在SMPS(Switching Mode Power Supply) 以及 DC-DC 轉換器設計中 , 使用場效應晶體管當作切換開關已經越來越普遍。在設計中為了減少尺寸大小和提升電源密度 , 其電源操作工作頻率也要求越來越高。如此會造成較高的 di/dt 產生使得雜散電感效應加諸于場效應晶體管兩端 (Drain & Source) 的瞬間電壓會更加明顯。尤其在電源開機的霎那間 , 此瞬間電壓會達到最大值。這是由于變壓器一次側電感值相當于漏電感 ( 最小電感值 ) 而且輸出電容完全未充電的狀態所致。幸運的是一般場效應晶體管皆可承受高于某些程度的額定電壓范圍 , 在此條件范圍內設計者并不需要增加額外的保護線路以避免不必要的成本支出。此篇文章可帶領各位去判斷何種條件下對場效應晶體管所造成的影響 , 進而幫助設計者去衡量成本及可靠度以取得最佳的平衡點。

1. 評估方式 : 單一脈沖 UIS(Unclamped Inductive Switching) 的安全工作范圍

一般評估場效應晶體管的崩潰效應皆以單一脈沖 UIS 為基準。如圖一所示。此方式簡單的定義了幾個針對被測試組件的基本參數。例如在崩潰時間內所流經場效應晶體管的最大峰值電流 (IAS), 在 UIS 開始前的起始接合面溫度 (Tj), 以及崩潰時所經過的時間 tAV 。 將 IAS 及 tAV 所對應出來的圖表曲線可提供使用者了解此組件針對 UIS 的表現能力 , 而提供一個客觀且公正的衡量依據。

2. 2.過電壓產生的條件

在應用上 , 過電壓產生的條件可分成下列兩種。 一種是超過場效應晶體管的最大額定電壓 , 但是并沒有造成崩潰現象發生。 此現象可以藉由計算場效應晶體管接合面的溫度去判斷組件的操作能力。另外一種是指已達到崩潰的標準 , 并且崩潰已經發生 , 這個時候 UIS 的評估方式可提供分析此種現象的最佳工具。

3. 崩潰模式的分析

當場效應晶體管進入崩潰效應時 Drain 及 Source 電壓會被嵌制在其崩潰電壓 , 而電流會經由寄生的二極管而產生逆向操作電流的現象。如圖二所示為一典型開關式電源電路所量測到的崩潰現象。從圖中可看出 Drain 及 Source 的電壓 (CH3) 被箝制在 1KV 而且逆向電流 (CH4) 可清楚地被發現。

UIS 的評估方式是針對崩潰現象分析的一種很有用的方法。在圖三 UIS 安全工作區域中可區分為三大區域 (1) 大于 25 ° C 線或者是圖中靠右的區域 , (2) 低于 150 ° C 線或者是圖中靠左的區域 , (3) 介于 (1) 與 (2) 的區域。其中 (1) 可清楚地了解此組件工作超出額定工作范圍之外 (2) 則是位于額定工作范圍之內。至于 (3) 的區域界定 我們需要得到此組件的起始 UIS 接合面溫度以決定其工作能力。稍后會在后面舉例說明如何求出此接合面溫度。

UIS 的評估方式并不限于應用在單一脈沖上 , 針對連續性脈沖的應用上亦可藉由重疊定理 (Super-position) 來做分析。在連續性脈沖里 , 每一個脈沖皆可視為一個單一脈沖的 UIS 應用 。通常最后一個連續脈沖的發生皆是接合面溫度最高的時候。而這時候也是條件最嚴苛的情況。假使我們可以證明場效應晶體管最后一個連續脈沖的結果可以符合 UIS 的安全工作區域之內 , 那么之前所經過的脈沖一定也在 UIS 的安全工作區域內。因為之前的接合面溫度一定比最后一個連續脈沖的接合面溫度低。

4. 接合面溫度分析

一般而言 假使 Drain 及 Source 電壓超過規格書所載明的最大額定電壓稍大一些 , 此時要讓場效應晶體管產生崩潰現象其實是不常發生的。圖四所表示的曲線為場效應晶體管的額定最大工作電壓 (BVDSS) vs 接合面溫度 (Tj), 其特性的表示是以正溫度特性變化 。當接合面溫度達到 120 ° C 時 , BVDSS 可達到將近 990V 。由此可知 , 在更高的接合面溫度條件下 , 場效應晶體管需要更高的 Drain 對 Source 的電壓以達到崩潰效應產生的必要條件。

但這里必須提醒一件事 , 圖四所標示的 BVDSS 是基于 250uA 的 ID 電流為條件所定義。在實際崩潰發生時 ID 電流遠大于 uA 的范圍。 因此 , 所欲達到的崩潰電壓也會比上述圖四中所推導的電壓要來的大的多。

就實際的考量而言 , 場效應晶體管的實際崩潰電壓一般是額定低電流崩潰電壓的 1.3 倍。以圖五為例 , 它所表示的是一個超過最大額定電壓但并未進入崩潰現象的波形 , Drain-Source 的電壓已達到 668V > 600V 但并未嵌制于崩潰效應。

但即使此不正常的峰值電壓并未觸發此組件崩潰 , 我們還是要去評估此場效應晶體管的接合面溫度必須低于額定最大溫度以確保其信賴度及可靠度。在穩態條件下 , 接合面溫度可由下式導出 :

Tj = PD x R θ jc + TC ---------- (1)

其中 Tj : 接合面溫度 TC : 外殼溫度 PD : 整體功率損耗 R θ jc : 穩態條件下 接合面傳導至外殼的熱阻

大多數的應用里 , 開關式電源供應線路皆把場效應晶體管當作開關使用。 因此 , 當一連串的脈沖開關場效應晶體管時 , 其功率消耗及接合面溫度的變化是取決于峰值功率以及脈沖寬度的大小。 此時的瞬時熱阻可基于時間的變化導出如下式 :

Z θ jc(t) = r(t) x R θ jc ---------- (2)

其中 r(t) 代表一個散熱能力的參數。當脈沖寬度非常短時 , r(t) 也相對很小。但當脈沖寬度很長時 , r(t) 會接近于 1, 此時瞬時的熱阻也會與穩態時一樣高。圖六所示是 Fairchild Semiconductor 所提供的瞬時熱阻參數曲線圖。從此圖中 , 在瞬時條件下其接合面溫度可導出如下式 :

Tj = PD x Z θ jc(t) + TC ---------- (3)

舉例說明 , 當一個 2KW 的電源脈沖加至 FQA11N90 的脈沖時間為 1uS 時 , 我們可依據圖六的曲線算出此脈沖功率對接合面所產生的溫升為

T = PD x Z θ jc(1uS) = 2000 x 1.49 x 10-3 » 3 ° C

此脈沖功率如此之大 , 但其所造成的上升溫度變化僅有 3 ° C 。但不要忘了 , 在規格書中所記載的額定消耗功率是以穩態條件下去推導出來的。 在瞬時條件下 , 像如此的脈沖可以讓場效應晶體管承受更大的功率損耗。

在上面的例子中 , 要在圖六里找出 1uS 的瞬時條件曲線是無法求出的。假使我們所得到的脈沖寬度太短而且超出此圖曲線范圍之外 , 我們已知單一脈沖的瞬時熱阻是與時間的均方根成正比。因此 Z θ jc(1uS) 可得到如下式 :

Z θ jc(1uS) = Z θ jc(10uS) x Ö 1uS/10uS = 4.72 x 10-3 x Ö 0.1 = 1.49 x 10-3

其中 Z θ jc(10uS) 可由圖六得知

上述的熱阻效應是由方波的基礎所求得 , 那我們可不可以針對不同的波形或形狀而得到熱阻的效應。然而可預知的 , 這需要非常復雜的計算及數學運算以求出所要的結果 , 最好還是由近似法以求得所要的熱阻效應。 圖七就舉了兩個例子以近似法來說明 , 一個是三角波 , 另外一個是正弦波。

在導出的公式 (3) 中 , 它也可以被應用在連續形式的脈沖當中。公式 (3) 可被修改如下以求得其瞬時熱阻 :

Z θ jc(t) = [t1/t2 + (1-t1/t2) x r(t1+t2) + r(t1) – r(t2)] R θ jc = t1/t2 R θ jc(1uS) + (1-t1/t2) Z θ jc(t1+t2) + Z θ jc(t1) - Z θ jc(t2) ----- (4)

其中 t1 : 連續脈波的脈波寬度 t2 : 連續脈波的總合時間

公式 (4) 適合于無限脈沖波之情況。當沖擊波是有限個數時，其 R θ jc(1uS) 應由 Z θ jc(T) 替換下來，其中 T 是有限沖擊波持續的時間。

假設一種情況 , 當一組開關電源線路在做短路測試時 , 其量測到的場效應晶體管的 Drain 及 Source 兩端電壓超過了其最大的額定電壓 , 而且持續了一段時間直到短路保護動作。此條件下的參數如下 : FQA9N90C 為其場效應晶體管 , 100nS tAV, 9.2uS 周期長度以及 20mS 延遲時間。在此條件下 , 其瞬時的熱阻計算如下

Z θ jc(t) = 0.01 x Z θ jc(20mS) + (1-0.01) Z θ jc(9.3uS) + Z θ jc(100nS) - Z θ jc(9.2uS) = 0.00274 ° C/W

我們假設有 5KW 的功率消耗 此時會消耗在場效應晶體管上 那么所得到的接合面溫度會上升如下

D T = 5000 x 0.00274 = 13.7 ° C

此 13.7 ° C 為崩潰時所產生的溫升變化 因此 設計者必須先計算出此場效應晶體管得正常工作接合面溫度 然后再加上因崩潰效應所上升的溫度 此溫度結果必須低于額定最大溫度 在加上一些安全余裕以達到可靠度及信賴度的要求。

5. 結論

設計者所經常面臨到的場效應晶體管的崩潰應用問題 希望可以經由上述崩潰效應模式的分析以及接合面溫度的計算提供給設計者更好的分析工具。
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