Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и постановка задач исследования 10
1.1.Охлаждение энергетических установок электровозов 10
1.2. Использование транзисторов IGBT для нужд электрической тяги 16
1.3. Модули IGBT и проблемы их охлаждение 20
1.4. Постановка задач исследования 24
2. Теоретические сследования тепловых процессов в модуляхювт 25
2.1. Конструктивные особенности модулей IGBT 25
2.2. Постановка и решение краевых задач теплопроводности 33
2.2.1. Стационарная задача теплопроводности применительно к модулю IGBT 34
2.2.2. Нестационарная задача теплопроводности применительно к модулю IGBT 42
2.3. Взаимная тепловая связь элементов модуля IGBT 46
2.4. Выводы 48
3. Тепло-массобменные процессы в охладителях типа «двухфазный термосифон» для модулей IGBT 49
3.1. Теплообмен в испарителе двухфазного термосифона 51
3.2. Теплопередача в конденсаторе 58
3.3. Гидродинамическая устойчивость работы парожидкостного тракта 64
3.4. Оптимизация заполнения двухфазных термосифонов промежуточным теплоносителем 70
3.5. Исследование теплового сопротивления охладителя для IGBT 73
3.6. Выводы. 78
4. Экспериментальные исследования охладителей типа «двухфазный термосифон» для модулей ЮВТ 79
4.1. Исследование характеристик охладителя типа «двухфазный термосифон» для модулей IGBT при различных условиях охлаждения 79
4.2. Исследование охладителя типа «двухфазный термосифон» в аварийном режиме 84
4.3. Испытания опытных образцов охладителей типа ДТС и отработка технологии их заправки промежуточным теплоносителем 91
4.4. Выводы 97
5. Разработка охлаждающих устройств для вспомогательного электропривода на основе модулей IGBT для электровоза ЭП 200 98
5.1. Тенденции конструирования силовых полупроводниковых блоков с модулями IGBT 100
5.2. Создание конструкции охлаждающего устройства для вспомогательного привода электровоза ЭП 200 101
5.2.1. Разработка технологии изготовления охладителей для модулей IGBT 102
5.2.2. Разработка технологии заправки промежуточным теплоносителем, вакуумирования и герметизации охладителя 104
5.2.3. Методика оценки качественных показателей ДТС при изготовлении и в процессе эксплуатации 105
5.3. Ожидаемый эффект от внедрения силового полупроводникового блока с испарительным охлаждением 106
5.4. Выводы 108
Заключение 109
Библиографический список 111
Приложения
- Использование транзисторов IGBT для нужд электрической тяги
- Постановка и решение краевых задач теплопроводности
- Теплопередача в конденсаторе
- Исследование охладителя типа «двухфазный термосифон» в аварийном режиме
Введение к работе
Актуальность исследований. Развитие силовой полупроводниковой техники, широкое внедрение ее практически во все сферы производства и на железнодорожном транспорте, расширяющееся использование современных преобразовательных устройств в том числе для вспомогательного электропривода электровоза требует создания новых компактных, эффективных и надежных охладителей.
Система вспомогательных машин является важным узлом в общем комплексе оборудования подвижного состава. Надежность вспомогательного электропривода имеет большое значение для обеспечения нормальной работы основных узлов электровоза — оборудования главного привода и автотормозов. Вспомогательные механизмы электровоза и их приводы расположены в кузове электровоза и охлаждаются в одних случаях наружным воздухом, в других -воздухом внутри кузова. На основе обширного опыта испытаний и эксплуатации электровозов переменного тока превышение температуры воздуха в кузове по отношению к температуре наружного воздуха считают равным примерно 20°С. Поэтому наибольшую сложность представляет охлаждение оборудования обдуваемого внутрикузовным воздухом, где расчетную температуру окружающего воздуха принимают равной 60°С.
Современные полупроводниковые преобразователи, внедряемые на железнодорожном транспорте, в основном строятся на модульной базе. За рубежом широко используются биполярные транзисторы с изолированным затвором (IGBT). Обеспечение нормального теплового режима при работе силовых модулей IGBT приводит к необходимости их охлаждения. Любые охлаждающие устройства в конечном итоге отдают теплоту окружающему воздуху. Проблема охлаждения заключается в необходимости отвода значительного количества теплоты с поверхности ограниченной контактной поверхностью модуля. Сравнительно небольшие размеры модулей при высокой плотности теплового потока требуют разработки специальных охладителей, способных эффективно отводить теплоту в различных режимах работы.
Выбор и эффективность системы охлаждения силовых полупроводниковых преобразователей железнодорожного транспорта в большой мере определяет надежность их работы, габариты и технико-экономические показатели. При этом важным аспектом является разработка охлаждающих устройств с малыми массогабаритными показателями, дешевых и технологичных в изготовлении.
Выпускаемые отечественной промышленностью охлаждающие устройства и системы для полупроводниковых преобразователей уже не отвечают современным требованиям, а серийные устройства для охлаждения модулей малоэффективны. Поэтому является актуальным разработка новых более эффективных охлаждающих устройств для повышения надежности работы силовых модулей IGBT и соответственно вспомогательного привода в целом.
Цель диссертационной работы - исследование теплового состояния модулей IGBT при различных способах охлаждения и разработка групповых охладителей испарительно-воздушного ; типа для модульных полупроводниковых устройств вспомогательного привода электровозов отечественных железных дорог.
Научная новизна работы состоит в следующем:
1. Разработана методика расчета температурных полей модулей IGBT при работе их в стационарном и нестационарном тепловых режимах с различными способами охлаждения.
2. Предложена уточненная методика расчета гидродинамической устойчивости охлаждающих устройств с промежуточным двухфазным теплоносителем при секционировании конденсатора для повышения их эксплуатационной надежности.
3. Получены новые характеристики охлаждающих устройств модулей IGBT для вспомогательного электропривода электровоза при разгермитезации конденсатора охладителя.
Практическая ценность.
1. Предложены новые конструкции и технология изготовления групповых охладителей типа «двухфазный термосифон» для модулей IGBT, охлаждаемых нагретым внутрикузовным воздухом.
2. Предложена методика заправки промежуточным теплоносителем, вакуумирования и герметизации группового охладителя.
3. Разработана конструкция конденсатора охладителя повышенной надежности. Конструкция защищена патентом на полезную модель RU 30464 U1.
Реализация результатов исследования:
1. Материалы диссертации использованы при разработке охлаждающих устройств преобразователя вспомогательного электропривода электровоза ЭП 200, который успешно прошел ходовые испытания.
2. Партия охладителей типа «двухфазный термосифон» для модулей IGBT новой конструкции изготавливалась по предложенной новой технологии.
Апробация работы - основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на международной конференции г.Шецин (Польша) 06 сентября 2001 г., на международном симпозиуме «Eltrans - 2001», ПГУПС, 24 октября 2001 г., на научно-технических конференциях «Неделя науки» в ПГУПС в 2000 - 2004 г., межвузовской научно-технической конференции «Шаг в будущее» 02 апреля 2003 г., на расширенном заседании кафедры «Теплотехника и теплосиловые установки» ПГУПС 29 апреля 2003 г., на международном симпозиуме Eltrans - 2003 г., ПГУПС 23 октября 2003 г. на расширенном заседании кафедры «Теплотехника и теплосиловые установки» 24 декабря 2004 г.
Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в семи печатных работах, из них одна работа на английском языке и двух патентах на полезную модель.
Структура и объем диссертации. Работа состоит из введения, основных обозначений, пяти глав, заключения, списка литературы из 93 наименований и 4 приложений. Она изложена на 123 страницах машинописного текста, держит 35 рисунков и 12 таблиц.
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Использование транзисторов IGBT для нужд электрической тяги
Практическое использование транзисторов ЮВТ началось в 1980-х годах в промышленности, где они пришли на смену обычным биполярным транзисторам. Через короткое время их стали применять так же и для тяги.
Первые разработки преобразователей на транзисторах ЮВТ использовались на подвижном составе городских транспортных систем и в электропоездах. При этом транзисторы монтировались в модули, где полупроводниковые кристаллы были напаяны на металлизированные керамические подложки [11].
Впервые ЮВТ для нужд электрической тяги были применены компанией Siemens. Это был тяговый преобразователь для вагона трамвая, получающий питание из контактной сети постоянного тока с номинальным напряжением 750 В. Он был построен на транзисторах ЮВТ с рабочим напряжением 1200 В и током 300 А. Практическое применение биполярных транзисторов с изолированным затвором (IGBT) началось в 1980-х г. в промышленном электроприводег где они пришли на смену обычным биполярным транзисторам. Для нужд электрической тяги транзисторы IGBT впервые были применены компанией Siemens (Германия) на трамвайном вагоне. В работе [12] приведены примеры применения преобразователей на транзисторах IGBT на ЭПС трамвая, метрополитена и ЭПС для дальних сообщении. Рассмотрены основные требования к 1GBT в схемах тяговых преобразователей, а также к построению преобразователей на основе ЮВТ].
Дальнейший процесс в области 1GBT обеспечил появление транзисторов, рассчитанных на более высокое напряжение. Были разработаны стандартные модуди IHV7IHM, которые использовались на режимы 3, 3 кВ/1200 А и 1,7 кВ/2400 А. Эти модули содержат 24 параллельные цепочки IGBT и 12 соединенных парад цельно диодов [13].
Компания Adtrans разработала тяговый преобразователь модульной конструкции на биполярных транзисторах и изолированным затвором (IGBT) для партии двухсистемных электровозов серии 185 численностью 400 шутк, поставка которых уже начата на сеть железных дорог Германии. Новые модульные преобразователи относятся к семейству MFC. Они позволяют отказаться от применения запираемых тиристоров GTO и эффективно использовать преимущества транзисторов IGBT на электровозах, большой мощности [14].
Преобразователи семейства МРС позволили отказаться от громоздких вспомогательных цепей, содержащихся в преобразователях, на тиристорах. GTO. Следует отметить, схема, построенная на интегральных силовых модулях значительно проще.
Модуль IPM на транзисторах IGBT представляет собой мощный, легко заменяемый электронный переключатель массой 4 кг. Он состоит из транзисторов IGBT, антипараллельных диодов, интегрированной системы водяного охлаждения, электрических разъемов и формирователя управляющих импульсов. Модуль рассчитан ра рабочее напряжение до 4,5 кВ и ток до 1,5 кА.
В схеме преобразователей опытного электровоза 152 190-5 использованы транзисторы IGBT на напряжение 4,5 кВ. В перспективе планируется создание преобразователя с IGBT на 6,5 кВ. Это позволит подключать такой преобразователь непосредственно к контактной сети с напряжением 3 кВ постоянного ток.
Фирме Alstom принадлежит приоритет в разработке системы преобразователей на биполярных транзисторах с изолированным входом (IGBT) для трамваев с питанием от сети 750 В и 1,5 кВ. В настоящее время компания приводит 50 % мирового рынка преобразователей на IGBT. Компания планирует запустить новый комплект малогабаритного, легкого и дешевого тягового оборудования [16]. Преимущества преобразователей на модулях IGBT рассмотрены во многих работах.
В работе [17] дана оценка целесообразности применения разных типов силовых ПП-приборов в преобразователях для перспективного ЭПС, проверено технико-экономическое сравнение преобразователей, построенных на основе этих приборов.
Анализ результатов расчетов показал, что при работе в режиме автономного инвертора напряжения наименьшие потери имели модули на основе IGBT, а в режиме импульсного преобразователя постоянного напряжения меньшие потери имели модули на основе IGBT.
Выбор силовых ЭПС должен проводиться в каждом конкретном случае по результатам сравнения массогабаритных показателей привода и потерь, с учетом защитного оборудования и показателей электромагнитных совместимости с устройствами.
В работе [18] рассмотрены основные преимущества биполярных транзисторов с изолированным затвором (IGBT) перед запираемыми тиристорами (GTO). Изложены принципы применения транзисторов IGBT на подвижном составе, приведены конкретные примеры схемных решений тягового привода и вспомогательных преобразователей на базе IGBT.
В работе [19] приведено описание тягового преобразователя большой мощности, который формируется из модулей IPM, построенных на базе транзисторов IGBT.
В работе [20] представлен преобразователь мощностью 90 кВ на IGBT-транзисторах с охлаждением с применением тепловых труб для питания систем кондиционирования воздуха на вагонах городской железной дороги Пуэрто-Рика. Исходя из эксплуатационных данных ведущих фирм, создание вспомогательного электропривода на модулях IGBT более прогрессивно, при этом система будет обладать двумя преимуществами, наиболее важными в эксплуатации. Первое - это меньшее число элементов, а значит, и более высокая надежность, второе - повышенный общий КПД тяговой цепи. Транзисторы IGBT имеют малые коммутационные потери, при этом цепи управления потребляют минимальную мощносгь.
Традиционное воздушное охлаждение сдерживает возможности применения модулей на большие токи, так как относительно низкая теплоотводящая способность, цельнометаллических охладителей не позволяет увеличивать ток модуля простым увеличением поверхности теплоотдачи.
Постановка и решение краевых задач теплопроводности
При разработке инверторов на базе модулей IGBT принципиальное значение имеет выбор системы охлаждения. Сложная система охлаждения может увеличить габариты и массу всей установки, в тоже время компактная система может вызвать перегрев и повреждение полупроводниковых элементов. В литературе встречается довольно мало работ посвященных исследованию температурных полей модулей IGBT. Среди известных можно назвать работы проведенные в Германии С.Конрадом. Для того чтобы рассчитать максимальную температуру кремниевой пластины используются математические модели как правило одномерных потоков теплоты. В работе [46] использован метод электротепловой аналогии с помощью R - С моделей для исследования температурного поля в модулях IGBT. Исследовалось как стационарное, так и нестационарное температурное состояние модуля. Как известно при расчете стационарного состояния возникает проблема максимального отвода теплоты в условиях длительного режима работы при этом допустимая температура структуры не должна превышать определенных пределов. Характеристику модуля дает установившееся (статическое) тепловое сопротивление.
Статическое тепловое сопротивление вдоль верхней поверхности меди При удалении от центра кремниевой пластины на расстояние более 0,6 см зависимость Rth/cu-a от площади пластины становится незначительной, а для точек с координатами у 1,2, различия теплового сопротивления вдоль осей х - у практически пропадают. Таким образом в работе рекомендуют для расчета размеров теплоотвода пользоваться максимальным значением теплового сопротивления между кремниевой пластиной и окружающей средой.
Нестационарное температурное состояние модуля характеризуется резким изменением температуры сразу после подачи мощного импульса мощности. Характеристика этого явления определяется изменением теплового импеданса, при этом недопустимо превышение максимально возможной температуры (см. табл. 2.1). Эти оба процесса исследуются ниже.
Для решения стационарной задачи в принципе можно применить любой метод решения, однако если учесть, что стационарная задача является частью общей нестационарной задачи, то методически правильно будет использовать общий метод решения этих задач. Таким в настоящее время оптимальным методом является математическое моделирование с применением вычислительной техники. Используем для решения сформулированной задачи метод конечных разностей.
Программа составленная для решения сформулированной задачи представлена в приложении 1. Целью исследования являлось определение влияния различных систем охлаждения на стационарное температурное поле в зависимости от системы охлаждения. Моделирование системы охлаждения производилось с помощью численного варьирования коэффициента теплоотдачи а который изменялся в широких пределах от а = 300 ... 3000 Вт/м2К, что соответствовало интенсивному воздушному охлаждению модуля (нижнее значение а), или жидкостному, а возможно испарительному охлаждению (верхнее значение а). Результаты расчетов представлены на нижеследующих рисунках (рис. 2.8, 2.9, 2.10).
Интенсивное жидкостное и испарительное охлаждение Как показывают результаты расчета интенсивное воздушное охлаждение (a = 300...500 Вт/м2К) не обеспечивает необходимых значений предельной температуры. В таких случаях модуль явно выходит из строя. На рис. 2.9. показано, что малоинтенсивное жидкостное охлаждение а = 1000 Вт/м2К и а = 2000 Вт/м2К также неэффективно и вызывает перегрев модуля. Допустимые значения дают только а = 3000 Вт/м2К и более, что характерно для интенсивного жидкостного охлаждения или для испарительного охлаждения. Таким образом, длительная работа прибора под нагрузкой, в пределах максимально допустимой мощности возможна только при испарительном или интенсивном жидкостном охлаждении. Это показывает также рис. 2.10.
Теплопередача в конденсаторе
Конденсатор является важной неотъемлемой частью ДТС его конструкция представляет собой различные модификации компактных теплообменников. Конденсаторы различаются по конфигурации, материалу и форме ребер. В них происходит передача теплоты от паров промежуточного теплоносителя к охлаждающему воздуху. Этот процесс включает в себя теплоотдачу от пара к внутренней поверхности, теплопроводность внутри стенки конденсатора и теплоотдачу от его наружной поверхности и окружающему воздуху.
Передача теплоты от пара к внутренней поверхности конденсатора происходит за счет пленочной конденсации на этой поверхности, если температура стенки ниже температуры насыщения. Под влиянием гравитационных сил конденсат будет стекать вниз, при этом вся выделившаяся при конденсации теплота передается стенке через пленку. Известны два режима течения пленки ламинарный и турбулентный. При ламинарном течении теплоперенос в пленке осуществляется теплопроводностью, при турбулентном - основная часть теплоты переносится частицами жидкости [72,75,77].
Расчет теплоотдачи при конденсации сухого насыщенного неподвижного пара производится по теоретическим зависимостям, полученным Нуссельтом [72]. Эти зависимости получены при следующих, упрощающих реальную физическую картину, допущениях: Течение пленки ламинарное; Силы инерции возникающие в пленке пренебрежимо малы по сравнению с силами вязкости и тяжести; Конвективный перенос теплоты в пленке и теплопроводность вдоль пленки пренебрежимо малы по сравнению с теплопроводностью поперек пленки; Трение и температурный скачок на границе паровой и жидкой фаз отсутствуют; Температура на внешней поверхности пленки равна температуре пара; Теплофизические характеристики конденсата не зависят от температуры; Плотность пара мала по сравнению с плотностью жидкости. Средний коэффициент теплоотдачи при конденсации пара на поверхности вертикальной стенки и трубы высотой 1: а - средний коэффициент теплообмена Вт/м К на поверхности горизонтальной трубы диаметром d. а-0,7284-] „rg,P"W (3.2) H„cd(t„ - tc)
При взаимодействии случайных возмущений на поверхности пленки и сил поверхностного натяжения движение конденсата может стать волновым, но сохранять ламинарный режим течения. Такое явление не успевает развиваться при конденсации в горизонтальных трубах не очень большого диаметра и опытные данные соответствуют предыдущей формуле.
При волновом движении пленки по вертикальной поверхности ее средняя толщина будет немного меньше чем при строго ламинарном, а коэффициент теплоотдачи примерно на 21 % больше. С учетом волнового течения формула для вертикальной стенки принимает вид: і г Ї— a-l.lsV \, . (3.3) Эта зависимость может быть рекомендована для расчетов больших предельного Креоли, соответствующего устойчивому волновому течению [72]. ReBomi - 0,56 ( Дц4д )3/i; (3.4) о - коэффициент поверхностного натяжения. Зависимости, описываемые уравнениями (3.1) и (3.3), могут быть представлены и в безразмерном виде [76]: Nil = А(КжСаж1Ргж)1/4, (3.5) где к = —F"7f—ГГ число подобия фазового превращения; А = 0,943 - для ламинарного режима, А = 1,15 -для ламинарно-волнового режима.
При некотором критическом числе Re ламинарный режим течения пленки переходит в турбулентный, из опытных данных различных авторов ReKp находится в пределах 60 - 500. Наиболее вероятное значение Re , при конденсации практически неподвижного пара на вертикальной поверхности Re = 400 [55, 76, 77]. Ламинарное течение пленки перейдет в турбулентное на определенном расстоянии Хкр от верхнего конца вертикальной стенки. Это расстояние можно определить из выражения [55]:
Расчеты показывают, что для воды и фреонов при условиях работы в системах охлаждения СПП Х достигает значений в несколько метров. Это превышает реальные размеры поверхностей конденсаторов, в которых следовательно имеет место ламинарный режим течения пленки.
Влияние допущений, принятых в теории Нуссельта на коэффициент теплоотдачи при конденсации исследовалось в работах Г.Н,Кружилина, Д.А.Лабунцова, В.П.Исаченко и др. Показано, что это влияние незначительно.
Теплоотдача при конденсации может также зависеть от скорости пара. В этой области еще остается много невыясненных вопросов. К настоящему времени установлено [77], что при конденсации воды на одиночной горизонтальной трубе, при скорости пара менее 10 м/с, влияние этой скорости на теплопередачу не существенно. Для фреонов влияние скорости пара ощущается при скоростях 0,2 - 1,0 м/с.
Процесс теплоотдачи от наружной поверхности конденсатора к охлаждающей среде, какой является воздух характеризуется низкой эффективностью по сравнению с процессом конденсации на внутренней поверхности. Интенсифицируют процесс теплоотдачи путем увеличения скорости набегающего потока воздуха и оребрением стенок конденсатора. Путем оребрения поверхность теплообмена увеличивается в 5 - 20 раз [78].
Конденсатор может представлять собой полость, трубу или состоять из нескольких труб обычно круглого сечения, причем ребра на конденсаторе могут быть круглыми или квадратными [79]. Применяют также проволочное оребрение с диаметром проволоки 0,5 - 0,7 мм.
Коэффициент оребрения труб с ребрами полученными в результате пластической деформации около 14, при проволочном оребрении он не превышает 1 і [58]. При тепловом расчете конденсатора для испарительной системы охлаждения используют уравнение теплопередачи: Q = KFAT. Коэффициент теплопередачи для чистых оребренных труб, отнесенный к ребристой поверхности со стороны воздуха [80]. К: (1/ап + 5 ДС) F/Fc + 1/dcp.np. где ая — коэффициент теплоотдачи от пара к стенке, Вт/м К; F/Fc = n; приведенный коэффициент теплоотдачи ребристой поверхности, подсчитыва-ется по формуле [55]: а ср.пр = l/F(apEpFp + aMFM) j F = Fp + FM — площадь ребристой поверхности, м; Fp - площадь ребристой поверхности, м; FM - площадь поверхности стенки в промежутках между ребер, м; с иам - коэффициенты теплоотдачи на поверхности стенки в промежутках между ребрами, их можно считать приблизительно одинаковыми, т.е. йр = aM = %р, тогда ср.пр. О р/г іірГр і Гм). Коэффициент эффективности ребра Ер для прямого ребра постоянной толщины расположенного на плоской поверхности рассчитывается по формуле: р = thmphp mhp где hp - высота ребра, м; m-W " Ц, Up- периметр ребра, м; f„ - площадь поперечного сечения ребра, м2. Для тонких плоских ребер применяемых в нашей конструкции 6Р - толщина ребра, м. Расчет коэффициента теплоотдачи аср для конденсаторов трубчатой конструкции выполняется по формуле (3.1) и (3.2). При расчете конденсатора «коробчатого» типа для неподвижного пара используется формула [81]: аср 943 MTh
На устойчивую работу парожидкостного тракта влияют геометрические размеры труб конденсатора, их подбирают так, чтобы падение давления и следовательно температуры пара было минимальным. Поперечные размеры труб конденсатора определяются на основе расчета потоков пара и конденсата. Толщина стекающей в трубе конденсатора пленки жидкости пренебрежимо мала по сравнению с площадью поперечного сечения трубы, а скорость пленки ничтожна по сравнению со скоростью пара, поэтому движение пара можно рассматривать как стационарное движение в трубе с неподвижными стенками [77]. При этом для низкотемпературных теплоносителей имеет место ламинарный режим движения парового потока.
Исследование охладителя типа «двухфазный термосифон» в аварийном режиме
Во время испытаний конденсатор опытного охладителя располагался в пространстве соответственно своему рабочему положению. Токоведущие шины, испаритель и прижимное устройство были покрыты асбестовым слоем теплоизоляции.
Источником нагрева служил диод В 500 прижимающийся к испарителю опытного охладителя через тонкую оловянную прокладку и нагружался регулируемым постоянным током.
Поверхность охладителя была термометрирована шестью термопарами. маркировки ХК установленными в специальных пазах размером 1,5 х 1,5 мм, выполненных на поверхности охладителя. Из них одна находилась на контактной поверхности испарителя и пять на конденсаторе, рис. 4.6.
Для измерения температуры при помощи хромель-копелевых термопар использовался потенциометр постоянного тока ПП-63 (класс точности — 0,05). Ток нагрузки измерялся амперметром М 105 (класс точности - 0,5). Падение напряжения измерялось прибором М 115 (класс точности - 0,2) холодные спаи термопар размещались в термопаре. Результаты испытаний представлены на рис. 4.7,4.8,4.9. Выводы по второму эксперименту: охладитель имеет огромную инерционность нагреваясь около 2,5 часов, следовательно в течении этого времени модуль не выйдет из строя, можно визуально заметить неисправность и снять нагрузку; зная тепловую характеристику R = f(P) можно прогнозировать предельные нагрузки на модуль IGBT в рабочем и аварийном режиме. 200 / /і . з \ \ І і. У2 1 T" "l і і і іі шгА ш?5\ А - ІУ і - ІЩ rh Л 3) UJ і. 1 -ft;,; 1 ; M И 1 Q Щік. і ш Ш6\ ио т 1 1 1 1 і і1і » 255 і Рис. 4.6. Схема расположения термопар на охладителе. Термопары 1,3,5- установлены между ребер, 2 и 4 - на вершине ребер, 6 - на испарителе. «/вт 0/0 А 0,09 0,07 гао 400 боо &яо /ш то } Зт 0.9 \ ОЛ 0.5 \ о.з 200 400 600, 300 ІООО І200 PFf„)tBm Рис. 4.7. Зависимость теплового сопротивления охладителя от отводимой мощности тепловых потерь СПП 1 - охладитель без теплоносителя при естественной конвекции охлаждающего воздуха; 2 - то же при принудительном обдуве Vcf = 12 м/с; 3 - охладитель с одним конденсаторным профилем без теплоносителя при естественной конвекции охлаждающего воздуха. - JO вт 85вт ІЗОВлп 80 ІОО І20 МО Т. мин Рис. 4.8. Зависимость переходного теплового сопротивления охладителя с одним конденсаторным профилем от времени нагрева. Охладитель испьггывался при естественной конвекции Vcf =: 0,3 м/с и без промежуточного теплоносителя. Я / В/п Рис. 4.9. Зависимость температуры от отводимой мощности потерь СПП в различных точках конденсатора. 4.3. Испытание опытных образцов охладителей типа ДТС и отработка технологии их заправки промежуточным теплоносителем
Испытаниям подвергались охладители типа двухфазный термосифон для группового охлаждения модулей (для двух модулей IGBT; приложение 2) и моноблочный охладитель. Целью испытаний являлась проверка результатов испытаний проведенных на кафедре «Теплотехника и ТСУ» ПГУПСа и отработка технологии заправки охладителя промежуточным теплоносителем. Место проведения испытаний ОАО ВЭлНИИ г.Новочеркасск Ростовской области. Схема испытательного стенда представлена на рис 4.10.
В качестве имитаторов транзисторных модулей использовались нагревательные элементы имеющие аналогичные геометрические размеры и обеспечивающие на контактной поверхности медной пластины рассеиваемую тепловую мощность до 1100 Вт.
Охладители были пронумерованы следующим образом № 0, 1, 2, 3, 4 Термосифоны заправлены: № 0, 1,2, 3 - 300 мл фреона-113, № 4 - 290 мл фреона-113.У термосифона № 4 нагружен один нагреватель (1/2 мощности), поэтому для сравнения перегревов его мощность необходимо привести к двум нагревателям, т.е. увеличить в два раза. Определение качества заправки термосифона определялось методом измерения перепада температур на различных ребрах конденсатора - наиболее удаленного от коллектора и находящегося рядом с коллектором при естественном охлаждении и мощности нагревателя 400 Вт. Скорость охлаждающего воздуха определялась пневмометрической трубкой Пито-Прандтля в комплекте с микроманометром ММН-240(5)-1,0 (на схеме стенда не показан).
