VOL. J106-C NO. 1
JANUARY 2023
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論

マイクロ波ミリ波論文特集

文

無電極ランプを熱源とした加熱装置によるリンイオン注入 300 mm 径
シリコン基板の活性化
宮崎 智由†,†† a)

鮫島 俊之†

齋藤宗平†

小野寺 航†

上原 琢磨†

有馬 卓司†

蓮見真彦†

小林芹澤 和泉†††久保 若奈†

上野智雄†

剛†††

Activation of Phosphorus Implanted Silicon Substrate with a Diameter of 300 mm bya Heating System using a Wireless Lamp as the Heat Source
Tomoyoshi MIYAZAKI†,†† a) , Toshiyuki SAMESHIMA† , Sohei SAITO† , Ko ONODERA† ,Takuma UEHARA† , Takuji ARIMA† , Masahiko HASUMI† , Go KOBAYASHI††† ,Izumi SERIZAWA††† , Wakana KUBO† , and Tomoo UENO†

あらまし 長さ 330 mm，55 本の無電極カーボンヒーティングチューブ（CHT）の加熱ユニットを備えた
2.45 GHz マイクロ波誘導加熱装置を開発し，1 × 1015 cm−2 のリン原子を注入した 300 mm 径シリコン基板の均一熱活性化を試みた．直径 330 mm のキャビティ内のマイクロ波電界強度分布の最適化のためにプロペラ型変調角速度回転アンテナを導入した．数値計算により変調角速度の最適化を行った結果，5.3 kW のマイクロ波を照射した場合，電界強度分布の平均 2 乗偏差は 3.1 kV/m と，アンテナなしの場合の 7.4 kV/m から大幅に低減した．最適化したプロペラ型変調角速度回転アンテナを用いたマイクロ波照射により CHT を 800◦ C で 170 秒発熱したときリン注入基板は加熱され，シート抵抗が 60 から 80 Ω/sq の範囲に減少した．300 mm 径基板面内の平均活性化率 0.77，その平均 2 乗偏差 0.05 を得た．これに対し，アンテナなしで加熱した場合の平均活性化率とその平均 2乗偏差は 0.73 及び 0.06 だった．
キーワード

マイクロ波，アンテナ，カーボン，CHT

近，石英管内に導電性カーボン粉末を充てんしたカーボ

1. ま え が きンヒーティングチューブ（CHT）無電極ランプと CHT

電界効果トランジスタ，薄膜トランジスタ，pn 接合を備えたマイクロ波誘導加熱システムを開発した [5]〜ダイオード，太陽電池等の多くの半導体デバイス製造[9]．導電性カーボンは，低比熱と高耐熱性という優に，イオン注入不純物の活性化が重要である [1]．これれた熱特性を備え，フリーキャリヤ吸収効果によってまで，レーザーアニーリング，プラズマジェットアニー

マイクロ波を効率的に吸収し，速やかに高温に発熱す

リング，急速サーマルアニーリングなど，多くの加熱る [10]．これまでに我々は，長さ 60 mm，内径 4 mm，技術が開発され，実用化されてきた [2]〜[4]．我々は最外径 6 mm の単一 CHT を使用し，200 W の低電力でのマイクロ波照射により 1200◦ C 以上の発熱を実証した．

† 東京農工大学工学部，小金井市

また，proportional-integral-diﬀerential（PID）制御によGraduate School of Engineering, Tokyo University of Agriculture and Technology, 2–24–16 Naka-cho, Koganei-shi, 184–8588 Japan†† テクノリサーチ株式会社，小金井市の一定加熱温度制御を達成した．そして，直径 4 イン

Techno Research., Ltd., 2–24–16 Naka-cho, Koganei-shi, 184–0012 Japan

チのガラス基板上に形成した厚さ 58 nm のアモルファ††† 株式会社オーク製作所，茅野市

ORC MANUFACTURING Co., Ltd., 4896 Tamagawa, Chino-shi, 391–0011
Japana) E-mail: miyazaki-tom@tec-research.co.jp
DOI:10.14923/transelej.2022MWP0003

30

電子情報通信学会論文誌 C Vol. J106–C

り，マグネトロン電源出力をコントロールして 1100◦ C

スシリコン（a-Si）薄膜上を，CHT を掃引移動させることにより a-Si 膜の加熱結晶化を達成し，0.92 の高い結晶化率を得た．更に，1.0 × 1015 cm−2 のリン及びボNo. 1 pp. 30–37 © 一般社団法人電子情報通信学会 2023

論文／無電極ランプを熱源とした加熱装置によるリンイオン注入 300 mm 径シリコン基板の活性化

ロン原子をイオン注入した厚さ 500 µm の n 型シリコン基板を CHT で加熱してドーパントを活性化し，PN接合の整流特性とソーラーセル特性を得た [6], [7]．その後，大面積基板の加熱を実現するために長さ 330 mmの CHT ロッドを 55 本並べた 330 × 330 mm2 CHT 加熱ユニットを開発した [8]．800 から 1000◦ C の高温加熱を実現したが，キャビティ内の三次元フレネル干渉効果によって引き起こされたマイクロ波強度の分布による不均一加熱の問題が残った．この問題を解決するために，キャビティ内に回転アンテナを導入したマイクロ波の空間平均強度均一化を提案した [9]．本論文
では，まず回転アンテナ付 CHT 加熱システムの詳細を報告する．CHT 加熱ユニット，マイクロ波キャビティ，回転アンテナの構造について説明する．次に，キャビティ内のマイクロ波の電界強度の数値計算結果を報告する．マイクロ波の電界強度の均一化を達成するためのアンテナの適切な構造，変調回転モードについて議論する．次に，直径 300 mm のシリコンウェー
ハにイオン注入したリン原子の熱活性化について報告する．変調回転アンテナを用いた，より均一な基板面内シート抵抗分布を報告する．最後に，活性化率について議論する．

2. 実験と計算方法
2. 1 CHT 加熱装置
図 1 に，（a）CHT 加熱装置の立体的概念図，（b）回転アンテナの概念図，（c）単一 CHT の概念図，（d）

CHT 加熱ユニットの概念図を示す．図 1（a）に示す
ように，CHT 加熱装置はステンレス鋼で作られ，上部が試料室，CHT 加熱ユニット，マイクロ波キャビ
ティからなり，下部はマイクロ波導入部，アンテナ導入及び回転機構からなる．波長 700 nm の放射温度計

KEYENCE FT-H40K 測定用の小さな穴をあけた試料室の上蓋を取り外して試料を CHT 加熱ユニット上に置く仕様であり，試料室の高さは 70 mm とした．CHT
加熱ユニット設置用の長方形ステンレス枠前面は着脱式の扉とした．CHT 加熱ユニット下部の円筒形キャビ
ティは直径 330 mm，高さ 198 mm とした．底面に導波管を 2 個設置し，2 台のマグネトロンから最大強度6 kW の 2.45 GHz マイクロ波を導入した．キャビティとマグネトロンの間にインピーダンス整合ユニットを取り付けて反射波を抑えた．キャビティと導波管は電図 1 （a）CHT 加熱装置の立体的概念図，（b）回転アンテナの概念図，（c）単一 CHT の概念図，（d）CHT 加熱ユニットの概念図

気的に接地した．更に，キャビティ内にアンテナを設置した．キャビティ底面の中心にあけた小さな穴を通31

電子情報通信学会論文誌 2023/1 Vol. J106–C No. 1

してステンレス製の直径 10 mm のセンターポール取付ときの重み ai を導入して電界強度の加重平均分布をけ，図 1（b）に示すように，幅，長さ，厚さがそれぞ計算し，電界強度の最も均一になる条件を調査した．

れ 30，120，10 mm の二つの水平方向に伸びるステン

CHT 加熱ユニット直下の電界の平均分布 Eav (x, y) はレス鋼ブレードをセンターポールに取り付けた．キャ

以下のように与えられる．

ビティ底部とブレードの中心との距離（アンテナ高さH ）は 55（最小），100，155 mm とした．そして，左Eav (x, y) =右のブレードをそれぞれ −60，−45，45，60 度傾けた場合について検討した．センターポールはセラミックを介して電気的に絶縁し，最大 3 Hz の周波数可変を可能にするサーボモータに接続した．アンテナの回転周期は 1 秒とした．図 1（c）に示すように，先行研
究 [8], [9] から CHT は外径 6 mm，内径 4 mm の石英管とし，5 µm 径のカーボン粉末を密度 0.12 で充てんした．これは，平均導電率 73 S/m の導電体に相当する．石英管に不活性ガス Ar を圧力 1400 Pa で充てんし，両端を封止し，その後，CHT を保持する 2 本の石∑ト直下の電界強度分布であり， 35i=0 ai = 1 を規格化条件とした．0 から 350 度までの全ての回転角に対して，同じ重み ai (= 1/36) の場合は， Eav (x, y) は単純な加重平均分布となり，アンテナが一定速度で回転した場合に相当する．更に，空間平均電界強度 EAV とその平均 2 乗偏差（RMSD）ERMSD を，直径 330 mmの円形領域 S にわたって Eav (x, y) を積分することによって定義した．

E AV =

1S∬
Eav (x, y)dxdy

径 330 mm の円形領域をカバーするように調整した．

1
ERM SD = √Sすなわち，CHT の長さ L を中央位置 (Y = 0) で最大∑35330 mm とし，エッジ領域に近づくにつれて位置 Y の√関数として L = 2 1652 − Y 2 とした．全長を 400 mm

2. 2 数 値 計 算
マイクロ波照射中のキャビティ内の電界強度を調査するために，3 次元有限要素モーメント法による数値解析を行った [11]．キャビティ等の金属部分は完全導電体でありマイクロ波を完全反射すると仮定し，導電率73 S/m の CHT のみにマイクロ波が吸収されるとした．

角形要素の有限要素グリッドシステムを作成して計算(Eav (x, y) − E AV )2 dxdy(3)のときのアンテナの回転角速度 ωi と ai の関係は以下のようなる．

ωi =π18ai(4)更に最大周波数 3 Hz から，ωi の上限が以下のように定まる．

ωimax = 6π(5)そして ωi の下限は以下のように与えられる．

キャビティ及びサンプルルーム内面，導波管の界面，回転アンテナの外面，及び CHT 外面に 1〜4 mm の三(2)√∬i=0 ai = 1 と回転周期 1 秒の条件により，角度 ϕiに保つように CHT の長さの変化に伴い，石英ロッドの長さを調整した．

(1)

ここで，Ei (x, y) は角度 ϕi における CHT 加熱ユニッ接して配置し，長方形のステンレスフレームに設置した．各 CHT の長さは，円筒形キャビティの上面の直ai Ei (x, y)i=0英棒を両端に熱溶接した．CHT 加熱ユニット形成ために，図 1（d）に示すように，55 本の CHT ロッドを35∑

ωimin =() −11356π2π1−×× 2π=366π 3673(6)を行った．予備的計算により本条件で 7% 以内の誤差

ERMSD を最小にする ωi の組を ωimin と ωimax の間でで電界強度を計算できると見積られた．まず，アンテ調べ，決定した．

ナなしの場合についてキャビティ内のマイクロ波電界

2. 3 試 料 準 備

強度分布を計算した．次に，回転アンテナを導入して直径 300 mm，厚さ 700 µm，抵抗率 1000 Ωcm を超計算を実施した．アンテナの H が 55，105，155 mm，える半絶縁性 n 型単結晶シリコン基板を準備した．基ブレードの角度 θ L 及び θ R がそれぞれ −60，−45，45，板表面にリン原子をドーズ量 1.0 × 1015 cm−2 ，加速エ60 度の条件について計算した．各条件において，アンネルギー 70 keV でイオン注入した．試料を CHT 加熱

テナの回転角度 ϕ を 10 度ごとに 0 から 350 度まで 36ユニットに配置し，5.3 kW のマイクロ波出力で 300 秒通りの計算を行った．そして，回転角度 ϕi（= 10i ）の間加熱した．温度 T は初期 30◦ C から時間 t （s）に対32

論文／無電極ランプを熱源とした加熱装置によるリンイオン注入 300 mm 径シリコン基板の活性化

しおおむね T = 110 × t 0.4 + 30（◦ C）となり，130 秒

図 2 に示す電界強度計算結果は完全な対称にはならな

後に 800◦ C に達し，その後マイクロ波電力を調整しかった．それは，有限要素数値計算の計算誤差によるて約 800◦ C で一定に保った．その間，アンテナは前ものと思われる．図 3 に本研究で最も低い ERMSD が節の数値計算から得られた最適な変調角速度パターン

得られたアンテナの条件，H = 105 mm，θ L = 45 度，を用いて 1 秒周期で回転させた．比較のため，アンテθ R = −45 度で，アンテナの回転角度 ϕ を 0 から 350ナなしで同条件の加熱を施した試料を用意した．4 探度まで変化させたときの CHT 加熱ユニット直下の電針プローブ電流電圧測定システムを用いて試料面上を界強度分布の計算結果を示す．電界強度分布は角度に10 mm 間隔で合計 693 ポイント測定してシート抵抗率よって変化し，ϕ が 90 及び 270 度のときに低い電界強分布を得た．

度が観察された．一方，ϕ が 20，30，130，160，200，3. 結果と考察

210，310，及び 340 度のときに，電界強度の高いドメインが観測された．これは，フレネル干渉効果がアン

図 2 に 5.3 kW のマイクロ波照射，アンテナなしの条テナの回転角度によって変化することを明確に示して件下での CHT 加熱ユニット直下の電界強度分布計算

いる．電界強度の分布はおおむね 180 度の周期で変化結果を示す．EAV は CHT による吸収により 12.4 kV/mした．これは，θ L = 45 度，θ R = −45 度のアンテナをと低い値であり，330 × 330 mm2 の正方形形状 CHT 加備えた円筒形のキャビティ断面が点対称な構造である

熱ユニットを用いた先行計算と同レベルであった [8]．

ことによる．しかし，各角度の電界分布には計算誤差

ただし，先行研究は 3 kW のマイクロ波照射時の計算があり，完全に点対称な結果とはならなかった．

であり，本研究の 330 mm 円形 CHT ユニットを用い次に，最小の ERMSD を得るために，角速度 ωi の最た加熱システムの方が CHT 吸収によるキャビティの適シーケンスを調査した．図 4 に最小の ERMSD =全領域の電界強度を減少させる効果が高かった．しか3.1 kV/m が 得 ら れ た H = 105 mm，θ L = 45 度 ，し，図 2 に示したように，電界強度に独特の空間分布が見られた．中央領域の電界強度は 7.3 kV/m 未満と低かったが，周辺に 7.3〜21.9 kV/m の高い電界強度スポットが 4 箇所見られた．3 次元フレネル干渉効果によって引き起こされるマイクロ波定在波の存在を示している．そして，キャビティ端では 51.1 kV/m に至る高い電界強度となり，ERMSD は 7.4 kV/m であった．電界強度が高い領域は CHT ユニットによるマイクロ波の吸収が低いことを示しており，電界強度空間分布に伴う CHT の不均一温度分布の可能性を示唆している．
キャビティ断面は X 軸と Y 軸に対称な構造であるが，図2アンテナなしの場合の CHT 加熱ユニット直下の電界強度分布

図3

H = 105 mm，θL = 45 度，θR = −45 度アンテナ条件における回転角度 0〜350 度の電界強度分布33

電子情報通信学会論文誌 2023/1 Vol. J106–C No. 1

図4最小 ERMSD が得られた H = 105 mm，θL = 45 度，
θR = −45 度アンテナ条件のときの回転角速度の回転角度による変化

図 6 アンテナ（ H = 105 mm，θL = 45 度，θR = −45 度）を図 4 の角速度変調回転により加熱したときの試料温度変化

は 3.3〜4.7 kV/m の範囲であった．
図 6 に H = 105 mm，θ L = 45 度，θ R = −45 度のアンテナを図 4 に示す角速度変調回転を行い CHT を300 秒間加熱したときの試料の温度変化を示す．温度は滑らかに上昇しておりアンテナを 1 秒周期で回転することによる温度変動は見られなかった．
図 7 に（a）アンテナなし及び（b）H = 105 mm，

θ L = 45 度，θ R = −45 度アンテナを図 4 に示す変調
回転を行いながら試料加熱したときのシート抵抗率
図5

図 4 のアンテナ変調角速度回転の場合の CHT 加熱ユニット直下の電界強度分布の分布を示す．リン注入直後の試料のシート抵抗率は20000 Ω/sq を超えており，キャリア濃度は無視できる程度に少なかった．図 7（a）に示すアンテナなしの加θ R = −45 度アンテナの角速度 ωi と回転角度 ϕi と熱では，シート抵抗率は 60 から 85 Ω/sq の範囲に大きの関係を示す．ϕi が 30，130，160，210，310，及びく減少した．CHT 加熱により表面領域に注入されたリ340 度のときに，回転角速度の上限 ωimax = 18.8 rad/s

ン原子が活性化し，電子キャリアが生成されたことを（3 Hz）に近いかまたは等しい角速度をもち，電界強度示している．試料中央領域では 70 Ω/sq 未満の低シーの大きな角度でのアンテナの滞在時間を短くするためト抵抗率が達成された一方，試料端でのシート抵抗率急回転した．一方，ϕ が 80，90，100，260，270，及はかなり高くなった．図 2 より，マイクロ波の電界強び 280 度では低電界強度条件となり，アンテナを長期度は試料中央で低く，CHT 加熱の効率が高い事が予間滞在させるために ω は小さくなった．

想された．試料中央領域での低いシート抵抗は計算に

図 5 に図 4 に示した変調角速度でアンテナを回転よる予想を実証する結果と思われる．しかし，図 2 にしたときの CHT 加熱ユニット直下の電界強度分布

示す電界強度の高い四つのドメインはシート抵抗分布

Eav (x, y) を示す．アンテナなしの図 2 と比較してよりには明確に現れなかった．試料加熱中の熱伝導により均一な電界強度分布が得られた．回転角に依存して発CHT 加熱効率が低いドメイン部分も良く加熱され活生する電界ドメインが変調回転中に打ち消しあって電性化したことが予想される．一方，図 7（b）に示すよ界強度がより均一になったことを示している．EAV はうに，アンテナを用いた場合のシート抵抗率は 60 か12.0 kV/m とアンテナなしの場合とほぼ同等であったら 80 Ω/sq の範囲に分布した．シート抵抗率が 70 Ω/sqが，ERMSD は最小値の 3.1 kV/m になり，アンテナな未満の領域はアンテナなしより増加した．試料周辺領しの 7.4 kV/m から大幅に低減し，計算誤差最大 7% を域には未だシート抵抗率が高い領域が残ったが，明ら超えて変調回転アンテナの電界強度均一化の効果が確

かにシート抵抗率の分布はより均一になった．

認された．他の H ，θ L ，θ R の組み合わせについても変ドープシリコンの電子移動度を 120 cm2 /Vs [12] と調角速度の最適シーケンスを調査したところ，ERMSD仮定して試料内の点 (x, y) での活性化率 P(x, y) をシー34

論文／無電極ランプを熱源とした加熱装置によるリンイオン注入 300 mm 径シリコン基板の活性化

図 7 （a）アンテナなし及び（b）H = 105 mm，θL = 45 度，
θR = −45 度アンテナを図 4 の変調回転させて試料加熱したときのシート抵抗率分布

図8

図 7 から算出した（a）アンテナなし（b）アンテナ
付加熱の場合の活性化率分布

ト抵抗率の実験結果から見積った．図 8 に（a）アンテナなし，及び（b）H = 105 mm，θ L = 45 度，θ R = −45度アンテナを図 4 に示す変調回転を行いながら試料加熱したときの活性化率分布を示す．アンテナなしの場
合，活性化率は中央領域で 0.7 より高かったが，試料周辺領域では 0.7 より低くなった．693 点の平均活性化率 PAV とその平均 2 乗偏差 PRMSD はそれぞれ 0.73と 0.06 であった．一方，アンテナ付き CHT 加熱では，
図 8（b）に示すように，ほぼ全領域で活性化率が 0.7を上回った． PAV と PRMSD はそれぞれ 0.77 と 0.05となった．これらはキャビティ内でアンテナを変調回転することにより 2.45 GHz マイクロ波の電界分布をより均一化し，直径 300 mm 試料のより均一な加熱を実証した結果である．本論文の結果を基に，今後更なるアンテナ構造の改良を加え，より均一な加熱特性を実現できるものと期待する．

4. む す び
300 mm 径のシリコン基板の活性化を行うために，直径 330 mm の無電極 CHT 加熱システムを開発した．
平均導電率 73 S/m のカーボン粒子を圧力 1400 Pa のAr ガスとともに封入した石英製 CHT を 55 本用いて加熱ユニットを構成した．円筒型のキャビティを通じてマイクロ波を CHT 加熱ユニットに照射した．キャビティ内にプロペラ型のアンテナを設置して最大 3 Hzで周期 1 秒の変調回転を行い，マイクロ波強度の均一化を図った．有限要素モーメント法による数値計算により高さ 105 mm，長さ 120 mm，傾斜角度 45 度と−45 度のブレードのアンテナ構造を決定した．更に，アンテナがない場合の平均電界強度の平均 2 乗偏差

7.4 kV/m よりも十分低い 3.1 kV/m を実現する最適変調回転モードを見出した．1.0 × 1015 cm−2 のリン原子をイオン注入した直径 300 mm のシリコン基板をア
35

電子情報通信学会論文誌 2023/1 Vol. J106–C No. 1

ンテナ変調回転を行いながら 800◦ C で 170 秒間加熱

T. Sameshima, “Crystallization and activation of silicon by mi-

した．シート抵抗率は 60 から 80 Ω/sq の範囲に減少

crowave rapid annealing,” Appl. Phys. A, Solids Surf., vol.122,

した．120 cm2 /Vs の電子移動度を仮定して求めた基板面内平均活性化率 PAV とその平均 2 乗偏差 PRMSD

p.695, July 2016.
[11]

bodies,” IEEE Trans. Antennas & Propagation, vol.AP-14, no.6,は 0.77 と 0.05 となった． PAV はアンテナなし 800◦ C，170 秒間加熱の場合の 0.73 より高く，PRMSD はアンテナなしの場合の 0.06 より低くなり，変調回転アンテナ導入による空間的均一加熱システム実現の可能性がJ.H. Richmond, “A wire-grid model for scattering by conducting
pp.782–786, Nov. 1966.

[12]

Y. Taur and T. Ning, “Fundamental of Modern VLSI Physics,”
Cambridge University Press, Cambridge, U. K., Chap. 2, 1998.

（2022 年 3 月 29 日受付，7 月 20 日再受付，9 月 16 日早期公開）確認できた．
謝辞 本研究の一部は科学技術振興機構 ASTEP（No.

AS3015022S）及び文部科学省科学研究費助成事業基盤研究 C（No. 21K04134）のサポートを受けた．
文
[1]

献

S.M. Sze, Semiconductor Devices, 3rd ed., Wiley, New York,
pp.510–547, 1985.

[2]

T. Sameshima, S. Usui, and M. Sekiya, “XeCl excimer laser annealing used in the fabrication of poly-Si TFTs,” IEEE Electron

宮崎 智由
現在，東京農工大学大学院博士課程在学
中及びテクノリサーチ株式会社 CEO．2015
年会社設立，研究開発用真空装置の開発に従事．

Device Lett., vol.EDL-7, pp.276–278, May 1986.
[3]

S. Higashi, H. Kaku H. Murakami, S. Miyazaki, H. Watakabe,
N. Ando, and T. Sameshima, “Crystallization of a-Si films using
thermal plasma jet and its application to thin film transistor fabrication,” Proc. 1st Thin Film Materials & Devices Meeting, Nara,

[4]

[5]

鮫島 俊之
1978 名古屋大学・工卒．1980 静岡大大学

p.25, Nov. 2004.

院修士課程了．現在，東京農工大学工学部

G. Mannino, “Eﬀect of heating ramp rates on transient enhanced

名誉教授．半導体技術，加工技術，評価分

diﬀusion in ion-implanted silicon,” Appl. Phys. Lett., vol.78, no.7,

析等研究に従事．日本応用物理学会会員．

p.889, Feb. 2001.

工博．

T. Miyazaki, G. Kobayashi, T. Sugawara, T. Kikuchi, M. Hasumi,and T. Sameshima, “Carbon heating tube used for rapid heatingsystem for semiconductor annealing,” Proc. 25th Int. Workshop
Active-Matrix Flat Panel Displays and Devices, pp.1–4, Kyoto,Japan, July 2018.

[6]

T. Sameshima, T. Miyazaki, G. Kobayashi, T. Arima, T. Kikuchi,齋藤 宗平
2021 東京農工大学・工卒．現在，同大大学院修士課程在学中．

T. Uehara, T. Sugawara, M. Hasumi, and I. Serizawa, “Carbon
heating tube used for rapid heating system,” IEEE Access, vol.7,
pp.23798–23805, Jan. 2019.
[7]

T. Sameshima, T. Kikuchi, T. Uehara, T. Arima, M. Hasumi, T.
Miyazaki, G. Kobayashi, and I. Serizawa, “Microwave rapid heating system using carbon heating tube,” 17th International Conference on Microwave and High Frequency Heating 2019, pp.318–325, Valencia, Spain, Sept. 2019.

[8]

T. Miyazaki, G. Kobayashi, I. Serizawa, T. Kikuchi, T. Uehara,
T. Arima, M. Hasumi, and T. Sameshima, “Carbon heating tube
rapid heating system for fabricating silicon solar cells,” Proc. 26th
Int. Workshop on Active-Matrix Flat Panel Display and Devices,pp.1–4, Kyoto, Japan, July 2019.

[9]

S. Saito, K. Onodera, T. Miyazaki, T. Uehara, T. Arima, M.
Hasumi, G. Kobayashi, I. Serizawa, W. Kubo, T. Ueno, and T.
Sameshima, “Carbon heating tube rapid heating system for fabricating silicon solar cells,” Proc. 28th Int. Workshop on ActiveMatrix Flat Panel Display and Devices, pp.11–14, Kyoto, Japan,
July 2021.

[10]36

S. Kimura, K. Ota, M. Hasumi, A. Suzuki, M. Ushijima, and小野寺 航
2021 東京農工大学・工卒．

論文／無電極ランプを熱源とした加熱装置によるリンイオン注入 300 mm 径シリコン基板の活性化

上原 琢磨

上野 智雄

2019 東京農工大学・工卒，2019，2020 東

京農工大学産学連携研究員．

1986 早稲田大学・理工卒．1991 同大大学院博士課程了．現在，東京農工大学工学研究院教授．半導体デバイス・プロセス，薄膜材料評価技術等に従事．日本応用物理学会会員．工博．

有馬 卓司

（正員）

2003 東京農工大大学院博士課程了，博士（工学）．同年同大学助手，2008 同講師，2013 同准教授．2012 米国ペンシルベニア州立大学客員研究員，電磁界解析手法の開発，メタマテリアルの開発に従事．

蓮見 真彦
1992 東京大学大学院・理学系研究科博士課程了．博士（理学）．現在，東京農工大
学・工学部電気電子工学科助教．半導体技術，加工技術，評価分析の研究に従事．応
用物理学会会員．

小林剛

2006 東京電気大学・工卒．2006 年株式会社オーク製作所入社．以来，基礎化学，材料科学，新光源開発に従事．

芹澤 和泉
1986 東海大学・工卒．1988 同大大学院修士課程了．1988 株式会社オーク製作所入社．現在，研究開発部部長，紫外線光源開発及びその応用技術に従事．

久保 若奈
2006 東京大学大学院卒．工博．理化学研究所研究員，JST さきがけ研究員を経て，2016 東京農工大学・大学院工学府電気電子工学専専攻准教授．

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