唐 明 祝長生 于 潔

（1.浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院 杭州 310027 2.國網(wǎng)四川省電力公司電力科學(xué)研究院 成都 610072）

1 引言

主動電磁軸承（以下簡稱電磁軸承）系統(tǒng)采用可控電磁力來支承轉(zhuǎn)子，由于沒有機(jī)械接觸而使其具有無機(jī)械磨損、無需潤滑、低損耗等優(yōu)良特性，這些特性使得電磁軸承具有在真空、低溫等極端環(huán)境和高速旋轉(zhuǎn)機(jī)械、航空航天等領(lǐng)域廣泛應(yīng)用的潛力，是融多學(xué)科復(fù)雜的機(jī)電一體化系統(tǒng)[1,2]。電磁軸承系統(tǒng)通常由控制器、功率放大器、電磁軸承本體、位移傳感器等部件組成。位移傳感器作為系統(tǒng)唯一的反饋部件卻由于體積不夠小而無法安裝到軸承內(nèi)部，因此引起測得位移與轉(zhuǎn)子位移不同位等問題。對于剛性轉(zhuǎn)子，不同位問題可以通過三角換算來近似估計轉(zhuǎn)子位移；對于柔性轉(zhuǎn)子，不同位問題所引起的位移測算則要復(fù)雜很多。而且，位移傳感器通常價格較為昂貴，阻礙了電磁軸承的推廣和產(chǎn)業(yè)化。因此，對于電磁軸承無位移傳感器運行（又稱自傳感運行）的研究迫在眉睫。

實現(xiàn)電磁軸承自傳感運行的方法通常有兩種[3]：一種是基于現(xiàn)代控制理論的狀態(tài)觀測法；另一種是基于電感測量的參數(shù)估計法。狀態(tài)觀測法將電磁軸承系統(tǒng)視為一個雙口網(wǎng)絡(luò)，以電磁軸承的系統(tǒng)參數(shù)為依據(jù)設(shè)計相應(yīng)的狀態(tài)觀測器，通過測量電壓、電流來觀測轉(zhuǎn)子的位移從而實現(xiàn)反饋控制。Vischer和Bleuler 等[4]詳細(xì)分析了此類方法的原理以及可行性，并使用該方法實現(xiàn)了系統(tǒng)的穩(wěn)定懸浮，該方法原理清晰實現(xiàn)簡單，不足之處在于容易受到電磁軸承系統(tǒng)參數(shù)變動的影響，魯棒性較差。對于參數(shù)估計法[5-7]，原理是利用電磁軸承繞組的電感屬性，因為繞組的等效電感是定轉(zhuǎn)子之間氣隙的函數(shù)（成近似的反比關(guān)系），因此可以通過測量對應(yīng)方向上繞組的等效電感來估測該方向上的氣隙長度，或者直接以檢測到的電磁軸承各線圈的電感值為反饋量，進(jìn)行反饋控制[8]，從而實現(xiàn)電磁軸承系統(tǒng)的無傳感器運行。對于采用線性功率放大器的電磁軸承系統(tǒng)，通常使用高頻小信號注入法來檢測電磁軸承各線圈的等效電感值[9-11]；對于采用高頻開關(guān)功率放大器的電磁軸承系統(tǒng)，PWM 開關(guān)信號本身就是一種高頻信號源，電磁軸承各線圈的電感可以采用信號解調(diào)的方法從各線圈的電壓、電流信號解調(diào)出[12,13]，Noh[14]，Dominick[15]分別在各自的博士論文中詳細(xì)闡述并成功使用電感估計法實現(xiàn)自傳感電磁軸承系統(tǒng)的穩(wěn)定懸浮。

無論何種自傳感檢測位移的方法，其本質(zhì)都是對線圈繞組的等效電感進(jìn)行測量和估計。而電感本身只有在磁場沒有飽和的情況下，才與氣隙成近似的反比關(guān)系。一旦磁場進(jìn)入飽和區(qū)，繞組線圈的等效電感將急劇減小。因此，當(dāng)電磁軸承工作于磁場飽和區(qū)域時，即使是瞬時性的，也有可能由于氣隙估計的反向性導(dǎo)致錯誤的位移估計，從而引發(fā)正反饋，造成整個系統(tǒng)的失穩(wěn)、甚至崩潰。Lyons 等[16]在定子上設(shè)計了更多的磁極，采用馬蹄形六對極結(jié)構(gòu)?；谠摻Y(jié)構(gòu)，在所選擇的磁極對上瞬間減小磁通密度以保證離開飽和點一個固定值。然后，在這對磁極中加入電流攝動去估測氣隙大小。該方法的主要缺點是要求功放電壓快速地為這對磁極去飽和，這已經(jīng)超出了系統(tǒng)的通常要求。Skricka 等[17]則詳細(xì)分析了飽和與耦合等效應(yīng)對位移估計帶來的干擾，從補償?shù)慕嵌瘸霭l(fā)，對估測得到的位移進(jìn)行了修正。該方法的主要缺點在于要求對實物各項參數(shù)甚至磁飽和曲線的精確獲取。

通常，電磁軸承系統(tǒng)較多的采用恒定偏置加差動控制策略，即在一定的偏置磁通密度下，相對磁極的控制電流、電壓此消彼長。在氣隙變換頻率遠(yuǎn)低于電流變換頻率這一大前提下，可以認(rèn)為相對磁極的磁通密度也是此消彼長的。只要偏置磁通密度不選在飽和點附近，即非飽和偏置，則相對磁極必定不會同時處在飽和情況下，這就為氣隙長度的正確估計提供了可能性。在此非飽和偏置的情況下，一對相對磁極中必有磁通密度未飽和的繞組，其等效電感和氣隙的對應(yīng)關(guān)系依然遵循近似的反比關(guān)系，可以利用該未飽和繞組進(jìn)行氣隙估測。另外，在兩個相對磁極均未飽和的情況下，兩端繞組對氣隙的估測也可以用來進(jìn)一步提高位移估計的精度和信噪比。

本文從自傳感電磁軸承的電感模型出發(fā)，推導(dǎo)出繞組等效電感與對應(yīng)定轉(zhuǎn)子氣隙的函數(shù)關(guān)系式，在此基礎(chǔ)上討論了磁場飽和對電感和氣隙估測的不利影響。針對這一問題，首次提出了相對磁極協(xié)同位移估計策略，并在四自由度徑向電磁軸承系統(tǒng)平臺上對該策略進(jìn)行了測試與驗證。實驗結(jié)果表明：本文提出的相對磁極協(xié)同位移估計策略，能夠有效地拓寬自傳感電磁軸承運行的電磁條件，間接的為系統(tǒng)剛度的增大提供了基礎(chǔ)，增強了系統(tǒng)的魯棒性。

2 電磁軸承的電感模型與位移估計方法

8 極電磁軸承的定子實物圖和繞線圖分別如圖1 所示。從電路的角度上講，電磁軸承的繞組線圈也與電機(jī)一樣，相當(dāng)于感性負(fù)載。研究繞組的等效電感與該繞組對應(yīng)的定轉(zhuǎn)子氣隙間的函數(shù)關(guān)系式是進(jìn)行無位移傳感器控制的基礎(chǔ)。

圖1 8 極電磁軸承定子實物圖Fig.1 8-pole stator of magnetic bearing

取垂直正方向的繞組為研究對象進(jìn)行建模分析，定轉(zhuǎn)子電磁回路示意圖如圖2 所示。圖2 中，V為繞組兩端的電壓，I為繞組線圈中的電流，x為定轉(zhuǎn)子之間的氣隙長度，lc為定轉(zhuǎn)子內(nèi)部的磁場回路的平均長度，N為繞組匝數(shù)（每個極靴上各繞N/2匝）。由于該示意圖為平面圖，故未能將極靴面積A繪于其中。

圖2 定轉(zhuǎn)子電磁回路示意圖Fig.2 Demonstration of electromagnetic loop of stator and rotor

電磁軸承一相繞組的電壓方程為

式中Φ——忽略漏磁通條件下的主磁路中的磁通量；

R——線圈電阻。

主磁通可以由下式表示

式中Rm——磁場回路的總磁阻，可由下式計算其中

μ0——空氣的磁導(dǎo)率；

μr——鐵磁材料的相對磁導(dǎo)率。

線圈中的主磁鏈為

由式（2）～式（4）可得，線圈繞組的等效電感L為

式中，lc/μr可以理解為將定、轉(zhuǎn)子磁路等效為一段氣隙，在定轉(zhuǎn)子鐵磁材料內(nèi)部磁場沒有進(jìn)入飽和區(qū)時，μr通常很大，等效氣隙項lc/μr與2x相比要小至少一個數(shù)量級，可以忽略[18,19]。忽略之后，繞組等效電感與其對應(yīng)氣隙長度可以看做成近似的反比函數(shù)關(guān)系，這也就是電感法測量氣隙長度的理論依據(jù)。

電感測量的一般方法是對待測線圈通入恒頻恒幅的激勵信號源，通過提取線圈兩端對應(yīng)頻率下電壓和電流信號的幅值來計算其感抗，進(jìn)而獲得其電感量。在采用開關(guān)功率放大器作為驅(qū)動的電磁軸承系統(tǒng)中，則主要利用PWM 信號的高頻特性進(jìn)行電感的測量。測量方法不同于一般的小信號注入法，以電流型恒頻開關(guān)功率放大器為例：電磁軸承線圈兩端的電壓V(t)的時域表達(dá)式為

式中Ts——開關(guān)周期，Ts=1/fs；

fs——開關(guān)頻率；

αk——第k個開關(guān)周期的占空比。

將上式展成傅里葉級數(shù)的形式為

對于純感性負(fù)載，電流信號的表達(dá)式為

式（8）中的無窮級數(shù)項即為由PWM 開關(guān)信號所引起的電流紋波，且其各階諧波的幅值隨階次的增加而迅速衰減。為了提高信噪比，實驗中只提取電流紋波信號的基頻分量i1(t)，即n=1。由式（8）可得

從頻域的角度，式（9）中A1可以看做電流信號紋波基頻分量i1(t)的幅值。實驗中，將電流信號通過高通濾波器、絕對值電路、低通濾波等一系列信號調(diào)理的環(huán)節(jié)可以提取i1(t)的幅值A(chǔ)1。將PWM信號經(jīng)過電平匹配送入DSP28335 的eCAP 口可以捕獲實時的占空比信號αk，式（9）可以獲得此時繞組的等效電感L。

將電感表達(dá)式（5）代入式（9）可以進(jìn)一步得到

將式（10）寫成如下形式

在定轉(zhuǎn)子鐵磁材料未飽和的情況下，等效氣隙lc/μr小到可以忽略，氣隙長度x可以通過測得的A1與αk經(jīng)由式（11）直接算出。但是當(dāng)定轉(zhuǎn)子鐵磁材料內(nèi)的磁場進(jìn)入飽和區(qū)之后，lc/μr數(shù)值急劇增大，不可忽略，由上式計算得到的位移不能作為系統(tǒng)反饋。

3 磁飽和對電感、位移估計的影響

電磁軸承系統(tǒng)一對磁極所能產(chǎn)生的電磁力F為

式中θ——該對磁極的中心線夾角；

B——磁極處氣隙中的磁感應(yīng)強度，可以寫為

由式（12）、式（13）可知，要提高電磁軸承的電磁力只能通過增大磁極線圈中的電流I來增大氣隙中的磁感應(yīng)強度B。在電磁軸承系統(tǒng)遇到幅值較大或者頻率較高的外力擾動時，控制器會響應(yīng)出較大的瞬時電流，因此容易在某些磁極中產(chǎn)生短時間的磁場飽和現(xiàn)象。磁飽和后，相對磁導(dǎo)率μr急劇減小，等效氣隙lc/μr的數(shù)值甚至可以淹沒原本氣隙長度x的變化。由式（5），飽和情況下的繞組等效電感也將因lc/μr的增大而減小，電感值的變化也不再單調(diào)的反應(yīng)氣隙長度x的變化，此時通過電壓電流信號所測得的繞組等效電感已經(jīng)毫無意義。

使用Ansoft-Maxwell 軟件對定轉(zhuǎn)子進(jìn)行建模。通入不同的勵磁電流，給定不同的定轉(zhuǎn)子氣隙，有限元法對等效電感計算的結(jié)果如圖3 所示，據(jù)此電感所估計的氣隙長度如圖4 所示。

圖3 不同繞組電流下等效電感隨氣隙長度的變化Fig.3 Variation of equivalent inductance with air gap under different coil currents

圖4 不同繞組電流下的位移估計值Fig.4 Position estimation under different coil currents

由圖3和圖4 可見，在磁場未進(jìn)入飽和區(qū)時，電感的大小主要取決于氣隙長度，與電流無關(guān)，是氣隙長度的單調(diào)函數(shù)。飽和之后，尤其是在氣隙較小的深度飽和區(qū)，同一個測得的電感，可能對應(yīng)著兩個不同的轉(zhuǎn)子位置。這種情況下，極易造成系統(tǒng)的失穩(wěn)甚至崩潰。

4 相對磁極協(xié)同位移估計策略

4.1 相對磁極協(xié)同位移估計策略結(jié)構(gòu)

圖5 所示為自傳感電磁軸承系統(tǒng)單自由度的差動控制框圖及雙繞組協(xié)同位移估計策略的結(jié)構(gòu)?？刂破饕晕灰乒烙嬛祒est為位置反饋，通過計算輸出控制電流ic。再與偏置電流ib進(jìn)行運算，得到相對繞組各自的電流給定：i1=ib+ic；i2=ib-ic；i1，i2經(jīng)過電流型功率放大器，驅(qū)動相應(yīng)的電磁軸承線圈，產(chǎn)生電磁力對轉(zhuǎn)子位置進(jìn)行主動控制。

圖5 雙繞組協(xié)同位移估計策略Fig.5 Position estimation strategy using both pole pairs

相對磁極線圈繞組各自的電壓、電流信號v1、v2、i1、i2分別通過兩路相同的位移估計器，解調(diào)出對應(yīng)的氣隙值x1、x2。在兩個相對磁極都未飽和的情況下有：x1+x2=g，其中g(shù)為氣隙的總長度。決策器的作用主要是選擇未飽和繞組。決策邏輯為：當(dāng)控制電流ic＜0 時，選擇x1作為反饋量；當(dāng)控制電流ic＞0 時，選擇x2，由g-x2作為反饋量。決策器的控制邏輯就是選相對磁極中電流較小的繞組線圈所估計的位移進(jìn)入控制器。當(dāng)偏置電流ib選為無飽和偏置電流時，則可以確保相對磁極中電流較小的一端遠(yuǎn)離磁飽和區(qū)。

4.2 無飽和最大偏置電流的論證

偏置電流的作用主要用來產(chǎn)生一定的偏置磁通，由于電磁軸承本身的非線性特質(zhì)，建模時在其工作點附近進(jìn)行了線性化，必要的偏置磁通，可以降低模型的非線性度、增大系統(tǒng)的等效剛度、提高電磁力的響應(yīng)速度[20]，進(jìn)而增強系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

但是對于無傳感器電磁軸承來說，偏置電流的選取則需要考慮可能發(fā)生的磁飽和現(xiàn)象。在差動控制的大前提下，為了達(dá)到總有一端磁極處于非磁飽和態(tài)，必須考慮到可能發(fā)生的一些極易造成磁飽和的工況，例如脈沖或階躍式外力擾動。

由式（13）易知，磁飽和現(xiàn)象最容易發(fā)生在小氣隙和大電流的場合，因此對磁飽和現(xiàn)象的規(guī)避也應(yīng)該從這兩方面進(jìn)行考慮。本文設(shè)計決策器初衷即是從電流方面對磁飽和現(xiàn)象進(jìn)行規(guī)避，但電流較小的繞組還是可能會因為氣隙太小而出現(xiàn)磁飽和現(xiàn)象。電磁軸承系統(tǒng)中，保護(hù)軸承的存在限制了定轉(zhuǎn)子之間的氣隙，本實驗平臺中氣隙范圍是：0.1～0.6mm。也就是說，在電流較小的那一繞組方面，只要能確保當(dāng)氣隙在0.1mm 時不發(fā)生飽和現(xiàn)象，也就保證了其他所有情況下都不會發(fā)生磁飽和現(xiàn)象。

在最小氣隙的情況下，逐漸增大繞組電流直到臨近磁化曲線的拐點附近，此時的電流即為無飽和偏置電流的最大值ibmax。磁通密度的測量可以通過在定轉(zhuǎn)子之間的微小氣隙內(nèi)埋置纖薄型的磁通傳感器來測量磁場是否飽和，但更簡易更合理的辦法是觀測電流信號的高頻紋波。

4.3 無飽和偏置電流最大值的實驗測定方法

在恒頻電流型開關(guān)功率放大器的驅(qū)動下，線圈繞組電流的紋波波形為高頻三角波，該三角波的峰峰值直接反應(yīng)了感性負(fù)載的電感值，從而間接反應(yīng)了氣隙的大小。在磁場沒有飽和的時候，如果氣隙恒定，則三角波的峰峰值是不會改變的。基于此種特性，無飽和偏置電流的最大值ibmax可以通過如下實驗方法進(jìn)行測定：對相對磁極的某一端通入一恒定直流電流，轉(zhuǎn)子受到電磁力的吸引作用，必定緊緊的靠在保護(hù)軸承上（選擇重力方向最方便）。此時，該通電磁極下定轉(zhuǎn)子間的氣隙長度即為氣隙取值范圍中的最小值xmin，改變恒定直流電流的大小，同時通過示波器觀察電流紋波的峰峰值，如前所述，在磁場未達(dá)到飽和的時候該峰峰值不會改變。不斷增大通電磁極的電流，直到電流紋波的峰峰值不再維持恒定反而開始增大。此時的電流值即為實驗測定的無飽和偏置電流最大值ibmax。實驗平臺中測得的無飽和偏置電流最大值約為ibmax=1.2A。

5 實驗結(jié)果

5.1 四自由度徑向電磁軸承實驗平臺

四自由度徑向電磁軸承實驗平臺（見圖6）主要包括：電流型恒頻功率放大器、TMS320F28335控制核心板、DL1620 數(shù)字示波器、A02—7112 型異步電機(jī)、木槌、四自由度徑向電磁軸承、PC 上位機(jī)。系統(tǒng)平臺的主要參數(shù)見下表。

表 四自由度徑向電磁軸承系統(tǒng)平臺主要參數(shù)Tab.Main parameters of 4-DOF experimental platform

圖6 四自由度電磁軸承實驗平臺Fig.6 4-DOF experimental platform of AMBs

5.2 單自由度靜態(tài)磁飽和實驗

將三相異步電機(jī)與AMB 轉(zhuǎn)子的連接暫時脫開，啟動系統(tǒng)，進(jìn)行無傳感器的靜態(tài)懸浮。在轉(zhuǎn)子穩(wěn)定懸浮后，使用木槌在垂直方向向下用力敲擊轉(zhuǎn)子，則上線圈的電流必定陡然增大，以此來制造上線圈中短暫的磁場飽和現(xiàn)象。

圖7 所示為左側(cè)電磁軸承起動過程與敲擊前后上下線圈的電流信號。電磁軸承的啟動過渡過程約在0.03s 之后完成。木槌向下敲擊之后，上線圈電流陡然增大，最大值約在4.5A 附近。下線圈電流受限最小自傳感電流（實驗中設(shè)定為0.5A），一直維持0.5A 的電流。經(jīng)過約0.03s 的調(diào)整后各自重新步入穩(wěn)態(tài)。圖8 所示為上下線圈各自位移估計器輸出的位移信號。

圖7 左側(cè)電磁軸承上下線圈敲擊后的電流響應(yīng)Fig.7 Current waveforms in the opposing coils of left AMB after being tapped by the mallet

圖8 上下線圈各自位移估計器的輸出對比Fig.8 Estimator output of the opposing coils

將定轉(zhuǎn)子幾何中心線重合的位置定義為坐標(biāo)零點，受限于保護(hù)軸承，轉(zhuǎn)子的位移范圍應(yīng)為：[-0.25mm,0.25mm]，氣隙的取值范圍為：[0.1mm，0.6mm]。實驗為了用盡量小的電流制造出磁場飽和現(xiàn)象，將轉(zhuǎn)子垂直方向的位移給定從零點上調(diào)至0.1mm。圖8 中上下線圈位移估計的輸出在整個0.2s的過程中幾乎完全一致，只有在木槌敲擊后的短暫時刻里（圖中畫圈的部分）產(chǎn)生了差異，這也正是飽和所致。但此時ic＞0，決策器將忽略上線圈的位移估計，采用下線圈的位移估計值進(jìn)行反饋，成功的避免了由磁飽和帶來的位移估計誤差，系統(tǒng)依舊能穩(wěn)定運行。

5.3 四自由度全系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)實驗

為了進(jìn)一步驗證所提出的相對磁極協(xié)同位移估計策略的有效性和優(yōu)越性，在四自由度電磁軸承系統(tǒng)平臺上進(jìn)行了不同轉(zhuǎn)速下的懸浮對比實驗。實驗中，左側(cè)AMB 每個自由度只采用單個線圈繞組進(jìn)行位移估計，右側(cè)AMB 采用相對磁極線圈繞組進(jìn)行協(xié)同位移估計，將兩個軸承中轉(zhuǎn)子的位移軌跡在不同轉(zhuǎn)速下進(jìn)行對比，如圖9 所示（單位mm）。

圖9 不同轉(zhuǎn)速下左右AMB 內(nèi)轉(zhuǎn)子的軌跡Fig.9 Rotor trajectory in both AMBs under different speeds

由于轉(zhuǎn)子自身的質(zhì)量不平衡特性，使得其與轉(zhuǎn)速同頻的振動量的幅值隨轉(zhuǎn)速的增大而增大?？刂破鳛榱司S持系統(tǒng)的穩(wěn)定，控制電流的變化幅度也將隨轉(zhuǎn)速的增大而增大。因此，當(dāng)轉(zhuǎn)速較低時，同頻振動幅值不大，繞組電流較小，幾乎沒有飽和出現(xiàn)；當(dāng)轉(zhuǎn)速較高的時，同頻振幅變大，繞組電流隨之增大，容易出現(xiàn)飽和現(xiàn)象。實驗中，可以通過調(diào)整配重盤的參數(shù)，來改變轉(zhuǎn)子的不平衡量。圖9 中，轉(zhuǎn)速為1 000r/min 時，左右AMB 中轉(zhuǎn)子軌跡無明顯差別。當(dāng)轉(zhuǎn)速為2 000r/min 時，左右AMB 已經(jīng)有明顯差異，左側(cè)轉(zhuǎn)子軌跡較雜亂，但軌跡整體幅度與右側(cè)AMB 中轉(zhuǎn)子軌跡相當(dāng)。此時屬略微飽和，系統(tǒng)尚能保持穩(wěn)定。當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到3 000r/min 時，左側(cè)AMB 中轉(zhuǎn)子位移軌跡已經(jīng)趨于失穩(wěn)，而采用協(xié)同位移估計策略的右側(cè)AMB 中轉(zhuǎn)子軌跡幅度只是略有增大。

將左右AMB 均配置成協(xié)同位移估計策略，整個系統(tǒng)由1 500r/min 加速至3 000r/min 過程中的轉(zhuǎn)子軌跡（左右基本一致）如圖10 所示。在加速過程中，受擾于異步電機(jī)的切向電磁力，轉(zhuǎn)子軌跡略微雜亂。

圖10 轉(zhuǎn)子由1 500r/min 至3 000r/min 加速軌跡Fig.10 Rotor acceleration trajectory from 1 500 r/min to 3 000 r/min

旋轉(zhuǎn)實驗證明，采用非飽和偏置下的相對磁極協(xié)同位移估計策略能夠有效的避免某一磁極的短暫飽和給位移提取帶來的誤差，從而提高系統(tǒng)的抗干擾能力及穩(wěn)定性。

6 結(jié)論

針對電磁軸承運行中可能出現(xiàn)的磁飽和現(xiàn)象，建立了電磁軸承的電感模型，討論了磁飽和現(xiàn)象對電磁軸承繞組的等效電感和位移估計的影響，及其對整個電磁軸承系統(tǒng)可能帶來的致命危害。利用在非飽和偏置磁通的條件下必有一端繞組處在非飽和狀態(tài)的原理，提出一種利用相對磁極的線圈繞組進(jìn)行協(xié)同估計的雙繞組位移提取策略，拓展了無傳感器條件下電磁軸承系統(tǒng)運行的條件，提高了系統(tǒng)的靜態(tài)承載力范圍，從而間接提高了系統(tǒng)的魯棒性。靜態(tài)飽和測試與四自由度電磁軸承系統(tǒng) 0～3 000r/min的實驗充分驗證了所提策略的正確性和可行性。

[1]Bleuler H.Survey of magnetic levitation and magnetic bearing types[J].JSME International Journal,Series 3:Vibration,Control Engineering,Engineering for Industry,1992,35(3):335-342.

[2]Vischer D.Sensorlose und spannugsgesteuerte magnetlager[M].Zurich,Switzerland:Swiss Federal Institution Technology,1988.

[3]Maslen E H.Self-sensing for active magnetic bearings:overview and status[C].Proceedings of the 10th Internation Symposium on Magnetic Bearings,2006:10-15.

[4]Vischer D,Bleuler H.A new approach to sensorless and voltage controlled AMBs based on network theory concepts[C].Proceedings of the 2nd Internation Symposium on Magnetic Bearings,1990:301-306.

[5]Sivadasan K K.Analysis of self-sensing active magnetic bearings working on inductance measurement principle[J].IEEE Transactions on Magnetics,1996,32(2):329-334.

[6]Maslen E H,Iwasaki T,Mahmoodian R.Formal parameter estimation for self-sensing[C].Proceedings of the 10th International Symposium on Magnetic Bearings,2006:529-536.

[7]Hanson B,Levesley M.Self-sensing applications for electromagnetic actuators[J].Sensors and Actuators,A:Physical,2004,116(2):345-351.

[8]Hanson B M,Brown M D,Fisher J.Self sensing:closed-loop estimation for a linear electromagnetic actuator[C].Proceedings of the American Control Conference,2001:1650-1655.

[9]王軍.無傳感器磁懸浮軸承的研究[D].南京:南京航空航天大學(xué),2005.

[10]Garcia P,Guerrero J M,EI Sayed I,et al.Carrier signal injection alternatives for sensorless control of active magnetic bearings[C].1st Symposium on Sensorless Control for Electrical Drives,2010:78-85.

[11]葉建民.自檢測電磁軸承轉(zhuǎn)子的位移檢測研究[J].科技創(chuàng)業(yè),2008(12):196-197.

[12]Mizuno T,Hirasawa Y.Self-sensing magnetic suspension using an H-bridge type hysteresis amplifier operating in two quadrants[C].IECON Proceedings on Industrial Electronics Conference,2002:1818-1823.

[13]Schammass A,Herzog R,Buhler P,et al.New results for self-sensing active magnetic bearings using modulation approach [J].IEEE Transactions on Control Systems Technology,2005,13(4):509-516.

[14]Noh D.Self-sensing magnetic bearings driven by a switching power amplifier[D].Virginia USA:University of Virginia,1997.

[15]Montie D T.Performance limitations and self-sensing magnetic bearings[D].Virginia USA :University of Virginia,2003.

[16]Lyons J P,MacMinn S R,Preston M A.Flux/current methods for SRM rotor position estimation[C].Proceedings of IEEE Industry Application Society Annual Meeting,1991:482-487.

[17]Skricka N,Markert R.Compensation of disturbances on self-sensing magnetic bearings caused by saturation and coordinate coupling[C].Proceedings of the 7th International Symposium on Magnetic Bearings,2000:165-170.

[18]Ranft E O,Gvan Schoor,du Rand C P.Self-sensing for electromagnetic actuators.part I:a coupled reluctance network model approach[J].Sensors and Actuators A:Physical,2011:400-409.

[19]Ranft E O,Schoor G van,Rand C P du.Self-sensing for electromagnetic actuators.part II:position estimation[J].Sensors and Actuators A:Physical,2011:410-419.

[20]張德魁,趙雷,趙鴻賓.電流響應(yīng)速度及力響應(yīng)速度對磁軸承系統(tǒng)性能的影響[J].清華大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2001,41,(6):23-26.Zhang Dekui,Zhao Lei,Zhao Hongbin.Effect of current response rate and force response rate on performance of magnetic bearing systems[J].Journal of Tsinghua University,2001,41(6):23-26.