Приборы и техника эксперимента, 2019, № 4, стр. 42-46

Исследования возможности создания силовых приборов тиристорного типа, кремниевый чип которых, состоящий из большого числа включенных параллельно микротиристоров, мог бы производиться методами силовой микроэлектроники, начались довольно давно [1, 2 и др.]. Возможным преимуществом такого прибора перед основным прибором силовой микроэлектроники – биполярно-полевым транзистором (IGBT – Insulated Gate Bipolar Transistor) – является существенно меньшее остаточное напряжение во включенном состоянии, особенно для высоковольтных приборов с блокируемым напряжением 1500 В и выше. Кроме того, существенно меньшие, чем у IGBT, требования к топологическому разрешению позволяют организовать производство чипов этих приборов – интегральных тиристоров (и.т.) на имеющихся в России технологических линиях с топологическим разрешением 1.5–2 мкм. Существенным недостатком и.т. по сравнению с IGBT является более сложная и энергоемкая система управления и защиты от перегрузок.

Процесс включения и.т. исследовался, например, в [3, 4], где было показано, в частности, что кремниевый чип, состоящий из микротиристоров с шириной эмиттерной области ~15 мкм и длиной ~100 мкм, позволяет формировать в силовой цепи импульс тока с очень высокой плотностью и малым временем нарастания вследствие практически одновременного переключения всей рабочей площади прибора.

Выключение и.т., в принципе, может быть проведено путем замыкания цепи катод – управляющий электрод полевым транзистором с малым сопротивлением канала [2]. Однако эффективен этот способ только в случае работы и.т. на резистивную нагрузку, когда возрастание напряжения на приборе сопровождается одновременным спадом тока в силовой цепи. В цепи же с индуктивной нагрузкой ток начинает спадать только после роста анодного напряжения до напряжения источника питания. При этом в образующуюся у коллекторного перехода область объемного заряда (о.о.з.) с высокой напряженностью поля попадает поток свободных дырок из электронно-дырочной плазмы, накопленной в широком базовом слое тиристорной структуры, а также поток электронов из медленно запирающегося катодного эмиттера, что приводит в конечном счете к шнурованию тока и разрушению прибора при относительно малой плотности выключаемого тока.

В [5] было показано экспериментально, что для повышения предельной плотности выключаемого тока инжекция электронов в о.о.з. из катодного эмиттера должна быть полностью прервана раньше начала формирования о.о.з. у коллектора. Это можно осуществить с помощью быстро нарастающего импульса запирающего тока в цепи катод – управляющий электрод, причем амплитуда тока в импульсе должна быть не меньше амплитуды выключаемого тока.

Время задержки начала формирования о.о.з. определяется, в основном, процессом удаления электронно-дырочной плазмы из приколлекторной области N-базы; дырки удаляются в цепь управляющего электрода, а электроны, перемещаясь в область N-базы, вызывают встречную инжекцию дырок из p⁺-анодного эмиттера. В высоковольтном интегральном тиристоре время задержки составляет обычно несколько сотен наносекунд, соответственно, импульс запирающего тока должен нарастать значительно быстрее.

Поскольку обратное напряжение в запирающей цепи не должно превышать напряжение пробоя эмиттерного перехода (~7 В), то паразитные параметры этой цепи должны быть минимизированы, и, следовательно, систему, формирующую импульс запирающего тока, необходимо размещать непосредственно у выключаемого и.т. В [5] была предложена относительно простая схема драйвера и.т. с дополнительным конденсатором в цепи управления. Эта схема хорошо зарекомендовала себя при работе с интегральными тиристорами с размерами чипов 3.5 × 2.6 и 7.8 × 5.8 мм. Однако при переходе на чипы большего размера емкость вышеуказанного конденсатора также должна быть пропорционально увеличена. Для чипа 13.5 × 13.5 мм размеры и емкость конденсатора становятся чрезмерными. Поэтому нами была разработана и испытана новая схема драйвера и.т. с дополнительным встроенным отрицательным источником питания.

Схема предлагаемого драйвера для управления и.т. приведена на рис. 1. Он состоит из входного усилителя сигнала управления со схемой сдвига уровня на MOSFET-транзисторах T₁ и T₂; транзистора T₃, формирующего импульс включения и.т.; транзистора T₄, обеспечивающего совместно с конденсаторами С₁–С₄ выключение и.т., а также источников питания +5 В и –5 В. Транзистор T₄ и конденсаторы С₁–С₄ должны быть расположены непосредственно у чипа интегрального тиристора.

В современной мощной преобразовательной технике для увеличения коммутируемой мощности обычно используют IGBT-модули, содержащие несколько параллельно включенных IGBT-чипов. В аналогичных силовых модулях на основе интегральных тиристоров у каждого и.т. должны быть расположены выключающие транзисторы и конденсаторы, а входной усилитель-формирователь, транзистор включения и источники питания могут быть общими для всех тиристорных чипов, входящих в модуль. Средняя мощность и габариты этих источников питания допускают их интеграцию непосредственно в силовые тиристорные модули.

Интегральный тиристор с такой системой управления является, по сути, микроэлектронным аналогом мощного запираемого тиристора – так называемого IGCT (Integrated Gate Commutated Thyristor), в котором кремниевая структура запираемого тиристора монтируется на одной плате с системой управления [6] и др.

В данной работе исследуется недавно разработанный в “ВЗПП-Микрон” высоковольтный чип интегрального тиристора размерами 13.5 × 13.5 мм; чипы именно с такими размерами на сегодня являются промышленным стандартом для установки в силовых модулях для преобразовательной техники. Внешний вид чипа показан на рис. 2, на одной микроплате с чипом размещены транзистор Т₄ и конденсаторы С₁–С₄. Испытания проводятся в классической схеме с индуктивной нагрузкой.

Фрагмент топологии чипа (без охранных колец) после нанесения первого слоя металлизации толщиной 2 мкм показан на рис. 3 (вторая металлизация толщиной ~6 мкм и межслойная изоляция (полиимид) на рисунке не показаны). В n⁺–p'–N–n'–p⁺-структуре тиристора сильнолегированные n⁺-катодные эмиттеры и объединяющие их эмиттерные шины показаны белым цветом, а управляющие электроды и объединяющие их шины – черным. Эмиттерные полосы имеют ширину ~15 мкм, толщина базового p'-слоя с уровнем легирования 10¹⁶–10¹⁷ cм^–3 составляет 2–3 мкм.

Параметры N- и n'-слоев, а также конструкция системы охранных колец обеспечивают получение блокируемого напряжения до 3 кВ. Время жизни дырок в N-слое после γ-облучения собранных на плату приборов составляло ~10–15 мкс. Напряжение пробоя эмиттерного n⁺–p'-перехода ~7 В. Рабочая площадь прибора (внутри охранных колец) ~100 мм², причем значительная часть этой площади перекрывается шинами.

В высоковольтном интегральном тиристоре толщина N-базы существенно больше полуширины эмиттерных полос, и во включенном состоянии потоки инжектируемых эмиттерами носителей смыкаются вследствие боковой диффузии; поэтому модуляция проводимости N-базы и, следовательно, протекание силового тока происходит практически по всей площади внутри охранных колец. Высокий уровень легирования (~10²⁰ см^–3) n⁺-эмиттера обеспечивает приемлемый коэффициент инжекции даже в условиях очень высокой плотности тока.

На рис. 4 приведены осциллограммы процесса выключения чипа при амплитуде выключаемого тока 60 A и анодном напряжении 1.2 кВ. Транзистор T₄ включается в момент времени, обозначенный на рис. 4 цифрой 1, и к цепи катод – управляющий электрод прикладывается отрицательное напряжение от конденсаторов С₁–С₄ (рис. 1), которое является запирающим для эмиттерного n⁺–p'-перехода. Процесс переключения силового тока в цепь управляющего электрода (и соответственно обрыв инжекции катодного эмиттера) заканчивается в момент времени 2 (рис. 4). Длительность этого процесса прямо пропорциональна паразитной индуктивности замыкающей цепи, состоящей из транзистора T₄, конденсаторов С₁–С₄, а также соединительных проводов, приваренных к чипу и.т., и межсоединений на микроплате:

где dt – длительность процесса переключения тока, L – паразитная индуктивность замыкающей цепи, dI – переключаемый силовой ток, U – напряжение заряда конденсаторов С₁–С₄.

Видно, что даже при значении выключаемого тока 60 А к моменту полного запирания эмиттерного n⁺–p'-перехода уже происходит запирание коллекторного p'–N-перехода и формирование о.о.з. в приколлекторной области.

При дальнейшем повышении амплитуды выключаемого тока до 100 A при блокируемом напряжении 1200 В (см. рис. 5) запирание эмиттерного перехода происходит уже при значительном напряжении на и.т. (~200 В). Дальнейшее незначительное повышение выключаемого тока до 107 A привело к разрушению образца. Осциллограмма этого процесса приведена на рис. 6. Видно, что при выключении тока с такой амплитудой напряжение на приборе до разрушения успевает вырасти только до ~700 В. По-видимому, именно инжекция электронов из эмиттера в о.о.з. и является причиной разрушения.

Таким образом, приведенные результаты показывают, что увеличение предельной плотности выключаемого тока может быть получено путем существенного уменьшения паразитной индуктивности в цепи катод – управляющий электрод, а также путем увеличения напряжения пробоя эмиттерного n⁺–p'-перехода. Это позволит ускорить процесс выведения плазмы из p'-базы и запереть n⁺–p'-инжектор раньше начала формирования о.о.з. коллектора даже при существенно большей плотности выключаемого тока. В этом случае основным ограничивающим механизмом может стать, вероятно, динамический пробой, инициируемый свободными дырками, выводимыми через о.о.з. коллектора из электронно-дырочной плазмы в широкой области N-базы [7–9].

Работа выполнена в рамках Программы фундаментальных исследований Президиума РАН № 31 “Фундаментальные исследования физико-технических проблем энергетики”.