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基于ANSYS8.0的永磁直线电机的有限元分析及计算学生姓名：沈沉指导教师：余佩琼浙江工业大学信息工程学院电气工程系摘要永磁直线电机是一种具有很高定位精度的新型电机。不同与其他励磁的直线电机，它采用永磁体作为励磁源。研究其磁场分布及力特性具有重要意义。相对于传统的解析法，有限元数值分析可以缩短电机的设计周期及减少设计成本，可对直线电机的磁场及力得出精确的分析。ANSYS8.0是一种在工程中广泛使用的有限元分析软件，采用该软件中的电磁场分析功能对永磁直线电机的磁场进行有限元的分析和计算，并在此分析的基础上对永磁直线电机的力场做进一步的计算和分析，对永磁直线电机的设计具有重要的工程意义。通过电磁场的有限元数值分析方法，利用通用有限元分析软件ANSYS8.0建立平板型单边永磁直线电机的有限元模型，分析其2维静态磁场，得到初步的分析结果，并在这个分析的基础上对永磁直线电机的力场进行了进一步的分析，计算直线电机的推力和法向力，结合永磁直线电机的静态磁场，研究了永磁直线电机推力及法向力和电流变化的相互关系，对今后永磁直线电机的设计和研究具有一定的参考意义。关键词永磁直线电机、有限元、ANSYS、电磁场、推力、法向力FiniteElementAnalysisandCalcultationofaPermanentMagnetLinearMotorBasedonANSYS8.0Student:ChenShenAdvisor:PeiqiongYuDepartmentofElectricEngineeringCollegeofInformationEngineeringZhejiangUniversityofTechnologyAbstractThepermanentmagnetlinearmotorisakindofnewelectricalengineeringthathastheveryhighfixedpositionaccuracy.Thedifferentsbetweenthepermanentlinearmotorandthetypeofnon-permanentisthatitadoptsthepermanentbethesourceofdluxOppositeintraditionalresolutionmethod,Finiteelementanalysiscanshortenthedesignperiodoftheelectricalengineeringandreducetothedesigncost,italsocangettheanalysisofaprecisiontuthemagneticfieldandfotceofthelinearmotortheansys8.0isafinitrelementanalvticalsoftware.ThroughtthemethodoftheFiniteelementfortheelectromagneticanalysis,weuseANSYS8.0creatamodelforthePermanentmagnetlineatmotorwithfiniteelementmethod.Weanalysisits2-Dsetaicmagneticandgetthefirstresult.ThenweanalysistheforcefieldbyfinishtheanalysisofitsmageticfieldWecalaulatethethrustandnormalforcecombiningtheanalysisofthepermanentmagnetlinearmotor,studytherelationshipbetweenthecurrentandthrust,normalforce.TheworkforthispapercangivesomehelpandadvicetothestudyanddesignofthepermanentlinearmotorKeywordsPMLSM,ANSYS,FEM,Electromagneticfield,thrust,normalforce浙江工业大学2005届本科毕业设计英文翻译课题：基于ANSYS8.0的永磁直线电机的有限元分析及计算学院：信息工程学院专业：电气工程及其自动化姓名：沈沉指导老师：余佩琼直线可变磁阻式永磁电动机的3维空间有限元分析PengtaoLiu,PeterGraszkiewiczandTheoKangsanantDepartmentofElectricalEngineetingRMITUniversity摘要:直线可变磁阻式永磁(横向磁场)电动机能够产生很高推力密度。本文介绍3维空间有限元分析在这类电动机中的应用。建立一个半剖面模型的目的是为了简化计算。考虑了相端电压的影响.电动机的静力被计算出来。一台原型电动机的测试结果被用来做为比较.1.引言最近，横向磁通结构的永磁电动机正引起人们更多的关注。这种电动机能够在低转速时产生很高的转矩或推力。因此它们具有广阔的应用前景，比如在直接驱动方面。1988年,Weh1提出了2种横向磁通永磁机器(TFPMM).1993年,Harris和Mecrow2,3研究了这种机器的一种相反的版本，他们称它为可变磁阻永磁电动机(VRPMM)。Mitcham4报道了20MW的TFRMM在船的直接推进力上的发展。除了高转矩密度,这种电动机因还具有低振动和高可靠性的优点而受到期待。Henneberger和Bork5研究了三相单边TFPMM。这种电动机制造简单并且常规的变极器就能供它使用.Huang6在常规粒度和功率密度方面对TFPMM与其他常规电动机进行了比较。高性能的计算机和软件的有效使用使3维有限元分析在电动机新式结构中的应用更加容易，和2维有限元分析7相比，3维有限元分析使人们获得了对电动机新式结构运行情况的更好了解。在一些情况下,磁通分布状态的复杂性使得应用3维有限元分析是必需的8.这篇论文涉及到直线VPRPMM。这种电动机的结构原理图如图.1所示。电动机的次级由排列的永磁体和带铁轭的铝板组成。初级由安装在电动机底部并且被一个简单线圈连接的C型铁心序列组成。2.仿真建模我们使用ANASYS5.4软件包对一直线VRPMM进行3维有限元分析的仿真建模。只使用半剖面模型是考虑到为了缩短分析的计算时间。设定C型铁心侧的周期性边界条件垂直于电动机的运动方向。电动机对称平面上的边界条件是普通磁通。电动机其他侧的边界条件是平行磁通。在3维立体表面上划分的带有周期条件的网格是对称的。因为绝大多数的场能量存储在气隙和永磁体中,在这些区域中划分的网格具有更高密度。这个3维有限元分析模型如图2a.所示。图2b显示了一个计算得到的磁通分布状况结果的例子。3静力3.1顿振推力顿振推力的产生是因为C型铁心具有和磁体排列成一条直线的趋势,因为这样穿过的磁路才是最大的。这种现象即使在没有电流通过的时候也是存在的。电动机的输出力可以表示为磁场共能关于位移的偏导数:在这里F表示力,W表示磁场共能，x表示位移。为了能够用有限元进行分析，我们把(1)式转换成下面的式子：式子中x表示移动部分的位移量,W(x+x)和W(x)表示磁场共能在两个末端的值。Figure3显示了对原型电动机单相在无电流条件下的磁场共能3维空间的计算结果。原型电动机的规格在第5节中给出。由（2）式得出的与之相对应的顿振推力特征曲线如图4所示。顿振推力的变化是非正铉的，它的最大值和高度有关。然而,总顿振推力在多相电动机中并不明显。那是因为每相的推力分布状态在空间中相互位移，产生了一个抵消效果。3.2合力合力的计算,也就是当电流供给电动机时产生的力，和顿近推力的计算是相似的。图5显示了同一台电动机在磁动势为800A的恒定相电流下每相磁场共能3d计算的结果。获得的合力的特征曲线显示在图6.在两个领近磁体的中点相对应的位移量是零。4.相电压VRPMM的相端电压是式子中的i表示相电流,R表示相线圈电阻，表示总耦合磁通,由相电流磁通和永磁体磁通两部分构成，因此L-相自感系数,m-相线圈和永磁体的耦合磁通,n-每相线圈的绕数。L和m的值能够通过3维有限元模型计算得出。永磁体构成的磁通通过下面的关系式计算得出：式中表示C型铁心的横截面积，则是指磁通密度向量，假设该向量垂直于C型铁心的对称平面。则与位移相对应的线圈和永磁体的耦合磁通值如图7所示，由计算机计算得出。相自感系数由一个交互的和一个恒定的部分组成。它能够由下面的关系式计算得出：Wco表示有限元模型中与电流相关的磁共能。设定的有限元模型中L的最大和最小值在表1中给出。5.实验结果实验室的实验装置显示在图9中。一个高精度的LVDT用来测量位移,一个负载单元用来进行力的测量。在图8中显示的原型电动机的数据如下所示:C型铁心宽度a=11.5mm齿槽厚度b=13mmC型铁心高度c=20mm槽宽d=10mm槽深e=10mm磁体长度f=3.3mm磁体宽度g=11.5mm铁轭高度j=10mm气隙k=1.5mm磁体间距m=10mm测试中实际电动机顿振力测量值与仿真计算的结果比较如图4所示，合力的测量值与仿真结果的比较如图6所示。同样的,表1中包括了相自感系数的测量值。比较所有的数据，我们发现仿真计算的结果基本上与测量值是相吻合的。6.总结实验中，我们建立了一个3维有限元模型来模拟仿真直线可变磁阻式永磁电动机的静态性能。我们使用这个模型对电动机的一些特性和电机参数进行了计算，并将计算结果和实际电动机的测量值进行比较。实验结果显示模拟仿真的结果与实际测量值相当吻合，证明了在电动机的设计研究中，用3维有限元方法对电动机进行模拟仿真分析是可靠的，可以用它来作为设计电动机的一种有效工具并鼓舞了它进一步的发展。THREE-DIMENSIONALFINITEELEMENTANALYSISOFALINEARVARIABLE-RELUCTANCEPERMANENT-MAGNETMOTORPengtaoLiu,PeterGraszkiewiczandTheoKangsanantDepartmentofElectricalEngineeringRMITUniversityAbstractLinearvariable-reluctancepermanent-magnet(transverse-flux)motorsarecapableofproducingveryhighoutputforceperunitvolume.Thispaperpresentstheapplicationofthree-dimensionalfinite-elementanalysistothistypeofmotors.Ahalf-pitchmodeliscreatedforthepurposeofsimplifyingthecomputations.Thestaticforceofthemotoriscalculatedandthephaseterminalvoltageconsidered.Testresultsofaprototypearepresentedforcomparison.1.INTRODUCTIONRecently,permanent-magnetmotorswithtransversefluxstructureareattractingincreasedattention.Motorsofthistypecouldproducehighvaluesoftorqueorforceatlowspeed.Theycouldfindwiderapplications,e.g.indirectdrives.In1988,Weh1proposedtwoversionsoftheTransverse-FluxPermanent-MagnetMachine(TFPMM).In1993,HarrisandMecrow2,3studiedaninvertedversionofthatmachine,whichtheycalledtheVariable-ReluctancePermanent-MagnetMotor(VRPMM).Mitcham4reportedonthedevelopmentofa20-MWTFPMMfordirectpropulsionofships.Inadditiontohightorquedensity,themotorisexpectedtohavetheadvantageoflowvibrationandhighreliability.HennebergerandBork5studiedathree-phasesingle-sidedTFPMM.Suchamotorissimpletomanufactureandaconventionalinvertercanbeusedtosupplyit.Huang6comparedtheTFPMMwithotherconventionalmotorsintermsofgeneralsizingandpowerdensity.Theavailabilityofpowerfulcomputersandsoftwarefacilitatestheapplicationofthree-dimensional(3D)FiniteElementAnalysis(FEA)tomotorsofnovelconfigurationsinordertogainabetterinsightintotheiroperation,comparedwitha2DFEA7.Insomecases,thecomplexityofmagneticfluxdistributionmakesa3DFEAanecessity8.ThispaperconcernsalinearversionofVRPMM.ThestructureofthemotorisshownschematicallyinFigure1.Thesecondaryofthemotorconsistsofpermanentmagnetarraysandsteelbackplatesmountedinanaluminiumframe.TheprimarycomprisesofasequenceofC-coresmountedonthemotorbaseandlinkedbyasimplecoil.COILCOREMAGNETBACKPLATEFigure1.LinearVariableReluctancePermanentMagnetMotorprincipleofconstruction.2.SIMULATIONMODELTheANSYS5.4softwarepackagehasbeenusedfor3DFEAofalinearVRPMM.Onlyahalf-pitchmotorstructureisconsideredtoreducethecomputingtime.AperiodicboundaryconditionissetontheC-coresidesthatareperpendiculartothedirectionofthemotormovement.Theboundaryconditionontheplaneofsymmetryofthemotorisnormalflux.Theboundaryconditionfortheremainingsidesofthemotorisparallelflux.(a)(b)Figure2a.SimulationmodelwithmeshFigure2b.FluxdistributionThemeshcreatedontheplaneswithaperiodicconditionissymmetrical.Sincemostofthefieldenergyisstoredintheairgapandpermanentmagnets,ahigherdensitymeshiscreatedinthoseregions.The3DfiniteelementmodelisshowninFigure2a.Figure2bshowsanexampleoftheresultsobtainedforfluxdistribution.3.STATICFORCE3.1CoggingforceThecoggingforceiscausedbythetendencyoftheC-coretolineupwiththemagnetssothatthepermeanceofmagneticcircuitismaximised.Itexistsevenwhenthereisnocurrent.Theforceofanelectromagneticdevicecanbeexpressedasapartialderivativeofthemagneticco-energywithrespecttothedisplacement:FxWx()=(1)whereFistheforce,Wistheco-energyandxisthedisplacement.Forthepurposeoffiniteelementanalysis,theequivalentof(1)isFxWxxWxx()()()=+(2)wherexisthedisplacementofthemovingpart,W(x+Dx)andW(x)arethevaluesofco-energyattwoclosepositions.Figure3showstheresultsof3Dcomputationsofco-energyatnocurrentforonephaseofaprototypemotorwhosedimensionsaregiveninsection5.Thecorrespondingcharacteristicofcoggingforceagainstposition,obtainedfrom(2),isshowninFigure4.Thevariationofthecoggingforceisnonsinusoidalanditsmaximumvaluerelativelyhigh.However,thetotalcoggingforceinamultiphasemotorislesspronouncedbecausetheforcedistributionforeachphaseisshiftedinspaceresultinginacancellingeffect.-0.07-0.06-0.05-0.04-0.03-0.02-0.010-100-50050100Displacement(Degree)Co-energy(J)Figure3.Co-energyunderno-load-4-3-2-101234-100-50050100Displacement(Degree)Force(kg)Simu0ATest0AFigure4.Coggingforce3.2TotalforceThecomputationofthetotalforce,i.e.theforceproducedwhencurrentissuppliedtothemotor,issimilartothatforthecoggingforce.Figure5showstheresultsof3Dcomputationsofco-energyperphaseofthesamemotorataconstantphasecurrentresultinginammfof800A.thederivedtotalforcecharacteristicispresentedinFigure6.Themiddlepointbetweentwoneighbouringmagnetscorrespondstozerodegreedisplacement.-0.07-0.06-0.05-0.04-0.03-0.02-0.010-90-60-300306090Displacement(degree)Co-energy(J)Figure5.Co-energy(mmf:800A).-7-6-5-4-3-2-101-90-75-60-45-30-150153045607590Displacement(Degree)Force(kg)Simu2ATest2AFigure6.Totalforce(mmf:800A)4.PHASEVOLTAGETheterminalphasevoltageoftheVRPMMisvRiddt=+y(3)whereiisthephasecurrent,Ristheresistanceofthephasecoilandisthetotalfluxlinkage,whichconsistsofacomponentrelatedtothephasecurrentandacomponentrelatedtothepermanentmagnets.Accordingly:mNLify+=(4)whereListhephaseinductance,fmisthemagneticfluxlinkingthephasewindingwiththepermanentmagnetsandNisthenumberofturnsinthephasewinding.Landfmcanbecomputedusingtheavailable3DFEAmodel.ThePMcomponentmagneticfluxiscalculatedfromthefollowingrelationship:=SdBmrrf(5)whererSisthecross-sectionalareaoftheC-coreandrBisthefluxdensityvector,assumedtobeperpendiculartothesymmetryplaneoftheC-core.Thecomputedvaluesoffluxlinkingthecoilandthepermanentmagnets,versusdisplacement,areshowninFigure7.-0.07-0.06-0.05-0.04-0.03-0.02-0.0100306090120150180Displacement(Degree)Flux(mWb)Figure7.PhasefluxversusdisplacementThephaseinductancehasanalternatingcomponentandaconstantcomponent.Itcanbecalculatedfromthefollowingrelationship:2/2iWLco=(6)whereWcoisthecurrent-relatedmagneticco-energyintheFEAmodel.TheminimumandmaximumvaluesassumedbyLintheFEAmodelaregiveninTab.1.Tab.1Calculatedandmeasuredinductance3DFEAMeasurementLmaxLminLmaxLmin6.5mH5.9mH6.1mH6.0mH5.EXPERIMENTALRESULTSThelaboratoryexperimentalsetupisshowninFigure9.AhighaccuracyLVDTisusedtomeasurethedisplacementandaloadcellisusedforforcemeasurement.Thedimensionsoftheprototype,asindicatedinFigure8,areasfollows:C-corewidtha=11.5mmTooththicknessb=13mmC-coreheightc=20mmSlotwidthd=10mmSlotdepthe=10mmMagnetlengthf=3.3mmMagnetwidthg=11.5mmBackplateheightj=10mmAirgapk=1.5mmDistancebetweenmagnetsm=10mmabcdefgmjkFigure8.DimensionsoftheprototypeThemeasuredvaluesofcoggingforceandtotalforceinthetestedprototypeareshown,togetherwiththecomputedvalues,inFigure4and6.Similarly,thecharacteristicmeasuredvaluesofphaseinductanceareincludedinTable1.Overall,thereisafairlygoodagreementbetweencomputationsandmeasurement.Figure9.Experimentalsetup6.CONCLUSIONSAthree-dimensionalfinite-elementmodelofalinearvariable-reluctancepermanent-magnetmotorhasbeencreatedforthepurposeofsimulatingthestaticperformanceofthemotor.Themodelhasbeenusedtocomputeselectedcharacteristicsandparametersofthemotor.Theresultshavebeencomparedwithmeasurementsonamotorprototype.Predictionofforceandinductanceissufficientlygoodtowarranttheuseofthepresentedmodelasareliabletoolinmotordesignstudies,andtoencourageitsfurtherdevelopment.7.REFERENCES:1Weh,H.,HoffmannH.andLandrathJ.,“Newpermanentmagnetexcitedsynchronousmachinewithhighefficiencyatlowspeed”,ProceedingsofInternationalConferenceonElectricalMachines,1988,pp35-40.2Harris,M.R.,Pajooman,G.H.andAbuSharkh,S.M.,“Performanceanddesignoptimisationofelectricmotorswithheteropolarsurfacemagnetsandhomopolarwindings”.IEEProceedings-ElectricPowerApplication,Vol.143,No.6,November1996,PP429-436.3Harris,M.R.,“Comparativeelectromagneticparametersforalternativemotortypes”,IEEColloq.No.080,MotorsandDrivesforBatteryPoweredPropulsion,1993,PP1-4.4Mitcham,A.J.,Transversefluxmotorsforelectricpropulsionofships,SpecialConferenceonTransverseFluxPermanentMagnetMotors,1997,London,pp3/1-3/6.5HennebergerandBork,Developmentofanewtransversefluxmotor,SpecialConferenceonTransverseFluxPermanentMagnetMotors,1997,pp1/1-1/6.6Huang,S.,Luo,J.andLipo,T.A.Analysisandevaluationofthetransversefluxcircumferentialcurrentmachine,IEEEIndustryApplicationSocietyAnnualMeeting,NewOrleans,October1997,pp378-384.7Kawase,Y.,YamaguchiandHayashi,Y.,“Analysisofcoggingtorqueofpermanentmagnetmotorby3Dfiniteelementmethod”,IEEETransactionsonMagnetics,Vol.31,May1995,pp2044-2047.8KuppersS.andHenneberger,G.,NumericalproceduresforthecalculationanddesignofAutomotivealternators,IEEETransactions,Vol.33,No.2,March1997,pp2022-2025.9Nataka,T.,Takahashi,N.,Fujiwara,K.andAhagon,A.,Periodicboundaryconditionfor3Dmagneticfieldanalysisanditsapplicationstoelectricalmachines,IEEETransactionsonMagnetics,Vol.24,NO.6,November1988,pp2694-2696.浙江工业大学2005届本科毕业设计开题报告课题：基于ANSYS8.0的永磁直线电机的有限元分析及计算学院：信息工程学院专业：电气工程及其自动化姓名：沈沉指导老师：余佩琼永磁直线电机的研究进展沈沉（浙江工业大学信息工程学院浙江杭州310014）摘要：计算机辅助设计，数值分析方法和永磁材料的快速发展及其在永磁直线电机设计中的广泛应用，使得永磁直线电机的性能得到了大幅的提高。在发展过程中，有个不容忽视的问题就是永磁直线电动机的端部效应（边缘效应）。文中首先对永磁直线电动机的这个问题进行了分析，接着对国内外考虑端部效应的永磁直线电动机的设计，有限元分析和永磁材料发展3个方面的最新研究成果进行了综述，指出计算机辅助下对永磁直线电动机的有限元分析和永磁材料的发展相结合具有设计实践价值，并认为在对永磁直线电动机的有限元分析，计算机辅助设计和永磁材料发展方面仍要近一步研究和发展。最后展望了永磁直线电动机设计和永磁材料可能的发展方向。关键字：永磁直线电机.有限元分析.ANSYS，1引言随着直线电动机近年来的迅速发展和广泛应用以及永磁材料性能的不断提高和完善，永磁直线电动机的发展也得到了更多的关注。直线电机具有直接线性驱动的特点，永磁电机则采用永磁励磁，省去了励磁绕组和励磁损耗【1】。永磁直线电动机兼具以上两种电动机的优势，因而广泛应用于数控机床，机器人技术等许多领域。同时这也产生了永磁直线电动机需要解决的问题，即端部效应【2】。但是以往对解决这些问题的设计【3】不能满足工程领域对永磁直线电动机新的性能要求。有鉴于此，必须对永磁直线电动机的设计引入新的分析方法和永磁材料。为了满足工程领域对新型高性能直线电动机不断增加的需求，许多新的技术和设计方法开始在直线电动机中得到应用。其中有限元分析方法4作为一种可靠的工具在直线电动机设计中的应用，使得工程人员能够更深入的了解设计对象的运行情况。并且和计算机辅助设计相结合，利用通用有限元分析软件ANSYS对电动机进行有限元仿真建模，让设计变的更加直观和简便。2永磁直线电动机端部效应和永磁体材料的研究开展对永磁直线电动机端部效应和永磁体的定量研究失一项十分必要的工作，对于永磁直线电动机的优化设计和基于ANSYS的有限元分析与永磁材料的发展具有重要指导意义。21永磁直线电动机端部效应研究直线电机可以看做是旋转电动机从表面切至轴中心然后摊平形成的。因此直线电机沿着运动方向有两个不连续的端点，由于这两个端点的存在将会产生一些复杂的变化，像是由于磁組变化所产生的顿振转矩、以及高速运行下的磁场畸变，这就是端部效应。因此对永磁直线电机的设计必须考虑这个端部的副作用，特别是应用于快速高精度定位场合。文献5针对高精度数控机床用交流永磁直线同步电机(PMLSM)伺服系统高精度快速响应的运行要求,在分析研究PMLSM的端部效应对直线伺服系统性能影响的基础上,引入神经网络补偿技术,使系统具有自学习能力,实时补偿端部效应引起的非线性时变扰动.设计了一种鲁棒性较强的基于双神经网络的前馈给定补偿IP位置复合控制策略.仿真结果表明,该方案有效地克服了PMLSM特有的端部效应所产生的推力波动对系统的影响,具有很强的鲁棒性,而且提高了系统的稳态性能。文献6对端部效应的研究表明，当端部效应引起三相绕组参数不对称,传统的对称分量法即外加三相对称电压时,将不对称的系统分解成三个对称的系统:正序、负序和零序,然后再合成，在系统采用电流矢量控制时已不适用,需要建立包括端部效应的直线电机的数学模型并建立了当系统采用电流矢量控制时,包括端部效应和磁场谐波的直线电机的数学模型.文献7讨论了系统采用矢量控制技术时.端部效应对永磁同步直线电机电磁推力的谐波分量的影响。指出其主要的谐波是偶次谐波.如B次和0次谐波/而一般旋转电机转矩谐波的主要分量是的倍数次谐波46并将谐波分成两类5一类的幅值与轴电流成平方关系.另一类的幅值与轴电流成线性关系的谐波分量6通过直线电机和旋转电机的实验数据比较.说明了理论分析的正确。这一结论将为削弱永磁同步直线电机中的推力纹波提供依据。对于这方面的研究，已经有很多的成果，也是值的继续研究的。22永磁直线电动机永磁体材料的研究文献8介绍了航空永磁电机所用永磁材料的磁性能,分析了航空永磁电机永久磁极磁损失与温度变化的关系,冲击振动对永磁体的影响,以及磁损失的变化规律.提出失磁故障所引起的故障现象以及检测方法,并通过维修实例验证了检测方法的正确性.Nd-Fe-B稀土永磁材料常常被用来作为电动机的永磁材料。文献9研究了Nd-Fe-B稀土永磁材料的失磁现象。针对电机的实际工作环境,研究了不同工作状态的磁体在交变磁场作用下表面磁感应强度随时间的变化.研究发现,常温25下磁体只有起始最低工作点低于其退磁曲线拐点时才会发生失磁现象,且随着磁场交变频率的升高,磁体失磁程度逐渐增大.并且运用磁体磁畴畴壁钉扎与运动模型和畴壁钉扎的热激活效应对实验现象进行了合理解释.这对Nd-Fe-B稀土永磁电机的设计和失磁故障分析提供了实验依据与技术参考.对于永磁直线电动机永磁体失磁现象的研究还不是很充分，需要进一步加强。3永磁直线电机的有限元分析在永磁直线电机的设计分析中，如何对于端部效应进行准确和快速的分析一直是困扰各种设计方法的主要难题。这是由于：一方面，以往所采用的分析方法不具有很好的分析准确性，因而使得设计的电动机性能不是很稳定。另一方面，为了达到更直观的设计目的，已求在设计阶段就能找到电动机的设计缺陷加以改进，需要选择合适的设计计算模型，鉴于以往的设计条件，不是模型过于简单，以致模型的准确性较差，就是太过复杂而不能实现。有限元分析的出现为永磁直线电机的设计带来了新的契机。另外，随着计算机性能的提高，大容量内存的出现，计算机辅助设计也有了长足的进步。这对有限元分析在永磁直线电机的设计是个很大的帮助。3.1有限元分析及其通用分析软件ANSYS介绍有限元法产生于二十世纪五十年代中期，是克罗福(Clough)于1960年在分析飞机结构时第一次提出来的。此后有限元法迅速推广并应用于造船，建筑、机械等部门，发展十分迅速。首先把有限元应用于电机工程中的是温斯劳(WinsIow)，他在分析加速器磁铁的饱和效应时，应用了有限元法。查利和席尔凡斯特提出了第一个电机内电磁场问题的非线性表达式，以后，这个方法在电机工程领域中得到了飞速发展并取得了巨大的经济效益和社会效益。目前对有限元分析在永磁直线电机设计的应用中已经有了很多的成果。文献10分析了在利用有限元分析永磁同步直线电机空载反电势波形时,二维方法不能反映磁钢的形状而三维方法又过于复杂费时的情况.提出一种分层有限元分析方法,很好地克服了这种矛盾.将电机沿横向分层,对每层进行二维有限元分析,最后把每层结果相加得到总体结果.利用该方法计算了一台具有六边形磁钢形状的样机的空载反电势波形.结果表明,该方法与三维有限元分析相比可大大缩短分析时间,得到的波形与实验结果吻合较好.文献11用有限元法对高速机床工作台的垂直刚度进行了分析研究。同时结合研究工作，还介绍了有关有限元三维模型的一些建模技巧。有限元法的发展【12】方向就是有限元法本身的自动化，即编制合理通用的有限元程序软件，有限元法软件和有限元法同时诞生，并且随着有限元方法和计算机技术的发展而迅速发展的。目前应用最为广泛的是通用有限元软件ANSYS。ANSYS软件是融结构、流体、电场、磁场、声场分析于一体的大型通用有限元分析软件。【13】由世界上最大的有限元分析软件公司之一的美国ANSYS开发，它能与多数CAD软件接口，实现数据的共享和交换，如Pro/Engineer,NASTRAN,Alogor,IDEAS,AutoCAD等，是现代产品设计中的高级CAD工具之一。软件主要包括三个部分：前处理模块，分析计算模块和后处理模块。前处理模块提供了一个强大的实体建模及网格划分工具，用户可以方便地构造有限元模型；分析计算模块包括结构分析（可进行线性分析、非线性分析和高度非线性分析）、流体动力学分析、电磁场分析、声场分析、压电分析以及多物理场的耦合分析，可模拟多种物理介质的相互作用，具有灵敏度分析及优化分析能力；后处理模块可将计算结果以彩色等值线显示、梯度显示、矢量显示、粒子流迹显示、立体切片显示、透明及半透明显示（可看到结构内部）等图形方式显示出来，也可将计算结果以图表、曲线形式显示或输出。软件提供了100种以上的单元类型，用来模拟工程中的各种结构和材料。3.2永磁直线电机的有限元建模要利用有限元对永磁直线电动机进行端部效应的分析，首先需要建立永磁直线电动机的有限元模型。文献14使用ANASYS5.4软件包对一直线VRPMM进行3维有限元分析的仿真建模。只使用半剖面模型是考虑到为了缩短分析的计算时间。3维有限元分析模型如图2a.所示。图2b显示了一个计算得到的磁通分布状况结果的例子。3.3永磁直线电动机电磁场的有限元分析文献15针对自行设计的分数槽永磁直线同步电机的特点,在建立有限元分析模型的基础上,采用电磁场有限元数值计算法对永磁直线同步电机的磁场进行分析,给出了永磁直线同步电机的电磁场分布,并计算了永磁直线同步电机的推力和法向力特性。文献16首先对永磁直线电机进行了优化设计.编写基于ANSYS的电磁场有限元分析程序,计算主要由直线电机端部效应引起的波动推力.在矢量控制运行下,分别计算了电机在空载时和在通以不同电流时的由端部效应引起的波动推力,并且分析了电流大小对端部效应的影响.采用齿谐波低频调制的设计方法,来削弱直线电机固有的端部效应,使推力的波动减小,并进行了多方案计算,得出比较好的设计方案.然后,又对基于数字信号处理器(DSP)的电机控制系统进行了分析,设计了DSP系统的硬件电路,并编写和调试了空莘磁场定向控制和空间矢量脉宽调制(SVPWM)的DSP系统的软件,为直线电机现代控制策略的具体实现奠定了基础,并提出了对端部效应进行补偿的控制方法.最后,设计了测量直线电机推力的实验装置,得出了电机推力的实验数据.从以上的分析和计算得出,随绕组电流幅值的增加,端部效应影响电机推力的波动趋势不变,空载端部效应是永磁直线电机端部效应的主要部分.提出的采用多极电机方式;初级与次级极距不等的方式;齿谐波低频调制方式和改变电机两端部磁导的方式等电机的设计原则和方法,都可有效地削弱端部效应,减小推力的波动.利用DSP的强大运算能力和丰富的片内外设,可满足电机的先进控制策略在具体实现时的实时性要求.文献17针对微电子行业IC芯片制造设备如光刻机而设计了磁悬浮微进给机构,并对它进行了电磁场耦合分析及解耦控制,准确综合地研究磁悬浮系统.在不计漏磁的简单磁路、磁力计算基础上,采用有限元分析软件ANSYS对电磁场进行有限元分析,得到考虑漏磁的磁场分布及准确的磁力计算结果,从而确定电流及气隙大小等悬浮控制参数,为控制设计与试验提供了参考.3.4永磁直线电动机的永磁材料对电机性能的分析文献18对直流永磁电机的电枢反应作了定量计算，并将其运用到永磁直流电机的电磁计算中，同时在计算程序中考虑到了磁钢退磁曲线随温度的变化，从而使计算精度得以提高，计算范围得以扩大。精确知道不同种类磁体在不同温度范围内的磁性能随温度的变化情况是非常有用的。文献19对Alnico、Sm2Co17、普通Nd-Fe-B、低温度系数Nd-Fe-B四种磁体的可逆磁通在室温120温度区间内的变化情况