Ein Beitrag zur analytischen Behandlung des harmonischen Spektrums des Ausgangssignals bei einem nichtlinearen System

Übersicht In der vorliegenden Studie wird das Ziel verfolgt, die Form des Ausgangssignals in einem elektromagnetischen Netzwerk zu berechnen. Der zeitliche Verlauf der Ausgangsgröße wird unter Berücksichtigung der Nichtlinearität des ferromagnetischen Mediums ermittelt. Das Rechenverfahren wurde auf einen Transformator im Bereich der Eisensättigung angewendet. Die rechnerischen Ergebnisse stimmen mit experimentell gewonnenen gut überein.

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Analysis of the output signal harmonics in a nonlinear electromagnetic AC network

Contents An algorithm for the calculation of the output signal harmonics in a nonlinear electromagnetic AC network is presented. Nonlinearity of the ferromagnetic elements has been taken into account. Good agreement between theoretical and experimental results has been found.

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Herrn Prof. Dr. H. Hofmann danke ich herzlich für die Anregung und die mir in seinem Institut gegebene Gelegenheit zur Abfassung dieser Arbeit.     

Die Einleitung des elektrischen Durchschlags in verflüssigten tiefsiedenden Gasen

Übersicht Die vorliegende Arbeit beschreibt eine Modellvorstellung für den elektrischen Durchschlag von verflüssigten Gasen am Beispiel des Flüssigstickstoffes, die ohne die Annahme von Verunreinigungen auskommt. Das Modell wird anhand experimenteller und theoretischer Ergebnisse aus Durchschlagsuntersuchungen begründet.

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Contents This paper describes a breakdown model for liquified gases, especially for liquid nitrogen, without assuming any impurities. The model is explained, by experimental and theoretical results.

     

Die unabhängige Selbsterregung bei Asynchronmaschinen mit Aufhebung der Schlupf Spannung

Zusammenfassung Die bei Asynchronmaschinen mit Aufhebung der Schlupfspannung auftretende Selbsterregung wird untersucht, und zwar für Leerlauf, Wirklast, Blindlast und Kurzschluß der Vordermaschine. Ihr Einsatz liegt bei Wirklast oberhalb der für volle Aufhebung der Schlupfspannung notwendigen Einstellung des Widerstandes im Erregerkreis der Hintermaschine, in den anderen Fällen unterhalb. Zur Vermeidung der Selbsterregung auch im ungünstigsten Belastungsfall muß der Widerstand etwas höher, bei der Versuchsmaschine 20% oberhalb des theoretisch notwendigen Wertes eingestellt werden. Die dadurch bedingte Abweichung vom Idealverhalten, die in der Verzerrung der Betriebskurven zum Ausdruck kommt, wird bestimmt.Zur Verringerung der Abweichungen ergibt sich der Weg der Erhöhung der Selbsterregungsfrequenz erheblich über den Betriebsbereich hinaus durch Verringerung der wirksamen Reaktanz des Erregerkreises der Hintermaschine. Dazu ist es in den meisten Fällen notwendig durch eine Kunstschaltung die Selbstinduktionssspannung im Erregerkreis zu kompensieren. Es muß aber bei dieser Aufhebungsanordnung beachtet werden, daß sie möglichst wenig frequenzabhängig ist. Gegebenenfalls kann ein Frequenzgang durch eine geeignet bemessene Dämpferwicklung in der Hintermaschine unschädlich gemacht werden.Buchstabenerklärung B relative Belastung - C Kapazität des Kondensators - d _m Spannungskonstante der Hintermaschine - I ₁,I ₂ Ständer- bzw. Läuferstro - I ₁₀,I ₂₀ Magnetisierungsstrom im Ständer bzw. Läufer - I _m Erregerstrom der Hintermaschine - i ₁,i ₂,i _m Augenblickswerte - L ₁ L ₂ Gesamtinduktivität des Ständers bzw. Läufers - L _m Induktivität des Erregerkreises der Hintermaschine - p Heaviside-Operatord/dt - R ₁ Belastungswirkwiderstand - R _m Gesamtwiderstand im Erregerkreis der Hintermaschine - R _{m 0} Selbsterregungseinsatz bei Leerlauf der Vordermaschine - R _{m b} Selbsterregungseinsatz bei Blindlast der Vordermaschine - R _{m k} Selbsterregungsemsatz bei Kurzschluß der Vordermaschine - R _{m w} Selbsterregungseinsatz bei Wirklast der Vordermaschine - R _m= Selbsterregungseinsatz bei Gleichstromselbsterregung - r ₁,r ₂ Wicklungswiderstand des Ständers bzw. Läufers - r _a Widerstand des Ankerkreises der Hintermaschine - r _d Dämpfungswiderstand - r _m Widerstand der Erregerwicklung der Hintermaschine - r _v Vorwiderstand im Erregerkreis der Hintermaschine - s Schlupf - SE Selbsterregung - s _e0 Selbsterregungsschlupf bei Leerlauf der Vordermaschine - s _eb Selbsterregungsschlupf bei Blindlast der Vordermaschine - s _ek Selbsterregungsschlupf bei Kurzschluß der Vordermaschine - s _ew Selbsterregungsschlupf bei Wirklast der Vordermaschine - U ₃ Spannung des Frequenzumformers - w ₁,w ₂ Windungszahl des Ständers bzw. Läufers - X ₁ Belastungsblindwiderstand - x ₁,x ₂ Gesamtblindwiderstand des Ständers bzw. Läufers - x ₁₁,x ₂₂ Hauptfeldblindwiderstand des Ständers bzw. Läufers - x _c kapazitiver Blindwiderstand des Kondensators - x _m Blindwiderstand des Erregerkreises der Hintermaschine - Streublindwiderstand des Ständers bzw. Läufers - R_m/(d_m }- r _a - ₁ relativer Ständerwiderstand - ₁, ₂ Ständer- bzw. Läuferstreufaktor - totaler Streufaktor - Kreisfrequenz - _e0 Selbsterregungskreisfrequenz bei Leerlauf der Vordermaschine Teil II der Dissertation des Verfassers, T. H. Hannover 1937.     

Ein graphisches Verfahren zur Berechnung des Boucherotmotors

Electrical Engineering -     

Beanspruchungen des Wellenstranges bei umrichtergespeisten Asynchronmaschinen

Übersicht Die Berechnung der Wellenbeanspruchungen in Antriebssystemen mit umrichtergespeisten Asynchronmaschinen erfolgt über eine numerische Integration der Differentialgleichungen für das Gesamtsystem, das den Umrichter, die elektrische Maschine, den Wellenstrang und—wenn vorhanden—auch die Regelungseinrichtung umfaßt. Es wird gezeigt, daß bei U-Umrichterantrieben, die im allgemeinen dem unteren Leistungsbereich angehören, hohe Wellenbeanspruchungen unvermeidbar sind. Sie müssen bei der mechanischen Auslegung des Antriebssystems berücksichtigt werden. Die I-Umrichterantriebe des oberen Leistungsbereiches sind in dieser Hinsicht weniger gefährdet, weil die erste Torsionseigenfrequenz des Wellenstranges im allgemeinen niedriger liegt als die Frequenz der Pendelmomente.

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Torsional stresses of shafting in inverter fed drives with cage induction motors

Contents The torsional stresses of shafting in inverter fed drives with cage induction motors are calculated by the solution of the differential equations of the entire system, including the power electronic equipment, the electric motor, the shafting and—if applicable—the control circuit. It is demonstrated that in case of U-inverters, which are used up to now for drives with relative small power, high torsional stresses of constructional elements of the shafting are unavoidable and must be considered at the design stage. I-inverter supplied drives are less sensitive in this connexion because the first natural frequency of the rotor system of drives with large output normally is less than the frequencies of the exciting oscillating torques.

     

Die Wendepolinduktion bei Unterteilung des Luftspalts

Zusammenfassung Der Verfasser zeigt im Anschlu\ an eine frühere Arbeit, wie der Wendepolstreuflu\ von der Unterteilung des Luftspaltes und den Abmessungen der Pollücke abhä;ngt, wie die Wendepolinduktion bei Unterteilung des Luftspaltes berechnet werden kann und da\ die Unterteilung des Wendepolluftspaltes bei den Einankerumformern weitaus die grö\te, bei den kompensierten Maschinen noch eine sehr gro\e und bei den nichtkompensierten Maschinen die kleinste, aber immer noch erhebliche Wirkung hat.Begriffe und Zeichen a Pollückenbreite am Anker - B ₀ grö\te Wendepolinduktion - b ₀ Wendepolbreite an der Stelle des grö\ten Induktionsflusses - b _A Wendepolbreite am Anker - c Pollückenbreite am Joch - ₀ grö\ter Induktionsflu\ durch den Wendepol - _A Wendepol-Ankerinduktionsflu - _S Wendpolstreuflu - _H Wendepol-Hauptpolinduktionsflu\ durch die Zonee bisx - H _y mittlerey-Komponente der magnetischen Feldstä;rke in der Pollücke - h Pollückenhöhe - I _A resultierende Ankerdurchflutung (Fu\note 1 S. 803) - I _k kommutierende Ankerdurchflutung (Fu\note 1 S. 803) - I _w Wendepoldurchflutung (Fu\note 1 S. 803) - k ₃ Streufaktor, erklä;rt durch die Gl. (9) bis (11) - k ₃ Wert des Streufaktors bei Anordnung des ganzen Luftspalts am Anker - l axiale Pollä;nge - ₃ Streuleitwertzahl der Pollücke - _A Leitwertzahl des Ankerluftspaltes - ₀ Permeabilitä;t der Luft 1) - S _A Wendepolluftspalt am Anker - V magnetische Spannung zwischen dem Wendepol und dem benachbarten Hauptpol in der Höhex - V _A magnetische Spannung am Ankerluftspalt - V _J magnetische Spannung am Jochluftspalt     

Die Berechnung des Parallelwechselrichters bei Ohmscher Belastung

Ohne Zusammenfassung     

Beugung am Keil. Ein neuer Weg zur Bestimmung des Diffraktionskoeffizienten

Übersicht In dieser Arbeit leiten wir aus der Reihendarstellung der Greenschen Funktion der Helmholtzgleichung den Kellerschen Diffraktionskoeffizienten für das Keilproblem ab. Wir ziehen zu diesem Zwecke die Vollständigkeitsrelation der zugeordneten orthonormalen Funktionensysteme heran und bilden unter Zuhilfenahme verallgemeinerter Funktionen (Distributionen) Grenzwerte von Reihen aus trigonometrischen Funktionen. Die Gesamtlösung läßt sich dann interpretieren als Überlagerung einer einfallenden ebenen Welle, auslaufender transmittierter und reflektierter ebener Wellen sowie einer auslaufenden Zylinderwelle mit dem Diffraktionskoeffizienten als Gewichtsfaktor.

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Wedge diffraction. A new derivation of the diffraction coefficient

Contents In this paper we give a new derivation of Keller's wedge diffraction coefficient, starting from the series representation of the associated Green's function. We apply the completeness relation of the involved orthonormal function systems, and set up limits of series with trigonometric functions using generalised functions (distributions). The solution can be interpreted as a superposition of an incoming plane wave, of outgoing transmitted and reflected plane waves and of an outgoing cylindrical wave with the diffraction coefficient as a weighting factor.