DE112020005772T5

DE112020005772T5 - Blutpumpensystem mit magnetisch schwebendem Rotor

Info

Publication number: DE112020005772T5
Application number: DE112020005772.0T
Authority: DE
Inventors: Oliver Peters; Valentin Bykov; Hendryk Richert; Michael FRISCHKE
Original assignee: Berlin Heart GmbH
Current assignee: Berlin Heart GmbH
Priority date: 2019-11-27
Filing date: 2020-11-27
Publication date: 2022-09-22
Also published as: WO2021105425A2; EP3827852A1; WO2021105425A3; CN114746143A; US20220409878A1

Abstract

Die Anmeldung betrifft ein Blutpumpensystem, insbesondere eine ventrikuläre Unterstützungsvorrichtung, VAD, wobei das System eine Blutpumpe aufweist, die umfasst: ein Gehäuse, umfassend einen Einlass und einen Auslass, vorzugsweise einen axialen Zulauf und einen tangentialen Ablauf; einen Motoraktor, wobei der Motor eine Vielzahl von Motorspulen (zum Antreiben eines Laufrades) umfasst; ein Laufrad, wobei sich das Laufrad im Gehäuse befindet und eine Vielzahl von Rotormagneten umfasst. Das System umfasst ferner eine Antriebsleitung; und eine Steuereinheit zum Steuern des Betriebs der Pumpe, wobei die Steuereinheit dazu ausgelegt ist: - den Motor zu betreiben, sodass sich das Laufrad um eine Achse dreht; und -unter Verwendung mindestens einer von der Vielzahl der Motorspulen die Rotorposition in einer Richtung entlang der Achse zu messen.

Description

Der Markt für ventrikuläre Unterstützung bietet derzeit keine gute implantierbare Herzunterstützungslösung für Kinder mit einer Körperoberfläche unter 1,3 m². Große ventrikuläre Unterstützungsvorrichtungen (Ventricular Assist Devices, VAD), die zur Verwendung bei Erwachsenen vorgesehen und zugelassen sind, werden aufgrund des Fehlens einer besser geeigneten implantierbaren VAD mitunter bei Kindern verwendet. Das Ergebnis einer solchen zulassungsüberschreitenden Verwendung von Erwachsenen-VADs bei Kindern ist wesentlich schlechter als die zugelassene Therapie bei Erwachsenen.
Um eine VAD für Kinder anzupassen, müssen die Größe und die fluidische Leistung optimiert werden, ohne die Hämokompatibilität zu beeinträchtigen.
Als Stand der Technik zur Implementierung einer hämokompatiblen Blutpumpe gelten derzeit Blutpumpen mit einem magnetisch schwebenden Rotor. Allerdings ist die Miniaturisierung eines magnetischen Lagers durch seine Komplexität und die Anzahl der Komponenten begrenzt.
Es ist eine Aufgabe der vorliegenden Erfindung, eine verbesserte VAD mit einer Blutpumpe, die für die Anwendung bei oder in Kindern geeignet ist, bereitzustellen. Insbesondere wird eine neue Lösung bereitgestellt, um die Komplexität und Anzahl von Komponenten in einer Blutpumpe mit einem magnetisch unterstützten Rotor zu reduzieren. Die vorliegende Offenbarung betrifft auch Aspekte der Systemsicherheit, der Sicherheit des operativen Systems und der Systemredundanz einer Blutpumpe sowie Aspekte des Verbindens der Blutpumpe mit einem Blutkreislauf.
Die Aufgabe wird durch eine Vorrichtung und ein Verfahren gemäß den unabhängigen Ansprüchen gelöst. Weitere vorteilhafte Aspekte der Erfindung sind in den abhängigen Ansprüchen angegeben. Beispielhafte Ausführungsformen sind in den beigefügten Figuren gezeigt.
Die hierin beschriebenen Pumpen, Motortreiber und Verfahren gestatten den Betrieb eines Motors zum Antreiben des Rotors, das Messen der Rotorposition unter Verwendung des Motors und das Beeinflussen der Rotorposition.
Zur Verwendung des Motors zum Antreiben des Rotors und zum Messen der Rotorposition in mindestens einem Freiheitsgrad (Degree of Freedom, DOF), beispielsweise entlang einer Richtung der Rotationsachse, werden mehrere Ausführungsformen und Verbesserungen gegenüber dem bekannten Stand der Technik vorgestellt.
Das offenbarte Blutpumpensystem, insbesondere eine ventrikuläre Unterstützungsvorrichtung, VAD, weist eine Blutpumpe auf, wobei die Pumpe umfasst: ein Gehäuse, umfassend einen Einlass und einen Auslass, vorzugsweise einen axialen Zulauf und einen tangentialen Ablauf; einen Motoraktor, wobei der Motor eine Vielzahl von Motorspulen (zum Antreiben eines Laufrades) und einen Rotor, umfassend das Laufrad, umfasst; ein Laufrad, wobei sich das Laufrad im Gehäuse befindet und eine Vielzahl von Rotormagneten umfasst. Ferner umfasst das System eine Antriebsleitung, eine Steuereinheit zum Steuern des Betriebs der Pumpe, wobei die Steuereinheit dazu ausgelegt ist, den Motor zu betreiben, sodass sich das Laufrad um eine Achse dreht, und die Rotorposition unter Verwendung mindestens einer von der Vielzahl der Motorspulen in einer Richtung entlang der Achse zu messen. Rotor und Laufrad sind starr miteinander verbunden. Sie können auch einstückig verbunden sein. Eine Motorspule ist dazu ausgelegt, ein zur Anwendung von Drehmoment auf den Rotor verwendetes Magnetfeld bereitzustellen. Eine Motorspule kann auch als eine Aktorspule betrachtet werden. Spulen eines aktiven magnetischen Lagers können auch als eine Aktorspule betrachtet werden. Es ist möglich, dass eine Motorspule als eine Spule eines aktiven magnetischen Lagers verwendet wird.
In einer Ausführungsform ist es möglich, dass die Steuereinheit dazu ausgelegt ist, Schaltrauschen von einem Motortreiber zu reduzieren oder zu eliminieren. Der Motortreiber kann ein pulsweitenmoduliertes (PWM-) Signal erzeugen, um die Motorspulen zu steuern. Dieses PWM-Signal wird durch Schalten von Schaltelementen erzeugt, beispielsweise können zum Schalten Transistoren verwendet werden, die als Nebenwirkung ein Schaltrauschen aufweisen. Dieses Schaltrauschen, das hochfrequente elektrische Strom- und Spannungskomponenten, insbesondere Oberschwingungen der Schaltfrequenz, umfasst, kann beispielsweise durch die Anwendung eines Leistungsfilters reduziert werden, das als ein Tiefpass konfiguriert ist, um Oberschwingungskomponenten im geschalteten Signal zu unterdrücken. Ein weiteres Verfahren zur Reduzierung von Schaltrauschen kann sein, überhaupt nicht zu schalten, beispielsweise durch Verwendung eines Verstärkers der Klasse AB, und es ist auch möglich, einen nachgeführten Gleichstrom-Gleichstrom-Regler einzusetzen, der einen glatteren Ausgang als ein PWM-basierter Motortreiber aufweist.
Optional ist es auch möglich, dass eine Ausgangsstufe des Motortreibers Filterelemente zum Ausfiltern von Hochfrequenzsignalkomponenten umfasst. Beispielsweise ist es möglich, Filterelemente mit einer Tiefpasseigenschaft zu nutzen. Um Oberschwingungen aus dem Motortreibersignal zu entfernen, ist jedoch auch möglich, ein Bandstoppfilter oder ein Bandpassfilter zu verwenden. Es kann auch möglich sein, Filter mit einer Vielzahl von Stoppbändern zu verwenden. Es kann auch erwogen werden, Filter mit einer Vielzahl von Durchlassbändern zu verwenden.
Es kann auch erwogen werden, zu dem gefilterten Motortreiberausgang ein Hochfrequenzsignal hinzuzufügen. Das Hochfrequenzsignal kann beispielsweise verwendet werden, um eine Impedanz einer oder mehrerer der Motorspulen zu bestimmen. Es ist folglich möglich, dass eine Messung der Motorströme eine Messung der Motorspulenimpedanz, vorzugsweise der Hochfrequenzmotorspulenimpedanz, umfasst. Das Hochfrequenzsignal kann eine Frequenz aufweisen, die größer als die Drehfrequenz des Rotors ist. Es ist vorstellbar, dass das Hochfrequenzsignal beispielsweise eine Frequenz aufweist, die größer als 1 MHz oder 3 MHz ist, kann jedoch auch eine Frequenz zwischen 100 kHz und 1 MHz, beispielsweise zwischen 100 kHz und 300 kHz aufweisen. Es ist möglich, dass das Hochfrequenzsignal eine Frequenz aufweist, die nicht mit einer Oberschwingungsfrequenz des Motortreiberausgangssignals zusammenfällt. Es ist ferner möglich, dass das Hochfrequenzsignal nahe oder gleich einer Resonanzfrequenz einer Motorspule ist. Die Resonanzfrequenz einer Motorspule kann ihren Ursprung in der Induktivität der Motorspule und einer parasitären oder Streukapazität der Motorspule haben. Die Kapazität der Motorspule kann beispielsweise durch paralleles Anschließen eines Kondensators eingestellt werden.
In einer Ausführungsform ist es auch möglich, eine motorinterne gegenelektromotorische Kraft (Back-Electromotive Force, BEMF) außerhalb des Motors zu replizieren, beispielsweise unter Verwendung der Messung einer induktiven Shuntspannung. Auf Grundlage des physikalischen Induktionsgesetzes wird die BEMF durch Bewegen von Dauermagneten, die an dem Rotor, nahe einer Motorspule, befestigt sein können, erzeugt. Die BEMF wird dann innerhalb von Wicklungen der Motorspule erzeugt. Eine Replikation, das heißt, eine Schätzung der innerhalb der Wicklungen der Motorspule erzeugten BEMF kann möglich sein, wenn die Induktivität der Motorspule und der Widerstand der Motorspule bekannt sind. Dann ist, durch Erhalten des Wertes des elektrischen Stroms über die Spule mittels einer Messung, eine Schätzung der BEMF möglich. Die Genauigkeit der Schätzung kann von der Genauigkeit der in der Berechnung verwendeten Impedanz- und Widerstandswerte abhängen. Für die Messung des elektrischen Stroms in der Motorspule kann ein Shuntwiderstand verwendet werden; es ist auch möglich, dass eine Shuntinduktivität verwendet wird.
Es ist ferner vorstellbar, dass eine Magnetfeldstärke in einem elektrischen oder digitalen Signal oder auch in einer Kombination davon außerhalb des Motors verwendet wird, vorzugsweise unter Verwendung eines BEMF-Replikats und eines abgestimmten Paares von Hochpass- und Tiefpassfilterelementen. Beispielsweise können der Hochpass und der Tiefpass komplementäre Filter sein, deren Übertragungsfunktionen sich zu einem konstanten Wert summieren. Durch Verarbeiten des BEMF-Signals separat in einem Hochpass- und Tiefpasssignalströmungspfad kann die Genauigkeit einer Positionsschätzung, beispielsweise einer Positionsschätzung in axialer Richtung des Rotors, verbessert werden. Die axiale Richtung ist eine Richtung parallel zur Hauptdrehachse des Rotors, die eine axiale Mitte eines Einlasses und eine Mitte einer Rückwand der Blutpumpe virtuell verbindet.
In bestimmten Ausführungsformen kann die Steuereinheit Spannungstransienten in der Antriebsleitung reduzieren. Es ist möglich, dass die Steuereinheit konfiguriert ist, Trapez- oder Dreieckstromwellenformen in Bezug auf die Sinusstromwellenformen zu reduzieren.
Optional kann die Steuereinheit einen DC-DC-Wandler umfassen. Die Steuereinheit kann einen oder mehrere Verstärker der Klasse AB umfassen. Es ist auch vorstellbar, dass die Steuereinheit passive Filterelemente umfasst. Diese Option kann genutzt werden, um die Oberschwingungen im Antriebsleitungssignal zu reduzieren und/oder abzuschwächen und folglich ein Hochfrequenzschaltrauschen, das beispielsweise eine Positionsmessung kontaminieren kann, zu reduzieren. Der Verstärker der Klasse AB kann genutzt werden, um ein durch die Steuereinheit erzeugtes und mehr als zwei Amplitudenstufen, wie in einem Verstärker des Typs der Klasse D, aufweisendes Antriebsleitungssignal zu verstärken. Die erhöhte Anzahl von Amplitudenstufen des Antriebsleitungssignals kann die Erzeugung von Oberschwingungen und Schaltrauschen signifikant reduzieren. Die Effizienz eines Verstärkers der Klasse AB hängt jedoch vom Niveau der Versorgungsspannung in Bezug auf die Signalamplitude ab. Aus diesem Grund kann ein einstellbarer DC-DC-Wandler genutzt werden, um die Versorgungsspannung des Verstärkers der Klasse AB einzustellen und folglich seine Effizienz zu verbessern. Die übrigen Amplitudenschritte nach der Verstärkung des Antriebsleitungssignals können mit einem Passivfilter, beispielsweise einem Tiefpassfilter, geglättet werden. Die passive Filterung kann vor oder nach Verstärkung des Antriebsleitungssignals ausgeführt werden.
In einer Ausführungsform ist es möglich, dass die Antriebsleitung nicht mehr als vier Adern umfasst, vorzugsweise drei Adern und eine redundante Ader.
Die Blutpumpe kann ein passives magnetisches Radiallager umfassen, wobei ein passives magnetisches Lager einen Rotor mit einem oder mehreren Dauermagneten unterstützt. Optional kann die Blutpumpe ein passives magnetisches Kipplager umfassen. In bestimmten Ausführungsformen kann die Blutpumpe ein aktives magnetisches Axiallager umfassen, das konfiguriert ist, eine Rotorposition in Bezug auf einen axialen Grad von Freiheit aktiv zu steuern. Ein aktives magnetisches Lager unterstützt einen Rotor mit einer elektromagnetischen Kraft, wobei die elektromagnetische Kraft durch eine Regelung im geschlossenen Kreis eingestellt werden kann. Gemäß dem Earnshaw-Theorem ist es nicht möglich, einen Rotor ausschließlich mit passiven magnetischen Lagern zu stützen. Vorstellbar ist auch, dass ein anderer Grad von Freiheit als die axiale aktiv gesteuert wird. In diesem Fall kann der axiale Grad von Freiheit mit passiven magnetischen Lagern gestützt werden.
Es ist möglich, dass der Elektromotor beispielsweise ein bürstenloser Gleichstrommotor (Brushless Direct Current Motor, BLDC-Motor) ist. Es ist möglich, dass andere Typen von Motoren verwendet werden, beispielsweise ein Synchronmotor oder ein Induktionsmotor oder andere Typen von Motoren, beispielsweise ein Gleichstrommotor. Es ist auch vorstellbar, dass der Motor ein Axialflussmotor, vorzugsweise ein eisenloser Axialflussmotor, ist.
Der Motor des Blutpumpensystems kann einen elektrisch parallel mit einer Motorspule verbundenen Kondensator umfassen, wobei die Motorspule und der Kondensator einen Resonanzkreis mit einer Resonanzfrequenz und einer elektrischen Impedanz mit einem Betrag und einer Phase ausbilden. In einer Hochfrequenzersatzschaltung kann die Motorspule als eine Serienverbindung einer Induktivität und eines Widerstands und einer parasitären oder Streukapazität parallel zur Serienverbindung von Widerstand und Induktivität betrachtet werden. Die Kapazitäten des Kondensators und die Streukapazität summieren sich. Kapazität und Induktivität bilden einen Resonanzkreis mit einer Resonanzfrequenz. Der Widerstand führt Dämpfung in den Resonanzkreis ein. Mit dem zusätzlichen Kondensator kann die Resonanzfrequenz des Resonanzkreises eingestellt werden.
Darüber hinaus kann die Motorspule eine erste Spule umfassen, und ein erster Kondensator kann mit der ersten Spule elektrisch parallel verbunden sein, und beide können einen Resonanzkreis ausbilden. Ferner kann die Motorspule eine zweite Spule umfassen, und ein zweiter Kondensator kann mit der zweiten Spule elektrisch parallel verbunden sein, und beide können einen zweiten Resonanzkreis ausbilden. Es ist möglich, dass sich eine Kapazität des ersten Kondensators von einer Kapazität des zweiten Kondensators unterscheidet und die Resonanzfrequenz des ersten Resonanzkreises von der Resonanzfrequenz des zweiten Resonanzkreises verschieden ist. Durch Vorliegen unterschiedlicher Kapazitäten des ersten Kondensators und des zweiten Kondensators ist es möglich, unterschiedliche Resonanzfrequenzen in den Resonanzkreisen der verschiedenen Motorspulen, die in verschiedenen Motorphasen angeordnet sind, zu erreichen. Dies kann genutzt werden, um einer Motorphase oder Motorspule eine Resonanz zuzuordnen und auf dieser Grundlage eine Position des Rotors zu bestimmen, beispielsweise in Bezug auf ein räumliches Koordinatensystem, das einem Motorstator fest zugeordnet ist. Das Blutpumpensystem kann ferner eine Messeinheit umfassen, die dazu ausgelegt ist, die elektrische Impedanz eines oder mehrerer der Resonanzkreise zu bestimmen. Die elektrische Impedanz ist eine Quantität, die von der Rotorposition abhängen kann. Die kombinierte Impedanz von zwei Motorspulen kann aus einer Messung an den entsprechenden Phasenanschlüssen des Motors bestimmt werden. Der Beitrag jeder Motorspulenimpedanz zur kombinierten Impedanz kann bestimmt werden, wenn die parallel angeschlossenen Kondensatoren der Motorspulen für jede Motorspule andere Werte aufweisen, sodass die Resonanzfrequenzen des Resonanzkreises in jeder Motorphase unterschiedlich sind.
Es ist vorstellbar, dass das Blutpumpensystem eine Schätzeinheit umfasst, die dazu ausgelegt ist, eine Translations- und/oder eine Rotationsposition des Rotors auf Grundlage der elektrischen Impedanz eines oder mehrerer der Resonanzkreise zu bestimmen. Wenn beispielsweise entlang des Umfangs des Rotors unterschiedliche Materialien verwendet werden, variiert die Impedanz einer Motorspule mit der Winkelposition des Rotors, das heißt, die Resonanzfrequenz einer Motorspule variiert mit der Winkelposition des Rotors. Durch Bewerten der Impedanz nahe einer Referenz-, beispielsweise Durchschnitts-, Resonanzfrequenz für jede Motorspule ist es folglich möglich, die Winkelposition des Rotors durch Analysieren der Impedanzabweichung für eine oder mehrere der Motorspulen zu bestimmen.
Alle Messungen, die durch die elektrische Impedanz der Motorspule oder ihr Resonanzverhalten beeinflusst werden, werden auch als elektrische Impedanzmessungen bezeichnet. Beispielsweise kann durch Verwendung des Resonanzkreises als frequenzauswählendes Element in einem Oszillatorkreis die Resonanzfrequenz gemessen werden, ohne die Impedanz direkt zu messen. Das Frequenzverhalten wird jedoch durch die Impedanzkennlinie des Resonators vollständig beschrieben. Weitere Beispiele für indirekte elektrische Impedanzmessungen umfassen Messungen des Resonanzabfalls, Messungen der Oszillatorqualität oder Messungen der Phasenverschiebung.
Als eine Option kann ein Prüfsignal in eine Motorspule eingespeist werden, wobei das Prüfsignal eine Komponente umfassen kann, die mindestens eines von amplitudenmoduliert, frequenzmoduliert, phasenmoduliert und codemoduliert ist, wobei die codemodulierte Komponente vorzugsweise eine zufallscodemodulierte Komponente oder eine pseudozufallscodemodulierte umfasst. Unter Verwendung der Modulation kann das Prüfsignal in einer robusteren Weise erfasst werden. Ebenfalls als eine Option kann das Blutpumpensystem ferner eine Detektoreinheit umfassen, die vorzugsweise einen Korrelator oder einen Synchrondetektor aufweist, dazu ausgelegt, das Prüfsignal in einer an der Motorspule gemessenen Spannung und/oder in einem davon abgeleiteten Signal, beispielsweise der BEMF, zu detektieren. In einer Ausführungsform ist die Detektoreinheit dazu ausgelegt, die Motorspulenimpedanz auf Grundlage des detektierten Prüfsignals zu schätzen. Beispielsweise ist es auf Grundlage einer Messung der Spannung an einer Motorspule und einer Messung des Stroms innerhalb der Spule, beispielsweise unter Verwendung eines Shuntwiderstands, und durch Verwendung einer geschätzten Motorspulenimpedanz, die einen geschätzten Widerstand und eine geschätzte Induktivität umfasst, möglich, die innerhalb der Spule erzeugte BEMF durch Schätzen der Spannung an der geschätzten Motorspulenimpedanz und Subtrahieren der geschätzten Spannung von der an der Spule gemessenen Spannung zu bestimmen. Wenn die geschätzte Motorspulenimpedanz exakt ist, verschwindet das modulierte Prüfsignal aus der geschätzten BEMF. Anderenfalls ist das modulierte Prüfsignal innerhalb der geschätzten BEMF durch die Detektoreinheit noch detektierbar.
Ebenfalls in einer Ausführungsform kann die Motorspulenimpedanz während des Betriebs des Blutpumpensystems kontinuierlich geschätzt werden. Es ist ferner möglich, dass das BEMF-Replikat mit der geschätzten Motorspulenimpedanz berechnet wird, und es ist möglich, dass das BEMF-Replikat kontinuierlich berechnet wird.
Als eine vorstellbare Option kann die geschätzte Motorspulenimpedanz durch Minimieren der Prüfsignalkomponente innerhalb des BEMF-Replikats geschätzt werden. Die Amplitude des detektierten Prüfsignals kann verwendet werden, um die geschätzte Motorspulenimpedanz anzupassen, beispielsweise durch Minimieren der Amplitude des detektierten Prüfsignals in Bezug auf die geschätzte Motorspulenimpedanz. Die Minimierung der Prüfkomponente kann durch ein numerisches Minimierungs- oder Optimierungsverfahren erreicht werden, beispielsweise einen gradientenbasierten Algorithmus oder dergleichen, oder einen Steuerungsalgorithmus wie eine PI- oder eine I-Steuerung oder dergleichen.
Als eine Möglichkeit kann eine Magnetfeldstärke in einem elektrischen oder digitalen Signal außerhalb des Motors repliziert werden, vorzugsweise durch Integrieren des BEMF-Replikats in einen Integrator, wobei der Integrator numerisch stabilisiert wird, indem ein Ausgangssignal des Integrators über ein Filter mit gleitendem Mittelwert, das ein gemitteltes Signal erzeugt, auf einen Eingang des Integrators zurückgeführt wird. Eine Stabilisierung des Integrators bedeutet, ein Driften des Ausgangssignals des Integrators zu verhindern, das heißt, einen Mittelwert des Integratorausgangssignals auf null zu bringen oder zu halten.
Durch Zurückführen des Mittelwerts des Integratorausgangs auf den Integratoreingang ist es möglich, in einem stationären Fall einen von null verschiedenen Mittelwert des Integratorausgangssignals zu verhindern. In einer Ausführungsform kann das BEMF-Replikat ein Eingangssignal des Integrators sein, und das gemittelte Signal kann vom Eingangssignal des Integrators subtrahiert werden. In bestimmten Ausführungsformen kann es vorteilhaft sein, dass die Mittelungszeit des Filters mit gleitendem Mittelwert eine Rotationsperiode oder ein ganzzahliges Vielfaches einer Rotationsperiode des Rotors beträgt. Es ist auch möglich, dass das gemittelte Signal tiefpassgefiltert wird, ehe es vom Eingangssignal des Integrators subtrahiert wird.
Das Blutpumpensystem kann ferner auch ein Verbindungssystem zur Verwendung in medizinischen Anwendungen enthalten, umfassend:

- eine Kanüle, hergestellt aus einem flexiblen Material, einen Klauenring, der an der Kanüle angeordnet ist und mindestens zwei Klauen aufweist, wobei der Klauenring eine Außenfläche der Kanüle umgibt und zum Drehen und axialen Versetzen an der Kanüle bis zu einem Anschlag an einem Kanülenende der Kanüle angeordnet ist, wobei der Anschlag eine Manschette am Kanülenende an der Außenfläche der Kanüle umfasst, und
- ein Rohr, umfassend einen Sicherungsring, angebracht an einem Rohrende, und einen Nippel, angebracht an dem Rohr, wobei der Klauenring durch eine axiale Bewegung des Klauenrings in Bezug auf die Kanüle in Richtung des Sicherungsrings und durch Verriegeln der mindestens zwei Klauen an dem Sicherungsring in einer Position, in der diese axiale Bewegung durch den Anschlag begrenzt ist, mit dem Sicherungsring verbunden werden kann.

Als Vorteile des Verbindungssystems können die folgenden erachtet werden:

- Es ist möglich, unter Implantationsbedingungen für eine Blutpumpe eine einfache, schnellere und sichere Verbindung eines flexiblen Hohlrohrs mit einem Metallrohr zu implementieren, wobei diese Verbindung durch Drehen des Klauenrings und Abziehen des Klauenrings von der Kanüle in einer axialen Richtung gelöst werden kann.
- Der Außendurchmesser an der Verbindungsstelle zwischen der Kanüle und dem Rohr erhöht sich relativ zum Außendurchmesser der Kanüle beziehungsweise des Rohrs nur um einen kleinen Betrag, wodurch sich das Gewicht verringert.
- Die Verbindungsbedingungen sind reproduzierbar.
- Der axiale Halt und die radiale und/oder axiale Dichtung sind separat, im Unterschied zu Verbindungen, die eine Überwurfmutter nutzen.
- Der Klauenring garantiert axialen Halt und verhindert, dass sich die Verbindung trennt. Die radiale und/oder axiale Dichtung wird durch Optimieren des Durchmesserverhältnisses und/oder Dickeverhältnisses am Nippel (Schlauchkopplung) und an der Kanüle erreicht. Infolgedessen wird auf die Kanüle eine nicht definierte axiale oder radiale Kraft angewendet, das heißt, das Material der Kanüle wird nicht beeinträchtigt. Ebenfalls eliminiert ist eine zusätzliche Drehsperre, da der Klauenring zum Lösen der Verbindung gedreht werden muss, was ein Drehmoment erfordern würde, das durch Verschieben der geneigten Flächen des Sicherungsrings die Klauen spreizen kann. Falls notwendig, kann dieses Drehmoment vom Bediener zugeführt werden. Dementsprechend repräsentiert dies eine selbstsichernde Anordnung.
- Mit der Schnappverbindung kann ein idealer und harmonischer Übergang von der Kanüle zum Rohr erreicht werden. Diese Verbindung zwischen dem Nippel in der Form einer Schlauchkupplung, die typischerweise aus Titan hergestellt ist, und der Kanüle weist einen Strömungswiderstand von praktisch null auf.
- Das Verbindungssystem kann mit jedem bekannten Kanülenmaterial arbeiten und erfordert keine substanziellen Entwurfsveränderungen. Für die Kopplung und Entkopplung der Vorrichtung entsprechend dem Verbindungssystem ist kein Spezialwerkzeug erforderlich.
- Die Länge der Auslasskanüle wird durch Abschneiden unnötiger Verstärkungselemente am Pumpenende angepasst. Dann wird der Klauenring erneut auf die Kanüle geschoben, und das Abstandhalterelement wird in die am dichtesten zum Kanülenende befindliche Nut eingesetzt. Das Auslassende der Kanüle kann ohne Einschränkung gestaltet werden.

Darüber hinaus kann das Blutpumpensystem eine Vorrichtung zum Verbinden einer Kanüle mit einem Hohlorgan, insbesondere mit einem Herzen, umfassen, dadurch gekennzeichnet, dass eine Kanülenspitze der Kanüle eine Öffnung aufweist, die zur Verhinderung einer vollständigen Okklusion und Zurückhalten des Blutflusses von dem Hohlorgan in die Kanüle an ihrem oberen Rand gewellt und mit Vertiefungen versehen ist.
In einer Ausführungsform kann die Kanüle mit einem am Herzen annähbaren Nahtring kombiniert sein. Es ist vorstellbar, dass die Kanüle einen Nahtflansch aufweist.
Mit der hier vorgeschlagenen Kanüle ist ein Strahlstrom und folglich die Häufigkeit des Auftretens von Thromboatheroembolien vermindert. Verglichen mit einem starren Entwurf weist die Vorrichtung zum Verbinden einer Kanüle mit einem Hohlorgan zwei besondere Vorteile auf: Da die Spitze des Herzens während des Herzzyklus sowohl seitliche als auch Drehbewegungen ausführt (aufgrund der spiralförmigen Anordnung der Herzmuskelfasern), kann die flexible Kanüle diese Bewegungen absorbieren und folglich die Entwicklung von Kräften verhindern, die an den Schnittstellen des Herzmuskels wirken. Diese Kräfte sind potenziell gefährlich, da sie zu einer Blutung oder einem Herzmuskelschaden führen können. Ferner hat der Chirurg aufgrund einer flexiblen Krümmung der Vorrichtung die Möglichkeit, die Position der Blutpumpe den anatomischen Merkmalen anzupassen.
Nunmehr wird auf die Zeichnungen Bezug genommen. Die hier beschriebenen Zeichnungen veranschaulichen Ausführungsformen des vorliegend offenbarten Gegenstands und sind veranschaulichend für ausgewählte Prinzipien und Lehren der vorliegenden Offenbarung. Jedoch stellen die Zeichnungen nicht alle möglichen Umsetzungen des hier offenbarten Gegenstands dar und sollen den Umfang der vorliegenden Offenbarung in keiner Weise beschränken.
Zu den Zeichnungen:

1 zeigt ein Konzept einer magnetisch schwebenden ventrikulären Unterstützungsvorrichtung;
2 zeigt eine Blutpumpe, in welcher zwei Axialflussmotoren verwendet werden, um Reluktanzkräfte auszugleichen (Quelle: US 2016/0281728A1 );
3 zeigt eine VAD mit einem Radialmotor, der die radialen Reluktanzkräfte zwischen Rotor und Stator ausgleicht (Quelle: US5588812A );
4 zeigt eine Pumpe mit Kompensation von Reluktanzkräften durch Verwendung eines magnetischen Ausgleichslagers (Quelle: US2016/0281728A1 );
5 zeigt eine VAD mit eisenlosem Axialflussmotor (Quelle: US006071093A )
6 zeigt Prinzipien gleichzeitiger Axialkraft- und Drehmomenterzeugung mit einem Axialflussmotor (Quelle: US006071093A );
7 zeigt typische Strom- und Spannungswellenformen für den selbstabtastenden Betrieb gemäß US6302661B1 ;
8 zeigt ein Blockdiagramm der Rotorpositionsschätzung, wie in US6302661B1 offenbart;
9 zeigt ein Blockdiagramm einer VAD mit sensorlosem magnetischem Schweben;
10 zeigt ein Blockdiagramm einer VAD mit sensorlosem magnetischem Schweben mit zusätzlichen Komponenten, welche die Systemredundanz und das Signal-Rausch-Verhältnis der Rotorpositionsmessung verbessern;
11 zeigt eine elektrische Ersatzschaltung eines Gleichstrommotors;
12a zeigt eine elektrische Ersatzschaltung eines bürstenlosen Gleichstrommotors;
12b zeigt eine elektrische Ersatzschaltung eines bürstenlosen Gleichstrommotors mit einem Kondensator parallel zu Widerstand und Induktivität einer Motorspule in jeder Motorphase;
13 zeigt die elektrische und mathematische Struktur elektromotorischer Kraftmesssysteme des Standes der Technik, wie sie zur sensorlosen Kommutierung von BLDC-Motoren verwendet werden;
14 zeigt das Verfahren der Verwendung eines induktiven Shunts zur Schätzung der BEMF;
15 zeigt eine analoge BEMF-Replikation;
16 zeigt eine Abtastung von elektrischem Strom unter Verwendung eines kombinierten resistiven und induktiven Shunts;
17 zeigt ein Verfahren zum Emulieren eines induktiven Shunts mit einem induktiven Shunt und Filterung;
18 zeigt eine Filterstruktur, die zum Erzeugen einer Magnetfeldstärkenschätzung aus der BEMF-Schätzung, die ein abgestimmtes Paar eines Hochpass- und eines Tiefpassfilters verwendet, verwendet wird;
19 zeigt eine Anordnung von Motorspulen, die verwendet werden kann, um eine axiale und/oder Drehposition des Rotors mit Wirbelstrommessungen unter Verwendung der Motorspulen zu messen;
20 zeigt ein Ersatzschaltbild einer Motorspule mit Wirbelstrommessung und kapazitiver Abstimmung;
21 zeigt verschiedene Implementierungen eines magnetisch empfindlichen Abgleichkondensators;
22 zeigt, wie ein Abgleichnetzwerk verwendet werden kann, um die Resonanzfrequenz der Motorspule mit speziellen Sensorelementen mit Spannungssignalausgang zu modifizieren;
23 zeigt Spannungs- und Stromwellenformen in Motortreibern mit und ohne Leistungsfiltern;
24 zeigt Energiefluss und -spektrum an der Antriebsleitung, wenn eine RF-Quelle mit den Adern der Antriebsleitung verbunden wird;
25 zeigt Energiefluss und -spektrum für ein Steuerungs- und Pumpensystem mit integrierter RF-Motorspulenimpedanzmessung und RF-Filtern;
26 zeigt ein Blockdiagramm von Rauschfiltern in der Kette von Strommessungen;
27 zeigt ein Blockdiagramm eines Motortreibers der Klasse AB mit einer dynamischen Leistungsversorgung;
28 zeigt eine AC-Wechselrichter-Motorsteuerung;
29 zeigt ein Spektrum von Motortreiber-PWM-Signal und RF-Impedanzmessung ohne Einfluss von Jitter;
30 zeigt einen Einfluss von Taktjitter auf das PWM-Spektrum und das RF-Impedanzmessspektrum;
31 zeigt ein Blockdiagramm eines Motortreibers und von Impedanzmessung mit gemeinsamer Taktquelle;
32 zeigt eine elektrische Struktur eines Leistungsverbinders mit zusätzlichen Messkontakten;
33 veranschaulicht einen Motoranschlussplan, der eine vierte Antriebsleitungsader zur Erhöhung von VAD-Systemredundanz nutzt;
34 veranschaulicht einen Motoranschlussplan, bei dem eine spezielle Lagerspule mit dem Sternpunkt und einer vierten Antriebsleitungsader verbunden wird;
35 veranschaulicht einen Motoranschlussplan mit sechs Antriebsleitungsadern, einem Motor und einer speziellen Lagerspule, wobei jede Antriebsleitung mit einer offenen Verbindung ausfallen kann und Pumpenbetrieb noch immer möglich ist;
36 veranschaulicht einen Motoranschlussplan mit vier Antriebsleitungsadern, einem Motor und einer speziellen Lagerspule ohne Ausfallsicherheitsfunktionen;
37 veranschaulicht einen Motoranschlussplan mit sieben Antriebsleitungsadern, einem Motor und einer speziellen Lagerspule, wobei auch nach einem Verbindungsausfall wegen offener Antriebsleitung die Pumpe ohne reduzierte Motoreffizienz betrieben werden kann;
38 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe, die einen kombinierten Dreh- und Linearmotor nutzt;
Die 39a und 39b zeigen a) einen Querschnitt einer Ausführungsform einer Blutpumpe, die als eine VAD gemäß diesem Dokument zu nutzen ist,
und b) eine Draufsicht auf einen Abschnitt des Rotors der Blutpumpe;
40 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
41 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
42 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
43 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
44 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
45 zeigt eine systematische Darstellung von Faktorabstimmung im Kontext BEMF-basierter Rotorposition-Schätzverfahren;
46a zeigt, wie ein Integrationsfehler erzeugt wird, wenn die BEMF integriert wird, um das B-Feld zu erhalten;
46b zeigt ein Tiefpassfilter in einer selbstregulierenden Servoschleife;
46c zeigt einen Nachteil einer Servoschleife und wie ein Filter mit gleitendem Mittelwert diesen Nachteil beheben kann;
47a zeigt ein Diagramm, das eine Frequenz-Impedanz-Kurve einer Serienverbindung von Resonanzkreisen darstellt, wobei ein Resonanzkreis als ein Wirbelstromsensor zum Messen einer Rotorposition, beispielsweise eines Rotorwinkels, verwendet werden kann;
47b zeigt ähnlich 47a die Impedanzkurve, wobei einer der Resonanzkreise einen zusätzlichen Kondensator parallel zu einer parasitären Kapazität enthält;
47c zeigt ähnlich 47b die Impedanzkurve, wobei zwei der Resonanzkreise einen zusätzlichen Kondensator enthalten und die Kondensatoren jeweils eine unterschiedliche Kapazität aufweisen;
47d zeigt ähnlich 47c die Impedanzkurve, wobei der Rotor eine geneigte Position annimmt.
48 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
49 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
50 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
51 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
52 zeigt einen Querschnitt einer Ausführungsform einer als VAD zu verwendenden Blutpumpe gemäß der vorliegenden Offenbarung;
53a zeigt schematisch eine axiale Querschnittsansicht eines Endes einer Kanüle eines Verbindungssystems vor dem Verbinden;
53b zeigt schematisch eine axiale Querschnittsansicht eines Rohrendes des Verbindungssystems vor dem Verbinden;
53c zeigt schematisch eine axiale Querschnittsansicht der Verbindung zwischen dem Kanülenende und dem Rohrende des Verbindungssystems;
54 zeigt eine perspektivische Ansicht eines Klauenrings des Verbindungssystems;
55a zeigt eine perspektivische Ansicht eines Sicherungsrings, betrachtet in Richtung Rohrende des Verbindungssystems;
55b zeigt eine perspektivische Ansicht eines Sicherungsrings, betrachtet in Richtung Kanülenende des Verbindungssystems;
56a zeigt eine axiale Querschnittsansicht eines Klauenrings des Verbindungssystems;
56b zeigt eine axiale Querschnittsansicht eines Sicherungsrings des Verbindungssystems;
56c zeigt eine axiale Querschnittsansicht eines Klauenrings und Sicherungsrings in einem verriegelten Zustand des Verbindungssystems;
57a zeigt eine Anordnung der Klauen, wenn sie auf den Sicherungsring (Verriegelungsposition) des Verbindungssystems geschoben sind;
57b zeigt eine Anordnung der Klauen am Sicherungsring nach einer Drehung des Klauenrings in eine unverriegelte Position, wobei eine Klaue nicht offen gespreizt ist und den Rotationsbegrenzungsanschlag kontaktiert, dabei die unverriegelte Position definierend;
58a zeigt eine Kanüle einer Vorrichtung zum Anschließen einer Kanüle;
58b zeigt einen Nahtring der Vorrichtung zum Anschließen einer Kanüle;
58c zeigt den Nahtring der Vorrichtung zum Anschließen einer Kanüle, angenäht an ein Hohlorgan.

Um einen Rotor schweben zu lassen, müssen allen auf den Rotor wirkenden Kräften gleiche Gegenkräfte entgegenwirken. Ein übliches Verfahren nutzt passive Magneten zum Erzeugen von Gegenkräften, wenn der Rotor versetzt ist.
Gemäß dem Earnshaw-Theorem können nicht alle Freiheitsgrade gleichzeitig unter Verwendung passiver Magneten stabilisiert werden. Eine Anordnung von Dauermagneten, die eine bestimmte Achse stabilisiert, destabilisiert immer eine andere Achse um mindestens den gleichen Betrag.
Das Earnshaw-Theorem besagt auch, dass bei Anordnungen passiver Magneten die Summe aller Stabilitäten und Instabilitäten immer null ist. Der übliche Ansatz besteht darin, einige Achsen unter Verwendung von Magneten zu stabilisieren und einige instabile Freiheitsgrade (Degrees of Freedom, DOF) mit Punkten instabilen Gleichgewichts zu schaffen. Die DOF mit instabilem Gleichgewicht werden dann aktiv kontrolliert. Eine übliche Steuerstrategie ist Nullkraftsteuerung, die die DOF am instabilen Gleichgewicht ausgleicht, um die für das Schweben erforderliche Kraft zu minimieren.
Bei der Nullkraftposition oder dem instabilen Gleichgewicht kann sich der Leistungsverbrauch null annähern und ist nur durch das Rauschen und Zeitverzögerungen in der Steuerschleife begrenzt. Üblich für implantierbare Blutpumpen sind Leistungsverbräuche von 500 mW (z. B. Berlin Heart Incor) für die Schwebesteuerung.
Wenn die Nullkraftsteuerung nicht in Betrieb ist, verlässt der Rotor den Gleichgewichtspunkt und wird beschleunigt, bis er einen Kontakt mit dem Pumpengehäuse herstellt. Die auf den Rotor, wenn er auf dem Pumpengehäuse ruht, wirkende Kraft ist gleich der Maximalkraft, die der Rotor unter Nullkraftsteuerung tolerieren kann. Diese Kraft ist gleich der für das Trennen des Rotors vom Pumpengehäuse erforderlichen Kraft. Folglich ist ein Absenken der Trennkraft nur möglich, wenn auch die maximal tolerierbare Last auf den Rotor abgesenkt wird. Die Spitzentrennleistung kann um Größenordnungen höher als die Nullkraft-Schwebeleistung sein. In der INCOR VAD gibt es drei Größenordnungen (0,5 W für Schweben und 500 W für Lösen) und in der Heart Mate 3 VAD gibt es grob zwei Größenordnungen (0,5 W für Schweben und 50 W für Lösen). Das Reduzieren der Lösekräfte ist eine Möglichkeit zum Reduzieren der Löseleistung.
Die Kraft zwischen Rotormagneten und Motorstator, üblicherweise Reluktanzkräfte, kann auch wesentlich zur Last am Rotor und den Lösekräften beitragen. Die meisten bürstenlosen Gleichstrommotoren (BLDC-Motoren) weisen einen magnetischen Rotor und Eisen im Stator auf. Dies führt zu konstanten Anziehungskräften zwischen Rotor und Stator. Diese Lastkraft kann reduziert werden durch Verwendung von zwei Statorkomponenten, deren Kräfte am Rotor einander kompensieren, wie in der Statorkonfiguration in 2 ( US20160281728A1 ) und 4 ( US20160281728A1 ) zu sehen ist. Eine weitere Option zum Ausgleichen der statischen Reluktanzkräfte ist die Verwendung eines Radialflussmotors, wie er in der Heart Mate 2 VAD ( US5588812A , 3) zu finden ist. Während jedoch die Lastkraft ausgeglichen werden kann, wird die magnetische Steifigkeit immer durch das Einbringen von mehr Eisen als Teil der Motorstatoren negativ beeinflusst. Dies führt zu Störkräften, wenn der Rotor in seiner Gleichgewichtslage nicht perfekt ausbalanciert ist.
Durch die Verwendung einer eisenlosen Statorkonfiguration kann die Reluktanzlastkraft vollständig eliminiert werden. Der eisenlose Stator hat auch keinen Einfluss auf die magnetische Aufhängungssteifigkeit des Rotors.
Ein eisenloser Axialflussscheibenmotor kann sowohl Drehmoment als auch positive und negative Zugkraft erzeugen. Das Patentdokument US6071093A (5, 6) zeigt eine Radialblutpumpe mit einem eisenlosen Axialflussmotor, wobei die Motorspulen zur Axialschuberzeugung und Drehmomenterzeugung verwendet werden.
Der eisenlose (kernlose und jochlose) Axialflussmotor wird bisher in einem VAD-System nicht eingesetzt. Der Grund ist vermutlich der verminderte Motorwirkungsgrad eines eisenlosen Motors im Vergleich zu einem Motor mit Eisenjoch oder Kernen. Bei einem aktiv frei schwebenden VAD-System steht jedoch der Nachteil eines geringeren Wirkungsgrades dem Gewinn an Schwebestabilität entgegen. Solange der Motor ausreichend gekühlt werden kann, ohne das Blut zu stark zu erwärmen, kann der eisenlose oder eisenreduzierte Axialflussmotor zu einer kleineren VAD-Vorrichtung führen, da ein Joch oder magnetisches Kompensationslager nicht mehr erforderlich ist. Ein Thermomanagement, das die in der Patentanmeldung EP19159286.4 dargestellten Merkmale realisiert, kann den eisenlosen Axialflussmotor für den Einsatz in einem implantierbaren VAD realisierbar machen.
Die im Patentdokument US6071093A vorgestellte Pumpe verwendet spezielle Sensoren, um die axiale Rotorposition zu detektieren. Diese Sensoren müssen durch zusätzliche Antriebsleitungsdrähte oder ein in die Pumpe integriertes Elektroniksystem ausgelesen werden. Beide Lösungen erhöhen die Größe des implantierbaren VAD-Systems und verringern somit die Lebensfähigkeit eines pädiatrischen VAD-Systems.
Der sensorlose Betrieb von BLDC-Motoren wird allgemein in VAD-Systemen verwendet. Der sensorlose BLDC-Betrieb bezieht sich allgemein auf eine sensorlose Kommutierung der Motorphasen durch Messen der induzierten gegenelektromotorischen Kraft (BEMF) oder Schätzen der BEMF durch Messen des Stroms in den Motorphasen und Schätzen der BEMF auf Grundlage der Stromwellenformen. Das BEMF-Signal ist proportional zur Rotordrehzahl. Dies bedeutet, dass das Signal bei niedrigen Drehzahlen niedrig und bei Stillstand null ist. Unterhalb einer bestimmten Drehzahl beeinträchtigt das Rauschen der Strom- oder Spannungsmessung die BEMF-Erfassung und eine sensorlose BEMF-Kommutierung ist nicht möglich.
Für die Kommutierung und den Motorbetrieb muss nur die Drehstellung des Rotors bekannt sein und gemessen werden. Für das magnetische Schweben muss die Position des Rotors im instabilen DOF, der normalerweise ein linearer DOF ist, gemessen werden.
Das Patentdokument US6302661B1 beschreibt ein Verfahren zum Erzeugen eines elektronischen Signals in Bezug auf die Rotorposition in einem linearen DOF durch eine Kombination von Strom und Spannung, die durch die Aktivierungsspulen bereitgestellt werden. Die Wellenform von Spannung und Strom (wie im Patentdokument US6302661B1 gezeigt), die in den Aktivierungsspulen messbar sein soll, ist in 7 dargestellt. Das beabsichtigte Verfahren (siehe 8; ebenfalls aus US6302661B1 entnommen), um die Rotorposition, in diesem Fall den Lagerspalt, zu extrahieren, wendet ein Hüllkurvenfilter auf die Strommessungen an, um die Signale von den Sensoren zu konditionieren, und verwendet einen Regelkreis mit einem Simulationsmodell des Elektromagneten, um den Lagerspalt zu schätzen.
Versuche, die in der US6302661B1 beschriebene vorgestellte Rotorpositionsmessung zu replizieren, haben gezeigt, dass ein Rotorpositionssignal tatsächlich detektierbar ist. Das Signalrauschen und die Messverzögerung müssen jedoch bestimmte Anforderungen erfüllen, um aufgrund der Messung einen Rotor schweben lassen zu können. Beide Anforderungen sind für einen kleineren und leichteren Rotor anspruchsvoller. Daher sind die Anforderungen an das Schweben eines implantierbaren pädiatrischen VAD-Systems besonders schwer zu erfüllen. Die in der US6302661B1 beschriebenen Messverfahren erzeugen zu viel Rauschen.
Die Offenbarung stellt neue Verfahren zur Reduzierung des Messrauschens in verschiedenen Stadien der Messkette vor.
Darüber hinaus sind VAD-Systeme, insbesondere wenn sie außerhalb einer eng kontrollierten Krankenhausumgebung betrieben werden, ständig einer breiten Vielfalt von externen Störungen unterworfen, die wiederum der Betriebssicherheit des VAD-Systems abträglich sind.
Diese externen Störungen sind hauptsächlich elektromagnetischer Natur und können daher insbesondere elektromagnetische Störungen umfassen, die von Quellen wie Mobiltelefonen, RFID, CT-Scannern usw. stammen. Infolgedessen können solche Störungen Sensoren und deren zugehörige Sensorsignale stören, die in die verschiedenen Stufen der Messkette involviert sind.
Die Offenbarung stellt auch neue Verfahren zur Erhöhung der Betriebssystemsicherheit von VAD-Systemen vor.
Jeder Schwebesteuerkreis benötigt an seinem Eingang ein Rotorpositionssignal. Zur Messung der Rotorposition werden üblicherweise spezielle Sensoren wie Magnetfeldsensoren (Heart Mate 3, Abbott) oder Wirbelstromsensoren (INCOR, Berlin Heart GmbH) eingesetzt. Das Sensorsignal wird entweder innerhalb der Pumpe mit integrierter Pumpelektronik bewertet oder über zusätzliche Adern in der Antriebsleitung an das Steuergerät übertragen. Beide Optionen verringern die Eignung des VAD-Systems für den Einsatz bei Kindern.
Die vorgestellte Sensorlösung erfordert keine speziellen Sensoren, komplexen elektronischen Systeme innerhalb der Pumpe oder die Erweiterung der Antriebsleitung um Adern. In den meisten Fällen wird die Motorstruktur direkt oder indirekt zur Messung der Rotorposition verwendet.
Die vorgestellten Konzepte wurden für einen scheibenförmigen Axialflussmotor entwickelt. Die Abtastverfahren können jedoch auch bei anderen Typen von BLDC-Motoren oder auch Linearaktoren, z. B. Tauchspulen, eingesetzt werden.
9 zeigt ein beispielhaftes Blockdiagramm einer VAD mit sensorlosem magnetischem Schweben. Eine Leistungsquelle 1 liefert elektrische Leistung an einen Schaltmodus-Motortreiber 2, beispielsweise einen Wechselrichter, der Aktorspulen 3 ein PWM-Signal bereitstellt. Das von dem Schaltmodus-Motortreiber 2 gelieferte Signal entspricht einer Spannung an den Aktorspulen 3 und einem elektrischen Strom innerhalb der Aktorspulen 3, der zu einem Magnetfeld führt, das eine Kraft auf den Rotor 4 bewirkt. Wie in 9 dargestellt, kann die Wellenform des elektrischen Stroms innerhalb der Aktorspulen 3 und/oder die Wellenform der Spannung an den Aktorspulen 3 durch eine Wellenformabtasteinheit 5 abgetastet und anschließend mit einem Filter 6, beispielsweise einem Tiefpassfilter, gefiltert werden. Aus den gefilterten Wellenformen, z. B. durch Auswertung einer Phasenverschiebung zwischen Strom und Spannung, kann dann die Rotorposition mit einem Rotorpositionsschätzer 7 abgeschätzt werden. Auf Grundlage der geschätzten Rotorposition kann eine Schwebesteuerung 8 geeignete Steuersignale berechnen, um den Schaltmodus-Motortreiber 2 so zu steuern, dass den Aktorspulen 3 Signale bereitgestellt werden können, die geeignet sind, den Rotor 4 schweben zu lassen.
Nunmehr wird auf 10 Bezug genommen, die einen Überblick über mögliche Verarbeitungsblöcke der VAD bietet.
Die Aktorspulen 3, die Motorspulen sein können, befinden sich innerhalb der VAD und sind mit den an dem Rotor 4 angeordneten Rotormagneten magnetisch gekoppelt. Die Rotormagnete können als Halbach-Array angeordnet sein. Mit der Drehung des Rotors 4 wird in den Aktorspulen 3 ein BEMF induziert. Der Betrag der induzierten BEMF hängt von der Drehzahl und dem Abstand zwischen Rotormagneten und Aktorspulen 3 ab, d. h. von der Position des Rotors in z-Richtung, die auch als axiale Richtung bezeichnet wird und die ein instabiler DOF (Freiheitsgrad) sein kann. Es ist daher möglich, dass die Position des Rotors aus der BEMF geschätzt wird. Da die BEMF während des Motorbetriebs nicht direkt gemessen werden kann, muss ihr im Allgemeinen zeitabhängiger Wert geschätzt werden.
Die Position des Rotors 4 entlang eines instabilen DOF moduliert die Form der BEMF und induziert zusätzlich zur BEMF entsprechend der Rotordrehung auch eine weitere BEMF in die Motorspulen 3. Die BEMFs aus Rotordrehung und Übersetzung in z-Richtung verändern die Motorphasenströme und Anschlussspannungen. Beide können durch einen BEMF-Replikator 12 geschätzt werden, der eine digitale oder analoge Kopie des induzierten BEMF erzeugt. Der BEMF-Replikator 12 kann ferner verwendet werden, um ein elektrisches oder digitales Signal mit der Form, d. h. Wellenform, des Magnetfelds innerhalb der Aktorspulen 3 zu erzeugen. Die replizierten Wellenformen werden über eine Wellenformabtastung 5 und ein Filter 6, wie in 9 erläutert, einem Rotorpositionsschätzer 7 zugeführt, der die Position des linearen und/oder rotierenden Rotors schätzt. Das von dem Rotorpositionsschätzer 7 verwendete Verfahren kann eine arithmetische Formel, die das Induktionsgesetz umkehrt, ein Kalman-Filter auf Grundlage eines Motormodells oder eine Steuerung, die ein Simulationsmodell des Motors steuert, enthalten. Die Rotorposition wird von der Schwebesteuerung 8 verwendet, um den Motortreiber 2 (siehe 9) oder 10 zu steuern, um Kräfte auf den Rotor einzustellen, um den Rotor innerhalb der VAD schweben zu lassen.
Es kann auch in Betracht gezogen werden, die Positionen des Rotors 4 als Eingang für einen Spulenimpedanzmodulator 13 zu verwenden, der dazu ausgelegt ist, die Impedanz der Aktorspulen 3 zu modulieren. Ferner können die Aktorspulen 3 über einen korrosionstoleranten Verbinder 15 und optional über ein Leistungsfilter 11 mit einem Motortreiber, beispielsweise einem schalterlosen Motortreiber 10 wie in 10, verbunden sein. Der Motortreiber, beispielsweise der schalterlose Motortreiber 10, kann über einen optionalen Leistungsmodulator 9 elektrische Leistung von einer Leistungsquelle 1 erhalten.
Ein Funktionsgenerator 16 kann ein Stromsignal, z. B. ein Sinussignal, in die Motorspule einprägen. Dieses vom Funktionsgenerator 16 eingeprägte Signal wird vom BEMF-Replikator 12 nur dann aufgenommen, wenn die BEMF-Parameter, beispielsweise die Motorspulenimpedanzschätzung, nicht perfekt gewählt sind. Wenn also der Ausgang des BEMF-Replikators 12 mit dem eingeprägten Signal korreliert, müssen die BEMF-Parameter angepasst werden. Phase und Amplitude der Korrelation geben an, in welche Richtung die Parameter eingestellt werden müssen. Bei dem eingeprägten Signal kann es sich um ein Hochfrequenzsignal handeln, beispielsweise mit einer Frequenz, die größer als die Drehfrequenz des Rotors ist. Das eingeprägte Signal kann auch moduliert sein. Das modulierte Signal kann als ein Prüfsignal verwendet werden.
Die BEMF-basierte Rotorpositionserfassung erzeugt bei Stillstand des Rotors kein von null verschiedenes Signal. Folglich muss der Rotor gedreht werden, bevor die Schwebesteuerung den Rotor lösen und den Rotor schweben lassen kann.
Die BEMF-Parameterschätzung unter Verwendung des von dem Funktionsgenerator 16 extern eingeprägten Signals ist jedoch auch dann funktionsfähig, wenn keine BEMF vorhanden ist, d. h. der Rotor nicht dreht.
Wird der Abstand zwischen Rotormagneten und Motorspulen, die innerhalb des Motorstators angeordnet sind, vergrößert, gelangt weniger Magnetfluss zu den Motorspulen. Dies wirkt sich auf die Charakteristik der Motorkonfiguration aus. Charakteristische Motorparameter sind z. B. Leerlaufdrehzahl und Stillstandsdrehmoment. Ein schwächeres Feld oder ein größerer Rotor-Stator-Abstand erhöht die Leerlaufdrehzahl und verringert das Stillstandsdrehmoment. Während des Betriebs kann keiner dieser Parameter direkt gemessen werden. Beide definieren jedoch das Strom-, Spannungs- und Drehzahlverhalten des Motors. Eine Messung dieser Werte kann verwendet werden, um eine Schätzung der BEMF zu berechnen.
Die BEMF steht über das Induktionsgesetz in Beziehung zum Magnetfeld durch die Motorspulen: $V_{B E M F} = - N \frac{d Φ}{d t} = - N \frac{d}{d t} (\int_{A} B d A)$
dabei ist N - die Anzahl der Wicklungen und Φ - der magnetische Fluss durch Spulen.
Das Feld außerhalb eines linearen Halbach-Array-Rotors kann wie folgt geschätzt werden: $B (x, z) = B_{0} e^{i k x} e^{- k z}$
mit B_0 als Magnetfeldstärke an der Oberfläche der Magnete, k als Magnetwellenzahl und z als Abstand von der Magnetoberfläche, wobei in einem Halbach-Array Magnete speziell entlang einer Linie angeordnet sind und wobei x eine Versetzung des Rotors in die Richtung der Linie des Halbach-Arrays bezeichnet.
Bei Anordnung der Magneten eines Halbach-Arrays als Ring durch Einsetzen von (2) in (1) und bei einem rotierenden Rotor mit einer Rotordrehzahl ω ist die BEMF im Wesentlichen proportional zu Feldstärke und Drehzahl ω des elektrischen Rotors: $V_{B E M F} (x, z = c o n s t) = - N c_{g e o} \frac{d}{d t} (B_{0} e^{i ω t} e^{- k z}) = - N c_{g e o} B_{0} e^{- k z} \frac{d}{d t} (e^{i ω t})$
mit c_geo als Spulengeometriekonstante und t als Zeit.
Die tatsächlich messbare BEMF ist: $r e [V_{B E M F} (t, z = c o n s t)] = - N c_{g e o} B_{0} e^{- k z} \frac{d}{d t} c o s (ω t) = N c_{g e o} B_{0} e^{- k z} ω sin (ω t)$
wobei re(-) den Realteil einer komplexen Zahl bezeichnet.
Bei bekannter Drehzahl und einem bekannten, beispielsweise geschätzten BEMF-Wert kann die Rotorposition in z-Richtung berechnet werden. Die BEMF kann jedoch nicht direkt gemessen werden, während der Motor feldorientiert gesteuert in Betrieb ist. Die einzige messbare Motorspannung ist die Summe aus BEMF, Spannung am Spulenwiderstand und Spannung an der Spuleninduktivität (V_Mot, V_BEMF, V_R, V_L in 11). Mittels einer Messung des Motorstroms I_Mot können die Spannungen im Motor, V_L und V_R, durch Berechnung geschätzt werden. Nach Messung der Spannung zwischen den Anschlüssen der Motorspule V_Mot kann eine Schätzung von V_BEMF berechnet werden. 11 zeigt eine Ersatzschaltung einer Motorspule mit einer Reihenverbindung der Spuleninduktivität L mit der entsprechenden Spannung V_L, des Spulenwiderstands R mit der entsprechenden Spannung V_R und der BEMF-Spannungsquelle V_BEMF und parallel zur Motorspule einem Shuntwiderstand Rshunt mit der entsprechenden Spannung V_Rshunt und einer Antriebsspannungsquelle V_Drive. Die Motorspulenanschlussspannung V_Mot ist die Summe von V_L, V_R und V_BEMF, und der Strom durch die Motorspule ist als I_Mot bezeichnet.
Die Motordrehzahl kann geschätzt werden, z. B. mit einer Frequenzanalyse der BEMF. Mit diesen Messungen erhält man $e^{- k z} sin (ω t) = c_{z e s t} \frac{V_{M o t} - R I_{M o t} - L \frac{d I_{M o t}}{d t}}{ω}$
mit c_zest - Konstante der geschätzten z-Position.
Jede Phase eines dreiphasigen BLDC-Motors kann gemäß 11 modelliert
werden. Es kann ausreichend sein, nur eine Phase zu messen, um einen Messwert der z-Position zu erhalten. Durch Messung aller drei Phasen kann jedoch eine genauere Messung durchgeführt werden. Beispielsweise kann Gleichung (5) für jede der Motorphasen ausgewertet und zu einem Raumzeiger mit einem Winkel und einer Amplitude kombiniert werden, aus denen die z-Position des Laufrads geschätzt werden kann.
Die Gleichungen (3), (4) und (5) sind Näherungen für quasistatische Änderungen der axialen Rotorposition z. Für eine dynamischere Schätzung der z-Position können die durch die Näherungen eingeführten Fehler kompensiert werden. Zu bekannten Verfahren zur Kompensation gehören die numerische Integration der BEMF zur Erzeugung von Spulenflussschätzungen, Gleitmodusbeobachter oder PLL-basierte Beobachter, die direkt die Rotorposition schätzen.
Eine genaue Messung des gleichstromäquivalenten Motorstroms eines BLDC-Motors kann durch Messung des Stroms in der Versorgung der Kommutatorschaltung erfolgen (siehe beispielsweise 12a und 12b).
Diese Verfahren sind ausreichend genau, um den Motor unter Verwendung der geschätzten BEMF zu kommutieren, und auch ausreichend genau, um einen gemittelten z-Positionsmesswert zu erhalten. Sind jedoch schnelle und genaue Messungen der BEMF erforderlich, z. B. für einen Positionsregelkreis in einer Schwebevorrichtung, können Verbesserungen zur Erhöhung des Signal-Rausch-Verhältnisses erforderlich sein.
Die vorgestellten Verbesserungen zur Messung des BEMF sind die Reduzierung des systematischen Rauschens der Strommessung, der Spannungsmessung, der anschließenden Filterung und der Positionsschätzung. Insbesondere das hochfrequente Rauschen verringert die Genauigkeit der Induktivitätsspannungsschätzung. Dies ist auf die Hochpasseigenschaft des Differenziervorgangs bei der Induktivitätsspannungsschätzung zurückzuführen.
Eine Schaltung zur Berechnung der BEMF ist in 13 dargestellt. Die Wellenform der Spannung an einer Motorspule V_Mot, hier als Phasenspannung V_Ph bezeichnet, wird mit einem Analog-Digital-Wandler abgetastet und folglich in ein digitales Signal V_Ph,s umgewandelt. Ebenso wird die Spannung an einem in Reihe mit der Motorspule geschalteten Shuntwiderstand Rshunt, die proportional zum elektrischen Strom I_Ph durch den Shuntwiderstand und die Motorspule ist, mit einem Analog-Digital-Wandler abgetastet und folglich in ein digitales Signal I_Ph,s umgewandelt. Vor dem Abtasten der Spannung am Shuntwiderstand kann die Spannung verstärkt werden, wobei der Verstärker eine hohe Eingangsimpedanz aufweisen kann. I_Ph,s wird in einem ersten und einem zweiten Verarbeitungspfad verarbeitet. Im ersten Pfad wird I_Ph,s in Bezug auf die Zeit abgeleitet und mit dem (geschätzten) Wert der Spuleninduktivität multipliziert, um eine geschätzte V_L,s der Spannung V_L über die Spuleninduktivität L zu berechnen. Im zweiten Pfad wird I_Ph,s mit dem Wert R multipliziert, um eine geschätzte V_R,s der Spannung V_R am Spulenwiderstand zu erhalten. Schließlich erhält man eine Schätzung V_BEMF der BEMF in der Motorspule mit $V_{BEMF} = V_{Ph,s} - V_{R,s} - V_{L,s} .$
Die in 13 gezeigte Schaltung zur Berechnung der BEMF weist Einschränkungen auf. Nachfolgend werden Ausführungsformen zur Überwindung von Einschränkungen der Schaltung aus 13 erläutert.
Die Schaltung in 14 ähnelt der Schaltung in 13. In 14 ist jedoch ein induktiver Shunt L_shunt in Reihe mit dem resistiven Shunt Rshunt geschaltet. Im Gegensatz zu 13 werden die Spannungen über R_shunt und L_shunt verstärkt, wobei die jeweiligen Verstärker eine hohe Eingangsimpedanz aufweisen können, und anschließend in digitale Signale V_R,s bzw. V_L,s umgewandelt. Der Motorstrom und seine Transienten fließen auch durch den ohmschen und induktiven Shunt. Die Spannung am resistiven Shunt ist ein skaliertes Bild der Spannung am Motorspulenwiderstand. Die Spannung am induktiven Shunt ist ein skaliertes Bild der Spannung an der Motorspuleninduktivität.
Folglich kann eine Analogspannungsprobe von V_R durch Verstärken (Umskalieren) der Spannung am resistiven Shunt erzeugt werden. Eine Analogspannungsprobe von V_L kann durch Verstärken (Umskalieren) der Spannung am induktiven Shunt erzeugt werden. Folglich können mit einer geeigneten Verstärkung der erste Pfad und der zweite Pfad aus 13 in 14 vereinfacht werden. Das heißt, V_R,s und V_L,s stehen direkt als die Signale zur Verfügung, die von den jeweiligen Analog-Digital-Wandlern bereitgestellt werden, die die verstärkten (umskalierten) Spannungen über Rshunt beziehungsweise L_shunt abtasten. Wie in 13 kann die BEMF-Schätzung mit V_BEMF = V_Ph,s - V_R,s - V_L,s berechnet werden. Geeignete Verstärkungsfaktoren in diesem Beispiel können L/L_shunt für die induktive Shuntspannung und R/R_shunt für die resistive Shuntspannung sein.
Anstatt die BEMF-Spannung V_BEMF im digitalen Bereich zu berechnen, wie in den 13 oder 14, kann die Berechnung von V_BEMF auch im analogen Bereich realisiert werden, wie in 15 gezeigt. In 15 wird die mathematische Operation V_BEMF = V_Ph,s - V_R,s - V_L,s im analogen Bereich ausgeführt, beispielsweise mit einem analogen Addierer mit einem Operationsverstärker, und anschließend mit einem Analog-Digital-Wandler in den digitalen Bereich transformiert.
Die digitale Implementierung der BEMF-Schätzung (13 und 14), d. h. die Erzeugung eines BEMF-Replikats, kann aufgrund der begrenzten Abtastfrequenz der Analog-Digital-Wandlung unter der Faltung von Störungen oberhalb der Nyquist-Frequenz in den Signalfrequenzbereich (Aliasing) leiden. Die nachfolgende Berechnung verstärkt diese gefalteten Störungen. Die analoge Erzeugung eines BEMF-Replikats (15) leidet nicht unter diesem Problem.
16 zeigt eine Schaltung mit einer weiteren Vereinfachung der Schaltung in 15: Ist das Verhältnis zwischen resistivem Shunt und induktivem Shunt gleich dem Verhältnis zwischen Motorwiderstand und Motorinduktivität, so kann nur ein einziger kombinierter resistiv-induktiver Shunt verwendet werden. Zur genauen Anpassung von Impedanz, Widerstand und auch Streukapazität kann eine physische Kopie der Motorspule verwendet werden. Die Kopie kann exakt oder maßstabsgetreu sein. Durch die Verwendung nur eines komplexen Impedanz-Shunts anstelle eines resistiven Shunts und eines induktiven Shunts müssen weniger Verstärkungsparameter korrekt eingestellt werden, um die BEMF zu replizieren. In dem in 16 gezeigten Beispiel kann der Verstärkungsfaktor ein R/R-_Shunt sein.
17 zeigt eine weitere Vereinfachung im Vergleich zu den 15 und 16. Anstatt die Spannung an dem resistiven Shunt und dem induktiven Shunt oder eine Kombination davon zu erfassen, kann es ausreichend sein, die Spannung an dem resistiven Shunt allein zu erfassen. Der induktive Teil kann dann mit einem Hochpassfilter, beispielsweise einem Hochpassfilter 1. Ordnung, emuliert werden, der eine ähnliche Übertragungsfunktion wie die Übertragungsfunktion eines induktiven Shunts aufweisen kann, die gleich der analogen Differenzierung ist. Unterschiede in der Skalierung können durch eine Verstärkung des Ausgangssignals des Hochpasses ausgeglichen werden, so dass das verstärkte und hochpassgefilterte Signal eine Schätzung V_L,s der Spannung an der Motorspuleninduktivität V_L ist. Die am induktiven Shunt erfasste Spannung kann als eine Schätzung V_R,s der Motorspulenwiderstandsspannung V_R dienen. Folglich kann eine Schätzung der Spannung an einem Motorspulenwiderstand und der Induktivität mit V_RL,s = V_R,s + V_L,s erhalten werden. Die BEMF-Spannung kann dann aus V_BEMF = V_Ph,s - V_RL,s geschätzt werden. Das Weglassen des induktiven Shunts ist vorteilhaft, da der induktive Shunt physischen Raum benötigt und zusätzliche Verluste verursacht.
Die Werte von L, R_shunt und L_shunt müssen bekannt sein, um einen optimalen Wert für den Verstärkungsfaktor zu wählen, der in 17 als „Konst.“ bezeichnet ist, bevor alle Spannungskomponenten addiert werden, um die BEMF zu berechnen.
Selbstverständlich können die vorstehend beschriebenen und in den 15 bis 17 gezeigten Vorgänge gegebenenfalls auch im digitalen Bereich mit Schaltungen ähnlich den 13 und 14 oder Teilen dieser Schaltungen implementiert werden.
Ist der Verstärkungsfaktor nicht optimal, dann übersprechen Phasenstrom und Phasenstromableitung in das BEMF-Signal. Der optimale Verstärkungsfaktor kann während einer Werkskalibrierung ermittelt werden. Temperaturabhängigkeiten oder Alterung können jedoch die Werte von R, L, R_shunt oder L_shunt im Laufe der Zeit ändern.
In einem VAD-System ist es nicht möglich, die Pumpe nur für eine Kalibrierung anzuhalten. Eine Kalibrierung bzw. Rekalibrierung bzw. Messung der Komponenten R, L, Rshunt und L_shunt oder des optimalen Verstärkungsfaktors muss daher während des Betriebs der Blutpumpe durchgeführt werden.
Nunmehr wird auf 45 Bezug genommen. Im Kontext der dargestellten Lösung wird ein zusätzliches Prüfsignal auf den Phasenstrom I_Ph addiert. Das addierte Signal muss ein Signal sein, das vom normalen Motorbetriebsstrom getrennt werden kann. Gleichzeitig soll dieses Signal den Motorbetrieb bzw. die Schwebesteuerung nicht stören. Optionen für dieses Signal sind eine sich wiederholende Wellenform mit einer bestimmten Frequenz, vorzugsweise deutlich höher als die erforderliche Schwebesteuerungsfrequenz, oder ein ausreichend niederamplitudiges Pseudozufallssignal unterhalb der Schwebesteuerfrequenz.
Das Prüfsignal kann unter Verwendung der bereits verfügbaren Hardware des Motortreibers hinzugefügt werden, d. h. es sind keine weiteren Hardwaremodifikationen erforderlich.
Sind die BEMF-Verstärkungsfaktoren nicht optimal, dann überspricht der Phasenstrom in die BEMF-Schätzung. Das hinzugefügte Prüfsignal kann aus der BEMF-Schätzung isoliert werden, z. B. mit Frequenzfilterung, z. B. Lock-in-Erfassung, oder mit Korrelation.
Aufgrund der Übersprechmessung stellt ein Gegenkopplungsregler die Verstärkungskonstanten ein, so dass das Übersprechen reduziert wird. Die beiden notwendigen Verstärkungsfaktoren können durch die Phase des Übersprechens unterschieden werden. Das auf den Verstärkungsfaktor bezogene Übersprechsignal bezüglich des R/R-_Shunts weist keine Phasenverschiebung bezüglich des Phasenstroms auf, und das auf den Verstärkungsfaktor bezogene Übersprechsignal bezüglich des L/L-_Shunts weist eine Phasenverschiebung von 90 Grad für einen idealen Induktor und weniger für einen realen auf.
Das vorgestellte Verfahren zur Verstärkungsfaktorregelung benötigt keinen physischen induktiven Shunt. Es kann auch verwendet werden, um die Verstärkungsfaktoren in BEMF-Schätzverfahren anzupassen, wie in 13 (Verstärkungsfaktoren L und R im digitalen Bereich) gezeigt.
Die Schätzungen nach Gleichung (1) bis (5) gelten nur für langsame Bewegungen in z-Richtung. Eine magnetisch destabilisierte z-Achse kann Geschwindigkeiten erreichen, bei denen die Änderung des Magnetfeldes auch eine signifikante Spannung in den Motorwicklungen induziert.
Dies führt bei der Auswertung herkömmlicher BEMF-Vektoren zu falschen Rotorwinkel- und z-Abstandsschätzungen.
Zur Erfassung schneller Bewegungen in z-Richtung ist es vorteilhaft, die tatsächliche Magnetfeldstärke innerhalb der Spulenwicklungen einer Motorphase zu kennen.
Aufgrund der Beziehung zwischen BEMF und Magnetfluss: $V_{B E M F} = - N \frac{d Φ}{d t}$
kann der Fluss aus der BEMF berechnet werden: $Φ=− \int_{t} \frac{V_{B E M F}}{N} d t = BA$
dabei sind Φ - Fluss, N - Wicklungen, A - Spulenfläche, B - B-Feld (magnetische Flussdichte) der Spule.
Die Integration erzeugt aufgrund der unbekannten Integrationskonstante einen Versatz. Daher kann nur die Hochpasseigenschaft des Flusses mit hoher Genauigkeit bestimmt werden. Die Tiefpasseigenschaft der z-Achsenbewegung kann jedoch direkt aus den BEMF-Messungen extrahiert werden.
Um die Hochpasseigenschaft des Flusses zu erhalten, kann der mit Gleichung (7) berechnete Fluss mit einem Hochpass gefiltert werden. Weiterhin kann zum Erhalten einer Tiefpasseigenschaft des Positionssignals die geschätzte BEMF tiefpassgefiltert und mit der Hochpasseigenschaft des Flusses additiv kombiniert werden. Mit dieser Kombination kann eine schnelle und genaue Rotorpositionsschätzung erhalten werden. Optional können der Tiefpass und der Hochpass zueinander passend, d. h. zu einem abgestimmten Paar ausgebildet sein. Beispielsweise können der Tiefpass und der Hochpass komplementäre Filter sein, deren Übertragungsfunktionen sich zu einem konstanten Wert addieren, auch als ein komplementäres Filterpaar bekannt. Die Integration und Filterung mit aufeinander abgestimmten Filtern kann sowohl im analogen als auch im digitalen Bereich vorgenommen werden.
18 zeigt das Flussdiagramm und mögliche Übergänge vom analogen zum digitalen Bereich. Die Schaltung in 18 zeigt als Beispiel die Schätzung der BEMF-Spannung V_BEMF,s gemäß dem Verfahren aus 16. Die BEMF-Spannung kann auch durch ein anderes Verfahren bestimmt werden, zum Beispiel durch ein beliebiges der oben beschriebenen oder in den 13 bis 17 dargestellten Verfahren. Die Verarbeitung der geschätzten BEMF-Spannung, wie beispielhaft in 18 gezeigt, kann mit einem ersten Signalpfad, der einen Integrator und ein Hochpassfilter umfasst, und mit einem zweiten Pfad, der ein Tiefpassfilter umfasst, erreicht werden. Die Filterparameter des Hochpassfilters und des Tiefpassfilters können so angepasst sein, dass das Hochpassfilter und das Tiefpassfilter ein angepasstes Filterpaar sind. Die Ausgangssignale des Hochpassfilters und des Tiefpassfilters werden addiert, um eine Schätzung B_s des B-Feldes der Spule zu erhalten.
Das beschriebene Filterverfahren kombiniert den Vorteil des BEMF-basierten Sensors, der ein integrator- und integratordriftfreies Ausgangssignal ist, mit dem Vorteil der B-Feld-Berechnung, die auch bei schnellen Axialbewegungen ein gutes rauscharmes Abstandssignal ist.
Die Rotorposition kann direkt aus der Magnetfeldstärke unter Verwendung der Formel (8) berechnet werden: $B (x, z) = B_{0} e^{i ω t} e^{- k z}$
Nunmehr wird weiter auf 45 Bezug genommen. Um die BEMF exakt replizieren zu können, müssen die Motorparameter Spuleninduktivität L und Wicklungswiderstand R genau bekannt sein. Sie können während der Werkskalibrierung bestimmt werden. Ihre Werte können sich jedoch nachträglich ändern, beispielsweise in Abhängigkeit von der Temperatur oder durch Alterung. Es kann daher erforderlich sein, diese Parameter vor einer Implantation und/oder während des Betriebs der Blutpumpe neu zu bestimmen und/oder zu verfolgen.
Das nachfolgend beschriebene Verfahren ermittelt einen Schätzfehler der Parameter für einen Motor im Betrieb oder bei Stillstand und passt die Motorparameter mittels eines Regelkreises („Servo Loop“) an. Hierfür werden die BEMF und der Magnetfluss gemäß Gleichung (1) bzw. Gleichung (7) fortlaufend bestimmt. Zusätzlich kann ein Prüfsignal eingespeist werden (siehe 45). Das Prüfsignal kann bezüglich des Rotorträgheitsmoments ausreichend hohe Frequenzkomponenten aufweisen, um ein Ansprechen des Rotors auf das Prüfsignal aufgrund eines durch den dem Prüfsignal entsprechenden elektrischen Strom induzierten Magnetfelds zu verhindern oder zumindest stark zu dämpfen. Das Prüfsignal kann beispielsweise durch den Funktionsgenerator 16 aus 10 erzeugt werden. In 45 wird das Prüfsignal über einen resistiven Shunt in die Motorspule und in einen Prüfsignalverarbeitungsblock, der einen Detektor oder einen Korrelator oder einen Filter umfasst, eingespeist. Der BEMF-Berechnung, die ein Verfahren oder eine Vorrichtung zur BEMF-Schätzung, wie oben beschrieben, implementieren kann, werden die Werte der Spannungen an der Motorspule und dem resistiven Shunt zugeführt. Der Prüfsignalverarbeitungsblock ist dazu ausgelegt, die Genauigkeit der Schätzung der Motorparameter, d. h. der Impedanz der Motorspule, aus der Amplitude des Prüfsignals innerhalb der geschätzten BEMF beispielsweise durch Korrelation abzuschätzen. Der Grund für dieses Verfahren ist, dass eine schlechte Schätzung der Motorparameter mit einem hohen Korrelationswert zusammenfällt und eine gute Schätzung mit einem niedrigen Korrelationswert zwischen der geschätzten BEMF und dem Prüfsignal zusammenfällt. Der Prüfsignalverarbeitungsblock stellt einer Steuerung Informationen darüber bereit, wie die Motorparameterschätzung eingestellt werden kann. Daher wird die Genauigkeit der Schätzung der Motorparameter kontinuierlich angepasst, was zu einer kontinuierlichen Anpassung der BEMF-Schätzung führt, mit dem Ziel, die Genauigkeit der BEMF-Schätzung zu verbessern, die mit den Betriebsbedingungen der Blutpumpe variieren kann.
Da der Rotor dem Prüfsignal möglicherweise nicht folgt, enthält die induzierte BEMF (B-BEMF in 45) keine Spektralkomponenten im Frequenzbereich des Prüfsignals. Wird also das BEMF-Replikat mit korrekten Motorparametern, beispielsweise der Impedanz der Motorspulen, geschätzt, so enthält das geschätzte BEMF-Replikat weder Spektralkomponenten des Prüfsignals noch einen bekannten reduzierten Betrag der Spektralkomponenten. Obwohl in diesem Fall V_L, V_R und V_Ph Anteile des Prüfsignals umfassen würden, würden diese Anteile bei der Berechnung des BEMF-Replikats auf null zurückgenommen. Bei ungenauen Motorparametern werden diese Komponenten des Prüfsignals jedoch nicht perfekt zurückgenommen, so dass eine Komponente des Prüfsignals innerhalb des geschätzten BEMF-Replikats verbleibt. Der Einfluss des Prüfsignals auf V_L und V_R (45) unterscheidet sich hinsichtlich der induktiven Phasenverschiebung. Diese Phasenverschiebung existiert noch im geschätzten BEMF-Replikat. Ein entsprechender Detektor, beispielsweise ein Korrelator oder Filter, kann aus dem BEMF-Replikat ein Fehlersignal, das für den Parameter L bezeichnend ist, und ein Fehlersignal, das für den Parameter R bezeichnend ist, detektieren. Jedes der Fehlersignale wird an eine Steuerung weitergeleitet, die konfiguriert ist, den jeweiligen Motorparameter einzustellen, um das jeweilige Fehlersignal zu reduzieren. Die Steuerung kann beispielsweise als eine I-Steuerung implementiert sein.
Das Prüfsignal wird benötigt, um zu verhindern, dass der Rotor dem Prüfstrom folgt, und um eine gute Detektierbarkeit des Prüfsignals aus dem BEMF-Replikat und eine gute Differenzierung von äußeren Störungen zu ermöglichen. Mögliche Prüfsignale sind beispielsweise sinusförmige Signale oberhalb der Betriebsfrequenz des Motors. Sie können zur besseren Unterscheidung des BEMF-Replikats von äußeren Störungen amplitudenmoduliert, phasenmoduliert oder frequenzmoduliert sein. Auch eine Kombination einer Vielzahl von Frequenzen ist vorstellbar. Alternativ ist es möglich, Zufalls- und/oder Pseudozufallssignale zur Modulation zu verwenden (z. B. einen Goldcode, Folge mit maximaler Länge), sofern sie ausreichend hochfrequente Anteile enthalten. Ein solches Signal kann mit einem Korrelator oder Synchrondetektor besser aus dem BEMF-Replikat gefiltert werden.
Überlappt sich der Frequenzbereich des Prüfsignals mit dem Frequenzbereich der Rotorbewegung, ist es möglich, das BEMF-Replikat aufgrund des Prüfsignals mit einem mechanischen Modell zu schätzen und zu kompensieren. Dieses mechanische Modell umfasst Modellparameter, beispielsweise die Rotormasse, das Trägheitsmoment, Federkonstanten und/oder Reibungskoeffizienten. Diese Parameter können in der Steuereinheit gespeichert sein und können während der Inbetriebnahme oder während eines anderen dynamischen Prozesses validiert oder korrigiert werden.
Dieses Verfahren weist folgende vorteilhafte Effekte auf:

- Kalibrierung während des Betriebs möglich
- Kalibrierung ohne Rotorbewegung möglich
- Kontinuierliche Kompensation von Drift (Shunt, Verstärker, Stromsensor, Analog-Digital-Wandler, usw.)
- Temperaturkompensation von z. B. Spulenwiderstand, Antriebsleitungswiderstand, Steckerwiderstand, Shuntwiderstand, Shuntverstärker, Analog-Digital-Wandler
- Keine zusätzliche Hardware erforderlich;
- Detektion von Verschleiß/Korrosion, beispielsweise einer Antriebsleitung, eines Steckers oder einer Spulenisolation, auf Basis von Parameterdrift

Bei der Integration der BEMF, um das B-Feld zu erhalten, kann ein Integrationsfehler erzeugt werden (46 a)), der zum Beispiel zu einem Versatz führt, der im Laufe der Zeit zunehmen kann (Drift).
Dieser Fehler kann minimiert werden, indem das oben erwähnte angepasste Paar aus einem Hochpass- und einem Tiefpassfilter verwendet wird. Möglich ist jedoch, den Vorteil der Tatsache zu nutzen, dass das B-Feld über einen längeren Zeitraum um null oszilliert. Daher kann jeder Integrationsfehler vom Ausgang mit einem Hochpassfilter gefiltert werden.
Diese Methode ist für sich numerisch stabil. Das Hochpassfilter hinter dem Integrator kann nur so lange arbeiten, wie die Integrationskonstante innerhalb bestimmter Grenzen liegt. Ohne weitere Maßnahmen kann die Integrationskonstante jedoch unbestimmt ansteigen. Stattdessen wird üblicherweise ein Tiefpassfilter verwendet, um den Integrationsfehler zu bestimmen, der dann in einer selbstregulierenden Servoschleife verwendet wird (46b). Die Servoschleife verhindert, dass der Akkumulator innerhalb des Integrators auf Werte ansteigt, die viel größer als die Eingangsabtastwerte sind, was zu großen Rundungs- und Integrationsfehlern führen würde. Daher wird in 46b der Integratorausgang in einen Tiefpass eingespeist und der Tiefpassausgang wird zum Integratoreingang zurückgeführt, wo er von der BEMF subtrahiert wird, die auch ein Eingangssignal zum Integrator ist. Der Integratorausgang ist eine Schätzung des B-Feldes.
Der Nachteil einer Servoschleife gemäß 46b) besteht darin, dass das Tiefpassfilter eine ausreichend hohe Grenzfrequenz aufweisen muss, um dem Integrationsfehler folgen zu können. Dies kann jedoch eine Bandbreite der B-Feld-Schätzung am Integratorausgang begrenzen, d. h. das geschätzte B-Feld am Integratorausgang folgt möglicherweise nicht dem tatsächlichen B-Feld in der Motorspule. Zur Erhöhung der Bandbreite des geschätzten B-Feldes, d. h. zur Verbesserung des dynamischen Verhaltens der Servoschleife, kann eine weitere Charakteristik der BEMF zur schnelleren Abschätzung des Integrationsfehlers herangezogen werden.
Als weitere spezifische Charakteristik des BEMF-Signals kann also beobachtet werden, dass das Integral der BEMF nicht nur bei Berechnung über die Zeit, sondern auch bei Berechnung über den Drehwinkel für eine gesamte elektrische und/oder mechanische Umdrehung null ist. Ein Filter mit gleitendem Mittelwert kann verwendet werden, um die durchschnittliche integrale BEMF über eine elektrische und/oder mechanische Umdrehung zu bestimmen. Der Ausgang des Filters mit gleitendem Mittelwert ist eine Näherung des Integrationsfehlers mit geringer Latenz. Das nachfolgende Tiefpassfilter kann eine wesentlich niedrigere Grenzfrequenz als das Tiefpassfilter in 46b) aufweisen, was zu einer besseren Dynamik des B-Feldes in 46c) führt.
Das Filter mit gleitendem Mittelwert kann in bestimmten, rechnerisch effizienten Ausführungsformen kann auch unter Instabilitäten leiden, wenn die Gleitkomma-Arithmetik in Kombination mit einem Akkumulator verwendet wird. Numerisch stabile Umsetzungen des Filters mit gleitendem Mittelwert nutzen entweder eine Festkomma-Arithmetik oder ein regelmäßiges oder sogar in jedem Zeitschritt erfolgendes Rücksetzen des Akkumulators.
Nun wird erneut auf 10 Bezug genommen. Zur Bestimmung der Rotorposition kann ein zusätzliches oder alternatives Messverfahren für BEMF-Replikation verwendet werden. Die folgenden Verfahren ermöglichen auch ein Lösen im Stillstand, wobei sich das Lösen auf das Bewegen des Rotors beispielsweise von einer außermittigen Position in eine mittige Position innerhalb der Blutpumpe bezieht. In Bezug auf 10 wird nun die Rotorpositionsschätzung 7 auf Grundlage von Signalen beschrieben, die von einem Impedanzanalysator 14, einer Wellenformabtastung 5 und einem Filter 6 bereitgestellt werden. Die Rotorposition, wie sie mit nachfolgend beschriebenen Verfahren geschätzt wird, kann auch als ein Eingangssignal für die Schwebesteuerung 8 verwendet werden. Dem Impedanzanalysator 14 wird ein Spannungs- und/oder ein elektrisches Stromsignal zugeführt, das den jeweiligen Signalen, die den Aktuatorspulen 3 bereitgestellt werden, entspricht. Diese Signale können vom Funktionsgenerator 16 erzeugte Komponenten aufweisen, beispielsweise ein Hochfrequenzsignal und/oder ein Prüfsignal mit einem modulierten Hochfrequenzsignal.
In einem ersten Verfahren wird die Hochfrequenzimpedanz der Aktuatorspulen 3, die Motorspulen sein können, durch die Rotorposition beeinflusst. Die Aktorspulen 3 weisen eine Induktivität, aber auch einen gewissen Betrag von Kapazität zwischen den Windungen auf. Dadurch wird eine RLC-Schaltung erzeugt, die einen Resonanzkreis mit einer Resonanzfrequenz ausbildet. Die Resonanzfrequenz liegt üblicherweise bei mehreren MHz und deutlich über üblichen PWM-Frequenzen. Die Resonanzfrequenz und der Gütefaktor (entsprechend einer 3-dB-Bandbreite der Resonanz) können durch magnetische Kopplung von der Rotorposition beeinflusst werden. Jedes von den Aktorspulen 3 erzeugte hochfrequente Magnetfeld kann einen Wirbelstrom innerhalb leitfähiger Teile des Rotors 4 erzeugen. Der erzeugte Wirbelstrom erzeugt sein eigenes Magnetfeld, das dem von den Aktorspulen 3 erzeugten Magnetfeld entgegenwirkt und deren Impedanz verändert. Dieser Mechanismus wird allgemein als Wirbelstromsensor bezeichnet und ist Stand der Technik, wenn er mit einer speziellen Messspule verwendet wird. In bestimmten Aspekten werden die Aktorspulen 3 jedoch als Wirbelstromsensoren verwendet.
Für diese Anwendung eignen sich insbesondere kernlose und/oder jochlose Motorwicklungen, da Wirbelströme in den Kern und das Joch eingeleitet werden. Dieser Effekt kann das Signal-Rausch-Verhältnis verschlechtern.
Wirbelstromsensoren detektieren das Vorhandensein eines leitfähigen Targets im Feld einer Hochfrequenzspule. Normalerweise sind Motorspulen für Wirbelstrommessungen nicht geeignet, da sie primär das Vorhandensein des Eisenkerns erfassen würden. In einem weiteren Aspekt wurde festgestellt, dass eisenlose (statorkern- und jochlose) Motoren dieses Problem nicht haben, aber noch genügend Wirkungsgrad aufweisen, um die Pumpe anzutreiben. In diesem Fall können die Wicklungen von eisenlosen Motoren verwendet werden, um Wirbelstromwerte aufzunehmen. Das Target könnte eine Kupferplatte im Rotor, das Rotor-Titangehäuse oder leitfähiges Magnetmaterial sein.
Der negative Effekt des Eisenkerns kann durch Laminieren des Kerns aus mehreren dünnen, isolierten Metallblechen oder durch Verwendung eines gesinterten Ferritkerns verringert werden.
Im Betrieb wird dem Motorspulenstrom ein hochfrequenter Strom aufgeprägt. Der Motortreiber und die Wirbelstrommessschaltung können durch passive Filter voneinander isoliert werden. Eine große Lücke zwischen Wirbelstromfrequenz und Motorbetriebsfrequenz bzw. PWM-Frequenz kommt dem Filterdesign zugute.
Zur Extraktion des Wirbelstromsignals könnten auch aktive Filter, z.B. Lock-in-Verstärker, verwendet werden. Eine der größten Rauschquellen sind die harmonischen Komponenten des PWM-Signals. Motortreiber ohne oder mit verringertem Schaltrauschen eignen sich besonders für gleichzeitige Wirbelstrommessungen. Derartige Treiber werden weiter unten erläutert.
Die BEMF-Messung kann nicht bei sehr niedrigen Drehzahlen verwendet werden. Dies bedeutet, dass die axiale Rotorposition mit BEMF unterhalb einer bestimmten Drehzahl nicht gemessen werden kann. Eine Magnetschwebepumpe, die nur BEMF verwendet, um den Rotorwinkel und die axiale Position zu messen, müsste den Rotor vor dem Abheben drehen. Um eine solche Art von Betrieb zu ermöglichen, sind ausreichend gute Stützlager erforderlich, die den Rotor abstützen, wenn das Magnetlager den Rotor nicht abstützt.
Vorteilhafterweise sind Wirbelstromsensoren nicht auf eine Drehung des Rotors angewiesen und erzeugen auch bei 0 U/min ein Signal. Durch Vergleich mehrerer Wirbelstromsensoren in mehreren Motorphasen konnte die Position des rotierenden Rotors gemessen werden (19). Die Rotationserfassung könnte sogar in einem ummantelten Rotor implementiert sein. Spezielle Kupfer-Targets könnten auf einigen der Magnete platziert werden, was sie zu besseren Targets macht. Eine Alternative oder Ergänzung hierzu besteht darin, die Leitfähigkeit einiger Magnete durch Segmentierung und Isolierung der Magnete zu reduzieren. Dieses Verfahren wird in Hochleistungs-BLDC-Motoren exzessiv eingesetzt, um Wirbelstromverluste zu reduzieren.
Zur Verbesserung des Signal-Rausch-Verhältnisses könnte die BLDC-Kommutierung im Sechsstufenmodus betrieben werden, wobei eine der Phasen keinen Motorstrom führt. In jedem Schritt werden zwei Phasen durch den Motortreiber erregt und die dritte Phase schwimmt. Diese Phase, das heißt, die Motorspule dieser Phase, wird dann zur Wirbelstrommessung durch Aufprägen eines hochfrequenten Stromes genutzt. In der dritten Phase fließt nur der Messstrom. Daraus ergibt sich der Vorteil, dass der Wirbelstromsensor-Messstrom nicht vom Motorstrom gefiltert werden muss. Viele Wirbelstrommessschaltungen, die normalerweise eine spezielle Sensorspule benötigen, können nun mit Motorspulen bei gleichzeitigem Betrieb des Motors verwendet werden. Beispiele für diese Messschaltungen sind symmetrische Impedanzbrücken oder Schwingkreise.
12a zeigt die elektrische Ersatzschaltung eines bürstenlosen Gleichstrommotors (BLDC-Motor) mit einer Gleichstromversorgung und einem Kommutator und drei im Wesentlichen gleichen Phasen A, B und C, wobei jede Phase eine Motorspule umfasst, wie in 11 dargestellt und oben beschrieben, die eine Induktivität L, einen Widerstand R und eine Gegen-EMF- (BEMF-) Spannungsquelle aufweist. Jede Phase A, B und C kann einen Phasenstrom I_A, I_B bzw. I_C aufweisen. Ein Anschluss jeder Motorspule ist mit dem Kommutator verbunden, und jeweilige andere Anschlüsse der Motorspulen sind elektrisch miteinander verbunden (Y-Anschluss). Der Kommutator wird mit elektrischer Energie aus einer Gleichspannungsquelle mit einer Spannung VDC und einem elektrischen Strom I_DC versorgt.
Ähnlich wie in 12a zeigt 12b die elektrische Ersatzschaltung eines bürstenlosen Gleichstrommotors mit einer parasitären Kapazität parallel zur Reihenschaltung eines Widerstands, einer Induktivität und einer BEMF-Spannungsquelle, das heißt der Motorspule, in jeder Motorphase (Phase), wobei ein elektrischer Strom I_A in Phase A, ein elektrischer Strom I_B in Phase B und ein elektrischer Strom I_C in Phase C ist. Widerstand, Induktivität, BEMF-Spannungsquelle und parasitäre Kapazität können als Ersatzschaltung für eine Motorspule einer Phase betrachtet werden, wobei Widerstand, Induktivität und Kapazität einen Resonanzkreis mit einer Resonanzfrequenz ausbilden. Zusätzlich zur parasitären Kapazität kann ein zusätzlicher Kondensator parallel zur parasitären Kapazität jeder Phase die in jeder der Phasen vorhandene Kapazität erhöhen, wodurch die Resonanzfrequenz des jeweiligen Resonanzkreises erniedrigt wird. Eine Absenkung der Resonanzfrequenz kann den Vorteil haben, dass sich die Resonanzfrequenz in einen Frequenzbereich bewegt, in dem eine technische Detektion und Verarbeitung der Resonanz effizienter durchgeführt werden können.
Weiterhin kann durch die Wahl unterschiedlicher zusätzlicher Kondensatoren parallel zu den parasitären Kapazitäten der unterschiedlichen Phasen die Resonanzfrequenz des Resonanzkreises in einer Phase von der Resonanzfrequenz des Resonanzkreises in einer anderen Phase verschieden sein, so dass einer bestimmten Motorphase eine bestimmte Resonanzfrequenz zugeordnet werden kann. Da jede der Motorphasen mit einer Motorspule realisiert werden kann und die räumliche Lage jeder Motorspule aus der Motorgestaltung bekannt ist, entspricht jede der Resonanzen der Resonanzkreise einem räumlichen Ort. Durch Beobachtung der Resonanzen können daher translatorische und/oder rotatorische Änderungen der Rotorposition detektiert werden, da die Rotorpositionen einen Einfluss auf die Induktivität und/oder die parasitäre Kapazität einer den Resonanzkreis ausbildenden Motorspule haben können. Durch Wirbelströme kann sich die Rotorposition auch auf die Verluste und damit einen wirksamen Widerstand des Resonanzkreises auswirken.
Jeder dieser Resonanzkreise weist eine Impedanz auf, die im Allgemeinen eine komplexe Zahl ist und als eine Impedanz eines aus einer Motorspule mit parallel geschaltetem Kondensator ausgebildeten Wirbelstromsensors interpretiert werden kann. In 12b sind zwei von drei Motorphasen in Reihe geschaltet, beispielsweise die Phasen A und B, A und C oder B und C. Durch die Reihenschaltung addieren sich die Impedanzen der jeweiligen Resonanzkreise.
Ferner nimmt die Impedanz dieses Schwingkreises bei der Resonanzfrequenz ein lokales Maximum an. 47a zeigt ein Diagramm, das eine Frequenz-Impedanz-Kurve einer Reihenschaltung der Resonanzkreise von beispielsweise Phase A und Phase B ohne den zusätzlichen Parallelkondensator in diesen Phasen darstellt. Da Widerstand, Induktivität und parasitäre Kapazität aufgrund der Motorauslegung im Wesentlichen die gleichen Werte aufweisen, weisen beide Resonanzkreise bei gleicher Frequenz die gleiche Resonanzfrequenz und damit die maximale Impedanz auf. Somit gibt es nur ein lokales Maximum in der Frequenz-Impedanz-Kurve.
47b zeigt eine ähnliche Kurve wie in 47a für den Fall, dass der zusätzliche Kondensator in Phase A parallel zur parasitären Kapazität von Phase A liegt. Die Kurve umfasst zwei lokale Maxima: Ein Maximum liegt auf der gleichen Frequenz wie in 47a, also auf der Resonanzfrequenz ohne den zusätzlichen Kondensator (Resonanz der unmodifizierten Spule) wie in Phase B, und die Resonanz bezogen auf Phase A mit dem zusätzlichen Kondensator parallel zur parasitären Kapazität. Aufgrund der größeren Gesamtkapazität in Phase A ist die Resonanzfrequenz des Resonanzkreises in Phase A kleiner als die Resonanzfrequenz des Resonanzkreises in Phase B.
47c zeigt eine ähnliche Kurve wie in 47b für den Fall, dass zusätzliche Kondensatoren in Phase A und Phase B vorhanden sind, und wobei sich die Kapazität des zusätzlichen Parallelkondensators in Phase A von der Kapazität des zusätzlichen Parallelkondensators in Phase B unterscheidet. Es gibt wiederum zwei lokale Maxima der Impedanz, aber beide Maxima sind bei Resonanzfrequenzen angeordnet, die kleiner sind als die Resonanzfrequenz einer Phase ohne zusätzlichen Kondensator (unmodifizierte Spule). Wird der Rotor dann bewegt, so können sich im Allgemeinen die Induktivitäten und die Kapazitäten der Resonanzkreise ändern. Insbesondere bei Axialflussrotoren kann dieser Effekt zu erfassen sein. Infolgedessen kann sich die Resonanzfrequenz eines oder mehrerer der Resonanzkreise zu einer anderen Frequenz verschieben, der Phasenwinkel der komplexen Impedanz kann sich für eine bestimmte Frequenz ändern und der Wert des lokalen Maximums bei der Resonanzfrequenz kann sich ändern, wenn er in einem Frequenz-Impedanz-Diagramm dargestellt ist, zum Beispiel größer oder kleiner werden.
Die konkrete Änderung der Impedanz nach einer Bewegung des Rotors kann von der Art der Bewegung selbst und vom Entwurf des Rotors und/oder des Stators abhängen. Beispielsweise können sich bei einem rotationssymmetrischen Entwurf eines Axialflussrotors, beispielsweise einem rotationssymmetrischen Entwurf eines Wirbelstromtargets, alle Impedanzen in gleicher Weise ändern, wenn der Rotor axial bewegt wird. Dieser Effekt ist in 47c mit der Punkt-Strich-Linie dargestellt, bei der sich die Werte der Resonanzspitzen in gleicher Weise ändern.
Bei einem Kippen des Rotors können sich die Impedanzen räumlich gegenüberliegender Resonanzkreise in entgegengesetzte Richtungen ändern. Darüber hinaus ist es möglich, bei einem rotationsunsymmetrischen Rotor, wie er beispielsweise in 19 dargestellt ist, oder einem unsymmetrischen Aufbringen von Kupfer auf den Rotor, die Winkelposition des Rotors durch Auswerten der Impedanzen der Resonanzkreise zu detektieren. 47d zeigt, ähnlich der in 47c dargestellten Kurve, jedoch für die beiden letztgenannten Fälle, eine Punkt-Strich-Kurve, die ein Beispiel für eine Änderung der Impedanz beim Kippen des Rotors oder Drehen eines rotationsunsymmetrischen Rotors ist. In solchen Fällen kann sich der Wert der Resonanzspitzen unterschiedlich ändern, beispielsweise kann eine der Resonanzspitzen einen zunehmenden Wert und eine der Resonanzspitzen einen abnehmenden Wert aufweisen.
Anstatt das Wirbelstromsensorsignal von den PWM-Oberschwingungen zu isolieren, ist es auch möglich, eine der PWM-Oberschwingungskomponenten zur Anregung der Motorspulenresonanz zu verwenden. Hier kann ein hochfrequenter PWM mit kurzen Schaltzeiten tatsächlich vorteilhaft sein. Auch für eisenlose BLDC-Motoren sind hochfrequente PWM-Motortreiber optimal. Die geringe Induktivität eisenloser Motoren kann zusätzliche Induktivitäten im Motortreiber erforderlich machen. Diese Induktivitäten sind bei hochfrequenten Motortreibern kleiner oder völlig entbehrlich.
Das Resonanzsignal könnte aus dem Motorsignal mit Lock-in-Filtern extrahiert werden, die direkt oder indirekt von der gleichen Taktquelle getaktet werden, die auch den PWM-Zyklus taktet.
Hochintegrierte Motortreiber-ICs erreichen hohe Schaltgeschwindigkeiten in kleinen Baugruppen und ermöglichen so kleine Steuereinheiten.
Die Resonanz von Wirbelstromsensoren kann durch die Resonanzfrequenz und den Resonanzgütefaktor charakterisiert werden. Am häufigsten wird die Frequenz ausgewertet. In einigen Anwendungen kann die Qualität der Resonanz jedoch empfindlicher gegenüber Rotorbewegungen sein. Der Schaltzeitpunkt eines PWM-Zyklus kann oft als Dirac-Impuls approximiert werden. Dieser Dirac-Impuls regt die Resonanzfrequenz des Wirbelstromsensors an. Die Resonanz klingt dann bis zum nächsten Schaltzeitpunkt ab. Der Gütefaktor steht in direktem Zusammenhang mit der Abklingzeit.
Um die Anregung zu verstärken, könnte die PWM-Schaltung einen Burst von Übergängen anstelle eines einzelnen Übergangs umfassen. Dies könnte auch das Oberschwingungsspektrum so gestalten, dass die Energie der PWM-Oberschwingungen in der Nähe der Wirbelstromresonanz konzentriert wird.
Durch die Verwendung der PWM-Frequenz, deren Oberschwingungen oder von PWM-Schaltbursts kann die Spulenresonanz ohne einen zusätzlichen Verstärker oder die Notwendigkeit, den Verstärker mit Filterelementen vom Motortreiber zu isolieren, angeregt werden, wodurch die Größe reduziert und die Zuverlässigkeit der VAD-Steuereinheit erhöht wird.
Ein zusätzliches oder alternatives Messverfahren für BEMF-Replikation kann verwendet werden. Die folgenden Verfahren ermöglichen auch ein Lösen im Stillstand.
In einem zweiten Verfahren kann die Impedanz der Aktorspulen 3, bei denen es sich um Motorspulen handelt, zusätzlich oder alternativ durch Spulenimpedanzmodulatoren 13 verändert werden. Die Spulenimpedanzmodulatoren 13 können als an die Aktorspulen 3 angeschlossene magnetisch empfindliche Kondensatoren, magnetisch sättigbare Komponenten, deren Sättigung durch das von den Rotormagneten erzeugte Magnetfeld die Reluktanz des Magnetflusskreises über die Aktorspulen 3 verändert, oder als spezielle Spulen oder als eine aktive elektronische Schaltung mit Magnetfeldsensoren ausgebildet sein.
Eine zusätzliche Kraft wirkt auf den Rotor, wenn innerhalb des Stators magnetisch sättigbare Komponenten verwendet werden. Dann muss durch die Verwendung eines optimalen Materials und einer optimalen Menge an magnetisch sättigbarem Material ein Kompromiss zwischen hohem Sensorsignal und niedrigen Rotorkräften realisiert werden. Zur Messung der Phasenimpedanz bei dieser Frequenz muss dem Phasenstrom ein hochfrequenter Strom aufgeprägt werden. Allen Verfahren ist gemeinsam, dass sie die Impedanz der Aktorspulen 3 modulieren und daher neben den Motordrähten keine speziellen Drähte zum Auslesen ihres Signals verwendet werden.
Die Impedanz der Aktorspulen 3 wird in der Steuereinheit mit einem Impedanzanalysator 14 gemessen. Der Impedanzanalysator erregt die Resonanz oder eine andere Hochfrequenz innerhalb der Aktorspulen 3 und beobachtet den Phasenstrom oder die Anschlussspannung, um die Impedanz zu bestimmen. Auch dieses Verfahren ist durch Rauschen begrenzt und profitiert von einem rauscharmen Motortreiber und einer Filterung des Schaltrauschens. Alternativ könnte die Schaltaktion des Motortreibers die Aktorspulen 3 mit einem HF-Strom oder einer Oberstromkomponente des PWM anregen. Das Impedanzsignal wird einem weiteren Rotorpositionsschätzer 7 zugeführt und stellt auch der Schwebesteuerung ein Rotorpositionssignal bereit.
Ein drittes Verfahren für Rotorpositionsmessungen (nicht gezeigt) verwendet spezielle Sensoren wie Hall-Effekt-Sensoren, Wirbelstromsensoren, Fluxgate-Sensoren oder Ultraschallsensoren, um die Rotorposition zu messen, ohne darauf beschränkt zu sein. Das Sensorsignal wird auf die Antriebsleitungssignale aufgeprägt. Die Signale könnten frequenz-, amplituden- oder codemoduliert sein, bevor sie auf die Antriebsleitung aufgeprägt werden. Ein HF-Empfänger, ähnlich dem Impedanzanalysator, detektiert die Signale innerhalb der Steuereinheit, um ein Rotorpositionssignal bereitzustellen. In einer Ausführungsform werden die Aktorspulen 3, die Motorspulen sind, verwendet, um den Rotor in axialer, radialer, Rotations- oder Kipprichtung bei einer hörbaren oder Ultraschallfrequenz zu oszillieren. Mikrofone oder die Aktorspulen 3 nehmen den Schall auf, der vom Rotor herrührt. Die Zeitverzögerung oder Phasenverschiebung zwischen akustischem Sender und Empfänger kann verwendet werden, um die Rotorposition oder den Volumenstrom durch die VAD zu messen.
Die Schwebesteuerung 8 verwendet eines oder mehrere der verfügbaren Rotorpositionssignale, um den Schwebesteuerkreis zu schließen. Aufgrund des Motor- und Schwebebetriebs können die Positionsmessungen unterschiedlich gewichtet oder verschoben werden. Zur Unterstützung der Gewichtung können die Rotorpositionsschätzer 7 optional einen Signalqualitätsindikator nachweisen. Weicht eines der Signale von einem anderen oder einem simulierten Pumpenmodell ab, kann optional ein Alarm oder ein Protokolleintrag ausgelöst werden.
Das VAD-System in 10 kann unter Verwendung einer beliebigen Kombination von Blöcken aus 9 und 10 implementiert werden. Es ist beispielsweise möglich, BEMF- oder impedanzbasierte Messungen mit einem Schaltmotorantrieb oder nur eines der vorgesehenen Verfahren zur Rotorpositionsmessung zu verwenden.
Die in dieser Anmeldung beschriebene VAD mit sensorlosem Motor kann auch mit einer speziellen Lagerspule kombiniert werden, um entweder die Sensor- und Aktorsignale voneinander zu isolieren oder um den Wirkungsgrad der Schwebesteuerung zu erhöhen.
19 zeigt eine Anordnung von Motorspulen, die genutzt werden kann, um eine axiale und/oder eine Drehposition des Rotors mit Wirbelstrommessungen unter Verwendung der Motorspulen zu messen. Die Spulen sind in einer Ebene kreisförmig angeordnet. In 19 sind nur 3 von 12 Spulen dargestellt, wobei die 3 Spulen als auf einem Viertelkreis angeordnet angesehen werden können. 19 zeigt auch das Laufrad der Blutpumpe. Das Laufrad kann sich in einer Ebene parallel zur Ebene der Spulen drehen. Während der Drehung kann die Induktivität jeder Spule in Übereinstimmung mit der in 19 dargestellten ungleichmäßigen Struktur des Laufrads variieren. Somit ist es möglich, aus den Spulenimpedanzen eine Winkelposition des Rotors abzuschätzen. Der Abstand zwischen der Rotationsebene des Laufrades und der Ebene der Spulen bestimmt auch die Spulenimpedanzen. Daher kann die Spulenimpedanz auch zur Abschätzung der axialen Laufradposition verwendet werden, die eine Funktion des Abstands zwischen der Rotationsebene des Laufrads und der Ebene der Spulen ist.
Die Streukapazität der Motorwicklungen erzeugt bei hoher Frequenz einen Resonanzkreis (Resonator) mit der Wicklungsinduktivität. Am häufigsten werden die Wirbelstromsensoren in der Nähe der Eigenresonanzfrequenz der Sensorspule betrieben. Der Wirbelstrom verändert den Induktivitätswert, so dass sich die Resonanzfrequenz ändert (20, rechtes Feld: Rotor). Eine weitere Möglichkeit, die Resonanzfrequenz zu verändern, besteht darin, die Streukapazität abzustimmen. Aufgrund der hohen Frequenz sind nur sehr geringe Kapazitäten erforderlich, um die Resonanzfrequenz mit einem zusätzlichen Abgleichkondensator signifikant zu verschieben (20, linkes Feld: Stator).
Der Abgleichkondensator wäre so aufgebaut, dass sich die Kapazität je nach Rotorposition ändert. Es kann entweder die magnetische Feldstärke oder die BEMF gemessen werden. Mögliche Implementierungen umfassen Kondensatoren, die mit einem magnetokapazitiven Dielektrikum gefüllt sind (21, links).
Der Abgleichkondensator könnte alternativ teilweise mit Ferrofluid gefüllt sein, um seine Dielektrizitätskonstante zu ändern, wenn sich das Ferrofluid unter den Kontakten bewegt (21, Mitte links).
Alternativ könnten Partikel in einer Emulsion zwischen den Kondensatorplatten suspendiert sein (21, Mitte rechts). Die Partikel weisen magnetische Eigenschaften auf, so dass sie entlang von Magnetfeldlinien Ketten bilden. Diese parallel und senkrecht zu den Kondensatorplatten ausgerichteten Ketten führen zu unterschiedlichen komplexen Impedanzen des Kondensators. Dadurch kann die Ausrichtung des Magnetfeldes erfasst werden. Anstatt das Dielektrikum zu verändern, könnte die Geometrie des Abgleichkondensators durch das Magnetfeld aufgrund von Reluktanzkräften verändert werden (21, rechts).
Bei mehr verfügbarem Platz kann jeder elektronische Sensor verwendet werden, um eine Varaktordiode mit ihrem Ausgangssignal abzustimmen. Die Kapazität der Varaktordiode könnte dann die Resonanzfrequenz abstimmen ( 22). Mögliche Sensoren sind Magnetfeldsensoren, kapazitive Abstandssensoren, Hochfrequenz- (HF-) Transceiver, Ultraschall-Transceiver oder spezielle BEMF-Sensorspulen sowie Durchfluss- oder Drucksensoren. Eine aktive Sensorschaltung könnte mit parasitärer Energie aus den Motorleitungen versorgt werden, was keine zusätzlichen Antriebsleitungsadern erfordert. Durch eine Motorspulenimpedanzmessung kann das Signal eines elektrischen Feldsensors oder eines anderen Rotorabstandsensors ausgelesen werden.
Ein Abstimmnetzwerk, wie in 22 gezeigt, ist erforderlich, um das elektrische Sensorsignal in eine Impedanzanpassung umzuwandeln. Das Abstimmnetzwerk kann aus Dioden mit variabler Kapazität (wie in 22 gezeigt), Metall-Isolator-Halbleiter-Kondensatoren mit einer spannungsabhängigen Kapazität, Transistoren, die eine zusätzliche Impedanz an den LCR-Schwingkreis oder einen aktiven Kreis aus Operationsverstärkern koppeln, der eine zusätzliche Induktivität oder einen Kondensator emuliert, der an den LCR-Schwingkreis gekoppelt ist, gebildet werden.
Mit dem erwähnten Koppelmechanismus kann auch ein LCR-Schwingkreis modifiziert werden, dessen Induktivität nicht die Motorwicklung ist. Ein spezieller LCR-Serienresonanzschwingkreis kann auch verwendet werden, um den Einfluss des Abstimmnetzwerks zu verstärken. Vorzugsweise ist die Serienresonanzfrequenz des LCR-Schwingkreises in der Nähe parallelen Resonanzfrequenz des Motorspulenschwingkreises oder wesentlich höher angeordnet.
Die harmonischen Komponenten einer PWM sind bei n*f_PWM platziert, wobei n {1, 2, 3, 4, ...}. Das bedeutet, dass das Schaltrauschen innerhalb bestimmter Bereiche des Spektrums begrenzt ist. Der Rauschpegel zwischen diesen Bereichen kann viel niedriger sein.
Ein Schmalband-HF-Sensorsignal könnte in einem derart rauscharmen Frequenzbereich platziert sein. Das Eingangsfilter des Sensors muss jedoch in der Lage sein, die benachbarten PWM-Spitzen zu unterdrücken (siehe 29). Diese Frequenzplatzierung erhöht die Anforderungen an die Frequenzstabilität des PWM und des Sensorsignals.
30 veranschaulicht den Ursprung dieser Anforderungen. Beträgt der PWM-Jitter bei der Grund-PWM-Frequenz (PWM-Periode) einen bestimmten Betrag, so ist der Jitter bei der n-ten Oberschwingung n-mal so breit. Bei hohen Frequenzen geht das PWM-Spektrum in ein kontinuierliches Band ohne Lücken über. Dies liegt daran, dass der Abstand zwischen Oberschwingungen konstant ist, aber der Jitter mit höheren Frequenzen breiter und an einem bestimmten Punkt überlappend wird. An diesem Punkt ist es nicht möglich, das Sensorsignal zu extrahieren, ohne auch das Schaltrauschen aufzunehmen.
Jitter ist eine mathematische Methode zur Beschreibung von Frequenzschwankungen. Selbst bei Jitter besteht das PWM-Spektrum zu jedem Zeitpunkt aus einzelnen Frequenzspitzen und ähnelt dem Spektrum in 29. Erst nach einer Mittelung im Laufe der Zeit sieht das Spektrum wie in 30 dargestellt aus. Dadurch kann die Sensorfrequenz immer zwischen den PWM-Oberschwingungen platziert werden. Sensorfrequenz und Filtercharakteristik müssen jedoch einstellbar sein.
Die PWM-Frequenz, die Sensorfrequenz und das Schaltfilter können auf die gleiche Taktquelle synchronisiert werden. Dadurch kann die Sensorfrequenz immer zwischen den PWM-Oberschwingungen gehalten werden. Das Sensorfilter könnte unter Verwendung eines Lock-in-Filters realisiert werden, das leicht mit einer Taktquelle abgestimmt werden kann. Phasenregelkreise (Phase-Locked-Loops, PLL) und Frequenzteiler können verwendet werden, um die PWM- und Sensorfrequenz in einem bestimmten Verhältnis zu halten (siehe 31). Anstatt die Sensorfrequenz durch einen PLL zu takten, könnte der Motortreiber auf die Sensorfrequenz synchronisiert werden. Wichtig ist, dass beide direkt oder indirekt vom gleichen Frequenzgenerator getaktet werden, so dass sie den gleichen Jitter sehen. Dies reduziert den Bedarf an zusätzlichen Filtern und spart somit Platz und erhöht die Zuverlässigkeit.
Nun zu den Sicherheitsaspekten der VAD.
Die Spannungs- und Stromsignale am Ausgang des Leistungsfilters 11 sind mit der Hauptfrequenzkomponente bei der elektrischen Drehzahl des Motors meist sinusförmig. Der Ausgang des Leistungsfilters ist wahlweise mit einem korrosionsbeständigen, z. B. als Mitkopplungsanschluss ausgebildeten Anschluss 15 an den Motor angeschlossen, der eine Messung der Spannung an den Motoranschlüssen ohne Einfluss des Anschlusskontaktwiderstands ermöglicht.
Leistung über Motorleitungen, Stromleitungskommunikation und Motorleitungskommunikation sind Verfahren, um Sensoren innerhalb einer VAD auszulesen und zu versorgen, ohne zusätzliche Adern in die Antriebsleitung zu integrieren. Die in der Patentanmeldung WO2018206754A1 offenbarten Verfahren können verwendet werden, um das Signal spezieller Sensorsignale von einer implantierten VAD an die Steuerung zu übertragen. Mögliche Sensoren umfassen unter anderem Rotorpositionssensoren, Beschleunigungssensoren, Gyroskopsensoren, Blutflusssensoren und Blutdrucksensoren.
Antriebsleitungsdefekte und Antriebsleitungsinfektionen machen einen erheblichen Teil von VAD-Therapieversagen aus. Der übliche Ansatz zur Verringerung von Antriebsleitungsdefekten besteht darin, Sicherungsadern innerhalb der Antriebsleitung zu verwenden. Wenn eine Ader bricht, dann kann die entsprechende Sicherungsader übernehmen. Ein Alarm informiert den Benutzer in der Regel über den Notfallzustand.
Der übliche Ansatz verdoppelt die Anzahl der Adern innerhalb der Antriebsleitung. Eine Nur-Motor-VAD wie die HVAD weist aufgrund von Redundanz 6 statt 3 Adern in ihrer Antriebsleitung auf. Dies vergrößert jedoch den Querschnitt der Antriebsleitung und erhöht damit das Risiko von Antriebsleitungsinfektionen.
Andere VAD-Systeme der Linie Heart Mate 3 reduzieren die Anzahl der Antriebsleitungsadern, indem sie die Pumpe mit Gleichstrom versorgen und den Motortreiber oder Lagertreiber in der Pumpe platzieren. Bei diesem Ansatz sind für eine ausfallsichere Antriebsleitung nur ein oder zwei zusätzliche Adern erforderlich. Die zusätzlichen elektronischen Komponenten im Inneren der Pumpe erhöhen ihre Größe und reduzieren die mögliche Patientenpopulation.
Diese Offenbarung bezieht sich auch auf einen ausfallsicheren Ansatz für VAD-Systeme außerhalb des Motortreibers.
Der offenbarte ausfallsichere Ansatz verwendet einen Dreiphasen-BLDC-Motor. Die Antriebsleitung enthält drei Adern, die die Motorphasen jeweils mit einem Phasenzweig verbinden. Die Motorspulen der Motorphasen müssen sternförmig (statt dreieckförmig) geschaltet werden. Der Sternpunkt ist normalerweise innerhalb des Motors angeschlossen und von außen nicht zugänglich. Eine zusätzliche Backup-Ader in der Antriebsleitung verbindet den Sternpunkt mit einem zusätzlichen Backup-Phasenzweig innerhalb der Antriebsleitung (siehe 33).
Anforderung an den Motor-, Lager- oder Sensorbetrieb eines BLDC-Motors ist, dass mindestens zwei der Motorwicklungen mit einem unabhängigen Strom versorgt werden. Fällt beispielsweise bei dem nicht redundanten VAD-System in 33 die Spule L3 oder die Ader R3 oder eines der Schaltelemente M5 oder M6 mit einer offenen Verbindung aus, so ist der Strom in L3 null und kann nicht von außen eingestellt werden. Die übrigen Spulen L1 und L2 sind nun in Reihe geschaltet und führen daher die gleiche Strommenge. Mit dieser Anordnung kann nur ein oszillierendes und kein rotierendes Magnetfeld erzeugt werden, und ein effizienter Motorbetrieb ist in der Regel nicht möglich. Ein zuverlässiger Motorstart ist bei einer solchen Konfiguration unmöglich.
Durch die Verwendung der zusätzlichen Antriebsleitungsader R4 und der zusätzlichen Phasenzweige M7 und M8 sind die Ströme von L1 und L2 wieder unabhängig voneinander. Dies ermöglicht die Erzeugung eines rotierenden Magnetfeldes und den Betrieb des Motors in einer normalen zweiphasigen Weise.
Wenn eine spezielle Lagerspule erforderlich ist, kann die Lagerspule zwischen dem BLDC-Sternpunkt und einer vierten Antriebsleitungsader angeschlossen werden. Diese Konfiguration, wie in 34 gezeigt, kann den Motor in Betrieb halten, wenn eine der Adern in der Antriebsleitung, einer Motorspule oder einem Phasenzweig bei einer offenen Verbindung ausfällt. Der Hauptnachteil ist, dass das Lager im Fehlerfall nicht mehr unabhängig vom Motor betrieben werden kann. Dies kann eine Option sein, wenn die VAD über ausgeklügelte Backup-Lager verfügt.
Ein wesentlicher Nachteil der dargestellten Anordnung besteht darin, dass der gesamte Lagerstrom durch die Motoradern fließt, wodurch zusätzliche Verluste und Magnetfelder entstehen. Bei einer Nullkraftregelung sollte der Lagerstrom im Vergleich zum Motorstrom gering sein, wodurch die Auswirkung des Nachteils verringert wird.
Mit sechs Adern kann der Lager- und Motorbetrieb nach einem Ausfall aufgrund einer offenen Verbindung in der Antriebsleitung fortgesetzt werden (siehe 35).
Der vieradrige BLDC-Motor mit spezieller aktiver Lagerkonfiguration (36) kann verwendet werden, wenn das Risiko für den Patienten aufgrund einer großen Antriebsleitung oder eines ineffizienten Lagers größer ist als das Risiko eines Ausfalls aufgrund einer offenen Verbindung ist.
Der siebenadrige BLDC-Motor mit spezieller Lagerstruktur (37) stellt sicher, dass der Motor auch bei Ausfall aufgrund einer offenen Verbindung betrieben werden kann und das aktive Lager nicht an Effizienz verliert.
Für eine genaue Messung der BEMF, wie oben beschrieben, kann es vorteilhaft sein, die Motorphasenspannung genau zu kennen. Zwischen dem Motor und der Steuereinheit, wo die Spannung gemessen werden kann, befinden sich die Antriebsleitung und der Verbinder. Insbesondere der Verbinder leidet unter allmählichen und plötzlichen Widerstandsschwankungen. Die Bewegung der Kontakte verändert plötzlich die Kontaktstelle und den Kontaktdruck und damit den Kontaktwiderstand. Die Kontakte innerhalb des Verbinders sind auch viel stärker der Umgebung ausgesetzt als die Adern innerhalb der Antriebsleitung. Dies kann zu Korrosion führen, die den Kontaktwiderstand allmählich verändert und auch die plötzlichen Widerstandsschwankungen durch eine ungleichmäßige Korrosion erhöht.
Die vorgeschlagene Lösung verwendet einen Steckverbinder mit zusätzlichen Kontakten, um die Phasenspannung ohne Einfluss des Verbinderwiderstands zu messen (siehe 32). Die Anzahl der Adern in der Antriebsleitung wird durch den Mitkopplungsverbinder nicht beeinflusst.
Einer der größten Beiträge zum Rauschen stammt aus den Schaltereignissen im Motortreiber. Das Schalten ist in den Spannungs- und Stromwellenformen deutlich sichtbar (siehe zum Beispiel 7).
So kann das Schaltrauschen des Motortreibers entweder reduziert oder an der Quelle beseitigt werden, indem der Motortreiber, isoliert von der Messhardware mit Filtern oder die Messhardware oder das Messverfahren gegenüber dem Schaltrauschen unempfindlich gemacht werden. Die Hauptquelle für Rauschen bei einem VAD-Motortreiber nach dem Stand der Technik ( 9) ist der Schaltmodus-Motortreiber 2.
Wie in 10 gezeigt, kann das Schaltrauschen mit einem schalterlosen Motortreiber 10, der Leistungsstufen der Klasse AB anstelle von PWM-Leistungsstufen der Klasse D verwendet, erheblich reduziert werden, obwohl der Wirkungsgrad der Klasse AB niedriger ist als der Wirkungsgrad einer PWM-Leistungsstufe. Der Wirkungsgrad der Klasse AB beträgt 78,5 % bei Spitzenleistung und sinkt bei geringerer Ausgangsleistung.
Durch das Einfügen eines optionalen Leistungsmodulators 9 zwischen Leistungsquelle 1 und dem schalterlosen Motortreiber 10 kann der Spitzenwirkungsgrad in jedem Betriebspunkt erreicht werden. Alternativ können drei (oder mehr) Leistungsmodulatoren, z. B. nachgeführte DC-DC-Wandler oder DC-AC-Wandler, als ein rauscharmer Motortreiber verwendet werden, der den schalterlosen Motortreiber 10 in 10 ersetzt. Gegebenenfalls wird das an den Ausgangsanschlüssen des Motortreibers 10 verbleibende Rauschen mit einem dreiphasigen Leistungsfilter 11 gefiltert, das die PWM-Frequenz und deren Oberschwingungen in Spannung und Strom unterdrückt.
Ein Motortreiber hat die Aufgabe, ein gewünschtes Drehmoment in einem Motor zu erzeugen. Das Drehmoment ist nur von der Rotorposition und den Strömen in den Phasenspulen abhängig. Die gebräuchlichste Methode zur Stromregelung ist die Pulsweitenmodulation (PWM). PWM schaltet die Phasenspannung schnell zwischen mehreren Spannungspegeln um. Aufgrund der Motorinduktivität kann der Strom den schnellen Änderungen der angelegten Spannung nicht folgen und erzeugt eine dreieckige Stromwellenform. Die genaue Stromstärke wird mit dem PWM-Tastverhältnis gesteuert. Die Stromwellenform wird häufig durch zusätzliche Induktivitäten in Reihe zum Motor geglättet.
Der große Vorteil von PWM ist ihre Energieeffizienz. Während an den Phasen ein Spannungspegel anliegt, entstehen in den Schaltelementen nur sehr geringe ohmsche Verluste. Beim Übergang von niedrigen zu hohen und hohen zu niedrigen Phasenspannungen entstehen einige zusätzliche Verluste. Diese Verluste können reduziert werden, indem die Übergangszeit so kurz wie möglich gehalten wird.
Kleine Übergangszeiten erzeugen hochfrequente Komponenten. Diese Frequenzkomponenten können ein Problem für elektromagnetische Emissionen (EMI) und angebrachte Sensorvorrichtungen sein. Häufige Maßnahmen gegen hohe Emissionen sind passive Filter, die die hochfrequenten Stromkomponenten entweder nach Masse leiten oder als ohmsche Verluste verbrennen. Kleinwertige Kondensatoren in Kombination mit Gleichtaktdrosseln sind in der Regel ausreichend, um einen Motortreiber EMI-kompatibel zu machen.
Die hochfrequenten Komponenten strahlen nicht nur aus der Antriebsleitung heraus, sie werden auch zu der am Motortreiber angebrachten Sensorelektronik geleitet. Die gängigste Sensorform bei Motortreibern sind Phasenstromsensoren. Sie dienen zur Erzeugung eines Stromregelkreises zur genauen Regelung des Phasenstroms. Bei sensorlosen BLDC-Motortreibern werden diese Stromsensoren auch zur Schätzung des Rotorwinkels verwendet. Übliche Rotorwinkelschätzverfahren umfassen eine Nulldurchgangsdetektion, eine BEMF-Schätzung oder einen modellbasierten Schätzeransatz.
Um den Einfluss schneller Schaltzeiten auf die Strommessung zu verringern, ist es durchaus üblich, die Stromabtastung mit der PWM-Schaltung zu synchronisieren, so dass die Zeit zwischen Abtastung und Schaltung maximal oder konstant ist. Es ist auch Stand der Technik, auf das Sensorsignal Tiefpassfilterung anzuwenden, um Schaltrauschen zu unterdrücken.
Motortreiber- und Stromsensorkonzepte nach dem Stand der Technik sind weder ausreichend für einen gleichzeitigen Motorbetrieb und Wirbelstrommessung noch bieten sie eine Strom- oder Spannungsmessung mit hohem Signal-Rausch-Verhältnis, die genutzt werden könnte, um einen pädiatrischen VAD-Rotor schweben zu lassen.
Die BEMF kann ohne Schaltrauschen viel genauer abgeschätzt werden. Die BEMF-Erfassung, die normalerweise für den Motorbetrieb oberhalb einer bestimmten minimalen Motordrehzahl gerade ausreicht, kann auch zur schnellen Rotorpositionsmessung, wie oben beschrieben, verwendet werden.
25 zeigt den Einfluss eines zusätzlichen Leistungsfilters zwischen Motortreiber und Motorspulen auf die Strom- und Spannungswellenformen. Hier wurde ein passives Filter zweiter Ordnung zur Unterdrückung von Oberschwingungskomponenten verwendet. Schaltrauschen kann im Vergleich zu einer Konstellation ohne Leistungsfilter auf unter 1 % reduziert werden. Dies reduziert das Rauschen, das durch das Erfassen von Hardware, die ebenfalls an den Motorspulen angebracht ist, zu sehen ist, und erhöht somit das Signal-Rausch-Verhältnis.
Das Schaltrauschen eines Motortreibers kann dadurch wesentlich reduziert werden, dass die Ausgangstransistoren überhaupt nicht geschaltet werden. Stattdessen verwendet die Ausgangsstufe eine Topologie der Klasse AB, um den Strom in den Motorphasen linear zu steuern. Nachteilig an einer Ausgangsstufe der Klasse AB ist ihr begrenzter Wirkungsgrad von maximal 78 % bei voller zulässiger Schwingungsbreite der Ausgangsspannung. Der Wirkungsgrad ist wesentlich geringer, wenn die maximale Ausgangsspannung des Motortreibers viel geringer ist als die Gleichstromschienenspannung.
Um den Wirkungsgrad des Motortreibers auf einem akzeptablen Niveau zu halten, kann die Gleichstromschienenspannung mit einem DC/DC-Wandler so geregelt werden, dass sie knapp über der maximalen Schwingungsbreite der Spannung liegt (siehe 27).
Mehrere nachgeführte DC/DC-Wandler können zu einem AC-Wechselrichter kombiniert werden (siehe 28). Der AC-Wechselrichter kann einen Motorphasenstrom direkt regeln. Der Unterschied zwischen einem Push-Pull-Motortreiber und einem AC-Wechselrichter oder nachgeführten Gleichstromregler besteht darin, dass die Spannungswellenform am Ausgang eines AC-Wechselrichters wesentlich glatter sein kann als am Ausgang eines PWM-Motortreibers.
Das reduzierte Ausgangsschaltrauschen eines Motortreibers mit einer Topologie „Klasse AB“ oder „Tracking DC/AC“ reduziert die hochfrequenten Komponenten in den Motorphasenströmen und -spannungen. Das Fehlen hochfrequenter Komponenten reduziert die Störungen in einem motorbasierten Messsystem wie z. B. BEMF oder Motor-Spulen-Wirbelstromsensoren. Das größere inhärente Signal-Rausch-Verhältnis erhöht das Toleranzniveau des VAD-Systems gegenüber elektromagnetisch abgestrahlten oder leitungsgeführten Störungen.
Wie oben beschrieben, kann den Motorspulen ein Hochfrequenzstrom aufgeprägt werden, um Wirbelstrommessungen mit den Motorspulen durchzuführen.
Beim Anschluss einer Hochfrequenzquelle an die Antriebsleitung (siehe 24) fließt die HF-Energie in den Motortreiber. Dies ist auf die hohe Impedanz des Motors bei Motorspulenresonanz und eine relativ niedrige Eingangsimpedanz des Motortreibers bei der Motorspulenresonanzfrequenz von einigen MHz zurückzuführen. Die Belastung der HF-Quelle ist hoch, jedoch fließt kein HF-Strom in den Motorspulen. Da die Motorspulenresonanz nicht erregt wird, hat der HF-Strom keine Abhängigkeit von der spezifischen Impedanzkennlinie der Motorspulen. Eine Rotorpositionserfassung ist daher nicht möglich.
Um den HF-Strom zum Motor zu leiten, muss die HF-Eingangsimpedanz des Motortreibers zumindest bei der Resonanzfrequenz der Motorspulen hoch sein. Resonante Bandsperrfilter und/oder Tiefpassfilter können verwendet werden, um die Impedanz bei einer bestimmten Frequenz zu erhöhen (siehe 25). Mit diesem Verfahren kann eine hohe Filterqualität bei nur zwei passiven Komponenten pro Phase erreicht werden.
Nun kann der HF-Strom die Motorspulenresonanz anregen. Um die Impedanz genau zu messen, sollte keine andere HF-Quelle die Resonanz anregen. Die Oberschwingungskomponenten der PWM können jedoch bis zu mehreren MHz betragen. Dadurch kann das Signal-Rausch-Verhältnis eines empfindlichen Rotorpositionsmesssystems deutlich reduziert werden.
Um zu verhindern, dass die PWM-Spannungsoberschwingungen in Oberschwingungsmotorströme umgewandelt werden, kann ein Tiefpassfilter verwendet werden (siehe 25). Ein breites Spektrum von Frequenzen (10 Hz - 2 kHz) muss dieses Filter passieren, während ein breites Spektrum von PWM-Oberschwingungen unterdrückt werden muss. Passive Tiefpassfilter (mit mehreren Stufen) können die PWM-Oberschwingungskomponenten zumindest reduzieren.
Es können weitere Filterelemente erforderlich sein, um die HF-Quelle mit der Antriebsleitung zu koppeln oder um zu verhindern, dass die Spannungen an der Antriebsleitung die HF-Quelle beschädigen.
Der übliche Ansatz zur Unterdrückung von PWM-Rauschen bei Shuntstromsensoren besteht darin, die Abtastung auf die PWM-Frequenz zu synchronisieren.
Häufig wird das Shuntsignal auch mittels eines Tiefpassfilters, beispielsweise eines passiven Tiefpassfilters, gefiltert. Ein solches Filter kann effektiver als die zu den Motorphasen in Reihe geschalteten Filter ausgebildet werden, da anstelle des Motorphasenstroms nur ein geringer Abtaststrom in das Filter eintritt.
Eine stärkere Dämpfung des Rauschens kann mit digitaler Filterung erreicht werden (siehe 26). Frequenzkomponenten der zu dämpfenden Signale müssen innerhalb des Nyquist-Frequenzbereichs liegen, d. h. die Frequenzkomponenten sind kleiner als die Hälfte der Abtastfrequenz. Daher muss die Abtastfrequenz deutlich höher als die PWM-Frequenz sein. Um Signalfrequenzen oberhalb des Nyquist-Frequenzbereichs effizient zu unterdrücken, kann vor der Analog-Digital-Wandlung ein Nyquist-Filter angewendet werden, wobei das Nyquist-Filter konfiguriert ist, Frequenzen oberhalb des Nyquist-Frequenzbereichs zu dämpfen.
Alle in den obigen Abschnitten beschriebenen Messverfahren zur Schätzung der Position und Ausrichtung des Pumpenrotors sowie die sicherheitstechnischen Aspekte des sicheren Betriebs einer Blutpumpe sind auf eine Vielzahl von alternativen Pumpenkonzepten anwendbar. Verschiedene Ausführungsbeispiele einer Blutpumpe sind in den folgenden Abschnitten dargelegt, also insbesondere für Blutpumpen gemäß 1 und 38 ff.
1 zeigt eine beispielhafte Blutpumpe. Die Blutpumpe 100 umfasst ein Gehäuse 102 mit einem axialen Einlass 104 und einer Auslasskammer 106. Die Auslasskammer 106 umfasst einen Auslass 108, der mit einem Transplantat oder einem Rohr verbunden sein kann, um mit dem Gefäßsystem, wie der Arterie, verbunden zu werden. Der Einlass 104 kann in den Scheitelpunkt eines Herzventrikels eingeführt werden oder auch an einem Transplantat oder einem Rohr befestigt werden, das am Gefäßsystem angebracht ist.
Die Auslasskammer 106, die als eine Spirale ausgebildet sein kann, weist eine dem Einlass abgewandte Rückwand 110 auf. Im gezeigten Beispiel weist die Rückwand 110 eine zentrale Spitze auf, die sich in Richtung des axialen Einlasses erstreckt und in der ein Permanentmagnet 112 untergebracht ist. In der Kammer 106 ist ein magnetisch schwebbares Laufrad 114 untergebracht, das vier Schaufeln 116 (einige sind in einer durchgeschnittenen Ansicht gezeigt, um das Innere der Schaufel zu zeigen) umfasst, die über Stege 118 miteinander verbunden sind. Das Laufrad umfasst eine Vielzahl von Permanentmagneten: Jede Schaufel weist einen Permanentmagneten 120 auf, der als Gegenstück zum Permanentmagneten 112 wirkt. Dieses Magnetsystem ist Teil eines passiven radialen Magnetlagers. Das Laufrad umfasst ferner einen optionalen Kipplagermagneten 122 (vorzugsweise auch in jeder Schaufel), der mit einem Magnetring 124 zusammenwirkt, der auf dem Gehäuse angeordnet ist, wodurch ein Kipplager ausgebildet wird.
Ferner weist jede Schaufel einen Rotormagneten 126 auf, der mit den Motorspulen 128 zusammenwirkt. Die Motorspulen sind auf der anderen Seite der Rückwand angeordnet und sind eisenlose, vorzugsweise Kupferwicklungen. Die Steuerung der Leistung, d. h. des Stroms und der Spannung, innerhalb der Motorspulen erfolgt über eine Steuereinheit (in 1 nicht gezeigt), die vorzugsweise außerhalb des menschlichen Körpers platziert ist. Die Spulen und die Steuereinheit sind über eine Antriebsleitung 130 verbunden. Die Antriebsleitung 130 umfasst vier Adern, wobei eine der Adern als eine redundante Ader verwendet werden kann. Die Adern dienen dazu, die Motorspulen so zu steuern, dass das Laufrad gedreht werden kann und die Position des Rotors zumindest in axialer Richtung über eine/s der in dieser Anmeldung dargelegten Steuerschemata, Verfahren oder Schaltungen gemessen werden kann. Da die Blutpumpe keinen separaten Rotorpositionssensor aufweist, können die benötigten Adern innerhalb der Antriebsleitung gegenüber herkömmlichen Blutpumpen reduziert werden.
In anderen Ausführungsformen kann die Pumpe weitere Sensoren aufweisen; die Motorspulen werden jedoch zum Erfassen und Messen einer Position des Rotors verwendet.
38 zeigt eine Blutpumpe, die von dem vorgestellten verbesserten Lagerkonzept profitieren kann. Die Blutpumpe 50 enthält einen Zulauf 58 und mindestens einen Ablauf 59. Ein Rotor 66 wird durch Aktoren angetrieben, die Rotormagnete 51 und Aktorspulen 52 und zusätzlich oder alternativ Aktorspulen (Motorspulen) 69 umfassen (oder in einigen Ausführungsformen aus diesen bestehen).
Im Betrieb dreht sich der Rotor hauptsächlich um die Pumpenachse 67. Der Rotor 66 ist innerhalb der Blutpumpe 50 magnetisch schwebend angeordnet. Ein passives Magnetlager mit mindestens zwei der Magnetkomponenten 53, 54, 55 oder 56 begrenzt die radiale Bewegung des Rotors. Das Radiallager ist in axialer Richtung instabil und kann eine instabile Gleichgewichtsposition aufweisen. Die Aktorkomponenten 51, 52 oder 69 können verwendet werden, um die axiale Rotorposition in die instabile Gleichgewichtsposition oder eine andere vordefinierte axiale Rotorposition zu steuern. Das Kippen des Rotors um den Kipppunkt 68 wird durch ein oder mehrere passive Magnetlager begrenzt, die mindestens zwei der magnetischen Komponenten 60, 61, 62, 63 oder 64 umfassen. Das Kippen könnte alternativ oder zusätzlich über die Aktorkomponenten 51, 52 oder 69 gesteuert werden. Die Blutpumpe kann eine zentrale Nabe oder Spitze 57 enthalten, um die Radiallagerkomponente 54 in Position zu halten. Die Nabe kann minimiert oder weggelassen werden, wenn das Radiallager nicht auf die magnetische Komponente 54 angewiesen ist. Der Übergang von der Nabe 57 zur Rückwand 65 kann allmählich durchgeführt werden, um den Fluidfluss und die Hämodynamik zu verbessern. Die Aktorspulen 52 oder 69 können in der Nähe des Ablaufs, in der Nähe des Zulaufs oder an beiden Stellen positioniert sein.
39 zeigt eine weitere Ausführungsform einer Blutpumpe in einer Querschnittsansicht (39 a) und einer Draufsicht auf einen Abschnitt des Rotors (39 b). Die Rotorblätter 201 sind durch eine zentrale rotierende Nabe 202 verbunden, die sich in den Zulauf 203 erstrecken kann. Die rotierende Nabe enthält ein Radiallager 204, und die Rotorblätter enthalten ein zusätzliches passives magnetisches Radiallager 205. Beide passiven Magnetlager stabilisieren den Rotor in radialer Richtung und Kipprichtung. Die instabile axiale Position wird durch den Aktor 206 gesteuert. Es ist möglich, dass die Magneten des Aktors als ein Halbach-Array angeordnet sein können. Halbach-Arrays können auch in nachfolgend beschriebenen Ausführungsformen angewendet werden.
Die Blutpumpe gemäß 39 bietet den Vorteil, dass ein magnetisches Schweben des Pumpenrotors erreicht wird, ohne dass eine aufwendige pumpenintegrierte Elektronik erforderlich ist, die ihrerseits Antriebsleitungen mit einem Minimum an Adern erleichtert, z. B. können drei Adern ausreichend sein. Darüber hinaus weist die Blutpumpe eine vorteilhaft reduzierte Entwurfshöhe auf, was einer der kritischsten Entwurfsparameter bei pädiatrischen VADs ist. Außerdem fördert eine Blutpumpe gemäß 39 beispielsweise das Auswaschen von Thromben von oberhalb und unterhalb der Schaufeln, verglichen mit einer ummantelten Pumpenkonstruktion.
40 zeigt eine Blutpumpe 300 mit einer zentralen Nabe 301 und zwei axial getrennten passiven Magnetlagern 302 und 303. Die Magnetkomponenten eines Motors oder Aktors 304 sind innerhalb einer Scheibe 305 innerhalb einer Spirale in der Nähe des Ablaufs oder innerhalb der Rotorblätter 306 angeordnet. Die Magnetscheibe ist über Pumpenschaufeln 306 mit der zentralen Nabe verbunden. Ein aktiver magnetischer Aktor 307, der auch als ein Halbach-Array bereitgestellt sein kann, könnte auch im Zulauf und in der zentralen Nabe positioniert sein. Um den Wirkungsgrad der Pumpe zu erhöhen, könnten der Motor 304 und das spezielle aktive Magnetlager 307 zusammen verwendet werden, um die axiale Rotorposition und/oder die Rotordrehzahl und/oder die Kippbewegung zu steuern.
Die Blutpumpe gemäß 40 bietet den Vorteil, dass ein hoher Wirkungsgrad hinsichtlich axialer Kraft- und Drehmomenterzeugung erzielt wird, der steifere Magnetlager ermöglicht, was wiederum eine höhere Robustheit des Lagers gegenüber beispielsweise auf den Pumpenrotor übertragenen äußeren Kräften und Beschleunigungen ergibt. Außerdem hat ein hoher Wirkungsgrad den Vorteil einer verminderten Erwärmung des durch die Pumpe gepumpten Blutes, was die Gefahr der Bildung von Thromben verringert.
41 zeigt eine Variante der Blutpumpe 300, die in 40 gezeigt ist, wobei das radiale Magnetlager 302 innerhalb der Spirale weggelassen ist. Die Lagerfunktion wird nun vom Motor 401 ausgeführt, der eine magnetisch leitende Rückwand 402 oder Zähne 403 enthält, die von den Rotormagneten 404 angezogen werden. Ein magnetisch leitender Feldkonzentrator 405 könnte verwendet werden, um die Lagerfähigkeiten des Motorlagers zu optimieren.
Die Blutpumpe gemäß 41 bietet den Vorteil, dass ein magnetisches Schweben des Pumpenrotors erreicht wird, ohne dass eine aufwendige pumpenintegrierte Elektronik erforderlich ist, die ihrerseits Antriebsleitungen mit einem Minimum an Adern erleichtert, z. B. können drei Adern ausreichend sein. Ferner wird dadurch, dass der Pumpenmotor und das hintere Magnetlager die gleiche Komponente sind, ein einfacherer Aufbau der Blutpumpe gemäß 41 erreicht.
42 zeigt eine Variante der Blutpumpe in 1 oder 38. Die magnetischen Komponenten des Rotors sind in einer Scheibe 501 enthalten. Die Pumpenschaufeln 502 befinden sich auf der Oberseite der Rotorscheibe 501. Eine zweite Scheibe 503 könnte gegenüber der ersten Scheibe angeordnet sein. Die magnetischen Komponenten können sich in einer oder beiden Scheiben befinden.
Die Blutpumpe gemäß 42 bietet den Vorteil, dass ein magnetisches Schweben des Pumpenrotors erreicht wird, ohne dass eine aufwendige pumpenintegrierte Elektronik erforderlich ist, die ihrerseits Antriebsleitungen mit einem Minimum an Adern erleichtert, z. B. können drei Adern ausreichend sein. Zusätzlich wird mit einer Blutpumpe gemäß 42 eine flexible Einlassgeometrie erfasst, die wiederum verschiedene Implantationspositionen für eine solche Blutpumpe ergibt.
Die Blutpumpe in 43 zeigt eine Variante der in 42 dargestellten Blutpumpe. Die Motormagneten 601 befinden sich in einer Scheibe 602 und die Lagermagneten 603 in der anderen Scheibe 604. Das Feld der Lagermagneten 603 kann für ein aktives Axiallager genutzt werden. Der Motor 605 und das aktive axiale Magnetlager 606 könnten sich die Last der axialen Positionssteuerung des Rotors teilen, um die maximale Kraft und/oder Effizienz zu erhöhen.
Wie die Blutpumpe gemäß 40 bietet die Blutpumpe gemäß 43 den Vorteil, dass ein hoher Wirkungsgrad hinsichtlich axialer Kraft- und Drehmomenterzeugung erzielt wird, der steifere Magnetlager ermöglicht, was wiederum eine höhere Robustheit des Lagers gegenüber beispielsweise auf den Pumpenrotor übertragenen äußeren Kräften und Beschleunigungen ergibt. Außerdem hat ein hoher Wirkungsgrad den Vorteil einer verminderten Erwärmung des durch die Pumpe gepumpten Blutes, was die Gefahr der Bildung von Thromben verringert. Zusätzlich wird mit einer Blutpumpe gemäß 43 eine flexible Einlassgeometrie erfasst, die wiederum verschiedene Implantationspositionen für eine solche Blutpumpe ergibt.
44 zeigt die Lastverteilung des Motors 701 und des aktiven Axiallagers 702, implementiert in einer mantellosen Rotorzentrifugalpumpe 700. Der Motor 701 und das aktive Lager 702 können, wie gezeigt, axial getrennt sein oder radial getrennt sein. Die Blutpumpe gemäß 44 bringt im Allgemeinen ähnliche Vorteile wie eine Blutpumpe gemäß 43.
48 zeigt eine weitere Ausführungsform einer Blutpumpe 800. Diese Blutpumpe 800 ähnelt dem in 39 gezeigten technischen Aufbau der Blutpumpe. Die passive Magnetlagerung des Pumpenrotors 810 erfolgt über zwei axial versetzte Radiallager 820, 830. Sie zeigen jeweils eine radial stabilisierende und eine axial destabilisierende Wirkung. In Kombination ergeben diese beiden axial versetzten Radiallager 820, 830 eine Kippstabilisierung des Pumpenrotors. Ferner besteht jedes vorhandene passive Radiallager 820, 830 aus zwei radial abstoßenden Magnetelementen 821, 822, 831, 832. Außerdem ist der Motorstator 840 als ein eisenloser Axialflussmotor ausgebildet und am Boden des Pumpengehäuses 850 angeordnet.
Die Blutpumpe 900 in 49 zeigt eine Variante der in 42 dargestellten Blutpumpe. Bei dieser Ausführungsform einer Blutpumpe 900 erfolgt die passive Magnetlagerung des Pumpenrotors 910 über zwei Magnetlager, die in einer Ebene am Boden des Pumpengehäuses 920 angeordnet sind.
Radial innenliegend ist ein erstes Magnetlager als ein Radiallager 930 ausgebildet. Dieses Lager 930 besteht aus zwei radial abstoßenden Magnetelementen 931, 932, die ferner einen radial stabilisierenden, jedoch einen axial und kippdestabilisierenden Effekt ergeben.
Zusätzlich ist wiederum ein zweites, radial außen liegendes Magnetlager als axiales, kippstabilisierendes Lager 940 ausgebildet. Das Lager besteht hier aus zwei radial anziehenden Magnetelementen 941, 942, die eine axial und kippstabilisierende, jetzt aber radial destabilisierende Wirkung ergeben.
Die Kippstabilisierung des Pumpenrotors 910 erfolgt durch den Momentenarm, der von der radialen Lage des Axiallagers 940 relativ zur Drehachse des Pumpenrotors 910 ausgeht. Auch hier ist der Motorstator 950 als ein eisenloser Axialflussmotor ausgebildet und nun auf der entgegengesetzten Seite des Pumpengehäuses, dem Pumpendeckel 960 angeordnet.
Die Blutpumpe 1000 in 50 zeigt eine Variante der in 48 dargestellten Blutpumpe. Bei dieser Ausführungsform einer Blutpumpe erfolgt die passive Magnetlagerung des Pumpenrotors in gleicher Weise wie bei der in 48 gezeigten Ausführungsform einer Blutpumpe.
Bei der Blutpumpe der 50 erfolgt jedoch die axiale Positionierung des Pumpenrotors allein durch eine aktive Lagerwicklung 1010, die am Einlass der Pumpe angeordnet ist. Im Pumpenbetrieb erzeugt der Axialflussmotor hier lediglich ein Drehmoment, um den Pumpenrotor zu drehen.
Die Blutpumpe 1100 in 51 zeigt eine Variante der in 49 dargestellten Blutpumpe. Bei dieser Ausführungsform einer Blutpumpe erfolgt die passive Magnetlagerung des Pumpenrotors in gleicher Weise wie bei der in 49 gezeigten Ausführungsform einer Blutpumpe.
Bei der Blutpumpe der 51 erfolgt jedoch die axiale Positionierung des Pumpenrotors allein durch eine aktive Lagerwicklung 1110, die nun an der Unterseite des Pumpengehäuses angeordnet ist. Im Pumpenbetrieb erzeugt der Axialflussmotor hier lediglich ein Drehmoment, um den Pumpenrotor zu drehen.
52 zeigt eine weitere Ausführungsform einer Blutpumpe 1200. Diese Blutpumpe 1200 ähnelt dem in 48 gezeigten technischen Aufbau der Blutpumpe.
Die passive Magnetlagerung des Pumpenrotors 1220 erfolgt über zwei axial versetzte Axiallager 1230, 1240. Sie zeigen jeweils eine radial stabilisierende und eine axial destabilisierende Wirkung. In Kombination ergeben diese beiden axial versetzten Axiallager 1230, 1240 eine Kippstabilisierung des Pumpenrotors. Ferner besteht jedes vorhandene passive Radiallager 1230, 1240 aus zwei axial anziehenden Magnetelementen 1231, 1232, 1241, 1242.
Zusätzlich wird mit den passiven Magnetelementen, die dem Pumpenmotor 1270 und dem passiven Magnetlager zugeordnet sind, eine Halbach-Konfiguration realisiert. Hierdurch ergibt sich der Vorteil einer maximalen Steuerbarkeit des Pumpenrotors, was wiederum eine höhere Robustheit des Lagers beispielsweise gegenüber äußeren Kräften und auf den Pumpenrotor wirkende Beschleunigungen ergibt.
Ferner erfolgt bei der Blutpumpe der 52 die axiale Positionierung des Pumpenrotors allein durch eine aktive Lagerwicklung 1260, die am Einlass der Pumpe angeordnet ist. Im Pumpenbetrieb erzeugt der Pumpenmotor hier lediglich ein Drehmoment, um den Pumpenrotor 1220 zu drehen. Alternativ oder zusätzlich erfolgt in einer anderen Ausführungsform die Steuerung der axialen Position des Pumpenrotors 1220 durch eine Kombination von magnetischen Lagerkräften und axialen Motorkräften, die wiederum die höchste axiale Gesamtstabilität des Systems, d. h. des Pumpenrotors 1220, ergibt.
Durch die aktive Lagerwicklung 1260 wird somit in Kombination mit den Halbach-Magneten und optional in Kombination mit der axialen Motorkraft ein hoher Wirkungsgrad erzielt, der den Vorteil einer verringerten Erwärmung des durch die Pumpe gepumpten Blutes ergibt, was beispielsweise die Gefahr der Thrombenbildung verringert.
Das Blutpumpensystem kann auch ein Verbindungssystem zur Verwendung in medizinischen Anwendungen aufweisen, umfassend eine Kanüle c7 aus einem flexiblen Material, einen Klauenring c1, der an der Kanüle c7 angeordnet ist und mindestens zwei Klauen c11 aufweist, wobei der Klauenring c1 eine Außenfläche der Kanüle c7 umgibt und an einem Kanülenende c71 der Kanüle c7 zur Drehung und axialen Verschiebung an der Kanüle c7 zu einem Anschlag angeordnet ist, wobei der Anschlag eine Manschette am Kanülenende c71 an der Außenfläche der Kanüle c7 umfasst, und ein Rohr c5, das einen an einem Rohrende angebrachten Sicherungsring c3 und einen an dem Rohr c5 angebrachten Nippel umfasst, wobei der Klauenring c1 mit dem Sicherungsring c3 durch eine axiale Bewegung des Klauenrings c1 in Bezug auf die Kanüle c7 in Richtung des Sicherungsrings c3 und durch Einrasten der mindestens zwei Klauen c11 an dem Sicherungsring c3 in einer Position, in der diese axiale Bewegung durch den Anschlag begrenzt ist, verbindbar ist.
53 bis 57 zeigen eine beispielhafte Vorrichtung des Verbindungssystems zur Verwendung in medizinischen Anwendungen, die eine Verbindung zwischen einer Kanüle c7 und einem Schlauch c5 bereitstellt. Ein Nippel, hier als eine Schlauchkupplung c4 gezeigt, ist in ein Kanülenende c71 eingesetzt (siehe 53b). Ein Verstärkungselement c6 ist am Kanülenende c71 angeordnet und fest mit dem Kanülenende c71 verbunden. Ein Distanzring c2 ist in einer Nut c61 des Verstärkungselements c6 angeordnet. Am Sicherungsring c3 ist ein Klauenring c1 mit seinen Klauen c11 verriegelt, wobei die Klauen c11 des Klauenrings c1 an einem Basisring c15 angebracht sind (siehe 54). Dabei drückt der Klauenring c1 auf den Distanzring c2, der seinerseits auf eine Manschette c62 des Verstärkungselements c6 drückt, wodurch eine dichte Verbindung mit einer ringförmigen Abschlussfläche c36 des Sicherungsrings c3 ausgebildet wird. Die Abdichtung zwischen der Kanüle c7 und der Schlauchkupplung c4 wird durch eine elastische Aufweitung des Kanülenendes c71 beim Aufschieben des Kanülenendes c71 auf die Schlauchkupplung c4 ausgebildet. Dadurch entstehen radiale Abdichtungskräfte, die die Innenfläche des Kanülenendes c71 auf die Schlauchkupplung c4 drücken. Die radiale Abdichtungskraft wird durch den Spannring c63 des Verstärkungselements c6 weiter erhöht. Die Vorrichtung ist im Wesentlichen eine Schnappverbindung. Die auf dem Basisring c15 angeordneten Klauen c11 werden über den Sicherungsring c3 geschoben, wo sie lösbar einrasten.
Die Abschlussfläche c36 geht radial nach außen in eine Schrägfläche c31 und radial nach innen in einen Freiraum c35 über, der die vor der Manschette angeordnete Kanülenschulter aufnimmt, die bei einer Verkürzung der Kanüle während der Implantation entsteht. Hinter der Abschlussfläche c36 sind Halteflächen c32 und Schrägflächen c33 angeordnet, wobei die an der Kanüle angeordneten Klauen c11 des Klauenringes c1 in die Flächen c32 und c33 einrasten und dadurch die Kanüle c7 mit dem Rohr c5 verbinden. Der Distanzring c2 und der Klauenring c1 zum Verbinden der Kanüle c7 können bereits bei der Zuführung der Kanüle an der Kanüle c7 vormontiert sein oder alternativ bei der Operation an der Kanüle c7 montiert sein. Zur Herstellung der Verbindung wird die Kanüle c7 auf die Schlauchkupplung c4 aufgeschoben, wodurch der Innendurchmesser der Kanüle c7 elastisch aufgeweitet wird. Der Klauenring c1 wird gedreht, bis er in der Rastposition (57a) relativ zum Sicherungsring c3 positioniert ist, und dann axial zum Sicherungsring c3 hin verschoben. Die Klauen c11 werden beim Aufschieben auf die Schrägflächen c31 des Sicherungsrings auseinandergespreizt und verriegeln sich mit Klauenauflageflächen c12 an den Sicherungsringhalteflächen c32 (56a, 56b, 56c). In einer perspektivischen Veranschaulichung des Klauenrings c1 gemäß 54 sind sechs Klauen c11 auf einem Basisring c15 angeordnet. An den Enden der Klauen c11 sind die Klauenhaltefläche c12 und eine schräge Klauenfläche c14 angeordnet. Diese sind vorgesehen, um einen sicheren Verriegelungseingriff mit dem Sicherungsring c3 zu ermöglichen, wie in 56a, 56b, 56c veranschaulicht. Die elastischen Gelenke c13 am Klauenring c1 ermöglichen ein Aufspreizen der Klauen c11, wenn sie schnappend mit dem Sicherungsring c3 in Eingriff gelangen.
Darüber hinaus kann das Blutpumpensystem auch eine Vorrichtung zum Verbinden einer Kanüle mit einem Hohlorgan, insbesondere mit einem Herzen, umfassen, wobei eine Kanülenspitze der Kanüle eine Öffnung aufweist, die zur Verhinderung einer vollständigen Okklusion und Zurückhalten des Blutflusses von dem Hohlorgan in die Kanüle an ihrem oberen Rand gewellt und mit Vertiefungen versehen ist.
In einer beispielhaften Ausführungsform der Vorrichtung zum Verbinden der Kanüle mit dem Hohlorgan, gezeigt in 58, ist die Oberkante der Kanülenspitze ca13, die in einen linken Ventrikel eines Herzens ca3 vorstehen kann, wellenförmig ausgebildet und mit tiefen, halbkreisförmigen Ausnehmungen versehen. In diesem Fall verhindern die Ausnehmungen eine vollständige Okklusion der Öffnung, so dass weiterhin Blut aus dem Ventrikel in die Einlasskanüle fließen kann.
Die Kanüle kann mit einem am Herzen ca3 annähbaren Nahtring ca1 kombiniert sein. Beispielsweise wird zur Verbindung der Einlasskanüle mit dem linken Ventrikel ca3 zunächst eine kreisförmige Öffnung am Scheitel des Herzens ausgeschnitten, in die später die Kanülenspitze ca13 eingesetzt wird. Vor dem Einsetzen der Kanülenspitze ca13 wird um diese kreisförmige Öffnung ein Nahtring ca1 genäht.
Die Kanüle kann einen Nahtflansch ca14 aufweisen. In einem Beispiel weist der Nahtring ca13 die gleichen Durchmesserabmessungen wie ein Nahtflansch ca14 an der Einlasskanüle ca2 auf. In einem Beispiel kann der Nahtring ca1 aus einem fünflagigen Silikonkern bestehen, der aus einer inneren Schicht ca4 aus unverstärktem Silikon und Lagen ca5, ca6 aus verstärktem Silikon auf beiden Seiten besteht; sowohl auf der Oberseite als auch auf der Unterseite ist ein Dacron-Velour-Gewebe verklebt.
Alle gezeigten Pumpenkonfigurationen (1, 38-44, 48-52) sind für das Schweben über eine BEMF-basierte Rotorpositionserfassung und eine auf der Motorspulenimpedanz basierende Rotorpositionserfassung ausgelegt und damit kompatibel, wodurch eine Sensorredundanz ohne zusätzliche implantierte Komponenten ermöglicht wird. Durch die Ausnutzung der von einem Axialflussmotor erzeugten Axialkräfte kann eine spezielle Lagerspule minimiert werden oder ganz entfallen, wodurch die Pumpengröße weiter reduziert wird. Die offenbarten Pumpen benötigen keine aktive Schwebeelektronik innerhalb der Pumpe und halten daher die Baugröße klein und die Zuverlässigkeit hoch. Einige Zuverlässigkeitsmaßnahmen, z. B. eine vollständig redundante Gleichstromanbindung an die Pumpe, können ohne Pumpenelektronik nicht durchgeführt werden. Daher wurden alternative Maßnahmen offenbart, die die Redundanz erhöhen und mit der offenbarten Schwebestruktur kompatibel sind. Bei der Optimierung der Pumpengröße ist es wichtig, auch die implantierten Peripheriegeräte so klein wie möglich zu halten, ohne die Hämokompatibilität zu beeinträchtigen. Das offenbarte Verbindungssystem eignet sich daher insbesondere für die offenbarten Pumpenkonfigurationen.
Die beschriebenen Pumpensysteme kombinieren geringe Baugröße, Zuverlässigkeit und Hämokompatibilität, was sie besonders für eine pädiatrische VAD geeignet macht.
ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
Diese Liste der vom Anmelder aufgeführten Dokumente wurde automatisiert erzeugt und ist ausschließlich zur besseren Information des Lesers aufgenommen. Die Liste ist nicht Bestandteil der deutschen Patent- bzw. Gebrauchsmusteranmeldung. Das DPMA übernimmt keinerlei Haftung für etwaige Fehler oder Auslassungen.
Zitierte Patentliteratur

US 2016/0281728 A1 [0034]
US 5588812 A [0034, 0040]
US 006071093 A [0034]
US 6302661 B1 [0034, 0046, 0047]
US 20160281728 A1 [0040]
US 6071093 A [0042, 0043]
EP 19159286 [0042]
WO 2018206754 A1 [0158]

Claims

Blutpumpensystem, insbesondere eine ventrikuläre Unterstützungsvorrichtung, VAD, wobei das System umfasst: - eine Blutpumpe, wobei die Pumpe umfasst: - ein Gehäuse, umfassend einen Einlass und einen Auslass, vorzugsweise einen axialen Zulauf und einen tangentialen Ablauf; - einen Motoraktor, wobei der Motor eine Vielzahl von Motorspulen (zum Antreiben eines Laufrades) umfasst; - einen Rotor, umfassend das Laufrad, wobei sich das Laufrad im Gehäuse befindet und eine Vielzahl von Rotormagneten umfasst; wobei das System ferner umfasst: - eine Antriebsleitung; - eine Steuereinheit zum Steuern des Betriebs der Pumpe, wobei die Steuereinheit konfiguriert ist: - den Motor zu betreiben, sodass sich das Laufrad um eine Achse dreht; und - unter Verwendung mindestens einer von der Vielzahl der Motorspulen die Rotorposition in einer Richtung entlang der Achse zu messen.
Blutpumpensystem nach Anspruch 1, wobei die Steuereinheit dazu ausgelegt ist, Schaltrauschen von einem Motortreiber zu reduzieren oder zu eliminieren.
Blutpumpensystem nach einem der Ansprüche 1 oder 2, wobei eine Ausgangsstufe des Motortreibers Filterelemente zum Ausfiltern von Hochfrequenzsignalen umfasst.
Blutpumpensystem nach Anspruch 3, wobei zu dem gefilterten Motortreiberausgang ein Hochfrequenzsignal hinzugefügt wird.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei die Messung der Motorströme eine Messung der Motorspulenimpedanz, vorzugsweise der Hochfrequenzmotorspulenimpedanz, umfasst.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei eine motorinterne gegenelektromotorische Kraft außerhalb des Motors repliziert wird, vorzugsweise unter Verwendung der Messung induktiver Shuntspannung.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei eine Magnetfeldstärke in einem elektrischen oder digitalen Signal außerhalb des Motors repliziert wird, vorzugsweise unter Verwendung eines Replikats einer gegenelektromotorischen Kraft und eines abgestimmten Paares von Hochpass- und Tiefpassfilterelementen.
Blutpumpensystem nach einem vorangehenden Anspruch, wobei die Steuereinheit dazu ausgelegt ist, Spannungstransienten in der Antriebsleitung zu reduzieren, oder dazu ausgelegt ist, Trapez- oder Dreieckstromwellenformen in Bezug auf die Sinusstromwellenformen zu reduzieren.
Blutpumpensystem nach dem vorangehenden Anspruch, wobei die Steuereinheit einen DC-DC-Wandler umfasst oder Verstärker der Klasse AB und/oder passive Filterelemente umfasst.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei die Antriebsleitung nicht mehr als vier Adern umfasst, vorzugsweise drei Adern und eine redundante Ader.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei die Blutpumpe ein passives magnetisches Radiallager und/oder ein passives magnetisches Kipplager umfasst.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei die Blutpumpe ein aktives magnetisches Axiallager umfasst.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei der Motor ein Axialflussmotor, vorzugsweise ein eisenloser Axialflussmotor, ist.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, umfassend einen elektrisch parallel mit einer Motorspule verbundenen Kondensator, wobei die Motorspule und der Kondensator einen Resonanzkreis mit einer Resonanzfrequenz und einer elektrischen Impedanz mit einem Betrag und einer Phase ausbilden.
Blutpumpensystem nach Anspruch 14, wobei die Motorspule eine erste Spule umfasst und wobei ein erster Kondensator mit der ersten Spule elektrisch parallel verbunden ist und beide einen ersten Resonanzkreis ausbilden, und wobei die Motorspule eine zweite Spule umfasst und wobei ein zweiter Kondensator elektrisch parallel mit der zweiten Spule verbunden ist und beide einen zweiten Resonanzkreis ausbilden, wobei sich eine Kapazität des ersten Kondensators von einer Kapazität des zweiten Kondensators unterscheidet und sich die Resonanzfrequenz des ersten Resonanzkreises von der Resonanzfrequenz des zweiten Resonanzkreises unterscheidet.
Blutpumpensystem nach Anspruch 15, ferner umfassend eine Messeinheit, die konfiguriert ist, die elektrische Impedanz eines oder mehrerer der Resonanzkreise zu bestimmen.
Blutpumpensystem nach Anspruch 16, ferner umfassend eine Schätzeinheit, die dazu ausgelegt ist, eine Translations- und/oder eine Rotationsposition des Rotors auf Grundlage der elektrischen Impedanz eines oder mehrerer der Resonanzkreise zu bestimmen.
Blutpumpensystem nach einem der Ansprüche 1 bis 17, wobei ein Prüfsignal in eine Motorspule eingespeist wird, wobei das Prüfsignal eine Komponente umfasst, die mindestens eines von amplitudenmoduliert, frequenzmoduliert, phasenmoduliert und codemoduliert ist, wobei die codemodulierte Komponente vorzugsweise eine zufallscodemodulierte Komponente oder eine pseudozufallscodemodulierte Komponente umfasst.
Blutpumpensystem nach Anspruch 18, ferner umfassend eine Detektoreinheit, die vorzugsweise einen Korrelator oder einen Synchrondetektor aufweist, konfiguriert, das Prüfsignal in einer an der Motorspule gemessenen Spannung und/oder in einem davon abgeleiteten Signal zu erfassen.
Blutpumpensystem nach Anspruch 19, wobei die Detektoreinheit dazu ausgelegt ist, die Motorspulenimpedanz auf Grundlage des erfassten Prüfsignals zu schätzen.
Blutpumpensystem nach Anspruch 20, wobei die Motorspulenimpedanz während des Betriebs des Blutpumpensystems kontinuierlich geschätzt wird.
Blutpumpensystem nach einem der Ansprüche 20 bis 21, wobei das Replikat der gegenelektromotorischen Kraft mit der geschätzten Motorspulenimpedanz berechnet wird.
Blutpumpensystem nach Anspruch 22, wobei die geschätzte Motorspulenimpedanz durch Minimieren der Hochfrequenzsignalkomponente innerhalb des Replikats der gegenelektromotorischen Kraft geschätzt wird.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, wobei eine Magnetfeldstärke in einem elektrischen oder digitalen Signal außerhalb des Motors repliziert wird, vorzugsweise durch Integrieren des Replikats einer gegenelektromotorischen Kraft mit einem Integrator, wobei der Integrator numerisch stabilisiert wird, indem ein Ausgangssignal des Integrators über ein Filter mit gleitendem Mittelwert, das ein gemitteltes Signal erzeugt, auf einen Eingang des Integrators zurückgeführt wird.
Blutpumpensystem nach Anspruch 24, wobei die Mittelungszeit des Filters mit gleitendem Mittelwert eine Rotationsperiode oder ein ganzzahliges Vielfaches einer Rotationsperiode des Rotors ist.
Blutpumpensystem nach einem der Ansprüche 24 oder 25, wobei das Replikat der gegenelektromotorischen Kraft ein Eingangssignal des Integrators ist und wobei das gemittelte Signal vom Eingangssignal des Integrators subtrahiert wird.
Blutpumpensystem nach Anspruch 26, wobei das gemittelte Signal tiefpassgefiltert wird, ehe es vom Eingangssignal des Integrators subtrahiert wird.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, ferner umfassend ein Verbindungssystem zur Verwendung in medizinischen Anwendungen, umfassend: - eine Kanüle, hergestellt aus einem flexiblen Material, einen Klauenring, der an der Kanüle angeordnet ist und mindestens zwei Klauen aufweist, wobei der Klauenring eine Außenfläche der Kanüle umgibt und zum Drehen und axialen Versetzen an der Kanüle bis zu einem Anschlag an einem Kanülenende der Kanüle angeordnet ist, wobei der Anschlag eine Manschette am Kanülenende an der Außenfläche der Kanüle umfasst, und - ein Rohr, umfassend einen Sicherungsring, angebracht an einem Rohrende, und einen Nippel, angebracht an dem Rohr, wobei der Klauenring durch eine axiale Bewegung des Klauenrings in Bezug auf die Kanüle in Richtung des Sicherungsrings und durch Verriegeln der mindestens zwei Klauen an dem Sicherungsring in einer Position, in der diese axiale Bewegung durch den Anschlag begrenzt ist, mit dem Sicherungsring verbunden werden kann.
Blutpumpensystem nach einem der vorangehenden Ansprüche, ferner umfassend eine Vorrichtung zum Verbinden einer Kanüle (ca2) mit einem Hohlorgan (ca3), insbesondere mit einem Herzen (ca3), dadurch gekennzeichnet, dass eine Kanülenspitze (ca13) der Kanüle (ca2) eine Öffnung aufweist, die zur Verhinderung vollständiger Okklusion und Zurückhalten des Blutflusses aus dem Hohlorgan (ca3) in die Kanüle (ca2) an ihrem oberen Rand gewellt und mit Vertiefungen versehen ist.
Blutpumpensystem nach Anspruch 29, wobei die Kanüle (ca2) mit einem am Herzen (ca3) annähbaren Nahtring (ca1) kombiniert ist.
Blutpumpensystem nach einem der Ansprüche 29 bis 30, wobei die Kanüle (ca2) einen Nahtflansch (ca14) aufweist.