hr=(0.4～0.6)(D2-Di2)/2
5) 选择导通角和磁负荷，计算绕组匝数；
6） 选择槽满率，计算导线线径及每相绕组电阻； 7） 核算电机性能
（1） （2） （3） （4）
计算并模化最大电感位置、最小电感位置、交界位置的磁化曲线； 计算实际绕组电流的峰值和有效值； 选择系数，计算理想方波电流幅值；
计算并判断平均电磁转矩、铁心各部分平均磁密极值、绕组电流密
度是否满足额定数据和限制条件。
8） 以Y=min?JCU(Di1,?s,?r,hc,hr,B),Tav?Tem?为目标优化设计方案。下表给出了11KWSR电动机几何尺寸的优化结果。 单位：mm 表2-1 定子外径D1 260 铁心长度 l 195 气隙g 0.4 铁磁材料 D23 序号 1 2 3 4 5 6 7 164 161 162 165 163 165 165 18.0 19.5 19.5 18.0 19.5 19.0 18.5 22.0 22.0 22.0 22.5 22.5 22.0 22.5 31.0 31.5 31.0 30.5 30.0 31.5 30.5 25.0 24.0 23.0 25.0 24.0 25.0 26.0 Di1 βs 待优化的尺寸 βr hc hr 目标函数 Jcu （A/cm2） 5.250 5.378 5.392 5.305 5.257 5.581 5.376 1.736 1.306 1.738 1.316 1.727 1.316 1.731 1.314 1.702 1.229 1.739 1.480 1.721 1.343 约束条件 Bs B c 注：Bs、B c分别为定子磁极部和磁轭部的平均磁感应强度； Jcu为电动机绕组电流密度。 2.4 起动性能
起动是SR电机运行中的一个组成部分。SR电机起动的基本要求是：起动转矩大，起动电流小，起动时间短。通常，单相SR电机没有自起动能力；两相SR电机可以在任意转子位置上起动，但只能但方向起动；三相和三相以上的SR电机在任意转子位置上都具有正反向的自起动能力。SR电机起动时，不需要其他辅助的起动设备，四相8/6极SR电机存在两种起动方式：一相起动和两相起动。
2.4.1 一相起动
当四相绕组通以恒定方波电流时，在起动过程中，由于反电动势很小，电流很大，因此电机实际上运行于电流斩波状态，且起动初期控制参数，可等效为幅值为的理想方波电流。各相转矩曲线互相重叠，在任意转子位置都有起动转矩。由于电机转子初始位置不同，起动转矩大小不同。在各相转矩波形交点处，起动转矩最小。A、D相中任一相绕组导通产生的起动转矩相同。设此时为正向转矩，电机为正转向。如果改变电机起动转向，应给B、C相中任一相绕组通电，产生反向转矩。当转子位置在θS之前应由D相绕导通（正转向）或B像绕组导通（负转向）；在θS之后由A相绕组导通（正转向）或C相绕组导通（负转向）。θS位置上起动转矩Tstmin称为最小起动转矩。如果负载转矩小于最小起动转矩，则在任意转子位置上SR电机均可起动。反之，则存在起动死区。考虑任意转子位置的起动要求，可定义SR电机一相起动时的起动转矩倍数为
Km=
TstminTN
2.4.2 两相起动
如果起动时SR电机两相绕组同时导通，则起动转矩则两相绕组共同产生。忽略相间磁耦合和磁路饱和的影响，起动转矩可根据各相矩角特性相加，起动转矩波动明显减小，平均转矩增大。因此，两相起动所需的起动电流幅值小于一相起动时的起动电流幅值，有利于降低主开关管的电流容量，降低系统成本。但由于两相间同时导通，电流有效值增大，起动过渡过程中能量损耗有所增加。在任意转子位置，两相起动的起动转矩均比较一致，产生的电流冲击和机械冲击比较小，起动性能优于一相起动。下表为一台四相8/6极SR电机两相起动方式比较计算值。
表2-2 一台四相8/6极SR电机两种起动方式比较 起动方式 幅值 一相 两相
8.47 6.25 起动电流/A 有效值 4.24 4.42 起动转矩标幺值 最小值 1.10 1.30 平均值 1.77 1.50 最大值 2.20 1.72
第3章 功 率 变 换 器
开关磁阻电动机的各相绕组电流要保持一定相序，有一定通断时刻，这就需要功率半导体构成的变换器来实现。这个变换器由直流（或交流整流）电源，构成周期性的脉冲电流，供给电动机各相绕组，以驱动电动机运行并实现各种控制。所以，功率变换器的作用有三个：一是起开关作用，使绕组与电源接通或断开；二是为绕组的储能提供回馈路径；三是为SR电机提供能量，以满足所需机械能的转换需要。
由于SR电动机的绕组只需单向电流励磁，故其功率变换器比其他交流调速系统的逆变器更简单可靠。在整个SRD成本中，功率变换器占有主要的比重。因此，合理设计变换器便是整个系统设计的关键。但是，作为一个典型的机电一体化系统，功率变换器又必须与电动机和控制器紧密结合，进行全面分析和综合考虑。事实上，SRD的一些参数，如相数、定转子极数、定转子极弧尺寸、直径、匝数、功率变换器的主电路、运行方式及控制变量、SR电机的绕组形式等，在设计中有很大的选择余地。因此，必须综合上述各种因数和利弊全面考虑，以寻求SRD设计参数的最佳组合方案。
3.1功率变换电路的主电路拓扑形式
合理设计功率变化器是提高SRD性能/价格的关键。而功率变换器的主电路形式，对系统的效率和成本又有很大的影响。理想的SR电机功率变换器应具备以下几个性能： （1）、在任何速度下，均能给相绕组提供充分的励磁电压，以迅速建立相电流，且迅速释放绕组磁场能量；
（2）、能通过对主开关器件的控制，有效地控制相电流； （3）、对有电流重叠的电动机，能提供各相电流的独立控制； （4）、对电动机相数没有限制；
（5）、开关器件的额定电压与供电电压接近； （6）、低开关/相数比。
3.1.1 几种常见的主电路形式
图所示的三种典型的主电路图。其中，为简化分析，仅画出了其中的一相电路。
图（3-1） 图（3-2） 图（3-3）
在图3-1中，每相有两个主开关管S1，S2及续流二极管VD1，VD2。上下两只主开关同时导通和关断，各主开关管的电压为电源US。若主开关选用GTR、GTO等器件，则续流二极管的额定电压近似为US；若选用普通晶闸管，二极管定额则为US+UA，其中UA为换相时晶闸管的反向电压。这种电路适宜在高压、大功率及SR电动机相数较少的场合应用。
在图3-2所示的双绕组功率变换器中，每相仅有一个主开关器件，但每相有一个二次绕组与一次恻重合。主开关器件的额定电压为2US+?U（?U为考虑不完全耦合所加的裕量），至少是电动机绕组电压额定值的两倍。这种变换器的缺点是未能用足主开关的额定电压，且电动机中铜线利用率低。其优点是开关元件较少。这种变换器在电压较低的场合得到广泛应用。
图3-3表示由裂相电源供电的电路，每相只有一个主开关器件。上臂从上半部电容吸收电能，剩余能量回馈给下半部电容。下臂从下半部电容吸收能量，剩余能量回馈给上半部。这种方案只适用于偶数相的SR电动机。每个主开关器件和续流二极管的额定电压为US+?U（?U系因换相引起的任一瞬变电压），而加到绕组两端的电源电压仅为US/2。这种方案对蓄电池供电的系统是很合适的。
SR电动机功率变换器主电路的结构形式很多，这主要表现在其主开关器件的定额大小、元器件的数量、能量回馈的方法以及适用的场合。 3.1.2 四相电容裂相式主电路的工作原理
图所示为一四相SR电机采用的电容裂相式主电路。图中电源US 为三相交流电经整流
后的电压，并由大电容C1、C2分压，得到中点电位U0=US/2。A、B、C、D相为电动机的四相绕组，每相各用一只主开关和一只续流二极管。