(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
エンジンブロックに直接締結されるハウジングと、前記ハウジングに固定される冷却フィンに固定される半導体整流素子で構成されるとともに三相電機子巻線から出力される三相交流電圧を整流する整流器とを有し、
前記半導体整流素子は、高濃度のｎ+基板と、前記ｎ+基板上に形成されたＮ型耐圧層と、前記Ｎ型耐圧層の表面部に形成されたＰ型ウエル領域と、前記Ｐ型ウエル領域の表面部に形成されたｎ+領域とを有して単結晶ＳｉＣを素材として形成されるＭＯＳトランジスタからなり、
前記整流器のハイサイドスイッチをなす前記ＭＯＳトランジスタの前記ｎ+領域と前記Ｐ型ウエル領域とは短絡されてバッテリの高位端に接続され、
前記整流器のハイサイドスイッチをなす前記ＭＯＳトランジスタの前記ｎ+基板は前記三相電機子巻線に接続され、
前記整流器のローサイドスイッチをなす前記ＭＯＳトランジスタの前記ｎ+領域と前記Ｐ型ウエル領域とは短絡されて前記三相電機子巻線に接続され、
前記整流器のローサイドスイッチをなす前記ＭＯＳトランジスタの前記ｎ+基板は前記バッテリの低位端に接続されることを特徴とする車両用交流発電機。
【請求項２】
前記クランク軸によりギヤ駆動される請求項１記載の車両用交流発電機。
【請求項３】
前記整流器は、前記ＭＯＳトランジスタが搭載される冷却フィン兼用の基板と、前記基板に固着されるとともに前記整流器の内部配線及び前記ＭＯＳトランジスタを囲包する樹脂モールド部とを有する請求項１又は２記載の車両用交流発電機。
【請求項４】
エンジンブロックに直接締結されるハウジングと、前記ハウジングに固定される冷却フィンに固定される半導体整流素子で構成されるとともに三相電機子巻線から出力される三相交流電圧を整流する整流器とを有し、
前記半導体整流素子は、高濃度のｎ+基板と、前記ｎ+基板上に形成されたＮ型耐圧層と、前記Ｎ型耐圧層の表面部に形成されたＰ型ウエル領域と、前記Ｐ型ウエル領域の表面部に形成されたｎ+表面領域とを有して単結晶ＳｉＣを素材として形成されるＭＯＳトランジスタからなり、
前記ＭＯＳトランジスタは、前記発電機の電機子巻線の各出力端とバッテリの高位端とを個別に接続するハイサイドスイッチと、前記発電機の電機子巻線の各出力端とバッテリの低位端とを個別に接続するローサイドスイッチとを構成し、
前記ハイサイドスイッチは、前記Ｐウエル領域が電機子巻線側の主電極をなす前記ｎ+表面領域に接続されるとともに前記ｎ+ 基板が前記バッテリの高位端に接続されるＢ端子側冷却フィンに接合される縦型ＭＯＳパワートランジスタからなり、
前記ローサイドスイッチは、前記Ｐウエル領域が高抵抗を通じて電機子巻線側の主電極をなす前記ｎ+表面領域に接続されるとともに前記ｎ+ 基板が前記バッテリの低位端に接続される接地側冷却フィンに接合される縦型ＭＯＳパワートランジスタからなることを特徴とする車両用交流発電機。
【請求項５】
前記各ハイサイドスイッチは第１の半導体チップに集積され、前記各ローサイドスイッチは第２の半導体チップに集積される請求項４記載の車両用交流発電機。
【請求項６】
前記接地側冷却フィンは前記車両用交流発電機のハウジングに密着され、前記Ｂ端子側冷却フィンは前記接地側冷却フィンと樹脂絶縁層を挟んで一体化されている請求項４又は５記載の車両用交流発電機。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、エンジンブロックに固定される整流器付の車両用交流発電機に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来の車両用交流発電機は、そのハウジングから突出する取り付け用の突出部（ステー）の一部（普通は１個）をエンジンブロックに直接締結し、ステーの残りはエンジンブロックとは別体のブラケットを介してエンジンブロックに取り付けていた。この発電機装着方式は、ブラケットによる固有共振振動数の低減及びエンジンブロックから発電機への伝熱熱流量の低減の点で有利であるが、取り付け工程が煩雑となり、発電機取り付けのために大きな発電機設置スペースを必要とするという問題点があった。このため、中間取り付け部材であるブラケットを省略して発電機をエンジンブロックに直付けすることが提案されている。
【０００３】
一方、車両用交流発電機に用いられる整流器は、放熱板兼ブスバーとして機能する冷却フィンを電気絶縁用の樹脂部材を介してハウジングに固定されるのが通常である。
また、特開平４ー１３８０３０号公報は、整流器の半導体整流素子としてＭＯＳパワートランジスタを用いることを開示している。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
けれどもブラケットを廃した上述の発電機直付け方式は、必要スペースの節減や発電機取り付け工数の削減を実現できる利点はあるものの、以下の理由により信頼性に問題を有していた。
まず、ブラケットの廃止によりエンジンから発電機へ伝達される伝熱熱流量が増大するので、発電機特にその電機子巻線や界磁巻線や整流器が高温となってしまうという問題があった。整流器の温度低下のためにはその冷却フィンを大型化して放熱性を向上すればよいが、このような冷却フィンの大型化は発電機のハウジングに開口された冷却空気流入窓の縮小と、それによる電機子巻線及び界磁巻線の一層の温度上昇を招くという問題を派生させてしまう。
【０００５】
次に、整流器の冷却フィンは上述したように冷却効果を向上するために大型大重量であり、電気絶縁用の樹脂部材を通じて発電機のハウジングに力学的に一端支持され、冷却フィンの各部は発電機のハウジングに対して相対振動可能となっている。したがって、ブラケットの廃止によりエンジンから発電機のハウジングへ伝達される振動が増大すると、発電機のハウジングに対する冷却フィンの相対振動も増大する。この相対振動は、冷却フィンが大型大重量であるほど大きくなる。一方、この冷却フィンに接合される半導体チップと、冷却フィン又はハウジングに他部材を介して支持されてこの半導体チップに接合されるブスバー（導体バー）は、それ自体弾性を有し、半導体チップに対して相対振動可能となっている。したがって、ブラケットの廃止により発電機のハウジングに対する冷却フィンの相対振動が増大すると、半導体チップに対するブスバー（配線導体）の相対振動が増大して、その接合の耐久性に問題が生じてしまう。特に、上述の如く、整流器の冷却効果向上のために冷却フィンの大型化を図ると、上記した半導体チップとそれに接続される配線導体との接合の信頼性が低下してしまう。
【０００６】
本発明は上記問題点に鑑みなされたものであり、整流器の冷却フィンを大型化することなく、ブラケットの省略による発電機装着工程の簡素化及び発電機設置スペースの縮小を実現可能な車両用交流発電機を提供することを、その目的としている。
本発明者らは、上記目的を達成するために、ＭＯＳパワートランジスタを半導体整流素子とする整流器を採用することを考えた。ＭＯＳパワートランジスタを用いた整流器はダイオードを半導体整流素子とする整流器に比べて順方向接合損失による内部発熱がなく、抵抗損失だけであるので低温化できる可能性がある。しかし、本発明者らの解析によれば上記した従来のＭＯＳパワートランジスタ式三相全波整流器には以下の問題があることが判明した。
【０００７】
まず、車両用交流発電機では三相電機子巻線や界磁コイルの蓄積磁気エネルギ量が大きいために、それが瞬時に放出される事故に対する対策として、三相全波整流器の各半導体電力素子の耐圧をバッテリ電圧すなわち三相全波整流器の出力整流電圧の２０倍以上例えば３００Ｖ以上に設定する必要がある。更に、近時の車載電気負荷（例えばデフロスト用ヒータなど）の増大から１００Ａ以上の出力電流が要望され、このような高耐圧、大電流構造のＭＯＳパワートランジスタの電力損失はダイオードのそれと同程度となってしまい、ダイオードの代わりにわざわざ構造複雑なＭＯＳパワートランジスタを用いる意味がなくなってしまう。
【０００８】
上記したＭＯＳパワートランジスタ式三相全波整流器の問題点を図３、図４を参照して以下、更に詳細に解析する。ただし、図３はＭＯＳパワートランジスタ式三相全波整流器の一相部分を示すインバータ回路であり、図４は典型的なＭＯＳパワートランジスタの断面構造例を示す。
図３のＮチャンネルＭＯＳパワートランジスタのインバータ回路は、ハイサイドのＭＯＳパワートランジスタ１０１のドレイン電極ＤとローサイドのＭＯＳパワートランジスタ１０２のソース電極Ｓとが三相交流発電機（図示せず）の一相出力端に接続され、ローサイドのＭＯＳパワートランジスタ１０２のドレイン電極Ｄがバッテリ（図示せず）の低位端に接続され、ハイサイドのＭＯＳパワートランジスタ１０１のソース電極Ｓはバッテリの高位端に接続される。ちなみに充電時における充電電流の方向と電子の移動方向とは逆である。
【０００９】
更に、上記ＭＯＳパワートランジスタ１０１、１０２ではＰ型ウエル領域とソース電極Ｓ又はドレイン電極Ｄとの間に原理的にソース接続側の寄生ダイオードＤｓとドレイン接続側の寄生ダイオードＤｄとが図示のように生じる。
表面に反転チャンネルが形成される一導電型の半導体領域であるＰ型ウエル領域（例えば図４の１０３）への電位付与の必要からＰ型ウエル領域と、反転チャンネルにより導通される反対導電型のソース領域Ｓ（例えば図４の１０６）又はドレイン領域Ｄ（例えば図４の１０４）のどちらかとは接続することが通常行われるが、三相全波整流器の一相回路としてこのインバータ回路を用いる場合、図３に図示するように、Ｐ型ウエル領域（例えば図４では１０３）とドレイン電極Ｄ（例えば図４では１０４）とを接続するすなわちドレイン接続側の寄生ダイオードＤｄを短絡する必要がある。
【００１０】
すなわち、車両用交流発電機では、Ｐ型ウエル領域（例えば図４では１０３）とソース電極Ｓ（例えば図４では１０６）とを接続し、ソース接続側の寄生ダイオードＤｓを短絡すると、ハイサイドのＭＯＳパワートランジスタのドレイン電極Ｄに接続される発電電圧がバッテリ電圧より低下すればドレイン接続側の寄生ダイオードＤｄを通じて逆流電流が流れてしまう。同じく、ローサイドのＭＯＳパワートランジスタのソース電極Ｓに接続される発電電圧がバッテリ低位端の電位（接地電位）電圧より上昇すればドレイン接続側の寄生ダイオードＤｄを通じて逆流電流が流れてしまう。したがって、このような寄生ダイオードＤｄを通じた電流逆流を防止するためには、Ｐ型ウエル領域１０３をドレイン電極に接続して、ソース接続側の寄生ダイオードＤｓにより上記逆流を阻止する必要が生じる。結局、車両用交流発電機に用いるＭＯＳパワートランジスタのＰ型ウエル領域（例えば図４では１０３）はドレイン電極Ｄに接続する必要がある。
【００１１】
ところが、図４に示す従来の縦型チャンネルＭＯＳパワートランジスタ構造では、Ｐ型ウエル領域１０３とその表面部のＮ＋  型領域１０４とを短絡し、Ｐ型ウエル領域１０３とＮ型エピタキシャル耐圧層１０５との間のＰＮ接合の空乏層１０７をＮ型エピタキシャル耐圧層側に張り出して耐圧を稼がざるを得ない。
すなわち、上記した図４に示すＭＯＳパワートランジスタ構造で上記車両用交流発電機を構成する場合、Ｎ＋  型基板１０６をソース領域、Ｎ＋  型領域１０４をドレイン領域とせざるを得ない。しかしこのようにすると、Ｎ型耐圧層１０５の大きなソース寄生抵抗Ｒｓが実質的なソース端Ｓ’とソース電極との間に直列接続されることになる。
【００１２】
ＭＯＳトランジスタのドレイン飽和電流Ｉｄｓａｔは、しきい値電圧Ｖｔを簡単化のために無視し、Ｋを比例定数、ΔＶｇｓをゲート・ソース間電圧（Ｖｇ−Ｖｓ）、Ｖｇをゲート電圧、Ｖｓ’＝Ｖｓ＋Ｉｄｓａｔ・Ｒｓを実質的なソース端Ｓ’の電位とすれば、
【００１３】
【数１】
0003575110.tif 000002
となる。すなわち、ドレイン飽和電流（所定ゲート電圧印加時の最大電流）Ｉｄｓａｔは、Ｉｄｓａｔ・Ｒｓの分だけゲート電圧Ｖｇが低くなったことに等しいことになる。なお、基板効果によるしきい値電圧Ｖｔの変化も無視する。
【００１４】
例えばゲート電圧が＋２０Ｖ、ソース（バッテリ）電位が＋１２Ｖ、電流が１００Ａ、ソース寄生抵抗Ｒｓが０．０５オームとすれば、実際のソース電位Ｖｓ’は１７Ｖとなり、チャンネル電流はＲｓが０の場合に比べて９／６４まで低下することになる。すなわち、わずかのソース寄生抵抗Ｒｓの増加により、チャンネル電流が極端に減少することがわかる。以下、この電流減少作用言い換えればチャンネル抵抗増加作用をソース抵抗帰還効果という。
【００１５】
上記式はドレイン電流飽和領域のものであるが、同様に非飽和領域においてもＲｓの増加により同様にドレイン非飽和電流は減少する。このようなドレイン電流の減少はチャンネル抵抗の増大を意味しており、上記ソース寄生抵抗Ｒｓの増加はそれ自身による電力損失の他、チャンネル抵抗の増加による電力損失を招くので、全体として大幅な電力損失、発熱を招くことがわかる。
【００１６】
もちろん、図４のＭＯＳパワートランジスタ構造においてソース寄生抵抗Ｒｓの低減のためにＮ型耐圧層１０５を薄くすることは可能であるが、上記したように車両用交流発電機では３００Ｖといった高耐圧を必要とするので、Ｎ型耐圧層１０５を薄くすることは困難である。
すなわち、通常のシリコンＭＯＳパワートランジスタにおいて、シリコンの降伏電界強度は約３０Ｖ／μｍであり、上記３００Ｖの耐圧をＮ型耐圧層１０５だけで稼ぐとすれば、Ｎ型耐圧層１０５中の電界強度が一定と仮定しても１０μｍの厚さが必要となる。Ｎ型耐圧層１０５中の電界強度を約３０Ｖ／μｍとし、Ｎ型耐圧層１０５が３００Ｖを負担するには、実際にはその厚さを約２０μｍ以上必要とし、その不純物濃度を約１×１０１５原子／ｃｍ３  以下とせねばならない。
【００１７】
耐圧確保のためにこのような厚さ及び不純物濃度をもつＮ型耐圧層１０５を形成することは、上記したソース寄生抵抗Ｒｓの増加及びそれによる抵抗損失とともに上記したドレイン電流の減少（チャンネル抵抗の大幅な増大）を招き、その結果として、上記公報のＭＯＳパワートランジスタ式三相全波整流器は車両用交流発電機用途（すなわちリアクタンス負荷分野）において、ＰＮ接合ダイオード式三相全波整流器を凌駕することは理論的に無理であり、構造及び制御が複雑という欠点だけが残るため実用化のメリットがなかった。
【００１８】
一方、上記した図４のＭＯＳパワートランジスタ構造において、Ｎ＋  型領域１０４をソース電極、Ｎ＋  型基板１０６をドレイン電極とし、図３のようにＰ型ウエル領域１０３とＮ＋  型ドレイン領域１０６とを短絡することも考えられる。しかしながら、この方式ではＮ＋  型領域（ソース電極）１０４とＰ型ウエル領域１０３との間に上記した３００Ｖもの耐圧を確保し、ゲート電極とＰ型ウエル領域１０３及びＮ＋  型領域１０４との間の耐圧も確保することは極めて困難なことである。
【００１９】
本発明は、上記説明した理由により車両用交流発電機に用いるＭＯＳパワートランジスタは現状のシリコンＭＯＳパワートランジスタでは実施困難であること、ＭＯＳパワートランジスタ式三相全波整流器の実現には耐圧層抵抗の格段の低減が必須であること、そのためには耐圧層の厚さの格段の低減及び不純物濃度の格段の増大が必須であること、更には、このような耐圧層の厚さの格段の低減及び不純物濃度の増大は耐圧層の降伏電界強度の格段の向上を実現して始めて可能であるということの解析結果に基づいて、耐圧層の降伏電界強度の向上が実現できれば、車両用交流発電機の損失及び発熱を著しく低減できるという知見にもとづいてなされた。
【００２０】
したがって、本発明の他の目的は、従来に比べて格段に損失を低減できかつ冷却も簡単で耐熱性も良好な整流器を発電機のハウジングに取り付けることにより、整流器の冷却フィンを大型化することなく、発電機をエンジンブロックに直付け可能とすることにある。
【００２１】
【課題を解決するための手段】
本発明の第１の構成は、エンジンブロックに直接締結されるハウジングと、前記ハウジングに固定される冷却フィンに固定される半導体整流素子で構成されるとともに三相電機子巻線から出力される三相交流電圧を整流する整流器とを有し、前記半導体整流素子は、高濃度のｎ+基板と、前記ｎ+基板上に形成されたＮ型耐圧層と、前記Ｎ型耐圧層の表面部に形成されたＰ型ウエル領域と、前記Ｐ型ウエル領域の表面部に形成されたｎ+領域とを有して単結晶ＳｉＣを素材として形成されるＭＯＳトランジスタからなり、前記整流器のハイサイドスイッチをなす前記ＭＯＳトランジスタの前記ｎ+領域と前記Ｐ型ウエル領域とは短絡されてバッテリの高位端に接続され、前記整流器のハイサイドスイッチをなす前記ＭＯＳトランジスタの前記ｎ+基板は前記三相電機子巻線に接続され、前記整流器のローサイドスイッチをなす前記ＭＯＳトランジスタの前記ｎ+領域と前記Ｐ型ウエル領域とは短絡されて前記三相電機子巻線に接続され、前記整流器のローサイドスイッチをなす前記ＭＯＳトランジスタの前記ｎ+基板は前記バッテリの低位端に接続されることを特徴とする車両用交流発電機である。
【００２２】
本発明の第２の構成は、上記第１の構成において更に、この車両用交流発電機が前記クランク軸によりギヤ駆動されることを特徴としている。
本発明の第３の構成は、上記第１又は第２の構成において更に、前記整流器が、前記ＭＯＳトランジスタが搭載される冷却フィン兼用の基板と、前記基板に固着されるとともに前記整流器の内部配線及び前記ＭＯＳトランジスタを囲包する樹脂モールド部とを有することを特徴としている。
【００２３】
本発明の第４の構成は、エンジンブロックに直接締結されるハウジングと、前記ハウジングに固定される冷却フィンに固定される半導体整流素子で構成されるとともに三相電機子巻線から出力される三相交流電圧を整流する整流器とを有し、
前記半導体整流素子は、高濃度のｎ+基板と、前記ｎ+基板上に形成されたＮ型耐圧層と、前記Ｎ型耐圧層の表面部に形成されたＰ型ウエル領域と、前記Ｐ型ウエル領域の表面部に形成されたｎ+表面領域とを有して単結晶ＳｉＣを素材として形成されるＭＯＳトランジスタからなり、前記ＭＯＳトランジスタが、前記発電機の電機子巻線の各出力端とバッテリの高位端とを個別に接続するハイサイドスイッチと、前記発電機の電機子巻線の各出力端とバッテリの低位端とを個別に接続するローサイドスイッチとを構成し、
前記ハイサイドスイッチが、前記Ｐウエル領域が電機子巻線側の主電極をなす前記ｎ+表面領域に接続されるとともに前記ｎ+ 基板が前記バッテリの高位端に接続されるＢ端子側冷却フィンに接合される縦型ＭＯＳパワートランジスタからなり、
前記ローサイドスイッチが、前記Ｐウエル領域が高抵抗を通じて電機子巻線側の主電極をなす前記ｎ+表面領域に接続されるとともに前記ｎ+ 基板が前記バッテリの低位端に接続される接地側冷却フィンに接合される縦型ＭＯＳパワートランジスタからなることを特徴としている。
【００２４】
本発明の第５の構成は、上記第４の構成において更に、前記各ハイサイドスイッチが第１の半導体チップに集積され、前記各ローサイドスイッチが第２の半導体チップに集積されることを特徴としている。
本発明の第６の構成は、上記第４又は第５の構成において更に、前記接地側冷却フィンが前記車両用交流発電機のハウジングに密着され、前記Ｂ端子側冷却フィンが前記接地側冷却フィンと樹脂絶縁層を挟んで一体化されていることを特徴としている。
【００２５】
本発明の第７の構成は、電機子巻線の各出力端とバッテリの高位端とを個別に接続するハイサイドスイッチと、前記発電機の電機子巻線の各出力端とバッテリの低位端とを個別に接続するローサイドスイッチとで構成される整流器を有する車両用交流発電機において、
前記ハイサイドスイッチは、Ｐウエル領域及びｎ＋  表面領域がブスバーにより前記電機子巻線の出力端に接続されるとともにｎ＋  基板がＢ端子側冷却フィンに接合される縦型ＭＯＳパワートランジスタからなり、
前記ローサイドスイッチは、Ｐウエル領域がｎ＋  表面領域とともに接地配線により前記バッテリの低位端に接続されるとともにｎ＋  基板が前記ブスバーに接合される縦型ＭＯＳパワートランジスタからなることを特徴とする車両用交流発電機である。
【００２６】
【作用及び発明の効果】
本発明の第１の構成では、整流器をＳｉＣを素材とするＭＯＳパワートランジスタで構成して発電機のハウジングに固定する。発電機は、ブラケットなどの中間支持部材を用いることなくエンジンブロックに直接固定される。
このようにすれば、以下の作用効果を奏することができる。
【００２７】
上記したように、車両用交流発電機では三相電機子巻線の蓄積磁気エネルギ量が大きいために、それが瞬時に放出されることに対する対策として、三相全波整流器の各半導体電力素子の耐圧をバッテリ電圧すなわち三相全波整流器の出力整流電圧の２０倍以上例えば３００Ｖ程度に設定する必要があり、また、その最大出力電流としては近時の車載電気負荷の増大から１００Ａ以上といった大電流が必要となっている。
【００２８】
ここでＳｉＣの降伏電界強度は約４００Ｖ／μｍであり、Ｓｉの約１３倍となっている。このようにＳｉＣの降伏電界強度がＳｉＣのそれに比べて格段に高いということは、それを車両用交流発電機の構成素子とした場合にＭＯＳパワートランジスタの電力損失を格段に低減できるという効果を奏する。以下、上記降伏電界強度の差に基づく電力損失低減効果を更に詳しく説明する。
【００２９】
いま例として上記した図３の車両用交流発電機にＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタを用いて耐圧３００Ｖを確保する場合を一例として考える。簡単のためにＮ型耐圧層１０５（例えば図４参照）が３００Ｖを全て負担すると考える。簡単にこの耐圧３００ＶをＮ型耐圧層１０７で負担すると考えると、ＳｉＣの降伏電界強度を４００Ｖ／μｍとすると、Ｎ型耐圧層１０５の必要厚さは約４μｍ、その不純物濃度は２×１０１６原子／ｃｍ３  、抵抗率は約１．２５Ω・ｃｍとなる。一方、上記説明したＳｉのＭＯＳパワートランジスタの３００Ｖ耐圧層の必要厚さは約２０μｍ、その不純物濃度は１×１０１５原子／ｃｍ３  、抵抗率は約５Ω・ｃｍとなる。したがって、ＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタのＮ型耐圧層１０５の抵抗はＳｉのＭＯＳパワートランジスタのＮ型耐圧層１０５の抵抗に比べて１／２０にまで低減できることになる。ただし、Ｎ型耐圧層１０５の不純物濃度はＰ型ウエル領域１０３の不純物濃度との関係で上記値よりもっと低濃度とすることもできるのは当然である。
【００３０】
その結果、本発明のＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタを用いた車両用交流発電機は、耐圧層すなわちソース寄生抵抗Ｒｓの抵抗電力損失自体を大幅に低減できる他、上記ソース抵抗帰還効果の低減によるチャンネル抵抗の大幅な低減も実現でき、それらの相乗効果によりＳｉのＭＯＳパワートランジスタを用いた車両用交流発電機及びそれと同程度の電力損失を有するダイオード式三相全波整流器に比較して格段に低損失となり、その冷却も極めて簡単となるという優れた効果を奏する。
【００３１】
このようにＳｉＣーＭＯＳトランジスタを半導体整流素子として用いた三相全波整流器（整流器）は、既存の車両用三相全波整流器に比較して格段に低損失かつ高耐熱性であるので、その分、従来、大型であった整流器の冷却フィンを小型化することができ、ハウジングの表面占有率を低下することができるので、その分、ハウジング内部に冷却空気流を導入する冷却空気流入窓を大型化することができ、電機子巻線や界磁巻線の冷却効果を向上することができる。この結果、発電機のハウジングとエンジンブロックとの直結により発電機へ流入する伝熱熱流量が増大しても、電機子巻線や界磁巻線が許容温度以上に過熱されることが防止される。
【００３２】
更に、上記したように整流器の発熱低減及び耐熱性の向上により冷却フィンを従来より格段に小型軽量化することができるので、冷却フィン自体の振動を低減することができ、この冷却フィンの振動に起因して半導体チップと配線導体との間の接合部に生じる応力（起振力）を減少することができ、これにより、整流器内の電気的接続の信頼性を向上することができる。
【００３３】
結局、本構成によれば、ＳｉＣーＭＯＳトランジスタの採用により整流器の冷却フィンを大型化することなくエンジンブロックへの発電機の直付けが可能となり、その結果、整流器の信頼性及び電機子巻線や界磁巻線の温度上昇を回避しつつ発電機装着工程の簡素化及び発電機設置スペースの縮小が実現する。
本発明の第２の構成では、上記第１の構成において更に、発電機がエンジンのクランク軸によりギヤ駆動されるために、発電機のハウジングの振動ひいては冷却フィンの振動が増大する。したがって、上記第１の構成の作用効果が一層顕著となる。
【００３４】
本発明の第３の構成では、上記第１又は第２の構成において更に、整流器を、発電機のハウジングに固定されるとともに半導体チップ（ＭＯＳトランジスタ）が搭載される冷却フィン兼用の基板（以下、単に冷却フィンともいう）を有し、この冷却フィンに接合してＭＯＳトランジスタ及び内部配線を樹脂モールド部で包みこむので、ＭＯＳトランジスタ（半導体チップ）とそれに接続される内部配線との接合部にかかる応力を低減することができる。
【００３５】
本発明の第４の構成では、整流器のハイサイドスイッチ及びローサイドスイッチが上述の構成を有するので、ハイサイドスイッチをなす半導体チップの基板をＢ端子側冷却フィンに接合し、ローサイドスイッチをなす半導体チップの基板を接地側冷却フィンに接合でき、冷却性能を向上でき、配線及び構造を簡素化することができる。
なお、ローサイドスイッチにおける電流制限用の高抵抗は、ローサイドスイッチをなすＭＯＳパワートランジスタのＰウエル領域の電位設定のためのものである。ちなみに、縦型ＭＯＳパワートランジスタにおいてＰウエル領域は表面のｎ+領域から電位設定する必要がある。これは、ｎ+ 基板とＰウエル領域との間に設けたｎ- 耐圧層により耐圧を確保する必要があるからである。
【００３６】
本発明の第５の構成では、上記第４の構成において更に、前記各ハイサイドスイッチが第１の半導体チップに集積され、前記各ローサイドスイッチが第２の半導体チップに集積されることを特徴としている。このようにすれば、配線及び構造を簡素化することができる。
本発明の第６の構成では、上記第４又は第５の構成において更に、前記接地側冷却フィンが前記車両用交流発電機のハウジングに密着され、前記Ｂ端子側冷却フィンが前記接地側冷却フィンと樹脂絶縁層を挟んで一体化されていることを特徴としている。このようにすれば、冷却性能を一層向上でき、配線及び構造を一層簡素化することができる。
【００３７】
本発明の第７の構成では、整流器のハイサイドスイッチ及びローサイドスイッチが縦型ＭＯＳパワートランジスタで構成し、ハイサイドスイッチをなす半導体チップのｎ＋  基板をＢ端子側冷却フィンに接合し、そのｎ＋  表面領域をブスバー（配線導体）により電機子巻線の出力端に接続する。更にこのブスバーにローサイドスイッチをなす半導体チップのｎ＋  基板を接合し、そのｎ＋  表面領域を接地側冷却フィンに接続される配線導体に接続する。好適な例において、Ｂ端子側冷却フィンは樹脂フィルム又は電気絶縁性（高誘電性）セラミック板を挟んで接地側冷却フィン又はハウジングに固定される。
【００３８】
この構成によれば、冷却性を確保しつつ、構成及び配線を簡素とすることができる。
【００３９】
【実施例】
（実施例１）
この実施例の車両用交流発電機の全体構造及び配置を図１を参照して説明する。
１００はエンジンブロックであり、２００は車両用交流発電機であって、その回転軸９に固定されたプーリ２０１はエンジンにより駆動されている。
【００４０】
発電機１００のハウジングは、アルミダイキャストで形成されたドライブフレーム１とリアフレーム２とで構成されており、両者は複数のボルト１５により締結されている。ドライブフレーム１及びリアフレーム２の周壁外周には各一対のステー１１１、２１１が突出されており、ステー１１１、２１１にはそれぞれスタッドボルト３００が遊嵌される貫通孔（図示せず）が水平方向へ形成されている。エンジンブロック１００の外側面から発電機２００を取り付けるための一対の螺子穴付突起１０１が水平方向に突出しており、スタッドボルト３００が上記ステー１１１、２１１の貫通孔を貫通して螺子穴付突起１０１の螺子穴に螺入されて発電機２００がエンジンブロック１００にブラケットなどの中間部材を介することなく締結、固定されている。
【００４１】
リアフレーム２の後端壁２ａにはアルミニウム板を成形してなるエンドカバー２３が固定されており、後端壁２ａの外表面には、エンドカバー２３に囲覆されて電圧調整器１８が固定されている。
ドライブフレーム１の内周にはステータコア３が固定され、ステータコア３には三相の電機子巻線５が巻装されている。フレーム１及び２に固定されたベアリング１３及び１４はシャフト９を回転自在に支持しており、シャフト９にはステータコア３の内周に位置してロータコア６が固定されている。ロータコア６には界磁コイル１０が巻装されており、ロータコア６の両端面には冷却ファン１１、１２が配設されている。Ｗはドライブフレーム１及びリアフレーム２の端壁に開口された冷却空気流入窓であり、Ｗ’はドライブフレーム１及びリアフレーム２の周壁に開口された冷却空気流出窓である。
【００４２】
次に、本実施例の車両用交流発電機の回路構成について図２を用いて説明する。電圧調整器１８は、三相全波整流器（整流器）１９と、整流器１９のＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｆの断続制御のためのゲート制御電圧を発生するとともにと界磁電流を断続制御するコントローラ（ゲートコントローラ兼レギュレータ）２０とからなる。
【００４３】
整流器１９は、単結晶ＳｉＣを素材とするＮチャンネルエンハンスメント形式のＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｆからなる三相全波整流器であって、ハイサイドのトランジスタ１９ａ〜１９ｃは三相電機子巻線５の各相出力端とバッテリ２１の高位端とを接続しており、ローサイドのトランジスタ１９ｄ〜１９ｆは三相電機子巻線５の各相出力端とバッテリ２１の低位端とを接続している。
【００４４】
電圧調整器１８は、ブラシ１６、スリップリング１７を介して界磁巻線１０と接続されている。電圧調整器１８には三相電機子巻線５の各相出力端から各相発電電圧が入力されており、これらの入力信号に基づいてＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｆの各ゲート電極に印加するゲート電圧を制御している。
その電圧制御動作を簡単に説明すると、エンジン（図示せず）によりロータコア６が回転し、電圧調整器１８がバッテリ２１の電圧を読み取り、それが一定となるように界磁巻線１０を断続制御すると、三相電機子巻線５に三相交流電圧が誘起され、それにより三相全波整流器１９により全波整流された直流電流がバッテリ２１を充電し、また、車両電子負荷等で消費される。冷却ファン１１、１２が回転し、界磁巻線１０、三相電機子巻線５及び電圧調整器１８などを冷却する。
【００４５】
次に、コントローラ２０による三相全波整流器１９の各ＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｆの開閉制御について説明する。
コントローラ２０は、各相の三相電機子巻線５の出力端の電位である各相発電電圧Ｖｕ，Ｖｖ，Ｖｗを読み込み、その線間発電電圧Ｖｕ−Ｖｖ，Ｖｖ−Ｖｗ，Ｖｗ−Ｖｕの中から、バッテリ２１の端子電圧より大きい線間発電電圧を選択し、この選択した線間発電電圧がバッテリ２１に印加されるように、ハイサイドのＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｃの中の一つのＭＯＳパワートランジスタと、ローサイドのＭＯＳパワートランジスタ１９ｄ〜１９ｆの中の一つのＭＯＳパワートランジスタとをオンさせる。これにより、選択された三相電機子巻線からバッテリ２１へ充電電流が給電される。
【００４６】
また、コントローラ２０は通常のレギュレータと同様に、バッテリ２１の端子電圧を検出し、検出電圧と予め設定してある基準電圧とを比較し、その大小に基づいて励磁電流を断続制御してバッテリ２１の端子電圧を目標レベルに維持することは従来通りである。
上記したＳｉＣを用いたＭＯＳパワートランジスタ（単にＭＯＳトランジスタともいう）式三相全波整流器の詳細を図３乃至図５を参照して以下、更に説明する。ただし、図３はこの実施例のＭＯＳパワートランジスタ式三相全波整流器の一相部分を示すインバータ回路であり、図４はＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｃの断面構造の一例を示し、図５にＭＯＳパワートランジスタ１９ｄ〜１９ｆの断面構造の一例を示す。
【００４７】
図３に示すＮチャンネルＭＯＳパワートランジスタのインバータ回路では、ハイサイドのＭＯＳパワートランジスタ１０１のドレイン電極ＤとローサイドのＭＯＳパワートランジスタ１０２のソース電極Ｓとが三相電機子巻線５の一相出力端に接続され、ローサイドのＭＯＳパワートランジスタ１０２のドレイン電極Ｄがバッテリ２１の低位端に接続され、ハイサイドのＭＯＳパワートランジスタ１０１のソース電極Ｓはバッテリ２１の高位端に接続される。なお、バッテリ充電時における充電電流の方向と電子の移動方向とは逆であり、ソース電極Ｓはこの充電時におけるキャリヤ電荷をチャンネルへ注入する側の電極をいう。
【００４８】
ＭＯＳパワートランジスタ１０１、１０２では後述のＰ型ウエル領域１０３（すなわちゲート電極１０１直下の領域）とソース電極Ｓ又はドレイン電極Ｄとの間にソース接続側の寄生ダイオードＤｓとドレイン接続側の寄生ダイオードＤｄとが図示のように生じるが、ＭＯＳパワートランジスタ１０１ではＰ型ウエル領域１０３への電位付与の必要からＰ型ウエル領域１０３とドレイン電極Ｄとが短絡される。これにより、ソース接続側の寄生ダイオードＤｓがバッテリ２１からの上記逆流を阻止する。
【００４９】
一方、ＭＯＳパワートランジスタ１０２ではＰ型ウエル領域１０３への電位付与の必要からＰ型ウエル領域１０３とソース電極Ｓとが電流制限用の高抵抗ｒを通じて接続される。
次に、この実施例のハイサイドスイッチ１９ａ、１９ｂ、１９ｃをなすＭＯＳパワートランジスタ１０１の断面構造の一例を図４を参照して説明する。
【００５０】
ＳｉＣのＮ＋  型基板１０６上にＮ型耐圧層１０５がエピタキシャル成長により形成され、Ｎ型耐圧層１０５の表面部にＰ型ウエル領域１０３がエピタキシャル成長により形成され、更にＰ型ウエル領域１０３の表面部にＮ＋  型領域１０４が窒素のイオン注入により形成される。そして、ウエハ表面のトレンチ形成予定領域だけを開口してレジストや絶縁膜でマスクしつつ周知のＲ．Ｉ．Ｅドライエッチングによりトレンチ１０８が凹設され、その後、トレンチ１０８の表面に熱酸化法によりシリコン酸化膜からなるゲート絶縁膜１０９を形成し、その後、トレンチ１０８にドープドポリシリコンからなるゲート電極１１０を形成する。その後、金属電極１１１をＮ＋  型領域（ドレイン電極）及びＰ型ウエル領域の表面１０４にコンタクトし、金属電極１１２をＮ＋  型基板（ソース電極）１０６の表面にコンタクトして素子を完成する。
【００５１】
一方、この実施例のローサイドスイッチ１９ｄ、１９ｅ、１９ｆをなすＭＯＳパワートランジスタ１０２の断面構造の一例を図５を参照して説明する。図５は図４において、ドレインＤとＰウエル領域１０３との短絡を止め、Ｐウエル領域１０３を高抵抗ｒを通じてソースＳに接続したものである。したがって、ハイサイドスイッチ１９ａ、１９ｂ、１９ｃではソースＳは図４に示す基板１０６で構成され、ローサイドスイッチ１９ｄ、１９ｅ、１９ｆでは図５に示すｎ＋  表面領域１０４がソースＳを構成することになる。
【００５２】
したがってこの実施例では、ＭＯＳパワートランジスタ１０１がオフしている場合に高電圧（例えば＋３００Ｖ）がソース電極１０６とドレイン電極１１１との間に印加されると、主にＮ型耐圧層１０５に空乏層を張り出してこの高電圧に耐えることになる。その結果、このＮ型耐圧層１０５はソース帰還抵抗Ｒｓとなり、上述したようにそれ自身の抵抗とチャンネル抵抗増加効果との両方の原因により電力損失を発生する。しかし、この実施例では単結晶ＳｉＣを素材とするので、Ｎ型耐圧層１０５の厚さ及び不純物濃度を従来のＳｉに比較して大幅に向上することができる。
【００５３】
以下、Ｎ型耐圧層１０５の耐圧を３００Ｖとする場合のＮ型耐圧層１０５の設計条件を考える。
Ｓｉの場合、その降伏電界強度は約３０Ｖ／μｍであり、簡単にこの耐圧３００ＶをＮ型耐圧層１０５で負担すると考えると、耐圧層の必要厚さは約２０μｍ、その不純物濃度は１×１０１５原子／ｃｍ３  、抵抗率は約５Ω・ｃｍとなる。
【００５４】
一方、ＳｉＣの降伏電界強度を４００Ｖ／μｍとすると、Ｎ型耐圧層１０５の必要厚さは約４μｍ、その不純物濃度は２×１０１６原子／ｃｍ３  、抵抗率は約１．２５Ω・ｃｍとなる。したがって、ＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタのＮ型耐圧層１０５の抵抗はＳｉのＭＯＳパワートランジスタのＮ型耐圧層１０５の抵抗に比べて１／２０にまで低減できることになる。
【００５５】
結局、本実施例のＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタにおける上記ソース寄生抵抗ＲｓはＳｉのそれに比較して１／２０に低減することができ、またそれに応じて上記説明したようにチャンネル抵抗も大幅に減少することができ、それらの相乗効果により極めて低損失の車両用交流発電機用の三相全波整流器を実現することができる。
【００５６】
すなわち、ＳｉＣを採用したことによるＮ型耐圧層１０５の降伏電界強度の改善することにより、従来のものからは予測し得ない優れた効率をもつ三相全波整流器１９を実現できることがわかった。当然、上記した関係はＮ型耐圧層１０５に３００Ｖ以外の他の高電圧を印加した場合も同じである。
次に、同一チップサイズ及び設計ルールで製造したＳｉダイオードとＳｉのＭＯＳパワートランジスタとＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタの電圧・電流特性を図６〜図８に示す。ただしそれらの耐圧は２５０Ｖとしている。図６はＳｉダイオードの特性を示し、図７はＳｉのＭＯＳパワートランジスタの特性を示し、図８はＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタの実験結果を示す。図６〜図８からわかるように、出力電流７５Ａの条件において本実施例の三相全波整流器１９は従来の三相全波整流器に比較して電力損失を９０％以上削減することが可能となった。
【００５７】
図９に、ＭＯＳパワートランジスタの要求耐圧を変えた場合のオン抵抗率についての計算結果の一例を示す。なお、このオン抵抗率はチャンネル抵抗とＮ型耐圧層１０５の抵抗との和であるが、特にチャンネル抵抗は各種ファクタにより変動するものの、図９からわかるように高耐圧領域ではＮ型耐圧層１０５の上記抵抗が支配的となる。
【００５８】
すなわち、耐圧が増加してもチャンネル抵抗自体はほとんど変化しないが（ソース寄生抵抗Ｒｓの増加による上記帰還効果によるチャンネル抵抗の増加を無視した場合）、Ｎ型耐圧層１０５の抵抗は耐圧に正の相関関係を保ちつつ増加する。したがって、Ｓｉでは耐圧２５Ｖ近傍から耐圧増加とともにオン抵抗率が比例的に増加するものの、ＳｉＣでは耐圧２５０ＶまではＮ型耐圧層１０５の抵抗増加はほとんど無視でき、耐圧２５０Ｖを超えてはじめてオン抵抗率がゆっくりと増加することがわかる。
【００５９】
次に、同一チップサイズのＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタ及びＳｉのＭＯＳパワートランジスタ（比較例）を組込んだ三相全波整流器１９を採用した車両用交流発電機の特性を本実施例の参考のために図１０に示す。ただし、三相全波整流器１９は従来との比較条件を同一とするためにリアフレーム２の外面に固定した。出力電流は約１０％（１２極、５０００ｒｐｍ時）向上し、また、整流損失がほとんど無視できるので整流効率も約３〜５％向上できた。
【００６０】
以下、Ｓｉ−ＭＯＳパワートランジスタとＳｉＣ−ＭＯＳパワートランジスタとの耐圧と抵抗値との関係について、以下に説明する。
なお、上記した各実施例のＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｆは６Ｈ−ＳｉＣを素材として耐圧２５０Ｖに設計しているが、この６Ｈ−ＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｆを用いた車両用交流発電機用の三相全波整流器１９と、ＳｉのＭＯＳパワートランジスタを用いた車両用交流発電機１９との抵抗値の解析結果（図９参照）を以下に理論的に説明する。ただし、ここではソース寄生抵抗Ｒｓの帰還効果によるチャンネル抵抗増加効果は無視するものとする。また、回路構造は、図４、図５の縦型構造とし、チップ面積は等しくする。
【００６１】
トランジスタの抵抗Ｒは、チャンネル抵抗ｒｃとＮ＋  型耐圧層１０５の抵抗ｒｂとの和であり、
【００６２】
【数２】
ｒｃ＝Ｌ／Ｗ・（１／μｓ・εｓ・εｏ）−１・（Ｔｏｘ／（Ｖｇ−Ｖｔ））
【００６３】
【数３】
ｒｂ＝４Ｖｂ２  ・（１／μ・εｓ・εｏ・Ｅｃ・Ａ）
とすると、ＳｉのＭＯＳパワートランジスタに比較してＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタは約１／１５の抵抗値となった。ただし、降伏電界強度ＥｃはＳｉが３×１０５  ，ＳｉＣは３×１０６  Ｖ／ｃｍ、比誘電率εｓはＳｉが１１．８，ＳｉＣが１０．０、面積Ａは両者とも１ｍｍ２  、Ｖｂはブレークダウン電圧（耐圧）である。更に、μは電子のバルク移動度であって、Ｓｉが１１００、ＳｉＣは３７０ｃｍ２  ／（Ｖ・Ｓ）、チャンネル長Ｌは両者とも１μｍ、チャンネル幅Ｗは両者とも２２２μｍ、μｓは電子のチャンネル移動度であって、Ｓｉが５００、ＳｉＣは１００ｃｍ２  ／（Ｖ・Ｓ）とした。
【００６４】
上記式から、耐圧５０Ｖ以上ではＳｉＣの方が抵抗値が小さくなることがわかった。なお、上記計算では基板をドレインとしているので、基板をソースとする場合には上記説明したソース寄生抵抗Ｒｓの帰還効果によるチャンネル抵抗増加によりＳｉの抵抗は格段に増大する筈である。したがって、設計ルールが多少変化しても耐圧１００Ｖ以上では確実にＳｉＣのＭＯＳパワートランジスタが低抵抗となると推定することができる。
【００６５】
次に、図１１を参照して、本実施例の電圧調整器１８の構造及び配置方法について更に詳しく説明する。なお、図１１は電圧調整器１８の特に整流器１９の部位における断面図を示す。
電圧調整器１８はアルミニウムからなる浅底箱形のローサイド基板（接地側冷却フィン）１９０及びその周縁にて溶接されたアルミニウム板からなる蓋（接地側冷却フィン）１９１を有している。ローサイド基板１９０に開口された穴（図示せず）に挿通されたボルト（図示せず）はリアフレーム２の後端壁２ａに開口された螺子穴（図示せず）に螺入され、これによりローサイド基板１９０はリアフレーム２の後端壁２ａに固定されている。したがって、後述するＭＯＳパワートランジスタ（半導体チップ）から蓋１９１に伝えられた熱は、ローサイド基板１９０を通じて後端壁２ａに良好に伝達されることができる。
【００６６】
蓋１９１の内部表面には、ローサイドスイッチをなすＭＯＳパワートランジスタ１９ｄ〜１９ｆ（図５参照）のｎ＋  基板１０６が接合されており、また、蓋１９１に凹設された溝１９１ａには電気絶縁性の樹脂フィルム１９４が接着され、その上にアルミニウムからなるＢ端子側冷却フィン１９５が接着されている。なお、Ｂ端子側冷却フィン１９５の上面１９５ａは蓋１９１の上面１９１ｂと一致する高さ（図１１では左右方向）となっている。Ｂ端子側冷却フィン１９５の上面１９５ａにはハイサイドスイッチをなすＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｃ（図４参照）のｎ＋  基板１０６が接着されている。また、蓋１９１の上面１９１ｂには図示省略するがアルミナ配線基板及びコントローラ２０をなす半導体チップが接着乃至接合されており、必要な配線がパターニングされている。なお、図１１では、ＭＯＳパワートランジスタ１９ｅ、１９ｆとＭＯＳパワートランジスタ１９ｂ、１９ｃは見えない位置に存在している。
【００６７】
ＭＯＳパワートランジスタ１９ａ、１９ｄの上面（後端壁２ａ側）には不図示のゲート電極１１０接続用コンタクト電極とｎ＋  表面領域１０４接続用コンタクト電極が露出しており、両コンタクト電極上にはそれぞれはんだバンプ１９６が形成され、ｎ＋  表面領域１０４接続用コンタクト電極はこのはんだバンプ１９６により銅板からなるブスバー１９７の下面に接合されている。ブスバー１９７の一端ははんだバンプ１９６によりピン１９８に接合され、ピン１９８は電機子巻線１０のＵ相出力端に接続されている。１９９はハーメチックシールである。他のＭＯＳパワートランジスタ１９ｂ、１９ｃ、１９ｅ、１９ｆの配置、接続も同じである。
【００６８】
また、ＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｆの上面に形成されたゲート電極１１０接続用コンタクト電極上はボンディングワイヤ（図示せず）とアルミナ配線基板上の配線を通じてコントローラ２０をなす半導体チップ（図示せず）の上面に形成された所定のコンタクト電極に接続されている。
更に、ローサイド基板１９０と蓋１９１とで形成された密閉空間内には所定の硬度の樹脂１９００が封入されてブスバー１９７とはんだバンプ１９６との接続を強化するとともに伝熱抵抗を改善し、耐湿性を改善している。
【００６９】
更に、Ｂ端子側冷却フィン１９５の下面からボルト状のＢ端子（図示せず）が蓋１９１を貫通して外部に突出しており、このＢ端子と蓋１９１とはハーメチックシールで封止、電気絶縁されている。
以上説明したように本実施例によれば、三相全波整流器１９の発熱が大きく下がったこと及びＳｉＣが耐熱性に優れるために、Ｂ端子側冷却フィン１９５、接地側冷却フィン１９０、１９１を従来より小型化することができ、後端壁２ａからの突出高さも減らすことができ、これによりＢ端子側冷却フィン１９５、接地側冷却フィン１９０、１９１の振動を低減することができ、耐久性が向上する。（実施例２）
他の実施例を図１２を参照して説明する。ただし、実施例１（図１参照）と共通機能を有する構成要素には同一符号を付すものとする。
【００７０】
この実施例では、発電機２００はエンジンブロック１００の後端壁から後方へ突出する螺子穴付突起１０１に実施例１と同様にスタッドボルト３００で締結、固定されている。
この実施例の特徴は、この発電機２００の出力軸９の一端にはギヤ２０５が嵌着され、このギヤ２０５はエンジンのクランク軸５００に嵌着されたフライホイルを兼ねるリングギヤ４００と噛合している点にある。
【００７１】
このようにすれば、発電機２００に伝達される振動は一層増大するが、発電機２００に固定された電圧調整器１８内の整流器１９は冷却フィン１９５、１９０、１９１が小型軽量で発電機２００のリアフレーム２の後端壁２ａからのリヤ方向への飛び出しも少ないために振動は小さく、整流器１９内の接合部分への応力集中を軽減してその信頼性を向上することができる。
【００７２】
なお、この実施例によれば、発電機２００を高速回転でき、またトルクアシストも可能となる。
（実施例３）
実施例１におけるＭＯＳパワートランジスタ１９ａ〜１９ｃを１チップに集積したチップ断面図を図１３に示し、実施例１におけるＭＯＳパワートランジスタ１９ｄ〜１９ｆを１チップに集積したチップ断面図を図１４に示す。
【００７３】
Ｔ１は基板１０６に達する深いトレンチであり、Ｔ２はｎ型耐圧層１０５に達する浅いトレンチであり、トレンチＴ２の表面にゲート絶縁膜（図示せず）が形成され、その上にゲート電極１１０が形成される。
このようにすれば、一層の小型化を実現することができる。
（実施例４）
他の実施例を図１５、図１６を参照して説明する。ただし、実施例１（図１１参照）と共通の基本機能を有する構成要素には同一符号を付すものとする。
【００７４】
この実施例は、図１１の電圧調整器１８において、ＭＯＳパワートランジスタが形成された半導体チップであるローサイドスイッチ１９ｄをブスバー１９７の上に接合し、ローサイドスイッチ（半導体チップ）１９ｄの上面のゲート電極コンタクト用のはんだバンプ１９６ａをゲート電極線をなすブスバー１８８に接続し、ローサイドスイッチ（半導体チップ）１９ｄの上面のｎ＋  表面領域コンタクト用のはんだバンプ１９６を接地側冷却フィン１９１に一端が接続されるブスバー１８９に接続し、ハイサイドスイッチ（半導体チップ）１９ａの上面のゲート電極コンタクト用のはんだバンプ１９６ａをゲート電極線をなすブスバー１８７に接続し、ローサイドスイッチ（半導体チップ）１９ｄの上面のｎ＋  表面領域コンタクト用のはんだバンプ１９６をブスバー１９７の下面に接続したものである。このようにすれば一層の小型化を実現することができる。
【００７５】
更に、この実施例の優れた効果は図１６に示すように、ローサイドスイッチ１９ｄ、１９ｅ、１９ｆのＰウエル領域を高抵抗ｒ（図２参照）を介することなく、直接、接地することができ、直流電流損失も生じないことである。
【図面の簡単な説明】
【図１】実施例１の車両用交流発電機の配置図である。
【図２】図１の車両用交流発電機の回路図である。
【図３】図１の三相全波整流器の一相分を示すインバータ回路の等価回路図である。
【図４】図１の三相全波整流器のハイサイドスイッチ１９ａ、１９ｂ、１９ｃを構成するＭＯＳパワートランジスタの一例を示す一部拡大断面図である。
【図５】図１の三相全波整流器のローサイドスイッチ１９ｄ、１９ｅ、１９ｆを構成するＭＯＳパワートランジスタの一例を示す一部拡大断面図である。
【図６】従来のＳｉを素材とするＰＮダイオードの電圧−電流特性図である。
【図７】従来のＳｉを素材とするＭＯＳパワートランジスタの電圧−電流特性図である。
【図８】本実施例のＳｉＣを素材とするＭＯＳパワートランジスタの電圧−電流特性図である。
【図９】図６及び図７のＭＯＳパワートランジスタの耐圧とチャンネル抵抗との関係を示す図である。
【図１０】Ｓｉ−ＭＯＳパワートランジスタ式三相全波整流器とＳｉＣ−ＭＯＳパワートランジスタ式三相全波整流器を用いた場合の車両用交流発電機の出力電流及び効率と回転数との関係を示す図である。
【図１１】電圧調整器１８の断面図である。
【図１２】実施例２の車両用交流発電機の配置図である。
【図１３】実施例３のハイサイドスイッチ１９ａ、１９ｂ、１９ｃを１チップに集積した状態を示すチップ断面図である。
【図１４】実施例３のローサイドスイッチ１９ｄ、１９ｅ、１９ｆを１チップに集積した状態を示すチップ断面図である。
【図１５】実施例４の電圧調整器１８の部分断面図である。
【図１６】実施例４に車両用交流発電機の回路図である。
【符号の説明】
５は三相電機子巻線、２１がバッテリ、１９ａ〜１９ｃはハイサイドのＭＯＳパワートランジスタ、１９ｄ〜１９ｆはローサイドのＭＯＳパワートランジスタ、１８は電圧調整器、１９は三相全波整流器。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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