風電全功率變流器參數(shù)對可靠性的影響分析

楊珍貴 杜 雄 孫鵬菊 周雒維

（重慶大學輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術國家重點實驗室 重慶 400044）

0 引言

風電變流器在全功率風電結構中起到解耦及電能轉換的作用，將機側的變頻輸入轉換為網(wǎng)側的恒頻輸出[1]，是風能轉換系統(tǒng)中的核心元件。然而風機的惡劣工作環(huán)境，通常使得風電變流器的可靠性相比其他工業(yè)領域里要低[2]。文獻[2]中，通過對超過6 000臺陸地風電機組歷時11年的可靠性數(shù)據(jù)統(tǒng)計，得到風電機組中各子系統(tǒng)的失效率如圖1所示。由圖1可知，風電變流器失效率非常高，僅次于電氣系統(tǒng)。為了降低運行及維護成本，亟需對風電變流器的可靠性進行分析，以提出相應的改善措施，確保低成本、長期可靠的運行環(huán)境。

圖1 風電機組中各子系統(tǒng)的平均失效率分布Fig.1 Distribution of average failure rates over wind turbine subsystems

文獻[3]指出，風電變流器失效中超過50%的故障是由于功率半導體器件造成，而器件的性能主要與工作溫度、濕度及承受的電應力有關[4,5]，尤其是器件的結溫及其幅值波動很大程度上決定了它們的失效速率[5]。由于風速變化的隨機性，風機的輸出功率及器件的損耗也跟著發(fā)生相應的變化，器件的工作溫度也發(fā)生隨機波動，以致嚴重影響了風電變流器的可靠運行。

鑒于器件工作溫度對變流器可靠性的重要影響，目前，有諸多文獻基于器件的工作溫度對工業(yè)應用中變流器的可靠性進行了研究。文獻[6,7]基于器件結溫幅值大小評估了不同變流器拓撲結構的可靠性差異，缺乏考慮器件溫度波動的影響；文獻[8]給出了航空三相功率變流器在一種工作狀態(tài)下的可靠性設計步驟，卻沒有分析負載變化造成器件工作溫度波動對變流器可靠性的影響；文獻[9]對小型風能轉換系統(tǒng)中兩種不同變流器拓撲工作在額定狀態(tài)下的可靠性進行比較，缺乏分析風速變化造成器件溫度波動對變流器可靠性的影響；文獻[10]分析影響風電變流器可靠性的影響因素時，考慮了風速變化的影響，而變流器系統(tǒng)參數(shù)的影響卻沒有深入研究。根據(jù)現(xiàn)有的文獻報道，業(yè)界針對變流器可靠性的研究主要是基于設計初始階段，考慮變流器在一種工作狀態(tài)下的可靠性優(yōu)劣，而對于因風速隨機變化使得風電變流器頻繁工作在多種狀態(tài)下的可靠性研究，目前還比較少。

本文以永磁同步風力發(fā)電機（Permanent Magnet Synchronous Generator，PMSG）連接著“背靠背”的二電平全功率變流器為例，如圖2所示，結合實測的風速及氣溫數(shù)據(jù)，分析論證了變流器參數(shù)——功率因數(shù)、開關頻率及散熱熱阻的變化，導致器件工作溫度變化對變流器可靠性的影響。

圖2 PMSG風電機組拓撲結構Fig.2 Topology of PMSG wind turbine

本文首先根據(jù)溫度對器件失效的機理，綜合考慮鋁鍵合線失效和焊料層疲勞兩種失效模式，給出了功率半導體器件的可靠性預測模型。利用風機輸出功率與變流器中器件損耗及結溫的關系，結合器件的溫度計算，得出變流器可靠性的預測流程圖。然后以實際風速數(shù)據(jù)為例，分析論證了變流器系統(tǒng)參數(shù)對變流器可靠性的影響，并初步討論提高變流器可靠性的措施。

1 全功率風電變流器的可靠性評估

1.1 可靠性評估模型

由于構成功率半導體器件材料之間的熱膨脹系數(shù)差異，當器件的工作溫度發(fā)生變化時，材料形成不同程度上的壓縮或拉伸而產(chǎn)生剪應力，逐漸累積之后導致器件發(fā)生熱疲勞失效[4,5]。在功率循環(huán)波動下，功率絕緣柵雙極晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor，IGBT）器件中最常見的失效類型主要有兩種：鋁鍵合線失效與焊料層疲勞失效。文獻[5]給出了IGBT鋁鍵合線功率循環(huán)失效周期數(shù)Nf與結溫變化大小ΔTj及平均結溫Tm關系，如圖3所示。從圖中可以看出，隨著Tm或ΔTj的增大，失效周期數(shù)越短，且ΔTj對器件壽命的影響比Tm更加顯著。

圖3 功率循環(huán)失效周期數(shù)Nf與Tm及ΔTj的關系Fig.3 Number of power cycles to failureNfas function ofΔTjandTm

功率循環(huán)失效周期數(shù)與Tm及ΔTj的關系可表示為[5]

式中，Nf(Tm,ΔTj)為Tm及ΔTj下的功率循環(huán)失效周期數(shù)；參數(shù)A1、n1是與功率模塊相關的常數(shù)，可以由試驗數(shù)據(jù)擬合得到，本文分別取值為302 500和 5.039；Ea為激活能量常數(shù)，取值9.89×10?20J；k為玻耳茲曼常量[11]。

發(fā)生焊料層疲勞失效的壽命模型可以用殼溫變化大小ΔTc表示為[12]

式中，Nf(ΔTc)為在殼溫變化ΔTc下的功率循環(huán)失效周期數(shù)；參數(shù)A2、n2同樣由試驗數(shù)據(jù)擬合得到[13]，本文分別取值為1.3×1023和10.1。

為了預測功率器件的平均失效時間（Mean Time To Failure，MTTF），通常采用線性疲勞損傷積累模型，由此，IGBT鋁鍵合線的MTTF計算式為[14]

式中，T為負載功率循環(huán)下的單位循環(huán)時間；N（Tm,ΔTj）為每個時間T內，在ΔTj及Tm下對應的功率波動循環(huán)個數(shù)。同理，可以獲得 IGBT焊料層的平均失效時間tMTTFs。

器件失效率的計算模型是在不同失效機理下產(chǎn)生的各自失效率疊加起來的，而失效率又可表示為MTTF的倒數(shù)[15,16]，因此，單個 IGBT的失效率可以表示為

根據(jù)文獻[17]，由多個電子元件組成系統(tǒng)的失效率λtotal可以表示為各個電子元件失效率的疊加，因此，風電變流器的失效率計算式為

式中，λgrI與λgrD分別表示網(wǎng)側IGBT與二極管的失效率；λgeI與λgeD分別表示機側IGBT與二極管的失效率。

1.2 結溫與殼溫計算

三相變流器的簡化熱模型如圖4所示[18]，圖中，PI與PD分別表示IGBT與二極管在一個正弦輸出周期內的平均損耗；Rjc與Rch分別表示 IGBT結到殼與殼到散熱器之間的熱阻；Rjcd與Rchd分別表示二極管結到殼與殼到散熱器之間的熱阻；Rha表示散熱器到環(huán)境之間的熱阻，由散熱條件決定；Tamb表示環(huán)境溫度。由圖 4可知，IGBT結溫與殼溫的計算式為

式中，Ptotal為三相變流器的總損耗，即 6個 IGBT模塊損耗的和。同理，可以計算二極管的結溫Tjd與殼溫Tjcd。損耗PI、PD及Ptotal的具體計算可以參考文獻[14]。

圖4 三相變流器的簡化熱模型Fig.4 Simplified thermal model of three phase converter

每個溫度循環(huán)中，結溫變化的同時也包含了殼溫的變化，結溫幅值變化大小ΔTj與平均結溫Tm[17]計算式為

式中，Tjmax與Tjmin分別為一個溫度循環(huán)中結溫的最大值與最小值。殼溫變化ΔTc的計算式為

1.3 可靠性評估方法

風機的輸出功率通?？赏ㄟ^風電場測量的實時數(shù)據(jù)來反映[22]或風速來估算[10]，由于獲得單臺風機的實時功率輸出較為困難，于是，本文利用風速數(shù)據(jù)，根據(jù)風機的輸出功率曲線特性來估算風機的功率輸出，并以此作為評估風電變流器可靠性的基礎[10]?；谏鲜龇治?，風電全功率變流器可靠性的評估步驟如圖5所示，首先結合風速數(shù)據(jù)計算風機的輸出功率，接著利用變流器的系統(tǒng)參數(shù)進行損耗計算，然后考慮氣溫數(shù)據(jù)結合變流器熱模型得到器件的結溫及殼溫，之后計算每個溫度循環(huán)的ΔTj、Tm及ΔTc以評估變流器的可靠性。

圖5 風電系統(tǒng)中變流器可靠性評估流程Fig.5 Flow chart of converter reliability evaluation in wind power system

2 變流器參數(shù)對可靠性的影響

由上述分析可知，功率器件的可靠性主要受溫度的影響，而根據(jù)圖4中變流器的熱模型，溫度的大小取決于器件的損耗、熱阻及氣溫大小，損耗又由變流器的系統(tǒng)參數(shù)決定，如負載電流、開關頻率和功率因數(shù)等[10,14]。器件熱阻、氣溫及負載電流分別由制造工藝、工作環(huán)境及風機捕獲的功率決定，很難通過人為的因素進行控制；而開關頻率、散熱條件及功率因數(shù)都是可以控制的變量，因此，本文將分別分析這些可控參數(shù)對風電變流器可靠性的影響。

2.1 理論分析

（1）器件的開關損耗表達式為[10]

式中，PIs與PDs為IGBT與二極管在一個輸出周期內的平均開關損耗；Eon與Eoff為器件 datasheet中IGBT在參考電壓Vref、電流Iref下的開通與關斷能量損耗；Erec為二極管在Vref及Iref下的反向恢復能量損耗；Vdc為變流器直流側的電壓；Im為每相輸入電流的峰值。

當開關頻率fs發(fā)生變化時，器件的開關損耗會受到影響，以致影響器件的工作溫度。開關頻率越大，器件的損耗越大，器件的溫度及其波動就越大，由式（1）、式（2）可知，這會降低器件的壽命而增大變流器的失效率。

（2）相電流峰值Im的計算式為[14]

式中，Pt表示風機捕獲的功率，大小取決于風速，計算表達式可參考文獻[20]；Ul表示變流器交流側線電壓的有效值；φ0為功率因數(shù)角。

由于風機輸入的有功功率由風速決定，當功率因數(shù) cosφ0變小時，負載峰值電流增大，無功消耗增大，機側、網(wǎng)側器件的損耗都會增大，器件的溫度也跟著增大而降低變流器的可靠性。

（3）由變流器的簡化熱模型可知，散熱器熱阻Rha增大，器件的結溫、殼溫增大，變流器的失效率也會隨著增大。

2.2 實例分析

如圖6、圖7所示，本文以愛爾蘭Dublin測得的2011～2012年風速及氣溫數(shù)據(jù)[21]作為評估變流器可靠性的基礎，分析驗證參數(shù) cosφ0、fs及Rha的變化對變流器可靠性的影響。

圖6 2011～2012年Dublin的風速分布Fig.6 Profile of wind speed in Dublin in 2011～2012

圖7 2011～2012年Dublin的氣溫概況Fig.7 Profile of air temperature in Dublin in 2011～2012

本文所采用的風速數(shù)據(jù)是每分鐘記錄一次（一年內共488 153個數(shù)據(jù)），文獻[22]指出，雖然風速在短時間內的變化會較大，然而風電場輸出功率在秒與秒之間的變化很小，只有容量的0.1%，而在每分鐘之間的變化只有容量的1%，因此，可認為在每分鐘內，風機輸出的功率同樣變化較小，可不考慮風電變流器中器件在此時間內發(fā)生溫度波動。在不考慮濕度等外界變化對系統(tǒng)可靠性影響的前提下，根據(jù)圖5所示的變流器可靠性評估步驟，通過一年的風速數(shù)據(jù)，利用Matlab軟件可以統(tǒng)計出一年內器件溫度循環(huán)的ΔTj、Tm及ΔTc的數(shù)值及其次數(shù)，并得出相應變流器的每年失效率。

圖2中額定功率為1MW的PMSG與變流器中IGBT功率器件的參數(shù)分別見表1[10,23]和表2[24]。表1風機運行參數(shù)中切入運行風速vcut_in、額定風速vrated及切除停機風速vcut_out的大小由年平均風速確定[23]。

表1 1MW的PMSG風機參數(shù)Tab.1 Parameters of 1MW PMSG wind turbine

表2 變流器中IGBT功率器件參數(shù)Tab.2 Parameters of IGBT power device in converter

（1）開關頻率的影響。開關頻率的變化與變流器失效率的關系見表3。從表3可以看出，fs越大，變流器的失效率就越大，由于開關頻率越大，器件的開關損耗越大，器件的工作溫度及其波動就越大，因此，變流器的失效率越大。當風機以額定輸出時，在不同開關頻率下，網(wǎng)側與機側變流器中器件損耗的變化如圖8所示。從圖中可以看出，由于開關損耗在總損耗中占的比重較大，當開關頻率發(fā)生變化時，損耗變化較大，會明顯影響器件的溫度大小，使得變流器失效率的變化較明顯。

表3 開關頻率與變流器失效率之間的關系Tab.3 Relationship of switching frequency and converter failure rate

圖8 器件損耗與開關頻率的關系Fig.8 Relation between component power loss and switching frequency

（2）功率因數(shù)的影響。選取功率因數(shù)值時，通常選取較高的值，以保證較小的無功消耗。參考我國風電并網(wǎng)要求，無功調節(jié)容量應滿足功率因數(shù)在超前0.95～滯后0.95[25]，當功率因數(shù)在此范圍內變化時，風電變流器失效率的變化情況見表4。從表4可以看出，當cosφ0變小時，由于變流器損耗增大，器件工作溫度幅值及其波動大小變大，于是變流器失效率增大。

表4 變流器的失效率與功率因數(shù)的關系Tab.4 Relationship of converter failure rate and power factor

（3）散熱器熱阻的影響。散熱器熱阻的變化與變流器失效率的關系見表5。

表5 散熱器熱阻與變流器失效率之間的關系Tab.5 Relationship of thermal resister of heat sink and converter failure rate

從表5可以看出，Rha越大，變流器的失效率就越大。由于風電變流器的處理功率比較大，使其功率損耗也比較大，于是散熱器熱阻的微小變化對器件結溫、殼溫的影響會比較大，以致對變流器失效率的影響也較大。若散熱條件設計不當，使得變流器中器件的工作溫度過高，會嚴重降低其可靠性；而若器件溫度較低，雖然可以大大降低其失效率，但是需要的散熱條件及成本也將大大提升。因此，合理地設計散熱條件，對于提高變流器的可靠性乃至優(yōu)化散熱成本至關重要。

3 提高可靠性措施的初步討論

由式（1）、式（2）可知，變流器的可靠性主要由器件的Tj、ΔTj及ΔTc決定，而且溫度波動的影響更大。由于功率因數(shù)對變流器可靠性的影響相對比較小，且通常希望變流器以較大的功率因數(shù)運行以減小無功消耗，因此可以考慮采用變頻或變散熱條件的控制方式來降低器件的溫度波動，以此來提高變流器的可靠性。

控制的主要思想是在低風速時，增大開關頻率或降低散熱條件，當風速由低風速變?yōu)楦唢L速或由高風速變?yōu)榈惋L速時，使得風電變流器中器件的工作溫度波動盡量平滑，從而達到提高變流器可靠性的目的。

借鑒風機屬性參數(shù)的設置需要考慮風速的概況[23]，開關頻率或散熱條件的改變需要考慮風速的概率分布，以減小切換的頻率。Dublin的風速 3～16m/s的概率分布如圖9所示。圖9中每一個柱狀表示風速1m/s內的范圍。由圖9可以看出，當風速大于5m/s時，風速的概率分布隨著風速的增大而減小，這個是由于風速通常集中在低風速，而高風速的較少。因此，若根據(jù)風速的大小設置切換點，切換開關頻率或散熱條件以減小器件的溫度波動，那么控制方式的切換設置于越高的風速，如本文風速大于5m/s時，則切換頻率的概率就會越低。

圖9 風速3～16m/s的概率分布Fig.9 Distribution of probability of wind speed among 3～16m/s

3.1 改變開關頻率的可行性

當切換點設置于8m/s時，開關頻率控制為

利用圖5中的流程步驟可以統(tǒng)計出當開關頻率采用不同值（開關頻率分別為3kHz、3kHz與4kHz之間切換、3kHz至5kHz之間切換）時，網(wǎng)側變流器中器件平均結溫Tm、結溫變化大小ΔTj與溫度循環(huán)次數(shù)的關系如圖10所示。限于篇幅，機側變流器中三者之間的關系以及殼溫的變化趨勢本文未給出。

圖10 網(wǎng)側變流器中器件的Tm及ΔTj與溫度循環(huán)次數(shù)之間的關系Fig.10TmandΔTjversus the number of temperature cycles of component in grid side converter

由圖10a與圖10b的對比可以看出，采用變頻的方式，較大的結溫波動次數(shù)有所減少，反之結溫波動較小的次數(shù)有所增加，而且對應的平均結溫也有所增加，這是由于變頻使得大的結溫波動變小，低風速采用高開關頻率使得平均結溫上升，又平均結溫對變流器可靠性的影響比溫度波動的要小，因此可降低變流器的失效率。

由圖10b與圖10c的對比可以看出，若低風速采用的開關頻率過高，器件開關損耗增大，導致平均結溫變大的同時，原來在低風速之間變化而產(chǎn)生較小的結溫波動也會變得較大，于是又會使得變流器的失效率開始增大。

當切換點設置于 8m/s時，采用變頻與固定開關頻率的變流器失效率對比見表6。從表6可以看出，當開關頻率在3～5kHz之內切換時，即若風速小于8m/s，開關頻率取較大值，若風速超過8m/s，開關頻率取值3kHz時，與開關頻率為固定的3kHz相比，變流器的失效率有所下降，當開關頻率采用 3～4kHz切換時，變流器失效率降低了 0.043 9，即降低了20.7%。

表6 變頻與固定開關頻率下的變流器失效率對比Tab.6 Comparison of converter failure rate under changeable and fixed switching frequency

因此，適當?shù)夭捎米冾l的控制方式，可有效提高變流器的可靠性，而且據(jù)風速的分布概率，合理選擇開關頻率的切換點，也可盡可能減小切換頻率以降低對系統(tǒng)的影響。本節(jié)的分析結論表明了通過改變開關頻率來提高可靠性的可行性，但具體的優(yōu)化策略還需深入的研究和分析。

3.2 改變散熱條件的可行性

同樣，改變散熱條件，即改變散熱熱阻，也要考慮風速的概率分布。當切換點設置于8m/s時，采用變散熱熱阻與固定散熱熱阻的變流器失效率對比見表7。

表7 變熱阻與固定散熱熱阻下的變流器失效率對比Tab.7 Comparison of converter failure rate under changeable and fixed heat sink resistance

從表7可以看出，當若風速小于8m/s，散熱熱阻選擇較大的值，而風速超過8m/s，散熱熱阻選擇較小的值（4.2℃/kW）時，與散熱熱阻固定為4.2℃/kW相比，變流器的失效率有所下降，最大可降低0.038 7，即降低了18.2%。因此，采用變散熱條件的控制方式，同樣也可有效提高變流器的可靠性。散熱熱阻改變的可行性取決于其變化的快慢，如果要求太快則難于實現(xiàn)，文獻[26]針對汽車變流器，研究表明變散熱條件可實現(xiàn)對變流器可靠性的控制，汽車變流器溫度波動速率與風電變流器中器件溫度波動的時間數(shù)量級接近（數(shù)分鐘之內），因此，變散熱條件的控制方式同樣適用于風電變流器。同樣，如何優(yōu)化控制散熱條件還需更深入的研究。

4 結論

分別根據(jù)器件溫度幅值及其波動對變流器可靠性的影響機理，綜合考慮鋁鍵合線失效與焊料層失效，給出了風電變流器功率器件的可靠性評估模型。結合實際的風速及氣溫數(shù)據(jù)，分析論證了風電變流器的系統(tǒng)參數(shù)——功率因數(shù)、開關頻率及散熱器熱阻的變化對變流器可靠性的影響。結果表明，開關頻率與散熱熱阻對變流器可靠性的影響比較大。根據(jù)分析結果，本文初步探討了通過改變開關頻率以及散熱條件方式來提高可靠性的可行性。分析結果表明，在低風速時增大開關頻率或降低散熱條件，以降低大的溫度幅值變化，可達到提高變流器可靠性的目的。同時，在設置變頻或變散熱條件的切換位置時考慮了風速的分布概況以減小切換次數(shù)，從而降低控制方式的切換對系統(tǒng)的影響。對于開關頻率和散熱條件的優(yōu)化選擇和控制將是下一步的研究重點。

[1] Blaabjerg F,Liserre M,Ke Ma.Power electronics converters for wind turbine systems[J].IEEE Transactions on Industry Applications,2012,48(2):708-719.

[2] Spinato F,Tavner P,van Bussel G J W,et al.Reliability of wind turbine subassemblies[J].IET Renewable Power Generation,2009,3(4):387-401.

[3] Boettcher M,Fuchs F W.Power electronic converters in wind energy systems considerations of reliability and strategies for increasing availability[C].Conference on Power Electronics and Applications(EPE),Birmingham,United Kingdom,2011:1-10.

[4] 孔學東,恩云飛.電子元器件失效分析與典型案例[M].北京:國防工業(yè)出版社,2006.

[5] Held M,Jacob P,Nicoletti G,et al.Fast power cycling test of IGBT modules in traction application[C].International Conference on Power Electronics and Drive Systems,Singapore,1997,1:425-430.

[6] Aten M,Towers G,Whitlry C,et al.Reliability comparison of matrix and other converter topologies[J].IEEE Transactions Aerospace and Electronic Systems,2006,42(3):867-875.

[7] Abdi B,Ranjbar A H,Gharehpetian G B,et al.Reliability consideration for parallel performance of semiconductor switches in high-power switching power modules[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics,2009,56(6):2133-2139.

[8] Burgos R,Chen Gang,Wang F,et al.Reliabilityoriented design of three-phase power converters for aircraft applications[J].IEEE Transactions on Aerospace and Electronic Systems,2012,48(2):1249-1263.

[9] Arifujjaman M,Iqbal M T,Quaicoe J E.A comparative study of the reliability of the power electronics in grid connected small wind turbine systems[C].Conference on Electrical and Computer Engineering(ECE),Newfoundland,Canada,2009:394-397.

[10] Xie Kaigui,Jiang Zefu,Li Wenyuan.Effect of wind speed on wind turbine power converter reliability[J].IEEE Transactions on Energy Conversion,2012,27(1):96-104.

[11] Lutz J,Schlangenotto H,Scheuermann U,et al.Semiconductor power devices-physics,characteristics,reliability[M].Heidelberg:Springer,2011.

[12] Ciappa M.Selected failure mechanisms of modern power modules[J].Microelectronics Reliability,2002,42(4-5):653-667.

[13] IGBT Modules Application Manual[EB/OL].Fuji Electric Co.,Ltd.2011.[2013-2-1].http://www.fujielectric.com/products/semiconductor/technical/ap plication/box/doc/REH984b/REH984b_a.pdf.

[14] Wei Lixiang,Kerkman R J,Lukaszewski R A.Evaluation of power semiconductors power cycling capabilities for adjustable speed drive[C].IEEE Industry Applications Society(ISA)Annual Meeting,Alberta,Canada,2008:1-10.

[15] Reliability Methodology for Electronic Systems[G].FIDES guide 2009,May,2009.

[16] 孫青,莊亦琪,王錫吉,等.電子元器件可靠性工程[M].北京:電子工業(yè)出版社,2002.

[17] Hirschmann D,Tissen D,Schr?der S,et al.Reliability prediction for inverters in hybrid electrical vehicles[J].IEEE Transactions on Power Electronics,2007,22(6):2511-2517.

[18] 杜毅,廖美英.逆變器中 IGBT模塊的損耗計算及其散熱系統(tǒng)設計[J].電氣傳動自動化,2011,33(1):42-46.

Du Yi,Liao Meiying.Loss calculation of IGBT module and heat dissipation system design of inverters[J].Electric Drive Automation,2011,33(1):42-46.

[19] Arifujjaman M,Iqbal M T,Quaicoe J E.Power electronics reliability comparison of grid connected small wind energy conversion systems[J].Wind Engineering,2011,35(1):93-110.

[20] Jangamshetti,S H,Rau V G.Site matching of wind turbine generators:a case study[J].IEEE Transactions on Energy Conversion,1999,14(4):1537-1543.

[21] Dun laoghaire harbor company[EB/OL].2012[2012-12-1].http://www.dlharbour.ie/.

[22] Wan Y H.Wind power plant behaviors:analyses of long-term wind power data[R].National Renewable Energy Laboratory,Colorado,2004.http://www.osti.gov/bridge/.

[23] Fox B,Flynn D,Bryans L,et al.Wind power integration connection and system operational aspects[M].London:The Institution of Engineering and Technology,2007.

[24] FUJI Electric IGBT Module datasheet,1MBI1600U4C-170[EB/OL].2012[2012-12-1].http://semiconductor.jonweb.net/images/artical/fuji/1MBI1600U4C-170.pdf

[25] GB/T—200中華人民共和國國家標準[S].

[26] Wang Xiang,Castellazzi A,Zanchetta P.Regulated cooling for regulated thermal cycling of power devices[C].The 7th IEEE International Power Electronics and Motion Control Conference,Harbin,2012:238-244.