戴 玲 董漢彬 林福昌 朱海峰 張 欽

（1. 華中科技大學(xué)強(qiáng)電磁工程與新技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 武漢 430074 2. 西南交通大學(xué)電氣工程學(xué)院 成都 610031 3. 北京市電力公司通州供電公司 北京 101100）

1 引言

脈沖電源能夠輸出瞬時(shí)超高功率脈沖，是實(shí)現(xiàn)很多極端物理?xiàng)l件的前提，在國防領(lǐng)域和基礎(chǔ)學(xué)科領(lǐng)域都有廣泛的應(yīng)用，如雷達(dá)、電磁發(fā)射、Z-pinch、強(qiáng)磁場(chǎng)、可控核聚變和大功率激光等[1-3]。脈沖電源的整體儲(chǔ)能密度是衡量其性能的重要指標(biāo)。法德研究所（French-German Research Institute of Saint Louis，ISL）的脈沖電源小型化技術(shù)處于世界前列，其研制的用于電磁發(fā)射的10kV/50kJ脈沖電源模塊（Pulse Forming Unit, PFU）的儲(chǔ)能密度已經(jīng)達(dá)到1.2MJ/m3[4-8]。圖1為典型的PFU電氣原理圖，PFU主回路的元件有儲(chǔ)能電容器、閉合開關(guān)、續(xù)流二極管和調(diào)波電感。晶閘管具有觸發(fā)穩(wěn)定、噪聲小、通流大及壽命長等優(yōu)點(diǎn)，被眾多研究機(jī)構(gòu)選作脈沖功率源的閉合開關(guān)，如法德研究所、美國海軍研究實(shí)驗(yàn)室（ΜS. naval research laboratory）以及德克薩斯大學(xué)（the university of texas）等。半導(dǎo)體開關(guān)（晶閘管和二極管）作為脈沖電源的大功率器件，占據(jù)了電源相當(dāng)?shù)捏w積，對(duì)其進(jìn)行小型化研究，是脈沖電源獲得更高儲(chǔ)能密度的最直接有效的途徑之一。

目前晶閘管的小型化技術(shù)主要有 ISL和 ABB聯(lián)合研制的多片封裝（multichip）技術(shù)[8,9]，美國SPCO 公司的 LSS（light silicon sandwich）技術(shù)[10,11]。multichip技術(shù)是將多個(gè)單片晶閘管封裝在同一管殼內(nèi)，通過共用管殼，銅基座和鉬片來降低器件的整體高度。LSS是SPCO公司的專利技術(shù)，其主要特點(diǎn)是在很薄的金屬襯底的上下兩側(cè)燒結(jié)半導(dǎo)體材料，利用同樣材質(zhì)的半導(dǎo)體其膨脹率一致的特性來消除熱應(yīng)力替代了鉬片，從而降低了晶閘管的厚度?；谶@些技術(shù)，國外研究機(jī)構(gòu)的晶閘管厚度可以降至常規(guī)型號(hào)厚度的一半以上。國內(nèi)在晶閘管小型化方面還處于起步階段，僅有本文在前期工作中的嘗試過的多片封裝技術(shù)，但由于可靠性和加工方工藝面的問題，該技術(shù)還不成熟。而公開文獻(xiàn)中未見其他報(bào)道。

圖1 單模塊脈沖功率電源電路Fig.1 Circuit of single module PPS

本文以 4in(1in=0.025 4m,下同)功率晶閘管為例，建立其暫態(tài)熱傳導(dǎo)數(shù)學(xué)模型，計(jì)算了脈沖電流下晶閘管的溫度場(chǎng)分布。計(jì)算結(jié)果表明，在目前應(yīng)用下，國內(nèi)科研機(jī)構(gòu)普遍采用的晶閘管的銅基座厚度設(shè)計(jì)過于保守。

2 功率晶閘管的結(jié)構(gòu)

目前，國產(chǎn)脈沖功率晶閘管采用雙面冷卻的扁平圓盤形封裝，也稱冰球型封裝（hockey puck），如圖2所示。這種封裝為上下對(duì)稱型，中心部分為硅片，硅片兩側(cè)為鉬片。硅和鉬膨脹系數(shù)相近，可防止硅片和銅基座之間的熱膨脹系數(shù)不一致導(dǎo)致的熱應(yīng)力破損。鉬片外側(cè)為銅基座。銅基座不僅是硅片的對(duì)外引出電極，而且還充當(dāng)著硅片散熱器的作用[12,13]，是硅片的重要熱沉部件。從圖2中可以看出，用于散熱的銅基座占據(jù)了晶閘管絕大部分體積與重量，而作為核心部件的硅片只占晶閘管內(nèi)很小的體積。

圖2 冰球封裝型晶閘管的剖面圖Fig.2 Cross-section view of the hockey puck thyristor

3 晶閘管的熱學(xué)模型

本文以國產(chǎn)的6.5kV、4in晶閘管為分析對(duì)象，對(duì)其暫態(tài)傳熱過程進(jìn)行建模分析。圖3所示為晶閘管的三維模型。表1為該型晶閘管的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)。為了便于計(jì)算和分析在本文中做出如下假設(shè)[14-16]：

（1）電流在晶閘管硅片上均勻分布，且產(chǎn)生的熱量也是均勻的，且由于銅基座和鉬片的電阻值相對(duì)硅片的通態(tài)電阻而言小的多，所以認(rèn)為電流對(duì)晶閘管的加熱效果僅僅體現(xiàn)在硅片上。

（2）銅基座的結(jié)構(gòu)模型簡(jiǎn)化為圓柱型。

（3）銅基座和周圍空氣的熱交換為自然對(duì)流散熱，且忽略輻射散熱的影響。

（4）忽略導(dǎo)熱性能較差的陶瓷襯套的導(dǎo)熱過程，忽略從硅片、鉬片和銅基座的圓柱側(cè)面通過晶閘管內(nèi)部惰性氣體所散失的熱量。

（5）晶閘管與周圍環(huán)境的起始溫度為 273K，即0℃。

圖3 晶閘管模型Fig.3 The thyristor model

表1 晶閘管模型的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Dimensions of the thyristor model

根據(jù)熱傳導(dǎo)理論，對(duì)于均勻連續(xù)且各向同性的靜止固體，其溫度場(chǎng) t( x, y, z,τ)的導(dǎo)熱微分方程可以表示為

式中，t為溫度場(chǎng) t( x, y, z,τ)；λ 為介質(zhì)導(dǎo)熱率；ρ 為介質(zhì)密度；c為介質(zhì)比熱容；q為熱源；τ 為時(shí)間。

對(duì)于硅片，式（1）中q為脈沖電流流經(jīng)晶閘管時(shí)產(chǎn)生的熱損耗；對(duì)于銅基座和鉬片，q=0。

晶閘管在裝配中需要沿軸方向上施加一個(gè)規(guī)定數(shù)值的機(jī)械壓力（一般為60N·m），以盡可能減小晶閘管內(nèi)各層接觸面的接觸電阻和熱阻。計(jì)算中，認(rèn)為晶閘管內(nèi)部的兩層固體接觸面（即 Cu-Mo接觸面，Mo-Si接觸面）是理想接觸面[9]，即熱通量連續(xù)。所以在這兩種接觸面上可以適用熱力學(xué)模型的第四類邊界條件，即

式中，n為接觸面的法線方向。在銅基座和周圍空氣的接觸面上可根據(jù)牛頓冷卻定律列寫對(duì)流換熱公式，即采用第三類邊界條件來描述，即

式中，tc為環(huán)境溫度，仿真中tc=273K；tw為固體介質(zhì)邊界上的溫度；α 為銅基座邊界各點(diǎn)與周圍流體間的對(duì)流交換熱系數(shù)，用以描述散熱能力，它不但和周圍流體的物理屬性和幾何形狀有關(guān)，同時(shí)也與流體的流速、溫度和流動(dòng)空間等有關(guān)。因此影響α 的因素是多方面的，在空氣自然對(duì)流的情況下，α 一般取值范圍在5～15之間。在本文中α =5，意味著計(jì)算是在周圍散熱比較差的情況下進(jìn)行的。

根據(jù)假設(shè)（4），整個(gè)模型的圓柱側(cè)面均為絕熱面，因此可用第二類邊界條件來描述，即

式中，n為接觸面的法線方向。

4 瞬態(tài)熱源的計(jì)算

微分方程式（1）～式（4）已將所涉及的晶閘管熱學(xué)特性及邊界條件描述完備。除了方程中的材料特性參數(shù)，僅有式（1）中熱源q尚未確定。

熱源q由晶閘管的通態(tài)電壓和電流決定。其中通態(tài)流波形采用實(shí)測(cè) 4in晶閘管的浪涌極限電流的數(shù)據(jù)，其峰值為146kA，脈寬為400μs。晶閘管的通態(tài)電壓可以通過晶閘管通態(tài)電壓和通態(tài)電流的關(guān)系式（5）獲得。

圖4 4in晶閘管的伏安特性曲線Fig.4 V-I characteristic curve of thyristor

式中，n為取值在1～2之間的常數(shù)，由少數(shù)載流子的水平?jīng)Q定；k為波爾茲曼常數(shù)；T為開氏溫度；q為元電荷；sI為晶閘管等效飽和電流；τK為比例系數(shù)；Ro為歐姆電阻；A1～A3為描述晶閘管電流放大系數(shù)的一個(gè)常數(shù)[17]。

式（5）的部分系數(shù)涉及晶閘管工藝和物理參數(shù)，一般不宜獲得。式（5）經(jīng)變形，可以改寫為式（6）。通過對(duì)晶閘管的伏安特性曲線進(jìn)行擬合，獲得式（6）中的I(t)項(xiàng)的各個(gè)系數(shù)[18-20]。

圖4為本文所用晶閘管的通態(tài)伏安曲線。對(duì)其進(jìn)行擬合后得到式（6）的各系數(shù)為：A=0.755 51；B=0.000 335 87；C=0.088 329；D=-0.008 586 6。

根據(jù)功率表達(dá)式（7）就能得到 4in、6.5kV晶閘管在浪涌電流作用下，晶閘管 PN結(jié)產(chǎn)生的暫態(tài)熱損耗。

最后令 q=P(t)，則晶閘管的暫態(tài)熱傳導(dǎo)模型描述完畢。

5 理論計(jì)算與結(jié)果分析

用有限元分析軟件Comsol Multiphysics對(duì)該模型進(jìn)行求解。圖5給出了仿真結(jié)果中0～30ms時(shí)間內(nèi)晶閘管的溫度分布情況。z/m軸為晶閘管沿軸線方向的長度，z=0為晶閘管正中心。t/s軸為時(shí)間軸。T/K為溫度軸（晶閘管中心軸的溫度）。從圖中可以看出晶閘管在放電過程中的最高溫度有近400K，并且主要集中在硅片附近。隨著時(shí)間的推移，中心溫度下降同時(shí)向兩側(cè)擴(kuò)散。

圖5 晶閘管的剖面溫度分布Fig.5 Temperature distribution in thyristor

為方便定量分析，獲得晶閘管在導(dǎo)通時(shí)和后續(xù)散熱過程中較為精確的溫度變化情況，將晶閘管中心軸上不同時(shí)刻的溫度值導(dǎo)出，繪制出圖7所示的溫度分布隨時(shí)間變化的二維曲線，圖6a和圖6b分別為加熱過程和散熱過程的曲線，圖中橫軸為晶閘管中心軸，標(biāo)明了硅片、鉬片和銅基座的區(qū)域。為保持與硅、鉬基本相同的比例尺寸以便圖示清晰，銅基座的區(qū)域未完全畫出，僅畫出了靠近硅片層的一部分。

圖6 不同時(shí)刻的溫度分布Fig.6 Temperature distribution curves at different time

從圖6可以很清楚的觀察到，在脈沖電流的持續(xù)過程中（0～400μs），隨電流持續(xù)時(shí)間增加，硅片溫度逐漸升高。在電流過零時(shí)（400μs），硅片達(dá)到最高溫度389K。但脈沖大電流對(duì)晶閘管硅片的加熱時(shí)間僅有 400μs，熱量來不及向兩側(cè)的鉬層和銅基座擴(kuò)散。放電結(jié)束后，隨著時(shí)間的推移（400μs～400ms），硅片的溫度開始下降，它產(chǎn)生的熱量向兩側(cè)擴(kuò)散，漸漸進(jìn)入鉬片和銅基座中。在400ms后，硅片的溫度降低到273.11K，接近起始溫度。

計(jì)算結(jié)果表明，在百微秒級(jí)脈寬的脈沖電流作用下，鉬片和銅基座實(shí)際沒有參與脈沖放電過程中對(duì)硅片的散熱，即晶閘管硅片的最高溫升與銅基座以及鉬片的厚度無關(guān)。

據(jù)此，晶閘管的常規(guī)管殼設(shè)計(jì)在脈沖功率應(yīng)用下顯得過于保守，因此可對(duì)其管殼厚度進(jìn)行大幅度減薄。考慮到晶閘管需要有一定的機(jī)械強(qiáng)度以保證硅片的安全，且門極觸發(fā)機(jī)構(gòu)需要空間，因此將薄殼晶閘管的總高度設(shè)計(jì)為15mm。

圖7為35mm厚的常規(guī)晶閘管和15mm厚的薄殼晶閘管在導(dǎo)通 400ms后的溫度分布的計(jì)算結(jié)果對(duì)比。兩者的中心硅片溫度差僅有0.15K。從整體上看，400ms后兩種晶閘管的硅片和兩側(cè)銅基座的溫度都基本降至了初始溫度。因此，銅基座厚度雖然對(duì)散熱時(shí)間有稍許影響，但是由于常規(guī)晶閘管熱沉的設(shè)計(jì)在脈沖應(yīng)用條件下裕度十分大，即便其厚度降低一半，暫態(tài)散熱能力也沒有受到影響。

圖7 兩種厚度在400ms時(shí)刻的溫度對(duì)比Fig.7 Temperature distribution curve comparison for thick and thin copper substrate at 400ms

6 樣品測(cè)試結(jié)果與分析

在理論計(jì)算的基礎(chǔ)上，試制了薄殼晶閘管的樣品。樣品厚度為 14.5mm，銅基座材料為無氧銅，外殼為氧化鋁陶瓷，均與常規(guī)晶閘管一致。圖8左側(cè)為 35mm厚晶閘管的樣品，圖8右側(cè)為 14.5mm厚晶閘管樣品。

圖8 常規(guī)晶閘管和薄殼晶閘管的外形對(duì)比Fig.8 Convention package thyristor and thin package thyristor

將內(nèi)部裝有相同型號(hào)硅片的常規(guī)晶閘管和薄殼晶閘管都以60N·m的力矩壓接成3串式組件，然后將組件接入浪涌測(cè)試平臺(tái)和 di/dt測(cè)試平臺(tái)做對(duì)比測(cè)試，測(cè)試兩者的極限參數(shù)見表 2。電流測(cè)量傳感器使用Pearson公司的Model 4427探頭以及10倍衰減，測(cè)得的極限浪涌電流波形和極限di/dt波形如圖9所示。由表2數(shù)據(jù)可知，薄殼晶閘管和常規(guī)晶閘管在脈沖應(yīng)用下的極限參數(shù)并無差異。

圖9 晶閘管實(shí)測(cè)的極限浪涌電流Fig.9 Current waveform flowing through the thyristor

表2 常規(guī)晶閘管與薄殼晶閘管的極限峰參數(shù)對(duì)比Tab.2 Parameters comparison between conventional thyristor and thin thyristor

參與試驗(yàn)的二極管也同樣設(shè)計(jì)了薄殼形式，并且通過了測(cè)試。

7 結(jié)論

本文通過對(duì)晶閘管在脈沖功率應(yīng)用下的暫態(tài)熱特性研究，提出了晶閘管的小型化方案，用實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了薄殼晶閘管的可行性，并得到了如下結(jié)論：

（1）在毫秒級(jí)脈寬以下的脈沖功率應(yīng)用中，晶閘管內(nèi)鉬片和銅基座的厚度并不影響硅片的峰值結(jié)溫。

（2）銅基座厚度對(duì)晶閘管的散熱時(shí)間有微量影響。但在秒級(jí)的散熱時(shí)間后，銅基座的溫度已基本恢復(fù)至起始溫度。

（3）常規(guī)晶閘管用于脈沖功率應(yīng)用下，熱沉設(shè)計(jì)裕度極大。將銅基座的厚度從35mm減至14.5mm，晶閘管的散熱情況基本不變。

（4）試制了薄殼晶閘管樣品，高度僅為常規(guī)晶閘管的一半，并且其浪涌承受能力和di/dt的極限能力與常規(guī)晶閘管無差異。

致 謝

薄殼晶閘管樣機(jī)的制造得到了湖北臺(tái)基半導(dǎo)體公司的大力支持，在此表示衷心的感謝。

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