книги / Моделирование и автоматизация проектирования силовых полупроводниковых приборов

где часть мощности, определяемая рекомбинацией, выделяется в сильиолегнро-

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

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

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

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

= 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

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

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:

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

ность обратного тока р-п перехода; Ее — ширина запрещенной зо­ ны в кремнии.

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

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

где n=nn-\-ni— средняя концентрация носителей заряда в базе.

дырок и электронов при высоких температурах ослабевает и оп­ ределяющую роль играет рассеяние на фононах.

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

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

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

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

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

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