WO2014010490A1 - 強化ガラス板の切断方法 - Google Patents

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WO2014010490A1
WO2014010490A1 PCT/JP2013/068290 JP2013068290W WO2014010490A1 WO 2014010490 A1 WO2014010490 A1 WO 2014010490A1 JP 2013068290 W JP2013068290 W JP 2013068290W WO 2014010490 A1 WO2014010490 A1 WO 2014010490A1
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tempered glass
glass plate
cutting
laser
laser beam
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PCT/JP2013/068290
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Inventor
齋藤　勲
Original Assignee
旭硝子株式会社
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C03—GLASS; MINERAL OR SLAG WOOL
    • C03B—MANUFACTURE, SHAPING, OR SUPPLEMENTARY PROCESSES
    • C03B33/00—Severing cooled glass
    • C03B33/09—Severing cooled glass by thermal shock
    • C03B33/091—Severing cooled glass by thermal shock using at least one focussed radiation beam, e.g. laser beam
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • 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
    • B23K26/00—Working by laser beam, e.g. welding, cutting or boring
    • B23K26/36—Removing material
    • B23K26/40—Removing material taking account of the properties of the material involved
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C03—GLASS; MINERAL OR SLAG WOOL
    • C03B—MANUFACTURE, SHAPING, OR SUPPLEMENTARY PROCESSES
    • C03B33/00—Severing cooled glass
    • 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
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • 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 plate, and more particularly to a method for cutting a tempered glass plate using internal heating by laser light.
  • a glass plate is used as a display cover or a substrate. Due to demands for thinning and weight reduction in portable devices, thinning and weight reduction have been achieved by using high strength tempered glass plates.
  • the cutting of the glass plate is usually performed by introducing a scribe line mechanically into the main surface with a hard roller or chip such as diamond and applying a bending force along the scribe line.
  • a scribe line mechanically into the main surface with a hard roller or chip such as diamond and applying a bending force along the scribe line.
  • a lot of fine cracks are generated on the cut end face of the glass plate by introducing the scribe line. Accordingly, there is a problem that a sufficient strength cannot be obtained at the cut end despite the tempered glass plate.
  • Patent Document 1 discloses a method of cutting a glass plate with a laser beam.
  • the inventor has found the following problems regarding cutting of a tempered glass plate using a laser beam.
  • the inventor paid attention to strain energy (internal strain energy) due to tensile stress (internal residual tensile stress CT) remaining inside the tempered glass plate in the cutting of the tempered glass plate by laser light.
  • the inventor when the internal strain energy of this tempered glass sheet becomes smaller than a certain critical value, the influence of crack extension due to internal residual tensile stress is reduced, and the irradiation energy of laser light necessary for cutting increases rapidly, It has been found that it becomes difficult to cut accurately.
  • the present invention has been made in view of the above, and an object of the present invention is to cut a tempered glass plate with high accuracy with a small irradiation energy because crack extension due to internal residual tensile stress becomes dominant.
  • the method for cutting a tempered glass sheet according to the first aspect of the present invention is as follows.
  • a tempered glass plate comprising a surface layer and a back layer having a residual compressive stress, and an intermediate layer formed between the surface layer and the back layer and having an internal residual tensile stress CT (MPa) is used as the tempered glass plate.
  • MPa residual tensile stress
  • a method of cutting a tempered glass sheet including a step of cutting by moving an irradiation region of a laser beam to be irradiated,
  • the internal residual tensile stress CT expressed by the following equation using the thickness DOL ( ⁇ m) of the surface layer and the back layer, the thickness t 1 ( ⁇ m) of the tempered glass plate, and the Young's modulus Y (MPa)
  • the strain energy U CT (J / m 2 ) per unit area based on the above is 2.5 J / m 2 or more
  • the method for cutting a strengthened glass sheet according to the second aspect of the present invention is the first aspect,
  • the laser beam has a beam diameter equal to or smaller than the thickness of the tempered glass plate.
  • the method for cutting a strengthened glass sheet according to the third aspect of the present invention is the first or second aspect,
  • the intermediate layer is locally heated at a temperature below the annealing point by laser light applied to the tempered glass plate, and a compressive stress is generated in the intermediate layer, thereby extending cracks due to the internal residual tensile stress.
  • the tempered glass plate is cut by moving the irradiation region of the laser light while controlling.
  • the method for cutting a strengthened glass sheet according to the fourth aspect of the present invention in any one of the first to third aspects,
  • the tempered glass plate and the laser beam satisfy the condition of 0 ⁇ ⁇ t 2 ⁇ 3.0.
  • the wavelength of the laser beam is 250 to 5000 nm.
  • the cutting method of the tempered glass sheet according to the sixth aspect of the present invention in the fifth aspect, is 2500-3500 nm.
  • a method for cutting a strengthened glass sheet according to a seventh aspect of the present invention in any one of the first to sixth aspects, A gas is blown from the incident side of the laser beam to the irradiation region of the laser beam of the tempered glass plate to cool it.
  • the method for cutting a tempered glass sheet according to the eighth aspect of the present invention in any one of the first to seventh aspects, is 60 J / m 2 or less.
  • the method for cutting a tempered glass sheet according to a ninth aspect of the present invention in any one of the first to eighth aspects, is 5 N / mm or more.
  • the tempered glass plate can be cut with high accuracy with small irradiation energy.
  • 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. 3 is a cross-sectional view of a cooling nozzle used in the method for cutting a tempered glass sheet according to Embodiment 1.
  • FIG. 5 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 21; 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 obtained by the following formula 2 using the Young's modulus Y (MPa). be able to.
  • 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. As described above, in the internal heating cutting using the laser beam, it is not necessary to form a scribe line (groove line) 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
  • the intermediate layer 17 has a tensile stress or compressive stress smaller than the value of the internal residual tensile stress. It is possible to control the extension of the cracks 30 generated in the tempered glass plate 10 by generating the cracks and to cut the tempered glass plate 10 by the cracks 30 due to 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.
  • ⁇ ⁇ 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 light depending on 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.
  • FIG. 6 is a figure which shows an example of the method of cutting out a tempered glass panel from a tempered glass board.
  • FIG. 6 is a view of the tempered glass plate 10 as viewed from above.
  • the broken line shown in the tempered glass board 10 has shown the cutting scheduled line 235 for cutting out the tempered glass panel 40 from the tempered glass board 10 using the cutting method demonstrated above.
  • the tempered glass panel 40 has a quadrangular shape having four corner portions C1, C2, C3, C4 having a predetermined radius of curvature R and straight portions 41, 42, 43, 44.
  • the shape of the tempered glass panel 40 shown in FIG. 6 is an example, and when the tempered glass panel 40 having any other shape is cut out from the tempered glass plate 10, the tempered glass cutting method according to the present embodiment is used. Can be used.
  • the laser beam is scanned so as to pass the planned cutting line 235. Specifically, the scanning of the laser beam is started from the cutting start position 45 located on the end face on the extension of the linear portion 41. And the connection point of the corner part C4 and the straight part 41 via the straight part 41, the corner part C1, the straight part 42, the corner part C2, the straight part 43, the corner part C3, the straight part 44, and the corner part C4.
  • the laser beam is scanned up to the cutting end position 46.
  • initial cracks are formed in advance at the cutting start position 45, 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. 7 is a cross-sectional view of a cooling nozzle used in the method for cutting a strengthened glass sheet according to the first embodiment.
  • a gas is blown onto the surface 12 of the tempered glass plate 10 by the cooling nozzle 28 shown in FIG.
  • the cooling nozzle 28 is formed with a tapered cavity so that gas (air, nitrogen, etc.) flows in the arrow direction.
  • the axis of the cooling nozzle 28 coincides with the optical axis of the laser beam
  • the laser beam 20 collected by the lens 25 passes through the inside of the cooling nozzle 28 and is provided at the tip of the cooling nozzle 28.
  • the light is emitted from an opening having a diameter ⁇ n. Further, it can move in synchronization with the movement of the laser light irradiation area (that is, at the same scanning speed as the laser light).
  • the laser irradiation unit is cooled by the gas. By this cooling, the distance between the tip position of the crack 30 shown in FIG. 3 and the irradiation region 22 of the laser beam 20 is shortened, and the cutting accuracy is improved.
  • the diameter ⁇ n of the opening of the cooling nozzle 28 and the gap G2 between the tip of the cooling nozzle 28 and the surface 12 of the tempered glass plate 10 can be arbitrarily determined.
  • the diameter ⁇ n of the opening of the cooling nozzle 28 is smaller, the flow rate of the gas blown to the tempered glass plate 10 becomes faster, and the cooling capacity on the surface 12 of the tempered glass plate 10 is improved.
  • the cooling capability in the surface 12 of the tempered glass board 10 improves, so that the gap G2 between the front-end
  • FIG. 8 is a table showing the cutting results for the tempered glass sheet.
  • FIG. 9 is a table showing the cutting results for the non-tempered glass sheet.
  • FIG. 10 is a table showing cutting results for a tempered glass plate (reference example) and a non-tempered glass plate (comparative example). The cutting results shown in FIG. 10 are cutting results 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 ° Laser beam condensing position: position 23 mm away from the surface of the glass plate toward the light source side Laser spot diameter on the surface of the glass plate: ⁇ 1 mm Absorption coefficient ⁇ of the glass plate with respect to 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 the 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. 8 to 10, representative lines of the stripe pattern are highlighted with thick white lines. 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. 8 to 10 The results of each experiment are shown in FIGS. 8 to 10, the case where a crack was formed on the glass plate (when it was cut) was shown as “ ⁇ ”, and the case where no crack was formed on the glass plate (when it was not cut) was shown as “x”. .
  • the striped line in the micrographs of the cut planes of FIGS. 8 to 10 represents the tip position of the crack at a certain point. “Self-propelled” in FIGS. 8 to 10 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 straight line 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 Reference Examples 106 to 108, the convex amount and the linear error amount were smaller than those in 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. 11 is a diagram for explaining the stress that acts when cutting a non-tempered glass plate using a laser beam.
  • FIG. 11 shows a top view of the non-tempered glass plate 110 and a distribution of stress generated at the center 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. 11, 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. 12 is a diagram showing an example of stress acting when a tempered glass plate is cut using a laser beam.
  • FIG. 12 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.
  • a compressive stress 33 acts on the laser light irradiation region 22.
  • 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 plate 110, the irradiation energy of the laser beam.
  • 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. 13 is a diagram showing another example of stress acting when a tempered glass plate is cut using a laser beam.
  • FIG. 13 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. 13, 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 smaller than the value of the internal residual tensile stress CT necessary for cutting the tempered glass plate 10 are necessary for cutting the non-tempered glass plate 110. Since the stress can be made smaller than the stress, the laser beam irradiation energy 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. 13).
  • 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.
  • Example 1 the relationship between the internal strain energy U CT and the critical irradiation energy Ec, which is the minimum value of the irradiation energy E that can be cut, will be described.
  • 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 (J / mm 2 ) per unit irradiation area is defined as Pe (W), which is an effective laser output incident without being reflected by the tempered glass plate, and v (mm / s)
  • Pe (W) an effective laser output incident without being reflected by the tempered glass plate
  • v (mm / s) When the beam diameter of the laser light applied to the tempered glass plate 10 is ⁇ (mm), it can be expressed by Pe / (v ⁇ ⁇ ).
  • the critical irradiation energy Ec for the samples 18 to 21 of the non-tempered glass plate was obtained by repeating the cutting while changing the irradiation energy E 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.
  • the critical irradiation energy Ec for samples 12 to 17 was determined by repeating the cutting while gradually changing the irradiation energy E. 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. 15 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. 16A is a graph showing the internal strain energy U CT dependence of the critical irradiation energy Ec shown in the table of FIG.
  • the horizontal axis of FIG. 16A is internal strain energy U CT (J / m 2 ), and the vertical axis is 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 4
  • 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. 12 and 13 when considering the stress generated at the center of the thickness of the tempered glass plate, it is expressed by the resultant force of the internal residual tensile stress CT and the critical compressive stress ⁇ c. It may become.
  • 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 equation 5 using Young's modulus Y (MPa), linear expansion coefficient ⁇ L (K ⁇ 1 ), and temperature change ⁇ T (K).
  • ⁇ c Y ⁇ ⁇ L ⁇ ⁇ T Equation 5
  • ⁇ 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 7 the critical compressive stress ⁇ c (MPa)
  • Equation 8 (S 1 / S 2 ) ⁇ Y ⁇ ⁇ L ⁇ Ea / (t 2 ⁇ ⁇ ⁇ c) / ⁇ Equation 7
  • S 1 / S 2 constant
  • ⁇ c ⁇ ⁇ proportional to the integral value of the critical compressive stress ⁇ c to be obtained can be expressed by the following equation (8).
  • ⁇ c ⁇ ⁇ Ea ⁇ (Y ⁇ ⁇ L ) / (t 2 ⁇ ⁇ ⁇ c) Kc Equation 8
  • the Kc in Equation 8 is named the critical cutting index.
  • the cutting property can be determined by the irradiation energy E (J / mm) of the laser beam per unit length represented by the expression 3.
  • 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. 16B 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 in FIG. 16B 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 near 200 N / mm (samples 11 and 17).
  • the non-tempered glass plate exceeds 200 N / mm (samples 18 to 21).
  • the critical cutting index Kc becomes larger, and cutting becomes impossible when the beam diameter is 0.5 mm or less (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).
  • the cutting index K at the irradiation energy E (J / mm) per unit irradiation area can be expressed by the following equation 9 by substituting Ec in equation 4 with E and substituting it into Ea in equation 8. .
  • K E ⁇ exp ( ⁇ ⁇ t 2 ) ⁇ (Y ⁇ ⁇ L ) / (t 2 ⁇ ⁇ ⁇ c) Equation 9
  • Equation 3 Equation 9
  • Equation 10 Pe / v ⁇ exp ( ⁇ ⁇ t 2 ) ⁇ (Y ⁇ ⁇ L ) / (t 2 ⁇ ⁇ ⁇ c) Equation 10
  • the critical cutting index Kc is about 50 N / mm, so that sufficient cutting can be performed with the irradiation energy E satisfying the cutting index K ⁇ 150 N / mm. .
  • the critical cutting index Kc is 150 N / mm or more, so that the irradiation energy E satisfying the cutting index K ⁇ 150 N / mm is cut. Becomes impossible or difficult.
  • Example 2 In Example 2, the influence of the laser wavelength ⁇ on the adhesion of foreign matter that increases the absorption rate of laser light was investigated.
  • FIG. 17 shows the laser wavelength ⁇ , the internal strain energy U CT , the irradiation energy E, various conditions for deriving both, the presence or absence of a black mark as a foreign object, the possibility of cutting, and the cross-sectional properties of samples 31 to 33 and 41 to 43. Is a table showing.
  • a fiber laser (center wavelength band: 1070 nm) is used as the laser light source, and for samples 41 to 43, a mid-infrared parametric oscillator is used as the laser light source.
  • the used Cr: ZnSe laser central wavelength band: 2950 nm was used.
  • the samples 31 and 41 were not marked with black marks on either the front surface (laser light incident side) or the back surface (laser light emitting side) of the tempered glass plate.
  • the black mark was attached
  • Samples 33 and 43 a black mark was attached only to the back surface.
  • An oil-based sign pen was used to attach the black mark.
  • air of a flow rate of 15 L / min was blown from the laser light irradiation side using a nozzle having a diameter of 1 mm ⁇ for all the samples.
  • the distance (gap) between the tempered glass plate and the nozzle tip was 3 mm.
  • Samples 31 and 41 without black marks were both cuttable regardless of the laser wavelength, and the cross-sectional properties were also specular.
  • the black mark was given to the surface, so that the absorption rate of the laser light at that portion was increased, and although the cut was made, a defect occurred in the cross section.
  • the black mark was attached to the back surface, so that it could not be cut.
  • FIG. 18 shows the laser wavelength ⁇ , internal strain energy U CT , critical irradiation energy Ec, various conditions for deriving both, whether or not a black matrix (BM) film is formed, whether cutting is possible, and cross-sectional properties for samples 51 and 52. It is the table shown. For comparison, the results for the sample 13 of Example 1 are shown side by side.
  • BM black matrix
  • the critical irradiation energy Ec was determined by repeating the cutting while gradually changing the irradiation energy E. 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.
  • a Cr: ZnSe laser (center wavelength band: 2950 nm) using a mid-infrared parametric oscillator was used as a laser light source.
  • a BM film was formed on the front surface
  • a BM film was formed on the back surface.
  • 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.
  • the tempered glass plate can be cut with high accuracy with small irradiation energy.

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Abstract

　残留圧縮応力を有する表面層及び裏面層と、両者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のレーザ光照射による切断方法。表面層及び裏面層の厚さＤＯＬ（μｍ）、強化ガラス板の厚さｔ１（μｍ）、ヤング率Ｙ（ＭＰａ）を用いてＵＣＴ＝｛ＣＴ２×（ｔ１－２×ＤＯＬ)｝／（２×Ｙ）で表現されるひずみエネルギーＵＣＴを２．５Ｊ／ｍ２以上とし、強化ガラス板に入射されるレーザ光の出力Ｐｅ（Ｗ）、走査速度ｖ（ｍｍ／ｓ）、レーザ光に対する強化ガラス板の吸収係数α（ｍｍ－１）、強化ガラス板の厚さｔ２（ｍｍ）、線膨張係数αＬ（Ｋ－１）、密度ρ（ｇ／ｍｍ３）、比熱ｃ（Ｊ／ｇ／Ｋ）を用いてＫ＝Ｐｅ／ｖ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）で表現される切断指数Ｋを１５０Ｎ／ｍｍ以下とする。

Description

強化ガラス板の切断方法
　本発明は強化ガラス板の切断方法に関し、特にレーザ光による内部加熱を利用した強化ガラス板の切断方法に関する。
　携帯電話や携帯情報端末（ＰＤＡ：Personal Data Assistance）などの携帯機器では、ディスプレイのカバーや基板にガラス板が使用されている。携帯機器における薄型化・軽量化の要求から、ガラス板についても強度の高い強化ガラス板を用いることにより、薄型化・軽量化が図られるようになってきた。
　ところで、ガラス板の切断は、通常、ダイヤモンド等の硬質のローラやチップにより、主面に機械的にスクライブ線を導入し、当該スクライブ線に沿って折曲力を加えることによりなされる。このような手法では、スクライブ線の導入により、ガラス板の切断端面に多数の微細クラックが生成されることになる。従って、強化ガラス板であるにもかかわらず、切断端部に充分な強度が得られないという問題があった。
　このような問題に対し、近年、レーザ光の照射により強化ガラス板の内部を加熱し、強化ガラス板の主面でなく端面に導入した初期クラックの伸展を制御することにより、強化ガラス板を切断する方法が開発された。このようなレーザ光を用いた切断では、従来のように、強化ガラス板の主面にスクライブ線を導入する必要がない。そのため、切断端面に上述の微細クラックが生成されることもなく、高強度の強化ガラス板を得ることができる。特許文献１には、レーザ光によりガラス板を切断する方法が開示されている。
国際公開第２０１０／１２６９７７号
　発明者は、レーザ光を用いた強化ガラス板の切断に関し、以下の課題を見出した。
　発明者は、レーザ光による強化ガラス板の切断において、強化ガラス板の内部に残留する引張応力（内部残留引張応力ＣＴ）によるひずみエネルギー（内部ひずみエネルギー）に着目した。
　発明者は、この強化ガラス板の内部ひずみエネルギーがある臨界値よりも小さくなると、内部残留引張応力によるクラック伸展の影響が小さくなり、切断に必要なレーザ光の照射エネルギーが急激に大きくなるとともに、精度良く切断し難くなることを見出した。
　本発明は、上記に鑑みなされたものであって、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強化ガラス板を切断することを目的とする。
　本発明の第１の態様に係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及び裏面層と、当該表面層及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工程を含む、強化ガラス板の切断方法であって、
　前記表面層及び前記裏面層の厚さＤＯＬ（μｍ）、前記強化ガラス板の厚さｔ１（μｍ）、ヤング率Ｙ（ＭＰａ）を用いて、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、
　前記強化ガラス板に入射される前記レーザ光の出力Ｐｅ（Ｗ）、前記レーザ光の走査速度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α（ｍｍ－１）、前記強化ガラス板の厚さｔ２（ｍｍ）、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）を用いて、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。
　　ＵＣＴ＝｛ＣＴ２×（ｔ１－２×ＤＯＬ)｝／（２×Ｙ）
　　Ｋ＝Ｐｅ／ｖ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）
　本発明の第２の態様に係る強化ガラス板の切断方法は、前記第１の態様において、
　前記レーザ光のビーム径を前記強化ガラス板の厚さ以下とするものである。
　本発明の第３の態様に係る強化ガラス板の切断方法は、前記第１又は２の態様において、
　前記強化ガラス板に照射されるレーザ光によって前記中間層を徐冷点以下の温度で局所的に加熱し、前記中間層に圧縮応力を発生させることにより、前記内部残留引張応力によるクラックの伸展を制御しつつ、前記レーザ光の照射領域を移動させることで前記強化ガラス板を切断するものである。
　本発明の第４の態様に係る強化ガラス板の切断方法は、前記第１～３のいずれかの態様において、
　前記強化ガラス板と前記レーザ光とが、０＜α×ｔ２≦３．０の条件を満たすものである。
　本発明の第５の態様に係る強化ガラス板の切断方法は、前記第１～４のいずれかの態様において、
　前記レーザ光の波長を２５０～５０００ｎｍとするものである。
　本発明の第６の態様に係る強化ガラス板の切断方法は、前記第５の態様において、
　前記レーザ光の波長を２５００～３５００ｎｍとするものである。
　本発明の第７の態様に係る強化ガラス板の切断方法は、前記第１～６のいずれかの態様において、
　前記強化ガラス板の前記レーザ光の照射領域に、前記レーザ光の入射側から気体を吹き付けて冷却するものである。
　本発明の第８の態様に係る強化ガラス板の切断方法は、前記第１～７のいずれかの態様において、
　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が６０Ｊ／ｍ２以下とするものである。
　本発明の第９の態様に係る強化ガラス板の切断方法は、前記第１～８のいずれかの態様において、
　前記切断指数Ｋが５Ｎ／ｍｍ以上とするものである。
　本発明により、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強化ガラス板を切断することができる。
レーザ光を照射する前の強化ガラス板の断面図である。 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。 強化ガラス板の切断方法を説明するための斜視図である。 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。 強化ガラス板から強化ガラスパネルを切り出す方法の一例を示す図である。 実施の形態１に係る強化ガラス板の切断方法に用いる冷却ノズルの断面図である。 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。 実施例１に係る切断予定線の形状を示す図である。 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。 図１５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１５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。 サンプル３１～３３及び４１～４３について、レーザ波長λ、内部ひずみエネルギーＵＣＴ、照射エネルギーＥ、両者を導出するための諸条件、異物としての黒色マークの有無、切断可否、断面性状が示された表である。 サンプル１３、５１、５２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、両者を導出するための諸条件、ブラックマトリクス（ＢＭ）膜の形成有無、切断可否、断面性状が示された表である。
　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。
（実施の形態１）
　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、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。一方、ＵＣＴがあまり大きすぎると、ガラス内部の微小な泡等の欠陥が起点となって割れてしまう。このため、最大泡サイズを一般的なガラス板の品質規格である数十μmとすると、ＵＣＴ≦６０Ｊ／ｍ２である事が望ましい。
　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、クラックを伸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、上述の通り、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ること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。
　ここで、図６は、強化ガラス板から強化ガラスパネルを切り出す方法の一例を示す図である。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から強化ガラスパネル４０を切り出すための切断予定線２３５を示している。強化ガラスパネル４０は、所定の曲率半径Ｒを有する４つのコーナー部Ｃ１、Ｃ２、Ｃ３、Ｃ４、及び直線部４１、４２、４３、４４を有する四角形状である。なお、図６に示す強化ガラスパネル４０の形状は一例であり、他の任意の形状の強化ガラスパネル４０を強化ガラス板１０から切り出す場合にも、本実施の形態に係る強化ガラスの切断方法を用いることができる。
　強化ガラス板１０から強化ガラスパネル４０を切り出す際は、切断予定線２３５を通過するようにレーザ光を走査する。具体的には、直線部４１の延長上の端面に位置する切断開始位置４５からレーザ光の走査を開始する。そして、直線部４１、コーナー部Ｃ１、直線部４２、コーナー部Ｃ２、直線部４３、コーナー部Ｃ３、直線部４４、コーナー部Ｃ４、を経由して、コーナー部Ｃ４と直線部４１との接続点である切断終了位置４６までレーザ光を走査する。このとき、切断開始位置４５、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。
　また、本実施の形態に係る強化ガラス板の切断方法では、レーザ光２０の照射領域２２に空気を吹き付けることにより冷却している。図７は、実施の形態１に係る強化ガラス板の切断方法に用いる冷却ノズルの断面図である。図７に示す冷却ノズル２８により、強化ガラス板１０の表面１２に気体を吹き付ける。図７に示すように、冷却ノズル２８は、内部を気体（空気や窒素など）が矢印方向へ流れるように、テーパー状の空洞が形成されている。ここで、冷却ノズル２８の軸はレーザ光の光軸と一致しており、レンズ２５で集光されたレーザ光２０は、冷却ノズル２８の内部を通過し、冷却ノズル２８の先端に設けられた直径φｎの開口部から出射する。また、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。このような構成により、レーザ照射部が気体により冷却される。この冷却により、図３に示したクラック３０の先端位置と、レーザ光２０の照射領域２２との間の距離が短くなり、切断精度が向上する。
　冷却ノズル２８の開口部の直径φｎ、及び冷却ノズル２８の先端と強化ガラス板１０の表面１２とのギャップＧ２は任意に決定することができる。ここで、冷却ノズル２８の開口部の直径φｎ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り、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の表面とのギャップＧ２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。
＜参考例＞
　ここで、図８～１０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８は、強化ガラス板についての切断結果を示す表である。図９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１０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１０に示す切断結果は、図８、図９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
　ガラス板の表面におけるレーザスポット径：φ１ｍｍ
　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８、図９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１０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８～１０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８～１０に示す。図８～１０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８～１０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８～１０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９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８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、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１０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１０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８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１１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１１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１１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１１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１１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１２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１２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１２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１２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、非強化ガラス板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１３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１３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１３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１３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１３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、非強化ガラス板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１３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。
　以下、本発明の具体的な実施例について説明する。実施例１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Ｅの最小値である臨界照射エネルギーＥｃとの関係を説明する。
＜実施例１＞
　実施例１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１４は、実施例１に係る切断予定線の形状を示す図である。図１４に示すように、実施例１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（Ｊ／ｍｍ２）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）で表すことができる。ここで、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。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Ｅ（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Ｅ（Ｊ／ｍｍ）を以下の式３に示す。
　　Ｅ＝Ｐｅ／ｖ　・・・式３
　サンプル１～１１についての照射エネルギーＥ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Ｅ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Ｅ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Ｅ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１５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１５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１５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１５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１６Ａは、図１５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１６Ａ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１６Ａ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１５、図１６Ａ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１６Ａ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１２参照）、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１３参照）。
　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１５、１２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４
　図１５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１２、１３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１２、１３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１２、１３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５で表すことができる。
　　σｃ＝Ｙ×αＬ×ΔＴ　・・・式５
　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６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６
　式５に式６を代入することにより、臨界圧縮応力σｃ（ＭＰａ）は次式７で表すことができる。
　　σｃ＝（Ｓ１／Ｓ２）×Ｙ×αＬ×Ｅａ／（ｔ２×ρ×ｃ）／φ　・・・式７
　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８で表すことができる。
　　σｃ×φ∝Ｅａ×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）＝Ｋｃ　・・・式８
　式８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３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Ｅ（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１５の最右列に臨界切断指数Ｋｃ（Ｎ／ｍｍ）を示した。
　図１６Ｂは、図１５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１６Ｂ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１６Ｂ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１５、図１６Ｂ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近傍になる（サンプル１１、１７）。さらに、非強化ガラス板では２００Ｎ／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。
　単位照射面積当たりの照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ）での切断指数Ｋは、式４におけるＥｃをＥに置き換えた上で、式８におけるＥａに代入することにより、次式９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＝Ｅ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）　・・・式９
　さらに、式９に式３を代入することにより、以下の式１０が得られる。
　　Ｋ＝Ｐｅ／ｖ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）・・式１０
　図１６Ｂ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Ｅで十分に切断できる。一方、図１６Ｂ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Ｅ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Ｅ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Ｅ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。一方、切断指数Ｋが小さすぎると、クラック伸展を制御できないため切断出来なくなる。このため、切断指数Ｋ≧５Ｎ／ｍｍを満たす照射エネルギーＥとする事により、安定して切断できる。
＜実施例２＞
　実施例２では、レーザ光の吸収率を高める異物付着に対するレーザ波長λの影響を調査した。
　図１７は、サンプル３１～３３及び４１～４３について、レーザ波長λ、内部ひずみエネルギーＵＣＴ、照射エネルギーＥ、両者を導出するための諸条件、異物としての黒色マークの有無、切断可否、断面性状が示された表である。具体的には、表の左列から順に、レーザ波長λ（ｎｍ）、サンプル番号、ヤング率Ｙ（ＭＰａ）、強化ガラス板の厚さｔ（μｍ）、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）、ビーム径φ（ｍｍ）、レーザ出力Ｐ（Ｗ）、照射エネルギーＥ（Ｊ／ｍｍ）、黒色マークの有無、切断可否、断面性状が示されている。内部ひずみエネルギーＵＣＴ及び照射エネルギーＥは、実施例１と同様に導出した。但し、簡易に評価するため、反射率ｒ＝０％とした。
　図１７に示すように、サンプル３１～３３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４１～４３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。
　図１７に示すように、サンプル３１、４１については、強化ガラス板の表面（レーザ光入射側）及び裏面（レーザ光出射側）のいずれにも黒色マークを付さなかった。サンプル３２、４２については、表面のみに黒色マークを付した。サンプル３３、４３については、裏面のみに黒色マークを付した。黒色マークの付着には、油性のサインペンを用いた。
　なお、図１７に示すように、サンプル３１～３３についてはビーム径φ＝０．１ｍｍ、サンプル４１～４３についてはビーム径φ＝０．２ｍｍとした。また、図１７には記載していないが、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１７に示すように、レーザ波長λ＝１０７０ｎｍでは、照射エネルギーＥ＝６Ｊ／ｍｍ（サンプル３１～３３）であるのに対し、レーザ波長λ＝２９５０ｎｍでは、照射エネルギーＥ＝２Ｊ／ｍｍ（サンプル４１～４３）に低減することができた。
　黒色マークのないサンプル３１、４１は、レーザ波長によらず、いずれも切断可能であって、断面性状も鏡面すなわち良好であった。
　レーザ波長λ＝１０７０ｎｍのサンプル３２では、表面に黒色マークが付されたことにより、その部分でのレーザ光の吸収率が高まり、切断はできたものの断面に欠点が発生した。
　また、レーザ波長λ＝１０７０ｎｍのサンプル３３では、裏面に黒色マークが付されたことにより、切断すらできなかった。
　これに対し、レーザ波長λ＝２９５０ｎｍのサンプル４２、４３では、黒色マークが付さているにも関わらず、いずれも切断可能であって、断面性状も鏡面すなわち良好であった。
　このように、レーザ波長を３０００ｎｍ近傍とすることにより、レーザ光の吸収率が高まる。そのため、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、吸収率の変化の割合が小さいため、悪影響を及ぼし難いことが分かった。
＜実施例３＞
　実施例３では、レーザ波長λ＝２９５０ｎｍとした場合において、ブラックマトリクス膜の形成有無が臨界照射エネルギーＥｃに及ぼす影響について調査した。実施例１と同様に、図１４に示した切断予定線に沿って切断した。
　図１８は、サンプル５１、５２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、両者を導出するための諸条件、ブラックマトリクス（ＢＭ）膜の形成有無、切断可否、断面性状が示された表である。また、比較のために、実施例１のサンプル１３についての結果が並べて示されている。
　具体的には、図１８の表の左列から順に、レーザ波長λ（ｎｍ）、サンプル番号、ヤング率Ｙ（ＭＰａ）、強化ガラス板の厚さｔ（μｍ）、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）、ビーム径φ（ｍｍ）、レーザ出力Ｐ（Ｗ）、臨界照射エネルギーＥｃ（Ｊ／ｍｍ）、ＢＭ膜の形成有無、切断可否、断面性状が示されている。内部ひずみエネルギーＵＣＴ及び臨界照射エネルギーＥｃは、実施例１と同様に導出した。但し、簡易に評価するため、反射率ｒ＝０％とした。
　臨界照射エネルギーＥｃは、照射エネルギーＥ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１８に示すように、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。サンプル５１については、表面にＢＭ膜を形成し、サンプル５２については、裏面にＢＭ膜を形成した。また、図１８に並べて示した実施例１のサンプル１３と同様に、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１８に示すように、ＢＭ膜が形成されたサンプル５１、５２は、いずれも臨界照射エネルギーＥｃ＝０．４１Ｊ／ｍｍであり、ＢＭ膜が形成されていない実施例１のサンプル１３の臨界照射エネルギーＥｃ＝０．４３Ｊ／ｍｍと差がなかった。この結果から、レーザ波長λ＝２９５０ｎｍとした場合、臨界照射エネルギーＥｃは、ＢＭ膜の形成有無及び形成面に影響されず、ＢＭ膜が形成されていても低い照射エネルギーで精度よく切断できることが分かった。
　以上、本発明を上記実施形態に即して説明したが、上記実施形態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。
　本出願は、２０１２年７月９日出願の日本特許出願２０１２－１５３４００、２０１２年１１月３０日出願の日本特許出願２０１２－２６１９０９に基づくものであり、その内容はここに参照として取り込まれる。
　本発明により、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強化ガラス板を切断することができる。
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
４０　　強化ガラスパネル
４１～４４　　直線部
４５　　切断開始位置
４６　　切断終了位置
２３５　切断予定線
Ｃ１～Ｃ４　　コーナー部

Claims (9)

  1. 　残留圧縮応力を有する表面層及び裏面層と、当該表面層及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工程を含む、強化ガラス板の切断方法であって、
    　前記表面層及び前記裏面層の厚さＤＯＬ（μｍ）、前記強化ガラス板の厚さｔ１（μｍ）、ヤング率Ｙ（ＭＰａ）を用いて、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、
    　前記強化ガラス板に入射される前記レーザ光の出力Ｐｅ（Ｗ）、前記レーザ光の走査速度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α（ｍｍ－１）、前記強化ガラス板の厚さｔ２（ｍｍ）、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）を用いて、下式で表現される切断指数Ｋ（Ｎ／ｍｍ）を１５０Ｎ／ｍｍ以下とする、強化ガラス板の切断方法。
    　　ＵＣＴ＝｛ＣＴ２×（ｔ１－２×ＤＯＬ)｝／（２×Ｙ）
    　　Ｋ＝Ｐｅ／ｖ×ｅｘｐ（－α×ｔ２）×（Ｙ×αＬ）／（ｔ２×ρ×ｃ）
  2. 　前記レーザ光のビーム径を前記強化ガラス板の厚さ以下とする、
    請求項１に記載の強化ガラス板の切断方法。
  3. 　前記強化ガラス板に照射されるレーザ光によって前記中間層を徐冷点以下の温度で局所的に加熱し、前記中間層に圧縮応力を発生させることにより、前記内部残留引張応力によるクラックの伸展を制御しつつ、前記レーザ光の照射領域を移動させることで前記強化ガラス板を切断する、請求項１又は２に記載の強化ガラス板の切断方法。
  4. 　前記強化ガラス板と前記レーザ光とが、０＜α×ｔ２≦３．０の条件を満たす、
    請求項１～３のいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  5. 　前記レーザ光の波長を２５０～５０００ｎｍとする、
    請求項１～４のいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  6. 　前記レーザ光の波長を２５００～３５００ｎｍとする、
    請求項５に記載の強化ガラス板の切断方法。
  7. 　前記強化ガラス板の前記レーザ光の照射領域に、前記レーザ光の入射側から気体を吹き付けて冷却する、請求項１～６のいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  8. 　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が６０Ｊ／ｍ２以下である、請求項１～７のいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  9. 　前記切断指数Ｋが、５Ｎ／ｍｍ以上である、請求項１～８のいずれか一項に記載の強化ガラス板の切断方法。
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