強化法や化学強化法などで作製される。風冷強化法は、軟化点付近の温度のガラスを表面および裏面から急冷し、ガラスの表面および裏面と内部との間に温度差をつけることで、圧縮応力が残留する表面層および裏面層を形成する。一方、化学強化法は、ガラスの表面および裏面をイオン交換し、ガラスに含まれる小さなイオン半径のイオン（例えば、Ｌｉイオン、Ｎａイオン）を、大きなイオン半径のイオン（例えば、Ｋイオン）に置換することで、圧縮応力が残留する表面層および裏面層を形成する。いずれの方法でも、反作用として、表面層と裏面層との間に、引張応力が残留する中間層を形成することになる。
　強化ガラスを製造する場合、製品サイズのガラスを１枚ずつ強化処理するよりも、製品サイズよりも大型のガラスを強化処理した後、切断して多面取りするほうが効率的である。そこで、強化ガラス板を切断する方法として、強化ガラス板の表面にレーザ光を照射し、強化ガラス板の表面上でレーザ光の照射領域を移動させることで、強化ガラス板を切断する方法が提案されている（特許文献１、特許文献２参照）。
日本国特開２００８－２４７７３２号公報 国際公開第２０１０／１２６９７７号
　レーザ光を用いて非強化ガラスを切断する際は、レーザ光の照射により発生する熱応力を用いてクラックを伸展させている。これに対して、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する際は、レーザ光が照射されている領域に発生する圧縮応力（または、残留引張応力よりも小さい引張応力）を用いて、中間層に存在する内部残留引張応力によるクラックの伸展を制御しながら切断している。このため、クラックの伸展を適切に制御して、クラックが意図しない方向に伸展することを抑制しながら切断する必要がある。クラックが意図しない方向に伸展すると、切断線が切断予定線から外れ、切断後の強化ガラス板の品質が劣化してしまうという問題がある。
　上記課題に鑑み本発明の目的は、品質を劣化させることなく、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する強化ガラス板の切断方法、および強化ガラス板切断装置を提供することである。
　本発明の第１の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、残留圧縮応力を有する表面層および裏面層と、当該表面層および裏面層との間に形成され、内部残留引張応力ＣＴ（ＭＰａ）を有する中間層とを備える強化ガラス板を、当該強化ガラス板に照射されるレーザ光の照射領域を移動させることで切断する強化ガラス板の切断方法であって、前記表面層および前記裏面層の厚さをＤＯＬ（μｍ）、前記強化ガラス板の厚さをｔ１（μｍ）、前記強化ガラス板のヤング率をＹ（ＭＰａ）として、下式で表現される前記内部残留引張応力ＣＴに基づく単位面積当たりのひずみエネルギーＵＣＴ（Ｊ／ｍ２）を２．５Ｊ／ｍ２以上とし、前記強化ガラス板の側面に位置する切断終了点に向かって前記側面に対して鋭角となるように前記強化ガラス板を切断する際、前記強化ガラス板の前記切断終了点から所定の距離手前の所定の位置から前記切断終了点までの区間において、前記強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを前記強化ガラス板を直線状に切断する際に必要な単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーよりも大きくする強化ガラス板の切断方法である。ＵＣＴ＝｛ＣＴ２×（ｔ１－２×ＤＯＬ)｝／（２×Ｙ）。
　本発明の第２の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記強化ガラス板に入射される前記レーザ光の実効的な出力をＰｅ（Ｗ）、前記レーザ光の走査速度をｖ（ｍｍ／ｓ）、前記レーザ光に対する前記強化ガラス板の吸収係数をα（ｍｍ－１）、前記強化ガラス板の厚さをｔ２（ｍｍ）、前記強化ガラス板の線膨張係数をαＬ（Ｋ－１）、前記強化ガラス板の密度をρ（ｇ／ｍｍ３）、前記強化ガラス板の比熱をｃ（Ｊ／ｇ／Ｋ）として、下式で表現される切断指数Ｋ（Ｎ／ｍｍ）を１５０Ｎ／ｍｍ以下とするものである。Ｋ＝Ｐｅ／ｖ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）。
　本発明の第３の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記強化ガラス板と前記レーザ光とは、前記レーザ光に対する前記強化ガラス板の吸収係数をα（ｍｍ－１）、前記強化ガラス板の厚さをｔ２（ｍｍ）として、０＜α×ｔ２≦３．０の式を満たすものである。
　本発明の第４の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記切断終了点から所定の距離手前の前記所定の位置は、前記強化ガラス板の側面に向かって意図しないクラックが発生するクラック発生位置の手前であるものである。
　本発明の第５の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記レーザ光の走査位置と前記切断終了点とを結ぶ線分と前記強化ガラス板の側面とがなす角度が小さいほど、前記強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくするものである。
　本発明の第６の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記レーザ光の照射領域の移動速度を遅くすることで、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくするものである。
　本発明の第７の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記レーザ光の出力を大きくすることで、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくするものである。
　本発明の第８の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記レーザ光の照射領域の面積を小さくすることで、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくするものである。
　本発明の第９の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記強化ガラス板の吸収係数αが大きくなるにつれて、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを小さくするものである。
　本発明の第１０の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記強化ガラス板の熱膨張係数が大きくなるにつれて、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを小さくするものである。
　本発明の第１１の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記強化ガラス板の厚さが厚くなるにつれて、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくするものである。
　本発明の第１２の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、更に前記レーザ光の照射領域の周囲を冷却するものである。
　本発明の第１３の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、前記強化ガラス板の表面および裏面のうちの少なくとも一方において前記レーザ光の照射領域の周囲を冷却するものである。
　本発明の第１４の態様にかかる強化ガラス板の切断方法は、上述の強化ガラス板の切断方法において、ノズルから気体を吹き付けることで前記レーザ光の照射領域の周囲を冷却するものである。
　本発明の第１５の態様にかかる強化ガラス板切断装置は、残留圧縮応力を有する表面層および裏面層と、当該表面層および裏面層との間に形成され、内部残留引張応力を有する中間層とを備える強化ガラス板を、当該強化ガラス板に照射されるレーザ光の照射領域を移動させることで切断する強化ガラス板切断装置であって、前記強化ガラス板を保持すると共に、当該強化ガラス板を所定の方向に移動するガラス保持駆動部と、前記強化ガラス板を切断するためのレーザ光を出力するレーザ出力部と、前記ガラス保持駆動部および前記レーザ出力部を制御プログラムに基づき制御する制御部と、前記制御プログラムを生成する制御プログラム生成部と、を備え、前記制御プログラム生成部は、前記強化ガラス板の側面に位置する切断終了点に向かって前記側面に対して鋭角となるように前記強化ガラス板を切断する際、前記強化ガラス板の前記切断終了点から所定の距離手前の所定の位置から前記切断終了点までの区間において、前記強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーが前記強化ガラス板を直線状に切断する際に必要な単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーよりも大きくなるような制御プログラムを生成する強化ガラス板切断装置である。
　本発明により、品質を劣化させることなく、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する強化ガラス板の切断方法、および強化ガラス板切断装置を提供することができる。
強化ガラス板の断面図である。 図１に示す強化ガラス板の残留応力の分布を示す図である。 強化ガラス板の切断方法を説明するための図である。 図３のＡ－Ａ線に沿った断面図である。 図３のＢ－Ｂ線に沿った断面図である。 実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を説明するための図である。 強化ガラス板に照射されるレーザ光の条件が不適切な場合の強化ガラス板の切断状態の一例を示す図である。 本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を用いた場合の強化ガラス板の切断状態の一例を示す図である。 強化ガラス板に照射されるレーザ光の条件が不適切な場合の強化ガラス板の切断状態の他の例を示す図である。 本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を用いた場合の強化ガラス板の切断状態の他の例を示す図である。 強化ガラス板に照射されるレーザ光の条件が不適切な場合の強化ガラス板の切断状態の他の例を示す図である。 本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を用いた場合の強化ガラス板の切断状態の他の例を示す図である。 実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法に用いられる冷却ノズルを説明するための断面図である。 実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法における冷却の効果を説明するための図である。 実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法における冷却の効果を説明するための図である。 実施の形態にかかる強化ガラス板の切断装置を説明するための図である。 強化ガラス板についての切断結果を示す表である。 非強化ガラス板についての切断結果を示す表である。 強化ガラス板および非強化ガラス板についての切断結果を示す表である。 レーザ光を用いて非強化ガラス板を切断する際に作用する応力を説明するための図である。 レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する際に作用する応力の一例を示す図である。 レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する際に作用する応力の他の例を示す図である。 参考例２に係る切断予定線の形状を示す図である。 サンプル１～１２について、レーザ波長λ、内部ひずみエネルギーＵＣＴ、臨界照射エネルギーＥｃ、及び両者を導出するための諸条件が示された表である。 図１１の表に示した臨界照射エネルギーＥｃの内部ひずみエネルギーＵＣＴ依存性を示すグラフである。 図１１の表に示した臨界切断指数Ｋｃの内部ひずみエネルギーＵＣＴ依存性を示すグラフである。 強化ガラス板の切断方法を説明するための図である。 強化ガラス板の切断方法を説明するための図である。 単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーと凸量との関係を示す表である。 単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーと凸量との関係を示すグラフである。 強化ガラス板の冷却の有無と凸量との関係を示す表である。
　以下、本発明を適用した具体的な実施の形態について、図面を参照しながら詳細に説明する。ただし、本発明が以下の実施の形態に限定される訳ではない。また、説明を明確にするため、以下の記載及び図面は、適宜、簡略化されている。
＜強化ガラス板の構造及び切断方法の概要＞
　まず、図１～５を参照して、強化ガラス板の構造、及び強化ガラス板の切断方法の概要について説明する。
　まず、図１、２を参照して、強化ガラス板の構造について説明する。図１は、レーザ光を照射する前の強化ガラス板１０の断面図である。図１において、矢印の方向は、残留応力の作用方向を示し、矢印の大きさは、応力の大きさを示す。図１に示すように、強化ガラス板１０は、表面層１３及び裏面層１５と、表面層１３と裏面層１５との間に設けられた中間層１７とを有する。表面層１３及び裏面層１５には、下記の風冷強化法や化学強化法により圧縮応力が残留している。また、その反作用として、中間層１７には引張応力が残留している。
　強化ガラス板１０は、例えば風冷強化法や化学強化法などで作製される。強化用のガラスの種類は、用途に応じて選択される。例えば、自動車用窓ガラスや建築用窓ガラス、ＰＤＰ（Plasma Display Panel）用のガラス基板、カバーガラスの場合、強化用のガラスとしては、アルカリアルミノシリケートガラスやソーダライムガラスが用いられる。
　風冷強化法は、軟化点付近の温度のガラスを表面及び裏面から急冷し、ガラスの表面及び裏面と内部との間に温度差をつけることで、圧縮応力が残留する表面層及び裏面層を形成する。風冷強化法は、厚いガラスを強化するのに好適である。
　化学強化法は、ガラスの表面及び裏面をイオン交換し、ガラスに含まれる小さなイオン半径のイオン（例えば、Ｌｉイオン、Ｎａイオン）を、大きなイオン半径のイオン（例えば、Ｋイオン）に置換することで、圧縮応力が残留する表面層及び裏面層を形成する。化学強化法は、アルカリアルミノシリケートガラスやソーダライムガラスを強化するのに好適である。
　図２は、レーザ光を照射する前の強化ガラス板の残留応力の分布を示す模式図である。
　図２に示すように、表面層１３及び裏面層１５に残留する圧縮応力（＞０）は、強化ガラス板１０の表面１２及び裏面１４から内部に向けて徐々に小さくなる傾向がある。また、中間層１７に残留する引張応力（＞０）は、ガラスの内部から表面１２及び裏面１４に向けて徐々に小さくなる傾向がある。
　図２において、ＣＳは表面層１３や裏面層１５における最大残留圧縮応力（表面圧縮応力）（＞０）、ＣＴは中間層１７における内部残留引張応力（中間層１７の残留引張応力の平均値）（＞０）、ＤＯＬは表面層１３及び裏面層１５の厚さ、ｔは強化ガラス板１０の厚さ、をそれぞれ示す。従って、中間層１７の厚さは、ｔ－２×ＤＯＬとなる。
　また、強化ガラス板の内部残留引張応力ＣＴ（ＭＰａ）は、通常、表面圧縮応力ＣＳ（ＭＰａ）及び表面層１３及び裏面層１５の厚さＤＯＬ（μｍ）を測定し、その測定値と、強化ガラス板の厚さｔ１（μｍ）とから以下の式１を用いて算出する。
       ＣＴ＝（ＣＳ×ＤＯＬ）／（ｔ１－２×ＤＯＬ）　・・・式１
　そして、内部残留引張応力ＣＴによる単位面積当たりのひずみエネルギー（以下、単に「内部ひずみエネルギー」という）ＵＣＴ（Ｊ／ｍ２）は、強化ガラス板のヤング率Ｙ（ＭＰａ）を用いて以下の式２により求めることができる。
       ＵＣＴ＝｛ＣＴ２×（ｔ１－２×ＤＯＬ)｝／（２×Ｙ）　・・・式２
　発明者は、種々の内部ひずみエネルギーＵＣＴを有する強化ガラス板について、切断に必要なレーザ光の照射エネルギーＥの最小値（以下、臨界照射エネルギーという）Ｅｃを調査した。その結果、強化ガラス板の内部ひずみエネルギーＵＣＴ＜２．５Ｊ／ｍ２とすると、切断条件が同一でも、臨界照射エネルギーＥｃが急激に（具体的には数倍程度）上昇するとともに、切断精度も悪化することを見出した。同時に、発明者は、強化ガラス板の内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２とすると、強化ガラス板の材質、厚さ及びレーザ波長が同一であれば、臨界照射エネルギーＥｃは、略一定値となり、切断精度も向上することを見出した。つまり、発明者は、強化ガラス板を切断する場合、内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２とすることにより、内部残留引張応力によるクラック伸展が支配的となり、小さい照射エネルギーで精度良く切断することができることを見出した。
　つまり、内部ひずみエネルギーＵＣＴ＝２．５Ｊ／ｍ２近傍において、切断モードの変換が生じているものと考えられる。具体的には、強化ガラス板を切断するためのクラック伸展エネルギーとして、内部ひずみエネルギーＵＣＴ＜２．５Ｊ／ｍ２の場合、内部ひずみエネルギーに加え、レーザ光の照射エネルギーが必要となり、内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２の場合、内部ひずみエネルギーのみとなる。そして、ＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２の場合には、クラックを進展させるためでなく、逆にクラックの伸展を抑制し、制御するために、レーザ光の照射エネルギーが必要になる。
　ここで、最大残留圧縮応力ＣＳや内部残留引張応力ＣＴ、表面層１３及び裏面層１５の厚さＤＯＬは、強化処理条件で調節可能である。例えば、最大残留圧縮応力ＣＳや内部残留引張応力ＣＴ、表面層１３及び裏面層１５の厚さＤＯＬは、風冷強化法の場合、ガラスの冷却速度などで調節可能である。また、最大残留圧縮応力ＣＳ、内部残留引張応力ＣＴ、表面層１３及び裏面層１５の厚さＤＯＬは、化学強化法の場合、ガラスを処理液（例えば、ＫＮＯ３溶融塩）に浸漬してイオン交換するので、処理液の濃度や温度、浸漬時間などで調節可能である。なお、本実施の形態の表面層１３及び裏面層１５は、同じ厚さＤＯＬ及び最大残留圧縮応力ＣＳを有するが、異なる厚さや最大残留圧縮応力を有してもよい。
　図３は、強化ガラス板の切断方法を説明するための図である。図３に示すように、強化ガラス板１０の表面１２にレーザ光２０を照射し、強化ガラス板１０の表面１２上で、レーザ光２０の照射領域２２を移動（走査）させることで、強化ガラス板１０に応力を印加して、強化ガラス板１０を切断する。
　強化ガラス板１０の端部には、切断開始位置に、初期クラックが予め形成されている。初期クラックの形成方法は、一般的な方法であって良く、例えばカッタやヤスリ、レーザで形成される。なお、レーザ光を用いた内部加熱切断では、強化ガラス板１０の表面１２に、切断予定線に沿ったスクライブ線（溝線）を形成する必要がない。
　強化ガラス板１０の表面１２上において、レーザ光２０の照射領域２２は、強化ガラス板１０の端部から内側に向けて、切断予定線に沿って、直線状や曲線状に移動される。これによって、強化ガラス板１０の端部から内側に向けてクラック３０を伸展させ、強化ガラス板１０を切断する。
　強化ガラス板１０の表面１２上において、レーザ光２０の照射領域２２を移動させるため、強化ガラス板１０を支持する保持具を、移動又は回転してもよいし、レーザ光２０の光源を移動してもよい。また、レーザ光２０の経路の途中に設けられるミラーを回転してもよい。
　強化ガラス板１０の表面１２上において、レーザ光２０の照射領域２２は、強化ガラス板１０の厚さや、最大残留圧縮応力ＣＳ、内部残留引張応力ＣＴ、表面層１３や裏面層１５の厚さＤＯＬ、レーザ光２０の光源の出力などに応じた速度で移動される。
　レーザ光２０の光源としては、特に限定されないが、例えば、ＵＶレーザ（波長：３５５ｎｍ）、グリーンレーザ（波長：５３２ｎｍ）、半導体レーザ（波長：８０８ｎｍ、９４０ｎｍ、９７５ｎｍ）、ファイバーレーザ（波長：１０６０～１１００ｎｍ）、ＹＡＧレーザ（波長：１０６４ｎｍ、２０８０ｎｍ、２９４０ｎｍ）、中赤外光パラメトリック発振器を使用したレーザ（波長：２６００～３４５０ｎｍ）などが挙げられる。レーザ光２０の発振方式に制限はなく、レーザ光を連続発振するＣＷレーザ、レーザ光を断続発振するパルスレーザのいずれも使用可能である。また、レーザ光２０の強度分布に制限はなく、ガウシアン型であっても、トップハット型であってもよい。
　光源から出射されたレーザ光２０は、集光レンズなどで集光され、強化ガラス板１０の表面１２に結像される。レーザ光２０の集光位置は、強化ガラス板１０の表面１２を基準として、レーザ光源側であってもよいし、裏面１４側であってもよい。また、加熱温度が高くなりすぎない、すなわち徐冷点以下を保てる集光面積であれば、レーザ光２０の集光位置は強化ガラス板１０中であってもよい。
　レーザ光２０の光軸は、強化ガラス板１０の表面１２において、例えば図３に示すように表面１２と直交していてもよいし、表面１２と斜めに交わっていてもよい。
　レーザ光２０に対する強化ガラス板１０の吸収係数をα（ｍｍ－１）、強化ガラス板１０の厚さをｔ２（ｍｍ）として、強化ガラス板１０とレーザ光２０とが、０＜α×ｔ２≦３．０の式を満たす場合、レーザ光２０のみの作用ではなく、中間層１７の残留引張応力によるクラックの伸展を利用して強化ガラス板１０を切断することができる。すなわち、上記条件で、レーザ光２０の照射領域２２における中間層１７を徐冷点以下の温度で加熱することによって、中間層１７の残留引張応力によって強化ガラス板１０に生じるクラック３０の伸展を制御して、残留引張応力によるクラック３０によって強化ガラス板１０を切断することが可能となる。なお、中間層１７を徐冷点以下の温度で加熱するのは、徐冷点を超えて加熱すると、レーザ光が通過する短時間でもガラスが高温となり粘性流動が発生しやすい状態となるため、この粘性流動によりレーザ光によって発生させた圧縮応力が緩和されるからである。なお、強化ガラス板１０の厚さ（板厚）ｔの値ｔ２（ｍｍ）は式１、２における値ｔ１（μｍ）と単位のみが異なる。
　強化ガラス板１０に入射する前のレーザ光２０の強度をＩ０とし、強化ガラス板１０中を距離Ｌ（ｍｍ）だけ移動したときのレーザ光２０の強度をＩとすると、ランベルト・ベールの法則により次式が成立する。
       Ｉ＝Ｉ０×ｅｘｐ（－α×Ｌ）
　α×ｔ２を０より大きく３．０以下とすることで、レーザ光２０が、強化ガラス板１０の表面で吸収されずに内部にまで到達するようになるため、強化ガラス板１０の内部を十分に加熱できる。その結果、強化ガラス板１０に生じる応力は、図１に示す状態から、図４や図５に示す状態に変化する。
　図４は、図３のＡ－Ａ線に沿った断面図であって、レーザ光の照射領域を含む断面図である。図５は、図３のＢ－Ｂ線に沿った断面図であって、図４に示す断面よりも後方の断面である。ここで、「後方」とは、レーザ光２０の走査方向後方を意味する。図４及び図５において、矢印の方向は、応力の作用方向を示し、矢印の長さは、応力の大きさを示す。
　レーザ光２０の照射領域２２における中間層１７では、レーザ光２０の強度が十分に高いので、温度が周辺に比べて高くなり、図１及び図２に示す残留引張応力よりも小さい引張応力、又は、圧縮応力が生じる。残留引張応力よりも小さい引張応力、又は、圧縮応力が生じている部分では、クラック３０の伸展が抑制される。クラック３０の伸展を確実に防止するため、図４に示すように、圧縮応力が生じていることが好ましい。
　なお、図４に示すように、レーザ光２０の照射領域２２における表面層１３や裏面層１５では、図１及び図２に示す残留圧縮応力よりも大きい圧縮応力が生じているので、クラック３０の伸展が抑制されている。
　図４に示す圧縮応力との釣り合いのため、図４に示す断面よりも後方の断面では、図５に示すように、中間層１７に引張応力が生じる。この引張応力は、残留引張応力よりも大きく、引張応力が所定値に達している部分に、クラック３０が形成される。クラック３０は強化ガラス板１０の表面１２から裏面１４まで貫通しており、図３に示す切断は所謂フルカット切断である。
　この状態で、レーザ光２０の照射領域２２を移動させると、照射領域２２の位置に追従するようにクラック３０の先端位置が移動する。すなわち、図３に示す切断方法では、強化ガラス板１０を切断する際に、レーザ光の走査方向後方に発生する引張応力（図５参照）によりクラック３０の伸展方向を制御し、レーザ光が照射されている領域に発生する圧縮応力（図４参照）を用いて、クラック３０の伸展を抑制しながら切断している。つまり、レーザ光２０の照射により発生する圧縮応力を用いてクラック３０の伸展を制御している。この結果、クラック３０が切断予定線から外れて自走することを抑制することができる。
　ガラスは、用途によっては、高い透明度が要求されるので、使用レーザ波長が可視光の波長領域に近い場合、α×ｔ２は０に近い程よい。しかし、α×ｔ２は、小さすぎると吸収効率が悪くなるので、好ましくは０．０００５以上（レーザ光吸収率０．０５％以上）、より好ましくは０．００２以上（レーザ光吸収率０．２％以上）、さらに好ましくは０．００４以上（レーザ光吸収率０．４％以上）である。
　ガラスは、用途によっては、逆に低い透明度が要求されるので、使用レーザ波長が可視光の波長領域に近い場合、α×ｔ２は大きい程よい。しかし、α×ｔ２が大きすぎるとレーザ光の表面吸収が大きくなるのでクラック伸展を制御できなくなる。このため、α×ｔ２は、好ましくは３．０以下（レーザ光吸収率９５％以下）、より好ましくは０．１以下（レーザ光吸収率１０％以下）、さらに好ましくは０．０２以下（レーザ光吸収率２％以下）である。
　強化ガラス板１０の厚さｔ２（ｍｍ）は、用途に応じて設定されるが、０．１～２．０ｍｍであることが好ましい。化学強化ガラスの場合、厚さｔ２（ｍｍ）を２．０ｍｍ以下とすることで、内部残留引張応力ＣＴを十分に高めることができる。一方、厚さｔ２（ｍｍ）が０．１ｍｍ未満になると、ガラスに化学強化処理を施すことが難しい。厚さｔ２（ｍｍ）は、より好ましくは０．３～１．５ｍｍ、さらに好ましくは０．５～１．５ｍｍである。
　吸収係数αは、レーザ光２０の波長、強化ガラス板１０のガラス組成などで定まる。
　例えば１０００ｎｍ付近の近赤外線波長領域での吸収係数αは、強化ガラス板１０中の酸化鉄（ＦｅＯ、Ｆｅ２Ｏ３、Ｆｅ３Ｏ４を含む）の含有量、酸化コバルト（ＣｏＯ、Ｃｏ２Ｏ３、Ｃｏ３Ｏ４を含む）の含有量、酸化銅（ＣｕＯ、Ｃｕ２Ｏを含む）の含有量が多くなるほど大きくなる。つまり、酸化鉄などの含有量を調節することにより、α×ｔ２の値を所望の範囲に調節可能である。強化ガラス板１０中の酸化鉄の含有量は、強化ガラス板１０を構成するガラスの種類によるが、ソーダライムガラスの場合、例えば０．０２～１．０質量％である。但し、酸化鉄などの含有量が多くなるほど、強化ガラス板１０の可視光領域の透明度は低下する。
　１０００ｎｍ付近の近赤外線波長領域での吸収係数（α）は、用途に応じて設定される。例えば、自動車用窓ガラスの場合、吸収係数（α）は０．３ｍｍ－１以下であることが好ましい。また、建築用窓ガラスの場合、吸収係数（α）は０．０６ｍｍ－１以下であることが好ましい。また、ディスプレイ用ガラスの場合、吸収係数（α）は０．０２ｍｍ－１以下であることが好ましい。
　また、希土類原子の吸収波長付近での吸収係数αは、強化ガラス板１０中の希土類元素（例えばＹｂ）の酸化物の含有量が多くなるほど大きくなる。
　さらに、３０００ｎｍ付近の中赤外線波長領域での吸収係数αは、強化ガラス板１０中のＯＨ基の含有量が多くなるほど大きくなる。ここで、ＯＨ基の含有量は、可視光領域の透明度に影響を及ぼさない。
　レーザ光２０の波長は、２５０～５０００ｎｍであればよいが、２５００～３５００ｎｍとすることが好ましい。レーザ光２０の波長が２５００～３５００ｎｍ（３０００ｎｍ近傍）の場合、上述の通り、可視光領域の透明度を低下させずに吸収係数αを高めることができる。その結果、レーザ光２０による加熱効率を高めることができる。レーザ光２０の波長は、２７００～３２００ｎｍとすることがさらに好ましい。
　例えばレーザ光の波長が１０００ｎｍ近傍の場合、酸化鉄含有量０．０４質量％の強化ガラス板の吸収率は、板厚ｔ２（ｍｍ）が１ｍｍの場合、約２％（透過率：約９８％）である。そのため、レーザ光の照射による加熱効率が悪い。また、Ｆｅ濃度により吸収率が変化するため、強化ガラス板の組成によりレーザ光の照射条件を大幅に変更する必要がある。
　これに対し、例えばレーザ光の波長が３０００ｎｍ近傍の場合、酸化鉄含有量によらず強化ガラス板の吸収率は、板厚が１ｍｍの場合、約５０％（透過率：約５０％）である。そのため、波長が１０００ｎｍ近傍の場合に比べ、加熱効率が向上する上、強化ガラス板の組成によりレーザ光の照射条件を大幅に変更する必要がない。
　また、波長が１０００ｎｍ近傍で吸収率が約２％の場合、例えば切断に２Ｗの吸収パワーが必要であれば、１００Ｗが投入され、９８Ｗが透過する。そのため、レーザ光の通過する切断予定線の下にテーブルが位置していると、レーザ光によりテーブルまで損傷を受けてしまう。そのため、強化ガラス板から切り出す強化ガラスパネルよりもテーブルを一回り小さくするなどの工夫が必要であった。また、透過したレーザ光の処理も必要であった。さらに、透過率が高いため、強化ガラス板の端面における反射光が悪影響を及ぼす場合があった。また、表面あるいは裏面に付着した異物によりレーザ光の吸収率が高まると、吸収量の変化が大きく、悪影響を及ぼす場合があった。さらに、Ｆｅ濃度により吸収率が２％から１％へ１％しか変化しなかった場合でも、投入するパワーを１００Ｗから２００Ｗへ１００Ｗも変更する必要がある。
　これに対し、波長が３０００ｎｍ近傍で吸収率が約５０％の場合、切断に２Ｗの吸収パワーが必要であれば、４Ｗが投入され、２Ｗが透過する。このように、波長が１０００ｎｍ近傍の場合に比べ、投入パワーを劇的に減少させ、加熱効率を向上させることができる。その上、透過光も劇的に減少するので、レーザ光の通過する切断予定線の下にテーブルが位置していても、テーブルが損傷を受けることがない。そのため、切断する強化ガラス板より大きなテーブルに強化ガラスを載せることにより、より安定した状態で切断することができる。また、透過したレーザ光の処理も不要となる。さらに、強化ガラス板の端面における反射光のパワーも小さく、悪影響を及ぼし難い。また、表面あるいは裏面に付着した異物によりレーザ光の吸収率が高まっても、吸収量の変化が小さく、悪影響を及ぼし難い。さらに、Ｆｅ濃度による吸収率の変動もない上、仮に吸収率が５０％から４０％へ１０％も減少した場合でも、投入するパワーを４Ｗから５Ｗへ１Ｗだけ変更すればよい。
　以上で説明した方法を用いることで、強化ガラス板を切断することができる。
＜強化ガラス板の切断方法の詳細な説明＞
　次に、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法について詳細に説明する。
なお、上記ではレーザ光の波長として３０００ｎｍ近傍の波長が好ましいと説明したが、以下で説明する強化ガラス板の切断方法ではこの波長に限定されることはなく、例えば波長が２５０～５０００ｎｍのレーザ光について広く適用することができる。
　図６は、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を説明するための図である。図６は、強化ガラス板１０を上面から見た図である。また、強化ガラス板１０に示す破線４８は、上記で説明した切断方法を用いて、強化ガラス板１０からサンプル４０を切り出す際の切断予定線を示している。サンプル４０は、所定の曲率半径を有する４つのコーナー部および直線部分を有する四角形である。なお、図６に示すサンプル４０は一例であり、他の任意の形状を有するサンプルを強化ガラス板１０から切り出す場合にも、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を用いることができる。
　強化ガラス板１０からサンプル４０を切り出す際は、切断予定線４８を通過するようにレーザ光を走査する。つまり、切断開始点４１からレーザ光の走査を開始し、図６に示す矢印の方向に切断予定線４８に沿ってレーザ光を走査し、切断終了点４２でレーザ光の走査を終了する。このとき、切断開始点４１、つまり強化ガラス板１０の端部には初期クラックが予め形成されている。初期クラックは、例えばカッタ、ヤスリ、レーザで形成することができる。
　このように、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する場合、強化ガラス板に照射されるレーザ光の条件を最適化する必要がある。すなわち、強化ガラス板に照射されるレーザ光の条件が不適切な場合、クラックが意図しない方向に伸展し、切断線が切断予定線から外れ、切断後の強化ガラス板の品質が劣化してしまうという問題がある。
　図７Ａは、強化ガラス板に照射されるレーザ光の条件が不適切な場合の強化ガラス板の切断状態の一例を示す図であり、図６に示す切断終了点４２の近傍の拡大図である。図７Ａに示すように、レーザ光の条件が不適切な場合は、レーザ光を切断予定線４８に沿って走査している際に、クラック発生位置４３から切断線４４に向かって意図しないクラック４６が伸展する。ここで、図中の実線（切断線４４、４５）は強化ガラス板が切断されている状態（強化ガラス板１０の表面から裏面まで貫通している）を示しており、破線（切断予定線４８）は強化ガラス板が切断されていない状態を示している。
　つまり、図７Ａに示す切断終了点４２は、既に切断された切断線４４上にある。換言すると、切断終了点４２は強化ガラス板の側面にある。そして、レーザ光の条件が不適切な場合は、切断終了点４２に向けて切断予定線４８に沿ってレーザ光を走査している際に、クラック発生位置４３から切断線４４に向かって意図しないクラック４６が伸展する。このため、強化ガラス板１０から切り出されたサンプル４０に凸部４９が形成され、切断後の強化ガラス板（サンプル４０）の品質が劣化する。
　上記で説明したように、強化ガラス板１０を切断する際は、レーザ光が照射されている領域に発生する圧縮応力（図４参照）を用いて、レーザ光の走査方向後方に発生する引張応力（図５参照）によるクラックの伸展をおさえながら切断している。よって、レーザ光の条件が不適切な場合は、走査方向後方に発生する引張応力によるクラックの伸展方向の制御ができなくなり、クラック発生位置４３から切断線４４に向かって意図しないクラック４６が伸展し、切断線が切断予定線４８から外れる場合があった。
　図７Ｂは、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を用いた場合の強化ガラス板の切断状態の一例を示す図である。本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法では、強化ガラス板の切断線（側面）４４に位置する切断終了点４２に向かって切断線４４に対して鋭角α１となるように強化ガラス板を切断する際、クラック発生位置４３の手前（つまり、強化ガラス板の切断終了点４２から所定の距離手前の所定の位置）から切断終了点４２までの区間において、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを通常の照射エネルギーよりも大きくしている。ここで、通常の照射エネルギーとは、例えば強化ガラス板を直線状に切断する際に必要な単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーである。また、クラック発生位置４３は、切断線４４に向かって伸展する意図しないクラック４６の開始点である。クラック発生位置４３は、強化ガラス板１０の切断条件（例えば、レーザ光の走査位置と切断線４４との距離やレーザ光の照射エネルギー等）によってその位置が変化する。
　このように、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくすることで、レーザ光の走査方向後方に発生する引張応力を大きくすることができる。よって、走査方向後方におけるクラックの伸展方向を精度よく制御しながら強化ガラス板１０を切断することができるので、クラック発生位置４３から切断線４４に向かって意図しないクラック４６が伸展することを抑制することができる。これにより、サンプル４０を切断予定線４８に沿って切断することができる。
　このとき、レーザ光の走査位置と切断終了点４２とを結ぶ線分と切断線４４（強化ガラス板１０の側面）とがなす角度α１が小さいほど、切断線４４に向かって意図しないクラック４６が発生しやすくなる。よって、例えば、角度α１が小さくなるほど、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくしてもよい。
　また、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）は、レーザ光の出力をＰ（Ｗ）、レーザ光の走査速度をｖ（ｍｍ／ｓ）、強化ガラス板１０に照射されるレーザ光のビーム径をφ（ｍｍ）とすると、次の式で表すことができる。
Ｅ（Ｊ／ｍｍ２）＝Ｐ（Ｗ）／（ｖ（ｍｍ／ｓ）×φ（ｍｍ））　・・・式３
　すなわち、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）は、レーザ光が単位時間（１秒間）に強化ガラス板１０を走査する面積あたりのエネルギーである。以下では、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを、単位エネルギーとも記載する。
　例えば、上記の式３より、レーザ光の照射領域の移動速度（走査速度）を遅くすることで、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を大きくすることができる。また、レーザ光の出力を大きくすることで、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を大きくすることができる。また、レーザ光の照射領域の面積（つまり、ビーム径φ）を小さくすることで、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を大きくすることができる。また、これら方法を適宜組み合わせることにより、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を大きくすることも可能である。
　また、本実施の形態では、強化ガラス板１０の吸収係数αが大きくなるにつれて、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を小さくしてもよい。吸収係数αが大きい場合は、強化ガラス板１０に吸収されるエネルギーが多くなるため、その分だけ単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を小さくすることができる。
　また、強化ガラス板の厚さｔが厚くなるにつれて、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を大きくしてもよい。強化ガラス板の厚さｔが厚い場合は、強化ガラス板１０に供給するエネルギーを多くする必要があるため、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を大きくすることが好ましい。また、強化ガラス板１０の熱膨張係数が大きくなるにつれて、単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を小さくしてもよい。強化ガラス板１０の熱膨張係数が大きいとレーザ光の走査方向後方に発生する引張応力が大きくなるため、その分だけ単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ２）を小さくすることができる。
　図８Ａは、強化ガラス板に照射されるレーザ光の条件が不適切な場合の強化ガラス板の切断状態の他の例を示す図である。図８Ａに示す例では、切断終了点５２が強化ガラス板１０の側面５４に配置されている。また、切断終了点５２に向かう切断予定線５８が直線となっている。図８Ａに示すように、レーザ光の条件が不適切な場合は、レーザ光を切断予定線５８に沿って走査している際に、クラック発生位置５３から強化ガラス板１０の側面５４に向かって意図しないクラック５６が伸展する。このため、強化ガラス板１０から切り出されたサンプル５０に凸部５９が形成され、切断後の強化ガラス板（サンプル５０）の品質が劣化する。
　図８Ｂは、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を用いた場合の強化ガラス板の切断状態の他の例を示す図である。本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法では、強化ガラス板の側面５４に位置する切断終了点５２に向かって側面５４に対して鋭角α２となるように強化ガラス板を切断する際、クラック発生位置５３の手前から切断終了点５２までの区間において、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを通常の照射エネルギーよりも大きくしている。
　このように、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくすることで、レーザ光の走査方向後方に発生する引張応力を大きくすることができる。よって、走査方向後方におけるクラックの伸展方向を精度よく制御しながら強化ガラス板１０を切断することができるので、クラック発生位置５３から側面５４に向かって意図しないクラック５６が伸展することを抑制することができる。これにより、サンプル５０を切断予定線５８に沿って切断することができる。
　このとき、レーザ光の走査位置と切断終了点５２とを結ぶ線分と側面５４（強化ガラス板１０の側面）とがなす角度α２が小さいほど、側面５４に向かって意図しないクラック５６が発生しやすくなる。よって、例えば、角度α２が小さくなるほど、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくしてもよい。なお、図８Ａ、図８Ｂに示す例では切断予定線５８が直線であるので、角度α２は切断予定線５８と側面５４とがなす角とも表現することができる。
　図９Ａは、強化ガラス板に照射されるレーザ光の条件が不適切な場合の強化ガラス板の切断状態の他の例を示す図である。図９Ａは、強化ガラス板１０を上面から見た図である。強化ガラス板１０からサンプル６０を切り出す際は、切断開始点６１からレーザ光の走査を開始し、図９Ａに示す矢印の方向に切断予定線に沿ってレーザ光を走査し、切断終了点６２でレーザ光の走査を終了する。
　図９Ａに示すように、レーザ光の条件が不適切な場合は、レーザ光を切断予定線６８に沿って走査している際に、クラック発生位置６３から切断線６４に向かって意図しないクラック６６が伸展する。このため、強化ガラス板１０から切り出されたサンプル６０に凸部６９が形成され、切断後の強化ガラス板（サンプル６０）の品質が劣化する。
　図９Ｂは、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を用いた場合の強化ガラス板の切断状態の他の例を示す図である。本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法では、強化ガラス板の切断線（側面）６４に位置する切断終了点６２に向かって切断線６４に対して鋭角α３となるように強化ガラス板を切断する際、クラック発生位置６３の手前から切断終了点６２までの区間において、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを通常の照射エネルギーよりも大きくしている。
　このように、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくすることで、レーザ光の走査方向後方に発生する引張応力を大きくすることができる。よって、走査方向後方におけるクラックの伸展方向を精度よく制御しながら強化ガラス板１０を切断することができるので、クラック発生位置６３から切断線６４に向かって意図しないクラック６６が伸展することを抑制することができる。これにより、サンプル６０を切断予定線６８に沿って切断することができる。このとき、図９Ｂに示す例では、レーザ光の走査位置が切断終了点６２に近づくにつれて、切断線６７と切断線６４（この場合は切断線６４の接線）とがなす角度α３が小さくなる。
　なお、図６～図９Ｂに示した例は一例であり、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法は、強化ガラス板の側面に位置する切断終了点に向かって強化ガラス板の側面に対して鋭角となるように強化ガラス板を切断する場合に広く適用することができる。
　以上で説明した本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法により、品質を劣化させることなく、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断することができる。
　また、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法では、レーザ光を走査して強化ガラス板を切断する際に、強化ガラス板、特に、レーザ光の照射領域の周囲を冷却しながらレーザ光を走査するようにしてもよい。図１０は、本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法に用いられる冷却ノズルを説明するための断面図である。図１０に示すように、冷却ノズル２８は、冷却ノズル２８の内部を気体が流れるように、テーパー状の空洞が形成されている。このとき、テーパー状の空洞は、レンズ２５で集光されたレーザ光２０が冷却ノズル２８の内部を通過できるような大きさとする。また、冷却ノズル２８は、レーザ光の照射領域の移動と同期して（つまり、レーザ光と同じ走査速度で）移動することができるように構成する。
　冷却に用いる気体として、例えば空気や窒素等を用いることができる。また、冷却能力を高めるために、気体に微小水分を含んだミストを含めてもよい。また、冷却に用いる気体として、強化ガラス板が切断される周囲の温度よりも低温の気体を用いてもよい。更に、冷却に用いる気体として、空気の熱伝達率よりも熱伝達率が大きい気体を用いてもよい。
　冷却ノズル２８の先端の開口部の直径φ１、および冷却ノズル２８の先端と強化ガラス板１０の表面１２との距離Ｇａｐは任意に決定することができる。ここで、冷却ノズル２８の先端の開口部の直径φ１が小さい程、強化ガラス板１０に吹き付けられる気体の流速が速くなるため、強化ガラス板１０の表面１２における冷却能力が向上する。また、冷却ノズル２８の先端と強化ガラス板１０の表面１２との距離Ｇａｐが小さい程、強化ガラス板１０の表面１２における冷却能力が向上する。なお、冷却ノズル２８には、例えば気体供給部（不図示）から冷却用の気体が供給される。
　このように、レーザ光を走査して強化ガラス板を切断する際に、強化ガラス板を冷却しながらレーザ光を走査することで、走査方向後方におけるクラックの伸展方向をより精度よく制御することができる。よって、強化ガラス板の切断時にクラックが切断予定線から外れて意図しない方向に伸展することをより確実に抑制することができる。
　図１１は、強化ガラス板１０上においてレーザ光を走査した際に、強化ガラス板１０の板厚中心部に発生する応力の分布を示す図である（冷却なし）。図１１に示すように、強化ガラス板１０のレーザ光の照射領域２２には圧縮応力３３が発生する。また、レーザ光の照射領域２２の中心Ｘ１から距離Ｄ１だけ離れた走査方向後方の位置Ｘ２には引張応力３５が発生する。本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法では、レーザ光の照射により発生する引張応力３５をクラック３０の端部に作用させつつ、レーザ光の照射領域２２に働く圧縮応力３３を用いてクラックの伸展を抑えることで、走査方向後方におけるクラック３０の伸展方向を制御しながら強化ガラス板１０を切断している。
　図１２は、強化ガラス板１０上においてレーザ光を走査した際に、強化ガラス板１０の板厚中心部に発生する応力の分布を示す図である（冷却あり）。図１２に示す場合も同様に、強化ガラス板１０のレーザ光の照射領域２２には圧縮応力３３が発生する。また、レーザ光の照射領域２２の中心Ｘ１から距離Ｄ２だけ離れた走査方向後方の位置Ｘ２’には引張応力３５が発生する。そして、図１２に示す場合は、強化ガラス板１０の表面を冷却しているので、圧縮応力３３が発生する位置Ｘ１と引張応力が発生する位置Ｘ２’との距離Ｄ２が、冷却をしていない場合の距離Ｄ１（図１１参照）と比べて短くなっている。このため、強化ガラス板１０の表面を冷却した場合は、圧縮応力３３が発生する位置Ｘ１と引張応力が発生する位置Ｘ２’とを近づけることができるので、走査方向後方におけるクラックの伸展方向をより精度よく制御することができる。よって、強化ガラス板の切断時にクラックが切断予定線から外れて意図しない方向に伸展することをより確実に抑制することができる。
　なお、上記例では強化ガラス板１０の表面を冷却した場合について説明したが、強化ガラス板１０の裏面を冷却してもよく、また強化ガラス板１０の表面および裏面の両方を冷却するように構成してもよい。強化ガラス板１０の裏面を冷却する場合も、冷却ノズルを用いることができる。
　次に、上記で説明した本実施の形態にかかる強化ガラス板の切断方法を実施するための強化ガラス板切断装置について説明する。図１３は、本実施の形態にかかる強化ガラス板切断装置を説明するための図である。本実施の形態にかかる強化ガラス板切断装置７０は、レーザ出力部７１、ガラス保持駆動部７２、制御部７３、および制御プログラム生成部７４を有する。
　レーザ出力部７１は、強化ガラス板１０を切断するためのレーザ光２０を出力する。レーザ光２０の光源としては、例えば、ＵＶレーザ（波長：３５５ｎｍ）、グリーンレーザ（波長：５３２ｎｍ）、半導体レーザ（波長：８０８ｎｍ、９４０ｎｍ、９７５ｎｍ）、ファイバーレーザ（波長：１０６０～１１００ｎｍ）、ＹＡＧレーザ（波長：１０６４ｎｍ、２０８０ｎｍ、２９４０ｎｍ）、中赤外光パラメトリック発振器を使用したレーザ（波長：２６００～３４５０ｎｍ）などを用いることができる。
　ここで、近赤外のレーザ光を用いる場合、近赤外における吸収を増加させるために強化ガラス板にＦｅ等の不純物を添加する必要がある。近赤外において吸収特性を持つ不純物を添加した場合、可視光領域の吸収特性にも影響を与えるため、強化ガラス板の色味や透過率に影響を及ぼす場合がある。このようなことを防止するために、レーザ光２０の光源として、波長が２５００～５０００ｎｍの中赤外のレーザを用いてもよい。波長が２５００～５０００ｎｍの帯域ではガラス自体の分子振動に起因する吸収が発生するため、Ｆｅ等の不純物の添加が不要となる。
　レーザ出力部７１は、レーザ光の焦点を調整するための光学系を備えている。レーザ光のパワー（レーザ出力）、レーザ光のビーム径（焦点）、レーザ照射のタイミングなどは、制御部７３を用いて制御される。また、レーザ光の照射部には、図１０に示した冷却ノズル２８を配置してもよい。この場合、冷却ノズルから吹き付けられる気体の流量は、制御部７３を用いて制御することができる。
　ガラス保持駆動部７２は、加工対象である強化ガラス板１０を保持すると共に、強化ガラス板１０を所定の方向に移動する。すなわち、ガラス保持駆動部７２は、レーザ光が強化ガラス板１０の切断予定線を走査するように、強化ガラス板１０を移動する。ガラス保持駆動部７２は、制御部７３を用いて制御される。ガラス保持駆動部７２は、加工対象である強化ガラス板１０を多孔質板等を用いて吸着することで固定してもよい。また、ガラス保持駆動部７２は、強化ガラス板１０の位置を決定するための画像検出器を備えていてもよい。位置決め用の画像検出器を備えることで、強化ガラス板１０の加工精度を向上させることができる。
　なお、図１３に示した強化ガラス板切断装置７０では、レーザ光２０の照射領域が強化ガラス板１０上を移動するように、ガラス保持駆動部７２を用いて強化ガラス板１０を移動している。このとき、レーザ出力部７１は固定されている。しかし、ガラス保持駆動部７２に保持されている強化ガラス板１０を固定し、レーザ出力部７１を移動させることで、レーザ光２０の照射領域を強化ガラス板１０上において移動させてもよい。また、ガラス保持駆動部７２に保持されている強化ガラス板１０とレーザ出力部７１の両方が移動するように構成してもよい。
　制御部７３は、レーザ出力部７１およびガラス保持駆動部７２を、制御プログラム生成部７４で生成された制御プログラムに基づき制御する。
　制御プログラム生成部７４は、強化ガラス板１０の熱膨張係数、厚さ、レーザ光に対する強化ガラス板の吸収係数、および強化ガラス板の中間層１７の残留引張応力の少なくとも一つに応じて、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを制御する制御プログラムを生成する。
　また、制御プログラム生成部７４は、強化ガラス板の側面に位置する切断終了点に向かって強化ガラス板の側面に対して鋭角となるように強化ガラス板を切断する際、クラック発生位置の手前から切断終了点までの区間において、強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーが通常の照射エネルギーよりも大きくなるような制御プログラムを生成する。例えば、制御プログラム生成部７４は、切断予定線の情報とレーザ光の位置情報（現在位置）とに基づいて、レーザ光の照射領域の面積（つまり、ビーム径φ）、レーザ光の出力、およびレーザ光の走査速度を制御する制御プログラムを生成する。
　具体的には、例えば、制御プログラム生成部７４は、予め設定された強化ガラス板１０の物性（熱膨張係数、厚さ、レーザ光に対する強化ガラス板の吸収係数、強化ガラス板の中間層１７の残留引張応力など）に応じて、直線部分を切断する際に強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを決定する。そして、この決定された単位エネルギー、切断予定線の情報、およびレーザ光の位置情報（現在位置）に基づいて、レーザ光の照射領域の面積（つまり、ビーム径φ）、レーザ光の出力、およびレーザ光の走査速度を制御する制御プログラムを生成する。
　以上で説明したように、本実施の形態にかかる発明により、品質を劣化させることなく、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する強化ガラス板の切断方法、および強化ガラス板切断装置を提供することができる。
＜参考例１＞
　次に、図１４～１６を参照して、強化ガラス板の切断方法と非強化ガラス板の切断方法とでは、クラックの伸展の仕方が異なることについて説明する。図１４は、強化ガラス板についての切断結果を示す表である。図１５は、非強化ガラス板についての切断結果を示す表である。図１６は、強化ガラス板（参考例）及び非強化ガラス板（比較例）についての切断結果を示す表である。図１６に示す切断結果は、図１４、図１５に示した切断結果よりもレーザ光のスポット径を小さくした場合の切断結果である。
　参考例１０１～１０３、１０６～１０８では強化ガラス板を用意し、比較例１０４～１０５、１０９～１１０では非強化ガラス板を用意した。参考例１０１～１０３、１０６～１０８の強化ガラス板は、比較例１０４～１０５、１０９～１１０の非強化ガラス板と同じ寸法形状（矩形、長辺１００ｍｍ、短辺６０ｍｍ、板厚０．７ｍｍ）、同じ化学組成のガラス板を化学強化法で強化して作製した。強化ガラス板は、内部残留引張応力（ＣＴ）３０．４ＭＰａ、最大残留圧縮応力（ＣＳ）７６３ＭＰａ、圧縮応力層（表面層や裏面層）の厚さ（ＤＯＬ）２５．８μｍを有していた。ここで、内部ひずみエネルギーＵＣＴは４．０４Ｊ／ｍ２であった。
　参考例１０１～１０３、１０６～１０８、比較例１０４～１０５、１０９～１１０では、ガラス板の種類（強化、非強化の別）、光源の出力、及びレーザスポット径以外、同じ条件下で切断実験を行った。
（共通の条件）
　レーザ光光源：ファイバーレーザ（波長１０７０ｎｍ）
　レーザ光のガラス板への入射角：０°
　レーザ光の集光角：２．５°
　レーザ光の集光位置：ガラス板の表面から光源側に２３ｍｍ離れた位置
　レーザ光に対するガラス板の吸収係数α：０．０９ｃｍ－１（０．００９ｍｍ－１）
　ガラス板の板厚ｔ：０．０７ｃｍ（０．７ｍｍ）
　ガラス板のヤング率Ｙ：７４０００ＭＰａ
　α×ｔ：０．００６３
　ノズルの出口径：φ１ｍｍ
　ノズルからの冷却ガス（室温の圧縮空気）の流量：３０Ｌ／ｍｉｎ
　目標切断位置：ガラス板の短辺と平行な直線（一方の短辺からの距離１０ｍｍ、他方の短辺からの距離９０ｍｍ）
　切断速度：２．５ｍｍ／ｓ
　図１４、図１５に示す参考例１０１～１０３及び比較例１０４～１０５では、ガラス板の表面におけるレーザスポット径φを１ｍｍとした。また、図１６に示す参考例１０６～１０８及び比較例１０９～１１０では、ガラス板の表面におけるレーザスポット径φを０．１ｍｍとした。
　切断後、ガラス板の切断面を顕微鏡で観察した。ガラス板の切断面で観察される縞模様は、断続的に伸展するクラックの先端位置の経時変化を表す。縞模様の各線の形状から、クラックの伸展の様子がわかる。図１４～１６に示す顕微鏡写真において、縞模様の代表的な線を太い白線で強調表示する。
　また、ガラス板の切断の途中で、レーザ照射及びガス冷却を中断したときのクラックの様子を目視で観察した。
　各実験結果を図１４～１６に示す。図１４～１６において、ガラス板にクラックが形成された場合（切断できた場合）を「○」、ガラス板にクラックが形成されなかった場合（切断できなかった場合）を「×」として示した。
　図１４～１６の切断面の顕微鏡写真における縞模様の線は、ある時点でのクラックの先端位置を表す。
　図１４～１６における「自走」とは、レーザ照射等の中断後に、ガラス板の２つの短辺のうち、切断位置から近い方の短辺に向けてクラックが伸展することを意味する。
凸量、及び直線誤差量は、ガラス板を切断した際の誤差量を示している。つまり、ガラス板を上面側から見た際に、ガラス板の切断線が切断予定線（グラフのＸ軸で示す）からずれている量（グラフのＹ軸で示す）を示している。凸量、及び直線誤差量（つまり、Ｙ軸の絶対値）が小さいほど、ガラス板が切断予定線に沿って切断されている。
　図１５に示すように、比較例１０４～１０５に係る非強化ガラス板の切断では、切断面の顕微鏡写真から明らかなように、ガラス板の板厚方向両端部が、ガラス板の板厚方向中央部よりも先に割れる傾向にあった。また、切断の途中でレーザ照射及びガス冷却を中断すると、クラックの伸展が停止した。また、非強化ガラス板の切断では、大きな光源出力が必要であった。更に、非強化ガラス板の切断では、凸量、及び直線誤差量が大きくなった。
　これに対し、図１４に示す参考例１０１～１０３に係る強化ガラス板の切断では、切断面の顕微鏡写真から明らかなように、ガラス板の板厚方向中央部が、ガラス板の板厚方向両端部よりも先に割れる傾向にあった。これは、元々強化ガラス板の内部に残留引張応力が存在しており、この内部残留引張応力によってクラックが伸展するためである。また、切断の途中でレーザ照射及びガス冷却を中断すると、クラックが意図しない方向に自ら伸展した。この結果から、レーザ光の照射により、内部残留引張応力によるクラックの伸展が抑制されていることが分かる。また、強化ガラス板の切断では、凸量、及び直線誤差量が非強化ガラス板の切断の場合よりも小さかった。図１６に示す参考例１０６～１０８に係る強化ガラス板の切断においても同様の結果となった。
　また、図１６に示すように、レーザスポット径を小さくした場合（参考例１０６～１０８）は、参考例１０１～１０３よりも小さい光源出力で強化ガラス板を切断することができた。また、参考例１０６～１０８では、図１４に示す参考例１０１～１０３と比べて凸量、及び直線誤差量が小さくなった。つまり、参考例１０６～１０８では、参考例１０１～１０３よりも精度よく強化ガラス板を切断することができた。また、参考例１０６～１０８に示すように、光源出力を低くするほど、凸量、及び直線誤差量が小さくなった。特に参考例１０８では、凸量が１５μｍと非常に小さい値となった。
　一方、レーザスポット径を小さくした場合は、非強化ガラス板を切断することができなかった。つまり、比較例１０９に示すように、光源の出力を２００Ｗとした場合は非強化ガラス板が溶融し、切断することができなかった。すなわち、非強化ガラスの温度が徐冷点以上になり切断できなかった。また、比較例１１０に示すように、光源の出力を１００Ｗとした場合は非強化ガラス板に変化がなかった。よって、レーザスポット径を小さく（例えば、板厚未満）した場合は、光源の出力によらずに非強化ガラス板を切断できなかった。
　このように、強化ガラス板の切断方法と非強化ガラス板の切断方法とでは、切断のメカニズムが根本的に異なり、クラックの伸展の仕方が全く異なる。そのため、本発明では、非強化ガラス板の切断方法からは予測できない効果が得られる。その理由を以下に説明する。
　例えば、非強化ガラス板の切断方法では、レーザ光と冷却液の両方を用いてガラス板に熱応力場を形成し、切断に必要な引張応力を発生させる。より具体的には、レーザ光をガラス板に照射してガラス板内部に熱応力を発生させ、その熱応力により生じた圧縮応力を冷却液で急冷して、引張応力を発生させてクラックを伸展させる。従って、クラックの伸展は、レーザ光の照射エネルギーのみで行われ、ガラス板に照射するレーザのパワー（Ｗ）を大きく設定する必要がある。
　このような方法では、ガラス板に形成される割断亀裂の先端位置は、ガラス板を冷却する冷却液の位置で決まる。冷却液の位置に引張応力が生じるためである。従って、切断の途中で、レーザ光による加熱や冷却液による冷却を中断すると、クラックの伸展が止まる。
　図１７は、レーザ光を用いて非強化ガラス板を切断する際に作用する応力を説明するための図である。図１７では非強化ガラス板１１０の上面図と、非強化ガラス板１１０の板厚中心部に発生する応力の分布を示している。図１７に示すように、非強化ガラス板１１０にレーザ光を照射すると、レーザ光の照射領域１２２に圧縮応力１３３が働く。この圧縮応力１３３は、レーザ光の照射により発生する熱応力である。そして、この圧縮応力１３３と釣り合うように、照射領域１２２の走査方向後方に引張応力１３５が発生する。この引張応力１３５がクラック１３０に作用することで非強化ガラス板１１０が切断される。
　図１７のグラフに示すように、非強化ガラス板１１０では内部残留引張応力ＣＴは略ゼロである。このため、非強化ガラス板１１０を切断する際にクラック１３０に作用する引張応力１３５は、レーザ光の照射によってのみ発生する。よって、引張応力１３５を大きくするために、レーザ光の照射エネルギーを高くしたり、レーザスポット径を大きくしたりする必要がある。このため、非強化ガラス板１１０では、レーザ光の吸収率が小さいガラスでは切断が困難となる。
　また、非強化ガラス板１１０を切断する際は、レーザ光の照射エネルギーと走査速度でクラックの伸展を制御している。このとき、レーザ光の照射エネルギーが、切断に必要な照射エネルギーよりも小さいとクラックの伸展が停止する。つまり、図１７のグラフに示すように、クラック１３０を伸展させるためには、クラック１３０の伸展に必要な引張応力Ｓ_ｔｈよりも大きな引張応力をクラック１３０に作用させる必要がある。非強化ガラス板１１０では内部残留引張応力ＣＴが略ゼロであるため、レーザ光の照射エネルギーのみでこの引張応力Ｓ_ｔｈの値よりも大きな引張応力を発生させる必要がある。
　これに対し、強化ガラス板の切断方法では、元々ガラス板内部に内部残留引張応力が存在するため、非強化ガラス板の切断の場合のように、レーザ光の照射エネルギーのみで大きな引張応力を発生させる必要がない。また、内部残留引張応力がクラックの伸展に必要な引張応力Ｓ_ｔｈよりも大きな引張応力の場合、強化ガラス板に何らかの力を作用させてクラックを発生させると、内部残留引張応力のためにクラックは自ら伸展する。他方、内部残留引張応力はガラス板内部に全体的に存在しているので、クラックの伸展を制御しない限り、クラックが意図しない方向に伸展してしまう。
　そのため、本発明では、照射領域の中心における中間層に内部残留引張応力の値よりも小さい引張応力、または、圧縮応力を発生させ、内部残留引張応力によるクラックの伸展を抑制している。即ち、レーザ光を照射することにより強化ガラス板の中間層における残留引張応力をクラックの伸展に必要な引張応力Ｓ_ｔｈよりも小さくして、クラックの伸展を制御している。
　図１８は、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する際に作用する応力の一例を示す図である。図１８では強化ガラス板１０の上面図と、強化ガラス板１０の板厚中心部に発生する応力の分布を示している。図１８に示すように、強化ガラス板１０にレーザ光を照射すると、レーザ光の照射領域２２に圧縮応力３３が働く。また、照射領域２２の走査方向後方に引張応力３５が発生する。そして、この引張応力３５に内部残留引張応力が加算される事でクラックの伸展に必要な引張応力Ｓ_ｔｈよりも大きな引張応力が発生し、クラック３０に作用することで強化ガラス板１０が切断される。このとき、圧縮応力３３によってクラック３０の伸展が制御される。
　図１８のグラフに示すように、強化ガラス板１０には内部残留引張応力ＣＴが存在する。このため、クラック３０の伸展に必要な引張応力３５は小さくてすむ。換言すると、引張応力Ｓ_ｔｈ（クラック３０の伸展に必要な引張応力）よりも大きな引張応力をクラック３０に作用させるために必要なレーザ光により発生させる圧縮応力３３を小さくすることができる。
　ここで、強化ガラス板１０を切断する際に必要な圧縮応力３３や引張応力３５は、非強化ガラス１１０を切断する際に必要な応力よりも小さくすることができるため、レーザ光の照射エネルギーを小さくしたり、レーザスポット径を小さくしたりすることができる。このため、切断精度を向上させることができる。また、レーザ光の吸収率が小さいガラスであっても容易に切断することができる。
　図１９は、レーザ光を用いて強化ガラス板を切断する際に作用する応力の他の例を示す図である。図１９では強化ガラス板１０の上面図と、強化ガラス板１０の板厚中心部に発生する応力の分布を示している。図１９に示す強化ガラス板１０では、内部残留引張応力ＣＴが、クラック３０の伸展に必要な引張応力Ｓ_ｔｈよりも大きい。つまり、図１９に示すように、強化ガラス板１０にレーザ光を照射すると、レーザ光の照射領域２２には内部残留引張応力ＣＴの値よりも小さい引張応力３７が発生する。ここで、引張応力３７は、レーザ光の照射により発生した圧縮応力３３と内部残留引張応力ＣＴとの合力である。また、照射領域２２の走査方向後方には引張応力３５が発生する。この場合は、内部残留引張応力ＣＴの値よりも小さい引張応力３７を、クラック３０の伸展に必要な引張応力Ｓ_ｔｈよりも小さくすることで、クラック３０の伸展を抑えることができる。
　図１９に示す場合も、強化ガラス板１０を切断する際に必要な、内部残留引張応力ＣＴの値よりも小さい引張応力３７や引張応力３５は、非強化ガラス１１０を切断する際に必要な応力よりも小さくすることができるため、レーザ光の照射エネルギーを小さくしたり、レーザスポット径を小さくしたりすることができる。このため、切断精度を向上させることができる。また、レーザ光の吸収率が小さいガラスであっても容易に切断することができる。
　上記で説明したように、強化ガラス板１０を切断する際は、内部残留引張応力ＣＴとレーザ光の照射エネルギーと走査速度のバランスを保つことで、クラック３０を自走させることなくクラック３０の伸展を制御している。よって、レーザ光の照射エネルギーが小さすぎると、内部残留引張応力ＣＴの値よりも小さい引張応力３７がクラック３０の伸展に必要な引張応力Ｓ_ｔｈよりも大きくなり、クラック３０の伸展は止まらずに自走する（図１９の場合）。
　このように、強化ガラス板の切断方法と非強化ガラス板の切断方法とでは、切断のメカニズムが根本的に異なり、クラックの伸展の仕方が全く異なる。そのため、本発明では、非強化ガラス板の切断方法からは予測できない効果が得られる。
＜参考例２＞
　次に、参考例２について説明する。参考例２では、内部ひずみエネルギーＵＣＴと切断可能な照射エネルギーＥＬの最小値である臨界照射エネルギーＥｃとの関係について説明する。
　参考例２では、内部ひずみエネルギーＵＣＴが異なる２１個のサンプル１～２１について、臨界照射エネルギーＥｃとの関係を調査した。なお、サンプル１８～２１は、非強化ガラス板である。
　図２０は、参考例２に係る切断予定線の形状を示す図である。図２０に示すように、参考例２に係る切断予定線は、２つの直線部と、クランク形状を構成する２つのコーナー部（曲率半径Ｒ＝５ｍｍ）を備えている。
　化学強化用のガラス板として、複数種類の原料を混ぜて調整したガラス原料を溶解し、溶解した溶融ガラスを板状に成形した。これを室温付近まで徐冷した後、切断、切削、両面鏡面研磨することにより、所定の厚さを有する５０ｍｍ×５０ｍｍのガラス板を作製した。ガラス原料は、ガラス板のレーザ光に対する吸収係数αが所望の値となるように、同じ配合比のベース材に対する酸化鉄（Ｆｅ２Ｏ３）の粉末の添加量を変えて調製した。
　各化学強化用ガラス板は、酸化物基準の質量％表示で、ＳｉＯ２：６０．９％、Ａｌ２Ｏ３：１２．８％、Ｎａ２Ｏ：１２．２％、Ｋ２Ｏ：５．９％、ＭｇＯ：６．７％、ＣａＯ：０．１％、ＳｒＯ：０．２％、ＢａＯ：０．２％、ＺｒＯ２：１．０％を含有しており、酸化鉄（Ｆｅ２Ｏ３）を外割りで所定量含有していた。
　各強化ガラス板は、上記の化学強化用ガラス板をＫＮＯ３溶融塩に浸漬し、イオン交換処理した後、室温付近まで冷却することにより作製した。ＫＮＯ３溶融塩の温度や浸漬時間などの処理条件は、内部残留引張応力ＣＴが所望の値となるように設定した。
　強化ガラス板の内部残留引張応力ＣＴ（ＭＰａ）は、表面応力計ＦＳＭ－６０００（折原製作所製）にて表面圧縮応力ＣＳ（ＭＰａ）及び圧縮応力層（表面層及び裏面層）の厚さＤＯＬ（μｍ）を測定し、その測定値と、強化ガラス板の厚さｔ１（μｍ）とから以下の式１を用いて計算した。
       ＣＴ＝（ＣＳ×ＤＯＬ）／（ｔ１－２×ＤＯＬ）　・・・式１
　内部ひずみエネルギーＵＣＴ（Ｊ／ｍ２）は、強化ガラス板のヤング率Ｙ（ＭＰａ）を用いて以下の式２により求めた。
       ＵＣＴ＝｛ＣＴ２×（ｔ１－２×ＤＯＬ)｝／（２×Ｙ）　・・・式２
　単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーは、強化ガラス板に反射されずに入射される実効的なレーザ出力をＰｅ（Ｗ）、レーザ光の走査速度をｖ（ｍｍ／ｓ）、強化ガラス板１０に照射されるレーザ光のビーム径をφ（ｍｍ）とすると、Ｐｅ／（ｖ×φ）（単位：Ｊ／ｍｍ２）で表すことができる。しかしながら、切断性を判断するためには、これにビーム径φ（ｍｍ）を掛けた単位長さあたりのレーザ光の照射エネルギーＥＬ（Ｊ／ｍｍ）を用いることが好ましい。詳細な理由については後述する。この照射エネルギーＥＬ（Ｊ／ｍｍ）を以下の式４に示す。なお、実効的なレーザ出力Ｐｅ（Ｗ）は、レーザ出力Ｐ（Ｗ）と強化ガラス板での反射率ｒ（％）とを用いて、Ｐｅ＝Ｐ×（１－ｒ／１００）と表すことができる。
       ＥＬ＝Ｐｅ／ｖ　・・・式４
　サンプル１～１１についての照射エネルギーＥＬの臨界値である臨界照射エネルギーＥｃは、照射エネルギーＥＬを約１（Ｊ／ｍｍ）ずつ変化させて切断を繰り返すことにより求めた。その際、レーザ光の走査速度ｖ（ｍｍ／ｓ）は固定したまま、レーザ出力Ｐ（Ｗ）のみを２．５Ｗずつ変化させた。
　また、非強化ガラス板のサンプル１８～２１についての臨界照射エネルギーＥｃは、照射エネルギーＥＬを約４（Ｊ／ｍｍ）ずつ変化させて切断を繰り返すことにより求めた。その際、レーザ光の走査速度ｖ（ｍｍ／ｓ）は固定したまま、レーザ出力Ｐ（Ｗ）のみを１０Ｗずつ変化させた。
　他方、サンプル１２～１７についての臨界照射エネルギーＥｃは、照射エネルギーＥＬを徐々に変化させて切断を繰り返すことにより求めた。その際、レーザ出力Ｐ（Ｗ）は固定したまま、レーザ光の走査速度ｖ（ｍｍ／ｓ）のみを０．２５ｍｍ／ｓずつ変化させた。
　図２１は、サンプル１～２１について、レーザ波長λ、内部ひずみエネルギーＵＣＴ、臨界照射エネルギーＥｃ、及び両者を導出するための諸条件が示された表である。表の左列から順に、レーザ波長λ（ｎｍ）、サンプル番号、強化ガラス板のヤング率Ｙ（ＭＰａ）、線膨張係数αＬ（Ｋ－１）、密度ρ（ｇ／ｍｍ３）、比熱ｃ（Ｊ／ｇ／Ｋ）、厚さｔ（ｍｍ）、吸収係数α（ｍｍ－１）、強化ガラス板での反射率ｒ（％）、表面圧縮応力ＣＳ（ＭＰａ）、表面層及び裏面層の厚さＤＯＬ（μｍ）、内部残留引張応力ＣＴ（ＭＰａ）、内部ひずみエネルギーＵＣＴ（Ｊ／ｍ２）、レーザ光の走査速度ｖ（ｍｍ／ｓ）、レーザ光のビーム径φ（ｍｍ）、レーザ出力Ｐ（Ｗ）、実効的なレーザ出力Ｐｅ（Ｗ）、臨界照射エネルギーＥｃ（Ｊ／ｍｍ）、臨界吸収エネルギーＥａ（Ｊ／ｍｍ）、臨界切断指数Ｋｃ（Ｎ／ｍｍ）が示されている。
　図２１に示すように、サンプル１～１１、１８～２１については、レーザ光の光源にファイバーレーザ（中心波長帯：１０７０ｎｍ）を用い、サンプル１２～１７については、レーザ光の光源に中赤外光パラメトリック発振器を使用したＣｒ：ＺｎＳｅレーザ（中心波長帯：２９５０ｎｍ）を用いた。
　また、いずれのサンプルも材質は同じであるため、図２１に示す通り、ヤング率Ｙ＝７４０００ＭＰａ、線膨張係数αＬ＝９．８×１０－６Ｋ－１、密度ρ＝２．４８×１０－３ｇ／ｍｍ３、比熱ｃ＝０．９１８Ｊ／ｇ／Ｋで共通である。
　なお、図２１に示す通り、サンプル１～１１については、ビーム径φ＝０．１ｍｍ、サンプル１２～１７については、ビーム径φ＝０．２ｍｍとした。また、非強化ガラス板のサンプル１８についてはビーム径φ＝０．５ｍｍ、サンプル１９についてはビーム径φ＝０．８ｍｍ、サンプル２０についてはビーム径φ＝１．０ｍｍ、サンプル２１についてはビーム径φ＝２．０ｍｍとした。
　また、全てのサンプルについて、レーザ光照射側から直径１ｍｍφのノズルを用いて、流量１５Ｌ／ｍｉｎの空気を吹き付けた。ここで、強化ガラス板とノズル先端との距離（ギャップ）は３ｍｍとした。
　図２２Ａは、図２１の表に示した臨界照射エネルギーＥｃの内部ひずみエネルギーＵＣＴ依存性を示すグラフである。図２２Ａの横軸は内部ひずみエネルギーＵＣＴ（Ｊ／ｍ２）、縦軸は臨界照射エネルギーＥｃ（Ｊ／ｍｍ）である。図２２Ａにおいて、●印はサンプル１～１１、１８～２１（レーザ波長λ＝１０７０ｎｍ）、○印はサンプル１２～１７（レーザ波長λ＝２９５０ｎｍ）を示している。
　図２１、図２２Ａに示すように、レーザ波長λ＝１０７０ｎｍの場合、強化ガラス板の内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２では、臨界照射エネルギーＥｃ＝９～１５Ｊ／ｍｍで安定している（サンプル１～１０）。これに対し、内部ひずみエネルギーＵＣＴ＜２．５Ｊ／ｍ２では、臨界照射エネルギーＥｃ＝５６Ｊ／ｍｍまで急激に（具体的には数倍程度）上昇する（サンプル１１）。この臨界照射エネルギーＥｃの上昇に伴い、サンプル１１では、切断精度も悪化した。この結果から、強化ガラス板を切断する場合、内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２とすることにより、小さい照射エネルギーで精度良く切断することができることが分かった。
　さらに、非強化ガラス板のサンプル１８については切断することができなかった。すなわち、板厚ｔ（＝０．７ｍｍ）以下のビーム径φ＝０．５ｍｍでは、非強化ガラス板のサンプルは切断することができなかった。そして、ビーム径φ＝０．８ｍｍのサンプル１９については臨界照射エネルギーＥｃ＝８３Ｊ／ｍｍ、ビーム径φ＝１．０ｍｍのサンプル２０については臨界照射エネルギーＥｃ＝７６Ｊ／ｍｍ、ビーム径φ＝２．０ｍｍのサンプル２１については臨界照射エネルギーＥｃ＝６５Ｊ／ｍｍであった。すなわち、ビーム径の増大とともに、臨界照射エネルギーＥｃは漸減した。ここで、ビーム径が大きくなる程、レーザ光の中心とクラックの先端位置とが離れるため、切断精度が低下する。そのため、強化ガラス板の切断において、ビーム径φは板厚ｔ以下とすることが好ましく、板厚ｔの１／２以下とすることがさらに好ましい。
　図２２Ａのグラフから、内部ひずみエネルギーＵＣＴ＝２．５Ｊ／ｍ２近傍において、切断モードの変換が生じているものと考えられる。具体的には、強化ガラス板を切断するためのクラック伸展エネルギーとして、内部ひずみエネルギーＵＣＴ＜２．５Ｊ／ｍ２の場合、内部ひずみエネルギーに加え、レーザ光の照射エネルギーが必要となり（図１８参照）、内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２の場合、内部ひずみエネルギーのみになるものと考えられる（図１９参照）。
　また、レーザ波長λを１０７０ｎｍから２９５０ｎｍへ変更することにより、強化ガラス板の吸収係数αが０．０１１ｍｍ-１から０．５９ｍｍ-１へ向上する。そのため、図２１、２２に示すように、内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２において、臨界照射エネルギーＥｃ＝９～１５Ｊ／ｍｍ程度（サンプル１～１０）から臨界照射エネルギーＥｃ＝０．３～０．５Ｊ／ｍｍ（サンプル１２～１５）まで２桁も低減することができる。
　このように、レーザ波長を３０００ｎｍ近傍とすることにより、透明度を低下させずに吸収係数αを高めることができ、照射エネルギーを低減することができる。そのため、加熱効率が向上する。その上、強化ガラス板の組成によりレーザ光の照射条件を大幅に変更する必要がない。
　さらに、上述の通り、切断する強化ガラス板より大きなテーブルに強化ガラスを載せ、より安定した状態で切断することができる。また、透過光が劇的に減少するため、その処理も不要となる。さらに、強化ガラス板の端面における反射光も劇的に減少するため、悪影響を及ぼし難い。
　また、レーザ波長λが２９５０ｎｍの場合も、１０７０ｎｍの場合と同様に、内部ひずみエネルギーＵＣＴ＜２．５Ｊ／ｍ２では、臨界照射エネルギーＥｃ＝０．９～１．２Ｊ／ｍｍ程度あるいはそれ以上まで急激に上昇する（サンプル１６、１７）。この臨界照射エネルギーＥｃの上昇に伴い、サンプル１６、１７では、切断精度も悪化した。この結果から、レーザ波長λ＝２９５０ｎｍで強化ガラス板を切断する場合も、内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２とすることにより、小さい照射エネルギーで精度良く切断することができることが分かった。
　ここで、臨界照射エネルギーＥｃのうち、切断に使用されるエネルギーは強化ガラス板に吸収されるエネルギー（以下、臨界吸収エネルギーという）Ｅａである。臨界吸収エネルギーＥａ（Ｊ／ｍｍ）は、臨界照射エネルギーＥｃ（Ｊ／ｍｍ）、吸収係数α（ｍｍ－１）、厚さｔ２（ｍｍ）を用いて、ランベルト・ベールの法則から次式で表すことができる。
       Ｅａ＝Ｅｃ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）　・・・式５
　図２１に示すように、臨界吸収エネルギーＥａ（Ｊ／ｍｍ）の値は、レーザ波長λが２９５０ｎｍの場合と１０７０ｎｍの場合とを比較しても、ほとんど差が無い。
　強化ガラス板の厚さや材質による影響を排除し、より一般化するため、臨界吸収エネルギーＥａでの内部加熱（温度変化ΔＴ）によって発生する熱応力（臨界圧縮応力）σｃについて考察する。この臨界圧縮応力σｃは、切断に必要な最小の圧縮応力である。ここで、臨界圧縮応力σｃは、内部残留引張応力ＣＴを基準とした場合に圧縮応力となるので「臨界圧縮応力」と表現している。しかし、図１８、図１９に示すように、強化ガラス板の板厚中心部に発生する応力で考えた場合は、内部残留引張応力ＣＴと臨界圧縮応力σｃとの合力で表されるので、引張応力となる場合もある。
　臨界圧縮応力σｃは、図１８、１９に示すように、ガウス分布様のプロファイルを有している。この臨界圧縮応力σｃの積分値（図１８、１９における斜線部の面積）が、切断可否を決定する。内部ひずみエネルギーＵＣＴが同じであれば、臨界圧縮応力σｃの積分値は、強化ガラス板の厚さｔ、材質によらず一定であると考えられる。臨界圧縮応力σｃのプロファイルの幅は、ビーム径φに比例するから、臨界圧縮応力σｃの積分値も、σｃ×φに比例すると考えてよい。
　ここで、単純化のために、内部加熱によっても強化ガラス板の板厚ｔは変化せず、表面層１３と裏面層１５との間で拘束されることによりこの臨界圧縮応力σｃが生じるものとする。すなわち、両端拘束モデルを考える。
　臨界圧縮応力σｃ（ＭＰａ）は、ヤング率Ｙ（ＭＰａ）、線膨張係数αＬ（Ｋ－１）、温度変化ΔＴ（Ｋ）を用いて、次式６で表すことができる。
       σｃ＝Ｙ×αＬ×ΔＴ　・・・式６
　また、臨界吸収エネルギーＥａが供給されることによる強化ガラス板の温度変化ΔＴは、ΔＴ＝（臨界吸収エネルギー）／（レーザ照射部の強化ガラス板の熱容量）により求めることができる。
　ここで、レーザ照射面積Ｓ１（ｍｍ２）とすれば、（臨界吸収エネルギー）は、臨界吸収エネルギーＥａ（Ｊ／ｍｍ）をφ（ｍｍ）で割った単位面積当たりの臨界吸収エネルギーＥａ／φ（Ｊ／ｍｍ２）を用いて、Ｅａ×Ｓ１／φ（Ｊ）で表すことができる。
　また、強化ガラス板における加熱領域の面積Ｓ２（ｍｍ２）とすると、（レーザ照射部の強化ガラス板の熱容量）は、強化ガラス板の厚さｔ２（ｍｍ）、密度ρ（ｇ／ｍｍ３）、比熱ｃ（Ｊ／ｇ／Ｋ）を用いて、Ｓ２×ｔ２×ρ×ｃ（Ｊ／Ｋ）で表すことができる。
　従って、温度変化ΔＴ（Ｋ）は次式７で表すことができる。
       ΔＴ＝Ｅａ×Ｓ１／（Ｓ２×ｔ２×ρ×ｃ）／φ
       　　＝（Ｓ１／Ｓ２）×Ｅａ／（ｔ２×ρ×ｃ）／φ　・・・式７
　式６に式７を代入することにより、臨界圧縮応力σｃ（ＭＰａ）は次式８で表すことができる。
       σｃ＝（Ｓ１／Ｓ２）×Ｙ×αＬ×Ｅａ／（ｔ２×ρ×ｃ）／φ　・・・式８
　ここで、単純化のために、Ｓ１／Ｓ２＝一定と考えれば、求めるべき臨界圧縮応力σｃの積分値に比例するσｃ×φは次式９で表すことができる。
       σｃ×φ∝Ｅａ×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）＝Ｋｃ　・・・式９
　式９のＫｃを臨界切断指数と名付ける。切断可能な臨界値を示すこの臨界切断指数Ｋｃの値が小さくなる程、切断が容易になり、臨界切断指数Ｋｃの値が大きくなる程、切断が困難になる。このように、切断性は、式４で示された単位長さあたりのレーザ光の照射エネルギーＥＬ（Ｊ／ｍｍ）により判断できる。
　臨界切断指数Ｋｃを構成するヤング率Ｙ、線膨張係数αＬ、密度ρ、比熱ｃは、いずれも温度依存性を有するが、あくまで指標として室温の値を用いている。
　図２１の最右列に臨界切断指数Ｋｃ（Ｎ／ｍｍ）を示した。
　図２２Ｂは、図２１の表に示した臨界切断指数Ｋｃの内部ひずみエネルギーＵＣＴ依存性を示すグラフである。図２２Ｂの横軸は内部ひずみエネルギーＵＣＴ（Ｊ／ｍ２）、縦軸は臨界切断指数Ｋｃ（Ｎ／ｍｍ）である。図２２Ｂにおいて、●印はサンプル１～１１、１８～２１（レーザ波長λ＝１０７０ｎｍ）、○印はサンプル１２～１７（レーザ波長λ＝２９５０ｎｍ）を示している。
　図２１、図２２Ｂに示すように、レーザ波長λによらず、強化ガラス板の内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２では、臨界切断指数Ｋｃ＝５０Ｎ／ｍｍ近傍で安定している（サンプル１～１０、１２～１５）。これに対し、内部ひずみエネルギーＵＣＴ＜２．５Ｊ／ｍ２では、臨界切断指数Ｋｃ＝１５０Ｎ／ｍｍ（サンプル１６）あるいは２００Ｎ／ｍｍを超えるようになる（サンプル１１、１７）。さらに、非強化ガラス板では２５０Ｎ／ｍｍを超えるようになる（サンプル１８～２１）。ここで、ビーム径が小さくなる程臨界切断指数Ｋｃが大きくなり、ビーム径が０．５ｍｍ以下では切断できなくなる（サンプル１８）。
　この臨界切断指数Ｋｃの上昇に伴い、切断精度も悪化した。この結果から、強化ガラス板を切断する場合、内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２とすることにより、小さい照射エネルギーで精度良く切断することができることが分かった。また、ビーム径が大きくなる程、レーザ光の中心とクラックの先端位置とが離れるため、切断精度が低下する。そのため、ビーム径φは板厚ｔ２（ｍｍ）以下とすることが好ましく、板厚ｔ２（ｍｍ）の１／２以下とすることがさらに好ましい。
　単位長さあたりの照射エネルギーＥＬ（Ｊ／ｍｍ）での切断指数Ｋは、式５におけるＥｃをＥＬに置き換えた上で、式９におけるＥａに代入することにより、次式１０で表すことができる。ここで、切断指数Ｋが臨界切断指数Ｋｃ以上であれば切断可能となる。
       Ｋ＝ＥＬ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）　・・・式１０
　さらに、式１０に式４を代入することにより、以下の式１１が得られる。
       Ｋ＝Ｐｅ／ｖ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）・・・式１１
　図２２Ｂから、内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２であれば、臨界切断指数Ｋｃが５０Ｎ／ｍｍ程度であるため、切断指数Ｋ≦１５０Ｎ／ｍｍを満たす照射エネルギーＥＬで十分に切断できる。一方、図２２Ｂから、内部ひずみエネルギーＵＣＴ＜２．５Ｊ／ｍ２であれば、臨界切断指数Ｋｃが１５０Ｎ／ｍｍ以上となるため、切断指数Ｋ≦１５０Ｎ／ｍｍを満たす照射エネルギーＥＬでは、切断が不可能あるいは困難になる。内部ひずみエネルギーＵＣＴ≧２．５Ｊ／ｍ２とした上で、切断指数Ｋ≦１５０Ｎ／ｍｍを満たす照射エネルギーＥＬとすることにより、小さい照射エネルギーで精度良く切断することができる。切断指数Ｋ≦１００Ｎ／ｍｍを満たす照射エネルギーＥＬとすることにより、さらに小さい照射エネルギーでさらに精度良く切断することができる。
＜実施例１＞
　以下、本発明の実施例１について説明する。以下に示す実施例１では、板厚が０．８ｍｍ、表面圧縮応力ＣＳが８１８ＭＰａ、表面層および裏面層それぞれの厚さＤＯＬが２７．４μｍ、残留引張応力ＣＴが３０ＭＰａの強化ガラス板を用いた。
　強化ガラス板の残留引張応力ＣＴは、表面応力計ＦＳＭ－６０００（折原製作所製）にて表面圧縮応力ＣＳおよび圧縮応力層（表面層および裏面層）の深さＤＯＬを測定し、その測定値と、強化ガラス板の厚さｔとから以下の式１２を用いて計算にて求めた。
ＣＴ＝（ＣＳ×ＤＯＬ）／（ｔ－２×ＤＯＬ）　・・・式１２
　本実施例では、図２３に示す形状のサンプル８０（本実施例の場合は、５０ｍｍ×９０ｍｍ）を強化ガラス板１０から切断した。つまり、強化ガラス板１０からサンプル８０を切り出す際は、切断開始点８１からレーザ光の走査を開始し、図２３に示す矢印の方向に切断予定線８８に沿ってレーザ光を走査し、切断終了点８２でレーザ光の走査を終了した。サンプル８０のコーナー部の曲率半径はＲ＝５ｍｍとした。また、強化ガラス板の端部の切断開始点８１には、初期クラックを予め形成し、強化ガラス板の表面には、スクライブ線を形成しなかった。レーザ光の光源は、ファイバーレーザ（中心波長帯：１０７０ｎｍ）とした。
　レーザ光のビーム径は０．１ｍｍとした。レーザ光の走査速度は直線区間では５ｍｍ／ｓとし、コーナー部では２．５ｍｍ／ｓとした。ここで、コーナー部には図２４のクラック発生位置８３の手前から切断終了点８２までの区間が含まれている。また、本実施例では、レーザ光を走査して強化ガラス板を切断する際に、図１０に示した冷却ノズル２８を用いて強化ガラス板を冷却しながらレーザ光を走査した。このとき用いた冷却ノズルの開口部の直径φ１は２ｍｍとし、冷却ノズルと強化ガラス板１０の表面との距離Ｇａｐは３ｍｍとした。また、冷却ノズルを流れる空気の流量は５０Ｌ／ｍｉｎとした。
　本実施例では、図２４に示す、クラック発生位置８３から切断線８４に向かって意図しないクラック８６が伸展することで形成された凸部８９の凸量Ｐ１を測定し、当該凸量Ｐ１の量を用いて強化ガラス板から切断されたサンプル８０の品質を評価した。
　図２５に、強化ガラス板を切断した際のコーナー部における単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギー（単位エネルギー）と、凸量との関係を示す。なお、本実施例では、レーザ出力をそれぞれ４０Ｗ、５０Ｗ、７５Ｗと変化させることで、レーザ光の単位エネルギーを変化させた。レーザ光の単位エネルギーは、上記の式３に各レーザ出力（Ｗ）、レーザ光の走査速度（コーナー部）２．５ｍｍ／ｓ、およびビーム径０．１ｍｍを代入することで求めた。
　図２５に示すように、レーザ光の単位エネルギーが１６０Ｊ／ｍｍ２（レーザ出力＝４０Ｗ）であるサンプルＮｏ．１～Ｎｏ．３では、凸量がそれぞれ０．４ｍｍ、０．５ｍｍ、０．４５ｍｍとなった。レーザ光の単位エネルギーが２００Ｊ／ｍｍ２（レーザ出力＝５０Ｗ）であるサンプルＮｏ．４～Ｎｏ．６では、凸量がそれぞれ０．２ｍｍ、０．４ｍｍ、０．２５ｍｍとなった。レーザ光の単位エネルギーが３００Ｊ／ｍｍ２（レーザ出力＝７５Ｗ）であるサンプルＮｏ．７、Ｎｏ．８では、凸量がそれぞれ０．１５ｍｍ、０．１ｍｍとなった。
　図２６に、レーザ光の単位エネルギーと凸部８９の凸量との関係を示す。図２６に示すグラフは、図２５の表における各サンプルの単位エネルギーと凸量をプロットしたグラフである。図２５および図２６に示す結果から、レーザ光の単位エネルギーが増加するにつれて凸部８９の凸量が減少する傾向があることがわかった。
　つまり、クラック発生位置８３の手前から切断終了点８２までの区間において、強化ガラス板に照射されるレーザ光の単位エネルギーを大きくするほど、レーザ光の走査方向後方に発生する引張応力が大きくなる。そして、走査方向後方に発生する引張応力が大きいほど、走査方向後方におけるクラックの伸展方向を精度よく制御することができるので、凸部８９の凸量が減少すると考えられる。
＜実施例２＞
　以下、本発明の実施例２について説明する。以下に示す実施例２では、板厚が１．１ｍｍ、表面圧縮応力ＣＳが７１６ＭＰａ、表面層および裏面層それぞれの厚さＤＯＬが６８．８μｍ、残留引張応力ＣＴが５１ＭＰａの強化ガラス板を用いた。
　本実施例においても、図２３に示す形状のサンプル８０（本実施例の場合は、３５ｍｍ×５０ｍｍ）を強化ガラス板１０から切断した。レーザ光の光源は、ファイバーレーザ（中心波長帯：１０７０ｎｍ）とした。レーザ光のビーム径は０．１ｍｍとした。レーザ光の走査速度は直線区間では５ｍｍ／ｓとし、コーナー部では１ｍｍ／ｓとした。ここで、コーナー部には図２４のクラック発生位置８３の手前から切断終了点８２までの区間が含まれている。
　また、本実施例では、レーザ光を走査する際に強化ガラス板を冷却する場合と冷却しない場合とについて実験をおこなった。レーザ光を走査する際に強化ガラス板を冷却する場合は、図１０に示した冷却ノズル２８を用いた。このとき用いた冷却ノズルの開口部の直径φ１は１ｍｍとし、冷却ノズルと強化ガラス板１０の表面との距離Ｇａｐは２ｍｍとした。また、冷却ノズルを流れる空気の流量は１５Ｌ／ｍｉｎとした。
　本実施例においても、図２４に示す凸部８９の凸量Ｐ１を測定し、当該凸量Ｐ１の量を用いて強化ガラス板から切断されたサンプルの品質を評価した。
　図２７に、強化ガラス板の冷却の有無と凸量との関係を示す。なお、本実施例ではレーザ出力が８０Ｗ、レーザ光のコーナー部における走査速度が１ｍｍ／ｓ、ビーム径が０．１ｍｍであるので、上記の式３からコーナー部における単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーは８００Ｊ／ｍｍ２となる。
　図２７に示すように、サンプルＮｏ．９（冷却なし）では凸量が０．１５ｍｍであった。これに対してサンプルＮｏ．１０（冷却あり）では凸量が０．１ｍｍであった。よって、レーザ光を走査する際に強化ガラス板を冷却したほうが凸部の凸量が少なくなった。これは、強化ガラス板の表面を冷却した場合は、圧縮応力が発生する位置（レーザ照射領域）と引張応力が発生する位置（レーザ光の走査方向後方）との距離が短くなり（図１２参照）、走査方向後方におけるクラックの伸展方向をより精度よく制御することができたためと考えられる。
　以上、本発明を上記実施の形態および実施例に即して説明したが、上記実施の形態および実施例の構成にのみ限定されるものではなく、本願特許請求の範囲の請求項の発明の範囲内で当業者であればなし得る各種変形、修正、組み合わせを含むことは勿論である。
　この出願は、２０１１年１２月７日に出願された日本出願特願２０１１－２６７７４５及び２０１２年７月９日に出願された日本出願特願２０１２－１５３４００を基礎とする優先権を主張し、その開示の全てをここに取り込む。
１０　強化ガラス板
１２　表面
１３　表面層
１４　裏面
１５　裏面層
１７　中間層
２０　レーザ光
２２　照射領域
２５　レンズ
２８　冷却ノズル
３０　クラック
３３　圧縮応力
３５　引張応力
４０、５０、６０　サンプル
４１、６１　切断開始点
４２、５２、６２、８２　切断終了点
４３、５３、６３、８３　クラック発生位置
４４、５４、６４、８４　切断線（側面）
４５、５５、６５　切断線
４６、５６、６６、８６　クラック
４８、５８、６８、８８　切断予定線
４９、５９、６９、８９　凸部
７１　レーザ出力部
７２　ガラス保持駆動部
７３　制御部
７４　制御プログラム生成部

Claims (15)

  1. 　残留圧縮応力を有する表面層および裏面層と、当該表面層および裏面層との間に形成され、内部残留引張応力ＣＴ（ＭＰａ）を有する中間層とを備える強化ガラス板を、当該強化ガラス板に照射されるレーザ光の照射領域を移動させることで切断する強化ガラス板の切断方法であって、
    　前記表面層および前記裏面層の厚さをＤＯＬ（μｍ）、前記強化ガラス板の厚さをｔ１（μｍ）、前記強化ガラス板のヤング率をＹ（ＭＰａ）として、下式で表現される前記内部残留引張応力ＣＴに基づく単位面積当たりのひずみエネルギーＵＣＴ（Ｊ／ｍ２）を２．５Ｊ／ｍ２以上とし、
    　前記強化ガラス板の側面に位置する切断終了点に向かって前記側面に対して鋭角となるように前記強化ガラス板を切断する際、前記強化ガラス板の前記切断終了点から所定の距離手前の所定の位置から前記切断終了点までの区間において、前記強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを前記強化ガラス板を直線状に切断する際に必要な単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーよりも大きくする、
    強化ガラス板の切断方法。
    ＵＣＴ＝｛ＣＴ２×（ｔ１－２×ＤＯＬ)｝／（２×Ｙ）
  2. 　前記強化ガラス板に入射される前記レーザ光の実効的な出力をＰｅ（Ｗ）、前記レーザ光の走査速度をｖ（ｍｍ／ｓ）、前記レーザ光に対する前記強化ガラス板の吸収係数をα（ｍｍ－１）、前記強化ガラス板の厚さをｔ２（ｍｍ）、前記強化ガラス板の線膨張係数をαＬ（Ｋ－１）、前記強化ガラス板の密度をρ（ｇ／ｍｍ３）、前記強化ガラス板の比熱をｃ（Ｊ／ｇ／Ｋ）として、下式で表現される切断指数Ｋ（Ｎ／ｍｍ）を１５０Ｎ／ｍｍ以下とする、請求項１に記載の強化ガラス板の切断方法。
    Ｋ＝Ｐｅ／ｖ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）
  3. 　前記強化ガラス板と前記レーザ光とは、前記レーザ光に対する前記強化ガラス板の吸収係数をα（ｍｍ－１）、前記強化ガラス板の厚さをｔ２（ｍｍ）として、０＜α×ｔ２≦３．０の式を満たす、請求項１または２に記載の強化ガラス板の切断方法。
  4. 　前記切断終了点から所定の距離手前の前記所定の位置は、前記強化ガラス板の側面に向かって意図しないクラックが発生するクラック発生位置の手前である、請求項１～３のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  5. 　前記レーザ光の走査位置と前記切断終了点とを結ぶ線分と前記強化ガラス板の側面とがなす角度が小さいほど、前記強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくする、請求項１～４のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  6. 　前記レーザ光の照射領域の移動速度を遅くすることで、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくする、請求項１～５のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  7. 　前記レーザ光の出力を大きくすることで、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくする、請求項１～６のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  8. 　前記レーザ光の照射領域の面積を小さくすることで、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくする、請求項１～７のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  9. 　前記強化ガラス板の吸収係数αが大きくなるにつれて、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを小さくする、請求項３～８のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  10. 　前記強化ガラス板の熱膨張係数が大きくなるにつれて、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを小さくする、請求項１～９のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  11. 　前記強化ガラス板の厚さが厚くなるにつれて、前記単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーを大きくする、請求項１～１０のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  12. 　前記区間において、更に前記レーザ光の照射領域の周囲を冷却する、請求項１～１１のうちいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  13. 　前記強化ガラス板の表面および裏面のうちの少なくとも一方において前記レーザ光の照射領域の周囲を冷却する、請求項１２に記載の強化ガラス板の切断方法。
  14. 　ノズルから気体を吹き付けることで前記レーザ光の照射領域の周囲を冷却する、請求項１２または１３に記載の強化ガラス板の切断方法。
  15. 　残留圧縮応力を有する表面層および裏面層と、当該表面層および裏面層との間に形成され、内部残留引張応力を有する中間層とを備える強化ガラス板を、当該強化ガラス板に照射されるレーザ光の照射領域を移動させることで切断する強化ガラス板切断装置であって、
    　前記強化ガラス板を保持すると共に、当該強化ガラス板を所定の方向に移動するガラス保持駆動部と、
    　前記強化ガラス板を切断するためのレーザ光を出力するレーザ出力部と、
    　前記ガラス保持駆動部および前記レーザ出力部を制御プログラムに基づき制御する制御部と、
    　前記制御プログラムを生成する制御プログラム生成部と、を備え、
    　前記制御プログラム生成部は、前記強化ガラス板の側面に位置する切断終了点に向かって前記側面に対して鋭角となるように前記強化ガラス板を切断する際、前記強化ガラス板の前記切断終了点から所定の距離手前の所定の位置から前記切断終了点までの区間において、前記強化ガラス板に照射される単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーが前記強化ガラス板を直線状に切断する際に必要な単位照射面積あたりのレーザ光の照射エネルギーよりも大きくなるような制御プログラムを生成する、
    強化ガラス板切断装置。
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