О возможности создания собственной силовой микроэлектроники в России

Введение

Во всех промышленно развитых странах мира 60-70% всей вырабатываемой электроэнергии проходит через полупроводниковые преобразователи, где она преобразуется к виду, обеспечивающему наиболее экономичное использование у потребителя. При таких масштабах преобразования уровень развития преобразовательной техники существенно влияет на состояние электроэнергетики в целом. Например, в области электропривода, где потребляется около 50% всей вырабатываемой электроэнергии, переход на регулирование скорости вращения асинхронного электродвигателя путём изменения частоты переменного тока с помощью полупроводникового преобразователя позволяет экономить 20-30% электроэнергии.

Основным активным элементом преобразователя является полностью управляемый мощный переключатель (транзистор либо запираемый тиристор) со встречно-параллельно включённым быстродействующим мощным диодом. Синусоида рабочего тока в таком преобразователе формируется из большого числа импульсов тока переменной ширины и амплитуды, поэтому требования к частотным характеристикам как переключателя, так и диода являются очень жёсткими. В то же время эти приборы должны иметь малое остаточное напряжение U_F в проводящем состоянии при большой плотности прямого тока. Одновременное удовлетворение этих требований является сложной технической задачей.

В качестве переключателей в мощных преобразователях используются, как правило, биполярно-полевые транзисторы, IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor). Современный мощный IGBT-модуль представляет собой сборку из параллельно соединённых кремниевых чипов размером, как правило, от 6,5х6,5 до 14,3х14,3 мм², каждый из которых состоит из большого количества параллельно соединённых элементарных ячеек с размером 5-7 мкм. Простейшая конструкция элементарной ячейки показана на рис. 1.

Ячейка состоит из высоковольтного биполярного p⁺Nn^/p⁺-транзистора (левая часть), в цепь управления которого включён полевой транзистор (MOSFET). В выключенном состоянии приложенное напряжение блокируется верхним p^/N-переходом, причём обеднённые области объёмного заряда (ООЗ) отдельных ячеек смыкаются, образуя сплошную обеднённую область по всему чипу. Для включения на поликремниевый затвор подаётся импульс положительного смещения относительно верхнего электрода, и электроны, выходящие из n⁺-слоя, формируют канал двумерного электронного газа с высокой проводимостью, соединяющий этот слой с N-базой. Электронный ток, протекающий по цепи n⁺—канал—Nn^/, сопровождается инжекцией дырок из р⁺-слоя по всей площади ячейки. В результате вся N-база оказывается заполненной хорошо проводящей электронно-дырочной плазмой и прибор переходит в проводящее состояние; распределение концентрации плазмы показано в правой части рис. 1. Для выключения прибора достаточно снять положительное смещение с затвора, после чего проводящий канал быстро рассасывается, электронный ток обрывается и прекращается инжекция дырок из р⁺-эмиттера. Коммутационные процессы в IGBT протекают очень быстро. Начальная фаза процесса включения, приводящая к резкому спаду напряжения, протекает по цепи MOSFET— Nn^/p⁺-диод и даже в высоковольтных приборах длится не более 100—200 нс, после чего начинается более медленная фаза модуляции проводимости N-базы электронно-дырочной плазмой. Почти столь же быстро протекает первая фаза процесса выключения, состоящая из процесса рассасывания канала и удаления плазмы из области N^/-базы, прилегающей к блокирующему p^/N-переходу; однако заключительная фаза процесса, связанная с рекомбинацией электронно-дырочной плазмы в Nn^/p⁺-области, длится существенно дольше — единицы микросекунд — в зависимости от величины времени жизни носителей в этой области.

Как показано на рис. 1, биполярный p^/N-n^/p⁺-транзистор структуры IGBT во включённом состоянии работает в ненасыщенном режиме при нулевой концентрации плазмы у p^/N-коллектора. Именно это позволяет осуществить очень быстро начальную фазу процесса выключения, т.е. восстановление блокирующей способности коллектора; однако во включённом состоянии на этой слабомодулированной части N-базы создаётся существенное падение напряжения; это является принципиальным недостатком IGBT.

Малые коммутационные потери и очень малые затраты энергии в цепях управления привели к тому, что IGBT стали основными приборами силовой электроники в области преобразуемых мощностей от долей киловатта до десятков мегаватт, где потребляется основное количество электроэнергии. Это произошло в конце 80-х — начале 90-х годов в ходе так называемой второй электронной революции, связанной с массовым вторжением микроэлектронных технологий в силовую электронику. Конструкция и технология изготовления IGBT-чипов непрерывно совершенствуются и, как правило, усложняются.

Промышленный выпуск таких чипов возможен только на базе микроэлектронных технологий высокого уровня; ориентировочная стоимость такого производства превышает 2 млрд долл., а рентабельным оно становится при годовом выпуске в несколько млн чипов.

Россия в этой революции никакого участия не принимала по вполне понятным причинам и поэтому осталась без собственной элементной базы в самых массовых и важных областях преобразовательной техники, которая сейчас в России развивается очень быстро, гораздо быстрее, чем промышленность в целом. Однако этот рост идёт в основном за счёт импорта как преобразовательного оборудования, базирующегося на IGBT, так и самих IGBT. Годовой объём импорта в разы превышает собственное производство преобразователей. Такая зависимость от импорта в стратегически важных отраслях, безусловно, очень опасна, а организовать в России производство IGBT путём закупки технологии вряд ли получится в обозримое время.

Интегральный тиристор с внешним полевым управлением

Выходом из этой ситуации может быть разработка прибора с параметрами, примерно аналогичными IGBT, но выпуск которого мог бы производиться на технологических линиях с топологическим разрешением 1,5—2 мкм, которых в России довольно много. Мы исследовали возможность создания прибора, в котором элементарной ячейкой чипа является один микротиристор (рис. 2), а выключение всех ячеек производится одним внешним полевым транзистором.

В тиристорной n⁺p^/Nn^/p⁺-структуре включение инициируется коротким импульсом прямого тока в цепи АВ с амплитудой примерно на два порядка меньшей силового тока. Электроны, инжектируемые из n⁺-эмиттера, быстро проходя тонкую (~4—5 мкм) p/-базу и область объёмного заряда (ООЗ) коллекторного р^/N^/-перехода, попадают в нейтральную часть N-базы и вызывают встречную инжекцию дырок р⁺-эмиттером. Этот процесс развивается лавинообразно, в результате чего базовые области заполняются электронно-дырочной плазмой высокой плотности и тиристор переходит во включённое состояние. В отличие от IGBT, электронно-дырочная плазма при протекании прямого тока заполняет всю N-базу тиристора, причём максимум концентрации плазмы расположен у коллекторного p^/N-перехода (рис. 2, кривая 1). Это, естественно, значительно снижает падение напряжения при протекании силового тока, но сильно затрудняет процесс выключения, поскольку для восстановления блокирующего состояния коллекторного p^/N-перехода необходимо удалить всю плазму из приколлекторной области базовых слоёв. В обычных силовых запираемых тиристорах удаление плазмы производится мощным импульсом тока в цепи управления с амплитудой, примерно равной силовому току. Для формирования таких импульсов необходимы сложные и энергоёмкие устройства; именно поэтому запираемые тиристоры были вытеснены легко управляемыми IGBT из почти всех основных областей применения. Однако эксперименты показывают, что тиристор в микроэлектронном исполнении с шириной эмиттерной n⁺-ячейки порядка 10 мкм может быть быстро и эффективно выключен вообще без импульса тока управления путём замыкания накоротко цепи эмиттер-база низковольтным полевым транзистором с очень малым сопротивлением канала, формируемого импульсом напряжения в цепи ВС. Протекающие при этом процессы показаны на рис. 2. После замыкания цепи АВ прекращается инжекция электронов из n⁺-эмиттера и силовой ток протекает в виде тока дырок вдоль p^/-базы под n⁺-эмиттером и далее через транзистор во внешнюю силовую цепь. Принципиально важно, чтобы сопротивление всей замыкающей цепи было достаточно малым и протекающий по ней ток создавал падение напряжения меньшее, чем напряжение порога начала инжекции электронов n⁺p^/-переходом, т.е. ≤0,7 В. В этом случае происходит быстрое рассасывание плазмы из приколлекторной области — дырки выводятся во внешнюю цепь, а освободившиеся электроны дрейфуют в N-базу, вызывая соответствующую инжекцию дырок из p⁺-эмиттера. Освободившийся от плазмы коллекторный p^/N-переход смещается в запорном направлении, около него формируется область объёмного заряда, напряжение на приборе растёт, а ток резко уменьшается. Несмотря на высокую начальную концентрацию плазмы в приколлекторной области, процесс её рассасывания протекает очень быстро, поскольку он производится полным силовым током; в таком режиме длительность этой фазы процесса выключения тириcтора вполне сопоставима с аналогичным процессом в IGBT.

Вторая фаза процесса выключения, одинаковая для IGBT и тиристора, определяется рекомбинацией плазмы, оставшейся в квазинейтральной части N-базы и в n^/-буфере. Длительность этой фазы примерно на порядок больше, чем первой. В принципе, её можно сократить, уменьшая время жизни носителей в плазме путём введения центров рекомбинации в N-базу, но это приводит к увеличению остаточного напряжения во включенном состоянии.

Элементарная ячейка интегрального тиристора по конструкции существенно проще, чем ячейка IGBT. Эксперименты показали, что при ширине n⁺-эмитерной полосы 10—12 мкм, толщине р-базы 4 мкм и поверхностной концентрации акцепторной примеси в ней ~10¹⁸ см^-3 тангенциальное сопротивление базы достаточно мало и не является фактором, ограничивающим предельную амплитуду выключаемого тока. При такой ширине элементарной ячейки топологическое разрешение 1,5—2 мкм вполне достаточно для производства микротиристорных чипов. На рис. 3 приведены фотографии опытного образца чипа интегрального тиристора с системой охранных колец на напряжение 4,5 кВ и его рабочей зоны при большом увеличении.

Технологический маршрут изготовления такого чипа состоит из обычных технологических процессов, используемых, например, в производстве биполярных транзисторов: имплантация, диффузия, окисление, фотолитография, напыление и т.д. Время жизни дырок τ_p в N-базе, измеренное после металлизации чипа и сборки на керамическую плату, обычно составляет 50—70 мкс; γ-облучением оно снижалось до 10—15 мкс.

Вольтамперная характеристика (ВАХ) микротиристорного чипа в проводящем направлении при комнатной температуре и при 125°С приведена на рис. 4; при плотности тока более 60 А/см² температурная зависимость меняет знак и становится положительной, что является принципиально важным для параллельной работы чипов в модуле. Там же приведены ВАХ модуля HiPaK фирмы ABB с блокируемым напряжением 4,5 кВ, сделанного по новейшей SPT⁺-технологии; как и ожидалось, микротиристорный чип имеет существенно меньшее остаточное напряжение во всем диапазоне плотностей тока.

Осциллограмма процесса включения микротиристорного чипа в цепи с омической нагрузкой приведена на рис. 5. Запуск осуществляется импульсом тока с амплитудой 2А, нарастающего со скоростью dI/dt=100A/мкс. Задержка включения в этих условиях составляет ~50 нс, время резкого нарастания тока — ~1,2 мкс. Осциллограмма процесса выключения приведена на рис. 6. Выключение осуществлялось путём замыкания накоротко цепи АВ (см. рис. 2) полевым транзистором, разработанным в ЗАО ВЗПП-Микрон; рабочее напряжение транзистора 15 В, сопротивление канала 9 мОм, площадь чипа 5×5,6 мм². Для выключения микротиристорного чипа на затвор транзистора подавался импульс напряжения ~10 В со скоростью нарастания 1000 В/мкс. В этих условиях задержка выключения составляла ~1,0 мкс, время резкого спада ~1,6 мкс и длительность «хвоста» тока ~3 мкс. После выключения чипа транзистор остаётся во включенном состоянии и выключается непосредственно перед началом следующего цикла, т.е. перед подачей включающего импульса тока в цепь АВ. Это повышает устойчивость чипа к резким всплескам напряжения и другим внешним воздействиям, когда чип находится в выключенном состоянии и блокирует напряжение силовой цепи.

В табл. 1 приведены основные характеристики микротиристорного чипа с блокируемым напряжением 4,5 кВ и, для сравнения, характеристики IGBT-модуля HiPaK фирмы ABB с аналогичным блокируемым напряжением. Характеристики модуля и осциллограммы взяты из доклада сотрудников фирмы АВВ Е.А. Циплакова, Л. Сторосты и М. Рахимо «4500 и 6500V IGBT HiPaK модули с применением новейшей SPT⁺-технологии», опубликованной в трудах 2-й международной специализированной конференции «Силовая электроника — ключевая технология Российской промышленности ХХI века», Москва, Крокус ЭКСПО, ноябрь 2010 г.

Из приведенных результатов следует, что статические характеристики во включённом состоянии микротиристорного чипа существенно лучше, чем характеристики современных IGBT с одинаковым рабочим напряжением при примерно одинаковых динамических характеристиках. Следует отметить, что исследованная конструкция микротиристорного чипа не является окончательной. На следующем этапе предполагается усовершенствовать конструкцию силовых шин, оптимизировать распределение рекомбинационных центров в N-базе и, возможно, уменьшить площадь, занимаемую системой охранных колец.

Высоковольтный быстродействующий диод

Высоковольтные быстродействующие кремниевые p⁺Nn⁺-диоды, используемые практически во всех современных преобразователях электроэнергии, должны иметь малое остаточное напряжение U_F в проводящем состоянии и в то же время быстро переключаться с малыми коммутационными потерями в блокирующее состояние, не создавая при этом всплесков перенапряжения. Такое сочетание параметров в современных быстродействующих высоковольтных диодах обеспечивается обычно путём создания профильного распределения концентрации рекомбинационных центров в N-базе облучением p⁺Nn⁺-диода со стороны p⁺N-перехода протонами либо α-частицами с энергией, обеспечивающей максимальную концентрацию центров у p⁺N-перехода и, следовательно, минимальное время жизни дырок τ_р в этой области.

На рис. 7, кривая 1, показана форма распределения концентрации электроннодырочной плазмы в N-базе такого диода при протекании прямого тока и, для сравнения, распределение плазмы в обычном диоде с однородным распределением рекомбинационных центров (кривая 2). При приложении обратного напряжения время спада до нуля концентрации плазмы у p⁺N-перехода, т.е., время до начала обрыва обратного тока, в первом случае гораздо меньше, и, следовательно, меньше как коммутационные потери, так и амплитуда импульса обратного тока. Поскольку при этом в проводящем состоянии в значительной части N-базы концентрация плазмы велика, то U_F будет относительно небольшим. Существенным является и то, что после начального резкого спада обратного тока дальнейшее его уменьшение происходит плавно, поскольку на правой границе образующейся ООЗ концентрация плазмы остаётся довольно высокой и диффузионно-дрейфовый поток дырок из неё через ООЗ уменьшает скорость спада этого тока. Такой «мягкий» характер восстановления блокирующей способности диода препятствует появлению резких всплесков напряжения на паразитной индуктивности силовой цепи преобразователя. Облучение протонами либо α-частицами с энергией, обеспечивающей максимум концентрации центров сразу за p⁺N-переходом, в настоящее время является основным технологическим методом получения профиля распределения плазмы, показанного на рис. 7, кривая 1. В остальной части N-базы концентрация центров обычно регулируется путём облучения электронами с энергией 5—7 МэВ, создающими однородное распределение рекомбинационных А-центров (комплекс вакансия-кислород) по всей толщине N-базы. Вместо электронного облучения иногда применяют облучение протонами на большую глубину в N-базу со стороны n⁺N-перехода.

Однако процесс облучения протонами либо α-частицами сам по себе довольно сложен и малопроизводителен, поскольку он осуществляется в вакуумной камере. Недавно нами было показано, что простой и производительный метод облучения кремниевых пластин сканирующим электронным пучком, выведенным в атмосферу через металлическую фольгу, в определённых условиях может быть использован для создания профильного распределения рекомбинационных центров в кремниевых приборах.

Как было показано ранее, скорость генерации А-центров электронами с энергией Е≥600 кэВ практически не зависит от энергии, а при Е≤600 кэВ быстро уменьшается и при Е<300 кэВ становится пренебрежимо малой. Поскольку потеря средней энергии электроном в кремнии составляет ~0,4 кэВ/мкм, то при облучении электронами с энергией в несколько МэВ концентрация вводимых А-центров является однородной в пластинах практически любой используемой в производстве приборов толщины. Однако при облучении достаточно толстых пластин электронами с энергией менее 600 кэВ становится возможным создание профильного распределения концентрации А-центров с максимумом у облучаемой поверхности.

Для заданной толщины кремниевой пластины можно, варьируя энергию и дозу облучения, получать различные профили распределения концентрации А-центров и, следовательно, величины τ_р. Реальные перспективы этот метод имеет, конечно, для высоковольтных приборов с толщиной N-базы в сотни микрон, когда есть возможность работать с достаточно большой энергией, создавая высокую концентрацию А-центров у p⁺N-перехода при не слишком большом времени работы ускорителя.

Конструкция диодного чипа с блокируемым напряжением около 5 кВ показана на рис. 8; p⁺Nn⁺-структура диода изготавливается по обычной планарной технологии диффузией бора и фосфора в кремниевую пластину с ρ≈250 Омсм. Краевой контур диода защищается от пробоя по поверхности системой охранных колец. Толщина пластины 580 мкм, глубина р⁺-слоя диода и охранных колец 6 µm, n⁺-слоя 10 мкм. Толщина базы W_n при такой геометрии примерно равна ширине ООЗ при лавинном пробое p⁺N-перехода. Уровень чистоты всех технологических процессов, связанных с термообработкой, достаточно высок: время жизни дырок τ_p в N-базе p⁺Nn⁺-структур обычно составляет 50—60 мкс. Электронное облучение для снижения τ_p и получения его профильного распределения вдоль оси прибора проводится после изготовления контактов, но до разделения исходной пластины на отдельные чипы. Фотография облучаемой пластины диаметром 100 мм с диодными чипами показана на рис. 9. Облучение проводится со стороны p⁺N-перехода; перед облучением пластины проводится облучение контрольных чипов, позволяющее измерить получаемое τ_p у p⁺Nи n⁺N-переходов. Приводимые ниже характеристики измерены на диодах, которые облучались в режиме, обеспечивающем τ_p ≈1—1,5 мкс у p⁺N-перехода и 8—10 мкс у n⁺N-перехода при комнатной температуре.

Типичная вольтамперная характеристика в блокирующем направлении диодов разработанной конструкции приведена на рис. 10; ток утечки при комнатной температуре непосредственно перед резким загибом ВАХ при 4,8 кВ не превышает 20 мкА при t=20°С.

Прямые ВАХ диодов приведены на рис. 11. При плотности тока выше 25 А/см² остаточное напряжение увеличивается с ростом температуры, что очень важно для устойчивой работы силовых модулей, в которых большое количество диодных чипов соединяется параллельно. На этом же рисунке для сравнения приведены (перестроенные в плотность тока по оси ординат) аналогичные ВАХ самых современных диодов фирмы АВВ с блокируемым напряжением 4,5 кВ, в которых профиль распределения τ_p в N-базе создавался двумя последовательными облучениями протонами со стороны p⁺Nи n⁺N-переходов. Как видно из приведённых характеристик, диоды описанной в работе конструкции имеют остаточное напряжение примерно на 30% меньше, а температурная зависимость его становится положительной при вдвое меньшей плотности тока. На рис. 12а приведены осциллограммы переключения этих диодов из проводящего в блокирующее состояние при скорости нарастания обратного тока djr/dt≈350 A/мкс•см², а на рис. 12б — диодов фирмы АВВ в аналогичном режиме. Видно, что соотношение между амплитудой прямого и обратного токов у обоих диодов примерно одинаково, но у исследуемых диодов время резкого спада обратного тока существенно меньше, а процесс восстановления в области малых токов протекает более плавно, что связано скорее всего с более плавным изменением концентрации плазмы в направлении от p⁺Nк n⁺N-переходу вследствие более плавного профиля распределения концентрации рекомбинационных центров.

На рис. 13 показан первый образец силового модуля 4,5 кВ, 600 А, созданного на основе российских чипов. Чипы интегральных тиристоров, ультрабыстрых диодов и мощных полевых транзисторов производятся ЗАО «ВЗПП-Микрон», г. Воронеж, а сборка модуля производилась в НПО «Энергомодуль», г. Чебоксары.

Заключение

В результате проведённого комплекса исследований и разработок в Физико-техническом институте им. А.Ф. Иоффе РАН совместно с ВЗПП-Микрон создан и запатентован интегральный тиристор с внешним полевым управлением — новый прибор силовой микроэлектроники, параметры которого в области больших рабочих напряжений аналогичны либо превышают параметры современных IGBT ведущих зарубежных фирм. Конструкция элементарной ячейки микротиристорного чипа существенно проще, чем конструкция ячейки IGBT, благодаря чему интегральный тиристор может после некоторой доработки выпускаться в промышленных масштабах на имеющихся в ВЗПП-Микрон технологических линиях с топологическим разрешением 1,5—2 мкм. Для внешнего управления чипом разработан мощный низковольтный полевой транзистор с малым сопротивлением.

Был также разработан высоковольтный ультрабыстрый диод (УБД) с «мягким» восстановлением, предназначенный для работы в качестве встречно-параллельного диода с интегральным тиристором. Основные характеристики диода соответствуют мировому уровню либо превышают его благодаря использованию нового метода создания профильного распределения рекомбинационных центров облучением электронами с энергией, близкой к порогу дефектообразования. На основе этой элементной базы создан первый полностью российский силовой модуль для энергоэффективных преобразователей электроэнергии.

На следующем этапе работы предполагается исследовать более детально особенности работы чипов интегральных тиристоров при их параллельном соединении в модуле, особенно при импульсной перегрузке большим током. Необходимо также доработать схемотехнику и конструкцию драйверов для управления модулем, провести полномасштабные испытания модулей в реальных режимах работы и определить наиболее перспективные области их применения. Вполне реальной представляется, например, разработка модулей с блокируемым напряжением в 6,5 кВ. Большой интерес представляет также создание специальной серии интегральных тиристоров для импульсной техники; предварительные исследования показали возможность создания супербыстродействующих приборов с очень большой скоростью нарастания и спада тока.

Рис. 1
Простейшая конструкция элементарной ячейки IGBT.
Справа показано распределение концентрации электронно-дырочной плазмы при протекании прямого тока.

Рис. 2
Элементарная ячейка микротиристорного чипа.
Стрелками показано направление протекания дырочного тока при выключении.
Слева показано распределение концентрации электронно-дырочной плазмы при протекании прямого тока (Кривая 1)
Глубина p^/N--перехода ~6 µm
Глубина n⁺p^/-перехода ~2 µm
Ширина N-базы W_n=500 µm; ρSi=250 Ω·cm.

Рис. 3
а – Фотография микротиристорного чипа
Размер чипа 11.3×9.15 mm²
Размер рабочей зоны 7.5×6 mm²
Sp= 0.45 mm²
По периметру расположена система охранных колец с напряжением пробоя ~4.5 kV
б – Фотография участка рабочей зоны при большем увеличении.

Рис. 4
Вольтамперные характеристики в проводящем направлении:
1 и 1^/ - микротиристорного чипа при 25°С и 125°С, соответственно
2 и 2^/ - IGBT-модуля HiPaK при 25°С и 125°С, перестроенные в плотность тока.
Модуль производится фирмой АВВ по новейшей SPT⁺-технологии.

Рис. 5
Осциллограмма процесса включения
1 – микротиристорного чипа (от напряжения 2,2 кВ); 2 - IGBT-модуля HiPaK (от напряжения 2,8 кВ).
Стрелкой показан момент подачи включающего импульса.

Рис. 6 Осциллограмма процесса выключения:
1 – микротиристорного чипа (на напряжение 2,2 кВ)
2 - IGBT-модуля HiPaK (на напряжение 2,8 кВ)
Стрелкой показан момент подачи выключающего импульса.

Таблица 1

Рис. 7
Распределение электронно-дырочной плазмы в p⁺Nn⁺-структуре диода при протекании прямого тока:
1 - Распределение плазмы со сниженной концентрацией у p⁺N-перехода; 2 - Распределение плазмы в обычном диоде.

Рис. 8
Конструкция высоковольтного диода:
1 – рабочая площадь диода, 2 – система охранных колец, 3 – металлизация кольца, 4 – диффузионное р+-кольцо, 5 – пассивация, 6 – n⁺ стоп-слой.

Рис. 9
Кремниевая пластина диаметром 100 mm с диодными чипами.

Рис. 10
Обратная вольтамперная характеристика диодного чипа при t=20°С.

Рис. 11
Прямая ВАХ исследуемого диода:
1 – при 20°С; 2 – при 125°С.
Прямая ВАХ аналогичного диода фирмы АВВ:
3 – при 20°С; 4 – при 125°С .

Рис. 12
Осциллограммы процесса переключения диода из проводящего в блокирующее состояние при скорости нарастания обратного тока
djr/dt~350 A/µs·cm²:
a – исследуемого диода
б – аналогичного диода
фирмы АВВ (перестроена в плотность тока по оси ординат).

Рис. 13
Чипы интегральных тириcторов, встречно-параллельных ультрабыстродействующих диодов и управляющих полевых транзисторов производятся ЗАО «ВЗПП-Микрон», г. Воронеж.
Сборка модуля производилась в НПО «Энергомодуль», г. Чебоксары.

В работе принимали участие:
Физико-технический институт им. А.Ф. Иоффе РАН, С.-Петербург;
ЗАО «ВЗПП-Микрон», г. Воронеж;
Научно-исследовательский институт ядерной физики СПб ГТУ, С.-Петербург; ОАО «Энергомодуль», г. Чебоксары.