前言：
在 SMPS(Switching Mode Power Supply) 以及 DC-DC 转换器设计中 , 使用场效应晶体管当作切换开关已经越来越普遍。在设计中为了减少尺寸大小和提升电源密度 , 其电源操作工作频率也要求越来越高。如此会造成较高的 di/dt 产生使得杂散电感效应加诸于场效应晶体管两端 (Drain & Source) 的瞬间电压会更加明显。尤其在电源开机的霎那间 , 此瞬间电压会达到最大值。这是由于变压器一次侧电感值相当于漏电感 ( 最小电感值 ) 而且输出电容完全未充电的状态所致。幸运的是一般场效应晶体管皆可承受高于某些程度的额定电压范围 , 在此条件范围内设计者并不需要增加额外的保护线路以避免不必要的成本支出。此篇文章可带领各位去判断何种条件下对场效应晶体管所造成的影响 , 进而帮助设计者去衡量成本及可靠度以取得最佳的平衡点。
1. 评估方式 : 单一脉冲 UIS(Unclamped Inductive Switching) 的安全工作范围
一般评估场效应晶体管的崩溃效应皆以单一脉冲 UIS 为基准。如图一所示。此方式简单的定义了几个针对被测试组件的基本参数。例如在崩溃时间内所流经场效应晶体管的最大峰值电流 (IAS), 在 UIS 开始前的起始接合面温度 (Tj), 以及崩溃时所经过的时间 tAV 。 将 IAS 及 tAV 所对应出来的图表曲线可提供使用者了解此组件针对 UIS 的表现能力 , 而提供一个客观且公正的衡量依据。
2. 过电压产生的条件
在应用上 , 过电压产生的条件可分成下列两种。 一种是超过场效应晶体管的最大额定电压 , 但是并没有造成崩溃现象发生。 此现象可以藉由计算场效应晶体管接合面的温度去判断组件的操作能力。另外一种是指已达到崩溃的标准 , 并且崩溃已经发生 , 这个时候 UIS 的评估方式可提供分析此种现象的最佳工具。
3. 崩溃模式的分析
当场效应晶体管进入崩溃效应时 Drain 及 Source 电压会被嵌制在其崩溃电压 , 而电流会经由寄生的二极管而产生逆向操作电流的现象。如图二所示为一典型开关式电源电路所量测到的崩溃现象。从图中可看出 Drain 及 Source 的电压 (CH3) 被箝制在 1KV 而且逆向电流 (CH4) 可清楚地被发现。
UIS 的评估方式是针对崩溃现象分析的一种很有用的方法。在图三 UIS 安全工作区域中可区分为三大区域 (1) 大于 25 ° C 线或者是图中靠右的区域 , (2) 低于 150 ° C 线或者是图中靠左的区域 , (3) 介于 (1) 与 (2) 的区域。其中 (1) 可清楚地了解此组件工作超出额定工作范围之外 (2) 则是位于额定工作范围之内。至于 (3) 的区域界定 我们需要得到此组件的起始 UIS 接合面温度以决定其工作能力。稍后会在后面举例说明如何求出此接合面温度。
UIS 的评估方式并不限于应用在单一脉冲上 , 针对连续性脉冲的应用上亦可藉由重叠定理 (Super-position) 来做分析。在连续性脉冲里 , 每一个脉冲皆可视为一个单一脉冲的 UIS 应用 。通常最后一个连续脉冲的发生皆是接合面温度最高的时候。而这时候也是条件最严苛的情况。假使我们可以证明场效应晶体管最后一个连续脉冲的结果可以符合 UIS 的安全工作区域之内 , 那么之前所经过的脉冲一定也在 UIS 的安全工作区域内。因为之前的接合面温度一定比最后一个连续脉冲的接合面温度低。
4. 接合面温度分析
一般而言 假使 Drain 及 Source 电压超过规格书所载明的最大额定电压稍大一些 , 此时要让场效应晶体管产生崩溃现象其实是不常发生的。图四所表示的曲线为场效应晶体管的额定最大工作电压 (BVDSS) vs 接合面温度 (Tj), 其特性的表示是以正温度特性变化 。当接合面温度达到 120 ° C 时 , BVDSS 可达到将近 990V 。由此可知 , 在更高的接合面温度条件下 , 场效应晶体管需要更高的 Drain 对 Source 的电压以达到崩溃效应产生的必要条件。
但这里必须提醒一件事 , 图四所标示的 BVDSS 是基于 250uA 的 ID 电流为条件所定义。在实际崩溃发生时 ID 电流远大于 uA 的范围。 因此 , 所欲达到的崩溃电压也会比上述图四中所推导的电压要来的大的多。
就实际的考量而言 , 场效应晶体管的实际崩溃电压一般是额定低电流崩溃电压的 1.3 倍。以图五为例 , 它所表示的是一个超过最大额定电压但并未进入崩溃现象的波形 , Drain-Source 的电压已达到 668V > 600V 但并未嵌制于崩溃效应。
但即使此不正常的峰值电压并未触发此组件崩溃 , 我们还是要去评估此场效应晶体管的接合面温度必须低于额定最大温度以确保其信赖度及可靠度。在稳态条件下 , 接合面温度可由下式导出 : Tj = PD x R θ jc + TC ---------- (1)
其中 Tj : 接合面温度 TC : 外壳温度 PD : 整体功率损耗 R θ jc : 稳态条件下 接合面传导至外壳的热阻
大多数的应用里 , 开关式电源供应线路皆把场效应晶体管当作开关使用。 因此 , 当一连串的脉冲开关场效应晶体管时 , 其功率消耗及接合面温度的变化是取决于峰值功率以及脉冲宽度的大小。 此时的瞬时热阻可基于时间的变化导出如下式 : Z θ jc(t) = r(t) x R θ jc ---------- (2)
其中 r(t) 代表一个散热能力的参数。当脉冲宽度非常短时 , r(t) 也相对很小。但当脉冲宽度很长时 , r(t) 会接近于 1, 此时瞬时的热阻也会与稳态时一样高。图六所示是 Fairchild Semiconductor 所提供的瞬时热阻参数曲线图。从此图中 , 在瞬时条件下其接合面温度可导出如下式 : Tj = PD x Z θ jc(t) + TC ---------- (3)
举例说明 , 当一个 2KW 的电源脉冲加至 FQA11N90 的脉冲时间为 1uS 时 , 我们可依据图六的曲线算出此脉冲功率对接合面所产生的温升为
T = PD x Z θ jc(1uS) = 2000 x 1.49 x 10-3 » 3 ° C
此脉冲功率如此之大 , 但其所造成的上升温度变化仅有 3 ° C 。但不要忘了 , 在规格书中所记载的额定消耗功率是以稳态条件下去推导出来的。 在瞬时条件下 , 像如此的脉冲可以让场效应晶体管承受更大的功率损耗。
在上面的例子中 , 要在图六里找出 1uS 的瞬时条件曲线是无法求出的。假使我们所得到的脉冲宽度太短而且超出此图曲线范围之外 , 我们已知单一脉冲的瞬时热阻是与时间的均方根成正比。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) 可由图六得知
上述的热阻效应是由方波的基础所求得 , 那我们可不可以针对不同的波形或形状而得到热阻的效应。然而可预知的 , 这需要非常复杂的计算及数学运算以求出所要的结果 , 最好还是由近似法以求得所要的热阻效应。 图七就举了两个例子以近似法来说明 , 一个是三角波 , 另外一个是正弦波。
在导出的公式 (3) 中 , 它也可以被应用在连续形式的脉冲当中。公式 (3) 可被修改如下以求得其瞬时热阻 :
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 : 连续脉波的脉波宽度 t2 : 连续脉波的总合时间
公式 (4) 适合于无限脉冲波之情况。当冲击波是有限个数时，其 R θ jc(1uS) 应由 Z θ jc(T) 替换下来，其中 T 是有限冲击波持续的时间。
假设一种情况 , 当一组开关电源线路在做短路测试时 , 其量测到的场效应晶体管的 Drain 及 Source 两端电压超过了其最大的额定电压 , 而且持续了一段时间直到短路保护动作。此条件下的参数如下 : FQA9N90C 为其场效应晶体管 , 100nS tAV, 9.2uS 周期长度以及 20mS 延迟时间。在此条件下 , 其瞬时的热阻计算如下
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
我们假设有 5KW 的功率消耗 此时会消耗在场效应晶体管上 那么所得到的接合面温度会上升如下
D T = 5000 x 0.00274 = 13.7 ° C
此 13.7 ° C 为崩溃时所产生的温升变化 因此 设计者必须先计算出此场效应晶体管得正常工作接合面温度 然后再加上因崩溃效应所上升的温度 此温度结果必须低于额定最大温度 在加上一些安全余裕以达到可靠度及信赖度的要求。
5. 结论
设计者所经常面临到的场效应晶体管的崩溃应用问题 希望可以经由上述崩溃效应模式的分析以及接合面温度的计算提供给设计者更好的分析工具。