JP5462109B2 - Semiconductor device driving apparatus - Google Patents
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Description
本発明は、スイッチング機能を有する半導体素子の駆動装置に関する。詳しくは、半導体素子のスイッチング時において、スイッチング損失の増加を抑制しつつ、サージ電圧を低減することが可能な、半導体素子の駆動装置に関する。 The present invention relates to a driving device for a semiconductor element having a switching function. More specifically, the present invention relates to a semiconductor element driving apparatus capable of reducing a surge voltage while suppressing an increase in switching loss during switching of the semiconductor element.
従来より、電気自動車においては、一般的に、3相交流により駆動される同期電動機が用いられているため、バッテリ(直流電源)の直流出力を3相交流に変換して同期電動機を駆動するインバータが搭載されている。なお、このように電気自動車に搭載されるインバータを特に、「電気自動車用インバータ」と呼ぶ。
電気自動車用インバータの多くは、PWM(Pulse Width Modulation:パルス幅変調)制御を採用し、当該PWM制御を実現するための電力用半導体素子として、IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistor)を採用している(特許文献1乃至3参照)。
Conventionally, since a synchronous motor driven by a three-phase AC is generally used in an electric vehicle, an inverter that drives a synchronous motor by converting a DC output of a battery (DC power supply) into a three-phase AC. Is installed. In addition, the inverter mounted on the electric vehicle in this way is particularly referred to as an “electric vehicle inverter”.
Many inverters for electric vehicles employ PWM (Pulse Width Modulation) control and employ IGBTs (Insulated Gate Bipolar Transistors) as power semiconductor elements for realizing the PWM control ( (See Patent Documents 1 to 3).
IGBTは、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeで駆動され、ゲートに対する入力信号によってターンオン及びターンオフの動作ができる自己消弧形の半導体素子である。
ここで、ターンオフスイッチングとは、IGBTのコレクタ−エミッタ間が導通状態から遮断状態に切り替わることをいう。ターンオンスイッチングとは、IGBTのコレクタ−エミッタ間が遮断状態から導通状態に切り替わることをいう。
The IGBT is a self-extinguishing semiconductor element that is driven by a gate-emitter voltage Vge and can be turned on and off by an input signal to the gate.
Here, the turn-off switching means that the collector-emitter of the IGBT is switched from a conductive state to a cut-off state. Turn-on switching refers to switching between the collector-emitter of the IGBT from the cutoff state to the conductive state.
電気自動車用インバータにおいては、このようなIGBTに対して、FWD(Free Wheeling Diode)が対となって用いられている。即ち、FWDは、IGBTに対する還流ダイオードであり、IGBTと並列に、かつ、IGBTの入出力方向とは逆方向に接続される。 In an inverter for an electric vehicle, a FWD (Free Wheeling Diode) is used as a pair for such an IGBT. That is, the FWD is a free-wheeling diode for the IGBT, and is connected in parallel with the IGBT and in a direction opposite to the input / output direction of the IGBT.
また、電気自動車用インバータにおいては、IGBTを駆動する回路(以下、「半導体素子駆動回路」と呼ぶ)が設けられている。即ち、半導体素子駆動回路は、IGBTのゲート−エミッタ間の電圧Vgeの値を可変することで、IGBTのターンオン及びターンオフを制御する。 In addition, an inverter for an electric vehicle is provided with a circuit for driving the IGBT (hereinafter referred to as “semiconductor element driving circuit”). That is, the semiconductor element drive circuit controls the turn-on and turn-off of the IGBT by changing the value of the gate-emitter voltage Vge of the IGBT.
しかしながら、IGBTのターンオン又はターンオフといったスイッチング時の過渡期間においては、サージ電圧が発生する。以下、サージ電圧の概略について説明する。
IGBTが接続された回路(母線)には、浮遊インダクタンスが存在する。このような浮遊インダクタンスは、電流に対して慣性力となり、当該電流の変化を妨げるように作用する。従って、電流が急激に減少しようとすると、浮遊インダクタンス内部において、当該電流の減少を妨げる方向に起電力が発生する。即ち、電気自動車用インバータにおいては、バッテリの電源電圧に対して直列に加算される方向に起電力が発生する。このようにして発生された起電力に基づく電圧が、「サージ電圧」と呼ばれている。
電気自動車用インバータにおいては、直列接続された2つのIGBTが1単位として、同期電動機の3相分の負荷に対して、例えば3単位等の複数単位が並列接続されて用いられる。1単位内では、一方のIGBTがターンオンするときには、他方のIGBTがターンオフする。従って、1単位内のスイッチング時の過渡期間においては、何れか一方のIGBTのコレクタ電流が急激に低下するため、大きなサージ電圧が発生して電源電圧に重畳され、IGBTのコレクタ−エミッタ間に印加される。
However, a surge voltage is generated during a transient period during switching such as turning on or turning off the IGBT. Hereinafter, an outline of the surge voltage will be described.
The circuit (bus) to which the IGBT is connected has stray inductance. Such stray inductance becomes an inertial force with respect to the current and acts to prevent the change of the current. Therefore, if the current is to decrease rapidly, an electromotive force is generated in the stray inductance in a direction that prevents the current from decreasing. That is, in the electric vehicle inverter, an electromotive force is generated in a direction in which the power supply voltage of the battery is added in series. The voltage based on the electromotive force generated in this way is called “surge voltage”.
In an inverter for an electric vehicle, two IGBTs connected in series are used as one unit, and a plurality of units such as three units are connected in parallel to a load corresponding to three phases of the synchronous motor. Within one unit, when one IGBT is turned on, the other IGBT is turned off. Therefore, during the transition period during switching within one unit, the collector current of one of the IGBTs suddenly decreases, so that a large surge voltage is generated and superimposed on the power supply voltage and applied between the collector and emitter of the IGBT. Is done.
このため、IGBTは、このようなサージ電圧に耐え得る素子耐圧を有している必要がある。従って、当然ながら、サージ電圧が大きくなるほど、要求される素子耐圧も上昇するため、IGBTも大型化する。プラント等で用いられる産業用インバータであれば、工場内に充分な設置スペースがあるため、大型のIGBTを採用することができる。しかしながら、電気自動車用インバータでは、そのような設置スペースを電気自動車内に確保することは困難であり、大型のIGBTを採用することは非常に困難である。
よって、電気自動車用インバータに搭載されるIGBTとしては、小型化が要求されることになる。IGBTの小型化のためには、逆に、素子耐圧を低く抑えればよく、このためには、サージ電圧を低減させればよい。
For this reason, the IGBT needs to have an element breakdown voltage that can withstand such a surge voltage. Accordingly, as a matter of course, as the surge voltage increases, the required element breakdown voltage increases, and the IGBT also increases in size. In the case of an industrial inverter used in a plant or the like, a large IGBT can be adopted because there is a sufficient installation space in the factory. However, in an inverter for an electric vehicle, it is difficult to secure such an installation space in the electric vehicle, and it is very difficult to employ a large IGBT.
Therefore, downsizing is required for the IGBT mounted on the inverter for electric vehicles. In order to reduce the size of the IGBT, on the contrary, the element withstand voltage may be kept low, and for this purpose, the surge voltage may be reduced.
上述したように、電流の急激な減少によりサージ電圧が発生するのであるから、電流の減少の変化度合を緩慢にすることで、サージ電圧を低減することができる。即ち、IGBTのスイッチング時の電流や電圧の立上りや立下りの時間を、以下「スイッチング速度」と呼ぶならば、スイッチング速度を遅くすることで、サージ電圧を低減することができる。 As described above, since a surge voltage is generated by a rapid decrease in current, the surge voltage can be reduced by slowing the degree of change in the decrease in current. In other words, if the current and voltage rise and fall times during IGBT switching are hereinafter referred to as “switching speed”, the surge voltage can be reduced by reducing the switching speed.
しかしながら、サージ電圧を低減すべくスイッチング速度を遅くすると、今度は、スイッチング時の過渡時期におけるIGBTやFWDの損失(以下、「スイッチング損失」と呼ぶ)が大きくなってしまう。
一方で、スイッチング損失を低減すべくスイッチング速度を速くすると、上述の如く、サージ電圧が大きくなってしまう。
このように、サージ電圧とスイッチング損失との間には、トレードオフ(背反要件)の関係がある。なお、以下、このような関係にあるサージ電圧とスイッチング損失の特性を、「サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性」と呼ぶ。
However, if the switching speed is decreased to reduce the surge voltage, the loss of IGBT or FWD (hereinafter referred to as “switching loss”) during the transitional time during switching increases.
On the other hand, when the switching speed is increased in order to reduce the switching loss, the surge voltage increases as described above.
Thus, there is a trade-off relationship between surge voltage and switching loss. Hereinafter, the characteristics of surge voltage and switching loss having such a relationship are referred to as “trade-off characteristics of surge voltage and switching loss”.
従って、電気自動車用インバータにおいては、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性を改善すること、換言すると、IGBTのスイッチング時において、スイッチング損失の増加を抑制しつつ、サージ電圧を低減することが要望されている。
このような要望を応えるべく、特許文献1乃至3には幾つかの手法が開示されているが、これらの従来の手法では当該要望に充分に応えられているとは言い難い。このため、当該要望に充分に応えることが可能な新たな手法が求められている状況である。
Therefore, in the inverter for electric vehicles, it is desired to improve the trade-off characteristics between the surge voltage and the switching loss, in other words, to reduce the surge voltage while suppressing the increase of the switching loss when switching the IGBT. ing.
Although several methods are disclosed in Patent Documents 1 to 3 in order to meet such a demand, it cannot be said that these conventional methods sufficiently meet the demand. For this reason, it is the situation where the new method which can fully respond to the said request is calculated | required.
以上、電気自動車用インバータを例について説明したが、小型化は、電気自動車用インバータのみに要求されている訳ではなく、スイッチング機能を有する半導体素子を採用する各種機器に対して要求されている。従って、当該要望に充分に応えることが可能な新たな手法は、電気自動車用インバータのIGBTのみならず、スイッチング機能を有する半導体素子一般に広く適用できることも要求されている状況である。 As mentioned above, although the inverter for electric vehicles was demonstrated to the example, size reduction is not only requested | required only for the inverter for electric vehicles, but is requested | required with respect to the various apparatuses which employ | adopt the semiconductor element which has a switching function. Therefore, a new method capable of sufficiently satisfying the demand is not only an IGBT for an electric vehicle inverter but also a situation that is widely applicable to semiconductor devices having a switching function.
本発明は、このような状況に鑑みてなされたものであり、スイッチング機能を有する半導体素子の駆動装置であって、半導体素子のスイッチング時において、スイッチング損失の増加を抑制しつつ、サージ電圧を低減することが可能な、半導体素子の駆動装置を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of such a situation, and is a semiconductor element driving device having a switching function, and at the time of switching of the semiconductor element, the surge voltage is reduced while suppressing an increase in switching loss. An object of the present invention is to provide a semiconductor device driving apparatus capable of performing the above.
本発明の半導体素子の駆動装置(例えば実施形態における上側と下側の電子回路のうち、上側の半導体素子駆動回路)は、
ゲートに与えられる駆動信号の電圧(例えば実施形態における、ゲート−エミッタ間の電圧)に応じてオン又はオフするスイッチング機能を有し、コレクタとエミッタが母線中に挿入される半導体素子によって、母線を導通又は遮断するために、駆動信号を半導体素子のゲートに供給する、半導体素子の駆動装置であって、
ベース抵抗を含むバッファ回路(例えば実施形態におけるバッファ)と、
前記母線を流れる電流の時間変化に基づいて帰還電圧を生成し、前記帰還電圧を前記駆動信号の電圧の一部として印加する帰還部(例えば実施形態におけるdi/dt帰還部)と、
を備え、
前記帰還部は、トランス(例えば実施形態におけトランス)を有し、当該トランスの2次側は、前記バッファ回路の前記ベース抵抗の両端に接続されている、
半導体素子の駆動装置である。
The semiconductor element drive device of the present invention (for example, the upper semiconductor element drive circuit among the upper and lower electronic circuits in the embodiment)
The semiconductor device has a switching function that turns on or off according to the voltage of the drive signal applied to the gate (for example, the voltage between the gate and the emitter in the embodiment), and the bus and the emitter are inserted into the bus by the semiconductor element. A semiconductor device driving device for supplying a driving signal to a gate of a semiconductor device to conduct or cut off,
A buffer circuit including a base resistor (eg, a buffer in the embodiment);
A feedback unit (for example, a di / dt feedback unit in the embodiment) that generates a feedback voltage based on a time change of the current flowing through the bus and applies the feedback voltage as a part of the voltage of the drive signal;
With
The feedback unit includes a transformer (for example, a transformer in the embodiment), and a secondary side of the transformer is connected to both ends of the base resistor of the buffer circuit.
It is a drive device of a semiconductor element.
この発明によれば、帰還部は、[発明を実施するための形態]の欄で後述する、本発明の「di/dt自己帰還動作」を行うことができる。
これにより、半導体素子のスイッチング時において、スイッチング損失の増加を抑制しつつ、サージ電圧を低減することができる。
According to the present invention, the feedback unit can perform the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, which will be described later in the section “Description of Embodiment”.
Thereby, at the time of switching of a semiconductor element, an increase in switching loss can be suppressed and a surge voltage can be reduced.
この場合、前記トランスは、空芯トランスであるようにすることができる。 In this case, the transformer may be an air core transformer.
本発明によれば、スイッチング機能を有する半導体素子の駆動装置及び方法として、半導体素子のスイッチング時において、スイッチング損失の増加を抑制しつつ、サージ電圧を低減することが可能な、半導体素子の駆動装置及び方法を提供することが可能になる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the drive device and method of the semiconductor element which have a switching function, The drive device of the semiconductor element which can reduce a surge voltage, suppressing the increase in switching loss at the time of switching of a semiconductor element And a method can be provided.
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
図1は、本発明の半導体素子駆動回路13を含む電子回路1の一実施形態の概略構成を示す図である。
FIG. 1 is a diagram showing a schematic configuration of an embodiment of an electronic circuit 1 including a semiconductor
電子回路1は、例えば、電気自動車用インバータのパワーモジュールの一部として採用することができる。電子回路1は、IGBT11と、FWD12と、半導体素子駆動回路13と、を備えている。
The electronic circuit 1 can be employed as a part of a power module of an electric vehicle inverter, for example. The electronic circuit 1 includes an
IGBT11とFWD12とは、並列に、かつ入出力方向が逆方向に接続されている。
IGBT11は、インバータの電源線等の母線を接続又は遮断するスイッチング機能を有しており、IGBT11のゲートに与えられる駆動信号の電圧の大きさに応じて、即ち、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeの大きさに応じて、ターンオン又はターンオフする。
即ち、半導体素子駆動回路13は、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeを可変することによって、IGBT11のターンオン及びターンオフを制御する。
The
The
That is, the semiconductor
半導体素子駆動回路13は、ゲート抵抗21と、電圧源22と、di/dt帰還部23と、を備えている。
The semiconductor
電圧源22は、ゲート電圧Vggを出力し、その一端がIGBT11のエミッタに接続され、その他端がゲート抵抗21を介してIGBT11のゲートに接続される。
即ち、ゲート抵抗21は、その一端が電圧源22に接続され、他端がIGBT11のゲートに接続される。ゲート抵抗21は、その抵抗値Rgに応じて、ターンオン又はターンオフの過渡期にみられるIGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeの振動抑制や、IGBT11のスイッチング速度等を調整する機能を有している。
電圧源22が、ゲート電圧Vggを高値(ハイ)にすると、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeも高値(ハイ)になり、IGBT11がターンオンする。一方、電圧源22が、ゲート電圧Vggを低値(ロー)にすると、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeも低値(ロー)になり、IGBT11がターンオフする。
The
That is, the
When the
di/dt帰還部23は、IGBT11が接続された母線を流れる電流時間変化に基づき帰還電圧VFBを生成し、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeの一部、即ち駆動信号の電圧の一部として加算する。
なお、図1においては、帰還電圧VFBを、駆動信号の電圧の一部として加算することを明確にすべく、符号は付していないが、帰還電圧VFBを示す矢印の先には、外部制御電源が図示されている。ただし、実装例について幾つか後述するように、帰還電圧VFBを、駆動信号の電圧の一部として加算することが可能な構成であれば足り、外部制御電源というデバイスを、半導体素子駆動回路13内に必ずしも設ける必用はない。
具体的にはここでは、di/dt帰還部23は、電子回路1の主電流であるIGBT11のコレクタ電流Icの時間的変化、即ち時間微分値dIc/dtに基づき帰還電圧VFBを生成し、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeの一部として加算する。
このようなdi/dt帰還部23の動作が、本発明が適用される動作であり、以下、従来の他の動作と区別すべく、特に「di/dt自己帰還動作」と呼ぶ。
The di /
In FIG. 1, the reference voltage VFB is not added to clarify that the feedback voltage VFB is added as a part of the voltage of the drive signal, but an arrow indicating the feedback voltage VFB has an external control point. A power supply is shown. However, as will be described later with regard to some implementation examples, a configuration capable of adding the feedback voltage VFB as a part of the voltage of the drive signal is sufficient, and a device called an external control power supply is included in the semiconductor
Specifically, here, the di /
Such an operation of the di /
以下、本発明の「di/dt自己帰還動作」について、さらに詳しく説明する。
式(1)乃至式(11)は、本発明の「di/dt自己帰還動作」の原理を説明する式である。
式(1)から、式(2)が得られる。
IGBT11の相互コンダクタンスgmは、式(3)のように示される。
式(3)から、式(4)が得られる。
ここで、IGBT11のコレクタ−エミッタ間の電流Ice(コレクタ電流Icと等価)の時間的変化、即ち時間微分値dIc/dtに比例した電圧を、帰還電圧VFBとしてフィードバックさせると、式(10)及び式(11)が得られる。
このように、本発明の「di/dt自己帰還動作」では、IGBT11のコレクタ電流Icの時間的変化、即ち時間微分値dIc/dtに比例した電圧が、帰還電圧VFBとなり、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeの一部として加算される。これにより、IGBT11のサージ電圧の発生が開始する領域であって、コレクタ電流Icの時間変化の変曲する領域において、最も高いゲインを得ること、即ち、dIc/dtに作用させることができる。
Hereinafter, the “di / dt self-feedback operation” of the present invention will be described in more detail.
Expressions (1) to (11) are expressions explaining the principle of the “di / dt self-feedback operation” of the present invention.
From equation (1), equation (2) is obtained.
The mutual conductance gm of the
From equation (3), equation (4) is obtained.
Here, when the voltage proportional to the time change of the current Ice between the collector and the
Thus, in the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, the time change of the collector current Ic of the
図2は、上述した式(10)や式(11)により得られる制御ブロック、即ち本発明の「di/dt自己帰還動作」を実現可能な制御ブロックを示している。
図2に示すように、本発明の「di/dt自己帰還動作」は、加算ブロックB1と、ゲインブロックB2と、時間微分ブロックB3とから構成されるフィードバックループ制御系により実現される。
加算ブロックB1は、IGBT11のゲートに対応する。即ち、加算ブロックB1において、正(+)入力は、電圧源22からIGBT11のゲートへの入力に対応し、負(−)入力は、di/dt帰還部23からIGBT11のゲートへの入力に対応する。
di/dt帰還部23からIGBT11のゲートへの入力は、IGBT11のコレクタ電流Icの時間的変化、即ち時間微分値dIc/dtが時間微分ブロックB3においてさらに時間微分された電圧情報となる。
このように、本発明の「di/dt自己帰還動作」は、IGBT11のコレクタ電流Icの時間微分値dIc/dtがさらに時間微分された電圧情報が、帰還電圧VFBとして、IGBT11のゲートに負帰還することにより実現される。
FIG. 2 shows a control block obtained by the above-described equations (10) and (11), that is, a control block capable of realizing the “di / dt self-feedback operation” of the present invention.
As shown in FIG. 2, the “di / dt self-feedback operation” of the present invention is realized by a feedback loop control system including an addition block B1, a gain block B2, and a time differentiation block B3.
The addition block B1 corresponds to the gate of the
The input from the di /
Thus, in the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, voltage information obtained by further time-differentiating the time differential value dIc / dt of the collector current Ic of the
ここで、帰還電圧VFBの極性は、IGBT11がターンオンする時には、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeを下げる方向となり、IGBT11がターンオフする時には、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeを上げる方向となる。即ち、IGBT11のゲートにおいて、電流の時間的変化の変曲点(電流の2階時間微分)がゼロになるように、電流変化の度合に応じて、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeが自動的に増減することによって、IGBT11からのサージ電圧が自動的に抑制される。さらに、IGBT11のコレクタ電流Icの時間的変化、即ち時間微分値dIc/dtの状態は時々刻々と変化するが、この時々刻々と変化する状態は帰還されるので、IGBT11のゲート−エミッタ間の電圧Vgeが常に最適調整される。
Here, the polarity of the feedback voltage VFB is a direction in which the gate-emitter voltage Vge of the
この場合の帰還ゲインは、ゲインブロックB2のゲイン、即ち、予めフィードバックループ制御系に設定された制御ゲインAgainと、IGBT11が有する相互コンダクタンスgmとの積で決定される。
一般的に、IGBT11の相互コンダクタンスgmは大きいゲインを有するので、制御ゲインAgainは比較的小さな値であっても、電流変化に影響を与え、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性を理想的に改善する作用が生じる。さらに、この作用により、IGBT11個々のスイッチング速度のばらつきが自動的に最適化される。
即ち、特許文献1の従来の技術が、IGBTの最悪値に制御パラメータを合せる必要があるのに対して、本発明の「di/dt自己帰還動作」を適用することで、個体差によらず常に最適な状態で自動的にIGBT11を駆動させることが可能になる。
The feedback gain in this case is determined by the product of the gain of the gain block B2, that is, the control gain Again set in advance in the feedback loop control system and the mutual conductance gm of the
In general, since the mutual conductance gm of the
In other words, the conventional technique of Patent Document 1 needs to match the control parameter to the worst value of the IGBT, but by applying the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, it does not depend on individual differences. It is possible to automatically drive the
このように、本発明の「di/dt自己帰還動作」を適用することにより、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性を改善することができる。
ここで、図3を参照して、従来一般的に行われてきた手法(以下、「従来の手法」と呼ぶ)を説明することで、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性の詳細について説明する。
As described above, by applying the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, the trade-off characteristic between the surge voltage and the switching loss can be improved.
Here, with reference to FIG. 3, the details of the trade-off characteristics between the surge voltage and the switching loss will be described by explaining a method generally performed conventionally (hereinafter referred to as “conventional method”). .
図3は、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性が生じる従来の手法を説明する図である。
図3(A)は、従来の手法が適用された場合における、IGBTがターンオフするときのゲートの駆動の様子を示すタイミングチャートである。具体的には、図3(A)において、上から順に、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeと、コレクタ電流Icと、コレクタ−エミッタ間の電圧Vceと、の各々についてのタイミングチャートが示されている。
図3(A)の何れのタイミングチャートにおいても、実線が、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合が相対的に大きい場合の波形を示し、破線が、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合が相対的に小さい場合の波形を示している。
図3(B)は、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合の大小と、サージ電圧及びスイッチング損失と、の対応関係を示している。
FIG. 3 is a diagram for explaining a conventional method in which a trade-off characteristic between surge voltage and switching loss occurs.
FIG. 3A is a timing chart showing how the gate is driven when the IGBT is turned off when the conventional method is applied. Specifically, FIG. 3A shows a timing chart for each of the gate-emitter voltage Vge, the collector current Ic, and the collector-emitter voltage Vce in order from the top. .
In any timing chart of FIG. 3A, the solid line shows a waveform when the degree of change in the gate-emitter voltage Vge is relatively large, and the broken line shows the change in the gate-emitter voltage Vge. The waveform when the degree of is relatively small is shown.
FIG. 3B shows a correspondence relationship between the degree of change in the gate-emitter voltage Vge and the surge voltage and switching loss.
図3(A)に示すように、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合の大小に応じて、コレクタ電流Ic及びコレクタ−エミッタ間の電圧Vceの変化の仕方が異なる。
そこで、従来の手法では、ゲート抵抗(図1のゲート抵抗21に相当)の抵抗値Rgによって、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合を一意に決定することで、コレクタ電流Ic及びコレクタ−エミッタ間の電圧Vceの変化の仕方を決定付け、これにより、サージ電圧及びスイッチング特性の度合を決定していた。
即ち、過渡期におけるゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合を大きくすると、図3(A)及び図3(B)に示すように、コレクタ電流Icの変化速度が高速になることから、サージ電圧は大きくなる。一方で、コレクタ電流Ic及びコレクタ−エミッタ間の電圧Vceの各々の立上り及び立下りの速度が急峻になる分だけ、スイッチング損失は小さくなる。
逆に、過渡期におけるゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合を小さくすると、図3(A)及び図3(B)に示すように、コレクタ電流Icの変化速度が低速になることから、サージ電圧は小さくなる。一方で、コレクタ電流Ic及びコレクタ−エミッタ間の電圧Vceの各々の立上り及び立下りの速度が緩慢になる分だけ、スイッチング損失は大きくなる。
従来の手法では、このような過渡期におけるゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合を大きくさせる状態と小さくさせる状態とのうち何れか一方のみしか選択できない。従って、サージ電圧とスイッチング損失との特性のうち、何れか一方の特性を小さくすることはできても、そのトレードオフとして、他方の特性は大きくなることになる。
即ち、従来の手法を適用した場合、サージ電圧とスイッチング損失とはトレードオフの関係にあり、何れか一方の特性のみしか改善することができない。このような関係にあるサージ電圧とスイッチング損失の特性が、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性と呼ばれているものである。
As shown in FIG. 3A, the collector current Ic and the collector-emitter voltage Vce change in different ways depending on the degree of change in the gate-emitter voltage Vge.
Therefore, in the conventional technique, the collector current Ic and the collector − are determined by uniquely determining the degree of change in the gate-emitter voltage Vge by the resistance value Rg of the gate resistance (corresponding to the
That is, if the degree of change in the gate-emitter voltage Vge in the transition period is increased, the change rate of the collector current Ic becomes higher as shown in FIGS. 3 (A) and 3 (B). The voltage increases. On the other hand, the switching loss is reduced by the steep rise and fall rates of the collector current Ic and the collector-emitter voltage Vce.
Conversely, if the degree of change of the gate-emitter voltage Vge in the transition period is reduced, the change rate of the collector current Ic becomes low as shown in FIGS. 3A and 3B. The surge voltage becomes smaller. On the other hand, the switching loss increases as the rising and falling speeds of the collector current Ic and the collector-emitter voltage Vce become slower.
In the conventional method, only one of the state in which the degree of change in the gate-emitter voltage Vge in the transition period is increased and the state in which the change is decreased can be selected. Therefore, even if one of the characteristics of the surge voltage and the switching loss can be reduced, the other characteristic is increased as a trade-off.
That is, when the conventional method is applied, the surge voltage and the switching loss are in a trade-off relationship, and only one of the characteristics can be improved. The characteristics of surge voltage and switching loss having such a relationship are called trade-off characteristics of surge voltage and switching loss.
このようなサージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性は、本発明の「di/dt自己帰還動作」を適用することにより改善することができる。
図4は、本発明の「di/dt自己帰還動作」が適用された場合のIGBT11がターンオフするときのゲートの駆動の様子を示すタイミングチャートである。
図4(A)は、「di/dt自己帰還動作」が適用されていない場合の従来のゲート−エミッタ間の電圧Vge、及び、本発明の「di/dt自己帰還動作」により発生する帰還電圧VFBのタイミングチャートである。即ち、図4(A)において、実線が、従来のゲート−エミッタ間の電圧Vgeの波形を示し、破線が、帰還電圧VFBの波形を示している。
図4(B)は、本発明の「di/dt自己帰還動作」が適用された場合のゲート−エミッタ間の電圧Vgeのタイミングチャートである。即ち、図4(A)と図4(B)とを比較すると容易にわかることであるが、本発明の「di/dt自己帰還動作」が適用された場合のゲート−エミッタ間の電圧Vgeとは、従来のゲート−エミッタ間の電圧Vgeに対して帰還電圧VFBが加算された電圧であり、以下、「電流自己帰還のゲート−エミッタ間の電圧Vge」と呼ぶ。
図4(C)は、コレクタ電流Icのタイミングチャートである。
図4(D)は、コレクタ−エミッタ間の電圧Vceのタイミングチャートである。
Such a trade-off characteristic between the surge voltage and the switching loss can be improved by applying the “di / dt self-feedback operation” of the present invention.
FIG. 4 is a timing chart showing how the gate is driven when the
FIG. 4A shows a conventional gate-emitter voltage Vge when the “di / dt self-feedback operation” is not applied, and the feedback voltage generated by the “di / dt self-feedback operation” of the present invention. It is a timing chart of VFB. That is, in FIG. 4A, the solid line indicates the waveform of the conventional gate-emitter voltage Vge, and the broken line indicates the waveform of the feedback voltage VFB.
FIG. 4B is a timing chart of the gate-emitter voltage Vge when the “di / dt self-feedback operation” of the present invention is applied. That is, as can be easily understood by comparing FIG. 4A and FIG. 4B, the gate-emitter voltage Vge when the “di / dt self-feedback operation” of the present invention is applied is shown. Is a voltage obtained by adding the feedback voltage VFB to the conventional gate-emitter voltage Vge, and is hereinafter referred to as “current-feedback gate-emitter voltage Vge”.
FIG. 4C is a timing chart of the collector current Ic.
FIG. 4D is a timing chart of the collector-emitter voltage Vce.
図4(A)乃至図4(C)に示すように、コレクタ電流Icの変化が小さいときには、その時間微分値dIc/dtは0に近くなる。よって、帰還電圧VFBも0に近くなるため、電流自己帰還のゲート−エミッタ間の電圧Vgeは、従来のゲート−エミッタ間の電圧Vgeとほぼ同じ大きさとなる。このため、電流自己帰還のゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合も、従来のゲート−エミッタ間の電圧Vgeとほぼ同じく大きなものとなる。
これにより、コレクタ−エミッタ間の電圧Vceの立上りの速度も従来とほぼ同程度の急峻なものになり、スイッチング損失は小さくなる。
As shown in FIGS. 4A to 4C, when the change in the collector current Ic is small, the time differential value dIc / dt is close to zero. Therefore, since the feedback voltage VFB is also close to 0, the gate-emitter voltage Vge for current self-feedback is almost the same as the conventional gate-emitter voltage Vge. For this reason, the degree of change in the voltage Vge between the gate and the emitter of the current self-feedback is almost as large as the conventional gate-emitter voltage Vge.
As a result, the rising speed of the collector-emitter voltage Vce becomes as steep as the conventional one, and the switching loss is reduced.
その後、コレクタ電流Icが減少し始めると、その時間微分値dIc/dtが一定以上となる。その結果、一定以上の帰還電圧VFBが発生して、当該帰還電圧VFBが、従来のゲート−エミッタ間の電圧Vgeに対して加算された電圧が、電流自己帰還のゲート−エミッタ間の電圧Vgeとなる。このため、電流自己帰還のゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合が、従来のゲート−エミッタ間の電圧Vgeと比較して小さくなる。
これにより、コレクタ電流Icの変化の度合が、従来と比較して抑制されるので、図4(D)に示すように、サージ電圧も従来のもの(図3(A)参照)と比較して抑制される。
Thereafter, when the collector current Ic starts to decrease, the time differential value dIc / dt becomes a certain value or more. As a result, a feedback voltage VFB of a certain level or more is generated, and the voltage obtained by adding the feedback voltage VFB to the conventional gate-emitter voltage Vge is the current self-feedback gate-emitter voltage Vge. Become. For this reason, the degree of change in the gate-emitter voltage Vge for current self-feedback is smaller than the conventional gate-emitter voltage Vge.
As a result, the degree of change in the collector current Ic is suppressed as compared with the conventional case, and as shown in FIG. 4D, the surge voltage is also compared with the conventional one (see FIG. 3A). It is suppressed.
このように、本発明の「di/dt自己帰還動作」を適用することで、電流自己帰還のゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化の度合が各区間において自動的に調整され、その結果、スイッチング損失の増加を抑制しつつ、サージ電圧の低減させる効果を奏することが可能になる。即ち、当該効果とは、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性を改善することができる効果であると把握することができる。 As described above, by applying the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, the degree of change in the voltage Vge between the gate and the emitter of the current self-feedback is automatically adjusted in each section. It is possible to achieve an effect of reducing the surge voltage while suppressing an increase in loss. That is, the effect can be understood as an effect that can improve the trade-off characteristics between the surge voltage and the switching loss.
図5は、このような本発明の「di/dt自己帰還動作」をターンオフ時に適用した場合における、半導体素子駆動回路13を含む電子回路1の一実施形態の概略構成を示す図である。
図1と図5とを比較するに、電子回路1の構成のうち、di/dt帰還部23以外の構成は同様なものとなっている。即ち、図5は、di/dt帰還部23の構成例が示されている点が図1との差異点である。そこで、以下、図1との差異点、即ち、di/dt帰還部23の構成について説明する。
なお、本発明の「di/dt自己帰還動作」をターンオフ時に適用した場合の電子回路1は、図5に示す構成が基本となって、各種各様の形態で具現化(実装)される。そこで、以下、電子回路1の図5に示す構成を、「ターンオフ基本モデル」と呼ぶ。
FIG. 5 is a diagram showing a schematic configuration of an embodiment of the electronic circuit 1 including the semiconductor
Comparing FIG. 1 and FIG. 5, the configuration of the electronic circuit 1 other than the di /
Note that the electronic circuit 1 when the “di / dt self-feedback operation” of the present invention is applied at the time of turn-off is embodied (implemented) in various forms based on the configuration shown in FIG. Therefore, the configuration shown in FIG. 5 of the electronic circuit 1 is hereinafter referred to as a “turn-off basic model”.
di/dt帰還部23は、di/dt検出部31と、ゲイン部32と、電圧源33と、を備えている。
di/dt検出部31は、IGBT11のコレクタ電流Icの時間的変化、即ち時間微分値dIc/dtを検出する。
ゲイン部32は、di/dt検出部31により検出された時間微分値dIc/dtに対して、所定のゲインを乗算する。
電圧源33は、ゲイン部32により所定のゲインが乗算された時間微分値dIc/dtに対応する大きさの電圧を、帰還電圧VFBとして出力する。
The di /
The di /
The
The
図6は、図5の電子回路1のターンオフ基本モデルのフローチャートである。
図6において、IGBT11がターンオフしたことによるゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化が、IGBT11を介してコレクタ電流Icの変化になり、浮遊インダクタンスLsを介してサージ電圧△Vcepになるまでの一方向(同図中下方向)のフローは、従来から存在する。そこで、以下、かかるフローを「従来のフロー」と呼ぶ。
ターンオフ基本モデルでは、このような従来のフローに対してさらに、コレクタ電流Icの変化に対応する帰還電圧VFBの変化が負帰還されて、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化に加算される。
FIG. 6 is a flowchart of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 of FIG.
In FIG. 6, a change in the gate-emitter voltage Vge due to the
In the turn-off basic model, the change in the feedback voltage VFB corresponding to the change in the collector current Ic is further negatively fed back to the conventional flow and added to the change in the gate-emitter voltage Vge.
図7は、図5及び図6の電子回路1のターンオフ基本モデル、及び従来のフローに従って動作する電子回路(以下、「従来の電子回路」と呼ぶ)の各々のターンオフ時の動作の結果を示すタイミングチャートである。
図7(A)は、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeのタイミングチャートである。
図7(B)は、コレクタ電流Icのタイミングチャートである。
図7(C)は、帰還電圧VFBのタイミングチャートである。
図7(D)は、コレクタ−エミッタ間の電圧Vceのタイミングチャートである。
図7(A)、図7(B)、及び図7(D)において、実線が、電子回路1のターンオフ基本モデルの波形を示し、破線が、従来の電子回路についての波形を示している。なお、帰還電圧VFBは従来の電子回路では存在しないので、図7(C)に示す帰還電圧VFBは、当然ながら、電子回路1のターンオフ基本モデルによるものである。
FIG. 7 shows the turn-off basic model of the electronic circuit 1 of FIGS. 5 and 6 and the result of the operation at the time of turn-off of each of the electronic circuits operating in accordance with the conventional flow (hereinafter referred to as “conventional electronic circuit”). It is a timing chart.
FIG. 7A is a timing chart of the gate-emitter voltage Vge.
FIG. 7B is a timing chart of the collector current Ic.
FIG. 7C is a timing chart of the feedback voltage VFB.
FIG. 7D is a timing chart of the collector-emitter voltage Vce.
7A, 7B, and 7D, the solid line indicates the waveform of the turn-off basic model of the electronic circuit 1, and the broken line indicates the waveform of the conventional electronic circuit. Since the feedback voltage VFB does not exist in the conventional electronic circuit, the feedback voltage VFB shown in FIG. 7C is naturally based on the turn-off basic model of the electronic circuit 1.
詳細な原理については、図4を用いて上述した通りであるため、ここでは簡単に説明する。
図7(B)のコレクタ電流Icの減少が開始されるまでの区間、即ち同図中の「作用区間」となる前の区間では、図7(C)に示すように、電子回路1のターンオフ基本モデルでは帰還電圧VFBが発生しない。
このため、図7(A)に示すように、電子回路1のターンオフ基本モデルのゲート−エミッタ間の電圧Vge(実線の波形)は、従来の電子回路のゲート−エミッタ間の電圧Vge(破線の波形)とほぼ同様に変化していくことになる。
その結果、図7(D)に示すように、電子回路1のターンオフ基本モデルのコレクタ−エミッタ間の電圧Vce(実線の波形)の立上りの速度は、従来の電子回路のコレクタ−エミッタ間の電圧Vce(破線の波形)とほぼ同等に急峻なものとなる。
これにより、電子回路1のターンオフ基本モデルのスイッチング損失は、従来の電子回路とほぼ同程度の低レベルを維持することが可能になる。
The detailed principle is as described above with reference to FIG. 4 and will be briefly described here.
As shown in FIG. 7C, in the section until the collector current Ic starts to decrease in FIG. 7B, that is, before the “action section” in the figure, the turn-off of the electronic circuit 1 is performed. In the basic model, the feedback voltage VFB is not generated.
Therefore, as shown in FIG. 7A, the gate-emitter voltage Vge (solid line waveform) of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 is equal to the gate-emitter voltage Vge (dashed line) of the conventional electronic circuit. Waveform) will change almost in the same way.
As a result, as shown in FIG. 7D, the rising speed of the collector-emitter voltage Vce (solid line waveform) of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 is the same as the collector-emitter voltage of the conventional electronic circuit. It is as steep as Vce (dashed waveform).
As a result, the switching loss of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 can be maintained at a low level substantially the same as that of the conventional electronic circuit.
一方で、図7(B)のコレクタ電流Icが減少している区間、即ち同図中の「作用区間」では、図7(C)に示すように、電子回路1のターンオフ基本モデルにおいて帰還電圧VFBが発生する。
このため、図7(A)に示すように、電子回路1のターンオフ基本モデルのゲート−エミッタ間の電圧Vge(実線の波形)は、従来の電子回路のゲート−エミッタ間の電圧Vge(破線の波形)に対して、帰還電圧VFBが加算されたものになる。その結果、電子回路1のターンオフ基本モデルのゲート−エミッタ間の電圧Vge(実線の波形)の変化の度合が、従来の電子回路のゲート−エミッタ間の電圧Vge(破線の波形)と比較して小さくなる。
その結果、図7(B)に示すように、電子回路1のターンオフ基本モデルのコレクタ電流Ic(実線の波形)の変化の度合が、従来の電子回路のコレクタ電流Ic(破線の波形)と比較して抑制される。
これにより、図7(D)に示すように、電子回路1のターンオフ基本モデルのサージ電圧△Vcep(実線の波形の高低差)が、従来の電子回路のサージ電圧△Vcep(破線の波形の高低差)と比較して抑制される。
On the other hand, in the section where the collector current Ic in FIG. 7B is decreasing, that is, the “action section” in the figure, as shown in FIG. 7C, the feedback voltage in the turn-off basic model of the electronic circuit 1 is shown. VFB occurs.
Therefore, as shown in FIG. 7A, the gate-emitter voltage Vge (solid line waveform) of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 is equal to the gate-emitter voltage Vge (dashed line) of the conventional electronic circuit. Waveform) is added with feedback voltage VFB. As a result, the degree of change in the gate-emitter voltage Vge (solid line waveform) of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 is compared with the gate-emitter voltage Vge (dashed line waveform) of the conventional electronic circuit. Get smaller.
As a result, as shown in FIG. 7B, the degree of change in the collector current Ic (solid line waveform) of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 is compared with the collector current Ic (dashed line waveform) of the conventional electronic circuit. To be suppressed.
As a result, as shown in FIG. 7D, the surge voltage ΔVcep (the difference in level of the solid line waveform) of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 is changed to the surge voltage ΔVcep (the height of the broken line waveform) of the conventional electronic circuit. (Difference) is suppressed.
図8は、電子回路1のターンオフ基本モデル及び従来の電子回路の各々のターンオフ時における、サージ電圧と損失との関係の一例を示す図である。
図8において、縦軸はサージ電圧△Vcepを示し、横軸はスイッチング損失を示している。また、実線は、電子回路1のターンオフ基本モデルについての、帰還ゲインを変化させた場合の各実測値をプロットしたものを結んだ曲線である。一方、破線は、従来の電子回路について、帰還ゲインを変化させた場合の各実測値をプロットしたものを結んだ曲線である。
図8に示すように、電子回路1のターンオフ基本モデルの帰還ゲインを最適化することによって、例えば同図の白抜き矢印の先が示すプロットに対応する帰還ゲインを採用することによって、従来の回路と比較して、スイッチング損失を増加させることなく、サージ電圧△Vcepを大幅に抑制することが可能になる。
なお、実測として、IGBT11のターンオフ速度が高速になるほど、サージ電圧△Vcepの改善効果が大きいことも判明した。
FIG. 8 is a diagram illustrating an example of the relationship between the surge voltage and the loss at the time of turn-off of each turn-off basic model of the electronic circuit 1 and the conventional electronic circuit.
In FIG. 8, the vertical axis represents the surge voltage ΔVcep, and the horizontal axis represents the switching loss. In addition, the solid line is a curve obtained by connecting plots of measured values when the feedback gain is changed for the turn-off basic model of the electronic circuit 1. On the other hand, the broken line is a curve obtained by connecting plots of measured values when the feedback gain is changed for a conventional electronic circuit.
As shown in FIG. 8, by optimizing the feedback gain of the turn-off basic model of the electronic circuit 1, for example, by adopting the feedback gain corresponding to the plot indicated by the tip of the white arrow in the figure, the conventional circuit As compared with, the surge voltage ΔVcep can be greatly suppressed without increasing the switching loss.
As an actual measurement, it was also found that the higher the turn-off speed of the
以上、本発明の「di/dt自己帰還動作」をターンオフ時に適用した場合における、電子回路1のターンオフ基本モデルについて説明した。
次に、本発明の「di/dt自己帰還動作」をターンオン時に適用した場合における、電子回路1の一実施形態について説明する。
The basic model for turning off the electronic circuit 1 when the “di / dt self-feedback operation” of the present invention is applied at the time of turning off has been described above.
Next, an embodiment of the electronic circuit 1 when the “di / dt self-feedback operation” of the present invention is applied at turn-on will be described.
図9は、本発明の「di/dt自己帰還動作」をターンオン時に適用した場合における、半導体素子駆動回路13を含む電子回路1の一実施形態の概略構成を示す図である。
FIG. 9 is a diagram showing a schematic configuration of one embodiment of the electronic circuit 1 including the semiconductor
図9においては、例えば、電子回路1UのIGBT11Uは、別の電子回路のIGBT11D(図9には図示せぬが、後述する図13に併せて、符号11Dを用いる)と同方向に直列接続されている。なお、IGBT11Dを含む電子回路には、図示はしないが、図9の半導体素子駆動回路13Uと同様の構成と機能を有する回路が設けられている。
IGBT11UとIGBT11Dの直列接続は、例えば、インバータ内に搭載され、主回路電源(図9には図示せぬため、後述する図13の主回路電源101参照)及び平滑コンデンサと並列接続されている。具体的には、主回路電源の正極端は、IGBT11Uのコレクタ側に接続され、主回路電源の負極端は、図示せぬIGBT11Dのエミッタ側に接続される(後述する図13参照)。
In FIG. 9, for example, the
The
図1の電子回路1と図9の電子回路1Uとを比較するに(符号Uは除外して比較するに)、図9の電子回路1Uの構成のうち、di/dt帰還部23U以外の構成は図1の電子回路1と同様なものとなっている。即ち、図9は、di/dt帰還部23Uの構成例が示されている点が図1との差異点である。そこで、以下、図1との差異点、即ち、di/dt帰還部23Uの構成について説明する。
なお、本発明の「di/dt自己帰還動作」をターンオン時に適用した場合の電子回路1Uは、図9に示す構成が基本となって、各種各様の形態で具現化(実装)される。そこで、以下、電子回路1の図9に示す構成を、「ターンオン基本モデル」と呼ぶ。
To compare the electronic circuit 1 of FIG. 1 with the
The
di/dt帰還部23Uは、di/dt検出部51と、ゲイン部52と、電圧源53と、転流側電流IFWD検出部54と、転流電流IFWD方向判定部55(リバース判定回路55)と、乗算部56と、を備えている。
The di /
ここで、IGBT11U及びIGBT11Dの各々は、一方が導通状態の場合には他方が遮断状態となるように、電子回路1Uの半導体素子駆動回路13U及び図示せぬ電子回路の半導体素子駆動回路の各々により駆動される。
即ち、IGBT11Uが、ターンオフからターンオンに変化する時には、図示せぬIGBT11Dが、ターンオンからターンオフに変化する。この場合、IGBT11Dと対になるFWD12Dに流れる転流電流IFWDが、図9に示すように、FWD12のカソードからモータ等の負荷L側に向かう方向に流れる。この場合、FWD12Dの電圧Vrrにおいてサージ電圧が発生する。
そこで、電子回路1のターンオン基本モデルのdi/dt検出部51は、この転流電流IFWDの時間的変化、即ち時間微分値dI/dtを検出する。
ゲイン部52は、di/dt検出部51により検出された時間微分値dI/dtに対して、所定のゲインを乗算する。
電圧源53は、ゲイン部352により所定のゲインが乗算された時間微分値dI/dtに対応する大きさの電圧を、帰還電圧VFBとして出力する。
Here, each of the
That is, when the
Therefore, the di /
The
The
この場合、サージ電圧の発生に影響する区間はリバースリカバリー区間だけなので、電子回路1Uのターンオン基本モデルは、リバース判定機能を有しており、当該リバースリカバリー区聞だけ帰還電圧VFBを印加するようにしている。
即ち、di/dt帰還部23Uのうち、リバース判定機能を実現する構成要素が、転流側電流IFWD検出部54と、転流電流IFWD方向判定部55(リバース判定回路55)と、乗算部56と、である。
転流側電流IFWD検出部54は、転流電流IFWDを検出する。
転流電流IFWD方向判定部55は、転流電流IFWDの方向を判定する。
転流電流IFWD方向判定部55は、転流電流IFWDの方向がリバースリカバリー区間に対応する方向、即ち図9に示すFWD12Dのカソードからモータ等の負荷L側に流れる方向である場合、リバースリカバリー区間であると判定する。リバースリカバリー区間であると判定された場合には、その判定結果を示す「1」が乗算部56に供給される。
これに対して、それ以外の場合、リバースリカバリー区間ではないと判定されて、その判定結果を示す「0」が乗算部56に供給される。
乗算部56は、ゲイン部52の出力信号に対して、転流電流IFWD方向判定部55の判定結果を乗算する。
即ち、リバースリカバリー区間である場合には、転流電流IFWD方向判定部55の判定結果は「1」であるので、ゲイン部52の出力信号が乗算部53から出力されて、帰還電圧VFBとして印加される。
これに対して、リバースリカバリー区間以外の場合には、転流電流IFWD方向判定部55の判定結果は「0」であるので、乗算部56の出力も0になり、帰還電圧VFBの印加が禁止される。
In this case, since the period affecting the generation of the surge voltage is only the reverse recovery period, the turn-on basic model of the
That is, of the di /
The commutation side
The commutation current IFWD
The commutation current IFWD
On the other hand, in other cases, it is determined that it is not the reverse recovery section, and “0” indicating the determination result is supplied to the
That is, in the reverse recovery section, since the determination result of the commutation current IFWD
On the other hand, in the case other than the reverse recovery section, the determination result of the commutation current IFWD
図10は、図9の電子回路1Uのターンオン基本モデルのフローチャートである。
図10において、IGBT11Uがターンオンしたことによるゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化が、IGBT11Uを介して、当該IGBT11Uと直列接続されたIGBT11Dと対になるFWD12Dの転流電流IFWDの変化になり、浮遊インダクタンスLsを介してサージ電圧△Vrrpになるまでの一方向(同図中下方向)のフローは、従来から存在する。そこで、以下、かかるフローを「従来のフロー」と呼ぶ。
ターンオン基本モデルでは、このような従来のフローに対してさらに、転流電流IFWDの変化方向が判定されて、当該変化方向がリバースリカバリー区間に対応する場合には、転流電流IFWDの変化に対応する帰還電圧VFBの変化が負帰還されて、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeの変化に加算される。
FIG. 10 is a flowchart of the turn-on basic model of the
In FIG. 10, the change in the gate-emitter voltage Vge due to the turn-on of the
In the turn-on basic model, the change direction of the commutation current IFWD is further determined with respect to such a conventional flow, and when the change direction corresponds to the reverse recovery section, it corresponds to the change of the commutation current IFWD. The feedback voltage VFB changes negatively and is added to the gate-emitter voltage Vge.
図11は、図9及び図10の電子回路1Uのターンオン基本モデル、及び従来のフローに従って動作する電子回路(以下、「従来の電子回路」と呼ぶ)の各々のターンオン時の動作の結果を示すタイミングチャートである。
図11(A)は、IGBT11Uのゲート−エミッタ間の電圧Vgeのタイミングチャートである。
図11(B)は、当該IGBT11Uと直列接続されたIGBT11Dと対になるFWD12Dの転流電流IFWDのタイミングチャートである。
図11(C)は、転流電流IFWDの時間的変化、即ち時間微分値dI/dtのタイミングチャートである。
図11(D)は、転流電流IFWDの電流方向を示す波形のタイミングチャートである。
図11(E)は、帰還電圧VFBのタイミングチャートである。
図11(G)は、FWD12Dの電圧Vrrのタイミングチャートである。
図11(A)、図11(B)、図11(C)、及び図11(F)において、実線が、電子回路1Uのターンオン基本モデルの波形を示し、破線が、従来の電子回路についての波形を示している。なお、帰還電圧VFBは従来の電子回路では存在しないので、図11(D)に示す転流電流IFWDの電流方向及び図11(E)に示す帰還電圧VFBは、当然ながら、電子回路1Uのターンオン基本モデルによるものである。
FIG. 11 shows the turn-on basic model of the
FIG. 11A is a timing chart of the gate-emitter voltage Vge of the
FIG. 11B is a timing chart of the commutation current IFWD of the
FIG. 11C is a timing chart of the temporal change of the commutation current IFWD, that is, the time differential value dI / dt.
FIG. 11D is a waveform timing chart showing the current direction of the commutation current IFWD.
FIG. 11E is a timing chart of the feedback voltage VFB.
FIG. 11G is a timing chart of the voltage Vrr of the
In FIG. 11A, FIG. 11B, FIG. 11C, and FIG. 11F, the solid line indicates the waveform of the turn-on basic model of the
電子回路1Uのターンオン基本モデルの原理について、図11を適宜参照しつつ簡単に説明する。
本例では、図11(D)の転流電流IFWDの電流方向がマイナス(−)の期間がリバースリカバリー区間とされている。
従って、図11(D)の転流電流IFWDの電流方向がプラス(+)の期間では、図11(E)に示すように、電子回路1のターンオン基本モデルでは帰還電圧VFBが発生しない。
その後、図11(D)の転流電流IFWDの電流方向がプラス(+)からマイナス(−)に反転すると、図11(E)に示すように、電子回路1のターンオン基本モデルにおいて帰還電圧VFBが発生する。
その後、図11(C)に示すように、転流電流IFWDの時間的変化、即ち時間微分値dI/dtがマイナス(−)の間は、電子回路1のターンオン基本モデルにおいて帰還電圧VFBの発生が継続する。
そして、図11(C)に示すように、転流電流IFWDの時間的変化、即ち時間微分値dI/dtがマイナス(−)からプラス(+)に反転すると、電子回路1のターンオン基本モデルにおいて帰還電圧VFBがなくなる。
このように、帰還電圧VFBは、転流電流IFWDの電流方向がマイナス(−)、かつ、転流電流IFWDの時間的変化、即ち時間微分値dI/dtがマイナス(−)の場合に発生する。即ち、帰還電圧VFBは、最適帰還ゲイン、かつ、FWD12Dのリバースリカバリー区間中に発生する。
これにより、図11(F)に示すように、電子回路1のターンオン基本モデルの(FWD12Dの電圧Vrrにおける)サージ電圧△Vrrp(実線の波形の高低差)が、従来の電子回路のサージ電圧△Vrrp(破線の波形の高低差)と比較して抑制される。
The principle of the turn-on basic model of the
In this example, a period in which the current direction of the commutation current IFWD in FIG. 11D is negative (−) is a reverse recovery section.
Therefore, in the period in which the current direction of the commutation current IFWD in FIG. 11D is plus (+), the feedback voltage VFB is not generated in the turn-on basic model of the electronic circuit 1 as shown in FIG.
Thereafter, when the current direction of the commutation current IFWD in FIG. 11D is reversed from plus (+) to minus (−), the feedback voltage VFB in the turn-on basic model of the electronic circuit 1 is obtained as shown in FIG. Will occur.
Thereafter, as shown in FIG. 11C, when the commutation current IFWD changes with time, that is, while the time differential value dI / dt is negative (−), the feedback voltage VFB is generated in the turn-on basic model of the electronic circuit 1. Will continue.
Then, as shown in FIG. 11C, when the time change of the commutation current IFWD, that is, the time differential value dI / dt is inverted from minus (−) to plus (+), in the turn-on basic model of the electronic circuit 1 The feedback voltage VFB disappears.
As described above, the feedback voltage VFB is generated when the current direction of the commutation current IFWD is negative (−) and the time variation of the commutation current IFWD, that is, the time differential value dI / dt is negative (−). . That is, the feedback voltage VFB is generated during the optimum feedback gain and the reverse recovery interval of the
As a result, as shown in FIG. 11F, the surge voltage ΔVrrp (the difference in height of the waveform of the solid line) of the turn-on basic model of the electronic circuit 1 (at the voltage Vrr of the
図12は、電子回路1のターンオン基本モデル及び従来の電子回路の各々のターンオン時における、サージ電圧と損失との関係の一例を示す図である。
図12において、縦軸はサージ電圧△Vrrpを示し、横軸はスイッチング損失を示している。また、実線は、電子回路1のターンオン基本モデルについての、帰還ゲインを変化させた場合の各実測値をプロットしたものを結んだ曲線である。一方、破線は、従来の電子回路について、帰還ゲインを変化させた場合の各実測値をプロットしたものを結んだ曲線である。
図12に示すように、電子回路1のターンオン基本モデルの帰還ゲインを最適化することによって、例えば同図の白抜き矢印の先が示すプロットに対応する帰還ゲインを採用することによって、従来の回路と比較して、スイッチング損失を増加させることなく、サージ電圧△Vrrpを大幅に抑制することが可能になる。
FIG. 12 is a diagram illustrating an example of the relationship between the surge voltage and the loss at the time of turn-on of each turn-on basic model of the electronic circuit 1 and the conventional electronic circuit.
In FIG. 12, the vertical axis represents the surge voltage ΔVrrp, and the horizontal axis represents the switching loss. In addition, the solid line is a curve connecting the plotted values of actual measurement values when the feedback gain is changed for the turn-on basic model of the electronic circuit 1. On the other hand, the broken line is a curve obtained by connecting plots of measured values when the feedback gain is changed for a conventional electronic circuit.
As shown in FIG. 12, by optimizing the feedback gain of the turn-on basic model of the electronic circuit 1, for example, by adopting the feedback gain corresponding to the plot indicated by the tip of the white arrow in FIG. As compared with, the surge voltage ΔVrrp can be significantly suppressed without increasing the switching loss.
以上、図1を参照して、本発明が適用される電子回路1について説明し、その後、図5や図6等を参照して、電子回路1のターンオフ基本モデルについて説明し、図10や図11等を参照して、電子回路1Uのターンオン基本モデルについて説明した。
このような電子回路1によれば、次の効果(1),(2)を奏することが可能になる。
The electronic circuit 1 to which the present invention is applied will be described with reference to FIG. 1, and then the basic turn-off model of the electronic circuit 1 will be described with reference to FIGS. 5 and 6. The turn-on basic model of the
According to such an electronic circuit 1, the following effects (1) and (2) can be obtained.
(1)電子回路1の半導体素子駆動回路13は、本発明の「di/dt自己帰還動作」を行うことが可能なdi/dt帰還部23を備えている。
これにより、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性を改善することができる。
(1) The semiconductor
Thereby, the trade-off characteristic of surge voltage and switching loss can be improved.
(2)本発明の「di/dt自己帰還動作」をターンオフ時に適用することで、即ち、図5の電子回路1のターンオフ基本モデルを適用することで、ターンオフ時において、スイッチング損失を従来よりも増加させることなく、サージ電圧を従来よりも大幅に抑制することが可能になる。
サージ電圧の抑制は、耐電圧近くまでIGBT11の動作が可能になるという効果に結びつく。また、スイッチング損失の維持(増加させないこと)は、IGBT11の製造バラつきを抑制し、ひいては、設計マージンを少なくして電子回路1全体の小型化やコストダウンが図れるという効果に結びつく。
(2) By applying the “di / dt self-feedback operation” of the present invention at the time of turn-off, that is, by applying the basic turn-off model of the electronic circuit 1 of FIG. Without increasing, the surge voltage can be significantly suppressed as compared with the conventional case.
Suppression of the surge voltage leads to an effect that the operation of the
(3)一方、本発明の「di/dt自己帰還動作」をターンオン時に適用することで、即ち、図9の電子回路1のターンオン基本モデルを適用することで、ターンオン時においても、スイッチング損失を従来よりも増加させることなく、サージ電圧を従来よりも大幅に抑制することが可能になる。 (3) On the other hand, by applying the “di / dt self-feedback operation” of the present invention at the time of turn-on, that is, by applying the turn-on basic model of the electronic circuit 1 in FIG. The surge voltage can be significantly suppressed as compared with the conventional one without increasing the conventional voltage.
なお、ターンオフ基本モデルとターンオン基本モデルとは、上述の説明では便宜上別々なものとして説明したが、相互に排他的なものではなく、次に説明する電子回路1の実装の形態で示すように、組み合わせて用いることが可能である。 Note that the turn-off basic model and the turn-on basic model have been described as separate in the above description for convenience, but are not mutually exclusive, as shown in the form of mounting the electronic circuit 1 described below, It can be used in combination.
次に、このような効果(1)乃至(3)を奏することが可能な電子回路1の実装の形態として、3つの実装の形態について説明する。即ち、以下、3つの実装の形態の各々を、「第1の電子回路実装形態」、「第2の電子回路実装形態」、「第3の電子回路実装形態」の各々と呼び、その順番で個別に説明していく。 Next, three mounting modes will be described as mounting modes of the electronic circuit 1 capable of achieving such effects (1) to (3). That is, hereinafter, each of the three mounting forms is referred to as a “first electronic circuit mounting form”, a “second electronic circuit mounting form”, and a “third electronic circuit mounting form”, respectively. I will explain it individually.
[第1の電子回路実装形態]
図13は、本発明の電子回路1Uが実装されたインバータの一部の構成例を示している。
図13に示すように、電子回路1UのIGBT11U及びIGBT11Dは同方向に直列接続され、なお、IGBT11Dを含む電子回路は、図示はしないが、図13の半導体素子駆動回路13Uと同様の構成と機能を有する回路が設けられている。
IGBT11UとIGBT11Dの直列接続は、主回路電源101及び図示せぬ平滑コンデンサと並列接続されている。具体的には、主回路電源101の正極端は、電子回路1UのIGBT11Uのコレクタ側に接続され、主回路電源101の負極端は、IGBT11Dのエミッタ側に接続される。
例えば本インバータが電気自動車用インバータとして採用される場合には、電子回路1UのIGBT11U及び図示せぬ電子回路のIGBT11Dの直列接続が1単位として、同期電動機の3相分の負荷Lに対しては、例えば3単位等の複数単位が並列接続されて用いられる。
[First electronic circuit mounting form]
FIG. 13 shows a configuration example of a part of an inverter in which the
As shown in FIG. 13, the
The series connection of the
For example, when this inverter is adopted as an inverter for an electric vehicle, the series connection of the
半導体素子駆動回路13Uは、ゲート抵抗21と、電圧源22と、ターンオフ用di/dt帰還部23OFFと、ターンオン用di/dt帰還部23ONと、トランジスタ81A,81Bと、加算部82と、切替部83と、を備えている。
The semiconductor
図1等の半導体素子駆動回路13と比較して、図13の半導体素子駆動回路13Uにおいては、トランジスタ81A,81Bがさらに設けられて、回路構成が変更されている。これは、電流容量を増加させるためである。即ち、図13の半導体素子駆動回路13は、従来良く使われる方式である、トランジスタで構成されるIGBT駆動用のバッファ回路(プッシュプル回路)を含んでいる。
Compared with the semiconductor
ターンオフ用di/dt帰還部23OFFは、図5及び図6の電子回路1のターンオフ基本モデルのdi/dt帰還部23を実装したものである。
ターンオフ用di/dt帰還部23OFFは、電流検出部61と、ゲイン部62と、微分部63と、を備えている。
即ち、電流検出部61と微分部63とが、図5のdi/dt検出部31に対応する。ゲイン部62が、図5のゲイン部32に対応する。なお、加算部62の加算機能が、図5の電圧源33に対応する。
The di / dt feedback unit 23OFF for turn-off is implemented by mounting the di /
The turn-off di / dt feedback unit 23OFF includes a
That is, the
ターンオン用di/dt帰還部23ONは、図10及び図11の電子回路1Uのターンオン基本モデルのdi/dt帰還部23Uを実装したものである。
ターンオン用di/dt帰還部23ONは、電流検出部71と、ゲイン部72と、微分部73と、比較部74と、比較部75と、乗算部76と、乗算部77と、を備えている。
即ち、電流検出部71と微分部73とが、図9のdi/dt検出部51に対応する。電流検出部71はまた、図9の転流側電流IFWD検出部54に対応する。ゲイン部72が、図9のゲイン部52に対応する。乗算部77が、図9の乗算部56に対応する。
また、比較部74と、比較部75と、乗算部76とが、図9の転流側電流IFWD検出部54に対応する。即ち、転流電流IFWDの電流方向がマイナス(−)か否かの判定が、比較部74により行われる。また、転流電流IFWDの時間的変化、即ち時間微分値dI/dtがマイナス(−)か否かの判定が、比較部75により行われる。
この場合、転流電流IFWDの電流方向がマイナス(−)、かつ、転流電流IFWDの時間的変化、即ち時間微分値dI/dtがマイナス(−)のときにのみ、比較部74及び比較部75の出力が「1」になるため、微分部73の出力信号が乗算部77から出力されて、帰還電圧VFBとして印加される。
これに対して、これ以外のときには、比較部74及び比較部75の少なくとも一方の出力が「0」になるため、乗算部77の出力も0になり、帰還電圧VFBの印加が禁止される。
The turn-on di / dt feedback section 23ON is implemented by the di /
The turn-on di / dt feedback unit 23ON includes a
That is, the
Moreover, the
In this case, the
On the other hand, in other cases, the output of at least one of the
切替部83は、入力信号を切り替えて、加算部62に出力する。即ち、切替部83によって切り換えられた入力信号の電圧が、帰還電圧VFBとして印加される。
具体的には、IGBT11Uがターンオフにスイッチングする場合、切替部83は、ターンオフ用di/dt帰還部23OFFの出力信号を入力して、その電圧を帰還電圧VFBとして出力する。
これに対して、IGBT11Uがターンオンにスイッチングする場合、切替部83は、ターンオン用di/dt帰還部23ONの出力信号を入力して、その電圧を帰還電圧VFBとして出力する。
The switching
Specifically, when the
On the other hand, when the
なお、図13の電子回路1Uの動作については、図1の電子回路1の動作、図5及び図6の電子回路1のターンオフ基本モデルの動作、又は、図10及び図11の電子回路1Uのターンオン基本モデルの動作と基本的に同様である。よって、ここでは、図13の電子回路1Uの動作の説明は省略する。
13 is the operation of the electronic circuit 1 of FIG. 1, the operation of the turn-off basic model of the electronic circuit 1 of FIGS. 5 and 6, or the operation of the
図14は、従来の電子回路と図13の本発明の電子回路1Uとのターンオフ時の動作の結果の比較を示すタイミングチャートである。
図14(A)は、ゲート抵抗の抵抗値Rgが小の場合の従来の電子回路のタイミングチャートである。
図14(B)は、ゲート抵抗の抵抗値Rgが大の場合の従来の電子回路タイミングチャートである。
図14(C)は、ゲート抵抗21の抵抗値Rgが小の場合の図13の本発明の電子回路1Uのタイミングチャートである。
図14(A)の従来の電子回路の場合には、サージ電圧は201[V]であり、スイッチング損失は11[mJ]であった。
図14(B)の従来の電子回路の場合には、サージ電圧は99[V]であり、スイッチング損失は37[mJ]であった。
図14(C)の本発明の電子回路1Uの場合には、サージ電圧は100[V]であり、スイッチング損失は13[mJ]であった。
このように、図13の本発明の電子回路1Uでは、ターンオフ時の本発明の「di/dt自己帰還動作」によって、コレクタ−エミッタ間の電圧Vceの立ち上りを変えずに(それ故スイッチング損失を増加させずに)、サージ電圧を低減させる効果が得られることが確認された。
FIG. 14 is a timing chart showing a comparison of operation results at the time of turn-off between the conventional electronic circuit and the
FIG. 14A is a timing chart of a conventional electronic circuit when the resistance value Rg of the gate resistance is small.
FIG. 14B is a conventional electronic circuit timing chart when the resistance value Rg of the gate resistance is large.
FIG. 14C is a timing chart of the
In the case of the conventional electronic circuit of FIG. 14A, the surge voltage was 201 [V], and the switching loss was 11 [mJ].
In the case of the conventional electronic circuit of FIG. 14B, the surge voltage was 99 [V] and the switching loss was 37 [mJ].
In the case of the
As described above, in the
図15は、従来の電子回路と図13の本発明の電子回路1Uとのターンオン時の動作の結果の比較を示すタイミングチャートである。
図15(A)は、ゲート抵抗の抵抗値Rgが小の場合の従来の電子回路のタイミングチャートである。
図15(B)は、ゲート抵抗の抵抗値Rgが大の場合の従来の電子回路タイミングチャートである。
図15(C)は、ゲート抵抗21の抵抗値Rgが小の場合の図13の本発明の電子回路1Uのタイミングチャートである。
図15(A)の従来の電子回路の場合には、サージ電圧は167[V]であり、スイッチング損失は2[mJ]であった。
図15(B)の従来の電子回路の場合には、サージ電圧は−9[V]であり、スイッチング損失は20[mJ]であった。
図15(C)の本発明の電子回路1Uの場合には、サージ電圧は47[V]であり、スイッチング損失は11[mJ]であった。
このように、図13の本発明の電子回路1Uでは、ターンオン時の本発明の「di/dt自己帰還動作」によって、コレクタ−エミッタ間の電圧Vceの立ち下りを変えずに(それ故スイッチング損失を増加させずに)、サージ電圧を低減させる効果が得られることが確認された。
FIG. 15 is a timing chart showing a comparison of the results of the turn-on operation between the conventional electronic circuit and the
FIG. 15A is a timing chart of a conventional electronic circuit when the resistance value Rg of the gate resistance is small.
FIG. 15B is a conventional electronic circuit timing chart when the resistance value Rg of the gate resistance is large.
FIG. 15C is a timing chart of the
In the case of the conventional electronic circuit of FIG. 15A, the surge voltage was 167 [V], and the switching loss was 2 [mJ].
In the case of the conventional electronic circuit of FIG. 15B, the surge voltage was −9 [V] and the switching loss was 20 [mJ].
In the case of the
As described above, in the
さらに、サージ電圧を揃えた駆動条件で、ターンオフ時の図14とターンオン時の図15の各々のスイッチング波形(コレクタ−エミッタ間の電圧Vceの波形)の立ち上がりと立下りのタイミングを比較してみる。
特に、ゲート抵抗の抵抗値Rgが大きい場合の従来の電子回路についての図14(A)及び図15(A)と、本発明の電子回路1についての図14(C)及び図15(C)とを比較してみる。
このような比較をすると明らかなように、本発明の「di/dt自己帰還動作」を用いることでターンオフ及びターンオンの両時とも、従来の電子回路が採用しているゲート駆動手法に対して、デッドタイムを短縮できることが分かる。
このことは、PWM制御による電圧利用率向上に貢献することを意味し、今後、電力変換装置の効率を向上させ得ることを意味する。
Furthermore, the timing of rising and falling of each switching waveform (the waveform of the collector-emitter voltage Vce) in FIG. 14 at the time of turn-off and FIG. .
14A and 15A for the conventional electronic circuit when the resistance value Rg of the gate resistance is large, and FIGS. 14C and 15C for the electronic circuit 1 of the present invention. Compare with.
As is clear from such a comparison, the gate drive method employed by the conventional electronic circuit at both turn-off and turn-on by using the “di / dt self-feedback operation” of the present invention is as follows. It can be seen that the dead time can be shortened.
This means that it contributes to the voltage utilization rate improvement by PWM control, and it means that the efficiency of a power converter device can be improved in the future.
図16は、従来の電子回路と図13の本発明の電子回路1Uとの短絡遮断特性の比較を示す図である。
図16(A)は、従来の電子回路の短絡遮断特性を示す図である。
図16(B)は、図13の本発明の電子回路1Uの短絡遮断特性を示す図である。
図16(A)の従来の電子回路の場合には、サージ電圧は137[V]であり、最大電流2513[A]であり、短絡損失は1145[mJ]であった。
図16(B)の図13の本発明の電子回路1の場合には、サージ電圧は37[V]であり、最大電流476[A]であり、短絡損失は150[mJ]であった。
このように、本発明の「di/dt自己帰還動作」を用いることで、短絡時の最大電流を減少させる効果を奏することが可能になり、その結果、短絡時の損失が減少することがわかった。
これにより短絡保護回路の簡易化や、損失性能を追求して、IGBTを設計することが可能となる。
FIG. 16 is a diagram showing a comparison of short-circuit breaking characteristics between the conventional electronic circuit and the
FIG. 16A is a diagram showing a short-circuit breaking characteristic of a conventional electronic circuit.
FIG. 16B is a diagram showing a short-circuit breaking characteristic of the
In the case of the conventional electronic circuit of FIG. 16A, the surge voltage was 137 [V], the maximum current was 2513 [A], and the short-circuit loss was 1145 [mJ].
In the case of the electronic circuit 1 of the present invention shown in FIG. 13 of FIG. 16B, the surge voltage was 37 [V], the maximum current was 476 [A], and the short-circuit loss was 150 [mJ].
Thus, by using the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, it is possible to achieve the effect of reducing the maximum current at the time of short circuit, and as a result, the loss at the time of short circuit is reduced. It was.
This makes it possible to design an IGBT in pursuit of simplification of a short circuit protection circuit and loss performance.
図17は、従来の電子回路と図13の本発明の電子回路1Uとの、短絡時発生損失のゲート電圧(ゲート−エミッタ間の電圧Vge)の依存性の比較を示す図である。
図17において、縦軸は、短絡時発生損失[mJ/chip]を示しており、横軸は、IGBT(図13の場合IGBT11U)のゲート−エミッタ間の電圧Vge[V]を示している。
IGBTは、原理的に、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeを可能な限り上げて使うことによって、最小の導通損失を得ることができる。
しかしながら、従来の電子回路が採用しているゲート駆動手法では、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeとともに、短絡時発生損失が増加してしまう。従って、ゲート−エミッタ間の電圧Vgeには、自ずと上限値に限界がある。もっとも、ゲート酸化膜の耐圧を超えた使用は禁止されている。
これに対して、発明の「di/dt自己帰還動作」を用いることで、短絡時発生損失のゲート電圧(ゲート−エミッタ間の電圧Vge)の依存性が大幅に減少することが分かる。
このことは、IGBTの低損失化のみならずゲート駆動用電源の精度を緩和できることを意味し、さらなるコストダウンに貢献し得ることを意味する。
FIG. 17 is a diagram showing a comparison of the dependence of the gate voltage (gate-emitter voltage Vge) on the loss generated at the time of short circuit between the conventional electronic circuit and the
In FIG. 17, the vertical axis represents the loss [mJ / chip] generated at short circuit, and the horizontal axis represents the gate-emitter voltage Vge [V] of the IGBT (
In principle, the IGBT can obtain the minimum conduction loss by using the gate-emitter voltage Vge as high as possible.
However, in the gate driving method adopted by the conventional electronic circuit, the loss generated at the time of short circuit increases with the gate-emitter voltage Vge. Accordingly, the upper limit value of the gate-emitter voltage Vge is naturally limited. However, use exceeding the breakdown voltage of the gate oxide film is prohibited.
On the other hand, it can be seen that by using the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, the dependency of the loss generated at the time of a short circuit on the gate voltage (gate-emitter voltage Vge) is greatly reduced.
This means that not only the loss of the IGBT can be reduced, but also the accuracy of the power source for driving the gate can be relaxed, and this can contribute to further cost reduction.
以上説明したように、図13の電子回路1Uは、ゲートに与えられる駆動信号の電圧に応じてオン又はオフするスイッチング機能を有し、コレクタとエミッタが母線中に挿入される第1半導体素子及び第2半導体素子であって、還流ダイオードがそれぞれ並列接続された第1半導体素子及び第2半導体素子の直列接続によって、母線を導通又は遮断するために、駆動信号を第1半導体素子のゲートに供給する半導体素子駆動回路13Uを有している。
ここで、図13の例では、第1半導体素子としては、IGBT11Uが採用されており、第2半導体素子としては、IGBT11Dが採用されている。第1半導体素子に並列接続される還流ダイオードとしては、FWD12Uが採用されており、第2半導体素子に並列接続される還流ダイオードとしては、FWD12Dが採用されている。
半導体素子駆動回路13Uは、母線を流れる電流の時間変化に基づいて帰還電圧VFBを生成し、帰還電圧VFBを前記駆動信号の電圧の一部として印加する帰還部として、ターンオフ用di/dt帰還部23OFFと、ターンオン用di/dt帰還部23ONとを備えている。
ターンオフ用di/dt帰還部23OFFは、第1半導体素子がオンからオフに切り替わるときに、即ち、図13の例ではIGBT11Uがターンオフするときに、当該第1半導体素子のコレクタ電流(図13の例ではIGBT11Uのコレクタ電流Ic)の時間変化に基づいて、帰還電圧VFBを生成する。
ターンオン用di/dt帰還部23ONは、第1半導体素子がオフからオンに切り替わるときに、即ち、図13の例ではIGBT11Uがターンオンするときに、第2半導体素子側の還流ダイオードを流れる還流電流(図13の例ではFWD12Dの転流電流IFWD)に基づいて、帰還電圧VFBを生成する。
この場合、ターンオン用di/dt帰還部23ONは、還流電流の方向が、リバースリカバリー区間に対応する方向、即ち図13に示すFWD12Dのカソードからモータ等の負荷L側に流れる方向である場合、帰還電圧VFBを生成し、それ以外の場合、帰還電圧VFBの生成を禁止する。
As described above, the
Here, in the example of FIG. 13, the
The semiconductor
The di / dt feedback section 23OFF for turn-off is the collector current of the first semiconductor element (example of FIG. 13) when the first semiconductor element is switched from on to off, that is, when the
The turn-on di / dt feedback unit 23ON is a return current (which flows through the free-wheeling diode on the second semiconductor element side) when the first semiconductor element is switched from off to on, that is, when the
In this case, the turn-on di / dt feedback unit 23ON returns when the direction of the return current is the direction corresponding to the reverse recovery section, that is, the direction of flowing from the cathode of the
このような構成を有する図13の電子回路1Uは、当然ながら、上述した効果(1)乃至(3)を奏することが可能であり、さらに次のような効果(4)乃至(8)を奏することが可能になる。
The
(4)本発明の「di/dt自己帰還動作」により、IGBT11等の半導体素子個々の特性に応じて、例えばターンオフやターンオン時のスイッチング速度に応じて、帰還量が自動的に調整されるので、半導体素子の特性のバラツキの影響を吸収することができる。換言すると、半導体素子単体毎の調整が不要になる。
(5)本発明の「di/dt自己帰還動作」は、サージ電圧が発生する期間のみ作用し、IGBT11等の半導体素子のコレクタ−エミッタ間の電圧Vceの立上り、立下りに影響を及ぼさないことから、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性をより一段と改善することができる。即ち、効果(1)がより顕著なものとなる。
(6)本発明の「di/dt自己帰還動作」により、電流の急激な増加に伴い、ゲート電圧(ゲート−エミッタ間の電圧Vge)が低く抑えられ飽和電流の低下を齎し、短絡耐量の向上を図ることが可能になる。この点も、効果(4)と共に、半導体素子の特性のバラツキの影響を吸収すること、換言すると、半導体素子単体毎の調整が不要になることに貢献する。
(7)ソフト遮断用ゲート抵抗21の抵抗値Rgを低く設定できる上、設定範囲が広くなる。その結果、テスト等による厳密な抵抗値Rgの設計は不要になる。
(8)半導体素子の特性差だけでなく、電子回路1全体として、回路インピーダンス差(浮遊インダクタンスや抵抗の差)の影響も自動的に排除することが可能になる。
(4) With the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, the feedback amount is automatically adjusted according to the characteristics of individual semiconductor elements such as the
(5) The “di / dt self-feedback operation” of the present invention operates only during the period in which the surge voltage is generated, and does not affect the rise and fall of the collector-emitter voltage Vce of the semiconductor element such as the
(6) With the “di / dt self-feedback operation” of the present invention, the gate voltage (the gate-emitter voltage Vge) is kept low with a rapid increase in current, reducing the saturation current and improving the short-circuit withstand capability. Can be achieved. This also contributes to the effect (4) and the absorption of the influence of variations in the characteristics of the semiconductor elements, in other words, the adjustment for each semiconductor element becomes unnecessary.
(7) The resistance value Rg of the soft
(8) Not only the characteristic difference of semiconductor elements but also the influence of circuit impedance difference (difference in stray inductance or resistance) can be automatically eliminated as the entire electronic circuit 1.
以上、本発明の電子回路1の実装の形態として、第1の電子回路実装形態について説明した。次に、第2の電子回路実装形態について説明する。 The first electronic circuit mounting mode has been described above as the mounting mode of the electronic circuit 1 of the present invention. Next, a second electronic circuit mounting form will be described.
[第2の電子回路実装形態]
図18は、本発明の電子回路1が実装されたインバータの一部の構成例であって、図13の例とは異なる例を示している。
図18(A)は、電子回路1の回路図であり、図18(B)は、電子回路1の一構成部品であるトランス121の外観の概略構成例を示す斜視図である。
[Second electronic circuit mounting form]
FIG. 18 is a configuration example of a part of an inverter in which the electronic circuit 1 of the present invention is mounted, and shows an example different from the example of FIG.
FIG. 18A is a circuit diagram of the electronic circuit 1, and FIG. 18B is a perspective view illustrating a schematic configuration example of the appearance of the
図18の電子回路1の半導体素子駆動回路13は、ゲート抵抗21と、電圧源22と、di/dt帰還部23と、バッファ111と、を備えている。
バッファ111は、従来良く使われる方式であるトランジスタ111ta,111tbで構成されるIGBT駆動用のバッファ回路(プッシュプル回路)の少なくとも一部である。
The semiconductor
The
図1等の半導体素子駆動回路13と比較して、図13の半導体素子駆動回路13に、バッファ111がさらに設けられて、回路構成が変更されている。これは、電流容量を増加させるためである。即ち、図18の半導体素子駆動回路13は、従来良く使われる方式であるトランジスタで構成されるIGBT駆動用のバッファ回路(プッシュプル回路)を含んでいる。
Compared with the semiconductor
図18のdi/dt帰還部23は、図5及び図6の電子回路1のターンオフ基本モデルのdi/dt帰還部23を実装したものである。
図18のdi/dt帰還部23は、トランス121と、抵抗122と、を備えている。
即ち、トランス121が、図5のdi/dt検出部31及びゲイン部32に対応する。なお、電圧源22とバッファ111とを結ぶ経路に抵抗122が直列接続され、抵抗122の両端が、トランス121の2次側に接続されており、当該経路上の抵抗122の両端の間が、図5の電圧源33に対応する。
The di /
The di /
That is, the
即ち、図18のdi/dt帰還部23は、IGBT11のコレクタ電流Ic(主電流)が流れる主電流経路と、ゲート電流が流れるゲート電流経路とを磁気的に結合するものである。
この場合、フィードバック電圧VFBは、次の式(12)のように示される。
In this case, the feedback voltage VFB is expressed by the following equation (12).
図18(B)に示すように、トランス121は、IGBT11のコレクタ電流Ic(主電流)が流れる主電流経路(母線)となるバス131のバー上に配置される。
ここで、図13の半導体素子駆動回路13は、上述したように、従来良く使われる方式であるトランジスタ111ta,111tbで構成されるIGBT駆動用のバッファ回路(プッシュプル回路)を含んでいる。従って、抵抗122として、当該バッファ回路のベース抵抗をそのまま採用することができる。
ここで、トランス121に発生した起電力は、抵抗122に消費される方向と、バッファ111のトランジスタ111taを再度オン、或いはトランジスタ111tbをオンさせる方向に電流を供給する。このときIGBT11のゲート容量を充電或いは放電させる方向に、バッファ111のトランジスタ111ta,111tbを介して電流が増幅されて供給されることになる。即ち、トランス121の2次側コイルから生成される電流のうち、バッファ111のトランジスタ111ta,111tbに流れる分の電流は、バッファ111のトランジスタ111ta,111tbの電流増幅利得hef倍に増幅されることから、より小さなインダクタンス値のトランス121で、本発明の「di/dt自己帰還動作」を成立させることが可能になる。なお、図示はしないが、バッファ111において、MOSFETで構成されるトランジスタを採用することは可能であり、この場合にも、同様な効果が得られる。
このように、ベース抵抗である抵抗122の両端に、トランス121の2次側を並列接続するだけの極めて単純な回路によって、図18のdi/dt帰還部23は具現化できる。
As shown in FIG. 18B, the
Here, as described above, the semiconductor
Here, the electromotive force generated in the
As described above, the di /
図18(B)に示すように、IGBT11のコレクタ電流Ic(主電流)が主電流経路(母線)となるバス131に流れ、その際に発生する磁揚Hがトランス121と結合することで、起電力Ldi/dtが発生する。この起電力Ldi/dtが帰還電圧VFBとして、IGBT11のゲートに入力(負帰還)する。
このような構成の図18のdi/dt帰還部23を採用することで、帰還量を決定するゲイン(この場合はインダクタンスとの結合度)を予め調整することが可能である。このような調整を適切に行うことによって、スイッチング動作の過渡期における電流の時間的変化速度に応じたゲートへの負帰還動作、即ち、本発明の「di/dt自己帰還動作」が可能になる。
これにより、必要のない電流勾配に対しては無反応になり発生損失を大幅に低減することが期待できる。
また、図18のdi/dt帰還部23となる磁気回路は、例えばプリント基板のバス131上にコイルパターンを形成して絶縁トランスとして機能させたものを、トランス121として採用することで、図18(B)に示すように、主回路のバス131のバーにトランス121を張り合わせただけの極めて簡単な構造で具現化できる。
この場合、磁気回路は絶縁されているため、バス131のどこからでも信号をとることができる。
また、プリント基板等の回路基板上に図18のdi/dt帰還部23をつくりこむことによって、従来のものに対しても追加部品が無く、図18の本発明の電子回路1を具現化できるので、コストダウンの効果を奏することが可能になる。
さらに、図18のdi/dt帰還部23の構成要素として、トランス121を採用する副次効果として、次のような効果も奏することが可能である。即ち、既存のバス131のバーの浮遊インダクタンスに蓄えられたエネルギーをトランス121の2次側で消費するような回路構成を取ることで、実効インダクタンスが低減し、その結果、サージ電圧の低減に貢献する、という効果を奏することが可能になる。なお、図18の例では、浮遊インダクタンスに蓄えられたエネルギーは、バッファ回路のべ一ス抵抗としての抵抗122におけるジュール熱およびベース電流として消費される。
As shown in FIG. 18 (B), the collector current Ic (main current) of the
By adopting the di /
Thereby, it can be expected that there is no reaction with respect to the unnecessary current gradient, and the generated loss is greatly reduced.
Further, the magnetic circuit serving as the di /
In this case, since the magnetic circuit is insulated, a signal can be taken from anywhere on the
Further, by forming the di /
Furthermore, the following effects can be obtained as a secondary effect of employing the
ところで、図18のdi/dt帰還部23と同様に、転流側のFWD12D(図18には図示せず)の転流電流IFWDが流れる主電流経路(母線)と、ゲート電流が流れるゲート電流経路とを磁気的に結合する磁器回路を、図10及び図11の電子回路1Uのターンオン基本モデルのdi/dt帰還部23Uに実装することも可能である。
しかしながら、インバータにおいては、上側の電子回路1Uと下側の電子回路1D(下側は図10には図示せず)との直列接続の組が用いられる。この場合、上側のFWD12Uと下側のFWD12Dとの各々から電流信号を裡がけで取り出す必要があり、ターンオフ側のdi/dt帰還部23の構成も考慮すると、電子回路1U及び1Dの回路構成および構造が複雑になることが予想される。
現実的には部品数削減や上側と下側の独立性を確保(設計自由度を阻害する要因)するため、上側と下側とで機能完結する手法を採用する必要がある。
図19は、このような手法の一例を説明する図である。
図19において、上側の電子回路1Uと下側の電子回路1D(下側は図10には図示せず)のうち、上側の波形が「hi」として表現されており、下側の波形が「Lo」として表現されている。
図19中の波形として示すように、FWD12Dの転流電流IFWD(Lo)は、ターンオンするIGBT11のコレクタ電流Icに短絡電流として重畳する、という特性がある。この特性を利用して、FWD12Dの電流変化をターンオン側のトランス121によって間接的に観測する、という手法を採用することができる。
このような手法を採用することで、部品共用化が図られ、その結果、コストの増加を抑制し、かつ、上側と下側とでの機能完結を図ることが可能になる。
これによって、IGBT11といった1つのパワー半導体素子につき、1つのトランス121を直近の母線(バス131等)に配置するだけのシンプルな構成で、複数の本発明の電子回路1を具現化し、かつ、ターンオフ及びターンオンの両動作時共にサージ電圧を自動的に調整することが可能になる。
By the way, like the di /
However, in the inverter, a series connection set of an upper
Actually, in order to reduce the number of parts and to ensure the independence between the upper side and the lower side (a factor that hinders the degree of freedom in design), it is necessary to adopt a method that completes the functions on the upper side and the lower side.
FIG. 19 is a diagram for explaining an example of such a method.
19, among the upper
As shown as a waveform in FIG. 19, the commutation current IFWD (Lo) of the
By adopting such a method, it is possible to share parts, and as a result, it is possible to suppress an increase in cost and complete functions on the upper side and the lower side.
As a result, a plurality of electronic circuits 1 of the present invention can be realized with a simple configuration in which one
以上説明したように、図18の電子回路1は、ゲートに与えられる駆動信号の電圧に応じてオン又はオフするスイッチング機能を有し、コレクタとエミッタが母線中に挿入される半導体素子によって、母線を導通又は遮断するために、駆動信号を半導体素子のゲートに供給する半導体素子駆動回路13を有している。
ここで、図18の例では、半導体素子としては、IGBT11が採用されている。
半導体素子駆動回路13Uは、ベース抵抗を含むバッファ回路(図18の例では、ベース抵抗としての抵抗122と、バッファ111とから構成される)と、母線を流れる電流の時間変化に基づいて帰還電圧VFBを生成し、帰還電圧VFBを駆動信号の電圧の一部として印加するdi/dt帰還部23と、を備えている。
di/dt帰還部23は、トランス121を有し、当該トランス121の2次側は、バッファ回路のベース抵抗(図18の例では抵抗122)の両端に接続されている。
As described above, the electronic circuit 1 of FIG. 18 has a switching function that turns on or off in accordance with the voltage of the drive signal applied to the gate, and the busbar is formed by the semiconductor element in which the collector and the emitter are inserted into the busbar. The semiconductor
Here, in the example of FIG. 18, IGBT11 is employ | adopted as a semiconductor element.
The semiconductor
The di /
このような構成を有する図18の電子回路1は、当然ながら、上述した効果(1)乃至(3)を奏することが可能であり、さらに次のような効果(9)乃至(11)を奏することが可能になる。 The electronic circuit 1 of FIG. 18 having such a configuration can naturally exhibit the effects (1) to (3) described above, and further has the following effects (9) to (11). It becomes possible.
(9)図18のdi/dt帰還部23では、バッファ回路のベースに対して、(電流)帰還をすることによって、トランジスタの利得を利用できるため、トランス121を小さくすることができる。
換言すると、非常に小さな信号でも、本発明の「di/dt自己帰還動作」が実現可能になる。例えば、トランス121に数nHオーダーのインダクタンスがあれば、十分な帰還ゲインが得られることになる。
このことにより、トランス121として、コア材を用いない空芯トランスを採用しても、本発明の「di/dt自己帰還動作」の効果を享受することができる。この場合、コア材を用いないことによって、温度の影響を完全に無視でき、また、主電流経路(母線)となるバス131に流れる電流を遅れなく直接観測できる等、理想的な電流(di/dt)センシング機能を実現することができる。
(9) In the di /
In other words, the “di / dt self-feedback operation” of the present invention can be realized even with a very small signal. For example, if the
Thus, even if an air core transformer that does not use a core material is adopted as the
(10)図18のdi/dt帰還部23は、従来から存在するベース抵抗を抵抗122として採用し、当該抵抗122にトランス121の2次側に並列接続する構成を取っているので、たとえトランス121が開放故障したとしても、スイッチング動作を継続できる。
(10) The di /
(11)図18の本発明の電子回路1が複数実装されるインバータ全体の観点で捉えた場合には、IGBT11が1素子当り1つのトランス121が増えるだけで、能動素子を一切追加しないで、本発明の「di/dt自己帰還動作」によるスイッチング動作が可能になる。
(11) When viewed from the viewpoint of the whole inverter in which a plurality of electronic circuits 1 of the present invention shown in FIG. 18 are mounted, the
以上、本発明の電子回路1の実装の形態として、第1の電子回路実装形態及び第2の電子回路実装形態について説明した。次に、第3の電子回路実装形態について説明する。 As described above, the first electronic circuit mounting mode and the second electronic circuit mounting mode have been described as mounting modes of the electronic circuit 1 of the present invention. Next, a third electronic circuit mounting form will be described.
[第3の電子回路実装形態]
初めに、第3の電子回路実装形態を採用する根拠となる背景技術について説明する。
例えば、図10の上側の電子回路1Uのターンオン基本モデルが、同様のターンオン基本モデルの下側の電子回路1D(下側は図10には図示せず)と直列接続されており、当該直列接続の組がインバータに搭載されているとする。この場合のターンオン時のタイミングチャートは、例えば図19に示されるようになる。
[Third electronic circuit mounting form]
First, the background art that is the basis for adopting the third electronic circuit mounting form will be described.
For example, the turn-on basic model of the upper
図20は、図19の区間trrbにおける、下側のFWD12Dのベース層に蓄えられたキャリアQrrが過剰の場合に放出される電流irr(以下、「リバースリカバリー電流irr」と呼ぶ)を示している。
図20(A)は、図19の区間trrbにおける、上側のIGBT11Uについてのコレクタ電流Ic及びコレクタ−エミッタ間の電圧Vce、並びに下側のFWD12Dの転流電流IFEDの各タイミングチャートを示している。
図20(B)は、リバースリカバリー電流irrを流す等価回路を示している。図20(B)において、R(igbt)は、リバースリカバリー区間における上側のIGBT11Uの抵抗値を示している。
図20に示すように、下側のFWD12Dのベース層に蓄えられたキャリアQrrが過剰の場合、その過剰な分だけリバースリカバリー電流irrが、転流電流IFWDとして流れ、これが上側のIGBT11Uについてのコレクタ電流Icに重畳されて、下側のFWD12Dの電圧Vrrに起因するサージ電圧の要因になる。
FIG. 20 shows a current irr (hereinafter referred to as “reverse recovery current irr”) released when the carrier Qrr stored in the base layer of the
FIG. 20A shows timing charts of the collector current Ic and the collector-emitter voltage Vce for the
FIG. 20B shows an equivalent circuit in which the reverse recovery current irr flows. In FIG. 20B, R (igbt) represents the resistance value of the
As shown in FIG. 20, when the carrier Qrr stored in the base layer of the
図21は、リバースリカバリー区間における上側のIGBT11Uの抵抗値R(igbt)として、100[mΩ]、300[mΩ]、及び500[mΩ]を採用した場合における、リバースリカバリー電流irrのタイミングチャートを示している。
図21に示すように、リバースリカバリー区間における上側のIGBT11Uの抵抗値R(igbt)が大きくなるほど、リバースリカバリー電流irrのピーク電流値Irrpも減少し、かつ、その時間変化(傾き)が緩慢になっていくことがわかる。
即ち、リバースリカバリー電流irrのピーク電流値Irrpの大きさが、下側のFWD12Dの電圧Vrrにおけるサージ電圧の大きさに依存する。従って、リバースリカバリー区間における上側のIGBT11Uの抵抗値R(igbt)が大きくなるほど、サージ電圧が抑制されることになる。
このように、下側のFWD12Dの電圧Vrrにおけるサージ電圧を抑制したければ、下側のFWD12Dのベース層に蓄えられた過剰なキャリアQrrが放出される過程において飽和電流を充分小さくして、リバースリカバリー電流irrのピーク電流値Irrpの大きさを抑制すればよいことがわかる。
FIG. 21 shows a timing chart of the reverse recovery current irr when 100 [mΩ], 300 [mΩ], and 500 [mΩ] are adopted as the resistance value R (igbt) of the
As shown in FIG. 21, as the resistance value R (igbt) of the
That is, the magnitude of the peak current value Irrp of the reverse recovery current irr depends on the magnitude of the surge voltage at the voltage Vrr of the
In this way, if it is desired to suppress the surge voltage at the voltage Vrr of the
以上説明したように、上側のIGBT11Uのターンオン時には、下側のFWD12Dのベース層に蓄えられた過剰なキャリアQrrによりリバースリカバリー電流irrが流れる。このリバースリカバリー電流irrの時間変化は、図19の区間trrbにおける、下側のFWD12Dの転流電流IFDの時間変化、即ち、上側のIGBT11Uについてのコレクタ電流Icの時間変化となって表れる。このような電流時間変化が急峻になると、下側のFWD12Dの電圧Vrrに起因するサージ電圧が発生する。
このため、サージ電圧の発生を抑制すべく、図19の区間trrbにおける、このような電流時間変化を十分に抑制する必要がある。このためには、前もって下側のIGBT11Dのゲートをオフして十分に飽和領域に移行させる必要がある。
一方、下側のFWD12Dのリバースリカバリー区間に入る手前までは、本発明の「di/dt自己帰還動作」を発動させずに、上側のIGBT11Uのコレクタ−エミッタ間の電圧Vceの急峻な立下りを促しスイッチング損失の増加を最小化にするとよい。
これらを可能にする手法としては、スイッチを設けて時間制御する手法や、ローパスフィルタ(LPF:Low PassFilter)等の信号伝達遅延(一次遅れによる遅延)機能を有する離縁フィルタ回路を挿入することによって、本発明の「di/dt自己帰還動作」を意図的に遅らせる手法が存在する。ここで、後者の手法を、以下、「LPF挿入手法」と呼ぶ。
As described above, when the
For this reason, in order to suppress the generation of the surge voltage, it is necessary to sufficiently suppress such a current time change in the section trrb of FIG. For this purpose, it is necessary to shift the gate of the
On the other hand, before entering the reverse recovery section of the
As a method for enabling these, by inserting a marginal filter circuit having a signal transmission delay (delay due to first-order delay) function such as a method of providing a switch and controlling time and a low-pass filter (LPF: Low PassFilter), There is a method for intentionally delaying the “di / dt self-feedback operation” of the present invention. Here, the latter method is hereinafter referred to as “LPF insertion method”.
図22は、本発明の電子回路1の構成の一例であって、図18の例の構成に対してLPF挿入手法をさらに適用した場合の構成の例を示している。
従って、図22において、図18と同一の箇所には同一の符号が付してあり、これらの説明は省略する。
図22と図18とを比較するに、図22のdi/dt帰還部23には、図18の構成に対して、LPF回路201が、バッファ回路のベース抵抗としての抵抗122の両端に並列接続されるトランス121の2次側に挿入されている点が異なる。
なお、図22のdi/dt帰還部23を用いて、ターンオン時の本発明の「di/dt自己帰還動作」を実現するためには、図19を用いて説明した手法を適用するとよい。即ち、上側の電子回路1と下側の電子回路1(下側は図22には図示せず)との直列接続の組が用いられる場合には、上側と下側とで機能完結する手法を適用するとよい。
FIG. 22 shows an example of the configuration of the electronic circuit 1 of the present invention, and shows an example of the configuration when the LPF insertion method is further applied to the configuration of the example of FIG.
Accordingly, in FIG. 22, the same parts as those in FIG. 18 are denoted by the same reference numerals, and description thereof will be omitted.
22 and FIG. 18, in the di /
In order to realize the “di / dt self-feedback operation” of the present invention at the time of turn-on using the di /
この図22のdi/dt帰還部23は、図18のdi/dt帰還部23と同様に、トランス121の開放故障が生じても従来のスイッチングを保持することができる。
また、図22に示すように、LPF回路201には、整流素子(図22の例では整流ダイオード)の向きを変えて2つの電流経路が設置されている。これにより、ターンオン時およびターンオフ時の各々のスイッチングの特性を1つのトランス121のみで調整することができる。
即ち、IGBT11により遮断又は投入される母線に流れる電流の時間変化は、IGBT11のターンオフ時とターンオン時とで異なるという特性、即ち、ターンオフ時は電流が減少していく方向であるのに対して、ターンオン時は電流が増加していく方向であるという特性がある。このような特性から、トランス121の2次側に発生する起電力の向きは互いに反対方向になる。そこで、LPF回路201においては、2つの整流素子(図22の例では整流ダイオード)によって、電流経路が、ターンオン時の電流経路212と、ターンオフ時の電流経路211とに分岐されている。これにより、それぞれの経路211,212にフィルタや減衰項として機能する素子を適宜加えることで、ターンオフ時及びターンオン時の各々における特性を最適に調整することができる。
例えば図22の例のLPF回路201では、ターンオン時の電流経路211において、抵抗RとコイルのインダクタンスLdによるRL回路が加えられることにより、LPF(一次遅れ)が実現されている。即ち、インダクタンスLdを可変することにより、その遅延量(時定数)を容易かつ適切に調整することが可能になる。
The di /
Further, as shown in FIG. 22, the
That is, the time change of the current flowing through the bus bar interrupted or turned on by the
For example, in the
このように、LPF挿入手法を適用することで、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性を理想的に改善する作用が得られる。
さらに、この作用は、IGBT個々のスイッチング速度ばらつきを自動的に最適化することを意味する。
特許文献1等の従来技術では、IGBTの特性の最悪値に制御パラメータを合せる必要があるのに対して、LPF挿入手法を適用することで、どんなIGBTをIGBT11として採用しても常に最適な状態で自動的に駆動できる、という効果を奏することが可能になる。
In this way, by applying the LPF insertion method, an effect of ideally improving the trade-off characteristics between the surge voltage and the switching loss can be obtained.
Furthermore, this action means that the individual switching speed variations of the IGBTs are automatically optimized.
In the conventional technology such as Patent Document 1, it is necessary to match the control parameter to the worst value of the IGBT characteristics, but by applying the LPF insertion method, it is always in an optimal state no matter what IGBT is adopted as the
図23は、LPFの遅延量(インダクタンスLd)を変化させた場合の、図22の本発明の電子回路1のターンオン時の動作の結果の比較を示すタイミングチャートである。
図23(A)は、参考として示す、従来の電子回路のタイミングチャートである。
図23(B)は、インダクタンスLd=10[μH]の場合の図22の本発明の電子回路1のタイミングチャートである。
図23(C)は、インダクタンスLd=50[μH]の場合の図22の本発明の電子回路1のタイミングチャートである。
図23(D)は、インダクタンスLd=100[μH]の場合の図22の本発明の電子回路1のタイミングチャートである。
図23(E)は、インダクタンスLd=150[μH]の場合の図22の本発明の電子回路1のタイミングチャートである。
図23(F)は、インダクタンスLd=200[μH]の場合の図22の本発明の電子回路1のタイミングチャートである。
図23に示すように、LPFの遅延量(インダクタンスLd)を適度に調整することで、ターンオン時における本発明の「di/dt自己帰還動作」によって、コレクタ−エミッタ間の電圧Vceの急峻な立ち下りを変えずに(それ故スイッチング損失を増加させずに)、転流側のFWD12の電圧Vrrにおけるサージ電圧を低減させる効果が得られることが確認された。
FIG. 23 is a timing chart showing a comparison of the operation results when the electronic circuit 1 of the present invention shown in FIG. 22 is turned on when the delay amount (inductance Ld) of the LPF is changed.
FIG. 23A is a timing chart of a conventional electronic circuit shown as a reference.
FIG. 23B is a timing chart of the electronic circuit 1 of the present invention of FIG. 22 when the inductance Ld = 10 [μH].
FIG. 23C is a timing chart of the electronic circuit 1 of the present invention shown in FIG. 22 when the inductance Ld = 50 [μH].
FIG. 23D is a timing chart of the electronic circuit 1 of the present invention of FIG. 22 when the inductance Ld = 100 [μH].
FIG. 23E is a timing chart of the electronic circuit 1 of the present invention shown in FIG. 22 when the inductance Ld = 150 [μH].
FIG. 23F is a timing chart of the electronic circuit 1 of the present invention shown in FIG. 22 when the inductance Ld = 200 [μH].
As shown in FIG. 23, by appropriately adjusting the delay amount (inductance Ld) of the LPF, the “di / dt self-feedback operation” of the present invention at the turn-on time causes the collector-emitter voltage Vce to rise sharply. It has been confirmed that the effect of reducing the surge voltage in the voltage Vrr of the
図24は、LPF挿入手法が適用された図22の電子回路1及び従来の電子回路の各々のターンオン時における、サージ電圧と損失との関係の一例を示す図である。
図24において、縦軸はサージ電圧を示し、横軸はスイッチング損失を示している。また、実線は、LPF挿入手法が適用された図22の電子回路1についての、LPFの遅延量(インダクタンスLd)を変化させた場合の各実測値をプロットしたものを結んだ曲線である。一方、破線は、従来の電子回路について、ゲート抵抗Rgを変化させた場合の各実測値をプロットしたものを結んだ曲線である。
図24に示すように、図22の電子回路1のLPFの遅延量(インダクタンスLd)を最適化することによって、例えば同図の「Ld」が記述された上方に示すプロットに対応するインダクタンスLdを採用することによって、従来の電子回路と比較して、スイッチング損失を増加させることなく、サージ電圧を大幅に抑制することが可能になる。
FIG. 24 is a diagram illustrating an example of the relationship between the surge voltage and the loss at the turn-on time of each of the electronic circuit 1 of FIG. 22 to which the LPF insertion method is applied and the conventional electronic circuit.
In FIG. 24, the vertical axis represents the surge voltage, and the horizontal axis represents the switching loss. Further, the solid line is a curve obtained by connecting plots of measured values when the delay amount (inductance Ld) of the LPF is changed for the electronic circuit 1 of FIG. 22 to which the LPF insertion method is applied. On the other hand, the broken line is a curve obtained by connecting plots of measured values when the gate resistance Rg is changed for a conventional electronic circuit.
As shown in FIG. 24, by optimizing the delay amount (inductance Ld) of the LPF of the electronic circuit 1 in FIG. 22, for example, the inductance Ld corresponding to the plot shown above where “Ld” in FIG. By adopting it, it is possible to significantly suppress the surge voltage without increasing the switching loss as compared with the conventional electronic circuit.
以上説明したように、図22の電子回路1は、ゲートに与えられる駆動信号の電圧に応じてオン又はオフするスイッチング機能を有し、コレクタとエミッタが母線中に挿入される第1半導体素子及び第2半導体素子であって、還流ダイオードがそれぞれ並列接続された前記第1半導体素子及び前記第2半導体素子の直列接続によって、母線を導通又は遮断するために、駆動信号を第1半導体素子のゲートに供給する半導体素子駆動回路13を有している。
ここで、図22の例では1つの電子回路1のみが図示されているが、インバータ等に搭載されて、2つの電子回路1が上側と下側とに設けられている場合であって、図22に示す電子回路1は上側のもの(他の例でいう電子回路1U)であるとする。
この場合、第1半導体素子としては、IGBT11U(図22に図示されているIGBT11U)が採用されており、第2半導体素子としては、IGBT11D(図22に図示せず)が採用されている。第1半導体素子に並列接続される還流ダイオードとしては、FWD12U(図22に図示されているFWD12)が採用されており、第2半導体素子に並列接続される還流ダイオードとしては、FWD12D(図22には図示せず)が採用されている。
半導体素子駆動回路13Uは、母線を流れる電流の時間変化に基づいて帰還電圧VFBを生成し、帰還電圧VFBを駆動信号の電圧の一部として印加するdi/dt帰還部23を備えている。
di/dt帰還部23は、第1半導体素子がオンからオフに切り替わるときに、即ち、図22の例では図示されているIGBT11Uがターンオフするときに、当該第1半導体素子のコレクタ電流(図22の例ではIGBT11のコレクタ電流Ic)の時間変化に基づいて、帰還電圧VFBを生成する。
また、di/dt帰還部23は、第1半導体素子がオフからオンに切り替わるときに、即ち、図22の例では図示されているIGBT11がターンオンするときに、第2半導体素子側の還流ダイオードを流れる還流電流(図22の例では図示せぬFWD12Dの転流電流IFWD)に基づいて、帰還電圧VFBを生成する。
このようなdi/dt帰還部23は、帰還電圧VFBを駆動信号の電圧の一部として印加するタイミングを遅延させる遅延フィルタとして、LPF回路201を備えている。
As described above, the electronic circuit 1 of FIG. 22 has a switching function that turns on or off according to the voltage of the drive signal applied to the gate, and the first semiconductor element in which the collector and the emitter are inserted into the bus, A drive signal is transmitted to the gate of the first semiconductor element in order to conduct or cut off the bus by the series connection of the first semiconductor element and the second semiconductor element, each of which is a second semiconductor element, and each of which is connected in parallel with a free-wheeling diode. The semiconductor
Here, in the example of FIG. 22, only one electronic circuit 1 is shown, but this is a case where two electronic circuits 1 are provided on the upper side and the lower side when mounted on an inverter or the like. The electronic circuit 1 shown in 22 is assumed to be the upper one (
In this case, an
The semiconductor
The di /
Further, the di /
The di /
このような構成を有する図22の電子回路1は、当然ながら、上述した効果(1)乃至(3)を奏することが可能であり、さらに次のような効果(12)を奏することが可能になる。 The electronic circuit 1 of FIG. 22 having such a configuration can naturally exhibit the effects (1) to (3) described above, and can further exhibit the following effect (12). Become.
(12)遅延フィルタの遅延量(図22の例ではインダクタンスLd)を適度に調整することで、本発明の「di/dt自己帰還動作」によってターンオン時のスイッチングにおけるコレクタ−エミッタ間の電圧Vceの急峻な立ち下りを妨げることなく(それ故スイッチング損失を増加させずに)、還流ダイオードの電圧Vrrにおけるサージ電圧を低減させることができる。
即ち、遅延フィルタの遅延量(図22の例ではインダクタンスLd)を適度に調整することで、本発明の「di/dt自己帰還動作」を発動させるタイミングを規定することによって、サージ電圧とスイッチング損失のトレードオフ特性を改善させることができる。
(12) By appropriately adjusting the delay amount of the delay filter (inductance Ld in the example of FIG. 22), the collector-emitter voltage Vce of the switching at turn-on by the “di / dt self-feedback operation” of the present invention. The surge voltage at the free-wheeling diode voltage Vrr can be reduced without hindering steep falling (and therefore without increasing the switching loss).
That is, by appropriately adjusting the delay amount of the delay filter (inductance Ld in the example of FIG. 22), the timing at which the “di / dt self-feedback operation” of the present invention is activated is specified, so that the surge voltage and the switching loss. The trade-off characteristic can be improved.
なお、本発明は上述した実施形態に限定されるものではなく、本発明の目的を達成できる範囲での変形、改良等は本発明に含まれるものである。
例えば、本発明は、IGBTのみならず、スイッチング機能を有する任意の半導体素子の駆動用として適用することができる。
即ち、本発明は、例えば、ゲートに与えられる駆動信号の電圧に応じてオン又はオフするスイッチング機能を有し、コレクタとエミッタが母線中に挿入される半導体素子によって、母線を導通又は遮断するために、駆動信号を半導体素子のゲートに供給する駆動回路に広く適用することができる。この場合、当該駆動回路は、母線を流れる電流の時間変化に基づいて帰還電圧を生成し、帰還電圧を駆動信号の電圧の一部として印加する帰還部を備えている。
換言すると、本発明は、電気自動車、電車、産業用装置等に用いられるインバータは勿論のこと、その他、電圧又は電流駆動型の任意の半導体素子を用いた任意の電流開閉器に適用することができる。
It should be noted that the present invention is not limited to the above-described embodiment, and modifications, improvements, and the like within the scope that can achieve the object of the present invention are included in the present invention.
For example, the present invention can be applied to drive not only an IGBT but also any semiconductor element having a switching function.
That is, the present invention has, for example, a switching function that turns on or off according to the voltage of the drive signal applied to the gate, and the conductor and the emitter are turned on or off by the semiconductor element inserted in the bus. In addition, the present invention can be widely applied to drive circuits that supply drive signals to the gates of semiconductor elements. In this case, the drive circuit includes a feedback unit that generates a feedback voltage based on a time change of the current flowing through the bus and applies the feedback voltage as a part of the voltage of the drive signal.
In other words, the present invention can be applied not only to inverters used in electric vehicles, trains, industrial devices, etc., but also to any current switch using any voltage or current drive type semiconductor element. it can.
1 電子回路
11 IGBT
12 FWD
13 半導体素子駆動回路
21 ゲート抵抗
22 電圧源
23 di/dt帰還部
24 ゲイン部
25 抵抗
31 di/dt検出部
32 ゲイン部
33 電圧源
51 di/dt検出部
52 ゲイン部
53 切替部
54 転流側電流IFWD検出部
55 転流電流IFWD方向判定部
56 乗算部
61 電流検出部
62 ゲイン部
63 微分部
71 電流検出部
72 ゲイン部
73 微分部
74 比較部
75 比較部
76 乗算部
77 乗算部
121 トランス
122 抵抗
201 LPF回路
1
12 FWD
DESCRIPTION OF
Claims (2)
ベース抵抗を含むバッファ回路と、
前記母線を流れるコレクタ電流の2階時間微分に基づいて帰還電圧を生成し、前記帰還電圧を前記駆動信号の電圧の一部として印加する帰還部と、
を備え、
前記帰還部は、トランスを有し、当該トランスの2次側は、前記バッファ回路の前記ベース抵抗の両端に接続されている、
半導体素子の駆動装置。 The semiconductor device has a switching function for turning on or off in accordance with the voltage of the drive signal applied to the gate, and the drive signal is supplied to the semiconductor device so that the collector and the emitter are inserted into the bus. In a driving device for a semiconductor element supplied to a gate,
A buffer circuit including a base resistor;
A feedback unit that generates a feedback voltage based on a second-order time derivative of the collector current flowing through the bus, and applies the feedback voltage as part of the voltage of the drive signal;
With
The feedback unit includes a transformer, and a secondary side of the transformer is connected to both ends of the base resistor of the buffer circuit.
Semiconductor device drive device.
請求項1に記載の半導体素子の駆動装置。 The transformer is an air-core transformer.
The driving device for a semiconductor element according to claim 1.
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