Download 1. Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia

S.E.P.
S.E.I.T.
S.N.I.T.
CENTRO NACIONAL DE INVESTIGACIÓN Y
DESARROLLO TECNOLÓGICO
Cenidet
ESTUDIO DEL DESEMPEÑO DEL AMPLIFICADOR CLASE E
CONMUTADO A VOLTAJE CERO, UTILIZANDO DIFERENTES DISPOSITIVOS SEMICONDUCTORES DE POTENCIA
COMO INTERRUPTOR
TESIS PARA OBTENER EL GRADO DE:
MAESTRO EN CIENCIAS EN INGENIERÍA ELECTRÓNICA
PRESENTA:
ESTEBAN OSVALDO GUERRERO RAMÍREZ
DIRECTOR DE TESIS
DRA. MARÍA COTOROGEA PFEIFER
CO-DIRECTOR
DR. MARIO PONCE
CUERNAVACA, MORELOS
AGOSTO DEL 2004
Índice
Índice
....................................................................................................................... ii
Lista de figuras ...................................................................................................................... vi
Lista de tablas ...................................................................................................................... ix
Simbología
....................................................................................................................... x
Introducción
..................................................................................................................... xii
1. Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia..................................................... 1
1.1. Introducción ....................................................................................................................... 1
1.2. Características de los dispositivos semiconductores de potencia ...................................... 1
1.3. Dispositivos semiconductores de potencia clásicos........................................................... 3
1.4. Dispositivos semiconductores de potencia modernos........................................................ 3
1.4.1. MOSFET de potencia convencional ............................................................................... 3
1.4.1.1. Estructura interna del MOSFET................................................................................... 4
1.4.1.2. Principio de funcionamiento ........................................................................................ 4
1.4.1.3. Principales características ............................................................................................ 5
1.4.1.4. Resistencia intrínseca del MOSFET ............................................................................ 5
1.4.1.5. Capacitancias parásitas del MOSFET de potencia....................................................... 7
1.4.2. Super-Junction MOSFET................................................................................................ 8
1.4.2.1. Estructura y principio de funcionamiento .................................................................... 8
1.4.2.2. Principales características ............................................................................................ 9
1.4.3. El Transistor Bipolar de Compuerta Aislada ................................................................ 10
1.4.3.1. Estructura del IGBT ................................................................................................... 10
1.4.3.2. Principio de funcionamiento ...................................................................................... 11
1.4.3.3. Principales características del IGBT .......................................................................... 12
1.4.3.4. Velocidad de conmutación del IGBT......................................................................... 12
1.4.3.5. Tecnologías de fabricación del IGBT ........................................................................ 13
1.4.4. High Speed IGBT (o IGBT de alta velocidad) [15]...................................................... 14
1.4.4.1. Estructura ................................................................................................................... 14
1.4.4.2. Principales características .......................................................................................... 15
1.4.4.3. Nuevos campos de aplicación del High Speed IGBT ................................................ 15
1.4.5. Comparación de los DSEP ............................................................................................ 16
1.4.6. Dispositivos seleccionados para el análisis comparativo.............................................. 19
1.5. Resumen
..................................................................................................................... 19
2. Amplificador clase E........................................................................................................... 21
Índice
iii
2.1. Introducción ..................................................................................................................... 21
2.2. Amplificador clase E........................................................................................................ 22
2.2.1. Amplificador clase E conmutado a voltaje cero (ACECVC)........................................ 22
2.2.2. Principio de funcionamiento ......................................................................................... 23
2.2.3. Formas de onda típicas del ACECVC........................................................................... 24
2.2.4. Pérdidas de potencia en el ACECVC............................................................................ 24
2.2.4.1. Pérdidas en conducción.............................................................................................. 24
2.2.4.2. Pérdidas en conmutación............................................................................................ 24
2.2.4.3. Pérdidas debido a los elementos reactivos ................................................................. 26
2.2.4.4. Pérdidas debido a la inductancia serie del cableado .................................................. 26
2.2.4.5. Pérdidas debido al impulsor de compuerta del dispositivo........................................ 26
2.3. Principales aplicaciones del ACECVC ............................................................................ 27
2.4. Topologías derivadas del amplificador clase E................................................................ 28
2.4.1. Amplificador clase E Push-Pull .................................................................................... 28
2.4.2. Amplificador clase E con inductor y capacitor en la red de carga................................ 29
2.4.3. Amplificador clase E conmutado a corriente cero (ACECCC) .................................... 30
2.5. Análisis y diseño del ACECVC ....................................................................................... 31
2.5.1. Introducción .................................................................................................................. 31
2.5.2. Análisis matemáticos del ACECVC considerando el interruptor ideal ........................ 31
2.5.2.1. Procedimiento de análisis propuesto por F. Raab [31] .............................................. 31
2.5.2.2. Procedimiento de Análisis propuesto por Li y Yam [34]. ......................................... 33
2.5.2.3. Procedimiento de Análisis propuesto por M. Albulet [35]. ....................................... 33
2.5.3. Análisis matemáticos del ACECVC considerando la RDS(on) y la COSS del interruptor34
2.5.3.1. Procedimiento de análisis propuesto por Chan y Toumazou [36] ............................. 34
2.5.3.2. Procedimiento de Análisis propuesto por Chudabiak [37] ........................................ 35
2.5.3.3. Procedimiento de análisis propuesto por Wang y Gao [38]....................................... 35
2.6. Resumen
..................................................................................................................... 35
3. Análisis matemático y diseño del ACECVC ...................................................................... 36
3.1. Introducción ..................................................................................................................... 36
3.2. Análisis matemático del ACE considerando la resistencia de encendido del dispositivo 36
3.2.1. Suposiciones y parámetros............................................................................................ 36
3.2.2. Ecuaciones del circuito ................................................................................................. 37
3.2.3. Cálculo de los valores del circuito ................................................................................ 39
3.3. Análisis matemático del ACECVC considerando la (COSS) del MOSFET...................... 41
3.3.1. Suposiciones y parámetros............................................................................................ 41
3.3.2. Ecuaciones del circuito ................................................................................................. 41
3.3.3. Ecuaciones de diseño del ACECVC con capacitor paralelo lineal y no lineal ............. 45
3.4. Diseño del ACECVC ....................................................................................................... 46
3.4.1. Especificaciones de diseño del ACECVC..................................................................... 47
3.4.2. Procedimiento de diseño del ACECVC ........................................................................ 48
3.4.3. Ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz y 100 W.................................................. 49
3.4.3.1. Señales generadas por el programa de diseño............................................................ 51
3.4.4. Método de diseño del ACECVC propuesto por Li y Yam............................................ 51
3.5. Resumen
..................................................................................................................... 53
4. Simulación del ACECVC ................................................................................................... 54
4.1. Introducción ..................................................................................................................... 54
4.2. Circuito simulado ............................................................................................................. 54
Índice
iv
4.3. Resultados con el MOSFET convencional ...................................................................... 55
4.3.1. Formas de onda en el interruptor .................................................................................. 55
4.3.2. Formas de onda en la carga........................................................................................... 56
4.3.3. Gráficas de funcionamiento .......................................................................................... 57
4.3.3.1. Voltaje de alimentación.............................................................................................. 57
4.3.3.2. Pérdidas de potencia y eficiencia ............................................................................... 57
4.4. Resultados con el CoolMOSTM ........................................................................................ 58
4.4.1. Formas de onda en el interruptor .................................................................................. 58
4.4.2. Formas de onda en la carga........................................................................................... 59
4.4.3. Gráficas de funcionamiento .......................................................................................... 59
4.4.3.1. Voltaje de alimentación.............................................................................................. 59
4.4.3.2. Pérdidas de potencia y eficiencia ............................................................................... 60
4.5. Resultados con el IGBT convencional ............................................................................. 60
4.5.1. Formas de onda en el interruptor .................................................................................. 60
4.5.2. Formas de onda en la carga........................................................................................... 61
4.5.3. Gráficas de funcionamiento .......................................................................................... 61
4.6. Simulaciones con el IGBT de alta velocidad ................................................................... 62
4.6.1. Formas de onda en el interruptor .................................................................................. 62
4.6.2. Formas de onda en la carga........................................................................................... 63
4.6.2.1. Gráficas de funcionamiento ....................................................................................... 63
4.7. Gráficas comparativas de los cuatro interruptores ........................................................... 64
4.7.1. Voltaje de alimentación................................................................................................. 64
4.7.2. Pérdidas de potencia y eficiencia .................................................................................. 65
4.8. Resumen
..................................................................................................................... 67
5. Resultados experimentales .................................................................................................. 68
5.1. Introducción ..................................................................................................................... 68
5.2. Diseño del prototipo......................................................................................................... 68
5.2.1. Circuito impulsor de compuerta del MOSFET ............................................................. 69
5.2.2. Diseño de inductores ..................................................................................................... 70
5.2.2.1. Especificaciones de diseño......................................................................................... 71
5.2.2.2. Procedimiento de diseño ............................................................................................ 71
5.3. Resultados con el MOSFET convencional (BUZ334)..................................................... 73
5.3.1. Formas de onda en el dispositivo y en la carga............................................................. 73
5.4. Resultados con el CoolMOS (SPP11N60C3) .................................................................. 73
5.4.1. Formas de onda ............................................................................................................. 73
5.5. Resultados con el IGBT (SKP06N60) ............................................................................. 74
5.5.1. Formas de onda ............................................................................................................. 74
5.6. Resultados con el IGBT de alta velocidad (SKB20N60HS)............................................ 74
5.6.1. Formas de onda ............................................................................................................. 74
5.7. Graficas comparativas de los experimentos..................................................................... 75
5.7.1. Esfuerzos de voltaje ...................................................................................................... 75
5.7.2. Potencia de salida.......................................................................................................... 75
5.8. Análisis comparativo entre simulación y experimento .................................................... 75
5.8.1. Transitorios de corriente y voltaje................................................................................. 75
5.8.2. Potencia de salida.......................................................................................................... 77
5.8.3. Esfuerzos de voltaje en los dispositivos........................................................................ 77
5.8.4. Eficiencia del circuito ................................................................................................... 78
Índice
v
5.9. Resumen
..................................................................................................................... 78
6. Conclusiones, comentarios y trabajos futuros..................................................................... 80
6.1. Conclusiones generales .................................................................................................... 80
6.2. Recomendaciones y trabajos futuros................................................................................ 82
Bibliografía
..................................................................................................................... 83
Anexo 1. Simulaciones ............................................................................................................ 87
Anexo 2. Resultados experimentales. ...................................................................................... 91
Anexo 3. Hojas de datos de los dispositivos............................................................................ 95
Lista de figuras
Figura 1.1.
Figura 1.2.
Figura 1.3.
Figura 1.4.
Figura 1.5.
Figura 1.6.
Figura 1.7.
Figura 1.8.
Figura 1.9.
Figura 1.10.
Figura 1.11.
Figura 1.12.
Figura 1.13.
Figura 1.14.
Figura 1.15.
Figura 1.16.
Figura 1.17.
Figura 2.1.
Figura 2.2.
Figura 2.3.
Figura 2.4.
Figura 2.5.
Figura 2.6.
Figura 2.7.
Figura 2.8.
Figura 2.9.
Figura 2.10.
Figura 3.1.
Figura 3.2.
Aplicaciones de los dispositivos semiconductores de potencia [1] . ............. 2
Semiconductores de potencia: a) Diodo b) Tiristor c) Transistor bipolar...... 4
Estructura del MOSFET con compuerta plana. ............................................. 5
MOSFET con resistencias intrínsecas............................................................ 6
Circuito equivalente del MOSFET en conmutación. ..................................... 7
Variación de las capacitancias parásitas en el MOSFET convencional......... 8
Estructura del CoolMOSTM. ........................................................................... 9
Resistencia de encendido por área contra voltaje de ruptura. ........................ 9
Estructura del IGBT con su circuito equivalente. ........................................ 11
Corriente de apagado de un IGBT. .............................................................. 13
Tecnologías de fabricación: a) PT IGBT b) NPT IGBT c) FS IGBT. ........ 14
Tecnología de fabricación del IGBT de alta velocidad................................ 15
Densidad de corriente contra frecuencia de conmutación............................ 16
Comparación de las pérdidas de un MOSFET y un IGBT en un convertidor
flyback.......................................................................................................... 17
Balastro electrónico construido.................................................................... 17
Circuito de potencia del convertidor reductor a 150 kHz. ........................... 18
Eficiencia del convertidor reductor a 150 kHz. ........................................... 18
Comparativo de las pérdidas generadas en conmutación dura y en
conmutación suave. ...................................................................................... 22
Circuito básico del amplificador clase E [23]. ............................................. 23
Formas de onda del ACECVC: a) Conmutación óptima b) Conmutación subóptima [24]. .................................................................................................. 25
Encendido y apagado del MOSFET............................................................. 27
Amplificador clase E Push-Pull. .................................................................. 29
Formas de onda del amplificador clase E Push-Pull.................................... 29
Amplificador clase E con red RL en la carga. ............................................. 30
Formas de onda del amplificador clase E con red RL en la carga. .............. 30
Amplificador clase E conmutado a corriente cero. ...................................... 31
Formas de onda del ACECCC: a) Conmutación óptima b) Conmutación subóptima........................................................................................................... 32
Circuito equivalente del ACECVC. ............................................................. 37
Circuito del ACECVC con capacitor parásito. ............................................ 41
Lista de figuras
Figura 3.3.
Figura 3.4.
Figura 3.5.
Figura 3.6.
Figura 3.7.
Figura 3.8.
Figura 3.9.
Figura 4.1.
Figura 4.2.
Figura 4.3.
Figura 4.4.
Figura 4.5.
Figura 4.6.
Figura 4.7.
Figura 4.8.
Figura 4.9.
Figura 4.10.
Figura 4.11.
Figura 4.12.
Figura 4.13.
Figura 4.14.
Figura 4.15.
Figura 4.16.
vii
Circuito de diseño del ACECVC con capacitor externo.............................. 46
Señales de voltaje y corriente en el dispositivo. .......................................... 51
Voltaje en la carga y corriente en el inductor choque.................................. 51
Corriente en el inductor choque. .................................................................. 52
Voltaje drenaje-fuente en el dispositivo....................................................... 52
Corriente de drenaje en el dispositivo.......................................................... 52
Voltaje en la carga del amplificador. ........................................................... 53
Circuito del ACECVC simulado.................................................................. 55
Formas de onda en el interruptor: a) señal de control y voltaje (parte
superior), corriente (parte inferior), b) voltaje y corriente (parte superior),
potencia instantánea y promedio (parte inferior). ........................................ 56
Formas de onda en la carga: a) voltaje (parte superior), corriente (parte
inferior). b) potencia de entrada (parte superior), potencia de salida (parte
inferior). ....................................................................................................... 56
Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencia de operación
usando el MOSFET como interruptor.......................................................... 57
Gráficas de desempeño del ACECVC con el MOSFET: a) Pérdidas, b)
Eficiencia...................................................................................................... 58
Formas de onda en el interruptor: a) señal de control y voltaje (parte
superior), corriente (parte inferior), b) voltaje y corriente (parte superior),
potencia instantánea y promedio (parte inferior). ........................................ 58
Formas de onda en la carga: a) voltaje (parte superior), corriente (parte
inferior), b) potencia de entrada (parte superior), potencia de salida (parte
inferior). ....................................................................................................... 59
Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencia de operación
usando el CoolMOSTM como interruptor ..................................................... 59
Gráficas de desempeño del ACECVC con el CoolMOSTM: a) Pérdidas, b)
Eficiencia...................................................................................................... 60
Formas de onda en el interruptor: a) señal de control y voltaje (parte
superior), corriente (parte inferior), b) voltaje y corriente (parte superior),
potencia instantánea y promedio (parte inferior). ........................................ 60
Formas de onda en la carga: a) voltaje (parte superior), corriente (parte
inferior), b) potencia de entrada (parte superior), potencia de salida (parte
inferior). ....................................................................................................... 61
Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencia de operación
usando el IGBT convencional como interruptor.......................................... 62
Gráficas de desempeño del ACECVC con el IGBT convencional: a) Pérdidas,
b) Eficiencia. ................................................................................................ 62
Formas de onda en el interruptor: a) señal de control y voltaje (parte
superior), corriente (parte inferior), b) voltaje y corriente (parte superior),
potencia instantánea y promedio (parte inferior). ........................................ 63
Formas de onda en la carga: a) voltaje (parte superior), corriente (parte
inferior), b) potencia de entrada (parte superior), potencia de salida (parte
inferior). ....................................................................................................... 63
Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencias de operación
usando el IGBT de alta velocidad como interruptor. ................................... 64
Lista de figuras
Figura 4.17.
Figura 4.18.
Figura 4.19.
Figura 5.1.
Figura 5.2.
Figura 5.3.
Figura 5.4.
Figura 5.5.
Figura 5.6.
Figura 5.7.
Figura 5.8.
Figura 5.9.
Figura 5.10.
Figura 5.11.
Figura 5.12.
Figura 5.13.
Figura 5.14.
viii
Gráficas de desempeño del ACECVC con el IGBT de alta velocidad: a)
Pérdidas, b) Eficiencia. ................................................................................ 64
Voltaje de alimentación en función de la potencia y tipo de dispositivo..... 65
Comparación de las pérdidas totales y eficiencia del circuito diferentes
frecuencias contra potencia de salida y tipo de dispositivo. ........................ 66
Circuito construido para realizar pruebas con el MOSFET convencional... 69
Circuito impulsor de compuerta................................................................... 70
Componentes resonantes del circuito impulsor............................................ 70
Materiales utilizados en la fabricación de núcleos de ferrita ....................... 72
Transitorios medidos a 250 kHz usando el MOSFET convencional. .......... 73
Transitorios medidos a 250 kHz usando el CoolMOS................................. 73
Transitorios medidos a 250 kHz usando el S-IGBT. ................................... 74
Transitorios medidos a 250 kHz usando el HS-IGBT. ................................ 74
comparación de los esfuerzos de voltaje en los dispositivos a voltaje
constante....................................................................................................... 75
Potencia de salida contra voltaje de alimentación y tipo de dispositivo. ..... 75
Simulaciones (izquierda) y mediciones (Derecha) de las formas de onda en el
interruptor..................................................................................................... 76
Comparación entre mediciones y simulaciones de la potencia de salida contra
voltaje de entrada a 250 kHz para el: a) MOSFET, b) CoolMOS, c) S-IGBT y
d) HS-IGBT.................................................................................................. 77
Comparación entre mediciones y simulaciones del esfuerzo de voltaje contra
voltaje de entrada a 250 kHz para el: a) MOSFET, b) CoolMOS, c) S-IGBT y
d) HS-IGBT.................................................................................................. 78
Comparación entre mediciones y simulaciones del esfuerzo de voltaje contra
voltaje de entrada a 250 kHz para el: a) MOSFET, b) CoolMOS, c) S-IGBT y
d) HS-IGBT.................................................................................................. 79
Lista de tablas
Tabla 1.1. Distribución de las resistencias en el MOSFET......................................................... 6
Tabla 1.2. Características de los dispositivos utilizados. .......................................................... 17
Tabla 1.3. Pérdidas de energía en los dispositivos.................................................................... 18
Tabla 1.4. Características de los dispositivos a utilizar. ........................................................... 19
Tabla 2.1. Principales aplicaciones del amplificador clase E ................................................... 28
Tabla 3.1. Ecuaciones de diseño diferentes del ACECVC, con capacitor paralelo lineal y no
lineal........................................................................................................................ 45
Tabla 3.2. Ecuaciones de diseño idénticas del ACECVC, con capacitor paralelo lineal y no
lineal........................................................................................................................ 46
Tabla 3.3. Especificaciones de diseño del ACECVC ............................................................... 47
Tabla 3.4. Secuencia de diseño del ACECVC. ......................................................................... 48
Tabla 3.5. Valores de diseño a diferentes frecuencias de conmutación (VDC = 10 V).............. 49
Tabla 3.6. Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencia de funcionamiento
para el MOSFET convencional............................................................................... 49
Tabla 3.7. Datos de entrada del ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz y 100 W. .......... 50
Tabla 3.8. Datos de salida del ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz y 100 W.............. 50
Tabla 3.9. Variables útiles del ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz, 100 W. .............. 50
Tabla 4.1. Valores de los elementos de diseño en función del dispositivo............................... 55
Tabla 5.1. Valores de componentes usados en las pruebas experimentales.............................. 69
Tabla 5.2. Clasificación de los núcleos RM en función de la potencia. ................................... 72
Tabla 5.3. Secuencia de diseño. ................................................................................................ 72
Simbología
BJT
Transistor de unión bipolar
MOSFET
Transistor de efecto de campo Metal-Óxido-Semiconductor
IGBT
Transistor bipolar de compuerta aislada
HS-IGBT
Transistor bipolar de compuerta aislada de alta velocidad
S-IGBT
Transistor bipolar de compuerta aislada convencional
TM
CoolMOS
MOSFET compensado
CVC
Conmutado a voltaje cero
CCC
Conmutado a corriente cero
ACECVC
Amplificador clase E conmutado a voltaje cero
ACECCC
Amplificador clase E conmutado a corriente cero
DSEP
Dispositivo semiconductor de potencia
RF
Radio frecuencia
SPICE
Simulación de circuitos con énfasis en circuitos integrados
RDS(on)
Resistencia de encendido del MOSFET
RG
Resistencia de compuerta
R
Resistencia de carga
VDSS
Voltaje drenaje fuente
VDC
Voltaje de alimentación
VSM
Esfuerzo de voltaje en el interruptor
Vm
Voltaje máximo en la carga
Vbi
Voltaje integral de la unión
Vt
Voltaje térmico
Vo
Voltaje rms de salida
ISM
Esfuerzo de corriente en el interruptor
Im
Corriente máxima en la carga
IDC
Corriente
Simbología
xi
Po
Potencia de salida
Pe
Potencia de entrada
PdR
Pérdidas de potencia en conducción
PdT
Pérdidas de potencia en conmutación
QG
Carga de la compuerta
f
Frecuencia de conmutación
fo
Frecuencia de resonancia
tf
tiempo de caída de la corriente
CISS
Capacitancia de entrada
COSS
Capacitancia de salida no lineal
CRSS
Capacitancia de transferencia
CGD
Capacitancia compuerta-drenaje
CGS
Capacitancia compuerta fuente
CDS
Capacitancia drenaje-fuente
Cjo
Capacitancia no lineal con V=0
CDS
Capacitancia drenaje-fuente
C1
Capacitor linealizado
C25
Capacitor no lineal a 25 V
Cs
Capacitor paralelo no lineal
Co
Capacitor resonante
CEXT
Capacitor externo
Lc
Inductor fuente de corriente
Lo
Inductor resonante
ω
Frecuencia angular de conmutación
ωO
Frecuencia angular de resonancia
Q
Factor de calidad
A
Relación de frecuencias (fo/f)
B
Relación de capacitancias (Co/Cs)
H
Relación de inductancias (Lo/Lc)
D
Ciclo de trabajo
m
Coeficiente de distribución
NA
Concentración de aceptores
NB
Concentración de donadores
ni
Concentración de portadores en equilibrio termodinámico
Introducción
El concepto de resonancia en la conversión de energía contribuyó en gran medida a la
realización de convertidores electrónicos con altas eficiencias de funcionamiento. El empleo
de un circuito resonante, formado por un inductor y un capacitor, genera formas de onda sinusoidales de corriente y voltaje en los dispositivos de conmutación, dando lugar a condiciones
de conmutación suave en los mismos. Con las técnicas de conmutación suave se pretende que
los dispositivos de potencia se enciendan ante condiciones de voltaje cero y se apaguen ante
condiciones de corriente cero. Con estas técnicas se reducen significativamente las pérdidas
por conmutación.
El amplificador clase E conmutado a voltaje cero (ACECVC) pertenece a este tipo de
convertidores resonantes. Este circuito cuenta con una estructura con pocos componentes y
tiene altas eficiencias de funcionamiento, razón por la cual está siendo utilizado en diferentes
áreas de la electrónica, sin embargo su análisis es complicado ya que todos sus elementos se
relacionan entre si. Una forma de disminuir tal complejidad es considerar al interruptor ideal,
pero los resultados obtenidos con esta suposición son adecuados en la medida en que los efectos parásitos del mismo sean despreciables. Al aumentar la frecuencia de conmutación, la capacitancia parásita del interruptor es la dominante en el arreglo paralelo que se forma entre
ésta y el capacitor externo y en un caso extremo el valor de tal capacitancia lo forma únicamente la capacitancia parásita del interruptor, siendo el capacitor externo de cero. Puesto que
la capacitancia no lineal de los dispositivos varia con el voltaje drenaje fuente, es difícil la
selección de un interruptor adecuado para el amplificador clase E. Varios desarrollos matemáticos del amplificador clase E, considerando el interruptor ideal y los parásitos del interruptor,
han sido reportados en la literatura.
La tendencia actual con respecto a la miniaturización de los sistemas, lo planteado anteriormente y el gran desarrollo que están teniendo los dispositivos semiconductores de potencia (DSEP’s), ha forzado a los fabricantes a obtener nuevas tecnologías y con ello mejores
características lo cuál ha requerido una evaluación previa del desempeño de dichos dispositivos mediante pruebas experimentales y simulaciones.
El desarrollo de ésta tesis plantea principalmente dos problemas: primero, desarrollar el
análisis matemático del amplificador clase E considerando los elementos parásitos del dispositivo de potencia (resistencia de encendido y capacitancia de salida); y segundo evaluar el desempeño del amplificador clase E utilizando diferentes DSEP’s, siendo dos de éstos un MOSFET y un IGBT convencional, los otros dos dispositivos son de reciente aparición en el mercado como el CoolMOSTM y el IGBT de alta velocidad.
Introducción
xiii
El objetivo general de esta tesis de Maestría es el análisis, teórico y experimental, del
desempeño del amplificador clase E en conmutación suave ante diferentes condiciones de operación, utilizando como interruptores diferentes dispositivos semiconductores de potencia como: el MOSFET convencional, Super Junction MOSFET, IGBT convencional e IGBT de alta
velocidad.
Como objetivos particulares se plantean los siguientes:
• Estudio de las características de los dispositivos semiconductores de potencia:
MOSFET convencional, Super Junction MOSFET, IGBT convencional e IGBT de
alta velocidad.
• Análisis matemático y diseño del amplificador clase E conmutado a voltaje cero.
• Manejo eficaz de los interruptores en altas frecuencias.
• Verificación experimental del amplificador clase E conmutado a voltaje cero, con
los diferentes dispositivos semiconductores de potencia.
• Estudio comparativo de los dispositivos semiconductores de potencia y desempeño
del amplificador por medio de gráficas de salida
Para solucionar los problemas planteados, ésta tesis se ha organizado de la siguiente
manera:
En el capítulo 1 se presenta la estructura de cada dispositivo para ver las diferencias
tecnológicas entre ellos y de esta manera entender su funcionamiento, además se presenta un
estudio de las características estáticas y dinámicas de los mismos, haciendo especial énfasis en
sus elementos parásitos.
El capítulo 2 se dedica al estudio del ACE, en donde se puede ver que su estructura
cuenta con pocos componentes, también se analiza el principio de funcionamiento y principales aplicaciones, así mismo se hace referencia a los trabajos existentes en la literatura de algunos desarrollos matemáticos realizados a la fecha.
El desarrollo matemático del ACECVC se lleva a cabo en el capítulo 3 basado en
[32,40], en seguida se hace un programa de computo para el diseño del mismo.
En el capítulo 4 se llevan a cabo las simulaciones, en PSpice, del ACE con cada uno de
los dispositivos, es importante mencionar el uso de modelos de Infineon Technologies de los
dispositivos semiconductores de potencia.
En el capítulo 5 se presentan los resultados experimentales, así como una comparación
entre éstos y los resultados de la simulación.
Para finalizar se presentan las conclusiones, recomendaciones y trabajos futuros en el
capítulo 6.
1. Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
En este capítulo se presenta un estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
a utilizar, desde su construcción, principio de funcionamiento, principales características estáticas y dinámicas, hasta sus más recientes aplicaciones. También se presentan algunas aplicaciones en donde se compara el desempeño de los mismos.
1.1. Introducción
Los dispositivos semiconductores de potencia juegan un papel muy importante en la
regulación y distribución de la potencia y energía en el mundo. Según algunas estimaciones,
más del 60 % de toda la energía utilizada en los Estados Unidos fluye a través de por lo menos
un dispositivo de potencia. Consecuentemente, el funcionamiento de los convertidores electrónicos de potencia e interruptores, tienen un impacto significativo en el uso eficiente de la
electricidad.
En el área de electrónica de potencia, se requiere del constante mejoramiento de las
características de los dispositivos semiconductores de potencia, para perfeccionar el funcionamiento de los sistemas en términos de eficiencia, tamaño y peso. Lo que significa que tales
dispositivos deben funcionar de manera parecida a un interruptor ideal, el cual tiene las siguientes características: cero resistencia o cero caída de voltaje directo en estado de encendido, resistencia infinita en estado de apagado y velocidad infinita.
Algunas de las aplicaciones de los dispositivos semiconductores de potencia se muestran en la Figura 1.1, donde los rectángulos indican la corriente y el voltaje de bloqueo nominal requeridos para satisfacer las necesidades de los sistemas. En esta figura, se puede ver el
amplio rango de corriente y voltaje de bloqueo que abarcan los dispositivos [1] .
1.2. Características de los dispositivos semiconductores de potencia
Existe una gran variedad de tecnologías de interruptores de estado sólido para realizar
las funciones de conmutación. Las características deseables de tales dispositivos semiconductores de potencia son las siguientes:
• Alta capacidad de bloqueo.
• Alta densidad de corriente.
• Tiempos de conmutación cortos.
• Facilidad de control.
2
Control de
motores
Balastros
electrónicos
Automatización
Electrónica del
automovil
10
100
Fuentes de alimentación conmutadas
Tracción
1000
HVDC
1
Corriente nominal del dispositivo [A]
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
0.1
Circuitos de telecomunicaciones
0.01
Controladores
de despliegue
10
100
1000
10000
Voltaje nominal de bloqueo del dispositivo [V]
Figura 1.1.
Aplicaciones de los dispositivos semiconductores de potencia [1] .
• Robustez al corto circuito.
• Estabilidad térmica.
• Confiabilidad.
• Costos bajos.
Un solo dispositivo no puede satisfacer todos los requisitos al mismo tiempo, por lo
que se han desarrollado semiconductores de potencia cuyas características se adaptan a los
diferentes tipos de aplicación. Sin embargo, todos los dispositivos de potencia tienen una propiedad en común que los distingue de los demás componentes electrónicos: disponen en su
estructura de una capa gruesa y con un dopado muy bajo para soportar los altos voltajes de
bloqueo. Además, todos los semiconductores de potencia tienen una estructura vertical que
permite un mejor aprovechamiento de la superficie, una mejor distribución de la corriente,
disminución de la resistividad de las capas y como consecuencia, disminución de las pérdidas
en conducción [2] .
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
3
Cuando se usan tecnologías de interruptores de estado sólido, el diseñador debe seleccionar el más conveniente a la aplicación con la mínima pérdida de eficiencia. La selección
involucra, consideraciones tales como: voltaje máximo de bloqueo, corriente máxima de conducción, velocidad de conmutación, circuitos de control y protección, carga y efectos de temperatura.
1.3. Dispositivos semiconductores de potencia clásicos
Los diodos de potencia fueron introducidos en la década de los 50 con fines comerciales. Inicialmente estos dispositivos cubrían aplicaciones, como fuentes de alimentación conmutada y electrónica del automóvil, que requerían bajos voltajes de bloqueo. Después se fabricaron dispositivos con altos voltajes de bloqueo, para cubrir aplicaciones tales como el control de motores.
Los tiristores dieron origen al gran desarrollo de la electrónica de potencia. Están compuestos básicamente por la unión de un transistor npn y un transistor pnp, conectados en modo
de retroalimentación regenerativa, el cual es puesto en conducción mediante un pulso de corriente en la compuerta.
El transistor bipolar de potencia, es un dispositivo controlado por corriente, en donde la
magnitud de la corriente de colector es determinada por la corriente de base. Debido a problemas tales como bajas ganancias de corriente, segunda ruptura y almacenamiento de cargas, los
transistores bipolares han sido desplazados por los MOSFET de potencia en aplicaciones de
bajo voltaje y por los IGBT en aplicaciones de voltajes medios.
En la Figura 1.2 se muestra la estructura interna del diodo de potencia, tiristor y transistor bipolar [3] .
1.4. Dispositivos semiconductores de potencia modernos
1.4.1. MOSFET de potencia convencional
La tecnología FET (Transistor de Efecto de Campo) fue inventada en 1930, 20 años
antes que el transistor bipolar. El primer FET fue construido en la década de los 50, mientras
que el MOSFET ha estado disponible a partir de mediados de 1970. Tales dispositivos tienen
una función similar a los transistores bipolares, pero con una estructura y principio de funcionamiento diferente. En realidad las características de funcionamiento de los MOSFETs son
superiores a las de los transistores bipolares en cuanto a tiempos de conmutación más rápidos,
circuitos de control sencillos, ausencia del mecanismo de falla de segunda ruptura, habilidad
para ser paralelados, ganancia estable y tiempo de respuesta en un amplio rango de temperatura [4] .
El MOSFET de potencia ha ganado popularidad y ha llegado a ser el dispositivo de
conmutación dominante en la electrónica de potencia desde 1975. Su rápida velocidad de
conmutación ha extendido las frecuencias de conmutación en la conversión de potencia del
rango de 20 kHz de los transistores bipolares por arriba de los 100 kHz en conmutación dura.
Con técnicas de conmutación suave tales como conmutación a voltaje cero (CVC) y conmutación a corriente cero (CCC), la frecuencia de conmutación puede exceder los MHz [5] .
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
Ánodo
p+
Compuerta Cátodo Compuerta
4
Base
Emisor
Base
n+
n+
p
p
-
n
n-
n-
n+
p
n
Cátodo
a)
Figura 1.2.
n+
+
+
Ánodo
b)
Colector
c)
Semiconductores de potencia: a) Diodo b) Tiristor c) Transistor bipolar.
1.4.1.1. Estructura interna del MOSFET
La Figura 1.3, muestra la estructura de un MOSFET de canal n, la cual es una estructura de doble difusión con compuerta horizontal a la superficie y flujo vertical. Consta de un
sustrato altamente concentrado (n+), sobre el que se expande una capa epitaxial (n-) y dos difusiones sucesivas, una zona p- en la cual se genera el canal con una polaridad adecuada y una n+
dentro de la cual se define la fuente. La terminal de compuerta está eléctricamente aislada del
cuerpo de silicio por una capa delgada de dióxido de silicio
Con la finalidad de incrementar el desempeño del MOSFET, se creó la tecnología
TrenchMOS, en la cual la estructura de la compuerta en lugar de ser paralela a la superficie del
encapsulado, se construye en una trinchera perpendicular a la misma, ocupando menor espacio
y haciendo el flujo de corriente de canal en dirección vertical. Tales transistores ofrecen un 50
% en la reducción del área para la misma RDS(on), o un 35% en reducción del área, manteniendo la misma capacidad de manejo de corriente
1.4.1.2. Principio de funcionamiento
Cuando no se polariza la compuerta, la fuente n+ y el drenaje n están separados por la
zona p y no existe flujo de corriente (el transistor está apagado).
Un voltaje positivo aplicado a la compuerta de un MOSFET tipo n, crea un campo
eléctrico en la región del canal debajo de la compuerta cerca de la terminal de la fuente. Debido a que el nivel de dopado de la región tipo p es suficientemente bajo, la carga efectiva se
convierte localmente en un material tipo n, con exceso de electrones. Cuando el voltaje compuerta-fuente aumenta, el efecto de inversión se extiende a través de la región de la compuerta.
A un voltaje especifico de umbral Vth, se forma completamente un canal tipo n entre la fuente
y el drenaje, el cual proporciona una ruta para la corriente.
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
Fuente
5
Compuerta
Dióxido de silicio
n+
p
nn+
Drenaje
Figura 1.3.
Estructura del MOSFET con compuerta plana.
1.4.1.3. Principales características
Las principales características del MOSFET son:
• Dispositivo con alta impedancia de entrada, controlado por voltaje y de fácil control.
• Dispositivo semiconductor unipolar (portadores mayoritarios), no presenta el problema de almacenamiento de cargas, por lo tanto trabaja a más altas frecuencias de
conmutación que los transistores bipolares.
• Dispositivo con mayor área de operación segura que los transistores de unión bipolar (BJT).
• El coeficiente positivo en la temperatura de la resistencia indica que un MOSFET
es estable ante fluctuaciones de la temperatura, proporciona su propia protección
contra fugas térmicas y segunda ruptura. Otro beneficio de esta característica es
que el MOSFET puede ser puesto fácilmente en paralelo.
1.4.1.4. Resistencia intrínseca del MOSFET
En la Figura 1.4 se muestra la estructura del MOSFET convencional de potencia, con
las partes más importantes que contribuyen a la resistencia de encendido drenaje-fuente
RDS(on), tal resistencia es un parámetro importante en la determinación de la corriente nominal
y las pérdidas por conducción.
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
6
Dióxido de silicio
Rs
n+
Rn
Rch
Ra
Repi
Rsus
p
nn+
Dren
Figura 1.4.
MOSFET con resistencias intrínsecas.
En aplicaciones de bajo voltaje, los MOSFET de potencia ofrecen una resistencia en
estado de encendido extremadamente baja y se aproxima al interruptor ideal deseado, mientras
que en aplicaciones de alto voltaje los MOSFETs presentan altas resistencia en estado de encendido, ya que la relación existente entre la resistencia de encendido y el voltaje de ruptura
está dada de la siguiente forma RDS(on) α VDSS 2.6 dando como resultado bajas eficiencias debido al aumento de las pérdidas de conducción.
Un MOSFET de potencia está construido con un gran número de células conectadas en
paralelo con la finalidad de reducir la resistencia total. El número de células varía de acuerdo a
las dimensiones del chip, mientras más grande sea el área, más baja es la resistencia de encendido, pero al mismo tiempo mas grande es la capacitancia parásita y es peor su funcionamiento
en conmutación [6].
La Tabla 1.1 muestra la contribución de cada una de las resistencias, la zona de deriva
o zona epitaxial Repi es la que más aporta mientras más grande es el voltaje.
Tabla 1.1. Distribución de las resistencias en el MOSFET.
RDS(on)
Resistencia
Valor en %
(VDS ≈ 30 V)
Valor en %
(VDS ≈ 300 V)
Rs
Resistencia de la fuente
7
0.5
Rn
Resistencia en la región n+
6
0.5
Rch
Resistencia del canal
28
1.5
Ra
Resistencia entre el canal y la región del JFET
23
0.5
Repi
Resistencia de la región epitaxial
29
96.5
7
0.5
Rsus Resistencia del sustrato
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
7
La resistividad de la zona epitaxial n- determina el voltaje de ruptura de un MOSFET.
Para incrementar el voltaje de ruptura de un MOSFET, el espesor de la región epitaxial n- se
debe incrementar, pero se requiere de un área de silicio A grande para mantener la misma resistencia de encendido RDS(on), debido a la clásica relación R α 1/A. Lo anterior trae como
consecuencia un incremento en el costo del dispositivo.
1.4.1.5. Capacitancias parásitas del MOSFET de potencia
El circuito equivalente de la Figura 1.5 muestra los elementos parásitos más importantes que afectan el funcionamiento del MOSFET de potencia en conmutación. En aplicaciones
de conmutación de alta velocidad, los parámetros más importantes son las capacitancias parásitas del dispositivo. Los capacitores CGS y CGD corresponden a la actual geometría del dispositivo mientras que el capacitor CDS es la capacitancia base-colector del diodo del transistor
bipolar parásito. El capacitor CGS está formado por el traslape de la fuente y la región del canal
del electrodo de la compuerta. Su valor está definido por la actual geometría de las regiones y
permanece constante (lineal) bajo diferentes condiciones de operación. El capacitor CGD es el
resultado de dos efectos. Parte de esto es el traslape de la región del JFET y el electrodo de
compuerta más la capacitancia de la región de deriva o epitaxial la cuál es no-lineal. La capacitancia equivalente CGD es función del voltaje drenaje-fuente del dispositivo. El capacitor CDS
también es no-lineal, dado que es la capacitancia de unión del diodo del BJT parásito [7].
Desafortunadamente, ninguno de los valores de los capacitores mencionados es definidos en las hojas de datos del fabricante. Sus valores son dados indirectamente por los valores
de los capacitores CISS, CRSS y COSS, y son calculados por medio de las siguientes ecuaciones.
• Capacitancia drenaje-fuente:
CDS = COSS - CRSS
• Capacitancia compuerta fuente:
CGS = CISS - CRSS
• Capacitancia compuerta-drenaje:
CGD = CRSS
Las capacitancias mencionadas deben ser consideradas para optimizar cualquier diseño
de conversión de potencia. El valor de dichas capacitancias varía de manera no lineal con el
voltaje drenaje-fuente (ver Figura 1.6). Lo que trae como resultado análisis más complejos.
Drenaje
LD
CGD
RGI
Compuerta
CDS
CGS
LS
Fuente
Figura 1.5.
Circuito equivalente del MOSFET en conmutación.
Capacitancia en [pF]
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
8
10000
1000
CISS
100
10
Coss
CRSS
1
1
10
100
1000
Voltaje drenaje-fuente [V]
Figura 1.6.
Variación de las capacitancias parásitas en el MOSFET convencional.
En algunos circuitos como el amplificador clase E (CVC), la capacitancia de salida Coss influye directamente en su análisis y diseño. En muchos de los análisis que se han realizado
de este amplificador, se considera constante dicha capacitancia, sin embargo es de reciente
interés el estudio de la respuesta de este amplificador con la capacitancia en parásita, la cual
depende del voltaje drenaje-fuente según la siguiente expresión:
C OSS =
CO
1+
VDSS
Vbi
(1.1)
1.4.2. Super-Junction MOSFET
Una nueva clase de dispositivo de alto voltaje, llamado Super-Junction MOSFET fue
introducido recientemente, con características de conducción superiores que superan las limitaciones de la alta resistencia de encendido de los MOSFET de potencia. Los fabricantes que
desarrollaron esta tecnología, Infineon Technologies, llamaron al nuevo componente CoolMOSTM.
En conversiones de potencia de alta frecuencia, las pérdidas de conmutación se reducen o eliminan a través de técnicas de conmutación suave, pero la caída de voltaje del dispositivo impone pérdidas inherentes que no pueden ser reducidas a través del diseño del circuito.
El CoolMOSTM, actualmente considerado como un dispositivo de ruptura, fue desarrollado
para reducir la caída de voltaje o la resistencia de encendido en aplicaciones de alto voltaje [8]
1.4.2.1. Estructura y principio de funcionamiento
La tecnología del CoolMOSTM está basada en el principio de compensación, a través de
la inserción de bandas verticales tipo p en la zona de deriva, como se muestra en la Figura 1.7.
Esto permite un incremento en el dopado de la misma, reduciendo su resistencia hasta obtener
una relación proporcional entre RDS(on) y el voltaje de ruptura (Figura 1.8), la capacidad de
bloqueo de alto voltaje puede obtenerse en ambas direcciones vertical y horizontal con una
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
9
n
20
16
12
0
P
CoolMOSTM
8
P+
MOSFET
4
n+
RDS(on) * A [Ω * mm2]
estructura de tres dimensiones (3-D). Esto resulta en una considerable reducción de la resistencia de encendido específicamente en los MOSFET de alto voltaje [9] .
n+
0
200
400
600
800
1000
Voltaje de ruptura [V]
Figura 1.7.
Estructura del CoolMOSTM.
Figura 1.8.
Resistencia de encendido por área
contra voltaje de ruptura.
1.4.2.2. Principales características
Con la tecnología del CoolMOSTM se pueden obtener los siguientes beneficios:
• Reducción de la resistencia de encendido en un factor de cinco para la misma área y el
mismo voltaje de bloqueo, por lo tanto las pérdidas de potencia basadas en la conducción son reducidas y como consecuencia la generación de calor, incrementando la eficiencia del sistema y dando lugar a un aumento en el manejo de la potencia de salida.
• Reducción del área activa para la misma potencia, permitiendo el uso de encapsulados
más pequeños y dando lugar a diseños menos voluminosos.
• Reducción de las capacitancias parásitas y consecuentemente mejora en el comportamiento dinámico del dispositivo
• Altas densidades de corriente, área de operación segura casi rectangular y capacidad de
corto circuito
• Los principales campos de aplicación del CoolMOSTM son las fuentes de alimentación
conmutadas, balastros electrónicos para lámparas y el control de motores eléctricos.
En el CoolMOSTM, la capacitancia de salida tiene una variación más amplia con respecto al voltaje drenaje-fuente. Por ejemplo en un dispositivo de 600 V, la capacitancia disminuye de 7000 a 60 pF, dos ordenes en magnitud, cuando el voltaje drenaje-fuente incrementa
de 0 a 300 V [10]
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
10
1.4.3. El Transistor Bipolar de Compuerta Aislada
El transistor bipolar de compuerta aislada (IGBT) es un dispositivo de potencia, que
combina las características de entrada de un MOSFET con las características de salida de un
Transistor bipolar. Por un lado presentan bajas pérdidas de conducción, voltaje de encendido y
densidad de corriente de los BJT y, por otro lado tienen altas velocidades de conmutación, así
como alta impedancia de entrada, velocidad de encendido y control por voltaje similares a un
MOSFET de potencia. Los IGBT están sustituyendo a los MOSFET de potencia en aplicaciones de alto voltaje, donde las pérdidas de conducción se deben mantener bajas. Con conmutación a corriente cero, o técnicas de conmutación resonante, el IGBT puede trabajar en el rango
de los cientos de kHz. Si bien, las velocidades en el encendido son muy rápidas, el apagado de
un IGBT es más lento que un MOSFET, ya que presenta una corriente en el tiempo de bajada
o “cola de apagado”, la cual restringe la operación del dispositivo a frecuencias moderadas (<
50 kHz) en aplicaciones de conmutación dura.
1.4.3.1. Estructura del IGBT
La Figura 1.9 muestra la estructura de un IGBT, la cual es similar a la de un MOSFET
de potencia de doble difusión con compuerta horizontal a la superficie y flujo vertical, marcando la principal diferencia el sustrato en el inicio del material. Un MOSFET tiene un sustrato tipo n+ mientras que el sustrato de un IGBT es del tipo p+, formando una unión pn responsable de la inyección de cargas y la modulación de la conductividad en la zona n-, lo cual supera los efectos de las altas resistencias de la región epitaxial n- y, consecuentemente aumenta
la densidad de corriente del dispositivo y disminuye la caída de voltaje en estado de conducción [11].
Rs es la resistencia parásita de la región del emisor p+. La corriente que fluye a través
de esta resistencia puede resultar en un voltaje a través de la unión base emisor del transistor
npn, y si este voltaje es mayor a cierto voltaje de umbral, el transistor npn empezará a conducir generando un flujo de corriente en el transistor pnp y dando lugar a un proceso regenerativo hasta que ambos transistores estén en saturación. De aquí resulta el efecto no deseado de
amarre en el dispositivo, en forma similar al rectificador controlado de silicio (SCR). El diseño
del dispositivo está optimizado para direccionar las corrientes dentro del mismo y mantener el
voltaje a través de Rs bajo para evitar el efecto amarre de la estructura pnpn parásita.
Por otro lado, el sustrato p+, la capa epitaxial n- y el emisor p+ forman un transistor BJT
parásito tipo pnp, en donde la capa n- actúa como una región de base amplia. La estructura del
dispositivo que se muestra en la Figura 1.9, proporciona una idea del origen de la corriente de
apagado. Los portadores minoritarios se concentran en la base donde se modula la conductividad de la misma. Cuando el dispositivo se apaga, estos portadores no tienen una ruta de corriente para salir del dispositivo. Después de la expansión de la zona de carga espacial, la recombinación es el único camino para eliminar la carga almacenada, resultado de la concentración del exceso de portadores.
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
Emisor
11
Compuerta
Dióxido de silicio
n+
Rs
P+
Rmod nP+
Colector
Figura 1.9.
Estructura del IGBT con su circuito equivalente.
1.4.3.2. Principio de funcionamiento
Cuando se aplica un voltaje de compuerta mayor que el voltaje de umbral (Vth), los
electrones son atraídos de la región p+ hacia la superficie debajo de la compuerta. Estos electrones atraídos invertirán la región del cuerpo de p+ para formar un canal n, dando lugar a una
trayectoria para que las cargas fluyan entre la fuente n+ y la región de deriva n-. El flujo de
corriente de colector a emisor debe pasar a través de la unión pn, formada por el sustrato p+ y
la capa epitaxial n-. Formándose una caída de voltaje similar a la unión de un diodo polarizada
directamente, resultando en un offset de voltaje en la característica de salida del dispositivo.
Cuando se aplica un voltaje positivo a la terminal del ánodo del IGBT, el emisor de la
sección del BJT está a un mayor potencial que el colector. Portadores minoritarios (huecos)
son inyectados del emisor (región p+) en la base (región de deriva n-). Como el voltaje de polarización del emisor del BJT aumenta, la concentración de los huecos inyectados aumenta también. La concentración de los huecos inyectados excederá eventualmente el nivel de dopado de
la región de deriva n-; presentándose por lo tanto el fenómeno de la modulación de la conductividad. Los portadores inyectados reducen la resistencia de la región de deriva n-, y como resultado, los huecos inyectados se recombinan con los electrones que fluyen de la fuente para
generar la corriente de ánodo (estado de encendido).
Cuando un voltaje negativo es aplicado en la terminal del ánodo la unión emisor-base
es polarizada inversamente y la corriente es reducida a cero. Una caída de voltaje grande aparece en la región de deriva n- puesto que la capa de deflexión se extiende en esa región principalmente [12].
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
12
El voltaje de compuerta del MOSFET controla la acción de conmutación del IGBT. El
apagado tiene lugar, cuando el voltaje de compuerta es menor que el voltaje de umbral (Vth).
La capa de inversión de la superficie del cuerpo p+ debajo de la compuerta no se puede mantener y por lo tanto no hay corriente de electrones disponibles en el canal del MOSFET mientras
los portadores minoritarios restantes (huecos) requieren algo de tiempo para ser removidos o
extraídos.
La velocidad de conmutación del IGBT, depende del tiempo que se tarda en remover la
carga almacenada en la región de deriva n-, que fue almacenada durante el estado de conducción de la corriente (encendido del IGBT).
1.4.3.3. Principales características del IGBT
Las principales características del IGBT son las siguientes:
• Libre del efecto de amarre dentro del área segura de operación, debido a un estratégico
procedimiento de optimización del dispositivo.
• Optimización de la geometría y niveles de dopado para minimizar el voltaje de encendido, velocidad de conmutación y lograr otras variaciones paramétricas clave.
• Alta densidad de corriente.
• Falta de conducción inversa (o unidireccional en corriente), dado que el IGBT tiene
una estructura de cuatro capas.
• Alta impedancia de entrada, puesto que la compuerta de un IGBT está eléctricamente
aislada del resto del chip por medio de una capa delgada de SiO2.
• Control del dispositivo por voltaje y posibilidad de aplicar controladores simples de
compuerta dando lugar a excelentes eficiencias en el control de la misma.
• Posibilidad de sustituir el MOSFET por un IGBT y aumentar la eficiencia y/o reducir
el costo de la aplicación. Un IGBT tiene un área de silicio considerablemente menor
que un MOSFET de similares características. El costo del dispositivo está relacionado
con el área de silicio, por lo tanto el área reducida del silicio hace al IGBT una mejor
solución en cuanto al costo.
1.4.3.4. Velocidad de conmutación del IGBT
Hasta hace poco tiempo la característica que limitaba al IGBT para ser utilizado en una
gran cantidad de aplicaciones, fue su velocidad de apagado relativamente lenta comparado con
el MOSFET convencional. Mientras que el encendido de un IGBT es bastante rápido, su tiempo de apagado es lento, debido a la gran cantidad de portadores almacenados en la región de
deriva n- .
El apagado de un IGBT tiene dos fases: una fase de inyección donde la corriente de colector cae rápidamente, y una fase de recombinación en donde la corriente de colector disminuye lentamente como se muestra en la Figura 1.10.
Corriente de colector ( A )
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
Tiempo de
apagado
13
Porcion de
apagado del
MOSFET
Porción de
apagado del
transistor
BJT
Tiempo
Figura 1.10.
Corriente de apagado de un IGBT.
1.4.3.5. Tecnologías de fabricación del IGBT
Actualmente se fabrican varios tipos de tecnologías de IGBT: la estructura PT (PunchThrough) o IGBT con estructura no homogénea, la estructura NPT (Non Punch-Through) o
IGBT con estructura homogénea y recientemente, la estructura FS (Field-Stop) o SPT (SoftPunch-Through), según el fabricante.
A) IGBT tipo PT (Punch-Through)
En esta tecnología de fabricación, el dispositivo es construido en un sustrato grueso tipo p+ (300 µm). La región n- con un dopado muy bajo es obtenida a través de crecimiento epitaxial. En la Figura 1.11a se puede apreciar una capa delgada n+ llamada buffer que limita la
expansión de la región de carga de espacio en estado de bloqueo (efecto Punch-Through). El
IGBT tipo PT genera bajas pérdidas por conducción a través de un coeficiente de emisor alto
del BJT interno y bajas pérdidas por conmutación por medio de un tiempo de vida de los portadores muy reducido. Esto resulta por un lado en un campo eléctrico de forma trapezoidal, el
aumento de la velocidad de conmutación y disminución de la posibilidad del efecto amarre,
por otro lado se incrementa la caída de voltaje colector-emisor del dispositivo.
B) IGBT tipo NPT (Non Punch-Through)
En esta tecnología de fabricación el dispositivo es construido en un sustrato homogéneo de tipo n- ligeramente dopado (220 µm). El emisor se realiza por implantación de una capa
p+ delgada y de dopado bajo (emisor transparente) en la parte posterior del sustrato (Figura
1.11b). Por lo tanto en el IGBT homogéneo se realiza la modulación de la resistencia de base a
través de un bajo coeficiente de emisor, en combinación con un tiempo de vida alto de los portadores, dando como resultado directo alta velocidad de apagado, además de proporcionar un
bajo voltaje de colector-emisor de encendido [14].
C) IGBT tipo FS (Field-Stop)
Con la tecnología del FS IGBT se logra disminuir aun más el espesor del chip (120
µm), a través de la inserción de una capa n+ (búffer) al igual que en una estructura PunchThrough. De esta forma se reducen las pérdidas por conducción del dispositivo con la reduc-
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
14
ción del VCE(sat) y las pérdidas en el apagado del mismo con la reducción de la cola de apagado.
Emisor
Compuerta
Emisor
Compuerta
Emisor
n+
n+
P+
n-
+
P+
P
n-
n-
n+
Compuerta
n+
n+
P+
P
Colector
a)
Figura 1.11.
P+
+
Colector
Colector
b)
c)
Tecnologías de fabricación: a) PT IGBT b) NPT IGBT c) FS IGBT.
1.4.4. High Speed IGBT (o IGBT de alta velocidad) [15]
Los IGBT con tecnología NPT tienen grandes ventajas sobre la tecnología PT y ha incrementado su aceptación principalmente en voltajes de ruptura superiores a 1 kV. Infineon
Technologies está dando continuidad a esta lógica progresión, fabricando nuevos dispositivos
de tecnología NPT a 600 V y dotando a estos dispositivos con mínimas pérdidas dinámicas y
gran robustez. Estos dispositivos llamados High Speed IGBTs se han optimizado para trabajar
a muy altas frecuencias para aplicaciones en fuentes de alimentación conmutadas y competir
de esta forma con los tradicionalmente usados MOSFETs.
1.4.4.1. Estructura
En la Figura 1.12 se muestra la estructura de un IGBT de alta velocidad, los espesores
requeridos de la oblea para la fabricación del IGBT con voltajes de bloqueo de 600 V son de
aproximadamente 100 µm, lo que representa un enorme cambio en términos de fabricación
con respecto a las tecnologías anteriores.
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
Emisor
15
Compuerta
n+
P+
n-
P+
Colector
Figura 1.12.
Tecnología de fabricación del IGBT de alta velocidad.
1.4.4.2. Principales características
Con la nueva tecnología NPT para el High Speed IGBT se logran obtener los siguientes resultados:
• Pérdidas reducidas en el apagado por un factor de 3.5 comparado con la tecnología PT,
debido a que los tiempos de bajada de la corriente son significativamente menores a 50
ns y virtualmente no existe corriente de apagado. Ésto se logra ajustando la implantación del emisor p para obtener una baja eficiencia del mismo y disminuir la concentración de portadores en el estado de encendido en el límite de la capa n-.
• Voltaje de saturación reducido por debajo de los 2 V, con una baja eficiencia de emisor
• Voltaje de umbral reducido de 5.5 V a un valor típico de 4 V.
• Coeficiente de temperatura positivo de 3 mV/°C, un requisito básico para el paralelado
de estos dispositivos.
• Ausencia del efecto de amarre y alto grado de protección al corto circuito, altas densidades de corriente y menor área del dispositivo.
1.4.4.3. Nuevos campos de aplicación del High Speed IGBT
Los IGBT y MOSFET de potencia han desplazado completamente a los transistores bipolares en aplicaciones donde es necesario tener interruptores a altos voltajes y altas velocidades. Mientras los IGBT dominaron por mucho tiempo el área de las bajas velocidades de conmutación (< 50 kHz) y en la actualidad los IGBT de alta velocidad, debido a sus excelentes
características, empiezan a competir con los MOSFETs precisamente en sus tradicionales
campos de aplicación como lo son las fuentes de alimentación conmutadas [15].
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
16
1.4.5. Comparación de los DSEP
A continuación se muestran algunas comparaciones que se han realizado en distintas
aplicaciones, para poder evaluar el desempeño del MOSFET de potencia convencional, del
IGBT en sus diferentes tecnologías y del CoolMOSTM.
En la Figura 1.13, se muestra la capacidad de corriente contra frecuencia de conmutación de un IGBT de alta velocidad, un CoolMOSTM y un MOSFET convencional, para aplicaciones con condiciones de conmutación encontradas generalmente en convertidores singleended convencionales. La capacidad de corriente, describe la corriente rms del interruptor que
puede ser manejada por mm2 de área del dispositivo a una frecuencia particular del mismo.
Debido a que el IGBT tiene capacidad superior de conducción de corriente, ha ganado gran
aceptación en los tradicionales campos de aplicación de los sistemas de control [15].
2.5
Corriente rms/área del chip [A /mm2]
IGBT 25°C
2.0
IGBT 150°C
1.5
CoolMOSTM 25°C
1.0
CoolMOSTM 150°C
0.5
MOSFET 25°C
MOSFET 150°C
0.0
0.1
1
10
100
1000
Frecuencia en kHz
Figura 1.13.
Densidad de corriente contra frecuencia de conmutación.
En [15] se hace una comparación en cuanto a las pérdidas se refiere, entre un MOSFET
convencional y un IGBT de alta velocidad con área idéntica, dentro de un convertidor flyback
con una frecuencia de conmutación de 100 kHz, que es una de las topologías más comunes
para fuentes de alimentación conmutadas a 250 W o más.
La Figura 1.14 muestra que las altas pérdidas en el apagado del IGBT, son más que
compensadas por la drástica reducción de las pérdidas en estado de encendido. Las pérdidas
totales del IGBT apenas alcanzan la mitad de las pérdidas totales del MOSFET convencional.
En [16] se construyó un circuito resonante para encender una lámpara fluorescente y
evaluar el desempeño de diferentes dispositivos semiconductores (Figura 1.15). Tales dispositivos son: BJT de potencia, MOSFET convencional, IGBT y un dispositivo híbrido (MOSBipolar). Las principales características de los dispositivos a evaluar, obtenidas de las hojas de
datos del fabricante se muestran en la Tabla 1.2.
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
17
12
10
8
6
MOSFET
4
IGBT
2
IGBT
0
1
2
Pérdidas
Pérdidas
Apagado Conducción
Figura 1.14.
MOSFET
3
4
Pérdidas Area
Totales m m 2
Comparación de las pérdidas de un MOSFET y un IGBT en un convertidor flyback.
Tabla 1.2. Características de los dispositivos utilizados.
Dispositivo
NB(cm-3)
Valores nominales
Área (cm2)
J (A/cm2)
τHL
14
0.025
240
12
BJT de potencia
800 V, 6 A
2*10
MOSFET de potencia
600 V, 6 A
3*1014
0.111
54
2
IGBT
600 V, 6 A
13
0.040
150
0.12
Dispositivo híbrido
600 V, 8 A
0.028
215
8.5
5*10
2.7*1014
VBUS=400 V
Q1
G1
D1
2.25mH
F=45 kHz,
D=40%
D2
G2
Figura 1.15.
0.01uF
500 Ω
Q2
0.1uF
Balastro electrónico construido.
La Tabla 1.3 muestra los resultados obtenidos de tal evaluación en función de la energía disipada por los dispositivos, en donde se puede observar que el mejor dispositivo resultó
ser el MOSFET convencional.
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
18
Tabla 1.3. Pérdidas de energía en los dispositivos.
Pérdidas
µJ/ciclo
Medidas
Saber
Medidas
Saber
Pérdidas
µJ/ciclo
Conducción
0.1
0.1
0.2
0.2
Conducción
Apagado
3.7
3.0
2.2
1.8
Encendido
3.8
3.1
2.4
2.0
BJT
MOSFET
IGBT
Medidas
Híbrido
Saber
Medidas
Saber
1.4
1.9
0.2
0.1
Apagado
2.2
2.1
5.0
6.5
Encendido
3.6
4.0
5.2
6.6
En [17] se evalúa el desempeño de IGBTs de ambas tecnologías (PT y NPT), con el
MOSFET de potencia de características similares. Para lograr esto se construyó un convertidor
reductor, con un voltaje de entrada de 385 Vcd y un voltaje de salida de 15 Vcd, con una potencia variable de 30 a 200 W a una frecuencia de operación de 150 kHz. El diagrama de dicho
circuito se muestra en la Figura 1.16, y los resultados correspondientes en la Figura 1.17.
+ 15V
Flotado
+385V
R1
L1
Control
+15V
D3
D1
D2
D4
C1
200W
+15V
R2
Control
0V
Figura 1.16.
0
Circuito de potencia del convertidor reductor a 150 kHz.
100
Eficiencia [%]
Frecuencia de conmutación 150 kHz
90
MOSFET
80
PT IGBT
70
NPT IGBT
60
50
0
20
40
60
80
100
120
Potencia de salida [W]
Figura 1.17.
Eficiencia del convertidor reductor a 150 kHz.
140
160
180
200
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
19
La Figura 1.17 muestra que el MOSFET tiene un mejor desempeño si el único criterio
usado para determinar al ganador es la eficiencia. Por otro lado, si se considera el costo de los
dispositivos, el IGBT NPT es la mejor solución, puesto que tiene menor área de silicio y el
costo del dispositivo es altamente dependiente del área del mismo.
1.4.6. Dispositivos seleccionados para el análisis comparativo
Debido a que la compañía Infineon Technologies está desarrollando tecnologías de
vanguardia para dispositivos de potencia como el CoolMOSTM y el High Speed IGBT, se escogieron los dispositivos de este fabricante para compararlas contra las estructuras convencionales en una aplicación específica.
En la Tabla 1.4 se muestra el resumen de las principales características de los dispositivos a utilizar en el desarrollo de este trabajo de tesis.
Tabla 1.4. Características de los dispositivos a utilizar.
Símbolo
V(BR)DSS
V(BR)CES
VGS(th)
VGE(th)
Definición de parámetros
Voltaje de bloqueo drenaje-fuente
Voltaje de bloqueo colector-emisor
Voltaje de umbral de la compuerta
ID
IC
Corriente continua de drenaje
IAR
Corriente de avalancha
IDpuls
ICpuls
Ptot
Tj
EAS
RDS(on)
VCE(sat)
Corriente continua de colector
Corriente pulsada de drenaje
Corriente pulsada de colector
Potencia de disipación
Temperatura de operación
Energía de avalancha
Resistencia de encendido
Voltaje de saturación
Características
MOSFET
CoolMOS
600
600
3
4.5
12
11
12
11
48
22
180
Unidad
IGBT
HS-IGBT
600
600
4
4
12
12
-
-
24
24
125
68
68
[W]
-55 a +150
-55 a +150
-55 a 150
-55 a +150
[ºC]
930
340
263
190
[mJ]
0.5
0.38
2
2.8
[V]
[V]
[A]
[A]
[A]
[Ω]
[V]
COSS
Capacitancia de salida
300
610
38
50
[pF]
Ciss
Capacitancia de entrada
2500
1460
350
350
[pF]
QG
Carga de la compuerta
200
41.5
32
76
[nC]
244.50
144
164
88.69
[mm2]
A
Área del dispositivo
1.5. Resumen
En este capítulo se presentó un estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
seleccionados para la evaluación de desempeño del amplificador clase E. Dicho estudio comprende la construcción de tales dispositivos, aspecto muy importante que determina el funcionamiento de los mismos, así como las características distintivas entre ellos haciéndolos mejores o peores dispositivos.
Estudio de los dispositivos semiconductores de potencia
20
El MOSFET de potencia presenta el problema de la alta resistencia en la región de deriva o región epitaxial, sin embargo para contrarrestar lo anterior aparecieron en el mercado
nuevos dispositivos como el CoolMOSTM y el IGBT de alta velocidad. El primero mediante
una alta contaminación de la región de deriva o epitaxial, así como haciendo uso del principio
de compensación mediante la inserción de columnas P en la misma región, disminuye en gran
medida el valor de la resistencia. Por su parte el IGBT utilizando un sustrato p+ en lugar del
sustrato n+ utilizado por el MOSFET, forma una unión pn responsable de la inyección de cargas y la modulación de la conductividad en la región n-, superando de esta forma los efectos de
las altas resistencias, aumentando la densidad de corriente y disminuyendo la caída de voltaje
en estado de conducción. Sin embargo tienen el problema de la corriente de apagado generada
por el exceso de cargas almacenadas en la región de deriva.
2. Amplificador clase E
En este capítulo se hace un estudio del amplificador clase E, en base a fundamentos,
principio de funcionamiento, principales características y sus más recientes aplicaciones. Se
reportan también algunos desarrollos matemáticos para el análisis del mismo.
2.1. Introducción
La introducción de los conceptos de resonancia y cuasiresonancia en la conversión de
la energía, contribuyó en gran medida a la realización de convertidores con altas eficiencias de
funcionamiento. La utilización de un circuito resonante, formado por un inductor y un capacitor, genera formas de onda sinusoidales de corriente y voltaje en los dispositivos semiconductores de conmutación, dando lugar a condiciones de conmutación suave en los mismos. Con la
utilización de las técnicas de conmutación suave, se pretende que los DSEP’s se enciendan
ante condiciones de voltaje cero (CVC) y que se apaguen ante condiciones de corriente cero
(CCC). Con estas condiciones se reducen significativamente las pérdidas por conmutación. La
técnica de conmutación a voltaje cero (CVC) elimina las pérdidas en el encendido generadas
por la capacitancia parásita del MOSFET, haciendo que el voltaje en el dispositivo sea cero
justamente antes del encendido, evitando cualquier acumulación de energía en la capacitancia
parásita. La CVC también reduce las pérdidas en el apagado gracias a la suave caída del voltaje, reduciendo el traslape entre las formas de onda de corriente y voltaje en el interruptor. La
CVC es particularmente atractiva para aplicaciones donde los MOSFETs de potencia e IGBTs
rápidos sean usados como interruptores. La técnica de conmutación a corriente cero (CCC) no
genera pérdidas en el apagado, forzando a que la corriente en el interruptor sea cero antes de
que el voltaje empiece a subir. La CCC es también efectiva para reducir las pérdidas de conmutación si IGBTs lentos u otros dispositivos semiconductores de portadores minoritarios son
usados como interruptores [19].
La Figura 2.1 muestra un comparativo entre las pérdidas que se generan con la conmutación dura y la conmutación suave. La conmutación dura en un dispositivo de potencia se
define cuando se presenta al mismo tiempo un traslape de corriente y voltaje durante los transitorios de encendido y apagado. Por lo tanto, la conmutación dura de un dispositivo semiconductor de potencia se puede presentar tanto en la fase de encendido, (permanece el voltaje de
bloqueo, mientras el dispositivo está ya conduciendo corriente), (Figura 2.1a) como en la fase
de apagado (permanece la corriente de conducción, mientras el dispositivo está ya bloqueando
voltaje), (Figura 2.1b). Con las condiciones anteriores se genera una buena cantidad de pérdidas, mientras que con las técnicas de conmutación suave se reducen significativamente [20].
Amplificador clase E
22
Encendido
V
Apagado
V
I
I
Dura
Dura
V*I
V*I
Pérdidas
Pérdidas
a)
b)
V
CVC
V
I
I
CCC
V*I
V*I
Pérdidas
c)
Figura 2.1.
Pérdidas
d)
Comparativo de las pérdidas generadas en conmutación dura y en conmutación suave.
2.2. Amplificador clase E
El amplificador clase E (ACE) fue investigado por Gerald Ewing en 1964, y desarrollado y patentado por Nathan y Alan Sokal en 1975. Ha tenido gran aceptación debido a su
simplicidad y alta eficiencia, y pertenece al grupo de convertidores resonantes ya que cuenta
con un circuito resonante serie dentro de su estructura. El amplificador clase E representa una
atractiva solución para el diseño de amplificadores a potencias medias con altas eficiencias de
conversión de potencia. A frecuencias bajas el amplificador clase E proporciona altas eficiencias con una mejor linealidad que los amplificadores clase A, clase B, clase C y clase F. Su
alta eficiencia es mantenida en un gran rango de potencias de salida. Inicialmente la aplicación
del amplificador clase E fue limitada a la banda VHF. Recientemente el rango de funcionamiento del amplificador clase E abarca desde las altas frecuencias (HF) hasta las microondas
[21].
2.2.1. Amplificador clase E conmutado a voltaje cero (ACECVC)
El circuito básico del ACECVC se muestra en la Figura 2.2. Consta de un dispositivo
semiconductor de potencia funcionando como interruptor, un circuito L0-C0-R resonante serie,
un capacitor Cs y un inductor fuente de corriente Lc. El interruptor se enciende y se apaga a la
frecuencia de funcionamiento f=ω/(2*π) determinado por el circuito de control de compuerta.
La capacitancia de salida del transistor, y la capacitancia parásita del inductor Lc son incluidas
en el capacitor paralelo. A altas frecuencias de funcionamiento, toda la capacitancia Cs puede
ser sustituida por la capacitancia parásita del dispositivo. La resistencia R representa la resis-
Amplificador clase E
23
tencia de carga del circuito. La inductancia Lc se considera infinita con la finalidad de que el
rizo de la corriente de la fuente pueda ser despreciado [22].
LC
L0
C0
VDC
CS
R
0
Figura 2.2.
Circuito básico del amplificador clase E [23].
Las características sobresalientes de este amplificador las podemos resumir de la siguiente manera:
• estructura sencilla, debido a la cantidad reducida de componentes que contiene.
• eficiencia, teóricamente del 100 %.
• frecuencias de funcionamiento altas, en el rango de los GHz.
• bajos esfuerzos de corriente en el dispositivo de conmutación.
Dentro de los inconvenientes de este circuito podemos mencionar los siguientes:
• altos esfuerzos de voltaje en el dispositivo de conmutación.
• potencias medias, debido a que consta de un solo dispositivo de conmutación.
• análisis complicado.
2.2.2. Principio de funcionamiento
El funcionamiento del circuito lo determina la señal de compuerta que se aplica al dispositivo semiconductor mediante un circuito de control adecuado, cuya finalidad es hacer que
el dispositivo funcione como interruptor (abierto-cerrado), con un ciclo de trabajo del 50%
(Figura 2.2a) para desarrollar la máxima capacidad de potencia de salida. La disipación de
potencia en el interruptor es idealmente cero, debido a que no existe traslape entre las formas
de onda de corriente y voltaje en las terminales del mismo. Cuando el interruptor está cerrado,
el voltaje a través de él es cero, mientras que la corriente es cero cuando el interruptor está
abierto.
Cuando el interruptor está abierto, la corriente a través del inductor fuente de corriente
se divide en dos partes, de las cuáles una parte circula hacia la carga (R) y la otra hacia el capacitor paralelo (Cs). El capacitor Cs se empieza a cargar y genera el voltaje a través del interruptor. Cuando el interruptor se cierra, cualquier carga almacenada en el capacitor, se descarga
hacia tierra por medio del mismo, generando pérdidas de potencia. Para evitar estas pérdidas,
el circuito se debe diseñar de tal manera que el voltaje a través del interruptor sea cero antes de
que éste se cierre, como se muestra en la Figura 2.2b. En condiciones ideales, la eficiencia del
amplificador clase E es del 100%. Sin embargo, en la práctica, el interruptor tiene una resistencia de encendido finita y los tiempos de transición del apagado al encendido y viceversa no
son despreciables. Ambos factores generan pérdidas de potencia en el interruptor y reducen la
Amplificador clase E
24
eficiencia. La resistencia de encendido limita la eficiencia máxima y la capacitancia parásita
limita la frecuencia máxima de operación [23].
2.2.3. Formas de onda típicas del ACECVC
En la Figura 2.3 se muestran las señales típicas de voltaje y corriente del ACECVC en
conmutación óptima y sub-óptima. La principal diferencia entre ambas conmutaciones es que
en la conmutación sub-óptima conduce el diodo interno del dispositivo, mientras que en la
conmutación óptima nunca conduce. Las señales mostradas son: señal de control de compuerta, señales de corriente y voltaje en el interruptor, y señal de voltaje en la carga [24].
2.2.4. Pérdidas de potencia en el ACECVC
Idealmente, el amplificador clase E no tiene pérdidas de potencia, sin embargo. En realidad el amplificador presenta pérdidas de potencia inherentes al funcionamiento de los dispositivos semiconductores (en conducción y en conmutación), pérdidas en los elementos reactivos ya que éstos no son ideales, pérdidas debido a inductancias parásitas en el cableado del
mismo, así como pérdidas en el impulsor de compuerta.
Las pérdidas inherentes al funcionamiento del dispositivo se presentan en la conducción y en la conmutación del mismo.
2.2.4.1. Pérdidas en conducción
Los MOSFETs se caracterizan por una resistencia constante durante la saturación; la
corriente que fluye a través de esta resistencia disipa potencia en el dispositivo. La potencia
disipada por la resistencia de saturación RDS(on) puede ser calculada aproximadamente asumiendo que la potencia de entrada, la potencia de salida, y todas las formas de onda (excepto
el voltaje del drenaje durante la saturación) permanecen igual a las del amplificador ideal. La
potencia disipada es entonces:
θoff
1
PdR =
* ∫ i 2 s (θ ) * RDS (on)dθ
2π θon
(2.1)
 R (on) 
PdR = 1.365 *  DS
 * PO
RL 

(2.2)
Resultando en:
Las pérdidas debidas a la resistencia interna del MOSFET pueden ser minimizadas seleccionando un MOSFET de mayor capacidad de corriente que la requerida, a cambio de un
precio más alto a pagar (lo que se paga es la superficie de silicio) [25]
2.2.4.2. Pérdidas en conmutación
Cuando un ACE funciona, en operación optima o sub-óptima las conmutaciones en el
interruptor son a voltaje cero, es decir no se tienen pérdidas durante el encendido, pero si en el
apagado.
Pérdidas debido al tiempo de bajada de la corriente en el apagado del dispositivo
1
2
PdT =   * τ f * PO
 12 
(2.3)
Amplificador clase E
25
a) Conmutación óptima
b) Conmutación sub-óptima
VGS
VGS
ωt
ωt
π
π
2π
π
2π
2πD
2π
2πD
2πDtmin
Señal de control
ILc
ILc
ωt
π
ωt
2π
Corriente en la bobina fuente de corriente
VDS
VDS
ωt
π
ωt
π
2π
2π
Voltaje drenaje-fuente
ID
ID
π
2π
ωt
ωt
π
2π
Corriente de drenaje
V0
V0
π
Figura 2.3.
2π
ωt
ωt
π
2π
Voltaje en la carga
Formas de onda del ACECVC: a) Conmutación óptima b) Conmutación sub-óptima [24].
Amplificador clase E
26
2.2.4.3. Pérdidas debido a los elementos reactivos
Las pérdidas de potencia en los dispositivos semiconductores no son las únicas que se
presentan en el amplificador clase E, también se presentan pérdidas debido a que los componentes reactivos no son ideales, de los cuáles la bobina resonante es la que genera la mayor
cantidad de pérdidas debido a su resistencia interna. Las pérdidas de la bobina resonante dependen de la frecuencia de conmutación, así como de la calidad de los elementos de construcción. La alta frecuencia a la que trabaja el amplificador clase E obliga a tomar en cuenta fenómenos como el efecto piel y el efecto proximidad. Además conforme se incrementa la frecuencia, son mayores las pérdidas por histéresis debido a la corriente senoidal que circula por
la bobina. El empleo de ferritas cerámicas para el núcleo de la bobina es imprescindible, ya
que reduce en gran medida las pérdidas por corriente de Foucault y el uso de hilo de Litz reduce los problemas generados por el efecto piel. Es difícil evaluar con precisión las pérdidas en
la bobina resonante, sin embargo, éstas pueden ser reducidas significativamente con un buen
diseño y utilizando los materiales adecuados.
2.2.4.4. Pérdidas debido a la inductancia serie del cableado
La inductancia total del alambrado entre el drenaje y el capacitor paralelo, así como la
inductancia del alambrado entre la fuente y tierra son también fuentes de pérdidas de potencia.
Si Ls representa la inductancia total del alambrado, la energía almacenada en el apagado es:
w=
1
2
* Ls * ioff
2
(2.5)
donde se obtienen las pérdidas:
1
2
PdL =   * Ls * I off * f
2
(2.6)
donde f es la frecuencia de conmutación,
con D = 50% y ioff = 2 I resulta:
1
PdL =   * Ls * I 2 * f
2
(2.7)
2.2.4.5. Pérdidas debido al impulsor de compuerta del dispositivo
Pérdidas debido a la carga de la compuerta
Cuando un capacitor se carga y se descarga a través de una resistencia, la mitad de la
energía almacenada en el capacitor se descarga a través de la misma. Por lo tanto las pérdidas
en el impulsor de compuerta debido a la resistencia interna y externa para un ciclo completo es
la siguiente:
PG = VGS * QG * f
(2.8)
La potencia necesaria para impulsar la compuerta del MOSFET se disipa en el circuito
impulsor. En la Figuras 2.4 los componentes disipativos se pueden identificar como una combinación de impedancias serie en la ruta del impulsor de compuerta. En cada ciclo de conmutación, la carga de compuerta requerida pasa a través de la impedancia de salida del impulsor,
Amplificador clase E
27
el resistor externo a la compuerta y el resistor interno de acoplamiento de la compuerta. La
disipación de potencia puede ser expresada como:
PDRV , ON =
1 RHI * VDRV * QG * f DRV
*
2
RHI + RG + RGI
(2.9)
PDRV , OFF =
1 RLO * VDRV * QG * f DRV
*
2
RLO + RG + RGI
(2.10)
PDRV = PDRV ,ON + PDRV ,OFF
(2.11)
VDRV
D
CGD
RHI
RG
RGI
G
RLO
CDS
CGS
S
0
Figura 2.4.
Encendido y apagado del MOSFET.
2.3. Principales aplicaciones del ACECVC
En la actualidad el amplificador clase E tiene aplicaciones en diversas áreas de la electrónica como las siguientes: sistemas de iluminación, convertidores electrónicos de potencia,
electrónica industrial y comunicaciones. Otra de las áreas en donde este circuito está siendo
aplicado es en la medicina. En la Tabla 2.1 se muestra un resumen de las principales aplicaciones del ACECVC [26] [27] [28] [29] [30] .
Amplificador clase E
28
Tabla 2.1. Principales aplicaciones del amplificador clase E
Área
Sub-área
Aplicaciones
Modo de empleo del
ACE
Sistemas de
iluminación
Balastros electrónicos
Iluminación convencional
Iluminación de emergencia
Inversor resonante
Convertidores
electrónicos de
potencia
Inversores
Rectificadores
Convertidores cd/cd con altas densidades de potencia
Inversor resonante
Calentamiento por
inducción
Cocina de inducción
Secado de materiales
Inversor resonante
Calentamiento por RF
Curado de compuestos epoxicos en
segundos, madera y metal.
Generación de plasma en el proceso
de fabricación de obleas para semiconductores
Inversor resonante
Transmisores receptores inalámbricos
Telefonía celular
Amplificador de potencia
Imágenes de Resonancia Magnética
Escaneo de imágenes en el cuerpo
humano
Amplificador de potencia
Calentamiento por RF
Termo terapia clínica
Amplificador de potencia
Electrónica
industrial
Comunicaciones
Medicina
2.4. Topologías derivadas del amplificador clase E
Independientemente de las variaciones que se pueden presentar en el tanque resonante
del amplificador clase E, existen distintas derivaciones de la configuración básica alimentada
en corriente. A continuación se presenta una breve descripción de algunas de ellas.
2.4.1. Amplificador clase E Push-Pull
La configuración Push-Pull se muestra en la Figura 2.5. Éste circuito ofrece un medio
para combinar dos amplificadores clase E para obtener potencias de salida más altas. Como en
cualquier configuración Push-Pull, los dos dispositivos son controlados con fases opuestas
pero cada uno funcionando como si fuera un amplificador clase E con un sólo interruptor. En
la Figura 2.6, se muestran los esfuerzos de voltaje en cada uno de los transistores, así como la
señal en la carga [31].
Amplificador clase E
29
VCC
L1
C1
TX1
0
C3
L3
C4
TX2
0
VCC
R1
L2
0
0
0
C2
0
Figura 2.5.
0
Amplificador clase E Push-Pull.
VDS
V0
VDS
2π
π
2π
wt
a) voltaje en el interruptor 1
Figura 2.6.
π
2π wt
b) voltaje en el interruptor 2
π
wt
c) voltaje de salida
Formas de onda del amplificador clase E Push-Pull.
2.4.2. Amplificador clase E con inductor y capacitor en la red de carga
El amplificador clase E puede ser realizado con únicamente un inductor y un capacitor
en la red de carga como se muestra en la Figura 2.7. Este circuito simplificado es apropiado
para aplicaciones en donde el contenido armónico y ruido de modulación de fase no es un criterio importante, por ejemplo en donde es necesario proporcionar energía para calentamiento,
generación de sparcks, arcos, plasma o como control de entrada de una etapa de alta potencia.
Uno de los problemas de este circuito es que proporciona una señal asimétrica en la carga tal y
como lo muestra la Figura 2.8 [32]
Amplificador clase E
30
R
L
C
VDC
0
Figura 2.7.
Amplificador clase E con red RL en la carga.
VBE
V0
VCE
π
2π
wt
π
a) voltaje de control
Figura 2.8.
2π wt
b) voltaje en el interruptor
π
2π
wt
c) voltaje de salida
Formas de onda del amplificador clase E con red RL en la carga.
2.4.3. Amplificador clase E conmutado a corriente cero (ACECCC)
Existe un enfoque alterno para el diseño del amplificador de potencia clase E, con altas
eficiencias de funcionamiento utilizando un inductor en paralelo como se muestra en la Figura
2.9. Esta topología representa el dual del amplificador clase E conmutado a voltaje cero y su
funcionamiento es muy similar, con la salvedad de que las formas de onda de voltaje del amplificador clase E conmutado a voltaje cero son iguales a las formas de onda de corriente en un
amplificador clase E conmutado a corriente cero (ver Figura 2.10). En cuanto a la estructura,
en esta topología el tanque resonante está en paralelo con la bobina L1 a diferencia del amplificador conmutado a voltaje cero, en el cual el tanque resonante está en paralelo con el interruptor. Además esta topología no utiliza un capacitor en paralelo con el interruptor [33]
Una ventaja del ACECCC es que el esfuerzo de voltaje en el interruptor es menor que
el esfuerzo de voltaje en el ACECVC. En contraparte, esta topología no absorbe la capacitancia parásita del interruptor por lo que su eficiencia es menor.
Amplificador clase E
31
L2
C1
R1
L1
VDC
0
Figura 2.9.
Amplificador clase E conmutado a corriente cero.
2.5. Análisis y diseño del ACECVC
2.5.1. Introducción
En la actualidad existen varios programas computacionales para el análisis de circuitos
electrónicos no lineales. Estos programas pueden proporcionar el punto de operación del circuito, la respuesta en pequeña señal, y la respuesta transitoria. Para el análisis de estado estable de circuitos no lineales de potencia estos programas son ineficientes, ya que proporcionan
la solución integrando el sistema de ecuaciones hasta que el transitorio desaparece y solo permanece la solución periódica. Aun usando las fórmulas de integración implícita introducidas
recientemente, el tiempo requerido para encontrar la respuesta en estado estable es excesiva.
Una solución efectiva para encontrar la respuesta en estado estable de sistemas no lineales, es
usar el método de Newton, logrando una sustancial disminución en el tiempo de cómputo.
2.5.2. Análisis matemáticos del ACECVC considerando el interruptor ideal
Existe una gran variedad de análisis matemáticos del amplificador clase E para obtener
las ecuaciones que gobiernan su funcionamiento, debido a la complejidad que este implica.
Análisis previos han considerado interruptores ideales e inductancia de drenaje (colector) infinita cuyo resultado se refleja en diseños no optimizados. El modelo del interruptor ideal es
adecuado en la medida en que los efectos parásitos del mismo sean despreciables.
2.5.2.1. Procedimiento de análisis propuesto por F. Raab [31]
En 1977, Raab desarrollo un método de análisis del amplificador clase E en base a las
siguientes suposiciones:
1) El inductor fuente de corriente permite únicamente corriente de entrada constante y no
tiene resistencia serie (inductor infinito).
2) El factor de calidad Q del circuito de salida sintonizado en serie es alto debido a que la
corriente de salida es completamente senoidal a la frecuencia de la portadora.
3) La acción de conmutación del transistor es instantánea y sin pérdidas (excepto cuando
se descarga el capacitor paralelo). El voltaje y la resistencia de saturación son cero, por
el contrario la resistencia de apagado es infinita.
Amplificador clase E
32
a) Conmutación óptima
b) Conmutación sub-óptima
VGS
VGS
ωt
2πD
π
2πD
2π
π
2π
π
2π
ωt
2πDtmin
Señal de control
VLc
VLc
ωt
π
ωt
2π
Voltaje en la bobina fuente de corriente
ID
ID
ωt
π
π
2π
2π
ωt
Corriente de drenaje
ID
ID
ωt
π
ωt
2π
π
2π
Voltaje drenaje-fuente
V0
V0
ωt
ωt
π
Figura 2.10.
π
2π
2π
Voltaje en la carga
Formas de onda del ACECCC: a) Conmutación óptima b) Conmutación sub-óptima.
Amplificador clase E
33
4) La capacitancia total en paralelo es independiente del voltaje en el colector.
Según Raab, el análisis del amplificador clase E es directo pero tedioso, ya que todos
sus elementos están relacionados entre sí. La forma de onda del voltaje de colector es función
de la corriente que carga al capacitor, y la corriente está en función del voltaje en la carga que
a su vez depende del voltaje en el colector. El análisis empieza por determinar la forma de
onda de voltaje en el colector en función de la corriente de DC y de la corriente de salida sinusoidal. En seguida la frecuencia de la componente fundamental del voltaje en el colector se
relaciona con la corriente de salida y la componente de DC del voltaje en el colector se relaciona con la fuente de alimentación. Todas estas relaciones resultan en ecuaciones no lineales
que pueden ser resueltas analítica o numéricamente. Para terminar se calculan las potencias de
salida y la eficiencia.
Otros análisis que también incluían un valor finito del inductor fuente de corriente y de
igual manera algunos parámetros importantes de amplificación, tales como el voltaje de salida,
corriente en el interruptor y voltaje en el interruptor, fueron expresados en términos de valores
de los componentes del circuito, pero no se toman en cuenta las condiciones óptimas del amplificador clase E. Para determinar el valor de los componentes del amplificador en funcionamiento óptimo, fue necesario emplear técnicas de optimización y algoritmos que consumían
bastante tiempo.
2.5.2.2. Procedimiento de Análisis propuesto por Li y Yam [34].
El método desarrollado por estos autores, incluye un valor finito del inductor fuente de
corriente. La idea básica de este método es expresar los parámetros del amplificador en términos de los valores de los componentes del circuito y algunas especificaciones del mismo. De
acuerdo a las condiciones óptimas del amplificador clase E fueron obtenidas formas de onda
típicas de estos parámetros del circuito con sus correspondientes condiciones de frontera.
Cuando estas condiciones de frontera y condiciones óptimas del amplificador clase E son sustituidas en las expresiones de los parámetros del circuito, se obtiene una serie de ecuaciones
para los valores de los componentes requeridos en términos de las especificaciones del amplificador. Basado en esas ecuaciones los valores requeridos de los componentes pueden ser evaluadas si las especificaciones son fijas. Las relaciones entre los parámetros del circuito y los
valores de los componentes del amplificador en funcionamiento óptimo pueden ser obtenidas
de estos resultados.
2.5.2.3. Procedimiento de Análisis propuesto por M. Albulet [35].
Para el desarrollo matemático del ACE, este autor hace las siguientes consideraciones:
interruptor ideal, elementos pasivos ideales y la capacitancia paralelo independiente del interruptor. En seguida se construye el circuito equivalente considerando la primera condición, así
como los estados de encendido y apagado del interruptor. Se formulan las ecuaciones respectivas del circuito, resultando en ecuaciones diferenciales lineales, debido a las condiciones 2 y
3. La solución de estas ecuaciones genera ecuaciones de forma de onda. Por otro lado, los polinomios característicos que se obtienen son ecuaciones tri o tetra dimensionales, cuyas raíces
son difíciles de obtener analíticamente y se tiene que asumir que las raíces son conocidas y
que una de las siguientes condiciones es verdad para el caso de ecuaciones tetra dimensionales:
1) 4 raíces reales.
2) 2 raíces reales y 2 complejas conjugadas.
Amplificador clase E
34
3) 2 pares de raíces complejas conjugadas.
Lo anterior trae como resultado la solución de las ecuaciones del circuito para los tres
casos.
Dado que las ecuaciones del circuito son complicadas, se requiere de un gran trabajo
para lograr lo anterior.
Por otro lado, si no se asume la condición 2, no se pueden obtener las ecuaciones de
forma de onda. La obtención de estas ecuaciones es uno de los problemas acerca de este procedimiento de diseño. El siguiente paso para el diseño es eliminar las condiciones iniciales,
para cada una de las condiciones transitorias, llamadas: continuidad de corriente y voltaje entre los estados de encendido y apagado. Y finalmente se establecen los parámetros del circuito
con las condiciones de conmutación del amplificador clase E. El segundo problema del procedimiento de diseño es que nunca se establece cómo encontrar la solución de las ecuaciones
algebraicas, las cuales son condiciones transitorias y condiciones de conmutación clase E.
La técnica general para resolver ecuaciones algebraicas es el método de Newton. Pero
este método requiere de la matriz del Jacobiano de las ecuaciones, mientras que el Jacobiano
no puede ser obtenido en este caso. Esto es debido a que las ecuaciones de forma de onda incluyen las raíces del polinomio característico que no es expresado analíticamente. Por lo tanto
el método de Newton no puede ser aplicado para resolver las ecuaciones algebraicas en este
caso.
2.5.3. Análisis matemáticos del ACECVC considerando la RDS(on) y la COSS del interruptor
A altas frecuencias de funcionamiento la capacitancia parásita de los dispositivos semiconductores es la dominante en la capacitancia paralelo, y en el caso extremo dicha capacitancia está completamente formada por la capacitancia de salida del transistor. Dado que la
capacitancia no lineal de los dispositivos cambia con el voltaje drenaje fuente es difícil seleccionar un interruptor apropiado para el amplificador clase E. En general un dispositivo de
conmutación que tiene una capacitancia paralelo no lineal genera altos picos de voltaje que
uno diseñado con una capacitancia paralelo lineal.
A la fecha no existe análisis alguno que incluya la resistencia interna del dispositivo y
la capacitancia parásita del mismo, existen desarrollos matemáticos que incluyen solo uno de
los parámetros mencionados anteriormente, como los que se describen a continuación:
2.5.3.1. Procedimiento de análisis propuesto por Chan y Toumazou [36]
Desarrollaron un método numérico basado en las siguientes suposiciones, para encontrar los valores óptimos de los componentes del amplificador clase E considerando la capacitancia no lineal del dispositivo:
1. El transistor funciona igual que un interruptor.
2. La inductancia del inductor fuente de corriente L1 es infinita.
3. El factor de calidad Q del tanque resonante es infinito.
4. Todos los elementos pasivos son ideales, excepto el capacitor paralelo.
5. El ciclo de trabajo del interruptor es del 50%.
6. El voltaje y la corriente de salida son sinusoidales.
Amplificador clase E
35
El análisis propuesto consiste en el desarrollo de un método numérico para encontrar
los valores óptimos de los componentes del amplificador clase E con una capacitancia de
unión hiperabrupta y un coeficiente de distribución de 0.5 a 0.9. Los resultados de estas investigaciones demostraron que algunas de las ecuaciones del amplificador clase E no son afectadas por la no linealidad de la capacitancia del dispositivo semiconductor.
2.5.3.2. Procedimiento de Análisis propuesto por Chudabiak [37]
Realizó el diseño del amplificador clase E en funcionamiento óptimo, haciendo las siguientes consideraciones:
1. La corriente que fluye por el inductor fuente de corriente es constante.
2. El interruptor está abierto para 0 < θ < π y cerrado para π < θ < 2π .
3. El filtro de salida LC es sintonizado a la frecuencia ω y tiene un factor de calidad Q infinito.
El análisis de Chudobiak considera la no linealidad de la capacitancia parásita y un ciclo de trabajo del 50 % para obtener los parámetros del circuito, así como señales de voltaje y
corriente. Aún demostrando que el voltaje de salida y corriente no son afectados por la presencia de la capacitancia no lineal, el pico de voltaje a través del transistor se incrementa en forma
relativa al caso lineal.
2.5.3.3. Procedimiento de análisis propuesto por Wang y Gao [38]
Desarrollaron el análisis del ACECVC usando algoritmos genéticos y métodos numéricos (Runge-Kutta), basados en las siguientes suposiciones:
1. El interruptor tiene tiempos de conmutación nulos, voltaje de saturación cero, resistencia de encendido cero y resistencia de apagado infinita.
2. Los elementos del circuito no generan pérdidas.
3. El ciclo de trabajo es del 50%.
A diferencia de los dos métodos anteriores, se considera la inductancia de alimentación
con un valor finito, además de la no linealidad del capacitor paralelo. Los resultados obtenidos
indican que los dos factores mencionados tienen influencia significante sobre el funcionamiento del circuito: aumenta el voltaje de salida y el esfuerzo de voltaje en el interruptor, además
de que cambia la capacidad de la potencia de salida.
2.6. Resumen
Recientemente las áreas de aplicación del amplificador clase E se han extendido a muy
altas frecuencias de funcionamiento, principalmente en comunicaciones, sin embargo los
DSEP’s utilizados como elementos de conmutación presentan elementos parásitos como la
resistencia de encendido RDS(on) y la capacitancia de salida COSS, que a estas frecuencias de
funcionamiento tienen una gran influencia en el desempeño del circuito. Estos efectos limitan
la frecuencia máxima de funcionamiento eficiente, sobre todo, tales limitaciones se asocian a
la capacitancia de salida del dispositivo. Por lo cuál se hace necesario un estudio que incluya
los fenómenos mencionados anteriormente para optimizar el funcionamiento de tal amplificador. Considerando lo anterior, se presentaron los análisis matemáticos que consideraron uno o
ambos factores.
3. Análisis matemático y diseño del ACECVC
En este capítulo se desarrolla el análisis matemático del amplificador clase E considerando los elementos parásitos del interruptor: resistencia de encendido y capacitancia parásita.
Sin embargo, debido a la dificultad que se presenta al considerar ambos parámetros al mismo
tiempo, el análisis se hace por separado, primero se considera la resistencia de encendido y
posteriormente la capacitancia parásita. La validez del método propuesto se fundamenta en
que la no linealidad de la capacitancia parásita no afecta a las señales de voltaje y corriente en
la carga
3.1. Introducción
En la actualidad existen varios programas computacionales para el análisis de circuitos
electrónicos no lineales. Estos programas pueden proporcionar el punto de operación del circuito, la respuesta en pequeña señal y la respuesta transitoria. Sin embargo, para el análisis en
estado estable de circuitos no lineales de potencia estos programas son ineficientes, ya que
proporcionan la solución integrando el sistema de ecuaciones hasta que el transitorio desaparece y sólo permanece la solución periódica. Aún usando las fórmulas de integración implícita
introducidas recientemente, el tiempo requerido para encontrar la respuesta de estado estable
es excesiva. Una solución efectiva para encontrar la respuesta de estado estable de sistemas no
lineales es usar el método de Newton, logrando una sustancial disminución en el tiempo de
cómputo [39].
3.2. Análisis matemático del ACE considerando la resistencia de encendido
del dispositivo
3.2.1. Suposiciones y parámetros
Las suposiciones y parámetros que se tomarán en cuenta para el análisis matemático
del amplificador se mencionan a continuación.
Suposiciones:
1. Inductor fuente de corriente
2. Factor de calidad
3. Ciclo de trabajo
4. Resistencia interna del interruptor
5. Capacitor paralelo
LC
Q
D
rS
CS
finito
finito
50 %
finito
lineal
Análisis matemático y diseño del ACECVC
37
Parámetros:
ω = 2πf
Frecuencia angular de conmutación.
ωO = 2πf O
Frecuencia angular de resonancia.
Q=
ωL0
R
Factor de calidad.
A=
fO
f
Relación de frecuencias.
C
B= 0
CS
Relación de capacitancias.
L
H= 0
LC
Relación de inductancias.
D = 0 .5
Ciclo de trabajo.
3.2.2. Ecuaciones del circuito
El análisis del circuito se hace en base al circuito equivalente del amplificador clase E
(Figura 3.1), obteniendo las ecuaciones del mismo cuando el interruptor está cerrado y cuando
está abierto.
LC
iC
L0
VDC
+ V -
+
vS
RS
C0
CS
Io
R
0
Figura 3.1.
Circuito equivalente del ACECVC.
Interruptor cerrado, 0 ≤ θ < π:
dv s
dt
di O
dt
dv
dt
di C
dt
1
Cs
1
=
L0
1
=
C0
1
=
Lc
=
(iC −
vs
− iO )
rS
( v s − v − R * iO )
iO
( V DC
− vS )
(3.1)
Análisis matemático y diseño del ACECVC
38
Interruptor abierto, π ≤ θ < 2π:
dv s
dθ
di O
dθ
dv
dθ
di C
dθ
1
Cs
1
=
Lo
1
=
Co
1
=
Lc
=
( iC − iO )
( v s − v − R * iO )
(3.2)
iO
(V DC − v s )
Considerando los parámetros definidos anteriormente y haciendo el cambio de variable
θ = wt , las ecuaciones quedan de la siguiente manera:
Interruptor cerrado:
dv s
dt
diO
dt
dv
dt
diC
dt


v
= A 2 * B * Q * R *  iC − s − iO 
rS


1
* (v s − v − RiO )
=
Q*R
(3.3)
2
= A * Q * R * iO
=
H
* (V DC − v s )
Q*R
Interruptor abierto:
dv s
dθ
di O
dθ
dv
dθ
di C
dθ
= A 2 * B * Q * R * ( iC − iO )
1
=
* ( v s − v − Ri O )
Q*R
= A 2 * Q * R * iO
=
(3.4)
H
* (V DC − v s )
Q*R
El circuito dinámico del ACE puede ser descrito con la siguiente ecuación diferencial
[21]:
dx
= f (θ , x, λ )
dθ
(3.5)
donde θ ∈ R , x ∈ R 4 y λ ∈ R 8 representan el ángulo, el vector de estado y el vector de los
parámetros del sistema respectivamente, los cuáles se definen como:
Análisis matemático y diseño del ACECVC
39
x(θ ) = [φ1 ,φ2 ,φ3 ,φ4 ] = [ic (θ ), vs (θ ), io (θ ), v(θ )] ∈ R 4
(3.6)
λ = [ A, B, Q, R, H ,VDC , rS , D ] T ∈ R8
(3.7)
T
T
3.2.3. Cálculo de los valores del circuito
Se asume que la ecuación 3.5 tiene una solución x(θ ) = φ(θ, x0 , λ) definida desde
− ∞ < θ < ∞ con cualquier condición inicial x0 ∈ R 4 y cualquier λ ∈ R 8 de la forma:
x (0) = φ (0, x 0 , λ ) = x 0
(3.8)
Si el amplificador está en estado estable φ es periódica con período 2π y se cumple la
siguiente igualdad:
φ (θ + 2π , x0 , λ ) = φ (θ , x0 , λ )
(3.9)
φ (θ + 2π , x0 , λ ) − φ (θ , x0 , λ ) = 0
(3.10)
por lo tanto:
Para el diseño del amplificador se consideran las condiciones de conmutación del amplificador clase E, específicamente tales condiciones se presentan en el encendido del interruptor y se enuncian de la siguiente manera: conmutación a voltaje cero y a pendiente de voltaje
cero, de donde se obtienen las siguientes ecuaciones:
vs (2π ) = φ2 (2π , x0 , λ) = 0
dvS
dθ
θ = 2π
=
dφ 2
dθ
θ = 2π
=0
(3.11)
(3.12)
por lo tanto:
A 2 * B * Q * R [φ1 ( 2 π , x 0 , λ ) − φ 3 ( 2 π , x 0 , λ ) ] = 0
(3.13)
En general se tiene el siguiente sistema, con 6 ecuaciones algebraicas y cuatro valores
iniciales desconocidos. Por lo tanto, se deben seleccionar dos parámetros de λ como parámetros de diseño.
φ1(2π , x0 , λ ) − ic (0)



φ2 (2π , x0 , λ ) − vs (0)

φ3 (2π , x0 .λ ) − io (0)

=0
F ( x0 , λ ) = 
φ4 (2π , x0 , λ ) − v(0)

φ (2π , x , λ )

0
 2

φ1(2π , x0 , λ ) − φ3 (2π , x0 , λ )
(3.14)
Considerando A y B como parámetros de diseño, los otros 6 son considerados como
especificaciones de diseño.
Análisis matemático y diseño del ACECVC
40
φ1 ( 2π , x 0 , λ ) − φ1 (0, x 0 , A, B )



φ 2 ( 2π , x 0 , λ ) − φ 2 (0, x 0 , A, B )

φ 3 ( 2π , x 0 .λ ) − φ 3 (0, x 0 , A, B )

=0
F ( x 0 , A, B ) = 
φ 4 ( 2π , x 0 , λ ) − φ 4 (0, x 0 , A, B )

φ ( 2π , x , A, B )

0
 2

φ1 ( 2π , x 0 , A, B ) − φ 3 ( 2π , x 0 , A, B ) 
(3.15)
Como resultado la ecuación (3.15) tiene 6 variables u ∈ R 6 :
u = [iC (0), vS (0), iO (0), v(0), A, B ]
(3.16)
cuyos valores son determinados empleando el método de Newton, que es un algoritmo general
para la solución de ecuaciones algebraicas.
u k +1 = u k −
F (u k )
F ' (u k )
(3.17)
donde F’ es el Jacobiano de la matriz F, k es el número de iteración y la tolerancia δ << 1 dada
por u k +1 − u k < δ , para este caso δ = 10-9.
El Jacobiano se determina usando las ecuaciones de variación de primer orden:

∂φ

 , con ∂ x = I en t = 0
0

(3.18)
∂φ
d  ∂φ  df  ∂φ  ∂f
, con
= 0 en t = 0
 =
 +
∂λ
dt  ∂λ  dx  ∂λ  ∂λ
(3.19)
d
dt
 ∂φ

 ∂x
 0
 df  ∂φ

=
 dx  ∂x
 0

resultando en:

∂φ1(2π , u k )
−1

∂iC (0)

∂φ 2(2π , u k )


∂iC (0)

∂φ 3(2π , u k )


∂iC (0)
F ' (u k ) = 
∂
φ
4
(2π , u k )

∂iC (0)


∂φ 2(2π , u k )

∂iC (0)

 ∂φ1(2π , u k ) ∂φ 3(2π , u k )
−

∂iC (0)
 ∂iC (0)
∂φ1
∂φ1
∂φ1
∂v S (0)
∂iO (0)
∂v (0)
∂φ2
∂φ2
∂φ2
−1
∂v S (0)
∂iO (0)
∂v (0)
∂φ3
∂φ3
∂φ3
−1
∂v S (0)
∂iO (0)
∂v (0)
∂φ4
∂φ4
∂φ4
−1
∂v S (0)
∂iO (0)
∂v(0)
∂φ2
∂φ2
∂φ2
∂v S (0)
∂iO (0)
∂v (0)
...
.....
........
∂φ1
∂A
∂φ2
∂A
∂φ3
∂A
∂φ4
∂A
∂φ2
∂A
∂φ1 
∂B 
∂φ2 
∂B 

∂φ3 
∂B 
∂φ4 
∂B 
∂φ2 

∂B 
∂φ1 ∂φ3 
−
.......

∂B ∂B 
(3.20)
En base al análisis desarrollado en el apartado anterior se realizó el programa de diseño
del amplificador clase E [35], sin embargo el procedimiento mostrado no considera la capacitancia variable del interruptor, únicamente se toma en cuenta la resistencia de encendido del
dispositivo.
Análisis matemático y diseño del ACECVC
41
3.3. Análisis matemático del ACECVC considerando la (COSS) del MOSFET
En la Figura 3.2 se muestra el circuito utilizado para realizar el análisis matemático del
ACECVC considerando la no linealidad de la capacitancia parásita COSS del MOSFET, en el
mismo se puede observar que no existe capacitor paralelo con el interruptor, únicamente se
considera el capacitor parásito. Pero en el desarrollo considera la capacitancia paralelo Cs lineal obtenida anteriormente para obtener un capacitor linealizado C1 [40]. Cabe aclarar que el
siguiente análisis sólo será valido para los MOSFET’s convencionales y no es válido para los
IGBT’s y los SJ-MOSFET’s.
ICD
VDC
LC
+
C0
L0
jx
i0
+
IS
VS
VO
CDS
-
R
0
Circuito del ACECVC con capacitor parásito.
Figura 3.2.
3.3.1. Suposiciones y parámetros
1. Inductor fuente de corriente
2. Factor de calidad
3. Ciclo de trabajo
4. Capacitancia del interruptor
5. Coeficiente de distribución
6. Voltaje integral de la unión
LC
Q
D
COSS
m
Vbi
infinito
finito
50 %
no lineal
0.50
0.70 V
3.3.2. Ecuaciones del circuito
Puesto que un MOSFET de potencia contiene, dentro de su estructura, un diodo de
unión p-n y la concentración de portadores varía abruptamente en la frontera de la misma, la
capacitancia parásita CDS entre el drenaje y la fuente puede expresarse mediante la ecuación
para una capacitancia de unión [41].
C DS =
C JO

v
 1 + DS
V bi




m
(3.21)
donde:
•
el coeficiente de distribución (m) es una constante cuyo valor depende de la
manera en que cambia la concentración de portadores del lado p al lado n de la
unión, y su valor varía entre 0.333 y 0.5.
Análisis matemático y diseño del ACECVC
•
•
•
42
el voltaje integral de la unión (Vbi) depende de la temperatura y de la concentración de dopado de la unión p-n (ecuación 3.22), su valor varía entre 0.5 y 0.9.
vDS es el voltaje drenaje fuente.
CJO es el valor de la capacitancia cuando este voltaje vale cero.
 N *N 
Vbï = Vt * ln A 2 D 
 ni

(3.22)
Siguiendo el análisis convencional presentado por Raab [31], el voltaje y la corriente
en la carga del amplificador pueden ser escritas como:
vo (θ ) = Vm sin(θ + ϕ )
(3.23)
V
io (θ ) = m sin(θ + ϕ)
R
(3.24)
Cuando el interruptor está abierto, la corriente en el capacitor icap(θ) es la diferencia entre la corriente constante que circula por el inductor Lc y la corriente que circula por la carga
iO(θ), por lo tanto:
V
icap(θ ) = I DC − m sin(θ + ϕ)
R
(3.25)
utilizando la relación voltaje corriente en el capacitor y la relación θ = ωt :
icap (θ ) = ω * CDS *
dvDS
dθ
(3.26)
separando variables e integrando ambos lados de la ecuación:
ω ∫ C DS dv DS = ∫ icap dθ
(3.27)
sustituyendo la ecuación 3.21 y 3.25 y resolviendo las integrales, se obtiene la ecuación del
voltaje drenaje-fuente:
2
 I θ V

  DC + m (cos (θ + ϕ ) − cos (ϕ )) 

 ω
ωR
 − 1V
v DS (θ ) = 
bi

2Vbi C JO
 







(3.28)
El amplificador funciona óptimamente, si en el encendido el dispositivo conmuta a voltaje cero y con pendiente cero.
v DS (2π ) = 0
(3.29)
dv DS
(θ = 2π ) = 0
dθ
(3.30)
donde se obtienen las ecuaciones:
Análisis matemático y diseño del ACECVC
cos(φ ) =
43
π * I DC * R
2 * Vm
(3.31)
− I DC * R
Vm
(3.32)
sin (ϕ ) =
dividiendo 3.32 entre 3.31 se obtiene:
tan (ϕ ) =
−2
(3.33)
π
donde:
ϕ = −0.567
(3.34)
Puesto que no hay pérdidas disipativas en el circuito simplificado (no hay componentes
resistivas), el amplificador es 100 % eficiente, por lo que la potencia de entrada es igual a la
potencia de salida.
I DC * VDC
Vm 2
=
2* R
(3.35)
Usando la ecuación (3.31) para eliminar Vm, resulta:
I DC = 0.577 *
V DC
R
(3.36)
De forma similar se usa (3.31) para eliminar IDC*R de (3.35) y se obtiene el voltaje pico de salida
Vm = 1.074*VDC
(3.37)
Las ecuaciones 3.36 y 3.37 son las mismas que se obtienen del análisis matemático del
amplificador clase E considerando un capacitor lineal [30]. De donde se puede concluir que la
no linealidad de la capacitancia del dispositivo no afecta a las potencias de entrada y salida,
bajo la suposición de un inductor infinito.
Puesto que el voltaje promedio en el capacitor debe ser igual al voltaje de alimentación, ya que el voltaje promedio en el inductor es cero, entonces:
VDC
VDC =
1
2π
1
=
2π
2π
∫ v (θ )dθ
(3.38)
DS
0

2π   I DCθ + Vm cos θ + ϕ − cosϕ 





π  

∫
ω
( (
ωR
2VbiCJO
)
)




2



− 1Vbidθ



(3.39)
De donde se obtiene la capacitancia no lineal (CJO) del MOSFET requerida para satisfacer las condiciones de conmutación a voltaje cero y pendiente cero en el encendido del dispositivo.
Análisis matemático y diseño del ACECVC
CJO =
44
)
(
)
(
1 

2
2
4
2
2 2
2
12Vbi sin ϕ − sinφ 6Vbi 24Vbi − 24π VDC + π VDC sin φ + 9π π + 4 6π VDC 
12VbiωR 

CJO =
(
)
(
)


2
4
2 2
12Vbi + 6Vbi 24Vbi − 24π VDC + π VDC + 9π π + 4 VbiVDC 

3π π + 4 VbiωR 
(
1
2
)
(3.40)
(3.41)
Según [30] la ecuación para calcular el capacitor lineal CS (Figura 2.1) es la siguiente.
Cs =
8
π π + 4 ωR
(
2
)
(3.42)
dividiendo (3.42) entre (3.41) se obtiene la capacitancia lineal equivalente C1:
C1 =
24V bi C JO
(
)
(
)


2
4
2 2
12Vbi + 6Vbi 24Vbi − 24 π V DC + π V DC + 9π π + 4 Vbi V DC 


(3.43)
C1 es el valor de la capacitancia lineal equivalente de un MOSFET convencional, que
puede sustituir a la capacitancia de salida no lineal del dispositivo semiconductor para simplificar el diseño del amplificador clase E bajo las condiciones de voltaje cero y pendiente cero
para los mismos valores de VDC y frecuencia. Es importante mencionar que la capacitancia
paralelo está formada únicamente por la capacitancia de salida del transistor, siendo la capacitancia externa de cero [40].
Tomando como base la ecuación 3.21, se puede definir la siguiente relación
C 25
=
C JO
25
1 +
V bi
(3.44)
donde C25 es la capacitancia drenaje-fuente no lineal del dispositivo a 25 V. Dato que proporciona el fabricante de dispositivos semiconductores.
C25 = CDS (VDS = 25 V)
(3.45)
Sustituyendo la ecuación 3.41 en 3.44 y dividiendo la misma entre 3.42, se obtiene la
siguiente relación.
(
)
(
)


2
4
2 2
12V + 6Vbi 24Vbi − 24π VDC + π VDC + 9π π + 4 VbiVDC 
C25  bi

=
Cs
25
24Vbi 1 +
Vbi
(3.46)
Como se puede ver, la relación anterior aumenta con el voltaje de alimentación y también depende de Vbi, pero dicha variación es pequeña por lo que la ecuación se puede aproximar de la siguiente manera:
C 25
≅ 0 .0825 + 0 .00681 + 0 .0267 V DC
Cs
(3.47)
donde:
(
C 25 = 0 . 0825 +
)
0 . 00681 + 0 . 0267 V DC * Cs
(3.48)
Análisis matemático y diseño del ACECVC
45
Según [40] los esfuerzos de corriente y voltaje están dados por:


I DC * ϕ

− 2 
ω *C
JO * Vbi


(3.49)
V
4 * VDC 2 + π 2 + 4
= 1.65 * DC
2
R
R* π + 4
(3.50)
V SM =
I SM =
I DC * ϕ
ω * C JO
(
(
)
)
Las ecuaciones 3.48-3.50 proporcionan valores útiles, si se requiere de la selección de
un dispositivo adecuado. Sólo basta calcular dichos valores y de las hojas de datos de varios
dispositivos proporcionadas por el fabricante, seleccionar el más conveniente. Los fabricantes
de MOSFET de potencia discretos proporcionan en su catálogo la siguiente información.
COSS = CDS + CGD, VDS = 25 V, VGS = 0 a una frecuencia f = 1 MHz
CRSS = CGD,
VDS = 25 V, VGS = 0 a una frecuencia f = 1 MHz
CISS = CGS + CGD, VDS = 0 V,
a una frecuencia f = 1 MHz
donde:
COSS = CDS + CRSS (a 25 V)
despejando CDS:
CDS = COSS – CRSS
datos que están disponibles en las hojas de datos de los fabricantes, por lo que es fácil calcular
CDS (25 V).
3.3.3. Ecuaciones de diseño del ACECVC con capacitor paralelo lineal y no lineal
En [40] se hace una comparación de las ecuaciones de diseño del ACECVC con capacitor paralelo lineal y no lineal. A manera de resumen, la Tabla 3.1 muestra los parámetros que
se calculan con una ecuación diferente y la Tabla 3.2 los parámetros que se calculan con ecuaciones idénticas.
Tabla 3.1. Ecuaciones de diseño diferentes del ACECVC, con capacitor paralelo lineal y no lineal.
Ecuaciones
Parámetros
(
CDS no lineal
Cs lineal
)
CDS y Cs
C DS = 0.0825 + 0.00681 + 0.0267VDC * Cs
X

 3.6254VDC + 4.119(C25 / Cs) Vbi (Vbi + 25)  
R tanarctan
 −φ 

10.010VDC +13.843(C25 / Cs) Vbi (Vbi + 25)  
*ϕ
I
Vsw = DC
ω * Cjo
VSW
Cp
Cp =
(π
 I DC * ϕ



 ω * Cjo * V − 2 
bi


2
)
+ 4 ω C jo R


8V DC φ
 


− 2
4 π 2 + 4 + 2 φ 
2

  π + 4 ω C joVbi R



(
)
Cs =
8
π π + 4 ωR
(
π (π
X =
2
2
)
− 4)R
16
V SM = − 2πφ V DC
Cp=
1


−π2 + π2 + 4 φ


Análisis matemático y diseño del ACECVC
46
Tabla 3.2. Ecuaciones de diseño idénticas del ACECVC, con capacitor paralelo lineal y no lineal.
Parámetros
Vm
Ecuaciones
−2
ϕ = arctan

 π 
Vm = 1.074 * VDC
IDC
I DC =
ϕ
8VDC
(π 2 + 4)R
2
8V
Po = 2 DC
π +4 R
V
I m = 0.577 * DC
R
PO
(
Im
ISM
I SM
)
4 *VDC  2 + π 2 + 4 

 = 1.65 * VDC
=
2
R
R* π + 4
(
)
3.4. Diseño del ACECVC
En base al análisis matemático desarrollado en el apartado anterior, se implementó un
programa en C++ Builder (Anexo I) para calcular los valores de los elementos del ACECVC,
además de algunas variables importantes que es necesario considerar para diseñar este circuito.
Puesto que la propuesta de este trabajo es comparar el funcionamiento de 4 interruptores dados más que seleccionar un interruptor con la capacitancia parásita apropiada, el procedimiento de diseño se complementa seleccionando un capacitor paralelo externo al interruptor
(Figura 3.3). Asumiendo que el interruptor es un MOSFET convencional, esta capacitancia
externa se calcula restándole al valor de la capacitancia linealizada del interruptor (C1) obtenida de la metodología propuesta en [40], la capacitancia parásita del interruptor en cuestión.
Para los otros tipos de dispositivos (SJ-MOSFET, IGBT’s), la capacitancia externa será ajustada mediante la simulación del circuito. Puesto que en la mayoría de las aplicaciones de amplificadores clase E se utilizan MOSFET´s, se incluyó el procedimiento de diseño antes mencionado. Sin embargo, para la comparación del desempeño de otro tipo de dispositivos en un
amplificador clase E, la capacitancia externa se ajusta mediante la simulación del circuito
C0
ICD
LC
L0
VDC
+
+
is
CEXT
VS
-
COSS
0
Figura 3.3.
jx IO
Circuito de diseño del ACECVC con capacitor externo.
VO
-
R
Análisis matemático y diseño del ACECVC
47
3.4.1. Especificaciones de diseño del ACECVC
Los parámetros de diseño del ACECVC están fuertemente relacionados entre sí, la resistencia de carga R está relacionada con el voltaje de alimentación VDC según las ecuaciones
3.37 y 3.51. A su vez cuando se considera la capacitancia parásita del dispositivo, existe una
relación directa entre la frecuencia de conmutación con el voltaje de alimentación y el capacitor. De igual forma existe un compromiso entre el factor de calidad Q y la relación de inductancias H. Si la H es alta, puede generar corrientes negativas en el inductor fuente de corriente,
para evitar esto se fija el limite inferior de Q en 2.0026, por otro lado una H=0 genera una inductancia fuente de corriente infinita y como consecuencia una corriente constante. Los problemas que se tienen con esto son: la incertidumbre que se tiene con el valor del inductor y
problemas en la potencia entregada por el amplificador. Del mismo modo, un factor de calidad
bajo genera altos porcentajes de distorsión armónica, según la referencia [35] un factor de calidad aceptable está en el rango de 2.0026 < Q < 20.
2
Vm
P =
2*R
(3.51)
sustituyendo la ecuación 3.37 en 3.51 y despejando R:
R=
(1.074 * VCD )2
(3.52)
2*P
Considerando una potencia máxima de salida de 200W y un voltaje de alimentación
máximo de 93 V se obtiene:
R = 24.94 Ω
Con la finalidad de tener una corriente de carga senoidal, se selecciona un factor de calidad Q=10. Por las razones mencionadas anteriormente, se selecciona un valor de H = 0.1 y
un ciclo de trabajo del 50 % con el cual se obtienen condiciones óptimas del amplificador.
En la Tabla 3.3 se muestran los datos de entrada del programa, las cuáles son las especificaciones de diseño.
Tabla 3.3. Especificaciones de diseño del ACECVC
Nombre
Símbolo
Unidades
f
kHz
VDC
V
Resistencia de carga
R
Ω
Relación de inductancias
H
-----
Factor de calidad
Q
-----
Ciclo de trabajo
D
%
Resistencia de encendido
rS
Ω
Voltaje integral de la unión
Vbi
V
Coeficiente de distribución
m
-----
COSS
pF
Frecuencia
Voltaje de alimentación
Capacitancia de salida
Análisis matemático y diseño del ACECVC
48
3.4.2. Procedimiento de diseño del ACECVC
La secuencia de diseño del ACECVC se muestra en la Tabla 3.4, representando los datos de salida del programa de cómputo.
Tabla 3.4. Secuencia de diseño del ACECVC.
Paso
Parámetro
1
LC
Inductor fuente de
corriente
2
CS
Capacitor paralelo
lineal
3
CO
Capacitor resonante
4
LO
Inductor resonante
5
6
CJO
C1
Capacitor no lineal
con VDS = 0
Capacitor linealizado
Ecuación
Cálculos mediante métodos numéricos
(
)
(
)
Raíz= 6Vbi 24Vbi − 24π 2VDC +π 4VDC + 9π 2 π 2 + 4 VbiVDC
C JO =
C1 =
1
* Raiz
3π π + 4 Vbi wR
(
)
2
24VbiCJO
{12V + 6V (24V −24π V
2
bi
bi
bi
DC
)
(
}
C EXT = C1 − COSS
7
CEXT
Capacitor externo
8
IDC
Corriente de DC
9
Vm
Amplitud del voltaje
de salida
11
Im
Amplitud de la corriente de salida
π2 +4
Im =
* I DC = 1.862 * I DC
2
12
VSW
Esfuerzo de voltaje
Vsw =
ISW
Esfuerzo de corriente
13
)
+π 4VDC +9π 2 π 2 + 4VbiVDC
I DC =
8 * VDC
V
= 0.5768 * DC
2
R
R * (π + 4)
Vm =
4 * VDC
π2 +4
= 1.074 * VDC
I DC * ϕ  I DC * ϕ


− 2 
ω * Cjo  ω * Cjo * Vbi

(
)
4 * VDC 2 + π 2 + 4
V
= 1.65 * DC
Isw =
2
R
R * (π + 4)
La frecuencia de conmutación es una especificación de diseño del ACECVC, y para
cada frecuencia de conmutación resulta un diseño diferente. La Tabla 3.5 muestra los valores
de diseño del ACE calculados a 5 frecuencias de diseño (100 kHz, 250 kHz, 500 kHz, 1 MHz
y 2 MHz) considerando un voltaje de alimentación de 10 V.
Análisis matemático y diseño del ACECVC
49
Tabla 3.5. Valores de diseño a diferentes frecuencias de conmutación (VDC = 10 V).
Nombre
f = 100 kHz
f = 250 kHz
f = 500 kHz
f = 1MHz
f = 2 MHz
LC[mH]
3.979
1.592
0.7958
0.3979
0.1989
LO[mH]
397.90
159.20
79.58
39.79
19.89
CS[nF]
12.81
5.124
2.562
1.282
0.6405
CO[nF]
7.238
2.895
1.448
0.7238
0.3619
C1[nF]
11.69
4.675
2.338
1.169
0.58
CEXT[nF]
11.24
4.2
1.88
0.72
0.13
La potencia de salida del ACECVC se puede modificar variando el voltaje de alimentación. Se realizaron ajustes en el voltaje de alimentación del circuito para obtener diferentes
potencias de salida: 50 W, 100 W, 150 W y 200 W como lo muestra la Tabla 3.6. La potencia
de 200 W es el límite superior de los dispositivos de 600 V, dado que el máximo esfuerzo de
voltaje a que está expuesto el interruptor en este circuito es de aproximadamente 4.3 veces el
voltaje de alimentación.
Tabla 3.6. Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencia de funcionamiento para el MOSFET
convencional.
Frecuencia (kHz)
100
250
500
1000
Potencia (W)
Voltaje (V)
50
46.60
100
65.90
150
80.70
200
93.30
50
46.60
100
65.90
150
80.70
200
93.30
50
46.60
100
65.90
150
80.70
200
93.30
50
46.60
100
65.90
150
80.70
200
93.30
3.4.3. Ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz y 100 W
A continuación se muestra un ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz y 100 W, las
Tablas 3.7-3.9 muestran los datos de entrada y salida del mismo.
Análisis matemático y diseño del ACECVC
50
Tabla 3.7. Datos de entrada del ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz y 100 W.
Nombre
Símbolo
Valor
Unidad
f
0.25
MHz
Fuente de Alimentación
VDC
65.9
V
Relación de inductancias
H
0.1
-----
Factor de Calidad
Q
10
-----
Resistencia de Carga
R
25
Ω
Resistencia Interna Interruptor
Rs
0.5
Ω
Ciclo de Trabajo
D
50
%
Voltaje Integral de la unión
Vbi
0.7
V
Coeficiente de Distribución
m
0.5
-----
Coss
4.50
nF
Frecuencia
Capacitancia parásita dispositivo
Tabla 3.8. Datos de salida del ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz y 100 W.
Nombre
Símbolo
Valor
Unidad
Inductor choque
Lc
0.001592
H
Capacitor lineal paralelo
Cs
5.14E-09
F
Capacitor Resonante
Co
2.89E-09
F
Inductor Resonante
Lo
0.000159
H
Capacitor paralelo no lineal con VDS=0
Cjo
4.00E-08
F
Capacitor paralelo linealizado
C1
4.68E-09
F
Capacitor paralelo no lineal a 25V
C25
7.25E-09
F
Capacitor Externo
CEXT
4.23E-09
F
Tabla 3.9. Variables útiles del ejemplo de diseño del ACECVC a 250 kHz, 100 W.
Nombre
Símbolo
Valor
Unidad
Corriente de la fuente de CD
IC
1.52
A
Amplitud voltaje de salida
Vm
70.78
V
Amplitud de la corriente de salida
Io
2.831
A
Esfuerzo de voltaje en el interruptor
VSM
296.5
V
Esfuerzo de corriente en el Interruptor
ISM
4.352
A
Potencia de la fuente
Pin
100.2
W
Potencia de salida
Pout
100.2
W
η
100
%
Eficiencia (Pout/Pin)
Análisis matemático y diseño del ACECVC
51
3.4.3.1. Señales generadas por el programa de diseño
En las figuras 3.4 y 3.5 se muestran las formas de onda generadas por el programa de
diseño del ACECVC
Figura 3.4.
Corriente de drenaje
Señales de voltaje y corriente en el dispositivo.
Voltaje drenaje-fuente
Figura 3.5.
Voltaje en la carga
Corriente en el inductor
Voltaje en la carga y corriente en el inductor choque.
3.4.4. Método de diseño del ACECVC propuesto por Li y Yam
Un método alternativo para el diseño del amplificador clase E, fue presentado por Li y
Yam, sin embargo este parte de un capacitor paralelo con un valor tal que absorba la no linealidad del capacitor de salida del dispositivo ver programa en Matemática en el Anexo I [34] .
Datos de entrada para el diseño del amplificador:
Voltaje de alimentación
Potencia de salida
Frecuencia de conmutación
Capacitor propuesto
Factor de calidad
Datos de salida del programa:
L1= 0.00160593
RL= 25.5474
L2= 0.00016264
X= 28.9451
c2=2.81032x10-9
Vcc=65.9
Psal=100
f=0.25 10^(6)
c1=4.711 10^(-9)
Q=10
Análisis matemático y diseño del ACECVC
52
Variables útiles
Io= 2.79796
ph1= -0.558926
Pin= 100
Idc= 1.51745
A= 1.48178
B= 0.692993
H= 0.101275
iL(t)
1.56
1.54
1.52
T/2
T
t[us]
1.48
Figura 3.6.
Corriente en el inductor choque.
VSW(t)
200
150
100
50
T/2
Figura 3.7.
T
t[us]
Voltaje drenaje-fuente en el dispositivo.
Isw(t)
4
3
2
1
T/2
Figura 3.8.
Corriente de drenaje en el dispositivo.
T
t[us]
Análisis matemático y diseño del ACECVC
53
Vo(t)
60
40
20
-20
-40
-60
Figura 3.9.
T/2
T
t[us]
Voltaje en la carga del amplificador.
3.5. Resumen
En este capítulo se desarrolló el análisis matemático del ACECVC, considerando los
elementos parásitos del interruptor. Debido a que este análisis es complicado, se dividió en dos
partes: la primer parte considera la resistencia de encendido RDS(on). A diferencia de los desarrollos tradicionales, este trabajo no parte de la suposición de señales sinusoidales en la carga.
Sin embargo, tomando como referencia las señales generadas por el método de Li y Yam (presentadas en este capítulo), cuyo desarrollo matemático se basa precisamente en tales suposiciones, se observa una gran similitud, excepto en el esfuerzo de voltaje en el interruptor. En el
método propuesto éste es mayor debido a la no linealidad del capacitor, cuyo fenómeno se
describe en la segunda parte del desarrollo matemático presentado.
4. Simulación del ACECVC
Con base en los resultados obtenidos con el programa de diseño, en este capítulo se
procedió a la simulación del ACECVC utilizando el simulador PSpice y los modelos proporcionados por el fabricante Infineon Technologies. Se hicieron simulaciones a 100 kHz, 250
kHz y 500 kHz y a diferentes potencias de salida, mostrando los resultados a una frecuencia de
operación de 250 kHz y a una potencia de salida de 100 W. Además con los datos obtenidos
de las simulaciones se desarrolló una serie de gráficas que describen el desempeño del
ACECVC con cada dispositivo.
4.1. Introducción
El programa de simulación SPICE (Simulation Program With Integrated Circuits Emphasis) es un programa de simulación y diseño de circuitos analógicos y digitales, creado por el
Laboratorio de Investigación Electrónica de la Universidad de Berkeley en California, el cual
se ofreció por primera vez al público en 1975.
Para los computadores personales y estaciones de trabajo existen diversos paquetes de
software que implementan SPICE. De estos, el más popular es PSpice, creado por Microsim
Corporation como primer simulador basado en SPICE para PCs y comercialmente disponible
desde 1984. Posteriormente OrCAD Inc. adquirió el producto, y en la actualidad es quien distribuye y desarrolla las nuevas versiones de PSpice. PSpice constituye una herramienta de gran
valor para los diseñadores durante el proceso de desarrollo y prueba de un proyecto. El objetivo fundamental de la simulación no es sólo comprobar el correcto funcionamiento de un circuito sino, el análisis y estudio del mismo.
4.2. Circuito simulado
En el capítulo 3 se hizo el diseño del ACECVC en un rango de frecuencias de 100
kHz-2 MHz y a potencias de salida de 50 W, 100 W, 150 W y 200 W con la finalidad de ver la
tendencia del comportamiento de los diferentes elementos que forman el circuito. Puesto que
uno de los objetivos de este trabajo es hacer un análisis comparativo entre dispositivos de tecnología IGBT y MOSFET, pero debido al problema de la cola de apagado que presenta el
IGBT, lo cuál lo hace ineficiente a altas frecuencias de funcionamiento, las simulaciones solo
se hacen a 100 kHz, 250 kHz y 500 kHz.
La simulación del amplificador se hizo en base al circuito que se muestra en la Figura
4.1. En donde el voltaje de alimentación requerido para obtener la potencia de 100 W, la resistencia de compuerta y el capacitor externo varían de acuerdo al dispositivo utilizado según la
Simulación del ACECVC
55
Tabla 4.1. Debido a las altas pérdidas que presentan los IGBT’s en conmutación, fue necesario
aumentar el voltaje de alimentación para obtener la misma potencia de 100 W. Asímismo estos dispositivos son de tecnología diferente al MOSFET convencional, ya que son transistores
bipolares, por lo tanto sus características de funcionamiento cambian, incluyendo el diodo
interno. Puesto que el procedimiento de diseño no fue hecho para estos dispositivos, existe una
ligera diferencia entre el capacitor paralelo calculado y el usado en simulación.
La resistencia de compuerta requerida por cada uno de los dispositivos depende de varios factores, principalmente de la capacitancia de entrada CISS. Dicho valor es diferente por lo
que se tienen valores de resistencia diferentes.
En el Anexo I se muestran los resultados de la simulación para el resto de las frecuencias de conmutación.
LC
L0
C0
V4
V3
RG
VDC
V2
CEXT
BUZ334
R
0
Figura 4.1.
Circuito del ACECVC simulado
Tabla 4.1. Valores de los elementos de diseño en función del dispositivo
Dispositivo
Nomenclatura
MOSFET
Elementos de diseño
VDC [V]
RG [Ω]
LC [mH]
CEXT [nF]
L0 [uH]
C0 [nF]
BUZ334
67
10
1.592
4.2
159.2
2.9
CoolMOS
SPP11N60C2
65
10
1.592
3.6
159.2
2.9
S-IGBT
SKP06N60
70
27
1.592
3.6
159.2
2.9
HS-IGBT
SKW20N60HS
70
47
1.592
3.6
159.2
2.9
4.3. Resultados con el MOSFET convencional
4.3.1. Formas de onda en el interruptor
En la Figura 4.2a se muestran las señales generadas en el MOSFET convencional: la
señal de control de compuerta y la señal de voltaje en el interruptor (parte superior), así como
la señal de corriente en el interruptor (parte inferior). En la parte superior de la gráfica se puede ver que el dispositivo está funcionando en modo sub-óptimo, es decir, está conmutando a
voltaje cero pero no con pendiente cero, dando lugar a la operación del diodo interno, cuya
manifestación se refleja en el pico negativo de la onda de corriente. Otra de las características
importantes de esta señal es el tiempo de caída tf de la forma de onda de corriente, siendo ésta
una de las principales causas de las pérdidas por conmutación en el apagado del dispositivo,
sobre todo a frecuencias muy elevadas.
Simulación del ACECVC
56
En la Figura 4.2b se muestran las conmutaciones en el encendido y apagado (parte superior), así como la potencia instantánea y potencia promedio (parte inferior) disipadas en el
interruptor. Debido al tiempo de caída tf de la corriente en el interruptor se genera un pequeño
traslape entre esta señal y la de voltaje dando como resultado las pérdidas por conmutación en
el apagado. Contrario a lo que sucede en el apagado, en el encendido se observa que no existe
presencia simultánea de voltaje y corriente, razón por la cuál la disipación de potencia es cero.
La señal de la potencia instantánea presenta picos negativos generados por la descarga del
capacitor parásito. Las pérdidas totales generadas en el MOSFET convencional son de
aproximadamente 2.7 W, potencia relativamente pequeña considerando que se tiene una potencia de salida de 100 W.
a)
b)
Figura 4.2.
Formas de onda en el interruptor: a) señal de control y voltaje (parte superior), corriente (parte
inferior), b) voltaje y corriente (parte superior), potencia instantánea y promedio (parte inferior).
4.3.2. Formas de onda en la carga
La Figuras 4.3a muestra las señales de voltaje, corriente y potencia en la carga, así como la potencia de entrada. La señal de voltaje en la carga es proporcional al voltaje de
alimentación y según la referencia [9] la relación está dada por la ecuación 4.1. La corriente
está en fase con el voltaje, y ambas señales son sinusoidales. La potencia de salida tiene un
valor aproximado a la potencia de entrada debido a las pocas pérdidas que presenta este dispositivo.
Vm = 1.074 * VCD
(4.1)
a)
Figura 4.3.
b)
Formas de onda en la carga: a) voltaje (parte superior), corriente (parte inferior). b) potencia de
entrada (parte superior), potencia de salida (parte inferior).
Simulación del ACECVC
57
4.3.3. Gráficas de funcionamiento
En el apartado anterior se mostraron señales típicas del interruptor a una sola frecuencia de funcionamiento. Es importante mencionar que se realizaron simulaciones del amplificador a diferentes frecuencias, de las cuales se obtuvieron las siguientes gráficas que indican el
comportamiento del mismo.
4.3.3.1. Voltaje de alimentación
En la Figura 4.4 se muestra la variación del voltaje de entrada con respecto a la frecuencia de conmutación a potencia de salida constante, en la cuál se puede observar que a frecuencias mayores se requiere una cantidad menor de voltaje de entrada para obtener la misma
potencia de salida en la carga. Lo anterior se puede comprobar mediante la relación que existe
entre la potencia de entrada, el voltaje de alimentación y la frecuencia, tal y como se indica en
la ecuación 4.2 desarrollada en [9].
f max =
V CD =
Pe
2
14.921 * VCD * C1
Pe
14 . 921 * f * C 1
(4.2)
(4.3)
Dado que las pérdidas de potencia idealmente son cero la relación anterior se expresa
mediante la ecuación 4.4.
V CD =
Figura 4.4.
PO
14 . 921 * f * C 1
(4.4)
Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencia de operación usando el MOSFET como interruptor.
4.3.3.2. Pérdidas de potencia y eficiencia
Teóricamente el ACE conmuta a voltaje cero tanto en el encendido como en el apagado, pero en realidad existe un ligero traslape de la forma de onda de la corriente con la de voltaje durante el apagado debido al tiempo de caída del mismo tf, lo cual provoca pérdidas en
dicha conmutación. Eso se debe a que hay una importante diferencia entre la conmutación en
el encendido y la conmutación en el apagado, ya que mientras en el encendido se trata de una
conmutación natural que se presenta cuando entra en conducción el diodo, en el apagado tenemos una conmutación suave, pero comandada. El traslape de corriente y voltaje depende
Simulación del ACECVC
58
entonces del tiempo de caída tf de la corriente a través del dispositivo. Dicho traslape se incrementa con la frecuencia de conmutación. Para el MOSFET convencional las pérdidas por
conmutación debidas a este fenómeno son pequeñas, por lo que las pérdidas totales no se incrementan en gran medida con la frecuencia. Puesto que la eficiencia es inversamente proporcional a las pérdidas totales, existe un pequeño decremento de la misma conforme aumenta la
frecuencia (Figura 4.5).
a)
Figura 4.5.
b)
Gráficas de desempeño del ACECVC con el MOSFET: a) Pérdidas, b) Eficiencia.
4.4. Resultados con el CoolMOSTM
4.4.1. Formas de onda en el interruptor
En la Figura 4.6a se muestra la señal de control de compuerta, así como las señales de
voltaje y corriente generadas en el CoolMOSTM. Al igual que el MOSFET convencional, este
dispositivo esta funcionando en modo sub-óptimo, dando lugar a la operación del diodo interno. La diferencia principal con respecto al MOSFET convencional es un tiempo de caída tf de
la corriente en el interruptor menor cómo se puede ver en la onda de corriente.
En la Figura 4.6b se muestran las conmutaciones en el encendido y apagado del interruptor, la potencia instantánea y la potencia promedio en el mismo: debido a la reducción en el
tiempo de caída tf, disminuye el traslape entre la corriente y el voltaje, y como consecuencia
disminuyen las pérdidas totales (2 W) y se incrementa la eficiencia en la misma proporción
con respecto al MOSFET convencional. La descarga del capacitor parásito genera picos de
potencia negativos tal como lo muestra la señal de la potencia instantánea.
a)
b)
Figura 4.6.
Formas de onda en el interruptor: a) señal de control y voltaje (parte superior), corriente (parte
inferior), b) voltaje y corriente (parte superior), potencia instantánea y promedio (parte inferior).
Simulación del ACECVC
59
4.4.2. Formas de onda en la carga
La Figura 4.7 muestra las señales de voltaje, corriente y potencia en la carga, así como
la potencia de entrada. El valor máximo del voltaje en la carga mantiene la misma relación con
el voltaje de alimentación. La corriente está en fase con el voltaje debido a que la carga es resistiva, además de que ambas señales son completamente sinusoidales. La diferencia entre la
potencia de entrada y la potencia de salida es menor debido a las pocas pérdidas que presenta
este dispositivo.
Figura 4.7.
Formas de onda en la carga: a) voltaje (parte superior), corriente (parte inferior), b) potencia de
entrada (parte superior), potencia de salida (parte inferior).
4.4.3. Gráficas de funcionamiento
En las siguientes figuras se muestran tres gráficas que indican el comportamiento del
ACE que emplea el CoolMOSTM como interruptor, cuyos valores se obtuvieron de las simulaciones en PSpice.
4.4.3.1. Voltaje de alimentación
La reducción de la resistencia de encendido RDS(on) en el CoolMOSTM disminuyó en
gran medida las pérdidas de conducción y como consecuencia la generación de calor, incrementando la eficiencia del circuito y dando lugar a un aumento en el manejo de la potencia de
salida, por lo que son necesarios voltajes de alimentación más pequeños para obtener las mismas potencias de salida (Figura 4.8).
Figura 4.8.
Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencia de operación usando el CoolMOSTM como interruptor
Simulación del ACECVC
60
4.4.3.2. Pérdidas de potencia y eficiencia
El CoolMOSTM tiene características de conducción que superan las limitaciones de la
resistencia de encendido de los MOSFET’s de potencia convencionales. Lo anterior se logra
debido a la tecnología de construcción de este dispositivo, la cual se basa en el principio de
compensación a través de la inserción de bandas verticales tipo p en la zona de deriva. Lo anterior trae consigo una disminución en las pérdidas de potencia en conducción que, junto con
un tiempo de caída tf pequeño, reducen las pérdidas totales por debajo de las de los MOSFET’s convencionales y por el mismo motivo se obtienen eficiencias mayores como se observa en la Figura 4.9.
a)
Figura 4.9.
b)
TM
Gráficas de desempeño del ACECVC con el CoolMOS : a) Pérdidas, b) Eficiencia.
4.5. Resultados con el IGBT convencional
4.5.1. Formas de onda en el interruptor
En la Figura 4.10a se muestran las señales generadas en el IGBT convencional: la señal
de control de compuerta y la señal de voltaje (parte superior), así como la señal de corriente
(parte inferior). El funcionamiento de este dispositivo es similar a los MOSFET’s en cuanto al
modo de funcionamiento (sub-óptimo), sin embargo existe una gran diferencia en la forma de
onda de la corriente principalmente en el apagado del interruptor, ya que además del tiempo de
caída tf rápido al inicio, inclusive más rápido al de los MOSFET’s, existe una caída lenta (cola
de corriente) dando lugar a un incremento en el tiempo de traslape entre el voltaje y la corriente e incrementando las pérdidas por conmutación y como consecuencia las pérdidas totales, tal
y como se muestra en la Figura 4.10b.
a)
b)
Figura 4.10.
Formas de onda en el interruptor: a) señal de control y voltaje (parte superior), corriente (parte
inferior), b) voltaje y corriente (parte superior), potencia instantánea y promedio (parte inferior).
Simulación del ACECVC
61
4.5.2. Formas de onda en la carga
En la Figura 4.11a se muestran las formas de onda de salida del amplificador que corresponden al voltaje y la corriente en la carga. Ambas señales están en fase debido a que la
carga es resistiva, además de que son completamente sinusoidales. En la Figura 4.11b se
muestran las gráficas de la potencia de entrada y potencia a la salida del amplificador, la potencia de salida difiere en una buena cantidad de la potencia de entrada debido a las altas pérdidas en conmutación que tiene este interruptor.
a)
Figura 4.11.
b)
Formas de onda en la carga: a) voltaje (parte superior), corriente (parte inferior), b) potencia de
entrada (parte superior), potencia de salida (parte inferior).
4.5.3. Gráficas de funcionamiento
En las siguientes figuras se muestran tres gráficas que indican el comportamiento del
ACECVC que emplea el IGBT convencional como interruptor, cuyos valores se obtuvieron de
las simulaciones en PSpice.
En la Figura 4.12 se muestra la variación del voltaje de entrada con respecto a la frecuencia de conmutación para tener potencia constante en la salida. Se puede observar que a
frecuencias mayores se requiere una cantidad menor de voltaje de entrada para obtener la
misma potencia de salida en la carga, igual que para los dispositivos de tipo MOSFET. Sin
embargo, en este dispositivo lo anterior se cumple sólo hasta la frecuencia de 250 kHz, y para
valores mayores sucede lo contrario debido a las altas pérdidas que se tienen a frecuencias
muy elevadas. Como consecuencia es necesario alimentar con valores mayores de voltaje para
satisfacer los requerimientos de potencia.
El IGBT convencional, además del tiempo de caída tf de la corriente, tiene como característica distintiva de los MOSFETs la cola de apagado que se presenta en el apagado del dispositivo, la cuál aumenta en gran medida el tiempo de traslape entre la corriente y el voltaje, lo
que trae como consecuencia un incremento en las pérdidas de potencia en el apagado y una
disminución considerable en la eficiencia, tal y como lo demuestran las Figuras 4.13.
Simulación del ACECVC
Figura 4.12.
Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencia de operación usando el IGBT
convencional como interruptor.
a)
Figura 4.13.
62
b)
Gráficas de desempeño del ACECVC con el IGBT convencional: a) Pérdidas, b) Eficiencia.
4.6. Simulaciones con el IGBT de alta velocidad
4.6.1. Formas de onda en el interruptor
La principal diferencia entre las formas de onda del IGBT de alta velocidad y del IGBT
convencional, es que en el primero disminuye el tiempo de la corriente de apagado lo que trae
como consecuencia una disminución en el tiempo de traslape entre la corriente y el voltaje. Sin
embargo en el IGBT de alta velocidad se observan picos de corriente en el encendido del dispositivo (Figura 4.14), los cuáles no son un comportamiento inherente a este dispositivo sino
que se deben a que se le aplico tarde la señal a la compuerta del mismo. Puesto que el tiempo
de traslape entre el voltaje y la corriente determina las pérdidas en el dispositivo, en la Figura
4.24 se observa una notable disminución de las pérdidas totales.
Simulación del ACECVC
a)
63
b)
Figura 4.14.
Formas de onda en el interruptor: a) señal de control y voltaje (parte superior), corriente (parte
inferior), b) voltaje y corriente (parte superior), potencia instantánea y promedio (parte inferior).
4.6.2. Formas de onda en la carga
En la Figura 4.15 se indican el voltaje, la corriente y la potencia en la carga, así como
la potencia de entrada. La potencia de salida está alejada de la potencia de entrada debido a la
gran cantidad de pérdidas que presenta este interruptor, sin embargo cabe aclarar que estas
pérdidas son menores que las obtenidas con el IGBT convencional.
Figura 4.15.
Formas de onda en la carga: a) voltaje (parte superior), corriente (parte inferior), b) potencia de
entrada (parte superior), potencia de salida (parte inferior).
4.6.2.1. Gráficas de funcionamiento
Las gráficas de funcionamiento de este dispositivo muestran un mejor desempeño en
cuanto a potencia y frecuencia se refiere con respecto al IGBT convencional.
En la Figura 4.16 se muestra la variación del voltaje de entrada con respecto a la frecuencia de conmutación para tener potencia constante en la salida. Se puede observar que a
frecuencias mayores se requiere una cantidad menor de voltaje de entrada para obtener la
misma potencia de salida en la carga, igual que para los dispositivos de tipo MOSFET. Sin
embargo, lo anterior se cumple a una frecuencia de 250 kHz, por que a frecuencias mayores es
necesario aumentar dicho voltaje para contrarrestar las altas pérdidas de potencia que se tienen
con este dispositivo.
En la Figura 4.17 se presentan las pérdidas totales de potencia y la eficiencia del IGBT
de alta velocidad, donde debido a la disminución en el tiempo de cola de corriente en compa-
Simulación del ACECVC
64
ración con el IGBT convencional, se reducen en gran medida las pérdidas y como consecuencia aumenta la eficiencia.
Figura 4.16.
Voltaje de alimentación en función de la potencia y frecuencias de operación usando el IGBT
de alta velocidad como interruptor.
a)
Figura 4.17.
b)
Gráficas de desempeño del ACECVC con el IGBT de alta velocidad: a) Pérdidas, b) Eficiencia.
4.7. Gráficas comparativas de los cuatro interruptores
En este apartado se hará un análisis comparativo del amplificador con los cuatro interruptores en cuanto a voltaje de alimentación, pérdidas de potencia y eficiencia.
4.7.1. Voltaje de alimentación
En la Figura 4.18 se puede observar que:
• Para el mismo voltaje de entrada, la potencia entregada por el circuito depende
del tipo de interruptor, donde la máxima potencia de salida es obtenida con el
CoolMOS seguido por el MOSFET convencional, el IGBT de alta velocidad y
al final el IGBT convencional
• Cuando se incrementa la frecuencia de conmutación, la diferencia entre la potencia de salida obtenida con cada dispositivo manteniendo el voltaje de entrada constante es más significativa.
• Cuando se incrementa la frecuencia de conmutación mas potencia de salida
puede ser obtenida alimentando el circuito con el mismo voltaje de entrada, pero a expensas de un mayor esfuerzo de voltaje en el mismo.
Simulación del ACECVC
65
f = 100 kHz
f = 250 kHz
f = 500 kHz
Figura 4.18.
Voltaje de alimentación en función de la potencia y tipo de dispositivo
4.7.2. Pérdidas de potencia y eficiencia
Los resultados completos de la simulación, incluyendo las formas de onda de cada dispositivo a cada frecuencia de conmutación se muestran en el apéndice. Para estas formas de
onda fueron calculadas las pérdidas de potencia totales (pérdidas de conducción y conmutación), así como la eficiencia del circuito como se muestra en la Figura 4.19.
Simulación del ACECVC
66
Pérdidas totales a 100 kHz.
Eficiencia a 100 kHz.
Pérdidas totales a 250 kHz.
Eficiencia a 250 kHz.
Pérdidas totales a 500 kHz.
Eficiencia a 500 kHz.
Figura 4.19.
Comparación de las pérdidas totales y eficiencia del circuito diferentes frecuencias contra potencia de salida y tipo de dispositivo.
De los resultados ilustrados en la Figura 4.19 podemos concluir que:
• Para los dispositivos tipo MOSFET las pérdidas de potencia se mantienen prácticamente constantes cuando se incrementa la frecuencia de conmutación, y se incrementan ligeramente para altas potencias de salida. En todos los casos las pérdidas de potencia no exceden los 6 W. Esto prueba que el proceso de conmutación suave (CVC) garantiza para los MOSFET’s muy bajas pérdidas de conmutación.
Simulación del ACECVC
•
•
•
67
Para los dispositivos tipo IGBT las pérdidas de potencia se incrementan drásticamente con la frecuencia de conmutación así como con la potencia de salida, alcanzando un máximo de 60 W para el IGBT convencional a 500 kHz y 200 W de
potencia de salida. Esto prueba que a pesar de las condiciones de conmutación
suave, las pérdidas son fuertemente afectadas por la corriente de apagado. Como
consecuencia las pérdidas de potencia del IGBT de alta velocidad son más bajas
debido a que tiene menos corriente de apagado que el IGBT convencional. Este
comportamiento será explicado posteriormente en las formas de onda experimentales de corriente y voltaje.
La eficiencia del circuito varía en forma análoga a las pérdidas de potencia. Una
eficiencia máxima de alrededor de 98% es obtenida con el CoolMOSTM para todas las frecuencias de conmutación y potencias de salida, seguido por el MOSFET convencional (96% - 97%).
A bajas frecuencias de conmutación (100 kHz), se pueden desarrollar eficiencias
por arriba de 90 % con los IGBT’s, pero decrecen drásticamente a 250 kHz y 500
kHz. Los IGBT’s son más eficientes a altas potencias de salida. Se observa una
fuerte dependencia entre la eficiencia y la potencia de salida, alcanzándose un
mínimo de 70% para la potencia de salida mas baja 50 W y 500 kHz para el
IGBT convencional.
4.8. Resumen
La simulación de circuitos es muy importante, ya que muestra de manera aproximada
el comportamiento del mismo ante diferentes situaciones. Puesto que el simulador PSpice originalmente fue diseñado para trabajar con señales pequeñas y dentro de sus bibliotecas de función no cuenta con modelos adecuados de dispositivos de potencia, fue necesario trabajar con
modelos del mismo fabricante (Infineon Technologies) para cada uno de los dispositivos semiconductores usados en este proyecto de tesis. Tales modelos toman en cuenta aspectos tan
importantes como la cola de apagado de la corriente característica de los dispositivos de tecnología bipolar y el tiempo de caída de la corriente en el apagado. Uno de los principales problemas que se presentó durante el desarrollo de las simulaciones usando estos modelos fue el
tiempo de convergencia principalmente en los dispositivos de tecnología híbrida.
Los simuladores, por más potentes que sean no dejan de ser una aproximación a la realidad y en consecuencia nunca pueden sustituir la práctica de manejo real de los circuitos electrónicos. Por lo tanto, el mejor uso que se puede realizar de PSpice es en combinación con el
trabajo de laboratorio. Considerando lo anterior en el Capítulo 5 se desarrolla el prototipo experimental del ACECVC.
5. Resultados experimentales
En este capítulo se presentan los resultados experimentales de un prototipo de laboratorio del ACECVC implementado con cuatro dispositivos de potencia diferentes como interruptor. Los resultados experimentales obtenidos se comparan con las simulaciones expuestas en el
capítulo anterior.
5.1. Introducción
Los DSEP’s presentan elementos parásitos que afectan el desempeño del ACECVC, la
capacitancia parásita del dispositivo además de limitar la frecuencia de conmutación, aumenta
los esfuerzos de voltaje de los mismos. Lo anterior ya se demostró con el programa de diseño
y las simulaciones. Para hacer una comparación de tales esfuerzos de voltaje entre los DSEPs,
es necesario alimentar al circuito con voltajes constantes, contrario a lo que se hizo en simulación. El circuito se alimentó con voltajes de 10 V, 25 V, 40 V, 55 V y 70 V, obteniendo potencias de salida diferentes con cada uno de los dispositivos.
5.2. Diseño del prototipo
Después de haber simulado el amplificador con cada interruptor, se implementó el circuito en el laboratorio para validar el programa de diseño. Para hacer más real la operación del
circuito se considera la resistencia interna de la bobina resonante. Las pruebas se realizaron
únicamente a una frecuencia de operación de 250 kHz y a niveles de potencia más bajos que
en la simulación.
El circuito que se utilizó para realizar las pruebas con el MOSFET convencional es el
que se muestra en la Figura 5.1, haciendo la aclaración que los valores de los elementos reactivos utilizados en este prototipo se aproximaron a los valores teóricos de acuerdo a los recursos disponibles. En la Tabla 5.1 se muestran los valores experimentales. Como puede observarse existen ligeros cambios en los componentes por lo que cambian las condiciones de operación del amplificador siendo necesario un ajuste de frecuencia para obtener el funcionamiento deseado del mismo.
Resultados experimentales
69
LC
LO
1Ω
V3
RG
VDC
CO
V4
25Ω
CEXT
BUZ334
V2
0
Figura 5.1.
Circuito construido para realizar pruebas con el MOSFET convencional.
Tabla 5.1. Valores de componentes usados en las pruebas experimentales.
Dispositivo
Nomenclatura
MOSFET
Elementos de diseño
VDC [V]
RG [Ω]
LC [mH]
CEXT [nF]
L0 [uH]
C0 [nF]
BUZ334
70
10
1.6
4.0
160
3.3
CoolMOS
SPP11N60C2
70
10
1.6
3.337
160
3.3
S-IGBT
SKP06N60
70
27
1.6
3.337
160
3.3
HS-IGBT
SKW20N60HS
70
47
1.6
3.3376
160
3.3
Como resistencia de carga, se realizó un arreglo serie paralelo de resistencias de potencia de 100 Ω a 25 W, para soportar las diferentes potencias de operación del amplificador.
5.2.1. Circuito impulsor de compuerta del MOSFET
Para generar la señal de control en la compuerta de los dispositivos, se requiere de un
oscilador y un impulsor. Para propósitos de este diseño fue suficiente utilizar un TL494 como
oscilador y un IR2110 como impulsor. El TL494 es un circuito de control por modulación de
la anchura del pulso (PWM) que ha sido utilizado para el control de fuentes de alimentación
conmutadas principalmente y una de sus características importantes es la reducción de la circuitería para un diseño en particular, además de trabajar con frecuencias de hasta 300 kHz [42,
43].
El IR2110 es un impulsor de MOSFETs e IGBTs en configuración Tótem-pole, incluye alta capacidad de voltaje, alta velocidad y compatibilidad con entradas TTL además de ser
económico [44]. El circuito oscilador-impulsor se presenta en la Figura 5.2, en donde la frecuencia del circuito oscilador de 250 kHz se calcula con la ecuación:
fosc =
1
R1C1
(5.1)
Con un potenciómetro en lugar de R1, se pudo ajustar la frecuencia al valor requerido
por el amplificador para conmutar a voltaje cero, ya que esta condición no se cumple exactamente a 250 kHz debido a las tolerancias de valores de los componentes
Resultados experimentales
70
VCC
IR2110
P1
0
OC
OR
C
VCC
R
C2
VCC
C2
0
C1
R1
C1
D
LIN
R2
E1
VCC
COM
C3
E2
LO
TL494
0
Figura 5.2.
VS
0
RG
0
Circuito impulsor de compuerta.
La resistencia de compuerta RG se calcula mediante la ecuación 5.2. La ecuación anterior se obtiene del análisis del circuito equivalente que se forma con los elementos parásitos
del interruptor, la resistencia RG y el voltaje aplicado al circuito impulsor como lo muestra la
Figura 5.3. Los elementos parásitos del interruptor: inductor en terminales de la fuente LS y el
capacitor de entrada CISS, forman un circuito resonante que es excitado por el voltaje aplicado,
siendo ésta la principal razón de las oscilaciones observados en muchos circuitos impulsores.
Afortunadamente estas oscilaciones pueden ser reducidas por la componente resistiva en serie
formada por la impedancia de salida del impulsor, la resistencia externa de compuerta y la
resistencia interna del dispositivo [7].
RG
LS
VDRV
CISS
0
Figura 5.3.
Componentes resonantes del circuito impulsor.
RGATE ,OPT = 2 *
LS
− (RDRV + RGI )
C ISS
(5.2)
5.2.2. Diseño de inductores
Se requiere que los convertidores de potencia modernos trabajen a altas frecuencias para reducir el volumen y peso, pero el trabajar a altas frecuencias involucra dos aspectos impor-
Resultados experimentales
71
tantes: las pérdidas en los semiconductores y las pérdidas en los elementos magnéticos. Las
pérdidas de potencia en los dispositivos semiconductores son reducidas en gran medida con
técnicas de conmutación suave como en los convertidores resonantes, y las pérdidas en los
elementos magnéticos son reducidas usando capacitores con baja resistencia serie equivalente
(RES) y haciendo un buen diseño de los inductores. El control de las pérdidas en los componentes magnéticos es importante para incrementar la eficiencia de todos los circuitos convertidores de potencia. Actualmente, una exacta distribución de las pérdidas en los inductores depende de la frecuencia de operación, el material y la geometría del núcleo. La eficiencia de un
inductor está determinada por:
a) Pérdidas de potencia en el núcleo por corrientes de Eddy y por histéresis.
b) Pérdidas de potencia en los devanados (cobre).
Las pérdidas en el núcleo se incrementan con la frecuencia y tienden a ser altas si la
densidad de flujo no es reducida. Para densidades de flujo bajas las pérdidas en el núcleo son
bajas, pero las pérdidas en el cobre son altas debido a que el número de vueltas es alto para
reducir la operación de la densidad de flujo. Por otro lado, debido a la proximidad y efecto
piel, la resistencia AC de los devanados a altas frecuencias puede ser de 5 a 10 veces más
grande que la resistencia DC. Incrementando la densidad de flujo, el número de vueltas es reducido, las pérdidas en el núcleo se incrementan y las pérdidas en el cobre se reducen. Por lo
tanto un balance óptimo de las pérdidas en el cobre y en el núcleo pueden ser conseguidas, así
como un diseño del inductor para máxima eficiencia de operación. Es normal asumir que la
eficiencia óptima ocurre cuando las pérdidas en el núcleo son iguales a las pérdidas en el cobre
[45], [46]. Uno de los principales problemas relacionados con el diseño de inductores de potencia es la resistencia AC de los devanados. El hilo de Litz es una buena alternativa para solucionar este problema ya que tiene una menor resistencia de CA que los conductores sólidos.
Esto es por que la corriente en un conductor sólido se concentra en la parte externa del conductor a altas frecuencias. Por esta razón el hilo de Litz tiene una mejor distribución de la corriente a través de la sección del hilo [47].
5.2.2.1. Especificaciones de diseño
Las especificaciones de diseño requeridas para el cálculo de los inductores se mencionan a continuación:
Frecuencia de operación
f
Potencia máxima de carga
PO
Inductancia
L
Corriente eficaz
IRMS
Densidad de corriente
J
Entrehierro
G
5.2.2.2. Procedimiento de diseño
Para el diseño de los inductores se consideraron aspectos importantes como el tipo de
material con el cuál se fabrica el núcleo y la potencia máxima de operación del amplificador.
En la Figura 5.4 se muestra una gráfica de la respuesta en frecuencia de diferentes materiales
en función del flujo magnético, y en la Tabla 5.2 el rango de potencia de diferentes tipos de
núcleos RM [48].
Resultados experimentales
Figura 5.4.
72
Materiales utilizados en la fabricación de núcleos de ferrita
Tabla 5.2. Clasificación de los núcleos RM en función de la potencia.
Tipo de núcleo
Rango de potencia (W)
RM4
<5
RM5
5 a 10
RM6
10 a 20
RM8, RM10
20 a 50
RM12
50 a 100
RM14
100 a 200
Otros
> 200
Tabla 5.3. Secuencia de diseño.
Paso
Parámetro de diseño
1
Núcleo de la bobina
2
Área del cobre
3
Calibre del conductor
4
Número máximo
de espiras
5
Número de espiras
Ecuación
Material
Tipo de núcleo
ACU =
I rms
J
Características
AW
Ae
Área de ventana
Área efectiva
IRMS
J
Corriente eficaz
Densidad de corriente
Ver Tabla de calibre de conductores
N máx. = AW *
N=
K CU * J
I rms
L*G
0.4 * π * Ae * 10 −8
KCU
Coeficiente del cobre
L Valor del inductor
G Entrehierro
Es importante mencionar que el cálculo del número de espiras mediante el procedimiento de diseño descrito, se aproximó en una buena medida, pero fue necesario un ajuste
para obtener el valor del inductor requerido. El diseño del inductor fuente de corriente de 1.6
mH no presentó problema ya que la corriente que circula por él es prácticamente de corriente
directa y no hay problemas de saturación, sin embargo en el diseño del inductor del filtro re-
Resultados experimentales
73
sonante, que aunque es de un valor más pequeño, 160.0 µH, es más complicado el diseño por
el problema de la saturación del núcleo, y si no se le pone un entrehierro adecuado es muy
probable la saturación.
5.3. Resultados con el MOSFET convencional (BUZ334)
5.3.1. Formas de onda en el dispositivo y en la carga
En la Figura 5.5 se muestran las señales de voltaje y corriente generadas en el MOSFET de potencia. Así como las señales de corriente, voltaje y potencia en la carga. En ésta
gráfica se señalan los intervalos de conducción de la corriente, durante el tiempo (t1) la corriente es conducida por el MOSFET, durante el tiempo (t2) la corriente es conducida por el
capacitor externo paralelo al dispositivo, sin embargo en estas condiciones de funcionamiento
dicha corriente es despreciable, el diodo conduce durante el tiempo (t3) confirmando de esta
forma el funcionamiento en modo sub-óptimo del amplificador. Asimismo se observa un pico
de corriente negativa conducida por el diodo parásito con una amplitud aproximada de 1 A.
VL
VDS
IL
ID
PL
t1
Figura 5.5.
t2 t3
Voltaje de entrada de 70V, potencia de salida de 92.8.
Transitorios medidos a 250 kHz usando el MOSFET convencional.
5.4. Resultados con el CoolMOS (SPP11N60C3)
5.4.1. Formas de onda
Las señales obtenidas con este dispositivo son similares a las obtenidas con el MOSFET convencional, incluyendo la corriente de drenaje conducida por el dispositivo, pero el
pico de corriente negativa conducida por el diodo parásito es ligeramente mayor.(Figura 5.6).
VL
VDS
IL
ID
PL
t1
Figura 5.6.
t2 t3
Voltaje de entrada 70V, potencia de salida 107 W
Transitorios medidos a 250 kHz usando el CoolMOS.
Resultados experimentales
74
5.5. Resultados con el IGBT (SKP06N60)
5.5.1. Formas de onda
En la Figura 5.7 se muestran las señales de corriente y voltaje generadas en el IGBT
convencional. Así como las señales de corriente, voltaje y potencia instantánea en la carga. En
ésta gráfica se señalan los intervalos de conducción de la corriente, durante el tiempo (t1) la
corriente es conducida por el MOSFET hasta que se interrumpe bruscamente la señal de gobierno del mismo en donde se genera una caída rápida, durante el tiempo (t2) se presenta la
corriente de apagado del dispositivo, durante (t3) la corriente es conducida por el capacitor
externo paralelo al dispositivo, sin embargo en estas condiciones de funcionamiento dicha
corriente es despreciable, el diodo conduce durante el tiempo (t4). Así mismo se observa un
pico de corriente negativa con mayor amplitud y un tiempo de recuperación inversa mayor.
VL
VCE
IL
IC
PL
t1 t2 t3 t4
Figura 5.7.
Voltaje de entrada 70V, potencia de salida 72.8 W.
Transitorios medidos a 250 kHz usando el S-IGBT.
5.6. Resultados con el IGBT de alta velocidad (SKB20N60HS)
5.6.1. Formas de onda
En la Figura 5.8 se muestran las formas de onda obtenidas experimentalmente con el
IGBT de alta velocidad, en donde es importante comentar que la señal de corriente en el apagado del dispositivo consta de una caída rápida al inicio, similar ala caída de un IGBT convencional, pero al final presenta una corriente de apagado más reducida, siendo ésta la principal diferencia entre ambos dispositivos ya que el pico de corriente negativa y el tiempo de
recuperación inversa son similares.
VL
VCE
IL
IC
PL
t1 t2 t3 t4
Figura 5.8.
Voltaje de entrada 70V, potencia de salida 80.68 W.
Transitorios medidos a 250 kHz usando el HS-IGBT.
Resultados experimentales
75
5.7. Graficas comparativas de los experimentos
5.7.1. Esfuerzos de voltaje
La Figura 5.9 muestra los esfuerzos de voltaje generados en los dispositivos, para el
mismo voltaje de alimentación, se obtienen esfuerzos de salida diferentes para cada dispositivo. Se observa que el CoolMOSTM es el dispositivo que alcanza mayores esfuerzos, seguido
por el IGBT de alta velocidad, el IGBT convencional y al final el MOSFET.
Figura 5.9.
comparación de los esfuerzos de voltaje en los dispositivos a voltaje constante.
5.7.2. Potencia de salida
Contrario a las simulaciones, los experimentos se realizaron alimentando al ACE con
voltajes constantes (10 V, 25 V, 40 V, 55 V y 70 V), obteniendo potencias de salida variables
para cada voltaje de entrada de acuerdo al interruptor usado. La máxima potencia fue alcanzada por el CoolMOSTM, alimentado con 70 V como se muestra en la Figura 5.10.
Figura 5.10.
Potencia de salida contra voltaje de alimentación y tipo de dispositivo.
5.8. Análisis comparativo entre simulación y experimento
5.8.1. Transitorios de corriente y voltaje
En la Figura 5.11 se comparan las formas de onda de corriente y voltaje, en el interruptor obtenidas mediante simulación y mediciones en cada uno de los dispositivos. El voltaje de alimentación es el mismo en ambos casos, la frecuencia de conmutación disminuye para el caso
experimental debido a los valores de los componentes y como consecuencia disminuye la
potencia desarrollada.
Resultados experimentales
76
Simulaciones
Mediciones
MOSFET – 70 VCD, 105 W, 250 kHz.
MOSFET – 70 VCD, 92.8 W, 238 kHz.
CoolMOS – 70 VCD, 112 W, 250 kHz.
CoolMOS – 70 VCD, 107 W, 238 kHz.
S-IGBT – 70 VCD, 90 W, 250 kHz.
S-IGBT – 70 VCD, 72.8 W, 238 kHz.
HS-IGBT – 70 VCD, 98.50 W, 250 kHz.
HS-IGBT – 70 VCD, 80.6 W, 238 kHz.
Figura 5.11.
Simulaciones (izquierda) y mediciones (Derecha) de las formas de onda en el interruptor.
Resultados experimentales
77
Se puede observar como los efectos de la cola de corriente afectan la operación de los
IGBTs, contrario a los MOSFETs, resultando en más altas pérdidas de potencia durante el
proceso de conmutación suave. En simulación, el IGBT de alta velocidad presenta picos de
corriente durante el encendido.
5.8.2. Potencia de salida
La Figura 5.12 muestra la comparación de la potencia de salida medida y simulada contra el voltaje de entrada. Se puede observar que la potencia de salida entregada por el circuito
en la simulación es siempre más alta que la medida (por arriba de un 25 % para el IGBT convencional). La potencia entregada por el circuito depende del tipo de interruptor, el mejor desempeño es obtenido por el CoolMOSTM, seguido por el MOSFET convencional, el IGBT de
alta velocidad y al final el IGBT convencional. La diferencia se incrementa a altos voltajes de
entrada para todos los dispositivos. El propio calentamiento del dispositivo que no fue considerado en el modelo, así como pérdidas de potencia en el impulsor que no se consideraron en
simulación puede ser una razón de tal diferencia.
a)
b)
c)
d)
Figura 5.12.
Comparación entre mediciones y simulaciones de la potencia de salida contra voltaje de entrada
a 250 kHz para el: a) MOSFET, b) CoolMOS, c) S-IGBT y d) HS-IGBT.
5.8.3. Esfuerzos de voltaje en los dispositivos
La Figura 5.13 muestra la comparación entre los esfuerzos de voltaje medidos y simulados de los dispositivos contra el voltaje de alimentación de CD. Se puede observar una buena aproximación entre la simulación y las mediciones. El voltaje máximo a través del interruptor se encuentra entre 3.9 y 4.4 veces el voltaje de entrada aplicado. En la simulación se observa que esta relación se incrementa con la frecuencia de conmutación.
Resultados experimentales
78
a)
b)
c)
d)
Figura 5.13.
Comparación entre mediciones y simulaciones del esfuerzo de voltaje contra voltaje de entrada
a 250 kHz para el: a) MOSFET, b) CoolMOS, c) S-IGBT y d) HS-IGBT.
5.8.4. Eficiencia del circuito
De la misma manera, la Figura 5.14 muestra la eficiencia medida y simulada del circuito contra el voltaje de alimentación para los dispositivos estudiados. Para los dispositivos tipo
MOSFET la eficiencia simulada es mayor que la medida. El CoolMOSTM muestra en el experimento una tendencia a disminuir su eficiencia a altos voltajes de entrada, efecto que no se
observa en la simulación. Para los dispositivos IGBTs se observa un incremento en la eficiencia del circuito con el aumento del voltaje de alimentación tanto en las mediciones como en la
simulación. Los valores medidos son más altos que en la simulación para el caso del IGBT
convencional.
5.9. Resumen
En este capítulo se presentaron los resultados experimentales del ACECVC con los 4
DSEP’s seleccionados, asimismo se hace una comparación mediante una serie de gráficas en
base a los transitorios de corriente y voltaje, potencia desarrollada, eficiencia de conversión de
potencia y esfuerzos de voltaje, con simulaciones realizadas bajo las mismas condiciones de
operación (Anexo II).
Resultados experimentales
79
a)
b)
c)
d)
Figura 5.14.
Comparación entre mediciones y simulaciones del esfuerzo de voltaje contra voltaje de entrada
a 250 kHz para el: a) MOSFET, b) CoolMOS, c) S-IGBT y d) HS-IGBT.
6. Conclusiones, comentarios y trabajos futuros
En este capítulo se presentan las conclusiones generales del trabajo de investigación
desarrollado, en base a la técnica de diseño empleada, resultados de simulación y resultados
experimentales, así como algunas recomendaciones y trabajos futuros para continuar con esta
línea de investigación.
6.1. Conclusiones generales
Los elementos parásitos de los dispositivos semiconductores de potencia tienen una
fuerte influencia en el desempeño del ACE, especialmente a altas frecuencias de operación. La
resistencia de encendido se encarga de disminuir la eficiencia del circuito y la capacitancia de
salida es el factor limitante de la frecuencia de conmutación. De allí se deriva la importancia
de considerar tales parámetros en el diseño del amplificador para obtener resultados más exactos y como consecuencia un mejor desempeño del circuito.
Las metas propuestas al inicio de esta tesis de maestría, consistieron en evaluar el desempeño del ACECVC con diferentes dispositivos semiconductores de potencia, considerando
los efectos de la resistencia de encendido y de la capacitancia de salida no lineal de los mismos. Para alcanzar las metas anteriores se desarrollaron una serie de actividades, las cuales se
describen a continuación.
Se analizaron las características estáticas y dinámicas de los dispositivos de potencia
poniendo especial énfasis en los elementos parásitos de los mismos. En la Tabla 1.1 se muestra la distribución de las resistencias en el MOSFET y el porcentaje contribución a la resistencia total de encendido del dispositivo para diferentes voltajes drenaje-fuente. Por otro lado en
la Figura 1.6 se muestra la variación de la capacitancia de salida con respecto al voltaje drenaje-fuente.
Se presentó un estudio a detalle del ACE, en donde se mencionan sus características y
aplicaciones, así como los análisis matemáticos desarrollados a la fecha.
Se desarrolló el análisis matemático del ACECVC, considerando los elementos parásitos del dispositivo semiconductor (resistencia de encendido RDS(on) y capacitancia de salida
(COSS). El desarrollo está basado en las referencias [35, 41] principalmente. En la primera de
ellas se considera la resistencia de encendido y en la segunda se hace el análisis en base a un
MOSFET con capacitor de salida no lineal. El procedimiento de diseño en cuestión está enfocado a seleccionar un dispositivo en base al cálculo del capacitor linealizado (C1), sin el uso
de un capacitor externo, sin embargo el objetivo de esta tesis es evaluar el desempeño de dis-
Conclusiones, comentarios y trabajos futuros
81
positivos existentes, por lo que se cambio el enfoque anterior haciendo uso de un capacitor
externo y considerando la capacitancia no lineal del dispositivo en cuestión. Se presenta el
programa de diseño en C++ Builder (ver apéndice A) basado en las ecuaciones anteriores y
donde se obtuvieron resultados para 5 frecuencias de conmutación diferentes como se muestra
en la Tabla 3.3. Específicamente a la frecuencia de 250 kHz se ajusto el nivel de CD para obtener 50 W, 100 W, 150 W y 200 W.
Se simuló el circuito con los valores de los elementos calculados por el programa de
diseño, haciendo la aclaración que para el CoolMOSTM y los IGBT se ajustó el capacitor paralelo para conmutación a voltaje cero. A 2 MHz ninguno de los dispositivos conmutaba óptimamente, el MOSFET y el CoolMOSTM por sus elevadas capacitancias de salida para este
diseño en particular y los IGBT por su inherente corriente de apagado que genera pérdidas
adicionales en el proceso de conmutación, aunque tienen capacitancias de salida más pequeñas.
En cuanto al funcionamiento del amplificador y desempeño de los dispositivos en simulación, se puede observar lo siguiente:
• Los dispositivos de tecnología MOS presentan un comportamiento casi constante de su
resistencia con respecto a la potencia de salida, razón por la cual la eficiencia del circuito no varía con respecto a la misma. Puesto que las pérdidas por conmutación son
mínimas, se presenta un efecto similar del comportamiento de la eficiencia con respecto a la frecuencia. De los dos dispositivos de esta tecnología el CoolMOS presenta menos pérdidas que el MOSFET convencional, resultando en un amplificador mas eficiente con este dispositivo, además de que requiere de voltajes de alimentación mas
pequeños para obtener la misma potencia de salida, sin embargo tiene el inconveniente
de los altos esfuerzos de voltaje.
• Por su parte, los dispositivos IGBT tienen un comportamiento diferente de su resistencia interna con respecto a la potencia de salida, ya que ésta disminuye conforme aumenta la misma, por lo que resulta un amplificador más eficiente a mayores potencias
de salida. Sin embargo, las pérdidas por conmutación se incrementan debido a la cola
de corriente característica de estos dispositivos, por lo que la eficiencia del circuito
disminuye con la frecuencia de conmutación. Puesto que la cola de corriente es mas
pequeña en el IGBT de alta velocidad, se tienen circuitos más eficientes con éste dispositivo que con el IGBT convencional [49]. En conclusión con los dispositivos MOSFET de 600 V se pueden obtener mejores eficiencias en el amplificador clase E por
debajo de 200 W y entre 100 kHz y 500 kHz que con cualesquiera de los IGBTs. Las
nuevas tecnologías (CoolMOS e IGBT de alta velocidad) tienen mejor desempeño que
las convencionales.
• Además las simulaciones muestran aspectos importantes como los tiempos de caída de
los dispositivos, así como la cola de corriente de los IGBT.
Los resultados obtenidos en simulación fueron ratificados con los experimentos realizados. En la Figura 5.11 se hace una comparación cualitativa de los esfuerzos de voltaje y corriente entre los resultados de la simulación y experimentales, notando una gran similitud entre
ellos.
Conclusiones, comentarios y trabajos futuros
82
6.2. Recomendaciones y trabajos futuros
Los trabajos futuros que se pueden realizar dentro de la misma línea de investigación,
pueden ser los siguientes:
Aumentar la potencia de salida del circuito, los cuales podrían afectar la corriente o el
esfuerzo de voltaje del interruptor, resultando en usar dispositivos con más altas corrientes y
voltajes nominales.
Analizar el desempeño del amplificador clase E conmutado a corriente cero, donde las
bajas capacitancias parásitas de salida de los IGBT son una gran ventaja y la corriente de apagado no afectaría la conmutación como en el caso del amplificador clase E conmutado a voltaje cero.
Existe la posibilidad de alcanzar altas frecuencias de conmutación con un dispositivo
IGBT mas rápido (IGBT de alta velocidad 2 de 1200 V), pero a expensas de potencias de salida mas bajas.
Comparar el desempeño de un MOSFET convencional de última generación (de mejores características) que el utilizado en este trabajo, únicamente con el CoolMOS a mayores
frecuencias de conmutación.
Aplicar el amplificador clase E, Empleando la técnica de diseño utilizada en este trabajo en el área de las comunicaciones, específicamente en comunicaciones inalámbricas, en donde se requieren bajos voltajes de alimentación, pero frecuencias de conmutación elevadas y en
donde la capacitancia parásita del dispositivo es un factor determinante de diseño.
Bibliografía
[1]
B. J. Baliga, “Trends in Power Semiconductors Devices”, IEEE Transactions on Electron Devices, Vol. 43, No. 7, October 1996, pp. 1717-1731.
[2]
J. A. Alquicira, “Análisis comparativo de transistores IGBT PT y NPT en diferentes
modos de conmutación”, Tesis de Maestría del Centro Nacional de Investigación y Desarrollo Tecnológico-CENIDET, México, Abril del 2000.
[3]
B. K. Bose, “Recent Advances in Power Electronics”, IEEE Transactions on Electron
Devices, Vol. 7, No. 1, January 1992, pp. 2-16.
[4]
D. Turbure, “Introduction to power MOSFETs”, Micronotes of Microsemi Santa Ana,
Series 901, Microsemi Co.
[5]
International Rectifier, “A More Realistic Characterization of Power MOSFET Output
Capacitance Coss”, International Rectifier, Application Note AN-1001.
[6]
T. McNulty, “Understanding power MOSFETs”, Appnote of Harris semiconductor,
No. AN7244.2 , September 1993, pp. 10-40-10-43.
[7]
L. Balogh, “Design And Application Guide for High Speed MOSFET Gate Drive Circuits”, Texas Instruments, , 1989, p. 1-24.
[8]
J. Lai, B. Song, A. Hefner and D. W. Berning, “Characteristics and Utilization of a
New Class of Low On-Resistance MOS-Gated Power Device”, IEEE Transactions on
Industry Applications, Vol. 37, No.5, September/October 2001, pp. 1282-1288.
[9]
K. Sheng, F. Udrea, G. A. J. Amaratunga, “Behaviour of the CoolMOS device and its
body diode”, Cambridge University Press.
[10]
L. Zverev, J. Hancock and M. Puerschel, “CoolMOS Selection Guide”, Infineon Technology AG, April 2002, pp. 1-30.
[11]
J. Takesuye and S. Deuty, “Introduction to Insulated Gate Bipolar Transistors”, Motorola Semiconductor, 1995, pp. 1-8.
[12]
M. A. Hajji, “ A Transient Model for Insulated Gate Bipolar Transistors (IGBTs)”,
Doctoral Tesis of University off Pittsburg, Pittsburg, July 31 2002.
[13]
Siemens, “IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor)”, IGBT Fundamentals, Siemens
Bibliografía
84
[14]
J. Dodge and J. Hess, “IGBT Tutorial”, Advanced Power Tecnology, Application Note
APT0201 Rev. B, July 1, 2002, pp. 1-15.
[15]
S. Cordes, H. Preis and L. Lorens, “High Speed 600 V IGBT for fast switching applications”, Infineon Technologies AG
[16]
A. Mulay and K. Shenai, “Performance Characterization of MOS and Bipolar Devices
for the Development of Efficient and Reliable Electronic Ballast”, University of Illinois at Chicago, Department of Electrical Engineering and Computer Science.
[17]
K. Dierberger, “Performance comparison of the new generation of IGBTs with MOSFETs at 150 kHz”, Advanced Power Technology.
[18]
J. Chen y A. Ioinovici, “Switching-Mode DC-DC Converter with Switched-CapacitorBased Resonant Circuit”, IEEE Transactions on Circuits and Systems-1: Fundamental
Theory and Applications, Vol. 43, No.11, November 1996, p. 993.
[19]
H. Zirath, D. Rutledge, “An LDMOS VHF Class E Power Amplifier Using a High Q
Novel Variable Inductor”, Chalmers University of Technology, Department of Microelectronics.
[20]
J. M. Andrés, “Análisis comparativo de los Transistores S-JMOSFET y MOSFET convencional”, Tesis de Maestría del Centro Nacional de Investigación y Desarrollo Tecnológico-CENIDET, México, Junio 2002.
[21]
T. Sowlati y J. Sitch, “Low Voltage, High Efficiency GaAs Class E Power Amplifier
for Wireless Transmitters”, IEEE Journal of Solid-State Circuits, Vol. 30, No.10 October 1995, pp. 1074-1080
[22]
M. J. Chudobiak, “The use of Parasitic Nonlinear Capacitors in Class E Amplifier”,
IEEE Transactions on Circuits And Systems-1: Fundamental Theory and Applications,
Vol. 41, No. 12, December 1994, pp. 941-944.
[23]
T. Sowlati, J. Sitch, “Low Voltage, High Efficiency GaAs Class E Power Amplifier for
Wireless Transmitters”, IEEE Journal of Solid-State Circuits, Vol. 30, No. 10, October
1995, pp. 1074-1080.
[24]
M. K. Kazimierczuk, Dariusz Czarkoeski. “Resonant Power Converters”, Jhon Wiley
& Sons, Inc.
[25]
F. H. Raab, N. O. Socal, “Transistor Power Losses in the Class E Tuned Power Amplifier”, IEEE Journal of Solid-state circuits, Vol. SC-13, No. 6, December 1978, pp. 912914.
[26]
M. Ponce, J. Arau, A. López, J. Correa y J. M. Alonso, “A Novel High-Power-Factor
Single-Switch Electronic Ballast For Compact Fluorescent Lamps”, Centro Nacional
de Investigación y Desarrollo Tecnológico-CENIDET, departamento de electrónica.
[27]
T. Suetsugu, M. K. Kazimierczuk, “Feasibility Study of on-chip Class E dc-dc Converter”, Department of Electronic Engineering and Computer Science, 2003 IEEE.
[28]
F. H. Raab, R. Caverly, R. Campbell, “HF, VHF, and UHF Systems and Tecnology”,
IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, Vol. 50, No. 3, March
2002, pp. 888-898.
Bibliografía
85
[29]
K. Choi, Stephen I. Long. “High Efficiency Class E Amplifiers for Movile and base
Station Applications”, Department of Electronic Engineering and Computer Engineering, University of California, final report 1999-2000.
[30]
Fairchild Semiconductor, “Induction Heating System Topology Review”, Fairchild
Semiconductor, Power Device Division, Discrete Application, July 2000, p. 1-27.
[31]
F. H. Raab, “Idealized Operation of the Class E Tuned Power Amplifier”, IEEE Transactions on Circuits and Systems, Vol. CAS-24, No. 12, December 1977, pp. 725-735.
[32]
H. Sekiya, I. Sasase y S. Mori, “Computation of Design Values for Class E Amplifier
Without Using Waveform Equations”, IEEE Transactions on Circuits and Systems-1:
Fundamental Theory and Applications, Vol. 49, NO. 7, July 2002, pp. 966-978.
[33]
M. Kazimierczuk, “Class E Tuned Power Amplifier with Shunt Inductor”, IEEE Journal of Solid-State Circuits, Vol. SC-16, No. 1, February 1981, pp. 2-7.
[34]
C. H. Li, Y. O. Yam, “Maximum frecuency and optimum performance of class E
power amplifier”, IEEE Proc. Circuits Devices Syst., Vol. 141, No. 3, June 1994, pp.
174-184.
[35]
M. Kazimierczuk, “Exact Analysis of Class E tuned Power Amplifier with Only One
Inductor and One Capacitor in Load Network”, IEEE Journal of Solid-State Circuits,
Vol. SC-18, No. 2, April 1983, pp. 214-221.
[36]
C.K.T. Chan, C. Tomazou, “Physically Based Design of a Class E Power Amplifier
with Non-linear Transistor Output Capacitance”, pp. 1-8.
[37]
J. Chudobiak, “The Use of Parasitic Nonlinear Capacitors in Class E Amplifiers”,
IEEE Transactions on Circuits and Systems Theories and applications, Vol. 41, No. 12,
December 1994, pp. 941-944.
[38]
Y. Wang, B. X. Gao, “Analysis of A Class E Tuned Power Amplifier with Non-linear
Parasitic Capacitance, Using Genetic Algorithm”, Dept. Of Electronic Engineering,
Tsinghua University, Beijing, China, IEEE 1999, pp. 829-832.
[39]
F. R. Colon, T. N. Trick, “Fast Periodic-State Analisis for Large-Signal Electronic Circuit”, IEEE Journal of Solid State Circuits, Vol. Sc-8, No. 4, August 1973, p. 260-268.
[40]
T. Suetsugu, M. Kasimierczuk, “Comparison of Class E Amplifier With Nonlinear and
Linear Shunt Capacitance”, IEEE Transactions on circuits and systems-I: Fundamental theory and applications, Vol. 50, No. 8, August 2003, pp. 1089-1097
[41]
P. R. Gray, “Análisis y Diseño de Circuitos Integrados Analógicos”, Prentice Hall,
Tercera edición.
[42]
ON Semiconductor, “TL494 SWITCHMODE Pulse Width Modulation Control Circuit”, ON Semiconductor, Semiconductor Components Industries, TL494/D, No. 2,
April 2002, pp. 1-11.
[43]
Texas Instruments, “Designing Switching Voltage Regulators with TL494”, Texas
Instruments, Application Report, 1989, pp. 1-24
[44]
International Rectifier, “Data Sheet HIGH
IR2110/IR2113”, International Rectifier, pp. 1-15.
AND
LOW
SIDE
DRIVER
Bibliografía
86
[45]
M. Bartoli, A. Reatti, M. K. Kazimierczuk “Minimum Copper and Core Losses Power
Inductor Design”, University of Florence, 1996 IEEE, pp. 1369-1375.
[46]
M. Bartoli, A. Reatti, M. K. Kazimierczuk. “Modeling winding losses in highfrecuency power inductors”, World Scientific Journal of Circuits Sistems and Computers, Special Issue on Power Electronics, Part II, Vol. 5, No. 4, December 1995, pp.
603-607.
[47]
C. R. Sullivan,“Cost-Constrained Selection of Strand Diameter and Number in a LitzWire Transformer Winding”, IEEE Transactions on Power Electronics, Vol. 16, No. 2,
March 2001, pp. 281-287.
[48]
Philips Corporation, “Magnetic Products”, Data Sheet Applications Soft Ferrites, Philips Corporation, October 1998, pp. 1-43.
[49]
R. Francis, M. Soldano, “A New SMPS Non Punch Thru IGBT Replace MOSFET in
SMPS High Frequency Applications”, International Rectifier Corporation, El Segundo,
CA, USA.
Sitios de internet
[URL1]
http://www.infineon.com, “Página de la firma Infineon Technologies”, Infineon
Technologies 2002-2004.
Anexo 1. Simulaciones
Simulaciones con el MOSFET convencional
100 kHz
250 kHz
500 kHz
Fig.1a: Señal de compuerta y voltaje Colector-Emisor (Arriba)Corriente de Colector (Abajo)
Fig.1b: Voltaje Colector-Emisor y corriente de Colector (Arriba), potencia iinstantánea y
promedio(Abajo)
Fig. 1c:
Voltaje de salida (Arriba), corriente de salida (en medio), potencia de salida
(Abajo)
Anexo 1. Simulaciones
88
Simulaciones con el CoolMOSTM
100 kHz
250 kHz
500 kHz
Fig.2a: Señal de compuerta y voltaje Colector-Emisor (Arriba)Corriente de Colector (Abajo)
Fig.2b: Voltaje Colector-Emisor y corriente de Colector (Arriba), potencia instantánea y promedio(Abajo)
Fig. 2c:
Voltaje de salida (Arriba), corriente de salida (en medio), potencia de salida
(Abajo)
Anexo 1. Simulaciones
89
Simulaciones con el IGBT convencional
100 kHz
250 kHz
500 kHz
Fig.2a: Señal de compuerta y voltaje Colector-Emisor (Arriba)Corriente de Colector (Abajo)
Fig.2b: Voltaje Colector-Emisor y corriente de Colector (Arriba), potencia instantánea y promedio(Abajo)
Fig. 2c:
Voltaje de salida (Arriba), corriente de salida (en medio), potencia de salida
(Abajo)
Anexo 1. Simulaciones
90
Simulaciones con el IGBT de alta velocidad
100 kHz
250 kHz
500 kHz
Fig.2a: Señal de compuerta y voltaje Colector-Emisor (Arriba)Corriente de Colector (Abajo)
Fig.2b: Voltaje Colector-Emisor y corriente de Colector (Arriba), potencia instantánea y promedio(Abajo)
Fig. 2c:
Voltaje de salida (Arriba), corriente de salida (en medio), potencia de salida
(Abajo)
Anexo 2. Resultados experimentales.
Resultados experimentales con el MOSFET convencional (BUZ 334)
VDS
VL
IL
ID
PL
Voltaje de entrada de 10 V, potencia de salida de 2.44 W.
VDS
VL
IL
ID
PL
Voltaje de entrada de 25, potencia de salida de 14.40.
VDS
VL
IL
ID
PL
Voltaje de entrada de 40, potencia de salida de 27.2.
VDS
VL
IL
ID
PL
Voltaje de entrada de 55, potencia de salida de 53.6.
VDS
VL
IL
ID
Figura 5.15.
PL
Voltaje de entrada de 70V, potencia de salida de 92.8.
Transitorios medidos a 250 kHz usando el MOSFET convencional.
Anexo 2. Resultados experimentales
92
Resultados experimentales con el CoolMOS (SPP11N60)
VDS
VL
IL
ID
PL
Voltaje de entrada 10 V, potencia de salida 2.47 W
VDS
VL
IL
ID
PL
Voltaje de entrada 25 V, potencia de salida 16.25 W
VDS
VL
IL
ID
PL
Voltaje de entrada 40V, potencia de salida 39.4 W
VDS
VL
IL
ID
PL
Voltaje de entrada 55V, potencia de salida 69.0 W
VDS
VL
IL
ID
Figura 5.16.
PL
Voltaje de entrada 70V, potencia de salida 107 W
Transitorios medidos a 250 kHz usando el CoolMOS.
..
Anexo 2. Resultados experimentales
93
Resultados experimentales con el S-IGBT ()
VCE
VL
IL
IC
PL
..
Voltaje de entrada 10V, potencia de salida 1.69 W.
VCE
VL
IL
IC
PL
Voltaje de entrada 25V, potencia de salida 9.00 W.
VCE
VL
IL
IC
PL
Voltaje de entrada 40V, potencia de salida 23.4 W.
VCE
VL
IL
IC
PL
Voltaje de entrada 55V, potencia de salida 43.2 W.
VCE
VL
IL
IC
Figura 5.17.
PL
Voltaje de entrada 70V, potencia de salida 72.8 W.
Transitorios medidos a 250 kHz usando el S-IGBT.
Anexo 2. Resultados experimentales
94
Resultados experimentales con HS-IGBT
VCE
IC
VL
IL
PL
Voltaje de entrada 10V, potencia de salida 1.67 W.
VCE
VL
IL
IC
PL
Voltaje de entrada 25V, potencia de salida 10.15 W.
VCE
VL
IL
IC
PL
Voltaje de entrada 40V, potencia de salida 25.0 W.
VCE
VL
IL
IC
PL
Voltaje de entrada 55V, potencia de salida 50.0 W.
VCE
VL
IL
IC
Figura 5.18.
PL
Voltaje de entrada 70V, potencia de salida 80.68 W.
Transitorios medidos a 250 kHz usando el HS-IGBT.
Anexo 3. Hojas de datos de los dispositivos.
Los datos que a continuación se anexan fueron tomados del fabricante Infineon Technologies[URL1] .
BUZ 334
SIPMOS ® Power Transistor
• N channel
• Enhancement mode
• Avalanche-rated
Pin 1
Pin 2
G
Pin 3
D
S
Type
VDS
ID
RDS(on)
Package
Ordering Code
BUZ 334
600 V
12 A
0.5 Ω
TO-218 AA
C67078-S3130-A2
Maximum Ratings
Parameter
Symbol
Continuous drain current
ID
TC = 26 °C
Values
Unit
A
12
IDpuls
Pulsed drain current
TC = 25 °C
48
Avalanche current,limited by Tjmax
IAR
12
Avalanche energy,periodic limited by Tjmax
Avalanche energy, single pulse
EAR
18
mJ
EAS
ID = 12 A, VDD = 50 V, RGS = 25 Ω
L = 11.8 mH, Tj = 25 °C
930
Gate source voltage
VGS
Power dissipation
Ptot
TC = 25 °C
± 20
V
W
180
Operating temperature
Tj
-55 ... + 150
Storage temperature
Tstg
-55 ... + 150
Thermal resistance, chip case
RthJC
≤ 0.7
Thermal resistance, chip to ambient
RthJA
75
DIN humidity category, DIN 40 040
K/W
E
IEC climatic category, DIN IEC 68-1
Semiconductor Group
°C
55 / 150 / 56
1
07/96
BUZ 334
Electrical Characteristics, at Tj = 25°C, unless otherwise specified
Parameter
Symbol
Values
min.
typ.
Unit
max.
Static Characteristics
Drain- source breakdown voltage
V(BR)DSS
VGS = 0 V, ID = 0.25 mA, Tj = 25 °C
Gate threshold voltage
600
-
-
VGS(th)
VGS=VDS, ID = 1 mA
Zero gate voltage drain current
V
2.1
3
4
IDSS
µA
VDS = 600 V, VGS = 0 V, Tj = 25 °C
-
0.1
1
VDS = 600 V, VGS = 0 V, Tj = 125 °C
-
10
100
Gate-source leakage current
IGSS
VGS = 20 V, VDS = 0 V
Drain-Source on-resistance
-
10
100
Ω
RDS(on)
VGS = 10 V, ID = 7.5 A
Semiconductor Group
nA
-
2
0.45
0.5
07/96
BUZ 334
Electrical Characteristics, at Tj = 25°C, unless otherwise specified
Parameter
Symbol
Values
min.
typ.
Unit
max.
Dynamic Characteristics
Transconductance
gfs
VDS≥ 2 * ID * RDS(on)max, ID = 7.5 A
Input capacitance
8
pF
-
2500
3325
-
300
450
-
100
150
Crss
VGS = 0 V, VDS = 25 V, f = 1 MHz
Turn-on delay time
-
Coss
VGS = 0 V, VDS = 25 V, f = 1 MHz
Reverse transfer capacitance
13.5
Ciss
VGS = 0 V, VDS = 25 V, f = 1 MHz
Output capacitance
S
td(on)
ns
VDD = 30 V, VGS = 10 V, ID = 2.9 A
RGS = 50 Ω
Rise time
-
40
60
-
100
150
-
450
600
-
120
160
tr
VDD = 30 V, VGS = 10 V, ID = 2.9 A
RGS = 50 Ω
Turn-off delay time
td(off)
VDD = 30 V, VGS = 10 V, ID = 2.9 A
RGS = 50 Ω
Fall time
tf
VDD = 30 V, VGS = 10 V, ID = 2.9 A
RGS = 50 Ω
Semiconductor Group
3
07/96
SKP06N60
SKB06N60
Fast S-IGBT in NPT-technology with soft, fast recovery anti-parallel EmCon diode
• 75% lower Eoff compared to previous generation combined with
low conduction losses
• Short circuit withstand time – 10 µs
• Designed for:
- Motor controls
- Inverter
• NPT-Technology for 600V applications offers:
- very tight parameter distribution
- high ruggedness, temperature stable behaviour
- parallel switching capability
• Very soft, fast recovery anti-parallel EmCon diode
Type
SKP06N60
VCE
IC
VCE(sat)
Tj
600V
6A
2.3V
150°C
SKB06N60
C
G
E
Package
Ordering Code
TO-220AB
Q67040-S4230
TO-263AB
Q67040-S4231
Maximum Ratings
Parameter
Symbol
Collector-emitter voltage
VCE
DC collector current
IC
Value
600
Unit
V
A
TC = 25°C
12
TC = 100°C
6.9
Pulsed collector current, tp limited by Tjmax
ICpul s
24
Turn off safe operating area
-
24
VCE ≤ 600V, Tj ≤ 150°C
IF
Diode forward current
TC = 25°C
12
TC = 100°C
6
Diode pulsed current, tp limited by Tjmax
IFpul s
24
Gate-emitter voltage
VGE
±20
V
tSC
10
µs
Ptot
68
W
-55...+150
°C
1)
Short circuit withstand time
VGE = 15V, VCC ≤ 600V, Tj ≤ 150°C
Power dissipation
TC = 25°C
Tj , Tstg
Operating junction and storage temperature
1)
Allowed number of short circuits: <1000; time between short circuits: >1s.
1
Mar-00
SKP06N60
SKB06N60
Thermal Resistance
Parameter
Symbol
Conditions
Max. Value
Unit
RthJC
1.85
K/W
RthJCD
3.5
Characteristic
IGBT thermal resistance,
junction – case
Diode thermal resistance,
junction – case
Thermal resistance,
RthJA
TO-220AB
62
RthJA
TO-263AB
40
junction – ambient
1)
SMD version, device on PCB
Electrical Characteristic, at Tj = 25 °C, unless otherwise specified
Parameter
Symbol
Conditions
Value
min.
Typ.
max.
600
-
-
1.7
2.0
2.4
-
2.3
2.8
1.2
1.4
1.8
T j =1 5 0° C
-
1.25
1.65
3
4
5
Unit
Static Characteristic
Collector-emitter breakdown voltage
V ( B R ) C E S V G E = 0V , I C = 5 00 µA
Collector-emitter saturation voltage
VCE(sat)
V G E = 15 V , I C = 6 A
T j =2 5 °C
T j =1 5 0° C
VF
Diode forward voltage
V
V G E = 0V , I F = 6 A
T j =2 5 °C
Gate-emitter threshold voltage
VGE(th)
I C = 25 0 µA , V C E = V G E
Zero gate voltage collector current
ICES
V C E = 60 0 V, V G E = 0 V
µA
T j =2 5 °C
-
-
20
T j =1 5 0° C
-
-
700
Gate-emitter leakage current
IGES
V C E = 0V , V G E =2 0 V
-
-
100
nA
Transconductance
gfs
V C E = 20 V , I C = 6 A
-
4.2
-
S
Input capacitance
Ciss
V C E = 25 V ,
-
350
420
pF
Output capacitance
Coss
V G E = 0V ,
-
38
46
Reverse transfer capacitance
Crss
f= 1 MH z
-
23
28
Gate charge
QGate
V C C = 48 0 V, I C =6 A
-
32
42
nC
Dynamic Characteristic
V G E = 15 V
Internal emitter inductance
LE
T O - 22 0A B
-
7
-
nH
IC(SC)
V G E = 15 V ,t S C ≤ 10 µs
V C C ≤ 6 0 0 V,
T j ≤ 15 0° C
-
60
-
A
measured 5mm (0.197 in.) from case
2)
Short circuit collector current
1)
2
Device on 50mm*50mm*1.5mm epoxy PCB FR4 with 6cm (one layer, 70µm thick) copper area for
collector connection. PCB is vertical without blown air.
2)
Allowed number of short circuits: <1000; time between short circuits: >1s.
2
Mar-00
SKP06N60
SKB06N60
Switching Characteristic, Inductive Load, at Tj=25 °C
Parameter
Symbol
Conditions
Value
min.
typ.
max.
Unit
IGBT Characteristic
Turn-on delay time
td(on)
T j =2 5 °C ,
-
25
30
Rise time
tr
V C C = 40 0 V, I C = 6 A,
-
18
22
Turn-off delay time
td(off)
V G E = 0/ 15 V ,
-
220
264
Fall time
tf
R G =50Ω ,
-
54
65
Turn-on energy
Eon
-
0.110
0.127
Turn-off energy
Eoff
Energy losses include
“tail” and diode
reverse recovery.
-
0.105
0.137
Total switching energy
Ets
-
0.215
0.263
ns
mJ
Anti-Parallel Diode Characteristic
Diode reverse recovery time
T j =2 5 °C ,
-
200
-
tS
V R = 2 00 V , I F = 6 A,
-
17
-
tF
d i F / d t =2 0 0 A/ µs
-
183
-
trr
ns
Diode reverse recovery charge
Qrr
-
200
-
nC
Diode peak reverse recovery current
Irrm
-
2.8
-
A
Diode peak rate of fall of reverse
recovery current during t b
d i r r /d t
-
180
-
A/µs
Switching Characteristic, Inductive Load, at Tj=150 °C
Parameter
Symbol
Conditions
Value
min.
typ.
max.
Unit
IGBT Characteristic
Turn-on delay time
td(on)
T j =1 5 0° C
-
24
29
Rise time
tr
V C C = 40 0 V,
-
17
20
Turn-off delay time
td(off)
I C = 6 A,
-
248
298
Fall time
tf
V G E = 0/ 15 V ,
-
70
84
Turn-on energy
Eon
R G = 50 Ω
-
0.167
0.192
Turn-off energy
Eoff
-
0.153
0.199
Total switching energy
Ets
Energy losses include
“tail” and diode
reverse recovery.
-
0.320
0.391
trr
T j =1 5 0° C
-
290
-
tS
V R = 2 00 V , I F = 6 A,
-
27
-
tF
d i F / d t =2 0 0 A/ µs
-
263
-
ns
mJ
Anti-Parallel Diode Characteristic
Diode reverse recovery time
ns
Diode reverse recovery charge
Qrr
-
500
-
nC
Diode peak reverse recovery current
Irrm
-
5.0
-
A
Diode peak rate of fall of reverse
recovery current during t b
d i r r /d t
-
200
-
A/µs
3
Mar-00
SKB06N60HS
^
High Speed IGBT in NPT-technology
C
• 30% lower Eoff compared to previous generation
• Short circuit withstand time – 10 µs
G
E
• Designed for operation above 30 kHz
• NPT-Technology for 600V applications offers:
- parallel switching capability
- moderate Eoff increase with temperature
- very tight parameter distribution
P-TO-263-3-2 (D²-PAK)
(TO-263AB)
•
High ruggedness, temperature stable behaviour
•
Complete product spectrum and PSpice Models : http://www.infineon.com/igbt/
Type
SKB06N60HS
VCE
IC
Eoff
Tj
600V
6A
80µJ
150°C
Package
Ordering Code
TO-263AB
Q67040-S4544
Maximum Ratings
Parameter
Symbol
Collector-emitter voltage
VCE
DC collector current
IC
Value
600
Unit
V
A
TC = 25°C
12
TC = 100°C
6
Pulsed collector current, tp limited by Tjmax
ICpul s
24
Turn off safe operating area
-
24
VCE ≤ 600V, Tj ≤ 150°C
Diode forward current
IF
TC = 25°C
12
TC = 100°C
6
Diode pulsed current, tp limited by Tjmax
IFpul s
24
Gate-emitter voltage static
transient (tp<1µs, D<0.05)
VGE
±20
±30
V
tSC
10
µs
Ptot
68
W
Operating junction and storage temperature
Tj ,
Tstg
-55...+150
°C
Time limited operating junction temperature for t < 150h
Tj(tl)
175
Soldering temperature, 1.6mm (0.063 in.) from case for 10s
-
260
1)
Short circuit withstand time
VGE = 15V, VCC ≤ 400V, Tj ≤ 150°C
Power dissipation
TC = 25°C
1)
Allowed number of short circuits: <1000; time between short circuits: >1s.
Power Semiconductors
1
Rev 2 Oct-02
SKB06N60HS
^
Thermal Resistance
Parameter
Symbol
Conditions
Max. Value
Unit
RthJC
1.85
K/W
RthJCD
4.5
Characteristic
IGBT thermal resistance,
junction – case
Diode thermal resistance,
junction – case
Thermal resistance,
RthJA
TO-263AB
62
RthJA
TO-263AB
40
junction – ambient
1)
SMD version, device on PCB
Electrical Characteristic, at Tj = 25 °C, unless otherwise specified
Parameter
Symbol
Conditions
Value
min.
Typ.
max.
600
-
-
T j =2 5 °C
2.8
3.15
T j =1 5 0° C
3.5
4.00
1.5
2.05
Unit
Static Characteristic
Collector-emitter breakdown voltage
V ( B R ) C E S V G E = 0V , I C = 5 00 µA
Collector-emitter saturation voltage
VCE(sat)
Diode forward voltage
VF
V
V G E = 15 V , I C = 6 A
V G E = 0V , I F = 6 A
T j =2 5 °C
T j =1 5 0° C
-
1.55
2.05
3
4
5
T j =2 5 °C
-
-
40
T j =1 5 0° C
-
-
2000
100
Gate-emitter threshold voltage
VGE(th)
I C = 20 0 µA , V C E = V G E
Zero gate voltage collector current
ICES
V C E = 60 0 V, V G E = 0 V
µA
Gate-emitter leakage current
IGES
V C E = 0V , V G E =2 0 V
-
-
Transconductance
gfs
V C E = 20 V , I C = 6 A
-
4
1)
nA
S
2
Device on 50mm*50mm*1.5mm epoxy PCB FR4 with 6cm (one layer, 70µm thick) copper area for
collector connection. PCB is vertical without blown air.
Power Semiconductors
2
Rev 2 Oct-02
SKB06N60HS
^
Dynamic Characteristic
Input capacitance
Ciss
V C E = 25 V ,
-
350
Output capacitance
Coss
V G E = 0V ,
-
50
Reverse transfer capacitance
Crss
f= 1 MH z
-
23
Gate charge
QGate
V C C = 48 0 V, I C =6 A
-
33
nC
pF
V G E = 15 V
Internal emitter inductance
LE
T O - 26 3A B
-
7
nH
IC(SC)
V G E = 15 V ,t S C ≤ 10 µs
V C C ≤ 4 0 0 V,
T j ≤ 15 0° C
-
48
A
measured 5mm (0.197 in.) from case
Short circuit collector current
1)
Switching Characteristic, Inductive Load, at Tj=25 °C
Parameter
Symbol
Conditions
Value
min.
typ.
-
11
-
11
-
196
-
41
-
0.10
-
0.09
-
0.19
max.
Unit
IGBT Characteristic
Turn-on delay time
td(on)
Rise time
tr
Turn-off delay time
td(off)
Fall time
tf
Turn-on energy
Eon
Turn-off energy
Eoff
Total switching energy
Ets
T j =2 5 °C ,
V C C = 40 0 V, I C = 6 A,
V G E = 0/ 15 V ,
R G = 50 !
2)
L σ = 60 n H,
2)
C σ = 40 pF
Energy losses include
“tail” and diode
reverse recovery.
trr
T j =2 5 °C ,
-
100
tS
V R = 4 00 V , I F = 6 A,
-
24
tF
d i F / d t =6 2 6 A/ µs
ns
mJ
Anti-Parallel Diode Characteristic
Diode reverse recovery time
-
76
Diode reverse recovery charge
Qrr
-
220
Diode peak reverse recovery current
Irrm
-
7
Diode peak rate of fall of reverse
recovery current during t b
d i r r /d t
-
315
1)
2)
ns
nC
A
A/µs
Allowed number of short circuits: <1000; time between short circuits: >1s.
Leakage inductance L σ an d Stray capacity C σ due to test circuit in Figure E.
Power Semiconductors
3
Rev 2 Oct-02
SPP11N60S5, SPB11N60S5
SPI11N60S5
Cool MOS™ Power Transistor
Feature
• New revolutionary high voltage technology
• Ultra low gate charge
P-TO262
• Periodic avalanche rated
VDS
600
V
RDS(on)
0.38
Ω
ID
11
A
P-TO263-3-2
P-TO220-3-1
• Extreme dv/dt rated
2
• Ultra low effective capacitances
1
• Improved transconductance
23
P-TO220-3-1
Type
Package
Ordering Code
SPP11N60S5
P-TO220-3-1
Q67040-S4198
Marking
11N60S5
SPB11N60S5
P-TO263-3-2
Q67040-S4199
11N60S5
SPI11N60S5
P-TO262
Q67040-S4338
11N60S5
Maximum Ratings
Parameter
Symbol
Continuous drain current
ID
Value
Unit
A
TC = 25 °C
11
TC = 100 °C
7
Pulsed drain current, tp limited by Tjmax
I D puls
22
Avalanche energy, single pulse
EAS
340
Avalanche energy, repetitive tAR limited by Tjmax1) EAR
0.6
mJ
I D = 5.5 A, VDD = 50 V
I D = 11 A, VDD = 50 V
Avalanche current, repetitive tAR limited by Tjmax I AR
Gate source voltage
VGS
11
A
±20
V
Gate source voltage AC (f >1Hz)
VGS
±30
Power dissipation, T C = 25°C
Ptot
125
W
Operating and storage temperature
T j , T stg
-55... +150
°C
Rev. 2.1
Page 1
2004-03-30
SPP11N60S5, SPB11N60S5
SPI11N60S5
Maximum Ratings
Parameter
Symbol
Drain Source voltage slope
dv/dt
Value
Unit
20
V/ns
Values
Unit
V DS = 480 V, ID = 11 A, Tj = 125 °C
Thermal Characteristics
Symbol
Parameter
min.
typ.
max.
Thermal resistance, junction - case
RthJC
-
-
1
Thermal resistance, junction - ambient, leaded
RthJA
-
-
62
SMD version, device on PCB:
RthJA
@ min. footprint
-
-
62
@ 6 cm2 cooling area 2)
-
35
-
-
-
260
Soldering temperature,
Tsold
K/W
°C
1.6 mm (0.063 in.) from case for 10s
Electrical Characteristics, at Tj=25°C unless otherwise specified
Parameter
Symbol
Conditions
Drain-source breakdown voltage V(BR)DSS V GS=0V, ID=0.25mA
Drain-Source avalanche
V(BR)DS V GS=0V, ID=11A
Values
Unit
min.
typ.
max.
600
-
-
-
700
-
3.5
4.5
5.5
V
breakdown voltage
Gate threshold voltage
VGS(th)
ID=500µΑ, VGS=V DS
Zero gate voltage drain current
I DSS
V DS=600V, VGS=0V,
Gate-source leakage current
I GSS
Drain-source on-state resistance RDS(on)
Gate input resistance
Rev. 2.1
RG
µA
Tj=25°C,
-
-
25
Tj=150°C
-
-
250
V GS=20V, VDS=0V
-
-
100
Ω
V GS=10V, ID=7A,
Tj=25°C
-
0.34
0.38
Tj=150°C
-
0.92
-
f=1MHz, open Drain
-
29
-
Page 2
nA
2004-03-30
SPP11N60S5, SPB11N60S5
SPI11N60S5
Electrical Characteristics , at Tj = 25 °C, unless otherwise specified
Parameter
Symbol
Conditions
Values
Unit
min.
typ.
max.
-
6
-
S
pF
Characteristics
Transconductance
g fs
V DS≥2*I D*RDS(on)max,
ID=7A
Input capacitance
Ciss
V GS=0V, V DS=25V,
-
1460
-
Output capacitance
Coss
f=1MHz
-
610
-
Reverse transfer capacitance
Crss
-
21
-
-
45
-
-
85
-
Effective output capacitance,3) Co(er)
energy related
V GS=0V,
V DS=0V to 480V
Effective output capacitance,4) Co(tr)
time related
Turn-on delay time
t d(on)
V DD=350V, V GS=0/10V,
-
130
-
Rise time
tr
ID=11A, R G=6.8Ω
-
35
-
Turn-off delay time
t d(off)
-
150
225
Fall time
tf
-
20
30
-
10.5
-
-
24
-
-
41.5
54
-
8
-
Gate Charge Characteristics
Gate to source charge
Qgs
Gate to drain charge
Qgd
Gate charge total
Qg
pF
VDD=350V, ID=11A
VDD=350V, ID=11A,
ns
nC
VGS=0 to 10V
Gate plateau voltage
V(plateau) VDD=350V, ID=11A
V
1Repetitve avalanche causes additional power losses that can be calculated as P =EAR*f.
AV
2Device on 40mm*40mm*1.5mm epoxy PCB FR4 with 6cm² (one layer, 70 µm thick) copper area for drain
connection. PCB is vertical without blown air.
3C
is a fixed capacitance that gives the same stored energy as Coss while VDS is rising from 0 to 80% V
o(er)
DSS.
4C o(tr) is a fixed capacitance that gives the same charging time as Coss while VDS is rising from 0 to 80% VDSS.
Rev. 2.1
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2004-03-30