高壓大功率晶閘管反向恢復(fù)物理過程建模與計算*

劉隆晨，李亞偉，喻悅簫，陳少卿，曹運龍

(國網(wǎng)四川省電力公司 a. 電力科學研究院，b. 檢修公司，成都 610072)

超特高壓直流輸電憑借在遠距離大容量輸電以及電網(wǎng)互聯(lián)等方面的優(yōu)勢在我國電力輸送領(lǐng)域中發(fā)揮著重要作用，當前直流輸電普遍采用晶閘管換流閥[1-2].晶閘管是直流輸電換流閥的核心器件，利用晶閘管的開關(guān)特性，換流閥才能完成其作為輸電“高壓開關(guān)”的功能.隨著電力電子技術(shù)的迅速發(fā)展，單個晶閘管通斷能力也不斷增強[3].

晶閘管反向恢復(fù)特性主要由關(guān)斷過程中晶閘管內(nèi)部過剩載流子的轉(zhuǎn)移引起，其對換流閥開通暫態(tài)特性具有重要影響[4-6].岳珂等[7]通過將反向恢復(fù)電流等效為解析電路模型研究了晶閘管閥關(guān)斷過程中電壓分布情況；孫瑋等[8]研究了反向恢復(fù)特性分散性對串聯(lián)晶閘管換流閥電壓分布、最小觸發(fā)電壓以及最小關(guān)斷角的影響；黃華等[9]基于反向恢復(fù)電荷特性數(shù)據(jù)，采用電路解析計算的方法研究了故障電流下?lián)Q流閥的反向電壓特性.國內(nèi)外研究人員對晶閘管反向恢復(fù)特性和換流閥工作特性的研究多從器件或閥體設(shè)計的角度出發(fā)，多采用半理論模型描述器件工作特性，存在計算過于簡單，無法正確反映晶閘管反向恢復(fù)物理過程的內(nèi)部微觀情況等缺點[10-12].因此有必要借助半導(dǎo)體物理學理論，從電子和空穴微觀角度，并結(jié)合器件微觀內(nèi)特性和宏觀外特性，針對晶閘管反向恢復(fù)的物理過程開展相關(guān)研究工作.

1 晶閘管二維物理模型

1.1 晶閘管仿真基本方程和模型

為了描述大功率半導(dǎo)體器件的內(nèi)部載流子特性，通常需要求解半導(dǎo)體基本方程分析半導(dǎo)體器件在特定偏壓下的各種電學特性，描述半導(dǎo)體器件內(nèi)部載流子運輸?shù)幕痉匠蹋ú此煞匠獭⑤d流子輸運方程、載流子連續(xù)性方程和全電流方程[13].為了準確描述半導(dǎo)體內(nèi)部載流子特性，在數(shù)值計算過程中，還需要考慮載流子的遷移、碰撞電離效應(yīng)、禁帶變窄效應(yīng)以及能量平衡等物理模型[14-15]，具體表述如下：

1) 遷移率模型

本文采用平行電場依賴模型來描述高電場下的遷移率效應(yīng).在高電場作用下，電子遷移率μn(E)和空穴遷移率μp(E)的表達式為

(1)

(2)

式中：E為電場強度；μn0和μp0分別為低電場下電子和空穴的遷移率；βn和βp為兩個與溫度T相關(guān)的常數(shù)；Vsat為電壓值.

2) 載流子生成模型

在不同電場強度下，碰撞電離率一般為電子電離率αn和空穴電離率αp的線性組合，本文采用Selberrherr模型來描述載流子的生成過程，其電子電離率αn和空穴電離率αp分別為

(3)

(4)

式中，Ani、Bni、Api、Bpi為給定參數(shù)(i=1或2).

3) 載流子統(tǒng)計模型

本文采用能帶變窄模型來描述半導(dǎo)體中載流子行為的統(tǒng)計特征.考慮到摻雜對能帶寬度的影響，即能帶變窄效應(yīng)，因此有效本征載流子濃度表達式為

(5)

能帶變化量表達式為

(6)

式中：n0為原始濃度；k為玻爾茲曼常數(shù)；M為載流子數(shù)量.

4) 能量平衡模型

本文從Boltzmann傳輸方程出發(fā)，推導(dǎo)了能量傳輸方程.考慮了載流子溫度的電子漂移擴散方程為

(7)

考慮了載流子溫度的空穴漂移擴散方程為

(8)

式中：Tn、Tp為電子和空穴的溫度；N和P0分別為電子和空穴的電子濃度；q為電子電量；Dn和Dp分別為電子和空穴的擴散系數(shù)；ψ為準費米勢.

1.2 晶閘管結(jié)構(gòu)模型

晶閘管PNPN內(nèi)部結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格示意圖如圖1所示.設(shè)定器件內(nèi)部基本物理參數(shù)如下：N-基區(qū)采用均勻摻雜，濃度為7×1013cm-3；其余區(qū)域通過擴散形成，摻雜采用高斯分布.為了使晶閘管在正反兩個方向均有較高的阻斷電壓，設(shè)計PN結(jié)J1和J3為高濃度梯度的緩變結(jié)，P+基區(qū)表面摻雜濃度為5×1017cm-3，P基區(qū)表面摻雜濃度為3×1016cm-3；P+陽極區(qū)表面摻雜濃度為5×1019cm-3，P陽極區(qū)表面摻雜濃度為3×1016cm-3；N+陰極區(qū)表面摻雜濃度為1.5×1020cm-3.結(jié)合晶閘管PNPN結(jié)構(gòu)，以晶閘管徑向和軸向建立二維結(jié)構(gòu)模型，其中x軸正向為晶閘管徑向，y軸正向為晶閘管軸向.本文以額定電壓1.8 kV，額定電流500 A的晶閘管為例，構(gòu)建的晶閘管網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖1b所示，其中軸向高為0.4 mm，徑向?qū)挒?6.0 mm.

圖1 晶閘管內(nèi)部結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格示意圖Fig.1 Schematic diagram of internal structure and network of thyristor

為了兼顧該模型數(shù)值計算的速度和準確性，設(shè)定摻雜濃度梯度較大的區(qū)域網(wǎng)格更為密集，因此PN結(jié)J1和J2處網(wǎng)格較密集，N-基區(qū)中部網(wǎng)格較寬.

1.3 邊界條件和初始條件

如果兩種類型的摻雜原子在半導(dǎo)體里同時存在，而且它們完全電離，則電子和空穴濃度取決于電荷中和效果.數(shù)值模擬時，假定晶閘管陽極、陰極和門極均為理想的歐姆接觸，并假定初始電壓均為零.當邊界物理條件為歐姆接觸時，表面電勢、電子濃度N和空穴濃度P均為固定值，載流子準費米勢與電極電壓偏置相等，同時滿足電中性條件.對于熱邊界條件，假設(shè)襯底與溫度為300 K的理想熱沉相連，且載流子溫度相等.

在確定了物理參數(shù)模型以后，結(jié)合初始條件和邊界條件，對半導(dǎo)體基本方程采用組合迭代(Newton迭代、Gumml迭代和Block迭代)進行數(shù)值求解，得到特定偏置下的電熱參數(shù).

2 晶閘管模型驗證

利用晶閘管二維物理模型，仿真研究其直流特性，驗證該模型的電壓阻斷特性.在SILVACO軟件中，設(shè)定陽極電壓分別從正、反向逐步增加至2 kV.此過程SILVACO會自動進行數(shù)值模擬，得到泄漏電流隨陽極電壓的變化曲線如圖2所示.一般而言，當電壓增幅較小時，如果泄漏電流迅速增高兩個數(shù)量級，那么可以斷定該電壓為擊穿電壓.從圖2中可以看出，當晶閘管兩端施加的正、反向電壓達到約1.8 kV時，正反向電流均迅速增大，直至擊穿.由此可斷定，該二維物理模型的擊穿電壓與器件標稱額定參數(shù)基本相符，模型有效.

圖2 晶閘管泄漏電流隨陽極電壓的變化曲線Fig.2 Leakage current of thristor varying with anode voltage

圖3 工頻電流下晶閘管反向恢復(fù)特性的器件電路混合模型

圖4 不同正弦電流下晶閘管反向恢復(fù)電流仿真波形Fig.4 Simulation waveforms of reverse recovery current of thyristor under different sinusoidal currents

3 載流子消散規(guī)律

圖5 工頻電流下晶閘管電流和電壓仿真波形Fig.5 Simulation waveforms of current and voltage of thyristor under power frequency current

如圖5b所示，本文將反向恢復(fù)過程分為以下3個階段：第1階段為t1

3.1 載流子濃度分布規(guī)律

第1階段載流子濃度分布如圖6所示.在t0時刻，N基區(qū)電子和空穴的濃度均約為7.9×1016cm-3，比N基區(qū)摻雜濃度7×1013cm-3高出3個數(shù)量級，屬于大輸入情況.由于P基極比N基極摻雜更嚴重，且N發(fā)射極的初始載流子濃度比P發(fā)射極低，因此對比結(jié)J3的電子濃度與結(jié)J1的空穴濃度，前者的衰減速度比后者快得多，故結(jié)J3處的非平衡載流子較結(jié)J1處率先被移除.

圖6 晶閘管反向恢復(fù)第1階段載流子濃度分布Fig.6 Carrier concentration distribution in first stage of reverse recovery process of thyristor

第2階段載流子濃度分布如圖7所示.在反向電場的作用下，隨著反向恢復(fù)時間的增加，耗盡層開始擴展，結(jié)J1處的載流子濃度開始下降.根據(jù)基爾霍夫定律，電感與電阻R1兩端的電壓和晶閘管電壓UAK之和等于反向電壓Ur，電壓UAK不斷上升，導(dǎo)致反向恢復(fù)電流變化率進一步減小.

圖7 晶閘管反向恢復(fù)第2階段載流子濃度分布Fig.7 Carrier concentration distribution in second stage of reverse recovery process of thyristor

第3階段載流子濃度分布如圖8所示.從t5時刻開始，基區(qū)載流子濃度繼續(xù)下降.同時，晶閘管開始恢復(fù)反向電壓阻斷能力.由于載流子不能被反向恢復(fù)電流掃出，導(dǎo)致耗盡層無法進一步擴展，剩余的非平衡載流子只能靠內(nèi)部復(fù)合消失.與電流換向時刻相比，此時電子和空穴的濃度均下降了約1～2個數(shù)量級.待反向恢復(fù)電流完全衰減之后，晶閘管重新獲得電壓阻斷能力.

圖8 晶閘管反向恢復(fù)第3階段載流子濃度分布Fig.8 Carrier concentration distribution in third stage of reverse recovery process of thyristor

3.2 載流子復(fù)合率分布規(guī)律

第1階段晶閘管內(nèi)部載流子復(fù)合率分布如圖9所示.在大注入條件下，晶閘管基區(qū)載流子濃度非常高，俄歇復(fù)合不能忽略.在工頻電流導(dǎo)通階段，SRH復(fù)合率與俄歇復(fù)合率接近.隨著電流減小，基區(qū)載流子濃度減少，SRH復(fù)合率和俄歇復(fù)合率迅速減少.

圖9 晶閘管反向恢復(fù)第1階段載流子復(fù)合率分布Fig.9 Carrier recombination rate distribution in first stage of reverse recovery process of thyristor

第2階段載流子復(fù)合率分布如圖10所示.隨著反向恢復(fù)時間的增加，SRH復(fù)合和俄歇復(fù)合反而減少，其中P基區(qū)載流子復(fù)合率變化較小，N基區(qū)載流子復(fù)合率發(fā)生明顯改變.SRH復(fù)合率比俄歇復(fù)合率高4～5個數(shù)量級，因此基區(qū)內(nèi)部SRH復(fù)合占主導(dǎo)地位.

第3階段載流子復(fù)合率分布如圖11所示.SRH復(fù)合與俄歇復(fù)合都隨著反向恢復(fù)電流的衰減而減小.由于P基區(qū)摻雜濃度更高，因此P基區(qū)SRH復(fù)合率與俄歇復(fù)合率均高于N基區(qū).同時SRH復(fù)合率比俄歇復(fù)合率高5個數(shù)量級，可見SRH復(fù)合仍然占主導(dǎo)地位.

圖10 晶閘管反向恢復(fù)第2階段載流子復(fù)合率分布Fig.10 Carrier recombination rate distribution in second stage of reverse recovery process of thyristor

圖11 晶閘管反向恢復(fù)第3階段載流子復(fù)合率分布Fig.11 Carrier recombination rate distribution in third stage of reverse recovery process of thyristor

4 結(jié) 論

針對大功率晶閘管反向恢復(fù)物理過程，采用混合模型仿真研究了工頻電流導(dǎo)通情況下晶閘管內(nèi)部載流子濃度分布及消散規(guī)律，從過剩載流子移除的微觀角度闡釋了晶閘管反向恢復(fù)過程的內(nèi)在機理，得到了如下結(jié)論：對于工頻電流下晶閘管反向恢復(fù)過程，正向工頻電流存在5 ms衰減過程，從工頻電流峰值至陽極電流換向階段，基區(qū)載流子濃度衰減了近1個數(shù)量級；在工頻電流正向衰減階段，基區(qū)俄歇復(fù)合率接近SRH復(fù)合率；從陽極電流換向到反向恢復(fù)電流衰減至零階段，載流子濃度下降了約1～2個數(shù)量級；在反向恢復(fù)過程中，SRH復(fù)合占主導(dǎo)地位.