SR电动机角度控制方式及运行分析

如2.5节所述，SR电动机在基速至第二临界转速的高速区域运行时，常采用APC方式，通过开通角θ_on、关断角θ_off的调节，控制电磁转矩实现调速。APC方式在θ_on至θ_off的区间内，相绕组一直通电，直到θ=θ_off处主开关器件关断，相绕组释放磁能，到θ=θ_z处电流降为零，每个转子角周期主开关器件仅通断一次，随着主开关器件的通断，磁链上升和下降的时间近似相等[参见式（2-15）]，如图2-34a所示，即：θ_off-θ_on=θ_z-θ_off。而对于CCC或电压PWM方式，由于θ_on至θ_off区间是斩波工作段，其磁链并非线性上升，故θ_off-θ_on＞θ_z-θ_off。对硬斩波而言，在斩波续流过程中，磁链随转子位置增加而下降，如图2-34b所示；对于软斩波而言，磁链在斩波续流过程中保持不变，如图2-34c所示。

图2-34 不同控制方式磁链波形对比

a）APC方式 b）硬斩波方式 c）软斩波方式

在2.3节中，基于SR电动机线性模型，推导了APC方式下相电流的分段解析式，进而阐明在一定转速下，SRD的出力、效率、振动及噪声等指标均与θ_on、θ_off密切相关，因而存在θ_on、θ_off优化设计问题。

在前面的论述中，为了简化分析，均忽略了相绕组间的互感。但SR电动机相绕组间实际存在互感，尤其当相电流较大（相绕组导通区间较宽）时，互感电动势对相电流影响较大，导致θ_on、θ_off最优调节复杂。互感与绕组联结方式、相邻相的极性、相电流的相互重叠程度有关^[188]。从各相可单独控制的角度看，应尽量减小相间互感。研究表明^[11，188]，如图2-35所示，当相绕组的两个线圈正向串联（即同一相线圈的磁动势在串联磁路中作用方向一致），在定子内圆上磁极极性分布为NNNNSSSS的两极型磁场时，相绕组互感远小于线圈反向串联联结（反向串联绕组形成NSNSNSNS四极型磁场）的相绕组互感。而且，正向串联联结的相绕组最大与最小自感之比较大，有利于提高电磁转矩。因此，在实际应用中，相绕组线圈一般采用正向串联联结。

由图2-35可见，AB、BC、CD相邻相均为长磁路链接，其互感均为负值，而DA两邻相则为短磁路链接，其互感为正^[35]，B、C两相的磁状态完全相同，它们受邻相互感电动势的影响相同，而A、D相则会受到不同的影响；而且某相的前后相邻相电流在该相产生的互感电动势将分别影响该相电流的前沿和后沿。因此图2-35中，四相电流在同样的θ_on、θ_off下因受互感电动势的影响将出现三种不同形状的电流波形，如图2-36所示。

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图2-35 相绕组线圈正向串接形成两极型磁场

图2-36 互感对电流波形的影响^[97]

图2-36中，B、C两相电流波形具有相同的前、后沿；A相的电感因与其相邻的前相（D相）电流的互感效应而增大，故A相电流的前沿较B、C相平坦；而D相的电感亦因与其相邻的后相（A相）电流的互感效应而增大，故D相电流的后沿较B、C相平坦。

显然，某相的θ_on、θ_off值将决定该相电流在邻相中互感电动势的大小。因此，调节某一相的θ_on、θ_off，不仅影响该相电流波形，而且影响其邻相的电流波形，针对某相设计的θ_on、θ_off优化组合，对其他相未必合适。在互感耦合作用不容忽略时，要实现SR电动机APC方式的真正最优运行，必须对每一相的θ_on、θ_off分别进行优化调节。

在2.5节分析SRD典型运行特性时，给出了图2-21。图中，ω_b～ω_sc段曲线表示SR电动机以APC方式运行在额定功率下的恒功率机械特性。如前所述，“第二临界角速度”ω_sc对应着SR电动机额定功率运行时θ_on、θ_off调节的极限值，若ω＞ω_sc，SR电动机将运行在θ_c=θ_off-θ_on=τ_r/2的自然串励特性上。图2-21中，0～ω_b段则表示SR电动机以CCC方式运行在额定转矩下的恒转矩机械特性。应该指出，这一全转速区的机械特性是额定运行时的特性曲线，在此额定运行曲线下方，通过CCC（或电压PWM）和APC等控制方式的组合，可使SR电动机运行在满足特殊需求的机械特性上。