Ich weiß genau, dass das Bauteil auf keinem Schaltplan verzeichnet ist, aber es sendet trotzdem.

Eine Analyse des Schaltplans ergibt keine Evidenz für die Existenz dieses Geräts. Gemäß der vorliegenden Stückliste ist er unter Mechanik aufgeführt. In der thermischen Simulation erweist er sich als außerordentlich leistungsfähig. Im Messlabor stellt er den Grund dar, warum eine sorgfältig ausgelegte Filterkette eine Leistung von lediglich circa 50 dB erbringt.

In vorliegendem Text wird der Kühlkörper thematisiert.

In den vorangegangenen Beiträgen dieser Serie wurden die EMV-Entscheidungen auf Systemebene, die Magnetik im LCL-Filter und das Gate-Treiber-Design erörtert. Die drei Verfahren fokussieren auf Bauteile, die im Schaltplan evident sind. Die vorliegende Analyse kommt zu dem Schluss, dass der Kühlkörper nicht der Auslöser für die vorliegenden Probleme ist. Aus diesem Grund wird er in der vorliegenden Auslegung selten mit berücksichtigt. Hinsichtlich der elektrischen Eigenschaften ist festzustellen, dass er keinesfalls als passiv zu bezeichnen ist.

Im Folgenden wird eine vollständige Berechnung durchgeführt, die sich auf die Zahlen des ampareq Gen 3 stützt. Für eine eigenständige Nachrechnung sind fünf Formeln und ein Zeitraum von zehn Minuten zu veranschlagen.

Im ersten Schritt wird ein Isolator in einen Kondensator umgewandelt.

Ein Leistungshalbleiter im TO-247-Gehäuse weist auf seiner Rückseite eine metallische Fläche auf, die elektrisch am Drain hängt. Es wurde festgestellt, dass es sich um einen Knoten handelt, der bei jedem Schaltvorgang die volle Zwischenkreisspannung aufweist. Zwischen dieser Fläche und dem geerdeten Kühlkörper befindet sich die Isolierschicht.

Ein Dielektrikum zwischen zwei leitenden Flächen wird als Plattenkondensator bezeichnet. Diese ist nicht als Randerscheinung zu betrachten, sondern konstituiert die Definition des Begriffs.

C = ε0 · εr · A / d

Die Montagefläche eines TO-247 von rund 250 mm² (entspricht etwa 15,5 x 16 mm) stellt dabei den einzigen freien Parameter dar.

Im zweiten Schritt wird die Materialwahl erörtert und dargelegt, warum diese nicht als Dilemma, sondern als integraler Bestandteil des Prozesses betrachtet werden sollte.

Es besteht die Annahme, dass diese Hypothese falsch ist. Die Hypothese besagt, dass Thermik und EMV am selben Parameter in entgegengesetzte Richtungen ziehen. Die Kapazität eines Materials ist dabei abhängig von der Schichtdicke, während der Wärmewiderstand mit zunehmender Schichtdicke ansteigt. Dies erfordert eine sorgfältige Abwägung der jeweiligen Materialparameter.

Diese Hypothese ist jedoch nur unter der Bedingung korrekt, dass das Material festgehalten und die Dicke des Materials variiert wird. Im Rahmen eines Vergleichs von Materialien kann die Dicke eliminiert werden.

Die Gleichung C·Rth lässt sich folgendermaßen aufschreiben:

(ε0 · εr · A / d) · (d / (λ · A)) = ε0 · εr / λ

Letztlich manifestiert sich die reine Materialgüte in der Form von εr/λ. Die Reduktion der Dimensionen erweist sich als vorteilhaft, und zwar in Bezug auf beide Achsen simultan.

Die Messungen ergaben, dass Aluminiumnitrid eine rund 32-mal bessere Leistung aufweist als das Silikonpad und etwa 440-mal besser als Kapton. Bei praxisüblichen Dicken werden gleichzeitig der niedrigste Wärmewiderstand und die niedrigste Kapazität erreicht. Kapton erzielt das suboptimale Ergebnis auf beiden Achsen, obwohl es die kleinste Dielektrizitätszahl der Tabelle aufweist.

Es existiert demnach kein physikalisches Dilemma zwischen Thermik und EMV. Es wurde eine Kostenentscheidung getroffen. Beim Modell Gen 3 ist sie zugunsten von AlN gesunken, und der Rest dieses Artikels rechnet mit dieser Entscheidung. Bei der Verwendung von Polymerlagen werden zwei Nachteile simultan erworben. Diese Tatsache sollte im Vorfeld bekannt sein und nicht erst im Messlabor festgestellt werden. Der Unterschied zwischen Silikonpad und AlN ist in der Störspannung 20·log(55/19,7), also 8,9 dB, messbar. Dies entspricht einer zusätzlichen Filterstufe.

Es sei an dieser Stelle darauf hingewiesen, dass die angegebenen 0,024 K/W den reinen Materialwiderstand der Keramik repräsentieren. Unter Berücksichtigung der zwei Grenzflächen und des Wärmeleitmediums beläuft sich der reale Wert auf 0,2 bis 0,4 K/W, wobei die Grenzflächen eine signifikante Rolle spielen. Die Kapazität bleibt von diesem Sachverhalt unberührt, da die dünnen Grenzschichten in Serie einen signifikanten Kapazitätsbeitrag leisten, der eine Veränderung des Ergebnisses verhindert.

Für den Gen 3 ergibt sich daraus:

Die Berechnung ergibt einen Wert von 19,7 pF pro Transistor.

Die Kombination eines dreiphasigen Wechselrichters mit einer CLLC-Stufe resultiert in sieben Schaltknoten, die eine Verbindung zum Kühlkörper aufweisen. Die Gesamtspannung beträgt in etwa 138 pF.

Gemäß der vorliegenden Evidenz erscheint eine Kapazität von 138 pF als nicht signifikant. Ein Keramikkondensator dieser Größe ist zu einem Bruchteil des Preises eines Cents zu erwerben. Der vorliegende Unterschied besteht darin, dass dieser hier zwischen einem Knoten mit einer Sprunghöhe von 800 V und dem Schutzleiter angeordnet ist.

Im dritten Schritt wird der Kondensator zum Gleichtaktstrom umgewandelt.

i = C · du/dt

Bei einer Auslegungsflanke von 15 V/ns, wie sie SiC bei vernünftig gewähltem Gate-Widerstand liefert:

Die Berechnung ergibt einen Wert von 0,30 A, basierend auf der Annahme, dass I = 19,7 pF · 15 V/ns.

Die Messung erfolgt pro Schaltflanke und Knoten. Es handelt sich hierbei nicht um Nutzstrom. Der Strom fließt in den Kühlkörper, von wo aus er über den PE-Pfad zurück zur Quelle gelangt und dabei die Netznachbildung durchläuft.

Ein Detail, das in der Regel nicht beachtet wird, ist die Tatsache, dass in der CLLC-Vollbrücke die diagonalen Paare gemeinsam schalten. An dieser Stelle addieren sich zwei Knoten kohärent zu rund 0,6 A.

Im vierten Schritt wird der Stromwert zum Grenzwertabstand konvertiert.

An dieser Stelle wird eine Konkretisierung vorgenommen. Der Impuls ist durch eine Ladung und eine Dauer charakterisiert:

Es gilt die Beziehung zwischen der Kapazität Q und der Spannung U zu ermitteln. Diese ergibt sich zu Q = C · U = 19,7 pF · 800 V = 15,8 nC. Des Weiteren ist die Zeitkonstante τ zu bestimmen. Diese ergibt sich zu τ = U / du/dt = 800 V / 15 V/ns = 53 ns.

An dieser Stelle ist es angebracht, auf einen Aspekt hinzuweisen, bei dessen Erörterung ich bei der ersten Durchrechnung einen Fehler begangen habe. Die naheliegende Annahme ist, dass die Wiederholrate der Schaltfrequenz entspricht, also 50 kHz. Es konnte festgestellt werden, dass sie es nicht tut. Es sei darauf hingewiesen, dass innerhalb einer Schaltperiode zwei Flanken auftreten, von denen die eine eine steigende und die andere eine fallende ist. Beide Flanken erzeugen einen Impuls des Verschiebungsstroms. Die relevante Wiederholrate beträgt 100 kHz. Diese Verwechslung resultiert in einer Reduktion des Schallpegels um 6 dB, die in die falsche Richtung erfolgt.

Es wurde festgestellt, dass ein periodischer Pulszug eine spektrale Einhüllende aufweist, die bis etwa 1/(π·τ) flach verläuft und danach mit 20 dB pro Dekade fällt.

Die Frequenz f_Ecke ergibt sich aus der Formel 1 / (π · 53e-9), was einer Frequenz von 6,0 MHz entspricht.

Das gesamte kritische Band der leitungsgebundenen Messung befindet sich unterhalb dieser Ecke. Im flachen Bereich gilt:

Die Impedanz Z_(I(f)) ergibt sich aus der Produktbildung von zwei Quantitäten Q und einer Quantität f_(wdh), wobei Q eine Quantität von 15,8e-9 und f_(wdh) eine Quantität von 100e3 darstellt. Daraus ergibt sich eine Impedanz von 3,15 mA.

Die Gleichtaktimpedanz der Netznachbildung beträgt 25 Ω, was auf die Parallelschaltung von zwei 50-Ω-Zweigen zurückzuführen ist.

Die Berechnung ergibt U = 3,15 mA · 25 Ω, was einer Messgröße von 78,8 mV bzw. 97,9 dBµV entspricht.

Gemäß der Norm EN 61000-6-3 Class B liegt der entsprechende Grenzwert im Bereich von 0,5 bis 5 MHz bei 56 dBµV Quasi-Peak. Aufgrund der signifikanten Diskrepanz zwischen der Wiederholrate von 100 kHz und der Messbandbreite von 9 kHz erfolgt eine individuelle Auflösung der harmonischen Komponenten. In der Konsequenz wird die Quasi-Peak-Bewertung auf den Spitzenwert festgelegt. Eine Korrektur ist nicht erforderlich.

Der Abstand aus einem einzelnen Schaltknoten beträgt ca. 42 dB.

Es sei gestattet, die Frage aufzuwerfen, warum ausgerechnet dieses Band als Worst Case zu identifizieren ist. Unterhalb von 500 kHz ist der Grenzwert höher, er fällt von 66 auf 56 dBµV. Bei Frequenzen oberhalb von 5 MHz steigt der Wert auf 60 dBµV an, während oberhalb von 6 MHz ein Absinken der Einhüllenden zu verzeichnen ist. Es wurde festgestellt, dass die flache Einhüllende bei einer Frequenz zwischen 0,5 und 5 MHz auf den niedrigsten Grenzwert trifft. Bei einer alternativen Auswertung werden freundlichere Werte erzielt, die jedoch nicht als bemessende Werte herangezogen werden.

Im fünften Schritt ist die Bildung einer Gruppe von sieben Knoten, nicht nur eines einzelnen Knotens, erforderlich.

Eine weitere Fehlentscheidung, die häufig getroffen wird, ist das Stehenbleiben bei einem Knoten. Der Gen 3 verfügt über sieben dieser Elemente.

Die drei Wechselrichterbrücken schalten bei mittenzentrierter PWM zu verschiedenen Zeitpunkten, während die CLLC-Stufe auf ihrer eigenen Frequenz läuft. Die Beiträge sind demnach weitgehend unkorreliert und addieren sich in der Leistung.

Die Berechnung ergibt einen Wert von 8,5 dB, der durch die Multiplikation von 10 mit dem Logarithmus von 7 ergibt.

Die Berechnung ergab, dass sich die zugehörige Unsicherheit auf 106,4 dBµV beläuft.

Der Abstand für den gesamten Wandler beläuft sich auf circa 50 dB.

Unter der Annahme einer vollständig kohärenten Überlagerung, also dem theoretischen Worst Case, ergibt sich ein Aufschlag von 20·log(7) bzw. 16,9 dB. Obwohl dies in der Praxis nicht relevant ist, sollte es als obere Schranke in die Auslegung einbezogen werden.

Fünfzig Dezibel entsprechen einer Spannung von 320. Es handelt sich hierbei nicht um eine geringfügige Optimierung des Filters. Es handelt sich um einen Störpfad, der die Auslegung maßgeblich beeinflusst. Dieser Störpfad hat seinen Ursprung in einem Bauteil, das in keiner Prüfmatrix als Port geführt wird. Der Ausschlag manifestiert sich im Vorabtest und wird primär an den Positionen im Schaltplan gesucht, an denen Bauteile verzeichnet sind.

Es sei an dieser Stelle die Frage aufgeworfen, ob 106 dBµV als realistisch zu erachten sind. Ja. Veröffentlichte Rohmessungen an SiC-Wandlern dieser Leistungsklasse zeigen vor der Filterung regelmäßig einen Wert zwischen 90 und 110 dBµV. Daher weisen ernsthafte Gleichtaktfilter in dieser Klasse eine Messgröße von mehreren Millihenry auf und sind zweistufig ausgeführt. Diese Entscheidung wurde nicht aus Vorsicht, sondern aus einer pragmatischen Notwendigkeit heraus getroffen.

Im sechsten Schritt wird die Erdung nicht als Eigenschaft, sondern als Impedanz betrachtet.

Gemäß der vorliegenden Dokumentation ist der Kühlkörper geerdet. In der Realität ist das Gerät über eine Schraube und ein Stück Blech an der Gehäusemasse angeschlossen, wobei diese Anbindung eine Induktivität aufweist. Die Messung ergab, dass die Abweichung bei einer Höhe von 30 nH nur geringfügig ist.

Die Frequenz f_(res) ergibt sich aus der Gleichung

1 / (2π ·√(L · C)) = 1 / (2π ·√(30e-9 · 138e-12)) = 78 MHz.

Von entscheidender Relevanz ist die Art und Weise, wie die Geschehnisse dort dargestellt werden, wobei eine häufig zu beobachtende Fehlwahrnehmung zu vermerken ist. Gemäß der vorliegenden Literatur ist eine Serienresonanz aus L und C der Punkt minimaler Schleifenimpedanz. An dieser Stelle fließt folglich der maximale Gleichtaktstrom. Die Folge ist eine schmalbandige Emissionsspitze bei 78 MHz, die sich innerhalb des gestrahlten Messbereichs befindet, welcher bei 30 MHz seinen Anfang nimmt.

Oberhalb der Resonanz wird die Anbindung induktiv, der Kühlkörper baut ein Hochfrequenz-Potenzial gegen PE auf und wird zum getriebenen Element. Dies leitet direkt zum nächsten Punkt über.

Ein Nebeneffekt der Materialwahl, der zunächst wie ein Nachteil erscheint, ist: Die Reduktion der Kapazität resultiert in einer Verschiebung der Resonanz von 48 MHz mit Silikonpad auf 78 MHz mit AlN, was eine Annäherung an die Antennenresonanz der Struktur darstellt. In der vorliegenden Untersuchung wurde festgestellt, dass beide Effekte miteinander korrelieren. Die vorliegende Untersuchung kommt zu dem Schluss, dass der Frequenzbereich zwischen 70 und 130 MHz nicht als zwei separate Probleme, sondern als ein zusammenhängendes Problem betrachtet werden muss.

Die praktische Konsequenz zeigt sich in einer kurzen, breiten und mehrfachen Anbindung. Die Verwendung eines Flachbandes oder einer großflächigen Kontaktierung gegen die Gehäusemasse übertrifft die Effizienz einer sorgfältig dokumentierten Einzelschraube. Die Spezifikation ist mit einer Zielimpedanz zu schreiben, nicht mit dem Wort „geerdet“.

Im Rahmen des siebten Schrittes wird bei einer Frequenz von hundert Megahertz eine Transformation zum Antenneneffekt beobachtet.

Bis zu diesem Punkt repräsentierte der Kühlkörper einen Koppelpfad. Bei Frequenzen oberhalb von etwa 100 MHz kommt eine zweite Rolle hinzu, deren Form ausschließlich durch geometrische Gesetzmäßigkeiten bestimmt ist.

Für die lüfterlose Variante des ampareq Gen 3 mit einer Kühlfläche von rund 500 mal 450 mm:

Die Berechnung der Diagonalen l ergibt sich zu 0,673 m. Die Bestimmung der Resonanzfrequenz erfolgt unter Berücksichtigung der 4-fachen Wellenlänge, welche 2,69 m beträgt. Daraus ergibt sich eine Frequenz von 111 MHz.

Der Messbereich erstreckt sich von 30 MHz aufwärts. Die Frequenz von 111 MHz befindet sich folglich innerhalb des relevanten Bereichs und in unmittelbarer Nähe des UKW-Rundfunkbands. Eine Struktur, die auf ihrer Resonanzfrequenz mit Hochfrequenz (HF) gespeist wird, fungiert nicht länger als Kühlfläche, sondern als Strahler mit einem adäquaten Wirkungsgrad.

An dieser Stelle ist festzustellen, dass die passiv gekühlte Variante nicht die leise Version des Standardgeräts ist. Die vergrößerte Fläche resultiert in einer erhöhten parasitären Kapazität und führt gleichzeitig zu einer Absenkung der Antennenresonanz in den kritischen Bereich. Die Entscheidung für eine lüfterlose Konfiguration mit dem Ziel einer akustisch unauffälligen Leistung erfordert die Durchführung einer separaten Messkampagne anstelle einer Delta-Betrachtung des Standardgeräts.

Zusätzlich ist der thermische Rahmen zu berücksichtigen. Bei einer Leistung von 15 kW und einem Wirkungsgrad von 97,5 Prozent werden intern rund 450 W abgeführt, die von dieser Fläche ohne Lüfter kompensiert werden müssen. Thermik und EMV verhandeln in diesem Kontext über eine identische Geometrie. Der eigentliche Zielkonflikt im Kontext passiver Kühlung manifestiert sich demnach nicht in Bezug auf das Isoliermaterial, sondern auf die passive Kühlung selbst.

Die vorliegende Untersuchung widmet sich der Thematik der Rückwirkung, die in der Regel nicht berücksichtigt wird.

In transformatorlosen Topologien manifestiert sich ein Effekt, dessen Kosten signifikant ansteigen. Gemäß IEC 62109-2 kann der Gleichtaktstrom in die Bilanz der Fehlerstromüberwachung einbezogen werden. Die RCMU misst die Summe der Ströme, ohne dabei zwischen einem Isolationsfehler und einem kapazitiven Verschiebungsstrom zu unterscheiden.

Die Realisierung dieser Maßnahme ist dabei abhängig von der Implementierung eines effektiven Erdungskonzepts. Im Falle einer inneren Verknüpfung des Kreises über die Y-Kondensatoren zum Zwischenkreis wird die RCMU diesen nicht erkennen. Wird der externe PE genutzt, ist eine Sichtung möglich. In der Praxis dominiert in der Regel die Erdkapazität des PV-Generators, welche im Nanofaradbereich liegt und somit mehr als eine Größenordnung über den 138 pF des Kühlkörpers beträgt.

Die Hypothese, dass der Kühlkörper die alleinige Ursache darstellt, kann in diesem Fall verworfen werden. Der vorliegende Beitrag untersucht die Auswirkung ungünstiger Anlagenkonfigurationen auf die Auslöseschwelle. Dies resultiert in sporadischen Abschaltungen, deren Modulationsgrad, Temperatur und Stringlänge nicht reproduzierbar sind und daher von Servicetechnikern im Labor nicht nachvollzogen werden können.

Es soll nun erörtert werden, welche Implikationen sich aus den vorangegangenen Ausführungen für die Praxis ergeben.

Es wird empfohlen, den Kühlkörper frühzeitig als eigenständigen Port zu behandeln. Mittels einer Stromzange, die an seiner PE-Anbindung angebracht wird und im Zeitbereich synchron zur Schaltflanke aufgenommen wird, kann der Kühlpfad vom Filterproblem innerhalb von zehn Minuten getrennt werden. Der vorliegende Messaufbau stellt das ökonomischste Modell der gesamten EMV-Kampagne dar.

Die Materialwahl wird in diesem Fall als Kostenentscheidung und nicht als thermische Entscheidung getroffen. Die Kennzahl εr/λ findet sich in der Bewertungsmatrix wieder, während die Störspannungsdifferenz in dB daneben angegeben ist.

Es ist essenziell, die Berechnung nicht über einen einzelnen Schaltknoten, sondern über alle Schaltknoten hinweg durchzuführen.

Die Addition von 8,5 dB bei sieben Knoten stellt keinen Sicherheitszuschlag dar, sondern ist ein integraler Bestandteil des Ergebnisses.

Der Gate-Widerstand ist als gekoppelter Parameter zu betrachten. Er ist in den Wirkungsgradbudget, dem Derating und dem EMV-Budget berücksichtigt. Eine einseitige Optimierung auf Effizienz kann sich in Bezug auf den Kühlpfad als nachteilig erweisen.

Es wird empfohlen, die passive Kühlung als eigenständige Variante zu qualifizieren. Dies sollte durch eine dedizierte Messkampagne erfolgen, anstatt den Lüfter wegzulassen.

Warum wir das dokumentieren

In dem vorliegenden EMV-Prüflastenheft finden sich sämtliche relevanten Informationen in Form eines Anhangs. Dieser beinhaltet den vollständigen Rechenweg, einen Materialvergleich, sechs Diagnoseschritte sowie acht verbindliche Konstruktionsvorgaben. Dies ist nicht auf eine bestimmte Norm zurückzuführen, sondern darauf, dass dieser Koppelpfad in keiner Prüfmatrix als separater Port geführt wird und daher systematisch übersprungen wird.

Bei der Erstellung dieses Artikels wurden zwei eigene Rechenfehler identifiziert, die beide in dieselbe Richtung gingen: Sie waren zu optimistisch. Dies ist der Grund, warum derartige Herleitungen schriftlich festgehalten und nicht mental ausgeführt werden.

Es besteht die Möglichkeit, dass ein Gerät, das im Labor mit einer Reserve von sechs dB konform geht, diese im Feld nicht aufweist. Die Existenz eines Geräts, welches die Herkunft jedes einzelnen Dezibel veranschaulicht, ist durchaus erstrebenswert.

Der Kühlkörper fungiert als Wärmeableiter. Es wird zudem eine andere Schlussfolgerung gezogen, für die es keine Evidenz gibt.

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Der vorliegende Beitrag stellt eine Fortsetzung der EMV-Serie dar. Die vorangegangenen Teile behandeln die Topologie und Filterauslegung, die Magnetik im LCL-Filter und das Gate-Treiber-Design.*