УДК 621.313.332.012 МЕТОД РАСЧЕТА СТАТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК АСИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА С ЕМКОСТНЫМ ВОЗБУЖДЕНИЕМ Канд. техн. наук, доц. СЕРГИЕНКО С. А., ЗАЧЕПА Ю. В. Кременчугский национальный университет имени М. Остроградского Современной тенденцией развития энергетики является стремление к сбалансированности энергорайонов, повышение надежности электро- снабжения потребителей. Важное место в стратегии развития электроэнер- гетики занимают автономные системы электроснабжения (АСЭ). В по- следнее время АСЭ получают широкое распространение в системе элек- троснабжения не только специального, но и общего применения. АСЭ используются почти во всех областях народного хозяйства. Их основными потребителями являются топливно-энергетический, агропромышленный и машиностроительный комплексы. Необходимость в АСЭ возникает там, где технически невозможно или экономически невыгодно использовать централизованное электроснабже- ние. Это, в первую очередь, труднодоступные объекты, отдаленные от больших электрических систем, которые имеют собственные источники первичной энергии, например газовые и нефтяные месторождения [1]. В указанных источниках электропитания преимущественно применя- ются синхронные генераторы (СГ). Однако в последнее время наметилась тенденция использования в качестве преобразователей энергии асинхрон- ных генераторов (АГ) или асинхронных двигателей (АД), работающих в генераторном режиме. Эти генераторы с короткозамкнутым ротором в конструктивном отношении более просты и надежны в сравнении с СГ. В диапазоне мощностей 5–1001кВт масса АГ без устройств возбуждения приблизительно в 1,3–1,4 раза меньше, чем масса СГ такой же мощности. Бесконтактное исполнение, простота включения на параллельную работу, высокое качество динамических процессов и безопасность режима корот- кого замыкания – все эти преимущества делают проблему использования АГ в АСЭ перспективной. До настоящего времени АГ применялись для питания активной нагруз- ки (освещение, нагревательные элементы, аппараты электросварки, а также электронные приборы). Анализ [2, 3] в этом направлении показал, что дос- таточно подробно рассмотрено использование асинхронных машин (АМ) в режиме самовозбуждения для обеспечения динамического торможения, а также для питания постоянной по характеру активной и активно-индук- тивной нагрузок. В то же время использованию АГ для питания электриче- ских машин, которые характеризуются наличием пусковых токов и пере- менным коэффициентом мощности, уделено недостаточно внимания. Поэтому целью исследований авторов являются разработка уточненно- го метода расчета рабочих характеристик АГ при работе на двигательную нагрузку, а также анализ влияния параметров нагрузки и емкостной систе- мы возбуждения (ЕСВ) на перегрузочную способность АГ. 57 Работу АГ при изменяющихся величинах выходного напряжения и час- тоты, а также величине и характере нагрузки принято анализировать на основании статических характеристик. Существуют два способа определения статических характеристик АГ:  путем построения полной математической модели АГ в виде системы алгебраических и дифференциальных уравнений и расчета отдельных то- чек статических характеристик на основании расчета установившихся и переходных режимов работы генератора для разных условий действия на- грузки;  путем расчетов с использованием известных схем замещения АМ. Первый метод обеспечивает более точные результаты, однако он гро- моздкий и трудоемкий. Составлять такую модель лишь для определения статических характеристик нецелесообразно, так как автономные АГ прак- тически не могут работать без схем стабилизации выходного напряжения или напряжения и частоты. Кроме того, уже в начальной стадии расчетов часто требуется информация, касающаяся подбора основных элементов (реактивной мощности и емкости возбуждающих конденсаторов, количе- ства конденсаторных ступеней в схеме стабилизации напряжения, емкости конденсаторов отдельных ступеней и т. п.), а также в случае применения типовых AM – оценка их пригодности. Такую информацию легко полу- чить, используя второй способ определения статических характеристик на основе известных схем замещения AM. На первом этапе исследований АГ наиболее распространенными мето- дами расчета статических характеристик были графические методы, осно- ванные на круговой диаграмме AM [4, 5]. Круговая диаграмма дополняется зависимостями и г 0( )U f B 0 0( , ),cG f B B которые получаются либо расчетным путем, либо из опыта холостого хода (G0 и B0 – активная и реак- тивная составляющие проводимости намагничивающего контура фазы АГ). К графическим методам относятся и более сложные способы расчета, основанные на графическом решении нелинейных уравнений проводимо- сти Г-образной схемы замещения генератора. Однако, несмотря на просто- ту и наглядность графических методов, они не обеспечивают необходимой точности расчетов и отличаются значительной трудоемкостью. По мере развития вычислительной техники данные методы заменялись графоаналитическими [6, 7]. В этой группе можно выделить две подгруппы методов, основанных на балансе активных и реактивных проводимостей Г- либо Т-образной схемы замещения. Для расчета характеристик согласно Г-образной схеме необходимо знать все параметры генератора и иметь за- висимость ЭДС от индуктивного сопротивления намагничивающего кон- тура E1 = f(Xm), снятую при скольжении s = 0 и номинальной частоте. Рас- чет ведется по заданным значениям емкости, скорости вращения рото- ра и величины активного сопротивления нагрузки. Погрешность расчета характеристик составляет около 10 %. Характерной особенностью расчетов по Т-образной схеме является не- обходимость совместного решения уравнений Xm = f(E0) или Uг = f(Im) и Uc = f(Ic), которое дает величину напряжения холостого хода генерато- ра Un. Погрешность при расчете составляет 5–10 %. Такой подход к реше- нию задачи создает дополнительные трудности при попытке автоматизи- ровать расчет статических характеристик на ЭВМ. 58 Еще одной группой методов расчета статических характеристик, полу- чившей в настоящее время наибольшее распространение, являются анали- тические методы [8, 9]. В данном случае расчет сводится все к тому же ба- лансу активных и реактивных проводимостей Г- или Т-образной схемы замещения, а нелинейная характеристика намагничивания машины аппрок- симируется одним из известных способов: кусочно-линейными и степен- ными функциями, тригонометрическими рядами, с использованием транс- цендентных функций, на основе преобразования гиперболы и др. Эти ме- тоды обеспечивают более высокую точность расчетов и дают возможность автоматизировать вычисления с помощью ЭВМ. Однако все известные методы расчета статических характеристик АГ с конденсаторным возбуждением имеют два основных недостатка, выте- кающих из принимаемых допущений, последствия которых проявляются в основном при расчете характеристик генераторов малой мощности. В большинстве перечисленных методов расчета принято допущение, что скорость привода генератора меняется так, чтобы частота генерированного напряжения оставалась постоянной и равной синхронной частоте, незави- симо от характера и величины нагрузки. Это допущение приводит к тому, что характеристики рассчитываются для условий, отличающихся от дейст- вительных. Применяемые приводы имеют чаще всего стабилизированную скорость вращения. Управление этой скоростью в зависимости от величи- ны и характера нагрузки для достижения постоянной частоты напряжения трудоемко и неэкономично. В некоторых работах, особенно для машин большой мощности, влия- нием нагрузки на частоту генерированного напряжения просто пренебре- гают, а такое упрощение, согласно исследованиям [10], допустимо для ма- шин с номинальным скольжением порядка 0,03. В случае применения в качестве генератора AM с числом пар полюсов р > 1 и номинальным скольжением нs порядка 0,05–0,06 неучет влияния нагрузки на частоту напряжения приводит к значительным ошибкам в рас- чете статических характеристик. Это иллюстрирует рис.11, на котором по- казано влияние изменения частоты на положение рабочей точки на харак- теристике холостого хода АГ, построенного на базе типового электродви- гателя мощностью кВт с номинальным скольжением (точка А соответствует синхронной частоте н 1,2P  н 0,05s  н 50f  Гц, точка А1 – для реальной частоты при номинальной нагрузке н н)(1f s f  ). 0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 Рис. 1. Изменение положения рабочей точки АГ с емкостной системой возбуждения в зависимости от частоты генерируемого напряжения 240 Uг, В Uс, В f1 fн fн 180 120 60 Iг, A Iс, A f1 АА1 Uг = F(Im) Uс = F(Ic) 59 Так как рассматриваемые вопросы в настоящей статье посвящены созданию автономного источника питания на базе АГ малой мощности (до 100 кВт), возникла необходимость разработки уточненного метода рас- чета статических характеристик системы АГ–АД, учитывающей изменения частоты, обусловленной нагрузкой. Для расчета рабочих характеристик системы АГ–ЕСВ–АД воспользу- емся одной из общепринятых схем замещения соответствующих электри- ческих машин (рис. 2), которая описывается системой уравнений: 1н 1н 1н μн μн 2н 2н 2н μн μн д 1 1 1 2 2 2 г 1 1н 1 2 ( ) 0; ( ) 0; 0; 0; 0, c c c c c R jX I jX I jX I R jX I jX I s R jX I jX I jX I R jX I jX I s I I I I I I                                         0; (1) где 1н ,R 2н ,R μнR – активные сопротивления статорной, роторной цепей и цепи намагничивания АД; 1н ,X 2н ,X  μнX – реактивные сопротивления статорной, роторной цепей и цепи намагничивания АД; – то- ки статорной, роторной цепей и контура намагничивания АД; – ток ЕСВ; – реактивное сопротивление ЕСВ; , 1н ,I 2н,I μнI cI cX 1R 2 ,R R – активные сопро- тивления статорной, роторной цепей и цепи намагничивания АГ; 1,X ,2X  X – реактивные сопротивления статорной, роторной цепей и цепи намаг- ничивания АГ; , , – токи статорной, роторной цепей и контура на- магничивания АГ; 1I 2 ,I  г , I s дs – скольжения АГ и АД; н/f f  – относительная частота генерированного напряжения U г . 2j нXj 1нXj 2 н R 1Xj X нXj  Xj I2 нI нI1 1I 2I I R 1н1Rj 1н гU cXj cI нR гs R2 дs нR2 Рис. 2. Схема замещения системы АГ–ЕСВ–АД При определении характеристик системы (1) в статических режимах работы неизвестными являются все реактивные сопротивления генерато- ра и двигателя, а также частота генерируемого напряжения в цепи. Все ос- тальные параметры принимаются постоянными, при этом скольжение АГ представляется зависимостью от частоты j 1 R1 R1 I1 I2 R I1н I2н j  I c н н j н 2нj X  2j X  I Uг 2н д R s  2 г R s 60 г 1 .s    Поставленную задачу можно условно разбить на три этапа. Сначала по известным паспортным данным подключаемого к зажимам АГ асинхрон- ного двигателя находим номинальные значения скольжения дs и сопро- тивления контура намагничивания μн,X которые рассчитываются для со- ответствующих значений скорости вращения генератора 0 и частоты Гц. н 50f  Далее для определения недостающих параметров воспользуемся из- вестным методом представления АД в статических режимах эквивалентной RL-цепью (рис. 3) с параметрами [11]: 2 μн μн 2н н д μн 2н н 1н н 1н2 2 д μн 2н 2н 2н 2н ( ) ; , ( ) X X R R s R R X X s X X R R R X X          (2) которые могут быть рассчитаны для любого значения скольжения двига- теля sд. Таким образом, схему замещения можно представить в виде рис. 4. ГU нR нX Z1 R Е Iэ Uг Xн Z2 Z3 Рис. 3. Эквивалентная схема замещения системы АД Рис. 4. Эквивалентная схема замещения системы АГ–ЕСВ–АД С учетом выполненных преобразований на основе второго закона Кирхгофа получим э ,I Z E  (3) где 1 2 3Z Z Z Z    1 1 1 – полное сопротивление цепи, определяется как: Z R j X   – полное сопротивление статорной цепи АГ; Z2 = R1 + jX1 + + Z3 – jXс – полное сопротивление цепей нагрузки АД и емкостного возбуж- дения; 2 3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 3 X X X X j X R j X R j R X R R j X j X R j X j X R R                                      Z  0L I  – полное сопротивление цепей ротора и намагничивания АГ; E = 0 = – ЭДС генератора; Iэ – приведенный ток цепи.  Ввиду того что входящие в уравнение (3) составляющие полного со- противления Z цепи являются комплексными величинами, представим эти выражения в удобном для последующих преобразований виде. Тогда, ис- пользуя свойства комплексных чисел, на основе ряда математических пре- образований получим: 61  полное сопротивление статорной цепи АГ 1 1 1,Z A jB  где – действительная часть сопротивления; 1A R 1 11B X  – мнимая часть сопротивления;  полное сопротивление цепей нагрузки и емкостного возбуждения 2 0 0 ,Z A jB  где 2 2 н 0 2 2 2 2 2 н н2 c c c X RA 2 нR X X X        X – действительная часть сопротив- ления; 2 3 2 3 2 н н 0 2 2 2 2 2 н н2 c c c c c н 2 н X R X X X XB R X X X            X – мнимая часть сопротивления;  полное сопротивление цепей ротора и намагничивания АГ 3 2 2 ,Z A jB  где 6 2 2 5 2 2 4 2 2 4 2 2 2 2 2 2 2 6 2 2 5 2 2 4 2 2 4 2 2 3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 X R X X R X X R X R R X A 2X X X X X X X R X R R X                                         – действительная часть сопротивления; 5 2 2 4 2 3 2 2 3 2 2 2 2 2 2 2 6 2 2 5 2 2 4 2 2 4 2 2 3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 X R X X R X X R X R R X B 2 2X X X X X X X R X R R                                       X  ), 3 4 ) ) 0,   – мнимая часть сопротивления. В нагрузочных режимах ток статорной цепи не может быть равным нулю тогда для выполнения равенства (3) получим: 1( 0I  Z = Z3 + Z2 + Z1 = Re(Z) + Im(Z) = 0. (4) В результате несложных математических преобразований получаем си- стему уравнений: 2 4 2 1 2 3 4 5 6 2 2 7 8 9 10 11 2 5 2 1 2 3 4 5 6 2 3 2 7 8 9 10 11 ( ) ( ( ) 0; ( ) ( ( ) C X C X C C X C X C C X C X C C C D X D X D D X D X D D X D X D D D                                           (5) где коэффициенты C1–C11 и D1–D11 являются функциями параметров гене- ратора, эквивалентных сопротивлений двигателя, емкостного возбуждения и скорости вращения. Путем совместного решения уравнений системы (5) могут быть полу- чены значения реактивного сопротивления контура намагничивания АГ и относительная частота генерируемого напряжения. После этого напря- жение генератора может быть вычислено согласно характеристике намаг- ничивания U = f(Iμ), а действующее напряжение в цепи определяется 62 аналитически либо графически на основе характеристики заряда конденса- торной батареи U = f(Ic). Далее алгоритм расчета повторяется согласно по- лученным значениям напряжения Uг, частоты f, реактивного сопротивле- ния Хμн и скольжения АД sд до достижения допустимой ошибки последних двух итераций. На основе разработанного метода для АД с короткозамкнутым рото- ром общепромышленного исполнения типа АИР80А4СУ2 (Рн = 1,2 кВт; пн = 2740 об/мин; Iн = 2,93 А; R1 = 9,37 Ом; R2 = 5,13 Ом; X1 = 7,03 Ом; X2 = 6,50 Ом), работающего в генераторном режиме с емкостным возбуж- дением C = 30 мкФ, были рассчитаны характеристики при работе на актив- ную и активно-индуктивную нагрузки (рис. 5–7). Рис. 5. Зависимость тока генератора от выходной мощности при емкости возбуждения 30, 40, 50 мкФ Рис. 6. Зависимость тока нагрузки от выходной мощности генератора при емкости возбуждения 30, 40, 50 мкФ На рис. 7 кривая 1 – внешняя характеристика АГ, рассчитанная по предлагаемому методу, кривая 2 – характеристика генератора без учета изменения частоты питающего напряжения. Из приведенных на рис. 7 характеристик следует, что в случае АГ ма- лой мощности неучет вызванного нагрузкой изменения частоты приводит к значительным погрешностям при анализе его нагрузочных возможностей и в результате – к неточной информации относительно характеристик ЕСВ, а именно: емкости и количества ступеней регулировочных конденсаторов. Рис. 7. Зависимость напряжения генератора от выходной мощности Приведенный метод расчета статических характеристик системы АГ – нагрузка использовался для оценки свойств АГ, построенного на базе типового двигателя с короткозамкнутым ротором типа АИР80А4СУ2 с но- 4,0 3,0 2,0 1,0 Iг, A 0 2,0 Iн, A 1,5 1,0 0,5 0 Рвых, Вт Рвых, Вт R-нагрузка R-нагрузка RL-нагрузка RL-нагрузка Uг, B RL Рвых, Вт 63 минальной мощностью 1,2 кВт, и анализа влияния параметров ЕСВ на эти характеристики. Результаты расчетов приведены на рис. 8, 9. Как следует из характеристик рис. 8, при увеличении расчетного значе- ния начальной емкости возбуждения (Срасч = 27 мкФ) возрастает перегру-зочная способность и увеличивается жесткость механических характери- стик АГ. Рис. 8. Зависимость напряжения генератора от мощности нагрузки при емкости возбуждения 30 и 50 мкФ Рис. 9. Внешние характеристики генератора при изменяющемся коэффициенте мощности активно-индуктивной нагрузки Так, при емкости возбуждения С = 30 мкФ ( = 1,2 и соответствует дви- гательному режиму данной АМ) перегрузочная способность генератора составляет 0,375, а согласно требованиям [12] при допущении 10 % сниже- ния напряжения перегрузочная способность генератора составляет всего 0,300 при активной нагрузке (cos = 1,0). Нагрузочные способности гене- ратора уменьшаются еще более при работе на потребителей с активно- индуктивным характером. Как следует из рис. 8, при емкости C = 30 мкФ перегрузочная способность с учетом требования по качеству электроэнер- гии составляет всего 0,15 (cos = 0,9). Увеличение начальной емкости возбуждения до 50 мкФ ( = 2,3) при- водит к перенасыщению магнитной системы генератора, но при этом пере- грузочная способность увеличивается до 0,60 для активной и до 0,37 для активно-индуктивной нагрузок. Следует заметить, что в этом случае уве- личиваются токи, протекающие по контуру АГ–ЕСВ (рис. 5), что приводит к перегреву машины и увеличению потерь мощности. Влияние изменения характера нагрузки на внешние характеристики приведено на рис. 9. Как видно из рисунка, уменьшение коэффициента мощности активно-индуктивной нагрузки приводит к значительному уменьшению перегрузочной способности АГ. Кроме того, в значительной степени снижается и жесткость механических характеристик. Так, для представленного генератора уменьшение коэффициента мощности актив- но-индуктивной нагрузки с cos = 1,0 до cos = 0,8 даже при практически в два раза увеличенной начальной емкости возбуждения (С = 50 мкФ) при- водит к снижению перегрузочной способности более чем в три раза. Этот факт практически исключает применение АГ для электроснабжения актив- но-индуктивных потребителей без систем стабилизации напряжения. На рис. 10, 11 представлены характеристики исследуемого АГ при различной частоте вращения приводного двигателя (ПД). Как видно из рис. 10, 11, для обеспечения требуемого значения напряжения на зажимах потребителя при уменьшении частоты вращения р параметры емкостной Uг, B Uг, B C = 50 мкФ Рвых, Вт C = 50 мкФ cos = 0,8 cos = 0,9 cos = 1,0 C = 30 мкФ Рвых, Вт 64 батареи конденсаторов необходимо значительно увеличивать, исходя из условий [13]: 2 p расч p н н 4 p расч p н н , при ; , при , C C C                    (6) где р, н – фактическая и номинальная частота вращения ротора АГ. 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 1,1 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 1,1 Рис. 10. Внешняя характеристика АГ при различной скорости вращения ПД Рис. 11. Зависимость Рвых = f(C) при различной скорости вращения ПД Исходя из рис. 10, 11, а также на основании (6) следует, что с целью минимизации технико-экономических затрат на дополнительную емкост- ную систему стабилизации напряжения приводные двигатели в составе ав- тономного источника электроэнергии должны обеспечивать частоту вра- щения ротора АГ не ниже p н ω 0,9.ω  Для проверки адекватности предлагаемого метода по расчету статиче- ских характеристик системы АГ–ЕСВ–нагрузка были проведены экспери- ментальные исследования, результаты которых представлены на рис. 12, 13 (экспериментальные характеристики показаны сплошными линиями, а расчетные – пунктирными). Рис. 12. Характеристики АГ при изменении емкости возбуждения (R = 0,8Rн) Рис. 13. Характеристики АГ от полезной мощности и емкости возбуждения (С = Сн) Uг, B С, мкФ Рвых, кВт Рвых, кВт С = 30 мкФ 260 50 р = 1,2н 240 40 р = н 220 р = 1,2н 30200 р = н р = 0,9н р = 0,9н 180 20 Uг, Iэ, fс, sг, о. е. Uг, Iэ, fс, sг, о. е. fс С, о. е. 1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Рвых, о. е. Uг Iэ fс 1,2 Uг 1,1 Iэ 1,0 0,9 sг sг 0,8 0,7 65 66 Таким образом, предложенный алгоритм является эффективным при анализе статических режимов работы системы АГ–нагрузка с учетом изме- нения частоты питания. Сравнительная характеристика теоретических и экспериментальных исследований показала, что расхождение между данными не превышает 4–6 %. В Ы В О Д Ы Разработанный метод расчета статических характеристик системы АГ–АД, учитывающий изменения частоты напряжения, обусловленной нагрузкой, обеспечивает более высокую точность расчетов по сравнению с существующими, необходимую и достаточную для проектирования авто- номных источников энергии малой мощности на базе асинхронного гене- ратора. Увеличение начальной емкости возбуждения, способствующее боль- шому насыщению магнитной системы АГ, повышает его перегрузочную способность и жесткость внешних характеристик. Однако следует иметь в виду, что с ростом насыщения магнитопровода увеличиваются токи системы АГ–ЕСВ, приводящие к перегреву машины и увеличению потерь мощности. Кроме того, вследствие активно-индуктивного характера боль- шинства потребителей электроэнергии использование источников энергии на базе асинхронного генератора возможно лишь с применением систем стабилизации напряжения. Л И Т Е Р А Т У Р А 1. К и ц и с, С. И. Асинхронные самовозбуждающиеся генераторы / С. И. Кицис. – М.: Энергоатомиздат, 2003. – 328 с. 2. Л и щ е н к о, А. И. Исследование рабочих характеристик асинхронного генератора с емкостным возбуждением / А. И. Лищенко, В. А. Лесник, В. А. Фаренюк // Техническая электродинамика. – 1983. – № 5. – С. 62–68. 3. Р а д и н, В. И. Применение асинхронных генераторов как автономных источни- ков переменного тока / В. И. Радин, В. А. Винокуров // Электротехника. – 1967. – № 8. – С. 17–20. 4. З у б к о в, Ю. Д. Асинхронные генераторы с конденсаторным возбуждением / Ю. Д. Зубков. – Алма-Ата: АН Каз. ССР, 1949. – С. 112. 5. К ю р е г я н, С. Г. Расчет рабочих характеристик автономного асинхронного генера- тора / С. Г. Кюрегян, А. М. Ткаченко // Электротехника. – 1966. – № 11. – С. 20–22. 6. К и ц и с, С. И. Расчет стационарных режимов асинхронного генератора с обмоткой подмагничивания, присоединенной к обмотке статора / С. И. Кицис // Электричество. – 1978. – № 5. – С. 28–31. 7. Б а л а г у р о в, В. А. Построение внешних характеристик асинхронного генератора / В. А. Балагуров, А. А. Кецарис // Электротехника. – 1974. – № 2. – С. 24–26. 8. S i n g h, S. P. Performance Charakteristics and Optimum Utilization of a Cage Machine Induction Generator / S. P. Singh, M. P. Jain // IEEE Trans, on En. Conv. – 1990. – Vol. 5, Nо 4. – P. 679–685. 9. W i l l i a m s o n, S. Induction Motor Modeling Using Finite Elements / S. Williamson // International Conf. on Electr. Mach., ICEM'94. – 1994. – Vol. 1. – P. 1–8. 10. Г е н т к о в с к и, З. Схемно-полевая модель электромагнитных процессов в ав- тономном асинхронном генераторе с конденсаторным возбуждением / З. Гентковски, А. Деменко, Б. Плахта // Техническая электродинамика / НАН Украины. – 1996. – № 1/2. – С. 37–46. 11. С ы р о м я т н и к о в, И. А. Режимы работы асинхронных и синхронных двигате- лей / под ред. Л. Г. Мамиконянца. – М.: Энергоатомиздат, 1984. – 528 с. 12. Э л е к т р о а г р е г а т ы и передвижные электростанции с двигателями внутренне- го сгорания. Общие технические требования: ГОСТ Р 50783–95. – М.: Изд-во стандартов, 1995. – 27 с. 13. В и ш н е в с к и й, Л. В. Системы управления асинхронными генераторными ком- плексами / Л. В. Вишневский, А. Е. Пасс. – Киев: Либідь, 1990. – 168 с. Представлена кафедрой САУЕ Поступила 25.04.2012