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