激光玻璃切片的三维热应力分析

文献翻译浙江工业大学李航玻璃激光切片的三维热应力分析山本浩二，川本羽坂，森田秀树，大村悦治摘要在激光切割玻璃过程中，通过使用二氧化碳激光照射会使玻璃平板内部产生热应力。激光照射后，玻璃平板会经过冷却液枪迅速冷却。为了对切割质量及断裂路径的成因进行理论说明，激光照射实验中使用厚度为0.7mm的钠钙玻璃来获取划线参数。此外，还要观察加热区和冷却区之间不同距离的断裂路径及裂纹截面。在实验获得划线参数的基础上，考虑接下来的一些发现，通过有限元法建立了对其的三维热应力分析。划线参数可以通过在最大表面拉应力及冷却区的最大表面温度估算得来。切割中的断裂路径是基于冷却区的表面拉应力及冷却区下方的压应力区域的。关键词:热应力、裂纹深度、激光照射1.引言近些年来，平板电视，个人笔记本电脑以及手机的发展非常的迅速，因此，对于这些产品所使用的LCD及PDP面板的需求也迅速地增长。LCD及PDP面板的制造必然要经过切割玻璃基体的过程。这个过程会非常显著地影响产量。因此，需要一种有较少颗粒生成的切割方法。此外，特别是在移动设备中，LCD及PDP都需要有足够的强度来避免在跌落中产生的损伤。在一种目前所用到的主要的切割方法中，使用的是一种滚轮刀具，其中会有弯曲应力，因此，切割才得以完成。然而，由于这种切割方法是一种机械过程，其中，刀具直接按压在玻璃面板上，应力集中是不可避免的。此外，切割边缘处会出现细小的裂纹，所以很容易从裂口处开始出现破损。另一方面，也有非接触式的激光切割方法，在熔融区进行冷却时出现裂纹。在激光切除的过程中，尽管微加工是可能的，但切割平面不可能成为一个镜面平面。切割面中可能会出现细微裂纹。在这些处理方法中，玻璃边缘处会出现断裂和细微裂纹，所以玻璃基体的断裂很可能从这些裂纹开始扩展。玻璃切割处理中较高的边缘强度并不能得到达到。尽管这些处理方法并不适合FPD玻璃的切割，但这些处理方法成为了主要的激光束加工方法，并且基于不同情况的机械处理方法也得到了理论分析。这里介绍的是一种是激光照射热应力切割法。使用这种方法可以减少颗粒和裂纹的生成。在这种切割过程中，激光照射实验是在玻璃、陶瓷等材料上进行的。此外，对机械断裂过程的理论分析也已做了研究。但是通过热应力来控制裂纹的扩展却非常难，因为它会受到基体尺寸或例如中心或者边缘的切割位置的影响。这里提出的是一种在二氧化碳激光切割后直接冷却的方法。图1展示了使用这种方法时的一个切割面。据Miyake和Hermanns的研究表明由于在切割边缘处没有微小裂纹，产生颗粒的数量减少了玻璃边缘的强度也得到了提升。因此，激光切割玻璃是一种有效的处理方法。尽管如此，至今仍没有激光切割的分析发表，因此，现阶段其处理机制仍不清楚。如此，在现今的研究中，通过激光照射实验可获得其切割情况。此外，在加热区和冷却区之间距离值不同的切割表面可观察到裂纹深度及裂纹形状。在实验结果的基础上，为了获得切割质量与裂纹深度控制因素的理论说明，通过有限元法对其做了三维热应力分析。2.实验方法图2是激光切割的实验装置。在使用轮式刀具的方法中，玻璃面板的边缘会形成一种作为切割源点的初始裂纹。然后，使用两个镀金镜面和两个滤镜片，标称功率为250W的激光束透过以上装置在表面上形成波长为10.6微米的椭圆形激光束。初始裂纹形成后，激光束照射到玻璃面板的表面，而工作台是用于在激光束和玻璃面板之间产生一个相对速度。加热会沿着一条已经画好的线进行。通过冷却液枪，椭圆激光束尾部附近会迅速冷却下来。由于这些技术的优点，在冷却区域中形成了一条以初始裂纹为起点的中间裂纹。使用的样品是厚度为0.7mmx300mmx400mm的钠钙平板玻璃。切割过程沿宽边进行。当裂纹在此区域从50mm扩展至250mm时，被视为一次scribable。表1是所使用钠钙玻璃的物理参数。二氧化碳激光的反射率是通过一个红外分光光度计测得的。其反射率为18.5%。3.热应力分析在获取实验中切割参数的基础上，使用一种广泛应用的软件QuickWelder的有限元法做一种不规则三维热应力分析。表2显示的是激光划线参数。切割速率和激光功率取的都是经验值。冷却区的平均热传导效率α0是通过水枪的流速计算得来。图3例举了一个由激光照射所形成的加热区，经过冷却液枪时形成的冷却区以及它们的相对位置。在激光照射的玻璃表面上定义一个x-y轴坐标系，y轴为切割方向，z轴是面板的厚度方向。图4是三维有限元热应力分析的几何模型。其使用的是一种8个节点的线性单元。考虑到其对称的特点，选取其中一个0.7mm×30mm×200mm的区域作为研究对象。实验的划线长度为300mm，但200mm外观察不到应力分布，为了降低预估载荷，划线长度被确定为200mm。原点取在计算区域的中心。X方向的最小单元宽度为58.6μm，同样地在Z方向单元的最小宽度为43.75μm。为了测定当冷却区经过时的详细应力值，中心区的划线长度沿y轴方向以125μm为节距细分。总节点数为7452个总单元数为6095个。时间步长为0.125mm/v(s)，其中v是划线速度(mm/s)，0.125mm是y轴方向的最小分辨率。对于图4（b）的分析模型来说，对称平面(y–z平面)在x方向是受约束的，相对的对称面受x和z方向的限制。由于光学系统的消光比计算得出为0.9793%，考虑到测定的反射率为18.5%，输入热量设定为0.798W。通过实验测得的光学系统的消光比为0.983%，这个值与计算值非常接近。由于在实验中观察到了激光已加热区冷却液的立即蒸发现象，并且水蒸气吸收的波长为5μm-8μm，冷却液对二氧化碳激光能量的吸收是可忽略的。由于冷却液喷枪的流速是不变的，在不考虑激光功率、划线速度及冷却点距离的变化时，冷却条件经常维持在表2所列出的数值。在研究裂纹生长时，通常的做法是从无裂纹出现的三维热应力分析结果中得到应力敏感因素。按照这个程序，热应力分析是在无裂纹产生的情况下得出的。例如，在激光功率为P=58.7W、划线速度为v=200mm/s、冷却点距离为d=10mm的情况下，当冷却区中心在y=0.375mm时y=0处的表面拉应力达到最大值。此时的温度分布和应力分布的分析结果分别显示在图5和图6中。在这些图中，图（a）显示了激光照射的x-y平面，以及x=0的y-z平面，图（b）表示的是x=0的y-z平面，图（c）显示的是y=0时额x-z平面。如图5（a）和（b）所示在激光束的尾部其表面温度达到最大值。在此之后，由于冷却作用，温度迅速降低。随着深度Z的增加，内部温度对加热或冷却越来越不敏感，并且在冷却区，只有表面层是被冷却的。如图6(a)和(b)所示，离表面较近的与此相关的应力情况也是如此，在其加热区会出现一个压应力，然后，由于加热后的迅速冷却应力状态迅速从压应力转变为拉应力。这个区域中压应力和温度都随着Z方向深度的增加而降低。由于表面冷却以及拉应力的产生，其内部仍然保持温度和压应力增加的状态。从图5（c）中可以看到，x-z平面的温度分布在该平面内是已冷却的，在其内部，高温区受冷却区的影响减小。如图6(c)所示，划线区的应力分布是内部残留的高温区形成了一个压应力场同样也在已冷却的玻璃表面产生了较大的拉应力。这个拉应力可能会促使裂纹的生长。在接下来的描述中，在激光划线过程中玻璃表面的最大温度以Tmax(◦C)表示。图6（a）中应力σxx沿z轴方向的分布显示在图7中。出现在冷却区的玻璃表面σxx最大拉应力表示为σtmax（Mpa）。玻璃内的最大压应力σxx表示为σcmax（Mpa）。产生的裂纹深度表示为Dc（μm）。4.结果与讨论4.1裂纹深度为了了解影响裂纹深度的因素，裂纹深度的测量是在参数为：激光功率P=58.7W划线速度v=200mm/s的条件下进行，并且，从10mm开始以2mm为间隔改变冷却点的距离。结果显示在图8中。在实验结果的基础上，冷却区的最大拉应力σtmax与冷却点距离d的关系可通过一种三维热应力分析得到。结果显示在图9中。σtmax在d=14–16mm处取得最大值。过了16mm之后，σtmax随着d线性下降。这可以解释为：随着d的增加，在冷却前，热扩散会立即降低玻璃表面的温度，所以冷却区表面的温度和内部的温度会不同。当d<14mm时，由于冷却区和加热区的重叠，σtmax随着d及热量总量的减少而减少。当表面的最大拉应力σtmax增加时，预计裂纹深度也会增加。对比图8和图9中的Dc,可以看到d从右侧靠近18mm时随着σtmax的增大裂纹深度的趋势是增大的。然而，当d=16mm或14mm时，其最大拉应力比d=18mm时大，但裂纹深度却减少了。这表明，裂纹深度不仅仅只受冷却区最大拉应力的影响。如此，冷却区出现最大压应力值时最大内部压应力的绝对值（以下简称σcmax深度）和冷却点距离的关系也是通过一种三维热应力分析法获得。其结果以覆盖的方式显示在图9中。σcmax随着d线性增大。这可以解释为：由于时间=d/v则热扩散随着d的增加而增加，因此高温区会向内部延伸更深。图8中显示了实验获得的在d<18mm区域裂纹深度Dc随d线性增加的图像。这个趋势与图9中σc随d线性增大至最大值是一致的。这些发现表明，裂纹深度的大小要看最大拉应力的叠加效果，σtmax，最大的内部压应力，σcmax，以及σcmax的最大深度。为了证实这种假设，裂纹轮廓是在玻璃切割面的断层中观察得到的。图10是在冷却点距离值为d=10,18,和24mm时从断层方向观察切割面的图像，温度分布以及应力分布。在图10（a）中，d=18和24mm处的裂纹垂直出现于z方向。相比之下，在d=10mm处的裂纹就倾斜地十分明显。如图10（b）所示，当冷却点距离d增加时，残留的高温部分会由于热扩散而加深，降低了表面与内部的温度差异。与此相应的，如图10（c）所示，内部压应力最大值σcmax的深度增加，σcmax的值降低。在图8中，当d=18mm时，裂纹深度Dc为158μm，几乎达到其最大值且裂纹垂直出现，如图10（a）（ii）所示。此时，图9中σcmax的深度接近180μm。当d=2mm大于18mm时，Dc会低于152μm，如图10（a）（iii）所示。图9中，σcmax深度在d=24mm接近200μm，比d=18mm时更深，且σcmax和σtmax都减小了。因此，总结下来就是当d=18mm时Dc有最大值，并且由于裂纹尖端并不能达到压应力场，裂纹将垂直出现。当d减少到18mm以下时，σcmax的深度将逐渐低于σcmax增加时的曲线，但σtmax仍会增加。当d减小到加热区与冷却区的重叠点时，σtmax将减小，但仍会保持一个相对较大的值。由于首先冷却，其表面会产生拉应力，但这也可以说是内部的压应力促进了表面拉应力的产生。当d减小时，σtmax趋向于增加或维持一个较大的值，并且这为Dc变得更深创造了条件。但是，如图10（a）(i)所示，在d=10mm的时候，裂纹正下方的较浅区域会出现压应力场，其出现方向与裂纹生长方向垂直且裂纹显著弯曲。我们认为裂纹的显著弯曲导致了Dc低于129μm。图10（a）所显示的实验结果可以证明之前提出的假设:裂纹深度Dc取决于大拉应力的叠加效果，冷却区σtmax，最大的内部压应力，σcmax，以及σcmax的最大深度。4.2激光划线参数评估对于一个实验来说，激光划线参数就是例如划线速度、激光功率这些。图11显示的是实验结果。图像中每一个(×)代表一个刻线速度。随着激光功率的增加，划线速度也会增加。图12显示了刻线后再切割面上测量的裂纹深度。裂纹深度作为激光功率的一种表象，越深的裂纹深度对应着越低的划线速度，而越浅的边则对应着越高的划线速度。图13显示的是在既定激光功率和划线速度等实验参数下的三维热应力分析的计算结果。底部的数据对应的是各划线速度下的最大拉应力，顶部的数据对应的是最大温度计算值。在图13中,当激光功率恒定时，σtmax随着划线速度的增加而减少。这就导致了图12中高速边所对应的裂纹深度浅的现象。对于每一个激光功率的值，σtmax的下限几乎是恒定的且独立于划线速度。结论是σtmax的下限足够作为驱使裂纹生长的阈值。因此，对于σtmax比其最低值大的情况，可达到一种理想结果。另一方面，在常值激光功率下，Tmax随着划线速度的减小而增大。对于不同的激光功率值，Tmax的上限几乎是一个独立于划线速度的常数。Tmax的上限温度接近500℃，如表1所示，显然低于钠钙玻璃的软化温度720-730℃。因此，预计在小于或等于此温度上限时玻璃内无热损伤。从这些发现中可以推断出：这样一种三维热应力分析可用于实验利用最大拉应力下限、冷却区σtmax以及玻璃表面的最大温度值Tmax的上限估算得到激光划线参数。接下来，图11中基于实验的二维热应力分析的结果显示在了图14中。重复一下，较低的一系列数据对应的是拉应力最大值的计算值而较高的一系列数据对应的是最大表面温度。作为三维分析，其二维分析揭示了当激光功率为常值，在划线速度很小时最大拉应力、σtmax会降低。同样，对于单独的激光功率的情况，Tmax的上限和σtmax的下限几乎都是常值。比较图13所示的三维分析和图14所示的二维分析的结果时，Tmax的上限几乎是相等的。三维分析中的σtmax下限接近35MPa，这个值低于二维分析中的65MPa。由于这个原因，我们可认为：为了降低计算载荷，三维分析的网格划分要比二维分析的更大。无论怎样，实际上σtmax下限的变动是很小的，且非常类似于实际情况，其在三维分析中几乎是一个常数，这表明，σtmax的下限在划线参数中能够作为一种阈值。由于玻璃基体在激光加热后被快速冷却，板厚方向（z轴）的温度梯度变大。当Z轴方向分割好后，最大拉应力σtmax也变得更大。为了精确计算，如果分析模型被划分得更细的话，则需要更长的计算时间。为了估计划线参数，最大拉应力σtmax下限，最大温度上限Tmax几乎是常数的解释说明要比更长时间的精确计算的研究更为重要。因此，图4中所示的单元划分对于这项研究来说是足够的。接下来，在与二维分析的对比中，三维分析的计算载荷是极大的，它需要大量的时间来获取划线参数。三维分析及二维分析中都有冷却区最大拉应力σtmax下限和温度上限Tmax，且Tmax独立于划线速度维持一个常值。因此，考虑到计算需要时间，估计划线参数更实际的方法是使用二维分析。5.总结在这项研究中，在例如裂纹深度、裂纹轮廓及划线参数的实验基础上，使用有限元法做了三维热应力分析。裂纹深度的大小决定于冷却区的最大拉应力以及裂纹正下方的压应力场的深度。当冷却区与加热区之间的距离减小时，冷却区的最大拉应力增加，而裂纹正下方出现的压应力场则变浅。这就导致了裂纹尖端的倾斜。在划线参数中，冷却区最大拉应力σtmax下限几乎是不受激光功率和划线速度影响的。温度上限Tmax同样也几乎独立于激光功率和划线速度。因此，三维热应力分析，采用了对冷却区最大拉应力σtmax以及温度上限Tmax的激光划线参数的研究。考虑到计算载荷，从最大拉应力σtmax下限、表面最大温度达到的上限值以及二维分析法来估计划线参数更为实际。参考文献[1]SwainMV.Mediancrackinitiationandpropagationbeneathadiscglasscutter.GlassTech1981;22-5:222–9.[2]ChuiGK.Lasercuttingofhotglass.AmCeramSocBull1975;54:515–8.[3]RoloA,CoelhoJ,PiresM.MarkingglasswithcontinuousandpulsedCO2laserradiation.In:ProcICALEO’05,P506.2005.[4]AshkenasiD.Laserprocessingofopticalmaterial:drilling,dicingandmodifyingthinglass.In:ProcICALEO’05,M103.2005.[5]XieJ,KarA.Mathematicalmodelingofmeltingduringlasermaterialsprocessing.JApplPhys1997;81(7):3015–22.[6]NoguchiS,OhmuraE,MiyamotoI.Analysisonresinremovalinlaserdrillingofprintedcircuitboard.In:ProceedingsofSPIE4830.2003.p.4651.[7]ZhangC,SalamaIA,QuickNR,KarA.Two-dimensionaltransientmodelingofCO2laserdrillingofmicro-viasinhighdensityflipchipsubstrates.In:ProcICALEO’05,M803.2005.[8]LumleyRM.Controlledseparationofbrittlematerialsusingalaser.AmCeramSocBull1969;48:850–4.[9]GroveFJ,WrightDC,HamerFM,“Cut-tingofglasswithalaserbeam,”USPatent3,543,979(1970).[10]LaserZentrumHannoverEV,Methodforcuttingcomponentsmadeofglass,ceramic,glassceramicorthelikebygeneratingthermalablationonthecomponentalongacutzone,PCTWO02/48059A1(2001).[11]MoritaH,ImaiY.Crackextensioninducedbythermalstressassociatedwithuniformheatinginacircle.JpnSocMechEngSeriesA1990;56–524:170–4[InJapanese].[12]TsaiCH,LiouCS.Applyon-linecrackdetectiontechniquetolasercuttingwithcontrolledfracture.IntAdvManufTechnol2001;18:724–40.[13]TsaiCH.Fracturemechanismoflasercuttingwithcontrolledfracture.JManufSc