セラミック部材及びウェハ研磨装置用テーブル
【課題】熱伝導性に優れるとともに、破壊しにくくて長期信頼性に優れたセラミック部材を提供することができる。
【解決手段】このセラミック部材２は、含珪素セラミックからなる多孔質体１７の開放気孔中に金属シリコン２４を含浸した複数のセラミック・金属複合体１８製の基材１１Ａ，１１Ｂからなる。基材１１Ａ，１１Ｂ同士は、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して接合され、多孔質体１７内に含浸されている金属シリコンと接合層１４を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にある。
【解決手段】このセラミック部材２は、含珪素セラミックからなる多孔質体１７の開放気孔中に金属シリコン２４を含浸した複数のセラミック・金属複合体１８製の基材１１Ａ，１１Ｂからなる。基材１１Ａ，１１Ｂ同士は、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して接合され、多孔質体１７内に含浸されている金属シリコンと接合層１４を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にある。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、セラミック部材及びウェハ研磨装置用テーブルに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来、珪素を含むセラミックの一種として炭化珪素（ＳｉＣ）が知られている。炭化珪素は、熱伝導性、耐熱性、耐熱衝撃性、耐摩耗性、硬度、耐酸化性、耐食性等に優れるという好適な特性を有する。
【０００３】
ゆえに、炭化珪素は、メカニカルシールや軸受等の耐磨耗材料をはじめとして、高温炉用の耐火材、熱交換器、燃焼管等の耐熱構造材料、酸やアルカリに晒されやすいポンプ部品等の耐腐食材料など、広く利用可能な材料であるといえる。
また、近年では上記の諸特性、特に高い熱伝導性に着目し、炭化珪素の多孔質体を半導体製造装置（例えばウェハ研磨装置等）の構成材料として利用しようとする動きがある。これに加え、炭化珪素からなる多孔質体に存在する開放気孔中に金属を含浸することによって、非含浸体よりもさらに熱伝導性に優れた炭化珪素・金属複合体を製造することも提案されている。
【０００４】
ウェハ研磨装置とは、半導体ウェハのデバイス形成面を研磨するためのラッピングマシンやポリッシングマシンのことを指す。この装置は、プッシャプレートと、炭化珪素・金属複合体からなる複数枚の基材からなるテーブル等を備えている。各基材同士は、積層された状態で樹脂製の接着剤により接合されている。テーブルにおける接合界面には流路が設けられ、その流路には冷却水が循環される。また、プレートの保持面には、半導体ウェハが熱可塑性ワックスを用いて貼付けられる。回転するプレートに保持された半導体ウェハは、研磨クロスが設けられたテーブルの研磨面に対して上方から押し付けられる。その結果、テーブルに対して半導体ウェハが摺接することにより、ウェハの片側面が均一に研磨される。そして、このときウェハに発生した熱は、テーブル内を伝導した後、流路を循環する冷却水により装置の外部に持ち去られるようになっている。
【０００５】
炭化珪素・金属複合体製の基材は高熱伝導性等の特性を有しており、このような基材を用いて構成されたテーブルは、均熱性や熱応答性に優れたものとなると考えられる。従って、かかるテーブルを用いて研磨を行えば、大口径・高品質の半導体ウェハが得やすくなるものと考えられる。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
ところが、従来において基材同士を接合するためには、熱伝導率の低い接着剤が用いられていた。このため、接着剤が接合界面における熱抵抗の増大をもたらし、テーブル全体として熱伝導率の低下を来していた。従って、熱伝導率の高い炭化珪素・金属複合体を基材に用いているにもかかわらず、実際上は十分な均熱性や熱応答性を実現することができなかった。また、炭化珪素・金属複合体と接着剤とでは熱膨張係数が大きく異なるため、接合界面においてクラックや剥がれが発生しやすかった。ゆえに、ヒートサイクルを受けるとテーブルが破壊しやすく、長期信頼性が低かった。
【０００７】
また、接着剤に代えて基材同士の接合にロウ材を用いた場合、熱抵抗の増大に関する問題は解消される反面、熱膨張係数差に起因するクラックや剥がれの発生については避けることができなかった。
【０００８】
さらに、従来技術においては各基材の全体をシリコンによって含浸していたため、テーブル自体が重くなってしまうという問題があった。従って、搬送時等においてその取り扱いが困難であるという欠点があった。
【０００９】
本発明は上記の課題に鑑みてなされたものであり、その第１の目的は、熱伝導性に優れるとともに、破壊しにくくて長期信頼性に優れたセラミック部材を提供することにある。
本発明の第２の目的は、大口径・高品質ウェハの製造に好適なウェハ研磨装置用テーブルを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
上記の課題を解決するために、請求項１に記載の発明では、含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸した複数のセラミック・金属複合体同士が、前記金属シリコンからなる接合層を介して接合され、前記多孔質体内に含浸されている金属シリコンと前記接合層を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にあることを特徴とするセラミック部材をその要旨とする。
【００１１】
請求項２に記載の発明は、請求項１において、前記複数のセラミック・金属複合体は、いずれも炭化珪素多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸したものであるとした。
請求項３に記載の発明は、請求項１または請求項２において、前記接合層の厚さは１０μｍ〜１５００μｍであるとした。
【００１２】
請求項４に記載の発明では、複数の基材を積層してなる積層構造物の上部に、ウェハ研磨装置を構成しているウェハ保持プレートの保持面に保持されている半導体ウェハが摺接される研磨面を有するテーブルにおいて、前記基材は含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸したセラミック・金属複合体であり、各基材同士は前記金属シリコンからなる接合層を介して接合され、前記多孔質体内に含浸されている金属シリコンと前記接合層を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にあり、かつ前記接合層のある接合界面には流体流路が配設されているウェハ研磨装置用テーブルをその要旨とする。
【００１３】
以下、本発明の「作用」について説明する。
請求項１に記載の発明によると、前記セラミック・金属複合体及び金属シリコンからなる接合層の熱膨張係数差は極めて小さいため、接合界面におけるクラックや剥がれの発生を防止することができる。ゆえに、ヒートサイクルを受けても破壊しにくく、長期信頼性に優れたセラミック部材となる。また、金属シリコンは一般的な接着剤に比べて格段に高い熱伝導率を有するため、接合界面において熱抵抗を増大させるという心配もない。よって、熱伝導性に優れたセラミック部材とすることができる。
【００１４】
請求項２に記載の発明によると、炭化珪素多孔質体はとりわけ高い熱伝導率を有するため、熱伝導性に極めて優れたセラミック部材となる。また、炭化珪素多孔質体という同種のセラミックからなる複数の複合体を用いたことにより、複合体間の熱膨張係数差を完全になくすことができる。よって、接合界面におけるクラックや剥がれの発生を確実に防止することができる。
【００１５】
請求項３に記載の発明によると、接合層の厚さを上記好適範囲に設定することにより、接合作業の困難化を伴うことなく十分な接合強度を得ることができる。接合層が１０μｍより薄いと、十分な接合強度が得られなくなるおそれがある。逆に、接合層を１５００μｍより厚くしようとすると、含浸のときの条件設定が難しくなり、接合作業が困難になるおそれがある。
【００１６】
請求項４に記載の発明によると、接合界面におけるクラックや剥がれの発生が防止され、ヒートサイクルを受けても破壊しにくくなる。この結果、流体流路からの流体漏れも未然に防止され、長期信頼性に優れたテーブルとなる。また、金属シリコンからなる接合層は接合界面において熱抵抗を増大させないため、熱伝導性に極めて優れたテーブルとなる。従って、テーブル内部に温度バラツキが生じにくくなり、極めて高い均熱性及び熱応答性が付与される。このため、大口径・高品質ウェハの製造に好適なものとすることができる。
【発明の効果】
【００１７】
以上詳述したように、請求項１〜３に記載の発明によれば、熱伝導性に優れるとともに、破壊しにくくて長期信頼性に優れたセラミック部材を提供することができる。
請求項４に記載の発明によれば、大口径・高品質ウェハの製造に好適なウェハ研磨装置用テーブルを提供することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１８】
［第１の実施形態］
以下、本発明を具体化した一実施形態のウェハ研磨装置１を図１〜図３に基づき詳細に説明する。
【００１９】
図１には、本実施形態のウェハ研磨装置１が概略的に示されている。同ウェハ研磨装置１を構成しているテーブル２は円盤状である。テーブル２の上面は、半導体ウェハ５を研磨するための研磨面２ａになっている。この研磨面２ａには図示しない研磨クロスが貼り付けられている。本実施形態のテーブル２は、冷却ジャケットを用いることなく、円柱状をした回転軸４の上端面に対して水平にかつ直接的に固定されている。従って、回転軸４を回転駆動させると、その回転軸４とともにテーブル２が一体的に回転する。
【００２０】
図１に示されるように、このウェハ研磨装置１は、複数（図１では図示の便宜上２つ）のウェハ保持プレート６を備えている。プレート６の形成材料としては、例えばガラスや、アルミナ等のセラミックス材料や、ステンレス等の金属材料などが採用される。各ウェハ保持プレート６の片側面（非保持面６ｂ）の中心部には、プッシャ棒７が固定されている。各プッシャ棒７はテーブル２の上方に位置するとともに、図示しない駆動手段に連結されている。各プッシャ棒７は各ウェハ保持プレート６を水平に支持している。このとき、保持面６ａはテーブル２の研磨面２ａに対向した状態となる。また、各プッシャ棒７はウェハ保持プレート６とともに回転することができるばかりでなく、所定範囲だけ上下動することができる。プレート６側を上下動させる方式に代え、テーブル２側を上下動させる構造を採用しても構わない。ウェハ保持プレート６の保持面６ａには、半導体ウェハ５が例えば熱可塑性ワックス等を用いて貼着される。半導体ウェハ５は、保持面６ａに対して真空引きによりまたは静電的に吸着されてもよい。このとき、半導体ウェハ５における被研磨面５ａは、テーブル２の研磨面２ａ側を向いている必要がある。
【００２１】
次に、テーブル２の構成について詳細に説明する。
図１，図２に示されるように、本実施形態のテーブル２は、２枚の炭化珪素・金属複合体製の基材１１Ａ，１１Ｂからなる積層セラミックス構造体である。上側基材１１Ａの裏面には、流体流路である冷却用水路１２の一部を構成する溝１３が所定パターン状に形成されている。２枚の基材１１Ａ，１１Ｂ同士は、接合層１４を介して互いに接合されることにより、一体化されている。その結果、基材１１Ａ，１１Ｂの接合界面に前記水路１２が形成される。下側基材１１Ｂの略中心部には、貫通孔１５が形成されている。これらの貫通孔１５は、回転軸４内に設けられた流路４ａと、前記水路１２とを連通させている。
【００２２】
水路１２の一部を構成する溝１３は、上側基材１１Ａの裏面を生加工後かつ焼成前に研削加工することにより形成された研削溝である。溝１３の深さは３mm〜１０mm程度に、幅は５mm〜２０mm程度にそれぞれ設定されることがよい。
【００２３】
前記基材１１Ａ，１１Ｂは、含珪素セラミックからなる多孔質体１７の開放気孔中に金属シリコン２４を含浸したセラミック・金属複合体１８である。本実施形態において具体的には、炭化珪素多孔質体１７の開放気孔中に金属シリコン２４を含浸した炭化珪素・金属複合体１８が選択されている。なお、本実施形態のものは、両基材１１Ａ，１１Ｂにおける全領域（ただし溝部１３等の部位は除く）が含浸部位Ａ２となっていて、積極的には未含浸部位Ａ１は設けられていない。
【００２４】
多孔質体１７の多孔質組織を構成する炭化珪素結晶２１，２２の平均粒径は、２０μｍ以上という比較的大きな値に設定されることがよい。熱が結晶の内部を伝導する効率は、熱が結晶間を伝導する効率に比べて一般に高いため、平均粒径が大きいほど熱伝導率が高くなるからである。また、多孔質組織の気孔率は３０％以下という小さい値に設定されていることがよく、このような設定にすれば熱伝導性の向上を確実に図ることができる。即ち、気孔率が小さくなると多孔質組織内における空隙が減る結果、熱が伝導しやすくなるからである。
【００２５】
ここで、炭化珪素結晶２１，２２の平均粒径が２０μｍ未満であったり、気孔率が３０％を超えるものであると、含浸を行ったとしても熱伝導率を１６０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の高い値にすることが困難になる。従って、均熱性、熱応答性及び形状安定性の向上を十分に達成することができなくなる。なお、熱伝導率の値は１６０Ｗ／ｍ・Ｋ以上であることが好ましく、さらには１８０Ｗ／ｍ・Ｋ〜２８０Ｗ／ｍ・Ｋであることがより好ましく、２００Ｗ／ｍ・Ｋ〜２６０Ｗ／ｍ・Ｋであることが特に好ましい。
【００２６】
炭化珪素結晶２１，２２の平均粒径は、２０μｍ〜１００μｍに設定されることが好ましく、３０μｍ〜９０μｍに設定されることがより好ましく、４０μｍ〜７０μｍに設定されることが最も好ましい。平均粒径が大きくなりすぎると、複合体１８が過度に緻密化してしまうおそれがある。
【００２７】
開放気孔の気孔率は、１０％〜５０％に設定されることが好ましく、１０％〜４０％に設定されることより好ましく、２０％〜３０％に設定されることが最も好ましい。
また、前記複合体１８は、平均粒径が０．１μｍ〜１．０μｍの細かい炭化珪素結晶２１（以下、細結晶２１という）を１０体積％〜５０体積％含み、かつ、平均粒径が２５μｍ〜１５０μｍの粗い炭化珪素結晶２２（以下、粗結晶２２という）を５０体積％〜９０体積％含むものであることが好ましい。
【００２８】
上記のように、細結晶２１と粗結晶２２とが適宜の比率で含まれる複合体１８の場合、粗結晶２２間に形成される空隙が細結晶２１で埋まった状態となりやすく、実質的な空隙の比率が小さくなる（図２（b）参照）。その結果、複合体１８の熱抵抗がよりいっそう小さくなり、このことが熱伝導性の向上に大きく貢献しているものと考えられる。
【００２９】
細結晶２１の平均粒径は、０．１μｍ〜１．０μｍに設定されることがよく、０．２μｍ〜０．９μｍに設定されることがより好ましく、０．３μｍ〜０．７μｍに設定されることが最も好ましい。細結晶２１の平均粒径を極めて小さくしようとすると、高価な微粉末の使用が必要となるため、材料コストの高騰につながるおそれがある。逆に、細結晶２１の平均粒径が大きくなりすぎると、粗結晶２２間に形成される空隙を十分に埋めることができなくなり、複合体の熱抵抗を十分に低減できなくなるおそれがある。
【００３０】
複合体１８において細結晶２１は、１０体積％〜５０体積％含まれることがよく、１５体積％〜４０体積％含まれることがより好ましく、２０体積％〜４０体積％含まれることが最も好ましい。細結晶２１の含有比率が小さくなりすぎると、粗結晶２２間に形成される空隙を埋めるのに十分な量の細結晶２１が確保されにくくなり、複合体１８の熱抵抗を確実に低減できなくなるおそれがある。逆に、細結晶２１の含有比率が大きくなりすぎると、前記空隙を埋める細結晶２１がむしろ余剰となり、本来熱伝導性の向上に必要な程度の粗結晶２２が確保されなくなる。従って、かえって複合体１８の熱抵抗が大きくなるおそれがある。
【００３１】
さらに、複合体１８において粗結晶２２の平均粒径は、２５μｍ〜１５０μｍに設定されることがよく、４０μｍ〜１００μｍに設定されることがより好ましく、６０μｍ〜８０μｍに設定されることが最も好ましい。粗結晶２２の平均粒径を極めて小さくしようとすると、前記細結晶２１との粒径差が小さくなる結果、細結晶２１と粗結晶２２との混合による熱抵抗低減効果を期待できなくなるおそれがある。逆に、粗結晶２２の平均粒径が大きくなりすぎると、粗結晶２２間に形成される個々の空隙が大きくなることから、たとえ十分な量の細結晶２１があったとしても当該空隙を十分に埋めることは困難になる。よって、複合体１８の熱抵抗を十分に低減できなくなるおそれがある。
【００３２】
複合体１８において粗結晶２２は、５０体積％〜９０体積％含まれることがよく、６０体積％〜８５体積％含まれることがより好ましく、６０体積％〜８０体積％含まれることが最も好ましい。粗結晶２２の含有比率が小さくなりすぎると、本来熱伝導率の向上に必要な程度の粗結晶２２が確保されなくなり、かえって複合体の熱抵抗が大きくなるおそれがある。逆に、粗結晶２２の含有比率が大きくなりすぎると、相対的に細結晶２１の含有比率が小さくなってしまい、粗結晶２２間に形成される空隙を十分に埋めることができなくなる。よって、複合体１８の熱抵抗を確実に低減できなくなるおそれがある。
【００３３】
上述したように、炭化珪素多孔質体１７の開放気孔中には、金属シリコン２４が含浸されている。金属シリコン２４の含浸を行うと、金属シリコン２４が多孔質体１７の開放気孔内に埋まり込むことによって見かけ上は緻密体となり、結果として熱伝導性及び強度の向上が図られるからである。
【００３４】
ここで、含浸用金属として特に金属シリコン２４を選択した理由は、金属シリコン２４は元来炭化珪素との馴染みがよい物質であることに加え、それ自体が高い熱伝導率を有しているからである。ゆえに、金属シリコン２４を多孔質体１７の開放気孔内に充填することによって、熱伝導性及び強度の向上を確実に達成することができるからである。また、金属シリコン２４は、接着剤のような樹脂材料とは異なり熱膨張係数が炭化珪素と極めて近似しているため、接合層１４の材料として好適だからである。
【００３５】
金属シリコン２４は、炭化珪素１００重量部に対して１５重量部〜５０重量部含浸されていることがよく、さらには１５重量部〜４５重量部含浸されていることがよりよく、特には１５重量部〜３０重量部含浸されていることが好ましい。
含浸量が１５重量部未満であると、開放気孔を十分に埋めることができなくなり、複合体１８の熱抵抗を確実に低減できなくなるおそれがある。逆に、含浸量が３０重量部を超えるようになると、結晶部分の比率が相対的に低下してしまう結果、場合によってはかえって複合体１８の熱伝導率が低下する可能性がある。
【００３６】
また、金属シリコン２４からなる接合層１４の厚さは、１０μｍ〜１５００μｍであることがよく、さらには１００μｍ〜５００μｍであることがよりよい。
その理由は、接合層１４が１０μｍよりも薄いと、十分な接合強度が得られなくなるおそれがあるからである。逆に、接合層１４を１５００μｍよりも厚くしようとすると、含浸のときの温度、時間等の条件設定が難しくなり、接合作業が困難になるおそれがあるからである。
【００３７】
次に、このテーブル２の製造手順を図３に基づいて説明する。
炭化珪素の多孔質体１７は、粗粉末に微粉末を所定割合で配合して混合する材料調製工程、成形工程及び焼成工程、金属含浸・基材接合工程を経て製造される。
【００３８】
前記材料調製工程においては、平均粒径５μｍ〜１００μｍのα型炭化珪素の粗粉末を１００重量部用意する。これに対して平均粒径０．１μｍ〜１．０μｍのα型炭化珪素の微粉末を１０重量部〜１００重量部を配合し、これを均一に混合することを行う。
【００３９】
α型炭化珪素の粗粉末の平均粒径は、５μｍ〜１００μｍに設定されることがよく、１５μｍ〜７５μｍに設定されることがより好ましく、２５μｍ〜６０μｍに設定されることが最も好ましい。α型炭化珪素の粗粉末の平均粒径が５μｍ未満になると、異常粒成長を抑制する効果が低くなるおそれがある。逆に、α型炭化珪素の粗粉末の平均粒径が６０μｍを超えると、成形性が悪化することに加え、得られる複合体１８の強度が低くなるおそれがある。
【００４０】
α型炭化珪素の微粉末の平均粒径は、０．１μｍ〜１．０μｍに設定されることがよく、０．１μｍ〜０．８μｍに設定されることがより好ましく、０．２μｍ〜０．５μｍに設定されることが最も好ましい。α型炭化珪素の微粉末の平均粒径が０．１μｍ未満になると、粒成長の制御が困難になることに加え、材料コストの高騰が避けられなくなる。逆に、α型炭化珪素の微粉末の平均粒径が１．０μｍを超えると、粗結晶２２間に形成される空隙が埋まりにくくなるおそれがある。なお、微粉末としてα型を選択した理由は、β型に比べて熱伝導率がいくぶん高くなる傾向があるからである。
【００４１】
前記微粉末の配合量は、１０重量部〜１００重量部であることがよく、１５重量部〜６５重量部であることがより好ましく、２０重量部〜６０重量部であることが最も好ましい。微粉末の配合量が少なすぎると、粗結晶２２間に形成される空隙を埋めるのに十分な量の細結晶２１が確保されにくくなり、複合体１８の熱抵抗を十分に低減できなくなるおそれがある。また、２０μｍ以上という所望の気孔径を得るために焼成温度を極めて高温に設定する必要が生じ、コスト的に不利となる。逆に、微粉末の配合量が多すぎると、熱伝導性の向上に必要な程度の粗結晶２２が確保されなくなる結果、複合体１８の熱抵抗が大きくなるおそれがある。また、強度に優れた複合体を得ることも困難になる。
【００４２】
上記の材料調製工程においては、前記２種の粉末とともに、成形用バインダや分散溶媒が必要に応じて配合される。そして、これを均一に混合・混練して粘度を適宜調製することにより、まず原料スラリーが得られる。なお、原料スラリーを混合する手段としては、振動ミル、アトライター、ボールミル、コロイドミル、高速ミキサー等がある。混合された原料スラリーを混練する手段としては、例えばニーダー等がある。
【００４３】
成形用バインダとしては、ポリビニルアルコール、メチルセルロース、カルボキシメチルセルロース、ヒドロキシエチルセルロース、ポリエチレングリコール、フェノール樹脂、エポキシ樹脂、アクリル樹脂等がある。成形用バインダの配合割合は、一般に炭化珪素粉末の合計１００重量部に対し、１重量部〜１０重量部の範囲であることが好適である。この比率が１重量部未満であると、得られる成形体の強度が不十分となり、取扱性が悪くなる。逆に、この比率が１０重量部を超えるものであると、乾燥等によって成形用バインダを除去する際に成形体にクラックが生じやすくなり、歩留まりが悪化してしまう。
【００４４】
分散溶媒としては、ベンゼン、シクロヘキサン等の有機溶剤、メタノール等のアルコール、水等が使用可能である。
また、上記原料スラリー中には、さらに炭素源となる有機物が炭素重量換算値で１重量％〜１０重量％、特には６重量％〜９重量％配合されていることがよい。即ち、前記有機物に由来する炭素が焼結体の炭化珪素の表面に付着することにより、含浸してきた金属シリコン２４と炭素とが反応し、そこにあらたに炭化珪素を生成する。従って、そこに強いネッキングが起き、これにより熱伝導性及び強度の向上が図られるからである。
【００４５】
ここで、成形体における前記有機物の分量が少なすぎると、焼結体表面を覆う酸化珪素膜が厚くなり、焼結体側に金属シリコン２４が入りにくくなる結果、そこにあらたに炭化珪素が生成しにくくなるおそれがある。
【００４６】
逆に、成形体における前記有機物の分量が多すぎると、例えば樹脂を選択した場合において、成形時の離形性が悪化するおそれがある。また、炭化珪素の焼結が阻害される結果、強度低下を来すおそれがある。
【００４７】
前記有機物としては、例えばフェノールレジン、カーボンブラック、アセチレンブラック、ピッチ、タールなどがある。このなかでもフェノールレジンは、ボールミルを用いた場合に原料を均一に混合できるという点で有利である。
【００４８】
次いで、前記原料スラリーを用いて炭化珪素の顆粒が形成される。炭化珪素粉末を顆粒化する方法としては、噴霧乾燥による顆粒化法（いわゆるスプレードライ法）のように、従来からある汎用技術を用いることができる。即ち、原料スラリーを高温状態に維持した容器内へ噴霧し、急速に乾燥を行なう方法などが適用可能である。
【００４９】
続く成形工程においては、材料調製工程により得られた混合物からなる顆粒を所定形状に成形して成形体を作製する。
その際の成形圧力は、１．０ｔ／ｃｍ２〜１．５ｔ／ｃｍ２であることがよい。
その理由は、成形体密度及び焼結体密度が高くなる結果、熱伝導率が高くなるからである。また、成形体の密度は、２．０ｇ／ｃｍ３以上に設定されることがよい。その理由は、成形体の密度が小さすぎると、炭化珪素粒子相互の結合箇所が少なくなるからである。よって、得られる多孔質体１７の強度が低くなり、取扱性が悪くなる。
【００５０】
続く焼成工程においては、成形工程によって得られた成形体を１７００℃〜２４００℃の温度範囲で、好ましくは２０００℃〜２４００℃の温度範囲で、特に好ましくは２０００℃〜２３００℃の温度範囲で焼成して多孔質体１７を作製する。
【００５１】
焼成温度が低すぎると、炭化珪素粒子同士を結合するネック部を十分に発達させることが困難になり、高熱伝導率及び高強度を達成できなくなる場合がある。
逆に、焼成温度が高すぎると、炭化珪素の熱分解が始まる結果、多孔質体１７の強度低下を来してしまう。しかも、焼成炉に投じる熱エネルギー量が増大する結果、コスト的に不利となる。
【００５２】
また、焼成時において焼成炉の内部は、例えばアルゴン、ヘリウム、ネオン、窒素、水素及び一酸化炭素の中から選択される少なくとも一種からなるガス雰囲気（即ち非酸化性雰囲気、不活性雰囲気）に保たれるべきである。なお、このとき焼成炉内を真空状態にしてもよい。
【００５３】
さらに焼成時においては、ネック部の成長を促進させるために、成形体からの炭化珪素の揮散を抑制することが有利である。成形体からの炭化珪素の揮散を抑制する方法としては、外気の侵入を遮断可能な耐熱性の容器内に成形体を装入することが有効である。前記耐熱性の容器の形成材料としては、黒鉛または炭化珪素が好適である。
【００５４】
続く金属含浸・基材接合工程では、以下のようにして未含浸の多孔質体１７に金属シリコン２４を含浸する。
金属シリコン２４の含浸に際し、前もって多孔質体１７に炭素質物質を含浸しておくことが好ましい。このような炭素質物質としては、例えばフルフラール樹脂、フェノール樹脂、リグニンスルホン酸塩、ポリビニルアルコール、コーンスターチ、糖蜜、コールタールピッチ、アルギン酸塩のような各種有機物質が使用可能である。なお、カーボンブラック、アセチレンブラックのような熱分解炭素も同様に使用可能である。前記炭素室物質をあらかじめ含浸する理由は、多孔質体１７の開放気孔の表面に新たな炭化珪素の膜が形成されるため、これによって金属シリコン２４と多孔質体１７との結合が強固なものになるからである。また、炭素室物質の含浸によって、多孔質体１７自体の強度も強くなるからである。
【００５５】
次いで、前記多孔質体１７を複数枚積層し、かつその積層物の最上部に固体状の金属シリコン２４を載置しておく（図３(a)，(b)参照）。固体状の金属シリコン２４として、本実施形態では塊状のものが用いられている。このほかにも、例えば粉末状のもの、粒状のもの、シート状のもの等を用いても構わない。また、固定状の金属シリコン２４に代えてペースト状の金属シリコン２４を用い、それを積層物の最上部に塗布しておくようにしてもよい。
【００５６】
そして、前記積層物を加熱炉内にセットし、所定時間かつ所定温度にて加熱する（図３（c）参照）。その結果、固体状またはペースト状であった金属シリコン２４が溶融するとともに、多孔質体１７の開放気孔内を通り抜けて流下する。
その結果、多孔質体１７内に金属シリコン２４が含浸され、所望の炭化珪素・金属複合体１８が得られる。そして、このとき同時に、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して前記複合体１８同士が接合された状態となる。
【００５７】
このときの加熱温度は、１５００℃〜２０００℃に設定されることが好ましい。その理由は、１５００℃よりも低いと、金属シリコン２４を完全に溶融させて流動化させることができず、複合体１８内に未含浸部分が生じたり、接合界面に未接合部分が生じたりするおそれがあるからである。逆に、２０００℃よりも高いと、金属シリコン２４が気化（昇華）する結果、十分量の金属シリコン２４が接合界面に留まらなくなり、かえって接合強度の低下を来すおそれがあるからである。また、加熱時に熱エネルギーを浪費することになるため、経済性や生産性が低下するおそれもあるからである。
【００５８】
また、加熱時間は１時間以上に設定されることがよく、好ましくは２時間以上に設定されることがよい。その理由は、１時間未満であると、複合体１８の接合界面に未接合部分が生じたりするおそれがあるからである。
【００５９】
積層物の加熱は減圧下において、特には５ｔｏｒｒ以下の条件下において行われることが好ましい。その理由は、減圧下であると多孔質体１７内の空気が開放気孔から抜け出しやすくなり、その分だけ金属シリコン２４をスムーズに含浸させることが可能になるからである。また、酸素の少ない環境にすることにより、金属シリコン２４の酸化を防止するためである。
【００６０】
以下、本実施形態をより具体化したいくつかの実施例及び比較例を紹介する。
〈実施例１−１〉
実施例１−１の作製においては、出発材料として，平均粒径３０μｍのα型炭化珪素の粗粉末（＃４００）と、平均粒径０．３μｍのα型炭化珪素の微粉末（ＧＭＦ−１５Ｈ２）とを準備した。そして、１００重量部の前記粗粉末に対して、前記微粉末を３０重量部を配合し、これを均一に混合した。
【００６１】
この混合物１００重量部に対し、ポリビニルアルコール５重量部、フェノールレジン３重量部、水５０重量部を配合した後、ボールミル中にて５時間混合することにより、均一な混合物を得た。この混合物を所定時間乾燥して水分をある程度除去した後、その乾燥混合物を適量採取しかつ顆粒化した。このとき、顆粒の水分率を約０．８重量％になるように調節した。次いで、前記混合物の顆粒を、金属製押し型を用いて１．３ｔ／ｃｍ２のプレス圧力で成形した。得られた円盤状の生成形体（５０ｍｍφ、５ｍｍｔ）の密度は２．６ｇ／ｃｍ３であった。
【００６２】
続いて、後に上側基材１１Ａとなるべき成形体の底面を研削加工することにより、深さ５ｍｍかつ幅１０ｍｍの溝１３を底面のほぼ全域に形成した。
次いで、黒鉛製ルツボに前記生成形体を装入し、タンマン型焼成炉を使用してその焼成を行なった。焼成は１気圧のアルゴンガス雰囲気中において実施した。
また、焼成時においては１０℃／分の昇温速度で最高温度である２２００℃まで加熱し、その後はその温度で４時間保持することとした。
【００６３】
続く金属含浸・基材接合工程では、得られた多孔質体１７にフェノール樹脂（炭化率３０重量％）をあらかじめ真空含浸し、かつ乾燥した。そして、多孔質体１７を２枚積層し、かつその積層物の最上部に塊状の金属シリコン２４を載置しておく。なお、ここでは純度が９９．９９重量％以上の塊状の金属シリコン２４を使用した。そして、塊状の金属シリコン２４が載置された積層物を加熱炉内にセットし、これを１ｔｏｒｒの減圧下で加熱して、最高温度１８００℃で約３時間保持した。このような処理の結果、固体状であった金属シリコン２４を溶融させ、多孔質体１７内に金属シリコン２４を含浸させた。このとき同時に、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して、複合体１８同士を接合した。なお、ここでは炭化珪素１００重量部に対する金属シリコン２４の含浸量を、３０重量部に設定した。また、金属シリコン２４からなる接合層１４の厚さを１５０μｍに設定した。
【００６４】
得られた炭化珪素・金属複合体１８製の基材１１Ａ，１１Ｂでは、多孔質組織における開放気孔の気孔率が２０％、全体としての熱伝導率が２１０Ｗ／ｍ・Ｋ、全体としての密度が３．０ｇ／ｃｍ３であった。また、炭化珪素結晶２１，２２の平均粒径は３０μｍであった。具体的には、平均粒径が１．０μｍの細結晶２１を２０体積％含み、かつ、平均粒径が４０μｍの粗結晶２２を８０体積％含んでいた。
【００６５】
また、本実施例の多孔質体１７の熱膨張係数は４．０×１０−６／℃であった。
一方、金属シリコン２４からなる接合層１４の熱膨張係数は４．２×１０−６／℃であり、多孔質体１７のそれと極めて近似していた。金属シリコン２４からなる接合層１４の熱伝導率は１５０Ｗ／ｍ・Ｋであり、高熱伝導体といい得るものであった。
【００６６】
続いて、上側基材１１Ａの表面に研磨加工を施すことにより、最終的に、半導体ウェハ５の研磨に適した面粗度の研磨面２ａを有するテーブル２を完成した。
このようにして得られた実施例１−１のテーブル２の曲げ強度を従来公知の手法により複数回測定したところ、その平均値は約５５０ＭＰａであった。
【００６７】
図２（ｂ）において概略的に示されるように、多孔質体１７内に含浸されている金属シリコン２４と、接合層１４を構成する金属シリコン２４とは、境目なく連続的に存在した状態にある。ゆえに、このことが曲げ強度の向上にいくぶん寄与しているものと考えられている。
【００６８】
また、ヒートサイクルを一定時間行った後、テーブル２を厚さ方向に沿って切断し、その切断面を肉眼及び顕微鏡により観察した。その結果、接合界面におけるクラックや剥がれは全く確認されなかった。
【００６９】
このようにして得られた実施例１−１のテーブル２を上記各種の研磨装置１にセットし、水路１２内に冷却水Ｗを常時循環させつつ、各種サイズの半導体ウェハ５の研磨を行なった。そして、各種の研磨装置１による研磨を経て得られた半導体ウェハ５を観察したところ、ウェハサイズの如何を問わず、ウェハ５には傷が付いていなかった。また、ウェハ５に大きな反りが生じるようなこともなかった。つまり、本実施例のテーブル２を用いた場合、大口径・高品質な半導体ウェハ５が得られることがわかった。
〈実施例１−２〉
実施例１−２の作製においては接合層１４の厚さを５０μｍに設定し、それ以外の条件については基本的に実施例１−１と同様にしてテーブル２を作製した。
【００７０】
得られたテーブル２の曲げ強度を複数回測定したところ、その平均値は約５５０ＭＰａであった。また、一定時間のヒートサイクル後にテーブル２の切断面を観察したところ、接合界面におけるクラックや剥がれは全く確認されなかった。
【００７１】
さらに、テーブル２を上記各種の研磨装置１にセットし、各種サイズの半導体ウェハ５の研磨を行なったところ、前記実施例１−１とほぼ同様の優れた結果が得られた。即ち、ウェハ５の傷付きや反りが認められず、大口径・高品質な半導体ウェハ５が得られることがわかった。
〈実施例１−３〉
実施例１−３の作製においては接合層１４の厚さを１５００μｍに設定し、それ以外の条件については基本的に実施例１−１と同様にしてテーブル２を作製した。
【００７２】
得られたテーブル２の曲げ強度を複数回測定したところ、その平均値は約５５０ＭＰａであった。また、一定時間のヒートサイクル後にテーブル２の切断面を観察したところ、接合界面におけるクラックや剥がれは全く確認されなかった。
【００７３】
さらに、テーブル２を上記各種の研磨装置１にセットし、各種サイズの半導体ウェハ５の研磨を行なったところ、前記実施例１−１とほぼ同様の優れた結果が得られた。即ち、ウェハ５の傷付きや反りは認められず、大口径・高品質な半導体ウェハ５が得られることがわかった。
〈比較例１〉
比較例１においては、あらかじめ多孔質体１７ごとに別個に金属シリコン２４の含浸を行って基材１１Ａ，１１Ｂを作製し、次いでＡｇ−Ｃｕ−Ｔｉからなるロウ材を用いて基材１１Ａ，１１Ｂ同士をロウ付け接合することとした。それ以外の条件については、基本的に実施例１と同様にして、テーブル２を作製した。
なお、前記ロウ材の熱伝導率は、金属シリコン２４のそれよりも若干高く、１７０Ｗ／ｍ・Ｋであった。ロウ材の熱膨張係数は１８．５×１０−６／℃であり、金属シリコン２４のそれよりもいくぶん大きかった。
【００７４】
なお、比較例１の場合、金属シリコン２４の含浸作業と基材１１Ａ，１１Ｂ同士の接合作業とを別工程にて行っていることから、実施例１−１，１−２，１−３に比べて生産性及びコスト性に劣っていた。
【００７５】
次に、得られたテーブル２について曲げ強度を複数回測定したところ、その平均値は約４００ＭＰａであり、実施例１−１，１−２，１−３より低い値となった。また、一定時間のヒートサイクル後にテーブル２の切断面を観察したところ、接合界面においてクラックや剥がれが確認された。
〈比較例２〉
比較例２においては、あらかじめ多孔質体１７ごとに別個に金属シリコン２４の含浸を行って基材１１Ａ，１１Ｂを作製し、次いで樹脂製接着剤（セメダイン社製）を用いて基材１１Ａ，１１Ｂ同士を接着することとした。それ以外の条件については、基本的に実施例１と同様にして、テーブル２を作製した。なお、前記接着剤の熱伝導率は、金属シリコン２４のそれよりも大幅に低く、０．１６２Ｗ／ｍ・Ｋであった。同接着剤の熱膨張係数は６５×１０−６／℃であり、金属シリコン２４のそれよりも相当大きいものであった。
【００７６】
なお、比較例２の場合、金属シリコン２４の含浸作業と基材１１Ａ，１１Ｂ同士の接着作業とを別工程にて行っていることから、実施例１−１，１−２，１−３に比べて生産性及びコスト性に劣っていた。
【００７７】
次に、得られたテーブル２について曲げ強度を複数回測定したところ、その平均値は約５０ＭＰａであり、比較例１よりもさらに低い値を示した。また、一定時間のヒートサイクル後にテーブル２の切断面を観察したところ、接合界面においてクラックや剥がれが顕著に発生していた。
【００７８】
従って、本実施形態の各実施例によれば以下のような効果を得ることができる。
（１）前記実施例１−１，１−２，１−３のテーブル２の場合、２枚の炭化珪素・金属複合体１８同士が、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して接合されている。接合層１４の熱膨張係数と、複合体１８の熱膨張係数（実質的には炭化珪素の熱膨張係数にほぼ等しい）との差は、約０．２×１０−６／℃であって極めて小さい。このため、熱膨張係数差に起因する熱応力が生じる心配がなく、クラックや剥がれの発生を防止することができる。ゆえに、ヒートサイクルを受けても破壊しにくく、長期信頼性に優れたテーブル２とすることができる。また、金属シリコン２４は接着剤に比べて格段に高い熱伝導率を有するため、接合界面において熱抵抗を増大させるという心配もない。よって、熱伝導性に優れたテーブル２とすることができる。
【００７９】
（２）実施例１−１，１−２，１−３によると、テーブル２を製造する際、金属シリコン２４の含浸作業と複合体１８同士の接合作業とが同時に行われる。従って、前記各工程を個別に行う場合に比べ、効率よくテーブル２を得ることができる。よって、上記のような好適なテーブル２を確実にかつ安価に製造することができる。
【００８０】
（３）実施例１−１，１−２，１−３によると、接合界面におけるクラックや剥がれの発生が防止され、ヒートサイクルを受けても破壊しにくくなる。この結果、冷却用水路１２からの水漏れも未然に防止され、長期信頼性に優れたテーブル２となる。また、金属シリコン２４からなる接合層１４は接合界面において熱抵抗を増大させないため、熱伝導性に極めて優れたテーブル２となる。従って、テーブル２内部に温度バラツキが生じにくくなり、極めて高い均熱性及び熱応答性が付与される。このため、前記テーブル２を用いたウェハ研磨装置１にて研磨を行えば、大口径・高品質ウェハ５を確実に製造することができる。
［第２の実施形態］
次に、本発明を具体化した第２の実施形態のウェハ研磨装置１を図４に基づき詳細に説明する。なお、第１の実施形態と共通する構成についてはその説明を省略し、相違する構成について説明する。
【００８１】
第２の実施形態のテーブル２は、一部の領域に未含浸部位Ａ１を備えている点で相違している。具体的にいうと、このテーブル２において水路１２よりも下側に位置する下側基材１１Ｂには、含浸部位Ａ２と未含浸部位Ａ１とが設けられている。即ち、本実施形態のテーブル２には未含浸部位Ａ１が積極的に設けられている。含浸部位Ａ２は下側基材１１Ｂの表層部に存在しており、未含浸部位Ａ１は下側基材１１Ｂの内部領域に存在している。ここでは、含浸部位Ａ２の厚さが１０ｍｍ〜３０ｍｍ程度となっている。なお、下側基材１１Ｂにおける含浸部位Ａ２と未含浸部位Ａ１との体積比は、８：１〜１５：１となっている。
【００８２】
本実施例のテーブル２を製造する際の金属含浸・基材接合工程では、加熱時間が１時間以上に設定されることがよく、より好ましく１時間〜２時間程度に設定されることがよい。その理由は、１時間未満であると、接合界面に未接合部分が生じるおそれがあるからである。逆に、２時間を超えると、複合体１８内に意図的にある程度の大きさをもった未含浸部分Ａ１を生じさせることが困難になり、全領域が含浸部位Ａ２になってしまうおそれがあるからである。
【００８３】
以下、本実施形態をより具体化した実施例を紹介する。
〈実施例２−１〉
実施例２−１の作製は、金属含浸・基材接合工程の条件のみを変更したことを除き、基本的には実施例１−１に準ずるものとした。
【００８４】
本実施例の金属含浸・基材接合工程では、得られた多孔質体１７にフェノール樹脂（炭化率３０重量％）をあらかじめ真空含浸し、かつ乾燥した。そして、多孔質体１７を２枚積層し、かつその積層物の最上部に塊状の金属シリコン２４を載置しておく。なお、ここでは純度が９９．９９重量％以上の塊状の金属シリコン２４を使用した。そして、塊状の金属シリコン２４が載置された積層物を加熱炉内にセットし、これを１ｔｏｒｒの減圧下で加熱して、最高温度１８００℃で約１．５時間保持した。即ち、実施例１−１のときよりも短い時間に設定した。
【００８５】
このような処理の結果、固体状であった金属シリコン２４を溶融させ、多孔質体１７内に金属シリコン２４を部分的に含浸させた。このとき同時に、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して、複合体１８同士を接合した。
【００８６】
得られた炭化珪素・金属複合体１８製の上側基材１１Ａでは、基材全体としての熱伝導率が２１０Ｗ／ｍ・Ｋ、密度が３．０ｇ／ｃｍ３であった。一方、炭化珪素・金属複合体１８製の下側基材１１Ｂでは、基材全体としての熱伝導率が１４０Ｗ／ｍ・Ｋ、密度が２．８ｇ／ｃｍ３であった。
【００８７】
続いて、上側基材１１Ａの表面に研磨加工を施すことにより、最終的に、半導体ウェハ５の研磨に適した面粗度の研磨面２ａを有するテーブル２を完成した。
このようにして得られた実施例２−１のテーブル２の曲げ強度を従来公知の手法により複数回測定したところ、その平均値は約５５０ＭＰａであった。
【００８８】
また、ヒートサイクルを一定時間行った後、テーブル２を厚さ方向に沿って切断し、その切断面を肉眼及び顕微鏡により観察した。その結果、接合界面におけるクラックや剥がれは全く確認されなかった。
【００８９】
このようにして得られた実施例２−１のテーブル２を上記各種の研磨装置１にセットし、水路１２内に冷却水Ｗを常時循環させつつ、各種サイズの半導体ウェハ５の研磨を行なった。そして、各種の研磨装置１による研磨を経て得られた半導体ウェハ５を観察したところ、ウェハサイズの如何を問わず、ウェハ５には傷が付いていなかった。また、ウェハ５に大きな反りが生じるようなこともなかった。つまり、本実施例のテーブル２を用いた場合、大口径・高品質な半導体ウェハ５が得られることがわかった。
【００９０】
従って、本実施形態の実施例によれば、第１の実施形態の効果に加えて、さらに以下のような効果を得ることができる。
（１）本実施例のテーブル２では、下側基材１１Ｂに未含浸部位Ａ１が積極的に設けられている。このため、使用する含浸材料の総重量が少なくなり、テーブル２全体の軽量化を図ることができる。具体的には、前記実施例１−１の８５％〜９５％程度の重さとなる。従って、搬送時等において取り扱いが容易なテーブル２とすることができる。
【００９１】
（２）また、本実施例のテーブル２では、水路１２を介して下側の領域のほうが上側の領域に比べて相対的に熱伝導率が低くなっている。このため、テーブル２の熱応答性が確実に向上する。従って、かかるテーブル２を用いて研磨を行えば、大口径・高品質の半導体ウェハ５をより確実に得ることができる。
【００９２】
（３）本実施例のテーブル２では、含浸部位Ａ２が存在している基材１１Ａ，１１Ｂの表層部に好適な強度が確保される。この結果、表層部からのパーティクルの発生も極めて少なくなり、テーブル２の周囲の汚れを確実に防止することができる。しかも、表層部には高いシール性が確保されため、たとえ水路１２から冷却水Ｗが漏れたとしても、テーブル２の外部にまでその冷却水Ｗが漏れてしまうようなことはない。
【００９３】
（４）本実施例の構造を採用した場合、金属含浸・基材接合工程における加熱時間が少なくて済むことから、テーブル２の製造時間を短縮することができる。
なお、本発明の実施形態は以下のように変更してもよい。
【００９４】
・ 含珪素セラミックからなる多孔質体１７として、炭化珪素以外のもの、例えば窒化珪素等を用いてテーブル２を作製してもよい。また、同種のセラミックからなる複数の複合体１８を用いることに代え、異種のセラミックからなる複数の複合体１８（例えば炭化珪素と窒化珪素との組み合わせ）にしてもよい。
【００９５】
・ ２層構造をなす実施形態のテーブル２に代えて、３層構造をなすテーブルに具体化してもよい。勿論、４層以上の積層構造にしても構わない。以上のような構造を採用した場合であっても、基本的には実施形態の方法により多層構造のテーブルを製造することが可能である。
【００９６】
・ 本実施形態のテーブル２の使用にあたって、水路１２内に水以外の液体を循環させてもよく、気体を循環させてもよい。さらに、このような水路１２を省略した構成にすることもできる。
【００９７】
・ 本発明のセラミック部材は、ウェハ研磨装置におけるテーブル２として具体化されてもよいほか、テーブル２以外の部材（ウェハトッププレート等）に具体化されてもよい。勿論、本発明のセラミック部材は、ウェハ研磨装置用テーブル２等に代表される半導体製造装置の構成材料に具体化されるのみにとどまらない。例えば、同セラミック部材を電子部品搭載用基板の放熱体、メカニカルシールや軸受等の耐磨耗材料、高温炉用の耐火材、熱交換器、燃焼管等の耐熱構造材料、ポンプ部品等の耐腐食材料などに具体化することも勿論可能である。
【００９８】
次に、特許請求の範囲に記載された技術的思想のほかに、前述した実施形態によって把握される技術的思想をその効果とともに以下に列挙する。
（１） 含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸した複数のセラミック・金属複合体同士が、前記多孔質体との熱膨張係数差が５×１０−６／℃以下（より好ましくは２×１０−６／℃以下、さらに好ましくは０．５×１０−６／℃以下）の材料からなる接合層を介して接合されているセラミック部材。従って、この技術的思想１に記載の発明によれば、破壊しにくくて長期信頼性に優れたセラミック部材を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００９９】
【図１】本発明を具体化した第１の実施形態におけるウェハ研磨装置を示す概略図。
【図２】（ａ）はウェハ研磨装置に用いられるテーブルの要部拡大断面図、（ｂ）はそのテーブルの接合界面をさらに拡大して概念的に示した断面図。
【図３】（ａ）〜（ｃ）は、同テーブルの製造工程を説明するための概略断面図。
【図４】本発明を具体化した第２の実施形態におけるウェハ研磨装置を示す概略図。
【符号の説明】
【０１００】
１…ウェハ研磨装置、２…セラミック部材としてのウェハ研磨装置用テーブル、２ａ…研磨面、５…半導体ウェハ、６…ウェハ保持プレート、６ａ…保持面、１１Ａ，１１Ｂ…基材、１２…流体流路、１４…接合層、１７…多孔質体、１８…セラミック・金属複合体としての炭化珪素・金属複合体、２１，２２…炭化珪素結晶、２４…金属シリコン。
【技術分野】
【０００１】
本発明は、セラミック部材及びウェハ研磨装置用テーブルに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来、珪素を含むセラミックの一種として炭化珪素（ＳｉＣ）が知られている。炭化珪素は、熱伝導性、耐熱性、耐熱衝撃性、耐摩耗性、硬度、耐酸化性、耐食性等に優れるという好適な特性を有する。
【０００３】
ゆえに、炭化珪素は、メカニカルシールや軸受等の耐磨耗材料をはじめとして、高温炉用の耐火材、熱交換器、燃焼管等の耐熱構造材料、酸やアルカリに晒されやすいポンプ部品等の耐腐食材料など、広く利用可能な材料であるといえる。
また、近年では上記の諸特性、特に高い熱伝導性に着目し、炭化珪素の多孔質体を半導体製造装置（例えばウェハ研磨装置等）の構成材料として利用しようとする動きがある。これに加え、炭化珪素からなる多孔質体に存在する開放気孔中に金属を含浸することによって、非含浸体よりもさらに熱伝導性に優れた炭化珪素・金属複合体を製造することも提案されている。
【０００４】
ウェハ研磨装置とは、半導体ウェハのデバイス形成面を研磨するためのラッピングマシンやポリッシングマシンのことを指す。この装置は、プッシャプレートと、炭化珪素・金属複合体からなる複数枚の基材からなるテーブル等を備えている。各基材同士は、積層された状態で樹脂製の接着剤により接合されている。テーブルにおける接合界面には流路が設けられ、その流路には冷却水が循環される。また、プレートの保持面には、半導体ウェハが熱可塑性ワックスを用いて貼付けられる。回転するプレートに保持された半導体ウェハは、研磨クロスが設けられたテーブルの研磨面に対して上方から押し付けられる。その結果、テーブルに対して半導体ウェハが摺接することにより、ウェハの片側面が均一に研磨される。そして、このときウェハに発生した熱は、テーブル内を伝導した後、流路を循環する冷却水により装置の外部に持ち去られるようになっている。
【０００５】
炭化珪素・金属複合体製の基材は高熱伝導性等の特性を有しており、このような基材を用いて構成されたテーブルは、均熱性や熱応答性に優れたものとなると考えられる。従って、かかるテーブルを用いて研磨を行えば、大口径・高品質の半導体ウェハが得やすくなるものと考えられる。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
ところが、従来において基材同士を接合するためには、熱伝導率の低い接着剤が用いられていた。このため、接着剤が接合界面における熱抵抗の増大をもたらし、テーブル全体として熱伝導率の低下を来していた。従って、熱伝導率の高い炭化珪素・金属複合体を基材に用いているにもかかわらず、実際上は十分な均熱性や熱応答性を実現することができなかった。また、炭化珪素・金属複合体と接着剤とでは熱膨張係数が大きく異なるため、接合界面においてクラックや剥がれが発生しやすかった。ゆえに、ヒートサイクルを受けるとテーブルが破壊しやすく、長期信頼性が低かった。
【０００７】
また、接着剤に代えて基材同士の接合にロウ材を用いた場合、熱抵抗の増大に関する問題は解消される反面、熱膨張係数差に起因するクラックや剥がれの発生については避けることができなかった。
【０００８】
さらに、従来技術においては各基材の全体をシリコンによって含浸していたため、テーブル自体が重くなってしまうという問題があった。従って、搬送時等においてその取り扱いが困難であるという欠点があった。
【０００９】
本発明は上記の課題に鑑みてなされたものであり、その第１の目的は、熱伝導性に優れるとともに、破壊しにくくて長期信頼性に優れたセラミック部材を提供することにある。
本発明の第２の目的は、大口径・高品質ウェハの製造に好適なウェハ研磨装置用テーブルを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
上記の課題を解決するために、請求項１に記載の発明では、含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸した複数のセラミック・金属複合体同士が、前記金属シリコンからなる接合層を介して接合され、前記多孔質体内に含浸されている金属シリコンと前記接合層を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にあることを特徴とするセラミック部材をその要旨とする。
【００１１】
請求項２に記載の発明は、請求項１において、前記複数のセラミック・金属複合体は、いずれも炭化珪素多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸したものであるとした。
請求項３に記載の発明は、請求項１または請求項２において、前記接合層の厚さは１０μｍ〜１５００μｍであるとした。
【００１２】
請求項４に記載の発明では、複数の基材を積層してなる積層構造物の上部に、ウェハ研磨装置を構成しているウェハ保持プレートの保持面に保持されている半導体ウェハが摺接される研磨面を有するテーブルにおいて、前記基材は含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸したセラミック・金属複合体であり、各基材同士は前記金属シリコンからなる接合層を介して接合され、前記多孔質体内に含浸されている金属シリコンと前記接合層を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にあり、かつ前記接合層のある接合界面には流体流路が配設されているウェハ研磨装置用テーブルをその要旨とする。
【００１３】
以下、本発明の「作用」について説明する。
請求項１に記載の発明によると、前記セラミック・金属複合体及び金属シリコンからなる接合層の熱膨張係数差は極めて小さいため、接合界面におけるクラックや剥がれの発生を防止することができる。ゆえに、ヒートサイクルを受けても破壊しにくく、長期信頼性に優れたセラミック部材となる。また、金属シリコンは一般的な接着剤に比べて格段に高い熱伝導率を有するため、接合界面において熱抵抗を増大させるという心配もない。よって、熱伝導性に優れたセラミック部材とすることができる。
【００１４】
請求項２に記載の発明によると、炭化珪素多孔質体はとりわけ高い熱伝導率を有するため、熱伝導性に極めて優れたセラミック部材となる。また、炭化珪素多孔質体という同種のセラミックからなる複数の複合体を用いたことにより、複合体間の熱膨張係数差を完全になくすことができる。よって、接合界面におけるクラックや剥がれの発生を確実に防止することができる。
【００１５】
請求項３に記載の発明によると、接合層の厚さを上記好適範囲に設定することにより、接合作業の困難化を伴うことなく十分な接合強度を得ることができる。接合層が１０μｍより薄いと、十分な接合強度が得られなくなるおそれがある。逆に、接合層を１５００μｍより厚くしようとすると、含浸のときの条件設定が難しくなり、接合作業が困難になるおそれがある。
【００１６】
請求項４に記載の発明によると、接合界面におけるクラックや剥がれの発生が防止され、ヒートサイクルを受けても破壊しにくくなる。この結果、流体流路からの流体漏れも未然に防止され、長期信頼性に優れたテーブルとなる。また、金属シリコンからなる接合層は接合界面において熱抵抗を増大させないため、熱伝導性に極めて優れたテーブルとなる。従って、テーブル内部に温度バラツキが生じにくくなり、極めて高い均熱性及び熱応答性が付与される。このため、大口径・高品質ウェハの製造に好適なものとすることができる。
【発明の効果】
【００１７】
以上詳述したように、請求項１〜３に記載の発明によれば、熱伝導性に優れるとともに、破壊しにくくて長期信頼性に優れたセラミック部材を提供することができる。
請求項４に記載の発明によれば、大口径・高品質ウェハの製造に好適なウェハ研磨装置用テーブルを提供することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１８】
［第１の実施形態］
以下、本発明を具体化した一実施形態のウェハ研磨装置１を図１〜図３に基づき詳細に説明する。
【００１９】
図１には、本実施形態のウェハ研磨装置１が概略的に示されている。同ウェハ研磨装置１を構成しているテーブル２は円盤状である。テーブル２の上面は、半導体ウェハ５を研磨するための研磨面２ａになっている。この研磨面２ａには図示しない研磨クロスが貼り付けられている。本実施形態のテーブル２は、冷却ジャケットを用いることなく、円柱状をした回転軸４の上端面に対して水平にかつ直接的に固定されている。従って、回転軸４を回転駆動させると、その回転軸４とともにテーブル２が一体的に回転する。
【００２０】
図１に示されるように、このウェハ研磨装置１は、複数（図１では図示の便宜上２つ）のウェハ保持プレート６を備えている。プレート６の形成材料としては、例えばガラスや、アルミナ等のセラミックス材料や、ステンレス等の金属材料などが採用される。各ウェハ保持プレート６の片側面（非保持面６ｂ）の中心部には、プッシャ棒７が固定されている。各プッシャ棒７はテーブル２の上方に位置するとともに、図示しない駆動手段に連結されている。各プッシャ棒７は各ウェハ保持プレート６を水平に支持している。このとき、保持面６ａはテーブル２の研磨面２ａに対向した状態となる。また、各プッシャ棒７はウェハ保持プレート６とともに回転することができるばかりでなく、所定範囲だけ上下動することができる。プレート６側を上下動させる方式に代え、テーブル２側を上下動させる構造を採用しても構わない。ウェハ保持プレート６の保持面６ａには、半導体ウェハ５が例えば熱可塑性ワックス等を用いて貼着される。半導体ウェハ５は、保持面６ａに対して真空引きによりまたは静電的に吸着されてもよい。このとき、半導体ウェハ５における被研磨面５ａは、テーブル２の研磨面２ａ側を向いている必要がある。
【００２１】
次に、テーブル２の構成について詳細に説明する。
図１，図２に示されるように、本実施形態のテーブル２は、２枚の炭化珪素・金属複合体製の基材１１Ａ，１１Ｂからなる積層セラミックス構造体である。上側基材１１Ａの裏面には、流体流路である冷却用水路１２の一部を構成する溝１３が所定パターン状に形成されている。２枚の基材１１Ａ，１１Ｂ同士は、接合層１４を介して互いに接合されることにより、一体化されている。その結果、基材１１Ａ，１１Ｂの接合界面に前記水路１２が形成される。下側基材１１Ｂの略中心部には、貫通孔１５が形成されている。これらの貫通孔１５は、回転軸４内に設けられた流路４ａと、前記水路１２とを連通させている。
【００２２】
水路１２の一部を構成する溝１３は、上側基材１１Ａの裏面を生加工後かつ焼成前に研削加工することにより形成された研削溝である。溝１３の深さは３mm〜１０mm程度に、幅は５mm〜２０mm程度にそれぞれ設定されることがよい。
【００２３】
前記基材１１Ａ，１１Ｂは、含珪素セラミックからなる多孔質体１７の開放気孔中に金属シリコン２４を含浸したセラミック・金属複合体１８である。本実施形態において具体的には、炭化珪素多孔質体１７の開放気孔中に金属シリコン２４を含浸した炭化珪素・金属複合体１８が選択されている。なお、本実施形態のものは、両基材１１Ａ，１１Ｂにおける全領域（ただし溝部１３等の部位は除く）が含浸部位Ａ２となっていて、積極的には未含浸部位Ａ１は設けられていない。
【００２４】
多孔質体１７の多孔質組織を構成する炭化珪素結晶２１，２２の平均粒径は、２０μｍ以上という比較的大きな値に設定されることがよい。熱が結晶の内部を伝導する効率は、熱が結晶間を伝導する効率に比べて一般に高いため、平均粒径が大きいほど熱伝導率が高くなるからである。また、多孔質組織の気孔率は３０％以下という小さい値に設定されていることがよく、このような設定にすれば熱伝導性の向上を確実に図ることができる。即ち、気孔率が小さくなると多孔質組織内における空隙が減る結果、熱が伝導しやすくなるからである。
【００２５】
ここで、炭化珪素結晶２１，２２の平均粒径が２０μｍ未満であったり、気孔率が３０％を超えるものであると、含浸を行ったとしても熱伝導率を１６０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の高い値にすることが困難になる。従って、均熱性、熱応答性及び形状安定性の向上を十分に達成することができなくなる。なお、熱伝導率の値は１６０Ｗ／ｍ・Ｋ以上であることが好ましく、さらには１８０Ｗ／ｍ・Ｋ〜２８０Ｗ／ｍ・Ｋであることがより好ましく、２００Ｗ／ｍ・Ｋ〜２６０Ｗ／ｍ・Ｋであることが特に好ましい。
【００２６】
炭化珪素結晶２１，２２の平均粒径は、２０μｍ〜１００μｍに設定されることが好ましく、３０μｍ〜９０μｍに設定されることがより好ましく、４０μｍ〜７０μｍに設定されることが最も好ましい。平均粒径が大きくなりすぎると、複合体１８が過度に緻密化してしまうおそれがある。
【００２７】
開放気孔の気孔率は、１０％〜５０％に設定されることが好ましく、１０％〜４０％に設定されることより好ましく、２０％〜３０％に設定されることが最も好ましい。
また、前記複合体１８は、平均粒径が０．１μｍ〜１．０μｍの細かい炭化珪素結晶２１（以下、細結晶２１という）を１０体積％〜５０体積％含み、かつ、平均粒径が２５μｍ〜１５０μｍの粗い炭化珪素結晶２２（以下、粗結晶２２という）を５０体積％〜９０体積％含むものであることが好ましい。
【００２８】
上記のように、細結晶２１と粗結晶２２とが適宜の比率で含まれる複合体１８の場合、粗結晶２２間に形成される空隙が細結晶２１で埋まった状態となりやすく、実質的な空隙の比率が小さくなる（図２（b）参照）。その結果、複合体１８の熱抵抗がよりいっそう小さくなり、このことが熱伝導性の向上に大きく貢献しているものと考えられる。
【００２９】
細結晶２１の平均粒径は、０．１μｍ〜１．０μｍに設定されることがよく、０．２μｍ〜０．９μｍに設定されることがより好ましく、０．３μｍ〜０．７μｍに設定されることが最も好ましい。細結晶２１の平均粒径を極めて小さくしようとすると、高価な微粉末の使用が必要となるため、材料コストの高騰につながるおそれがある。逆に、細結晶２１の平均粒径が大きくなりすぎると、粗結晶２２間に形成される空隙を十分に埋めることができなくなり、複合体の熱抵抗を十分に低減できなくなるおそれがある。
【００３０】
複合体１８において細結晶２１は、１０体積％〜５０体積％含まれることがよく、１５体積％〜４０体積％含まれることがより好ましく、２０体積％〜４０体積％含まれることが最も好ましい。細結晶２１の含有比率が小さくなりすぎると、粗結晶２２間に形成される空隙を埋めるのに十分な量の細結晶２１が確保されにくくなり、複合体１８の熱抵抗を確実に低減できなくなるおそれがある。逆に、細結晶２１の含有比率が大きくなりすぎると、前記空隙を埋める細結晶２１がむしろ余剰となり、本来熱伝導性の向上に必要な程度の粗結晶２２が確保されなくなる。従って、かえって複合体１８の熱抵抗が大きくなるおそれがある。
【００３１】
さらに、複合体１８において粗結晶２２の平均粒径は、２５μｍ〜１５０μｍに設定されることがよく、４０μｍ〜１００μｍに設定されることがより好ましく、６０μｍ〜８０μｍに設定されることが最も好ましい。粗結晶２２の平均粒径を極めて小さくしようとすると、前記細結晶２１との粒径差が小さくなる結果、細結晶２１と粗結晶２２との混合による熱抵抗低減効果を期待できなくなるおそれがある。逆に、粗結晶２２の平均粒径が大きくなりすぎると、粗結晶２２間に形成される個々の空隙が大きくなることから、たとえ十分な量の細結晶２１があったとしても当該空隙を十分に埋めることは困難になる。よって、複合体１８の熱抵抗を十分に低減できなくなるおそれがある。
【００３２】
複合体１８において粗結晶２２は、５０体積％〜９０体積％含まれることがよく、６０体積％〜８５体積％含まれることがより好ましく、６０体積％〜８０体積％含まれることが最も好ましい。粗結晶２２の含有比率が小さくなりすぎると、本来熱伝導率の向上に必要な程度の粗結晶２２が確保されなくなり、かえって複合体の熱抵抗が大きくなるおそれがある。逆に、粗結晶２２の含有比率が大きくなりすぎると、相対的に細結晶２１の含有比率が小さくなってしまい、粗結晶２２間に形成される空隙を十分に埋めることができなくなる。よって、複合体１８の熱抵抗を確実に低減できなくなるおそれがある。
【００３３】
上述したように、炭化珪素多孔質体１７の開放気孔中には、金属シリコン２４が含浸されている。金属シリコン２４の含浸を行うと、金属シリコン２４が多孔質体１７の開放気孔内に埋まり込むことによって見かけ上は緻密体となり、結果として熱伝導性及び強度の向上が図られるからである。
【００３４】
ここで、含浸用金属として特に金属シリコン２４を選択した理由は、金属シリコン２４は元来炭化珪素との馴染みがよい物質であることに加え、それ自体が高い熱伝導率を有しているからである。ゆえに、金属シリコン２４を多孔質体１７の開放気孔内に充填することによって、熱伝導性及び強度の向上を確実に達成することができるからである。また、金属シリコン２４は、接着剤のような樹脂材料とは異なり熱膨張係数が炭化珪素と極めて近似しているため、接合層１４の材料として好適だからである。
【００３５】
金属シリコン２４は、炭化珪素１００重量部に対して１５重量部〜５０重量部含浸されていることがよく、さらには１５重量部〜４５重量部含浸されていることがよりよく、特には１５重量部〜３０重量部含浸されていることが好ましい。
含浸量が１５重量部未満であると、開放気孔を十分に埋めることができなくなり、複合体１８の熱抵抗を確実に低減できなくなるおそれがある。逆に、含浸量が３０重量部を超えるようになると、結晶部分の比率が相対的に低下してしまう結果、場合によってはかえって複合体１８の熱伝導率が低下する可能性がある。
【００３６】
また、金属シリコン２４からなる接合層１４の厚さは、１０μｍ〜１５００μｍであることがよく、さらには１００μｍ〜５００μｍであることがよりよい。
その理由は、接合層１４が１０μｍよりも薄いと、十分な接合強度が得られなくなるおそれがあるからである。逆に、接合層１４を１５００μｍよりも厚くしようとすると、含浸のときの温度、時間等の条件設定が難しくなり、接合作業が困難になるおそれがあるからである。
【００３７】
次に、このテーブル２の製造手順を図３に基づいて説明する。
炭化珪素の多孔質体１７は、粗粉末に微粉末を所定割合で配合して混合する材料調製工程、成形工程及び焼成工程、金属含浸・基材接合工程を経て製造される。
【００３８】
前記材料調製工程においては、平均粒径５μｍ〜１００μｍのα型炭化珪素の粗粉末を１００重量部用意する。これに対して平均粒径０．１μｍ〜１．０μｍのα型炭化珪素の微粉末を１０重量部〜１００重量部を配合し、これを均一に混合することを行う。
【００３９】
α型炭化珪素の粗粉末の平均粒径は、５μｍ〜１００μｍに設定されることがよく、１５μｍ〜７５μｍに設定されることがより好ましく、２５μｍ〜６０μｍに設定されることが最も好ましい。α型炭化珪素の粗粉末の平均粒径が５μｍ未満になると、異常粒成長を抑制する効果が低くなるおそれがある。逆に、α型炭化珪素の粗粉末の平均粒径が６０μｍを超えると、成形性が悪化することに加え、得られる複合体１８の強度が低くなるおそれがある。
【００４０】
α型炭化珪素の微粉末の平均粒径は、０．１μｍ〜１．０μｍに設定されることがよく、０．１μｍ〜０．８μｍに設定されることがより好ましく、０．２μｍ〜０．５μｍに設定されることが最も好ましい。α型炭化珪素の微粉末の平均粒径が０．１μｍ未満になると、粒成長の制御が困難になることに加え、材料コストの高騰が避けられなくなる。逆に、α型炭化珪素の微粉末の平均粒径が１．０μｍを超えると、粗結晶２２間に形成される空隙が埋まりにくくなるおそれがある。なお、微粉末としてα型を選択した理由は、β型に比べて熱伝導率がいくぶん高くなる傾向があるからである。
【００４１】
前記微粉末の配合量は、１０重量部〜１００重量部であることがよく、１５重量部〜６５重量部であることがより好ましく、２０重量部〜６０重量部であることが最も好ましい。微粉末の配合量が少なすぎると、粗結晶２２間に形成される空隙を埋めるのに十分な量の細結晶２１が確保されにくくなり、複合体１８の熱抵抗を十分に低減できなくなるおそれがある。また、２０μｍ以上という所望の気孔径を得るために焼成温度を極めて高温に設定する必要が生じ、コスト的に不利となる。逆に、微粉末の配合量が多すぎると、熱伝導性の向上に必要な程度の粗結晶２２が確保されなくなる結果、複合体１８の熱抵抗が大きくなるおそれがある。また、強度に優れた複合体を得ることも困難になる。
【００４２】
上記の材料調製工程においては、前記２種の粉末とともに、成形用バインダや分散溶媒が必要に応じて配合される。そして、これを均一に混合・混練して粘度を適宜調製することにより、まず原料スラリーが得られる。なお、原料スラリーを混合する手段としては、振動ミル、アトライター、ボールミル、コロイドミル、高速ミキサー等がある。混合された原料スラリーを混練する手段としては、例えばニーダー等がある。
【００４３】
成形用バインダとしては、ポリビニルアルコール、メチルセルロース、カルボキシメチルセルロース、ヒドロキシエチルセルロース、ポリエチレングリコール、フェノール樹脂、エポキシ樹脂、アクリル樹脂等がある。成形用バインダの配合割合は、一般に炭化珪素粉末の合計１００重量部に対し、１重量部〜１０重量部の範囲であることが好適である。この比率が１重量部未満であると、得られる成形体の強度が不十分となり、取扱性が悪くなる。逆に、この比率が１０重量部を超えるものであると、乾燥等によって成形用バインダを除去する際に成形体にクラックが生じやすくなり、歩留まりが悪化してしまう。
【００４４】
分散溶媒としては、ベンゼン、シクロヘキサン等の有機溶剤、メタノール等のアルコール、水等が使用可能である。
また、上記原料スラリー中には、さらに炭素源となる有機物が炭素重量換算値で１重量％〜１０重量％、特には６重量％〜９重量％配合されていることがよい。即ち、前記有機物に由来する炭素が焼結体の炭化珪素の表面に付着することにより、含浸してきた金属シリコン２４と炭素とが反応し、そこにあらたに炭化珪素を生成する。従って、そこに強いネッキングが起き、これにより熱伝導性及び強度の向上が図られるからである。
【００４５】
ここで、成形体における前記有機物の分量が少なすぎると、焼結体表面を覆う酸化珪素膜が厚くなり、焼結体側に金属シリコン２４が入りにくくなる結果、そこにあらたに炭化珪素が生成しにくくなるおそれがある。
【００４６】
逆に、成形体における前記有機物の分量が多すぎると、例えば樹脂を選択した場合において、成形時の離形性が悪化するおそれがある。また、炭化珪素の焼結が阻害される結果、強度低下を来すおそれがある。
【００４７】
前記有機物としては、例えばフェノールレジン、カーボンブラック、アセチレンブラック、ピッチ、タールなどがある。このなかでもフェノールレジンは、ボールミルを用いた場合に原料を均一に混合できるという点で有利である。
【００４８】
次いで、前記原料スラリーを用いて炭化珪素の顆粒が形成される。炭化珪素粉末を顆粒化する方法としては、噴霧乾燥による顆粒化法（いわゆるスプレードライ法）のように、従来からある汎用技術を用いることができる。即ち、原料スラリーを高温状態に維持した容器内へ噴霧し、急速に乾燥を行なう方法などが適用可能である。
【００４９】
続く成形工程においては、材料調製工程により得られた混合物からなる顆粒を所定形状に成形して成形体を作製する。
その際の成形圧力は、１．０ｔ／ｃｍ２〜１．５ｔ／ｃｍ２であることがよい。
その理由は、成形体密度及び焼結体密度が高くなる結果、熱伝導率が高くなるからである。また、成形体の密度は、２．０ｇ／ｃｍ３以上に設定されることがよい。その理由は、成形体の密度が小さすぎると、炭化珪素粒子相互の結合箇所が少なくなるからである。よって、得られる多孔質体１７の強度が低くなり、取扱性が悪くなる。
【００５０】
続く焼成工程においては、成形工程によって得られた成形体を１７００℃〜２４００℃の温度範囲で、好ましくは２０００℃〜２４００℃の温度範囲で、特に好ましくは２０００℃〜２３００℃の温度範囲で焼成して多孔質体１７を作製する。
【００５１】
焼成温度が低すぎると、炭化珪素粒子同士を結合するネック部を十分に発達させることが困難になり、高熱伝導率及び高強度を達成できなくなる場合がある。
逆に、焼成温度が高すぎると、炭化珪素の熱分解が始まる結果、多孔質体１７の強度低下を来してしまう。しかも、焼成炉に投じる熱エネルギー量が増大する結果、コスト的に不利となる。
【００５２】
また、焼成時において焼成炉の内部は、例えばアルゴン、ヘリウム、ネオン、窒素、水素及び一酸化炭素の中から選択される少なくとも一種からなるガス雰囲気（即ち非酸化性雰囲気、不活性雰囲気）に保たれるべきである。なお、このとき焼成炉内を真空状態にしてもよい。
【００５３】
さらに焼成時においては、ネック部の成長を促進させるために、成形体からの炭化珪素の揮散を抑制することが有利である。成形体からの炭化珪素の揮散を抑制する方法としては、外気の侵入を遮断可能な耐熱性の容器内に成形体を装入することが有効である。前記耐熱性の容器の形成材料としては、黒鉛または炭化珪素が好適である。
【００５４】
続く金属含浸・基材接合工程では、以下のようにして未含浸の多孔質体１７に金属シリコン２４を含浸する。
金属シリコン２４の含浸に際し、前もって多孔質体１７に炭素質物質を含浸しておくことが好ましい。このような炭素質物質としては、例えばフルフラール樹脂、フェノール樹脂、リグニンスルホン酸塩、ポリビニルアルコール、コーンスターチ、糖蜜、コールタールピッチ、アルギン酸塩のような各種有機物質が使用可能である。なお、カーボンブラック、アセチレンブラックのような熱分解炭素も同様に使用可能である。前記炭素室物質をあらかじめ含浸する理由は、多孔質体１７の開放気孔の表面に新たな炭化珪素の膜が形成されるため、これによって金属シリコン２４と多孔質体１７との結合が強固なものになるからである。また、炭素室物質の含浸によって、多孔質体１７自体の強度も強くなるからである。
【００５５】
次いで、前記多孔質体１７を複数枚積層し、かつその積層物の最上部に固体状の金属シリコン２４を載置しておく（図３(a)，(b)参照）。固体状の金属シリコン２４として、本実施形態では塊状のものが用いられている。このほかにも、例えば粉末状のもの、粒状のもの、シート状のもの等を用いても構わない。また、固定状の金属シリコン２４に代えてペースト状の金属シリコン２４を用い、それを積層物の最上部に塗布しておくようにしてもよい。
【００５６】
そして、前記積層物を加熱炉内にセットし、所定時間かつ所定温度にて加熱する（図３（c）参照）。その結果、固体状またはペースト状であった金属シリコン２４が溶融するとともに、多孔質体１７の開放気孔内を通り抜けて流下する。
その結果、多孔質体１７内に金属シリコン２４が含浸され、所望の炭化珪素・金属複合体１８が得られる。そして、このとき同時に、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して前記複合体１８同士が接合された状態となる。
【００５７】
このときの加熱温度は、１５００℃〜２０００℃に設定されることが好ましい。その理由は、１５００℃よりも低いと、金属シリコン２４を完全に溶融させて流動化させることができず、複合体１８内に未含浸部分が生じたり、接合界面に未接合部分が生じたりするおそれがあるからである。逆に、２０００℃よりも高いと、金属シリコン２４が気化（昇華）する結果、十分量の金属シリコン２４が接合界面に留まらなくなり、かえって接合強度の低下を来すおそれがあるからである。また、加熱時に熱エネルギーを浪費することになるため、経済性や生産性が低下するおそれもあるからである。
【００５８】
また、加熱時間は１時間以上に設定されることがよく、好ましくは２時間以上に設定されることがよい。その理由は、１時間未満であると、複合体１８の接合界面に未接合部分が生じたりするおそれがあるからである。
【００５９】
積層物の加熱は減圧下において、特には５ｔｏｒｒ以下の条件下において行われることが好ましい。その理由は、減圧下であると多孔質体１７内の空気が開放気孔から抜け出しやすくなり、その分だけ金属シリコン２４をスムーズに含浸させることが可能になるからである。また、酸素の少ない環境にすることにより、金属シリコン２４の酸化を防止するためである。
【００６０】
以下、本実施形態をより具体化したいくつかの実施例及び比較例を紹介する。
〈実施例１−１〉
実施例１−１の作製においては、出発材料として，平均粒径３０μｍのα型炭化珪素の粗粉末（＃４００）と、平均粒径０．３μｍのα型炭化珪素の微粉末（ＧＭＦ−１５Ｈ２）とを準備した。そして、１００重量部の前記粗粉末に対して、前記微粉末を３０重量部を配合し、これを均一に混合した。
【００６１】
この混合物１００重量部に対し、ポリビニルアルコール５重量部、フェノールレジン３重量部、水５０重量部を配合した後、ボールミル中にて５時間混合することにより、均一な混合物を得た。この混合物を所定時間乾燥して水分をある程度除去した後、その乾燥混合物を適量採取しかつ顆粒化した。このとき、顆粒の水分率を約０．８重量％になるように調節した。次いで、前記混合物の顆粒を、金属製押し型を用いて１．３ｔ／ｃｍ２のプレス圧力で成形した。得られた円盤状の生成形体（５０ｍｍφ、５ｍｍｔ）の密度は２．６ｇ／ｃｍ３であった。
【００６２】
続いて、後に上側基材１１Ａとなるべき成形体の底面を研削加工することにより、深さ５ｍｍかつ幅１０ｍｍの溝１３を底面のほぼ全域に形成した。
次いで、黒鉛製ルツボに前記生成形体を装入し、タンマン型焼成炉を使用してその焼成を行なった。焼成は１気圧のアルゴンガス雰囲気中において実施した。
また、焼成時においては１０℃／分の昇温速度で最高温度である２２００℃まで加熱し、その後はその温度で４時間保持することとした。
【００６３】
続く金属含浸・基材接合工程では、得られた多孔質体１７にフェノール樹脂（炭化率３０重量％）をあらかじめ真空含浸し、かつ乾燥した。そして、多孔質体１７を２枚積層し、かつその積層物の最上部に塊状の金属シリコン２４を載置しておく。なお、ここでは純度が９９．９９重量％以上の塊状の金属シリコン２４を使用した。そして、塊状の金属シリコン２４が載置された積層物を加熱炉内にセットし、これを１ｔｏｒｒの減圧下で加熱して、最高温度１８００℃で約３時間保持した。このような処理の結果、固体状であった金属シリコン２４を溶融させ、多孔質体１７内に金属シリコン２４を含浸させた。このとき同時に、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して、複合体１８同士を接合した。なお、ここでは炭化珪素１００重量部に対する金属シリコン２４の含浸量を、３０重量部に設定した。また、金属シリコン２４からなる接合層１４の厚さを１５０μｍに設定した。
【００６４】
得られた炭化珪素・金属複合体１８製の基材１１Ａ，１１Ｂでは、多孔質組織における開放気孔の気孔率が２０％、全体としての熱伝導率が２１０Ｗ／ｍ・Ｋ、全体としての密度が３．０ｇ／ｃｍ３であった。また、炭化珪素結晶２１，２２の平均粒径は３０μｍであった。具体的には、平均粒径が１．０μｍの細結晶２１を２０体積％含み、かつ、平均粒径が４０μｍの粗結晶２２を８０体積％含んでいた。
【００６５】
また、本実施例の多孔質体１７の熱膨張係数は４．０×１０−６／℃であった。
一方、金属シリコン２４からなる接合層１４の熱膨張係数は４．２×１０−６／℃であり、多孔質体１７のそれと極めて近似していた。金属シリコン２４からなる接合層１４の熱伝導率は１５０Ｗ／ｍ・Ｋであり、高熱伝導体といい得るものであった。
【００６６】
続いて、上側基材１１Ａの表面に研磨加工を施すことにより、最終的に、半導体ウェハ５の研磨に適した面粗度の研磨面２ａを有するテーブル２を完成した。
このようにして得られた実施例１−１のテーブル２の曲げ強度を従来公知の手法により複数回測定したところ、その平均値は約５５０ＭＰａであった。
【００６７】
図２（ｂ）において概略的に示されるように、多孔質体１７内に含浸されている金属シリコン２４と、接合層１４を構成する金属シリコン２４とは、境目なく連続的に存在した状態にある。ゆえに、このことが曲げ強度の向上にいくぶん寄与しているものと考えられている。
【００６８】
また、ヒートサイクルを一定時間行った後、テーブル２を厚さ方向に沿って切断し、その切断面を肉眼及び顕微鏡により観察した。その結果、接合界面におけるクラックや剥がれは全く確認されなかった。
【００６９】
このようにして得られた実施例１−１のテーブル２を上記各種の研磨装置１にセットし、水路１２内に冷却水Ｗを常時循環させつつ、各種サイズの半導体ウェハ５の研磨を行なった。そして、各種の研磨装置１による研磨を経て得られた半導体ウェハ５を観察したところ、ウェハサイズの如何を問わず、ウェハ５には傷が付いていなかった。また、ウェハ５に大きな反りが生じるようなこともなかった。つまり、本実施例のテーブル２を用いた場合、大口径・高品質な半導体ウェハ５が得られることがわかった。
〈実施例１−２〉
実施例１−２の作製においては接合層１４の厚さを５０μｍに設定し、それ以外の条件については基本的に実施例１−１と同様にしてテーブル２を作製した。
【００７０】
得られたテーブル２の曲げ強度を複数回測定したところ、その平均値は約５５０ＭＰａであった。また、一定時間のヒートサイクル後にテーブル２の切断面を観察したところ、接合界面におけるクラックや剥がれは全く確認されなかった。
【００７１】
さらに、テーブル２を上記各種の研磨装置１にセットし、各種サイズの半導体ウェハ５の研磨を行なったところ、前記実施例１−１とほぼ同様の優れた結果が得られた。即ち、ウェハ５の傷付きや反りが認められず、大口径・高品質な半導体ウェハ５が得られることがわかった。
〈実施例１−３〉
実施例１−３の作製においては接合層１４の厚さを１５００μｍに設定し、それ以外の条件については基本的に実施例１−１と同様にしてテーブル２を作製した。
【００７２】
得られたテーブル２の曲げ強度を複数回測定したところ、その平均値は約５５０ＭＰａであった。また、一定時間のヒートサイクル後にテーブル２の切断面を観察したところ、接合界面におけるクラックや剥がれは全く確認されなかった。
【００７３】
さらに、テーブル２を上記各種の研磨装置１にセットし、各種サイズの半導体ウェハ５の研磨を行なったところ、前記実施例１−１とほぼ同様の優れた結果が得られた。即ち、ウェハ５の傷付きや反りは認められず、大口径・高品質な半導体ウェハ５が得られることがわかった。
〈比較例１〉
比較例１においては、あらかじめ多孔質体１７ごとに別個に金属シリコン２４の含浸を行って基材１１Ａ，１１Ｂを作製し、次いでＡｇ−Ｃｕ−Ｔｉからなるロウ材を用いて基材１１Ａ，１１Ｂ同士をロウ付け接合することとした。それ以外の条件については、基本的に実施例１と同様にして、テーブル２を作製した。
なお、前記ロウ材の熱伝導率は、金属シリコン２４のそれよりも若干高く、１７０Ｗ／ｍ・Ｋであった。ロウ材の熱膨張係数は１８．５×１０−６／℃であり、金属シリコン２４のそれよりもいくぶん大きかった。
【００７４】
なお、比較例１の場合、金属シリコン２４の含浸作業と基材１１Ａ，１１Ｂ同士の接合作業とを別工程にて行っていることから、実施例１−１，１−２，１−３に比べて生産性及びコスト性に劣っていた。
【００７５】
次に、得られたテーブル２について曲げ強度を複数回測定したところ、その平均値は約４００ＭＰａであり、実施例１−１，１−２，１−３より低い値となった。また、一定時間のヒートサイクル後にテーブル２の切断面を観察したところ、接合界面においてクラックや剥がれが確認された。
〈比較例２〉
比較例２においては、あらかじめ多孔質体１７ごとに別個に金属シリコン２４の含浸を行って基材１１Ａ，１１Ｂを作製し、次いで樹脂製接着剤（セメダイン社製）を用いて基材１１Ａ，１１Ｂ同士を接着することとした。それ以外の条件については、基本的に実施例１と同様にして、テーブル２を作製した。なお、前記接着剤の熱伝導率は、金属シリコン２４のそれよりも大幅に低く、０．１６２Ｗ／ｍ・Ｋであった。同接着剤の熱膨張係数は６５×１０−６／℃であり、金属シリコン２４のそれよりも相当大きいものであった。
【００７６】
なお、比較例２の場合、金属シリコン２４の含浸作業と基材１１Ａ，１１Ｂ同士の接着作業とを別工程にて行っていることから、実施例１−１，１−２，１−３に比べて生産性及びコスト性に劣っていた。
【００７７】
次に、得られたテーブル２について曲げ強度を複数回測定したところ、その平均値は約５０ＭＰａであり、比較例１よりもさらに低い値を示した。また、一定時間のヒートサイクル後にテーブル２の切断面を観察したところ、接合界面においてクラックや剥がれが顕著に発生していた。
【００７８】
従って、本実施形態の各実施例によれば以下のような効果を得ることができる。
（１）前記実施例１−１，１−２，１−３のテーブル２の場合、２枚の炭化珪素・金属複合体１８同士が、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して接合されている。接合層１４の熱膨張係数と、複合体１８の熱膨張係数（実質的には炭化珪素の熱膨張係数にほぼ等しい）との差は、約０．２×１０−６／℃であって極めて小さい。このため、熱膨張係数差に起因する熱応力が生じる心配がなく、クラックや剥がれの発生を防止することができる。ゆえに、ヒートサイクルを受けても破壊しにくく、長期信頼性に優れたテーブル２とすることができる。また、金属シリコン２４は接着剤に比べて格段に高い熱伝導率を有するため、接合界面において熱抵抗を増大させるという心配もない。よって、熱伝導性に優れたテーブル２とすることができる。
【００７９】
（２）実施例１−１，１−２，１−３によると、テーブル２を製造する際、金属シリコン２４の含浸作業と複合体１８同士の接合作業とが同時に行われる。従って、前記各工程を個別に行う場合に比べ、効率よくテーブル２を得ることができる。よって、上記のような好適なテーブル２を確実にかつ安価に製造することができる。
【００８０】
（３）実施例１−１，１−２，１−３によると、接合界面におけるクラックや剥がれの発生が防止され、ヒートサイクルを受けても破壊しにくくなる。この結果、冷却用水路１２からの水漏れも未然に防止され、長期信頼性に優れたテーブル２となる。また、金属シリコン２４からなる接合層１４は接合界面において熱抵抗を増大させないため、熱伝導性に極めて優れたテーブル２となる。従って、テーブル２内部に温度バラツキが生じにくくなり、極めて高い均熱性及び熱応答性が付与される。このため、前記テーブル２を用いたウェハ研磨装置１にて研磨を行えば、大口径・高品質ウェハ５を確実に製造することができる。
［第２の実施形態］
次に、本発明を具体化した第２の実施形態のウェハ研磨装置１を図４に基づき詳細に説明する。なお、第１の実施形態と共通する構成についてはその説明を省略し、相違する構成について説明する。
【００８１】
第２の実施形態のテーブル２は、一部の領域に未含浸部位Ａ１を備えている点で相違している。具体的にいうと、このテーブル２において水路１２よりも下側に位置する下側基材１１Ｂには、含浸部位Ａ２と未含浸部位Ａ１とが設けられている。即ち、本実施形態のテーブル２には未含浸部位Ａ１が積極的に設けられている。含浸部位Ａ２は下側基材１１Ｂの表層部に存在しており、未含浸部位Ａ１は下側基材１１Ｂの内部領域に存在している。ここでは、含浸部位Ａ２の厚さが１０ｍｍ〜３０ｍｍ程度となっている。なお、下側基材１１Ｂにおける含浸部位Ａ２と未含浸部位Ａ１との体積比は、８：１〜１５：１となっている。
【００８２】
本実施例のテーブル２を製造する際の金属含浸・基材接合工程では、加熱時間が１時間以上に設定されることがよく、より好ましく１時間〜２時間程度に設定されることがよい。その理由は、１時間未満であると、接合界面に未接合部分が生じるおそれがあるからである。逆に、２時間を超えると、複合体１８内に意図的にある程度の大きさをもった未含浸部分Ａ１を生じさせることが困難になり、全領域が含浸部位Ａ２になってしまうおそれがあるからである。
【００８３】
以下、本実施形態をより具体化した実施例を紹介する。
〈実施例２−１〉
実施例２−１の作製は、金属含浸・基材接合工程の条件のみを変更したことを除き、基本的には実施例１−１に準ずるものとした。
【００８４】
本実施例の金属含浸・基材接合工程では、得られた多孔質体１７にフェノール樹脂（炭化率３０重量％）をあらかじめ真空含浸し、かつ乾燥した。そして、多孔質体１７を２枚積層し、かつその積層物の最上部に塊状の金属シリコン２４を載置しておく。なお、ここでは純度が９９．９９重量％以上の塊状の金属シリコン２４を使用した。そして、塊状の金属シリコン２４が載置された積層物を加熱炉内にセットし、これを１ｔｏｒｒの減圧下で加熱して、最高温度１８００℃で約１．５時間保持した。即ち、実施例１−１のときよりも短い時間に設定した。
【００８５】
このような処理の結果、固体状であった金属シリコン２４を溶融させ、多孔質体１７内に金属シリコン２４を部分的に含浸させた。このとき同時に、金属シリコン２４からなる接合層１４を介して、複合体１８同士を接合した。
【００８６】
得られた炭化珪素・金属複合体１８製の上側基材１１Ａでは、基材全体としての熱伝導率が２１０Ｗ／ｍ・Ｋ、密度が３．０ｇ／ｃｍ３であった。一方、炭化珪素・金属複合体１８製の下側基材１１Ｂでは、基材全体としての熱伝導率が１４０Ｗ／ｍ・Ｋ、密度が２．８ｇ／ｃｍ３であった。
【００８７】
続いて、上側基材１１Ａの表面に研磨加工を施すことにより、最終的に、半導体ウェハ５の研磨に適した面粗度の研磨面２ａを有するテーブル２を完成した。
このようにして得られた実施例２−１のテーブル２の曲げ強度を従来公知の手法により複数回測定したところ、その平均値は約５５０ＭＰａであった。
【００８８】
また、ヒートサイクルを一定時間行った後、テーブル２を厚さ方向に沿って切断し、その切断面を肉眼及び顕微鏡により観察した。その結果、接合界面におけるクラックや剥がれは全く確認されなかった。
【００８９】
このようにして得られた実施例２−１のテーブル２を上記各種の研磨装置１にセットし、水路１２内に冷却水Ｗを常時循環させつつ、各種サイズの半導体ウェハ５の研磨を行なった。そして、各種の研磨装置１による研磨を経て得られた半導体ウェハ５を観察したところ、ウェハサイズの如何を問わず、ウェハ５には傷が付いていなかった。また、ウェハ５に大きな反りが生じるようなこともなかった。つまり、本実施例のテーブル２を用いた場合、大口径・高品質な半導体ウェハ５が得られることがわかった。
【００９０】
従って、本実施形態の実施例によれば、第１の実施形態の効果に加えて、さらに以下のような効果を得ることができる。
（１）本実施例のテーブル２では、下側基材１１Ｂに未含浸部位Ａ１が積極的に設けられている。このため、使用する含浸材料の総重量が少なくなり、テーブル２全体の軽量化を図ることができる。具体的には、前記実施例１−１の８５％〜９５％程度の重さとなる。従って、搬送時等において取り扱いが容易なテーブル２とすることができる。
【００９１】
（２）また、本実施例のテーブル２では、水路１２を介して下側の領域のほうが上側の領域に比べて相対的に熱伝導率が低くなっている。このため、テーブル２の熱応答性が確実に向上する。従って、かかるテーブル２を用いて研磨を行えば、大口径・高品質の半導体ウェハ５をより確実に得ることができる。
【００９２】
（３）本実施例のテーブル２では、含浸部位Ａ２が存在している基材１１Ａ，１１Ｂの表層部に好適な強度が確保される。この結果、表層部からのパーティクルの発生も極めて少なくなり、テーブル２の周囲の汚れを確実に防止することができる。しかも、表層部には高いシール性が確保されため、たとえ水路１２から冷却水Ｗが漏れたとしても、テーブル２の外部にまでその冷却水Ｗが漏れてしまうようなことはない。
【００９３】
（４）本実施例の構造を採用した場合、金属含浸・基材接合工程における加熱時間が少なくて済むことから、テーブル２の製造時間を短縮することができる。
なお、本発明の実施形態は以下のように変更してもよい。
【００９４】
・ 含珪素セラミックからなる多孔質体１７として、炭化珪素以外のもの、例えば窒化珪素等を用いてテーブル２を作製してもよい。また、同種のセラミックからなる複数の複合体１８を用いることに代え、異種のセラミックからなる複数の複合体１８（例えば炭化珪素と窒化珪素との組み合わせ）にしてもよい。
【００９５】
・ ２層構造をなす実施形態のテーブル２に代えて、３層構造をなすテーブルに具体化してもよい。勿論、４層以上の積層構造にしても構わない。以上のような構造を採用した場合であっても、基本的には実施形態の方法により多層構造のテーブルを製造することが可能である。
【００９６】
・ 本実施形態のテーブル２の使用にあたって、水路１２内に水以外の液体を循環させてもよく、気体を循環させてもよい。さらに、このような水路１２を省略した構成にすることもできる。
【００９７】
・ 本発明のセラミック部材は、ウェハ研磨装置におけるテーブル２として具体化されてもよいほか、テーブル２以外の部材（ウェハトッププレート等）に具体化されてもよい。勿論、本発明のセラミック部材は、ウェハ研磨装置用テーブル２等に代表される半導体製造装置の構成材料に具体化されるのみにとどまらない。例えば、同セラミック部材を電子部品搭載用基板の放熱体、メカニカルシールや軸受等の耐磨耗材料、高温炉用の耐火材、熱交換器、燃焼管等の耐熱構造材料、ポンプ部品等の耐腐食材料などに具体化することも勿論可能である。
【００９８】
次に、特許請求の範囲に記載された技術的思想のほかに、前述した実施形態によって把握される技術的思想をその効果とともに以下に列挙する。
（１） 含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸した複数のセラミック・金属複合体同士が、前記多孔質体との熱膨張係数差が５×１０−６／℃以下（より好ましくは２×１０−６／℃以下、さらに好ましくは０．５×１０−６／℃以下）の材料からなる接合層を介して接合されているセラミック部材。従って、この技術的思想１に記載の発明によれば、破壊しにくくて長期信頼性に優れたセラミック部材を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００９９】
【図１】本発明を具体化した第１の実施形態におけるウェハ研磨装置を示す概略図。
【図２】（ａ）はウェハ研磨装置に用いられるテーブルの要部拡大断面図、（ｂ）はそのテーブルの接合界面をさらに拡大して概念的に示した断面図。
【図３】（ａ）〜（ｃ）は、同テーブルの製造工程を説明するための概略断面図。
【図４】本発明を具体化した第２の実施形態におけるウェハ研磨装置を示す概略図。
【符号の説明】
【０１００】
１…ウェハ研磨装置、２…セラミック部材としてのウェハ研磨装置用テーブル、２ａ…研磨面、５…半導体ウェハ、６…ウェハ保持プレート、６ａ…保持面、１１Ａ，１１Ｂ…基材、１２…流体流路、１４…接合層、１７…多孔質体、１８…セラミック・金属複合体としての炭化珪素・金属複合体、２１，２２…炭化珪素結晶、２４…金属シリコン。
【特許請求の範囲】
【請求項１】
含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸した複数のセラミック・金属複合体同士が、前記金属シリコンからなる接合層を介して接合され、前記多孔質体内に含浸されている金属シリコンと前記接合層を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にあることを特徴とするセラミック部材。
【請求項２】
前記複数のセラミック・金属複合体は、いずれも炭化珪素多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸したものであることを特徴とする請求項１に記載のセラミック部材。
【請求項３】
前記接合層の厚さは１０μｍ〜１５００μｍであることを特徴とする請求項１または請求項２に記載のセラミック部材。
【請求項４】
複数の基材を積層してなる積層構造物の上部に、ウェハ研磨装置を構成しているウェハ保持プレートの保持面に保持されている半導体ウェハが摺接される研磨面を有するテーブルにおいて、
前記基材は含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸したセラミック・金属複合体であり、各基材同士は前記金属シリコンからなる接合層を介して接合され、前記多孔質体内に含浸されている金属シリコンと前記接合層を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にあり、かつ前記接合層のある接合界面には流体流路が配設されているウェハ研磨装置用テーブル。
【請求項１】
含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸した複数のセラミック・金属複合体同士が、前記金属シリコンからなる接合層を介して接合され、前記多孔質体内に含浸されている金属シリコンと前記接合層を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にあることを特徴とするセラミック部材。
【請求項２】
前記複数のセラミック・金属複合体は、いずれも炭化珪素多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸したものであることを特徴とする請求項１に記載のセラミック部材。
【請求項３】
前記接合層の厚さは１０μｍ〜１５００μｍであることを特徴とする請求項１または請求項２に記載のセラミック部材。
【請求項４】
複数の基材を積層してなる積層構造物の上部に、ウェハ研磨装置を構成しているウェハ保持プレートの保持面に保持されている半導体ウェハが摺接される研磨面を有するテーブルにおいて、
前記基材は含珪素セラミックからなる多孔質体の開放気孔中に金属シリコンを含浸したセラミック・金属複合体であり、各基材同士は前記金属シリコンからなる接合層を介して接合され、前記多孔質体内に含浸されている金属シリコンと前記接合層を構成する金属シリコンとは境目なく連続的に存在した状態にあり、かつ前記接合層のある接合界面には流体流路が配設されているウェハ研磨装置用テーブル。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図２】
【図３】
【図４】
【公開番号】特開２００６−１８８４２８（Ｐ２００６−１８８４２８Ａ）
【公開日】平成１８年７月２０日（２００６．７．２０）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００６−１２１３４（Ｐ２００６−１２１３４）
【出願日】平成１８年１月２０日（２００６．１．２０）
【分割の表示】特願２０００−２９６２０２（Ｐ２０００−２９６２０２）の分割
【原出願日】平成１２年９月２８日（２０００．９．２８）
【出願人】（００００００１５８）イビデン株式会社 (856)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成１８年７月２０日（２００６．７．２０）
【国際特許分類】
【出願日】平成１８年１月２０日（２００６．１．２０）
【分割の表示】特願２０００−２９６２０２（Ｐ２０００−２９６２０２）の分割
【原出願日】平成１２年９月２８日（２０００．９．２８）
【出願人】（００００００１５８）イビデン株式会社 (856)
【Ｆターム（参考）】
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