книги / Моделирование и автоматизация проектирования силовых полупроводниковых приборов
..pdfРис. 5.2. Зависимость отношения температуры в кремнии для плос костного источника к температуре для равномерно распределенного источника той же мощности от координаты
Р ис. 5.3. Зависимость максимальной температуры центрального р-п пере
хода от контактного |
теплового со |
||
противления |
при Р д0= 3 ,8 -1 0 -4 |
Ом; |
|
£/о=1.1 В; Р = 4 -1 0 -3 |
К "1; 5 К= 5 |
см2; |
|
HP«t=0,04 см; |
/П= Ю |
мс; / и= 4 ,4 |
кА |
где часть мощности, определяемая рекомбинацией, выделяется в сильиолегнро-
ванных |
крайних п+- |
и р+-слоях, а остальная мощность — во внутренних |
областях. |
|
|
В |
[5.12] выполнено |
сравнение нагрева кремниевой пластины для трех ука |
занных распределений источников тепла и показано, что равномерное распреде ление дает практически те же результаты, что и в [5.8]. Использование плоскост ного источника тепла приводит к значительным ошибкам, особенно при временах менее 1 мс. На рис. 5.2 представлена зависимость отношения температуры в кремнии для плоскостного источника тепла к температуре для равномерного источника от координаты х. Импульс тока синусоидальной формы длительно стью 10 мс, прибор имеет конструкцию, показанную на рис. 5.1, толщина пла стины кремния 750 мкм. Даже при /= 1 0 мс перегрев от плоскостного источника в центре кремниевой структуры выше на 30% . Был выполнен ряд расчетов раз личных приборов прижимной конструкции (см. рис. 5.1).
Было установлено, что влияние контактного теплового сопротивления на на
грев структуры очень существенно. В расчетах |
полагалось /?K= # |
KI-H ?K2, толщи |
на меди 4 мм, вольфрама 3 мм. При больших значениях RK(0,2— |
0,4) (K -CM2) /B T |
|
на контакте наблюдается скачок температуры, |
который может составлять 50— |
|
80 % максимального значения температуры в |
кремниевой пластине и достигать |
|
нескольких сотен градусов при плотности тока |
1— 1,5 кА/см2. Ограничение теп |
ловых потоков существенно увеличивает нагрев кремниевой пластины, тепло отво дится со стороны анода намного интенсивнее, чем со стороны катода, хотя теп лопроводность вольфрама ниже, чем у меди. Скачок температуры на контакт ном тепловом сопротивлении RK объясняется тем, что мощность в СПП выде ляется очень большая, а теплоемкостью контакт не обладает.
На рис. 5.3 представлена зависимость максимальной температуры централь ного р-п перехода от контактного теплового сопротивления.
При RK=0,2^4-0,3 К-см2/В т температура перестает зависеть от RK, тепло практически отводится только со стороны анода. Уменьшение RK достигается
111
|
|
повышением |
чистоты обработки контак |
||||||||
|
|
тирующих |
|
поверхностей, |
обеспечением |
||||||
|
|
достаточного усилия сжатия и выбором |
|||||||||
|
|
материала прокладок. Эксперименты по |
|||||||||
|
|
казали, что в современных СПП при |
|||||||||
|
|
жимной конструкции Як = |
0,1 |
К -см 2/Вт. |
|||||||
|
|
Энергия |
импульса |
при |
|
максимальной |
|||||
|
|
температуре кремниевой |
структуры рас |
||||||||
|
|
пределяется |
приблизительно следующим |
||||||||
|
|
образом: 60 % в кремниевой структуре, |
|||||||||
|
|
30 % в вольфраме и около 10 % в меди. |
|||||||||
|
|
Исследование |
нагрева |
кремниевой |
|||||||
|
|
пластины |
при |
воздействии |
импульсов |
||||||
|
|
тока показало, что во-первых, темпера |
|||||||||
|
|
турная |
зависимость |
ВАХ |
приводит |
||||||
|
|
к смещению во времени максимума па- |
|||||||||
Рис. 5.4. Зависимость |
температуры |
дения |
напряжения |
относительно |
макси- |
||||||
центрального перехода |
(х^=100 мкм) |
мума |
тока |
(приблизительно |
на 1— 2 мс |
||||||
от времени для различных конструк |
для |
синусоидальных |
импульсов |
тока |
|||||||
ций тиристора |
|
длительностью 10 мс), во-вторых, при |
|||||||||
|
|
плотности тока |
1 |
кА/см2 |
за |
счет |
роста |
Яд с температурой имеет место существенное увеличение нагрева, которое может составить 50— 100 %, в-третьих, перегрев возрастает при увеличении начальной температуры структуры. Последнее также связано с уменьшением теплопровод ности кремния.
Изменение с температурой теплопроводности кремния оказывает меньшее влияние на нагрев структуры, чем температурная зависимость ВАХ. При плот ности тока порядка 1 кА/см2 уменьшение X приводит к росту максимальной
температуры структуры приблизительно на 15—20 % На основе описанной модели расчета температуры можно проводить сравне
ние различных конструкций СПП [5.5]. Рассмотрим кремниевую структуру с па раметрами W= 800 мкм, Ядо=1,94-10~4 Ом, Го=100°С, Uo=l В, Р = 2 -1 0 _3 К -1 . Величина Я* для каждой контактной поверхности взята равной 0,2 К -см2/Вт. Ток синусоидальной формы JM = 1 кА/см2. Конструкция 1: медь (4 мм), серебряная прокладка, кремний, вольфрам (4 мм), центральный переход расположен ближе
к меди на расстоянии 100 мкм от прокладки. Конструкция 2: та же, что |
и кон |
||||
струкция 1, но |
с перевернутым |
диском кремния, центральный переход |
ближе |
||
к вольфраму. |
Конструкция |
3: |
(чисто |
прижимная, симметричная относительно |
|
кремниевой пластины): медь |
(4 |
мм), |
прокладка, молибден (1 мм), прокладка, |
кремний... Конструкция 4 аналогична конструкции 3, но с идеальными контак тами, Я «= 0, приведена для иллюстрации влияния Як.
На рис. 5.4 представлены зависимости температуры плоскости центрального перехода от времени для указанных конструкций. Во всех приборах максимум температуры имеет место при t= 8 мс. Наибольший перегрев наблюдается в кон струкции 3, что обусловлено большим количеством прижимных контактов. Одна ко снижение Я* до 0,1 К-см2/В т существенно уменьшает перегрев в конструк ции 3 и делает ее конкурентоспособной с конструкцией 1.
112
5.2. РАСЧЕТ ТОКОВ АВАРИЙНОЙ ПЕРЕГРУЗКИ И УДАРНЫХ ТОКОВ
При приложении импульса тока аварийной перегрузки может иметь место как катастрофический, или безусловный, отказ при бора— проплавление, растрескивание кремниевой пластины и др., так и условный отказ, связанный с временным выходом за пре делы допустимых значений норм одного или нескольких парамет ров из-за превышения допустимой температуры. В результате, например, ВАХ тиристора может временно превратиться в диод ную. Подход к расчету тока аварийной перегрузки в режиме ус ловного отказа состоит в следующем. Для параметра, который оп ределяет стойкость тиристора к току аварийной перегрузки, на
ходится |
(теоретически или экспериментально) критическая тем |
|
пература |
некоторой области пластины 7кр. |
Если параметр (на |
пример, |
анодное напряжение) зависит от |
времени, то и Ткр= |
= TKp(t). Максимальный ток, нагрев от которого не превышает 7’Кр(0, и является максимально допустимым током аварийной пе регрузки.
Ток аварийной перегрузки в режиме с приложением прямого анодного напряжения после импульса тока — типичный режим с ус ловным отказом. Этот режим встречается в преобразователях для линий электропередачи и вставок постоянного тока. Отказ связан с тем, что центральный р-п переход кремниевой структуры силь но нагревается во время импульса и не успевает остыть к момен ту приложения положительного напряжения между анодом и ка тодом.
Если к моменту приложения прямого напряжения централь ный переход имеет температуру более 150—200 °С, то ВАХ тири стора «спрямляется» или же напряжение переключения сильно, уменьшается. Очевидно, что ток аварийной перегрузки для этого, режима зависит от формы импульса тока, от начальной темпера туры кремниевой структуры, от ее толщины и других параметров,, влияющих на нагрев пластины кремния. Но, кроме того, влияют интервал времени между окончанием импульса тока перегрузки и приложением прямого напряжения, величина и скорость нара стания прямого напряжения. При увеличении прямого напряже ния TKP{t) несколько уменьшается. Модель расчета тока аварий ной перегрузки основана на вычислении температуры T(t) обла
сти центрального р-п перехода на основе |
модели, описанной |
в |
§ 5.1, и сравнения T(t) с ГкР(/). причем |
TKP(t) определяется |
из |
зависимости напряжения переключения от температуры и зависи мости приложенного анодного напряжения от времени. Подроб ное исследование токов аварийной перегрузки в режиме с прило жением прямого напряжения содержится в [5.5, 2.7].
Ток аварийной перегрузки в режиме с приложением обратного напряжения. Приложение обратного напряжения к сильно нагре тому импульсом тока силовому тиристору или диоду сопровож дается возникновением обратного тока плотностью до 1 А/см2. Большая выделяющаяся мощность может привести к тепловому
8— 6393 |
113 |
пробою [5Л0], сопровождающемуся проплавлением кремниевой структуры. Следует отметить, что этот вид пробоя существенно отличается от стационарного случая, подробно описанного в ли тературе. Стационарный тепловой пробой возникает при значи тельно меньших температурах. Мы же имеем дело с динамиче ским режимом, который характеризуется, с одной стороны, осты ванием нагретого прибора после воздействия импульса тока ава рийной перегрузки, а с другой стороны, разогревом вследствие выделения мощности от протекания большого обратного тока.
Обсуждавшийся в литературе механизм теплового пробоя, свя занный с достижением собственной концентрацией значения Nd, приводит к заниженным значениям критической температуры. Критерий ni{TKp).=Nd дает 7’кр< 180^-200°С. Несмотря на то что в области базы, свободной от объемного заряда, при 7’> 7 ’Кр мо жет возникнуть отрицательное дифференциальное сопротивление, полное сопротивление прибора определяется обратносмещенным р-п переходом, в котором выделяется основная мощность. Поэто му намного более вероятно развитие теплового пробоя, обуслов ленного положительной обратной связью между током р-п пере хода и температурой [5.11].
В [5.10] исследована динамика развития теплового пробоя по сле приложения к p-i-n структуре напряжения, превышающего стационарное напряжение теплового пробоя. Расчет показал, что время пробоя мало зависит от температуры разрушения, так как температура при тепловом пробое растет экспоненциально. Вре мя пробоя по порядку близко к тепловой постоянной структуры:
тт= 1 ' Ч а , |
(5.14) |
где / — толщина слоя тепловыделения; а— коэффициент темпера туропроводности кремния.
Расчет, аналогичный выполненному в [5.10], показывает, что время пробоя в первом приближении для одномерного адиабати ческого случая
|
/пр=Т7-Л2^7,112///обр(Г„)Я0бр^, |
(5.15) |
где / — ширина |
слоя объемного заряда; Т„ — температура |
струк |
туры в момент |
приложения напряжения f/0бр; /обр(7я)— плот |
ность обратного тока р-п перехода; Ее — ширина запрещенной зо ны в кремнии.
Как следует из (5.15), /пр падает с увеличением |
U0бр и |
Т„ |
[вследствие экспоненциального роста /обр(Т’н)]. (5.15) |
можно |
за |
писать также в виде [5Л1] |
|
|
/пр— cm2kTHIJобР(TH)U06pEg, |
(5.16) |
где с— удельная теплоемкость; т = /р — масса кремния толщиной / и площадью 1 см2; /пр~ с т .
Модель расчета тока аварийной перегрузки в режиме с при ложением обратного напряжения основана на следующем. После
114
приложения обратного напряжения начинается нагрев кремние вой структуры обратным током, причем скорость нагрева со вре менем увеличивается. В то же время скорость остывания, как это видно из рис. 5.4, со временем замедляется. Поэтому, если в на чале импульса напряжения выделяемая энергия больше отводи мой, то и в дальнейшем будет происходить нагрев структуры, что приведет к тепловому пробою.
Таким образом, модель для определения тока аварийной пе регрузки сводится к нахождению такого тока перегрузки, при ко тором обеспечивается выполнение указанного выше критерия про боя в момент приложения обратного напряжения. Определенную трудность при расчете представляет вычисление обратного тока при температуре около 300 °С, так как обычно не известны мно гие параметры, такие, как время жизни и др. Кроме того, обрат ный ток протекает неоднородно по площади. Сравнение с экспе риментом было проведено в [5.11]. Через тиристоры типа Т-630,
находившиеся |
при начальной |
температуре 90 °С, пропускали си |
||||
нусоидальный |
импульс |
тока |
плотностью до |
1,5 кА/см2, длитель |
||
ностью |
10 мс. Через 1 |
мс к прибору в течение 20 мс прикладыва |
||||
лось обратное |
напряжение прямоугольной формы |
U0бР— 600 В. |
||||
Пробой |
наступал при |
температурах области |
пространственного |
|||
заряда |
и всей |
структуры 300—400 °С. Температура |
определялась |
|||
по описанной в § 5.1 модели, греющая мощность |
находилась из |
эксперимента. Найдено, что время пробоя £Пр<С0,3 мс, т. е. про цесс нагрева можно было считать близким к адиабатическому (хт=121а~ 10-4 с). Расчет по приближенным формулам (5.15)v (5.16) дал завышенное значение tnР, что связано, вероятно, с не равномерностью протекания обратного тока.
Ударный ток. При воздействии одиночного импульса ударного тока отказ СПП может быть как условным, так и катастрофиче ским. При условном отказе обычно снижается напряжение пере ключения, возрастают ток утечки и обратный ток. При безуслов ном отказе у тиристоров прижимной конструкции имеет местопроплавление структуры, о чем свидетельствует резкое уменьше ние падения напряжения (рис. 5.5). У большинства СПП разни ца между током, при котором наступало снижение блокирующей способности тиристоров, и разрушающим током была менее 10 %. Поэтому в дальнейшем будем считать ударный ток равным мини мальному разрушающему.
Разрушение (проплавление) кремниевой структуры связано с образованием теплового шнура. При увеличении температуры в
базе тиристора |
(диода) возрастает |
собственная концентрация |
tii(Г ), которая |
становится сравнимой |
с концентрацией инжекти |
рованных носителей заряда пп в наиболее нагретой области струк туры— приблизительно в центре базы. Сопротивление ее умень шается, ток через нее увеличивается, что приводит к проплавле
нию прибора в узкой области диаметром 0,2—0,5 мм. |
бы- |
Для строгого анализа теплового шнурования необходимо |
|
8* |
115 |
Рис. 5.5. Зависимость напряжения на тиристоре прижимной конструкции от времени при воздействии сину соидального импульса тока
Рис. 5.6. Зависимость напряжения па высоковольтном тиристоре от време ни при воздействии синусоидального импульса тока
ло бы решить неодномерную задачу, учесть влияние крайних об ластей, учесть перераспределение тока и напряжения на структу ре в процессе шнурования. Упрощенный критерий отказа получен в [5.6], где показано, что в одномерном приближении критерий теплового пробоя прямым током имеет вид
ъ = (5 кТ/Ее)п, |
(5.17) |
где n=nn-\-ni— средняя концентрация носителей заряда в базе.
При выводе |
предполагалось, |
что подвижность носителей |
за |
ряда зависит от |
температуры по закону р,=р0(77300)_5/2. |
Это |
|
предположение |
вполне разумно, |
поскольку взаимное рассеяние |
дырок и электронов при высоких температурах ослабевает и оп ределяющую роль играет рассеяние на фононах.
Для температур 400—600°С (5.17) дает |
(0,3-г0,4)п. |
|
Экспериментальные исследования [5.11] |
позволили |
уточнить |
этот критерий: |
|
(5.18) |
йг« 0,2Я. |
|
|
Так как ток в основном носит дрейфовый характер, величина |
||
п^/(\^п + Л)/^0(Т)[/Б, |
|
|
где Д = 5 0 ч -100 мкм; ро(Г) = ц п( 7 ) + ц р(Г ); |
£/б — падение напря |
|
жения на высокоомных внутренних слоях структуры. |
|
|
Полагая £/B= f l flt0('l+pA7’)/S;l, имеем |
|
|
Я=(и7п+ Д )/9ц0(Г )5Л о(1+рД 7’). |
(5.19) |
Выражения (5.18), (5.19), несмотря на приближенный харак тер, позволяют с достаточной точностью определять критическую температуру, которая находится при подстановке в них зависимо стей Цо(Т) и fii(T) и температуронезависимых параметров структуры.
В связи с резкой экспоненциальной зависимостью т(Т) тем пература зависит от концентрации приблизительно по логарифми ческому закону. Поэтому погрешность в определении концентра-
116
ции даже на порядок не приводит к температурной погрешности более 20—30 °С. Это оправдывает использование условий (5.18), (5.19), полученных при довольно грубых приближениях.
Таким образом, алгоритм расчета ударного тока таков. Оп ределяем из (5.18), (5.19) критическую температуру Ткр, кото рая, как мы полагаем, имеет место в наиболее нагретой области прибора — приблизительно в середине базы. Далее, пользуясь мо делью для расчета температуры, изложенной в § 5.1, определяем ток, нагревающий СПП до температуры Ткр, который и принима ем в качестве ударного тока.
Экспериментальное исследование ударных токов в тиристорах и расчеты по описанной методике установили, что критические температуры у большинства приборов лежат в диапазоне 400— 600 °С. Сравнение расчета с экспериментом показало, что погреш ность в большинстве случаев не превышает 10 %.
При экспериментальном исследовании высоковольтных СПП, имевших толщину кремниевой пластины более 500—'600 мкм, бы ло обнаружено, что па зависимости U(t) возникает всплеск на пряжения, амплитуда которого резко нарастает при увеличении тока (рис. 5.6). Кроме того, происходит сдвиг пика напряжения влево и его сужение. На отдельных образцах амплитуда всплеска достигает 30—40 В. Тиристоры после появления всплеска не по вреждаются. При дальнейшем увеличении тока наступает про плавление, причем момент разрушения возникает через несколь ко миллисекунд после всплеска напряжения. Тиристоры с описан ными характеристиками обладают максимальными ударными то ками и в ряде случаев не разрушаются при температурах до 550—600 °С. Исследование выявило термическую природу всплес ков напряжения. Нарастание напряжения удовлетворительно опи сывается зависимостью Г5/2, а спад обусловлен влиянием т(Т). Резкое увеличение напряжения, таким образом, объясняется силь ным уменьшением подвижности при высоких температурах.
В СПП с более тонкими пластинами кремния всплески выра жены намного слабее или не наблюдаются совсем. Это связано с влиянием теплоотвода, сильно уменьшающего среднюю темпера туру структуры. Кроме того, в высоковольтных СПП больше по
следовательное сопротивление слоев, прилегающих |
к крайним |
р-п переходам. Эти слои препятствуют развитию |
шнура до тех |
пор, пока сами не прогреются до температур более 600 °С. На это требуется время порядка нескольких миллисекунд. Разрушающий ток может превосходить ток, при котором возникает всплеск на пряжения, примерно на 20 %, а температура в центре пластины превышает расчетную по (5.17), (5.18) на 50— 100 °С. В этом слу чае расчет ударного тока осложняется. Область структуры, в ко торой началось формирование канала, имеет малую площадь, по этому остальная часть прибора представляет собой генератор на пряжения. Приближенный расчет переходного теплового процес са в одномерном случае для области канала дает возможность определить ток, обеспечивающий проплавление структуры [5.12].
117
Таким образом, на основе модели тепловых процессов удает ся рассчитывать токи аварийной перегрузки в различных режимах и ударные токи. Программы пригодны для расчета приборов раз личных конструкций, для импульсов различной формы и длитель ностью от 1 до 20 мс.
Глава ше с т а я
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПЕРЕХОДНОГО ПРОЦЕССА ВЫКЛЮЧЕНИЯ ТИРИСТОРОВ. БЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИЕ
ИКОМБИНИРОВАННО-ВЫКЛЮЧАЕМЫЕ ТИРИСТОРЫ
6.1.БЫСТРОВКЛЮЧАЮЩИЕСЯ, БЫСТРОВЫКЛЮЧАЮЩИЕСЯ
ИБЫСТРОДЕЙСТВУЮЩИЕ ТИРИСТОРЫ
Переходные процессы в силовых тиристорах при их включении
ивыключении принято характеризовать временами включения tgt
ивыключения tq. Значения этих времен зависят от конструктив ных особенностей р-п-р-п структур и значений их электрофизиче ских параметров, а также от условий и режимов, при которых протекают переходные процессы. Для современных силовых тири сторов значения tst колеблются от десятых долей микросекунды до десятков микросекунд, а значения tq— от единиц до сотен мик росекунд. Наименьшие значения tgt и tq характерны для низко
вольтных (сотни |
вольт), а наибольшие — для высоковольтных |
(4—5 кВ и более) |
силовых тиристоров. |
В зависимости от значений tgt и tq силовые тиристоры подраз деляются на несколько подвидов. Силовые тиристоры называют ся быстровключающимися, если значения их времен включения не превышают 4 мкс, и быстровыключающимися, если значения их времен выключения не превышают 63 мкс. Если же у тири сторов данного типа значения как времен включения, так и вре мен выключения не превышают соответственно 4 и 63 мкс, то та кие тиристоры называются быстродействующими.
Указанные значения времени включения (4 мкс) и времени выключения (63 мкс) являются, конечно, условными. Для быстровключающихся, бы-стровыключающихся и быстродействующих ти ристоров в стандартах (технических условиях) обязательно ука зываются значения соответствующих времен. Для обозначения этих подвидов силовых тиристоров к буквенной части обозначе ния типа тиристора добавляется буква И в случае быстровключающихся, буква Ч в случае быстровьжлючающихся и буква Б в случае быстродействующих тиристоров [6.1].
Наибольшее развитие из перечисленных подвидов тиристоров в настоящее время получили быстродействующие тиристоры. Значения средних токов в от крытом состоянии и повторяющихся напряжений наиболее мощных отечествен ных и зарубежных тиристоров достигают 1000 А и 2000 В соответственно при временах включения не более 50—63 мкс.
118
Рис. 6.1. Вид в плане тиристора с разветвленным регенеративным управляющим электродом (а) и металлизация управляющего элек трода основной структуры (б)
Все современные силовые тиристоры перечисленных подвидов состоят, как правило, из вспомогательной (ВС) и основной (ОС) структур, изготовленных на одной кремниевой монокристаллической пластине (см. рис. 2.10). Впервые подобная конструкция тиристора, допускающая быстрое нарастание анодного тока, была описана в [6.2].
Быстровключающиеся и быстродействующие тиристоры, кроме того, изготав ливаются преимущественно с разветвленным управляющим электродом основной структуры, что обеспечивает быстрое включение последней по всей площади. Конструкции разветвленных управляющих электродов отличаются большим раз нообразием [2.20, 2.21]. В [6.3], например, запатентована конструкция разветв ленного управляющего электрода, ветви которого представляют собой эвольвен ты. В качестве примера на рис. 6.1 изображена широко распространенная кон струкция разветвленного управляющего электрода основной структуры, имеющая форму снежинки.
Быстровыключающиеся тиристоры, предназначенные для работы на сущест венно более низких частотах, чем быстродействующие тиристоры, также нередко изготавливаются с разветвленным управляющим электродом основной структуры.
В последние годы в целях дальнейшего повышения допустимых скоростей нарастания тока в открытом состоянии (быстрого включения) тиристоров боль шой площади, а также снижения мощности отпирающего сигнала управления начинают применять конструкцию с двумя вспомогательными тиристорами (так называемая двухступенчатая регенерация; см., например, [6.4, 6.5]). Такая кон струкция часто используется в случае фототиристоров, управляемых светом [6.5].
Время включения является параметром, существенно зависящим от режима и условий его измерения. Более тесно связано с электрофизическими параметра ми структуры и в меньшей мере зависит от режима и условий его измерения время задержки включения тиристора. Этот параметр, знание которого очень важно при последовательном и параллельном включении тиристоров, все чаще нормируется в последние годы.
Быстровключающиеся, быстровыключающиеся и быстродействующие тиристо ры, будучи относительно низковольтными, имеют два основных отличия от обыч ных (низкочастотных) тиристоров: во-первых — сильно разветвленный управляю щий электрод и во-вторых — пониженные значения времен жизни неоснов ных носителей заряда в базовых областях. Расчеты этих тиристоров выполняются по тем же моделям, которые используются для обычных тиристоров.
Специальными видами быстродействующих тиристоров являются, по сущест ву, также комбннированно-выклгачаемые тиристоры, рассматриваемые в § 6.3, и
•тиристоры, |
проводящие в обратном направлении, рассматриваемые в гл. |
7, |
|
а также |
запираемые тиристоры. Последние достаточно подробно |
описаны |
и |
:исследованы в [2.24] и поэтому в данной книге не рассматриваются. |
|
|
119
Вопросы моделирования переходных процессов включения и выключения являются особенно важными для перечисленных видов и подвидов силовых тири сторов, поскольку их исследования способствуют дальнейшему повышению бы
стродействия этих приборов.
Моделирование переходного процесса включения и расчеты параметров, ха рактеризующих различные этапы этого процесса, достаточно полно проведены
в [2.6]. Поэтому остановимся только на одном из аспектов моделирования этого процесса, связанном с наличием в современных тиристорах разветвленного управ
ляющего электрода.
Переходный процесс выключения силовых тиристоров также рассмотрен в [2.6]. Однако более современный уровень моделирования этого процесса тре бует учета дополнительных факторов, которые не были рассмотрены в [2.6].
В тиристорах с разветвленным управляющим электродом основной структу ры важно обеспечить одновременное включение ОС вдоль всей границы управ ляющий электрод — катод. Для этого необходимо выполнение двух условий. Вопервых, продольное сопротивление металлизации управляющего электрода ОС должно быть достаточно малым, чтобы линейная плотность тока управления была примерно постоянной вдоль всей границы управляющий электрод — катод. Во-вторых, сам ток управления ОС, который является, по существу, анодным
током |
ВС, должен быть достаточно |
большим для однородного включения ОС |
с минимальной задержкой вдоль |
всего периметра управляющий электрод — |
|
катод. |
|
|
Влияние продольного сопротивления металлизации управляющего электрода на характер включения ОС вдоль границы управляющий электрод — катод иссле довано в [6.6, 6.7]. Рассмотрим простейшую конфигурацию разветвленного управ
ляющего электрода ОС |
(рис. |
6.2). Выражение для |
падения |
напряжения между |
|||||
катодами ВС и ОС имеет вид [6.6] |
|
|
|
|
|
|
|
||
1 |
С |
|
P- А |
I |
kT |
JQ {X) |
, |
(6 .1) |
|
UGO— ~b^~ J ! 0 (X)rm d x + / G ( |
x ) |
n |
— ^ |
||||||
где |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
А? (*) ~^GO —2 J |
(x)d*'’ |
|
|
|
(6-2) |
|||
|
|
lG |
|
|
|
|
|
|
|
|
/ 0 0 = |
2 J I0 {x)dx + |
b0 I0 (lay, |
|
|
(6 .3) |
|||
|
|
6 |
|
|
|
|
|
|
|
I'm— продольное сопротивление слоя металлизации управляющего электрода |
ОС |
||||||||
единичной длины и ширины; |
pPbp/Wp — сопротивление |
неметаллизированной |
ча |
||||||
сти p-базы единичной длины |
(вдоль оси х); |
{kT) jq In [ / G( x ) / / syJ |
|
— падение |
|||||
напряжения на катодном p-я переходе ОС; |
Jsfa |
— плотность тока |
|
насыщения |
|||||
катодного перехода ОС. |
|
|
|
|
|
|
|
|
При записи (6.1) принято, что падением напряжения на неметаллизирован ной части катодного я-слоя ОС можно пренебречь вследствие его относительной малости. Из-за слабой зависимости от JG {X ) падение напряжения на катодном переходе ОС можно принять постоянным (не зависящим от х) и равным Uj (0)
120