石墨烯復合絕緣結構的輪轂電機定子散熱能力研究

陶大軍，潘博，戈寶軍，王立坤，候鵬，徐驍

(哈爾濱理工大學 電氣與電子工程學院，哈爾濱 150080)

0 引 言

輪轂電機驅動系統是將電機安裝在汽車輪轂內部，輸出轉矩直接傳輸到車輪，全部或部分舍棄傳統的復雜傳動裝置，極大簡化了汽車結構，提升了驅動系統的動力傳動效率。由于電動汽車運行工況較為復雜，輪轂內空間有限，內部散熱困難，電機溫升嚴重。溫度過高會影響電機的正常運行，影響電機的使用壽命。因此提高電機的散熱能力對輪轂電機的整體運行尤為重要。

隨著科技水平的進步，眾多學者為電機的冷卻散熱技術積累了豐富的經驗。陳杰等[1]對電機水冷結構的導熱熱阻對其散熱性的影響進行分析，并提出在電機定子與水套之間填充導熱硅脂以減小接觸熱阻的優化方案；王曉遠等[2]根據外轉子式輪轂電機的結構，建立了油內冷冷卻方式的輪轂電機模型，計算并得到了不同冷卻方式下輪轂電機各部件的溫度場分布；佟文明等[3]采用有限公式法，在建立有限公式法溫度場數學模型的基礎上，分別研究了冷卻水溫、冷卻水流速與電機溫升分布的規律。

從上述文獻可以看出目前解決電機溫升問題的主要方法還是通過在定子與水套之間填充導熱材料或增加冷卻水道，這些方法都會增大電機的體積。輪轂電機內部空間有限，水道的添加也為輪轂電機的設計增加了難度。因此本文以電機絕緣材料為研究點，在不改變電機結構的前提下，增大電機絕緣的導熱性能以提高輪轂電機的散熱能力。

電機絕緣材料中，環氧樹脂因其粘結力較好，機電性能優異等特點而被廣泛使用[4]。但環氧樹脂是熱的不良導體，導熱系數一般為0.2 W/(m·K)，導致電機繞組處的熱量無法及時傳遞，這就需要各種導熱填料來提升其導熱系數。傳統的絕緣導熱填料可選擇BN、SiC、Al2O3等[5-7]。然而傳統的絕緣填料在實際操作中需要填充超過50%才能達到較好的導熱性能[8]。

石墨烯作為導熱填料能夠有效的提高復合材料的導熱性能，但是同時也提高了其導電性能，將其直接作為填料使用，無法滿足電機的絕緣要求。姚華[8]等通過在石墨烯片層表面構建納米絕緣層，制備了氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂絕緣導熱復合材料，使其在較低填充量下就能有效提升聚合物的熱導率，同時保持復合材料的電氣絕緣特性。

本文以75 kW外轉子輪轂電機為例，建立三維溫度場有限元分析模型，對額定工況下普通絕緣以及氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂絕緣材料定子處進行溫度場分析，驗證了該復合材料對提高輪轂電機定子散熱能力的有效性與實用性。

1 輪轂電機物理模型的建立與熱源損耗計算

1.1 電機物理模型建立及具體參數

以一臺75 kW、2 000 r/min的車用永磁同步輪轂電機為例，電機的具體參數如表1所示。

表1 電機主要參數

根據表1的設計參數建立物理模型，輪轂電機的三維模型示意圖如圖1所示。

圖1 電機三維視圖Fig.1 3D view of motor

1.2 電機損耗及生熱率的計算

輪轂電機的運行過程中會產生大量的熱，其熱源就是來自電機運行中所產生的損耗。因此損耗的計算對于輪轂電機溫度場的分析起著至關重要的作用，也是改善電機效率的基礎和關鍵。輪轂電機工作過程中損耗共分為以下4類：導體中的電阻損耗、永磁體的渦流損耗、定轉子鐵心損耗及機械損耗。這些損耗會隨著電機轉速、電流及電流諧波成分、頻率等的不同而不同。熱源損耗公式[9]為

PZ=PCu+PFe+Pme+Pm。

(1)

式中：PZ為電機總損耗；PCu為導體電阻銅耗；PFe為定轉子鐵心損耗；Pme為機械損耗；Pm為永磁體渦流損耗。其中定轉子鐵心損耗包括磁滯損耗、渦流損耗、額外損耗，公式[10]為

PFe=Ph+Pc+Pe。

(2)

式中：PFe為單位重量的鐵心損耗；Ph為單位重量的磁滯損耗；Pc為單位重量的額外損耗；Pe為單位重量的渦流損耗。

目前大量的文獻提出了許多不同的計算模型[11-14]，本文選取了Bertotti鐵耗分離模型，即

(3)

式中：PV為單位重量的總鐵心損耗；Kh為磁滯系數；Kc為額外損耗系數；Ke為渦流損耗系數；f為磁通密度的交變頻率；Bmax為磁密峰值。

銅耗是電機主要熱源之一，其損耗為定子繞組中電流產生的電阻損耗。影響銅損耗的原因主要是負載電流和繞組電阻。計算銅耗公式為

(4)

式中：PCu為銅耗；m為電機相數；Iave為每相電流的有效值；R為定子交流相電阻，在計算電阻時，采用迭代計算方法，綜合考慮溫度對電阻的影響，以增強計算準確性。

在計算永磁體渦流損耗時，假設每一塊永磁體尺寸大小相等并且各相同性，電導率磁導率為定值，不受溫度或磁場等因素影響。永磁體渦流損耗公式[10]為

(5)

式中：V為渦流損耗空間積分區域；σ為永磁體電導率；E為電場強度；Jw為渦流密度。

電機運行中的機械損耗對大型電機的工作效率以及性能有較大的影響，目前想要精準的計算機械損耗是比較困難的。輪轂電機屬于中小型電機，在研究溫度場方面，一般不考慮其機械損耗或按照總功率的1%～2%選取；由于轉子是同步于定子磁動勢旋轉的，一般在永磁同步電機中都默認轉子的鐵心損耗是可以忽略不計的。因此所研究的輪轂電機忽略了轉子的鐵心損耗。

根據電機的設計要求，在額定轉速2 000 r/min的情況下，通過二維有限元計算得到電機定子鐵心損耗、繞組銅損耗以及永磁體渦流損耗的平均值，如表2所示。

表2 電機各部分損耗平均值

生熱率是研究溫度場仿真中的關鍵參數，指的是電機單位體積內，各部分損耗在電機穩定狀態下，該部分體積所生成的熱量。根據計算出電機各部分的損耗，可以計算出電機各個部分的生熱率。由生熱率的定義，得知生熱率Q的計算公式[15]為

(6)

式中：P為電機該部分產生的損耗；V為該損耗所對應部分的有效體積。根據式(6)計算出輪轂電機主要部分的生熱率如表3所示。

表3 電機主要部分生熱率

2 模型簡化及自然冷卻下溫度場計算

2.1 物理模型的等效簡化

剖分精確度對于溫度場有限元計算是至關重要的，其直接影響最后計算結果的準確性。相對于電機其他部分，定子繞組端部結構繁雜，剖分扭曲度較大。定子槽內繞組在熱量傳遞的過程中，分別有銅線、槽絕緣材料、絕緣漆、空氣等導熱系數和體積相差極大的導熱材料，且導熱材料受空氣、浸漬情況、端部形態等因素影響。模型結構復雜不僅增加了建模的難度，同時也增大了整體剖分網格扭曲度，造成溫度場計算結果無法收斂。定子繞組的等效原則是把槽內導體等效為均勻銅條，將定子槽內各絕緣以及空氣等效為絕緣實體，端部繞組以平均半匝長做平直化處理。實際繞組圖與等效繞組圖如圖2所示。

圖2 繞組示意圖Fig.2 Winding diagram

絕緣層等效導熱系數λins-eff計算式為[16]

(7)

式中：δ3為槽絕緣厚度、δ4為導線絕緣漆厚度；λ3為槽絕緣導熱系數、λ4為導線絕緣漆導熱系數。

2.2 溫度場求解模型

本設計所研究的是徑向磁場永磁輪轂電機，在分析溫度場時，為了易于仿真分析，簡化計算模型，對三維耦合模型做出如下假設：

1)計算輪轂電機流體域時，采用Laminar模型；

2)忽略重力以及浮力對輪轂電機內部流體流動狀態的影響；

3)將實際端部繞組用等效繞組替代；

4)仿真中存在的流固耦合交界面都假設為無滑移邊界。

根據傳熱理論，三維穩態傳熱方程包括各種異性介質和穩態熱源，但是不包括時間項積分，穩態笛卡爾坐標下電機穩態溫度場表達式為[17]：

(8)

式中：T為電機穩態下的溫度，T0為外部環境溫度；λx、λy、λz分別為x軸y軸、z軸的導熱系數分量；Q為電機內所有發熱源密度的總和；S2為第二類傳導散熱邊界條件；S3為第三類對熱換流邊界條件；n為各邊界面法方向向量；λn為邊界導熱系數在法方向分量；ξ為電機表面散熱系數。

2.3 材料熱參數

為了分析輪轂電機溫度場，需要確定電機內各部分結構材料的具體屬性，其中主要包括材料的密度、比熱容以及導熱系數。電機各部分材料屬性如表4所示。

表4 電機內各部分材料物理屬性

影響電機熱對流換熱系數的因素有很多，其中包括物體的形狀、流體的物理特性、對流物體的溫差以及流體的流速等。流體的流速越快，對流換熱系數也越大。想要準確的計算對流表面的換熱系數是比較困難的，因此采用下面經驗公式[18]。

1)外轉子表面散熱系數。

轉子外表面和空氣之間存在熱交換，在輪轂電機運轉工作時，外部的空氣也會旋轉。外轉子表面散熱系數的計算公式為：

(9)

(10)

式中：βw為外轉子表面散熱系數，單位為W/(m·℃)；vz為轉子表面線速度，單位為m/s；n為電機額定轉速，單位為r/min；Rw為轉子外徑，單位為m。

2)徑向氣隙表面熱對流系數。

電機運行轉動時，外轉子內側和定子外側之間的氣隙會存在對流換熱。這就涉及到了旋轉機械中的空氣對流換熱，解決此類問題，一般應在模型之中建立空氣域，但是此方法極大的增加了溫度場的計算難度。為了便于計算，在保證準確度的前提下，采用等效熱對流系數等效代替氣隙中流動的空氣。假設用空氣穩態場對流傳熱來模擬電機內流動空氣的對流散熱，氣隙間表面熱對流系數的計算公式可以表示為

(11)

式中vδ為氣隙空氣平均速度，一般vδ=0.5vs。

2.4 自然冷卻下溫度場分析

為了保證仿真計算的準確性，采用適當的網格剖分模式，將電機三維模型進行合理剖分，使整體模型的扭曲度低于0.8。忽略重力，環境溫度設置為25 ℃，對電機進行溫度場仿真。自然冷卻下輪轂電機整機及截面穩態溫度分布云圖如圖3所示。

圖3 自然冷卻下輪轂電機整體及截面溫度分布云圖Fig.3 Temperature distribution nephogram of hub motor under natural cooling

自然冷卻下輪轂電機各部分最高溫度如表5所示。

表5 自然冷卻下電機各部分最高溫度

根據圖3自然冷卻下電機各部分溫度場云圖可以看出，電機繞組為整個電機中發熱量最大的部分。繞組部分最高溫度達到了157.27 ℃,最高溫度位于槽內繞組中間位置，繞組端部溫度最低。根據表4中材料的導熱系數可知，繞組絕緣的導熱系數遠遠小于其他固體材料，隔熱效果比較好，槽內繞組銅所產生的熱量很難通過絕緣傳遞，因此槽內繞組的溫度較高；在電機工作時，因轉子運動而產生的空氣流動會帶走繞組部分熱量，因此端部溫度較低。

定子鐵心最高溫度為147.56 ℃，位于定子繞組槽中間部分，最低溫度位于定子齒尖部分。由于繞組產生的熱量很高，導致定子繞組槽中間部分溫度較高。定子齒尖處于空氣流速較快的部分，能夠與空氣進行較強的熱交換，因此該部分溫度比定子軛部分的溫度要低。

永磁體的最高溫度達到了52.81 ℃，外圓中心位置溫度較高，內圓以及兩側端面溫度較低。這是由于外圓緊貼轉子，轉子鐵心因鐵耗也會產生熱量，兩側端面處于氣隙，空氣流速較快，能夠與空氣進行熱交換帶走熱量，因此兩側端面溫度要比外圓中心位置低；而內圓緊鄰氣隙，同理也能夠與空氣進行熱交換，帶走熱量，因此溫度低于外圓。永磁體整體溫度相對其他部分較低。

根據圖3自然冷卻下輪轂電機溫度場仿真結果，可以指導輪轂電機絕緣等級的選擇。輪轂電機選擇采用H級絕緣，H級絕緣最高允許溫度為180 ℃，性能參考溫度為145 ℃。表5中絕緣最高溫度達到了154.89 ℃，雖然沒有超過H級絕緣所允許的最高溫度，但是已經超過了其性能參考溫度，高溫會導致絕緣材料性能變差，嚴重影響電機的正常運作，因此自然冷卻無法滿足該電機正常工作要求。

3 石墨烯復合材料對輪轂電機定子散熱的影響

由圖3所示，繞組和絕緣的部分整體發熱最為嚴重。繞組銅發熱量較大，絕緣材料的導熱性較差，無法及時的將繞組產生的熱量傳導到定子。因此采用了一種新型絕緣導熱環氧樹脂復合材料，既提高了絕緣材料的導熱系數，同時材料也保持絕緣，不會對電機的電磁性能產生影響。

3.1 氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂復合材料

絕緣在整個電機中起著極為重要的作用，電機的壽命主要也取決于絕緣材料的壽命。電機絕緣材料中，環氧樹脂因其粘結力較好，機電性能優異等特點而被廣泛使用。但環氧樹脂是熱的不良導體，導熱系數一般為0.2 W/(m·K)。這嚴重影響了電機繞組的散熱，導致繞組發熱嚴重。電機長期工作在高溫環境下，可能會導致絕緣融化失效，定轉子受熱變形，電機運行精確度降低，嚴重影響電機的使用壽命。

大部分聚合物材料都不具有較好的導熱性能，因此在實際應用中需要添加其他導熱系數較高的填料提高其導熱性能。Al2O3、BN等材料具有較高的導熱系數，不僅能夠提高復合材料的導熱性能，同時還可以保持復合材料的絕緣特性。但是，在實際操作中需要填充超過50wt%才能達到較好的導熱性能。

石墨烯是一種單層碳原子以六圓環堆積而成的二維片狀納米粉體材料，每個碳原子之間通過sp2雜化結構相互連接[19]，這種結構使石墨烯具有極好的導熱性能。石墨烯與市面流通的商業填料導熱性能對比圖如圖4[8]所示。

圖4 環氧樹脂復合材料熱導率隨填料含量的變化Fig.4 Change of thermal conductivity of epoxy resin composites with filler content

從圖4中各種填料的對比，不難發現在填充量較少及相同的條件下，石墨烯的導熱性能要明顯優于多壁碳納米管、BN這兩種材料。同時將石墨烯作為填料所制成的復合材料獲得了比石墨烯更高的導熱性能。

然而電機中所使用的絕緣材料，不僅要具備較高的導熱性能，同時還要保證電氣絕緣性能。石墨烯雖然具有優良的導熱性能，但是同時也具有較高的導電性能，將其直接作為填料使用，無法滿足電機的絕緣要求。為了利用石墨烯優良的導熱性能去研制導熱系數高且電氣絕緣的聚合物，姚華等[8]通過在石墨烯片層表面構建納米絕緣層，制備了氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂絕緣導熱復合材料，并在填料填充量為12wt%的條件下，將其與其他環氧樹脂復合材料的導熱以及絕緣性能進行對比，對比圖如圖5[8]所示。

由圖5可知，α-氧化鋁以及氮化硼在12wt%的填充量下絕緣性能優良，但是熱導率并沒有得到有效的提升，氧化鋁作為填料時的熱導率為0.28 W/(m·K)，氮化硼作為填料時，導熱率略高于氧化鋁，但是對熱導率的提升也沒有達到預期要求，僅為0.60 W/(m·K)；多壁碳納米管以及商用石墨烯復合材料導熱性能得到了很大的提升，分別達到了0.71 W/(m·K)和1.18 W/(m·K)。但是在填充量12wt%時，復合材料整體已經呈現導電的狀態。這種材料會影響電機的電磁性能，發生短路情況有可能引起三相感應電動勢和感應磁動勢不平衡，嚴重情況下還可能導致短路的兩相電流迅速升高，燒毀電機；與環氧樹脂相比，超臨界CO2輔助法以及非相分離成核法所制備的石墨烯復合材料能夠有效提升材料的導熱性能，兩種材料的熱導率分別為0.93 W/(m·K)以及1.49 W/(m·K)，同時也保證了材料的電氣絕緣性能。

圖5 不同填料填充環氧樹脂熱導率和100 Hz時電導率的比較(填料填充量為12wt%)Fig.5 Comparison of thermal conductivity and electrical conductivity of epoxy resin filled with different fillers at 100 Hz(12wt% filler content)

根據對以上材料導熱性能以及絕緣性的比對，選用了非相分離成核法所制備的氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂復合材料作為電機的絕緣材料。

3.2 氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂對輪轂電機定子鐵心散熱影響

根據式(7)計算出等效絕緣層的導熱系數，對電機進行溫度場仿真。忽略重力，環境溫度設置為25 ℃，對模型進行有限元計算，定子鐵心溫度分布云圖如圖6所示。

圖6 定子鐵心整體及截面溫度場分布云圖Fig.6 Temperature field distribution nephogram of stator core as a whole and cross section

圖6中使用氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂復合材料作為絕緣后的定子鐵心最高溫度為134.29 ℃，與自然冷卻相比下降了13.27 ℃，冷卻效果十分顯著。

為了更好的分析輪轂電機定子鐵心的散熱情況，在定子齒、定子齒尖、定子槽以及定子軛取了若干特征點分析電機軸向溫度分布，各點位置分布圖如圖7所示。

圖7 電機取特征點示意圖Fig.7 Schematic diagram of motor characteristic points

定子齒尖部分能夠與空氣進行熱交換，溫度較低，因此取A點和B點；定子槽處溫度較高并且分布較為復雜，因此在頂端、中央以及底端共取4個點，分別為C、D、E點以及F點；定子鐵心取外圓以及內圓兩個點，即G點和H點。使用石墨烯復合材料時，電機定子鐵心內各點溫度分布云圖如圖8所示。

圖8 定子鐵心內各點溫度分布云圖Fig.8 Temperature distribution nephogram of each point in stator core

使用原絕緣材料以及石墨烯復合材料下電機定子鐵心內各點最高溫度值以及溫度差如表6所示。

表6 兩種條件各點最高溫度

根據圖8以及表6可以觀察到，相對于原絕緣材料，使用氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂復合材料后，定子鐵心各個部分都有不同程度的降低，所有觀察點中溫度最高降低了11.97 ℃。由定子鐵心溫度分布云圖能夠明顯看出使用石墨烯復合材料后定子鐵心各處溫度分布更加均勻，有效的降低了定子鐵心的溫升。為了進一步分析該石墨烯復合材料對定子鐵心的散熱效果，將定子鐵心中各觀察點原絕緣材料以及石墨烯復合材料的軸向溫度分布進行對比，其中發熱最嚴重的E點軸向溫度對比圖如圖9所示。

圖9 兩種條件下E點軸向溫度分布對比圖Fig.9 Comparison of axial temperature distribution at E point under two conditions

E點位于定子槽中部，該位置緊鄰繞組發熱最嚴重的部分，更換絕緣材料后，等效絕緣層導熱系數增大，熱量傳遞效果得到了提升，最高溫度與自然冷卻相比下降了11.97 ℃，冷卻效果顯著。根據圖9兩者軸向距離溫度對比圖也可以發現，更換絕緣材料后E點的溫度分布更加的均勻，這是由于普通絕緣材料導熱系數較低，散熱效果不好導致溫度分布及其不均勻，最高溫度和最低溫度相差很大；更換絕緣材料后，散熱能力提高，繞組產生的熱量能夠更均勻的傳輸到絕緣，絕緣再傳遞到定子，溫度整體分布均勻，最高溫度和最低溫度相差不大。

定子槽內其余特征點使用原絕緣材料以及石墨烯復合材料的軸向溫度分布圖分別如圖10、圖11所示。

圖10 原絕緣材料下A、B、C、D、F點軸向溫度分布圖Fig.10 Axial temperature distribution of points A,B,C,D and E under original insulating materials

圖11 石墨烯復合材料下A、B、C、D、F點軸向溫度分布圖Fig.11 Axial temperature distribution of point A,B,C,D,F under graphene composites

對比圖10以及圖11可以看出，A點與B點兩點位于定子齒尖部分，最高溫度分別下降了4.92 ℃和4.93 ℃。除兩端點之外，兩點的溫度與分布趨勢大致相同。由于兩端空氣流速最快，熱量能夠被迅速帶走，因此A點與B點兩端在各點溫度最低。

C點、D點以及F點分別位于定子槽頂端，空氣和絕緣交界部分以及定子槽底端，最高溫度分別下降了5.15 ℃、3.20 ℃和10.02 ℃。更換絕緣材料后，絕緣導熱能力提高，觀察到C點和F點兩點溫度分布更加均勻；D點整體溫度明顯低于C點和F點，這是由于D點位于空氣和絕緣交界部分，該位置空氣流動較快，能夠與空氣進行熱交換，同時D點處于定子槽、空氣以及等效絕緣3種材料的交界處，因此從軸向溫度分布中可以看出，在中央出現了溫差不超過1.5 ℃的波動；而F點處被繞組填滿，熱量無法被空氣帶走，因此溫度最高。同時更換絕緣后，由于絕緣導熱系數的升高，F點溫度下降也是最明顯的；鐵心損耗主要集中在定子齒部，所以C點溫度略高于D點的溫度。

定子鐵心外圓及內圓兩特征點原絕緣材料以及石墨烯復合材料的軸向溫度分布圖分別如圖12、圖13所示。

圖12 原絕緣材料下G、H點溫度軸向溫度分布圖Fig.12 Axial temperature distribution of G and H points under original insulating materials

圖13 石墨烯復合材料下G、H點溫度軸向溫度分布圖Fig.13 Axial temperature distribution of G and H points in graphene composites

G點與H點分別位于定子鐵心的外圓與內圓，最高溫度分別下降了5.21 ℃和8.51 ℃。由圖12和圖13對比可知，H點溫度基本趨于穩定，這是由于定子鐵心軸向導熱系數較小，軸向熱量傳導較小，所以軸向整體溫度差別不大；G點由于靠近定子齒尖A點，A點溫度較低，因此G點軸向兩端點溫度相對于中間溫度較低。更換絕緣后繞組熱量得以更好的傳遞，定子軛部溫度降低明顯。

根據定子鐵心溫度分布云圖以及所選取各觀察點的軸向溫度分布，可以明顯觀察到與使用原絕緣材料相比，使用石墨烯復合材料定子鐵心各處溫度分布更加均勻，有效的降低了電機的溫升。各觀察點的溫升均得到了不同程度的降低，其中發熱最嚴重的E點效果最好，最高溫度降低了11.97 ℃。

4 結 論

本文以75 kW外轉子永磁同步輪轂電機作為研究對象，結合電機特點，提出了采用石墨烯復合絕緣材料降低輪轂電機溫升的方法。根據輪轂電機電氣參數建立了三維物理模型，在其額定工況下鐵耗、銅耗以及渦流損耗計算所得熱源的基礎上，結合有限元仿真，對比了75 kW輪轂電機自然冷卻以及使用氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂絕緣后電機定子部分溫度分布，得到如下結論：

1)本文研究的75 kW輪轂電機，在自然冷卻下，整機發熱最嚴重的部分為繞組，最高溫度達到了157.27 ℃，與繞組相鄰的絕緣的最高溫度也達到了154.89 ℃，已經超過了H級絕緣材料的性能參考溫度145 ℃，無法滿足輪轂電機正常穩定工作的要求；

2)氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂材料既能有效的提高絕緣的導熱系數，同時也保證了材料的電氣絕緣性能，通過有限元計算，發現使用該材料能夠使電機定子鐵心處軸向溫度分布更加均勻；

3)使用氧化鋁@石墨烯/環氧樹脂材料能夠在不改變電機原有結構的前提下，有效提高輪轂電機定子鐵心處的散熱能力，與使用原絕緣材料相比，使用石墨烯復合材料的輪轂電機定子鐵心處最高溫度降低了13.27 ℃。