Halvledare för höga strömmar i fordon Göteborg 2003 Volvo Truck Corporation Halvledare för höga strömmar i fordon Projekt: Examensarbete Title: Controlling high currents in vehicles. Titel: Halvledare för höga strömmar I fordon. Författare: Bergkvist Björn, Chalmers tekniska högskola Marmander Daniel, Chalmers tekniska högskola Handledare: Martander Olof, Volvo Truck Corporation Westerlind Hans, Volvo Truck Corporation Examinator: Thiringer Torbjörn, Chalmers tekniska högskola Foreword This is a master thesis in cooperation between Chalmers University of Technology, the department for electric power engineering and Volvo Truck Corporation. We would like to thank Olof Martander, Hans Westerlind and all other at department 26323 for supervising and also the nice and gently people at the instrument pool, department 26793. A special thanks to Lennart Nygren and his department 26342 for letting us use the laboratory. At Chalmers we want to thank Thorbjörn Thiringer, who has been examiner for the work and Robert Karlsson for practical advices. Abstract Mechanical relays are more and more being replaced with semiconductor technology. In this thesis it is investigated if and how the larger loads could be controlled by transistors. The main part of this work aims to create and verify a solution that can control the starter motor, as well as protect it in case of any failure. The different malfunctions that the solution protects against is high current, too high peak current, low current, maximum crank time and minimum cool off time. The timers also protect indirectly against overheating of the starter engine. The transistors used are BTS555, from Infineon. Typical rated current of the transistor is 158 A and it has integrated functions such as temperature protection, short circuit protection and current sensing. The functions was tested and evaluated. The temperature protection and current sensor was found to satisfy the specification. The short circuit protection did not protect against all kinds of short circuit failures thus an external over current protection has been added. To control the starter motor, twelve transistors were connected in parallel, to allow for a total of initial start current 2 000 A and a continuous maximum current of 1 150 A. A series of tests were performed on the transistors, the external protections and the starter motor, until everything worked together as planned. The control circuits is designed with simple gate logic in combination with other active and passive components. The transistors are the largest expense. The used solution has an estimated price of 400 SEK, assembling excluded. The assembling is estimated to take one hour. Conclusions made from measurements and tests shows that it is possible to control the starter motor by using semiconductor technology. Since the solenoid in the current starter relay will not be excluded, the solution might be hard to motivate in an economic aspect. The advantages with a semiconductor solution are the protective functions and that the starter motor will be disconnected from the batteries when not being used. To control the smaller loads, such as the preheater, the semi conductor relay is a competitive alternative since the mechanical relay and the fuse can be replaced. Förord Examensarbetet är ett samarbete mellan Chalmers, institutionen för elteknik och Volvo Truck Corporation. Stort tack riktas till Olof Martander, Hans Westerlind, alla andra på avdelning 26 323 för handledning. Tack riktas även till instrumentutlåningen som aldrig tröttnat på att lämna ut instrument och komponenter. Tack även till Lennart Nygren och hans personal på El-lab, avdelning 26342, för upplåtande av labbplats. Vid Chalmers vill vi tacka Thor- björn Thiringer, som varit examinator för arbetet och Robert Karlsson för praktisk handledning. Sammanfattning Mekaniska reläer byts successivt ut mot halvledarteknik och i detta arbete studeras det hur de större lasterna skulle kunna drivas med den nya tekniken. Arbetet handlar till största del om startmotorn eftersom den är den svåraste och största lasten. Arbetet syftar till att ta fram en lösning med transistorer som ska kunna driva startmotorn och även skydda den vid fel som kan uppkomma. Fel som transistorerna skyddar mot är överström, underström, för hög initialström, drifttid och minsta avsvalningstid. De två sista skyddar startmotorn indirekt mot överhettning. Transistorn är av modell BTS555 från Infineon, den tål typiskt 158 A och har integrerade funktioner så som temperaturskydd, kortslutningsskydd och strömmätning. Funktionerna testades och utvärderades och det konstaterades att temperaturskyddet samt strömmätningen fungerar bra. Kortslutningsskyddet är inte tillräckligt utan ett externt överströmsskyddet är nödvändigt. För att driva startmotorn parallellkopplades tolv transistorer. Startmotorns initialström ska maximalt vara 2 000 A för att sedan minska till den kontinuer- liga, maximalt 1 150 A. Lösningen lämnar utrymme för variationer mellan transistorerna eftersom viss överdimensionering föreligger. Flertalet tester utfördes på transistorerna, skydden och startmotorn tills allt fungerade som det var tänkt. Styrkretsarna till styrningen är uppbyggda med enkel grindlogik och aktiva samt passiva komponenter. Tester har även gjorts på förvärmningselementet till insugningsluften. Halvle- darreläet består av likadana transistorer som för startmotorn men med enklare styrkrets – bara tillslag samt överström. Värmeelementets lastström är cirka 200 A varvid två transistorer räcker. Transistorerna och kylfläns med bearbetning står för de största kostnaderna. Lösningen som föreslås kostar cirka 400 kronor plus montage av transistorerna och bearbetningen av kylflänsen – vilket beräknas ta cirka en timme. Slutsatser från mätningar och tester visar att det går utmärkt att driva startmo- torn med halvledarteknik. Eftersom det inte verkar aktuellt att ta bort soleno i- den och det nuvarande huvudreläet till startmotorn är lösningen svår att moti- vera ekonomiskt. Fördelarna med halvledarlösningen är skyddsfunktionerna och att startmotorn blir spänningslös när den inte används. Nackdelarna är dels att det är en oprövad lösning samt att det är tveksamt huruvida startmortortill- verkaren kommer att kunna ersätta huvudreläet med enbart en solenoid. Till de mindre lasterna så som förvärmningselementet är halvledarreläet ett konkurrensmässigt alternativ eftersom både det mekansika reläet och säkringen kan bytas ut. 1. Inledning _______________________________________________ 7 1.1. Bakgrund ___________________________________________ 7 1.2. Problemdefinition ____________________________________ 7 1.2.1. Specifikationer ___________________________________ 8 1.2.2. Begränsningar ____________________________________ 8 1.3. Syfte _______________________________________________ 8 2. Komponenterna __________________________________________ 9 2.1. Möjliga transistorer __________________________________ 9 2.2. Funktion av BTS555 _________________________________ 10 2.3. Strömmätning med BTS555___________________________ 11 2.3.1. Mätning av höga strömmar_________________________ 12 2.3.2. Strömmätning av parallella transistorer _______________ 13 2.3.3. Strömmätningstoleranser___________________________ 13 2.4. Test av de inbyggda skydden i BTS555__________________ 14 2.4.1. Kortslutningsskydd _______________________________ 14 2.4.2. Temperaturskydd_________________________________ 16 2.4.3. Överspänningsskydd ______________________________ 17 2.4.4. Skydd mot polvändning. ___________________________ 17 3. Småskaliga prover _______________________________________ 19 3.1. Styrkrets___________________________________________ 19 3.2. Två stycken parallella transistorer _____________________ 20 3.2.1. Resultat ________________________________________ 20 3.3. Tio stycken parallella transistorer______________________ 21 3.3.1. Värmeutveckling_________________________________ 23 3.3.2. Resultat och förbättringar __________________________ 24 4. Förvärmningselementet___________________________________ 25 4.1. Drivkretsen ________________________________________ 25 4.2. Resultat____________________________________________ 26 5. Styrkrets för startmotor ___________________________________ 28 5.1. Överströmskydd ____________________________________ 28 5.1.1. Skydd mot långvarig överström _____________________ 29 5.1.2. Skydd mot kortslutning____________________________ 30 5.2. Skydd mot underström_______________________________ 30 5.2.1. Test av underströmsskydd__________________________ 30 5.3. Tidskydd___________________________________________ 31 5.3.1. Skydd mot för lång kranktid ________________________ 31 5.3.2. Skydd mot för kort avsvalningstid ___________________ 31 5.4. Tillslag ____________________________________________ 31 5.5. Underspänningsskydd________________________________ 32 6. Inledande test på startmotor _______________________________ 34 Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 6 6.1. Montering av transistorerna __________________________ 34 6.1.1. Förbättringar ____________________________________ 35 6.2. Mätningar på startmotor _____________________________ 35 6.2.1. Tillslag_________________________________________ 35 6.2.2. Frånslag________________________________________ 36 6.3. Frihjulsdiod ________________________________________ 37 6.3.1. Diodström ______________________________________ 37 6.3.2. Dimensionering__________________________________ 39 6.4. Spänningar_________________________________________ 39 6.5. Resultat____________________________________________ 43 7. Avslutande prover _______________________________________ 44 7.1. Start av lastbil ______________________________________ 44 7.1.1. Start av kall motor________________________________ 44 7.2. Miljöprover ________________________________________ 45 7.3. Matningsspänningsprov ______________________________ 45 8. Alternativ lösning________________________________________ 46 8.1. Slutsatser __________________________________________ 47 9. Ekonomi och kostnader ___________________________________ 48 9.1. Huvudsakliga materialkostnader_______________________ 48 9.2. Tillverkningskostnader_______________________________ 48 9.3. Totalkostnad _______________________________________ 48 10. Diskussioner och slutsatser ______________________________ 50 10.1. Diskussion _______________________________________ 50 10.1.1. Startmotor ______________________________________ 50 10.1.2. Övriga laster ____________________________________ 50 10.2. Slutsatser ________________________________________ 50 11. Fortsatt arbete ________________________________________ 51 12. Referenser____________________________________________ 52 13. Instrumentreferenser ___________________________________ 53 13.1. Instrument som används men ej refererat till __________ 53 Bilaga 1 : Specifikationer Bilaga 2: Datablad BTS555 Bilaga 3 : Ritning på kylfläns och transistor montage för startmotorn Bilaga 4 : Kretsschema för styrkretsen åt startmotorn Bilaga 5 : Komponentlista till förvärmarstyrning Bilaga 6 : Komponentlista till startmotorstyrning Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 7 1. Inledning 1.1. Bakgrund Dagens lastbilar har stora strömförbrukare. Startmotorn är den största av dessa och matas idag direkt från batteriet utan någon form av skydd och är alltid spänningssatt. Som bäst är den utrustad med ett värmeskydd mot för lång kranktid. Uppstår det fel vid till exempel kollision kan anslutningen kortslutas och en hög kortslutningsström dras från batteriet. Värmeutveck- lingen blir hög och det föreligger brandrisk. Eftersom fler och fler reläer redan idag ersätts av halvledareteknik är bak- grunden att undersöka och prova om halvledare även kan användas för att driva de större lasterna, till exempel startmotorn. Kortslutningsfaran skulle kunna minskas och startmotorn skulle kunna skyddas betydligt bättre än idag. I samband med halvledartekniken skulle även strömmen kunna mätas för att studera konditionen på startmotorn, mer om detta i avsnitt 11. 1.2. Problemdefinition Av de stora lasterna som finns på lastbilen har i detta arbete främst två laster studerats, det är startmotorn och ett förvärmingselement åt luften i insug- ningsröret. Startmotorn är den största lasten och kännetecknas av att den har en hög initialström, låg resistans och ett induktivt beteende. Förvärmaren är en ren värmare och uppvisar resistiva egenskaper och dess lastström är cirka 200 A. Startmotorn kan dra uppemot 1 000 A i drift och 2 000 A i initial- ström. Förvärmaren används för att värma insugningsluften till motorn och minskar problemet med vitrök vid kallstart. För att utveckla strömförsörjningen till större laster ska halvledarkompo- nenter som ersättare för reläer utvärderas, för att se om det går att använda den tekniken även för de större lasterna. Fördelarna som kan erhållas är framför allt kontrollmöjligheter och skyddsfunktioner. Eftersom startmotorn är den svåraste lasten, utgår mycket av arbetet från den. Kan den svåraste lasten drivas och kontrolleras kan även de enklare och mindre lasterna det. Kretsen som konstrueras ska klara av att mata startmotorn med dess behöv- liga ström, se tabell 1, Bilaga 1. För att dra nytta av fördelarna med elek- triskt styrda komponenter ska startmotorn skyddas mot: • Överström • Underström • Indirekt överhettning Överströmskyddet ska förhindra att startmotorn körs med för hög last, till exempel vid startförsök med ilagd växel. Underströmskyddet skyddar start- motorn mot övervarv vid för låg last. Typiskt fel vid för låg last är om start- drevet inte kuggar i kuggkransen på svänghjulet. Körs startmotorn för länge kan den skadas av värmeutvecklingen i den, därför implementeras en tids- Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 8 begränsning för maximal kranktid och en minsta tid för väntan innan nästa startförsök kan ske. Detta för att förhindra indirekt överhettning. När disel- motorn startat ska startmotorn stängas av, även om föraren inte släppt start- nyckeln. Skydden kan implementeras på de övriga lasterna men eftersom startmotorn är den svåraste lasten utgås det alltid från den. 1.2.1. Specifikationer I tabell 1 till och med 3 i Bilaga 1 finns specifikationer för startmotor, övri- ga laster samt miljöspecifikationer. För styrkretsen gäller följande specifikationer. Matande spänningen kan sjunka till cirka 13 V när startmotorn körs [2]. Den måste även klara av de spänningsspikar som de utsätts för från generator. Lasten ska skyddas även vid fel i styrkretsen. 1.2.2. Begränsningar Arbetet syftar huvudsakligen till att undersöka och styra transistorer för re- läuppgiften. Startmotorskydd har konstruerats men övervakningen har lagts åt sidan för tillfället, se avsnitt 11. I och med att den maximala startströmmen begränsas kan det bli omöjligt att starta med växel i. Att krankköra sliter hårt på startmotorn, men att krankkö- ra kan vara det enda alternativet i en nödsituation. Kretsarna är konstruerade så att det är förhållandevis enkelt att ändra nivåerna för strömskydden. Vik- tigt att komma ihåg är att i detta arbete har fokus varit på startmotorns bästa. 1.3. Syfte För att utveckla moderna lastbilar behövs modernare lösningar utvecklas och jämföras. Redan i dagsläget ersätts säkringar och reläer med halvledar- teknik. Arbetet syftar till att konstruera ett halvledarrelä som även klarar de stora induktiva lasterna och är ekonomiskt försvarbar. Syftet är att få en krets som klarar av att driva sin avsedda last och även skydda den från fel som kan uppstå. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 9 2. Komponenterna Halvledare som klarar strömmar i området 1 000A för lågspänningsapplika- tioner finns inte hos någon av de större tillverkarna. Genom att parallell- koppla flera stycken mindre transistorer kan en hög ström hanteras. Alla komponenter som används ska klara temperaturkraven från tabell 3, Bilaga 1. 2.1. Möjliga transistorer Spänningsfallet över transistorn under drift är av största vikt. Vid cirka 1000 A och tio parallellkopplade transistorer är spänningsfallet 0,1 V / mΩ. Det har gjort att många transistorer har sorteras bort eftersom spänningsfall över 1 V inte kan accepteras. En sammanställning över de mest intressanta pre- senteras i Tabell 1. Det är ett urval där modeller som är alltför dyra, utgåen- de eller har oönskade parametrar, som till exempel för låg driftspänning el- ler för hög ledningsresistans, har sorterats bort. Utbudet av p-mos kompo- nenter är däremot litet och istället måste n-mos tas i beaktande. Dessutom har n-mos kretsarna bättre mobilitet och är att föredra. Nackdelen är att styrkretsen ska konstrueras så att spänningen på gaten måste vara högre än på drain för att transistorn ska bryta helt, se mer i avsnitt 8. Tabell 1 Alternativa användbara transistorer Data Antal Pris1Leverantör Komponent kont. Ström Vds / Vce RDS(on) mΩ 1. Elfa IGBT: IXSH24N60A 48 600 2,7V2 24 1 764 2. Elfa IGBT: IXGH31N60 40 600 1,8V 2 29 2 050 3. Farnell SUP75P05-08 75 50 8 16 1061 4. Elfa STE180NE10/STM 180 100 4,5 7 4 949 5. Elfa STP80NE06-10/STM 80 100 8,5 15 735 6. Farnell IRL2505S 104 55 8 11 1 153 7. Farnell SPB80N06S2L-07 80 55 7 15 424 8. Farnell IRL1004 130 40 6,5 9 603 9. Farnell IRF1404 162 40 4 7 432 10. Farnell IRF1405 169 55 5,3 7 432 11. Farnell BTS555 158 42 3 8 790,96 Den enda transistorn med p-mos teknologi är nummer 3, men priset och den lägre strömtåligheten gör att den väljs bort. Varje transistor tar upp ungefär lika mycket plats – att ha färre transistorer ger mindre platsbehov. De två IGBT-erna har ungefär diodframspänningsfall, är dyra och väljs därför bort. Kvar återstår det en del likvärdiga transistorer nummer 4-10 samt nummer 11. Bland de likvärdiga kan den billigaste och med minst RDS(on) väljas – 1 Räknat på det behövda antalet (1150 / Ikon) gånger styckpriset per transistor. 2 2,7 respektive 1,8 V Vce saturated Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 10 nämligen nummer 9, IRF1404 som ska jämföras mot BTS555. Valet ham- nade på BTS555 . Den valdes bland de möjliga komponenterna och dess egenskaper undersöks noggrannare. I Bilaga 2 finns närmare data över BTS555. Kretsen har valts att användas i denna applikation på grund av: • Låg ledningsresistans • Förmåga att tåla en hög kontinuerlig ström • Integrerad strömmätning • Integrerade skyddskretsar för till exempel över- och underspänning. • Felaktigt lågt inköpspris Från början kostade BTS555 14,47 kronor från Farnell. Ett mycket låg pris och den började användas direkt. Efter närmare undersökning och kontakt med Farnell höjde de sedan priset till cirka 98 kronor per styck för transisto- rerna. Det mycket låga katalogpriset bidrog till att transistorn valdes från början, trots allt levererade Farnell totalt 75 stycken transistorer till det låga priset. Arrow, Infineons största svenska återförsäljare kan sälja transistorer- na för 28 kronor per styck vid köp av 100 000 stycken per år. Det är det pris som kommer att användas vid kostnadsberäkningar. När sanningarna om priserna har uppdagats hamnar i IRF1404 i bättre posi- tion, mer om denna komponent som alternativ lösning finns i avsnitt 8. BTS555 har stora likheter med transistorn BTS650P. Enligt databladen ver- kar BTS555 vara två parallellkopplade BTS650P med hållkrets på tempe- raturskyddet. Om temperaturskyddet stänger av så måste BTS555 slås av innan återstart tillskillnad från BTS650P. 2.2. Funktion av BTS555 BTS555 [3] bygger på n-mos teknologi men tack vare en integrerad ”charge pump” kan den användas för att bryta matande spänning utan speciella krav på styrkretsen. Kretsen har kapsling TO-218 AB /5 och har fem ben. Ben nummer 1 och 5 är utgång från kretsen, ben nummer 3 samt höljet är in- gång, ben nummer 2 är styrsignal och ben nummer 4 är strömmätningen. Kretsen är utrustad med en del skyddsfunktioner för att skydda sig själv. Kortslutningsskydd, överspänningsskydd, maximal temperatur samt ESD- skydd finns. Dessutom har den integrerad strömmätning vilket gör att start- strömmen hos startmotorn kan mätas enkelt. Tillslag sker genom att jorda gate-ingången. Att jorda är smidigt konstruk- tionsmässigt eftersom gate-spänningen inte påverkas av variationer i styrkretsspänningen och liknande. Nackdelen visade sig vara att vid oan- sluten jordningen gick transistorn i det resistiva läget och förstördes. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 11 Nackdelar med kretsen är dels den klena kapslingen, dels att transistorn har mycket vida toleranser. De stora toleranserna kan göra att dess egenskaper varierar mellan varje transistor. Övriga komponenter är standardkomponenter som återfinns hos varje vä l- sorterad elektronikhandlare och är närmare beskrivna där de används. 2.3. Strömmätning med BTS555 Transistorn BTS555 är utrustade med en strömmätningskrets, där den utgå- ende mätströmmen är ca 30 000 gånger lägre än den verkliga strömmen. Strömmätningen kontrollerades genom att driva en last på cirka 50 A och mäta strömmen genom transistorn med hjälp av mätbenet. Mätströmmen kopplades till ett motstånd på 1.2 kΩ. Genom att mäta spänningen över motståndet kan strömmen i transistorn räknas ut genom sambandet: Ekvation 1 30000⋅= mät uppmätt T R U I En tångampereprob {1} användes för att verifiera mätningen, se Figur 1. -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 Tid [µs] S tr ö m [ A ] Strömprob Mätben Figur 1 Strömmätning med BTS555 Observera att den övre kurvan är förskjuten 80 A i vertikalled för att öka tydligheten. Mätningarna på mätbenet ripplar mycket varvid en kondensator på 4.7 nF parallellkopplas över mätmotståndet och mätningarna med ström- benet kan verifieras med hjälp av strömproben, se Figur 2. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 12 -10 0 10 20 30 40 50 60 -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 Tid [µs] S tr ö m [ A ] Strömprob Mätben Figur 2 Mätning med filterkondensator inkopplad Transistorns mätben fungerar för att mäta lastströmmen genom den och en filtrering av signalen underlättare avläsandet avsevärt. I fortsättningen görs alla mätningar med en filterkondenstator inkopplad för att erhålla avläsbara signaler. 2.3.1. Mätning av höga strömmar Vid strömmar över cirka 150 A riskerar strömmätningen att vara olinjär [3]. Därför mättes även strömmar runt 200 A med mätbenet och kontrolleras med en strömshunt {2}. Enligt strömshunten var lastströmmen 216 A och enligt mätbenet 235 A, se Figur 3, en skillnad på ungefär 9 %. Denna skill- nad kan accepteras under de korta förlopp som lastströmmen genom tran- sistorerna är så stora. Enligt databladet ska det bero på strömbegränsning som transistorn utför, dess funktion har ej verifierats experimentellt. -100 -50 0 50 100 150 200 250 300 350 400 -150 -100 -50 0 50 100 150 Tid [µs] S tr ö m [ A ] Strömshunt Mätben Figur 3 Strömmätning vid strömmar runt 200 A Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 13 Förklaringen till grafens något konstiga utseende vid frånslag är att ströms- hunten är långsammare än transistorns mätben och det är därför den indike- rar strömförändringen senare i tiden. 2.3.2. Strömmätning av parallella transistorer Vid parallellkoppling av transistorer mättes strömmen genom att transisto- rernas strömben parallellkopplades och anslöts till ett mätmotstånd av lämplig storlek. Genom att mäta inkommande ström med prob och mätbe- nen kunde det verifieras att strömmätningen fungerar. I testkretsen kunde varje enskild transistorström mätas samt även den totala strömmen. Mät- motståndet för den totala strömmen sitter i serie med de parallella individu- ella mätmotstånden. Metoden valdes för att kunna mäta de specifika ström- marna för varje transistor såväl som den totala strömmen. 2.3.3. Strömmätningstoleranser Strömmätningen med BTS555 är naturligtvis inte exakt. Omsättningen mellan mätströmmen och ledningsströmmen varierar, det finns ett mätmot- stånd och andra källor till fel. Följande överslagsberäkningar har gjorts för att försöka uppskatta storleken på mätfelen. Transistorernas strömomsätt- ning är angiven vid olika strömmar, olika temperaturer samt för minsta, största och typiska värdet [3]. De strömmar som finns angivna är 8, 16 , 30 och 180 A, vid -40°C, 25°C och 150°C. Omsättningen för strömmar där- emellan är enligt databladet [3] linjär. Varken 30 A eller 180 A är särskilt intressanta att studera, istället ska strömmarna vid 16, 60 och 100 A stude- ras. 100 A per transistor motsvarar full last både för förvärmningselementet och startmotorn. 60 A motsvarar en start av diselmotor utan extrema fö r- hållande. 16 A motsvarar när startmotorn går lätt. Omsättningen varierar ganska mycket, se Tabell 2. Tabell 2 Omsättning, temperatur och strömmar OmsättningStröm [A] Temp. ° C Min Max Typ IL / IS 100 -40 26 300 33 640 30 000 %1230000 ± 100 25 26 250 33 150 29 375 %5,10 %5,1230000+ − 100 150 25 000 29 300 26 600 %3,2 %1730000− − 60 -40 25 800 35 000 30 000 %17 %1430000+ − 60 25 25 900 33 750 30 000 %7,13 %5,1230000+ − 60 150 25 000 29 300 26 600 %3,2 %1730000− − 16 -40 24 000 45 000 35 000 %50 %2030000+ − 16 25 24 000 40 000 31 500 %33 %2030000+ − 16 150 24 000 27 700 31 000 %3,3 %2030000+ − Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 14 Toleranserna är ofta ganska vida. Viktigt att komma ihåg är att typiska vär- den inte varierar särskilt mycket från 30 000. I alla praktiska mätningar som har gjorts har skillnaden mellan transistorenas strömmätning och andra mät- don har inte överstigit 5 %. En rimlig uppskattning av mätonoggranheten kan vara ± 15 %. Slutsatserna om strömmätningen är att mätfelet kan vara ganska stort, mycket beroende på var i toleransområdet transistorernas omsättning ham- nar. I testerna har strömmätningen visat sig fungera klanderfritt och ett visst fel i mätningen är acceptabelt. I testerna har felet inte överstigit ± 5 %. 2.4. Test av de inbyggda skydden i BTS555 I transistron BTS555 finns ett antal inbyggda skydd. För att lättare kunna förutsäga transistorns och de olika kringkretsars beteende vid eventuell fel- belastning har dessa skydd undersökts närmare. 2.4.1. Kortslutningsskydd Transistorn är skyddad mot direkta kortslutningar. För att transistorn ska kunna detektera en kortslutning mäts spänningsfallet VON. Om lastströmmen stiger, stiger även spänningsfallet. Då spänningsfallet överstiger ett förutbe- stämt värde VON(SC) (typiskt 6 V), slår transistorn av på grund av kortslut- ning. Det krävs en kortslutning i minst 80-300 µs för att skyddet ska hinna lösa ut. Figur 4 visar en principskiss över kortslutningsskyddet. Figur 4 Kortslutningsskydd i BTS555 För att testa kortslutningsskyddet anslöts en transistor direkt till batterierna, och en kortslutning ersatte lasten. Då transistorn slogs till rusade därför strömmen tills kortslutningsskyddet slog från transistorn. Figur 5 visar hur transistorn slår från när VON överstiger VON(SC) {3}. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 15 Figur 5 Strömkaraktäristik vid aktivering av kortslutningsskydd. Tabell 3 Förklaring av kurvor till Figur 5 Kanal: Mäter: Tidssteg: A Ström, 200 A / ruta 500 µs B Spänning, 10 V / ruta 500 µs Om en kortslutningsbrytare monteras parallellt med en last och kortslut- ningen slås till när transistorn driver lasten uppvisar den ett annat beteende. Transistorn hinner inte slå av tillräckligt snabbt, och kommer därför gå sön- der. I Figur 6 ser vi ett sådant förlopp. Figur 6 Strömkaraktäristik vid kortslutning av tillslagen transistor Försöket visar att transistorn inte klarar en kortslutning under drift, då måste externa skydd vara snabba nog för att detektera kortslutning och genast slå av transistorn. Någon förklaring till varför transistorn går sönder har inte hittats i databladen, en förklaring kan vara att eftersom transistorn leder fullt ut så kommer kortslutningen för snabbt och transistorn hinner inte slå av. Genom att studera stigtiden hos strömmen vid en kortslutning och jämföra Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 16 med de externa skyddens snabbhet kan man avgöra om systemet i sin helhet kommer att klara av att hantera en kortslutning under drift. 2.4.2. Temperaturskydd Transistorn har ett inbyggt temperaturskydd. Skyddet ska stänga av transis- torn vid en temperatur av minst 150°C. Försök gjordes på en transistor ge- nom att låta den driva en last och sedan värma den med varmluftspistol. Re- sultatet blev att den i enlighet med databladet [3] stängde av. Försök gjordes för att bekräfta att temperaturskydden fungerar när två tran- sistorer arbetar parallellt. Två transistorer monterades parallellt och lastades med cirka 220 A. För att kontrollera temperaturskyddet och hur två paral- lellkopplade transistorer beter sig om den ena slår av värmdes en transistor med hjälp av varmluftpistol. Temperaturskyddet i transistorn som värmdes slog av, den ledande tog över belastningen helt för en tid innan även den slog av på grund av temperaturen eftersom den fick leda mer ström än vad den är avsedd för. Figur 7 och Figur 8 visar detta. Temperaturskyddet är mycket användbart i tillämpningen eftersom transistorerna skyddar sig själv mot för hög temperatur. Figur 7 Transistor två slår från på grund av övertemperatur Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 17 Figur 8 Transistor ett slår från på grund av övertemperatur Tabell 4 Förklaring till kurvorna för Figur 7 och Figur 8 Kurva: Mäter: Tidssteg: Tillslag Tillslaget, 2 V / ruta 500 µs Ulast Spänningen över lasten, 5 V / ruta 500 µs Strom T1 Ström, transistor 1, ca 44 A / ruta 500 µs Strom T2 Ström, transistor 2, ca 44 A / ruta 500 µs 2.4.3. Överspänningsskydd BTS555 är även utrustad med ett överspänningsskydd. Funktionen av detta har ej kontrollerats. Detta beror på att adekvat laborationsutrustning ej har funnits tillgänglig. Nivån på skyddet är 62 V och är dessutom högre än vad som kan förväntas i 24 V systemet. 2.4.4. Skydd mot polvändning. För att skydda mot polvändning måste även styrkretsen konstrueras korrekt, Figur 9 visar bland annat hur dioder bör implementeras. Vid växlade batte- ripoler kommer dioden D orsaka att transistorns ingång blir hög, vilket gör att transistorn hålls frånslagen. RIN skyddar i sin tur D mot överström. Den interna dioden i transistorn är kopplad antiparallellt med transistorn och tål lika mycket ström som den [3]. Lastströmmen kommer att flyta genom dio- den. Syftet med skyddet är att skydda transistorn. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 18 Figur 9 Skydd mot batteripolvändning Enligt databladet [3] och praktiska försök fungerar detta, se även Bilaga 4. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 19 3. Småskaliga prover Innan arbetet med startmotorn påbörjades gjordes ett antal prover i mindre skala för att utröna om transistorn var användbar. Parallellkopplingar av transistorer som fick driva mindre laster för att kunna mäta strömdelning och temperatur. 3.1. Styrkrets En enkel styrkrets för att kontrollera transistorerna konstruerades, se Figur 10. Kretsen fungerar enligt följande. Överst finns en 5 V matning be- stående av en 7805 och kondensatorer för att stabilisera in och utspänning. Längst till vänster finns en tillslagsbrytare. Kondensatorerna är till för att erhålla studsfria tillslag. Inverteraren är till för att erhålla diskreta lägen men även för att övergå till logiknivå. Transistorparet T1 bildar ett drivsteg som driver en MOSFET, BUZ11, som i sin tur driver BTS555:orna. När tillslag ges öppnar MOSFETen och jordar BTS555:orna via motståndet R2. Via R7, ett R7 för varje transistor, kan de individuella strömmarna mätas och via R8 kan den totala strömmen mätas. Kretslösningen är gjord för att erhålla snab- ba och studsfria stegfunktioner när manöverkontrollen slås till respektive från, vilket mätningar presenterade i Figur 11 verifierar. Ett bra insteg gör det lättare att studera tillslaget av transistorerna. Till styrkretsen kopplades även mätmotstånd för tio transistorer i serie med ett mätmotstånd för totala strömmen. Figur 10 Kontrollkrets för BTS555or Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 20 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 Tid [µs] S p ä n n in g [ V ] Figur 11 Tillslaget från kontrollkretsen 3.2. Två stycken parallella transistorer För att kunna driva större laster parallellkopplas flera transistorer för att dela på strömmen. Tester gjordes för att studera hur tillslag och strömdelning ser ut mellan de olika transistorerna. I ett inledande skede provades två paral- lella, för att utökas till fyra och slutligen tio. Tio behövs för att kunna driva startmotorn. De två transistorerna kopplades till en last av ungefär 100 A och tillslaget mättes med mätbenen. Resultatet visas i Figur 12. -50 0 50 100 150 200 250 -1000 -500 0 500 1000 Tid [µs] S tr ö m [A ] Transistor 1 Transistor 2 Figur 12 Tillslag för två parallella transistorer 3.2.1. Resultat Variationerna mellan strömmarna är små och resultatet har funnits vara till- räckligt bra för att arbeta vidare med. Om en transistor är mycket snabbare vid tillslag än den andra skulle den snabbare initialt leda en mycket större ström. Ett sådant förlopp skulle bidra till ökat slitage, eller till och med di- rekt haveri, på den snabbare transistorn. En fördel med transistorer av mos- fet typ är att de har en positiv temperaturkoefficient. Drar en transistor mer ström, blir den varmare och resistansen i den ökar. Den ökade resistansen gör att mindre ström flyter genom transistorn och den andra transistorn leder mer ström till dess att skillnaderna mellan dem är utjämnade. Värmeutveck- lingen mellan transistorerna är jämnt uppdelade mellan dem och studeras Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 21 närmare i 3.3.1. Proverna upprepades för fyra transistorer och liknande re- sultat nåddes där, se Figur 13. Skillnaden i ström mellan dem är inte så stor och kan bero på olika resistans i ledaren till transistorerna, varierande inre resistans och varierande strömmätning. -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 -1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 Tid [µs] S tr ö m [ A ] T # A, 60431 T #C, 60430 T # B, 60431 T #D, 60430 Figur 13 Tillslag för fyra parallella transistorer 3.3. Tio stycken parallella transistorer Provet utökades till mätningar på tio stycken parallella transistorer. Till transistorerna anslöts en last på 1150 A vid 12 V Anledningen att 12 V an- vändes och inte 24 V var att lasten klarade maximalt 1500 x 12 = 18 kW (eller 750 A vid 24 V). Eftersom det är de höga strömmarna som orsakar värmeutvecklingen kunde 12 V användas. Lasten, {4} är förhållandevis långsam i sitt förlopp varvid själva tillslaget är svårt att mäta på ett korrekt sätt. Istället är den kontinuerliga strömmen som varje transistor leder av in- tresse, för att kontrollera att ström- och temperaturdelningen mellan tran- sistorerna är jämn. Det har inte funnits tillgång till något tiokanals oscilloskop, istället har strömmen genom fyra transistorer mätts, med två olika oscilloskop {5}, {6} och sedan flyttas till fyra nya och på det viset fått fram alla strömmar. En nackdel är att alla strömmar inte mäts vid samma tillfälle. Lastströmmarna är förhållandevis konstanta och därför valdes metoden istället för att mäta med fem olika oscilloskop som även det ger upphov till onoggrannheter. Transistorerna är monterade i rad på en platt aluminiumprofil. Inkommande ström är placerad i mitten och transistorerna i graferna nedan som är döpta A till E sitter till vänster om ingången och de som är döpta 2-6 sitter till hö- ger om ingången. Strömmarna mättes med transistorernas egna mätben, med samma testkrets som i Figur 10. Resultatet av mätningarna finns i figurerna nedan. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 22 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 -15 -10 -5 0 5 10 15 Tid [s] S tr ö m [ A ] T #A T #B T #C T #D T #E Figur 14 Strömmen genom transistorerna A till och med E -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 -15 -10 -5 0 5 10 15 Tid [s] S tr ö m [ A ] T #2 T #3 T #4 T #5 T #6 Figur 15 Strömmen genom transistorerna 2 till och med 6 Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 23 -50 0 50 100 150 200 -15 -10 -5 0 5 10 15 Tid [s] S tr ö m [ A ] T #A T #B T #C T #D T #E T #2 T #3 T #4 T #5 T #6 Figur 16 Strömmen genom alla transistorerna Variationer i strömmarna kan bero på monteringen vid plattprofilen. Led- ningsresistansen till transistorerna längst ut på profilen är högre än för de som är monterade närmast anslutningen, det kan påverka strömdelningen. Små variationer i lastströmmen och att batterispänningen kan ha sjunkit mellan testerna. Den linjära minskningen mellan två och tio sekunder beror på variationer i strömmätningen på grund av temperaturen. Under den första sekunden påverkar lasten och batterier. Efter en period om 10 sekunder ökade temperaturen med cirka 25 °C. Det kan även påverka hur mycket ström som flyter genom varje transistor. Mät- ningarna är gjorda genom att mäta E och A samtidigt, de med störst inbör- des avstånd, för att sedan mäta D och B och så vidare. 3.3.1. Värmeutveckling Transistorerna belastades med 1150 A under 3 stycken 15 s långa intervall med en avsvalningstid på 2.5 minuter. Transistorerna hinner inte svalna helt under denna tid, men tillräckligt mycket för att den totala temperaturdiffe- rensen inte ska bli för hög. I försöket var initialtemperaturen ca 30°C. Tem- peraturskillnaden mellan varje cykel är cirka 15°C. En lite högre temperatur uppnås först, sedan kyls transistorerna av under vilocykeln. Värmeutvecklingen i transistorerna är av högsta vikt för att kunna dimen- sionera kylningen. Då tiderna är korta kommer det att vara svårt att kyla transistorerna, istället måste värmen ledas bort och fördelas i en kylfläns som får absorbera värmen. För att få en uppfattning om kylflänsens storlek kan följande beräkningar och antagande göras: Specifik värmekapacitivitet: KKg J c iumalu ⋅ = 903 min [4] Densitet: 3 3 min 107,2 m Kg iumalu ⋅=δ [4] Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 24 Ett värsta fall antas, nämligen maximal resistans, hög initialvärme på kret- sarna och maximal startström. Antagandet är osannolikt eftersom transisto- rerna sällan har en temperatur av 85°C och motorn ska kallstartas. Scenariot är ändå intressant eftersom det ger en god fingervisning av vad transistorer- na ska kunna tåla. Startmotorn ska gå att köra i tio sekunder och vi räknar med att sex stycken startförsök kan göras. Rmax=5,0 mΩ vid 85°C n=10 st, antalet parallella transistorer som används. IL=1150 A Tstart=85°C t=10 s x 6 försök = 60 s. Tslut � 150°C Ekvation 2 Beräkning av erforderlig volym hos kylflänsen 334 3 232 25.0105,2 1065107,2903 601150105 dmm nTC tIR TC W V Linre =⋅= ⋅⋅⋅⋅ ⋅⋅⋅= ⋅∆⋅⋅ ⋅⋅= ∆⋅⋅ = − − δδ Resultaten visar att värmeutvecklingen är ett fullt lösbart problem. Tempe- raturerna är uppmätta med ett termoelement fäst mot kylflänsen så tempe- raturen i transistorerna kan vara högre. Vid en hög startström är det troligt- vis kallt ute vilket även sänker arbetstemperaturen. 3.3.2. Resultat och förbättringar Tio stycken parallellkopplade transistorer fungerar bra att använda för att driva en last. Inga större temperaturvariationer mellan transistorerna har kunnats kännas med fingrarna på transistorerna och strömdelningen är ac- ceeptabel. En kylfläns kan monteras för att påskynda avkylningen vid pau- sen mellan startförsöken. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 25 4. Förvärmningselementet Utifrån de inledande proverna konstruerades en prototyp för hur reläet som sköter värmeelementet till insugningsluften kan ersättas med transistorer. Enligt specifikationerna i tabell 2, Bilaga 1 drar värmaren maximalt 225 A – vilket ger att 2 transistorer räcker för att klara lasten. 4.1. Drivkretsen Drivkretsen till transistorerna är uppbyggd enligt Figur 17. En kontinuerlig signal på 24 V ges som startsignal och aktiverar en optokopplare som ger signalen tillslag. Ytterligare en optokopplare används för att aktivera tran- sistorerna om inte överströmsskyddet som finns i kretsen är aktiverat. Opto- kopplare används för att få galvanisk åtskiljning samt att de är lätta att handha. Totala strömmen genom transistorerna mäts genom att benen pa- rallellkopplas och ansluts till ett mätmotstånd. Överströmskyddet mäter spänningen över mätmotståndet och jämför den med en referensspänning. Flyter det en ström större än 225 A aktiveras en SR-latch av NOR-grindar och styrsignalen avbryts. Latchen används för att överströmskyddet ska lig- ga kvar även sedan strömmen minskas. Latchen bryter skyddet tills dess att en resetsignal ges. Resetsignalen erhålles när styrsignalen slås av. Tillslaget är fördröjt cirka 50µs för att säkerställa att latchen inte är i något förbjudet läge. Transistorerna monteras på en aluminiumprofil med en kylfläns på toppen. Kretskort och transistorer monteras och försluts i en låda med en inkom- mande anslutning och en utgående. En fyrledad styrkabel finns även till lå- dan, där kablarna har följande funktioner: Svart: Inkommande jordningen. Observera att den måste vara anslu- ten annars föreligger skaderisk på transistorerna Röd: Strömmätning ut. Mäter spänningen över mätmotståndet om strömmen till värmaren vill mätas externt. Grå: Tillslag, +24 V Gul: Indikation överström Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 26 Figur 17 Drivkretsen till värmaren 4.2. Resultat Prover gjordes på kretsen av tillslag, frånslag, frånslag vid överström och temperatur. Figur 18 Tillslag av förvärmare, för förklaringar, se Tabell 5 Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 27 Figur 19 Frånslag vid överström Tabell 5 Förklaringar till Figur 19 och Figur 18 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Ström, mätben cirka 150 A / ruta 50 µs / ruta 2 Överström, hög signal = aktiverat 50 µs / ruta 3 Tillslag, låg signal = Tillslag 50 µs / ruta När överströmskyddet indikerar överström vid exempel en kortslutning slås transistorn ifrån och strömmen återgår till noll på mindre än 50 µs. Bryt- ningen av strömmen är mycket snabb och förhindrar att för stora strömmar flyter i kretsen för länge. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 28 5. Styrkrets för startmotor Utifrån värmaren och testerna på transistorerna har en styrkrets för start- motorn konstrueras. För komplett kretsschema se Bilaga 4. Hur den färdiga kretsen ser ut visas i Figur 20. Figur 20 Styrkrets för startmotor Kretsen består av skyddskretsar och tillslagskomponenter. Startmotorn kan främst ta skada av höga temperaturer, men även överström eller för lågt bromsmoment – det vill säga underström så att övervarv detekteras genom underström. Fem olika skyddsfunktioner implementeras, och varje enskild funktion bryter startströmmen om ett fel uppstår. Skydden som implemente- rats är överström, strömspikar, underström samt drift- och avsvalningstid. Överström och strömspikskyddet skyddar även mot kortslutning. Inget ex- ternt temperaturskydd finns mer än att drifttiden begränsas och att startmo- tor får tid att svalna mellan startförsöken. Ett ytterligare skydd har konstrue- ras för att skydda transistorerna mot underspänningar, eftersom de lätt tar skada av att arbeta i det linjära området. 5.1. Överströmskydd Till båda överströmskydden används komparatorn LM2901N [5]. Valet av komparator är baserat främst på dess temperaturtålighet och dess enkla handhavande. En referensspänning skapas genom spänningsdelning och sta- biliseras med kondensatorer. Logisk etta på komparatorns utgång indikerar fel. För att inte få ett oscillerande förlopp vid överström används en håll- krets, precis som för förvärmingselementet, bestående av en SR-latch. De- tekterar komparatorn en överström kommer latchens set-ingång att gå hög. Resultatet blir att latchen låser detta värde på sin utgång och grindlogiken bryter tillslaget då ett fel föreligger. När tillslagsbrytaren ändras till frånslag erhålls en resetsignal. Resetsignalen är fördröjd för att förhindra att latchen hamnar i det förbjudna läget. Förbjudet läge är när reset- och setsignal är Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 29 höga samtidigt. Låskretsen säkerställer att startnyckeln måste släppas efter en överström för att ett nytt startförsök ska kunna göras. 5.1.1. Skydd mot långvarig överström För att skydda mot långvarig överström implementeras ett överströmskydd med tidsfördröjning. Enligt specifikation angiven i tabell 1, Bilaga 1 kan en strömspik på maximalt 10 ms tolereras. En överström kan vara orsakad av direkta kortslutningar som uppkommit till följd av felmontage, slitage, fab- rikationsfel eller liknande. En sådan kortslutning orsakar inte startmotorn någon direkt skada, och är därför ovidkommande i sammanhanget bortsett från att den orsakar kraftig värme. Transistorn har inbyggda skydd mot bland annat överström och det är enbart startmotorn som behöver skyddas med ytterligare kretsar. Överström kan även orsakas av att en växel är ilagd, vilket i sin tur kräver ett mycket stort vridmoment för att dra runt förbrän- ningsmotorn. Den sista viktiga orsaken till överström är interna fel i start- motorn, till exempel skadade lindningar eller lager. Vid ett sådant fel är det stor risk för ytterligare skador på startmotorn. I Figur 21 ser man tydligt hur överströmskyddet, kanal 3, slår från transistorerna först efter att den maxi- mala tiden för startströmspik uppnåtts. Tillslag och ström visas i kanal 5 re- spektive kanal 1. Strömmen visar ca 500 A / ruta {7}. Då det mekaniska re- läet är relativt långsamt, har tiden trimmats in till att motsvara ca 10ms plus reläets tillslagstid. Det syns även tydligt hur underströmskyddet, kanal 4, lö- ser ut då strömmen minskat tillräckligt mycket. Kanal 2 visar strömspik- skyddet, vilket ej löser ut. Tidsskalan är 10 ms / ruta. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 30 Figur 21 Överströmskyddet aktiveras 5.1.2. Skydd mot kortslutning En kraftig strömspik tyder på ett abnormt beteende hos startmotorn och den bör skyddas från dessa. Den maximala strömstyrka som tolereras kortvarigt är enligt specifikation 2 000 A, under en tid av max 10 ms. Eftersom det aldrig ska tolereras strömmar över 2000 A, impliceras ett enkelt överström- skydd som bryter direkt vid denna ström. 5.2. Skydd mot underström En låg ström genom startmotorn kan betyda olika saker. I ett initialt läge måste startströmmen först stiga, eftersom den före tillslaget är noll. För att inte underströmskyddet ska lösa ut i detta skede fördröjs aktiveringen av detta skydd med 10ms. Om startströmmen inte stiger till ett tillräckligt högt värde tyder detta på att startmotorns drev inte kuggat i kuggkransen på svänghjulet korrekt. Detta är ett fel, och underströmskyddet ska bryta strömmen. 5.2.1. Test av underströmsskydd För att verifiera att strömskyddet fungerar kopplades kretsen upp och mo- torn startades. Lasten minskades sedan till dess att underströmsskyddet löste Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 31 ut, se Figur 22. Skalorna är för stora för att se minskningen tydligt och hade de gjorts mindre hade inte förloppet synts. Figur 22 Frånslag från underströmskyddet Tabell 6 Förklaringar till Figur 22 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Underströmskydd, 2 V / ruta 500 µs / ruta 2 Ström, med strömprob, 500 A / ruta 500 µs / ruta 5.3. Tidskydd 5.3.1. Skydd mot för lång kranktid För att skydda transistorer och startmotor mot överhettning tillåts bara en begränsad kranktid. Enligt specifikation är denna 10 s. Skyddet implemente- ras med hjälp av en timerkrets, SA555N [6]. Timerkretsen tillåter inte start så länge som startnyckeln inte vridits om till startläge. Vid startförsök gene- reras en puls som aktiverar timerkretsen och varefter den i maximalt 10 s tillåter start. När de tio sekunderna säkerställer kretsen att ingen start tillåts. 5.3.2. Skydd mot för kort avsvalningstid För att transistorerna och startmotorn ska hinna svalna mellan startförsöken används en timerkrets som tillser att tillslag inte kan ske innan en förutbe- stämd tid gått. Vid frånslag, antingen manuellt eller orsakat av något fel, aktiveras timerkretsen och ingen start tillåts förrän efter två och en halv mi- nut. 5.4. Tillslag Tillslaget ges genom en brytare som är konstruerad för att erhålla studsfritt tillslag. Istället för kondensatorer som för värmaren har en annan modell valts för att minska slitaget på brytarkontakterna när kondensatorerna laddas Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 32 upp. När tillslaget är aktiverat och inget fel föreligger i kretsen aktiveras ett drivsteg till en MOSFET, T1 som jordar ingångarna. Drivsteget är till för att göra ett snabbt tillslag och inte belasta grindlogiken med strömmar. Då till- slaget för BTS555 är relativt långsamt, finns inget behov av att transistorn som styr den slås till särskilt fort. Drivsteget i form av två bipolära transisto- rer skulle därför kunna uteslutas ur kretsen om motståndet R15 ersätts med ett 10 kΩ motstånd istället. Drivsteget orsakar dock ingen skada och har därför fått vara kvar för att försäkra sig om att styrkretsen klarar av att driva transistorn. MOSFETen som sköter jordningen är av modellen BUZ11, tål cirka 26 A och är kraftigt överdimensionerad men fanns tillgänglig. BUZ11 har dessutom ett lågt pris. 5.5. Underspänningsskydd I anslutningen till MOSFETen sitter ett underspänningsskydd som ska se till att skydda transistorerna. För att skydda transistorerna mot underspänning har ett underspänningsskydd implementerats i startmotorstyrningen. Detta skydd är avsett att skydda transistorerna från att arbeta i det linjära området. Ett typiskt tillfälle då man riskerar att skada transistorn är om jordanslut- ningen inte är korrekt anluten. Ett sådant fel kan lätt uppstå vid slitage av kablar eller glapp i kontakter. Skyddet kommer att ge transistorn T1 en låg ingång om matningsspänningen sjunker under en viss nivå. Eftersom skyd- det är kopplat direkt till matningsspänningen kommer fel att detekteras en stund innan de övriga kretsarna tappar sin matningsspänning, detta tack vare de två stora kondensatorerna i 5 V matningen. För att verifiera att skyddet fungerar, lastades 2 stycken BTS555 med ca 200 A, varvid jordanslutningen till skyddskretsarna kopplades bort. Skyddet fungerade som väntat och slog ifrån innan någon skada på transistorerna hunnit uppstå, se Figur 23. Ett flertal identiska försök gjordes och transistorn klarade alla testerna. Vid ti- digare försök när jordanslutningen glappat eller glömts bort har transistorer- na gått sönder. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 33 Figur 23 Frånslag vid bruten jordning Tabell 7 Förklaringar till Figur 23 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Ström, transistorerna, ca 440 A / ruta 500 µs / ruta 2 Matningsspänning 5 V / ruta 500 µs / ruta 3 Tillslag (Hög signal = frånslag), 5 V / ruta 500 µs / ruta Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 34 6. Inledande test på startmotor De inledande testerna på startmotor genomfördes i en testrigg för startmoto- rer. Riggen bromsar motorn med hjälp av en bromstrumma, och uppvisar därför ett beteende som inte är riktigt likt en förbränningsmotor. De slutsat- ser som kan dras av dessa tester kan därför väntas vara av betydelse huvud- sakligen för valet av frihjulsdiod. Syftet med mätningar i rigg var att kon- trollera att transistorerna tål den höga startström som startmotorn drar initi- alt, dess kontinuerliga ström och brytning av strömmen vid avslag. Belast- ningen av startmotorn kan varieras för att prova över- och underström. 6.1. Montering av transistorerna Transistorerna monterades på en fläns av aluminium. Anledningen till att aluminium istället för koppar valdes är dess lägre pris, att materialet är enk- lare att bearbeta och det fanns tillgängligt. Aluminiums höga energilag- ringskapacitet och låga vikt är andra fördelar gentemot koppar. Tolv tran- sistorer monteras i två rader på en 165 mm lång, 20 mm tjock och 60 mm bred platta, se Bilaga 3. Transistorerna monteras i två rader, på ovan- och undersidan och benen an- sluts genom att trycka fast dem emot en aluminiumprofil. Genom att ha an- slutning och uttag i olika ändar av konstruktionen uppnås en ganska sym- metrisk elektrisk delning. Styrbenen och strömmätbenen böjs ner mellan aluminiumprofilerna och lödes fast på ett dubbelsidigt kretskort där de även anslutes sinsemellan. Figur 24 Transistorer, frihjulsdiod och kondensatorer monterade på kylblock Volymen på profilen blir 32,060,020,065,1 dm≈⋅⋅ och den behövda voly- men för tolv transistorer för att klara värmekraven är enligt Ekvation 2, av- snitt 3.3.1, 0 ,208 dm3. Flänsen har ungefär rätt volym, den är lite mindre men skillnaden är liten och kraven vid volymberäkningen var höga. Vid fel i någon transistor kommer den felande att tvingas leda en onormalt hög ström, vilket resulterar i att den går sönder och på det viset bryter Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 35 strömmen. Metoden kan uppfattas som brutal och osäker men det finns inget annat sätta att bryta en trasig transistor såvida inte en säkring eller liknande installeras på matningen. Att säkra varje transistor för sig resulterar i mer spänningsfall samt ökade kostnader. Eftersom transistorn ska fungera som säkring skulle det dessutom bli en ganska överdriven lösning med ytterliga- re säkringar, idag finns det ingen redundans över huvud taget ifall till exem- pel reläet fastnar. I denna applikation är det den felande transistorn som är svagaste länken och går sönder först. Att vi känner till vilken del som kom- mer att överbelastas är bra, eftersom vi då lättare kan förutspå hur systemet i sin helhet kommer att reagera. Lösningen ger dessutom en felindikering eftersom ben och eventuellt även kapslingen är trasiga. 6.1.1. Förbättringar Ett problem med monteringen är att om en transistor går sönder, så kan de förkolnade resterna av transistorn kortsluta styrben och mätben. Detta gör att tillslag inte kan ske för att styrbenet matas med 24 V och kan inte jordas och strömmskydden mäter 24 V och indikerar överström För att förhindra detta problem kan säkringar monteras på det dubbelsidiga kretskortet. För- störs en transistor, går det för hög ström i styr och mätben och säkringarna bryter. Den trasiga transistorn blir elektriskt åtskild från övriga och tillslag kan återigen ske med de resterande transistorerna. Istället för säkringar kan även smala ledningsbanor användas. Nackdelen är att trasiga transistorer bör indikeras vilket utökar antalet utgå- ende kablar med minst 12 stycken. 6.2. Mätningar på startmotor Strömmen till startmotorn mättes med flera olika mätdon. Anledningen är att få en uppfattning om mätdonens tillförlitlighet i förhållande till varandra. Mätdonen som används är dels den inbyggda i BTS555, tångamperepob {8} (1 mV / A), två stycken 500 Amperes LEM-moduler {9}, en 500 Amperes LEM-modul {10} och en strömshunt {10}. Mätningarna visade att ströms- hunten och proben visade väldigt likvärdiga kurvor dock var strömshuntens signal förhållandevis brusig. 6.2.1. Tillslag Tillslaget provades vid en last motsvarande cirka 500 A. Tillslaget visas i Figur 25. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 36 Figur 25 Tillslag av startmotorn i riggen Tabell 8 Förklaringar till Figur 25 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Inkommande ström, med mätben, ca 440 A / ruta 50 ms / ruta 2 Inkommande ström, med strömprob, 500 A / ruta 50 ms / ruta Den första lilla strömökningen vid cirka 80 ms är när solenoiden till start- drevet slår till. Efter den första strömökningen kommer spikar när startmo- torn ska magnetiseras och börjar driva lasten. 6.2.2. Frånslag Frånslaget med hjälp av transistorerna uppvisar ett något oväntat beteende vilket visas i Figur 26. Figur 26 Frånslag av startmotorn Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 37 Tabell 9 Förklaringar till Figur 26 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Inkommande ström, mätben, ca 440 A / ruta 500 µs / ruta 2 Inkommande ström, med strömprob, 500 A / ruta 500 µs / ruta Det oönskade i beteendet är hur avslaget från mätbenet ser ut. Hur det snabbt minskar till noll och sedan har ett oscillerande förlopp i cirka 750 µs. Medan strömproben däremot visar en avtagande ström. Förklaringen åter- finns i databladet [3] att vid avslag av induktiva laster dröjer det cirka 500 µs (teoretiskt värde) innan strömmätningen fungerar som den ska och visa det korrekta värdet noll. Tiden som erhölls i denna mätning är lite längre. Att strömmätningen är inkorrekt vid avslaget påverkar inte kretsarna efter- som avslaget redan är gjort. 6.3. Frihjulsdiod Eftersom startmotorn är en induktiv last, behövs det en frihjulsdiod som vid frånslag tar hand om den energi som finns lagrad i motorn. Dioden monteras antiparallellt med motorn och med minimalt avstånd från transistorerna, se Figur 27. Beroende på motorns inre resistans och induktans får strömmen genom frihjulsdioden olika amplitud och tidsomfattning. Diodströmmen bör bli lika stor som driftströmmen i ett initialt skede. Figur 27 Frihjulsdiodens montering 6.3.1. Diodström Diodströmmen mättes med strömproben och resultatet av mätningen redovi- sas i Figur 28. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 38 Figur 28 Diodströmmen Tabell 10 Förklaringar till Figur 28 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Inkommande ström, mätben, ca 440 A / ruta 500 µs / ruta 2 Diodström, 100 A / ruta 500 µs / ruta Strömproben ger 1 mV / A vilket gör att toppströmmen på dioden uppnår till cirka 150 A. Mätmotståndet som mätbenen är kopplade till är på 68 Ω och strömmen före avslaget kan mätas till cirka AI m 53030000 68 2,1 ≈⋅= . Påstå- endet i 6.3 stämmer således inte. Diodströmmen är inte lika stor som drift- strömmen – vilket den borde vara. En frågeställning som ställs är om dioden inte börjar leda tillräckligt snabbt nog. För att evaluera detta anslöts en signalgenerator {12} till dioden serie- kopplad med ett 56 Ω motstånd. En fyrkantvåg på 1 kHz användes. Mät- ningarna visade att dioden var mer än tillräckligt snabb, och att denna faktor skulle påverka kunde därför uteslutas. Förklaringar till varför inte diodströmmen är lika stor som lastströmmen är följande: • Delar av strömmen kan flyta genom transistorerna eftersom de slår av relativt långsamt. • Solenoiden – Startmotorn klarar normalt att bryta strömmen genom att slå ifrån dess relä. Inga frihjulsdioder finns utan det är ett meka- niskt relä som sköter avslaget. Detta relä har inte kunnat monteras bort och finns fortfarande med och börjar även det slå av och därmed störa strömmen. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 39 Kombinationer härutav följer. En del av strömmen tar vägen genom fr i- hjulsdioden, en annan del går genom transistorn och sen finns även reläet som bryter och urladdar induktanserna i startmotor och kablar. 6.3.2. Dimensionering Utifrån dessa mätningar kan frihjulsdioden dimensioneras. En diod som fanns att tillgå användes först för att mäta strömmarna och sedan använda resultaten för dimensionera bättre då den första var onödigt stor. Vid dimen- sionering av en frihjulsdiod är diodens maximala driftström inte relevant. Dioder tål ofta många gånger sin maximala driftström om det bara sker un- der korta perioder. I fallet med en frihjulsdiod är förloppen korta. I mätning- en ovan är tiden cirka 500 µs. De faktorer som är viktiga att titta på är I2t samt att dioden enkelt ska kunna monteras. Strömmen mättes till cirka 150 A i toppvärde och varade i ungefär 500 µs. Det ger en I2t faktor på 5500100tI 22 =⋅= µ A2s. Utifrån kriteriet att den skulle vara lätt att monte- ra valdes sedan en diod 12F10 från IR [7]. Dioden klarar av 100 V kontinu- erligt och en I2t faktor på cirka 350. Det gör att vi klarar en diodström på över 800 A i 500 µs eller en ström på 600 A i 1 ms, vilket i praktiska prover visat sig vara fullt tillräckligt. Anodanslutningen är en skruv och monteras i ett gängat hål i aluminiumen och katoden jordas så nära kondensatorn C1 i Figur 27 som möjligt. 6.4. Spänningar Spänningsnivåerna i systemet är även av intresse eftersom det är stora strömmar och allt kablage och anslutningar har induktanser. En första mät- ning gav detta resultat, se Figur 29. Figur 29 Spänningar vid frånslag av startmotorn Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 40 Tabell 11 Förklaringar till Figur 29 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Spänning, transistoringång, 20 V / ruta 200 µs / ruta 2 Batterispänning, 20 V / ruta 200 µs / ruta 3 Kanal 1 – Kanal 2 – spänningsfall i kablarna 200 µs / ruta 4 Spänning, Transistorutgång, 20 V / ruta 200 µs / ruta Spänningsspikar på upp mot 40 V förekommer på transistoringången för vid frånslag. Detta är viktigt att komma ihåg vid dimensionering av transistorer- na. Transistorerna BTS555 tål att arbeta vid 34 V kontinuerligt och har överspänningsskydd vid 62 V. De existerande spänningsnivåerna borde inte vara skadliga för transistorn. För att vidare undersöka var dessa spännings- transienter uppstår anslöts en 3 meter lång, 25mm2 kopparkabel i serie med ordinarie kablar på 70mm2, resistansen och induktansen ökar. Den lilla ka- beln lades i spolform för att ytterligare öka induktansen. Försöket upprepa- des och resultat återfinns i Figur 30. Figur 30 Spänningar vid frånslag av motorn med långa anslutningar Tabell 12 Förklaringar till Figur 30 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Spänning, transistoringång, 20 V / ruta 200 µs / ruta 2 Batterispänning, 20 V / ruta 200 µs / ruta 3 Kanal 1 – Kanal 2 – spänningsfall i kablarna 200 µs / ruta 4 Spänning, motorutgång, 20 V / ruta 200 µs / ruta Nivån på spänningarna ändras inte med den ökande kabellängden men där- emot ökar varaktigheterna av störningarna från 100 µs till 200 µs. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 41 För att se hur mycket av spänningsvariationerna som orsakas av halvledar- reläets konstruktion och egenskaper jämfördes till- och frånslag med och utan transistorer monterade. Figur 31 Tillslag av startmotor med konventionell utrustning Tabell 13 Förklaringar till Figur 31 och Figur 32 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Lastström med strömprob, 500 A / ruta 2 ms / ruta 2 Batterispänning, 5 V / ruta 2 ms / ruta 3 Matning vid solenoid, 5 V / ruta 2 ms / ruta 4 Spänning mellan solenoid och motor, 5 V / ruta 2 ms / ruta 5 Utgående anslutning vid motor, 2 V / ruta 2 ms / ruta Figur 32 Frånslag av startmotor med konventionell utrustning, för förklaring- ar se Tabell 13 Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 42 Figur 33 Tillslag av startmotor med transistorer Tabell 14 Förklaringar till Figur 33 och Figur 34 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Lastström med strömprob, 500 A / ruta 2 ms / ruta 2 Batterispänning, 5 V / ruta 2 ms / ruta 3 Matning till transistorer, 5 V / ruta 2 ms / ruta 4 Spänning mellan transistorer och solenoid 5V / ruta 2 ms / ruta 5 Anslutning mellan solenoid och motor, 5 V / ruta 2 ms / ruta 6 Utgående anslutning från motor, 2V / ruta 2 ms / ruta Figur 34 Frånslag av startmotor med transistorer, förklaringar se Tabell 14 Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 43 6.5. Resultat Resultaten av försöken har blivit att startmotorn kan köras med hjälp av transistorer och att de även klarar av frånslag. Vid frånslaget uppstår det en del spänningstransienter oberoende om transistorerna är inkopplade eller ej. Istället beror de på kablarnas resistans och induktans. Amplituden av trans i- enterna är dock inte skadliga för transistorerna. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 44 7. Avslutande prover 7.1. Start av lastbil Provbilen som användes har en 16 liters, 610 Hks motor och således en av de största motorerna i sortimentet. De enda kopplingar som gjordes i lastbi- len var att koppla in transistorerna mellan batteriet och startmotorn. Nyckeln behövdes således fortfarande vridas till läge start för att startmotorns reläer skulle slå till. Metoden valdes för att inte behöva göra modifikationer i last- bilen som skulle kunna påverka driften efter proverna. 7.1.1. Start av kall motor På morgonen utfördes starter av kall motor. Lastbilsstarten genomfördes vid en yttertemperatur av ca 3°C [8] . Resultatet av mätningen visas i Figur 35. Figur 35 Start av lastbil Tabell 15 Förklaringar till Figur 35 Kanal: Mäter: Tidssteg: 1 Startström enligt strömtång, 500 A / ruta 20 ms / ruta 2 Spänning transistoringång, 10 V / ruta 20 ms / ruta 3 Spänning transistorutgång, 10 V / ruta 20 ms / ruta 4 Startström enligt transistor, 440 A / ruta 20 ms / ruta Transistorerna blev inte kännbart uppvärmda, och inga transistorrelaterade problem inträffade. Vid start av aningen varmare motor, uppskattningsvis 10-15°C, drog startmotorn inte mer än cirka 150 A. En oönskad effekt var att laddströmmen från generatorn flöt genom transis- torernas backriktning för att ladda batteriet. Förslag för att återgärda detta är Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 45 att dra en separat kabel till generatorn. Det ger även fördelar för generatorn eftersom den kan kontrolleras för sig utan att påverkas av startmotorn. Vill man trots det använda sig av samma kabel får strömmen ledas genom transistorns inbyggda diod eller en separat diod, monterad antiparallellt med transistorerna. Givaren för batterispänningen till generatorn får flyttas till batteriet så att generatorn genererar tillräckligt hög spänning. Spänningsfa l- let över dioderna bör hållas så lågt som möjligt. Laddströmmen är cirka 80 A vid 24 V. Används transistorenas dioder bör man ta hänsyn till att kyl- ningen av transistorerna måste förbättras eftersom förutsättningarna ändrats. 7.2. Miljöprover Innan en produkt börjar användas i serieproduktion, måste den genomgå ett antal miljöprover. Dessa prover omfattar främst prover på värme- och vib- rationstålighet. Då detta examensarbete inte handlar om att ta fram en färdig produkt, är sådana prover inte relevanta att göra. I produktion kommer an- tagligen mycket av skyddskretsarna ersättas av en processor, och all monte- ring kommer att ske på mönsterkort. 7.3. Matningsspänningsprov Vid bortfall eller spikar i matningsspänningen, måste kretsarna bete sig fö r- utsägbart och inte ta skada. Vid spänningsbortfall från styrkretsen ska tran- sistorerna bryta, eftersom stora skador annars kan uppstå på till exempel startmotorn. Det ska ej heller finnas möjlighet för styrkretsen att få transis- torerna att operera i deras linjära område, eftersom det kan skada dem vid höga laster. För att skydda dem mot att arbeta i det linjära området har ett underspänningsskydd implementerats. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 46 8. Alternativ lösning Ett alternativ till att använda enbart transistorer av modellen BTS555, vore att kombinera ett antal diskreta transistorer med en BTS555. Materialkost- naden kan minskas men fortfarande kan strömmen mätas. Att bara mäta en delström kommer att ge ökade mätosäkerheter, eftersom komponenternas RDS(on) blir en viktig parameter för hur strömmen ska beräknas. Frånslaget till de diskreta komponenterna måste fördröjas lämplig tid eftersom BTS555 är långsammare. Så långsam att den riskerar skadas om den ensam tvingas leda stor ström vid frånslag. Ett bra val av diskret transistor är IRF1404 [9], eftersom den har relativt lågt RDS(on), tål hög ström, och har ett lågt pris. Om en diskret NMOS-transistor används måste den ha en passande drivkrets. Drivkretsen behövs för att kunna bryta matningen till lasten och då måste spänningen på gaten vara högre än spänningen på drain för att transistorn ska slå ifrån helt. Det finns färdiga drivkretsar att köpa, en av dem är IR2125 [10]. IR2125 har till skill- nad från många andra drivkretsar en minsta matningsspänning som tillåter att tidigare konstruerade 5 V-system används. Följande beräkningar kan göras för att få en uppfattning om antalet transis- torer. Typiskt värde på RDS(on) är för BTS555 - 2.4 mΩ och för IRF1404 – 4 mΩ. Eftersom BTS555 har lägre resistans vill det gå en större ström genom den. Det kan förhindras antingen genom att parallellkoppla flera IRF1404 eller montera en lågohmig resistor i serie med BTS555an. Lösningen med resis- tor valdes bort eftersom det ger svårare montering samt att i en tillämpning där spänningsfallet ska vara så lågt som möjligt känns det fel att montera re- sistorer. Toleranserna för strömmätningen blir ytterligare sämre än tidigare eftersom även strömdelningen och RDSon påverkar. Tabell 16 visar hur många IRF1404 som behövs vid ett visst antal BTS555or. Kostanden som visas är inklusive drivkretsen och baseras på uppgifterna ur Tabell 18. Kostanden för 10 stycken BTS555or är 288 kro- nor. Tabell 16 Antal IRF1404 som behövs vid ett visst antal BTS555 Antal BTSer Antal IRFer Kostnad 1 16 187,9 2 14 198,1 3 13 217,2 4 11 227,4 5 9 237,6 6 8 256,7 7 6 266,9 8 4 277,1 9 3 296,2 Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 47 Lösningen med en BTS555 blir billigast. Det krävs i så fall 16 stycken IRF1404 och kostnaden blir cirka 188 kronor, alltså 65 % av det ursprungli- ga priset. Ett annat alternativ är att montera en BTS555 och sedan räkna hur många diskreta transistorer av okänd typ det behövas vid bestämda RDS(on). Den diskreta transistorns strömtålighet måste också beräknas. Kolumnen maxi- malt pris anger hur mycket transistorn får kosta per styck för att kosta lika mycket som lösningen med bara BTS555or. Tabell 17 Okänd modell av diskret transistor RDS(on) mΩ I Antal Maximalt pris 1 267 4 58 2 133 8 29 3 89 12 20 4 67 16 15 5 53 20 12 6 45 24 10 7 38 28 90 8 33 32 7 9 30 36 7 10 27 40 6 Vid 4 mΩ återfinns lösningen för IRF1404. Ur Tabell 1 är SPB80N06S2L- 07 ett tänkbart alternativ ur tekniskt perspektiv. Eftersom det skulle kosta mer att använda SPB80N06S2L-07 än att använda IRF1404, finns det ingen anledning att undersöka den vidare. Ytterligare ett alternativ är att enbart använda diskreta transistorer, av till exempel modellen IRF1404. Det skulle ge en kostnad på 89 + 17,5 = 106,5 att jämföra med för BTS555 på 288 kronor. Nackdelen är att ingen ström- mätning görs och alltså finns inga skydd för kortslutningar, överström eller underström. 8.1. Slutsatser Materialkostnaden skulle minska relativt lite om man använde IRF1404 istället för BTS555, samtidigt som kostnaden för bearbetning av kylfläns och montering av transistorer skulle öka på grund av att det totala antalet transistorer ökar. Exakt hur mycket kostnaden minskar är därför svårt att avgöra, men sannolikt kommer den inte sjunka under 70 % av kostnaden vid användande av enbart BTS555. Värdet av de i BTS555 inbyggda skydden behöver med andra ord inte betraktas som särskilt högt för att kunna försva- ra dess högre pris i jämförelse med diskreta transistorer. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 48 9. Ekonomi och kostnader 9.1. Huvudsakliga materialkostnader Effekttransistorerna utgör en stor del av den totala materialkostnaden. Det är också viktigt att dimensionerna på kylflänsen hålls så små som möjligt, och att dess utformning ger så lite bearbetningsspill som möjligt. Genom att an- vända sig av en konstruktion bestående av släta aluminiumstycken som en- bart bearbetats minimalt för transistorinfästningarna, kan ett sådant resultat uppnås. Förhållandet mellan antal transistorer och kylflänsens storlek bör beaktas, eftersom ett ökat antal transistorer tillåter en minskad kylfläns. Fle- ra parallella transistorer minskar resistansen vilket leder till en minskad värmeutveckling och därför kan kylflänsen minskas. Detta förhållande kan naturligtvis inte betraktas enbart ur ekonomisk synvinkel, utan hänsyn måste även tas till pålitlighet, utrymmesbehov och värmeutveckling. Till applika- tionen har vi valt 12 transistorer och en kylfläns enligt Bilaga 4. Tabell 18 visar priser från Arrow [11]på effekttransistorer samt drivkrets. Tabell 18 Kostnader för komponenter Produkt Pris Vid köp av BTS555, strömmätande 28 500 000 IRF1404, diskret n-mos transistor 8,90 500 000 IR2125, drivkrets 17,50 50 000 9.2. Tillverkningskostnader Kostnaderna för mekanisk bearbetning beror främst på kylflänsens utföran- de. Hålls denna enkel, kommer kostnaden för mekanisk bearbetning att hå l- las låg. Kostnaden för etsning av mönsterkort är så gott som oberoende av hur huvudkretsarna utformas. Det som främst påverkar är hur stor plats man har att disponera, eftersom ett kompakt mönsterkort ofta kräver en flerlagers teknik, vilket kostar mera. Monteringskostnaderna beror till stor del på vilken utrustning som redan finns i den befintliga produktionen. Det är möjligt att använda ytmonterade komponenter till fullo, men i praktiken kan fallet bli annorlunda. Elektrolyt- kondensatorer är till exempel svåra att ytmontera och bör eventuellt bytas ut mot hålmonterade. Ska man hålmontera ett mycket litet antal komponenter kan det vara aktuellt att montera dem helt för hand, medan en mer krävande ytmontering i kombination med våglödning troligen blir lösningen om man har flera hålmonterade komponenter ihop med ytmonterade. 9.3. Totalkostnad Det är svårt att avgöra exakt hur mycket en prototyp kommer att kosta, ef- tersom det delvis beror på kostnad för mönsterkort och montering. Istället för att utföra en fullständig analys av kostnaden, antas det att priset för kringkomponenter vid köp av 1000 enheter motsvarar priset för kringkom- ponenter, mönsterkort och montering vid köp av 50 000 enheter. Tabell 19 visar kostnaden för de olika delarna. Prisuppgifter för aluminium kommer Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 49 från Metallvaruhuset. Viktigt att notera är att metallpriser varierar och detta är dagspriset när uppgiften hämtades [12]. Tabell 19 Priser vid köp av 50 000 enheter Produkt Pris3 Kringkomponenter, mm 30 BTS555 336 Aluminium, kylblock 15 Aluminium, motoranslutning 2 Summa 383 Kylflänsen ska dock bearbetas och borras med ett antal hål, transistorerna ska monteras på kylfläns, styrben lödas på kretskort och utgående ben klämmas fast mot utgående fläns. En rimlig uppskattning är att det tar cirka en timme att göra det, ifall kretskortet är etsat och klart, vilket är inräknat i kostnaden för kringkomponenter. Det är inte räknat med några avancerade maskiner och kostnaden för en timme är svår att uppskatta huruvida det ska betraktas som Volvo internt eller rena kostnaden för tiden. Därför anges istället en timme. Sammanfattningsvis kan alltså sägas att en startmotorstyrning kostar knappt 400 kronor i material och ungefär en timmes tid i montering. 3 Vid köp av ett antal motsvarande 50 000 enheter/år Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 50 10. Diskussioner och slutsatser 10.1. Diskussion 10.1.1. Startmotor Skydden som implementerats är för startmotorn och för med sig en del nackdelar som bör invägas i beslutet för hur en färdig produkt ska konstrue- ras. I och med att startström och tid begränsas, försvinner troligtvis möjlig- heten att kunna krankköra. Skydden har implementerats för att skydda tran- sistorer och startmotor vid normala förlopp och det är därför viktigt att vara medveten om att möjlighet till start med växel i kan försvinna. Ytterligare en nackdel med användandet av halvledare istället för konventionella reläer är erfarenhet och utprovning. Konventionella reläer är väl utprovade och li- der inte av barnsjukdomar längre. Halvledarreläer för stora strömmar är inte lika väl beprövade och kompetensen inom området är mindre. 10.1.2. Övriga laster Reläer till andra tunga laster, till exempel förvärmaren, kan däremot bytas ut i sin helhet. Eftersom även säkring och säkringshållare ersätts av halvledar- reläet, blir den ekonomiska merkostnaden mindre. I jämförelse med kon- ventionella reläer är halvledarreläer till sådana applikationer ett alternativ som är värt att undersökas vidare ekonomiskt sett. 10.2. Slutsatser Att byta ut konventionella reläer mot halvledarreläer har ett antal fördelar. En större möjlighet till övervakning och reläer kombineras med säkringar. Att använda ett halvledarrelä som huvudrelä till startmotorn eliminerar där- emot inte behovet av en solenoid som slår till drevet. Att byta huvudreläet på startmotorn skulle därför innebära en ganska stor merkostnad, som kan vara svår att försvara ekonomiskt. Att införa halvledarrelä som huvudrelä till startmotorn måste troligen motiveras med ökade krav på diagnos och skydd för att bli aktuellt med dagens teknik och prisbild. För övriga kraftap- plikationer i lastbilar kan halvledarreläer betraktas som ett potentiellt kon- kurrenskraftigt alternativ till konventionella reläer. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 51 11. Fortsatt arbete Strömmätningen som gjorts med BTS555 är inte alltid korrekt, till exempel vid frånslag, vilket syns i Figur 28. Detta påverkar inte styrkretsarna i denna applikation, men vid analyseringsarbete av kurvformer bör strömmätningen undersökas noggrannare. Genom att analysera utseendet på strömmen kan man avgöra vilken typ av fel som sannolikt har uppkommit eller kommer att uppkomma. Man kan till exempel avgöra om kuggarna på drevet är intakta eller ej. Vid analys av kurvformen kan det vara av intresse att korrigera för strömmätningens olinjäriteter vilket inte gjorts i detta arbete eftersom det endast är väl bestämda punkter som är relevanta. Om man skall uppnå god precision bör man implementera korrigering för temperatur och vilken ström som går – för att bättre uppskatta strömomsätt- ningen. Det innebär en ökande merkostnad och har inte varit försvarbart ef- tersom strömmätningen bara har en skyddande funktion. Konstruktionen på styrkretsarna är lösta med hjälp av hårdvara. Detta har både för och nackdelar. En fördel är att inga buggar i ”programmet” finns och nackdelarna är att komponenter tar plats, åldras och har svårare att kommunicera med andra delar i systemet. Uppgiften lämpar sig bra för att implementeras med hjälp av en mikroprocessor. Vilket troligtvis är en bra lösning om kurvformer ska analyseras. Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 52 12. Referenser [1] Teknisk rapportering för teknologer, Gerd Eng och Ingemar Johansson, Chalmers, Göteborg [2] Results from winter test, engineering Report, Anders Gustavsson, 2001- 04-17, ER-217328 [3] Farnell, Datasheet BTS555, http://www.farnell.com/datasheets/33632.pdf, 2003-06-13. [4] Physics Handbook, Carl Nordling, Jonny Österman, studentlitteratur, 1996, 5e upplagan, ISBN: 91-44-16575-7 [5] Elfa, Produktinformation LM339N LM339M LM2901M LM2901N, http://www.elfa.se/pdf/73/730/07301500.pdf, 2002-06-18. [6] Elfa, Produktinformation SA555N NE555D NA555N SA555D, http://www.elfa.se/pdf/73/730/07304116.pdf, 2002-06-07. [7] Elfa, produktinformation, diod 12F10 http://www.elfa.se/pdf/70/07014558.pdf [8] Säve Flygplats, ESGP, MET-reports tisdagen den 14:e oktober 2003,via Svenska Ballong Federationen, http://www.ballong.org [9] Farnell, Datasheet IRF1404, http://www.farnell.com/datasheets/34020.pdf, 2003-11-05. [10] Farnell, Datasheet IR2125, http://www.farnell.com/datasheets/13017.pdf, 2003-11-05 [11] Arrow Electronics, Janne Tägt 08-56265640, 2003-11-10 [12] Metallvaruhuset, Göteborg, 031-742 10 70, 2003-11-12 Halvledare för höga strömmar i fordon _____________________________________________________________ 53 13. Instrumentreferenser {1} Tångampereprob, Fluke, TAM0007 {2} Strömshunt, 200 A, nr: VLAB 26342,A3 CSS60165 {3} Oscilloskop, Fluke, Avd 26323, KOS60468 {4} Last, DIGATRON Model no: BTR 1500/100-15/36, Serial no: 0281196, VLAB 26342,A3 PRA60422 {5} Oscilloskop, Textronix THS 720A {6} Oscilloskop, Textronix THS 720A {7} Oscilloskop, Yokogava 708E, KOS00405 {8} Tångapereprob, Fluke, Avd 26323, TAM60467 {9} LEM LT 500-S {10} LEM LT 505-S {11} Strömshunt, 100mV / 1000 A {12} Signalgenerator, Thurlby Thandar Instruments, TG 1010, AVD 26793,A3 TGF00012 13.1. Instrument som används men ej refererat till {13} Oscilloskop, Fluke, AVD 26390,A3 {14} Nätaggregat, Powerbox 3 000, VLAB 26342,A3 LAG60101 {15} Nätaggregat, Power Ten inc. Model no: 163D-30220, Serial no: 1006078 {16} Oscilloskop, Yokogava, Avd 26793, A3 {17} Testofon 3000 Bilaga 1 Tabell 1 Specifikationer startmotor Maximal krankström 1150 A Maximal initialström 2000 A Max tid för initialström 10 ms Maximal kranktid 10 s Lägsta startström 600 A1 Minsta tid mellan startförsök 2.5 min Resistans startmotor D12 5.69mΩ Induktans startmotor D12 17.9µH Resistans startmotor D16 3.5mΩ Induktans startmotor D16 16.4µH Tabell 2 Specifikationer övriga laster. Strömspik [A] Kontinuerlig ström [A] Last Nom . Max.. Anm. Nom. Max. Anm. Hytt 100 200 Max 2 min 10 50 Min 5 A Fronten, LCM 30 125 Max 1s 5 25 Chassi, bakdel 40 125 Max 1s 5 25 12 V uttag 40 Max 5 min 5 20 Påbyggare 220 200 15 s till, 15 s från Förvärmare 225 Max 2x1 min 150 170 icke upprepande Tabell 3 Miljöspecifikationer Min. temperatur °C - 40 Max. temperatur °C 85 Vibrationer 4G 1 Gissat värde, som visade sig inte stämma PROFET® Data Sheet BTS555 Infineon Technologies AG 1 of 16 2003-Oct-01 Smart Highside High Current Power Switch Reversave Reversave • Reverse battery protection by self turn on of power MOSFET Features • Overload protection • Current limitation • Short circuit protection • Overtemperature protection • Overvoltage protection (including load dump) • Clamp of negative voltage at output • Fast deenergizing of inductive loads 2) • Low ohmic inverse current operation • Diagnostic feedback with load current sense • Open load detection via current sense • Loss of Vbb protection3) • Electrostatic discharge (ESD) protection Application • Power switch with current sense diagnostic feedback for 12 V and 24 V DC grounded loads • Most suitable for loads with high inrush current like lamps and motors; all types of resistive and inductive loads • Replaces electromechanical relays, fuses and discrete circuits General Description N channel vertical power FET with charge pump, current controlled input and diagnostic feedback with load current sense, integrated in Smart SIPMOS chip on chip technology. Providing embedded protective functions. IN Charge pump Level shifter Rectifier Limit for unclamped ind. loads Gate protection Current limit 2 Overvoltage protection + Vbb PROFET  OUT 3 & Tab 1, 5 Load GND Load Output Voltage detection RIS IS 4 I IS IL VIS I IN Logic GND Voltage sensor Voltage source Current Sense LogicESD Temperature sensor R bb VIN 1 ) Due to the different lead frame geometry Ron @25°C is 0.3 mΩ higher in staggered than in straight version, and accordingly for other temperatures. 2 ) With additional external diode. 3) Additional external diode required for energized inductive loads (see page 9). Product Summary Overvoltage protection Vbb(AZ) 62 V Output clamp VON(CL) 44 V Operating voltage Vbb(on) 5.0 ... 34 V On-state resistance RON1) 2.5 mΩ Load current (ISO) IL(ISO) 165 A Short circuit current limitation IL(SCp) 520 A Current sense ratio IL : IIS 30 000 TO-218AB/5 TO-218AB-5-1 5 1 Straight leads Staggered leads Data Sheet BTS555 Infineon Technologies AG 2 2003-Oct-01 Pin Symbol Function 1 OUT O Output to the load. The pins 1 and 5 must be shorted with each other especially in high current applications!4) 2 IN I Input, activates the power switch in case of short to ground 3 Vbb + Positive power supply voltage, the tab is electrically connected to this pin. In high current applications the tab should be used for the Vbb connection instead of this pin5). 4 IS S Diagnostic feedback providing a sense current proportional to the load current; zero current on failure (see Truth Table on page 7) 5 OUT O Output to the load. The pins 1 and 5 must be shorted with each other especially in high current applications!4) Maximum Ratings at Tj = 25 °C unless otherwise specified Parameter Symbol Values Unit Supply voltage (overvoltage protection see page 4) Vbb 40 V Supply voltage for full short circuit protection, (EAS limitation see diagram on page 9) Tj,start =-40 .+150°C: Vbb 34 V Load current (short circuit current, see page 5) IL self-limited A Load dump protection VLoadDump = UA + Vs, UA = 13.5 V RI6) = 2 Ω, RL = 0.1 Ω, td = 200 ms, IN, IS = open or grounded VLoad dump7) 80 V Operating temperature range Storage temperature range Tj Tstg -40 ...+150 -55 ...+150 °C Power dissipation (DC), TC ≤ 25 °C Ptot 360 W Inductive load switch-off energy dissipation, single pulse Vbb = 12V, Tj,start = 150°C, TC = 150°C const., IL = 20 A, ZL = 15 mH, 0 Ω, see diagrams on page 10 EAS 3 J Electrostatic discharge capability (ESD) Human Body Model acc. MIL-STD883D, method 3015.7 and ESD assn. std. S5.1-1993, C = 100 pF, R = 1.5 kΩ VESD 4.0 kV Current through input pin (DC) Current through current sense status pin (DC) see internal circuit diagrams on page 7 and 8 IIN IIS +15 , -250 +15 , -250 mA 4) Not shorting all outputs will considerably increase the on-state resistance, reduce the peak current capability and decrease the current sense accuracy 5) Otherwise add up to 0.5 mΩ (depending on used length of the pin) to the RON if the pin is used instead of the tab. 6) RI = internal resistance of the load dump test pulse generator. 7) VLoad dump is setup without the DUT connected to the generator per ISO 7637-1 and DIN 40839. Data Sheet BTS555 Infineon Technologies AG 3 2003-Oct-01 Thermal Characteristics Parameter and Conditions Symbol Values Unit min typ max Thermal resistance chip - case: RthJC8) -- -- 0.35 K/W junction - ambient (free air): RthJA -- 30 -- Electrical Characteristics Parameter and Conditions Symbol Values Unit at Tj = -40 ... +150 °C, Vbb = 12 V unless otherwise specified min typ max Load Switching Capabilities and Characteristics On-state resistance (Tab to pins 1,5, see measurement circuit page 7) IL = 30 A, Tj = 25 °C: VIN = 0, IL = 30 A, Tj = 150 °C: RON 1) -- -- 1.9 3.3 2.5 4.0 mΩ IL = 120 A, Tj = 150 °C: -- -- 4.0 Vbb = 6 V9), IL = 20 A, Tj = 150 °C: RON(Static) 1) -- 4.6 9.0 Nominal load current10) (Tab to pins 1,5) ISO 10483-1/6.7: VON = 0.5 V, Tc = 85 °C 11) IL(ISO) 128 165 -- A Maximum load current in resistive range (Tab to pins 1,5) VON = 1.8 V, Tc = 25 °C: see diagram on page 13 VON = 1.8 V, Tc = 150 °C: IL(Max) 520 360 -- -- -- -- A Turn-on time12) IIN to 90% VOUT: Turn-off time IIN to 10% VOUT: RL = 1 Ω , Tj =-40...+150°C ton toff 120 50 -- -- 600 200 µs Slew rate on 12) (10 to 30% VOUT ) RL = 1 Ω dV/dton 0.3 0.5 0.8 V/µs Slew rate off 12) (70 to 40% VOUT ) RL = 1 Ω -dV/dtoff 0.3 0.7 1 V/µs 8) Thermal resistance RthCH case to heatsink (about 0.25 K/W with silicone paste) not included! 9) Decrease of Vbb below 10 V causes slowly a dynamic increase of RON to a higher value of RON(Static). As long as VbIN > VbIN(u) max, RON increase is less than 10 % per second for TJ < 85 °C. 10) not subject to production test, specified by design 11) TJ is about 105°C under these conditions. 12) See timing diagram on page 14. Data Sheet BTS555 Infineon Technologies AG 4 2003-Oct-01 Parameter and Conditions Symbol Values Unit at Tj = -40 ... +150 °C, Vbb = 12 V unless otherwise specified min typ max Inverse Load Current Operation On-state resistance (Pins 1,5 to pin 3) VbIN = 12 V, IL = - 30 A Tj = 25 °C: see diagram on page 10 Tj = 150 °C: RON(inv) 1) -- 1.9 3.3 2.5 4.0 mΩ Nominal inverse load current (Pins 1,5 to Tab) VON = -0.5 V, Tc = 85 °C11 IL(inv) 128 165 -- A Drain-source diode voltage (Vout > Vbb) IL = - 20 A, IIN = 0, Tj = +150°C -VON -- 0.6 0.7 V Operating Parameters Operating voltage (VIN = 0) 13) Vbb(on) 5.0 -- 34 V Undervoltage shutdown 14) VbIN(u) 1.5 3.0 4.5 V Undervoltage start of charge pump see diagram page 15 VbIN(ucp) 3.0 4.5 6.0 V Overvoltage protection15) Tj =-40°C: Ibb = 15 mA Tj = 25...+150°C: VbIN(Z) 60 62 -- 66 -- -- V Standby current Tj =-40...+25°C: IIN = 0 Tj = 150°C: Ibb(off) -- -- 15 25 25 50 µA 13) If the device is turned on before a Vbb-decrease, the operating voltage range is extended down to VbIN(u). For the voltage range 0..34 V the device is fully protected against overtemperature and short circuit. 14) VbIN = Vbb - VIN see diagram on page 7. When VbIN increases from less than VbIN(u) up to VbIN(ucp) = 5 V (typ.) the charge pump is not active and VOUT ≈Vbb - 3 V. 15) See also VON(CL) in circuit diagram on page 8. Data Sheet BTS555 Infineon Technologies AG 5 2003-Oct-01 Parameter and Conditions Symbol Values Unit at Tj = -40 ... +150 °C, Vbb = 12 V unless otherwise specified min typ max Protection Functions16) Short circuit current limit (Tab to pins 1,5)17) VON = 12 V, time until shutdown max. 300 µs Tc =-40°C: Tc =25°C: Tc =+150°C: IL(SCp) 200 200 300 320 400 480 550 620 650 A Short circuit shutdown delay after input current positive slope, VON > VON(SC) min. value valid only if input "off-signal" time exceeds 30 µs td(SC) 80 -- 300 µs Output clamp 18) IL= 40 mA: (inductive load switch off) -VOUT(CL) 14 17 20 V Output clamp (inductive load switch off) at VOUT = Vbb - VON(CL) (e.g. overvoltage) IL= 40 mA VON(CL) 40 44 47 V Short circuit shutdown detection voltage (pin 3 to pins 1,5) VON(SC) -- 6 -- V Thermal overload trip temperature Tjt 150 -- -- °C Thermal hysteresis ∆Tjt -- 10 -- K Reverse Battery Reverse battery voltage 19) -Vbb -- -- 16 V On-state resistance (Pins 1,5 to pin 3) Tj = 25 °C: Vbb = -12V, VIN = 0, IL = - 30 A, RIS = 1 kΩ Tj = 150 °C: RON(rev) 1) -- 2.3 3.9 3.0 4.7 mΩ Integrated resistor in Vbb line Tj = 25 °C: Tj = 150 °C: Rbb 90 105 110 125 135 150 Ω 16) Integrated protection functions are designed to prevent IC destruction under fault conditions described in the data sheet. Fault conditions are considered as “outside” normal operating range. Protection functions are not designed for continuous repetitive operation. 17 ) Short circuit is a failure mode. The device is not designed to operate continuously into a short circuit by permanent resetting the short circuit latch function. The lifetime will be reduced under such conditions. 18) This output clamp can be "switched off" by using an additional diode at the IS-Pin (see page 8). If the diode is used, VOUT is clamped to Vbb- VON(CL) at inductive load switch off. 19) The reverse load current through the intrinsic drain-source diode has to be limited by the connected load (as it is done with all polarity symmetric loads). Note that under off-conditions (IIN = IIS = 0) the power transistor is not activated. This results in raised power dissipation due to the higher voltage drop across the intrinsic drain-source diode. The temperature protection is not active during reverse current operation! Increasing reverse battery voltage capability is simply possible as described on page 9. Data Sheet BTS555 Infineon Technologies AG 6 2003-Oct-01 Parameter and Conditions Symbol Values Unit at Tj = -40 ... +150 °C, Vbb = 12 V unless otherwise specified min typ max Diagnostic Characteristics Current sense ratio, IL = 120 A,Tj =-40°C: static on-condition, Tj =25°C: kILIS = IL : IIS, Tj =150°C: VON < 1.5 V20), IL = 30 A,Tj =-40°C: VIS 4.0 V Tj =150°C: (see diagram on page 10) IL = 16 A,Tj =-40°C: Tj =25°C: Tj =150°C: IL = 12 A,Tj =-40°C: Tj =25°C: Tj =150°C: kILIS 25 000 26 000 24 000 25 000 25 000 23 000 24 000 24 000 23 000 23 000 23 000 23 000 29 000 28 500 26 500 31 200 30 200 27 200 33 500 31 500 27 500 40 500 40 500 29 000 34 000 32 000 29 000 40 000 35 000 31 500 48 000 40 000 32 000 61 000 45 000 34 000 IIS=0 by IIN =0 (e.g. during deenergizing of inductive loads): Sense current saturation IIS,lim 6.5 -- -- mA Current sense leakage current IIN = 0, VIS = 0: VIN = 0, VIS = 0, IL ≤ 0: IIS(LL) IIS(LH) -- -- -- 2 0.5 -- µA Current sense settling time21) ts(IS) -- -- 500 µs Overvoltage protection Tj =-40°C: Ibb = 15 mA Tj = 25...+150°C: VbIS(Z) 60 62 -- 66 -- -- V Input Input and operating current (see diagram page 13) IN grounded (VIN = 0) IIN(on) -- 0.8 1.5 mA Input current for turn-off22) IIN(off) -- -- 40 µA 20) If VON is higher, the sense current is no longer proportional to the load current due to sense current saturation, see IIS,lim . 21) not subject to production test, specified by design 22) We recommend the resistance between IN and GND to be less than 0.5 kΩ for turn-on and more than 500kΩ for turn-off. Consider that when the device is switched off (IIN = 0) the voltage between IN and GND reaches almost Vbb. Data Sheet BTS555 Infineon Technologies AG 7 2003-Oct-01 Truth Table Input current Output Current Sense Remark level level IIS Normal operation L H L H 0 nominal =IL / kilis, up to IIS=IIS,lim Very high load current H H IIS, lim up to VON=VON(Fold back) IIS no longer proportional to IL Current- limitation H H 0 VON > VON(Fold back) if VON>VON(SC), shutdown will occure Short circuit to GND L H L L 0 0 Over- temperature L H L L 0 0 Short circuit to Vbb L H H H 0 5V. If you want to measure load currents up to IL(M), RIS should be less than ilisML bb KI VV / 5 )( − . Note: For large values of RIS the voltage VIS can reach almost Vbb. See also overvoltage protection. If you don't use the current sense output in your application, you can leave it open. Short circuit detection Fault Condition: VON > VON(SC) (6 V typ.) and t> td(SC) (80 ...300 µs). Short circuit detection Logic unit + Vbb OUT VON Inductive and overvoltage output clamp + Vbb OUT PROFET VZ1 VON DS IS VOUT VZG VON is clamped to VON(Cl) = 42 V typ. At inductive load switch-off without DS, VOUT is clamped to VOUT(CL) = -17 V typ. via VZG. With DS, VOUT is clamped to Vbb - VON(CL) via VZ1. Using DS gives faster deenergizing of the inductive load, but higher peak power dissipation in the PROFET. In case of a floating ground with a potential higher than 19V referring to the OUT – potential the device will switch on, if diode DS is not used. Overvoltage protection of logic part + Vbb VOUT IN bbR Signal GND Logic PROFET VZ,IS RIS INR IS VZ,IN RV VZ,VIS Rbb = 120 Ω