朱熀秋, 邵嘉葳

(江蘇大學(xué) 電氣信息工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

一種新型異極徑向混合磁軸承參數(shù)設(shè)計(jì)及性能分析*

朱熀秋, 邵嘉葳

(江蘇大學(xué) 電氣信息工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

為了提高現(xiàn)有的徑向混合磁軸承在單位體積內(nèi)產(chǎn)生的懸浮力大小以及降低磁軸承制造成本，設(shè)計(jì)了一種新型異極徑向混合磁軸承。與現(xiàn)有磁軸承相比，該磁軸承具有結(jié)構(gòu)緊湊、體積小、單位承載力大和功耗低等特點(diǎn)。首先分析了該磁軸承工作原理，并運(yùn)用經(jīng)典的等效磁路法建立了數(shù)學(xué)模型。據(jù)此數(shù)學(xué)模型分析了該磁軸承的最大承載力，同時(shí)給出了磁軸承參數(shù)設(shè)計(jì)方法。然后采用有限元仿真分析的方法和穩(wěn)定懸浮及擾動(dòng)試驗(yàn)對(duì)該磁軸承的相關(guān)參數(shù)和性能進(jìn)行了分析及試驗(yàn)驗(yàn)證。仿真和試驗(yàn)結(jié)果表明：該新型徑向混合磁軸承可產(chǎn)生的懸浮力大，懸浮力與電流以及轉(zhuǎn)子位移的線性程度高，可達(dá)到設(shè)計(jì)要求。

異極磁軸承；混合磁軸承；參數(shù)設(shè)計(jì)；電磁分析

0 引 言

磁軸承的工作原理是控制轉(zhuǎn)子在整個(gè)軸承中所受到的電磁力,使轉(zhuǎn)子在與定子間的氣隙中達(dá)到懸浮的狀態(tài)。因?yàn)檎麄€(gè)轉(zhuǎn)子在空中懸浮，與定子間無(wú)任何觸碰，所以通常磁軸承都具有無(wú)損耗、高轉(zhuǎn)速、高可控性、維護(hù)成本低等優(yōu)勢(shì)[1]。磁軸承的分類(lèi)方式有很多種，按驅(qū)動(dòng)電流的類(lèi)型可分為直流式和交流式兩種。一般常見(jiàn)的直流徑向磁軸承都采用四磁極或八磁極機(jī)械結(jié)構(gòu)，且同時(shí)徑向的兩個(gè)自由度的正方向和負(fù)方向分別需要有功率放大器對(duì)其進(jìn)行驅(qū)動(dòng)。但是通常功率放大器的制造成本相對(duì)偏高、體積相對(duì)較大，而且效率偏低[2-5]。與之不同的是交流式磁軸承通常采取三相交流功率逆變器(簡(jiǎn)稱三相逆變器)對(duì)整個(gè)軸承進(jìn)行驅(qū)動(dòng)，只需采用一個(gè)三相逆變器即可對(duì)徑向兩個(gè)自由度進(jìn)行驅(qū)動(dòng)，并且相比于功率放大器，三相逆變器具有應(yīng)用技術(shù)更加成熟完善、價(jià)格相對(duì)便宜、穩(wěn)定性高、整體體積也相對(duì)較小等優(yōu)點(diǎn)[6-9]。然而現(xiàn)有的采用三相逆變器驅(qū)動(dòng)的混合磁軸承也存在一定的缺陷，其通常采用同極型結(jié)構(gòu)，而同極型磁軸承軸向長(zhǎng)度大[10]，因此體積難以縮小，限制了其應(yīng)用范圍。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道，以往有研究采用交流電控制多極異極式磁軸承。相對(duì)于同極式三極混合磁軸承，異極型磁軸承采用一個(gè)定子片的機(jī)械結(jié)構(gòu)，大大縮短軸向長(zhǎng)度，為縮小軸承的體積提供了改進(jìn)的空間。本文在秉承上述磁軸承優(yōu)點(diǎn)的基礎(chǔ)上，結(jié)合了磁通切換電機(jī)單位體積內(nèi)氣隙磁密大的優(yōu)點(diǎn)并參考其機(jī)械機(jī)構(gòu)，提出了一種新型異極式結(jié)構(gòu)的徑向二自由度交流混合磁軸承。與傳統(tǒng)的徑向二自由度混合磁軸承相比，本文所設(shè)計(jì)的新型徑向混合磁軸承不僅可以進(jìn)一步減小功耗，還可采用三相功率逆變器驅(qū)動(dòng)。該磁軸承采用異極型單片式結(jié)構(gòu)，可更大程度地縮小使用體積，偏置磁通密度大且更加易于控制和便于加工。

1 新型磁軸承的結(jié)構(gòu)及數(shù)學(xué)模型

1. 1 基本結(jié)構(gòu)與工作原理

如圖1所示，為新型徑向混合磁軸承的整體結(jié)構(gòu)平面圖。最外圍采用一個(gè)環(huán)形定子鐵心，定子鐵心圓環(huán)內(nèi)緣有12個(gè)徑向截面均為矩形的定子磁極。徑向定子鐵心圓環(huán)的內(nèi)表面緊密貼合徑向定子磁極。12個(gè)定子磁極中有6個(gè)定子磁極中間留有一個(gè)槽放置永磁體(放置永磁體的定子磁極兩兩不相鄰)，6個(gè)繞制控制線圈。永磁體為長(zhǎng)方體形狀放置在定子磁極中，永磁體的軸向厚度與徑向定子軛的軸向厚度相等。

圖1 新型徑向混合磁軸承結(jié)構(gòu)平面圖

其工作原理簡(jiǎn)述如下：當(dāng)轉(zhuǎn)子處于平衡位置時(shí)(所有永磁體在轉(zhuǎn)子上產(chǎn)生的磁場(chǎng)力的合力為零)[11]，永磁磁路路徑為：設(shè)永磁磁通于+Y方向上永磁體的N極徑向朝外出發(fā)，此時(shí)永磁磁通分成兩路。一路在定子軛穿中向右繼續(xù)前進(jìn)，再進(jìn)入永磁體右邊的定子磁極并穿過(guò)，到達(dá)定子與轉(zhuǎn)子間的氣隙之后，返回永磁體的S極；另一路磁通也在定子軛中向左前進(jìn)，進(jìn)入永磁體左邊的定子磁極并穿過(guò)，在到達(dá)定子與轉(zhuǎn)子間的氣隙之后返回永磁體S極。兩路磁通可構(gòu)成閉合回路。電勵(lì)磁磁路路徑為：從+Y左側(cè)方向上的定子磁極出發(fā)，經(jīng)過(guò)轉(zhuǎn)子與定子間的氣隙之后達(dá)到轉(zhuǎn)子，此時(shí)勵(lì)磁磁通也分為兩路。其中一路經(jīng)-X方向的定子磁極，再經(jīng)過(guò)定子軛回到+Y左側(cè)方向的定子磁極；而另一路則經(jīng)+Y右側(cè)方向上的定子磁極，再經(jīng)過(guò)定子軛返回+Y左側(cè)方向的定子磁極，最終構(gòu)成閉合回路。

定子與轉(zhuǎn)子間的氣隙通入磁場(chǎng)，使定子與轉(zhuǎn)子間產(chǎn)生麥克斯韋力，從而產(chǎn)生使轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)的懸浮力。徑向磁軸承的磁通分為偏置磁通與控制磁通。偏置磁通由永磁體的外表面流出，經(jīng)過(guò)軸向定子、軸向氣隙、轉(zhuǎn)子、徑向氣隙、徑向定子，然后流回永磁體內(nèi)表面，同時(shí)產(chǎn)生徑向偏置磁通。徑向控制磁通在徑向定子、徑向氣隙和轉(zhuǎn)子中形成回路，控制磁通由控制線圈產(chǎn)生，以B1、B2相磁極為例，B1、B2控制線圈相互串聯(lián)，且當(dāng)通入正向電流時(shí)，在B1的徑向氣隙中與偏置磁通疊加，B2抵消，從而產(chǎn)生沿B1磁極方向的徑向懸浮力。當(dāng)磁軸承受到徑向外擾動(dòng)力時(shí)，轉(zhuǎn)子偏離平衡位置，位移傳感器檢測(cè)出轉(zhuǎn)子的偏移量并反饋至控制器，控制器計(jì)算出轉(zhuǎn)子的偏移量x與y。經(jīng)過(guò)PID調(diào)節(jié)將其轉(zhuǎn)換為控制電流信號(hào)，再通過(guò)電流跟蹤型逆變器將其變換為三相控制電流[9]，使得三相繞組中控制電流所產(chǎn)生的單極磁通指向與轉(zhuǎn)子偏移量相反的方向，從而產(chǎn)生徑向懸浮力，將轉(zhuǎn)子拉回平衡位置。

1. 2 新型磁軸承的磁路分析

圖2 新型徑向混合磁軸承中永磁磁路與勵(lì)磁磁路的分析

按照?qǐng)D1中所顯示的軸承結(jié)構(gòu)平面圖進(jìn)行磁場(chǎng)分析，可得到如圖2所示的磁路分析圖。

在圖2(a)中R1～R12為磁軸承中定子與轉(zhuǎn)子間各氣隙處的空氣磁阻,Rpm是永磁體中的永磁磁阻,Fpm是永磁體所產(chǎn)生永磁磁動(dòng)勢(shì),Φ1～Φ12為永磁磁路各個(gè)網(wǎng)孔的磁通。在圖2(b)中，Ni是所接入控制電流產(chǎn)生的電勵(lì)磁磁動(dòng)勢(shì)(N是線圈匝數(shù)，iA1、iA2、iB1、iB2、iC1、iC2分別是由三相逆變器所通入的線圈電流)，Φ11～Φ1212是勵(lì)磁磁路中每一個(gè)網(wǎng)格中的合成磁通。

由圖2(a)，可將電路知識(shí)中的基爾霍夫定律類(lèi)比到永磁磁路中進(jìn)行計(jì)算，得出永磁磁路中每一個(gè)網(wǎng)格回路的磁通表達(dá)式：Φpm=Fpm/Rpm。由圖2(b)，也能夠通過(guò)磁路的基爾霍夫定律計(jì)算出電勵(lì)磁磁路中每一個(gè)網(wǎng)格回路的磁通為：Φd=Fd/Rd。根據(jù)以上兩個(gè)算式即可計(jì)算出永磁磁路和電勵(lì)磁磁路相結(jié)合而產(chǎn)生的合成磁通，再根據(jù)上述算式結(jié)合相關(guān)電路知識(shí)可求得氣隙處磁通密度。

根據(jù)磁路基爾霍夫定律可列出式(1):

(1)

式中：Φhk——各支路的網(wǎng)孔磁通(k=1,2,…,12)；

Fpm——永磁體磁動(dòng)勢(shì)；

Rpm——永磁體磁阻；

N——控制線圈繞組的匝數(shù)；

Rk——各支路氣隙磁阻(k=1,2,…，12)。

對(duì)式(1)求解可得出各支路中的網(wǎng)孔磁通，如式(2)所示。

(2)

設(shè)ΦA(chǔ)1、ΦA(chǔ)2、ΦB1、ΦB2、ΦC1、ΦC2分別為繞有控制線圈的定子磁極氣隙處的磁通，共6處：

(3)

轉(zhuǎn)子與定子控制磁極間氣隙處所產(chǎn)生的徑向懸浮力為

(4)

式中：μ0——真空磁導(dǎo)率；

σ——?dú)庀堕L(zhǎng)度。

在x、y方向上產(chǎn)生的懸浮力表示為Fx和Fy：

(5)

2 新型磁軸承的參數(shù)設(shè)計(jì)

徑向混合磁軸承的設(shè)計(jì)要求為：軸向最大承載力Fmax=250 N；飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度Bs=0.8 T；氣隙為0.3 mm。

2. 1 確定氣隙磁通密度

當(dāng)控制線圈不通電，轉(zhuǎn)子處于平衡位置時(shí)，轉(zhuǎn)子與定子間各氣隙處的磁通分布是均勻的，且該磁通的磁通密度等于由永磁體所提供的偏置磁感應(yīng)強(qiáng)度，為B0。

以B1、B2相磁極為例，當(dāng)控制線圈通電時(shí)，設(shè)通入電流為I，所產(chǎn)生的控制磁通為KI。此時(shí)，氣隙處的磁感應(yīng)強(qiáng)度為BsB1。當(dāng)控制電流I=imax時(shí)，BsB1=Bs。

BsB1=B0+KI(6)

而B(niǎo)2相磁極處的磁感應(yīng)強(qiáng)度為

BsB2=B0-KI=0(7)

據(jù)式(6)、式(7)可得

(8)

有材料研究表明一般的軟磁材料的飽和磁通密度為1.6 T，故本文所取Bs的值為0.8 T。

2. 2 磁軸承最大承載力的確定

以B1相磁極為例，當(dāng)B1相磁極通入最大控制電流imax時(shí)，B1相磁極氣隙中磁感應(yīng)強(qiáng)度為Bs，產(chǎn)生沿B1相磁極方向的最大懸浮力，此時(shí)B1相磁極氣隙中的磁通ΦB1=BsS。此時(shí)，B2相磁極產(chǎn)生的力最小，為零，即B2相磁極中的磁感應(yīng)強(qiáng)度為零。

(9)

同理可得A2、C2相磁極中的磁通為

(10)

此時(shí)可求得x方向上的最大承載力為

(11)

2. 3 定子磁極的永磁體磁極面積和氣隙寬度的確定

磁極面積

(12)

由式(12)可知，給定軸承的最大承載力，就可計(jì)算得出氣隙處的磁極面積。已知最大承載力Fmax=250 N，故而可求得磁極面積：

(13)

當(dāng)整個(gè)磁軸承的最大承載力等于250 N時(shí),若氣隙寬度δ增加時(shí)，要使氣隙磁通密度B0維持不變，在不改變控制電流的情況下只有增加控制線圈的最大安匝數(shù)NIm，這勢(shì)必需要增大控制線圈繞組的空間進(jìn)行線圈繞制。雖然這樣對(duì)加工精度要求有所降低，但是也使得整個(gè)磁軸承的重量有所增加，體積也會(huì)相對(duì)的增大；如果要減小氣隙寬度δ，雖然可以減小整個(gè)磁軸承的體積，但是會(huì)對(duì)機(jī)械加工精度的要求大大提高。因此在一般機(jī)械工程上，定子與轉(zhuǎn)子間的氣隙寬度δ取值為0.15～0.3 mm。本文所設(shè)計(jì)的磁軸承的氣隙寬度取值為δ=0.3 mm。

2. 4 永磁體的參數(shù)設(shè)計(jì)

因?yàn)榇怕放c電路具有較高的相似性，而外部電路所接入的電阻決定了電源處于工作狀態(tài)時(shí)的工作電流大小，因此同理可知整個(gè)永磁體工作點(diǎn)的磁通是根據(jù)永磁體外磁路所包含的全部磁阻所決定的:

(14)

式中：Bp——永磁體的工作點(diǎn)磁感應(yīng)強(qiáng)度；

Sm——永磁體的磁路斷面積；

R——外部磁路磁阻；

R0——永磁體的內(nèi)磁阻；

Hc——永磁體的矯頑力；

Lm——永磁體充磁方向長(zhǎng)度。

若要最大程度上減小磁軸承的體積和重量，選用的永磁體材料應(yīng)具有較高的飽和磁通密度。本文所選的永磁體材料為釹鐵硼，其B-H曲線可看作近似的直線[5]，滿足

(15)

式中：Fc——永磁體的矯頑磁動(dòng)勢(shì)；

Φm——永磁體的外部磁路磁通；

Φr——永磁體的剩余磁通。

根據(jù)永磁磁路進(jìn)行推導(dǎo)所得的基本方程，再經(jīng)過(guò)數(shù)學(xué)計(jì)算可得到方程Φm=B0S(S表示永磁體作為一個(gè)磁極的橫截面面積)。根據(jù)式(6)和式(8)可以計(jì)算出Fm，結(jié)合式(15)可以求出永磁體的矯頑磁動(dòng)勢(shì)Fc和剩余磁通Φr，則永磁體的幾何大小尺寸為

(16)

式中：hpm——永磁體的磁化方向長(zhǎng)度；

Spm——永磁體的截面積；

Br——永磁體剩磁。

主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 設(shè)計(jì)參數(shù)

3 新型磁軸承仿真與分析

為了驗(yàn)證該新型磁軸承的磁通密度分布、受力情況等性能是否與理論研究相符合，根據(jù)表1中所列各項(xiàng)參數(shù)建立符合參數(shù)標(biāo)準(zhǔn)的新型磁軸承的三維場(chǎng)模型，采取有限元法利用仿真分析軟件ANSYS Maxwell對(duì)該磁軸承的三維模型中磁通的分布和轉(zhuǎn)子受力進(jìn)行了仿真與分析。

在仿真軟件ANSYS Maxwell中繪制如圖3所示的該新型磁軸承的模型。

圖3 新型徑向混合磁軸承的模型圖

圖4是通過(guò)有限元仿真與分析所得新型徑向混合磁軸承中控制線圈通電與不通電兩種情況下磁通密度的分布圖像。

圖4 新型徑向混合磁軸承兩種情況下的磁通密度分布

圖4(a)為控制線圈不接入電流的情況下僅是永磁磁通在磁軸承中的磁通分布情況。由圖4(a)可以看出在+x、-x和+y、-y方向上，永磁磁通的分布是很均勻的。圖4(b)為，控制線圈接入電流后產(chǎn)生的電勵(lì)磁磁通與永磁磁通合成，產(chǎn)生的合成磁通在磁軸承中的磁通分布情況。從圖4(a)、(b)中可以明顯看出-x方向上定子磁極以及定子軛處的磁通密度明顯增加，而+x方向上定子磁極、定子軛的磁通密度明顯減小。這一仿真結(jié)果與理論分析的結(jié)果完全一致。

在仿真軟件中設(shè)置激勵(lì)Nix、Niy從-200 At變化到200 At，可將三相電流值進(jìn)行Clark反變換計(jì)算，得到磁軸承所產(chǎn)生的徑向懸浮力和接入的徑向控制電流之間的關(guān)系特性曲線，如圖5所示。圖5(a)為在該磁軸承的x軸方向上所產(chǎn)生的徑向懸浮力Fx與所通入的徑向控制電流ix、iy之間的特性曲線關(guān)系。從圖5(a)中可以看出，徑向懸浮力Fx與徑向控制電流ix之間呈較為良好的線性關(guān)系，且iy對(duì)Fx幾乎不存在影響。圖5(b)是在該磁軸承y軸方向上所產(chǎn)生的徑向懸浮力Fy和所通入的徑向控制電流ix、iy之間的關(guān)系特性曲線。從圖5(b)中可以看出，F(xiàn)y與iy之間也為線性關(guān)系，并且不受ix的影響。

圖5 徑向懸浮力與控制電流之間的關(guān)系特性曲線

圖6 徑向懸浮力與轉(zhuǎn)子位移量的關(guān)系特性曲線

在仿真軟件中設(shè)置轉(zhuǎn)子位移變量dx、dy從-0.15 mm變化到0.15 mm。圖6為磁軸承所產(chǎn)生的徑向懸浮力與轉(zhuǎn)子偏離平衡位置的位移量之間的關(guān)系特性曲線。圖6(a)為x軸方向徑向懸浮力Fx與轉(zhuǎn)子偏離平衡位置的位移量dx、dy之間的關(guān)系特性曲線。從圖6(a)中可以看出，徑向懸浮力Fx與轉(zhuǎn)子位移量dx之間呈較為良好的線性關(guān)系，而且dy對(duì)Fx幾乎沒(méi)有影響。圖6(b)為磁軸承在y軸方向所產(chǎn)生徑向懸浮力Fy與轉(zhuǎn)子偏離平衡位置的位移量dx、dy之間的關(guān)系特性曲線。從圖6(b)中可以看出，F(xiàn)y與dy之間也為線性關(guān)系，且dx對(duì)Fy無(wú)影響。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證與分析

本研究所設(shè)計(jì)的新型磁軸承為異極式徑向混合磁軸承,包含了徑向兩個(gè)自由度。該磁軸承支承起轉(zhuǎn)軸一端,再由另外一個(gè)三自由度的軸向混合磁軸承支承起轉(zhuǎn)軸的另一端[12]，兩個(gè)軸承一起支承整個(gè)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)。該新型磁軸承的控制系統(tǒng)包含三大模塊——由兩個(gè)PID控制器構(gòu)成的控制模塊、電流跟蹤型逆變器構(gòu)成的功率放大模塊、由兩個(gè)位移傳感器構(gòu)成的位移檢測(cè)模塊，以及樣機(jī)本體組成。控制結(jié)構(gòu)框圖如圖7所示。

圖7 控制結(jié)構(gòu)框圖

以圖3的仿真模型進(jìn)行試驗(yàn)樣機(jī)的設(shè)計(jì)(磁軸承樣機(jī)的詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1)，如圖8所示。采用分散PID分別對(duì)兩個(gè)位置控制器進(jìn)行控制。當(dāng)比例增益Kp=8，積分時(shí)間常數(shù)Ti=0.008 4 s，微分時(shí)間常數(shù)Td=0.000 7 s，微分增益系數(shù)γ=0.03時(shí)，該軸承可達(dá)到穩(wěn)定懸浮的狀態(tài)。當(dāng)轉(zhuǎn)子處于穩(wěn)定懸浮狀態(tài)時(shí)，分別在x、y方向上的位移曲線如圖9(a)所示。圖9(a)中顯示，轉(zhuǎn)子在x和y方向上的位移波形均處于平衡位置(在x、y的接口電路的輸出電壓大小均為1.5 V，相對(duì)于中心位置也都為0)時(shí)有微小的波動(dòng)，即證明實(shí)現(xiàn)了轉(zhuǎn)子達(dá)到穩(wěn)定懸浮的狀態(tài)。

圖8 試驗(yàn)樣機(jī)

圖9 轉(zhuǎn)子處于穩(wěn)定懸浮狀態(tài)和轉(zhuǎn)子受到外擾力作用時(shí)x、y方向的位移曲線

在轉(zhuǎn)子達(dá)到穩(wěn)定懸浮狀態(tài)時(shí)，即可開(kāi)始進(jìn)行擾動(dòng)試驗(yàn)，即在轉(zhuǎn)子的某一方向施加一個(gè)外擾動(dòng)力。擾動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果表明，在外擾力分別作用在轉(zhuǎn)子的x軸與y軸方向上時(shí)，轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的位移變化如圖9(b)和圖9(c)所示。從圖9(b)和圖9(c)可以看出，當(dāng)轉(zhuǎn)子受到分別來(lái)自x、y方向的擾動(dòng)力作用時(shí)，轉(zhuǎn)子會(huì)偏離平衡位置；當(dāng)取消外擾力后，轉(zhuǎn)子可立刻返回平衡位置，并繼續(xù)維持穩(wěn)定的懸浮狀態(tài)。這表明該系統(tǒng)具有良好的魯棒性。

5 結(jié) 語(yǔ)

提出了一種新型徑向混合磁軸承的結(jié)構(gòu)，而且對(duì)該新型磁軸承進(jìn)行了磁路分析以及詳細(xì)的參數(shù)設(shè)計(jì)，并采用經(jīng)典的等效磁路法對(duì)該新型磁軸承進(jìn)行了懸浮力數(shù)學(xué)模型的建立。

采取有限元法對(duì)該磁軸承中磁通密度分布和懸浮力與控制電流之間的關(guān)系特性實(shí)施仿真與分析。仿真分析所得到的磁通密度圖、懸浮力與電流關(guān)系曲線也表明了所建立的數(shù)學(xué)模型是正確的，對(duì)樣機(jī)的參數(shù)設(shè)計(jì)也是合理的。

根據(jù)該磁軸承的設(shè)計(jì)參數(shù)設(shè)計(jì)樣機(jī)本體，并對(duì)樣機(jī)進(jìn)行穩(wěn)定懸浮及抗外擾力試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果充分表明該系統(tǒng)可滿足轉(zhuǎn)子達(dá)到穩(wěn)定懸浮狀態(tài)的要求，且具有抗干擾能力強(qiáng)、良好的魯棒性以及穩(wěn)定的動(dòng)、靜態(tài)性能等優(yōu)點(diǎn)。

該軸承機(jī)械結(jié)構(gòu)和磁路設(shè)計(jì)合理，不僅擁有現(xiàn)階段徑向混合軸承功耗低、效率高等優(yōu)點(diǎn)，而且該新型磁軸承也可采用三相逆變器控制。三相逆變器相比于直流功率放大器具有造價(jià)更低、應(yīng)用和生產(chǎn)技術(shù)也相對(duì)成熟且穩(wěn)定可靠等優(yōu)點(diǎn)，可有效地降低磁軸承的制造成本。相較于一般采用逆變器驅(qū)動(dòng)的三極混合磁軸承而言，該軸承是異極式，因此具有體積更小、空間更大、能耗更低等優(yōu)點(diǎn)。該軸承在用于高速率、低功耗的場(chǎng)合優(yōu)勢(shì)明顯，具有十分廣闊的應(yīng)用前景。

[1] 朱熀秋,鞠金濤.三極磁軸承及其關(guān)鍵技術(shù)發(fā)展綜述[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2014,34(9): 1360-1367.

[2] 朱熀秋,鄧智泉,袁壽其,等.無(wú)軸承電機(jī)軸向定位混合磁軸承工作原理和參數(shù)設(shè)計(jì)[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2001,21(S): 20-24.

[3] 朱熀秋,袁壽其,李冰,等.永磁偏置徑向-軸向磁懸浮軸承工作原理和參數(shù)設(shè)計(jì)[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2002,22(9): 54-58.

[4] REISINGER M, REDEMANN C, SILBER S, et al. Development of a low cost permanent magnet biased bearing[C]∥9th International Symposium on Magnetic Bearings,Kentucky,USA,2004: 113-118.

[5] ZHU H Q. Control system of magnetic bearings based on linear quadratic method of optimal control strategy[J].Chinese Journal of Mechanical Engineering,2005,18(2): 237-240.

[6] 曾勵(lì),朱熀秋,曾學(xué)明,等.永磁偏置的混合磁懸浮軸承的研究[J].中國(guó)機(jī)械工程,1999,10(4): 387-389.

[7] 朱熀秋,張仲,諸德宏,等.交直流三自由度混合磁軸承結(jié)構(gòu)與有限元分析[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2007,27(12): 77-81.

[8] ZHU H Q, CHEN H X, XIE Z Y, et al. Principles and parameter design for AC-DC three-degree freedom hybrid magnetic bearings[J].Chinese Journal of Mechanical Engineering,2006,19(4): 534-539.

[9] SCHOEB R, REDEMANN C, GEMPP T. Radial active magnetic bearing for operational with 3-phase power converter[C]∥4th International Symposium on Magnetic Suspension Technology,Gifu,Japan,1997: 111-124.

[10] 孫津濟(jì).磁懸浮飛輪用新型永磁偏置主動(dòng)磁軸承結(jié)構(gòu)與設(shè)計(jì)方法研究[D].北京:北京航空航天大學(xué),2012.

[11] 房建成,孫津濟(jì).一種磁懸浮飛輪用新型永磁偏置徑向磁軸承[J].北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào),2006,32(11): 1304-1307.

[12] SALAZAR A O, CHIBA A, FUKAO T A. Review of developments in bearingless motors[C]∥7th International Symposium on Magnetic Bearings,ETH Zürich,Switzerland,2000: 335-340.

ANovelTypeofHeterpolarRadialHybridMagneticBearingParameterDesignandPerformanceAnalysis*

ZHUHuangqiu,SHAOJiawei

(School of Electrical and Information Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China)

In order to improve the suspension forces within the unit volume produced by radial hybrid magnetic bearing and reduce its manufacturing cost, a novel type of heterpolar radial hybrid magnetic bearing was presented. Compared with the existing magnetic bearing, this magnetic bearing’s structure was compact, volume was smaller, the suspension forces was large within the unit volume, low power consumption and another characteristic. Firstly, the working principle of the novel bearing was analyzed. Then the mathematic model of the bearing was established by the equivalent magnetic circuit method. Therefore, the maximum load capacity of the bearing was listed. Finally, performance of proposed bearing was verified by finite element simulation, finite element analysis and experiment. Results of simulation and experiment had show that this bearing produce the levitation force was large, the linear degree of levitation force with current and rotor displacement was high.

heterpolarmagneticbearing;hybridmagneticbearing;parameterdesign;electromagneticanalysis

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51675244)；江蘇省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃(BE2016150)；江蘇省“333工程”資助項(xiàng)目(2014)；江蘇省“青藍(lán)工程”資助項(xiàng)目(2014)

朱熀秋(1964—)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)闊o(wú)軸承電機(jī)結(jié)構(gòu)及控制、磁懸浮軸承支高速電機(jī)傳動(dòng)系統(tǒng)、新能源及電力電子應(yīng)用技術(shù)、電機(jī)及運(yùn)動(dòng)控制。

邵嘉葳(1992—)，男，碩士研究生，研究方向?yàn)榇艖腋≥S承結(jié)構(gòu)及其控制研究。

TM 301

A

1673-6540(2017)12- 0058- 08

2017 -03 -28