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WO2012096053A1 - 強化ガラス板の切断方法 - Google Patents

強化ガラス板の切断方法 Download PDF

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WO2012096053A1
WO2012096053A1 PCT/JP2011/076289 JP2011076289W WO2012096053A1 WO 2012096053 A1 WO2012096053 A1 WO 2012096053A1 JP 2011076289 W JP2011076289 W JP 2011076289W WO 2012096053 A1 WO2012096053 A1 WO 2012096053A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
tempered glass
glass plate
laser beam
cutting
laser light
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/JP2011/076289
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English (en)
French (fr)
Inventor
齋藤　勲
小池　章夫
泰成 岩永
裕介 小林
達弥 岩崎
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
AGC Inc
Original Assignee
Asahi Glass Co Ltd
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Asahi Glass Co Ltd filed Critical Asahi Glass Co Ltd
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Anticipated expiration legal-status Critical
Ceased legal-status Critical Current

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    • C03B—MANUFACTURE, SHAPING, OR SUPPLEMENTARY PROCESSES
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    • C03B33/09—Severing cooled glass by thermal shock
    • 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
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    • B23K2103/166—Multilayered materials
    • B23K2103/172—Multilayered materials wherein at least one of the layers is non-metallic

Definitions

  • the present invention relates to a method for cutting a tempered glass sheet.
  • cover glasses protective glass
  • portable devices such as mobile phones and PDAs
  • a glass substrate is widely used as a display substrate.
  • Tempered glass is also used as automotive window glass and architectural window glass.
  • Tempered glass is produced by, for example, an air cooling tempering method or a chemical tempering method.
  • the air-cooling strengthening method rapidly cools the glass near the softening point from the front and back surfaces, and creates a temperature difference between the front and back surfaces of the glass and the inside, so that the surface layer and the back surface layer where compressive stress remains are formed.
  • the chemical strengthening method ion-exchanges the front and back surfaces of the glass, and replaces ions with a small ion radius (for example, Li ions and Na ions) contained in the glass with ions with a large ion radius (for example, K ions). By doing so, the front surface layer and the back surface layer in which the compressive stress remains are formed.
  • an intermediate layer in which tensile stress remains is formed between the front surface layer and the back surface layer as a reaction.
  • This invention is made
  • a method for cutting a tempered glass sheet includes: Irradiate the surface of the tempered glass plate with a tempered glass plate having a surface layer and a back surface layer where compressive stress remains, and an intermediate layer formed between the surface layer and the back surface layer where tensile stress remains.
  • the tempered glass plate and the laser beam are:
  • the absorption coefficient of the tempered glass plate with respect to the laser light is ⁇ (cm ⁇ 1 )
  • the thickness of the tempered glass plate is t (cm ) Satisfying the formula 0 ⁇ ⁇ t ⁇ 3.0
  • the refraction angle of the laser light at the surface of the tempered glass plate is ⁇ (°)
  • 0 ⁇ ⁇ t / cos ⁇ ⁇ Satisfies the equation of 3.0 By heating the intermediate layer in the laser light irradiation region at a temperature equal to or lower than the annealing point, extension of cracks generated in the tempered glass sheet due to residual tensile stress of the intermediate layer is controlled.
  • the cutting method of the tempered glass sheet according to another aspect of the present invention includes: N sheets (N is a natural number of 2 or more) of laminated tempered glass plates having a surface layer and a back surface layer in which compressive stress remains, and an intermediate layer in which a tensile stress remains formed between the surface layer and the back layer.
  • N is a natural number of 2 or more
  • the N tempered glass plates are cut by irradiating the laminated body with laser light and moving the irradiation region of the laser light on the surface of each tempered glass plate.
  • Each tempered glass plate and the laser beam are When the laser light is incident perpendicularly to the surface of each tempered glass plate, the absorption coefficient of each tempered glass plate for the laser light is ⁇ i (cm ⁇ 1 ), and the thickness of each tempered glass plate as t i (cm), 0 ⁇ ⁇ i ⁇ t i ⁇ 3.0 (i is 1 or more, any natural number less than N) satisfies the equation, When the laser beam is incident obliquely on the surface of each tempered glass plate, 0 ⁇ i ⁇ where refracting angle of the laser beam on the surface of each tempered glass plate is ⁇ i (°).
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing an example of stress distribution in a cross section taken along line AA in FIG. 1B.
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing an example of stress distribution in a cross section taken along line BB in FIG. 1B.
  • FIGS. 1A and 1B are explanatory views of a method for cutting a tempered glass sheet according to the first embodiment of the present invention.
  • FIG. 1B is a plan view of FIG. 1A.
  • the surface (one main surface) 12 of the tempered glass plate 10 is irradiated with the laser light 20, and the irradiation region 22 of the laser light 20 is moved on the surface 12 of the tempered glass plate 10. By doing so, stress is applied to the tempered glass plate 10 to cut the tempered glass plate 10.
  • 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.
  • soda lime glass is used as the reinforcing glass.
  • non-alkali glass that does not substantially contain an alkali metal element is used as the reinforcing glass.
  • the glass near the softening point is rapidly cooled from the front and back surfaces (both main surfaces), and a temperature difference is created between the front and back surfaces (both main surfaces) and the inside of the glass.
  • a front surface layer and a back surface layer in which stress remains are formed.
  • the air cooling strengthening method is suitable for strengthening thick glass.
  • the front and back surfaces (both main surfaces) of the glass are ion-exchanged, and ions with a small ion radius (for example, Li ions and Na ions) contained in the glass are ions with a large ion radius (for example, K ions).
  • ions with a small ion radius for example, Li ions and Na ions
  • ions with a large ion radius for example, K ions.
  • the chemical strengthening method is suitable for strengthening soda lime glass containing an alkali metal element.
  • an intermediate layer in which a tensile stress remains is formed between the surface layer and the back layer as a reaction to form a surface layer and a back layer in which a compressive stress remains.
  • FIG. 2A is a schematic diagram showing an example of residual stress distribution in a chemically strengthened glass plate before irradiation with laser light.
  • FIG. 2B is a schematic diagram illustrating an example of residual stress distribution in the air-cooled tempered glass sheet before irradiation with laser light.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view of an example of a tempered glass plate before irradiation with laser light. In FIG. 3, the direction of the arrow indicates the direction in which the stress is applied, and 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 where compressive stress remains, and an intermediate layer 17 provided between the front surface layer 13 and the back surface layer 15 where tensile stress remains.
  • the surface layer of the end surface of the tempered glass plate 10 may be composed of only a layer in which compressive stress remains, or may be composed of a layer in which compressive stress remains and a layer in which tensile stress remains.
  • 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 is substantially constant.
  • the tensile stress (> 0) remaining in the intermediate layer 17 gradually decreases 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 front surface layer 13 and the back surface layer 15
  • CT is the internal residual tensile stress in the intermediate layer 17 (the residual tensile stress of the intermediate layer 17).
  • Average value) (> 0) and CM indicate the maximum residual tensile stress in the intermediate layer 17, and DOL indicates the thickness of the surface layer 13 and the back surface layer 15, respectively.
  • CS, CT, CM, and DOL can be adjusted by the strengthening process conditions. For example, CS, CT, CM, and DOL can be adjusted by the cooling rate of the glass in the case of the wind-cooling down method.
  • CS, CT, CM, and DOL are ion-exchanged by immersing glass in a treatment liquid (for example, KNO 3 molten salt) in the case of chemical strengthening, and are adjusted by the concentration, temperature, and immersion time of the treatment liquid.
  • 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 and the same maximum residual compressive stress, but may have different thicknesses or different maximum residual compressive stresses. .
  • the scribe line (groove line) is not formed in advance on the surface 12 of the tempered glass plate 10 along the planned cutting line.
  • the scribe line may be formed in advance, but in this case, the number of steps increases, and the work is complicated. Further, if the scribe line is formed in advance, the glass may be lost.
  • 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.
  • the initial crack need not be formed in advance.
  • a microcrack is formed during grinding, so that an initial crack need not be formed in advance.
  • the irradiation region 22 of the laser beam 20 (for example, the center of the irradiation region 22 of the laser beam 20) is directed from the end of the tempered glass plate 10 toward the inside along the planned cutting line. , Moved in a straight line or curved line. Thereby, the crack 30 (refer FIG. 1A and FIG. 1B) is formed toward the inner side from the edge part of the tempered glass board 10, and the tempered glass board 10 is cut
  • the irradiation region 22 of the laser beam 20 may be moved in a P-shape. In this case, the end of the planned cutting line included in the movement path intersects the middle of the planned cutting line.
  • the support that supports 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 is formed in a circular shape as shown in FIGS. 1A and 1B, for example, but may be rectangular or elliptical.
  • the shape is not limited.
  • the roundness of the irradiation region 22 is preferably 0.5R or less. When the roundness is 0.5R or less, when the center of the irradiation region 22 is moved along the curved cutting plan line on the surface 12 of the tempered glass plate 10, the required accuracy of the rotation control of the irradiation region 22 is It is preferable because it is low.
  • the roundness is a difference between radii R and r of two concentric circles which are a circumscribed circle C11 and an inscribed circle C12 of the irradiation region 22.
  • R represents the radius of the circumscribed circle C11 of the irradiation region 22
  • r represents the radius of the inscribed circle C12 of the irradiation region 22.
  • the irradiation region 22 of the laser beam 20 is the thickness of the tempered glass plate 10, the maximum residual compressive stress (CS), the internal residual tensile stress (CT), the surface layer 13 and the back surface layer 15. Is moved at a speed according to the thickness (DOL) of the laser beam, the light source output of the laser beam 20, and the like.
  • 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 light 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 beam 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, if the heating temperature is not too high, that is, if the light condensing area can keep the annealing point or less, the condensing position of the laser light 20 is in the tempered glass plate 10, particularly in the intermediate layer 17 as shown in FIG. It may be.
  • the area where stress is generated by the laser beam 20 can be minimized, so that the cutting accuracy can be increased and the light source output of the laser beam 20 can be reduced. Can do.
  • the laser beam 20 is absorbed as heat in the process of passing through the tempered glass plate 10, and the intensity thereof is lowered.
  • the intensity (power density) per unit area of the laser light 20 on the back surface 14 increases.
  • the difference between the heating temperature of the front surface 12 and the heating temperature of the back surface 14 becomes small. Therefore, heating efficiency is good and the light source output of the laser beam 20 is reduced.
  • the optical axis 21 of the laser light 20 may be orthogonal to the surface 12 on the surface 12 of the tempered glass plate 10 as shown in FIGS. 1A and 5 (the optical axis is not shown in FIG. 1A), for example. As shown in FIG. 6, it may intersect with the surface 12 at an angle. If the laser beam 20 reflected by the surface 12 may affect the laser oscillator, if the optical axis 21 of the laser beam 20 crosses the surface 12 at an angle, most of the reflected light does not return to the laser oscillator. Can be reduced. When the film 18 having the property of absorbing the laser light 20 is formed on the surface 12 of the tempered glass plate 10, the surface 12 is heated by absorbing the laser light 20 into the film 18, and the tempered glass is heated.
  • the plate 10 cannot be cut. However, as shown in FIG. 6, when the optical axis 21 of the laser beam 20 obliquely intersects the surface 12, cutting is possible even if the planned cutting line overlaps the edge of the film 18.
  • the film 18 include a ceramic film and a resin film for improving design properties, and a transparent electrode film for improving functionality.
  • the strengthening is performed by utilizing the extension of cracks due to the residual tensile stress of the intermediate layer 17 instead of the action of only the laser beam 20.
  • the glass plate 10 is cut. That is, as will be described in detail later, cracks generated in the tempered glass plate 10 due to the residual tensile stress of the intermediate layer 17 by heating the intermediate layer 17 in the irradiation region 22 of the laser light 20 at a temperature below the annealing point under the above conditions. It is possible to cut the tempered glass sheet 10 by the crack 30 due to the residual tensile stress by controlling the extension of the tension 30.
  • the intermediate layer 17 is heated at a temperature below the annealing point because when the heating is performed above the annealing point, the glass becomes high temperature and a viscous flow easily occurs even in a short time during which the laser beam passes. This is because the compressive stress generated by the laser beam is relieved by this viscous flow.
  • the laser beam 20 When the laser beam 20 is perpendicularly incident on the surface 12 of the tempered glass plate 10, the laser beam 20 travels the same distance as the thickness t (cm) of the tempered glass plate 10 and is emitted from the back surface 14. In this case, when the tempered glass plate 10 and the laser beam 20 satisfy the expression 0 ⁇ ⁇ t ⁇ 3.0, the laser beam 20 reaches the inside without being absorbed by the surface of the tempered glass plate 10. become. The inside of the tempered glass plate 10 is sufficiently heated, and the stress generated in the tempered glass plate 10 changes from the state shown in FIG. 3 to the state shown in FIGS.
  • FIG. 7 is a schematic diagram showing an example of stress distribution in the cross section along the line AA in FIG. 1B, and is a schematic diagram showing an example of stress distribution in the cross section including the irradiation region of the laser beam.
  • FIG. 8 is a schematic diagram showing an example of stress distribution in a cross section along the line BB in FIG. 1B, and is a schematic diagram showing an example of stress distribution in a cross section behind the cross section shown in FIG.
  • “rear” means the rear of the laser beam 20 in the scanning direction. 7 and 8, the direction of the arrow indicates the direction of the 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. 7, as shown in FIG. 8.
  • 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 in this embodiment is a so-called full cut cutting.
  • the crack 30 is cut because the position of the irradiation region 22 is in the stress distribution as shown in FIG.
  • the tip position of the crack 30 moves so as to follow the position of the irradiation region 22 without moving away from the planned line. Therefore, the extension of the crack 30 can be controlled by the laser beam 20.
  • the extension of the crack 30 can be controlled by the laser beam 20 in the tempered glass plate 10 by setting ⁇ ⁇ t to be larger than 0 and not larger than 3.0.
  • ⁇ ⁇ t since the crack 30 extends just after the irradiation area
  • the tip of the crack 30 may follow the irradiation region 22 instead of following the irradiation region 22. The closer the tip of the crack 30 is to the irradiation region 22, or the more it overlaps, the cutting accuracy is further improved.
  • ⁇ ⁇ t is preferably as close to 0 as possible when the laser wavelength used is close to the wavelength range of visible light. However, since ⁇ ⁇ t 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 is preferably 3.0 or less (laser light absorptivity 95% or less), more preferably 0.105 or less (laser light absorptivity 10% or less), and even more preferably 0.02 or less (laser Light absorption rate is 2% or less).
  • CT internal residual tensile stress
  • the internal residual tensile stress (CT) is 15 MPa or more so that the residual tensile stress of the intermediate layer 17 is more dominant than the tensile stress generated by the laser light 20 among the tensile stresses used for cutting.
  • CT internal residual tensile stress
  • the distance between the position where the tensile stress reaches a predetermined value (that is, the tip position of the crack 30) and the position of the laser beam 20 within the tempered glass plate 10 is sufficiently short, so that the cutting accuracy can be improved. It can be improved.
  • the internal residual tensile stress (CT) of the intermediate layer 17 is more preferably 30 MPa or more, and further preferably 40 MPa.
  • CT internal residual tensile stress
  • the tensile stress used for cutting is only the residual tensile stress of the intermediate layer 17, and the trajectory accuracy of the cutting line can be further improved.
  • the upper limit value of the internal residual tensile stress (CT) is 120 MPa. In the current technology, it can be tempered only up to about 120 MPa for technical reasons of tempering treatment. However, if chemically tempered glass having an internal residual tensile stress (CT) exceeding 120 MPa can be produced, the present invention can naturally be applied. It is.
  • 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. For example, the content of iron oxide (including FeO, Fe 2 O 3 and Fe 3 O 4 ) in the tempered glass plate 10, the content of cobalt oxide (including CoO, Co 2 O 3 and Co 3 O 4 ), copper oxide as the content of (CuO, Cu including 2 O) increases, the absorption coefficient in the near infrared wavelength region near 1000 nm (alpha) is increased. Furthermore, the absorption coefficient ( ⁇ ) increases in the vicinity of the absorption wavelength of the rare earth atom as the content of the oxide of the rare earth element (for example, Yb) in the tempered glass plate 10 increases.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) in the near-infrared wavelength region near 1000 nm is set according to the application.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) is preferably 3 cm ⁇ 1 or less.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) is preferably 0.6 cm ⁇ 1 or less.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) is preferably 0.2 cm ⁇ 1 or less.
  • the wavelength of the laser beam 20 is preferably 250 to 5000 nm. By setting the wavelength of the laser beam 20 to 250 to 5000 nm, both the transmittance of the laser beam 20 and the heating efficiency by the laser beam 20 can be achieved.
  • the wavelength of the laser beam 20 is more preferably 300 to 4000 nm, still more preferably 800 to 3000 nm.
  • the content of iron oxide in the tempered glass plate 10 depends on the type of glass constituting the tempered glass plate 10, but is, for example, 0.02 to 1.0% by mass. By adjusting the iron oxide content within this range, ⁇ ⁇ t can be adjusted to a desired range using a general-purpose near-infrared laser near 1000 nm. Instead of adjusting the content of iron oxide, the content of cobalt oxide, copper oxide, or rare earth element oxide may be adjusted.
  • the thickness (t) of the tempered glass plate 10 is set according to the application.
  • the thickness (t) of the tempered glass plate 10 is preferably 0.01 to 0.2 cm. By setting the thickness (t) to 0.2 cm or less, the internal residual tensile stress (CT) can be sufficiently increased. On the other hand, when the thickness (t) is less than 0.01 cm, it is difficult to subject the glass to chemical strengthening treatment.
  • the thickness (t) is more preferably 0.03 to 0.15 cm, still more preferably 0.05 to 0.15 cm.
  • the thickness (t) of the tempered glass plate 10 is preferably 0.1 to 3 cm. By setting the thickness (t) to 3 cm or less, the internal residual tensile stress (CT) can be sufficiently increased. On the other hand, when the thickness (t) is less than 0.1 cm, it is difficult to subject the glass to an air cooling strengthening treatment.
  • the thickness (t) is more preferably 0.15 to 2 cm, still more preferably 0.2 to 1.5 cm.
  • the irradiation region 22 of the laser beam 20 is larger than 0.18 mm when formed in a circle, and the thickness of the tempered glass plate 10. It is preferable to have a smaller diameter ( ⁇ ).
  • the diameter ( ⁇ ) is equal to or greater than the thickness of the tempered glass plate 10
  • the irradiation region 22 of the laser light 20 is too wide and the heating region is too wide, so that a part of the cut surface (particularly, a cutting start portion and a cutting end portion) is formed. May be slightly curved.
  • the diameter ( ⁇ ) may be smaller than 1.03 mm.
  • a diameter ((PHI)) is 0.5 mm or less, in order to improve the position controllability of the crack 30, a cutting precision will improve and it is more preferable.
  • the diameter ( ⁇ ) is 0.18 mm or less, when the power control of the laser beam 20 varies, the power density becomes too high, the cut surface becomes rough, and fine cracks may be formed.
  • ⁇ ⁇ t is as small as 0.105 or less (laser light absorptivity 10% or less)
  • variations in power control occur and even if the power density increases, the diameter ( ⁇ ) Even when the thickness is 0.18 mm or less, the cutting accuracy may be improved.
  • the power control accuracy of the laser beam 20 is high, the cutting accuracy may be improved even when the diameter ( ⁇ ) is 0.18 mm or less regardless of the value of ⁇ ⁇ t.
  • FIG. 9 is an explanatory diagram of a method for cutting a tempered glass sheet according to the second embodiment of the present invention.
  • the same components as those in FIG. 9 are identical to FIG. 9 in FIG. 9, the same components as those in FIG. 9 in FIG. 9, the same components as those in FIG. 9
  • the surface 12 of the tempered glass plate 10 is irradiated with the laser light 20, and the irradiation region 22 of the laser light 20 is moved on the surface 12 of the tempered glass plate 10. Then, the tempered glass plate 10 is cut.
  • the tempered glass plate 10 and the laser beam 20 the absorption coefficient of the tempered glass plate 10 with respect to the laser beam 20 and alpha (cm -1), the thickness of the reinforced glass plates 10 t (cm)
  • the tempered glass sheet 10 is cut by utilizing the extension of cracks due to the residual tensile stress of the intermediate layer 17 by satisfying the formula of 0 ⁇ ⁇ t ⁇ 3.0. That is, by heating the intermediate layer 17 in the irradiation region 22 of the laser light 20 at a temperature below the annealing point, it is possible to control the extension of the crack 30 generated in the tempered glass plate 10 due to the residual tensile stress of the intermediate layer 17. It becomes. Therefore, the present embodiment can provide the same effects as those of the first embodiment.
  • the gas 40 is sprayed on the surface 12 of the tempered glass plate 10, and the spray region 42 of the gas 40 is formed on the surface 12 of the tempered glass plate 10. It moves in conjunction with the irradiation region 22 (with the irradiation region 22).
  • the spray region 42 may overlap with the irradiation region 22 or may be disposed in the vicinity of the irradiation region 22.
  • the spray area 42 may precede the irradiation area 22 or may follow the irradiation area 22.
  • gas 40 For example, compressed air etc. are used.
  • the gas 40 may be a cooling gas that locally cools the tempered glass plate 10, and in this case, the blowing region 42 of the gas 40 is behind the irradiation region 22 of the laser light 20 in the moving direction as shown in FIG. 9. You may make it follow the irradiation area
  • region 22 so that it may be located in the vicinity. As a result, a high temperature gradient is generated in the vicinity of the rear side in the moving direction of the irradiation region 22 of the laser light 20, so that the position where the tensile stress reaches a predetermined value (that is, the tip position of the crack 30) and the position of the laser light 20. The distance between them becomes shorter. Therefore, since the position controllability of the crack 30 is improved, the cutting accuracy can be further improved.
  • a predetermined value that is, the tip position of the crack 30
  • FIGS. 10A and 10B are explanatory views of a method for cutting a strengthened glass sheet according to the third embodiment of the present invention.
  • FIG. 10A is a cross-sectional view showing a cross section of the tempered glass plate
  • FIG. 10B is an enlarged plan view showing the surface of the tempered glass plate.
  • the arrow direction indicates the gas flow direction.
  • 10A and 10B the same components as those in FIGS. 1A and 9 are denoted by the same reference numerals, and description thereof is omitted.
  • the spray region 42 of the gas 40 is arranged in the vicinity of the rear of the irradiation region 22 of the laser beam 20, whereas in the present embodiment, the laser beam is located inside the outer edge of the spray region 42 of the gas 40.
  • the difference is that 20 irradiation regions 22 are arranged. Since other configurations are the same as those of the second embodiment, the description will focus on the differences.
  • the gas 40 is a cooling gas that locally cools the tempered glass plate 10.
  • the irradiation region 22 of the laser beam 20 is disposed on the inner side of the outer edge of the spray region 42 of the gas 40.
  • the blowing region 42 of the gas 40 is a region obtained by projecting the outlet 52 of the nozzle 50, which is a gas 40 outlet, onto the surface 12 of the tempered glass plate 10 in a direction parallel to the central axis 51 of the nozzle 50.
  • the irradiation region 22 of the laser beam 20 is arranged on the surface 12 of the tempered glass plate 10 on the inner side of the outer edge of the spray region 42 of the gas 40. Can be squeezed. Therefore, since a high temperature gradient is generated in the vicinity of the rear side of the irradiation region 22 of the laser beam 20, the distance between the position where the tensile stress reaches a predetermined value (that is, the tip position of the crack 30) and the position of the laser beam 20. becomes shorter. Therefore, since the position controllability of the crack 30 is improved, the cutting accuracy can be further improved.
  • the nozzle 50 is formed in a cylindrical shape as shown in FIG. 10A, for example, and the laser beam 20 may pass through the nozzle 50.
  • the central axis 51 of the nozzle 50 and the optical axis 21 of the laser light 20 may be arranged coaxially. Since the positional relationship between the blowing region 42 of the gas 40 and the irradiation region 22 of the laser beam 20 is fixed, it is effective when it is not necessary to change the positional relationship.
  • FIG. 11A and 11B are explanatory views of a method for cutting a strengthened glass sheet according to the fourth embodiment of the present invention.
  • FIG. 11A is a cross-sectional view taken along the line AA in FIG. 11B.
  • FIG. 11B is a plan view of the tempered glass sheet. 11A and 11B, the same components as those in FIG.
  • the laser beam 20 is incident on the surface 12 of the tempered glass plate 10 perpendicularly.
  • the laser beam 20 is incident on the surface 12 of the tempered glass plate 10 at an angle. It is different in the point to do. Since other configurations are the same as those of the second embodiment, the description will focus on the differences.
  • the laser light 20 is incident obliquely on the surface 12 of the tempered glass plate 10 as viewed in the moving direction of the irradiation region 22 of the laser light 20, so that the cut surface of the tempered glass plate 10 is in the plate thickness direction. And become slanted. Therefore, the cutting pieces obtained by cutting the tempered glass plate 10 can be separated in the thickness direction.
  • the refraction angle ⁇ increases in accordance with Snell's law, so that the inclination of the cut surface of the tempered glass plate 10 with respect to the plate thickness direction increases. As this inclination increases, separation in the plate thickness direction after cutting becomes easier, but chamfering of the cut surface after cutting becomes troublesome.
  • the incident angle ⁇ is set according to the positional relationship between the optical axis 21 of the laser light 20 and the planned cutting line 11 on the surface 12 of the tempered glass plate 10. For example, as shown in FIG. 11B, when the optical axis 21 of the laser beam 20 is arranged perpendicularly to the planned cutting line 11 in plan view (thickness direction view), the incident angle ⁇ is in the range of 1 to 60 °. Is set. Note that the optical axis 21 of the laser light 20 may be disposed obliquely with respect to the planned cutting line 11 in plan view (view in the plate thickness direction).
  • the laser beam 20 When the laser beam 20 is incident on the front surface 12 of the tempered glass plate 10 at an angle, the laser beam 20 travels a distance of t / cos ⁇ and is emitted from the back surface 14.
  • the tempered glass plate 10 and the laser beam 20 satisfy the expression 0 ⁇ ⁇ t / cos ⁇ ⁇ 3.0, the laser beam 20 is not absorbed in the vicinity of the surface 12 of the tempered glass plate 10 and enters the inside. To reach up to. Therefore, as in the first embodiment, it is possible to control the extension of the cracks 30 generated in the tempered glass plate 10 by the residual tensile stress of the intermediate layer 17. Therefore, the present embodiment can provide the same effects as those of the first embodiment.
  • the gas 40 is sprayed onto the surface 12 of the tempered glass plate 10, and the spray region 42 of the gas 40 is laser-beamed on the surface 12 of the tempered glass plate 10. It may be moved in conjunction with the 20 irradiation regions 22.
  • the spray region 42 of the gas 40 may overlap with the irradiation region 22 of the laser light 20 or may be disposed in the vicinity of the irradiation region 22 of the laser light 20. Further, the irradiation region 22 of the laser light 20 may be disposed inside the outer edge of the spray region 42 of the gas 40.
  • FIG. 12 is an explanatory diagram of a method for cutting a strengthened glass sheet according to the fifth embodiment of the present invention.
  • the same or corresponding components as those in FIG. 1A are denoted by the same or corresponding reference numerals, and description thereof is omitted.
  • one tempered glass plate 10 is cut, whereas in this embodiment, a plurality of (for example, three) tempered glass plates 10A to 10C are cut at the same time in a stacked state.
  • a plurality of (for example, three) tempered glass plates 10A to 10C are cut at the same time in a stacked state.
  • ⁇ ⁇ t is as small as 0.105 or less (laser light absorption rate 10% or less)
  • most of the laser light irradiated on the surface of each tempered glass 10 plate is transmitted, so a plurality of laminated sheets It is possible to simultaneously cut the tempered glass plate 10. Since other configurations are the same as those of the second embodiment, the description will focus on the differences.
  • a laser beam 20 is irradiated on the surface (one main surface) 112 of a laminate 110 formed by laminating N tempered glass plates 10A to 10C (N is a natural number of 2 or more), and each tempered glass plate The N tempered glass plates 10A to 10C are cut by moving the irradiation region 22 of the laser light 20 on the surfaces 12A to 12C of 10A to 10C.
  • the N tempered glass plates 10A to 10C may have different glass compositions, but preferably have the same glass composition.
  • the N tempered glass plates 10A to 10C may have different thicknesses, but preferably have the same thickness.
  • the N tempered glass plates 10A to 10C may have different thermal expansion coefficients, but preferably have the same thermal expansion coefficient.
  • the N tempered glass plates 10A to 10C may have different absorption coefficients ⁇ , but preferably have the same absorption coefficient ⁇ .
  • the tempered glass plates adjacent to each other may be in contact with each other or may be separated from each other.
  • spacers such as resin, may be provided between the tempered glass plates adjacent to each other (for example, the tempered glass plate 10A and the tempered glass plate 10B).
  • the laser beam 20 may be incident perpendicular to the surface (upper surface in the drawing) 112 of the stacked body 110. That is, the laser beam 20 may be incident on the surfaces 12A to 12C of the tempered glass plates 10A to 10C perpendicularly.
  • Each of the tempered glass plates 10A to 10C and the laser beam 20 has an absorption coefficient ⁇ i (cm ⁇ 1 ) of each tempered glass plate 10 with respect to the laser beam 20 and a thickness of each tempered glass plate 10 as t i (cm). 0 ⁇ i ⁇ t i ⁇ 3.0 (i is an arbitrary natural number of 1 or more and N or less).
  • the laser beam 20 is incident perpendicular to the surface 12A ⁇ 12C of each reinforcing glass plates 10A ⁇ 10C, emitted from the rear surface to move the same distance as the thickness t i (cm) of each reinforcing glass plates 10A ⁇ 10C To do.
  • each of the tempered glass plates 10A to 10C and the laser beam 20 satisfies the formula of 0 ⁇ i ⁇ t i ⁇ 3.0, so that the laser beam 20 is converted into the surfaces 12A to 12C of the tempered glass plates 10A to 10C. It reaches the inside without being absorbed in the vicinity.
  • the present embodiment can provide the same effects as those of the first embodiment.
  • the gas 40 is sprayed onto the surface 112 of the stacked body 110, and the spray region 42 of the gas 40 is applied to the surface 112 of the stacked body 110. It may be moved in conjunction with the irradiation region 22.
  • the spray region 42 of the gas 40 may overlap with the irradiation region 22 of the laser light 20 or may be disposed in the vicinity of the irradiation region 22 of the laser light 20. Further, the irradiation region 22 of the laser beam 20 may be disposed inside the outer edge of the spray region 42 of the gas 40.
  • the laser beam 20 is perpendicularly incident on the surfaces 12A to 12C of the tempered glass plates 10A to 10C.
  • the laser beam 20 is incident on the tempered glass plates 10A. It may be incident obliquely on the surfaces 12A to 12C of .about.10C.
  • each of the tempered glass plates 10 and the laser light 20 has a refraction angle of the laser light 20 on the surfaces 12A to 12C of the tempered glass plates 10A to 10C as ⁇ i and 0 ⁇ i ⁇ t i / cos ⁇ i ⁇ 3.0 (i is an arbitrary natural number of 1 or more and N or less) is satisfied.
  • Example 1-1 to Example 1-4 Production of chemically strengthened glass plate
  • 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 : 60.7%, Al 2 O 3 : 9.6%, MgO: 7.0%, CaO: 0.1%, SrO. : 0.1%, BaO: 0.1%, Na 2 O: 11.6%, K 2 O: 6.0%, ZrO 2 : 4.8%, iron oxide (Fe 2 O 3 ) was contained in a predetermined amount by external division.
  • Each chemically strengthened glass plate was produced by immersing the above-described chemically strengthened glass plate 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) was a desired value.
  • CT The internal residual tensile stress (CT) of each chemically strengthened glass plate is measured by measuring the surface compressive stress (CS) and the depth (DOL) of the compressive stress layer with a surface stress meter FSM-6000 (manufactured by Orihara Seisakusho). It calculated
  • CT (CS ⁇ DOL) / (t ⁇ 2 ⁇ DOL) (I)
  • CT (C1 ⁇ D1 / 2 + C2 ⁇ D2 / 2) / (t ⁇ D1 ⁇ D2) (II)
  • C1 represents the maximum residual compressive stress of the surface layer
  • D1 represents the thickness of the surface layer
  • C2 represents the maximum residual compressive stress of the back layer
  • D2 represents the thickness of the back layer.
  • the chemically strengthened glass plate was cut by the cutting method shown in FIGS. 1A and 1B. An initial crack was previously formed with a file at the cutting start position on the side surface of each chemically strengthened glass plate, and no scribe line was formed on the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the light source of the laser beam was a fiber laser (central wavelength band: 1075 to 1095 nm).
  • the absorption coefficient of each chemically strengthened glass plate with respect to this laser beam was measured using an ultraviolet-visible near-infrared spectrophotometer Lambda950.
  • the optical axis of the laser beam was arranged so as to be orthogonal to the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the irradiation region of the laser beam was moved at a constant speed of 10 mm / sec over 50 mm from one end (initial crack) to the other end of the planned cutting line on the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the planned cutting line which is the center line of the movement path, was a straight line parallel to one side of the rectangular chemically strengthened glass plate, and the distance from one side was 10 mm.
  • the shape of the laser light irradiation area was circular.
  • the condensing position of the laser light was arranged at a position of ⁇ 10.3 to 20 mm from the surface (upper surface) of each chemically strengthened glass plate (the upper side (light source side) is positive with respect to the upper surface).
  • the converging angle of the laser beam was 1.4 to 33.4 °.
  • the cutting results were evaluated based on (1) cutting availability, (2) cutting edge quality, (3) cutting surface quality, and (4) maximum deviation.
  • the maximum deviation amount represents how much the cutting line has deviated from the planned cutting line on the surface of the chemically strengthened glass plate, and is a measurement of the fluctuation range in the direction orthogonal to the planned cutting line. This maximum deviation amount is measured excluding the cutting start portion and the cutting end portion.
  • Example 1-5 to Example 1-10 In Example 1-5 to Example 1-10 (Comparative Example), unlike Example 1-1 to Example 1-4 (Example), the value of thickness (t) ⁇ absorption coefficient ( ⁇ ) was set to more than 3.0. An attempt was made to cut a chemically strengthened glass plate.
  • Example 1-5 except that the thickness (t) was changed, a chemically strengthened glass plate was produced in the same manner as in Example 1-4, and the laser light irradiation region was moved on the chemically strengthened glass plate thus produced. I let you.
  • the absorption coefficient ( ⁇ ) was changed using a carbon dioxide laser (wavelength: 10600 nm) as the laser light source (thickness (t) in Examples 1-6 to 1-8)
  • a chemically strengthened glass plate was produced in the same manner as in Example 1-2, and the irradiation region of the laser beam was moved on the chemically strengthened glass plate thus produced.
  • the irradiation region of the laser beam on the surface of the chemically strengthened glass plate has an elliptical shape (12 mm in length and 3 mm in width) that is long in the moving direction in order to increase the irradiation time of the laser beam and ensure the heat transfer time.
  • the chemically strengthened glass sheet can be cut with good cutting accuracy by setting the value of thickness (t) ⁇ absorption coefficient ( ⁇ ) to 3.0 or less.
  • the value of thickness (t) ⁇ absorption coefficient ( ⁇ ) exceeded 3.0, cutting was impossible, or even if it could be cut, the maximum deviation amount was large, and cutting accuracy was poor.
  • Example 2-1 to Example 2-20 [Example 2-1 to Example 2-20]
  • the chemical strengthening treatment conditions were changed to adjust the internal residual tensile stress (CT), and the relationship between the internal residual tensile stress (CT) and the maximum deviation amount was determined.
  • CT internal residual tensile stress
  • the production, cutting, and evaluation of the chemically strengthened glass plate were the same as in Examples 1-1 to 1-4.
  • the evaluation results are shown in Tables 3 to 5 together with cutting conditions and the like.
  • Example 3-1 to Example 3-8 the cutting results were evaluated by changing the size and shape of the laser light irradiation region on the surface of the chemically strengthened glass plate.
  • the production, cutting, and evaluation of the chemically strengthened glass plate were the same as in Examples 1-1 to 1-4.
  • the diameter ( ⁇ ) is larger than 0.18 mm, and the thickness of the chemically strengthened glass plate (1.0 mm). Smaller than), it can be seen that the cutting edge quality and the cutting surface quality are good.
  • the diameter ( ⁇ ) was 0.18 mm, there was a fine crack on the cut surface.
  • the diameter ( ⁇ ) was 1.03 mm, the end of the cut surface was slightly curved.
  • Example 4-1 to Example 4-4 the chemically tempered glass plate can be cut along the planned cutting line (no self-propelled cracks or glass crushing occurs), and the laser on the surface of the chemically tempered glass plate. The relationship with the diameter of light was investigated.
  • Each chemically strengthened glass plate is expressed in terms of mass% on the basis of oxide, SiO 2 : 61.0%, Al 2 O 3 : 12.8%, MgO: 6.6%, CaO: 0.1%, SrO. : 0.2%, BaO: 0.2%, Na 2 O: 12.2%, K 2 O: 5.9%, ZrO 2 : containing 1.0% was used.
  • the surface compressive stress (CS) was 735 MPa
  • the depth (DOL) of the compressive stress layer was 51.2 ( ⁇ m)
  • the internal tensile stress (CT) was 38 (MPa).
  • Each chemically strengthened glass plate (300 mm ⁇ 300 mm ⁇ 1.1 mm) was cut by the cutting method shown in FIGS. 10A and 10B.
  • An initial crack was previously formed with a file at the cutting start position on the side surface of each chemically strengthened glass plate, and no scribe line was formed on the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the exit of the nozzle was a circle with a diameter of 2 mm, and the gap G (see FIG. 10A) between each chemically strengthened glass plate was placed at a position of 3 mm. Compressed air at room temperature was injected from the outlet of the nozzle toward the surface of each chemically strengthened glass plate at a flow rate of 100 L / min.
  • the central axis of the nozzle and the optical axis of the laser beam were arranged coaxially so as to be orthogonal to the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • a fiber laser (center wavelength: 1070 nm) was used as a laser light source.
  • the absorption coefficient of each chemically strengthened glass plate with respect to laser light was measured using an ultraviolet-visible near-infrared spectrophotometer Lambda950.
  • the condensing position of the laser light was arranged 0 to 2.8 mm above the surface of each chemically strengthened glass plate (on the side opposite to the back surface).
  • the condensing angle of the laser beam was 4 °.
  • the center of the laser beam was moved over 300 mm from one end of the planned cutting line to the other end.
  • the planned cutting line as the movement path was a straight line parallel to one side (short side) of each rectangular chemically strengthened glass plate, and the distance from one side was 10 mm.
  • the diameter of the laser beam is set to 0.2 mm and the center of the laser beam is moved from the cutting start edge by 15 mm at a speed of 2.5 mm / sec.
  • the diameter of the laser beam was set to the diameter shown in Table 7 while moving 5 mm. Thereafter, the moving speed of the laser beam was accelerated to the target speed and maintained at the target speed. Table 7 shows the maximum speed at which cutting was possible.
  • Table 7 shows that when the light source output is constant, the scanning speed of the laser beam can be improved as the diameter of the laser beam is reduced on the surface of the chemically strengthened glass plate. This is because when the light source output of the laser beam is constant, the power density (W / mm 2 ) of the laser beam increases as the diameter of the laser beam decreases on the surface of the chemically strengthened glass plate, so that the heating time can be shortened. .
  • Example 5-1 to Example 5-2 the relationship between the minimum light source output that can cut the chemically tempered glass plate along the planned cutting line (no self-running of cracks or glass crushing) and the use of nozzles Examined.
  • Each chemically strengthened glass plate (150 mm ⁇ 100 mm ⁇ 1.1 mm) was cut by the cutting method shown in FIGS. 10A and 10B.
  • An initial crack was previously formed with a file at the cutting start position on the side surface of each chemically strengthened glass plate, and no scribe line was formed on the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • a fiber laser (center wavelength: 1070 nm) was used as a laser light source.
  • the absorption coefficient of each chemically strengthened glass plate with respect to laser light was measured using an ultraviolet-visible near-infrared spectrophotometer Lambda950.
  • the condensing position of the laser beam was arranged at a position 0 mm above (on the opposite side to the back side) from the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the condensing angle of the laser light was 8.9 °.
  • the center of the laser beam was moved over 150 mm from one end of the planned cutting line to the other end.
  • the planned cutting line as the movement path was a straight line parallel to one side (short side) of each rectangular chemically strengthened glass plate, and the distance from one side was 10 mm.
  • the diameter of the laser beam is set to 0.2 mm, and the center of the laser beam is moved 15 mm from the cutting start end of the planned cutting line at a speed of 2.5 mm / sec. While the center of the laser beam was further moved by 5 mm, the diameter of the laser beam was reduced from 0.2 mm to 0.1 mm. Thereafter, the moving speed of the laser beam was accelerated to a target speed (10 mm / sec) and maintained at the target speed. The reason why the moving speed is low at the start of cutting is that it takes time to form a crack.
  • Example 5-1 a nozzle was not used, and in Example 5-2, a cooling gas was sprayed onto the surface of the chemically strengthened glass plate using a nozzle.
  • the central axis of the nozzle was arranged coaxially with the optical axis of the laser beam so as to be orthogonal to the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the exit of the nozzle was a circle having a diameter of 1 mm, and the gap G (see FIG. 10A) between each chemically strengthened glass plate was placed at a position of 2 mm. Compressed air at room temperature was injected from the outlet of the nozzle toward the surface of each chemically strengthened glass plate at a flow rate of 15 L / min. Table 9 shows the minimum light source output that could be cut.
  • Example 6-1 to Example 6-5 the relationship between the minimum light source output that can cut the chemically strengthened glass plate along the planned cutting line (there is no self-running cracks or glass crushing) and the focusing position of the laser beam Investigated about.
  • Each chemically strengthened glass plate (150 mm ⁇ 100 mm ⁇ 1.1 mm) was cut by the cutting method shown in FIGS. 10A and 10B.
  • An initial crack was previously formed with a file at the cutting start position on the side surface of each chemically strengthened glass plate, and no scribe line was formed on the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • a fiber laser (center wavelength: 1070 nm) was used as a laser light source.
  • the absorption coefficient of each chemically strengthened glass plate with respect to laser light was measured using an ultraviolet-visible near-infrared spectrophotometer Lambda950.
  • the center of the laser beam was moved over 150 mm from one end to the other end of the planned cutting line.
  • the planned cutting line as the movement path was a straight line parallel to one side (short side) of each rectangular chemically strengthened glass plate, and the distance from one side was 10 mm.
  • the diameter of the laser beam is set to 0.2 mm, and the center of the laser beam is moved 15 mm from the cutting start end of the planned cutting line at a speed of 2.5 mm / sec. While the center of the laser beam was further moved by 5 mm, the diameter of the laser beam was reduced from 0.2 mm to 0.1 mm. Thereafter, the moving speed of the laser beam was accelerated to a target speed (10 mm / sec) and maintained at the target speed. The reason why the moving speed is low at the start of cutting is that it takes time to form a crack.
  • the condensing position of the laser beam was set to a position 1.3 mm above the surface of the chemically strengthened glass plate (on the opposite side from the back surface) while the moving speed of the laser beam was low.
  • the laser beam condensing position was changed before the laser beam moving speed was switched from low to high.
  • the laser beam condensing position after the change is the position 0.4 mm above the surface of the chemically strengthened glass plate in Example 6-1, the position on the surface of the chemically strengthened glass plate in Example 6-2, and the position in Example 6-3.
  • the center position in the thickness direction of the chemically strengthened glass plate was set at a position on the back surface of the chemically strengthened glass plate in Example 6-4, and at a position 0.4 mm below the back surface of the chemically strengthened glass plate in Example 6-5.
  • the central axis of the nozzle was arranged coaxially with the optical axis of the laser beam so as to be orthogonal to the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the exit of the nozzle was a circle with a diameter of 1 mm, and the gap G (see FIG. 10A) between each chemically strengthened glass plate was placed at a position of 2 mm. Compressed air at room temperature was injected from the outlet of the nozzle toward the surface of each chemically strengthened glass plate at a flow rate of 15 L / min. Table 9 shows the minimum light source output that could be cut.
  • the condensing position of the laser light is preferably between the front surface and the back surface of the chemically strengthened glass plate, and is closer to the back surface.
  • Example 7-1 to Example 7-2 In Examples 7-1 and 7-2, it was examined whether or not chemically strengthened glass sheets having different glass compositions could be cut.
  • Example 7-1 a chemically strengthened glass plate having the same composition as in Example 4-1 was cut.
  • Example 7-2 in terms of mass% based on oxide, SiO 2 : 62.0%, Al 2 O 3 : 17.1%, MgO: 3.9%, CaO: 0.6%, Na
  • Each chemically strengthened glass plate 120 mm ⁇ 100 mm ⁇ 0.8 mm was cut by the cutting method shown in FIGS. 10A and 10B.
  • An initial crack was previously formed with a file at the cutting start position on the side surface of each chemically strengthened glass plate, and no scribe line was formed on the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • a fiber laser (center wavelength: 1070 nm) was used as a laser light source.
  • the absorption coefficient of each chemically strengthened glass plate with respect to laser light was measured using an ultraviolet-visible near-infrared spectrophotometer Lambda950.
  • the planned cutting line 11 which is the movement path includes two straight portions (length 55 mm) 11-1 and 11-4 and the two straight portions 11-1 and 11-4. It includes two curvilinear portions (1/4 arc-shaped portions having a radius of 5 mm) 11-2 and 11-3 arranged between them.
  • the diameter of the laser beam is set to 0.2 mm, and the center of the laser beam is moved 15 mm from the cutting start end of the planned cutting line at a speed of 2.5 mm / sec. While the center of the laser beam was further moved by 5 mm, the diameter of the laser beam was reduced from 0.2 mm to 0.1 mm. Thereafter, the moving speed of the laser beam was accelerated to a target speed (10 mm / sec) and maintained at the target speed. The reason why the moving speed is low at the start of cutting is that it takes time to form a crack.
  • the condensing position of the laser beam was arranged at a position 0 mm above (on the opposite side to the back side) from the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the condensing angle of the laser light was 8.9 °.
  • the central axis of the nozzle was arranged coaxially with the optical axis of the laser beam so as to be orthogonal to the surface of each chemically strengthened glass plate.
  • the exit of the nozzle was a circle with a diameter of 2 mm, and the gap G (see FIG. 10A) between each chemically strengthened glass plate was placed at a position of 3 mm. Compressed air at room temperature was injected from the outlet of the nozzle toward the surface of each chemically strengthened glass plate at a flow rate of 50 L / min.
  • Table 10 shows the cutting evaluation results together with cutting conditions.
  • Table 10 shows that the glass composition of a chemically strengthened glass plate is not specifically limited.
  • Example 8-1 to Example 8-2 the laser beam was incident obliquely on the surface of the chemically strengthened glass plate (see FIGS. 11A and 11B). The irradiation area of the laser beam was moved on the surface of the plate.
  • Example 9 In Example 9, it was examined whether or not a laminated body in which three chemically strengthened glass plates were stacked was cut.
  • a fiber laser (central wavelength band: 1075 to 1095 nm, light source output: 80 W) was used as the laser light source.
  • the absorption coefficient of each chemically strengthened glass plate with respect to laser light was measured using an ultraviolet-visible near-infrared spectrophotometer Lambda950.
  • the laser beam was focused at a position 9 mm above the top surface of the laminate.
  • the condensing angle of the laser beam was 1.6 °.
  • the diameters of the laser beams in the same plane as the upper surface of each chemically strengthened glass plate were 0.24 mm, 0.27 mm, and 0.30 mm from the upper side, respectively.
  • the center of the laser beam was moved at a constant speed of 2.5 mm / sec over 150 mm from one end of the planned cutting line to the other end.
  • the planned cutting line as the movement path was a straight line parallel to one side (short side) of the rectangular chemically strengthened glass plate, and the distance from one side was 10 mm.
  • Example 10-1 to Example 10-2 In Examples 10-1 to 10-2, it was investigated whether or not the air-cooled tempered glass sheet could be cut.
  • Each air-cooled tempered glass plate is prepared by melting glass raw materials prepared by mixing multiple types of raw materials, forming the molten glass into a plate shape, cooling it to near room temperature, cutting, cutting, and double-sided mirror polishing Produced. In the course of cooling, the glass at a temperature near the softening point was quenched from the front and back surfaces to form a front layer and a back layer where compressive stress remained. The rapid cooling conditions were set so that the internal residual tensile stress (CT) was a desired value.
  • CT internal residual tensile stress
  • Each air-cooled tempered glass plate is expressed in terms of mass% on the basis of oxide, SiO 2 : 72.4%, Al 2 O 3 : 1.9%, MgO: 3.8%, CaO: 8.3%, Na 2 O: 12.7%, K 2 O: 1.0%.
  • CM CS / a
  • a a constant determined by the temperature at the start of rapid cooling of the glass, the rapid cooling rate of the glass, the thickness of the glass, etc., and is usually in the range of 2.2 to 2.5. In Example 10-1 to Example 10-2, 2.35 was used as the value of a.
  • Each air-cooled tempered glass plate (300 mm ⁇ 300 mm ⁇ 5 mm) was cut by the cutting method shown in FIGS. 1A and 1B. Since the side surface of each air-cooled tempered glass plate is a surface ground in advance by a rotating grindstone before cutting, no initial crack was formed at the cutting start position on the side surface of each air-cooled tempered glass plate before cutting. Further, no scribe line was formed on the surface of each air-cooled tempered glass plate.
  • a fiber laser (center wavelength: 1070 nm) was used as a laser light source.
  • the absorption coefficient of each air-cooled tempered glass plate with respect to laser light was measured using an ultraviolet-visible near-infrared spectrophotometer Lambda 950.
  • the optical axis of the laser beam was arranged so as to be orthogonal to the surface of each air-cooled tempered glass plate.
  • the laser beam was focused at a position 25.6 mm above the surface of each air-cooled tempered glass plate (on the opposite side from the back surface).
  • the condensing angle of the laser light was 8.9 °.
  • the planned cutting line which is the movement path, was a straight line parallel to one side (short side) of each rectangular air-cooled tempered glass plate, and the distance from one side was 20 mm.
  • the irradiation area of the laser beam was a circle with a diameter of 4 mm and moved at a constant speed of 2.5 mm / sec.
  • the light source output of the laser beam is set to 200 W in Example 10-1 and 240 W in Example 10-2. After that, it was set to 100W.
  • the film 18 when the film 18 is formed on the surface 12 of the tempered glass plate 10, the film 18 is removed along the planned cutting line by a pulse laser and then cut. good.
  • the means for removing the film 18 is not limited to using a laser beam such as a pulse laser, and any means that can remove the film, such as a mechanical means, may be used.

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Abstract

　強化ガラス板の切断方法は、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を移動させる工程を有する。レーザ光２０が表面１２に対して垂直に入射する場合、α×ｔが０よりも大きく、３以下である。αはレーザ光２０に対する強化ガラス板１０の吸収係数（ｃｍ－１）、ｔは強化ガラス板１０の厚さ（ｃｍ）を示す。また、レーザ光２０が表面１２に対して斜めに入射する場合、α×ｔ／ｃｏｓγが０よりも大きく、３以下である。γはレーザ光２０の屈折角（°）を示す。レーザ光２０の照射領域における中間層１７を徐冷点以下の温度で加熱することによって、中間層１７の残留引張応力によって強化ガラス板１０に生じるクラック３０の伸展を制御する。

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する。
　近年、携帯電話やＰＤＡなどの携帯機器において、ディスプレイ（タッチパネルを含む）の保護や美観などを高めるため、カバーガラス（保護ガラス）を用いることが多くなっている。また、ディスプレイの基板として、ガラス基板が広く用いられている。
　一方、携帯機器の薄型化・軽量化が進行しており、携帯機器に用いられるガラスの薄板化が進行している。ガラスが薄くなると強度が低くなるので、ガラスの強度不足を補うため、圧縮応力が残留する表面層及び裏面層を有する強化ガラスが開発されている。強化ガラスは、自動車用窓ガラスや建築用窓ガラスとしても用いられている。
　強化ガラスは、例えば風冷強化法や化学強化法などで作製される。風冷強化法は、軟化点付近の温度のガラスを表面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。一方、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。いずれの方法でも、反作用として、表面層と裏面層との間に、引張応力が残留する中間層を形成することになる。
　強化ガラスを製造する場合、製品サイズのガラスを１枚ずつ強化処理するよりも、製品サイズよりも大型のガラスを強化処理した後、切断して多面取りすることが効率的である。
　そこで、強化ガラス板を切断する方法として、強化ガラス板の表面にレーザ光を照射し、強化ガラス板の表面上で、レーザ光の照射領域を移動させることで、強化ガラス板を切断する方法が提案されている（例えば、特許文献１参照）。
特開２００８－２４７７３２号公報
　ところで、上記の特許文献１では、レーザ光の光源として、炭酸ガスレーザを用いているので、レーザ光の大部分が強化ガラス板の表面近傍で熱として吸収されてしまう。そのため、ガラス表面におけるレーザ光の照射領域の直下に、残留引張応力よりも大きい引張応力が生じる。その結果、切断時に形成されるクラックが、レーザ光の照射領域を越えて、意図しない方向に急激に伸展することがあり、切断線の軌跡精度の悪化、すなわち切断線が所望の切断予定線から外れたり、または切断できずにガラスが粉砕したりすることもある。この傾向は、残留引張応力が大きくなるほど顕著である。
　本発明は、上記課題に鑑みてなされたものであって、切断線の軌跡精度が良好な強化ガラス板の切断方法を提供することを目的とする。
　上記目的を解決するため、本発明の一の態様による強化ガラス板の切断方法は、
　圧縮応力が残留する表面層及び裏面層と、表面層と裏面層との間に形成され、引張応力が残留する中間層とを有する強化ガラス板を、該強化ガラス板の表面にレーザ光を照射し、該表面上で前記レーザ光の照射領域を移動させることにより切断させる、強化ガラス板の切断方法において、
　前記強化ガラス板と前記レーザ光とは、
　前記レーザ光が前記強化ガラス板の前記表面に対して垂直に入射する場合、前記レーザ光に対する前記強化ガラス板の吸収係数をα（ｃｍ－１）、前記強化ガラス板の厚さをｔ（ｃｍ）として、０＜α×ｔ≦３．０の式を満たし、
　前記レーザ光が前記強化ガラス板の前記表面に対して斜めに入射する場合、前記強化ガラス板の前記表面での前記レーザ光の屈折角をγ（°）として、０＜α×ｔ／ｃｏｓγ≦３．０の式を満たし、
　前記レーザ光の照射領域における前記中間層を徐冷点以下の温度で加熱することによって、前記中間層の残留引張応力によって前記強化ガラス板に生じるクラックの伸展を制御することを特徴とする。
　また、本発明の他の態様による強化ガラス板の切断方法は、
　圧縮応力が残留する表面層及び裏面層と、表面層と裏面層との間に形成され、引張応力が残留する中間層とを有する強化ガラス板をＮ枚（Ｎは２以上の自然数）積層してなる積層体にレーザ光を照射し、前記各強化ガラス板の表面上で前記レーザ光の照射領域を移動させることにより、前記Ｎ枚の強化ガラス板を切断する、強化ガラス板の切断方法において、
　前記各強化ガラス板と前記レーザ光とは、
　前記レーザ光が前記各強化ガラス板の前記表面に対して垂直に入射する場合、前記レーザ光に対する前記各強化ガラス板の吸収係数をαｉ（ｃｍ－１）、前記各強化ガラス板の厚さをｔｉ（ｃｍ）として、０＜αｉ×ｔｉ≦３．０（ｉは１以上、Ｎ以下の任意の自然数）の式を満たし、
　前記レーザ光が前記各強化ガラス板の前記表面に対して斜めに入射する場合、前記各強化ガラス板の前記表面での前記レーザ光の屈折角をγｉ（°）として、０＜αｉ×ｔｉ／ｃｏｓγｉ≦３．０（ｉは１以上、Ｎ以下の任意の自然数）の式を満たし、
　前記レーザ光の照射領域における前記各中間層を徐冷点以下の温度で加熱することによって、前記各中間層の残留引張応力によって前記各強化ガラス板に生じるクラックの伸展を制御することを特徴とする。
　本発明によれば、切断線の軌跡精度が良好な強化ガラス板の切断方法を提供することができる。
本発明の第１の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図（１）である。 本発明の第１の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図（２）である。 レーザ光を照射する前の化学強化ガラス板の残留応力の分布例を示す模式図である。 レーザ光を照射する前の風冷強化ガラス板の残留応力の分布例を示す模式図である。 レーザ光を照射する前の強化ガラス板の一例を示す断面図である。 レーザ光の照射領域の真円度の一例を示す説明図である。 レーザ光の集光位置の一例を示す模式図である。 レーザ光の光軸の一例を示す模式図である。 図１ＢのＡ－Ａ線に沿った断面における応力の分布例を示す模式図である。 図１ＢのＢ－Ｂ線に沿った断面における応力の分布例を示す模式図である。 本発明の第２の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図である。 本発明の第３の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図（１）である。 本発明の第３の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図（２）である。 本発明の第４の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図（１）である。 本発明の第４の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図（２）である。 本発明の第５の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図である。 例７－１～例７－２における強化ガラス板の表面の切断予定線を示す図である。
　以下、本発明を実施するための形態について図面を参照して説明する。
　［第１の実施形態］
　図１Ａ及び図１Ｂは、本発明の第１の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図である。図１Ｂは、図１Ａの平面図である。図１Ａ及び図１Ｂに示すように、強化ガラス板１０の表面（一方の主面）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、ソーダライムガラスが用いられる。また、ＬＣＤ用のガラス基板の場合、強化用のガラスとしては、アルカリ金属元素を実質的に含まない無アルカリ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（両主面）から急冷し、ガラスの表面及び裏面（両主面）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（両主面）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、アルカリ金属元素を含むソーダライムガラスを強化するのに好適である。
　これらの風冷強化法、化学強化法では、圧縮応力が残留する表面層及び裏面層を形成する反作用として、表面層と裏面層との間に引張応力が残留する中間層を形成することになる。
　図２Ａは、レーザ光を照射する前の化学強化ガラス板の残留応力の分布例を示す模式図である。図２Ｂは、レーザ光を照射する前の風冷強化ガラス板の残留応力の分布例を示す模式図である。図３は、レーザ光を照射する前の強化ガラス板の一例の断面図である。図３において、矢印の方向は、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３に示すように、強化ガラス板１０は、圧縮応力が残留する表面層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、引張応力が残留する中間層１７とを有する。強化ガラス板１０の端面の表層は、圧縮応力が残留する層のみで構成されても良いし、圧縮応力が残留する層と引張応力が残留する層とで構成されても良い。
　図２Ａ及び図２Ｂ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。化学強化の場合、図２Ａに示すように、中間層１７に残留する引張応力（＞０）はほぼ一定である。また、風冷強化の場合、図２Ｂに示すように、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。
　図２Ａ及び図２Ｂ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）、ＣＭ（図２Ｂ参照）は中間層１７における最大残留引張応力、ＤＯＬは表面層１３や裏面層１５の厚さをそれぞれ示す。ＣＳやＣＴ、ＣＭ、ＤＯＬは、強化処理条件で調節可能である。例えば、ＣＳやＣＴ、ＣＭ、ＤＯＬは、風冷強下法の場合、ガラスの冷却速度などで調節可能である。また、ＣＳやＣＴ、ＣＭ、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、本実施形態の表面層１３及び裏面層１５は、同じ厚さ、同じ最大残留圧縮応力を有するが、異なる厚さを有しても良いし、異なる最大残留圧縮応力を有しても良い。
　強化ガラス板１０の表面１２には、切断予定線に沿って、スクライブ線（溝線）が予め形成されていない。スクライブ線を予め形成しても良いが、この場合、工程数が増えるので、作業が繁雑である。また、スクライブ線を予め形成すると、ガラスが欠けることがある。
　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。工程数を削減するため、初期クラックを予め形成しなくても良い。特に、強化ガラス板１０の端部が切断前に予め回転砥石などで研削されている場合、研削時にマイクロクラックが形成されるので、初期クラックを予め形成しなくて良い。
　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（例えばレーザ光２０の照射領域２２の中心）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（図１Ａ及び図１Ｂ参照）を形成し、強化ガラス板１０を切断する。レーザ光２０の照射領域２２は、Ｐ字状に移動されても良く、この場合、移動経路に含まれる切断予定線の終端は、切断予定線の途中と交わる。
　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を支持する支持体を、移動または回転しても良いし、レーザ光２０の光源を移動しても良い。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良い。
　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、例えば図１Ａ及び図１Ｂに示すように、円状に形成されているが、矩形状や楕円状などであっても良く、その形状に制限はない。なお、照射領域２２の真円度は０．５Ｒ以下が好ましい。真円度が０．５Ｒ以下であると、強化ガラス板１０の表面１２上で曲線形状の切断予定線に沿って照射領域２２の中心を移動させるとき、照射領域２２の回転制御の要求精度が低いので好ましい。また、照射領域２２の回転制御の精度が同程度の場合、切断予定線の法線方向における照射領域２２の幅の変化が小さくなるため、切断精度が高くなる。例えば、切断予定線の曲率半径が小さい場合であっても精度良く切断できる。より好ましくは、真円度が０．３Ｒ以下である。さらに好ましくは、真円度が０．２Ｒ以下である。ここで、真円度は、図４に示すように、照射領域２２の外接円Ｃ１１及び内接円Ｃ１２である２つの同心円の半径Ｒ、ｒの差である。なお、Ｒは照射領域２２の外接円Ｃ１１の半径を示し、ｒは照射領域２２の内接円Ｃ１２の半径を示す。
　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良い。
　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良いし、裏面１４側であっても良い。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、図５に示すように、レーザ光２０の集光位置は強化ガラス板１０中、特に中間層１７内であっても良い。
　レーザ光２０の集光位置が中間層１７内にある場合、レーザ光２０によって応力が発生する領域を最小にできるので、切断精度を高めることができると共に、レーザ光２０の光源出力を低減することができる。
　ところで、詳しくは後述するが、レーザ光２０は、強化ガラス板１０を通過する過程で熱として吸収され、強度が低くなる。
　レーザ光２０の集光位置が裏面１４又はその近傍（例えば裏面層１５と中間層１７との境界）にある場合、裏面１４におけるレーザ光２０の単位面積あたりの強度（パワー密度）が高くなるので、表面１２の加熱温度と、裏面１４の加熱温度との差が小さくなる。よって、加熱効率が良く、レーザ光２０の光源出力が低減される。
　レーザ光２０の光軸２１は、強化ガラス板１０の表面１２において、例えば図１Ａ及び図５（図１Ａでは光軸の図示を省略する）に示すように表面１２と直交していても良いし、図６に示すように表面１２と斜めに交わっていても良い。表面１２で反射するレーザ光２０が、レーザ発振器に影響を及ぼすおそれがある場合、レーザ光２０の光軸２１が表面１２と斜めに交わると、ほとんどの反射光がレーザ発振器に戻らないため、影響を小さくすることができる。また、強化ガラス板１０の表面１２にレーザ光２０を吸収する性質を有する膜１８が形成されているような場合、レーザ光２０が膜１８に吸収されることで表面１２が加熱され、強化ガラス板１０を切断することができない。しかしながら、図６に示すように、レーザ光２０の光軸２１が表面１２と斜めに交わると、切断予定線が膜１８の縁と重なっていても切断が可能となる。膜１８としては、例えば、意匠性向上のためのセラミック膜や樹脂膜、及び、機能性向上のための透明電極膜等が挙げられる。
　従来の方法は、レーザ光のみの作用で切断するため、残留引張応力が大きな強化ガラスでは中間層の残留引張応力によるクラックが意図しない方向に急激に伸展し、所望の形状で切断出来なかった。
　一方、本実施形態では、強化ガラス板１０とレーザ光２０とが後述の式を満たすことによって、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。すなわち、詳しくは後述するが、上記条件でレーザ光２０の照射領域２２における中間層１７を徐冷点以下の温度で加熱することによって、中間層１７の残留引張応力によって強化ガラス板１０に生じるクラック３０の伸展を制御して、残留引張応力によるクラック３０によって強化ガラス板１０を切断することが可能となる。なお、中間層１７を徐冷点以下の温度で加熱するのは、徐冷点を超えて加熱すると、レーザ光が通過する短時間でもガラスが高温となり粘性流動が発生しやすい状態となるため、この粘性流動によりレーザ光によって発生させた圧縮応力が緩和されるからである。
　強化ガラス板１０を通過するレーザ光２０は、強化ガラス板１０の表面１２における強度をＩ０とし、強化ガラス板１０中を距離Ｌ（ｃｍ）だけ移動したときのレーザ光２０の強度をＩとすると、Ｉ＝Ｉ０×ｅｘｐ（－α×Ｌ）の式が成立する。この式は、ランベルト・ベールの法則と呼ばれるものである。αはレーザ光２０に対する強化ガラス板１０の吸収係数（ｃｍ－１）を表す。
　レーザ光２０は、強化ガラス板１０の表面１２に対して垂直に入射すると、強化ガラス板１０の厚さｔ（ｃｍ）と同じ距離を移動して裏面１４から出射する。この場合、強化ガラス板１０とレーザ光２０とが０＜α×ｔ≦３．０の式を満たすことによって、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。強化ガラス板１０の内部が十分に加熱され、強化ガラス板１０に生じる応力は図３に示す状態から図７や図８に示す状態に変化する。
　図７は、図１ＢのＡ－Ａ線に沿った断面における応力の分布例を示す模式図であって、レーザ光の照射領域を含む断面における応力の分布例を示す模式図である。図８は、図１ＢのＢ－Ｂ線に沿った断面における応力の分布例を示す模式図であって、図７に示す断面よりも後方の断面における応力の分布例を示す模式である。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７及び図８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２Ａ、図２Ｂ及び図３に示す残留引張応力よりも小さい引張応力、または、圧縮応力が生じる。残留引張応力よりも小さい引張応力、または、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７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、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２Ａ、図２Ｂ及び図３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７に示す圧縮応力との釣り合いのため、図７に示す断面よりも後方の断面では、図８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、本実施形態の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、強化ガラス板１０の内部において照射領域２２の位置が前述したように図７のような応力分布になっているため、クラック３０が切断予定線から外れて自走するようなことはなく、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。従って、レーザ光２０によってクラック３０の伸展を制御できる。
　このように、本実施形態では、α×ｔを０より大きく３．０以下とすることで、強化ガラス板１０において、レーザ光２０によってクラック３０の伸展を制御できる。そして、照射領域２２の直後をクラック３０が伸展するため、切断線が照射領域２２の移動軌跡どおりに形成されるため、切断精度を向上できる。なお、クラック３０の先端は、照射領域２２の直後を追従するのでなく、照射領域２２と重なって追従しても良い。クラック３０の先端が照射領域２２に近いほど、または重なっていることが切断精度をより向上させる。
　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はα×ｔは０に近いほど良い。しかし、α×ｔ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はα×ｔは大きいほど良い。しかし、α×ｔ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×ｔ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０．１０５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。
　ところで、本発明者の知見によると、中間層１７の内部残留引張応力（ＣＴ）が３０ＭＰａ以上になると、中間層１７の残留引張応力のみで、強化ガラス板１０に形成されたクラックが自然に伸展する（自走する）。
　そこで、切断に使用される引張応力のうち、中間層１７の残留引張応力が、レーザ光２０によって発生する引張応力よりも支配的となるように、内部残留引張応力（ＣＴ）は、１５ＭＰａ以上であることが好ましい。これによって、強化ガラス板１０の内部において、引張応力が所定値に達する位置（即ち、クラック３０の先端位置）と、レーザ光２０の位置との間の距離が十分に短くなるので、切断精度を向上できる。
　中間層１７の内部残留引張応力（ＣＴ）は、より好ましくは３０ＭＰａ以上、さらに好ましくは４０ＭＰａである。内部残留引張応力（ＣＴ）が３０ＭＰａ以上であると、切断に使用される引張応力は中間層１７の残留引張応力のみとなり、切断線の軌跡精度をさらに向上できる。
　本実施形態の化学強化ガラスの切断において、内部残留引張応力（ＣＴ）の上限値は１２０ＭＰａである。現在の技術では、強化処理の技術上の理由で、１２０ＭＰａ程度までしか強化できないが、内部残留引張応力（ＣＴ）が１２０ＭＰａを超える化学強化ガラスを製造できれば、本発明を適用することも当然に可能である。
　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、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、１０００ｎｍ付近の近赤外線波長領域での吸収係数（α）が大きくなる。さらに、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、希土類原子の吸収波長付近で吸収係数（α）が大きくなる。
　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３ｃｍ－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０．６ｃｍ－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０．２ｃｍ－１以下であることが好ましい。
　レーザ光２０の波長は、２５０～５０００ｎｍであることが好ましい。レーザ光２０の波長を２５０～５０００ｎｍとすることで、レーザ光２０の透過率と、レーザ光２０による加熱効率とを両立できる。レーザ光２０の波長は、より好ましくは３００～４０００ｎｍ、さらに好ましくは８００～３０００ｎｍ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、例えば０．０２～１．０質量％である。この範囲で酸化鉄の含有量を調節することで、１０００ｎｍ付近の汎用の近赤外線レーザを用いてα×ｔを所望の範囲に調節可能である。酸化鉄の含有量を調節する代わりに、酸化コバルトや酸化銅、希土類元素の酸化物の含有量を調節しても良い。
　強化ガラス板１０の厚さ（ｔ）は、用途に応じて設定される。
　強化ガラス板１０が化学強化ガラスの場合、強化ガラス板１０の厚さ（ｔ）は０．０１～０．２ｃｍであることが好ましい。厚さ（ｔ）を０．２ｃｍ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（ｔ）が０．０１ｃｍ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（ｔ）は、より好ましくは０．０３～０．１５ｃｍ、さらに好ましくは０．０５～０．１５ｃｍである。
　強化ガラス板１０が風冷強化ガラスの場合、強化ガラス板１０の厚さ（ｔ）は０．１～３ｃｍであることが好ましい。厚さ（ｔ）を３ｃｍ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（ｔ）が０．１ｃｍ未満になると、ガラスに風冷強化処理を施すことが難しい。厚さ（ｔ）は、より好ましくは０．１５～２ｃｍ、さらに好ましくは０．２～１．５ｃｍである。
　強化ガラス板１０の表面（レーザ光２０が入射する面）１２において、レーザ光２０の照射領域２２は、円形に形成されている場合、０．１８ｍｍよりも大きく、且つ、強化ガラス板１０の厚さよりも小さい直径（Φ）を有することが好ましい。直径（Φ）が強化ガラス板１０の厚さ以上になると、レーザ光２０の照射領域２２が広すぎ、加熱領域が広すぎるので、切断面の一部（特に切断開始部分や切断終了部分）が僅かに湾曲することがある。直径（Φ）は１．０３ｍｍよりも小さくてよい。また、直径（Φ）が０．５ｍｍ以下であれば、クラック３０の位置制御性を高めるため切断精度が向上し、より好ましい。一方、直径（Φ）が０．１８ｍｍ以下になると、レーザ光２０のパワー制御にばらつきが生じた際にパワー密度が高くなり過ぎ、切断面が荒れて、微細な亀裂が形成されることがある。しかしながら、例えばα×ｔが０．１０５以下（レーザ光吸収率１０％以下）のように小さければ、パワー制御にばらつきが生じパワー密度が高くなったとしても影響を受けにくいため、直径（Φ）が０．１８ｍｍ以下の場合でも、切断精度が向上することがある。また、レーザ光２０のパワー制御の精度が高ければ、α×ｔの値にかかわらず直径（Φ）が０．１８ｍｍ以下の場合でも、切断精度が向上することがある。
　［第２の実施形態］
　図９は、本発明の第２の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図である。図９において、図１Ａと同一構成には同一符号を付して説明を省略する。
　本実施形態では、第１の実施形態と同様に、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を移動させることで、強化ガラス板１０を切断する。
　また、本実施形態では、強化ガラス板１０とレーザ光２０とが、レーザ光２０に対する強化ガラス板１０の吸収係数をα（ｃｍ－１）とし、強化ガラス板１０の厚さをｔ（ｃｍ）として、０＜α×ｔ≦３．０の式を満たすことによって、中間層１７の残留引張応力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。すなわち、レーザ光２０の照射領域２２における中間層１７を徐冷点以下の温度で加熱することによって、中間層１７の残留引張応力によって強化ガラス板１０に生じるクラック３０の伸展を制御することが可能となる。従って、本実施形態でも、第１の実施形態と同様の効果が得られる。
　これに加えて、本実施形態では、図９に示すように、強化ガラス板１０の表面１２にガス４０を吹き付け、強化ガラス板１０の表面１２上でガス４０の吹き付け領域４２をレーザ光２０の照射領域２２と連動して（照射領域２２と共に）移動させる。吹き付け領域４２は、照射領域２２と重なっていても良いし、照射領域２２の近傍に配されても良い。また、吹き付け領域４２は、照射領域２２に先行しても良いし、照射領域２２に追従しても良い。ガス４０としては、特に限定されないが、例えば圧縮空気などが用いられる。
　圧縮空気によって、強化ガラス板１０の表面１２に付着している付着物（例えば粉塵）を吹き飛ばして、付着物がレーザ光２０を吸収するのを防止できる。よって、強化ガラス板１０の表面１２が過熱されるのを防止できる。
　ガス４０は、強化ガラス板１０を局所的に冷却する冷却ガスであっても良く、この場合、ガス４０の吹き付け領域４２は、図９に示すようにレーザ光２０の照射領域２２の移動方向後方近傍に位置するように、照射領域２２に追従させても良い。これによって、レーザ光２０の照射領域２２の移動方向後方近傍において、高い温度勾配が生じるので、引張応力が所定値に達する位置（即ち、クラック３０の先端位置）と、レーザ光２０の位置との間の距離が短くなる。よって、クラック３０の位置制御性が高まるため、切断精度をさらに向上できる。
　［第３の実施形態］
　図１０Ａ及び図１０Ｂは、本発明の第３の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図である。図１０Ａは強化ガラス板の断面を示す断面図、図１０Ｂは強化ガラス板の表面を拡大して示す平面図である。図１０Ａにおいて、矢印方向はガスの流れ方向を示す。図１０Ａ及び図１０Ｂにおいて、図１Ａ及び図９等と同一構成には同一符号を付して説明を省略する。
　上記第２の実施形態ではガス４０の吹き付け領域４２がレーザ光２０の照射領域２２の後方近傍に配されるのに対し、本実施形態ではガス４０の吹き付け領域４２の外縁よりも内側にレーザ光２０の照射領域２２が配される点で相違する。その他の構成は第２の実施形態と同様であるので、相違点を中心に説明する。
　ガス４０は、強化ガラス板１０を局所的に冷却する冷却ガスである。ガス４０の吹き付け領域４２の外縁よりも内側に、レーザ光２０の照射領域２２が配される。
　ガス４０の吹き付け領域４２は、ガス４０の噴出口であるノズル５０の出口５２を、ノズル５０の中心軸５１と平行な方向に、強化ガラス板１０の表面１２に投影した領域のことである。
　図１０Ｂに示すように、強化ガラス板１０の表面１２上で、ガス４０の吹き付け領域４２の外縁よりも内側にレーザ光２０の照射領域２２が配されているので、強化ガラス板１０の加熱領域を絞ることができる。よって、レーザ光２０の照射領域２２の後方近傍において、高い温度勾配が生じるので、引張応力が所定値に達する位置（即ち、クラック３０の先端位置）と、レーザ光２０の位置との間の距離が短くなる。よって、クラック３０の位置制御性が高まるため、切断精度をさらに向上できる。
　ノズル５０は、例えば図１０Ａに示すように筒状に形成され、ノズル５０の内部をレーザ光２０が通過して良い。ノズル５０の中心軸５１と、レーザ光２０の光軸２１とは同軸的に配置されて良い。ガス４０の吹き付け領域４２と、レーザ光２０の照射領域２２との位置関係が固定されるので、位置関係の変更が不要な場合に有効である。
　［第４の実施形態］
　図１１Ａ及び図１１Ｂは、本発明の第４の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図である。図１１Ａは、図１１ＢのＡ－Ａ線に沿った断面図である。図１１Ｂは、強化ガラス板の平面図である。図１１Ａ及び図１１Ｂにおいて、図１Ａ等と同一構成には同一符号を付して説明を省略する。
　上記第１の実施形態ではレーザ光２０が強化ガラス板１０の表面１２に対して垂直に入射するのに対し、本実施形態ではレーザ光２０が強化ガラス板１０の表面１２に対して斜めに入射する点で相違する。その他の構成は第２の実施形態と同様であるので、相違点を中心に説明する。
　レーザ光２０の照射領域２２の移動方向視で、図１１Ａに示すようにレーザ光２０が強化ガラス板１０の表面１２に斜めに入射するので、強化ガラス板１０の切断面が板厚方向に対して斜めになる。よって、強化ガラス板１０の切断で得られる切断片同士の板厚方向への分離が可能である。
　レーザ光２０の光軸２１の入射角βが大きくなるほど、スネルの法則に従って屈折角γが大きくなるので、強化ガラス板１０の切断面の板厚方向に対する傾きが大きくなる。この傾きが大きくなるほど、切断後の板厚方向への分離が容易となるが、切断後の切断面の面取り加工が面倒になる。
　入射角βは、レーザ光２０の光軸２１と、強化ガラス板１０の表面１２における切断予定線１１との位置関係に応じて設定される。例えば図１１Ｂに示すように平面視（板厚方向視）でレーザ光２０の光軸２１が切断予定線１１に対して垂直に配置される場合、入射角βは１～６０°の範囲内で設定される。尚、平面視（板厚方向視）で、レーザ光２０の光軸２１は、切断予定線１１に対して斜めに配置されても良い。
　レーザ光２０は、強化ガラス板１０の表面１２に対して斜めに入射すると、ｔ／ｃｏｓγの距離を移動して裏面１４から出射する。この場合、強化ガラス板１０とレーザ光２０とが０＜α×ｔ／ｃｏｓγ≦３．０の式を満たすことによって、レーザ光２０が強化ガラス板１０の表面１２近傍で吸収されずに内部にまで到達するようになる。従って、第１の実施形態と同様に、中間層１７の残留引張応力によって強化ガラス板１０に生じるクラック３０の伸展を制御することが可能となる。従って、本実施形態でも、第１の実施形態と同様の効果が得られる。
　尚、本実施形態において、第２及び第３の実施形態と同様に、強化ガラス板１０の表面１２にガス４０を吹き付け、強化ガラス板１０の表面１２上でガス４０の吹き付け領域４２をレーザ光２０の照射領域２２と連動して移動させても良い。ガス４０の吹き付け領域４２は、レーザ光２０の照射領域２２と重なっていても良いし、レーザ光２０の照射領域２２の近傍に配されても良い。また、ガス４０の吹き付け領域４２の外縁よりも内側に、レーザ光２０の照射領域２２が配置されても良い。
　［第５の実施形態］
　図１２は、本発明の第５の実施形態に係る強化ガラス板の切断方法の説明図である。図１２において、図１Ａと同一の又は対応する構成には同一の又は対応する符号を付して説明を省略する。
　上記第１の実施形態では１枚の強化ガラス板１０を切断するのに対し、本実施形態では複数枚（例えば３枚）の強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃを積層した状態で同時に切断する点で相違する。例えばα×ｔが０．１０５以下（レーザ光吸収率１０％以下）のように小さければ、各強化ガラス１０板の表面に照射されたレーザ光のほとんどは透過されるため、積層された複数枚の強化ガラス板１０を同時に切断することが可能である。その他の構成は第２の実施形態と同様であるので、相違点を中心に説明する。
　本実施形態では、強化ガラス板１０Ａ～１０ＣをＮ枚（Ｎは２以上の自然数）積層してなる積層体１１０の表面（一方の主面）１１２にレーザ光２０を照射し、各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの表面１２Ａ～１２Ｃ上でレーザ光２０の照射領域２２を移動させることにより、Ｎ枚の強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃを切断する。
　Ｎ枚の強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃは、互いに異なるガラス組成を有しても良いが、同じガラス組成を有することが好ましい。Ｎ枚の強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃは、互いに異なる厚さを有しても良いが、同じ厚さを有することが好ましい。Ｎ枚の強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃは、互いに異なる熱膨張係数を有しても良いが、同じ熱膨張係数を有することが好ましい。Ｎ枚の強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃは、互いに異なる吸収係数αを有しても良いが、同じ吸収係数αを有することが好ましい。
　積層体１１０において、互いに隣り合う強化ガラス板同士（例えば強化ガラス板１０Ａと強化ガラス板１０Ｂ）は接していても良いし、離れていても良い。また、積層体１１０において、互いに隣り合う強化ガラス板同士（例えば強化ガラス板１０Ａと強化ガラス板１０Ｂ）の間に樹脂等のスペーサを設けても良い。
　レーザ光２０は、積層体１１０の表面（図において上面）１１２に対して垂直に入射して良い。即ち、レーザ光２０は、各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの表面１２Ａ～１２Ｃに対して垂直に入射して良い。
　各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃとレーザ光２０とは、レーザ光２０に対する各強化ガラス板１０の吸収係数をαｉ（ｃｍ－１）、各強化ガラス板１０の厚さをｔｉ（ｃｍ）として、０＜αｉ×ｔｉ≦３．０（ｉは１以上、Ｎ以下の任意の自然数）の式を満たす。
　レーザ光２０は、各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの表面１２Ａ～１２Ｃに対して垂直に入射すると、各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの厚さｔｉ（ｃｍ）と同じ距離を移動して裏面から出射する。この場合、各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃとレーザ光２０とが０＜αｉ×ｔｉ≦３．０の式を満たすことによって、レーザ光２０が各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの表面１２Ａ～１２Ｃ近傍で吸収されずに内部にまで到達するようになる。従って、第１の実施形態と同様に、各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの中間層の残留引張応力によって各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃに生じるクラックの伸展を制御することが可能となる。従って、本実施形態でも、第１の実施形態と同様の効果が得られる。
　尚、本実施形態において、第２及び第３の実施形態と同様に、積層体１１０の表面１１２にガス４０を吹き付け、積層体１１０の表面１１２上でガス４０の吹き付け領域４２をレーザ光２０の照射領域２２と連動して移動させても良い。ガス４０の吹き付け領域４２は、レーザ光２０の照射領域２２と重なっていても良いし、レーザ光２０の照射領域２２の近傍に配されてもよい。また、ガス４０の吹き付け領域４２の外縁よりも内側に、レーザ光２０の照射領域２２が配置されても良い。
　また、本実施形態では、レーザ光２０が各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの表面１２Ａ～１２Ｃに対して垂直に入射するが、第４の実施形態と同様に、レーザ光２０が各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの表面１２Ａ～１２Ｃに対して斜めに入射しても良い。この場合、各強化ガラス板１０とレーザ光２０とは、各強化ガラス板１０Ａ～１０Ｃの表面１２Ａ～１２Ｃでのレーザ光２０の屈折角をγｉとして、０＜αｉ×ｔｉ／ｃｏｓγｉ≦３．０（ｉは１以上、Ｎ以下の任意の自然数）の式を満たす。
　以下に、実施例などにより本発明を具体的に説明するが、本発明はこれらの例によって限定されるものではない。
　［例１－１～例１－４］
　（化学強化ガラス板の作製）
　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製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室温付近まで徐冷し、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、ＳｉＯ２：６０．７％、Ａｌ２Ｏ３：９．６％、ＭｇＯ：７．０％、ＣａＯ：０．１％、ＳｒＯ：０．１％、ＢａＯ：０．１％、Ｎａ２Ｏ：１１．６％、Ｋ２Ｏ：６．０％、ＺｒＯ２：４．８％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。
　各化学強化ガラス板は、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。
　各化学強化ガラス板の内部残留引張応力（ＣＴ）は、表面応力計ＦＳＭ－６０００（折原製作所製）にて表面圧縮応力（ＣＳ）及び圧縮応力層の深さ（ＤＯＬ）を測定し、その測定値と、化学強化ガラス板の厚さ（ｔ）とから以下の数式（Ｉ）を用いて計算にて求めた。
ＣＴ＝（ＣＳ×ＤＯＬ）／（ｔ－２×ＤＯＬ）　　　（Ｉ）
　なお、測定の結果、各化学強化ガラス板の表面層及び裏面層は、同じ厚さ、同じ最大圧縮応力を有していた。
　ちなみに、表面層及び裏面層が異なる厚さ、異なる最大圧縮応力を有している場合、内部残留引張応力（ＣＴ）は、下記の数式（II）を用いて計算にて求められる。
ＣＴ＝（Ｃ１×Ｄ１／２＋Ｃ２×Ｄ２／２）／（ｔ－Ｄ１－Ｄ２）　　　（II）
　上記式（II）中、Ｃ１は表面層の最大残留圧縮応力、Ｄ１は表面層の厚さ、Ｃ２は裏面層の最大残留圧縮応力、Ｄ２は裏面層の厚さを示す。
　（化学強化ガラス板の切断）
　化学強化ガラス板の切断は、図１Ａ及び図１Ｂに示す切断方法で行った。各化学強化ガラス板の側面の切断開始位置にはヤスリで初期クラックを予め形成し、各化学強化ガラス板の表面にはスクライブ線を形成しなかった。
　レーザ光の光源は、ファイバーレーザ（中心波長帯：１０７５～１０９５ｎｍ）とした。このレーザ光に対する各化学強化ガラス板の吸収係数は、紫外可視近赤外分光光度計Ｌａｍｂｄａ９５０を用いて測定した。
　レーザ光の光軸は、各化学強化ガラス板の表面に直交するように配置した。
　レーザ光の照射領域は、各化学強化ガラス板の表面上において、切断予定線の一端（初期クラック）から他端まで５０ｍｍにわたって１０ｍｍ／ｓｅｃの一定速度で移動させた。移動経路の中心線である切断予定線は、矩形状の化学強化ガラス板の一辺と平行な直線状とし、一辺からの距離を１０ｍｍとした。レーザ光の照射領域の形状は、円状とした。
　レーザ光の集光位置は、各化学強化ガラス板の表面（上面）から－１０．３～２０ｍｍ（上面を基準として上方（光源側）を正とする）の位置に配置した。レーザ光の集光角は、１．４～３３．４°とした。
　（切断結果の評価）
　切断結果は、（１）切断可否、（２）切断端部品質、（３）切断面品質、（４）最大ずれ量で評価した。
　（１）切断可否は、化学強化ガラス板を切断予定線で切断できた場合を「○」とし、クラックの伸展を制御できずにクラックが切断予定線から外れ自走した場合及び切断できずにガラスが粉砕した場合を「×」とした。
　（２）切断端部品質は、切断面を目視で観察し、切断面の端部（切断の開始部分及び終了部分）が平面であるか否かで評価した。切断面の端部が平面である場合を「○」とし、切断面の端部が湾曲面である場合を「×」とした。
　（３）切断面品質は、切断面を目視で観察し、切断面に亀裂が有るか否かで評価した。亀裂が視認できない場合を「○」とし、亀裂が視認できる場合を「×」とした。
　なお、（２）切断端部品質や（３）切断面品質の評価が「×」の場合であっても、切断精度が良好であれば、用途によっては、使用可能である。
　（４）最大ずれ量は、化学強化ガラス板の表面における切断予定線から切断線がどれだけ外れたかを表すものであって、切断予定線と直交する方向における変動幅を測定したものである。この最大ずれ量は、切断開始部分及び切断終了部分を除いて測定したものである。
　評価結果を、切断条件などと共に、表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
 　表１に示す例１－１～例１－４では、切断可否、切断端部品質、切断面品質のいずれの評価も「○」であり、最大ずれ量は０ｍｍであった。
　［例１－５～例１－１０］
　例１－５～例１－１０（比較例）では、例１－１～例１－４（実施例）と異なり、厚さ（ｔ）×吸収係数（α）の値を３．０超とし、化学強化ガラス板の切断を試みた。
　例１－５では、厚さ（ｔ）を変更した他は、例１－４と同様にして、化学強化ガラス板を作製し、作製した化学強化ガラス板上で、レーザ光の照射領域を移動させた。
　例１－６～例１－１０では、レーザ光の光源として炭酸ガスレーザ（波長：１０６００ｎｍ）を用いて吸収係数（α）を変更した（例１－６～例１－８では厚さ（ｔ）も変更した）他は、例１－２と同様にして、化学強化ガラス板を作製し、作製した化学強化ガラス板上で、レーザ光の照射領域を移動させた。化学強化ガラス板の表面におけるレーザ光の照射領域は、レーザ光の照射時間を長くして、熱伝達時間を確保するため、その移動方向に長い楕円形状（長さ１２ｍｍ、幅３ｍｍ）とした。
　評価結果を、切断条件などと共に、表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
 　表１及び表２から、厚さ（ｔ）×吸収係数（α）の値を３．０以下とすることで、化学強化ガラス板を、良好な切断精度で切断できることがわかる。厚さ（ｔ）×吸収係数（α）の値が３．０を越えると、切断できないか、切断できても最大ずれ量が大きく、切断精度が悪かった。
　［例２－１～例２－２０］
　例２－１～例２－２０（実施例）では、化学強化処理条件を変更して、内部残留引張応力（ＣＴ）を調節し、内部残留引張応力（ＣＴ）と最大ずれ量との関係を調べた。化学強化ガラス板の作製、切断、評価は、例１－１～例１－４と同様とした。評価結果を、切断条件などと共に、表３～表５に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
 　表３～表５から、内部残留引張応力（ＣＴ）を３０ＭＰａ以上とすることで、残留引張応力によるクラックの伸展が支配的になり、最大ずれ量を０ｍｍにできることがわかる。
　［例３－１～例３－８］
　例３－１～例３－８（実施例）では、化学強化ガラス板の表面におけるレーザ光の照射領域の寸法形状を変更して、切断結果を評価した。化学強化ガラス板の作製、切断、評価は、例１－１～例１－４と同様とした。
　評価結果を、切断条件などと共に、表６に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
 　表６から、化学強化ガラス板の表面において、レーザ光の照射領域は、円形に形成されている場合、直径（Φ）が０．１８ｍｍよりも大きく、化学強化ガラス板の厚さ（１．０ｍｍ）よりも小さいと、切断端部品質や切断面品質が良いことがわかる。直径（Φ）が０．１８ｍｍの場合、切断面に微細な亀裂があった。また、直径（Φ）が１．０３ｍｍの場合、切断面の端部が僅かに湾曲していた。
　［例４－１～例４－４］
　例４－１～例４－４では、化学強化ガラス板を切断予定線で切断できる（クラックの自走やガラスの粉砕が起きない）最大のレーザ走査速度と、化学強化ガラス板の表面におけるレーザ光の直径との関係について調べた。
　各化学強化ガラス板としては、酸化物基準の質量％表示で、ＳｉＯ２：６１．０％、Ａｌ２Ｏ３：１２．８％、ＭｇＯ：６．６％、ＣａＯ：０．１％、ＳｒＯ：０．２％、ＢａＯ：０．２％、Ｎａ２Ｏ：１２．２％、Ｋ２Ｏ：５．９％、ＺｒＯ２：１．０％を含有するものを用いた。
　各化学強化ガラス板において、表面圧縮応力（ＣＳ）は７３５ＭＰａ、圧縮応力層の深さ（ＤＯＬ）は５１．２（μｍ）、内部引張応力（ＣＴ）は３８（ＭＰａ）であった。
　各化学強化ガラス板（３００ｍｍ×３００ｍｍ×１．１ｍｍ）の切断は、図１０Ａ及び図１０Ｂに示す切断方法で行った。各化学強化ガラス板の側面の切断開始位置にはヤスリで初期クラックを予め形成し、各化学強化ガラス板の表面にはスクライブ線を形成しなかった。
　ノズルの出口は、直径２ｍｍの円形であって、各化学強化ガラス板の表面との間のギャップＧ（図１０Ａ参照）が３ｍｍの位置に配置した。１００Ｌ／ｍｉｎの流量で室温の圧縮空気をノズルの出口から各化学強化ガラス板の表面に向けて噴射した。
　ノズルの中心軸及びレーザ光の光軸は、各化学強化ガラス板の表面に直交するように同軸的に配置した。
　レーザ光の光源としては、ファイバーレーザ（中心波長：１０７０ｎｍ）を用いた。レーザ光に対する各化学強化ガラス板の吸収係数は、紫外可視近赤外分光光度計Ｌａｍｂｄａ９５０を用いて測定した。
　レーザ光の集光位置は、各化学強化ガラス板の表面から０～２．８ｍｍ上方（裏面と反対側）の位置に配置した。レーザ光の集光角は、４°とした。
　各化学強化ガラス板の表面と同一平面において、切断予定線の一端から他端まで３００ｍｍにわたってレーザ光の中心を移動させた。移動経路である切断予定線は、矩形状の各化学強化ガラス板の一辺（短辺）と平行な直線状とし、一辺からの距離を１０ｍｍとした。
　各化学強化ガラス板の表面と同一平面において、レーザ光の直径を０．２ｍｍとすると共にレーザ光の中心を切断開始端から２．５ｍｍ／ｓｅｃの速度で１５ｍｍ移動させ、続いてレーザ光の中心をさらに５ｍｍ移動させる間にレーザ光の直径を表７に示す直径とした。その後、レーザ光の移動速度を目標の速度に加速し、目標の速度で維持した。切断可能であった最高速度を表７に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
 　表７から、光源出力が一定の場合、化学強化ガラス板の表面において、レーザ光の直径が小さくなるほど、レーザ光の走査速度が向上できることがわかる。レーザ光の光源出力が一定の場合、化学強化ガラス板の表面において、レーザ光の直径が小さくなるほど、レーザ光のパワー密度（Ｗ／ｍｍ２）が上がるので、加熱時間が短縮可能なためである。
　［例５－１～例５－２］
　例５－１～例５－２では、化学強化ガラス板を切断予定線で切断できる（クラックの自走やガラスの粉砕が起きない）最小の光源出力と、ノズルの使用の有無との関係について調べた。
　各化学強化ガラス板としては、例４－１と同じ組成のガラス（ＣＳ＝６９９（ＭＰａ）、ＤＯＬ＝６４．８（μｍ）、ＣＴ＝４６．７（ＭＰａ））を用いた。
　各化学強化ガラス板（１５０ｍｍ×１００ｍｍ×１．１ｍｍ）の切断は、図１０Ａ及び図１０Ｂに示す切断方法で行った。各化学強化ガラス板の側面の切断開始位置にはヤスリで初期クラックを予め形成し、各化学強化ガラス板の表面にはスクライブ線を形成しなかった。
　レーザ光の光源としては、ファイバーレーザ（中心波長：１０７０ｎｍ）を用いた。レーザ光に対する各化学強化ガラス板の吸収係数は、紫外可視近赤外分光光度計Ｌａｍｂｄａ９５０を用いて測定した。
　レーザ光の集光位置は、各化学強化ガラス板の表面から０ｍｍ上方（裏面と反対側）の位置に配置した。レーザ光の集光角は、８．９°とした。
　各化学強化ガラス板の表面と同一平面において、切断予定線の一端から他端まで１５０ｍｍにわたってレーザ光の中心を移動させた。移動経路である切断予定線は、矩形状の各化学強化ガラス板の一辺（短辺）と平行な直線状とし、一辺からの距離を１０ｍｍとした。
　各化学強化ガラス板の表面と同一平面において、レーザ光の直径を０．２ｍｍとすると共にレーザ光の中心を切断予定線の切断開始端から２．５ｍｍ／ｓｅｃの速度で１５ｍｍ移動させ、続いてレーザ光の中心をさらに５ｍｍ移動させる間にレーザ光の直径を０．２ｍｍから０．１ｍｍに縮径した。その後、レーザ光の移動速度を目標の速度（１０ｍｍ／ｓｅｃ）に加速し、目標の速度で維持した。切断開始時に、移動速度が遅いのは、クラックの形成に時間がかかるためである。
　例５－１ではノズルを用いず、例５－２ではノズルを用いて化学強化ガラス板の表面に冷却ガスを吹き付けた。ノズルの中心軸は、各化学強化ガラス板の表面に直交するように、レーザ光の光軸と同軸的に配置した。ノズルの出口は、直径１ｍｍの円形であって、各化学強化ガラス板の表面との間のギャップＧ（図１０Ａ参照）が２ｍｍの位置に配置した。１５Ｌ／ｍｉｎの流量で室温の圧縮空気をノズルの出口から各化学強化ガラス板の表面に向けて噴射した。切断可能であった最小の光源出力を表９に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
 　表８から、冷却ガスを噴出するノズルを用いることで、光源出力を低減可能なことがわかる。
　［例６－１～例６－５］
　例６－１～例６－５では、化学強化ガラス板を切断予定線で切断できる（クラックの自走やガラスの粉砕が起きない）最小の光源出力と、レーザ光の集光位置との関係について調べた。
　各化学強化ガラス板としては、例５－１と同じ組成及び同じ物性のガラス（ＣＳ＝６９９（ＭＰａ）、ＤＯＬ＝６４．８（μｍ）、ＣＴ＝４６．７（ＭＰａ））を用いた。
　各化学強化ガラス板（１５０ｍｍ×１００ｍｍ×１．１ｍｍ）の切断は、図１０Ａ及び図１０Ｂに示す切断方法で行った。各化学強化ガラス板の側面の切断開始位置にはヤスリで初期クラックを予め形成し、各化学強化ガラス板の表面にはスクライブ線を形成しなかった。
　レーザ光の光源としては、ファイバーレーザ（中心波長：１０７０ｎｍ）を用いた。レーザ光に対する各化学強化ガラス板の吸収係数は、紫外可視近赤外分光光度計Ｌａｍｂｄａ９５０を用いて測定した。
　各化学強化ガラス板の表面と同一平面において、切断予定線の一端から他端まで１５０ｍｍにわたってレーザ光の中心を移動させた。移動経路である切断予定線は、矩形状の各化学強化ガラス板の一辺（短辺）と平行な直線状とし、一辺からの距離を１０ｍｍとした。
　各化学強化ガラス板の表面と同一平面において、レーザ光の直径を０．２ｍｍとすると共にレーザ光の中心を切断予定線の切断開始端から２．５ｍｍ／ｓｅｃの速度で１５ｍｍ移動させ、続いてレーザ光の中心をさらに５ｍｍ移動させる間にレーザ光の直径を０．２ｍｍから０．１ｍｍに縮径した。その後、レーザ光の移動速度を目標の速度（１０ｍｍ／ｓｅｃ）に加速し、目標の速度で維持した。切断開始時に、移動速度が遅いのは、クラックの形成に時間がかかるためである。
　レーザ光の集光位置は、レーザ光の移動速度が低速の間、化学強化ガラス板の表面よりも１．３ｍｍ上方（裏面と反対側）の位置に設定した。レーザ光の移動速度が低速から高速に切り替わる前に、レーザ光の集光位置を変更した。変更後のレーザ光の集光位置は、例６－１では化学強化ガラス板の表面から０．４ｍｍ上方の位置、例６－２では化学強化ガラス板の表面上の位置、例６－３では化学強化ガラス板の板厚方向中心の位置、例６－４では化学強化ガラス板の裏面上の位置、例６－５では化学強化ガラス板の裏面から０．４ｍｍ下方の位置に設定した。
　ノズルの中心軸は、各化学強化ガラス板の表面に直交するように、レーザ光の光軸と同軸的に配置した。
　ノズルの出口は、直径１ｍｍの円形であって、各化学強化ガラス板の表面との間のギャップＧ（図１０Ａ参照）が２ｍｍの位置に配置した。１５Ｌ／ｍｉｎの流量で室温の圧縮空気をノズルの出口から各化学強化ガラス板の表面に向けて噴射した。切断可能であった最小の光源出力を表９に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
 　表９から、光源出力を低減するためには、レーザ光の集光位置は、化学強化ガラス板の表面と裏面との間にあることが好ましく、裏面に近いほど好ましいことがわかる。
　［例７－１～例７－２］
　例７－１～例７－２では、異なるガラス組成の化学強化ガラス板の切断の可否を調べた。
　例７－１では、例４－１と同じ組成の化学強化ガラス板の切断を行った。一方、例７－２では、酸化物基準の質量％表示で、ＳｉＯ２：６２．０％、Ａｌ２Ｏ３：１７．１％、ＭｇＯ：３．９％、ＣａＯ：０．６％、Ｎａ２Ｏ：１２．７％、Ｋ２Ｏ：３．５％、ＳｎＯ２：０．３％を含有する化学強化ガラス板の切断を行った。
　各化学強化ガラス板（１２０ｍｍ×１００ｍｍ×０．８ｍｍ）の切断は、図１０Ａ及び図１０Ｂに示す切断方法で行った。各化学強化ガラス板の側面の切断開始位置にはヤスリで初期クラックを予め形成し、各化学強化ガラス板の表面にはスクライブ線を形成しなかった。
　レーザ光の光源としては、ファイバーレーザ（中心波長：１０７０ｎｍ）を用いた。レーザ光に対する各化学強化ガラス板の吸収係数は、紫外可視近赤外分光光度計Ｌａｍｂｄａ９５０を用いて測定した。
　各化学強化ガラス板の表面と同一平面において、切断予定線の一端から他端までレーザ光の中心を移動させた。移動経路である切断予定線１１は、図１３に示すように、２つの直線状部分（長さ５５ｍｍ）１１－１、１１－４と、該２つの直線状部分１１－１、１１－４の間に配置される２つの曲線状部分（半径５ｍｍの１／４円弧状部分）１１－２、１１－３を含む。
　各化学強化ガラス板の表面と同一平面において、レーザ光の直径を０．２ｍｍとすると共にレーザ光の中心を切断予定線の切断開始端から２．５ｍｍ／ｓｅｃの速度で１５ｍｍ移動させ、続いてレーザ光の中心をさらに５ｍｍ移動させる間にレーザ光の直径を０．２ｍｍから０．１ｍｍに縮径した。その後、レーザ光の移動速度を目標の速度（１０ｍｍ／ｓｅｃ）に加速し、目標の速度で維持した。切断開始時に、移動速度が遅いのは、クラックの形成に時間がかかるためである。
　レーザ光の集光位置は、各化学強化ガラス板の表面から０ｍｍ上方（裏面と反対側）の位置に配置した。レーザ光の集光角は、８．９°とした。
　ノズルの中心軸は、各化学強化ガラス板の表面に直交するように、レーザ光の光軸と同軸的に配置した。
　ノズルの出口は、直径２ｍｍの円形であって、各化学強化ガラス板の表面との間のギャップＧ（図１０Ａ参照）が３ｍｍの位置に配置した。５０Ｌ／ｍｉｎの流量で室温の圧縮空気をノズルの出口から各化学強化ガラス板の表面に向けて噴射した。
　切断の評価結果を、切断条件などと共に、表１０に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
 　表１０から、化学強化ガラス板のガラス組成は特に限定されないことがわかる。
　［例８－１～例８－２］
　例８－１～例８－２では、化学強化ガラス板の表面に対してレーザ光を斜めに入射した（図１１Ａ及び図１１Ｂ参照）他は、例５－２と同様にして、化学強化ガラス板の表面上で、レーザ光の照射領域を移動させた。
　評価結果を、切断条件などと共に、表１１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
 　表１１から、化学強化ガラス板の表面に対してレーザ光を斜めに入射することで、切断面が板厚方向に対して傾斜することがわかる。また、切断面の傾斜角がレーザ光の屈折角と略同じことがわかる。
　［例９］
　例９では、化学強化ガラス板を３枚重ねた積層体の切断の可否を調べた。
　３枚の化学強化ガラス板には、それぞれ、例４－１と同じ組成及び同じ物性のガラス（ＣＳ＝７３５（ＭＰａ）、ＤＯＬ＝５１．２（μｍ）、ＣＴ＝３７．７（ＭＰａ））を用いた。
　３枚の化学強化ガラス板（１５０ｍｍ×１００ｍｍ×１．１ｍｍ）は、図１２に示す切断方法で同時に切断した。各化学強化ガラス板の側面の切断開始位置にはヤスリで初期クラックを予め形成し、各化学強化ガラス板の表面にはスクライブ線を形成しなかった。
　レーザ光の光源としては、ファイバーレーザ（中心波長帯：１０７５～１０９５ｎｍ、光源出力：８０Ｗ）を用いた。レーザ光に対する各化学強化ガラス板の吸収係数は、紫外可視近赤外分光光度計Ｌａｍｂｄａ９５０を用いて測定した。
　レーザ光の集光位置は、積層体の上面から９ｍｍ上方の位置に配置した。レーザ光の集光角は、１．６°とした。
　各化学強化ガラス板の上面と同一平面におけるレーザ光の直径は、それぞれ、上側から０．２４ｍｍ、０．２７ｍｍ、０．３０ｍｍであった。
　各化学強化ガラス板の上面と同一平面において、切断予定線の一端から他端まで１５０ｍｍにわたってレーザ光の中心を２．５ｍｍ／ｓｅｃの一定速度で移動させた。移動経路である切断予定線は、矩形状の化学強化ガラス板の一辺（短辺）と平行な直線状とし、一辺からの距離を１０ｍｍとした。
　その結果、３枚の化学強化ガラス板を切断予定線に沿って同時に切断することができた。クラックの自走やガラスの粉砕は見られなかった。
　［例１０－１～例１０－２］
　例１０－１～例１０－２では、風冷強化ガラス板の切断の可否を調べた。
　各風冷強化ガラス板は、複数種類の原料を混ぜて調製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て室温付近まで冷却し、切断、切削、両面鏡面研磨することにより作製した。冷却の過程で、軟化点付近の温度のガラスを表面及び裏面から急冷し、圧縮応力が残留する表面層及び裏面層を形成した。急冷の条件は、内部残留引張応力（ＣＴ）が所望の値となるように設定した。
　各風冷強化ガラス板は、酸化物基準の質量％表示で、ＳｉＯ２：７２．４％、Ａｌ２Ｏ３：１．９％、ＭｇＯ：３．８％、ＣａＯ：８．３％、Ｎａ２Ｏ：１２．７％、Ｋ２Ｏ：１．０％を含有していた。
　各風冷強化ガラス板の最大残留引張応力（ＣＭ）は、表面応力計ＦＳＭ－６０００（折原製作所製）にて表面圧縮応力（ＣＳ）を測定し、その測定値から以下の数式（III）を用いて計算にて求めた。
ＣＭ＝ＣＳ／ａ　　　（III）
　数式（III）において、ａはガラスの急冷開始時の温度、ガラスの急冷速度、ガラスの厚さなどで決まる定数であって、通常は２．２～２．５の範囲内である。例１０－１～例１０－２では、ａの値として２．３５を用いた。
　各風冷強化ガラス板（３００ｍｍ×３００ｍｍ×５ｍｍ）の切断は、図１Ａ及び図１Ｂに示す切断方法で行った。各風冷強化ガラス板の側面は切断前に予め回転砥石で研削された面であるので、各風冷強化ガラス板の側面の切断開始位置には初期クラックを切断前に形成しなかった。また、各風冷強化ガラス板の表面には、スクライブ線を形成しなかった。
　レーザ光の光源としては、ファイバーレーザ（中心波長：１０７０ｎｍ）を用いた。レーザ光に対する各風冷強化ガラス板の吸収係数は、紫外可視近赤外分光光度計Ｌａｍｂｄａ９５０を用いて測定した。
　レーザ光の光軸は、各風冷強化ガラス板の表面に直交するように配置した。
　レーザ光の集光位置は、各風冷強化ガラス板の表面から２５．６ｍｍ上方（裏面と反対側）の位置に配置した。レーザ光の集光角は、８．９°とした。
　各風冷強化ガラス板の表面と同一平面において、切断予定線の一端から他端まで３００ｍｍにわたってレーザ光の中心を移動させた。移動経路である切断予定線は、矩形状の各風冷強化ガラス板の一辺（短辺）と平行な直線状とし、一辺からの距離を２０ｍｍとした。
　各風冷強化ガラス板の表面と同一平面において、レーザ光の照射領域は、直径４ｍｍの円形であって２．５ｍｍ／ｓｅｃの一定速度で移動させた。各風冷強化ガラス板の表面において、レーザ光の中心が切断開始端から１５ｍｍ以内の位置にある間はレーザ光の光源出力を例１０－１では２００Ｗ、例１０－２では２４０Ｗに設定し、その後は１００Ｗに設定した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
 　表１２から、本発明を風冷強化ガラス板に適用できることがわかる。
　以上、本発明の実施形態および実施例について説明したが、本発明は上記実施形態および上記実施例に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載された本発明の要旨の範囲内において、種々の変形、変更が可能である。
　例えば、上記実施形態の図６に示すように、強化ガラス板１０の表面１２に膜１８が形成されている場合、パルスレーザによって切断予定線に沿って膜１８を除去した後、切断しても良い。膜１８を除去する手段は、パルスレーザ等のレーザ光を用いるものに限らず、機械的手段によるもの等、膜を除去できるものであれば良い。
　本出願は、２０１１年１月１１日に日本国特許庁に出願された特願２０１１－００３４９６号、及び２０１１年８月３１日に日本国特許庁に出願された特願２０１１－１９００２４号に基づく優先権主張するものであり、特願２０１１－００３４９６号、及び特願２０１１－１９００２４号の全内容を本国際出願に援用する。
１０　　強化ガラス板
１１　　切断予定線
１２　　表面
１３　　表面層
１４　　裏面
１５　　裏面層
１７　　中間層
２０　　レーザ光
２１　　レーザ光の光軸
２２　　レーザ光の照射領域
３０　　クラック
４０　　ガス
４２　　ガスの吹き付け領域
５０　　ノズル
５１　　ノズルの中心軸
５２　　ノズルの出口
１１０　積層体
１１２　積層体の表面

Claims (15)

  1. 　圧縮応力が残留する表面層及び裏面層と、表面層と裏面層との間に形成され、引張応力が残留する中間層とを有する強化ガラス板を、該強化ガラス板の表面にレーザ光を照射し、該表面上で前記レーザ光の照射領域を移動させることにより切断させる、強化ガラス板の切断方法において、
    　前記強化ガラス板と前記レーザ光とは、
    　前記レーザ光が前記強化ガラス板の前記表面に対して垂直に入射する場合、前記レーザ光に対する前記強化ガラス板の吸収係数をα（ｃｍ－１）、前記強化ガラス板の厚さをｔ（ｃｍ）として、０＜α×ｔ≦３．０の式を満たし、
    　前記レーザ光が前記強化ガラス板の前記表面に対して斜めに入射する場合、前記強化ガラス板の前記表面での前記レーザ光の屈折角をγ（°）として、０＜α×ｔ／ｃｏｓγ≦３．０の式を満たし、
    　前記レーザ光の照射領域における前記中間層を徐冷点以下の温度で加熱することによって、前記中間層の残留引張応力によって前記強化ガラス板に生じるクラックの伸展を制御することを特徴とする強化ガラス板の切断方法。
  2. 　前記レーザ光の波長が２５０～５０００ｎｍである請求項１に記載の強化ガラス板の切断方法。
  3. 　前記中間層の内部残留引張応力が１５ＭＰａ以上である請求項１又は２に記載の強化ガラス板の切断方法。
  4. 　前記中間層の内部残留引張応力が３０ＭＰａ以上である請求項１～３のいずれか１項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  5. 　前記強化ガラス板の前記表面において、前記レーザ光の照射領域は、円状に形成されており、前記強化ガラス板の厚さよりも小さい直径を有する請求項１～４のいずれか１項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  6. 　前記強化ガラス板は、化学強化ガラスである請求項１～５のいずれか１項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  7. 　前記強化ガラス板の厚さは、０．０１ｃｍ以上０．２ｃｍ以下である請求項６に記載の強化ガラス板の切断方法。
  8. 　前記強化ガラス板は、風冷強化ガラスである請求項１～５のいずれか１項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  9. 　前記強化ガラス板の厚さは、０．１ｃｍ以上３ｃｍ以下である請求項８に記載の強化ガラス板の切断方法。
  10. 　前記レーザ光の光軸は、前記強化ガラス板の表面に対して斜めである請求項１～９のいずれか１項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  11. 　前記強化ガラス板の前記表面において、前記レーザ光の照射領域の外接円の半径をＲとしたとき、前記照射領域の真円度が０．５Ｒ以下である請求項１～１０のいずれか１項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  12. 　前記レーザ光の集光位置が、前記強化ガラス板の前記中間層に位置する請求項１～１１のいずれか１項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  13. 　前記強化ガラス板の表面にガスを吹き付け、前記強化ガラス板の表面上で、前記ガスの吹き付け領域を前記レーザ光の照射領域と連動して移動させる請求項１～１２のいずれか１項に記載の強化ガラス板の切断方法。
  14. 　前記ガスは、前記強化ガラス板を局所的に冷却する冷却ガスである請求項１３に記載の強化ガラス板の切断方法。
  15. 　圧縮応力が残留する表面層及び裏面層と、表面層と裏面層との間に形成され、引張応力が残留する中間層とを有する強化ガラス板をＮ枚（Ｎは２以上の自然数）積層してなる積層体にレーザ光を照射し、前記各強化ガラス板の表面上で前記レーザ光の照射領域を移動させることにより、前記Ｎ枚の強化ガラス板を切断する、強化ガラス板の切断方法において、
    　前記各強化ガラス板と前記レーザ光とは、
    　前記レーザ光が前記各強化ガラス板の前記表面に対して垂直に入射する場合、前記レーザ光に対する前記各強化ガラス板の吸収係数をαｉ（ｃｍ－１）、前記各強化ガラス板の厚さをｔｉ（ｃｍ）として、０＜αｉ×ｔｉ≦３．０（ｉは１以上、Ｎ以下の任意の自然数）の式を満たし、
    　前記レーザ光が前記各強化ガラス板の前記表面に対して斜めに入射する場合、前記各強化ガラス板の前記表面での前記レーザ光の屈折角をγｉ（°）として、０＜αｉ×ｔｉ／ｃｏｓγｉ≦３．０（ｉは１以上、Ｎ以下の任意の自然数）の式を満たし、
    　前記レーザ光の照射領域における前記各中間層を徐冷点以下の温度で加熱することによって、前記各中間層の残留引張応力によって前記各強化ガラス板に生じるクラックの伸展を制御することを特徴とする強化ガラス板の切断方法。
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