Die Stromoberwellen auf der Wechselstromseite von Stromrichtern

Zusammenfassung Zur Berechnung der Oberwellen auf der Wechselstromseite von Stromrichtern wird der Anodenstrom in seine Harmonischen zerlegt. Für das Verhältnis des Effektivwertes derv-ten Harmonischen des Anodenstromes für beliebigen Steuerwinkel und Überlappungü zum Effektivwert derv-ten Harmonischen des bei streuungslosem Transformator und Nenngleichstrom fließenden ideellen Anodenstromes ergibt sich eine Beziehung, nach welcher sich dieses Verhältnis in Abhängigkeit von cos (2 +ü) durch eine Geradenschar darstellen läßt.Von dieser Beziehung ausgehend, werden die Harmonischen der Ströme des Stromrichtertransformators sowie die Oberwellen und die Welligkeit des Netzstromes bestimmt. Für das Verhältnis der Oberwellen des Netzstromes zu seiner Grundwelle wird die für beliebiges undü unabhängig von der Schaltung gültige Gleichung angegeben.Für einige besonders wichtige Schaltungen sind diev-ten Harmonischen des bei streuungslosem Transformator und bei Belastung durch den Nenngleichstrom fließenden ideellen Transformator- und Netzstromes in Tafeln zusammengestellt, ebenso die zur Bestimmung der Welligkeit sich ergebenden Konstanten. Damit läßt sich für Transformator- und Netzstrom diev-te Harmonische und die Welligkeit an Hand von einfachen Diagrammen für beliebiges undü bestimmen. Als Beispiele sind Diagramme der Ordnungszahlen v=4, 7 und 10 angegeben, ferner das Diagramm zur Bestimmung der Welligkeit des Sechsphasen-Stromrichters.Zur Bestimmung der Veränderlichenü und cos (2+ü) dieser Diagramme aus den Spannungs- und Stromverhältnissen wird ein einfaches Verfahren angegeben.     

Die doppeltverkettete Streuung von mehrphasigen Mehrlochwicklungen mit Durchmesserschritt

Zusammenfassung Für verschiedene Phasen- und Lochzahlen je Pol und Phase sind die Werte der abgeleiteten Beziehung, die auch für Phasenzahlen kleiner als 1 ihre Gültigkeit behält, in einer Tafel zusammengestellt. In Anbetracht der Vorteile von vielphasigen Wicklungen wird eine 12phasige Schaltung für 3phasigen Netzanschlu\ angegeben.Mit Rücksicht auf die Wichtigkeit für die Berechnung der Drehmomente von Oberfeldern sind für den Käfiganker die Werte der doppeltverketteten Streuung in Abhängigkeit von den Phasenzahlen (m=0,3 bis 40) in Kurvenform dargestellt. Diese gelten auch für die sogenannten oberfeldarmen Wicklungen, bei denen die Phasenzahl durch Kunstschaltungen soweit erhöht wird, da\ nur mehr die Lochzahlq=1 verbleibt.Bezeichnungen m Phasenzahl des Strombelages - q Stabzahl je Polpaar und Phase - _d Koeffizient der doppeltverketteten Streuung - Ordnungszahl der Stäbe je Pol und Phase - Ordnungszahl der Phasen - v Ordnungszahl der Oberfelder - Abszisse des ersten Stabes der ersten Phase (Bogenma\) - x Abszisse der Feldkurve in elektrischen Graden - zeitlicher Phasenwinkel des Stromes der ersten Phase ( elektr.) - p Polpaarzahl - y Ordinate der Feldkurve - y ₁ Amplitude der Grundwelle - _v Amplitude desv-ten Kosinusgliedes - b _v Amplitude desv-ten Sinusgliedes - Z Zähnezahl des Käfigläufers     

Untersuchungen über elektrische Gleitfunken

Zusammenfassung Die hier beschriebenen Gleitfunkenbilder kommen durch den im Funkenkanal auftretenden Gasdruck zustande. Die Breite der Störungszone nimmt bei konstanter Zündspannung mit zunehmender Gleitfunkenlänge ab, bei gleicher Bahnlänge mit zunehmender Zündspannung zu. Die Lage der-Zone fällt im allgemeinen mit der Winkelsymmetralen zusammen, jedoch zeigen sich bei den kleineren, hier untersuchten Zündspannungen Abweichungen von dieser Mittellage. Aus dieser Abweichung läßt sich der Wertc/v errechnen und auch die Richtung vonc, ob von der negativen zur positiven Elektrode oder umgekehrt, ermitteln. Der erstere Fall ist häufiger, jedoch tritt auch der zweite Fall auf. Es scheint, daß dabei Raumladungen eine ausschlaggebende Rolle spielen.     

Die Entdämpfung von Schwingungskreisen durch Eisendrosseln

Zusammenfassung Die Differentialgleichung eines Schwingungskreises mit stromabhängiger Selbstinduktion wird auf die Hillsche Normalform gebracht, nachdem die magnetische Kennlinie des Eisens analytisch durch eine Potenzreihe dargestellt wurde, die die 1., 3., 5. ... Potenz von enthält. Die Rechnung wird zunächst der Einfachheit halber mit der Potenzreihei=/ (1+f ² durchgeführt, die Erweiterung der Reihe auf Glieder mit der 5., 7. ... Potenz ist ohne Schwierigkeit durchführbar. Die Hillsche Differentialgleichung bzw. ihr Sonderfall die Mathieusche Differentialgleichung, wenn der Parameter(t) nur eine einfache sin-oder cos-Funktion enthält, ist heute ohne besondere Schwierigkeiten lösbar. Die Lösung G1. (32) läßt erkennen, daß neben der Amplitudenmodulation noch eine Frequenzmodulation, dargestellt durch 1/2n(t) auftritt und daß in dem einen der beiden Exponentialfaktoren der positiven Dämpfung R/2 [P+3f U ₀ ² /2²cos 2 (t+)] dt cine negative Dämpfung -t entgegenwirkt, die unter Umständen die positive Dämpfung aufheben kann.Bevor dieser Fall der Selbsterregung näher untersucht wird, wird noch das allgemeine Verhalten eisenhaltiger Schwingungskreise einer Betrachtung unterzogen. Unter anderem wird eine Bedingung für den Schwingungseinsatz aufgestellt, die analog der für eisenlose Kreise geltenden (R<2/C) aufgebaut ist, mit der Abweichung, daß der Formfaktorf bei der Größe der zulässigen DämpfungR eine Rolle spielt.Der technisch wichtigste Fall ist zweifellos der, daß positive und negative Dämpfung sich aufheben, dann verschwindet die Frequenzmodulation und es bleibt eine einfache cos-Schwingung sowie eine sin-Funktion übrig, letztere ist aber nach kurzer Zeit abgeklungen.In den letzten Abschnitten werden dann noch die Bedingungen erörtert, die zur Selbsterregung führen. Nach Erweiterung der Potenzreihe für den Drosselstrom auf Glieder mit der 5. Potenz von wird in einem durchgerechneten Beispiel die Abhängigkeit der zulässigen Dämpfung von den beiden Formfaktorenf ₁ undf ₂ sowohl als auch die Abhängigkeit der Formfaktoren voneinander berechnet und in Kurven dargestellt.     

Der Einfluß der Luftdichte nach den neuen IEC-Mittelwerten für Kugelfunkenstrecken

Zusammenfassung Aus den neuen IEC-Mittelwerten wird auf Grund von Ähnlichkeitsgesetzen der Einfluß der Luftdichte errechnet. Die FunkenspannungU ist nur in erster Annäherung der Luftdichte proportional. In Wirklichkeit hängt der Einfluß der Luftdichte (Korrektionsfaktork, U=k · U _n ) in verwickelter Weise vom KugeldurchmesserD, von der Schlagweites, von den Potentialen der Kugeln gegen Erde, der Polarität und der Größe der Luftdichte selbst ab. Dies rührt davon her, daß man die Korrektion eigentlich nicht an der Spannung, sondern an den Elektrodenabmessungen (Schlagweite und Kugeldurchmesser) anzubringen hat. Die Funkenspannung ändert sich durchweg weniger als proportional mit der Luftdichte, am wenigsten bei kleinem Verhältniss/D und beliebiger Potentialverteilung und Polarität und bei großem Verhältniss/D und einpoliger Erdung. Dazwischen liegt eine Stelle, bei der sich der Funkenspannungsverlauf am meisten der Proportionalität mit der Luftdichte nähert. Diese Stelle (Minimum vonk bei < 1) stimmt mit der Stelle des Minimums der Durchbruchfeldstärke überein, wie überhaupt der Verlauf vonk dem Verlauf der Durchbruchfeldstärke auch bezüglich der Abhängigkeit vons/D, D, dem Potentialverlauf und der Polarität ähnelt.Bei symmetrischer Spannungsverteilung an den Polen überwiegt oberhalb vons=0,5 cm der Einfluß des Kugeldurchmessers, so daß es berechtigt ist, Korrektionsfaktorenk nach Tafel 4 aufzustellen, die nur vonD und von abhängen.Auch bei gestörter Funkenstrecke (Käfigfunkenstrecke) gelten die Ahnlichkeitsgesetze, dagegen nicht mehr bei Auftreten von Vorentladungen, insbesondere bei Stoßspannungen.Die auf Grund von Meßwerten (IEC-Mittelwerte) bestimmte Luftdichtenabhängigkeit wird mit Angaben von Peek und Ver Planck verglichen, die beide nicht von Meßwerten, sondern von Formeln abgeleitet und daher, insbesondere bei Ver Planck, nicht genau sind.     

Dielektrische Verluste in Kristallen

Zusammenfassung Das experimentelle Studium der dielektrischen Verluste in Kristallen (Steinsalz, Glimmer-Muskovit, Quarz in zwei Richtungen: parallel und senkrecht zur optischen Axe, Gips und Talk) hat gezeigt, daß die dielektrischen Verluste in den erwähnten Kristallen auf Ohmsche Verluste zurückgeführt werden können.Die Leitfähigkeit des Steinsalzes, nach dem tg bei hoher und niedriger Frequenz berechnet, fällt mit der Leitfähigkeit bei Gleichstrom zusammen.Im Glimmer erweisen sich bei hohen Temperaturen ebenfalls die Verluste bei Gleich- und Wechselstrom als identisch. Bei niedrigen Temperaturen läßt sich ein bedeutender Unterschied merken.Im Quarz zur Axe fallen die Widerstände bei Gleichstrom und bei Wechselstrom fast zusammen. Dagegen weichen im Quarz zur Axe die Größen des Widerstandes bei Gleichstrom und bei Wechselstrom ziemlich beträchtlich voneinander ab. Im reinen amorphen Quarz decken sich beinahe die Verluste bei Wechselstrom mit solchen bei Gleichstrom.Herrn Prof. A. Walther sprechen wir für eine Reihe von wertvollen Ratschlägen unseren Dank aus.     

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     

Untersuchungen von Gleitfiguren im Klydonographgebiet durch Strom- und Spannungsmessungen mit dem Kathodenstrahloszillographen

Zusammenfassung Mit einem Kathodenstrahloszillographen wurden Spannungsmessungen an Klydonographenfiguren auf Hartgummiplatten und Photoplatten durchgeführt. Der Vorteil dieser Untersuchungen war, da\ bei jedem Sto\ Vergleiche zwischen Gleitfiguren und den Oszillogrammen der Spannungsstö\e gezogen werden konnten. Mit diesen Verfahren wurden bei beiden Polaritäten die Abhängigkeit der Form der Gleitfiguren von der Steilheit und Spannung der Wanderwelle untersucht.Weiter wurden Versuche für die Messung der Ausbreitungsgeschwindigkeit der Gleitfiguren durchgeführt, und dabei gefunden, da\ diese Geschwindigkeit bei beiden Polaritäten proportional der Steilheit ist. Durch diese Versuche konnte auch festgestellt werden, da\ bei positiven Stö\en die Gleitfiguren in Bereichen kleinerer Steilheiten (1 kV/s) nicht mehr wachsen, gleichgültig ob die Höchstspannung erreicht ist oder nicht, während bei negativen Stö\en die Gleitfiguren, sogar nachdem die Wanderwelle ihren grö\ten Wert erreicht hat, nicht weiter wachsen können.Durch die Stromversuche mit einer besonderen, in den Kathodenstrahloszillographen eingebauten Spule wurden die Ströme dieser Gleitfiguren gemessen und die Ladungen (Q=i · t) ermittelt. Schlie\lich wurden die Kapazitäten (C=Q/U) der Gleitfiguren bei verschiedenen Spannungen errechnet. Auf Grund der schon veröffentlichten Annahmen anderer Verfasser wurde versucht, die durch diese Arbeit gewonnenen Ergebnisse zu erklären.     

Die in einer Läuferspule induzierte EMK bei Mehrphasenmaschinen mit Stromwender. II. Läuferwicklung allein erregt

Zusammenfassung Nachdem im Teil I die von der Ständerwicklung in einer Läuferspule induzierte EMK behandelt wurde, wird in diesem Abschnitt die EMK in den von einer Bürste überbrückten Läuferspulen untersucht, die von der Läuferwicklung (allein) induziert wird. Zunächst wird gezeigt, daß die Drei- und Sechsbürstenschaltung in dieser Hinsicht einander gleichwertig sind; den weiteren Untersuchungen wird die Sechsbürstenschaltung zugrunde gelegt. Für den Fall, daß die Bürstenbreite (_B) gleich der Stegteilung (_K) und die Zahlk der Stromwenderstege gleich der NutenzahlN des Läufers ist, ergibt sich die von der Läuferwicklung induzierte EMK gleich der von einer gleichwertigen Ständerwicklung induzierten, wenn die Bürsten sich in der I. Hauptstellung befinden. Ist die Bürstenbreite größer als die Stegteilung, so ist die von der Läuferwicklung induzierte EMK kleiner als die von einer gleichwertigen Ständerwicklung induzierte. Dieser Fall ist für _B = 2_K beiq=3 und für beliebige Bürstenbreiten beiq _L = näher behandelt. Schließlich wird noch der Fall _B = 2_K undk=2N untersucht, für den ebenfalls die von der Läuferwicklung induzierte EMK kleiner ist als bei _B = _K undk=N. Praktische Bedeutung gewinnen diese Untersuchungen erst beim Zusammenwirken von Ständer- und Läufererregung der verschiedenen Maschinenarten, worauf im Teil III näher eingegangen werden soll.Mit 8 Textabbildungen.     

Untersuchungen an Kreisen mit variabler Kapazität

Zusammenfassung Im Kreis mit ohmschem Widerstand und periodisch variierter Kapazität fließt bei angelegter Gleichspannung ein Wechselstrom. Die Stromkurvenform ist in starkem Maße abhängig vom WiderstandR und der Frequenz der Kapazitätsveränderung. Die nach außen am Widerstand abgegebene Leistung wird gedeckt durch Zufuhr mechanischer Energie. Alle anderen im Kreis noch auftretenden Energieumsetzungen haben über eine Vollperiode den Integralwert Null. Die Batterie spielt lediglich die Rolle einer Erregung des als Generator aufzufassenden Systems.     

Der Temperaturverlauf in einem Stab eines Stromverdrängungs-Käfigläufermotors in Abhängigkeit von Ort und Zeit während des Hochlaufes

Zusammenfassung Ein rechnerisches Verfahren wird entwickelt, das gestattet, die Temperaturverteilung im Stab eines Wirbelstromläufers in radialer Richtung, während des Anlaufes als Funktion der Zeit zu berechnen und die dabei auftretenden Wärmespannungen zu überblicken. Diese Wärmespannungen begrenzen den Anwendungsbereich des glatten und noch mehr des abgesetzten Stromverdrängungsstabes für schwere Anläufe. An einem Beispiel wird die Durchführung des Verfahrens gezeigt. Dabei kommt als Ergebnis, daß als Temperaturmittel über die Höhe des in Eisen liegenden Stabes etwa 0,5S/C, für das Temperaturmaximum rd. 0,9S/C erscheint, wennS die gesamte Schwungenergie 1/2I² des Aggregates bei der Enddrehzahl undC die Wärmekapazität der in Eisen liegenden Stabteile bedeutet. Diese Ergebnisse können auch anzustellenden überschlagsrechnungen zugrunde gelegt werden. Man rechne die Wärmekapazität des in Eisen liegenden Stabteiles etwa doppelt, so ergibtS/C / 1–M _{geg mittel}/M _Motor die mittlere Temperatur,C ist dabei diese ermittelte ideelle Wärmekapazität. Bei Doppelnutläufern ist nun die mittlere Temperatur gleich der maximalen. Bei allen Hoch- undL-Stabläufern dagegen kann bei kurzen Anlaufzeiten die maximale Temperatur bis zum doppelten Wert höher liegen. Aus dieser Differenz errechnen sich dann auch leicht die Wärmespannungen.     

Neues Verfahren zur Stabilitätsuntersuchung

Zusammenfassung Das neue Verfahren zur Stabilitätsuntersuchung geht von der algebraischen oder auch transzendenten charakteristischen Gleichung der Differentialgleichung aus, die das dynamische Verhalten einer Anordnung beschreibt. Wird in diese Gleichung für die Veränderlichep der rein imaginäre Wert j eingesetzt und von 0 bis + variiert, so ergibt sich eine einfach zu berechnende KurveH (j). Aus dem Verlauf dieser Kurve lä\t sich nun zunächst sehr schnell feststellen, ob die Anordnung stabil arbeitet. Au\erdem kann aber auch die Anzahl der Wurzeln mit positivem und negativem Realteil ermittelt werden und in vielen Fällen lassen sich Näherungswerte für ein komplexes Wurzelpaar angeben. An Hand von Beispielen wird die Brauchbarkeit des Verfahrens nachgewiesen.     

Die Dämpfung und Laufzeit von Breitbandkabeln

Zusammenfassung Die übertragungseigenschaften koaxialer und symmetrischer Kabel werden berechnet. Letztere besitzen zwei übertragungssysteme, nämlich das unsymmetrische und das symmetrische System. Bei günstigster Bemessung der Kabel verhalten sich bei gleichen Kabeldurchmessern die Dämpfungen in obiger Reihenfolge folgendermaßen: _{k u s} =3,54,55,1. Die Dämpfung ist umgekehrt proportional dem Kabeldurchmesser und proportional der Wurzel aus der Frequenz, wenn keine Ableitung da ist. Bei Kabeln mit Ableitung steigt die Dämpfung stärker an. Ein Verfahren wird angegeben, das die Ableitungsdämpfung bei Hohlraumisolation zu ermitteln gestattet. Die Laufzeitverzerrung ist bei allen übertragungssystemen gleich, wenn sie gleiche Dämpfungen haben. Im allgemeinen ist die Laufzeitverzerrung um so kleiner, je dicker das Kabel bzw. je kleiner seine Dämpfung ist.Ferner werden Meßverfahren angegeben, die sich besonders für die Bestimmung der übertragungskonstanten bei Hochfrequenz eignen. Die übereinstimmung der Meßwerte mit den errechneten Werten ist gut.     

Über die Raumladungswirkung an einem Strahl geladener Teilchen von rechteckigem Querschnitt der Blende

Zusammenfassung Für einen rechteckigen Elektronenstrahl werden zunächst die in der Mitte der Seiten nahe der Blende wirksamen Abstoßungskräfte und damit die Querbeschleunigungen eines Randteilchens in der Seitenmitte berechnet unter der Voraussetzung daß die Strahllänge groß ist gegenüber den Abmessungen der Blende. Dabei zeigt es sich, daß der Strahl bei einem langen Spalt ( = a/h 1) in der Höhe keine Verbreiterung erfährt, und daß die Qüerverbreiterung sich als ebenes Problem behandeln läßt. Diese Querverbreiterung wird exakt berechnet; man erhält für beliebige Anfangsaperturen eine Parabel. Der rechteckige Spalt wird für nicht zu kleine angenähert behandelt, eine Abschätzung der Verbreiterung in den Seitenmitten und an den Ecken gegeben und gezeigt, daß sich gleiche Relativverbreiterungen in solchen Entfernungen von der Blende ergeben, die sich wie verhalten.Zum Schluß möchten wir den Herren Dr. Wendt und Dr. Schoch für mehrere anregende Diskussionen unseren besten Dank aussprechen.     

Über die Verwendung desC-tg ∂-Schreibers in Verbindung mit der Scheringmeßbrücke

Übersicht In der vorliegenden Arbeit 1) wird gezeigt, daß mit der in Laboratorien und Prüffeldern allgemein gebräuchlichen Ausführungsform der Scheringmeßbrücke, die bisher immer von Hand abgeglichen wurde, die Kapazitatsanderung C und der Verlustfaktor tg des Meflobjektes in Abhangigkeit von der Betriebspannung bzw. Einschaltdauer mit Tintenschrift vollselbsttatig aufgezeichnet werden können. Zu diesem Zweck wird in den Stromkreis des Normalkondensators ein komplexer Wechselstromkompensator eingefügt, der durch zwei mit phasenabhängigen Nullmotoren in Verbindung mit einem gemeinsamen Röhrenverstärker arbeitende Kompensations-Schnellschreiber (C-tg -Schreiber) selbsttätig abgeglichen wird. Der für die Handabgleichung der Scheringbrücke vorgesehene Dreidekaden-Kurbelkondensator wird hier nicht benutzt und kann durch einen zur änderung desC- und tg -Meßbereichs dienenden, stufenweise veränderbaren Hilfswiderstand ersetzt werden. Die mit dem Meßobjekt in Reihe geschaltete Widerstandskombination ermöglicht, die Brücke in der üblichen Weise dem im Meßobjekt fließenden Strom anzupassen. Die bei derartigen Messungen erwünschte Grundwellenselektivität, die bei der Handabgleichung durch Benutzung eines auf die Grundfrequenz abgestimmten Vibrationsgalvanometers erreicht wird, ist bei der selbsttätigen Abgleichung durch Anwendung der beiden mit sinusförmigen Strömen fremderregten Nullmotoren gewährleistet. Empfindlichkeit und Meßgenauigkeit bleiben ebenfalls unverandert.     

Neue elektrische Übertragungs- und Zähleinrichtung für Durchflußmesser

Zusammenfassung Die beschriebene, in Verbindung mit einem Durchflußmesser (Schwimmermanometer oder Ringwaage) und einem Widerstandsgeber (Schleifdraht- oder Ringrohrgeber) verwendbare Übertragungs- und Zähleinrichtung hat den Vorzug, daß die Messung über drei gemeinsame Fernleitungen (zulässiger Höchstwiderstand bei Freileitungen je 20 , bei unter Erde verlegten Kabeln je 80 ) erfolgt und von den Spannungs- und Frequenzschwankungen des als Hilfsstromquelle dienenden Wechselstromnetzes unabhängig ist. Das benutzte Meßprinzip ermöglicht, 270 Winkelgrade umfassende, auch auf größere Entfernungen ablesbare Skalen vorzusehen und die Aufzeichnung der Meßwerte in Tintenschrift auszuführen.     

Zur Ermittlung der Streublindwiderstände des Ständers von Induktionsmotoren

Zusammenfassung Beim einphasig gespeisten Asynchronmotor mit Kurzschlußläufer und mindestens zwei Ständerphasenwicklungen wird in der nicht am Netz liegenden Meßwicklung eine SpannungE ₁₂ erzeugt Diese steht zur inneren SpannungE ₁₁ der Netzwicklung in einem festen, berechenbaren Übersetzungsverhältnis [Gl. (6), (14), (19)]. Die Umschaltung der Spannungsspule des Leistungsmessers auf die MeßspannungE ₁₂ ergibt Werte, welche die Phasenlage von E₁₁ zu bestimmen gestatten. Im Leerlauf sind die Messungen bei allen Winkeln zwischen den Achsen der Netz- und Meßwicklung möglich, im Kurzschluß hingegen scheidet die Anordnung mit elektrisch senkrechten Wicklungsachsen aus. Durch weitgehende Spannungssteigerung im Leerlauf können aber für diesen Fall senkrechter Wicklungsachsen die so erhaltenen Ergebnisse unter Zugrundelegung gleichen Strominhaltes der Nut auf den Kurzschluß angewendet werden. Während bei Leerlauf die magnetische Verkettung zwischen Netz- und Meßwicklung durch den Läufer vermittelt wird, findet im Kurzschluß eine unmittelbare Feldverkettung zwischen beiden Wicklungen statt. Für den StänderblindwiderstandX₁ ergeben sich einfache Zusammenhänge mit den Meßwerten [Gl. (11), (18), (19), (21)]. Der Anteil der Wickelkopfstreuung läßt sich aus dem Wert X₁ abtrennen.     

Theoretische Behandlung ein- und mehrlagiger Spulen in beliebiger Schaltung

Zusammenfassung In der vorliegenden Arbeit wird eine Theorie entwickelt, nach der man das Verhalten beliebiger Zylinderspulen in beliebiger Schaltung bei quasistationären Frequenzen (klein gegen die Windungsfrequenz) berechnen kann. Es wird zunächst für einlagige Spulen aus den Maxwellschen Feldgleichungcn das quasistationär vereinfachte Feld für eine beliebige unbekannt angesetzte Stromverteilung berechnet. Die Erfüllung der Grenzbedingungen liefert ein Gleichungssystem zur Bestimmung der unbekannten Stromkoeffizienten und damit zur Bestimmung sämtlicher Spulenströme und -spannungen, sowie Eigenfrequenzen bei beliebiger Außenschaltung. Als Beispiel werden die Eigenwellen einer einlagigen Spule mit parallel geschaltetem Kondensator berechnet und mit der Messung verglichen. Im letzten Teil wird eine Erweiterung auf mehrlagige Spulen unter Voraussetzung weiter Lagenabstände gegeben und durch Messungen bestätigt.     

über die Nutstreuung elektrischer Maschinen

Zusammenfassung Während für den geschlossenen Nutsteg im Schrifttum bisher nur rechnerische Untersuchungen vorliegen, werden seine Eigenschaften in der vorliegenden Arbeit eingehend versuchsmä\ig ermittelt. Für die Leitwertzahl lä\t sich ein einfacher analytischer Ausdruck ableiten, der sie in Abhängigkeit von der auf die Nutbreite bezogenen Effektivdurchflutung und dem Verhältnis Steghöhe zu Nutbreite darstellt. Die Messungen ergeben kleinere Werte als man durch die Rechnung erhält. Von besonderer Bedeutung ist die Messung der im Steg auftretenden höchsten Induktionen und die Erkenntnis, da\ wegen der neben der Grundwelle auftretenden erheblichen dritten und fünften Oberwelle ganz beträchtliche Eisenverluste vorhanden sind, die zu gefährlichen Erwärmungen führen können. Daraus ergibt sich die Folgerung, geschlossene Nutstege möglichst zu vermeiden.Weiter wird die Verminderung der Leitwertzahl infolge der Stromverdrängung untersucht. Dabei zeigt sich, da\ man die im Schrifttum angegebene Darstellung in Abhängigkeit von der reduzierten Leiterhöhe für die in der Praxis vorkommenden Anordnungen wesentlich vereinfachen und durch Ausdrücke darstellen kann, die auch für den Rechenstab bequem brauchbar sind. In einer Tafel werden schlie\lich die für die einzelnen Nutformen und Stabhöhen in Betracht kommenden Beziehungen zusammengestellt.Es ist mir ein aufrichtiges Bedürfnis, meinem verehrten Lehrer, Prof. Dr.-Ing. M. Kloss, für die Anregung und Förderung dieser Arbeit zu danken, ebenso meinen Arbeitskameraden, den Herren Wulf und Kroop, die mich bei den sehr langwierigen und mühsamen Messungen häufig unterstützt haben. Weiter danke ich besonders den Siemens-Schuckertwerken — insbesondere den Herren Bayerlein und Stach —, die mir in gro\zügiger Weise durch Stanzen der einzelnen Nutformen und Fräsen der Nutstäbe die Untersuchung ermöglicht haben, und der Deutschen Forschungsgemeinschaft (Notgemeinschaft der deutschen Wissenschaft), die durch Bereitstellen von Mitteln zur Beschaffung höchstempfindlicher Instrumente und Me\-schleifen zum wesentlichen Gelingen der Arbeit beigetragen hat.     

Die Berechnung der Zündschwingung eines vielstufigen Marxschen Stoßgenerators

Zusammenfassung Unter der Voraussetzung gleichmäßig über den Generator verteilter elektrischer Größen wird der Einschwingvorgang des Generators bei gleichzeitigem Zünden aller Zwischenfunkenstrecken berechnet. Es zeigt sich, daß der idealisierte Generator außer in der Grundwelle mit =4l in einer unendlichen Anzahl von ungeradzahligen höheren Harmonischen schwingt, deren Amplituden jedoch mit wachsender Ordnungszahl sehr rasch abnehmen. Der wirkliche Schwingungsverlauf an einem ausgeführten 15stufigen Stoßgenerator zeigt allerdings gegenüber dem theoretischen Verlauf außer der Grundschwingung eine weitere Oberschwingung, die von zwei räumlich weit ausgedehnten Querrahmen an der 6. und 11. Stufe herrührt, sehr stark ausgeprägt. Vermutlich spielt dabei auch die verspätete Zündung der oberen Zwischenfunkenstrecken eine wesentliche Rolle.Zur restlosen Dämpfung der Oberschwingung ist ein wesentlich größerer Reihenwiderstand im Generator erforderlich, als für die Dämpfung der Grundschwingung ausreichend wäre. Dadurch wird die Stirn der entstehenden Stoßspannungswelle bei großen Generatoren stark verflacht und der Wirkungsfaktor der Anlage bei kurzen Stoßwellen in unerwünschter Weise durch den Spannungsverlust im Dämpfungswiderstand herabgesetzt.