小型飛輪儲能系統高溫超導磁懸浮軸承

邱傅杰 徐克西 盛培龍

（上海大學超導及應用技術研究中心 上海 200444）

1 引言

以氧化物超導體釔鋇銅氧（YBCO）單疇塊材為核心技術發展起來的超導磁懸浮軸承技術以其結構簡單、無控制、無潤滑、無噪聲、低功耗、高轉速、重載荷、長壽命等特點而受到世界各國的廣泛關注。在一些特殊應用場合下，該項技術將發揮獨特的重要作用[1-6]。目前先進發達國家如美國、德國、日本等都在大力開發這一先進軸承技術。美國航天局（NASA）聯合波音飛機公司從1999年起就立項開始進行基于高溫超導體YBCO塊材的磁懸浮軸承系統研究，并將該技術用于航天飛行器的飛輪電力儲存和姿控兩用裝置中。至2011年 NASA已經連續投入研發經費，先后開發了三代以超導磁懸浮軸承為核心技術的飛輪儲能系統，計劃將來用該技術取代目前航天器上使用的化學儲能電池，與太陽能電池一起組成永久性供電系統。據美國波音公司相關研究小組給出的有關數據，以YBCO準單疇塊材為核心技術的磁懸浮軸承系統已實現 1 900Hz的運行轉速[4]。德國ATZ公司已成功研發出以高溫超導塊材為核心技術的徑向結構超導磁懸浮軸承[7]，軸承同時具有徑向約束和軸向約束功能，其軸向載荷為1 000kg、徑向載荷為450kg。日本國際超導技術中心（ISTEC）也已經成功研發出用于10kW·h飛輪儲能系統用高溫超導磁懸浮軸承[8]。

相對來說國內有關高溫超導磁懸浮軸承技術研究無論在深度還是廣度都有待于加強。中科院電工所首先對超導（HTS）/永磁（PM）混合磁懸浮軸承系統進行研究，實現了9 600r/min的運行結果[9]。另外，華中科技大學[10]、北京交通大學[11]、西南交通大學[12]、北京航天航空大學[13]等也都在超導磁懸浮軸承方面進行了有益的嘗試。然而，目前國內已報道的有關高溫超導磁懸浮軸承樣機系統與實際應用型樣機系統之間仍然存在一定差距。

本文借鑒了國內外各研究小組的相關研究經驗，在自行研發YBCO準單疇超導塊材的基礎上，設計和制作了直立式全超導磁懸浮軸承樣機系統，并進行了實驗室層面上的試運行。為了提高轉子高速運行的穩定性，系統采用了上、下結構的雙徑向約束支撐，同時增加了軸向約束支撐以保證提供足夠的支撐剛度。運行結果顯示，由雙徑向約束和單軸向約束組成的超導/永磁支撐系統可以保證約 25kg重的轉子系統高速穩定運行。采用 220V/0.5kW三相異步感應電機驅動，轉子最高試驗轉速達到 15 000r/min。由于對電機驅動系統結構設計缺乏經驗，三相異步電機額定功率選型（220V，0.5kW）偏小，造成加速過程中因轉子慣性負荷過大而導致電機繞組發熱燒毀，以至系統最高試驗轉速止步于15 000r/min。鑒于更換大功率電機將面臨整個軸承系統結構的重新設計加工難題，故本文暫且將該系統的第一階段研究結果進行報道。

2 系統結構描述

2.1 系統總體結構

圖1a給出的系統總體結構框圖，其中轉子系統由轉軸（1）、軸向約束磁體組合（2）、徑向約束磁體組合（3，4）和飛輪（5）共同組成，其總重量為24.5kg。定子系統由準單疇YBCO超導體構成的徑向約束定子（6，7）、平面六邊形準單疇 YBCO超導塊材構成的軸向約束定子（8）以及冷卻器（9，10）共同組成。徑向約束磁體組合（3，4）分別與準單疇YBCO超導體構成的定子結構（6，7）共同組成徑向磁約束系統；軸向約束磁體組合（2）與位于其正下方的平面型超導體定子結構（8）相互作用，構成軸向磁約束支撐系統。冷卻器（9，10）采用連續流液氮蓄冷方式向超導體定子提供冷量，實驗結果證明這一熱交換方式能夠保證超導體定子進入超導工作狀態。

轉子系統由調頻三相異步感應電機驅動。為了盡量減少外部磁場對超導定子工作狀態的干擾，電機轉子（11）定位于轉軸中間部位，與電機繞組線圈（12）一起組成驅動系統。為了便于轉子系統的起動與落地，設計了保護軸承（13，14）。整個系統置于封閉鋁合金罩殼（15）中，能夠在一定真空度環境下運行。圖1b為其實物圖。

圖1 超導磁懸浮軸承系統總體結構圖示和實物圖Fig.1 Sketch of the superconducting magnetic bearing system and its photograph

2.2 超導/永磁磁懸浮支撐結構

徑向約束定子結構分成上、下兩部分，上部由12塊27mm×30mm×8mm瓦狀型YBCO準單疇塊拼接形成內徑54mm、高60mm的管狀結構，下部由6塊同樣超導材料組成的內徑 54mm、高 30mm管狀結構。軸向約束定子結構由6塊對邊距為52mm、厚度為8mm的平面正六邊形YBCO準單疇塊材拼接組成。徑向約束永磁體組合部件由多塊軸向磁化的環狀釹鐵硼磁鋼沿軸向疊加形成，采用多層疊加結構是為了在超導定子材料內部獲得更高的磁通密度和磁場梯度。軸向約束永磁體組合部件的構成也是基于同樣的考慮。超導定子構件和轉子系統結構示意與實體照片如圖2和圖3所示。

圖2 超導/永磁磁懸浮支撐結構示意Fig.2 Schematic illustration of a superconductor/magnet support structure

圖3 定子/轉子系統實體照片Fig.3 Photograph of a stator/rotor system

2.3 超導/永磁相互作用機制

用于超導軸承定子的準單疇YBCO塊材屬于第二類非理想超導體，材料內部存在大量的非超導相結構。 該類超導材料在外磁場中的行為與初始條件有關，分為磁場下冷卻（FC）和零磁場冷卻（ZFC）兩種情況，在超導磁懸浮軸承中一般采用FC方式。設外磁場滿足（Hc2＞H＞Hc1），其中Hc2和Hc1分別為超導材料的上、下臨界磁場。當溫度高于臨界溫度Tc(H)時超導材料處于正常態，此時外磁場能夠全部穿透材料（見圖4a）。隨著溫度降至Tc(H)以下時，材料進入超導狀態，此時一部分外場磁力線被排出超導體，另一部分則被“凍結”在超導體內部（見圖4b），不隨外磁場撤消而消失。在此狀態下超導體表現出“抗磁性”和“磁通釘扎”雙重特性；其中“抗磁性”體現在超導體內出現“屏蔽電流”（對外表現為抗磁磁矩–M），該抗磁磁矩與永磁體相互作用形成排斥力。而“磁通釘扎”則表現為一旦超導體/永磁體系統發生相對運動，則立刻產生相互吸引力，阻止這種相對運動的發生。正是這種排斥力、吸引力共同作用結果，使得超導/永磁系統處于相對能量最低的力平衡狀態，任何破壞系統平衡的外界干擾（在系統可承受極限內）都將被自動抑制而無需人工控制。超導/永磁相互作用系統的這種自動“糾偏”能力主要取決于超導材料的“磁通釘扎”性能以及磁場分布特性。盡可能采用高性能超導單疇材料、結合高場強、大梯度永磁體結構設計，對于提高超導/永磁相互作用剛度十分關鍵。

超導磁懸浮軸承的永磁轉子通常采用多片磁體疊層結構，這是為了盡可能獲得有效磁場分量和大梯度分布。永磁體層間距 d(=s+b)（見圖2a）的設計值需考慮到永磁體到超導體表面的距離 g（見圖2a），兩者之間存在一定比例關系。永磁體之間的鐵磁介質主要用于提高表面磁場強度和空間磁場不均勻性。

圖4 場冷（FC）過程中磁通線分布示意Fig.4 Schematic illustration of flux distribution in field-cooled(FC) process

目前常見的超導磁懸浮軸承定子材料大都采用熔融織構定向凝固工藝生長的準單疇高溫超導塊狀材，其主要化學組分表示為 ReBa2Cu3O7-x+Re2BaCuO5，其中Re＝Gd、Y。本文使用課題組自主研發的27mm×30mm瓦狀型，以及對邊距52mm的平面正六邊形熔融織構YBCO準單疇塊材，超導單疇塊材的最大零場冷磁懸浮力≥12 N/cm2（0.5T，77K），圖5中給出了瓦狀形和平面六邊形超導塊材形貌及其零場冷（ZFC）和場冷（FC）條件下的磁懸浮力測試結果。從測量結果看，在 0.5T和 77K場冷（FC）條件下磁約束剛度約為25N/mm/塊，折合成每平方厘米面積超導材料可以提供約為3.5N/mm支撐剛度。盡管這一數據顯示的支撐剛度相比主動電磁磁懸浮支撐技術及其他機械軸承支撐剛度要低許多，但對于超導/永磁相互作用系統來說可以通過增加作用面積來提高總磁懸浮力，也可以通過提高外場和降低超導材料溫度來增強支撐剛度。

圖5 熔融織構YBCO單疇塊材及其磁懸浮力結果Fig.5 Photographs of melt textured YBCO single domains and results of their magnetic levitation force

3 軸承驅動與運行結果

3.1 驅動電機

考慮到超導/永磁支撐系統的支撐剛度較低，轉子轉軸與定子之間必須留有充分間距，以防止運行中兩者發生機械接觸。為此，通常的市售電機無法直接用于超導/永磁磁懸浮軸承系統，必須進行改裝后才能使用。本文采用了市售三相感應電機，型號：GSB—0.5—18A12，其主要參數如下：額定電壓為220V，額定功率為0.5kW，基準頻率為300Hz，同步轉速為18 000r/min，最高轉速為18 000r/min，額定電流為2.16A，額定轉矩為0.265N·m。并對其的轉子部件進行了改裝，重新調整了轉子與定子間隙。改裝后的電機實際有效驅動功率小于原標稱功率，配合通用型變頻器（VEICH 型號：AC60—S2—2R2G，輸出功率為 2.2kW，頻率控制范圍為 0～400Hz），共同組成調頻驅動系統（實驗證明所選電機功率嚴重不足）。重量為 24.5kg的轉子系統轉動慣量約為0.12kg·m2，當加速至15 000r/min時因慣性負荷過大而導致電機發熱燒毀。因此，本文僅介紹極限轉速為12 000r/min以下的運行結果。

3.2 轉子徑向擺動

根據轉子動力學理論，在臨界轉速附近轉軸中部的彎曲度最大。為了簡化系統結構，在設計加工過程中僅采用了相互垂直安裝的一對渦流傳感器用于檢測飛輪徑向振動情況。圖6a～6e給出了幾個實時測量結果，圖6f給出了轉子系統的振動幅頻特性。

從實測結果可以發現，轉子系統的共振模態出現在 1 500r/min（25Hz）附近，此時徑向擺動約為±150μm。隨著轉速提高，振幅隨轉動頻率呈周期性變化，在35Hz、120Hz附近呈極小值，在80Hz、195Hz附近呈極大值，徑向振動幅度維持在±25～±50μm范圍。實驗結果顯示，該轉子系統在超臨界轉速區運行狀態穩定，并未觀察到系統自激振動現象。另外，轉子共振頻率在25Hz附近意味著超導/永磁磁懸浮支撐系統具有低剛度約束特征，這些結果與波音公司研究小組給出的數據基本一致[4]。

圖6 徑向擺動測量結果Fig.6 Measuring results of radial vibration

3.3 轉動損失

從實際應用角度來看，尤其在飛輪儲能領域，超導磁懸浮軸承的轉動損耗特性極為重要。基于超導塊材的磁懸浮軸承轉動損耗主要來自于兩方面；磁滯損耗和渦流損耗。兩種損耗產生的物理機制不同；這里的磁滯損耗主要是指發生在高溫超導體內特有的一種損耗行為，它是由超導體內的磁通渦旋線在一定溫度下和一定外磁場下產生的定向運動所致[14]。這一類損耗對轉速不敏感，而渦流損耗發生在轉子系統、源于磁場不均勻誘發的焦耳損耗、隨轉速線性增加。圖7給出了本軸承系統在超臨界轉速區域的轉動損失測量曲線；曲線對縱軸的截距對應于系統的磁滯損耗、線性遞增部分對應于轉子系統的焦耳損耗。

圖7 轉動損失測量結果Fig.7 Measuring results of rotational loss

從實驗測量結果來看，本軸承系統的轉動損失與國際先進水平（美國波音公司小組和德國ATZ公司）之間還存在較大差距。上述兩家研究小組都曾對超導磁懸浮軸承的轉動損耗進行過深入研究，發現轉子磁場分布的不均勻性是造成轉動損耗的主要原因之一[15,16]。德國ATZ研究組的實驗結果顯示，當永磁轉子的磁場分布相對不均勻度從 0.5%增加至2%時，轉子的轉動損失增加了近300%，進一步增加至 5%時，轉動損耗繼續以相同倍率增加[16]。為此，對軸向約束磁性轉子的磁場分布進行了二維掃描檢測，結果顯示磁場相對不均勻度在 5%左右（見圖8）。據此推測，本系統永磁轉子的磁場不均勻性可能是造成轉動損耗較大的主要原因。除了磁場分布特性對轉動損耗會產生影響之外，溫度因素也會對損耗產生影響。第二類非理想氧化物高溫超導體臨界溫度Tc較高，體內被釘扎的磁通線容易受到溫度影響而被熱激發，從而形成磁流阻。隨著溫度降低，磁通線熱激發幾率下降，磁流阻引起的能量損失也隨之減少。因此，對于超導/永磁磁懸浮軸承系統來說，工作溫度越低、其工作特性就越好，國外相關研究小組的實驗結果已經證實了這一點。

圖8 軸向約束永磁體磁場分布Fig.8 Field distribution of axial constraint permanent magnet

4 結論

實際運行結果顯示，基于熔融織構YBCO超導單疇塊材的超導/永磁磁懸浮支撐結構用于超導磁懸浮軸承具有如下特點：

（1）由于超導/永磁相互作用呈低剛度約束特征，轉子共振頻率在 25Hz附近、且徑向振動幅度在±170μm。

（2）在超臨界運行狀態下（35～200Hz）轉子系統運行狀態穩定，最大徑向擺動限于±50μm范圍。

（3）永磁轉子的磁場均勻度和超導材料的磁通釘扎性能等是影響超導磁懸浮軸承轉動能量損失程度的主要因素。

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