Entwicklungspotential der Modularen

Axialflussmaschine “AxMDM“

A. Kleimaier, HS Landshut

Forschungsbericht, Februar 2019

An der HS Landshut wird eine Axialflussmaschine entwickelt, deren Eisenkreis aus ein-zelnen U-Jochen zusammen gesetzt ist. Das ermoglicht eine modulare und einfach skalierbareBauweise. Die als “AxMDM“ bezeichnete Maschine kommt mit relativ wenig Permanentma-gnetmaterial aus und erreicht ein hohes spezifisches Drehmoment bezogen auf ihr Gewicht.Entwicklungsziel ist der Einsatz als Traktionsmotor in Hybrid- und Elektrofahrzeugen.

Schwerpunkt des vorliegenden Berichtes ist die weitere Optimierung des erzielbaren Drehmo-mentes. Welches Entwicklungspotential hat das Maschinenkonzept? Nach einer ausfuhrlichenEinfuhrung zum Thema Traktionsmotoren fur Elektrofahrzeuge und zum Aufbau der AxMDMwerden Messergebnisse vorgestellt, die mit einen neu aufgebauten 2. Prototypen gewonnenwurden. Nach Abgleich der Simulationswerkzeuge erfolgt eine schrittweise Berechnung dererzielbaren Drehmomente in Abhangigkeit von Geometrieanderung und eingesetztem Ma-gnetmaterial. Abschließend wird eine Alternativgeometrie in vergleichbarem Bauraum un-tersucht, wobei mit den U-Jochen eine gewohnliche Radialflussmaschine mit Außenlaufergebildet wird.

1 Einfuhrung

1.1 Vorbemerkung

Die Arbeiten wurden an der HS Landshut im Rahmen eines Forschungssemensters des Autors alsinternes Projekt durchgefuhrt. Dabei wurden Studenten der Elektrotechnik und vor allem desMaschinenbaus eingebunden, welche die konstruktive Auslegung und teilweise auch den Aufbauder Prototypen ubernommen haben. Bislang existieren 2 Auslegungsvarianten, eine Maschinemit 190mm Kantenlange und 50 Nm Maximaldrehmoment sowie der hier betrachtete 2. Prototypmit 300mm Kantenlange und 230 Nm Maximalmoment. Der vorliegende Bericht soll es einer-seits den am Projekt beteiligten Studenten ermoglichen, sich in die Materie einzulesen und istdaher mit vielen einleitenden Erklarungen sehr ausfuhrlich gehalten, und dient andererseits zurVeroffentlichung aktueller Forschungsergebnisse. Das Kapitel “Einfuhrung“ beschreibt den Standder Technik und behandelt die wesentlichen Grundlagen, die zum Verstandnis von Aufbau undFunktion der Axialflussmaschine erforderlich sind. Aus Platzgrunden sind die Graphiken relativklein gehalten; die Details der Maschinenzeichungen sind ggf. erst nach Hineinzoomen vollstandigerkennbar. Der Bericht wird auf dem Publikationsserver der HS Landshut zur Verfugung gestellt.

1.2 Elektrische Traktionsantriebe

Fur elektrische Traktionsantriebe werden heute fast ausschließlich Drehstrommaschinen einge-setzt, die von einem Pulswechselrichter gespeist und mit Stromregelung betrieben werden. InBild 1 links ist der komplette Regelkreis mit den erforderlichen Einzelkomponenten dargestellt:Stromregelung - Wechselrichter - Sensorik - Maschine. Meist ist der gesamte elektronische Teilinklusive Stromwandlern in einem Gehause integriert, das direkt an die Maschine angebaut ist.Traktionsantriebe haben fast immer einen Konstantleistungsbereich, der bei Verbrennungsmo-toren mit einem Schaltgetriebe und bei Elektroantrieben durch Feldschwachung realisiert wird.

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NV-Bordnetz

Steuer-

befehle

HV-Bordnetz

3

M/G3

Strom-

regelung

ASM: Drehzahlgeber

PMSM: Pollageerfassung

Strom-

wandler

Istwerte

Wechselrichter E-Maschine Getriebe

Welle

Fahrzeugsteuerung

Drehzahl

Drehm

om

ent

Leis

tung

el. Scheinleistung S

el. Wirkleistung PS

mech. Wellenleistung

Nennmoment

Drehmoment

Eck-punkt

Nennleistung

Nenndrehzahl

Abbildung 1: Komponenten und Charakteristik Traktionsantrieb

45°Stromwinkeld

135°

Drehmoment

90°

Reluktanzmoment für L > Lq d

Synchron-

momentSumme

d-Achse (Längsachse)

q-Achse(Querachse)

Feldorientierung

= Ausrichtung am Rotorflussraumzeiger YR

= "Nordpol des Rotorfeldes"

d = 90°

I vorgedreht,S

d > 90°

I bei Kurzschluss oderS

max. Feldschwächung

Statorstromraumzeiger IS

bei Querstromeinprägung

(nur Synchronmoment)

Stellbereichsgrenze

für Nennstrom: I = IS SN

hier: Nennstrom = Kurzschlussstrom

Id

Iq

YR

Maximum für d > 90°

180°

Abbildung 2: Zusammenhang Stromraumzeiger und Drehmoment

Je großer die installierte Leistung, desto weiter verschieben sich Nenndrehzahl und Eckpunktnach rechts. Da letztlich das Drehmoment Baugroße und Gewicht einer E-Maschine bestimmt,werden fast immer hochdrehende Antriebe mit Maximaldrehzahlen von typischer Weise um12.000 Upm und einer Getriebeubersetzung von etwa i = 8 verwendet. Will man bei der E-Maschine weiter Material sparen, sind auch Hochdrehzahlantriebe bis etwa 30.000 Upm moglich– der Preis dafur ist ein aufwandigeres Getriebe mit entsprechend hoheren Verlusten. An derprinzipiellen Charakteristik von Bild 1 rechts andert sich dabei nichts, lediglich die Skalierungder Achsen verschiebt sich zu kleineren Drehmomenten und hoheren Drehzahlen hin. Aufgrundder Kupfer-, Eisen- und Lagerverluste ist die an den Klemmen benotigte elektrische WirkleistungPS etwas großer als die abgegebene mechanische Wellenleistung. Fur die Dimensionierung desWechselrichters ist die Scheinleistung S relevant. Diese ist im Vergleich zu PS umso großer, jekleiner der cos ϕ der Maschine ist.

Standardverfahren fur die Stromregelung ist die feldorientierte Vektorregelung: die Raumzei-gertransformation bildet den Stromraumzeiger (der wiederum die 3 Strangstrome reprasentiert)in einem mitdrehenden, am Rotorfeld ausgerichteten Koordinatensystem ab, siehe Bild 2. Ma-schinen, die nur ein Synchronmoment erzeugen, werden im Grunddrehzahlbereich (N kleinerNenndrehzahl, Betrieb mit Nenndrehmoment moglich) mit reiner Querstromeinpragung betrie-ben, wobei das Drehmoment dann direkt uber die Raumzeigerlange gesteuert werden kann.Der Stromwinkel δ in Abb. 2 ist gegen die d-Achse aufgetragen und betragt dann δ = 90.Maschinen mit vergrabenen Magneten (Lq > Ld, siehe Abschnitt 1.3) erzeugen ein zusatzlichnutzbares Reluktanzmoment, so dass sie mit vorgedrehtem Stromzeiger betrieben werden, umdas Drehmomentmaximum ausnutzen zu konnen.

Zur Realisierung eines Konstantleistungsbereichs muss die Maschine feldschwachbar sein undentsprechende Parameter aufweisen. Im Feldschwachbereich (N großer Nenndrehzahl) wird derStromzeiger vorgedreht, um eine Flusskomponente Id zu erzeugen, die dem Rotorfeld entge-genwirkt. Die drehmomentbildende Komponente Iq wird damit zunehmend kleiner, so dass das

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Drehmoment uber der Drehzahl mit einer Hyperbel fallt. Die Stromzeigerlange ist die geometri-sche Summe der beiden Komponenten und darf den Nennwert IS = ISN nicht uberschreiten –das ist die Stellbereichsgrenze fur Dauerbetrieb. Haufig bleibt die Leistungsabgabe jedoch nichtwie in Abb. 2 dargestellt konstant, sondern fallt mit der Drehzahl zunehmend ab.

Ein Sonderfall tritt auf, wenn aufgrund spezieller Auslegung der Kurzschlussstrom exakt demNennstrom der Maschine entspricht (IK = IN ): sie kann dann dauerhaft im Kurzschluss be-trieben werden. Kurzschluss entspricht einem Betrieb mit maximaler Feldschwachung. Der Sta-torstrom erzeugt ein Feld, das dem Rotorfluss entgegengerichtet ist und diesen auf Streupfadenaus dem Statoreisen “druckt“. Nachteil solcher Maschinen ist zunachst, dass sie im Grund-drehzahlbereich einen relativ hohen Scheinleistungsbedarf haben (großer Wechselrichter!), dasich bei Nenndrehmoment cos ϕ = 0, 71 ergibt. Anders im Feldschwachbereich: hier bleibenKlemmen- und Wellenleistung nicht konstant wie in Abbildung 2 dargestellt, sondern konnenweiter gesteigert werden, bis cos ϕ = 1 erreicht wird. Die einpragbare Wirkleistung entsprichtdann oberhalb der etwa 2,5-fachen Nenndrehzahl der Nennscheinleistung des Wechselrichters.Ein ganz wesentliches Ziel des AxMDM-Projektes war es, eine Maschine mit diesem Verhaltenzu entwickeln, da eine Leistungssteigerung im oberen Drehzahlbereich fur einen Traktionsantriebnaturlich vorteilhaft ist.

Bei Uberlastbetrieb konnen das Drehmoment und ggf. auch die Wellenleistung uber die Nenn-werte (Dauerbetrieb) hinaus erhoht werden. Die Grenze fur Uberlastbetrieb ist in der Regel dasmagnetische Verhalten des Eisenkreises, der dann bereits deutlich in Sattigung ist. Die KurveDrehmoment uber Statorstrom flacht dann zunehmend ab. Durch erhohte Kupferverluste, diedann thermisch nicht dauerhaft abgefuhrt werden konnen, steigt die Wicklungstemperatur miteiner Zeitkonstante, die im Minutenbereich liegt. Bei Uberlastbetrieb muss daher die Wicklung-stemperatur uberwacht und der Strom bei Erreichen des Temperaturlimits abgeregelt weren. Dieoben beschriebenen Maschinen mit IK = IN haben allerdings das Problem, dass der cos ϕ beiUberlast noch einmal deutlich kleiner wird, d.h. uberproportional viel Scheinleistung benotigtwird.

1.3 Elektrische Maschinen fur Traktionsantriebe

Grundsatzlich lasst sich die Mehrzahl elektrischer Maschinen in 2 Kategorien aufteilen: klassischeDrehfeldmaschinen mit verteilter Wicklung im Stator, die das Drehmoment mit der Grundwelledes Luftspaltfeldes erzeugen, sowie Maschinen mit konzentrierter Wicklung (auch als Einzelzahn-wicklung oder Zahnspulenwicklung bezeichnet), bei denen lediglich die Oberwellen des Luftspalt-feldes Drehfelder ausbilden, die zur Drehmomenterzeugung genutzt werden konnen. Fur beideGrundtypen gibt es unterschiedliche Rotorbauformen, mit denen sich Synchronmaschine (per-manent oder elektrisch erregt), synchrone Reluktanzmaschine sowie Asynchronmaschine (nurmit verteilter Wicklung) realisieren lassen. Einen guten Uberblick bieten hier [1] und [2].

Nicht ganz in das Schema passen die geschaltete Reluktanzmaschine, bei der die Strange block-weise bestromt werden und die eine Leistungselektronik mit spezieller Topologie benotigt sowiedie Transversalflussmaschine (TFM) mit Ringwicklung. Die TFM ist in ihrer Grundstruktureine einphasige Maschine, wobei durch parallele Anordnung dreier Scheiben mit entsprechendversetzten Magnetringen ein Drehstrombetrieb mit Vektorregelung moglich ist.

Die Leistungsklasse typischer Traktionsantriebe fur Elektrostraßenfahrzeuge liegt im Bereich um100 kW, das maximale Drehmoment zwischen 200 und 300 Nm und die Maximaldrehzahl liegtbei etwa 12.000 Upm. Bevorzugt kommt hier die PMSM mit vergrabenen Magneten (InteriorPermanent Magnet Synchronous Motor, kurz “IPMSM“) zum Einsatz. Magnetmaterial ist heutefast immer NdFeB. Der Bauraum der Magnete im Rotorblechpaket bildet Flussbarrieren aus,so dass neben dem Synchronmoment ein zusatzlich nutzbares Reluktanzmoment entsteht, sieheAbbildung 2. So entsteht ein relativ hoher maximaler Flachenschub von etwa 50 bis 70 kN/m2

im Uberlastbetrieb, der eine gute Ausnutzung der Maschine ermoglicht. Durch gezielte Opti-

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Stator: verteilte Wicklung, klassische Drehfeldmaschinen Stator: konzentrierte Wicklung Stator: Ringwicklung

Rotor:

Permanent-

magnete

PMSM

Rotor:

Schenkelpole,

elektr. Erregung

fremderregte SM

Rotor:

Käfigläufer

(kurzgeschlossen)

ASM

Rotor:

Flussbarrieren

(ohne Magnete)

synchrone RM

Rotor:

Permanentmagnete

hier: Außenläufer

PMSM mit Einzel-

zahnwicklung

Rotor:

Zähne

hier: Innenläufer

geschaltete RM

Rotor:

Permanentmagnete

hier: Außenläufer

TFM

Abbildung 3: Elektromaschinenvarianten

mierung der Rotorgeometrie kann das Reluktanzmoment vergroßert werden, so dass wenigerSeltenerdmaterial (NdFeB) benotigt wird. Beim Motor des BMW i3 konnte so der Bedarf aufetwa 1 kg reduziert werden [2]. Eigentlich eine IPMSM, wird der Motor von BMW wegen derNutzung von Synchron- und Reluktanzmoment auch als “Hybridmotor“ bezeichnet. Eine rechtergiebige Datenquelle ist diesbezuglich [3] – in Abschnitt 4.1 ist dort ein “Benchmarking“ desORNL auf Basis von einem Reverse Engineering des kompletten i3-Antriebsmoduls zu finden.Da Seltenerdmagnete in Bezug auf umweltvertragliche Herstellung/Forderung, Verfugbarkeitund Kosten haufig als problematisch bewertet werden, vor allem fur hohe Stuckzahlen, werdenregelmaßig Alternativen ohne Magnete wie die Asynchronmaschine (ASM) oder die fremderreg-te Synchronmaschine in Betracht gezogen. Diese Varianten sind aktuell jedoch gegenuber derPMSM in Bezug auf Gewicht und Wirkungsgrad im Nachteil.

Der bereits angesprochene Flachenschub FA in kN/m2 (auch als Drehschub τ oder Kraftdichtebezeichnet und in N/cm2 angegeben) ist die von der Maschine erzeugte Umfangskraft bezogenauf die Oberflache des Rotors im Luftspalt und ein gutes Maß fur Ausnutzung der Maschine.Das Drehmoment kann daraus mit dem Luftspaltdurchmesser dL und der aktiven Lange desBlechpaketes lakt wie folgt berechnet werden:

Mi =π

2· FA · d2L · lAkt (1)

Kann man eine Maschine als Außenlaufer mit moglichst geringer Rotordicke realisieren, ver-schiebt sich dL im gegebenen Bauraum weit nach außen. Das ist zum Beispiel bei der PMSMmit Einzelzahnwicklung der Fall, siehe Bild 3. Der Stator mit konzentrierter Wicklung liegt hierinnen, der relativ dunne Laufer mit den Magneten außen. Mit diesem Konzept kann zusatzlicheine hohe Polzahl (Feinpoligkeit) realisiert werden, so dass sich der magnetische Fluss auf vieleTeilkreise aufspaltet, die wenig radialen Bauraum in den Ruckschlussen des Eisenkreises (Sta-torrucken und Rotor) benotigen. Damit wird die Maschine ringformig, was Material einspartund eine Außenlaufergeometrie begunstig. Die PMSM mit Einzelzahnwicklung erzeugt zwar mitetwa 30 bis 50 kN/m2 im Uberlastbetrieb weniger Flachenschub als die IPMSM, liefert aber we-gen der d2L-Beziehung als kurze, scheibenformige Maschine ein hohes spezifisches Drehmomentpro eingesetzter aktiver Masse, d.h. dem Gewicht von Kupfer, Eisen und Magneten. Sie wird imFahrzeugbereich bevorzugt als Kurbelwellen-Starter-Generator eingesetzt. Auch die SRM kannauf diese Weise als Außenlaufer realisiert werden und trotz eher geringen Flachenschubes einhohes Drehmoment erzeugen. Ihre Vorteile sind hohe Robustheit und kein Bedarf an Magne-ten, ihre Nachteile Drehmomentwelligkeit, Gerausche und Besonderheiten bei Ansteuerung undLeistunsgelektronik.

Insbesondere die Transversalflussmaschine (TFM) kann als Außenlaufer mit sehr feiner Pol-teilung realisiert werden und damit von einer moglichst gunstigen Geometrie profitieren, sie-he Bild 3 rechts. Hier wird nicht die Wicklung um Statorzahne gefuhrt, sondern umgekehrtder magnetische Fluss in Statorsegmenten um eine ringformige Wicklung. Das entkoppelt die

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Volumenkonkurrenz von Eisen und Kupfer im Nut-Zahnbereich des Stators, die sonst einenKompromiss zwischen Statorzahngeometrie (Durchflutungsbedarf) und realisierbarem Kupfer-querschnitt (Durchflutung) erzwingt. Durch den Wegfall dieses Tradeoffs kann bei der TFMdeutlich mehr Kupferquerschnitt untergebracht werden, was die Kupferverluste senkt und einenhohen Strombelag im Dauerbetrieb ermoglicht, was wiederum zu einem hohen Flachenschubfuhrt.

Eine interessante Losung ist hier das Außenlaufer-Maschinenkonzept “Dynax“ mit Ringwicklungund Klauenpolgeometrie fur den Stator [4], [5]. Im Gegensatz zum einphasigen Fahrraddynamo,der auf dem gleichen Aufbauprinzip beruht, ist der Stator aus Pulvereisen und die Maschinemit 3 ringformigen, parallel angeordneten Scheiben ausgefuhrt. Die Magnetringe im Rotor ha-ben jeweils 120 el. Winkelversatz, so dass sie von einem gewohnlichen Drehstromwechselrichtergespeist werden konnen. Das mit dem Magnetkreis realisierbare Maximaldrehmoment kann hierim Dauerbetrieb gefahren werden, ein klarer Vorteil. Nachteilig sind hohe Polwechselfrequenzen,die bei den im Traktionsbereich ublichen Drehzahlen bis in den mittleren kHz-Bereich reichenund eine Herausforderung in Sachen Pulsmustererzeugung und Eisenverluste darstellen. Durchdie relativ hohe Statordurchflutung in Verbindung mit Streupfaden der Klauenpole ergibt sichzudem ein geringer cos ϕ im Grundrehzahlbereich, was zusatzlich Scheinleistungsbedarf undWechselrichterbaugroße in die Hohe treibt. Trotzdem kann eine solche “Aufwandsverlagerung“von der Maschine hin zur Leistungselektronik von Vorteil sein, da sie insgesamt zu einem klei-neren Materialbedarf fuhrt: der Mehraufwand an Chipflache und Kuhlung im Wechselrichter istzwar ein Kostenfaktor, wiegt (gewichtsmaßig) aber wegen der viel hoheren Leistungsdichte derLeistungselektronik deutlich weniger als das eingesparte Material in der Maschine.

1.4 Einzelzahnwicklung

Die Grundstruktur der Einzelzahnwicklung (auch konzentrierte Wicklung, Zahnspulenwicklung)ist in linearisierter Form – so wurde man sie fur einem Linearmotor verwenden – in Abbildung 4dargestellt. Das Schema entspricht einer Grundmaschine mit 12 Zahnen bzw. Q = 12 Nuten undin diesem Falle mit 2p = 14 Magneten. Die Polpaarzahl wird hier durch die Anzahl der Magnetebestimmt, hier wurde sich also p = 7 ergeben. Prinzipiell kann man uber den Umfang mehrereGrundmaschinen anordnen, also z.B. mit Q = 36 und p = 21, wie dies bei der in diesem Berichtbehandelten Axialflussmaschine der Fall ist. Die Anzahl der Nuten pro Pol und Strang ergibt sichhier mit m = 3 Strangen zu q = Q/2mp = 2/7, weshalb diese Wicklung auch als Bruchlochwick-lung bezeichnet wird. Die Zahne sind fur jeweils einen Strang paarweise gegensinnig bewickelt,wobei sich der magnetische Fluss im wesentlichen uber die beiden neben einander liegendenZahne eines Stranges schließt (siehe rote Pfeile in Abb.4) und sich zwischen unterschiedlichenStrangen nur eine geringe Kopplung ergibt. Fuhrt man den Eisenkreis aus modularen, zusam-mengesteckten Zahnen aus, wird dieser Maschinentyp auch als Modulare Dauermagnetmaschine(MDM) bezeichnet.

Felderregerkurve

mit Harmonischen

Maschinengeometrie

(als Linearmotor)

mit Feldlinien

Läufer mit Magneten

Stator mit Wicklung

Strang U: I = IU Scheitel

Strang V: I = -½×I V Sch.

Strang W: I = -½×IW Sch.

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360

Winkel in Grad ®

0

-½

-1

1

½

Luftspaltfeld

5. Oberwelle

7. Oberwelle

Abbildung 4: Wicklung und Felderregerkurve der Einzelzahnwicklung

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Daruber hinaus gibt es noch weitere Kombinationen aus Wickelschema und Polzahl, z.B. miteiner Grundmaschine aus 3 Zahnen und 4 Magneten und q = 1/4. Mehr dazu siehe [6], Abschnitt2.7 “Bruchlochwicklungen“.

In Abbildung 4 oben sind die Feldlinien eingezeichnet, die der Stator bei Bestromung erzeu-gen wurde. In diesem Falle wurde das Drehstromsystem bei ωt = 0 stehen, d.h. der Strom inStrang U stunde im Maximum und die Strome von Strang V und W jeweils beim negativenhalben Scheitelwert. Die Remanenz der Magnete war in der FEM-Simulation “ausgeschaltet“,so dass diese sich nur als vergroßerter Luftspalt bemerkbar machen. In Bild 4 unten ist die ausder Literatur bekannte Felderregerkurve der Bruchlochwicklung zu sehen. Sie selbst bildet keinDrehfeld aus, wohl jedoch ihre Oberwellen. Sowohl die 5. als auch die 7. Harmonische konnen zurDrehmomenterzeugung verwendet werden: Es kann also entweder eine Maschine mit Polpaar-zahl p = 5 oder wie oben dargestellt mit p = 7 realisiert werden. Die FEM-Simulationen in dervorliegenden Arbeit wurden durchgehend mit dem 2D-Programm “FEMM“ [7] durchgefuhrt.

1.5 Axialflussmaschinen

Prinzipiell sind die Varianten nach Bild 3 nicht nur als gewohnliche Radialflussmaschinen mitInnen- oder Außenlaufer realisierbar, sondern auch als Linearmotor sowie als Axialflussmotor.In Bild 5 links ist die Draufsicht auf das Statorblechpaket einer Axialflussmaschine gezeichnet,wenn die Wicklung wie oben beschrieben als Einzelzahnwicklung ausgefuhrt ist. Man kann denStator relativ einfach realisieren, indem man die Nuten fur die Wicklung in einen Ringbandkernfrast. Auf diese Weise wurden an der HS Landshut schon Versuche mit einer Axialfluss-ASMdurchgefuhrt, im Gegensatz zu Bild 5 jedoch mit verteilter Wicklung.

Die einseitige Anordnung hat den Nachteil, dass sehr große axiale Krafte auf die Lagerung wir-ken. Man sollte sich hier ubrigens nicht uber eine standige Zunahme des Drehmoments seinerMaschine freuen: Bei Lagerverschleiß wird der Luftspalt namlich immer kleiner, und irgendwannist das innere Drehmoment zwar rekordverdachtig hoch, jedoch sitzt der Rotor fest (...). Bei derhaufig zu findenden Doppelrotoranordnung wird dieses Problem vermieden. Allerdings ist hierder Bedarf an Magnetmaterial relativ hoch, und da die Rotorscheiben fur den magnetischenRuckschluss benotigt werden, konnen erhohte Eisenverluste auftreten, falls sie aus Vollmaterialgefertigt werden. Uberdies hangen die Statorpole (haufig aus Pulvereisen gefertigt) ohne Ver-bindung quasi in der Luft: das ist konstruktiv anspruchsvoll zu beherrschen. Das gleiche giltfur die im Fahrzeugsektor ubliche Wasserkuhlung. Die Doppelstatoranordung vermeidet dieseProblematik und ermoglicht eine hohe Ausnutzung des Magnetmaterials, dafur ist wiederum die(eisenlose) Rotorscheibe bezuglich Fertigung und Kuhlung eine Baustelle.

Rotor Stator

Stator Rotor

NS

SS

SS

S

SN

NN

N

NN

einseitig Doppelrotor Doppelstator

UW

W'

V'

V

UU'

W'

WV

V'

U'U

W

W'

V'

V

UU'

W'

WV

V'

U'

Abbildung 5: Aufbau von Axialflussmaschinen

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2 Aufbau der Axialflussmaschine AxMDM

2.1 Zielsetzung

Kann man eine Elektromaschine mit einfachen Mitteln realisieren, so dass sie mit der an einerHochschule verfugbaren Infrastruktur (Mechanik- und Elektrowerkstatt, 3D-Drucker, Wickelma-schine, studentische Projekte und Abschlussarbeiten) herstellbar ist und gleichzeitig traktions-antriebstaugliche Parameter aufweist? Der Anstoß dazu kam einerseits von unserem Rennsport-team LA-eRacing, andererseits von Kollegen aus der Fakultat Maschinenbau, die gerne Motorenfur unsere Elektrofahrzeugprojekte selbst bauen wollen. Ein wesentlicher Ansatz des Verfasserswar, die Maschine modular aufzubauen und Standardbauelemente verwenden zu konnen, umz.B. keinen eigenen Blechschnitt zu benotigen. Weitere Punkte fur das Lastenheft waren:

• Anstatt auf Seltenerdmagnete ganz zu verzichten, sollte ihr moglichst sparsamer Einsatzuntersucht und eine Alternativlosung zu den Varianten nach Abb. 3 gefunden werden.Dazu muss aber ein entsprechender Drehmoment-/Drehzahlbereich realisierbar sein.

• Die Maschine sollte feldschwachbar sein und Untersuchungen zum Sonderfall IK = INermoglichen; adaptive Steuerstrategien fur leistungsoptimalen Betrieb im Feldschwach-bereich sollen am Prufstand getestet werden konnen.

• Darstellung der gesamten Systemkette mit Sensorik/Regelung, Wechselrichter und Ma-schine als Eigenbaulosung und Einbindung der laufenden Forschungsprojekte im BereichLeistungselektronik; Studenten des Maschinenbaus bearbeiten den konstruktiven Part.

2.2 Geometriefindung

Die folgenden Uberlegungen gehen von der Grundgeometrie der Einzelzahnwicklung gemaß Ab-bildung 4 mit Q = 12 und 2p = 14 aus. Dargestellt ist in Bild 6 jeweils eine halbe Grundma-schine mit 6 der 12 Zahne. Variante 1 mit kleiner Nutoffnung ist die Ausgangsbasis fur eineschrittweise durchgefuhrte Geometrieanpassung. Es wurde eine relativ große Nuttiefe von 30mmgewahlt, um moglichst viel Statordurchflutung (hoher Strombelag) unterbringen zu konnen.Die Feldlinien und die nachfolgend ermittelten Parameter entsprechen einem Betrieb mit Maxi-malstrom, d.h. im Kurzzeit-Uberlastbetrieb bei maximaler Ausnutzung des Magnetkreises undlokaler Sattigung. Die Aussteuerung liegt jeweils bei etwa 1.6 T im U-Joch und geht lokal bisetwa 2.3 T im Zahnbereich direkt unter- bzw. oberhalb der Magnete. Bei einem angenomme-nen Fullfaktor von 50% ergabe sich eine Maximalstromdichte von Jmax = 16.8 A/mm2. DerNennstrom fur Dauerbetrieb ware dann – je nach Effizienz der Kuhlung – in etwa der halbeMaximalstrom.

Die Geometrie wurde schrittweise verandert, die entsprechende Ergebnisse sind in Tabelle 1 auf-gelistet. Fy ist die Querkraft, die bei einer einseitigen Axialflussmaschine zu einer hohen Radial-kraft fuhren wurde. Fx ist der Scheitelwert der Schub- bzw. drehmomentbildenden Langskraft,und FxA der daraus resultierende Flachenschub. Die in der FEM-Simulation angenommeneBlechpakettiefe entspricht hier bereits dem im folgenden beschriebenen Prototyp 2 der AxMDMvon 24,1mm. Durchgangig wird fur alle Varianten ein Luftspalt von 0,5mm, eine Magnethohevon 5mm und eine Magnetlange von 15mm (in x-Richtung) vorgegeben. Magnetmaterial ist dasgut verfugbare N35UH mit HcB,min = 836 kA/m und BR,min = 1, 17 T .

Offene Nuten (Var. 2) bringen offenbar einen Vorteil, da sich im Vergleich zu Ausgangsgeometrieweniger Steufluss von der Rotorseite aus uber die Statorzahne ausbilden kann. Die Konzentrationder Spulen um nur einen Zahn mit gleichzeitig vergroßerter Zahnbreite (Var. 3) andert zwardie Flusspfade und erhoht wieder die Querkraft, hat aber kaum Auswirkung auf die nutzbareSchubkraft Fx. Durch die Aufspaltung des Stators in U-Joche (Var. 4) mit der standardisiertenGeometrie von UI30-Kernblechen andern sich wiederum die Flusspfade, was sich aber offenbargunstig auf die Langskraft auswirkt.

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Strang U: I = IU Scheitel

Strang V: I = -½×I V Scheitel

Strang W: I = -½×IW Scheitel

10

30

8

50.5

8 12

8 12

10 10

UI30-Kernbleche

Luftspalt 2 x 0.5mm

Magnethöhe 5mm

10

30

8

50.5

10 10

FX

FY

Kraft auf

den Läufer

30 10

30 15

Abbildung 6: Entwicklung einer modularen Grundgeometrie

Var. Geometrieanpassung Fy/N Fx/N FxA/kNm−2 FxA/%

1 Ausgangsgeometrie 1213 360 62 100

2 Offene Nuten fur Steckspulen 850 394 68 110

3 Wicklung um einen Zahn konzentriert 1142 390 67 108

4 Ruckschluss aufgespalten, U-Joche 1083 423 73 118

5 Doppelstator mit eisenlosem Rotor — 746 130 210

6 Abstand der U-Joche vergroßert — 720 111 179

Tabelle 1: Geometrieentwicklung fur eine Maschine mit U-Jochen

Durch den Ubergang zur Doppelstatoranordung steigt der berechnete Flachenschub von 73 kN/m2

(Var. 4) auf immerhin 130 kN/m2 (Var. 5): Das ist eine Zunahme um den Faktor 1,78 bei un-veranderter Magnetmasse und doppeltem Luftspalt (nun 2 x 0.5mm). Das Magnetmaterial wurdealso wie vorgesehen deutlich besser ausgenutzt. Versuchsweise wurde in Variante 6 noch derJochabstand von 10 auf 15mm erhoht und der Magnetabstand bei unveranderter Magnetlangeangepasst. Das hat wenig Auswirkung auf die Langskraft Fx, fuhrt aber wegen der großeren Be-zugsflache zu einem kleineren Flachenschub und zusatzlich zu einer nicht-sinusformigen Kraft-kurve, was eine entsprechende Drehmomentwelligkeit zur Folge hat. — Anmerkung zu Abb. 6:der Laufer befindet sich hier jeweils in der Position des Kraftmaximums (Scheitelwert der Kraft-kurve), worauf sich die Fx bezieht. In Phase V ist das Statorfeld dem Rotorfeld dann entgegen-gerichtet und fast gleich groß, so dass das Joch nahezu feldfrei ist.

Letztlich wird der Eisenkreis mit der Doppelstatoranordung vollstandig in einzelne Teilkreisegegenuberliegender Joche aufgespalten. Es entsteht so eine Anordung von Einphasenmaschinen,die bei sinusformiger Bestromung eine pulsierende Kraft bzw. ein pulsierendes Drehmoment

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Einphasen-Motorelement

Magnete Rotorscheibe

Stator 1

Stator 2

Grundplatte

Steckspule

Kernbleche aus UI30-Schnitt

Steckspule

Jochhalter

Jochhalter Grundplatte

Welle

Axialflussmaschine mit Scheibenläufer

Verbinder

Steckspule, U-Joch

und Jochhalter

komlett bestückte

Statorgrundplatte

GFK-Rotorscheibe mit

Magneten und Verbinderwellen

vollständig aufgebauter

Prototyp 2 mit Axiallüftern

Abbildung 7: Grundelememte Aufbau der AxMDM sowie Bilder vom Aufbau von Prototyp 2

liefern. Solange sich die Polteilung von der Nut- und Zahnlange um einem geeigneten Faktor un-terscheidet (bzw. die Polzahl in Bezug auf die Nutzahl), liefert die Kraftsumme der drei Strangeeinen konstanten Schub und die Wechselanteile heben sich untereinander auf. Alternativ kannman nach wie vor mit der Synchronmomentbildung durch Oberwellen des Statorfeldes argu-mentieren. Mit den gegenuberliegenden Jochen ergibt sich eine hohe Statordurchflutung. DerStrombelag wurde fur Variante 5 im hier betrachteten Uberlastbetrieb 2520 A/cm erreichen, imDauerbetrieb in etwa die Halfte. Wie bei der TFM ist also ein hoher Strombelag realisierbar, unddie Drehmomentbildung resultiert aus der Uberlagerung von Einphasenmaschinen, die jedochnicht in Scheiben nebeneinander, sondern abwechselnd uber den Umfang verteilt angeordnetsind. Es sind auch vergleichbare Baustellen zu erwarten wie z.B. ein hoher Scheinleistungsbe-darf und somit die in Abschnitt 1.3 fur die TFM angesprochene “Aufwandsverlagerung“ zurLeistungselektronik hin.

2.3 Aufbau einer Axialflussmaschine mit U-Jochen

Mit der Anordung aus Abbildung 6 kann man entweder einen Linearmotor mit einem ma-gnetbestuckten Schwert oder einen Axialflussmotor mit Scheibenrotor bauen. Besonders derAxialflussmotor ist einfach realisierbar, da man die Joche als vorgefertigte Module auf zwei ge-genuberliegende Statorgrundplatten schrauben kann und der Rotor eine Scheibe mit eingepress-ten bzw. eingeklebten Magneten ist. Aufgrund des Aufbaus wurde die Bezeichung “modulareAxialfluss-Dauermagnetmaschine mit Scheibenlaufer“ oder kurz AxMDM gewahlt.

Bild 7 zeigt die Grundelemente und den Aufbau der AxMDM. Mittlerweile sind an der HS Lands-hut 2 Varianten aufgebaut worden: als erster Versuch ein Prototyp mit 190mm Kantenlange und12 Jochen / 28 Magneten (2 Grundmaschinen), der 50 Nm Maximaldrehmoment liefert. Auf-bau und Messdaten sind in [8] und [9] beschrieben. Der hier behandelte Prototyp 2 mit 300mmKantenlange und 18 Jochen / 42 Magneten (3 Grundmaschinen) wurde im Rahmen einer Bache-lorarbeit auskonstruiert und aufgebaut [10]. Er hat ein Nenndrehmoment von 130 Nm und ein

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Maximalmoment von 230 Nm. Die axiale Lange bzw. der Abstand der Grundplattenaußenflacheist mit 124 bzw. 128mm fur beide Varianten fast identisch. Das Thema “Skalierbarkeit“ uberdie Anzahl der U-Joche und die Anpassung der Blechpaketlange wird in [11] beschrieben.

Naturlich gab es bei der Ausfuhrung der ersten Funktionsmuster noch konstruktions- und fer-tigungsbedingte Abweichungen zu den Vorgaben wie ein zu großer Luftspalt (0,7mm) und Pro-bleme mit der exakten Ausrichtung von Rotorscheibe und Statortragern, sodass die in Tabel-le 1 dargestellten Werte aus der FEM-Simulation noch nicht erreicht werden. Der maximaleFlachenschub beider Prototypen liegt aktuell bei 100 kN/m2. Auch der Kupferfullfaktor er-reicht nur 38%. Dafur hat sich Luftkuhlung mit Axialluftern auf den Statorplatten und einemLuftstrom durch freibleibende Spalte in den Nuten als sehr effizient erwiesen: Im Dauerbetriebist J = 10, 5A/mm2 bei einem Temperaturhub von etwa 90..100 K moglich. Der Materialbedarfgliedert sich wie folgt auf, wobei die Statorplatten aus massivem 20mm-Material gefertigt sind:

Steckspulen der Statorwicklung: Kupfer 3,9 kg

Blechpakete der U-Joche im Stator: Eisen 5,7 kg

Magnete in der GFK-Rotorscheibe: NdFeB 485 g

Aktive Masse aus Cu, Fe und NdFeB: mAkt 10,1 kg

Gesamtgewicht ohne Grundplatte: mges 26,5 kg

Tabelle 2: Materialbedarf und Gewicht Prototyp 2

Aktuell werden Fragestellungen auf der konstruktiven Seite bearbeitet: einstellbare und praziseWellenlagerung, Realisierung eines Luftspaltes von 0,5mm, Einspannung der Rotorscheibe ohneSeitenschlag und temperaturstabile Verklebung der Magneten in die GFK-Rotorscheibe. Einweiterer Punkt ist die angestrebte Feldschwachbarkeit mit dem Sonderfall IK = IN . Bereits beider Geometriefindung wurde eine relativ geringe Magnetohe gewahlt, um Rotor- und Statorflussentsprechend einzustellen. Im Nennbetrieb mussten bei obiger Forderung beide in gleicher Hoheliegen. Wie in Kapitel 3 zu sehen, ist der Kurzschlussstrom jedoch kleiner als der Nennstrom.Damit ist ein elektrisch unlimitierter Feldschwachbetrieb zwar moglich, dafur ergibt sich einzu hoher Scheinleistungsbedarf. — Ein ganz wesentlicher Vorteil des einfachen Aufbaus bestehtubrigens darin, dass man fur den Bau der ersten Prototypen nicht auf Drittmittel angewiesenist. Man kann die eigenen Ressourcen in vollem Umfange nutzen, um in der Sache voran zukommen. Stehen dann uberzeugende Argumente ersteinmal auf dem Prufstand, ist es deutlichleichter, Industriepartner fur Forderprojekte zu finden.

2.4 Vergleich mit ahnlichen Konzepten

Maschinen wie die AxMDM, die modular aus Standardbauelementen aufgebaut sind und ohneein durchgehendes Blechpaket (das ggf. auch aus Segmenten zusammengesetzt ist) auskommen,sind momentan relativ selten. Bekannt sind die bereits in Abschnitt 1.4 angesprochenen Axi-alflussmaschinen mit Doppelrotor und einzelnen Statorsegmenten. Der AxMDM am nachsten– also mit separaten Jochen und dazwischen liegendem, eisenlosen Scheibenlaufer – kommt dieElectronic Inertial Power Wind Machine von EiP Technologies [12]. Diese Maschine ist integralerBestandteil einer Windkraftanlage mit Vertikalachse. Je 3 Joche mit insgesamt 6 Zahnen und 8Magneten (q = 1/4) bilden eine Grundmaschine. Es werden beidseitig bewickelte, aufgeschnit-tene Ringbandkerne verwendet, was magnetisch gunstiger, aber auch aufwandiger herzustellenund in der Paketlange nicht so einfach skalierbar ist. Die in einen Aluminiumtrager eingepresstenMagnete sind deutlich hoher als bei der AxMDM, was einerseits den Leistungsfaktor verbessert,andererseits aber die Magnetmasse in Bezug auf das Drehmoment uberproportional erhoht.Insgesamt ist die Maschine als langsamlaufender Generator mit sehr hoher Polzahl ausgelegt;Wirbelstrome in der Rotorscheibe aus Aluminium spielen offenbar keine Rolle.

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 10- 26

3 Vermessung auf dem Prufstand

Beide Prototypvarianten befinden sich zur Vermessung auf unterschiedlichen Prufstanden undwerden mit Wechselrichter und Vektorregelung betrieben. Momentan wird fur die Drehmoment-vermessung im unteren Drehzahlbereich als Gegenmaschine ein Getriebemotor verwendet. InAbbildung 8 ist dieser Aufbau fur eine Messung mit kleiner Drehzahl im Dauerbetriebtest beiNenndrehmoment 130 Nm zu sehen. Die Versuche dienen unter anderem dazu, schnellschaltendeWechselrichter mit SiC-Halbbruckenmodulen zu testen, die mit Schaltzeiten von etwa 50ns undTaktfrequenzen ≥ 20 kHz betrieben werden. Zur Pollageerfassung dient ein Aluminiumring aufdem hinteren Wellenende mit eingepressten Magneten, die mit einem 4-fach Hallgeber (iC-MA)abgetastet werden, siehe Bild 8 rechts. Da das Pollagesignal jeweils mit der Polpaarzahl derMaschine ubereinstimmt, sind hier im Regler keine Anpassungen erforderlich.

Rückseite Statorplatte, B-Seite:

40mm-Axiallüfter und Pollageerfassung

Kupplung/Messwelle

AxMDM Prototyp 2

Wechselrichter

Abbildung 8: Prototyp 2 der AxMDM auf dem Prufstand

3.1 EMK und Drehmomentverlauf

Der Verlauf der Polradspannung UP (EMK) wird im Leerlauf bei offenen Klemmen gemessen.Abbildung 9 links zeigt eine Halbwelle und die Differenz (“Oberwellen“) zu einer reinen Sinus-kurve. Im Wesentlichen ist eine 5. Harmonische zu sehen. Bei der Drehmomentverlaufmessungwurde die Wicklung mit Gleichstrom gespeist, wobei Strang U im Scheitel steht und Strang Vund W jeweils den halben negativen Strom fuhren. Der Rotor wurde mit einem Teilkopf schritt-weise uber eine komplette Polteilung gedreht und der Drehmomenthub beim Aufschalten desStromes aufgenommen. Auch hier ergibt sich kein rein sinusformiger Verlauf, wobei die Kraft-kurve mit zunehmendem Strom bzw. wachsender lokaler Sattigung in den U-Jochen verformtwird, was die Ausbildung eines Drehmomentripples erwarten lasst. Dieses Verhalten kann durchdie Geometrie beeinflusst werden: Der erste Prototyp mit 50 Nm Maximalmoment besitzt einenkleineren Blechpaketabstand und Rundmagnete – hier ist die EMK nahezu sinusformig, und dieKraftkurve weicht erst mit wachsendem Strom von der Sinusform ab [8] .

Strangspannung EMK

Messung

Sinuskurve

Oberwellen

Winkel / Grad

0

20

40

60

80

100

Am

plit

ud

e /

%

Pollage / Grad

Drehmomentverlauf

0

I = 76.8A

I = 38.4A

Sinuskurve

20

40

60

80

100

140

120

180

160

Dre

hm

om

en

t /

Nm

0 20 40 60 80 100 120 140 160 18010 30 50 70 90 110 130 150 170 0 20 40 60 80 100 120 140 160 18010 30 50 70 90 110 130 150 170

10

30

50

70

90

Abbildung 9: EMK und Drehmomentverlauf

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 11- 26

Beim Drehmomentverlauf bedeutet ein Pollagewinkel von 0, dass das Statorfeld auf der d-Achsedes Rotorfeldes liegt. Das ist die Ruhelage, in die der Rotor gezogen wird, wenn die Welle freidre-hend ist. 90 entsprechen einem Betrieb mit Querstromeinpragung im Drehmomentmaximum,und 180 einem Betrieb mit maximaler Feldschwachung bzw. Kurzschluss. Da hier die Magnetenvon Strang U mit dem vollen Gegenfeld des Stators beaufschlagt werden, besteht die prinzipiel-le Gefahr einer Entmagnetisierung. Immerhin wurde mit 76.8 A Scheitel (rote Kurve) fast der2-fache Kurzschlussstrom eingepragt. Andererseits gibt es bei diesem Maschinenkonzept ausge-pragte Streupfade in den U-Jochen, was die Magnete in diesem Fall schutzt. Eine Gegenstellungkann auch im Drehmomentmaximum auftreten, wie dies in Abbildung 6 zu sehen ist: hier warendie Joche von Phase V bei Betrieb mit Maximalstrom in Strang U (es ist dann IV = −IU/2)nahezu feldfrei, weil die Magnete genau in Gegenstellung zum Statorfeld sind.

3.2 Kurzschlussbetrieb

Kurzschlussstrom und Schleppmoment Schleppleistung Klemmen offen / kurzgeschlossen

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Drehzahl / Upm

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Drehzahl / Upm

0

200

300

500

400

600

700

800

900

1000

1100

0

5

10

15

25

20

30

35

40

45

50

55

100

Dre

hm

om

en

t /

Nm

un

d S

tro

m /

A

Le

istu

ng

/ W

Drehmoment

KS-Strom

Kurzschluss

Klemmen offen

KS minus Cu-Verl.

Abbildung 10: Kurzschlussbetrieb: Strom, Drehmoment und Verluste

Der Kurzschlussstrom der Maschine ist mit 29.5 A kleiner als der Nennstrom, siehe Bild 10. Sieist damit dauerhaft im Kurzschluss betreibbar und gut feldschwachbar. Wie im folgenden nochgezeigt wird, ist das jedoch in Bezug auf den Blind- bzw. Scheinleistungsbedarf ungunstig. DasSchleppmoment zeigt im Kurzschluss ein relativ niedriges Maximum bei kleinen Drehzahlen undfallt dann mit einer Hyperbel ab.

Die Schleppleistung bei offenen Klemmen – die blaue Kurve in Abb. 10 rechts – entsprichtden Eisenverlusten im Stator sowie den Verlusten aus Lagerreibung und Wirbelstromen in denRotormagneten (verursacht durch die wechselnde Stellung uber Zahnen und offenen Nuten).Im Kurzschluss kommen die ohm’schen Verluste der Statorwicklung hinzu. Zieht man diesetemperaturkorrigiert von der gemessenen Kurzschlussschleppleistung ab, erhalt man mit dervioletten Kurve jedoch weniger Verluste als bei offenen Klemmen: Sowohl Eisenverluste alsauch Rotormagnet-Wirbelstrome werden durch die Feldverdrangung im Kurzschluss reduziert.Korrespondierend dazu sinkt auch die Magnettemperatur deutlich gegenuber Leerlaufbetrieb.Mehr dazu siehe [11].

3.3 Drehmoment

Die Strom-Drehmomentkurve wurde zunachst im Stillstand und mit Gleichstromeinpragunggemessen (“Locked Rotor Test“), siehe blaue Kurve in Abbildung 11. Es wurde der Drehmo-menthub aufgenommen (inneres Drehmoment), die Rotorlage entsprach dem Kraftmaximum.Die Stromwerte sind hier auf den Effektivwert eines korrespondiereden Drehstromsystems um-gerechnet. Fur die zweite Messung (rote Kurve) wurde die Maschine bei niedriger Drehzahl(210 Upm) mit Querstromeinpragung (δ = 90) betrieben und der zeitlich gemittelte Dreh-momentwert aufgenommen. Diese Kurve ist nach unten verschoben. Der Versatz nimmt mitsteigendem Drehmoment zu und betragt im Bereich oberhalb des Nennpunktes etwa 5 Nm.Das Schleppmoment betragt bei dieser Drehzahl 1,25 Nm, die restliche Diskrepanz durfte der

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Nennstrom

I = 40A, M = 130Nm

Kurzschlussstrom

I = 29.5A, M = 96Nm

Maximalstrom

I = 84A, M = 230Nm

Drehmoment über Statorstrom

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Strom RMS / A

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

linear, 3.42Nm/A

DC-Bestromung, Kraftmaximum

Querstromeinprägung, N = 200Upm

Stator

Rotor

lAkt

Mittenradius rm

Innenradius ri

Außenradius r a

U-Joch(Stator)

Magnet(Rotor)

Blechpaket-länge

Maschinengeometrie

Steck-spule

Dre

hm

om

ent / N

m

Abbildung 11: Drehmoment uber Statorstrom und Geometrieparameter

Magnettemperatur und der Differenz vom Peak des Drehmomentripples (=Kraftmaximum)zum Drehmomentmittelwert geschuldet sein. Im Nennbetrieb erreicht die Wicklung bei akti-ver Luftkuhlung durch die Axiallufter in Beharrung etwa 120C, bei Maximalstrom betragt derTemperaturhub 55K/30s.

3.4 Maschinenparameter

Zur Bestimmung des Flachenschubs muss die aktive Flache der Maschine betrachtet werden:Diese wird gemaß Abb. 11 rechts durch die Kreise mit Außen- und Innenradius ra bzw. rieingeschlossen. Die Differenz ist die aktive Lange lAkt der Maschine, die der radialen Blechpaket-bzw. Magnetlange entspricht. Hebelarm ist der Mittenradius rm. Der Flachenschub kann dannmit der gleichen Formel wie bei der Radialflussmaschine berechnet werden:

FA =M

2 · π · lAkt · r2m(2)

Die mechanischen Grundparameter sind in Tabelle 3 aufgelistet. Der Mittenradius wird bei derKonstruktion so gewahlt, dass die Blechpakete gerade nicht mit den Spulenkorpern jeweils be-nachbarter Joche kollidieren (siehe Abb. 11). Der relativ hohe Flachenschub im Uberlastbetriebresultiert aus einem hohem Strombelag, der mit der Doppelstatoranordnung und der Nuttiefevon 30mm in den U-Jochen realisiert werden kann.

Statorgrundplatte 300 x 300mm Außenabstand 128mm

Anzahl U-Joche 18 3 Grundmaschinen zu je 6 Jochen

Anzahl Magnete 42 p = 21

Mittenradius rm 123,5mm Radialflussmaschine: Luftspaltradius

aktive Lange lAkt 24,1mm Blechpaketlange, hier: radial

Nenndrehmoment 130 Nm Flachenschub FA = 56, 3kN/m2

Maximaldrehmoment 230 Nm Flachenschub FA = 99, 6kN/m2

Tabelle 3: Mechanische Parameter Prototyp 2

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Verschaltung 6p 2s beide Statorhalften in Serie

Nennstrom ISN = 40A TCu ≤ 120C

Wicklungswiderstand RS = 180mΩ TCu ≈ 30C

Statorinduktivitat LS = 1, 66mH ohne Magnete

EMK-Konstante kEMK = 340mV/Hz TMag ≈ 30C

Drehmomentkonstante kM = 3, 42 Nm/A TMag ≈ 50C

Gegenrechung kM = 3, 41 Nm/A kM = 3p2π · kEMK

Kurzschlussstrom IK = 29, 5A TMag ≈ 50C, N = 600 Upm

Gegenrechung IK = 32, 6A IK = kEMK2π·LS

Tabelle 4: Elektrische Parameter Prototyp 2

Bei den elektrischen Maschinenparametern bezieht sich die die EMK-Konstante auf den Effek-tivwert der Strangspannung und die Drehmomentkonstante auf den Strangstromeffektivwert beiQuerstromeinpragung. Beide sind von der Remanenz der Permanentmagnete und damit von de-ren Temperatur abhangig, wobei der gemessene Temperaturgradient ziemlich genau 1% pro 10KTemperaturhub betragt. Der gemessene Kurzschlussstrom liegt etwa 10% unter dem aus den Ma-schinenparametern gerechneten Wert. Das ist neben dem Temperatureffekt im wesentlichen aufdie Arbeitspunktverschiebung der Rotormagnete zuruckzufuhren, die mit dem Statorgegenfeldbeaufschlagt werden.

4 Simulationsrechnungen

4.1 Modellabgleich

Prinzipiell ware fur die Eisenkreisgeometrie mit den sich nach außen aufweitenden Joch- undMagnetabstanden (vgl. Abb. 11 rechts) eine 3-dimensionale FEM-Rechnung erforderlich. An-dererseits erlaubt das bislang verwendete 2D-Programm FEMM [7] eine relativ einfache undschnelle manuelle Untersuchung unterschiedlicher Geometrievarianten bzw. die Berechnung vonparameterabhangigen Charakteristiken. Bei einer planaren 2D-Simulation der Eisenkreisgeome-trie fur Innen-, Mitten und Außenkreis mit jeweils angepassten Joch- und Magnetabstandenzeigt sich, dass sich die Tangentialkraft FX nur relativ wenig andert, siehe auch die Geometrie-varianten 5 und 6 in Tabelle 1. Die Abweichung zum Mittenkreis betragt etwa 2%. Daher wirdim Folgenden vereinfachend mit den Geometriedaten des Mittenkreises gerechnet.

Referenzkurven fur den Abgleich waren die gemessenen Kraftkurven (Drehmomentverlauf uberPollage) nach Abbildung 9 sowie die Kurve Kraftmaximum uber Strom in Abbildung 11, die bei-de sehr gut nachgebildet werden konnten. Zum Abgleich mussten lediglich das HC der Magnetegegenuber dem Datenblattwert (N35UH: HcB,min = 836 kA/m,BR,min = 1, 17 T ) reduziert undder Fullfaktor des Eisenblechpaketes (M111-35N, 96%) abgesenkt werden. Da sich die Blechpa-kete beim Verkleben aufgeweitet hatten, kann dies zumindest teilweise nachvollzogen werden.

4.2 Analysen auf Basis der FEM-Simulation

Tabelle 5 zeigt die Gegenuberstellung einiger Punkte auf der Kurve fur das Kraftmaximum. DieseDrehmomentangaben sind mit dem Index “x“ gekennzeichnet, das nutzbare Wellenmoment istum ca. 5 Nm geringer. Eine erste Analyse im Blechpaket von Strang U, wo sich bei Querstellungdie hochsten Aussteuerungen ergeben, zeigt in den Jochschenkeln Flussdichtewerte von nur etwa1,5 T bei Maximalstrom. Lediglich im Zahnbereich direkt uber den Magneten geht das Materialdeutlich in Sattigung und erreicht Werte bis etwa 2,3 T.

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Strom RMS BJoch BZahn MxMax aus FEM MxMax Messung FxA aus Mess.

20 A 1.0 T 1.8 T 70 Nm 69 Nm 30 kN/m2

40 A 1.2 T 2.1 T 135 Nm 136 Nm 59 kN/m2

60 A 1.4 T 2.2 T 190 Nm 193 Nm 84 kN/m2

84 A 1.5 T 2.3 T 236 Nm 235 Nm 102 kN/m2

Tabelle 5: Vergleich FEM-Simulation und Messung

Nennstrom 40 A Maximalstrom 84 A Läufer in Längsstellung, Kurzschlussstrom 29,5ATeillast 20 A

Abbildung 12: Strang U bei Querstellung sowie Kurzschlussbetrieb mit Langsstellung

d (mittlerer) Jochabstand J30mm

xLuftspalt

B / TL

0.5

1.0

-0.5

-1.0

Flussdichteverlauf im Luftspalt

Grundmaschine

-V W -U V -WPolteilung t P

Magnethöhe hm

Luftspalt d L

Magnetlänge bm

U

Quadr. Mittelwert:

B = 0.55 TL

Scheitelwert:

B » 0.85 TMax

2t P 4t P 6t P 8t P 10tP 12tP 14tP

Stator 1

Läufer

Stator 2

Abbildung 13: Flussdichteverlauf im Luftspalt bei stromlosem Stator

Die drei Ausschnitte aus den FEM-Ergebbnissen in Abbildung 12 links fur Strang U zeigen die-sen Sachverhalt: die Zone mit Sattigung an der Zahnkante weitet sich mit steigendem Strom ausund zusatzlich verstarkt sich das Streufeld in der Nut. Beide Effekte sind letztlich verantwort-lich fur das Abflachen der Strom-Drehmomentkurve in Abbildung 11. Fur die Simulation desKurzschlussbetriebes wurde der Laufer von Quer- nach Langsstellung verschoben, siehe Abb. 12rechts. Der Stromscheitel steht nach wie vor in Strang U. Es ist deutlich zu erkennen, dass derRotorfluss aus den Jochen des Stators gedruckt wird und sich Flusspfade parallel zum Lauferund quer zur Nut ausbilden. Der Arbeitspunkt der Magnete liegt bei etwa 400 kA/m sowie 0,6 T.Bei einer Simulation mit doppeltem Kurzschlussstromscheitel (ungunstigster Fall bei Stoßkurz-schluss) verschiebt sich dieser Punkt auf 600 kA/m sowie etwa 0,3 T, womit noch keine Gefahreiner irreversiblen Entmagnetisierung besteht.

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Abschließend soll der durch die Laufermagnete erzeugte Flussdichteverlauf im Luftspalt beistromlosem Stator betrachtet werden. Abbildung 13 zeigt oben die Geometrie der komplet-ten Grundmaschine mit den entsprechenden Feldlinien. Vorrangig wird die daraus resultieren-de Flussdichtekurve durch die Polbedeckung der Magnete bestimmt, wobei sich Einbruche inAbhangigkeit der Nutstellung uberlagern. Fur den Scheitelfaktor ergibt sich dann mit den Wer-ten aus Abb 13, wenn BL der quadratische Mittelwert des Flussdichteverlaufes ist:

ks =BMax

BL=

0, 85 T

0, 55 T= 1, 545 (3)

4.3 Analytische Rechnung

Um Messung und FEM-Rechnung nachvollziehen zu konnen, soll der Flachenschub uberschlags-maßig analytisch nachgerechnet werden. Daruber hinaus zeigt ein entsprechender Rechenansatzentsprechende Parameterabhangigkeiten auf und erleichtert somit weiterfuhrende Optimierungs-maßnahmen. Ausgangspunkt ist die planar dargestellte Geometrie einer Grundmaschine fur denMittenradius rm = 123, 5mm, wie sie in Abbildung 13 dargestellt ist. Die erforderlichen Para-meter sind nachfolgend zusammengefasst:

Polteilung: τP = 18, 5mm Magnetlange: bm = 15, 0mm

Luftspalt: dL = 0, 7mm Magnethohe hm = 5, 0mm

Remanenz: Br = 1, 17 T Permeabilitat: µr,m = 1, 05

Windungszahl: NSp = 180 Spulenstrom: ISp = IN/6 = 6, 67 A

Tabelle 6: Parameter planare Geometrie

Der Flachenschub soll nun mit der Beziehung FA = BL·AS bestimmt werden. Da Sattigungseffekteund Nutstreufelder nicht berucksichtigt werden, soll FA fur den Nennstrom IN = 40A be-stimmt werden (mit Verschaltung 6p 2s fur die Gesamtmaschine), bei dem sich noch ein linearesDrehmoment-Stromverhaltnis ergibt. Fur den auf den Effektivwert bezogenen Strombelag einesGrundelementes mit Q = 12 Nuten pro Statorhalfte und 2p = 14 Magneten ergibt sich dann:

As =2 ·Q ·NSp · ISp

2p · τP= 1112, 5 A/cm (4)

Der Scheitelwert der Flussdichte (Magnet steht unter Zahn mit idealem Ruckschluss) kann ubereine vereinfachte Magnetkreisbetrachtung (siehe z.B. [6]) mit Vernachlassigung der magn. Teil-spannungen im Joch bestimmt werden, wobei der Luftspalt hier 2-fach wirksam ist:

Bmax =Br

1 + µr,m · 2 · dL/hm= 0, 90 T (5)

Das ist etwas mehr als in der FEM-Simulation im Abschnitt 4.2, wobei dort zum Abgleich HcB

und damit Br gegenuber den Datenblattwerten reduziert worden waren. Fur die weitere Rech-nung muss mit dem aus der FEM-Rechnung bestimmten Scheitelfaktor ks gearbeitet werden,da sich der Flussdichteverlauf nach Abb. 13 nicht ohne weiteres analytisch darstellen lasst. Umdie Polbedeckung berucksichtigen zu konnen, soll diese in die rechnerische Bestimmung von BLeingebaut werden. Der Polbedeckungsfaktor der Rotormagnete ist:

αp =bmτP

= 0, 81 (6)

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Mit dem Einbau von αp ergibt sich ein reduzierter Scheitelfaktor k′s, der sich nur noch auf dieKurvenform uber der Magnetlange bezieht, wobei das resultierende ks unverandert bleiben soll:

ks = 1, 545 =k′sαp

⇒ k′s = 1, 25 (7)

Somit ergibt sich fur den quadratischen Flussdichtemittelwert und abschließend fur den Flachen-schub folgende Rechnung, wobei die Parameterabhangigkeiten nun gut erkennbar sind:

BL =1

ks· Bmax =

αPk′s· Br

1 + µr,m · 2 · dL/hm= 0, 59 T (8)

FA = BL ·AS = 66 kN/m2 (9)

Mit dem gemessenen inneren Drehmoment von 136 Nm im Kraftmaximum (vgl. Tabelle 5) wurdesich FA = 59 kN/m2 ergeben, die Rechnung liegt damit um etwa 12% zu hoch. Eine prinzipielleAbweichung nach oben ist mit den getroffenen Vereinfachungen nachvollziehbar; auch die zumSimulationsabgleich erforderlichen Anpassungen weisen auf ggf. kleinere Werte bei Br und demEisenfullfaktor bzw. der Aussteuerbarkeit des Eisens hin.

4.4 Entwicklungspotential der AxMDM

Mit den auf Basis der Vermessung des ersten Prototypen abgeglichenen FEM-Modellen soll nunschrittweise eine Abschatzung des Optimierungspotentials des Maschinenkonzeptes bezuglichder Drehmomentausbeute durchgefuhrt werden. Der Statoraufbau inklusive der Wicklung solldabei unverandert blieben. Zunachst wurde untersucht, wie sich Luftspaltdicke (geplant warenursprunglich 0,5mm, siehe Abschnitt 2.2) und Magnetmaterial auf das Drehmoment auswir-ken. Die Drehmomentangaben mit dem Index “x“ beziehen sich wieder auf das Maximum derDrehmomentkurve uber Pollage (Kraftkurve) aus der FEM-Rechnung. Das hier fur die Opti-mierung angenommene Magnetmaterial ist das bis 180C einsetzbare VACODYM 965 TP mitHcB,min = 965 kA/m und Br,min = 1, 28 T . Zur Parametrierung der FEM-Simulation wurdendie Werte analog zu der Rechnung mit N35UH nach unten korrigiert.

Var. Anderung Magnete dL MxN MxMax

0 Ausgangszustand N35UH: Br = 1, 17 T 0,7mm 135 Nm 236 Nm

1 Luftspalt angepasst N35UH: Br = 1, 17 T 0,5mm 145 Nm 250 Nm

2 bessere Magnete V965TP: Br = 1, 28 T 0,5mm 160 Nm 277 Nm

Tabelle 7: Anpassung Luftspalt und Magnetmaterial

Immerhin konnte so das Nennmoment deutlich gesteigert werden. Als weiteres wurde ausgehendvon Variante 2 die Rotordicke bzw. Magnethohe hm schrittweise erhoht – da der Stator un-verandert bleibt, gilt nach wie vor IN = 40 A. Neben der Erhohung der Drehmomentausbeuteund damit der EMK-Konstante kEMK fuhrt das zu einer Verringerung der StatorinduktivitatLS . Beides wirkt sich erhohend auf den Kurzschlussstrom aus. Fur die AxMDM gilt dabei:

IK ≈ 0, 913 · kEMK

2π · LS(10)

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Var. Magnete hm IK MxN Anderung MxMax Anderung

0 N35UH 5mm 29,5 A 135 Nm 100 % 236 Nm 100%

2 V965TP 5mm 34,1 A 160 Nm 119 % 277 Nm 117%

3 V965TP 6mm 37,0 A 164 Nm 122 % 291 Nm 123%

4 V965TP 7mm 39,0 A 167 Nm 124 % 301 Nm 127%

5 V965TP 8mm 40,9 A 169 Nm 125 % 309 Nm 131%

6 V965TP 10mm 44,0 A 172 Nm 128 % 320 Nm 136%

Tabelle 8: Anpassung Rotordicke bzw. Magnethohe

Mit Variante 4 aus Tabelle 8 ware die Zielvorgabe IK = IN schon fast erreicht. Eine weitereErhohung von hm bringt im Dauerbetrieb kaum noch Drehmomentgewinn (Varianten 5 und6), kostet aber Magnetmaterial. Variante 4 ware somit als Zielkonfiguration fur eine weitereEntwicklung zu favorisieren Daruber hinaus ware zu uberlegen, ob das Maximaldrehmomentwegen des großen Temperaturgradienten von 55K/30s fur einen Traktionsantrieb – vielleicht mitAusnahme von Motorsportanwendungen – uberhaupt genutzt werden soll. Reduziert man denMaximalstrom von 84 auf 60 A, geht die Stromwarme auf die Halfte zuruck, und das Zeitfensterfur Uberlast verdoppelt sich. Dann wurde sich MxMax = 238 Nm ergeben. Die an der Welleverfugbaren Drehmomentmittelwerte fur MN und MMax waren wieder jeweils um ca. 5 Nmgeringer. Somit ergaben sich fur Variante 4 folgende Eckwerte, wenn man noch etwas Sicherheiteinbaut und abrundet:

Kurzschlussstrom IK = 39A Dauer

Nennstrom IN = 40A MN = 160 Nm Dauer

reduzierter Maximalstrom 32IN = 60A MMax1 = 230 Nm ca. 1min.

Maximalstrom IMax = 84A MMax2 = 290 Nm ca. 30s

Tabelle 9: Eckwerte fur Variante 4

Mit 290 Nm Maximaldrehmoment wurde sich ein Flachenschub von FA,max = 126 kN/m2

ergeben. Das Magnetgewicht erhoht sich von 485 g (hm = 5mm, siehe Tabelle 2) auf 680 g, dieaktive Masse betragt dann 10,3 kg. Bereits fur reduzierten Maximalstrom (60 A) betragt dasspezifische DrehmomentMmax1/mAkt = 22,3 Nm/kg. Zum Vergleich: bei den IPMSM-Maschinender ersten Elektrofahrzeugeneration wie dem dem Nissan Leaf oder dem bereits angsprochenenBMW i3 liegt dieser Wert bei etwa 8 Nm/kg.

4.5 Nutzung der Skalierbarkeit des Maschinenkonzepts

Entsprechende Grundlagen zur Skalierung des Maschinenkonzepts werden in [11] behandelt.Das Entwicklungspotential der AxMDM bei Hochskalierung der Jochzahl soll nun anhand eineskonkreten Beispiels betrachtet werden: Es werden 4 anstatt 3 Grundmaschinen uber den Umfangangeordnet, d.h. die Jochzahl wird von 18 auf 24 und damit die Polpaarzahl von p = 21 aufp = 28 erhoht. Fur die Grundgeometrie erhalt man dann nach [11]:

lAkt = 24.1mm · 4

3= 32.1mm rm ≈

24 · 39mm

2π+lAkt

2= 165mm (11)

Fur die Grundplatte ergibt sich mit etwas Reserve ein Außenmaß von 390 x 390mm. Um kon-struktiven Toleranzen wegen des großeren Durchmessers Rechnung zu tragen, wird der Luft-spalt wieder auf dL = 0,7mm erhoht. Die Magnetdicke wird mit hM = 7mm von Variante 4

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 18- 26

Var. Grundplatte Joche p MN MMax1 MMax2 Magnete mAkt

4 300 x 300mm 18 21 160 Nm 230 Nm 290 Nm 680 g 10,3 kg

7 390 x 390mm 24 28 370 Nm 530 Nm 670 Nm 1,2 kg 17,3 kg

Tabelle 10: Vergroßerung der Jochzahl, 4 anstatt 3 Grundmaschinen

ubernommen. Die benotigte Magnetmasse steigt von 680 g (Variante 4) auf 1,2 kg und dasaktive Gesamtgewicht von Magneten, Kupfer und Eisen betragt dann mAkt = 17,3 kg. Die Win-dungszahl fur die Steckspulen bleibt unverandert, der Strombedarf wachst um den Faktor 4/3.Die FEM-Ergebnisse wurden wieder mit etwas Reserve fur die Angabe des Wellenmomentesabgerundet. Die resultierenden Eckdaten sind obenstehend in Tabelle 10 zusammen gefasst.

Das spezifische Drehmoment mit reduziertem Maximalstrom ist nun Mmax1/mAkt = 30,6 Nm/kgund betragt damit fast das 1,5-fache von Variante 4. Rechnet man das Gesamtgewicht des Pro-totypen von 26,5 kg (vgl. Tabelle 2) quadratisch uber die Grundplattenabmaße von Variante7 hoch, wurde man etwa 45 kg erhalten. Diese Tendenz zeigt, dass sich die Weiterentwicklungdes Maschinenkonzeptes in Richtung getriebeloser und langsamdrehender Direktantrieb unterBerucksichtigung eines konsequenten Leichtbaus fur das Gehause lohnen konnte: Mit einemDoppelmotor unter Wegfall von Getriebe und Achsdifferential wurden pro Achse ein Dauerdreh-moment von 740 Nm und ein Maximaldrehmoment von 1340 Nm zur Verfugung stehen.

4.6 Drehmomentcharakteristik und Scheinleistungsbedarf

Prinzipiell muss bei der Entwicklung eines neuen Maschinenkonzeptes die gesamte Systemketteinklusive Leistungselektronik und Regelung berucksichtigt werden. Die Grundproblematik wur-de bereits mehrfach angesprochen: auf der einen Seite besonders gute Eigenschaften werdenan anderer Seite mit zusatzlichen Baustellen erkauft. Das darf einerseits bei der Diskussion ei-nes neuen Konzeptes nicht unterschlagen werden, sollte andererseits aber auch kein pauschalesAusschlusskriterium sein. Im Falle der AxMDM ist das ein erhohter Scheinleistungsbedarf.

Ausgangspunkt fur die nachfolgende Simulation ist der auf dem Prufstand stehende Prototypmit den bereits vermessenen Maschinenparametern aus Abschnitt 3. Mit den aktuell verfugbaren1200V-Halbleitermodulen (SiC-Mosfets oder konventionelle IGBTs) sollte ein Betrieb mit 900 VDC-Zwischenkreisspannung moglich sein. Das erfordert eine niederinduktive Aufbautechnik zurBeherrschung der Schaltvorgange, ermoglicht dafur aber eine optimale Ausnutzung der ein-gesetzten Leistungshalbleiter. Es wird davon ausgegangen, dass die Spannungsstellgrenze desWechselrichters voll ausgenutzt werden kann, d.h. dass im Feldschwachbereich ein Betrieb mitGrundfrequenztaktung (Blocktakt) moglich ist. Bei Einsatz einer Vektorregelung fuhrt das inder Regel zu einer Reglerstrukturumschaltung, da im Grunddrehzahlbereich 2-dimensional mitEingriff des d- und q-Reglers gearbeitet wird, wahrend an der Stellgrenze lediglich ein Vordrehendes Spannungszeigers moglich ist. Diese Problematik lasst sich zwar durch robuste, pradiktiveVerfahren mit Hystereseregelung umgehen; kommen allerdings zusatzliche Anforderungen wiesensorloser Betrieb hinzu, steigt auch hier die Komplexitat drastisch an, siehe [4].

Anmerkung: Prinzipiell konnte naturlich auch die Verschaltung der Maschine geandert werden(von 6p 2s auf 12p 1s), indem beide Statorhalften parallel anstatt in Serie geschaltet werden.Dann konnte die DC-Spannung von 900 auf 450 V abgesenkt werden, wobei sich der doppelteStrangstrom ergibt, was in etwa die doppelte Chipflache im Wechselrichter erfordert – ein Kos-tenfaktor. Ebenso steigt der Aufwand fur Kuhlung und Zwischenkreiskondensator. Gleiches, nurmit feinerer Abstufung ergibt sich bei Anpassung der Windungszahl. Man kann auch so argu-mentieren: ein hoher Spannungs- und damit Scheinleistungsbedarf der Maschine erfordert beigegebener DC-Spannung eine Anpassung der Windungszahl nach unten und somit mehr Stromund Chipflache. Das erhoht dann den Aufwand fur die Leistungselektronik.

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 19- 26

StellgrenzeSpannung

0

10

20

30

50

60S

tro

msc

he

itel / A

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Drehzahl / Upm

geometrische Summe:

Statorstrom IS

d-Komponente (Betrag):

Feldschwächung

q-Komponente:

Drehmoment

0

100

200

300

400

500

600

700

0 200 400 600-200-400-600

Scheitelwert d-Spannung / V

Sch

eite

lwe

rt q

-Sp

an

nu

ng

/ V

StellgrenzeDauerstrom

UPUX

US

ISIq

Id

q

d

NN NK N = NKIN

IK

Statorstrom

Abbildung 14: Verlauf Statorstrom Prototyp und Zeigerdiagramm

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Drehzahl / Upm

Le

istu

ng

/ k

W b

zw

. kV

A

Wirk- und Scheinleistung

P = 29kW N

N = 2150UpmN

S = 49kVA N

NK

P = 35kW K

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Drehzahl / Upm

Drehmoment

100

125

150

175

200

225

250

25

75

0

50

N = 2150UpmN

M = 130Nm N

M = 230Nm MaxPeakDauer

PeakDauer

Dre

hm

om

en

t /

Nm

Abbildung 15: Verlauf Leistung und Drehmoment Prototyp

Da die Maschine uber den gesamten Betriebsbereich hinweg (vgl. Abb. 1 rechts) mit dem maxi-mal einpragbaren Strom voll ausgenutzt werden soll, wobei fur Dauerbetrieb naturlich IS ≤ IS,Ngilt, ist fur die Sollwertvorgabe der Regelung eine entsprechende Steuerstrategie erforderlich.Letztlich muss im Feldschwachbetrieb der Spannungszeiger US gerade soweit vorgedreht wer-den, dass der resultierende Strom(raum-)zeiger IS den maximal moglichen q-Anteil zur Dreh-momentbildung enthalt. Abbildung 14 zeigt diesen Sachverhalt fur den Prototypen (hier sindScheitelwerte eingezeichnet, 40 A rms entspricht 56,6 A Scheitel): Bei Nenndrehzahl NN wirddie Spannungsstellgrenze erreicht. Dann muss der Stromzeiger zur Feldschwachung vorgedrehtwerden: Die d-Komponente wachst, wahrend die q-Komponente und somit das Drehmomentreduziert werden mussen. Bei N = NK erreicht die d-Komponente den Kurzschlussstrom unddamit maximale Feldschwachung. Eine weitere Erhohung ist nicht sinnvoll. Das Zeigerdiagrammin Abb. 14 entspricht genau diesem Punkt. Oberhalb von NK kann nicht mehr der volle Nenn-strom eingepragt werden, womit auch die einpragbare Scheinleistung sinkt. Im Zeigerdiagrammist gut zu erkennen, wie der relativ lange Zeiger des induktiven Spannungsfalls UX bei Feld-schwachung genutzt werden kann, um US auf- bzw. innerhalb der Stellgrenze zu halten. Ande-rerseits ergibt sich damit im Grunddrehzahlbereich der schon angesprochene erhohte Spannungs-und Scheinleistungsbedarf.

Die mit dem aktuellen Labormuster erreichbaren Leistungswerte ergeben sich nach Simulati-onsrechung aus Abbildung 15. Die durchgezogenen Kurven entsprechen Dauerbetrieb. Eine q-stromoptimale Steuerstrategie wurde eine Anhebung der Wellenleistung von 29 kW im Eckpunktauf immerhin 35 kW bei Drehzahl NK ermoglichen. Im Nennpunkt wurde sich SN = 48, 6kV Aund cos ϕN = 0, 60 einstellen. Im Uberlastbetrieb (gepunktete Kurven) wurde man einen100 kVA-Wechselrichter (!) benotigen, wenn man den moglichen Drehmoment-Drehzahlbereichvoll ausnutzen wollte. Die Leistung ist bei einer Maschine mit solchen Parametern bei Uberlastnicht steigerbar. Die Maximaldrehzahl von 6000 Upm wurde lediglich pauschal angenommen,da fur den Rotor noch keine aussagekraftige Festigkeitsrechung vorliegt.

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 20- 26

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Drehzahl / Upm

Drehmoment

100

125

150

175

200

225

250

25

75

0

50

N = 2000UpmN

M = 160Nm N

M = 230Nm MaxVar. 4Var. 0

Wirk- und Scheinleistung

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Drehzahl / Upm

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Le

istu

ng

/ k

W b

zw.

kV

A

N = 2000UpmN

P = 34kW N

S = 49kVA N

P= 46kW

PeakDauer

Dre

hm

om

en

t /

Nm

Abbildung 16: Verlauf Leistung und Drehmoment Variante 4

Mit der Erhohung von Drehmomentausbeute und Kurzschlussstrom sollten sich gunstigere Ver-haltnisse ergeben. Daher wird abschließend die Charakteristik der AxMDM mit dem Parameter-satz der als Zielsystem definierten Variante 4 (siehe Tabelle 9) betrachtet. Wie in Abschnitt 4.4beschrieben, kann das beim Prototypen gemessene Maximaldrehmoment von 230 Nm hier be-reits mit einem reduziertem Maximalstrom von 60 A erreicht werden. Im Uberlastbetrieb wurdeder Scheinleistungsbedarf dann spurbar kleiner: wie in Abb. 16 zu sehen, sinkt dieser von 100auf etwa 73 kVA, wahrend sich gleichzeitig der Betriebsbereich im M-N-Diagramm deutlich ver-großert. Im Plot “Drehmoment“ ist die Ausgangssituation (Variante 0, vgl. Bild 15) blassrothinterlegt.

Ebenso zeigt sich im Dauerbetrieb (durchgezogene Kurven), warum die Bedingung IK = INangestrebt wurde: Zunachst kann im Eckpunkt bereits durch die hohere Drehmomentkonstanteeine hohere Leistung erreicht werden als im Ausgangszustand. Da sich nun aber die Drehzahl NK

im Gegensatz zu einer Charakteristik mit IK < IN ins Unendliche verschiebt, kann die Leistungim Feldschwachbereich immer weiter gesteigert werden, bis sich cos ϕ = 1 ergibt (insofern eskein mechanisches Limit gibt). Mit den in der Simulation uberschlagsmaßig berucksichtigtenVerlusten stehen dann an der Welle immerhin 46 kW zur Verfugung.

Das spezifische Leistungsgewicht wird meist auf das Gesamtgewicht bezogen, das aktuell furVariante 4 bei knapp 27 kg liegen wurde. Damit ergaben sich 1,7 kW/kg, was an der Unter-grenze aktueller Traktionsmaschinen liegt (Nissan Leaf 1,4 kW/kg, BMW i3 ca. 3 kW/kg). Dieerzielbaren 46 kW sind fur einen Kfz-Traktionsantrieb noch nicht ausreichend. Man wird denEckpunkt durch Anheben der Spannung bzw. Anpassen der Wicklung weiter nach rechts ver-schieben mussen, wobei u. A. die sich einstellenden Magnettemperaturen berucksichtigt werdenmussen. – Untersuchungen zur erreichbaren Maximaldrehzahl stehen noch aus.

Fazit: Das in diesem Abschnitt auf Basis von Simulationsrechnungen untersuchte Entwicklungs-potential der Axialflussmaschine AxMDM zeigt, dass mit entsprechenden Maßnahmen folgendeVerbesserungen erzielbar sind:

• Durch besseres Magnetmaterial und angepasste Magnethohe kann das Dauerdrehmomentdeutlich erhoht werden. Gleichzeitig sinkt der Strombedarf und vergroßert sich das Zeit-fenster fur Uberlastbetrieb, wenn man das Maximaldrehmonent nicht weiter erhohen will.

• Da der Zustand IK = IN einstellbar ist, vergroßert sich die abgegebene Wellenleistungebenso deutlich, wobei gleichzeitig weniger Scheinleistung fur Uberlastbetrieb benotigtwird. Die bislang als Nachteil fur das Konzept betrachtete Aufwandsverlagerung in Rich-tung Leistungselektronik relativiert sich damit.

• Ein zusatzliches Rechenbeispiel zur Skalierbarkeit der Maschine wirft die Frage auf, obsich das Konzept nicht auch fur einen (getriebelosen) Traktions-Direktantrieb eignet.

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 21- 26

5 Vergleich mit einer Radialflussmaschine

Fur eine abschließende Bewertung des hier vorgestellten Axialflussmaschinenkonzepts stellt sichdie Frage nach einem direkten Vergleich mit einer konventionellen Radialflussmaschine unteridentischen Bauraumvorgaben. Als Ausgangspunkt soll wieder eine Grundgeometrie mit 18 Sta-torjochen bzw. 36 Zahnen dienen. Bezugsgroße sind die Eckdaten von Variante 4, die in Ab-schnitt 4 als Zielkonfiguration definiert wurde. Gleichzeitig soll untersucht werden, ob man mitden UI30-Kernblechen nicht auch eine Radialflussmaschine realisieren kann.

5.1 Geometrie

Wenn man die beiden gegenuberliegenden U-Joche der AxMDM um 90 nach außen dreht undzusammen schiebt, erhalt man durchgehende Joche mit radial nach außen zeigenden Zahnen unddoppelter aktiver Lange lAkt des Blechstapels. Der Statortrager ist dann ein Hohlzylinder mitpolygoner Oberflache, auf dem diese Joche als modulare Grundelemente des Statoreisenkreisesplatziert werden. Er wird so dimensioniert, dass die Spulenkorper gerade nicht mit den jeweilsbenachbarten Blechpaketen kollideren. Das Resultat ist in Bild 17 zu sehen. Im ubrigen ergibtsich eine ganz normale Außenlaufermaschine mit Rotorglocke und Oberflachenmagneten, wobeiein Eisenruckschluss benotig wird. In Abb. 17 ist eine Grundmaschine – die unverandert aus6 U-Jochen und 14 Mageten besteht und sich hier uber 120 des Umfanges erstreckt – alsSchnittbild mit den Feldlinen der FEM-Rechnung eingezeichnet. Im unteren Teil der Zeichungsind mit identischem Maßstab 3 Joche der AxMDM mit Magneten eingeblendet. Der aktiveTeil der AxMDM liegt ziemlich genau auf Hohe der Steckspulen der Radialflussvariante, dieinsgesamt etwas mehr radialen Bauraum benotigt (Außendurchmesser der Rotorglocke 306mm,Außendurchmesser der AxMDM-Rotorscheibe 296mm).

U -V

W

-U

V-W

Radialflussmaschine

mit 18 U-Jochen

Zähne: Q = 36

Magnete: 2p = 42

Blechpaket: l = 48,2mmAkt

Ausr. axial

Axialflussmaschine

mit 18 Doppel-U-Jochen

Zähne: Q = 36

Magnete: 2p = 42

Blechpaket: l = 24,1mmAkt

Ausr. radial

Luftsp

altr

adiu

s r

= 1

41,0

mm

L

Roto

rglo

cke: r

= 1

53m

mR

a

Mitt

enra

diu

s r

= 1

23,5

mm

m

Roto

rsch

eib

e a

uß

en: r

= 1

48m

mR

a

Statorträger mit

U-Jochen und Steckspulen

Rotorglocke

mit Magneten

zum Vergleich:

U-Joche / Rotor der AxMDM

im gleichen Maßstab

lAkt

Abbildung 17: Radialflussmaschine mit U-Jochen

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 22- 26

Material AxMDM Variante 4 Radialflussmaschine

Statoreisenblechpakete 5,7 kg (36 Joche) 5,7 kg (18 Joche)

Eisenruckschluss Rotor — 2,7 kg (Glocke)

Wicklung, Kupfer 3,9 kg (36 Spulen) 2,8 kg (18 Spulen)

NdFeB-Magnete 680 g (42 Stuck) 900 g (42 Stuck)

Summe = aktive Masse 10,3 kg 12,1 kg

Tabelle 11: Vergleich Materialbedarf

Insgesamt wird also im Stator genau die gleiche Blechmenge eingesetzt, wohingegen im Rotorzusatzliches Material erforderlich wird. Bei der Wicklung entfallen 2 der 4 Stirnseiten, so dasshier Kupfer eingespart und entsprechende Verluste gesenkt werden konnen. Als Magnethohewurden 4mm gewahlt, womit sich ein zur AxMDM Variante 4 vergleichbares Drehmoment ergibt(Abb. 17 ist abweichend dazu mit hm = 5mm gezeichnet). Dafur erstrecken sich die Magnete inaxialer Richtung nun uber die gesamte aktive Lange von 48,2mm, und auch die Magnetbreitemusste erhoht werden. Der resultierende Materialbedarf ist in Tabelle 11 zusammen gefasst,wobei letztlich auch die Radialflussmaschine einen guten Wert fur die aktive Masse erzielenwurde und nicht wesentlich mehr Magnetmaterial als die Axialflussvariante benotigt.

Mit dem ringformigen Statortrager (in den noch die Wellenlagerung zu integrieren ware) und derRotorglocke (die im aktiven Bereich aus Eisen sein muss) wird die Herstellung jedoch deutlichaufwandiger als bei der AxMDM, bei der lediglich planare Grundelemente (Statortragerplattenund Rotorscheibe) benotigt werden. Hinzu kommt die Problematik von Eisenverlusten durch dieFeldoberwellen der Einzelzahnwicklung, was bei hoheren (Nenn-) Drehzahlen eine Blechung desrotorseitigen Ruckschlusses erforderlich machen konnte. Mit der relativ schweren Rotorglockeergibt sich auch ein deutlich hoheres Tragheitsmoment als beim Scheibenlaufer.

5.2 Drehmoment und Maschinenparameter

Die in Tabelle 12 angegebenen Drehmomentwerte mit dem Index “x“ beziehen sich wieder aufdas Maximum der Kurve Drehmoment uber Pollage (Kraftkurve), das mit einer FEM-Simulationauf Basis der neuen Geometrie ermittelt wurde. Fur die angenommene Radialflussmaschine giltdas mit Vorbehalt, da es noch keine Messungen bzw. einen Modellabgleich gibt. Es wurde le-diglich der Scheitelbereich der Kraftkurve zum Auffinden des Maximums abgesucht. Wie sichdie Geometrie – mit dem hier deutlich großeren Zahnabstand zwischen zwei benachbarten Jo-chen sowie dem Polygonzug der Zahne im Luftspalt – auf die Kraftkurve und damit auf denDrehmomentripple auswirkt, ist noch nicht untersucht worden. Das dann an der Welle nutzbareDrehmoment war bei der AxMDM unter Berucksichtigung von Schleppmomemt, Mittelwert-bildung und Abrunden mit etwas Sicherheitsreserve 5..10 Nm geringer. Insgesamt erzeugt dieRadialflussvariante einen deutlich kleineren Flachenschub und “lebt“ von der großeren aktivenLuftspaltflache sowie dem großeren Luftspaltradius als Hebelarm fur das Drehmoment. Die resul-tierenden Drehmomentwerte sind nahezu auf dem gleichen Niveau von Variante 4 der AxMDM,allerdings ist das Maximalmoment um etwa 5% besser.

5.3 Leistungscharakteristik

Vor allem durch eine kleinere Statorinduktivitat LS ergibt sich bei der Radialflussmaschineein um 18% uber dem Nennstrom liegender Kurzschlussstrom, siehe Tab. 12. Die Maschineware wegen IK > IN nicht kurzschlussfest und konnte im Fehlerfall im Feldschwachbereichnicht dauerhaft kurzgeschlossen werden. Es ware bei entsprechender Lastenheftanforderung einTrennschalter erforderlich, was Gewicht und Bauraum kostet. Interessant ist an dieser Stellejedoch ein Vergleich mit der favorisierten Variante 4, wo nahezu IK = IN war.

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 23- 26

Parameter AxMDM Variante 4 Radialflussmaschine

Kurzschlussstrom IK = 39, 0 A IK = 47, 2 A

Drehmoment bei IN = 40A MxN = 167 Nm MxN = 169 Nm

Drehmoment bei 32IN = 60A MxMax1 = 238 Nm MxMax1 = 246 Nm

Drehmoment bei IMax = 84A MxMax2 = 301 Nm MxMax2 = 317 Nm

Flachenschub bei IMax = 84A FxA,Max = 130 kN/m2 FxA,Max = 53 kN/m2

Bezugsflache fur FxA = Luftspaltflache 187cm2 427cm2

aktive Lange (Blechpaket/Magnete): lAkt = 24, 1mm lAkt = 48, 1mm

Mittenradius bzw. Luftspaltradius: rm = 123, 5mm rL = 141, 0mm

Tabelle 12: Vergleich Maschinenparameter

Wirk- und Scheinleistung

0 1.000 2.000 3.000 4.000 5.000 6.000

Drehzahl / Upm

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Le

istu

ng

/ k

W b

zw.

kV

A

N = 2130UpmN

P = 37kW N

7.000 8.000 9.000 10.000 11.000 12.000

PPeak

SPeak

SDauer

SPeak

SDauer

P Dauer

PPeak

PDauer

Radialflussmaschine

Axialflussmaschine

Variante 4

P = 46kW Max

S = 48kVA N

Abbildung 18: Charakteristik Leistung uber Drehzahl

Im Drehzahlbereich bis 6.000 Upm zeigt eine Maschine mit erhohtem IK Vorteile: Im Uberlast-bereich (mit IMax1 = 3

2IN = 60A) kann nicht nur das Drehmoment, sondern auch die abgegebeneWellenleistung gesteigert werden. Immerhin sind etwa 57 kW moglich, wie in Abb. 18 zu erken-nen. Im Dauerbetrieb ist das Verhalten nahezu identisch. PN ist im Vergleich zur AxMDM(Bild 16) nur deswegen hoher, weil sich der Eckpunkt nach rechts verschoben hat.

Im Drehzahlbereich oberhalb von 6.000 Upm andern sich die Verhaltnisse fur Dauerbetrieb:der d-Strombedarf fur Feldschwachung ist fur eine Maschine mit IK > IN großer, und bei12.000 Upm wird dazu schon fast der volle Nennstrom benotigt, so dass die q-Stromkomponenteund damit Drehmoment und Leistung reduziert werden mussen. Je großer IK , desto fruhermacht sich diese abfallende Charakteristik der Leistungskurve bemerkbar; andererseits wandertder Punkt mit PMax immer weiter nach links. Ein extremer Feldschwachbereich wie in Abb. 18dargestellt wird normaler Weise fur die Traktion nicht benotigt, wenn man einmal von Starter-Generatorsystemen kleiner Leistung absieht.

Letztlich zeigt die Leistungscharakteristik einer Maschine mit IK ≈ 1, 2 · IN Vorteile im Uber-lastbetrieb und ist ggf. mit Nachteilen im Fail-Safe-Bereich verknupft. Bei der Axialflussmaschi-ne wurde eine solche Auslegung dazu fuhren, dass man die Rotor- und Magnetdicke deutlicherhohen musste, was zu einem ungunstig hohen Magnetmaterialbedarf fuhren wurde, ohne dassman das Drehmoment wesentlich erhohen konnte. Umgekehrt kann der Kurzschlussstrom auchbei der Radialflussmaschine durch eine kleinere Magnethohe hm abgesenkt werden, fur IK = INware hier hm ≈ 3mm erforderlich. Das fuhrt jedoch zu Einbußen beim Drehmoment; ob eine Ge-fahr der Entmagnetisierung besteht, musste untersucht werden. Die resultierende Magnetmengeware ubrigens fast identisch mit den 680g von Variante 4 der AxMDM – das steht nicht imWiderspruch zu den in Tabelle 1 fur die Geometriefindung aufgelisteten Werten, da dort nichtwie hier die Blechpaketlange verandert wurde.

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 24- 26

Zusammenfassung und Ausblick

Im vorliegenden Forschungsbericht wurde eine modular aufgebaute Axialflussmaschine mit Schei-benlaufer vorgestellt. Besonderheit ist die Aufspaltung des Statoreisenkreises in einzelne Phasen-segmente, die mit standardisierten U-Kernblechen realisiert werden konnen. Das ermoglicht eineeinfache Herstellbarkeit, womit an der Hochschule Landshut erste Prototypen aufgebaut und aufdem Prufstand vermessen werden konnten. Ziel ist der Einsatz des Motors in Traktionsantrieben.

Die Messungen zeigen eine relativ hohe Drehmomentausbeute mit guter Ausnutzung des ein-gesetzten Magnetmaterials. Auf Basis der Messdaten wurden die bestehenden Simulations-werkzeuge abgeglichen und das Optimierungspotential des Maschinenkonzeptes schrittweise un-tersucht. Mit besserem Magnetmaterial und angepasster Rotordicke sind ein Dauerdrehmo-ment von 160 Nm und ein Maximaldrehmoment von 290 Nm moglich. In diesem Falle warenkeine Anderungen am Stator erforderlich. Fur die Systemauslegung eines Traktionsantriebessind einerseits der Scheinleistungsbedarf der Maschine und andererseits das Verhalten im Feld-schwachbetrieb von Relevanz. Es konnte auf Basis von FEM-Rechnungen gezeigt werden, dassder Kurzschlussstrom relativ einfach uber die Rotorscheibendicke einstellbar ist und der Son-derfall IK = IN mit gleichzeitig guter Drehmomenausnutzung realisierbar ist. Vorteil dieserAuslegung ist ein elektrisch unlimitierter Feldschwachbereich mit einer zusatzlichen Leistungs-steigerung im oberen Drehzahlbereich; die Maschine ist im Fehlerfall dauerhaft kurzschließbar.Der Scheinleistungsbedarf, der mit den Prototypdaten noch ungunstig hoch ist, wurde mit deroptimierten Auslegung deutlich gesenkt. Somit bestunde bezuglich der erforderlichen Wechsel-richterdimensionierung kein prinzipieller Nachteil.

Eine Beispielrechnung zur Hochskalierung der Maschine – mit Erhohung der Jochzahl im Statorsowie der Magnetzahl und des Rotordurchmessers – zeigt, dass sich das Maschinenkonzept auchals Direktantrieb eignen konnte. Mit 390 x 390mm Kantenlange wurden dann 370 Nm Nenn-moment und 670 Nm Maximaldrehmoment erreicht. Mit einem Doppelmotor unter Wegfall vonGetriebe und Achsdifferential ware schon fast die Spezifikation fur einen Fahrzeugantrieb imAutomobilbereich erfullt.

Ein direkter Vergleich mit einer gerechneten Radialflussmaschine, die ebenso mit U-Jochen aufge-baut werden konnte, zeigt, dass mit vergleichbarem Materialeinsatz und Bauraumbedarf nahezuidentische Drehmomentwerte erreicht werden konnen. Eine Auslegung auf IK = IN wurde aller-dings zu sehr geringen Magnethohen und Abschlagen beim Drehmoment fuhren. Klar im Vorteilist die Axialflussmaschine wegen ihrer einfachen Herstellbarkeit, da lediglich planare Grund-elemente fur Rotorscheibe und Statorgrundplatten benotigt werden. Hinzu kommt das geringeTragheitsmoment des Scheibenlaufers.

Ausblick: In den nachsten Arbeitsschritten wird es darum gehen, das hier ermittelte Entwick-lungspotential am Prufstand zu validieren. Das umfasst den Aufbau weiterer Maschinenvariantenund den Betrieb mit Vollast am Prufstand. Dazu muss auch die erforderliche (Leistungs-) Elek-tronik weiter entwickelt werden: Aktuell laufen Arbeiten am Wechselrichter zu einem neuartigenSchutzkonzept und zu einer neuen Controllerplatine fur die Regelung.

Im Laufe des Jahres wird in Zusammenarbeit mit unserem Industriepartner Silver Atena dasForschungsprojekt “Ines Selma – Integriertes ElektroantriebsSystem mit skalierbarer Elektronikund Maschine“ starten. Schwerpunkte sind die Industrialisierung des Maschinenkonzeptes unddessen Einbindung in eine neuentwickelte, flexibel anpassbare Systemkette fur den Fahrzeugein-satz im Automobilbereich.

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 25- 26

Literatur

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[2] Widmer, J; Martin, R; Kimiabeigi, M: Electric vehicle traction motors without rare earthmagnets, Sustainable Materials and Technologies 3 (2015) pp 7–13

[3] Ozpineci, B. et al.: Oak Ridge National Laboratory Annual Progress Report for the ElectricDrive Technologies Program, US Department of Energy / Oak Ridge National Laboratory,October 2016

[4] Kennel, R.; Bauer, J.; Kleimaier, A.: Sensorless Observer Based Hysteresis Control of aTransverse Flux Machine at Full Speed Range, 17th European Conference on Power Elec-tronics and Applications, Geneva, Switzerland, Sept. 2015

[5] Kleimaier, A.; Hoffmann B.: The newly developed axial flux motor ”Dynax”– Control andoperation in automotive power trains, International Exhibition and Conference for PowerElectronics, Intellegent Motion and Power Quality (PCIM) Nuremberg, Germany, May 2011

[6] Binder, A.: Elektrische Maschinen und Antriebe, Springer Verlag Berlin, 2012

[7] Meeker, David, Finite Element Method Magnetics, Version 4.2, Nov. 2013, www.femm.info

[8] Kleimaier, A.: Traktionsmotor in Axialflussbauweise mit U-Kernblechen fur den Statoreisen-kreis, 10. Tagung Elektrische Antriebstechnologie fur Hybrid- und Elektrofahrzeuge (hdt),Wurzburg, Sept. 2017

[9] Kleimaier, A.: Permanenterregte Synchronmaschine mit Scheibenrotor, OffenlegungsschriftDE 10 2017 101 962 A1, Anmeldedatum 01.02.2017

[10] Mengelkamp, H.: Konstruktion und Aufbau des Prototyps einer modularen Axialflussma-schine mit Scheibenlaufer, Bachelorarbeit, HAW Landshut, Marz 2018

[11] Kleimaier, A.: Scalable Axial Flux Motor with Standard Core Laminations, 10. Experten-forum Elektrische Fahrzeugantriebe - Internationale Konferenz fur elektrische Fahrzeugan-triebe und Elektromobilitat, Stuttgart, Sept. 2018

[12] Burkle, S.: Direct Wind Energy Generation, Offenlegungsschrift WO2016/011454 A1, An-meldedatum 20.07.2015

A. Kleimaier, HS Landshut Entwicklungspotential AxMDM 26- 26