JP6231035B2 - 磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、磁気記録媒体の磁性体薄膜、特に、垂直磁気記録方式を採用したハードディスクの磁気記録層の成膜に使用される磁気記録媒体用スパッタリングターゲット及びその製造方法に関する。
ハードディスクドライブに代表される磁気記録の分野では、磁気記録媒体中の磁性薄膜の材料として、強磁性金属であるＣｏ、Ｆｅ或いはＮｉをベースとした材料が用いられている。近年実用化された垂直磁気記録方式を採用するハードディスクの記録層には、Ｃｏを主成分とするＣｏ−Ｃｒ系、Ｃｏ−Ｃｒ−Ｐｔ系、Ｃｏ−Ｐｔ系の強磁性合金と非磁性の無機物からなる複合材料が用いられている。
ハードディスクなどの磁気記録媒体の磁性薄膜は、生産性の高さから、上記の材料を成分とする強磁性スパッタリングターゲットをスパッタリングして作製されることが多い。外部記録装置として使用されるハードディスクドライブは、年々記録密度の増加が求められており、記録密度上昇に伴って、スパッタリングの際発生するパーティクルを低減することが強く求められている。
Ｃｏ−Ｐｔ−Ｂ系合金やＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ系合金などの磁気記録媒体用スパッタリングターゲットは、その漏洩磁束密度が低いとスパッタリング時に放電が立たないので、漏洩磁束密度が低い場合には、スパッタリング時の電圧を高くしなければならない。一方、スパッタリング時の電圧が高くなると、アーキングの発生や電圧が不安定になって、スパッタリングの際、パーティクルの発生が多くなるという問題がある。そのため一般には、冷間圧延を施して人為的に歪みを導入して、漏洩磁束密度を高めることが行われている。
ところが、Ｃｏ−Ｐｔ−Ｂ系合金などを冷間圧延すると、合金中の脆いＢリッチ相が脆性破壊を起こして、割れが発生するという問題がある。そして、この割れたＢリッチ相は、スパッタリング中にアーキングの起点となって、パーティクルを発生させ、製品の歩留まりを低下させることになる。特にＢリッチ相の面積が大きいと、その分だけ応力集中が大きくなるため強度が低下して、割れの発生はより多くなる。
このため、Ｂリッチ相の割れを防止することが考えられる。しかし、従来の技術は、この点が問題となる認識がなく、またそれを解決する手段も提起されていなかった。
例えば、特許文献１には、１≦Ｂ≦１０（ａｔ.％）を含有するＣｏ−Ｐｔ−Ｂ系ターゲットとその製造方法が開示されている。この製造方法は、熱間圧延温度８００〜１１００℃、熱間圧延前に８００〜１１００℃で１時間以上熱処理するものである。また、Ｂを含有すると熱間圧延は難しいが、温度を制御することで、インゴットの熱間圧延での割れの発生を抑えることが記載されている。
しかし、Ｂリッチ相の割れの問題、さらにはＢリッチ相の大きさと割れとの関係、については一切記載がない。
例えば、特許文献１には、１≦Ｂ≦１０（ａｔ.％）を含有するＣｏ−Ｐｔ−Ｂ系ターゲットとその製造方法が開示されている。この製造方法は、熱間圧延温度８００〜１１００℃、熱間圧延前に８００〜１１００℃で１時間以上熱処理するものである。また、Ｂを含有すると熱間圧延は難しいが、温度を制御することで、インゴットの熱間圧延での割れの発生を抑えることが記載されている。
しかし、Ｂリッチ相の割れの問題、さらにはＢリッチ相の大きさと割れとの関係、については一切記載がない。
特許文献２には、Ｂを必須成分として含有するＣｏＣｒＰｔ系、ＣｏＣｒＰｔＴａ系、
ＣｏＣｒＰｔＴａＺｒ系のスパッタリングターゲットが開示されている。この技術は、Ｃｒ−Ｂ系金属間化合物相を低減することにより、圧延特性を改善できるとしている。
製造方法及び製造工程としては、１４５０℃で真空引き、鋳造温度１３６０℃、１１００℃６時間加熱保持後、炉冷することが記載されている。具体的には、１回目：１１００℃６０分加熱した後、２ｍｍ／パスで圧延、２回目以降：１１００℃３０分加熱で１パス、５〜７ｍｍまで圧延することが記載されている。
しかし、この文献にも、Ｂリッチ相の割れの問題、さらにはＢリッチ相の大きさと割れとの関係、については一切記載がない。
ＣｏＣｒＰｔＴａＺｒ系のスパッタリングターゲットが開示されている。この技術は、Ｃｒ−Ｂ系金属間化合物相を低減することにより、圧延特性を改善できるとしている。
製造方法及び製造工程としては、１４５０℃で真空引き、鋳造温度１３６０℃、１１００℃６時間加熱保持後、炉冷することが記載されている。具体的には、１回目：１１００℃６０分加熱した後、２ｍｍ／パスで圧延、２回目以降：１１００℃３０分加熱で１パス、５〜７ｍｍまで圧延することが記載されている。
しかし、この文献にも、Ｂリッチ相の割れの問題、さらにはＢリッチ相の大きさと割れとの関係、については一切記載がない。
特許文献３には、マトリックスに平均結晶粒径が５０μｍ以下であり、組織中に存在する炭化物がターゲット断面で見た時に分散していることを特徴とするＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｃ系ターゲットが開示されている。
この技術の課題は、粗大な結晶の発生を防止して、磁性膜の特性にバラツキが生じるのを抑制することであり、Ｃが１ａｔ％以上含む多量の炭化物が存在するＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｃ系素材は熱間圧延を適用することが可能となり、結晶粒径の微細化と、炭化物の分散化が可能となり、保磁力等の膜特性のばらつき発生を抑制している。
しかしながら、Ｂリッチ相の割れの問題とその解決方法については記載がない。
この技術の課題は、粗大な結晶の発生を防止して、磁性膜の特性にバラツキが生じるのを抑制することであり、Ｃが１ａｔ％以上含む多量の炭化物が存在するＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｃ系素材は熱間圧延を適用することが可能となり、結晶粒径の微細化と、炭化物の分散化が可能となり、保磁力等の膜特性のばらつき発生を抑制している。
しかしながら、Ｂリッチ相の割れの問題とその解決方法については記載がない。
特許文献４及び特許文献５には、それぞれＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ−Ｘ１−Ｘ２−Ｘ３とＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ−Ａｕ−Ｘ１−Ｘ２とが開示されている。添加物によってＢの脆性を改善しようとしている記載が見受けられるが、あまり明確でない。このように、組成の提案に留まっており、また具体的な製法の開示はない。また、Ｂリッチ相の割れの問題とその解決方法については記載がない。
特許文献６には、Ｃｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ系合金について、鋳造工程の改善と圧延工程の改善により、微細均一化した組織をもつスパッタリングターゲットが開示されている。
鋳造後の工程としては、具体的には、鋳塊を１ パスの圧下率１．３３％ 、温度１１００℃ で、熱間圧延、合金の結晶粒径を１００μｍ以下にするために４８回の圧延を行っている。このときの圧延率は５５％（圧延率が４５％〜６５％程度）と記載されている。しかし、Ｂリッチ相の割れの問題とその解決方法については記載がない。
鋳造後の工程としては、具体的には、鋳塊を１ パスの圧下率１．３３％ 、温度１１００℃ で、熱間圧延、合金の結晶粒径を１００μｍ以下にするために４８回の圧延を行っている。このときの圧延率は５５％（圧延率が４５％〜６５％程度）と記載されている。しかし、Ｂリッチ相の割れの問題とその解決方法については記載がない。
特許文献７には、Ｃｒ−Ｂターゲット部材を焼結体として製造することが記載されている。また、この技術は、硬くて脆いＣｒ−Ｂ金属間化合物は割れやすいため、塑性加工を加えることは不可能であるので、焼結体として製造することにより、ターゲット部材として望まれる高密度ターゲットを製造することが記載されている。しかしながら、Ｂリッチ相の割れの問題を塑性加工によって解決する方法については記載がない。
特許文献８には、鋳造時の初晶をベースとしたＣｏリッチ相からなる島状の圧延組織を備えているＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ系合金スパッタリングターゲットであって、熱間圧延率を１５％〜４０％とすることが開示されている。また、熱間圧延率を１５％未満では、デンドライト組織が破壊されず、偏析及び残留応力が十分に除去できず、４０％を超えると圧延と熱処理の繰り返しにより、Ｃｏリッチ相やＢリッチ相が粗大化することが開示されている。しかしながら、Ｂリッチ相の割れの問題とその解決方法については記載がない。
特許文献９には、溶解・鋳造により得たＢを含有するスパッタリングターゲットであって、Ｂの含有量が１０ａｔ％〜５０ａｔ％であり、残余がＣｏ、Ｆｅ、Ｎｉの一種からなり、酸素含有量が１００ｗｔｐｐｍ以下であることが記載されている。この技術の課題は、従来の粉末焼結体ターゲットに比べて、高密度であって、酸素含有量を著しく低減させることである。しかしながら、Ｂリッチ相の割れの問題とその解決方法についての記載がない。
上記のように、Ｃｏ−Ｐｔ−Ｂ系合金などを冷間圧延すると、合金中の脆いＢリッチ相が脆性破壊を起こしてＢリッチ相に割れが生じることがあり、これが起点となってアーキングが発生し、スパッタリング時にパーティクルが発生するという問題がある。この問題を解決するために、冷間圧延を行わずに、ターゲットを製造することが考えられる。しかし、冷間圧延を行わないと、ターゲットの組織に歪みを導入することができないので、漏洩磁束密度を高くすることができない問題がある。
上記の課題を解決するために、本発明者らは鋭意研究を行った結果、Ｂリッチ相を意図的に割り、細かくなった相を分離することで、Ｂリッチ相の応力集中を小さくすることができ、冷間圧延の際におけるＢリッチ相の割れを低減できることを見出した。
このような知見に基づき、本発明は、
１）Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０μｍ２以下であることを特徴とする磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
２）Ｐｔ：１〜２６ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなることを特徴とする上記１）記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
３）Ｃｒ：１〜４０ａｔ％、Ｐｔ：１〜２６ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなることを特徴とする上記１）記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
４）Ｃｒ：１〜４０ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなることを特徴とする上記１）記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
５）さらに、Ｃｕ、Ｒｕ、Ｔａ、Ｎｄから選択した１元素以上を１ａｔ％以上１０ａｔ％以下含有することを特徴とする上記１）〜４）のいずれか一記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
６）Ｂリッチ相の割れが２５００個以下／ｍｍ２であることを特徴とする上記１）〜５）のいずれか一記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
７）最大透磁率（μｍａｘ）が５０以下であることを特徴とする上記１）〜６）のいずれか一記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
８）合金鋳造インゴットを熱処理した後、少なくとも冷間圧延を１回以上含む一次圧延を行い、さらに、これに二次圧延を行った後、機械加工してターゲットを作製することを特徴とする磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法、
９）総圧下率１０〜９０％で一次圧延を行うことを特徴とする上記８）に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法、
１０）総圧下率１．０〜１０％で二次圧延を行うことを特徴とする上記８）又は９）に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法、
１１）上記１）〜７）のいずれか一に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットを製造することを特徴とする上記８）〜１０）のいずれか一に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法、を提供する。
１）Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０μｍ２以下であることを特徴とする磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
２）Ｐｔ：１〜２６ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなることを特徴とする上記１）記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
３）Ｃｒ：１〜４０ａｔ％、Ｐｔ：１〜２６ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなることを特徴とする上記１）記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
４）Ｃｒ：１〜４０ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなることを特徴とする上記１）記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
５）さらに、Ｃｕ、Ｒｕ、Ｔａ、Ｎｄから選択した１元素以上を１ａｔ％以上１０ａｔ％以下含有することを特徴とする上記１）〜４）のいずれか一記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
６）Ｂリッチ相の割れが２５００個以下／ｍｍ２であることを特徴とする上記１）〜５）のいずれか一記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
７）最大透磁率（μｍａｘ）が５０以下であることを特徴とする上記１）〜６）のいずれか一記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲット、
８）合金鋳造インゴットを熱処理した後、少なくとも冷間圧延を１回以上含む一次圧延を行い、さらに、これに二次圧延を行った後、機械加工してターゲットを作製することを特徴とする磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法、
９）総圧下率１０〜９０％で一次圧延を行うことを特徴とする上記８）に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法、
１０）総圧下率１．０〜１０％で二次圧延を行うことを特徴とする上記８）又は９）に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法、
１１）上記１）〜７）のいずれか一に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットを製造することを特徴とする上記８）〜１０）のいずれか一に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法、を提供する。
本発明は、磁気記録媒体用スパッタリングターゲットにおいて、Ｂリッチ相の割れが少なく、かつ漏洩磁束密度が高いターゲットを提供することが可能となる優れた効果を有する。これによって、Ｂリッチ相の割れを起点とするアーキングが発生せず、スパッタリング時の放電が安定し、ノジュール又はパーティクル発生を効果的に防止又は抑制することが可能となる効果がある。また、これによって、品質の良好な膜を形成することができ、製造歩留まりを著しく向上できるという優れた効果を有する。
本発明は、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０μｍ２以下である磁気記録媒体用スパッタリングターゲットを提供するものである。ここで述べるＢリッチ相とは、周囲の領域（マトリックス）よりも多くＢを含有する領域であり、マトリックス相とＢリッチ相との２相に分かれる。Ｂリッチ相は、合金系の他の金属に対するＢの添加量によって、形状と量が変化することになるが、このＢリッチ相は、マトリックスの中で、図１、図２に示すように、鱗雲（いわし雲、羊雲）のような形状を有することが多い。
Ｂリッチ相の粒子面積が大きいと、冷間圧延時に応力集中が大きくなるため、強度が低下して、Ｂリッチ相の割れが増加する。そこで、後述するように、Ｂリッチ相を冷間圧延によって意図的に割った後、割ったＢリッチ相を熱間圧延によって細かく分離することで、Ｂリッチ相の粒子面積を小さくする。これにより、その後の漏洩磁束密度を高めることを目的とした冷間圧延を行っても、Ｂリッチ相が割れ難くなる。
本発明において、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０μｍ２以下とすることにより、冷間圧延によるＢリッチ相の割れを十分に防ぐことができる。具体的には、１ｍｍ×１ｍｍの面積（視野）内におけるＢリッチ相の割れを２５００個以下とすることが好ましい。これにより、スパッタリングの際、アーキングの発生を効果的に抑制することができる。
本発明において、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０μｍ２以下とすることにより、冷間圧延によるＢリッチ相の割れを十分に防ぐことができる。具体的には、１ｍｍ×１ｍｍの面積（視野）内におけるＢリッチ相の割れを２５００個以下とすることが好ましい。これにより、スパッタリングの際、アーキングの発生を効果的に抑制することができる。
本発明の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットは、Ｃｏ−Ｐｔ−Ｂ系合金、Ｃｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ系合金又はＣｏ−Ｃｒ−Ｂ系合金から構成される。磁気記録媒体用として公知のものであれば、その成分組成は特に限定されないが、好ましくは、Ｐｔ：１〜２６ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなるＣｏ−Ｐｔ−Ｂ系合金、また好ましくは、Ｃｒ：１〜４０ａｔ％、Ｐｔ：１〜２６ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなるＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ系合金、また好ましくは、Ｃｒ：１〜４０ａｔ％、Ｂ：１〜１５ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなるＣｏ−Ｃｒ−Ｂ系合金である。
さらに、本発明は、添加元素として、Ｃｕ、Ｒｕ、Ｔａ、Ｎｄから選択した１元素以上を１ａｔ％以上１０ａｔ％以下含有させることができる。これにより、漏洩磁束密度を高めることができる。
さらに、本発明は、添加元素として、Ｃｕ、Ｒｕ、Ｔａ、Ｎｄから選択した１元素以上を１ａｔ％以上１０ａｔ％以下含有させることができる。これにより、漏洩磁束密度を高めることができる。
漏洩磁束密度は、最大透磁率と相関関係がある。すなわち最大透磁率が低くなるほど漏洩磁束密度は高くなる。本発明において、最大透磁率が５０以下である時、異常放電を生じさせない十分な漏洩磁束密度を得ることができる。
この漏洩磁束密度を上げる有効な手段としては、冷間圧延によって磁気記録媒体用合金板に歪みを加えることであるが、Ｂリッチ相の面積が大きい状態でこの冷間圧延を施すと、Ｂリッチ相に割れの発生が増加する。そのため、前述のように冷間圧延前にＢリッチ相を細かく分離させることが本発明の主眼である。従来では、このようなＢリッチ相を細かく分離する技術は存在しなかったと言える。このように細かく分離することにより、Ｂリッチ相の割れを２５００個以下／ｍｍ２とすることが可能となる。
この漏洩磁束密度を上げる有効な手段としては、冷間圧延によって磁気記録媒体用合金板に歪みを加えることであるが、Ｂリッチ相の面積が大きい状態でこの冷間圧延を施すと、Ｂリッチ相に割れの発生が増加する。そのため、前述のように冷間圧延前にＢリッチ相を細かく分離させることが本発明の主眼である。従来では、このようなＢリッチ相を細かく分離する技術は存在しなかったと言える。このように細かく分離することにより、Ｂリッチ相の割れを２５００個以下／ｍｍ２とすることが可能となる。
本発明の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットは、たとえば、以下の方法によって製造することができる。
まず、鋳造によって得られたＣｏ−Ｐｔ−Ｂ系などの合金インゴットを、少なくとも冷間圧延を１回以上含む一次圧延を行う。少なくとも冷間圧延を１回以上含む一次圧延として、たとえば、１）熱間圧延−冷間圧延−熱間圧延、２）熱間圧延−冷間圧延−熱間圧延−熱間圧延、３）熱間圧延−熱間圧延−冷間圧延−冷間圧延−熱間圧延などの組み合わせがある。
圧延回数は特に制限はなく、総圧下率１０〜９０％であれば、所望する厚みに応じて適宜決定することができる。また、冷間圧延→熱間圧延、熱間圧延→熱間圧延のような圧延順序にも特に決まりはないが、鋳造によって得られた、鋳造上がりのインゴットを冷間圧延すると、鋳造時の欠陥を起点としてインゴット自体が割れることがあるので、このような欠陥をある程度解消するため、できるだけ最初の圧延は熱間圧延を施すことが好ましい。
本発明においては、一次圧延中における冷間圧延の総圧下率を１％以上とすることが好ましく、また、一次圧延中における熱間圧延の総圧下率を３０％以上とすることが
Ｂリッチ相を分離するために極めて有効である。なお、ここでいう総圧下率とは、素材厚さの総減少率のことである。
まず、鋳造によって得られたＣｏ−Ｐｔ−Ｂ系などの合金インゴットを、少なくとも冷間圧延を１回以上含む一次圧延を行う。少なくとも冷間圧延を１回以上含む一次圧延として、たとえば、１）熱間圧延−冷間圧延−熱間圧延、２）熱間圧延−冷間圧延−熱間圧延−熱間圧延、３）熱間圧延−熱間圧延−冷間圧延−冷間圧延−熱間圧延などの組み合わせがある。
圧延回数は特に制限はなく、総圧下率１０〜９０％であれば、所望する厚みに応じて適宜決定することができる。また、冷間圧延→熱間圧延、熱間圧延→熱間圧延のような圧延順序にも特に決まりはないが、鋳造によって得られた、鋳造上がりのインゴットを冷間圧延すると、鋳造時の欠陥を起点としてインゴット自体が割れることがあるので、このような欠陥をある程度解消するため、できるだけ最初の圧延は熱間圧延を施すことが好ましい。
本発明においては、一次圧延中における冷間圧延の総圧下率を１％以上とすることが好ましく、また、一次圧延中における熱間圧延の総圧下率を３０％以上とすることが
Ｂリッチ相を分離するために極めて有効である。なお、ここでいう総圧下率とは、素材厚さの総減少率のことである。
その後、漏洩磁束密度を高めるため、組織に歪みを導入することを目的として、二次圧延を行う。二次圧延は、冷間圧延を繰り返すことによって行う。圧延回数は特に制限はなく、総圧下率０．１〜１０％であれば、所望する厚み及び所望の漏洩磁束密度に合わせて、適宜決定することができる。但し、Ｃｒ含有率が高い場合には、透磁率が低くなるので、その場合は二次圧延を行わなくてもよい。
従来は、この漏洩磁束密度を高めることを目的とした圧延によって、Ｂリッチ相に割れが発生することがあった。この割れを防止するための方策として、漏洩磁束密度を低下させることにはなるが、二次圧延時の総圧下率を下げることによって、Ｂリッチ相の割れを防ぐことが行われていた。しかし、本発明は、この二次圧延前に、少なくとも冷間圧延を１回以上含む一次圧延を行うことにより、合金中のＢリッチ相は細かく分離して、Ｂリッチ相の割れを抑制することができるので、従来のように、漏洩磁束密度を犠牲にする必要がないという非常に有益な効果が得られる。
従来は、この漏洩磁束密度を高めることを目的とした圧延によって、Ｂリッチ相に割れが発生することがあった。この割れを防止するための方策として、漏洩磁束密度を低下させることにはなるが、二次圧延時の総圧下率を下げることによって、Ｂリッチ相の割れを防ぐことが行われていた。しかし、本発明は、この二次圧延前に、少なくとも冷間圧延を１回以上含む一次圧延を行うことにより、合金中のＢリッチ相は細かく分離して、Ｂリッチ相の割れを抑制することができるので、従来のように、漏洩磁束密度を犠牲にする必要がないという非常に有益な効果が得られる。
このようにして得られた圧延インゴットを、所望の形状へ切削加工したり、その表面を研磨したりすることで、本発明の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットを製造することができる。以上により、製造した磁気記録媒体用スパッタリングターゲットは、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０μｍ２以下とすることができ、上記により製造したスパッタリングターゲットは、Ｂリッチ相の割れが２５００個以下／ｍｍ２であって、パーティクルの発生防止に有効である。
以下、実施例および比較例に基づいて説明する。なお、本実施例はあくまで一例であり、この例によって何ら制限されるものではない。すなわち、本発明は特許請求の範囲によってのみ制限されるものであり、本発明に含まれる実施例以外の種々の変形を包含するものである。
（実施例１）
Ｃｒ：１５ａｔ％、Ｐｔ：１４．５ａｔ％、Ｂ：８ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなるＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ合金原料を、高周波（真空）溶解した。これを融点〜融点＋１００℃の温度で銅製定盤上にコバルトで組んだモールドを使用して鋳造し、１８０×３００×３３ｔのインゴットを得た。
次に、このインゴットを総圧下率６２％で一次圧延を実施した。このとき熱間圧延時の焼鈍温度を１０９０℃とした。その後、得られた圧延材料を総圧下率５．０％で二次圧延を実施した。その後、これを機械加工してターゲットに仕上げた。
Ｃｒ：１５ａｔ％、Ｐｔ：１４．５ａｔ％、Ｂ：８ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなるＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ合金原料を、高周波（真空）溶解した。これを融点〜融点＋１００℃の温度で銅製定盤上にコバルトで組んだモールドを使用して鋳造し、１８０×３００×３３ｔのインゴットを得た。
次に、このインゴットを総圧下率６２％で一次圧延を実施した。このとき熱間圧延時の焼鈍温度を１０９０℃とした。その後、得られた圧延材料を総圧下率５．０％で二次圧延を実施した。その後、これを機械加工してターゲットに仕上げた。
このターゲットのスパッタ面に対して平行な面をＪＥＯＬ製ＦＥ−ＥＰＭＡ（型番：ＪＸＡ−８５００Ｆ）電子顕微鏡を用いて、１９０μｍ×２４０μｍの任意の１０視野（面積）を観察した。その結果、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７７．７μｍ２であった。また、Ｂリッチ相の割れの数をカウントし、これらの平均値を求め規格化した結果、Ｂリッチ相の割れが１６００個／ｍｍ２であった。さらに、このターゲットのスパッタ面に対する水平方向の最大透磁率（μｍａｘ）を理研電子製Ｂ−Ｈメータ（ＢＨＵ−６０２０）を用いて測定した結果、最大透磁率（μｍａｘ）は８．３であった。
（実施例２）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−８Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を８６％、二次圧延の総圧下率を４．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が４４．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．３であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−８Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を８６％、二次圧延の総圧下率を４．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が４４．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．３であった。
（実施例３）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１１Ｐｔ−１２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を３．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８４．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１１Ｐｔ−１２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を３．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８４．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１であった。
（実施例４）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４．５Ｃｒ−１７Ｐｔ−８Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０００℃、一次圧延の総圧下率を６８％、二次圧延の総圧下率を５．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７５．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．９であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４．５Ｃｒ−１７Ｐｔ−８Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０００℃、一次圧延の総圧下率を６８％、二次圧延の総圧下率を５．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７５．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．９であった。
（実施例５）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４Ｃｒ−１５．５Ｐｔ−１０Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６５％、二次圧延の総圧下率を４．８％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８３．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４Ｃｒ−１５．５Ｐｔ−１０Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６５％、二次圧延の総圧下率を４．８％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８３．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．８であった。
（実施例６）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４Ｃｒ−１４Ｐｔ−６Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を８００℃、一次圧延の総圧下率を８０％、二次圧延の総圧下率を３．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７４．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．６であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４Ｃｒ−１４Ｐｔ−６Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を８００℃、一次圧延の総圧下率を８０％、二次圧延の総圧下率を３．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７４．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．６であった。
（実施例７）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を７８％、二次圧延の総圧下率を３．９％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が５０．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．２であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を７８％、二次圧延の総圧下率を３．９％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が５０．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．２であった。
（実施例８）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１６Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を６６％、二次圧延の総圧下率を２．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が４４．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．７であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１６Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を６６％、二次圧延の総圧下率を２．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が４４．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．７であった。
（実施例９）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１７Ｃｒ−１５．５Ｐｔ−９Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０００℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を１．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７１．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１７Ｃｒ−１５．５Ｐｔ−９Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０００℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を１．２％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７１．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９であった。
（実施例１０）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４．５Ｃｒ−１５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７４％、二次圧延の総圧下率を４．３％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７５．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．１であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４．５Ｃｒ−１５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７４％、二次圧延の総圧下率を４．３％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７５．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．１であった。
（実施例１１）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１６Ｐｔ−２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を７００℃、一次圧延の総圧下率を７６％、二次圧延の総圧下率を４．１％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が３０．０μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１０個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１６Ｐｔ−２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を７００℃、一次圧延の総圧下率を７６％、二次圧延の総圧下率を４．１％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が３０．０μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１０個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．８であった。
（実施例１２）
表１に示すように、組成比をＣｏ−２０Ｃｒ−１８Ｐｔ−２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を８００℃、一次圧延の総圧下率を７０％、二次圧延の総圧下率を４．９％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が４２．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は５．７であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−２０Ｃｒ−１８Ｐｔ−２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を８００℃、一次圧延の総圧下率を７０％、二次圧延の総圧下率を４．９％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が４２．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は５．７であった。
（実施例１３）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−２１．５Ｐｔ−８Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６１％、二次圧延の総圧下率を２．１％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８４．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−２１．５Ｐｔ−８Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６１％、二次圧延の総圧下率を２．１％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８４．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８であった。
（実施例１４）
表１に示すように、組成比をＣｏ−６Ｃｒ−１８．５Ｐｔ−２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を３．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が２０．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５０個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１８．４であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−６Ｃｒ−１８．５Ｐｔ−２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を３．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が２０．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５０個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１８．４であった。
（実施例１５）
表１に示すように、組成比をＣｏ−２６Ｃｒ−１３Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を５０％、二次圧延の総圧下率を１．１％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０．０μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は０．３であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−２６Ｃｒ−１３Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を５０％、二次圧延の総圧下率を１．１％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０．０μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は０．３であった。
（実施例１６）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１Ｃｒ−１３．５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を６７％、二次圧延の総圧下率を２．９％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７８．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３８．７であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１Ｃｒ−１３．５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を６７％、二次圧延の総圧下率を２．９％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７８．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３８．７であった。
（実施例１７）
表１に示すように、組成比をＣｏ−２２．５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７７％、二次圧延の総圧下率を３．８％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８１．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３９．５であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−２２．５Ｐｔ−７Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７７％、二次圧延の総圧下率を３．８％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８１．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３９．５であった。
（実施例１８）
表１に示すように、組成比をＣｏ−４Ｃｒ−１８Ｐｔ−６Ｂ−５Ｃｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０７０℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を４．４％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が５８．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は２５．９であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−４Ｃｒ−１８Ｐｔ−６Ｂ−５Ｃｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０７０℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を４．４％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が５８．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は２５．９であった。
（実施例１９）
表１に示すように、組成比をＣｏ−４Ｃｒ−１８Ｐｔ−６Ｂ−０．５Ｃｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０７０℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を２．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が６１．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は２９．７であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−４Ｃｒ−１８Ｐｔ−６Ｂ−０．５Ｃｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０７０℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を２．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が６１．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は２９．７であった。
（実施例２０）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−５Ｐｔ−５Ｂ−５Ｒｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を８０％、二次圧延の総圧下率を６．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７５．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は６．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−５Ｐｔ−５Ｂ−５Ｒｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を８０％、二次圧延の総圧下率を６．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７５．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は６．８であった。
（実施例２１）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１２Ｐｔ−５Ｂ−１Ｒｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を９．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７７．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１２．５であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１２Ｐｔ−５Ｂ−１Ｒｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を９．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７７．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１２．５であった。
（実施例２２）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１２Ｃｒ−１４Ｐｔ−６Ｂ−１０Ｒｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７６％、二次圧延の総圧下率を１．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８０．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１８００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．６であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１２Ｃｒ−１４Ｐｔ−６Ｂ−１０Ｒｕとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、鋳造後のインゴットサイズは１８０×３００×３６ｔであった。また、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７６％、二次圧延の総圧下率を１．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８０．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１８００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．６であった。
（実施例２３）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−８Ｂ−２Ｔａとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を２．９％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８７．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．３であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−８Ｂ−２Ｔａとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を２．９％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８７．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．３であった。
（実施例２４）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１２．５Ｐｔ−６Ｂ−１Ｔａとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６６％、二次圧延の総圧下率を３．５％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８０．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．７であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１２．５Ｐｔ−６Ｂ−１Ｔａとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６６％、二次圧延の総圧下率を３．５％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８０．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．７であった。
（実施例２５）
表１に示すように、組成比をＣｏ−２０Ｃｒ−１１Ｐｔ−４Ｂ−１Ｎｄとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を１０％、二次圧延の総圧下率を１．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８８．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３．４であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−２０Ｃｒ−１１Ｐｔ−４Ｂ−１Ｎｄとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を１０％、二次圧延の総圧下率を１．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８８．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３．４であった。
（実施例２６）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−２５Ｐｔ−５Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を３．３％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が６４．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−２５Ｐｔ−５Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を３．３％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が６４．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．８であった。
（実施例２７）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１８Ｐｔ−１５Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を３．５％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８９．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．５であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１８Ｐｔ−１５Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を３．５％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が８９．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．５であった。
（実施例２８）
表１に示すように、組成比をＣｏ−４０Ｃｒ−１０Ｐｔ−１Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を０．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が３０．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は０．２であった。本実施例では二次圧延を行なっていないが、Ｃｒ含有率が高いため、十分低い透磁率を得ることができた。
表１に示すように、組成比をＣｏ−４０Ｃｒ−１０Ｐｔ−１Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を０．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が３０．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は０．２であった。本実施例では二次圧延を行なっていないが、Ｃｒ含有率が高いため、十分低い透磁率を得ることができた。
（実施例２９）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１Ｐｔ−５Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０８０℃、一次圧延の総圧下率を７１％、二次圧延の総圧下率を４．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が６８．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．６であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１Ｐｔ−５Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０８０℃、一次圧延の総圧下率を７１％、二次圧延の総圧下率を４．６％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が６８．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．６であった。
（実施例３０）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−３０Ｐｔ−５Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７０％、二次圧延の総圧下率を２．８％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７８．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−３０Ｐｔ−５Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７０％、二次圧延の総圧下率を２．８％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７８．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．８であった。
（実施例３１）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１６Ｐｔ−２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を１０．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が２５．０μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１６Ｐｔ−２Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を１０．０％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が２５．０μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．８であった。
（実施例３２）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１３Ｃｒ−８Ｐｔ−４Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７５％、二次圧延の総圧下率を２．５％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７６．８μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが８００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１５．９であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１３Ｃｒ−８Ｐｔ−４Ｂとし、実施例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７５％、二次圧延の総圧下率を２．５％とした。
このターゲットを実施例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が７６．８μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが８００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１５．９であった。
実施例のいずれにおいても、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９０μｍ２以下と細かく分離されていることを確認できた。そして、このようにＢリッチ相が細かく分離されている場合には、Ｂリッチ相の割れが２５００個以下／ｍｍ２とＢリッチ相の割れを抑制できていることを確認した。また、このとき最大透磁率（μｍａｘ）が５０以下であった。こうした組織構造は、スパッタリング時に発生するパーティクル量を抑制し、成膜時の歩留まりを向上ために非常に重要な役割を有する。
（比較例１）
Ｃｒ：１５ａｔ％、Ｐｔ：１４．５ａｔ％、Ｂ：８ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなるＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ合金原料を、高周波（真空）溶解した。これを融点〜融点＋１００℃の温度で銅製定盤上にコバルトで組んだモールドを使用して鋳造し、２００×３００×３０ｔのインゴットを得た。
次に、このインゴットを１０９０℃で熱処理した。その後、総圧下率６２％で一次圧延を実施した。比較例１及び後述する比較例２−３１では、一次圧延を全て熱間圧延にて行った。次に、得られた圧延材料を総圧下率４．８％で二次圧延を実施した後、これを機械加工してターゲットに仕上げた。
Ｃｒ：１５ａｔ％、Ｐｔ：１４．５ａｔ％、Ｂ：８ａｔ％、残部Ｃｏ及び不可避的不純物からなるＣｏ−Ｃｒ−Ｐｔ−Ｂ合金原料を、高周波（真空）溶解した。これを融点〜融点＋１００℃の温度で銅製定盤上にコバルトで組んだモールドを使用して鋳造し、２００×３００×３０ｔのインゴットを得た。
次に、このインゴットを１０９０℃で熱処理した。その後、総圧下率６２％で一次圧延を実施した。比較例１及び後述する比較例２−３１では、一次圧延を全て熱間圧延にて行った。次に、得られた圧延材料を総圧下率４．８％で二次圧延を実施した後、これを機械加工してターゲットに仕上げた。
このターゲットのスパッタ面に対して平行な面をＪＥＯＬ製ＦＥ−ＥＰＭＡ（型番：ＪＸＡ−８５００Ｆ）電子顕微鏡を用いて、１９０μｍ×２４０μｍの任意の１０視野（面積）を観察した。その結果、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１１．７μｍ２であった。また、Ｂリッチ相の割れの数をカウントし、これらの平均値を求め規格化した結果、Ｂリッチ相の割れが４８００個／ｍｍ２であった。さらに、このターゲットのスパッタ面に対する水平方向の最大透磁率（μｍａｘ）を理研電子製Ｂ−Ｈメータ（ＢＨＵ−６０２０）を用いて測定した結果、最大透磁率（μｍａｘ）は８．２であった。
（比較例２）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−８Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を４．１％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１２．４μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．４であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−８Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を４．１％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１２．４μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．４であった。
（比較例３）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１１Ｐｔ−１２Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７１％、二次圧延の総圧下率を３．３％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１８２．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．１であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１１Ｐｔ−１２Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７１％、二次圧延の総圧下率を３．３％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１８２．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．１であった。
（比較例４）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４．５Ｃｒ−１７Ｐｔ−８Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を５．２％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１３．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４８００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．３であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４．５Ｃｒ−１７Ｐｔ−８Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を５．２％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１３．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４８００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．３であった。
（比較例５）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４Ｃｒ−１５．５Ｐｔ−１０Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６０％、二次圧延の総圧下率を４．８％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１９５．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．５であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４Ｃｒ−１５．５Ｐｔ−１０Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６０％、二次圧延の総圧下率を４．８％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１９５．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．５であった。
（比較例６）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４Ｃｒ−１４Ｐｔ−６Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を８００℃、一次圧延の総圧下率を７５％、二次圧延の総圧下率を３．１％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１８．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４Ｃｒ−１４Ｐｔ−６Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を８００℃、一次圧延の総圧下率を７５％、二次圧延の総圧下率を３．１％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１８．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．８であった。
（比較例７）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を７９％、二次圧延の総圧下率を３．９％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９８．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．１であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を７９％、二次圧延の総圧下率を３．９％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９８．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４４００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．１であった。
（比較例８）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１６Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を５３％、二次圧延の総圧下率を２．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９３．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１６Ｃｒ−１７．５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を５３％、二次圧延の総圧下率を２．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９３．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．８であった。
（比較例９）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１７Ｃｒ−１５．５Ｐｔ−９Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０００℃、一次圧延の総圧下率を７６％、二次圧延の総圧下率を１．２％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１１．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１７Ｃｒ−１５．５Ｐｔ−９Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０００℃、一次圧延の総圧下率を７６％、二次圧延の総圧下率を１．２％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１１１．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．８であった。
（比較例１０）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４．５Ｃｒ−１５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を４．２％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１０７．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．２であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１４．５Ｃｒ−１５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を４．２％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１０７．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．２であった。
（比較例１１）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１６Ｐｔ−２Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を７００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を３．８％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９２．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２６００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．４であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１６Ｐｔ−２Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を７００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を３．８％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９２．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２６００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．４であった。
（比較例１２）
表１に示すように、組成比をＣｏ−２０Ｃｒ−１８Ｐｔ−２Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を８００℃、一次圧延の総圧下率を７１％、二次圧延の総圧下率を４．９％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９４．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２６００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は６．１であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−２０Ｃｒ−１８Ｐｔ−２Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を８００℃、一次圧延の総圧下率を７１％、二次圧延の総圧下率を４．９％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９４．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２６００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は６．１であった。
（比較例１３）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−２１．５Ｐｔ−８Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６４％、二次圧延の総圧下率を２．１％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１５１．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−２１．５Ｐｔ−８Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６４％、二次圧延の総圧下率を２．１％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１５１．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５１００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．８であった。
（比較例１４）
表１に示すように、組成比をＣｏ−６Ｃｒ−１８．５Ｐｔ−２Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を３．６％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９１．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１７．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−６Ｃｒ−１８．５Ｐｔ−２Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７２％、二次圧延の総圧下率を３．６％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９１．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１７．８であった。
（比較例１５）
表１に示すように、組成比をＣｏ−２６Ｃｒ−１３Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を５０％、二次圧延の総圧下率を１．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１４３．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は０．４であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−２６Ｃｒ−１３Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を５０％、二次圧延の総圧下率を１．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１４３．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は０．４であった。
（比較例１６）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１Ｃｒ−１３．５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を２．７％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１０２．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３８．９であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１Ｃｒ−１３．５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を９００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を２．７％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１０２．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３８．９であった。
（比較例１７）
表１に示すように、組成比をＣｏ−２２．５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７４％、二次圧延の総圧下率を３．５％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１２０．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３９．７であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−２２．５Ｐｔ−７Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７４％、二次圧延の総圧下率を３．５％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１２０．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３９．７であった。
（比較例１８）
表１に示すように、組成比をＣｏ−４Ｃｒ−１８Ｐｔ−６Ｂ−５Ｃｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０７０℃、一次圧延の総圧下率を７０％、二次圧延の総圧下率を４．３％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９２．４μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２６００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は２７．６であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−４Ｃｒ−１８Ｐｔ−６Ｂ−５Ｃｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０７０℃、一次圧延の総圧下率を７０％、二次圧延の総圧下率を４．３％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９２．４μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２６００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は２７．６であった。
（比較例１９）
表１に示すように、組成比をＣｏ−４Ｃｒ−１８Ｐｔ−６Ｂ−０．５Ｃｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０７０℃、一次圧延の総圧下率を６６％、二次圧延の総圧下率を２．６％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９３．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は２８．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−４Ｃｒ−１８Ｐｔ−６Ｂ−０．５Ｃｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０７０℃、一次圧延の総圧下率を６６％、二次圧延の総圧下率を２．６％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９３．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は２８．８であった。
（比較例２０）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−５Ｐｔ−５Ｂ−５Ｒｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を８２％、二次圧延の総圧下率を５．８％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９４．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．９であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−５Ｐｔ−５Ｂ−５Ｒｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を８２％、二次圧延の総圧下率を５．８％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９４．５μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８．９であった。
（比較例２１）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１２Ｐｔ−５Ｂ−１Ｒｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７１％、二次圧延の総圧下率を９．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９６．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１２．３であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１２Ｐｔ−５Ｂ−１Ｒｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７１％、二次圧延の総圧下率を９．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９６．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１２．３であった。
（比較例２２）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１２Ｃｒ−１４Ｐｔ−６Ｂ−１０Ｒｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７６％、二次圧延の総圧下率を１．５％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９８．８μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．５であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１２Ｃｒ−１４Ｐｔ−６Ｂ−１０Ｒｕとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７６％、二次圧延の総圧下率を１．５％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９８．８μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．５であった。
（比較例２３）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−８Ｂ−２Ｔａとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７０％、二次圧延の総圧下率を２．９％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１０３．４μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−８Ｂ−２Ｔａとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７０％、二次圧延の総圧下率を２．９％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１０３．４μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが４５００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は８であった。
（比較例２４）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１２．５Ｐｔ−６Ｂ−１Ｔａとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を３．５％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９７．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１５Ｃｒ−１２．５Ｐｔ−６Ｂ−１Ｔａとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を３．５％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９７．９μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は７．８であった。
（比較例２５）
表１に示すように、組成比をＣｏ−２０Ｃｒ−１１Ｐｔ−４Ｂ−１Ｎｄとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を１１％、二次圧延の総圧下率を１．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１２０．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３．２であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−２０Ｃｒ−１１Ｐｔ−４Ｂ−１Ｎｄとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を１１％、二次圧延の総圧下率を１．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１２０．１μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３２００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は３．２であった。
（比較例２６）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−２５Ｐｔ−５Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６７％、二次圧延の総圧下率を３．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９４．８μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．１であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−２５Ｐｔ−５Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６７％、二次圧延の総圧下率を３．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９４．８μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが３０００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．１であった。
（比較例２７）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１８Ｐｔ−１５Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６３％、二次圧延の総圧下率を３．４％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１６２．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．７であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１８Ｐｔ−１５Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６３％、二次圧延の総圧下率を３．４％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１６２．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが５３００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は９．７であった。
（比較例２８）
表１に示すように、組成比をＣｏ−４０Ｃｒ−１０Ｐｔ−１Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７４％、二次圧延の総圧下率を０．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９１．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２６００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は０．２であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−４０Ｃｒ−１０Ｐｔ−１Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を７４％、二次圧延の総圧下率を０．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９１．２μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２６００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は０．２であった。
（比較例２９）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１Ｐｔ−５Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０８０℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を４．５％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１００．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．８であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−１Ｐｔ−５Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０８０℃、一次圧延の総圧下率を７３％、二次圧延の総圧下率を４．５％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１００．３μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２７００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１１．８であった。
（比較例３０）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−３０Ｐｔ−５Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を２．８％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１０６．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．９であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１０Ｃｒ−３０Ｐｔ−５Ｂとし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１１００℃、一次圧延の総圧下率を６９％、二次圧延の総圧下率を２．８％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が１０６．７μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが２９００個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は１０．９であった。
（比較例３１）
表１に示すように、組成比をＣｏ−１３Ｃｒ−８ｔ−４とし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７５％、二次圧延の総圧下率を０．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９２．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１２０個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は５１．２であった。
表１に示すように、組成比をＣｏ−１３Ｃｒ−８ｔ−４とし、比較例１と同様の製造方法でターゲットを製造した。このとき、焼鈍温度を１０９０℃、一次圧延の総圧下率を７５％、二次圧延の総圧下率を０．０％とした。
このターゲットを比較例１と同様の方法で分析した結果、表１に示すように、Ｂリッチ相の平均粒子面積が９２．６μｍ２であり、Ｂリッチ相の割れが１２０個／ｍｍ２であった。また、スパッタ面に対する水平方向の最大透磁率は５１．２であった。
比較例（比較例３１を除く）のいずれも、最大透磁率（μｍａｘ）が５０以下であった
が、平均粒子面積９０μｍ２を超えるような大きなＢリッチ相であった。そして、このように大きなＢリッチ相の場合には、２５００個／ｍｍ２超のＢリッチ相の割れが発生していていた。このような組織構造は、アーキングを発生させ、スパッタリング時の放電を不安定にし、ノジュール又はパーティクル発生を増加させることになる。
が、平均粒子面積９０μｍ２を超えるような大きなＢリッチ相であった。そして、このように大きなＢリッチ相の場合には、２５００個／ｍｍ２超のＢリッチ相の割れが発生していていた。このような組織構造は、アーキングを発生させ、スパッタリング時の放電を不安定にし、ノジュール又はパーティクル発生を増加させることになる。
本発明は、磁気記録媒体用スパッタリングターゲットにおいて、Ｂリッチ相の割れが少なく、かつ漏洩磁束密度が高いターゲットを提供することが可能となる優れた効果を有する。これによって、Ｂリッチ相の割れを起点とするアーキングが発生せず、スパッタリング時の放電が安定し、ノジュール又はパーティクル発生を効果的に防止又は抑制することが可能となる効果がある。また、これによって、品質の良好な膜を形成することができ、製造歩留まりを著しく向上できるという優れた効果を有する。
以上に示すように、本発明の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットは優れた特性を有するので、磁気記録媒体用の磁性薄膜、特にハードディスクの磁性膜の形成に有用である。
以上に示すように、本発明の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットは優れた特性を有するので、磁気記録媒体用の磁性薄膜、特にハードディスクの磁性膜の形成に有用である。
Claims (3)
- Ｃｏ−Ｐｔ−Ｂ系合金鋳造インゴットを熱処理した後、少なくとも冷間圧延を１回以上含む総圧下率１０〜９０％で熱間圧延と冷間圧延を行い、これを機械加工して、Ｂリッチ相の平均粒子面積を９０μｍ２以下、Ｂリッチ相の割れを２５００個以下／ｍｍ２であるターゲットを作製することを特徴とする磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法。
- Ｃｏ−Ｐｔ−Ｂ系合金鋳造インゴットを熱処理した後、少なくとも冷間圧延を１回以上含む総圧下率１０〜９０％で熱間圧延と冷間圧延（一次圧延）を行い、その後、総圧下率１．０〜１０％で冷間圧延（二次圧延）を行い、これを機械加工して、Ｂリッチ相の平均粒子面積を９０μｍ２以下であるターゲットを作製することを特徴とする磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法。
- 前記一次圧延の最初の圧延を、熱間圧延とすることを特徴とする請求項２に記載の磁気記録媒体用スパッタリングターゲットの製造方法。
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