JP2516937Y2

JP2516937Y2 - 内周刃砥石

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Publication number: JP2516937Y2
Application number: JP1989048038U
Authority: JP
Inventors: 繁真崎
Original assignee: Mitsubishi Materials Corp
Current assignee: Mitsubishi Materials Corp
Priority date: 1989-04-24
Filing date: 1989-04-24
Publication date: 1996-11-13
Anticipated expiration: 2004-04-24
Also published as: JPH02139062U

Description

【考案の詳細な説明】［産業上の利用分野］本考案は、シリコン、ガリウムひ素等の被削材を薄肉
状に切断する際に用いられる内周刃砥石に関する。

［従来の技術］第６図および第７図は、この種の内周刃砥石の一例を
示す平面図および断面図である。

この内周刃砥石は、ステンレス製の薄肉リング状の台
金１の内周に、ダイヤモンド等の超砥粒をNi、Co等のメ
ッキ相中に分散してなる砥粒層２を形成したものであ
り、その外周部が回転駆動装置に固定されて高速回転さ
れつつ回転方向と直交する方向に往復移動されることに
より、内周部に挿入されたシリコン、ガリウムひ素イン
ゴット等の被削材（図示せず）を、砥粒層２によってウ
エハ状に切断するようになっている。

ここで、従来用いられている内周刃砥石の台金１の公
称外径Ｄと肉厚Ｔとの寸法は、それぞれ以下の表１に示
す通りになっている。

また、砥粒層の台金半径方向の幅Ｃは、一般に２〜3mm
に設定されている。

［考案が解決しようとする課題］ところで、シリコン等の高価な被削材の切断において
は、内周刃砥石による「切断しろ」をできる限り減らし
て、被削材の歩留まりを向上させることが強く要求され
ている。この切断しろを低減するには、砥粒層２の台金
軸線方向の最大厚を狭めればよいが、それだけでは切断
時に台金と被削材とが摩擦して切削抵抗の増大を招くと
ともに、切屑の排出が円滑に行えなくなるといった不都
合が生じる。このため、必然的に台金自体の肉厚も薄く
することが必要になる。

しかしながら従来では、その肉厚Ｔを外径Ｄの5000分
の１以下にするということは全く試みられていない。そ
の理由は、そもそも台金の肉厚を5000分の１以下に薄く
すると、台金の剛性が低下して切削時に台金内周部の振
れが大きくなり、ウエハ肉厚のバラツキなど切断精度の
低下が起こるからである。

また、これとは別に従来の内周刃砥石にあっては、回
転駆動装置への張り方や台金１の材質等が不均一であっ
たり、あるいは切断時の切削抵抗が変化する等の要因に
より、第８図に示すように切断されたウエハW₁に反りが
生じてしまう。ところが、このウエハW₁は、後工程のラ
ッピング時に上下ラップ盤間に挟まれることにより図中
矢印方向に加圧され、図中鎖線で示すように矯正されて
平坦化された状態で加工されるために、その反りは加工
後矯正圧力が解除されるとスプリングバックにより再び
元の形状に戻ってしまい、結局、反りは小さくなるとい
えども残ってしまうこととなり、反りを完全に改善する
ことができないという問題があった。まして、この反り
はウエハの径が大径化している現在、解決すべき重要な
問題となってきた。

このため、上記ウエハの反りを解消する方法として、
特開昭61−114813号公報あるいは特開昭61−106207号公
報（第９図参照）に示されるような方法が提案されてい
る。

すなわち、内周刃砥石３で切断された後のインゴット
４の端面4aは僅かに凹面状（もしくは凸面状）になって
おり、第９図に示す方法は、このインゴット４を内周刃
砥石で切断する前に、この端面4aを端面研削砥石５で研
削して平坦に加工しておき、このインゴット４の平坦化
された端面4a側を所定の厚さで切断することにより、第
10図に実線で示すような一端面６が平坦化されたウエハ
W₂を得るようにしている。次いで、ラッピング時に上記
端面６を基準として反対側の凸面状の端面７を平坦に加
工することにより、反りの無いウエハW₃を得るようにし
ている。

しかしながら、上記方法にあっては、切断機側に端面
を研削するための機構を必要とし、よって装置の複雑化
を招くとともにウエハの切断工程に余分な研削工程を必
要として非能率である。さらに、端面4aを平坦に加工し
た後にインゴット４を切断しているために、スプリング
バックは生じないものの、研削工程が増加した分、端面
4aより除去されるシリコン量が増加し、インゴットの材
料歩留まりの低下を招いてしまうという問題点があっ
た。

そこで本考案者らは、台金肉厚および台金の材質を変
更して各種の実験を重ねた結果、極薄の台金であって
も、その抗張力が230kgf/mm²以上のものを使用すること
により、台金の剛性が十分に高められ従来の肉厚の台金
よりも砥粒層の振れを著しく低減化させることができ、
この結果ウエハ肉厚のバラツキが小さくなるとともに、
さらにインゴツト端面の平坦度、換言すればウエハの平
坦度をも大幅に向上させることができるという知見を得
るに至った。

［課題を解決する手段］本考案に係る内周刃砥石は上記知見に基づいてなされ
たものであり、外径が16 5/8インチから27 1/6インチの
リング状の台金の内周に、超砥粒を分散してなる砥粒層
が形成された内周刃砥石において、前記台金を超抗張力
合金とし、該台金の内周部の肉厚を該台金の外径の5000
分の１以下とし、かつ該台金の抗張力を230kgf/mm²以上
とし、砥粒層の厚さを0.27mmとしたものである。

なお、前記砥粒層の台金半径方向の幅は1mm以下とさ
れることが望ましい。

［実施例］以下、第１図を用いて本考案の実施例を詳細に説明す
る。

図中符号10はリング状の台金であり、その肉厚Ｔは台
金外径の5000分の１以下とされている。また、台金10の
抗張力は230kgf/mm²以上とされている。なお。このよう
な台金10の素材としては、PH15−7Mo、17−7PH等の超抗
張力合金が好適である。

ここで、台金10の肉厚Ｔを台金外径の5000分の１以下
としたのは、これが外径の5000分の１よりも厚いと、
「切断しろ」を減らすることができないからである。ま
た、台金10の抗張力を230kgf/mm²以上としたのは、これ
が230kgf/mm²以下であると台金10の剛性が低下し、内周
部の振れが大きくなって切断精度が低下するとともに、
インゴットの切削端面の平坦度が急激に悪化してしま
い、上述したような端面研削等の加工によらなければウ
エハの反りを除去し得なくなってしまうからである。

また、この台金10の内周縁部には、ダイヤモンド等の
超砥粒を金属メッキ相中に分散してなる砥粒層11が断面
涙形状となるように形成されている。この砥粒層11の台
金軸線方向の最大厚Ａは、同じ外径の従来の内周刃砥石
よりも薄く、かつ台金10と砥粒層11の切削面との逃げＢ
が従来の砥石の逃げよりも大きくなるようにされてい
る。

このような構成の内周刃砥石によれば、以下のような
効果が得られる。

台金10の抗張力が大きいため、内周部の振れを防い
でウエハの肉厚のバラツキを減らし、切断精度を高める
ことができる。また、厚い台金に比べて、駆動装置にセ
ットした状態におけるクランプ機構の変形による台金の
撓みが少なく、この点からもウエハ肉厚のバラツキ低減
を図ることができる。

加えて、特に台金10の抗張力を230kgf/mm²以上とし
た結果、優れたインゴツトの切削端面の平坦度を得るこ
とがき、この結果複雑な装置や余分な工程を必要とする
ことなく、容易に反りの無いウエハを製造することが可
能となる。

砥粒層11の肉厚Ａが従来の同径の砥石よりも小さく
なっているので、切断しろが少なくて済み、高価な被削
材の歩留まりを向上することができる。

砥粒層11の切削面と台金10との逃げＢが従来のもの
よりも大きくなっているため、研削液のかかりが良好
で、切粉の排出性が高く、切れ味が良い。

砥粒層11の有効厚さが従来のものよりも大きいの
で、摩減により使用不能に至るまでの寿命が長い。

台金10が薄い分、これを駆動装置内で張るのに要す
る力が小さくて済む。したがって、台金10を固定するた
めのクランブ機構に要求される強度が小さくなり、クラ
ンブ機構の単純化および軽量化が図れる。

なお、切断しろを低減する効果をより顕著にするため
に、砥粒層11の逃げＢを従来のものと同等としてもよ
い。また、砥粒層11の最大厚Ａを従来のものと同等とす
ることにより、切粉排出性をさらに高めて、振れを一層
低減することも可能である。

次に、再び第１図を用いて、本考案の第２請求項に係
わる実施例を説明する。

この第２実施例では、砥粒層11の台金半径方向の幅Ｃ
を1mm以下に設定したことを特徴とする。幅Ｗの下限は
台金10に対する砥粒層11の固着強度および砥石寿命を考
慮して決定される。

このように、従来は２〜3mmであった幅Ｃを1mm以下に
設定すると、砥粒層11の表面のうち切削に直接かかわら
ない両側面部分Ｐの面積が小さくなり、被削材とこれら
両側面部分Ｐとの摩擦抵抗が低減でき、その分、切削抵
抗が小さくなる。また、前記当接面積が小さくなるため
に、個々の超砥粒に加わる圧力が相対的に大きくなり、
超砥粒による切粉の掻き出し作用が高められる。これに
より、砥粒層11と被削材との当接面から切粉が速やかに
排出され、切粉の残留による切削抵抗の増加およびその
不均一化が防げるから、切削抵抗の増加に起因する台金
10の振れを低減し、ウェハーの切断精度の向上、および
砥石寿命の延長が図れる。

さらに、切削抵抗が小さい分、発熱量が小さくなるの
で、冷間圧延によって剛性が高められている台金が加熱
して強度劣化し、座屈の誘因になることが防止できる。

［実施例］次に、実験例を挙げて本考案の効果を実証する。

以下のように、異なる台金を使用した２種の内周砥石
を作成した。

（本考案の実施例）台金外径D:23.5″、内径:203.8mm、台金厚さT:0.10mm、D/T:5960 台金材質：超抗張力合金台金抗張力:240kgf/mm² 砥粒層厚さ:0.27mm （比較例）台金外径D:23.5″、内径:203.8mm、台金厚さT:0.13mm、D/T:4584 台金材質:SUS301 台金抗張力:184kgf/mm² 砥粒層厚さ:0.30mm なお、上記各抗張力はJIS13号Ｂ試験片を作成し、株
式会社島津製作所製AutoGraph AG−5000Aによりクロス
ヘッドスピード0.5mm/sec.で測定した値である。

そして、以上２種の内周刃砥石を用いて、以下の切断
条件で切断試験を行った。

（切断条件）台金張上量:1200μｍ、台金周速:1100m/min. 切り込み速度:60mm/min. 研削液：水道水（8l/時）被削材:5″φシリコンインゴット切断装置:MS27B 第２図は上記実施例の内周刃砥石を用いて１つのイン
ゴットを順次切断した際の各ウエハの面内の厚さのバラ
ツキ及びロット内の厚さのバラツキを示すものであり、
第３図は上記比較例の内周刃砥石を用いて同様に切断を
行った際の各ウエハの面内の厚さのバラツキ及びロット
内の厚さのバラツキを示すものである。

上記実施例では45枚のウエハそれぞれについて５つの
位置の厚さを測定し、各ウエハ毎の厚さの平均値及び標
準偏差を求めた。また、上記比較例では42枚のウエハそ
れぞれについて同様に各ウエハ毎の厚さの平均値及び標
準偏差を求めた。

これらの図から明かなように、上記実施例のもので
は、５点平均値が712.68μｍ、標準偏差が1.87μｍであ
り、各ウエハにおいて平均値、標準偏差共に小さくかつ
安定しており、切断回数を重ねた場合においても厚さの
バラツキの変動が小さくほぼ一定しているのに対し、上
記比較例のものでは、５点平均値が677.12μｍ、標準偏
差が2.01μｍであり、各ウエハにおいて平均値、標準偏
差共に大きく、特にNo.31,37の各ウエハでは平均値、標
準偏差共他のウエハの各値より大きく外れており、厚さ
のバラツキが極めて大きいことがわかる。ちなみに数値
で比較すると、実施例の内周刃砥石では、ウエハ厚さ５
点平均値が712.68μｍで、ウエハ厚さバラツキ標準偏差
が1.87μｍであったのに対し、比較例のものでは、前記
厚さ平均値が677.12μｍ、厚さバラツキ標準偏差が2.01
μｍであった。

第４図は上記実施例の内周刃砥石を用いて１つのイン
ゴットよりウエハを順次切断した際の各切断時のインゴ
ットの端面の反り及びロット内の端面の反りのバラツキ
を示すもので、第５図は上記比較例の内周刃砥石を用い
て同様に切断を行った際の各切断時のインゴットの端面
の反り及びロット内の端面の反りのバラツキを示すもの
である。

上記実施例では切断毎にインゴットの端面の反りを測
定した。また、上記比較例についても同様に端面の反り
を測定した。

これらの図から明らかなように、上記実施例のもので
は、インゴットの端面の平坦度がほぼ一定であり、切断
回数を重ねた場合においても十分管理限界内に納まって
いるのに対し、上記比較例のものでは、切断回数を重ね
る毎に反りが大きくなり、特にNo.10以降のものでは管
理限界すれすれにまで反りが大きくなっており、端面の
平坦度が低下していることがわかる。

以上により、上記実施例のものを用いてインゴットを
切断した場合、インゴットの端面を平坦にすることがで
き、切断回数を重ねた場合においても十分管理限界内に
納めることができる。また、端面の平坦化のために除去
するシリコン量が従来よりもはるかに少なくてすみ、大
幅な資源の節約を図ることができる。

［考案の効果］以上説明したように、本考案の内周刃砥石は、台金を
超抗張力合金とし、該台金の内周部の肉厚を該台金の外
径の5000分の１以下とし、かつ該台金の抗張力を230kgf
/mm²以上とし、砥粒層の厚さを0.27mmとしたので、砥石
の振れを低減化させてウエハ肉厚のバラツキを減らし、
切断したウエハの平坦度を高めることができる。したが
って、本考案の内周刃砥石を用いて被削材を切断すれ
ば、被削材の端面を平坦にすることができ、切断回数を
重ねた場合においても十分管理限界内に納めることがで
きる。

加えて切削端面において安定した優れた平坦度を得る
ことができるため、複雑な装置や余分な工程を必要とす
ることなく、容易に反りの無いウエハを切り出すことが
できる。したがって、該被削材の端面の平坦化のために
除去する量が従来よりもはるかに少なくてすみ、大幅な
資源の節約を図ることができる。

また、砥粒層の肉厚を従来の同径の砥石よりも小さく
することができるため、切断しろの低減、ひいては高価
な被削材の歩留まりを向上させることができる。さら
に、台金を張るのに要する力が小さくて済むので、台金
を固定するためのクランプ機構に要求される強度が小さ
くなり、その単純化および軽量化を図ることができる。

また、刃厚に対する台金の厚みを薄くすることができ
るので、切粉を速やかに排出することができる。

また、単に抗張力を上げる場合に要求される台金の張
り上げ力をさほど増加させずにすみ、本考案品を取り付
ける機械剛性に特別改良を加える必要がない。

さらに、前記砥粒層の台金半径方向の幅を1mm以下に
すれば、砥粒層の表面のうち切削に直接かかわらない両
側面部分の面積が小さくなるため、被削材とこれら両側
面部分との摩擦抵抗が低減でき、その分、切削抵抗が小
さくなる。同時に個々の超砥粒に加わる圧力が相対的に
大きくなり、超砥粒による切粉の掻き出し作用が高めら
れるから、砥粒層を被削材との当接面から切粉が速やか
に排出され、切粉の残留による切削抵抗の増加が防げ
る。したがって、切削抵抗の増加に起因する台金の振れ
を低減し、ウェハーの切削精度の向上および砥石寿命の
延長が図れる。

さらに、切削抵抗が小さい分、発熱量が小さくなるの
で、冷間圧延によって剛性が高められている台金が加熱
して強度劣化することが防止できる利点も有する。

【図面の簡単な説明】

第１図は本考案の一実施例の内周刃砥石の要部を示す断
面図、第２図ないし第５図はそれぞれ本考案の実施例の
効果を示すグラフ、第６図は一般的な内周刃砥石の平面
図、第７図は同砥石の断面図、第８図は従来の内周刃砥
石で切断されたウエハの形状を示す概略図、第９図は従
来の内周刃砥石の課題解決法の一例を示す切断装置の概
略図、第10図は上記装置によって切断されたウエハの形
状を示す概略図である。 10……台金、11……砥粒層、Ｔ……台金の内周部肉厚、
Ｄ……台金の公称外径、Ｃ……砥粒層の台金半径方向の
幅。

Claims

(57)【実用新案登録請求の範囲】

【請求項１】外径が16 5/8インチから27 1/6インチのリ
ング状の台金の内周に、超砥粒を分散してなる砥粒層が
形成された内周刃砥石において、前記台金は超抗張力合金からなり、該台金の内周部の肉
厚を該台金の外径の5000分の１以下とし、かつ該台金の
抗張力を230kgf/mm²以上とし、砥粒層の厚さを0.27mmと
したことを特徴とする内周刃砥石。
【請求項２】前記砥粒層の台金半径方向の幅を1mm以下
にしたことを特徴とする第１項記載の内周刃砥石。