Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Анализ состояния проблемы и постановка задачи 9
1.1 Конструкция и особенности работы высоковольтного тиристора 9
1.2 Основные причины неконтролируемого включения тиристоров и способы защиты 12
1.3 Методы расчёта снабберных цепей 13
1.4 Методы реализации встроенной защиты от перенапряжения 17
1.5 Встроенная защита от dV/dt 21
Выводы к главе 1 24
Глава 2 Физико-топологическая модель тиристора 27
2.1 Конструкция элементарной ячейки квазитрехмерной модели 27
2.2 Конструкция элементарной ячейки трёхмерной модели 28
2.3 Профиль распределения легирующих примесей в структуре тиристора 29
2.4 Основные физические эффекты, учитываемые в модели 31
2.5 Моделирование пробоя тиристора 33
2.6. Моделирование эффекта dV/dt в тиристоре 34
Выводы к главе 2 36
Глава 3 Аналитическая модель влияния N -слоя в n-базе на напряжение пробоя тиристорной структуры 38
3.1 Аналитическая модель влияния параметров N -слоя без учёта акцептороподобных дефектов на напряжение пробоя p+-n перехода 38
3.2 Аналитическая модель влияния параметров N -слоя с учётом акцептороподобных дефектов на напряжение пробоя p+-n перехода 46
3.3 Применение модели для расчётов в тиристоре 50
3.4 Разработка методики оценки параметров протонного облучения для реализации встроенной защиты тиристора от перенапряжения 53
3.4.1 Оценка положения и дозы доноров в N -слое 53
3.2.2 Оценка энергии и дозы протонов при облучении 57
3.5 Уменьшение влияния прямой фаски на прямую блокирующую способность тиристора 59
Выводы к главе 3 64
Глава 4 Аналитическая модель влияния параметров катодных шунтов в тиристоре на эффект dV/dt 66
Выводы к главе 4 73
Глава 5 Разработка методики определения номиналов элементов защитных RC-цепей с помощью одномерной кусочно-зарядовой модели тиристора 74
5.1 Описание одномерной кусочно-зарядовой модели тиристора 74
5.2 Разработка методики выбора номиналов компонентов снаббера на примере схемы инвертора тока для печи индукционной плавки 81
5.2.1 Перенапряжения, возникающие вследствие разброса зарядов обратного восстановления 81
5.2.2 Перенапряжения, возникающие вследствие выброса напряжения на паразитной индуктивности 86
5.2.3 Выбор компонентов снабберной цепи 91
5.2.4. Влияние снаббера на скорость нарастания тока при включении тиристора 96
Выводы к главе 5 98
Заключение 100
Список использованных источников 102
Приложения 113
- Методы реализации встроенной защиты от перенапряжения
- Уменьшение влияния прямой фаски на прямую блокирующую способность тиристора
- Описание одномерной кусочно-зарядовой модели тиристора
- Выбор компонентов снабберной цепи
Введение к работе
Актуальность работы
Развитие науки и техники сегодня приводит к увеличению потребления электроэнергии, как на бытовом, так и на промышленном уровне. Растёт мощность промышленного оборудования, увеличивается количество электроэнергии, идущей по системам электропередачи. Для управления и преобразования этих мощностей используются тиристоры высокой мощности с рабочими напряжениями выше 5000 В и рабочими токами выше 1500 А.
В преобразователях, рассчитанных на работу при
напряжениях в несколько десятков, а иногда и сотен тысяч
вольт, используется последовательное соединение до
нескольких десятков таких тиристоров. Такие
преобразователи используются в электрифицированном
транспорте (железнодорожном, водном, городском,
автомобильном), военно-промышленном комплексе,
металлургии, горнодобывающей промышленности,
применяются в сетях высоковольтных линий передачи на постоянном токе (HVDC).
Неконтролируемое включение одного из
последовательно соединённых тиристоров может привести к выходу из строя всего преобразователя. Поэтому разработка эффективных средств защиты мощных силовых тиристоров от разрушения при неконтролируемом включении является одним из перспективных направлений развития в области проектирования компонентной базы силовой электроники.
Целью диссертационной работы является разработка аналитических и физико-топологических моделей неконтролируемого включения высоковольтных тиристоров, и создание на их основе методик проектирования высоковольтных тиристоров со встроенной защитой от разрушения при неконтролируемом включении, а также
разработка методики определения номиналов защитных RC цепей в преобразователях при последовательном соединении тиристоров с разбросом по заряду обратного восстановления. Для достижения этой цели были поставлены следующие задачи:
выбрать схемотехническую модель тиристора, способную наиболее точно отразить процессы, происходящие при переключениях последовательно соединённых тиристоров в преобразовательных схемах;
разработать методику определения номиналов элементов защитных RC цепей для последовательно соединённых высоковольтных тиристоров в преобразовательных схемах;
- разработать аналитическую модель влияния параметров
N’ слоя с повышенной концентрацией доноров в n-базе
тиристора, получаемого с помощь протонного облучения, на
напряжение включения;
- разработать физико-топологическую модель
высоковольтного тиристора;
- разработать рекомендации по оптимальной глубине
травления краевой фаски для минимизации её влияния на
напряжение включения тиристорной структуры;
- с помощью разработанных моделей предложить
методику расчёта параметров протонного облучения (энергии
и дозы), необходимых для локального понижения
напряжения включения на заданную величину, для
реализации встроенной защиты высоковольтного тиристора
от разрушения при перенапряжении;
- разработать аналитическую модель влияния положения
и размеров цилиндрических шунтов в усилительных затворах
тиристора на эффект dV/dt.
Научная новизна работы состоит в следующем:
-
Разработана аналитическая модель, связывающая дозу примеси и положение N’-слоя в n-базе тиристора с напряжением пробоя.
-
Разработана методика расчёта дозы имплантации и положения N’-слоя для реализации встроенной защиты тиристора от разрушения из-за перенапряжения.
-
Разработана аналитическая модель влияния положения и размеров цилиндрических шунтов во вспомогательном тиристоре на эффект dV/dt.
4. Разработана методика определения номиналов RC-
цепей для последовательного соединения высоковольтных
тиристоров с наихудшим случаем разброса по заряду
обратного восстановления с помощью физической
одномерной модели тиристора.
Достоверность и обоснованность результатов
В основе выведенных аналитических соотношений и
разработанных методик лежат базовые, основополагающие
уравнения физики полупроводников и электротехники. В
ходе вывода соотношений использовались общепризнанные и
широко используемые методы. Основные предположения,
сделанные при разработке методик, опираются на
экспериментальные данные и согласуются с
опубликованными экспериментальными данными других авторов. Достоверность результатов подтверждается также согласованием результатов аналитических расчётов, численного моделирования и экспериментальных данных.
Практическая значимость
-
Разработанная методика определения номиналов элементов защитных RC цепочек позволит повысить надёжность последовательно соединённых высоковольтных тиристоров в преобразовательных схемах.
-
Разработанная методика расчёта энергии и дозы протонного облучения позволит сократить затраты на эксперименты при подборе этих параметров для создания
элементов встроенной защиты от перенапряжения в разных типах тиристоров.
3. Разработанная модель влияния положения и размеров шунтов на эффект dV/dt позволит сократить затраты на проектирование топологии тиристоров со встроенной защитой от разрушения из-за эффекта dV/dt.
Основные положения, выносимые на защиту:
1. Методика определения номиналов элементов RC-цепей
для последовательного соединения мощных тиристоров с
наихудшим случаем разброса по заряду обратного
восстановления.
-
Аналитическая модель, описывающая зависимость напряжения пробоя тиристора от дозы имплантации и положения тонкого N’-слоя с повышенным уровнем доноров в его базовой области.
-
Методика оценки дозы и энергии протонов для создания тиристоров со встроенной защитой от перенапряжения.
4. Аналитическая модель влияния положения и размеров
цилиндрических шунтов во вспомогательном затворе
высоковольтного тиристора на эффект dV/dt.
Апробация
Основные результаты работы были представлены на следующих международных и российских конференциях:
1. Международные конференции «Актуальные проблемы
электронного приборостроения», Новосибирск, НГТУ, 2014 и
2016 года.
-
Всероссийская межвузовская научно-техническая конференция студентов и аспирантов «Микроэлектроника и информатика», Москва, МИЭТ, 2016 год.
-
Международные научно-технические конференции «Фундаментальные и прикладные проблемы физики», Саранск, МГПИ, 2013 и 2015 года.
4. Международная научно-практическая конференция
«Энергосбережение, электромагнитная совместимость и
качество в электрических системах», Пенза, Приволжский
Дом Знаний, 2014.
5. Российско-белорусская научно-техническая
конференция «Элементная база отечественной
радиоэлектроники: импортозамещение и применение»,
Нижний Новгород, НГУ им. Лобачевского, 2015.
6. Всероссийская научно-техническая конференция
студентов, магистрантов, аспирантов «Энергоэффективность
и энергобезопасность производственных процессов»,
Тольятти, ТГУ, 2014.
7. Внутривузовские научные конференции «Огарёвские
чтения», Саранск, МГУ им. Огарёва, 2012 и 2015 года.
Работы по теме диссертации проводились инициативно и по договору №13.G25.31.0030 в рамках реализации Постановления Правительства РФ от 9.04.2010 г. №218 «О мерах государственной поддержки развития кооперации российских высших учебных заведений и организаций, реализующих комплексные проекты по созданию высокотехнологичного производства» при финансовой поддержке Министерства образования и науки РФ.
Отдельные результаты диссертационного исследования внедрены в производство и используются при проектировании высоковольтных тиристоров со встроенной защитой от перенапряжения на ПАО «Электровыпрямитель».
Публикации
По теме диссертации опубликовано 13 статей, в том числе 4 – в журналах, рекомендованных ВАК.
Структура диссертации
Методы реализации встроенной защиты от перенапряжения
Создание встроенной защиты от перенапряжения предполагает введение в структуру прибора дополнительных элементов, которые обеспечат нормальный режим включения в тех случаях, когда переход в открытое состояние происходит из-за перенапряжений на тиристоре. Фактически, для обеспечения нормального режима включения необходимо, чтобы пробой всегда начинался в центральной части тиристора, в районе управляющего электрода [31]. Для этого в управляющей части тиристора формируется область с пониженным напряжением пробоя. Существуют разные методы для формирования такой области. В [32-34] изложен способ реализации встроенной защиты путём вытравливания «колодца» («well»), который проходит через большую часть p-базы тиристора, как показано на рис. 1.6.
Согласно авторам, в такой структуре область пространственного заряда не может распространяться в область «колодца», поэтому она распространяется по его боковым стенкам. На рис. 1.6 область пространственного заряда отмечена пунктиром. Заштрихованная область QR показывает, как должна была распространяться область пространственного заряда. Заштрихованная область QH показывает, как будет распространяться область пространственного заряда после создания «колодца». Заряды QH и QR должны быть равны. Концентрация примеси в p-базе растёт по мере приближения к поверхности, поэтому область пространственного заряда не может глубоко проникнуть в p-базу по боковым стенам «колодца», что приводит к росту напряженности поля. Из-за большей напряжённости поля пробой в области под «колодцем» наступает раньше, чем в остальной структуре. Такой способ создания встроенной защиты от перенапряжения требует высокой точности при травлении «колодца». Из результатов, представленных в [34] следует, что напряжение пробоя структуры сильно зависит от глубины травления «колодца». В случае, если оптимальная глубина травления будет превышена, характеристики тиристора сильно пострадают. Другой способ реализации встроенной защиты от перенапряжения изложен в [35]. Уменьшение напряжения пробоя достигается за счёт создания в центральной части структуры области с искривлённым p-n переходом [26-37], как это показано на рис. 1.7.
На рис. 1.8 область искривлённого p-n перехода показана более подробно. Согласно авторам, искривление приводит к тому, что максимальная напряженность всегда наблюдается в центральной части p-n перехода. Напряжение пробоя при этом определяется соотношением диаметров Da и Di на рис. 1.8, а также концентрацией и глубиной залегания p-базы [36].
Создание такой структуры требует использования технологии маскированной диффузии алюминия. Алюминий не может быть маскирован окислом кремния. В [36] было использовано вакуумное нанесение алюминия с глубиной последующей диффузии около 7 мкм. Далее с помощью фотолитографии проводилось маскированное травление диффузионного слоя. Подробно эта технология изложена в [38].
Ещё один метод реализации встроенной защиты от перенапряжения представлен в [39]. Этот метод предполагает создание в слаболегированной n-базе тиристора дополнительного N -слоя с повышенной концентрацией доноров с помощью протонного облучения. Такой N -слой приводит к уменьшению напряжения пробоя в облученной области.
Попадание протонов в кремний приводит к образованию мелких водородсодержащих доноров (Hydrogen-related Shallow Thermal Donors), что подтверждается результатами экспериментов многих учёных [40-44]. Помимо этого, на пути пролёта протонов образуются акцептороподобные дефекты (acceptor-like defects) [44]. Результирующий профиль примеси в пластине кремния после протонного облучения показан на рис. 1.9.
Реализация встроенной защиты от перенапряжения с помощью протонного облучения не требует сложных или прецизионных технологических операций и широко практикуется в отечественной электронной промышленности [45-48]. Однако для её успешного использования необходимо точно определить параметры протонного облучения, которые позволят получить заданное уменьшение напряжения пробоя. Разработка модели, описывающей влияние энергии и дозы протонного облучения на напряжение пробоя тиристорной структуры, позволила бы в первом приближении определять эти параметры аналитически, не прибегая к большому числу экспериментов, что удешевило бы создание встроенной защиты от перенапряжения.
Разработка математической модели, описывающей влияние параметров протонного облучения на напряжение пробоя тиристорной структуры, а также разработка методики оценки параметров протонного облучения для реализации встроенной защиты от перенапряжения является одной из задач данной работы.
Уменьшение влияния прямой фаски на прямую блокирующую способность тиристора
Для защиты от поверхностного пробоя в тиристоре создают обратную и прямую фаски [71 -73]. Угол обратной фаски варьируется от 15 до 60, прямой – от 1 до 3 [74]. Напряжение пробоя прямой фаски зависит от угла фаски [75]. Часто делается двойная прямая фаска с разными углами [76]. Для увеличения напряжения пробоя проводят травление по поверхности фаски. Влияние такого травления исследовалось с помощью моделирования в Synopsys TCAD.
Для моделирования использовалась модель, описанная в п. 2.3 с элементарной ячейкой, изображённой на рис. 3.9.
Ячейка включает двухступенчатую прямую фаску с углами 3 и 30 . В области фаски смоделировано травление с глубиной от 40 до 80 мкм. Напряжение пробоя моделировалось аналогично п. 2.5. Полученная в результате зависимость напряжения пробоя от глубины травления Хтрав показана на рисунке 3.10.
Как видно из графика на рисунке 3.10, максимальное напряжение пробоя получается, когда глубина травления лежит в диапазоне от 60 мкм до 75 мкм. В этом диапазоне глубин травления напряжение пробоя в области фаски близко к напряжению пробоя в объеме структуры.
На рисунке 3.11 показаны графики зависимости напряженности электрического поля Е от координаты X в сечении, проходящем вдоль оси X по переходу J2 (см. рис. 3.9) со стороны фасок при различной глубине травления.
На рисунке 3.12 показаны графики зависимости плотности тока J от координаты X в полулогарифмическом масштабе в сечении, проходящем вдоль оси X по переходу J2 (см. рис. 3.9) со стороны фасок при различной глубине травления.
Из графиков, изображенных на рисунках 3.11 и 3.12 можно видеть, что максимум напряженности электрического поля всегда находится в области фаски. Однако для глубин травления 60 и 70 мкм плотность тока в объеме тиристора сопоставима или даже превышает плотность тока в области фаски, что свидетельствует о том, что пробой протекает одновременно и в объеме структуры.
Подобное поведение можно объяснить, если учесть, что в результате изгиба границы области пространственного заряда в сторону p-слоя ширина нейтральной базы в области фаски существенно больше, чем в объеме структуры, а влияние дополнительной поверхностной рекомбинации уменьшает диффузионную длину дырок. Это приводит к тому, что величина коэффициента переноса встроенного pnp-транзистора, а значит и значение pnp в этой области становится значительно меньше, чем в объёме. Из-за этого пробой в области фаски происходит при значениях интеграла ударной ионизации, близких к единице.
Пробой в объеме тиристорной структуры развивается при меньшем значении интеграла ударной ионизации, чем в области фаски, а, следовательно, и меньшей напряженности электрического поля. На рисунке 3.11 можно увидеть, что при глубинах травления 60 и 70 мкм, разница максимальных напряженностей электрического поля в объеме и в области фаски значительно меньше, чем при прочих значения глубины травления. При этом напряженность в объеме структуры оказывается достаточно высокой, чтобы выполнялось условие (2.59), несмотря на то, что значение напряженности в области фаски все равно остается более высоким.
Максимум напряженности электрического поля при всех значениях глубины травления не совпадает с положением металлургической границы перехода J2 и находится в p-области. С ростом глубины травления максимум напряженности электрического поля смещается от края фаски тиристорной структуры вглубь.
При увеличении глубины травления от 40 до 60 мкм максимум напряженности электрического поля на фаске уменьшается (рис. 3.13), а напряжение пробоя возрастает (рис. 3.10). При дальнейшем увеличении глубины травления максимум напряженности электрического поля начинает увеличиваться, и напряжение пробоя начинает уменьшаться.
Увеличение напряженности поля в области фаски связано с искривлением границы области пространственного заряда вблизи фаски. При этом уменьшается ширина области пространственного заряда и возникает область повышенной напряженности электрического поля [60][77-80]. Графики зависимости максимальной напряженности и ширины области пространственного заряда на фаске и в объеме от глубины травления показаны на рис. 3.13 и 3.14. При глубинах травления менее 50 мкм область пространственного заряда в p-базе выходит на поверхность в области фаски с углом 3, при глубинах травления 50-70 мкм – на фаску с углом 30 . При глубине травления больше 75 мкм область пространственного заряда в p-базе выходит на поверхность в области стенки стравленной области (рис. 3.9). Из этого следует, что для увеличения напряжения пробоя глубина травления должна быть подобрана так, чтобы область пространственного заряда в p-базе выходила на поверхность в области фаски с углом 30 .
Описание одномерной кусочно-зарядовой модели тиристора
Для разработки методики определения номиналов элементов снабберных цепей необходима математическая модель, отражающая физические процессы накопления и рассасывания заряда в слаболегированной области прибора. Большинство существующих моделей представляют тиристор в виде подсхемы, состоящей из набора пассивных и активных элементов, а также управляемых источников тока и ключей [26] [83-89]. Такие модели позволяют при численных расчётах получить формы тока и напряжения, сходные с измеренными, но не отражают в должной мере физические процессы, протекающие в приборе. Процессы обратного восстановления, имеющие место в диодах и тиристорах, в поведенческих моделях моделируются либо переключением ключей [26][84], либо добавлением управляемых источников тока [85-89]. Первый способ приводит к появлениям дополнительных выбросов напряжения, так как в момент переключения ключей образуется состояние, когда прибор полностью блокирован. Второй способ исключает использование модели при расчёте процессов, происходящих при последовательном соединении приборов, так как в этом случае получается последовательное соединение источников тока.
Подобных проблем можно избежать, если использовать модели приборов, основанные на уравнениях физики приборов. Такие модели называют физическими. Физические модели точнее поведенческих, однако, требуют решения систем дифференциальных уравнений, что сильно затрудняет расчёт и требует больших вычислительных мощностей. Техника моделирования кусочными зарядами (Lumped-Charge Modeling) позволяет объединить достоинства физических и поведенческих моделей.
Принципы метода моделирования кусочными зарядами, а также основные уравнения физической одномерной модели тиристора изложены в [90-91]. Согласно автору, чтобы описать прибор с помощью кусочных зарядов, необходимо проделать следующее:
1) Разбить структуру прибора на несколько основных областей, каждая из которых содержит один узел хранения заряда (charge storage node) и два соединительных узла (connection node). Узел хранения отвечает за рекомбинацию и накопление носителей заряда, а соединительные узлы связывают напряжение на переходе с параметрами, описывающими заряд. Эти узлы находятся на краях области обеднения переходов.
2) Значения зарядов дырок и электронов каждого узла находятся путём умножения концентрации носителей на объем области, в которой они расположены.
3) Узлы связаны между собой шестью основными уравнениями физики приборов и теории схем:
а) Уравнения плотности токов.
б) Уравнения непрерывности.
в) Уравнение электронейтральности.
г) Соотношения Больцмана (уравнения pn-перехода).
д) Уравнения Пуассона.
е) Законы Киргоффа для токов и напряжений.
Первые пять описывают распределение носителей и перенос заряда между узлами, в то время как последнее связывает внутренние параметры прибора с параметрами внешней схемы.
Все силовые полупроводниковые приборы состоят из комбинации следующих основных блоков:
1) P+N- или N+P- структура.
2) N-N+ или P+P- структура.
3) МОП структура. Использование техники моделирования кусочными зарядами позволяет описывать физические процессы, как в диодах [92-94], так и в тиристорах [95]. Модель тиристора показана на рис. 5.1. На рисунке приведены обозначения всех узлов, контактов, а также токов, текущих в структуре.
В модель не включены эффекты рекомбинации в эмиттере и накопления заряда в области затвора. Уравнения модели приведены в [91].
Параметры модели можно разделить на следующие группы:
1. Времена пролёта.
2. Времена жизни.
3. Заряды фонового легирования областей затвора и базы.
4. Соотношение объемов областей.
5. Сопротивление шунта.
6. Параметры p-n переходов для зависимости времени пролёта от напряжения.
7. Встроенные потенциалы переходов.
Полное число параметров – 22.
Однако многие параметры можно математически выразить из других параметров, что позволяет сократить это число до 11:
1. Времена пролёта носителей через базовые области.
2. Времена жизни неосновных носителей заряда в базовых областях.
3. Заряды фонового легирования базы и затвора.
4. Сопротивление шунта Rshunt (рис. 5.1). Кусочно-зарядовая модель тиристора реализована в программе схемотехнического моделирования Saber от компании Synopsys. Эта программа была использована в данной работе.
Экстракция параметров кусочно-зарядовой модели тиристора не может быть проведена с помощью простых электрических измерений [91]. Однако эти величины могут быть определены производителями полупроводниковых приборов, которым известны конструктивные и технологические параметры тиристорной структуры [96].
Заряд основных носителей при термодинамическом равновесии QGn в равномерно легированной n-базе можно определить по формуле
Дрейфовый механизм движения носителей, который не был учтён при разработке модели, может оказывать сильное влияние на время пролёта [12]. В связи с этим, значение, полученное по формуле (5.5), следует использовать только в качестве первого приближения.
Погрешности в модели и отсутствие возможности точно рассчитать некоторые параметры модели, такие как времена жизни, приводят к необходимости использования некоторых параметров в качестве подгоночных для достижения лучшего совпадения результатов моделирования и измерений.
Времена жизни неосновных носителей заряда в базовых областях не могут быть вычислены аналитически. N-база высоковольтного тиристора представляет собой область с равномерным легированием. Поэтому время жизни дырок в n-базе может быть определено непосредственно измерением в тиристоре [97]. P-база, как правило, легирована совместной диффузией бора и алюминия. Время жизни здесь может изменяться в зависимости от уровня легирования. Но кусочно-зарядовая модель тиристора предполагает, что время жизни электронов в p-базе – величина постоянная. Так как точно определить эту величину нельзя, время жизни в p-базе приходится использовать как подгоночный параметр.
Таким образом, для подгонки могут быть использованы время жизни в p-базе и времена пролёта. Моделирование процессов обратного восстановления с помощью кусочно-зарядовой модели показывает [98], что времена жизни в базовых областях оказывают сильное влияние на время обратного восстановления trr и максимальный ток обратного восстановления Irrm, в то время как времена пролёта влияют только на Irrm, практически не изменяя trr. Отсюда следует, что при подгонке сначала следует настроить trr, меняя время жизни в p-базе, а затем добиться нужного значения Irrm, изменяя времена пролёта. Для подгонки параметров тиристора можно смоделировать схему измерения тока обратного восстановления [99].
Следует учитывать также, что заряд обратного восстановления Qrr в тиристоре зависит от скорости спада прямого тока. Поэтому параметры модели должны подбираться под известную скорость спада тока в схеме применения.
Выбор компонентов снабберной цепи
Из рис. 5.4 видно, что перенапряжения, возникающие вследствие индуктивного выброса и разброса по заряду обратного восстановления, накладываются друг на друга. Если в режиме прямого блокирования тиристоров перенапряжение обусловлено только разбросом заряда, то при выключении к нему дополнительно добавляется напряжение индуктивного выброса.
В реальном устройстве заряд обратного восстановления каждого тиристора в последовательном соединении может иметь произвольное значение внутри диапазона, определяемого разбросом заряда. При этом будут различаться значения перенапряжений. То есть, даже если известен диапазон, в котором варьируется Qrr тиристоров, нельзя рассчитать перенапряжение на каждом тиристоре, не зная их зарядов обратного восстановления. Поэтому необходимо определить наихудший случай, такой, чтобы снабберы, способные обеспечить защиту от перенапряжений в этом случае, обеспечивали бы её и для любого другого варианта разброса Qrr. Для определения такого наихудшего случая схема инвертора тока (рис. 5.2) моделировалась с разными вариантами разброса Qrr. Наибольшее перенапряжение при выключении было зафиксировано в случае, когда в группе тиристоров с заданным разбросом Qrr один из приборов имеет минимальный заряд, в то время как остальные – максимальный. При этом тиристор с минимальным Qrr будет испытывать максимальное перенапряжение при выключении.
Наибольшее перенапряжение в режиме прямого блокирования будет наблюдаться в другом случае: когда один из тиристоров группы будет обладать максимальным Qrr, в то время как остальные – минимальным. Однако разброс Qrr – не единственный фактор, способный оказать влияние на напряжение в режиме прямого блокирования тиристора. Значение емкости снабберного конденсатора также имеет определённый разброс. При последовательном соединении нескольких конденсаторов с разными номиналами наибольшее напряжение будет падать на том, у которого значение емкости меньше. В инверторе тока разброс номиналов емкостей слабо влияет на перенапряжения, возникающие при выключении тиристора. Однако в режиме прямого блокирования разница напряжений, вызванная разбросом номиналов емкостей, может быть достаточно велика. В снабберных цепях используются конденсаторы с отклонением по емкости ±5% от номинальной. По результатам моделирования инвертора (рис. 5.2) такой разброс привёл к возникновению дополнительного перенапряжения 150 В на тиристоре, к которому был подключен снаббер с минимальной емкостью. Таким образом, наибольшее перенапряжение в режиме прямого блокирования будет наблюдаться на тиристоре с максимальным зарядом обратного восстановления Qrr и минимальной емкостью снабберного конденсатора Csn. Снаббер можно считать эффективным, если он сможет обеспечивать защиту приборов от перенапряжений в обоих описанных выше случаях.
Зависимость максимального напряжения на тиристоре относительно его запирающей способности от номиналов элементов снаббера при разных разбросах Qrr представлена на рис. 5.9. Следует отметить, что при моделировании некоторых сочетаний номиналов при разбросе Qrr = 15% возникли ошибки сходимости.
Разброс заряда обратного восстановления тиристоров увеличивает также и прямое напряжение на тиристоре с большим зарядом обратного восстановления. График зависимости прямого напряжения Vf, нормированного на максимальное прямое повторяющееся напряжение Vdrm, от емкости снабберного конденсатора для разных Qrr также приведён на рис. 5.9. Из приведённых графиков становится ясно, что разброс параметров тиристоров является чрезвычайно важным критерием для выбора снабберной цепи. Если для случая Qrr = 5%, близкого к изображенному на рис. 5.8, достаточная защита от перенапряжений обеспечивается любой из исследованных комбинаций номиналов сопротивления и емкости, то разброс Qrr = 15% серьёзно ограничивает диапазон допустимых значений номиналов элементов снаббера.
Стоит обратить внимание на то, что перенапряжения, возникающие при прямом напряжении на тиристоре с большим Qrr, для заданного Qrr можно уменьшить, лишь увеличивая емкость снабберного конденсатора. В то же время обратные перенапряжения, возникающие вследствие выброса напряжения на паразитной индуктивности, можно уменьшить также и уменьшением сопротивления снабберного резистора. Поэтому при расчёте номиналов снаббера следует сначала выбрать емкость конденсатора, способную обеспечить надлежащую защиту в режиме прямого блокирования, а затем подобрать сопротивление резистора для ограничения перенапряжений, связанных с выбросом напряжения на паразитной индуктивности.
Для определения номиналов элементов снабберной цепи предлагается следующая методика [103]. Рассмотрим легко реализуемый на практике случай, когда Qrr = 15%. Определим номиналы элементов, при которых перенапряжения не превысят значений максимально допустимого повторяющегося обратного напряжения VRRM и максимально допустимого повторяющегося прямого напряжения VDRM. Сначала необходимо определить минимальную емкость, обеспечивающую защиту от перенапряжений в режиме прямого блокирования. Экстраполировав график (рис. 5.9d), получим емкость снабберного конденсатора Csn = 0,8 мкФ.
Далее определяем максимальное сопротивление для данной емкости и Qrr, обеспечивающее необходимую защиту от обратного перенапряжения. Максимальное – потому, что сопротивление снабберной цепи также ограничивает ток разрядки конденсатора при включении тиристора, который может привести к возникновению эффекта dI/dt. Из графика (рис. 5.9b) для Qrr = 15% следует, что сопротивление Rsn должно быть менее 7 Ом. Затем выбираем ближайшие подходящие номиналы из рядов емкостей и сопротивлений. Таким образом, получаем снабберную цепь с номиналами: Csn = 1 мкФ, Rsn = 6,8 Ом. Обратим внимание на то, что при Qrr = 5% любое из рассмотренных сочетаний номиналов даст необходимую защиту. Для этого случая проводилось дополнительное моделирование с целью выбрать максимальное значение сопротивления и минимальное значение емкости, чтобы снизить стоимость и габариты снабберного конденсатора и уменьшить ток разрядки конденсатора при включении тиристора. Полученные результаты приведены в таблице 3.1.
Для сравнения номиналы элементов снаббера для Qrr = 15% были рассчитаны по другим известным методикам ([26], [28], [29]). Методика, изложенная в [26], даёт несколько вариантов сочетаний номиналов Rsn и Csn. При этом значение Csn для частотных тиристоров, полученное по данной методике, варьируется в достаточно широком диапазоне, что затрудняет выбор снабберного конденсатора. Исходя из того, что емкость должна быть минимальна, а сопротивление максимально, можно получить Csn = 0,62 мкФ и Rsn = 4 Ом. Емкость конденсатора, полученная по этой методике, может быть недостаточна для обеспечения защиты в режиме прямого блокирования
В [28] для расчёта номиналов элементов снаббера используются соотношения, полученные на основе эмпирических исследований. Эти соотношения дают Csn = 2 мкФ, Rsn = 2,65 Ом. Высокая емкость и малое сопротивление, получаемые по этой методике, позволят обеспечить защиту от перенапряжений, но создают опасность превышения критического значения dI/dt при включении тиристора.
В [29] предложено оценивать Rsn и Csn, используя зависимости, полученные на основе экспериментальных измерений. Как и в случае методики [26], по этим зависимостям можно определить несколько различных сочетаний номиналов Rsn и Csn. Исходя из того, что емкость должна быть минимальна, а сопротивление максимально, по данной методике можно получить Csn = 1,18 мкФ и Rsn = 2,5 Ом. Как и в случае с [28], эта методика даёт очень маленькое сопротивление снабберного резистора.
Таким образом, при расчёте номиналов элементов снабберных цепей для тиристоров в последовательном соединении необходимо учитывать следующие факторы:
1. Разброс зарядов обратного восстановления тиристоров в последовательном соединении;
2. Разброс номиналов снабберных емкостей;
3. Величину паразитной индуктивности, влияющую на выброс напряжения при обратном восстановлении.