以下に、本発明にかかる電力変換装置の� ��適な実施の形態を図面に基づいて詳細に説� ��する。なお、以下の実施の形態により本発� ��が限定されるものではない。

実施の形態1.
 図1は、本発明の実施の形態1における電力� �換装置の構成例を示す図である。同図に示� �電力変換装置100は、電力変換回路を構成す� �コンバータ部20、コンデンサ30およびインバ� ��タ部60と、接触器10と、を備えて構成される 。また、電力変換装置100の入力端に配置され る接触器10には、変圧器6が接続され、電力変 換装置100の出力端に配置されるインバータ部 60には、電気車を駆動する電動機80が接続さ� �ている。なお、電動機80としては、誘導電動 機や同期電動機が好適である。

 また、図1において、変圧器6の一次巻線� �一端は集電装置2を介して架線1に接続され、 他端は車輪3を介して大地電位であるレール4� ��接続されている。架線1から供給される電力 (交流20KV~25KVが一般的)は、集電装置2を介して 変圧器6の一次巻線に入力されるとともに、� �圧器6の二次巻線に生じた電力が接触器10を� �してコンバータ部20に入力される。

 接触器10は、変圧器6の二次巻線とコンバ� ��タ部20との間に配置され、電力供給回路の� �閉を行う。なお、図1の例では、2本ある交流 入力線の双方をオン/オフする構成を図示し� �いるが、交流入力線の何れか一方に接触器� �配置することでもよい。

 コンバータ部20は、スイッチング素子UPC,V PCで構成される正側アーム(例えばU相ではUPC)� ��、スイッチング素子UNC,VNCで構成される負側 アーム(例えばU相ではUNC)とがそれぞれ直列に 接続された回路部(以下「レグ」という)を有� ��ている。すなわち、コンバータ部20には、2� ��(U相分、V相分)のレグを有する単相ブリッジ 回路が構成されている。スイッチング素子UPC ,VPC,UNC,VNCとしては、逆並列ダイオードが内蔵 されたIGBT素子やIPM素子が好適である。なお� �レグ数を増やして多相のブリッジ回路とし� �もよく、当該構成も本発明の要旨に含まれ� �。

 コンバータ部20は、スイッチング素子UPC,V PC,UNC,VNCをPWM制御することで入力された交流� �圧を所望の直流電圧に変換して出力する。� �お、コンバータ部20の詳細な構成と制御方法 には種々の公知例があり、ここでの詳細な説 明は省略する。また、図1の例では、コンバ� �タ部20を2レベルコンバータ回路として示し� �いるが、これ以外の、例えば3レベルコンバ� ��タ回路(公知)などで構成してもよく、その� �成例については後述する。

 コンバータ部20の出力端には、直流電源� �なるコンデンサ30が並列に接続されるととも に、コンデンサ30の直流電圧を入力とし、任� ��の電圧、周波数の交流電圧に変換し出力す� ��インバータ部60が接続される。

 インバータ部60は、スイッチング素子UPI,V PI,WPIで構成される正側アーム(例えばU相ではU PI)と、スイッチング素子UNI,VNI,WNIで構成され� ��負側アーム(例えばU相ではUNI)とがそれぞれ� ��列に接続されたレグを有している。すなわ� ��、インバータ部60には、3組(U相分、V相分、W 相分)のレグを有する三相ブリッジ回路が構� �されている。スイッチング素子UPI,VPI,WPI,UNI,V NI,WNIとしては、逆並列ダイオードが内蔵され たIGBT素子やIPM素子が好適である。

 インバータ部60は、スイッチング素子UPI,V PI,WPI,UNI,VNI,WNIをPWM制御することで入力された 直流電圧を所望の交流電圧に変換して出力す る。なお、インバータ部60の詳細な構成と制� ��方法には種々の公知例があり、ここでの詳� ��な説明は省略する。また、図1の例では、イ ンバータ部60を2レベルインバータ回路として 示しているが、これ以外の、例えば3レベル� �ンバータ回路(公知)などで構成してもよく、 その構成例については後述する。また、図1� �例では、レグ数が3(3相)である場合の構成例� ��示しているが、このレグ数に限定されるも� ��ではない。

 なお、図1では、実施の形態1にかかる電� �変換装置の好適な実施の形態として、交流� �力の電気車に適用する場合を一例として示� �たが、地下鉄や郊外電車等に多用される直� �入力の電気車に対しても同様に適用するこ� �ができる。なお、直流入力の電気車に適用� �る場合、変圧器6およびコンバータ部20の構� �が不要となる点を除き、図1と同等の構成を� ��ることができ、本実施の形態にかかる内容� ��当該直流入力の電気車に適用することも無� ��可能である。

 図2は、本発明の実施の形態1における電� �車への電力変換装置の搭載状態の一例を示� �図である。図2に示すように、電力変換装置1 00は、他の電気機器11と共に電気車の車体9の� ��下に配置される。なお、電力変換装置100の� ��面には、フィンベース40Aと複数のフィン42A� ��らなるコンバータ用冷却器50A、およびフィ� ��ベース40Bと複数のフィン42Bからなるインバ� ��タ用冷却器50Bがそれぞれ配置されており、� ��ィン42A,42Bは外気と接している。このように 配置された電力変換装置100によれば、電気車 の走行によって進行方向と逆方向に生じる走 行風Wがフィン42A,42Bに流れ、スイッチング素� ��から発生する熱がフィン42A,42Bを通じて大気 中に放散される。

 図3は、本発明の実施の形態1におけるコ� �バータ用冷却器50Aとスイッチング素子UPC,UNC, VPC,VNCとの配置関係の一例を示す図である。� �お、以降の説明では、特に区別を要する部� �以外は代表してコンバータ用冷却器50Aのフ� �ンベース40A、フィン42A、インバータ用冷却� �50Bのフィンベース40B、フィン42Bをそれぞれ� �ィンベース40、フィン42と表記する。

 図3に示すように、スイッチング素子UPC,VP C,UNC,VNCは、フィンベース40の平面上に配置さ� ��る。なお、以下に述べるとおりスイッチン� ��素子は長方形をしており、その長辺方向が� ��行方向と直角になるように配置されている� ��また、フィン42は、フィンベース40にロウ付 け等で固定され、電気車の走行風が取り込め る向きに複数枚配置されている。また、フィ ン42およびフィンベース40の材質は、アルミ� �ウムが好適である。

 図4は、本発明の実施の形態1における複� �のフィン42中を流れる風速特性を説明する図 であり、フィンベース40およびフィン42を図2� ��車両側面から観察した場合における、走行� ��Wの流れ、および複数のフィン42中の風速を� ��している。

 図4に示すように、電気車の走行によりフ ィン42の前段(図の左側)から流入した走行風W� ��、後段(図の右側)に行くほどフィン42の外方 向(フィンベース40から遠ざかる方向)に流出� �、風速は前段が最大となり、後段に向かう� �ど低下する特性となることがシミュレーシ� �ンにより分かっている。

 この特性は、走行風Wがフィン42間を流れ� ��過程において、フィン42の下方部がダクト� �で拘束されていないために走行風Wがフィン4 2の下方側に漏れ出るためであり、当該フィ� �42Aの表面との摩擦により風速が漸次減速す� �からである。したがって、フィンベース40と フィン42の進行方向の長さは、可能な限り短� ��するほうが好ましい。

 図5は、本発明の実施の形態1におけるフ� �ンベース40へのスイッチング素子配置の一例 を示す図であり、図6は、スイッチング素子� �内部構成を示す図である。

 一般に、IGBTモジュール、IPMモジュール等 のスイッチング素子形状は長方形であり、そ の内部には多数のIGBTチップが複数並列接続� �れて構成される。その結果、図6に示すよう� ��、IGBTチップ45の典型的な配置構成は、長辺� ��向に配列される素子数が短辺方向に配列さ� ��る素子数に比べて多くなっている。

 このようなスイッチング素子を使用する� ��合、図5に示すように、スイッチング素子(UP C等)の長辺を進行方向と直角となる向きに配� ��することで、フィン42の進行方向のサイズ� �最小化できるため、風下側のスイッチング� �子の位置での走行風Wの風速の低下を最小限� ��抑えることが可能となり、風下側スイッチ� ��グ素子の温度上昇を最小限に抑えることが� ��能となる。

 さらに、図5に示すように、各相のレグは 電気車の進行方向と同方向に順次並べて配置 する。すなわち、一のレグを構成する正側ア ームのスイッチング素子(例えばUPC)および負� ��アームのスイッチング素子(例えばUNC)を電� �車の進行方向と同方向に順次配置する。

 このように配置することで、走行風Wが通 過するフィン42Aの前段から流入して後段に抜 けるまでに通過するスイッチング素子数は、 コンバータ部20、あるいはインバータ部60の� �リッジ回路の相数によらず常に2となり最小� ��できるため、風上側のスイッチング素子の� ��熱の影響を受けて走行風Wの温度が上昇し、 そのあおりを受けて風下側のスイッチング素 子の温度が上昇してしまうことを軽減できる という利点が生ずる。

 つぎに、電気車の速度に対するコンバー� ��部20およびインバータ部60の損失特性につい て図7を参照して説明する。なお、図7は、本� ��明の実施の形態1におけるコンバータ部20お� ��びインバータ部60の電気車の速度に対する� �生損失の一例を示す図であり、一般的な交� �入力の電気車の特性を示している。

 まず、コンバータ部20の損失特性につい� �説明する。図7の(a)に示すように、コンバー� ��部20の損失は、速度が増加するにつれ増加� �てゆき、最高速度の30%~50%程度の速度で最大� ��なり、最高速までほぼその値を維持する特� ��を有している。なお、この特性は、電気車� ��トルク制御特性に起因している。

 電気車の力行時を例に説明すると、起動� ��ら最高速度の30%~50%程度までは電動機80は定� ��ルク制御されるため、速度に比例して所要� ��力が増加する。このため、電源電圧が一定� ��場合、コンバータ部20の電流は速度にほぼ� �例して増加することになり、コンバータ部20 の発生損失は、ほぼ速度に比例して増加する 特性となる。

 一方、電気車の速度が最高速度の30%~50%程 度以上の領域では、電動機80は定電力制御さ� ��るため、所要電力は速度によらずほぼ一定� ��なる。このため、電源電圧が一定の場合、� ��ンバータ部20の電流は速度によらずほぼ一� �となり、コンバータ部20での発生損失は速度 によらずほぼ一定の特性となる。

 次いでインバータ部60の損失特性につい� �説明する。図7の(b)に示すように、インバー� ��部60の損失は、低速ほど大きく、最高速度� �30%~50%程度の速度まで比較的大きいものの、� ��れ以降の速度域では、大きく低下し、最高� ��までほぼその値を維持する特性を有してい� ��。なお、この特性は、主として電動機電流� ��特性とインバータ部60のスイッチング周波� �の特性に起因している。

 コンバータ部20と同様に電気車の力行時� �例に説明すると、起動から最高速度の30%~50%� ��度までは電動機80は最大トルクで定トルク� �御されるため、電動機電流は最大となる。� �らにスイッチング素子のスイッチング周波� �を1000Hz程度とする非同期PWM制御を行うため� �導通損失、スイッチング損失とも多く発生� �インバータ部60の損失は最大となる。

 一方、電気車の速度が最高速度の30%~50%程 度以上の領域では、インバータ部60のスイッ� ��ング素子は同期1パルスモードと呼ばれるPWM モードとなる。このモードは公知技術であり 、スイッチング素子のスイッチング回数がイ ンバータ部60の出力電圧半周期に1回のみとな るため、スイッチング損失が大きく減少する 。また、同期1パルスモードでは電気車の速� �増加とともにインバータ部60の出力周波数が 増加するため、スイッチング損失は徐々に増 加する傾向であるが、その値はさほど大きく ないため、インバータ部60での発生損失は、� ��気車の速度によらずほぼ一定の特性となる� ��

 図8は、本発明の実施の形態1におけるコ� �バータ用冷却器50Aの一例を示す図であり、� �気車の進行方向からコンバータ用冷却器50A� �形状を見た正面図である。同図において、� �ィンベース40Aの厚さ(以下「フィンベース厚� ��という)をT1、フィン42Aの高さ(以下「フィン 高」という)をH、フィン42Aの間隔(以下「フィ ンピッチ」という)をLC、フィン42Aの厚さ(以� �「フィン厚」という)をT2として示している� �

 また、図9は、本発明の実施の形態1にお� �るインバータ用冷却器50Bの一例を示す図で� �り、電気車の進行方向からインバータ用冷� �器50Bの形状を見た正面図である。同図にお� �て、フィンベース40Bのフィンベース厚をT1、 フィン42Bのフィン高をH、フィン42Bのフィン� �ッチをLI、フィン42Bのフィン厚をT2として示� ��ている。すなわち、コンバータ用冷却器50A� ��インバータ用冷却器50Bの各形状における主� ��る相違点は、各フィンのフィンピッチが異� ��っているところにある。

 図10は、本発明の実施の形態1におけるコ� ��バータ用冷却器50A(インバータ用冷却器50B)� �冷却性能の一例を示す図である。図10におい て、横軸はフィンピッチ(フィン42A(42B)同士の フィン間隔)であり、縦軸は冷却性能指標(同� ��損失を与えた場合のフィンの温度上昇値)に 関する実験値を示している。

 図10において、黒丸印の点を結ぶ曲線は� �速20km/h時の冷却性能特性を示し、白丸印の� �を結ぶ曲線は車速45km/h時の冷却性能特性を� �し、黒三角印の点を結ぶ曲線は車速70km/h時� �冷却性能特性を示している。

 なお、図10は、フィン42のパラメータであ るフィン高Hを150mm、フィン厚T2を3mm、冷却器� ��フィンベース厚T1を20mmとした場合のデータ� ��ある。フィン高Hは電気車の床下の下方許容 寸法に制約され、通常100mm~200mmの範囲の値が� ��定される。フィンベース厚T1は、過負荷に� �る過渡的はスイッチング素子損失の増加に� �えうるような熱容量を確保する観点から、� �常20mm~40mmの値が選定される。フィン厚T2は、 フィン42が電気車下部に露出しており、また� ��雪や電気車床下からの雪の塊の落下に際し� ��レールの敷石が跳ね上がってフィン42に衝� �する可能性があり、その際のフィン42の破損 を抑止する観点から、通常2mm~4mmの値が選定� �れる。

 上記パラメータのうち、フィン高Hとフィ ンベース厚T1は、図10に示す特性には殆ど影� �を与えないので、フィン高Hとフィンベース� ��T1をそれぞれ100mm~200mm、20mm~40mmの範囲の値と する場合でも図10に示すデータが適用可能で� ��る。

 ここで、フィン厚T2を変化させると、図10 の特性が若干変化するが、その変化量は、フ ィン厚T2の3mmを基準とし、フィン厚T2を1mm増� �させた場合には、最適ピッチがほぼ1.5mm増加 し、フィン厚T2を1mm減少させた場合には、最� ��ピッチがほぼ1.5mm減少する特性であった。

 これは、フィンピッチを固定した条件で� ��ィン厚T2を増加(または減少)させた場合、そ の増加(減少)分だけフィン42間の間隙が縮小(� ��たは増加)する一方で、走行風Wのフィン間� �流れる際の抵抗が増加(または減少)して風速 が低下(または増加)することにより、フィン� ��ッチの最適値が増加(または減少)するから� �理解できる。

 図10の冷却性能に説明を戻す。図10から、 同一フィンピッチであれば、車速が高いほど 冷却性能が向上することが分かる。また、同 一車速では、フィンピッチを狭くしすぎても 広くしすぎても冷却性能が悪化し、車速に応 じた最適なフィンピッチが存在することが分 かる。

 車速に応じた最適なフィンピッチが存在� ��る理由は、同一車速でフィンピッチを狭く� ��た場合、フィンベース40が有するフィン42の 枚数が増加するため放熱表面積が増加して冷 却性能の向上に寄与する現象と、走行風Wが� �ィン間を通過する際の抵抗が増大し、フィ� �間の風速が減少して冷却性能の低下に寄与� �る現象が同時に発生するためである。逆に� �フィンピッチを広くした場合、フィンベー� �40が有するフィン42の枚数が減少するため放� ��表面積が減少して冷却性能の低下に寄与す� ��現象と、走行風Wがフィン間を通過する際の 抵抗が減少し、フィン間の風速の低下が小さ くなり、冷却性能の向上に寄与する現象が同 時に発生するためである。すなわち、両者の バランス点が、当該車速における冷却性能の 最大化ポイントになる。

 なお、車速によらず一定風量が得られる� ��ァンを用いた強制風冷方式(従来方式)であ� �ば、放熱表面積を増加するためにフィンピ� �チを狭くした場合であっても、風速を大き� �することで冷却性能を確保することができ� �ので、フィンピッチ等に対する大きな制約� �ないといってもよい。

 一方、電気車の走行風を利用する冷却方� ��では、車速により走行風Wの風速が変化する ためフィンピッチをどのように決定するかが 重要な要点となる。

 図7において、コンバータ部20の損失は、� ��速が高い領域で最大損失となるのに対し、� ��ンバータ部60の損失は、車速が低い領域で� �大損失となることを示した。このことを考� �すると、コンバータ部20のフィン42Aのフィン ピッチは、車速の高い領域で冷却性能が高く なる狭い方がよく、インバータ部60のフィン4 2Bのフィンピッチは、車速が低い領域で冷却� ��能が高くなる狭い方がよい。つまり、コン� ��ータ部20とインバータ部60とでは、最適とな るフィンピッチが異なるものを選定すること が好ましい。

実施の形態2.
 図11は、本発明の実施の形態2におけるコン� ��ータ部の回路構成の一例を示す図である。� ��図に示すコンバータ部20aは、図1に示した実 施の形態1のコンバータ部20の回路構成と比べ て、各アームのスイッチング素子が並列接続 されている点が異なる。

 図11において、U相正側アームではスイッ� ��ング素子UPCA,UPCBが並列接続され、U相負側ア ームではスイッチング素子UNCA,UNCBが並列接続 され、V相正側アームではスイッチング素子VP CA,VPCBが並列接続され、V相負側アームではス� ��ッチング素子VNCA,VNCBが並列接続されている� ��

 つぎに、これらのスイッチング素子を並� ��接続する場合に好適なスイッチング素子の� ��置例について説明する。図12は、本発明の� �施の形態2におけるフィンベース40へのスイ� �チング素子配置の一例を示す図である。同� �に示すように、実施の形態1で示した配置方� ��に加え、各アームとも、並列接続するスイ� ��チング素子を進行方向に対して直角方向に� ��べて配置している。

 上記のように配置することで、各アーム� ��おける並列接続素子のペア同士(例えば、U� �正側アームではUPCAとUPCB)では、風上側のフ� �ン前縁からの距離が等しくなるため、温度� �ほぼ等しくすることが可能となる。一般的� �、スイッチング素子は、温度に依存して順� �向電圧降下が変化するため、並列接続素子� �ペア同士の温度が異なると、それぞれの順� �向電圧降下が異なることとなり、ペア同士� �電流の分流比が悪化して、何れかのスイッ� �ング素子に電流が集中するなどの不都合を� �じる。

 一方、本実施の形態では、並列接続され� ��各スイッチング素子の風上側フィン前縁か� ��の距離を等しく配置するようにしているの� ��、並列接続素子のペア同士の温度がほぼ均� ��化され、良好な電流の分流が実現できる。

 また、フィン42の進行方向のサイズを最� �化できるため、風下側のスイッチング素子� �位置における走行風Wの風速の低下を最小限� ��抑えることが可能となり、風下側のスイッ� ��ング素子における温度上昇を最小限に抑え� ��ことが可能となる。

 また、走行風Wがフィン42の前段から流入� ��て後段に抜けるまでに通過するスイッチン� ��素子数を、並列接続しない場合と同数に最� ��化でき、風上側のスイッチング素子の発熱� ��影響を受けて走行風Wの温度が上昇し、その あおりを受けて風下側のスイッチング素子の 温度が上昇してしまうことを軽減できるとい う利点が生ずる。

 さらに、走行風Wが通過するフィン42の前� ��から流入して後段に抜けるまでに通過する� ��イッチング素子数は、コンバータ部20、あ� �いはインバータ部60のブリッジ回路の相数に よらず常に2となり最小化できるため、風上� �のスイッチング素子の発熱の影響を受けて� �行風Wの温度が上昇し、そのあおりを受けて� ��下側のスイッチング素子の温度が上昇して� ��まうことを軽減できるという利点が得られ� ��。

実施の形態3.
 図13は、本発明の実施の形態3におけるコン� ��ータ部20の回路構成の一例を示す図である� �同図に示すコンバータ部20bは、図1に示した� ��施の形態1のコンバータ部20の回路構成と比� ��て、所謂3レベル回路の構成となっている点 が異なる。

 図13において、U相正側では、並列接続さ� ��たスイッチング素子UPC1A,UPC1Bと、並列接続� �れたスイッチング素子UPC2A,UPC2Bとが直列接続 されるとともに、この接続点には並列接続さ れたダイオードUD1A,UD1Bのカソード側が接続さ れ、そのアノード側はコンデンサ30Pと30Nの中 点(接続点)に接続されている。同様に、U相負 側アームでは、並列接続されたスイッチング 素子UNC3A,UNC3Bと、並列接続されたスイッチン� ��素子UNC4A,UNC4Bとが直列接続されるとともに� �この接続点には並列接続されたダイオードUD 2A,UD2Bのアノード側が接続され、そのカソー� �側はコンデンサ30Pと30Nの中点(接続点)に接続 されている。なお、V相正側アームおよびV相� ��側アームの構成についても、それぞれU相正 側アーム、V相正アームの構成と同様であり� �当該接続構成に関する詳細な説明を省略す� �。

 また、このコンバータ部20を、1kHz前後の� ��イッチング周波数でスイッチング動作させ� ��場合の各スイッチング素子および各ダイオ� ��ド素子における1相あたりの損失割合を示し たものが、以下に示す表1である。なお、下� �では、1相分の損失を100%とし、U相を代表的� �示している。

 表1を参照すると、スイッチング素子UPC2� �UNC3の損失が他に比べて多くを占めているこ� ��が分かる。

 つぎに、これらのスイッチング素子を並� ��接続する場合に好適なスイッチング素子の� ��置例について説明する。図14は、本発明の� �施の形態3におけるフィンベース40へのスイ� �チング素子配置の一例を示す図である。同� �に示すように、各相レグ(=正側アームおよび 負側アーム)を構成するスイッチング素子群� �、フィンベース40上で進行方向に沿って縦列 に配置されている。

 具体的に、U相レグで説明すると、正側ア ームのスイッチング素子UPC1A,UPC2A、および負� ��アームのスイッチング素子UNC3A,UNC4Aが、こ� �順で進行方向に沿って配置されている。ま� �、U相レグに隣接し、かつ、進行方向の直角� ��向に、並列接続された正側アームのスイッ� ��ング素子UPC1B,UPC2B、および負側アームのス� �ッチング素子UNC3B,UNC4Bが、この順に配置され ている。なお、ダイオードUD1A,UD2A,UD1B,UD2Bに� �いては、表1に示すように、損失割合が全体� ��10%程度と小さいため、ここでは考えない。� ��た、他相のスイッチング素子についても同� ��であり、進行方向の直角方向に順次配置す� ��。

 いま、仮に、スイッチング素子配置は図1 4のままで、進行方向とフィンの向きが図14に 示した進行方向と直角方向であったとすると 、走行風Wは損失の大きな4つの素子(例えばUPC 2A、UPC2B、VPC2A、VPC2B)を通過してゆくことにな り、風下側にあたるスイッチング素子は風上 側のスイッチング素子からの発熱にあおられ て温度が上昇してしまうことになる。

 一方、上記のように配置することで、フ� ��ン42の進行方向のサイズを最小化できるた� �、風下側のスイッチング素子の位置におけ� �走行風Wの風速の低下を最小限に抑えること� ��可能となり、風下側スイッチング素子にお� ��る温度上昇を最小限に抑えることが可能と� ��る。

 また、走行風Wがフィン42の前段から流入� ��て後段に抜けるまでに通過するスイッチン� ��素子数と、その合計損失(U相ではUPC1A+UPC2A+UN C3A+UNC4A)とを最小化することができるため、� �上側のスイッチング素子の発熱の影響を受� �て走行風Wの温度が上昇し、そのあおりを受� ��て風下側のスイッチング素子の温度が上昇� ��てしまうことを軽減できるという利点が得� ��れる。なお、本実施の形態3では、コンバー タ部20を例に説明したが、インバータ部60に� �用してもよい。

実施の形態4.
 図15は、本発明の実施の形態4におけるフィ� ��ベースの内部構造の一部を示す図であり、� ��16は、図15のA-A線に沿う矢視断面図である。 これらの各図に示されるフィンベース40では� ��スイッチング素子直下の内部に、進行方向� ��沿って配設される、複数本のヒートパイプ4 6が挿入されている。ヒートパイプ46は、公知 の手段であり、直径10mm程度の銅を主原料と� �、内部にウイックと呼ばれる毛細加工を施� �た中空パイプに少量の水等の動作液を封入� �、真空で封じたものである。

 上記のように構成することで、例えば風� ��側のスイッチング素子の発熱により均熱パ� ��プ内の水が水蒸気となってその周囲の熱を� ��うとともに、水蒸気が温度の低い風上側へ� ��動し、凝縮して熱を放散し、再び水に戻っ� ��風下側に移動するサイクルを繰り返すこと� ��、高温側の熱を低温側へ移送させることが� ��能となる。この結果、フィンベース40の風� �側と風下側の温度の均一化を図ることが可� �となり、風下側のスイッチング素子の冷却� �能がより向上する。

実施の形態5.
 図17は、本発明の実施の形態5におけるコン� ��ータ部20のフィンベース40Aへのスイッチン� �素子配置とヒートパイプの配置の一例を示� �図である。図14と同様に各相レグ(=正側アー� ��と負側アーム)を構成するスイッチング素子 群がフィンベース40上で進行方向に沿って縦� ��に配置されている。U相レグの片側で説明す ると、進行方向に沿って、正側アームのスイ ッチング素子UPC1A,UPC2A、負側アームのスイッ� ��ング素子UNC3A,UNC4Aがこの順に配置されてい� �。なお、図14で省略していたダイオードUD1A� �UD2Aは、図17に示すとおり、正側アームのス� �ッチング素子UPC2Aと負側アームのスイッチン グ素子UNC3Aの間に配置される。これらの損失� ��、表1のとおり全体の10%程度と小さい。この 他のレグの構成についても同様である。

 つぎに、ヒートパイプ46A,46Bの配置につい て説明する。なお、ヒートパイプ46A,46Bは複� �本配置するが、U相レグの片側を例として説� ��する。フィンベース40には、正側アームの� �イッチング素子UPC1A,UPC2Aの直下を通り、且つ 一端をUPC1Aの直下を外れた位置まで延長し、� ��端をUPC2Aの直下を外れた位置まで延長した� �ートパイプ46Aと、負側アームのスイッチン� �素子UNC3A,UNC4Aの直下を通り、且つ一端をUNC3A� ��直下を外れた位置まで延長し、他端をUNC4A� �直下を外れた位置まで延長したヒートパイ� �46Bとが内蔵される。また、ヒートパイプ46A� �46Bとは両者分割されている。

 さらに、上記のように構成した場合の動� ��を説明する。正側アームのスイッチング素� ��UPC1A,UPC2Aの発生損失は大きいため、当該ス� �ッチング素子直下のフィンベース40の温度は 高くなる。一方、ダイオードUD1Aの発生損失� �小さいため、当該ダイオード直下のフィン� �ース40の温度は低くなる。即ち、正側アーム のスイッチング素子UPC1A,UPC2Aの直下と、ダイ� ��ードUD1Aの直下とでは温度差が生じる。この ような環境において、ヒートパイプ46Aの働き により正側アームのスイッチング素子UPC1A,UPC 2Aで発生した熱の一部はダイオードUD1A付近の フィンベース40まで移送される。同様に、ヒ� ��トパイプ46Bの働きにより負側アームのスイ� ��チング素子UNC3A,UNC4Aで発生した熱の一部は� �イオードUD2A付近のフィンベース40まで移送� �れる。

 このような動作により、スイッチング素� ��UPC1A,UPC2A,UNC3A,UNC4Aの熱は、当該スイッチン� �素子付近に位置する部分のフィン42だけでな く、ダイオードUD1A、UD2A付近に位置する部分� ��フィン42からも放熱が可能となり、損失の� �きなスイッチング素子UPC1A,UPC2A,UNC3A,UNC4Aの効 果的な冷却が可能となる。言い換えれば、損 失が小さく冷却上余裕のあるダイオードUD1A,U D2A付近のフィン42を、損失の大きなスイッチ� ��グ素子UPC1A,UPC2A,UNC3A,UNC4Aの冷却に有効利用� �ることで、フィンサイズを大きくすること� �く、スイッチング素子UPC1A,UPC2A,UNC3A,UNC4Aの冷 却性能を向上させることができる。

 このように構成することで、スイッチン� ��素子UPC1A,UPC2A,UNC3A,UNC4Aにより多くの電流を� �すことが可能となり、同一のフィンサイズ� �あっても変換できる電力容量を増加させる� �とが可能となる。なお、この他のレグの動� �についても同様である。

 本実施の形態5の要点は、電力変換回路を 構成する複数スイッチング素子(ここではダ� �オードを含む半導体素子を意味する)のそれ� ��れの損失の大小に着目し、損失の大きな素� ��の発熱を損失の小さな素子付近へ移送する� ��とで、損失が小さく冷却上余裕のある素子� ��近に位置するフィンを、損失の大きな素子� ��冷却に有効利用することにある。なお、実� ��の形態5では一例として単相3レベルコンバ� �タ回路に好適な構成を示したが、これ以外� �例えば3相インバータ回路等への適用も無論� ��能であるとともに、回路構成や素子配置に� ��わせてヒートパイプを適宜分割して構成し� ��もよいことも無論である。

 なお、上記の各実施の形態に示した構成� ��、本発明の内容の一例であり、別の公知の� ��術と組み合わせることも可能であるととも� ��、本発明の要旨を逸脱しない範囲で、一部� ��省略する等、変更して構成することも可能� ��あることは言うまでもない。

 さらに、本明細書では、電気車への適用� ��主とする発明内容の説明を行っているが、� ��用用途は電気車に限定されるものではなく� ��電気自動車等の関連分野への適用が可能で� ��ることも言うまでもない。