WO2020262292A1 - 強化ガラス板およびその製造方法 - Google Patents

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WO2020262292A1
WO2020262292A1 PCT/JP2020/024382 JP2020024382W WO2020262292A1 WO 2020262292 A1 WO2020262292 A1 WO 2020262292A1 JP 2020024382 W JP2020024382 W JP 2020024382W WO 2020262292 A1 WO2020262292 A1 WO 2020262292A1
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glass plate
face
tempered glass
tempered
less
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齋藤　勲
保真 加藤
卓磨 藤▲原▼
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Ａｇｃ株式会社
エージーシー グラス ユーロップ
エージーシー フラット グラス ノース アメリカ，インコーポレイテッド
エージーシー ヴィドロ ド ブラジル リミターダ
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C03—GLASS; MINERAL OR SLAG WOOL
    • C03B—MANUFACTURE, SHAPING, OR SUPPLEMENTARY PROCESSES
    • C03B27/00—Tempering or quenching glass products
    • C03B27/012—Tempering or quenching glass products by heat treatment, e.g. for crystallisation; Heat treatment of glass products before tempering by cooling
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C03—GLASS; MINERAL OR SLAG WOOL
    • C03C—CHEMICAL COMPOSITION OF GLASSES, GLAZES OR VITREOUS ENAMELS; SURFACE TREATMENT OF GLASS; SURFACE TREATMENT OF FIBRES OR FILAMENTS MADE FROM GLASS, MINERALS OR SLAGS; JOINING GLASS TO GLASS OR OTHER MATERIALS
    • C03C3/00—Glass compositions
    • C03C3/04—Glass compositions containing silica
    • C03C3/076—Glass compositions containing silica with 40% to 90% silica, by weight
    • C03C3/083—Glass compositions containing silica with 40% to 90% silica, by weight containing aluminium oxide or an iron compound
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    • C03C3/085—Glass compositions containing silica with 40% to 90% silica, by weight containing aluminium oxide or an iron compound containing an oxide of a divalent metal
    • C03C3/087—Glass compositions containing silica with 40% to 90% silica, by weight containing aluminium oxide or an iron compound containing an oxide of a divalent metal containing calcium oxide, e.g. common sheet or container glass

Definitions

  • the present invention relates to a tempered glass plate and a method for manufacturing the same.
  • the method using physically tempered glass with improved overall strength of the glass plate requires rapid cooling of the high-temperature glass plate, which causes problems such as energy consumption and an increase in manufacturing cost.
  • the present invention provides a tempered glass plate having high end face strength and a method for manufacturing the same, without using physically tempered glass.
  • the tempered glass plate of the present invention is a tempered glass plate having a first main surface, a second main surface facing the first main surface, and an end surface.
  • a reinforcing portion in which a planar compressive stress is formed along the end face in a direction parallel to the end face is provided.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the strengthened portion is 1 to 120 MPa.
  • the surface compressive stress at the center of gravity of the first main surface and the surface compressive stress at the center of gravity of the second main surface are 3 MPa or less, respectively.
  • the method for producing a tempered glass plate of the present invention is a method for producing a tempered glass plate for obtaining the above-mentioned tempered glass plate.
  • the glass plate manufacturing process for manufacturing glass plates and It has an end face strengthening step of forming a planar compressive stress along the end face of the glass plate in a direction parallel to the end face.
  • the temperature T1 at a position where the length of the glass plate from the end face in the normal direction of the end face is the same distance as the thickness of the tempered glass plate is equal to or higher than the strain point of the glass plate.
  • the glass plate is heated so that the temperature T2 of the end face is less than the softening point of the glass plate and T1> T2.
  • the tempered glass plate of the present invention is characterized in that the strength of the end face is high without using physically tempered glass.
  • FIG. 1 shows a perspective view of a tempered glass plate according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 shows a plan view of a tempered glass plate according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 3A is a sectional view of a tempered glass plate according to an embodiment of the present invention
  • FIG. 3B is a plan view of a tempered glass plate according to an embodiment of the present invention
  • FIG. 3C is a present.
  • the relationship between the distance from the end face and the plane compressive stress in the parallel direction in the tempered glass plate according to the embodiment of the present invention is shown.
  • FIG. 4 shows a cross-sectional view of the glass plate during laser light irradiation in the end face strengthening step.
  • FIG. 5 shows a cross-sectional view of the tempered glass plate according to the embodiment.
  • FIG. 6 shows Weibull plots of Examples 1 to 3.
  • FIG. 7 shows the Weibull plots of Examples 4 and 5.
  • FIG. 8 shows the Weibull plots of Examples 6 and 7.
  • FIG. 1 is a perspective view of a tempered glass plate according to an embodiment of the present invention
  • FIG. 2 is a plan view of a tempered glass plate according to an embodiment of the present invention
  • FIG. 3 (A) is an embodiment of the present invention
  • FIG. 3 (B) is a cross-sectional view of the tempered glass plate according to FIG.
  • FIG. 3C is a diagram showing the relationship between the distance from the end face and the planar compressive stress in the tempered glass plate according to the embodiment of the present invention.
  • the tempered glass plate 10 is a tempered glass plate having a first main surface 11a, a second main surface 11b facing the first main surface 11a, and an end surface 12.
  • a tempered portion 30 in which a planar compressive stress is formed along the end surface 12 in a direction parallel to the end surface 12 is provided, the maximum value of the planar compressive stress of the reinforcing portion 30 is 1 to 120 MPa, and the center of gravity of the first main surface 11a and The surface compressive stress at the center of gravity of the second main surface 11b is 3 MPa or less.
  • the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention is suitably used as, for example, a building window, an outer wall, a handrail material, a solar cell cover glass, and a vehicle window.
  • architectural windows include windows of houses and buildings.
  • the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention can be used as a single plate glass for various purposes such as building windows, outer walls, handrail materials, solar cell cover glasses, and vehicle windows. Further, in another embodiment, it can be used as a laminated glass in which two or more glass plates are laminated with an intermediate layer film.
  • two or more glass plates are arranged at intervals and can be used as double glazing.
  • the surface of the glass plate can be coated and used.
  • the tempered glass plate of the present invention can be used for at least one sheet.
  • the tempered glass plate 10 has a surface compressive stress of 3 MPa or less at the center of gravity of the first main surface 11a and the center of gravity of the second main surface 11b.
  • the surface compressive stress value (hereinafter, also referred to as CS) of the surface compressive stress layer formed by physically strengthening the glass plate is usually more than 40 MPa.
  • the center of gravity of the first main surface 11a and the center of gravity of the second main surface 11b are when the first main surface 11a and the second main surface 11b have a point-symmetrical shape such as a rectangle or a circle. It means the center of the first main surface 11a and the second main surface 11b.
  • the CS at the center of gravity of the first main surface 11a and the center of gravity of the second main surface 11b is more preferably 2 MPa or less, further preferably 1 MPa or less.
  • the lower limit of CS at the center of gravity of the first main surface 11a and the center of gravity of the second main surface 11b is not particularly limited, but may be 0 MPa or more, 0.1 MPa or more, or 0.3 MPa or more. There may be.
  • the tempered glass plate 10 preferably has a CS of the first main surface 11a and the second main surface 11b of 3 MPa or less.
  • the CS of the first main surface 11a and the second main surface 11b is more preferably 2 MPa or less, further preferably 1 MPa or less.
  • the lower limit of CS of the first main surface 11a and the second main surface 11b is not particularly limited, but may be 0 MPa or more, 0.1 MPa or more, or 0.3 MPa or more. ..
  • CS can be measured with a surface stress meter (for example, a Babine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho).
  • a surface stress meter for example, a Babine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho.
  • the end surface 12 may have a chamfered portion 50 at each of the boundary portion with the first main surface 11a and the boundary portion with the second main surface 11b.
  • the corners of the tempered glass plate 10 are chipped when the tempered glass plate 10 is installed for various purposes such as building windows, outer walls, handrail materials, solar cell cover glass, and vehicle windows. Hateful.
  • Examples of the chamfer type of the end face 12 include C chamfer, R chamfer, and a combination of R chamfer and C chamfer.
  • the chamfered shape of the end face 12 may be linear or curved.
  • the end face 12 may be one that has been polished after chamfering. Polishing can remove processing scratches that occur during chamfering.
  • the end face 12 may be formed by cutting the glass plate after thermal stress scribe with a laser or a gas burner so as not to generate microcracks that occur when the glass plate is cut. Further, since the end face 12 is formed by polishing or cutting after thermal stress scribe cutting, scattering of laser light described later can be reduced.
  • the tempered glass plate 10 includes a tempered portion 30 in which a planar compressive stress is formed along the end face 12 in a direction parallel to the end face 12.
  • the width C of the tempered portion 30 from the end surface 12 in the normal direction of the end surface 12 is preferably 0.5 times or more the thickness T of the tempered glass plate.
  • the width C of the tempered portion is more preferably 0.7 times or more, more preferably 1.0 times or more, particularly preferably 1.5 times or more, and most preferably 2.0 times or more the thickness T of the tempered glass plate 10. preferable.
  • the upper limit of the width C of the strengthening portion is not particularly limited, but the strengthening portion 30 is strengthened in order to reduce the influence of the planar tensile stress generated in the direction parallel to the end face 12 at the position 40 adjacent to the end face 12 on the opposite side.
  • the thickness T of the glass plate 10 may be 5.0 times or less, 4.0 times or less, or 3.0 times or less.
  • the deviation stress is measured in the vertical direction of the first main surface 11a and the second main surface 11b by the birefringence two-dimensional distribution evaluation device.
  • This deviation stress is a plane stress
  • the plane compressive stress is when the deviation stress in the direction parallel to the end face 12 is in the compressive direction
  • the plane tensile stress is when it is in the tensile direction.
  • the width C of the tempered portion means the shortest distance from the edge of the main surfaces 11a and 11b to the position where the value of the planar compressive stress is 0 on one of the main surfaces 11a and 11b of the tempered glass plate 10. To do.
  • the reinforcing portion 30 does not have to be formed at the corner 13 where the adjacent end faces 12 are in contact with each other.
  • the distance G from the angle 13 where the adjacent end faces 12 are in contact with the tempered portion 30 may be 1.0 times or more and 10 times or less the thickness T of the tempered glass plate 10.
  • the distance from the corner where the virtual extension surfaces of the adjacent end faces 12 contact to the tempered portion 30 is the thickness of the tempered glass plate 10. It may be 1.0 times or more and 10 times or less of T.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the tempered portion 30 is 1 to 120 MPa.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the reinforcing portion 30 is 1 MPa or more, the mechanical strength of the end face 12 is high.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the reinforcing portion 30 is more preferably 2 MPa or more, further preferably 3 MPa or more, and particularly preferably 5 MPa or more.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the tempered portion 30 is 120 MPa or less, the planar tensile stress generated at the position 40 of the tempered portion 30 adjacent to the side opposite to the end surface 12 does not become too strong, and the main part of the tempered glass plate 10 is Even if the surfaces 11a and 11b are scratched, the tempered glass plate 10 is not easily broken.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the strengthening portion 30 may be 100 MPa or less, 50 MPa or less, 30 MPa or less, or 10 MPa or less.
  • the maximum value of the planar compressive stress means the maximum value of the planar compressive stress of the tempered portion measured by the birefringence two-dimensional distribution evaluation device on one main surface of the tempered glass plate 10, and FIG. It is a value represented by.
  • the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention does not have a planar tensile stress in the tempered portion 30. Since the tempered portion 30 does not have a planar tensile stress, the tempered glass plate 10 is less likely to be thermally cracked.
  • the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention may have a protective layer formed on the end face 12.
  • the protective layer include adhesive tape, ultraviolet curable resin, and heat-melted resin.
  • the tempered glass plate 10 has an end face 12 having a surface roughness Ra of 1 ⁇ m or less.
  • the surface roughness Ra is a value specified by JIS B 0601 (1994).
  • the surface roughness Ra of the end face 12 is 1 ⁇ m or less, it means that the surface roughness Ra of the entire end face 12 is 1 ⁇ m or less.
  • the surface roughness Ra of the chamfered portion 50 is also 1 ⁇ m or less.
  • the strength of the end face 12 is large, which is preferable.
  • the surface roughness Ra of the end face 12 of the tempered glass plate 10 can be reduced to 1 ⁇ m or less by cutting the glass plate by irradiation with laser light to manufacture the tempered glass plate 10 as described later.
  • the surface roughness Ra of the end face 12 is more preferably 0.5 ⁇ m or less, further preferably 0.3 ⁇ m or less, further preferably 0.1 ⁇ m or less, particularly preferably 0.05 ⁇ m or less, and most preferably 0.01 ⁇ m or less.
  • the lower limit of the surface roughness Ra of the end face 12 is not particularly limited, but may be 0.0001 ⁇ m or more.
  • the tempered glass plate 10 preferably has an area of 0.001 m 2 or more for each of the first main surface 11a and the second main surface 11b.
  • the area is 0.001 m 2 or more, it is suitably used for various applications such as building windows, outer walls, solar cell cover glass, and vehicle windows.
  • the areas of the first main surface 11a and the second main surface 11b may be 0.1 m 2 or more, 1 m 2 or more, 2 m 2 or more, and 3 m 2 or more, respectively. It may be 5 m 2 or more, 7 m 2 or more, or 9 m 2 or more.
  • the area of the first main surface 11a and the second main surface 11b is preferably 12 m 2 or less, respectively.
  • the area is 12 m 2 or less, the tempered glass plate can be easily handled, and for example, damage due to contact with peripheral members when the tempered glass plate is installed can be suppressed.
  • the area may be 10 m 2 or less.
  • the first main surface 11a and the second main surface 11b are rectangular. If it is rectangular, it can be easily installed as, for example, a building window, an outer wall, a handrail material, or a solar cell cover glass.
  • the rectangle is a substantially right-angled quadrilateral, and when the distance from any one side to the opposite side is measured, the error depending on the measurement position is 0.3 for both the long side and the short side. Includes shapes that fit within% and have curvatures and notches at the corners.
  • the length b of the long side of the first main surface 11a and the second main surface 11b may be 50 mm or more. It may be 100 mm or more, 300 mm or more, 500 mm or more, 1000 mm or more, 2000 mm or more, or 2500 mm or more.
  • the length b of the long side of the first main surface 11a and the second main surface 11b may be 5000 mm or less.
  • the length b of the long side is the shortest distance b between the two opposing short sides shown in FIG.
  • the length a of the short side of the first main surface 11a and the second main surface 11b may be 15 mm or more. It may be 50 mm or more, 100 mm or more, 300 mm or more, 500 mm or more, 1000 mm or more, or 2000 mm or more.
  • the length a of the short side of the first main surface 11a and the second main surface 11b may be 3000 mm or less.
  • the length a of the short side is the shortest distance a between the two opposing long sides shown in FIG.
  • the thickness of the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention may be 0.5 mm or more in terms of strength, handleability, and the like.
  • the plate thickness may be 1 mm or more, 2 mm or more, 3 mm or more, or 5 mm or more.
  • the plate thickness is 25 mm or less, it is preferable because it is lightweight.
  • the plate thickness is more preferably 22 mm or less, further preferably 19 mm or less.
  • the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention preferably has a weight of 1000 kg or less.
  • the weight is more preferably 500 kg or less.
  • the weight is preferably 2 kg or more from the viewpoint of strength and the like.
  • the weight is more preferably 5 kg or more, further preferably 10 kg or more.
  • the tempered glass plate 10 has a functional film such as a heat ray reflecting film or an antifouling film formed on one or both of the first main surface 11a and the second main surface 11b. May be good.
  • the glass transition point Tg of the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention is preferably 530 ° C. or higher, more preferably 540 ° C. or higher.
  • the specific gravity of the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention is preferably 2.45 to 2.55.
  • the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention has a uniform specific gravity as a whole.
  • the uniform specific gravity of the entire tempered glass plate 10 means that the specific gravity of the portion from the end surface 12 of the tempered glass plate 10 to a depth of 1/10 or less of the plate thickness and the main surface 11a at the center of the main surfaces 11a and 11b.
  • the difference from the specific gravity of the portion from 11b to a depth of 1/10 or less of the plate thickness is a depth of 1/10 or less of the plate thickness from the main surfaces 11a and 11b at the center of the main surfaces 11a and 11b of the tempered glass plate 10. It means that it is in the range of ⁇ 0.50% to 0.00% with respect to the specific gravity of the portion up to that point.
  • the specific gravity can be estimated by measuring the surface virtual temperature by any method such as Raman spectroscopy.
  • the Young's modulus of the tempered glass plate 10 according to the embodiment of the present invention is preferably 65 GPa or more. As a result, the rigidity and breaking strength are sufficient. Young's modulus may be 70 GPa or more. On the other hand, when Young's modulus is 90 GPa or less, it is possible to prevent the tempered glass plate from becoming brittle, and to suppress chipping of the tempered glass plate during cutting and dicing. Young's modulus may be 85 GPa or less, or 80 GPa or less.
  • the tempered glass plate 10 preferably has an average coefficient of thermal expansion of 30 ⁇ 10 -7 / ° C. or higher and 140 ⁇ 10 -7 / ° C. or lower at 50 to 350 ° C.
  • the average coefficient of thermal expansion at 50 to 350 ° C. is 30 ⁇ 10 -7 / ° C. or higher
  • the temperature T2 of the end face of the glass plate 10 is the temperature T2 of the glass plate 10 when the laser beam 60 is irradiated in the end face strengthening step described later.
  • the strengthening portion 30 can be formed even if it is less than the softening point.
  • the average coefficient of thermal expansion at 50 to 350 ° C. is more preferably 60 ⁇ 10-7 / ° C.
  • the average coefficient of thermal expansion at 50 to 350 ° C. is 140 ⁇ 10-7 / ° C. or less, the portion exposed to the laser beam 60 and the portion not exposed to the laser beam 60 in the end face strengthening step The stress generated when the temperature difference is generated does not become too large, and the tempered glass plate 10 is hard to break.
  • the average coefficient of thermal expansion at 50 to 350 ° C. is more preferably 100 ⁇ 10-7 / ° C. or lower, and even more preferably 95 ⁇ 10-7 / ° C. or lower.
  • the tempered glass plate 10 has Fe 2 O 3 of 0.003 to 1.5%, SiO 2 of 56 to 75%, and Al 2 O in terms of oxide-based molar percentage. It may contain 0 to 20% of 3 , 8 to 22% of Na 2 O, 0 to 10% of K 2 O, 0 to 14% of MgO, 0 to 5% of ZrO 2 , and 0 to 12% of CaO. preferable.
  • the percentage display indicates the molar percentage display content based on the oxide unless otherwise specified.
  • Fe 2 O 3 is preferably contained when a near-infrared laser is used for end face processing described later. Fe 2+ ions in the glass absorb a laser beam having a wavelength of 1000 to 1100 nm. When the content of Fe 2 O 3 is 0.003% or more, the end face can be efficiently heated by the laser beam.
  • the content of Fe 2 O 3 is more preferably 0.005% or more, further preferably 0.01% or more, particularly preferably 0.02% or more, and most preferably 0.05% or more. When the content of Fe 2 O 3 is 1.5% or less, the laser beam is less likely to be absorbed on the glass surface and is easily collected inside the glass.
  • the content of Fe 2 O 3 is more preferably 1.0% or less, further preferably 0.5% or less, further preferably 0.3% or less, particularly preferably 0.2% or less, and 0.1% or less. Is the most preferable.
  • the glass When using a laser beam other than near infrared rays, it is preferable that the glass contains an appropriate amount of an absorption component suitable for the wavelength of the laser beam. Since absorption of light having a wavelength in the visible light region colors the glass, colored glass may be used for end face strengthening by the visible light laser.
  • SiO 2 is a component that forms a network structure in the glass microstructure, and is a main component that constitutes glass.
  • the content of SiO 2 is preferably 56% or more, more preferably 63% or more, further preferably 66% or more, and particularly preferably 68% or more.
  • the content of SiO 2 is preferably 75% or less, more preferably 73% or less, and even more preferably 72% or less.
  • the content of SiO 2 is 56% or more, it is superior in terms of stability and weather resistance as glass.
  • the content of SiO 2 is 75% or less, it is superior in terms of meltability and moldability.
  • Al 2 O 3 may be contained, although not essential, in order to improve the weather resistance of the glass. When Al 2 O 3 is contained, 0.4% or more is preferable, 0.6% or more is more preferable, and 0.8% or more is further preferable. In addition, the refractive index is lowered and the reflectance is lowered. Further, when the content of Al 2 O 3 is 20% or less, the devitrification temperature does not rise significantly even when the viscosity of the glass is high, which is advantageous in terms of melting and molding in the soda lime glass production line. ..
  • the content of Al 2 O 3 is more preferably 10% or less, further preferably 5% or less, particularly preferably 3% or less, and most preferably 2% or less.
  • the total content of SiO 2 and Al 2 O 3 (hereinafter, also referred to as SiO 2 + Al 2 O 3 content) is preferably 68% or more. When the content of SiO 2 + Al 2 O 3 is 68% or more, the crack resistance at the time of indentation is improved. In addition, the refractive index is lowered and the reflectance is lowered.
  • the SiO 2 + Al 2 O 3 content is more preferably 70% or more.
  • the content of SiO 2 + Al 2 O 3 is preferably 80% or less. When the content of SiO 2 + Al 2 O 3 is 80% or less, the viscosity of the glass at high temperature decreases, and melting becomes easy.
  • the SiO 2 + Al 2 O 3 content is more preferably 76% or less, and even more preferably 74% or less.
  • Na 2 O is a component that lowers the high-temperature viscosity and devitrification temperature of glass and improves the meltability and moldability of glass.
  • the content of Na 2 O is preferably 8% or more, more preferably 10% or more, still more preferably 12% or more.
  • the Na 2 O content is preferably 22% or less, more preferably 16% or less, and even more preferably 14% or less. On the other hand, when the Na 2 O content is 22% or less, sufficient weather resistance can be obtained.
  • K 2 O may be contained in order to improve the meltability and moldability of the glass. When K 2 O is contained, it may be 0.5% or more, or 0.7% or more.
  • the K 2 O content is preferably 10% or less, more preferably 2% or less, and even more preferably 1% or less. When the content of K 2 O is 10% or less, sufficient weather resistance can be obtained.
  • MgO is not essential, but it is a component that stabilizes glass.
  • MgO is contained, 2% or more is preferable, 4% or more is more preferable, and 6% or more is further preferable.
  • the MgO content is preferably 14% or less, more preferably 10% or less, and even more preferably 8% or less.
  • the content of MgO is 2% or more, the chemical resistance of the glass becomes good. In addition, the meltability at high temperature is improved.
  • the MgO content is 14% or less, devitrification is less likely to occur.
  • ZrO 2 is a component that raises the refractive index, and is preferably not contained substantially in order to lower the refractive index and lower the reflectance.
  • substantially not contained means that it is not contained other than unavoidable impurities mixed from raw materials and the like, that is, it is not intentionally contained.
  • ZrO 2 may be contained in order to improve meltability and moldability. When it is contained, it is preferably 5% or less, more preferably 3% or less, still more preferably 1% or less.
  • CaO is not essential, but it is a component that stabilizes glass.
  • the CaO content is preferably 2% or more, more preferably 5% or more, still more preferably 7% or more.
  • the CaO content is preferably 12% or less, more preferably 10% or less, and even more preferably 9% or less.
  • the CaO content is 2% or more, the chemical resistance becomes good. Further, when the CaO content is 12% or less, devitrification is difficult.
  • SrO is not essential, but may be contained for the purpose of lowering the high temperature viscosity of glass and lowering the devitrification temperature.
  • the amount of SrO when contained is preferably 3% or less, more preferably 2% or less, still more preferably 1% or less.
  • BaO is not essential, but may be contained for the purpose of lowering the high temperature viscosity of glass and lowering the devitrification temperature. Since BaO has an effect of increasing the specific gravity of the glass, it is preferable not to contain it when the weight is intended to be reduced.
  • the amount of BaO when contained is preferably 3% or less, more preferably 2% or less, still more preferably 1% or less.
  • ZnO is preferably not contained substantially because it is reduced by a float bath and becomes a product defect when molding a glass plate by the float method.
  • sulfate, chloride, fluoride and the like may be appropriately contained as a fining agent for melting glass.
  • the tempered glass plate of the present invention essentially comprises the components described above, but may contain other components as long as the object of the present invention is not impaired.
  • the total content of these components is preferably 5% or less, more preferably 3% or less, and typically 1% or less.
  • the above other components will be described exemplary.
  • B 2 O 3 may be contained in the range of less than 1% in order to improve the meltability at high temperature or the glass strength. In general, if the alkaline component of Na 2 O or K 2 O and B 2 O 3 are contained at the same time, volatilization becomes intense and the bricks are significantly eroded. Therefore, it is preferable that B 2 O 3 is not substantially contained.
  • Li 2 O may be contained in order to lower the high-temperature viscosity and devitrification temperature of the glass and improve the meltability and moldability of the glass.
  • the content of Li 2 O is preferably 1% or less, more preferably 0.05% or less, and particularly preferably 0.01% or less.
  • the glass plate manufacturing process and the end face strengthening step are performed.
  • glass plate manufacturing process for example, various raw materials are mixed in appropriate amounts, heated to about 1400 to 1800 ° C. to melt, and then homogenized by defoaming, stirring, etc., and then homogenized by a well-known float method, down draw method, rollout method, press.
  • a glass plate is manufactured by molding it into a plate shape by a method or the like, slowly cooling it, and then cutting it into a desired size. The cutting is preferably performed by cutting the plate-shaped glass after thermal stress scribe with a laser or a gas burner so that microcracks generated when the glass is cut do not occur.
  • a laser When a laser is used for cutting, it is performed by irradiating a plate-shaped glass with a laser beam. When the laser beam enters the glass, the glass is heated, and the generated thermal stress causes cracks to extend and scribe lines to be formed. The glass plate is cut by cutting the glass plate on which the scribe line is formed. Fracture is preferably performed by mechanical or thermal stress.
  • the wavelength of the laser light depends on the glass composition and the like, but may be, for example, 250 to 10600 nm. When the wavelength of the laser beam is 250 to 10600 nm, cutting can be easily performed.
  • the laser light source examples include a Yb fiber laser (wavelength: 1000 to 1100 nm), a Yb disk laser (wavelength: 1000 to 1100 nm), an Nd: YAG laser (wavelength: 1064 nm), and a high-power semiconductor laser (wavelength: 808 to 808 to).
  • Near infrared lasers such as (980 nm) can be mentioned.
  • a UV laser wavelength: 355 nm
  • a green laser wavelength: 532 nm
  • a Ho: YAG laser wavelength: 2080 nm
  • an Er: YAG laser 2940 nm
  • a mid-infrared light parametric oscillator are used as the light source of the laser light.
  • the laser (wavelength: 2600 to 3450 nm) and carbon dioxide gas laser (wavelength: 10600 nm) used can also be used.
  • the light source of the laser light may be a pulse oscillation type, but is preferably a continuous oscillation type. In the case of the continuous oscillation type, continuous thermal stress is generated in the glass plate 10, so that the quality of the scribe wire is stable.
  • microcracks and the like do not occur on the end face generated by cutting, so that the surface roughness Ra of the end face 12 of the tempered glass plate 10 to be manufactured is reduced. can do.
  • the end face 12 may or may not be chamfered.
  • the chamfering is preferably performed by forming inclined scribe lines on the main surface and the end surface of the glass plate by irradiation with laser light and then cutting the glass plate. By chamfering after forming an inclined scribe line by irradiation with laser light and then cutting the chamfered portion 50, the surface roughness Ra of the chamfered portion 50 can be reduced and the strength can be improved.
  • FIG. 4 is a cross-sectional view of the glass plate during laser light irradiation in the end face strengthening step.
  • the inside of the glass plate 10 is heated by irradiating the end face 12 of the glass plate with laser light 60. After that, the inside of the glass plate 10 is cooled later than the end face 12 of the glass plate 10, so that tensile stress is generated inside the glass plate 10.
  • a compressive stress region corresponding to the tensile stress region generated inside the glass plate 10 due to the stress balance is formed on the end face 12 of the glass plate, and the end face 12 can be strengthened.
  • the end face strengthening step when the laser beam 60 is irradiated, the temperature T1 at the position D where the length of the end face of the glass plate 10 from the end face in the normal direction is the same distance as the thickness of the glass plate 10 is distorted by the glass plate 10.
  • the glass plate 10 is heated so as to be above the point. If the temperature T1 at the position D is equal to or higher than the strain point of the glass plate 10, the end face 12 is sufficiently strengthened.
  • the temperature T2 of the end face 12 of the glass plate 10 is less than the softening point of the glass plate 10 and T1> T2 when the laser beam 60 is irradiated. If the temperature of the end face 12 is lower than the softening point of the glass plate 10 and T1> T2, no tensile stress is generated on the surface of the end face 12 thereafter. If the temperature of the end face 12 is T1 ⁇ T2, then tensile stress may be generated on a part of the surface of the end face 12. Further, when the temperature of the end face 12 is equal to or higher than the softening point, the end face is deformed.
  • the temperature of the end face 12 of the glass plate 10 is preferably equal to or lower than the slow cooling point of the glass plate 10, and more preferably equal to or lower than the strain point of the glass plate 10.
  • the temperatures of the first main surface 11a and the second main surface 11b of the glass plate 10 are 300 ° C. or lower when the laser beam 60 is irradiated.
  • the temperatures of the first main surface 11a and the second main surface 11b of the glass plate 10 are 300 ° C. or lower, the deformation of the glass plate 10 can be suppressed.
  • the temperatures of the first main surface 11a and the second main surface 11b of the glass plate 10 are more preferably 200 ° C. or lower, further preferably 100 ° C. or lower.
  • the inside of the glass plate 10 can be heated in a wide range, and the strengthening of the end face 12 can be promoted.
  • the laser beam 60 irradiates the end surface 12 of the glass plate 10 and is focused inside the glass plate 10.
  • the inside of the glass plate 10 becomes hotter than the surface of the glass plate 10.
  • the laser beam 60 mainly causes linear absorption by irradiating the glass plate 10.
  • linear absorption occurs mainly, it means that the amount of heat generated by linear absorption is larger than the amount of heat generated by non-linear absorption. Non-linear absorption may occur very little.
  • Non-linear absorption is also called multiphoton absorption.
  • the probability that multiphoton absorption occurs is non-linear with respect to the photon density (power density of the laser beam 60), and the higher the photon density, the higher the probability. For example, the probability that two-photon absorption will occur is proportional to the square of the photon density.
  • the photon density is 1 ⁇ 10 8 W / cm 2 in order to generate the non-linear absorption effective for generating the tensile stress inside the glass plate 10.
  • the above is preferable.
  • the photon density may be less than 1 ⁇ 10 8 W / cm 2 at any position on the glass plate 10. In this case, non-linear absorption hardly occurs. Since the size of the cross section of the laser beam 60 is larger than the wavelength, the size of the focusing point 21 is not zero, and the photon density at the focusing point may be less than 1 ⁇ 10 8 W / cm 2 .
  • linear absorption is also called one-photon absorption. 1
  • the probability that photon absorption will occur is proportional to the photon density.
  • the intensity of the laser beam 60 is attenuated according to Lambert-Beer's law.
  • I I 0 ⁇ exp ( ⁇ ⁇ E).
  • the formula of ⁇ is a constant called the absorption coefficient (unit [cm -1 ]) of the glass plate 10 and is measured by an ultraviolet-visible near-infrared spectrophotometer or the like.
  • the absorption coefficient ⁇ may be smaller than, for example, 100. When the absorption coefficient ⁇ is 100 or more, most of the laser beam 60 is absorbed near the surface of the glass plate 10, making it difficult to heat the inside of the glass plate 10.
  • the absorption coefficient ⁇ is preferably less than 30, more preferably less than 10.
  • the absorption coefficient ⁇ is generally greater than 0.
  • the absorption coefficient ⁇ depends on the wavelength of the laser beam 60, the glass composition of the glass plate 10, and the like. It is preferable to irradiate a laser beam having a wavelength having an absorption coefficient ⁇ smaller than 100.
  • the wavelength of the laser beam 60 depends on the glass composition of the glass plate 10 and the like, but may be, for example, 250 to 5000 nm. When the wavelength of the laser beam 60 is 250 to 5000 nm, the absorption coefficient ⁇ falls within an appropriate range.
  • Examples of the light source of the laser beam 60 include a Yb fiber laser (wavelength: 1000 to 1100 nm), a Yb disk laser (wavelength: 1000 to 1100 nm), an Nd: YAG laser (wavelength: 1064 nm), and a high-power semiconductor laser (wavelength: 808).
  • a near-infrared laser such as ( ⁇ 980 nm) can be mentioned.
  • the light source of the laser beam 60 includes a UV laser (wavelength: 355 nm), a green laser (wavelength: 532 nm), a Ho: YAG laser (wavelength: 2080 nm), an Er: YAG laser (2940 nm), and a mid-infrared optical parametric oscillator.
  • a laser (wavelength: 2600 to 3450 nm) or the like using the above can also be used.
  • the light source of the laser beam 60 may be a pulse oscillation type, but is preferably a continuous oscillation type.
  • the inside of the glass plate 10 can be heated in a wide range.
  • the number of laser beams 60 is one in FIG. 4, but may be a plurality of laser beams 60, or a plurality of laser beams 60 may be simultaneously irradiated to the glass plate 10.
  • linear absorption is mainly caused by irradiating the glass plate 10 with the laser beam 60, and the inside of the glass plate 10 is heated to a higher temperature than the end face 12 of the glass plate 10 to form tensile stress, and the glass is formed.
  • the end face 12 of the plate 10 is strengthened.
  • the inside of the glass plate 10 can be heated in a wider range than in the case of mainly causing non-linear absorption, and the strengthening of the end face 12 can be promoted.
  • plane tensile stress is less likely to be generated in the strengthening portion 30, and thermal cracking of the glass plate 10 starting from the heated portion can be suppressed.
  • the strengthening portion 30 is formed on the outer edge of the glass plate 10 by moving the irradiation position of the laser beam 60 along the end face 12 of the glass plate 10.
  • the reinforcing portion 30 may be continuously formed along at least a part of the outer edge of the glass plate 10, or may be formed entirely along the outer edge of the glass plate 10.
  • the movement of the irradiation position of the laser beam 60 on the glass plate 10 is performed by the movement of the glass plate 10, the light source of the laser beam 60, or both.
  • the movement of the irradiation position of the laser beam 60 on the glass plate 10 may be performed by operating the galvano mirror.
  • the irradiation start position of the laser beam 60 is preferably such that the center of the irradiation shape of the laser beam 60 on the end surface 12 of the glass plate 10 is inside the end surface 12 of the glass plate 10 with respect to the edge of the glass plate 10. Since the irradiation start position of the laser beam 60 is inside the edge of the glass plate 10, the glass plate 10 is less likely to break and the manufacturing equipment is less likely to be burnt.
  • the irradiation shape of the laser beam 60 on the end surface 12 of the glass plate 10 may be formed linearly along the moving direction of the laser beam 60 on the glass plate 10.
  • the power distribution in the moving direction of the laser beam 60 on the glass plate 10 may be a top hat distribution or a Gaussian distribution. Since the glass plate 10 is formed in a linear shape, the temperature change of the glass plate 10 becomes gentle, and thermal cracking of the glass plate 10 in the end face strengthening step can be suppressed.
  • the width ⁇ (see FIG. 4) of the irradiation shape of the laser beam 60 on the end surface 12 of the glass plate 10 in the plate thickness direction may be formed to be twice or less the thickness of the glass plate 10. Since the width ⁇ of the irradiation shape of the laser beam 60 on the end surface 12 of the glass plate 10 in the plate thickness direction is formed to be equal to or less than the thickness of the glass plate 10, the laser beam 60 is not irradiated to the outside of the glass plate 10. The energy loss of the laser beam can be reduced.
  • the power distribution center position of the laser beam 60 in the plate thickness direction on the glass plate 10 may coincide with the center of the plate thickness.
  • the end face strengthening step can be effectively carried out.
  • the glass plate 10 is less likely to warp after the end face is strengthened.
  • the coincidence with the center of the plate thickness means that the center position of the power distribution in the plate thickness direction of the laser beam 60 may completely coincide with the center of the plate thickness, and is deviated from the center of the plate thickness to ⁇ 30% of the plate thickness. It may be deviated up to ⁇ 15% of the plate thickness.
  • the surface of the glass plate 10 may be measured using, for example, a distance sensor.
  • the laser beam 60 can be irradiated to the position of. It is preferable that the entire main surface of the glass plate 10 is restrained by a jig, but a part of the main surface of the glass plate 10 may be restrained.
  • the jigs are preferably installed on the main surface of the glass plate 10 at regular intervals, and may have an interval of 250 mm or less. Further, it is preferable that the jig uses a material having a low thermal conductivity at a portion in contact with the glass plate 10. By using a material having a low thermal conductivity, thermal stress is less likely to be generated at the contact portion on the surface of the glass plate 10, and the glass plate 10 is less likely to break. Examples of materials having low thermal conductivity include MC nylon and fluororesin.
  • the intensity and moving speed of the laser beam 60 are preferably determined after measuring the absorption coefficient ⁇ of the glass plate 10 in advance.
  • a gas such as compressed air or a liquid such as mist or a mixture thereof may be sprayed onto the glass plate 10.
  • the temperature rise on the surface of the glass plate 10 can be suppressed. Further, the temperature difference between the surface of the glass plate 10 and the inside of the glass plate 10 can be secured, and the irradiation conditions of the laser beam 60 can be relaxed.
  • foreign matter such as dust adhering to the surface of the glass plate 10 can be removed. When the foreign matter is exposed to the laser beam 60, the foreign matter can absorb the laser beam 60.
  • a protective layer may be formed on the end face 12 after the end face strengthening step.
  • the tempered glass plate of the present embodiment described above has high end face strength and is hard to break.
  • the present invention is not limited to the above embodiment. Modifications and improvements within the range in which the object of the present invention can be achieved are included in the present invention.
  • the inside of the glass plate 10 in the end face strengthening step, is heated by irradiating the end face 12 of the glass plate with the laser beam 60, but the glass plate 10 is heated by an infrared heater or a microwave. The inside may be heated to strengthen the end face 12.
  • FIG. 5 is a cross-sectional view showing the tempered glass plate 200 of the embodiment.
  • Examples 1, 2, 4, 6, and 8 are examples, and examples 3, 5, 7, and 9 are comparative examples.
  • Glass transition point Tg Measurements were made using a differential thermal expansion meter (TMA) according to the method specified in JIS R3103-3 (2001).
  • TMA differential thermal expansion meter
  • specific gravity About 20 g of foam-free glass lumps were measured by Archimedes' method.
  • Youngng's modulus It was measured by the ultrasonic pulse method.
  • Amage coefficient of thermal expansion Measurements were made using a differential thermal expansion meter (TMA) according to the method specified in JIS R3102 (1995). The measurement temperature range is 50 to 350 ° C.
  • Example 1 The obtained glass plate was cut after scribing so that the length a of the short side was 15 mm and the length b of the long side was 100 mm by irradiating the glass plate with a laser beam.
  • the cut end face had a C chamfer shape, and the surface roughness Ra of the end face was measured using a surface roughness measuring device (DektkXT, manufactured by Bruker).
  • the measurement conditions for the surface roughness are a cutoff value ⁇ c: 0.8 mm, a cutoff ratio ⁇ c / ⁇ s: 32, a measurement speed: 0.1 mm / sec, and an evaluation length: 1 mm.
  • the measured surface roughness Ra of the end face was 0.0022 ⁇ m, and the surface roughness Ra of the chamfered portion was 0.0052 ⁇ m.
  • the light source of the laser light used for scribe is a fiber laser having a wavelength (1070 nm).
  • the diameter of the laser beam on the surface of the glass plate was 1.9 mm, the depth of the condensing point from the surface of the glass plate was 6.8 mm, and the output of the light source of the laser beam was 340 W.
  • the end surface 212 of the obtained glass plate is turned upward, the main surface 211 of the glass plate is fixed by a jig, and the laser beam 260 is emitted from above with respect to the end surface 212 of the glass plate from the vertical direction.
  • a tempered glass plate 200 was produced by forming a tempered portion in which a plane compressive stress was formed on the end face 212 by irradiating the inside of the glass so as to condense light.
  • the light source of the laser beam 260 a fiber laser having a wavelength (1070 nm) that mainly causes linear absorption was used.
  • the irradiation position of the laser beam 260 was set to the central portion of the end face 212 of the glass plate in the plate thickness direction, and the laser beam was moved 100 mm in the longitudinal direction of the glass plate at a moving speed of 10.0 mm / sec.
  • the irradiation shape of the laser beam 260 on the end face 212 of the glass plate was 2 mm in width and 100 mm in length.
  • the irradiation start position of the laser beam 260 is set so that the center of the irradiation shape of the laser beam 260 on the end face 212 of the glass plate 200 is inside the edge of the glass plate 200 on the end face 212 of the glass plate 200.
  • the depth f see FIG.
  • the temperature of the end face 212 of the glass plate was 506 ° C.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the tempered portion of the tempered glass plate 200 of Example 1 was 2.9 MPa, and the width C from the end face 212 of the tempered portion was 2.8 mm. The width C was 0.5 times or more the thickness T of the tempered glass plate 200. In addition, no planar tensile stress was formed in the reinforced portion.
  • the planar compressive stress of the strengthened portion was measured by a birefringence two-dimensional distribution evaluation device (WPA-100 manufactured by Photonic Lattice).
  • Eleven tempered glass plates 200 are produced by the above method, and after irradiation of the 11 tempered glass plates 200 with the laser light 260, the end face 212 irradiated with the laser light 260 is directed downward, and the tempered glass plate 200 is lowered.
  • the four-point bending strength of bending and deforming the glass was measured.
  • the average breaking stress was calculated by averaging the obtained values.
  • a Weibull plot was performed according to JIS R 1625 (1996) to obtain a Weibull coefficient.
  • the upper span was 20 mm
  • the lower span was 90 mm
  • the head speed was 1 mm / min.
  • the average value of the bending strength was 303 MPa.
  • the 0.1% fracture probability strength obtained on the assumption that the logarithmic value of the fracture stress has a normal distribution was 116 MPa, and the Weibull coefficient was 3.6.
  • the surface compressive stresses at the center of gravity 11a of the first main surface and the center of gravity 11b of the second main surface of the tempered glass plate of Example 1 were measured with a surface stress meter (Bavine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho) and could not be measured. It was confirmed that the surface compressive stress was 3 MPa or less.
  • Example 2 Nine tempered glass plates 200 were produced by the same method as in Example 1 except that the output P of the light source of the laser beam 260 irradiating the end face of the glass plate was set to 1400 W.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the tempered portion of the tempered glass plate 200 of Example 2 was 7.8 MPa, and the width C of the tempered portion from the end face 212 was 2.5 mm.
  • no planar tensile stress was formed in the reinforced portion.
  • a 4-point bending test was performed in the same manner as in Example 1. As a result, the average breaking stress was 314 MPa.
  • the 0.1% fracture probability strength obtained on the assumption that the logarithmic value of the bending strength has a normal distribution was 193 MPa, and the Weibull coefficient was 7.0.
  • the surface compressive stresses at the center of gravity 11a of the first main surface and the center of gravity 11b of the second main surface of the tempered glass plate of Example 2 were measured with a surface stress meter (Bavine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho) and could not be measured. It was confirmed that the surface compressive stress was 3 MPa or less.
  • Example 3 16 glass plates 200 were produced by the same method as in Example 1, but the end face 212 was not irradiated with the laser beam 260.
  • a 4-point bending test was performed in the same manner as in Example 1.
  • the average breaking stress was 257 MPa.
  • the 0.1% fracture probability strength obtained on the assumption that the logarithmic value of the bending strength has a normal distribution was 84 MPa, and the Weibull coefficient was 3.3.
  • a surface stress meter Bobine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho
  • the Weibull plots of Examples 1 to 3 are shown in FIG. F in FIG. 6 is the destruction probability. Comparing the results of the four-point bending test of Examples 1 to 3, the average breaking stress and Weibull coefficient of Examples 1 and 2 in which the end face is irradiated with the laser beam are the averages of Example 3 in which the end face is not irradiated with the laser beam. It was larger than the breaking stress and the Weibull coefficient. Further, the 0.1% fracture probability intensity obtained by assuming that the logarithmic values of the breaking stresses of Examples 1 and 2 in which the end face is irradiated with the laser beam has a normal distribution is obtained in Example 3 in which the end face is not irradiated with the laser beam.
  • Example 4 A scribe line was formed on the obtained glass plate with a cutter, and the glass plate was cut. A chamfered portion was formed on the end face by No. 2000, and the end face was processed into a C chamfered shape. The surface roughness Ra of the end face was 0.0012 ⁇ m, and the surface roughness Ra of the chamfered portion was 0.1613 ⁇ m. 18 tempered glass plates 200 were produced by irradiating the end face of the glass plate with laser light 260 by the same method as in Example 2, but the depth f of the condensing point in the width direction from the end face 212 of the glass plate f (FIG. 5). (See) was 56.8 mm.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the tempered portion of the tempered glass plate 200 of Example 4 was 4.9 MPa, and the width C from the end face 212 of the tempered portion was 2.6 mm. In addition, no planar tensile stress was formed in the reinforced portion.
  • a 4-point bending test was performed in the same manner as in Example 1. As a result, the average breaking stress was 219 MPa. Further, the 0.1% fracture probability strength obtained on the assumption that the logarithmic value of the bending strength has a normal distribution was 165 MPa, and the Weibull coefficient was 11.9.
  • the surface compressive stresses at the center of gravity 11a of the first main surface and the center of gravity 11b of the second main surface of the tempered glass plate of Example 4 were measured with a surface stress meter (Bavine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho) and could not be measured. It was confirmed that the surface compressive stress was 3 MPa or less.
  • Example 5 16 glass plates 200 were produced by the same method as in Example 4, but the end face 212 was not irradiated with the laser beam 260.
  • a 4-point bending test was performed in the same manner as in Example 1.
  • the average breaking stress was 191 MPa.
  • the 0.1% fracture probability strength obtained on the assumption that the logarithmic value of the bending strength has a normal distribution was 104 MPa, and the Weibull coefficient was 5.7.
  • the surface compressive stresses at the center of gravity 11a of the first main surface and the center of gravity 11b of the second main surface of the glass plate of Example 5 were measured with a surface stress meter (Babine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho), they could not be measured. It was confirmed that the surface compressive stress was 3 MPa or less.
  • the Weibull plots of Examples 4 and 5 are shown in FIG. Comparing the results of the four-point bending test of Examples 4 and 5, the average breaking stress and Weibull coefficient of Example 4 in which the end face is irradiated with the laser beam are the average breaking stress of Example 5 in which the end face is not irradiated with the laser beam. It was larger than the Weibull coefficient. Further, the 0.1% fracture probability intensity obtained by assuming that the logarithmic value of the breaking stress of Example 4 in which the end face is irradiated with laser light has a normal distribution is the bending strength of Example 5 in which the end face is not irradiated with laser light. It was larger than the 0.1% fracture probability intensity obtained assuming that the logarithmic value of S is normally distributed. It was found that the end face can be strengthened by irradiating the end face with laser light and forming a strengthening portion on the end face.
  • Example 6 A scribe line was formed on the obtained glass plate with a cutter, and the glass plate was cut. A chamfered portion was formed on the end face by No. 200, and the end face was processed into a C chamfered shape. The surface roughness Ra of the end face was 0.0031 ⁇ m, and the surface roughness Ra of the chamfered portion was 0.6828 ⁇ m.
  • the end face of the glass plate was irradiated with laser light 260 to produce 15 reinforced glass plates 200, but the output P of the light source of the laser light 260 was 1100 W, and the laser light 260 on the end face 212 of the glass plate.
  • the irradiation shape was 2 mm in width, and the depth f (see FIG. 5) of the light collecting point in the width direction from the end face 212 of the glass plate was 85.2 mm.
  • the maximum value of the planar compressive stress of the tempered portion of the tempered glass plate 200 of Example 6 was 6.8 MPa, and the width C of the tempered portion from the end face 212 was 2.6 mm.
  • no planar tensile stress was formed in the reinforced portion.
  • a 4-point bending test was performed in the same manner as in Example 1. As a result, the average breaking stress was 105 MPa.
  • the 0.1% fracture probability strength obtained on the assumption that the logarithmic value of the bending strength has a normal distribution was 85 MPa, and the Weibull coefficient was 16.4.
  • the surface compressive stresses at the center of gravity 11a of the first main surface and the center of gravity 11b of the second main surface of the tempered glass plate of Example 6 were measured with a surface stress meter (Bavine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho) and could not be measured. It was confirmed that the surface compressive stress was 3 MPa or less.
  • Example 7 Twenty glass plates 200 were produced by the same method as in Example 6, but the end face 212 was not irradiated with the laser beam 260. A 4-point bending test was performed in the same manner as in Example 1. As a result, the average breaking stress was 88 MPa. Further, the 0.1% fracture probability strength obtained on the assumption that the logarithmic value of the bending strength has a normal distribution was 68 MPa, and the Weibull coefficient was 14.4. When the surface compressive stresses at the center of gravity 11a of the first main surface and the center of gravity 11b of the second main surface of the glass plate of Example 7 were measured with a surface stress meter (Babine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho), they could not be measured. It was confirmed that the surface compressive stress was 3 MPa or less.
  • the Weibull plots of Examples 6 and 7 are shown in FIG. Comparing the results of the four-point bending test of Examples 6 and 7, the average breaking stress and Weibull coefficient of Example 6 in which the end face is irradiated with the laser beam are the average breaking stress of Example 7 in which the end face is not irradiated with the laser beam. It was larger than the Weibull coefficient. Further, the 0.1% fracture probability intensity obtained by assuming that the logarithmic value of the breaking stress of Example 6 in which the end face is irradiated with the laser beam has a normal distribution is the bending strength of Example 7 in which the end face is not irradiated with the laser beam. It was larger than the 0.1% fracture probability intensity obtained assuming that the logarithmic value of S is normally distributed. It was found that the end face can be strengthened by irradiating the end face with laser light and forming a strengthening portion on the end face.
  • Example 8 A scribe line was formed on the obtained glass plate with a cutter, and the glass plate was cut.
  • the end face was chamfered into a C chamfered shape with No. 200.
  • the surface roughness Ra of the end face was 0.6828 ⁇ m, and the surface roughness Ra of the chamfered portion was 0.6828 ⁇ m.
  • the end face of the glass plate was irradiated with laser light 260 to produce 19 reinforced glass plates 200, but the output P of the light source of the laser light 260 was 1800 W and the laser light 260 on the end face 212 of the glass plate.
  • the irradiation shape was 3 mm in width, and the depth f (see FIG.
  • the surface compressive stresses at the center of gravity 11a of the first main surface and the center of gravity 11b of the second main surface of the tempered glass plate of Example 8 were measured with a surface stress meter (Bavine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho) and could not be measured. It was confirmed that the surface compressive stress was 3 MPa or less.
  • Example 9 Twenty glass plates 200 were produced by the same method as in Example 8, but the end face 212 was not irradiated with the laser beam 260. A 4-point bending test was performed in the same manner as in Example 1. As a result, the average breaking stress was 84 MPa. Further, the 0.1% fracture probability strength obtained on the assumption that the logarithmic value of the bending strength has a normal distribution was 73 MPa. When the surface compressive stress at the center of gravity 11a of the first main surface and the center of gravity 11b of the second main surface of the glass plate of Example 9 was measured with a surface stress meter (Babine type surface stress meter manufactured by Orihara Seisakusho), it was impossible to measure. It was confirmed that the surface compressive stress was 3 MPa or less.
  • Example 8 Comparing the results of the four-point bending test of Examples 8 and 9, the average fracture response of Example 8 in which the end face was irradiated with the laser beam was larger than the average fracture stress of Example 9 in which the end face was not irradiated with the laser beam. .. Further, the 0.1% fracture probability intensity obtained by assuming that the logarithmic value of the breaking stress of Example 8 in which the end face is irradiated with laser light has a normal distribution is the bending strength of Example 9 in which the end face is not irradiated with laser light. It was larger than the 0.1% fracture probability intensity obtained assuming that the logarithmic value of S is normally distributed. It was found that the end face can be strengthened by irradiating the end face with laser light and forming a strengthening portion on the end face.
  • the tempered glass plate of the present invention is suitably used, for example, as a building window, an outer wall, a handrail material, a solar cell cover glass, and a vehicle window.

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Abstract

本発明は、第１の主面、前記第１の主面に対向する第２の主面、および端面を有した強化ガラス板であって、前記端面に沿って前記端面と平行方向に平面圧縮応力が形成された強化部を備え、前記強化部の前記平面圧縮応力の最大値が１～１２０ＭＰａであり、前記第１の主面の重心における表面圧縮応力および前記第２の主面の重心における表面圧縮応力がそれぞれ３ＭＰａ以下である強化ガラス板に関する。

Description

強化ガラス板およびその製造方法
　本発明は、強化ガラス板およびその製造方法に関する。
　ガラス板がサッシに嵌められた窓ガラスが太陽光により温められると、ガラス板の端部と中央部との温度差が生じ、ガラス板が割れるおそれがある。そこで、ガラス板を割れにくくするために、ガラス板の端面強度の向上が求められている。
　ガラス板を物理強化することにより、ガラス板の端面の平均強度が高くなることが知られている（例えば、特許文献１参照）。
日本国特開平１１－７９７６９号公報
　しかしながら、ガラス板全体の強度を向上させた物理強化ガラスを用いる方法は、高温のガラス板を急冷する必要があり、エネルギー消費や製造コストの増大といった問題がある。
　本発明は、物理強化ガラスを用いることなく、端面の強度が高い強化ガラス板、およびその製造方法を提供する。
　本発明の強化ガラス板は、第１の主面、前記第１の主面に対向する第２の主面、および端面を有した強化ガラス板であって、
　前記端面に沿って前記端面と平行方向に平面圧縮応力が形成された強化部を備え、
　前記強化部の前記平面圧縮応力の最大値が１～１２０ＭＰａであり、
　前記第１の主面の重心における表面圧縮応力および前記第２の主面の重心における表面圧縮応力がそれぞれ３ＭＰａ以下である。
　本発明の強化ガラス板の製造方法は、上記強化ガラス板を得る強化ガラス板の製造方法であって、
　ガラス板を製造するガラス板製造工程と、
　前記ガラス板の端面に沿って前記端面と平行方向に平面圧縮応力を形成する端面強化工程とを有し、
　前記端面強化工程において、前記ガラス板の、前記端面の法線方向の前記端面からの長さが前記強化ガラス板の厚さと同距離である位置の温度Ｔ１が前記ガラス板の歪点以上であり、前記端面の温度Ｔ２が前記ガラス板の軟化点未満であり、かつ、Ｔ１＞Ｔ２となるように前記ガラス板を加熱する。
　本発明の強化ガラス板は、物理強化ガラスを用いることなく、端面の強度が高いことを特徴とする。
図１は、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板の斜視図を示す。 図２は、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板の平面図を示す。 図３（Ａ）は、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板の断面図、図３（Ｂ）は本発明の一実施形態に係る強化ガラス板の平面図、図３（Ｃ）は本発明の一実施形態に係る強化ガラス板における、端面からの距離と平行方向の平面圧縮応力との関係を示す。 図４は、端面強化工程におけるレーザ光照射時のガラス板の断面図を示す。 図５は、実施例による強化ガラス板の断面図を示す。 図６は、例１～例３のワイブルプロットを示す。 図７は、例４および例５のワイブルプロットを示す。 図８は、例６および例７のワイブルプロットを示す。
　以下、図面を参照しながら、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板を詳細に説明する。
　図１は、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板の斜視図、図２は、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板の平面図、図３（Ａ）は本発明の一実施形態に係る強化ガラス板の断面図、図３（Ｂ）は本発明の一実施形態に係る強化ガラス板の平面図である。図３（Ｃ）は本発明の一実施形態に係る強化ガラス板における、端面からの距離と平面圧縮応力との関係を示す図である。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、第１の主面１１ａ、第１の主面１１ａに対向する第２の主面１１ｂ、および端面１２を有した強化ガラス板であって、端面１２に沿って端面１２と平行方向に平面圧縮応力が形成された強化部３０を備え、強化部３０の平面圧縮応力の最大値が１～１２０ＭＰａであり、第１の主面１１ａの重心および第２の主面１１ｂの重心におけるにおける表面圧縮応力が３ＭＰａ以下である。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、例えば、建築窓、外壁、手摺材、太陽電池カバーガラス、車両窓として好適に用いられる。建築窓としては、住宅、ビル等の窓が例示される。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、建築窓、外壁、手摺材、太陽電池カバーガラス、車両窓等の各種用途に単板のガラスとして使用できる。また、別の実施形態では、２枚以上のガラス板を中間層フィルムで貼り合わせた合わせガラスとして使用できる。
　さらに別の実施形態では、間隔を開けて２枚以上のガラス板を配置し、複層ガラスとして使用できる。さらに別の実施形態では、ガラス板表面にコーティングをして使用できる。
　合わせガラスや複層ガラスの構成では、少なくとも１枚以上に本発明の強化ガラス板を使用できる。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、第１の主面１１ａの重心および第２の主面１１ｂの重心における表面圧縮応力が３ＭＰａ以下である。ガラス板を物理強化することにより形成される表面圧縮応力層の表面圧縮応力値（以下、ＣＳともいう。）は、通常４０ＭＰａ超となる。ＣＳが大きいほどガラス板の面強度は大きくなるが、ＣＳが３ＭＰａ超であるガラス板を製造するためには、高温のガラス板を急冷する必要があり、エネルギー消費や製造コストが増大するとともに製造時に割れによる破損のリスクが増加する。第１の主面１１ａの重心および第２の主面１１ｂの重心におけるＣＳが３ＭＰａ以下であれば、ガラス板の急冷が不要となり、エネルギー消費や製造コストを低く抑えることができる。ここで、第１の主面１１ａの重心および第２の主面１１ｂの重心とは、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂが矩形や円等の点対称な形状である場合、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの中心を意味する。第１の主面１１ａの重心および第２の主面１１ｂの重心におけるＣＳは、２ＭＰａ以下がより好ましく、１ＭＰａ以下がさらに好ましい。第１の主面１１ａの重心および第２の主面１１ｂの重心におけるＣＳの下限は特に限定されないが、０ＭＰａ以上であってもよく、０．１ＭＰａ以上であってもよく、０．３ＭＰａ以上であってもよい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂのＣＳが３ＭＰａ以下であることが好ましい。第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂのＣＳが３ＭＰａ以下であれば、エネルギー消費や製造コストを低く抑えることができる。第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂのＣＳは、２ＭＰａ以下がより好ましく、１ＭＰａ以下がさらに好ましい。第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂのＣＳの下限は特に限定されないが、０ＭＰａ以上であってもよく、０．１ＭＰａ以上であってもよく、０．３ＭＰａ以上であってもよい。
　ここで、ＣＳは、表面応力計（例えば、折原製作所製バビネ型表面応力計）により測定できる。
　端面１２は、第１の主面１１ａとの境界部、および第２の主面１１ｂとの境界部のそれぞれに面取部５０を有してもよい。端面１２に面取部５０を有することにより、建築窓、外壁、手摺材、太陽電池カバーガラス、車両窓等の各種用途に強化ガラス板１０を施工したときに、強化ガラス板１０の角が欠けにくい。端面１２の面取の種類は、Ｃ面取、Ｒ面取、Ｒ面取とＣ面取の組合せなどが挙げられる。端面１２の面取の形状は、直線状でもよく、曲線状でもよい。端面１２は、面取後に研磨がなされたものであってよい。研磨によって、面取時に生じる加工傷が除去できる。端面１２は、ガラス板の切断時に発生するマイクロクラックが生じないように、レーザやガスバーナーによる熱応力スクライブ後にガラス板を割断することにより形成されたものであってもよい。また、端面１２が研磨や熱応力スクライブ切断後の割断によって形成されることにより、後述するレーザ光の散乱が低減できる。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、端面１２に沿って端面１２と平行方向に平面圧縮応力が形成された強化部３０を備える。端面１２の法線方向における強化部３０の端面１２からの幅Ｃは、強化ガラス板の厚さＴの０．５倍以上であることが好ましい。端面１２に幅Ｃが強化ガラス板の厚さＴの０．５倍以上である強化部３０を備えることにより、強化ガラス板１０に温度分布が生じたときに端面１２に発生する引張応力に対して強くなり、端面１２にクラック等の欠陥が生じにくく強化ガラス板１０が割れにくい。
　強化部の幅Ｃは、強化ガラス板１０の厚さＴの０．７倍以上がより好ましく、１．０倍以上がさらに好ましく、１．５倍以上が特に好ましく、２．０倍以上が最も好ましい。また、強化部の幅Ｃの上限は特に限定されないが、強化部３０の、端面１２と反対側に隣り合う位置４０に端面１２と平行方向に発生する平面引張応力の影響を小さくするため、強化ガラス板１０の厚さＴの５．０倍以下であってもよく、４．０倍以下であってもよく、３．０倍以下であってもよい。
　ここで、複屈折２次元分布評価装置により、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの垂直方向に偏差応力が測定される。この偏差応力は平面応力であり、端面１２と平行方向の偏差応力が圧縮方向であるときを平面圧縮応力、引張方向であるときを平面引張応力とする。また、強化部の幅Ｃは、強化ガラス板１０の一方の主面１１ａ、１１ｂにおいて、主面１１ａ、１１ｂのエッジから測定される平面圧縮応力の値が０である位置までの最短距離を意味する。
　また、強化部３０は、隣り合う端面１２が接する角１３には形成されなくてもよい。隣り合う端面１２が接する角１３から強化部３０までの距離Ｇは、強化ガラス板１０の厚さＴの１．０倍以上、１０倍以下でもよい。
　ここで、強化ガラス板１０の角１３が角落とし加工されていて角１３がない場合、隣り合う端面１２の仮想延長面が接する角から強化部３０までの距離が、強化ガラス板１０の厚さＴの１．０倍以上、１０倍以下でもよい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、強化部３０の平面圧縮応力の最大値が１～１２０ＭＰａである。強化部３０の平面圧縮応力の最大値が１ＭＰａ以上であれば、端面１２の機械的強度は高い。強化部３０の平面圧縮応力の最大値は２ＭＰａ以上がより好ましく、３ＭＰａ以上がさらに好ましく、５ＭＰａ以上が特に好ましい。強化部３０の平面圧縮応力の最大値が１２０ＭＰａ以下であれば、強化部３０の、端面１２と反対側に隣り合う位置４０に発生する平面引張応力が強くなりすぎず、強化ガラス板１０の主面１１ａ、１１ｂに傷がついても強化ガラス板１０が割れにくい。強化部３０の平面圧縮応力の最大値は１００ＭＰａ以下であってもよく、５０ＭＰａ以下であってもよく、３０ＭＰａ以下であってもよく、１０ＭＰａ以下であってもよい。ここで、平面圧縮応力の最大値は、強化ガラス板１０の一方の主面において複屈折２次元分布評価装置により測定される強化部の平面圧縮応力の最大値を意味し、図３（Ｃ）で表される値である。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、強化部３０に平面引張応力を有さないことが好ましい。強化部３０に平面引張応力を有さないことにより、強化ガラス板１０が熱割れしにくい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、端面１２に保護層が形成されていてもよい。保護層としては、例えば粘着テープ、紫外線硬化樹脂、熱溶融樹脂が挙げられる。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、端面１２の表面粗さＲａが１μｍ以下である。ここで、表面粗さＲａは、ＪＩＳ　Ｂ　０６０１（１９９４）により規定される値である。また、端面１２の表面粗さＲａが１μｍ以下とは、端面１２全体の表面粗さＲａが１μｍ以下であることを意味する。また、端面１２が面取部５０を有する場合、面取部５０の表面粗さＲａも１μｍ以下である。端面１２の表面粗さＲａが１μｍ以下であれば、端面１２の強度が大きいため好ましい。例えば、後述するようにレーザ光の照射によりガラス板を切断して強化ガラス板１０を製造することにより、強化ガラス板１０の端面１２の表面粗さＲａを１μｍ以下にすることができる。端面１２の表面粗さＲａは０．５μｍ以下がより好ましく、０．３μｍ以下がさらに好ましく、０．１μｍ以下がよりさらに好ましく、０．０５μｍ以下が特に好ましく、０．０１μｍ以下が最も好ましい。端面１２の表面粗さＲａの下限は特に限定されないが、０．０００１μｍ以上であってもよい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの面積がそれぞれ０．００１ｍ２以上であることが好ましい。面積が０．００１ｍ２以上であれば、建築窓、外壁、太陽電池カバーガラス、車両窓等の各種用途に好適に用いられる。第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの面積は、それぞれ０．１ｍ２以上であってもよく、１ｍ２以上であってもよく、２ｍ２以上であってもよく、３ｍ２以上であってもよく、５ｍ２以上であってもよく、７ｍ２以上であってもよく、９ｍ２以上であってもよい。
　一方、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの面積は、それぞれ、１２ｍ２以下が好ましい。面積が１２ｍ２以下であれば、強化ガラス板の取り扱いが容易になり、例えば強化ガラス板の設置時の周辺部材との接触による破損を抑制できる。面積は、１０ｍ２以下であってもよい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂが矩形であることが好ましい。矩形であれば、例えば建築窓、外壁、手摺材、太陽電池カバーガラスとして設置しやすい。ここで、矩形とは、概略直角四辺形であり、任意の１つの辺から対向して位置する辺までの距離を測定した時、長辺、短辺ともに、測定位置による誤差が各々０．３％以内に収まり、コーナー部に曲率や切欠き等がある形状を含む。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、矩形である場合において、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの長辺の長さｂが、５０ｍｍ以上であってもよく、１００ｍｍ以上であってもよく、３００ｍｍ以上であってもよく、５００ｍｍ以上であってもよく、１０００ｍｍ以上であってもよく、２０００ｍｍ以上であってもよく、２５００ｍｍ以上であってもよい。第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの長辺の長さｂは、５０００ｍｍ以下であってもよい。ここで、長辺の長さｂとは、図２に示す対向する２つの短辺間の最短距離ｂである。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、矩形である場合において、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの短辺の長さａが、１５ｍｍ以上であってもよく、５０ｍｍ以上であってもよく、１００ｍｍ以上であってもよく、３００ｍｍ以上であってもよく、５００ｍｍ以上であってもよく、１０００ｍｍ以上であってもよく、２０００ｍｍ以上であってもよい。第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの短辺の長さａは、３０００ｍｍ以下であってもよい。ここで、短辺の長さａとは、図２に示す対向する２つの長辺間の最短距離ａである。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０の板厚は、強度やハンドリング性などから０．５ｍｍ以上であってよい。板厚は、１ｍｍ以上であってもよく、２ｍｍ以上であってもよく、３ｍｍ以上であってもよく、５ｍｍ以上であってもよい。一方、板厚が２５ｍｍ以下であれば、軽量であるため好ましい。板厚は２２ｍｍ以下がより好ましく、１９ｍｍ以下がさらに好ましい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、重量が１０００ｋｇ以下であることが好ましい。重量が１０００ｋｇ以下であれば、軽量であるため好ましい。重量は５００ｋｇ以下がより好ましい。また、重量は、強度などの観点から２ｋｇ以上が好ましい。重量は、５ｋｇ以上がより好ましく、１０ｋｇ以上がさらに好ましい。
　また、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、第１の主面１１ａおよび第２の主面１１ｂの一方または両方に、熱線反射膜や防汚膜等の機能膜を形成してもよい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０のガラス転移点Ｔｇは、５３０℃以上が好ましく、５４０℃以上がより好ましい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０の比重は、２．４５～２．５５が好ましい。
　上記した数値範囲を示す「～」とは、その前後に記載された数値を下限値及び上限値として含む意味で使用され、特段の定めがない限り、以下本明細書において「～」は、同様の意味をもって使用される。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、強化ガラス板１０の全体の比重が均一であることが好ましい。強化ガラス板１０の全体の比重が均一であるとは、強化ガラス板１０の端面１２から板厚の１／１０以下の深さまでの部分の比重と、主面１１ａ、１１ｂの中央における主面１１ａ、１１ｂから板厚の１／１０以下の深さまでの部分の比重との差が、強化ガラス板１０の主面１１ａ、１１ｂの中央における主面１１ａ、１１ｂから板厚の１／１０以下の深さまでの部分の比重に対して－０．５０％～０．００％の範囲であることを意味する。比重は、ラマン分光法などの任意の方法により表面仮想温度を測定して推定することができる。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０のヤング率は、６５ＧＰａ以上が好ましい。これによって、剛性や破壊強度が充分となる。ヤング率は７０ＧＰａ以上であってもよい。一方、ヤング率が９０ＧＰａ以下であれば、強化ガラス板が脆くなる事を抑制し、強化ガラス板の切削、ダイシング時の欠けを抑制できる。ヤング率は８５ＧＰａ以下であってもよく、８０ＧＰａ以下であってもよい。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、５０～３５０℃での平均熱膨張係数が３０×１０－７／℃以上１４０×１０－７／℃以下が好ましい。５０～３５０℃での平均熱膨張係数が３０×１０－７／℃以上であれば、後述する端面強化工程でのレーザ光６０の照射時に、ガラス板１０の端面の温度Ｔ２がガラス板１０の軟化点未満であっても強化部３０を形成することができる。５０～３５０℃での平均熱膨張係数は、６０×１０－７／℃以上がより好ましく、８０×１０－７／℃以上がさらに好ましく、８５×１０－７／℃以上が特に好ましい。また、５０～３５０℃での平均熱膨張係数が１４０×１０－７／℃以下であれば、端面強化工程でのレーザ光６０の照射によりレーザ光６０が当たっている部分と当たっていない部分との温度差が生じたときに発生する応力が大きくなりすぎず、強化ガラス板１０が割れにくい。５０～３５０℃での平均熱膨張係数は、１００×１０－７／℃以下がより好ましく、９５×１０－７／℃以下がさらに好ましい。
　ここで、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０は、酸化物基準のモル百分率表示でＦｅ２Ｏ３を０．００３～１．５％、ＳｉＯ２を５６～７５％、Ａｌ２Ｏ３を０～２０％、Ｎａ２Ｏを８～２２％、Ｋ２Ｏを０～１０％、ＭｇＯを０～１４％、ＺｒＯ２を０～５％、ＣａＯを０～１２％含有することが好ましい。以降、百分率表示は、特に断らない限り、酸化物基準のモル百分率表示含有量を示す。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０において、ガラス組成を上記範囲に限定した理由を以下に説明する。
　Ｆｅ２Ｏ３は、後述する端面加工に近赤外線レーザを用いる場合に含有することが好ましい。ガラス中のＦｅ２＋イオンは、波長が１０００～１１００ｎｍのレーザ光線を吸収する。Ｆｅ２Ｏ３の含有量が０．００３％以上であれば、レーザ光により端面の加熱を効率よく行うことができる。Ｆｅ２Ｏ３の含有量は０．００５％以上がより好ましく、０．０１％以上がさらに好ましく、０．０２％以上が特に好ましく、０．０５％以上が最も好ましい。Ｆｅ２Ｏ３の含有量が１．５％以下であれば、レーザ光がガラス表面で吸収されにくく、ガラス内部で集光しやすい。Ｆｅ２Ｏ３の含有量は１．０％以下がより好ましく、０．５％以下がさらに好ましく、０．３％以下がよりさらに好ましく、０．２％以下が特に好ましく、０．１％以下が最も好ましい。
　近赤外線以外のレーザ光を利用する場合は、レーザ光の波長に合わせて適切な吸収成分をガラスに適量含有することが好ましい。可視光領域波長の光の吸収はガラスを着色するため、可視光レーザによる端面強化は、着色ガラスを用いてもよい。
　ＳｉＯ２は、ガラス微細構造の中で網目構造を形成する成分であり、ガラスを構成する主要成分である。ＳｉＯ２の含有量は、５６％以上が好ましく、６３％以上がより好ましく、６６％以上がさらに好ましく、６８％以上が特に好ましい。また、ＳｉＯ２の含有量は、７５％以下が好ましく、７３％以下がより好ましく、７２％以下がさらに好ましい。ＳｉＯ２の含有量が５６％以上であるとガラスとしての安定性や耐候性の点で優位である。一方、ＳｉＯ２の含有量が７５％以下であると熔解性および成形性の点で優位である。
　Ａｌ２Ｏ３は、必須ではないが、ガラスの耐候性を向上するため含有させてもよい。Ａｌ２Ｏ３を含有する場合は、０．４％以上が好ましく、０．６％以上がより好ましく、０．８％以上がさらに好ましい。また、屈折率が低くなり、反射率が低下する。また、Ａｌ２Ｏ３の含有量が２０％以下であると、ガラスの粘性が高い場合でも失透温度が大きくは上昇しないため、ソーダライムガラス生産ラインでの熔解、成形の点で優位である。Ａｌ２Ｏ３の含有量は、１０％以下がより好ましく、５％以下がさらに好ましく、３％以下が特に好ましく、２％以下が最も好ましい。
　ＳｉＯ２およびＡｌ２Ｏ３の含有量の合計（以下、ＳｉＯ２＋Ａｌ２Ｏ３含有量ともいう。）は、６８％以上が好ましい。ＳｉＯ２＋Ａｌ２Ｏ３含有量が６８％以上であると、圧痕がついた時のクラック耐性が向上する。また、屈折率が低くなり、反射率が低下する。ＳｉＯ２＋Ａｌ２Ｏ３含有量は、７０％以上がより好ましい。また、ＳｉＯ２＋Ａｌ２Ｏ３含有量は、８０％以下が好ましい。ＳｉＯ２＋Ａｌ２Ｏ３含有量が８０％以下では、高温でのガラスの粘性が低下し、溶融が容易となる。ＳｉＯ２＋Ａｌ２Ｏ３含有量は、７６％以下がより好ましく、７４％以下がさらに好ましい。
　Ｎａ２Ｏは、ガラスの高温粘性と失透温度を下げ、ガラスの熔解性、成形性を向上させる成分である。Ｎａ２Ｏの含有量は、８％以上が好ましく、１０％以上がより好ましく、１２％以上がさらに好ましい。また、Ｎａ２Ｏの含有量は、２２％以下が好ましく、１６％以下がより好ましく、１４％以下がさらに好ましい。一方、Ｎａ２Ｏの含有量が２２％以下であると、充分な耐候性が得られる。
　Ｋ２Ｏは、ガラスの熔解性、成形性を向上させるため含有してもよい。Ｋ２Ｏを含有する場合は、０．５％以上であってもよく、０．７％以上であってもよい。また、Ｋ２Ｏの含有量は１０％以下が好ましく、２％以下がより好ましく、１％以下がさらに好ましい。Ｋ２Ｏの含有量が１０％以下であると、充分な耐候性が得られる。
　ＭｇＯは、必須ではないが、ガラスを安定化させる成分である。ＭｇＯを含有する場合は、２％以上が好ましく、４％以上がより好ましく、６％以上がさらに好ましい。また、ＭｇＯの含有量は、１４％以下が好ましく、１０％以下がより好ましく、８％以下がさらに好ましい。ＭｇＯの含有量が２％以上であると、ガラスの耐薬品性が良好になる。また、高温での熔解性が良好になる。一方、ＭｇＯの含有量が１４％以下であると、失透が起こり難くなる。
　ＺｒＯ２は屈折率を高くする成分であり、屈折率を低くし反射率を低下させるために実質的に含有しないことが好ましい。なお、本明細書において「実質的に含有しない」とは、原料等から混入する不可避的不純物以外には含有しないこと、すなわち、意図的に含有させないことを意味する。しかし、ＺｒＯ２は、熔解性、成形性を向上させるため含有してもよい。含有する場合は、５％以下が好ましく、３％以下がより好ましく、１％以下がさらに好ましい。
　ＣａＯは、必須ではないが、ガラスを安定化させる成分である。ＣａＯを含有する場合は、ＣａＯの含有量は、２％以上が好ましく、５％以上がより好ましく、７％以上がさらに好ましい。また、ＣａＯの含有量は、１２％以下が好ましく、１０％以下がより好ましく、９％以下がさらに好ましい。ＣａＯの含有量が２％以上であると、耐薬品性が良好になる。また、ＣａＯの含有量が１２％以下であると、失透しにくい。
　ＳｒＯは、必須ではないが、ガラスの高温粘性を下げ、失透温度を下げる目的で含有してもよい。含有する場合のＳｒＯ量は、３％以下が好ましく、２％以下がより好ましく、１％以下がさらに好ましい。
　ＢａＯは、必須ではないが、ガラスの高温粘性を下げ、失透温度を下げる目的で含有してもよい。ＢａＯは、ガラスの比重を重くする作用があるため、軽量化を意図する場合には含有しないことが好ましい。含有する場合のＢａＯ量は、３％以下が好ましく、２％以下がより好ましく、１％以下がさらに好ましい。
　ＺｎＯは、フロート法でガラス板を成形するときに、フロートバスで還元され製品欠点となるため、実質的に含有しないことが好ましい。
　この他、ガラスの熔融の清澄剤として、硫酸塩、塩化物、フッ化物などを適宜含有してもよい。
　本発明の強化ガラス板は、本質的に以上で説明した成分からなるが、本発明の目的を損なわない範囲でその他の成分を含有してもよい。そのような成分を含有する場合、それら成分の含有量の合計は５％以下が好ましく、より好ましくは３％以下、典型的には１％以下である。以下、上記その他成分について例示的に説明する。
　Ｂ２Ｏ３は、高温での熔融性またはガラス強度の向上のために、１％未満の範囲で含有してもよい。一般的には、Ｎａ２ＯまたはＫ２Ｏのアルカリ成分とＢ２Ｏ３を同時に含有すると揮散が激しくなり、煉瓦を著しく浸食するので、Ｂ２Ｏ３は実質的に含有しないことが好ましい。
　Ｌｉ２Ｏは、ガラスの高温粘性と失透温度を下げ、ガラスの熔解性、成形性を向上させるため含有してもよい。含有する場合は、Ｌｉ２Ｏの含有量は１％以下が好ましく、０．０５％以下がより好ましく、０．０１％以下が特に好ましい。
　次に、本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０の製造方法について説明する。
　本発明の一実施形態に係る強化ガラス板１０を製造する場合、ガラス板製造工程、端面強化工程を経る。
　ガラス板製造工程では、例えば種々の原料を適量調合し、約１４００～１８００℃に加熱し溶融した後、脱泡、攪拌などにより均質化し、周知のフロート法、ダウンドロー法、ロールアウト法、プレス法などによって板状に成形し、徐冷後所望のサイズに切断してガラス板が製造される。
　切断は、ガラスの切断時に発生するマイクロクラックが生じないように、板状に成形したガラスをレーザやガスバーナーによる熱応力スクライブ後に割断することにより行われることが好ましい。
　切断にレーザを用いる場合、板状に成形されたガラスにレーザ光を照射することにより行われる。レーザ光がガラスに入射することによりガラスが加熱され、発生した熱応力により亀裂が伸展しスクライブ線が形成される。スクライブ線が形成されたガラス板を割断することによりガラス板が切断される。割断は、機械的または熱的な応力により行われることが好ましい。
　レーザ光の波長は、ガラス組成などによるが、例えば２５０～１０６００ｎｍであってよい。レーザ光の波長が２５０～１０６００ｎｍであると、切断を容易に行うことができる。
　レーザ光の光源としては、例えば、Ｙｂファイバーレーザ（波長：１０００～１１００ｎｍ）、Ｙｂディスクレーザ（波長：１０００～１１００ｎｍ）、Ｎｄ：ＹＡＧレーザ（波長：１０６４ｎｍ）、高出力半導体レーザ（波長：８０８～９８０ｎｍ）などの近赤外線レーザが挙げられる。
　なお、レーザ光の光源としては、ＵＶレーザ（波長：３５５ｎｍ）、グリーンレーザ（波長：５３２ｎｍ）、Ｈｏ：ＹＡＧレーザ（波長：２０８０ｎｍ）、Ｅｒ：ＹＡＧレーザ（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）、炭酸ガスレーザ（波長：１０６００ｎｍ）なども使用可能である。
　レーザ光の光源は、パルス発振式でもよいが、好ましくは連続発振式である。連続発振式の場合、ガラス板１０に連続的な熱応力が発生するので、スクライブ線の品質が安定する。
　また、熱応力スクライブ時の加熱温度を徐冷点以下とすることにより、切断により生じた端面にマイクロクラック等が生じないため、製造される強化ガラス板１０の端面１２の表面粗さＲａを小さくすることができる。
　端面１２は、面取してもよいし、面取しなくてもよい。面取は、レーザ光の照射によりガラス板の主面および端面に傾斜したスクライブ線を形成後、割断して行われることが好ましい。面取がレーザ光の照射により傾斜したスクライブ線を形成後、割断して行われることにより、面取部５０の表面粗さＲａを小さくすることができ、強度を向上することができる。
　端面強化工程では、ガラス板の端面に沿って端面と平行方向に平面圧縮応力を形成する。
　図４は、端面強化工程におけるレーザ光照射時のガラス板の断面図である。
　端面強化工程では、例えばレーザ光６０をガラス板の端面１２に照射することによって、ガラス板１０の内部が加熱される。その後、ガラス板１０の内部がガラス板１０の端面１２よりも遅れて冷却されることにより、引張応力がガラス板１０の内部に生じる。このとき、応力のつり合いによりガラス板１０の内部に生じる引張応力領域に対応した圧縮応力領域がガラス板の端面１２に形成され、端面１２が強化できる。
　端面強化工程では、レーザ光６０の照射時に、ガラス板１０の端面の法線方向の端面からの長さがガラス板１０の厚さと同距離である位置Ｄの温度Ｔ１が、ガラス板１０の歪点以上となるようにガラス板１０が加熱される。位置Ｄの温度Ｔ１が、ガラス板１０の歪点以上であれば、端面１２が充分に強化される。
　端面強化工程では、レーザ光６０の照射時に、ガラス板１０の端面１２の温度Ｔ２は、ガラス板１０の軟化点未満であり、かつ、Ｔ１＞Ｔ２である。端面１２の温度がガラス板１０の軟化点未満であり、かつ、Ｔ１＞Ｔ２であれば、その後の端面１２の表面に引張応力が生じない。仮に端面１２の温度がＴ１＜Ｔ２である場合、その後に引張応力が端面１２の表面の一部に生じうる。また、端面１２の温度が軟化点以上である場合、端面が変形してしまう。レーザ光６０の照射時に、ガラス板１０の端面１２の温度は好ましくはガラス板１０の徐冷点以下、より好ましくはガラス板１０の歪点以下である。
　端面強化工程では、レーザ光６０の照射時に、ガラス板１０の第１主面１１ａおよび第２主面１１ｂの温度が３００℃以下であることが好ましい。ガラス板１０の第１主面１１ａおよび第２主面１１ｂの温度が３００℃以下であれば、ガラス板１０の変形が抑制できる。レーザ光６０の照射時に、ガラス板１０の第１主面１１ａおよび第２主面１１ｂの温度は２００℃以下がより好ましく、１００℃以下がさらに好ましい。
　端面強化工程では、ガラス板１０の端面１２からガラス板１０の内部にレーザ光６０を入射させることにより、ガラス板１０の内部が広範囲に加熱でき、端面１２の強化が促進できる。
　レーザ光６０は、ガラス板１０の端面１２に対して照射されると共に、ガラス板１０の内部に集光されることが好ましい。レーザ光６０の集光点２１がガラス板１０の内部に配されることで、ガラス板１０の内部がガラス板１０の表面よりも高温になる。
　レーザ光６０は、ガラス板１０に対する照射によって主に線形吸収を生じさせる。主に線形吸収が生じるとは、線形吸収によって生じる熱量が非線形吸収によって生じる熱量よりも大きいことを意味する。非線形吸収はほとんど生じなくてよい。
　非線形吸収は、多光子吸収とも呼ばれる。多光子吸収が発生する確率は光子密度（レーザ光６０のパワー密度）に対して非線形であり、光子密度が高いほど確率が飛躍的に高くなる。例えば２光子吸収が発生する確率は、光子密度の自乗に比例する。
　本発明者らの知見によると、ガラス板１０の場合、引張応力をガラス板１０の内部に生じさせるために有効な非線形吸収を生じさせるためには、光子密度が１×１０８Ｗ／ｃｍ２以上が好ましい。
　ガラス板１０の任意の位置で、光子密度が１×１０８Ｗ／ｃｍ２未満であってよい。この場合、非線形吸収はほとんど生じない。レーザ光６０の断面の大きさは波長よりも大きいため、集光点２１の大きさはゼロではなく、集光点における光子密度は１×１０８Ｗ／ｃｍ２未満であってよい。
　一方、線形吸収は、１光子吸収とも呼ばれる。１光子吸収が発生する確率は光子密度に比例する。１光子吸収の場合、ランベルト・ベールの法則（Ｌａｍｂｅｒｔ－Ｂｅｅｒ’ｓ　ｌａｗ）に従って、レーザ光６０の強度が減衰する。
　レーザ光６０がガラス板１０中を距離Ｅ（単位［ｃｍ］）だけ移動する間にレーザ光６０の強度がＩ０からＩに変化したとすると、Ｉ＝Ｉ０×ｅｘｐ（－α×Ｅ）の式が成立する。αは、ガラス板１０の吸収係数（単位［ｃｍ－１］）と呼ばれる定数であり、紫外可視近赤外分光光度計等により測定される。
　吸収係数αは、例えば１００よりも小さくてよい。吸収係数αが１００以上の場合、レーザ光６０の大部分がガラス板１０の表面近傍で吸収され、ガラス板１０の内部の加熱が困難である。吸収係数αは、好ましくは３０よりも小さく、より好ましくは１０よりも小さい。吸収係数αは、一般的に０よりも大きい。吸収係数αは、レーザ光６０の波長やガラス板１０のガラス組成などに依存する。吸収係数αが１００より小さくなる波長のレーザ光を照射することが好ましい。
　レーザ光６０の波長は、ガラス板１０のガラス組成などによるが、例えば２５０～５０００ｎｍであってよい。レーザ光６０の波長が２５０～５０００ｎｍであると、吸収係数αが適切な範囲に収まる。
　レーザ光６０の光源としては、例えば、Ｙｂファイバーレーザ（波長：１０００～１１００ｎｍ）、Ｙｂディスクレーザ（波長：１０００～１１００ｎｍ）、Ｎｄ：ＹＡＧレーザ（波長：１０６４ｎｍ）、高出力半導体レーザ（波長：８０８～９８０ｎｍ）などの近赤外線レーザが挙げられる。
　なお、レーザ光６０の光源としては、ＵＶレーザ（波長：３５５ｎｍ）、グリーンレーザ（波長：５３２ｎｍ）、Ｈｏ：ＹＡＧレーザ（波長：２０８０ｎｍ）、Ｅｒ：ＹＡＧレーザ（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）なども使用可能である。
　レーザ光６０の光源は、パルス発振式でもよいが、好ましくは連続発振式である。連続発振式の場合、ガラス板１０の内部が広範囲に加熱できる。
　レーザ光６０の本数は、図４では１本であるが、複数本でもよい、複数本のレーザ光６０が同時にガラス板１０に対して照射されてもよい。
　端面強化工程では、ガラス板１０に対するレーザ光６０の照射によって主に線形吸収を生じさせ、ガラス板１０の内部をガラス板１０の端面１２よりも高温に加熱することで引張応力が形成され、ガラス板１０の端面１２が強化される。主に線形吸収を生じさせることで、主に非線形吸収を生じさせる場合よりも、ガラス板１０の内部が広範囲に加熱でき、端面１２の強化が促進できる。また、ガラス板１０の内部をガラス板１０の端面１２よりも高温に加熱することで強化部３０に平面引張応力が発生しにくく、加熱部分を起点としたガラス板１０の熱割れを抑制できる。
　端面強化工程では、ガラス板１０の端面１２に沿ってレーザ光６０の照射位置を移動させることによって、強化部３０がガラス板１０の外縁に形成される。強化部３０は、ガラス板１０の外縁の少なくとも一部に沿って連続的に形成されてもよく、ガラス板１０の外縁に沿って全体的に形成されてもよい。
　ガラス板１０におけるレーザ光６０の照射位置の移動は、ガラス板１０、レーザ光６０の光源、または両方の移動によってなされる。ガラス板１０におけるレーザ光６０の照射位置の移動は、ガルバノミラーの操作によってなされてもよい。
　レーザ光６０の照射開始位置は、ガラス板１０の端面１２におけるレーザ光６０の照射形状の中心がガラス板１０の端面１２においてガラス板１０の端よりも内側であることが好ましい。レーザ光６０の照射開始位置がガラス板１０の端よりも内側であることにより、ガラス板１０が割れにくく、製造設備が焼損しにくい。
　ガラス板１０の端面１２におけるレーザ光６０の照射形状は、ガラス板１０におけるレーザ光６０の移動方向に沿って線状に形成されていてもよい。この時、ガラス板１０におけるレーザ光６０の移動方向のパワー分布は、トップハット分布でもガウス分布でもよい。線状に形成されることによりガラス板１０の温度変化が緩やかになり、端面強化工程でのガラス板１０の熱割れが抑制できる。
　ガラス板１０の端面１２におけるレーザ光６０の照射形状の板厚方向の幅Φ（図４参照）は、ガラス板１０の厚さの２倍以下に形成されていてもよい。ガラス板１０の端面１２におけるレーザ光６０の照射形状の板厚方向の幅Φが、ガラス板１０の厚さ以下に形成されることにより、レーザ光６０がガラス板１０の外に照射されないため、レーザ光のエネルギーロスを小さくすることができる。
　ガラス板１０におけるレーザ光６０の板厚方向のパワー分布中心位置は、板厚中央と一致していてもよい。板厚中央と一致することにより、端面強化工程を効果的に実施できる。また、板厚中央と一致することにより、端面強化後にガラス板１０に反りが発生しにくい。ここで、板厚中央と一致とは、レーザ光６０の板厚方向のパワー分布中心位置が、板厚中央と完全に一致していてもよく、板厚中央から板厚の±３０％までずれていてもよく、板厚の±１５％までずれていてもよい。また、レーザ光６０の板厚方向のパワー分布中心位置を板厚中央と一致させるように制御するために、例えば距離センサを用いてガラス板１０の表面を測定してもよい。
　ガラス板１０の端面１２にレーザ光６０を照射するときに、ガラス板１０の主面を治具等により拘束することが好ましい。ガラス板１０の主面を拘束することにより、レーザ光６０の照射によりガラス板１０が膨張しても変形が抑制され、レーザ光６０の照射位置からガラス板１０が逸れず、ガラス板１０の所望の位置にレーザ光６０を照射することができる。ガラス板１０の主面の全体が治具により拘束されることが好ましいが、ガラス板１０の主面の一部が拘束されていてもよい。ガラス板１０の主面の一部を拘束する場合は、治具はガラス板１０の主面に一定間隔で設置されることが好ましく、２５０ｍｍ以下の間隔であってもよい。
　また、治具は、ガラス板１０と接触する部分に熱伝導率の小さい材料を用いることが好ましい。熱伝導率の小さい材料を用いることにより、ガラス板１０の表面の接触部分に熱応力が発生しにくく、ガラス板１０が割れにくい。熱伝導率の小さい材料として、例えばＭＣナイロン、フッ素樹脂が挙げられる。
　レーザ光６０の強度および移動速度は、ガラス板１０の吸収係数αをあらかじめ測定した上で決定することが好ましい。吸収係数αが大きいほど、レーザ光６０の強度は弱く、移動速度は速く設定することが好ましい。レーザ光６０の強度が強すぎるとガラス板１０が割れやすい。
　端面強化工程では、ガラス板１０に対して圧縮空気などの気体又はミストなどの液体及びこれらの混合物を吹き付けてもよい。ガラス板１０の表面の温度上昇が抑制できる。また、ガラス板１０の表面とガラス板１０の内部との温度差が確保でき、レーザ光６０の照射条件が緩和できる。また、ガラス板１０の表面に付着したホコリなどの異物が除去できる。異物にレーザ光６０が当たると、異物がレーザ光６０を吸収しうる。
　端面強化工程の後に、端面１２に保護層が形成されてもよい。
　以上説明した本実施形態の強化ガラス板にあっては、端面の強度が高く割れにくい。
　本発明は上記実施形態に限定されない。本発明の目的を達成できる範囲での変形や改良等は本発明に含まれる。
　上記実施形態では、端面強化工程において、レーザ光６０をガラス板の端面１２に照射することによって、ガラス板１０の内部が加熱される形態を例示したが、赤外線ヒータやマイクロ波によりガラス板１０の内部を加熱し、端面１２を強化してもよい。
　以下、実施例を挙げて本発明を具体的に説明するが、本発明はこれらの例に限定されない。
　図５は、実施例の強化ガラス板２００を示す断面図である。
　例１，２，４，６，８が実施例であり、例３，５，７，９が比較例である。
　表１に示すガラス組成になるように、珪砂等の各種のガラス原料を調合し、１４００～１５００℃の温度で溶融し、得られた溶融ガラスを厚さＴが２．８ｍｍとなるようにフロート法で板状に成形、切断し、矩形のガラス板を得た。
　得られたガラス板のガラス転移点Ｔｇ（単位：℃）、比重、ヤング率（単位：ＧＰａ）、平均熱膨張係数（単位：１０－７／℃）を測定した。その結果を表１に示す。
　以下にガラス板の各物性の測定方法を示す。
（ガラス転移点Ｔｇ）
　ＪＩＳ　Ｒ３１０３－３（２００１年）に規定されている方法に従い、示差熱膨張計（ＴＭＡ）を用いて測定した。
　（比重）
　泡を含まない約２０ｇのガラス塊をアルキメデス法によって測定した。
　（ヤング率）
　超音波パルス法により測定した。
　（平均熱膨張係数）
　ＪＩＳ　Ｒ３１０２（１９９５年）に規定されている方法に従い、示差熱膨張計（ＴＭＡ）を用いて測定した。測定温度範囲は５０～３５０℃である。
（例１）
　得られたガラス板を、レーザ光を照射することにより短辺の長さａが１５ｍｍ、長辺の長さｂが１００ｍｍになるようにスクライブ後に割断した。割断された端面はＣ面取形状であり、端面の表面粗さＲａは、表面粗さ測定器（Ｂｒｕｋｅｒ社製、ＤｅｋｔａｋＸＴ）を用いて測定した。表面粗さの測定条件は、カットオフ値λｃ：０．８ｍｍ、カットオフ比λｃ／λｓ：３２、測定速度：０．１ｍｍ／ｓｅｃ、評価長さ：１ｍｍである。測定した端面の表面粗さＲａは、０．００２２μｍであり、面取部の表面粗さＲａは０．００５２μｍであった。
　スクライブに用いたレーザ光の光源は、波長（１０７０ｎｍ）のファイバーレーザである。ガラス板表面におけるレーザ光の直径は１．９ｍｍ、ガラス板表面からの集光点の深さは６．８ｍｍ、レーザ光の光源の出力は３４０Ｗとした。
　図５に示すように、得られたガラス板の端面２１２を上に向け、ガラス板の主面２１１を治具により固定し、該端面２１２に対して上方からレーザ光２６０を垂直方向からガラス板の内部で集光するように照射することにより、端面２１２に平面圧縮応力が形成された強化部を形成し、強化ガラス板２００を作製した。
　レーザ光２６０の光源としては、主に線形吸収を生じさせる波長（１０７０ｎｍ）のファイバーレーザを用いた。レーザ光２６０の照射位置は、ガラス板の端面２１２の板厚方向中央部とし、１０．０ｍｍ／秒の移動速度で、ガラス板の長手方向に１００ｍｍ移動させた。ガラス板の端面２１２におけるレーザ光２６０の照射形状は幅２ｍｍ、長さ１００ｍｍとした。レーザ光２６０の照射開始位置は、ガラス板２００の端面２１２におけるレーザ光２６０の照射形状の中心がガラス板２００の端面２１２においてガラス板２００の端よりも内側となるようにした。
　ガラス板の端面２１２からの幅方向の集光点の深さｆ（図５参照）は３０ｍｍ、レーザ光２６０の光源の出力Ｐ（不図示）は１３００Ｗとした。ガラス板の吸収係数は０．５７［１／ｃｍ］であった。
　レーザ光２６０の照射により、ガラス板の端面２１２の法線方向の端面２１２からの長さがガラス板の厚さと同距離である位置Ｄの温度が、ガラス板の歪点以上となる。また、ガラス板の端面２１２の温度は、５０６℃であった。
　例１の強化ガラス板２００の強化部の平面圧縮応力の最大値は２．９ＭＰａであり、強化部の端面２１２からの幅Ｃは、２．８ｍｍであった。幅Ｃは、強化ガラス板２００の厚さＴの０．５倍以上であった。また、強化部に平面引張応力は形成されなかった。強化部の平面圧縮応力は、複屈折２次元分布評価装置（フォトニックラティス社製のＷＰＡ－１００）により測定した。
　以上の方法により強化ガラス板２００を１１個作製し、１１個の強化ガラス板２００について、レーザ光２６０の照射後、レーザ光２６０を照射した端面２１２を下に向けて、強化ガラス板２００を下に凸に曲げ変形させる４点曲げ強度を測定した。得られた値を平均して平均破断応力を求めた。また、ＪＩＳ　Ｒ　１６２５（１９９６）にしたがいワイブルプロットを行い、ワイブル係数を求めた。上スパンは２０ｍｍ、下スパンは９０ｍｍとし、ヘッド速度は１ｍｍ／分とした。
　その結果、曲げ強さの平均値は、３０３ＭＰａであった。また、破断応力の対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は、１１６ＭＰａであり、ワイブル係数は３．６であった。
　なお、例１の強化ガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
（例２）
　ガラス板の端面に照射するレーザ光２６０の光源の出力Ｐを１４００Ｗにした以外は例１と同様の方法により強化ガラス板２００を９個作製した。例２の強化ガラス板２００の強化部の平面圧縮応力の最大値は７．８ＭＰａであり、強化部の端面２１２からの幅Ｃは、２．５ｍｍであった。また、強化部に平面引張応力は形成されなかった。
　例１と同様に４点曲げ試験を行った。その結果、平均破断応力は、３１４ＭＰａであった。また、曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は、１９３ＭＰａであり、ワイブル係数は７．０であった。
　なお、例２の強化ガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
（例３）
　例１と同様の方法によりガラス板２００を１６個作製したが、端面２１２にレーザ光２６０を照射させなかった。例１と同様に４点曲げ試験を行った。
　その結果、平均破断応力は、２５７ＭＰａであった。また、曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は、８４ＭＰａであり、ワイブル係数は３．３であった。
　なお、例３のガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
　例１～例３のワイブルプロットを図６に示す。図６のＦは、破壊確率である。例１～例３の４点曲げ試験の結果を比較すると、端面にレーザ光を照射した例１、例２の平均破断応力とワイブル係数は、端面にレーザ光を照射していない例３の平均破断応力とワイブル係数よりも大きかった。また、端面にレーザ光を照射した例１、例２の破断応力の対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は、端面にレーザ光を照射していない例３の曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度よりも大きかった。端面にレーザ光を照射し、端面に強化部が形成されることにより端面を強化できることがわかった。
（例４）
　得られたガラス板にカッターでスクライブ線を形成し、ガラス板を切断した。端面に２０００番により面取部を形成し、端面をＣ面取形状に加工した。端面の表面粗さＲａは０．００１２μｍ、面取部の表面粗さＲａは０．１６１３μｍであった。
　例２と同様の方法により、ガラス板の端面にレーザ光２６０を照射し強化ガラス板２００を１８個作製したが、ガラス板の端面２１２からの幅方向の集光点の深さｆ（図５参照）は５６．８ｍｍとした。例４の強化ガラス板２００の強化部の平面圧縮応力の最大値は４．９ＭＰａであり、強化部の端面２１２からの幅Ｃは、２．６ｍｍであった。また、強化部に平面引張応力は形成されなかった。
　例１と同様に４点曲げ試験を行った。その結果、平均破断応力は、２１９ＭＰａであった。また、曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は、１６５ＭＰａであり、ワイブル係数は１１．９であった。
　なお、例４の強化ガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
（例５）
　例４と同様の方法によりガラス板２００を１６個作製したが、端面２１２にレーザ光２６０を照射させなかった。
　例１と同様に４点曲げ試験を行った。その結果、平均破断応力は、１９１ＭＰａであった。また、曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は１０４ＭＰａであり、ワイブル係数は５．７であった。
　なお、例５のガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
　例４、例５のワイブルプロットを図７に示す。例４、例５の４点曲げ試験の結果を比較すると、端面にレーザ光を照射した例４の平均破断応力とワイブル係数は、端面にレーザ光を照射していない例５の平均破断応力とワイブル係数よりも大きかった。また、端面にレーザ光を照射した例４の破断応力の対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は、端面にレーザ光を照射していない例５の曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度よりも大きかった。端面にレーザ光を照射し、端面に強化部が形成されることにより端面を強化できることがわかった。
（例６）
　得られたガラス板にカッターでスクライブ線を形成し、ガラス板を切断した。端面に２００番により面取部を形成し、端面をＣ面取形状に加工した。端面の表面粗さＲａは０．００３１μｍ、面取部の表面粗さＲａは０．６８２８μｍであった。
　例２と同様の方法により、ガラス板の端面にレーザ光２６０を照射し強化ガラス板２００を１５個作製したが、レーザ光２６０の光源の出力Ｐを１１００Ｗ、ガラス板の端面２１２におけるレーザ光２６０の照射形状は幅２ｍｍ、ガラス板の端面２１２からの幅方向の集光点の深さｆ（図５参照）は８５．２ｍｍとした。例６の強化ガラス板２００の強化部の平面圧縮応力の最大値は６．８ＭＰａであり、強化部の端面２１２からの幅Ｃは、２．６ｍｍであった。また、強化部に平面引張応力は形成されなかった。
　例１と同様に４点曲げ試験を行った。その結果、平均破断応力は、１０５ＭＰａであった。また、曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は８５ＭＰａであり、ワイブル係数は１６．４であった。
　なお、例６の強化ガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
（例７）
　例６と同様の方法によりガラス板２００を２０個作製したが、端面２１２にレーザ光２６０を照射させなかった。例１と同様に４点曲げ試験を行った。その結果、平均破断応力は、８８ＭＰａであった。また、曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は６８ＭＰａであり、ワイブル係数は１４．４であった。なお、例７のガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
　例６、例７のワイブルプロットを図８に示す。例６、例７の４点曲げ試験の結果を比較すると、端面にレーザ光を照射した例６の平均破断応力とワイブル係数は、端面にレーザ光を照射していない例７の平均破断応力とワイブル係数よりも大きかった。また、端面にレーザ光を照射した例６の破断応力の対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は、端面にレーザ光を照射していない例７の曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度よりも大きかった。端面にレーザ光を照射し、端面に強化部が形成されることにより端面を強化できることがわかった。
（例８）
　得られたガラス板にカッターでスクライブ線を形成し、ガラス板を切断した。端面を２００番でＣ面取形状に面取り加工した。端面の表面粗さＲａは０．６８２８μｍ、面取部の表面粗さＲａは０．６８２８μｍであった。
　例２と同様の方法により、ガラス板の端面にレーザ光２６０を照射し強化ガラス板２００を１９個作製したが、レーザ光２６０の光源の出力Ｐを１８００Ｗ、ガラス板の端面２１２におけるレーザ光２６０の照射形状は幅３ｍｍ、ガラス板の端面２１２からの幅方向の集光点の深さｆ（図５参照）は４５ｍｍとした。例８の強化ガラス板２００の強化部の平面圧縮応力の最大値は２２．０ＭＰａであり、強化部の端面２１２からの幅Ｃは、１．６ｍｍであった。また、強化部に平面引張応力は形成されなかった。
　例１と同様に４点曲げ試験を行った。その結果、平均破断応力は、１５５ＭＰａであった。また、曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は１０４ＭＰａであった。
　なお、例８の強化ガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
（例９）
　例８と同様の方法によりガラス板２００を２０個作製したが、端面２１２にレーザ光２６０を照射させなかった。
　例１と同様に４点曲げ試験を行った。その結果、平均破断応力は８４ＭＰａであった。また、曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は７３ＭＰａであった。
　なお、例９のガラス板の第１の主面の重心１１ａおよび第２の主面の重心１１ｂにおける表面圧縮応力を表面応力計（折原製作所製バビネ型表面応力計）で測定したところ計測不能であり、表面圧縮応力は３ＭＰａ以下であることが確認された。
　例８、例９の４点曲げ試験の結果を比較すると、端面にレーザ光を照射した例８の平均破断応は、端面にレーザ光を照射していない例９の平均破断応力よりも大きかった。また、端面にレーザ光を照射した例８の破断応力の対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度は、端面にレーザ光を照射していない例９の曲げ強さの対数値が正規分布になると仮定して求めた０．１％破壊確率強度よりも大きかった。端面にレーザ光を照射し、端面に強化部が形成されることにより端面を強化できることがわかった。
　端面に強化部が形成されることにより破断応力が向上する詳細な理由は明確ではないが、ガラス板の端面に生じていた傷をヒーリングして強度が高くなったと考えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
 
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　本発明を詳細にまた特定の実施態様を参照して説明したが、本発明の精神と範囲を逸脱することなく様々な変更や修正を加えることができることは当業者にとって明らかである。本出願は２０１９年６月２７日出願の日本特許出願（特願２０１９－１２０４８８）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。
　本発明の強化ガラス板は、例えば、建築窓、外壁、手摺材、太陽電池カバーガラス、車両窓として好適に用いられる。
１０　強化ガラス板
１１ａ　第１の主面
１１ｂ　第２の主面
１２　端面
３０　強化部

Claims (16)

  1. 　第１の主面、前記第１の主面に対向する第２の主面、および端面を有した強化ガラス板であって、
    　前記端面に沿って前記端面と平行方向に平面圧縮応力が形成された強化部を備え、
    　前記強化部の前記平面圧縮応力の最大値が１～１２０ＭＰａであり、
    　前記第１の主面の重心における表面圧縮応力および前記第２の主面の重心における表面圧縮応力がそれぞれ３ＭＰａ以下である、強化ガラス板。
  2. 　前記端面の法線方向における前記強化部の前記端面からの幅は、前記ガラス板の厚さの０．５倍以上である、請求項１に記載の強化ガラス板。
  3. 　前記強化部は、平面引張応力を有さない、請求項１または２に記載の強化ガラス板。
  4. 　酸化物基準のモル百分率表示で、Ｆｅ２Ｏ３を０．００３～１．５％、ＳｉＯ２を５６～７５％、Ａｌ２Ｏ３を０～２０％、Ｎａ２Ｏを８～２２％、Ｋ２Ｏを０～１０％、ＭｇＯを０～１４％、ＺｒＯ２を０～５％、ＣａＯを０～１２％含有する、請求項１～３のいずれか１項に記載の強化ガラス板。
  5. 　前記強化部が備えられた前記端面に、保護層を備えた、請求項１～４のいずれか１項に記載の強化ガラス板。
  6. 　前記端面の表面粗さＲａが１μｍ以下である、請求項１～５のいずれか１項に記載の強化ガラス板。
  7. 　前記強化部は、隣り合う前記端面が接する角から前記強化ガラス板の厚さの１．０倍以上、１０倍以下離れた位置の前記端面に形成される、請求項１～６のいずれか１項に記載の強化ガラス板。
  8. 　前記強化部の、前記端面と反対側に隣り合う位置に、前記端面と平行方向に平面引張応力が形成された、請求項１～７のいずれか１項に記載の強化ガラス板。
  9. 　前記強化ガラス板の全体の比重が均一である、請求項１～８のいずれか１項に記載の強化ガラス板。
  10. 　前記端面は、前記第１の主面との境界部、および前記第２の主面との境界部のそれぞれに面取部を有する、請求項１～９のいずれか１項に記載の強化ガラス板。
  11. 　請求項１～１０のいずれか１項に記載の強化ガラス板を得る強化ガラス板の製造方法であって、
    　ガラス板を製造するガラス板製造工程と、
    　前記ガラス板の端面に沿って前記端面と平行方向に平面圧縮応力を形成する端面強化工程とを有し、
    　前記端面強化工程において、前記ガラス板の、前記端面の法線方向の前記端面からの長さが前記強化ガラス板の厚さと同距離である位置の温度Ｔ１が前記ガラス板の歪点以上であり、前記端面の温度Ｔ２が前記ガラス板の軟化点未満であり、かつ、Ｔ１＞Ｔ２となるように前記ガラス板を加熱する、強化ガラス板の製造方法。
  12. 　前記端面強化工程において、レーザ光を照射することにより前記ガラス板の端面に平面圧縮応力を形成する、請求項１１に記載の強化ガラス板の製造方法。
  13. 　前記端面強化工程において、前記ガラス板の吸収係数αが１００［ｃｍ－１］より小さくなる波長の前記レーザ光を照射する、請求項１２に記載の強化ガラス板の製造方法。
  14. 　前記端面強化工程において、前記レーザ光の波長は２５０ｎｍ～５０００ｎｍである、請求項１２または１３に記載の強化ガラス板の製造方法。
  15. 　前記ガラス板製造工程において、前記ガラス板は熱応力スクライブを用いた方法により切断することにより製造される、請求項１１～１４のいずれか１項に記載の強化ガラス板の製造方法。
  16. 　前記端面強化工程の後に、前記端面に保護層を形成する、請求項１１～１５のいずれか１項に記載の強化ガラス板の製造方法。
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