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Der

Von

H. M. Hobart,

M. I. E. E., Mem. A. I. E. E.

Deutsche Bearbeitung von

A. von Königslöw,

Ingenieur.

Mit 104 Textfiguren und 6 Tafeln.

Mittweida.

Verlag der Polytechnischen Buchhandlung (R. Schulze). 1908.

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Vorwort des Übersetzers.

Die vorliegende Übersetzung des Buches: „Continuous-Current Dynamo Design von H. M. Hobart“ verfolgt, wie das Original, den Zweck, den Anfänger über die wichtigsten Fragen bei dem Entwurf der Gleichstrommaschine aufzuklären und ihn auf die eintretenden Schwierigkeiten und ihre Beseitigung hinzuweisen.

Die Berechnung der Gleichstrommaschine ist in einer bereits ausserordentlich ausgedehnten Literatur behandelt. Trotzdem scheint es dem Übersetzer, als ob besonders für den Anfänger eine Anleitung fehlt, welche alle schwierigen und unübersichtlichen Formeln nach Möglichkeit vermeidet und an durchgeführten Beispielen einen einfachen Berechnungsgang klar macht, der zu brauchbaren Resultaten führt.

Vor allem muss der Studierende den Sinn und die Bedeutung der Formeln ohne Schwierigkeit übersehen können, wenn er sie sinngemäss anwenden soll. Auch die genaueste Formel und die beste Konstante führt bei verständnisloser Anwendung oft zu technisch Unbrauchbarem oder Unmöglichem.

Übersetzer hat in seinem Beruf reichlich Gelegenheit zu beobachten, welche Schwierigkeiten für das Verständnis und die Anwendung dem Anfänger die Wicklungsschrittformeln — um nur diesen einen Fall herauszugreifen — bereiten. Die Folge ist, dass der theoretische Teil des betreffenden Werkes als zu „hoch“ nicht beachtet wird, und nur ein der gestellten Aufgabe einiger-massen entsprechendes Beispiel sklavisch nachgeahmt wird.

Diese Lücke soll die Übersetzung einigermassen ausfüllen.

Formeln wurden nach Möglichkeit vermieden, der Leser soll sich bei jedem Beispiel darüber klar werden, warum er so oder so rechnet.

Soweit es für das allgemeine Verständnis nötig schien, wurde der Text durch Figuren und Konstruktionsskizzen erläutert. Auf vollständige und reichhaltige Konstruktionszeichnungen wurde verzichtet, da dieselben zur Genüge in der übrigen Literatur enthalten sind.

Um sich weiter zu bilden wird der Anfänger, nachdem er einen allgemeinen Überblick bekommen hat, mit grösserem Nutzen die tiefer in den Stoff eindringenden Fachwerke studieren, als wenn er von vornherein mit Formeln und Konstanten getränkt wird, die ihm in ihrer Unantastbarkeit jedes selbständige Denken unnötig oder gar unmöglich machen.

Der Übersetzer drückt den Firmen, die ihn mit Zeichnungen und Angaben über ausgeführte Maschinen unterstützten, auch an dieser Stelle seinen verbindlichsten Dank aus.

Mittweida, im März 1908.

A. von Königslöw.

Inhalts-Verzeichnis.

Seite 1.

Kapitel I.

Erste Annahmen für den Entwurf, Wicklung.

Grundformeln, Erfahrungswerte, Ausführung des Ankers, Wicklungen, Wicklungsschritt, Schaltungen.

Seite 19.

Kapitel II.

Anker.

Berechnung des Ankers: Widerstand, Stromwärmeverlust, Eisen-Verluste, Erwärmung. Beispiele: 400 KW-, 100 KW-Generator.

Seite 32.

Kapitel III.

Magnetigche Verhältnisse.

Materialkurven, Gestell, Pol- und Polschuh-Konstruktionen. Berechnung der Amperewindungen für Ankereisen, Luft, Zähne, Pole, Joch. Beispiel: 400 KW-Generator.

Seite 45.

Kapitel IV.

Ankerrückwirkung.

Entmagnetisierende und quermagnetisierende Ankeramperewindungen, ihr Einfluss auf die Erregung. Beispiel: 400 KW-Generator.

Seite 57.

Kapitel V.

Feldspule. Berechnungsbeispiele.

Raumfaktor. Nebenschlussspule, Hauptstromspule. Beispiele: 400 KW-, 1000 KW-Generator.

Seite 70.

Kapitel VI.

Kommutator.

Konstruktion, Stromabnahme, Bürsten. Beispiel : 400 KW-, 100 KW-Generator.

Kapitel VIL Wirkungsgrad.

Seite 76.

Lager- und Luftreibung. Konstante, veränderliche Verluste.

Seite 79.

Kapitel VIII.

Einfluss der Ankerwindungs- und Polzahl auf den Entwurf. Kommutierung.

Ankerwindungszahl, Polzahl, ihre Bestimmung für die drei Schaltungsarten, Ankerrückwirkung. Stromwendung, Funkenbildung, Reaktanz-spannung, Ursachen der Funkenbildung bei kleiner Reaktanz-spannung.

Seite 99.

Kapitel IX.

Maschinenkonstante.

Entwicklung und Brauchbarkeit der Maschinenkonstante. Bestimmung des besten Entwurfes, Beispiel. Materialkosten, Herstellungskosten, Selbstkosten. Abänderung des Entwurfes für andere Tourenzahl. Kostenkonstante.

Seite 122.

Kapitel X.

Abnormale Maschinen.

85 KW-Maschine der Deutschen Elektr. - Gesellschaft zu Aachen, 110 PS-kompensierter Gleichstrommotor der Berliner Maschinenbau-A.-G., vorm. L. Schwartzkopf.

Seite 135.

Kapitel XI.

W endepolmaschinen.

Zweck der Wendepole, Nachteile, Berechnung und Beispiel: 1000 KW-IIochspannungs-Generator.

Seite 148.

Kapitel XII.

Acquipotentialverbindungen.

Zweck, Ausführung. Bestimmung der Anzahl der Verbinder und der Anschlusspunkte. Beispiele: 100 KW-, 300 KW-Generator.

Seite 152.

Anhang.

Tabelle von sechs ausgeführten Maschinen.

Entwurf der Gleichstrommaschine.

...

Kapitel I.

Erste Annahmen für den Entwurf, Wicklung,

Die Berechnung der Gleichstrommaschine stützt sich zum Teil auf die elementaren Gesetze der Elektrotechnik, zum Teil auf die Erfahrungen, die man in der Praxis an ausgeführten Maschinen gesammelt hat.

Die in Frage kommenden Gesetze sind:

E

jy Stromstärke in Ampère gleich Spannung in Volt

durch Widerstand in Ohm.

— Widerstand in Ohm gleich spezifischer Widerstand

multipliziert mit Länge in m durch Querschnitt in mm².

//= —

4 jt

10 l

Kraftliniendichte in Luft gleich mal Ampère-

windungen durch Kraftlinienlänge in cm.

B — ß • H Kraftliniendichte in Eisen gleich Permeabilität mal entsprechende Kraftliniendichte in Luft; meist direkt bestimmt aus der Amperewindungszahl mit Hülfe der Magnetisierungskurven (Fig. 29).

E= B-l-v-10~s Elektromotorische Kraft gleich Kraftliniendichte mal Leiterlänge in cm mal Leitergeschwindigkeit in cm pro Sekunde multipliziert mit 10~s.

Zu den praktischen Erfahrungen gehören hauptsächlich die Beobachtungen über Erwärmung und Funkenbildung der Maschinen.

Der Berechnungsgang wird nun der sein, dass man die Dimensionen der zu entwerfenden Maschine so wählt, dass sie die geforderte Leistung bei möglichst geringem Materialaufwande abzugeben imstande ist, und dass man an Hand der Erfahrungen an anderen

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Fig. 1.

ausgeführten Maschinen prüft, ob die Erwärmung der verschiedenen Maschinenteile und die eventuelle Funkenbildung am Kollektor in zulässigen Grenzen bleiben.

Für die Dimensionen lassen sich leicht folgende Beziehungen aufstellen, die wir an dem Generator der Figur 1 für 150 KW bei 200 Volt und 500 Umdrehungen pro Minute ableiten wollen:

Die in der Literatur häufiger¹) behandelte Maschine ist sechs-polig, die Ankerwicklung besteht aus 6 parallelen Teilen, wie in Figur 2 teilweise dargestellt. Der Übersichtlichkeit wegen sind wenige Windungen angegeben, so dass nur der Wicklungsverlauf klar wird. Man sieht, wie von der linken — Bürste der Strom einen Leiter neben dem ersten Nordpol links durchläuft, dann einen

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rj;

Fig. 2. Schaltung der Ankerleiter des 150 KW- Generators.

Leiter neben dem ersten Südpol, zurück, in dem die ganze Wicklung nach rechts fortschreitet unter dem ersten Nordpol, weiter unter dem ersten Südpol und so fort bis der letzte Leiter rechts neben dem Südpol verlaufend an die -f- Bürste angeschlossen ist. Dies ist ein Stromkreis. Der zweite Stromkreis verläuft weiter von der -f- Bürste unter dem ersten Südpol und zweiten Nordpol bis zur zweiten — Bürste. Die Leiter eines Stromkreises befinden sich immer unter dem gleichen Polpaar, die Zahl der parallelen Ankerstromzweige ist gleich der Polzahl, man bezeichnet diese Wicklungsart als reine Parallelwicklung.

Da die Stromkreise parallel geschaltet sind, so ist klar, dass die elektromotorischen Kräfte der einzelnen Stromkreise unter sich

gleich, und gleich der E. M. K. der Maschine sind. Ferner, ist die Gesamtzahl der Ankerleiter 456, so ist die Leiterzahl pro

= 76.

Stromzweig

b

Die Ankerleiter bewegen sich mit der Umfangsgeschwindigkeit des Ankers v cmjsek durch die magnetischen Felder von der Sättigung B, es wird also in jedem Leiter von der Länge l cm (senkrecht zur Bewegungsrichtung gemessen), eine E. M. K. = B - l - v • 10~⁸ Volt erzeugt.

= 0,71 ist.

Nun überdecken die Pole nicht die ganze Polteilung, sondern der Polbogen ist 28 cm, die Polteilung 39,3 cm, sodass das Verhältnis von dem Polbogen zu der Polteilung, die sogenannte Pol-2 8

29,3

Von den 76 Leitern eines Stromzweiges bewegen sich also gleichzeitig nur 0,71• 76 — 54 in einem magnetischen Felde.

Die E. M. K. der Maschine ist daher :

E= 54- B- l - v - 10~⁸,

bedeckung

bei unserer Maschine ist:

Luftsättigung B — 8500, Ankerlänge = 23 cm, Ankerdurchmesser = 75 cm,

also

Ankerumfangsgeschwindigkeit 75 - ji -

500

60

= 1960 cmjsek,

*8,5-

E = 54- 8500 • 23 • 1960 • 10

Ankerstrom

= 206 Volt, 150000

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200

= 750 Ampère,

Fig. 3. Nut des 150 KW-Generators.

750

Strom pro Zweig —— = 125 Ampère,

Leiterdimensionen 12-2,4 = 28,8mm². Die Nutenform zeigt Figur 3, es liegen je zwei Stäbe neben und übereinander, also pro Nut vier Stäbe, daraus Nutenzahl

456

114. Die Breite einer Nut ist 0,85 cm, die Breite sämtlicher Nuten 114 • 0,85 = 97 cm.

Tiefe des Eisens unterhalb der Nuten ist 11,4 cm. Als reine Eisenlänge des Ankers bleibt nach Abzug von 30 mm für die drei Luftspalte und, wenn man die Isolation zwischen den einzelnen Blechen zu 10 °/₀ der Gesamtbreite schätzt, 0,9 - 20 = 18 cm.

Damit sind alle Dimensionen für die genaue Durchrechnung des Ankers gegeben; in Verbindung mit ihr sei die bereits abgeleitete Beziehung für die E. M. K. der Maschine näher untersucht.

Ist die Zahl der zwischen -f- und — Bürsten hintereinandergeschalteten Drähte oder Stäbe Z, die Gesamtankerlänge l in cm, die mittlere Sättigung in Luft B, die Polbedeckung ß, die Umfangsgeschwindigkeit des Ankers v in cm pro Sekunde, so ist

JE = ß Z Bt

Die Grössen der rechten Seite lassen sich bis auf l von

Der Ankerumfang aussen ist 75 • x = 236 cm, im Grund der Nuten (75 — 2 • 3,6) • x = 213 cm, mithin Gesamtzahnbreite oben 236 — 97 = 139 cm, unten 213 — 97 = 116 cm, Breite

= 1,22 cm, unten

eines Zahnes oben

139

116

114

114

= 1,02 cm. Die

IvlO*⁸.

vornherein mit ziemlicher Genauigkeit festlegen, sodass die Ankerlänge l berechnet werden kann

E ■ 10⁸

ß- Z-Brv

Das Verhältnis von Polbogen zu Polteilung ß beeinflusst die Zahl der gleichzeitig induzierten Leiter, je grösser ß ist, um so mehr wird also das Ankerkupfer ausgenutzt, andrerseits wird aber der Raum zwischen zwei benachbarten Polkanten um so kleiner, wodurch die Kommutierung verschlechtert wird. Bei normalen Maschinen, mit Ausnahme der zweipoligen, liegt ß fast immer in der Nähe von 0,7, ist die Polzahl der Maschine im Verhältnis zur Maschinenleistung gross, so kann ß bis auf 0,6 hinunter, umgekehrt bei verhältnismässig kleiner Polzahl bis auf 0,75 hinaufgehen.

Bei zweipoligen Maschinen bedingt eine vernünftige Polform oft einen Wert in der Nähe von 0,5.

Die Zahl der Ankerleiter zwischen zwei Bürsten ist nach unten hin begrenzt durch die Kommutation, dass nämlich die mittlere Spannung zwischen den Kollektorsegmenten etwa

2— 5 Volt bei 110 Volt Maschinenspannung

4—    6    „    „ 220 „

5— 10 „    „ 550    „    „

beträgt. Bei Parallelschaltung findet man meist die höheren Werte, bei Serienschaltung die niederen Werte.

Aus der Segmentzahl ergiebt sich die Windungs- bezw. Drahtzahl, je nach der Stromstärke pro Zweig, nach folgender Tabelle:

Stromstärke pro Zweig über 60 Amp. 40—60 20—40 10—20 „ bei 10    „

G-

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55

55

Die Sättigung in Luft liegt bei Maschinen mit Nutenanker zwischen 6000 und 11000, sie ist abhängig von dem Verhältnis der Zahnbreite zur Nutenbreite und von der Sättigung in den Zähnen, welche meist hoch, 18000—22000, bei grossen Maschinen bis zu 25000 gewählt wird. In mittleren Verhältnissen hat der Zahn annähernd die gleiche Breite (in der Mitte gemessen), die wie die Nut, sodass bei einer Zahnsättigung von etwa 20000 eine mittlere Sättigung in Luft ungefähr 8000 ist. Bei grosser Luftsättigung kann die Zahl der Ankerleiter klein sein, dagegen ist viel Feldkupfer erforderlich. Bei kleiner Luftsättigung umgekehrt, viel Ankerkupfer, wenig Feldkupfer. Die Sättigung in Ankereisen unter den Zähnen ist 8000 bis 12000, selten bis 14000.

Die Umfangsgeschwindigkeit des Ankers v ist bei sonst gleichen Verhältnissen massgebend für die Ausnutzung des Materials, im allgemeinen ist also die Maschine um so billiger, je grösser die Umfangsgeschwindigkeit ist, bei normaler Ausführung der Maschine kann 20 mjsek als obere Grenze mit Rücksicht auf die Kommutierung angenommen werden.

Für schnellaufende Maschinen ist der günstigste Wert etwa 16—18 m pro sek, für Maschinen unter 10 KW ca. 14 mpro sek. Bei langsam laufenden Maschinen ergeben sich mitunter die günstigsten Verhältnisse für noch kleinere Werte, bis etwa 12 mpro sek.

Aus der gewählten Umfangsgeschwindigkeit berechnet sich, wenn die Tourenzahl gegeben ist, der Ankerdurchmesser einfach aus der Beziehung

v • 60

0ö’

n n v = 1) n • —

Jt •

Ist die Tourenzahl beliebig, so muss die Maschine für verschiedene Annahmen durchgerechnet werden, um die günstigsten Bedingungen zu erhalten.

Es ist noch die Polzahl der Maschine zu erwähnen. Zweipolige Maschinen sind nur für kleinere Leistungen bis etwa 20 KW brauchbar, darüber empfiehlt sich die Verwendung von mehrpoligen und zwar

. . 4 Pole, 6-10 „

.    . mehr als 8    „

bis 50 KW . . bis 200    „

über 200    „

Allgemein kann man sagen, höhere Tourenzahl entspricht geringer Polzahl und umgekehrt. Für den einzelnen Fall ist auch hier zu untersuchen, für welche Polzahl die günstigsten Bedingungen auftreten. Als erster Anhalt kann dienen, dass der Polbogen annähernd gleich der Ankerlänge sein soll.

Die Anzahl der parallelen Ankerstromzweige ist bei der reinen Parallelschaltung gleich der Polzahl, bei der reinen Serienschaltung gleich zwei, bei der Serienparallelschaltung unabhängig von der Polzahl.

Während man also bei der Parallelschaltung mit dem Querschnitt des Ankerleiters von der Polzahl abhängig ist, kann man bei der Serienparallelwicklung unabhängig von der sonstigen Maschinenanordnung die Dimensionen des Ankerleiters nach Konstruktionsrücksichten wählen.

Für den Querschnitt der Ankerleiter gilt als zulässige Belastung 3 — 5 Ampère pro mm², bei grossen, langsam laufenden Maschinen 2—3 Ampère pro mm², je nach den Erwärmungsverhältnissen. Selten ist der Querschnitt mit Rücksicht auf den Ankerwiderstand zu wählen, obwohl eine Kontrolle des letzteren nötig ist.

Die der Berechnung zu Grunde gelegte Maschine hatte, wie zum Teil bereits erwähnt, folgende Verhältnisse: fi=0,71,

Gesamtstabzahl 456, bei 6 Polen und reiner Parallelwicklung 6 parallele Ankerstromzweige, also

= 4,35 Atnp.jmm²

Die Belastung der Ankerleiter mit

-4* = 76 Stäbe zwischen zwei Bürsten.

⁶    76

Stäbe ein Kollektorsegment, also — = 38 Segmente,

Für zwei

bei 200 Volt ist die mittlere Spannung zwischen zwei Segmenten 200

₃₈ = 5,25 Volt,

die Luftsättigung 8500,

die Polfläche bei 28 cm Polbogen und 23 cm Ankerlänge 28 - 23 = 645 cm²,

die Kraftlinienzahl pro Pol = 645 • 8500 — 5,5 • 10«,

114

unter einem Pol liegen 0,7 - —— = 13,5 Zähne,

6

Gesamtzahnquerschnitt in der Mitte 13,5 • 1,12 • 18 = 272cm², 5,5 -10«

Zahnsättigung

272

= 20200,

Querschnitt des Ankereisens unter den Nuten 11,4-18 = 205 cm²,

5,5 -10«

= 18400,

die Umfangsgeschwindigkeit ist 19,6 mjsek, 19,6 • 60 » - 500

Sättigung im Ankereisen

der Ankerdurchmesser

2 • 205

= 75 cm.

125 28,8

ist bei Maschinen dieser Grösse ziemlich hoch, aber mit Rücksicht auf die grosse Umfangsgeschwindigkeit und gute Ventilation zulässig.

Ist der Anker in dieser Weise entworfen, so ist zu prüfen, ob die Temperatur des Ankers bei vollem Betriebe nicht zu hoch wird, sie hängt ab von den im Anker auftretenden Effektverlusten und der abkühlenden Oberfläche, sie ist ausserdem bedingt durch die Umfangsgeschwindigkeit und die Bauart der Maschine, ob nämlich die Luft freien Zutritt zum Anker hat oder mehr oder weniger behindert ist, und ob durch die Konstruktionsteile die Luft zu lebhafter Zirkulation gewungen wird oder nicht.

Figur 4, 5 und Tafel III, IV zeigen gut gelüftete Anker verschiedener Konstruktionen.

Der Anker (Fig. 7) ist für kleinere Leistung; die Lüftung ist trotz des vorhandenen Lüftungsschlitzes nicht so gut wie bei den übrigen, da die seitliche Eintrittsöffnung für die Luft ziemlich klein ist.

Im Anschluss an diese Konstruktionen sind die wichtigsten Ausführungsformen der Ankerwicklungen zu erledigen.

Da Ringwicklungen nur noch selten angewandt werden, behandeln wir allein die Trommelwicklungen, und zwar mit Form-

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Fig. 4. Anker für 100 KW.

stab- oder Formspulen (Schablonen-) Wicklung. Die Wicklungselemente werden ausserhalb des Ankers nach Schablonen hergestellt und fertig in den Anker eingelegt, der dann nur noch zu bandagieren und eventuell zu lackieren ist. Ein Blick auf Figur 2 zeigt, dass die Verbindungsstücke ausserhalb des Ankers sich kreuzen und zwar sowohl auf der Kollektor Seite als auch auf der

Rückseite. Wären sie gleichmässig in einer Ebene geführt, so Hessen sich offenbar die fertigen Wicklungselemente nicht einlegen. Die Verbindungen sind also in zwei Ebenen zu führen, sodass z. B. die schräg nach rechts verlaufenden oberhalb, die schräg nach links verlaufenden unterhalb je in einer Ebene geführt werden.

Die Ebenen der Wicklungen können parallel zu der Mantelfläche oder parallel zu der Stirnfläche des Ankers liegen. Danach unterscheidet man Mantel- und Stirnwicklung.

Liegen in der Ankernut zwei Stäbe oder Spulenseiten übereinander, was meist der Fall ist, so schliesst sich der obere Stab der oberen Wicklungsebene bei der Man tel Wicklung, der äusseren Wicklungsebene bei der Stirnwicklung an.

Auf Tafel I ist die Vorderseite der Wirkung für die eingangs behandelte 150 KW-Maschine in den drei Ansichten gezeichnet. Die Neigung der Stäbe gegen die Ankerkante ergiebt sich aus der Beziehung, dass durch die Senkrechte zur äussersten Stabkante a sämtliche oberen Stäbe der Nuten 1 —10, nämlich 20, hindurchgehen müssen. Ist die Breite je zweier Stäbe einer Nut mit ihrer Isolation 8 mm und ist der Zwischenraum zwischen zwei Stabpaaren 1 mm, so ergiebt sich a = 10 • (8 -J- 1) = 90 mm. Den mit n geschlagenen Kreis muss die äusserste Stabkante tangieren. Mit Hülfe der richtigen Abkrümmungen der einzelnen Stabkanten sind dann die Stäbe leicht aufgezeichnet.

Zunächst sind je zwei in einer Nut nebeneinander liegende Stäbe als ein Stab behandelt, es ist dann noch die Trennung der Stabköpfe auf gleichmässigen Abstand auszuführen. Die seitliche Ansicht ist als Schnitt durch den fertigen Anker zu denken, sodass sie die Gesamtheit der Schnitte der einzelnen Stäbe darstellt.

Die Verbindung der übereinander liegenden Stabköpfe auf der Kollektorseite und die Ausführung auf der Rückseite sind aus den Darstellungen zu ersehen. Es sind jedesmal zwei Stäbe aus einem Stück Flachkupfer hergestellt, welches auf der Rückseite des Ankers hochkant umgebogen ist.

Eine Spulen-Mantel wicklung ist auf Tafel II, a, b, c dargestellt.

Die Stirnwicklung wird aus mechanischen Gründen nicht so häufig angewandt wie die Mantelwicklung, obwohl beide Wicklungsarten elektrisch gleichwertig sind. Aus Tafel II, d, e, f ist die Konstruktion ersichtlich, die Verbindungen werden nach Evol-

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Fig. 5. Anher für 150 KW.

Fig. 6. Endscheibe des Ankers für 150 KW.

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Fig. 7. Anker für 10 KW.

Fig. 8. Einlage für den Lüftungsschlitz.

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venten gebogen, und wie bereits erwähnt, in zwei Ebenen parallel zu der Stirnfläche des Ankers geführt. Wo die Enden der Verbindungen zweier zusammengehöriger Spulenseiten oder Stäbe Übereinanderliegen, findet ein Abkröpfen aus der äusseren in die innere Ebene, bezw. ein Anschluss durch Verbindungsbleche statt.

Für die Konstruktion der Evolvente gilt folgendes: Ist N die Zahl der Nuten, d die Dicke der Spulenseite oder der zusammengehörigen Stäbe pro Nut, s der Zwischenraum zwischen zwei Spulenseiten, so muss der Umfang des evolventen 77-Grundkreises 2r₀ n = N (d -f- s) sein. Man konstruiert von diesem Kreis eine beliebige Evolvente, und verschiebt sie bis zu dem Schnittpunkt der Mitte der einen Nut mit einem beliebig zu wählenden Kreis 7?₀, eine zweite Evolvente entgegengesetzter Richtung geht durch den Schnittpunkt der Mitte der entsprechenden zweiten Nut mit dem Kreis 77₀. Beide Evolventen gelten als Mittellinien der Stirnverbindungen, welche durch entsprechende Abkrümmungen an die Spulenseiten anzuschliessen sind. Bedingung für die Ausführbarkeit ist, dass der Schnittpunkt der beiden Evolventen ausserhalb oder auf der Peripherie des Kreises r₀ liegt, fällt er in den Kreis hinein, so ist r₀ abzuändern durch Verkleinerung von s oJer d. Letzteres ist natürlich nur bei Spulenwicklung möglich, indem man die Spule ausserhalb der Nuten schmaler (d‘) ausführt; dafür muss die Höhe der Nut (Ji‘) entsprechend grösser werden.

Die Seitenansicht /' ist wieder als Schnitt durch den fertig bewickelten Anker ge- / dacht.

Eine andere Konstruktion ^ der Evolvente kann nach Fig. 9 \ erfolgen: Von einem beliebigen \

Fig. 9.

Grundkreis r‘ wird die Evolvente verzeichnet; y ist der halbe Winkel, den zwei Polmitten mit einander einschliessen, z. B. ist bei einer tfpoligen

3 G 0

' —— Die Evolvente schneidet auf dem Strahl 6

Maschine y = ~

eine Länge R‘ ab. Liegen ferner die Ankerstäbe auf einem

r‘

Kreise R₀, so ist für diesen Anker der Grundkreis r₀ = pT ■ R₀.

Für die Herstellung der Schablonenwicklung ist Bedingung, dass man stets einen Stab oder eine Spulenseite oben in der Nut

verbindet mit einem Stab oder einer Spulenseite unten in der Nut. Nur dann lassen sich die fertigen Wicklungselemente in den Anker einbauen. Die Nummerierung der Leiter in der Nut erfolgt gewöhnlich, wie in Figur 10 angegeben, dass die Leiter oben in der Nut die ungerade, die Leiter unten in der Nut die gerade Zahl erhalten. Man verbindet also immer Ungrade mit Grade, oder umgekehrt, daraus folgt, dass zwischen beiden Leitern, die verbunden werden, stets eine ungrade Leiterzahl liegen kann. Man bezeichnet diese Zahl als Wicklungsschritt.

Über die Grösse und Bestimmung des Wicklungsschrittes lässt sich aussagen, dass stets ein Draht, der unter einem Nordpole liegt, verbunden wird mit einem Draht unter einem Südpol, und zwar wird man den nächstfolgenden oder vorhergehenden Südpol wählen; der Wicklungsschritt wird also annähernd gleich der Polteilung, ferner muss er eine ungerade Zahl darstellen. Zum Beispiel ist bei unserem 150 KW- Generator die Gesamt-

456

stabzahl 456, der Polteilung entspricht ——

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Fig. 10.

= 76. Nach Figur 11

73.

75

1k

76

Null

Nut 19.

Fig. li. Wicklungsschritt des 150 KW-Generators.

kann der Wicklungsschritt 77, 75, 73, 71 gewählt werden. Verbindet man Stab oben links (1) mit Stab unten links (74), so ist der Wicklungsschritt auf der Kollektorseite 73, auf der

Rückseite von (74) nach (3) der Wicklungsschritt auf der Rückseite also 71. Weiter von 3 nach 76, von 76 nach 5 u. s. f.

Bei dieser Wicklung, die wir früher bereits als Parallelwicklung bezeichneten, geht der Draht vom zweiten Pol aus wieder unter den ersten zurück (Fig. 12).

Fig. 12. Schleifenwicklung mit 1 Windung pro Segment.

Geht der Draht von dem zweiten Pol weiter unter den dritten Pol, von dort zum vierten u. s. f. (Fig. 13), so handelt

Fig. 13. Wellenwicklung mit 1 Windung pro Segment.

es sich um Serien Wicklung oder Serienparallelwicklung.

Der äusseren Form wegen nennt man die Parallel Wicklung auch Schleifenwicklung, die Serien- oder Serienparallelwicklung Wellen Wicklung. Drei Windungen pro Segment zeigt Figur 14 für Schleifen, Figur 15 für Wellenwicklung.

Für die Wicklungsschritte gilt bei der Wellen wicklung natürlich auch, dass sie annähernd gleich der Polteilung und ungrade sein müssen, zu beachten ist aber, dass sich die Wicklung nicht zu früh schliesst.

Würde man z. B. wieder den Anker der 150 KW- Maschine mit einer Serienwicklung versehen und wählen yx — 75, y„ —77,

Fig. 14. Schleifenwicklung mit 3 Windungen pro Segment.

so schreitet man bei einem vollen Gang um 75 + 77 = 152 weiter, nach drei solchen Gängen gelangt man von 1 ausgehend

Fig. 15. Wellenwicklung mit 3 Windungen pro Segment.

bei 13 -152 = 457 an, das ist aber wieder Stab 1. Wählt man yx = y., — 77, so kommt man nach drei vollen Gängen nach 1 -\- 3 • 154 = 463, bezw. Stab 7, ist also nach einem Ankerumgang um 6 Stäbe weiter geschritten; der zweite Umgang führt nach 13 u. s. w., der dreizehnte Umgang nach 78, den Stab haben wir aber bereits beim ersten Schritt 1 -f- 77 berührt; auch hier ist die Wicklung zu früh in sich geschlossen. Auch bei irgend welchen anderen Wicklungsschritten wird man keinen Erfolg haben. Es muss statt dessen nach einem Ankerumgang der dem Stab 1 zur rechten oder linken Seite benachbarte Stab, erreicht werden, das ist aber nur möglich, wenn die Drahtzahl um 2 vergrössert oder verkleinert wird. Ist die Drahtzahl demnach 456 -f- 2 — 458 und bleibt man bei den oben angenommenen Schrittzahlen y₁ = 75, = 77, so sind die bei dem ersten Ankerumgang berührten Stäbe 1, 76, 153, 228, 305, 380, 457, wir bleiben also um einen benachbarten Stab zurück, bei dem zweiten Ankerumgang kommt man nach 455 u. s. f., bis nach 307 bei dem 76. Umgang, ein voller Gang weiter führt nach 307 -f- 152 = 459 oder Stab 1, von dem man ausging. Die Gesamtzahl der durchlaufenen Stäbe ist: für 76 Umgänge zu 6 Stäben 456, für einen vollen Gang zwei Stäbe, also 456 -f- 2 = 458.

Ähnliches lässt sich für die Stabzahl 456 — 2 = 454 nachweisen.

Die Ausführbarkeit der einfachen Serienwicklung ist hiernach gebunden an die Bedingung, dass die Gesamtleiterzahl gleich Summe der Wicklungsschritte X halbe Polzahl dt 2 ist.

Aus der Serienwicklung, die eigentlich nur für kleine Maschinen mit Spannungen über 250 Volt benutzt wird, leitet sich die Serienparallelwicklung dadurch ab, dass man den einen Leiter der Serien-

Wicklung in 2, 3 bis — parallele Stäbe oder Drähte zerlegt, um

£

4, 6 bis A parallele Ankerstromzweige zu erhalten. Der Unterschied beider Wicklungen liegt darin, dass bei der Serienwicklung der halbe Ankerstrom, z. B. 400 Ampère in einen Leiter von etwa 200 mm² fliesst, während bei der Serienparallelwicklung beispielsweise mit 10 parallelen Stromzweigen der halbe Ankerstrom sich auf 5 parallele Leiter von je 40 mm² verteilt. Die Dimensionen der Stäbe bei 200 mm² würden etwa 14 • 14 mm, bei 40 mm² etwa 10-4 oder 8 • 5 sein; es ist ohne weiteres klar, dass in diesem Fall die Serienparallelwicklung, abgesehen von anderen Vorteilen, die günstigere mechanische Ausführung ergiebt.

Diesen Vorteil, dass man die Zahl der parallelen Ankerstromzweige entsprechend dem günstigsten Stabquerschnitt wählen kann, hat die Serienparallel Wicklung auch vor der reinen Parallelwicklung voraus, ein anderer Vorteil liegt darin, dass die Leiter eines Ankerstromzweiges unter allen Polen der Maschine verlaufen, so-dass sich Ungleichmässigkeiten der Felder ausgleichen.

Da die Serienparallelwicklung aus der Serien Wicklung durch

Unterteilung des einen Stabes in — Stäbe entstanden ist, so gelten

auch bezüglich der Gesamtdrahtzahl die gleichen Beziehungen, nur dass bei einem vollen Ankerumgang nicht der dem ersten Stab benachbarte zu durchlaufen ist, sondern dass Raum für die übrigen Stromkreise zu lassen ist, also:

Gesamtleiterzahl gleich Summe der Wicklungsschritte X halbe Polzahl ± Anzahl der parallelen Stromzweige.

Fassen wir die Bedingungen für Wicklungsschritt und Leiterzahlen zusammen:

Parallelwicklung:

Leiterzahl beliebig aber grade, Wicklungsschritte ungefähr gleich Polteilung, ungrade und von einander verschieden. Ausführungsform : Schleifenwicklung.

Serienwicklung:

X Polzahl zb 2, Wicklungsschritte

ungefähr gleich Polteilung, sie müssen ungrade, können aber gleich sein. Ausführungsform: Wellen Wicklung.

Leiterzahl =

Serien parai lei Wicklung:

Vx + y-2

Leiterzahl =

X Polzahl zfc Anzahl der Anker-

stromzweige, Wicklungschritt ungefähr gleich Polteilung, beide ungrade event, gleich. Ausführungsform : Wellenwicklung.

Bei der Leiterzahl ist ausserdem noch auf die Nutenzahl zu achten, da die Leiterzahl gleich Nutenzahl X Anzahl der Leiter pro Nut ist, das giebt oft bei der Serien- oder Serienparallelwicklung unbequeme Verhältnisse.

Bei der Spulenwicklung ist ferner noch zu beachten, dass die vom Wicklungsschritt berührten Drähte auch der Lage nach zusammen gehören. Als Beispiel diene ein Spoliger Anker, vier parallele Ankerstromzweige und drei Windungen pro Segment. Die Drahtzahl sei vorläufig zu 1600 berechnet.

Die drei Drähte pro Segment bilden bezüglich der Wicklung

= — 534.

eine Einheit, die Anzahl solcher Einheiten ist

O

Die Wicklungsschrittsumme ergiebt sich demnach bei 8 Polen zu

4    ~ 134, danach die genaue Anzahl der Wicklungseinheiten

534

4 • 134 zt 4 = 540, die Gesamtdrahtzahl 3 • 540 — 1620. Diese Zahl ist durch 18 teilbar, die Nutanordnung entspricht Figur 16.

199-

319

5W/WZ

Zoo

V<

v/Wwt

Mut 1

Nut 12

Fig. 16.

Die einzelnen Schritte der Wicklungseinheiten können zu 67 und 69 angenommen werden. Für die Ausführung der Wicklung gilt dann folgendes:

Es gehören in der Spule die Drähte 1, 3, 5 (Nut 1) und 200, 202, 204 (Nut 12) zusammen. Da drei Windungen pro Segment vorhanden sind, wickelt man von Segment 1 nach Draht 1, mit dem Wicklungsschritt 199 auf der Ankerrückseite nach Draht 200, über 3 nach 202, über 5 nach 204, weiter mit dem Wicklungsschritt 205, das Segment 69 berührend, nach Draht 409 (in Nut 23), auf der Ankerrückseite nach 508, über 411 nach 610, über 413 nach 612, weiter auf der Kollektorseite über Segment 137 nach Draht 817 u. s. f.

In den Figuren 17 bis 20 sind die drei Wicklungsarten im Schema dargestellt.

Hobart-Königslöw, Entwurf der Gleichstrommaschine.

Die Anzahl der Stromabnahmestellen (Bürstenstifte) ist bei der Parallelschaltung gleich der Ankerstromzweigzahl, also gleich

Fig. 21.

derPolzahl. Bei der Serienschaltung ist sie gleich zwei (Fig. 18) ; verfolgt man den der Minus-Bürste entsprechenden Leiter nach rechts und links, so kommt man wieder in je eine neutrale Zone, kann also noch zwei Minus-Bürsten anbringen ; dasselbe gilt auch für die Plus - Bürsten (Fig. 19). Die Zahl der Bürstenstifte ist also bei der Serien-

und Serienparallel Wicklung beliebig zwischen zwei und der Polzahl zu wählen.

Stellt man einen Ankerstromzweig als Teil eines Kreises ohne Rücksicht auf den tatsächlichen Verlauf der einzelnen Ankerleiter

Fig. 23.

Fig. 22.

dar, so kann man die Stromabnahme durch die Figur 21 für Parallel-, Figur 22 für Serien Wicklung, Figur 23 für Serienparallelwicklung wiedergeben.

Y:

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Fig. 17.

Parallelwicklung.

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Fig. 19.

Serienwicklung mit sechs Bürstenstiften.

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Zu Seite 18.

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Fig. 18.

Serienwicklung mit xwei Bürstenstiften.

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Fig. 20. Serienparallelwicklung mit vier Stromxweigen.

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Kapitel II.

Anker.

ly

Kapitel V.

Wirkungsgrad.

Maschinenkonstanle.

Tourenzahl ableiten, indem man lediglich die Anker

Wendepolmaschinen.

Anhang.

Formspulen: Mantelwickelung (a, b, c), Stirnwickelung (d, e, f).

¹

Fischer-Hinnen : Die Gleichstrommaschine. E. Arnold: Die Gleichstrommaschine.

Anker.

Zur weiteren Durchrechnung der Maschine, speziell des Ankers wird die bisher für die ungefähren Dimensionen benutzte Gleichung

E=ß-Z-Brl-vlO

die Polzahl

Th

in eine andere Form gebracht: es ist v — D n——i

bü

sei P, dann erhalten wir durch Multiplikation mit 4P im Zähler und Nenner

D 7t

N lev,

— . — . 10~⁸. 2 60

Nun ist

die Polteilung,

D 7t

der Polbogen,

p • l die Polfläche,

D 7t

ß- p

■ l ■ Bl die Kraftlinienzahl pro Pol = N₀,

ferner

Also

Z die Stab- oder Drahtzahl zwischen + und — Bürste,

jr

—    die Windungszahl zwischen + und —Bürste = P, P

—    die halbe Polzahl oder Anzahl der vollen Perioden bei

einer Umdrehung,

Per.

jp ^

die Zahl der vollen Perioden pro Sekunde =

jE = 4 . AT₀ • T. Per . 10~⁸.

Man hat bei Benutzung dieser Formel auf folgendes zu achten, sie ist für Maschinen mit Trommelanker abgeleitet.

Im Gegensatz zu der Trommelwicklung wird aber bei der Ringwicklung nur eine Spulenseite induziert, sodass bei sonst gleichen Werten für N₀, T und Per die Ringanker-Maschine nur die halbe E. M. K.

entwickelt.

E = 2 • NQ • T - Per - 10

Ferner ergiebt sich die Windungszahl zwischen -J- und — Bürsten aus der halben Zahl der Ankerleiter dividiert durch die Stromzweigzahl, diese ist bei der reinen Parallelschaltung gleich der Polzahl, bei der Serienschaltung gleich 2, bei der Serienparallelschaltung beliebig.

Die Periodenzahl wird allgemein bei Behandlung der Wechselstromprobleme benutzt. Auch für die Gleichstrommaschine ist sie von grosser Wichtigkeit, da von ihr die Eisenverluste des Ankers, und die Kommutation abhängt. Da die Periodenzahl direkt mit der Polzahl der Maschine zusammenhängt, so ist ihre Bedeutung für den Entwurf klar.

Zur Übung mögen folgende Beispiele dienen:

1. Eine 100 KW-Maschine hat einen Anker mit 140 Nuten

zu 4 Stäben, bei reiner Parallelwicklung 8 Pole, 500 Umdr. pro Min. Der Kraftfluss pro Pol ist 2,8 • 10⁶. Dann ist die

gesamte Ankerstabzahl 140 • 4 = 560, Windungszahl zwischen zwei Bürsten

560

= 35,

Periodenzahl — •

8    500

60

= 33,3,

mithin

= 129 Volt.

E = 4-2,8-10«-35- 33,3 -10

2. Eine 160 KW-Maschine von 230 Volt hat einen Anker mit 103 Nuten zu 4 Stäben bei Reihenparallelschaltung mit 4 parallelen Stromzweigen, 8 Pole, 255 Umdr. pro Min. Dann ist die

gesamte Ankerstabzahl 103 • 4 — 412,

Windungszahl zwischen zwei Bürsten

412

2-4

= 51,5,

8    255

Periodenzahl — •

u

Der Polteilung entsprechen

412

= 51,5 Stäbe, der Wick-

No =

mithin

Kraftfluss pro Pol N₀ =

E-10»

4-Per- T

230 • 10s

4• 51,5 • 17

= 6,6 • 10\

lungsschritt ist auf Kollektorseite und Rückseite 51, y^Ą- V₂ = 102, halbe Polzahl = 4, Ankerstromzweige A = 4

Leiterzahl 4 • 102 -f- A = 412.

Die genauen Ankerdimensionen bestimmen sich nach dem Kraftfluss pro Pol und dem Raumbedarf der Ankerleiter. Diese sind fast durchweg in Nuten eingebettet. Da die Nuten ausgestanzt werden, so sind die Ränder scharfkantig, man muss deshalb die einzulegende Wicklung gegen eine Verletzung der Isolation schützen. Man kleidet entweder die Nut mit einem mechanisch festen Isolier material, z. B. Pressspahn, Karton oder Leatheroid

to

11

P

Kupfer 13 • 2,4.

Nutauskleidung

Spulenumhüllung

k—12'8 mm.—M

Fig. 25.

Fig. 24.

aus oder man umwickelt die fertige Spule noch mit einer Schicht von lackiertem Baumwollband oder anderem widerstandsfähigen Material (Fig. 24, 25).

In jedem Fall beträgt diese mechanische Schutzschicht, die auch aus mehreren Lagen bestehen kann, 0,4—0,6 mm. Die Ankerstäbe sind durch Umwicklung mit geöltem Leinen- oder Baumwollband in Stärken von 0,3—0,6 mm isoliert. Bestehen die Ankerleiter aus Drähten, so sind diese mit Baumwolle umsponnen, die Spulen sind mit getränktem Band umwickelt; ausserdem tritt die erwähnte Schutzbekleidung hinzu, sodass die Isolations-stärke zwischen Leiter und Eisen etwa 0,8—1,5 mm, je nach der Spannung, beträgt. Da zwischen den Stäben oder Spulenseiten oben und unten in der Nut meist die volle Spannung auftritt, so befindet sich zwischen ihnen eine Zwischenlage aus Karton oder Leatheroid von etwa 1 mm Stärke. Bei Reihenparallelschaltung können auch, namentlich bei höheren Maschinenspannungen, erhebliche Spannungsunterschiede zwischen zwei seitlich benachbarten Stäben auftreten, man isoliert dann ebenfalls z. B. durch Papier von etwa 0,2 mm Stärke.

Die Ankerleiter werden in der Ankernut gehalten durch Keile aus gut getrocknetem, in Öl getränkten Hartholz oder durch sogenannte Bandagen aus Bronce oder Stahldraht von etwa 1—2 mm Durchmesser.

Nach Fischer-Hinnen¹) ergiebt sich der für die Bandagedrähte erforderliche Gesamtquerschnitt aus der Formel

10 « • Kz

mm²,

worin

O das Kupfergewicht, das durch die Bandagen geschützt werden soll, in kg,

D den Ankerdurchmesser in cm

bedeutet und

Kz= 7 für Broncedraht,

= 10 „ Tiegelgussstahldraht, = 20 „ Pianosaitendraht

einzusetzen ist.

Als Beispiel möge die Bandage der eingangs besprochenen 150 KW-Maschine berechnet werden. Es war

daraus

n = 500, D — 75 cm,

Länge eines Stabes 620 mm, Gesamtstabzahl 456, q — 28,8 mm²,

456 - (620 — 230) ■ 28,8 ♦ 9,2

10⁶

= 47 kg.

Die Stablängen in den Nuten (230 mm) sind durch die Keile gehalten und werden nicht berücksichtigt; als spezifisches Gewicht ist 9,2 mit Rücksicht auf das Mehrgewicht an Isolation eingesetzt — 113 mm²,

0,9 • 75 • 5 00² • 47

IO⁶ • 7

das würde bei Broncedraht von 1,5 mm Durchmesser 65 Drähten entsprechen, die in 5 Bandagen von je 20 mm Breite aufgelegt werden können. Unterhalb der Bandagen wird zum Schutz der Wicklung noch eine Pressspahn- oder eine Glimmerleinen-Isolation von 0,5—1 mm angebracht.

Der für die verschiedenen Isolationen und den Keil bezw. die Bandage erforderliche Raum der Nut geht natürlich für den Kupferquerschnitt verloren. Dieser Verlust ist recht erheblich, sodass der Nutenfüllfaktor, d. h. das Verhältnis vom Kupferquerschnitt zum Nutenquerschnitt meist kleiner als 0,5 ist.²)

Je kleiner der Leiterquerschnitt bezw. je kleiner die Leiterzahl pro Nut ist, um so mehr fällt die spezielle Isolation des Leiters bezw. die Schutzbekleidung ins Gewicht. Rechteckige Leiter geben erheblich bessere Raumausnutzung als runde, lassen sich aber eigentlich nur in grösseren Dimensionen als „Stäbe“ verwenden. Das ist ein Grund, der für die Verwendung der Reihenparallelwicklung bei grosser Polzahl spricht.

» 100 „

„ 1000„

Die Nutendimensionen findet man von 4 mm breit und 15 mm tief bei Maschinen von 1 KW bis 15 „ bis 20 „

Bei Breiten unter 4 mm ergiebt sich ein zu geringer Füllfaktor, bei über 20 mm Breite treten erhebliche Wirbelstromverluste in massiven Polschuhen und ungünstige Kommutationsbedingungen auf.

Bei sehr gedrängter Bauart nimmt man die letztgenannten Nachteile in Kauf mit Rücksicht auf die bessere Raumausnutzung bei breiten Nuten.

Ankerwiderstand.

Die zur Berechnung erforderlichen genauen Drahtlängen können nach der zeichnerischen Fertigstellung des Entwurfes leicht abgelesen werden ; für den ersten Entwurf genügt eine annähernde Bestimmung, die darauf beruht, dass die Längen einer Windung annähernd gleich der doppelten Eisenlänge plus 3 mal Polteilung

ist. Also

Windungslänge = 2 • /e -j- 3 r,

die gesamte zwischen zwei Bürsten hintereinander geschaltete Drahtlänge

T-(2le+3 r),

der Kupferquerschnitt zwischen zwei Bürsten bei A parallelen Ankerstromzweigen und q Leiterquerschnitt ist

A • q,

mithin der Widerstand des Ankers

Wa

. T(2l. + 3 *)

- C '    i

A-q

Der spezifische Widerstand des Kupfers ändert sich mit der Temperatur: nimmt man bei der Berechnung von vornherein eine Ankertemperatur von 60° C. an, so ist hierfür c = 0,02.

Der Anker einer 400 KW-Maschine zeigt entsprechend folgende Verhältnisse:

400 KW, 550 Volt,

= 730 Ampere,

Leistung der Maschine .    .

Klemmenspannung .    .

Ankerstrom

400000

550

Umdrehungszahl Pol zahl .    .    .

100,

Periodenzahl

Co] Oo 00

100

—=6', 6 7

60

Schaltungsart . . Ankerdurchmesser 230 • je

Polteilung

Parallel, 230 cm,

= 91 cm,

40 cm,

Ankerlänge.........

Zahl der Luftspalte......

Breite eines Luftspaltes.....

Eisenlänge (40 — 7 ■ 1,2) • 0,9 .    . .

Windungslänge 2 le -f- 3 x == 56,8 -J-273= 330 cm,

Nutenzahl.........

Stäbe pro Nut.......

Gesamtzahl der Ankerstäbe .    .    .

Windungszahl zwischen zwei Bürsten

1,2 cm, = 28,4 cm,

264,

1584,

1584

= 99,

Spannungsverlust im Anker 830 - 0,0262 = 19 Volt, „    an den Bürsten ge

schätzt auf.......

Elektromotorische Kraft bei Volllast

550 + 21

= 571 „

Strom Wärmeverlust im Anker73ö²-0,0262 = 13900 Watt,

Krafttluss pro Pol N₀ =

E -10*

4 - T Per

= 2,18 • 10\

730

Gewicht des Ankerkupfers

Gesamtlänge zwischen zweiBürsten 99-3,3 == 326,7 m, Querschnitt eines Stabes 2,4 - 13 . . Gesamtquerschnitt zwischen zwei Bürsten 8 - 31,2 . .    . .

Anker widerstand bei 60⁰ C. 0,02 -

= 31,2 mm²,

— 250 mm²,

326,7

250

= 0,0262 £2,

Stromdichte —— 250

326,7-250-8,9

10⁸

= 2,92 Ampere pro mm², = 730 kg,

571 - 10⁸

4-99 - 6,67

In dem rotierenden Anker treten ausser dem Stromwärmeverlust noch die sogenannten Eisenverluste auf, die in folgender Weise entstehen.

Im Ankereisen durchläuft der Magnetismus an irgend einem Punkt bei der Bewegung von einem Nordpol unter dem benachbarten Südpol durch zum nächsten Nordpol, einen vollen Richtungswechsel vom positiven Maximum durch Null zum negativen Maximum und wieder durch Null zurück zum positiven Maximum. Diesem Richtungswechsel entspricht ein Arbeitsverlust, der durch die Hysteresisschleife gegeben ist und vom Material abhängt.

Gleichzeitig werden durch die Änderung der Kraftliniendichte im Ankereisen elektromotorische Kräfte induziert, welche Wirbelströme hervorrufen; durch Unterteilung des Ankereisens in dünne Bleche, die von einander durch Papier oder Lackschichten isoliert sind, wirkt man diesen Strömen entgegen. Je dünner die Bleche sind, um so kleiner werden die E. M. Ke., um so kleiner also auch die Wirbelstromverluste. Mithin sind unter gleichen sonstigen Bedingungen die Hysteresisverluste eine Funktion der Qualität, die Wirbelstromverluste eine Funktion der Stärke der verwendeten Bleche.

Durch Verbesserung der Qualität und Verkleinerung der Blechstärke könnte man demnach diese Verluste beliebig herabsetzen, wenn dem nicht einerseits übermässig hohe Materialpreise, andrerseits schlechte Ausnutzung des Ankervolumens entgegenständen. Es ist klar, dass bei gegebener Ankerbreite der Raumverlust durch die Isolation zwischen den Blechen um so grösser wird, je dünner die Bleche sind.

Bei normalen Ausführungen rechnet man deshalb mit Blechen von 0,3—0,5 mm Stärke, bei denen der Raumverlust durch Isolation etwa 10—i5°/₀ beträgt, sodass der Eisenquerschnitt 90—85 °/₀ vom Ankerquerschnitt ausmacht.

Ist der Anker mit durchgehenden Bolzen versehen, so scheint durch diese der Stromweg für die Wirbelströme geschlossen zu sein, man hat deshalb die Bolzen durch Papierhülsen isoliert. Diese Massregel wird kaum erheblichen Zweck haben, da der Kontakt zwischen den Blechen und Bolzen schlecht ist, sodass aus diesem Grunde kaum eine Vergrösserung der Wirbelstromverluste zu befürchten ist. Will man aber die in den Bolzen an und für sich auftretenden Wirbelströme niedrig halten, so ordnet man die Bolzen im Ankereisen möglichst tief an.

Die Hysteresis- und WTirbelstromVerluste sind ausserdem bedingt durch die Periodenzahl und die magnetische Sättigung.

Die von verschiedenen Autoren angegebenen Berechnungsarten für die einzelnen Verluste sind für die Praxis wenig brauchbar, da die Konstanten der Materialien selbst bei Lieferungen einer Firma nicht unbedingt gleich sind und da auch eine Änderung mit der Zeit zu beobachten ist. Deshalb empfiehlt es sich, diese Verluste nach empirischen Werten zu schätzen. In Figur 26 sind die Verlustkurven für verschiedene Periodenzahlen und Sättigungen zusammengestellt.

Die Kurven sind nach Beobachtungen an 23 Gleichstrommaschinen von erheblich verschiedenen Grössen und Umdrehungszahlen aufgestellt und geben in den meisten Fällen gute Annäherungswerte. In besonderen Fällen können jedoch Abweichungen bis zu 25 °/₀ von den Kurvenwerten auftreten.

Für die Kernverluste der 400 KW-Maschine ergiebt sich Folgendes :

Periodenzahl = 6,67,

äusserer Durchmesser der Ankerbleche 230 cm,

innerer

140 cm,

kl

Verluste in Watt pro kg Eisen —

CO

CO

co

00

CO

Kraftliniendichte in Eisen X 7Ö³. Fig. 26.

Gesamtfläche der Ankerbleche (230* — 140*)    26200cm*,

Nuten tiefe . . Nutenbreite Nutenzahl .    .

.    . 264 „

Gesamtfläche der Nuten 3,3 • 1,23 • 264    . .

1070 0171*1

25130cm*,

Eisenfläche der Ankerbleche.....

Eisenbreite des Ankers 28,4 cm,

Eisenvolumen des Ankers 25130 • 28,4    .    = 713000cm*,

spezifisches Gewicht 7,8 kg\dmz,

Eisengewicht des Ankers 713 • 7,8 = 5550 kg.

Die Sättigung des Ankers ergiebt sich aus dem halben Kraftlinienfluss dividiert durch den Eisenquerschnitt des Ankers unter den Nuten, dieser ist 42 cm ■ 28,4 cm = 1190 cm?,

Sättigung im Ankereisen

= 9150.

21800000 2 ■ 1190

Die höhere Sättigung in den Zähnen wird der Einfachheit wegen bei dieser Berechnung nicht berücksichtigt, da der entsprechende Fehler gegenüber der Ungenauigkeit in der Schätzung dieser Verluste unwesentlich ist

Der Sättigung 9150 entspricht nach Figur 26 bei 6,67 Perioden ein Verlust von ca. 1,4 Watt pro kg Ankereisen, daraus

die Gesamtkernverluste = 1,4 • 5550 = 7770 Watt,

die Kupferverluste im Anker sind

13900    „

21670 Watt.

mithin Gesamtverluste im Anker

Für die Erwärmung des Ankers ist das Verhältnis der Verluste zur Abkühlungsfläche wesentlich. Wir sehen von einer ge-

Erwärmung in °Cfür IlVattpro dm*

iS

0,5

025

17,5

35

Umfangsgeschmmdight.mmproyScc.

Fig. 27.

nauen Berechnung der von der Luft bespülten Oberfläche des Ankers, die z. B. auch die Seitenflächen an beiden Stirnseiten und in den Ventilationsschlitzen einschliessen würde, ab, da der Einfluss dieser zu sehr von anderen Konstruktionsverhältnissen abhängt, z. B. von den seitlichen Eintrittsöffnungen für die Luft, dem Verhältnis von Nut und Zahn, das die Austrittsöffnung bedingt, und den Einlagen innerhalb der Schlitze, die den Durchgangsquerschnitt oft erheblich verkleinern.

Eine genaue Berechnung ist also ziemlich nutzlos, man geht am besten annäherungsweise vor, indem man die Verluste in Watt auf die äussere cylindrische Oberfläche des Ankers bezieht. Die Temperaturerhöhung für 1 Watt pro dm² kann aus Figur 27 entnommen werden.

Je nach der Lüftung des Ankers und nach dem Luftzutritt wird man die Werte der oberen oder unteren Kurve einsetzen.

Diese angegebenen Werte gelten für die an der Oberfläche thermometrisch beobachtete Temperatur, die tatsächliche Temperatur im Inneren des Ankers bezw. der Wicklung wird bei schlecht gelüfteten Ankern nicht unerheblich höher sein.

Liegt die Konstruktion der Wicklung noch nicht vor, so kann man die Ausladung der Wicklung auf beiden Seiten des Ankers zusammen zu 0,7 der Polteilung annehmen.

Für unseren Fall ist die Ankerbreite 40 cm, die Polteilung 91 cm, die cylindrische Mantelfläche des Ankers

1) . n . (40 -f 0,7.91) = 230-n- 104 = 75000 cm², daraus das Verhältnis

21700 Watt

750 dm²

— 29 Watt pro dm².

Man wird also bei der guten Lüftung und der Umfangsgeschwindigkeit von 12 m pro sek auf eine Temperaturerhöhung von etwa 1,2 • 29 = 35° C. rechnen können, was als sehr geringer Wert³) auszusprechen ist.

In derselben Weise ergeben sich die Ankerverhältnisse einer Maschine von 100 KW, 500 Umdr. p. Min., 125)165 Volt (Fig. 4, 28):

.    .    .    800 mm,

. . .    21 m pro sek,

.    .    .    185 mm,

.    .    .    10 mm,

175 • 0,9 = 157 mm,

Ankerdurchmesser .    .

U mfan gsgesch windigkeit

Ankerlänge ....

Luftschlitz 1 à ...

Eisenlänge ....

140,

Nutenzahl.....

Leiter pro Nut .    .    .

2,4 -10, Parallel,

Leiterdimensionen . .

Schaltungsart . . .

Polzahl

S,

Periodenzahl .    .

toj 00

500

60

33,3,

Polteilung ....

Windungslänge .    .

Gesamtzahl der Ankerstäbe .    .    4 • 140 = 560,

Windungszahl zwischen zwei Bürsten

...... 314 mm,

2.157 + 3 • 314 = 1254 mm,

560

= 35,

SS!

».

Fig. 28.    100 KW-Generator des Saehsenwerks.

Gesamtlänge zwischen zwei Bürsten 35 • 1254 = 44 m, Kupferquerschnitt zwischen zwei Bürsten 8 • 24 = 192 mm²,

Gewicht des Ankerkupfers

44 • 192 • 8,9

10s

= 75 kg,

Ankerwiderstand bei 60° C. .    0,02 ■

44

192

= 0,0046 Li,

Ankerstrom bei 125 Volt . .

100000

125

= 800 Amp.,

Stromdichte

800

192

= 4,16 Amp. pro mm²,

Spannungsverlust im Anker 0,0046 - 800 = 3,68 Volt, an den Bürsten geschätzt 2 Volt, Elektromotorische Kraft . 125 -f- 5,68 = 130,7 Volt,

100000

Ankerstrom bei 165 Volt

165

= 600 Amp.,

Spannungsverlust im Anker .    0,0046 - 600= 2,76 Volt,

2 Volt,

Elektromotorische Kraft .    .    . 165 -j- 4,76 = 169,8 Volt,

Stromwärme-Verlust bei 125 Volt 800* • 0,0046 = 295öWatt, „    „    „ 160 „ 600* ■ 0,0046 = 1650 „

130,7-IO8 4-35-33,3 169,8 -108 4-35- 33,3

an den Bürsten .    .

Kraftfluss pro Pol bei 125 Volt

= 2,8 - 10%

= 3,64 -10%

innerer Ankerdurchmesser 520 mm, Ankerfläche (80,0* — 52*)    = 2900 cm*,

2900-15,7- 7,5

Ankergewicht

10³

= 355 kg,

Nutentiefe 2S mm,

Eisentiefe unter den Nuten 112 mm, Eisenquerschnitt 11,2 -15,7 = 176 cm*,

Sättigung im Eisen bei 125 Volt

2,8 -10⁶

„ 165    „

2-176 3,64 -10⁶

= 8000,

2-176

= 10300,

Eisenverlust

Gesamtverlust

bei    125 Volt    . .    6,5- 355 =    2300    Watt,

.......80-71-45 = 11300 cm*,

Oberfläche Verluste bezogen auf die Oberfläche

bei 125 Volt

5250

113

= 46 Wattldm*,

4650

„ 165 „

die grösste Temperaturzunahme bei der

hohen Umfangsgeschwindigkeit 0,9-46 = 41,5° C.

113

= 40

Kapitel III.

Magnetische Verhältnisse.

Bisher waren nur die magnetischen Kraftflüsse und Sättigungen erwähnt, soweit sie für die Erzeugung der E. M. K. und für die Verluste im Anker von Bedeutung sind.

Im Folgenden soll der magnetische Kreis der Maschine und die zur Erzeugung und Aufrechterhaltung der magnetischen Kraftflüsse erforderliche sogenannte magnetomotorische Kraft (M. M. K.) behandelt werden.

Man kann in ähnlicher Weise wie beim Ohmschen Gesetz den Kraftfluss oder die Linienzahl berechnen aus der M. M. K. und dem magnetischen Widerstande des Kreises. Diese Berechnungsart erfordert aber oft umständliche Rechnungen mit beträchtlichem Aufwand an Zeit und geistiger Arbeit, die man besser auf wichtigere Umrechnungen verwenden kann, zumal die oft an gestrebte Genauigkeit der Berechnung durch unumgängliche Erfahrungswerte, empirische Konstanten, beeinträchtigt wird.

Wir gehen deshalb von dem viel einfacheren, für die Praxis vollkommen ausreichenden Verfahren aus, dass wir aus den Materialkurven die für die Sättigung des betreffenden Teiles erforderliche Ampèrewindungszahl pro cm Länge des Kraftlinienweges ablesen und mit der wahren Länge multiplizieren. So werden einzeln die Amperewindungszahlen für Luft, Zähne, Ankereisen, Pol und Joch, ferner die zum Ausgleich der Ankerrückwirkung nötigen Amperewindungen bestimmt; ihre Summe ergiebt die Ampèrewindungszahl, die pro Pol vorgesehen werden muss.

Die Magnetisierungskurven sind in Figur 29 wiedergegeben und zwar zwei für Stahlguss, da dieses Material je nach seiner Herstellung recht verschiedenes magnetisches Verhalten zeigen kann. Die ausgezogene Kurve ist nur zulässig, wenn man das

J ‘ 1 k A

l H 3 ch& \5^

I

!

I

II

I

i

4

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i

Il

i

14.

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Fig. 32.

À

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■

Il

I

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Fig. 30.

Fig. 31.

i—

T

f

v\

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s?

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\

\

j- 4--=i

i__L _L

Fig. 33.

zu verwendende Material genau kennt und sich eventuell durch Versuche von Zeit zu Zeit von seiner Zuverlässigkeit überzeugen kann.

Ist dies nicht der Fall, so wird man gut tun, die Ampère-windungen nach der ungünstigeren, gestrichelten Kurve zu be-

X 1000

16

hl

llS'l

16 15

13 12 11

10

o,³

-40

'S 8

^7 c; '

evSS

Tl

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6

•S

10

20

30

40

50

60

70

80    90    100

Ampere Windungen proIcmLänge.

Fig. 29.

stimmen. Die Unterschiede sind namentlich bei höheren Sättigungen recht bedeutend.

Was die Auswahl des Materials anlangt, so wird man für das Gestell Stahlguss (Fig. 30, 31 und 32, 33) oder Eisenblech dem Gusseisen (Fig. 34, 35) vorziehen, sobald entweder die Maschine möglichst leicht sein soll (Schiffsdynamos, Lokomotiv-Kranmotoren) oder die Kosten für Material und Bearbeitung geringer sind.

Hobart-Königslöw, Entwurf der Gieichstrommaschine.

Man muss beachten, dass bei gleicher Ampèrewindungszahl die Querschnitte bezw. die Gewichte im umgekehrten Verhältnis stehen wie die zulässigen Sättigungen. Als Vergleich diene Tabelle I für M. M. Ke. bis 60 Ampère Windungen pro cm Länge, welcher

tein

tiin

rrfn

rrjn

Fig. 34.

Wert nur selten für die Pole bei Gleichstrommaschinen überschritten wird.

Tabelle I.

Ampèrewindungen pro cm Länge

Magnetische Sättigung

Eisen-

und Stahlblech

Stahlguss

Gusseisen

13200

15200

16300

4500

6600

7900

15500

16700

17200

Das Gewicht des Joches aus Gusseisen ist also je nach der Sättigung 2—3 mal so gross wie bei Stahlguss. Dafür ist Stahlguss, namentlich bei kleineren Gussstücken, annähernd im gleichen Verhältnis teurer. Ferner bekommt man ein brauchbares Guss-

ńi

Fig. 35.

eisen fast in jeder Giesserei, während brauchbarer Stahlguss nur von speziell darauf eingerichteten Firmen geliefert werden kann, sodass mitunter Frachtkosten und Lieferzeit den Ausschlag für die Verwendung von Gusseisen geben.

Andrerseits ist das geringere Gewicht der Stahlgussmaschine für den Transport wesentlich.

Hier kann also nur eine genaue Kalkulation der Preise für beide Materialien ausschlaggebend sein. Bei sehr grossen Maschinen wird für die zulässige Sättigung der Querschnitt des Gestelles

mitunter so klein, dass er aus mechanischen Rücksichten ver-grössert werden muss, dann ist Gusseisen oft angebracht. Blech wird für das Joch nur ausnahmsweise verwendet.

Für den Pol selbst ist massgebend, dass bei höherer Sättigung der Querschnitt und Umfang des Schenkels verkleinert wird, so-

TT

Fig. 30.

Fig. 37.

Pressspahn 3mm

Eisen^ilech'lßmn

'ZU-

Fig. 38.

dass die Länge und das Kupfergewicht der Feldwindungen entsprechend abnehmen. Der Pol besteht fast immer aus Stahlguss (Fig. 36, 37, 38) oder Eisenblech (Fig. 39), wenn nicht bei Gusseisenmaschinen mit geringer Luftsättigung (z. B. bei Ringankern) die Bearbeitungskosten für das Ansetzen der Pole die Ersparnisse an Feldkupfer auf wiegen.

Da die Sättigungen in Stahlguss oder Schmiedeeisen die normalen Luftsättigungen, die ihrerseits die maximalen Induktionen in den Zähnen bestimmen, bedeutend überschreiten, muss man bei diesen Materialien stets Polschuhe verwenden und, um die Feldspulen getrennt von den Maschinen aufwickeln zu können, entweder den Polschuh oder den ganzen Pol ansetzen.

TT

Fig. 39.

Die Arbeitsflächen zum Ansetzen der Pole oder Polschuhe werden gestossen oder ausgebohrt, letzteres dürfte sich bei Vorhandensein der erforderlichen Arbeitsmaschinen billiger stellen.

Übrigens liegt in dieser Verbindungsstelle noch eine Schwierigkeit für die Verwendung von Gusseisen für das Joch, da hier die

'M

Fig. 40.

Sättigung des Gusseisens gleich der des angesetzten Poles sein muss, und da man diese andrerseits mit Rücksicht auf Ersparnis an Feldkupfer möglichst hoch wählen wird. Um den magnetischen Übergangswiderstand zu verkleinern, verwendet man Anordnungen mit ein gegossenem Pol (Fig. 40) oder mit verbreitertem Polansatz.

Den Polquerschnitt wählt man, wenn möglich rund, da der Umfang des Kreises kleiner ist als der eines Rechteckes von gleichem Querschnitt. Muss der Pol viereckig sein, so ist bezüglich des Umfangs der quadratische Querschnitt am günstigsten.

Die Berechnung wird am deutlichsten an einem Beispiel erklärt sein.

Der magnetische Kreis des 400 KW-Generators (Seite 24, 25) ist in Fig. 41 mit eingeschriebenen Längen dargestellt

Die einzelnen Sättigungen werden aus dem magnetischen Kraftlinienfluss 21,8 ■ IO⁶ Kraftlinien für 574 Volt E. M. K. bezw. 550 Volt Klemmenspannung bei voller Belastung berechnet.

Ankereisen unter den Nuten.

85

Sättigung 9150, Länge — cm für eine Feldspule, nach Fig. 29

für Ankerblech 4 Ampèrewindungen pro cm, 4 • 42,5 — 169 Ampèrewindungen.

Luftspalt.

Für die Berechnung der Ampèrewindungen für den Luftzwischenraum sind verschiedene Methoden vorgeschlagen, die sich

145 cm.

¹

Fischer-Hinnen, Gleichstrom-Maschinen, 5. Aufl.

²

Turner und Hobart, Die Isolierung elektrischer Maschinen. 1906.

³

Die in England für den Maschinenbau gültigen Vorschriften sind, was Erwärmung und Isolation anlangt, wesentlich strenger als die des Verbandes Deutscher Elektrotechniker.

ly

/*,•

- 304mm (T)

85 cm. '

Fig. 41.

namentlich durch die Bestimmung des mittleren Luftquerschnitts für den Kraftlinienfluss zwischen Polschuh und Anker von einander unterscheiden.

Es ist ohne weiteres klar, dass der Eintrittsquerschnitt in das Ankereisen kleiner ist als der Austrittsquerschnitt aus dem Polschuh. Nach Versuchen von H. S. Hele-Shaw, A. Hay und P. A. Powell, die in der E. T. Z. 1905, S. 349 beschrieben sind, ergiebt sich die Sättigung in Luft durch Multiplikation der aus der Polschuhfläche berechneten Sättigung mit einer Konstanten,

Nutbreite

die von dem Verhältnis

Zahnbreite

und

Nutbreite

Luftspalt

abhängt ;

aus der gegebenen Tabelle lassen sich folgende Werte bestimmen, die in Tabelle II zusammengestellt sind.

Tabelle II.

Zahnbreite Nutbreite

Nutbreite

Luftspalt

C)    to

oo To

o,

1,1

1,2

1,25

1,33

In den meisten Fällen werden die Dimensionen sich der zweiten Reihe nähern, z. B. Zahnbreite 12 mm, Nutbreite 10 mm, Luftspalt 5 mm. Dementsprechend kann man den „Kontraktionskoeffizient“ durchschnittlich mit 1,2 einsetzen. Das gilt auch mit

Nutbreite Luftspalt

ist, wodurch K eigentlich kleiner wird. Für die weitere Verkleinerung des Querschnittes infolge der Lüftungsspalte im Anker erhöhen wir K noch um einige (bis 5) Prozent.

Dagegen ist zu berücksichtigen, dass ausser den Kraftlinien direkt unter dem Polschuh auch solche von den seitlichen Polkanten in den Anker übertreten, diese nützliche Streuung hängt wesentlich von der Form der Polschuhe und von der Luftsättigung ab; man kann annehmen, dass sie bei den Polformen nach Fig. 31, 35, 38 20 °/₀, nach Fig. 36, 37 10 °/₀ beträgt.

Für Polschuhe mit sehr langen Vorsprüngen oder Verengungen sinkt der Wert noch weiter.

Für normale Verhältnisse kann man also 10—20 °/₀ annehmen, wobei man mit Rücksicht auf die Sicherheit die niedrigen Werte wählen wird, solange die höheren nicht durch besondere Anordnung (z. B. wie in Fig. 38) wahrscheinlicher sind.

Setzen wir für unsere Polschuhe die Streuung mit 10 °/₀ ein und berücksichtigen die Nuten und Lüftungsspalten durch K = 1,25, so ergiebt sich:

guter Annäherung für unseren P’all, in dem

1,23

0,9

= 1,4

die Polschuhfläche 61 • 40 = 2440 cm²;

Bei dem Ankerdurchmesser 230 cm, der Nutentiefe 3,3 cm und der Nutbreite 1,23 cm ist die Zahnbreite in der Mitte (230 — 3,3) *

— 1,23 — 1,47 cm,

die mittlere Sättigung in Luft ist aber

21,8 • 10⁶

1,25 •

1,10 • 2440

= 10200,

der Luftspalt ist 0,9 cm. Mithin aus der Beziehung

4 Tt n • i

~W ' ~T~

Kraftliniendichte in Luft H —

10

• H-l = 0,8 - Bh- Ô n • i = 0,8 • 10200 •    = 7350 Ampèrewindungen

Zähne.

Von den 21,8 ■ 10e Kraftlinien verlaufen bei 10 °/₀ nützlicher Streuung nur

. lö⁶

= 19,8 • 10⁶ direkt unter der Polfläche,

1,10

diese sind also für den Gesamtzahnquerschnitt unter der Polfläche einzusetzen.

Nehmen wir zunächst an, dass dieser Kraftfluss nur durch die Zähne, nicht durch die Nuten geht, so ist es klar, dass die Sättigung über die Zahnlänge verschieden sein muss, da die Zahnbreite sich vom Zahnkopf nach dem Zahnfuss verkleinert. Als Mittelwert nehmen wir die Sättigung in der Zahnmitte an, wodurch wir auch dem Unterschied der erforderlichen Amperewindungszahlen einigermassen gerecht werden.

Der Anker hat 264 Nuten, die Polzahl ist 8, die Polteilung

61

91 cm, der Polbogen 61 cm, die Polbedeckung also — = 0,67,

1

0,67 • 264

mithin fallen auf einen Pol

= 22 Zähne.

264

der gesamte Zahnquerschnitt in der Mitte bei 28,4 cm Eisenlänge 22 -1,47 • 28,4 = 920 cm*,

die mittlere Zahnsättigung

19,8 • 10⁶

= 21600.

Dieser Wert gilt aber nur unter der oben gemachten Voraussetzung, dass die Kraftlinien nur durch die Zähne gehen, in Wirklichkeit verläuft ein beträchtlicher Teil durch die Nuten, so-dass die wirkliche Zahnsättigung geringer ist als die berechnete „scheinbare“.

Das Verhältnis zwischen beiden ist wesentlich abhängig von dem Verhältnis der Zahnbreite zur Nutbreite und dem Verhältnis Luftspalt -|- Nuttiefe zur Nuttiefe, wie eine einfache Überlegung ergiebt.

Für mittlere Dimensionen kann man sich der in Fig. 42 links wiedergegebenen Kurven bedienen. Als Ordinaten sind die

X1Q³

2-

22

\j\

c

0,24

-2f

:<ö

£20

■29-

ts

Kl

QJ

.•§

19

9-

■5

16

26 X10³

18    20    22    29-    :

Scheinbare Zahnsättigung.

200    4 00    600    800    1000

Ampereroindungen.

Fig. 42.

wirklichen Sättigungen, als Abscissen die scheinbaren aufgetragen.

Nutbreite Zahn breite

Die obere Begrenzungslinie gilt für Nutbreite Zahnbreite

Für dazwischenliegende Werte muss man sinngemäss interpolieren. In derselben Figur rechts ist die Magnetisierungskurve für Blech bei so hohen Sättigungen wiedergegeben.

Der Bequemlichkeit wegen sind beide Kurven in einer Figur dargestellt, sodass die Ordinaten für beide gleich sind. Für unseren Fall ist die scheinbare Sättigung berechnet zu 21600, Nutbreite Zahnbreite

= 0,5, die untere

für

= 2.

ungefähr = 0,8 ; die wirkliche Sättigung aus der

linken Kurve 20600, dafür aus der rechten Kurve 400 Ampère-windungen pro cm. Bei 3,3 cm Zahnlänge 3,3 • 400 = 1320 Amperewindungen.

Die oben zu 10 °/₀ geschätzte Verbreiterung ist von grosser Wichtigkeit, wie folgende Überlegung zeigt: Wäre sie zu 15 °/0 angenommen, so hätte sich ergeben die scheinbare Sättigung

~~ • 21800 = 20800, die tatsächliche aus Fig. 42 = 19800,

ijiö

die M. M. K. = 280

pro Feldspule 3,3 ■ 280 = 920 Ampèrewindungen.

Das bedeutet eine Verkleinerung um 400 Ampèrewindungen oder ca. 30 °/₀ gegenüber der ersten Annahme.

Polschuhe.

Im allgemeinen können die Ampèrewindungen für die Polschuhe wegen der geringen Länge des Kraftlinienweges vernachlässigt werden, selbst wenn die Polschuhe aus Qusseisen hergestellt sind.

Einen gewissen Einfluss hat nur die Form des Polschuhes, sobald sie im Interesse eines allmählichen Abfalls der Kraftlinien an den Polschuhkanten abnormal ausgeführt wird. Solche Polschuhformen, die man zur Erzielung günstiger Kommutations-

Fig. 43.

bedingungen vorgeschlagen hat und auch oft anwendet, sind in den Figuren 40 und 43 dargestellt.

Ein wirksames Mittel zur Verbesserung der Kommutations-verhältnisse sind sie im allgemeinen wohl kaum, wenn auch mitunter eine Maschine, die zum Funken neigt, durch Verwendung spezieller Polschuhe verbessert werden kann.

Der Zweck der Anordnung ist jedesmal der, die Zahl der Kraftlinien nach den Enden der Schuhe zu allmählich abnehmen zu lassen, um ein allmählich wachsendes Kommutierungsfeld zu erhalten. Dies wird • erreicht durch grösseren Abstand der Polecken vom Anker (Fig. 43), Einfräsen von Schlitzen in die Kanten oder Querschnittsverengung vor den Kanten u. a. m.

Solche Formen werden bei der Berechnung der Amperewindungen für den Luftspalt berücksichtigt durch Bestimmung der mittleren Fläche des Polschuhs oder des mittleren Abstandes.

Ist durch die Verhältnisse des Ankers (breite Nuten) starke Erwärmung der Polschuhe infolge von Wirbelströmen zu befürchten, so stellt man sie zweckmässig aus Blechen nach Figur 43 her.

Pol und Joch.

Der magnetische Fluss in den Polen und im Joch ist grösser als der in den Anker eintretende, da sich ein Teil der in den Schenkeln erzeugten Kraftlinien direkt durch die Luft schliesst, ohne in den Anker einzudringen. Dieser Kraftlinienverlust wird allgemein als Streuung bezeichnet.

Diese beträgt bei kleinen Maschinen gedrängter Bauart 25 — 30 °/₀, bei grossen Maschinen 10 — 15 °/₀; sie wird ausser von der Bauart auch von den Sättigungsverhältnissen abhängen; sie soll in unserem Fall der Sicherheit halber zu 20 °/₀ angenommen* werden. Demnach ist der Gesamt-Kraftlinienfluss im Schenkel 1,2 ■ 21,8 - 10* = 26 ■ 16*.

Die magnetische Dichte im Polschenkel ist bei 4 7 cm Schenkeldurchmesser

= 14900,

26000000

1740

dafür (Fig. 29) 23 Amperewindungen pro cm, die Länge des Schenkels plus Polschuh 50 cm, also für den Pol

50'23 — 1150.

Die Kraftlinien zahl im Joch wird etwas kleiner sein als die im Schenkel, sie soll aber der Einfachheit halber gleich gesetzt werden.

Der Jochquerschnitt ist 1386 cm?, in ihm verläuft der halbe Kraftlinienfluss, daraus Sättigung im Joch

= 9400,

26000000 2 •1386

nach Fig. 29 erforderliche Ampèrewindungen = 6,

Länge des Kraftlinenweges für eine Feldspule

145

——- = 72,5 cm,

Ci

also für das Joch 72,5 • 6 = 435 Ampèrewindungen.

Die gesamte Amperewindungszahl einer Feldspule bei 574 Volt E. M. K. setzt sich aus den für die einzelnen Teile berechneten Werten nach Tabelle III zusammen:

Tabelle III.

in %

Ampèrewindungen

Ankereisen unter den Nuten

Zähne .........

Luftspalt........

169

1,6

Pol

1320

7350

1150

12,5

70,6

11

Joch

435

4,3

Summe:

10424

100,0

Danach sind rund 10450 Ampèrewindungen pro Feldspule nötig, um den Widerstand des gesamten magnetischen Kreises zu überwinden, bei einem Gesamtkraftlinienfluss von 26 -10⁶ in den Polen, von 21,8 • 10⁶ im Ankereisen, unter der Voraussetzung, dass sich die Kraftlinien gleichmässig über die verschiedenen Querschnitte verteilen. Das wird aber nur bei Leerlauf der Maschine zutreffend sein, wobei dann die E. M. K. 574 entsprechend 10450 Ampèrewindungen beträgt.

Kapitel IV.

Ankerrückwirkung.

Sobald in den Ankerleitern Ströme fliessen, versuchen diese ebenfalls magnetische Felder hervorzurufen, bestehen diese Felder nicht selbständig für sich, sondern sie setzen sich mit den durch die Feldspulen hervorgerufenen Hauptfeldern zu resultierenden Kraftflüssen zusammen ; es ist nun zu untersuchen, wie das Hauptfeld durch diese Zusammensetzung beeinflusst wird. Man bezeichnet die Einwirkung der Ankerfelder auf die Hauptfelder als Ankerrückwirkung.

In Figur 44 befinden sich die    / /@

Bürsten in der neutralen Zone, der    11®

Strom teilt sich in die beiden Ankerzweige, sodass die Ströme in den Ankerleitern die durch Punkt und Kreuz bezeichneten Richtungen haben. Diese Stromverteilung ruft ein magnetisches Feld hervor, senkrecht zu dem ursprünglichen Feld. Das aus diesen beiden resultierende Gesamtfeld weicht von der Lage des ursprünglichen ab und zwar ist es in der Drehrichtung verschoben. Bei dieser Bürsten Stellung wird also lediglich eine Verdrehung des Feldes ^ ^jJ© hervorgerufen.    ®

Liegen dagegen die Bürsten (wie in Figur 45) mitten unter dem Pol und fliessen wiederum Ströme der bezeichneten Richtung — sie müssen natürlich von aussen hervorgerufen werden, da die E. M. K. der Maschine bei dieser Bürstenstellung gleich Null ist —, so wird durch die Ankerwindungen ein Feld hervorgerufen, das dem ursprünglichen entgegen gesetzt gerichtet ist, also eine S c h w ä c h u n g her vorruft.

In Wirklichkeit

é°‘—

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Fig. 44.

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Fig. 45.

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Fig. 46.

Ordinaten prop, der magnetischen

In jeder Zwischenstellung der Bürsten, z. B. Fig. 46, kann man die magnetomotorische Kraft der Ankerwindungen in zwei

Komponenten zerlegen, die eine mit schwächender Wirkung auf das ur-sprüngliche Feld, hervorgerufen durch die Ankerleiter zwischen den durch S die Bürsten senkrecht zur Richtung des Hauptfeldes gezogenen Linien (a, a),

_ die andere mit drehender Wirkung,

hervorgerufen durch die übrigen Ankerleiter.

Fig. 46 entspricht ungefähr den normalen Verhältnissen, Figur 44 und 45 geben die beiden Grenzfälle, die in der Praxis überhaupt nicht oder nur selten (Fig. 44) erreicht werden.

■    Polschuh

180

Kraftliniendichte im Lufträume

ICO

11/0

120

100

80

60

iO

20

Y.

tzt

Polschuh

][£

20 W 60    80 100 120    11/0

ICO

•M

\y-

60

Verteilung der Kraftlinien auf dem Ankerumfang

60

80

ÎS

100 120

HO 160 1S%0 200 220 2L0 280 280 300 320 31/0 360 380

Fig. 47.

Fig. 47 zeigt die Prüfungsresultate eines vierpoligen Trommelankers mit Parallelwicklung für 17 KW Leistung und 250 Volt.

Die Messungen wurden ausgeführt bei Leerlauf (Ä) und bei Voll-Last für verschiedene Bürstenstellungen {B, C, D, E).

Die Kurve B für Voll-Last und Bürsten in der neutralen Zone zeigt die Verschiebung des magnetischen Feldes, die gleichzeitig eine gewisse Verzerrung bedeutet, in dem die Feldstärke an der einen Polkante geschwächt, an der anderen verstärkt wird ; der Flächeninhalt der Kurve B ist im übrigen gleich dem der Kurve A. Der Gesamtkraftlinienfluss hat also keine Schwächung erfahren. .

Die Kurven C und D entsprechen der Voll-Last bei Bürstenverschiebungen um ~ und \ des Bürstenabstandes, zu der Ver-6    3

drehung des Feldes tritt die Schwächung.

In Kurve E für Voll-Last und Verschiebung der Bürste bis unter die Mitten der Pole tritt wesentlich nur die Schwächung auf, die bemerkbare Verschiebung ist auf Ungleichmässigkeit des Luftspaltes zurückzuführen.

Eine genaue Auswertung der Kurven bestätigt die Theorie der Anker-Rückwirkung.

Die Versuchsmaschine hatte vierpolige Trommel Wicklung mit 79 Spulen von je 6 Windungen in 79 Nuten.

Es fallen also auf jeden Pol

= 119 Windungen. Der 715

Ankerstrom war 71,5 Ampère, pro Zweig —^— = 18 Ampère,

folglich 119 • 18 = 2140 Ampèrewindungen pro Pol.

Für die Kurven C' D und E sind die Komponenten, welche nur eine Schwächung des ursprünglichen Feldes hervorrufen :

~ • 2140 = 710 (C), ~ • 2140 = 1420 (D) und 2140 {E).

ü    ö

Die Felderregung betrug 3000 Ampèrewindungen pro Pol. Die Flächeninhalte der verschiedenen Kurven sind:

79 • 6

. . .    49 cm²    —    100 °/₀,

...    49    „    —100 °/₀,

™ °lo,

...    36    „

...    27    „    =    55%

41 °/₀-

...    20    „

Diesen Zahlen entsprechen die Kraftlinienzahlen pro Pol.

Die Werte sind in Tabelle IV zusammengestellt:

Tabelle IV.

1.

2.

3.

4.

5.

6.

Kurve

Feld-

Kraft- erregung linienzahl in pro Pol Ampère-win-dungen

in «/,

Ent-

Ampère-    magneti-

win-    sierende

düngen    Anker-

des    ampère-

Ankers    Win

dungen

Resultierende Erregung aus 3 und 5

in

Ampère-

win-

dungen

in %

Man erkennt, dass die Magnetisierung nach Spalte 2 prozentual der resultierenden Erregung in Spalte 6 gleich ist, mit Ausnahme der Kurve E. Der Unterschied für diese Bürstenstellung zwischen der resultierenden Erregung von 29 °/₀ und der Magnetisierung von 41 °/₀ erklärt sich leicht aus der Stellung der Bürsten mitten unter dem Pol. Hierbei liegt eine grosse Zahl der Ankerwindungen so, dass ihr Einfluss nur auf einen geringen Teil der Kraftlinien beschränkt ist und ihre entmagnetisierende Wirkung nicht so wirksam ist, als wenn sie nach Art einer Spule auf dem Ankerumfang verteilt sind (Fig. 45). Auf eine genaue Berechnung ihrer Wirksamkeit kann hier verzichtet werden, da für die Praxis diese äusserste Stellung ja nicht in Frage kommt.

Aus den Versuchen ergiebt sich, dass der Einfluss der Anker-ampèrewindungen, welche eine verdrehende Wirkung ausüben, auf die Gesamtzahl der Kraftlinien in diesem Fall ohne Einfluss ist. Nach andern Versuchen des Verfassers gilt dies aber nur für Maschinen mit geringer Zahnsättigung und grossem Luftzwischenraum.

Das ergiebt auch die einfache Überlegung: Der geringeren Sättigung an der einen Polkante entspricht die höhere Sättigung an der anderen Polkante, solange die Gesamtkraftlinienzahl gleich bleibt. Für die höhere Sättigung ist aber eine grössere Erregung erforderlich. So entspricht in unserem Falle der resultierenden Erregung bei Voll-Last, '[f3000² -f 2140² = 3680, die höhere Sättigung der Kurve B. In dem Ordinatenmassstab ist die Sättigung

bei Kurve A —148, bei Kurve B = I8Ö, es ist ab er

• 148 = 181.

3680 3000

Sind aber die Zahnsättigungen sehr hoch, so ist die infolge der verdrehenden Wirkung an der einen Polkante auftretende Zunahme der Sättigung kleiner als die Abnahme an der anderen Polkante und die Gesamtkraftlinienzahl nimmt ab.

Je grösser das Verhältnis Amperewindungen für Zähne durch Ampère Windungen für Luft ist, um so mehr muss sich die Schwächung des Feldes bemerkbar machen; andrerseits müssen z. B. bei Ringanker-Maschinen die verdrehenden Ankerwindungen ohne Einfluss auf die Kraftlinienzahl sein.

Einfluss der entmagnetisierenden Ankerampèrewindungen.

Der magnetisierende und entmagnetisierende Einfluss der Ankerampèrewindungen ist leicht bestimmt. Stehen die Bürsten in der neutralen Zone, so ist die entmagnetisierende Wirkung gleich Null, werden sie in der Drehrichtung verschoben, so tritt eine das ursprüngliche Feld abschwächende Wirkung auf, werden sie entgegengesetzt der Drehrichtung verschoben, so tritt eine verstärkende Wirkung auf. Aus Fig. 46 ist ersichtlich, dass bei einer Verschiebung der Bürsten um B Kommutatorsegmente in der Drehrichtung, die Windungen zwischen 2 • B Segmenten zur Wirkung kommen. Ist die Zahl der Windungen zwischen zwei Segmenten 8, so ist die Windungszahl 2 • B • S. Aus dem Ankerstrom J, der Anzahl

der parallelen Stromzweige A folgt der Strom der Windung

Mithin ist die entmagnetisierende Wirkung gleich « B-S-J J ' A

Sobald wir also die Bürstenverschiebung kennen, können wir diese Gegen-Ampèrewindungen berechnen und durch Vergrösserung der Windungszahl pro Feldspule ausgleichen.

Eine sichere Methode zur Vorausberechnung der Bürsten-Verschiebung giebt es nicht; wir sind dabei auf Schätzungen angewiesen und können, um einen Anhalt für die Rechnung zu haben, bei mehrpoligen Maschinen folgende Tabelle V benutzen.

Hobart-Königslöw, Entwurf der Gleichstrommaschine.

Tabelle V.

Ankerampèrewindungen pro Pol | Bürstenverschiebung in °/₀

Feldampèrewindungen pro Pol

des Bürstenabstandes

04

0,6

°l

Io

0,8

°l

Io

°l

Io

Z. B. bei einer Maschine von 600 Ampère mit 8 Polen, 280 Windungen und reiner Parallelschaltung sind die Anker-ampèrewindungen pro Pol

= 2620,

280 600 8 '~8~

= 044,

die Feldampèrewindungen für Leerlauf 6000, Ankeramperewindungen    2620

Feldampèrewindungen    6000

Bürstenverschiebung 6 °/₀,

Gegenwindungen 2 • —— • 2620 = 315.

Einfluss der verdrehenden Ankerampèrewindungen.

Die Wirkung der sogenannten Querwindungen erstreckt sich fast ausschliesslich auf den Luftspalt und die Zähne; wir könnten also

Ampèrewindungen für Luft und Zähne in °/₀ der Oesamtamperewindungen.

8 ê 8 S S §

;so i:.w.

75'> K.W.

300

jbjjül

530

SO

KW.

100

200

300

400

500

Fig. 48. Spannung der Maschinen in Volt.

die Querwindungen in ein bestimmtes Verhältnis zu den für Luft und Zähne erforderlichen Ampèrewindungen setzen Diese machen den grössten Teil der Gesamtampèrewindungen für Leerlauf aus und stellen für eine Maschine einen nahezu konstanten Prozentsatz derselben dar.

Das ergiebt sich aus Fig. 48 und Tabelle VI, in denen der prozentuale Anteil der magnetomotorischen Kräfte für Luft und Zähne bei verschiedenen Sättigungen an sechs Maschinen verschiedener Grösse dargestellt ist.

Tabelle VI.

Kilo-

watt

Spannung

Kern

Pol

Ampèrewindungen

Joch

Luft

spalt

Zähne

Luftspalt Ge' + Zähne in %

samt

50

100

20

150

32

220

68

50

30

100

45

tOtOH*

N. © O' ©

60

Cn ©

75

105

300

300

300

300

OO'OO’ © © © ©

38

58

76

142

COC^iO©    © lO O O iß    © DJ ©

^tœoîH    ooeCHO    o- r-

DJ    rlrt«'#    HOJCO

770

58

160

950

102

306

612

950

1260

680

1360

306

612

tO CD

ro ■— ^ 00

1460

1120

2240

3360

4770

550

550

550

550

550

500

550

iG> CO GO lO O lO ■*—4 rH rH rH

160

276

345

690

1060

180

CD © Ui O* ^ öS © © -4 i— tO 03 ©©©©©©

940

1870

2800

3760

4200

4700

5170

5 1320 945 15 2554 1885 25 3678 2825 50 4840 3810 90 5487 4290 250 6440 4950 750 8055 5920

'ey» "üi

750

750

50

750

100

750

150

750

200

230

17 120 120 37 210 270 41 270 480 66 450 780 74 600 1100

1084

2170

3250

4320

5100

750

750

100

200

300

400

750

500

1190

2390

3580

4780

6100

'to'üJ

Für alle diese Entwürfe ergeben die Ampèrewindungen für Luftspalt und Zähne nahezu konstant bleibende prozentuale

Werte und zwar zwischen 60 und 80 °/₀ der Gesamt - Ampère-windungen.

Sind somit die Ampèrewindungen für Luft und Zähne fast für alle Verhältnisse ein konstanter Teil der Gesamt-Ampèrewindungen für Leerlauf, so kann man die Querwindungen auch direkt auf die Gesamt-Ampèrewindungen beziehen.

Man wird also die Ampèrewindungszahl, welche erforderlich ist, den Einfluss der Querwindungen aufzuheben, durch Multi-

£    4,000 'J 3,500

V.

'S.

2,500

i n (Tu n g e n.

«Si

’J 1,500

s 1,000

500

1,000

2,000    4,000    6,000    8,000    10,000    12,000    14,000    16,000

Fig. 49. Gesamt-Ampèreivindungen für Leerlauf.

plikation der Gesamt-Amperewindungen mit einem Koeffizienten bestimmen können.

Die Grösse des Koeffizienten hängt wiederum von dem Verhältnis der Querwindungen zu den Feldampèrewindungen ab ;

die Kurven der Fig. 49 sind von diesem Gesichtspunkte aus zusammengestellt und geben einen bequemen Anhalt bei der Schätzung der zusätzlichen Amperewindungen für die Erregung.

Die Anzahl der Querwindungen ergiebt sich pro Pol, aus der Differenz: Anker-Ampèrewindungen minus Gegenwindungen. In dem Beispiel S. 50 waren die Anker - Ampèrewindungen pro Pol

600

500

Elektromotorische Hraft in Volt.

400

300

200

100

2000    4000    6000    8000    10000    12000

Ampere Windungen.

Fig. 60.

2620, die Gegenwindungen 315, mithin die Querwindungen 2620 — 315 = 2305.

Bei 6000Amperewindungen für Leerlauf ergeben sich ausFig. 49 800 bis 850 Amperewindungen zum Ausgleich der Querwindungen.

Benutzen wir wieder als Beispiel für die ganze Durchrechnung der Erregung den 8poligen 400 KW-Generator, so haben wir • zunächst die Magnetisierungskurve (Fig. 50) dieser Maschine für Leerlauf nach den in der Tabelle VII zusammen gestellten Werten zu konstruieren.

Nehmen wir nun zunächst an, die Bürsten seien um 5 Segmente in der Drehrichtung von der neutralen Zone aus verschoben, die Belastung der Maschine sei veränderlich, so ergeben sich die Werte der Tabelle VIII. Die Rechnung sei für eine Belastung von 300 Ampère (zweite Reihe) durchgeführt.

— 99 (Spalte 1). Die Werte der Spalten

Nach Seite 24 ist die Gesamtzahl der Ankerleiter 1584, die 1584

der Windungen —— = 792\ bei einer Windung zwischen zwei

Lamellen ist dann die Anzahl der Kollektorsegmente ebenfalls 792

792, oder pro Pol

300

= 38 Ampère (Spalte 4 und 5). Die Gegen-

2 und 3 enthalten die bekannten Angaben. Die Belastung ist 300 Ampère bei 8 parallelen Stromzweigen, der Strom pro Ankerstromzweig also

Windungen ergeben sich nach der Formel

=2-5-38 = 380 (Spalte 6).

Die Ampèrewindungen pro Pol sind einfach

99-38= 3760 (Spalte 7).

Die Querwindungen stellen die Differenz Ampèrewindungen pro Pol minus Gegen Windungen dar:

3760 — 380 = 3380 (Spalte 8).

Der Ankerwiderstand ist der früheren Berechnung der Maschine (Seite 25) entnommen; er ist gleich 0,0262 &.

Der Spannungsverlust für 300 Ampère Belastung 300 • 0,026 = 7,8 Volt (Spalte 9).

Der Spannungsverlust an den Bürsten bestimmt sich nach dem Härtegrade der Kohle und der Auflagefläche, er ist nahezu unabhängig von dem Strom, da der Bürsten widerstand bei abnehmender Stromdichte zunimmt. Nach Seite 25 waren Bürsten mit 2,4 Volt Spannungsverlust gewählt (Spalte 10), daraus der Gesamtspannungsverlust 7,8 -(- 2,4 = 10,2 Volt (Spalte 11).

Die elektromotorische Kraft der Maschine muss grösser sein als die Klemmenspannung und zwar um den Gesamtspannungsverlust im Inneren der Maschine, 550 -f- 10,2 = 560,2 Volt (Spalte 12).

Dieser Spannung entspricht bei Leerlauf nach Fig. 50 eine Ampèrewindungszahl von 9600 (Spalte 13); bei der Belastung von 300 Ampère treten störend als Querwindungen auf 3380 Ampèrewindungen. Zu ihrer Überwindung sind nach Fig. 49. 1300 zusätzliche Ampèrewindungen erforderlich (Spalte 14), ausserdem müssen die 380 Gegenwindungen (Spalte 6) ausgeglichen

Tabelle VII.

Erregung für den 400 KW-Generator bei Leerlauf.

Spannung in Volt

Kraftfluss, der in den Anker eintritt

Luftspalt: Polschuhfläche 2440 cm2 Abstand 0,9 cm Nützliche Streuung 1,10 Kontraktionskoeffizient 1,25

Anker:

Zähne:

Querschnitt 920 cm Zahnlänge 3,3 cm

Kern:

Querschnitt 2 ■ 1190 cm-Kraftlinienweg 42 cm

mittlere

Luftsättigung

10« X

Amperewindungen pro 1 cm Länge

erforderliche

Amperewindungen

scheinbare

Sättigung

wirkliche

Sättigung

Ampère Windungen pro 1 cm Länge

erforderliche

Amperewindungen

Sättigung

Amperewindungen pro 1 cm Länge

erforderliche

Amperewindungen

Kraftfluss im Pol bei einer Streuung von 1,2

Schenkel:

Joch:

Querschnitt 1740cm'¹ Querschnitt 2 • 1386cm2 KraftlinienwegJOem Kraftlinienweg 73 cm

Sättigung

10« X

Amperewindungen pro 1 cm Länge

erforderliche Ampère win düngen

Sättigung

Amperewindungen pro 1 cm Länge

erforderliche

Amperewindungen

Gesamt-Ampèrewmtlungen bei Leerlauf

150

300

450

500

550

600

CO

lO H N ® O N T"“t t-H tH Ol 03

2130

4260

6350

7100

2130

1910

4260

3850

6350

7100

5700

6400

'as Vo

7720

8700

7720

6950

8700

7800

5650 5650 11300 11300 17000 17000 18800 18400 20600 19600 22400 20800

6,6

16

2400

4800

00 ^

to

as

co

O'

3900

65

130

260

430

215

430

860

1420

7200

8000

8800

9600

to to to to I—1 - I p to JD OS

"O "© 'bo 4o 'or

7800

11600

13100

14300

15500

04 tO rH lO O'*    l>*

rH -rH    CM

100

250

550

750

950

1350

2500

4900

7300

8200

9000

9800

146

219

292

330

365

510

2205

4419

6904

8070

9315

11290

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

Tabelle VIII.

Erregung für den 400 KW-Generator bei 550 Volt Klemmenspannung und verschiedenen Belastungen. Die Bürsten sind um 5 Kollektorsegmente in der Drehrichtung verschoben.

Kommutatorsegmente pro Pol

Bürstenverschiebung in Segmenten

Windungszahl zwischen zwei Segmenten

Belastung in Ampère

04

Strom pro Zweig bei 8 parallelen Stromkreisen

Gegenwindungen des Ankers |

t>

CO

CO

Ankerwindungen pro Pol

Querwindungen des Ankers

Spannungsverlust im Anker bei 0,026 Q Ankerwiderstand

(Seite 25)

Spannungsverlust an den Bürsten 2,4 Volt bei voller Belastung ®

(Seite 25)

yH

CO

Gesamtspannungsverl ust

Elektromotorische Kraft 550 + Spalte 11

Amperewindungen für die E. M. K. bei Leerlauf

(Fig. 50)

Zusätzliche Ampère Windungen für die Querwindungen, Spalte 8

(Fig. 49)

Erforderliche

Gesamt - Ampère Windungen Spalten 6 —j— 43 -J— 14

co co co co

§    3

t-H    SO

o co

rH CO

190

1880

1690

oo

380

3760

3380

99

450

56

560

5540

4980

99

600

75

750

7420

6670

99

750

94

940

9300

8360

O    00^    CD^    IO

i>T    r-T    lcT    cT

tH    t—I    t-H

JO tO JO JO JO Tfs.    "rfa.    tf-

CD

T—I

ö    TjT    od    ^

tH    rH    t—<    (N

556,3

9400

800

10390

560,2

564,1

568,0

571,9

9600

1300

11280

9700

1800

12060

9800

2300

12850

9900

3000

13840

werden, sodass die Gesamterregung bei 300 Ampère Belastung sich zusammen setzt

aus den Ampèrewindungen für Leerlauf .    .

den zusätzlichen „

11280

Die für die verschiedenen Belastungen erforderlichen Gesamt-ampèrewindungen sind in Fig. 51 (mittelste Kurve) zusammengestellt, man sieht, dass die Beziehung zwischen der Belastung der Maschine und der Gesamtampèrewindungszahl für gleiche Klemmenspannung durch eine gerade Linie bestimmter Neigung gegeben ist. In derselben Weise sind die erforderlichen Amperewindungszahlen für andere Bürstenstellungen berechnet und

16000

---751

Feld ampere Windungen

1hOOO

12000

10000

Segmente

vorwärts.

---10

---5

— neutrâleZone.

y;

---5 Segmente

rückwärts.

200

400

600

800

Ankerstrom.

Fig. 51.

in derselben Fig. 51 zusammen gestellt. Die Neigungen der geraden Linien hängen von den Bürstenstellungen ab, sodass vom neutralen Punkt aus gerechnet, die Neigung bei Rückwärtsstellen der Bürsten kleiner, bei Vorwärtsstellen grösser wird.

Der Einfluss der Bürstenstellung auf die notwendigen Ge-samtampèrewindungen ist also klargestellt. Die Bürstenstellung ist aber abhängig von den Kommutationsverhältnissen und lässt sich, wie bereits erwähnt, nicht vorausberechnen.

Für volle Belastung unseres 400 KW-Generators wird die günstigste Bürstenstellung etwa 8 Segmente in der Drehrichtung von der neutralen Zone verschoben liegen.

Es sind dann die Gegenwindungen des Ankers, da der vollen Belastung ein Strom von 730 Ampère entspricht,

= 1460,

2-8-

730

die Ankeramperewindungen pro Pol

730

99-

= 9040,

die Querwindungen

9040 — 1460 == 7580.

Die Feldampèrewindungen für die erforderliche E. M. K. von 572 Volt bei Leerlauf nach der Magnetisierungskurve (Fig. 50) sind 10400, mithin aus Fig. 49 die zusätzlichen Amperewindungen zur Ausgleichung der 7580 Querwindungen 2700.

Die Gesamtamperewindungen bei Voll-Last und 550 Volt Klemmenspannung

10400 -f 1460 + 2700 = 14560.

Die Maschine ist mit Kompoundwicklung versehen, sodass die Klemmenspannung von Leerlauf bis Voll-Last konstant bleiben soll.

Der Anteil der Kompoundwicklung ist dann gleich der

Differenz der Gesamtamperewindungen für Voll-Last und 550 Volt (14560) minus Gesamtamperewindungen für Leerlauf und 550 Volt (9350) aus Fig. 50

14560 — 9350 = 5260.

Beim Entwurf wird man gut tun, zur Sicherheit eine um 5 bis 10 °/₀ höhere Erregung vorzusehen, als die Berechnung ergeben hat. So werden wir für unseren Fall

„    5400 (4®/₀    „    )

die Nebenschlusswicklung für 10300 (10 °/₀ Erhöhung), die Hauptstromwicklung

entwerfen.

Kapitel V.

Feldspule. Berechnungsbeispiele.

Die berechnete Amperewindungszahl muss auf dem Pol untergebracht werden und beansprucht einen bestimmten Wickelraum, den man zunächst schätzungsweise bestimmen muss. Man benutzt dazu das Verhältnis zwischen dem Gesamt-Kupferquerschnitt und dem Wickelquerschnitt der Spule, das durch Erfahrungswerte für verschiedene Drahtdurchmesser einigermassen genau festgelegt ist. Man bezeichnet dies Verhältnis als Raum fakt or.

Der Raum faktor der Feldspule.

Der Raumfaktor ist bei den Feldspulen oft sehr gering. Als Wickelraum rechnen wir das Produkt Gesamtlänge X Gesamthöhe bei rechteckigen Spulen, mittlere Länge X Gesamthöhe bei trapezförmigen; natürlich sind nur die freien Dimensionen, also der

; Pressspahr7 3mm.

is

I Blechp

mm

■ : in;

Fig. 53. Nebenschlußspule.

Messingblech 3mm

Fig. 62. Nebenschlußspule.

innere Abstand zwischen den Spulenflanschen, wenn solche vorhanden, einzusetzen.

Der Raumfaktor ist um so höher, je kleiner die Spannung pro Spule ist, deshalb wird bei gegebener Leistung, Tourenzahl und Spannung der Raumfaktor um so grösser sein, je grösser die Anzahl der Pole ist.

Für Nebenschlussspulen der Gleichstrommaschinen liegt der Raumfaktor gewöhnlich zwischen 0,40 und 0,65, abhängig von

Fig. 54.

Fig. 65.

Tourenzahl, Spannung und Polzahl; bei kleinen Maschinen für 600 Volt und hohe Tourenzahlen findet man den Raumfaktor mitunter kleiner als 0,25.

In Hauptstromspulen (Fig. 54) von Kompoundmaschinen ist

<=*

TT

•s

Raumfaktor

'S

Drahtdurchmesser in mm; die obere Kurve gilt für einfach« Baumwoll-Umspinnung, die untere für doppelte Umspinnung.

Fig. 56.

die Raumaasnutzung günstiger, namentlich wenn die Spulen aus Flachkupfer, hochkant (Fig. 55) aufgewickelt sind.

Raumfaktoren von 0,7 und darüber kann man bei den Kompoundwicklungen grosser, langsam laufender Maschinen niedriger Spannung mit hochkant gewickeltem Flachkupfer günstiger Dimensionen wohl erreichen.

Eine bequeme Annäherungsformel zur Bestimmung des Raumfaktors bei Nebenschlussspulen ist für runde Drähte:

Drahtdurchmesser, blank

Drahtdurchmesser, isoliert

)•

• 0,63.

Einfacher ist die Benutzung der Kurven der Fig. 56, die für einfache und doppelte BaumwollUmspinnung gelten.

Für die 400 KW-Maschine kann bei der Spoligen Anordnung jedenfalls für beide Spulen ein Raumfaktor von 0,56 leicht erreicht werden, der hiernach erhaltene Raum wird ganz roh im Verhältnis der Amperewindungen beider Spulen geteilt.

Der Wickelraum kann in unserem Beispiel angenommen werden zu 42 cm Länge bei 4 cm Höhe; von den 42 cm rechnen wir 30 cm am oberen Ende für die Nebenschlussspule, 12 cm am unteren Ende für die Hauptstromspule.

Berechnung der Nebenschlussspule.

Zur genauen Einstellung des Nebenschlussstromes benutzt man in bekannter Weise einen Regulierwiderstand, der in Serie mit den Spulen geschaltet ist und, bei voller Belastung der Maschine und bei normaler Spulentemperatur (60 ⁰ C.) etwa 10 °/0 der Spannung verbraucht. Es bleiben dann in dem Beispiel des 400 KW-Generators 550— 50 — 500 Volt für alle Spulen oder 62,5 Volt pro Spule.

Die Dimensionen der Spule sind:

.    48    cm,

•    4    „

. 56 „

. 150 „

. 176 „

. 1,63 m,

Innerer Spulendurchmesser

Mittlere Windungslänge (/m)

Ampèrewindungen pro Spule (n • i) . . . 10300.

. . = 16800,

worin O das Kupfergewicht der Spule in kg ist, so ergiebt sich Im • n - i = 1,63 ■ 10300 0,000178-(In'n-i)

Querschnitt der Spule 4-30 . .

Raumfaktor........

. . = 50800,

.    . = 120 cm²,

. .    0,56,

Kupferquerschnitt der Spule 0,56 -120    . = 67 cm⁹,

Kupfervolumen der Spule 163 • 67 . .    10900 cm⁸,

• 8,9

= 97 kg,

Benutzt man weiter die bequeme Formel*)

0,000178 -{lm • n- i)²

Watt

pro Spule —

Kupfergewicht in kg bei einem spezifischen Gewicht 8,9 pro dm3 10900

1000

Watt

50800

pro Spule gr7

— 525 Watt,

äussere Cylinderfläche der Spule 17,6 - 3,0 = 53 dm²,

525

Watt pro dm² äusserer Fläche _n

53

. . = 9,9.

Dieser Wert entspricht einer Temperaturerhöhung von etwa

40⁰ C.

Es wären nun noch die genaue Zahl und die Dimensionen der Spulendrähte festzustellen, aus denen sich das berechnete Kupfergewicht von 97 kg zusammensetzt:

Watt

Spannung

Strom pro Spule ^

10300

Windungszahl

8,4

525

62,5

^ 8,4 Ampère, = 1240,

*) Die Ableitung dieser Formel ist folgende:

— ii-w, i der Strom, w der Widerstand einer Spule, _ t-2 c ’ èn -n

Watt

pro Spule

rl

, n die Windungszahl, q der Querschnitt,

_ ■₉ Im 0,0089 • Im - W = t .c ______

, c mit 0,02 eingesetzt,

0,000178 -{lm-n- iy

èn - q - n 1000

• 8,9

Der Nenner dieses Ausdruckes ist aber das Kupfervolumen der Spule in dm³ multipliziert mit dem spezifischen Gewicht des Kupfers, oder das Kupfergewicht der Spule.

ei

Kupferquerschnitt pro Windung = Kupferquerschnitt pro Spule

— 5,4 mm¹²,

durch Windungszahl

67

1240

•100 . .

Stromdichte

5.4

Drahtdurchmesser, blank

2,62 mm,

isoliert, bei einfacher Baumwoll-

umspinnung..........

Wattverbrauch in allen Nebenschluss-Spulen 8-525 „ im Regulierwiderstand 50-8,4    . .

Gesamtwattverbrauch für den Nebenschluss .    .    .

2,8 mm,

= 4200,

= 420,

— 4620.

Die sich aus der Berechnung ergebende Erwärmung ist zulässig, der ursprünglich angenommene Raumfaktor stimmt nach Fig. 56. Die Spule ist also in diesen Dimensionen ausführbar.

Berechnung der Hauptstromspule.

Für die Hauptstromwicklung waren 12 cm am unteren Teil

des Wicklungsraumes vorgesehen. Um eine gewisse Regulierungsmöglichkeit zu haben, wird in den Nebenschluss zu dieser Wicklung ein Widerstand gelegt, sodass nur etwa 80 °/₀ des Gesamtstromes durch die Hauptstromwicklung fliessen, das sind 580Ampère; bei 5400 Amperewindungen ist die Windungszahl pro Pol 5400

580

= 9,5.

Die halbe Windung ist oft bequem wegen der Anschlüsse zu den nächsten Spulen. Die Dimensionen der Leiter sind an Hand der Ergebnisse für die Nebenschlussspule leicht zu bestimmen. War die Stromdichte dort 1,55, so wird man sie hier mit Rücksicht auf die bessere Wärmeabgabe zu 1,8 annehmen können, da-

580

raus der Leiterquerschnitt

1,8

= 320 mm². Wählt man Flach-

kupfer von 4 0 mm Höhe, so muss die Dicke 8 mm betragen oder man verwendet zwei Fiachkupferstreifen von je 4 mm Dicke parallel.

Das Kupfergewicht der Hauptstromspule ist bei der mittleren Windungslänge von 1,63 m

9,5 -1,63 - 320 - 8,9

1000

= 44 kg,

Widerstand der 8 Hauptstromspulen 9,5 • 1,63

320

Wattverbrauch pro Spule

■ 0,02 = 0,0077 Q, 0,0077 • 580²

= 325 Watt,

cylindrische Oberfläche 17,6 • 1,2 = 21 dm²,

325

Watt pro dm²

Dieser Wert mag mit Rücksicht auf die günstigere Wärmeableitung und auf die selten eintretende Vollbelastung noch als zulässig gelten.

Rechnen wir als Isolation BaumwollbandumWicklung von 0,5 mm Stärke, so ist der Raumbedarf in der Länge

10 • (8 -f- 2 • 0,5) = 90 mm bei einem Flachkupferstreifen, 20 • {4 -(- 2 • 0,5) = 100 mm bei zwei

Um einen Anhalt zu haben, inwieweit die für die Berechnung des magnetischen Kreises und der Feldspulen angegebenen Be-

22 =⁷⁵’⁵'

of i i \o

tor

Fig. 57.

rechnungsarten zuverlässig sind, sollen sie im folgenden auf ein ebenfalls von Fischer-Hinuen benutztes Beispiel angewendet werden, es handelt sich um eine 1000 KW-Maschine von 550 Volt 95 U. p. m.

Die erforderlichen Angaben sind zum Teil in Fig. 57, 58, 59 enthalten, zum Teil im folgenden angeführt:

Ankerstrom 1820 Ampère,

Nutenzahl 286 à 4 Stäbe,

Stabdimensionen 4 ■ 18,

Schaltungsart: Serienparallel mit 10 Stromzweigen, Polzahl 14,

Periodenzahl 11,1,

Windungslänge 2,56 m,

Windungszahl zwischen zwei Bürsten 57,7, Gesamtlänge

„    57,7 • 2,56 — 147,5 m,

Ur

SH-

iïïïïTT

IM

-t

I_

Fig. 69.

Fig. 58.

Kupferquerschnitt zwischen zwei Bürsten 10 ■ 72 = 720, 0,02-147,5

Ankerwiderstand

720

= 0,0041 Q,

Spannungsverlust im Anker 0,0041 • 1820 — 7,5 Volt, „    an den Bürsten geschätzt 2 Volt,

Elektromotorische Kraft 550 -f- 7,5 + 2 = 560 Volt, 560 • 10s

Kraftfluss pro Pol

Polbogen 40,7 cm,

Pollänge 49 cm,

Polfläche 2000 cm?,

K — 1,25, nützliche Streuung 10 °/₀, 1,25 • 22 ■ 106 1,1 • 2000

4 • 57,7 • 11,1

= 22 • 10\

mittlere Luftsättigung

= 12500.

Der Luftzwischenraum ist zur Verminderung der Ankerrückwirkung an der einen Polkante 0,8 cm, an der anderen 1,2 cm, im Mittel 1 cm,

Amperewindungszahl für Luft

12500 ■ 1

1,25

Zahnbreite in der Mitte 14 mm, Polbedeckung 0,72,

■ 0,72 = 14,7,

Zähne pro Pol

Eisenlänge des Ankers (54 — 5) - 0,87 = 42,6 cm, Gesamtzahnquerschnitt 14,7 • 1,4 - 42,6 = 880 cm²,

22 - 10⁶

scheinbare Zahnsättigung

= 22800,

1,1 • 880

wirkliche Zahnsättigung ....    21400,

Amperewindungszahl für die Zähne 5 • 500 = 2500, Polquerschnitt 49 • 32 = 1570 cm²,

1,15 ■ 22 • 10⁶

Sättigung im Pol

1570

= 16000,

Ampèrewindungen für den Pol 34 - 40 = 1360, Jochquerschnitt 2190 cm²,

22 -10⁶

Sättigung im Joch

2 • 2190

= 5030,

Ampèrewindungen für das Joch 23 • 43 — 1000, Eisenquerschnitt des Ankers • 18 = 770 cm², 22 • itf⁶

Sättigung im Anker

2 • 77Ö

= 14400,

Ampèrewindungen für den Anker 15 • 22,5 = 350, Gesamtampèrewindungen für Leerlauf 15210.

Nach Versuch betrug die Erregung bei Leerlauf und 560 Volt 15500, sodass die Abweichung des berechneten Wertes 2 °/0 beträgt.

Die Ankerrückwirkung pro Pol ist

1820- 572

10 - 14

= 7500,

bei 8 °/₀ Bürstenverschiebung sind

Gegenwindungen ....    0,16 • 7500 = 1200,

6300,

Querwindungen.........

Zum Ausgleich der Querwindungen 1300.

Mit Rücksicht auf die erwähnte Polschuhanordnung wird nur die Hälfte des Kurvenwertes eingesetzt.

Gesamtampèrewindungen für 550 Volt Klemmenspannung und Voll-Last 15210 + 1200 + 1300 = 17710, nach Versuch 17100. Es soll noch erwähnt werden, dass die aus Fig. 49 ermittelten Ampère windungszahlen zum Ausgleich der Querwindungen ziemlich reichlich sind. Nach einer Tabelle aus dem erwähnten Buche

von Fischer-Hinnen, welche für 11 Maschinen den gesamten Spannungsabfall und die beobachteten Amperewindungen für Leerlauf und Voll-Last angiebt, stimmen die nach unserem Verfahren berechneten Werte gut mit den beobachteten Werten, geben allerdings durchschnittlich etwas zu hohe Amperewindungszahlen (bis zu 6 °/₀).

Nur bei einer Maschine ist der berechnete Wert viel zu hoch

was seine Begründung in den verschiedenen Abständen der Polkanten findet.

Der Wichtigkeit des Gegenstandes wegen soll noch ein drittes Beispiel behandelt werden und zwar die bezüglich der Ankerverhältnisse auf Seite 29 bis 31 untersuchte 100 KW-Maschine.

Klemmenspannung Ankerstrom .    .

Kraftfluss pro Pol.....

Polzahl 8,

Polteilung 314 mm,

Polbogen 0,7 - 314 = 220 mm, Pollänge 185 mm,

Polfläche 22 ■ 18,5 = 407 mm*, Nutenzahl 140,

Nutenbreite 8,5 mm,

Nutentiefe 28 mm,

Zahnbreite am Kopf 9,5 mm,

K = 1,25, nützliche Streuung 1,1,

.    .    165 Volt

.    . 600 Amp.

. .    3,64 - 10⁶

125 Volt 800 Amp. 2,8 ■ 10⁶

Mittlere Luftsättigung 1,25 -Luftzwischenraum 6 mm, Ampèrewindungen für Luft .

3,64 - 10⁶

1,1-407

= 10200

10200-0,6

1,25

= 4900

7800

3800

Zahnbreite in der Mitte

(800—28) jt

140

8,5 = 8,8 mm,

140

Zähne pro Pol —5- 0,7 = 12,2,

Eisenlänge 15 7 mm,

Gesamtzahnquerschnitt 12,2 • 0,88 • 15,7 — 168 cm?, Scheinbare Zahnsättigung .

3,64

' 1,1 ■ 168

= 19700

15000

Wirkliche

. . 19100

Amperewindungen für die Zähne 200 • 2,8 = 560 Ankereisentiefe 112 mm,

15000

60

Eisenquerschnitt 11,2 -15,7 = 176 cm?,

3,64 • iö6 2 • 176

Eisensättigung

= 10300

8000

40

Kraftlinien weg — = 20,

Ampèrewindungen für das Ankereisen 20 • 5 =100 Schenkeldurchmesser 185 mm,

Schenkelquerschnitt 270 cm?,

80

Schenkelsättigung .    .

1,2 • 3,64 • 10⁶

270

= 16200

12500

Schenkellänge 20 cm,

Ampèrewindungen für den Schenkel 20 • 32 = 640 Jochquerschnitt 8 • 32 = 256 cm?,

260

Jochsättigung .    .

1,2 • 3,64 • 10⁶

6500

Kraftlinienweg — — 30 cm,

ui

Ampèrewindungen für den Schenkel 30 • 5 = 15*0 Gesamtamperewindungszahl für Leerlauf 6350 . .

^= 280,

Gesamtwindungszahl des Ankers .

Strom pro Ankerzweig .    .

600

= 75 Amp.

90

4290

100 Amp.

Ankerampère win düngen pro Pol

280. 75

= 2620

3500

........315

.    .    2620 — 315 = 2300

. . 835

Gesamtampere Windungen bei Voll-Last .    .    . 7500

560

2940

1060

5910

Zur Vorausberechnung der Spule für die höchste Amperewindungszahl bringen wir die auf Seite 60 erwähnte Gleichung

Oi

Watt

pro Spule —

0,000178 -(lm-n- if

in eine andere Form,

10-lm-8,9

0,000178 (Ira-n-if Watt-10-Im- 8,9~

0,0000178-lra(n-if

8,9 - Watt

Die linke Seite enthält den Kupferquerschnitt der Spule in dm?, durch Multiplikation mit iö⁴ erhalten wir den Kupferquerschnitt in mm? (Q)

0,17 8-Ira-(n- if •

8,9 -Watt

dividieren wir weiter durch den Raumfaktor ö, so ist der Spulenquerschnitt bei d Spulendicke die Spulenhöhe

Q‘

h = f’

Spulenhöhe X Spulenumfang ergiebt die Abkühlungsfläche.

= 250 Watt.

Nehmen wir für unseren Fall 2 °/₀ Verlust in der Magnetwicklung, so sind die Watt pro Spule 0,02-100000

Wir führen die Rechnung für 150, 200 und 250 Watt durch. Spulendicke angenommen 55 mm, mittlere Windungslänge bei 5 mm für Spulenrahmen ^ = (185 -f 10 + 55) st = 0,785 m, Spulenumfang (185 -f- 10 -j- 2 • 55) n = 0,955 m, Raumfaktor o = 0,53,

Watt

150

200

250

0,178 • 0,785- 7500²

8,9 - Watt ■ 0,53

1110

835

665

mm

Q‘

h = Ï5......=

h

Abkühlungsfläche 9,55 - —— = Watt pro dm? . . . .    =

202

19,3

7,8

152

145

13,8

121

116

21,6

mm

dm?

Tragen wir Watt pro dm¹ 2 und h als Ordinaten zu den Watt als Abscissen auf, so können wir leicht nach dem zulässigen Wert für Wattjdm² die erforderliche Spulenhöhe bestimmen.

Nehmen wir einen Wert von 10 WattIdm² an, so erhalten wir aus den Kurven:

Wattverlust 170 (i,7°/₀),

Spulenhöhe 177 mm,

daraus Spulenquerschnitt 55 • 177 — 9730, Kupferquerschnitt 0,53 • 9730 = 5150,

Magnetstrom i schätzungsweise 0,02 • 600 = 12 Ampère,

200

ao

Watt pro dm²

ai

o

ro

x"

Spulenhöhe in mm

ft

150

200

Watt pro Spule.

250

Fig. 60.

Windungszahl n .    .

7500

12

= 625,

Drahtquerschnitt

5150

625

— 8,25 mm²,

Widerstand pro Spule 0,02 •

625■ 0,785

8,25

bei der Spannung von 125 Volt ist

der Magnetstrom

— 9,5 Ampère,

5910 625

der Wattverlust 9,5'² • 1,19 =107 Watt pro Spule.

Die Spannung für alle Spulen 8 • 9,5 • 1,19 = 900 Volt, Spannungsverlust im Regulierwiderstand 35 Volt.

Die Erwärmung der Magnetspulen kann auf (5—4) ⁰ C. pro Watt/dm² bei Maschinen mit offen liegenden Spulen, auf (4—5) ⁰ C. pro Wattjdm² bei Maschinen mit Lagerschildern geschätzt werden. Die niedrigen Werte gelten für hohe Umfangsgeschwindigkeiten, bezw. besonders unterteilte Spulen.

Kapitel VI.

Kommutator.

Ist der Anker im allgemeinen massgebend für die Ausnutzung des Materials und den Wirkungsgrad der Maschine, so ist der Kollektor ausschlaggebend für die Betriebssicherheit der Maschine. So wichtig geringe Kosten und guter Wirkungsgrad sind, so ist doch für den Betrieb die Brauchbarkeit einer Maschine in erster Linie bedingt durch gutes, funkenfreies Arbeiten des Kollektors.

Der funkenfreie Gang ist allerdings nicht allein bestimmt durch den Kommutator, sondern auch durch die Verhältnisse des Ankers und der Magnete. Aber jede im übrigen auch noch so gut entworfene Maschine feuert, wenn der Kollektor fehlerhaft ist.

Die Zahl der Kommutatorsegmente ergiebt sich aus der Zahl der Ankerwindungen und der Zahl der Windungen pro Segment.

Im allgemeinen sollte man für eine gegebene Anzahl von Ankerwindungen die Segmentzahl so gross wie möglich machen, da die Kommutation dadurch besser wird, andrerseits wird dadurch der mechanische Aufbau beeinträchtigt.

Die Segmentzahl ist auch bedingt durch den Kollektordurchmesser, da man die Dicke eines Segmentes nicht zu klein, die Umfangsgeschwindigkeit nicht zu gross nehmen darf.

Die Dicke eines Segmentes kann bei kleinen Maschinen von 3 mm, bei grossen Maschinen von etwa 4 mm an bis 15 und darüber betragen. Als Material dient neuerdings meist Kupfer, geschmiedet und bearbeitet, oder aus hart gezogenen Profilstäben ausgeschnitten.

Die Isolation zwischen den Lamellen besteht aus weichem, bestem Glimmer oder einem schellackfreien Glimmerprodukt (Mikanit, Megohmit etc.) von 0,6 bis 1,2 mm Stärke, je nach der Spannung und der Grösse der Segmente.

Die Segmente werden in dem Kollektorkörper isoliert zusammengefasst und gehalten, als Isolation dienen formgepresste

-

I

m

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■

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psuć ; u. KRAKÓW

Zu Seite 71.

_)__fö)__

Fig. 61. Kollektor für 4,5 KW.

- - I-

Fig. 63. Kollektor für 150 KW.

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?öH

Fig. 62. Kollektor für 100 KW.

Fig. 64. Kollektor für 300 KW.

v:'

Hülsen und Ringe aus einem Glimmerprodukt von 1,5 bis 2 mm, bei sehr grossen Kollektoren auch 3 mm.

Das Verbinden der Ankerleiter mit den Kollektorsegmenten erfolgt durch Verlöten oder Verschrauben nach Fig. 65, 66, 67.

Die Stromabnahme erfolgt durch Kohle oder Metallbürsten. Für normale Tourenzahlen und Spannungen verwendet man fast ausschliesslich Kohlenbürsten. Bei sehr grossen Umfangsgeschwindigkeiten Metallbürsten.

Die Kohlen oder Bürsten sind in Bürstenhalter gefasst, welche auf den Bürstenstiften aufsitzen. Die Bürstenstifte sind befestigt

Fig. 66.

Fig. 66.

an den Bürstenbrücken, welche am Lager (Fig. 68, 69) oder am Magnetgestell (Fig. 70) drehbar angeordnet sind, um die genaue Einstellung der Bürsten auf funkenfreien Gang zu ermöglichen.

föi

\jzzzzm;

Fig. 67.

Die am Kollektor auftretenden Verluste sind Strom wärme und Reibung. Für den Stromwärmeverlust ist massgebend, dass der Spannungsverlust nahezu unabhängig von der Stromstärke ist, infolgedessen ist der Stromwärmeverlust am Kommutator angenähert proportional dem Strom.

Der Spannungsverlust hängt von dem Material der Bürsten ab; für sehr weiche Kohlen findet man 1,2 Volt, für sehr harte 2,8 Volt (für -{-und — Bürste zusammen).

Mit Rücksicht auf geringe Kommutatorverluste wird man möglichst weiche, mit Rücksicht auf die Kommutation möglichst harte Bürsten wählen.

In der Regel muss man beides gegen einander abwägen.

Bei 110 Volt-Maschinen sind mit Rücksicht auf den Spannungsverlust weiche Bürsten zu verwenden. Bei Maschinen mit höherer Spannung sind harte Bürsten zulässig.

Tabelle IX.

Spannungsverlust an -f- und — Bürste

in Volt

Zulässige Stromdichte pro emh der Bürstenfläche

bei mittleren

bei sehr guten Kommutationsverhältnissen Kommutationsverhältnissen

io

Tfe. 05

io

Oo

Der Auflagedruck der Bürsten ist wegen des Reibungsver-lustes möglichst klein zu halten, man findet meist 0,1 kg pro cm2 Auflagefläche; als Reibungskoeffizient kann 0,3 angenommen werden.

Ist die Umfangsgeschwindigkeit vk m pro sek, die gesamte Bürstenauflagefläche F cm²,    so    ist

Bürstendruck .    .    .    .    F •    0,1kg,

Bürstenreibung    .    .    .    F •    0,1 •    0,    kg,

Reibungseffekt .    .    .    .    F •    0,1 •    0,    ■    i\ mkg/sek,

Bürstenreibungsverlust .    9,81 • F ■ 0,1 • 0,3 • Watt.

Einfacher ist die Bestimmung aus den Kurven der Fig. 71*

fi.

£5

mW

Stromdichte in Amppro enf

12

16

20

Umfanqsc/eschrvineight. inmpro-Sec.

Fig. 71. Verluste durch Bürstenreibung.

28

Die Bestimmung der Kontaktfläche für die Bürsten geschieht in folgender Weise:

I

i

-■£

V

“t

©

Fig. 68.

;

V..

\

/

G

*

H-----

m

ri*

O

i.

IĄ

Fig. 70. Bürstenbrücke %u Fig. 34, 35.

-j.

m

m

----+

i

T

¥    (3

Q

Fig. 69.

Der Gesamtstrom der Maschine teilt sich in die halbe Zahl der Bürstenstifte, da z. B. bei 8 Bürstenstiften 4 -f- und 4 — Stifte

sind, also Strom pro Stift

Je nach dem zulässigen Spannungsverlust und den Kommu-tationsverhältnissen wird die Stromdichte festgelegt und die Bürstenauflagefläche ermittelt: z. B. bei 110 Volt Maschinenspannung 100 Ampère Strom pro Stift, Spannungsverlust 1,6 Volt, Stromdichte 8 Ampère pro cm², Bürstenauflagefläche = 12,5 cm².

O

Den Bürstenbogen wählt man 2 — 3,5 mal so gross, wie die Lamellenteilung (Segment + Isolation); die Länge einer Bürste je nach dem Bürstenbogen 15—50 mm. Gebräuchliche Abmessungen der Bürsten für normale Maschinen sind 10 ■ 15 bis (15 — 20) • 30.

Die Kabel und Kupferringe der Bürstenbrücken und die Verbindungen zu den Maschinenklemmen kann man mit 1 — 2 Amp. pro mm² belasten.

Die Umfangsgeschwindigkeit des Kommutators sollte mit Rücksicht auf die Kommutation so gering wie möglich sein. Immerhin muss man oft aus anderen Gründen eine verhältnismässig grosse Geschwindigkeit zulassen. Günstige Verhältnisse ergeben sich im allgemeinen bei etwa 10 m pro sek bis hinauf zu 15 m pro sek; darüber hinaus werden die Verhältnisse erheblich ungünstiger, sodass die übrigen Kommutationsbedingungen hervorragend günstig sein müssen, wenn die Maschine funkenfrei arbeiten soll.

Was die Erwärmung anlangt, so ist wieder das Verhältnis Wattverlust durch cylindrische Oberfläche aufzusuchen; man kann eine Temperaturzunahme von 0,8 bis 1,2 ⁰ C. für 1 Watt pro dm2 rechnen.

Vielfach findet man die Anschauung vertreten, dass die Temperatur des Kollektors noch um iö° höher liegen kann, als die des Ankers. In Wirklichkeit scheint dies bedenklich, denn die Ausdehnung und Zusammenziehung muss natürlich um so grösser sein, je grösser die Temperaturschwankungen sind. Da die beständigen Änderungen den ganzen Aufbau schädlich beeinflussen, muss man beim Kommutator die Temperaturerhöhung eher niedriger halten als beim Anker.

Für die 400 KW- (Fig. 72) bez. die 100 KW-Maschine ergeben sich folgende Verhältnisse:

ms

Zf» ■

-tss

Hl

<2

+--1O0

-3fS

mm

Mi

Fig. 72.

400 KW

100 KW

Klemmenspannung .    .

Kollektordurchmesser . Kollektorumfang Dk n Kollektorgeschwindigkeit Gesamtwindungszahl .

550 Volt

125 Volt

1650 mm 5200 8,65 mjsek

480 mm 1500

12,5 mjsek

792

280

Windungen pro Segment Segmentenzahl jVk .    .    .

Dkn

792

280

Segment -f- Isolation

Isolation i ...

Segment ß . . . Bürstenbogen 3 • (ß -f- i) .    .

Strom pro Bürstenstift .    .    .

Stromdichte........

Bürstenfläche ......

Gesamtlänge der Bürsten . .

Nk

6,55 mm

5,35 mm

0.55

0,55

4,8

20 mm 183 Amp. 4Amp./cm2 46 cm} 23 cm

16 mm

200

28,6 cm} 18 cm

400 KW 100 KW

Bürstenzahl........

Bürsten.........

Lauf länge des Kollektors lk .    .

Stromwärmeverlust .....

Reibungsverlust

Gesamtverlust.......

Abkühlungsfläche Bkjt lk ... Verlust bezogen auf die Kühlfläche 2700

30 • 20 mm?

295 mm 2,4 • 730 = 1750 1,3 • 730 = 55(9 2700 Watt 755 dm?

30 • 16 mm?

230 mm 1,6 • 800 = 1280 1,0 • 800 = 800 2080

34,5

153

17,6 Watt/5m²

60 Watt/5m²

Für die 400 KW-Maschine kann man bei der geringen Umfangsgeschwindigkeit die Erwärmung auf 1,2° C. für 1 Watt pro dm? schätzen, danach

Erwärmung .    .    .    .    1,2 • 17,6 = 21° C.

Für die 100 KW-Maschine dürfte die spezifische Erwärmung mit 0,8 einzusetzen sein, danach

Erwärmung ....    0,8 • 60 = 48° C.

Allgemein ist der Verlust und damit die Übertemperatur des Kollektors um so kleiner, je höher die Spannung der Maschine ist.

Kapitel VII.

¹

² w = 12²-1,19 = 170 Watt,

Drahtdurchmesser 3,24 mm.

²

Ausgeführt: Drahtdurchmesser 3,2, Windungszahl 630.

Spannung pro Spule . . . 1,19 ■ 12 = 14,3 Volt, „ für alle Spulen . 8 • 14,3 = 114    „

Spannungsverlust im Regulierwiderstand 50 Volt;

Wirkungsgrad.

Für die Berechnung des Wirkungsgrades sind die sämtlichen Verluste in der Maschine zu addieren.

Der Reihe nach sind die Verluste im Ankerkupfer und im Ankereisen, der Wattverbrauch für die Erregung und die Ver-

1600

1400

1200

WjlS

^ 1000

\4

er

20-000

40-000

000-09

80-000

000-001

120-000

140 000

000-091

000-081

D²VL m cm.

Fig. 73.

luste am Kommutator besprochen ; es wären noch zu berücksichtigen die Verluste durch Lager- und Luftreibung. Für diese ist bei mittleren Verhältnissen die Kurve der Fig. 73 massgebend. Die Verluste sind als Funktion der Ankerdimensionen für 1000 U. p. m. aufgetragen.

Für unsere 400 KW-Maschine mit dem Ankerdurchmesser 230 cm, der Gesamtankerlänge 104 cm und 100 Umdrehungen pro Minute, ist

D*L = 5500000,

oder reduziert auf die Tourenzahl 1000

550000.

Die Kurve verläuft von dem Abscissenwert B^L — 100000 bezw. Ordinatenwert 900 an als gerade Linie; bis D'*L — 200000 hat der Ordinatenwert eine Zunahme von 500 erfahren, dem entspricht bei einem Abscissenwert 550000 eine Zunahme um 4,50 • 500 = 2250, also ein Ordinatenwert 900 -f- 2250 — 3150 Watt.

Die Gesamtverluste unserer Maschine bei Voll-Last sind:

Ankerkupfer ......

Ankereisen.......

Kommutator ......

Nebenschlusswicklungen .    .

Hauptstrom.......

Lager und Luftreibung .    .    .

35490.

Etfektverbrauch der Maschine

Nutzeffekt .    .

400000 -f- 35490 = 435,5 KW, . . 400 KW,

Wirkungsgrad

400

435,5

= 0,92.

Bei der Beurteilung des Wirkungsgrades ist zu beachten, dass die Maschinen, in den meisten Fällen auch die Motoren, nur selten mit voller Belastung arbeiten, deshalb ist es wesentlich, darauf zu achten, dass der Wirkungsgrad auch bei kleinerer Belastung nicht erheblich sinkt, das hängt aber ab von der

Überwiegen die konstanten Verluste,

richtigen Verteilung der konstanten und der mit der Belastung veränderlichen Verluste.

so werden bei kleinerer Belastung die Gesamtverluste nicht wesentlich geändert, der Wirkungsgrad muss also sehr abnehmen. Man wird deshalb die konstanten Verluste möglichst klein, die veränderlichen dagegen gross halten.

Konstante Verluste sind die Eisen- und Reibungs-Verluste und Nebenschlusserregung, veränderliche sind Anker- und Kommutatorstromwärme und Hauptstromerregung.

Untersuchen wir die Wirkungsgrade unserer 400 KW-Maschine für verschiedene Belastungen, so ergeben sich folgende Werte:

¹/₂-Last

Voll-Last

Konstante Verluste:

Ankereisen......

¹/₄-Last

7800

3150

950

4640

16540

16540

16540

Veränderliche Verluste:

Ankerkupfer......

Kommutator......

Hauptstromwicklung .    .    .

13900

1750

3300

3480

950

875

825

440

205

18950

5180

1595

Gesamtverlust .    .

Abgegebener Effekt . . KW Verbrauchter Effekt .    .    KW

Wirkungsgrad......

. KW 35490

21720

18140

400

200

100

435,5

221,7

118,1

0,92

0,90

0,85

Kapitel VIII.

Einfluss der Ankerwindungs= und Polzahl auf den Ent w urf.    Korn m utier ung.

Wenn nicht beim Entwurf einer Maschine der Einfluss der Ankerrückwirkung von so grosser Bedeutung wäre, würde es sich bei der Dimensionierung der Maschinen lediglich um Bestimmung solcher Werte von T und N₀ in der Formel E = 4 • T • N₀ • Per • 10~⁸

handeln, bei denen die geringsten Materialkosten für eine gegebene Spannung und Stromstärke auftreten, unter Berücksichtigung der erforderlichen Kupfer- und Eisenquerschnitte, um die Erwärmung in den zulässigen Grenzen zu halten.

Angenommen, es handelt sich um einen 100 KW-Generator für 500 Volt 600 U. p. m., also 200 Ampère Ankerstrom: Versuchen wir es zunächst mit einem zweipoligen Modell und einem Trommelanker mit 20 Leitern. Dann ist

T — 5, Per = 10

und

oder

500 = 4 • 5 -10 ■ N₀ • 10~

N₀ = 250000000 Kraftlinien.

Nehmen wir die Sättigung im Ankereisen zu 15000 an, so ist ein Eisenquerschnitt von 17000 cm² erforderlich, der Anker hätte also z. B. bei 130 cm Durchmesser etwa 130 cm Länge. Deuten schon diese Dimensionen auf ungünstige Anordnung hin, so werden die tatsächlichen Verhältnisse noch deutlicher, wenn wir überlegen, dass die Länge der Feldwindungen entsprechend dem obigen Querschnitt sehr gross und ihre Zahl bei der hohen Luftsättigung ebenfalls sehr gross ist.

Die Maschine würde ausserordentlich viel Feldkupfer haben, sodass sie, ganz abgesehen von ihrer Wirkungsweise, allein mit Rücksicht auf die hohen Materialkosten, schlecht entworfen wäre.

Versuchen wir es dagegen mit dem entgegengesetzten Extrem, z. B. 4000 Ankerleitern, so wird

T = 1000,

500 = 4-1000 - 10- M-IO-* und M = 1250000, der erforderliche Eisenquerschnitt 85 cm'², Durchmesser der Magnetschenkel 10cm.

Zweifellos würden die Kosten für das P'eldkupfer diesesmal sehr gering sein, dagegen müssen auf dem Anker 4000 Leiter für je 100 Ampère untergebracht werden, deshalb werden die Ankerabmessungen und die Kosten für das Ankerkupfer wieder sehr hoch. Vielleicht Hesse sich bei dem zweipoligen Modell, abgesehen von der Ankerrückwirkung und von den Kommutations-verhältnissen, bei mittlerer Zahl von Ankerleitern ein vom ökonomischen Standpunkt aus gutes Resultat erzielen.

Einfluss der Aiikerrückwirkung bei diesen beiden Grenzfällen.

Im ersten Fall, bei 10 Windungen auf den Anker, ist die

10-100

Ampèrewindungszahl des Ankers

= 500 pro Pol, sie

wäre praktisch zu vernachlässigen. Dagegen ist die mittlere

Spannung zwischen zwei Kommutatorsegmenten — 100 Volt,

o

die Spule würde also eine solche Induktanz haben, dass die Umkehrung des Stromes von 100 Ampère 20 mal in der Sekunde bei vernünftigen Anordnungen direkt als unmöglich zu bezeichnen ist.

Im zweiten Fall, bei 2000 Windungen auf den Anker, wäre

die Spannung pro Windung

= 0,5 Volt, ein bezüglich der

500

1000

Kommutation jedenfalls sehr günstiger Wert. Dagegen hat der

2000-100

Anker

— 100000 Amperewindungen pro Pol, seine

Rückwirkung würde das ursprüngliche Feld vollständig erdrücken.

War also im ersten Fall bei einer unmerkbaren Ankerrückwirkung die Spannung zwischen zwei Segmenten zu hoch, so ist im zweiten Fall bei kleiner Spannung pro Windung, die Ankerrückwirkung zu gross. Beide Grenzfälle sind also unausführbar. Vielleicht Hesse sich aber immer noch bei zwei Polen für eine mittlere Windungszahl, etwa 100, ein einigermassen zufriedenstellendes Resultat erreichen.

Bestimmung der Polzahl für eine gegebene Leistung.

Wir erleichtern uns aber die gestellte Aufgabe, eine möglichst billige Maschine bei zulässiger Ankerampèrewindungszahl und Spannung zwischen den Kommutatorsegmenten zu entwerfen, wenn wir die Polzahl mit wachsender Grösse der Maschine vergrössern. Das mag durch folgende Beispiele erläutert werden.

Es handle sich um einen zweipoligen 50 KW-Generator von 400 Volt: Gehen wir aus von zwei Annahmen, die nach praktischen Erfahrungen noch gute Resultate geben können: Ampère-windungszahl des Ankers 3000 pro Pol, mittlere Spannung zwischen zwei Segmenten 16 Volt.

50000

= 125 Ampere,

Strom pro Leiter = 62,5 Ampère, £

3000 62,5

Gesamtwindungszahl 2 • 48 = 96,

Ankerstrom

400

Windungen pro Pol

= 48,

400

Kollektorsegmente zwischen zwei Bürsten

io

= 25,

Gesamtzahl der Segmente 2-25 = 50.

96

Also —— = ~ 2 Windungen pro Segment. o u

Sollten bei einer 100 KW-Maschine gleicher Spannung dieselben Werte für Ankerampèrewindungszahl und Spannung zwischen den Segmenten erreicht werden, so muss mit Rücksicht auf die doppelte Stromstärke die Gesamt-Windungszahl auf die Hälfte, d. h. 48 reduziertwerden, sodass nur noch eine Windung pro Segment vorhanden ist.

Damit ist die Grenze für dieses Modell gegeben, denn wie würden sich die Verhältnisse für die nächste Grösse doppelter Leistung, also 200 KW stellen?

Weniger als eine Windung pro Segment ist normal nicht ausführbar; wir müssen also entweder bei gleicher Spannung zwischen den Segmenten die Ankerwindungszahl und damit die Ankerrückwirkung verdoppeln, oder bei gleicher Anker windungszahl die Spannung pro Segment verdoppeln, oder schliesslich beide Grössen

Hobart-Königslöw, Entwurf der Gleichstrommaschine.

gleichzeitig in geringerem Masse abändern. Das letzte würde vielleicht den besten Erfolg versprechen, indes würde der Entwurf bezüglich der Kommutationsverhältnisse ungünstig werden. Selbst wenn schliesslich diese Maschine noch leidlich ausfallen würde, so tritt dieselbe Schwierigkeit bei der nächstgrösseren Maschine als unüberwindlich auf. Anders stellt sich die Sache, wenn wir zu der mehrpoligen Anordnung greifen.

Führen wir unsere 200 KW-Maschine von 400 Volt mit vier Polen aus, so ist der Strom pro Ankerleiter, da 4 Ankerstromkreise möglich sind,

200000

4-400

= 125 Ampère;

Windungen pro Pol

3000

125

= 24.

Bei 24 Kollektorsegmenten zwischen zwei Bürsten mithin

— 16Volt zwischen zwei Segmenten.

So kann man jede Maschine bei richtig gewählter Polzahl für funkenfreien Gang entwerfen, wenigstens innerhalb ziemlich weiter Grenzen der Tourenzahlen und Spannungen. Zunächst müssen wir jetzt das Verhalten der verschiedenen Wicklungsarten in dieser Beziehung kennen lernen.

Parallel-Wicklungen.

Diese lassen eine Reduzierung der Ampèrewindungen des Ankers pro Pol und der mittleren Spannung zwischen zwei Segmenten in jedem gewünschten Masse durch Erhöhung der Polzahl zu, soweit nicht Grenzen durch Kostenaufwand, Umfangsgeschwindigkeit und geringste Lamellenstärke gezogen sind.

Sind in irgend einem Fall die Bedingungen gegeben, dass ein 500 KW-Generator bei 600 Volt mit 4000 Ampèrewindungen pro Pol und 15 Volt pro Kommutatorsegment ausgeführt wird, so ergiebt sich Folgendes:

600

Segmente pro Pol ~ Y = 40, 1 o

entsprechend bei einer Windung pro Segment 40 Windungen pro Pol, daraus

pro Ankerzweig    = 100 Ampère,

Ankerstrom

= 833 Ampère ;

500000

600

mithin

833

= ~ 8 Pole.

100

Ist dagegen nur 3000 als Ankerwindungszahl und 8 Volt pro Segment zulässig, so wird

die Zahl der Segmente pro Pol

600

3000

Ampère pro Leiter

Polzahl

833

40

Serien-Wicklung.

Bei der reinen Serien Wicklung sind nur zwei parallele Ankerstromkreise vorhanden, unabhängig von der Polzahl, dadurch ist es unmöglich, bei bestimmter Spannung pro Segment die Zahl der Ankerampere Windungen beliebig herunterzudrücken.

Bleiben wir bei dem Entwurf des 500 KW-Generator von

600 Volt für 4000 Ampèrewindungen pro Pol und 15 Volt pro Segment, so berechnet sich die

Zahl der Segmente pro Ankerstromzweig

600

15 =⁴⁰'

833

Strom pro Anker ström zweig —— = 417,

t-i

• Ampèrewindungen pro Ankerstromzweig 40-417 = 16700,

16700

= >—■ 4\

4000

Polzahl pro Ankerstromzweig

mithin 8 Pole im ganzen.

Es ist aber gleich zu bedenken, dass die zu kommutierende Stromstärke pro Leiter 417 Ampère beträgt, dass also funkenfreier Gang nur unter besonders günstigen anderen Umständen (geringe Tourenzahl) zu erwarten ist.

Die Verringerung dieser Stromstärke kann in beliebigem Masse erreicht werden, indem man statt eines Leiters mehrere parallel geschaltete Leiter anordnet, wie wir es bei der Serienparallel-wicklung kennen gelernt haben.

Wie ohne weiteres ersichtlich, ist die Anzahl der parallelen Leiter, die statt des einen ursprünglichen verwendet werden, unabhängig von der Polzahl, sodass in gewisser Beziehung diese Wicklungsart noch günstigere Anordnungen namentlich hez. der Dimensionen der Ankerleiter zulässt, als die reine Parallelwicklung. Dazu kommt noch, dass bei der Serienparallel Wicklung naturgemäss jeder einzelne der parallelen Stromzweigteile der Reihe nach alle magnetischen Felder durchläuft, sodass sich Ungleichheiten der Felder in jedem Stromkreis ausgleichen, während bei der reinen Parallelschaltung die einzelnen Stromkreise immer nur unter je einem Polpaar verlaufen und in ungünstigen Fällen bei ungleichen Feldern abweichende E. M. Ke. aufweisen können.

Einen weiteren Vorteil bietet schliesslich die Möglichkeit, bei der Serienparallelwicklung die Anzahl der -f- und — Bürsten zwischen 2 und der Polzahl zu wählen, und die Bürstenstifte mit Rücksicht auf die Bedienung so anzuordnen, dass man die unteren Bürstenstifte, die bei grossen Maschinen innerhalb der Fundamentgrube schwer zugänglich sind, fortlässt

Diese Vorteile haben die Serienparallelschaltung in Deutschland ziemlich allgemein eingeführt, dagegen wird sie in England sehr wenig, in Amerika gar nicht benutzt.

Als Nachteil der Serienparallelschaltung ist eine grosse Empfindlichkeit bezüglich des funkenfreien Ganges zu nennen, indem bei mehr als zwei Bürstenstiften sehr leicht die Belastungen der Bürsten verschieden sind, wodurch dann Funkenbildung hervorgerufen wird. Die Empfindlichkeit wächst mit der Anzahl der parallelen Stromzweigteile und Bürsten stifte.

Als Gegenmittel verwendet man Ausgleichsleitungen zwischen den einzelnen parallelen Teilen der beiden Stromkreise, sogenannte Äquipotentialverbindungen, oder führt den Kollektor so breit aus, dass sämtliche Bürstensätze bis auf zwei fortfallen können. Das führt natürlich zu einer Erhöhung der Maschinenkosten. Verfasser glaubt, bei grossen Maschinen die Serienparallelschaltung nur in besonderen Fällen empfehlen zu können.*)

Es seien für einen 350 KW-Generator von 250 Volt mit Wellen wicklung aus bestimmten Gründen 14 Pole vorgesehen,

Anm. d. Übersetzers.

*) Demgegenüber sei hervorgehoben, dass z. B. die Felten-Guilleaume-Lahmeyer-Werke in Frankfurt bei grossen Maschinen nur Serienparallel -wicklung mit sehr gutem Erfolge verwenden.

pro Stromzweig ¹⁴^ = 700,

ui

Windungszahl eines Stromzweiges

35000

700

= 50,

Ankerstrom

ausserdem seien 5000 Ampèrewindungen für den Anker, 4,5 Volt pro Kommutatorsegment verlangt.

Kommutatorsegmente pro Stromzweig

25 0

4,5

= 56,

Ampèrewindungszahl pro Pol 5000,

„ für den ganzen Anker 14 - 5000 = 70000,

70000

pro Stromzweig

= 35000,

£

350000

250

= 1400,

statt dessen ausgeführt 56, also 1 Windung pro Segment.

Da der Strom in einem, Leiter 700 Ampère beträgt, die

Dimensionen und Kommutierungsverhältnisse hierfür unbequem

werden, so verwendet man statt des einen Leiters mehrere parallel

geschaltete, z. B. 4, dann ist die Stromstärke in einer Strombahn

700 inr * x =175 Ampère.

Die Gesamtwindungszahl ist

2-56-4 — 448,

die Kollektorlamellenzahl erhöhen wir zweckmässig, indem wir jeden einzelnen der vier parallelen Leiter eines Stromzweigs an ein besonderes Segment anschliessen, auf

2 - 56 - 4 = 448,

eine Windung pro Segment ist also auch jetzt vorhanden.

Statt dessen können wir aber auch, wenn es besser passt, 3 oder 5 parallele Strombahnen pro Zweig nehmen, und erhielten dann

2 • 56 - 3 — 336 oder 2 - 56 - 5 — 560 Windungen, und entsprechend 336 oder 560 Segmente.

In jedem Fall ist die Ampèrewindungszahl des Ankers pro Pol gleich, nämlich

-175 = 5600.

Die Abweichung von den geforderten 5000 Ankerampère-windungen ist durch die Abänderung der berechneten Windungszahl pro Stromzweig 50 auf die berechnete Segmentenzahl 56 bedingt. Eine genaue Einhaltung der gesetzten Amperewindungszahl und Spannung pro Segment ist in den meisten Fällen nicht möglich und auch nicht nötig.

Bezüglich der Grösse der Ankerrückwirkung, welche man in dem einzelnen Entwurf zulassen wird, lässt sich von vornherein wenig bestimmen.

Es ist zu berücksichtigen, dass mit den Ankeramperewindungen auch die zum Ausgleich der Ankerrückwirkung erforderlichen Amperewindungen für die Erregung zunehmen, d. h. dass die Kosten für das Feldkupfer steigen. Ferner wächst der Spannungsabfall einer Maschine entsprechend, sodass auch bei geringen Belastungsschwankungen eine Nebenschlussregulierung nötig ist; eine solche Maschine ist für den Betrieb wenig brauchbar.

Zum Schluss ist von der Ankerrückwirkung auch die Güte der Kommutation abhängig. Fiścher-Hinnen¹) hat dafür eine verhältnismässig umständliche Formel aufgestellt, aus welcher folgende vereinfachte Gleichungen abgeleitet werden können.

Für gute Maschinen gilt:

• B,-

AWa<(0,1— 0,12) b

worin AWa Ankerampèrewindungen pro Pol, Bürstenbogen, ß Segmentbreite, Sättigung in Luft, ô Luftzwischenraum, a Polbedeckung ist.

meist 2— 3, a = 0,7 ist, so kann man für mittlere

Da b

Verhältnisse setzen:

AW<{0,8 — 1)- Br Ô.

Mittlere Spannung zwischen zwei Kommutatorsegmenten.

Wie bereits erwähnt, ist die Spannung pro Segment ein Merkmal für die Kommutationsbedingung, in dem man bei dem auf Seite 6 angegebenen Werten auf funkenfreien Gang mehr oder weniger rechnen kann, tatsächlich aber bietet die Einhaltung dieser Werte noch keine Sicherheit. Die Funkenbildung hängt

wesentlich ab von der Induktanz der Windung, die durch die Nutenform und durch die Lage der Leiter zu einander und in der Nut bedingt ist. Liegen die Ankerleiter in geschlossenen Nuten, so ist die Induktanz sehr gross, die Spannung pro Segment muss also klein genommen werden. Liegen die Drähte auf der glatten Ankeroberfläche, so ist die Induktanz klein, der Spannungswert kann erheblich höher gewählt werden.

Die angegebenen Werte gelten unter Voraussetzung normaler Verhältnisse bei offenen Ankernuten und für Bürsten mittlerer Härte. Für Kupferbürsten ist nur etwa ein Drittel der angegebenen Werte einzusetzen.

Die Schätzung der Kollektorlamellenzahl nach der mittleren Spannung ist also ziemlich roh, sodass eine genauere Untersuchung der Kommutationsverhältnisse und unter Umständen eine nicht unerhebliche Änderung des Entwurfes unerlässlich ist.

Die Kommutierung.

A A /A A

In jeder Windung muss der Strom, sobald dieselbe von der einen Seite einer Bürste auf die andere bewegt wird, von seinem zeitweiligen Wert J auf Null und in der entgegengesetzten Richtung wieder auf den Wert J gebracht werden.

In Figur 74 bewegt sich der Anker in der Pfeilrichtung,

3 jj A,Lt

Spule 3 führt noch den vollen Strom, erst wenn die Kante A‘ I des entsprechenden Segmentes —L die Kante A der Bürste berührt, L_1 verringert sich die Stromstärke in Spule 3.

Fig. 74.

Der Strom aus Spule 4 erhält einen parallel geschalteten Weg durch Segment 4 nach der Bürste. Die beiden Parallelströme müssen sich, abgesehen von den durch die magnetischen Vorgänge hervorgerufenen Spannungen, umgekehrt, wie die Widerstände ihrer Bahnen, verhalten. Je weiter also die Lamelle 4 auf die Bürste aufgelaufen ist, um so kleiner wird der Widerstand der Strombahn 4,. um so grösser also der Anteil an dem Strom.

Der Strom in Strombahn 3 nimmt entsprechend ab bis zum Werte Null für die mittlere Stellung des Segmentes 3. Bei der weiteren Bewegung tritt in die Spule 3 der Strom von der anderen Seite, die Stromrichtung kehrt sich um und die Stromstärke nimmt zu, in dem Masse, wie sich Segment-Kante B‘ der Bürstenkante B nähert ; inzwischen sind hier wiederum die Spulen 3 und 2 parallel geschaltet, bis B‘ über und B hinausgegangen ist, in diesem Augenblick führt Spule 3 wieder die volle Stromstärke. Die Zeit für den vollen Stromwechsel von -f- J bis — J ist also gleich der Dauer zwischen dem Auf laufen von A‘ auf A und dem Ablaufen von B‘ auf B\ mit genügender Genauigkeit können wir annehmen, dass A‘ und B‘ zusammenfallen, dann ist die Zeit für die Stromwendung (T‘) gleich der Bürstenbreite (bt) dividiert durch Kommutatorumfangsgeschwindigkeit (vk)

vk Z)k • x -n

oder, wenn ß Breite eines Segmentes + Isolation, JVk die Anzahl der Lamellen ist,

T‘ =

bx • 60 ß-N^-n

In Wirklichkeit liegen nun die Verhältnisse der Stromwendung viel schwieriger, da das Abnehmen und Anwachsen des Stromes von elektromagnetischen und Induktionserscheinungen begleitet ist. Es ist bekannt, dass jeder vom Strom durchflossene Leiter von einem magnetischen Feld umgeben ist, dessen Intensität abhängt von der Stromstärke und von dem den Leiter umgebenden Medium. Ändert sich die Stromstärke, so ändert sich die Intensität entsprechend. Die Änderung des magnetischen Feldes ruft aber ihrerseits in dem Leiter eine E. M. K. hervor, deren Richtung am einfachsten dadurch bestimmt ist, dass sie die Stromänderung zu hindern sucht. Bei Stromabnahme ist sie der Stromrichtung gleich, bei Stromzunahme der Stromrichtung entgegengesetzt gerichtet.

Man bezeichnet diese Erscheinung als Selbstinduktion, sie wirkt verzögernd auf die Änderungen der Stromstärke.

Läuft also ein Segment von der Bürste ab, so ist die Stromstärke nicht Null, sondern sie hat noch einen bestimmten, endlichen Wert, der im Augenblick des Ablaufens die Segmentkante (deren Kontaktfläche sich dem Werte Null nähert), zu stark erhitzt und ein Abschmelzen verursacht. Der hierdurch gebildete Lichtbogen reisst in der Regel gleich nach der Trennung des Segments von der Bürste ab, er kann aber unter ungünstigen Umständen so lang werden, dass er über die Länge von einem oder gar zwei Segmenten stehen bleibt und dann erst unter lebhaft klatschendem Geräusch abreisst. Dass unter solchen Umständen ein ordnungsgemässer Betrieb nicht möglich ist, leuchtet ohne weiteres ein, aber auch eine massige Funkenbildung ist zu verhüten, da sie den Kollektor bald zerstört.

Fassen wir aber die Vorgänge schärfer, so sehen wir: z. B. in Spule 3 nimmt kurz nach der Stellung in Fig. 74 die Stromstärke ab, dadurch entsteht in ihr eine Spannung der Selbstinduktion, die der Stromrichtung gleich gerichtet ist. Diese Spannung ruft nun in dem Stromkreis, der aus Spule 3, Segment 3, Bürste und Segment 4 besteht, einen Kurzschlussstrom hervor, der die Strom dichte an der Berührungsstelle von Bürste und Segment wesentlich erhöht. Ähnliches gilt für die Spannung, die in der Spule 3 beim Ablaufen des Segmentes 3 von der Bürste infolge der Zunahme des Stromes in entgegengesetzter Richtung auftritt, sie drückt das Anwachsen der Stromstärke in Spule 3 herunter, sodass Spule 2 durch Segment 3 mehr Strom in die Bürste liefert, als der Kontaktfläche entspricht; es folgt wiederum starke Überlastung dieser Stelle. Gegen Ende des Kontaktes muss dann der Strom in Spule 3 um so schneller zunehmen, und in gleichem Masse die Kurzschluss-Spannung, sodass im Augenblick der Unterbrechung an der Kante B eine erhebliche Spannung zwischen dem abgelaufenen Segment und der Bürste besteht, die den Grund zum Stehenbleiben des gebildeten Lichtbogens liefert.

Die Funkenbildung beruht also auf dem Vorhandensein einer Spannung innerhalb der kurzgeschlossenen Spule, die nun ihrerseits ein Verbrennen der Segmentkanten durch zu grosse Stromdichte hervorruft; im Folgenden soll diese Spannung als Reaktanzspannung bezeichnet werden. Ein Mittel, die Funkenbildung zu verhindern, besteht darin, dass man in der Spule eine der Reaktanzspannung gleiche aber entgegengesetzte Spannung erzeugt, das geschieht, indem man die Bürsten soweit vorwärts oder rückwärts verschiebt, bis sie Spulen kurz schliessen, die sich noch in einem Teil des nützlichen Streufeldes befinden. Dabei ist folgendes zu beachten : erstens wächst mit der Belastung die Reaktanzspannung, zweitens findet durch die Ankerrückwirkung eine Verzerrung des Feldes statt, die das Feld gerade an der Kommutierungsstelle schwächt (Fig. 75). Es müssen deshalb die Bürsten bei wachsender Belastung immer weiter verschoben werden. Wie diese Bürstenverschiebung auf das Hauptfeld einwirkt, haben wir früher gesehen, hier kommt nur die praktische Seite in Frage, dass die Bürsten während des Betriebes je nach der Belastung verschoben werden müssen.

Je kleiner der Betrag der Bürstenverschiebung ist, um so weniger empfindlich wird die Maschine sein, deshalb soll auf der einen Seite die Ankerrückwirkung nicht zu gross sein, siehe Seite 86, auf der andern Seite soll die durch die Reaktanz-

©©@@@©@@©@©00©©©©©©©®©®©©©

Fig. 75.

Spannung hervorgerufene Kurzschlussstromstärke nicht zu gross werden.

Diese hängt aber ab von der Reaktanzspannung und von dem Widerstand der kurzgeschlossenen Stromkreise, der hauptsächlich durch den Übergangswiderstand der Bürsten bedingt ist.

Kupferbürsten haben sehr kleinen, weiche Kohlenbürsten mittleren, harte Kohlenbürsten hohen Widerstand.

Als Mittel gegen die Funkenbildung wird man demnach hohen Übergangswiderstand der Bürsten und kleine Selbstinduktionsspannung anwenden. Der Übergangswiderstand findet seine Grenzen in dem an den Bürsten auftretenden Spannungsverlust, den man je nach der Betriebsspannung nicht über 1,5 bezw. 2,5 Volt zulassen darf und der durch das Material der Bürsten bedingt ist.

Die Spannung der Selbstinduktion hängt ab von der Kraftlinienzahl, die den Leiter umgiebt, und von der Zeit der Stromwendung.

Ist <P die Kraftlinienzahl, die einen Draht von gegebener Länge bei einem Strom von 1 Ampère umkreist, T die Zeit einer vollen Periode, d. h. vom positiven Strom 1 durch Null zum negativen Strom 1 und wieder zurück durch Null zum positiven Strom 1, so ist die E. M. K. der Selbstinduktion dieses Drahtes

2 71 • <P •

für den Strom J ergiebt sich E =

Die Kraftlinienzahl hängt ab von der Leiterlänge, dem Strom im Leiter und dem umgebenden Medium.

Auf genaue Rechnungen kann hier nicht eingegangen werden.

j—

'Âfea

-A

----Z50'T/m

437n

■B-

îs

-t_.

• |l

60m/™

Fig. 76.

Versuche haben ergeben, dass ein gestreckter Leiter von 1 cm Länge, wenn er von 1 Ampere durchflossen wird, in Luft von ungefähr 0,8 Kraftlinien umgeben ist.

Für Leiter, die in Eisen eingebettet sind oder auf Eisen aufliegen (Fig. 76), ergeben sich ebenfalls pro 1 cm Länge und 1 Ampère, je nach der Anordnung

1,9 Kraftlinien.

II

III

3,2

IV

4,2

7,5

Da die Nutenform meist III und IV entspricht, kann also als Mittelwert für in Nuten eingebettete Leiter 4 Kraftlinien pro 1 cm und 1 Ampère gesetzt werden.

Dabei ist noch folgendes zu beachten. Bei den meisten Ausführungen werden die Seiten der unter den positiven und negativen Bürsten kurzgeschlossenen Spulen paarweise entweder in derselben Nut oder aber in einander benachbarten Nuten liegen, wie in Fig. 77, während die Endverbindungen der Spulen stark aus-

Fig. 77.

einandergehen; die Folge ist, dass für die im Anker liegenden Spulenseiten die Ampèreleiterzahl und entsprechend die Kraftlinienzahl sich verdoppelt.

In Wirklichkeit handelt es sich also nicht um reine Selbstinduktion, sondern auch um gegenseitige Induktion der benachbarten, kurzgeschlossenen Leiter.

Ein Beispiel mag dies erläutern.

Bei dem früher durchgerechneten 400 KW-Generator war

die mittlere Länge einer Windung 330 cm (Seite 24), die Ankereisenlänge 28,4 cm,

273,2 cm,

die in Eisen eingebettete Länge einer Windung 56,8 cm, die in Luft

der Strom pro Windung bei voller Belastung

730

91 Amp.,

die Kraftlinien für die Windungslängen in Eisen in Luft . .

to to

• 56,8 -91-4 = 73,2 • 91 • 0,8 =

Qi <Q>

zusammen = 61100.

Die Breite der Bürste beträgt 20 mm, die eines Segmentes

20

=*= 3 Segmente,

plus Isolation 6,55 mm, durch die Bürste sind

6,55

und da wir pro Segment eine Windung haben, auch 3 Windungen kurz geschlossen.

Die Gesamtkraftlinienzahl folgt daraus zu 3 • 61000.

Diese Kraftlinienzahl wird während der Stromwendung durch Null zum gleichen Werte entgegengesetzter Richtung gebracht, einer Stromwendung entspricht also eine halbe Periode.

Die Zeit einer halben Periode ist nach unseren früheren Überlegungen (S. 88): Bürstenbogen (in unserem Fall 20 mm) durch Umfangsgeschwindigkeit (in unserem Fall 8,65 mjsek)

20

= 0,00231 sek,

8,65 • 1000

Zeit einer ganzen Periode 2 • 0,00231 — 0,00462 sek,

Periodenzahl

=216 pro Sekunde.

0,00462

Bei sinusförmigem Verlauf der Änderungen der Kraftlinienzahl ist die erzeugte E. M. K. pro Windung

2 je X Kraftlinienzahl X Periodenzahl X 10~⁸.

In unserem Fall ist also die

Reaktanzspannung = 2 ji • 3 • 61100 • 216 • 10~

= 2,5 Volt.

Wären statt einer Windung pro Segment 2 oder 3 hintereinandergeschaltet (Fig. 14 und 15), so würde die Reaktanzspannung, abgesehen von der Gesamtkraftlinienzahl, 2 oder 3mal so gross sein.

Fassen wir die Berechnungsformeln für die Reaktanzspannung zusammen, indem wir folgende Bezeichnungen einführen: die Länge einer Windung im Eisen Le,

„    „    „    „ in Luft Lt,

„ Zahl der Windungen pro Segment n

die Zahl der gleichzeitig von der Bürste berührten Segmente s, „ Bürstenbreite in mm bx,

„ Umfangsgeschwindigkeit des Kollektors in m pro sek vk, „ Anzahl der parallelen Ankerstromkreise A,

„ Ankerstromstärke J}

so ist die Kraftlinienzahl pro Windung (0,8 • Lf -f- 2 • 4 • Le)

„ Gesamtkraftlinienzahl s • na (0,8 Lf -j- 2 • 4 ■ Le) —»

Æ

„ Zeit einer Stromwendung vk•1000

2~b[    ’

Reaktanzspannung = ns-2 jt-s-na(0,8Lf-1- 8Le)-j•    ^?_0

AL u •

= nB*-n s- (0,8Lt + S Le) ^^• 10—⁵

-A

oder, indem wir 8 n 25 setzen,

„ Periodenzahl

vk ■ 1000 ’

• 10-8

- m,¹ •s■25• (0,1 L, +    10~‘

nB² -s (0,1 Lf + Le)J-vk 4000 ■A-b₁

Diese Formel ist verhältnismässig umständlich, man kann ihr deshalb folgende Form geben:

na • Pk Jt

Ti

• — .J.(0,2Z, + Le).10-»

da^die Breiteeines Segmentes, —k * ^ s    o₁

die Lamellenzahl, ?>s •

Dk-jc

cc L5>

die Gesamtwindungszahl gleich A ■ T ist,

Ti

R = 25 T • — • J • (0,2 2* + Pe) •

P rc

wenn P die Polzahl, ist — • — die Periodenzahl,

o u

4 N₀T • Per • i0~⁸ = P,

= 0,25 r -f- le, da die Länge in Luft gleich

ferner

0,1 Lf Le

P-N₀

P-N₀

• 20-⁸,

3 t nach Seite 23 ist, also

25 • 7?s • E • J• (0,751 -f- le)

P-N₀

25 X Windungen pro Segment X Leistung in Watt X (4 + 0,15 r)

Polzahl X Kraftfluss pro Pol

Diese Berechnung gilt nur für Parallelschaltung. Bei der Serien- und Serienparallel Wicklung ergiebt sich folgendes: Es wurde schon erwähnt, dass die Anzahl der Bürstenstifte bei diesen Schaltungsarten von 2 an aufwärts bis gleich der Polzahl gewählt werden kann. Nehmen wir zunächst die geringste Stiftzahl 2 an, so ersieht man aus Fig. 78, dass bei 6 Polen durch eine Bürste 3 Windungen hintereinander geschaltet sind, obwohl jedem Segment nur eine Windung entspricht.

Die Reaktanzspannung ist also 3 mal so gross, wie die unter gleichen Bedingungen für die Parallel Wicklung berechnete. All-

Fig. 78.

Fig. 79.

gemein ist bei 2 Bürstenstiften und P Polen die berechnete

P

Reaktanz spann un g für Serienwicklung mit — zu multiplizieren.

ćj

Dasselbe gilt für Reihenparallelwicklung.

Nehmen wir dagegen die Anzahl der Bürsten gleich der Pol-:zähl (Fig. 79), so wird durch je zwei positive Bürsten immer nur feine Windung kurz geschlossen. Die Reaktanzspannung muss also >den gleichen Wert haben, wie er für Parallel Wicklung berechnet ist.

Durch geringe Abweichungen der Übergangswiderstände der gleichnamigen Bürsten kann aber der Fall eintreten, dass der

Kurzschluss nicht durch die nächstfolgende, sondern durch die dritte Bürste u. s. w. stattfindet, dann sind wieder zwei oder mehrere Windungen hintereinander geschaltet, dementsprechend steigt die Reaktanzspannung wieder auf das doppelte oder dreifache.

Da man nun dieser Übergangswiderstände nie ganz sicher ist, so wird man gut tun, bei der Reihen- und Reihenparallelwicklung, wenn alle Bürsten aufliegen, die Reaktanzspannung als Mittelwert zwischen dem ersten (Fig. 78) und zweiten Fall (Fig. 79) zu schätzen; je mehr Bürstenstifte fortgelassen sind, um so mehr wird man sich dem Höchstwerte nach Fig. 78 nähern.

Um die erwähnten Strom Verschiebungen zu vermeiden, verwendet man mit gutem Erfolge Ausgleichsleitungen bei Reihenparallel wicklung.

Was die Grösse der berechneten Reaktanzspannung anbelangt, so ist es wohl klar, dass immer nur ihr relativer, nicht der absolute Wert von Bedeutung ist. Die bei dem Kurzschluss unter der Bürste auftretende Spannung ergiebt, unter Zugrundelegung anderer Berechnungsarten, mitunter andere Werte in Volt; welche Berechnungsart der tatsächlichen mittleren Spannung am nächsten kommt, lässt sich vorläufig wohl kaum entscheiden.

Jeder Autor giebt deshalb eine auf seiner Berechnungsart basierende Spannungsgrenze an, bei der ein wahrnehmbares Funken der Maschine erfahrungsgemäss zu erwarten ist, unter der also der aus der Berechnung sich ergebende Spannungswert beim Kurzschluss der Spulen durch die Bürsten bleiben muss.

Für das vom Verfasser angegebene Berechnungsverfahren gilt erfahrungsgemäss, dass die berechnete Reaktanzspannung nicht über 2 Volt betragen darf.

Bei Reaktanzspannungen über 2 Volt ist Funkenbildung wahrscheinlich, doch ist sie, solange die 2 Volt nicht wesentlich überschritten werden, meist dem Hinzukommen anderer ungünstiger Ursachen zuzuschreiben.

Als solche Ursachen sind anzusehen:

1.    das Verhältnis Polbogen zu Polteilung ist zu gross, die Kommutierungszone daher zu klein;

2.    die Zahl der Kommutatorsegmente ist bei Parallelschaltung nicht ein vielfaches der Polzahl; bei grosser Segmentzahl ist dieses ziemlich unwesentlich, bei geringer Anzahl von Segmenten pro Pol sollte man es jedoch vermeiden;

3.    Ungleichmässigkeit im Luftspalt;

4.    Ungleichmässigkeit im Material der magnetischen Kreise;

5.    unsymmetrischer oder exzentrischer Kollektor;

6.    unsymmetrische Bürstenbrücke;

7.    ungeeigneter Bürstenhalter;

8.    unrichtiger Auflagedruck der Bürsten;

9.    ungenaue Einstellung der Bürsten;

10.    schlechte Befestigung der Bürsten;

11.    nicht ausreichende Auflagefläche der Bürsten;

12.    nicht geeignetes Material der Bürsten;

13.    zu harte Glimmerisolation zwischen den Segmenten;

14.    ungeeignetes Material der Segmente;

15.    zu schwache Fundamente;

16.    zu schwache Welle;

17.    zu schwache Kollektorkonstruktion;

18.    Oberfläche des Kollektors uneben oder unsauber;

19.    ungleichmässige Winkelgeschwindigkeit der Antriebsmaschine.

Bei grossen, langsam laufenden Maschinen für direkte Kupplung ist die zulässige Reaktanz Spannung erheblich höher. Zum Beispiel kann die Reaktanzspannung bei Maschinen von 400 bis 800 Kilowatt und 80 bis 120 Umdrehungen pro Minute 3—4 Volt betragen. Verfasser hat Maschinen im Betriebe beobachtet, welche bei voller Belastung 6 Volt erreichten. Allerdings arbeiteten sie nicht gerade hervorragend gut und waren nicht sehr überlastungsfähig. Man wird deshalb bei langsamlaufenden Maschinen unter 1000 KW die Reaktanzspannung nicht über 4 Volt, im höchsten Falle 5 Volt, zulassen.

Je grösser die Maschine ist, um so schwieriger ist eine geringe Reaktanzspannung zu erreichen. Man muss sie deshalb so niedrig halten, wie es mit Rücksicht auf Materialkosten und Wirkungsgrad möglich ist. In manchen Fällen wird man sogar versuchen, unter 1 Volt zu bleiben, solange man nicht dadurch andere Vorteile preisgeben muss.

Was die Ursache anlangt, dass grosse Maschinen gegen hohe Reaktanzspannung weniger empfindlich sind als kleine, so muss Verfasser zugeben, dass ihm dafür eine befriedigende Erklärung nicht bekannt ist.

Vielleicht liegt der Grund darin, dass die für die Berechnung benutzte Formel

Reaktanzspannung == 2 n • # • — (S. 91)

den tatsächlichen Verhältnissen nicht genügend Rechnung trägt, vielleicht auch, dass die Kurve der Strom Wendung zu weit von der angenommenen Sinusform abweicht und für manche Fälle besonders abnormal wird.

Jedenfalls giebt unter Berücksichtigung der gemachten Angaben die von dem Verfasser vorgeschlagene Berechnungsart für praktische Verhältnisse gute Resultate bei leichter und übersichtlicher Handhabung.

Genaue Berechnungsarten für die Kommutationsverhältnisse sind in der Literatur von verschiedenen Seiten gegeben worden. Eine besonders exakte Darstellung der Kommutationsvorgänge hat Prof. E. Arnold in der Zeitschrift für Elektrotechnik 1905, S. 698, veröffentlicht.

Kapitel IX.

¹

Die Gleichstrommaschine.

Maschinenkonstanle.

Für den ersten Entwurf von Maschinen benutzt man meist irgend eine Konstante zur Festlegung der wichtigsten Dimensionen, die unter normalen Bedingungen zu günstigen Verhältnissen führt, besser gesagt, ungünstige Verhältnisse vermeidet.

Zum Beispiel geht man von dem Stromvolumen pro cm Ankerumfang aus, das bestimmte Werte nicht überschreiten soll; dies giebt eine gewisse Sicherheit, dass die Ankerrückwirkung nicht zu gross wird.

Watt

oder

D² • l - n

Von vielen Autoren wird der Ausdruck g =

der reciproke Wert (Arnold) als Maschinenkonstante benutzt, es bedeutet darin

Watt die Normalleistung der Maschine in Watt,

1) Ankerdurchmesser in cm, l Ankerlänge in cm, n minütliche Umdrehungszahl.

Es ist nun interessant, zu sehen, wie sich diese Maschinenkonstante mit der Zeit geändert hat, woraus man deutlich die Weiterentwicklung des Maschinenbaues erkennen kann.

In der ersten Auflage der Elektromechanischen Konstruktionen (1898) giebt Dr. Kapp Werte für die Konstante in Abhängigkeit vom Ankerdurchmesser, die auf unsere Formel .umgerechnet, folgendes ergeben:

50

100

200

300

<fn

0,00100

115

145

175

sten Grössen und Tourenzahlen aus loo 200 300 wo den Jahren 1895—1902, die Konstanten Ankerdurchmesser in cm ergeben die Kurve der Fig. 80, C.

Fig. 80.

Kapp schreibt dazu: „Diese Werte sind nur als grobe Annäherungen zu betrachten und sollen bloss dazu dienen, beim ersten Entwurf einer Maschine das Ansetzen der Zeichnung zu erleichtern oder die rasche Bestimmung der Dimensionen einer Maschine aus jenen einer anderen Maschine gleicher Type, aber verschiedener Grösse, zu ermöglichen. Je nach der Geschicklichkeit des Konstrukteurs, der Genauigkeit der Ausführung und der Beanspruchung inbezug auf Erwärmung und Funken kann die

Konstante von den hier gegebenen Werten bedeutend abweichen.“

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(JJ

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Watt

D² - l-n

32

28

Maschinenkonstante :

20

42

Die Werte sind in Fig. 80 zu einer Kurve A vereinigt.

In der zweiten Ausgabe desselben Werkes (1902) werden als Grenzen für die Konstante 0,0005 in sehr kleinen Maschinen mit Ringanker, 0,0025in grossen vielpoligen Maschinen mit Trommelanker angegeben (Fig. 80, B, B).

Die fünfte Ausgabe von Fischer-Hinnen, Gleichstrommaschinen, enthält eine Tabelle von 62 angeführten Gleichstrom m aschin en der verschieden-

In einem Artikel „Beitrag zum Entwurf von Gleichstrommaschinen“ (Zeitschrift für Elektrotechnik 1. Oktober 1905) giebt Herr Arthur Müller neuere Werte, welche zu der Kurve der Fig. 80, D führen.

Man kann diese Werte wohl als massgebend für den augenblicklichen Stand der Entwicklung der Dynamokonstruktion auf dem Festland ansehen. Vergleicht man damit Entwürfe, die in England und Amerika ausgeführt sind, so sieht man aus Fig. 80, in der neben der Kurve Müllers einige Konstanten aus der Praxis des Verfassers durch Kreise wiedergegeben sind, dass eine gute Übereinstimmung gegeben ist,

Berücksichtigt man, dass die zulässigen Temperaturen in England durchweg niedriger sind als auf dem Festland, so ist man

geneigt, auf einen höheren Entwicklungsstand des Maschinen-Ent-wurfes in England zu schliessen. Allerdings würde dieser Schluss ohne genauere Sichtung des vorhandenen Materials voreilig sein.

Jedenfalls zeigt das allmähliche Steigen der Konstanten, dass es verfehlt wäre, den Maschinenentwurf auf bestimmte Konstanten festzulegen und diese als massgebend für die Beurteilung eines Entwurfes anzusehen. Die meisten Autoren warnen auch ausdrücklich davor. Der Anfänger verfällt in diesen Fehler nur zu leicht, sodass er sich nicht getraut, die „bewährten“ Konstanten zu verlassen, sondern sich ängstlich an ihnen festklammert. Andererseits soll nicht geleugnet werden, dass für den ersten Entwurf bei richtiger Auswahl der Konstanten manche sonst erforderliche Berechnung gespart wird. Aber gerade für den Anfänger ist es viel wichtiger, durch vergleichende Berechnungen den Einfluss kennen zu lernen, den Abänderungen des Entwurfes in seinen einzelnen Teilen auf das Ganze ausüben, als auf den Krücken solcher Konstanten in einem Minimum von Zeit die ökonomisch günstigste Maschine, mit geringster Funkenbildung und bestem Wirkungsgrad — nachzuempfinden.

Dass diese Maschinenkonstanten mitunter direkt irre führen können, beweisen einige Entwürfe des Verfassers für 250 KW, 250 Umdr. p. Min., 250 Volt, deren Einzelheiten in den Tabellen X und XI gegeben sind.

Die Maschinen sind für tfpolige und Spolige Anordnung bei verschiedenen Ankerdurchmessern und Ankerwindungszahlen durchgerechnet und geben folgende Konstanten:

Tabelle IX.

8 Pole

Anker durchmesser in cm

Ankerk onstante

6 Pole

80

0,00193

90

230

95

292

100

304

0,00182

105

334

110

230

115

270

120

290

Diese Werte sind in Fig. 81 mit einem Teil der Müll er sehen Kurve zusammengestellt; eine genaue Berechnung der Dimensionen und Kosten ergiebt, dass der durch den doppelten Kreis gekennzeichnete Entwurf der günstigste ist und nur etwa 8 °/₀ höhere

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36

Wait

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Maschinenkonstante :

OO

IM

(Ö)

16

40    60    80    100    120    140

Ankerdurchmesser in cm

Fig. 81.

Kosten ergiebt, als der Entwarf mit dem höchsten Koeffizienten, obwohl dieser 45 °/₀ grösser ist.

Dies ist ein deutliches Zeichen, dass es sich durchaus nicht immer empfiehlt, den Koeffizienten so hoch wie möglich zu wählen, sondern dass nur eine genaue Zusammenstellung verschiedener Entwürfe ein klares Urteil über die günstigsten Verhältnisse ermöglicht.

Ähnliches zeigt Fig. 82, in der die Konstanten für verschiedene Gleichstrommaschinen von 115, 230 und 550 Volt für 80, 100, 125, 150 KW bei 580, 500, 450, 425 Umdr. p. Min. wieder mit einem Teil der Mül 1er sehen Kurve zusammengestellt sind. Die Maschinen waren aus dem Gesichtspunkt heraus entworfen, die Zahl der erforderlichen, auf Lager gehaltenen Einzelteile auf ein Minimum herabzudrücken, andererseits für jede Spannung die besten Resultate zu erhalten. Die Tourenzahlen sind ziemlich normal. Der Schwerpunkt dieser Betrachtung liegt nicht darin, einen Anhalt über den günstigsten Koeffizienten zu geben, sondern

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....

Fig. 96.

Zu Seite 103.

nachzuweisen, dass dieser in dem speziellen Fall nahezu unabhängig ist von dem Durchmesser.

Die ausgezogene Linie verbindet die Konstanten von fünf 100 KW-Generatoren für 350 Volt bei Tourenzahlen von 78 bis 1245.

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Watt

Maschinenkonstante :

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40    60    80    100    120    140

Ankerdurchmesser in cm

Fig. 82.

Die Tourenzahlen wachsen von rechts nach links jedesmal um das

Doppelte.

Um schliesslich zu beweisen, dass die Gesamtkosten durch-

aus

nicht immer von den Ankerkonstanten abhängen, ist ein 100 KW-Nebenschluss-Generator für 500 Volt, 400 Umdr. p. Min. in verschiedenen Entwürfen durch gerechnet und zwar für 4, 6 und 8 Pole mit 65, 80, 95 cm Ankerdurchmesser. Bei allen Anordnungen ist D² • l und damit der Koeffizient gleich. Die Figurentafel 96 enthält die Skizzen.

Die Maschinen der obersten Reihe haben Magnetgestelle aus Stahlguss, alle übrigen aus Gusseisen. Auf den Herstellungspreis wird dies keinen wesentlichen Einfluss haben.

Die Kurven der Figuren 88 bis 95 zeigen die Beziehungen zwischen Reaktanzspannung, Wirkungsgrad bei Voll-Last, Materialkosten, Herstellungskosten und dem Ankerdurchmesser bez. der Polzahl.

Bezeichnend ist, dass trotz der gleichen Koeffizienten die Selbstkosten der Maschinen einen Unterschied bis zu 56 °/₀ zeigen.

Im allgemeinen ist der Preisunterschied zwischen der 6- und Spoligen Anordnung bei gleichem Ankerdurchmesser nicht sehr bedeutend, im höchsten Falle etwa 8 °/₀. Die 4polige Anordnung ist in jeder Beziehung die ungünstigste, scheiden wir diese aus, so hätten wir zwischen der 6- und Spoligen Anordnung zu wählen. Die geringe Reaktanzspannung spricht für die «Spolige mit 80 cm Ankerdurchmesser, der hohe Wirkungsgrad für die 6‘polige mit 65 cm Durchmesser; der Kostenunterschied beläuft sich auf etwa 3,5 »/„.

Man ersieht aus diesen Beispielen zur Genüge, dass die Maschinenkonstante im Sinne Kapps nur als rohe Annäherung zu betrachten ist und lediglich zur Erleichterung bei dem ersten Entwurf dienen kann.

Unter sonst gleichen Bedingungen kann ein hoher Koeffizient wünschenswert sein, aber es ist stets genau zu prüfen, ob der vorliegende Fall den hohen Koeffizienten zulässt.

Die wichtigsten Grundsätze für den Entwurf der Gleichstrommaschinen sind im Vorhergehenden erledigt.

Wenn nun auch, der Anfänger, der diese Grundsätze beherrscht, überzeugt ist, dass er eine gute Maschine entwerfen kann, so weiss er doch noch nicht, wie er die Maschine dimensionieren muss, um sicher zu gehen, dass er den für den vorliegenden Fall besten Entwurf getroffen hat. Manche Konstrukteure und wohl die meisten Lehrbücher versuchen dies Resultat, wie vorher angegeben, auf dem Wege von Erfahrungswerten und Formeln zu erreichen, zum Beispiel ausgehend von der Maschinenkonstante, der Ankerumfangsgeschwindigkeit oder von einer Formel, in der der günstigste Ankerdurchmesser durch sein Verhältnis zur Leistung, Spannung, Tourenzahl und Temperaturerhöhung ausgedrückt ist.

Der Verfasser ist der festen Überzeugung, dass diese Methoden mehr oder weniger unzureichend sind, und dass sich erheblich

RERKTRNZSPRNNUNG IN VOLT

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CO CO CO

Fig 88

co oo

oo r~— co io

Fig. 89

IN cm

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ANKERDURCHMESSER

60    70    80    90 100

Fig. 90

Fig 91

WIRKUNGSGRAD IN °/₀

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ANKERDURCHMESSER IN cm

60    70    80    90 100

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CO

CO

Fig. 92

Fig. 93

MRTERIRLKOSTEN IN MRRK

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ANKERDURCMMESSER

60    70    80 90 100

SELBSTKOSTEN IN MARK

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CO    03    OO    -'t    <==>    C-C>

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Fig. 94

4 5600

Fig. 95

5200

⁶    4800

8    4400

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OOl CO CO cjn

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CO

HNKERDURCHMESSER IN cm

70    80    90 100

CO

oo

RMKERDURCHMESSER IN cm

POLZRHL

bessere Resultate durch das im Folgenden beschriebene Verfahren erreichen lassen.

Es handele sich um die in wirtschaftlicher Beziehung günstigsten Dimensionen für einen 250 KW-Generator von 250 Volt und 250 Umdr. p. Min. bei der üblichen Erwärmung, Kommutation und Überlastungsfähigkeit. Wenige ganz rohe Durchrechnungen ergeben zunächst, dass die Maschine mit 6 oder 8 Polen auszu-

*12 h *

7 rr

Fig. 83.

Fig. 84.

Fig. 85.

führen ist. In beiden Anordnungen lassen sich sehr gute Maschinen entwerfen. Ein erschöpfender Vergleich ist nötig, um zwischen beiden zu entscheiden. Schliesslich wird es Sache des individuellen

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1.

Fig. 87.

Fig. 86.

Geschmackes sein, wenn Vorteile und Nachteile sich nahezu vollständig die Wage halten.

Für die öpolige Anordnung werden 5 Entwürfe mit 3000 bis 11000 Ankeramperewindungen pro Pol durchgerechnet.

Die Skizzen und Resultate dieser Entwürfe sind in Fig. 82a auf der linken Seite und in Tabelle X zusammen gestellt.

Die verschiedenen Ankeramperewindungszahlen machen natürlich erheblich verschiedene Nutanordnungen nötig, die in den Figuren 83 bis 87 wiedergegeben sind.

In derselben Weise werden 4 Entwürfe der Spoligen Anordnung behandelt mit 3050 bis 8800 Ankeramperewindungen pro Pol. Fig. 82 a rechts und Tabelle XI.

CÛ

LÜ

D² l = 535,000

D² l = 435,000

D² l = 355,000

D² l = 345,000

D² l = 300,000

Anker - Amperewindunqen pro Anker Amperewindunqen pro Anker - Amperewindunqen pro Anker - Amperewindungen pro Anker - Arnperewindungen pro Pol = 11,000    Pol = 9000    Pol ^ 7000    Pol .= 5000    Pol = 3000

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Tabelle X.

öpolige Maschinen für 250 KW, 250 Uindr. p. Min., 250 Volt.

Anker.

Äusserer Durchmesser in mm Umfangsgeschwindigkeit in mjseJc Innerer Durchmesser in mm . Eisenlänge in mm .... Anzahl der Schlitze (je 10 mm) Ankerlänge in mm ....

Nuten zahl.......

Windungen zwischen den Bürsten Länge einer Windung in cm . Windungslänge zwischen den Bürsten in m .    .    .    .

Gesamtquerschnitt zwischen den Bürsten in mm- .    .    .

Widerstand zwischen den Bürsten bei 60° C.....

Spannungsverlust im Anker bei 60° C. .... Volt Spannungsverlust unter den Bürsten .    .    . .Volt

Radiale Schenkellänge in cm

800 900 10,5 11,8 303 430 650 420

810    536

54

90

40 • 12,4 40 • 12,4

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31,8

216

56

108

18

262

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336

19.1

16,4

17,7

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0,00283 0,0041

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550

38,5

27

42

Erregerwindungen für Luft „    für Anker

„    „ Zähne

„    Schenkel

„    Joch

Leerlaufs-Erregung . . .    .

Anker-Amperewindungen pro

Pol.......

Bürstenverschiebung in °/₀

Gegenwindungen.....

Querwiudungen.....

Erforderliche A.-W. zum Ausgleich der Querwindungen Gesamt-Erregung . . . . . Amperewindungen im Nebenschluss ......

Amperewindungen im Hauptstrom .......

81

28,0

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9100

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21700    21200

20400 20100 15000 14500 12000 12000 5700 5700

120

125

1760 1660 860    750

760

765

9200    9000

8800

10900

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2900

14080

9200

4000

9000

5000

Neb en Schluss Wicklung. Wicklungstiefe in mm . . . Spulenlänge in mm .    . . .

Mittlere Windungslänge in m

Windungszahl......

Windungsquerschnitt in mm2 Widerstand einer Spule bei

60° C.......

Spannungsverlust im Regulierwiderstand .    .    . Volt

60

60

220

210

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1,55

800

1,34

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3,06

3,43

42

42

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70

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1,16

1110

4,3

42

Spannung pro Spule . Volt Strom in der Nebenschlusswicklung .    . Ampère

Watt pro Spule.....

Watt pro dm²......

34,7    34,7

34.7

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Kommutator.

Durchmesser in mm    .    .    .

Umfangsgeschwindigkeit in ml sek Anzahl der Segmente .    .    .

Breite: Segment-f Isolation in mm

„ Segment.....

Lauf länge.......

Bürstenstiftzahl.....

Bürsten pro Stift.....

Reibungsverlust an den Bürsten

Watt

Gesamtverlust am Kommutator

Watt

Abkühlungsfläche in dm² .    .

Watt pro dm?......

Windungen pro Segment .    .

Gesamteffekt im Anker . Watt Eisenlänge -f- 0,15 r ... Reaktanzspannung (S. 95) Volt

Watt

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05 CO CO CO

05 CO CO CO

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05 4--p' 05 P ^1

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© GO

05 CO

co co

05 co

co co

2000 2000 2000 2000 2000

800 800 800 800 800

2800

2800

2800

2800

2800

75

75

75

75

75

37,5

37.5

37,5

37,5

37,5

260000

260000

260000

260000

260000

33

3,56

Erwärmungen.

An ker-Strom wärme    . Watt

Eisenverluste ....    „

Gesamtverlust ....    „

2940

6800

9740

4220

5100

9320

Abkühlungsfläche in dm² .    .

Watt pro dm-¹......

256

243

38,5

Ubertemperatur Kommutator: Watt pro dm2 Übertemperatur Magnetspulen: Walt pro dm2 Übertemperatur

37,5

CO 1— -t

38

37,5

38

10,3

40

05 O' X CO

© © © ©

6390

7700

CO

oc ” , 4— 4- C O

4-

4- r- X-

O'

3620

3060

100 LO

10760

05 05 05

37,5

38

10,7

44

230

47

47

37.5

38

10.8

44

Verluste und Wirkungsgrad. Eisenverlust im Anker . Watt Reib un gs Verlust am Kommutator

Watt

Verlust im Nebenschluss . Watt Verlust im Regulator . Watt Lager und Luftreibung . Watt Konstante Verluste . . Watt Stromwärme am Kommutator (prop. J) ... Watt Stromwärme im Anker

(prop. 17²)    .    . .Watt

Stromwärme in der Kompoundwicklung (prop. J²) Watt Strom war me im Parallelwider-

6800

5100

4070    3620    3060

800

3420

660

2500

14180

2000

2940

460

o o o o o

O 15- O X CO iO 03 03 CO

IC

o o © o o o o co o o

■X T—I Ttf lO 05 03 05

IC

o o o o o

O CO CG O CO XCOCOlOH CM 05

800

1680

340

2500

7380

2000

4220

470

2000 2000 2000

5200    6300    7700

654

680 I 800

stand (prop. J²) . Watt Variable Verluste . .Watt . . Watt

290

Gesamtverluste Nutzbarer Effekt .    . .Watt

Zugeführter mechanischer Effekt

Watt

CO CTI

6980

250000

20190

250000

co x o

O'

210

250000

250000

10710

18090

250000

269800

Wirkungsgrad bei Voll-Last „    „ halber Belastung .    .

0,93

270200

0.925

268100

0,93

268600 268100 0,93    0,93

-1

co

0,91    0,92

Gewichte in kg

Ankerbleche .    .    .

Ankerkupfer .    .    .

Kommutatorkupfer Feldkupfer . . . . Schenkel (Stahlguss) Joch (Gusseisen) .    .

o o o o o o 0^c0 03 i00 03 T—I CO 05 co X CO lO

CO

CO CO

05 I—^ 05 05,CO 05 Ü3 O Ol 03 O 50

o o o o CO o

CO I—¹

05 45* 05 05 CO CO Ol cn O W O' 03

o © © © 45* ©

1110

310

330

584

1140

2170

o o o cc o o

OXuDOiCTO O CO CO CO 03 CO

Materialkosten. •

Ankerkupfer......

rH

•rH

350

505

825

2300

825

1620

1100

3300

3475

4400

7870

810

2010

2950

2820

5770

lOiOOOOOOO COCMOCOCOCOCOCM COOOiOCO^OlOO — Ol Ol >0

775

825

1480

550

1160

3080

1700

4800

OlOOOOiOOO iO t- ^ o >o CO iO d accoto-iocsio^o

T—I    CO rH lO

Tabelle XI.

Spolige Maschinen für 250 KW, 250 Umdr. p. Min., 250 Volt.

Anker.

Äusserer Durchmesser in mm Umfangsgeschwindigkeit in m/sek Innerer Durchmesser der Bleche in Eisenlänge in mm ..... Anzahl der Schlitze (je 10 mm) .

Ankerlänge in mm.....

Nutenzahl........

Nutendimensionen in mm .    .    .

Zahnbreite am Kopf in mm . .

„ Fuss in mm . . in der Mitte in cm . Anzahl der Ankerleiter ....

1000

1100

Cî y

Leiter pro Nut......

Leiterquerschnitt in mm² .    .    .

Gesamtankerwindungen .... Windungen zwischen den Bürsten Länge einer Windung in cm .    .

Windungslängezwischen den Bürsteninm

„ in mm²

Gesamtquerschnitt „ Widerstand

bei

13,1

14,4

to

to on

rH co oj

1200

15.7

cc Zf-

t>- rH

-a

550

96

CO T—I

co o

280

112

CO Ol

10,5 ■ 40

13- 45

22.2

19.6

2.09

384

336

20

17.5

1,87

624

^ CO CO H l> CO

CM rH CD GO O CO

15,8 • 45

17.5-50

16,5

13,9

1.52

896

oo -a os to

16.1

13.4

1.47

1120

10

42

560

70

CO CO CO

60° C,

0,00293 0,00481 0,0053

0.00735

Spannungsverlust im Anker . . Volt „ unter den Bürsten „ in der Kompoundwicklung Elektromotorische Kraft ...    „

Periodenzahl des Ankers.....

Kraftlinien im Anker pro Pol J0öX .

ce ce

ec ca

O'

ec

GO ^ IX© •'iC CD

OWh

00 i>

r—I lO ZO

Nh'-C

CO-

4—

"cd

CJ< I—*• io t—i

"cni³⁵ os'v

Ol -O •—¹ ^

Magnetische Verhältnisse.

Luftspalt in mm.....

Polteilung in mm .... Polbogen (ß = 0,7) in cm Achsiale Pollänge in cm .    .

Polquerschnitt in cm² .    .    .

Radiale Schenkellänge in cm Achsiale Schenkelbreite in cm Schenkeldicke in cm ... Schenkelquerschnitt in cm2 Jochdurchmesser (aussen) in m Jochdicke in cm.....

CD ©

27.4

55

1510

33

55

26

1280

1970

13,5

432

30.2

36

1085

33

36

26.5

800

2030

12,5

-t¹ ec

GO tu

28

900

33

26,5

26,5

550

2090

11.7

472

33,4

24

800

33

24

24

452

2110

10,1

„ Anker „ Zähne „ Schenkel „ Joch . .

60

40

30

30

810

500

350

300

10600

10500

20600

20000

15000

12000

9100

7650

6950

10500

21800

20800

14900

12000

10500

22400

20800

15000

12000

10500

22700

21000

14700

12000

5400

5300

5600

5900

80

80

80

80

1200

1930

1930

2130

700

700

700

»

Leerlaufs-Erregung Ankerampèrewindungen pro Pol Bürstenverschiebung in °/₀    .    .    .

Gegenwindungen...... .

Querwindungen.......

Erforderliche A.-W. zum Ausgleich (

Querwindungen.....

Gesamt-Erregung.......

Amperewindungen im Nebenschluss „    ,, Hauptstrom .

600

630

690

7980

3050

MOOCOK © 0< 4- IO © © CO © © © © ©

8640

4928

8970

9500

7050

8800

10

4— Ol

© to

CD

© iC

1750

7000

1600

2200

10760

12300

2600

I—i CD

© lO

CO CD

tO GO

13850

10200

3600

Nebenschluss Wicklung

Wicklungstiefe in mm......

Spulenlänge in mm.......

Mittlere Windungslänge in m .    .    .

Windungszahl.........

Windungsquerschnitt in mm² .    .    .    .

Widerstand einer Spule bei 60° C. Spannung pro Spule .    .    . .Volt

Strom in der Nebenschlusswicklung

• Ampère

_ o co o lO CO co

to ^ o'^co' Nh'QhhN

60

210

1,24

750

8,4

2,2

26,3

tg to -i ©J-1, to m o⁵- -    i—, o to S

*03 O'O'OO'O®

tH

12

Watt pro Spule . . . Abkühlungsfläche in dm2 Watt pro dm- .    .    .    .

315

30

10,6

co »O MO ©■£ co~ o'

r-l 03 CM tH

■    ^ to £    *0 -o SJ-¹ to —

~° 05 °⁵-°    u*--.

to ⁰² oi co osoi^Soo^

Kompound wicklung.

o o

iO iO CM lO Tł<

CO t-H

⁵⁰ © § ® S-»

co c-<

Ol

05 OS O' O'

o o

CO

CO y-4

• 2 ■'tf ’’las o o lO co

CO O w

Ca cn u O •    O O

KOS    w w

to -o

40-3

0,000175

95

8,1

11

Kommutator.

Durchmesser in mm......

Umfangsgeschwindigkeit in mfsek .    .

Anzahl der Segmente......

Breite : Segment + Isolation in mm .

„ Segment........

Lauflänge........    .    .

Bürstenstiftzahl........

Bürsten pro Stift........

Bürstenbogen in mm ......

Bürstenbreite in mm......

Stromdichte unter der Bürste Amp./cw2 Strom wärmeverlust an den Bürsten Watt Reibungsverlust „    „    „    „

Gesamtverlust am Kommutator .    „

Abkühlungsfläche in dm?.....

Watt pro dm?.........

600

700

900

7.85

9,15

11.8

192

312

560

9,8

9,0

330

C I cc

to to

2000

800

00 CO ^

O (M CO

7,05

5,05

6,7

330

CM CO

to to

co to to to

4,25

280

(M CO

to to

2000

900

2950

72.5

40

O O O O O CO

^ o o o c- ^ CM tH co

2000

1160

3160

79

40

Hobart-Königslöw, Entwurf der Gleichstrommaschine.

00

Windungen pro Segment.....

Gesamt-Effekt im Anker ‘ .    . .Watt

Eisenlänge -f- 0,15 r in cm .    .    .    .

Reaktanzspannung (Seite 95) . .Volt

260000

260000

260000

260000

LO CO

CO to

24 '

3,55

Erwärmungen.

Abkühlungsfläche in dm'2 Watt pro dm² . Übertemperatur Kommutator: Watt pro dm² .

Übertemperatur Magnetspulen : Watt pro dm²    .

Übertemperatur

Watt

OOOlO

©©©^©©©©©© co © ©

© © © ©

©©©<m©©©©__. ^ ^ ¹

to-

Ol

I—I    OJ © 03 cn

h-¹ (—¹ ©'i- CO GO QO O

Ü¹ OT o o o

7000

3400

11000

247

41

41

40

40

to-.

10,2

40

Verluste und Wirkungsgrad.

Eisen verlust im Anker .    .    . .Watt

6800

810

3200

610

2500

14400

4850 3780 810 1010 2520 2180

3400

1160

2120

480

420

410

Stromwärme am Kommutator (prop. J) „ im Anker (prop. J²)    „

in der Kompoundwicklung (prop. J²) . im Parallelwiderstand

(prop. J²)    .    .    „

2000

3050

380

310

2500 2500 11970 9960 2000 2000 4300 5500

430    640

2500

9730

2000

7600

720

Variable Verluste Gesamt-Verluste Nutzbarer Effekt

5850

Watt

Zugeführter mechanischer Effekt „ Wirkungsgrad bei Voll-Last .    . in °/₀

„ halber Last . in °/₀

20250

250000

270300

00 ©

00 to

350    280

7180 8550 19150    18510

250000 250000 269200 268500

280

10950

20680

250000

270700

93

93,2

92.0

90,5    91

90.8

Gewichte in kg.

Ankerbleche .    .

Schenkel (Stahlguss) Joch (Stahlguss) . Ankerkupfer .    .

2000

2560

3560

1430 1110 1500 1040 2280 1600 210 290

© © © © © © CO © © GO CO CO

GO

O O O 05 CO 05 O C~ 05

l—'I Ol

I—¹ to to 05 -O I—¹ 00 GO ^5 O Ol to

o o o o

OHiOO l>- CO t>- CO CO r-f

o o o lO CO iO 00 ^ CO 1—I CO T--I

Materialkosten in Mark.

Gesamte Materialkosten

OOOOOOOGOO OiOCOiOOJiOOCD «O¹ r—( CO CO t-H (O¹ t—ł tH 05

720

555

500

CO CO CO

1330

525

1700

710

2050

2935

4980

925

760

725

910

1750

1820

775

875

1480

3250

4730

1260

3605

4670

Für die Materialpreise sind Mittelwerte eingesetzt, die natürlich für die Praxis keine massgebliche Bedeutung haben, sondern nur dem Studierenden den erforderlichen Überblick geben sollen.

• pro kg M.

Kupfer •    •

Ankerbleche •

Gusseisen •

Stahlguss •    •

Die Isolation ist in den Materialkosten nicht berücksichtigt, da sie sich nicht leicht berechnen lässt; sie muss zusammen mit den übrigen Unkosten, wie: Arbeitslöhne, Betriebskosten, Generalunkosten geschätzt werden.

Diese Unkosten, die bei der Herstellung jeder Maschine unvermeidlich sind, kann man in folgender Weise schätzen:

Herstellungskosten = 0,1 • Dx + 0,14 Dx • L, worin Dx der äussere Durchmesser des Gestelles in cm, L die ganze Ankerlänge, gemessen zwischen den Enden der Wickelköpfe in cm, ist.

Die tatsächlichen Herstellungskosten werden bei verschiedenen Firmen natürlich verschieden sein, es ändern sich also die Konstanten, aber der Unterschied ist nicht erheblich und die Beziehungen bleiben überall dieselben, sodass die Formeln für Vergleichsrechnungen sehr geeignet sind.

Danach sind die Selbstkosten einer Maschine gleich Materialkosten + Herstellungskosten.

Am meisten interessiert uns ein Vergleich der Selbstkosten, die wir nach dem beschriebenen Verfahren berechnen und in Tabelle XII zusammenstellen.

Z. B. für den ersten tfpoligen Entwurf:

Grösster Durchmesser der Maschine Dx in cm

Gesamt-Ankerlänge L in cm......

0,1 Dx*........

0,14 Dx • L.......

180,

81,

Herstellungs-Kosten Material-Kosten •

Selbstkosten

3240 2040, • M. 5280, „ 6000, ■ „ 11280.

Tabelle XII.

düngen pro Pol

0,1 A

Anker-

Pol-. ampèrewin-zahl

Her-

0,14 D,-L stellungskosten

Material-    Selbstkosten    kosten

05 OS 05 Os Os

3000

5000

7000

9000

11000

3420 2100 5500 7900 3650 1430 5100 I 5800 3940 1050 5000 5000 3950 940 4900 4800 4200 780 5000 5000

13400

10900

10000

9700

10000

Oo Oo Oo Oo

3000

5000

7000

9000

3880 1520 5400 4100 1020 5100 4380 820 5200 4450 710 5200

In Fig. 97 sind die Selbstkosten und Reaktanzspannungen in Abhängigkeit von der Ankerampèrewindungszahl aufgetragen. Wären alle Entwürfe technisch gleichwertig, so würde man sich schnell für das 6polige Modell (ausgezogene Linien) mit 9000 Ankerampère-windungen entscheiden. Es zeigt sich aber, dass dieses Modell eine sehr hohe Reaktanzspannung hat, und dass die Maschine um so teurer wird, je geringer die Reaktanzspannung ist. Wir erkennen ferner, dass das <9polige Modell (gestrichelte Linien) von

etwa 8000 Amperewindungen abwärts billiger und bezüglich der Reaktanzspannung günstiger ist als das tfpolige.

14

Wenn die vorzüglichen Kommutationsbedingungen den Preisunterschied rechtfertigen würden, so wäre das Spolige Modell mit 3000 Ankeramperewindungen zu wählen, aber die Kosten betragen an 15 °/₀ mehr als bei dem billigsten Spoligen, an 20 °/₀ mehr als bei x 1000

A. Selbstkosten m Mark.

t\3

6 Volt

ff"

B. Reaktanxspannung.

3    5    7    9 11 X1000

Amperewindungen pro Pol.

Fig. 97.

dem billigsten 6'poligen. Liegen keine besonderen Bedingungen vor, so ist das «Spolige Modell mit 5000 Ampère Windungen (Tabelle XI, Spalte B) jedenfalls das günstigste.

Es vereinigt mit geringer Reaktanzspannung und geringen Gesamtkosten (nur ca. 4 °/₀ mehr als das billigste ßpolige) günstige Wirkungsgrade. Zu bemerken ist, dass seine Konstante erheblich von den Werten der Müller’schen Kurve (Fig. 81) abweicht.

Es mag sehr umständlich erscheinen, solch eingehende Vergleichsberechnungen durchzuführen, zumal für grössere Maschinen, die doch meist nicht listenmässig geführt werden, aber es kommt ausser dem guten Überblick, den man erhält, noch ein wichtiger Vorteil hinzu.

Wie die Erfahrung zeigt, lässt sich aus einem gegebenen richtigen Entwurf für bestimmte Leistung, Tourenzahl und Spannung mit sehr guter Annäherung ein wirtschaftlicher guter Entwurf für die gleiche Leistung und Spannung, aber verschiedene

Tourenzahl ableiten, indem man lediglich die Ankerbreite umgekehrt proportional der Tourenzahl ändert.

Es ist einer der grössten Irrtümer, dem sich ein Ingenieur heute noch hingeben kann, wenn er meint, hiervon absehen zu können. Der verkehrte Ausweg, den man meist einschlägt, ist der, nach konstanter Umfangsgeschwindigkeit zu entwerfen, mit der Begründung, dass für bestimmte Materialkosten die höchste Leistung durch möglichst hohe Geschwindigkeit zu erreichen sei.

Dies ist der Fall für die Materialkosten allein, aber aus der erwähnten Berechnung der Selbstkosten geht deutlich hervor, dass die zusätzlichen Kosten einen erheblichen Teil der Gesamtkosten

ausmachen und um so bedeutender sind, je höher die Umfangsgeschwindigkeit ist. Man muss also beiden Forderungen gerecht werden und diejenige Umfangsgeschwindigkeit aufsuchen, welche die geringsten Gesamt kosten ergiebt.

Dieses erreicht man nahezu, wenn man die Ankerbreite eines wirtschaftlichen guten Modells im umgekehrten Verhältnis der Tourenzahl ändert. Allerdings darf man dieses Verfahren nicht zu engherzig anwenden, sobald es sich um grosse Änderungen handelt. Bei grossen Änderungen der Umlaufszahl (etwa auf den doppelten oder halben Wert), geht man nicht von dem wirtschaftlich besten Entwurf (Tabelle XI, Spalte B) aus, sondern von dem Nachbarentwurf links, wenn es sich um Erhöhung der

Tourenzahl, von einem Nachbarentwurf rechts, wenn es sich um Verringerung der Tourenzahl handelt. Je geringer die Tourenzahl wird, um so weiter wird man von dem Entwurf (Spalte B) abweichen, schliesslich zu der iöpoligen Anordnung übergehend. Ebenso wird man bei immer höheren Tourenzahlen zum 6‘poligen Modell übergehen und schliesslich zum 4poligen. Aber für Änderungen zwischen 160 und 400, in unserem Fall also zwischen dem 0,6- und i,ć> fachen von 250, wird man von der ursprünglichen Anordnung ausgehen können.

In Übereinstimmung mit dem Gesagten sind die Entwürfe auf andere Tourenzahlen umgerechnet und in den Kurven der Fig. 98 verglichen.

Z. B. ist bei dem Entwurf A, Tabelle X die Breite des Ankers von 650 auf 405 mm verringert, für gleiche Leistung und

Spannung ändert sich dann die Tourenzahl auf

. 250 = 400.

650

U. p. m.

SELBSTKOSTEN IN MARK

RERKTRNZSPRNNUNG IN VOLT

cO rN oo -sä-

o'

OM Csi

L-l

ST

2000

4000

60001

8000

12000

140001

6000

8000

10000

x 1000

■C^-    00 Nj GT

3s

ß=

CO Cnj

4p

2000

4000

0009

8000

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2000

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0009

8000

pool

x 1000

CN

CD CNj CO rj

4CI

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CO CV»

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il 0000.

2000

4000

6000

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x 1000

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8000

CO

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Co

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CO

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2000

4000

6000

8000

ÖOOOJ

2000

4000

0009

8000

RNKERRMPEREWINDÜNGEN PRO POL

Die Ankeramperewindungen pro Pol behalten den gleichen Wert 3000, die Kosten betragen M. 9000.—, die Reaktanzspannung wird 2,9 Volt, die Umfangsgeschwindigkeit des Kommutators ist 12,6 m pro sek., immer noch verhältnismässig niedrig. Immerhin kann man sich nicht ohne weiteres für diese Ausführung entscheiden, man muss auch für die übrigen 8 Entwürfe die Änderung für Tourenzahl vornehmen. Das ergiebt die in der Fig. 98 zusammengestellten Kurven. Man kann sich aus ihnen leicht die günstigsten Anordnungen heraussuchen für 400 U. p. m., wenn auch im allgemeinen der Unterschied in den Kosten zwischen den 6- und Spoligen Anordnungen nicht gross ist, und bei den höheren Tourenzahlen oft die geringere Reaktanzspannung des Spoligen Modells durch die höhere Kommutatorumfangsgeschwindigkeit ausgeglichen wird. Bei 400 Umdrehungen würde wieder das Spolige Modell mit 6000 Ankeramperewindungen, 3 Volt Reaktanzspannung, M. 8000.— Gesamtkosten eine gute Wahl bedeuten.

Interessant ist die sich klar aus den Kurven ergebende Beziehung, dass bei niedrigen Tourenzahlen die Kosten stark abhängig sind von der Ankerampere windungszahl (grösster Unterschied 60°l₀), die Reaktanzspannungen dagegen nur wenig (0,5 Volt). Umgekehrt zeigt sich bei hohen Tourenzahlen geringe Abhängigkeit der Kosten (10 —13 °/₀), grosse Abhängigkeit der Reaktanzspannung (2 Volt) von der Ankerampere win dungszahl.

Für diese Umrechnungen von einer Tourenzahl auf die andere kann die Bestimmung der Selbstkosten durch ein einfacheres Verfahren ersetzt werden.

Man kann nämlich für eine gegebene Type und Spannung die Selbstkosten proportional dem Produkt Ankerdurchmesser X Ankerlänge einschliesslich Endverbindungen setzen. Diese ganze Ankerlänge wird je nach Ausführung der Endverbindungen verschieden ausfallen, man setzt deshalb diesen Wert L — l -f- 0,7 r. Danach sind die

Selbstkosten •

•    = C • D • L,

= C-D-(l+ 0,7 r),

C ist eine Funktion der Spannung und Type,

I), l und r in cm ausgedrückt.

Der Wert C ergiebt sich für die Entwürfe der Tabellen X, XI und XII durch einfache Umrechnung, wie in den Tabellen XIII und XIV ausgeführt

Tabelle XIII.

Bestimmung der Kostenkonstante für die tfpoligen Maschinen nach Tabelle X.

Selbstkosten D in cm

13400

10900

10000

9700

10000

80

90

95

100

105

81

54

38

33

27

42

47

50

53

55

1 + 0,7 r •    •    •

D-(l+0,7r)-    •

Selbstkosten D-(l + 0,7 r) Mittelwert für C • Abweichung in °/₀

110

8800

1.52

87

73

70

66

7850

6950

7000

6950

1,39

1,44

1.39

1,44

1.42

— 6    +2    —1,5    +2

— 1.5

Tabelle XIV.

Bestimmung der Kostenkonstante für die Spoligen Entwürfe nach Tabelle XI.

Selbstkosten D in cm

11600

10100

9900

9800

100

110

115

120

55

36

28

24

40

44

45

47

Z+ 0,7 r •    •    •

D-(1+0,7 r)-    •

Selbstkosten D-(1+0,7t) Mittelwert für C • Abweichung in °/₀

83

67

60

57

8300

7300

6900

6850

1,4

1,39

1,43

1.43

+ 0,7

1,41

+ 1,4

-1,4

-1,4

G ergiebt sich mit guter Übereinstimmung zu 1,42, wobei die Abweichung von einem der nach dem anderen Verfahren berechneten Werte im allgemeinen unter 2 °/₀ liegt und nur in einem Falle £°/₀ erreicht.

Der Einfluss der Spannung auf C macht sich dadurch geltend, dass bei höherer Spannung infolge der verkleinerten Kommutatorabmessung die Gesamtkosten etwas sinken, sodass für eine 500 Volt-Maschine gleicher Type und gleicher Ampèrewindungszahl, wie in den behandelten Entwürfen, C zwischen 1,20 und 1,30 liegen würde.

Hieraus soll nicht etwa geschlossen werden, dass sich die Kosten von Maschinen bei gleicher Leistung oder Spannungen von 250 bez. 500 Volt verhalten wie 1,42 zu 1,25, sondern dies Verhältnis gilt nur bei gleicher Leistung und gleichem Produkt D • L, aber bei Ausführung mit verschiedenen Wicklungen und verschiedenen Kommutatoren.

Führt man entsprechende Berechnungen aus für 250 Volt-Maschinen von 100, 160, 400, 600 KW, so erhält man einen Vorrat von Entwürfen, aus denen man leicht für dazwischen liegende Leistungen durch sinngemässe Interpolation die günstigsten Abmessungen ableiten kann.

Kapitel X.

Abnormale Maschinen.

Handelte es sich bisher im wesentlichen um Maschinen normaler Ausführung, d. h. mit Nutenankern und ausgebildeten Magnetpolen, wie sie von den meisten Firmen gebaut werden, so sollen im Folgenden zwei Maschinen arten besprochen werden, welche von dieser Ausführungsform abweichend bei günstigem Verhalten durchaus konkurrenzfähig gebaut werden. Auch hierin liegt ein Beweis, wie wenig massgebend für die Praxis Formeln und Konstanten sind, da sich diese doch stets auf bestimmte Typen beziehen.

Die erste dieser beiden Ausführungen ist die der Deutschen Elektrizitäts-Gesellschaft zu Aachen.

Der Anker ist ohne Nuten ausgeführt, die Wicklung besteht aus Kabel und wird durch eine Anzahl von Mitnehmern (Fig. 99)

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CM

o'

l«-*l

1,5mm Pressspahn

Fig. 99.

gegen Verschiebung gesichert. Im übrigen entspricht ihre Ausführung der Stabmantelwicklung (Fig. 100).

Der Vorteil dieser Anordnung beruht auf der verringerten Ankerrückwirkung und günstigeren Kommutierung, da erstens die Reaktanzspannung der auf der Ankeroberfläche liegenden Leiter erheblich kleiner ist, als die der im Eisen eingebetteten Leiter, und da zweitens die Schwächung des Kommutierungsfeldes infolge der geringeren Ankerrückwirkung nicht so wesentlich ist.

Was die mechanische Zuverlässigkeit der Ausführung anlangt, so haben die mit Maschinen und Motoren der verschiedensten Grössen und für die verschiedensten Zwecke gemachten günstigen Erfahrungen alle Bedenken widerlegt. Nur für Bahnmotoren scheint die Anordnung aus verschiedenen Gründen nicht günstig zu sein.

Ein Vergleich der vorliegenden Maschine von 85 KW bei 600 Umdrehungen pro Minute mit den Maschinen normaler Aus-

3t0

feite

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Fig. 100.

führung zeigt, dass sie elektrisch und wirtschaftlich den anderen durchaus gleichwertig ist.

•    •    85 KW,

•    •    230 Volt,

•    370 Ampere,

Leistung........

Spannung ........

Stromstärke.......

Polzahl........

Umdrehungen in der Minute ....    600,

30,

Perioden zahl.......

480 mm,

1510 mm,

•    15,1m pro sek,

250 mm,

360 mm,

330 mm,

380 mm,

•    •    50 mm,

•    • 218,

Ankerdurchmesser.....

Ankerumfang ......

Ankerumfangsgeschwindigkeit •

Polteilung .......

Ankerlänge.......

Eisenlänge .......

Innerer Durchmesser ....

Eisentiefe........

Leiterzahl •    .....

Windungszahl •

Reihenwicklung, 54,5,

5.5    • 7 mm Kabel, 150 cm,

82 m,

77 mm²,

4.9    Am\)./mm², 0,0214 12,

7.9    Volt,

1.5    Volt,

240 Volt,

3,7 -10«,

165 cm²,

11200,

172 kg,

1460 Watt,

2900    „

4360    „

98 dm²,

44,5,

Schaltung Windungszahl zwischen zwei Bürsten

Leiterdimensionen......

mittlere Windungslänge .... Länge zwischen zwei Bürsten Querschnitt zwischen zwei Bürsten •

Stromdichte........

Ankerwiderstand......

Spannungsverlust......

Spannungsverlust unter den Bürsten E. M. K.230 +10= • • - • magnetischer Kraftfluss . . . .

Eisenquerschnitt.....

Eisensättigung......

Eisengewicht......

Eisenverlust.......

Stromwärmeverlust im Ankerkupfer Gesamtverlust im Anker •    •

Abkühlungsfläche (L = 65 cm) • Watt pro dm²......

Kommutator.

Durchmesser

Umfang

370 mm, 1110 mm,

Umfangsgeschwindigkeit 109 Segmente von 9,4 mm, 0,8 mm Isolation, Lauflänge 155 mm,

6 Bürstenstifte zu je 6 Kohlen von 15-18 mm, Kontaktfläche pro Stift Strom pro Stift •

Stromdichte •

11,1 m pro sek,

Stromwärmeverlust Reibungsverlust • Gesamtverlust Abkühlungsfläche Watt pro dm²

16,2 cm²,

123 Ampère, 7,7 Amp./dra², 580 Watt,

315

895

17,5    „

57

Kommutation.

Da in diesem Fall die Leiter nicht in Nuten eingebettet sind, so kann die Kraftlinienzahl pro cm Windungslänge nicht mit 4,

wie sonst, eingesetzt werden, sondern nach Seite 92 sind zwei Kraftlinien pro Ampère anzunehmen.

Freie Länge der Windung 84 cm,

Kraftlinien pro 1 Amp. 84 • 0,8 =67,

Länge über dem Eisen 66 cm,

Kraftlinien pro 1 Amp. 66 • 2 — 132,

Gesamtkraftlinien pro 1 Amp. 200,

Gesamtkraftlinien bei 185 Amp. 37000,

Bürstenbogen 15 mm,

15

11100

Zeit einer Periode 0,0027,

= 0,00135 sek,

Kurzschlusszeit

Periodenzahl

0,0027

= 370,

Reaktanzspannung 2 n • 37000 • 370 • 10~⁸ = 0,85 Volt. Sind nur zwei Bürstenstifte besetzt, so ist R = 3 • 1,2 = 2,55 Volt; da alle 6 Stifte besetzt sind, so wird die tatsächliche Reaktanzspannung einen Mittelwert von etwa 1,8 Volt annehmen.

Die Ankerwindungen pro Pol sind

₆    = 3360,

109-185

die Luftsättigung ist 4700, der Luftzwischenraum 1,25, AW

3360

Bh-l

4700 -1,25

= 0,07.

Magnetische Verhältnisse. Luftzwischenraum.

Polbogen 20 cm,

ß = 0,8,

Achsiale Pollänge 36,0 cm, Querschnitt 72 cm*,

Abstand 1,25 cm,

Nützliche Streuung 10 °/₀, Luftsättigung 4700, Amperewindungen 4700,

Ankereisen.

Sättigung 11200, Kraftlinien weg 10 cm, Ampèrewindungen 60,

Schenkellänge 27,0 cm,

,,    breite 12,5,

„    höhe 15 cm,

„    querschnitt 340 cm?,

Streuung 30 °/₀,

Sättigung 14200,

Ampèrewindungen 285,

Jochlänge 30 cm,

„ dicke 5,5 cm,

„ querschnitt 16,5,

Sättigung 14500,

Kraftlinien weg 25 cm,

Ampèrewindungen 500, Gesamtampèrewindungen für Leerlauf 5545.

Ankerrückwirkung.

109-185

₆    = 3360,

Ankeramperewindungen pro Pol

Bürstenverschiebung 4 °/₀,

Gegen Windungen 270,

Quer Windungen 3090, zum Ausgleich erforderlich 600¹), Gesamtampèrewindungen bei Voll-Last 6415.

Nebenschlussspulen.

Wickeltiefe 60 mm,

Spulenhöhe 128 mm, äusserer Umfang 118 cm, mittlere Windungslänge 98 cm,

Windungszahl 1130,

Stromstärke 5,7 Ampère,

Drahtdurchmesser 2,3 mm blank,

Querschnitt 4,1 mm?,

Widerstand pro Spule 5,4 &,

Spannung pro Spule 31 Volt,

Spannung aller Spulen 186 Volt, Regulierwiderstand 44 Volt,

127

Strom Wärmeverlust pro Spule 175 Watt, Abkühlungsfläche 15,1 dm²,

Watt pro dm² 11,6.

Verluste und Wirkungsgrade. Konstante Verluste.

315

3480 Watt.

Gesamtverlust 7755 Watt,

Leistung 85000 Watt,

Zugeführter mechanischer Effekt 92755 Watt, Wirkungsgrad bei Voll-Last 91,5 °/₀,

„    „    ^-Last ⁸⁹    °/o>

„    „    ¹/₄-Last ⁸²    °/o-

Materialgewicht.

Ankerkupfer . . Nebenschlusskupfer Kommutatorkupfer Gesamtkupfer Ankerbleche .    .

Magnetpole

Joch

.    56    kq,

• 240 „

. 80 „

. 376 „

. 170 „

. 240 „

. 370 „

Gesamteisen .

Kupfer pro KW Eisen pro KW Anker -f- Feldkupfer pro KW .    .    3,5.

7S0 „

9,2,

Kosten in Mark.

Kupfer .    .

Ankerbleche

Stahlguss

752,

85,

440,

pro KW

15,

0,1 ZV + 0,14 Dx • l . .

. . 1380, . . 16,2, . . 2657, .    .    31,2.

pro KW . .

Selbstkosten

pro KW . .

Die zweite Ausführungsform ist die der Berliner Maschinen-bau-Aktien-Gesellschaft vorm. Louis Schwartzkopf.

Es ist eine sogenannte kompensierte Maschine (Fig. 101). Diese Ausführung ist bereits früher angewendet und besteht im wesentlichen darin, dass keine ausgebildeten Magnetschenkel vorhanden sind, sondern dass das Magnetgestell innen rund wie der

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Fig. loi. 110 P S-Motor der Berliner Maschinenbau-A.-G.

Ständer eines Drehstrommotors ausgebohrt und mit einer in Nuten untergebrachten Wicklung versehen ist, welche die Pole hervorruft. Für jeden Pol unserer Maschine (Tafel III) sind zwei Spulen in die grossen Nuten hineingewickelt. Die Ankerrückwirkung wird durch eine sogenannte Kompensationswicklung aufgehoben, welche in die kleinen Nuten des Ständers verteilt ist. Die Ampère windungszahl des Ständers ist etwas grösser als die des Läufers, sodass in der Kommutierungszone ein mit der Belastung wachsendes Feld erzeugt wird (Fig. 102). In dem Raum zwischen den Polen wird das ursprüngliche Feld durch die schwachen, ausgezogenen Linien angegeben. Das Feld der Ankerrückwirkung, welche an dieser Stelle natürlich nicht kompensiert ist, durch die gestrichelte, das Feld des Überschusses der Kompensationswicklung durch die strichpunktierte, diese drei Felder setzen sich zu dem stark ausgezogenen, resultierenden Feld bei Belastung zusammen. In der neutralen Zone ist also ein mit

mm

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Fig. 102.

der Belastung wachsendes Feld vorhanden. Eine Bürstenverschiebung ist also nicht nötig. Vielfach wird es allerdings vorgezogen, einen besonderen Kommutierungszahn mit Hilfspolwicklung anzubringen.

Da die Ankerrückwirkung unschädlich gemacht ist, kann man den Luftzwischenraum so klein wie mechanisch ausführbar machen und erhält eine sehr kleine Erregung, also wenig Feldkupfer.

Diese ganze Bauart entspricht den Wechsel- und Drehstrommotoren, sodass die gleichen Modelle und Bleche für die Maschinen der drei Stromarten verwendet werden können ; das wird namentlich für alle mittleren und kleineren Firmen von Bedeutung sein, welche nicht in der Lage sind, sämtliche Typen als Massenfabrikate herzustellen.

Die Maschine hat folgende Verhältnisse:

•    110 PS,

•    220 Volt,

•    400 Amp.,

Leistung.......

Spannung .......

Stromstärke......

600,

Umdrehungen per Minute

Polzahl........

30,

Periodenzahl......

Ankerdurchmesser.....

Ankerumfan g.......

Umfangsgeschwindigkeit • • •

Polteilung ........

Ankerlänge........

1 Lüftungsschlitz von • • •

Eisenlänge........

Innerer Durchmesser • • • •

•    • 560 mm,

•    • 1760 mm,

•    • 17,6 m pro sek,

■    ■ 292 mm,

■    • 200 mm,

•    • 15 mm,

■    ■ 165 mm,

•    • 290 mm,

Eisentiefe unter den Nuten • • • • 110 mm,

8 - 25 mm,

9,5 mm,

5 • 9 mm,

45 mm², Reihenwicklung.

95 Nuten von Mittlere Zahnbreite

2 Stäbe pro Nut von je Stabquerschnitt • • • Schaltung .....

Windungszahl zwischen zwei Bürsten 47,

Mittlere Windungslänge Länge zwischen zwei Bürsten • • • 57 m, Kupferquerschnitt zwischen zwei Bürsten 90 mm¹, Strom dichte

120 cm,

Ankerwiderstand

Spannungsverlust im Anker -    - - 5,1 Volt,

Spannungsverlust unter den Bürsten 2,0 Volt, Spannungsverlust in der Kompensationswicklung •

E. M. K. 220 — 14 =

4,5 Amp. pro mm², 0,0127 ß,

Magnetischer Kraftfluss Eisenquerschnitt • •

Sättigung.....

Eisen gewicht .... Eisenverlust .... Kupferverlust • • • Gesamtverlust • • • Abkühlungsfläche • • Watt pro dm² • • •

•    • 7 Volt,

•    • 206 V olt,

•    • 3,67-10«,

•    • 182 cm²,

■ ■ 10100,

■ - 234 kg,

•    • 1750 Watt,

•    • 2050    „

•    • 3800    „

•    • 84 dm²,

45.

Kommutator.

Durchmesser.....

Umfang.......

Umfangsgeschwindigkeit 95 Segmente von • ■

330 mm,

1030 mm,

10,3 m pro sek, 10 mm,

Lauflänge.....

Bürstenstifte .... Bürsten pro Stift • • Bürstendimensionen • Kontaktfläche pro Stift Strom pro Stift • • • Stromdichte .... Strom wärmeverlust Reibungsverlust • • • Gesamtverlust • • • Abkühlungsfläche • • Watt pro dm²    • • •

190 mm,

23 • 36 mm,

33 cm²,

•    200 Amp.,

•    6 Amp. pro cm², . 800,

400,

1200,

19,5,

62.

Kommutation.

Windungen pro Segment

le -f- 0,15 r......

Reaktanzspannung • • •

21 cm, 2,15 Volt.

Magnetische Verhältnisse.

Polbogen

19 cm,

0,65,

Achsiale Pollänge......

Querschnitt.........

Luftspalt..........

Nützliche Streuung......

Luftsättigung........

Kontraktionskoeffizient .... Ampèrewindungen für Luft • •

Zahnquerschnitt in der Mitte .... 165 cm², Sättigung ....

Ampèrewindungen

19,5 cm, 370 cm², 0,1 cm, 20 °/₀, 8300,

1,03,

. - 700,

18500,

325.

Ankereisen.

Sättigung . • • Kraftlinienweg • Ampèrewindungen

10100,

12 cm,

60.

Magnetständer.

Mittlere Zahnbreite Zahnquerschnitt •

12,8 mm, 180 cm²,

Streuung.....

•    W °lo,

•    17000, 210,

■    74 mm,

•    180 mm,

•    133 cm²,

•    14000,

■    20 cm,

•    260.

Sättigung.....

Ampèrewindungen • Eisenhöhe • • •• Eisenlänge .... Querschnitt • • • •

Sättigung.....

Kraftlinienweg • • • Ampèrewindungen ■

Gesamtampèrewindungen.

Luft •    •

Ankerzähne

Ankereisen

Co Co

Ständerzähne

Ständereisen

1555.

Nebenschlusswicklung. Pro Pol zwei Spulen zu je • •

Mittlere Windungslänge • • • Windungslänge pro Spule • • Drahtdurchmesser......

sämtlicher 12 Spulen

Ampèrewindungen pro Pol .... Stromwärmeverlust in allen Spulen •

Ankerwindungen ........

Kompensationswindungen Mittlere Länge einer Kompensations-Windung .......

Gesamtverlust im Ständer • •

Die Erwärmung kann man bei dieser Maschinenart am einfachsten nach einem von dem Verfasser für Induktionsmotoren

Drahtquerschnitt Widerstand pro Spule

Nebenschlussstrom

Gesamtlänge • • Querschnitt Widerstand • • Stromwärmeverlust

• • 200 Windungen, 142 cm,

284 m,

1,3 mm,

1,32 mm²,

4,3'Q,

51,6 ß,

4,25 Amp.,

400 • 4,25 — 1700, 935 Watt,

95 ■ 200 = 19000, 48 • 400 = 19200,

180 cm, 87,0 m, 100 mm², 0,0174, 2780 Watt, 3715.

angegebenen Verfahren²) schätzen. Danach bestimmt man den Gesamtverlust im Anker und Ständer und bezieht ihn auf die ideelle Abkühlungsfläche :

Ankerumfang (D ²) X ganze Ankerlänge (le -{-0,7 r).

Das Verhältnis zwischen den Watt pro dm² und der Erwärmung in Celsiusgraden beträgt nach einer Tabelle von 5 Drehstrommotoren zwischen 8 und 100 PS

1,44 —1,85,

oder die Erwärmung

0,7 — 0,55⁰ pro 1 Wattfdm².

Berücksichtigt man, dass bei diesen Motoren durch Lagerschilder die Luftzirkulation mehr oder weniger erschwert ist, während bei unserem Gleichstrommotor die Bleche fast überall der freien Luft ausgesetzt sind, die vom Anker ausgeblasene Luft durch den Lüftungsschlitz des Ständers streicht, und durch die Rippenanordnung eine weitere Verbesserung geschaffen ist, so kann man in unserem Fall die Erwärmung mit 0,4 pro 1 Watt\drri2 einsetzen.

Die Verluste sind:

•    • 1750 Watt,

•    • 2050    „

Eisenverlust im Anker.....

Stromwärmeverlust im Anker • •

„    in der Nebenschlusswicklung 935 „

„    in der Kompensationswicklung 2780 „

7315 Watt.

Gesamte Verluste

= 72 dm²,

Ideelle Abkühlungsfläche

560 • x • (200 -f 210)

7315

Watt pro dm² • •

0,4 • 102 = 41° C.

Mittlere Erwärmung

Verluste und Wirkungsgrad. Konstante Verluste.

1750 Watt, 935    „

400    „

1000 „ 4085 Watt.

Eisenverlust im Anker........

Stromwärme in der Nebenschlusswicklung

Kommutatorreibung.........

Lager und Luftreibung........

Variable Verluste.

Stromwärme im Anker

2050 Watt,

„ in der Kompensationswicklung ........

Stromwärme am Kommutator.....

2780

800

5630 Watt. 9715, 81000, 90765,

90 °/o,

87.5    °l

81.5    °l

•    46    kg,

Gesamtverlust bei Voll-Last Leistung in Watt (110 • 736) Zugeführter Effekt . . . • Wirkungsgrad bei Voll-Last „ Vs-Last » li~ n

Materialgewicht.

Ankerkupfer......

Kompensationskupfer • • Nebenschlusskupfer • • • Kommutatorkupfer • • •

Ankerbleche......

Ständerbleche .....

Gesamtkupfer .....

Gesamteisen......

Kupfer pro KW • • • • Eisen pro KW.....

Die Selbstkosten zu berechnen, hat in diesem Fall keinen Wert, da die Herstellungskosten sich natürlich bei dieser Maschine nicht mit denselben Konstanten schätzen lassen, wie bei der normalen Ausführung. Man sieht nur, dass die Materialkosten an und für sich erheblich geringer sind, dagegen die Herstellungskosten wesentlich höher, da die Kompensationswicklung als besondere Stirnwicklung ausgeführt ist.

Hier kann also nur eine genaue Kalkulation unter Berücksichtigung aller einschlägigen Verhältnisse entscheidend sein, in vielen Fällen aber wird das geringe Gewicht einer solchen Maschine von vornherein ausschlaggebend sein.

Kapitel XI.

¹

Wegen des grossen Luftzwischenraumes sind nur 60 °/₀ des Kurvenwertes von Seite 52 angenommen.

²

H. M. Hobart, Motoren für Gleich- und Drehstrom, S. 355 u. ff.

Wendepolmaschinen.

Bei den normalen Maschinen machen die Kommutierungsverhältnisse meist keine besonderen Schwierigkeiten, und funkenfreier Gang lässt sich bei wirtschaftlicher Ausführung erreichen.

Wird die Tourenzahl geringer als normal, so wird die Kommutierung begünstigt. Wird die Tourenzahl dagegen höher als normal, so ist namentlich bei grossen Maschinenleistungen (Dampfturbinenantrieb) funkenfreier Gang ohne besondere Hilfsmittel kaum zu erwarten. Dasselbe gilt, wenn die Spannung der Maschine bei gleichbleibender Stromstärke und Tourenzahl in weiten Grenzen verändert werden soll, wie dies z. B. bei Zusatzmaschinen für Akkumulatorenladung der Fall ist, oder wenn bei Motoren veränderliche Tourenzahl bei gleichbleibender Leistung und Spannung durch Regulierung des Magnetstromes verlangt wird. (Der normale Nebenschlussmotor lässt hier eine Tourenerhöhung bis höchstens 15 °/₀ zu.) In solchen Fällen greift man zur Kompensationswicklung, welche die Ankerrückwirkung unschädlich machen soll, oder zu Wendepolen; letztere geben durchschnittlich die günstigsten Anordnungen.

Der Zweck der Wendepole ist also der, an der Stelle der durch die Bürsten kurzgeschlossenen Ankerspulen ein magnetisches Feld hervorzurufen von solcher Grösse und Richtung, dass die bei der Ankerumfangsgeschwindigkeit in der kurzgeschlossenen Spule hervorgerufene E. M. K. gleich und entgegengesetzt der Reaktanzspannung ist.

Wir haben früher gesehen, dass die Ankerrückwirkung eine Schwächung des Feldes an der Stelle, wo die Bürsten aufliegen, verursacht, um so mehr, je grösser der Ankerstrom ist. Denselben Einfluss wird natürlich die Ankerrückwirkung auch auf das Wendefeld auszuüben suchen. Die Erregeramperewindungen für den

Wendepol müssen also entsprechend der Belastung der Maschine zunehmen, um die Gegenwirkung der Ankerwindungen auszugleichen; deshalb lässt man die Windungen des Wendepols vom Hauptstrom durchfliessen. Die Erregung wächst dann mit der Belastung, dadurch ist der Ausgleich für die stärkere Ankerrückwirkung gegeben; gleichzeitig wächst die Intensität des Wendefeldes proportional dem Ankerstrom, wie auch die Reaktanzspannung proportional dem Ankerstrom wächst; damit diese Proportionalität gewahrt bleibt, darf einerseits die Sättigung im Wendepol, andererseits die Streuung nicht zu gross sein.

Die Verhältnisse des Kraftlinienverlaufes in einer Maschine bei vorhandenen Wendepolen sind noch nicht vollständig klargestellt, eingehende Abhandlungen sind in der Elektrotechnischen Zeitschrift 1905, S. 509, 640 und 1906, S. 261, 717 gegeben.

Was die Anwendung der Wendepole anlangt, so muss zunächst festgestellt werden, dass sie, abgesehen von der Kommutierung, in jeder anderen Beziehung ungünstig wirken. Sie ver-grössern die Streuung, welcher Übelstand oft nur durch Verkleinerung der Polzahl oder des Polbogens in massigen Grenzen gehalten werden kann.

Material- und Arbeitskosten für die Hilfspole und ihre Wicklung, Mehrkosten für die Vergrösserung der Maschinenabmessungen, machen die Wendepolmaschine erheblich teurer als die normale. Zusätzliche Stromwärmeverluste in den Hilfspolwicklungen ver-grössern die abzuleitende Wärmemenge und verkleinern den Wirkungsgrad. Dazu wird durch die eingebauten Wendepole, abgesehen davon, dass sie selbst Wärme ausstrahlen, der freie Durchgang der Luft mehr oder weniger behindert. Ferner werden die Hauptpole oft mit länglichem statt mit rundem Querschnitt ausgeführt, um für die Wendepole Platz zu schalfen, dadurch wird die Windungslänge und das Kupfergewicht pro Hauptspule grösser, die Verluste wachsen und die Kühlung wird weiter behindert.

Also in magnetischer, mechanischer und wirtschaftlicher Beziehung wird die Maschine durch Einbau der Wendepole entschieden verschlechtert, man wird daher, wenn eine genügende Kommutation bei normaler Bauart möglich ist, diese entschieden vorziehen. Sobald dagegen die Rücksicht auf die Kommutation beim Entwurf massgebend ist, wird man sich oft durch Wendepole

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Fig. 103.

helfen können, da sie andrerseits grosse Ankeramperewindungszahl und beliebige Reaktanz zulassen.

Die Verhältnisse sollen wieder an einem bestimmten Fall untersucht werden. Wir wählen eine Maschine mit hoher Leistung, Tourenzahl und Spannung. Bei geringen Spannungen ergeben sich für den Kommutator grosse Schwierigkeiten.

Es handelt sich um einen 1000 KW-Generator für 1000 Volt und 1000 Umdr. p. Min. (Fig. 103). Der Anker ist ein Nutentrommelanker aus 0,5 mm Blechen zusammen gebaut. Die Nut ist ausgekleidet mit einer Schicht Öltuch zwischen zwei Lagen in-prägniertem Hornfiber. Die Leiter werden durch Hartholzkeile in den Nuten gehalten, die Endverbindungen sind durch je zwei Lagen Stahldraht gesichert, jede Lage besteht aus 55 Drähten von 2 mm Durchmesser. Die Bandagen sind isoliert durch eine Schicht Glimmerleinen.

Kommutator. Die Segmente sind mit Glimmerz wischenlagen zusammengebaut und gepresst. In der Mitte und an beiden Enden liegen Schrumpfringe, wieder durch Glimmerunterlagen isoliert. Nachdem darauf der Kollektor innen bearbeitet ist, wird er auf dem Kollektorkörper durch einen ringförmigen Konus mit Hilfe von Muttern festgezogen.

Bürsten. Zur Stromabnahme dienen Kohlen in geeigneten Haltern, die auch bei grossen Umfangsgeschwindigkeiten keine starken Schwingungen aufkommen lassen. Bürstenstifte und -Brücke müssen sehr standfest gebaut sein.

Magnetgestell. Joch und Schenkel bestehen aus Stahlguss; die Schenkel bilden länglich rechteckigen Querschnitt mit abgerundeten Ecken.

Wendepole. Die Hilfspole sind kürzer als die Ankerlänge, um kleine Streuung und kurze Wicklungslänge zu erreichen.

Zur Bestimmung der Abmessungen muss man die Reaktanzspannung kennen, die in bekannter Weise berechnet wird. Der erforderliche magnetische Fluss pro Wendepol ergiebt sich aus folgender Überlegung.

Die Länge der Polschuhe in achsialer Richtung sei lw, die seitliche nützliche Streuung sei 10 °/₀, dann befindet sich in einem Wendefelde eine induzierte Leiterlänge 1,1 • Zw. Von einer Windung liegen beide Seiten gleichzeitig je in einem Wendefeld, so dass die induzierte Länge pro Windung 2 • 1,1 • /w ist. Ist die Luftsättigung unter dem Wendepol Bw, die Ankerumfangsgeschwindigkeit v in m pro sek, so entsteht pro Windung eine E. M. K. = Bw • 2,2 ly, • v • 10~⁸. Sind ns Windungen pro Segment hintereinandergeschaltet, so wird die durch das Wendefeld pro Segment erzeugte E. M. K. = ns • Bw • 2,2 /w • v • 10~⁸. Diese Spannung muss aber gleich der mittleren Reaktanzspannung sein.

Unter Voraussetzung sinusförmigen Verlaufes ist aber die mittlere Reaktanzspannung gleich der berechneten Reaktanzspannung

dividiert durch war berechnet R, so ist die mittlere Reaktanz-

mithin

R R Spannung — =

n    1,5 7

1,57

= 1ls • By, • 2,2 • ly, • V • 10— ⁸,

oder die Länge des Wendepols

ly, -

R- 10¹

1,57 • 2,2 • ns • By, • v

• 10\

lv = 0,29 • — n,

Man hat den so berechneten Ampèrewindungen für Ankerrückwirkung und Luft noch einen Zuschlag zu geben, um den Kraftlinienweg im Schenkel selbst, ferner die Streuungsverhältnisse und die durch den Kraftfluss der Wendepole im Gestell hervorgerufenen magnetischen Verschiebungen zu berücksichtigen.

Man kann sich diese Berechnungen sparen, indem man zum Betrag der Ankerampèrewindungen proPol 25—35 °/₀ zuschlägt, was in den meisten Fällen zutreffend sein wird.

Magnetkerne und Polschuhe der Wendepole bestehen aus Stahlguss und haben eine den Hauptpolen ähnliche Form. Die Wicklung wird in der Regel aus Kupferband oder Flachkupfer (hochkant) hergestellt. Ein Parallelwiderstand zur Wicklung ermöglicht eine feine Einstellung der günstigsten Amperewindungszahl für alle Belastungen.

Schnelllaufender Hochspannnngs -Generator

1000 KW, 1000 Volt, 1000 Umdr. p. Min.

Polzahl .

Normale Leistung in KW Effektverbrauch in PS Umdrehungen per Minute Periodenzahl . Klemmenspannung . Stromstärke

Ankerdurchmesser in mm

1000

1400

1000

50

1000

1000

1000

Ankerumfang in mm Umfangsgeschwindigkeit in m pro sek Eisenlänge in mm .... Ankerlänge in mm ....

3141

52,5

360

500

zwischen den Wickelköpfen in mm

860

Polteilung in mm .

Lüftungsschlitze .    .    .    .

Breite der Lüftungsschlitze in mm . Innerer Durchmesser in mm .

525

Ci

600

Eisentiefe unterhalb der Nuten in mm

Nutenzahl.....

Nuten pro Pol .... Nutendimensionen in mm

160

162

27

40 • 10,4

Nutauskleidung......

Zahnbreite, oben in mm .... Zahnbreite in der Mitte in mm Leiter pro Nut .    .    .

' Leiterdimensionen (blank) in mm .

„    (isoliert) in mm

Umhüllung jeder Leitergruppe Leiterquerschnitt in mm? ....

Schaltung.......

Leiterzahl .......

Windungszahl.......

Windungen zwischen zwei Bürsten .

Mittlere Windungslänge in m Länge zwischen zwei Bürsten in w Kupferquerschnitt zwischen zwei Bürsten in mm²

Ankerwiderstand in Ohm.....

Spannungsverlust im Anker in Volt

,,    an den Bürsten in Volt

14 • 2,8 14,7-3,5

0,55

39,2

Parallel

648

324

54

230

124

234

0,0106

10.6

2,8

in den Hauptstromspulen in Volt in den Hilfspolwicklungen in Volt

1,5

2,9

Gesamt-Spannungsverlust in Volt Elektromotorische Kraft in Volt

17,8

1020

Stromwärmeverlust im Anker . Eisengewicht in kg .

Sättigung.....

Periodenzahl.....

Wattverlust pro kg .

Eisenverlust.....

Gesamtverlust    ....

Oberfläche in dm² .... Watt pro dm²    ....

Umfangsgeschwindigkeit in m pro sek Temperaturzunahme pro 1 Wattjdm2 Temperaturzunahme des Ankers

10600

1300

8250

50

10,4

14000

24600

270

91

52,5

0,5Q a

45° a

Kommutator.

Durchmesser in mm Umfang in mm

500

Geschwindigkeit in m pro sek Zahl der Segmente .

Segment -f- Isolation in mm Segment Isolation Segmenthöhe Lauflänge Ganze Länge Bürstenstifte .

Bürsten pro Stift Dimensionen der Bürsten in mm pro Stift Kontaktfläche in cm² pro Stift Strom pro Stift in Ampère Stromdichte pro cm² .... Strom Wärmeverlust in Watt Reibungsverlust Gesamtverlust Kühlfläche dm2 Watt pro dm²

26,2

324

4,85

?»

»?

?»

??

??

»?

»?

»»

?»

»»

?»

»?

Kommutation.

Windungen pro Segment le -{- 0,25 T in cm . Reaktanzspannung in Volt . Magnetischer Kraftfluss bei Leerlauf

„ Voll-Last

Luftzwischenraum.

»?

»»

10« X

io⁶ x

4,15

0,7

80

355

5ÖÖ

14

20-20

56

333

2800

2600

5400

7S,5

44

20

9,25

9,45

Polbogen in mm

ß......

Achsiale Polschuhlänge in cm2 Querschnitt in cm2 Abstand in cm Nützliche Streuung in °/0 Sättigung für Leerlauf

„ Voll-Last . Kontraktionskoeffizient Ampèrewindungen für Leerlauf „ Voll-Last

290

0,55

490

1420

0,7

10

»»

5900

6050

1,35

4450

4560

Zahnquerschnitt in der Mitte in cm2 Scheinbare Sättigung bei Leerlauf

„ Voll-Last • Tatsächliche Sättigung bei Leerlauf •

„ Voll-Last Ampèrewindungen bei Leerlauf „ Voll-Last

Ankereisen.

»?

19500

20000

18900

19200

720

11

880

Querschnitt in cm² •

Sättigung bei Leerlauf

„ Voll-Last • Kraftlinienweg pro Pol in cm . Ampèrewindungen bei Leerlauf „ Voll-Last

575

8000

8200

21

63

11

74

Magnetschenkel.

Achsiale Länge in mm Breite

Radiale Höhe Querschnitt in cm Streuungskoeffizient Kraftfluss bei Leerlauf

„ Voll-Last • Sättigung „ Leerlauf

„ Voll-Last • Ampèrewindungen bei Leerlauf „ Voll-Last

490

11

11

11

11

11

180

270

810

1,30

10« X 10« X

12,0

12,3

14800

15200

1250

1400

Joch.

Äusserer Durchmesser (Dt) in cm Dicke in cm •

182,4

9,0

Achsiale Länge in cm Querschnitt in cm² • Sättigung bei Leerlauf „ Voll-Last

70,0

500

11

12000

12300

Kraftlinienweg .... Ampèrewindungen bei Leerlauf „ Voll-Last

50

750

Ampèrewindungen für Leerlauf

Ankereisen.......

Zähne    •    ......

Luft    .......

Schenkel.......

Joch    .......

Gesamtamperewindungen für Leerlauf

Ampèrewindungen für Voll-Last.

63

720

4450

1250

750

7230

Ankereisen    •    •

Zähne    .....

Luft    .....

Schenkel.....

Joch    .....

Summe    .....

Ankerwindungen pro Pol Strom pro Zweig .... Ankerampèrewindungen pro Pol Bürstenverschiebung Gegenwindungen    ....

Querwindungen    ....

Zum Ausgleich erforderlich Gesamtampèrewindungen bei Voll-Last Ampèrewindungen für den Nebenschluss „    „    „ Hauptstrom

74

880

4560

1400

800

7710

54

166

9000

Ci Ci

9000

2700

10410

7500

3000

Nebenschlussspulen, in mm

Wicklungstiefe Spulenhöhe Innerer Umfang „    „

Äusserer Umfang. „    „

Mittlere Windungslänge in m Spulenquerschnitt in cm2 Raumfaktor

80

170

1250

1750

1,5

136

0,45

Kupferquerschnitt in cm2 Kupfervolumen in dms Kupfergewicht in kg

61

9,150

81,50

Watt per Spule

0,000178 • (lm-n • if

276

Abkühlungsfläche in dm?

Watt pro dm?......

Spannungsverlust im Regulierwiderstand in Volt Spannung pro Spule in Volt Strom pro Spule in Ampère .... Windungen pro Spule in Ampère Drahtquerschnitt in mm? .... Drahtdurchmesser, blank in mm „    isoliert „    „

29,6

9,4

160

140

3800

1.6

4.43

1.7

Hauptstromspulen.

Strom im Parallelwiderstand in Ampère Strom in den Spulen    „

Windungen pro Spule Parallele Leiter    ...

Leiterdimensionen in mm

250

750

60X4,7

Gesamtquerschnitt in mm?

Mittlere Windungslänge in m Länge pro Leiter    „ „

Widerstand pro Spule in Ohm Spannungsverlust pro Spule in Volt

„    für alle Spulen in Volt

564

1,45

6,6

0,000234

0.175

1.1

Watt pro Spule Äusserer Spulenumfang in m Spulenhöhe in mm ■ Spulenoberfläche in dm?

Watt pro dm Kupfergewicht pro Spule

131

1,62

60

9J

13,5

33,5 kg.

Wende-Pol.

Reaktanzspannung in Volt Mittlere Reaktanzspannung in Volt

20

12.7

Ankerumfangsgeschwindigkeit in m pro sek v Windungen pro Segments Luftsättigung, gewählt Bw

Ol

Kl JO

Ox

4500

Achsiale Länge des Pols K = — •

10⁶

n 2,2 • 7 • Bw-v

— in cm

to

Ol

Gleichzeitig kurzgeschlossene Segmente . „    „    Leiter

Leiter pro Nut Kurzgeschlossene Nuten . Zu überdeckende „

Nutenteilung in mm Polbogen, erforderlich in mm „ ausgeführt „    „

Polquerschnitt in cm²

19,4

78

100

250

Kraftfluss im Anker bei 1,2 nützlicher Streuung 10* X

»    » Pol

1,35

„ 50 °/₀ Streuung .

. 10* X

2.0

Ampèrewindungen.

Ankerampere Windungen . Luftzwischenraum in cm

„ Sättigung .... Kontraktionskoeffizient Ampèrewindungen .... Zäh ne zahl unter dem Pol Mittlere Zahnbreite in cm Eisenlänge unter dem Pol Zahnquerschnitt unter dem Pol in cm2 Scheinbare Sättigung Wirkliche Sättigung Ampèrewindungen .... Schenkelquerschnitt in cm2 „ Sättigung Kraftlinienweg in cm Ampèrewindungen .... Berechnete Ampèrewindungen . Ausgeführte    „    .    .

9000

0,8

4500

1,35

3900

0,8

16,2

52.

21600

20200

1360

184

10800

32

350

14610

16000

Wendepolspulen.

Wicklungstiefe ......

Mittlere Windungslänge in m .

0,81

Spulenhöhe in mm .... Strom in den Spulen in Ampère

„ im Parallelwiderstand in Ampère Windungen pro Spule Leiterdimensionen in mm Parallele Leiter    ....

Gesamtquerschnitt in mm2 Gesamtlänge -\- Verbindungen in m Widerstand pro Spule Spannungsverlust pro Spule in Volt

für alle Spulen in Volt Stromwärmeverlust pro Spule in Watt Oberfläche in dm² ....

Watt pro dm²    ....

700

300

23

60-4,5

540

19,0

0,0007

0,49

343

26

13,2

Verluste und Wirkungsgrade. Konstante Verluste.

Eisenverlust Bürstenreibung Lager- und Luftreibung Neben Schluss wicklun g Regulierwiderstand

Watt

11

11

11

14000

2600

4000

1880

360

Variable Verluste.

12840

Stromwärme im Anker .

„ am Kommutator „    in der Hauptstromwicklung

„    im Parallelwiderstand

„    in der Wendepolwicklung

,,    im Parallelwiderstand

Watt

11

11

11

11

10600

2800

800

300

2060

880

Abgegebener Effekt Aufgenommener mechanischer Effekt Wirkungsgrad bei Voll-Last .

„ 25 °/₀ Überlastung „ ⁸/₄-Last

V l<2~ V

» ¹U' »5

11

11

11

11

11

11

11

11

11

1000000

1041000

0,961

962

958

947

Materialgewichte.

Ankerbleche •

Magnetkerne und Polschuhe Wendepole (Stahlguss)

Joch (Stahlguss) Ankerkupfer ♦ Kommutatorkupfer • Nebenschlusskupfer • Hauptstromkupfer • Wendepolkupfer Gesamteisen Gesamtkupfer •

kg

1300

1140

260

3900

260

560

486

282

550

V)

6600

2138

Materialkosten.

Gesamtkosten

• Mark

7840

Kupfer pro KW Eisen

2,1

6,6

Eine zweite Wendepolmaschine, ausgeführt von der Firma Oerlikon, ist mit ihren wesentlichsten Teilen auf Tafel III dargestellt.

Kapitel XII.

Aequipotentialverbindungen.

Um einen Ausgleich zwischen mehreren parallel geschalteten Stromzweigen zu ermöglichen, verbindet man eine Anzahl von Leitern gleichen Potentiales miteinander. Dieser Ausgleich ist oft wünschenswert bei der reinen Parallelschaltung, bei welcher ungleich-massige magnetische Felder sonst zu starke Belastung einzelner Stromzweige und ihrer Bürsten hervorrufen können ; bei der Serienparallelwicklung ist der Ausgleich fast unumgänglich, um die un-gleichmässige Strombelastung der Bürsten zu verhindern.

Die Ausführung solcher Aequipotentialverbindungen zeigt Tafel III; die als Verbinder dienenden Drähte haben 2,6 mm Durchmesser isoliert und sind als Mantelwicklung unter der eigentlichen Stabwicklung untergebracht.

Man kann die Aequipotentialverbindungen auch an die Zuführungen zu den Kollektor-Lamellen anschliessen, denn offenbar wird dasselbe erreicht, wenn die Verbinder an die entsprechenden Segmente, anstatt direkt an die Stäbe angeschlossen sind.

Der Querschnitt der Verbinder kann je nach der Stromstärke eines Ankerstromzweiges zu 4 bis 10 mm? angenommen werden. Die Zahl der Verbinder richtet sich nach der Gleichmässigkeit, die angestrebt werden muss. Bei einer Spoligen 100 KW-Maschine (Seite 153) kommt auf jeden zwanzigsten Stab ein Anschluss. Bei einer 4poligen 300 KW-Maschine, bei der die sogen. Reaktanzspannung einen sehr hohen Wert erreicht, kommt auf jeden vierten Stab ein Anschluss. Das sind ungefähr die äussersten Grenzwerte nach beiden Seiten. Die Verbinderzahl ist ausserdem bedingt durch die Stabzahl. Dies wird am leichtesten aus den abgekürzten Wicklungstabellen der betreffenden Maschinen zu erkennen sein.

Wicklungstabelle eines 100 KW-Generators.

Stabzahl 560, Polzahl 8, Schaltung: Parallel, Stäbe pro Nut 4, Nutenschritt 1 auf 18, Wicklungsschritt y, — 69, y₂ = 67.

Oi co hot

CO CM ^    •

Ms tk .

Co to l-s Co ks CO

Co Co Oo to 05 Oo

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CO Co Oo to CO Oo

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489

558

491

560

493

562

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05 05 05 ^ ^

Ol

hot Ot

sO

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CO Oo

CVJ

Liegt Stab 1 in der neutralen Zone, so liegen die Stäbe der fettgedruckten Zahlen ebenfalls entsprechend in neutralen Zonen. Durch die Aequipotentialverbindung müssen an Stab 1 angeschlossen werden die Stäbe gleicher Lage, d. h. vor einem Felde gleicher Polarität, das sind aber 141, 281 und 421. Der Verbinder schritt ist also 140.

Die nächsten Verbindungen sind angeschlossen an die Stäbe

21

161

301

441

41

181

321

461

61

201

341

481

81

221

361

501

101

241

381

521

121

261

401

541

(141

Im ganzen also 7 Verbindungen mit je 4 Anschlüssen.

281

421

Wicklungstabelle eines 300 KW-Oenerators.

Stabzahl 1056, Polzahl 4, Schaltung: Parallel, Stäbe pro Nut 8, Nutenschritt 1 auf 34, Wicklungsschritt yx = 265, y₂ = 263.

h co to

266

268 270

263

528

265

265

530

267

267

532

369

527

792

529

529

794

531

531

796

533

791

1056

793

793

795

795

797

1055

264

{1057)1

Zusammengehörige Stäbe in symmetrischer Lage (z. B. neutrale Zone) sind wieder fettgedruckt. Gleiche Lage haben die Stäbe 1 und 529, sie sind also verbunden. Der Verbinderschritt ist 528. Weitere Verbindungen sind:

533

537

13

541

17

545

21

549

121

649

221

749

321

849

421

949

521

525

1049 1053 (.1057) 1.

¹

Bw ■ v

Der Polbogen hängt ab von der Zahl der gleichzeitig kurzgeschlossenen Leiter, der Segmentzahl pro Nut und der Nutenteilung. Im allgemeinen rechnet man, dass der Polbogen die doppelte Zahl Leiter bedecken soll, als Leiter gleichzeitig kurzgeschlossen sind. Da ferner meist die Zahl der kurzgeschlossenen Segmente annähernd gleich der Zahl der Segmente pro Nut ist, so kann man den Polbogen gleich der doppelten Nutenteilung machen.

Die Amperewindungszahl pro Wendepol hängt ab von der Ankeramperewindungszahl, die zu überwinden ist, von Luftzwischenraum und Sättigung unter dem Wendepol.

Den Luftzwischenraum führt man so klein als möglich aus, bei grossen Maschinen etwa 5 bis 8 mm.

Da auch hier die Kraftlinien zum grössten Teil nur durch den Zahn eintreten, so ist der auf Seite 39 angegebene Kontraktionskoeffizient bei der Berechnung der Amperewindungen für Luft einzusetzen.

Anhang.

Um dem Studierenden die Kontrole seines Entwurfes an ausgeführten Maschinen zu erleichtern, sind in der folgenden Tabelle verschiedene Maschinen zusammengestellt.

I. 4,5 KW-Generator 500 Volt, 1200 Umdr. p. Min. (Fig. 32, 61).

II.    45 KW-Generator 110 Volt, 900 Umdr. p. Min.,

beide Maschinen* von den Präzisions-Werkstätten Mittweida, G. m. b. H.

III.    100 KW-Generator 125—165 Volt, 500 Umdr. p. Min.

(Fig. 4, 28, 62) des Sachsenwerkes.

IV.    160 KW-Generator 230 Volt, 250 Umdr. p. Min.

(Fig. 5, 10, 34, 35, 63, 70, 104) der Elektromotorenwerke Heidenau.

V.    400 KW-Generator 550 Volt, 100 Umdr. p. Min.

(Fig. 41).

VI.    1000 KW-Generator 500 Volt, 90 Umdr. p. Min.

(Tafel V).

Die wesentlichsten Kurven für die Maschinenberechnung sind auf Tafel VI wiedergegeben.

Leistung

Spannung

Stromstärke .

Umdrehungen per Minute

Polzahl

Periodenzahl

. KW

Volt

4,5

45

500

110

100

160

1200

410

900

125/165

230

400

1000

800

500

695

255

o © o

■QCOO

500

2000

90

40,2

30

16

33,3

17

6,7

12

Ankerdurchmesser in mm . Ankerumfang in mm . Umfangsgeschwindigkeit m pro sek Polteilung in mm Ankerlänge in mm Zahl der Lüftungsschlitze Breite „

Eisenlänge .

Innerer Durchmesser Eisentiefe Nutenzahl Nutendimensionen Leiter pro Nut . Leiterdimensionen Leiterquerschnitt Windungszahl

210

660

380

800

99

mm

79

79

mm

mm²

1194

2510

1000

11

165

140

121

100

35

44

6,8-19,5

30

d = 1,2

1,12

655

17,9

298

228

206

175

72

43

14-30

3,5 • 10

35

129

21

314

185

10

157

520

112

140

8,5 • 28

2,4 -10

24

280

3141

2300

3600

7220

13,3

393

250

10

207

640

144

103

11,2-36

3,6 • 15

54

206

12

11300

17

905

707

400

350

12

284

1400

417

264

12,3 • 33

2,6 • 12

31,2

792

13

221

3800

368

384

13,4 • 32

3-12

35

Schaltung

Reihen

Parallel

Parallel

Reihen

Parallel

Parallel

1152

Parallel

Parallele Stromkreise .

Strom pro Zweig Windungen zwischen zwei Bürsten Mittlere Windungslänge Länge zwischen den Bürsten m Kupferquerschnitt zwischen den Bürsten

. mm

t- CM CM <M _j-(M

CO t>- <M

16

102,5

100

174

32

1312

35

51

91

125

42

1250

1592

99

72

44

81

3300

2560

326

184

. mm²

Stromdichte in Ampère pro „ Ankerwiderstand in Ohm Spannungsverlust im Anker . Volt am Kommutator „ in der Hauptstromwicklung . Elektromotorische Kraft Magnetischer Kraftfluss bei Leerlauf

Magnetischer Kraftfluss bei Yoll-Last . Eisenquerschnitt des Ankers cm2 Sättigung .    . ■

Eisengewicht Eisenverlust Stromwärme im Ankerkupfer ,, Gesamtverlust im Anker Abkühlungsfläche Watt pro dm²

10« X

10« X

Watt

•i

C0 1U.A (M T* Ti a,-¹“

«N «TS

140

192

216

250

560

2,9

4,2

3,2

2,9

3,56

0,0065

0,0046

0,0075

0,026

0,0065

2,67

3,68

5,2

19

13

1,5

1,5

2,5

2,4

2,4

522

114

0,95

2,85

1,0

42

12000

25

300

190

490

1,55

31,6

2,96

148

10000

144

1080

1100

2180

50

43,5

6sll§Sl§e 5 |i

1,2

239

571,4

515,4

20,7

14,5

21,5

14,9

1200

9000

5550.

7800

13900

21700

745

29

815

9150

6700

16700

26000

42000

955

44

Kommutator.

Durchmesser

Umfang .    .    .    . „

Umfangsgeschwindigkeit m pro sek

. mm

130

410

285

8,5

895

13,5

«güg

° o °

1650

5200

2700

8,65

8480

12,7

Lauflänge

Segmentzahl

Segmentbreite

Isolation

Bürstenstiftzahl . Bürsten pro Stift Bürstendimensionen Bürstendeckung . Kontaktfläche pro Stift Strom pro Stift . Stromdichte in Amp. Spannungsabfall . Stromwärmeverlust Reibungsverlust . Gesamtverlust Abkühlungsfläche Watt pro dm²

mm

mm

77

mm

12-25

3,9

r-H

-o ^ to ro

to    ü* «O CD O

CT

230

280

4,6

0,75

CT O

0,9

GO

295

792

. cm2 Amp. pro cm2 . Volt Watt

. dm²

4,5

1,5

2,5

22,5

24

46

1,1

40

s-slisvSisiC

16-30

15-30

20 • 38

'b*

1,9

28,8

31,5

200

174

5,5

1,5

2,5

1200

1740

900

2100

520

2260

34,5

42,5

60

53

CO S'QO ^    8 £2 8 S'

Kommutation.

Windungen pro Segment le -f- 0,151 Reaktanzspannung A Wa

Bh-d

14,5

1,9/2,8

0,5

-sa- s-

20,5

26,6

2,3

0,54

1,9/2,8

1,08

-SS- 2-

Magnetische Verhältnisse und Amperewindungen.

Luftzwischenraum.

Polbogen Polbedeckung Achsiale Pollänge Querschnitt .

Abstand

Nützliche Streuung Luftsättigung bei Leerlauf .

„    „ Voll-Last

Kontraktionskoëffizient Amperewindungen für Luft bei Leerlauf .

. mm

. mm . cm²

cm

Amperewindungen für Luft bei Voll-Last .

Zähne.

Zahnbreite, oben Zahnbreite

. mm

Nutbreite

Mittlere Zahnbreite Zahnlänge Mittlerer Zahnquerschnitt unter

. cm²

Scheinbare Sättigung bei Leerlauf „ Voll-Last

dem Pol

100

185

220

250

0,61

0,62

0,7

0,64

140

228

185

260

140

0,25

1,15

6000

6250

1,25

1500

1570

8,2

1,2

420

407

650

0,6

0,6

0,45

1,15

5900

6100

1,25

3540

3660

13,8

1,1

1,15

7850

8850

8150

1,25

4700

4900

9,5

1,1

9250

1,15

3660

3830

S ct J-¹ iS ct£ o SS 2

8    8 ‘«ggw'oêSgg

500

0,71

350

1750

1,15

7200

7400

1,2

8    8

H

CD    t>-

. mm

cm

6,8

55

15000

15800

11,5

158

15700

16300

8,8

2,8

168

19000

19700

19,3

1,7

18

3,6

307

18900

19600

920

19800

20300

Wirkliche Sättigung bei Leerlauf „    „ „Voll-Last

Amperewindungen bei Leerlauf „    „ Voll-Last

15000

15800

32

50

15700

16300

48

90

18600

19100

480

18700

19300

560

650

790

19300 20500 19800 21000 730 1210 790 1500

Ankereisen.

Querschnitt .

Sättigung bei Leerlauf „    „ Voll-Last

Kraftlinienweg Ampèrewindungen bei Leerlauf „    „ Voll-Last

. cm'¹

cm

Schenkel: Material.

Achsiale Länge Breite Höhe .

Querschnitt .

Streuung

Sättigung bei Leerlauf „    „ Voll-Last

Ampèrewindungen bei Leerlauf „    „ Voll-Last

I (Durchm.)

mm

cm²

Joch: Material.

Achsiale Länge .

Dicke ....

Äusserer Jochdurchmesser Querschnitt .

Sättigung bei Leerlauf „    „ Voll-La8t

Kraftlinienweg Amperewindungen bei Leerlauf „    „ Voll-Last

Gesamtamperewindungen pro Pol bei Leerlauf

Ankerampèrewindungen pro Pol Bürstenverschiebung in °/₀ .

Gegenwindungen .....

Querwindungen .    .    .    .

Zum Ausgleich der Querwindungen erforderlich

Gesamtampèrewindungen bei Voll-Last ausgeführt Nebenschlusswicklung . Hauptstromwicklung

Nebenschlussspulen.

Wickeltiefe .

Spulenhöhe .

Äusserer Umfang Mittlere Windungslänge

cm

cm²

cm

. mm

42

148

176

298

11400

12000

9000

10000

9900

50

25

120

10300

11100

11600

20

60

125

95

24

132

100

156

Stahlguss

£ ££ 45. © cS Sa

ggsilg

112 •

100

100

1,3

12500

13000

130

150

20

2,5

15

50

12500

13100

15

200

225

1910

730

60

670

200

2335

2400

50

60/50

700

180    185

13500

14000

265

300

28

5,5

85

155

11100

11500

38

340

380

3300

400

2900

750

5710

5800

60

130

1000

250

240

490

1,2

1.2

15600

16200

15800

16200

650

770

Guss

eisen

370

400

© 2 iS © © © ©

05    ’“l QO CO CO

^ ,_| CO Tfi CO 05

540

1260

1,15

13200

13600

810

920

Stahlguss

32

50

140

256

8200

8500

30

145

150

2620

315

2300

835

7500

7500

13

1800

650

5800

6100

35

150

1220

5200

4500

720

3800

1200

8686

6200

2400

35

180

1070

2600    2400

13218    14012

14200    14500

40

30

440    475

1760    1470

1,63 1,37

Windungszahl Gesamt-Windungslänge Stromstärke .

Drahtdurchm. blank/isoliert mm Querschnitt .

Widerstand pro Spule Spannung pro Spule .

„ aller Spulen „ im Kegulierwiderstand „ Stromwärme pro Spule Abkühlungsfläche Watt pro dm²

. mm²

. Ohm . Volt

Watt

. dm²

Hauptstromspulen.

Windungszahl Mittlere Windungslänge Gesamtlänge Leiterquerschnitt Leiter (parallel) .

Widerstand pro Spule Spannungsverlust pro Spule Volt „ für alle Spulen „ Stromwärme pro Spule Abkühlungsfläche Watt pro dm²

Erwärmungen.

Anker: Watt pro dm²

Umfangsgeschwindigkeit m/sek Spezifische Erwärmung . Voraussicht], Übertemperat. °C Kommutator: Watt pro dm2 Umfangsgeschwindigkeit Spezifische Erwärmung . Übertemperatur Magnetspulen: Watt pro dm2 Spezifische Erwärmung . Übertemperatur

mm

Ohm

Watt

. dm²

Verl usteundWirkungsgr ade.

Konstante Verluste.

Eisenverlust im Anker Verlust in der Nebenschlusswicklung . Kommutatorreihung Lager und Luftreibung

3840

6440

0,37

0,55/0,65

0,235

296

110

440

60

41

3,5

11,7

31,6

11

1.5

47

40

8,5

40

11,7

35

300

185

24

200

'ło

43,5

17,9

1,2

53

50

13,5

0,8

40

9,4

37,5

1080

03 05 O ~3 ~3

o o ©

iSSeSlC^sl!

■.Las sKSslsii

CO

m ^ H ^ ©.d'^1 H w H of o'

CC CO aa 03 Iß ł-H ^ CO

«sgsggffigsli

g § 00 êPV S-o “ iS 3

2300    3750    7800    16700

1500 1680 5500 10800 900 520 950 3700 1000 1000 2500 5000

Watt 510    2820    5700    6950    16750    36200

*) Die Hauptstromwicklung liegt ausserhalb der Nebenschlusswicklung, deshalb ist die Stromwärme beider Wicklungen zusammen auf die äussere cylindrische Fläche bezogen.

Veränderliche Verluste.

Stromwärme im Ankerkupfer

„ in der Hauptstromwicklung .

Stromwärme am Kommutator

190

1100

2950

3600

13900

26000

22,5

615

1200

102

1740

1830

5000

Watt

210

1720

4150

5440

15730

31000

Gesamtverlust.

Leistung .    .    . Watt

Zugeführter mechan. Effekt „ Wirkungsgrad bei Voll-Last °/o Va-Last    °/₀

V4-Last

4500

5420

83

75

°l 0

61

»II|1

100000

109850

150000

162400

32500

432500

67200

1067200

91,2

87,5

80

92,4

92,5

93,7

89,5

90

83

85

91,8

86,5

Gewichte der aktiven Materialien.

Ankerkupfer

Nebenschlusskupfer

Hauptstromkupfer

Kommutatorkupfer

Gesamtkupfer

Ankerbleche

Magnetpole ....

Joch.....

Gesamteisen

Kupfer pro KW .

Eisen pro KW

Anker- -f- Feldkupfer pro KW

JnS rf*.

'ce'bo

75

150

-S-“»gSS8|»l

280

730

920

160

415

355

335

830

1520

4,15

15

3,55

280

117

230

777

750

730

2740

4220

4,85

26*)

3,4

1190

1720

750

1470

2670

5550

5300

12500

23350

6,7

58,5

4,8

4110

6700

8500

11500

26700

4,11

26,7

2,64

Kosten in Mark.

Material: Kupfer . Ankerbleche Stahlguss Gusseisen

pro KW .

Herstellungskosten:

0,1- A² + 0,14 •    • l .

pro KW .

<N <N O I <M NHM I «3

830

177

410

14,7

1554

375

k55

685

18

5340

2770

6250

36

8220

3350

7000

18,57

Selbstkosten .

pro KW .

i* II

2320

23

3737

37,4

3880

24

6749

42

16740

32680

42

32

31100

51250

77,5

51,3

*) Magnetgestell: Gusseisen.

VY

Schlagwort-Verzeichnis.

für Ankereisen S. 38.

99

Aequipotentialverbindungen S. 84, 97, 148 u. ff.

Ampèrewindungen S. 38.

,.    „    Luftspalt S.    38.

„    „    Joch S. 43.

„    „    Pol S. 43.

„    „    Zähne S. 40.

Ankerampèrewindungen S. 50, 79 u. ff. Ankereisentiefe S. 5.

„ konstruktion S. 9, Fig. 4, 5, 7, Tafel III, IV.

„ länge S. 5.

„ rückwirkung S. 45, 79 u. ff., 86, 90, 129, Fig. 75. -Gegenwindungen S. 45, 49. -Querwindungen S. 45, 50, 65, Fig. 49.

„ Sättigung S. 28.

„ Verluste S. 28.

„ Wicklungen S. 9.

„ widerstand S. 24. Ausgleichsleitungen s. Aequipotentialverbindungen.

Eisengewicht des Ankers S. 27.

„ Verluste S. 25, Fig. 26. Endverbindungen S. 10.

„ einfluss auf Reaktanz S. 92.

Feldspulen S. 57, Fig. 52—55. Formspulen S. 9, 12. Funkenbildung S. 88 u. ff., 97.

Gegenwindungen s. Ankerrückwirkung. Gestelle, Magnet- S. 33, Fig. 30 — 35. Gestellsättigung S. 34.

Hauptstromwicklung S. 51. Herstellungskosten S. 103, 115. Hilfspol s. Wendepol. Hochspannungsgenerator S. 139. Hysteresis S. 25, Fig. 26.

Isolation der Ankerbleche S. 25, 26. „ des Kollektors S. 71. der Nut S. 21.

Joch s. Gestell.

Bürsten S. 72.

99

19

99

91

99

91

bogen S. 73.

brücke S. 71, Fig. 68 — 70. druck S. 72. reibung S. 72.

Stellung S. 45, 50, 55, 90. stifte S. 84, 95. Verschiebung s. -Stellung.

Kernverluste s. Eisenverluste. Kommutator S. 70 u. ff., Fig. 61—67. Kommutierung S. 5, 87, 98, 124. Kompensationswicklung S. 128. Kompensierte Maschine S. 128. Kontraktionskoeffizient S. 39.

„ Eisen S; 92.

Querschnitt des Leiters S. 7. Querwindungen s. Ankerrückwirkung.

Kraftlinien pro Pol S. 19, 21.

„ für Leiter in Luft S. 91.

Kostenkonstante S. 119 u. ff.

Kupfergewicht des Ankers S. 25.

„    der Hauptstromwicklung

S. 61.

„    der Nebenschlusswickl.

S. 60.

Lagerreibung S. 76. Lamellen s. Segmente. Leerlauferregung S: 50, 53. Leiter pro Segment S. 6. Luftquerschnitt S. 38, 39. Luftreibung S. 76.

Lüftung S. 9, 28. Luftsättigung S. 4, 6.

Magnetische Verhältnisse S. 32. Mantelwicklung S. 10, Tafel I, II a, b, c. Maschinenkonstante S. 99 u. ff. Materialkosten S. 115.

„ kurven S. 33, Fig. 29, Tafel VI. Mitnehmer S. 122.

Nebenschlussspule S. 59, 67. Nutenform S. 4.

„ füllfaktor S. 23.

„ isolation S. 21.

„ zahl S. 16.

Parallelwicklung S. 3, 13, 82, Fig. 12, 14, 17, 21.

Perioden S. 19, 20.

Polbedeckung S. 4, 5.

„ bogen S. 19.

„ fläche S. 19.

„ formen S. 36, 37, Fig. 36—40.

„ schuh S. 42.

„ teilung S. 19.

„ zahl S. 7, 81.

Raumfaktor S. 57, Fig. 56. Reaktanzspannung S. 89 u. ff., 96, 117, 124, Fig. 76.

bei grossen Maschinen S. 97. „ Serienschaltung S. 95. Reihenschaltung s. Serienschaltung. Ringwicklung S. 20.

Schablonenwicklung S. 9, 12. Schaltung der Ankerleiter S. 7. Schleifenwicklung S. 13, Fig. 12,13, 21. Segmentspannung S. 5, 6. Selbstinduktion S. 88.

Selbstkosten S. 116. Serienparallelschaltung S. 15 u. ff., 20, 83, 95, Fig. 20, 23. Serienschaltung S. 13, 20, 83, 95, Fig. 13, 15, 18, 19, 22, 23. Spannungsverlust im Anker S. 25.

an den Bürsten S. 72, 90. im Regulierwiderstand S. 59. Spulenwicklung S. 16.

Stirnwicklung S. 10, Fig. 9, Tafel II d, e, f. Streuung, nützliche S. 39.

„ im Gestell S. 43. Stromdichte in den Ankerleitern S. 7, „ am Kommutator S. 72. Stromwärme im Anker S. 25.

Temperatur, Anker S. 8, 28, 133.

Feldspule S. 60, 62. Kommutator S. 73. Trommelwicklung S. 20.

Uebergangswiderstand an den Bürsten S. 96.

Umfangsgeschwindigkeit: Anker S. 4, 6, 104.

„ Kommutator S. 73.

Yerbinder s. Aequipotentialverb.

Y erluste, konstante u. veränderliche S. 77. „    im Ankereisen S. 25.

„    im Ankerkupfer S. 25.

„ durch Lager und Luftreibung S. 76.

Wellenwicklungen S. 13, Fig. 14, 15, 22, 23.

Wendepol S. 134 u. ff., Tafel IV.

„ -Maschine S. 134 u. ff Wicklungen s. Mantel-, Stirn-Wickl. „ s. Parallel-, Serien-, Serien-parallel-Wickl.

„ s. Schleifen-, Wellen-Wickl.

Wicklungsschritt S. 12.

Windungen pro Segment S. 6, 86. Windungslänge S. 24. Wirbelströme S. 25, Fig. 27. Wirkungsgrad S. 76 u. ff.

Zahnbreite S. 5.

„ Sättigung S. 40, 41.

Berichtigungen.

28

28

Seite 4, Zeile 12 lies statt

Seite 8, Zeile 3 von unten lies gezwungen statt gewungen.

Seite 69, Zeile 4 lies 90 Volt statt 900 Volt.

Seite 102 und 103 links oben an den Figuren lies X 10 — * statt x 10—k

29,3

c-    Druck von Moritz Billig in Mittweida.

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Gesamt-Amperewindungen für Leerlauf.

Verlag der Polytechnischen Buchhandlung, R. Schulze, Mittweida.

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