“时钟频率”是控制IC芯片产生的时钟脉冲频率。通常，开关频率与时钟频率相同，但不总是这样。偶尔，控制IC芯片经分频获得低的开关频率。特别将推挽IC控制芯片用于单端正激变换器，仅用两个开关驱动中的一个，保证最大占空度不超过50％。在这种情况下，开关频率是时钟频率的一半

通常发生混淆是推挽类拓扑。推挽类（推挽，半桥和全桥）功率电路每个功率开关以1/2时钟频率驱动，电路的开关频率就是时钟频率。变压器和单个功率开关和单个整流器都以“变压器频率fT”工作,它是开关频率的一半。电路输出滤波工作在开关频率。

7.1.7 占空度

占空度D定义为功率开关导通时间Ton与开关周期T的比：D=Ton/T。

在单端正激变换器中，这很容易明白。但在双端双路交错正激和推挽类变换器中，时常发生混乱。例如，双端双路交错正激变换器中，对于每一路，在输入电压最低Uimin时最大占空度约为0.45，每路变压器在45％时间内传输功率，传输总功率的一半。而对输出滤波电感占空度则为0.9。在半桥电路工作于最低电压时，占空度接近90％（D=0.9）。变压器在90％的时间传输功率，90％时间电压脉冲加在输入滤波器上等等。但对于单个功率开关和单个整流器，总是交替导通，占空度仅45％。输出滤波器可以看成D=0.5Ton/0.5T=Ton/T。在整个电源设计中，应保持D的定义一致。

正激或推挽类变换器稳态时，当输入电压变化时，反馈控制电路根据输入电压的变化反比改变占空度D，以维持输出电压的稳定Uo=U2’D。U2’≈Ui/n－滤波器输入电压，等于变压器次级电压减去整流二极管压降。因此

UiTon=

UiDnUo

（7-1） =

fsfs

式中 fS=1/T－开关频率。当输出电压恒定时，稳态情况下变压器线圈上的伏秒为常数，与电网电压

和负载电流无关。当输入电压最低（Uimin）时，占空度最大，还要考虑到以下对最大占空度的限制：

①根据输出电压调节范围，在输入电压最低时应保证输出最高电压。即最大占空度。在最高输入电压、轻载时最小占空度。

②正激变换器的变压器，在每个开关周期中导通磁化后必须使磁芯复位。如果复位反向电压被Ui箝位，同时复位线圈与初级线圈匝数相等，必须限制最大占空度小于50％，因为复位所需时间等于导通时间，同时还应当加上功率开关的关断延迟时间。在推挽类变换器中（桥式，半桥，推挽）占空度接近100％。在互补开关转换时关断延迟使得开通与关断晶体管共导通，必须设置死区。占空度应小于1。

③实际电路中，存在整流二极管压降，初级和次级线圈电阻，滤波电感电阻以及功率开关压降，也影响极限占空度Dlim 选择。

④如果在低输入电压Ui正好达到最大占空度极限值Dlim，当出现突加负载时，调节器没有备份的伏秒能力，不能响应负载的突变，造成电压较大的跌落。因此希望Dmax< Dlim。

⑤在电源启动或突加负载时，瞬时造成输出电压跌落。反馈电路将占空度推向Dlim。由于输出滤波电感限制了输出电流的上升率，以致于在好几个开关周期工作在极限Dlim。如果输入又是最高电压Uimax，变压器伏秒比正常大几倍，即磁通变化量比额定变化量大几倍，可能使磁芯饱和。增加磁芯损耗不是个问题－因为瞬时工作。如果限制最大伏秒与稳态时伏秒相近，且因工作磁通密度受损耗限制远小于饱和磁通密度BS(对于正激是Bs-Br)，这不成问题。例如限制的伏秒比额定的伏秒为3:1，如ΔB＝0.08T，3倍ΔB =0.24T<BS。

如果存在这个问题，在电路中可采用软启动，软启动并不影响快速增长的负载。绝大部分控制芯片没有伏秒限制功能，具有软饱和特性功率磁芯材料可容忍磁芯饱和，不至于产生过大的磁化电流。但对陡峭饱和的矩形回线材料，这似乎是个灾难。解决办法是选择磁感应摆幅小到在不正常情况下不会饱和。

93

7.1.8 匝数和匝比选取

初级一般电压较高，调整初级匝数和匝比不困难。次级一般匝数较少，工作频率越高，次级有可能只有一匝，甚至少于一匝，如果取整，带来很大匝比误差，同时引起相关问题。

1．匝数的取整

在输出电压比较低时，例如5V，甚至1V左右，限制了匝数和匝比的选择。5V输出次级可能是1匝或2匝，每个线圈阶差1或2匝。计算结果1.5匝，取整可能选择2匝，为保持原来的匝比，所有线圈匝数增加25％。相同尺寸的磁芯和窗口，要在原来的窗口中绕不下总线圈。如加大了电流密度，大大增加了线圈损耗。反之，选择1匝，但磁芯中的磁通密度增加1/3，磁芯损耗可能增加一倍。

虽然没有通用的快速的选择每个线圈最优匝数的方法，但有一般规律可循。首先，决定额定UiD时达到希望输出电压的线圈之间的理想匝比。接着，在选择某磁芯尺寸后，求得匝比和匝数，但不是实际需要的整数。在取整数匝前最好折衷处理，试试几个可能。从最低电压次级开始，因为小的数字整数化百分比最大。特别是如果低输出电压的次级输出最大负载功率，而主控制回路调节的也是低压输出，最低电压次级匝数上升或下降对整个线圈影响最大。匝数下降将增加磁芯损耗，上升将增加线圈损耗。如果增加的损耗太大，必须重新选择磁芯，以便仅需要很少变动就可调整到整数匝。

多低压次级匝数和匝比选择更加困难。例如12V和5V次级希望匝比是2.5:1，很容易做到5V的次级2匝，12V为5匝。但如果5V次级仅1匝，那么12V次级仅可选3匝，这样使铜损耗增加很大。这个问题可通过分数匝比解决。

较高电压次级因匝数多取整数困难较少。但一般是开环，电压精度和负载效应使稳压性能变差，通常需要一个后继线性的或开关调节器。应用较多的是磁调节器。

2. 分数匝

现代集成电路供电电压越来越低，例如1.2~1.8V，工作频率在100kHz以上时，计算出的变压器的匝数很少，例如1匝，或少于1 匝，而且常常不是整数。如果取整数，使得变压器体积或损耗大大增加；此外，如果变压器多路输出，只有一路闭环调节，而其它各路需要较精确的匝比获得满意的输出电压精度。如果取整数匝，电压误差大，需要后级线性稳压和开关调节（如磁调节器），在这些场合采用分数匝，可减少体积和损耗。但是，如果处理不好，有分数匝变压器的固有漏感太大。这里介绍一般原理和方法。

（1）原理

如果线圈上电压为U，在中柱上绕N匝线圈，根据电磁感应定律每匝的磁通变化量

BAeU

= (7-2) TonN

式中 Ton－U加在线圈上的时间(s)；

Ae－磁芯中柱截面积(m2)；

ΔB－在Ton时间磁芯中磁通密度增量（T）。

如果E型磁芯，两个边柱截面积相等，并等于中柱截面积的一半。一个线圈（图7-1）只围绕E型磁芯边柱（图1(a)中A），或既围绕中柱还围绕一个边柱（图1(a)中B）；如用“X”磁芯，线圈的柱间出线(图1(b)中A、B、C)，线圈围绕边柱的不同，就可造成不同的分数匝。例如图7-1(a)线圈A，围绕边柱的线圈，包围的磁通是中柱的一半，这个线圈上的感应电势为 UF=

BAe

(7-3)

Ton2

94

如式（7-2）中N=1，式(7-3)为式（7-2）的一半。即线圈A相当于中柱线圈的半匝。这就是所谓分数

匝。可见图7-1(a)线圈B绕中柱一匝，另一匝绕一

个边柱和中柱，边柱和中柱磁通方向相反，合成

后相当于一半中柱磁通，故线圈B等效为1.5匝。

同理，图7-1(b)的四个边柱的磁通是中柱的1/4， 因此出现为A,B,C时分别为1.25、1.5和1.75匝。 图7-2为E型磁芯变压器和等效磁路。初级线 圈绕在中柱上，次级线圈中一匝绕在边柱上，构 图7-1 分数匝

成一个分数匝与其余次级串联。中柱的磁导为

G1=μA1/l1，边柱的磁导为G2=μA2/l2＝G3（A3=A2，l3=l2）。

如果没有次级电流，中柱的磁通均匀分配在各边柱中。令k=G2/( G2 +G3)＝A2/( A2 +A3)－分数匝包围的总磁通的分数值。即φ3＝kφ1，dφ3/dt＝kdφ1/dt。产生的感应电势为

G1 F=N1 图7-2 有分数匝变压器（A）和等效磁路（B）

U0(N2+k) =UiN1

（7-4）

式中 N2－包围全磁通的次级匝数。 N1－初级匝数。

初级的磁化安匝imN1维持磁芯中的磁通变化。 如果次级有电流时，次级电流产生相反于激磁磁场的磁势，磁通分配将发生变化。

(2) 漏磁

尽管次级与初级紧耦合，初级总存在着不与全部次级耦合的杂散漏感与初级串联。而分数匝次级只与部分初级磁通相耦合，漏感比一般线圈要大得多。式(7-4)仅在空载情况下成立。

当次级流过负载电流时，在图7-3中画出了有负载电流时的等效磁路。中柱初级线圈激磁磁势

N1im，初级还产生一个磁势N1I2’与次级负载的去磁磁势N2I2抵销。如果磁路是线性的，中柱的磁通φ1与Ui有关，激磁磁势无明显变化。通过次级分数 匝的电流产生1个I2安匝磁势。此磁势使φ2减少，φ3增加。因此分数匝感应

电势减少。负载电流增大到一定值时，分数匝产生的反磁通抵销了中柱激磁

2

产生的磁通，继续增大电流时，分数匝成了一个孤立电感，感应电势反向，

使次级输出电压比没有分数匝时还小。次级分数匝的漏感为

iHlHll

式中 A＝A2+A3－边柱总面积； B

l－边柱平均长度； 图7-3

F=A2/A。

当k=0.5时，漏感最大。

不论是一个分数匝与中柱的一匝或多匝串联，还是整个次级，漏感是相同的。但分数匝与多个满匝串联时，分数匝输出功率仅占变压器输出功率很小部分，漏感影响很小，但多路输出时，严重影响交叉调节性能。

I2

L2=

ψF

=

(1 k)φ=(1 k)BAk=(1 k)k µA （7-5）

95

(3) 减少负载电流的影响

分数匝流过负载电流时边柱的磁通减少，而另一边柱的磁

通增加。如果精确保证两个边柱在负载电流变化时磁通平衡，

分数匝的电压就不会下降。下面介绍以下几个措施：

图7-4中两个边柱各绕1匝线圈，并联连接成1个分数匝。由于两个线圈包围边柱截面积相等，磁通相等，感应电势相等。 图7-4 磁通平衡的分数匝

如果分数匝引起磁通不平衡时，两线圈感应电势造成差值电流，此环流抵销磁势的不平衡，迫使两个边柱磁通相等。即使两个边柱面积不等，平衡线圈也能迫使每个边柱磁通相等。

尽管上述方法解决了次级很大漏磁问题，但仍有很大的初级磁通不与分数次级耦合的杂散磁通。第六章介绍的减少漏感的方法，在这里也适用。

图7-5方法进一步减少漏感。图中单个半匝是两个铜箔半圆筒，紧贴在初级或夹在初级中，加强了半匝与初级的耦合程度。两个不能直接接触的半圆筒，通过半圆筒两端出头，从磁芯端部外边，交叉并联连接成半匝。尤其是夹在初级线圈中间漏感最小。

以上利用半匝本身平衡磁通，也可以单独用一个平衡

线圈达到边柱磁通的平衡，如图7-6所示。平衡线圈是两个 相等匝数的线圈交叉并联而成。线圈可用较细的导线绕1匝

或许多匝，最好绕许多匝。线圈沿外边柱绕。磁通平衡线 圈要平衡的电流是输出电流的一半。例如，有两路输出都

有半匝，而且绕在一个边柱上，电流分别为2A和3A。要平 衡的电流为5A/2=2.5A。如果平衡线圈每边为5匝，则平衡

线圈中的电流为2.5A/5=0.5A。如果半匝分别在两个边柱上，最坏的情况是3A半匝满载，2A半匝空载，平衡线圈流过的电流为3/2/5=0.3A。这种平衡线圈结构灵活，几乎适用于所有拓扑的变压器。

以上在E型磁芯中得到1/2匝。要获得小于1/2匝采用图7-1(b)

磁芯。但是要得到1/4匝，为了4个边柱磁通相等，要在4个边柱都

绕1匝并联，实际操作有些困难。而且“X”磁芯不适宜高频工作。

比较合理的方式还是利用广泛适用的E型磁芯。

以上讨论了用两个相等匝数的平衡线圈获得两个边柱的磁通

相等。前面已分析过即使边柱面积不等，只要平衡线圈匝数相等，也能使边柱磁通相等。反之，如果边柱截面积相等，而平衡线圈不等，将迫使边柱磁通不等。例如2＃边柱平衡线圈是3＃的3倍，因为线圈并联在一起，感应电势必须相等，2＃边柱中的磁通变化率dφ2/dt是3＃边柱的1/3，所以总磁通的1/4进入2＃边柱，3/4进入3＃边柱。匝链2＃边柱的线圈为1/4匝，匝链3＃边柱的线圈为3/4匝。同理，可得到任意分数匝。

但应当注意到，中柱的磁通不变，在任意分数匝时，边柱的磁通分配发生了变化：一个比正常应用大，而另一个比正常应用小。磁通过大就会使磁芯饱和，从理论上讲应当减少磁通密度摆幅，但是，分数匝一般应用在100Hz以上，工作磁通密度摆幅因受损耗限制远小于饱和磁通密度。一般不会进入饱和，只是磁芯损耗略有增加。

一旦匝数确立，初始计算必须重新确定。

7.1.9 磁通偏移

根据电磁感应定律，一个线圈包围的磁通等于每匝伏秒的积分。这意味着任何磁器件的任何线圈上电压，一个周期内平均电压必须为零。一个交流波形中，如果存在即使非常小的直流分量，也会慢慢地将磁芯磁化到饱和。

在低频率主变压器中，初级线圈的电阻压降足以限制磁芯趋向饱和：这是因为当小的直流分量将磁通慢慢推向饱和时，磁化电流开始不对称。直流分量增加的磁化电流在线圈电阻上产生一个IR

96

降落，抵销了激励波形中的直流电压分量，有可能避免磁芯饱和。

在高频开关电源中，理论上推挽驱动波形是对称的，开关期间相等的正负伏秒交替加到线圈上，将磁芯磁化然后复位到初始状态。但是，通常由于功率器件的导通电阻Ron或开关速度的不等，使得驱动波形的伏秒不对称，产生小的直流分量引起磁通的偏移。高频变压器一般初级匝数很少，直流电阻极低，直流磁化电流分量压降IR在磁芯饱和前，不足以消除伏秒不对称。

正激变换器磁通偏移不是问题。当开关关断时，变压器磁化电流减少使电压反极性，一般引入箝位电路，反向电压使磁化电流减少到零，回到磁化的起始状态。反向伏秒精确地等于开关导通时的伏秒。正激变换器自动地自复位（通过限制最大占空度，保证有足够的复位时间）。

电压型任何推挽电路拓扑（全桥，半桥和中心抽头推挽），磁通偏移问题最为严重。解决办法之一是在磁芯的磁路中串联一个小气隙，这将使磁化电流增加，同时非矩形磁化曲线，有利于避免饱和。电路电阻的IR压降可以抵销驱动波形中不对称。但磁化电流增加表示激磁电感能量的增加，通常用缓冲和箝位吸收，增加了电路损耗。

解决不对称问题的比较好的方法是采用电流型控制模式（峰值或平均电流型控制）自动平衡。由于伏秒不对称，磁通开始向一个方向偏移，峰值磁化电流在若干周期逐渐不对称。而电流型控制中监测电流，并在每个开关周期相同的峰值电流关断开关，峰值电流大的导通时间短，反之加长。直流分量造成的伏秒不平衡因此被纠正了。峰值磁化电流在两个方向相等，磁通偏移最小。

然而对于半桥出现了新的问题。当电流型控制通过交替加长或缩短脉冲宽度来纠正伏秒不等时，交替开关期间产生了安秒（电荷）不等。电荷不等将引起电容分压向正或负母线偏移。如果电容分压离开中心点，伏秒不平衡更坏，引起电流控制型进一步的纠正脉宽，导致恶性循环，电压偏移到一边母线。这在全桥或中心抽头推挽是不存在的，半桥仍回到电压型控制。

在桥式中，最简单的解决磁偏的方法是在变压器初级串联一个电容。利用电容隔离激励波形中的直流分量。

7.1.10 磁芯选择

1. 材料

功率铁氧体，高频下材料具有很高电阻率，因而涡流损耗低、价格低是高频变压器磁芯首选材料。但磁导率通常较低，磁化电流因此较大，有时需用缓冲和箝位电路处理。

对于合金材料磁芯，如钴基非晶合金和微晶合金，这些材料具有较高的电阻率，通常轧成很薄的带料，可以用在较高频率。一般合金材料虽然饱和磁通密度比铁氧体材料大得多，这通常是无关紧要的，因为磁通密度摆幅严重受涡流损耗限制。同时价格因素也影响材料的选择。在高温和冲击、振动大的地方，需采用合金材料磁芯外，一般变压器磁芯最好选择铁氧体。各种铁氧体材料应用频率和损耗参看10.3。

2．磁芯形状

磁芯窗口应尽可能宽。加大线圈宽度可减少线圈的层数。使交流电阻Rac和漏感减少。还有，固定的爬电尺寸对宽窗口影响较小。宽窗口需要线圈高度低，因此更好利用线圈窗口面积。

铁氧体磁芯有罐型(国产GU型，国际P型)、PM、RM、PQ、EE、EC、EP、ETD、RC、UU和UI各种型号，以及新近发展的平面磁芯，如EFD,EPC,LP型等磁芯。

罐型和PQ型磁芯具有较小的窗口面积，窗口形状几乎是正方的。罐(P)型和PQ型磁芯比EE磁芯有较好的磁屏蔽的优点，减少了EMI的传播，用于EMC要求严格的地方。爬电尺寸耗费了窗口面积的大部分，窗口宽度远不是最佳，只用于125W以下低功率场合。大功率应用散热困难。缺点是引出线缺口小，大电流出线困难。也不适宜多路输出，输出出线太多。也不宜高压应用，因为出线的安全绝缘处理困难。

EE，EC，ETD，LP磁芯都是E型磁芯。相对于外形尺寸来说有较大的窗口面积，同时窗口宽而

97

高度低的结构，漏磁及线圈层数少，高频交流电阻小。开放式的窗口没有出线问题，线圈与外界空气接触面大，有利于空气流通，散热方便，可处理大功率。但电磁干扰较大。

EC，ETD磁芯的中柱圆形截面与EE型相同矩形截面积时，圆形截面每匝线圈比矩形短大约11％，即电阻少11％，线圈损耗和温升也相应降低。但是EE型磁芯尺寸齐全，根据不同的工作频率和磁通摆幅，传输功率范围从5W到高达5kW。如果将两副EE型磁芯合并作为一体使用，传输功率甚至可达10kW。两副磁芯合并使用时，磁芯面积加倍，如磁通摆幅和频率保持不变，匝数减少一半，功率加倍比应用下一个大尺寸的磁芯体积要小。

RM和PM磁芯是罐（P）型和E型磁芯的折衷，比罐型更大的出线窗口和好的散热条件，因而可传输更大的功率。因磁芯没有全部包围线圈，磁场干扰介于罐型和EE型之间。RM型磁芯有两种结构：有中心孔和没有中心孔。在有些谐振电路中要求准确地调谐，调节电感最方便。可以用带有中心孔的RM磁芯，通过中心孔插入磁棒调节电感量，调节范围可达30％。一般在功率磁芯中不采用，磁棒损耗较大。

PQ型具有最佳的体积与辐射表面和线圈窗口面积之比。因磁芯损耗正比于磁芯体积，而散热能力正比于辐射表面，这些磁芯在给定输出功率下具有最小的温升。并因此在给定输出功率下体积最小。

LP、EFD和EPC型磁芯主要为平面变压器设计的。中柱长，漏感最小。但是因为体积小，磁通密度和磁场强度变化处处都是重要的区域，计算相当困难。

UU型和UI型主要用在高压和大功率水平。很少用在1kW以下。它们比EE型更大的窗口，可以用更粗的导线和更多的匝数。但磁路长度大，比EE型更大的漏感。

环形磁芯固有的圆形磁路，应将线圈均匀绕在整个磁芯上。这样的线圈宽度本质上就围绕整个磁芯，使得漏感最低和线圈层数最少。因为没有线圈端部，没有爬电距离的要求（但有引出线问题）。杂散磁通和EMI扩散都很低。

环形的最大问题是绕线困难，1匝次级如何均匀分布在整个磁芯上？自动绕线机事实上是不可能的。为此，环形很少用于开关电源变压器。

3 磁芯尺寸

（1）面积乘积法

有经验的磁设计者决定磁芯的尺寸并不困难的。如果你是一个变压器设计的新手，在初始估计磁芯尺寸时，往往感到无从下手。这是，只能根据使用要求，应用一些基本知识找到相应的磁芯。比较通用的方法是面积乘积法。它是磁芯截面积与线圈有效窗口面积的乘积。

在用面积乘积决定需要的磁芯时，与许多因素有关。磁芯处理功率的能力并不是随面积乘积或磁芯体积线性变化的。较大的变压器必须工作于低功率密度，因为散热面增长低于产生损耗的体积的增加。例如一个球体，体积是随半径的立方增长，而表面积随半径的平方增长。热环境也很难精确估计，强迫通风还是自然冷却都影响允许损耗和温升。

以下公式提供一个面积乘积的粗略预计：

PO

AP=AeAW= K BfT

4/3

cm4 （7-6）

其中 Po－输出功率(W)；

ΔB－磁通密度变化量(T)； fT－变压器工作频率(Hz)；

K－0.014（正激变换器，推挽中心抽头），－0.017（全桥，半桥）。

公式是基于线圈电流密度420A/cm2，并假定窗口充填系数是40％。在低频时，饱和限制磁通密度最大摆幅，而在50kHz（铁氧体）以上，磁芯损耗通常限制了ΔB。这里采用磁芯比损耗为100W/cm3

98

时，工作频率fT对应的ΔB值。

这样初始估算磁芯尺寸不是很精确，但可减少试算的次数。最终检验设计结果，应在应用环境中，对电路中工作样件变压器，用热电偶粘贴在中心柱的中心，检测热点温升。或利用线圈电阻的正温度系数，测量热态线圈电阻，计算出线圈平均温升。

（2）查表法

初始估算尺寸时，尤其是初学者，对许多经验数据一无所知。如果能根据输出功率立即给出磁芯尺寸，当然最为方便。

在以下的讨论中，假定总变换效率η＝80％。线圈骨架的窗口充填系数为0.4。根据安全标准有4mm的留边。线圈的电流密度为4A/mm2。在50kHz以下，绝大多数磁材料损耗较低，饱和限制了磁通密度选择。铁氧体在100℃时饱和磁通密度在0.3T左右，当磁通密度大于0.2T时，磁场强度明显增加，即磁化电流迅速增加，使线圈损耗增加。为避免在瞬态时磁芯进入饱和，一般选取磁通密度摆幅为0.16T。如果频率超过50kHz，按工作频率在磁芯损耗曲线上按100～200mW/cm3选择磁通密度摆幅ΔB。输出功率应当乘以系数ΔB/0.16。

D1 L o

(a) (b) 图7-7 单端正激变换器

①正激变换器

正激电路和初级电流波形如图7-7所示。一般输出电流脉动分量ΔI=0.2Io， Io－次级斜坡电流的中值。如忽略磁化电流，初级电流峰值为Ii= Io/n。在最低输入电压时保证输出电压。正激变换器的最大占空度应当小于0.5。同时为了能承受突加负载等影响，最大占空度选择为0.4，因此，输出功率

Po=ηPi=ηDUiminIdc=0.8×0.4UiminIdc=0.32UiminIdc (7-7) 因线圈导线直径用电流有效值计算的，矩形波电流有效值与电流峰值的关系为

I=IdcD=Idc0.4=0.632Idc 或Idc=158.I。代入式(7-7)得到

Po=0.32UiminIdc=0.32×158.UiminI=0.506UiminI (7-8) 由电磁感应定律得到

Ui=N1Ae

B

(7-9) Ton

其中 Ui－变压器初级电压(V)； N1－变压器初级匝数；

Ae－磁芯的有效截面积(m2)；ΔB－在导通时间内磁通密度摆幅(T)； Ton－导通时间（s）。

在Uimin时，f=1/T,ΔB/Tonmax= Bmax/0.4T。将式（7-9）代入到式(7-8)中得到

0.506IN1AeBmaxf

=1265.N1BmaxAefIrms (7-10)

0.4

若假定初级和所有次级线圈的电流密度相同。忽略复位线圈所占的窗口，因仅流过磁化电流。令磁芯窗口面积，初级线圈面积，所有次级线圈面积和初级1匝线圈截面积分别为AW，A1，A2和A1i(cm2)。如果充填系数为0.4，且A1＝A2，有

Po=0.506UiminI=

99

A1=0.2AW=N1A1i 或 A1i=电流密度j（A/cm2）为

0.2AW

(7-11) N1

j=

0.2jAWI

或 I=jA1i= (7-12) A1iN1

0.2jAW

×10 4 N1

将式(7-12)代入式(7-11),考虑到 j =400A/cm2，得到

Po=1265.N1BmaxAefI=1265.N1BmaxAef×

=1012.fBmaxAeAW×10 2 (7-13) 或

AP=AeAw=

99Po

(7-13a) fBmax

式中P（;Ae，AW(cm2)；f(Hz)。根据工作频率f，选择磁芯材质，然后在材质损耗曲线上由100mW/cm3oW）

及工作频率求得允许磁通密度摆幅，再用式（7-13a）直接选取磁芯型号。也可以根据Po,工作频率(f)直接由表10-15选取磁芯型号。应当注意，表中数据是Bmax=0.16T的结果。实际功率要乘以2ΔB/ 0.16。工作磁通密度是上述方法决定的ΔB一倍。

② 推挽拓扑

推挽功率变换器实际是两个正激变换器组合而成的。假设条件与正激一样：η＝0.8，Dmax=0.4×2＝0.8。同时初级电流的有效值与平均值的关系Idc=158.I。因此有

Po=ηDUiminIdc=1.01UiminI (7-14)

仍假定充填系数为0.4。初、次级电流密度相同。初级和次级线圈各占骨架窗口一半。初级有两个线圈，由式(7-11)有

A1=0.2AW=2N1A1i 或 A1i=式中符号同正激变换器。由式(7-9)得到

01.AW

（7-15） N1

Uimin=N1

BAe2BmaxAe

=N1=5N1fAeBmax (7-16) Tonmax0.4T

01.AW

×106

N1 (7-17)

考虑到式（7-12）,得到

Po=101.UiminI=5.05N1fAeBmax×j=5.05jfAeAWBmax×105

如果面积A为cm2，j=400A/cm2,面积乘积为

AP=AeAw≈

50Po

(7-17a) fBmax

比较式(7-17)和(7-13)可见，相同磁芯、频率和电流密度条件下，推挽比正激输出功率大一倍。这是很容易理解的：初级每边线圈承受与正激相同的输入电压，但推挽磁通摆幅是2Bmax。匝数比正激少一半，初级总匝数与正激是相等的。初级线圈的导线尺寸也是相同的。每个推挽次级传输一半输出功率，如两者输出功率相同，推挽峰值和有效值电流也是正激的一半，因此相同的窗口，推挽比正激输出一倍功率。

但应当注意，推挽磁芯双向磁化，每周期磁化经过整个磁化曲线，低频时损耗至少增加一倍，铜损基本不变。在50kHz以上频率时，由频率f和允许损耗选择磁通密度，相同磁芯尺寸，推挽与正激输出功率相差并非两倍。

100

③ 半桥和全桥输出功率

仍然假定在最低输入电压时，最大占空度为0.8，晶体管最大导通时间为0.8T/2。效率η＝80％。线圈铜充填系数为0.4。其余符号与推挽、正激一致。

半桥变压器初级线圈正向和反向对称流过电流，初级电流有效值为

I=Idc0.8=0.894Idc 或Idc=112.I (7-18) 则输出功率

Uimin

IidcD=0.8×0.8×0.5Uimin×1.12I=0.358UiminI (7-19) 2

而初级线圈铜面积为

0.2AW

A1=0.2AW=N1A1i 或 A1i= (7-20)

N1

Po=η 于是

Irms=A1ij=

0.2jAW

(7-21) N1

变压器初级电压U1=Ui/2,根据电磁感应定律得到

B

Uimin=2N1Ae=10fN1AeBmax (7-22)

DmaxT/2式中ΔB=2Bmax，Dmax=0.8。

将式(7-21),(7-22)代入式(7-19)得到

Po=0.358UiminI=0.358×10fN1AeBmax×

0.2jAW

N1

=0.716fjAeAWBmax×106(W) (7-23)

与正激和推挽相同处理，面积乘积为

AP=AeAw≈

35Po

(7-23a) fBmax

全桥变压器初级电压比半桥大一倍，相同的磁芯，线圈匝数大一倍。如果输出相同的功率，半桥初级比全桥导线截面积大一倍，因此半桥和全桥初级线圈所占窗口面积是相同的。磁芯相同，工作条件相同，输出功率也相同。

工作频率在50kHz以下，电流密度为4A/mm2,Bmax=0.16T时，半桥和全桥的磁芯尺寸与频率、输出功率关系如表10-16所示。

应当指出，根据输出功率在表10-15或表10～16中找到相应的磁芯，此磁芯没有考虑频率增加磁通密度受损耗限制，也未考虑材料的差别，因此只是磁芯选择的导向。高频时，应当根据工作频率，和允许的磁芯比损耗为100～200mW/cm3，在材料的损耗曲线上查得允许的工作磁通密度摆幅ΔB。再将输出功率乘以ΔB/0.16T得到实际输出功率。

7.2 变压器设计基本步骤

下面通过一个典型的例子，来说明设计一个开关电源功率变压器的过程。设计变压器的主要问题已在前面详细讨论过，在这里将它们用到具体的设计步骤中。有许多设计变压器方法，目前也有设计软件。

设计开始应当首先决定使用参数，例如输入输出电压及其变化范围、功率，工作频率等，不管以后在选择规定磁芯类型和尺寸如何设计不再改变。尽管前面指出了若干预计的方法，磁芯、线圈的决定是一个迭代过程。一旦不满足要求，计算得重新开始。

101

下面以设计一个正激变压器为例说明变压器设计步骤。为了便于对设计步骤的理解，在设计步骤相应括号中作简要说明。

例1

步骤1：确定变压器设计的电源参数：

Ui范围： 100～190V；（可以用额定电压正负公差表示）

输出： 5V,50A；（输出功率250W，有时输出有一定调节范围或多路输出） 开关频率fs： 200kHz；（即变压器频率，根据使用的器件，磁芯材料，效率决定） 最大损耗（绝对）：2.5W;（变换器效率决定总损耗，根据经验分配到每个单元） 最大温升℃： 40℃；（由磁芯和绝缘允许温度和变换器工作环境温度决定） 冷却方式： 自然通风

步骤2：确定绝对占空度限制Dlim,假定额定低Uimin时Dmax（保证动态响应）和额定UiD：

绝对限制Dlim：0.47（这实际上考虑了复位线圈与初级线圈匝数相等以及动态时磁芯不饱和） 额定Dmax： 0.42（最低输入电压时保证输出的最大占空度。与极限值有5％的余量） 额定UiD:： UiminDmax（=42V，当输入电压变化时，初级伏秒不变。也是次级伏秒） Uimax Dlim： 89.3V（保证在极限伏秒－瞬态下不饱和）

步骤3：计算输出电压加上满载时二极管正向压降和次级IR压降： Uo’＝5.0+0.4=5.4V

步骤4：计算希望的匝比：如果多路输出，一般首先从最低电压开始。

n=

N1Ui42

===7.8 N2Uo'5.4

图7-8比损耗与频率和峰值磁感应关系T=100℃

可能选择的匝比：8:1；7:1或15:2

步骤5：根据工作频率200kHz，输出功率250W，在

手册上选择磁芯材料，例如选择Philips 公司的3C90材料，材料的损耗曲线如图7-8所示。比损耗为100mW/cm3对应磁通密度摆幅为0.068T。应用面积乘积公式(7-6)得到 250

AP=

0.014×0.068×200×103

4/3

=1.4cm4

或应用附录表10-15根据输出功率选取磁芯。根据计算结果，由生产厂提供的手册数据，假定选择磁芯ETD34(AP=1.83cm4)（图7-9），确定了磁芯尺寸。（根据工作频率选择磁芯材质，相

同比损耗时，好的材质允许的磁通密度摆幅大，AP值

小，即磁芯体积减小。这里第一次选择磁通密度摆幅）

步骤6：对于选定的磁芯，查阅手册得到有效截面积，

体积，有效磁路长度（cm）。

Ae=0.97cm2; Ve=7.64cm3; le=7.9cm

窗口面积，宽度，高度，每匝平均长度（’－考虑骨架和爬电距离的净尺寸） AW/ AW’=1.89/1.23cm2 bW /bW’=2.36/1.5cm hW /hW’=0.775/0.6cm

平均匝长lav：5.8/6.1cm（ETD的中柱直径11mm,边柱内径25.6mm,骨架及绝缘占1.1mm的窗口高度，因

此线圈内径为11＋2×0.11=13.2mm。因此平均匝长为π(1.32+25.6)）

102

步骤7：由手册或由使用的EC和ETD系列磁芯窗口面积获得热阻：（或

参照Magnetics公司提供的热阻值）

RT=

80036

==19℃/W

22×AW(cm2)189

根据最大温升ΔT，计算允许的损耗：

Plim= T/RT=40/19=2.1W<2.5W

因为少于步骤1的绝对允许损耗2.5W，允许损耗取2.1W。假定磁

芯和线圈损耗各一半，即PClim=1W,PWlim=1.1W。（如果按照2.5W计算，线圈温升超过40℃。如果绝

对允许损耗小于线圈允许损耗，应以绝对损耗计算线圈，否则电源效率不能保证）

步骤8：损耗限制磁通变化量ΔB

3

计算磁芯单位体积cm损耗：

PClim/Ve=1/7.6=131mW/cm(=kW/m)

应用这些磁芯损耗值，在所选择的3C90材料损耗曲线(图7-8)，在变压器频率决定“磁通密度”（实际峰值磁通密度）。将其加倍获得损耗限制峰值磁通密度变化量ΔB:

在图7-8曲线中131mW/cm3→,频率200kHz→0.08T。（40℃温升时和绝对允许损耗，允许磁芯比损耗

加大。磁通密度第二次迭代）

3

3

ΔB=2×800Gs=1600Gs=0.16T（相同损耗，单向磁化磁通密度加倍） 额定磁通Δφ＝ΔB×Ae

步骤9：根据电磁感应定律计算次级匝数：

Uo'TS=N2 φ

则

Uo'TS5.4×5×10 6

N2===174.匝 4

φ016.×0.97×10

如果取1匝，将大大增加了伏/匝、磁感应变化量和磁芯损耗。如果取2匝，减少了磁芯损

耗，但是增加了线圈损耗。因为以上的结果接近2匝，选取2匝。 步骤10：重新计算2匝时的磁感应变化量和损耗：

B=016.

174.

=014.(T)（磁通密度第三次迭代） 2

由磁芯损耗曲线图7-8查得0.14T/2（700Gs）时为110mW/cm3。磁芯损耗 Pc=110×7.64=840mW=0.84W

步骤11：确定初级匝数。匝比大，峰值电流低，占空度D大，铜损耗大。由步骤4决定的值，试算得

到最好的选择是N1=15匝（变比7.5:1）。

重新计算额定UiD和最坏情况下的UimaxDlim条件： UiD＝nUO’=7.5×5.4=40.5V

ΔBlim=0.14×89.3/40.5＝0.31T （满足<BS） 步骤12：决定线圈结构

为减少漏感和线圈损耗采用交错结构如图7-10所示。

交错结构使线圈分成两段。每段初级线圈15匝并联。初级电流均等地分配在两个线圈中，因为这样能量传输最低。次级每层1匝铜箔，2匝串联。每层1匝使得线圈厚度可能超过穿透深度Δ，这样减少了直流电阻，而增加了交流电阻。 步骤13：计算200kHz时的穿透深度

103

5

2×10

步骤14：在Uinmin和Dmax（步骤11）条件下，根据式（6-22）计算每个

线圈的直流和有效值交流电流：

I2dc=50A Dmax=50 0.405=20.25A

3层

I2ac=I2dcD(1 D)=24.5A

μm

I=I/n=20.25/7.5=2.7A 1dc 绝缘 2dc

图7-10 I=I/n=24.5/7.5=3.27A

=

7.6

=f

7.6

=0.017cm

1ac2ac

每个并联的初级线圈电流是初级总电流的一半:直流1.35A,交流1.65A.

步骤15: 确定初级线圈

选择导线截面积：A1i=I1ac’/j=1.65/4=0.39mm2。在1.3cm有效宽度上绕一层共15匝线圈,最大带绝缘的导线直径为0.86mm。采用裸铜直径为0.75mm,截面积0.442。根据公式（6-12）或

H=0.866dd/d'=0.866×0.75×0.75/0.86=0.607mm

H0.0607

Q===3.6

0.017

由图6-9曲线查得1层的FR=Rac/RDC=3.5。交流损耗太大。用100股0.07mm的线组成的利兹线直径0.85mm,100℃时单位长度电阻为0.61mΩ/cm.。

单层的直流电阻

Rdc= /cm lcp Ns=0.00061 61. 15=0.0558

直流损耗为I12dcRdc=135.2×0.0558=01.W。初级总损耗为0.2W。

在单层利兹线内有100根细导线，可以粗略看成为10×10阵列。这样1层15匝线圈可以看成10层，每层150根导线的线圈并联，近似为实心导线Q的1/10，即Q =0.36时，Rac/Rdc为1.2。因此Rac＝Rdc×1.2=0.067Ω。线圈的交流损耗Rac I2=0.067×1.652=0.18W。初级线圈总的交流损耗为0.36W。再加上0.2W的直流损耗，总的初级线圈功率损耗＝0.56W

(交流损耗用交流分量和交流电阻计算，直流损耗用直流分量和直流电阻计算，次级计算方法相同)

步骤16：确定次级线圈

次级夹在两个一半初级之间，次级2匝铜带。带宽1.3cm（整个线圈有效宽度）,厚度0.13cm。等效为两段，每段一层。铜带的厚度大于穿透深度Δ，以降低直流损耗。而不增加交流损耗。这是因为交流电流仅流过每匝的外边。因导体很厚，虽然Rac/Rdc很大，但减少了Rdc，而Rac不变。用一个实心铜导线次级，层的厚度与导体的厚度相同，0.1cm.

次级每层铜厚度即铜带厚度，则Q＝H/Δ=0.13/0.017=7.6。由图6.9中Q＝7.6，1层查得： FR=Rac/Rdc=7.5

而 Rdc=ρ×平均匝长×Ns/(bw’h)=2.3×10-6×6.1×2/(1.3×0.13)=166μΩ Pdc=166μΩ×20.252=0.068W Pac=7.5×166×10-6×24.52=0.75W

总的次级损耗：

0.068W+0.75W=0.82W 线圈初级和次级总的铜损耗： 0.82W+0.56W=1.38W 变压器磁芯加线圈总损耗： 0.84W+1.38W=2.22W

总功率损耗在绝对限制2.5W以下，但稍超过最大温升40℃的2.1W。

104

开关电源中磁性元器件 赵修科

参考文献

1.《Unitrode Magnetics Design Handbook 》－Magnetics Design for Switching Power Supplies Lloyd H. Dixon 2.《Swiching Power Supply Design》Abraham I. Pressman Second Edition McGraw-Hill 1998 3.《电力电子技术》丁道宏 航空工业出版社 1999 4. 《Philips Magnetic Components》1996 (Mannul)

105

第八章 电感和反激变压器设计

滤波电感，升压电感和反激变压器都是“功率电感”家族的成员。它们的功能是从源取得能量，存储在磁场中，然后将这些能量（减去损耗）传输到负载。反激变压器实际上是一个多绕组的耦合电感。与上一章变压器不同，变压器不希望存储能量，而反激变压器首先要存储能量，再将磁能转化为电能传输出去。耦合滤波电感不同于反激变压器，反激变压器先储能后释放；而耦合滤波电感同时储能，同时释放。

8.1 应用场合

Uo

Uo

电路中，电感有两个工作模式（图8-2）：

① 电感电流断续模式－瞬时安匝（在所有线圈中）在每个 开关周期内有一部分时间停留在零状态。

② 电感电流连续模式－在一个周期内，电感电流尽管可以

Uo

过零（如倍流电路中滤波电感），电感的安匝（磁势）

没有停留在零的时间。

在电流连续模式中，纹波电流通常非常小（同步整流除外），

线圈交流损耗和磁芯交流损耗一般不重要，尽可能选择较大的磁 o

通密度以便减少电感的体积，饱和是限制选择磁通密度大小的主

要因素。但在电流断续模式中交流损耗占主导地位，磁芯和线圈 (d) 反激变压器

图8-1 电感应用

应用电路拓扑、工作频率以及纹波电流等不同，电感设计考虑的因素也不同。用于开关电源（参看图8-1）的电感有：

① 单线圈电感－输出滤波电感（Buck）、升压电感（Boost）、反激电感（Buck-Boost）和输入滤波电感。

② 多线圈电感－耦合输出滤波电感、反激变压器。 ③ EMI共模滤波电感。

设计与第7章正激变压器相似，主要考虑的是磁芯损耗和线圈的交直流损耗引起的温升和对效率的影响。

I 正激类输出滤波电感和Buck变换器输出电感（图8-1(a)）相同，

一般工作在电流连续模式(图8-2(b))。电感量为

UoTofUoTofUiD(1 D) L≥ (8-1) ==

I2kIo2kfIo

式中 Ui－电感输入端电压(V)；

D－Ton/T－占空度；

Uo＝DUi－输出电压(V)； (b) 连续模式 f=1/T－开关频率（Hz）；

图8-2 电感电流模式

Io－输出电流（A）；

8.1.1输出滤波电感（Buck）

Ton, Tof=T- Ton－输入电压的高电平（导通）时间和低电平（截止）时间。 k=ΔI/2Io。

允许的纹波电流ΔI越小，即k越小，电感L越大，电流纹波越小，可以选择较小的滤波电容；

106

反之，电感L较小，但电容较大。一般选取k＝0.05~0.1。

例如，假定满载电流Io为10A，典型的峰峰值三角波纹波电流ΔI为Io的20％，即2A（在高Ui时最坏），最坏情况下的纹波电流有效值是0.58A(式(6-24) I/)，而纹波电流有效值的平方仅0.333A，直流电流的平方是100，因此，如果交流I2R损耗等于直流损耗，Rac/Rdc比要大到300（图6-9），一般不可能达到300。所以，交流线圈损耗通常不重要。

此外，磁芯有很大的直流偏磁，纹波电流小，相应的磁通密度摆幅也很小，磁芯交流损耗也很小。因此磁芯的磁通密度选择得越高越好，当然不应当饱和。这样，普通损耗较大的高饱和磁通密度磁材料也可用作高频滤波电感。例如，高饱和磁通密度的合金带，象硅钢片DG3－0.05mm以下的带料可用到40kHz。又如铁粉芯，Kool μ（铁铝硅粉芯）可用到100kHz，可以减少成本和尺寸，但磁芯损耗将变大些。

如果工作在断续模式(图8-2(a))，一般按满载时达到临界连续选择电感：

UoTofUoTofUiD(1 D)

（8-2） L≤==

I2Io2fIo式中ΔI=2Io。比较(8-1)和(8-2)可见，工作在电流断续时电感远小于电流连续时电感值。

不管是单线圈还是多线圈电感，很少工作在电流断续模式。断续模式虽然电感小，但首先输出滤波电容的纹波电流增加了，要满足输出纹波电压要求，电容量大，损耗也大。其次磁芯磁通主要是脉动分量，磁芯损耗大。线圈交流分量大，不仅考虑直流电阻损耗，还要考虑交流电阻损耗，线圈损耗增加。第三电流连续时输入峰值电流近似等于输出电流，断续时，峰值电流至少是输出电流的的一倍，加大了功率器件的定额。第四虽然减少了功率器件开通和二极管反向恢复损耗，但功率管关断损耗由于电流加倍损耗也成倍增加。第五高频时，电流断续要求较小的电感量（式（8-2）），电感体积似乎可以减少，但从第八章变压器设计知道，在一定的比损耗下，随着频率升高允许磁感应摆幅下降，电感体积不会下降很多；第六在多路输出时，一路电感工作在断续模式，交叉调节性能差。所以电感电流断续用于小功率。

8.1.2 Boost和Boost/Buck电感

图8-1(b)(c)所示的Boost和Boost/Buck电感通常设计在电流连续模式。所需的电感量：

L≥

UiTonUiD

= (8-3) I2kfIi

式中 Ii=Io/η(1-D) －输入电流，Boost中为输入电流平均值；Boost/Buck中为输入电流导通时间电

流的中值。

η－变换器效率。

其余符号和式（8-2）相同。

如同前面讨论的滤波电感一样，电感设计通常受直流线圈损耗和磁芯饱和限制。但是不少Boost和反激电感设计在电流断续模式，这是因为希望电感值小，从而电感体积小。带来的问题与滤波电感相似的问题。断续时需要的电感量：

L<

UiTonUiTonUiD(1 D)

== （8-4） I2Ii2fIo

在开关电源中，Boost拓扑广泛应用于功率因数校正电路和低电压变换电源中。在APFC(Active

Power Factor Correction)电路中，因输入电压不是直流，而是连续变化的电网整流的全波波形，这就使得Boost电感设计复杂化。由于Ui随电网电压波形改变时，高次谐波也随之发生很大变化。高频纹波电流、磁通摆幅、磁芯损耗和线圈损耗在整个整流电网周期中随着改变。

不同的APFC应用，情况进一步复杂，Boost拓扑可设计在极其不同的工作模式：固定频率连续型、变频连续型、临界连续变频型、固定频率断续型、变频断续型和连续模式以及在电网电压低，

107

小电流期间和轻载时工作断续型。

和Buck型电感一样， Boost电感设计的限制因素是(a)整个电网周期中平均损耗；(b)在最大峰值电流时磁芯饱和。

磁芯最坏情况发生在最大峰值电流时可能饱和。在电网电压低时整流电压波形的峰值处出现最坏情况。最常应用的APFC是平均电流型，电感设计相似于电感电流连续Boost电感，设计时应保证最坏情况－低输入电压的输入电流峰值时磁芯不饱和。在输入电压Ui等于输出电压Uo一半时ΔI最大，是磁芯和线圈交流损耗最坏情况。但因为通常ΔI远小于低频电流，一般线圈交流损耗忽略不计，按低频电流有效值计算线圈损耗。磁芯损耗比一般Boost（非APFC）电感大些。

基本Boost拓扑没有电流限制能力。因此，常在轻载和空载启动APFC。即使这样，启动时，输入电源通过电感要给输出电容从零电压充电，将引起电路谐振或引起电感瞬态饱和，产生的冲击电流基本上与简单的电容滤波相同。在低功率应用时，选取更大容量的整流器件并在主输入电路串联一个小的功率电阻限流。在高功率时，通常要设计专门电路限制冲击电流过大，保护整流器。

限制启动冲击电流的电路如图8-3所示。

R

(a) (b) (c) 图8-3 PFC级启动限流措施

图8-3（a）在电路中串联一个限流电阻R。启动时，APFC级功率管滞后启动，输入电压经整流电路、L、限流电阻R和升压二极管对输出电容充电，当输出电容电压达到设定电压时，控制开关Sk闭合，将限流电阻短路，随后启动APFC电路。

图(b)将图(a)中整流电路中二极管D1和D2换成晶闸管。启动时，晶闸管不触发，输入电压经与晶闸管并联的D3，R1和D4，R2整流。R1和 R2和图(a)中的R功能相同，限制启动电流。同样当输出电容电压上升到定值时，用直流触发晶闸管导通，晶闸管作为二极管运行。也可以将电阻R1和R2合成一个电阻。

图(c)将限流电阻R移到交流侧，启动完成后，继电器或双向晶闸管Th触发导通，将限流电阻R短路。

为避免电感启动饱和和LC谐振，以上限流电路一般在整流输出和Boost输出端之间接一个二极管，启动时，将电感短路。

最简单的限流是在输出电容电路中串联一个负温度系数热敏电阻NTC(Negative Temperature Coefficient)或在主电路中串联一个正温度系数热敏电阻PTC(Positive Temperature Coefficient)。串联负温度系数热敏电阻在启动时冷态电阻较大，限制启动电流，正常工作以后，温度升高，电阻下降。这种电路对反复启动限流能力差，也等效增加了电容的ESR。在主电路中串联PTC，多次启动时，由于PTC温度升高，电阻增大，使电源不能满足低输入电压要求。

8.1.3 反激变压器

反激变压器即使工作在电流连续模式，尽管总安匝不会停留在零，但是，对于反激变压器的每个线圈来说，线圈电流总是处于断续状态。当然电流（安匝）断续更是如此。这是因为开关期间，电流（安匝）在初级和次级之间来回转换，如图8-4所示。即初级安匝减少时，次级安匝等量增加，反之亦然。虽然总安匝是连续的，纹波很小，但每个线圈的电流交替由零到最高峰值之间变化。无论什麽工作模式，线圈交流损耗大。磁芯与线圈不同，因总安匝纹波很小，磁芯有很大的直流偏磁，

108