JP2001354293A - 貯蔵・供給タンク - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】研磨剤の付着、堆積を防止し、従来のダブルス
キン構造とは異なる構造材を用いた貯蔵・供給タンクを
提案し、且つ化学研磨剤を温度調節せしめる最適な貯蔵
・供給タンク構造を提供する。 【解決手段】一定の曲率をもつ外面フェースシート２０
と、一定の曲率をもち一定ピッチで丸波を有する波板状
内面フェースシート２１と、その外面フェースシート２
０と内面フェースシート２１の両面に挟まれた台形形状
の繰返し構造をなすコア材２２とそのコア材２２の空隙
部に内面フェースシート２１の丸波曲面に密着した冷却
配管２３を有するダブルスキン構造の板材により形成さ
れている貯蔵・供給タンクを提供する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明に属する技術分野】本発明は、例えば半導体ウエ
ーハの製造等において使用される化学研磨剤を貯蔵する
温度調節可能な貯蔵・供給タンクに関する。

【０００２】

【従来の技術】半導体ウエーハの製造等において使用さ
れる化学研磨剤を貯蔵・供給するタンクはその内部に研
磨剤の沈殿を防ぐための攪拌機のプロペラと、温度調整
用の冷却コイルが装備されている。しかしながら、従来
の貯蔵・供給タンクは、タンク内部に冷却コイルが存在
するため攪拌機のプロペラのサイズが制限され攪拌性が
悪く、また、冷却コイルに研磨剤が付着し堆積する問題
があった。そこで、従来の貯蔵・供給タンクの剛性を保
持しつつ、冷却コイルをタンク内から取り出しタンク外
壁に密着させて化学研磨剤の温度調整を図る対策が必要
となっていた。

【０００３】特開平５−２２６３２１号公報には真空容
器の冷却のために図６に示すように二重構造のハニカム
材と配管を組み合わせた方式が用いられ、温度制御性能
を向上させようとするアプローチもあるが、配管３２を
配設する領域についてはハニカム材３３を切除して第一
の板材３１と第二の板材３４の間に敷き詰めなければな
らず製作上困難となる問題があった。また、ハニカム材
３３を切除するため配管３２を配設する領域は制限さ
れ、板材３１，３４と配管３２が点接触であるため伝熱
面積が小さいことから冷却効率が著しく劣る問題があっ
た。特開平６−２９３０９６号公報には、外面フェース
シート，内面フェースシート及びコア材からなるハニカ
ムパネルが掲載されているが冷却機構はなく、内面フェ
ースシートには、丸波は施されていないため、温度調節
ができないという問題があった。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】本発明は、従来技術の
問題点を鑑み、従来とは異なる構造を提案し、且つタン
ク内の化学研磨剤を温度調節せしめる最適な貯蔵・供給
タンクを提供することを目的とする。

【０００５】

【課題を解決するための手段】本発明の要旨とするとこ
ろは、（１）一定の曲率をもつ外面フェースシートと、
一定の曲率をもつ内面フェースシートと、その外面フェ
ースシートと内面フェースシートの両面に挟まれた台形
形状の繰返し構造をなすコア材と，そのコア材の空隙部
に密着した冷却配管とを有するダブルスキン構造体によ
り壁面を構成する貯蔵・供給タンク，（２）前記（１）
に記載の貯蔵・供給タンクにおいて、前記内面フェース
シートは一定ピッチで、貯蔵・供給タンクの中心側に突
出した丸波を有し、前記丸波は前記冷却配管に密着して
いることを特徴とする貯蔵・供給タンク，にある。

【０００６】

【発明の実施の形態】以下に、本発明の実施の形態を添
付図面に基づき説明するが、本発明は本実施の形態に限
るものではない。図１は本発明のダブルスキン構造の貯
蔵・供給タンクの断面図であり、図２（ａ），（ｂ）は
ダブルスキン構造体の断面形状図である（曲率は省略
し、平面として記載）。タンクの側板は、一定の曲率を
もつ外面フェースシート２０及び内面フェースシート２
１と、その両面に挟まれた波板状のコア材２２で構成さ
れており、その空隙部には冷却配管２３を有している。
外面フェースシート２０の曲率は曲げ加工の精度上４０
０mm〜２０００mm程度が望ましく、内面フェースシート
２１の曲率も外面フェースシート２０と同じであること
が望ましい。

【０００７】以下にダブルスキン構造体の断面形状図の
決定方法を詳説する。 （１）攪拌機１１，供給ポンプ１２の動力源の出力 か
ら入熱量を算出して、冷却配管２３内の冷却水の入出側
温度を設定し、前記入熱量，冷却水比熱，冷却水密度，
冷却水配管流速及び冷却水入出側温度差に基づいて配管
の内径を算出し、その内径の値から冷却配管２３の規格
仕様を決定する。尚、冷却水配管流速は１ｍ／ｓ程度が
望ましい。 （２）冷却配管２３の規格仕様に対応する内径に基づい
て冷却水配管流速を算出し、円管内乱流熱伝達の式を用
いて冷却配管２３の管内熱伝達率を算出する。 （３）前記冷却配管２３の規格仕様に対応する内径に基
づいて円管外層流熱伝達の式を用いて冷却配管２３の円
管外熱伝達率を算出する。 （４）前記冷却配管２３の円管内熱伝達率，円管外熱伝
達率，管内汚れ係数，管外汚れ係数，配管の熱伝導率，
及び冷却配管肉厚より、総括伝熱係数を算出する。 （５）前記入熱量，前記総括伝熱係数，冷却水入出温度
と容器内流体温度より、必要伝熱面積 Ｓ［ｍ²］を求め
る。

【０００８】（６）次にグラスホフ数Ｇｒとプラントル
数Ｐｒの積から最適な冷却効率を得るコア材２２と冷却
配管２３の距離δを算出する。具体的には、冷却効率と
いう面でコア材２２と冷却配管２３の距離δが大きく影
響を及ぼし、この流れ場は密閉層内自然対流で、コア材
２２，外面フェースシート２０，冷却配管２３で囲まれ
た空気層の断熱性が大きい程外部の影響を受け難く、冷
却性能が安定する。一定の空気層の断熱性を保つにはコ
ア材２２と冷却配管２３の距離δを適切に保つ必要があ
り、この自然対流の流れ場はコア材２２と冷却配管２３
の距離δを徐々に広げると熱伝導域，漸近域，層流域，
乱流域と変化し、グラスホフ数Ｇｒとプラントル数Ｐｒ
の積によって流れ場を代表でき、空気層の熱伝達率αを
以下の実験式により算出できる。 a) Ｇｒ・Ｐｒ≒１０³ 〜１０⁴ 熱伝導域〜漸近域
（流れ場が対流状態） α ＝ λ/δ α：空気層の熱伝達率［Ｗ／ｍ²・Ｋ］，λ：空気の熱
伝導率［Ｗ／ｍ・Ｋ］ b) Ｇｒ・Ｐｒ ≒ １０⁴ 〜 １０⁶ 層流域 Ｎｕ ＝ ０．４２（Ｇｒ・Ｐｒ）^1/4Ｐｒ^0.012（Ｌ／
δ）^-0.3 Ｎｕ＝α・δ／λ Ｌ：側板の高さ［ｍ］ c) Ｇｒ・Ｐｒ > １０⁶ 乱流域 Ｎｕ ＝ ０．４６（Ｇｒ・Ｐｒ）^1/3 Ｎｕ＝α・δ／λ 上記の実験式を用いて、ある構造の貯蔵・供給タンクに
おける空気層の熱伝達率αとコア材２２と冷却配管２３
の距離δを計算し求めたグラフを図３に示す。熱伝導域
〜漸近域ではδに反比例して熱伝達率が下がるが、流れ
場が層流域〜乱流域と遷移していくに従い、熱伝達率α
は大きく変化せずほぼ一定の値を示す。また、図４はあ
る構造の貯蔵・供給タンクの冷却配管２３において、タ
ンク内部からの抜熱量とタンク外部からの抜熱量の比を
とって冷却効率とし、そのコア材２２と冷却配管２３の
距離δとの関係を示したグラフである。従って、層流〜
乱流域と同程度の安定した熱伝達率を確保できる最小限
のδを選ぶことにより適切な冷却性能を確保することが
できる。

【０００９】前記冷却配管２３の外径ｄ_o［ｍ］，貯蔵
・供給タンクの直径Ｄ［ｍ］および高さＬ［ｍ］，必要
伝熱面積Ｓ［ｍ²］，並びコア材２２と冷却配管２３の
距離δ［ｍ］により埋め込み中心角θ［ｄｅｇ］ ２５
を算出し、埋め込み中心角θ［ｄｅｇ］ ２５，冷却配
管 ２３の外径ｄ_o［ｍ］及びコア材の頂角θ_C［ｄｅ
ｇ］ ２６に基づいて，幾何学的に図５に示すようにコ
アの底辺の長さは次式に示すように幾何学的形状の関係
から算出することができる。底辺をＬ_b［ｍ］、冷却配
管外径ｄ_O［ｍ］とすると、 Ｌ_b＝δ・２／ｓｉｎθ_C＋ｄ_O・｛１／ｔａｎ（θ_C／２）−（１−ｃｏｓ（θ／ ２））／ｔａｎθ_C｝ （ａ） （ａ）式に基づいてコア材２２の底辺Ｌｂの値を求め、
ダブルスキン構造の断面寸法形状を決定する。尚、コア
材２２の台形ピッチは製作上３０〜２００ ｍｍ、高さ
は１０〜１００ｍｍ程度が望ましく、外面フェースシー
ト２０に施されている丸波２７のピッチはコア材２２の
波ピッチに依存し、３０〜２００ ｍｍ程度が望まし
い。また、丸波２７の埋め込み角度は製作上３０°〜１
８０°が適しており、配管径はコア材２２の形状に依存
し、６ｍｍ〜１００ｍｍ程度までが良い。

【００１０】

【実施例】上記の手法を用いて、伝熱理論および幾何学
的な計算により貯蔵・供給タンク用ステンレス製ダブル
スキン構造体の断面形状を決定した本発明例を以下に示
す。 （１） 冷却水所要量，冷却配管の規格仕様（内径）の
計算 ・入熱量（必要抜熱量） 攪拌機の出力 Ｑ₁ ２．０kW 供給ポンプの出力 Ｑ₂
１．０kW 動力源からの入熱量Ｑ＝Ｑ₁＋Ｑ₂＝ ３．０kW ・タンク内液体温度 １５℃（２８８Ｋ） ・冷却水入出側温度条件 入り側 Ｔ_in ７℃（２８０Ｋ） 出側 Ｔ_out １３℃
（２８６Ｋ） ・管内流速 Ｖ １ｍ／ｓ とする ・冷却水比熱 Ｃ_p＝４．１９４kＪ/kg Ｋ 密度 ρ＝９
９９．７ kg/m³ より、次のように断面積から配管径ｄ
を求めた。 Ｑ＝Ｃ_pρＡＶ（Ｔ_out−Ｔ_in） 冷却配管の断面積Ａ＝（π／４）・ｄ²であるから、 Ａ＝ ３／（４．１９４×９９９．７×１×（１３−
７）） ＝ １．１９×１０^-4 ｍ² ｄ＝ １２．３ mm 上記より呼び径８ｍｍ ５Ｓ（外径 １３．８mm，内径
＝１１．４mm， 肉厚 １．２ ｍｍ， 断面積 １０２ mm
²）の規格の配管を選択した。

【００１１】（２） 冷却管内熱伝達率の計算 呼び径８ｍｍの配管の場合、管内流速Ｖは、 Ｖ＝ Ｑ／｛Ｃ_pρＡ（Ｔ_out − Ｔ_in ）｝ ＝ ３／（４．１９４×９９９．７×１．１９×１０^-4×（１３−７）） ＝ １．１７ ｍ／ｓ レイノルズ数Ｒｅは、 Ｒｅ＝Ｖ・ｄ／ν＝１．１７×１１．４×１０^-3／（１．３１×１０^-6） ＝ １０１８２ ここで、ν：水の動粘度[ｍ²／ｓ]円管内乱流熱伝達の
式（ジッタス・ベルタの式、（１）式）より、ヌッセル
ト数Ｎｕを求め、管内熱伝達率α_iを（２）式より求め
た。 Ｎｕ＝ ０．０２３Ｒｅ^0.8Ｐｒ^0.4 （１） α_i ＝λ・Ｎｕ／ｄ （２） ＝ ０．５７５×９１．３／（１１．４×１０^-3） ＝ ４６０５ Ｗ/m²Ｋ ここで、λ：水の熱伝導率[Ｗ／ｍ・Ｋ]，Ｎｕ：ヌッセ
ルト数[-]

【００１２】（３） 管外熱伝達率の計算 重力加速度 ｇ＝９．８ (ｍ／ｓ²)，化学研磨剤の膨張
率β＝０．１４５×１０^-3(1/Ｋ)より、グラスホフ数Ｇ
ｒ[-]を下記のごとく求めた。 Ｇｒ＝ ｇβｄ³（Ｔ_∞−Ｔｓ）／ν_m ² ＝９．８×０．１４５×１０^-3×（１１．４×１０^-3）³×（１５−１０） ／（１．１６×１０^-6）² ＝ ７８２２．８ ここで、Ｔ_∞：化学研磨剤平均温度[K]、Ｔ_s：冷却水平
均温度[K]，ν_m：化学研磨剤動粘度[ｍ²／ｓ]研磨液の
プラントル数Ｐｒ＝８．３４，Ｐｒ・Ｇｒ＝６５２４
２．２を、円管外層流熱伝達の式(フィッシンデン及び
サウンダーの式，（３）式)を用いて、ヌッセルト数Ｎ
ｕを求めて、管外熱伝達率α₀を下記のごとく求める。 Ｎｕ＝０．４７（Ｐｒ・Ｇｒ）^1/4 （３） α₀ ＝λ・Ｎｕ／ｄ＝ ０．５８５×７．５１１／（１１．４×１０^-3 ） ＝ ３８５．４３ Ｗ/m²Ｋ ここで、λ：化学研磨剤熱伝導率[Ｗ／ｍ・Ｋ]

【００１３】（４） 総括伝熱係数の計算 管内および管外のさび,汚れ 等の経年変化を考慮し、汚
れ係数 ｒ_i ，ｒ_oを以下の値とし（４）式より総括伝熱
係数Ｋを計算すると 管内（市水レベル） ｒ_i ＝１．７１９×１０^-4 m²Ｋ/
Ｗ 管外（研磨液） ｒ_o ＝５．１５９×１０^-4 m²Ｋ/
Ｗ 冷却水配管肉厚 δ_t＝１．２＋１．０ ｍｍ ※１．０m
mはフェースシートの厚みλ_s（ＳＵＳ３０４ 熱伝導
率；常温）＝１５．９１ Ｗ/m・Ｋ、 Ｋ ＝ １／ （１／α_i＋１／α₀＋δ_t／λｓ＋ｒ_i＋ｒ_o） （４） ＝ １／（１／４６０５＋１／３８５．４３＋０．００２２／１５．９１＋ １．７１９×１０^-4＋５．１５９×１０^-4） ＝ ２７４．９ Ｗ/m²・Ｋ

【００１４】（５） 必要伝熱面積 Ｓの計算 対数温度差を用いて θ₁ ＝ １５℃ − ７℃ ＝ ８ ℃ θ₂ ＝ １５ ℃ − １３ ℃ ＝ ２℃ θ_lm＝（θ₁−θ₂）／２．３ｌｏｇ（θ₁／θ₂） ＝４．３ ℃ （Ｋ） 必要伝熱面積をＳとすると， Ｓ＝Ｑ／（Ｋ・θ_lm）＝３×１０³／（２７４．９×４．３） ＝ ２．５３８ ｍ² 従って、伝熱面積を２．５３８ｍ²以上確保すれば問題
無い。

【００１５】（６） コア材と冷却配管の距離２４の決
定 Ｇｒ・Ｐｒ≧１０⁴であれば、層流域の安定した外部と
の断熱性を得ることが出来、コア材と冷却配管の距離２
４をδとおき、重力加速度ｇ＝９．８（ｍ／ｓ ²），空
気の膨張率β＝０．００３４７２ （１／Ｋ），外気温
度Ｔ₁＝２０ ℃，冷却水平均温度Ｔ₂＝（１３＋７）／
２＝１０ ℃，空気の動粘度ν_a=０．１５６×１０^-4(m²
/s) ，Ｐｒ＝０．７１ の値より、δを算出すると、 Ｇｒ・Ｐｒ＝ ｇβδ³（Ｔ₁−Ｔ₂）／ν_a ² ・Ｐｒ＝１
０⁴ ∴ δ＝２１．６ｍｍ

【００１６】（７） ダブルスキン構造体断面形状の決
定 コア材の頂角θ_c（２６）を８０°とし、 δ＝21.6ｍｍ
から冷却配管２３のピッチを約１００ｍｍ （21.6×４
＋外径13.8），貯蔵・供給タンクの直径Ｄ＝２ｍと仮設
定し、ダブルスキン構造体を縦通する冷却配管２３の数
を概算すると、π・２０００ｍｍ／１００ｍｍ ≒ ６３
本縦通する冷却配管２３の１本あたりの伝熱面積は，
必要伝熱面積Ｓ＝２．５３８ｍ²より、２．５３８ｍ²／
６３本＝０．０４０２９ｍ²／本で、縦通する配管長さ
は約 ２．０ｍ，外径ｄ₀＝１３．８ｍｍなので、 θ＝３６０°×（０．０４０２９／２．０／（π×０．
０１３８））≒１７０° 図 ２に示すように埋め込み中心角θ（２５）＝１７０
°になるように冷却配管２３をタンク内へ突出させれば
所定の伝熱面積が確保できる。本発明例では、距離δ＝
２１．６ｍｍ、冷却配管の外径ｄ_O＝１３．８ｍｍ，コ
ア材の頂角θ_C＝８０°，埋込み中心角θ＝１７０°及
び（ａ）式より 底辺 Ｌ_b＝２１．６ｍｍ×２／ｓｉｎ８０°＋１３．
８ｍｍ×｛１／ｔａｎ（８０°／２）−（１−ｃｏｓ
（１７０°／２））／ｔａｎ８０°｝≒ ５８．１ｍｍ となり、ダブルスキン構造体の断面寸法形状を決定し
た。比較例として、本発明例と同じ寸法で冷却配管の無
いダブルスキン構造体を製造した。

【００１７】以上の様にダブルスキン構造体の寸法を決
定し、その構造を用いた化学研磨剤用の貯蔵・供給タン
クを用いたところ、化学研磨剤を所定の温度に制御で
き、攪拌性もよいためタンク内の研磨剤の沈殿が少な
く、タンク内清掃のメンテナンス周期が比較例に比べ３
倍になった。

【００１８】

【発明の効果】本発明により、冷却コイルをタンク内か
ら取り出しタンク外壁に密着させて化学研磨剤を温度調
節せしめる最適な貯蔵・冷却タンク構造を提供すると共
に、タンク内部に冷却コイルが存在しないため、冷却コ
イルに研磨剤が付着し堆積する問題がなく攪拌性の優れ
た貯蔵・供給タンクが得られる。

【図面の簡単な説明】

【図 １】本発明に係わる貯蔵・供給タンクを示す断面
図である。

【図 ２】本発明に係わるダブルスキン構造体を示す断
面図（ａ）とその拡大図（ｂ）である。

【図 ３】空気層の熱伝達率とδ（コア材と配管の距離
２４）の関係を示す説明図である。

【図 ４】本発明に係わる貯蔵・供給タンクにおける冷
却効率とδ（コア材と配管の距離２４）との関係を示す
説明図である。

【図 ５】本発明に係わるダブルスキン構造体断面の幾
何形状を示す説明図である。

【図 ６】特開平5-226321号公報記載の壁材の構成を示
す概念的斜視図である。

【符号の説明】

１０ ダブルスキン構造体 １１ 攪拌機 １２ 供給ポンプ ２０ 外面フェースシート ２１ 内面フェースシート ２２ コア材 ２３ 冷却配管 ２４ コア材と冷却配管の距離 ２５ 埋め込み中心角 ２６ コア材の頂角 ２７ 丸波 ３１ 第一の板材 ３２ 配管 ３３ ハニカム材 ３４ 第二の板材

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】一定の曲率をもつ外面フェースシートと、
   一定の曲率をもつ内面フェースシートと、その外面フェ
   ースシートと内面フェースシートの両面に挟まれた台形
   形状の繰返し構造をなすコア材と，そのコア材の空隙部
   に内面フェースシートに密着した冷却配管とを有するダ
   ブルスキン構造体により壁面を構成していることを特徴
   とする貯蔵・供給タンク。
2. 【請求項２】請求項１に記載の貯蔵・供給タンクにおい
   て、前記内面フェースシートは一定ピッチで、貯蔵・供
   給タンクの中心側に突出した丸波を有し、前記丸波は前
   記冷却配管に密着していることを特徴とする貯蔵・供給
   タンク。