永磁磁通切换电机结构参数对电磁性能影响
新型磁通切换型永磁电机的分析、设计与控制的开题报告
新型磁通切换型永磁电机的分析、设计与控制的开题报告一、选题背景及意义随着现代科学技术的不断发展和电机技术的突破，永磁电机已经成为目前应用最广泛的一种电动机，其在节能、环保、高效等方面的优势日益凸显。
然而，传统的永磁电机在高速高效率工作时，由于其励磁控制困难、热稳定性差等问题，往往无法满足实际需求。
因此，发展新型、高性能的永磁电机成为了当前研究的重点之一。
在众多新型永磁电机中，磁通切换型永磁电机因其具有高度的磁场控制度、高转矩密度和高速性能等优点，成为研究热点。
其基本原理为利用磁通切换装置使电机转子上的永磁体在不同的磁场中工作，从而实现转矩和速度的控制。
该电机结构简单、效率高、可靠性强，具有广泛的应用前景。
因此，开展新型磁通切换型永磁电机的分析、设计与控制研究具有重大的理论和实际意义，可以推动永磁电机技术的发展，提高电机的效率和稳定性，满足社会的需求，具有深远的科研价值和应用前景。
二、研究内容和主要工作本文旨在探究新型磁通切换型永磁电机的分析、设计与控制技术，具体包括以下内容和主要工作：1、分析磁通切换型永磁电机的工作原理和特点，对其磁路、电磁学和机械结构进行建模和仿真分析。
2、设计新型磁通切换型永磁电机的电磁学参数和机械结构参数，优化磁路设计，提高永磁体的利用率和工作性能。
3、研究新型磁通切换型永磁电机的控制策略，包括励磁控制、转子位置估计、速度控制等，并进行仿真验证和性能测试。
4、研究新型磁通切换型永磁电机在电动汽车和风力发电等领域的应用，探究其优势和局限性，分析其成本与性能，为实际应用提供参考。
以上内容和工作旨在深入研究新型磁通切换型永磁电机的分析、设计与控制技术，为推动永磁电机技术的发展和应用提供理论依据和实践支持。
三、研究方法和技术路线本文将运用磁学、力学、电学等相关理论和仿真软件工具，采用实验室实测结果进行比对，从理论分析到仿真验证、性能测试，逐步建立完整的研究流程，为新型磁通切换型永磁电机的分析、设计与控制提供科学的可行性、可重复性和可靠性。
转子结构对轴向磁场磁通切换永磁电机性能的影响
（Ｉ 国网电力科学研究院 ， ． 江苏南京 ２０ ０ ； １０ ３ ２ 中国石油锦西石化分公 司， ． 辽宁葫芦岛 １５ ０ ；． ２ ０ １３ 东南大学 ， 江苏南京 ２０９ １０ ６） 摘 要 ： 绍轴 向磁场磁通切换永磁（ Ｆ Ｓ Ｍ） 在介 Ａ Ｆ Ｐ 电机结构 的基础 上 ， 采用解 析与仿真相结合对转子齿 宽进行
ｓ ｉｓｓ ｏ ｔ ａ ｅ ｉｆ ｅ ｃ ｓｏ ｏｏ ｏｈ ｗ ｄｈ ａ ｄ ｔ ｅ ｓ ａ ｅ ｏ ｅｐ ｒｏ ａ ｃ ｆＡ Ｆ Ｐ ｍａ ｈ ｎ ｓ ａｅ ｇ ｅ ｔ ｕｔ ｈ ｗ ｔｔ ｎ ｕ ｎ ｅ ｆｒｔ ｒｔ ｔ ｔ ｎ ｈ ｈ ｐ ｎ ｔ ｅｆ ｒ ｎ ｅ ｏ Ｆ Ｓ Ｍ ｃ ｉ ｅ ｒ ｒ ａ ，ｗｈｌ ｈ ｈ ｌ ｏ ｉ ｈ ｍ ｉ ｅ
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转 子 结构 对 轴 向磁 场磁 通 切 换 永磁 电机 性 能 的影 响
０引
言
１Ａ Ｆ Ｐ 电机 结 构 Ｆ ＳＭ
轴 向磁 场 永 磁 电 机相 比较 其 他结 构 的永 磁 电
机 ， 史最为悠 久 ， 而 由于其制 作工艺 复杂而一度 历 然 受到冷 落… 。随着 永 磁 材 料 的发 展 和 工 艺 水平 的 提高 ， 向磁场永磁 电机 以其 独特 的优势 ， 来越受 轴 越 到人 们 的关 注 。 轴 向磁 场 磁 通 切 换 永 磁 电机 （ 以下 简 称 Ａ Ｆ Ｆ—
中 图分 类 号 ： Ｍ３ １ Ｔ ５ 文 献标 识码 ： Ａ 文 章编 号 ：０４ ７ １ （０ １ ０ — ０ ８ ０ １０ — ０８ ２ １ ）７ ０ ３ － ２
锥形转子永磁电机的结构对性能参数的影响
锥形转子永磁电机的结构对性能参数的影响刘伟亮;柴凤;裴宇龙;程树康;陈清泉【摘要】锥形转子永磁电机具有与普通永磁电机不同的结构特点,电机的分析计算有其特殊性,以简化方法计算容易得出误差较大的结果.以三维有限元法分析了不同结构参数下锥形转子永磁电机的磁场分布,结果表明其磁场沿轴向分布比较均匀,并且气隙磁场随着转子轴向位移的增大线性降低.在此基础上,分析了锥角,转子轴向位移,永磁体形状等结构参数对交直轴电感、转矩等的影响,结果表明交直轴电感参数在不同的永磁体形状下随着转子轴向位移有着不同的变化趋势,锥角影响着交直轴电感的变化幅度,转矩随着转子轴向位移的增大而减小.同时计算分析的正确性通过样机实测值得到了验证.%Taper permanent magnet motor has a structure different from universal permanent magnet motor. Analysis and calculation of taper permanent magnet motor is special, and the reduced form method would lead to some inaccurate understanding. In this paper the3D finite element method was adopted to analyze the magnetic field of the taper permanent magnet motor under different structure parameters, and the results indicated that the distribution of magnetic field along axial direction in taper permanent magnet motor is fairly uniform and the air gap field will decrease linearly when the axial displacement of rotor increases. Then the influence of structure parameters such as taper angle, axial displacement of rotor, shape of permanent magnet, on d-axis and q-axis inductances as well as torque was studied. It shows that the d-axis and q-axis inductances have different variation trends with axial displacement of rotor under different permanent magnet shapes, and taper angle affectsthe variation magnitude of the d-axis and q-axis inductances. Torque will decrease when the axial displacement of rotor increases. The validity of calculation and analysis is verified by experiment results of prototype.【期刊名称】《电机与控制学报》【年(卷),期】2012(016)005【总页数】6页(P40-45)【关键词】锥形转子永磁电机;三维有限元法;锥角;电感参数;转矩【作者】刘伟亮;柴凤;裴宇龙;程树康;陈清泉【作者单位】哈尔滨工业大学电气工程及自动化学院,黑龙江哈尔滨150001;哈尔滨工业大学电气工程及自动化学院,黑龙江哈尔滨150001;哈尔滨工业大学电气工程及自动化学院,黑龙江哈尔滨150001;哈尔滨工业大学电气工程及自动化学院,黑龙江哈尔滨150001;哈尔滨工业大学电气工程及自动化学院,黑龙江哈尔滨150001【正文语种】中文【中图分类】TM3510 引言锥形转子永磁电机与传统永磁电机有着不同的结构特点，其转子呈锥形，在一定的条件下转子可以在轴向移动，从而可以改变定转子间的相对位置及气隙大小，因此可以直接调节气隙磁场。
永磁牵引电机不同转子结构对电机性能的影响
转子 结构 X1
电抗计算结果 /Ω
Xad
Xd
Xaq
Xq /Xd Xq
V— 0. 1546 0. 3130 0. 4676 0. 8305 0. 9851 2. 1069
VV 0. 1546 0. 3370 0. 4916 0. 8451 0. 9997 2. 0335
表 1 20 kW 样机电抗参数的计算值与试验值对比
计算结果 /Ω
Xd 0. 5394
Xq 1. 1973
试验结果 /Ω
0. 5791
1. 2118
误差对比 /%
6. 855
1. 1965
通过表 1 可知，通过该计算方法求出的电抗参 数与试验值的误差在工程允许范围内，验证了有限 元计算方法的正确性。
力。但是缺点是永磁体用量也会随之增加，双层结 构较单层结构多用了 14. 0% 的永磁材料，三层结构 较双层结构多用了 17. 1% 的永磁材料，三层结构较 单层结构更是多用了 33. 5% 的永磁材料，而且工艺 更加复杂，此外在相同层数结构、相同永磁体用量 的前提下带“—”的转子结构较不带“—”的转子结构 过载能力更好，磁阻转矩利用率也更高（ V—形优于 VV 形； VV—形优于 VVV 形） 。而且使 d、q 轴之间 的电抗差值更大的原因是 Xq 和 Xd 同时减小，Xd 减 小的幅度更大，这样不易于电机弱磁。所以综合以 上优缺点，可以认为 V 形转子和 V—形转子更加适 用于牵引电机。
图 5 等效 q 轴状态下空载气隙磁密波形
图 3 等效 d 轴状态下负载气隙磁密波形
将图 2、图 3 经过谐波分析得到等效 d 轴状态下 空载气隙磁密基波幅值为 0. 8076 T，等效 d 轴状态 下负载气隙磁密基波幅值为 0. 6828 T。
永磁体端部长度对永磁无刷直流电机性能影响的分析
永磁体端部长度对永磁无刷直流电机性能影响的分析永磁无刷直流电机是一种高效率、低噪音、小体积的电机，它的性能受多种因素影响，其中包括永磁体端部的长度。
本文将对永磁体端部长度对永磁无刷直流电机性能的影响进行分析。
首先，永磁体端部长度对电机的转矩产生影响。
永磁无刷直流电机的转矩是由永磁体和励磁电流共同产生的。
永磁体的磁场在电机运转时会产生磁通量，当电机的励磁电流经过线圈时，这些磁通量会在空气隙中的导体上产生力矩，进而带动转子旋转。
永磁体端部长度会在电机运行中影响磁场分布，从而影响转子的转矩。
其次，永磁体端部长度对电机的气隙效应产生影响。
电机的气隙是指转子和定子之间的距离，它对电机的输出功率和效率具有较大的影响。
当永磁体端部长度发生改变时，会导致电机的气隙发生变化，从而影响到电机的性能表现。
此外，永磁体端部长度还会对电机的热效应产生影响。
电机在工作时会有一定的损耗，其中包括铁损、导体损耗和磁通损耗等。
当永磁体端部长度发生改变时，电机的损耗也会发生变化，从而影响电机的热效应表现。
最后，永磁体端部长度还会对电机的机械特性产生影响。
电机在实际运行过程中会受到载荷的作用，而永磁体端部长度对电机的刚度和强度具有一定的影响，从而影响到电机的机械特性表现。
综上所述，永磁体端部长度对永磁无刷直流电机性能产生较为显著的影响，需要在实际设计和应用电机时进行综合考虑。
在电机设计和制造过程中，需要根据具体的工作条件和要求，合理确定永磁体端部长度，以确保电机性能的优化和可靠性的提高。
为了更深入地了解永磁体端部长度对永磁无刷直流电机性能的影响，我们可以通过实验测量和数据分析的方法来探究。
下面列出一些可能与永磁体端部长度有关的数据指标，并进行分析。
1. 输出功率和效率：这两个指标是衡量电机性能的重要参数。
通过测量输出功率和效率的变化，可以了解永磁体端部长度对电机性能的影响。
实验结果可能表明，当永磁体端部长度增加时，电机的输出功率和效率往往会降低。
容错型永磁磁通切换电机的拓扑分析
中 国 科 技 论 文
ＣＨ Ｉ ＮＡ Ｓ ＣＩ ＥＮＣＥＰＡＰＥＲ
Ｖｏ １ ． ８ Ｎｏ ． ７
Ｊ ｕ ｌ ｙ ２ ０ １ ３
容 错 型 永磁 磁 通 切 换 电机 的拓 扑 分 析
谢德娥 ， 王 宇， 邓智泉 ， 吴一丰
ｔ ｏ ｐ ｏ ｌ ｏ ｇ ｉ ｅ ｓ ｈ ａ ｖ ｅ ｂ ｅ ｅ ｎ ｃ ｏ ｍｐ ａ ｒ ｅ ｄ ｂ ｙ ２ － Ｄ ｆ ｉ ｎ ｉ ｔ ｅ ｅ ｌ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ａ ｎ ａ ｌ ｙ ｓ ｅ ｓ ，ｉ ｎ ｔ ｅ ｍ ｓ ｒ ｏ ｆ ｏ ｕ ｔ ｐ ｕ ｔ ｔ ｏ ｒ ｑ ｕ ｅ ，ｆ ｌ ｕ ｘ － ｌ ｉ ｎ ｋ ａ ｇ ｅ ，ｂ ａ ｃ ｋ ＥＭ Ｆ，ａ ｎ ｄ ｉ ｎ ｄ ｕ ｃ ｔ —
（ 南京航 空航 天大学 自动化 学院， 南京 ２ １ Ｏ ０ １ ６ ） 摘 要： 永磁磁通切换 电机兼具 开关磁 阻 电机 转子结 构简 单坚 固和永磁 同步 电机 功率 密度高 的优 点。分 析 比较 了传 统 １ ２ ／ １ ０
结构 的磁通切换 电机和 ６种容错 电机拓扑 的电磁性 能和容错 性能 ， 包括磁链 、 反 电动势、 输 出转矩、 定 位力 矩和 电感 。分 析 了单 层绕组 、 永磁体 个数、 定 转子极数和隔磁齿对 电机 电磁性 能和容 错性能的影响。研究结果 可为磁通切换 电机 的优化和磁 通切换
Ａｂ ｓ ｔ ｒ ａ ｃ ｔ ：Ｃｏ ｍｐ ａ ｒ ｅ ｄ ｗｉ ｔ ｈ ｔ ｈ ｅ ｓ ｗｉ ｔ ｃ ｈ ｅ ｄ ｒ ｅ ｌ ｕ ｃ ｔ ａ ｎ ｃ ｅ ｍａ ｃ ｈ ｉ ｎ ｅ ａ ｎ ｄ ｔ ｈ ｅ ｔ ｒ ａ ｄ ｉ ｔ ｉ ｏ ｎ ａ ｌ ｒ ｏ ｔ ｏ ｒ － ＰＭ ｍａ ｃ ｈ ｉ ｎ ｅ ，ｔ ｈ ｅ ｆ ｌ ｕ ｘ － ｓ ｗｉ ｔ ｃ ｈ ｉ ｎ ｇ ｐ ｅ ｒ ｍａ ｎ ｅ ｎ ｔ
转子结构对轴向磁场磁通切换永磁电机性能的影响
该组数值经 Matlab 处理后， 得到的拟合曲线图 如图 5 所示， 拟合公式如下： W e = 0 ． 073 71 H2． 004 （ 12 ）
图5
磁场强度与涡流损耗的拟合曲线
2 由式（ 12 ） 推得： W e ∝ H ， 仿真数值计算的结果 与式（ 9 ） 相符的。
先前的推导中， 得出了涡流损耗密度的表达式 式（ 9 ） 。通过式（ 9 ） 可以看出， 影响涡流损耗的主要 因素是外磁场的磁场强度 H 和轴承的转速 n。 通过 建立有限元模型和数值计算， 验证了式（ 9 ） 的正确 （ 上接第 39 页）
图3 AFFSPM 电机 有限元分析模型
从图 4 中可以看出， 当 k r ＞ 1． 4 时， 永磁磁通和 ， k = 1． 4 时， 定位 感应电势的幅值均几乎不变 且当 r 力矩的峰 － 峰值也最小。 因此， 仿真结果验证了解
设计分析 esign and analysis 析分析所得的结论。 3 转子齿形与厚度对电机性能的影响 3 ． 1 转子齿形 AFFSPM 电机 的 如 转子齿为扇形齿， 图 5 所示。 图 5 转子齿形 改变 θ 角以改变 转子齿形。 发现当 θ 为 2 ． 5 ° 时， 感应电势的谐波畸 变率最小， 达到 1 ． 21% ， 且感应电势幅值随 θ 的增 大而增大； 当 θ 为 7 ° 时， 感应电势的谐波畸变率为 5 ． 22 % ， 但此时的定位力矩峰 － 峰值最小。 感应电 势在 θ 为 2 ． 5 ° 时的波形及其谐波分析如图 6 所示， 5° 、 6° 和 7° 时的定位力矩比较。 图 7 是 θ 为 0° 、 3 ． 2 转子厚度 ， 转子齿铁心是磁的良导体 其磁导率远大于空 气， 故永磁体产生的磁势基本降落在电机气隙中 ， 降 转 落在转子齿上的磁势可以忽略不计 。因此转子厚度 子 结 的改变， 对电机气隙磁场的影响较小。 通过仿真可 构 知， 随着转子厚度的增加， 感应电势基本不变， 定位 对 轴 力矩峰 － 峰值也基本不变， 但波形变化明显。 转子 向 磁 17． 5 mm 和 18． 5 mm 时的定位力 场 厚度为 16． 5 mm、 磁 矩比较如图 8 所示。 通 切 换 永 磁 电 机 性 能 的 影 响
永磁同步电动机与磁钢性能的关系
永磁同步电动机与磁钢性能的关系本文1996年9月23日收到设计分析永磁同步电动机与磁钢性能的关系邱克立(湖南大学长沙410082)The Rela tion sh ip between P M SynchronousM otor and Per manen tM agnetM a ter i a l functionQ iu K eli(H unan U n iversity ,Changsha 410082)【摘要】永磁电机性能的好坏,直接与所采用的永磁材料的性能参数有着密切的关系。
本文分析了永磁同步电动机与磁钢性能的关系,指出由于磁性能优异的永磁材料的采用,使电机的性能指标得到很大提高和改善,并获得了明显的经济效益。
接着阐明了永磁同步电动机设计中,应着重考虑的问题,最后,指出了永磁同步电动机的研究方向。
【关键词】永磁同步电动机磁钢性能钕铁硼【Abstract 】T he superi o rity and inferi o rity of P Mm ach ine is clo sely related w ith the functi on param eter of perm anen t m agnet m aterialw h ich is being u sed .T h is paper analysis the relati on sh i p betw een P M synch ronou s mo to r and perm anen t m agnet m aterial functi on ;it also indicates that becau se perm anen t m agnen t m aterial w ith superi o r m agnen t functi on are u sed ,the functi on param eter of mo 2to r can be greatly i m p roved ,thu s ach ieve obvi ou s econom ic p rofit .T hen th is paper exp lain s several aspects w h ich shou ld be con sidered in the P M synch ronou s mo to r design p rocess .F inally it po in ts ou t the research directi on of P M synch ronou s mo to r .【Keywords 】P M synch ronou s mo to r perm anen tm agnet m aterial functi on N d FeB1概述永磁同步电动机作为一种高效节能产品,在当今已成为人们的共识,并引起了世界各国的广泛关注。
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12/10极永磁磁通切换电机结构参数对电磁性能影响研究朱德明1张富浩2（1南京电子技术研究所江苏省南京市2100392南京师范大学江苏省南京市210042）摘要针对三相12/10极永磁磁通切换电机，分析其工作原理并研究空载状态下电磁特性。
利用有限元分析软件Ansoft Maxwell，从变化电机的定子永磁体宽度、转子齿宽度及转子齿高度等角度，探索电机结构参数的改变对电机电磁特性的影响，助力电机优化设计。
关键词：永磁磁通切换电机有限元分析电磁特性中图分类号：Study on Influence of Structure Parameters on Electromagnetic Characteristics for 12/10 Flux-switching Permanent Magnet MotorZhu Deming Zhang Fuhao（1 Nanjing Research Institute of Electronics Technology, Nanjing Jiangsu 210039, China2 Nanjing Normal University, Nanjing 210016 China）ABSTRACT:The operating principle and electromagnetic characteristics under no-load condition of 12/10 pole flux-switching permanent magnet motor（FSPM）are studied using the finite element analysis software Ansoft Maxwell in this paper. By changing the stator permanent magnet width, the rotor tooth width and the rotor tooth height, the influence of structure parameters on the no-load electromagnetic characteristics of FSPM is explored, which is helpful to its optimal design.KEY WORDS: flux-switching permanent magnet motor, finite element analysis, electromagnetic characteristic1 引言传统的永磁电机，其永磁体安装在转子上，随着电机转子转动，永磁体会受到较高的离心力。
虽然可以加装永磁体的固定装置，可是这种固定装置却变相的给电机的散热带来较大的不利影响，甚至导致永磁体出现不可逆的退磁现象，限制了电机的能效，减小了电机的功率密度。
而磁通切换电机的永磁体则固定在定子上，电枢绕组也集中在定子槽中，转子为凸极结构且简单坚固，便于电机的高速运行。
永磁体的磁场与电枢绕组的磁场并联，永磁体无较大退磁风险，且散热性能良好。
早在1955年，就有科学家提出了将永磁体嵌入定子的单相永磁磁通切换电机的设计，但是由于没有受到人们的重视，所以并没有取得较大发展。
随着对电机性能要求的提升以及永磁体材料的不断发展，1992年，Lipo等学者提出了将永磁体嵌入电机定子轭部的双凸极电机[1]，并对电机的性能进行了分析研究。
时至1997年，名为Hoang E. 的法国学者提出了将永磁体嵌入定子齿部的三相永磁磁通切换电机[2]，相邻永磁体的磁场方向相反，转子为一整体，没有永磁体，也没有绕组。
无论是永磁体嵌入在转子还是定子上，电机齿槽转矩较大仍旧是一个较大的问题，永磁磁通切换电机也不例外，甚至于因为其双凸极结构与较大的气隙磁场密度导致这个问题更加突出[3]，从而导致电机出现振动、噪声等问题，以至于使电机无法正常运行。
另外一个较大的问题就是，由于定子镶嵌永磁体，所以电机的磁场调节极为困难，有学者通过在永磁体周围添加励磁绕组来调节磁场大小[4]，这类电机被称为混合励磁磁通切换电机，较好的解决了调磁困难这一问题。
东南大学和南京航空航天大学在没有改变定子结构的基础上，提出新型三相双励磁磁通切换电机[6]，浙江大学则是在永磁体的端部增加了直流励磁绕组[7]，以此来增强或削弱气隙磁场，实现了电机在弱磁时的扩速，扩大了电机在一定功率下的调速范围，同时还可以在电机转速较低时，提供较大的转矩。
本文的研究对象是12/10极的双凸极永磁磁通切换电机，通过有限元软件Ansoft Maxwell对电机的电磁特性进行仿真研究。
在基础模型的基础上，对电机的结构参数进行变化，探究永磁体宽度，转子齿宽度，转子齿宽度等结构参数对电机电磁特性的影响。
2 FSPM工作原理2.1电机基本结构FSPM电机的结构与开关磁阻电机的结构较为类似，基本可以看成是在开关磁阻电机的定子槽之间加入窄长的永磁体，本文中研究的12/10极的永磁磁通切换电机的结构如图1所示。
定子上有12个定子槽，槽里分别是不同两相的绕组，组成双层绕组。
永磁体则嵌入在两个定子槽之间，相邻永磁体的磁场方向相反。
每个永磁体与其相邻的两个定子槽组成定子凸极，所以此磁通切换电机的定子共有12个凸极。
图1FSPM结构如图2所示，永磁体的磁场方向是相邻间相反，如所示。
所以，永磁体是交替充磁，从而有聚磁现象，也就是说，不需要采用很好的磁钢材料，也能有很好的效果，从而降低电机的成本。
图2磁场方向2.2磁通切换转子的10个转子对应于电磁的10个电极，即电机的极对数是10。
在转子旋转时，因为磁通总是通过磁阻最小的路线形成闭合曲线。
那么以其中某相绕组为例分析，当转子转过不同的角度时，会形成不同的磁通回路，从而改变绕组的磁链，形成感应电动势。
当转子在初始位置时，如图3所示，转子的一个极正对永磁体时，磁通通过永磁体两侧的定子齿和转子极形成闭合的回路。
此时，靠近这个永磁体的两个A相绕组的总磁链为零。
图3初始位置在定子旋转一定的角度（本文中约为9°机械角度）后，如图4所示，此时，转子的极不再与永磁体相对，而是和永磁体侧的定子齿相对，于是这个转子齿上产生了两路磁通回路。
图4旋转9°后可以看出，由于两个永磁体磁场方向相反所产生的聚磁现象，通过转子齿和定子齿的两条磁通并联，在A相中产生的磁链数值达到正向最大。
定子再次旋转约9°时，转子的一极与定子槽口相对，如图5所示，形成穿过2个转子齿的磁通回路。
由图可见，此时的A相中的总磁链值为0。
图5再次旋转9°当定子再次转动9°，到达另一侧的定子齿的位置，如图6所示，形成图示的两个闭合磁通回路，明显可见，此时A相的磁链值达到反向最大。
图6最终位置如此，随着转子的旋转，转子齿与定子槽的位置不断改变，并且以上述的四种情况为部分，周期性的发生变化，由此，使绕组的磁链发生周期性的变化，由磁链值由零到正向最大，再至零，然后再反向最大，再到零。
这就是磁通切换电机的“磁通切换”。
3建立模型并仿真分析本文所设计电机结构参数如下表所示。
表1电机尺寸参数参数数据值定子外径126mm内外径之比0.6气隙长度0.5mm轴向长度76mm定子齿数12转子齿数10定子轭高9.89mm每相电枢绕组匝数10电枢电流峰值4A永磁体个数12定子齿宽7.5°定子槽宽7.5°转子齿宽度10.5°转子槽宽度15°转子齿高20mm永磁体宽度9.89mm绘制电机模型，进行空载仿真分析，磁力线分布如图7所示。
图7电机磁力线分布三相磁链仿真波形如图8所示，绕组反电势波形如图9所示。
图8三相绕组磁链波形图9 绕组反电势波形由上述波形可以看出，电机磁场分布与原理部分介绍一致。
由于永磁磁通切换电机呈双凸极结构，在气隙周围分布的磁场包含了丰富的谐波分量。
由于永磁体切向周期性交换方向充磁的，所以尽管看到永磁体端部的与内部气隙接触面存在着一些漏磁通，但是电机的聚磁效应使得永磁磁通切换电机的气隙磁密仍然比其它电机要高出很多。
4 结构参数对电机的影响4.1 永磁体宽度将永磁体分为3个长方形，中间的那一块作为新的永磁体，旁边的两个用硅钢材料填充，也就是相当于定子的材料。
使用中间的长方形的宽作为变量，并且用其表示出旁边两块长方形的宽。
如此，建立结构参数化模型，给仿真分析带来了极大的便利。
永磁体半宽作为参数，当设置永磁体半宽从2.4mm，每次增加0.25mm，增加到4.9mm的一个过程，再对其进行仿真分析，仿真结果如图10所示。
图10永磁体宽度不同时某相绕组的磁链波形对比原因分析：由于在改变永磁体宽度的时候，变相的加宽了定子齿的宽度。
在选取永磁体宽度最小的时候做了仿真分析后，仿真出的磁感线分布如图11所示，对比原始模型的仿真结果图7来看，定子齿加宽后，通过定子齿的磁场线明显增多，而且通过定子轭部的磁场线也相应增多，所以电枢绕组的合成磁链增大，反电势也相应增大。
图11 永磁体宽度最小时磁场分布图同时对比磁感强度，同样可以发现，定子齿加宽后，定子齿、转子齿部与定子轭部的磁感强度均略有增强。
4.2 转子齿宽在之前的基础上，选择永磁体宽度最小，即宽度为4.8mm。
改变转子齿宽度分成两部分来实现，第一部分是减小转子齿宽，这一部分比较简单，在转子旁画上带有参数变量的长方形，再使用布尔指令切去转子齿与长方形有交集的地方。
也就是说，随着长方形的增大，转子齿被切去的部分也越大，转子齿宽度减小。
第二部分比较复杂，是在原转子齿的基础上进行加宽。
于是采用反向思维，先画一个与转子外径一样的园，使用布尔指令求出在转子齿之间的空白部分，再在求出的部分画出带有参数变量的长方形，求交集后，在与转子求并集。
这样就实现了增加转子齿宽度的要求。
随着长方形的增大，转子齿也越宽。
仿真结果如图12所示。
(a) 齿宽范围12.2mm—14.28mm(b) 齿宽范围14.28mm—16.8mm图12 转子齿不同宽度时某相绕组的磁链波形对比如图12所示，虽然在转子齿宽度减小的过程中，发生了些许偏移，易误以为随着齿宽的减小，绕组磁链发生了整体的上移。
但是仔细观察，根据箭头所指的方向，可以看出随着转子齿宽减小，绕组磁链幅值增大，而且随着转子齿宽的不断增大，绕组磁链不断减小。
因此，随着转子齿宽的减小，绕组磁链波形幅值增大。
4.3 转子齿高不改变气隙长度的前提下，改变转子齿高，变化范围：5.0mm—20.0mm。
仿真结果如图13所示，可以看出，在转子齿高为8mm时，绕组磁链减小；而在8mm至20mm中间，转子磁链基本不变。
所以可以得出，当8mm<转子齿高<20mm时，转自齿高度的变化对绕组磁链基本没有影响。