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GERY022 December 2024 AMC0106M05 , AMC0106M25 , AMC0136 , AMC0311D , AMC0311S , AMC0386 , AMC0386-Q1 , AMC1100 , AMC1106M05 , AMC1200 , AMC1200-Q1 , AMC1202 , AMC1203 , AMC1204 , AMC1211-Q1 , AMC1300 , AMC1300B-Q1 , AMC1301 , AMC1301-Q1 , AMC1302-Q1 , AMC1303M2510 , AMC1304L25 , AMC1304M25 , AMC1305M25 , AMC1305M25-Q1 , AMC1306M05 , AMC1306M25 , AMC1311 , AMC1311-Q1 , AMC131M03 , AMC1336 , AMC1336-Q1 , AMC1350 , AMC1350-Q1 , AMC23C12 , AMC3301 , AMC3330 , AMC3330-Q1

1
Einführung
Einführung in die isolierte Signalkette
1. Vergleich isolierter Verst?rker und isolierter Modulatoren
  1. Kurzfassung
  2. Einführung in isolierte Verst?rker
  3. Einführung in isolierte Modulatoren
  4. Leistungsvergleich zwischen isolierten Verst?rkern und isolierten Modulatoren
  5. Isolierte Modulatoren in Traktionsumrichtern
  6. Isolierte Verst?rker und Modulatoren, Empfehlungen
  7. Fazit
2. Die ersten Isolationsverst?rker von TI mit extrem breiten Luft- und Kriechstrecken
  1. Anwendungshinweis
Auswahlb?ume
Strommessung
1. Shunt-Widerstandsauswahl für isolierte Datenwandler
  1. 17
2. Designüberlegungen für die isolierte Strommessung
  1. 19
  2. Fazit
  3. Quellennachweise
  4. Verwandte Websites
3. Isolierte Strommessschaltung mit ±50?mV-Eingang und unsymmetrischem Ausgang
  1. 24
4. Isolierte Strommessschaltung mit ±50?mV-Eingang und Differenzausgang
  1. 26
5. Isolierte Strommessschaltung mit ±250?mV Eingangsbereich und unsymmetrischer Ausgangsspannung
  1. Designziele
  2. Designbeschreibung
  3. Designhinweise
  4. Designschritte
  5. Design-Simulationen
  6. DC-Simulationsergebnisse
  7. Ergebnisse der AC-Simulation im geschlossenen Regelkreis
  8. Ergebnisse der Transienten-Simulation
  9. Designreferenzen
  10. Design empfohlener isolierter Verst?rker
  11. Design Alternativer Isolierter Verst?rker
6. Isolierter Strommessschaltkreis mit ±250?mV-Eingang und Differenzausgang
  1. Designziele
  2. Designbeschreibung
  3. Designhinweise
  4. Designschritte
  5. Design-Simulationen
  6. DC-Simulationsergebnisse
  7. Ergebnisse der Closed-Loop-AC-Simulation
  8. Ergebnisse der Transienten-Simulation
  9. Designreferenzen
  10. Vorgestellte Operationsverst?rker
  11. Design alternativer Operationsverst?rker
7. Isolierter überstromschutzschaltkreis
  1. 52
8. Anschluss eines Differenzialausgangsverst?rkers (isoliert) an einen A/D-Wandler mit unsymmetrischem Eingang
  1. 54
9. Verwendung von AMC3311 zur Stromversorgung des AMC23C11 für isolierte Sensorik und Fehlererkennung
  1. Anwendungshinweis
10. Isolierte Strommessschaltung mit Frontend-Verst?rkungsstufe
  1. 58
11. Genauigkeitsvergleich von isolierten Shunt- und Geschlossener Regelkreis-Strommessungen
  1. 60
Spannungserfassung
EMI-Leistung
1. Beste EMI-Leistung in ihrer Klasse bei Strahlungsemissionen mit isolierten Verst?rkern
2. Bew?hrte Methoden zur D?mpfung von EMI-St?rstrahlungen der AMC3301-Familie
  1. Kurzfassung
  2. Einführung
  3. Auswirkungen der Eingangsanschlüsse auf die Strahlungsemissionen der AMC3301-Familie
  4. D?mpfung der Strahlungsemissionen der AMC3301-Familie
    1. Ferritperlen und Gleichtaktdrosseln
    2. Leiterplatten-Schaltpl?ne und bew?hrte Methoden für das Layout für die AMC3301-Familie
  5. Verwendung mehrere AMC3301-Ger?te
    1. Bausteinausrichtung
    2. Bew?hrte Methoden für das Leiterplatten-Layout für mehrere AMC3301
  6. Fazit
  7. Tabelle der AMC3301-Familie
Endger?te
1. Vergleich von isolierten Shunt- und Hall-basierten Strommessl?sungen in Hybrid- und Elektrofahrzeugen
  1. 128
2. Designüberlegungen für die Strommessung in DC-EV-Ladeanwendungen
  1. Kurzfassung
  2. Einführung
    1. DC-Ladestation für Elektrofahrzeuge
    2. Auswahl der Strommesstechnologie und ?quivalentes Modell
      1. Strommessung mit Shunt-basierter L?sung
      2. ?quivalenzmodell der Sensortechnologie
  3. Strommessung in AC/DC-Wandlern
    1. Grundlegende Hardware und Steuerungsbeschreibung von AC/DC
      1. AC Stromregelkreise
      2. Gleichspannungsregelkreis
    2. Punkt A und B – AC/DC AC-Phasenstrommessung
      1.        Auswirkungen der Bandbreite
        
                Station?re Zustandsanalyse: Grund- und Nulldurchgangs-Str?me
        
                Transientenanalyse: Sprungleistung und Spannungseinbruchverhalten
      2. Auswirkungen der Latenz
        
        Fehleranalyse: Kurzschluss im Stromnetz
      3.        Auswirkungen des Verst?rkungsfehlers
        
                Spannungsst?rung in AC/DC durch Verst?rkungsfehler
        
                AC/DC-Antwort auf durch Verst?rkungsfehler verursachte Stromversorgungsst?rung
      4. Auswirkungen des Offset
    3. Punkt C und D – AC/DC DC-Link-Strommessung
      1. Auswirkungen der Bandbreite auf die Feed-Forward-Leistung
      2. Auswirkungen der Latenz auf den Schutz der Leistungsschalter
      3. Auswirkungen des Verst?rkungsfehlers auf die Leistungsmessung
        
        Transientenanalyse: Feed Forward in Punkt D
      4. Auswirkungen des Offset
    4. Zusammenfassung der positiven und negativen Punkte an den Punkten A, B, C1/2 und D1/2 sowie Produktvorschl?ge
  4. Strommessung in DC/DC-Wandlern
    1. Grundlegendes Funktionsprinzip eines isolierten DC/DC-Wandlers mit Phasenverschiebungssteuerung
    2. Punkt E, F – DC/DC-Strommessung
      1. Auswirkungen der Bandbreite
      2. Auswirkungen des Verst?rkungsfehlers
      3. Auswirkung des Offsetfehlers
    3. Punkt G – DC/DC-Tankstrommessung
    4. Zusammenfassung der Sensorpunkte E, F, G und Produktvorschl?ge
  5. Fazit
  6. Quellennachweise
3. Verwendung isolierter Komparatoren zur Fehlererkennung in Elektromotorantrieben
4. Diskrete DESAT für optokompatible isolierte Gate-Treiber UCC23513 in Motorantrieben
  1. Kurzfassung
  2. Einführung
  3. Systemherausforderung bei isolierten Gate-Treibern mit integriertem DESAT
  4. Systemansatz mit UCC23513 und AMC23C11
    1. Systemübersicht und Schlüsselspezifikation
    2. Schaltplandesign
      1. Schaltplan
      2. Konfigurieren des VCE(DESAT)-Schwellenwerts und des DESAT-Bias-Strom
      3. DESAT-Ausblendzeit
      4. DESAT Deglitch-Filter
    3. Referenz-Platinenlayout
  5. Simulations- und Testergebnisse
    1. Simulationsschaltung und Ergebnisse
      1. Simulationsschaltung
      2. Simulationsergebnisse
    2. Testergebnisse mit 3-Phasen-IGBT-Inverter
      1. IGBT-Bremsprüfung
      2. Testergebnisse mit einem 3-Phasen-Inverter mit Phase-zu-Phase-Kurzschluss
  6. Zusammenfassung
  7. Quellennachweise
5. Isolierte Spannungserfassung in AC-Motorantrieben
  1. Einführung
  2. Fazit
  3. Quellennachweise
6. Hochleistungsf?hige isolierte Strom- und Spannungsmessung in Server-Netzteilen
  1. Anwendungshinweis
Zus?tzliche Referenzdesigns/Schaltkreise
1. Entwicklung einer Bootstrap-Ladepumpen-Stromversorgung für einen isolierten Verst?rker
  1. Zusammenfassung
  2. Einführung
  3. Bootstrap StromversorgungenDesign
    1. Auswahl des Ladungspumpenkondensators
    2. Simulation in TINA-TI
    3. Hardware-Test mit AMC1311-Q1
  4. Zusammenfassung
  5. Referenz
2. Taktflankenverz?gerungskompensation mit isolierten Modulatoren Digitale Schnittstelle zu MCUs
  1. Zusammenfassung
  2. Einführung
  3. Design-Herausforderung durch Timing-Spezifikationen für digitale Schnittstellen
  4. Designansatz mit Taktflankenverz?gerungskompensation
  5. Test und Validierung
    1. Prüfausrüstung und Software
    2. Testen der Taktsignalkompensation mit softwarekonfigurierbarer Phasenverz?gerung
      1. Testeinrichtung
      2. Test-Messergebnisse
    3. Testen der Taktsignalkompensation durch Taktumkehr an der MCU
      1. Testeinrichtung
      2.        Test-Messergebnisse
        
                Testergebnis – Keine Taktumkehr des Takteingangs bei GPIO123
        
                Testergebnis – Taktumkehr des Takteingangs bei GPIO123
    4. Validierung des Timings digitaler Schnittstellen durch Berechnungstool
  6. Fazit
  7. Quellennachweise
3. Verwendung von AMC3311 zur Stromversorgung des AMC23C11 für isolierte Sensorik und Fehlererkennung
  1. Anwendungshinweis

Designschritte

Bestimmen Sie die übertragungsgleichung anhand des Eingangsstrombereichs und der festen Verst?rkung des Isolationsverst?rkers.
$V_{O U T} = I_{i n} \times R_{s h u n t} \times 8.2$
Bestimmen Sie den maximalen Shunt-Widerstandswert.
$R_{S H U N T} = \frac{V_{i n M a x}}{I_{i n M a x}} = \frac{250 m V}{10 A} = 25 m Ω$
Bestimmen Sie die minimale Verlustleistung des Shunt-Widerstands.
$P o w e r R_{S H U N T} = {I_{i n M a x}}^{2} \times R_{S H U N T} = 100 A \times . 025 Ω = 2.5 W$
Zur Anbindung an einen 3,3 V-A/D-Wandler k?nnen der AMC3301 und der TLV9002 beide mit 3,3 V-Versorgungsspannungen betrieben werden, sodass eine einzelne Stromversorgung verwendet werden kann.
Kanal 1 von TLV9002 wird verwendet, um die 1,65 V-Gleichtaktspannung des unsymmetrischen Ausgangs von Kanal 2 einzustellen. Mit einer 3,3 V-Stromversorgung kann ein einfacher Widerstandsteiler verwendet werden, um 3,3 V auf 1,65 V zu teilen. Unter Verwendung von 1 kΩ für R2 kann R1 mit der folgenden Gleichung berechnet werden.
$R_{1} = \frac{V_{D D} \times R_{2}}{V_{C M}} - R_{2} = \frac{5 V \times 1000 Ω}{2.5 V} - 1000 Ω = 1000 Ω$
Der TLV9002 ist ein Rail-to-Rail-Operationsverst?rker. Der Ausgang des TLV9002 kann jedoch maximal 55 mV von seinen Versorgungsschienen schwingen. Um diese Anforderung zu erfüllen, sollte der unsymmetrische Ausgang des TLV9002 von 55 mV auf 3,245 V (3,19 Vpk-PK) schwingen.
Die Ausg?nge V_OUTP und V_OUTN des AMC3301 sind 2,05 Vpk-pk, 180 Grad phasenverschoben und weisen eine Gleichtaktspannung von 1,44 V auf. Daher betr?gt der Differenzausgang ±2,05 V oder 4,1 Vpk-pk.
Damit die Ausgangsbeschr?nkungen von TLV9002 nicht unterschritten werden, muss die Ausgangsspannung von AMC3301 um den Faktor 3,19/4,1 ged?mpft werden. Bei R₃ = R₄ und R₅ = R₆kann für die Berechnung von R ₅ und R₆ die folgende übertragungsfunktion für die Differenzstufe zur unsymmetrischen Stufe verwendet werden.
$V_{O U T_T L V} = (V_{O U T P} - V_{O U T N}) \times (\frac{R_{5,6}}{R_{3,4}}) + V_{C M}$
Unter Verwendung des zuvor berechneten Ausgangsspannungshubs des TLV9002 und wenn R₃ und R₄ auf 10 kΩ gesetzt werden, k?nnen R₅ und R₆ mit der folgenden Gleichung auf 7,78 kΩ berechnet werden.
$3.245 = (2.465 V - 415 m V) \times (\frac{R_{5,6}}{10 k Ω}) + 1.65$
Mit standardm??igen Widerstandswerten von 0,1 % kann ein 7,77 kΩ verwendet werden. Dadurch wird ein maximaler Ausgangsspannungshub innerhalb der Grenzen des TLV9002 erreicht.
Die Kondensatoren C1 und C2 sind parallel zu den Widerst?nden R5 und R6 angeordnet, um den Inhalt hoher Frequenzen zu begrenzen. Bei R₅ = R₆ und C₁ = C₂ kann die Grenzfrequenz mit der folgenden Gleichung berechnet werden.
$f_{c} = \frac{1}{2 \times π \times R_{5,6} \times C_{1,2}}$
Wenn C1 = C2 = 1 nF und R5 = R6 = 7780 Ω, kann die Grenzfrequenz auf 20,45 kHz berechnet werden.
$f_{c} = \frac{1}{2 \times π \times 7780 Ω \times 1 n F} = 20.45 k H z$