AT504822A2

AT504822A2 - Dd-uuu-generator

Info

Publication number: AT504822A2
Application number: AT0033902A
Authority: AT
Original assignee: Strobl Herta
Priority date: 2002-03-05
Filing date: 2002-03-05
Publication date: 2008-08-15
Also published as: AT504822A3; AT504822B1

Description

GENERATOR-TRANSFORMATOR-BLOCKEINHEIT

Vorliegende Erfindung betrifft in ihrem Hauptkonzept einen Synchrongenerator-Transformator-Block. Es sind aber auch Varianten möglich, z.B. ein Asynchronmotor-Transformator-Block. Zunächst wird das Hauptkonzept ausführlich beschrieben und dann auf die Anzahl von Varianten eingegangen.

Bei Synchrongeneratoren wird üblicherweise der Läufer so geformt, daß das Feld der magnetischen Induktion B im Luftspalt möglichst sinusförmig ist. Dadurch soll auch die Klemmenspannung möglichst sinusförmig werden. Dies gelingt aber allein durch die Läuferform nicht, und auch die magnetisierende Wirkung des Stromes in der Ständerwicklung, die Ankerrückwirkung, verzerrt das Induktionsfeld im Luftspalt.

Bei einer herkömmlichen Maschine sind daher zusätzliche Maßnahmen in der Ständerwicklung nötig, um Oberwellen in der Klemmenspannung zu unterdrücken. Alle diese Maßnahmen beruhen darauf, daß die Spannungsvektoren in den einzelnen Nuten · , οι·ι,ί Η'':' nicht parallel sind, so daß eine vektorielle Addition stattfindet. Die Klemmenspannung ist dadurch kleiner als die algebraische Summe der Einzelspannungen. Der Faktor, um den ·'< C H*vdi et··* Ct (fc fitn-iuuiC dt*' ·.. ? crr srcrribeidevünterscheiden, der Wickelfaktor, ist für die Grundwelle relativ hoch, nämlich ca. 0,90 bis 0.92, für die Oberwellen aber kleinftjnd kann sogar je nach Auslegung bei einzelnen Oberwellen fast zu Null werden. Dadurch werden die Oberwellenspannungen auf einen kleinen Wert reduziert.

Ein Nachteil dieses bis jetzt allein üblichen Verfahrens ist, daß die Klemmenspannung nicht so hoch ist, wie sie eigentlich sein könnte. Wäre der Wickelfaktor gleich 1 oder nahe an 1 , so bräuchte die Maschine weniger Windungen im Ständer, sie könnte schwächer erregt werden und anderes mehr, das heißt, sie könnte kostengünstiger gefertigt werden und hätte weniger Leistungsverluste.

AufgrundVorliegendenErfindung ist bei Drehstrom-Synchrongeneratoren, die in Blockschaltung mit einem Transformator betrieben werden, ein Wickelfaktor von 1 oder nahe an 1 möglich, wobei trotzdem die Oberspannung des Blockes praktisch oberwellenfrei bleibt.

Angesichts der Erhöhung des Wickelfaktors kann man nun zum Beispiel die Windungszahl der Ständerwicklung im selben Maß absenken, wie der Wickelfaktor gestiegen ist, oder man Λ kann die Induktion im Luftspalt absenken. Beide Methoden führen zu beträchtlichen Einsparungen an Leistungsverlusten und/oder an Material. ^ «s ' , .· Aus·.)···'·' ' (( ' -f jr£in ! >Λ ,01/ t-<-t ; a\t..r Lh,rne-Ci-K ce.*.«A / -------- 1 . CAA V ->/ ......... Erfindungsgemäß ist der Syr^ehröngenerator^it zwei getrennten, vorzugsweise in Stern geschalteten, dreiphasigeifprehstromwicklungen ausgeführt, die um π/6 elektrischen Winkels im Bogenmaß gegeneinander versetzt sind. Bei Maschinen mit Polpaarzahl p = 1 entspricht dies einem mechanischen Winkel von ebenfalls π/6 . Bei Maschinen mit höherer Polpaarzahl entspricht einem elektrischen Winkel von π/6 ein mechanischer Winkel von (π/6) * (1/p), um,welchen die b$foen dreiphasigen Drehstromwicklungen, von einer der Q. » che»*svrP T-·'' beiden StirnseiteiT/tlertfetrachtet, gegeneinander gedreht angeordnet sind. Fig. 1 zeigt schematisch den Querschnitt durch einen Generator mit dem Ständer St und dem Polrad F mit der Polpaarzahl p = 2 . Im Ständer befinden sich die Stäbe oder Spulenseiten der beiden 6-Zonen-Drehstromwicklungen A und B . Der Stab BL1 + ist gegen den Stab ÄL1+ um einen mechanischen Winkel von (π/6) * (1/jd) = (π/6) * (1/2) = π/12 versetzt. Es gibt in dieser Wicklungsanordnung 12 Zonen von AL1+ bisAL3- und von BL1+ bis BL3-. - ' Λ #··· • · · ····

-i ’ V ,.Μι il u-i-fj'j-; . v ^ , Der Blocktransformator ist als Dreiwickler ausgeführt, mit zwei dreiphasigen. f viWV-'* «.ctvirL .. - · ’" : " Unterspannungswicklungen von jeweils der halben Nennleistung.i^ÄrT5ie>e„sind die beiden U ! /

Drehstromwicklungen der Maschine jeweils angeschlossen. Es hängt nun von der ,, •V -V- l f -·\ i:* t *- V 1 1/ ’S-O- , l . : i C ?."i I. ‘‘ ** / Ί & ’ Schaltgruppe ab, die die beiden Unterspannungswicklungen jgegeneinander äufweisen; ^ inwieweit Oberwellen auf der Oberspannungsseite unterdrückt werden. Am besten wirkt die Löschung der Oberwellen bei einer um π/6 im Bogenmaß/drehenden^Schaltgruppe, also o'-* zum Beispiel bei der vorzugsweisen Schaltgruppe Y yO d1 . Die Stundenziffer 1 entspricht π/6 bzw.30°

Eine beispielsweise Anordnung ist in Fig.2 dargestellt. Die Drehstromwicklungen A und B im Ständer St der Maschine M sind dreiphasigen je eine der beiden K . r ’ , I ' i t ; , < ‘ i ·. Unterspannungswicklungen^der>Traniformatero Tr mit einer Schaltgruppe Yy0d1 angeschlossenX-Von den oberspannungsseitigen Klemmen U, V, W der Blockeinheit aus erfolgt die Leistungslieferung an das Netz oder an einen Verbraucher.

Es soll nunmehr gezeigt werden, warum die an der Oberspannungsseite desr ·?^ .···,' -.Bloekfransfcmnators-erzeugte Spannung praktisch keine Obenwellen aufweist: η n

Wie bei jedem Generator treten auch bei diesem keine Obenwellen auf, deren Ordnungszahl durch 2 oder 3 teilbar ist, und zwar weil geradzahlige Obenwellen nur dann vorhanden i sind, wenn positive und negative Halbwellen zueinander verschiedene Formen aufweisen, f ( i Λ 3

und weil durch 3 teilbare nur in der Phasenspannung, nicht aber in der verketteten Spannung auftreten können, wetetiHetztere allein dem Blöclfoansformator zugeführt wird^ v/cCr - e ' :λ ,Au <r C 0-1.1 -L!( : ;· f-'Λ if (it-n.i Lc. v 1.: lUi/,

Es verbteibenrzüf Untersuchung also nur die restlichen, das sind diejenigen, deren / Ordnungszahl einen Wert von n = 2*3*k-1 oder n = 2 * 3 * k + 1 mit k = 1,2,3,4....... besitzt.

Beim erfindungsgemäßen Generator verhalten sich die Obenwellen verschieden, je nachdem ob k geradzahlig k = 2 * j oder ungeradzahlig k = 2 * j -1 mit j = 1 3,4,........ ist.

Demnach sind nun die Fälle n = 6*(2*j-1)-1 , n = 6*(2*j-1) + 1 , n = 6*2*j-1 , n = 6*2*j + 1

O zu untersuchen. Für die Praxis gesprochen, handelt es sich um die 5. und die 7. sowie um die 11. und die 13. Harmonische. Alle weiteren mit höheren Ordnungszahlen verhalten sich analog.

In Fig.3 wird das Verhalten der Grundwelle, der 7. Harmonischen und der 5. Harmonischen gezeigt. ' f AL1+und BL1+ sind Stäbe im Ständer St der beiden gegeneinander um π/6 versetzten Wicklungen A und B. Das Polrad ,P dreht sich nach rechts, synchron mit ihm laufen die Grundwelle und alle Oberwellen des erregenden Feldes. Diese Felder induzieren in den beiden Stäben Spannungen mit den Zeigern AL1+ und BLI-TVelche Spannungen an die ? i , p -----' , > ' Unterspannungswicklungen dejl Blocktransformators Tr geführt sind. ) g / 2l-Lv

Verhalten der Grundwelle Gr >>/· C-L. t t.

Die Spannung BL1+ eilt der Spannung AL1+ um π/6 nach. Der Transformatopmit der Schaltgruppe Yy0d1 verursacht für AL1+ keine Drehung? die Überspannung von A her OL1A ist daher parallel mit AL1+ . Dagegen eilt die Unterspannung BL1+. um π/6 hinter der Oberspannung OL1B nach, bzw. umgekehrt ausgedrückt, die Oberspannung von B her OL1B eilt der Unterspannung BL1+ um π/6 vor. Der vom Generator her um π/6 nacheilende Zeiger wird daher im Transformator wieder um π/6 vorgedreht, somit ist OL1B parallel zu OL1A und man hat zwei parallel geschaltete synchrone Spannungen vor sich. Die Grundwelle der Generatorspannung tritt daher in der Oberspannung unverändert auf. i 4 Anders verhält sich die 7. Harmonische 7.H : f,hh ' A f ' i

VfU? s ~o'-V .· dte-'d4s'‘^4-'b /'(& h Λ

Die Polpaarzahl des Feldes der 7. Harmonischen ist die 7-fache Polpaarzahl der Grundwelle. Der Zeiger BL1+ eilt daher dem Zeiger AL1+ reicht mehr um π/6 , sondern um 7* π/6 nach. Im Transformator wird dieser Zeiger wieder» um π/6 vorgedreht, genau wie bei der Grundwelle, dennSchaltgruppe und Stundenziffehgelten unabhängig von Frequenz und Ordnungszahl der Oberwellen. Resultierend ergibt sich eine Drehung yon,.··' v OL1B gegerr"OL1A um 7 * π/6 - π/6 = π , dies entspricht 180° j Die Spannungen OL1A und OL1B heben einander auf und die 7. Harmonische tritt in der Oberspannung nicht mehr in Erscheinung. Strommäßig kommt diese Wirkung einem Kurzschluß der 7. Harmonischen gleich. Es wird also ein Ausgleichsstrom im Generatongntf auf der Unterspannungsseite des Transformators fließen. Wie später noch ausführlich beschrieben, hängt seine Höhe von den Streuinduktivitäten ab und ist relativ bescheiden oder unter noch zu nennenden Umständen überhaupt gleich Null. Λ

Al yq

Nünrzur 5. Harmonischen 5.H

Das Feld der 5. Harmonischen läuft ebenfalls mit dem Polrad um und hat di£ 5-fache (&.) (fr. ' <r-1 S'P - Sf-ZZ'IOfa r-JiÄ./. f(·.. · ,'f-· · •"ιΟ'Γ'' Polpäarzahl. Die Phasenfolge der in derDrehstromwicklung/ihauzierten Spannungen

O L1, L3, L2 istj^fecHöin Gegensystem. Die Drehung des Zeigers BL1+ gegen AL1+ ist nunmehr 5* π/6 nacheilend. Der Transformator weist jedoch für ein Gegensystem eine an der Vertikalen gespiegelte Schaltgruppe auf. Aus Y yO d1 wird demnach für die 5. Harmonische: Y yO d11. Die Phasendrehung im Transformator wechselt dadurch ihr Vorzeichen, und der Zeiger OL1B eilt dem Zeiger BL1+ um π/6 nach anstatt vor. Es resultiert daraus eine gesamte Drehung von 5 * π/6 + π/6 = π , also wieder 180°. Die Folgen sind die gleichen wie für die 7. Harmonische. > ; Das selbe gilt auch für alle anderen Harmonischen mit n = 6 * (2 * j - 1) - 1 und n = 6*(2*j-1) + 1 , also auch für 17. und 19., 29. und 31. u.s.w., weil sich die , , : Λ ' /·. * Spannungszeiger dann um 2 π oder Vielfache davon weiterdrehen, was wiederum die selbe;/" ^ {\ -!___ Wirkung ergibt. / ^ " Ein ähnlicher Effekt ist übrigens aus der Stromrichtertechnik bekannt:, z.B. aus der Hochspannungs-Gleichstrom-Übertragung (HGÜ)' Zwei oberspannungsseitig parallel geschaltete Transformatoren mit gegeneinander um 30° drehender Schaltgruppe speisen über zwei in Serie geschaltete Drehstrom- Ί 5 κ.

GleichrichterbKiicken einen Gleichstrom-Zwischenkreis mit Glättungsdrossel. Die unterspannungsseitigen Ströme sind Rechtecke, die zwischen den beiden Transformatoren um 30° phasenverschoben sind. Diese Rechtecke enthalten reichlich Oberwellen, z.B. eine 7. Harmonische. Diese ist auf der Unterspannungsseite zwischen den Transformatoren um 7 * 30° = 210° phasenverschoben. Wegen der 30°-Drehung zwischen den Transformatoren ist sie oberspannungsseitig aber 210° - 30° = 180° phasenverschoben. Inder Parallelschaltung der Oberspannungsseiten addiert sie sich zu Null, d. h. der Strom der 7. Harmonischen gelangt nicht ins Netz. Mit der 5. Harmonischen verhält es sich analog.

Es verbleiben zur Untersuchung nun noch die 11. und die 13. Harmonische. Bei diesen unterscheidet sich die gegenständliche Blockschaltung vorteilhaft von ihrem Gegenstück in der Stromrichtertechnikj Bei einer HGÜ gibt es gegen die Ströme der J 1T. und 13. Harmonischen kein anderes Mittel, als sie mit Filteranlagen aus dem Netz abzusaugeni Bereits die üblichen Generatoren mit 6-Zonenvyicklung~haben aber, zumindest '·— . i bei mehreren Nuten pro Pol und Phase, sehr kleine Zonenfaktoren und damit auch sehr kleine Wickelfaktoren für die 11. und 13. Harmonische und unterdrücken diese sehr — ··«· ···· • · · · « • · · « wirksam. Der Zonenfaktor für eine kontinuierliche Wicklung ist gegeben durch: n

TT

VTM VW-f h iu'Cie

h.: (V ' ? u

Wobei m-j die Anzahl der Zonen für die Grundwelle ist. Das Verhalten einer kontinuierlichen Wicklung ist bei Bedarf auf jeden Fall durch eine Nuten- oder Polkantenschrägung vom^TNutteilung zu erzielen.

Der Zonenfaktor beträgt bei einer 6-Zonen-Wicklung: 11. Harmonische: f2 = 0,0868 13. Harmonische: f^ = 0,0734

Der erfindungsgemäße Generator hat infolge der zwei 6-Zonen-Drehstromwicklungen 12 Zonen. Gemäß obiger Formel betragen die Zonenfaktoren für die 12-Zonen-Wicklung: 11. Harmonische: f^ = 0,0898 13. Harmonische: f2 = 0,0760 Λ

Υ

Der erfindungsgemäße Generator leistet also für die Unterdrückung der 11. und 13. Harmonischen praktisch das gleiche wie ein konventioneller Generator, obwohl er über e reine Durchmesserwicklung ohne zusätzliche wicklungstechnische Maßnahmen verfügt.

Bei den übrigen Paaren mit geradzahligem k, zum Beispiel bei der 23. und 25. Harmonischen, verhält es sich ähnlich wie bei der 11. und 13. Harmonischen.

Damit ist nachgewiesen, daß die erfindungsgemäße Blockeinheit an ihrer Oberspannungsseite eine praktisch oberwellehfreie, rein sinusförmige Spannung liefert, und dies sowohl im Leerlauf als auch bei Belastung, denn die beschriebene Oberwellenlöschung wirkt genau so bei Verzerrungen des Luftspaltfeldes durch die Grundwelle der Ankerrückwirkung. Diese Eliminierung der Oberwellen aus der abgegebenen Spannung ohne Reduktion der Grundwelle derselben ist die wichtigste Eigenschaft des erfindungsgemäßen Prinzips.

Nun zur bereits erwähnten Frage der Ausgleichsströme, die dadurch zustande kommen, daß die Oberwellenspannungen an den beiden Unterspannungswicklungen nicht die gleiche Richtung, ja sogar die entgegengesetzte einnehmen: Der dadurch gebildeten Differenzspannung stehen die Streureaktanzen von Generator und Transformator entgegen. Der Transformator als Dreiwickler wird üblicherweise als sogenannter Doppelstocktransformator ausgeführt. In Fig.4 ist ein solcher dargestellt. Er besitzt am selben Schenkel, zum Beispiel L1 , vier Spulen, von denen jeweils zwei, nämlich eine Oberspannungs- und eine Unterspannungsspule OWA und UWA bzw. OWB und UWB konzentrisch angeordnet sind. Die beiden Oberspannungsspulen OWA und OWB sind üblicherweise parallel geschaltet.

Bei der erfindungsgemäßen Blockeinheit sind sie vorzugsweise in Serie geschaltet, und ergeben so die Oberspannungswicklung OW, in der wegen der einander j entgegengerichteten Oberwellenspannungen kein Ausgleichsstrom fließen kann. In den J Unterspannungswicklungen steht diesen Spannungen die große Reaktanz entgegen, die sich aus dem kurzen und breiten Streukanal zwischen den beiden Unterspannungswicklungen ergibt, und sie ist außerdem noch für die n-te Harmonische das n-fache der Grundwelle., Dqrch sie und durch die Streureaktanz des Generators werden die Ausgleichsströipe so klein, daß die mit ihnen quadratisch absinkende Verlustleistung praktisch zu vernachlässigen ist.

Im übrigen könnte die Reaktanz durch Anordnung eines Streu-Joches oder eines Streu-Schenkels noch um mehrere Größenordnungen erhöht werden, oder es könnten zwei getrennte Transformatoren als Zweiwickler mit je einer Unterspannungs- und einer 7fr.!- • · · « o

Oberspannungswicklung angeordnet und oberspannungsmäßig in Serie geschaltet werden, wodurch überhaupt keine Ausgleichsströme mehr auftreten, da dann die Unterspannungswicklungen voneinander vollständig entkoppelt sind. Angesichts des vorstehenden sind solche Maßnahmen aber nicht notwendig und es wird mit einem ^ Dreiwickl^r'normaler Bauart das Auslangen gefunden.

Es möge nun eine weitere überraschende Eigenschaft der erfindungsgemäßen Blockeinheit angeführt werden: In jedem Generator werden durch den Betriebsstrom im Luftspalt Ankerrückwirkungsfelder erzeugt. Diese setzen sich aus rechteckförmigen Feldern zusammen, die phasenverschoben nach einer zeitlichen Sinusfunktion ihr Höhe ändern. Dadurch entsteht einerseits die Grundwelle der Ankerrückwirkung und andererseits kräftige Oberwellen. Die sich ergebende Amperewindungs-(AW)-Kurve ist stufenförmig, flackernd, und wird manchmal als „Rolltreppenkurve“ bezeichnet. [Bei einem konventionellen Generator gilt für die AW-Verteilung entlang dem Luftspalt die bekannte Formel:

Dabei bedeutet: X ...Effektivwert des Ständerstromes w ...Windungszahl der Ständerwicklung co ...Betriebs-Kreisfrequenz x ...Weg entlang des Umfanges Tp ...Polteilung

...Wickelfaktoren von der Grundwelle bis zur n-ten Oberwelle.

Man erkennt im ersten Summanden die Grundwelle, im zweiten die 5. Harmonische u.s.w.. Dies alles sind Wanderwellen, wobei man die Umfangsgeschwindigkeit erfährt, wenn man einen Momentanwert der betreffenden Welle auf Null hält:

Grundwelle: Sin(wt — = ~ 5. Harmonische: Slh fwt - ) = 0 ~ 0)t X = ZTp* 4" 'f * t t—- r L|q r r

'V ., f ,! f ff ^ jf f ist die Betriebsfrequenz. ~ ‘""'t'4-1 * ‘ ^ L il' · Υ""* r > ,',n, * ' , Έ L.u.t,iL ' < k-.\;(,ix(vhc.> : :" ( . Γ1 ')

Die Grundwelle legt also pro Periode eine Polpaarteilung zurück, die 5. Harmonische aber nur ein Fünftel davon. Die Wanderwellen laufen demnach mit einer Geschwindigkeit von 1/n der synchronen Geschwindigkeit um, wobei n die Ordnungszahl der Oberwelle ist. Manche laufen mit und manche gegen die Drehrichtung um.

Im folgenden wird zunächst für die 7. Harmonische der AW-Feldkurve gezeigt, daß diese bei der erfindungsgemäßen Generator-Transformator-Blockschaltung gelöscht wird.

Die Polpaarzahl der 7. Harmonischen des Ankerrückwirkungsfeldes ist die 7-fache Generator-Polpaarzahl, ähnlich wie bei der Erregerfeldkurve. Es gilt daher auch eine ähnliche Betrachtung entsprechend Fig.3 . Ein Unterschied besteht darin, daß das Feld der 7. Harmonischen der Ankerrückwirkung nur mit 1/7 der Geschwindigkeit der Grundwelle umläuft. Dies beeinträchtigt jedoch die Gültigkeit der Fig.3 nicht, denn diese ist von der Drehzahl unabhängig. Das Feld, das vom Strom in BL1+ hervorgerufen wird, hat die gleiche Kurvenform wie das von AL1+, eilt diesetf^aber zeitlich um ΤΓ/6 nach, also auch der Zeiger der 7. Harmonischen. Nun beträgt aber die Phasenverschiebung des Feldes von AL1+,amOrt BL1+ gesehen, 7 * ΤΓ/6 nacheilend gegenüber dem Feld von AL1+ gesehen am Ort AL1+ , wegen der 7-fachen Polpaarzahl. Dies ergibt eine Phasenverschiebung zwischen den Feldern von AL1+ und BL1+ , gesehen zum Beispiel am Ort BL1+, von 7*K/6-1T/6= 7Γ, ,

Dies entspricht 180° und die,Felder heben einander auf.

Der Vorgang ist bei der 5. Harmonischen ähnlich, nur läuft deren Feld in Gegenrichtung.

Die Phasenverschiebung der beiden Felder gegeneinander ist daher 5 * 1»76 + Ή76 = 7Γ" also wieder 180°. Ί (..... 9

Es überrascht nun nicht mehr, daß auch die Felder der übrigen Harmonischen mit ungeradzahligem k eliminiert werden.

Bezüglich der Felder der Oberwellen mit geradzahligem k , also zum Beispiel der 11. und 13. Harmonischen, giltlfolgendes: Wie die oben angegebene Formel für die Feldverteilung f(x) entlang dem Luftspalt zeigt, sind die Amplituden der Obenvellen mit dem jeweiligen Wickelfaktor behaftet. Es wurde bereits gezeigt, daß die Wickelfaktoren für die Obenvellen mit geradzahligem k auch beim erfindungsgemäßen Generator sehr klein sind, so daß diese Oberwellen wirksam unterdrückt werden.

Zusammenfassend ist über das Ankerrückwirkungsfeld des Betriebsstromes zu sagen, daß der erfindungsgemäße Generator von sich aus keine^OberweHenfelder erzeugt. (Dies tun

S ‘ O ' LE .4 m C v t. iJ höchstens Oberwellenströme, die vom Netz her kommen^) Im Gegensatz zum herkömmlichen Generator erzeugt der erfindungsgemäße somit von sich aus keine Felder, die sich relativ zum Läufer bewegen und dort dauernde thermische, spannungsmäßige und mechanische Beanspruchungen hervorrufen sowie im Dämpferkäfig dauernde Verluste bewirken. Am einschneidendsten wirkt sich bei einem Turbogenerator die Herabsetzung der beträchtlichen Verluste im massiven Eisen des Läufers aus. Die Erfindung ermöglicht daher einen viel schonenderen Betrieb.

Bei all dem ist als erstaunlich hervorzuheben, daß trotz der komplizierten Zusammensetzung des Ankerrückwirkungsfeldes aus pulsierenden Rechtecken der erfindungsgemäße Generator in der Lage ist, daraus eine glatte, sinusförmige Form zu machen, so daß tatsächlich von den Ankerrückwirkungs AW nur die Grundweife übrig bleibt.

Außer dem vorstehend beschriebenen Hauptkonzept gibt es Varianten, die nach folgenden Unterscheidungsmerkmalen klassifizierbar sind: 1. Ein Transformator mit drei (oder mehreren) dreiphasigen Wicklungen, e Oder:

Zwei (oder mehrere) Zweiwicklungs-Transformatoren, die oberspannungsseitig in Serie oder parallel geschaltet sind. 2. Dreiphasige Transformatoren. $

Oder: /

Transformatorbänke bestehend aus jeweils drei einphasigen Transformatoren. • · • ·

'-L I 3. Die Maschine hat zwei dreiphasige Drehstromwicklungen.

Oder:

Die Maschine hat mehr als zwei dreiphasige Drehstromwicklungen. 4. Die Maschine wird als Generator betrieben.

Oder:

Die Maschine wird als Motor betrieben. 5. Die Maschine ist eine Synchronmaschine.

Oder:

Die Maschine ist eine Asynchronmaschine 6. Es gibt in der Blockeinheit nur eine Maschine.

Oder: ' / f

Es sind mehrere Maschinen an die Umspanneinrichtung angeschlossen. - ^ 'c<· Sämtliche Kombinationen aus den vorstehenden Merkmalen sind möglich. Hieraus ergibt sich eine Anzahl^funktionsfähiger Varianten von 2Λ6 = 641

Zu den einzelnen Auswahlkriterien ist folgendes zu bemerken:

Zu 1: Die wirtschaftlichste Möglichkeit ist im allgemeinen der gewöhnliche Dreiwickler. Es wurde jedoch bereits erwähnt, daß man durch oberspannungsseitige Serienschaltung von zwei Zweiwickle«» die Oberwellen-Ausgleichsstrome, die an sich sehr gering sind, überhaupt gänzlich vermeiden kann. Diese Möglichkeit bietet sich im FaJIe eines Blockes an, der so - 1I I . ·’. . <; . c . . c... », groß ist, daß aus Transpprtcjrüjid^n sowi§^() zwei Blocktransformatoron anstatt einem angeordnet werden müsset): Oberspannungsseitige Parallelschaltung wäre auch möglich, vermeidet aber die Ausgleichsströme nicht, sondern erhöht diese im Gegenteil.

Zu 2: Bei Transformatorbänken können die zwei Unterspannungswicklungen auf getrennten Schenkeln angeordnet werden. Dies ergibt eine besonders hohe Streureaktanz zwischen den beiden Uhterspannungswicklungen und damit sehr kleine Ausgleichsströme. Durch Anordnung eines dritten Schenkels zum freien Rückschluß sind die Ausgleichsströme überhaupt eliminierbar.

Zu 3: Der erfindungsgemäße Effekt der Löschung der 5. und 7. Harmonischen ist nicht nur mit zwei, sondern auch mit drei oder mehreren dreiphasigen Drehstromwicklungen im Generator erreichbar. Anstelle zweier um 180° versetzter Oberwellenspannungen gibt es dann drei um 120° versetzte oder vier um 90° versetzte, die einander löschen. Wenn der 11 Λ i h

Generator eine Anzahl von i Drehstromwicklungen besitzt, muß der Transformator eine Anzahl von i dreiphasigen Unterspannungswicklungen aufweisen, wobei i eine ganze Zahl gleich oder größer als 2 ist. Diese Unterspannungswicklungen sollten Schaltgruppen gegeneinander haben, die eine Phasendrehung von (π/3) * (1/i) bewirken. Dies ist mit Zick-Zack-Wicklungen zu erreichen. Die Anordnung von mehr als zwei Drehstromwicklungen in der Maschine ist zwar funktionsfähig, besitzt aber den Nachteil, daß die Wickelfaktoren für die 11. und 13. Harmonische nicht so klein sind wie bei nur zwei Drehstromwicklungen. Diesef Nachteil isTbber nicp/sb schwerwiegend, daß mari\liese Ausführung von vomä j^rein au^ dep Patentansprüchen ausklammern könnte. * j

Zu 4: Auch bei Motorbetrieb ist eine sinusförmige EMK erwünscht bzw. gefordert. ···· • ·

Zu 5: Das erfindungsgemäße Prinzip läßt sich auch auf Asynchronmaschinen anwenden. l£e ist ηφ h nichtbekannt, o es dort Vorteile brifigt. /

Vv" ^ v’·'- » ··· *· ♦ · ·· · ···· ···· ·· * • ♦ 4 • ··

Zu 6: Manchmal, kommt es vor, daß zwei oder mehrere Generatoren einejargemeinsamejr' - 11 n suu'.VIth·*·*·*

Blocktfansformator haben, wobei diese Generatoren parallel an die selben gemeinsamen oder an getrennte eigene Unterspannungswicklungen angeschlossen sein können. Dies alles ist bei der erfindungsgemäßen Blockeinheit ebenfalls möglich.

Gegenstand der Erfindung ist somit eine Blockeinheit, bestehend aus zumindest einer Synchronmaschine (M) oder Asynchronmaschine (M) und aus einer Block-Umspanneinrichtung (Tr), die ihrerseits aus einem Transformator oder aus mehreren Transformatoren besteht und die oberspannungsseitig zumindest einen Anschluß für Dreiphpsen-Drehstrom (U, V, W) besitzt, dadurch gekennzeichnet, daß die

Cf '

Maschine (M) in ihrem Anker (St) eine Anzahl i von dreiphasigen

Drehstromwicklungen (A, B......), vorzugsweise in Sternschaltung aufweist, wobei die

Sternpunkte auch außerhalb der Maschine gebildet sein können, und wobei i eine ganze Zahl mindestens und vorzugsweise gleich 2 ist, welche Drehstromwicklungen von einer der tt:fs beiden Stirnseiten aus betrachtet jeweils um einen mechanischen Winkel von (π/3) * (1/i) * (1/p) im Bogenmaß gegen die jeweils vorhergehende Drehstromwicklung gedreht angeordnet sind, wobei p die Polpaarzahl der Maschine ist, und ferner daß die i dreiphasigen Drehstromwicklungen der Maschine (M) jeweils an eine von i dreiphasigen Unterspannungswicklungen (UWA, UWB,.....) der Block-Umspanneinrichtung (Tr) Φ I ( r C '1 d anschließbar sind. 12

I 12 I U-uci M , :

Die sich aus der Erfindung ergebenden Hauptvorteile sind folgende:

Praktisch vollständige Löschung aller Oberwellen in der abgegebenen Spannung, sowohl im Leerlauf als auch bei Belastung.

Dadurch sind wicklungstechnische Maßnahmen zur Oberwellenunterdrückung nicht notwendig. Es können reine Durchmesserwicklungen angeordnet werden.

Erhöhung des Wickelfaktors auf 1 oder zumindest nahe an 1 .

Dies führt zur Verringerung des Materialaufwandes und der Verlustleistung und ergibt so entscheidende wirtschaftliche Vorteile. k° 1 Ί

Infolge der kleinen Verlustleistung bliebt die Maschine kühl und wird wenig thermisch beansprucht. Eliminierung aller Oberwellen aus dem Luftspaltfeld, die nicht vom Netz her kommen und die sich relativ zum Läufer bewegen. Dadurch Vermeidung von dauernden Verlusten im Dämpferkäfig bzw. im massiven Eisen eines Turbogeneratorläufers sowie von dauernden Beanspruchungen der Bestandteile des Läufers. ···· ♦ ··· ' l/Ct U· ; M · ( Cr,, · V‘< f‘ ! / l Λ

ft K ♦ ·· · ♦ · ·« • ··· • · · • # · ·* · ···· ····

ZUSAMMENFASSUNG

Ein Generator-Transformator-Block mit zwei dreiphasigen Drehstromwicklungen \ty f- GenefStör, die um 30° elektrischen Winkels gegeneinander versetzt sind, und die an zwei ' _ '.V·' : tK»w/^VM.r/r., dreiphasige Unterspannungswicklungen de?'als Dreiwickler^ausgeführten £ίο[ K Secktransformators. ^geschlossen sind. Die beiden Unterspannungswicklufrgefv^ben./-^ [Μ;. ;.·ν ^ l< Ί < r ^ ‘ . i. '· (iVy u'j -gegeaemander eine^um vorzugsweise 30° drehende Schaltgruppe/, Diese Anordnung bewirkt eine praktisch vollständige Löschung aller Oberyv^llen in der Oberspannung des Blockes und ermöglicht so, die G^^oiwicklungen,als Durchmesserwicklungen mit einem Wickelfaktor nahe an 1 auszuführen. Dadurch werden der Materialbedarf bei der Herstellung der Maschine sowie die Verlustleistung beträchtlich reduziert. Dies bringt große wirtschaftliche Vorteile mit sich sowie technische, da erstens die Maschine kühl bleibt und zweitens als Zusatzeffekt auch Oberwellen im Luftspaltfeld weitgehend eliminiert werden.

Fig.2 1 /

Λ $

J

Der Doppel-Durchmesseiwicklungs-Generator-Transformator-Block DD-UUU Übersicht: .Npr Bei dem DD-Generator-Transformator-Block handelt es sich um ein vor kurzem entdecktes α -.r //

Prin^jafür den Elektromaschinenbau, welches gegenüber herkömmlichen Generator- v Transformator- Blöcken entscheidende wirtschaftliche und technische Vorteile bietet. f( ui ·/( ( / p&tßy,, c' /(.' c· ' Die Bezeichnung DD-UUu'(Double D-Triple U) bedeutet Double Diameter-Winding UniT~

Der Generator wird DD-Generator genannt ·' I : 1 /(; i:rr.

{ 11 V

Die grundsätzliche Anordnung zeigen Fig.1und2. Der DD-Generator verfügt über zwei getrennte Drehstromwicklungen, die um 30° elektrischen Winkels gegeneinander versetzt sind. Der Slocktransformator ist als Dreiwickler^iusgeiüKft, mitzwei -c Unterspannungswicklunge^ von jeweils der halben Nennleistung, diejjeg^neiQaodgreine um 3Ql dreb^ild.e^j^altgruppejufweisen^ An diese beiden Transronrn^nvicklungen^ihd »··· die beiden Generatorwicklungen jeweils angeschlossen. Dieses System verfügt über erstaunliche Gesetzmäßigkeiten. Die grundlegenden Eigenschaften sind folgende drei: ? cid · ί i-, , ,,e . ··· · • · ♦ · \ t • · · • ··

Die auf der Oberspannuncjsseite des Blockes erzeugte Spannuncjjst praktisch oberwellenfrei, und zwar unabhängig von der Ausführung cterGeneratorwicklung. - .Das bedeutet, daß in der Wicklung keine obenwellenunterdrückenden Maßnahmen erforderlich sind. Diese kann daher als Durchmesserwicklung mit einem Wickelfaktor von 1 oder zumindest nahe an 1 ausgeführt sein. - Aufgrund dieses hohen Wickelfaktors kann der Generator bei gleicher Leistung mit weniger Material- und Arbeitsaufwand hergestellt werden, und er weist überdies weniger Eisen- und Kupferverluste auf. Die dadurch erzielbaren wirtschaftlichen Vorteile sind beträchtlich.

Zwei weitere Eigenschaften bewirken, daß der DD-Generator im Betrieb gutartig und wenig störanfällig ist: - Infolge der geringen Verlustleistung bleibt der Generator kühl und ist thermisch wenig beansprucht. - Bei herkömmlichen Generatoren zeigt das Feld der Ankerrückwirkung eine komplizierte, aus pulsierenden Rechtecken bestehende Form und ist stark mit Oberwellen behaftet, die sich relativ zum Läufer bewegen, selbst wenn der Betriebsstrom sinusförmig ist.

Beim DD-UUU istOies nicht der Fall, vielmehr werden diese Oberwellen eliminiert und es bleibt nur die Grundwelle übrig. Es ist dies die verblüffendste Eigenschaft des DD-UUU , wenn man bedenkt, daß das Ankerrückwirkungsfeld oft - nicht ganz zutreffend - als „Rolltreppe“, jedenfalls aber als Treppenkurve bezeichnet wird. Eine Auswirkung der nunmehrigen reinen Sinusform des AW-Feldes besteht darin, daß bei Ί" einem Turbogenerator zusätzlich noch die erheblichenVerluste im massiven Eisen des \!ί Läufers sowie bei einer Schenkelpolmaschine die Verluste im Dämpferkäfig reduziert werden. Die Beanspruchungen der Bauteile des Läufers werden verringert. * 2 Λ

\\A

Natürlich sollen auch die Nachteile nicht verschwiegen werden: - Der DD-UUU benötigt zwei dreiphasige Generatorableitungen, die zwar zusammen die gleiche Leistung übertragen wie die eine bei einem herkömmlichen Generatorfaber dennoch oft höhere Kosten als bei diesem verursachen. Dies gilt auch für die Zuleitung zu einem allenfalls vorgesehenen Eigenbedarfstransformator. Gegenüber den erzielbaren Einsparungen an der Maschine ist jedoch der Mehraufwand für die Ableitung gering, und die bescheidene Investition macht sich auf jeden Fall bezahlt. - Schaltorgane zwischen Generator und Transformator müßten doppelt vorgesehen werden. Es ist daher zu empfehlen, sich diese ganz zu ersparen und durch andere, in vielen Kraftwerken ohnehin übliche Schaltungen zu ersetzen. • · • · ···· ··· ♦ • ··· • · · • · · ·· · ···· ···· ·· · • % · • ·· - Wenn mehrere DD-Generatoren^in einen gemeinsamen Blocktransformator angeschlossen werden sollen , ^ann müssen allerdings für jeden Generator zwei Leistungsschalter mit jeweils der halben Leistung angeordnet werden.

In drei weiteren Eigenschaften verhält sich der DD-UUU neutral. Es sind dies: - Anwendbarkeit eines Erregertransformators - Zusatzverluste durch die 3. Harmonische - Aufnahmefähigkeit für Oberwellenströme, die vom Netz her kommen, und Wirkungen derselben.

Hiermit ist zunächst ein technischer Überblick über den DD-UUU gegeben. Die genannten /\\ technischen Eigenschaften werden in Anhang AbisG im Detail erläutert, und die \\;a vorstehend aufgestellten Behauptungen werden bewiesen. v' ' οΙι·:«' .V>L/ \

Nunmehr folgt jedoch das Wichtigste, nämlich die Quantifizierung der wirtschaftlichen Vorteile. Naturgemäß sollte jedes Unternehmen die gegenständliche Innovatiorrunter Berücksichtigung seiner spezifischen Gegebenheiten für sich selber bewerten. An dieser Stelle wird jedoch ein unverbindlicher Vorschlag anhand eines Beispiels gebracht, das eine Basis für eigene Überlegungen darstellen möge. Bei dem Beispiel handelt es sich um einen 62-poligen Rohrturbinengenerator mit 48 MVA, der in konventioneller Ausführung einen Wert von EUR 3 503 000,- aufweist.

Dabei gibt es mehrere Varianten, wie Einsparungen zu erzielen sind. Zwei davon wurden untersucht, nämlich als erste die Reduktion der Windungszahl und als zweite die Reduktion der Induktion, und die Unterschiede in der Auslegung gegenüber dem konventionellen Generator sind in Anhang L und M dargestellt. Da sich die Einsparungen großteils auf die Leistungsverluste beziehen, ist ihre Höhe stark von der anzuwendenden Verlustbewertung abhängig. Mindestbewertungen sind: 2900,- EUR/kW für die Leerlaufverluste, 2200,- EUR/kW für die Lastverluste.

Bei Grundlastmaschinen sind jedoch üblich bis zu: 5100,- EUR/kW für die Leerlauf- und für die Lastverluste.

Die Berechnungen wurden sowohl für die einen als auch für die anderen genannten Ausgangswerte angestellt. Die Resultate sind im folgenden übersichtsmäßig zusammengefaßt.

3 I

Resultate: Variante lt. Anhang L: Verminderung der Windungszahl der Ständerwicklung im selben Maße, wie sich der Wickelfaktor erhöht. u

i! l· Λ Ί !

Wirtschaftliches Ergebnis als Einsparung in % vom Generatorpreis:

Bei Verlustbewertung 2 900,--/ 2 200,--: EUR 248 799.-- d.s. 7,1 %

Bei Verlustbewertung 5 100,-/5100,-: EUR 480 426,- d.s. 13.7%

Variante lt. Anhang M :

Verminderung der Induktion B im selben Maße, wie sich der Wickelfaktor erhöht, wobei ein Anstieg der synchronen Reaktanz zugelassen wird.

Wirtschaftliches Ergebnis als Einsparung in % vom Generatorpreis:

Bei Verlustbewertung 2 900,-/ 2 200,-: EUR 411 172,- d.s. 11.7%

Bei Verlustbewertung 5100,-/5 100,-: EUR 812 192,- d.s. 23.1%

Auslegungsvarianten, Turbogeneratoren:

In einem weiteren Anhang N wird ein Ausblick auf sonstige Auslegungsvarianten gegeben, und es werden Überlegungen bezüglich Anwendung des DD-UUU-Prinzips auf Turbogeneratoren angestellt.

Zusammenfassend ist festzuhalten:

Das Prinzip der Blockeinheit DD-UUU mit einem Generator mit Doppel-Durchmesserwicklung eröffnet aufgrund seiner Gesetzmäßigkeiten dem Elektromaschinenbau eine Vielzahl neuer Möglichkeiten, die sowohl zu beträchtlichen wirtschaftlichen Vorteilen bezüglich Herstellungskosten und Verlustkapitalisierung als auch zu hervorragenden technischen Eigenschaften führen. ···· • · • · ···· • ·«· • · • · ···« ··· # • · • · ♦ ··· • · ♦ • · ♦ ·· · ···· ···· • · ·· · ♦ · · • i»

Anhang A

Eliminierung der Oberwellen aus der Spannung durch das DD-UUU-Prinzip

im Leerlauf als auch bei Belastung praktisch frei von Oberwellen, und dies unabhängig davon, ob im Generator die üblichen Maßnahmen zur Verringerung des Obenvellengehaltes (Sinusfeldpole, Sehnung, Bruchlochwicklung.....) angewandt sind oder nicht. Im folgenden wird dieser Effekt in seinen Einzelheiten beschrieben.

Der DD-Synchrongenerator ist mit zwei getrennten, vorzugsweise in Stern geschalteten dreiphasigen Drehstromwicklungen ausgeführt, die um 71/6 elektrischen Winkels im Bogenmaß gegeneinander versetzt sind. Bei Maschinen mit Polpaarzahl p=1 entspricht dies einem medfo^nf^^n ‘Winkel von ebenfalls id6 . Bei Maschinen mit höherer Polpaarzahl entspricht einem elektrischen Winkel von π/6 ein rriechariiscKer Winkel von (71/6) * (1/p), ymwelcheixdie beiden dreiphasigen Drehstromwicklungen, von einer der beiden Stimseifen'Her ßetrachtet, gegeneinander gedreht angeordnet sind. Fig. 1 zeigt schematisch den Querschnitt durch einen Generator mit dem Ständer St und dem Polrad P mit der Polpaarzahl p = 2 . Im Ständer befinden sich die Stäbe oder Spulenseiten der beiden 6-Zonen-Drehstromwicklungen A und B. Der Stab BL1+ ist gegen den Stab AL1+ um einen mechanischen Winkel von (π/6) * (1/p) = (π/6) * (1/2) = 7i/12 versetzt. Es ; gibt in dieser Wicklungsanordnung 12 Zonen von AL1+bisAL3- und BL1+bis BL3-.

Der Blocktransformator ist als Dreiwickler ausgeführt, mit zwei dreiphasigen Unterspannungswicklungen von jeweils der halben Nennleistung. An diese sind die beiden Drehstromwicklungen der Maschine jeweils angeschlossen. Die beiden Unterspannungswicklungen weisen gegeneinander eine um einen elektrischen Winkel von π/6 drehende Schaltgruppe, vorzugsweise Y yO d1 auf. Die Stundenziffer 1 entspricht π/6 bzw.30°.

Eine beispielsweise Anordnung ist in Fig.2 dargestellt. Die Drehstromwicklungen A und B im Ständer St des Generators sind dreiphasig an je eine der beiden Unterspannungswicklungen des Transformators Tr mit der Schaltgruppe Y yO d1 angeschlossen. Von den oberspannungsseitigen Klemmen U, V, W der Blockeinheit aus erfolgt die Leistungslieferung an das Netz oder an einen Verbraucher.

Es soll nunmehr gezeigt werden, warum die an der Oberspannungsseite des Blocktransformators erzeugte Spannung praktisch keine Obenvellen beinhaltet. - tt'ic 2. , I, -i·..', . · [ i .> . 1- ' ------------

Wie bei jedem Generator treten auch bei diesem keine Oberwellen auf, deren Ordnungszahl durch 2 oder 3 teilbar ist, und zwar weil geradzahlige Oberwellen nur dann vorhanden sind, wenn positive und negative Halbwellen zueinander verschiedene Formen zeigen, und weil durch 3 teilbare nur in der Phasenspannung, nicht aber in der verketteten Spannung auftreten können, welch letztere allein dem Blocktransformator zugeführt wird.

Es verbleiben zur Untersuchung also nur die restlichen, das sind diejenigen, deren Ordungszahl einen Wert von n = 2*3*k-1 oder n = 2*3*k + 1 mit k=1,2,3,4....... besitzt. \

Beim DD-Generatof verhalten sich die Obenvellen verschieden, je nachdem ob k geradzahlig k = 2 * j oder ungeradzahlig k = 2 * j - 1 mit j = 1, 2, 3, 4......... ist.

Demnach sind nun die Fälle n = 6*(2*j-1)-1 , n = 6*(2*j-1) + 1 , n = 6*2*j-1 , n = 6*2*j + 1 zu untersuchen. Für die Praxis gesprochen, handelt es sich um die 5. und die 7. sowie um die 11. und die 13. Harmonische. Alle weiteren mit höheren Ordnungszahlen verhalten sich analog.

In Fig.3 wird das Verhalten der Grundwelle, der 7. Harmonischen und der 5. Harmonischen gezeigt. AL1+und BL1 + sind Stäbe im Ständer St der beiden gegeneinander um π/6 versetzten Wicklungen A und B . Das Polrad P dreht sich nach rechts, synchron mit ihm laufen die Grundwelle und alle Oberwellen des erregenden Feldes. Diese Felder induzieren in den beiden Stäben Spannungen mit den Zeigern AL1+ und BL1+ , welche Spannungen an die Unterspannungswicklungen des Blocktransformators Tr geführt sind.

Verhalten der Grundwelle Gr:

Die Spannung BL1+ eilt der Spannung AL1+ um π/6 nach. Der Transformator mit der Schaltgruppe Yy0d1 verursacht für AL1+ keine Drehung, die Oberspannung von A her OL1A ist daher parallel mit AL1+. Dagegen eilt die Unterspannung BL1+ um π/6 hinter der Oberspannung OL1B nach, bzw. umgekehrt ausgedrückt, die Oberspannung von B her OL1B eilt der Unterspannung BL1 + um π/6 vor. Der vom Generator her um π/6 nacheilende Zeiger wird daher im Transformator wieder um π/6 vorgedreht, somit ist OL1B parallel zu OL1A und man hat zwei parallelgeschaltete synchrone Spannungen vor sich.

Die Grundwelle der Generatorspannung tritt daher in der Oberspannung unverändert auf.

Anders verhält sich die 7. Harmonische 7.H :

Die Polpaarzahl des Feldes der 7. Harmonischen ist die 7-fache Polpaarzahl der Grundwelle. Der Zeiger BL1+ eilt daher dem Zeiger AL1+ nicht mehr um π/6 , sondern um 7* π/6 nach. Im Transformator wird dieser Zeiger wieder um 71/6 vorgedreht, genau wie bei der Grundwelle, denn Schaltgruppe und Stundenziffer gelten unabhängig von Frequenz und Ordnungszahl der Oberwellen. Resultierend ergibt sich eine Drehung von OL1B gegen OL1A um 7 * π/6 - π/6 = π , dies entspricht 180°. Die Spannungen OL1A und OL1B heben einander auf und die 7. Harmonische tritt in der Oberspannung nicht mehr in Erscheinung.

Strommäßig kommt diese Wirkung einem Kurzschluß der 7. Harmonischen gleich. Es wird also ein Ausgleichsstrom im Generator und auf der Unterspannungsseite des Transformators fließen. Wie später noch ausführlich beschrieben, hängt seine Höhe von den Streuinduktivitäten ab und ist relativ bescheiden oder unter noch zu nennenden Umständen überhaupt gleich Null.

Nun zur 5. Harmonischen 5.H :

Das Feld der 5. Harmonischen läuft ebenfalls mit dem Polrad um und hat die 5-fache Polpaarzahl. Die Phasenfolge der in der Drehstromwicklung induzierten Spannungen L1, L3, L2 ist jedoch ein Gegensystem. Die Drehung des Zeigers BL1+ gegen AL1+ ist nunmehr 5 * π/6 nacheilend. Der Transformator weist aber für ein Gegensystem eine an_ der Vertikalen gespiegelte Schaltgruppe auf. Aus Y yO d1 wird demnach für die 5. Harmonische: Y yO d11. Die Phasendrehung im Transformator wechselt dadurch ihr Vorzeichen, und der Zeiger OL1B eilt dem Zeiger BL1+ um π/6 nach anstatt vor. Es ♦ · ·«·· ···· · * 3 resultiert daraus eine gesamte Drehung von 5 * π/6 + π/6 = π , also wieder 180°. Die Folgen sind die gleichen wie für die 7. Harmonische.

Das selbe gilt auch für alle anderen Harmonischen mit n = 6 * (2 * j - 1) - 1 und n = 6*(2*j-1) + 1 , also auch für 17. und 19., 29. und 31. u.s.w., weil sich die Spannungszeiger dann um 2π oder Vielfache davon weiterdrehen, was wiederum die selbe Wirkung ergibt.

Ein ähnlicher Effekt ist übrigens aus der Stromrichtertechnik bekannt, z.B. aus der Hochspannungs-Gleichstrom-Übertragung (HGÜ):

Zwei oberspannungsseitig parallel geschaltete Transformatoren mit gegeneinander um 30° drehender Schaltgruppe speisen über zwei in Serie geschaltete Drehstrom-Gleichrichterbrücken einen Gleichstrom-Zwischenkreis mit Glättungsdrossel. Die unterspannungsseitigen Ströme sind Rechtecke, die zwischen den beiden Transformatoren um 30° phasenverschoben sind. Diese Rechtecke enthalten reichlich Oberwellen, z.B. eine 7. Harmonische. Diese ist auf der Unterspannungsseite zwischen den Transformatoren um 7 *30° = 210° phasenverschoben. Wegen der 30°-Drehung zwischen den Transformatoren ist sie oberspannungsseitig aber 210° - 30° = 180° phasenverschoben. In der Parallelschaltung der Oberspannungsseiten addiert sie sich zu Null, d. h. der Strom der 7. Harmonischen gelangt nicht ins Netz. Mit der 5. Harmonischen verhält es sich analog.

Es verbleiben zur Untersuchung nun noch die Oberwellen mit geradzahligem k, also mit n = 6 * 2 * j - 1 und n = 6 * 2 * j + 1 , zum Beispiel die 11. und 13. Harmonische. In diesen Fällen unterscheidet sich der DD-UUU vorteilhaft von seinem Gegenstück in der Stromrichtertechnik. Bei einer HGÜ gibt es gegen die Ströme der 11. und 13. Harmonischen kein anderes Mittel, als sie mit Filteranlagen aus dem Netz abzusaugen. Beim DD-Generator hingegen tritt ein zusätzlicher günstiger Effekt auf. j Generatoren haben nämlich für die 11. und 13. Harmonische einen sehr kleinen Zonen- und damit auch einen sehrkleinenjöäckeifaktor. -0/ ,/ Mit anderen Worten: Bei der/HGtl)ist das Problem der 5. und 7. Harmonischen gelöst, und beim Generator das der 11. und 13. Harmonischen. Vereinigt man die beiden Lösungsprinzipien, so sind grundsätzlich alle Oberwellenprobleme beseitigt.

Sowohl beim DD-Generator als auch beim konventionellen ist der Zonenfaktor für Oberwellen (bei q = Nuten pro Pol und Phase gegen unendlich) gegeben durch: • ( JL. sin( TT m-\ n n)

/ ~k3C

mv.,Aqzahl der Zonen für die Grundwelle n ....Ordnungszahl der Obenwelle.

Bei 6 Zonen eines konventionellen Generators: 11. Harmonische .... = 0,0868

Ol 13. Harmonische .... fÄ = 0,0734

Der DD-Generator besitzt 12 Zonen, und seine Zonenfaktoren sind fast gleich klein wie bei der 6-Zonen-Wicklung: 11. Harmonische .... f£= 0,0898 13. Harmonische .... = 0,0760

• · · 4·· ·· · ·..· : .:.. . ·— - \ Der/DD-Generator y leistet also für die Unterdrückung der 11. und 13. Harmonischen das gleiche wie ein konventioneller Generator mit Sinusfeldpolen, Sehnung, Bruchlochwicklung u.s.w., obwohl er über reine Durchmesserwicklungen verfügt.

Wenn eine Wicklung mit wenig Nuten pro Pol und Phase vorliegt, kann man nicht mehr mit q = unendlich rechnen. Die Verhältnisse unterscheiden sich aber nicht grundsätzlich von den vorstehenden. So ergeben sich beispielsweise bei einem DD-Generator mit 2 Nuten pro Zone und Polpaar für die 11. und 13. Harmonische ähnlich kleine Wickelfaktoren, da die in den beiden Nuten der Zone induzierten Spannungen nahezu antiparallel sind.

Die 11. und 13. Harmonische, die an und für sich im erregenden Feld schon sehr klein sind, werden also nochmals um eine Zehnerpotenz herabgesetzt und verlieren damit jegliche Bedeutung. __

Wenn allerdings bei Maschinen mit sehr hoher Polzahl nur mehr 1 Nut pro Zone und Polpaar vorgesehen wird, dann ist der Zonenfaktor gleich 1 und es erfolgt keine Reduktion. Wenn in diesem Sonderfall die 11. und 13. Harmonische nicht ohnehin klein genug sind, kann man sich mit einer leichten Nutenschrägung von 1 Nutteilung helfen, und erhält dadurch wieder den Zonenfaktor einer Wicklung mit q = unendlich. i Bei den übrigen Paaren mit geradem k , zum Beispiel bei der 23. und 25. Harmonischen verhält es sich bei einer Wicklung mit großem q ähnlich wie bei der. 11. und 13., weil die Zone um 360° bzw. Vielfache davon zunimmt. Allerdings kann bei kleinem q , zum Beispiel bei 2 Nuten pro Zone und Polpaar, für die 23. und 25. das selbe geschehen wie bei der 11. und 13. schon mit 1 Nut pro Zone und Polpaar. Falls wirklich notwendig, hilft auch hier eine Nutenschrägung von 1 Nutteilung, um die gleichen Verhältnisse herzustellen wie , bei q = unendlich und alle Oberwellen mit geradzahligem k um eine Zehnerpotenz 1 herabzusetzen.

Nun zur bereits erwähnten Frage der Ausgleichsströme, die von den Oberwellen mit ungeradzahligem k , also mit n = 6 * (2 * j -1) -1 oder n = 6*(2*j-1) + 1 erzeugt werden:

Gemäß Fig.3 sind die Spannungen dj^er Oberwellen ar) ςΙβη beiden Unterspannungswicklungen des BlockVansformatbrs einariaer^ntgegengerichtet, so daß sie keinen Fluß im Eisenkern erzeugen. Es fehlt die Gegenspannung und es fließen Ausgleichsströme in den beiden Unterspannungswicklungen. Diese fließen auch durch die beiden Generatorwicklungen und jeder von ihnen erzeugt ein Ankerrückwirkungsfeld. Letztere beiden Felder sind aber einander entgegengerichtet und heben einander auf.

Die Erklärung für die 7. Harmonische ist folgende:

Die Ausgleichsströme haben das 7-fache der Betriebsfrequenz, ihre Zeiger drehen sich 7 mal so schnell. Sie sind in den beiden Unterspannungswicklungen einander entgegengerichtet, haben also einen Phasenwinkel von 180° zueinander. Infolge der Schaltgruppe yd1, die ja unabhängig von der Frequenz gilt, wird dann der Strom in der Unterspannungswicklung 2 nach außen hin noch um 30° zurückgedreht, das heißt, der Strom in der daran angeschlossenen Generatorwicklung 2 eilt dem Strom in Generatonwicklung 1 um 180° + 30° = 210° nach. Das Feld, das der Strom in Generatorwicklung 1 erzeugt, hat die selbe Wellenlänge wie die Grundwelle, läuft in Richtung auf Wicklung 2 zu und kommt mit seinem Maximum dort an, wenn sich sein Zeiger um 30° weitergedreht hat. Der Zeiger des Stromes in Wicklung 2 , der ursprünglich um 210° hinten war, hat sich aber mittlerweile auch um 30° weitergedreht und hat jetzt die Phasenlage 180°, das heißt, das Feld in Wicklung 2 hat jetzt sein negatives Maximum. Die beiden Felder heben einander auf. Daß der Vorgang mit der 7-fachen Grundfrequenz abgelaufen ist, tut dabei nichts zur Sache.

Die 5. Harmonische verhält sich ähnlich, nur ist die Schaltgruppe jetzt yd11 und das Feld der 5. Harmonischen läuft in Gegenrichtung um, so daß sich mit 150° + 30° = 180° wieder die selbe Phasendrehung ergibt.

Auch alle anderen Obenvellenfelder mit ungeradem k werden in analoger Weise eliminiert.

Die Auslöschung der Ankerrückwirkungsfelder der Oberwellen bewirkt zweierlei:

Einerseits wird der Dämpferkäfig nicht belastet durch diese Felder, die mit der n-fachen synchronen Drehzahl umlaufen würden.

Andererseits existiert für die Ausgleichsströme keine synchrone Reaktanz. Diese sind daher nur durch die Streureaktanzen von Generator und Transformator begrenzt.

Der Transformator als Dreiwickler wird üblicherweise als sogenannter 1

Doppelstocktransformator ausgeführt. In Fig.4 ist ein solcher dargestellt. Er besitzt am selben Schenkel, zum Beispiel L1 , vier Spulen, von denen jeweils zwei, nämlich eine Oberspannungs- und eine Unterspannungsspule OWA und UWA bzw. OWB und UWB konzentrisch angeordnet sind. Die beiden Oberspannungsspulen OWA und OWB sind üblicherweise parallel geschaltet. ___

Beim DD-UUU sind sie in Serie geschaltet, und ergeben so die Oberspannungswicklung OW, in der wegen der einander entgegengerichteten Oberwellenspannungen kein Ausgleichsstrom fließen kann. In den Unterspannungswicklungen steht diesen Spannungen die große Reaktanz entgegen, die sich aus dem kurzen und breiten Streukanal zwischen den beiden Unterspannungswicklungen ergibt, und sie ist außerdem noch für die n-te Harmonische das n-fache der Grundwelle. Durch sie und durch die Streureaktanz des Generators werden die Ausgleichsströme so klein, daß die mit ihnen quadratisch absinkende Verlustleistung praktisch zu vernachlässigen ist.

Im übrigen könnte die Reaktanz durch Anordnung eines Streu-Joches oder eines Streu-Schenkels noch um mehrere Größenordnungen prhölpt werden,ocjer es könnten zwei getrennte Transformatoren als Zweiwickler/M je elfter' ÜnteVspamtings- und einer Oberspannungswicklung angeordnet und oberspannungsmäßig in Serie geschaltet werden, wodurch überhaupt keine Ausgleichsströme mehr auftreten, da dann die Unterspannungswicklungen voneinander vollständig entkoppelt sind. Angesichts des vorstehenden sind solche Maßnahmen aber nicht notwendig und es wird mit einem Dreiwickler normaler Bauart das Auslangen gefunden. , ^

Dazu ein zahlenmäßiges Beispiel: ^ ^,<

Es wird ein Dreiwickl^h^fnit folgenden Kurzschlußreaktanzen, bezogen auf die Leistung einer Unterspannungswicklung, angenommen: HV/NV1 ... 10% HV/NV2 ... 10% NV1/NV2 ... 17%

Dabei sind die beiden Stockwerke (Fig.4) oberspannungsseitig parallel geschaltet.

Beim DD-UUU sind sie jedoch in Serie geschaltet, und dadurch erhöht sich die Kurzschlußreaktanz um einen großen Sprung auf NV1/NV2... 113%.

Durch die vorstehend bereits genannten Maßnahmen wäre dieser Wert noch beliebig erhöhbar. Am wirtschaftlichsten ist aber der gewöhnliche Dreiwickler mit den genannten 113%, und dieser Fall soll weiter untersucht werden.

Bei Annahme eines Blockes mit Einheitsdaten 1 MVA, 1 kV ergeben sich:

Subtransiente Reaktanz des Generators:.......... 0,21 Ohm, für eine der beiden Wicklungen daher............... 0,42 Ohm.

Kurzschlußreaktanz des Transformators:...........2,26 Ohm weil die Obenwellen von 2 Seiten kommen, bezogen auf 1 Seite............................................1,13 Ohm

Reaktanz von 1 Blockhälfte.........0,42 + 1,13 = 1,55 Ohm

Reaktanz für die 5. Harmonische.......5 * 1,55 = 7,75 Ohm

Bei Annahme einer 5. Harmonischen von 10% ergibt sich ein Ausgleichsstrom von 7,44 A. Der Nennstrom der Blockhälfte ist 289 A. Die Verluste gehen quadratisch mit dem Strom: (7,44/289)A2 = 0,664 * 10Λ-3

Der Wirbelstromfaktor ist bei dem in Nuten liegenden Teil der Wicklung für die 5. Harmonische R5/R1 =5,37. Er wird hier einfachheitshalber für die ganze Generatorwicklung und dafür nicht für die Transformatorwicklung in Anwendung gebracht.

Die Verlustleistung des Ausgleichsstromes der 5. Harmonischen verhält sich somit zu den Ständer-Kupferverlusten wie 0,664 * 10Λ-3 * 5,37 = 0,00357

Auf ähnliche Art erhält man die Verlustleistung der 7.Harmonischen mit dem Faktor 0,00330 5. und 7. Harmonische zusammen ergeben 0,00687 der Ständer-Kupferverluste.

Nun sind aber sowohl die 5. als auch die 7. Harmonische, zumindest bei einer Schenkelpolmaschine, im Luftspaltfeld sicher kleiner als 10%, womit ihre Verlustleistung weiterhin quadratisch zurückgeht, etwa bei 0,1% der Ständer-Kupferverluste liegen dürfte und praktisch vernachlässigbar ist.

Die Verlustleistung der Ausgleichsströme ist somit selbst bei Anwendung eines gewöhnlichen Dreiwicklers ohne zusätzliche Maßnahmen, zumindest bei der Schenkelpolmaschine, so gering, daß sie nicht in die Wirtschaftlichkeitsrechnung eingeht.

Zusammenfassend ist festzustellen, daß der Generator-Transformator-Block nach dem DD-UUU-Prinzip an seiner Oberspannungsseite eine praktisch oberwellenfreie, rein sinusförmige Spannung liefert, und dies sowohl im Leerlauf als auch bei Belastung, denn die beschriebene Obenwellenlöschung wirkt genauso bei Verzerrungen des Luftspaltfeldes durch die Ankerrückwirkung.

Die Eliminierung der Obenwellen aus der abgegebenen Spannung ohne Reduktion der Grundwelle ist die wichtigste Eigenschaft des DD-UUU-Prinzips. 1 • · ··· ··· · · • · · « • · · · • ♦ \

Anhang B

Unterdrückung von Oberwellen der Ständer-Amperewindungen im Luftspaltfeld

Zum Unterschied von den Oberwellen in der Erregerfeldkurve, die in Anhang A behandelt wurden, stammt die gegenständliche zweite Art von Oberwellenfeldern aus dem Amperewindungsfeld (AW-Feld), das vom sinusförmigen Betriebsstrom her kommt, (also nicht von Oberwellen aus dem Netz oder von Verbrauchern, an die der DD-UUU Leistung liefert). Wie noch gezeigt wird, haben sie gegenüber dem Ständer die 1/n-fache Läuferdrehzahl,t bewegen sich somit relativ zum Läufer mit einer Drehzahl nahe an der des Läufers und beanspruchen dadurch dessen Bestandteile thermisch, spannungsmäßig und mechanisch. Vor allem verursachen sie Verluste im Dämpferkäfig oder im massiven Eisen eines Turbogeneratorläufers.

Aufgrund der Gesetzmäßigkeiten des DD-UUU werden bei diesem die genannten Oberwellen der zweiten Art ebenfalls unterdrückt, so daß auch die entsprechenden Beanspruchungen und Verluste entfallen.

Die AW-Felder des Betriebsstromes sind Rechtecke, die phasenverschoben nach einer zeitlichen Sinusfunktion ihre Höhe ändern. Dadurch entsteht einerseits die Grundwelle der Ankerrückwirkung und andererseits die gegenständlichen Obenwellen. Die sich ergebende AW-Kurve ist stufenförmig, flackernd, und wird manchmal - nicht ganz zutreffend - als „Rolltreppe“ bezeichnet.

Bei einem konventionellen Generator gilt für die AW-Verteilung entlang dem Luftspalt die bekannte Formel:

Dabei bedeutet: ^ bis I ... Effektivwert des Ständerstromes w ...Windungszahl der Ständerwicklung co ...Betriebs-Kreisfrequenz x ...Weg entlang des Umfanges Tp...Polteilung

Man erkennt im ersten Summanden die Grundwelle, im zweiten die 5. Harmonische u.s.w.. Dies alles sind Wanderwellen, wobei man die Umfangsgeschwindigkeit erfährt, wenn man einen Momentanwert der betreffenden Welle auf Null hält: ι 2·

>< = zV^'t = 2vH * = 2ΐντΉ

Die Grundwelle legt somit pro Periode eine Poipaarteilung zurück, die 5. Harmonische aber nur ein Fünftel davon. Die Wanderwellen laufen also mit einer Geschwindigkeit von 1/n der synchronen Geschwindigkeit um, wobei n die Ordnungszahl der Oberwelle ist. Manche laufen mit und manche gegen die Drehrichtung um.

Im folgenden wird zunächst für die 7. Harmonische der AW-Feldkurve gezeigt, daß diese beim DD-UUU gelöscht wird:

Die Polpaarzahl der 7, Harmonischen des Ankerrückwirkungsfeldes ist die 7-fache Generator-Polpaarzahl, ähnlich wie bei der Erregerfeldkurve. Es gilt daher auch eine ähnliche Betrachtung entsprechend Fig,3. Ein Unterschied besteht darin, daß das Feld der 7. Harmonischen der Ankerrückwirkung nur mit 1/7 der Geschwindigkeit der Grundwelle umläuft. Dies beeinträchtigt jedoch die Gültigkeit der Fig.3 nicht, denn diese ist von der Drehzahl unabhängig. Das vom Strom in BL1+ hervorgerufene Feld hat die gleiche Kurvenform wie das von AL1+ , eilt diesem aber zeitlich um π/6 nach, also auch der Zeiger der 7. Harmonischen. Nun beträgt aber die Phasenverschiebung des Feldes von AL1+ , am Ort BL1+ gesehen, 7* π/6 nacheilend gegenüber dem Feld von AL1+ gesehen am Ort AL1+ , wegen der 7-fachen Polpaarzahl. Dies ergibt eine Phasenverschiebung zwischen den Feldern von AL1+ und BL1+ , gesehen zum Beispiel am Ort BL1+ , von 7 * π/6 - π/6 = π . Dies entspricht 180° und die Felder heben einander auf.

Der Vorgang ist bei der 5. Harmonischen ähnlich, nur läuft deren Feld in der Gegenrichtung. Die Phasenverschiebung der beiden Felder gegeneinander ist daher 5 * π/6 + π/6 = π , also wieder 180°.

Bezüglich der Felder der Oberwellen mit geradzahligem k , also zum Beispiel der 11. und 13. Harmonischen, gilt folgendes: Wie die oben angegebene Formel für die Feldverteilung f(x) entlang dem Luftspalt zeigt, sind die Amplituden der Oberwellen mit dem jeweiligen Wickelfaktor behaftet. Es wurde bereits in Anhang A gezeigt, daß die Wickelfaktoren für die Oberwellen mit geradzahligem k auch beim DD-Generator sehr klein sind, so daß diese Oberwellen wirksam unterdrückt werden.

Zusammenfassend ist über das Ankerrückwirkungsfeld des Betriebsstromes zu sagen, daß der DD-Generator von sich aus keine Oberwellenfelder.erzeügt. (Dies tun höchstens Oberwellenströme, die vom Netz her komhien.) Jm Gegensatz zum herkömmlichen erzeugt der DD-Generator somit von sich aus kein^Feider, die sich relativ zum Läufer bewegen und dort dauernde thermische, spannunpmäwge und mechanische Beanspruchungen hervorrufen sowie im Dämpferkäfig^dauernde Verluste bewirken. Am einschneidendsten wirkt sich bei einem Turbogenerator die Herabsetzung der beträchtlichen Verluste im massiven Eisen des Läufers aus. Das DD-UUU-Prinzip ermöglicht daher einen viel schonenderen Betrieb.

«· ···· ·#»· ·

Λ • ♦ · • · « • · « ♦ • · · · ·· ·

··

Grundwelle: ^ = ωί( 5. Harmonische: sin(cot - ^) = θ, f ist die Betriebsfrequenz.

1

Bei all dem ist als erstaunlich hervorzuheben, daß trotz der komplizierten Zusammensetzung des Ankerrückwirkungsfeldes aus pulsierenden Rechtecken der DD-Generator in der Lage ist, daraus eine glatte sinusförmige Form zu machen, so daß tatsächlich von den Ankerrückwirkungs AW nur die Grundwelle übrig bleibt. • · • · ···· ··♦· • ♦ • ···

A

Anhang C

Die 3. Harmonische beim DD-UUU.

Eine Sonderstellung unter den Oberwellen nimmt die 3. Harmonische ein. Allen Generatoren mit nicht geerdetem Stempunkt ist gemeinsam, daß die 3. Harmonische nicht stört, weil sie in der verketteten Spannung, die allein für den Betrieb maßgeblich ist, nicht auftritt. Sie existiert nur in der Phasenspannung. Ihr ist aber insofern Beachtung zu schenken, als die 3. Harmonische des Luftspaltfeldes Zusatzveiiuste im Ständereisen, insbesondere in den Zähnen, hervorruft. Daher ist die Feststellung wichtig, daß sich diesbezüglich der DD-Generator so wie ein konventioneller Generator verhält, also keine größere 3. Harmonische im Luftspaltfeld aufweist als dieser, und die entsprechenden Zusatzverluste ebenfalls nicht größer sind. Dies wird im folgenden näher untersucht: · ^ ,, . w (,.WV 7

Die 3. Harmonische in der Luftspaltinduktion B , die durch die Läufer-AWv, die Polform und etwaige Sättigungen entsteht, ist beim DD-Generator und beim konventionellen gleich groß, weil die genannten Ursachen gl^ch sind.

Die 3. Harmonische in der Luftspaltinduktion B , die durch die Grundwelle der Ankerrückwirkung in Abhängigkeit vom Phasenwinkel dieser Grundwelle gegen den Läufer entsteht, ist ebenfalls gleich, da sowohl deren Amplitude als auch Phasenlage im DD-Generator und im konventionellen gleich sind, soferne beide für die gleiche synchrone Reaktanz ausgelegt sind.

Im Ständer-AW-Feld tritt weder beim DD-Generator noch beim konventionellen eine 3. Harmonische auf, wie die bereits angegebene und bekannte Formel für die AW-Verteilung f(x) entlang dem Luftspalt zeigt (siehe Anhang B, Unterdrückung der Oberwellen der Ständer-AW im Luftspaltfeld).

Die 3. Harmonische verursacht im DD-UUU keine Ausgleichsströme wie etwa die 5. oder 7., weil die Unterspannungswicklungen des DD-UUU-Transformators nur an der verketteten Spannung liegen.

Weder im DD-UUÜ noch im konventionellen Block können vom Netz her Ströme der 3. Harmonischen erscheinen, weil die Stempunkte der Generatoren isoliert sind.

Aus den genannten Umständen ergibt-sich in Summe, daß die 3. Harmonische im Luftspaltfeld sowie ihre Zusatzverluste im Ständereisen beim DD-Generator gleich groß sind wie beim konventionellen Generator.

In der Phasenspannung ist die 3. Harmonische beim DD-Generator allerdings höher, weil sie infolge ihres großen Wickelfaktors nicht so weit herabgesetzt wird wie beim konventionellen. Die Sternpunktverlagerung durch die 3. Harmonische ist daher beim DD-Generator relativ groß. Es ist jedoch dadurch keine zu hohe Mehrbeanspruchung der Isolation zu befürchten. Ein Generator muß nämlich sowieso wegen möglicher Erdschlüsse im Netz auf die dauernde V3-fache Phasenspannung ausgelegt sein. Der DD-Generator wird aber niemals mit einem Netzerdschluß betrieben, da er aus seinem Grundsatz heraus stets vom Netz durch den BlockfräfiSforTOatör-galvanisch getrennt ist. Bei einem Erdschluß innerhalb des Blockes wird dieser, auch wenn er konventioneller Art ist, immer unverzögert abgeschaltet und entregt. Es ergibt sich durch die prinzipielle Trennung vom Netz im Gegenteil ein Einsparungspotential im Isolationsniveau.

Anhang D Γ bl( "' " '

Verhalten de* DD-UUU /gegenüber Oberwellen des Betriebsstromes, die vom Netz oder von einem Verbraucher her kommen.

Die Felder der Oberwellen aus dem Netz oder von einem Verbraucher her entstehen auf die gleiche Art wie das Ankerrückwirkungsfeld der Grundwelle, nur ist die Frequenz eine andere. Sie haben daher die selbe Polpaarzahl wie der Generator, laufen aber mit der n-fachen Läuferdrehzahl um, und zwar manche mit und manche gegen die Drehrichtung. jvfL Hr -

Im allgemeinen sollte die Netzspannung sinusförmig sein, d.h. im Normalbetrieb sollten diese Oberwellen nicht auftreten. Bei abnormalen Zuständen, zum Beispiel wenn Transformatoren mit Überspannung oder Unterfrequenz betrieben werden und einen hohen Magnetisierungsstrom benötigen, nehmen diese Oberwellen aber eine beträchtliche Größe an. Infolge ihrer Relativgeschwindigkeit zum Läufer induzieren sie Spannungen in der Erregerwicklung, die sogar für g^ren Isolation gefährlich werden können, vor allem auch dann, wenn defreigene Blockttäasfbrmatef übermagnetisiert ist. Diese Oberwellen des Feldes werden im DD-Generator genau so wenig gelöscht wie in einem konventionellen. Dies hängt damit zusammen, daß sie die selbe Wellenlänge haben wie die Grundwelle des Feldes des Betriebsstromes und sich somit ähnlich verhalten wie deren Ankerrückwirkung, die ja auch nicht gelöscht wird. Eine genaue Begründung dieser Gegebenheiten wird im folgenden noch gebracht.

Die Oberwellenströme vom Netz her bilden also ein volles Ankerrückwirkunasf^ld wie bei einer herkömmlichen Maschine mit nur einer Wicklung. Der DD-UUU^veri^f steh demnach gegenüber den Oberwellen aus dem Netz wie ein konventioneller Block, insbesondere wenn er auf die selbe synchrone Reaktanz ausgelegt ist, und nimmt nicht mehr und nicht weniger Oberwellenströme auf. Diese Eigenschaft ist höchst erwünscht, da dpr DD-UUU"^omii ' ‘ weder selbst durch Oberwellen überlastet wird noch diese komplett zurückweist und dadurch andere Maschinen überlastet. Der Netzbetreiber braucht dann auch diesbezüglich keine Rücksicht darauf zu nehmen, ob ein Block ein DD-UUU ist oder nicht.

Allerdings sind die negativen Wirkungen der Oberwellen aus dem Netz, nämlich die Belastung des Dämpferkäfigs sowie die erwähnte spannungsmäßige Beanspruchung der Isolation der Erregerwicklung bei Übersättigung eines Transformators im Netz oder auch des eigenen Blocktransformators ebenfalls die gleichen wie bei einem konventionellen Block. Nichtsdestoweniger gibt es auch in dieser Hinsicht einen gewissen Vorteil des . DD-UUU-Prinzips: Beim konventionellen Generator verlaufen die Ankerrückwirkungs-AW (-jeder einzelnen Oberwelle, die aus dem Netz kommt, in sich wieder nach einer Treppenkurve. Diese wird beim DD-Generator geglättet, genau so wie das Feld des Ständerstromes selbst.

Insofeme, als die Oberwellen im Ständerstrom, die aus dem Netz kommen, Felder mit der selben Polzahl, aber mit n-facher Umlaufgeschwindigkeit erzeugen, sind sie den bereits in Anhang A besprochenen Ausgleichsströmen ähnlich. Der Unterschied gegen diese besteht jedoch darin, daß sie in den beiden Unterspannungswicklungen die gleiche Richtung haben, wogegen die Ausgleichsströme einander entgegengerichtet sind. Die Felder der Ausgleichsströme im Luftspalt sind 180° gegeneinander versetzt und heben einander auf. Daraus folgt, daß die Felder der Netz-Obenwellenströme um 0°, also gar nicht, gegeneinander versetzt sind, womit die obige Behauptung der vollen Ankerrückwirkung bewiesen ist.

Wenn man sich nicht auf die aus den Ausgleichsströmen abgeleitete Erklärung verlassen will, kann man noch folgende Betrachtung anstellen:

Rechtläufige Netz-Obenvellen gelangen in die Unterspannungswicklungen entsprechend der Schaltgruppe YyO für Wicklung 1 mit 0° Phasenverschiebung und entsprechend Yd1 für Wicklung 2 mit 30° Phasenverschiebung nacheilend. Von dort gelangen sie auf Generatorwicklung A mit 0° uns! auf Göieratonvicklung^^iit 30° nacheilend. Wenn das Maximum des Feldes^ zur Wicklung Z'^ommt, ist dort auch gerade das Maximum von Feld 2i? und die Beträge addieren sich. Die rechtläufigen Oberwellen verhalten sich also alle gleicn, unabhängig von ihrer Ordnungszahl, und auch gleich der Grundwelle mit Ordnungszahl 1 . 1 Für die gegenläufigen Oberwellen hat die 2. Unterspannungswicklung die Schaltgruppa.

Yd11 , mit 30° Phasenverschiebung voreilend, und wenn das Maximum des Feldes ^zur Generatorwicklung t ^ommt, hat dort das Feldgerade sein Maximum, Es addieren sich also auch in diesem Fall die Beträge. Die gegenläufigen Oberwellen bilden somit ebenfalls ein volles Ankerrückwirkungsfeld, unabhängig von ihrer Ordnungszahl, und auch gleich der Grundwelle des Gegensystems einer Schieflast mit der Ordnungszahl 1 .

Diese zweite Erklärung bestätigt die Richtigkeit der ersten, und damit auch, daß sich der DD-UUU bezüglich seiner Aufnahmefähigkeit für Oberwellen aus dem Netz wie ein konventioneller Block verhält.

Anhang E

Generatorableitung und Eigenbedarfstransformator

Beim DD-Generator sind zwei dreiphasige Ableitungen erforderlich. Dies bedingt in den meisten Fällen einen Mehraufwand. Über beide Ableitungen zusammen wird die gleiche Leistjung übertragenst^ b^i einem vergleichbaren herkömmlichen Block, d.h. entweder ist bei^DD-UUÜirei gleicher Spannung der Querschnitt jeder der beiden Ableitungen halb so groß wie beim konventionellen, oder der Querschnitt jeder der beiden Ableitungen ist gleich wie beim konventionellen, dafür braucht die Spannungsfestigkeit nur halb so groß sein. Trotzdem sind die Kosten für beide Ableitungen zusammen oft höher als die der einen Ableitung beim konventionellen Block.

Wenn der Transformator nahe dem Generator aufgestellt werden kann, so ist der Unterschied gering. Bei kleineren Blöcken, bei denen die Ableitung aus mehreren parallelen Kabeln besteht, treten beipt DD-UUU überhaupt keine Mehrkosten hierfür auf. dis- ln jedem F^lljstdet; Mehraufwand gering gegenüber den Einsparungen, die mit dejtf DD-UUUerzielt werden, und die bescheidene Investition in die Ableitung macht sich bei weitem bezahlt.

Falls der Block einen Eigenbedarfstransformator beinhalten sollte, wäre dieser in gleicher Weise wie der Blocktransformator als Dreiwickler auszuführen.' Die Zuleitung zum Eigenbedarfstransformator müßte ebenfalls zweimal dreipolig erfolgen. Eine Alternative dazu ist es, gleich den-BtBPlttwnsformator mit einer vierten Wicklung für den Eigenbedarf zu versehen. -

Anhang F

Leistungsschalter zwischen Generator und Transformator.

Manchmal wird zwischen Generator und Transformator ein Leistungsschalter vorgesehen, und zwar hauptsächlich dann, wenn ein Eigenbedarfstransformator an den Block angeschlossen ist, und dieser bereits während des Anfahrens den Eigenbedarf des Blockes versorgen soll. Der Leistungsschalter ist während des Startvorganges offen, und nach Beendigung desselben wird der Generator über den Leistungsschalter synchronisiert. $lccfcclt,l\ C<(

Es gehört zu den wenigen Nachteilen de#* DD-ULIU", daß in diesem Fall zwei dreipolige Leistungsschalter benötigt werden, die noch dazu möglichstigleichzeitig schalten sollen. Für den Anfang wäre daher zu empfehlen, so wie in den meisten Fällen ohnehin üblich, sich den Leistungsschalter ganz zu ersparen und den Eigenbedarf, zumindest während des Anfahrens, von einer anderen Stelle des Kraftwerkes her zu beschaffen (E^Generator, Anfahrtransformator, Fremdanspeisung.....). < 'f-v Oedec.^

Wenn allerdings mehrere DD-Generatoren an einen gemeinsamen Block angeschlossen sein sollen, was nach dem DD-UUU-Prinzip ohne weiteres möglich ist, dann müssen pro Generator zwei dreipolige Leistungsschalter mit jeweils der halben Leistung vorgesehen werden, um die Generatoren individuell betreiben zu können. ·· ·· ·« • · · ♦ ·· ········· ♦ · · ♦ Λ • ♦ · · · • · · ♦ · ·· ·♦ · • ···# • ♦ ····

Anhang G

Erregertransfonnator.

Oft wird ein Erregertransformator angeordnet und über ihn die Erregerenergie den Generatorklemmen entnommen. Dagegen ist auch beim DD-UUU nichtseinzuwenden.

Ein gewöhnlicher dreiphasiger Erregertransformator kann an eine der beiden Generatorwicklungen angeschlossen werde, obwohl diese, für sich allein betrachtet, eine oberwellenreiche Spannung führt. Der Erregertransformator ist jedoch von der Thyristoranschnittsteuerung und von den Kommutierungseinbrüchen her noch viel stärkeren Oberwellen ausgesetzt. Auch ist seine Leistung gegenüber der Blockleistung verschwindend klein, so daß die Unsymmetrie durch Anschluß an bloß eine Wicklung nicht weiter stört.

Anhang L

Vorschlag für eine Ermittlung der Einsparungen, die durch Herabsetzen der Windungszahl der Ständerwicklung ermöglicht werden.

Dies ist die nächstliegende und durchschaubarste, wenn auch in vielen Fällen nicht die effizienteste Methode. In den Gleichungen für Leerlaufspannung und für Ankerrückwirkung kommen der Wickelfaktor fw und die Windungszahl w gleichberechtigt vor. Es kann daher die Windungszahl im selben Maße herabgesetzt werden, wie der Wickelfaktor gegenüber der herkömmlichen Maschine gestiegen ist, ohne die Maschinendaten nach außen hin zu verändern. Dies bedeutet:

Einsparung an Wickelkupfer - Reduktion der Kupferverluste in der Ständerwicklung

Einsparung am Ständer-Blechpaket durch Verkleinerung der Zahnlänge im Ständer - Reduktion der Eisenverluste durch Verkleinerung der Zahnlänge im Ständer.

Der Vollständigkeit halber sei bemerkt, daß sich von den äußeren Kennwerten die subtransiente Reaktanz leicht verändert, und zwar sinkt sie mit der Windungszahl und mit der Nuttiefe und steigt mit dem Übergang von gesehnter Zweischichtwicklung auf Durchmesserwicklung. In Summe wird sie leicht sinken, was eher günstig ist, denn erhöhen kann man sie ohne Schwierigkeit immer noch.

Nunmehr sollen anhand eines Beispieles die Einsparungen quantifiziert werden. Dazu wird ein konventioneller Generator mit einem nach den selben Hauptdaten ausgelegten DD-Generator verglichen.

Daten des für den Vergleich herangezoqenen konventionellen Generators:

Nennleistung...........................

Nennspannung des Gen.........

Nennstrom des Gen...............

Nenn-Leistungsfaktor.............

Nenndrehzahl.........................

Polpaarzahl.............................

Windungszahl/Phase..............

Wickelfaktor............................

Nutenzahl...............................

Nuten pro Pol und Phase.......

Bohrungsdurchmesser...........

Nutenteilung...........................

Luftspalt..................................

Strombelag.............................

Synchrone Reaktanz gesättigt Ständerstreureaktanz............. 48 MVA 8,3 kV 3339 A 0,9 96,77 1/min 31 52

0,9107 V 312 1 21/31 = 1,677 5720 mm 57,6 mm 10 mm 579,7 A/cm 0,711 . 0,167 2 ·· ·· • · · · • · · · • · · i « · · · ·· ·· ••t ···· • · • «tt • · • · • ··· • ·· • · · • · · ···· · • · • ···· Λ Übergang zum DD-Generator:

Der Wickelfaktor des DD-Generators wäre fw = * f2 = 1 * 1 = 1 , da pro Zone und

Polpaar 1 Stab vorhanden sein wird. Vorsichtshalber soll aber eine Nutenschrägung um 1 Nutteilung angewandt werden, um für die 11. und 13. Harmonische das Verhalten einer Wicklung mit mehreren Stäben pro Zone und Polpaar zu erreichen. Für eine solche ist der Zonenfaktor einer 12-Zonen-Wicklung , wie sie beim DD-Generator vorliegt:

-Sini TT' 1 ) = 0,?886 —-n —*1 vn-, M ΛΊ 1 ist die Zonenzahl der Grundwelle, ist die Ordnungszahl der Oberwelle

Dies ergibt ein Verhältnis der Wickelfaktoren zwischen DD und konventionell:

0/98&60,9101 1,0855

Entsprechend der gewählten Methode soll nun die Windungszahl im gleichen Verhältnis gesenkt werden, wie der Wickelfaktor gestiegen ist.

Da die Nutenzahl pro Pol und Phase q aber beim DD-Generator nur eine gerade Zahl größer oder gleich 2 sein darf, muß man von einer fiktiven Windungszahl ausgehen, die nach der Reduktion um den Wickelfaktor eine Nutenzahl pro Pol und Phase von q = 2 ergibt. Die Wicklung des konventionellen Generators war eine Zweischichtwicklung und in 2 parallele Zweige geteilt. Das ist nun nicht mehr notwendig und sie kann mit den selben Strom- und Spannungswerten als Einschichtwicklung ausgeführt werden. DD-Generator:

Jede der beiden Dreiphasen-Drehstromwicklungen ist eine Einschichtwicklung.

Nuten pro Pol und Phase = Stäbe pro Pol und Phase = q = 2 , daher Windungen pro Pol und Phase = 1, Polzahl 2 p = 62 , daher Windungszahl pro Phase Wy> = 62.

Die Windungszahl einer fiktiven Maschine mit dem alten Wickelfaktor soll nach Reduktion um 1,0855 die Windungszahl pro Phase wy> =62 ergeben. Windungen pro Phase der fiktiven konventionellen Maschine: 62 * 1,0855 = 67,301 .

Bei gleicher Leistung wäre die Spannung dazu:

67,301 51 und der Strom:

hiooo j/T-IOJH = 2 5 8 (3; 3

A

Nun wird der Wickelfaktor um 1,0855 gesteigert und zugleich die Windungszahl um 1,0855 wieder auf 62 abgesenkt. Strom und Spannung bleiben bei letzterer Operation gleich: 10,74kV, 2580,3A.

Darauf wird die Wicklung in 2 um 30° versetzte Zweige geteilt. Daten daher beim DD-Generator:

Nennspannung: 10,74 * V? = 5,37 kV Nennstrom: 2580,3A, 2 Ableitungen 3-phasig . 3 • · • · • ·«·· ·· ·· · ··· · ····

Im folgenden werden für den DD-Generator die Abminderungsfaktoren gegenüber der konventionellen Vergleichsmaschine für Materialbedarf und Verlustleistungen ermittelt:

Kupfer für die Ständerwicklung:

Sinkt durch die Windungszahl-Abminderung, d.h. mit dem Wickelfaktorverhältnis: *1 = 1,0*55 ~

Eisen im Ständer für die Zähne:

Durch die Abminderung des Kupferquerschnitts sind die Nuten seichter und daher die Zähne kürzer: t - 1, = °,511

Kupferverluste im Ständer einschließlich Wirbelstromverluste in den Stäben und im Wickelkopf.

Sinken mit dem Wicklungskupferbedarf: = 0,tti

Eisenverluste in den Zähnen:

Sinken mit dem Eisenbedarf für die Zähne:

Polschuhverluste durch Nutung:

Durch die Änderung der Nutenzahl pro Pol und Phase von q = 1,677 auf q = 2 haben sich folgende Werte geändert:

Nutenzahl N...........von 312 auf 312 * 2/1,677 = 372

Nutenteilung ..........von 57,6 auf 57,6 * 1,677/2 = 48,3 mm .

Die Funktion f(TVä) zur Ermittlung der Polschuhverluste steigt damit von f(^/£) = f(57,6/10) = 370 auf f(48,3/10) = 480 . wobei o = 10 mm unverändert der Luftspalt ist.

Durch die Veränderung der Windungszahl hat sich der Strombelag A geändert:

Von 579,7 auf 579,7/1,0855 = 534 A/cm .

N

Die Polschuhverluste gehen mit

Dies ergibt einen Faktor für die Polschuhverluste durch Nutung von: 4 _ fSiL.JkiL· 's~ s

370 hSO

Polschuh-Oberflächenverluste.

Durch die Erhöhung der Nutenzahl hat sich bei gleicher Summen-Nutbreite die Breite der Einzelnut (Nutöffnung) geändert.

Die Nutöffnung ö sinkt von 21 mm auf 21 * 312/372 = 17,6 mm Dadurch ändert sich der Faktor ß von 0,155 auf 0,123 .

Die Polschuh-Oberflächenverluste gehen mit - * - (Β·τη·0) N '

Dies ergibt einen Faktor für die Polschuh-Oberflächenverluste von

S83 5^6 \L im0,-IS5 / Um 0,576

Zahnverluste durch die 3. Harmonische:

Wie in Anhang C festgestellt, ändern sich die Zahnverluste durch die 3. Harmonische beim Übergang auf den DD-Generator nicht.

Dämpferverluste:

Laut Anhang B entfallen diese gänzlich, da im DD-Generator keine Felder entstehen, die sich relativ zum Dämpferkäfig bewegen oder pulsieren.

Kupfer für die Schaltverbinder:

Bei der konventionellen Vergleichsmaschine gehen im Durchschnitt 2 Schaltverbinder für jeweils den halben Nennstrom um den Umfang herum. Diese entfallen bei der Doppel-Durchmesserwicklung. Länge: 2 * 18 = 36 m , Querschnitt bei einer Stromdichte von 3 A/mm2 ... (3339/2)/3 = 556 mm2 .

Masse = 36 * 556 * 8,9/1000 = 178,1 kg .

Verluste in den Schaltverbindern: 36 ete-q. 56*556

- 1,156-10~3 Ώ 1^ IM = *1669,5 A

p = I2.R= 166?(Sl-1,-(56-Ίο 6= 3,222 kW Für die Beurteilung ist ferner maßgeblich, daß die Nennspannung von 8,3 kV auf 5,37 kV gesenkt wurde. Die Isolation in der Nut kann dadurch dünner ausgeführt werden. Da der Kupferquerschnitt infolge des kleineren Nennstromes der Einzelwicklung mit 2580,3 statt 3339 A ebenfalls schmäler geworden ist, kann der Stab in der schmäleren Nut leicht untergebracht werden. Eine Ersparnis an Isolationsmaterial erfolgt ebenfalls, da bei kleinerer Spannung außerdem weniger Stäbe isoliert werden müssen. Diese Ersparnis ist in gegenständlicher Bewertung noch nicht berücksichtigt.

Ferner gehört zur Beurteilung, daß die Generatorableitung sowie der Übergang auf einen Dreiwickler durch Teilung der Unterspannungswicklung höhere Kosten verursacht.

Die Länge der Generatorableitung wird reichlich mit 20 m Länge angenommen.

Kosten: für 3400 A ... 1800,-- EUR/m für 2600A... 1400,- EUR/m

Daher konventionelle Ableitung.................. 1 * 20 * 1800 = 36000,- EUR

2 Ableitungen für den DD-Generator.........2 * 20 * 1400 = 56000,- EUR

Mehrkosten für die Ableitung daher.....................................20000,- EUR

Beim Transformator treten gewisse Mehrkosten für die Ausführung der Unterspannungswicklung in 2 Teilen auf.

Mehrkosten...........................................................................2200,- EUR

Zu dem gewählten Beispiel ist ferner folgendes zu bemerken:

Wenn man auf den Vorteil verzichtet, daß die Maschine infolge der kleineren Verluste kühl bleibt, und anstatt dessen die Kühlluftmenge reduziert, dann tritt eine Ersparnis an Ventilationsverlusten ein. Dies ist in der Aufstellung nicht berücksichtigt.

Es ist ersichtlich, daß ein großer Anteil der Einsparungen auf Poloberflächenverluste entfällt, die nicht nur wegen des kleineren Strombelages A, sondern auch wegen der kleineren Nutteilung geringer werden. Die Nutteilung wird kleiner, weil die Vergleichsmaschine eine Anzahl von Nuten pro Pol und Phase q = 1,677 aufweist, die beim DD-Generator auf 2,0 steigt. Es liegt nun die Vermutung nahe, daß man einen Teil der Einsparung an Poloberflächenverlusten ja auch bei einem konventionellen Generator durch Erhöhung der Nutenzahl hätte erzielen können. Dem steht jedoch entgegen, daß dann aufgrund der höheren Zahl der Leiterstäbe die Herstellkosten ansteigen, so daß sich keine wirkliche Einsparung ergibt. Beim DD-Generator wird jedoch die Einschichtwicklung angewandt, womit die Anzahl der Leiterstäbe und damit die Herstellkosten sogar noch weiter absinken. Bei gegenständlichem Beispiel ist der Unterschied in der Anzahl der Leiterstäbe beachtlich, nämlich 372 zu 624 . Jede der beiden Dreiphasen-Drehstromwicklungen ist eine Einschichtwicklung, die auf jeder der beiden Stirnseiten zwei Ebenen für die Wickelkopfverbindungen besitzt. Die Einschichtwicklungen sind noch dazu einfacher herzustellen als die Zweischichtwickiung, da sie als Wickelkopfverbindungen Kreisbögen anstelle von Schraubenlinien besitzen. Die Fertigungskosten sind daher trotz höherer Nutenzahl sicher nicht höher, und es ist berechtigt, die verringerten Poloberflächenveriuste dem DD-Generator gutzuschreiben.

Da sich die Einsparungen großteils auf Leistungsverluste beziehen, ist die Höhe des wirtschaftlichen Ergebnisses stark von der Verlustbewertung abhängig.

Mindestbewertungen sind: 2900,- EUR/kW für Leerlaufverluste 2200,- EUR/kW für Lastverluste 6 • · ········ • · Λ

Bei Maschinen, die für dauernden Grundlastbetrieb gedacht sind, kann die Verlustbewertung betragen bis zu: 5100,-- EUR/kW für Leerlauf-und Lastverluste.

Der Preis des konventionellen Vergleichsgenerators ist:

3 503 000,- EUR Für beide Arten der Bewertung ist das wirtschaftliche Ergebnis in beiliegenden Tabellen zusammengestellt. Es beträgt als Einsparung in % vom Generatorpreis:

Bei Verlustbewertung 2900,-/2200,-: 248 799,- EUR d.s. 7,1%

Bei Verlustbewertung 5100,-/5100,-: # 480 426,- EUR d.s. 13,7% 1 • · t··· ···· ·

Ir Ψ

Einsparung EUR o m· CO CO CO 11466 o CO CO m· m- 28710 o 00 CM o CO 61770 o o CM CO CM 8193 7040 o o o o CM 1 o o CM CM 1 248799 Bewertung EUR CO m- h- 2200 2900 2200 2900 o o CM CM O O CM CM CO o o CM CM Summe EUR cd x CD X kW kW kW kW kW kW CD kW Differenz o CD r- CO CO CO 20,4 9,9 27,4 21,3 o 5,6 178,1 CM 00 CD CD x kW kW kW kW kW kW CD X kW DD-Gen. 9205 19100 238,2 115,7 23,4 29 16,6 o O o 1 X c2 D LU O O CM CM Abmind.- Faktor 0,921 0,921 0,921 0,921 0,461 0,576 o O o CD X CD X kW kW kW kW kW kW CD X kW O 0 CD CM 51 a> Dü 1 “ <D > 1 c o 52 3 Ό £ JO. CO N CO CD C 3 Ό C _l CD o (0 o c < Konv.Gen. 9995 20738 258,6 125,6 50,8 50,3 16,6 CD IO 178,1 CM CO Material bzw.Verluste Ständerwicklungskupfer Eisen für die Zähne Kupfer- u.Wirbelstromverl. Ständer Eisenverluste in den Zähnen Polschuhverluste durch Nutung Polschuh-Oberflächen-Verluste Zahnverluste durch 3. Harmonische Dämpferverluste Schaltverbinder Kupfer Schaltverbinder Verluste Generatorableitung Mehrkosten Teilung der Untersp.-wickl. Mehrk. ·· ·· • · · · • · · · • · · · V · · · ·· ·· ···» ···· • · • ··· • · • · • ··· ·· • · Λ

Einsparung 1 EUR o CO CO CO CO CO 104040 50490 139740 o CO CO CO o o o CO CO CO CM 7040 16320 o o o o CM 1 -2200 480426 Bewertung 0£ Z> LU CO r- 5100 5100 5100 5100 5100 5100 46 5100 Summe EUR —- cd x O) X kW kW kW kW kW kW CD X kW Differenz 790 CO CO CO 20,4 9,9 27,4 21,3 o 5,6 178,1 3,2 O) U) X. kW kW kW kW kW kW CD X kW DD-Gen. IO o CM CD o o T— CD 238,2 115,7 23,4 29 16,6 o o o 1 X D LU O O T“ m Abmind.- Faktor 0,921 0,921 0,921 0,921 0,461 0,576 o o o CD X CD X kW £ X kW kW kW kW CD X kW o 0 IO 5 0) 00 1 E c o X 3 ~o S -C CD N (0 CD C 3 T3 C Ui c CD -C c < Konv.Gen. 9995 20738 258,6 125,6 50,8 50,3 16,6 CD m“ 178,1 3,2 Material bzw.Verluste I Ständerwicklungskupfer Eisen für die Zähne | Kupfer- u.Wirbelstromverl. Ständer Eisenverluste in den Zähnen Polschuhverluste durch Nutung Polschuh-Oberflächen-Verluste Zahnverluste durch 3.Harmonische Dämpferverluste Schaltverbinder Kupfer Schaltverbinder Verluste Generatorableitung Mehrkosten Teilung der Untersp.-wickl. Mehrk. t

Anhang Μ

Vorschlag für eine Ermittlung der Einsparungen, die durch Herabsetzen der Induktion B im Luftspalt ermöglicht werden.

Im selben Maße, wie der Wickelfaktor ansteigt, wird die Induktion herabgesetzt. Dies scheint die effizienteste Methode der Einsparung zu sein, da mit Herabsetzen der Induktion wegen der nichtlinearen Sättigungskennlinie die benötigte Erregerleistung überquadratisch zurückgeht. Die Eisenverluste gehen quadratisch zurück.

Allerdings steigt dabei die synchrone Reaktanz an. Dies kann in der Regel toleriert bzw. so mit dem Betreiber vereinbart werden. Bei einem normalen Turbogenerator etwa ist ja die synchrone Reaktanz um ein Vielfaches höher, wogegen der Anstieg beim Übergang von einer herkömmlichen Schenkelpolmaschine auf einen DD-Generator nur 18% beträgt.

Es ist dazu festzustellen, daß bei einem konventionellen Generator die obige Verlusteinsparung nicht zu erzielen wäre, auch nicht durch Anheben der synchronen Reaktanz. Letzteres könnte zwar durch Verkleinern des Luftspaltes geschehen. Dadurch wachsen aber die Poloberflächenverluste so stark an, daß sie die Einsparung an Erregerleistung kompensieren oder sogar übersteigen. Die hier beschriebene Einsparungsmethode ist somit nur beim DD-Generator sinnvoll anwendbar und bleibt diesem Vorbehalten.

Die Größe der Einsparung soll nunmehr ermittelt werden, und zwar anhand des Zeigerdiagrammes.

Das Zeigerdiagramm der konventionellen Vergleichsmaschine mit den Daten laut Anhang L ist in Fig.6 dargestellt. UN und lN sind mit je 100 mm angenommen und mit einem Phasenwinkel entsprechend dem Nenn-Leistungsfaktor 0,9 aufgetragen. Die Ständerstreuung xg beträgt 16,7% entsprechend 16,7 mm. Demgemäß wird eine Luftspalt-EMK von 108,5 mm entsprechend 108,5% abgelesen. Aus der Maschinenkennlinie Fig.5 folgt füM 08,5%,,ein , Erregerstrombedarf von 1058 A. Der Maßstab für die Erreger-AW^st mit ' “/') 10 A Erregerstrom pro mm angenommen. Im =105,8 mm wird daher normal zur Luftspalt-EMK E aufgetragen. DieGegen-AW findet man ebenfalls aus der Maschinenkennlinie Fig.5 als Erregerstrom bei Nennstrom bei Kurzschluß abzüglich des Anteils für die Ständerstreuung 16,7% , und zwar mit I3 =593-122 = 471 A entsprechend 47,1 mm. Diese 47,1 mm werden, von der Spitze des Zeigers Im für die magnetisierenden AW aus, parallel zum Nennstrom lN aufgetragen, lg wird dann noch im Verhältnis der Quer- zur Längsreaktanz, d.i. 0,414 zu 0,549 geteilt. Durch den Teilungspunkt geht die Gerade für den Polradstrom lp , und dessen Größe ergibt sich durch die Normale von der Spitze von lg aus auf die Gerade lp .

Man entnimmt einen Polradstrom von 137,1 mm entsprechend 1371 A.

Das somit gefundene Zeigerdiagramm der konventionellen Vergleichsmaschine wird nun gemäß Fig.7 auf einen DD-Generator mit erhöhtem Wickelfaktor und verminderter

Induktion abgeändert.

Zunächst ist festzustellen, daß die Ständerstreuung xg etwas ansteigt, weil - wie bei dem DD-Generator mit verminderter Windungszahl laut Anhang L, aber ohne diesmal die Windungszahl zu vermindern - ein Übergang von gesehnter Zweischichtwicklung auf

Durchmesserwicklung erfolgt. Der Faktor hierfür beträgt 0,158/0,137 = 1,153 . Dadurch ergibt sich eine neue Ständerstreuung von = 16,7 * 1,153 = 19,2% entsprechend 19,2 mm .

Die neue Luftspalt-EMK E wird abgemessen mit 109,5 mm. Die hierzu notwendige Induktion im Luftspalt sinkt nun wegen des erhöhten Wickelfaktors um 1 /1,0855 , und steigt dann wegen der vorstehenden Erhöhung von xc um 109,5 /1o8,5. Es ergibt sich somit eine neue Induktion von 108,5 * (1o9,5 /108,5) * (1 /1,0855) = 100,87 mm . Aus der Maschinenkennlinie Fig.5 findet man für diese Induktion einen AW-Bedarf entsprechend einem Erregerstrom lm = 860 A entsprechend 86,0 mm , und diese werden normal zur neuen EMK E aufgetragen.

Die Gegen-AW steigen ebenfalls mit dem Wickelfaktor. Sie werden parallel zu lN an der Spitze von l^ mit 47,1* 1,0855 = 51,1 mm angesetzt. Auch die Querreaktanz steigt im selben Verhältnis.

Der neue Polradstrom wird abgemessen mit 122 mm entsprechend I p = 1220 A.

Im folgenden werden für den DD-Generator die Abminderungsfaktoren gegenüber der konventionellen Vergleichsmaschine für die Verluste ermittelt, An Material entfallen diesmal nur die Schaltverbinder.

Eisenverluste ohne Polschuh-Oberflächenverluste:

Diese sinken etwa quadratisch mit der Induktion:

Erregerleistung:

Die Erregerleistung sinkt quadratisch mit dem Polradstrom:

Polschuhverluste durch Nutung:

Nutenzahl N...........von 312 auf 312 * 2/1,677 = 372

Nutenteilung rh..........von 57,6 auf 57,6 * 1,677/2 = 48,3 mm .

Die Funktion f(WS) zur Ermittlung der Polschuhverluste steigt damit von f(tn/S) = f(57,6/10) = 370 auf f(48,3/10) = 480. wobei 6 = 10 mm unverändert der Luftspalt ist.

In Gegensatz zu Anhang L ist der Strombelag A gleich geblieben. 1

Die Polschuhverluste gehen mit

Dies ergibt einen Faktor für die Polschuhverluste durch Nutung von: 1/5 = 0,503 0,423 0,155

x s / 1Q0M . J3 V io8,S 5,76

Polschuh-Oberflächenverluste.

Die Nutöffnung ö sinkt von 21 mm auf 21 * 312/372 = 17,6 mm Dadurch ändert sich der Faktor (5 von 0,155 auf 0,123.

Gegenüber Anhang L hat sich diesmal auch noch die Induktion B geändert.

Die Polschuh-Oberflächenverluste gehen mit

Dies ergibt einen Faktor für die Polschuh-Oberflächenverluste von

ioo, 81 ^83 ‘ 5,T6 ofn3 )λ ^ 0,155 / * V 312 / 0,503

Zahnverluste durch die 3. Harmonische:

Diese gehen mit AWg ÄWlDl

•B AWg ist mit dem Wickelfaktor 1,0855 gestiegen und AWm ist mit dem Wickelfaktor gesunken. Daher steigen die Zahnverluste durch die 3. Harmonische an um den Faktor: 1/MS52.Ä|_= 1/095 Dämpferverluste:

Laut Anhang B entfallen diese gänzlich, da im DD-Generator keine Felder entstehen, die sich relativ zum Dämpferkäfig bewegen oder pulsieren. h = *

Kupfer für die Schaltverbinder laut Anhang L : 178,1 kg Verluste in den Schaltverbindern laut Anhang L: 3,05 kW Für die Beurteilung ist ferner folgendes maßgeblich:

Durch die Erhöhung der Nutenzahl pro Pol und Phase q von 1,677 auf 2,0 steigt die Nennspannung um 2 /1,677 , durch die Teilung in zwei um 30° gegeneinander versetzte Wicklungen sinkt sie auf die Hälfte. Die Erhöhung des Wickelfaktors ist durch Absenken der Induktion kompensiert worden. Die neue Nennspannung ist somit 8,3 * (2 /1,677) * (1 / 2) = 4,95 kV anstatt 8,3 kV . Die Isolation in der Nut kann dadurch dünner ausgeführt werden. Da der Kupferquerschnitt infolge des kleineren Nennstromes der Einzelwicklung mit 3339 * (1,677 / 2) = 2800 A statt 3339 A ebenfalls schmäler geworden ist, kann der Stab in der schmäleren Nut leicht untergebracht werden. Eine Ersparnis an Isolationsmaterial erfolgt ebenfalls, da bei kleinerer Spannung außerdem zwar dickere, aber weniger Stäbe isoliert werden müssen. Diese Ersparnis ist in vorliegender Bewertung noch nicht berücksichtigt.

Die Längsreaktanz und damit auch etwa die synchrone Reaktanz ist quadratisch mit dem Wickelfaktor gestiegen um den Faktor 1,0855Λ2 = 1,178 von = 0,711 auf 0,838.

Die Länge der Generatorableitung wird reichlich mit 20 m Länge angenommen.

Kosten: für 3400 A ... 1800,- EUR/m für 2800A... 1400,- EUR/m

Daher konventionelle Ableitung.................. 1 * 20 * 1800 = 36000,- EUR

2 Ableitungen für den DD-Generator.........2 * 20 * 1400 = 56000,- EUR

Mehrkosten für die Ableitung daher......................................20000,- EUR

Mehrkosten.............................................................................2200,- EUR

Zu dem gewählten Beispiel ist ferner, wie bereits in Anhang L, folgendes zu bemerken:

Es ist ersichtlich, daß ein großer Anteil der Einsparungen auf Poloberflächenverluste entfällt, die nicht nur wegen der kleineren Induktion B , sondern auch wegen der kleineren Nutteilung geringer werden. Die Nutteilung wird kleiner, weil die Vergleichsmaschine eine Anzahl von Nuten pro Pol und Phase q = 1,677 aufweist, die beim DD-Generator auf 2,0 steigt. Es liegt nun die Vermutung nahe, daß man einen Teil der Einsparung an Poloberflächenverlusten ja auch bei einem konventionellen Generator durch Erhöhung der Nutenzahl hätte erzielen können. Dem steht jedoch entgegen, daß dann aufgrund der höheren Zahl der Leiterstäbe die Herstellkosten ansteigen, so daß sich keine wirkliche Einsparung ergibt. Beim DD-Generator wird jedoch die Einschichtwicklung angewandt, womit die Anzahl der Leiterstäbe und damit die Herstellkosten sogar noch weiter absinken. Bei gegenständlichem Beispiel ist der Unterschied in der Anzahl der Leiterstäbe beachtlich, nämlich 372 zu 624 . Jede der beiden Dreiphasen-Drehstromwicklungen ist eine Einschichtwicklung, die auf jeder der beiden Stirnseiten zwei Ebenen für die Wickelkopfverbindungen besitzt. Die Einschichtwicklungen sind noch dazu einfacher • · ···· ···· · 1 5 herzustellen als die Zweischichtwicklung, da sie als Wickelkopfverbindungen Kreisbögen anstelle von Schraubenlinien besitzen. Die Fertigungskosten sind daher trotz höherer Nutenzahl sicher nicht höher, und es ist berechtigt, die verringerten Poloberflächenverluste dem DD-Generator gutzuschreiben.

Mindestbewertungen sind: 2900,- EUR/kW für Leerlaufverluste 2200,- EUR/kW für Lastverluste

Bei Maschinen, die für dauernden Grundlastbetrieb gedacht sind, kann die Verlustbewertung betragen bis zu: 5100,- EUR/kW für Leerlauf-u. Lastverluste

Der Preis des konventionellen Vergleichsgenerators ist:

Bei Verlustbewertung 2900,-/2200,-: 411 172,- EUR d.s. 11,7%

Bei Verlustbewertung 5100,-/5100,-: 812 192

EUR d.s. 23,1 %

Einsparung EUR 83520 o 00 CM CM o CM 51040 72500 -3520 12320 CM CD CO 7040 o o o o CM 1 o o CM CM 411172 Bewertung EUR 2900 o o CO CM o o CM CM o o CD CM o o CM CM o o CM CM 46 o o CM CM Summe EUR kW kW kW kW kW kW CD kW Differenz 28,8 77,8 23,2 25 CO 1 5,6 178,1 3,2 kW kW kW kW kW kW O) kW DD-Gen. 182,7 296,2 27,6 25,3 18,2 o o o £ DÜ Abmind.- Faktor 0,864 0,792 0,544 0,503 1,095 o o o Z> LU O O CM *3 o kW kW kW kW kW kW CD kW 0 σ> CM Si ω CD 1 E c o +-> 3 T3 _c L_ 0) Ό C o is =j "O Φ a: CD C CO DL C < Konv.Gen. 211,5 374 50,8 50,3 CO CD CO LO 178,1 CM 00 Material bzw.Verluste Eisenverluste Erregerleistung Polschuhverluste durch Nutung Polschuh-Oberflächen-Verluste Zahnverluste durch 3.Harmonische Dämpferverluste Schaltverbinder Kupfer Schaltverbinder Verluste Generatorableitung Mehrkosten Teilung der Untersp.-wickl. Mehrk.

Einsparung 1 EUR o CO 00 CO m· 396780 o CM oo 00 127500 o CO oö 1 28560 CM CD 00 16320 o o o o CM o o CM CM 1 812192 Bewertung EUR o o IO 5100 5100 5100 5100 5100 CO 5100 Summe EUR kW kW kW kW kW kW cn jx. kW Differenz 00 oo" CM 77,8 23,2 in CM CD T“ 1 5,6 178,1 3,2 1 kW kW kW kW kW CD j*: kW DD-Gen. cm" 00 296,2 CO CM 25,3 18,2 o O o 1 £ 1 X> c 'E -Q < Faktor 0,864 0,792 0,544 0,503 1,095 o O o _) LU O O r— LO O kW kW kW kW kW kW CD kW Anhang M Reduktion der Induktion mit Verl.-Bew. 5101 Konv.Gen. 211,5 374 8‘0S 50,3 16,6 CO in 178,1 CM oo" Material bzw.Verluste Eisenverluste Erregerleistung Polschuhverluste durch Nutung Polschuh-Oberflächen-Verluste Zahnverluste durch 3.Harmonische | Dämpferverluste Schaltverbinder Kupfer Schaltverbinder Verluste | Generatorableitung Mehrkosten |Teilung der Untersp.-wickl. Mehrk. 1 1 • · · • · · • · · ♦ ··♦ ···· • · • · · ·

Anhang N

Ausblick auf weitere Auslegungsvarianten und auf DD-Turbogeneratoren.

Zu den vorstehenden Varianten laut Anhang L und M ist zu bemerken, daß dort trotz großer Einsparungen noch immer keine optimierten Maschinen beschrieben sind, da jeweils nur ein Parameter, nämlich Windungszahl bzw. Induktion, verändert wurden. Durch Optimierung der so entstandenen Maschinen wäre der gegenständliche Effekt noch weiter auszunützen.

So ist etwa eine Mischform aus L und M denkbar, nämlich eine gewisse Reduktion der Windungszahl und der Induktion. Während bei L die äußeren Kennwerte der Maschine nicht verändert werden, steigt bei M die synchrone Reaktanz um etwa 18% an. Man kann diesen Anstieg rückgängig machen, indem man den Luftspalt vergrößert. Dadurch werden außerdem die Poloberflächenverluste ursächlich reduziert. Allerdings steigt der Bedarf an Erregerleistung, so daß diese Methode gegenüber der Variante L , welche von vorne herein und von Natur aus keine Erhöhung der synchronen Reaktanz bewirkt, kaum einen Vorteil bringen dürfte.

Bei allen vorstehenden Methoden sind die Verluste gesenkt worden. Aufgrund dessen besteht folgende interessante Möglichkeit: Man nützt das Material des DD-Generators wieder im ursprünglichen Maße aus, wodurch sich die Verluste wieder auf den Wert einer konventionellen Maschine erhöhen, und verkleinert aber damit zugleich die Abmessungen der Maschine, was vor allem bei Rohrturbinen vorteilhaft ist. Zur Materialeinsparung kommt in diesem Falle noch die Reduktion des Strömungswiderstandes und der Wasserbauabmessungen.

Eine weitere Betrachtungsweise ergibt sich aus der zunächst einfach erscheinenden Überlegung: Der Wickelfaktor ist gestiegen, also ist die Nennspannung gestiegen, also kann man die Maschinenleistung hinauftypisieren. In diesem Falle sind jedoch zum Teil positive, zum Teil negative Auswirkungen auf synchrone Reaktanz, Erregerleistung, Poloberflächenverluste, Verluste im Dämpferkäfig sowie sonstige Zusatzverluste zu berücksichtigen, das heißt, daß diese Überlegung zwar vielleicht lohnend, aber doch nicht so einfach ist.

Noch nicht eingehend untersucht wurde die Anwendung des DD-UUU-Prinzips auf Turbogeneratoren. Hierfür wären folgende Gesichtspunkte zu berücksichtigen:

Gemäß der Variante laut Anhang L wird die Windungszahl im selben Maße reduziert, in welchem der Wickelfaktor steigt. Wie bereits festgestellt, verursacht diese Methode keinen Anstieg der synchronen Reaktanz, was ein Hindernis wäre, da dieselbe beim Turbogenerator ohnehin schon sehr hoch ist. Es gelten daher die in Anhang L genannten Einsparungen an Kupfer für die Ständerwicklung, an den zugehörigen Kupferverlusten einschließlich Wirbelstromverluste, an Eisen für die Zähne, an den zugehörigen Eisenverlusten und an den Verlusten in der massiven Eisenoberfläche des Läufers durch Nutung wegen des geringeren Strombelages A, welche mit diesem quadratisch zurückgehen.

Allerdings wird beim Turbogenerator die Einsparung an Kupfer für die Ständerwicklung und an zugehörigen Kupferverlusten zu einem großen Teil durch folgenden Umstand wieder rückgängig gemacht: Der Turbogenerator besitzt eine Schleifenwicklung mit vielen Schleifen (z.B. 8) pro Pol und Phase. Durch die Sehnung (z.B. s = 5/6) werden die Wickelkopfverbindungen relativ kurz. Wenn man das DD-UUU-Prinzip anwendet, die Φφ 2 Φ Φ • · • · • · • · • Φ Φ ···· Φ··· φ • · Φ • ·♦· Φ φ * Φ Φ φ φ * Φ Φ * Φ Φ Φ φ

Α

Zweischichtwicklung als solche beläßt und mit den Durchmesserspulen die Sehnung auf 1 erhöht, so werden die Wickelkopfverbindungen länger, so daß die Einsparung geringer wird.

Bei Schenkelpolmaschinen, die üblicherweise eine Wellenwicklung haben, tritt dieser ungünstige Effekt nicht auf.

Um jedoch beim Turbogenerator zu bleiben: Trotz obigem erscheint auch bei diesem die

Anwendung des DD-UUU-Prinzips erfolgversprechend, und zwar aus folgenden Gründen: 1. Bei genauerer Analyse des Problems zeigt sich folgendes: Die Kupferverluste im Inneren der Maschine werden genau so reduziert wie bei der Schenkelpolmaschine. Nur tritt ein Teil davon außen im gut belüfteten Wickelkopf wieder auf. Das heißt, die Maschine bleibt in ihrem Inneren kühl. Im Wickelkopf dagegen schadet die zusätzliche Verlustwärme der Maschine nicht. 2. Die Einsparungen an Eisen und Eisenverlusten bleiben unverändert bestehen, ebenso die Reduktion der Verluste in der massiven Eisenoberfläche des Läufers durch die Nutung des Ständers. 3. Sehr wesentlich ist auch die in Anhang B beschriebene Gesetzmäßigkeit der Eliminierung der Oberwellen aus der Ankerrückwirkung: Beim konventionellen Turbogenerator entstehen beträchtliche Verluste im massiven Läufereisen durch die Treppenkurve des Ankerrückwirkungsfeldes. Wie in Anhang B gezeigt, bleibt aber beim DD-Generator nur die Grundwelle der Treppenkurve übrig, so daß genannte Verluste zur Gänze entfallen. Auch durch diesen Effekt bleibt die Maschine kühl, insbesondere im Läufer, dem empfindlichsten Teil des Turbogenerators. 4. Ferner besitzen Turbogeneratoren stets eine hohe Anzahl q von Nuten pro Pol und Phase, zum Beispiel q = 8 , so daß für die 11. und 13. Harmonische sowie deren Verwandte immer der sehr kleine Wickelfaktor einer praktisch kontinuierlichen Wicklung gilt. 5. Infolge der Anordnung von Durchmesserwicklungen anstelle gesehnter Wicklungen eröffnet sich die Möglichkeit, Einschichtwicklungen vorzusehen. Diese weisen im allgemeinen kürzere Verbindungen im Wickelkopf auf als die Zweischichtwicklungen. Dadurch ergibt sich ein weiteres Einsparungspotential an Kupfer und Kupferverlusten.

Vorstehende Gegebenheiten sprechen für Anwendung des DD-UUU-Prinzips auch bei Turbogeneratoren, vorzugsweise gemäß der Methode laut Anhang L. r *

Claims

ANSPRÜCHE: 1. Blockeinheit, bestehend aus zumindest einer Synchronmaschine (M) oder Asynchronmaschine (M) und aus einer Block-Umspanneinrichtung (Tr), die ihrerseits aus einem Transformator oder aus mehreren Transformatoren besteht und die oberspannungsseitig zumindest einen Anschluß für Dreiphasen-Drehstrom (U, V, W) besitzt, dadurch gekennzeichnet, daß die Maschine (M) in ihrem Anker (St) eine Anzahl i von dreiphasigen Drehstromwicklungen (A, B,.....), vorzugsweise in Sternschaltung aufweist, wobei die Stempunkte auch außerhalb der Maschine gebildet sein können, und wobei i eine ganze Zahl mindestens und vorzugsweise gleich 2 ist, welche Drehstromwicklungen von einer der beiden Stirnseiten aus betrachtet jeweils um einen mechanischen Winkel von (π/3) * (1/i) * (1/p) im Bogenmaß gegen die jeweils vorhergehende Drehstromwicklung gedreht angeordnet sind, wobei p die Polpaarzahl der Maschine ist, und ferner daß die i dreiphasigen Drehstromwicklungen der Maschine (M) jeweils an eine von i dreiphasigen Unterspannungswicklungen (UWA, UWB......) der Block- Umspanneinrichtung (Tr) anschließbar sind.
2. Blockeinheit nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Transformator bzw. die Transformatoren zu einer für die ganze • * Block-Umspanneinrichtung (Tr) gültigen resultierenden Schaltgruppe, zum Beispiel bei i = 2 vorzugsweise Y yO d1, geschaltet sind, die bei Anlegen einer symmetrischen Dreiphasen-Spannung auf der Oberspannungsseite (U, V, W) Spannungszeiger an den Klemmen der dreiphasigen Drehstromwicklungen der angeschlossenen Maschine (M) ergibt, die um einen elektrischen Winkel von (π/3) * (1/i) im Bogenmaß gegen den jeweils vorhergehenden Spannungszeiger gedreht sind.
3. Blockeinheit nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß außer der Synchronmaschine (M) oder Asynchronmaschine (M) noch eine oder mehrere Maschine(n) an die Block-Umspanneinrichtung (Tr), und zwar entweder in Parallelschaltung an die selben Unterspannungswicklungen wie die erste Maschine oder an eigene Unterspannungswicklungen angeschlossen ist (sind).
4. Blockeinheit nach Anspruch 1, 2 oder 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Maschine (Maschinen) in an sich bekannter Weise eine Nuten- und/oder Polkantenschrägung von 1 Ständernutteilung besitzt (besitzen).