Учет насыщения при расчете прерывистого возбуждения ударного генератора Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

ИЗВЕСТИЯ

ТОМСКОГО ОРДЕНА ТРУДОВОГО -КРАС-НОШ ЗНАМЕНИ ПОЛИТЕХНИЧЕСКОГО ИНСТИТУТА имени С. М. КИРОВА

Том 190

1968

УЧЕТ НАСЫЩЕНИЯ ПРИ РАСЧЕТЕ ПРЕРЫВИСТОГО ВОЗБУЖДЕНИЯ УДАРНОГО ГЕНЕРАТОРА

Г. А. СИПАИЛОВ, А. И. ВЕРХОТУРОВ

(Представлена научным семинаром кафедр электрических машин и общей

электротехники)

В цепях со сталью индуктивность сохраняет постоянное значение только в пределах прямолинейного участка кривой намагничивания. Поэтому приведенные в [1] соотношения для расчета допустимых коэффициентов форсирован при прерывистом возбуждении, справедливые при постоянной индуктивности, не могут быть применены при расчете переходных процессов с насыщенным магнитоироводом, а так как ударные генераторы могут работать в режимах с сильным насыщенным, то допущение о постоянстве индуктивности может привести к значительным погрешностям при расчете.

В данной статье ставится задача учесть насыщение магнитной цепи ори расчете допустимого коэффициента фороировки и оценить погрешность, которая получается при расчете с постоянной индуктивностью.

Для расчета переходных процессов в цепях возбуждения с учетом насыщения наиболее широко применяется метод кусочно-линейной аппроксимации [2].

Замена характеристики нелинейного сопротивления отрезками прямых линий дает возможность перейти от нелинейного дифференциального уравнения к нескольким, линейным дифференциальным уравнениям, отличающимся лишь значениями коэффициентов.

Практически кривую намагничивания заменяют двумя прямыми аа и аЬ (рис. 1). В таком случае имеются постоянные индуктивности на каждом участке.

Пренебрегая потоком рассеяния между обмотками успокоительной и возбуждения, для включения обмотки возбуждения на постоянное напряжение ки2 получим следующую систему дифференциальных уравнений для насыщенной части характеристики холостого хода:

где

гг» г3 — активные сопротивления обмотки возбуждения и демпферной,

Ь2а, и* —индуктивности тех же обмоток в ненасыщенной области,

(1)

• I т и18

Г31» + Ь8а—£

Рис. 1. К учету насыщения методом кусочно-линейной аппроксимации

к— кратность напряжения, подводимого к обмотке возбуждения то .сравнению с номинальным. Решение системы (1):

12

[к + (п - к) Be

Та

(2)

t

i3 =-^-(1 -В)(п-к)е~ Та , (3)

•г

где Т2а = —— Т3а= ——--постоянные времени обмотки возбужде-

г'г Гз ния и демпферной в ненасыщенной об-

ласти,

Та^-Тоя + Тза —суммарная постоянная времени ротора в

ненасыщенной области,

Т<)

В =—— — отношение постоянной времени обмотки

возбуждения к суммарной постоянной ■ времени в ненасыщенной области, п — коэффициент, показывающий, с какого значения напряжения на зажимах генератора начинается форсировка.

Значение п изменяется в пределах 0<^п<лп, где т=—р- .

'о

Поток, который электромагнитным путем передается из ротора в статор, пропорционален суммарному току обмоток ротора и коэффициенту взаимоиндукции между ротором и статором М:а

где

Фсс — Ф0с

ф0*

к — (к — п)е Та и о Ма

(4)

w1

wl — число витков обмотки статора. Время нарастания потока до точки «,а» определяется из условия равенства суммарного тока обмоток величине 1К = ш .

к — п

к — ш

Потери энергии в стали машины за промежуток времени от 0 до и:

(5)

= - ф^ Г

Н I/

• (И.

(6)

где

Ф„ = [МР + т(Ма - М?)] = [с + т(1 - с)]

Г 2^1

Мр tg

(7)

_ _ , — отношение взаимоиндуктивностеи на насыщен

Ма tgа

ном и ненасыщенном участках, Ро'—потери холостого хода в стали машины. После подстановки в (6) значения потока Фа из (4) и интегрирования получим

(5са —

Р</Та

с +Ш(1 с)]

к21п -г-^--(ш — п)(к+0,5ш+ 0,5п)

к — ш

Для энергии потерь в меди обмотки возбуждения и демпферной

11

Она = I г'2 • г2.<И= тЛ к2 /п к _ п

• (8)

к — ш

О

(ш - п)В[к(2 - В) 0,5В(ш + п)]| ,

(9)

Оп* = 12з ■ г3 - <И

Го

(1 — В)ВТа(т —п)(к—0,5т— 0,5п). (10)

После перехода магнитной системы в насыщенное состояние система дифференциальных уравнений имеет прежний вид (1), только взамен ненасыщенных величин с индексом а войдут насыщенные величины с индексом р. Решение этой системы с учетом новых начальных условий при 12 = 0

12 + 18= Ш

(11)

о

имеет вид:

ь =

1я = —

ки

и

1 0 к — ш 1 — В —, — е

к

Ь

и2(к — ш)

(12) (13)

гз

01

коэффициенты затухания токов в обмотке возбуждения и демпферной в насыщенной области.

— индуктивности обмотки возбуждения и демпферной в насыщенной области, Тр=Т,з + Т3р —■ суммарная постоянная времени ротора в насыщенной области,

2а отношение постоянной времени обмотки возбуж-

В

Та

дения к суммарной постоянной в насыщенной и ненасыщенной областях. Суммарный ток обмоток возбуждения и демпферной

ки> , к—гп

Ы- 1ч =-— 1--:— е

г2 \ к

Тр

Время нарастания суммарного тока от

т

(14)

до установившегося зна

чения можно определить из условия равенства суммарного тока вели и.,

чине ——.

и = ТУп

к— гп

(15)

к - 1 '

Время нарастания суммарного тока от значения, всоответствующего точке а (рис. 1), до 0,95 —-

Г->

V - Т\/п

к — ш

: к - 0,95

Поток на участке аЬ равен потоку в точке перегиба

(16)

Ш

и.> М,

плюс добавка от разности токов ь

1Ь

гп

М

w

г

— (рис. 1), тогда

Фз =

ти2Мя

ши2Мр М«и2

r2w1

г2ч/х

КП'> I * !

—— Мз1 1

(1 — с)т + с

к—т

к — (к — т)е

и

Тр'

(17)

Зависимость энергии потерь в стали машины от коэффициента форсировки на участке аЬ:

Яс? =

X 1п

Ро'

фн2 ]

О

к— ш к - 1

Фг,2 • сИ =

Ро'Тр

ур-|[(1 - с)ш + ск]2Х

[с+ш(1 —с; (т - 1)с(2т - 1,5 тс + ск + 0,5с)}

(18)

Энергия, выделяющаяся в виде -.потерь в обмотке возбуждения на участке аЬ, равна:

и

<ЭвЗ

г , •

— Т[

1/ _ гп *

кЧп-р-V + (ш - 1)В(2к +

+ 0,5Вт + 0,5В — Вк)

3 демпферной обмотке:

(19)

и

о,

] Р.Т.-

с!1

и-.>

Тр(т - 1)В(к + 0,5т + 0,5).

(20)

Сложив правые части уравнений (19) и (20), получим энергию потерь, выделяющихся з обмотке возбуждения и демпферной за время 12.

Оз.

Го

Тй

1/ _ гп

к2 /п +(т ~ 1)В(к + °'5т + °'5)

(21)

Зная зависимость энергии потерь в меди обмотки возбуждения от коэффициента форсировки на 2-х участках, можно найти допустимый коэффициент форсировки из условия равенства энергии потерь, выделяющихся в обмотке возбуждения при прерывистом форсированном возбуждении и постоянном возбуждении за одно и то же время. Однако более правильным будет определение допустимого коэффициента форсировки для всего цикла (работы с учетом второго этапа прерывистого возбуждения — форсированного гашения.

Ударные генераторы обладают мощной успокоительной обмоткой, демпфирующие контуры которой замкнуты накоротко. Поэтому даже после полного отключения тока в обмотке возбуждения остается значительный по величине и медленно затухающий магнитный поток. Единственной возможностью осуществить гашение поля является воздействие на магнитное поле демпфирующих контуров каким-нибудь другим магнитным толем противоположного направления [2, 3].

Рассмотрим качественную сторону процесса гашения. Пренебрегая потоком рассеяния между обмотками успокоительной и возбуждения, получим следующую систему дифференциальных уравнений для насыщенной части характеристики холостого хода:

г?* и -4- Ь я

Гз'1з +

+ УГТПТр

сИ

(11

]/Ь3(3 • Ь3р!

сК (11.

ки,,

(11

0.

(22)

Решение этой системы уравнений имеет вид: 1.» =-^ (1 + к)Ве

и.

Тэ

¡3 = -"1 (1 +к)(1 — В)е

Го

(24)

Время гашения поля на первом участке можно определить из условия равенства суммарного тока в течке перегиба величине гп и>

г.,

I

1>1п

1

к + ш *

На участке аЬ поток изменяется по соотношению:

Фр

1ьМа

Г2\У!

т (1 — с) + с

(1 +к)е

_к 'Га

Энергия, выделяющаяся в стали машины за время 13, равна:

<ЗсРг

Р.'Тр

о /П

1

[с + т(1 — с)]2} к + ш (1 - ш) с (2т - 1,5тс — кс + 0,5с) 1 .

В обмотке возбуждения

ОвРг = ^ Ь2 ' Г2 • (И'

О

и22ТР '( к + 1

к Чп

к +т

(т - 1)В[2к - В(к + 0,5т 0,5)]| .

В демпферу ой обмотке

'дР Г

I

¡з2-г3- сП = —

и.

(25)

(26)

[т( 1 - с) - ск]2 +

(27)

(28)

(1 —В)Тэ(ш—1) X (к + 0,5т -I- 0,5). (29)

Сложив правые части уравнений (28) и (29), получим энергию потерь, выделяющуюся в демпферной обмотке и обмотке возбуждения:

(ЗвРг + Рд|3г = Т?

Г*)

к2 1п

к + ш

4-В(т —1)(к—0,5т - 0,5)

.(30)

После перехода магнитной системы в ненасыщенное состояние система дифференциальных уравнений будет иметь прежний вид (22), но вместо величин с индексом р в них войдут величины с индексом а. С учетом новых начальных условий:

1-2(0) + 13(0) = гп

(31)

выражения для токов равны

г2

и-

(к + ш)Ве

Та

1*3 = -^(к +т)(1 — В)е

Г2

Время гашения определяется из условия

12 + 1з = п—,

- к

-к Та

откуда

= Та/п

ш

к + п

Поток на участке оа:

Фс

ИоМа

Г2и-

(к + ш)е

Та

Зависимость .потерь в стали от к для участка оа:

(32)

(33)

<34)

(35)

(36)

с + ш(1 — с)]

п

(ш - п)(0,5тп + 0,5п - к), (37)

Энергия потерь, выделяющаяся в обмотке возбуждения на участке оа, равна

и

О

в«г

. 9 л и22Та

кЧп к + т_ к + п

+ (т - п)В(0,5тВ + 0,5пВ + Вк - 2к]. В демпферной обмотке

и

О

и9-

(2 = 132т3-(Н = —та(1 — В)В(ш — п)-(0,5т + 0,5п + к)

г2

(38)

(39)'

Суммарные потери в обмотках ротора для участка оа: <ЭваГ + Од.г ^ и*ь* [ к2'П тИ^Т + В (ш — п) (0,5т + 0,5п - к)

40)

Зная распределение потерь в меди и стали машины от коэффициента форсировки при форсированном возбуждении и развозбуждении, можно найти суммарные потери за цикл работы. Для стали:

Р'оТ*

сц

с + т(1 —с)]:

19| (к — п)(к + т) . г/1 ч . к-/п л-Г7ч—г—г + с[(1 — с)т +

+ ск]2/п ——+ с[т(1 - с) - ск]2/п к

(к — т)(к + п) 1

к - 1

к + ш

2к[с3(т — 1) —т + п (41)'

9-

1

Для меди обмотки возбуждения:

0ивц = !^(Ил (* + .№- т)-(к-п)

г2 } (к - 1)с(к + т]с~Чк + п)

+ 2Вк(В — 2)[(т - п) - с(т-1)]| . (42)

Энергия потерь, выделяющаяся за цикл работы в обмотке возбуждения и демпферной, равна

п и22Та / (к + 1 )с(к - т)с_1(к - п)

Фмц = —^1 к"/п

(к - 1 )с(к + т)с-Чк + п) 2Вк[с(т - 1) - т -+- п]) . (43

Время нарастания и спадания магнитного .поля, определяющее длительность цикла работы ударного генератора при прерывистом возбуждении, можно получить, сложив выражения (5), (15), (25) и (35):

(к + 1)с(к - т)с--*(к - П) (к - 1)с(к + т)"с_1(к + п)

= т./п . (44)

Представляет интерес рассмотреть зависимость отдельных составляющих потерь энергии при прерывистом возбуждении и при постоянном возбуждении за одно и то же время для различных коэффициентов форсировки.

Обозначим к4н= , где Ро'Ы— потери энергии в стали маши-

Р о*ц

мы за время, равное циклу работы при постоянном возбуждении

, (к — п)(к + гп) к — т , к 1

Ып у--—■—- + М^п -;---г Р1п

_ (к — т)(к + п) 1 14 к - 1 1 к + ш

К4Н — —----------

, п (к + 1)с(к — т)с~!(к — п)

с + т(1 — с)]Мп -

(к - 1)с(к + т)с-!(к + п) + 2к[с3(ш — 1) - ш + п]

(45) где

N - с[(1 — с)ш + ск]2 Р - с[т(1 — с) - ск]-.

Результаты расчета по (45) представлены на рис. 2 для следующих параметров, учитывающих насыщение .машины [4]:

гп = 0,5; с=0,317; для п=0 и п=0,5.

При прерывистом возбуждении для п=0 с увеличением коэффициента форсировки до двух .потери в стали сокращаются почти в 3 раза по сравнению с постоянным возбуждением за то же самое зремя. При дальнейшем увеличении коэффициента форсировки потери энергии в стали остаются почти постоянными, равными потерям ,при к = 2. При п=0,5 и к = 2 энергия потерь в стали машины в расчете на один импульс тока статора уменьшается примерно в 1,3 раза по сравнению с постоянным возбуждением, однако, длительность цикла для одного и того же коэффициента форсировки при п = 0,5 уменьшается почти в 2 раза по сравнению с длительностью цикла при п — 0.

Kvh i

09

w

07 06 0,5 0,k 0}

4*

O

nzi

с Л8

ч *—-

"Г"

т=0,5 С -0,317

»

0

У

К

1 12 iM 1.6 19 2 22 г A 2S 2 в 3

Рис. 2. Зависимость отношения энергии потерь в стали при прерывистом и постоянном возбуждении от коэффициента форсировки.

По аналогии обозначим к5Н

мц

Ч,

где Ua2tu

г.,

к

потери энергии в обмотке возбуждения и демпферной

при постоянном возбуждении за цикл работы 2Вк[с(т — 1) — т + п1

5Н

к2

1п

(к + 1)с(к - т)с~1(к - п) (к - 1)с(к + т)с-Чк + п)

(46)

Результаты расчета по уравнению (46) представлены на рис. 3, а и б

Т

для п = 0 и 11 = 0,5. Величина В зависит от отношения , при расчете

1 2

vio отношение изменялось в пределах 0,2+1.

Т

Из рис. 3, а и б следует, что при n = 0, ~ =0,8 равенство энергии по-

1 2

терь в роторе при постоянном и прерывистом возбуждении достигается при к=1,38, а для п=0,5 при к=1,2.

Однако при k= 1,2 и п=0,5 длительность цикла будет в 2,3 раза меньше, чем при п=0 и К=1,38 при этом потери в стали для п=0 и К=1,38 в ¡2,7 раза меньше по сравнению с постоянным возбуждением, а при п=0,5 и К= 1,2 — в 1,23 раза меньше по сравнению с постоянным возбуждением за одно и то же время.

Отношение энергии потерь в обмотке возбуждения при прерывистом возбуждении к энергии потерь в обмотке возбуждения при постоянном возбуждении за цикл работы обозначим через кбн, тогда

_ 2Вк(В-2)l(m-n)-c(m-l)]

Кбн ~ К 1 ~ ........(k + 1)с(к - т)^1^ - п)_ '

1п (к - 1)с(к + т)с^(к +"п)

(47)

Рис. 3. Зависимость <к5н от коэффициента фор-сировки

Результаты расчетов по уравнению (47) представлены на рис. 4, а п б для п = 0 и п = 0,5.

Из анализа приведенных зависимостей видно, что с увеличением кратности форсировки потери энергии в стали в расчете на один импульс сокращаются по сравнению с потерями при постоянном возбуждении за одно и то же время. С другой стороны, возрастают потери з обмотках ротора. Если принять, что потери в обмотке возбуждения при прерывистом возбуждении равны потерям, выделяющимся в обмотке за то ж.е самое время при непрерывном возбуждении, то допустимый коэффициент форсировки может быть определен из выражения:

По2Та (, .>, (к + 1)с(к - ш)с~1(к - п) , от ,п ои/ , .

и£Т/п(к+1)с(к-т)с-Чк-п) =1

(к - 1)с(к + т)с_1(к + п)

После упрощений

(48)

(Ь2 _ , Уп (к + 1)с(к — т)с~1(к — п) 1 4 (к — 1)с(к + т)с_1(к -;- п)

Ь 2Вк(В - 2)[(т —

- п) — с(гп - 1)] = 0. (49)

Для известных параметров машины это трансцендентное уравнение можно решить приближенно относительно К. Результаты расчетов по уравнению (49) представлены на рис. 5 для п = 0 и п = 0,5.

1 и 1.1

Рис 4 Зависимость отношения энергии потерь в обмотке возбуждения при прерывистом и постоянном возбуждении от К

Рис. 5. К расчету допустимого коэффициента форсировки с учетом насыщения

07 0 8 0,9 4

т

Из рис. 5 видно, что для отношения 3- =0,8 допустимый коэф -

i 2

фициент форсировки равен двум. Для данного коэффициента форси--розки при п=0, значения других коэффициентов равны: ■

к4н=0,34; к5н = 1,9; к6н = 1,

то есть потери энергии в стали при прерывистом форсированном возбуждении сократятся примерно в 3 раза, потери энергии в обмотке возбуждения останутся неизменными п-о сравнению с потерями при постоянном возбуждении за одно и то же время, однако, при этом суммарные потери энергии в меди ротора увеличатся в 1,9 раза за счет потерь энергии в демпферной обмотке. Так как демпферная обмотка не имеет изоляции, то выделившиеся в ней ¡потери перейдут з тело ротора. Возникает вопрос: сильнее ли нагреется ротор при -прерывистом возбуждении по сравнению с постоянным возбуждением за одно и то же время? Чтобы ответить на этот вопрос, надо знать соотношение между потерями в стали ротора и потерями в обмотке возбуждения при холостом ходе. Например, для генератора ТИ-100-2 это соотношение следующее: потери в стали ротора составляют 281 квт, потерн в меди обмотки возбуждения— 120 квт. Потери энергии в стали ротора при постоянном возбуждении за время, соответствующее длительности цикла работы при К = 2, равны 281 t4 кдж.

Потери энергии в стали ротора за цикл работы для К = 2 при прерывистом возбуждении — 0,34 - 281 tu-95 U кдж. Потери энергии в обмотке возбуждения за цикл работы при К = 2 равны 120tn кдж. Потери энергии в демпферной обмотке за цикл работы при прерывистом возбуждении — 0,9 * 120 tu =108 U ,кдж.

Отношение энергии потерь в стали и меди ротора при прерывистом возбуждении к энергии потерь при постоянном возбуждении за цикл работы равно:

95tu-4-108tu + 1201ц .

28 í tu + 1201ц

Таким образом, при прерывистом возбуждении потери энергии в роторе будут на 20 проц. меньше, чем при постоянном возбуждении за то же самое время.

При п :> ш работа машины происходит на втором участке характеристики холостого хода. В этом случае суммарные потери, выделяю :инеся в стали машины за цикл, равны:

Qc;,n - [tn(l - с) + ckp/n -j^IL +

+ [m(l с) - ck]2/n -A+J--+ 2kc2(n — 1) J . Потери энергии за цикл работы в обмотке возбуждения:

11VT3

Q

м b ц

k"n (Г-Г-n)(k " 1) +2Вк(п-1)(2-В)

(50)

(51)

Суммарные потери в обмотке возбуждения и демпферной за цикл работы

0. . = £,Т,|кЧп + ®к<» - 1)1 <52,

Длительность цикла работы ударного генератора

(к + 1)(к - п) (к + п)(к - 1)

_ / к т 1 л ~ 'v /сго\

tu = Tpfn, -— (53)

Зависимость отдельных составляющих потерь энергии при прерывистом и постоянном возбуждении за одно и то же время для различных коэффициентов форсировки можно представить аналогично уравнениям (45+49). Для стали

Ml - с) + ck]2m + [ш(1 - с) - ck]2/n * + * +

чн

с 4- m(l — c)]2/n

, пц! L/i ,n(k + n)(k __ ^

+ 2c2(n - l)k

(54):

5н = k- н---nT-r-TwZ-— • (55)

Для энергии потерь в обмотке возбуждения и демпферной

2Вк(п - 1)

/п (к + 1)(к - п)

(к-1)(к + п)

Для энергии потерь в обмотке возбуждения

2Вк(п - 1)(2 - В) (к + 1)(к - п)

к6н = к- + -I 1W|.-• (56>

In

(к - 1)(к + п)

Допустимый коэффициент форсирован можно определить из условия равенства энергий потерь в меди обмотки возбуждения при постоянном и прерывистом возбуждении за одно и то же время:

(к2 - ^^"(к - 1)(к + п)' + 2Вк(п~ 1)(2 - В) = <57)

Результаты расчета по (57) представлены на рис. 5 для п = 0,8.

Необходимо оценить погрешность, которай получается при расчете длительности цикла без учета насыщения (Ьа ) и при учете насыщения выбором насыщенных значений параметров для заданного режима (Ь«Ср ) с длительностью цикла, рассчитанной с учетом насыщения путем замены характеристики холостого хода машины двумя прямыми линиями.

Длительность цикла без учета насыщения

(к + 1)(к - п) 1д1-Та/п(к_1)(к + п) (5«)

Длительность цикла при учете насыщения .выбором насыщенных значений параметров для заданного режима:

(к + 1)(к -п) (к - 1)(к + п) '

tu2 = Таср In • • (59)

Длительность цикла и при аппроксимации характеристики холостого хода двумя прямыми линиями при о <п <ш определяется по (44). При К = 2; 11 = 0; ш = 0,5; с-0,317:

-Ц1 = 1,8; — = 1,14. (59 а)

Погрешность расчета длительности цикла дополнительно возрастает, если форсировка начинается не с нулевого напряжения, а с некоторого заданного, например, .при п ^ ш.

tu3 = Tpin » ; » 7 ^. (60)

В этом случае при расчете длительности цикла методом аппроксимации характеристики холостого хода двумя прямыми постоянная времени определяется углом наклона р характеристики холостого хода (рис. 1).

(к + 1)(к - п) (к — 1)(к + п)

Тогда для рассматриваемого случая вместо — = 1,14 получим

^ = 2. (61) ^цз

В расчетах были 'Приняты значения углов, соответствующих характеристикам холостого хода существующих генераторов разрывной мощности [4]:

Р=54°; аср = 70°; а = 77°.

Таким образом, при исследовании прерывистого возбуждения ударного генератора необходимо учитывать насыщение магнитной цепи, при этом в случае расчета длительности цикла прерывистого возбуждения необходимо учитывать насыщение путем аппроксимации характеристики холостого хода по меньшей мере двумя отрезками прямых линий, а при расчете допустимого коэффициента форсировки достаточно учитывать насыщение магнитной цепи выбором насыщенных значений параметров для заданного режима.

Применение прерывистого возбуждения при допустимых коэффициентах форсировки позволяет значительно сократить потери холостого хода в расчете на один импульс тока статора по сравнению с тем случаем, когда возбуждение осуществляется непрерывно. Эффективность применения форсированного прерывистого возбуждения тем больше, чем меньше отношение постоянной времени демпферной обмотки к постоянной времени обмотки возбуждения.

ЛИТЕРАТУРА

1. Г. А. С и п а й л о в , А. И. В е р х о т у р о в. Влияние форсировки возбуждения на величину потерь 'энергии ударного генератора. См. статью в этом же сборнике.

2. О. Б. Б р о н. Автоматы гашения магнитного поля, Госэнергоиз-дат, 1961.

3. H. Н. Ники форс кий. К вопросу о форсированном развозбуждении синхронных машин, «Электричество», 1963, № 9.

4. L. А. К i 1 g о г е, Е. J. Hill, С. Flick. A new three—million Kva short circuit generator I.E.E.E. Transactions on Power Apparatus and Systems, vol. 67, 1963.