JP2007070221A - 無気泡及び減少した気泡成長壁を備えたシリカガラスるつぼ - Google Patents

Abstract

【課題】
ＣＺ工程において用いられる時、るつぼ壁にはほとんど体積変化が観察されず、そして溶融レベルにおいてはほとんど影響せず、減少した結晶欠陥でゆっくり引き上げられるシリコンインゴットに特に好適なるつぼを提供する。
【解決手段】
本発明のシリカガラスるつぼは、安定している無気泡内層及び不透明な外層を有し、この両方の層は、チョクラルスキー工程の操業中、減少した気泡成長を示す。本発明の溶融工程は、成形された粒子が緻密な溶融シリカに溶融される溶融前線において動力学的なガスバランスを制御している。
【選択図】図1

Description

本発明は、シリカるつぼの分野に関し、特に、溶融したシリコンを保有する場合に泡成長がほとんどない無気泡内層および不透明で安定した外層を備えた多層壁を有するシリカるつぼに関する。

半導体産業で使用されるシリコンウェーハは、単結晶シリコンのインゴットから製造される。このようなインゴットは、一般的にチョクラルスキー（ＣＺ）法を用いて製造される。前記ＣＺ法において、金属シリコンは、結晶成長チャンバ内に配置されたサスセプタの中に収められたシリカガラスるつぼに充填される。前記サスセプタを囲むヒーターは、シリコンが溶融するように前記充填物を加熱する。単結晶シリコンは、シリコンの融点付近でシリコン融液から引き上げられる。

操業温度において、シリカるつぼの最内側層は、前記ＣＺ工程の間に前記シリコン融液に溶融することにより前記シリコン融液と反応する。前記内層の気泡は、このような溶融の間に前記シリコン融液に混入することとなる。この気泡の混入は、シリコン融液中のパーティクルの原因であり、引上げられたインゴットの単結晶構造を乱す可能性がある。無気泡内層は、前記ＣＺ法に使用されるるつぼの決定的な必要条件である。

近年、半導体業界における要望は、大口径、例えば、口径が２００ｍｍあるいは３００ｍｍのウェーハである。各インゴットの引上げ後、シリコンを再充填することによって多数本のインゴットを引上げることは、従来のＣＺ法の一般的な改良となった。結果として、ＣＺ法の操業時間は長くなり、１００時間を超えることもしばしばである。上記したＣＺ法の手法は、前記シリカるつぼの無気泡層の厚さを増大させなければならないことを意味するものである。１５０ｍｍの外径のウェーハ製造に使用されるるつぼの場合、１ｍｍの無気泡内層の厚さを有しているるつぼで十分である。しかしながら、外径２００ｍｍ又は３００ｍｍのインゴットを引上げる時、シリカるつぼ内層を２ｍｍ超の厚さで溶融することは普通のことである。

さらに、より長い操業時間は、前記ＣＺ法における前記るつぼ内層の気泡成長が最小限ではなくてはならないことを意味する。溶融シリカるつぼの微小気泡は、操業中にそのサイズが増大する。より大きい気泡は、より大きいパーティクルを放出するものであり、インゴットに大きな潜在的な悪影響を及ぼす。前記ＣＺ法を長時間実施する場合、気泡の発生は常に観察される。これらの成長する気泡は、るつぼ形成後に、内層に溶解し本質的には目に見えないガスに起因する。気泡の発生と成長を最小限にすることは、最新のＣＺ法を適用する際に使用されるるつぼにとって非常に重要である。

しかしながら、前記内層における気泡と気泡の成長を最小限にすることは重要であるが、ＣＺ法の実施のために用いられる多層るつぼの外層は、不透明外層となるために気泡を含有する必要がある。この外層は熱放射を拡散させる層を形成する。るつぼ側壁の機械的剛性及び完全性の重要性は、大きいるつぼ、例えば直径５５０ｍｍ（名目２２インチ）以上のるつぼについて近年確認されている。我々は、不透明層の気泡成長がるつぼの壁の膨張の原因であることを見出した。ＣＺ法の操業中、るつぼは硬い黒鉛サセプタ内に位置する。それにも関わらず壁体積の増加が行われる。特に、シリコン融液の液面運動が比較的低いか、或いはインゴットを引上げる速度が遅い時には、この体積変化が引上げたインゴットにおける重大な品質問題を引き起こす。結果として、遅い引上げ速度を可能にするために、壁体積変化を防ぐのが望ましい。

本発明の一つの態様は、長期操業のために十分に厚さがあり、気泡と気泡の成長がない内層からなるシリカガラスるつぼを提供する。さらに、このるつぼは、複数のインゴットを引き上げる間、ほとんど膨張を示さない安定した外層を有している。

前記るつぼは、無気泡（“ＢＦ”）かつ気泡無成長（“ＮＢＧ”）の厚さ２ｍｍ以上の透明な内層及び、安定な不透明な外層を有している。前記外層の安定性は、見かけ密度に相当し、真空焼成試験（“ＶＢＴ”）を用いることによって決定される。この真空焼成試験は壁の厚さを変えて行われ、前記外層の安定性は、０．１Ｐａの圧力及び１６５０℃でるつぼを約３時間加熱し、その後に測定される。さらに詳細にいえば、前記ＶＢＴ後の本発明るつぼの厚さの増加は１％未満であり、そして前記ＶＢＴ後の見かけ密度は２．０５ｇ／ｃｍ³超である。

本発明の上記態様によるシリカガラスるつぼは、回転するるつぼモールド内に、本質的に石英粒子を含むバルクシリカ粒子を導入することによって製造される。これにより、バルク状の壁が成形される。ついで、モールドと連通しているポンプが、成形された粒子を介して空気、軽焼粒子から放出されたガス及び溶融する際に粒子から放出されたガスを吸引している状態で、前記成形された粒子は加熱溶融されて、るつぼになる。全部のガスは、モールド内面をポンプに連結する流通路のコンダクタンス及びポンプの排出力と動力学的にバランスをとっている。この動力学的なバランスは、ＢＦあるいはＮＢＧシリカガラス層を作るために必要であるしきい値未満に形成された粒子の溶融前線における気相の質量バランスを保つように制御される。

前記るつぼを製造する装置は、内面モールドをポンプに連通する流通路を有している。この流通路においては流動抵抗は十分に低く、そしてポンプ力は要求された動力学的なバランスをとることができるくらい高い。前記流通路は、例えば、配管、バルブ、ゲージ及び気体透過性のモールド自体などの構造を含むことができる。ガス透過性モールドの流動抵抗は、黒鉛モールド内の通路及びモールドの内部に面する黒鉛のような多孔質材料を用いることにより制御することができる。

成形された粒子を溶融するための加熱は、ガスがＣＺ法の操業中に放出されずに溶融シリカが形成されるように激しく行う必要がある。上記のようなガス放出は、るつぼ壁での気泡形成及び気泡成長を引き起こす。この気体放出は、るつぼ壁の膨張の原因となり、さらにそれに起因して融液の液面の乱れを引き起こす。

さらに詳細には、本発明の一態様は、ＣＺ法の使用に適したシリカガラスるつぼの提供にある。このるつぼは、２ｍｍ以上の厚さの無気泡内層と不透明な外層からなる。前記壁の厚さの変化は、ＣＺ法の促進されたシミュレーションであるＶＢＴ後に、３％以下、好ましくは１％未満である。言い換えれば、前記ＶＢＴ後のるつぼ壁の前記見かけ密度は２．０５ｇ/ｃｍ³以上である。このわずかな厚さ変化は、不透明層における最小の気泡成長、並びに内層における最小の気泡発生及び成長の組合せの結果である。

前記ＶＢＴ後、前記無気泡内層は断面積あたり１容量％未満の気泡を含み、個々の気泡は直径３ｍｍより大きくは成長しない。気泡含有量は、透過型光学顕微鏡の断面写真の全面積によって分割された気泡イメージ領域の合計の割合として測定される。また、気泡の大きさも透過型光学顕微鏡を使用して測定される。

全体の壁の厚さ変化は、マイクロメーターを用いて測定される。前記不透明層は、好ましくは、前記壁の５０％から７０％であり、かつ良好な熱拡散特性を充足するためには最小値で２５％である。ＶＢＴ後の前記不透明層の見かけ密度は、好ましくは２．０５ｇ／ｃｍ³より大きい。

図１及び図１Ａにおいて、１０は本発明のシリカるつぼを溶融製造するシステムである。このシステムは内側モールド面１４を有するモールド１２を含む。モールド表面１４は、実質的に円筒の垂直な壁１６を含んでいる。図１の前記モールドにおいて、壁１６は、約６２０ｍｍの直径を有する円筒状のキャビティを形成している。しかし、本発明は、大きい直径及び小さい直径を有すモールドを用いても同様に実施されるものである。

空気路１８、２０のような複数の空気路（図１及び図１Ａに示されている）は、モールド内面１４に連通している。各空気路は、モールド面１４の開口部２２、２４のような円形開口部を形成する円筒状穴を有している。図１Ａの通路のような各空気路２０は、プラグ２６のような多孔質グラファィトプラグを含む。このプラグは、前記モールドキャビティから前記空気路にシリカが吸引されることを防ぐものである。前記空気路は、順番に穴３４に連通する多岐管２８、３０、３２のような多岐管に連通する。ポンプ（図示されていない）は、穴３４に連通している。前記ポンプは、モールドキャビティから空気路を介しそして最終的に穴３４を通ってシステム１０の外部に空気を吸引するために配置されている。前記ポンプは、一般的には約８０〜約３５０ｍ³／ｈｒの性能を有している。言うまでもないことであるが、本発明は、前記空気路、穴、多岐管、バルブ、及びモールド面１４とポンプとの間に配置された他の構造の伝達性能に応じて、前記性能の範囲外のポンプを用いて実施することもできる。モールド面１４とポンプとの間に配置された全ての構造は、本明細書では流通路と呼ばれる。

モールド１２は、垂直軸の周りのモーター（図示されていない）によって回転可能とされている。一対の従来の電極３８、４０は、モールド内部の内外へ垂直に可動する。前記電極は、３００ＫＶＡと１２００ＫＶＡとの間の選択可能な範囲で電極へ電力を供給することのできる従来の直流電源に連通される。十分な電力が電極１２、１４に供給された場合、非常に高温のプラズマガスボール３８が前記電極の周りに形成される。

モールド１２は、部分的に溶融したシリカの層４６を有している。この層はモールド表面が見えるように部分的に切り欠かれて示されている。層４６は、内層４６ａ及び外層４６ｂを有している。層４６ａ及び４６ｂは共同して前記モールド内で成形された前記るつぼ壁を構成する。溶融しない粒子４６ｃからなる薄い層が残存している。何故ならば、前記モールド内面における温度が、前記成形された粒子の融点に達しないからである。

システム１０の操作について一般的に説明すれば、天然石英粒子はモールド１２内に配置され、このモールド１２は軸３６の周りを回転する。好ましくは、前記るつぼの外層、即ち前記モールド内に配置された第１の粒子は、アルミニウムでドープされている。このドープは、本願の譲受人に譲渡されかつ全ての目的のために本明細書に引用によって取り込まれている、２００１年７月１６日に出願された米国特許出願第０９／９０６，８７９号に記載された態様で行われる。前記全粒子がモールド内に配置されると、電力が電極３８、４０に供給され、そして前記ポンプ（不図示）が稼動を始める。前記電極が、壁４６ａの最内側面の粒子が溶融される温度まで粒子を加熱すると、溶融前線は、時間がたつにつれて、溶融前線が飽和するモールド面１４の近傍のるつぼの最内側面から形成進行する。明らかなように、未溶融粒子を介し並びに層４６ａの内面及び壁４６の上面の両方を介して吸引されたガスに加え、加熱されかつ溶融している粒子から発生するガスが、ポンプ力と流通路の伝達率の間で所定の関係を有する場合には、形成されたるつぼの品質は正確に制御される。

重要なパラメータのバランスに対するいくつかの必要条件が存在する。第１に、溶融シリカの量を時間の関数としてＧ（ｔ）と仮定する。

当初は、溶融シリカの割合は、要求された融点までシリカを予備加熱する時間を費やすため、ゆっくりと増加する。次いで、溶融シリカ粒子界面は、前記モールド内面に達するまで、迅速に進行する。ある点で、溶融前線は飽和し、前記モールドと前記溶融るつぼとの間の未溶融粒子が残存する。Ｇ（ｔ）は、誤差関数によってほぼ表すことができることがわかった。

溶融が進行すると、かなりの量のガスは、前記溶融速度に比例して発生する。ガスの発生速度、Ｖ1は、単位時間について溶融粒子の重量あたりの溶融によって発生したガス容量として定義される：

〔数１〕
Ｖ1＝Ａ・∂Ｇ（ｔ）／∂ｔ ・・・（１）

ここで、Ａは比例定数である。

前記成形された粒子は、周囲の状況から切り離された溶融前線を保つほど密ではない。前記るつぼの内面が、密なガラス質の相に覆われているとしても、空気は、るつぼの上部において前記溶融した壁と前記モールドとの間の未溶融粒子を介して通過することができる。従って、前記排気システムは、発生したガスに加えてこの漏出ガスを処理する必要がある。漏出ガスは、未溶融粒子の量に比例することが分かっている。さらに厳密に言うと、 (1-ert(t))の３乗に比例することが分かている。子上記式において、ert(t)は誤差関数、そしてＢは比例定数である

〔数２〕
Ｖ２＝Ｂ・(1-ert(t))³・・・(２)

これら二つのパラメータ、Ｖ１及びＶ２は、前記排気手段により排気されるべきガスの主たる源である。前記排気されたガス量は式（３）で表される。同式において、Ｐはポンプ力、及びＣは流通路の標準化コンダクタンスで、０≦Ｃ≦１である。

〔数３〕
Ｖ３＝Ｐ・Ｃ ・・・（３）

前記粒子溶融したシリカ界面の溶融前線において、ガス流量はＶ３と(Ｖ１＋Ｖ２)との間でバランスが取られている。全バランス、Ｖ１＋Ｖ２−Ｖ３が正ならば、溶融ガラスは、より多くの溶解したガスを含む。その値が所定の閾値Ｑ１を越えると、気泡は溶融シリカ内に導入される。上記バランスが負ならば、溶融シリカは、より少ない溶解したガスを含む。第２の閾値Ｑ２は、無気泡ガラスを作るために用いられる。他の閾値Ｑ３は無気泡成長特性のために用いられる。ここで、Ｑ１は必ずしもＱ２と等しいものではない。

Ｑ３及びＱ２は予想された通り負である。Ｑ３の値はＱ２の値より負の値が大きいこと、即ちＱ３＜Ｑ２であることは決められている。前記ＣＺ法の促進されたシミュレーションであるＶＢＴ後には、例え、るつぼが無気泡として製造されたとしても、従来のるつぼにおいては気泡の発生又は成長が観察される。これら気泡の発生及び成長は、内層における溶解ガスの放出の結果である。前記溶解ガスは、バランス(Ｖ１＋Ｖ２−Ｖ３)の負のレベルに関連している。

気泡成長特性は前記溶融温度に強く影響されることもまた見出された。溶融温度に従って溶融速度が増加するので、高い溶融速度は放出ガスの増加をする招来する。ＮＢＧの必要条件を満たすために溶融温度を増加させるのは重要である。しかし、増加したガスの実質的に全てが、形成されるにつれて排気されないのならば、気泡は形成され、このことは内層にとっては不都合なことである。

るつぼ製造における最終目標は、(Ｖ１＋Ｖ２−Ｖ３)が適切に負の値を保つように、前記内層についてのＢＦ＋ＮＢＧ必要条件及び外層についてのＮＢＧの必要条件を満たし、同時に層厚さの必要条件を満たすように装置を設計することにある。より明確にいうと、３００ＫＶＡより大きいＤＣ（直流）アーク供給（好ましくは９５０ＫＶＡより大きい）を行い、かつ２００ｍ³／ｈｒ（自由な空気置換）より大きい性能、好ましくは３５０ｍ³／ｈｒより大きい性能を有す排気ポンプを使用して、大きいるつぼ（即ち、名目サイズが２４インチを超える）を製造する間、(Ｖ１＋Ｖ２−Ｖ３)がＢＦ＋ＮＢＧ内層及びＮＢＧ外層を形成するように制御されうるものである。

前記るつぼを形成することの最も顕著な制約箇所は、配管、ジョイント、バルブのような流通路である。この流通路は、１０ｃｍ²を超える最小断面領域、そして好ましくは、約５０ｍｍ（即ち、約１９．６ｃｍ²の面積）以上の円直径を有することが必要である。上記大きさは先行技術の構造とは大きく相違する。即ち、先行技術においては、配管は通常約１２ｍｍの直径（約１．１３ｃｍ²の面積）を有する。

上記最小断面領域は、成形した粒子との界面に位置している。つまり、これらの流通路は粒子が減圧によって排気システムへ吸引されてしまうことを防ぐために十分に小さく維持されることが必須である。

前記粒子界面における前記流通路の個々の開口部は、好ましくはそれぞれ少なくとも０．２平方センチメートル（ｃｍ²）、さらに好ましくは、少なくとも０．６ｃｍ²である。上記界面には、上記したような断面領域及び約２５ｍｍの最大長さを有する多孔質黒鉛プラグ２６のような多孔質材料が取り付けられている。機械的な理由から、１２ｍｍが最適であることがわかっている。

上記装置を使用する本発明のるつぼの製造方法を以下に記述する。ＢＦ及びＮＢＧ特性は、シリカ粒子から溶融シリカまで変化する間に主として決定されることがわかった。予備熱処理（例えば、粒子の仮焼）も後熱処理（例えば、るつぼ溶融後の激しい熱処理）も、上記ＢＦあるいはＮＢＧ特性を著しく変えないことがわかった。

本発明の他の態様は、真空水準だけではＢＦあるいはＮＢＧ制御を完全には行い得ないということである。つまり、供給されたガス及び取り除かれたガスの動力学的バランスが重要であることが証明された。ＮＢＧ特性については、ＣＺ法の操業でるつぼを用いている間に放出されたガスもまた重要である。上記放出されたガスは溶融温度に密接に関連していることが見出された。言い換えれば、激しい熱処理は、ＮＢＧにとって重要要件である。

図２Ａは、溶融時間の関数として先行技術方法における主要なパラメータの変化を示している。これらのグラフは上記式に基づいたモデルに従って作成されている。ガス発生速度、流通路のコンダクタンス、溶融力（溶解ガスに逆比例する）、及びポンプ力に対する各変数は、上記モデルに関して選択されている。明らかなように、前記モデルパラメータに従ってるつぼを溶融させた時、上記ＮＢＧ及びＢＦ特性は、前記モデルに示された特性に密接に従っている。時間がゼロの時、加熱が始まる。溶融したシリカの量（図２Ａにおいて、「溶融」と示される）は、時間の経過とともに増加し、そして前記モールド表面に近づくにつれて飽和する。空気（図２Ａにおいて、移送されたガスは「ガスＴｒ」と示される）は、成形されたガス床を通ってポンプによって吸引され、そして大量のシリカガラスへの粒子の変化によって放出されたガス（図２Ａにおいて、放出されたガスは「ガスＥｖ」と示される）は、ポンプによって排気される。前記ガスＴｒ及びガスＥｖ曲線の総計は、「ガス総量」曲線と等しいことが分かる。システム１０からガスを取り除くために流通路を通ってポンプが吸引する量がこのガス総量である。「ガス総量」は時間と共にゼロに近づく。

個々に言及したように、前記るつぼ壁は、その外側には半透明の層を有することが必要である。これを達成する１つの方法は、前記溶融工程の中間において排気力を減少させることである。しかしながら、前記図２Ａの曲線は上記したモデルに従っており、排気力が減少する実際の工程を説明していない。図２Ａにおける時間約５の時点で、るつぼを形成するために前記工程を用いた場合、例えば排気力は減少され、前記工程は破線の曲線に従わない。また、他の曲線のいくつかも同じ理由により破線を用いている。排気力の減少を取り入れたモデルは図１４Ａ及び図１４Ｂに示されている。

図２Ｂは、図２Ａの工程についての動力学的バランス（バランス（１））、即ちＶ１＋Ｖ２−Ｖ３を示している。もしもバランス（１）が負であれば、即ち水平なゼロの線の下である場合には、溶融したガラスは無気泡である。溶融が内面から外方に進行すると共に、時間軸は、るつぼの内面から最外側面までの距離を示すものとして理解される。バランス（１）が全工程で負の値であり、言い換えれば、全時間において前記溶融前線が前記るつぼ壁の内面から前記るつぼ壁の最外側部分へ移動するので、前記壁全体が無気泡である。

前記形成されたるつぼをＣＺ法にシミュレーションするＶＢＴにおいて、放出されたガスを溶融中に放出された全ガス量に反比例するものとして近似することができる。言い換えれば、溶融中に溶融シリカからガスが放出すればするほど、より少ないガスが上記溶融シリカ内に溶解する。るつぼがＣＺ工程又はＶＢＴ工程中で再加熱される場合、気泡として放出されるのはこの溶解したガスである。溶融温度が高くなればなるほど、るつぼ溶融中により多くのガスが放出する。結果として、高溶融温度はＮＢＧるつぼを製造するために重要である。

図２Ｂにおけるバランス（２）のグラフは、ＶＢＴ及びＣＺ工程中に現れるであろう動力学的なバランスを示す。そのグラフは、溶融工程中に排気されることに対立するものとして溶解されるガスの原因となる構成要素を含む。図２Ａの工程において、バランス（２）は、常にゼロを超えて大きくなるので、実質的には、全体のるつぼの壁は、図２Ａの工程で作成されたるつぼについてＶＢＴ又はＣＺ工程中の気泡成長又は気泡放出を示すであろう。

図２Ａのパラメータを用いる第１の実施例において、６２０ｍｍの直径を有するモールドがるつぼを形成するために使用される。上記システムは、１５ｍｍの流通路内の配管の最小直径、２００ｍ³／ｈｒのポンプ性能、３５０ＫＶＡの溶融エネルギー、図１の開口部２２、２４の様な１０ｍｍの界面開口直径、及び１２ｍｍの長さを有する、通路１８の様な空気路を含む。

これらるつぼの全ては不透明な外層を有することが必要であり、これは外層中に気泡を形成することによって作成される。この実施例において、外層内に気泡を形成するために、溶融力は工程の約半分ほどのところで低減させられたが、これは図２Ａ及び図２Ｂには示されていない。この工程はＢＦ内層を作成するが、ＶＢＴ後の気泡成長及び気泡放出はかなり存在した。このことは、図２Ｂが示されるようにモデルによって予測されたことであり、言い換えれば、バランス（２）がこの工程を通して正である。

図３Ａは溶融力が高い以外は図２Ａと同じ条件であることを示している。溶融がもっと急速に進行するにつれて、時間軸の単位は、図２Ａ及び図２Ｂと同じではない。前記放出したガス（溶融中）は図２Ａにおけるよりもはるかに高い。結果として、ＶＢＴ中に放出されたガスは少ない。図３Ｂのバランス（２）曲線はこの工程を通してゼロ未満である。図３からのるつぼは、バランス（１）もバランス（２）も両方ともゼロ未満なので、全体のるつぼ壁に亘ってＢＦ＋ＮＢＧ特性を有す。

一般に図３Ａに相当する第２の実施例においては、前記溶融力が５００ＫＶＡに上げたことを除いて第１の実施例におけるものと同じパラメータが用いられた。この実施例では、ほとんど完全にＢＦであったるつぼが得られ、このるつぼはＶＢＴ後に気泡放出又は気泡成長をほとんど示さなかった。これらの品質は図３Ｂに示した。図２Ａと図２Ｂの比較から分かるように、このるつぼは、第１の実施例より迅速に製造された。

図４Ａは溶融力が更に増した場合について示す。溶融力の水準及びより高い溶融速度を除いて、その他の条件は図２及び図３と同じである。図４Ｂはるつぼが無気泡の最内側層、及び中間壁にわずかな気泡層を有していることを示している。何故なら、前記中間壁を溶融している間、バランス（１）が、工程の中ほどのある時間帯でゼロを超えて大きいからである。さらに、ＶＢＴの間、中間気泡層の周りに気泡成長がある。何故なら、バランス（２）は、溶融工程の中間において、ゼロを超えて大きいからである。

図４Ａに全般的に対応する第３の実施例において、溶融力が再び７００ＫＶＡまで上げられた以外は第２の実施例と同一のパラメータを用いた。この実施例においては、再びＢＦ及びＮＢＧるつぼを製造し、そして、再びこのるつぼを形成する為の時間を減少させた。

図５及び図６は、それぞれ図４Ａにおいて示されたモデルのために使用されたパラメータに従って製造されたるつぼの構成後及びＶＢＴ後のるつぼ壁の写真である。それぞれの写真の上部は前記るつぼの内面であり、そして写真の上部から最低部までの距離は約８ｍｍである。図５から分かるように、前記るつぼ壁の下半分は、前記ＣＺ工程中に熱を発散するために故意に作成された気泡を有している。この気泡層は、バランスを正側に崩すことによって作成される。このバランスの制御は、内層の必要量が溶融された後、排気システムに取り付けられた通気孔の開口部を調節することによって行われる（図１４Ａ、図１４Ｂ参照）。

前記内層は前記ＶＢＴ後に放出された気泡４８の帯を含むが、これはゼロを超えて大きい図４Ｂのバランス（２）の部分によって予測されたことである。

図７Ａ及び図７Ｂは一つの実施例を示すが、この実施例においたは流通路のコンダクタンスの増加、溶融力の増加、及びポンプ力の増加以外の条件は図４と同じである。バランス（２）曲線はゼロ未満まで押し下げられている。結果として、気泡成長は生じていない。図７において、溶融力は強く、真空ポンプは強力であり、配管コンダクタンスは高い。この実施例においては、溶融中におけるガス放出は非常に高いことが観察される。図７Ｂのバランス（２）曲線における負に値のレベルから分かるように、ＶＢＴ中に放出されたガス量は、実質的に完全溶融であるために小量である。

前記バランス（２）曲線は、溶融工程を通してゼロのラインよりかなり下にあるが、このことはＣＺ工程に用いられた場合、前記るつぼが非常に安定であり、最小気泡形成及び気泡成長を示すことを意味する。

図７Ａに全般的に対応する第４の実施例において、流通路における最小穴直径が５０ｍｍ、前記ポンプ性能が３５０ｍ³／ｈｒ、そして前記溶融エネルギーが１２００ＫＶＡであることを除いて、パラメータは第３の実施例と同じである。このるつぼを溶融する時、電力が最初に供給された後、４５秒未満で電力が５００ＫＶＡに達するように供給される。図７Ａ及び図７Ｂは最大電力が工程の開始時点で直ちに供給される理想的な場合を示したが、これは実際の操業では実施できないものである。もしも、第４の実施例の様に電力が開始時点で速く、即ち４５秒以内に５００ＫＶＡに増加する場合よりもむしろ、電力が開始時点でゆっくり増加するならば、るつぼの内層は、図２Ａのるつぼ及び関連する実施例のように、更に溶融する。従って、できるだけ迅速に所望の溶融力まで電力を増加させることが好ましい。

この実施例においては、ポンプ流量は、全工程の５０％程度の途中工程で減少されたが、このことは、図７Ａ及び図７Ｂには示されていない。これによって、壁の外部５０％部分において気泡が形成される。溶融された状態で、内層は無気泡であり、そして両方の層は、気泡放出又は気泡成長をほとんど示さない。このるつぼの写真は図９Ａと図９Ｂに示され、そしてこのるつぼの変形が図１０Ａと図１０Ｂに示され、以下に議論される。

図８、９、１０の顕微鏡写真の説明をするが、図８Ａにおいて、るつぼ壁の先行技術部分は、左側の写真の内層及び右側の写真の外層によって示される。このるつぼは米国特許第４，９３５，０４６号に記述された工程に全般的に従って製造された。ＶＢＴ後の同じ部分を示す図８Ｂから分かるように、最内側層は実質的に無気泡であるが、外層は実質的な気泡成長を示している。ＶＢＴ後の壁の厚さは１３．５％だけ増大し、そして外層の見かけ密度は１．７０ｇ／ｃｍ³に減少した。

図９Ａ及び図９Ｂは、外層がＮＢＧによって制御されないことを除き図７Ａに示されたモデルに用いられたパラメータに全般的に従うことによって製造されたるつぼを示している。この実施例は、排気システム内で通気孔を設けることによって溶融工程の途中で排気力を減少させることによって行われた。既に言及したように、これまで述べてきたモデルは、外層において必要とされる気泡を形成するために、るつぼ形成の途中におけるパラメータの変化を説明していない。この変化は、流通路コンダクタンスの減少、ポンプ力の縮小、又は溶融力の減少によって実現される。しかし、溶融力が減少された時、多くのガスが溶解され、ＶＢＴあるいはＣＺ工程中に、気泡放出及び気泡成長を引き起こす。ここに開示された１つのモデルが、外壁に気泡を注入するために必要なパラメータ変化を取り扱っているが、これは図１４に関してまもなく処理される。図９のるつぼにおける外層は、ＮＢＧによって制御されないので、４．７％の壁の厚さ拡大及び１．８９ｇ／ｃｍ³への外層の見かけ密度の減少を含むＶＢＴ後には、かなりの量の気泡放出が生じる。

最後に、好ましい実施態様において、図７Ａのパラメータによれば、図１０Ａにおける溶融後、及び図１０ＢにおけるＶＢＴ後、壁厚はＶＢＴ後に０．９％だけ増大し、そして外層の見かけ密度は２．１２ｇ／ｃｍ³である。図９のるつぼのように、図１０の外壁は、溶融工程において排気力を減少することによって形成されたが、図９の方法と同じくらいまでには減少しなかった。より正確に言うと、図９Ａ及び図９Ｂに示したるつぼは、内層溶融後に、通気孔を完全に開口することによって溶融されたが、この方法はこの産業界においては一般的な実施態様である。一方、図１０Ａ及び図１０Ｂに示したるつぼは、通気の度合い及びポンプ速度を制御することによって、前記バランスを注意深く制御している間に溶融された。前記図１０のるつぼは、複数の大きいインゴットを引き上げるためのＣＺ工程を用いることに非常によく適している。

図１１Ａ及び図１１Ｂは、るつぼを形成するための他の工程を示している。この工程においては、バランス（１）及びバランス（２）が前記工程によって負に維持されている間、溶融力及びポンプ力は前述した実施例と比較して減少している。ＢＦ及びＮＢＧ層の特性を維持する間の力の減少は、高アルミニウム濃度を有する天然石英粒子を溶融する時に特に重要である。

図１１Ａパラメータに全般的に対応する他の実施例において、前記パラメータは、ポンプ性能が２００ｍ³／ｈｒに減少し、溶融力が７００ＫＶＡに減少されることを除き、第４の実施例と同じである。この実施例では、図１２及び１３から分かるように、るつぼを溶融するために必要な時間を増加させる。この実施例によれば、再度、優れたＮＢＧ及びＢＦ特性を作りだした。

シリカはかなり速く昇華する元素であり、そしてシリカは溶融の間内面から昇華する。アルミニウムのようなより遅く昇華する元素は最内側層に残存する。このアルミニウム蓄積現象は、天然シリカ粒子中の他の金属不純物、例えばＮａ、Ｋ、Ｃａ、Ｆｅとともに生じるが、この現象は荷電補償として用いることができる。通常２０μｍ未満の厚さを有するこの不純な最内側層は、ＣＺ工程に対して悪影響を及ぼす。この手法により、最内側層の純度の目標は充足され、かつ全壁のＢＦ及びＮＢＧ特性が達成される。この実施例は、この妥協のための有利な解決である。

溶融力及び加熱の強さは、溶解ガスを減少させるために重要であり、この溶解ガスはＶＢＴ及びＣＺ工程における気泡放出及び気泡成長の原因となる。先行技術による見解とは逆に、より速い溶融は、より良いるつぼを常に製造するというわけではないことを見出した。この発見は、溶融が速ければ速いほど、るつぼがより良くなるという従来の教えに反する。

時間経過と溶融により放出したガスとの関係は図１２に示され、この図は、図２Ａ、図３Ａ，図４Ａ、図７Ａ及び図１１Ａと同じ時間スケールを有している。図４Ａモデル及び図７Ａモデルは同じレベルの溶融力を用いているので、それらのグラフ曲線は重複している。当然のことであるが、ガスはより高温の加熱により一層急速に放出される。溶融前線におけるガス量のバランス、即ちバランス（２）は同じ時間スケールで図１３に示されている。実験例３Ａの様な遅い溶融は、実験例４Ａのように速い溶融よりも良好である。るつぼのＢＦ及びＮＢＧ品質は、モデル方程式に従ってガスの排気のバランスを保つことによって制御される。

最後に、図１４Ａは、るつぼを形成する工程のほぼ半分の工程が経過したところでポンプ能力の低下を示すモデルのプロットである。この低下は、大気圧下への流通路の開放、流通路のコンダクタンスの減少、又はポンプ速度の減少によって達成される。図１４Ｂは、ポンプ能力の低下後のバランスプロファイル曲線を拡大したバランススケールで示す。両方の曲線がゼロに近接しているので、良好なＮＢＧ特性が得られ、外層で気泡を形成させることができる。

望ましいるつぼ特性を得るのに必要なバランスを観察する他の方法は、溶融中に放出されたガス量及び粒子を介して吸引されたガス量、言い換えればモデルについての「ガス総量」を考慮することである。前記溶融力が高いが、流通路のコンダクタンスあるいは前記ポンプ力のどちらか、あるいは両方が低い場合には、ガスがシリカ中に溶解するのを防ぐ速度で、ガス原子を溶融前線からポンプで除去することは出来ない。言及したように、これにより、ＶＢＴあるいはＣＺ工程中にるつぼ壁において既存の気泡の成長及び気泡放出を引き起こす。

しかし、前記溶融力、コンダクタンス及びポンプ性能が十分に高い場合には、るつぼは非常に優れたＢＦ及びＮＢＧ特性を備えて比較的短時間で製造される。その上、コンダクタンス又はポンプ速度を気泡を形成させるレベルであるが、放出ガスをシリカ内に溶解するレベルではない状態まで減少させることによって、外壁中の気泡が形成される。結果として、必要で望ましい外層内の気泡の形成は達成されるが、るつぼを溶融することによって、（ａ）内層内での気泡の形成及び(ｂ)前記るつぼ壁の全体に渡っての気泡の成長あるいは放出が防止される。

当業界の技術に熟達した者は、全体として解釈されるべきである、本明細書に記載を考慮すれば、本発明の内容を実施することが可能であろう。本発明のより完全な理解のために、多くの説明が提示されている。他の場合には、本発明を不必要に不明瞭にしないために、よく知られている特徴についての詳細な説明は省かれている。

本発明は好ましい形式で開示されているが、本明細書に開示されかつ図示された特定の実施態様は、限定解釈されるべきではない。確かに、本発明が多くの態様で変更ができることは、本明細書の記載を考慮すれば当業者にとって極めて明らかなことである。本発明者は、本発明の主題には、本明細書に開示された様々な構成要素、特徴、機能及び／又は性能の全ての組合せ及び部分的組合せを含むものと考えている。

本発明るつぼを製造するために用いられるるつぼ用モールドを示す模式図的な断面側面図である。 図１のるつぼ用モールドの空気路を示す拡大断面側面図である。 従来技術のるつぼ内層を溶融するための工程モデルによる様々なガスレベルと溶融速度を示すグラフである。 図２Ａの溶融工程中にガスが作成され排気される速度とＣＺ工程のるつぼ条件をシミュレーションする真空焼成試験中に溶解したガスが放出される速度との関係を示したグラフである。 るつぼを溶融する他の工程を示した図２Ａと同様のグラフである。 るつぼを溶融する他の工程を示した図２Ｂと同様のグラフである。 るつぼを溶融する更に他の工程を示した図２Ａと同様のグラフである。 るつぼを溶融する更に他の工程を示した図２Ｂと同様のグラフである。 図４Ａ及び図４Ｂの工程に全般的に従って構成されたるつぼの壁の断面図の顕微鏡写真である。 るつぼを真空焼成試験にかけた後、図４Ａ及び図４Ｂの工程に全般的に従って構成されたるつぼの壁の断面図の顕微鏡写真である。 るつぼを溶融する別の工程を示した図２Ａと同様のグラフである。 るつぼを溶融する別の工程を示した図２Ｂと同様のグラフである。 従来技術工程に全般的に従って作成されたるつぼ壁の断面図の顕微鏡写真である。 るつぼを真空焼成試験にかけた後、図８Ａの工程に全般的に従って作成されたるつぼ壁の断面図の顕微鏡写真である。 図７Ａ及び図７Ｂの工程に全般的に従って作成されたるつぼ壁の顕微鏡写真である。 るつぼを真空焼成試験にかけた後、図７Ａ及び図７Ｂの工程に全般的に従って作成されたるつぼ壁の顕微鏡写真である。 図７Ａ及び図７Ｂの工程の変形工程に全般的に従って作成されたるつぼ壁の顕微鏡写真である。 るつぼを真空焼成試験にかけた後、図７Ａ及び図７Ｂの工程の変形工程に全般的に従って作成されたるつぼ壁の顕微鏡写真である。 るつぼを溶融するさらに別の工程を示した図２Ａと同様のグラフである。 るつぼを溶融するさらに別の工程を示した図２Ｂと同様のグラフである。 図２Ａ、図３Ａ、図４Ａ、図７Ａ及び図１１Ａから抽出したガス総量曲線を互いに重ね合わせて示すグラフである。 図２Ｂ、図３Ｂ、図４Ｂ、図７Ｂ及び図１１Ｂから抽出した真空焼成試験シミュレーション（バランス（２）曲線）のバランスプロファイル曲線を互いに重ね合わせて示すグラフである。 外壁で気泡を発生させる工程の途中で通気孔を開口するようにしたるつぼ溶融工程のためのバランスプロファイル曲線とガス総量曲線を示すグラフである。 図１４Ａのバランスプロファイル曲線の一部分の拡大図である。

Claims (27)

1. ２．０ｍｍを越える厚さと断面部において約１％未満の気泡を含むとともに、るつぼを、約３時間、約０．１Ｐａの圧力及び約１６５０℃で加熱するようにした真空焼成試験後の気泡の直径が約０．３ｍｍ未満である内層と、
   前記真空焼成試験後の見かけ密度が、約２．０５ｇ／ｃｍ³以上である外層と、
   少なくとも内層及び外層を有するとともに、前記真空焼成試験後に壁の厚さの増加が約３％以下であるるつぼ壁と、
   を有する多層シリカガラスるつぼ。
2. 前記真空焼成試験後の前記るつぼ壁の厚さの増加が、１％以下である請求項１記載のるつぼ。
3. モールドキャビティを定めるモールド内面を有し、かつモールド内に形成されるとともに前記モールド内面と連通する複数の空気路を有するモールドを回転すること、
   回転るつぼモールド内でシリカ粒子を形成すること、
   モールドキャビティ内に位置づけられた電極に電力を供給することによって形成されたシリカ粒子を加熱すること、
   前記モールドキャビティから前記空気路にガスを引き出すように配置された排気システムを用いて第１の流速で前記モールドキャビティからガスを排気すること、
   るつぼ内層が約２．０ｍｍの厚さに形成されるまで、加熱し続けること、
   ガス排気の流速を第２の流速に変えること、そして、
   第２のるつぼ層が形成されるまで加熱し続けること、
   を含む多層構造の溶融シリカるつぼの製造方法。
4. 前記排気システムの容量が約１２０ｍ³／ｈｒ以上である請求項３記載の方法。
5. 前記排気システムの容量が約３５０ｍ³／ｈｒ以上である請求項４記載の方法。
6. 前記電力が４００ＫＶＡ以上である請求項３記載の方法。
7. 前記電力が１０００ＫＶＡ以上である請求項３記載の方法。
8. 前記第２の流速が前記第１の流速より遅い請求項６記載の方法。
9. 約６５，０００Ｐａを越える圧力が、前記第２の流速でガスを排気する際に前記モールド内面と前記排気システムとの間にかけられる請求項３記載の方法。
10. 約７０，０００と約９７，０００Ｐａとの間の圧力が、前記第２の流速でガスを排気する際に、前記モールド内面と前記排気システムとの間にかけられる請求項９記載の方法。
11. 前記空気路は、流通路を介し、前記排気システムに連通しており、前記空気路と前記排気システム間の前記流通路の最小断面積が、５００ｍｍ²以上である請求項３記載の方法。
12. 前記空気路と前記排気システムとの間の流通路の最小断面積が、１９００ｍｍ²以上である請求項１１記載の方法。
13. 前記シリカ粒子が、天然石英粒子であり、第２のるつぼ層が形成されるまでの加熱において、厚さ約２．０ｍｍのるつぼ内層の形成の間、前記電力の約８０％を前記電極へ適用する請求項３記載の方法。
14. 請求項３の方法によって製造されるるつぼ。
15. 前記モールドの内部空間に放射状に開放された内面と前記モールドの内壁に放射状に隣接する外面とを有するるつぼ形状にシリカ粒子を配置するように回転するモールドの内面に沿って前記シリカ粒子を供給すること、
    前記モールドの内部空間から前記シリカ粒子を加熱すること、
    前記シリカ粒子を介して前記モールドの内壁内に分配された複数の通気孔内に空気を吸引すること、
    前記加熱されたシリカ粒子からガスを放出させること、
    放射状の内面に始まり放射状の外面に向かって進行する溶融前線を設定すること、
    前記シリカ粒子が約２ｍｍを超える大きさの透明ガラス層を形成するまでガスが導入される速度を超える速度で前記溶融前線からガスを吸引するように前記溶融前線と前記モールドの内壁との間の圧力差を維持すること、及び
    その後、ガスが導入される速度に達しない速度で前記溶融前線からガスが吸引されるまで前記溶融前線と前記モールドの内壁との間の圧力差を減少させること、
    を含む溶融シリカるつぼの製造方法。
16. 前記導入したガスが、前記加熱されたシリカ粒子から放出されたガスと前記シリカ粒子から吸引された空気を含む請求項１５記載の方法。
17. 前記圧力差を減少させることが、溶融前線の放射状の外面方向の進行が実質的に停止するまで続く請求項１５記載の方法。
18. 前記モールドの内部空間から前記シリカ粒子を加熱することが、
    前記モールドの内部空間に電極を配置すること、及び
    前記電極に約５００ＫＶＡ〜約１２００ＫＶＡを適用すること、
    を含む請求項１５記載の方法。
19. 前記モールドが約６２０ｍｍの内径を有する請求項１５記載の方法。
20. 前記モールドが約６２０ｍｍの内径を有し、かつ前記モールドの内壁内に分配された複数の通気孔内に前記シリカ粒子を介して空気を吸引することが、約３５０ｍ³／ｈｒの速度で前記通気孔を介して空気をポンプで吸引することを含む請求項１５記載の方法。
21. 前記モールドが、約４７０ｍｍの内径を有し、かつ前記モールドの内壁内に分配された複数の通気孔内に前記シリカ粒子を介して空気を吸引することが、約８０ｍ³／ｈｒの速度で前記通気孔を介して空気をポンプで吸引することを含む請求項１５記載の方法。
22. 請求項１５記載の方法によって製造されるるつぼ。
23. 不透明なシリカガラス外層と、
    全気泡部分が１％未満であるとともに厚さが２ｍｍを越える透明シリカガラス内層と、
    を含む約６２０ｍｍ以上の外径を有する石英るつぼ。
24. 約０．１Ｐａの圧力及び１６５０℃で約３時間加熱後に前記るつぼ壁の厚さが約３％未満だけ増大する請求項２３記載の石英るつぼ。
25. 約０．１Ｐａの圧力及び１６５０℃で約３時間加熱後に前記るつぼ壁の厚さが約１％未満だけ増大する請求項２４記載の石英るつぼ。
26. 約０．１Ｐａの圧力及び１６５０℃で約３時間加熱後に前記内層の気泡が直径０．３ｍｍ未満だけ増大する請求項２３記載の石英るつぼ。
27. 約０．１Ｐａの圧力及び１６５０℃で約３時間加熱後に前記外層が約２．０５ｇ／ｃｍ³を越える密度を有する請求項２３記載の石英るつぼ。