线棒的环流：对于540°罗贝尔换位，一般环流忽略不计。对于不足540°换位，增加一个为直流电阻损耗之10%的环流损耗作为附加损耗的一部分。
2.1.3　短路时由转子谐波产生的定子齿表面损耗及脉振损耗
　　《电指》提供的计算方法包括下列三项：
　　高次谐波产生的表面损耗
　　q_1vk=φ(γ)^.［awk/(K_δ^.δ^.10³)］^2.D³_i/P^3.5.l_ef(f/50)^1.5.10^-12(9)

　　齿谐波产生的表面损耗
　　q_1zk=K₁^.［awk/(K_δxδ^.10³)］^2.d³_i/P^3.5.l_ef(f/50)^1.5.10^-12(10)

　　齿谐波产生的脉动损耗
　　q_zzk=K₂^.［awk/(K_δxδ^.10³)］^2.g_fez/P^0.5.(f/50)^2.10^-3(11)

　　从表3可以看出，随着容量的增大，齿杂散损耗已大大地超过了基本铁损，且远大于实心转子表面的损耗，那么，短路时铁心齿温升应远高于空载工况的温升，实际情况并非如此。
　　此外，公式中没有考虑饱和。有负载时，尽管有饱和，转子作用于气隙的总磁势还是成倍增加，相应的杂散损耗将增加4倍，实际不会发生这种情况。

表3　不同容量的电机几项损耗及相应的铁损对照

φ(γ)=2^.Σ(f²_n^.K_mn^.ξ)／(n^2.5.3)　　(12)

式中　n=3,5,7，……；f_n=n^.f;γ=Z₂/Z₂′；
　　　K_mn——与涡流反应有关的系数；
　　　ξ——与涡轮流透入深度有关的系数。
　　(10)式中

］　　(13)

　　其中系数5.0是包括因简化和不确定因素而引入的校正系数。
　　(11)式中,K₂也是如此：K₂=12.5/(γ^2.)
　　上述经验系数考虑了从理论上不可能精确描述诸多因素，如：
　　a.涡流反应引起谐波磁场的衰减；
　　b.叠片材料的电阻率、磁导率、厚度、表面特性影响；
　　c.齿中高次谐波产生的磁场和涡流分布法均匀。
　　为减小该项损耗的计算值，经过分析，发现原有的损耗没有考虑涡流的正弦性，是按峰值计算的。因此，将上述公式乘以(1／)²，即引入校正系数0.5。
　　为什么转子表面损耗公式中没有乘以0.5呢?因为awk表明的磁势峰值，而A_S1来源于有效值电流，因此，以A_S1表示的转子表面损耗不引入该系数。
2.1.4　端部损耗
　　端部损耗表述由端部漏磁通等杂散磁场在所有端部件中产生的损耗，包括压圈、压指损耗、轴向磁通产生的端部铁心损耗及机座、轴承等的铁磁损耗(引入校正系数)。《电指》中没有计及该损耗。
　　汽轮发电机进相运行时，超前功率因数增加了端部铁心的损耗，从发热的角度来说，功率因数是很重要的，但对总损耗的结果影响并不大。为了简化，效率计算不考虑功率因数的这种影响。
　　端部是否采用屏蔽，采用电屏蔽还是磁屏蔽对端部总损耗有较大影响，象300MW、600MW机端部结构完全不同，采用同一公式计算显然是不恰当的。但两种典型结构可用不同的校正系数加以区别。
　　类似300MW机的电屏蔽端部结构，采用下面的公式计算以压圈为主的损耗^［2］：

P=K_E^.(ω^.ρ)^1/2.(R₁^.K_w1^.A_s1)²(14)

式中　对非磁性压圈K_E=1.17;ω＝2πf；
　　　ρ——压圈或铜屏蔽的电阻率；
　　　R₁——定子内径；
　　　A_s1——定子线负荷；
　　　K_w1——定子绕组系数。
　　该式反映出总的槽电流、电流频率和铜屏蔽对端部损耗的影响，适用于压圈结构的电机。类似600MW机的磁屏蔽端部结构，则采用西屋公司的算法：

P=K_E^.AAW/［π(D_R+g)^.10³］^2.
［(D_R+g)/10］²(15)

式中　AAW=I_N^.Z₁^.S_N1/a₁^.K_p=A_s1^.K_p^.R₁^.2xπ
　　　D_R——转子直径；
　　　g——气隙；
　　　a₁——定子绕组并联支路数；
　　　K_p——短距系数，对两极机，K_E=0.3～0.4；对2p=4，K_E=0.28。
　　除了校正系数，两个表达式主要的物理意义几乎完全一样。
　　采用上述两式计算一些产品的端部损耗，结果列于表4。

表4　端部损耗

表5　几种机型空载损耗的计算值和试验值

Q_FEJ=1.3q_J^.(BJ1/10000)^1.8.G_FEJ^.10^-3(16)

Q_FEZ=1.5q_z^.(BZ13/10000)^1.8.10^-3.G_FEZ　　(17)

式中　q_J，q_z——10000高斯磁密的齿部和轭部部比损耗，W/kg;指数1.8原为2。
　　试验研究表明，硅钢片损耗和磁密实际大致与磁密的1.7～1.8次方成正比。
　　由于B_δ是磁密峰值，转子表面的空载齿谐波损耗也引入校正系数0.5，因而：
　　Q_2x0=2.65^.［B_δ/100^.(K_δN-1)］^2.D_i³/P^1.5.L_EF^.(f/50)^1.5.1/(Z₁)^1/2.10^-2(18)

式中　B_δ——气隙磁密；
　　　K_δN——定子槽的CARTER系数。
2.3　机械损耗
　　与空载损耗相反，机械损耗的试验值总是明显比计算值大，分析《电指》的计算方法，发现有下述原因：
　　a.内冷电机没有考虑转子的自通风压头损耗；
　　b.不含转子表面风斗的损耗；
　　c.忽略集电环及其风扇的损耗。
2.3.1　通风摩擦损耗
2.3.1.1　通风损耗
　　在空气状态下，总的通风损耗应基于下式：

W_ventair=9.81^.P_vant^.Q_vent^.10³/η_fan　　(19)

式中　P_vent——风扇有效静压头；
　　　Q_vent——总风量；
　　　η_fan——风扇效率。
　　氢气状态下，

W_vent=0.1^.P_H/P_atm^.W_ventair　　(20)

式中　P_H——运行绝对压力；
　　　P_atm——大气压。
　　上式中P_vent和η_fan在方案设计时难以确定，但统计表明，本公司汽轮发电机的产品系列风扇压头与容量的关系大致如附图所示(空气状态)。

附图　HEC汽轮发电机风扇静压与功率等级的近似关系

　　轴流式风扇的效率取0.65，这是采用WESTINGHOUSE公司的典型值，同时根据对几种产品的调查。
　　而《电指》的计算公式为Q_v=1.1^.V^.K(空气)
式中　K——指气体经风扇的温升，即风扇前后气体温升。不包括有效循环损耗P_vent^.Q_vent。
2.3.1.2　考虑转子表面风斗的摩擦损耗
　　对气隙取气电机，采用下面的方法^［4］。
　　a.具有风斗的转子表面的单位阻力：

F=v^2.ρ/d^2.Re^2.(A_i+A_o)　　(21)

式中　ρ——运行氢压下的氢气密度，kg^.s²/m⁴；
　　　v=μ/p——气隙里运行氢压下的氢气运动粘度，m²/s;
　　　Re——气隙内气体的雷诺数,Re=ρ^.U^.d/μ;
　　　U——转子表面圆周速度；
　　　d——流体当量直径，d=4s/c;
　　　A_i，A_o——与进、出风斗有关的经验系数，见表6。

表6　不同型式进、出风斗的经验系数A_i，A_o