TWI325900B

TWI325900B - A crystal puller and method for growing a monocrystalline ingot

Info

Publication number: TWI325900B
Application number: TW092131673A
Authority: TW
Inventors: Kulkarni Milind
Original assignee: Memc Electronic Materials
Priority date: 2002-11-12
Filing date: 2003-11-12
Publication date: 2010-06-11
Also published as: DE60323663D1; WO2004044276A1; JP2006506306A; KR20050086573A; US8147613B2; EP1560950A1; KR101181052B1; JP4486889B2; TW200417638A; CN1738930A; CN1327041C; EP1560950B1; US20040112277A1

Description

1325900 玖、發明說明：【發明所屬之技術領域】本發明係關於用於成長單晶半導體材料之拉晶 :=確地說，係關於用於成長一具有預期缺陷特徵：:曰錠或晶體的拉晶器及方法。曰曰【先前技術】近年來，吾人已經發現當晶錠從固化溫度冷卻時，單晶珍中的少許缺时形成於拉晶器（有時候稱為熱區）之中更明確地說’當晶鍵冷卻時，本質點缺陷（例如晶格空位& 是石夕自填隙）於以格中仍然是可轉的，直職達特定的臨界溫度為止，在該溫度以τ，本質點缺陷的特定濃度會變成超飽和。當冷卻至此臨界溫度以下時，便會發生或結塊事件，從而形成結塊的本質點缺陷。矽中該些本質點缺陷的類型和初始濃度係取決於該晶錠從固化溫度（即約141〇。〇冷卻至高於約n〇(rc (即約1325它、 1350 C甚至更尚）的溫度；也就是，該些缺陷的初始類型和初始濃度係受控於v/G〇比例’其中v為成長速度，而G。為此溫度範圍中的平均軸向溫度梯度…般來說，在接近*。的臨界值處（依照目前的資訊，該值約為2 1χ1〇.5 cm2/sK)會從以自填隙為主的成長方式轉變成以空位為主的成長方式’ 其中可於上面所定義之溫度範圍内保持恆定之軸向溫度梯度的條件下來決定G〇。因此，可以控制製程條件（例如成長速率（其可影響v)，以及熱區組態（其可影響G〇))，以便決定該矽單晶内之初始本質點缺陷究竟係以空位為主（v/G〇通常 89334 1325900 會大於臨界值）還是以自填隙為主（v/G〇通常會小於臨界值）。與晶格空位之結塊相關的缺陷或空位本質點缺陷包括顯著的晶體缺陷（例如D缺陷、流形缺陷（FPD)、閘極氧化物整合（GOI)缺陷、晶體成因粒子（c〇p)缺陷、以及晶體成因光點缺陷（LPD))以及可利用紅外光散射技術（例如掃描紅外光顯微術以及雷射掃描斷層攝影術）來觀察之特定的體缺陷種連°於過量空位之區域中還會出現可作為晶核的缺陷，用以形成氧化s秀發疊差（〇iSF)。吾人推斷，此特殊缺陷係因存在過量空位而催化產生的高溫有核氧沉澱物。與矽自填隙原子之結塊相關的缺陷包括顯著的晶體缺陷 ’例如A缺陷和B缺陷（有時候亦稱為a型漩渦缺陷和b型漩渦缺陷）。報告指出，A缺陷為填隙相關的差排環。報告指出，B缺陷為三維的填隙結塊。除了以溶質形式存在於單晶矽中的點缺陷之外，還會有 4多雜質（例如摻雜物和氧氣）以溶質形式存在於矽之中，並且會影響到結塊的本質點缺陷（例如A缺陷' B缺陷以及D缺陷、0SF晶核以及〇SF)的成形，甚至會與本質點缺陷共同結塊。結塊缺陷會以不同的相出現在Cz_矽之中，並且可鲍包括D缺陷、A缺陷及b缺陷' 〇SF晶核以及〇SF、氧化物、氮化物、矽化物 '以及其它沉澱物。結塊缺陷的成形和分佈與下面條件成函數關係：熔化物/晶體介面處之成長 h件、以及Cz-矽晶體中每個位置的時間-溫度（或熱）歷史資料。參考圖3，結塊缺陷的成形涉及各種的物理和化學製程。 89334 1325900 不過簡單的形式係’吾人可於該晶體内之特定溫度範圍中找出一組速率控制步驟。舉例來說，吾人可找出數道重要步银來形成結塊缺陷，而每道步驟中的溫度範圍皆扮演極重要的角色。該些步驟包括： 1) 併入點缺陷：涉及藉由點缺陷的擴散和再組合之間的相互作用於非常靠近該溶化物/晶體介面處建立—新的點 ' 缺陷分佈。圖中顯示出，藉由控制晶體成長速率（平均而言為拉晶速率V)以及熔化物/晶體介面處之晶體中的軸向_ 溫度梯度的大小（Gs，f，z)，便可控制與該介面相隔短距離内之初始點缺陷類型和濃度。 2) 外擴散和再組合：於此相期間，本質點缺陷（矽自填隙原子及/或晶格空位）可能會外擴散至該晶體表面，或是石夕自填隙原子及晶格空位可能會互相擴散且再組合，互相毀滅。

3)成核.當該主要點缺陷達充份超飽和時便會發生成核作用（廣義地說為成形）。發生空位結塊的溫度範圍一般介於約1273 K至約1473 K之間、約1298 K至約1448 K之間、約1323 K至約1423 K之間' 或是約1348 K至約1398 K之間。扭制此溫度範圍中的冷卻速率會影響到結塊空位缺陷的密度。發生矽自填隙結塊的溫度範圍一般介於約1373 κ至約1073 Κ之間、或是約1323 Κ至約1173 Κ之間。發生以空位成核為主的溫度會隨著被併入之空位的濃度下降而下降。換言之’空位濃度越低，成核速率便越低，而發生成核的溫度也會越低。 89334 1325900 4) ，長：成核之後便會成長安定的晶核。 5) 氧沉澱：於空位存在時 07：! π ' 了 J果結虱氣，並且於1323 K- <間漸漸地成長。有介彳^ i 斗日二么存在時可增強氧沉澱。也坑疋’晶格空位和氧殖阽塔 iir , 原子61共同結塊形成氧沉澱晶核’如果形成得夠大的話，目丨丨 ,,.. 則可形成氧沉澱物。 :貝也澱.其它的雜質亦可於沉澱作用中扮演角色。此步驟的溫度範圍與該雜質的類型和濃度相依。二為-描_晶體内之連續缺陷動態本質的成長晶體的概略圖。依序來說，晶體區又θ &歷初始的點缺陷併入（I) 、擴散和再組合（DR)、成核 E « a入（）以及成長（G)。於成核和成長期間會發生氧沉澱（〇p)。明士曰触士 .，、月..··員的疋，熔化物/晶體介面處 I日日sa中的溫度梯度和晶體成£ .盘从， , 风長速率於初始的點缺陷併入中扣演非常重要的角色。後續 . 交贾的良私（例如成核和成長）則 b爻到局部冷卻速率（也就是，拉墙接續孩初始的本質點缺陷併二後面的晶體的熱歷史資料)的影響。於成長期間，局部冷部速率可假設為vxGs,f，z，其中‘為局部溫度#心^: 晶體中的溫度曲線對於成核速率之控制和所有沉殿物之成長而f非常地重要。於許多應用中’較佳的係該發晶體（稍後其會被切切晶圓)的-部份甚至全部可實質上完全沒有結塊缺陷。有數種万式可用於成長無缺陷或缺陷受控的矽晶體。於其中一種方式中’可控制比例v/G山以決定本質點缺陷的初始類：和濃度。可控制後續的熱歷史資料以延長擴散時間，用以扣制本質點缺陷的濃度並且避免於該晶體 ' 可切甚至全部 89334 -9- 1325900 中形成結塊的本質點缺陷。舉例來說，可參看美國專利案第 6,287,380號、第 6,254,672 號、第 5,919,302號、第 6,312,516 號' 以及第6,328,795號，本文以引用的方式併入該等全部揭示内容。於另一種方式中，有時候亦稱為快速冷卻矽（RCS)成長製程，可控制v/Gs，f,z以決定本質點缺陷的初始類型和濃度。可控制後續的熱歷史資料，以便穿越一目標成核溫度來快速冷卻該晶體，用以避免形成結塊的本質點缺陷《此方式可能還包括延長成核溫度之上的冷卻，以便於穿越該目標 βΦ 成核溫度來快速冷卻該晶體之前先降低本質點缺陷的濃度，用以避免形成結塊的本質點缺陷。舉例來說，可參看以國際公告案號第WO 01/21861號為基準，於2001年3月29日公告的國際專利申請案第PCT/US00/25525號，本文以引用的方式併入其全部揭示内容。同樣的方式，可以控制該等成長條件（v/Gs,f，z和穿越該目標成核溫度的冷卻速率），以便在從中所衍生出來的單晶矽晶圓中來限制空位相關之結塊缺陷的大小（有時候則係限制其密度），甚至可視情況來限制殘留空位濃度。舉例來說，可參看以國際公告案號第WO · 02/066714號為基準，於2002年8月29日公告的PCT申請案序號，第PCT/US02/01127號，本文以引用的方式併入其全部揭示内容。不過，視使用該矽的應用而定，亦可接受甚至希望製邊出具有上述任何缺陷的矽。也就是，可以接受甚至希望製造出一種材料，該材料的一部份甚至全部含有下面任一者：D缺陷、OSF、OSF晶核、B缺陷或A缺陷、或是上面的 89334 -10 - 1325900 組合。舉例來說’於部份應用中，可於該晶體中遍佈D缺 1½的情況下來成長碎晶體。接著，從此等含有D缺陷之晶體中被切下來的矽晶圓可進行熱退火，用以從該晶圓的表面區域中移除該等D缺陷；或是可進行磊晶沉積製程其中以COP形式曝露在該晶圓表面上的D缺陷會被該晶圓表面上之一磊晶層的沉積物填滿。於其它的應用中，可能會希望於該晶體中遍佈B缺陷的情況下來成長晶體。從此等含有B缺陷之晶體中被切下來的矽晶圓可進行快速熱退火，用以消除該等B缺陷。舉例來說，可參看以國際公告案號第WO 01/21865號為基準，於2001年3月29曰公告的國際專利申請案第 PCT/US/00/25524號。【發明内容】本發明係關於一種用於成長具有預期缺陷特徵之單晶矽晶體的設備和方法。更.明確地說，本發明提供一種可控制該熔化物/晶體介面附近中之成長參數V/G由以及感興趣之各種溫度範圍中之晶體區段的時間_溫度歷史資料的設備和方法，用以控制結塊缺陷的成形和分佈。於本發明其中一項觀點中，根據丘克拉斯基法之用於成長單晶錠的拉晶器包括一機豸；以及一位於該機殼内的坩堝，用以容納半導體材料源溶化物。該拉晶器進一步包括一與掛禍相鄰之側加熱器，用於加熱該掛禍；以及—技由機制，用於從該溶化物之上表面中朝上拉出一成長晶鍵。於成長該晶鍵期間，㈣化物之上表面的一部份會維持裸露，並且具有-面積。—熔化物熱交換器的大小和形狀可 89334 -11 · 1325900 包圍#玄晶鍵’並且係位於該溶化物之裸露表面部份旁邊。該熱交換器包括一熱源，其位置係面向該溶化物之裸露上表面部份。該熱交換器具有一輻射區域，其可用於將熱輕射至該熔化物之裸露上表面部份之面積之至少30%大小的熔化物上，用以控制該熔化物上表面處的熱傳輸。該溶化物熱交換器係被調適成用以減少該裸露上表面部份處的熱損失。於另一觀點中，於拉晶器中會使用一反射器裝配件，其包括一位於該熔化物之上的上蓋且具有一中央開口，該開口的大小和形狀可於從該熔化物中拉出該晶錠時包圍該晶錠。可將一晶體熱交換器安裝於該上蓋的至少部份内部，並且將其調適成位於該熔化物之上，並且實質包圍該晶鍵 ’用以冷卻位於該熔化物/晶體介面旁邊的成長晶錠的第一區段。可將一埤化物熱交換器安裝於該上蓋的至少部份内部’並且將其調適成用以包圍靠近該溶化物表面的晶錠，用以控制該溶化物表面處的熱傳輸。於另一觀點中，於拉晶器中會使用一反射器，其包括一晶體熱交換器，其大小和形狀可置放於該熔化物之上，並且只貝包圍該晶鍵’用以冷卻靠近一溶化物/晶體介面的成長晶錠的第一區段。可將一下晶體加熱器置放於該晶體熱交換器之上’並且實質包圍該晶錠，用以將該晶錠的第三區段維持在預設的溫度中。於另一觀點中’該拉晶器包括一反射器，該反射器包括一環狀熔化物熱交換器，其大小和形狀可用於包圍該晶錠 89334 -12· 1325900 ’並且係位於该溶化物之裸露上表面部份的旁邊。該熱交換器包括一熱源’其係被調適成面向該溶化物之裸露上表面部份，並且位於該熔化物之裸露上表面部份的5〇mm距離内。該熱源具有一大小為該熔化物之裸露上表面部份之面積之至少40°/。的區域，用以控制該熔化物上表面處的熱傳輸。該熔化物熱X換器係被調適成用以減少該裸露上表面部份處的熱損失，而且晶體熱X換器的大小和形狀可置放於該熔化物之上’並且實質包圍該晶錠，用以冷卻該成長晶錠的第一區段。本發明的另一項觀點係關於一種成長單晶錠的方法。該方法包括：於一坩堝中形成一半導體材料源的熔化物；從該溶化物的表面中拉出半導體材料源，使得該材料源可固化成一單晶錠；以及利用一面向該熔化物之裸露上表面部份的熱源來選擇性地控制該熔化物表面處的熱傳輸。該熱源具有一輻射區域，其可用於將熱輻射至該熔化物之裸露上表面部份之面積之至少30%大小的熔化物上。另一種成長單晶鍵的方法包括從該溶化物中朝上拉出該成長晶錠。該拉晶器包括一與坩堝相鄰之側加熱器，用以加熱該坩堝；以及一熔化物熱交換器，其係面向該熔化物表面之裸露部份中的至少30%，用以加熱該裸露部份。該方法進一步包括控制該炫化物熱交換器和該側加熱器的溘度’用以控制該晶錠内之缺陷的形成。另種成長單晶叙的方法包括藉由操縱一溶化物/晶錠介面處的溫度場來控制該介面處的軸向溫度梯度。 89334 -13 - 1325900 成長單晶錠的進一步方法包括控制由該熔化物熱交換器和該側加熱器所輻射出來的熱量，用以控制該介面形狀；以及控制由該下加熱器所輕射出來的熱量，用以控制該成長晶錠之各區段的熱歷史資料。下文中將部份提出本發明的其它目的和特點，而且讀者亦會比較明白。【實施方式】參考圖1，該新穎拉晶器CP的一具體實施例包括一機殼Η :以及一位於該機殼内的石英坩堝CR，用以容納半導體材料（例如矽）熔化物Μ。圖中有一被固定於該機殼之内且被調適成用以朝該坩堝延伸的拉出機制Ρ(以轉軸或拉出線為宜），其係被調適成用以從該熔化物中持續地拉出該固態單晶錠或晶體C。有一管狀的石墨反射器R(或熱屏蔽）會適當地被固定於該機殼Η的成長箱内，該反射器R包括一上蓋GC，該上蓋以石墨來製作為宜並且具有一中央開口，該開口的大小和形狀可包圍該成長晶體。一環狀的熔化物熱交換器 ΜΗΕ係被安裝於該上蓋GC之内，面朝該裸露的熔化物表面 MS。該熔化物熱交換器ΜΗΕ包括一熱源，例如電源加熱器。該熔化物熱交換器MHE可能還包括一吸熱結構。一晶體熱交換器CHE(或主動冷卻罩）也會被安裝於該上蓋GC之内，用以包圍且面朝該成長的晶體C。該晶體熱交換器CHE係位於該熔化物熱交換器MHE之上，實際上非常地靠近該熔化物/晶體介面F，吾人希望該晶體熱交換器CHE可冷卻靠近該介面處的晶體區段（或是從該處移除熱量）。可利用慣 89334 14 1325900 用的冷卻液（通常為水，不過亦可使用其它的熱傳輸介質）來冷卻該晶體熱交換器CHE。該晶體熱交換器CHE可能也包括一加熱器。於其中一具體實施例中，調整所流過的電流 (功率）’便可控制該熔化物熱交換器的溫度（以及所生成的熱傳輸容量）。調整冷卻液的溫度和流速，則可適當地控制該晶體熱交換器的溫度。舉例來說’可以絕緣體INS填滿（或至少部份填充）該反射 — 器R的上蓋GC，用以阻止該裸露的熔化物表面MS(該熔化物馨· 的裸露上表面部份）和該晶體外表面之間的相對熱傳輸。可視情況將具有正確導熱率的絕緣體INS置放於該熔化物熱交換器MHE和該開放的熔化物表面MS之間，用以進一步地控制（例如抑制）熔化物表面和該MHE之間的熱傳輸。另外，亦可將具有預期導熱率的絕緣體INS置放於該晶體熱交換器 CHE和該晶體c。請注意，除了操縱該熔化物熱交換器mhe 和晶體熱交換器CHE的溫度之外（甚至可不必操縱兩者的溫度）’亦可正確地選擇該絕緣體INS的導熱率，以便控制熱 β 傳輸。可選擇該絕緣體INS的導熱率、厚度、以及材料，使 * 其對應預期的熱傳輸。可將該熔化物熱交換器MHE建構成，具有一可控的徑向及/或軸向功率曲線，而且亦同樣可將該晶體熱交換器CHE建構成具有一可控的軸向及/或徑向冷卻曲線。從圖1可看出，此處的反射器r的厚度遠大於慣用白一勺反射器。該反射器R於其大部份的高度中具有非常恆定的内徑與外徑’因而反射器厚度至少為2〇〇 mm、300 mm ' 400 mm，甚至於部份具體實施例至少為5〇〇 mm。該絕緣體中之 89334 1325900 大部份的厚度皆接近反射器R的厚度，或與其相同。操作該溶化物熱交換器麵，提“uz(該介面處之負的熔化物端溫度梯度）但卻不大幅提高坩堝溫度I,便可主動控制該裸露的熔化物表面MS的熱損失。相較於先前技術中被動的屏蔽和反射器，主動改變該裸露的熔化物表面1^§上方環境（即該熔化物所「看見的」環境）的有效溫度，便可更有效地控制該熔化物表面的熱損失。如果該熔化物表面僅被先前技術的反射性和絕緣性材料覆蓋的話，便不能主動控制該有效溫度。因此，於本具體實施例中，可藉由置放於該熔化物熱交換器_内的主動熱源來達到對該開放熔化物表面MS之熱損失作更主動控制的目的。該熔化物熱交換器_的主動熱源的大小必須盡量覆蓋或面朝越大的熔化物表面。該熱源的面積大小為該裸露的溶化物表面MS(裸露的上表面部份）之面積的至少3〇%、更佳的係至少40%、更佳的係至少5〇%、更佳的係至少6〇%、甚至更佳的係至少75%。請注意，該裸露的溶化物表面Ms 並未包含被该晶體C佔據的部份。該熱源係位於該熔化物表面的對面，而且於其中一具體實施例中該熱源通常會平行該熔化物表面來延伸。請注意，該熱源（或是其一部份）亦可與該熔化物表面形成一角度，其亦涵蓋於本發明的範嘴中。遠熱源（尤其是該熱源的表面）係被調適成靠近該象化物表面，舉例來說mm、5〇内’於部份具體實施例甚至在30 mm之内。請注意，該熔化物熱交換器MHE熱源和該裸露的熔化物表面MS之間的間隔會隨著熔化物M的消 89334 -16- 1325900 耗而改變。於晶體成長期間，通常可利用適當的構件向上移動該財場CR，以便降低此距離變化，不過亦可設計成移動該反射器R或是其中的組件。較佳的係並不必移動該拉晶為CP的結構組件或是將其加入該拉晶器之中，便可產生預期的產品。不過，於晶體成長期間並非每個组件都必須為主動或是運作。該炫化物熱交換器MHE的作業會傾向於降低該開放熔化物表面MS的熱損失，不過卻會傾向於增加送往該晶體表面的熱傳輸，從而會提向晶體溫度且降低Gs f z (該溶化物/晶體介面處之晶體端的負溫度梯度）。此提高結果會導致拉出速率下滑’從而降低生產率。該晶體熱交換器CHE的作業應該會補償該溶化物熱交換器MHE的效應，並且用於提高Gs,f；z 。視泫晶體熱叉換器CHE的冷卻能力而定，可大幅地提高 Gs,f’z，如此便可.大幅地改良生產率。較佳的係，該溶化物熱 X換器MHE和該晶體熱交換器CHE之間的熱傳輸路徑必須絕緣，以使得不會受到該MHE和該CHE之調整（控制）的影響。此外’該晶體熱交換器CHE對該晶體C所產生的獲益（即冷卻效應）會優於最小化該CHE和該熔化物熱交換器Mhe之間的熱傳輸所產生的獲益。圖5A中量化比較該新穎拉晶器CP和一傳統拉晶器之間的坩堝溫度變化和熔化物端溫度梯度的函數關係。圖5B顯杀的則係相同拉晶器的側加熱器功率。為於_晶體區段中達到預期的微缺陷分佈結果，必須控制的重要因素如下：該熔化物/晶體介面F處的v/Gsa、V/Gs，f，z的徑向變化、以及該 89334 1325900 區段的時間-溫度或熱歷史資料。熔化物/晶體介面處的成長條件：全域溫度場控制晶體成長係一動態過程。晶體成長必須符合的必要條件為下面的能量平衡：於介面處 -ia^Ts }·{«} = -{α,ντ, }·{«} + {-Δ^Ρίν} - {„} ι.η+9/ιω, ⑴ 其中τ為溫度，α為導熱率，（_ΔΗ)為熔化焓，ν為拉出速率 ’ {η}為正交於該介面的單位向量，而q為熱通量。下標s表示固體（晶體），1表示液體，f表示介面條件，而n表示1交方向，flision則表示熔化》方程式（丨）敘述的係該熔化物端的傳導熱量和固化所產生的熱量的總和可藉由晶體c的傳導來傳輸。此平衡吾人假設，即使在高溫處，晶體C亦不會作為—導熱管，而經由該晶體的熱傳輸模式則為傳導模式。矣本段落中為簡化起見，將實施一維的方程式（丨）分析。不過，從該一維分析中亦可理解多維的問題。於一維的情況中’方程式（1)可改寫成：於介面處 Ί~α'唔+以-，> 〜，。"·，叫:+厂〆-， ⑺ 重新排列方程式（2)之後，可獲得下面的方程式 -!——..^ a,Glf: 一

Gsj., Ρ,(-Δ^) Pi(-AH)Gs/~ (3) 方程式（3)敘述的係，就—已知的而言，當該介面處之熔化物端的溫度梯度^心等於零時，可獲得最大的拉出速率。就實際用途而t，對欲於一特定的晶體端溫度梯度中 89334 -18- 1325900 具有最大值的拉出速率而言，該熔化物M應該維持等溫。下文中，除非特別提及，否則梯度一詞將表示軸向梯度。將GUz設為零便可於該介面處獲得最大的: .^71/洽^ = 〇.5 丨至丨。 (4) 其中下標mX表示最大值。目此，（V/Gsf，丄父通常會與材科特性形成函數關係，而就矽而言，其值會介於〇_5和i之間。此範圍的寬度係取決於矽的熔化熱報告值的變化。就琢介面處已知的V/Gs，f>z而言，方程式(3)有無限種解答 ’其意謂著於該拉晶器設計中有無限種變化允許於該介面處已知的WGs，f>z和變化的Gl fz中來進行晶體成長。參考圖6 ’ 該等解答可㈣sv/Gsfz對於‘的關係圖中。可將相同心的點連接起來，用以表示—群恆定的&直線^每條直線^ 表讀對-較的Gs，f z ’由方程式（3)所提供的直線。每條直線的交點代表的便係（V/Gsfz)mx，而斜率則等於「 “丨— ' L ΡΛ-Μί)〇^: 。當該直線的斜率下降時，溫度梯度便會提高。拉出速率會沿著恆定的‘直線而改變。帛_怪定的Gs“線和該 WGs’f’z轴的交點移動表示的絲出速率提高，而遠離該交點表不的則係拉出速率下降。顯而易見的係，依此方式來改變拉出速率亦會改變V/Gs，f，z比例。心，依此方式並無法提南一缺陷受控晶體的拉出速率或是生產率。 - 為提高一缺陷受控晶體的生產率（除了 D型之外，例如完全以及快速冷㈣RCS)，比較實用的係於提高拉出速率時維持相靠定的 89334 -19- 1325900 上之恆定的v/Gs,f，z直線。就一特定的v/Gs，f，z而言，提高生產率涉及跨越複數條恆定的Gs，f,z直線。因此，就一特定的 v/Gs，f，z而言，提高拉出速率會提高該熔化物/晶體介面F處的熔化物端溫度梯度GUz。作業於該介面處極高的熔化物端溫度梯度中對慣用的拉晶器而言是一項難題。可以利用如圖8 中所示之僅含熔化物Μ、晶體C、坩堝CR以及側加熱器SH 的拉晶器概略圖來解釋此項問題。於該熔化物/晶體介面F 處，溫度係被固定於Tf處，就矽而言該溫度為1685 Κ。如圖 8A所示，當該介面處的熔化物端溫度梯度（GUz)提高時，熔化物Μ會變熱且離開該介面。通常提高側加熱器功率（Qsh) 便可提高熔化物溫度。坩堝CR係由石英所製成的，並且易受高溫影響，最大坩堝溫度為Tcr，mx。就該介面處特定的臨界熔化物端梯度[GUz]td而言，會超過坩堝CR的最大允許溫度。因此，'可基於該最大允許坩堝溫度Tcr,mx，對該介面處的最大允許熔化物端溫度梯度設一上限。所以，就一特定的v/Gs，f，z而言，拉出速率亦會受限於該最大允許坩堝溫度

Tcr.mx 0 開放熔化物的熱損失效應於本發明中，相較於慣用的拉晶器，由於操縱部份參數間的動態的關係，該新穎的拉晶器CP可對一特定的v/Gs，f，z& 例產生較高的拉出速率。該新穎的拉晶器CP可讓該介面處的熔化物端溫度梯度的變化遠大於坩堝溫度的變化。依此方式，便可於該介面處獲得非常高的溶化物端溫度梯度，同時又能讓該坩堝CR溫度保持低於最大允許坩堝溫度Tcr,mx 89334 -20 - 1325900 。因此，於該新穎的拉晶器中，可提高該介面處的熔化物端溫度梯度（GUz以及平均梯度）之變化相對於坩堝溫度之變化的比例。圖9為該比例和該拉晶器設計品質（無單位）之間的關係圖。因為該坩堝溫度和該介面處的熔化物端溫度梯度之間的關係變彳于更為有效，所以，可以提高晶體c的拉出速率，從而提高生產率。一般來說’當掛禍溫度提高時，該溶化物Μ會變熱，而 . 該裸路的溶化物表面MS的熱損失則會提高。藉由正交於該馨鲁開放熔化物表面MS之熱通量中的增加量（即藉由該MS處的溶化物端溫度梯度）便可測得熱損失。於該開放或裸露的溶化物表面處之負的熔化物端溫度梯度可以Gl ms z來表示。下標ms表示該該裸露的溶化物表面MS。於晶體成長過程中，藉由操縱該側加熱器功率，用以於該熔化物/晶體介面？處建立一符合;方程式（1)(於一維的情形中’則為方程式（2))的條件便可互動地設定該坩堝溫度。不過，如方程式（1)所述 ’相較於該開放熔化物表面MS的總熱損失，從該熔化物M g 進入該晶體C的熱量非常地微小◊準靜態熱平衡表示的係 . ，當該開放熔化物表面MS的熱損失提高時，從該側加熱器 . 進入遠炫化物Μ的熱量（透過該掛禍的側邊）亦會提高。基本上’平衡之後會導致側加熱器功率以及坩堝溫度提高。所以’吾人希望能降低熔化物表面MS的熱損失，以便控制或限制掛禍溫度的上升。換言之，為維持最小的紺蜗溫度變化’該裸露的炫化物表面]VIS處之軸向溶化物端溫度梯度之變化相對於坩堝溫度變化的比例應該非常地低（參看圖9)。 89334 -21 - 1325900 控制該坩堝溫度同時提因此，就一特定的v/Gs，f，z而言，用以南生產率（拉出速率）的條件如下：當^—=常數時

> td\, JL <td2 (5) 其中tdl和td2為兩個限制臨界值。因此，顯該操縱該裸露的熔化物表面MS的溫度梯度面=化物端的溫度梯度和該_溫度之間的 i 。〈，應孩共同地控制該裸露的炫化物表面⑽的散捐失’以達有效控制坩堝溫度的目的’以及達到其對於㈣化物/晶體介面F處之㈣物端的溫度梯度所造成之效岸的目的。假設該㈣溫度和該側加熱器功率關，那麼方程式（5)便可改寫成：佞關仔

G 當τ/一 =常數時 s、f、: (6) 其中td3和td4為兩個臨界值’其可用以分別限制介面熔化物端溫度梯度和開放表面熔化物端溫度梯度受到侧加熱器功率（Qsh)影響的敏感性。於實際的情形中，方程式⑷敛述的係當該開放溶化物表面泌的熱損失降低時，僅需要較少的加熱器功率便可用以成長晶體c，而_溫度的上升量亦會隨之減少β - 熔化物/晶體介面處之成長條件：已併入之點缺陷控制如上所討論，成長晶體時的初始點缺陷併入情形係（至少部份）與（WGs，f，z)相依。實際上，該介面的形狀傾向為曲線狀 89334 -22, 1325900 。所以，必須提出孩（曲線的）熔化物/晶體介面f處的溫度梯度效應，方能理解點缺陷併入情形。心以的徑向變化：量化分析这已併入（點缺陷場中的徑向均勻度係（至少部份）與該介面的形狀相依。就一任意形狀的介面而言，吾人希望調正I粒（例如於各種組件中，可控制熔化物熱交換器、晶體熱叉換器）’以便獲得預期的Gsf，z⑴。為瞭解‘的徑向變化，可將方程式（1)套用於該拉晶器的軸對稱二維模型中。 + )} · {«} = {a, {Glfz + Glfr)}. {„} + {(-A^)^}. {n} (7) f, + <isj,r }·{«} = {qtJ,: + qlfr} · {n} + {qjusj〇nf：}. {；7} (8) } = {%f,n} + {9/u,on.n} => g,/>n = qi f n + qfust〇n f n (9) 下私r和z表不的方向和z方向。下標fosi〇n表示的係該熔化物固化的熱通量，而下標n表示的係正交通量。請注意田未使用η作為下標時，便表示正交於該介面的單位向量。，顯而易見的係、，當該通量（qsfz)的徑向均勻度提高時，該梯度（Gs，f，z)的徑向均勻度亦會提高。就溶化物端而言此論點同樣成立。因為均勻的點缺陷併入需要有梯度（Gs fz)的徑向均勾度，所以下面的討論將專注於維持此均勻度。不過，當該^面形狀未近似於一拋物線時，那麼梯度（(}啦)便通常會沿著徑向均勻點缺陷併入的介面而改變。所以，可控制或調整該新穎的拉晶器CP，用終變該熔化物/晶體介面?處或其附近的局部溫度場，以便獲得預期的預定梯度（Gsfz(r))。針對曲線介面來控制梯度（Gsfz)的徑向均勻度和變化情形 89334 -23· 1325900 貫際上，很難預測該介面的形狀和其曲率，該曲率會隨著r(其為一先驗數）的函數而變化。於部份情況中，並無法以一平均數來近似該介面。所以，該新穎的拉晶器cp能夠掭縱且|周整（或控制）該介面的形狀，使其達到Gs，u之最佳徑向控制的目的，並且允許進行—有效的成長製程。除了其它類型的晶體以外，該拉晶器用以操縱且調整該介面形狀的flb力’還可針對一固定的拉出速率來致動一種製程，使其產生缺陷受控的碎。該熔化物/晶體介面F處的形狀會以與該介面處或其附近的溫度場（局邵溫度場）成函數關係的方式來改變。進入該熔化物的大部份熱量會經由該裸露的熔化物表面MS被傳輸至環境中。因此，利用熔化物熱交換器MHE來控制經由該開放熔化物表面MS之熱傳輸可有效地改變該熔化物μ和該晶體C中的溫度場（從而改變局部溫度場）。當矽固化時，該局部溫度場通常會影響本質點缺陷的初始類型和濃度。該局部溫度場的範圍通常介於固化溫度（即約14丨〇。〇至約i300°C 以上的溫度（即約1325°C、1350°C甚至更高）之間。該主動的熔化物熱交換器MHE亦可改變全域的溫度場（從該介面算起的場）〇該溶化物熱交換器MHE的溫度會影響該溶化物表面之熱通量的大小和方向。請注意’藉由控制流過其中的電流（功率）便可操縱該熔化物熱交換器MHE的溫度。當該炫化物熱交換器MHE功率增加（溫度會隨之升高）時，該熔化物表面的熱損失便會降低。即使在非常低的功率溫度處，操作該熔化物熱交換器1VIHE亦會傾向於降低該側加熱器的 89334 -24- 1325900 &度。一般來說，當該熔化物熱交換器的功率增加時 ’所需要的側加熱器功率便會降低。因為遠離該介面的炫化物Μ部伤主要係由該側加熱器來進行加熱，所以降低該側加熱姦功率（從而亦會降低該側加熱器溫度）便可降低該溶化物的’皿度，至少可降低遠離該介面之溶化物Μ部份的溫度。另外，操作該熔化物熱交換器_可使得該熔化物/ 曰9體介面F往下移動。操作該晶體熱交換器CHE亦有助於該 I面往下移冑目此，藉由選擇性地操縱或$空制該溶化物熱父換器ΜΗΕ功率以及該晶體熱交換器CH£的溫度，便可操縱且控制該該熔化物/晶體介面1?的形狀◊操縱該介面形狀有助於控制軸向熱通量流入該晶體c中的徑向變化和均勻度。圖10為介面形狀中之變化和遞增的熔化物熱交換器河证功率之量化關係圖。如上所討論，可利用該熔化物熱交換器_和該晶體熱交換器CHE於該介面處保持非常高的梯度（Gs，f，z)。儘管因為該晶體熱交換器CH£的關係而提高源自涊晶體表面的徑向熱傳輸，吾人仍然希望可操作該熔化物熱父換备MHE以對該（Gsfr(r))維持合意的控制結果。該新穎的拉晶器CP可造成非常高的生產率（非常高的拉出速率）並且控制孩介面處的Gs，f，z(r)。圖丨丨為該新穎的拉晶器cp於該介面處之Gs，f，z(r)的徑向變化和慣用拉晶器於該介面處之

Gs，f，z(r)的徑向變化之間的比較圖。該新穎的拉晶器cp的效果優於慣用的拉晶器。操作該熔化物熱交換器_傾向於降低該熔化物M的總 89334 -25 - 1325900 溫度。該熔化物Μ亦會變得更加等溫，從而促成該熔化物/ 晶體介面F處之溶化物端上的均勻轴向溫度梯度。該溶化物熱交換器MHE配合該側加熱器會形成一分散式熱源，用以改良徑向均勻度。該新穎的拉晶器CP可促使控制徑向均勻度及該介面處的v/Gs，f，z的變化，並且限制該坩堝CR的溫度。熔化物熱交換器MHE功率應該保持在非常低至中等之間。當該熔化物熱交換器MHE功率溫度大幅提高時，該熔化物 -Μ便會變得非常熱，而該介面便會開始從該Μ處向上移動隹· 。不過，即使該熔化物Μ變得非常熱，仍然可操縱該熔化物熱交換器ΜΗΕ功率，用以調整或控制介面形狀和Gs，f，r(r)的徑向變化。熱（時間-溫度）歷史資料用於生產快速冷卻矽（RCS)的拉晶器一特定蟲體C區段或片段於該熔化物/晶體介面F處的成長條件會影響該片段的初始點缺陷併入情形。不過，後續的缺陷動態則會與該晶體片段的熱歷史資料成函數關係。該 H 晶體C中的溫度場會隨著其成長而改變。不過，為簡化起 · 見，可合理地假設於該晶體C的特定位置處（與該靜止的熔，化物/晶體介面相隔固定的距離），其溫度並不會隨著晶體C 的成長而大幅地改變。換言之，吾人可假設所有的晶體片段皆跨越相同的溫度場。因此，只要知道拉出速率與時間及溫度場的函數歷史資料，便可獲得一晶體片段的時間-溫度路徑。舉例來說，該新穎的拉晶器CP可以製造出令人滿意的任 89334 -26- 1325900 何快速冷卻矽RCS產品。圖12A以量化的方式提供圖丨具體實施例中所成長之晶體C的軸向溫度曲線。圖12A還比較標 ~r ’丨貝用的拉晶态中之晶體C的轴向溫度曲線以及於該新賴的拉晶器中利用主動熔化物熱交換器和晶體熱交換器 CHE來成長之晶體的軸向溫度曲線。因為該晶體c之有效冷卻的結果，該具有主動熔化物熱交換器和晶體熱交換器CHE之新穎的拉晶器CP中的晶體C中的溫度降的速率非常向’其速率非常接近溶化物/ g%體介面F處的速率。如圖12B 所示，就該新穎的拉晶器CP而言，拉出速率和該負的軸向 ί™·度梯度的乘積（vGs，z)所造成的晶體片段的局部冷卻速率會非常地高。如圖12B所示’就該具有主動熔化物熱交換器MHE和晶體熱交換器CHE之新穎的拉晶器CP而言，穿越所選定之缺陷之成核溫皮的晶體冷卻速率會比較高。成核溫度係取決於成核速率相對於溫度曲線的最大值。如果，穿越成核溫度的冷卻速率非常高的話，那麼通常便僅會發生少量的成核。因此，圖12A和12B中的成核溫度僅表示成核速率中的最大理論值，並未表示所形成的晶核數量。於快速冷卻矽 RCS產品中’雖然所有的晶體片段皆跨越成核速率中的最大值’不過’微缺陪的數量卻可能非常地少。相較於先前技術的拉晶器，就新穎的拉晶器CP而言，可更有效地控制該介面處之梯度Gs,f>z。所以，實際上可於圖1所示之新穎的拉晶器CP中來製造所有的快速冷卻矽RCS產品。清注意，圖1之新顆的拉晶器CP主要係解決介面條件的 89334 -27 - 1325900 控制和操縱等問題。所以，必須於該設計中增添額外的組件（例如加熱器），如圖2所述，用以操縱且控制一特定晶體片段的時間-溫度路徑。部份晶體種類的製造方式係於相關的點缺陷種類的成核範圍之上來成長該晶體C的整個部份或絕大部份，然後於冷卻箱中對該晶體進行快速冷卻。另外，部份晶體的製造係仰賴於在點缺陷的成核速率抵達其最大值之前允許晶體片段於高溫區中有較長的駐留時間。因為該駐留時間與點缺陷的大幅擴散有關，所以通常稱為「擴散時間」。於僅具有主動熔化物熱交換器MHE和晶體熱交換器CHE之新穎的拉晶器中成長的晶體中的軸向溫度降非常地高。換言之，遠離該熔化物/晶體介面F處的晶體片段會快速地冷卻。所以，可對該新穎的拉晶器CP作部份修改，用以於此等晶體片段中維持較高的溫度或是減緩冷卻速度。參考圖2，第二具體實施例的新穎的拉晶器CP通常允許於一設定溫度之上來成長該晶體C，並且延長擴散時間。該第二具體實施例包含前面具體實施例的組件，其包括該反射器R、熔化物熱交換器MHE和晶體熱交換器CHE。此外，還包括一管狀的下晶體加熱器LH和一管狀的上晶體加熱器 UH。該下加熱器LH係位於該上蓋GC内部且位於該晶體熱交換器CHE上方，用以將該晶體溫度維持在所需要的成核溫度範圍之上。如圖所示，該晶體熱交換器CHE和該下加熱器LH之間的空間非常地小，甚至沒有任何空間，不過，亦可設計成讓該下加熱器與該晶體熱交換器分離。該下加 89334 -28 - 1325900 熱器LH適合被電加熱，實質上與該熔化物熱交換器mhe雷同，而且可藉由調整流過其中的電流來控制其功率。該等下加熱器與上加熱器（LH和UH)可被建構成具有可控的軸向功率曲線，而該熔化物熱交換器MHE可被建構成具有可控的徑向及/或軸向功率曲線，而該晶體熱交換器CHE則可同樣被建構成具有可控的軸向及/或徑向冷卻曲線，如上所述 °該下加熱器LH的曲線和溫度取決於該晶體熱交換器CHE 所提供的冷卻能力和該目標成核溫度範圍。該下加熱器LH所提供的熱可讓遠離該介面的該等晶體片段保持溫暖’並且持續一段較長的時間’以便讓點缺陷和其它雜質進行較久的擴散和相互作用。成核溫度與該熔化物/晶體介面相距的軸向位置越高，擴散時間便越長。此外 ’部份晶體類型係仰賴點缺陷擴散和毀滅有較長的擴散時間’接者再穿越έ玄成核溫度進行快速泮火。一般來說，於该成核溫度以下成長整個晶體然後將其轉移至該拉晶器内部的選配式冷卻箱（未顯示）中便可完成長期擴散和快速淬火。該熔化物/晶體介面F和相關的成核溫度的軸向位置之間的距離會決定該擴散時間相依晶體的長度。该上加熱益UH係位於該下加熱器lh之上。可利用該上加熱器UH於該成長晶體的延伸長度上進行分散式軸向加熱，如同長期擴散一般。請注意，至少部份由於該拉晶器cp& 該反射器R之實際尺寸的關係，並無法擁有一非常長的下加熱器LH來進行必要的軸向分散加熱以成長較長的晶體。因此，可將該上加熱器UH適當地置放於該反射器R之上和 89334 -29- 1325900 外面，並且與下加熱器LH相隔甚遠。請注意，可將一冷卻箱（未顯示）置放於該上加熱器UH之上，用以於成長之後進行快速洋火，例如在長期擴散和相互作用的條件下進行。較佳的係，不必移除該等結構組件或將其加入該拉晶器之中’便可生產出預期的產品。然而，未必每個組件都必需於晶體成長期間進行運作。參考圖13，藉由主動（運作）熔化物熱交換器mhe、晶體熱交換器CHE、下加熱器LH以及上加熱器UH，便可於該晶體c中出現吾人所希望之非常平坦的軸向溫度曲線。圖13還比較具有運作熔化物熱交換器MHE和晶體熱交換器CHE的新穎拉晶器CP中的成長晶體C的溫度曲線和慣用拉晶器中的成長晶體C的溫度曲線。於具有主動熔化物熱交換器、晶體熱交換器CHE、下加熱器LH以及上加熱器UH的新穎拉晶器CP中，徑向曲線和該介面處的Gs,f,z大小仍然可媲美第一具體實施例中的情形（圖11)。該具有主動熔化物熱交換器MHE、晶體熱交換器CHE、下加熱器LH以及上加熱器UH的新穎拉晶器CP具有非常多的功能’並且可於該拉晶器中產生用於成長各種晶體類型所需要的不同溫度場。可視預期溫度場的情形來開啟或關閉孩等熱源（熔化物熱交換器MHE、下加熱器LH以及上加熱器 UH)以及散熱片（晶體熱交換器CHEp吾人可操縱該等加熱器（熔化物熱交換器MHE、下加熱器LH以及上加熱器uh)的強度和功率曲線以及該晶體熱交換器CHE的冷卻能力的大小和軸向曲線。舉例來說，第二具體實施例的拉晶器可藉 89334 -30· 1325900 由關閉下加熱器和上加熱器（LH和UH)以產生與第一具體實施例雷同的溫度場。可利用該新穎的拉晶器CP來生產許多不同的晶體類型。下文將利用該等主動熱源（加熱器）和散熱片（晶體熱交換器CHE)來確認該新穎拉晶器CP的作業模式。舉例來說，具有主動熔化物熱交換器MHE和上加熱器UH的新穎拉晶器CP . 意謂著該CP係配合主動MHE和UH來運作，而晶體熱交換器 -CHE及下加熱器LH則被關閉。因此，可藉由指定主動熱源馨® 和散熱片便可區分該新穎拉晶器CP的作業方式，而該拉晶器本身則會通稱為CP。數值貫驗可藉由實施各種數值實驗來驗證該新穎的拉晶器CP。比較該新穎拉晶器CP的效能和慣用拉晶器的效能即可完成研究結果。舉例來說，模擬該新穎拉晶器CP的溫度場且分析該等結果，便可完成數值實驗。

可利用一描述晶體成長的可接受量化模型作為該新穎拉晶器CP中之成長過程的數值模擬。可接受的晶體成長模型包括熔化物Μ和環境中的動量平衡，以及該拉晶器之所有組件中的能量平衡。氮氣環境係標準的晶體成長環境。每一相中的能量平衡都係由傳導、輻射、對流所定義的邊界條件镇合而成。由動量和能量平衡所組成的系統方程式可能很難針對涉及輻射熱傳輸的紊流求出解答。當該坩堝CR 尺寸提高時，熔化物流所驅使的浮力便會變得非常紊亂。 89334 1325900 實際上，這係所有目前的拉晶器都會出現的問題。利用所有的能量傳輸模式產生涉及許多進行能量交換的固相和流體相的系統（其中，流體會呈現出紊流）的直接數值模擬可能會變得非常昂貴且不實際。所以，本文中作為數值模擬的可接受模型必須包含數項合理假設。於本研究中，吾等使用魏希（Virzi)所採用的通用模型。該模型必須作下面的假設： •該系統為軸對稱。 •該系統為準靜悲"即處於假穩感中的系統。 •必要時，可以有效的固體熱傳導來近似動量平衡。 •兩個固體可完全接觸。 •該等開放邊緣可利用輻射和對流來進行能量傳輸。 •固-液介面處的能量平衡係預測介面形狀的重要依據。 •可藉由對流熱傳輸係數來合理地預測對流情形。 •恆溫的狄里克利條件可精確地表示計算域的邊界。 •熱源和散熱片可被指定一能量產生速率曲線或施被指定一溫度曲線。假穩態假設可節省大量的計算時間。於各種長度的晶體中產生該穩態溫度場便可獲得一晶體片段的熱歷史資料。假設一晶體的所有片段皆會穿越一固定於r和z中的溫度場，便可進一步地簡化。可先針對長晶體（例如800 mm以上）計算出此固定溫度場。因此，固定該溫度場，使其與晶體長度無關，便可讓該項問題變得比較簡單。不過，並非一定要假設該晶體溫度場與該晶體長度無關。吾人可以模擬用 89334 -32 - 1325900 以敘述不同晶體長度的數種假穩態溫度場，並且藉由該此溫度場之間的内插運算來計算出一晶體片段的熱歷史資料。敘述該熔化物Μ中之能量平衡的方程式與敘述固體中之能量平衡的方程式相同，因為吾人假設Μ為固體。—般來說，固體（包含熔化物在内）的能量平衡方程式如下： V-{aVr}-{pCpv}-{Vr} + 5w=0 (1〇) 其中，τ(與前面的定義相同）為任何固體的溫度，α為導熱率，Ρ為密度，Cp為熱容量，sH為體生熱速率（如果為吸熱的話，則為負值）。生熱一詞，Sh，僅針對熱源和散熱片。固態平流僅出現在該固體實際移動的時候，所以，僅套用於成長晶體中。因此，固態平流所產生的熱傳輸十丨僅會出現在該晶體C的能量平衡中。就互相接觸的固體來說，吾人假設完全接觸。因此，兩個固體表面之間的正交通量平衡可敘述互相接觸的兩個固體間的邊界。 {〇c{VT{} * {ή) = {oc-,VT2} · _ (11) 其中，{η}為正交於互相接觸之表面的單位向量。下標1和2 表示互相接觸的兩個固體。平衡該正交傳導通量和^射及對流熱通量便可產生該拉晶器内部之開放=界條件。 -{a ^T}-{n} = h(T~Tg) + £(j(T4-Te^) ⑴）其中’ h為於溫度Tgf㈣體和該氣體環境之間的對流熱傳輸係數，ε為放射率，σ為史蒂芬_波茲曼常机·’·'/ 固體所感受到的有效環境溫度。假設灰為β ._ 又人福射熱傳輸，那麼便可以盍博哈特因數（Gebhardt fac )來 J +衣7F固體所感受刻 89334 -33- 1325900 的有效環境溫度。被該外部冷卻罩完全覆蓋的拉晶器外部邊界可假設為&定的冷卻水以。。^此外，其它的冷卻器亦可假設處於冷卻劑溫度中。 (13) 定義而成。 T = Tc〇〇la 該熔化物/晶體介面F係由凝固溫度處的等溫線其中，下標s表示晶體，丨表示熔化物M，而m表示熔化或凝固條件。於氣體、熔化物、以及固體互相接觸的三接節點處’可將溫度定義為等於凝固溫度。其中，下標slg表示三接節點。該三接節點定義的係該熔化物/晶體介面F和該外部晶體表面的交點。該三接節點的空間位置係固定的。因此，由熔化溫度處的等溫線定義而成的溶化物/晶體介面F會於該停止於該三接節點處。如方程式（1)所述，可藉由該熔化物端的傳導熱通量和單位面積熔化的生熱速率總和以及跨越該介面流入該晶體中之總傳導通量之間的平衡來產生跨越該熔化物/晶體介面F處的能量平衡。於介面處 ~ V7!v} {«} = }·{«} + {-AHPsv} ·{«} ^s,/,n ~ ^/,/,n ^ fusion,f jn 其中’（-ΔΗ)為熔化焓’ v為拉出速率’ q為熱通量《下標£表示介面條件，而fiision則表示熔化。方程式（1)能量平衡的細節如上所述。對稱條件可以二維的方式來描繪該項問題。 {VT}.{rtr} = 〇 (16) 89334 -34- 1325900 其中，{nr}為徑向方向中的單位向量。同時求出方程式（10)至（16)以及方程式（1)的解便可預測該拉晶器内部的溫度場。藉由停止於該三接節點處之溶化點處的等溫線便可產生該介面形狀。於拉晶過程中，實質上吾人可假設一晶體的所有部份都會穿過於假穩態處針對其最終長度所計算出來之該晶體中 · 的溫度場。此假設在研究成形後之晶體片段的熱歷史資料 · 中非常精確。不過，初始的點缺陷併入過程則非常容易受馨® 到該熔化物/晶體介面F處之梯度中細小變化的影響。所以，並無法假設於整個晶體成長過程中該介面處之v/Gs,f，z條件皆為恆定不變。吾人希望可進行製程調整（熱控制），以保持該介面處預期的v/Gs，f，z條件。所以，應該針對各種晶體長度處之溫度場作數次模擬，以便精確地映對該成長晶體中的溫度場。不過，廣義而言，針對該晶體C之最終長度來模擬拉晶器中之溫度場便可對該製程有基本的瞭解。最多是，假設一晶體片段僅會於該拉出過程期間穿過此固定的儀0 溫度場。當一晶體C成長完畢之後，通常每個晶體片段會受 ’ 到唯一熱歷史資料的作用。因此，藉由後續片段成長所定 · 義之拉晶期間它的時間-位置歷史資料以及此成長過程之後它的最終冷卻處理便可計算出該晶體中某一片段的熱歷史資料。因此，相較於晶體成長之後，一晶體片段於晶體成長期間的冷卻條件之間會有差異。於晶體成長期間，藉由拉出速率和局部軸向溫度梯度的乘積（vGs，z)便可產生任何片段的冷卻速率。晶體成長之後，則可利用能量平衡計算方 89334 -35- 1325900 式來最佳地計算出該片段的冷卻速率。最後，除非特別提及，否則將利用拉出速率等於0.5 mm/min的條件來完成所有的數值實驗。雖然，Gs，f，z會隨著拉出速率而有某種程度的改變，不過可合理地假設，於拉出速率等於0.5 mm/min處所計算出來的Gs,f，z可用以代表於0.2 mm/min及0.8 mm/min之間的拉出速率處所計算出來的Gs，f，zil_ 。圖14為於拉出速率中的細微變化非常地小，可以忽略，所導致的該晶體之Gs，f,z中的變化情形。因為該熔化物之熱傳導速率中的反向變化可補償拉出速率變化時固化速率中的部分變化情形，所以該項假設相當合理。新穎拉晶器的效能上面已經討論過拉晶過程中不同變數之間的關係，例如坩堝溫度、介面處之晶體端溫度梯度和熔化物端溫度梯度、熔化物表面處之熔化物端溫度梯度、加熱器功率等。於本段落中，會提出各種數值實驗的結果，用以驗證本文至此所提出的論點。慣用的扭晶器慣用拉晶器的標準設計及其溫度場如圖15所示（可利用市售的有限元素型軟體（MARC)來模擬該拉晶器中的溫度場）。本研究中的慣用拉晶器係一種定義缺陷受控晶體之生產率上限的拉晶器。該慣用拉晶器會被妥善地絕緣。該被動反射器（沒有主動加熱或冷卻）會遮蔽該晶體，使其不會與該熔化物表面進行輻射熱交換，而上加熱器（上熱交換器）或 UH可讓該晶體維持較溫暖，使得相關的成核溫度的軸向位 89334 -36- 1325900 置（於此例中，自填隙的成核溫度為1173 K)位於該熔化物/晶體介面F處上面約900 mm處。圖16A為於該慣用拉晶器中成長之一非常長的晶體中之軸向溫度曲線圖。圖16B則為該介面處之負的軸向晶體端溫度梯度（Gs，f，z)的對應徑向變化關係圖。新賴扭晶器的組怨不具有溶化物通量控制的組態此處將再度比較熔化物熱交換器MHE、晶體熱交換器 CHE及下加熱器LH為不主動（未運轉）時之該高度絕緣新穎拉晶器·的效能和該慣用的拉晶益。於兩種情形中’上加熱器UH(功率被固定在約20 kw處）會供應熱量給該成長晶體，使其維持在該填隙成核溫度範圍之上。圖Π為該高度絕緣之新穎拉晶器CP中的溫度場。圖18A為該高度絕緣的新穎拉晶器CP將一 900 mm長的晶體固定於自填隙的成核溫度之上的示意圖。從圖中可看出該高度絕緣之新穎拉晶器CP的 Gs，f，z中的徑向變化已經被大幅地最小化（圖18B)。不過，因為傳導路徑較長的關係，所以Gs,f,z的絕對值非常地小。於該新穎的拉晶器CP中，固化的生熱速率和該熔化物Μ之軸向熱傳輸速率的比例非常地高。可以各個徑向位置處之 v/G|，f,z(或v/Gs，f，z)來表示此比例。圖18C為針對該絕緣的拉晶器和慣用拉晶器，顯示出此比例之徑向變化關係的示意圖。圖18C不應該用於直接比較慣用拉晶器和該高度絕緣的新穎拉晶器CP。上加熱器UH有助於讓該晶體C保持在目標成核溫度之上 89334 -37- 1325900 。所以，除非特別提及，不然就此處所有的模擬來說，該上加熱器UH都為主動（運轉）狀態。此處將研究當熔化物熱交換器MHE及下加熱器LH為不主動時該晶體熱交換器CHE的效應。圖19為於該具有主動晶體熱交換器CHE及上加熱器UH之新穎拉晶器CP中成長的晶體C中的溫度場。圖20A和20B分別為Gs，f，z之幸由向溫度曲線和徑向變化的示意圖。在主動晶體熱交換器CHE存在時可快速地冷卻該晶體C，使得該成核溫度附近的原處冷卻速率可能會非常地高。就目標v/Gs,f，z(該介面處）等於0.134K.mm2/s而言，可獲得約1.1 mm/min的拉出速率。不過，該介面處之 Gs,f，z中的徑向變化非常地明顯，而且成核溫度以下該晶體C 的長度可縮減至小於150 mm。就此組態（圖20C)而言，v/Gi，f，z 比例非常地低。Gs,f，z中的變化會於該已併入之點缺陷濃度中造成很大的變化。因為陡峭的軸向溫度曲線的關係，所以允許一特殊晶體片段降低該點缺陷濃度的前置成核擴散時間也非常地小。該變化可能於該成核溫度附近需要有非常高的原處冷卻速率，用以抑制或控制該微缺陷成形。於許多情況中，並無法達到此原處冷卻速率。所以，針對此 v/Gs，f，z中的徑向變化來製造一缺陷敏感晶體的實際解決方式可能涉及藉由啟動該下加熱器LH以提高點缺陷的前置成核擴散及毀滅時間。 - 圖21所示的係具有主動晶體熱交換器CHE和下加熱器LH 之新穎拉晶器CP中的溫度場。圖22A為下加熱器LH於該軸向溫度曲線上的效應。位於該填隙-成核溫度之上之該晶體 89334 -38 - 1325900 C的長度同樣約900 mm。陡峭的軸向溫度梯度（圖22B)可於臨界v/Gs’f，z處允許非常高的拉出速率，例如約i mm/min。不過，此種主動晶體熱交換器CHE和下加熱器組態仍然會受到v/Gs，f>z中之徑向變化的不利影響。從圖re中可以看出，相較於熔化物端之傳導的貢獻，熔化熱對於Gsf，z的貢獻非常的低，下文將會提出。於上面討論的拉晶器組態中，並不會主動控制該開放熔化物表面MS的熱損失（或熔化物通量）^所以，熔化熱損失非常地高，其會使得側加熱器功率和坩堝溫度過高，而不適合大部份實際的拉晶作業。圖23Α_Β為就各種組態而δ，最大坩堝溫度Tcrmx*側加熱器功率Q北的柱狀圖。如圖所示，側加熱器功率範圍該熔化物/晶體介面F處於約8〇 KJ/s至約160 KJ/s之間，不過該功率的範圍亦可能只有4〇，甚至低至OKJ/s，該等功率範圍都在本發明的範疇内。從圖 24A-B中可以看出，如上所討論，提高側加熱器功率仏會造成該開放熔化物表面MS的熱損失（以G|qsz來表示）提高。所以，就實際的作業來說’希望可進行該裸露熔化物表面通量控制。同樣地，就本文至此所討論的組態而言，除了該高度絕緣的新穎拉晶器CP之外，Gs f，z的徑向變化皆非常地高（圖25)。改變該熔化物表面所「看見」的環境的有效溫度便可達到裸露熔化物表面通量控制的目的。於該新穎的拉晶器CP中，控制該熔化物熱交換器溫度從而控制其熱通量’便可達到通量控制的目的。 MHE控制 89334 -39- 1325900 提高該裸露的熔化物表面MS環境（該熔化物表面所「看見j的環境）的溫度可降低該開放熔化物表面MS的熱損失。提高該熔化物熱交換器MHE溫度便可提高該環境的溫度。圖26為MHE溫度固定為約2100 K，該具有主動熔化物熱交換器MHE、晶體熱交換器CHE(固定在約300 K)、下加熱器 LH(固定在約17.6 kW)以及上加熱器UH(固定在約20 kW(除非特別提及，否則就所有的模擬而言，UH皆固定在約20 kW)) 之新穎拉晶器中的溫度場。圖27顯示的係改變熔化物熱交換器MHE溫度對GUs,z所造成的效應關係圖。從圖中可看出，控制熔化物熱交換器MHE溫度便可有效地抑制該熔化物表面的熱損失。結果，該侧加熱器功率和該掛禍CR溫度便會下降（分別如圖28和29所示）。抑制該熔化物表面MS的熱損失會傾向於將坩堝溫度從實質無法作業的區域中移相實質可作業的區域中。坩堝於面向該加熱器之一側處的溫度會單向地隨著側加熱器功率而下降。因為熔化物端中之最大坩堝溫度的位置和大小會受到熔化物熱交換器MHE溫度和側加熱器功率的影響，所以，溶化物端溫度傾向於不會隨著遞增MHE溫度而單向下降。提高熔化物熱交換器MHE 溫度且配合降低側加熱器功率會對熔化物端坩堝溫度造成反向效應。在大部份的情況中，熔化物熱交換器MHE溫度並不足以將熔化物端坩堝溫度大小提升至無法操作的區域。該熔化物端坩堝溫度傾向於主要係受到熔化物熱交換器 MHE溫度和側加熱器功率的組合影響，因此，不會變化太大。不過，吾人希望該等熔化物端溫度低於最大允許溫度 89334 -40- 1325900 ，從而不會對晶體C成長產生任何問題。如圖30所示，提高熔化物熱交換器MHE溫度會使得側加熱器功率（qsh)同時下降。於本發明中，亦會提高熔化物熱交換器MHE溫度，以便於晶體C成長期間降低甜禍CR溫度。應該注意不要讓溶化物熱交換器MHE溫度上升至最大允許溫度之外，使得熔化物端溫度變得過高，而不適合大部份的實際作業。，圖31A-D為下加熱器LH功率固定於約17.6 kW、晶體熱交，換器CHE溫度固定於約300 K而上加熱器UH功率固定於約20馨® kW處時，介面形狀隨著遞增熔化物熱交換器mhe溫度而變化的示意圖。當熔化物熱交換器MHE溫度提高時，用於維持該溶化物Μ溫度所需要的側加熱器功率便會下降。同時 ’該熔化物晶體介面會向下移動，造成靠近表面之晶體C 中之徑向熱通量增加，但卻不會大幅增加軸向通量。此外 ’除了晶體邊緣附近之外，熔化物端軸向熱通量的徑向均勻度亦會隨著熔化物熱交換器ΜΗΕ溫度提高而獲得改善。因此，可藉由控制介面形狀來控制Gs,f,z的徑向均勻度或變化情形。當熔化物Μ的溫度隨著提高熔化物熱交換器mhe溫 -度且降低側加熱器功率變得較冷而低於該介面時，從當溶 .

化物Μ流入該晶體C中的軸向熱通量便會下降。圖32為源自該溶化物端的軸向熱通量v/Gi，^貢獻隨著溶化物熱交換器 MHE溫度遞增而遞減的關係圖。如上所述，熔化物端之輛向熱通量的徑向均勻度會隨著熔化物熱交換器MHE溫度遞增而獲得改善，其可提高熔化所產生之熱通量和熔化物端之轴向熱通量的比例，並且改善Gs,f，z的徑向均勻度。圖33A 89334 -41 - 1325900 為比較改變熔化物熱交換器MHE溫度對於Gs f，z的效應關係圖。請注意’會有些許熱損失從熔化物熱交換器流至晶體c。不過，淨效應則係提高該晶體c中之Gs fz(r)的徑向均勻度和大小（圖33B)。提高熔化物熱交換器溫度可補償因晶體熱X換器CHE所造成之徑向不均勻度現象。當熔化物熱父換器MHE溫度至少約為1950 κ時，該具有主動（運作）熔化物熱交換器MHE、晶體熱交換器CHE、下加熱器LH以及上加熱器UH的新穎拉晶器CP的Gs f z的徑向均勻度會優於慣用拉晶益的徑向均勻度。使用該新穎的拉晶器cp亦允許較南的G，所以允許於相同或雷同的v/Gsfz處有較高的拉出速率。圖33C為晶體C中之軸向溫度曲線和改變熔化物熱交換器MHE溫度的函數關係圖。設計該新穎拉晶器cp(主動熔化物熱父換态MHE、晶體熱交換器CH£、下加熱器LH以及上加熱态UH)的其中一項目的係獨立於^^效應來控制各晶體片段的熱歷史資料。從圖33C中可以看出，熔化物熱交換器MHE溫度傾向於對該熱歷史資料具有較小的效應。操縱熔化物熱交換器_功率，而非操縱溫度，亦可改 .交忒熔化物表面之環境的有效溫度。實際上，控制功率會比控制溫度容易。所以，下面章節中將討論的係以改變有效的熔化物熱交換器_功率為基礎的部份範例。範例：完全和半完全矽 _ 使用该具有主動（運作）熔化物熱交換器、晶體熱交換态CHE、下加熱器LH以及上加熱器uh的新穎拉晶器cp可使得v/Gs，f’z(〇比較接近其臨界值，同時於相關晶體種類發生 89334 -42· 1325900 明顯成核（廣義地說為成形和成長）之前提供點缺陷足夠的擴散和毀減時間。相較於慣用的拉晶器，該新穎拉晶器CP 的生產率也比較高。藉由操縱或控制該熔化物熱交換器 MHE功率/溫度便可達到溶化物通量控制的目的。而且，藉由操縱及控制該晶體熱交換器.CHE便可控制該介面處Gs f z的大小。藉由操縱及控制下加熱器LH以及上加熱器UH則可於填隙成核溫度之上提供延長的擴散和毀滅時間。固定MHE功率於下面的數值實驗中，下加熱器LH功率會固定在約2.8 kW ’上加熱器UH功率會固定在約20 kW，而晶體熱交換器 CHE則會固定在約1173 K處。圖34為MHE功率約等於27 kW處 ’該新穎拉晶器CP(具有運作的熔化物熱交換器mhe、晶體熱交換器CHE、下加熱器LH以及上加熱器UH)中的模擬溫度場。如所預期般，Gi,。^會隨著熔化物熱交換器MHE功率遞增而下降（圖35ρ因此’側加熱器功率和該加熱器側之最大掛堝溫度會下降，使得該作業發生於臨界坩堝溫度之下 (分別如圖36和37所示）。因為熔化物端中之最大坩堝溫度的位置和大小會受到熔化物熱交換器MHE功率和側加熱器功率的影響，所以，熔化物端溫度傾向於不會隨著遞增MHE 功率而單向下降》提高熔化物熱交換器MHE功率且降低側加熱器功率（提高MHE功率）會對熔化物端坩堝溫度造成反向效應。熔化物熱交換器MHE功率不應該提高至不利於晶體C成長的程度。圖38A-D所示的係不同的溶化物熱交換器 MHE功率的介面形狀。當熔化物熱交換器mhe功率提高時 89334 -43 · 1325900

，側加熱器功率會下降，而該介面則會向下移至該熔化物 M。介面曲率的提高會降低靠近該晶體C表面處之Gs，f,z中急劇上升的情形。淨效應則係改善Gs,f，z的徑向均勻度。圖39為以v/G|，f,z來表示源自溶化物端之軸向熱通量的對應下降關係圖。圖40A為改變熔化物熱交換器MHE.功率時Gs,f，z的徑向變化關係圖。於該介面處可獲得非常南的Gs，f，z值。 Gs，f，z的從向均勻度允許於臨界v/Gs,f，z處之拉出速率約為0.6 mm/min(圖 40B)。熔化物熱交換器MHE對於一晶體區段之時間-溫度歷史資料的效應幾乎可忽略，如圖40C所示。 MHE溫度

控制熔化物熱交換器MHE溫度便可有效地製造該晶體 C(包含完全矽晶產品在内）。各種參數間的關係與具有熔化物熱交換器MHE功率控制之拉晶器中的所呈現之參數間的關係雷同。·所以，於本章節中，將僅針對特定的參數（例如 Gs，f,z*乃帥,）來討論於各種固定的熔化物熱交換器MHE溫度處所獲得之結果。吾等已經獲得該具有主動MHE、晶體熱交換器CHE、下加熱器LH以及上加熱器UH的新穎拉晶器CP中各種熔化物熱交換器MHE溫度處的數種數值實驗結果。下加熱器LH功率係固定於2.28 kW處而晶體熱交換器CHE溫度則係固定於900 K處。UH(上加熱器）則係運作於20 kW處。 - 圖41為熔化物熱交換器MHE溫度對於該加熱器端和該熔化物端中之最大坩堝CR溫度的效應關係圖。如所預期般，掛禍溫度會隨著溶化物熱交換器MHE溫度遞增而下降。於 89334 -44 - 1 1325900 此情況中’熔化物熱交換器MHE溫度和側加熱器功率的淨累積效應便係降低熔化物端坩堝溫度。可於17〇〇 K以上的炫化物熱交換器MHE溫度處達到晶體成長的目的。圖42A為 Gs，f，z中徑向變化和熔化物熱交換器mhe溫度的函數關係圖。於1700 K以上的熔化物熱交換器溫度處，此新穎拉晶器 CP中之Gs，f，z的徑向均勻度優於慣用拉晶器中之〇由的徑向均 · 勻度，如圖42B所示。於臨界V/Gs fz處可獲得接近〇 68 ，的拉出速率。晶體片段的時間-溫度路徑於該填隙成核溫度# 範圍之上允許有較長的擴散時間（圖42C)。依此方式可以長出很長的晶體C(例如至少900 mm長的晶體（包含晶冠和漸細部））。完全絕緣如則面鞏節所示’高度絕緣之新穎拉晶器cp中的徑向均勻度WGs，f，z優於上面所探討的所有情況。就—扁平且抱物狀的介面形狀而言，|向均句度可改良已併入之點缺陷場的均句度’並且縮短所需要的擴散時間。不過，改良、中之 '向均勻度部會因為減低其大小而付出代價(圖η和18 ’從而降低拉出速率和生產率。拉出速率效應匕...望於0.5 mm/min的拉拉出速率提高時，Gsfz會提古疋白，值貫驗。當 ::介面F處之生熱速率所需要的熱傳輸。較高的拉出速; =份係起因於降低該側加熱器功率。降低側冬可降低炫化物Μ溫度，而且炫化物中的溫度變化會二: 89334 -45- 1325900 下面的，，’°果係於下面的條件處所獲得的：熔化物熱交換器麵溫度等於晶體熱交換器CHE溫度等於900 Κ、下加熱态LH#率等於2.28 kW '以及上加熱器UH功率等於20 kW。圖43為於該熔化物表面MS處之負的熔化物端梯度（Q〇sz) 的&向文化與拉出速率的函數關係圖。除了非常靠近該晶體表面的區域之外，熔化物熱交換器MHE會將熱量傳輸至，亥炫化物M之中，其可降低該側加熱器功率（圖44)和掛禍 CR溫度（圖45)。當側加熱器功率降低而熔化物熱交換器 _維持相同溫度時，加熱器端和熔化物端的最大坩堝CR ’皿度都θ下降。當側加熱器功率降低時，嫁化物Μ溫度會下降。所以，該熔化物/晶體介面F處以下的梯度會如圖邾所示般地降低。和炫化相關的熱通量的相對貢獻程度會隨著拉出速率遞增而提高（圖47)。此改變可改良Gs，^r)的徑向均勻度。降低加$器功率可冷卻晶體C且提高，如圖和49所tjt。圖50所不的係v/Gsf> v之間的非線性關係。非、.泉性特性起因於Gs，f，z會隨著v中的變化而變化。晶體片段後的軸向曲，.泉並不會蚧著拉出速率而大幅地改變（圖W)。所以，吾人可合理地假設原處冷卻速率會隨著拉出速率而形成線性變化。圖52A-D所示的係介面形狀中的變化和拉出速率之間的關係圖。 _ 範例：快速冷卻矽（RCS) 快速冷卻矽RCS與穿過相關的成核溫度的晶體片段之高原處拉出速率且同時進行晶紅成長有關。穿過點缺陷成 89334 -46- 1325900 核溫度（其通常係在1473 K和1173 K之間變化）的快速冷卻通常會於較低溫度處造成很高的頑點缺陷濃度。快速冷卻可讓該等點缺陷和其它雜質（例如氧）於1323 Κ以下產生相互作用。較佳的係，一晶體片段會被快速冷卻地穿過1523 Κ至 973 Κ之間的廣大範圍。vGs，z所提供的局部冷卻速率足以控制微缺陷和其它沉澱物的成核和成長。成長一完全的晶體 · C之後，C的某些部份會維持在該成核溫度範圍之上。持續 -地拉出該晶體C可維持該等晶體片段所需要的冷卻速率。馨瞻不過，可套用較高的拉出速率。製造所有種類之快速冷卻矽RCS的方法基本上係相同的。製造快速冷卻矽RCS的主要特點係於該熔化物/晶體介面F處維持必要的v/Gs，f，z條件，並且取得必要的冷卻速率。於該新穎拉晶器CP中實施快速冷卻矽RCS製程的有利特點係大部份的晶體C中皆有非常高的拉出速率和較高的局部冷卻速率，較佳的係藉由操作至少該晶體熱交換器CHE 來達到目的。下加熱器LH和上加熱器UH未必會在該快速冷卻矽RCS製程中運作。該熔化物熱交換器MHE必須運作，以 * 便將最大掛禍溫度維持在最大允許溫度以下。因此，於本《具體實施例中，該新穎拉晶器CP運作時僅具有主動熔化物熱交換器MHE和晶體熱交換器CHE。為最大化該等冷卻速率，必須將晶體熱交換器CHE維持在300 K處。為於如此高的冷卻速率處來控制坩堝溫度，必須將熔化物熱交換器 MHE維持在較高的功率（40.5 kW)處。考量快速冷卻矽RCS產品的寬廣範圍，可套用廣範圍的 89334 -47- 1325900 拉出速率。套用非常高的拉出速率可製造D型快速冷卻矽 RCS，套用中速的拉出速率可製造完全RCS。圖53A和53B所示的分別係於中速拉出速率（0.5 mm/min)和較高的拉出速率 (2_5 mm/min)處製造快速冷卻矽RCS型產品的新穎拉晶器CP 中（其具有主動（運作）熔化物熱交換器MHE和晶體熱交換器 CHE)中的溫度場。就所有介於0.5 mm/min和2.5 mm/min(圖54) ’ 之間的拉出速率而言，該熔化物熱交換器MHE會將大量的 · 熱量傳輸至該熔化物Μ之中，從而降低必要的側加熱器功β· 率。此外，拉出速率提高會提高Gs，f，z且降低GUz，從而進一步地降低側加熱器功率（圖55)。因此，掛禍溫度會傾向於隨著拉出速率遞增而下降（圖56)。圖56還顯示出該等坩堝溫度係位於所有拉出速率的可作業範圍中。因為遞增的熔化效應的關係（圖59)，Gs，f，z的徑向均勻度會隨著拉出速率遞增而提高（圖57和58)。圖60A-C所示的係介面形狀中的變化與遞增的拉出速率之間的關係圖。請注意，介面形狀和位置中的變化情形會受到遞減的熔化物溫度及遞減的介面附近釀· 處之晶體溫度的影響。從圖61中可看出該晶體C中的冷卻速 · 率非常地高。於1473 K處，就介於2.5 mm/min和0.5 mm/min之 · 間的拉出速率而言，標準的冷卻速率會在22.5 K/min和4.5 K/min之間變化。透過填隙和氧沉;殿範圍可達到雷同的冷卻速率。如圖62所示，v/Gs，f,z比例會隨著拉出速率呈現非線性改變。該等結果表示可依此方式於非常高的拉出速率中成長初一完全矽晶體，而其它的矽產品實質上則可於更高的速率中來成長。舉例來說，快速冷卻矽RCS的高原處冷卻 89334 -48 - 1325900 速率允許充份地控制成核情形和顆粒成長情形，所以改變拉出速率和冷卻速率可以製造各種的產品，包括㈣奶至完全RCS在内。於初始併入點缺陷時，晶體片段會通過一冷卻期間，於〃亥’月間中會產生相關點缺陷的充份超飽和，用以啟動明顯的成核和沉澱物成長。成核速率為超飽和及冷卻速率的函數。成核溫度係由最大成核速率來界定。如果冷卻的時間等級遠小於成核的時間等級的話，便可有效地避免發生明顯成核現象，或是抑制成核現象。一晶體片段中在成核之岫的點缺陷濃度係與初始併入及其在成核溫度之上的駐留時間（可定義成擴散時間）相依。於此擴散時間期間，空位和填隙會相互擴散且消滅，並且擴散至表面之外。因此 ’成核溫度本身便可視該些條件來移動。空位會於1473 K和 1323尺之間集結，而填隙則會於1223 K和1173 K之間集結。空位成核溫度可被推往非常低的數值，於該溫度處，藉由空位ώ有助於發生雜質（例如氧氣）的交替成核。因此，可於廣大的溫度範圍中形成沉澱物。改變相關的成核溫度之前及穿過該等成核溫度的冷卻速率便能夠影響微缺陷和沉殿物大小以及密度。可利用快速冷卻來控制或抑制結塊缺陷成形情形（參看國際專利申請案第PCT/US00/25525號ρ因此 ’除了控制該熔化物/晶體介面F處之v/Gs,f，z條件之外，控制晶體片段的時間-溫度歷史資料亦變得非常重要。晶體C中的溫度場會隨著其成長而改變。不過’為簡化起見，吾人可合理假設，於該晶體C中的某一位置處（與該靜止的熔化 89334 -49- 1325900 物/晶體介面F相距固定距離），溫度並不會隨著該晶體C成長而大幅地改變。換言之，所有的晶體片段都會跨越一非常長之晶體的相同的溫度場。因此，只要知道一非常長之晶體中的拉出速率與時間及溫度場的函數歷史資料，便可獲得一晶體片段的時間-溫度路徑或熱歷史資料。該些預期的特徵表示的係可由本發明來解決的問題。為有效地控制該已併入之點缺陷場，應該調整（或控制）該梯度（Gs,f,z)的徑向曲線。本發明中可藉由調整該介面處或其附近的局部溫度場來達到此控制目的，操作熔化物熱交換器MHE、晶體熱交換器CHE、下加熱器LH及/或以及上加熱器UH便可控制該局部溫度場。該新穎的拉晶器CP可被調適成用以控制該坩堝溫度、介面形狀、該介面處之局部溫度場、該介面處之溫度梯度、以及每個晶體片段於成長之後的冷卻或熱歷史資料。如上所述，進入該坩堝CR和該熔化物Μ之中的大部份熱量都會從該熔化物表面MS處被傳輸至其環境中。最小化此源自該表面的熱傳輸便可降低該側加熱器的功率需求。操作該熔化物熱交換器MHE讓熱量經由該熔化物表面MS傳入該熔化物Μ之中，便可進一步地降低該側加熱器功率。當側加熱器功率降低時，坩堝CR溫度亦會降低。改變從其開放表面 MS被傳入該熔化物Μ之中的熱量的速率，便可控制該溫度場。一般來說，藉由控制流過該ΜΗΕ的電流便可控制熔化物熱交換器ΜΗΕ的溫度和功率。於其中一具體實施例中，該熔化物熱交換器ΜΗΕ的位置係於覆蓋大部份開放熔化物 89334 -50- 1325900 表面MS之妥善絕緣的熱屏蔽或反射器R中面向該熔化物表面。如上所述，該反射器R可合宜地為一環狀或管狀環，其具有一面向該晶體C的内表面，一面向該拉晶器CP之外部區域的外表面，以及面向該炫化物Μ的底表面。為避免源自該熔化物熱交換器ΜΗΕ的熱損失流至該晶體C表面，吾人希望利用絕緣體INS來填充或至少部份填充該反射器R。 . 圖1和2的拉晶器CP設計可藉由降低徑向熱傳輸來降低該晶體C内部的溫度梯度。雖然從而可獲得該介面處之徑向均馨· 勻度，不過因為梯度遞減的關係卻會損及生產率。面向晶體C的晶體熱交換器CHE可允許較高的拉出速率。本配置可藉由提高晶體C和晶體熱交換器CHE之間的徑向熱傳輸來大幅地提高該晶體C中的溫度梯度。不過，該等溫度梯度的徑向變化會提高，而且因為溫度中陡峭的軸向驟降的關係，對部份晶體而言，於結塊之前的擴散時間便會縮短。於下面的條件中成長整個晶體便可製造目前的無微缺陷晶體：於周圍處略微富含I且於中心略微富含V的條件下，β· 以及同時讓該晶體的所有片段保持在一目標溫度之上，然 · 後皆由將其移至一冷卻箱中對整個晶體進行淬火。相較於 Λ 後面成長的片段，於成長製程剛開始時所成長的該等片段允許較長的擴散時間，以便互相消滅。該晶體中大部份（較佳的係整個晶體）都保持在該目標溫度之上。不過，晶體熱交換器CHE的存在卻會急遽降低該晶體C的溫度。因此，於此等條件下，該晶體C中便僅有小部份會保持在此溫度之上。為致動一需要於該目標溫度之上來成長整個晶體C的 89334 51 1325900 製程，吾人希望將該下加熱器LH置放於該反射器R中的晶體熱交換器CHE之上。為延伸可利用該新穎拉晶器CP來成長之晶體C的長度，可將該上加熱器UH置放於該下加熱器 LH和該反射器R之上。已述的配置允許以非常高的速率於該目標溫度之上來成長晶體C的大部份長度，同時將該坩堝CR溫度維持在最大允許值以下。就一特定的拉出速率而言，當熔化物熱交換器MHE的溫度或功率提高時，側加熱器功率便會下降，從而降低遠離該熔化物/晶體介面F處之熔化物Μ溫度。因此，該熔化物/ 晶體介面F會向下移至該熔化物Μ。雖然此移動會降低該梯度（Gs，f，z)，但是，晶體熱交換器CHE的運作卻能維持該梯度高度。因此，可利用熔化物熱交換器MHE功率來操縱、控制或調整該介面附近的局部溫度場，並且控制（調整）全域溫度場（遠離該介面處）。於製造一缺陷受控之矽晶體時便希望具有控制該等溫度場的能力。當拉出速率提高時，該介面處之生熱速率便會因為固化的關係而上升。因為該晶體端上之熱傳導速率和該熔化物端上之熱傳導速率之間的差異會平衡此熱量，該熔化物端熱傳導速率會降低而晶體端熱傳導速率則會提高。因此，該側加熱器功率便會隨著坩堝溫度而下降。該晶體表面和較冷環境間的熱傳輸可於該晶體C的周圍處產生非常高的軸向和徑向溫度梯度。一般來說，當固化貢獻度提高時，該晶體中央處的梯度（Gs，f,z)便會上升至大於周圍處的Gs，f,z。考量該中央處的梯度Gs,f，z低於該晶體C周圍處之Gs，f,z的話， 89334 -52- 1325900

Gs，f，^軸向均勻度會傾向於隨著拉出速率遞增而提高。該具有主動熔化物熱交換器MHE、晶體熱交換器CHE、下加熱器LH以及上加熱器UH的新穎拉晶器CP可以非常高的拉出速率來產生完全矽。由一中央空位晶核和周圍完全區域所界定的半完全矽則可以更高的速率來製造。於慣用的拉晶器中，由拉出速率和軸向溫度梯度乘積所 * 定義的晶體片段原處冷卻速率並沒有非常高。該些非常低 · 的冷卻速率可於一目標成核溫度之上完整地成長標準的缺β® 陷受控晶體，然後可藉由將其快速移入一分離的冷卻箱中進行冷卻。不過，在該新穎的拉晶器CP中，當下加熱器LH 以及上加熱器UH為不主動時，晶體片段的原處局部冷卻速率非常地高。穿過1473 Κ和1173 Κ的冷卻速率可高達5-20 K/min。於許多情況中，該些冷卻速率足以部份或完全抑制成核作用。因此，可於該具有主動溶化物熱交換器MHE和晶體熱交換器CHE以及通常不主動之下加熱器LH和上加熱器UH的新穎拉晶器CP中製造被稱為快速冷卻矽RCS的另一 ® 缺陷受控產品種類。該新穎的拉晶器CP能夠令人滿意地控制成長條件和每個 “ 晶體片段的熱歷史資料。彈性地控制成長條件和後成長條件便可以非常高的製造速率來製造各種晶體。於介紹本發明或其較佳具體實施例的元件時，「一 J、「該」等冠詞希望表示具有一個以上的該等元件。「包括」、「包含」以及「具有」等詞語則希望表示其涵蓋性，而且意謂著除了所列出的元件之外，可能還有額外的元件。 89334 1325900 可對上面的構造作各種變化，其並不會脫離本發明範疇，吾人希望上面說明所涵蓋或該等附圖中所示的所有主旨皆應該視為闡述用途而不具任何限制意義。【圖式簡單說明】圖1為一新穎的拉晶器之具體實施例的概略剖面圖；

圖2為該新穎的拉晶器之另一具體實施例的概略剖面圖 (圖中具有熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH)); 圖3和4為缺陷動態的概略圖；圖5A-5B為利用最大坩堝溫度中之變化情形來比較具有熔化物熱交換器（MHE)的拉晶器和不具有熔化物熱交換器 (MHE)的拉晶器，其於該熔化物/晶體介面處具有負的熔化物端溫度梯度，圖5A為比較該慣用的拉晶器和該新穎的拉晶器的最大坩堝溫度關係圖，圖5B為以加熱器功率取代最大坩堝溫度之關係圖；圖6為就熔化物/晶體介面處不同的Gs,f，z而言，v/Gs,f，z* vGi，f，zi間的關係圖； · 圖7為就固定的v/Gs，f，z而言，於該介面處之各參數的變化 · 量化圖；圖8為一慣用的拉晶器的概略圖，而圖8A為於該溶化物/ 晶體介面處之熔化物端的溫度梯度上之坩堝溫度的相依濶係圖；圖9為以該拉晶器設計品質為函數，坩堝溫度和該介面處及該開放表面處之熔化物端的溫度梯度之間的關係圖； 89334 -54 - 1325900 圖10為介面形狀和熔化物熱交換器（MHE)功率之可能的量化相依關係圖；圖11為針對具有主動熔化物熱交換器和晶體熱交換器（CHE)之典型拉晶器和新賴拉晶器而言，該介面處之Gs，f，z 的徑向分佈圖；圖12A為位於具有主動熔化物熱交換器（μηε)和晶體熱交 · 換器（CHE)之新穎拉晶器中之晶體的軸向溫度曲線和位於一 · 慣用拉晶器中之晶體的軸向溫度曲線之間的比較圖，圖12B馨^ 為位於具有主動熔化物熱交換器和晶體熱交換器 (CHE)之新穎拉晶器中之晶體的局部軸向溫度梯度（Gsz；= -aTs/5z)和位於一慣用拉晶器中之晶體的局部軸向溫度梯度之間的比較圖；圖13為具有各種熱源和散熱片之新穎拉晶器的軸向溫度曲線圖’以及一慣用拉晶器的曲線圖；圖14為慣用拉晶器中之Gs f z相對於拉出速率的相對變化關

圖15為基線慣用拉晶器中的模擬溫度場；圖16A為一成長慣用晶體中之軸向溫度曲線圖，而圖ι6Β 為以徑向位置為函數，該熔化物/晶體介面處之晶體端負的軸向溫度梯度關係圖；圖17為具有主動上加熱器（UH)以及不主動溶化物熱交-換器（MHE) '晶體熱交換器（CHE)及下加熱器（LH)之熱絕緣的新賴拉晶器中的模擬溫度場；圖18A為該慣用拉晶器和該具有主動上加熱器（yji)之絕緣 89334 -55- 1325900 的新穎拉晶器中的軸向溫度曲線圖；圖18B為以該介面處之Gs,f,z為基準，該慣用拉晶器和該具有主動上加熱器（UH)之絕緣的新穎拉晶器的比較圖；圖18C為就該慣用拉晶器和該具有主動上加熱器（^)之絕緣的新穎拉晶器而言’ qfusior^/qi，^比例中之徑向變化關係圖；圖19為具有主動晶體熱交換器（CHE)和上加熱器（UH)，以及不主動下加熱器（LH)和熔化物熱交換器（mhe)之新穎拉晶 ·

圖20A為以軸向溫度曲線為基準，該慣用拉晶器、該具有主動上加熱器（UH)之絕緣的新穎拉晶器 '以及該具有主動晶體熱交換器（CHE)和上加熱器（UH)之新穎拉晶器的比較圖；圖20B為以Gs,f，z為基準，該慣用拉晶器、該具有主動上加熱器（UH)之絕緣的新穎拉晶器 '以及該具有主動晶體熱交換器（CHE>和上加熱器（UH)之新穎拉晶器之間的比較圖；圖20C為就該慣用拉晶器、該具有主動上加熱器（即）之絕緣的新穎拉晶器、以及該具有主動晶體熱交換器（CH£)和上·· 加熱奋（UH)之新穎拉晶器而言，比例中之變化關 · 係圖； . 圖21為具有主動晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)和上加熱器（UH) ’以及不主動熔化物熱交換器（jyp^g)之新穎拉晶器中的模擬溫度場； - 圖22A為以軸向溫度曲線為基準，該慣用拉晶器以及該新穎拉晶器之各種組態的比較圖；圖22B為以Gs，f，z為基準，該慣用拉晶器以及該新穎拉晶器 89334 •56- 1325900 之各種組態的比較圖；圖22C為就該慣用拉晶器以及該新穎拉晶器之各種組態而言，qfusiw/qu#例中之變化關係圖；圖23 A-23B為就該慣用拉晶器和該新穎拉晶器之各種組態而言，最大掛禍溫度和側加熱器功率的柱狀圖；圖24A-24B為就該新頭拉晶器之各種組態而言，溶化物表面之熱損失（以G丨,os,z來表示）和側加熱器功率之間的關係柱狀

圖25為就該新穎拉晶之各種組態而言，該介面處之Gs，f,z 的徑向變化柱狀圖；圖26為MHE溫度等於2100 K而UH功率等於20 kW處，該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE) 、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))中的模擬溫度場；圖27為就該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))而言，熔化物熱交換器（MHE)溫度對於開放熔化物表面處之熱® 傳輸的效應關係圖； · 圖28為就該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶 ' 體熱交換器（CHE) '下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))而言，熔化物熱交換器（MHE)溫度對於該最大坩堝溫度的效應關係圖； - 圖29為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)溫度對於側加熱器功率的效應關 89334 •57· 1325900 係圖；圖30為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（^_)、晶體熱交換器（CHE)以及下加熱器（LH))之中，側加熱器功率對於溶化物熱交換器（MHE)溫度的敏感性關係圖；圖31A-31D為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（mhe) 、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH)) 之中的模擬溫度場，圖中顯示出介面形狀和該MHE溫度的相依性；圖32為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，v/GUz隨著熔化物熱交換器（mhe)溫度遞增而遞減的關係 [S3 * 圃，圖33A為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（从^)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)溫度對於在該拉晶器中成長之晶體中之該介面處之化以的效應關係圖；圖33B為於該新穎拉晶器（主動炫化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中之Gs,f,z的徑向變化關係圖；圖33C為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之冲成長的晶體中的軸向溫度曲線關係圖；圖34為MHE功率約等於27_02 kW處，該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE) '晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH) 89334 •58- 1325900 以及上加熱器（UH))中的模擬溫度場；圖35為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)功率對於仏。^的效應關係圖；圖36為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)功率對於該最大坩堝溫度的效應關係圖；圖37為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)功率對於側加熱器功率的效應關係圖；圖38A-38D為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE) 、晶體熱交換器（CHE)以及下加熱器（LH))之中，以熔化物熱交換器（MHE)功率為函數，該介面形狀中的模擬變化關係圖；圖39為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，G|,f，z和該溶化物熱交換器（MHE)功率的相依關係圖；圖40A為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之冲，熔化物熱交換器（MHE)功率對於0由的效應關係圖；圖40B為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中 89334 -59 - 1325900 ，熔化物熱交換器（MHE)功率對於Gs，f，z的相對均勻性的效應關係圖，圖40C為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)功率對於一晶體區段之時間-溫度歷史資料的效應關係圖； · 圖41為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶 · 體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中β· 熔化物熱交換器（MHE)溫度對於該最大坩堝溫度的效應關係圖；圖42A為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)溫度對於Gs,f，z(r)的效應關係圖；圖42B為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)溫度對於Gs,f，z(r)的相對均勻性的效 · 應關係圖；圖42C為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶 * 體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，熔化物熱交換器（MHE)溫度對於一晶體區段之時間-溫度歷史資料的效應關係圖；一圖43為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，拉出速率對於MHE和熔化物間之熱傳輸的效應關係圖； 89334 -60 - 1325900 圖44為MHE溫度固定在1900 Κ、LH和UH功率分別固定在 2.28 kW及20 kW處，於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器 (MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器 (UH))之中，拉出速率對於側加熱器功率的效應關係圖；圖45為MHE溫度固定在19〇〇 K處，於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器 (LH)以及上加熱器（UH))之中，提高拉出速率對於最大坩堝溫度的效應關係圖；圖46為MHE溫度固定在1900 κ處，於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器 (LH)以及上加熱器（uh))之中，拉出速率對於熔化物端之軸向溫度梯度的效應關係圖；圖47為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱X換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，固化所產生之熱量隨著拉出速率提高而增加的關係圖；圖48為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器、晶體熱叉換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中 ’拉出速率對於Gs,f，z(r)大小的效應關係圖；圖49為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（&_)、晶體熱叉換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（uh))之中 ’ Gs,f，z之相對變化和拉出速率之函數關係圖；一圖50為於該新穎拉晶器（主動溶化物熱交換器（MH£)、晶體熱父換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（uh))之中 ’ v和V/Gs,f，z之間的非線性關係圖； 1325900 圖51為於該新穎拉晶器（主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中成長的晶體中之準靜態溫度曲線和拉出速率之函數關係圖；圖52A-52D為MHE溫度固定在1900 K處，於該新穎拉晶器 (主動熔化物熱交換器（MHE)、晶體熱交換器（CHE)、下加熱器（LH)以及上加熱器（UH))之中，模擬介面形狀和拉出速率 · 的函數關係圖； . 圖53A為拉出速率等於〇.5 mm/min、MHE功率固定為40.53 kW且CHE溫度固定為300 K處’該具有主動燦化物熱交換器 (MHE)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器中的模擬溫度場；圖53B為拉出速率等於2.5 mm/min處，該具有主動溶化物熱交換器（MHE)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器中的模擬溫度場；圖54針對該具有主動熔化物熱交換器（mhe)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器而言，具有該拉出速率於該開放表面處之熔化物端負的軸向溫度梯度中的徑向變化關係圖；_ 圖55為於該具有主動熔化物熱交換器（MHE)和晶體熱交 · 換器（CHE)之新顆拉晶器之中，側加熱器功率和拉出速率的 .. 函數關係圖；圖56為於該具有主動熔化物熱交換器（mhe)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器之中，最大坩堝溫度隨著拉出速率提高而降低的關係圖；圖57為於該具有主動熔化物熱交換器（mhe)和晶體熱交換器（CHE)之新通拉晶器之中，Gs，f，z的徑向變化和拉出速率 89334 -62- 1325900 的函數關係圖；圖58為於該具有主動熔化物熱交換器（MHE)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器之中，Gs,f，zK相對徑向變化和遞增拉出速率的函數關係圖；圖59為於該具有主動熔化物熱交換器（MHE)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器之中，該晶體中固化所產生之熱量對於導熱傳輸的遞增貢獻（以v/GUz來表示）隨著遞增拉出速率而改變的關係圖；圖60A-60C為於該具有主動熔化物熱交換器（MHE)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器之中，模擬介面形狀和拉出速率的函數關係圖；圖61為於該具有主動熔化物熱交換器（MHE)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器之中，成長晶體中的軸向溫度曲線關係圖；以及圖62為於該具有主動熔化物熱交換器（MHE)和晶體熱交換器（CHE)之新穎拉晶器之中，v/Gs，f,z和拉出速率的函數關係圖。於所有圖式中，對應的元件符號表示對應的部件。【圖式代表符號說明】 C 晶體 CHE 晶體熱交換器 GP 扭晶！§· CR 坩堝 F 熔化物/晶體介面 89334 - 63 - 1325900 GC 上蓋 Η 機殼 INS 絕緣體 LH 下晶體加熱器 M 熔化物 MHE 熔化物熱交換器 MS 裸露的溶化物表面 P 拉出機制 R 反射器 SH 側加熱器 UH 上晶體加熱器 89334 - 64 -

Claims

· ^nSLi»( -. d -¾ 修正丨 > 092,13丨673號專利申請案笔中文專利範圍替換本(99年拾二清專利範圍· 一種根據丘克拉斯基法之用於成長單晶錠之拉晶器，該拉晶器包括：一機殼；一位於該機殼内的坩堝，用以容納半導體材料源熔化物’該熔化物具有一上表面；一與坩堝相鄰之側加熱器，用於加熱該坩堝；拉出機制，用於從該溶化物之上表面中朝上拉出一成長晶錠，於成長該晶錠期間，該熔化物之上表面的一部份會維持裸露，並且具有一面積；一環狀熔化物熱交換器，其大小和形狀可包圍該晶錠，並且係位於該熔化物之裸露上表面旁邊，該熱交換器 l括熱源，其位置係面向該熔化物之裸露上表面部份 ’該熱交換H具有-輻㈣域’其可用於將熱輻射至該炼化物之裸露上表面部份之面積之至少贏大小的嫁化物 j，用以控制該熔化物上表面處W熱傳輪，該炼化物熱交換器係被調適成用以減少該裸露上表面部份處的熱損失；以及一晶體熱交換器其大小和形狀可置放於該熔化物之上’並且實質包圍該晶錠介面的成長晶錠的第一部份。 2. 如申請專利範圍第1項之拉晶器為該熔化物之裸露上表面部份之 3. 如申請專利範圍第1項之拉晶器用以冷卻靠近一熔化物/晶體 ’其中該熱源具有一大小面積之至少50%的區域。 ’其中該熱源係被調適成 89334-990326.doc . 位於該熔化物之裸露表面的50mm距離内。 4. 如申請專利範圍第丨項之拉晶器，進一步包括一下晶體加熱器，其係被置放於該晶體熱交換器之上，並且被調適成實質包圍該晶錠，用以將該晶錠的第二片段維持在預设的溫度中。 5. 如申請專利範圍第4項之拉晶器，進一步包括一上晶體加熱器，其係被置放於該下晶體加熱器之上，並且實質包圍該晶錠，用以將該晶錠的第三片段維持在預設的二二 t » 概又 6. 一種成長單晶錠之方法，其包括於一坩堝中形成一半導體材料源之熔化物’該熔化物具有一表面；放置一熱源，使其面向該熔化物之裸露上表面部份，該熱源具有一輻射區域’其可用於將熱輻射至該熔化物之裸露上表面部份之面積之至少3〇%大小的熔化物上；從該熔化物的表面中拉出半導體材料源，使得該材料源可固化成一單晶鍵；利用該熱源來選擇性地控制該熔化物表面處的熱傳輸；以及矛J用B曰體熱父換器從位於一溶化物/晶鍵介面上某一位置處的晶錠中移除熱量。 7·如申清專利範圍第6項之方法，其中該選擇性地控制熱傳輸步驟包括.藉由將該熱源置放於與該熔化物表面相距ι〇〇距離内來協同控制該熔化物表面處的熱傳輸且施加熱量至該炫化物表面，用以選擇性地控制該晶鍵内的缺陷。 89334-990326.doc •1· 1325900 8·如申請專利範圍第7項之方法，其中該熔化物/晶錠介面· 具有-形狀，該選擇性控制步驟包括改變從該溶化物熱交換器輻射出來的熱量，用以控制該介面形狀。 9.如申請專利範圍第6項之方法，其中該熱量移除步驟包括控制該晶體熱交換器中之冷卻流體的溫度，以預定的速率從該晶錠中移除熱量，並且用以將該晶錠維持在一預定溫度之上。

讥如申請專利範圍第9項之方法，進一步包括讓該Μ h 於该晶體熱交換ϋ之上的—部份的冷卻速率高於該預定速率’用以控制該晶錠内之缺陷的成形及/或成長。 η.如申請專利範圍第6項之方法，進一步包括利用一位於該晶體熱交換器之上的下晶體加熱器來加熱該晶錠中與該熔化物/晶體介面隔離的一片段。 12·如申請專利範圍第_之方法，進—步包括利用—位於該下晶體加熱器之上的上晶體加熱器來加熱該晶鍵中與 s亥炫化物/晶體介面隔離的—片段。

13·如申請專利範圍第6項之方法，其令該方法不包含移除或添加该拉晶器之結構組件的步驟β 14. 如申請專利範圍第6項之方法，其中該控制步驟包括將熔化物側加熱器功率控制在—預定範圍内，使得的溫度可維持在一預定溫度以下。 15. 如申請專利範圍第14項之方法，其中該控制步驟包括低該炫化物表面的熱損失且同時降低該側加熱器以便降低該坩堝的溫度。 /JBL又 89334-990326.doc 1325900 .16.如申請專利範圍第6項之方法轴向溫度梯度，該控制步二’進—步包括選擇一預期的 ΛΛ β ώ: 匕括選擇該溶化物埶夺的溫度，用以維持該預期的轴向溫度梯度。…、乂換器 Π·如申請專利範圍㈣項之方法，其中該控制步驟包縱该熔化物/晶錠介面處之溫度場，用以影響哼介 - 狀。 …"丨面的形

89334-990326.doc -4. 1325900

拾壹、圖式：

89334 1325900

圖2 89334 -2- 丨1325900

點缺陷平衡擴散，物理對流 ^=:.....: > 關鍵參數：v/Gs,f，z

併入關鍵:f，吾成核

沈澱物

89334 1325900

>DR — INC 89334 1325900

89334 -5- 1325900

圖5B -6- 89334 1325900

圖6 89334 1325900

ν G s,f, z, 預期

7 1325900

圖8

z vx/ A z, 〇〇 G I圖 89334 -9- 1325900

p£pl,ms,z^cr,mx 質品 9 89334 -10- 1325900 wN-^ve令^器

遞增MHE功率 r圖10 89334 -11- 1325900

89334 -12- 1325900

圖12A

圖12B 89334 -13- 1325900

2：圖13 89334 -14- 1325900

89334 -15- 1325900 1325900

與介面相距的轴向距離(mm) 圖16A (ee/>0 J 5· 4. 3·2· 0·

10 B 6 11 圖 89334 1325900

工 1325900

與介面相距的軸向距離(mm) 慣用新穎(高度絕緣）圖18A 89334 -19- 1325900 (_/>0 S3

酱 Q Q I ( i I I I I t I I I t 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 r (mm) 慣用 +新穎(高度絕緣）圖18B 89334 20- 1325900 εΕ/>0 S3

r (mm) +慣用新穎(高度絕緣）圖18C -21- 89334 1325900 1325900 1773 147孓

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 與介面相距的軸向距離(mm) 慣用新穎(高度絕緣）新穎(CHE 在 300 K). 圖20A •23- i 1325900 eee J

υ.υυ Ο 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110 (mm) 慣用' 新穎(高度絕緣）新穎(CHE 在 300 Κ). 圖20B -24- 1325900 (u!ur>l/EE.、e?/3

新穎(高度絕緣）新穎(CHE在300 K) 圖20C -25- 1325900 1325900

與介面相距的轴向距離(mm) ——慣用 ----新穎(高度絕緣） •…*••…新穎(CHE在300K) ...................新穎(CHE 在 300 K，LHE 在 17.6 KW) 圖22A 89334 -7.7- 1325900 (1¾¾ 9

U.UU >'> 11 1 > >>> · > 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110 I r (mm) +慣用 ·*·新穎(高度絕緣） + 新穎(CHE 在 300 K) + 新穎(CHE 在 300 K，LHE 在 17.6 KW) 圖22B -28- 89334 1325900 (ΕΕ/>οΐ 3

i i ! ' ' _ Γ 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110 r (mm) u.u +慣用新穎(高度絕緣） + 新穎(CHE 在 300 K) + 新穎(CHE 在 300 K，LHE 在 17.6 KW): 圖22C

89334 -29- 1325900

(5/0¾¾ οοοο ο οοοοο οοοοο οοοοο 86420 ix 1χ 1χ τΗ 80000 60000 40000 20000 0

¥

圖23Β 89334 -30- 1325900 ΐδοοοα ^ 160000 140000 120000 bq 100000 Co 80000 ^ 60000 40000 -20000

圖24A f/>ΙΊ9

圖24B -31- 89334 1325900 40 I _ I _-1 _·°')0οοοοο-° 208642 2 11 i-

% % 52 圖 89334 -32· 1325900

Μ 13 1325900 ££/¾ i ί 3

與晶體表面相距的徑向距離(mm) +慣用 MHE 在 1700K MHE 在 1900 K + MHE 在 2000 K + MHE 在 2100K 圖27 89334 -34- 1325900

加熱器端溶化物端圖28 1325900 (s.>l/i/ /Jv

Τ μηε (Κ)圖29 •36- 89334 1325900 0 5 0 5 0 4 4 5 5 6 τΗ τ-Η 1± 1± I-_ _ | 165

•170— 1750 1800 1850 1900 1950 2000 2050 2100 2150 Τ μηε (Κ) 圖30 -37- 89334 1325900 半徑=100 mm

-38- 89334 1325900 C!lu.>j/EE) 47§ ooooooooo 876543210 °·0·0·0·0·0·0·0·0·

r (mm) *- MHE1700K MHE1900K ^ MHE2000K MHE2100K B 32 -39- 89334 1325900 (_/>0 4 J FIG.

慣用 MHE1700K 一一MHE1900K ο ΜΗΕ2000Κ MHE2100K 圖33A -40- 89334

1325900 1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 Ί MHE ⑹ 圖33B 89334 -41- 1325900 s (0=今1

與介面相距的軸向距離(mm) 1慣用 MHE1700K MHE1900K MHE1900K MHE2100K 89334 圖33C -42- 1325900

1325900 ELU/>lx‘se3

-ι.ο〇- ^ -2.00 ' 1 : 1 1 1 1 ： 1 1 1 ；0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 與晶體表面相距的徑向距離(mm) +慣用 MHE 在 6.76 KW + MHE 在 13.5 KW 令 MHE 在 20.27KW -·- MHE 在 27.02KW 圖35 89334 -44- 1325900 (-XUACb^-

Qmhe (J/s) +加熱器端熔化物端圖36 89334 -45- 1325900 (s/〔) J

37 89334 -46- 1325900 介面

6.76 瓦圖38A 介面

13.5 瓦圖38B 介面

20.27 瓦介面

27.02 瓦圖38D 89334 -47- 1325900 (u!ur>!/ EE) N/-73//7

O.OCr 1 1 1 1 ! ! ! 1 ; ; 1 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110 1 r (mm) MHE 在 6.76 KW +· MHE 在 13.5 KW + MHE 在 20.27KW -·-丨 MHE 在 27.02 KW 圖39 89334 -48- 1325900

r (mm) —♦—慣用+ -Η- MHE 在 6.76 KW —A— MHE 在 13.5KW —e— MHE 在 20.27 KW —·— MHE 在 27.02 KW 圖40A 89334 -49- 1325900

圖40B 89334 -50- 1325900

^慣用 ----MHE 在 6.76KW ·.··.-·.· MHE 在 13.5 KW ...................MHE 在 20.27 KW --------MHE 在 27.02 KW 圖40C 89334 -51- 1325900

+加熱器端 +熔化物端圖41 89334 -52- 1325900 4 ooooooo ο ο Ό ο ο ο ο 6·5·4·3·2·1·0·

;-1_00 - Ο 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 與晶體表面相距的徑向距離(mm) —φ—慣用 —— MHE1200K —a— MHE1500K —θ— MHE1700K —·— MHE1900K 圖42A •53- 89334 1325900

90 80— 1000 1200 1400 1600 1800 2000 ^ΜΗE (K) 圖42B 89334 -54- 1325900

與表面相距的徑向距離(mm) ——慣用 ----MHE 在 1200K ·_.··-••…MHE 在 1500 K ...................MHE 在 1700K …一…MHE在1900K 圖42C 89334 -55- 1325900 ?£/>lNcos^

i-1.00

Ο 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 與晶體表面相距的徑向距離(mm) 慣用，@i/=0.5mm/min 新穎，@i/=0.5 mm/min 新穎，@i/=l_0 mm/min 新穎，@^=1·25 mm/min 新穎，@ι/=1.5 mm/min 圖43 89334 -56- 1325900 ^0 Hscy

85000 80000 75000 70000 65000 60000 0 0.5 1 i/(mm/min) 圖44 89334 -57- 1325900 1830-1820· s U0JL

18ΐσ ΐδ〇σ 179σ 178σ 1770· 176σ 175σ 174σ 0 0.5 1 ^/(mm/min) +加熱器端 +熔化物端圖45 -58- 89334 1325900 εε/>0 (0=,0 4<5 ·6·5·4·3·2 0·0·0·0·0·

0.5 ι/ (mm/min) 圖46 89334 -59- 1325900 (υ!Ε·>1/εΕ) 4C5\>

v=0.5 mm/min -a- v=1.0 mm/min 分 v=l.25 mm/min -·- v=1.5 mm/min 圖47 89334 -60- 1325900 ee/>ons^

〇:〇〇 - 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110 r (mm) —♦—慣用，@i/=0_5 mm/min ——新穎，，@i/=0_5 mm/min —▲—新穎，@ι/=1·0 mm/min —θ—新穎，@y=1.25 mm/min —·—新穎，@ι/=1·5 mm/min 圖48 89334 -61- 1325900

v (mm/min) 圖49 89334 -62- 1325900 Ci/EE) (§·0=、、)、4S(J//1

υ (mm/min) +實際 ·於恆定Gs,f,z處圖50 89334 -63- 1325900

與介面相距之軸向距離(mm)圖51 89334 -64- 1325900

介面

圖52B

圖52C

1.5 mm/min 89334 -65- 1325900

1325900

1325900

-2.0CT 〇 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 與晶體表面相距的徑向距離(η™) #· + 慣用，@ ι/=0_5 mm/min 新穎，@ ι/=0·5 mm/min + 新穎，@ 1/=1.5 mm/min 分新穎，@ 1/=2.0 mm/min + 新穎，@ ι/=2·5 mm/min 圖54 -68- 89334 1325900 9〇οοα 8500Q (S/Γ) 8〇οοα 750〇α 7〇οοσ 6500(Τ 0 0.5 1 1.5 ι/ (mm/min) 圖55 89334 -69- 1920- 1900- 1880- I860- 1840' Η $ b： 1820- Ο h- 1800- 1780- 1760- 1740」 1325900 0 0.5 1 1.5 ν (mm/min) +加熱器端 +熔化物端圖56 89334 -70- 1325900

+ 慣用，@ i/=〇_5 mm/min ·*新穎，@ 1/=0.5 mm/min •a-新顆,@ 1/=1.5 mm/min ©新顆，@ 1^=2.0 mm/min 新穎，@ 1/=2.5 mm/min 圖57 -71- 89334 1325900 0/0与鉍€ 勢v-s-Hj-so

v (mm/min) 圖58 89334 -72- 1325900 14.001 (-^E) 47-/7

u.uir 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110 r (mm) 新穎，(δ) i/=0.5 mm/min 新穎，⑪ 1/=1.5 mm/min 新穎，@ y=2.0 mm/min 新穎，0> i^=2_5 mm/min 圖59 89334 -73- 1325900

介面

圖60B

圖60C 89334 -74- 1325900 soNk)⑺一

一慣用，@ v=0.5 mm/min —新穎,@ v=0.5 mm/min —新穎，@ v=l.5 mm/min 一新穎，@ v=2.0 mm/min 一新穎，@ v=2.5 mm/min 圖61 89334 -75- 1325900 (u1.m/^ulu)(cc:co.0=-o ⑺ 9/2

·· 實際於怪定〇出處圖62 89334 -76-