Die Schwierigkeiten in der Ausführung und Konstruktion des Unipolargenerators liegen an der Vereinbarung von Berechnung und Ausführbarkeit, insbesondere Beschaffung des Materials und Höhe der Kosten.

Besondere Probleme bringt die Beschaffung von geringen Mengen eines Materials oder von Bauteilen. Einige Firmen geben Mindestmengen zur Abnahme vor oder setzen Mindestpreise pro Position einer Bestellung fest. Um kostengünstig einzukaufen steht nur ein eingeschränktes Angebot zur Verfügung, das letztlich die Wahl des Materials oder der Maße bestimmt. Wenn Berechnung und Realisation nicht übereinstimmen, so ist das auf diese Kriterien zurückzuführen.

Die Reihenfolge der Kapitel ist nur als Gliederung zu verstehen, nicht als Ablauf der einzelnen Konstruktionsschritte. Zwar spiegelt die Gliederung die Reihenfolge der einzelnen Konstruktionsschritte grob wieder, die Kapitel bedingen sich aber auf vernetzte Weise untereinander, so daß durch die Änderung einer Größe mehrere andere Größen ebenfalls verändert werden müssen.

Der grundsätzliche mechanische Aufbau der Konstruktion lehnt sich an die Maschine von de Palma an, die in der Literatur [1+2] wie folgt dargestellt ist:

Auf einer Achse ist ein zylinderförmiger Weicheisenkern befestigt, so daß die Symmetrieachse mit der Drehachse zusammenfällt. Auf den Weicheisenkern ist eine Spule gewickelt, die ein Magnetfeld erregt, welches aus der einen Stirnfläche des Zylinders aus- und in die andere eintritt. An der einen Stirnfläche ist eine Bronzescheibe angebracht, auf deren äußeren Rändern Kohlebürsten schleifen. Auf der Achse, die leitend mit der Scheibe verbunden ist, befinden sich ebenfalls Bürsten. Die Erregerspule wird über zwei isolierte Schleifringe mit Gleichstrom versorgt. Die Maschine wird angetrieben und erzeugt eine Gleichspannung von 1.05V und 7600A Gleichstrom bei 6000 U/min.

Eine der Hauptaussagen, die von de Palma gemacht wird, ist, daß der Generator mit rotierender Erregung im Gegensatz zum Generator mit stehender Erregung nicht als Motor betrieben werden kann und bei Belastung mit einem Widerstand kein elektrisches Gegenmoment erzeugt. Als Begründung für dieses Verhalten führt de Palma an, daß sich das Gegenmoment zwischen der Erregerspule und der Bronzescheibe ausbildet, diese aber miteinander verbunden sind und sich das Moment nicht auf den Antrieb übertragen kann.

Um diese Aussage überprüfen zu können, ist es nötig, Messungen an zwei Generatoren zu machen, die sich nur in der rotierenden und stehenden Erregung unterscheiden, sonst aber baugleich sind. Ein Vergleich der Ergebnisse führt dann auf den erwähnten Unterschied.

Da die Generatoren bis auf die Art der Erregung gleich sein sollen, ist es naheliegend, einen Generator zu konstruieren, der beide Eigenschaften in sich vereint.

Es ergeben sich drei Möglichkeiten der Umsetzung:

1. Die Erregerspule wird auf die Welle geschrumpft. Nach der Messung mit rotierender Erregung wird die Spule wieder abgezogen, der Sitz aufgebohrt und die Spule in der gleichen Position wie vorher von außen fixiert. Dann werden die Messungen mit stehender Spule durchgeführt.

2. Für die Messung mit rotierender Erregung wird die Erregerspule mit einem Kegelsitz auf der Welle fixiert. Durch das Abrücken der Spule vom Kegel entsteht ein Luftspalt zwischen Welle und Spulensitz und die Welle kann sich ohne die Erregerspule drehen. Messungen mit stehender Erregerspule wären dann möglich.

3. Die Erregerspule wird mit Wälzlagern drehbar auf der Welle gelagert. Für die rotierende Erregung nehmen Mitnehmer an der Welle oder der Induktionsscheibe die Spule mit. Soll die Spule nicht mitrotieren, hält eine Befestigung von außen die Spule fest.

Die erste Möglichkeit ist sehr einfach im Aufbau, leicht herzustellen und preiswert. Von Nachteil ist aber, daß sich die Messungen mit rotierender Erregung nach dem Aufbohren nicht oder nur unter großem technischen Aufwand wiederholen lassen.

Im zweiten Fall ist dieser Nachteil behoben; die Spule ließe sich jederzeit wieder auf den Kegelsitz stecken. Allerdings bedeutet das Abrücken vom Kegelsitz, daß sich der Luftspalt zwischen Induktionsscheibe und Spule zwangsläufig vergrößert, was einen direkten Vergleich der Meßergebnisse erschwert.

Bei der dritten Möglichkeit ist auch dieser Nachteil behoben. Der sich ergebene konstruktive Aufwand durch das Anbringen von Lagern zwischen Welle und Spule und die Kosten für die Lagerung sind zwar größer, aber die Reproduzierbarkeit der Meßergebnisse und der Anspruch, zwei baugleiche Generatoren mit gleich großem Luftspalt in einem Generator zu vereinen, sind gewährleistet. Zusätzlich läßt sich mit geringem Aufwand messen, ob bei Belastung ein Moment auf die Erregerspule entsteht.

Es wurde daher eine Konstruktion nach der dritten Möglichkeit durchgeführt. Abbildung 8 zeigt den prinzipiellen Aufbau im Schnitt.

Um das Gegenmoment auf die Antriebsmaschine bei belastetem Generator einfach messen zu können, werden die Maße des Generators dem Kleinmaschinenprüfstand des Labors angepaßt.

Der zu konstruierende Unipolargenerator soll als Versuchsmaschine bezeichnet werden.

Bei dem Unipolargenerator von de Palma hat der Weicheisenkern einen äußeren Durchmesser von 135mm, die Spule insgesamt einen Außendurchmesser von 279mm. Diese Maße sollen als Richtlinie gelten. Die Länge des Spulenkörpers von 254mm muß verkürzt werden, damit die Achse insgesamt nicht über den Meßplatz des Prüfstandes hinausragt. Es werden für den Spulenkörper der Versuchsmaschine folgende Maße festgelegt:

Außendurchmesser des Eisenkerns: d_k= 130 mm

Außendurchmesser der Wicklung: d_w= 240 mm

Länge des Spulenkörpers: l_s= 75 mm

Der Eisenkern, der die Aufgabe hat, den magnetischen Fluß zu führen, muß aus einem Werkstoff mit hoher Permeabilität sein. Die Wahl fällt auf ST 37, ein Konstruktionsstahl mit 99,5 % Eisenanteil, der die in Abbildung 9 gezeigte Magnetisierungskennlinie besitzt und preiswert ist.

Der auf der Welle drehbar gelagerte Eisenkern erhält zudem sechs Bohrungen an einer Stirnseite, um die Mitnehmer aufnehmen zu können.

Bild 1 zeigt den Eisenkern mit vorgebohrten Bohrungen

Bild 1

Für die Seitenwände des Spulenkörpers werden 5mm starke Scheiben aus glasfaserverstärktem Kunststoff gewählt, die die nötige Festigkeit bieten und mit der vergossenen Wicklung gut verkleben. Der Durchmesser der Scheiben wird 40mm größer als die Wicklung vorgesehen, um ausreichend Raum für Bandagen und Platz für Wuchtgewichte zu haben.

Der zur Verfügung stehende Wickelraumquerschnitt A_w ergibt sich nach Abzug des Platzbedarfs der Seitenwände zu

(18)

Unter Berücksichtigung von 10% des Durchmessers an Isolierlack ergibt sich für 1mm starken Kupferdraht Platz für ca. 50 Lagen mit je 60 Windungen. Die zylindrische Spule hat einen mittleren Durchmesser von 185mm, damit errechnet sich mit 3000 Windungen eine Länge von l_d=1743,5m für den Draht. Mit dem spezifischen elektrischen Widerstand des Leitungskupfers von ergibt sich der elektrische Widerstand der Spule zu

(19)

Die Berechnung zeigt eine gute Übereinstimmung mit der in Abschnitt 3.2 durchgeführten Messung.

Wird die Spule mit einem Strom von 5 A durchsetzt, was einer Durchflutung von 15000 A

entspricht, so entstehen 987,5 W Verlustleistung. Um diesen Strom zu treiben, ist eine Spannung von 197,5 V nötig. Aus der Änderung der inneren Energie läßt sich die Temperaturänderung bestimmen, die durch die Verlustleistung P erzeugt wird. Es wird für die Berechnung der ungünstigste Fall angenommen, daß keine Wärme abgeführt wird und die Leistung gleichmäßig in dem Wickelvolumen umgesetzt wird. Für die adiabate Erwärmung gilt dann

(20)

mit der Wärmekapazität des Kupfers c_p=390 J/kg/K und der Masse des Kupferdrahtes

(21)

Für die Temperaturänderung ergibt sich dann ein Wert von 0,21 K pro Sekunde. Da für die Versuchsmaschine kein Dauerbetrieb vorgesehen ist, reicht dieser Wert unter den gemachten Voraussetzungen aus.

Die Firma Behnke Elektromaschinenbau Hannover führte die Wicklung aus. Durch das Einbringen von harzgetränkten Bandagen zwischen einigen Lagen wurde die Festigkeit erhöht und verhindert, das die Wicklung bei hoher Drehzahl ihre Form verändert und zusätzliche Unwucht auftritt. Jede zweite Lage wurde mit Kunstharz eingestrichen, wodurch die einzelnen Drähte miteinander verklebten. Am Grund der Wicklung wurde die herausgeführte Litze mit dem Kupferdraht verlötet und über die Breite der Spule verlegt. Dadurch ist die Wicklung in radialer Richtung an einer Stelle dicker.

Den genauen Aufbau der Wicklung zeigt die Abbildung 10.

Zwei Phasen des Wickelns sind auf den Bildern 2 und 3 zu sehen.

Bild 2                                                                                         Bild 3

Als letzte Lage wird eine Bandage aus zweilagigem Glasfaserband (Resiband) aufgetragen. Nach dem Erhitzen der fertigen Spule auf 140° C wird das Resiband plastisch und erstarrt dann zu einem festen Gefüge.

Die Zuleitungen sind in der Spulenwand verklebt, zur Mitte hin herausgeführt und mit zwei isoliert befestigten Kupferwinkeln verschraubt, die die Verbindung zum Schleifringkörper herstellen. Der Schleifringkörper ist auf der Welle aufgeschrumpft. Durch die lösbare Verbindung über die Kupferwinkel ist es möglich, die drehbare Spule vom Schleifringkörper zu trennen und den Betrieb mit stehender Erregung zu gewährleisten.

Bei dem Schleifringkörper handelt es sich um ein Fertigprodukt der Firma Rekofa mit der Bezeichnung LS2-52-10-19, der für einen Strom von maximal 20 A vorgesehen ist und dessen Abmessungen zu denen der Versuchsmaschine paßt.

Die Masse der Spule ergibt sich aus der Summe der Massen der Kupferwicklung, des Eisenkerns und der Seitenwände:

r_Fe=7,87·10^-6 kg/mm²r_GFK=1,8·10^-6 kg/mm²

(22)

Die Induktionsscheibe wird aus einem Stück elektrisch gut leitenden Materials herausgedreht. Durch die Belastung bei hohen Drehzahlen und dem aus der Verbindungsstelle resultierenden Widerstand ist von einer aus einer Scheibe und einem Zylinder zusammengesetzten Einheit abzusehen. Die Maße der Induktionsscheibe sind durch die Abmessungen der Kohlebürsten, die auf der Scheibe schleifen und durch den Durchmesser des Spulenkerns bestimmt. Die Bürsten benötigen außen einen 16mm und innen einen 36mm breiten Rand. Die Länge über die gesamte Einheit ergibt sich aus dem Platzbedarf des Bürstenjochs einschließlich der Bürstenhalter und einem Luftspalt. Der äußere Durchmesser der Scheibe ist größer als der Spulenkerndurchmesser gewählt, damit am äußeren Rand des Kerns abbiegende Feldlinien die Scheibe durchsetzen und zur Induktion genutzt werden. Die Größe des äußeren Durchmessers wird durch die maximale Schleifgeschwindigkeit der Kohlebürsten begrenzt.

Für das reine elektrische Kriterium der Leitfähigkeit spricht Silber oder reines Kupfer mit der Bezeichnung E-Cu 57 oder E-Cu 58 als Material für die Induktionsscheibe. Da Silber unwesenltlich bessere Leitfähigkeit als Kupfer besitzt, aber im Preis sehr viel über Kupfer liegt, stellt Kupfer das bessere Preisleistungsverhältnis dar.

Für die spanlose Umformung ist reines Kupfer wegen seiner großen Dehnbarkeit sehr gut geeignet. Für die spanende Bearbeitung wirkt sich die hohe Zähigkeit und Dehnbarkeit aber negativ aus. Kupfer neigt zur Bildung von Aufbauschneiden, zu Flachwendel- oder Wirrspänen, die die Spanabfuhr beeinträchtigen. Da es sich bei der Induktionsscheibe sowohl um einen selbsttragenden Konstruktionskörper als auch um einen stromführenden Körper handelt, muß ein Kompromiß zwischen den elektrischen und den mechanischen Eigenschaften eingegangen werden. Bronze hat die nötige Festigkeit und eine relativ gute elektrische Leitfähigkeit.

Die Oberfläche der Ränder, auf denen die Bürsten schleifen, sollen weder zu rauh noch zu glatt sein. Bei zu rauhen Schleifflächen ist ein erhöhter Bürstenverschleiß feststellbar. Bei feinstgeschliffenen, glänzenden Schleifflächen bleibt der Graphit schlecht haften. Die Folgen sind Schwingungen, übermäßige Erwärmung, Kontaktstörungen, Rattern und dadurch Zerstörung der Kohlebürsten. Der Rauhigkeitsgrad R_a sollte zwischen den Grenzen 0,8µm<= R_a <= 1,2µm liegen. Dieser Rauhigkeitsgrad kann durch Anwendung eines geeigneten Schleifsteins erzielt werden.

Eine Induktionsscheibe aus Bronze mit der Bezeichnung CuSn 6, Werkstoffnr. 2.1020 mit r_CuSn=8,78·10^-6 kg/mm² hat eine Masse von

(23)

Auf dem Bild 4 ist die Induktionsscheibe mit vorgebohrten Mitnehmerbohrungen zu sehen.

Bild 4

Die Welle führt durch den Spulenkern und ist wie dieser von der Wicklung umfaßt. Die Welle soll aber keinen Fluß führen, weil dieser Fluß nicht durch die Induktionsscheibe geleitet würde. Als Material für die Welle kommt nur ein Stahl in Frage, der eine relative Permeabilität von 1 hat. Ein Stahl mit dieser Eigenschaft wird austenitisch genannt. Für die Welle wird ein Vergütungsstahl mit der Bezeichnung X5 CrNi 18 9 gewählt, der die folgenden Materialkenndaten besitzt:

Werkstoffnummer 1.4301

Elastizitätsmodul E=196-186 ·10³ N/mm² (20-200°C)

Zugfestigkeit s_b=500-700 N/mm²

Auf der Welle sind die Induktionsscheibe und der Schleifringkörper aufgeschrumpft, die Spule ist drehbar auf der Welle gelagert. Die Welle hat die Aufgabe, das Drehmoment von der Antriebsmaschine auf die Induktionsscheibe und bei Betrieb mit rotierender Erregung auch auf die Spule zu übertragen. Dabei wird die Welle tordiert. Zusätzlich wird die Welle durch das Gewicht von Induktionsscheibe, Spule und Schleifringkörper auf Durchbiegung belastet. Ein weiteres Belastungskriterium ist die biegekritische Drehzahl, bei der die Welle durch Schwingungen auf Biegung belastet wird.

Das maximale Drehmoment, welches über die Welle übertragen wird, resultiert hauptsächlich aus Bürsten- und Lagerreibung, wobei die Bürstenreibung um den Faktor 300 größer ist. Die Belastung der Welle durch Beschleunigungs- und Abbremsvorgänge wird vernachlässigt, da dieser Betrieb nicht untersucht werden soll und vermieden wird.

Wird ein zylinderförmiger Stab auf Verdrehung beansprucht, so entsteht eine Schubspannung. Die maximal zulässige Schubspannung t ergibt sich als 4/5 der zulässigen Zugfestigkeit s_zul. Die Summe der Reibmomente der Bürsten und Lager beträgt M_B=1,6Nm. Der daraus resultierende Mindestdurchmesser d_min der Welle errechnet sich aus

, (24)

wobei W_t das Torsionswiderstandsmoment des zylindrischen Querschnitts ist.

Die zulässige Zugfestigkeit s_zul wird mit einem Sicherheitsfaktor von 10 aus der Zugfestigkeit s_b zu s_zul=50 N/mm² berechnet.

Damit ergibt sich ein Mindestdurchmesser der Welle von d_min=5,8mm.

Für die Berechnung wird ein Ersatzmodell der zweifach punktförmig gelagerten Welle mit punktförmiger Belastung in der Mitte zwischen den Lagern angenommen. Dieses Ersatzmodell ist geeignet, da sich die Belastung hauptsächlich aus dem Gewicht der Spule in der Mitte der Welle ergibt. Das Gewicht der Spule F_spule=195 N erzeugt, bezogen auf die Lager als Drehpunkt ein Moment M_G.

(25)

dem Biegewiderstandsmoment des zylindrischen Querschnitts W_b und der Länge der Achse l.

Mit dem gleichen Sicherheitsfaktor wie oben für die Zugfestigkeit gerechnet und der Länge der Welle zwischen den Lagern l=285mm ergibt sich ein Mindestdurchmesser von d_min=14,1mm.

Torsionskritische Drehzahlen werden nicht berücksichtigt, da keine Wechselmomente auftreten.

Eine Schwerpunktsverlagerung gegenüber der Drehachse wird als einseitige Fliehkraft oder Unwucht bezeichnet. Man unterscheidet zwischen mechanischer und thermischer Unwucht.

Mechanische Unwucht entsteht durch Massenverlagerung durch Herstellungsungenauigkeiten oder Unsymmetrien, thermische Unwucht durch Verbiegung der Welle wegen ungleicher Materialdehnung. Eine thermische Unwucht hat eine mechanische Unwucht zur Folge. Durch Kühlung oder Wuchten für eine bestimmte Temperatur läßt sich der Temperatureinfluß verringern.

Durch eine Unwucht entstehen zeitliche veränderliche Lagerbelastungen und Vibrationen. Ein

100%iges Auswuchten ist nicht möglich. Die menschliche Fühlschwelle einer Vibration liegt bei 0,1 bis 0,2 mm/s effektive Schwinggeschwindigkeit.

Die Wirkung einer Schwingung ist für die Maschine normalerweise gering, bei der biegekritischen Drehzahl steigt die Schwinggeschwindigkeit jedoch resonanzhaft an. Die Betriebsdrehzahl sollte etwa 20% unterhalb der biegekritischen Drehzahl liegen, kann aber auch kurz (<1min) durchfahren werden.

Für die Auswuchtung müssen mechanische Vorkehrungen bei der Konstruktion getroffen werden. Bei der Versuchsmaschine wurde der Rand der Spulenseiten zur Aufnahme von Gewichten (Schrauben) mit Bohrungen versehen. Das Auswuchten durch Anbringen von Gewichten wird als positives Wuchten, durch Wegnehmen von Gewichten (Bohren, Abdrehen) als negatives Wuchten bezeichnet.

Bei einer starren Unwucht befindet sich eine Masse m im Abstand r zur Drehachse und übt bei Rotation eine Zentrifugalkraft auf die Führung aus. Durch Auflegen der Welle auf zwei Schneiden dreht sich die Welle in Folge des Drehmoment eine stabile Lage. Durch ein Gegengewicht auf der gegenüberliegenden Seite wird die Unwucht ausgeglichen.

Befinden sich zwei Massen gegenüber, aber auf verschiedenen Ebenen, so führt dies nicht zur Drehung. Man bezeichnet diesen Zustand als dynamische Unwucht.

Bei Rotation mit dynamischer Unwucht ist die Welle als elastisch anzusehen. Der Zentrifugalkraft der umlaufenden Masse setzt die Welle eine Federkraft entgegen. In Abhängigkeit von der Drehzahl wird die Welle mehr oder weniger stark ausgelenkt. Der sich ergebene Abstand r der Masse m von der Welle wird duch die Elastizität der Welle bestimmt. Wird die Welle bei Rotation mit einer bestimmten Drehzahl mit ihrer Resonanzfrequenz angeregt, so kommt es zu einer Überhöhung der Schwinggeschwindigkeit. Dieses ist die kritische Drehzahl. Die Resonanz kommt bei verschiedenen Drehzahlen vor und ist Abhängig von der Schwingungsform der Welle.

Zur Bestimmung der biegekritischen Drehzahlen dient das Programm "Biege" des Instituts. Nach Eingabe der unterschiedlichen Wellenabsätze und der verteilten Massen berechnet das Programm durch Iteration die erste biegekritische Drehzahl. Durch Vergrößern des mittleren Wellendurchmessers auf d=27mm läßt sich die kritische Drehzahl auf n_krit=7326U/min anheben. Dadurch wird vermieden, daß die kritische Drehzahl bei den Messreihen bis n=6000 U/min durchfahren werden muß. Damit ist die Welle gegen Bruch durch Durchbiegung mit 70-facher Sicherheit und gegen Bruch durch Torsion mit 980-facher Sicherheit bemessen.

Die endgültigen Durchmesser der einzelnen Wellenabsätze werden hauptsächlich durch die Maße der Lagerinnenringe bestimmt, die nur in 5mm-Abstufungen erhältlich sind.

Mit dem mittleren Wellendurchmesser d=27mm, der Wellenlänge l=368mm und der spezifischen Masse von r _ST=7,87× 10^-6 kg/mm³ ergibt sich eine Masse von

m_Welle=1,66kg.

Das Bild 5 zeigt die fertige Welle.

Bild 5

Für die Lagerwahl und -auslegung ist eine möglichst genaue Kenntnis der Einflüsse, denen die Lagerung im Betrieb ausgesetzt ist, erforderlich.

Der Lagerinnenringdurchmesser ist durch den erforderlichen Wellendurchmesser am Lagersitz vorgegeben. Dieses Maß ergibt sich aus der erforderlichen Festigkeit und Steifigkeit. Der Außendurchmesser des Lagers am Übergang Welle/Spule sollte möglichst klein sein, um dem Spulenkern nicht unnötig Material für den Lagersitz entnehmen zu müssen. Die achsiale Belastung ist gering, da sich die Lorentzkraft nur tangential ausbildet. Auszuschließen ist eine achsiale Belastung nicht, da das Magnetfeld der Spule Anziehungskräfte durch Inhomogenitäten der Permeabilität in der Umgebung (Bolzen und Schraubenmuttern aus Stahl) bewirken kann. Darüber hinaus muß die maximale Drehzahl berücksichtigt werden, die bei 6000U/min liegen soll.

Es macht Schwierigkeiten zu beurteilen, wie sich bei der dynamische Erregung die umlaufende Belastung auswirkt. Ursprünglich war am Übergang Welle/Spule eine Kegelrollenlagerung vorgesehen, die an die Radlagerung bei Fahrzeugen angelehnt ist, den größten Flächenschluß ergibt und sich beliebig verspannen läßt. Diese anfänglich als Vorteil gegenüber einer Kugellagerung eingeschätzte Eigenschaft bringt aber eine Gefahr mit sich, die im folgenden beschrieben ist.

Nach neuesten Erkenntnissen sind im Elektromaschinenbau primär Zylinderrollenlager von Schlupf betroffen. Hierbei gleiten die Rollkörper zeitweise über die Laufbahn. Primäre Ursache ist eine zu geringe Lagerbelastung. Aufgrund des fehlenden Reibschlusses zwischen Innen-ringlaufbahn und Rollkörper liegt keine reine Abwälzbewegung vor. Rollkörper- und Käfigdrehzahl sind also niedriger als bei kinematisch einwandfreiem Abwälzen. In der Praxis wird Schlupf häufig auch als Käfigkreischen bezeichnet und führt zu Laufbahnschäden, die wiederum zu frühzeitigen Lagerausfällen führen. Beim Zylinderrollenlager spricht man von einer Schlupfgefährdung, wenn die Belastung kleiner als 2 % der dynamischen Lagertragzahl ist. Die dynamische Tragzahl des ursprünglich ausgewählten Kegelrollenlagers beträgt 33600N, die tatsächliche dynamische Belastung aber nur etwa 200 N. Die Schlupfgefahr läßt sich durch den Einbau von zwei federangestellten Rillenkugellagern minimieren. Die Schlupfgefährdung wird zwar auch durch den Einsatz eines querschnittschwächeren Lagers vermindert, das würde aber die hohe Sicherheit und die biegekritischen Drehzahl verkleinern. Da an die Tragfähigkeit des Lagers aufgrund der geringen Belastung bezüglich der Tragzahl keine besonderen Ansprüche gemacht werden, wird für den Übergang Welle/Spule ein federangestelltes Rillenkugellagerpaar gewählt.

Für die Lagerung der Welle auf dem Rahmen wird ein Pendelkugellager gewählt. Pendelkugellager haben zwei Kugelreihen mit einer gemeinsamen hohlkugeligen Laufbahn im Außenring. Sie sind winkelbeweglich und damit unempfindlich gegen geringe Schiefstellung der Welle zum Rahmen. Bei Einsatz eines Lagers auf einer Spannhülse ist kein zusätzlicher Wellenabsatz nötig, der die Welle unnötig schwächt und den achsialen Sitz des Lagers endgültig festlegt.

Die Schmierung von Wälzlagern hat verschiedene Aufgaben:

- Vermeiden von Verschleiß und vorzeitiger Ermüdung

- Erzeugen günstiger Laufeigenschaften, wie niedrige Reibung, geringe Geräuschentwicklung

- Korrosionsschutz

Voraussetzung dafür ist die Anwesenheit von Schmierstoff im Wälzlager und die Ausbildung eines Schmierfilms zwischen den lastübertragenden Teilen, der die metallische Berührung weitgehend verhindert. Die Filmdicke wächst mit steigender Drehzahl und steigender Viskosität. Sie wird als ausreichend angesehen, wenn etwa die Rauheiten der Berührflächen überdeckt sind. Bei fettgeschmierten Lagern verteilt sich während der ersten Laufstunden das Fett und das Reibmoment sinkt mit wachsender Laufzeit. Bei zu geringer Filmdicke, Schmierstoffmangel oder Verunreinigung tritt allerdings teilweise metallische Berührung im Rollkontakt auf. An solchen Stellen werden zusätzliche Beanspruchungen im Oberflächenbereich erzeugt und damit die Gebrauchsdauer des Lagers verkürzt.

Wichtig sind daher:

- Schmierstoffauswahl nach den Betriebsbedingungen

- Beachtung der Schmierstoffgebrauchsdauer

- Richtige Schmierstoffzuführung und ausreichende Versorgung

- Gute Schmierstoffsauberkeit

Die Reibung in Wälzlagern hängt außer von der Belastung noch von einer Reihe anderer Faktoren ab, vor allem von den Eigenschaften des Schmierstoffs und von der Drehzahl. Für die Abschätzung der Lagerreibung kann das Reibmoment M im Lager ausreichend genau mit einer konstanten Reibungszahl m berechnet werden:

(26)

Hierin sind M das Reibmoment in Nmm, m die Reibungszahl des Lagers, F die Lagerbelastung in N und d der Bohringsdurchmesser des Lagers in mm.

Die Reibungszahl m ist für die Lagertypen spezifisch. Für ein Rillenkugellager wird m=0,0015 und für ein Pendelkugellager m=0,0010 gesetzt.

Zu der Reibung im Lager selbst kommen noch durch schleifende Dichtungen bedingte Reibungsverluste hinzu, die in manchen Fällen sogar größer sind als die im Lager.

Für die Lagerung Welle/Spule läßt sich das Reibmoment zu

(27)

eines Lagers berechnen.

Das Reibmoment der Wellenlagerung auf dem Rahmen ergibt sich zu

(28)

je Lager.

Es zeigt sich, daß die Lagerreibung im Verhältnis zur Bürstenreibung einen vernachlässigbar kleinen Wert annimmt und die vereinfachte Berechnung nicht zu Fehlern führt.

Es läßt sich damit bei Betrieb mit rotierender Erregung ein Lagerreibmoment von M_L1=5,4Nmm ohne Berücksichtigung der Dichtungsreibung anschreiben. Bei Betrieb mit stehender Erregung muß die Reibung in der Lagerung Welle/Spule berücksichtigt werden und es ergibt sich M_L2=14,22Nmm.

Für die Schmierung der Lager ist ein synthetisches Spezialfett mit Namen LDS 18 angebracht, das speziell für hochtourigen Lauf und Tieftemperaturbetrieb ausgelegt ist. Da die Versuchsmaschine nur kurze Versuchsläufe ausführen wird, ist ein überwiegender Betrieb bei tiefen Temperaturen zu erwarten.

Auf dem Rahmen der Versuchsmaschine sind das Bürstenjoch und die Lagerböcke befestigt, und er dient dazu, die Versuchsmaschine auf dem Versuchsplatz mittels Spannbacken oder Schrauben festspannen zu können. Da die Längsträger des Rahmens in unmittelbarer Nähe zur Erregerspule angebracht sind, muß der Rahmen aus nichtmagnetischem Material gefertigt sein. Andernfalls verändert ein magnetischer Rückschluß das ursprünglich radialsymmetrische Feld insofern, daß die Induktionsscheibe von einem inhomogenen Magnetfeld durchsetzt wird und sich Wirbelströme ausbilden können.

Der sonst durch das Gehäuse einer elektrische Maschine gebildete magnetische Rückschluß ist bei der Versuchsmaschine nicht zu realisieren, da er sich bei Betrieb mit rotierender Erregung mitdrehen und um das feststehende Bürstenjoch schließen müßte.

Der Rahmen hat Rechteckform und ist aus Aluminium-Massivprofil 60x100mm² gefertigt. An den Überlappungsstellen in den Ecken ist der Rahmen mit jeweils zwei Schrauben und zwei Stiften gegen Verdrehen und Verschieben gesichert.

In Bild 6 ist die fertige Versuchsmaschine zu sehen.

Bild 6

Die Abnahme der hohen Ströme von der Induktionsscheibe bei der angestrebten Drehzahl von 6000U/min bringt, wie bereits im Abschnitt 1 erwähnt, Probleme mit sich. Da die induzierte Spannung sehr klein ist, darf der Spannungsfall über die Stromabnehmer nicht so groß sein, daß die Leistung nur an diesem Übergangswiderstand in Wärme umgewandelt wird. Die mechanischen Eigenschaften der Stromabnehmer spielen ebenfalls eine entscheidende Rolle, weil sie die Reibungsverluste des Generators entscheidend mitbestimmen und die maximale Drehzahl begrenzen.

Für die Stromabnahme von elektrischen Maschinen, mit Außnahme von Maschinen sehr geringer Bemessungsleistung (Spielzeugmotoren), werden außschließlich Kohlebürsten, Schleifstücke aus gepreßtem Graphit, teilweise unter Zusatz von Silber oder Kupfer, verwendet. Die Bezeichnung Bürste stammt noch aus Zeiten, als für die Stromabnahme aus Kupferlamellen oder -drähten gefertigte Bürsten genutzt wurden.

Im folgenden wird auf die unterschiedlichen Merkmale der Kohlebürsten in Zusammenspiel mit dem Schleifringkörper ausführlich eingegangen, da die Wahl des richtigen Materials und Größe entscheidenden Einfluß auf die Konstruktion hat und viel Zeit in Anspruch nimmt.

Der Reibungskoeffizient µ ist ein Funktionsmerkmal einer Kohlebürste. Er gibt an, in welchem Verhältnis die Anpreßkraft der Kohlebürste zur Reibkraft steht, die der Bewegung der Schleiffläche entgegenwirkt. µ wird sowohl durch äußere Faktoren als auch durch das Kohlebürstenmaterial beeinflußt und ist von vielen Faktoren abhängig:

- Werkstoff der Kohlebürste

Dieser wird bestimmt durch den Aufbau und die stoffliche Zusammensetzung.

- Geschwindigkeit des Schleifkörpers

Der Reibungskoeffizient µ ist bei allen Kohlebürstenwerkstoffen bei niedrigen Umfangsgeschwindigkeiten groß. µ strebt bei steigender Umfangsgeschwindigkeit einem Minimalwert zu, um danach bis zur Annäherung an einen spezifischen Grenzwert geringfügig zu steigen.

- Stromdichte

Der Reibungskoeffizient µ wird von der Stromdichte beeinflußt. Erhöht man die Stromdichte, wird µ aufgrund der Wärmemenge (Schmelzen der Kontaktpunkte) kleiner. Durch weitere Erhöhung der Stromdichte steigt der Reibungskoeffizient, der materialspezifisch ist, wieder an.

- Temperatur des Schleifkörpers

Mit steigender Temperatur des Schleifkörpers vermindert sich im allgemeinen die Reibkraft. Diese Aussage gilt, solange die Patina am Schleifkörper vorhanden ist. Unter Schleifringpatina versteht man den Oberflächenzustand des Metalls, auf welchem die Bürsten laufen. Die Patina hat überwiegend graphitischen oder metalloxydischen Charakter. Bei höherer Erwärmung des Schleifkörpers entsteht trockene Reibung. Die Reibkraft steigt und damit auch die Temperatur und der Verschleiß. Die gleiche Aussage gilt sinngemäß bei extrem niedriger Temperatur.

- Kohlebürsten-Anpreßdruck

Eine Erhöhung des Anpreßdrucks p ist mit einer Erhöhung der Reibkraft verbunden. Die Folgen sind erhöhter Kohlenbürstenverschleiß und erhöhte Erwärmung des Schleifkörpers.

Eine Verminderung des Anpreßdrucks unter einen bestimmten Wert ist mit einer Verminderung der Reibkraft verbunden. Als Folge kann sich Bürstenfeuer einstellen, das entsteht, weil bei geringen Schleifkörperunrundheiten oder Maschinenvibrationen bzw. Erschütterungen die Kohlebürsten im Halter schwingen, daraus ergibt sich wiederum ein erhöhter Bürsten- und Schleifkörperverschleiß.

- Absolute Luftfeuchte

Die absolute Luftfeuchte trägt dazu bei, die Reibkraft in Grenzen zu halten.

In trockener Luft (3 g Wasser/m³ Luft und darunter) oder in chemisch aggressiver Atmosphäre nimmt die Patina bis zum völligen Verschwinden ab. Dadurch steigt die Reibkraft. Die Folgen sind, daß die Bürsten schwingen oder rattern, es kommt in Grenzfällen zur Zerstörung der Bürsten und der Kohlebürstenverschleiß wächst stark an.

Bei mit Feuchtigkeit angereicherter Umgebung (größer als 25 g Wasser/m³ Luft) kommt es wieder zu einer Erhöhung der Reibkraft. Die Folgen sind eine schmierige Patina, Aufreißen der Patina und Neigung zur Riefenbildung,

Die optimalen hygrometrischen Bedingungen liegen zwischen 8 -15 g Wasser/m³ Luft.

Es sollte unbedingt kontrolliert werden, ob

- der Schleifring fest ist,

- der Schleifring keine Unrundheiten aufweist,

- die Schleifringoberfläche frei von Beschädigungen und Flecken ist,

Bei Nichtbeachtung ist in allen Fällen mit Bürstenfeuer und erhöhtem Kohlebürstenverschleiß zu rechnen. Um einen einwandfreien Betrieb der Kohlebürsten zu erreichen, müssen bei geeigneter Bürstenqualität folgende Voraussetzungen erfüllt werden:

- Oberfläche des Schleifringes

Diese soll weder zu rauh noch zu glatt sein. Bei zu rauhen Schleifringen ist ein erhöhter Bürstenverschleiß feststellbar. Bei feinstgeschliffenen, glänzenden Kommutatoren bzw. Schleifringen bleibt der Graphit, einer der Hauptbestandteile der Patina, schlecht haften. Die Patinabildung ist erschwert. Die Folgen sind Schwingungen, übermäßige Erwärmung, Kontaktstörungen, Rattern und dadurch Zerstörung der Kohlebürsten.

- Rauhigkeitsgrad des Schleifringes

Der Rauhigkeitsgrad R_a (Mittenrauhwert) sollte zwischen den Grenzen 0,8 µm<= R_a <= 1,2 µm liegen. Dieser Rauhigkeitsgrad kann durch Anwendung eines geeigneten Schleifsteins auf der Oberfläche des Schleifringes erzielt werden.

Um einen einwandfreien Betrieb der Kohlebürsten zu gewährleisten, müssen folgende Anforderungen an die Bürstenhalter gestellt werden:

Die Kohlebürste ist so zu führen, daß ein einwandfreier Kontakt zwischen Kohlebürste und Schleifkörper ermöglicht wird. Die Kohlebürste muß bei den kleinsten Unebenheiten des Schleifkörpers den Auf- und Abbewegungen folgen können.

- Sie sollen stabil sein.

- Sie sollen an der Maschine auftretende Schwingungen dämpfen.

- Der Anpreßdruck, den die Feder über die gesamte Verschleißlänge der Kohlebürste ausübt, sollte möglichst konstant bleiben.

- Die Führungstasche muß gut kalibriert, glatt und sauber bearbeitet sein, um das einwandfreie Gleiten der Kohlebürste zu gewährleisten.

- Sie sollen die Kohlebürste über eine ausreichende Höhe einwandfrei führen.

- Der Abstand zwischen Unterkante des Halterkastens und der Schleifringoberfläche soll ca. 2mm betragen.

Bei Nichtbeachtung der aufgeführten Punkte muß mit Störungen an der Maschine gerechnet werden, wie erhöhtem Kohlebürstenverschleiß, Bürstenfeuer sowie Brechen und Klemmen der Kohlebürsten.

Die Bauart der Bürstenhalter bestimmen deren Einsatzgebiet. Sogenannte Schenkelbürstenhalter sind nur bis zu Umfangsgeschwindigkeiten bis maximal 10 m/s geeignet, da sie bei höheren Gecshwindigkeiten den Unebenheiten des Schleifringes aufgrund ihrer Trägheit nicht folgen und die Bürste von der Schleiffläche abhebt. Für hohe Umfangsgeschwindigkeiten sind Köcherbürstenhalter vorzuziehen. Die Abbildung 11 zeigt die gängigen Bürstenhalter.

Der spezifische Kohlenbürsten-Anpreßdruck ist definiert als das Verhältnis von Anpreßkraft zu BürstenlauffIäche. Dieser sollte entsprechend der abnutzbaren Länge ausreichend sein, um bei allen Betriebsbedingungen der Maschine einen guten Kontakt zwischen Kohlebürste und Schleifring zu gewährleisten.

a) Zu geringer spezifischer Kohlebürsten-Anpreßdruck

Unzureichender Kohlebürsten-Anpreßdruck führt zu Bürstenfeuer und daraus resultierend zu erhöhtem Schleifringverschleiß, erhöhtem Kohlebürstenverschleiß und erhöhter Temperatur des Schleifringes und der Kohlebürste.

b) Zu hoher spezifischer Kohlebürsten-Anpreßdruck

Dieser führt zu erhöhten Verlusten mechanischen Ursprungs. Temperatur und Verschleiß des Schleifkörpers und der Kohlebürsten wachsen mit dem Druck.

c) Ungleichmäßiger Kohlebürsten-Anpreßdruck

Besonders bei parallel geschalteten Bürsten hat dies ungleiche Stromverteilung zur Folge und damit Überlastung einzelner Bürsten sowie ungleichen Kohlebürstenverschleiß und Beschädigung der Zuleitungskabel durch Überlastung.

Es wird unterschieden zwischen eigenerregten und fremderregten mechanischen Schwingungen. Beide Schwingungsarten beeinträchtigen den einwandfreien Kontakt zwischen Kohlebürste und Schleifring.

- Eigenerregte mechanische Schwingungen.

a) Am Schleifring

Ursachen hierfür sind Unwucht, schadhafte Lager, schlechte Zentrierung des Ankers, äußere Einflüsse (Zahnradgetriebe, Kupplungen) und deformierte oder lose Schleifringe.

b) Am Bürstenhalter

Ursache für Schwingungen an den Bürstenhaltern sind unzweckmäßige Auswahl des Bürstenhalters, falsche Montage des Bürstenhalters und zu große Toleranzen des Halterkastens.

c) An der Kohlebürste

Übermäßiges Spiel der Kohlebürste im Halterkasten und hohe und stark schwankende Reibung, verursacht durch atmosphärische Einflüsse oder durch langandauernde Unterbelastung führen zu Schwingungen der Kohlebürsten.

- Fremderregte mechanische Schwingungen

Motoren in der Nähe der Arbeitsmaschine oder mit dieser auf gemeinsamer Grundplatte montierte können Verursacher von Schwingungen sein. Ebenso direkte mechanische Weiterleitung mittels Riementrieb oder Kupplung oder nicht ausreichende Fundamente kommen dafür in Frage.

Um auftretende Schwingungen zu mindern bzw. zu beseitigen werden schräg gestellte Bürsten verwendet. In sogenannten Reaktionshalter sind die Kohlebürste gegenlaufend geschrägt. Der Reaktionshalter ist in den letzten Jahren mehr und mehr durch den um 8-10° mitlaufend geschrägten Halter, den Schlepphalter, verdrängt worden.

Durch den Einsatz von speziellen Kohlebürsten wie Blockkohlebürsten oder Zwillingskohlebürsten mit Hartgewebeplatte und Dämpfungsgummiauflage oder die Verwendung eines für die Betriebsbedingungen oder für die atmosphärischen Verhältnisse besser geeigneten Bürstenwerkstoffes wird ebenfalls Abhilfe geschaffen..

Der Kontaktspannungsfall ist ein betriebsmäßiges Merkmal einer Kohlebürste. Er ist nicht rein ohm'scher Art und wird sowohl von der spezifische Stromdichte als auch von äußeren Faktoren und von den Eigenschaften des Kohlebürstenmaterials beeinflußt.

Der Kontaktspannungsfall führt zu elektrischen Verlusten, die im Schleifring und der Kohlebürste als Erwärmung wirksam werden. Er beeinflußt die Stromverteilung zwischen den Kohlebürsten.

Der Kontaktspannungsfall U hängt von vielen Faktoren ab. Die wichtigsten sind der spezifische Anpreßdruck, der auf die Kohlebürsten ausgeübt wird und die Stromdichte.

Die Steigerung des Kontaktspannungsfalles wird im allgemeinen mit wachsender Stromdichte geringer. Diese Erscheinung ist auf die Halbleitereigenschaft der Patina zurückzuführen.

Auch die Umfangsgeschwindigkeit des Schleifringes beeinflußt den Kontaktspannungsfall. Dabei spielt die hydrodynamische Druckwirkung unter den Lauflächen der Kohlebürsten eine entscheidende Rolle. Bei Überdruck steigt der Kontaktspannungsfall infolge von Kontaktlockerung, bei Unterdruck (Sog) wird der Kontaktspannungsfall mit wachsender Drehzahl kleiner.

Die Stromdichte in der Kohlebürstenlauffläche ist nicht gleichmäßig, da die Kohlebürste wegen der Oberflächenrauhigkeit des Schleifringes diesen nur in wenigen kleinen Flächen berührt. Über diese leitenden Zonen, die ihre Lage laufend wechseln, fließt der Strom.

Hohe spezifische Stromdichten haben zur Folge:

- Der Kontaktspannungsfall und der Übergangswiderstand zeigen keinen linearen Verlauf. Die Steigerung des Kontaktspannungsfalls und der Übergangswiderstand nehmen ab. Dieses Verhalten ist auf die Halbleitereigenschaft der Patina zurückzuführen.

- Bei Anstieg der Temperatur des Schleifkörpers bis ca. 100 °C nimmt der Reibungskoeffizienten µ ab. Diese Abnahme ist auf die Verminderung der Stärke des Feuchtigkeitsfilmes zurückzuführen. Bei Temperaturen höher als ca. 100 °C ist der Wiederanstieg des Reibungskoeffizienten von der Zusammensetzung des Kohlebürstenwerkstoffes abhängig.

- Erhöhter Kohlebürstenverschleiß ist zurückzuführen auf zu hohe spezifische Stromdichten in den Stromübertragungspunkten, die so stark erhitzt werden, daß Platzen oder Verbrennen der Kohleteilchen in stärkerem Maße als sonst eintritt. Der Kohlebürstenverschleiß wächst mit unzulässig hoher Stromdichte.

Bei niedrigen spezifischen Stromdichten tritt Riefen- oder Bahnenbildung auf der Lauffläche des Schleifringes auf. Durch den Lauf der Kohlebürste auf dem Gegenwerkstoff bilden sich scharfkantige Unebenheiten. Durch den Strom werden diese abgebrannt, egalisiert und haben somit keinen negativen Einfluß mehr auf die Lauffläche oder Kohlebürste. Bei zu niedriger Stromdichte findet dieser Vorgang nicht statt, und es kann zu Riefen- und Bahnenbildung kommen. Diese Neigung zur Riefenbildung durch Unterlast ist je nach Kohlebürstenwerkstoff unterschiedlich.

Staub, Öle, fetthaltige Stoffe und Lösungsmittel auf den Kohlebürsten oder den Laufflächen haben nachteilige Auswirkungen. Unter Einwirkung der an der Bürstenlauffläche auftretenden Wärme zersetzt sich das am Schleifring haftende Öl. Hierbei verdunsten die flüchtigen Bestandteile, während schwere, nichtflüchtige Stoffe an den Unebenheiten des Schleifrings haften bleiben. Es entsteht ein Rückstand, der sich aus teerartigen Stoffen, Verschleißstaub der Kohlebürste und Staub aus der Umgebung der Maschine zusammensetzt. Der Schmierbelag auf der Schleifringoberfläche bewirkt, daß sich der Übergangswiderstand zwischen dem Schleifring und der Kohlebürstenlauffläche vergrößert. Wenn der Schmierbelag zu dick wird, tritt Bürstenfeuer auf, die Fettstoffe verkoken und verursachen Riefenbildung. In allen Fällen kommt es zu Anbrennungen und erhöhtem Kohlebürstenverschleiß.

Bedingt durch die bei der Herstellung angewandten Verfahren lassen sich bei Kohlebürstenmaterialien sieben Werkstoffgruppen unterscheiden. Bürsten einer Gruppe haben verwandte physikalische und elektrische Eigenschaften und daher ähnliche Anwendungsgebiete.

Es folgt eine kurze Beschreibung der Herstellungsverfahren, der wichtigsten physikalischen Eigenschaften sowie eine Zusammenfassung der im Betrieb zu beachtenden Grenzwerte.

Ruß, Koks, fallweise Petrolkoks und gemahlene künstliche Graphite werden mit Teer oder Pech gemischt, gepreßt und bei ca. 1100°C geglüht. Durch Verkokung der Bindemittel entsteht hartes Kohlematerial.

Starkes Putzvermögen.

S=8 A/cm²

v bis 25 m/s

Empfohlener Anpreßdruck 175-225 cN/cm²

Gereinigter Naturgraphit wird gemahlen, mit Bindemitteln gemischt, gepreßt und bei ca.1100°C geglüht.

Elastisches Material mit geringer mechanischer Festigkeit. lm allgemeinen gutes Kontaktverhalten.

S=10 A/cm²

v bis 75 m/s

Empfohlener Anpreßdruck 175-225 cN/cm²

Gereinigter Graphit wird mit geeigneten Zusätzen vermischt, mit Bindemitteln versehen, gepreßt und danach thermisch behandelt.

Hoher elektrischer Widerstand, dadurch höhere elektrische Verluste als bei Elektrographitbürsten. Sehr gutes Kommutierungsverhalten.

S=10 A/cm² in Sonderfällen bis S=12 A/cm²

v bis 40 m/s

Empfohlener Anpreßdruck 175-225 cN/cm²

Grundmaterial, ähnlich wie bei Hartkohle hergestellt, wird je nach Einsatzfall einer weiteren Wärmebehandlung bei Temperaturen über 2000°C unterzogen. Amorphe Kohle wird hierbei in sogenannten Elektrographit umgewandelt.

Elektrisch und thermisch gut leitend. Gute Kommutierungseigenschaften. Durch Varianten im Herstellungsprozeß und nachträgliche Imprägnierung ist ein großer Einfluß auf die gewünschten Eigenschaften möglich.

S=12 A/cm² kurzzeitige Spitzenbelastung bis S=36 A/cm² zulässig

v bis 80 m/s

Empfohlener Anpreßdruck 130-250 cN/cm²

Graphit- und Metallpulver (vorwiegend Kupfer) wird gemischt, gepreßt und bei geeigneter Temperatur gesintert, um so die mechanische Festigkeit zu erhalten.

Niedrige Bürstenverluste, da geringe Reibung und kleiner elektrischer Widerstand. Begrenzte Kommutierungseigenschaften. Je nach Metallgehalt stärkere Einschränkungen in der Umfangsgeschwindigkeit. Hohe spezifische Bürstenbelastung.

S=25 A/cm² in Sonderfällen bis 40 A/cm²

v bis 50 m/s Je höher der Metallgehalt ist, desto geringer ist die zulässige Umfangsgeschwindigkeit

Empfohlener Anpreßdruck 175-250 cN/cm²

Kunstgraphit und Koks werden mit Bindemitteln gemischt, gepreßt und bei hohen Temperaturen geglüht.

Die Bestandteile gewährleisten gute Kommutierungseigenschaften. Durch Gleitzusätze werden sehr niedrige Reibungsziffern erzielt.

S=12 A/cm² und höher

v bis 35 m/s

Empfohlener Anpreßdruck 175-225 cN/cm²

Naturgraphit und Silberpulver werden gemischt, gepreßt und geglüht.

Sehr gute Leiffähigkeit. Gute Gleiteigenschaften. Leerlaufbestandig.

S=20 A/cm²

v bis 60 m/s

Empfohlener Anpreßdruck 175-250 cN/cm²

Um den angestrebten Strom von 1000A ableiten zu können und um die Bürstenwiderstände möglichst gering zu halten, werden je Pol mehrere Bürsten parallel geschaltet.

Als Material für die Kohlebürsten ist MK 65 der Firma Carbone ein geeigneter Werkstoff. Es handelt sich dabei um einen Metallgraphitkohlenwerkstoff, der bis zu 40m/s Umfangsgeschwindigkeit zulässig ist, einen sehr niedrigen Bürstenspannungsfall aufweist und einen niedrigen Reibwert. Die empfohlene Dauerbelastung beträgt 16A/cm² [9].

Für einen Dauerstrom von 1000A ist daher eine Fläche von 62,5cm² notwendig. Bei sechs Bürsten parallel ist das eine Fläche von 10,4cm² je Bürste. Da für Metallgraphit in Sonderfällen eine erhöhte Strombelastung zulässig ist, werden Bürsten mit den Maßen A_B=3,2x1,6cm², das einer Fläche von 5,12cm² entspricht, gewählt. Damit ist die Strombelastung je Bürste doppelt so groß wie empfohlen, das aber aufgrund des Kurzzeitbetriebs als unkritisch eingeschätzt wird.

Als Bürstenhalter kommen bei den hohen Umfangsgeschwindigkeiten nur Köcherbürstenhalter in Frage.

Für die äußeren Bürstenhalter ist der achsiale Raumbedarf eine kritische Größe, weil zwischen Bürstenjoch und Erregerspule nur ein etwa 25mm breiter Spalt zur Verfügung steht, in dem die Bürsten untergebracht werden müssen. Es werden Zugfeder-Bürstenhalter verwendet, die achsial nur die Breite der Bürsten inklusive der Wandstärke des Bürstenköchers einnehmen.

Bei den inneren Bürstenhaltern besteht tangential wenig Raum für die Druckhebelmechanik. Bei Rollbandfederhaltern besteht die Druckmechanik nur aus der Rollbandfeder selbst und deren Befestigung. Diese Art von Haltern ist für die Aufgabe geeignet.

Für die Stromversorgung der Erregerspule sind ebenfalls Bürsten in Köcherhaltern mit einer Auflagefläche von A_be=1x0,5cm² vorgesehen. Die Stromdichte erreicht hier zwar nicht den Grenzbereich der Belastung, je Schleifring sind aber trotzdem zwei Bürsten parallel geschaltet. Beim Abheben einer Bürste durch Vibration oder Unrundheit treibt die hohe Induktivität der Spule den Strom weiter, die einzelne Bürste würde durch den entstehenden Lichtbogen vorzeitig zerstört werden. Bei zwei parallelen Bürsten fließt der Strom nicht über die Luftstrecke, sondern über die zweite Bürste.

Das Bürstenreibmoment kann berechnet werden, wenn eine Reibzahl von m_B=0,2 angenommen wird. Bei einem Bürstenanpreßdruck von p=250 cN/cm² ergibt sich für jede Bürsten auf dem äußeren Rand r_a=0,07m der Induktionsscheibe ein Reibmoment von

(29)

Je Bürste auf dem inneren Rand r_i=0,028m läßt sich das Reibmoment berechnen zu

(30)

Die Bürsten auf dem Schleifring mit r_s=0,026m erzeugen je ein Reibmoment von

(31)

Als gesamtes Bürstenreibmoment ergibt sich

(32)

Für die Auslegung der Stromschienen gelten folgende Kriterien:

DIN 43671 Stromschienen aus Kupfer

Bemessung für Dauerstrom

Stromschienen aus Kupfer E-Cu F30 8,9 kg/dm³

Halbzeug: Flachstange mit gerundeten Kanten nach DIN 46433 Auswahl 3

Bedingungen:

- von Luft umgeben

- nicht künstlich gekühlt

- senkrechte Lage

- blank

- Innenanlage

- 35 Lufttemperatur, 65 Schienentemperatur

Für die Auslegung wird ein Strom von 1000A angenommen, der durch die Sammelschiene fließt. Für die Sammelschiene ist damit ein Querschnittsmaß von 60x10mm² ausreichend. Für die Leitungsschienen, die jeweils nur den halben Strom von den Bürsten zur Sammelschiene führen, ist eine Querschnittsfläche von 30x10mm² abzulesen. Die Schienen sind dann für den Dauerbetrieb ausgelegt und somit überdimensioniert.

Die Wahl fällt auf ein Kupferprofil von 60x15mm² für die Sammelschiene und 20x12mm² für die Leitungsschiene.

An den Übergängen zwischen den Schienen muß auf eine Übergangsfläche geachtet werden, die den Querschnittsflächen der Kupferprofile entspricht.

Die Leitungschienen werden auf eine Pertinaxplatte geschraubt, die als Bürstenjoch dient. Zwischen Schienen und Pertinaxplatte sorgen Unterlegscheiben für einen ausreichenden Abstand und somit genügender Kühlung.

Die Enden der Sammelschien sind aus dem Rahmen herausgeführt und im rechten Winkel abgebogen, um den Verbrauchershunt aufnehmen zu können.

Die magnetische Flußdichte, die von der Spule erregt wird, läßt sich nur annähernd aus dem Durchflutungssatz berechnen, da die Länge des Weges der Feldlinien durch die Luft nicht bekannt ist. Die Feldlinien treten auf einer Seite des Eisenkerns aus und schließen sich dann über die Luft bis in den Eisenkern wieder hinein (Abb.12).

Der Durchflutungssatz

(33)

ergibt dann für diesen Fall

(34)

mit und (35)

Der magnetische Fluß ist bei Betrachtung einer Flußröhre mit konstantem Querschnitt im gesamten Kreis konstant, es ist dann B_Luft=B_Fe=B.

Die Länge der Feldlinien im Eisen ist annähernd so groß wie die Länge des Eisenkerns, also l_Fe=0,075m.

Der mittlere Weg durch die Luft kann nur geschätzt werden. Es wird ein Wert von l_Luft=2·l_Fe angenommen.

H_Fe ist m_r mal kleiner als H_Luft. Es wird davon ausgegangen, daß sich der Eisenkern bei dieser Durchflutung noch nicht in der Sättigung befindet.

Die Stahlsorte ST37 hat nach den Werten für Abblidung 9 eine Anfangspermeabilität von

(36)

In Gleichung (34) kann der Summand H_FE·l_Fe vernachlässigt werden und es läßt sich schreiben

(37)

Über dieses Ergebnis läßt sich die Induktivität der Spule berechnen. Die Induktivität L ergibt sich als Quotient aus Spulenfluß w×F und Strom I, wobei die Stirnfläche des Eisenkerns als von der gesamten Durchflutung umfaßten Fläche angesehen wird.

(38)

Die durchgeführten Berechnungen basieren auf Vereinfachungen, die nur eine Abschätzung der tatsächlichen Werte erlauben. Die Messung der Induktivität in Abschnitt 3.2 zeigt eine Abweichung vom berechneten Wert.

Für die genaue Bestimmung der magnetischen Flußdichte und die Form des Feldes wird das Programm FEMAG genutzt, welches auf dem Institutsrechner zur Verfügung steht und die Berechnung über das Finite Elemente Verfahren durchführt.

Dazu muß die Geometrie der Anordnung wie bei einem CAD-System und die Materialeigenschaften, sowie Durchflutung und Randbedingungen eingegeben werden. Es können Bereiche ausgewählt werden, für die die magnetische Flußdichte in einem separaten Diagramm angezeigt wird.

Das Bild 7 auf der folgenden Seite zeigt dieses für eine Durchflutungen von 15000 Ampere.

Bild 7

Die geringe induzierte Spannung bedingt, daß der fließende Strom möglichst hoch sein sollte, damit die abgegebene elektrische Leistung groß genug wird. Nur wenn die elektrische Leistung im Verhältnis zur mechanischen Reibverlustleistung einen außreichend großen Wert annimmt, ist auf der Momentenwaage bei Leistungsabnahme eine Vergrößerung des Moments abzulesen.

Es wird für die Berechnung die Annahme gemacht, daß die induzierte Spannung bei Stromfluß nicht kleiner wird. Eine Verringerung der induzierten Spannung wäre auf eine Rückwirkung des durch den fließenden Strom erzeugten Magnetfeldes auf das Erregerfeld zurückzuführen. Eine solche Rückwirkung ist nicht zu erwarten, da ein in einer Scheibe radial fließender Strom keinen magnetischen Fluß erregen kann. Begründung:

Unter Vernachlässigung des Feldes des zugeführten Stromes und der Annahme eines radialen Strömungsfeldes gilt, daß der Strom nur eine r-Komponente hat, die von r abhängt. Die gleiche Abhängigkeit gilt auch für das Vektopotential

(39)

Der radial fließende Strom erzeugt kein Magnetfeld.

Die induzierte Spannung wird daher als fest angenommen und der Strom aus der Spannung über den Widerständen im Strompfad berechnet (Abb.13). Aus Gleichung (11) läßt sich mit den Radien r_a=0,07m und r_i=0,028m die induzierte Spannung für die Versuchsmaschine berechnen:

(40)

Im Ersatzschaltbild des Unipolargenerators werden sämtliche ohm’schen Leitungswiderstände berücksichtigt. Übergangswiderstände an Schraubverbindungen und den Bürstenübergängen werden vernachlässigt, da keine Daten zur Berechnung zur Verfügung stehen.

Induzierte Spannung U_i= 163mV bei Bemessungsbetrieb (B=0,126T und n=6000U/min)

Innenwiderstand der Induktionsscheibe R_i

Bürstenwiderstand + Zuleitungswiderstand R_B

Leitungsschienenwiderstand R_L

Sammelschienenwiderstand R_S

Verbraucherwiderstand (Shunt) R_V

Die Größen der einzelnen Widerstände hängen von den Abmessungen der Kohlebürsten und Stromschienen ab. Der im Bemessungsfall fließende Strom bestimmt diese Abmessungen. Da der Unipolargenerator als Versuchsmaschine anzusehen und ein Dauerbetrieb nicht vorgesehen ist, kann ein Strom von 1000A bei Bemessungsbetrieb zugrunde gelegt werden.

Spezifische Widerstandswerte:

Die Induktionsscheibe wird als aus einer Scheibe und einem Hohlzylinder zusammengesetzt betrachtet (Abb.14):

(41)

(42)

(43)

 

 

 

Die Widerstände der Bürsten, der Leitungen und Schienen ergeben sich direkt aus ihrer Geometrie:

(44)

(45)

(46)

Der Widerstand des Shunts, der als Verbraucher dient, ergibt sich aus dem Spannungsfall von 60 mV bei 600 A:

(47)

 

 

 

 

 

Alle Widerstände bis auf den Verbraucher werden zu einem Widerstand R_i´ zusammengefaßt und es ergibt sich ein einfaches Ersatzschaltbild (Abb.15).

 

 

 

 

 

Mit dem Innenwiderstand des gesamten Unipolargenerators

(48)

(49)

Im Bemessungsbetrieb und bei Belastung mit dem Shunt ergibt sich ein Strom

(50)

Aufgrund der nicht berücksichtigten Übergangswiderstände wird ein Bemessungsstrom von maximal I_N=1000 A erwartet.

 

Das innere Drehmoment M_i, das nicht auf Reibung, sondern auf elektrische Wirkung beruht, läßt sich, sofern es auftritt, aus der Leistungsbilanz berechnen. Die zugeführte mechanische Leistung P_mech wird unter Vernachlässigung der Reibung vollständig in elektrische Leistung P_el umgewandelt.

(51)

(52)

(53)

Als elektrische Leistung wird das Produkt aus Strom I und induzierter Spannung U_i betrachtet, da diese Leistung im gesamten Widerstand des Strompfades umgesetzt wird.

Das Moment M_i läßt sich auch über die Kraft F auf den Stromdurchflossenen Leiter im Magnetfeld B berechnen. Der Leiter hat die Länge l, die sich aus dem im Magnetfeld befindlichen Teilradius r_a-r_i ergibt (Abb.16).

Mit Gleichung (17) läßt sich das Moment bestimmen, das im Stillstand auftritt, wenn die Induktionsscheibe von einem von außen einpeprägten Strom I durchflossen wird oder wenn der Strom durch die induzierte Spannung bei Betrieb als Generator gegeben ist.

Für die Versuchsmaschine gilt dann für das innere Moment in Nm

(54)

Mit Gleichung (11) der induzierten Spannung läßt sich Gleichung (17) in Gleichung (53) umformen.