Теория и моделирование биполярных полупроводниковых переключателей силовой микроэлектроники

• Автор: Гусин, Дмитрий Вадимович
• Шифр специальности: 01.04.10
• Научная степень: Кандидатская
• Год защиты: 2012
• Место защиты: Санкт-Петербург
• Количество страниц: 175 с. : ил.

Оглавление
Введение

Актуальность темы

Цель и задачи диссертационной работы

Объект и методологическая база исследования

Научная новизна

Научная и практическая значимость

Научные положения, выносимые на защиту

Апробация работы

Публикации, включенные в диссертационную работу

Структура и объем работы

Г лава 1 Современные проблемы мощной полупроводниковой электроники
1.1 Биполярные переключатели с распределенными микрозатворами
1.2 Области безопасной работы
1.3 Неоднородности динамических переменных в сильноточных
инжекционных структурах
1.4 Динамический лавинный пробой
1.5 Методы исследования механизмов электрической перегрузки
1.6 Уточнение задач диссертации и планирование их решения
Глава 2 Одномерные аналитические модели переходных процессов
2.1 Оценочное определение предельной коммутируемой мощности,
ограниченной началом динамического пробоя
2.1.1 Возможные варианты структур БПМЗ
2.1.2 Основные соотношения модели начальной стадии пробоя
2.1.3 Анализ ограничений по коммутируемой мощности
2.2 Обобщенная аналитическая модель процесса запирания биполярного
переключателя
2.2.1 Начальное состояние прямой проводимости
2.2.2 Динамика перехода в блокирующее состояние
2.2.2.1 Предварительные замечания
2.2.2.2 Область объемного заряда
2.2.2.3 Динамика профиля электронно-дырочной плазмы
2.2.2.4 Взаимодействие биполярного переключателя с внешней цепью
2.2.3 О самоподдерживающемся лавинном пробое
2.3 Увеличение рабочей частоты биполярных переключателей
2.4 Выводы по главе
Г лава 3 Динамическое перераспределение тока
3.1 Введение
3.2 Экспериментальные наблюдения
3.3 Постановка задачи о динамической локализации тока
3.3.1 Иерархия физических масштабов
3.3.2 Распределение тока между параллельными бистабильными подсистемами
3.4 Структура и основные соотношения модели
3.4.1 Начальное состояние прямой проводимости
3.4.2 Динамика процесса неоднородного выключения
3.4.2.1 Эволюция распределений поля и плазмы
3.4.2.2 Взаимодействие подсистем ячеек между собой через
распределенный затвор
3.5 Подготовка исходных данных и процедура выполнения расчетов
3.6 Полученные результаты и их обсуждение
3.6.1 Область безопасной работы НМТ в цепи с омической нагрузкой
3.6.2 Область безопасной работы НМТ в цепи инвертора напряжения
3.7 Выводы по главе
Г лава 4 Имитационное моделирование переходных процессов при выходе
за границы области безопасной работы
4.1 Задачи, решаемые в настоящей главе
4.2 Статические и динамические характеристики встречно-параллельного диода
в составе переключающего силового модуля
4.2.1 Специфические требования к встречно-параллельным диодам
4.2.2 Исходные данные и методы расчетов
4.2.3 Базовый вариант диодной структуры
4.2.4 Влияние легирования и времени жизни на характеристики диода
4.2.5 Основные результаты
4.3 Механизмы неоднородного запирания тока и предельные ограничения
по электрической перегрузке в зависимости от режима управления затвором
4.3.1 Геометрии приборных структур и предварительный анализ
4.3.2 Режим выключения шунтированием эмиттеров
4.3.3 Режим выключения с внешним источником запирающего напряжения
4.3.4 Каскодный режим выключения
4.3.5 Сравнительный анализ по предельному коммутируемому току
4.4 Выводы по главе
Заключение
Список использованных источников

ние в динамический пробой при запертом МДП-транзисторе. Условие отсутствия инжекци-онного электронного тока в базе, т. е. условие перекрытия канала этого транзистора, соблюдалось лишь при наименьшем значении удельного сопротивления в цепи затвора Яа ~ 1,2 Ом-см2; соответствующая точка на траектории показана верхней стрелкой.
Напряжение, В
Рис. 13 — Модифицированная струк- Рис. 14 — Траектории выключения в зависи-
тура управляемой ячейки ЮВТ. мости от сопротивления Яа и условие вхож-
Источник: [64] дения в ДЛП. Источник: [63]
Напряженность поля Ес в режиме пробоя задавалась равной величине 1,75-10 В/см, найденной из данных имитационного моделирования. Анализ траекторий процесса выключения показывает, что с увеличением сопротивления затвора динамический пробой начинался при все более высоких напряжениях (нижняя стрелка, вхождение в ДЛП при Яв — 120 Ом-см2), правее линии, определяемой уравнением (1.4). При Яо - 610 Ом-см2 достижение критического поля пробоя Ес полностью подавлялось за счет контролируемого инжекцион-ного электронного тока. Из построенной модели легко сделать вывод, что минимальное значение Яо для подавления динамического пробоя растет с увеличением как плотности коллекторного тока Ус, так и паразитной индуктивности Ь„ Очевидно также, что ценой предлагаемого способа преодоления ограничения по динамическому пробою является значительный рост переходных тепловых потерь на стадии выключения - при плотности тока 80 А/см2 интегральная величина этих потерь по данным [63] возрастает на 50 %.
При анализе переходных процессов вблизи границ ОБР большой интерес представляет характерное время XJ развития аварии, в сравнении с характерной длительностью соответствующего процесса с успешным достижением состояния блокировки. Данные работ [63,64]
п-эмиттер
р-база
затвор 810, У
п-база
п’-буфер
анод (коллектор)