IET ACDC 2016 | IGBT在未来柔直系统中的应用技术

5月28和29日，英国工程技术学会（IET）和清华大学联合举办的第十二届“交-直流电力传输”国际会议在北京举办，高级应用工程师王恒为现场学者和嘉宾带来《IGBT在未来柔直系统中的应用技术》演讲

摘要:近年来，模块化多电平（MMC）拓扑极大推动了电压源-高压直流输电（VSC-HVDC）系统的发展。本文结合柔性直流输电系统对全控型器件IGBT的独特要求，并依据器件自身封装及电压等级的不同，给出了直流传输线电流与器件额定电流的关系。针对未来大容量柔性直流输电系统应用，对比了不同半导体解决方案的相关参数和特性，特别分析了压接IGBT与绑焊式IGBT模块的优劣。最后介绍了IGBT芯片和封装技术的发展，如内部集成可控二极管的逆导型（RCDC）芯片和适合模块并联的XHP^TM封装。已有实验结果表明XHP^TM并联均流效果非常理想，适合作为实现下一代大功率系统的方案。

1.  柔直系统对功率半导体器件的特殊要求

对于IGBT器件而言，MMC拓扑是一个非常特殊的应用，由于桥臂存在直流偏置电流，使得子单元内部（半桥结构）上下IGBT与Diode芯片的功耗与发热严重失衡，下管中T2和D2芯片分别在逆变和整流过程中承载最重。↘

其中调制比m约为0.9，避免在交流电压±10%波动范围内过调制（SPWM）；cosψ约取0.9，可为交流电网提供一定的无功补偿能力；因此子单元内部IGBT负载电流峰值约等于1.2倍直流传输电流。

根据IGBT最大工作结温与开关安全工作区的限制，可以得到各电压等级（3.3~6.5kV）及不同结温封装（IHV-A，IHV-B），直流传输电流与IGBT额定电流选型的关系。对于未来大容量的柔性直流系统（如±500kV/3GW）则需要电流约3000A的器件，压接IGCT、压接IGBT以及绑焊式IGBT模块并联都将是潜在的解决方案。↘

2. 各种功率半导体方案的特性对比

当前全控型大功率半导体芯片技术以多晶胞并联的压控型IGBT芯片以及单晶圆电流控制型的IGCT芯片为主，而封装技术又分为绑焊式和压接式两种。对于±500kV/3GW子单元设计方案，各相关技术指标及应用特性对比如下：↘

IGCT：拥有同类器件最低的导通压降和开通损耗，并且牢靠的短路失效模式都是输配电系统所需要的核心性能，但是其他方面的性能却限制了IGCT的应用范围，并不推荐作为柔直系统的关键器件，包括：

     A. 工作环境温度需要零度以上，并且电流型的驱动器器件众多、电路复杂，可靠性指标较低；

      B. 开通受限于芯片导通面积的扩散速度（di/dt<1kA/us），因此需要uH级电感串联抑制，而避免关断过压又需要RCD吸收装置，因此增加了器件成本及子单元体积；

     C.可安全关断电流能力较弱且无短路电流抑制能力，这在系统直流侧短路和单元内部桥臂直通时无法做到安全保护。

IGBT：无论压接封装还是绑焊式封装，对于大功率IGBT器件而言，其更像是一个复杂的并联“系统”而非理想的单个“元件”。芯片技术之外，封装技术须要：

    A. 保证内部芯片在静态和动态工作时的均流；

    B. 减轻固定安装时的机械应力；

    C. 提供可靠的电气连接。

2.1  IGBT芯片并联的电路模型及均流效果

压接IGBT：因封装的限制，驱动回路和电流负载回路交叠在一起。在开通或关断的瞬间，发射极寄生电感将对芯片的内部门极电压造成影响（寄生耦合使G-E电压产生差异）并引起内部芯片的不均流。局部芯片的电气应力偏高将影响整体的可靠性及使用寿命。在文献[6]中，提出了一种相当复杂的母排设计结构，对芯片均流效果略有改善，但却建立在牺牲安装与维护、降低散热性能（仅支持单面水冷散热）的基础之上。

采用弹簧压接模式解决了安装机械应力的问题，但在单个器件失效时，却无法提供足够的压力和大面积的金属-金属接触，因此较难保证在大故障电流下的长期短路失效模式。

绑焊式IGBT模块：驱动回路和电流负载回路各自独立，最大程度上降低了寄生电感对芯片内部门极电压的影响，而C-E之间的寄生电感却有利于芯片换流路径阻抗的匹配：

 A. 对称的驱动回路设计

 B. 对称的电流负载通路设计

 C.  较小的换流路径面积（低杂散电感Ls）

 D. 较佳的内部芯片均流特性

虽然故障时绑定线容易被过流烧开成断路，令器件自身无法提供可靠的短路失效模式，但子单元端口处并联的压接型晶闸管可瞬间被开路电压击穿后保持短路，因此也是一种安全的系统级解决方案。↘

2.2   系统可靠性考量

大功率IGBT都是由多个芯片并联设计而成，更大的电流等级只能依靠增加芯片的并联个数，与此同时失效率（单位时间内的失效个数，1 FIT=1失效/10^9器件小时）也会相应的成倍增加。通常影响器件失效率大小的三个因素：

    A. 芯片总有效面积（假设芯片工艺相同）

    B. 安装（机械应力）

    C. 电气应力

其中因素B.和C.对绑焊式IGBT模块影响较小。

可靠性指标的验证需要长时间及大量资源。进行功率半导体器件的可靠性评估，最准确的方法是统计同技术类型（如：3.3kV第三代芯片）、同样应用领域（如：柔直系统）内的失效数据，但新器件、新应用往往缺乏足够的现场运行数据（器件×小时数）以给出准确的可靠性评估。

大多数应用设备，在设计初期即需要建立可靠性模型以进行可靠性预测和推算，但元器件厂商往往无法对在诸如“柔直”此类新应用给出其器件准确的可靠性统计数据或可靠性模型，或者只能引用在其他应用的统计数据，导致可靠性推算结果偏离实际情况。

另外，使用器件规格书中的“直流稳定性（DC stability）”数据进行可靠性预测也是不正确的。直流稳定性测试是为了验证高压、大电流芯片在宇宙射线影响下的失效概率，通常是将多个芯片并联，置于高能质子或中子束中进行辐照，通过调节相关参数来模拟宇宙射线对半导体器件失效的影响。其结果对施加的直流电压十分敏感，与芯片结温弱相关。因受到辐照设备能级的限制，测试结果常常统一标定为100 FIT。直流稳定性数据仍然与芯片的总有效面积成正比，而与封装形式无关。它所表征的失效概率只是整体失效原因的一部分，因此仅可以用来作为直流工作电压设计的依据，但不能用作整体可靠性评估。柔直系统可靠性研究亟待需要一个准确的科学评估模型。↘

3.  IGBT芯片技术的发展趋势及特点

内部集成可控二极管特性的逆导型IGBT芯片（RCDC）将逐步开始商业化应用，得益于芯片面积的显著提升，将有效增加33%的电流密度、大幅改善芯片的热阻特性、明显增加二极管芯片的浪涌电流耐受能力和通过降低结温纹波来增加使用寿命。

采用现有的6.5kV高压封装，可直接将电流等级从750A提高到1000A。↘

实现二极管特性的可控需要门极驱动电压的配合，即在门极负压下二极管呈现为低导通压降特性；在门极正压下则呈现小反向恢复电荷特性。在实际工作时，则根据负载电流方向来决定是否需要发送“退饱和”脉冲给对应的“续流芯片”，因此通过控制门极信号即可同时得到最优的导通和开关损耗。↘

4.  IGBT封装技术的发展趋势及特点

全新的通用型高压封装XHP^TM ，采用标准化、易并联封装可提供灵活的设计方案，将成为下一代产品的主流方案，适用于不同功率等级的应用。封装内部集成正负叠层母排的低电感设计，换流回路的杂散电感将降至当前水平（IHV方案）的六分之一。↘

与IHV方案相比，可降低关断过冲（30%）和关断损耗（5%）；同时在保证二极管反向恢复应力相同条件下，开通速度大幅提高且降低开通损耗（21%）。

基于当前实验室的样机，4并联后各模块均流实测结果非常理想，波形如下（最大峰值不均流度2.7%）↘

5. 未来3GW柔直系统的推荐方案

通过前文介绍，多个绑焊式IGBT模块并联后并不比单个压接大封装可靠性低，而内部的驱动回路和负载通路对称则保证了芯片的均流，因此基于XHP^TM的八并联设计将会是未来应用于3GW柔性直流系统具竞争力的解决方案。

XHP^TM封装将推出3.3kV/450A和4.5kV/400A的产品，八并联后子单元容量为1.6kV/3600A和2.2kV/3200A，即可分别构成±420KV/3GW或±500KV/3GW的柔直系统。↘

鸣谢

本文作者感谢飞仕得公司的施贻蒙先生提供XHP^TM封装4并联的驱动板及测试结果

全文请见论文集《ACDC 2016 Proceedings_0081》

参考文献：

[1] M. Davies, M.Dommaschk, J. Dorn, J. Lang, D. Retzmann, D. Soerangr, “HVDC PLUS – Basics andPrinciple of Operation”, Siemens, (2008)

[2] Tomas Modeer,Hans-Peter Nee, Staffan Norrga, “Loss Comparison of Different Sub-ModuleImplementations for Modular Multilevel Converters in HVDC Applications” EPEBirmingham, (2011)

[3] Ke Ma, FredeBlaabjerg, “The Impact of Power Switching Devices on the Thermal Performance ofa 10 MW Wind Power NPC Converter”, Energies, 5, 2559-2577, (2012)

[4] Eric Carroll,Norbert Galster, “IGBT or IGCT: Considerations for Very High Power Applications”, European Power Semiconductors Forum, (1997).

[5] Simon Eicher,Munaf Rahimo, et al, “4.5kV Press Pack IGBT Designed for Ruggedness andReliability”, IAS Seattle, USA, (2004)

[6] A. Müsing, etal, “Optimization of the Current Distribution in Press-Pack High Power IGBTModules”, International Power Electronics Conference, (2010).

[7] Dorothea Werber,et al, “6.5kV RCDC for Increased Power Density in IGBT-Modules”, ISPSD,Waikoloa, Hawaii (2014).

[8] Dorothea Werber,et al, “A 1000A 6.5kV Power Module Enabled by Reverse-Conducting Trench-IGBTTechnology” PCIM Europe, Nuremberg (2015).

[9] Daniel Domes,'Control Method for a Reverse Conducting IGBT', PCIM Europe,Nuremberg (2015).

[10] Thomas Schütze,et al, “Boost Your System! Defining the Future of IGBT High-Power Modules”, Bodo′sPower Systems, March (2015).

[11] Sven S.Buchholz, et al, 'Electrical performance of a low inductive 3.3kVhalf-bridge IGBT Module', PCIM Asia, (2015).

[12]http://www.firstack.com