WO2015182385A1 - ヒートスプレッダとその製造方法 - Google Patents

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heat spreader
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less
heat
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博昭 沖
正 有川
翔一 稲葉
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株式会社アライドマテリアル
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Definitions

  • the present invention relates to a heat spreader for removing heat as efficiently as possible from an element that generates a large amount of heat during operation, and a method for manufacturing the same.
  • Power semiconductor elements used for drive control of electric cars and hybrid cars light emitting elements such as laser diodes, control elements for base stations such as mobile phones, image display elements such as plasma display panels, or microprocessor units for computers For elements that generate large heat during operation, it is required to remove heat as quickly and efficiently as possible.
  • silicon Si
  • GaAs gallium-arsenic
  • indium-phosphorus which are generally used at present. It has been studied to shift an element such as an (InP) system to an element such as a silicon carbide (SiC) system or a gallium nitride (GaN) system.
  • the whole is formed in a plate shape, and the element is soldered directly to one side (element mounting surface) or via a ceramic substrate, etc.
  • a heat spreader in which a cooling mechanism such as a cooler is connected to the (heat dissipating surface) is used.
  • a heat spreader that has been integrally formed of a metal or alloy such as copper (Cu) or aluminum (Al) has been used, but recently, Si-based, GaAs-based, InP-based, SiC described above have been used. Copper-molybdenum (Cu-) with a thermal expansion coefficient close to that of silicon-based, GaN-based devices, or ceramic substrates such as aluminum nitride (AlN), aluminum oxide (Al 2 O 3 ), and silicon nitride (Si 3 N 4 ) The use of a heat spreader having a Cu—Mo layer made of Mo) composite material has been studied.
  • the thermal expansion coefficient of the heat spreader is made smaller than that of the conventional one made entirely of metal or alloy, and as close as possible to the thermal expansion coefficient of the element or the ceramic substrate. Matching can be taken.
  • the element or ceramic substrate (hereinafter, may be abbreviated as “element etc.”) based on the difference in thermal expansion coefficient. It is possible to prevent the element or the above-described package from being damaged due to excessive stress, or the solder joint between the heat spreader and the element from being broken.
  • Examples of Cu—Mo composites that form the basis of the Cu—Mo layer include: (i) A mixture in which molybdenum (Mo) powder and Cu powder are mixed is heated above the melting point of Cu to melt the Cu and penetrate between Mo powders, and then cooled and integrated, (ii) Mo powder is pre-sintered to produce a porous body (skeleton), Cu is infiltrated into the pores of the porous body, and then cooled and integrated, Etc.
  • the element mounting surface has excellent wettability and affinity for solder. It is preferable to form a nickel plating layer in advance.
  • the element mounting surface of the heat spreader having the above-described laminated structure is made only of Cu, a stable nickel plating layer can be formed, and voids or the like that hinder heat conduction are formed on the nickel plating layer. Good solder joints. Further, since the Cu layer is excellent in wettability and affinity for solder, the nickel plating layer can be omitted.
  • the purpose of the present invention is to remove heat from the element more efficiently and quickly than the current one, and to achieve higher performance and higher output of various devices and its efficiency It is to provide an efficient manufacturing method.
  • the present invention is made of a Cu—Mo composite material, and has an average thickness of 0.6 mm or less and a thickness variation of 0.1 mm or less, and is directly laminated on both sides of the Cu—Mo layer.
  • the present invention also includes a step of flattening a plate material of the Cu—Mo composite that is the basis of the Cu—Mo layer, and a Cu plate that is the basis of the Cu layer on each side of the flattened plate material. It is a manufacturing method of the heat spreader of the above-mentioned present invention including the process of carrying out direct rolling joining.
  • the thermal conductivity in the thickness direction of the heat spreader can be improved compared to the current state.
  • the heat from the element can be removed more efficiently and quickly, and the variation in the thickness of the Cu-Mo layer is suppressed to 0.1 mm or less to reduce the variation as much as possible. Reduction of conductivity and generation of local thermal stress can be suppressed. Therefore, it is possible to provide a heat spreader that can remove heat from the element more efficiently and quickly than the current state, and can sufficiently cope with higher performance and higher output of various devices.
  • the manufacturing method of the present invention prior to rolling and bonding the Cu plate that becomes the Cu layer to the front and back surfaces of the Cu-Mo composite material that becomes the Cu-Mo layer, it is possible to efficiently manufacture the heat spreader of the present invention having excellent characteristics as described above with high productivity only by adding a flattening process in advance.
  • the heat spreader of the present invention is made of a Cu—Mo composite material and laminated directly on both sides of the Cu—Mo layer having an average thickness of 0.6 mm or less and a thickness variation of 0.1 mm or less, and the Cu—Mo layer. And a Cu layer formed.
  • the average thickness of the Cu—Mo layer having a low thermal conductivity among the heat spreaders having a laminated structure is set to 0.6 mm or less, which is smaller than the range described in Patent Documents 1 to 3, for example, the heat conduction in the thickness direction of the heat spreader The rate can be improved from the current level.
  • the heat from the element can be removed more efficiently and quickly than the current state, and it becomes possible to sufficiently cope with further enhancement of performance and output of various devices. Therefore, the cooling mechanism connected to the heat radiating surface of the heat spreader can be reduced in size compared to the conventional one, or the entire semiconductor device including the heat spreader, the cooling mechanism, and the elements can be reduced in size compared to the conventional one.
  • the inventors have found that the simple variation in the thickness of the Cu—Mo layer increases the variation in the thickness of the Cu—Mo layer, which causes these problems.
  • the Cu—Mo layer functions to reduce the overall thermal expansion coefficient of the heat spreader as described above in the heat spreader having a laminated structure, but the thickness variation of the Cu—Mo layer is large or too large. If the Cu—Mo layer becomes discontinuous, the thermal expansion coefficient of the heat spreader varies in the surface direction, resulting in a location where the thermal expansion coefficient is locally large. As a result, the problem (2) is likely to occur.
  • the average thickness of the Cu—Mo layer is set to 0.6 mm or less, so that the thermal conductivity in the thickness direction is improved as compared with the current state, and the heat from the element is removed more efficiently and quickly.
  • the variation in the thickness of the Cu—Mo layer is suppressed to 0.1 mm or less to minimize the variation and prevent the Cu—Mo layer from becoming discontinuous. It is possible to provide a heat spreader that does not cause the problem (1) due to variations and the problem (2) due to variations in thermal expansion coefficients.
  • the Cu layer can be formed of an arbitrary Cu material, it is preferable to form the heat spreader with, for example, high-purity copper or oxygen-free copper having a purity of 99.96% or more in consideration of imparting high heat conductivity to the heat spreader. .
  • the average thickness of the Cu—Mo layer made of the Cu—Mo composite material is limited to 0.6 mm or less.
  • the heat conductivity in the thickness direction of the heat spreader is limited. This is because the effect of removing heat from the device more efficiently and promptly by improving than the current state cannot be obtained.
  • the variation in the thickness of the Cu—Mo layer is limited to 0.1 mm or less. If the thickness variation exceeds this range or the Cu—Mo layer becomes discontinuous, the thickness of the heat spreader is reduced. This is because the thermal conductivity in the direction varies in the plane direction and the above problem (1) is likely to occur, or the thermal expansion coefficient of the heat spreader varies in the plane direction and the above problem (2) is likely to occur.
  • the average thickness of the Cu—Mo layer is preferably 0.12 mm or more even in the above range.
  • the average thickness of the Cu—Mo layer is less than this range, even if the thickness variation is set to 0.1 mm or less, the relative thickness variation becomes large, or the variation is too large and the Cu—Mo layer is discontinuous. In such a case, the problems (1) and (2) are likely to occur.
  • the Cu—Mo layer is a layer that functions to reduce the thermal expansion coefficient of the entire heat spreader in the heat spreader having a laminated structure as described above. This function is not sufficiently exhibited if the temperature is less than the above range, and the thermal expansion coefficient of the heat spreader as a whole becomes large on the contrary, and excessive stress is applied to the element joined to the element mounting surface in a thermal load environment, and the element. Etc., the package, etc. may be damaged, and the joint may be easily broken.
  • the variation in the thickness of the Cu—Mo layer is preferably 0.06 mm or less even in the previous range in consideration of more effectively preventing the problems (1) and (2) from occurring.
  • the thickness variation of the Cu—Mo layer is preferably 0.03 mm or more even in the above range.
  • the average thickness of the Cu—Mo layer for example, a plate material of a Cu—Mo composite material used as a base of the Cu—Mo layer used when a heat spreader is manufactured by the manufacturing method of the present invention described later.
  • the thickness variation after the planarization treatment of the plate material of the Cu—Mo composite material used when the heat spreader is manufactured by the above manufacturing method or What is necessary is just to adjust the rolling conditions at the time of carrying out the rolling joining of the board
  • the average thickness of the Cu—Mo layer and the thickness variation are represented by values measured by the following method.
  • the heat spreader is cut in the thickness direction in any one direction within the surface, polished to expose the cross section, and the length in the direction perpendicular to the thickness direction at any position of the Cu—Mo layer exposed in the cross section.
  • 10 fields are set on the same cross section with a 3 mm range as one field of view, and a point where the thickness of the Cu-Mo layer becomes the maximum value and the point where the thickness of the Cu-Mo layer becomes the maximum value within each field of view is 20 points in total. Identify.
  • This operation is carried out with a total of 30 fields of view of three cross sections rotated by 120 ° in the plane direction of the heat spreader, the thickness at 60 points is measured, and the average value of the measured thickness values at these 60 points is Cu—Mo. Let it be the average thickness of the layer. Moreover, the maximum value of the absolute value of the difference between the average thickness and the measured value of the thickness at 60 points is defined as the thickness variation.
  • the proportion of Cu in the Cu—Mo composite material that forms the Cu—Mo layer is preferably 22% by volume or more, and preferably 56% by volume or less of the total amount of the Cu—Mo composite material.
  • the thermal conductivity of the Cu-Mo layer decreases. Therefore, even if the thickness is set to 0.6 mm or less, the thermal conductivity in the thickness direction of the heat spreader is improved from the current level. There is a possibility that the effect of removing heat from the element more efficiently and quickly cannot be obtained.
  • the thermal expansion coefficient of the Cu—Mo layer is increased, and the function of reducing the overall thermal expansion coefficient of the heat spreader by the Cu—Mo layer is sufficiently developed. Since the thermal expansion coefficient of the entire heat spreader is increased, excessive stress is applied to the element bonded to the element mounting surface under a thermal load environment, and the element or the package is damaged or bonded. May be easily destroyed.
  • the ratio of the thickness of the Cu—Mo layer to the total thickness of the heat spreader having a laminated structure is preferably 15% or more, and preferably 35% or less.
  • the ratio of the thickness of the Cu—Mo layer is less than this range, the function of reducing the overall thermal expansion coefficient of the heat spreader by the Cu—Mo layer is not sufficiently exhibited, and the overall thermal expansion coefficient of the heat spreader is not sufficient. There is a risk that an excessive stress is applied to an element or the like bonded to the element mounting surface under a heat load environment, and the element or the package or the like is damaged or the bonding is easily broken.
  • the thickness ratio of the Cu—Mo layer exceeds the above range, even if the thickness is set to 0.6 mm or less, the thermal conductivity in the thickness direction of the heat spreader is improved compared to the current state, and the element There is a possibility that the effect of quickly and efficiently removing the heat from can not be obtained.
  • the Cu—Mo composite material that forms the basis of the Cu—Mo layer is taken into consideration while taking into consideration the above-described average thickness range of the Cu—Mo layer.
  • the thickness of the plate material and the Cu plate to be joined, or the rolling conditions for rolling and joining the plate material of the Cu—Mo composite material and the Cu plate may be adjusted.
  • the total thickness of the heat spreader including the Cu—Mo layer and the Cu layer can be arbitrarily set according to the use of the heat spreader, but is usually preferably 0.4 mm or more, and preferably 3 mm or less. .
  • the bonding strength between the Cu—Mo layer and the Cu layer is preferably 100 MPa or more, particularly preferably 150 MPa or more.
  • the bonding strength between the Cu—Mo layer and the Cu layer is less than this range, delamination between the two layers tends to occur under a heat load environment, and the reliability of the heat spreader may be reduced.
  • the ratio of Cu in the Cu—Mo composite material is adjusted, or the Cu—Mo composite material plate and the Cu plate are rolled and bonded. What is necessary is just to adjust the rolling conditions at the time.
  • the outermost surface of the heat spreader that is, the exposed surface of at least one Cu layer opposite to the Cu—Mo layer side is preferably plated.
  • plating for example, electrolytic Ni plating, electroless Ni—P plating, electroless Ni—B plating, electrolytic Au plating, or a combination thereof is preferable.
  • the wettability of solder when soldering other members such as elements to the outermost surface can be improved.
  • the method of manufacturing a heat spreader according to the present invention includes a step of flattening a plate of the Cu—Mo composite material that is the basis of the Cu—Mo layer, and a Cu layer on each side of the flattened plate. And a step of directly rolling and joining the Cu plate.
  • the Cu—Mo composite material can be formed by the method (i) or (ii) described above as in the prior art.
  • the infiltration method (ii) is preferred. Since the Cu—Mo composite material formed by the infiltration method has a continuous and integral porous body (skeleton) made of Mo powder, it is excellent in the effect of reducing the thermal expansion coefficient of the heat spreader.
  • any of various Mo powders produced by an arbitrary method can be used, but it is preferable that such an Mo powder has an average particle diameter measured by the Fischer method (FSSS) of 1 ⁇ m or more. It is preferably 10 ⁇ m or less.
  • FSSS Fischer method
  • a fine Mo powder having an average particle size of less than this range is not easy to produce, and may reduce the productivity of the Cu—Mo composite and thus the heat spreader, thereby increasing the production cost.
  • the Mo powder having a large average particle diameter exceeding the above range is further coarsened by the grain growth during sintering, and the distribution of Cu and Mo in the Cu-Mo composite material varies with the accompanying heat. Since the positional variation of the conductivity becomes large, the problem (1) may be likely to occur.
  • the Mo powder is press-molded into a predetermined Cu-Mo composite shape using, for example, a press machine to produce a molded body, and then the molded body is placed in a non-oxidizing atmosphere such as hydrogen gas or argon gas.
  • a non-oxidizing atmosphere such as hydrogen gas or argon gas.
  • a porous body is formed by sintering in an inert atmosphere.
  • the ratio of Cu in the Cu—Mo composite material produced by the infiltration method is close to the porosity of the porous body, and the porosity is determined by the molding density of the underlying molded body and the molding body. It can be adjusted by adjusting the sintering conditions (sintering temperature, sintering time, etc.) when sintering to produce a porous body.
  • the porosity of the porous body is 22% by volume or more and 56% by volume or less.
  • the apparent density obtained from the specific gravity of Mo and the specific gravity of air should be 4.8 g / cm 3 or more and 8.0 g / cm 3 or less. It is preferably 4.0 g / cm 3 or more and 7.6 g / cm 3 or less.
  • the press molding conditions, the average particle diameter of Mo powder, the particle shape, etc. may be adjusted.
  • the sintering temperature is preferably 1100 ° C. or higher, and preferably 1600 ° C. or lower.
  • the sintering time is preferably 0.5 hours or more, and preferably 3 hours or less.
  • the sintering temperature or time exceeds either of the above ranges, the sintering of the Mo powder proceeds too much, and independent pores (closed pores) in which Cu is not infiltrated into a part of the porous body. (Or voids) are formed, and accordingly, the thermal conductivity of the Cu—Mo composite material is decreased or the variation thereof is increased, which may easily cause the problem (1) described above.
  • the porosity of the porous body, and consequently the proportion of Cu in the Cu-Mo composite material may be less than the above-mentioned range due to the generation of the above independent vacancies or the growth of Mo powder during sintering. is there.
  • Cu is infiltrated into the porous body to produce a Cu—Mo composite material.
  • a Cu plate placed on a porous body as in the past, or a porous body sandwiched between two Cu plates in a non-oxidizing atmosphere such as hydrogen gas, for example
  • a non-oxidizing atmosphere such as hydrogen gas
  • the Cu is melted and infiltrated into the porous body, and then cooled.
  • the infiltration temperature may be not lower than the melting point of Cu as described above, but is particularly preferably 1300 ° C. or higher, and is preferably 1600 ° C. or lower.
  • the infiltration time is preferably 0.5 hours or more, and preferably 3 hours or less.
  • Cu to be infiltrated into the porous body in consideration of imparting high heat conductivity to the heat spreader, for example, high-purity copper or oxygen-free copper having a purity of 99.96% or more is preferable.
  • a plate material having a predetermined thickness is produced from the Cu—Mo composite material.
  • a Cu—Mo composite material is warm-rolled to a predetermined thickness, cut into a plate shape, annealed, and then further cold-rolled to a predetermined thickness and cut into a plate shape. It is preferable to go through a step of annealing.
  • Both warm rolling and cold rolling may be unidirectional rolling or cross rolling. Furthermore, rolling may be performed in three or more directions.
  • the temperature of warm rolling is preferably 120 ° C. or higher, and preferably 200 ° C. or lower.
  • the annealing temperature is preferably 700 ° C. or higher, and preferably 900 ° C. or lower.
  • the annealing time is preferably 0.1 hours or more, and preferably 0.5 hours or less.
  • planarization treatment Next, the plate material of the Cu—Mo composite material is flattened.
  • any of various planarization processes including conventionally known polishing methods such as brush type polishing and buffing can be employed.
  • the average thickness of the treated plate material, the variation in thickness, and the surface roughness of both surfaces of the plate material to which the Cu plate is rolled and joined satisfy the following ranges.
  • the average thickness of the plate material after the flattening treatment is preferably 0.5 mm or more, and preferably 1.5 mm or less.
  • the Cu layer is rolled and bonded to both surfaces of the plate material in the next step in order to maintain the average thickness of the Cu—Mo layer in the heat spreader in the range described above.
  • the rolling reduction must be suppressed.
  • the bonding strength between the Cu—Mo layer and the Cu layer is lower than the range described above, and it is easy for delamination between the two layers to occur, particularly under a heat load environment, which may reduce the reliability of the heat spreader. is there.
  • the rolling reduction is low, the area of the laminate formed by rolling and joining the Cu plate on both sides of the plate material can not be widened, the number of heat spreaders obtained by cutting out from the laminate decreases, There is also a possibility that the productivity of the heat spreader may be reduced.
  • the variation in the thickness of the plate material after the flattening treatment is preferably 0.02 mm or less, particularly preferably 0.01 mm or less.
  • the plate material after the flattening treatment exceeds this range, the plate material is broken when rolled with the Cu plate, and the Cu-Mo layer in the heat spreader is discontinuous.
  • the heat conductivity in the thickness direction of the heat spreader may vary in the surface direction, which may cause the problem (1) described above.
  • the thickness variation after the planarization is preferably 0.005 mm or more even in the above range.
  • the Cu—Mo composite material is made of two kinds of materials such as Cu and Mo that are completely different in hardness and workability, the plate material is flattened until the thickness variation is less than the above range. Is practically difficult.
  • the average thickness of the plate material is expressed as an average value of thicknesses measured using a micrometer or the like at any nine locations in the plane of the plate material.
  • the thickness variation is expressed by the maximum absolute value of the difference between the above average thickness and the measured thickness values at nine locations.
  • the surface roughness of both sides of the plate material after the flattening treatment by rolling and joining the Cu plate is determined by the Japanese Industrial Standard JIS B0601 : 2013 "Product Geometrical Specification (GPS)-Surface property: Contour curve method-Terminology, Expressed by the arithmetic average roughness Ra of the roughness curve defined in “Definitions and surface property parameters”, it is preferably 0.02 ⁇ m or less, particularly 0.01 ⁇ m or less on each surface.
  • the plate material may be broken during rolling joining with the Cu plate, resulting in a discontinuous Cu—Mo layer in the heat spreader.
  • the above-mentioned problem (1) is likely to occur because the thermal conductivity in the thickness direction varies in the surface direction.
  • plate material is 0.005 micrometer or more also in said range.
  • the Cu-Mo composite material is composed of two kinds of materials, Cu and Mo, which are completely different in hardness and workability, so that the plate material is flattened until the arithmetic average roughness Ra on both sides falls below the above range. It is substantially difficult to perform the conversion process.
  • the normal thickness variation of the plate material before the flattening treatment is about 0.04 mm. Further, the normal arithmetic average roughness Ra of both surfaces of the plate material before the flattening treatment is about 0.1 ⁇ m.
  • ⁇ Manufacturing of rolling joint and heat spreader> Predetermined in a non-oxidizing atmosphere such as hydrogen gas or in an inert atmosphere such as argon gas, with a Cu plate having a predetermined thickness that is the basis of the Cu layer on each of the upper and lower surfaces of the planarized plate material. Are rolled and joined to each other by rolling.
  • a non-oxidizing atmosphere such as hydrogen gas or in an inert atmosphere such as argon gas
  • the copper oxide formed on the surface is removed if necessary, annealed, and further cold-rolled to a predetermined thickness to obtain a laminate of a Cu—Mo layer and two Cu layers
  • the heat spreader of the present invention is manufactured by cutting out from the laminated body into a predetermined planar shape and further plating the outermost surface as necessary.
  • the hot rolling temperature is preferably 850 ° C. or higher, and preferably 1050 ° C. or lower.
  • the rolling reduction in hot rolling is preferably 5% or more, and preferably 15% or less.
  • the rolling reduction of the hot rolling is less than this range, an unbonded portion is formed at the interface between the Cu-Mo layer and the Cu layer, and the bonding strength falls below the range described above. In such a case, delamination is likely to occur, and the reliability of the heat spreader may be reduced.
  • the annealing temperature is preferably 700 ° C. or higher, and preferably 900 ° C. or lower.
  • the annealing time is preferably 0.1 hours or more, and preferably 0.5 hours or less.
  • the rolling reduction of the cold rolling is preferably set so that the total with the rolling reduction of the hot rolling is 37% or more, and is preferably set to be 90% or less.
  • the bonding strength between the Cu—Mo layer and the Cu layer will be lower than the range described above, and delamination between the two layers is likely to occur especially in a heat load environment.
  • the reliability of the heat spreader may be reduced.
  • the number of the heat spreaders obtained by cutting out from the laminated body may be reduced, and the productivity of the heat spreader may be reduced.
  • Both hot rolling and cold rolling may be unidirectional rolling or cross rolling. Furthermore, rolling may be performed in three or more directions.
  • the heat spreader and the manufacturing method thereof according to the present invention are not limited to the examples described above, and various changes can be made without departing from the gist of the present invention.
  • Example 1 (Formation of porous material) Mo powder having an average particle diameter of 3.9 ⁇ m measured by the Fischer method was press-molded at a molding pressure of 100 MPa using a press machine to produce a plate-shaped compact having a size of 143 mm ⁇ 174 mm ⁇ 14.3 mm. The molding density of the compact was 5.2 g / cm 3 .
  • this molded body was sintered in a hydrogen atmosphere at 1000 ° C. for 1 hour using a firing furnace to form a porous body.
  • the apparent density of the porous body was 6.6 g / cm 3 and the porosity was 35.3 volume%.
  • the Cu—Mo composite was warm-rolled at 160 ° C. to a thickness of 1.6 mm, then cut to a length of 200 mm ⁇ width of 155 mm and annealed at 850 ° C. for 0.3 hours.
  • the sheet was cut into a length of 280 mm ⁇ a width of 190 mm and annealed at 850 ° C. for 0.3 hour to prepare a Cu—Mo composite plate.
  • the thickness variation of the plate material was 0.04 mm, and the arithmetic average roughness Ra on both sides was 0.1 ⁇ m.
  • the plate material was flattened to an average thickness of 0.80 mm, a thickness variation of 0.01 mm, and an arithmetic average roughness Ra of both sides of 0.01 ⁇ m by brush type polishing and buffing.
  • the copper oxide formed on the surface is removed with a brush or the like, annealed at 850 ° C. for 0.3 hours, and further cold-rolled until the total thickness becomes 1.02 mm, and the length 1125 mm ⁇ width
  • a 190 mm-thick laminate of Cu—Mo layer and two Cu layers was formed and cut out from this laminate to produce a heat spreader.
  • the total rolling reduction was 78.8%.
  • the average thickness of the Cu—Mo layer determined by the above-described method from the three cross sections including the cross section of FIG. 1 was 0.195 mm, and the thickness variation was 0.06 mm.
  • the average thicknesses of the two Cu layers obtained by the same method were 0.412 mm and 0.409 m.
  • FIG. 2 shows a micrograph of the cross section of the manufactured heat spreader.
  • FIG. 2 shows that the heat spreader manufactured without flattening the plate material has a large variation in the thickness of the Cu—Mo layer, the thickness of the Cu—Mo layer is not uniform, and part of the Cu—Mo layer. It turned out to be discontinuous.
  • the average thickness of the Cu—Mo layer determined by the above-described method from the three cross sections including the cross section of FIG. 2 was 0.184 mm, and the thickness variation was 0.184 mm.
  • the average thicknesses of the two Cu layers obtained by the same method were 0.415 mm and 0.418 m.
  • Example 2 a tensile test was conducted in the same manner as in Example 1. As a result, although fractured at the interface between the Cu—Mo layer and the Cu layer, the bonding strength was 165 MPa.
  • Examples 2 to 8 Comparative Examples 2 and 3> Similar to Example 1 except that the conditions of the flattening treatment were changed and the thickness variation of the plate material after the flattening treatment and the arithmetic average roughness Ra on both sides were set to the values shown in Tables 1 and 2, respectively. Thus, a heat spreader was manufactured.
  • Example 9 and 10 The same as in Example 1 except that the total thickness of the laminate of the Cu—Mo layer and the two Cu layers and the total reduction ratio of hot rolling and cold rolling were set to the values shown in Table 1, respectively. To produce a heat spreader.
  • Example 19 to 22> A heat spreader was manufactured in the same manner as in Example 1 except that a Cu—Mo composite material having a Cu ratio as shown in Table 2 was used.
  • Examples 23 and 24 The Cu—Mo composite material having the Cu ratio shown in Table 2 and the Cu plate having the thickness shown in Table 2 were used, and the entire laminate of the Cu—Mo layer and the two Cu layers was used. A heat spreader was manufactured in the same manner as in Example 1 except that the thickness of each and the total rolling reduction of hot rolling and cold rolling were set to the values shown in Table 2, respectively.
  • the average thickness of the Cu—Mo layer and the variation in thickness obtained by the above-described method summarize the ratio of thickness and the total reduction ratio of hot rolling and cold rolling.
  • the resulting Cu—Mo composite plate has an average thickness of 0.5 mm or more and 1.5 mm or less, a thickness variation of 0.02 mm or less, and an arithmetic average roughness Ra of the both surfaces of 0.02 ⁇ m or less.
  • the planarization treatment is preferable.

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Abstract

【課題】素子からの熱を現状のものよりもさらに効率よく速やかに除去することが可能で、各種機器類のさらなる高性能化、高出力化にも十分に対応できるヒートスプレッダとその効率的な製造方法とを提供する。 【解決手段】ヒートスプレッダは、Ｃｕ－Ｍｏ複合材からなり、平均厚みが０．６ｍｍ以下、厚みのバラツキが０．１ｍｍ以下のＣｕ－Ｍｏ層と、その両面に直接に積層されたＣｕ層とを含む。製造方法は、Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材を平坦化処理したのち、その両面にＣｕ層のもとになるＣｕ板を圧延接合する。

Description

ヒートスプレッダとその製造方法
　本発明は、特に動作時に大きな発熱を伴う素子からできるだけ効率よく熱を除去するためのヒートスプレッダと、その製造方法に関するものである。
　電気自動車やハイブリッド自動車等の駆動制御に用いるパワー半導体素子や、レーザーダイオード等の発光素子、携帯電話等の基地局用の制御素子、プラズマディスプレイパネル等の画像表示素子、あるいはコンピュータ用のマイクロプロセッサユニットなどの、動作時に大きな発熱を伴う素子では熱をできるだけ効率よく速やかに除去することが求められる。
　発生した熱を効率よく速やかに除去しないと素子自体が過熱して誤動作（熱暴走）したり、素子や当該素子を覆うパッケージ等が破損したりするおそれがあるためである。
　近年、これらの素子を使用した各種機器類の高性能化および高出力化の進展に伴って、現在一般的に用いられているケイ素（Ｓｉ）系、ガリウム－砒素（ＧａＡｓ）系、インジウム－燐（ＩｎＰ）系等の素子を、炭化ケイ素（ＳｉＣ）系、窒化ガリウム（ＧａＮ）系等の素子へと移行することが検討されている。
　その場合、素子の動作可能温度を例えばケイ素系の素子等の１２０℃前後から炭化ケイ素系の素子等の２００℃前後まで引き上げることが可能となり、過熱による誤動作や破損等をこれまでよりも起こりにくくできると考えられる。
　しかしこれらの素子を用いた場合であっても、素子からの熱をできるだけ効率よく速やかに除去する必要があることには変わりはない。
　素子からの熱を効率よく速やかに除去するためには、例えば全体が板状に形成され、片面（素子搭載面）に直接にあるいはセラミック基板等を介して素子がはんだ接合されるとともに、反対面（放熱面）に冷却器等の冷却機構が接続されるヒートスプレッダを用いるのが一般的である。
　ヒートスプレッダとしては従来、銅（Ｃｕ）やアルミニウム（Ａｌ）等の金属もしくは合金によって全体を一体に形成したものが用いられてきたが近時、先に説明したＳｉ系、ＧａＡｓ系、ＩｎＰ系、ＳｉＣ系、ＧａＮ系等の素子や、あるいは窒化アルミニウム（ＡｌＮ）、酸化アルミニウム（Ａｌ2Ｏ3）、窒化ケイ素（Ｓｉ3Ｎ4）等のセラミック基板などと熱膨張係数が近い銅－モリブデン（Ｃｕ－Ｍｏ）複合材からなるＣｕ－Ｍｏ層を備えたヒートスプレッダを用いることが検討されている。
　上記Ｃｕ－Ｍｏ層を設けることで、全体が金属もしくは合金からなる従来のものよりもヒートスプレッダの熱膨張係数を小さくして素子やセラミック基板の熱膨張係数とできるだけ近づける、すなわち両者の熱膨張係数のマッチングをとることができる。
　そのため素子の動作による発熱と停止後の冷却とを繰り返す冷熱サイクル等の熱負荷環境下で、熱膨張係数の違いに基づいて素子やセラミック基板（以下「素子等」と略記する場合がある）に過剰な応力が加わって当該素子等やあるいは前述したパッケージなどが破損したり、ヒートスプレッダと素子等とのはんだ接合が破壊されたりするのを防止できる。
　Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材としては、例えば
(ｉ)  モリブデン（Ｍｏ）粉末とＣｕ粉末を混合した混合物をＣｕの融点以上に加熱することで当該Ｃｕを溶融させてＭｏ粉末間に浸透させたのち冷却して一体化させたものや、
(ii)　Ｍｏ粉末をあらかじめ焼結して多孔質体（スケルトン）を作製し、かかる多孔質体の細孔中にＣｕを溶浸させたのち冷却して一体化させたもの、
等が挙げられる。
　なおＭｏとともにＣｕを併用するのは、Ｍｏだけでは不足する熱伝導率をＣｕで補ってヒートスプレッダの熱伝導率の低下を防止することを意図しているためである。
　かかるＣｕ－Ｍｏ層を備えたヒートスプレッダとしては、当該Ｃｕ－Ｍｏ層の両面にそれぞれＣｕ層を積層した積層体からなるヒートスプレッダが提案されている（特許文献１～３等参照）。
　板状のヒートスプレッダの素子搭載面に、熱伝導の妨げになるボイド等を生じることなく素子等を良好にはんだ接合するためには、当該素子搭載面に、はんだに対する濡れ性、親和性に優れたニッケルめっき層をあらかじめ形成しておくのが好ましい。
　しかしＣｕ－Ｍｏ複合体からなるＣｕ－Ｍｏ層の表面にはめっきの条件が大きく異なるＣｕとＭｏが露出しているため、かかる表面に直接に安定したニッケルめっき層を形成するのは難しい。
　これに対し上記の積層構造としたヒートスプレッダの素子搭載面はＣｕのみからなるため安定したニッケルめっき層を形成でき、素子等を、かかるニッケルめっき層上に熱伝導の妨げになるボイド等を生じることなく良好にはんだ接合できる。またＣｕ層ははんだに対する濡れ性、親和性に優れるためニッケルめっき層を省略することもできる。
特開平０６－３１６７０７号公報 特開２００１－３５８２２６号公報 特開２００７－１４２１２６号公報
　ところが上述した従来の積層構造のヒートスプレッダでは、各種機器類のさらなる高性能化、高出力化に伴って増加の一途をたどりつつある素子からの熱を効率よく速やかに除去しきれなくなりつつあるのが現状である。
　本発明の目的は、素子からの熱を現状のものよりもさらに効率よく速やかに除去することが可能で、各種機器類のさらなる高性能化、高出力化にも十分に対応できるヒートスプレッダとその効率的な製造方法とを提供することにある。
　本発明は、Ｃｕ－Ｍｏ複合材からなり、平均厚みが０．６ｍｍ以下、厚みのバラツキが０．１ｍｍ以下であるＣｕ－Ｍｏ層と、前記Ｃｕ－Ｍｏ層の両面にそれぞれ直接に積層されたＣｕ層とを含むヒートスプレッダである。
　また本発明は、前記Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材を平坦化処理する工程、および平坦化処理した前記板材の両面にそれぞれＣｕ層のもとになるＣｕ板を直接に圧延接合する工程を含む前記本発明のヒートスプレッダの製造方法である。
　本発明によれば、積層構造のヒートスプレッダのうち熱伝導率の小さいＣｕ－Ｍｏ層の平均厚みを０．６ｍｍ以下に設定することで、当該ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率を現状よりも向上して素子からの熱をより一層効率よく速やかに除去することを可能としながら、なおかつＣｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキを０．１ｍｍ以下に抑えて当該バラツキをできるだけ小さくすることにより、局部的な熱伝導率の低下、および局部的な熱応力の発生を抑制できる。そのため、素子からの熱を現状よりもさらに効率よく速やかに除去でき、各種機器類のさらなる高性能化、高出力化にも十分に対応できるヒートスプレッダを提供できる。
　また本発明の製造方法によれば、Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材の表面および裏面にそれぞれＣｕ層のもとになるＣｕ板を圧延接合するに先だって上記板材をあらかじめ平坦化処理する工程を追加するだけで、上記のように優れた特性を有する本発明のヒートスプレッダを高い生産性でもって効率よく製造することが可能となる。
本発明の実施例において製造したヒートスプレッダの断面を拡大して示す顕微鏡写真である。 本発明の比較例において製造したヒートスプレッダの断面を拡大して示す顕微鏡写真である。
　《ヒートスプレッダ》
　本発明のヒートスプレッダは、Ｃｕ－Ｍｏ複合材からなり、平均厚みが０．６ｍｍ以下、厚みのバラツキが０．１ｍｍ以下であるＣｕ－Ｍｏ層と、前記Ｃｕ－Ｍｏ層の両面にそれぞれ直接に積層されたＣｕ層とを含むことを特徴とする。
　積層構造のヒートスプレッダのうち熱伝導率の小さいＣｕ－Ｍｏ層の平均厚みを、例えば特許文献１～３に記載された範囲よりも小さい０．６ｍｍ以下に設定すると、当該ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率を現状よりも向上できる。
　そのため素子からの熱を現状よりもさらに効率よく速やかに除去でき、各種機器類のさらなる高性能化、高出力化にも十分に対応することが可能となる。またそのため、ヒートスプレッダの放熱面に接続する冷却機構を従来に比べて小型化したり、当該ヒートスプレッダや冷却機構、そして素子等を含む半導体装置の全体を従来に比べて小型化したりすることもできる。
　ところが発明者の検討によると、Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みを単純に小さくしただけでは、
(１)  ヒートスプレッダの素子搭載面に対する素子の接合面の全面で、熱を均一かつ速やかに除去できない、
(２)  先述した冷熱サイクル等の熱負荷環境下で、素子搭載面に接合した素子等に過剰な応力が加わって当該素子等やパッケージなどが破損したり接合が破壊されたりしやすい、
といった問題を生じる場合があることが判った。
　そこで、発明者はさらに検討した結果、Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みを単純に小さくすると当該Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキが大きくなることが、これらの問題を生じる原因であることを見出した。
　すなわち、上記のように平均厚みの小さいＣｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキが大きかったり、バラツキが大きすぎてＣｕ－Ｍｏ層が不連続になったりすると、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率が面方向でばらついて当該熱伝導率が局部的に小さい箇所を生じる結果、上記(１)の問題を生じやすくなる。
　またＣｕ－Ｍｏ層は、積層構造のヒートスプレッダ中で先述したようにヒートスプレッダの全体の熱膨張係数を小さくするために機能するが、かかるＣｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキが大きかったり、バラツキが大きすぎてＣｕ－Ｍｏ層が不連続になったりすると、ヒートスプレッダの熱膨張係数が面方向でばらついて当該熱膨張係数が局部的に大きい箇所を生じる結果、上記(２)の問題を生じやすくなる。
　これに対し発明者の検討によれば、先に説明したように平均厚みが０．６ｍｍ以下であるＣｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキを０．１ｍｍ以下に抑えることにより、上記(１)(２)の問題をいずれも解消できる。
　すなわち本発明によれば、Ｃｕ－Ｍｏ層の平均厚みを０．６ｍｍ以下とすることで厚み方向の熱伝導率を現状よりも向上して、素子からの熱をより一層効率よく速やかに除去することを可能としながら、なおかつＣｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキを０．１ｍｍ以下に抑えて当該バラツキをできるだけ小さくするとともにＣｕ－Ｍｏ層が不連続になるのを防止することにより、熱伝導率のバラツキによる上記(１)の問題や、熱膨張係数のバラツキによる上記(２)の問題を生じるおそれのないヒートスプレッダを提供することが可能となる。
　Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材としては従来同様に、
(ｉ)  Ｍｏ粉末とＣｕ粉末を混合した混合物をＣｕの融点以上に加熱することで当該Ｃｕを溶融させてＭｏ粉末間に浸透させたのち冷却して一体化させたものや、
(ii)　Ｍｏ粉末をあらかじめ焼結して多孔質体（スケルトン）を作製し、かかる多孔質体の細孔中にＣｕを溶浸させたのち冷却して一体化させたもの、
等が使用可能である。
　またＣｕ層は任意のＣｕ材によって形成できるものの、ヒートスプレッダに高い熱伝導率を付与することを考慮すると、例えば純度９９．９６％以上の高純度の銅や無酸素銅等によって形成するのが好ましい。
　〈Ｃｕ－Ｍｏ複合材の平均厚み、および厚みのバラツキ〉
　本発明において、上記Ｃｕ－Ｍｏ複合材からなるＣｕ－Ｍｏ層の平均厚みが０．６ｍｍ以下に限定されるのは、厚みがこの範囲を超える場合には、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率を現状よりも向上して素子からの熱をより一層効率よく速やかに除去する効果が得られないためである。
　また本発明において、上記Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキが０．１ｍｍ以下に限定されるのは、厚みのバラツキがこの範囲を超えたりＣｕ－Ｍｏ層が不連続になったりすると、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率が面方向でばらついて先述した(１)の問題を生じたり、ヒートスプレッダの熱膨張係数が面方向でばらついて先述した(２)の問題を生じたりしやすくなるためである。
　なおＣｕ－Ｍｏ層の平均厚みは、上記の範囲でも０．１２ｍｍ以上であるのが好ましい。
　Ｃｕ－Ｍｏ層の平均厚みがこの範囲未満では、たとえ厚みのバラツキを０．１ｍｍ以下に設定したとしても相対的な厚みのバラツキが大きくなったり、バラツキが大きすぎてＣｕ－Ｍｏ層が不連続になったりしやすく、その場合には上記(１)(２)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　またＣｕ－Ｍｏ層は、先に説明したように積層構造のヒートスプレッダ中で当該ヒートスプレッダの全体での熱膨張係数を小さくするために機能する層であるが、当該Ｃｕ－Ｍｏ層の平均厚みが上記の範囲未満ではかかる機能が十分に発現されないため、ヒートスプレッダの全体での熱膨張係数が却って大きくなって、熱負荷環境下で、素子搭載面に接合した素子等に過剰な応力が加わって当該素子等やパッケージなどが破損したり、接合が破壊されたりしやすくなるおそれがある。
　一方、Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキは、上記(１)(２)の問題が生じるのをより一層有効に防止することを考慮すると、先の範囲でも０．０６ｍｍ以下であるのが好ましい。
　ただしＣｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキは、上記の範囲でも０．０３ｍｍ以上であるのが好ましい。
　厚みのバラツキを０．０３ｍｍ未満とするためには、Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材をそれに見合う高い平坦性を有する状態になるまで平坦化処理する必要があるが、ＣｕとＭｏという硬さや加工性が全く異なる２種の材料からなるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材を上記の状態になるまで平坦化処理するのは実質的に困難である。
　Ｃｕ－Ｍｏ層の平均厚みを上記の範囲とするためには、例えば後述する本発明の製造方法によってヒートスプレッダを製造する際に用いる、Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材の、平坦化処理後の平均厚みや、Ｃｕ層のもとになるＣｕ板の厚み、あるいはＣｕ－Ｍｏ複合材の板材とＣｕ板とを圧延接合する際の圧延条件（圧下率等）などを調整すればよい。
　またＣｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキを上記の範囲とするためには、上記製造方法によってヒートスプレッダを製造する際に用いるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材の、平坦化処理後の厚みのバラツキや、あるいはＣｕ－Ｍｏ複合材の板材とＣｕ板とを圧延接合する際の圧延条件などを調整すればよい。
　なおＣｕ－Ｍｏ層の平均厚み、および厚みのバラツキを、本発明では下記の方法で測定した値でもって表すこととする。
　すなわちヒートスプレッダを、その面内の任意の一方向で厚み方向に切断し、研磨して断面を露出させ、当該断面に露出したＣｕ－Ｍｏ層の任意の位置で、厚み方向と直交方向の長さ３ｍｍの範囲を１視野として同じ断面上に１０視野を設定し、それぞれの視野内で光学顕微鏡を用いてＣｕ－Ｍｏ層の厚みが最大値となる地点と最小値となる地点、計２０地点を特定する。
　かかる操作を、ヒートスプレッダの面方向に１２０°ずつ回転させた３つの断面の計３０視野で実施して６０地点の厚みを測定し、この６０地点での厚みの測定値の平均値をＣｕ－Ｍｏ層の平均厚みとする。また上記平均厚みと、６０地点での厚みの測定値との差の絶対値の最大値を厚みのバラツキとする。
　〈その他の特性〉
　Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材におけるＣｕの割合は、当該Ｃｕ－Ｍｏ複合材の総量の２２体積％以上であるのが好ましく、５６体積％以下であるのが好ましい。
　Ｃｕの割合がこの範囲未満ではＣｕ－Ｍｏ層の熱伝導率が低下するため、たとえその厚みを０．６ｍｍ以下に設定したとしても、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率を現状よりも向上して素子からの熱をより一層効率よく速やかに除去する効果が得られないおそれがある。
　またＣｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材の表面に存在して、当該板材にＣｕ板を圧延接合する際に接合点として機能するするＣｕの割合が少なくなるため、かかる圧延接合によって製造されるヒートスプレッダにおけるＣｕ－Ｍｏ層とＣｕ層の接合の強度が低下するおそれもある。
　一方、Ｃｕの割合が上記の範囲を超える場合にはＣｕ－Ｍｏ層の熱膨張係数が大きくなって、当該Ｃｕ－Ｍｏ層による、ヒートスプレッダの全体での熱膨張係数を小さくする機能が十分に発現されず、当該ヒートスプレッダの全体での熱膨張係数が大きくなるため、熱負荷環境下で、素子搭載面に接合した素子等に過剰な応力が加わって当該素子等やパッケージなどが破損したり、接合が破壊されたりしやすくなるおそれがある。
　積層構造のヒートスプレッダの全体の厚みに占めるＣｕ－Ｍｏ層の厚みの割合は１５％以上であるのが好ましく、３５％以下であるのが好ましい。
　Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みの割合がこの範囲未満では、当該Ｃｕ－Ｍｏ層による、ヒートスプレッダの全体での熱膨張係数を小さくする機能が十分に発現されず、当該ヒートスプレッダの全体での熱膨張係数が大きくなって、熱負荷環境下で、素子搭載面に接合した素子等に過剰な応力が加わって当該素子等やパッケージなどが破損したり、接合が破壊されたりしやすくなるおそれがある。
　一方、Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みの割合が上記の範囲を超える場合には、たとえその厚みを０．６ｍｍ以下に設定したとしても、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率を現状よりも向上して素子からの熱をより一層効率よく速やかに除去する効果が得られないおそれがある。
　Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みの割合を上記の範囲とするためには、先述したＣｕ－Ｍｏ層の平均厚みの範囲を考慮しながら、当該Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材、および接合するＣｕ板の厚みや、あるいはＣｕ－Ｍｏ複合材の板材とＣｕ板とを圧延接合する際の圧延条件などを調整すればよい。
　またＣｕ－Ｍｏ層とＣｕ層を含むヒートスプレッダの全体の厚みは、当該ヒートスプレッダの用途等に応じて任意に設定できるものの、通常は０．４ｍｍ以上であるのが好ましく、３ｍｍ以下であるのが好ましい。
　Ｃｕ－Ｍｏ層とＣｕ層の接合の強度は１００ＭＰａ以上、特に１５０ＭＰａ以上であるのが好ましい。
　Ｃｕ－Ｍｏ層とＣｕ層の接合の強度がこの範囲未満では、熱負荷環境下で両層間での層間はく離が発生しやすくなってヒートスプレッダの信頼性が低下するおそれがある。
　Ｃｕ－Ｍｏ層とＣｕ層の接合の強度を上記の範囲とするためには、Ｃｕ－Ｍｏ複合材におけるＣｕの割合を調整したり、Ｃｕ－Ｍｏ複合材の板材とＣｕ板とを圧延接合する際の圧延条件を調整したりすればよい。
　〈メッキ〉
　ヒートスプレッダの最表面、すなわち少なくとも一方のＣｕ層の、Ｃｕ－Ｍｏ層側と反対側の露出した表面にはメッキが施されているのが好ましい。
　メッキとしては、例えば電解Ｎｉメッキ、無電解Ｎｉ－Ｐメッキ、無電解Ｎｉ－Ｂメッキ、電解Ａｕメッキまたはこれらの組み合わせ等が好ましい。
　メッキを施すことにより、当該最表面に素子等の他部材をはんだ接合する際の、はんだの濡れ性を向上できる。
　《ヒートスプレッダの製造方法》
　本発明のヒートスプレッダの製造方法は、前記Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材を平坦化処理する工程、および平坦化処理した前記板材の両面にそれぞれＣｕ層のもとになるＣｕ板を直接に圧延接合する工程を含むことを特徴とする。
　〈Ｃｕ－Ｍｏ複合材の作製〉
　Ｃｕ－Ｍｏ複合材は、従来同様に先に説明した(ｉ)または(ii)の方法で形成できる。特に(ii)の溶浸法が好ましい。溶浸法に形成されるＣｕ－Ｍｏ複合材は、Ｍｏ粉末からなる連続した一体の多孔質体（スケルトン）を有することから、ヒートスプレッダの熱膨張係数を低減する効果に優れている。
　（多孔質体の形成）
　溶浸法では、まず多孔質体（スケルトン）のもとになるＭｏ粉末を用意する。
　Ｍｏ粉末としては、任意の方法によって製造される種々のＭｏ粉末がいずれも使用可能であるが、かかるＭｏ粉末は特にフィッシャー法（ＦＳＳＳ）によって測定される平均粒径が１μｍ以上であるのが好ましく、１０μｍ以下であるのが好ましい。
　平均粒径がこの範囲未満の微細なＭｏ粉末は作製が容易でなく、Ｃｕ－Ｍｏ複合材の、ひいてはヒートスプレッダの生産性を低下させて製造コストを上昇させる原因となるおそれがある。
　一方、平均粒径が上記の範囲を超える粒径の大きいＭｏ粉末は焼結時の粒成長によって粒径がさらに粗大化して、Ｃｕ－Ｍｏ複合材におけるＣｕとＭｏの分布のバラツキとそれに伴う熱伝導率の位置的なバラツキが大きくなるため、先の(１)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　上記Ｍｏ粉末を、例えばプレス機等を用いて所定のＣｕ－Ｍｏ複合材の形状にプレス成形して成形体を作製したのち、当該成形体を例えば水素ガス等の非酸化性雰囲気中やアルゴンガス等の不活性雰囲気中で焼結させて多孔質体を形成する。
　ちなみに溶浸法によって作製されるＣｕ－Ｍｏ複合材におけるＣｕの割合は多孔質体の空隙率と近い値となり、かかる空隙率は、そのもとになる成形体の成形密度と、当該成形体を焼結して多孔質体を作製する際の焼結条件（焼結温度、焼結時間等）とを調整することによって調整可能である。
　例えばＣｕの割合を先述したようにＣｕ－Ｍｏ複合材の総量の２２体積％以上、５６体積％以下とするためには、多孔質体の空隙率を２２体積％以上、５６体積％以下、バルクのＭｏの比重と空気の比重から求められるみかけの密度で表して４．８ｇ／ｃｍ3以上、８．０ｇ／ｃｍ3以下とすればよく、そのためにはプレス成形による成形体の成形密度をおよそ４．０ｇ／ｃｍ3以上、７．６ｇ／ｃｍ3以下とするのが好ましい。
　また成形密度を上記の範囲に調整するには、プレス成形の条件やＭｏ粉末の平均粒径、粒子形状等を調整すればよい。
　焼結の温度は１１００℃以上であるのが好ましく、１６００℃以下であるのが好ましい。また焼結の時間は０．５時間以上であるのが好ましく、３時間以下であるのが好ましい。
　焼結の温度または時間がいずれか一方でも上記の範囲未満ではＭｏ粉末の焼結が不十分で、当該Ｍｏ粉末が強固に焼結された連続した多孔質体を形成することができず、当該多孔質体による、ヒートスプレッダの熱膨張係数を低減する効果が十分に得られないおそれがある。
　一方、焼結の温度または時間がいずれか一方でも上記の範囲を超える場合にはＭｏ粉末の焼結が進行しすぎて、多孔質体の一部にＣｕが溶浸されない独立空孔（クローズドポア、またはボイド）が形成され、それに伴ってＣｕ－Ｍｏ複合材の熱伝導率が低下したりそのバラツキが大きくなったりして先述した(１)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　また上記独立空孔の発生や、あるいは焼結時のＭｏ粉末の粒成長に伴って多孔質体の空隙率、ひいてはＣｕ－Ｍｏ複合材におけるＣｕの割合が先述した範囲未満になってしまうおそれもある。
　（Ｃｕの溶浸）
　次いで上記多孔質体にＣｕを溶浸させてＣｕ－Ｍｏ複合材を作製する。具体的には、例えば従来同様にＣｕの板を多孔質体上に載置したり、多孔質体の上下を２枚のＣｕ板で挟んだりしたものを例えば水素ガス等の非酸化性雰囲気中やアルゴンガス等の不活性雰囲気中でＣｕの融点以上の温度に加熱することで、Ｃｕを溶融させて多孔質体中に浸透させたのち冷却する。
　かかる溶浸の温度は、上記のようにＣｕの融点以上であればよいが、特に１３００℃以上であるのが好ましく、１６００℃以下であるのが好ましい。また溶浸の時間は０．５時間以上であるのが好ましく、３時間以下であるのが好ましい。
　溶浸の温度または時間がいずれか一方でも上記の範囲未満ではＣｕを多孔質体中に十分に溶浸させることができず、ボイドが発生してＣｕ－Ｍｏ複合材の熱伝導率が低下したり、そのバラツキが大きくなったりして、先述した(１)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　一方、溶浸の温度または時間がいずれか一方でも上記の範囲を超える場合には、当該溶浸時にも進行するＭｏ粉末の焼結や粒成長が過剰になり、それに伴って多孔質体の空隙率、ひいてはＣｕ－Ｍｏ複合材におけるＣｕの割合が先述した範囲未満になってしまうおそれもある。
　多孔質体に溶浸させるＣｕとしては、ヒートスプレッダに高い熱伝導率を付与することを考慮すると、例えば純度９９．９６％以上の高純度の銅や無酸素銅等が好ましい。
　このあと、必要に応じて多孔質体の表面等に残留した余剰のＣｕを除去するとＣｕ－Ｍｏ複合体が作製される。
　〈板材の作製〉
　次に、上記Ｃｕ－Ｍｏ複合材から所定の厚みの板材を作製する。そのためには、例えばＣｕ－Ｍｏ複合材を所定の厚みになるまで温間圧延し、板状に切断して焼鈍させたのち、さらに所定の厚みになるまで冷間圧延し、板状に切断して焼鈍させる工程等を経るのが好ましい。
　これらの工程を経ることで、Ｍｏからなる多孔質体と、当該多孔質体に溶浸させたＣｕとを良好になじませながら、空隙のない均一なＣｕ－Ｍｏ多孔質体の板材を作製できる。
　温間圧延、冷間圧延はともに一方向圧延でもよいしクロス圧延でもよい。さらに３方向以上の多方向に圧延してもよい。
　温間圧延の温度は１２０℃以上であるのが好ましく、２００℃以下であるのが好ましい。また焼鈍の温度は７００℃以上であるのが好ましく、９００℃以下であるのが好ましい。さらに焼鈍の時間は０．１時間以上であるのが好ましく、０．５時間以下であるのが好ましい。
　〈平坦化処理〉
　次に、上記Ｃｕ－Ｍｏ複合材の板材を平坦化処理する。平坦化処理としては、例えばブラシ式研磨、バフ研磨等の従来公知の研磨方法を含む種々の平坦化処理がいずれも採用可能である。
　かかる平坦化処理においては、処理後の板材の平均厚み、厚みのバラツキ、およびＣｕ板を圧延接合する板材の両面の表面粗さがそれぞれ下記の範囲を満足するように処理をするのが好ましい。
　すなわち平坦化処理後の板材の平均厚みは０．５ｍｍ以上であるのが好ましく、１．５ｍｍ以下であるのが好ましい。
　平坦化処理後の板材の平均厚みがこの範囲未満では、ヒートスプレッダにおけるＣｕ－Ｍｏ層の平均厚みを先に説明した範囲に維持するために、次工程で上記板材の両面にＣｕ層を圧延接合する際の圧下率を抑制しなければならない。そのためＣｕ－Ｍｏ層とＣｕ層の接合の強度が先に説明した範囲を下回ってしまい、特に熱負荷環境下で両層間での層間はく離が発生しやすくなってヒートスプレッダの信頼性が低下するおそれがある。
　また圧下率が低いと、板材の両面にＣｕ板を圧延接合して形成される積層体の面積を広くとることができないため、当該積層体から切り出して得られるヒートスプレッダの取り数が減少して、当該ヒートスプレッダの生産性が低下するおそれもある。
　一方、平坦化処理後の板材の平均厚みが上記の範囲を超える場合には、逆に次工程での圧下率を高める必要があるため、当該板材を平坦化処理しているにも拘らずＣｕ－Ｍｏ層の厚みのバラツキが大きくなったり、当該Ｃｕ－Ｍｏ層が不連続になったりする結果、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率が面方向でばらついて先述した(１)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　また平坦化処理後の板材の厚みのバラツキは０．０２ｍｍ以下、特に０．０１ｍｍ以下であるのが好ましい。
　平坦化処理後の板材の厚みのバラツキがこの範囲を超える場合には、Ｃｕ板と圧延接合する際に当該板材が破断して、ヒートスプレッダ中のＣｕ－Ｍｏ層が不連続になったりする結果、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率が面方向でばらついて先述した(１)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　なお平坦化処理後の厚みのバラツキは、上記の範囲でも０．００５ｍｍ以上であるの好ましい。
　先に説明したようにＣｕ－Ｍｏ複合材は、ＣｕとＭｏという硬さや加工性が全く異なる２種の材料からなるため、厚みのバラツキが上記の範囲未満になるまで板材を平坦化処理するのは実質的に困難である。
　なお板材の平均厚みは、かかる板材の面内の任意の９箇所で、マイクロメータ等を用いて実測した厚みの平均値でもって表すこととする。また厚みのバラツキは、上記平均厚みと、９箇所での厚みの実測値との差の絶対値の最大値でもって表すこととする。
　さらに平坦化処理後の板材の、Ｃｕ板を圧延接合する板材の両面の表面粗さは、日本工業規格ＪＩＳ　Ｂ０６０１:2013「製品の幾何特性仕様（ＧＰＳ）－表面性状：輪郭曲線方式－用語，定義及び表面性状パラメータ」において規定された粗さ曲線の算術平均粗さＲａで表して、それぞれの面で０．０２μｍ以下、特に０．０１μｍ以下であるのが好ましい。
　板材の両面の算術平均粗さＲａがこの範囲を超える場合には、Ｃｕ板と圧延接合する際に当該板材が破断して、ヒートスプレッダ中のＣｕ－Ｍｏ層が不連続になったりする結果、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率が面方向でばらついて先述した(１)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　なお板材の両面の算術平均粗さＲａは、上記の範囲でも０．００５μｍ以上であるのが好ましい。
　先に説明したようにＣｕ－Ｍｏ複合材は、ＣｕとＭｏという硬さや加工性が全く異なる２種の材料からなるため、両面の算術平均粗さＲａが上記の範囲未満になるまで板材を平坦化処理するのは実質的に困難である。
　ちなみに平坦化処理前の板材の、通常の厚みのバラツキは０．０４ｍｍ程度である。また平坦化処理前の板材の両面の、通常の算術平均粗さＲａは０．１μｍ程度である。
　〈圧延接合、およびヒートスプレッダの製造〉
　平坦化処理した板材の上下両面にそれぞれＣｕ層のもとになる所定の厚みのＣｕ板を重ねた状態で、例えば水素ガス等の非酸化性雰囲気中やアルゴンガス等の不活性雰囲気中で所定の厚みになるまで熱間圧延して互いに圧延接合させる。
　このあと、例えば必要に応じて表面に形成された銅の酸化物などを除去し、焼鈍させ、さらに所定の厚みになるまで冷間圧延してＣｕ－Ｍｏ層と２層のＣｕ層の積層体を得たのち、かかる積層体から所定の平面形状に切り出すとともに、さらに必要に応じてその最表面にメッキを施すことで本発明のヒートスプレッダが製造される。
　熱間圧延の温度は８５０℃以上であるのが好ましく、１０５０℃以下であるのが好ましい。
　また熱間圧延の圧下率は５％以上であるのが好ましく、１５％以下であるのが好ましい。
　熱間圧延の圧下率がこの範囲未満では、Ｃｕ－Ｍｏ層とＣｕ層の界面に未接合部分を生じて接合の強度が先に説明した範囲を下回ってしまい、特に熱負荷環境下で両層間での層間はく離が発生しやすくなってヒートスプレッダの信頼性が低下するおそれがある。
　一方、熱間圧延の圧下率が上記の範囲を超える場合には、板材が破断してヒートスプレッダ中のＣｕ－Ｍｏ層が不連続になったりする結果、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率が面方向でばらついて先述した(１)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　焼鈍の温度は７００℃以上であるのが好ましく、９００℃以下であるのが好ましい。また焼鈍の時間は０．１時間以上であるのが好ましく、０．５時間以下であるのが好ましい。
　冷間圧延の圧下率は、熱間圧延の圧下率との合計が３７％以上となるように設定するのが好ましく、９０％以下となるように設定するのが好ましい。
　合計の圧下率がこの範囲未満では、Ｃｕ－Ｍｏ層とＣｕ層の接合の強度が先に説明した範囲を下回ってしまい、特に熱負荷環境下で両層間での層間はく離が発生しやすくなってヒートスプレッダの信頼性が低下するおそれがある。また積層体の面積を広くとることができないため、当該積層体から切り出して得られるヒートスプレッダの取り数が減少して、当該ヒートスプレッダの生産性が低下するおそれもある。
　一方、合計の圧下率が上記の範囲を超える場合には、板材が破断してヒートスプレッダ中のＣｕ－Ｍｏ層が不連続になったりする結果、ヒートスプレッダの厚み方向の熱伝導率が面方向でばらついて先述した(１)の問題を生じやすくなるおそれがある。
　熱間圧延、冷間圧延はともに一方向圧延でもよいしクロス圧延でもよい。さらに３方向以上の多方向に圧延してもよい。
　なお本発明のヒートスプレッダとその製造方法は、以上で説明した例には限定されず、本発明の要旨を逸脱しない範囲で種々の変更を施すことができる。
　〈実施例１〉
　（多孔質体の形成）
　フィッシャー法によって測定された平均粒径が３．９μｍのＭｏ粉末を、プレス機を用いて成形圧力１００ＭＰａでプレス成形して１４３ｍｍ×１７４ｍｍ×１４．３ｍｍの板状の成形体を作製した。成形体の成形密度は５．２ｇ／ｃｍ3であった。
　次いでこの成形体を、焼成炉を用いて水素雰囲気中で１０００℃で１時間、焼結させて多孔質体を形成した。多孔質体のみかけの密度は６．６ｇ/ｃｍ3、空隙率は３５．３体積％であった。
　（Ｃｕの溶浸によるＣｕ-Ｍｏ複合体の作製）
　上記多孔質体の上に純度９９．９６％のＣｕ板を載置した状態で、焼成炉を用いて水素雰囲気中で１４００℃で１時間、加熱してＣｕを多孔質体中に溶浸させた後、多孔質体の表面等に残留した余剰のＣｕを除去して１６５ｍｍ×１３１ｍｍ×１３ｍｍのＣｕ-Ｍｏ複合体を作製した。Ｃｕの割合は、Ｃｕ－Ｍｏ複合材の総量の３２．９体積％であった。
　（板材の作製）
　上記Ｃｕ-Ｍｏ複合体を１６０℃で厚み１．６ｍｍになるまで温間圧延したのち長さ２００ｍｍ×幅１５５ｍｍに切断して８５０℃で０．３時間、焼鈍させた。
　次いで、厚み０．８５ｍｍになるまで冷間圧延したのち長さ２８０ｍｍ×幅１９０ｍｍに切断して８５０℃で０．３時間、焼鈍させてＣｕ-Ｍｏ複合体の板材を作製した。
　上記板材の厚みのバラツキは０．０４ｍｍ、両面の算術平均粗さＲａは０．１μｍであった。
　（平坦化処理）
　上記板材を、ブラシ式研磨、およびバフ研磨によって、平均厚み：０．８０ｍｍ、厚みのバラツキ：０．０１ｍｍ、両面の算術平均粗さＲａ：０．０１μｍに平坦化処理した。
　（圧延接合、およびヒートスプレッダの製造）
　上記平坦化処理した板材の上下両面にそれぞれ純度９９．９６％、厚み２．００ｍｍのＣｕ板を重ね合わせた状態で、水素雰囲気中で９４０℃で厚み４．３ｍｍになるまで熱間圧延して互いに圧延接合させた。圧下率は１０．４％であった。
　次いで表面に形成された銅の酸化物などをブラシ等で除去し、８５０℃で０．３時間、焼鈍させ、さらに全体の厚みが１．０２ｍｍになるまで冷間圧延して長さ１１２５ｍｍ×幅１９０ｍｍの、Ｃｕ－Ｍｏ層と２層のＣｕ層の積層体を形成し、かかる積層体から切り出してヒートスプレッダを製造した。合計の圧下率は７８．８％であった。
　（平均厚みおよび厚みのバラツキ）
　製造したヒートスプレッダの断面の顕微鏡写真を図１に示す。図１より、上記の工程を経て製造したヒートスプレッダは、Ｃｕ-Ｍｏ層の厚みのバラツキが小さく、当該Ｃｕ-Ｍｏ層ならびに両Ｃｕ層の厚みがほぼ均一であることが判った。
　また図１の断面を含む３面の断面から、先述した方法で求めたＣｕ-Ｍｏ層の平均厚みは０．１９５ｍｍ、厚みのバラツキは０．０６ｍｍであった。また同様の方法で求めた２層のＣｕ層の平均厚みは０．４１２ｍｍと０．４０９ｍであった。
　（引張試験）
　製造したヒートスプレッダを直径１５ｍｍの円板状に切り出して、その表裏両面に直径１５ｍｍ×長さ７０ｍｍのクロムモリブデン鋼を銀ロウによって接合したのち引張試験機を用い引張試験をしたところ、Ｃｕ-Ｍｏ層とＣｕ層との界面ではなく、クロムモリブデン鋼を銀ロウで接合した部位で破断した。そのためＣｕ-Ｍｏ層とＣｕ層の接合の強度は、銀ロウ接合部の破断強度（１７０ＭＰａ）を超えていることが判った。
　〈比較例１〉
　平均厚み：０．８０ｍｍ、厚みのバラツキ：０．０４ｍｍ、両面の算術平均粗さＲａ：０．１μｍの、平坦化処理していないＣｕ-Ｍｏ複合体の板材をそのままで使用したこと以外は実施例１と同様にしてヒートスプレッダを製造した。
　製造したヒートスプレッダの断面の顕微鏡写真を図２に示す。図２より、板材を平坦化処理せずに製造したヒートスプレッダは、Ｃｕ-Ｍｏ層の厚みのバラツキが大きく、当該Ｃｕ-Ｍｏ層の厚みが不均一である上、当該Ｃｕ－Ｍｏ層が一部で不連続になっていることが判った。
　また図２の断面を含む３面の断面から、先述した方法で求めたＣｕ-Ｍｏ層の平均厚みは０．１８４ｍｍ、厚みのバラツキは０．１８４ｍｍであった。また同様の方法で求めた２層のＣｕ層の平均厚みは０．４１５ｍｍと０．４１８ｍであった。
　さらに実施例１と同様にして引張試験をしたところＣｕ-Ｍｏ層とＣｕ層との界面で破断したものの、接合の強度は１６５ＭＰａであった。
　〈実施例２～８、比較例２、３〉
　平坦化処理の条件を変更して、平坦化処理後の板材の厚みのバラツキ、および両面の算術平均粗さＲａをそれぞれ表１、表２に示した値としたこと以外は実施例１と同様にしてヒートスプレッダを製造した。
　〈実施例９、１０〉
　Ｃｕ－Ｍｏ層と２層のＣｕ層の積層体の全体の厚みと、熱間圧延および冷間圧延の合計の圧下率をそれぞれ表１に示した値としたこと以外は実施例１と同様にしてヒートスプレッダを製造した。
　〈実施例１１～１８、比較例４〉
　Ｃｕ板として表１、表２に示す厚みを有するものを用いるとともに、Ｃｕ－Ｍｏ層と２層のＣｕ層の積層体の全体の厚みと、熱間圧延および冷間圧延の合計の圧下率をそれぞれ表１、表２に示した値としたこと以外は実施例１と同様にしてヒートスプレッダを製造した。
　〈実施例１９～２２〉
　Ｃｕの割合が表２に示す値であるＣｕ－Ｍｏ複合材を用いたこと以外は実施例１と同様にしてヒートスプレッダを製造した。
　〈実施例２３、２４〉
　Ｃｕの割合が表２に示す値であるＣｕ－Ｍｏ複合材を用い、かつＣｕ板として表２に示す厚みを有するものを用いるとともに、Ｃｕ－Ｍｏ層と２層のＣｕ層の積層体の全体の厚みと、熱間圧延および冷間圧延の合計の圧下率をそれぞれ表２に示した値としたこと以外は実施例１と同様にしてヒートスプレッダを製造した。
　上記各実施例、比較例で製造したヒートスプレッダにおける、先述した方法で求めたＣｕ-Ｍｏ層の平均厚み、厚みのバラツキ、２層のＣｕ層の平均厚み、ヒートスプレッダの全厚み、Ｃｕ－Ｍｏ層の厚みの割合、および熱間圧延と冷間圧延の合計の圧下率などを表１、表２にまとめた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　両表の各実施例、比較例の結果より、ヒートスプレッダのＣｕ－Ｍｏ層の平均厚みを０．６ｍｍ以下、厚みのバラツキを０．１ｍｍ以下とするためには、Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材を、平均厚みが０．５ｍｍ以上、１．５ｍｍ以下、厚みのバラツキが０．０２ｍｍ以下で、かつ前記両面の算術平均粗さＲａがそれぞれ０．０２μｍ以下となるように平坦化処理するのが好ましいことが判った。

Claims (8)

  1. 　Ｃｕ－Ｍｏ複合材からなり、平均厚みが０．６ｍｍ以下、厚みのバラツキが０．１ｍｍ以下であるＣｕ－Ｍｏ層と、前記Ｃｕ－Ｍｏ層の両面にそれぞれ直接に積層されたＣｕ層とを含むヒートスプレッダ。
  2. 　前記Ｃｕ－Ｍｏ層とその両面のＣｕ層は、それぞれ互いに直接に圧延接合されている請求項１に記載のヒートスプレッダ。
  3. 　前記Ｃｕ－Ｍｏ層は、平均厚みが０．１２ｍｍ以上である請求項１又は請求項２に記載のヒートスプレッダ。
  4. 　前記Ｃｕ－Ｍｏ層は、厚みのバラツキが０．０３ｍｍ以上、０．０６ｍｍ以下である請求項１～請求項３のいずれか１項に記載のヒートスプレッダ。
  5. 　全体の厚みに占めるＣｕ－Ｍｏ層の厚みの割合は、１５％以上、３５％以下である請求項１～請求項４のいずれか１項に記載のヒートスプレッダ。
  6. 　最表面にメッキが施されている請求項１～請求項５のいずれか１項に記載のヒートスプレッダ。
  7. 　前記Ｃｕ－Ｍｏ層のもとになるＣｕ－Ｍｏ複合材の板材を平坦化処理する工程、および平坦化処理した前記板材の両面にそれぞれＣｕ層のもとになるＣｕ板を直接に圧延接合する工程を含む請求項１～請求項６のいずれか１項に記載のヒートスプレッダの製造方法。
  8. 　前記平坦化処理の工程では、前記板材の平均厚みが０．５ｍｍ以上、１．５ｍｍ以下、厚みのバラツキが０．０２ｍｍ以下で、かつ前記両面の粗さ曲線の算術平均粗さＲａがそれぞれ０．０２μｍ以下となるように処理する請求項７に記載のヒートスプレッダの製造方法。
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