WO2008001547A1 - élément de liaison pour cible de pulvérisation cathodique/plaque de support - Google Patents

élément de liaison pour cible de pulvérisation cathodique/plaque de support Download PDF

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copper
target
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pure copper
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Kunihiro Oda
Atsushi Fukushima
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Nippon Mining & Metals Co., Ltd.
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    • C23C14/3407—Cathode assembly for sputtering apparatus, e.g. Target
    • C23C14/3414—Metallurgical or chemical aspects of target preparation, e.g. casting, powder metallurgy

Definitions

  • the present invention provides a simple sputtering target Z that can sufficiently cope with further high power without reducing the properties of a copper-zinc alloy backing plate that is inexpensive and excellent in strength and eddy current resistance.
  • the present invention relates to a backing plate structure.
  • Patent Document 1 describes that brass, aluminum bronze, and processed reinforced pure copper have sufficient strength that they are less likely to be scratched than conventional pure copper (oxygen-free copper), aluminum (aluminum alloy), and stainless steel. It is said that there is thermal conductivity.
  • Patent Document 2 mentions a copper alloy of 0.5 to 2 wt% chromium as a chromium copper backing plate, and particularly JIS Z3234 (containing 1 wt% chromium) as a body surface.
  • Patent Document 3 suppresses fluctuations in effective magnetic flux by reducing eddy currents caused by magnet rotation in magnetron sputtering as much as possible and suppressing fluctuations in magnet rotation speed.
  • a copper alloy having a specific resistance value of 3.0 / z ⁇ 'cm or more and a tensile strength of 150 MPa or more Aluminum alloy backing plates are considered effective.
  • a sputtering target-backing plate assembly having a total thickness of 17 mm was prepared by diffusion bonding a high-purity Cu target (6N) with a specific resistance of 7.2 ⁇ -cm and a tensile strength of 320 MPa brass. And be! /
  • Patent Document 4 describes a tantalum or tungsten target copper alloy backing plate assembly that resists high-power sputtering with little deformation after diffusion bonding and no occurrence of separation or cracking between the target and the backing plate. It is considered effective to insert aluminum or aluminum alloy plates with a thickness of 0.5 mm or more.
  • a copper chromium alloy or a copper zinc alloy is used as a copper alloy backing plate.
  • Patent Document 5 describes a copper or copper alloy target / copper in which the eddy current resistance characteristics and the characteristics required for other magnetron sputtering targets are balanced and compatible with a copper or copper alloy sputtering target.
  • low beryllium copper alloy or Cu-N to Si alloy copper alloy backing plate is suitable for this copper alloy backing plate, and conductivity 35 to 60% (IACS), 0.2% resistance to 400% It is required to be ⁇ 850MPa.
  • the target and the backing plate having higher thermal conductivity than the target are attached directly or via a spacer having a melting point higher than that of the target.
  • a target / backing plate assembly that is integrated by a method, a hot roll method or the like is shown! (See Patent Document 6).
  • Patent Document 7 the target is cooled by sandwiching copper, aluminum, or an alloy thereof between the target and a backing plate (the material of the backing plate is Cu, Al, Cu93-A117, Cu4-A196). It is described to make the efficiency effective.
  • Patent Document 8 describes a sputtering apparatus characterized in that a reaction preventive for preventing the reaction between the target and the backing plate is provided at least on the surface of the backing plate directly under the erosion or on the back surface of the target.
  • the reaction preventive is a high melting point metal or a nitride, silicide or carbide boride thereof, or a graphite layer or a hollow embedded in a groove.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Laid-Open No. 1-222047
  • Patent Document 2 JP-A-8-269704
  • Patent Document 3 Japanese Patent Laid-Open No. 2001-329362
  • Patent Document 4 JP-A-2002-129316
  • Patent Document 5 WO2005 / 064036
  • Patent Document 6 Japanese Patent Laid-Open No. 4-131374
  • Patent Document 7 Japanese Patent Laid-Open No. 11-189870
  • Patent Document 8 JP-A 63-45368
  • such a sputter process is called a self-ionization process.
  • the heat generated in the target may become very large in the region where it is violently eroded. is there.
  • a copper-zinc alloy that can be manufactured at low cost, has high strength, is excellent in thermal conductivity, and can suppress the generation of eddy currents is used as a backing plate material.
  • the additional alloy element zinc evaporates at the portion where the erosion is concentrated and peels off at the diffusion bonded interface. There has occurred.
  • Zinc evaporates because of high vapor pressure. From the results of hypothetical numerical calculations, the maximum temperature of the backing plate at the bonding interface is just below the most eroded position.
  • the present invention can sufficiently cope with further high power without reducing the characteristics of a copper-zinc alloy backing plate that is inexpensive and excellent in strength and eddy current resistance.
  • An object is to provide a simple sputtering target Z backing plate structure.
  • the heat generated in the target is inserted by inserting an insert material having better thermal conductivity than the copper-zinc alloy between the target and the copper-zinc alloy knocking plate. It can be inferred that the temperature of the copper-zinc alloy backing plate can be lowered to the temperature when the zinc can be dissipated further and the zinc does not evaporate.
  • the insert material is thin! In this case, the temperature of the backing plate cannot be lowered to a temperature where zinc does not evaporate, and if the insert material is too thick, the backing plate thickness will be reduced accordingly. It is not appropriate because the strength will decrease.
  • the magnetron rotates at the back of the backing plate, and eddy currents are generated more in the outer peripheral portion where the magnetic field fluctuation speed is faster in the direction of suppressing the magnetic field fluctuation.
  • This eddy current is prominently generated in a material with low electrical resistance, and the uniformity of the film is lowered by changing the rotation of the magnetron.
  • a copper-zinc alloy backing plate assembly has a structure in which pure copper is embedded in the position of the backing plate in the center of the target.
  • a target z backing plate assembly is provided.
  • the present invention mainly prevents a temperature increase during sputtering in a sputtering target Z-copper-zinc alloy backing plate assembly, evaporation of zinc contained in the copper-zinc alloy backing plate, and peeling between the target Z backing plates. That is.
  • it is necessary to suppress the generation of eddy currents that cause the film uniformity to decrease.
  • the outer peripheral portion of the backing plate uses a copper-zinc alloy capable of suppressing the generation of eddy current. There is a need. Therefore, it is necessary to replace only the central part of the target where energy is concentrated with pure copper which does not contain zinc and has high thermal conductivity.
  • the thickness and diameter dimensions at the center of pure copper must be set appropriately according to the material of the target.
  • the sputtering target Z copper-zinc alloy backing plate assembly there are suitable values that can be widely applied.
  • a sputtering target Z backing plate assembly in which the thickness of the embedded body, which is pure copper power, is 1/5 to 4/5 of the backing plate, is there.
  • the thickness of the embedded body made of pure copper greatly affects the thermal conductivity, although it is not directly affected by the diameter of the embedded body, which also has pure copper power.
  • the structure of a pure copper-embedded backing plate is shown in Fig. 1.
  • the pure copper which is a force-embedded body, has a shape held in a copper-zinc alloy. This is an example of an assembly.
  • the strength of pure copper is lower than that of copper-zinc alloy, but the shape surrounding the pure copper with copper-zinc alloy in this way has the function of maintaining the overall strength of the knocking plate that becomes hot, It has a great feature.
  • the thickness of the buried body 3 made of pure copper is 1 / 4-2 of the backing plate 2 made of copper-zinc alloy. Force to be / 4 Target 1 with large heat removal effect of target Z backing It is a more preferable structure that can suppress peeling between plates.
  • the thickness of the embedded body that also has pure copper strength is cut by the thickness of the copper-zinc alloy backing plate (penetrated) It can also have a structure.
  • the cooling from the back surface of the backing plate is the direct cooling of the embedded body made of pure copper. In this case, since the cooling medium and pure copper excellent in heat conduction are in direct contact, more efficient cooling of the center of the target is possible.
  • the sputtering target Z backing plate assembly of the present invention can be applied to any target material regardless of the type of the target material, particularly heated to a high temperature. 6)
  • the target is useful for a tantalum or tantalum-based alloy target. In this way, the present invention provides a high melting point metal material. Applicable to sputtering target.
  • the present invention is also useful for a sputtering target Z backing plate assembly having a structure in which 7) a target and a backing plate are diffusion bonded.
  • a structure is a joining method generally required for a high-melting point target, but it is a reason that a strong joining is required that the thermal influence is extremely large.
  • this invention can provide the sputtering target z backing plate assembly which can be adapted to it.
  • the sputtering target Z backing plate assembly of the present invention is particularly useful for a magnetron sputtering apparatus that is particularly susceptible to eddy currents.
  • the sputtering target / backing plate assembly of the present invention need not be limited to this magnetron sputtering apparatus.
  • heat tends to concentrate more in the center than in the periphery of the target. Therefore, in order to achieve uniform cooling of the target, this application uses pure copper with high thermal conductivity in the center.
  • the inventive sputtering target Z backing plate assembly is also a useful force. Therefore, it can be applied to a general sputtering apparatus.
  • pure copper used as the embedding material used for the sputtering target Z backing plate assembly of the present invention, 9) pure copper can use oxygen-free copper.
  • Copper-zinc alloy knocking plate The copper-zinc based copper alloy containing 5-40wt% zinc can be used. This is because the copper-zinc alloy used as the knocking plate material is inexpensive, has high strength and excellent thermal conductivity, and can suppress the generation of eddy currents.
  • the present invention is an inexpensive and easy-to-use copper / zinc alloy knocking plate that is excellent in strength and eddy current resistance, and can sufficiently cope with further high power without lowering the characteristics. If a sputtering target Z backing plate structure can be provided, an excellent effect can be obtained.
  • FIG. 1 is an explanatory view of a cross section of a target Z backing plate assembly according to the present invention.
  • the strength of the tantalum / copper-zinc alloy diffusion bonded backing plate can be confirmed by heat-treating it and observing the state of zinc evaporation.
  • the target and backing plate the following materials were used.
  • Copper Zinc alloy backing plate (alloy number C2600): 17mm thickness
  • a power of 500 W / cm 2 was uniformly applied to a 50 mm diameter region in the center that is virtually eroded (total sputter power of 10 kW: 10 kW). (It is assumed that it acts intensively only in the 50 mm diameter region. Actual sputtering power is 40 kW, which is the case where delamination occurs.) Also, the back side of the backing plate (opposite the target) is Water-cooled (cooling water temperature was 20 ° C).
  • the maximum temperature at the center of the surface of the tantalum target was 1040 °. This is close to the target temperature during actual sputtering.
  • the maximum temperature at the center of the copper-zinc alloy backing plate and the joint interface with the target is 70 ° C, and the fact that there was no problem at 700 ° C in the vacuum heat treatment results was taken into account.
  • zinc transpiration occurs when the copper-zinc backing plate exceeds approximately 750 ° C. In this state, it is expected that the backing plate made of the target Z copper-zinc alloy will peel off.
  • Copper Zinc alloy backing plate (Alloy No. C2600): Thickness 17mm
  • An embedded body with a diameter of 50 mm and a thickness of 6 mm is embedded in the center of the most eroded part.
  • a uniform power of 500 W / cm 2 was applied to the 50 mm diameter region of the most eroded center, and the knocking plate side was water-cooled (cooling water temperature was 20 ° C).
  • the target / backing plate assembly having the above shape was sputtered at a sputtering power of 4 OkW.
  • Example 17 As shown in Table 1, the diameter of the pure copper embedded body was fixed to 50 mm and the thickness was changed from lmm to 15 mm.
  • Example 8 a copper-zinc alloy backing plate was abutted. A cut (penetrated) structure was adopted.
  • Comparative Example 1 For Comparative Example 1, a 1 mm pure copper insert was used between the target and the copper-zinc alloy backing plate. For Comparative Example 2, 6 mm was used between the target and the copper-zinc alloy backing plate. The pure copper insert material was used.
  • Example 1 1mm 710 ° C Delamination does not occur and film formation uniformity is possible.
  • Example 2 2mm 680 ° C Delamination does not occur and film formation uniformity is possible.
  • Example 3 jmm 630 ° C No delamination occurs and film formation uniformity is good.
  • Example 4 6ram 510 ° C No peeling occurs and excellent film formation uniformity
  • Example 5 8ram 470 ° C No peeling occurs and film formation uniformity excellent
  • Example 7 15mm 320 ° C Delamination does not occur and film formation uniformity is possible.
  • the maximum temperature at the center of the surface of the tantalum target reached 1050 ° C.
  • the maximum temperature of the copper-zinc alloy packing plate with the lmm-thick pure copper embedded body in Example 1 is 710 ° C. No peeling occurred and the film formation was uniform. Thus, it can be seen that even if a thin pure copper embedded body is disposed, the temperature of the copper-zinc alloy backing plate is lowered, which is effective.
  • the maximum temperature at the joint interface with the target in the center of the copper-zinc alloy backing plate was 770 ° C, but it decreased to 710 ° C, and 60 ° C The temperature could be lowered.
  • the strength of the pure copper embedded body is small. It cannot always be said that the film formation uniformity is excellent. This is thought to be due to the fact that the thickness of the pure copper embedding body is thin and the temperature distribution of the target is large.
  • Example 2 the maximum temperature of a 2 mm thick copper-zinc alloy backing plate having a pure copper embedded body was 680 ° C., peeling did not occur, and film formation uniformity was acceptable.
  • Example 3 is a copper-zinc alloy backing plate having a pure copper embedded body having a thickness of 3 mm. The maximum temperature of the sheet was 630 ° C., no peeling occurred, and the film formation uniformity was good.
  • the maximum temperature of the backing plate made of copper-zinc alloy having a pure copper embedded body with a thickness of 6 mm was 510 ° C., peeling did not occur, and the film formation uniformity was excellent.
  • Example 5 the maximum temperature of a copper-zinc alloy backing plate having a thickness of 8 mm and having a pure copper embedded body was 470 ° C., peeling did not occur, and the film formation uniformity was excellent. As shown above, the film formation uniformity improved as the thickness of the pure copper embedded body increased, and the film formation uniformity was the best at thicknesses of 6 mm and 8 mm.
  • Example 6 the maximum temperature of a copper-zinc alloy backing plate having a thickness of 12 mm and having a pure copper embedded body was 360 ° C. Further, no peeling occurred and the film formation uniformity was good. In this case, the film formation uniformity was slightly lower than when the thickness of the pure copper embedded body was 6 mm or 8 mm, even though the temperature dropped significantly. This is considered to be due to fluctuations in magnet rotation caused by eddy currents as described above when the thickness is large. In Example 7, the maximum temperature of a copper-zinc alloy backing plate having a pure copper embedded body with a thickness of 15 mm was 320 ° C., and peeling did not occur, and film formation uniformity was acceptable.
  • the film formation uniformity was lower than when the thickness of the pure copper embedded body was 6 mm or 8 mm, although the temperature dropped significantly. This is considered to be due to fluctuations in the rotation of the magnet due to eddy currents as described above when the thickness is large and the distance from the magnet is close.
  • Example 8 is a 17 mm thick copper-zinc alloy backing plate having a pure copper embedded body, that is, the same thickness as a copper-zinc alloy backing plate, and has a structure in which a pure copper embedded body penetrates. It is a plate.
  • the maximum temperature was 270 °, and no peeling occurred, and the film formation was uniform.
  • the film formation uniformity was lower than when the thickness of the pure copper embedded body was 6 mm or 8 mm. This is because when the thickness is large, the distance from the magnet is close and the fluctuation of the magnet rotation due to the eddy current acts as described above. [0038] (Comparative Example 1 2)
  • Comparative Example 1 uses a lmm pure copper insert between the entire surface of the target and the copper-zinc alloy backing plate
  • Comparative Example 2 uses a 6 mm gap between the entire surface of the target and the copper-zinc alloy backing plate. This is a case where a pure copper insert material is used.
  • Comparative Examples 1 and 2 due to the insert effect of pure copper having high thermal conductivity, the force with which peeling of the zinc alloy backing plate did not occur was poor. This is due to fluctuations in magnet rotation caused by eddy currents, and it is thought that the suppression effect of the copper-chromium alloy backing plate was reduced by the pure copper insert.
  • Table 2 shows the test results when the thickness of the pure copper embedded body, in which the sputter test result was excellent, was fixed at 6 mm and the diameter of the pure copper embedded body was changed.
  • the conditions of the target and the backing plate are the same as above (repost).
  • the ratio of the diameter of the pure copper embedded body to the target diameter is shown.
  • Copper Zinc alloy backing plate (Alloy No. C2600): Thickness 17mm
  • target diameter 1: 2
  • the maximum temperature of the copper-zinc alloy backing plate is 420 ° C., peeling does not occur, and film formation uniformity is It was good.
  • the maximum temperature of the copper-zinc alloy backing plate is 470 ° C., peeling does not occur, and film formation uniformity is excellent It was.
  • the results are shown in Table 2.
  • Example 9 1/2 420 ° C No peeling occurred, good film formation uniformity Example 1 0 1/5 470 ° C No peeling occurred, excellent film forming uniformity Example 1 1 1/7. 5 500 ° C peeling Excellent film formation uniformity with no occurrence Example 1 2 1/10 530 ° C Good film uniformity with no peeling occurrence Example 1 3 1/20 690.
  • the maximum temperature of the copper-zinc alloy backing plate is 530 ° C., peeling does not occur, and the film uniformity is It was good.
  • the maximum temperature of the copper-zinc alloy backing plate is 690 ° C., peeling does not occur, and the film uniformity is It was possible.
  • the maximum temperature of the copper-zinc alloy backing plate exceeded 750 ° C., and peeling occurred. This is a result of partial melting of the copper-zinc alloy backing plate in which the diameter of the pure copper embedded body is too small and the effect of thermal diffusion is insufficient.
  • the maximum temperature of the copper-zinc alloy backing plate exceeded 750 ° C., and peeling occurred. The condition was worse than in Comparative Example 4 above.
  • the diameter of the embedded body made of pure copper is 1/20 to 1/2 of the target diameter
  • the thickness of the embedded body made of pure copper is 1/5 to 4/5 of the backing plate. I find it more desirable.
  • the present invention is a simple sputtering target that is inexpensive and can sufficiently cope with a further increase in power without reducing the properties of a backing plate made of a copper-zinc alloy having excellent strength and eddy current resistance. It has an excellent effect that it can provide a Z backing plate structure, and is particularly useful when the target is sputtered with a high melting point target material such as tantalum or a tantalum-based alloy.

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Description

明 細 書
スパッタリングターゲット zバッキングプレート接合体
技術分野
[0001] 本発明は、安価で、強度と耐渦電流特性に優れる銅—亜鉛合金バッキングプレート を、その特性を低下させること無ぐ更なるハイパワー化に十分対応できる簡便なスパ ッタリングターゲット Zバッキングプレート構造体に関する。
背景技術
[0002] 近年、スパッタリングターゲットの冷却 ·支持基板として、熱伝導性の良い銅合金が 一般に使用されている。例えば、特許文献 1には、黄銅、アルミニウム青銅及び加工 強化純銅が、従来使われていた純銅 (無酸素銅）、アルミニウム (アルミニウム合金） やステンレス鋼に比べて、傷が付き難ぐ十分な強度と熱伝導性があるとされている。 また、特許文献 2には、クロム銅バッキングプレートとしてクロム 0.5〜2wt%の銅合金、 特に体表的なものとして JIS Z3234 (クロム lwt%含有）が挙げられている。
[0003] さらに、特許文献 3には、マグネトロンスパッタにおけるマグネットの回転によって生 ずる渦電流を可能な限り減少させ、マグネットの回転数の変動を抑制することによつ て、実効磁束の変動を抑制し、膜の均一性を高め、かつ成膜速度を上げ生産性を向 上させるために、比抵抗値が 3.0 /z Ω 'cm以上であり、かつ引張り強度が 150MPa以 上である銅合金又はアルミニウム合金製バッキングプレートが有効であるとされてい る。
特許文献 3の実施例には、高純度 Cuターゲット (6N)と比抵抗 7.2 Ω -cm,引張り強 度 320MPaの黄銅とを拡散接合させ、総厚 17mmのスパッタリングターゲットーバッキン グプレート組立体を作成したとされて！/、る。
[0004] 特許文献 4には、拡散接合後の変形が小さぐかつターゲットとバッキングプレート間 の剥離や割れの発生がないハイパワースパッタに耐えるタンタル又はタングステンタ 一ゲットー銅合金バッキングプレート組立体として、厚さ 0.5mm以上のアルミニウム又 はアルミニウム合金板のインサートすることが有効であるとされている。実施例には銅 合金バッキングプレートとして銅クロム合金や銅亜鉛合金が使用されている。 [0005] 特許文献 5には、銅又は銅合金スパッタリングターゲットに対して耐渦電流特性とそ の他のマグネトロンスパッタリングターゲットに必要とされる特性をバランス良く両立さ せた銅又は銅合金ターゲット/銅合金バッキングプレートで、この銅合金バッキングプ レートとしては低ベリリウム銅合金又は Cu-Nト Si系合金銅合金バッキングプレートが 適しており、さらに導電率 35〜60% (IACS)、 0.2%耐カ 400〜850MPaであることが要 求されている。
[0006] また、ターゲットで発生する熱による問題を解決する方法として、ターゲットとターゲッ トよりも熱伝導率の高いバッキングプレートを直接あるいは、ターゲットよりも高融点の スぺーサを介して、爆着法、ホットロール法などで一体ィ匕したターゲット/バッキングプ レート組立体が示されて!/ヽる (特許文献 6参照)。
A1合金ターゲットの場合には、スぺーサとして純銀、チタン、ニッケルなどが挙げられ ている。成膜の高速ィ匕及びターゲットの高温ィ匕を行なうことができ、高品質の薄膜を 安定に成膜することができるとされて 、る。
[0007] また、特許文献 7には、ターゲットとバッキングプレート (バッキングプレートの材質は Cu、 Al、 Cu93-A117、 Cu4-A196)の間に銅、アルミニウムまたはそれらの合金挟むこと によって、ターゲットの冷却効率を効果的にすることが記載されている。
この場合、冷却の不均一による、ターゲット材の再結晶による組織変化、ターゲット 材の熱歪みによる変形 (反り）、スパッタリング効率の低下、ターゲットの溶融といった 問題に有効に作用すると記載されている。ターゲットの 70%以上の面積、厚さは 0.05 〜0.5mm程度の範囲が良!、とされて!/、る。
[0008] さらに、特許文献 8には、少なくともエロージョン直下のバッキングプレート表面又は 、ターゲット裏面に、ターゲットとバッキングプレートとの反応を防止する反応防止物を 設けたことを特徴するスパッタ装置と記載されている。そして、反応防止物が、高融点 金属またはこれらの窒化物、珪化物、炭化物ホウ化物とすること、または溝に埋め込 まれたグラフアイト層又は中空であることが示されている。
ターゲットとバッキングプレートが、スパッタリングによる熱で反応しターゲット交換時 に取れなくなる、ターゲット中にバッキングプレート成分である銅が拡散し形成された 薄膜中に不純物として混入して汚染が生じるのを防止すると記載されている。 [0009] 特許文献 1：特開平 1-222047号公報
特許文献 2：特開平 8-269704号公報
特許文献 3：特開 2001-329362号公報
特許文献 4 :特開 2002-129316号公報
特許文献 5： WO2005/064036号公報
特許文献 6：特開平 4-131374号公報
特許文献 7：特開平 11-189870号公報
特許文献 8：特開昭 63-45368号公報
[0010] 以上は、特許公報力も得られた公知技術である力 最近の技術として、 90應〜 65應 プロセスのような微細配線網を形成するために、よりスパッタリングパワーを上げ、ス ノ ッタ粒子のイオンィ匕率を向上させることによって、ウェハへ成膜されるスパッタ粒子 の直進性を制御することが行なわれて 、る。
例えば、このようなスパッタプロセスを自己イオン化（セルフィオナィズド）プロセスと 呼ばれて 、る。スパッタ装置のバッキングプレート背面側で回転して 、るマグネトロン によって発生する磁場の状態によっては、激しくエロージョンされる領域にぉ ヽてタ 一ゲットで発生する熱が非常に大きなものになってしまう場合がある。
[0011] 一般に、バッキングプレート材として、安価に製造でき、強度が高ぐ熱伝導性に優 れ、かつ渦電流の発生を抑制できる銅—亜鉛合金が使用されている。しかし、このよ うに有用な銅一亜鉛合金をバッキングプレートに使用した場合において、エロージョ ンの集中する部分で添加合金元素である亜鉛が蒸発し、拡散接合した界面で剥が れてしまうという新たな問題が発生した。
特に、ターゲットとしては熱伝導率の低 、タンタルある 、はタンタル基合金ターゲット においてこのような問題が顕著に発生し、ノ ッキングプレートから剥離した部分は、熱 の散逸経路が絶たれるために、この状態を放置しスパッタを継続した場合は熱が蓄 積してターゲットが部分的に溶融 (メルトダウン）してしま!、スパッタを継続することが 不可能となることもあった。
[0012] 他のターゲット（例えば銅- 0.5%アルミニウム合金ターゲット）では、ターゲット自体の 熱伝導率がタンタルに比べて非常に大きいので、溶融 (メルトダウン)するようなことは 無かった力 スパッタ雰囲気中に僅かであるが亜鉛の存在が検出された。
亜鉛が蒸散するのは蒸気圧が高いためであり、仮想的な数値計算の結果から、最も エロージョンされる位置の直下、接合界面におけるバッキングプレートの最高温度が
、およそ 500° Cを超えるようになると問題が発生することが判明した。
発明の開示
発明が解決しょうとする課題
[0013] 本発明は、上記の問題点に鑑み、安価で、強度と耐渦電流特性に優れる銅 亜鉛 合金バッキングプレートを、その特性を低下させること無ぐ更なるハイパワー化に十 分対応できる簡便なスパッタリングターゲット Zバッキングプレート構造体を提供する ことを目的とする。
ターゲットで発生する熱による問題を解決するためには、ターゲット/銅一亜鉛合金 ノ ッキングプレートの間に銅一亜鉛合金より熱伝導性の良いインサート材を挿入する ことにより、ターゲットで発生する熱をバッキングプレート側へより散逸させることができ 、亜鉛が蒸散しな 、温度に銅亜鉛合金バッキングプレートの温度を低下させられるこ とは類推される。
[0014] しかし、インサート材の厚さが薄！、場合は、亜鉛が蒸散しな 、温度までバッキングプ レートの温度を低下させることは出来ないし、あまりインサート材の厚いと、その分、バ ッキングプレート厚さが薄くなつてしまうので、バッキングプレート強度が低下してしま うので適切でない。
例えば、ターゲットとしてタンタルを使用し、ターゲットと同じ面積の厚さ 5mmの純銅 インサート材を挿入した場合は、亜鉛の蒸散によるターゲットの剥離は発生しなかつ たが、インサート部で発生する渦電流の影響でマグネットの回転に変動が発生してし まった。インサート材がターゲットと同じ面積であるので、渦電流の影響は大きぐ単 に、インサートを用いるだけでは解決できな 、。
課題を解決するための手段
[0015] このような問題を解決するために鋭意に研究した結果、急峻なエロージョンが発生 する領域のみに、熱を効率的にバッキングプレート側へ逃がすために、銅-亜鉛合 金よりも熱伝導性が良ぐ蒸気圧の高い元素を含まない、そして銅 亜鉛合金と拡散 接合される材料を埋め込んだ構造のバッキングプレートとしなければならな 、こと。さ らに、ターゲットと銅一亜鉛合金バッキングプレートと拡散接合されなければならない ので、純銅が最適であることが判明した。
[0016] また、マグネトロンスパッタリングでは、バッキングプレート背部でマグネトロンが回転 しており、渦電流は磁場変動を抑える方向に磁場変動速度が速い外周部の方が大 きく発生する。この渦電流は電気抵抗の低い材料で顕著に発生し、マグネトロンの回 転を変動させてしまうことで膜のユニフォーミティーを低下させてしまう。
よって、この純銅埋め込み体の渦電流の影響を低下させるためには、ターゲット中央 部に埋設することが必要であることが判明した。
[0017] 本願発明は、この知見に基づき、 1)スパッタリングターゲット Z銅一亜鉛合金製バッ キングプレート接合体において、ターゲット中央部のバッキングプレート位置に純銅 を埋め込んだ構造をもつことを特徴とするスパッタリングターゲット zバッキングプレー ト組立体、を提供するものである。
本発明は、主にスパッタリングターゲット Z銅一亜鉛合金製バッキングプレート接合 体におけるスパッタ時の温度上昇、銅—亜鉛合金製バッキングプレートに含有する 亜鉛の蒸発、そしてターゲット Zバッキングプレート間の剥離を防止することである。 しかしながら、一方では膜のユニフォーミティーを低下させる原因となる渦電流の発 生を抑制する必要がある。
[0018] 上記の通り、渦電流は磁場変動を抑える方向に磁場変動速度が速い外周部の方が 大きく発生するので、バッキングプレート外周部は、渦電流の発生を抑制できる銅 亜鉛合金を使用する必要がある。したがって、エネルギーが集中するターゲット中央 部のみを、亜鉛を含有せず、熱伝導性の高い純銅に置換する必要がある。
ターゲットの材質によって温度上昇、ノ ッキングプレートとの接合強度等に差異があ るので、純銅の中心部における厚さと径の寸法は、ターゲットの材質に応じて適宜に 設定する必要がある。しかし、スパッタリングターゲット Z銅—亜鉛合金製バッキング プレート接合体において、広く適用できる好適な値は存在する。それは、 2)純銅から なる埋め込み体の直径がターゲット直径の 1/20〜1/2であるスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体とすることである。 純銅力 なる埋め込み体の直径が小さければ、強度が大きぐ渦電流発生の抑制効 果は高まるが、それだけ熱伝導性が低下するので、ターゲットの材質及び Z又はス ノ ッタリング条件に応じて調整することが望ましいと言える。
[0019] さらに、埋め込み型バッキングプレートの好ましい態様として、 3)純銅力 なる埋め 込み体の厚さがバッキングプレートの 1/5〜4/5であるスパッタリングターゲット Zバッ キングプレート組立体とすることである。
純銅力もなる埋め込み体の径ほどの直接的影響を受けるものではな 、が、純銅から なる埋め込み体の厚さは、熱伝導性に大きく影響してくる。
当然ながら埋め込み体の厚さが大きいほど、ターゲットの除熱効果が大きぐターゲ ット Zバッキングプレート間の剥離が抑制できる。
[0020] 純銅埋め込み型のバッキングプレートの構造を図 1に示す力 埋め込み体である純 銅は銅—亜鉛合金に抱え込まれる形状を呈している。これは、組立体の一例を示す ものである。銅—亜鉛合金に比べ純銅の強度は低いが、このように純銅の周囲を銅 亜鉛合金で包囲する形状は、高温になるノ ッキングプレートの強度を全体的に維 持できる機能を備えて 、ると 、う大きな特徴を有して 、る。
図 1に示すような構造のスパッタリングターゲット Z銅一亜鉛合金製バッキングプレー ト組立体では、純銅カゝらなる埋め込み体 3の厚さを銅一亜鉛合金製バッキングプレー ト 2の 1/4〜2/4とすること力 ターゲット 1の除熱効果が大きぐターゲット Zバッキング プレート間の剥離が抑制できるより好ましい構造である。
[0021] 上記抱え込まれる形状のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体の構 造に対して、 5)純銅力もなる埋め込み体の厚さが銅一亜鉛合金製バッキングプレー トの厚さで付き切り（貫通した)構造を持つようにすることもできる。この場合、バッキン グプレートの背面からの冷却は、純銅力 なる埋め込み体に対しての直接冷却となる 。この場合は、冷却媒体と熱伝導に優れた純銅が直接接触するので、ターゲット中心 部のより効率的な冷却が可能となる。
[0022] 本発明のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体は、ターゲット材料の 種類を問わず適用できる力 特に高温に加熱される 6)ターゲットがタンタルあるいは タンタル基合金ターゲットに有用である。本願発明は、このように高融点金属材料の スパッタリングターゲットに適用できる。
また、本願発明は、 7)ターゲットとバッキングプレートが拡散接合された構造を持つ スパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体に有用である。このような構造は 、高融点ターゲットに一般的に必要とされる接合方法であるが、熱影響が極めて大き いことが強固な接合を要求される所以である。そして、本願発明は、それに適応でき るスパッタリングターゲット zバッキングプレート組立体を提供できる。
[0023] 本願発明のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体は、特に渦電流が 発生し易い 8)マグネトロンスパッタリング装置に、特に有用である。しかし、本願発明 のスパッタリングターゲット/バッキングプレート組立体は、このマグネトロンスパッタリ ング装置に限定される必要はないことを知るべきである。多くの場合、ターゲットの周 縁部に比較して中心部はより熱が集中し易いので、ターゲットの均一な冷却を図るた めにも、中心部に熱伝導性の高 ヽ純銅を使用した本願発明のスパッタリングターゲッ ト Zバッキングプレート組立体は有用である力もである。したがって、一般的なスパッ タリング装置にも適用できるものである。
[0024] 本願発明のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体に使用する埋め込 み材料となる純銅としては、 9)純銅が無酸素銅を使用することができる。
スパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体に使用する 10)銅亜鉛合金製 ノ ッキングプレートは、 5〜40wt%の亜鉛を含有する銅一亜鉛系銅合金を使用するこ とができる。ノ ッキングプレート材として使用する銅—亜鉛合金は、安価であり、強度 が高ぐ熱伝導性に優れ、かつ渦電流の発生を抑制できるからである。
発明の効果
[0025] 以上によって、本発明は、安価で、強度と耐渦電流特性に優れる銅 亜鉛合金製 ノ ッキングプレートを、その特性を低下させること無ぐ更なるハイパワー化に十分対 応できる簡便なスパッタリングターゲット Zバッキングプレート構造体を提供することが できると 、う優れた効果を得ることができる。
図面の簡単な説明
[0026] [図 1]本願発明のターゲット Zバッキングプレート組立体断面の説明図である。
発明を実施するための最良の形態 [0027] 次に、本願発明の具体例を説明する。なお、以下の説明はあくまで一例であり、この 例によって本願発明は制限されるものではない。すなわち、本願発明は明細書に記 載する全ての記載力 把握できる技術思想にのみ制限されるものであり、この例に含 まれる以外の種々の変形を包含するものである。
[0028] (タンタル/銅 亜鉛合金拡散接合体の熱影響の試験）
タンタル/銅一亜鉛合金拡散接合体バッキングプレートの強度については、これを加 熱処理して、亜鉛の蒸発状況を観察することにより確認することができる。ターゲット 及びバッキングプレートについては、次の材料を使用した。
ターゲット：タンタル 直径 440mm、厚さ 4.8mm
銅 亜鉛合金バッキングプレート（合金番号 C2600)：厚さ 17mm
ターゲットと銅 亜鉛合金バッキングプレートの接合：拡散接合
[0029] このターゲット/バッキングプレート拡散接合体は、 700° Cまでの真空加熱処理では 、亜鉛の蒸散は起こらな力つた。しかし、 900° Cの真空熱処理では、銅—亜鉛合金 製バッキングプレート材のタンタル/銅—亜鉛合金の拡散接合部が剥離する現象が 生じた。
次に、この結果を数値計算で再現するために、仮想的に最もエロージョンされる中 央部の直径 50mmの領域に、均一に 500W/cm2のパワーを与えた（トータルスパッタ パワー 10kW: 10kWが直径 50mmの領域のみに集中的に作用すると仮定した。実際 のスパッタリングパワーは 40kWであり、これは剥離が発生する場合である。）また、バ ッキングプレートの背面側（ターゲットの反対側）は水冷した (冷却水の温度は 20° C とした)。
[0030] 数値計算の結果から、タンタルターゲットの表面中央部の最高温度は、 1040° じで あった。これは、実際のスパッタリング時のターゲット温度に近いものである。
銅—亜鉛合金製バッキングプレートの中心部、ターゲットとの接合界面の最高温度 7 70° Cとなり、真空熱処理結果の 700° Cでは問題が発生しな力つたことも考慮にい れると、上記、数値計算条件では、銅亜鉛バッキングプレートがおよそ 750° Cを超え ると亜鉛の蒸散が起こることから、この態ではターゲット Z銅一亜鉛合金製バッキング プレートの剥離が起こることが予想される。 実施例
[0031] 以上の実験と数値計算をベースとして、純銅を埋め込んだ各種ターゲット Z銅—亜 鉛合金製バッキングプレート作製し、銅—亜鉛合金製バッキングプレートの最高温度 、スパッタ試験の結果を観察した。数値計算条件は、次の通りである。
ターゲット：タンタル 直径 440mm、厚さ 4.8mm
銅 亜鉛合金製バッキングプレート（合金番号 C2600)：厚さ 17mm
最もエロージョンされる中央部に、直径 50mm、厚さ 6mmの埋め込み体を埋設。 最もエロージョンされる中央部の直径 50mmの領域に、均一に 500W/cm2のパワー を与え、ノ ッキングプレート側は水冷 (冷却水の温度は 20° Cとした)。
スパッタ条件は、上記形状のターゲット/バッキングプレート組立体をスパッタパワー 4 OkWでスパッタした。
[0032] (実施例 1 8及び比較例 1 2)
実施例 1 7につ 、ては、表 1に示すように純銅埋め込み体の直径を 50mmと固定し 、厚さを lmm〜15mmまで変化させ、実施例 8については銅 亜鉛合金製バッキング プレートを突き切り（貫通させた)構造とした。
また、比較例 1については、ターゲットと銅—亜鉛合金製バッキングプレートの間に 1 mmの純銅インサートを使用し、比較例 2については、ターゲットと銅—亜鉛合金製バ ッキングプレートの間に 6mmの純銅インサート材を使用した。
[0033] [表 1]
純銅埋込体の厚さ 銅一亜船合金製バツキ スパック試験結果
ングプレート最高温度
実施例 1 1mm 710° C 剥離起こらず、 成膜均一性可 実施例 2 2mm 680° C 剥離起こらず、 成膜均一性可 実施例 3 jmm 630° C 剥離起こらず、 成膜均一性良 実施例 4 6ram 510° C 剥離起こらず、 成膜均一性優 実施例 5 8ram 470° C 剥離起こらず、 成膜均一性優 実施例 6 12ram 360° C 剥離起こらず、 成膜均一性良 実施例 7 15mm 320° C 剥離起こらず、 成膜均一性可 実施例 8 17mm (パッキング 剥離起こらず、 成膜均一性可 プレート突切） 270° C
比較例 1 1 （ターゲット全 剥離起こらず
面インサート） 数値計算実施せず 成膜均一性不良 比較例 2 6mm (ターゲット全 剥離起こらず
面インサート） 数値計算実施せず 成膜均一性不良 埋め込み体の直径： 50mm, 銅一亜 ¾、合金製パッキングプレートの厚さ： 17 ターゲット タンタ 直径 440mm、 厚さ 4. 8mm
[0034] (スパッタ試験の結果）
数値計算結果から、タンタルターゲットの表面中央部の最高温度 1050° Cに達した 力 実施例 1の厚さ lmmの、純銅製埋め込み体を有する銅—亜鉛合金製パッキング プレートの最高温度は 710° Cであり、剥離は起こらず、成膜均一性は可であった。 このように、薄い純銅製埋め込み体を配置しただけでも、銅 亜鉛合金製バッキン グプレートの温度低下があり、有効であることが分る。上記の通り、純銅製埋め込み 体を使用しない場合、銅一亜鉛合金製バッキングプレートの中心部のターゲットとの 接合界面の最高温度 770° Cであったが、 710° Cと低下し、 60° Cの温度低下が可 能であった。
表 1に示すように、純銅埋込体の厚みが薄いもの力 必ずしも成膜均一性が優れて いるとは言えない。これは、純銅埋込体の厚さが薄レ、ものは、ターゲットの温度分布 差が大きいことが原因と考えられる。
[0035] (実施例 2— 6)
実施例 2は、厚さ 2mmの、純銅埋め込み体を有する銅 亜鉛合金製バッキングプレ ートの最高温度は 680° Cであり、剥離は起こらず、成膜均一性は可であった。 実施例 3は、厚さ 3mmの、純銅埋め込み体を有する銅 亜鉛合金製バッキングプレ ートの最高温度は 630° Cであり、剥離は起こらず、成膜均一性は良好であった。 実施例 4は、厚さ 6mmの、純銅埋め込み体を有する銅—亜鉛合金製バッキングプレ ートの最高温度は 510° Cであり、剥離は起こらず、成膜均一性は優れていた。 実施例 5は、厚さ 8mmの、純銅埋め込み体を有する銅—亜鉛合金製バッキングプレ ートの最高温度は 470° Cであり、剥離は起こらず、成膜均一性は優れていた。 上記に示すように、純銅埋め込み体の厚さが増加するに従い、成膜均一性は向上 し、厚さ 6mm、 8mmで成膜均一性が最も優れていた。
[0036] (実施例 6— 7)
実施例 6は、厚さ 12mmの、純銅埋め込み体を有する銅 亜鉛合金製バッキングプ レートの最高温度は 360° Cであり、また、剥離は起こらず、成膜均一性は良好であつ た。この場合、温度が著しく低下したにもかかわらず、成膜均一性は、純銅埋め込み 体の厚さが 6mm、 8mmの場合よりもやや低下した。これは、厚さの厚い場合は、上述 したように渦電流に起因するマグネット回転の変動に起因するものと考えられる。 実施例 7は、厚さ 15mmの、純銅埋め込み体を有する銅 亜鉛合金製バッキングプ レートの最高温度は 320° Cであり、また、剥離は起こらず、成膜均一性は可であった 。この場合も、温度が著しく低下したにもかかわらず、成膜均一性は、純銅埋め込み 体の厚さが 6mm、 8mmの場合よりも低下した。これは、厚さの厚い場合は、マグネット との距離が近くなり上述したように渦電流に起因するマグネット回転の変動に起因す るものと考えられる。
[0037] (実施例 8)
実施例 8は、厚さ 17mmの、純銅埋め込み体を有する銅 亜鉛合金製バッキングプ レート、すなわち銅—亜鉛合金製バッキングプレートと同一厚みであり、純銅埋め込 み体が貫通した構造のノ ッキングプレートである。この場合の最高温度は 270° じで あり、また、剥離は起こらず、成膜均一性は可であった。この場合、温度が著しく低下 し、純銅の冷却効率が良好であることが分る。しかし、成膜均一性は、純銅埋め込み 体の厚さが 6mm、 8mmの場合よりも、低下した。これは、厚さの厚い場合は、マグネッ トとの距離が近くなり上述したように渦電流に起因するマグネット回転の変動が大きく 作用するものと考えられる。 [0038] (比較例 1 2)
上記の通り、比較例 1は、ターゲット全面と銅 亜鉛合金製バッキングプレートの間 に lmmの純銅インサートを使用し、比較例 2については、ターゲット全面と銅—亜鉛 合金製バッキングプレートの間に 6mmの純銅インサート材を使用した場合である。 比較例 1、比較例 2は、熱伝導性の高い純銅のインサート効果により、亜鉛合金製バ ッキングプレートの剥離は起こらな力つた力 成膜均一性は不良であった。これは、 渦電流に起因するマグネット回転の変動に起因し、純銅のインサートにより、銅 亜 鉛合金製バッキングプレートの抑制効果が減殺されたものと考えられる。
[0039] (実施例 9 10)
次に、上記スパッタ試験結果が優れていた純銅埋め込み体の厚さを 6mmに固定し 、純銅埋め込み体の直径を変化させた場合の、試験結果を表 2に示す。
ターゲット及びバッキングプレートの条件は、上記と同様である（再掲)。ターゲットの 直径に対する純銅埋め込み体の直径の比で示した。
ターゲット：タンタル 直径 440mm、厚さ 4.8mm
銅 亜鉛合金製バッキングプレート（合金番号 C2600)：厚さ 17mm
実施例 9は、純銅埋め込み体の直径:ターゲットの直径 = 1:2の場合である力 銅— 亜鉛合金製バッキングプレートの最高温度は 420° Cであり、剥離は起こらず、成膜 均一性は良好であった。
実施例 10は、純銅埋め込み体の直径:ターゲットの直径 = 1:5の場合である力 銅 亜鉛合金製バッキングプレートの最高温度は 470° Cであり、剥離は起こらず、成 膜均一性は優れていた。この結果を表 2に示す。
[0040] [表 2] 純銅埋込体の対タ 銅一亜鉛合金製バツキ スパッタ試験結果
ーゲット直径比 ングプレート最高温度
実施例 9 1/2 420° C 剥離起こらず、 成膜均一性良 実施例 1 0 1/5 470° C 剥離起こらず、 成膜均一性優 実施例 1 1 1/7. 5 500° C 剥離起こらず、 成膜均一性優 実施例 1 2 1/10 530° C 剥離起こらず、 成膜均一性良 実施例 1 3 1/20 690。 C 剥離起こらず、 成膜均一性可 比較例 3 1/1. 5 400° C 剥離起こらず、 成膜均一性不良 比較例 4 1/30 >750° C バッキングプレートー部溶融 剥離発生、 スパッタ中断 比較例 5 1/40 〉750° C バッキングプレート一部溶融 剥離発生、 スパッタ中断 純銅埋込体の厚さ ： 6mm、 銅—亜鈴合金製パッキングプレートの厚さ ： 17隨 ターゲット ：タンタル 直径 440mm、 厚さ 4.8mm
[0041] (実施例 11一 13)
実施例 11は、純銅埋め込み体の直径:ターゲットの直径 = 1:7. 5の場合であるが、 銅一亜鉛合金製パッキングプレートの最高温度は 500° Cであり、剥離は起こらず、 成膜均一性は優れていた。
実施例 12は、純銅埋め込み体の直径:ターゲットの直径 = 1:10の場合である力 銅 一亜鉛合金製バッキングプレートの最高温度は 530° Cであり、剥離は起こらず、成 膜均一性は良好であった。
実施例 13は、純銅埋め込み体の直径:ターゲットの直径 = 1:20の場合である力 銅 一亜鉛合金製バッキングプレートの最高温度は 690° Cであり、剥離は起こらず、成 膜均一性は可であった。
[0042] (比較例 3)
比較例 3は、純銅埋め込み体の直径:ターゲットの直径 = 1:1. 5の場合であるが、銅 一亜鉛合金製バッキングプレートの最高温度は 400° Cであり、剥離は起こらなかつ たが、成膜均一性は不良であった。これは純銅埋め込み体の直径が大き過ぎ、渦電 流に起因するマグネット回転の変動に起因して成膜均一性が悪くなつたもの、すなわ ち、純銅のインサートにより、銅—亜鉛合金製バッキングプレートの抑制効果が減殺 されたものと考えられる。 [0043] (比較例 4 5)
比較例 4は、純銅埋め込み体の直径:ターゲットの直径 = 1:30の場合である力 銅 —亜鉛合金製バッキングプレートの最高温度は 750° Cを超え、剥離が発生した。 これは純銅埋め込み体の直径が小さすぎ、熱拡散の効果が十分でなぐ銅 亜鉛 合金製バッキングプレートに一部溶融が生じたものである。
比較例 5は、純銅埋め込み体の直径:ターゲットの直径 = 1:40の場合である力 銅 —亜鉛合金製バッキングプレートの最高温度は 750° Cを超え、剥離が発生した。上 記比較例 4よりも、その状態は悪ィ匕した。
これは純銅埋め込み体の直径が小さすぎ、熱拡散の効果が十分でなぐ銅 亜鉛 合金製バッキングプレートに一部溶融が生じたものである。
[0044] 以上の例から明らかなように、純銅埋め込み体の直径の比率が増加すると、銅 亜 鉛合金製バッキングプレートの温度は低下するが、成膜均一性はそれほど向上しな い。
一方、純銅埋め込み体の直径に比率が減少すると、銅—亜鉛合金製バッキングプ レートの温度は上昇するが、成膜均一性が優れたものとなる。
しかし、その比率が極端に少なくなると、純銅埋め込み体の効果が減少し、成膜の 均一性も低下してくる。以上から、いずれの場合も、最適条件が存在することが分る。 すなわち、純銅力 なる埋め込み体の直径がターゲット直径の 1/20〜1/2であること 、さらには、純銅力 なる埋め込み体の厚さがバッキングプレートの 1/5〜4/5であるこ と力 より望ましいことが分る。
産業上の利用可能性
[0045] 本発明は、安価で、強度と耐渦電流特性に優れる銅—亜鉛合金製バッキングプレ ートを、その特性を低下させること無ぐ更なるハイパワー化に十分対応できる簡便な スパッタリングターゲット Zバッキングプレート構造体を提供することができるという優 れた効果を有し、特にターゲットがタンタルあるいはタンタル基合金等の高融点ター ゲット材をスパッタする場合に有用である。

Claims

請求の範囲
[1] スパッタリングターゲット Z銅一亜鉛合金製バッキングプレート接合体において、タ 一ゲット中央部のバッキングプレート位置に純銅を埋め込んだ構造をもつことを特徴 とするスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体。
[2] 純銅力もなる埋め込み体の直径がターゲット直径の 1/20〜1/2であることを特徴と する請求項 1記載のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体。
[3] 純銅力もなる埋め込み体の厚さがバッキングプレートの 1/5〜4/5であることを特徴と する請求項 1又は 2記載のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体。
[4] 純銅力もなる埋め込み体の厚さがバッキングプレートの 1/4〜2/4であることを特徴と する請求項 3記載のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体。
[5] 純銅力もなる埋め込み体の厚さが銅—亜鉛合金製バッキングプレートの厚さで貫通 した構造を持つことを特徴とする請求項 1又は 2記載のスパッタリングターゲット Zバッ キングプレート組立体。
[6] ターゲットがタンタルあるいはタンタル基合金であることを特徴とする請求項 1〜5の いずれかに記載のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体。
[7] ターゲットとバッキングプレートが拡散接合された構造を持つことを特徴とする請求 項 1〜6のいずれかに記載のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体。
[8] マグネトロンスパッタリング装置に使用されることを特徴とする請求項 1〜7のいずれ かに記載のスパッタリングターゲット Zバッキングプレート組立体。
[9] 純銅が無酸素銅であることを特徴とする請求項 1〜8のいずれかに記載のスパッタリ ングターゲット Zバッキングプレート組立体。
[10] 銅—亜鉛合金製バッキングプレートが、 5〜40wt%の亜鉛を含有する銅—亜鉛系銅 合金であることを特徴とする請求項 1〜9のいずれかに記載のスパッタリングターゲッ ト Zバッキングプレート組立体。
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