Design, Funktion und Eigenschaften von 10 kV IGCTs

Design, Funktion und Eigenschaften von 10 kV IGCTs
Sven Tschirley, Fachgebiet Leistungselektronik, Technische Universität Berlin, Deutschland
Steffen Bernet, Fachgebiet Leistungselektronik, Technische Universität Berlin, Deutschland
Peter Streit, ABB Semiconductors, Lenzburg, Schweiz
Peter Steimer, ABB Switzerland, Turgi, Schweiz
Oscar Apeldoorn, ABB Industrie, Turgi, Schweiz
Kurzfassung
Diese Publikation Artikel beschreibt das Design und die Eigenschaften von 10 kV IGCTs. Diese Bauelemente ermöglichen die Realisierung von 6 - 7,2 kV PWM Mittelspannungsstromrichtern ohne Reihenschaltung von Bauelementen oder
zusätzlichen Transformatoren. Ausgehend von den Anforderungen wird die Funktion und das Design von 68 mm 10 kV
IGCTs beschrieben. Die Messungen des Blockier- und Schaltverhaltens bilden die Basis für eine detaillierte Beschreibung
der Bauelementeeigenschaften. Die Darstellung der Technologiekurve von 10 kV IGCTs ermöglicht die Optimierung des
Leistungshalbleiterdesigns für Anwendungen mit hohen und niedrigen Schaltfrequenzen (z. B. Mittelspannungsantriebe
und Bahnnetzkupplungen)
1 Einleitung
Der integrierte Gate kommutierte Thyristor (IGCT) gewann seit seiner Markteinführung 1996 fortwährend an
Bedeutung. Niedrige Durchlaßspannungen und schnelle
Schaltvorgänge ermöglichen minimale Halbleiterverluste bei einer maximalen Ausnutzung der Siliziumfläche
[3]. Die geringe Komponentenzahl, das zuverlässige Press
Pack Gehäuse sowie die hohe Siliziumausnutzung ermöglichen den Entwurf von preiswerten, zuverlässigen, kompakten und im Fehlerfall explosionsfreien Stromrichtern.
Heute sind 4,5 kV, 5,5 kV, 6 kV und 6,5 kV IGCTs am
Markt erhältlich. IGCT basierende Stromrichter werden
in industriellen Mittelspannungsantrieben (MVD) ebenso
eingesetzt wie in Bahnnetzkupplungen und Stromrichtern
in Energiesystemen.
VSC) ermöglicht eine Stromrichterausgangsspannung von
Ull,n,RMS = 4,16 kV. Der Einsatz einer Reihenschaltung
von zwei bzw. drei 4,5 kV oder 5,5 kV IGCTs oder eines
10 kV IGCTs pro Schalterposition ermöglicht die Erhöhung der Ausgangsspannung auf U ll,n,RMS = 6,0 - 7,2kV
ohne zusätzlichen Transformator. Ein detailierter Vergleich
der IGCT-Reihenschaltung mit 10 kV IGCTs ([1], [3]und
[4]) zeigte, daß 10 kV IGCTs insbesondere eine deutlich
erhöhte Zuverlässigkeit, ein einfacheres Servicekonzept,
einen höheren Wirkungsgrad sowie geringere Stromrichterkosten durch eine drastisch reduzierte Komponentenzahl ermöglichen.
2 Anforderungen an IGCTs
2.1 Spannungsanforderungen
Abbildung 1: Spannungsdefinitionen für IGCTs
Bedingt durch konventionelle oder neuartige Applikationen wie z. B. Mittelspannungsstromrichter für Windenergieanlagen, Warm- und Kaltwalzwerke, Netzkupplungen oder aktive Filter gibt es einen generellen Trend
hin zu höheren Stromrichterspannungen bzw. -leistungen.
Die Verwendung von 5,5 kV IGCTs pro Schalterposition in einem Dreipunkt-Spannungswechselrichter (3L-NPC
In Tabelle 1 und der Abbildung 1 werden die wesentlichen Anforderungen an die Spannungsfestigkeit
von Leistungshalbleitern in 2,3 - 7,2 kV DreipunktSpannungswechselrichtern dargestellt. Diese Schaltung ist
zur Zeit die am häufigsten verwendete Topologie bei
selbstgeführten Spannungswechelrichtern im Mittelspannungsbereich wie z. B. Bahnnetzkupplungen, industriellen
Mittelspannungsantrieben oder Stromrichtern in Energiesystemen [5].
Die Leistungshalbleiter werden für eine Nennspannung
UDC,NOM dimensioniert, bei der eine Zuverlässigkeit
von 100 FIT und eine kontinuierliche DC-Stabilität gewährleistet wird. Hierbei wird für U DC,NOM eine dauerhaft um 15% erhöhte Phasenspannung (U RMS ) zugelassen. Die maximale stationäre Leistungshalbeiterspannung
UDC,MAX gibt die Grenze des sicheren Arbeitsbereiches
Tabelle 1: Spannungsanforderungen an IGCTs und benötigte Anzahl der Leistungshalbleiter in einem DreipunktSpannungswechselrichter
Spannungen
pro Schalterposition
Nominale
RMS Phasenspannung
3L-NPC VSC
URMS
(kV)
2,3
3,3
4,16
6
6,6
6,9
7,2
Nennspannung
(1,15 ·URMS )
UDC NOM
(kV)
1,9
2,7
3,4
4,9
5,4
5,6
5,9
Maximalspannung
(1,33 ·URMS für
max. SOA)
UDC MAX
(kV)
2,2
3,1
3,9
5,6
6,2
6,5
6,8
(SOA) sowie die kurzzeitige DC-Stabilität an. Die maximale periodische Blockierspannung U DRM gibt die maximale dynamische Spannung des Bauelementes an, die zur
Beherschung der Schaltvorgänge im Wechselrichter benötigt wird.
In [3] und [4] wird gezeigt, daß die Reihenschaltung von
zwei 4,5 kV IGCTs/Dioden pro Schalterposition für Umrichter mit einer Ausgangsspannung von U ll,n,RMS = 6,0 7,2 kV möglich ist. Infolge der Spannungssymmetrie der in
Reihe geschalteten Bauelemente ist die Spannungsausnutzung der Bauelemente im Vergleich zu einer idealen Reihenschaltung um etwa 10% reduziert. In Tabelle 1 wird die
Anzahl der benötigten IGCTs/Dioden pro Schalterposition bei gegebener Wechselrichterspannung U RMS für einen
3L-NPC Spannungswechselrichter angegeben. Bei nominalen Wechselrichterspanungen U RMS oberhalb von 6 kV
kann statt einer Reihenschaltung von mehreren Leistungshalbleitern ein 10 kV IGCT verwendet werden.
Anzahl der Leistungshalbleiter
pro Schalterposition
Periodische
dynamische
maximale Blockierspannung
UDRM/RRM
(kV)
3,3
4,5
5,5
8
9
9,5
10
Anzahl
4,5 kV
IGCTs/
Dioden
Anzahl
5,5 kV
IGCTs/
Dioden
Anzahl
10 kV
IGCTs/
Dioden
1
1
2
3
3
3
1
2
2
2
1
1
1
1
schaltung von zwei 5,5 kV IGCTs beziehungsweise eines
10 kV IGCTs pro Schalterposition nur geringfügig unterscheiden [2].
2.2 Verlustbetrachtungen, Komponentenzahl und Zuverlässigkeit
Abbildung 2: Technologiekurve für die ideale Reihenschaltung von 5,5 kV IGCTs und einem 10 kV IGCTs
(Tj =117◦C, Stromdichte: J = 20A/cm 2)
Die Darstellung der Ausschaltverluste als Funktion der
Durchlassspannung – die Technologiekurve – wird zum
Vergleich der Verluste von verschiedenen Leistungshalbleitern sowie zur Optimierung von Leistungshalbleitern für verschiedene Anwendungen verwendet. In Abbildung 2 ist diese Technologiekurve für eine ideale Reihenschaltung von 5,5 kV IGCTs und für 10 kV IGCTs dargestellt. Es ist klar ersichtlich, daß für eine ideale Reihenschaltung von 5,5 kV IGCTs bzw. einem einzelnen 10 kV
IGCT in einem 6,9 kV in einem 3L-NPC Wechselrichter ähnliche Verluste erwartet werden können. Verlustberechnungen für verschiedene Arbeitspunkte eines 6,9 kVAntriebs bei einer Schaltfrequenz von f s =1 kHz zeigen,
daß sich die Verluste bei der Verwendung einer Reihen-
In einer realen Reihenschaltung von IGCTs treten weitere Verluste in den zur Symmetrierung benötigten passiven Komponenten auf. Wenn zur dynamischen Symmetrierung ein RC Snubber verwendet wird, werden Verluste durch die Umladung der Kondensatoren verursacht
(z. B. Esnub,C ≈ 0.15 Eoff,IGCT für 4.5 kV IGCTs bei
UDC =4500V, Ilout =2 kA). Die statische Symmetrierung
durch einen parallel geschalteten Widerstand erzeugt zusätzliche ohmsche Verluste P snub,R im Blockierzustand
des IGCT [4].
Es ist zu berücksichtigen, daß die Verwendung eines
10 kV IGCTs im Vergleich zur Reihenschaltung von
5,5 kV IGCTs bei gleicher Siliziumfläche bedeutet, daß
nur etwa die Hälfte der Verluste pro Halbleiter abgeführt
Tabelle 2: Komponentenanzahl im Leistungsteil und Zuverlässigkeiten eines 6kV-7,2 kV 3L-NPC Wechselrichters mit
10 kV IGCT/Diode oder einer Reihenschaltung von zwei 4,5 kV / 5,5 kV IGCTs/Dioden pro Schalterposition
10kV IGCTs/Dioden
Komponenten
∗
Anzahl Komponenten
in einem
3∼ 3L-NPC VSC
Anzahl Komponenten
in zwei (parallelen)
3∼ 3L-NPC VSC
Reihenschaltung von zwei
diskreten (4.5 kV or 5.5 kV)
IGCTs/ Dioden
Anzahl Komponenten in einem
3∼ 3L-NPC VSC
Leistungshalbleiter
je 12
je 24
• IGCTs und Gate Units
18
36
• Dioden
30
60
• Kühklörper
RC Snubber Leistungshableiter
• Rstat , Cdyn Rdyn
Clamp
je 2
je 4
• Lcl , Ccl , Rcl
• Dcl und Kühlkörper
je 2
je 4
RC Snubber Dcl
• Rstat , Cdyn , Rdyn
absoute Komponentenzahl
82
164
normierte∗ Komponentenzahl
29%
59%
normierte∗ FIT-Rate
44%
88%
die normierten Größen beziehen sich auf einen 3L-NPC Umrichter und setzen dessen Werte zu 100%
werden können, wenn nur eine Kühldose (oder Kühlkörper) pro Bauelement verwendet wird. Simulationen eines 6,9 kV Dreipunkt-Spannungswechselrichters mit einer
Schaltfrequenz von f s =1 kHz und 91mm 10 kV IGCTs zeigen, daß eine Stromrichterleistung von S≈5,5 MVA realisiert werden kann [2].
In Tabelle 2 ist die Anzahl der Komponenten im Leistungsteil eines 6-7,2 kV 3L-NPC Wechselrichters dargestellt. Dabei werden diskrete 10 kV IGCTs mit einer Reihenschaltung von 4,5 oder 5,5 kV IGCTs pro Schalterposition verglichen. Für Leistungen S ≤ 5,5 MVA kann ein einzelner 3L-NPC Wechselrichter mit 10 kV IGCTs/Dioden
mit einem Wechselrichter mit in Reihe geschalteten 5,5 kV
IGCTs/Dioden verglichen werden. In diesem Fall haben
die in Reihe geschalten 5,5 kV IGCTs/Dioden eine deutlich geringere Siliziumfläche pro Bauelement als die 10 kV
IGCTs. Es werden allerdings für den 3L-NPC mit Reihenschaltung von 5,5 kV IGCTs die doppelte Anzahl von
Halbleitern, Ansteuerschaltungen und Kühlkörpern benötigt. Hinzu kommen die Bauelemente für die statische und
dynamische Symmetrierung der Leistungshalbleiter in der
Reihenschaltung. Verwendet man 10 kV-Bauelemente im
Leistungsteil, so kann in dieser Leistungsklasse die Anzahl
der Komponenten auf 29% der Komponentenanzahl eines
vergleichbaren Wechselrichters mit in Reihe geschalteten
5,5 kV Bauelementen reduziert werden. Es ist offensichtlich, daß die Verwendung von 10 kV IGCTs/Dioden eine
deutliche Reduzierung der Material– und der Herstellungskosten ermöglicht. Außerdem wird die Wartung durch ein
vereinfachtes Stackdesign vereinfacht.
je 24
36
60
je 36
je 2
je 4
je 4
278
100%
100%
Die Zuverlässigkeit auf Basis der FIT-Daten der verwendeten Komponenten wird in [5] beschrieben. Die Verwendung von 10 kV Leistungshalbleitern ermöglicht eine Erhöhung der Zuverlässigkeit um 56%. Diese ergibt sich
durch die erhebliche Reduzierung der Komponentenzahl,
z. B Ansteuerschaltungen, deren Speisungen sowie Leistungshalbleiter.
Die Verluste und der thermische Widerstand eines 91mm
10 kV IGCTs begrenzen die maximale Wechselrichterleistung eines 6,9 kV 3L-NPC Spannungswechselrichter
auf etwa S ≈ 5,5 MVA. Für Wechselrichterleistungen
S ≥ 5,5 MVA ist der Vergleich zwischen 2 parallelen
3L-NPC VSCs mit 10 kV IGCTs/Dioden und einen einzelnen 3L-NPC VSC mit in Reihe geschalteten 5,5 kV
IGCTs/Dioden pro Schalterposition zu realisieren. Die
Verwendung der 10 kV Leistungshalbleitern ermöglicht eine Reduzierung der Bauelementeanzahl im Leistungsteil
um 41%. Das vereinfachte Stackdesign und die nicht benötigten RC Snubber reduzieren Material- und Herstellungskosten. Die verringerte Komponentenzahl bedeutet eine
Erhöhung der Zuverlässigkeit um 12% und ein vereinfachtes Wartungskonzept.
3 Design von 10 kV IGCTs
3.1 Anforderungen
Gemäß Tabelle 1 und Abbildung 1 werden 10 kV IGCTs
so dimensioniert, daß eine FIT-Rate von 100 sowie eine
Langzeit-DC-Stabilität bei einer Zwischenkreisspannung
UDC,nom = 5,9 kV erreicht wird. Diese Spannung entspricht einer Überspannung von 15% in einem 7,2 kV
Netz. Eine zulässige kurzzeitige Überspannung von 33%
auf UDC,max = 6,8 kV begrenzt den sicheren Arbeitsbereich (SOA). Dynamische Vorgänge im Wechselrichter wie die Entmagnetisierung der Clampschaltung machen eine maximale, periodische Blockierspannung von
UDRM = 10 kV erforderlich. Die maximal zulässige Sperrschichttemperatur von T j = 125◦ C, kleine Sperrströme
bei den Blockierspannungen U DC NOM , UDC MAX und
UDRM , ein weiter sicherer Arbeitsbereich sowie minimale Durchlaß- und Schaltverluste entsprechend der berechneten Technologiekurve sind wichtige Anforderungen, um
eine hohe Siliziumausnutzung zu erreichen.
Der Herstellungsprozess für die 10 kV Wafer stimmt mit
den Prozessen der 4,5 kV -6,5 kV IGCT/GTO überein. So
hat der 10 kV IGCT ebenfalls einen doppelt diffundierten p-Basis Layer, einen stark dotierten Kathodenemitter,
einen Bufferlayer zur Optimierung des Feldverlaufes und
einen transparenten Anodenemitterlayer.
Die Hauptunterschiede der 10 kV IGCTs zu den bekannten 4,5 kV - 6,5 kV Standardbauteilen sind die abgesenkte Dotierung der n − -Basis sowie deren Verbreiterung.
Beide Veränderungen bedeuten, daß die Bor-Aluminium
Dotierung des Standardprozesses einen wesentlich abrupteren Verlauf zur Basis hat. Bekanntermaßen ist dies
nachteilig für die Robustheit bei dynamischen AvalancheDurchbrüchen. Um diesen Effekt zu kompensieren, wurde
ein besonders tiefes Aluminiumprofil dotiert.
3.2 Design
Im Vergleich zu 4,5 bzw. 5,5 kV IGCTs benötigen 10 kV
IGCTs eine breitere, schwächer dotierte n − -Zone, um eine hohe Blockierspannung zu realisieren. Allerdings ist
eine minimale Dicke des Wafers zwingend notwendig,
um die Durchlaßverluste klein zu halten. Neben den oben
angegebenen Anforderungen sind im Entwurf auch die
Durchbruchspannung und deren Temperaturabhängigkeit,
der Leckstrom nach dem Einstellen der Ladungsträgerlebensdauer sowie die Widerstandsfähigkeit gegen kosmische Strahlung zu berücksichtigen.
Dieses Optimierungsproblem läßt sich vereinfachen durch
die Tatsache, daß sowohl die Durchbruchspannung als
auch die Widerstandsfähigkeit gegen kosmische Strahlung
besonders bei niedrigen Temperaturen harte Entwurfskriterien sind. Es ist daher sinnvoll, zunächst einen Entwurf
zu realisieren, der diese Anforderungen bei einer geringen Bauteildicke umsetzt. In einem zweiten Schritt werden dann die Ladungsträgerlebensdauer und die thermischen Eigenschaften optimiert. Die Widerstandsfähigkeit
gegen kosmische Strahlung ist ein wichtiges Kriterium für
den Entwurf von Leistungshalbleitern. Eine FIT-Rate von
2 FIT/cm2 liegt dem Entwurf zu Grunde. In [2] wird dargelegt, daß ein Halbleiterdesign mit einer Substratdotierung von 4,2 ·10 12 cm−3 , was einem Siliziumwiderstand
von 1000 Ωcm entspricht, die oben angegebenen Kriterien
bei einer Dicke der n − -Zone von 700 µm erfüllt. Neuere
Berechnungen haben zu einem etwas konservativeren Design mit einer Dicke von 900 µm der n − -Zone geführt. Die
ersten 10 kV IGCTs wurden mit Wafern einer Dicke von
1050 µm bei einem Widerstand von 1000 Ωcm realisiert
(Abbildung 3).
Abbildung 3: Eindimensionales Modell des 10 kV IGCT
4 Eigenschaften von 10 kV IGCTs
4.1 Blockierverhalten
Die Schaltung in Abbildung 4 wurde zur meßtechnischen
Erfassung des Blockierverhaltens verwendet. Ein Hochspannungsladegerät lädt den Zwischenkreiskondensator
auf die gewünschte Blockierspannung auf. Das zu testende
Bauelement wird in Reihe zu einem Widerstand R SC angeordnet, der im Fehlerfall den Kurzschlußstrom begrenzt.
Der Sperrstrom wird mit einem Speicheroszilloskop über
dem Shunt RM gemessen. Die Messung wird für verschiedene Spannungen und Sperrschichttemperaturen mit LabVIEW automatisiert durchgeführt.
Abbildung 4: Testschaltung zur Untersuchung des
Blockierverhaltens
In der Abbildung 5 wird das Blockierverhalten für vier
68mm 10 kV IGCTs mit verschiedenen Diffusionsprofilen und Bestrahlungsdosen (nur Elektronenbestrahlung)
gezeigt. Bei allen IGCTs liegt der Sperrstrom I DR unterhalb eines Wertes von 14 mA bei einer Zwischenkreisspannung von 7 kV und einer Sperrschichttemperatur von
Tj = 125◦ C. Im Vergleich zu einer Reihenschaltung von
vergleichbaren 4,5 kV und 5,5 kV IGCTs mit parallel geschaltetem Widerstand zur statischen Symmetrierung sind
die Verluste bei Verwendung von 10 kV IGCTs wesentlich
geringer.
Abbildung 5: Blockierverhalten eines 68mm 10 kV IGCT
bei Tj =125◦C
T
Durchlaßspannung U [V]
4.2 Durchlaßverhalten
1000 A bei einer Zwischenkreisspannung von U DC = 7 kV
ausgeschaltet werden. Der entsprechende Kurvenverlauf
ist in der Abbildung 8 dargestellt. Nach der Kommutierung des gesamten Kathodenstroms auf das Gate innerhalb eines Zeitraumes von weniger als 1 µs steigt die
Spannung U AK über dem IGCT während eines homogenen Ausschaltvorganges an. Wenn die Spannung über
dem IGCT die Zwischenkreisspannung erreicht, fällt der
Anodenstrom ab. Die erste Überspannung im Spannungsverlauf wird von den Steuinduktivitäten in der Schaltung
verursacht. Die Entmagnetisierung der Clampbeschaltung
ist für die maximale dynamische Schalterspannung von
8 kV verantwortlich. Mit dem Verschwinden des Tailstromes nach einer Abschaltzeit von 8 µs ist der Ausschaltvorgang beendet. Während des Ausschaltvorganges wird eine
maximale Augenblicksleistung von 6,5 MVA erreicht. Die
Verlustenergie beträgt E off = 15 Ws.
Abbildung 6: Durchlaßverhalten eines 68mm 10 kV IGCT
bei Tj = 125◦ C
Das Durchlaßverhalten eines 68mm 10 kV IGCTs ist in
der Abbildung 6 dargestellt. Bei dem maximal abzuschaltenden Strom von I TGQ =1 kA tritt eine Durchlaßspannung von 4,5 V auf. Zur Berechnung der Durchlaßspannung kann die Näherung
UT = UT 0 + rd · IA
(1)
verwendet werden. Hierin ist U T der Spannungsabfall in
Durchlaßrichtung, U T 0 die Schleusenspannung (U T 0 =
3, 5 V ) und rd der differentielle Widerstand (r d = 1mΩ).
4.3 Ausschaltverhalten
Das Auschaltverhalten wurde mit einem Tiefsetzsteller
(siehe Abbildung 7) im Doppelpuls-Betrieb meßtechnisch
untersucht.
Abbildung 7: Testschaltung zur Untersuchung des Ausschaltverhaltens von 10 kV IGCTs
Im Rahmen der Messungen an 68 mm 10 kV IGCTs
konnten bei einer Sperrschichttemperatur von T j = 85◦ C
Abbildung 8: Auschaltvorgang eines 68mm 10 kV IGCT
( UDC = 7,0 kV; IA = 1000 A; Tj = 85◦ C, Eoff = 15 Ws,
Lcl = 13,6µH, Ccl = 1µF , Rcl = 2,3 Ω)
Die Messungen zeigen, daß mit dem realisierten IGCT Design ein sehr robustes Ausschaltverhalten sogar außerhalb
des ursprünglich spezifizierten sicheren Arbeitsbereiches
(SOA) erzielt werden konnte.
In der Abbildung 9 ist das Ausschaltverhalten eines 68mm
10 kV IGCTs bei Spannungen von U DC = 4. . .7 kV, einer
Sperrschichttemperatur von T j = 85◦ C und Anodenströmen von I A = 700. . .780 A dargestellt. Es ist erkennbar,
daß die Dauer des Tailstroms mit steigender Spannung von
ttail =8µs bei UDC =4,0 kV bis ttail =4µs bei UDC =7,0 kV
sinkt. Bei einer Schalterspannung von U DC =7,0 kV wird
durch die Entmagnetisierung des Clamps eine maximale
Überspannung von 8,0 kV erreicht.
5 Schlußfolgerungen
Abbildung 9: Auschaltverhalten eines 68mm 10 kV IGCT
( UDC = 4-7,0 kV; T j = 85◦ C, Lcl = 13,6 µH, Ccl = 1 µF ,
Rcl = 2,3 Ω)
Die Augenblicksleistung während des Ausschaltvorganges
errechnet sich zu
p(t) = u(t) · i(t).
Die Integration der Augenblicksleistuung über die komplette Zeit des Schaltvorganges liefert die Ausschaltverlustenergie
Eoff =
Diese Publikation beschreibt das Design, die Funktion
und die Eigenschaften von 10 kV IGCTs. Es wird gezeigt, daß in einem Dreipunkt-Spannungswechselrichter
bis zu 41%-71% weniger Komponenten im Leistungsteil benötigt werden, wenn statt einer Reihenschaltung
von 4,5 kV / 5,5 kV / 6 kV IGCTs/Dioden 10 kV
IGCTs/Dioden verwendet werden. Die verringerte Komponentenzahl ermöglicht wesentlich geringere Materialkosten, einen höheren Wirkungsgrad und eine um 12%56% erhöhte größere Zuverlässigkeit.
Ausgehend von einer Darstellung der Anforderungen an
10 kV IGCTs werden die Eigenschaften dieser Bauelemente im Blockierzustand und beim Schalten diskutiert.
Sperrströme, Schaltverluste, Schaltzeiten und der sichere
Arbeitsbereich (SOA) werden beschrieben.
Es wird deutlich, daß der 10 kV IGCT ein neuartiges Bauelement zur Realisierung effizienter, kompakter und zuverlässiger Stromrichter für Mittelspannungsanwendungen im
Bereich von 6 - 7,2 kV dargestellt.
Danksagung
toff
p(t) dt.
0
Die Autoren danken den Mitarbeitern der Firma Ansoft für
die hervorragende Unterstützung bei der Arbeit mit SIMPLORER. Alle Simulationen im Rahmen dieses Projektes
wurden mit diesem Simulator realisiert.
5,0
4,5
Eoff,rel [Ws/kV/kA]
4,0
3,5
3,0
Literatur
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
@ 4,0kV, 85°C
@ 4,5kV, 85°C
@ 4,9kV, 85°C
@ 5,4kV, 85°C
@ 5,6kV, 85°C
@ 5,9kV, 85°C
@ 6,2kV, 85°C
@ 6,5kV, 85°C
@ 6,8kV, 85°C
@ 7,0kV, 85°C
100
300
0,0
0
200
400
500
600
700
800
900
[1] S. Bernet, E. Carroll, P. Streit, O. Apeldoorn, P. Steimer
and S. Tschirley, Design, Test And Characteristics of 10 kV
IGCTs, IEEE IAS Annual Meeting 2003, Salt Lake City
I A [A]
Abbildung 10: Relative Ausschaltverluste eines 68mm
10 kV IGCTs ( UDC = 4-7,0 kV, T j = 85◦ C, Lcl = 13,6µH,
Ccl = 1µF , Rcl = 2,3 Ω)
Zur Evaluierung der Leistungshalbleiterausnutzung werden die Schaltverluste auf die Zwischenkreisspannung und
den fließenden Laststrom normiert:
Eoff
Eoff,rel =
UDC · IA
Die Ergebnisse sind in der Abbildung 10 dargestellt. Die
relativen Schaltverluste liegen für alle Spannungen U AK
unterhalb eines Wertes von 3 Ws/(kV·kA). Es ist auffällig,
daß die relativen Schaltverluste mit steigendem Laststrom
IA und steigender Spannung U DC absinken.
[2] S. Eicher, S. Bernet, P. Steimer, A. Weber, The 10 kV IGCT
- A New Device for Medium Voltage Drives, IEEE-IAS Annual Meeting 2000, Rome
[3] S. Bernet, O. Apeldoorn, P. Steimer, Developments of Technology and Applications of IGCTs, VDE (ETG) Conference: Power Semiconductors and their Applications 2002,
Bad Nauheim
[4] A. Nagel, S. Bernet, P. K. Steimer, O. Apeldoorn, A 24
MVA Inverter using IGCT Series Connection for Medium Voltage Applications, IEEE IAS Annual Meeting 2001,
Chikago
[5] P. K. Steimer, J. K.Steinke, H. E. Grüning, A reliable, Interface friendly Medium Voltage Drive based on the robust
IGCT and DTC technologies IEEE IAS Annual Meeting
1999, Poenix, pp. 1505-1512