eng
Выпуск #1/2009
Х.Миркурбанов, В.Тимофеев, В.Одиноков, Г.Павлов, Д.Верёвкин, А.Кравченко.
Установка эпитаксиального наращивания слоев для индивидуальной обработки подложек большого диаметра (Продолжение. Начало –"Наноиндустрия" 6/2008)
Установка эпитаксиального наращивания слоев для индивидуальной обработки подложек большого диаметра (Продолжение. Начало –"Наноиндустрия" 6/2008)
Просмотры: 2454
Уменьшение размеров элементов структуры микроприборов до субмикронных требует модернизации существующего и разработки нового эпитаксиального прецизионного оборудования индивидуальной обработки подложек. Особенно это важно при переходе на подложки большого диаметра (200 и 300 мм) и создании эпитаксиальных структур (ЭС) из разнородных материалов.
Решение этой задачи невозможно без глубокого теоретического исследования теплофизических и физико-механических параметров состояния подложки, в том числе анализа газодинамических характеристик потока в щелевом кварцевом реакторе и описания структуры пластически деформированных подложек.
Совместные исследования в этом направлении проводились ОАО "НИИТМ", ЗАО "Электронточмаш", МГИЭТ (МИЭТ – Технический университет).
Решение этой задачи невозможно без глубокого теоретического исследования теплофизических и физико-механических параметров состояния подложки, в том числе анализа газодинамических характеристик потока в щелевом кварцевом реакторе и описания структуры пластически деформированных подложек.
Совместные исследования в этом направлении проводились ОАО "НИИТМ", ЗАО "Электронточмаш", МГИЭТ (МИЭТ – Технический университет).
Температурные поля и напряженно-деформированное состояние подложек
Неравномерность распределения температуры по подложке при высокотемпературном нагружении сказывается на качестве ее обработки, вызывая образование структурных дефектов в виде линий скольжения (пластическая деформация). В установках групповой эпитаксии [1, 2] широко применяется нагрев подложки через подложкодержатель с переотражением лучистой энергии. Для оценки влияния теплопередачи на равномерность распределения температурного поля по подложке был построен баланс тепловых потоков в системах подложкодержатель – подложка и подложка – отражающая поверхность. Теплообмен осуществлялся излучением и теплопроводностью газового зазора. Ответственным за неравномерность распределения температуры по радиусу подложки является тепловой поток, возникающий за счет теплопроводности от подложкодержателя с температурой Тnд к подложке и зависящий от величины газового зазора δi, определяемой прогибом подложки, обусловленным градиентом температуры по ее толщине и величиной массовых сил (рис.1).
По экспериментальным данным перепад температуры по толщине подложки составляет 3–4°С [3,4]. Максимальный прогиб подложки при таком перепаде определяется ее диаметром. Для расчета температурного перепада по радиусу между центром и периферией кремниевой подложки при 1200°С было получено уравнение:
............
где k – градиент температуры по толщине подложки; α – коэффициент термического расширения материала; q – интенсивность распределенной весовой нагрузки; µ – коэффициент Пуассона для кремния; D = (E·h3)/[12(1-m2)] – изгибная жесткость подложки; Е – модуль упругости материала подложки; h – толщина подложки.
Из уравнения (1) следует, что зависимости изменения прогиба от градиента температуры и действия массовых сил разные. Это значит, что геометрия прогиба подложки сложная. Для подложек диаметром 100 мм и ниже прогиб от действия массовых сил составляет единицы микрон, чем можно в расчете ∆Т0R пренебречь. Для подложек диаметром более 150 мм прогиб составляет десятки микрон, что соизмеримо с толщиной газового зазора между подложкой и подложкодержателем.
Были рассчитаны перепады температуры вдоль радиуса в кремниевых подложках диаметром 100, 125, 150 и 200 мм при 1200°С и градиенте температуры k = 6°С/мм. В подложках диаметром 100 мм при толщине 440 мкм и прогибе 37 мкм перепад температуры составил 7,4°С, в подложках диаметром 150 мм при прогибе 87 мкм – 17,4°С, в подложке диаметром 200 мм при толщине 800 мкм и прогибе 166 мкм – 31,5°С. Следовательно, перепад температуры растет с увеличением диаметра подложки.
Из анализа распределения температуры по радиусу подложки можно выделить три варианта температурного нагружения (см. рис.1).
Из решения осесимметричной упругой задачи (второй вариант температурного нагружения, см. рис.1б) установлены две компоненты напряжений – радиальное (σr) и тангенциальное (σθ). При осесимметричной параболической зависимости распределения температуры по подложке расчетные уравнения для напряжений σr и σθ имеют вид [5]:
...........
где t = r/R – относительный радиус подложки, ∆Т0R – перепад температур между ее центром и периферией.
В средней зоне подложки напряжения сжимающие, на периферии σr= 0 и σθ – максимальные растягивающие. Величина σθ при перепаде ∆Т0R = 20°С – 6,76 МПа, при ∆Т0R = 40°С – 11,52 МПа. Тангенциальное максимальное напряжение при ∆Т0R = 20°С близко к пределу текучести кремния (при 1200°С предел текучести кремния σТ ≈ 10 МПа [3,10]) т. е. на периферии подложки при наличии концентраторов напряжений возможна пластическая деформация. При ∆Т0R = 40°С зона пластической деформации расширяется до t > 0,7. При температуре обработки 1100°С, когда величина σθ составляет 15–20 МПа, следы скольжения проявляются в периферийном кольце t > 0,9.
Из решения осесимметричной термоупругой задачи (третий вариант температурного нагружения, см. рис.1в) получены уравнения для расчета σr и σθ.
...............
где b – ширина опорного кольца подложки; R – ее радиус.
Расчетные значения σr и σθ для кремниевых подложек диаметром 100, 150 и 200 мм при b = 3 мм и перепадах температуры 10, 20, 30 и 40°С при рабочей температуре 1200°С приведены в табл.1. Из табл.1 следует, что сжимающие тангенцальные напряжения по сечению периферийного кольца независимо от диаметра подложки примерно равны и зависят только от перепада температуры. Для ∆T = 10°C имеем σθ = 6,7 мПа, а для ∆T = 30°C – σθ = 20 мПа, что превышает предел текучести для кремния. Следовательно, в периферийном кольце подложки будет наблюдаться пластическая деформация.
Обобщенное напряженное состояние в подложке, соответствующее первому варианту нагружения (см. рис.1а), включает второй и третий варианты. С учетом осевого (∆ТОR) и периферийного (Тnд) перепадов температур для подложек диаметром 100, 150 и 200 мм рассчитаны величины σθ кремниевой подложки. Установлено, что результирующее напряжение в периферийном кольце при ∆Т0R = 20°С – сжимающее и равно 10,75 МПа, что соответствует пределу текучести для кремния при температурах, близких к 1200°С.
Механизм пластической деформации подложки
Пластическая деформация характеризуется формированием линий скольжения в зоне максимальных тангенциальных напряжений при σθ ≥ σТ или на концентраторах напряжений (рис.2). В качестве концентраторов выступает геометрический рельеф боковой и обратной сторон подложки.
Плотность геометрических концентраторов на боковой и обратной поверхностях подложки может достигать 104–105 см–2. Эмиссия дислокационных петель осуществляется работой источника Франка-Рида. Группа петель, выходящих в плоскости скольжения (111) на поверхность подложки под действием касательных напряжений τ, формирует ступеньку линии скольжения. Согласно оценкам, средние пороговые перепады температуры по радиусу подложки начала пластической деформации, рассчитанные при коэффициенте концентрации напряжений, равном 1,5 и σТ =10 МПа, соответственно рабочим температурам 1200, 1000 и 900°С, составляют 17, 50 и 85°С.
Из вышеизложенного следует, что исключение пластической деформации при высокотемпературной обработке подложки (предельное снижение количества концентраторов напряжения и тщательный контроль за перепадом температур) достижимо при индивидуальной обработке подложек.
Газодинамика потока в реакторе
Неравномерность скорости газового потока по подложке приводит к неравномерности скорости роста эпитаксиального слоя, а отсюда и к перепадам в его толщине. Поиск путей выравнивания скорости потока по подложке базируется на анализе газодинамики потока в реакторе.
Для расчета газодинамических характеристик потока в щелевом кварцевом реакторе индивидуальной обработки подложек разработаны три компьютерные программы расчета параметров с учетом особенностей конструкции реактора [2].
Первая программа предназначена для расчета параметров течения газового потока в вертикальном сечении реактора по его длине, вторая позволяет рассчитать параметры газового потока на отрезке поворота от вертикального участка ввода потока к горизонтальному (при наличии такового в конструкции реактора). Третья предназначена для расчета симметричного течения в горизонтальном сечении реактора при средних по высоте параметрах потока.
Исходные данные для расчета были выбраны в соответствии с реальным процессом эпитаксии в газовых средах: H2-SiH4,
H2-SiH2Cl2 и H2-SiHCl3, концентрация водорода H2 97%. Ширину реактора принимали из расчета эпитаксии подложек диаметром 150–200 мм. Внешний вид реактора и его схема приведены на рис.3 и рис.4, соответственно.
Любая гетерогенная реакция включает пять стадий, поэтому основное влияние на скорость роста наиболее длительной стадии – скорости подачи материала к поверхности подложки – пропорционально скорости потока [6, 7].
Расчеты линий тока, вертикальной и горизонтальной скоростей, температуры потока на всех трех участках реактора проведены при расходах газа 4000 и 7000 л/ч. Показано, что по всей длине реактора течение ламинарное.
На втором участке (с подложкодержателем) скорость потока в вертикальном сечении меняется с 950 до 1720 мм/с за счет роста температуры. Высота пограничного слоя составляет половину высоты реактора.
Вертикальная скорость потока над подложкой (второй участок) уменьшается с 24 до 5 мм/с, что объясняется прогревом газового потока. Небольшая величина вертикальной скорости во всех трех участках реактора подтверждает вывод о том, что конвективный теплообмен в реакторе отсутствует.
На втором участке температура газового потока составляет 1200°С у поверхности подложкодержателя и 600°С –
у верхней охлаждаемой кварцевой стенки. Характер изменения температуры от подложки к верхней стенке ламинарный. Линии тока в горизонтальном сечении сохраняют взаиморасположение на всех трех участках, что соответствует ламинарному течению. На втором участке в горизонтальном сечении осевая скорость меняется от 814 до 1392 мм/с. При этом толщина пограничного слоя растет в пределах сечений от 25 до 50 мм (рис.5).
Из анализа газодинамических параметров потока следует:
газовый поток в щелевом реакторе ламинарный;
высота пограничного слоя на поверхности подложки составляет половину высоты реактора;
высота пограничного слоя на боковых стенках реактора в пределах второго участка меняется от 25 до 50 мм;
горизонтальная скорость потока на втором участке (по подложке) меняется в пределах 15%.
Учитывая неравномерность скорости потока по подложке в пределах 15%, можно ожидать неравномерность толщины эпитаксиального слоя в тех же пределах, что диктует необходимость вращения подложки относительно газового потока.
На основании анализа распределения скоростей газового потока по поверхности вращающейся подложки сформулированы условия выбора скорости ее вращения, получено конечное уравнение расчета угловой скорости вращения:
............
где Un – средняя скорость газового потока по подложке, R – ее радиус.
Для подложки диаметром 50 мм при средней скорости потока 1400 мм/с угловая скорость составит n = 67,4 об/мин, для подложки диаметром 200 мм n = 49 об/мин, для подложки 300 мм n = 32,4 об/мин. При отклонении скорости газового потока от средней по подложке в пределах 7,5% ожидаемое отклонение толщины эпитаксиального слоя в реакторе индивидуальной обработки составляет 3,7%.
Прочность щелевого реактора для индивидуальной обработки подложек
В установках эпитаксиального наращивания единичных подложек используют два режима работы – эпитаксия при нормальном и пониженном давлении. В первом режиме реактор нагружен лишь термической нагрузкой, во втором – термической и внешней нагрузкой (внешнее давление). Схема нагружения щелевого реактора показана на рис.6.
В работе [8] описана методика расчета на прочность реактора при действии внешней распределенной нагрузки. Показано, что для предельного уменьшения изгибающих моментов в углах сечений и исключения растягивающих напряжений в стенках последние должны иметь арочную конструкцию.
Формула для расчета напряжения в сечении арочной стенки:
................
где q – распределенная нагрузка на стенку; hр – толщина стенки реактора; f – максимальный прогиб в середине стенки; d – высота боковой стенки; l – длина стенки в поперечном сечении реактора; Rc – радиус кривизны стенки.
Знак "-" означает, что напряжение сжимающее. В табл.2 приведены результаты расчета сжимающих напряжений в сечении стенки с толщиной 3 и 4 мм при заданном прогибе f.
Напряжение сжатия в стенке в 3–5 раз ниже предела текучести. Такая конструкция кварцевого реактора исключает формоизменение реактора при многократном циклическом нагружении.
Заключение
Одна из основных задач при производстве микро- и наноприборов – минимизация структурных дефектов в подложках и наращиваемых слоях за счет уменьшения температурных напряжений и привносимых факторов, приобретающая определяющее значение при работе с подложками больших диаметров.
Для решения поставленной задачи разработаны базовые принципы построения реакторов индивидуальной обработки подложек большого диаметра и создана установка наращивания прецизионных эпитаксиальных слоев ЕМТ 150/200-1.
Особый интерес такое оборудование может представлять для эффективного и качественного тестирования чистоты исходных газов и материалов подложек по параметрам и структурному совершенству эпитаксиального слоя.
Различные модификации установки обеспечивают широкий спектр технологических процессов, включая осаждение слоев при избыточном и пониженном давлении с плазменной активацией (PE CVD).
Установка может выпускаться как в промышленном, так и в лабораторном варианте для научных исследований, отработки технологий и учебного процесса.
Литература:
1. Петров С.В., Сигалов Э.Б., Папков Н.С. Эпитаксиальные реакторы для различных областей полупроводникового производства. – Электронная промышленность, 1990, №3, с. 3–6.
2. Миркурбанов Х.А. Разработка реактора эпитаксиального наращивания одиночных подложек и исследование в нем теплофизических и физико-механических процессов. Дисс. на соиск. учен. степени канд. техн. наук, М.: 2005.
3. Самойликов В.К. Оптимизация технологического оборудования и процесса газофазной эпитаксии кремния производства СБИС. Дисс. на соиск. учен. степени д-ра. техн., наук, М.: 1996.
4. Тимофеев В.Н., Сажнев С.В., Миркурбанов Х.А. "Расчет напряженно-деформированного состояния и оценка размеров зоны пластической деформации в полупроводниковой пластине при осесимметричном температурном нагружении". – Материаловедение, 2002, № 9, с. 2–5.
5. Освеянский В.Б., Столяров О.Г., Мильвидский М.Г. Влияние заряженных примесей на пластичность полупроводниковых соединений AIIIBV. – Физика твердого тела, 1968, №10 (11), с. 20–24.
6. Стрельченко С.С., Матьяш А.А. Кинетика осаждения эпитаксиальных слоев соединений AIIIBV из газовой фазы. / Обзоры по эл. технике. Материалы, вып. 8(678),1979, ЦНИИ "Электроника".
7. Бакин Н.Н., Борисенко Л.А. Гетероэпитаксия арсенида галлия на кремнии. / Обзоры по эл. технике. Микроэлектроника, вып. 4(472),1989, ЦНИИ "Электроника".
8. Сажнев С.В., Тимофеев В.Н., Миркурбанов Х.А. Методика оценки прочности щелевого реактора установки эпитаксиального наращивания единичных пластин.– Изв. вузов "Электроника", 2004, № 5.
Неравномерность распределения температуры по подложке при высокотемпературном нагружении сказывается на качестве ее обработки, вызывая образование структурных дефектов в виде линий скольжения (пластическая деформация). В установках групповой эпитаксии [1, 2] широко применяется нагрев подложки через подложкодержатель с переотражением лучистой энергии. Для оценки влияния теплопередачи на равномерность распределения температурного поля по подложке был построен баланс тепловых потоков в системах подложкодержатель – подложка и подложка – отражающая поверхность. Теплообмен осуществлялся излучением и теплопроводностью газового зазора. Ответственным за неравномерность распределения температуры по радиусу подложки является тепловой поток, возникающий за счет теплопроводности от подложкодержателя с температурой Тnд к подложке и зависящий от величины газового зазора δi, определяемой прогибом подложки, обусловленным градиентом температуры по ее толщине и величиной массовых сил (рис.1).
По экспериментальным данным перепад температуры по толщине подложки составляет 3–4°С [3,4]. Максимальный прогиб подложки при таком перепаде определяется ее диаметром. Для расчета температурного перепада по радиусу между центром и периферией кремниевой подложки при 1200°С было получено уравнение:
............
где k – градиент температуры по толщине подложки; α – коэффициент термического расширения материала; q – интенсивность распределенной весовой нагрузки; µ – коэффициент Пуассона для кремния; D = (E·h3)/[12(1-m2)] – изгибная жесткость подложки; Е – модуль упругости материала подложки; h – толщина подложки.
Из уравнения (1) следует, что зависимости изменения прогиба от градиента температуры и действия массовых сил разные. Это значит, что геометрия прогиба подложки сложная. Для подложек диаметром 100 мм и ниже прогиб от действия массовых сил составляет единицы микрон, чем можно в расчете ∆Т0R пренебречь. Для подложек диаметром более 150 мм прогиб составляет десятки микрон, что соизмеримо с толщиной газового зазора между подложкой и подложкодержателем.
Были рассчитаны перепады температуры вдоль радиуса в кремниевых подложках диаметром 100, 125, 150 и 200 мм при 1200°С и градиенте температуры k = 6°С/мм. В подложках диаметром 100 мм при толщине 440 мкм и прогибе 37 мкм перепад температуры составил 7,4°С, в подложках диаметром 150 мм при прогибе 87 мкм – 17,4°С, в подложке диаметром 200 мм при толщине 800 мкм и прогибе 166 мкм – 31,5°С. Следовательно, перепад температуры растет с увеличением диаметра подложки.
Из анализа распределения температуры по радиусу подложки можно выделить три варианта температурного нагружения (см. рис.1).
Из решения осесимметричной упругой задачи (второй вариант температурного нагружения, см. рис.1б) установлены две компоненты напряжений – радиальное (σr) и тангенциальное (σθ). При осесимметричной параболической зависимости распределения температуры по подложке расчетные уравнения для напряжений σr и σθ имеют вид [5]:
...........
где t = r/R – относительный радиус подложки, ∆Т0R – перепад температур между ее центром и периферией.
В средней зоне подложки напряжения сжимающие, на периферии σr= 0 и σθ – максимальные растягивающие. Величина σθ при перепаде ∆Т0R = 20°С – 6,76 МПа, при ∆Т0R = 40°С – 11,52 МПа. Тангенциальное максимальное напряжение при ∆Т0R = 20°С близко к пределу текучести кремния (при 1200°С предел текучести кремния σТ ≈ 10 МПа [3,10]) т. е. на периферии подложки при наличии концентраторов напряжений возможна пластическая деформация. При ∆Т0R = 40°С зона пластической деформации расширяется до t > 0,7. При температуре обработки 1100°С, когда величина σθ составляет 15–20 МПа, следы скольжения проявляются в периферийном кольце t > 0,9.
Из решения осесимметричной термоупругой задачи (третий вариант температурного нагружения, см. рис.1в) получены уравнения для расчета σr и σθ.
...............
где b – ширина опорного кольца подложки; R – ее радиус.
Расчетные значения σr и σθ для кремниевых подложек диаметром 100, 150 и 200 мм при b = 3 мм и перепадах температуры 10, 20, 30 и 40°С при рабочей температуре 1200°С приведены в табл.1. Из табл.1 следует, что сжимающие тангенцальные напряжения по сечению периферийного кольца независимо от диаметра подложки примерно равны и зависят только от перепада температуры. Для ∆T = 10°C имеем σθ = 6,7 мПа, а для ∆T = 30°C – σθ = 20 мПа, что превышает предел текучести для кремния. Следовательно, в периферийном кольце подложки будет наблюдаться пластическая деформация.
Обобщенное напряженное состояние в подложке, соответствующее первому варианту нагружения (см. рис.1а), включает второй и третий варианты. С учетом осевого (∆ТОR) и периферийного (Тnд) перепадов температур для подложек диаметром 100, 150 и 200 мм рассчитаны величины σθ кремниевой подложки. Установлено, что результирующее напряжение в периферийном кольце при ∆Т0R = 20°С – сжимающее и равно 10,75 МПа, что соответствует пределу текучести для кремния при температурах, близких к 1200°С.
Механизм пластической деформации подложки
Пластическая деформация характеризуется формированием линий скольжения в зоне максимальных тангенциальных напряжений при σθ ≥ σТ или на концентраторах напряжений (рис.2). В качестве концентраторов выступает геометрический рельеф боковой и обратной сторон подложки.
Плотность геометрических концентраторов на боковой и обратной поверхностях подложки может достигать 104–105 см–2. Эмиссия дислокационных петель осуществляется работой источника Франка-Рида. Группа петель, выходящих в плоскости скольжения (111) на поверхность подложки под действием касательных напряжений τ, формирует ступеньку линии скольжения. Согласно оценкам, средние пороговые перепады температуры по радиусу подложки начала пластической деформации, рассчитанные при коэффициенте концентрации напряжений, равном 1,5 и σТ =10 МПа, соответственно рабочим температурам 1200, 1000 и 900°С, составляют 17, 50 и 85°С.
Из вышеизложенного следует, что исключение пластической деформации при высокотемпературной обработке подложки (предельное снижение количества концентраторов напряжения и тщательный контроль за перепадом температур) достижимо при индивидуальной обработке подложек.
Газодинамика потока в реакторе
Неравномерность скорости газового потока по подложке приводит к неравномерности скорости роста эпитаксиального слоя, а отсюда и к перепадам в его толщине. Поиск путей выравнивания скорости потока по подложке базируется на анализе газодинамики потока в реакторе.
Для расчета газодинамических характеристик потока в щелевом кварцевом реакторе индивидуальной обработки подложек разработаны три компьютерные программы расчета параметров с учетом особенностей конструкции реактора [2].
Первая программа предназначена для расчета параметров течения газового потока в вертикальном сечении реактора по его длине, вторая позволяет рассчитать параметры газового потока на отрезке поворота от вертикального участка ввода потока к горизонтальному (при наличии такового в конструкции реактора). Третья предназначена для расчета симметричного течения в горизонтальном сечении реактора при средних по высоте параметрах потока.
Исходные данные для расчета были выбраны в соответствии с реальным процессом эпитаксии в газовых средах: H2-SiH4,
H2-SiH2Cl2 и H2-SiHCl3, концентрация водорода H2 97%. Ширину реактора принимали из расчета эпитаксии подложек диаметром 150–200 мм. Внешний вид реактора и его схема приведены на рис.3 и рис.4, соответственно.
Любая гетерогенная реакция включает пять стадий, поэтому основное влияние на скорость роста наиболее длительной стадии – скорости подачи материала к поверхности подложки – пропорционально скорости потока [6, 7].
Расчеты линий тока, вертикальной и горизонтальной скоростей, температуры потока на всех трех участках реактора проведены при расходах газа 4000 и 7000 л/ч. Показано, что по всей длине реактора течение ламинарное.
На втором участке (с подложкодержателем) скорость потока в вертикальном сечении меняется с 950 до 1720 мм/с за счет роста температуры. Высота пограничного слоя составляет половину высоты реактора.
Вертикальная скорость потока над подложкой (второй участок) уменьшается с 24 до 5 мм/с, что объясняется прогревом газового потока. Небольшая величина вертикальной скорости во всех трех участках реактора подтверждает вывод о том, что конвективный теплообмен в реакторе отсутствует.
На втором участке температура газового потока составляет 1200°С у поверхности подложкодержателя и 600°С –
у верхней охлаждаемой кварцевой стенки. Характер изменения температуры от подложки к верхней стенке ламинарный. Линии тока в горизонтальном сечении сохраняют взаиморасположение на всех трех участках, что соответствует ламинарному течению. На втором участке в горизонтальном сечении осевая скорость меняется от 814 до 1392 мм/с. При этом толщина пограничного слоя растет в пределах сечений от 25 до 50 мм (рис.5).
Из анализа газодинамических параметров потока следует:
газовый поток в щелевом реакторе ламинарный;
высота пограничного слоя на поверхности подложки составляет половину высоты реактора;
высота пограничного слоя на боковых стенках реактора в пределах второго участка меняется от 25 до 50 мм;
горизонтальная скорость потока на втором участке (по подложке) меняется в пределах 15%.
Учитывая неравномерность скорости потока по подложке в пределах 15%, можно ожидать неравномерность толщины эпитаксиального слоя в тех же пределах, что диктует необходимость вращения подложки относительно газового потока.
На основании анализа распределения скоростей газового потока по поверхности вращающейся подложки сформулированы условия выбора скорости ее вращения, получено конечное уравнение расчета угловой скорости вращения:
............
где Un – средняя скорость газового потока по подложке, R – ее радиус.
Для подложки диаметром 50 мм при средней скорости потока 1400 мм/с угловая скорость составит n = 67,4 об/мин, для подложки диаметром 200 мм n = 49 об/мин, для подложки 300 мм n = 32,4 об/мин. При отклонении скорости газового потока от средней по подложке в пределах 7,5% ожидаемое отклонение толщины эпитаксиального слоя в реакторе индивидуальной обработки составляет 3,7%.
Прочность щелевого реактора для индивидуальной обработки подложек
В установках эпитаксиального наращивания единичных подложек используют два режима работы – эпитаксия при нормальном и пониженном давлении. В первом режиме реактор нагружен лишь термической нагрузкой, во втором – термической и внешней нагрузкой (внешнее давление). Схема нагружения щелевого реактора показана на рис.6.
В работе [8] описана методика расчета на прочность реактора при действии внешней распределенной нагрузки. Показано, что для предельного уменьшения изгибающих моментов в углах сечений и исключения растягивающих напряжений в стенках последние должны иметь арочную конструкцию.
Формула для расчета напряжения в сечении арочной стенки:
................
где q – распределенная нагрузка на стенку; hр – толщина стенки реактора; f – максимальный прогиб в середине стенки; d – высота боковой стенки; l – длина стенки в поперечном сечении реактора; Rc – радиус кривизны стенки.
Знак "-" означает, что напряжение сжимающее. В табл.2 приведены результаты расчета сжимающих напряжений в сечении стенки с толщиной 3 и 4 мм при заданном прогибе f.
Напряжение сжатия в стенке в 3–5 раз ниже предела текучести. Такая конструкция кварцевого реактора исключает формоизменение реактора при многократном циклическом нагружении.
Заключение
Одна из основных задач при производстве микро- и наноприборов – минимизация структурных дефектов в подложках и наращиваемых слоях за счет уменьшения температурных напряжений и привносимых факторов, приобретающая определяющее значение при работе с подложками больших диаметров.
Для решения поставленной задачи разработаны базовые принципы построения реакторов индивидуальной обработки подложек большого диаметра и создана установка наращивания прецизионных эпитаксиальных слоев ЕМТ 150/200-1.
Особый интерес такое оборудование может представлять для эффективного и качественного тестирования чистоты исходных газов и материалов подложек по параметрам и структурному совершенству эпитаксиального слоя.
Различные модификации установки обеспечивают широкий спектр технологических процессов, включая осаждение слоев при избыточном и пониженном давлении с плазменной активацией (PE CVD).
Установка может выпускаться как в промышленном, так и в лабораторном варианте для научных исследований, отработки технологий и учебного процесса.
Литература:
1. Петров С.В., Сигалов Э.Б., Папков Н.С. Эпитаксиальные реакторы для различных областей полупроводникового производства. – Электронная промышленность, 1990, №3, с. 3–6.
2. Миркурбанов Х.А. Разработка реактора эпитаксиального наращивания одиночных подложек и исследование в нем теплофизических и физико-механических процессов. Дисс. на соиск. учен. степени канд. техн. наук, М.: 2005.
3. Самойликов В.К. Оптимизация технологического оборудования и процесса газофазной эпитаксии кремния производства СБИС. Дисс. на соиск. учен. степени д-ра. техн., наук, М.: 1996.
4. Тимофеев В.Н., Сажнев С.В., Миркурбанов Х.А. "Расчет напряженно-деформированного состояния и оценка размеров зоны пластической деформации в полупроводниковой пластине при осесимметричном температурном нагружении". – Материаловедение, 2002, № 9, с. 2–5.
5. Освеянский В.Б., Столяров О.Г., Мильвидский М.Г. Влияние заряженных примесей на пластичность полупроводниковых соединений AIIIBV. – Физика твердого тела, 1968, №10 (11), с. 20–24.
6. Стрельченко С.С., Матьяш А.А. Кинетика осаждения эпитаксиальных слоев соединений AIIIBV из газовой фазы. / Обзоры по эл. технике. Материалы, вып. 8(678),1979, ЦНИИ "Электроника".
7. Бакин Н.Н., Борисенко Л.А. Гетероэпитаксия арсенида галлия на кремнии. / Обзоры по эл. технике. Микроэлектроника, вып. 4(472),1989, ЦНИИ "Электроника".
8. Сажнев С.В., Тимофеев В.Н., Миркурбанов Х.А. Методика оценки прочности щелевого реактора установки эпитаксиального наращивания единичных пластин.– Изв. вузов "Электроника", 2004, № 5.
Отзывы читателей
