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Steigerung der Leistungsdichteund der Wirtschaftlichkeit vonElektromotoren für atomotiveFahrantriebe

Doctoral Thesis

Author(s):Stöck, Martin

Publication date:2016

Permanent link:https://doi.org/10.3929/ethz-a-010619048

Rights / license:In Copyright - Non-Commercial Use Permitted

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DISS. ETH Nr. 23292

STEIGERUNG DER LEISTUNGSDICHTE UND DERWIRTSCHAFTLICHKEIT VON ELEKTROMOTOREN FÜR

ATOMOTIVE FAHRANTRIEBE

Abhandlung zur Erlangung des Titels

DOKTOR / DOKTORIN DER WISSENSCHAFTEN der ETH ZÜRICH

(Dr. sc. ETH Zürich)

vorgelegt von

Martin Stöck

MSc in Microengineering, EPFL

geboren am 23.01.1984

von Wartau SG

angenommen auf Antrag von

Prof. Dr.-Ing. Mirko Meboldt

Prof Dr.-Ing. Jörg Franke

2016

2

To Arno Mathoy (1963-2011)

Noch sind wir zwar keine gefährdete Art, aber es ist nicht so, dass wir nicht oft genug ver-sucht hätten, eine zu werden. – Douglas Adams, Die letzten ihrer Art.

3

Kurzfassung

Das Elektrofahrzeug ist eine vielversprechende Lösung das Energie-Problem nachhaltig zu

lösen. In dieser Dissertation wird untersucht, welche Möglichkeiten zur Erhöhung der Leis-

tungsdichte von verteilt gewickelten Elektromotoren für den automobilen Markt bestehen.

Eine Komponente, welche ein grosses Innovationspotential betreffend Leistungsdichte, Kos-

ten und dem Herstellprozess aufzeigt, ist die verteilte Wicklung. Diese wird in dieser Disser-

tation betreffend den drei Erfolgsfaktoren untersucht.

Die Leistungsdichte der meisten Elektromotoren wird durch die Dauerleistung limitiert. Eine

verbesserte Kühlung steigert die Dauerleistung des Elektromotors oder ermöglicht diesen

kleiner und kostengünstiger zu bauen. Eine durchgeführte Sensitivitäts-Analyse eines Elekt-

romotors hat ein hohes Steigerungspotential in der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung

identifiziert. Mit Hilfe von verdrillten Wicklungsdrähten konnte eine Steigerung der thermi-

schen Leitfähigkeit um den Faktor 4 experimentell nachgewiesen werden. Die Wärme wird

durch das Verdrillen entlang des Drahtes von innen nach aussen geführt. Durch ein zusätzli-

ches Verpressen der Litzen entstehen die sogenannten Formlitzen. Der erhöhte Füllfaktor

reduziert die Kupferverluste und erhöht so zusätzlich die Leistungsdichte. Neben der Wick-

lung wurde zusätzlich die thermische Leitfähigkeit der Isolation verbessert. Beide Massnah-

men kombiniert führen bei einem gegebenen BRUSA-Motor zu einer Leistungssteigerung

von 35%.

Die verteilte Wicklung wurde als ein Kostentreiber identifiziert. Zudem erfüllt die aktuell ein-

gesetzte Einzugswicklung nicht die hohen Anforderungen der Automobilindustrie hinsichtlich

Leistungsdichte, Preis, Qualität, Taktzeit und Reproduzierbarkeit. Die Produktionsschritte der

Formlitzenwicklung wurden entwickelt und ein Konzeptnachweis sowie ein Serienkonzept für

eine vollautomatische Fertigung wurden entworfen. Eine Taktzeit von 60 Sekunden scheint

damit erreichbar. Die Herstellkosten zweier leistungsgleicher Elektromotoren mit Formlitzen-

wicklung und Einzugswicklung wurden miteinander verglichen. Je nach Betrachtungsweise

variiert der Break-Even-Point der Formlitzenwicklung zwischen 10‘000 Stück und 40‘000

Stück pro Jahr.

Durch die erhöhte thermische Leitfähigkeit der Formlitze konnte eine neue Wicklung zur

Steigerung der Leistungsdichte von Elektromotoren gefunden werden. Zudem wurden Her-

stellprozesse entwickelt, welche eine 100 %-ige Automatisierung der Formlitzenwicklung

erlauben. Die erhöhte Leistungsdichte in Kombination mit der automatisierten Produktion

ergibt eine wirtschaftlich konkurrenzfähige Wicklung, die den hohen Ansprüchen der Gross-

serienfertigung der Automobilindustrie gerecht wird.

4

Summary

The electric vehicle is one promising and sustainable solution to solve the future energy

problem. In this dissertation solutions to increase the power density of distributed wound mo-

tors for drivetrains of electric vehicles are investigated. One component which shows a high

innovation potential for an increased power density, cost reductions and improved manufac-

turing processes is the distributed winding which is further investigated in this dissertation.

The power density of most electric motor used in powertrains of electric vehicles are limited

by the continuous power. An improved cooling can increase the continuous power density

and therefore reduce the size and the material cost. A conducted sensitivity analysis shows a

high potential for an increased thermal conductivity of the winding. With the help of twisted

wires an increased thermal conductivity of the winding by factor 4 could be experimentally

shown. Through twisting, the heat is conducted along the wires and therefore increases the

thermal conductivity of the winding. By rolling the twisted wires the so called formed-litz-wires

are produced. The increased filling factor through the rolling process reduces the losses

which increases the power density additionally. Beside the thermal conductivity of the wind-

ing, the thermal insulation of the winding was increased additionally. All these actions com-

bined lead for a given Motor to a power density increase of 35 %.

The distributed winding was identified as a cost driver. Additionally the often used pull-in

winding does not fulfil the high quality requirements of the automotive industry, nor the tar-

geted cycle time. The production steps for the formed-litz-winding were developed. With pro-

totypes the feasibility of a cycle time of 60 seconds was shown. To judge the production

costs the formed-litz-winding two motors were built and compared. The comparison was

made with two motors with the same power characteristic, one with the pull-in winding, one

with the formed-litz-winding. The formed-litz-winding showed depending on the approach a

break even between 10‘000 and 40‘000 motors a year.

Through the increased thermal conductivity of the formed-litz-wires, motors with higher pow-

er densities became possible. Further production steps were developed for a 100 %-

automatization of the production process. The increased power density in combination with

the automatized production results in a cost-beneficial winding.

5

Danksagung

Mein besonderer Dank gilt meinem Doktorvater Herrn Prof. Dr. Meboldt, der mich während

meiner Zeit als externer Doktorand in der Produktentwicklungsgruppe pd|z der ETH Zürich in

einzigartiger Weise förderte. Er hatte stets das Vertrauen in den Erfolg meiner Arbeit und

gab mir den nötigen Freiraum für die Forschung. Seine ambitionierten Zielsetzungen und

seine Inputs aus anderen Forschungsgebieten sowie seine motivierende Art haben mich

stark gefördert.

Für die Übernahme des Korreferates und die fruchtbaren Diskussionen zu meinem For-

schungsthema bin ich Herrn Prof. Dr. Franke vom Lehrstuhl für Fertigungsautomatisierung

und Produktionssystematik der Universität Erlangen-Nürnberg sehr dankbar.

Besonders möchte ich meinen Dank Arno Mathoy (1963-2011) widmen, Mitglied des Verwal-

tungsrates der Schweizer Brusa Elektronik AG, welcher mich für die Elektromotoren faszi-

niert hatte und leider so früh von uns gegangen ist. Insbesondere möchte ich ihm für die Mo-

tivation und das fundierte Wissen danken, das er im Berufsalltag mit uns teilte.

Ebenfalls gilt mein besonderer Dank Herrn Josef Brusa, CEO der BRUSA Elektronik AG, der

als Visionär die BRUSA Elektronik AG vor 30 Jahren gegründet hat und seit damals innova-

tive Komponenten für die Elektromobilität entwickelt und produziert. Für die Möglichkeit in

seiner zukunftsträchtigen Firma eine Industriedoktorat durchzuführen, möchte ich mich spe-

ziell bedanken.

Zudem möchte ich Prof. Dr. Dyntar danken, welcher den Kontakt zu Prof. Dr. Meboldt gen-

knüpft hat.

Für die langjährige Unterstützung meines Teamleiters Philipp Lüchinger und des Produkt-

gruppenleiters Martin Breu der BRUSA Elektronik AG möchte ich mich ebenfalls bedanken.

Zudem möchte ich mich bei meinen Teamkollegen bedanken. Ihr Beitrag trug stark zum Er-

folg der Arbeit bei.

Den Kollegen der Produktentwicklungsgruppe Zürich pd|z der ETH möchte ich für ihre Of-

fenheit und die angenehme Arbeitsatmosphäre danken.

Meiner Familie danke ich von Herzen für ihre uneingeschränkte Unterstützung. Ebenso mei-

ner Partnerin Yvonne, welche mich in allen Lebensbereichen während der ganzen Disserta-

tion voll unterstützt hat.

Martin Stöck

6

Inhalt

1 Einleitung / Motivation ....................................................................................................... 9

1.1 Globaler Energieverbrauch ........................................................................................ 9

1.2 Potentielle Lösungen für den wachsenden Energiebedarf ...................................... 10

1.3 Das Hybrid- und Elektrofahrzeug ............................................................................. 11

1.4 Leistungsdichte von Elektromotoren wirtschaftlich steigern .................................... 12

1.5 Fazit ......................................................................................................................... 12

2 Grundprinzipien zur erfolgreichen Steigerung der Leistungsdichte eines Elektromotors 13

2.1 Erfolgsfaktoren der Automobilzulieferindustrie ........................................................ 13

2.2 Steigerung der Leistungsdichte eines Elektromotors ............................................... 14

2.2.1 Der Aufbau und die Funktionsweise eines Elektromotors ................................ 14

2.2.2 Wie lässt sich die Leistungsdichte erhöhen? .................................................... 19

2.2.3 Stand der Technik zur Erhöhung der Dauerleistungsdichte ............................. 22

2.2.4 Minimierung der Länge des Wärmeleitungspfades .......................................... 24

2.2.5 Querschnittsfläche des thermischen Widerstands maximieren ........................ 24

2.2.6 Verbesserte thermische Leitfähigkeiten ............................................................ 25

2.2.7 Verminderung der Verluste in der Statorwicklung ............................................ 28

2.2.8 Fazit: Entwicklungspotential für die verbesserte Kühlung ................................ 29

2.3 Die Kostentreiber des Elektromotors ....................................................................... 33

2.3.1 Die Fertigungskosten des Stators ..................................................................... 34

2.3.2 Die Materialkosten des Stators ......................................................................... 35

2.3.3 Fazit: Die Kostentreiber eines Elektromotor ..................................................... 36

2.4 Die Herstellung der Stator-Wicklung ........................................................................ 37

2.4.1 Die manuelle Herstellung der verteilten Wicklung ............................................ 37

2.4.2 Die Einzugswicklung ......................................................................................... 38

2.4.3 Gesteckte Wicklungen ...................................................................................... 41

2.4.4 Nadelwicklung ................................................................................................... 42

2.4.5 Fazit: Herstellprozesse und Herstellungsqualität der Wicklung ........................ 42

2.5 Fazit Entwicklungspotential ...................................................................................... 43

3 Forschungsfragen ........................................................................................................... 45

7

3.1 Steigerung der Leistungsdichte ............................................................................... 45

3.2 Vollautomatisierte Herstellung der Wicklung ........................................................... 47

3.3 Bewertung der Kosten ............................................................................................. 48

4 Steigerung der Leistungsdichte ....................................................................................... 49

4.1 Identifikation des thermischen Flaschenhalses ....................................................... 49

4.1.1 Thermische Prüfstands Versuche ..................................................................... 49

4.1.2 Abschätzung der thermischen Leitfähigkeiten .................................................. 51

4.1.3 Fazit: Thermischer Flaschenhals ...................................................................... 54

4.2 Zielwerte für die Steigerung der thermischen Leitfähigkeit ...................................... 55

4.3 Versuchsaufbau zur Messung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung ............. 59

4.3.1 Messaufbau ...................................................................................................... 59

4.3.2 Minimierung der Messabweichung ................................................................... 61

4.3.3 Thermische Simulation des Messaufbaus ........................................................ 62

4.3.4 Messung von Referenzproben .......................................................................... 63

4.3.5 Fazit: Messaufbau ............................................................................................ 65

4.4 Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung ........................................... 66

4.4.1 Herstellung der Wicklungsproben ..................................................................... 66

4.4.2 Thermische Leitfähigkeit der Einzugswicklung ................................................. 66

4.4.3 Wicklung mit gesteigerter thermischen Leitfähigkeit ......................................... 71

4.4.4 Analytisches Modell der Wicklung (Stand der Technik) .................................... 74

4.4.5 Fazit – Thermische Leitfähigkeit von Motorenwicklungen ................................ 85

4.5 Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Nut-Isolation ..................................... 86

4.5.1 Der Versuchsaufbau ......................................................................................... 87

4.5.2 Messung des thermischen Widerstandes der Isolation .................................... 89

4.5.3 Minimierung des thermischen Widerstands der Isolation ................................. 91

4.5.4 Test-Resultate .................................................................................................. 92

4.5.5 Fazit .................................................................................................................. 93

4.6 Fazit – Steigerung der Leistungsdichte .................................................................... 94

5 Die Herstellprozesse der Formlitzenwicklung ................................................................. 97

8

5.1 Herausforderungen bei den aktuellen Produktionsmethoden der verteilen Wicklung

– Anforderungen an eine zukünftige Produktionsanlage .................................................... 99

5.1.1 Herausforderungen bei der Einzugswicklung ................................................... 99

5.1.2 Fazit - Herausforderungen bei der Einzugswicklung ...................................... 103

5.1.3 Stand der Technik der Einsteckwicklungen .................................................... 104

5.1.4 Fazit - Herausforderungen bei Einsteckwicklungen ....................................... 106

5.1.5 Stückzahlanforderungen an zukünftige Produktionsanlagen für E-Motoren ... 107

5.1.6 Fazit: Anforderungen an die Produktionsanlage der Formlitzenwicklung ....... 108

5.2 Herstellungsprozesse der Formlitzenwicklung ....................................................... 110

5.2.1 Konzept der Formlitzenwicklung ..................................................................... 110

5.2.2 Herstellen der Formlitzen ................................................................................ 112

5.2.3 Kompaktieren der Formlitzen .......................................................................... 112

5.2.4 Isolieren der Nuten ......................................................................................... 114

5.2.5 Einschieben der Formlitzen ............................................................................ 114

5.2.6 Biegen der Formlitzen ..................................................................................... 115

5.2.7 Verbinden der Formlitzen ............................................................................... 120

5.2.8 Unregelmässige Verbindungen und Imprägnierung ....................................... 124

5.2.9 Fazit – Herstellungsprozesse der Formlitzenwicklung .................................... 125

5.3 Fazit – Produktion der Formlitzenwicklung ............................................................ 126

6 Wirtschaftlichkeit der Formlitzenwicklung ..................................................................... 127

6.1 Basis für den Vergleich – Motoren mit gleicher Leistung ....................................... 127

6.2 Kostenbewertung der Einzugswicklung vs. Formlitzenwicklung ............................ 128

6.2.1 Vergleich der Materialkosten .......................................................................... 128

6.2.2 Vergleich der Herstellkosten der Motoren ...................................................... 129

6.2.3 Kostenvergleich der Statoren ......................................................................... 130

6.3 Fazit: Wirtschaftlichkeit der Formlitzenwicklung .................................................... 131

7 Zusammenfassung ........................................................................................................ 132

8 Ausblick ......................................................................................................................... 135

9 Literaturverzeichnis ....................................................................................................... 139

9

1 Einleitung / Motivation

Die wachsende Bevölkerung und der gleichzeitig wachsende Lebensstandard werden in den

nächsten 50 Jahren zu einem steigenden globalen Energieverbrauch führen. Da die Mobilität

aktuell einen grossen Teil der nicht erneuerbaren Energie benötigt, bringt die Forschung im

Bereich der energiesparenden Lösungen einen hohen wirtschaftlichen und ökologischen

Mehrwert.

1.1 Globaler Energieverbrauch

In Zukunft werden der Einsatz von erneuerbaren Energien und der nachhaltige Einsatz von

Rohstoffen zu den grossen Herausforderungen gehören. Momentan wird 80% des gesamten

weltweiten Energiebedarfs aus fossilen Brennstoffen gewonnen1. King Hubbert (ehemaliger

leitender Ölexperte bei Shell) erkannte schon im Jahre 1956, dass diese Ressource endlich

ist. Es wurde von Hubbert vorausgesagt, dass die globale Ölfördermenge einen Peak errei-

chen wird (den sogenannten peak-oil) und danach abfallen wird2. Auch wenn aktuell viele

Bestrebungen laufen, um die Öl-Fördermengen weiter auszubauen (z.B. Fracking), sind die

globalen Öl-Ressourcen limitiert und werden somit eines Tages zu Ende gehen. Momentan

benötigt die Mobilität mit ca. 30 % einen grossen Anteil des globalen Gesamtenergiever-

brauches3. Aus diesem hohen Verbrauch und dem tiefen Gesamtwirkungsgrad der Kraftfahr-

zeuge4 resultiert ein immenses Energiesparpotential.

Derzeit verbrauchen die Industrienationen, welche etwa 1/7 der Weltbevölkerung5 ausma-

chen, etwa die Hälfte des globalen Energiebedarfs6. Zudem geht die UNO von einem weite-

ren Zuwachs von 3.7 Mrd. Menschen bis 2050 aus7. Das Bestreben nach einem höheren

Lebensstandard ist global in allen Gesellschaftsschichten vorhanden. Deshalb wird davon

ausgegangen, dass sich der Anteil der Weltbevölkerung mit westlichem Lebensstandard bis

2050 verdoppeln wird. Dies führt zu einer deutlichen Erhöhung des Energiebedarfs. Aus die-

sen Gründen geht Rosling von einer Steigerung des Energiebedarfs um 80% bis ins Jahr

2050 aus8.

International zeigt sich ein Bestreben, den Ausstoss von Treibhausgasen zu senken. Des-

halb wurde von den Vereinten Nationen (UNFCCC) 1997 das Kyoto-Protokoll mit wegwei-

senden Klimakonventionen unterzeichnet. Es beinhaltet völkerrechtlich verbindliche Zielwer-

te für den Ausstoss von Treibhausgasen, welche als Hauptverursacher der globalen Erwär-

1 Lindblom 2010 2 Robelius 2007 3 Conti 2013 4 In der Studie Althaus 2010 wird bei einem Golf VI1.6 TDI von einem Wirkungsgrad von 20.6% ausgegangen 5 Angenommene momentane Weltbevölkerung ist 7.2 Mrd. (Stand 2013) World population prospects 6 Rosling 2009 7 World population prospects 8 Rosling 2009

10

mung angesehen werden9,10. Eines von den Treibhausgasen ist das CO2, welches zum Bei-

spiel beim Einsatz von fossilen Brennstoffen in Verbrennungsmotoren entsteht. Gemäss dem

Kyoto-Protokoll wird momentan in den Industrieländern eine schrittweise Reduktion des CO2-

Ausstosses angestrebt. Dies fördert in der Automobilindustrie die Entwicklung von alternativ

angetriebenen Fahrzeugen11.

Aus den Erkenntnissen, dass der Energiebedarf sich bis 2050 fast verdoppeln wird und die-

ser aktuell zu einem Grossteil in der Mobilität mit einem sehr schlechten Wirkungsgrad ver-

braucht wird, ist ein grosses Entwicklungspotential für die Mobilität erkennbar. Zudem zeigt

sich, dass die Mobilität und somit ebenfalls ein grosser Wirtschaftszweig in Europa aktuell

von einem nicht nachhaltigen Rohstoff abhängig ist, der zudem als Hauptverursacher für die

globale Erwärmung angesehen wird.

1.2 Potentielle Lösungen für den wachsenden Energiebedarf

Wenn davon ausgegangen wird, dass sowohl die globale Bevölkerung als auch deren Nach-

frage nach dem westlichen Lebensstandard zunehmen wird, folgt ein Anstieg des globalen

Energiebedarfs. Ein Grossteil der momentanen Energieproduktion wird aus dem endlichen

Rohstoffvorkommen Erdöl gewonnen. Nur eine Förderung der erneuerbaren Energiequellen

kann langfristig den Energiebedarf nachhaltig decken. Viele erneuerbare Energiequellen wie

Wasser, Sonne und Wind bieten sich hierfür an. Da weltweit schon ein gut ausgebautes

Elektrizitätsnetz besteht und die erneuerbaren Energien leicht in elektrische Energie gewan-

delt werden können, bietet es sich an, in Zukunft auf diese Technologien zu setzen12.

Da die Mobilität einen grossen Anteil der globalen Energie sehr inneffizient verbraucht, bietet

es sich gerade hier an in nachhaltige Technologien zu investieren. Im Vergleich zu Verbren-

nungsfahrzeugen13 sind Systemwirkungsgrade vom Plug-in-Hybrid- und Elektrofahrzeuge14

um bis zu Faktor zwei besser15. Die Umstellung auf Plug-in-Hybride oder Elektrofahrzeuge in

Kombination mit der Umstellung auf nachhaltige Energieproduktion ist ein potentieller Lö-

sungsansatz zur Reduktion des Energieproblems16.

Durch die zukünftige Entwicklung geeigneter Technologien und Produktionsmethoden kön-

nen der Materialeinsatz und die Herstellkosten für Komponenten von Hybrid- und Elektroau-

9 Solomon 2007 10 Hansen 2005 11 Barthel 2010 12 Van der Hoeven 2012 13 In der Studie von Althaus 2010 wird bei einem Golf VI1.6 TDI im NEFZ von einem Energieverbrauch von 5.2l Benzin/100km ausgegangen. Dies entspricht 50kWh/100km. 14 In der Studie von Althaus 2010 wird bei einem Golf VI Elektro im NEFZ von einem Energieverbrauch von 14.8kWh/100km ausgegangen. 15 Hoffrichter 2012, Campanari 2009 16 Schott 2013, De Haan 2013

11

tos minimiert werden17. Ein Ansatz dazu ist die Entwicklung von Technologien zur Steigerung

der Leistungsdichte und zur serientauglichen Herstellung dieser Komponenten. Beide Mass-

nahmen haben einen direkten Einfluss auf die Kosten des Produktes. Durch Steigerung der

Leistungsdichte wird weniger Material verbaut und durch die serientauglichen Herstellungs-

methoden werden die Skaleneffekte in den Kosten bemerkbar. Nur die Bereitstellung geeig-

neter Technologien zu einem akzeptablen Preis mit den dazu passenden Produktionsmetho-

den ermöglicht eine breite Marktdurchdringung des Hybrid- und Elektrofahrzeugs.

1.3 Das Hybrid- und Elektrofahrzeug

Die Schlüsselkomponenten eines Hybrid- bzw. eines Elektrofahrzeugs sind der Elektromotor,

die Leistungselektronik zur Ansteuerung des Elektromotors und eine Batterie, welche die

benötigte elektrische Energie zu Verfügung stellt. Ein Ladegerät lädt die Batterie entweder

induktiv oder direkt aus der Steckdose. Für die Versorgung der Bordelektronik (wie Radio,

Klimaanlage etc.) wird ein DC/DC Wandler benötigt, der die 12 V Batterie aus der Hochvolt-

Batterie versorgt. Mit Hilfe dieser fünf Komponenten ist es möglich ein herkömmliches Kraft-

fahrzeug in ein Elektroauto umzubauen.

Abbildung 1: Elektro / Hybridfahrzeug mit möglichen Konfigurationen18

Weitere Energiequellen ermöglichen eine Erhöhung der Reichweite. Diese zusätzlichen

Komponenten können zum Beispiel ein Verbrennungsmotor inkl. Generator (Range Extender

REX) oder eine Brennstoffzelle (BZ) sein. Verschiedene Kombinationen der Energiequellen

und deren Grösse ergeben eine Vielfallt von Hybrid-Fahrzeug-Konzepten. Allen gemeinsam

(vom reinen E-Fahrzeug über den Plug-in Hybrid bis zum Hybridfahrzeug) ist ein Elektromo-

tor als Antriebseinheit. Im Weiteren werden all diese Fahrzeugtypen unter dem Begriff

„elektrifizierte Fahrzeuge“ (kurz EV19) zusammengefasst. Da in den aktuellen Fahrzeugplatt-

formen der Bauraum sehr begrenzt ist und deren Performance beibehalten werden soll,

müssen alle eingesetzten Komponenten eine hohe Leistungsdichte aufweisen.

17 Rennhak 2013 18 Mit freundlicher Genehmigung von Josef Brusa (CEO Brusa Elektronik AG), interne Firmen Präsentation 2014 19 Abkürzung vom Englischen „Electric Vehicle“

12

Eine der zentralen Komponenten im EV ist der Elektromotor. Dieser ist im Fahrzeug dafür

verantwortlich, die elektrische Energie in mechanische Energie umzuwandeln. Der Elektro-

motor besteht aus einem rotierendem Teil (Rotor) und einem statischen Teil (Stator). In die-

ser Dissertation soll untersucht werden, wie die Leistungsdichte des Elektromotors für den

Automobilmarkt erfolgreich gesteigert werden kann.

1.4 Leistungsdichte von Elektromotoren wirtschaftlich steigern

Die Reduktion der Kosten und die Steigerung der Leistungsdichte sind zwei immer präsente

Themen in der Vorentwicklungsphase der Automobilindustrie20. Da es sich bei der Automo-

bilindustrie um einen Massenmarkt handelt, ist der Preisdruck besonders hoch. Die Platzver-

hältnisse im Fahrzeug sind sehr gering, weswegen auf möglichst kleinem Bauraum die ge-

forderte Leistung des Elektromotors abgebildet werden muss. Ebenso ist Leichtbau immer

wieder ein Thema, das bei traditionellen Fahrzeugen Treibstoff spart und beim EV zusätzlich

die Batteriegrösse reduzieren kann. Das Bedürfnis nach einem möglichst kleinen Bauraum

und einem geringen Gewicht ist in dieser Dissertation mit dem Begriff Leistungsdichte zu-

sammengefasst. Bei grossen Stückzahlen werden die Materialkosten im Vergleich zu den

Herstellkosten immer dominanter, da die Materialkosten bei gleicher oder ähnlicher Techno-

logiewahl direkt vom Gewicht abhängig sind, wird klar, dass mit einer höheren Leistungsdich-

te die Herstellkosten durch die Reduktion der Materialkosten gesenkt werden können. Dies

unter der Annahme, dass das Produkt mit einem vergleichbar komplexen Herstellprozess

hergestellt wird und die gleiche Qualität dadurch erreicht wird. Die Kosten von Elektromoto-

ren für die Elektromobilität zu reduzieren und deren Leistungsdichte zu steigern spiegelt sich

ebenfalls in den Hauptzielen des US-Departements für Energie wieder. Nur durch die Leis-

tungssteigerung kombiniert mit der Kostenreduktion ist die Basis für einen Marktdurchbruch

der Elektrofahrzeuge gegeben21.

1.5 Fazit

Das Elektrofahrzeug ist mit eine vielversprechende Lösung das zukünftige Energieproblem

nachhaltig zu lösen. Die ersten Elektrofahrzeuge werden schon in Serie produziert und zei-

gen aktuell eine steigende Nachfrage (vergleiche Abbildung 62). Ziel dieser Dissertation ist

die Erhöhung der Leistungsdichte von Elektromotoren für den automobilen Markt. Die viel-

versprechendste Lösung wird hinsichtlich Steigerung der Leistungsdichte und Wirtschaftlich-

keit theoretisch und experimentell untersucht. Diese Arbeit soll einen Beitrag für die erfolg-

reiche Verbreitung der Elektrofahrzeuge liefern.

20 Ebel 2014 21 U.S. DRIVE Partnership 2013

13

2 Grundprinzipien zur erfolgreichen Steigerung der Leistungsdichte ei-

nes Elektromotors

Erhöhte Leistungsdichten von Elektromotoren für Elektrofahrzeuge werden mit den steigen-

den Stückzahlen immer mehr gefragt sein. Deshalb soll hier der Stand der Technik zur er-

folgreichen Steigerung der Leistungsdichte von Elektromotoren vorgestellt werden. Als Be-

wertungsgrundlage für die verschiedenen Ansätze dienen die Erfolgsfaktoren des Automo-

bilmarktes. Weitergehend sollen die Kostentreiber des Elektromotors identifizieren werden.

Das Entwicklungspotential wird anhand der Kostentreiber der Herstellprozesse ermittelt. Als

Ergebnis dieser Analyse soll die Komponente des Elektromotors mit dem höchsten Innovati-

onspotential herausgearbeitet werden.

2.1 Erfolgsfaktoren der Automobilzulieferindustrie

Für den Erfolg einer Technologie ist die Übereinstimmung der Technologie-Vorteile mit den

Marktbedürfnissen von zentraler Bedeutung. Nachgehend sollen deshalb die branchenübli-

chen Erfolgskriterien analysiert werden.

In einer Studie22 stellten Automobilhersteller die dringlichsten Herausforderungen auf, welche

mit Lieferanten angegangen wurden. Die vier wichtigsten Themen sind: Kostenreduktion,

Gewichtsreduktion, Komponenten-Qualität und Innovation. Wegen der allgegenwärtigen

Kostensensitivität in der Automobilindustrie steht der Erfolgsfaktor „Kosten“ an erster Stelle.

An zweiter Stelle zeigt die Gewichtsreduktion klar die Wichtigkeit der Steigerung der Leis-

tungsdichte. Eine Gewichtreduktion im Fahrzeug ermöglicht bei gleichbleibender Perfor-

mance eine kleinere Dimensionierung des Antriebsstrangs. Dies erspart einerseits Kosten

und schafft andererseits zusätzlichen Raum im Fahrzeug. Das Bedürfnis an erhöhter Leis-

tungsdichte zeigte sich schon in der ersten Generation der Elektrofahrzeuge. Der limitierte

Bauraum und die hohen Anforderungen an die Effizienz erforderten in der Vergangenheit die

Entwicklung innovativer Technologien für die Elektromotoren23. Für die nächste Generation

Elektrofahrzeuge ist weiterhin der Trend zu höheren Leistungsdichten erkennbar. Die ge-

nannte Gewichtsreduktion wird somit in den zweiten Erfolgsfaktor „Leistungsdichte“ umfor-

muliert. Ein weiteres Erfolgskriterium ist die Komponentenqualität. Diese ist meist durch den

Herstellungsprozess beeinflusst, weshalb die wichtigsten Herstellprozesse für Elektromoto-

ren beleuchtet werden. Aus diesem Grund wird für die weitere Bewertung der dritte Erfolgs-

faktor „Qualität der Herstellprozesse“ eingeführt. Für alle drei Erfolgsfaktoren sind innovative

Ansätze gefordert.

22 Ebel 2014 23 Muntean 2007

14

Die drei gefundenen Hauptkriterien der Automobilindustrie zur Bewertung der innovativen

Lösungen sind: Kosten, Leistungsdichte und Qualität der Herstellprozesse. Wie die aktuelle

Roadmap vom U.S. Departement für Energie zeigt, sind diese Erfolgsfaktoren ebenfalls für

die Elektromobilität anwendbar: “The … mission is to enable cost-effective, smaller, lighter,

and efficient … electric motors for electric traction drive systems”24. Somit wurden die Erhö-

hung der Leitungsdichte und die Senkung der Kosten als klare Ziele definiert. Zudem be-

schreibt eine Studie von Roland Berger die Wichtigkeit der Qualitätsanforderungen an die

Herstellprozesse: „Um die hohen Qualitätsanforderungen der Automobilindustrie zu erfüllen,

müssen auch die Fertigungsprozesse anders ausgelegt werden. So kann z.B. durch den

Schritt zur Vollautomatisierung auch für Motoren höherer Leistungsklassen die Reproduzier-

barkeit hoher Produktqualität deutlich erhöht werden“. Somit sind drei Hauptkriterien für die

Bewertung der innovativen Lösungen festgelegt: Kosten, Leistungsdichte und Qualität der

Herstellprozesse.

Wie in diesem Kapitel aufgezeigt wurde, nehmen die Anforderungen an die Leistungsdichte

für Elektromotoren zu. Ebenso steigen der Kostendruck und die Qualitätsanforderungen. Für

eine Lösungssuche zu diesen Marktanforderungen wird im nächsten Kapitel untersucht, wel-

che Teile des Elektromotors das grösste Verbesserungspotential hinsichtlich dieser drei Kri-

terien aufweisen. Das erste Erfolgskriterium welches betrachtet wird, ist die Leistungsdichte.

Im nächsten Kapitel wird untersucht wie diese gesteigert werden kann.

2.2 Steigerung der Leistungsdichte eines Elektromotors

In diesem Kapitel soll der Stand der Technik zur Steigerung der Leistungsdichte des Elekt-

romotors vorgestellt werden. Hierfür werden zuerst die Funktionsweise und der Aufbau eines

Elektromotors erklärt. Danach wird die Leistungsdichte eines Elektromotors definiert. Zur

Analyse der Leistungssteigerung werden die verschiedenen Komponenten des Elektromo-

tors auf deren potentiellen Beitrag zur Leistungssteigerung analysiert. Zusätzlich wird der

Stand der Technik vorgestellt und aufgezeigt, welcher Innovationsgrad in den Lösungen vor-

handen ist.

2.2.1 Der Aufbau und die Funktionsweise eines Elektromotors

Für die Analyse der Leistungslimitierung der einzelnen Komponenten eines Elektromotors

wird zuerst die Funktionsweise im Einzelnen erklärt. Zusätzlich werden die einzelnen Kom-

ponenten präsentiert, welche diese Funktionsweise sicherstellen. Nachgehend werden diese

Komponenten betreffend ihrer Einflüsse auf die Leistungssteigerung analysiert und deren

Stand der Technik hinsichtlich Leistungssteigerung präsentiert. Schlussendlich wird ein Lö-

sungsansatz vorgeschlagen, der hinsichtlich Kosten und Herstellprozess untersucht wird.

24 U.S. DRIVE Partnership 2013

15

2.2.1.1 DieFunktionsweiseeinesElektromotors

Der Elektromotor ist für die Wandlung der elektrischen Energie in mechanische Energie ver-

antwortlich. Er besteht aus einem rotierendem Teil (Rotor) und einem stehenden Teil (Stator).

Die Wicklung im Stator besteht aus Kupferdrähten, die um das Statorblech gewickelt sind.

Fliesst durch diese Wicklung Strom, entsteht ein Magnetfeld. Wenn die Wicklungen richtig

nacheinander mit Strom versorgt werden, entsteht ein drehendes Magnetfeld, das sogenann-

te Drehfeld. Auf dem Rotor befinden sich ebenfalls Magnetpole (Magneteffekt) oder Magnet-

pfade (Reluktanzeffekt), welche sich zu dem drehenden Stator-Magnetfeld ausrichten und

von diesem mitgeschleppt werden. Bei allen etablierten Elektrofahrzeugen ist der prinzipielle

Aufbau des Stators gleich. Je nach Rotor-Bauart wird das Moment durch eine Kombination

von Magneteffekt und Reluktanzeffekt (HSM25), durch stromdurchflossene Spulen (SSM26)

oder Kupferschleifen (ASM27) erzeugt. Je nach Rotortyp ergeben sich typische Leistungs-

kennlinien. Darüber hinaus existieren noch weitere Rotorbauformen. Wegen Sicherheits- und

Performance - Gründen sowie der geforderten Leistungsdichte bewähren sich die drei ge-

nannten Typen für Anwendungen im EV28. Die Leistungskennlinien sowie die Geometrie der

drei Motortypen sind in Abbildung 2 dargestellt.

SSM HSM ASM

Abbildung 2: Vergleich der Leistungscharakteristik verschiedener Motorentypen bei gleicher Leistungselektronik, Dauerleistung (gepunktete Linie), Spitzenleistung (durchzogene Linie), theor. Spitzenleistung (gestrichelte Linie)

25 Hybrid-Synchron-Motor 26 Stromerregter-Synchron-Motor 27 Asynchron-Motor 28 Mathoy 2010

16

2.2.1.2 DerAufbaueinesElektromotors

Während der letzten Jahre wurden von der Firma BRUSA mehrere für den Fahrantrieb ge-

eignete Motortypen (ASM, HSM und SSM) nach einem Baukastenprinzip entwickelt. Der

Stator (7) ist in einen wassergekühlten Stator Träger (6) eingeschrumpft. Dieser befindet sich

im Motorgehäuse (11), das die Aussenhülle des Kühlmantels bildet. An den Enden des Mo-

torgehäuses halten zwei Lagerschilder (1) über Kugellager (3, 9) die Rotorwelle (10) in Posi-

tion. Die Rotorwelle überträgt das Moment des Rotors (8) über eine Verzahnung auf die Ge-

triebewelle.

1: Lagerschild

2: Rotorlagegeber

3: Festlager

4: Radialwellendichtring

5: Anschlussbox

6: Statorträger mit Kühlkontur

7: Statorpaket mit Wicklung

8: Rotorpaket

9: Loslager

10: Rotorwelle

11: Motorgehäuse

Abbildung 3: Komponenten eines Elektromotors

Der Stator des Elektromotors ist einerseits immer gleich aufgebaut und birgt andererseits

gemäss einer Studie von Roland Berger wegen seiner komplexen Herstellung ein hohes

Entwicklungspotential. Die Studie kommt zum Entschluss, dass „der wichtigste Kernprozess

der Elektromotoren-Produktion das Wickeln der Drahtspulen ist. Dieser Prozessschritt ist

technologisch höchst anspruchsvoll und für die optimierte Herstellung des Elektromotors von

entscheidender Bedeutung. Durch effizientere Wicklung könnten zukünftig die Materialkosten

des Motors signifikant gesenkt werden, da für die gleiche Leistungsfähigkeit weniger Draht

benötigt wird.“29 Mit dieser Aussage wird ersichtlich, dass im Stator ein grosses Potential zur

Leistungssteigerung steckt. Aus diesem Grund wird dieser im nächsten Kapitel genauer un-

tersucht.

29 Schlick 2011

17

2.2.1.3 DerAufbaudesStators

Der Stator ist aus einer Statorwicklung und aus einem Statorblechpaket aufgebaut. Das

Magnetfeld im Stator wird durch die stromdurchflossene Wicklung erzeugt. Diese liegt in den

Nuten des Stators und wird durch ein Isolationspapier elektrisch vom Stator isoliert. Das er-

zeugte Magnetfeld der Wicklung wird über die Statorzähne in radialer Richtung zum Rotor

geführt. Über das Statorjoch wird der Magnetkreis im Stator geschlossen. Sowohl die

Statorwicklung als auch das Statorblech verursachen Verluste in Form von Wärme, welche

über den umliegenden Kühlmantel abgeführt wird.

J Joch

Z Zahn

N Nut

NF Nut-Fuss

Abbildung 4: Geometrie eines Stators

Grundsätzlich können zwei verschiedene Bauformen des Stators unterschieden werden:

verteilt gewickelter Stator und konzentriert gewickelter Stator. Beim konzentriert gewi-

ckelten Stator wird um einen einzelnen Statorzahn herumgewickelt. Danach werden die Sta-

tor-Zähne zu einem Stator zusammengesetzt. Wegen der direkten Zugänglichkeit wird bei

der Herstellung von einem direkten Wickelverfahren gesprochen. Bei der verteilten Wicklung

ist die Zugänglichkeit schwieriger, da im Stator über mehrere Statorzähne hinweg gewickelt

wird. Daher sind die Nuten für den Wickelprozess nicht mehr direkt zugänglich. Aus diesem

Grund spricht man hier auch von einem indirekten Wickelverfahren.

Bei beiden Wickelverfahren wird isolierter Draht verwendet, damit sich zwischen den Drähten

kein Kurzschluss bildet. Bei den direkten Wickelverfahren wird um einen frei zugänglichen

Spulenkörper gewickelt. Wegen der direkten Zugänglichkeit können die Drähte definiert posi-

tioniert werden, wodurch eine orthozyklische Wicklung möglich wird (siehe Abbildung 5). Bei

dieser „liegen die Drähte der jeweiligen Oberwicklung in den Tälern der Unterwicklung“30.

Diese Wicklung kommt bei Zahnspulen (konzentrierte Wicklung) zum Einsatz.

Bei der indirekten Wicklung werden die Drähte vorab um eine Schablone gewickelt. Die ent-

standenen Spulen werden entweder von Hand oder industriell im Einziehwickelverfahren31 in

die Nuten eingelegt. Da bei beiden Verfahren die Drähte der Spule durch den Nutschlitz in

30 Kampker 2014 31 Beschreibung des Einziehverfahrens im Kapitel 2.4.2 und Kapitel 5.1.1

18

die Nut eingebracht werden, ist die Position der Einzeldrähte nicht mehr gewährleistet. We-

gen der undefinierten Lage der Drähte spricht man von einer wilden Wicklung32.

Abbildung 5: Querschnitt einer Wilden und einer Orthozyklischen Wicklung

Über die ganze Länge des Statorblechs wird durch den Stromfluss ein Magnetfeld erzeugt.

Nur diese Länge trägt zur Erzeugung eines Moments bei. Deshalb bezeichnet man sie als

aktive Länge. Am Ende der Nuten müssen die Drähte in eine nächste Nut umgelenkt werden.

Der Bereich des Umlenkens wird Wickelkopf genannt. Bei der konzentrierten Wicklung wird

nur um einen Zahn gewickelt. Dies führt zu einem sehr kurzen und einfachen Wickelkopf. Bei

der verteilten Wicklung wird über mehrere Nuten hinweg gewickelt, was zu einem grösseren

und komplizierteren Wickelkopf führt. Dort liegen mehreren Spulen nebeneinander und über-

einander. Der Nachteil dieser komplexeren Anordnung ist die deutlich aufwändigere Herstel-

lung der Wicklung.

Abbildung 6: Aufbau einer konzentrierten und verteilten Motorenwicklung33

Die konzentriere Wicklung hat sich wegen den Bauraumgegebenheiten und den eher tiefe-

ren Leistungsanforderungen vor allem bei getriebeintegrierten Lösungen durchgesetzt. Bei

höheren Leistungsanforderungen, welche in Seriell-Hybriden wie auch Elektrofahrzeugen

üblich sind, haben sich Motoren mit verteilter Wicklung durchgesetzt. In diversen Publikatio-

nen wird die magnetische Auslegung der beiden Wicklungsarten miteinander verglichen34 35

36 37 38 39. Die wichtigsten Erkenntnisse sind in Tabelle 1 zusammengefasst.

32 Kampker 2014 33 Wikipedia Spulentechnik 34 Mathoy 2010 35 Lee 2010 36 Kwon 2006 37 Inoue 2011 38 Goss 2013

19

Tabelle 1: Vergleich der Vor- und Nachteile der verteilten und der konzentrierten Wicklung

Verteilte

Wicklung

Konzentrierte

Wicklung

Funktionale Sicherheit + -

Momentdichte + -

Reluktanz-Moment-Nutzung + -

Motor – Effizienz + -

Moment – Rippel + -

Cu-Verluste / el. Widerstand - +

Magnetverluste + -

Winding Faktor + -

Optimaler Bauraum lang kurz

Hitzeabführung aus Nuten - +

Wickelkopflänge - +

Daraus werden die Performance- und Sicherheitsvorteile der verteilten Wicklung ersichtlich.

Aktuell sind die erhöhten Kupferverluste und das Abführen dieser Verluste aus den Nuten die

wesentlichen Nachteile der verteilten Wicklung. Für EV besteht ein nachhaltiges und hohes

Wachstumspotential. Wegen den Sicherheits und Performancevorteilen werden weiterfüh-

rend nur noch Motoren mit einer verteilten Wicklung betrachtet werden. Zur gewünschten

Steigerung der Leistungsdichte wird im folgenden Kapitel untersucht, welche Möglichkeiten

hierzu bestehen.

2.2.2 Wie lässt sich die Leistungsdichte erhöhen?

Der verteilt gewickelte Elektromotor wird aktuell wegen seinen Performancevorteilen in fast

allen Elektrofahrzeugen eingesetzt (z.B: BMW i3, Tesla Model S, e-Golf, e-Up!, Renault Zoe,

Toyota Prius, …). In diesem Kapitel soll untersucht werden, wie die Leistungsdichte im Elekt-

romotor sinnvoll gemessen wird und mit welchen Ansätzen diese verbessert werden kann.

Zusätzlich soll auf den aktuellen Stand der Technik betreffend der Leistungssteigerung von

Elektromotoren eingegangen werden. Ein vielversprechendes Forschungsthema zur Leis-

tungssteigerung von verteilt gewickelten Elektromotoren soll am Schluss dieses Kapitels

herauskristallisiert werden.

Die Wicklung erzeugt ein magnetisches Feld, welches durch den Rotor und den Stator gelei-

tet wird. Das erzeugte Statorfeld wird über den Rotor geschlossen, wodurch sich ein magne-

tischer Kreis bildet. Wird die Stromstärke im Stator erhöht, so erhöht sich auch das Magnet-

feld im magnetischen Kreis. Folglich wird der Rotor mit einer grösseren Kraft mitgeschleppt.

Dadurch steigt das Moment bei der gegebenen Drehzahl und somit auch die Leistung. So-

bald der magnetische Kreis anfängt zu sättigen, nimmt dieser Effekt ab. Das Moment kann

dann nur noch unwesentlich gesteigert werden, da das magnetische Limit des Elektromotors

39 Munoz 2008

20

erreicht ist. Dieses Limit begrenzt die Spitzenleistung des Motors (durchzogene Linie in Ab-

bildung 2). Wird der Motor jedoch über längere Zeit bei einem tieferen Moment betrieben,

wie zum Beispiel bei konstanter Geschwindigkeit, erwärmt er sich. Diese Erwärmung ist

hauptsächlich auf die Kupferverluste in der Wicklung und die Eisenverluste im Statorblech

zurückzuführen. Die Lebensdauer der verbauten Isolationsmaterialien sind stark temperatur-

abhängig40. Eine zu hohe Temperatur über zu lange Zeit führt zum Durchbrennen der Isolati-

on und somit zum Windungsschluss, was das Ende des Motors bedeutet. Wird der Motor

konform betrieben, wird der Strom von der Leistungselektronik automatisch gedrosselt so

dass die Windungstemperatur nie über das erlaubte Limit steigt (siehe Abbildung 7). Der

Dauerstrom im eingeschwungenen Zustand hängt von der Kühlung des Elektromotors ab.

Wird die Kühlung verbessert, erhöht sich der zulässige Dauerstrom und somit das Dauer-

moment und die Dauerleistung.

Abbildung 7: ECR 85 Zyklus von einer BRUSA HSM (Dauerbetrieb bei konstanter Drehzahl)

Somit ergeben sich beim Elektromotor zwei Leistungsdichten41, die Spitzenleistungsdichte

und die Dauerleistungsdichte. Die Möglichkeiten zur Steigerung der Spitzenleistungsdichte

bei gegebener Wicklung ergeben sich aus der Drehmoments-Formel für Elektromotoren.

32∗ ∗ ψ ∗ ∗ cos 1

Das Motormoment berechnet sich aus der Polpaarzahl , dem verketteten Rotorfluss ψ

und dem Statorstrom sowie dem Winkel zwischen dem Statorhauptfluss und dem Rotor-

hauptfluss. Bei einer gegebenen Motorauslegung sind die Polpaarzahl und der optimale

Winkel festgelegt. Durch einen erhöhten Statorstrom kann das Moment gesteigert werden.

Der verkettete Fluss ψ ist von der vom Magnetfeld durchdrungener Fläche und von der

magnetischen Flussdichte abhängig. Die magnetische Flussdichte ist von der magneti-

schen Leitfähigkeit des Materials abhängig und wird durch deren Sättigungsgrenze limitiert.

40 siehe z.B. Datenblatt von Dupont Nomexpaper Type 410 41 Leistung des Motors bezogen auf das Motorgewicht oder Motorvolumen

020406080

100120140160180

00:00 05:00 10:00

Mec

h. L

eist

ung

[kW

]D

rehm

omen

t [N

m]

Wiic

klun

gs T

emp.

[°C

]

Zeit [min]

Mech. Leistung [kW]Drehmoment [Nm]WicklungTemp. [˚C]

21

ψ 2

Somit bestehen drei Möglichkeiten das Spitzenmoment zu steigern, über den Statorstrom,

über die Fläche des Flusspfades im Motor oder über die magnetischen Leitfähigkeiten der

eingesetzten Materialien.

Die Fläche des Flusspfades kann durch Vergrösserung der Zahnbreite/Jochbreite des Sta-

tors erhöht werden. Dies reduziert jedoch den verfügbaren Platz für die Wicklung. Der gerin-

gere Platz in der Nut führt zu kleineren Kupferquerschnitten und somit zu einem erhöhten

elektrischen Widerstand der Wicklung. Dadurch werden die Kupferverluste erhöht und die

Dauerleistung verringert. Somit steht die Dauerleistung durch die gegebenen Platzverhält-

nisse in einer Konkurrenzsituation mit der Spitzenleistung. Wird durch eine Technologie die

Dauerleistung bei gegebener Nutgeometrie erhöht, steigert diese die Spitzenleistung und die

Dauerleistung. Die Spitzenleistung der meisten branchenüblichen Elektromotoren ist durch

den gegebenen Strom der Leistungselektronik limitiert. Das magnetische Limit dieser Moto-

ren ist meist höher als das maximale im Betrieb abgerufene Moment. Ein aktueller Trend

geht zu höheren Strömen und somit zu höheren Spitzenleistungen. Durch die grösseren Bat-

terien für erhöhte Reichweiten wird in Zukunft auch genügend Spitzenstrom für erhöhte Spit-

zenleistungen zur Verfügung stehen. Mit der Erhöhung der Spitzenleistung wird sich der Mo-

tor kurzzeitig mehr erwärmen, weshalb die Abführung der Verluste immer wichtiger werden

wird. Eine dauerleistungssteigernde Technologie ist somit von zentraler Bedeutung für die

Steigerung beider Leistungsdichten im Motor. Deshalb soll diese Technologien weiterführend

untersucht werden.

Die Dauerleistung ist vom thermisch eingeschwungenen Zustand des Motors abhängig. In

der Wicklung und im Statorblech entstehen thermische Verluste, welche durch das Kühlwas-

ser abgeführt werden. Die maximal zulässige Temperatur und somit die Dauerleistung wird

von der Temperaturbeständigkeit der Isolationsmaterialien (Einzeldrahtisolation, Sicher-

heitsisolation zwischen Wicklung und Stator und Isolation zwischen Statorblechen) limitiert.

Es existiert einige Forschungsarbeiten zur Erhöhung der Temperaturbeständigkeit der Isola-

tionsmaterialien. Beispielsweise wird an Keramikisolationen geforscht, welche eine Tempera-

turbeständigkeit bis 400 – 500°C aufweisen. Momentan müssen jedoch noch wegen der

Sprödigkeit des Materials Einbussen beim Biegeradius der Drähte hingenommen werden42.

Da der Kupferwiderstand der Wicklung mit der Temperatur zunimmt, wird klar, dass dies nur

bis zu einem gewissen Grad Erfolg bringen wird.

42 Cozonac 2014, Fang 2013

22

Ein anderer Ansatz zur Steigerung der Leistungsdichte bei gegebener Maximaltemperatur ist

entweder die Verbesserung der Kühlung oder die Minimierung der Verluste. Die verbesserte

Kühlung wird ebenfalls von Kampker als „ein weiterer vielversprechender Ansatz“ zur Kos-

tenreduktion43 angesehen, da durch eine „konsequente Überdimensionierung des Kühlsys-

tems“ der Motor kleiner und leichter gebaut werden kann. „Das dadurch ermöglichte Downsi-

zing führt durch den linearen Zusammenhang bei den aktiven Komponenten Stator, Rotor

und Blechpaket zwischen Leistung und Materialkosten zu signifikanten Kosteneinsparungen.

Nicht nur der Materialeinsatz verringert sich, auch Prozesse wie das Paketieren, Wickeln

oder die Magnetbestückung werden durch geringere aufzuwendende Zykluszeiten kosten-

günstiger.“44 All diese Vorteile können durch eine Minimierung der Verluste noch verstärkt

werden.

In diesem Kapitel wurde klar, dass die Leistung eines Elektromotors in Dauer- und Spitzen-

leistung unterteilt werden kann. Mehr Spitzenleistung kann aktuell schon durch mehr Strom

erreicht werden. Hingegen ist es herausfordernder eine erhöhte Dauerleistung zu erreichen.

Die wirtschaftlichen Vorteile einer erhöhten Dauerleistung sind jedoch vielversprechend, da

der Motor kleiner und dadurch kostengünstiger gebaut werden kann. Die zwei vielverspre-

chendsten Prinzipien zur Erhöhung der Dauerleistung sind die Verbesserung der Kühlung

und die Verminderung der Verluste im Motor. Im nächsten Kapitel sollen dazu geeignete

Techniken untersucht werden.

2.2.3 Stand der Technik zur Erhöhung der Dauerleistungsdichte

In diesem Kapitel soll der Stand der Technik zur Erhöhung der Dauerleistungsdichte eines

Elektromotors vorgestellt werden. Gemäss dem vorhergehenden Kapitel werden die Ansätze

verbesserte Kühlung sowie Verringerung der Verluste genauer untersucht. Als Basis dazu

wird ein in der Literatur übliches Widerstandsmodell eingeführt. Anhand von diesem werden

die möglichen Prinzipien abgeleitet. Ein vielversprechendes Prinzip soll sich am Schluss

herauskristallisieren.

Die Dauerleistung eines Elektromotors hängt von der Kühlung des Motors im eingeschwun-

genen Zustand ab. Die thermischen Gegebenheiten im Stator kann mit einem einfachen Wi-

derstandsmodell berechnet werden45 . Die entstandene Wärme wird durch die Wicklung

selbst in Richtung Statorzahn abgeführt. Im Zahn entstehen durch die Ummagnetisierung

ebenfalls Verluste (sogenannte Eisenverluste) welche mit den Kupferverlusten zusammen in

Richtung Kühlmantel abgeleitet werden. Dort wird die Wärme vom Kühlwasser abgeführt.

Diese einzelnen Teile des Wärmeleitungspfades können als thermische Widerstände model-

43 Kampker 2014 44 Kampker 2014 45 Boglietti 2009, Mellor 1991, Perez 1979

23

liert werden. Das thermische Verhalten vom Stator kann im ersten Schritt mit diesem einfa-

chen Widerstandsmodell analysiert und verstanden werden.

Abbildung 8: Vereinfacht dargestellter Wärmefluss im Stator

Der Wärmefluss (rote Pfeile) aus der Wicklung in Richtung Kühlwasser kann stark verein-

facht mit einem thermischen Widerstandsmodell repräsentiert werden. Jede Komponente

kann als thermischer Widerstand dargestellt werden. Ebenfalls können all diese Widerstände

zu einem Widerstand zusammengefasst werden. Jeder einzelne dieser thermischen Wider-

stände lässt sich folgendermassen beschreiben:

∗ 3

Der thermische Widerstand errechnet sich aus der Länge die vom Wärmestrom zurückge-

legt werden muss, der Querschnittsfläche welche zu durchfliessen ist und der thermischen

Leitfähigkeit des Materials. Aus dem thermischen Widerstand und dem eingeprägten Wär-

mestrom kann somit der Temperaturunterschied ∆ zwischen Anfang und Ende des Wär-

meleitungspfades berechnet werden:

∆ ∗ 4

Aus den beiden genannten Formeln lassen sich folgende Methoden zur Maximierung der

Dauerleistung ableiten:

Die Länge des Wärmeleitungspfades zu minimieren.

Die zu durchdringende Querschnittsfläche zu maximieren.

Die thermische Leitfähigkeit der Materialien zu maximieren.

Die Verluste im Motor minimieren.

Q1: Wärmequelle Wicklung Q2: Wärmequelle Statorblech

R1: Wicklung/Kupfer R2: Zahn R3: Joch R4: Kühlmantel

24

Der Flaschenhals aller thermischen Widerstände liegt aktuell in der Wicklung. Dies wird in

einer Sensitivitätsanalyse von Bennion 2012 ersichtlich46. Boligetti beschreibt ebenfalls die

Wicklung als den Parameter mit der höchsten thermischen Sensitivität47. Aus diesen beiden

Aussagen wird klar, dass der thermische Widerstand der Wicklung einen hohen Einfluss auf

die Dauerleistung hat.

Im nächsten Kapitel soll der Stand der Technik zur Dauerleistungssteigerung einer verbes-

serten Wicklung untersucht werden. Dabei wird der Stand der Technik in die vier genannten

Verbesserungsmassnahmen unterteilt. Teilweise benützen die Kühlmethoden die Prinzipien

mehrerer Massnahmen. Diese werden im Folgenden nur ein Mal aufgeführt.

2.2.4 Minimierung der Länge des Wärmeleitungspfades

Die Verkürzung des Wärmeleitpfades von der Wicklung bis zum Kühlmantel kann zum Bei-

spiel durch einen Kühlkanal in der Nut erreicht werden. Semidey schlägt den Einbau von

Kühlkanälen in eine konzentrierte Wicklung vor. Dadurch wird der Weg von der Wicklung

zum Kühlkanal deutlich verkürzt. Zudem wird auch der Weg innerhalb in der Wicklung ver-

kürzt, da der Kühlkanal in der Mitte der Wicklung angebracht wird. Zusätzlich wurde der

thermische Übergangskoeffizient vom Wasser zum Kühlmantel verbessert. Im präsentierten

Experiment wird ein Anstieg der Dauer-Stromdichte in der Nut um Faktor drei präsentiert.48

2.2.5 Querschnittsfläche des thermischen Widerstands maximieren

Hier werden Veröffentlichungen vorgestellt, welche den thermischen Widerstand durch eine

vergrösserte Kühlfläche minimieren. Beide nachgehend vorgestellten Methoden schlagen

eine grossflächige Kühlung des Wickelkopfs vor.

2.2.5.1 Ölkühlung

Die Ölkühlung bedient sich dem Konzept der grossflächigeren Kühlung. Das Öl wird direkt

als Kühlmedium in den Innenraum des Motors appliziert. Im Gegensatz zur Wasserkühlung,

sind spezielle Öle mit der Wicklung kompatibel. Das Öl funktioniert als Wärmetauscher zwi-

schen dem Wickelkopf und dem Kühlmantel. Diese zusätzliche Kühlfläche verbessert die

Kühlung der Wicklung. Andererseits besitzt Wasser einen besseren Wärmeübergangskoeffi-

zient als Öl. Dies muss beachtet werden, falls die Wasserkühlung weggelassen wird.49

Davin et al. beschreibt einen Versuch, bei dem Öl über Kanäle mit angebrachten Düsen di-

rekt auf den Wickelkopf der Maschine injiziert wird. Dabei wurde die Kühlleistung verschie-

dener Düsenformen verglichen. Die Versuche zeigen einen grossen Einfluss des Volumen-

stroms auf die Wicklungstemperatur. Die Arbeit von Lim schlägt vor das Öl durch einen Ka-

46 Bennion 2012 47 Boglietti 2004 48 Semidey 2014 49 Lim 2014

25

nal in der Rotorwelle in den Motor einzuleiten. Durch Löcher in der Welle wird das Öl mittels

der Zentrifugalkraft auf den Wickelkopf geschleudert50. Bei allen Varianten ist ersichtlich,

dass diese Methode den Wickelkopf sehr effektiv kühlt. Leider sind keine genauen Ver-

gleichsdaten oder Angaben zur elektrischen Stromdichte vorhanden. Die erwähnten Studien

zeigen eine Steigerung der Verlustleistung um das 2.5 bis 5-fache gegenüber einer luftge-

kühlten Variante51.

2.2.5.2 ThermomagnetischeKühlung

Bei dieser Methode handelt es sich ebenfalls um eine grossflächige Wickelkopfkühlung. Im

Gegensatz zur Öl-Kühlung wird hier eine thermomagnetische Flüssigkeit verwendet, welche

bei tiefen Temperaturen ferromagnetisch Eigenschaften zeigt. Mit steigender Temperatur

verliert diese ihre magnetische Eigenschaft (Curie-Temperatur). Kaltes Ferrofluid wird durch

die Magnetfelder vom Wickelkopf angezogen. Dort erhitzt sich das Ferrofluid bis zur Curie-

Temperatur bei der es seine Magnetisierung verliert. Dabei entfernt es sich vom Wickelkopf

und fliesst zur kühlen Gehäusewand, an der es sich wieder abkühlt und wiederum magneti-

sierbar wird. Im Experiment konnte mit dieser Kühlung eine Temperaturminderung von

145°C auf 115°C gezeigt werden.52

2.2.6 Verbesserte thermische Leitfähigkeiten

Hier werden wissenschaftliche Arbeiten vorgestellt, welche die thermische Leitfähigkeit der

Wicklung gesteigert haben. Zum einen wurde die thermische Leitfähigkeit der Wicklung

selbst erhöht, zum anderen die thermische Leitfähigkeit des Isolationsmaterials und der

Wicklungsimprägnierung. Die Wicklung besitzt im Gegensatz zu reinem Kupfer eine sehr

niedrige thermische Leitfähigkeit (ca. 400 Mal niedriger). Dies lässt sich mit den tiefen ther-

mischen Leitfähigkeiten (<0.2 W/mK) der eingesetzten Isolationsmaterialien (Drahtisolation,

Isolationspapier, Epoxyd-Harz) erklären. Eine Zusammenstellung der gefundenen Literatur-

werte ist in Abbildung 9 ersichtlich. Der Grund der Streuung und die Einflussfaktoren zur

Steigerung der thermischen Leitfähigkeit sind im aktuellen Stand der Technik wenig erforscht.

50 Lim 2014 51 Davin 2015 52 Karimi-Moghaddam 2014

26

Abbildung 9: Thermische Leitfähigkeiten für Wicklungen aus der Literatur (Werte ohne Füllfaktor-Angaben sind bei 0% aufgetragen)53

2.2.6.1 KühlungdurchHitzepfade

Galea at al. steigert die thermische Leitfähigkeit der Wicklung mittels eines zusätzlichen

Aluminiumstegs54. Die Wärme der Wicklung wird in Richtung Statorjoch abgeleitet. Semidey

schlägt ein ähnliches Prinzip vor, in dem Kühlkanäle aus Kupfer in die Wicklung eingesetzt

werden55. Leider entstehen in den elektrisch leitenden Kühl-Strukturen zusätzliche Verluste

durch Wirbelströme. Galea at al. minimiert die Hysterese- und Wirbelstromverluste durch

eine Optimierung der Struktur Geometrie. Das Experiment zeigt, dass mit optimaler Stegbrei-

te eine hohe Temperaturreduktion erreicht werden kann. Eine Senkung von bis zu 40 % in

der Mitte der Wicklung wurde beobachtet. Semidey at al. zeigt in seinem Experiment eine

Steigerung der Stromdichte von 8.2 W/mm2 auf 24.7 W/mm2. Bei beiden Experimenten muss

beachtet werden, dass die Wirbelstromverluste bei den applizierten Frequenzen von 50Hz

relativ gering ausfallen. Bei den üblichen Frequenzen (1000 Hz bis 2400 Hz) von automoti-

ven Elektromotoren würden diese höher ausfallen.

2.2.6.2 GegosseneWicklung

Groniger steigert die thermische Leitfähigkeit der Wicklung durch die Erhöhung des Füllfak-

tors. Hierfür werden gegossene Kupferspulen eingesetzt, welche die Wickelfläche effizient

ausfüllen. In einem Experiment zeigten die gegossenen Spulen einen Füllfaktor von bis zu

90 % und eine Reduktion des thermischen Widerstands der Wicklung um fast 80 %. Diese

Reduktion entspricht einer Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung um Faktor

5 56.

53 Boglietti 2008, Boglietti 2009, Bousbaine 1995, Mellor 1991, Nategh 2012, Plejic 1995, Pradhan 2004, Rovers 2013, Shenkman 1999, Staton 2005, Roberts 1969 54 Galea 2012 55 Semidey 2014 56 Groninger 2014, Groninger 2011

0.01

0.10

1.00

10.00

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Ther

mis

che

Leitf

ähig

keit

[W/m

K]

Füllfaktor [%]

Roberts 1969

Mellor 1991

Plejic 1995

Bousbaine 1995

Shenkman 1999

Pradhan 2004

Staton 2005

Boglietti 2008

Boglietti 2009

Nategh 2012

Rovers 2012

27

2.2.6.3 VerbessertesImprägniermaterial

Die Wicklung wird in den meisten Industriemotoren mit Epoxidharz imprägniert. Zum einen

fixiert dies die Wicklung mechanisch, was ein Durchscheuern der Isolation verhindert. Zum

anderen steigert dies die thermische Leitfähigkeit der Wicklung. Einerseits hat das konventi-

onelle Imprägniermaterial eine tiefe thermische Leitfähigkeit, andererseits entstehen durch

das konventionelle Tauchimprägnieren Lufteinschlüsse, was die thermische Leitfähigkeit der

Wicklung verschlechtert.

Shin at al. untersuchen den Einfluss der Vakuumdruck-Imprägnierung (VPI) auf die thermi-

sche Leitfähigkeit der Wicklung. Bei der Vakuumdruck-Imprägnierung werden Lufteinschlüs-

se durch Unterdruck vermieden. Ein Vorteil davon ist die erhöhte thermische Leitfähigkeit

und die erhöhte Isolationsbeständigkeit. Im Experiment wurden zwei Wicklungen verglichen.

Die erste ist eine konventionelle Wicklung mit Isolation zwischen den Drähten kombiniert mit

einer konventionellen Imprägnierung. Mit der zweiten Wicklung wird das Vakuumdruck-

Imprägnier-Verfahren ohne Zwischenisolation getestet. Im Experiment wurde die kritische

Temperatur der Vakuum imprägnierten Wicklung 4.6-fach schneller erreicht. Dies wird mit

einer erhöhten thermischen Leitfähigkeit der Vakuumdruck-Imprägnierung in der Wicklung

erklärt. VPI Wicklungen finden heutzutage vor allem in grossen Windgeneratoren Anwen-

dung.57

Bei Industriemotoren wird für die Imprägnierung der Wicklung typischerweise ein Lack ( ~

0.25 W/mK) oder Epoxidharz ( ~0.85 W/mK) verwendet. Nategh et al., 2014 stellt ein neues

Imprägniermaterial mit einer erhöhten thermischen Leitfähigkeit vor ( ~3.2 W/mK). Diese

erhöhte Leitfähigkeit wird durch Zusätze auf der Basis von Silizium erzielt. Das Experiment

zeigt gegenüber der konventionellen Imprägnierung eine Senkung der Wicklungstemperatur

um 10-15 %.58

2.2.6.4 VerbessertethermischeLeitfähigkeitderNutisolation

Die Nutisolation zwischen Statornut und Wicklung ist eine weitere Ursache für die schlechte

Kühlung der Wicklung. Konventionell wird dies mit einer papierähnlichen Isolation zwischen

den Drähten und dem Statorblechpaket realisiert. Diese wurde über die letzten 50 Jahre im-

mer weiter optimiert. Sie besteht aktuell meist aus ca. 65 % Glimmerband (engl: „mica pa-

per“), zu 25 % aus Harz und Glasfasergewebe und zu 10 % aus anderen Stützmaterialien.

Die Materialien haben alle sehr gute elektrische Isolationseigenschaften, jedoch sehr tiefe

thermische Leitfähigkeiten.

57 Shin 2015, Emery 2003 58 Nategh 2014

28

Harakawa verbessert die thermische Leitfähigkeit des Isolationpapiers mit einem zusätzli-

chen Füllmaterial mit höherer Wärmeleitfähigkeit. Dieses verschlechtert allerdings die me-

chanische Robustheit des Isolationspapiers. Die Studie hat gezeigt, dass sich Bornitrid oder

Aluminiumoxid als Füllmaterialien gut eigenen. Aus Stabilitätsgründen wird das Füllmaterial

während der Produktion des Isolationspapiers der Harz-Glasfaser Mischung beigegeben.

Dabei steigt die relative thermische Leitfähigkeit proportional zur Menge des beigefügten

Füllmaterials. Jedoch verschlechtern sich die mechanischen und elektrischen Eigenschaften.

In einem Experiment zeigte das verbesserte Isolationspapier eine Temperaturreduktion der

Wicklung von 30 – 40 %.59

2.2.7 Verminderung der Verluste in der Statorwicklung

Im Stator des Elektromotors entsteht der Hauptteil der Verluste des Elektromotors. Diese

lassen sich aufteilen in Kupferverluste der Wicklung und in Eisenverluste des Blechpakets.

Hier wird der Stand der Technik zur Reduktion der Verluste in der Statorwicklung dargestellt.

2.2.7.1 GrössedesWickelkopfsreduzieren

Im Wickelkopf eines Elektromotors wird die Wicklung von einer Nut in die nächste überge-

führt. Der Wickelkopf zählt somit zu den passiven Elementen, da er nicht direkt zur Erzeu-

gung des Drehmoments beiträgt. Der Wickelkopf benötigt einerseits wertvollen Bauraum im

Motor, andererseits entstehen dort zusätzliche Kupferverluste. Eine Verkürzung des Wickel-

kopfs würde den elektrischen Widerstand der Wicklung verkleinern und dadurch die Kupfer-

verluste reduzieren. Stenzel schlägt bei der Nadelwicklung ein Hilfswerkzeug zur Führung

der Wicklung und zur Absorption von Zugkräften vor. Durch die Reduktion der Wickelkopfhö-

he konnte die Leistung des Motors gegenüber der Einzugswicklung um 5 % gesteigert wer-

den. Der kürzere Wicklungskopf verringert einerseits die Verluste und ermöglicht anderer-

seits eine Verlängerung der aktiven Länge um den frei gewordenen Raum. Tests ergaben

eine Leistungssteigerung um 5 %.60

2.2.7.2 VerminderungderKupferverluste

Die Kupferverluste der Wicklung werden in DC- und AC-Verluste unterteilt. Die DC-Verluste

sind unabhängig von der Frequenz und hängen direkt vom Ohm’schen Widerstand der Wick-

lung ab. Oftmals wird versucht mit einer Erhöhung des Füllfaktors der Wicklung in der Nut

den DC-Widerstand zu verringern. Die AC-Verluste steigen mit der Frequenz an61. Der

Grund dafür sind die Stromverdrängungseffekte, da der Strom nur noch auf einem Teil der

Leiterfläche fliesst. Aus diesem Grund werden Leiter mit geringem Querschnitt eingesetzt.

59 Harakawa 2014, Tari 2003 60 Stenzel 2014 61 Rogowski 1913

29

Martin van der Geest et al. untersucht in Simulationen den Einfluss verschiedener Geomet-

rieparameter der Drähte, Füllfaktoren und Füllarten auf die Kupferzusatzverluste62. Ebenfalls

wurde dar Einfluss des Verdrillens der Drähte untersucht. Die Geometrie der Drähte zeigt nur

geringen Einfluss, hingegen zeigen die Simulationen bei einer 360° Drehung eines Stranges

in allen Leitern eine Verminderung der Kupferzusatzverluste. Die Simulationen an einem

konzentriert gewickelten Elektromotor mit verdrillten Leitern zeigen bei hohen Frequenzen

(1.8 kHz) eine Reduktion der Kupferzusatzverluste von 200 W auf 79 W. Davon sind 71 W

auf die Gleichstromverluste zurückzuführen.63

2.2.8 Fazit: Entwicklungspotential für die verbesserte Kühlung

Der Stand der Technik zeigt eine Reihe von Massnahmen zur Steigerung der Dauerleistung

eines Elektromotors mittels „heat-management“. Aus diesen Erkenntnissen soll ein erfolgs-

versprechendes Konzept für die verteilte Wicklung abgeleitet werden. Der Stand der Technik

wird in Tabelle 2 in vier Kategorien unterteilt. Auf jede der einzelnen Kategorien wird nach-

folgend näher eingegangen.

Tabelle 2: Kategorisierung der beschriebenen leistungssteigernden Technologien

Selbsthelfender Ansatz Neutraler Ansatz

(Verluste = Neutral)

Neutraler Ansatz

(therm Wid. = Neut.)

Selbstschadender

Ansatz

An

satz

↓, ↓

(Minimierung von

und von )

↓, →

(Minimierung von ,

bleibt konstant)

→, ↓

( bleibt konst. , Mini-

mierung von )

↓, ↑

(Minimierung von bei

steigendem )

Bei

spie

le

Gegossene Wick-

lung (2.2.6.2)

Steigerung Füllfak-

tor (2.2.7.2)

Verbessertes Im-

prägnier-Material

(2.2.6.3)

Verbesserte thermi-

sche Leitfähigkeit

der Nut-Isolation

(2.2.6.4)

Wickelkopf-Kühlung

(2.2.5)

Verdrillte Litzen

(Verminderte Kup-

ferverluste) (2.2.7.2)

Kühlkanal in Wick-

lung (2.2.4)

Hitzepfad in Wick-

lung (2.2.6.1)

Steigerung thermi-

sche Beständigkeit

der Isolation (2.2.2)

Beim selbsthelfenden Ansatz werden gleichzeitig die Verluste und der thermische Wider-

stand reduziert. Dieses Prinzip wurde schon bei konzentriert gewickelten Statoren mithilfe

von gegossenen Spulen untersucht. Durch den erhöhten Füllfaktor und dadurch erhöhte

thermische Leitfähigkeit der Wicklung konnte die Dauerleistung gesteigert werden64. Dieser

Ansatz scheint sowohl bei der konzentrierten Wicklung als auch bei der verteilten Wicklung

sehr vielversprechend zu sein. Bei der verteilten Wicklung wurde bislang noch wenig For-

schung zur signifikanten Steigerungen des Füllfaktors in Kombination mit Runddraht publi-

ziert.

62 Van der Geest 2013 63 Van der Geest 2014 64 Groninger 2011

30

Beim selbstschadenden Ansatz wird die Verringerung des thermischen Widerstands mit ei-

ner Erhöhung der Verluste bezahlt. So steigt zum Beispiel bei der temperaturbeständigeren

Isolation der Kupferwiderstand durch die höheren Temperaturen an. Ebenso steigen beim

Einbau von Kühlstrukturen in den Wickelraum die Kupferverluste an, da diese den Kupfer-

querschnitt verringern. Ebenfalls steigen bei Statorblechmaterialien mit verbesserter thermi-

scher Leitfähigkeit die Eisenverluste an (siehe Abbildung 10).

Abbildung 10: Thermische Leitfähigkeit in Funktion der Verluste von üblichen Elektroblechen65

Die beiden neutralen Ansätze verbessern entweder den thermischen Widerstand oder ver-

ringern die Verluste, wobei der andere Parameter kaum beeinflusst wird. Zum Beispiel hat

die Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Nutisolations- oder der Imprägnier-

Materialien keinen direkten Einfluss auf die Verluste. Bei den Methoden zur Verminderung

der AC-Kupferverluste (insbesondere die verdrillte Wicklung) wird der Einfluss auf die ther-

mische Leitfähigkeit als unbedeutend angenommen. Dies muss noch weiter untersucht wer-

den.

Der selbsthelfende Ansatz (Reduktion thermischer Widerstand der Wicklung in Kombination

mit verminderten Verlusten) wurde bislang bei der konzentrierten Wicklung untersucht. Bei

der verteilten Wicklung wurde zum selbsthelfenden Ansatz noch wenig Forschung durchge-

führt. Dieser Ansatz scheint vielversprechend, da sich die Massnahme gleichzeitig auf die

beiden Grössen positiv auswirkt (z.B: die Erhöhung des Füllfaktors zeigte bei der kon-

zentrierten Wicklung eine erhöhte thermischen Leitfähigkeit und geringere Verluste). Zudem

löst dieser Ansatz die aktuellen Schwächen der verteilten Wicklung gegenüber der kon-

zentrierten Wicklung (vergleiche Tabelle 1). Eine Sensitivitäts-Analyse von Bennion 2012

bestätigt den dominanten Einfluss der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung auf die Dauer-

leistung. All dies deutet auf eine signifikante Dauerleistungssteigerung durch den selbsthel-

fenden Ansatz hin.

65 Vergleiche Datenblatt von Elektroblechen des Herstellers C.D. Wälzholz

20

25

30

35

40

45

3 4 5 6 7 8 9 10

The

rmis

che

Leitf

ähig

keit

[W/m

K]

Verluste @ 1,5T und 50Hz [W/kg]

31

Eine erfolgsversprechende Lösung zur Steigerung der Dauerleistungsdichte des Elektromo-

tors ist eine erhöhte thermische Leitfähigkeit durch eine Erhöhung des Füllfaktors der Wick-

lung. Ein hohes Steigerungspotential der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung wird aus

folgenden Gründen vermutet: Der Stand der Technik der thermischen Leitfähigkeit der Wick-

lung (vergleiche Abbildung 9) zeigt im Mittel einen Wert von 1 W/mK. Im Vergleich dazu hat

Kupfer eine thermische Leitfähigkeit von 400 W/mK. Dies weist auf ein theoretisches Steige-

rungspotential von Faktor 400 hin. Das Steigerungspotential ist bei allen anderen eingesetz-

ten Materialien (Blech, Isolation) viel geringer. Beim Elektroblech wäre mit der aktuellen

thermischen Leitfähigkeit von ca. 20 W/mK theoretisch nur ein Faktor 3 möglich, da reines

Eisen eine thermische Leitfähigkeit von 60 W/mK besitzt.

Eine Kombination der neutralen Methoden mit den selbsthelfenden Methoden verspricht

neue Lösungen. So kann zum Beispiel die „Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der

Wicklung mithilfe des gesteigerten Füllfaktors“ kombiniert werden mit einem „Nut-

Isolationspapier mit erhöhter thermischer Leitfähigkeit“. Die „gesteigerte thermische Leitfä-

higkeit der Wicklung“ wirkt sich ebenfalls positiv auf andere Technologien aus. Nachgehend

wird analysiert welche Technologien aus dem Stand der Technik sich gut mit den selbsthel-

fenden Methoden (erhöhte thermische Leitfähigkeit, verminderte Verluste) kombinieren las-

sen.

Tabelle 3: Einfluss der Kombination der erhöhten thermischen Leitfähigkeit der Wicklung mit dem Stand der Technik auf die Dauerleistung des Elektromotors

Technologie (Stand

der Technik)

Kombination

sinnvoll?

Einfluss der Kombination der erhöhten thermischen Leitfähigkeit

der Wicklung mit dem Stand der Technik auf die Dauerleistung

Verbessertes Impräg-

nier-Material (2.2.6.3) Ja Erhöht die thermische Leitfähigkeit der Wicklung zusätzlich.

Verbesserte thermische

Leitfähigkeit der Nut-

Isolation (2.2.6.4)

Ja Reduziert zusätzlich den thermischen Widerstand von der Wicklung

zum Kühlmantel.

Wickelkopf-Kühlung

(2.2.5) Ja

Durch eine erhöhte thermische Leitfähigkeit der Wicklung (auch im

Wickelkopf) wird der Effekt einer Wickelkopfkühlung verstärkt.

Verdrillte Litzen (2.2.7.2) Ja Vermindert die Verluste in der Wicklung. Der Einfluss einer verdrillten

Wicklung auf die thermische Leitfähigkeit muss untersucht werden.

Kühlkanal in Wicklung

(2.2.4) Ja

Durch die erhöhte thermische Leitfähigkeit in der Wicklung wird die

Wärme besser zum Kühlkanal in der Wicklung transportiert.

Hitzepfad in Wicklung

(2.2.6.1) Ja

Durch die erhöhte thermische Leitfähigkeit in der Wicklung wird die

Wärme besser zum Hitzepfad in der Wicklung transportiert.

Steigerung der thermi-

schen Beständigkeit der

Isolation (2.2.2)

Ja Kann in Kombination mit einer Wicklung mit erhöhter thermischer

Leitfähigkeit eingesetzt werden.

32

Die verbesserte Wicklung (verbesserte thermische Leitfähigkeit, geringere Kupferverluste)

kombiniert sich gut mit vielen Technologien aus dem Stand der Technik. Da noch wenig For-

schung auf dem Gebiet der Leistungsdichtensteigerung durch Erhöhung der thermischen

Leitfähigkeit der verteilten Wicklung betrieben wurde, ist dies ein prädestiniertes Forschungs-

thema mit hohem Innovationspotential.

Alle im Stand der Technik vorgestellten Themen steigern die Leistungsdichte von Elektromo-

toren. Hingegen ist für den automotiven Einsatz einer Technologie die kostengünstige und

qualitative hochwertige Produktion ebenfalls von zentraler Bedeutung. Alle Technologien aus

dem beschriebenen Stand der Technik bauen auf der verteilten oder konzentrierten Wicklung

auf. In dieser Arbeit wird nur die verteilte Wicklung betrachtet. Diese zeigt im Gegensatz zu

der konzentrierten Wicklung bei der vollautomatischen Herstellung noch ungelöste Heraus-

forderungen. Da viele leistungssteigernde Technologien auf der verteilten Wicklung aufbau-

en, muss das Problem der Herstellbarkeit grundsätzlich gelöst werden. Deshalb soll die Er-

höhung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung zusammen mit der wirtschaftlichen Pro-

duktion der Wicklung untersucht werden.

In den nachfolgenden zwei Kapiteln werden die verbleibenden zwei Erfolgskriterien (Wirt-

schaftlichkeit, Herstellprozesse) genauer untersucht. Ein besonderes Augenmerk soll dabei

auf die Wicklung geworfen werden.

33

2.3 Die Kostentreiber des Elektromotors

Im letzten Kapitel wurde das Entwicklungspotential einer verteilten Wicklung mit verbesserter

thermischer Leitfähigkeit aufgezeigt. Die Kostentreiber des Elektromotors sollen in diesem

Kapitel identifiziert werden. Das Identifizieren des Kostentreibers ermöglicht den gezielten

Einsatz kostensenkender Technologien. Insbesondere soll ein besonderes Augenmerk auf

die Kosten der Wicklung gelegt werden, da diese gemäss vorhergehendem Kapitel ein ho-

hes Potential zur Steigerung der Leistungsdichte aufweist.

Zur Identifikation der Kostentreiber von Elektromotoren analysiert eine Studie der Uni

Aachen die Angebote von 80 Motorenherstellern66. Dabei wurde zwischen Massenproduktion

(100‘000 Stück/Jahr) und Prototypenfertigung (2000 Stück / Jahr) unterschieden. In Abbil-

dung 11 wurden die Herstellkosten (Material + Fertigungskosten) der einzelnen Motor-

Komponenten aufgelistet. Die Wicklung liegt sowohl bei den Prototypen als auch bei der

Massenfertigung auf Position zwei. Bei der Massenproduktion liegen die Anbauteile (Resol-

ver, Kugellager, …) an erster Stelle. Da die Anbauteile aus mehreren Teilen bestehen, relati-

viert sich dieser Kostentreiber. Im Prototypenstadium ist das Gehäuse der Hauptkostentrei-

ber, weil dieses zu einem hohen Anteil zerspanend hergestellt wird. Es fällt auf, dass die

Wicklung sowohl bei der Prototypenfertigung als auch bei der Massenproduktion ein domi-

nanter Kostentreiber ist. Die kostentreibenden Faktoren der Wicklung sollen nachgehend

genauer untersucht werden.

Abbildung 11: Verteilung der Herstellkosten eines Elektromotors (30kW Dauerleistung)67

Der Stator ist „mit einem Kostenanteil von 35 % (bezogen auf die Gesamtkosten des Motors)

das teuerste Bauteil in der Elektromotorenproduktion, was auf eine aufwändige Produktion

und hohe Materialkosten schliessen lässt.“68 Die Herstellkosten setzen sich aus Fertigungs-

kosten und Materialkosten zusammen. Im Folgenden werden diese Kosten für die Wicklung

genauer betrachtet.

66 Kampker 2014 67 Kampker 2014 68 Kampker 2014

0

50

100

150

200

250

300

Her

stel

lkos

ten

PS

M [€

]

Prototypenfertigung

Massenproduktion

34

2.3.1 Die Fertigungskosten des Stators

In der Studie der Uni Aachen ist zu sehen, dass bei allen Stückzahlszenarien die grössten

Investitionskosten der Motorenproduktion von der Wicklung verursacht werden. Die aufwän-

dige Produktion der Statorwicklung spiegelt sich in den Anlageinvestitionskosten wieder. In

Abbildung 12 sind diese Investitionskosten für eine verteilte Wicklung bei verschiedenen

Stückzahlszenarien dargestellt. Zusätzlich sind diese Investitionskosten auf die Stückzahl

umgelegt (Annahme: Amortisation über 5 Jahre). Bei den kleinen Stückzahlen wird die Wick-

lung zu einem grossen Anteil von Hand gefertigt. Schon bei Stückzahlen von 20‘000 Stück

ist eine höhere Automatisation rentabel. Diese schlägt sich jedoch in den hohen69 Investiti-

onskosten nieder, welche bis zu einer Stückzahl von 100‘000 Stück/Jahr nur geringfügig an-

steigt. Die Umlage der Investitionskosten ist daher bis 100‘000 Stück/Jahr konstant fallend.

Dies bedeutet, dass die Fertigungskosten erst bei diesen Stückzahlen dominant fallen wer-

den. Zusätzlich werden für die Herstellung einer verteilten Wicklung auch bei grossen Stück-

zahlen immer noch „manuelle Arbeitsplätze für die Verschaltung benötigt, was sowohl die

Lohnkosten steigert als auch den Ausschuss durch eine signifikante Fehleranfälligkeit er-

höht„70. Somit wird klar, warum die Herstellung der verteilten Wicklung in der Produktion von

Elektromotoren ein Kostentreiber ist.

Abbildung 12: Investitionskosten einer Wickelanlage für Elektromotoren

69 74€ entsprechen 13% der in der Studie vorgestellten Zielkosten 70 Kampker 2014

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0

1

2

3

4

5

6

0 20000 40000 60000 80000 100000

Um

lage

Inv

estit

ions

kost

en [

€/S

tück

]

Inve

stiti

onsk

oste

n [M

io €

]

Stückzahl [EM/Jahr]

Investitioinskosten

UmlageInvestitionskosten

35

2.3.2 Die Materialkosten des Stators

Neben den Fertigungskosten müssen auch die Materialkosten des Motors analysiert werden.

Diese wurden ebenfalls in der Studie der Uni Aachen abgeschätzt. Die in Abbildung 13 dar-

gestellten Materialkosten wurden mithilfe der Kostenverteilung von BRUSA-Motoren aus der

Studie extrahiert.

Abbildung 13: Analyse der Materialkosten des Stators

Die Wicklung besteht aus Draht, Harz und einer Isolierung. Die Kosten für die gesamte Wick-

lung des Stators machen fast die Hälfte (ca. 47 %) der Materialkosten des Stators aus. Für

die referenzierte Studie einer PSM macht die Statorwicklung ca. 14 % der Materialkosten

des Motors aus. Der geringe Anteil der Wicklung erklärt sich mit den dominanten Kosten der

Permanentmagnete einer PSM. Aktuell ist ein klarer Trend weg von den Permanentmagne-

ten hin zu alternativen Lösungen (ASM71, SSM72) erkennbar. Werden die Permanentmagnete

durch Kupfer im Rotor ersetzt, rückt die Wicklung auf den zweiten Platz (direkt hinter Alumi-

nium) der Material-Kostentreiber des gesamten Motors vor. Die Materialkosten der Wicklung

entsprechen somit beim ASM einem Anteil von ca. 23% der Materialkosten des Motors73. Bei

einem Elektromotor, welcher in Grossserie produziert wird, entsprechen die Materialkosten je

nach Studie zwischen 69 %74 bis 73 %75 der Herstellkosten. Eine Studie von Roland Berger

prognostiziert klare Kostenvorteile durch leistungssteigernde Massnahmen: „Es wird deutlich,

dass vor allem die Optimierung der Materialverbräuche die grössten Potenziale zur Kosten-

senkung bietet.“76

71 Aguilera 2012 72 Illiano 2014 73 Kampker 2014 74 Kampker 2014 75 Schlick 2011 76 Kampker 2014

0

10

20

30

40

50

60

Draht Stahl Blech Alu Kleber Harz Isolierung

Materialko

sten Stator [€]

Prototypenfertigung

Massenproduktion

36

2.3.3 Fazit: Die Kostentreiber eines Elektromotor

Die Wicklung ist sowohl bei den Prototypen als auch bei der Massenproduktion ein Haupt-

kostentreiber. Während bei Stückzahlen von 40‘000 Stück/Jahr sich die Investitionskosten-

Umlage und die Materialkosten des gewickelten Stators in etwa die Waage halten, sind bei

grossen Stückzahlen (100‘000 Stück/Jahr) die Materialkosten dominant.

„Die Kosten des Elektromotors entstehen vor allem durch den Einsatz großer Mengen an

hochwertigen Metallen (z.B. Kupfer, seltene Erden). Der Fertigungsprozess selbst (Maschi-

nenstunden und Lohnkosten) spielt bei den Herstellkosten zwar derzeit noch eine relativ ge-

ringe Rolle, hat aber großen Einfluss auf die Materialeffizienz (Füllgrad) und damit auch die

Gesamtkosten. Die Weiterentwicklung der Produktionstechnologien ist dementsprechend

auch für die geforderte Kostensenkung wichtig. So könnte z.B. durch verbesserte Wickel-

technologie der Materialeinsatz verringert werden, bei gleichzeitiger Erhöhung der Leistung.

Zusätzlich ermöglicht die Vollautomatisierung der Produktion (bisher wird für größere Leis-

tungsklassen teilweise noch halbautomatisiert gefertigt) erhebliche Produktivitätssteigerun-

gen.“77

Somit ist eine leistungsgesteigerte Maschine mit einer verbesserten Kühlung, welche weni-

ger Material benötigt, wirtschaftlich sehr lukrativ. Wie im Kapitel 2.2.8 beschrieben wurde, hat

die Statorwicklung ein hohes Potential zur Leistungssteigerung eines Elektromotors. Die nö-

tigen Herstellprozesse einer leistungsgesteigerten Wicklung müssen jedoch noch entwickelt

werden: „Durch die zukünftig große Bedeutung der Elektromotoren für den Automobilbau ist

das Interesse an innovativer Produktionstechnik deutlich gestiegen.“78 Ein identifizierter An-

satz zur Steigerung der Leistungsdichte ist die erhöhte thermische Leitfähigkeit der Wicklung.

Die aktuellen Herstellungsmethoden limitieren die Gestaltungsfreiheit der Wicklung und so-

mit die mögliche Leistungsdichte. Damit diese Grenzen besser verstanden werden, sollen

die aktuellen Herstellprozesse im nächsten Kapitel näher betrachtet werden.

77 Schlick 2011 78 Schlick 2011

37

2.4 Die Herstellung der Stator-Wicklung

Im den zwei vorangehenden Kapiteln wurde die verteilte Wicklung einerseits als thermischer

Flaschenhals und andererseits als Kostentreiber identifiziert. Für das Verständnis der techni-

schen Grenzen und der hohen Investitionskosten der Herstellprozesse werden diese Pro-

zesse hier genauer erklärt. Die einzelnen Prozessschritte und deren Funktionen werden am

Beispiel der Handwicklung erklärt. Nachfolgend werden die bestehenden automatisierten

Prozesse der verteilten Wicklung vorgestellt.

2.4.1 Die manuelle Herstellung der verteilten Wicklung

Für Hauptantriebsmotoren hat sich in der Automobilindustrie die verteilte Wicklung trotz ihrer

Nachteile in der Herstellung durchgesetzt. Dies vor allem wegen der vorteilhaften Leistungs-

dichte und der Sicherheit im Fehlerfall79. Die konventionelle verteilte Wicklung ist aus einem

Handprozess entstanden. Dabei werden die Drähte in die Nuten eingelegt. Diese Technik

wurde erstmals 1856 von Werner von Siemens in seiner Erfindung dem Stromgenerator mit

Doppel-T-Anker eingesetzt80. „Diese Erfindung markierte einen Wendepunkt in der Konstruk-

tion von elektrischen Maschinen. In den folgenden Jahrzehnten verschwinden alle früheren

Konstruktionen vom Markt. Bis heute werden fast alle Elektromotoren mit Wicklungen in Nu-

ten gebaut.“81

Der Prozess der konventionellen verteilten Wicklung geht somit auf einen manuellen Prozess

zurück und hat sich als Standard in der Motorenfertigung von Industrie-Elektromotoren etab-

liert. Der Prozess beginnt mit der Vorbereitung der Spulen. Dabei wird ein isolierter Kupfer-

draht auf eine Schablone aufgewickelt (Abbildung 14a). Dadurch erhalten die Spulen die

richtige Form für den späteren Einbau in den Stator. Zur elektrischen Isolation der Wicklung

wird vor dem Einbringen der Spule Isolationspapier in die Nuten des Statorblechpakets ein-

geschoben (Abbildung 14b). Die vorgewickelten Spulen werden von Hand in radialer Rich-

tung in die isolierten Nuten eingelegt (Abbildung 14c). Dabei können nur wenige Drähte mit-

einander durch den Nutfuss radial in die Nuten eingefädelt werden. Dies ist ein sehr zeitauf-

wendiger Prozess, welcher vor allem für höhere Füllfaktoren immer aufwändiger wird. An-

schliessend müssen die einzelnen Spulen im Wickelkopf zueinander isoliert werden. Die

herausstehenden Enden der Spulen werden miteinander zu einer verteilten Wicklung ver-

schaltet (Abbildung 14d). Der Wickelkopf wird im nächsten Schritt bandagiert (Abbildung

14e). Dabei wird der ganze Wickelkopf mit einem Band zusammengezogen. Dies erhöht die

mechanische Festigkeit des Wickelkopfs und erlaubt eine kompaktere Bauweise. Als letzter

Schritt wird die gesamte Wicklung mit Harz imprägniert (Abbildung 14f). Die Imprägnierung

verfestigt die Wicklung mechanisch und verhindert somit ein Scheuern der Drähte.

79 Mathoy 2010 80 Matschoss 1917, Thomälen 1917 81 Siemens 1857

38

a) Wicklung vorbereiten b) Nuten isolieren c) Wicklung einlegen

d) Wicklung verschalten e) Bandagieren f) Imprägnieren

Abbildung 14: Produktionsschritte der Wicklung eines Elektromotors

Für die Serienproduktion wurde ein Teil dieser Prozesse automatisiert. Die Herausforderun-

gen dieser automatisierten Prozesse werden im nächsten Abschnitt beschrieben.

2.4.2 Die Einzugswicklung

Die Einzugswicklung ist eine automatisierte Version der verteilten Hand-Wicklung. Die ur-

sprünglichen Gene der Einzugswicklung stecken somit in einer alten Wickelart, welche für

einen Handprozess erfunden wurde. Dies macht sich heute noch in der Motorenproduktion

bemerkbar. Komplizierte Einlegeprozess der Spulen sowie Handarbeitsplätze für das Ver-

schalten der Spulen sind heute noch üblich.

Die in Abbildung 14 abgebildeten manuellen Prozessschritte zur Herstellung der verteilten

Wicklung können teilweise automatisiert werden. Das Vorbereiten der Spulen wird ebenso

wie im Prototypenbau von einer Maschine getätigt. Das Isolationspapier wird üblicherweise

automatisiert in die Nuten eingeschossen. Die Spulen werden nicht mehr radial in die Nuten

eingelegt sondern axial eingezogen (siehe Abbildung 15). Dieser herausfordernde automati-

sierte Einziehprozess geschieht relativ langsam, damit die Isolation nicht verletzt wird.

39

Abbildung 15: Einzelschritte einer Einzugswicklung (orange oder lachsfarben ist der Kupferdraht)82

Das Verschalten der Wicklungen (Aufziehen von Isolationsschläuchen auf die Spulenenden,

das Einlegen der Isolation in den Wickelkopf und das Verschalten der Drähte) bleibt bislang

ein manueller Prozess83. Die Einzeldrähte befinden sich vor dem Verschalten an undefinier-

ten Positionen (freihängend in der Luft). Ebenso wird in diesem Schritt der Temperaturfühler,

welcher für das Begrenzen der Dauerleistung verantwortlich ist, manuell in den Wickelkopf

eingesetzt. Für die Bandagierung wird ein nähmaschinenartiger Prozess verwendet, welcher

vollautomatisch ein Band um den Wickelkopf herumwickelt. Als letzter Produktionsschritt

wird der Stator vollautomatisch imprägniert. Oftmals wird in der Serienproduktion ein Strom-

UV-Verfahren eingesetzt, bei welchem das Harz entweder durch Strom (Hitze) oder durch

das UV-Licht schnell aushärtet.

Eines der Hauptherausforderungen der Wicklung ist somit das Einlegen der Drähte in die Nut

und das nachträgliche Verschalten und Isolieren im Wickelkopf. Die Schwierigkeit ergibt sich

aus der Biegeschlaffheit der Drähte. „Da diese unfixiert in den Stator eingezogen werden,

kann die Verschaltung nicht automatisiert stattfinden, was diesen Prozessschritt teuer und

anfällig für Fehler macht.“84 Dadurch werden auch bei der Massenproduktion „manuelle Ar-

beitsplätze für die Verschaltung benötigt, was sowohl die Lohnkosten steigert als auch den

Ausschuss durch eine signifikante Fehleranfälligkeit erhöht.“85 Eine Übersicht über die ein-

zelnen Produktionsstationen zur Herstellung der Einzugswicklung ergibt eine Darstellung von

Risomat (führender Hersteller von Einzugswicklungs-Anlagen).

82 Wikipedia Spulenwickeltechnik 83 Kampker 2014 84 Kampker 2014 85 Kampker 2014

40

Abbildung 16: Prozessschritte der Einzugswicklung86

Wegen der Biegeschlaffheit der Drähte ist die Reproduzierbarkeit der Wicklung nicht gege-

ben. Die Position jedes einzelnen Drahtes kann nicht garantiert werden. Dies ist sowohl für

die Automatisierung als auch für die Positionierung des Temperatursensors im Wickelkopf

hinderlich. Da sich ein grosser Temperaturgradient im Wickelkopf befindet, wirkt sich die un-

genaue Positionierung des Temperatursensors negativ auf die Dauerleistung aus. Durch die

Streuung der Position des Temperatursensors besteht die Gefahr, dass die Wicklung über-

hitzt wird. Somit müssen die Temperaturgrenzen konservativ gewählt werden. Dadurch kann

nicht die maximal mögliche Dauerleistung abgerufen werden. Dadurch werden die Material-

kosten des Motors unnötig erhöht.

Für die Qualitätssicherung des Herstellprozesses ist eine Prozessüberwachung jedes Pro-

zessschrittes mit einer hohen Testtiefe nötig. Aktuell kann bei der Einzugswicklung zwischen

den einzelnen Prozessschritten nur schwer die Qualität quantifiziert werden. Erst nach dem

Verschalten kann ein Isolationstest, eine Widerstands- oder Induktivitätsmessung der Wick-

lung durchgeführt werden. Wegen der späten Qualitätsprüfung fallen bei einem Fehler die

bis dahin geleisteten Produktionskosten an. Für eine optimale Prozessbeherrschbarkeit wäre

es wünschenswert, vor und nach jedem Produktionsschritt eine Qualitätsprüfung durchführen

zu können. Für die zukünftigen hohen Stückzahlen muss somit die „Wickeltechnologie wei-

terentwickelt werden, um die Anforderungen der Automobilindustrie hinsichtlich Qualität und

Reproduzierbarkeit von identischen Komponenten zu erfüllen.“87

86 Mit freundlicher Genehmigung von Hr. Halder (CEO) der Firma Risomat 87 Schlick 2011

41

2.4.2.1 Fazit:HerausforderungenderverteiltenWicklung

Die gängigste Wicklungsmethode für einen Elektromotor ist die Einzugswicklung. Die unvoll-

ständige Automatisierbarkeit und die noch zu verbessernde Prozesssicherheit sind die aktu-

ellen Nachteile der Einzugswicklung. Beim Einziehverfahren ist die Position der Drähte in der

Nut willkürlich und der Nutfüllfaktor durch den Prozess begrenzt. Diese prozessbedingten

Grenzen limitieren die Möglichkeiten einer Leistungssteigerung. Somit ist der Herstellprozess

die Hauptursache für die Leistungsbegrenzung im Elektromotor.

Zusätzlich ist für die Erreichung der Zielkosten und der Qualitätsanforderungen eine voll-

automatisierte Herstellung der Wicklung notwendig. Eine Studie von Roland Berger88 be-

trachtet diese Ziele als eines der grössten Herausforderungen der E-Motoren-Fertigung.

So besteht neben dem Bedarf zur Steigerung der Leistungsdichte von Elektromotoren auch

ein klarer Bedarf zur Verbesserung des Herstellungsprozesses der verteilten Statorwicklung.

Eine deutliche Steigerung der Leistungsdichte muss bei einem 100%-igen Automatisie-

rungsgrad erreicht werden.

2.4.3 Gesteckte Wicklungen

Die gesteckte Wicklung ist eine alternative Methode für die Herstellung der verteilten Wick-

lung in grossen Stückzahlen. Diese Wickelart wird in Lichtmaschinen in hohen Stückzahlen

eingesetzt. Dabei werden einzelne Kupferstäbe zu einem U vorgebogen und in den Stator

eingesteckt. Die beiden Enden des U werden auf der anderen Seite wiederum gebogen und

mit einem nächsten U zu einer verteilten Wicklung verbunden. Ein Vorteil beim Handling die-

ser Wicklung ist der Einsatz von den Voll-Kupferstäben. Durch den erhöhten Querschnitt der

Kupferstäbe im Vergleich zu den Einzeldrähten der Einzugswicklung löst sich das Problem

der Biegeschlaffheit der Einzeldrähte. Dadurch wird eine vollautomatische Herstellung er-

möglicht. Hingegen steigen durch die Erhöhung des Leiter-Querschnittes die Stromverdrän-

gungseffekte, welche zu erhöhten Kupferverlusten führen. Da die Kupferzusatzverluste fre-

quenzabhängig sind, ist dies bei langsam drehenden und tiefpoligen Elektromotoren, welche

mit tiefen Frequenzen betrieben werden, ein vernachlässigbares Problem. Bei schelldrehen-

den und höherpoligen Elektromotoren, wie sie aktuell in den meisten Elektrofahrzeugen ein-

gesetzt werden, steigen die Kupferzusatzverluste beim Einsatz von Vollkupferstäben stark

an.

88 Schlick 2011

42

2.4.4 Nadelwicklung

Die Nadelwicklung ist ein Herstellprozess, welcher aktuell für den Einsatz im EV stark er-

forscht wird89. Es handelt sich dabei um eine CNC geführte Nadel, welche den Draht im Sta-

tor platziert. Ein Vorteil der Nadelwicklung gegenüber der Einziehwicklung ist die definierte

Platzierung des Drahtes während des Wickelns. Ebenso ist dieser Wickelprozess sehr flexi-

bel in der Produktion, womit viele Statortypen auf der gleichen Wickelanlage hergestellt wer-

den können. Eine Herausforderung für diesen Wickelprozess ist die Taktzeit. Bei einer Takt-

zeit von 60 Sekunden würden für einen BRUSA-Motor mittlere Geschwindigkeiten von

20 m/s nötig sein. Um dies zu erreichen, müssten Beschleunigungen der Nadel von über

1000g realisiert werden90. In wie weit solch kurze Taktzeiten erreicht werden können, wird

sich in Zukunft zeigen.

2.4.5 Fazit: Herstellprozesse und Herstellungsqualität der Wicklung

Das Bewickeln des Stators mit einer Kupferwicklung wird als Kernprozess in der Elektromo-

toren-Produktion angesehen. Da die aktuelle industrialisierte Einzugswicklung von einem

Handwickelprozess abgeleitet wurde, ist der Prozess selbst bei grossen industriellen Mo-

torenproduzenten nur teilautomatisiert. Zwar bestehen alternative Prozesse zur Herstellung

der verteilten Wicklung wie die Einsteckwicklung oder die Nadelwicklung, welche eine 100%-

ige Automatisierung erlauben. Der Vorteil der Vollautomatisierung wird jedoch mit dem Nach-

teil der erhöhten Kupferverluste oder erhöhten Taktzeiten erkauft. Es besteht ein klarer Be-

darf die Anforderungen der Automobilindustrie an die Wickeltechnologie hinsichtlich Leis-

tungsdichte, Preis, Qualität und Reproduzierbarkeit zu erfüllen. Deshalb steckt ein hohes

Entwicklungspotential in den Herstellprozessen der Wickeltechnologie.91

89 Grosse 2014, Bickel 2014, Bickel 2015 90 150 Drähte je Nut bei 60 Nuten => 150 Drähte je Sekunde über eine aktive Länge 130mm verlegen => mittlere Geschwindigkeit von 20m/s => Beschleunigung von ca. 1200g. 91 Schlick 2011

43

2.5 Fazit Entwicklungspotential

Eines der zentralen Elemente für den Antrieb eines Elektrofahrzeugs ist der Elektromotor.

Dieser wird für fast alle erhältlichen Serienfahrzeuge mit einer verteilten Wicklung hergestellt.

Wegen der begrenzten Platzverhältnisse in Fahrzeugen ist die Erhöhung der Leistungsdichte

von Elektromotoren eine wichtige Herausforderung für zukünftige Entwicklungen.

Eine Analyse der Erfolgsfaktoren der Automobilzulieferindustrie zeigt, dass zusätzlich zur

erhöhten Leistungsdichte der Kostendruck und die Qualitätsanforderungen steigen werden.

Die Qualitätsanforderungen hängen vom Herstellprozess ab, weshalb dieser ebenfalls zu

den Erfolgskriterien zählt. In der weitergehenden Untersuchung werden die Möglichkeiten

zur Steigerung der Leistungsdichte, die aktuellen Kostentreiber und die aktuellen Herstell-

prozesse im Zusammenhang mit der Qualität analysiert.

Die Steigerung der Leistungsdichte ist ein zentrales Erfolgskriterium für zukünftige Elektro-

motoren. Die Leistung eines Elektromotors lässt sich in Spitzen- und Dauerleistung untertei-

len. Ein sinnvolles Verhältnis von ca. 2:1 hat sich etabliert. Unter Annahme von diesem Ver-

hältnis ist die Dauerleistung der limitierende Faktor. Diese ist von der Kühlung des Elektro-

motors abhängig. Eine verbesserte Kühlung steigert die Dauerleistung des Elektromotors

oder ermöglicht diesen kleiner und kostengünstiger zu bauen. Eine Sensitivitäts-Analyse

eines Elektromotors hat ergeben, dass der thermische Widerstand der Wicklung einen Fla-

schenhals in der thermischen Widerstandskette darstellt. Deshalb steckt zur Steigerung der

Leistungsdichte ein hohes Potential in der Erhöhung der thermischen Leitfähigkeit der Wick-

lung.

Für die kompetitive Herstellung von Elektromotoren müssen die Herstellkosten konkurrenz-

fähig sein. Deshalb wurden die Material- und Fertigungskosten des Elektromotors untersucht.

Die Wicklung wurde sowohl bei der Prototypenfertigung als auch bei der Massenproduktion

als ein Hauptkostentreiber identifiziert. Bei der Prototypenfertigung ist vor allem die manuelle

Arbeit ein Kostentreiber. Für die automatisierte Herstellung bei höheren Stückzahlen fallen

die Materialkosten immer mehr ins Gewicht. Bei einer Stückzahl von etwa 40‘000 Stück/Jahr

pro Jahr sind die Investitionskosten-Umlage und die Materialkosten des gewickelten Stators

etwa gleichwertig. Bei grossen Stückzahlen (100‘000 Stück/Jahr) sind vor allem die Material-

kosten dominant. Die Fertigungskosten selbst spielen zwar bei grossen Stückzahlen eine

geringere Rolle als die Materialkosten, jedoch limitiert der Prozess der Einzugswicklung die

aktuelle Leistungsdichte. Die Materialkosten lassen sich somit nicht reduzieren. Aus diesem

Grund besteht beim Fertigungsprozess der Einzugswicklung ein hohes und wirtschaftlich

interessantes Entwicklungspotential.

44

In der Elektromotoren-Produktion wird das Bewickeln des Stators mit einer Kupferwicklung

als Kernprozess angesehen. Da die aktuelle industrialisierte Einzugswicklung von einem

Handwickelprozess abgeleitet wurde, ist der Prozess selbst bei grossen industriellen Mo-

torenproduzenten nur teilautomatisiert. Alternative Prozesse zur Herstellung der verteilten

Wicklung wie die Einsteckwicklung erlauben eine 100%-ige Automatisierung. Werden diese

in die aktuellen EM eingesetzt, reduzieren diese durch die erhöhten Verluste deren Perfor-

mance. Die aktuellen Wickeltechnologien erfüllen die hohen Anforderungen der Automobilin-

dustrie hinsichtlich Leistungsdichte, Preis, Qualität und Reproduzierbarkeit noch nicht. Des-

halb ist ein hohes Entwicklungspotential bei der Wickeltechnologie vorhanden.

Die verteilte Wicklung im Elektromotor wurde als potentieller Flaschenhals für die Steigerung

der Leistungsdichte identifiziert. Zudem ist die verteilte Wicklung ein Hauptkostentreiber bei

der Herstellung des Elektromotors. Die aktuelle Herstellung der Wicklung limitiert die Mög-

lichkeiten der Leistungsdichtensteigerung und ist aktuell nur teilautomatisiert. Da die Kosten,

Herstellungsqualität und die Leistungsdichte die drei wichtigsten Erfolgsfaktoren in der Au-

tomobilindustrie sind, besteht ein hohes Forschungs- und Innovationspotential im Gebiet der

verteilten Motorenwicklung. Somit gliedert sich diese Arbeit in folgende Teile:

Lösungen zur Steigerung der Leistungsdichte

Lösungen für die vollautomatisierte Herstellung der neuen Ansätze finden

Bewertung der Kosten anhand eines Prototyps.

Im nächsten Kapitel werden die Forschungsfragen zu diesen drei Punkten vorgestellt.

45

3 Forschungsfragen

Ziel der Arbeit ist es eine innovative und wirtschaftliche Wickeltechnologie für leistungsge-

steigerte Elektromotoren zu erforschen und zu entwickeln. Die Arbeit ist in folgende drei Tei-

le unterteilt:

Lösungen zur Steigerung der Leistungsdichte

Lösungen für die vollautomatisierte Herstellung der neuen Ansätze finden

Bewertung der Kosten anhand eines Prototyps.

Die Forschungsfragen zu diesen drei Teilen der Arbeit werden nachfolgend vorgestellt.

3.1 Steigerung der Leistungsdichte

In Kapitel 2.2 wurde ein hohes Entwicklungs- und Innovationspotential bei der Wicklung des

Elektromotors identifiziert. Die Literatur deutet auf einen thermischen Flaschenhals in der

Wicklung des Motors hin. Die gefundenen Untersuchungen basieren auf Simulationen wel-

che mit thermischen Leitfähigkeiten aus der Literatur durchgeführt wurden. Da die Literatur-

werte weit streuen, stehen die gefundenen Untersuchungen auf wackligen Beinen. Deshalb

wird in Kapitel 4.1 zuerst die Hypothese des thermischen Flaschenhalses der Wicklung be-

stätigt. Dies erfolgt mit einer experimentellen Untersuchung der Temperaturen im inneren

eines Elektromotors. Daraus ergibt sich die erste Forschungsfrage:

Forschungsfrage 1: Wie sind die Temperaturen innerhalb eines Elektromotors verteilt?

Wie können daraus der thermische Widerstand und die thermische Leitfähigkeit der einzel-

nen Komponenten bestimmt werden? Kann die Hypothese bestätigt werden, dass die Wick-

lung im thermischen Ersatzschaltbild den grössten Widerstand besitzt und somit den ther-

mischen Flaschenhals des Elektromotors bildet?

Mittels der Antwort der ersten Forschungsfrage kann die thermische Leitfähigkeit abge-

schätzt und in einem Simulationsmodell verwendet werden. Dieses wird in Kapitel 4.2 zu

Quantifizierung der Zielwerte der thermischen Leitfähigkeit der Komponenten verwendet.

Daraus ergibt sich die zweite Forschungsfrage:

Forschungsfrage 2: Welchen Einfluss hat die Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der

im Stator verbauten Komponenten (Wicklung, Isolation, Blech) auf die Dauerleistung des

Elektromotors? Welche Zielwerte der thermischen Leitfähigkeit ergeben sich für die For-

schung?

46

Eine Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung zeigt ein hohes Leistungssteige-

rungspotential auf. Zur Erreichung der definierten Zielwerte der thermischen Leitfähigkeit der

Wicklung werden die Grundlagen für den Wärmefluss innerhalb der Wicklung erforscht. Da

keine handelsüblichen Methoden zur Messung der thermischen Leitfähigkeit von anisotropen

Wicklungsproben vorhanden sind, wird in Kapitel 4.3 ein Prüfstand für diese Forschung ent-

wickelt. Mithilfe dieses Prüfstands werden in Kapitel 4.4 verschiedene Varianten der Wick-

lungsproben thermisch vermessen. Zusätzlich werden die Auswirkungen der verschiedenen

Einflussfaktoren auf die thermische Leitfähigkeit experimentell quantifiziert. Daraus ergibt

sich die dritte Forschungsfrage:

Forschungsfrage 3: Wie hoch ist die thermische Leitfähigkeit der verteilten Wicklung? Was

sind mögliche Einflussfaktoren zur Steigerung der thermischen Leitfähigkeit? Welche Aus-

wirkungen haben diese auf die thermische Leitfähigkeit? Welche physikalischen Effekte

stecken hinter den einzelnen Einflussfaktoren? Welche Einflussfaktoren sind die vielver-

sprechendsten zur Erreichung der Zielwerte aus Forschungsfrage 2?

Die erfolgsversprechenden Einflussfaktoren werden anhand neuer Wicklungsproben er-

forscht. Die gesteigerte thermische Leitfähigkeit der neuen Wicklungsproben wird experimen-

tell bestätigt und quantifiziert. Für die Bestimmung der optimalen Parameter der Wicklung

wird unter Berücksichtigung der betrachteten physikalischen Effekte ein thermisches Modell

entwickelt und mit den Messungen abgeglichen. Damit lassen sich die optimalen Parameter

der Wicklung bestimmen. Daraus ergibt sich die vierte Forschungsfrage:

Forschungsfrage 4: Wie weit kann die thermische Leitfähigkeit durch die in Forschungs-

frage 3 erforschten Einflussfaktoren gesteigert werden? Mit welchen thermischen Modellen

kann die thermische Leitfähigkeit simuliert werden? Wie kann mit Hilfe dieser Modelle die

Wicklung thermisch optimiert werden?

Die Wicklung kann mit dieser Forschung thermisch optimiert werden. Neben der Wicklung

wird in Kapitel 4.5 ebenfalls die thermische Leitfähigkeit der Nut-Isolation untersucht. Diese

wird im Motor als thermische Schnittstelle zwischen Wicklung und Statorblech betrachtet.

Diese Schnittstelle hängt einerseits von der thermischen Leitfähigkeit der Isolation ab, ande-

rerseits von der thermischen Anbindung der Wicklung an das Statorblech. Mit einem experi-

mentellen Aufbau wird das Verbesserungspotential des thermischen Widerstandes der Isola-

tion in Kombination mit der verbesserten Wicklung erforscht. Daraus ergibt sich die fünfte

Forschungsfrage:

47

Forschungsfrage 5: Welche thermischen Kennwerte können in thermischen Simulationen

für das Nut-Isolations-System (inklusive den Kontaktstellen zur Wicklung und zum Blechpa-

ket) verwendet werden? Wie kann der thermische Widerstand des Nut-Isolations-System in

Kombination mit der verbesserten Wicklung verringert werden? Welche verbesserten ther-

mischen Kennwerte können in Simulationen für das Nut-Isolations-System eingesetzt wer-

den?

Mit den ersten fünf Forschungsfragen werden die Grundlagen zur Leistungssteigerung des

Elektromotors erarbeitet. Für die Realisierung eines solchen Motors müssen zusätzlich ge-

eignete Herstellprozesse erforscht werden. Die Forschungsfragen dazu werden im Folgen-

den betrachtet.

3.2 Vollautomatisierte Herstellung der Wicklung

Basierend auf den Erkenntnissen der Steigerung der Leistungsdichte von Kapitel 4 werden in

Kapitel 5 die automatisierbaren Herstellprozesse der Wicklung untersucht. Hierzu werden in

Kapitel 5.1 die Herausforderungen des Stands der Technik analysiert und die Ursachen für

die aktuellen Probleme identifiziert. Für die Auslegung der Taktzeit werden die zukünftigen

Stückzahlprognosen analysiert. Diese Themen werden in der sechsten Forschungsfrage

behandelt.

Forschungsfrage 6: Welche aktuellen Herausforderungen verhindern beim Stand der

Technik ein vollautomatisiertes Bewickeln von Elektromotoren mit hohen Leistungsdichten?

Welche Anforderungen geben sich hieraus für eine zukünftige vollautomatisierte Produkti-

onsanlage?

Mit diesen Erkenntnissen werden in Kapitel 5.2 die einzelnen Prozessschritte für die Herstel-

lung der in Forschungsfrage 1 bis 5 erforschten Wicklung entwickelt. Für eine Abschätzung

der Taktzeit wird für jeden Produktionsschritt ein Demonstrator aufgebaut. Damit lässt sich

die Taktzeit experimentell ermitteln. Daraus ergibt sich die siebte Forschungsfrage:

Forschungsfrage 7: Welche Produktionsschritte sind für die Herstellung der leistungsge-

steigerten Wicklung notwendig und wie sehen diese aus? Welche Taktzeiten ergeben sich

für diese Produktionsschritte?

Basierend auf der Taktzeit und den Abschätzungen der Anlagekosten werden in der letzten

Forschungsfrage die Herstellkosten des Elektromotors betrachtet.

48

3.3 Bewertung der Kosten

Mittels den in Kapitel 5 entwickelten Herstellprozessen wird ein Prototyp eines Elektromotors

aufgebaut. Dieser wird am Prüfstand vermessen (Kapitel 6.1). Basierend auf den Ergebnis-

sen werden in Kapitel 6.2 die Herstellkosten von zwei leistungsgleichen Motoren (Stand der

Technik vs. erforschter Wicklung) miteinander verglichen und ausgewertet. Daraus ergibt

sich die achte Forschungsfrage:

Forschungsfrage 8: Wie verhalten sich die Kosten zweier Elektromotoren mit gleichen

Leistungsdaten aber unterschiedlicher Wicklungen (Einzugswicklung vs. erforschter Wick-

lung)? Existiert ein Break-Even für die erforschte Wicklung? Falls ja, bei welcher Stückzahl?

Mit diesen acht Forschungsfragen soll eine neuartige Wicklung erforscht werden. Das nächs-

te Kapitel widmet sich der Steigerung der Leistungsdichte.

49

4 Steigerung der Leistungsdichte

Die Leistungsdichte spezifiziert wieviel Leistung pro Volumen oder Gewicht ein Motor erbrin-

gen kann. Die Erhöhung der Leistungsdichte bringt Gewichts- und Volumenvorteile im Fahr-

zeug. Ein geringeres Gewicht ist für den Energieverbrauch des Fahrzeugs vorteilhaft und

reduzierte die Materialkosten. Durch den Volumenvorteil kann mehr Raum für die Benutzer

geschaffen werden.

Von Bennion92 und von Bolietti93 wurde in Simulationen die Wicklung als thermischer Fla-

schenhals identifiziert. Da für die thermische Leitfähigkeit der Wicklung in der Literatur keine

einheitlichen Daten gefunden wurden (vergleiche Abbildung 9), stehen diese Simulationen

auf wackligen Beinen. Aus diesem Grund wird ein BRUSA-Motor im Dauer-Prüfstandsbetrieb

thermisch vermessen. Daraus werden die thermischen Widerstände abgeleitet, wodurch die

Hypothese der geringen thermischen Leitfähigkeit der Wicklung verifiziert werden kann.

4.1 Identifikation des thermischen Flaschenhalses

Thermische Messungen an einem bestehenden BRUSA-Motor zeigen, in wie weit die ther-

mische Leitfähigkeit der Wicklung einen thermischen Flaschenhals bildet. Die thermischen

Leitfähigkeiten der einzelnen Komponenten werden mithilfe eines vereinfachten thermischen

Modells abgeschätzt. Damit soll die Forschungsfrage 1 beantwortet werden.

Forschungsfrage 1: Wie sind die Temperaturen innerhalb eines Elektromotors verteilt?

Wie können daraus der thermische Widerstand und die thermische Leitfähigkeit der einzel-

nen Komponenten bestimmt werden? Kann die Hypothese bestätigt werden, dass die Wick-

lung im thermischen Ersatzschaltbild den grössten Widerstand besitzt und somit den ther-

mischen Flaschenhals des Elektromotors bildet?

4.1.1 Thermische Prüfstands Versuche

Zur Identifikation der thermischen Widerstände wird der verteilt gewickelten Stator in ein

thermisches Widerstandsnetzwerk mit folgenden Komponenten unterteilt: Wicklung, Zahn,

Joch, Kühlmantel und Kühlwasser. Die Wicklung ist stromdurchflossen und erzeugt ein Mag-

netfeld, welches ein Moment im Motor bewirkt. Die Verluste in der Wicklung (Ohmsche Ver-

luste) und im Statorblech (Eisenverluste) werden über den Kühlmantel abgeführt. Der Wär-

mestrom wird unidirektional angenommen. Die Wärme fliesst von der Wicklung ausschliess-

lich in den Zahn, von diesem dann über das Joch in den Kühlmantel und schlussendlich ins

Wasser (siehe Abbildung 8).

92 Bennion 2012 93 Boglietti 2004

50

Am Prüfstand wurde die Abhängigkeit der Verluste von der Drehzahl und dem Drehmoment

gemessen. Bei verschiedenen Drehzahlen (2000rpm, 4000rpm, 6000rpm, 8000rpm) wurden

die Temperaturen beim maximal möglichen Dauermoment ermittelt. Im Versuch wurde das

Moment so lange erhöht bis die Temperatur des heissesten Punkts im Motor seine material-

bedingten Grenze erreicht hat.

Abbildung 17: Motorenprüfstand, links Prüfling, rechts Bremsmotor

An den Schnittstellen der jeweiligen Komponenten (Wicklung, Zahn, Joch, Kühlmantel und

Kühlwasser) wurden Thermoelemente platziert. Zusätzlich wurde mit einem Thermoelement

im Wickelkopf der Temperaturabfall längs der Nut gemessen. Für die vier Arbeitspunkte

wurden die Temperaturen im stationären Zustand ausgewertet. Aus diesen Temperaturmes-

sungen werden mittels der Geometrieparameter und den entstandenen Verlustleistungen die

thermischen Leitfähigkeiten berechnet. Da die Hauptflussrichtung zwischen den Messpunk-

ten als eindimensional angenommen wird, werden die gemessenen Temperaturen entlang

der Hauptflussrichtung des Wärmestroms ausgewertet. Die Temperaturverläufe entlang der

Hauptflussrichtung sind in der Abbildung 18 aufgetragen.

Abbildung 18: Temperaturverlauf entlang des Wärmestroms im Motor, in Fett die Orte der Temperaturmessungen,

in kursiv die Gebiete zwischen den Temperaturmessungen

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

-0.08 -0.06 -0.04 -0.02 0

Tem

pera

tur

[°C

]

Distanz [m]

2000 rpm 140 Nm

4000 rpm 140 Nm

6000 rpm 140 Nm

8000 rpm 88 Nm

TW

icke

lko

pf

T W

ickl

un

gin

Nu

t

T Z

ahn

au

ssen

Wicklung entlangden Drähten

Zahn Joch

T Kühlwasser

Wic

klun

g

Küh

lman

tel

51

Aus dem örtlichen Verlauf der Temperaturen, den Geometrieparametern und der Annahme

des uniformen Wärmestroms können die thermischen Widerstände abgeschätzt werden. Die

Herleitung dieser Berechnung wird im nächsten Abschnitt beschrieben.

4.1.2 Abschätzung der thermischen Leitfähigkeiten

Die Wärmeleitungsgleichung für den eindimensionalen Fall beschreibt einen Wärmestrom

pro Fläche , welcher von der thermischen Leitfähigkeit sowie dem Temperaturgradienten

⁄ abhängt:

5

Die Integration dieser Gleichung nach einer konstanten Fläche ergibt:

A 6

Der Temperaturgradient multipliziert mit der Fläche ergibt ein Mass für den Wärmestrom

pro thermische Leitfähigkeit. Der Quotient ⁄ ist ein Mass für den Wärmestrom und die

Güte der Wärmeabfuhr. Je kleiner der Quotient ist, umso kleiner ist entweder der Wär-

mestrom oder umso besser ist die Wärmeabfuhr. Dieser Quotient wurde aus den Messwer-

ten (Abbildung 18) ermittelt und ist in Abbildung 19 dargestellt.

Abbildung 19: Wärmestrom pro Wärmeleitfähigkeit von verschiedenen Betriebspunkten ausgewertet an sechs

Positionen im Stator (Wert von „Nut Längs“ ist zu klein zum darstellen)

Die Auswertung der Messresultate zeigt für alle Betriebspunkte den grössten Quotienten

quer zu Nut. Dies lässt sich mit grossen ohmschen Verlusten in der Nut und/oder schlechter

Wärmeleitung quer zur Nut erklären.

Der Quotient hat eine Abhängigkeit von der Drehzahl. Je höher die Drehzahl desto mehr

steigen die Eisenverluste wegen den erhöhten Frequenzen an. Die Versuchsdurchführung

gibt eine maximal erlaubte Temperatur in der Wicklung vor. Steigen die Verluste im

0

5

10

15

20

25

30

35

Nut Längs Nut Quer Zahn Joch

Wär

emst

rom

/ther

m.

Leitf

ähig

keit

[mK

]

2000 rpm 140 Nm

4000 rpm 140 Nm

6000 rpm 140 Nm

8000 rpm 88 Nm

52

Statorblech, müssen die Verluste in der Wicklung reduziert werden, damit gleiche maximale

Temperatur in der Wicklung erreicht wird. Somit wird klar, dass der Quotient der „Nut

Quer“ mit steigender Drehzahl sinkt.

Es bleibt die thermischen Leitfähigkeiten aus den Quotienten zu berechnen. Die Verluste

können aus den Messdaten des Prüfstands berechnet werden. Die gesamten Verluste wer-

den aus der Differenz zwischen Eingangs- und Ausgangsleistung des Motors ermittelt. Die

mechanischen Verluste (Reibungsverluste) werden mit einem Leerlaufversuch ermittelt. Der

Prüfling wird stromlos betrieben und von der Bremsmaschine geschleppt. Das Bremsmo-

ment kann mit der Drehmomentmesswelle ermittelt werden. Die Kupferverluste können aus

dem Kupferwiderstand und dem gemessenen Motorstrom berechnet werden ( ∗ ).

Die Eisenverluste ergeben sich aus der Differenz der gesamten Verluste und den Kupfer-

und mechanischen Verlusten.

Mit Hilfe der ermittelten Verluste und den berechneten Quotienten kann auf die thermischen

Leitfähigkeiten der einzelnen Materialien rückgeschlossen werden.

A 7

Die ermittelten Eisenverluste werden proportional zum Volumen von Zahn und Joch unterteilt.

b

Abbildung 20: Ermittelte Wärmeleitfähigkeit je Komponente

Beim Vergleichen der thermischen Leitwerte fällt der geringe Wert quer zur Wicklung (Nut

quer) auf. Die thermische Leitfähigkeit ist eine Materialkonstante und ist somit unabhängig

vom Betriebspunkt. Die ersichtliche Streuung in der Grafik resultiert aus einem stark verein-

fachten thermischen Modell und der Messunsicherheiten der thermischen Messungen. Trotz

der Streuung können die thermischen Leitfähigkeiten der einzelnen Komponenten abge-

schätzt werden. Dazu wurde jeweils der Mittelwert aus den errechneten thermischen Leitfä-

higkeiten gebildet (siehe Tabelle 1).

0

10

20

30

40

50

Nut Längs Nut Quer Zahn Joch

Wär

mel

eitfä

higk

eit

[W/m

K]

2000 rpm 140 Nm

4000 rpm 140 Nm

6000 rpm 140 Nm

8000 rpm 88 Nm

Max ≈ 440

53

Tabelle 4: Vergleich der Vor- und Nachteile der verteilten und der konzentrierten Wicklung

Mittelwert der abgeschätzten

thermische Leitfähigkeit [W/mK]

Theoretische thermische

Leitfähigkeit [W/mK]

Abweichung

Nut Längs 441.6 ‐ ‐

Nut Quer 0.9 ‐ ‐

Zahn 26.5 20 +25%

Joch 27.2 20 +26%

Ein Vergleich der thermischen Leitfähigkeiten von Zahn und Joch mit den Herstellerangaben

zeigt eine Abweichung von etwa 25%. Wird dieselbe Abweichung für die Nut quer ange-

nommen, ergibt sich eine thermische Leitfähigkeit von 0.59 W/mK. Dieser Wert ist die Basis

für die folgenden Untersuchungen im Kapitel 4.2.

Der thermische Widerstand der einzelnen Komponenten kann nun berechnet wer-

den:

∗ 8

Die nachfolgende Abbildung zeigt die ermittelten thermischen Widerstände.

Therm. Widerstand [K/W]

Nut Längs 1.77

Nut Quer 15.68

Zahn 1.81

Joch 0.85

Konvektion Kühlwasser

0.79

a) Thermische Widerstände b) Mittelwert der thermischen Widerständen

Abbildung 21: Ermittelte thermische Widerstände je Komponente

Für den quantitativen Vergleich wurde wiederum der Mittelwert der einzelnen thermischen

Widerstände verwendet. Der thermische Widerstand der Wicklung ist um mindestens Faktor

8 grösser als alle anderen.

Bei allen Auswertungen ist der Einfluss der Messunsicherheit zu berücksichtigen. Die Ther-

moelemente sind schwierig genau zu positionieren, was den gemessenen Quotienten beein-

flusst. Trotz dieser Unsicherheit ist der thermische Widerstand der Wicklung so dominant,

dass dieser weiter untersucht werden muss.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

The

rmis

cher

Wid

erst

and

[K/W

]

2000 rpm 140 Nm

4000 rpm 140 Nm

6000 rpm 140 Nm

8000 rpm 88 Nm

54

4.1.3 Fazit: Thermischer Flaschenhals

Aus den vorgängigen Untersuchungen konnte die Wicklung des untersuchten BRUSA-

Motors als thermischer Flaschenhals identifiziert werden, womit die Hypothese aus Kapitel

2.2.8 bestätigt ist.

Kurzantwort auf Forschungsfrage 1: Die maximale Temperatur im Stator wird in der

Wicklung erreicht. Von der Wicklung wird die Wärme in Richtung Kühlmantel abgeleitet. Der

grösste Temperaturgradient ist in der Wicklung vorzufinden. Mit Hilfe der Geometrieparame-

ter kann die thermische Leitfähigkeit und der thermische Widerstand abgeschätzt werden.

Aus dem thermischen Widerstandsmodell ist ersichtlich, dass die Wicklung sowohl die tiefs-

te thermische Leitfähigkeit als auch den grössten thermischen Widerstand besitzt und somit

den thermischen Flaschenhals des Motors bildet.

Es bleibt die genauere Untersuchung, wie die thermische Leitfähigkeit der Wicklung gestei-

gert werden kann.

Die Wicklung besteht aus der Isolation, den isolierten Kupferdrähten und einem Vergussharz,

welches Lufteinschlüsse beinhalten kann (vergleiche Abbildung 22). Der Anteil des Kupfers

in einer verteilten Wicklung liegt bei 40 % bis 45 %. Die Kupferdrähte sind in der Nut unre-

gelmässig angeordnet. Je nach Vergussmethode bilden sich Lufteinschlüsse, welche an un-

definierten Stellen liegen. Nur das Isolationspapier befindet sich in einer gut definierten Posi-

tion zwischen Zahn und Wicklung. Aus diesem Grund soll die Wicklung bestehend aus dem

Draht und dem Vergussharz inklusive Luft getrennt von dem örtlich gut definierten Isolati-

onspapier betrachtet werden.

Für das grundlegende Verständnis der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung und der Isola-

tion sollen wegen der komplexen geometrischen Verhältnisse und den teilweise unbekann-

ten Parametern experimentelle Untersuchungen durchgeführt werden. Aus einer systemati-

schen Versuchsreihe sollen die Haupteinflussfaktoren verstanden werden. Daraus lassen

sich Möglichkeiten zur Steigerung der thermischen Leitfähigkeit ermitteln. Die gewonnenen

Erkenntnisse dienen als Eingangsparameter für die thermische Simulation. Daraus lässt sich

die Steigerung der Leistung prognostizieren.

Durch eine Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung und der Isolation wird eine

andere Komponente den thermischen Flaschenhals übernehmen. Wie weit sich eine Steige-

rung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung und der Isolation lohnt, wird im nächsten

Kapitel erarbeitet.

55

Abbildung 22: Querschnitt einer Einzugswicklung (identischer Stator, drei verschiedene Nuten)

4.2 Zielwerte für die Steigerung der thermischen Leitfähigkeit

Gemäss der letzten Kapitel kann eine Steigerung der Leistungsdichte des Motors durch eine

erhöhte thermische Leitfähigkeit der Wicklung erreicht werden. Wird die thermische Leitfä-

higkeit der Wicklung genügend gesteigert, wird eine andere Komponente das Nadelöhr der

thermischen Widerstandskette bilden. Deshalb soll in der Forschungsfrage 2 untersucht wer-

den wie weit es sich lohnt, die thermische Leitfähigkeit der Komponenten des Motors zu stei-

gern.

Forschungsfrage 2: Welchen Einfluss hat die Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der

im Stator verbauten Komponenten (Wicklung, Isolation, Blech) auf die Dauerleistung des

Elektromotors? Welche Zielwerte der thermischen Leitfähigkeit ergeben sich für die For-

schung?

Abbildung 23: Thermische FEM-Simulation des Stators der HSM1-6.17.12

Mit Hilfe einer thermischen 2D-FEMSimulation (Abbildung 23) wurden die Temperaturen des

in Kapitel 4.1.1 thermisch vermessenen Stators berechnet. Für die thermische Leitfähigkeit

der Wicklung wurde der aus Kapitel 4.1.2 ermittelte Wert von 0.59 W/mK verwendet. Da die

56

Temperaturen der Simulation gut (Abweichung kleiner 4 %) mit der Messung aus dem Kapi-

tel 4.1.1 übereinstimmt (siehe Tabelle 5), wird auf dieser Simulationsbasis eine weiterführen-

de Parameterstudie durchgeführt.

Tabelle 5: Vergleich der gemessenen und simulierten Temperaturen

Kennwert Einheit Messung Simulation Ø Abweichung

T [°C] 32,4 33.5 1.0%

T [°C] 51,7 51.8 0.1%

T [°C] 62,1 66.8 4.1%

T [°C] 86,6 84.5 1.8%

T [°C] 115,2 110.6 4.0%

In der nachfolgenden Parameterstudie werden die thermischen Leitfähigkeiten der drei

Hauptkomponenten des Stators (Wicklung, Nut-Isolation, Statorblech) jeweils einzeln variiert.

Die Simulationsresultate werden nach der Reduktion des gesamten Wärmewiderstands be-

urteilt. Für die theoretische maximale thermische Leitfähigkeit der Kupferwicklung wurde die

von reinem Kupfer eingesetzt. Beim Statorblech wird die Wärmeleitfähigkeit von reinem Ei-

sen (80 W/mK) als 100 % genommen. Für die Isolation wurde Aluminiumoxid-Keramik (max.

40 W/mK) als 100 % angenommen, da diese schon jetzt zur Erhöhung der Leitfähigkeit der

Spulenisolation verwendet werden94. Durch die Variation der thermischen Leitfähigkeiten

zwischen den aktuellen Werten und 100 %-Werten kann beurteilt werden, wie weit sich die

Steigerung der thermischen Leitfähigkeit signifikant auf eine Steigerung der Leistungsdichte

auswirkt. Die Resultate sind in Abbildung 24 dargestellt.

Abbildung 24: Änderung des gesamten-Wärmeleitwiderstands des Stators in Abhängigkeit von der thermischen Leitfähigkeit der einzelnen Komponenten. (100% entspricht der theoretischen maximalen thermischen Leitfähig-

keit der einzelnen Komponenten)

94 Tari 2003

0%

10%

20%

30%

40%

0.00% 20.00% 40.00% 60.00% 80.00% 100.00%

Red

uktio

n de

s ge

sam

ten

Wär

mew

ider

stan

ds [

-]

Maximal erreichbare Wärmeleitfähigkeit [W/mK]

Wicklung Statorblech Isolation

57

Die Kupferwicklung weist sowohl den grössten Einfluss als auch die stärkste Reduktion des

gesamten Wärmeleitwiderstands auf. Ebenso reduziert sich der gesamte Wärmeleitwider-

stand der Isolation bis 1 % der maximalen erreichbaren Wärmeleitfähigkeit rapide. Nur beim

Statorblech ist ein flacher Anstieg der Kurve zu beobachten. Bei der Wicklung und der Isola-

tion ist die grösste Reduktion des Wärmeleitwiderstands im Bereich von 0 % bis 10 % der

maximal erreichbaren Wärmeleitfähigkeit zu beobachten. Dieser Bereich soll genauer unter-

sucht werden (siehe Abbildung 25).

Abbildung 25: Detail aus Abbildung 24 (von 0 % bis 10 %), Änderung des gesamten Wärmeleitwiderstands des

Stators in Abhängigkeit von den thermischen Leitfähigkeit der einzelnen Komponenten.

Die Wicklung zeigt eine fast lineare Reduktion des Wärmeleitwiderstands bis 0.5 % der max.

Wärmeleitfähigkeit (λWicklung = 2 W/mK). Ab einer maximal erreichbaren Wärmeleitfähigkeit

von ca. 3 % (λWicklung = 12 W/mK) ist keine signifikante Reduktion mehr zu erkennen. Bei der

Isolation ist ein ähnliches Verhalten sichtbar. Die Werte sind in nachfolgender Tabelle zu-

sammengefasst.

Tabelle 6: Auswirkungen der gesteigerten thermischen Leitfähigkeit von der Wicklung und der Isolation auf den gesamten thermischen Widerstand des Stators

Wicklung Isolation

Thermische Leit-

fähigkeit

Red. therm. Wi-

derstand

Thermische Leit-

fähigkeit

Red. therm. Wi-

derstand

Stand der Technik 0.56 W/mK 0 % 0.13 W/mK 0 %

Fast linearer Anstieg bis:

0.5 % von

400 W/mK =

2 W/mK

27 % 1 % von 40 W/mK

= 0.4 W/mK 10 %

Signifikante Reduktion. bis:

3 % von

400 W/mK =

12 W/mK

36 % 3 % von 40 W/mK

= 1.2 W/mK 14 %

0%

10%

20%

30%

40%

0.00% 2.00% 4.00% 6.00% 8.00% 10.00%

Red

uktio

n de

s ge

sam

ten

Wär

mew

ider

stan

ds [

-]

Maximal erreichbare Wärmeleitfähigkeit [W/mK]

Wicklung Statorblech Isolation

58

Eine Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung von 0.56 W/mK auf 2 W/mK

(Faktor 4) bewirkt bereits eine Reduktion des thermischen Gesamtwiderstands um 27 %.

Demnach verspricht die erhöhte thermische Leitfähigkeit der Wicklung kombiniert mit einer

Verlustreduktion durch einen höheren Füllfaktor ein hohes Innovationspotential. Aus diesen

Erkenntnissen lässt sich die Forschungsfrage 2 wie folgt beantworten:

Kurzantwort auf Forschungsfrage 2: Eine Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der

Wicklung zeigt den grössten Einfluss auf die Dauerleistung des Elektromotors. Eine Steige-

rung von 0.56 W/mK auf 2 W/mK würde den totalen thermischen Widerstand des Stators

bereits um 27 % senken. Auf Platz zwei ist das Nut-Isolation-System. Hier würde eine Stei-

gerung der thermischen Leitfähigkeit von 0.13 W/mK auf 0.4 W/mK eine Reduktion des tota-

len thermischen Widerstands des Stators von 10 % bewirken.

In den zwei folgenden Kapiteln wird das Steigerungspotential der thermischen Leitfähigkeit

der Wicklung untersucht. Dazu wird im nächsten Kapitel ein Versuchsaufbau zur Messung

der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung vorgestellt.

59

4.3 Versuchsaufbau zur Messung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung

In diesem Kapitel wird ein experimenteller Aufbau zur Messung der thermischen Leitfähigkeit

der Wicklung vorgestellt. Dieser Prüfstand wird zur Beantwortung der Forschungsfrage 3

benötigt.

Da bislang keine kommerziellen Messgeräte für die Messung von anisotropen Wicklungs-

proben erhältlichen sind, ist die Konstruktion eines speziellen Messaufbaus nötig. Diese spe-

zielle Konstruktion ermöglicht das kostengünstige und schnelle Testen einer großen Ver-

suchsserie von realitätsnahen Wicklungsproben. Es existieren wenige Forschungsarbeiten,

welche einen Messaufbau für die Bestimmung der thermischen Leitfähigkeit von Wicklungs-

proben beschreiben 95. Jedoch werden weder die Konstruktion zur Minimierung der Messab-

weichungen noch die Messunsicherheiten thematisiert. Im folgenden Kapitel wird diese Kon-

struktion näher beschrieben96.

4.3.1 Messaufbau

Mit dem Ziel, die Wärmeleitfähigkeit der Wicklung präzise (Messunsicherheit von 5 %) zu

bestimmen, wurde hierfür ein Messkonzept erarbeitet. Dazu wird mit einem analytischen

Modell die Messunsicherheit abgeschätzt. Die Annahmen und Vereinfachungen, welche für

das analytische Modell getroffen wurden, werden mit einer thermischen FEM-Simulation

überprüft. Mit Hilfe dieses validierten Modells werden die Messabweichungen durch Optimie-

rung der Geometrieparameter minimiert. Dieses Design wird aufgebaut und die Messunsi-

cherheit mit verschiedenen Referenzproben validiert.

Die thermische Leitfähigkeit quer zur Wicklungsprobe wird mittels eines Wärmestroms ge-

messen. Dazu wird zuerst der thermische Widerstand der Probe gemäss der For-

mel (1) anhand des gemessenen Wärmestroms und des gemessenen Temperaturabfalls

∆ über der Wickelprobe berechnet. Mittels der Geometrieparameter der Probe kann aus

dem thermischen Widerstand die gesuchte thermische Leitfähigkeit berechnet werden97.

∗∆

9

Der Wärmestrom wird durch eine Anordnung von Leistungswiderständen (Nr. 4 in Abbildung

26) als Wärmequelle und einer Kühlplatte (Nr. 7 in Abbildung 26) als Senke generiert. Die

Wicklungsprobe (Nr. 12 in Abbildung 26) ist zwischen zwei Schenkeln eingespannt. Der

Wärmestrom durchfließt diese zwei Metallschenkel inklusive der Probe.

95 Simpson 2013 96 Stöck 2014a 97 Bergman 2011

60

Die Leistungswiderstände werden von einer Aluminiumplatte aufgenommen (Nr. 3 in Abbil-

dung 26). Diese stellt eine homogene Wärmeeinleitung in den oberen Schenkel sicher. Auf-

grund der grossen Wärmeleitfähigkeit von Aluminium und der geringen Abstände zwischen

den Widerständen wird angenommen (Annahme 1), dass die Wärme von der Aluminiumplat-

te homogen in den Schenkel eingeleitet wird.

Abbildung 26: Links, Aufbau im Schnitt. Rechts, 3D-Darstellung des Versuchsaufbaus.

Da ein unidirektionaler Wärmestrom für die präzise Messung von Nöten ist, müssen die

Schenkel seitlich möglichst gut isoliert werden. Zu diesem Zweck werden die Seitenflächen

der Metallschenkel mit Steinwolle thermisch isoliert. Für die Auslegung des Messaufbaus

wird ein analytisches Modell hergeleitet. Dafür wird ein unidirektionaler Wärmestrom in Z-

Richtung angenommen (Annahme 2).

Gemäss Formel 1 muss der eingeprägte Wärmestrom bekannt sein. Dieser kann durch den

Temperaturabfall im Schenkel bestimmt werden (siehe Formel 2). Hierzu muss die

Wärmeleitfähigkeit der Metallschenkel möglichst präzise bekannt sein. In Stählen ist

die Wärmeleitfähigkeit stark von der Temperatur abhängig98. Ein Material, bei welchem die

Wärmeleitfähigkeit im Gegensatz zu den meisten anderen Stählen sehr gut dokumentiert ist,

ist Armco-Eisen. Es wurde 1934 von R. W. Powell als „thermal-conductivity standard“ ge-

wählt99. Aus diesem Grunde wurde dieses Material für die Schenkel gewählt. Dort kann der

Wärmestrom durch folgende Formel bestimmt werden:

∗

10

Die Temperaturen im Schenkel werden in kleinen Löchern mit Hilfe von Thermoelementen

gemessen. Es wird angenommen, dass diese Löcher den Wärmefluss unwesentlich beein-

flussen (Annahme 3). Der thermische Widerstand der Wicklung kann aus dem Wärmestrom

der oberen und unteren Temperaturen und der Probe berechnet werden:

98 Peet 2011 99 Powell 1962

z x

61

11

Aus dem thermischen Widerstand, der Probenhöhe und der Querschnittsfläche der Probe

wird die Wärmeleitfähigkeit der Probe berechnet:

∗12

Die thermische Leitfähigkeit der Probe erhält man durch Einsetzen der Gleichungen (10) und

(11) in (12).

Für eine präzise Bestimmung der Höhe der Wicklungsprobe mit einer Mikrometerschraube

sind Zylinderstifte (Nr. 5 in Abbildung 26) an den Schenkeln angebracht. Für eine redundante

Ermittlung des Wärmestroms wir der Temperaturabfall ebenso im unteren Schenkel ( bis

) gemessen.

4.3.2 Minimierung der Messabweichung

Die Messunsicherheit der Wärmeleitfähigkeit der Wicklung wird durch Anwendung des

Gaußschen Fortpflanzungsgesetzes (14) auf die Gleichung (13) ermittelt. Hierfür werden alle

unabhängigen Eingangsgrößen aus Gleichung (13) abgeleitet. Aus der Summe dieser

Ableitungen und deren Unsicherheiten (siehe Tabelle 7) errechnet sich die totale

Messunsicherheit 100:

14

Die Messunsicherheit wird mit folgenden Unsicherheiten berechnet:

Tabelle 7: Unsicherheiten der Eingangsgrößen

Grösse Nennwert Unsicherheit

65 W/(mK) 1.3 W/(mK)

3.45 mm 0.03 mm

40 mm 0.7 mm

180 °C 0.65 °C

128.74 °C 0.65 °C

71.26 °C 0.65 °C

100 DIN 1996

13

62

Bei einer festgelegten Probengeometrie und einer gegebenen Heiz- und Kühltemperatur

bleibt in Formel 13 die Schenkellänge ( ) als letzte zu bestimmende Grösse. Falls die

Schenkellänge gross ist, kann durch den hohen Temperaturabfall ( ) der Wärmestrom

im Schenkel genau bestimmt werden. Hingegen wird der Temperaturabfall über die Probe

( ) klein und somit deren relative Messunsicherheit grösser. Wird der Schenkel zu kurz,

gilt das Gegenteil. Somit ergibt sich ein Optimum für jeden thermischen Leitwert der Probe

(siehe Abbildung 27 links). Der Messbereich wurde für die thermische Leitfähigkeit von Wick-

lungsproben zwischen 1 W/mK und 20 W/mK festgelegt da sich in diesem Bereich die be-

stimmten Zielwerte aus Kapitel 4.2 befinden.

Abbildung 27: Messunsicherheit in Abhängigkeit der Schenkelhöhe (rechts für verschiedene thermische Leitfähig-keiten zwischen 1 W/mK und 20 W/mK, rechts der Durchschnitt aus allen links aufgeführten Messunsicherheiten)

Für eine homogene Gewichtung der erwarteten Wärmeleitfähigkeiten wird eine durchschnitt-

liche Messunsicherheit für mehrere Schenkellängen berechnet (siehe Abbildung 27 rechts).

Aus den angenommenen Messunsicherheiten und Wärmeleitfähigkeiten ergibt sich eine op-

timale Schenkellänge von ca. 40 mm.

4.3.3 Thermische Simulation des Messaufbaus

Die Annahmen (1 bis 3) des analytischen Models wurden durch eine thermische 3D-FEM

Simulation überprüft. Diese wird hier vorgestellt.

Abbildung 28: FEM simulierte Temperaturverteilung im Messaufbau

Ein homogener Temperaturabfall in den Schenkeln sowie ein hauptsächlich unidirektionaler

Wärmefluss (Annahme 2) kann aus den Simulationen erkannt werden (siehe Abbildung 28).

Zur Beurteilung der als homogen angenommenen Wärmeeinleitung im oberen Schenkel

(Annahme 1) wird die Temperaturabweichung entlang der Y-Achse in Abbildung 29 bewertet.

0

5

10

15

20

20 40 60 80 100

Mes

suns

iche

rhei

t [%

]

Schenkellänge [mm]

λ_Probe = 1 W/(mK)

λ_Probe = 6 W/(mK)

λ_Probe = 11 W/(mK)

λ_Probe = 16 W/(mK)

λ_Probe = 21 W/(mK)

4

5

6

7

8

9

20 40 60 80 100

Dur

chsc

hnitt

liche

M

essu

nsic

herh

eit

[%]

Schenkellänge [mm]

z y

63

Mit der gleichen Methode wird der Einfluss der Löcher zur Messung der Temperatur beurteilt

(Annahme 3).

Abbildung 29: Ausgewertete Temperaturabweichung an verschiedenen Z-Positionen entlang der Y-Achse

Zur Überprüfung der Annahme 1 wird in Abbildung 29 der Temperaturverlauf (oberer Schen-

kel oben) an der Schnittstelle zur Heizplatte analysiert. Die zwei seitlichen Ausreisser lassen

sich durch die Schraubenlöcher erklären. Der Kurvenverlauf wird nur lokal beeinflusst und

stört die Messung in der Mitte nicht. Der Temperaturverlauf wird vom Rand bis zur Mitte hin

um 1.5°C wärmer. Dies lässt sich durch den Randeffekt erklären. Da die Messung in der

Mitte durchgeführt wird und die Temperaturdifferenz 1 % des maximalen Temperaturunter-

schiedes ausmacht, wird dieser Effekt vernachlässigt und somit Annahme 1 bestätigt.

Zur Überprüfung der Annahme 3 werden die Temperaturverläufe oberhalb und unterhalb der

Probe analysiert. Es ist ein maximaler Temperaturunterschied von ca. 0.5 °C zum erwarteten

Verlauf zu beobachten. Der Temperatureinfluss der Löcher ist kleiner als die Messunsicher-

heit der Messfühler. Deshalb wird der Einfluss der Löcher der Thermoelemente vernachläs-

sigt (Annahme 3). Durch die 3D-FEM-Simulation können die Annahmen (1 bis 3) für das

analytische Modell bestätigt werden.

4.3.4 Messung von Referenzproben

Das Ziel eine Messunsicherheit von maximal 5 % zu erreichen, wird durch das Ausmessen

von Referenzproben mit bekannter Leitfähigkeit überprüft.

Abbildung 30: (links) Versuchsaufbau mit eingespannter Probe, (rechts) Durchführung der Messung

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

y - Position [m]

Tem

pera

tura

bwei

chun

g zu

Mitt

elw

ert

[°C

]

Oberer Schenkel oben

Probe oben

Probe mitte

Probe unten

Unterer Schenkel unten

64

Nach dem Einschalten der Heizung und der Kühlung wird das Erreichen des stationären Zu-

standes abgewartet (siehe Abbildung 31). Die Wärmeleitfähigkeit wird im stationären Zu-

stand ausgewertet.

Abbildung 31: Temperaturverlauf (links) und die errechnete thermische Leitfähigkeit (rechts) einer Messung

Anhand einer Stahl- und einer Teflonprobe kann die mit Formel 14 berechnete Messunsi-

cherheit überprüft werden. Durch das Vergleichen mit Literaturwerten101 kann die Messab-

weichung bestimmt werden. Die errechnete Messunsicherheit wird mit der tatsächlich ermit-

telten Messabweichung verglichen. Dies ermöglichte eine Validierung der Auslegung des

Prüfstands und des analytischen Modells.

Tabelle 8: Vergleich der Messunsicherheit und des Messfehlers

Probe Literaturwert

[W/mK]

Messwert

[W/mK]

Messunsi-

cherheit [%]

Messabwei-

chung [%]

S235JR 54 50.9 ± 6.617 ± 13.7 %. - 5.6%

PTFE 0.5mm 0.24 0.246 ± 0.017 ± 6.9 % + 2.5 %

Aus dem Vergleich der errechneten Messunsicherheit und des gemessenen Messfehlers in

der Tabelle 8 wird ersichtlich, dass die gemessenen Werte innerhalb der rechnerisch be-

stimmten Messunsicherheiten liegen. Infolge dieser Übereinstimmung wird ersichtlich, dass

mit der Berechnung der Messunsicherheit (vergleiche Kapitel 4.3.2) und dem analytischen

Modell (vergleiche Kapitel 4.3.1) die Messunsicherheit zuverlässig bestimmt werden kann.

Bis anhin wurde das analytische Modell nur für die Auslegung des Messaufbaus und für die

Abschätzung der Messunsicherheit benützt. Ebenfalls wurde die thermische FEM-

Berechnung nur für die Absicherung der Vereinfachungen des analytischen Modells einge-

setzt. Ein Vergleich der Simulation mit dem analytischen Modell und der Messung zeigen in

Abbildung 32 eine maximale Abweichung von 2 %. Deshalb kann der Messaufbau mit der

geforderten Messunsicherheit von maximal 5 % für die weiteren Messungen der thermischen

Leitfähigkeit der Wicklung verwendet werden.

101 VDI-Wärmeatlas 2013

0

50

100

150

200

0 3000 6000

Tem

pera

tur

[°C

]

Zeit [s]

T1T2

T3

T4

T5T6

0

1

2

3

4

5

6

0 3000 6000

The

rmis

che

Leitf

ähig

keit

[W/(

mK

)]

Zeit [s]

65

Abbildung 32: Vergleich der Temperaturverläufe

4.3.5 Fazit: Messaufbau

In diesem Kapitel wurde die Konstruktion eines Messaufbaus zur präzisen Bestimmung der

thermischen Leitfähigkeit von Motorwicklungen vorgestellt. Erste Messungen an Referenz-

proben bestätigen die maximale Messunsicherheit von 5 %. Im folgenden Kapitel wird dieser

Messaufbau zur Beantwortung der Forschungsfrage 3 benötigt. Dies beinhaltet die Bestim-

mung der thermischen Leitfähigkeit von Wicklungsproben des Stands der Technik sowie die

Erforschung der Optimierungspotentiale zur Steigerung der thermischen Leitfähigkeit.

0.00

50.00

100.00

150.00

200.00

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1

Tem

pera

tur

[°C

]

z-Position [m]

Messung

Simulation

Optimierungsmodell

66

4.4 Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung

Im vorhergehenden Kapitel wurde ein Messaufbau für die Bestimmung der thermischen Leit-

fähigkeit von Wicklungsproben entwickelt. Dieser wird zur Beantwortung der folgenden For-

schungsfrage benötigt:

Als erstes wird die thermische Leitfähigkeit der Einzugswicklung untersucht. Ausgehend von

den Testergebnissen der konventionellen Einzugswicklung wird schrittweise ein Grundlagen-

verständnis für die Steigerung der thermischen Leitfähigkeit von Wicklungen erarbeitet102.

4.4.1 Herstellung der Wicklungsproben

Für die Herstellung aller nachfolgend untersuchten Wicklungsproben wurden dieselben Pro-

duktionsschritte wie bei der Herstellung einer Einzugswicklung verwendet. Anstelle des Sta-

tors wurde ein genutetes Werkzeug mit vergleichbaren Abmessungen wie die Statornut ver-

wendet (siehe Abbildung 33). Die verschiedenen Varianten der Wicklungen wurden in die

Nuten eingelegt und anschliessend mit Harz imprägniert. Nach dem Aushärten wurden die

Wicklungsproben seitlich zugeschnitten und aus den Nuten herausgelöst.

a) Eingelegte Drähte In die Aluminiumform b) Fertige Proben

Abbildung 33: Herstellung von Wicklungsproben zur Bestimmung der thermischen Leitfähigkeit

4.4.2 Thermische Leitfähigkeit der Einzugswicklung

Der aktuelle Stand der Technik zeigt eine Streuung der thermischen Leitfähigkeit von Mo-

torenwicklungen um zwei Grössenordnungen (vergleiche Abbildung 9). Ebenfalls zeigt dieser

eine Abhängigkeit der thermischen Leitfähigkeit vom Füllfaktor. Deshalb wird die thermische

Leitfähigkeit von Wicklungen bei verschiedenen Füllfaktoren untersucht.

102 Stöck 2015c

Forschungsfrage 3: Wie hoch ist die thermische Leitfähigkeit der verteilten Wicklung? Was

sind mögliche Einflussfaktoren zur Steigerung der thermischen Leitfähigkeit? Welche Aus-

wirkungen haben diese auf die thermische Leitfähigkeit? Welche physikalischen Effekte

stecken hinter den einzelnen Einflussfaktoren? Welche Einflussfaktoren sind die vielver-

sprechendsten zur Erreichung der Zielwerte aus Forschungsfrage 2?

67

Im Elektromotor ist die Wicklung in den Nuten über den Wickelkopf verbunden. Der Einfluss

der thermischen Leitfähigkeit entlang des Drahtes wurde bislang nicht untersucht. Für die

Untersuchung dieses Einflusses wurden Proben mit einem mäanderförmig eingelegten Draht

hergestellt (siehe Abbildung 35). Diese Proben werden hier als Ringspulen bezeichnet.

Für die Variation des Füllfaktors sowie die Ringspulen wurden Proben mit einer gängigen

Drahtdicke von 0.71 mm verwendet. Dieser Drahtdurchmesser ist ein Kompromiss aus

Stromverdrängung und Kosten. Wird der Drahtdurchmesser zu gross gewählt, steigen die

Stromverdrängungseffekte und somit auch die Kupferverluste im Stator, wird er zu klein ge-

wählt, steigen die Kosten des Drahtes erheblich an. Der Einfluss des Drahtdurchmessers auf

die thermische Leitfähigkeit wurde durch eine zusätzliche Probe untersucht.

Abbildung 34: Wärmeleitfähigkeit von Proben der Einzugswicklung

Somit wurden die wichtigsten Variationsmöglichkeiten einer Einzugswicklung mit Standard-

komponenten (Runddraht, Standard-Drahtisolation, Standard-Imprägnierung) untersucht.

Variationen des Imprägnier- oder Isolationsmaterials werden hier nicht untersucht, da diese

schon in anderen Forschungsarbeiten genauer betrachtet wurden (siehe Stand der Technik

in Kapitel 2.2.6.3). Die Ergebnisse der drei verschiedenen Einflussgrössen werden nachge-

hend analysiert.

4.4.2.1 EinflussdesFüllfaktors

Wie schon in der Literaturübersicht (siehe Abbildung 9) prognostiziert, steigt die thermische

Leitfähigkeit mit dem Füllfaktor an. Dieser Effekt kann durch den vermehrten Einsatz von

Kupfer mit einer sehr hohen Wärmeleitfähigkeit (400 W/mK) erklärt werden.

Für den in Kapitel 4.1 untersuchten Elektromotor wurde eine thermische Leitfähigkeit der

Wicklung von 0.59 W/mK für einen Füllfaktor von 42 % durch die Prüfstandsmessungen er-

mittelt. Vergleicht man diesen Wert mit den thermischen Leitfähigkeiten der Wicklungsproben

von Abbildung 34, wird eine gute Übereinstimmung der Werte ersichtlich. Für einen Nutfüll-

faktor von 42 % muss der Probenfüllfaktor in den Nutfüllfaktor umgerechnet werden. Für den

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

0.55

0.6

0.65

0.34 0.35 0.36 0.37 0.38

Wär

mel

eitfä

higk

eit

[W/m

K]

Füllfaktor

Einzugswicklung, D=0.71

Ringspule, D=0.71

Einzugswicklung, D = 1mm

68

BRUSA Motor aus Kapitel 4.1 ergibt sich aus den gemessenen Wickelproben eine thermi-

sche Leitfähigkeit von 0.565 W/mK. Somit kann durch die geringe Abweichung der zwei

Messwerte von 5 % bestätigt werden, dass die Schlussfolgerungen von Kapitel 4.2 basie-

rend auf der ermittelten thermischen Leitfähigkeit aus Kapitel 4.1.2 gültig sind.

4.4.2.2 EinflussderRingspule

Die Messungen der Ringspule zeigen bei gleichem Füllfaktor eine grössere thermische Leit-

fähigkeit. Die Leitung der Wärme entlang des Drahtes hat demnach einen signifikanten Ein-

fluss auf die thermische Leitfähigkeit der Wicklung. Die thermische Leitfähigkeit von Kupfer

ist um drei Grössenordnungen höher als die des Harzes und der Drahtisolation. Deshalb wird

trotz des längeren Wärmeleitpfades in Richtung des Drahtes eine signifikante Erhöhung der

thermischen Leitfähigkeit erzielt.

Abbildung 35: Schematische Darstellung des Wärmeflusses in der Probe "Ringspule"

Die beiden Messungen der Ringspule zeigen sehr unterschiedliche Werte. Die Probe mit der

höheren thermischen Leitfähigkeit zeigt mehr direkte Drahtschlaufen von der Probenobersei-

te zur Unterseite. Diese Variation ist durch die manuelle Herstellung der Proben verursacht.

4.4.2.3 EinflussdesDraht‐Durchmessers

Die Messung mit einem erhöhten Durchmesser hat eine erhöhte thermische Leitfähigkeit bei

gleichem Füllfaktor gezeigt (siehe Abbildung 34). Die Kupferdrähte sind mit einer thermisch

schlecht leitenden Drahtisolation umhüllt. Beide Drahtdurchmesser haben in etwa die gleich

dicke Drahtisolation. Bei der Probe mit grösserem Drahtdurchmesser muss der Wärmestrom

weniger Drahtisolations-Schichten durchdringen (vergleiche Abbildung 36). Somit ist die

thermische Leitfähigkeit vom Drahtdurchmesser abhängig. Ebenfalls sind die AC-Verluste

vom Drahtdurchmesser abhängig. Ein erhöhter Drahtdurchmesser vergrösserte die AC-

Verluste und die thermische Leitfähigkeit. Deshalb ergibt sich ein Optimum für den Draht-

durchmesser.

69

a) Aufbau eines Drahtes in der

Wicklung

b) Wicklungsprobe mit kleinen

Drahtdurchmessern

c) Wicklungsprobe mit grösseren

Drahtdurchmessern

Abbildung 36: Schematischer Aufbau von Proben mit verschiedenen Drahtdurchmessern und gleichem Füllfaktor

4.4.2.4 Fazit–ThermischeLeitfähigkeitderEinzugswicklung

Auf einem Prüfstand wurde der Einfluss des Kupferfüllgrades, der Wärmeleitung entlang des

Drahtes und des Drahtdurmessers auf die thermische Leitfähigkeit der Wicklung untersucht.

Alle drei Einflussgrössen zeigen ein Potential zur Steigerung der thermischen Leitfähigkeit.

Wegen der hohen thermischen Leitfähigkeit von Kupfer kann die thermische Leitfähigkeit der

Wicklungsprobe durch Erhöhung des Füllgrades gesteigert werden. Ebenso hilft die hohe

Leitfähigkeit des Kupfers die Wärme entlang des Drahtes zu leiten. Werden die Drähte von

der Probenoberseite zur Unterseite angeordnet, kann die thermische Leitfähigkeit der Wick-

lung gesteigert werden. Die Vergrösserung des Drahtdurchmessers erhöht die thermische

Leitfähigkeit der Wicklung durch die Verminderung der Anzahl Drahtisolations-Schichten mit

einer tiefen thermischen Leitfähigkeit.

Der Wärmefluss entlang des Drahtes zeigt im Experiment eine hohe Steigerung der thermi-

schen Leitfähigkeit. Dieser Effekt scheint besonders interessant, da ohne grossen zusätzli-

chen Einsatz von Kupfer eine Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung erzielt

werden konnte. Wie diese Erkenntnis nützlich eingesetzt werden kann, soll im nächsten Ka-

pitel untersucht werden.

Der Kupferfüllfaktor kann bis zu einer theoretischen Grenze durch das orthozyklische Anord-

nen der Drähte gesteigert werden. Soll der Füllfaktor noch weiter erhöht werden, müssen die

runden Drahtquerschnitte plastisch verformt werden. Diese Möglichkeit und deren Einfluss

auf die thermische Leitfähigkeit soll ebenfalls im nächsten Kapitel untersucht werden.

Die Erhöhung des Drahtdurchmessers bringt neben der erhöhten thermischen Leitfähigkeit

auch mehr Kupferzusatzverluste. Der optimale Drahtdurchmesser soll ebenfalls im nächsten

Kapitel ermittelt werden.

70

Kurz Antwort auf Forschungsfrage 3: Für einen Nutfüllfaktor von 42% wurde eine thermi-

sche Leitfähigkeit von 0.56 W/mK ermittelt. Diese stimmt sehr gut mit der in Forschungsfra-

ge 1 abgeschätzten thermischen Leitfähigkeit überein (0.59 W/mK). Der Einfluss des Füll-

faktors, des Drahtdurchmesser und der aufgewickelten Ringspule auf die thermische Leitfä-

higkeit wurde getestet. Den grössten Einfluss zeigten die Ringspulen, da die Wärme entlang

des aufgewickelten Drahtes direkt von der Probenoberseite auf die Unterseite geleitet wird.

Kombiniert man diesen Effekt mit einem erhöhten Füllfaktor, vermindert sich die thermische

Leitfähigkeit zusätzlich. Gleichzeitig sinken wegen des erhöhten Kupferanteils die Kupfer-

verluste. Eine Erhöhung des Drahtdurchmessers vermindert den Anteil an Drahtisolation

und steigert somit auch die thermische Leitfähigkeit. Wegen des erhöhten Drahtdurchmes-

sers steigen aber die Kupferzusatzverluste. Die optimale Kombination aus allen drei Ein-

flussfaktoren ist ein vielversprechender Ansatz welcher mit Forschungsfrage 4 weiter unter-

sucht wird.

71

4.4.3 Wicklung mit gesteigerter thermischen Leitfähigkeit

Die Resultate des vorhergehenden Kapitels zeigten eine deutliche Steigerung der thermi-

schen Leitfähigkeit durch den Wärmefluss entlang des Drahtes. Eine solche thermische Brü-

cke wurde bislang durch einen Draht erreicht, welcher direkt von der Oberseite zur Untersei-

te der Probe geführt wurde. Diese mäanderförmige Spule hebt jedoch ihr eigenes Magnet-

feld in der Nut auf. Wegen der Möglichkeit mit geringen zusätzlichen Materialkosten die

thermische Leitfähigkeit der Wicklung deutlich zu steigern, ist dieser Effekt wirtschaftlich

höchst interessant. Deshalb befasst sich dieses Kapitel mit der Forschungsfrage 4:

Forschungsfrage 4: Wie weit kann die thermische Leitfähigkeit durch die in Forschungs-

frage 3 erforschten Einflussfaktoren gesteigert werden? Mit welchen thermischen Modellen

kann die thermische Leitfähigkeit simuliert werden? Wie kann mit Hilfe dieser Modelle die

Wicklung thermisch optimiert werden?

Für die Erzeugung des Magnetfelds im Stator muss in allen Leitern der Nut der Strom in die-

selbe Richtung fliessen. Die Wicklungsprobe repräsentiert die Wicklung einer Nut. Somit

muss auch hier die Stromrichtung in allen Leitern in die gleiche Richtung zeigen. Bislang

wurden die Drähte entlang der Nut gelegt und über die thermische Brücke wieder zurückge-

führt (kurze breite Spule). Jedoch besteht ebenfalls die Möglichkeit diese quer zur Nut zu

legen (lange dünne Spule). Bei einer solchen Wicklung ist zwar der unidirektionale Strom-

fluss gegeben, hingegen würden durch das Aufwickeln der Drähte sowohl die Leiterlänge als

auch die Kupferverluste extrem vergrössert werden. Eine Kompromisslösung wäre die He-

lixstruktur. Bei dieser wird der Leiter je nach Steigung der Helix nur unwesentlich länger,

trotzdem ist der Wärmefluss innerhalb des Leiters von der Probenoberseite auf die Proben-

unterseite gegeben. (siehe Prinzip-Bild in Abbildung 37). Eine solche Probe kann durch ein

Verdrillen von mehreren Drähten hergestellt werden.

Abbildung 37: Prinzip-Bild einer verdrillten Probe

Mehrere verdrillte Proben mit unterschiedlichen Füllfaktoren wurden hergestellt. Die thermi-

sche Leitfähigkeit dieser Proben wurden auf dem Prüfstand vermessen und in der Abbildung

40 mit den Werten der Einzugswicklung (parallel eingelegte Drähte) verglichen.

72

Abbildung 38: Vergleich der thermischen Leitfähigkeit von verdrillten Proben mit unverdrillten Proben inklusive der

linear interpolierten Trendlinien

Die thermische Leitfähigkeit der einfach verdrillten Wicklungen (360°) nimmt mit dem Füllfak-

tor mehr zu als die der Einzugswicklung. Mit zunehmendem Füllfaktor nimmt die Anzahl der

Drähte mit Brücken-Effekt zu. Wird die Wicklung zweifach verdrillt (720°), ist ein Offset der

thermischen Leitfähigkeit zu sehen. Die Anzahl der thermischen Brücken wird verdoppelt und

deren Länge halbiert. Beide Effekte zusammen erhöhen die thermische Leitfähigkeit der

Wicklung103.

Im vorherigen Kapitel wurde der positive Effekt des höheren Füllfaktors bewiesen. Deshalb

soll der Füllfaktor der verdrillten Wicklung weiter erhöht werden. Bisher waren die Drähte bei

der verdrillten Wicklung wie bei der Einzugswicklung unregelmässig angeordnet (wilde Wick-

lung, siehe Abbildung 39 links). Dies bedeutet, dass die Drähte herstellbedingt zufällig im

vorhandenen Wickelraum verteilt sind. Bei der konzentrierten Wicklung wird zur Steigerung

des Füllfaktors eine orthozyklische Anordnung gewählt (siehe Abbildung 39 mitte). Die or-

thozyklische Anordnung ist bei einer verdrillten Wicklung nicht mehr mit einem Nadelwick-

lungsprozess herzustellen. Deshalb werden die Drähte zu einer verdrillten Litze verseilt und

anschliessend mit einer Walze verpresst (siehe Abbildung 39 rechts). Für die weitere Unter-

suchung sollen verdrillte Proben zu einem rechteckigen Querschnitt verpresst werden. Diese

werden im Folgenden Formlitzen genannt.

Abbildung 39: Schematische Querschnittfläche verschiedener Probentypen

103 Stöck 2015d

0.35

0.45

0.55

0.65

0.75

0.85

0.35 0.36 0.37 0.38

Wär

mel

eitfä

higk

eit

[W/m

K]

Füllfaktor

Verdrillt 720°, D=0.71

Verdrillt 360°, D=0.71

Einzugswicklung (unverdrillt),D=0.71

73

Die Formlitzen-Proben wurden mit verschiedenen Füllfaktoren und gleichem rechteckigem

Querschnitt gefertigt. Die Messresultate in Abbildung 40 zeigen einen markanten Anstieg der

thermischen Leitfähigkeit mit dem Füllfaktor.

Abbildung 40: Thermische Leitfähigkeit von verpressten und verdrillten Proben mit div. Füllfaktoren

Die thermische Leitfähigkeit der Einzugswicklung (0.4 W/mK) konnte durch das Verdrillen

und Verpressen um Faktor fünf auf 2 W/mK gesteigert werden. Alle beschriebenen Proben

wurden alle mit einem Drahtdurchmesser von 0.71 mm und einer Verdrillung von 720°

(Schlaglänge = 67 mm104) hergestellt. Der maximale Füllfaktor ist durch herstellungsbedingte

Grenzen gegeben. Die Schlaglänge hingegen kann noch optimiert werden. Wird die Schlag-

länge erhöht, verbessert sich die thermische Leitfähigkeit. Hingegen steigen die DC-

Kupferverluste wegen der längeren Drähte an. Ebenfalls kann der Drahtdurchmesser noch

optimiert werden, da sowohl die thermische Leitfähigkeit als auch die AC-Verluste davon

abhängen. Für die Optimierung dieser beiden Parameter soll die thermische Leitfähigkeit der

Probe mittels eines analytischen Modells verstanden werden. Dieses kann mit den Messun-

gen aus Abbildung 40 abgeglichen werden. Der Aufbau dieser Modelle und die Optimierung

der Formlitze werden in den nächsten Kapiteln beschrieben.

104 Probenlänge = 130mm, 2 Schläge pro Probenlänge

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0.65 0.70 0.75 0.80 0.85

Wär

mel

eitfä

higk

eit

[W/m

K]

Proben Füllfaktor

74

4.4.4 Analytisches Modell der Wicklung (Stand der Technik)

Die Dauerleistung eines Elektromotors ist durch die maximale zulässige Temperatur der Iso-

lation begrenzt. Diese Temperatur ist sowohl von der thermischen Leitfähigkeit als auch von

den Verlusten abhängig. Deshalb werden neben der thermischen Leitfähigkeit der Formlitzen

auch deren Verluste betrachtet. Die Kupferverluste hängen vom Füllfaktor, von der Länge

der Drähte (DC-Verluste) und vom Drahtdurchmesser (AC-Verluste) ab. Der Füllfaktor ist

durch den Verpressungsgrad105 der Litzen gegeben. Die Drahtlänge ist von der gewählten

Schlaglänge abhängig. Somit bleiben die Stellgrössen Schlaglänge und Drahtdurchmesser

zu bestimmen. Diese Parameter werden mit dem Kriterium des minimalen Temperaturabfalls

innerhalb der Wicklung gefunden. Zur Bestimmung des Temperaturabfalls wird das thermi-

sche Modell aus Abbildung 8 angewendet. Hier wird nur der Temperaturabfall über der Wick-

lung bewertet, da sich nur dieser durch die bisher beschriebenen Massnahmen verändert.

∆ _ ∙ 15

Einführend wird im nächsten Kapitel der Stand der Technik zur Modellierung der thermischen

Leitfähigkeit vorgestellt. Nachfolgend wird dieser Stand der Technik auf die Wicklungsproben

der verteilten Wicklung angewendet und mit den Messungen verglichen. Dieses Modell be-

schreibt die thermische Leitfähigkeit entlang des Querschnittes der Wicklung (2D-Effekt). Bei

den Formlitzen kommt zusätzlich noch ein Längseffekt hinzu welcher ebenfalls modelliert

wird. Kombiniert mit dem 2D-Modell ergibt sich daraus ein 3D-Modell. Damit lässt sich die

thermische Leitfähigkeit der Formlitze optimieren.

4.4.4.1 StandderTechnik

Für ein besseres Grundlagenverständnis der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung werden

Modelle für die thermische Leitfähigkeit der Wicklung gesucht. In diesem Kapitel wird der

Stand der Technik zur Modellierung von Wicklung zusammengefasst. Zusätzlich wird der

Stand der Technik der Modellierung auf den Gebieten der heterogenen Stoffe und der Kom-

positmaterialien aufgezeigt, da dieser auf die Motorenwicklung übertragbar ist.

Die Wicklung wird meist als Einheit bestehend aus Kupferleiter, Isolationslack, Epoxidharz,

Lufteinschlüssen und Nutisolation modelliert106. Für die thermische Leitfähigkeit der Wicklung

bedient man sich der sogenannten effektiven thermischen Leitfähigkeit, welche eine Kombi-

nation der Leitfähigkeiten der einzelnen Bestandteile darstellt107. Galea et al. beschreiben

diese Herangehensweise mit dem „lumped parameter model“ für die Wicklung eines Elekt-

romotors. Ausgangspunkt ist ein Widerstandsnetzwerk, welches aus mehreren Reihen- und

105 Definition Verpressungsgrad: Fläche aller Drähte inkl. Drahtisolation bezogen auf die umhüllende Fläche der Litze. 106 Perez 1979, Staton 2005, Boglietti 2008 107 Perez 1979, Boglietti 2008, Galea 2012

75

Parallelschaltungen der einzelnen Komponentenwiderständen besteht. Erwähnenswert ist

ebenfalls die Herangehensweise, welche die Entwickler der MOTOR CAD Software verwen-

den. Die Grundlage bildet ebenfalls ein „lumped parameter model“, welches die einzelnen

Bestandteile der Wicklung in sich wiederholenden Schichten aneinanderreiht108. In diesen

Wicklungsmodellen sind die Widerstände meist seriell geschaltet109 und von Volumen und

Anordnung der entsprechenden Materialien in der Nut abhängig110, 111. Bei der Bestimmung

des thermischen Widerstandes der Isolationsmaterial-Luft-Mischung, wird auf die Modellie-

rungsweise von Kompositmaterialien zurückgegriffen112. Zusätzlich werden zwischen den

Materialien Kontaktwiderstände verwendet, welche mittels Kennzahlen in den entsprechen-

den thermischen Widerständen Berücksichtigung finden113. Die meisten Parameter werden

jedoch auch in diesem Teilbereich mit Hilfe von empirischen Daten festgelegt. Die analyti-

schen Modelle werden auf die jeweils betrachteten Motortypen abgestimmt114.

Ähnliche Modellierungsansätze wie die von Staton et al. und Galea et al. werden in den Be-

reichen der heterogenen Stoffe und der Verbundswerkstoffe verwendet. Diese Modellbil-

dungsvarianten werden deshalb nachfolgend genauer betrachtet. Bei der Bestimmung der

thermischen Leitfähigkeit eines heterogenen Stoffes behilft man sich der sogenannten Ho-

mogenisierungstechnik, welche sowohl analytisch als auch numerisch Anwendung findet115.

Der aus mehreren Komponenten bestehende Stoff wird als homogener Stoff vereinfacht116.

Berechnet werden für diesen neuen Kennwerte, die aus dem jeweils verwendeten Modellie-

rungsansatz hervorgehen. Bei der theoretischen Modellierung physikalischer Eigenschaften

heterogener Zweikomponentensysteme bedient man sich heutzutage vielfach sechs Grund-

modellen, welche dann, entsprechend des zu modellierenden Materials, angepasst wer-

den117. In Tabelle 2 findet sich eine Zusammenstellung dieser sechs Basismodelle, wobei ein

Wärmefluss in vertikaler Richtung angenommen wird.

108 Staton 2001 109 Boglietti 2008 110 Staton 2005 111 Staton 2010 112 Staton 2003 113 Staton 2003 114 Boglietti 2008 115 Moumen 2015 116 Moumen 2015 117 Wang 2006

76

Tabelle 9: Übersicht über die sechs Grundmodelle von Zweikomponentensystemen118

Als kombinierte Modelle bezeichnet man analytische Modellstrukturen, die aus Kombinatio-

nen der sechs grundlegenden Modelle hervorgehen. Die effektive Wärmeleitfähigkeit kann

aus Seriell- und Parallelschaltung der einzelnen Komponenten berechnet werden.

Bei der Modellierung von Kompositmaterialien wird, wie bei den heterogenen Stoffen, eben-

falls auf Homogenisierungstechniken, zurückgegriffen. Ein weiterer, für Kompositmaterialien

vielfach angewandter Prozess ist derjenige der Einheitszellenbetrachtung. Dabei wird für

eine Kleinsteinheit, eine sogenannte Einheitszelle, angenommen, dass diese die gleichen

relevanten Eigenschaften aufweist wie die Gesamtstruktur. Man betrachtet deshalb einen

solchen Ausschnitt und zieht dann aus den gewonnenen Erkenntnissen Rückschlüsse auf

die Eigenschaften des Verbundwerkstoffes als Gesamteinheit.119

118 Wang 2006, Wang 2008a, Wang 2008b 119 Kalamkarov 2014a ,Kalamkarov 2014b

77

4.4.4.2 AnalytischesModellderEinzugswicklung

Die im vorherigen Kapitel beschriebenen Methoden werden zur Modellierung von Wickelpro-

ben angewendet. Dabei soll zuerst der thermische Widerstand der Einzugswicklung (paralle-

le Drähte) in der Querschnittsfläche (2D-Modell) untersucht werden.

Aus den gängigen thermischen Modellen (zusammengefasst in Tabelle 9) wurden 16 sinn-

volle Kombinationsmöglichkeiten für Proben einer Einzugswicklung berechnet. Diverse Se-

rien- und Parallelschaltungen von reinen Materialien sowie von anderen Modellen wie Max-

well oder Rayleigh wurden berechnet. Die drei Modelle, welche den kleinsten mittleren Feh-

ler aufweisen, sind in nachfolgender Grafik dargestellt.

Abbildung 41: Thermische Leitfähigkeit von gemessenen Einzugswicklungsproben verglichen mit den drei besten

thermischen Modellen

Die zwei besten Modelle (Maxwell, Luft//Rayleigh) zeigen eine Abweichung von ca. 10 %.

Das Modell Luft//(Kupfer + Epoxidharz) zeigt eine Abweichung von 21 %. Die Modelle sind

beide physikalisch sinnvoll erklärbar: Das Kupfer befindet sich als gemischte Phase im Epo-

xidharz (Maxwell). Die Luft in den Proben zeigt oft grössere Einschlüsse, weshalb es sinnvoll

erscheint, diese parallel zu modellieren, wobei das Kupfer als zerstreute Phase im Epoxid-

harz modelliert wird (Luft// Rayleigh). Ebenso kann das Kupfer-Epoxidharz-Gemisch als Se-

rienschaltung betrachtet werden, da hier die Wärme sequenziell die beiden Komponenten

durchdringt (Luft//(Kupfer + Epoxidharz)).

Somit wurden drei Modelle gefunden, welche sich für die Modellierung von Einzugswicklun-

gen als sinnvoll erweisen. Wendet man dieses Modell auf die Formlitzen an, entsteht eine

Abweichung von ca. 300 %. Diese grosse Abweichung ist dadurch zu begründen, dass die

thermische Leitfähigkeit entlang des Leiters nicht betrachtet wurde. Im nächsten Kapitel wird

ein Modell entwickelt, welches diesen Effekt zusätzlich berücksichtigt.

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.55 0.6

Wär

mel

eitfä

higk

eit,

[W/m

*K]

Füllfaktor, [-]

gemessene Wärmeleitfähigkeit

Luft // (Kupfer - Expoxidharz)

Maxwell(Kupfer, Epoxidharz)

Luft // Rayleigh(Kupfer,Epoxidharz)

78

4.4.4.3 AnalytischesModellderFormlitze

Der Effekt der Wärmeleitung entlang des Drahtes (Längseffekt) soll zusätzlich berücksichtigt

werden. Wie bei den Verbundmaterialien wird nur eine Einheitszelle betrachtet. Hierfür wird

die Schlaglänge halbiert und ein Stück Draht modelliert, welches von der oberen Fläche

zur unteren verläuft (blaues Stück in Abbildung 42).

Abbildung 42: Schematisch Darstellung einer Einheitszelle der Formlitze

Diese Einheitszelle leitet die Wärme über die Drahtisolation (dunkelbraun in Abbildung 43) in

den Draht (hellbraun in Abbildung 43), entlang des Drahtes zur Unterseite und von dort wie-

der über die Drahtisolation zur Aussenfläche. Diese drei Elemente werden einzeln als ther-

mische Widerstände modelliert.

Abbildung 43: Schematisch Darstellung des thermischen Modells eines Drahtes

Die thermischen Widerstände der Isolation und des Drahtes werden in den nachfolgenden

zwei Kapiteln einzeln modelliert.

4.4.4.3.1 ThermischerWiderstandderDrahtisolation

Der thermische Leitwiderstand des Isolationslacks lässt sich mit folgender Formel berechnen:

∙ ∙ 16

Bekannt sind bereits die Lackdicke sowie die Wärmeleitfähigkeit des Lacks . Die

Auflagelänge sowie die Auflagenbreite werden in den folgenden Abschnitten hergeleitet.

Bei der Bestimmung der Auflagelänge wird angenommen, dass jede Leiterschicht

(siehe Abbildung 44) pro halber Schlaglänge einmal von der Oberseite der Formlitze zur Un-

terseite führt. Deshalb ist pro ganze Schlaglänge jede dieser Schichten einmal auf der Ober-

seite resp. Unterseite anzutreffen. Somit ist die Auflagelänge gleich der effektiven Drahtlänge

geteilt durch die Anzahl Drahtschichten.

79

Abbildung 44: Querschnitt einer Litze mit fünf Drahtschichten

Da die effektive Leiterlänge der Drähte länger ist als die Schlaglänge, muss diese um den

Faktor 1 cos⁄ mit dem mittleren Winkel der Drahtabwicklung korrigiert werden (siehe

Abbildung 45). Somit berechnet sich die Auflagelänge eines Drahtes innerhalb einer

Schlaglänge mit folgender Formel:

# ∙ cos 17

Für die Berechnung der Anzahl der Schichten wird der Drahtquerschnitt in rechteckige Ein-

heitszellen eingeteilt. Diese werden durch die bekannte Litzenquerschnittsfläche sowie

der Höhe der Formlitze berechent.

#

# ä

18

Bei der Bestimmung der effektiven Drahtlänge mittels des Winkels muss der Drahtverlauf

genauer betrachtet werden. Die Formlitze setzt sich aus vier kleineren in sich verseilten Un-

terlitzen zusammen, welche ebenfalls jeweils verdrillt sind. Durch diese Unterverseilung ver-

laufen alle Drähte sowohl im Inneren der Formlitze als auch auf der Aussenseite.

Zur Bestimmung des Winkels wird der Mittelwert der Winkel zweier fiktiver Drähte berech-

net. Der erste fiktive Draht durchläuft auf der Aussenhülle der Formlitze die maximal mögli-

che Distanz, der zweite verläuft mit seiner minimalen Distanz in der Seele der Unterversei-

lung.

2 :

arctan2 2

.

arctan

19

Die Probe besitzt die Höhe h und die Breite b. In der nachfolgenden Graphik ist die abgewi-

ckelte Länge des Drahtes mit der maximalen Distanz dargestellt.

80

Abbildung 45: Abwicklung eines fiktiven Drahtes welcher an der Aussenfläche einer Formlitze entlang läuft.

Somit kann die Auflagelänge zur Berechnung des thermischen Widerstands der Iso-

lation (Formel 16) bestimmt werden. Es gilt noch die Auflagebreite zu berechnen.

Dazu wird in jeder aussenliegenden Einheitszelle der Draht als Achteck modelliert.

Abbildung 46: Querschnitt einer Formlitze, im Detail die oberste Drahtschicht

Es wird von einer quadratischen Einheitszelle mit der Seitenlänge (vergleiche

Formel 18) ausgegangen.

Abbildung 47: Einheitszellenmodell eines Drahtes einer Formlitze, der verpresste Draht wird in der Einheitszelle

als Achteck modelliert.

Über die Differenz der Viertelflächen von Einheitszelle, , , und Drahtfläche, _ , wurde

die in Gelb eingezeichnete Dreiecksfläche, , und ihre Seitenlänge berechnet. Die ge-

samte Auflagenbreite lässt sich somit folgendermassen berechnen:

81

2 ∙ 2 ∙ ,

4_

4 20

Der thermische Widerstand der gelben Dreiecksfläche wird als unendlich modelliert, da diese

mit Epoxy oder Luft gefüllt ist. Somit kann der thermische Widerstand der Drahtisolation be-

rechnet werden.

Abbildung 48: Modellierung des thermischen Widerstands der Drahtisolation

Damit sind alle Parameter zur Bestimmung des thermischen Widerstandes des Isolations-

lacks an der Oberfläche der Formlitze bekannt. Weiter gilt es den thermischen Widerstand

entlang des Drahtes zu bestimmen. Dieser wird im nächsten Kapitel hergeleitet.

4.4.4.3.2 ThermischerWiderstanddesKupferdrahtes

Der thermische Widerstand entlang des Kupferdrahtes setzt sich aus den folgenden Teilen

zusammen:

∙ ∙ 21

Die Leitlänge des Kupferdrahtes berechnet sich aus der mittleren Länge welche der

Wärmefluss zurücklegen muss. Deshalb wird jeweils nur die Hälfte der Auflagefläche be-

rücksichtigt.

Abbildung 49: Modellierung der Leiterlänge eines Kupferdrahtes

Somit kann nun auch der thermische Widerstand des Kupferdrahtes berechnet werden. Der

gesamte Widerstand entlang des Drahtes wird im nächsten Kapitel hergeleitet.

82

4.4.4.3.3 ThermischeLeitfähigkeitentlangdesDrahtes‐Längseffekt

Aus den vorher berechneten thermischen Teilwiderständen kann der effektive thermische

Widerstand des Längseffektes einer Einheitszelle berechnet werden (vergleiche Abbildung

43).

ä 2 ∙ 22

Für die Berechnung des Längs-Widerstands der ganzen Probe werden die Längseffekte aller

Drähte berücksichtigt. Da die Wärmepfade aller Drähte parallel verlaufen, kann der thermi-

sche Widerstand durch die Anzahl der Drähte dividiert werden.

ä _ä

# ä 23

Die gesuchte effektive Wärmeleitfähigkeit des Längseffektes kann dann durch Umformung

aus der Leitwiderstandsformel (Formel 3) berechnet werden.

4.4.4.3.4 3D‐Effekt–Kombinationdes2D‐EffektsundLängseffekts

Die tatsächliche Wärmeleitung setzt sich aus dem 2D-Effekt (thermisches Modell der Ein-

zugswicklung) und dem Längseffekt (thermische Leitfähigkeit entlang des Drahtes) zusam-

men. Der Wärmestrom teilt sich in zwei parallele Pfade auf (2D-Effekt, Längseffekt).Somit

können die thermischen Leitfähigkeiten addiert werden:

_ ä _ 24

In Abbildung 50 sind die thermischen Leitfähigkeiten der Formlitze _ auf der Basis der

drei favorisierten 2D-Modelle dargestellt.

Abbildung 50: Thermisches Modell der Formlitze im Vergleich mit den drei besten Modellen

0

0.5

1

1.5

2

0.56 0.58 0.6 0.62 0.64 0.66 0.68 0.7

Wär

mel

eitfä

higk

eit,

[W/m

*K]

Füllfaktor, [-]

gemessene Wärmeleitfähigkeit 3D // (Luft // (Kupfer - Epoxidharz))

3D // Maxwell(Kupfer, Epoxidharz) 3D // (Luft // Rayleigh(Kupfer, Epoxidharz))

83

Die Kombination des 3D-Effekts mit dem Maxwellmodell zeigt mit einer durchschnittlichen

Abweichung von 26.0 % die genaueste Modellierung der thermischen Leitfähigkeit der Form-

litzen.

4.4.4.3.5 Fazit:AnalytischesModellderFormlitzenwicklung

In Anbetracht der Vereinfachungen des analytischen thermischen Modells und den bekann-

ten Messabweichungen ist die durchschnittliche Abweichung sehr gut. Der parallele Verlauf

des Modells zur Messung deutet auf eine systematische Abweichung hin. Da das Modell den

Trend richtig widergibt, kann es für die folgende Optimierung verwendet werden.

4.4.4.4 OptimierungderFormlitzenwicklung

Die Dauerleistung eines Elektromotors ist durch die maximale zulässige Temperatur der Iso-

lation begrenzt. Diese Temperatur ist sowohl von der thermischen Leitfähigkeit als auch von

den Verlusten abhängig. Deshalb müssen neben der thermischen Leitfähigkeit der Formlitze,

welche im vorhergehenden Kapitel modelliert wurde, auch deren Verluste betrachtet werden.

Die Kupferverluste hängen vom Füllfaktor und der Länge der Drähte (DC-Verluste) sowie

vom Drahtdurchmesser (AC-Verluste) ab. Der Füllfaktor der Litzen ist durch den herstellbe-

dingten maximalen Verpressungsgrad von 80 % gegeben. Die effektive Drahtlänge ist von

der gewählten Schlaglänge abhängig. Somit bleiben die Anzahl der Schläge und der Draht-

durchmesser zwei zu bestimmende Parameter. Durch das Erhöhen der beiden Parameter

werden sowohl die thermische Leitfähigkeit als auch die Verluste erhöht. Für die Bestim-

mung dieser beiden Parameter wird der Temperaturabfall ∆ innerhalb der Wicklung mini-

miert.

∆ _ ∙ 25

Die DC-Verluste können aus den Geometrieparametern der Formlitze ermittelt werden. Die

AC-Verluste werden nach Rogowski120 in Funktion des Drahtdurchmessers berechnet. Für

eine definierte Nutgeometrie eines BRUSA-Motors bei einer definierten maximalen Frequenz

und einem definierten Phasenstrom ergibt sich aus den beiden berechneten Verlusten fol-

gender Temperaturabfall über der Wicklung (siehe nachfolgende Grafik).

120 Rogowski 1913

84

Abbildung 51: Temperaturabfall über eine Formlitze in Funktion der Anzahl Schläge und des Drahtdurchmessers

Im vorhergehenden Diagramm ist der Temperaurabfall über der Wicklung berechnet. Die

Anzahl Schläge = 0 entspricht einer fiktiven Einzugswicklung. Für jeden Drahtdurchmesser

wurden die Herstellerangaben der Drahtisolationsdicke verwendet. Dies ergibt bei Anzahl

Schläge = 0 einen gestuften Verlauf, da die Drahtisolationsdicken stufenweise zunimmt. Der

Temperaturabfall nimmt zwischen Null und zwei Schlägen rapide ab. Dies ist durch die stark

erhöhte thermische Leitfähigkeit des Längseffekts begründet. Bei einem Drahtdurchmesser

von 0.2mm und 6 Schlägen ist ein theoretisches Optimum zu beobachten.

Da herstellungsbedingt dünne Drähte höhere Kosten verursachen, liegt hier nicht das wirt-

schaftliche Optimum. Ein guter Kompromiss zwischen wirtschaftlichen Optimum, Kupferver-

lusten und minimalem Temperaturabfall liegt bei einem Drahtdurchmesser von 0.71 mm mit

zwei Schlägen.

01

23

45

6

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.53

0.56

0.6

0.63

0.67

0.71

0.75

0.8

0.85

0.9

0.951

1.06

1.12

1.18

1.25

1.32

1.4

Anzahl Schläge [-]

Tem

pera

tura

bfal

l [K

]

Kupferdrahtdurchmesser [mm]

0-2 2-4 4-6 6-8 8-10 10-12 12-14 14-16

85

4.4.5 Fazit – Thermische Leitfähigkeit von Motorenwicklungen

In diesem Kapitel wurde die thermische Leitfähigkeit von Motorenwicklungen untersucht. Der

Stand der Technik der Einzugswicklung wurde gemessen und deren thermische Leitfähigkeit

bestimmt. Ebenso wurde eine erhöhte thermische Leitfähigkeit durch einen höheren Füllfak-

tor, einen höheren Drahtdurchmesser sowie durch das Verdrillen der Drähte nachgewiesen.

Das Verdrillen erhöht massgeblich die thermische Leitfähigkeit der Wicklung, da die Wärme

sehr gut entlang der Drähte aus der Wicklung an deren Aussenfläche transportiert werden

kann. Mit diesen Erkenntnissen kann die Forschungsfrage 4 beantwortet werden:

Der in Kapitel 4.2 gesetzte Zielwert der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung von 2 W/mK

konnte experimentell durch ein Verpressen einer verdrillten Litze (Formlitze) mit einem Pro-

benfüllfaktor von 68 % nachgewiesen werden. Die thermische Leitfähigkeit der Formlitze

konnte mit einer Genauigkeit von 26 % modelliert werden. Damit konnte theoretisch gezeigt

werden, dass der zweite definierte Zielwert von 12 W/mK (Kapitel 4.2) der thermischen Leit-

fähigkeit der Formlitze erreicht werden könnte. Zur Herstellung dieser Variante müssen noch

die Herstellprozesse beim Lieferanten optimiert werden. Für die weiteren Untersuchungen

am Prototyp wird die vermessene Formlitze mit einer thermischen Leitfähigkeit von 2 W/mK

verwendet.

Kurzantwort auf Forschungsfrage 4: Experimentell konnte eine Steigerung der thermi-

schen Leitfähigkeit von 0.56 W/mK auf 2.09 W/mK nachgewiesen werden. Dies entspricht

dem in Forschungsfrage 2 definierten Zielwert. Basierend auf diesen Messungen wurde ein

thermisches Modell entwickelt, welches die thermische Leitfähigkeit einer konventionellen

Wicklung (quer zur Wicklung) mit der thermischen Leitfähigkeit entlang des Drahtes kombi-

niert. Mit diesem neuen Modell können die Parameter für den niedrigsten Temperaturabfall

innerhalb der Wicklung gefunden werden.

86

4.5 Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Nut-Isolation

Neben der Wicklung wurde im Kapitel 4.2 ebenfalls das Leistungssteigerungspotential der

elektrischen Nut-Isolation identifiziert. In diesem Kapitel wird ein Versuchsaufbau zur Unter-

suchung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation vorgestellt. Mithilfe der Erkenntnisse der

Messungen wird der thermische Widerstand der Isolation reduziert und die Forschungsfrage

5 beantwortet:

Forschungsfrage 5: Welche thermischen Kennwerte können in thermischen Simulationen

für das Nut-Isolations-System (inklusive den Kontaktstellen zur Wicklung und zum Blechpa-

ket) verwendet werden? Wie kann der thermische Widerstand des Nut-Isolations-System in

Kombination mit der verbesserten Wicklung verringert werden? Welche verbesserten ther-

mischen Kennwerte können in Simulationen für das Nut-Isolations-System eingesetzt wer-

den?

Das Nut-Isolationspapier wird in thermischen Simulationen oftmals separiert von der Wick-

lung modelliert. In den meisten Publikationen wird der thermische Übergang von der Wick-

lung auf den Stator nur mit der thermischen Leitfähigkeit der Isolation aus den Datenblättern

modelliert121. Dabei wird meist ein perfekter thermischer Übergang von der Isolation auf die

Wicklung und von der Isolation auf den Stator angenommen. Diese Vereinfachungen sind

bislang nötig, da das System nicht genauer bekannt ist. Bei der Einzugswicklung ist zudem

die Position jedes einzelnen Drahtes unbekannt (vergleiche Abbildung 5 und Abbildung 22).

Da nicht alle aussenliegenden Drähte die Isolation berühren, ist die Grösse der Wickelfläche

schwierig zu bestimmen. Zudem saugt das oftmals eingesetzte Isolationspapier Nomex das

Imprägniermittel auf. Es ist unklar, inwieweit dies die thermische Leitfähigkeit der Isolation

beeinflusst. Ebenso ist unklar, wie gut die thermischen Kontaktbedingungen zwischen Wick-

lung und Isolation sowie der Isolation und dem Blechpaket sind. Aus diesem Grund soll die

Isolation realitätsnah untersucht werden.

Bei der Formlitzenwicklung ist die Position jedes einzelnen Drahts wesentlich genauer gege-

ben. Diese definierten Verhältnisse vereinfachen beträchtlich eine genauere thermische

Messung und Simulation der Isolation. Da die einzelnen thermischen Einflüsse der Kompo-

nenten zwischen dem Blechpaket und der Wicklung (Kontaktwiderstand, Isolation, Impräg-

nierung) schwierig zu trennen sind und diese Komponenten immer als Gesamtpaket vor-

kommen, soll die thermische Leitfähigkeit der Isolation, der Imprägnierung und der Über-

gangswiderstände (Blech – Isolation, Isolation - Wicklung) als Gesamtpaket gemessen wer-

den. Die thermische Leitfähigkeit der Isolation, des Imprägniermittels und der Übergangswi-

121 Hachicha 2011

87

derstände wird nachgehend als thermische Leitfähigkeit der Isolation zusammengefasst. Das

nächste Kapitel beschreibt einen Versuchsaufbau zur realitätsnahen Messung dieser thermi-

schen Leitfähigkeit mithilfe von Formlitzen.

4.5.1 Der Versuchsaufbau

Der Versuchsaufbau soll möglichst realitätsnah die thermische Leitfähigkeit der Isolation in

Kombination mit einer Formlitze messen. Durch die gewalzten Formlitzen, welche im vorher-

gehenden Kapitel untersucht wurden, sind die Aussenmasse der Wicklung genauer definiert

als bei der Einzugswicklung. Da in dieser Arbeit die Leistungsdichtensteigung des gesamten

Systems von zentraler Bedeutung ist, wird die thermische Leitfähigkeit der Isolation in Kom-

bination mit der Formlitzen-Technologie untersucht. Damit die Kontaktbedingungen des Iso-

lationspapiers am Stator und an der Wicklung möglichst realitätsnahe sind (geplante Anord-

nung im Stator siehe Abbildung 52), wurde im Experiment eine trapezförmige Stator Nut Ge-

ometrie sowie eine trapezförmige Formlitze verwendet.

Abbildung 52: Schematischer Ausschnitt einer Formlitze mit umhüllender Nutisolation im Stator

Der Versuchsaufbau besteht aus zwei Stahl-Backen (Nr. 2 in Abbildung 53 rechts) welche

die Statorzähne simulieren. Diese werden von einer Stahlplatte (Nr. 1 in Abbildung 53 rechts)

zusammengehalten. Dazwischen bildet sich ein Leerraum, welcher die Nut simuliert. Darin

befindet sich eine mit Isolationspapier (Nomex) umwickelte Formlitze (Nr. 3 in Abbildung 53

rechts). Nach der Montage aller Teile wird der ganze Versuchsaufbau analog zum Herstell-

prozess des Stators (siehe Kapitel 2.4.2) imprägniert.

Die Formlitze wird wie im Motor von Strom durchflossen und gibt eine definierte Verlustleis-

tung an die zwei wasserdurchflossenen Kühlkanäle (Nr. 4 in Abbildung 53 rechts) ab. Somit

ergibt sich ein realitätsnaher Wärmestrom durch die Isolation. Die statorähnliche Geometrie

des Versuchsaufbaus und die Verwendung der gängigen Produktionsmethoden stellt eine

realitätsnahe Messung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation sicher.

88

Abbildung 53: Versuchsaufbau zur Bestimmung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation

Der Wärmestrom durch die Isolation wird analog zum Experiment im Kapitel 4.3.1 mit Hilfe

der zwei gemessenen Temperaturen ( 1 und 2 in Abbildung 53 links) bestimmt. Der Tem-

peraturabfall über der Isolation wird mittels einer Temperaturmessung auf der Wicklung ( 1

in Abbildung 53 links) und der durch Extrapolation ermittelten Temperatur berechnet. Aus

dem Temperaturabfall und dem Wärmestrom erhält man analog zu Kapitel 4.3.1 den thermi-

schen Widerstand der Isolation.

Zur genauen Bestimmung des Wärmestroms muss die thermische Leitfähigkeit der Backen

genau bekannt sein. Die Backen wurden aus kostengünstigem S235 hergestellt. Die Zu-

sammensetzung von handelsüblichen Stählen variiert stark, weshalb auch die thermische

Leitfähigkeit stark variiert122. Die thermische Leitfähigkeit des verwendeten Stahls wurde mit

dem thermischen Prüfstand aus Kapitel 4.3.4 gemessen. Für eine präzise Bestimmung des

Wärmestroms ist ein möglichst linearer Temperaturgradienten im Schenkel der Backen ge-

fordert. Durch das Hinzufügen zweier Schlitze konnte mittels FEM-Simulationen ein konstan-

ter Temperaturgradient nachgewiesen werden (vergleiche Abbildung 54).

122 Peet 2011

89

Abbildung 54: Optimierung des linearen Temperaturabfalls in den Backen zur präzisen Bestimmung des Wär-mestroms (links: vor Optimierung, rechts: nach Optimierung). Unten Temperatur-Weg Verlauf

Wie im realen Motor wurde der Aufbau symmetrisch ausgeführt. Dadurch wird der Wär-

mestrom rechts und links in die baugleichen Backen abgegeben. Das Gleichteileprinzip er-

laubt zwei redundante Messungen pro Versuchsaufbau. Dadurch wird die Qualität des Mess-

Ergebnisses erhöht. Das Gleichteileprinzip einfacher Frästeile und die Verwendung von han-

delsüblichen Stählen erlaubt eine Vielzahl von Isolationsvarianten kostengünstig auszumes-

sen.

4.5.2 Messung des thermischen Widerstandes der Isolation

Wie im vorhergehenden Kapitel beschrieben, wurde der Versuchsaufbau mit einer Nomex-

Isolation realisiert (siehe Abbildung 55).

Abbildung 55: Versuchsaufbau zur Vermessung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation

90

Für die Bestimmung des Abstands zwischen der Wicklung und der Nut wurde nach der Ver-

suchsdurchführung der Versuchsblock durchtrennt und die Oberfläche plan geschliffen.

Dadurch konnte die Distanz zwischen der Wicklung und dem Zahn unter dem Mikroskop

präzise gemessen werden. Ein typisches Schliffbild ist in Abbildung 56 dargestellt.

Abbildung 56: Schliffbild des Versuchsaufbaus zur Vermessung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation

Mit Hilfe der gemessenen Distanz zwischen Zahn und Wicklung und dem ermittelten thermi-

schen Widerstand kann mit der Formel 13 die thermische Leitfähigkeit der Isolation bestimmt

werden.

Für das Nomex-Isolationspapier wurde eine thermische Leitfähigkeit von 0.134 W/mK ermit-

telt. Dieser Wert passt gut mit den Angaben im Datenblatt von 0.139 W/mK zusammen. In

diesem Experiment wurde zwischen dem Zahn und der Wicklung eine Distanz von 0.285 mm

gemessen. Es wurde ein Isolationspapier mit einer Stärke von 0.25 mm eingesetzt. Dadurch

ergibt sich eine Montageluft von 0.035 mm.

Für zukünftige Simulationen ist somit die Verwendung der thermischen Leitfähigkeit des Iso-

lationspapiers aus den Datenblättern hinreichend gut. Das Imprägniermittel sowie die Kon-

taktwiderstände müssen in den Simulationen nicht separat betrachtet werden. Allerdings

muss für genauere thermische Simulationen für die Dicke der Isolation die Montageluft mit

berücksichtigt werden. Andernfalls wäre in unserem Fall der thermische Widerstand um etwa

15% zu klein.

In der Parameteranalyse von Kapitel 4.2 wurden die Potentiale zur Senkung des totalen

thermischen Widerstands durch Simulationen identifiziert. Dabei wurde die Isolation mit der

nominalen Dicke und der thermischen Leitfähigkeit aus dem Datenblatt verwendet. Für die

Potentialabschätzung ist die experimentell ermittelte Abweichung von ca. 15 % akzeptabel.

Somit bleibt die Isolation ein nennenswerter Kandidat zur Erhöhung der Leistungsdichte. Aus

diesem Grund wird im nächsten Kapitel untersucht, wie der thermische Widerstand der Isola-

tion minimiert werden kann.

91

4.5.3 Minimierung des thermischen Widerstands der Isolation

Eine Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation von 0.2 W/mK auf 0.4 W/mK

würde eine Reduktion des gesamten thermischen Widerstands von 10 % bewirken (verglei-

che Kapitel 4.2). Dieses Kapitel befasst sich mit Lösungen zur Minimierung des thermischen

Widerstands der Isolation.

Die thermische Leitfähigkeit der Isolation ist von der thermischen Leitfähigkeit und der Dicke

des Isolationspapiers abhängig. Zusätzliche Einflussparameter sind die thermische Leitfähig-

keit des Imprägnierharzes, die Dicke der Montageluft sowie die thermischen Übergangswi-

derstände (Wicklung-Isolation, Isolation-Blech). Aus all diesen Einflussgrössen ergeben sich

folgende Möglichkeiten zur Senkung des thermischen Widerstands der Isolation:

Tabelle 10: Möglichkeiten zur Senkung des thermischen Widerstands der Isolation

Nr. Einflussparameter Mögliche Lösung

1 Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der

Isolation

Andere Isolationsmaterialien einsetzen

z.B. Kapton, …

2 Minimierung der Dicke der Isolation Dünnere Isolationsmaterialien einsetzen

z.B. durch ein Bandagieren einer Formlitze

3 Steigerung der thermischen Leitfähigkeit des

Imprägnierharzes

Einsetzen einer Vergussmasse mit erhöhter

thermischer Leitfähigkeit

4 Minimierung der Montageluft (Dicke des Im-

prägnierharzes) Formlitze an den Stator pressen

5 Minimierung des thermischen Kontaktwider-

stands Formlitze an den Stator pressen

Die verschiedenen Ansätze aus der Tabelle 10 werden nachfolgend mit dem Stand der

Technik aus Kapitel 2.2.5, 2.2.6 und 2.2.7 verglichen:

Für die Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation existieren schon mehrere For-

schungsarbeiten. Die Dicke der Isolation ist meist über die mechanischen Anforderungen

bestimmt. Wird die Isolation zu dünn gewählt, riskiert man ein Zerreissen während der Mon-

tage. An mechanisch stabileren Isolationen wird geforscht. Zudem existieren einige For-

schungsarbeiten zur Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Imprägnierung. Zu den

Punkten 4 und 5 aus Tabelle 10 besteht noch keine Forschung, da die Formlitzenwicklung

noch wenig verbreitet ist. Es wird ein Anpressen der Formlitze an die Statornut vorgeschla-

gen. Dadurch wird sowohl eine Reduktion der Dicke des Imprägnierharzes als auch eine

Reduktion des thermischen Kontaktwiderstands erwartet. Im Zusammenhang mit der Form-

litze sind alle fünf Einflussparameter optimierbar.

92

Bis anhin war mit der Einzugswicklung ein Andrücken der Isolation nur begrenzt möglich. Die

Einzugswicklung ist in sich schlaff, weshalb eine Übertragung von Anpresskräften auf die

Isolation schwierig wird. Die erhöhte Steifigkeit der Formlitze ermöglicht ein Anpressen der

Isolation an die Nut. Deshalb werden Lösungen zum Anpressen der Formlitzen an die Isola-

tion untersucht.

Abbildung 57: Steg zum definierten Anpressen der Formlitze in die Nut

Für die Untersuchung des Anpressens der Formlitzen in die trapezförmige Nut wird ein zu-

sätzlicher Steg mit Federn (siehe Abbildung 57, Nr. 5 in Abbildung 53 rechts, schwarzer Steg

in Abbildung 53 links) in den Test-Aufbau von Kapitel 4.5.1 eingebaut. Über den Federweg

wurden zwei verschiedene Vorspannungskräfte auf die Formlitze aufgebracht.

4.5.4 Test-Resultate

Die Resultate mit drei unterschiedlichen Anpresskräften der Formlitze auf die Isolation und

den Statorzahn sind nachgehend dargestellt.

Abbildung 58: Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation und Minimierung der Isolations-Montageluft

durch Anpressend der Formlitzen an den Statorzahn

Bei einer Dicke des Isolationspapiers von 0.25 mm wird durch das Anpressen eine Halbie-

rung der Montageluft erreicht. Diese hat zwar einen direkten Einfluss auf den thermischen

Widerstand der Isolation, hingegen nur einen geringen Einfluss auf die thermische Leitfähig-

keit, da das Imprägnierharz eine ähnliche thermische Leitfähigkeit aufweist wie das Isolati-

onspapier. Der Anstieg der thermischen Leitfähigkeit kann somit mit einer Reduktion des

Kontaktwiderstands erklärt werden. Dieser Effekt lässt sich durch die wenigen Kontaktstellen

0.265

0.27

0.275

0.28

0.285

0.29

0.1

0.12

0.14

0.16

0.18

0.2

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Dis

tanz

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[mm

]

The

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Leitf

ähig

keit

[W/m

K]

Anpressdruck Isolation [N/mm^2]

Thermische Leitfähigkeit

Distanz

93

der hügeligen Mikrostruktur einer rauen Oberfläche erklären. Durch das Anpressen werden

die Hügel abgeflacht und die Kontaktfläche erhöht.123

Sowohl die Reduktion der Distanz der Isolation als auch die Reduktion des Kontaktwider-

standes tragen zu Reduktion des thermischen Widerstands der Isolation bei. Durch das An-

pressen wurde die Distanz zwischen Zahn und Wicklung um 6 % verkürzt und die thermi-

sche Leitfähigkeit der Isolation um 41 % erhöht. Kombiniert bedeutet dies eine Reduktion

des thermischen Widerstands um 34 %.

4.5.5 Fazit

Die Parameteruntersuchung von Kapitel 4.2 zeigt bei einer Erhöhung der thermischen Leit-

fähigkeit der Isolation bis 0.4 W/mK eine fast lineare Reduktion des gesamten Wärmeleitwi-

derstands. Bei einer Steigerung der thermischen Leitfähigkeit von 0.2 W/mK auf 0.4 W/mK

würde der gesamte Wärmeleitwiderstand des Motors um 10 % reduziert werden.

Für die Untersuchung der thermischen Leitfähigkeit der Isolation wurde ein realitätsnahes

Experiment aufgebaut. Damit lässt sich der thermische Widerstand der Isolation inklusive der

Übergangswiderstände zum Blech und zur Wicklung messen. Die Messungen bestätigen die

thermischen Leitfähigkeiten der Nomex-Datenblätter. In der Simulation muss bei einer Isola-

tionsdicke von 0.25 mm zusätzlich 15 % Montagedistanz berücksichtigt werden.

Durch die Steifigkeit der trapezförmigen Formlitzen ist ein Anpressen des Isolationspapiers

möglich. Im Experiment wurde die Formlitze an die Statorzähne gedrückt. Es konnte eine

Reduktion der Distanz zwischen Zahn und Wicklung und eine Reduktion des Kontaktwider-

stands erzielt werden. Beide Effekte zusammen erzielen eine Reduktion des thermischen

Widerstands um 34 %. Übertragen auf die Untersuchungen von Kapitel 4.2 würde dies einer

Reduktion des gesamten thermischen Widerstands um 5 % entsprechen.

Kurzantwort auf Forschungsfrage 5: Eine thermische Leitfähigkeit des Nut-Isolations-

System von 0.2 W/mK wurde experimentell bestimmt. Dies entspricht in etwa der im Daten-

blatt der Isolation angegebenen thermischen Leitfähigkeit. Hingegen muss zusätzlich zu der

Isolationsdicke im Simulationsmodell eine Montagetoleranz von 15 % berücksichtigt werden.

Der thermische Widerstand der Isolation konnte durch ein Anpressen mittels der erforschten

Wicklung verringert werden. Durch die trapezförmige Form der erforschten Wicklung wird

ein Anpressen der Isolation an die Zahnflächen erst möglich. Dies verbessert einerseits die

thermische Anbindung, andererseits die Distanz zwischen Wicklung und Zahn. Beide Effek-

te zusammen ergeben eine Reduktion des thermischen Widerstandes um 34 %.

123 Bergman 2011

94

4.6 Fazit – Steigerung der Leistungsdichte

Eines der zentralen Elemente für den Antrieb eines Elektrofahrzeugs ist der Elektromotor.

Dieser wird für fast alle erhältlichen Serien-Elektrofahrzeuge mit einer verteilten Wicklung

hergestellt. Wegen der begrenzten Platzverhältnisse in Fahrzeugen und der geforderten

Gewichtsreduktion ist die Erhöhung der Leistungsdichte von Elektromotoren eine wichtige

Herausforderung für zukünftige Entwicklungen. Die Leistungsdichte der meisten Elektromo-

toren für EV-Anwendungen ist durch die Dauerleistung limitiert. Diese ist von der Kühlung

des Elektromotors abhängig. Eine verbesserte Kühlung steigert die Dauerleistung des Elekt-

romotors oder ermöglicht diesen kleiner und kostengünstiger zu bauen.

Aus der thermischen Vermessung eines BRUSA-Motors wurde die Wicklung als thermischer

Flaschenhals identifiziert. Mittels einer experimentell abgesicherten Simulation konnte der

Einfluss der Steigerung der thermischen Leitfähigkeiten auf die Dauerleistung des Motors

quantifiziert werden. Eine Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung von

0.56 W/mK auf 2 W/mK (Faktor 4) bewirkt bereits eine Reduktion des thermischen Ge-

samtwiderstands um 27 %. Ebenso verspricht die Steigerung der thermischen Leitfähigkeit

der Isolation von 0.2 W/mK auf 0.4 W/mK eine Reduktion des thermischen Gesamtwider-

stands um 10 %. Diese beiden Steigerungspotentiale wurden jeweils einzeln experimentell

untersucht.

Ein Prüfstand zur Vermessung der thermischen Leitfähigkeit von Wicklungsproben wurde

konstruiert und auf eine minimale Messabweichung optimiert. Damit konnte die thermische

Leitfähigkeit der verteilten Wicklung (Stand der Technik) bestimmt werden (0.5 W/mK). We-

gen der hohen thermischen Leitfähigkeit von reinem Kupfer (400 W/mK) wurde ein hohes

Steigerungspotential vermutet. Die verschiedenen Einflussfaktoren der thermischen Leitfä-

higkeit der verteilten Wicklung wurden experimentell quantifiziert. Die thermische Leitfähig-

keit entlang des Drahtes zeigte ein hohes Steigerungspotential für die thermische Leitfähig-

keit der Wicklung. Aus diesem Grund wurden Drähte zu Litzen verdrillt. Durch die Verdrillung

wird die Wärme entlang des Drahtes von innen nach aussen geführt. Durch ein zusätzliches

Verpressen der Litzen entstehen die sogenannten Formlitzen, welche durch ihren erhöhten

Füllfaktor die Kupfer-Verluste reduzieren. Eine erhöhte thermische Leitfähigkeit der Formlit-

zen von 2 W/mK konnte experimentell nachgewiesen werden. Dies entspricht einer Redukti-

on des gesamten thermischen Widerstands des Stators um 27 % (siehe Abbildung 59). Ein

thermisches Modell der Formlitzen ist in gutem Einklang mit den Messungen (Abweichung

26 %) und liefert die Basis für das Verständnis der Einflussgrössen. Damit konnten die

Drahtdicke und die Verseillänge der Formlitzen optimiert werden.

95

Die thermische Leitfähigkeit der Isolation wurde mit einem realitätsnahen Experiment unter-

sucht. Der thermische Widerstand der Isolation inklusive der Übergangswiderstände zum

Stator-Blech und zur Wicklung kann gemessen werden. Durch ein radiales Anpressen der

trapezförmigen Formlitzen an die trapezförmige Nut konnten sowohl die Distanz zwischen

Wicklung und Zahn als auch der Kontaktwiderstand minimiert werden. Der thermische Wi-

derstand der Isolation konnte so um 34 % reduziert werden. Dies entspricht einer zusätzli-

chen Reduktion des gesamten thermischen Widerstands des Stators von 5 %.

Die experimentell nachgewiesenen Steigerungen der thermischen Leitfähigkeit sind im un-

tenstehenden Diagramm verbildlicht. Kombiniert können die Massnahmen an der Wicklung

und an der Isolation eine Senkung des gesamten Wärmeleitwiderstands von 32 % bewirken.

Abbildung 59: Reduktion des gesamten Wärmeleitwiderstands des Stators durch Erhöhung der thermischen Leit-

fähigkeit der einzelnen Komponenten. Die erreichten Werte sind gelb eingezeichnet.

Mit diesen Ergebnissen wurde das Potential zur Leistungssteigerung des BRUSA-Referenz-

Motors simuliert. Die erhöhten thermischen Leitfähigkeiten und die verminderten Verluste

durch den erhöhten Kupferfüllfaktor wurden in der thermischen Simulation berücksichtigt.

Dabei wurden alle Verlustleistungen proportional gesteigert, bis die ursprüngliche maximale

Temperatur der Einzugswicklung erreicht wurde. Damit kann eine Verlustleistungssteigerung

von 35 % vorausgesagt werden. Unter der Annahme eines gleichbleibenden Wirkungsgrads

bedeutet dies eine Leistungssteigerung um 35 % für den gesamten Elektromotor. Somit kann

auch die Leistungsdichte des BRUSA-Elektromotors um 35 % gesteigert werden.

Die neu vorgeschlagene Wicklung und Isolation mit einer gesteigerten thermischen Leitfä-

higkeit muss wirtschaftlich und serientauglich produziert werden können. Da vor allem die

Wicklung ein hohes Steigerungspotential aufweist, wird dafür im nächsten Kapitel die Ent-

wicklung der Herstellprozesse beschrieben.

0%

5%

10%

15%

20%

25%

30%

35%

40%

0% 5% 10% 15% 20% 25% 30%

Red

uktio

n G

esam

t-W

ärm

elei

twid

erst

and

Maximal erreichbare Wärmeleitfähigkeit [W/mK]

Wicklung

Statorblech

Isolation

96

Kurzantwort auf die Forschungsfragen der Leistungssteigerung (1 bis 5): In einem

Experiment wurde die Wicklung als thermischer Flaschenhals im Elektromotor identifiziert.

Zudem lässt sich aus den Messdaten die geringe thermische Leitfähigkeit der Wicklung be-

rechnen. Simulationen zeigen bei einer Steigerung der thermischen Leitfähigkeit der Wick-

lung um Faktor 4 eine Reduktion des totalen thermischen Stator-Widerstands um 27 %.

Messungen auf einem speziell dafür konstruierten Prüfstand zeigen eine deutliche Steige-

rung der thermischen Leitfähigkeit von verdrillten Wicklungen. Diese Steigerung wird durch

die Wärmeleitung entlang der einzelnen Kupfer-Drähte bewirkt. Durch ein Verdrillen und

Verpressen der Wicklung konnte eine Steigerung der thermischen Leitfähigkeit von

0.59 W/mK auf 2.09 W/mK erreicht werden. Mit einem analytischen Modell konnte die ther-

mische Leitfähigkeit dieser Wicklung nachgebildet werden. Damit wurden die Parameter der

Wicklung zur Steigerung der Dauerleistung optimiert. In Kombination mit der verbesserten

Wicklung konnte experimentell eine Reduktion des thermischen Widerstands des Nut-

Isolation-Systems (Nut-Isolationspapier inklusive der thermischen Kontaktstellen zur Wick-

lung und Blechpaket) um 34 % nachgewiesen werden. Diese Reduktion wird durch eine

Verringerung der Kontaktwiderstände und der Distanz zwischen Wicklung und Blechpaket

erreicht.

97

5 Die Herstellprozesse der Formlitzenwicklung

Für innovative Technologien im Automobilsektor wurden in der Einleitung (Kapitel 2.1) drei

Erfolgsfaktoren Leistungsdichte, Kosten, Qualität der Herstellprozesse identifiziert. Zur Stei-

gerung der Leistungsdichte wurde für die Wicklung in Kapitel 4.4 ein vielversprechender An-

satz hergeleitet. Für die Steigerung der Dauerleistung wurde bei einem BRUSA-Elektromotor

die thermische Leitfähigkeit der Wicklung als Flaschenhals identifiziert. Mit verdrillten und

verpressten Kupferdrähten (Formlitzen) konnte die thermische Leitfähigkeit der Wicklung um

Faktor 4 gesteigert werden. Ebenfalls wurde eine Reduktion des thermischen Widerstands

der Isolation um 34 % erreicht.

Zur Bewertung des zweiten Erfolgsfaktors (Kosten) müssen die Herstellprozesse bekannt

sein. Deshalb wird in diesem Kapitel eine Lösung für den Herstellprozess der Formlitzen

vorgestellt. Die Taktzeiten im Herstellprozess sind für die Fertigungskosten massgebend. Da

die Taktzeiten auf theoretischer Basis sehr schwer abschätzbar sind, wird diese anhand von

Versuchsaufbauten gemessen.

Der aktuelle Einziehprozess, welcher sich in Elektromotoren für Elektrofahrzeuge durchge-

setzt hat, stellt die Anlagenhersteller immer noch vor die Herausforderungen der Vollautoma-

tisierung. Diese ist eine Voraussetzung für die Erreichung der Qualitätsanforderungen und

den Zielpreisen in der Grossserie. Aus diesem Grund wird bei der Entwicklung der Herstell-

prozesse der Formlitzentechnologie auf eine vollautomatische Herstellbarkeit geachtet. Zur

Identifikation der Herausforderungen wird zuerst der aktuelle Einziehprozess genauer be-

trachtet. Ein besonderes Augenmerk wird auf die Ursachen der manuellen Prozesse gelegt.

Zudem werden die Herstellprozesse der Einsteckwicklung beleuchtet, die aktuell bei Licht-

maschinen eingesetzt werden. Diese Prozesse gehen von Vollkupferstäben aus, welche bei

höheren Frequenzen zu zusätzlichen Kupferverlusten führen. Trotzdem bilden diese Prozes-

se wegen Ihrer Möglichkeit zur Vollautomatisierung eine wertvolle Konzeptgrundlage für die

Herstellung der Formlitzenwicklung.

Aufbauend auf dem Stand der Technik wird ein Produktionskonzept für den Aufbau der

Formlitzenwicklung entwickelt. Die einzelnen Prozessschritte werden hinsichtlich Taktzeit

und Vollautomatisierbarkeit untersucht. Für jeden Prozessschritt wird eine Machbarkeitsstu-

die durchgeführt und die daraus entstandenen erfolgreichen Resultate für den Bau eines

Prototyps eingesetzt.

98

All diese Punkte sind in der Forschungsfrage 6 und 7 folgendermassen zusammengefasst:

Forschungsfrage 7: Welche Produktionsschritte sind nötig für die Herstellung der leis-

tungsgesteigerten Wicklung und wie sehen diese aus? Welche Taktzeiten ergeben sich für

diese Produktionsschritte?

Forschungsfrage 6: Welche aktuellen Herausforderungen verhindern beim Stand der

Technik ein vollautomatisiertes Bewickeln von Elektromotoren mit hohen Leistungsdichten?

Welche Anforderungen geben sich hieraus für eine zukünftige vollautomatisierte Produkti-

onsanlage?

99

5.1 Herausforderungen bei den aktuellen Produktionsmethoden der verteilen

Wicklung – Anforderungen an eine zukünftige Produktionsanlage

Bei den Elektromotoren für elektrisch angetriebene Fahrzeuge hat sich die Einzugswicklung

durchgesetzt. Zur Erreichung hoher Leistungsdichten werden die Motoren mit Frequenzen

bis zu 2 kHz betrieben124. Dabei ist die Stromverdrängung in den Leitern zu berücksichtigen.

Beim Einsatz von dünneren Leitern (Durchmesser ca. 0.7 mm) ist die Stromverdrängung

vernachlässigbar. Der Einsatz dieser dünnen Drähte bringt bei den einzelnen Produktions-

schritten besondere Herausforderungen mit sich. Manche Produktionsschritte werden des-

halb immer noch manuell ausgeführt. Diese sollen genauer betrachtet und die Ursachen da-

für identifiziert werden.

Zusätzlich werden die Produktionsprozesse der Einsteckwicklung betrachtet, welche typisch

bei Lichtmaschinen verwendet werden. Es werden Vollkupferstäbe in den Stator eingesteckt

und zu einer verteilten Wicklung verschalten. Diese Wickelart wird auch als Hair-Pin-

Wicklung bezeichnet und ist 100 %-ig automatisierbar. Bei EV-Elektromotoren treten im Ver-

gleich zu Lichtmaschinen hohe Frequenzen auf. Die erhöhte Drahtdicke der Vollkupferstäbe

würde bei höheren Frequenzen zu erhöhten Kupferverlusten führen, was sich negativ auf

den Wirkungsgrad und auf die Leistungsdichte auswirken würde. Trotzdem ist die Einsteck-

wicklung wegen ihrer Vollautomatisierbarkeit interessant, da einige Ihrer Produktionsschritte

auf die Formlitzenwicklung übertragbar sein könnten. Die Kombination der Vorteile der zwei

Wicklungsarten soll in die Produktion der Formlitzenwicklung einfliessen. In diesem Kapitel

sollen die Anforderungen an eine zukünftige Produktionsanlage der Formlitzenwicklung her-

geleitet werden, indem Stückzahlprognosen und die aktuellen Herausforderungen bei den

Herstellprozessen analysiert werden125.

Diese Fragestellung wird in Forschungsfrage 6 folgendermassen zusammengefasst:

Forschungsfrage 6: Welche aktuellen Herausforderungen verhindern beim Stand der

Technik ein vollautomatisiertes Bewickeln von Elektromotoren mit hohen Leistungsdichten?

Welche Anforderungen geben sich hieraus für eine zukünftige vollautomatisierte Produkti-

onsanlage?

5.1.1 Herausforderungen bei der Einzugswicklung

Die konventionelle verteilte Wicklung wurde durch den Einziehprozess teilweise automatisiert.

Der Einziehprozess wurde im Kapitel 2.4.2 vorgestellt. In diesem Kapitell sollen vor allem die

Ursachen für die manuellen Arbeitsschritte identifiziert werden.

124 Vergleiche VDA Specification: Power Electronic for Electric Power Trains 125 Stöck 2014b

100

Der Produktionsprozess der Einzugswicklung lässt sich in folgende Unterschritte unterteilen:

Tabelle 11: Prozessschritte der Einzugswicklung

Nr. Prozessschritt Art des Prozesses

1 Nutisolation in Stator einlegen automatisiert

2 Spulen wickeln automatisiert

3 Spulen einziehen automatisiert

4 Wickelkopf zwischenformen automatisiert

5 Wickelkopfisolation anbringen manuell

7 Deckschieber anbringen automatisiert

8 Verschalten manuell

9 Wickelkopf vorformen automatisiert

10 Phasenanschlüsse isolieren manuell

11 NTC/PTC einlegen manuell

12 Wicklungswiderstand, Induktivität, HV Test

13 Wickelkopf bandagieren automatisiert

14 Wickelkopf endformen automatisiert

15 Stator imprägnieren + aushärten automatisiert

16 Stator von Imprägnierung reinigen automatisiert

17 End of Line - Test Test

Bei der Serienherstellung werden die mit „manuell“ markieren Schritte immer noch in Hand-

arbeit ausgeführt. Ebenso weist der Prozessschritt „Stator imprägnieren“ noch Verbesse-

rungspotential betreffend der Prozessbeherrschbarkeit auf126. Bei all diesen Schritten sollen

die Ursachen für die schwierige Automatisierung gefunden werden.

Beim Prozessschritt „Wickelkopf isolieren“ werden manuell sogenannte Phasen-Trenner in

den Wickelkopf eingeschoben. Diese dienen dazu die einzelnen Phasen des Motors vonei-

nander zu isolieren, da zwischen den Phasen die volle Batteriespannung (ca. 400 V) auftritt.

Nach dem Einziehen der vorgewickelten Spulen in den Stator entsteht der Wickelkopf. Die

Position der einzelnen Drähte dieser Spulen im Stator ist unbekannt. Deshalb ist ein definier-

tes Einschieben der Phasen-Trenner sehr schwierig automatisierbar. Es müsste die Position

der einzelnen Drähte bekannt sein. Einige Forschungsarbeiten schlagen Einlegeteile oder

Hilfswerkzeuge vor, welche die von der Nadelwicklung positionierten Drähte in Position hal-

ten. Eine definierte Positionierung der Isolation wird dadurch einfacher127.

126 Kuschnerus 2013, Richnow 2014 127 Stenzel 2014

101

Für den Prozessschritt „Spulen verschalten“ müssen die Enden der eingezogenen Spulen

miteinander zu drei Phasen verschalten werden. Je nach Verschaltungsart werden diese

seriell oder parallel miteinander zu einer Wicklung verschaltet. Danach werden die Drähte

und deren Verbindungen auf dem Wickelkopf positioniert. Da zwischen den verschalteten

Drähten und den darunterliegenden Spulen ebenfalls die volle Batteriespannung auftritt,

müssen die Verschaltungen isoliert werden. Dazu werden auf die Enden der Drähte ma-

nuell Schläuche aufgeschoben. Die isolierten Drähte werden dann meist durch Widerstands-

schweissen miteinander elektrisch verbunden. Sowohl das Aufschieben der Schläuche als

auch das Verschalten der einzelnen Drähte wird momentan manuell durchgeführt. Dieser

Prozess birgt in der Elektromotoren-Produktion eine grosse Fehlerquelle. Zur Erhöhung der

Prozesssicherheit beim Verschalten und Isolieren schlägt ein Patent der Firma Risomat eine

Montagehilfe vor, welche die Enden der Spulen vor und während des Einziehes mit Klam-

mern an definierten Positionen festhält. Durch das schrittweise Freigeben der Enden wird

das Risiko für ein fehlerhaftes Verschalten der Wicklung durch den Arbeiter stark mini-

miert.128

Der letzte manuelle Prozessschritt ist das „Einbringen der Temperaturfühler in den Wi-

ckelkopf“. Zur Schonung der Isolation wird anhand der gemessenen Temperatur die Leis-

tung des Elektromotors gedrosselt. Wegen der Biegeschlaffheit der Drähte kann der Tempe-

ratursensor im Wickelkopf nicht automatisiert positioniert werden. Darüber hinaus ist beim

manuellen Einbringen eine reproduzierbare Positionierung schwierig. Da im Wickelkopf ein

hoher Temperaturgradient herrscht, hat dies grosse Streuungen der Temperaturmessung zur

Folge. Dadurch streut die Dauerleistung der Motoren (interne Messungen bestätigen dies).

Deshalb muss die Derating-Grenze mit einer Sicherheitsreserve gewählt werden. Demnach

würde eine definierte Position des Temperatursensors zur Steigerung der Dauerleistung bei-

tragen.

Die Ursachen aller vier manuellen Tätigkeiten liegen bei der Biegeschlaffheit der Drähte.

Durch den Einziehprozess werden die Drähte zufällig in den Nuten und im Wickelkopf positi-

oniert. Deshalb ist eine Automatisierung dieser Prozessschritte schwierig realisierbar. Dar-

über hinaus ergeben sich durch den Prozess der Einzugswicklung zusätzliche Herausforde-

rungen. Vier davon haben einen besonderen Einfluss auf die Leistungsdichte und die Pro-

zesssicherheit. Diese werden nachgehend erläutert.

Eine dieser vier Herausforderungen ist die Reproduzierbarkeit. „Bezogen auf die Anforde-

rungen an das Testobjekt definiert Reproduzierbarkeit, ob die zugehörigen Testfälle unter

Berücksichtigung aller relevanten Einflussgrössen wiederholt durchgeführt werden kön-

128 Halder 2012

102

nen.“129 Auf die Motorenproduktion übersetzt bedeutet dies: Alle Herstellungsprozesse müs-

sen auf eine Art und Weise durchgeführt werden, dass die geforderte Leistung und Lebens-

dauer garantiert werden kann. In den Grundlagenuntersuchungen zur thermischen Leitfähig-

keit (siehe Kapitel 4.4.2.2) wurde der Einfluss der Position der Drähte auf die thermische

Leitfähigkeit experimentell nachgewiesen. Da die Dauerleistung des Motors ebenfalls von

der thermischen Leitfähigkeit der Wicklung abhängt, spielt für die Leistungsdaten des Elekt-

romotors die Position der Einzeldrähte eine wichtige Rolle. Damit wird die Wichtigkeit der

reproduzierbaren Anordnung der Einzeldrähte klar. Diese kann aktuell mit der Einzugswick-

lung nicht gewährleistet werden (vergleiche Abbildung 22). Messungen am Lehrstuhl für

Elektromagnetische Energiewandlung der RWTH Aachen zeigen über 10 Motoren eine

Streuung des Dauermoments von ca. 3%130. Demnach ist neben der automatisierten Ferti-

gung die Reproduzierbarkeit der Leistungsdaten ein weiterer Grund gegeben, alternative

Lösungen mit einer definierten Position der Einzeldrähte zu finden.

Die zweite Herausforderung, die mit der Einzugswicklung die letzten Jahre ansatzweise ge-

löst wurde, ist die Zweischichtwicklung. Zwei verschiedene Phasen der Wicklung werden

nebeneinander isoliert in die Nut eingezogen. Durch wird ein kontinuierlicheres sinusförmige-

res Luftspaltfeld generiert. Es werden weniger Oberwellen angeregt und somit weniger Ei-

senverluste verursacht. Deshalb wird diese Technik auch in der Automobilindustrie einge-

setzt. In Zukunft ist ein vermehrter Einsatz dieser Technik zu erwarten. Mit der Einzugswick-

lung wird die Produktion der Zweischichtwicklung komplizierter. Es müssen zwei Phasen

nacheinander in eine Nut eingezogen werden. Zusätzlich muss eine Zwischenisolation ein-

geschoben werden. Dadurch verlängert sich die Taktzeit des Einziehens. Die Zweischicht-

wicklung ist wegen Ihrer Leistungsdichte interessant131. Hingegen sind alternative Herstell-

prozesse mit verminderter Taktzeit gesucht.

Die dritte Herausforderung, die Überwachung aller Prozessschritte, hat hinsichtlich der

konsequenten Umsetzung der Null-Fehler-Strategie eine grosse Bedeutung erlangt132. Dabei

wird je nach Möglichkeit bei jedem Produktionsschritt die jeweils produzierte Funktion über-

prüft. Falls dies nicht möglich ist und erst in einem späteren Zeitpunkt die Prüfung vollzogen

werden kann, besteht das Risiko erhöhter Fehlteile-Kosten. Bei der Einzugswicklung kann

die Funktionalität erst in einem sehr späten Zeitpunkt getestet werden (siehe Tabelle 11). Die

Drahtisolation verhindert ein elektrisches Kontaktieren der Prüfeinrichtung. Die Isolation der

Drahtenden wird erst beim Verschalten der Spulen entfernt. Erst ab diesem Zeitpunkt kann

der elektrische Widerstand, die Induktivität, die Drahtisolation und die Nut-Isolation überprüft

129 Letsche 2011 130 Messergebnisse von Hr. Pfingsten Institut für Elektrische Maschinen, Lehrstuhl für Elektromagnetische Ener-giewandlung, RWTH Aachen 131 Königshofer 1959 132 Gschaider 2007

103

werden. Durch die Messung des elektrischen Widerstandes kann die Länge, die Qualität des

Drahtes und die Qualität der Verschaltung überprüft werden. Mittels der Induktivität werden

die Windungszahl und die Verschaltung getestet. Ein HV-Test überprüft die Isolation der

Wicklung zur Nut und der einzelnen Phasen zueinander. Bei all diesen Tests wird im Fehler-

fall der Fehlertyp, aber nicht der Fehlerort identifiziert. Zudem ist ein Austauschen der fehler-

haften Komponenten zu diesem späten Zeitpunkt fast unmöglich. Eine frühe elektrische Kon-

taktierung der Drahtenden würde eine Prüfung nach jedem Prozessschritt erlauben.

Die letzte der vier Herausforderungen ist die Steigerung des Kupferfüllfaktors. Durch den

Einziehprozess ist der Kupferfüllfaktor limitiert. Wird ein zu grosser Kupferfüllfaktor gewählt,

zerreisst das Nutisolationspapier oder die Drähte während des Einziehens. Ein höherer Füll-

faktor wäre sowohl wegen der tieferen Verluste als auch wegen der erhöhten thermischen

Leitfähigkeit der Wicklung (vergleiche Kapitel 4.4.2.1) wünschenswert.

5.1.2 Fazit - Herausforderungen bei der Einzugswicklung

Bei der Einzugswicklung bestehen heute noch manuelle Produktionsschritte. Die Biege-

schlaffheit der einzelnen dünnen Drähte erschwert die Automatisierung. Dies führt bei den

Prozessschritten „Wickelkopf isolieren“, „Spulen verschalten“ und „Verschaltung isolieren“ zu

manuellen Tätigkeiten. Diese bergen in einer Grossserienproduktion Qualitätsrisiken. Zusätz-

lich ist die Einzugswicklung für die Limitierung der Dauerleistung verantwortlich. Hierzu zäh-

len das schwer reproduzierbare manuelle Einlegen des Temperatursensors in die Wicklung,

die zufällige Anordnung der Drähte in der Nut und im Wickelkopf sowie der limitierte Füllfak-

tor in der Nut. Eine Zweischichtwicklung erhöht die Leistungsdichte von Elektromotoren. Wird

diese mit Hilfe der Einzugswicklung erstellt, erhöht sich wegen zusätzlicher Prozessschritte

die Taktzeit. Zudem verhindert die Einzugswicklung eine Qualitätssicherung nach jedem

Prozessschritt, was ein Qualitätsrisiko birgt.

Für die Entwicklung einer zukünftigen Produktionstechnik wäre eine reproduzierbare Positio-

nierung der Drähte wünschenswert und damit die Basis für eine Automatisierung gegeben.

Zudem sollten die Drahtenden in einem frühen Stadium elektrisch kontaktierbar sein. Damit

würde die Qualitätssicherung zwischen den einzelnen Prozessschritten ermöglicht. Eine Er-

höhung des Füllfaktors und die Realisierbarkeit der Zweischichtwicklung würden die Dauer-

leistung und somit die Leistungsdichte erhöhen. Tiefe Umlagen der Anlagekosten machen

die Produktion der Motoren konkurrenzfähig. Dazu müssen kurze Taktzeiten erreicht werden.

Die Einsteckwicklung hat den Vorteil steifer Kupferstäbe, welche eine Vollautomatisierung

der Wicklungsherstellung erlaubt. Deshalb soll diese Wicklung im nächsten Kapitel genauer

betrachtet werden.

104

5.1.3 Stand der Technik der Einsteckwicklungen

Im Automobilbereich wird seit einigen Jahren bei Lichtmaschinen die Einsteckwicklung ein-

gesetzt. Dabei werden U-förmige Stäbe in den Stator eingesteckt und auf der Gegenseite zu

einer Wellenwicklung verschaltet. Gegenüber der Einzugswicklung ist der Vorteil dieser

Wicklungsart die 100%-ige Automatisierbarkeit. Allerding bringt der grössere Kupferdurch-

messer den Nachteil höherer Kupferzusatzverluste mit sich. Die Kupferzusatzverluste für die

HSM1-10.18.13 mit verschiedenen Wicklungsarten nach Rogowski133 berechnet und in Ab-

bildung 60 dargestellt.

Abbildung 60: Kupferzusatzverluste in Abhängigkeit des Drahtdurchmessers und der Frequenz (0.71mm typisch

für die Einzugswicklung, 2.5mm typisch für die Einsteckwicklung) Einzugswicklung mit 40% Füllfaktor, Hair-Pin

und Formlitzenwicklung mit jeweils 60% Füllfaktor.

Anhand der steigenden Anzahl Patente der letzten zwanzig Jahre ist das steigende Interesse

an diesem automatisierten Wickelverfahren erkennbar (vergleiche Abbildung 61). Da in der

Literatur wenig über den Stand der Technik der Einsteckwicklung (auch Hair-Pin-Wicklung

oder Frog-Leg genannt) zu finden ist, wird dieser anhand einer Patentrecherche präsentiert.

Abbildung 61: Anstieg der Anzahl an Hair-Pin (Einsteckwicklung) Patenten in den letzten 40 Jahren

Die Herstellung der Hair-Pin-Wicklung wird gewöhnlich in folgende sieben Produktionsschrit-

te unterteilt134:

133 Rogowski 1913 134 Kreuzer 1992, Cai 2005, Ciampolini 2014

50%

100%

150%

200%

0 500 1000 1500 2000

Kup

ferz

usat

zver

lust

-F

akto

r []

Frequenz [Hz]

Formlitzenwicklung

Einzugswicklung

Hair-Pin-Wicklung H=2.0mm

Hair-Pin-WicklungH=1.54mm

0

10

20

30

40

1973 1983 1993 2003 2013

Häu

figke

it

Jahr

105

Tabelle 12: Prozessschritte der Hair-Pin-Wicklung

Nr. Prozessschritt

1 Produktion der Hair-Pins

2 Stator-Nuten isolieren

3 Einfügen der Hair-Pins in den Stator

4 Biegen der Enden der Hair-Pins

5 Verbinden der Enden der Hair-Pins

6 Zuführen der Spezial-Verbindungs-Elemente

7 Imprägnierung der Wicklung

Für die Produktion der Hair-Pins werden rechteckige und mit Drahtisolation versehene Kup-

fer-Stäbe in die gewünschte Länge zugeschnitten135. Diese Stäbe werden Hair-Pins genannt.

Im Vergleich zu den Stäben im Grossmaschinenbau sind die Hair-Pins dünn. Diese Stäbe

werden nachfolgend zu einem speziell geformten U gebogen136. Das U bildet im Stator einen

der zwei Wickelköpfe. Damit dieser möglichst kurz ausfällt, werden spezielle Formen vorge-

schlagen137. Für die Isolation der Wicklung zur Nut werden in den Patenten zwei Methoden

beschrieben, das Einführen von Isolationspapier in die Nuten des Stators einerseits138 und

andererseits das Isolieren der Hair-Pins139. Nun müssen die Hair-Pins in die isolierten Nuten

eingeführt werden. Da sich mehrere Patente mit dem Problem der Kollision der Nutisolation

und den Hair-Pins beschäftigen, scheint diese beim Einschiebe-Prozess eine spezielle Her-

ausforderung zu sein. In einem Patent wird zur Verhinderung dieser Kollision das „bei Seite

Halten“ der herausstehenden Nutisolation vorgeschlagen140. Ein anderes Patent schlägt vor,

mithilfe eines geheizten Stabs das Nutisolations-Papier fest in die Nut zu drücken und das

überstehende Ende mit einem Konus etwas aufzuweiten141. Für das nachträgliche Einfügen

werden zwei Methoden vorgeschlagen, einerseits ein schrittweises Einfügen der einzelnen

Hair-Pins142, andererseits ein gleichzeitiges Einfügen aller Hair-pins143. Nun müssen die

freien Enden miteinander zu einer Wicklung verbunden werden. Die einzelnen Enden wer-

den zueinander gebogen. So kann auf zusätzliche Verschaltungsringe verzichtet werden. Für

die richtige Verbindung der Hair-Pins werden diese schichtweise entgegengesetzt in Um-

fangsrichtung gebogen (1.Schicht im UZS, 2. Schicht im GUZS, …). Dafür werden mehrere

Methoden vorgeschlagen. Ein Patent schlägt vor, mehrere koaxiale Ringe mit rechteckigen

Löchern zu verwenden144. Diese Löcher halten die Enden der Hair-Pins während des Biege-

135 Bradtmueller 2013 136 Poole 1943 137 Cai 2005 138 Sante 2013 139 Jung 2011 140 Toru 2014 141 Guercioni 2014 142 Sante 2009 143 Jung 2013 144 Mitsuru 2006

106

vorgangs fest. Zur richtigen Positionierung der Hair-Pins werden die einzelnen Ringe axial

und radial bewegt. Ein anderes Patent schlägt vor, mehrere zickzack geformte koaxiale Kro-

nen zu verwenden145. Die Hair-Pin-Enden fügen sich in die Täler des Zickzacks ein und wer-

den ebenfalls mit einer axialen und radialen Bewegung gebogen. Die elektrisch zu verbin-

denden Hair-Pins liegen nun gegenüber. Für den Verbindungsprozess scheint eine möglichst

genaue Positionierung der Hair-Pins sehr wichtig zu sein, da hierfür eine Mehrzahl von Pa-

tenten veröffentlich wurden. Mehrere Patente schlagen Finger vor, welche rechts und links

zwischen den zu verbindenden Hair-Pin-Enden einfahren. Für das Halten der Hair-Pins wer-

den konische Finger146 oder ovale Finger147 vorgeschlagen. Durch eine Drehbewegung die-

ser Finger werden die Hair-Pin-Enden in definierter Position geklemmt. Für das Verbinden

der Hair-Pins wird oftmals ein Schweissprozess vorgeschlagen148. Ein Patent schlägt einen

WIG-Schweiss-Prozess vor149, ein anderes beschreibt einen Laser-Schweiss-Prozess, ein

drittes ein Mikro-Plasma-Schweissen150, ein viertes das Vibrations-Schweissen 151 und ein

wiederum anderes Patent schlägt den Einsatz von rechteckigen Kappen vor, die über die

Hair-Pins gestülpt werden152. Durch diese Verbindungen entstehen mehrere Wellenwicklun-

gen, die sich 360° durch den Stator schlängeln. Diese müssen nun untereinander verschal-

ten werden. Hierzu werden spezielle Kupferteile vorgeschlagen (Spezial-Verbindungs-

Elemente) 153. Als letzter Produktionsschritt wird die Wicklung imprägniert. Hierzu wird neben

dem konventionellen Imprägnieren, wie es bei den Industriemotoren durchgeführt wird154,

auch der komplette Verguss des Wickelkopfs vorgeschlagen155. Ein anderes Patent schlägt

vor, die Hair-Pins vor dem Einstecken zu imprägnieren156. Mit diesem Prozessschritte ist die

Herstellung der Hair-Pin-Wicklung abgeschlossen.

5.1.4 Fazit - Herausforderungen bei Einsteckwicklungen

Die Einsteckwicklung hat gegenüber der Einzugswicklung den Vorteil der Vollautomatisier-

barkeit. Diese wird durch die vorhandene Steifigkeit des Vollkupferstabes und den damit de-

finierten Positionen ermöglicht. Ein klarer Nachteil sind die erhöhten Zusatz-Kupferverluste,

die bei höheren Motorfrequenzen entstehen.

145 Even 2001 146 Mitsuru 2006 147 Favorelle 2004 148 Dae-Sung 2011 149 Drechsler 2002 150 Berger 2007 151 Chen 2010 152 Jung 2013 153 Cai 2009 154 Balke 1966 155 Skrzypchak 2014 156 Rau 2013

107

5.1.5 Stückzahlanforderungen an zukünftige Produktionsanlagen für E-Motoren

Die Serien-Produktionsverfahren neuartiger Wickelverfahren müssen den zukünftigen Stück-

zahlprognosen der EV’s gerecht werden. Nur so hat eine Produktionstechnologie eine Chan-

ce in der Serienfertigung der Automobilbranche Fuss zu fassen. Wird von einer branchenüb-

lichen Serien - Entwicklungszeit von 4 Jahren ausgegangen und einer zusätzlichen Vorent-

wicklungszeit von ein bis zwei Jahren, muss die heute entwickelte Technologie mit den

Stückzahlanforderungen des Jahres 2022 klar kommen. Zudem muss beachtet werden, dass

während der Modelllaufzeit eines Fahrzeugs (von durchschnittlich 6 Jahren157) die Produkti-

onszahlen ebenfalls nochmals ansteigen werden. Für die betrachteten Stückzahlen werden

somit die verfügbaren Prognosen für 2020 bis 2030 herangezogen. Die Stückzahlprognosen

für 2020 belaufen sich je nach Studie auf 6 Millionen158 bis 10 Millionen159 Elektrofahrzeuge

pro Jahr. Für das Jahr 2030 wird eine Stückzahl von 30 Millionen prognostiziert160 (verglei-

che Abbildung 62). Es wird von einem Fahrzeughersteller mit einem Marktanteil von 10%

ausgegangen, was in etwa für VW161 oder Toyota162 aktuell zutrifft. Somit ergeben sich für

das Jahr 2020 jährliche Stückzahlen von ca. 600‘000 bis 1‘000‘000 Elektrofahrzeuge pro

Hersteller und 3 Millionen Fahrzeuge für 2030. Es wird von drei Leistungsklassen ausgegan-

gen: Klein-Fahrzeuge (50 bis 60kW, z.B. VWe-Up!, Renault Zoe, i-MiEV), Mittel-Klasse-

Wagen (85 bis 125kW, z.B. VW e-Golf, BMW i3) und die sportliche Oberklasse (150kW und

mehr, z.B. Tesla). Diese Leistungsklassen zeichnen sich schon jetzt bei der Entwicklung der

Elektromotoren ab. Wird in einem ersten Schritt von einer Gleichverteilung der Leistungs-

klassen ausgegangen, ergeben sich je Hersteller für das Jahr 2020 jährliche Stückzahlen

von mindestens 200‘000 je Leistungsklasse. Oftmals wird in der Automobilindustrie ein Bau-

kastensystem verwendet. Dadurch können dieselbe Komponente oder deren Variationen in

mehreren Modellen einzeln oder sogar mehrfach eingesetzt werden. Durch ein konsequen-

tes Baukastensystem kann wegen der höheren Stückzahlen vom Skaleneffekt profitiert wer-

den. Das Ziel ist somit eine flexible Produktionsanlage auf der die drei beschriebenen Leis-

tungsklassen in einem Baukastensystem hergestellt werden können. Unter der Annahme,

dass nur ein Motor je Fahrzeug verbaut wird, ergeben sich für das Jahr 2020 jährliche Stück-

zahlszenarien bis zu 1 Millionen Stück und 3 Millionen für 2030 je Hersteller. Diese Grössen-

ordnungen passen mit den von Tesla prognostizierten 500‘000 Fahrzeugen163 für 2020 zu-

sammen. Jährliche Stückzahlen von 200‘000 bis 3 Millionen bedeuten für eine Fertigungsli-

nie eine Taktzeit von ca. 5 Sek bis 80 Sek. Für die weitergehende Arbeit wird die Taktzeit auf

157 Elbert 2011 158 Trigg 2013 159 Statista EV 160 Tanaka 2011 161 Statista VW 162 Fuss 2013 163 Freitag 2014

108

60 Sekunden festgelegt. Dies entspricht einer jährlichen Stückzahl von etwa 300‘000 Stück.

Eine Verbesserung der Taktzeit soll in weiterführenden Arbeiten angegangen werden.

Abbildung 62: Übersicht über die Verkaufszahlen von Elektrofahrzeugen164

5.1.6 Fazit: Anforderungen an die Produktionsanlage der Formlitzenwicklung

Die Einzugswicklung hat sich bei den Fahrantrieben wegen Ihrer Sicherheits- und Perfor-

mancevorteile durchgesetzt. Ein wesentlicher Grund dafür sind die tiefen Kupferzusatzver-

luste, die bei höheren Frequenzen durch den Einsatz von Einzeldrähten entstehen. Ein klarer

Nachteil der Einzugswicklung ist die schwierig automatisierbare Herstellung. Die Ursachen

dafür sind die undefinierten Positionen der einzelnen biegeschlaffen Drähte. Dadurch wird

die Reproduzierbarkeit für die nachfolgenden Prozessschritte erschwert. Im Gegensatz dazu

arbeitet die Einsteckwicklung mit rechteckigen steifen Vollkupferstäben mit grösserem Quer-

schnitt. Die erhöhte Steifigkeit der einzelnen eingesteckten Leitern erlaubt wegen ihrer defi-

nierten Positionen eine 100%-ige automatisierte Weiterverarbeitung. Allerdings nehmen die

Kupferzusatzverluste der grossen Querschnitte mit erhöhter Frequenz zu.

Die Einzugswicklung wird seit vielen Jahren bei Industriemotoren verwendet. Für die erste

Generation der Elektroautos hat diese Technologie ihren Dienst erwiesen, da diese ohne

grossen Entwicklungsaufwand schnell auf dem Markt erhältlich war. Zudem waren die

Stückzahlprognosen sehr ungewiss, was keine grossen zusätzlichen Investitionen gerecht-

fertigt hätte. Für die aktuellen verkauften Stückzahlen, welche für die Automobilindustrie

noch sehr gering sind (vergleiche Abbildung 62), ist der Einsatz einer Einzugswicklung mit

den manuellen Tätigkeiten gerechtfertigt.

Für die prognostizierten Stückzahlen von 2020 bis 2025 müssen Taktzeiten von ca. 60 Se-

kunden erreicht werden. Diese Taktzeitanforderungen kombiniert mit der Nachfrage nach

164 Stückzahlen EV

-

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

10'000

100'000

1'000'000

10'000'000

2013 2018 2023 2028

% M

arkt

ante

il E

V

Anz

ahl v

erka

ufte

Fah

rzeu

ge p

ro J

ahr

Jahr

Total Worldwide EV

TESLA Model S

TESLA alle Modelleerwartet

BMW i3

BMW i3 extrapoliert

Renault Zoe

Renault Zoeextrapoliert

Anteil am Markt [%]

109

erhöhten Leistungsdichten stellen hohe Anforderungen an eine zukünftige Produktionsanla-

ge. Die Kombination der Vorteile der beiden beschriebenen Wickelarten verspricht ein erfolg-

reiches Konzept. Einerseits sollen dünne Drähte wegen der geringen Kupferzusatzverluste

und andererseits sollen biegesteife Stäbe wegen der guten Automatisierbarkeit eingesetzt

werden. Die Formlitzen aus Kapitel 4.4.3 scheinen beide Vorteile zu vereinen. Die dünnen

Einzeldrähte der Formlitze werden zu einem steifen Stab verarbeitet. Die Formlitze zeigt Vor-

teile betreffend geringeren Verlusten und verbesserter Wärmeabfuhr, was sich positiv auf die

Leistungsdichte des Elektromotors auswirkt. Für den wirtschaftlichen Erfolg muss zusätzlich

ein automatisierbares Produktionsverfahren für die Formlitzenwicklung entwickelt werden.

Ein Produktionskonzept, welches all die genannten Anforderungen erfüllt, wird im nächsten

Kapitel beschrieben.

Kurzantwort auf Forschungsfrage 6: Für die industrialisierte Fertigung von leistungsstar-

ken Elektromotoren für Fahrantriebe hat sich die Einzugswicklung durchgesetzt. Für Licht-

maschinen hat sich teilweise die Einsteckwicklung durchgesetzt. Mit dieser wird wegen der

gut positionierbaren eckigen Kupferstäbe ein hoher Automatisierungsgrad erreicht. Die Ein-

zugswicklung zieht mehrere dünnere Runddrähte simultan in den Stator ein. Wegen der

Biegeschlaffheit der einzelnen Drähte können diese nicht definiert positioniert werden. Des-

halb ist bei EV-Antriebsmotoren mit Einzugswicklung bis heute immer noch Handarbeit nö-

tig. Hingegen reduziert der geringere Drahtdurchmesser die Kupferzusatzverluste. Als

Hauptherausforderung für die Produktion der untersuchten Elektromotoren ergibt sich die

definierte Positionierung der Drähte an den Stellen, an denen ein späterer Prozessschritt

eingreift. (z.B. Positionierung der Drahtenden der Wicklung für das Verschalten nach dem

Einziehprozess)

Für die nächsten 10 Jahre prognostizieren mehrere Studien einen starken Zuwachs

elektrisch angetriebener Fahrzeuge. Damit die Produktionsmethoden diesen Stückzahlen

gerecht werden, müssen Taktzeiten in der Grössenordnung von 60 Sekunden erreicht wer-

den.

110

5.2 Herstellungsprozesse der Formlitzenwicklung

Die Formlitzenwicklung soll die Vorteile der geringen Kupferzusatzverluste der Einzugswick-

lung mit der den Vorteilen der Herstellbarkeit der Einsteckwicklung vereinen. Zusätzlich sol-

len die Erkenntnisse der erhöhten thermischen Leitfähigkeit der Formlitzen sowie des erhöh-

ten Kupfer-Füllfaktors mit berücksichtigt werden165. Diese Themen werden in Forschungsfra-

ge 7 behandelt:

Forschungsfrage 7: Welche Produktionsschritte sind für die Herstellung der leistungsge-

steigerten Wicklung notwendig und wie sehen diese aus? Welche Taktzeiten ergeben sich

für diese Produktionsschritte?

Das Konzept der Formlitzenwicklung wird im nachfolgenden Abschnitt beschrieben. Das

Konzept wird in einzelne Prozessschritte unterteilt, welche in den nachfolgenden Unterkapi-

teln genauer beschrieben werden.

5.2.1 Konzept der Formlitzenwicklung

In Anlehnung an die Prozessschritte der Hair-Pin-Wicklung werden für die Formlitzenwick-

lung die Prozessschritte aus Tabelle 13 vorgeschlagen.

Tabelle 13: Prozessschritte der Formlitzen Wicklung

Nr. Prozessschritt Beschreibung von Prozessschritt

1 Herstellen der Formlitzen Verseilen der Drähte, Walzen, ablängen

2 Kompaktieren der Formlitzen Drähte an den Enden der Formlitzen el. und mech. verbinden

3 Isolieren der Nuten Isolationspapier in die Nuten einführen

4 Einschieben der Formlitzen Formlitzen in die Statornuten einschieben

5 Biegen der Formlitzen Herausragende Enden aus dem Stator biegen

6 Verbinden der Formlitzen Verbogene Enden miteinander elektrisch verbinden

7 Unregelmässige Verbindungen Stromschienen anbringen als Verschaltungselemente

8 Imprägnieren Wicklung mechanisch fixieren

Als erster Prozessschritt wird die Formlitze hergestellt. Rechteckig verdrillte und gewalzte

Litzen sind bei mehreren Spezialisten erhältlich. Hingegen werden für trapezförmige Nuten

angepasste trapezförmige Formlitzen benötigt. Die Formlitzen werden im Endlosverfahren

hergestellt und müssen auf die richtige Länge zugeschnitten werden.

Die Wicklungsproben der Formlitzen sind in sich stabil, nur die Einzeldrähte an den Enden

spleissen auf. Die Enden der Formlitze müssen somit zusammengehalten werden. Zusätz-

lich wurde in den Anforderungen klar, dass ein elektrisches Kontaktieren der Drähte in einem

165 Stöck 2015a, Stöck 2015b

111

frühen Zeitpunkt von grossem Nutzen für die Qualitätsprüfung ist. Deshalb müssen die ein-

zelnen Drähte an den Enden mechanisch und elektrisch miteinander verbunden werden166.

Dieser Prozessschritt wird hier Kompaktieren der Formlitze genannt. Die Nuten werden ana-

log zur Hair-Pin- und der Einzugswicklung isoliert. Dieser Prozessschritt wird hier Isolieren

der Nuten bezeichnet. Alternativ können die Formlitzen mit einer umhüllenden Isolation aus-

gerüstet werden. Erste Biegeversuche zeigen bei Formlitzen grössere Schwierigkeiten als

bei Vollkupferstäben. Deshalb werden gerade Formlitzen verwendet, die an beiden Enden im

Motor verbunden werden müssen. So wird der Prozessschritt der U-Biegung umgangen, was

in der ersten Entwicklungsphase das Risiko minimiert. Die geraden vorkompaktierten Form-

litzen werden in die Stator-Nuten eingeschoben. Dieser Prozessschritt wird hier Einschieben

der Formlitzen genannt. Die Formlitzen müssen an beiden Enden richtig verschaltet werden.

Dazu werden diese auf beiden Seiten in die richtige Position gebogen. Dieser Prozessschritt

wird hier Biegen der Formlitzen genannt. Nach dem Biegen müssen die beieinanderliegen-

den kompaktierten Enden miteinander elektrisch verbunden werden. Da alle Drähte der

Formlitzen vorgängig an den Enden miteinander kompaktiert wurden, müssen nur noch die-

se Enden der Formlitzen miteinander verbunden werden. Dieser Prozessschritt wird hier

Verbinden der Formlitzen genannt. Durch das Verbinden der Formlitzen entstehen soge-

nannte Wellen, welche sich 360° um den Stator herumschlängeln (siehe Abbildung 63). Die-

se einzelnen Wellen müssen nun parallel oder seriell miteinander verbunden werden. Hierzu

werden sogenannte unregelmässige Verbindungen in Form von Kupferschienen angebracht

und mit den Formlitzen elektrisch verbunden. Der Strom wird von einer Welle in die nächste

geführt. Dieser Schritt wird als unregelmässige Verbindungen zusammengefasst.

Als letzter Schritt muss die Wicklung mechanisch fixiert werden. Die Formlitzenwicklung

kann wie die Einzugswicklung konventionell imprägniert werden. Da die Imprägnierung ein

sehr schwer überwachbarer Prozessschritt ist, könnten alternativ dazu die Drähte der Form-

litzen vor dem Einschieben zum Beispiel mit Backlack miteinander fixiert werden. All diese

Möglichkeiten werden hier dennoch zum Prozessschritt Imprägnieren zusammengefasst, da

sich dieser Begriff in der Motorenherstellung eingebürgert hat.

Abbildung 63: Eine Formlitzen-Welle im Stator

166 Mathoy 2010

112

5.2.2 Herstellen der Formlitzen

Für die Herstellung der Formlitzen werden Einzeldrähte miteinander verseilt und gewalzt. Die

Formlitze wird auf die gewünschte Länge zugeschnitten. Zur vollen Ausnutzung der Nutflä-

che wurden spezielle Walzen hergestellt, welche die Herstellung einer trapezförmigen Form-

litze ermöglichen. Im Vergleich zur rechteckigen Nutfläche der Hair-Pin Wicklung erhöht die

trapezförmige Nutfläche des BRUSA Motors die Wickelfläche um 20 %. In einer Nut befinden

sich mehrere Formlitzen. Jede muss gegenüber der benachbarten Formlitze isoliert sein. Für

die Verschaltung wird eine gerade Anzahl an Formlitzen benötigt. Da die Isolation zwischen

den Formlitzen ebenfalls den Wickelraum reduziert, werden zur Maximierung des Kupferfüll-

faktors zwei Formlitzen pro Nut gewählt.

Abbildung 64: Walzen für eine Formlitze167

Der erste Prototyp wurde mit einer Formlitze bestehend aus zwei Schlägen und einem

Drahtdurchmesser von 0.71 mm aufgebaut (vergleiche Kapitel 4.4.4.4). Da die Drähte im

nächsten Produktionsschritt an den Enden der Formlitzen elektrisch verbunden werden, ent-

stehen geschlossene Leiterschlaufen. In diesen Schlaufen können sehr hohe Ströme durch

das in der Stator-Nut zeitlich wechselnde Streufeld induziert werden168. Wird eine gerade

Anzahl an Schlägen auf die Statorlänge gewählt, heben sich die induzierten Ströme in den

Leitern auf. Aus diesem Grund wurden beim Prototyp zwei Schläge pro Statorlänge gewählt.

5.2.3 Kompaktieren der Formlitzen

Die Formlitzen müssen miteinander elektrisch zu einer Wicklung verbunden werden. Hierzu

werden alle Drähte am Ende der Formlitze elektrisch miteinander verbunden. Dies verein-

facht in einem späteren Zeitpunkt die Kontaktierung im Stator, da hier nur noch die Enden

miteinander elektrisch verbunden werden müssen. Durch das vorgängige Kompaktieren der

167 Mit freundlicher Genehmigung von Hr. Steiner (CEO) der Federtechnik Wangs AG 168 Illiano 2014

113

Enden der Formlitzen ist die Basis für das Testen vor und nach jedem Prozessschritt ge-

schaffen, was eine durchgängige Qualitätsprüfung während der Produktion ermöglicht (ver-

gleiche Kapitel 5.1.1). Während der Kompaktierung erfolgt durch das Entfernen der Drahtiso-

lation bei vielen Prozessen eine Verschmutzung. Durch die vorgängige Kompaktierung kann

diese Verschmutzung örtlich getrennt von allen anderen Prozessschritten durchgeführt wer-

den. Bei den ersten Einschiebe-Versuchen zeigte sich rasch ein Aufspleissen der Drähte der

Formlitzen, was ein weiteres Einschieben verunmöglichte. Deshalb müssen neben der

elektrischen Kontaktierung die Drähte an den Enden mechanisch zusammengehalten wer-

den. Dies vereinfacht das Einschieben der Formlitzen in die Statornuten erheblich, da

dadurch auch keine einzelnen Drähte von der Formlitze abstehen. In einem ersten Prinzip-

nachweis wurden die Enden der Formlitzen in einem Zinnbad verlötet. Das Zinnbad ver-

brennt die Drahtisolation und verbindet alle Drähte an den Enden der Formlitze (siehe Abbil-

dung 65a). Allerdings liegt die Glasübergangstemperatur von Zinn tiefer als die Betriebstem-

peratur des Motors. Deshalb wurden alternative Kontaktierungsarten untersucht. Bei vielen

Prozessen stellt das Abisolieren der Drähte die grösste Herausforderung dar. Zwar kann die

Isolation mit Flusssäure chemisch entfernt werden, hingegen ist ein solcher Prozess sicher-

heitstechnisch schwierig in einer Serienproduktion realisierbar. Das Widerstandsschweissen

kombiniert in einem Schritt das Abisolieren mit dem Verbinden der Drahtenden. Erste Versu-

che mit einer Standard-Kupfer-Hülse und einem Standard-Stempel erbrachten den Konzept-

nachweis für die Industrialisierung der Kompaktierung. Trotz der schlecht passenden Hülse

wurden alle Drähte mit der Hülse elektrisch gut verbunden (vergleiche Abbildung 65b). Im

Rahmen der Evaluation des Konzeptes der Serienanlage wurden angepasste Stempel und

Hülsen hergestellt. Damit ist der Querschnitt der Kompaktierung kleiner als derjenige der

Formlitze. Somit kann die Formlitze prozesssicher in die Nuten eingeschoben werden.

a) Prinzipnachweis b) Konzeptnachweis für

Industrialisierung

c) Konzept für Serienanlage

Abbildung 65: Entwicklungsschritte der Kompaktierung der Formlitze

Für eine gute Kompaktierung ist eine gute elektrische Kontaktierung aller Drähte wichtig. Zur

Überprüfung wurde eine Formlitze in der Mitte auseinandergeschnitten und der Widerstand

zwischen jedem einzelnen Draht und der Hülse ausgemessen. Die Widerstandsmessung

über die 62 Drähte ergab eine Standardabweichung von 2 %. Vor dem Auseinanderschnei-

den der Formlitze wurde der elektrische Widerstand zwischen den beiden Enden der Form-

114

litze gemessen. Diese Referenz wurde mit den Widerständen von 100 identisch kompaktier-

ten Formlitzen verglichen. Die Überprüfung zeigte eine Standardabweichung des Wider-

stands der Formlitzen von 0.8 %. In diesem frühen Entwicklungsstadium wurde die Wieder-

holbarkeit des Prozesses als gut eingeschätzt. Eine Kompaktierung dauert aktuell ca. 3 Se-

kunden. Unter der Annahme dieser Prozesszeit müssen zum Erreichen der Taktzeit von 60

Sekunden 15 Anlagen169 parallelisiert werden.

5.2.4 Isolieren der Nuten

Für die Formlitze wurde ein neues Isolationskonzept gefunden. Durch ein vorgängiges Isolie-

ren der ganzen Formlitze mittels einer umhüllenden Isolation fallen spätere Isolierschritte

weg. Dadurch fällt ein nachträgliches manuelles Einfügen der Wickelkopfisolation weg. Zu-

dem muss im Falle einer Zweischichtwicklung ebenfalls keine Zwischenisolation zwischen

die beiden Formlitzen eingefügt werden.

5.2.5 Einschieben der Formlitzen

Für eine hohe Leistungsdichte soll ein hoher Nutfüllfaktor erreicht werden. Hierfür ist es vor-

teilhaft, eine möglichst geringe Montageluft einzuplanen. Je geringer diese ist, umso höher

ist die Herausforderung für den Einschiebeprozess der Formlitze. Wirken zu hohe Kräfte

während des Einschiebens, kann die Isolation verletzt werden. Im Gegensatz zu den Hair-

Pins drehen sich die Formlitzen beim Aufbringen einer Längskraft auf und neigen zum Ver-

klemmen in der Nut. Dies stellt eine besondere Herausforderung an das Einschieben. Eine

einfache Lösung wäre eine Imprägnierung der Formlitze vor dem Einschieben. Jedoch würde

die Imprägnierung während des Biegens der Formlitzen die Isolation von den Drähten reis-

sen. Als erstes Prototyp-Werkzeug wurde ein Einsteckdorn gefertigt. Wegen der konischen

Form konnte die innere Formlitze an der Position der äusseren eingesteckt werden. Das

Durchstecken eines konischen Dorns an der Position der äusseren Formlitze drückt die inne-

re Formlitze in Richtung Zentrum des Stators. So wird Platz für die zweite Formlitze geschaf-

fen. Die zweite Formlitze muss nun mit genügend Montageluft ausgelegt werden damit diese

mit kleiner Kraft in die Nuten gesteckt werden kann und somit nicht aufdrillt. Mit dieser Me-

thode sind drei Prozessschritte je Nut nötig. Bei 60 Nuten eines Stators sind dies noch zu

viele Prozessschritte. Für das Konzept der Serienanlage wurde das gleichzeitige Einschie-

ben beider Formlitzen vorgesehen. Eine gute Führung der beiden Litzen während des Ein-

schiebens vermeidet das Aufdrillen. Mit einem speziellen Lademechanismus werden die bei-

den Formlitzen aus einem Magazin in die Führungen geladen. Mit einem Stempel werden

beide Litzen aus den Führungen in die Nut eingeschoben. Erste Versuche zeigen eine reine

Einführzeit der beiden Formlitzen von 2.3 Sekunden.

169 Bei 60 Nuten werden 120 Formlitzen mit jeweils zwei Kompaktierungen benötigt. Somit ergeben sich 240 Kompaktierungen pro Motor.

115

Prinzipnachweis Erstes Prototypwerkzeug Konzeptnachweis für

Industrialisierung

Konzept für Serienanlage

Abbildung 66: Einzelne Entwicklungsschritte bei des Einschiebens der Formlitze in den Stator

Anhand der gemessenen Einsetzzeit und der geschätzten Zeiten der restlichen Teilprozesse

wurde die Taktzeit berechnet. Zur Erreichung tiefer Taktzeiten wird auf der Produktionsanla-

ge die Einschiebeeinheit vervielfacht. Die Taktzeiten in Funktion der Anzahl der Einsetzein-

heiten sind in Abbildung 67 dargestellt. Eine Vervielfachung bis zu 12 Einheiten erscheint

realistisch. Mit vier Einheiten kann die geforderte Taktzeit von 60 Sekunden erreicht werden.

Abbildung 67: Erreichbare Taktzeit in Funktion der Anzahl Einschub-Einheiten

5.2.6 Biegen der Formlitzen

Das Biegen der Hair-Pin-Wicklung scheint ein Kern-Prozessschritt zu sein. Dies wurde be-

reits aus der Vielzahl der relevanten Patente auf diesem Gebiet ersichtlich170. Nach ersten

Versuchen wurde im Gegensatz zu Vollmaterial schnell das erschwerende Verhalten der

Formlitze ersichtlich. Diese verformen sich wegen ihrer Verdrillung während des Biegens in

mehrere Richtungen (vergleiche Abbildung 68b). Dies scheint während des Biegens be-

trächtliche Folgen für die Kollision der Formlitzen zu haben. Wegen dieses Entwicklungsrisi-

kos wurde der Biegeprozess genauer untersucht.

170 Kato 2003; Kato 2007; Atsushi 2002; Faverolle 2004; Berger 2007; Takashi 2000

0

50

100

150

200

250

300

1 2 4 6 12

Zei

t [s

]

Anzahl Einschub-Einheiten

116

Für die Entwicklung des Prozessschritts „Biegen der Formlitzen“ wurde nach ersten Versu-

chen eine Biegefahne als Prototypenwerkzeug konstruiert (vergleiche Abbildung 68c). Diese

erlaubt ein sequentielles manuelles Biegen jeder einzelnen Formlitze. Jede Formlitze kann

nur bis zum Anstehen an der benachbarten Formlitze gebogen werden. Dadurch sind für das

vollständige Biegen aller Formlitzen mehrere Durchgänge nötig. Mit dieser Biegemethode

wurde der erste Prototypen-Motor aufgebaut. Das Biegen der einzelnen Formlitzen er-

schwert das Erreichen der geforderten Taktzeit und das Automatisieren. Deshalb wurde eine

automatisierbare Lösung für das gleichzeitige Biegen aller Formlitzen gesucht. Zur Erarbei-

tung der Anforderungen an das automatisierbare Biegen wurden in Grundlagenversuchen

die Kräfte für das Biegen gemessen (siehe Abbildung 68d). Für den simultanen Biegepro-

zess wurde ein Konzept erstellt und anhand einer experimentellen Biegevorrichtung mit we-

nigen Formlitzen der Konzeptnachweis für die Industrialisierung erbracht (siehe Abbildung

68e). Mit Hilfe dieser experimentellen Biegevorrichtung konnten die Entwicklungsrisiken er-

mittelt und Abhilfemassnahmen gefunden werden. Auf der Basis der ermittelten Biegekräfte

und den gewonnenen Erkenntnissen wurde ein Konzept für Serienanlage erarbeitet (siehe

Abbildung 68f). Aus den gewonnenen Erfahrungen wurde die Taktzeit abgeschätzt.

Die Entwicklung des Konzepts für die Serienanlage ist in diesem Kapitel beschrieben.

Schrittweise werden die Grundlagenversuche, die experimentelle Biegevorrichtung und das

Konzept für die Serienanlage vorgestellt.

a) Prinzipnachweis durch Auspro-

bieren

b) Erste Erkenntnisse der 3D-

Verformung

c) Erstes Prototypen-Werkzeug

d) Grundlagenuntersuchung zur

Biegekraft

e) Konzeptnachweis für Indust-

rialisierung (Exp.-Biege-

Vorrichtung)

f) Konzept für Serienanlage

Abbildung 68: Einzelne Entwicklungsschritte beim Biegen der Formlitzen im Stator

117

5.2.6.1 Grundlagenversuche–AnforderungandieSerienanlage

Zur Erarbeitung der Anforderungen an die Serienanlage wurde in der Grundlagenentwick-

lung das Verhalten der Wicklung genauer analysiert. Dazu wurde ein Parallelogramm kon-

struiert, welches die Doppelbiegung der Formlitze vorgibt. In beiden Schenkeln des Paralle-

logramms wurde die Formlitze eingespannt. Durch die vier Führungen an den Ecken des

Parallelogramms wurde eine kreisförmige Biegung ausgeführt. Mittels eines Kraft- und eines

Winkelsensors konnte der Verlauf der Biegekraft gemessen werden.

(a) Messaufbau mit Kraft- und Winkel-Sensor (b) Formlitze im Messaufbau nach Biegung

Abbildung 69: Aufbau für die Grundlagenuntersuchungen der Biegekraft der Formlitze

Der Verlauf der Biegekräfte versus des Biegewinkels zeigt für mehrere Formlitzen eine hohe

Wiederholbarkeit (siehe Abbildung 70). Zudem kann aus dem Kraft-Winkel-Diagramm ein

Rückbiegen der Formlitze um ca. 10° abgelesen werden. Falls möglich, sollten die Formlit-

zen für einen möglichst kurzen Wickelkopf an ihrer maximalen Position gehalten werden. Die

maximale Kraft von 120 N je Formlitze ist für die Auslegung der Fertigungsanlage ein ele-

mentarer Parameter.

Abbildung 70: Kraft-Winkel Diagramm für mehrere Formlitzen-Biegungen

Winkelgeber Drehgelenk Kraftmessdose

118

Neben den Kräften muss für die Auslegung des Biegewerkzeuges auch die Position der

Formlitzen bekannt sein, damit diese vom Biegewerkzeug treffsicher gefasst werden können.

Dazu wurde die Position der eingeschobenen Formlitzen-Enden auf einem hochauflösenden

Foto analysiert. Beim Prototyp wurde eine Standardabweichung für die tangentiale Positio-

nierung von 1mm erreicht. Da die Prozesssicherheit in der Serie noch zunehmen wird, wird

dieses Ergebnis als Maximalanforderung betrachtet.

5.2.6.2 ExperimentelleBiegevorrichtung

In den Grundlagenversuchen wurde ein dreidimensionales Verbiegen der Formlitzen ersicht-

lich. Beim Biegen mit den Biegefahnen wurden durch dieses dreidimensionale Verbiegen

Kollisionen in der Mitte der Formlitze beobachtet. Inwieweit diese Kollisionen den automati-

sierten Biegeprozess stören und welche Abhilfemassnahmen hierzu nötig sind, soll mithilfe

einer experimentellen Biegevorrichtung geklärt werden.

Die experimentelle Biegevorrichtung wurde aus zwei rotierenden Kränzen mit Zähnen aufge-

baut, welche unabhängig voneinander rotieren und in der Z-Achse verschoben werden kön-

nen. Die Vorrichtung ist modular aufgebaut. Es können Zähne ausgetauscht und Anbauteile

zur Positionierung der Formlitzen montiert werden.

Abbildung 71: Experimentelle Biegeanlage im Einsatz

Durch den Einsatz von 3D-gedruckten Anbauteilen konnte die experimentelle Anlage sehr

schnell modifiziert werden. Eine innere Führung der Formlitzenenden verhindert ein Verha-

ken der Formlitzen während des Biegens. Ebenfalls wurden der Einfluss verschiedener

Zahnformen und auch verschiedene äussere Führungen getestet.

119

a) Innere Führungen b) Äussere Führungen c) Auswechselbare Zähne

Abbildung 72: Anbauteile für die experimentelle Biegeanlage

Durch das schrittweise Austesten konnte die Form der Zähne und der Führungen für ein

problemloses Einfahren der Formlitzen in die Zähne gefunden werden. Ebenso wird durch

die seitlichen Führungen ein Verhaken der Formlitzen verhindert. Mit diesen Erkenntnissen

wurde die automatisierbare Serienanlage geplant.

5.2.6.3 KonzeptfürSerienanlage

Hier wird ein Konzept für die Serienanlage vorgestellt. Zuerst wird der Stator mit den einge-

schobenen Formlitzen in die Apparatur eingefahren. Als zweites wird das eigentliche Biege-

werkzeug auf die Formlitzen herangefahren und führt die Biegung aus. Der Stator mit den

fertig gebogenen Formlitzen fährt durch die Gondel wieder aus der Biegeanlage heraus und

wird zum nächsten Prozessschritt transportiert.

Abbildung 73: Konzept für die Serienanlage

Das Herz der Anlage ist die Biegeeinheit. Diese biegt gleichzeitig die inneren und äusseren

Formlitzen. Zur Überwachung des Prozesses ist eine Kraft- und Winkelmessung vorgesehen.

Während des Biegeprozesses wird die Biegeeinheit auf Schienen zum Stator hingefahren.

Die Koordination der Rotation mit der Längsbewegung ergibt eine kreisförmige Bewegung

der Formlitzen.

120

Abbildung 74: Biegeeinheit ohne Schienensystem

Mit der experimentellen Biegevorrichtung wurde für den Biegevorgang eine Taktzeit von 10

Sekunden gemessen. Alle anderen Prozessschritte wurden abgeschätzt. Die Taktzeit von 60

Sekunden erscheint für den Biegeprozess realistisch.

5.2.7 Verbinden der Formlitzen

Nachdem alle Formlitzen in die richtige Position gebogen wurden, müssen diese zu einer

Wellenwicklung verbunden werden. Die Entwicklung dieses Verbindungsprozess wird hier

beschrieben.

Im BRUSA-Versuchsmotor befinden sich je Nut zwei Formlitzen. All diese Formlitzen müssen

an den Enden miteinander verbunden werden. Bei 60 Nuten ergibt dies 120 Verbindungs-

stellen. Dieser Verbindungsstellen müssen mit einem möglichst tiefen Verbindungswider-

stand ausgeführt werden, da ansonsten erhöhte Verluste entstehen. Alle Verbindungen sind

in Serie miteinander verbunden. Würde eine Verbindung ausfallen, würde dies zum Defekt

des Motors führen, weshalb die Wichtigkeit einer reproduzierbaren Verbindung mit tiefem

elektrischem Widerstand klar wird.

Für die Entwicklung des Verbindungsprozesses wurde zuerst eine Messmethodik festgelegt

zur präzisen Bestimmung des elektrischen Widerstands der Verbindung. Verschiedene Ver-

bindungsmethoden wurden getestet und vermessen. Eine vielversprechende Verbindungs-

variante wurde ausgewählt und die Hilfsmittel zur Erhöhung der Reproduzierbarkeit des

elektrischen Widerstands der Verbindung verbessert.

Drehgeber

Krone mit

Zähnen

Hydraulikzylinder

Kraftmessdose

Befestigung zum

Schienensystem

121

5.2.7.1 ZielwertfürdenWiderstandderVerbindung

Zur Messung des Verbindungswiderstands wird eine Vierleitermessung angewendet (siehe

Abbildung 75). Der Spannungsabfall wird an den jeweiligen Aussenflächen der Formlitzen-

enden gemessen. Somit wird nicht nur der Verbindungswiderstand, sondern auch der Wider-

stand der Formlitzen-Enden gemessen.

Abbildung 75: rechts: Vierleitermessung einer Formlitzenverbindung; links: Detail der Kontaktierung

Beim Messen der ersten Proben fiel eine starke Abhängigkeit der Position der Spannungs-

messung auf. Aus diesem Grund wurde der gemessene Widerstand an verschiedenen Posi-

tionen (x-Achse in Abbildung 75) für verschiedene Verbindungsfehler-Typen simuliert. In

FEM-Simulationen der Spannungsverteilung in den Formlitzenenden ist je nach Verbin-

dungsfehler-Typ eine andere Feldverteilung zu erkennen (siehe Abbildung 76).

Ver

bind

ung

s-A

rt

(Feh

ler-

Typ

)

Flächige gute Verbindung Zu dicke Verbindung und

schlechte Kontaktwiderstände

Nur eine kurze mittige

Verbindung

Ver

teilu

ng

elek

tris

ches

Pot

entia

l

Abbildung 76: Drei verschiedene Verbindungs-Typen mit zwei Beispiele für Fehler-Typen

Die Simulation wurde für vier Fehlertypen und eine gute Verbindung gemacht. Die durch den

Spannungsabfall ermittelten Widerstände sind in Funktion der Messposition (x) in Abbildung

10 A

V

R

Formlitze 1

x

Kontaktfläche

Formlitze 2

FEM-Simulation

Strom

122

77 dargestellt. Bei allen Verbindungs-Typen ist der maximale Potentialunterschied bei der

Position x=0 zu erkennen. Bei dieser Position ergibt sich bei allen Verbindungsarten durch

den grössten Potentialunterschied der kleinste Messfehler, weshalb dieser Ort als Messstelle

für alle Verbindungen definiert wurde. Durch den Verlauf des Widerstands entlang der Mess-

position lassen sich die verschiedenen Fehlermuster erkennen.

Abbildung 77: Widerstand entlang der X-Achse, Vergleich einer optimale Verbindung mit verschiedenen Fehler-

Bildern

Der durch die FEM-Simulation gerechnete bestmögliche Widerstand beträgt 3.85 µΩ. Die

Formlitzen-Enden wurden jedoch in der Simulation mit reinem Kupfer angenommen und die

beste Verbindung mit einer Dicke von 0.05 mm. Beide Annahmen sind somit sehr optimis-

tisch gewählt. Als Zielwert wurde das zweitbeste Szenario aus Abbildung 77 mit einem Wi-

derstand von 6 µΩ gewählt.

Der Zielwert der Verbindungen muss mit Vorsicht interpretiert werden. Im Zielwert sind nicht

nur der Verbindungswiderstand beinhaltet, sondern auch ein Kupferwiderstand der Formlit-

zen-Enden. Der theoretische Wert des Widerstands der Formlitzen-Enden ist ca. 2 µΩ pro

Ende. Dieser Wert muss für den tatsächlichen Übergangswiderstand von 6 µΩ zwei Mal ab-

gezogen werden, wodurch sich der Übergangswiderstand in der Grössenordnung von 2 µΩ

befindet. Dies bedeutet, dass ca. 2 % der Kupfer-Verluste zusätzlich in der Verbindung ver-

ursacht werden. Diese Verluste entstehen bei einer Einzugswicklung nicht in diesem Aus-

mass, da die Drähte nur an den Enden einmalig kontaktiert werden müssen. Dieser Nachteil

muss bei der Formlitzenwicklung prinzipbedingt in Kauf genommen werden. Jedoch über-

wiegt der Vorteil des verminderten Widerstands (20 % bis 25 %) durch den erhöhten Füllfak-

tor den Nachteil des erhöhten Widerstands durch die Verbindungen.

5.2.7.2 Verbindungsprozess

Für das Verbinden von zwei Formlitzenenden soll hier eine Methode gefunden werden. Eine

Übersicht über verschiedene Fügeoperationen ist in der Norm DIN 8593 aufgeführt. Die Un-

tersuchungen hier beschränken sich auf die Schweissprozesse, da diese als besonders

dauerhaft angesehen werden und schon jetzt in anderen Sparten der Automobilindustrie zu-

02468

10121416

0 2 4 6 8 10 12

Wid

erst

and

[µO

hm]

X-Achse [mm]

Oben verbunden

Mittig verbunden

Unten verbunden

Zu dicke Verbindung

Beste Verbindung

123

gelassen sind. Eine grosse Herausforderung für den Verbindungsprozess ist der begrenzte

Raum zwischen den Formlitzen, der für den Schweissvorgang zur Verfügung steht.

Aus den Simulationen (vergleiche Abbildung 77) geht die Anforderung an eine möglichst

grossflächige Verbindung hervor. Aus diesem Grund wurde versucht, mittels der Schweis-

sungen eine möglichst grossflächige Verbindung zu erhalten. Verbindungen mit Hilfs-

Elementen wie kleinen Kupferschienen ergeben prinzipbedingt hohe Widerstände, zum ei-

nen wegen der doppelten Anzahl an Verbindungen, zum anderen wegen der verminderten

Fläche durch die Verbindungselemente (vergleiche Buckelschweissen mit Lasche in Abbil-

dung 78).

Eine Schweissart, welche sich als vorteilhaft herausstellte, ist das WIG-Schweissen. Einzel-

ne Schweissungen während des Tests zeigten Werte von 6 µΩ. Andere Schweissarten wie

das Laserschweissen zeigen zwar eine flächige Verbindung, jedoch steigt durch die tiefe

elektrische Leitfähigkeit des eingesetzten Lotes der Widerstand der Verbindung an (siehe

Laserschweissen in Abbildung 78).

Abbildung 78: Verbindungstechnologien

Bei weiteren Versuchen mit den WIG-Verbindungen wurde eine starke Streuung der Wider-

standswerte ersichtlich. Eine genauere Untersuchung ergab einen linearer Zusammenhang

zwischen dem Hülsenabstand und dem Widerstand (siehe Abbildung 79).

Abbildung 79: Verbindungswiderstand in Funktion der Breite der Verbindung

0.0 10.0 20.0 30.0 40.0 50.0

Buckelschweissen

Laserschweissen

Widerstandsschweissen mit Lasche

Weichlot

Laserschweissen mit Silberlot

WIG: Hülse an Hülse

Widerstand [µΩ]

Varianz [µΩ]

Minimum [µΩ]

Mittelwert [µΩ]

0.0

10.0

20.0

30.0

40.0

50.0

16.9 17.1 17.3 17.5 17.7 17.9 18.1 18.3

Ver

bind

ungs

wid

erst

and

[µO

hm]

Breite der Verbindung [mm]

124

Für einen möglichst kleinen Widerstand sollten die Formlitzen möglichst kompakt aneinander

anliegen. Für den Prinzipnachweis wurden die Formlitzen-Enden mit Eisenbindern zueinan-

der fixiert. Dies erbrachte nicht die gewünschten Ergebnisse, weshalb für die ersten

Schweisstests im Motor eine Schweisszange modifiziert wurde. Mit dieser wurde es möglich,

die Formlitzen dicht aneinander zu pressen. Das präzise Halten der Zange während des

Schweissens war jedoch schwierig. Aus diesem Grund wurde eine Schweissvorrichtung

konstruiert, welche stabil auf mehrere Verbindungen aufgesetzt werden kann. Mit dieser

konnte die Distanz zwischen den Formlitzen und die Widerstandswerte verringert werden.

Prinzipnachweis Erstes Prototypwerkzeug Konzeptnachweis für Industrialisierung

Abbildung 80: Entwicklung der Schweisshilfen für die Formlitzenwicklung

Durch die Entwicklung der Schweisshilfe konnten die Widerstände der Formlitzen deutlich

gesenkt werden (Mittelwert = 9.7 µΩ). Ebenfalls die Varianz unter den geschweissten Ver-

bindungen wurde auf 14 % gesenkt.

Bei den manuellen Schweissversuchen wurde die Taktzeit pro Verbindung auf ca. 1.5 Se-

kunde geschätzt. Beim Einsatz von zwei Scheissanlagen je Seite ist das Erreichen der 60

Sekunden Taktzeit gut möglich.

Für dieses Entwicklungsstadium haben der Verbindungswiderstand und die Reproduzierbar-

keit der WIG-Schweissung einen akzeptablen Zustand. Für eine Entwicklung einer Serienfer-

tigung besteht noch weiteres Entwicklungspotential hinsichtlich der Reproduzierbarkeit und

des elektrischen Widerstands der Schweissungen.

5.2.8 Unregelmässige Verbindungen und Imprägnierung

Sowohl das Zuführen der unregelmässigen Verbindungen sowie die Imprägnierung sind

gängige Prozesse bei der Hair-Pin-Wicklung oder der Einzugswicklung. Das Verbinden der

unregelmässigen Verbindungen ist gleich zu bewerkstelligen wie die Verbindungen von

Formlitze zu Formlitze. Aus diesem Grund wird auf diese Prozessschritte nicht näher einge-

gangen.

125

5.2.9 Fazit – Herstellungsprozesse der Formlitzenwicklung

Die Prozessschritte der Formlitzenwicklung wurden schrittweise entwickelt. Die Formlitzen

werden durch ein Verdrillen und Walzen hergestellt. An den Enden der Formlitzen werden

alle Drähte durch ein Widerstandsschweissen miteinander elektrisch verbunden. Ein Prozess

zum geführten Einstecken der Formlitzen in den Stator wurde entwickelt. Ebenso wurde ein

Konzeptbeweis für das Biegen der Formlitzen erbracht und ein Serienkonzept entworfen. Für

das Verbinden der Formlitzen stellte sich das WIG-Schweissen in Kombination mit einer Hal-

terung als vorteilhaft heraus. Schlussendlich werden die unregelmässigen Verbindungen

angebracht und ebenfalls verbunden. Die fertige Wicklung inklusive Stator wird wie bei der

Einzugswicklung imprägniert. Bei allen Herstellprozessen wurde die Taktzeit durch Versuche

ermittelt. Eine Taktzeit von 60 Sekunden scheint mit einer Serienanlage erreichbar.

Kurzantwort auf Forschungsfrage 7: Die Herstellung der leistungsgesteigerten Wicklung

(Formlitzenwicklung) wurde in mehrere Produktionsschritte aufgeteilt. Die Formlitze wird

durch ein Verseilen und Walzen von Runddrähten hergestellt. An den Enden werden alle

Drähte der Formlitze durch einen Widerstandsschweissprozess kontaktiert. Dadurch ergibt

sich ein Wicklungsstab, welcher sowohl tiefe Kupferzusatzverluste garantiert als auch geo-

metrisch definierte Enden aufweist. Diese Formlitzen werden in den Stator eingeschoben

und deren Enden zueinander gebogen und elektrisch kontaktiert. Dadurch entsteht eine

Wellen-Wicklung welche sich durch den Stator schlängelt. Anhand von Versuchen konnte

die geforderte Taktzeit von 60 Sekunden für alle Prozessschritte bestätigt werden.

126

5.3 Fazit – Produktion der Formlitzenwicklung

Die Einzugswicklung hat sich bei den Fahrantrieben wegen Ihrer Sicherheits- und Perfor-

mancevorteile durchgesetzt. Ein klarer Nachteil der Einzugswicklung ist die schwierig auto-

matisierbare Herstellbarkeit. Die Ursachen dafür sind die undefinierten Positionen der ein-

zelnen biegeschlaffen Drähte. Die Formlitzenwicklung verwendet ähnlich wie die Einsteck-

wicklung vorgeformte steife Leiter, welche in die Nuten eingesteckt werden und zu einer

Wicklung verschalten werden. Im Gegensatz zu der Einsteckwicklung bestehen die vorge-

formten Leitern bei der Formlitzenwicklung aus mehreren parallelen Drähten. Dies vermin-

dert die Kupferzusatzverluste. Durch diese verdrillten Leiter (Formlitzen) bestehen bei den

Herstellprozessen zwar die Vorteile der definierten Position, hingegen verhalten sich diese

Formlitzen anders als Vollkupfermaterial, weshalb die einzelnen Herstellprozesse der Ein-

steckwicklung mit Formlitzen genauer untersucht worden sind.

Für die prognostizierten Stückzahlen von 2020 bis 2025 müssen Taktzeiten von ca. 60 Se-

kunden erreicht werden. Diese Taktzeitanforderungen kombiniert mit der Nachfrage nach

erhöhten Leistungsdichten stellen hohe Anforderungen an die Entwicklung der Produktions-

schritte. Durch Versuche konnte gezeigt werden, dass alle Produktionsschritte für die Her-

stellung der Formlitzenwicklung in der geforderten Zeit von 60 Sekunden auf einer Produkti-

onsanlage hergestellt werden können. Aus den Erkenntnissen der Vorversuche wurde ein

Konzept für die Serienanlage erstellt, das als Grundlage für die Kostenbewertung dient.

Kurzantwort auf die Forschungsfragen der Industrialisierung (6 und 7): Für die leis-

tungssteigernden Formlitzen wurden vollautomatisierbare Herstellprozesse zur Erstellung

der Wicklung erforscht. Durch das Verdrillen und Zusammenschweissen der Enden ermög-

licht die Formlitzenwicklung eine definierte Positionierung der Wicklung während allen Pro-

zessschritten. Dies erlaubt eine definierte Übergabe zwischen den einzelnen Prozessschrit-

ten und somit eine vollautomatisierte Herstellung. Anhand von Versuchen konnte die gefor-

derte Taktzeit von 60 Sekunden für alle Prozessschritte bestätigt werden.

127

6 Wirtschaftlichkeit der Formlitzenwicklung

In den letzten beiden Kapiteln (Kapitel 4 und 5) wurden Lösung für die Leistungssteigerung

der Elektromotoren und deren Herstellprozesse gefunden. Zur Leistungssteigerung wurden

in der Wicklung verdrillte und verpresste Drähte eingesetzt, sogenannte Formlitzen, welche

sowohl weniger Verluste in der Wicklung erzeugen, als auch diese besser abführen. Für die-

se Formlitzen wurden Herstellprozesse entwickelt, welche die vollautomatisierte Herstellung

der Wicklung ermöglichen. In diesem Kapitel soll anhand der Herstellkosten die Wirtschaft-

lichkeit dieser Technologie bewertet werden. Hierzu werden zwei Motoren mit gleichwertigen

Performancedaten aufgebaut. Der erste ist ein handelsüblicher BRUSA-Motor (HSM1-

10.18.13) mit Einzugswicklung, der zweite ist ein Prototyp mit Formlitzenwicklung (HSM1-

10.18.11-FLW). Der Formlitzenmotor wurde gemäss den im Kaptitel 5.2 vorgestellten Pro-

duktionsschritten aufgebaut und am Prüfstand vermessen. Die Messresultate werden in die-

sem Kapitel vorgestellt. Auf dieser Basis werden die Herstellkosten von den zwei leistungs-

mässig gleichwertigen Motoren bewertet. Woraus sich die Forschungsfrage 8 ergibt:

Forschungsfrage 8: Wie verhalten sich die Kosten zweier Elektromotoren mit gleichen

Leistungsdaten aber unterschiedlicher Wicklungen (Einzugswicklung vs. erforschter Wick-

lung)? Existiert ein Break-Even für die erforschte Wicklung? Falls ja, bei welcher Stückzahl?

6.1 Basis für den Vergleich – Motoren mit gleicher Leistung

Für die Kostenbewertung werden zwei Motoren aus dem Baukastensystem der BRUSA

Elektronik AG aufgebaut und vermessen. Der erste Motor ist ein handelsüblicher HSM1-

10.18.13-D02, welcher mit einer konventionellen verteilten Wicklung ausgestattet ist. Der

zweite basiert auf demselben Blechschnitt, ist aber kürzer und mit einer Formlitzenwicklung

ausgestattet. Die beiden Motoren sind bis auf die Wicklung und die aktive Länge (Länge von

Rotor und Stator) baugleich. Wegen der erhöhten Dauerleistung der Formlitzenwicklung

kann eine kürzere aktive Länge eingesetzt werden. Auf dem Prüfstand konnten für beide

Motoren fast identische Leistungsdaten nachgewiesen werden (vergleiche Abbildung 81).

Damit ist die Basis für einen aussagekräftigen Kostenvergleich gegeben.

128

HSM1-10.18.13-D01 - Einzugswicklung HSM1-10.18.11-FLW-B01 – Formlitzenwicklung Abbildung 81: Performancedaten der zwei Vergleichsmotoren

6.2 Kostenbewertung der Einzugswicklung vs. Formlitzenwicklung

Auf der Basis der abgesicherten Leistungsdaten des Motors mit Formlitzenwicklung werden

die Kosten der beiden Wicklungsarten verglichen. Für den Vergleich der Kosten werden zu-

erst nur die Materialkosten analysiert. Mit einem führenden Hersteller für Wickelanlagen

wurden die Investitionskosten für eine vollautomatisierte Formlitzen-Wicklungsanlage abge-

schätzt. Aus den Umlagen der Investitionskosten der Anlage auf die Stückzahlen und den

ermittelten Materialkosten wurden die Herstellkosten des Stators berechnet.

6.2.1 Vergleich der Materialkosten

Die Materialkosten des Rotors und des Stators der beiden Motoren wurden bewertet und

sind in der Abbildung 82 gegenübergestellt. Da die beiden Motoren im gleichen Gehäuse

verbaut sind, wird dessen Kosten nicht berücksichtigt. Bereits ab 10‘000 Motoren pro Jahr

sind die Materialkosten der Formlitzenwicklung gegenüber der Einzugswicklung konkurrenz-

fähig. Bei kleinen Stückzahlen dominieren die hohen Kosten der eingekauften Formlitzen.

Bei höheren Stückzahlen nehmen diese stark ab. Wegen der erhöhten Leistungsdichte fallen

die eingesparten Materialkosten stärker ins Gewicht. Bei 300‘000 Stück pro Jahr können in

diesem Beispiel mit der Formlitzenwicklung 13 % der Materialkosten eingespart werden.

Abbildung 82: Relative Materialkosten für Rotor und Stator der zwei Wicklungsarten.

(100% = Materialkosten der Einzugswicklung bei 100 Stück pro Jahr )

0.00

40.00

80.00

120.00

160.00

200.00

0

100

200

300

400

500

0 2000 4000 6000 8000 1000012000

Mec

h. p

ower

[kW

]

Tor

que

[Nm

]

Speed [rpm]

cont. torque [Nm] max. torque [Nm]

cont. power [kW] max. power [kW]

0

40

80

120

160

200

0

100

200

300

400

500

0 2000 4000 6000 8000 1000012000

Mec

h. p

ower

[kW

]

Tor

que

[Nm

]

Speed [rpm]

cont. torque [Nm] max. torque [Nm]

cont. power [kW] max. power [kW]

40%

60%

80%

100%

120%

100 1000 10000 100000

Kos

ten

[%]

Stückzahl [Motoren/Jahr]

Einzugswicklung

Formlitzenwicklung

129

Neben den Materialkosten unterscheiden sich ebenfalls die Fertigungskosten der beiden

Motoren. Diese werden im nächsten Kapitel genauer betrachtet.

6.2.2 Vergleich der Herstellkosten der Motoren

In diesem Kapitel werden die Herstellkosten der beiden Motoren verglichen. Wie im letzten

Kapitel werden nur die Kosten des Rotors und des Stators betrachtet. Für den Vergleich

werden die Materialkosten des vorherigen Kapitels herangezogen. Zusätzlich wurden die

Fertigungskosten bewertet. Aus den Materialkosten und den Fertigungskosten ergeben sich

die Herstellkosten.

Die Herstellkosten der Einzugswicklung wurden aus Angeboten mehrerer Hersteller ermittelt.

Zur Abschätzung der Fertigungskosten der Formlitzenwicklung wurden die Anlagekosten mit

einem namhaften Lieferanten für Wickelmaschinen abgeschätzt. Die Kapazitäten der Anla-

gen wurden durch die in Kapitel 5.2 ermittelten Taktzeiten berechnet. Aus diesen Daten und

den üblichen Allgemeinkosten wurden die Herstellkosten der Formlitzenwicklung berechnet.

In diesem frühen Entwicklungsstadium bestehen bei der Formlitzenwicklung betreffend der

Anlagekosten noch gewisse Unsicherheiten. Aus diesem Grund wurden drei Szenarien an-

genommen, ein Best-Case und ein Worst-Case-Szenario und ein Real-Case-Szenario. Für

das Real-Case-Szenario wurde mit einer 100%-igen Automatisierung gerechnet, für das

Worst-Case-Szenario wurden mit 50% mehr Investitionskosten und mit einer zusätzlichen

Handarbeit von 6 Minuten pro Stator gerechnet. Beim Best-Case-Szenario wurde mit 90%

Investition gerechnet. Dabei wurden die Herstellkosten des Stators inklusive der Materialkos-

ten des Rotors verglichen. So können die eingesparten Materialkosten im Rotor ebenfalls

berücksichtigt werden. Die bewerteten Herstellkosten der Formlitzenwicklung sind in Abbil-

dung 83 denjenigen der Einzugswicklung gegenübergestellt.

Abbildung 83: Relative Stator-Herstellkosten inklusive Rotor-Materialkosten der zwei Wicklungsarten

(100% = Kosten der Einzugswicklung bei 10‘000 Stück pro Jahr)

40%

60%

80%

100%

120%

140%

10000 100000

Kos

ten

[€]

Stückzahl [Motoren/Jahr]

Einzugswicklung

Formlitzenwicklung - Worst-Case

Formlitzenwicklung - Real-Case

Formlitzenwicklung - Best-case

130

Der Vergleich der Herstellkosten zeigt je nach Szenario einen Break-Even-Point zwischen

12‘000 und 30‘000 Motoren pro Jahr. Wegen den erhöhten Investitionskosten für die Formlit-

zenwicklung ist der Break-Even-Point der Herstellkosten leicht höher als derjenige der Mate-

rialkosten. Bei einer Produktion von 300‘000 Motoren pro Jahr können mit der Formlitzen-

wicklung die Herstellkosten im Real-Case Szenario um 34 % reduziert werden.

6.2.3 Kostenvergleich der Statoren

Im vorhergehenden Kapitel wurden die Herstellkosten der Aktiv-Teile verglichen. Dabei wur-

den wegen den gleichen Leistungen bei der Formlitzenwicklung die Einsparungen des kürze-

ren Rotors (mit den teuren Permanentmagneten) berücksichtigt. Aktuell wird an magnetlosen

Rotordesigns geforscht, was die Kosten des Rotors reduzieren wird. Deshalb werden nach-

gehend nur die Herstellkosten der beiden Statoren verglichen. Die Verbesserungen der

Formlitzenwicklung haben auch für zukünftige Rotordesigns Einsparungspotentiale, welche

aber hier nicht mit einberechnet werden. Die reine Bewertung der Herstellkosten der Stato-

ren ist somit eine pessimistische Betrachtung.

Abbildung 84: Stator-Herstellkosten (ohne Rotor-Materialkosten) zwei Wicklungsarten.

(100% = Kosten der Einzugswicklung bei 10‘000 Stück pro Jahr)

Durch den Wegfall des Kostenvorteils des verkürzten Rotors bei der Formlitzenwicklung ver-

schiebt sich für das Best-Case-Szenario der Break-Even-Point auf 30‘000 Motoren pro Jahr.

Im Worst-Case ist die Formlitzenwicklung erst ab 80‘000 Stück gleichwertig zur Einzugswick-

lung. Vor allem die zusätzlich angenommene Handarbeit und die erhöhten Investitionskosten,

welche im Worst-Case-Szenario angenommen wurden, werfen die Herstellkosten der Form-

litzenwicklung auf den Stand der Einzugswicklung zurück.

40%

60%

80%

100%

120%

140%

10000 100000 1000000

Ko

sten

[€]

Stückzahl [EM]

Einzugswicklung

Formlitzenwicklung - Worst-Case

Formlitzenwicklung - Real-Case

Formlitzenwicklung - Best-case

131

6.3 Fazit: Wirtschaftlichkeit der Formlitzenwicklung

Der Vergleich der Herstellkosten zweier Motoren gleicher Leistungsdaten zeigt den wirt-

schaftlichen Vorteil der Formlitzenwicklung gegenüber der Einzugswicklung. Die Materialkos-

ten des Motors mit Formlitzenwicklung sind ab 10‘000 Stück pro Jahr niedriger als die der

Einzugswicklung. Bei der Betrachtung einer vollautomatischen Herstellanlage verschiebt sich

im erwarteten Szenario der Break-Even-Point der Herstellkosten des Motors auf 20‘000

Stück pro Jahr. Diese Verschiebung ist mit den erhöhten Investitionskosten der vollautomati-

schen Produktionsanlage zu erklären. Für eine wirtschaftliche Fertigung kleinerer Stückzah-

len müsste ein alternatives teilautomatisiertes Montagekonzept erarbeitet werden. Dies war

jedoch nicht Ziel dieser Untersuchung (vergleiche Kapitel 5.1.6). Werden die Herstellkosten

des Stators alleine betrachtet und die Kosteneinsparungen beim Rotor vernachlässigt, ergibt

sich für das erwartete Szenario ein Break-Even-Point von 40‘000 Stück pro Jahr.

Kurzantwort auf Forschungsfrage 8: Zwei leistungsgleiche BRUSA Motoren wurden mit

zwei unterschiedlichen Wicklungsarten verglichen. Die neuartige Wicklung (Formlitzenwick-

lung) zeigt schon beim ersten Prototyp eine Leistungssteigerung von ca. 20 %. Die Materi-

alkosten der Aktivteile (Rotor und Stator) mit Formlitzenwicklung sind ab einer Stückzahl

von 10‘000 Stück günstiger als die der Aktivteile mit Einzugswicklung. Die Herstellkosten

der Formlitzen-Motoren sind ab einer Stückzahl von 20‘000 Stück geringer als die der Ein-

zugswicklung. Der Kostenvorteil der Formlitzenwicklung ergibt sich einerseits durch die

Vollautomatisierung und andererseits durch die eingesparten Materialkosten infolge der

erhöhten Leistungsdichte.

Bei allen Kostenvergleichen wurden weder die Vorteile der höheren Produktionsqualität, des

höheren Wirkungsgrads, noch die Kosteneinsparungen beim Motorgehäuse sowie der Wert

des geringeren Bauraums berücksichtigt. Diese zusätzlichen Kriterien steigern die Attraktivi-

tät der Formlitzenwicklung. Auch ohne die Bewertung dieser zusätzlichen Vorteile zeigt die

Formlitzenwicklung ihre wirtschaftliche Überlegenheit gegenüber der Einzugswicklung.

132

7 Zusammenfassung

Das Elektrofahrzeug ist eine vielversprechende Lösung, das Energie-Problem nachhaltig zu

lösen. In dieser Dissertation wird untersucht, welche Möglichkeiten zur Erhöhung der Leis-

tungsdichte von verteilt gewickelten Elektromotoren für den automobilen Markt bestehen.

Eine Analyse der Erfolgsfaktoren der Automobilzulieferindustrie zeigt, dass zusätzlich zur

erhöhten Leistungsdichte der Kostendruck und die Qualitätsanforderungen steigen werden.

Die Qualitätsanforderungen hängen vom Herstellprozess ab, weshalb dieser ebenfalls zu

den Erfolgskriterien zählt. Die verteilte Wicklung ist eine entscheidende Komponente, welche

ein grosses Innovationspotential betreffend der drei Erfolgsfaktoren aufzeigt. Deshalb wer-

den in dieser Dissertation ein neuer Ansatz der verteilten Wicklung hinsichtlich Leistungs-

dichte, Herstellprozesse und Wirtschaftlichkeit untersucht.

Die Leistung eines Elektromotors lässt sich in Spitzen- und Dauerleistung unterteilen. Ein

sinnvolles Verhältnis von ca. 2:1 hat sich etabliert. Dabei ist die Leistungsdichte der meisten

Elektromotoren durch die Dauerleistung limitiert. Diese ist von der Kühlung des Elektromo-

tors abhängig. Eine verbesserte Kühlung steigert die Dauerleistung des Elektromotors oder

ermöglicht diesen kleiner und kostengünstiger zu bauen. Eine Sensitivitäts-Analyse eines

Elektromotors hat ergeben, dass der thermische Widerstand der Wicklung einen Flaschen-

hals in der thermischen Widerstandskette darstellt. Mittels einer experimentell abgesicherten

Simulation konnte der Einfluss der Steigerung der thermischen Leitfähigkeiten auf die Dauer-

leistung des Motors quantifiziert werden. Es wurde ein Prüfstand zur Vermessung der ther-

mischen Leitfähigkeit von Wicklungsproben konstruiert. Die thermische Leitfähigkeit entlang

des Drahtes zeigte ein hohes Steigerungspotential der thermischen Leitfähigkeit der Wick-

lung. Aus diesem Grund wurden Drähte zu Litzen verdrillt. Die Verdrillung ermöglicht die Lei-

tung der Wärme entlang des Drahtes von innen nach aussen. Durch ein zusätzliches Ver-

pressen der Litzen entstehen die sogenannten Formlitzen. Diese zeigen neben der erhöhten

thermischen Leitfähigkeit zusätzlich den Vorteil der geringeren Kupferverluste, da der Füll-

faktor erhöht werden konnte. Experimentell konnte eine erhöhte thermische Leitfähigkeit der

Formlitzen um Faktor 4 nachgewiesen werden. Dies entspricht einer Reduktion des gesam-

ten thermischen Widerstands des Stators um 27 %. Mit einem neu entwickelten thermischen

Modell der Formlitzen wurden für den Prototyp-Motor die Drahtdicke und die Verseillänge der

Formlitzen optimiert.

Neben der Wicklung wurde mit einem realitätsnahen Experiment die thermische Leitfähigkeit

der Isolation untersucht. Durch ein radiales Anpressen der trapezförmigen Formlitzen an die

trapezförmige Nut konnten sowohl die Distanz zwischen Wicklung und Zahn als auch der

thermische Kontaktwiderstand minimiert werden. Der thermische Widerstand der Isolation

133

konnte so um 34 % reduziert werden. Dies entspricht einer zusätzlichen Reduktion des ge-

samten thermischen Widerstands des Stators um 5 %.

Mit diesen Ergebnissen wurde das Potential zur Leistungssteigerung des BRUSA-

Referenzmotors simuliert. Die erhöhten thermischen Leitfähigkeiten und die verminderten

Verluste wurden in der thermischen Simulation berücksichtigt. Für einen gegebenen BRUSA-

Motor kann eine Leistungssteigerung von 35 % vorausgesagt werden.

Die verteilte Wicklung wurde sowohl bei der Prototypenfertigung als auch bei der Massen-

produktion als ein Hauptkostentreiber identifiziert. Bei der Prototypenfertigung ist vor allem

die manuelle Arbeit ein Kostentreiber. Der Prozess der teilautomatisierten Einzugswicklung

limitiert die thermische Leitfähigkeit der Wicklung und somit die Leistungsdichte. Für höhere

Stückzahlen fallen wegen der tieferen Leistungsdichte die Materialkosten immer mehr ins

Gewicht. Aus diesem Grund besteht beim Fertigungsprozess der Einzugswicklung ein hohes

und wirtschaftlich interessantes Entwicklungspotential. Zudem erfüllt die Einzugswicklung

nicht die hohen Anforderungen der Automobilindustrie hinsichtlich Leistungsdichte, Preis,

Qualität und Reproduzierbarkeit. Deshalb ist bei der Produktion der Wicklung ein hohes Ent-

wicklungspotential vorhanden.

Trotz dieser Nachteile hat sich die Einzugswicklung bei den Fahrantrieben wegen Ihrer Si-

cherheits- und Performancevorteile durchgesetzt. Die schwierige automatisierbare Herstell-

barkeit ist ein klarer Nachteil der Einzugswicklung. Die Ursachen dafür sind die undefinierten

Positionen der einzelnen biegeschlaffen Drähte. Dadurch wird die Reproduzierbarkeit für die

nachfolgenden Prozessschritte erschwert. Eine alternative Fertigungsmethode der verteilten

Wicklung ist die Einsteckwicklung. Diese verwendet rechteckige steife Vollkupferstäbe mit

erhöhtem Leiterquerschnitt. Die erhöhte Steifigkeit der einzelnen eingesteckten Leitern er-

laubt wegen ihrer definierten Positionen eine 100%-ige automatisierte Weiterverarbeitung.

Allerdings nehmen die Kupferzusatzverluste der grossen Leiterquerschnitte mit erhöhter

Frequenz zu.

Die Kombination der Vorteile der Einzugswicklung und der Einsteckwicklung verspricht ein

erfolgreiches Konzept. Einerseits sollen dünne Drähte wegen der geringen Kupferzusatzver-

luste und andererseits sollen biegesteife Stäbe wegen der guten Automatisierbarkeit einge-

setzt werden. Die Formlitzen vereinen beide Vorteile. Die dünnen Einzeldrähte werden zu

einem steifen Stab (Formlitze) verarbeitet. Die Formlitze zeigt Vorteile betreffend geringerer

Verluste und verbesserter Wärmeabfuhr, was sich positiv auf die Leistungsdichte des Elekt-

romotors auswirkt. Durch die Verdrillung der Formlitzen verhalten sich diese Formlitzen an-

ders als Vollkupfermaterial. Deshalb unterscheiden sich die einzelnen Herstellprozesse der

Formlitzenwicklung zur Einsteckwicklung. Die Prozessschritte der Formlitzenwicklung wur-

134

den neu entwickelt. Die Formlitzen werden durch ein Verdrillen und Walzen hergestellt. An

den Enden der Formlitzen werden alle Drähte durch ein Widerstandsschweissen miteinander

elektrisch verbunden. Ein Prozess zum geführten Einstecken der Formlitzen in den Stator

wurde entwickelt. Die eingesteckten Formlitzen werden zu einer Wicklung verschalten. Dazu

müssen sie zueinander gebogen und elektrisch verbunden werden. Ein Konzeptbeweis für

das Biegen der Formlitzen wurde erbracht und ein Konzept für die Serienfertigung entworfen.

Für das Verbinden der Formlitzen stellte sich das WIG Schweissen als vorteilhaft heraus. Die

fertige Wicklung inklusive Stator wird wie bei der Einzugswicklung imprägniert. Für die prog-

nostizierten Stückzahlen in den Jahren 2020 bis 2025 müssen Taktzeiten von ca. 60 Sekun-

den erreicht werden. Bei allen Herstellprozessen der Formlitzenwicklung konnte durch Ver-

suche gezeigt werden, dass die geforderte Taktzeit von 60 Sekunden erreichbar ist.

Ein Prototypenmotor mit einer Formlitzenwicklung wurde aufgebaut und vermessen. Der

leichtere Prototyp zeigte durch seine höhere Leistungsdichte von 20 % dieselben Leistungs-

daten wie ein handelsüblicher BRUSA-Motor mit verteilter Wicklung. Auf Basis dieser zwei

Motoren wurden die wirtschaftlichen Vorteile der Formlitzenwicklung gegenüber der Ein-

zugswicklung bewertet. Die Materialkosten des Motors mit Formlitzenwicklung sind ab

10‘000 Stück pro Jahr niedriger als die der Einzugswicklung. Bei der Betrachtung einer voll-

automatischen Herstellanlage verschiebt sich im erwarteten Szenario der Break-Even-Point

der Herstellkosten des Motors auf 20‘000 Stück pro Jahr. Diese Verschiebung ist mit den

erhöhten Investitionskosten der vollautomatischen Produktionsanlage zu erklären. Werden

die Herstellkosten des Stators alleine betrachtet und die Kosteneinsparungen beim Rotor

vernachlässigt, ergibt sich für das erwartete Szenario ein Break-Even-Point von 40‘000 Stück

pro Jahr.

Durch die erhöhte thermische Leitfähigkeit der Formlitze konnte eine neue Wicklung zur

Steigerung der Leistungsdichte von Elektromotoren erforscht werden. Zudem wurden neue

Herstellprozesse entwickelt welche eine 100%-ige Automatisierung der Formlitzenwicklung

erlauben. Die mögliche Erhöhung der Leistungsdichte um mindestens 35 % in Kombination

mit der vollautomatisierten Produktion der neuen Formlitzenwicklung ergeben das Potential

für wirtschaftlich konkurrenzfähige Elektromotoren, welche den Ansprüchen der Grossserien-

fertigung der Automobilindustrie gerecht werden.

135

8 Ausblick

Der Grundstein für die Entwicklung einer Serienfertigung einer verteilten Wicklung für hohe

Stückzahlen im Automobilbereich ist mit dieser Arbeit gelegt. Viele untersuchte Aspekte er-

geben neue Forschungsfelder. Sowohl die thermische Leitfähigkeit der Formlitze als auch

die der Isolation kann noch weiter gesteigert werden. Welche Einflüsse die Steigerung der

thermischen Leitfähigkeit auf die magnetische Auslegung haben, ist ebenfalls ein neues For-

schungsfeld, welches das volle Potential der Leistungsdichtensteigerung der Formlitzenwick-

lung zeigen wird. Ebenfalls sind Kombinationen mit anderen leistungssteigernden Technolo-

gien möglich, welche durch die erhöhte thermische Leitfähigkeit völlig neue Potentiale erge-

ben. Zudem müssen alle Produktionsprozesse hinsichtlich der Anforderungen der Automobil-

industrie vertieft weiterentwickelt werden.

Zur Finanzierung dieser neuen Forschungsgebiete ist ein früher Markteintritt der Technologie

nötig. Nur mit hohen Stückzahlen ist der erzeugte Deckungsbeitrag genug hoch und eine

langfristige Forschung finanzierbar. Durch einen frühen Markteintritt können die nötigen Er-

fahrungen hinsichtlich der Serienproduktion gesammelt werden, wodurch die Schwerpunkte

der zukünftigen Forschung besser festgelegt werden können.

Wegen der Notwendigkeit an Fachleuten mit hoher Disziplin und Zuverlässigkeit ist eine voll-

automatisierte Fertigung prädestiniert für den Produktionsstandort Schweiz. Die geografische

Nähe von der Entwicklung zur Produktion ist sehr förderlich für die effiziente Entwicklung von

Folgegenerationen. Dies ist eine wichtige Voraussetzung für einen langfristigen Entwick-

lungsplatz Schweiz. Zudem befinden sich in der Schweiz viele Automobil-Zulieferer. Ein

Rückgang von Fahrzeugen mit Verbrennungsmotor würde diesen Wirtschaftszeig schwä-

chen. Umso wichtiger ist es, in zukünftige Technologien dieses Wirtschaftszweigs zu inves-

tieren.

Nach der erfolgreichen Einführung der Formlitzentechnologie in die Automobilindustrie soll-

ten auch andere Märkte beleuchtet werden. Für den industriellen Einsatz von Elektromotoren

steigen die Anforderungen an die Effizienz immer mehr an. Auch hier wäre der Einsatz von

effizienteren Elektromotoren wegen der hohen Betriebszeiten wirtschaftlich und ein wichtiger

Beitrag zur Energiewende.

136

Währen der Dissertation wurden mehrere Arbeiten durchgeführt, welche auch in dieser Ar-

beit miteinbezogen wurden. Für all diese Beiträge möchte ich mich bei allen Beteiligten herz-

lich bedanken. Es handelt sich um folgende Arbeiten:

Gächter Dominik, Hauser Rudolf; Automatisierte Fertigung der Wicklung für Motoren

von Elektrofahrzeugen: Bachelor-Arbeit am NTB-Buchs, 2012

David Sauter; Thermische Leitfähigkeit von Litzen; Bachelor-Arbeit am PDZ, ETH Zü-

rich, 2014

Moritz Wiessner; Untersuchung einer additiv gefertigten Kühlung für Elektromotoren;

Master-Arbeit am PDZ, ETH Zürich, 2014

Martin Stöck at al.; Konstruktion eines Messaufbaus zur präzisen Bestimmung der

thermischen Leitfähigkeit von Motorenwicklungen; DfX-Symposium, Bamberg, 2014;

mit freundlicher Genehmigung von Margit Ostrop vom Verlag TuTech Innovation

GmbH

Ueli Scherrer, Jonas Bürcher; Montagekonzept für die Formlitzenwicklung; Bachelor-

Arbeit am NTB-Buchs, 2015

Emanuel Hubmann; Industrialisierung einer innovativen Formlitzenwicklung für elekt-

rische Maschinen, Einsetzprozess im Stator; Bachelor-Arbeit am PDZ, ETH Zürich,

2015

Aumiller Andy; Leistungssteigerung eines Elektromotors, Steigerung der Leistungs-

dichte einees Elektromotors durch Einsatz von neuartigen Kühltechnologien; Ba-

chelor-Arbeit am PDZ, ETH Zürich, 2015

Pascal Josef Huser; Thermische Modellierung von Elektromotoren-Wicklungen; Ba-

chelor-Arbeit am PDZ, ETH Zürich, 2015

Johann Lichtblau; Konzeption und Realisierung eines automatisierten Kontaktie-

rungsverfahrens für eine Einsteckwicklung innovativer E-Traktionsantriebe; FAPS,

Universität Nürnberg, 2015

137

CV und Publikationen

Persönliche Daten:

Name: Martin Stöck

Geboren am: 23.1.1984

Geburtsort: Grabs SG

Nationalität: Schweiz / Deutsch

Familienstand: Ledig

Ausbildungen:

2011-2015 Industriedoktorat bei der ETH / BRUSA Elektronik AG

2006-2011 Bachelor und Master in Mikrotechnik, EPFL Lausanne

Fachrichtung des Masters: Produktionstechnik

Erste Semesterarbeit: Sensorlose Positionsbestimmung durch Strommes-sung einer PC-Tastatur mit Force Feedback

Zweite Semesterarbeit: Hochfrequenz XYZ Magnetfeldsensor für eine ITER Anwendung, hergestellt mit LTCC Verfahren

Masterarbeit: Thermische Analyse und Echtzeitmodellierung eines Präzisi-ons-Planar-Motors an der TU Eindhoven, NL

2005-2006 Propädeutik in Physik, EPFL Lausanne

2003-2005 Zweitweg-Matura in Sargans mit Schwerpunkt Mathematik und Physik

1999-2003 Lehre als Physiklaborant, Hilti AG, mit lehrbegleitender BMS

Anstellungen:

Seit 2011 Entwicklungsingenieur für Elektromotoren bei der BRUSA Elektronik AG

2010 Assistent für elektromechanische Praktika, Prof. Dr. Perriard Yves

2003-2004 Physiklaborant, Interstaatlichen Hochschule für Technik, Buchs NTB

138

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