Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния

Дата: 2025-06-02; Просмотры: 11

Оценка:

0.00 из 5.00 — оценок

Скачиваний: 0

Скачать

λ_л = 0,34 ( l _л – 0,64 β τ ) (9.159)

где q и l_л — число пазов на полюс и фазу и длина лобовой части витка обмотки; β = у_расч / τ — укорочение шага обмотки, для которой прово­дится расчет, т. е. обмотки статора или фазного ротора.

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния для обмоток статора и фазного ротора

(9.160)

Значение коэффициента ξ зависит от числа q, укорочения шага обмотки и размерных соотношений зубцовых зон и воздушного зазора.

Ниже приводятся формулы, в которые при расчете ξ, для обмо­ток статора или ротора следует подставлять данные обмоток и зубцовых зон соответственно статора или ротора.

Для обмоток статора и ротора при q, выраженном целым чис­лом (q ≥ 2), для обмотки с β = 1

ξ = 2 + 0,022 q ² – k ² _об (1 + Δ z ); (9.161)

при укороченном шаге обмотки (β < 1)

ξ = k '' q ² + k ' _β – k ² _об (1 + Δ z ); (9.162)

при дробном (q ≥ 2)

ξ = k''q² + 2k''_β – k² _об ( + Δ z); (9.163)

при дробном q, значение которого 1 < q < 2,

ξ = k '' q ² + 2 k '' _β – – k ² _об ( + Δ z ); (9.164)

В этих формулах коэффициенты Δz, k', k" и k"_β определяют по кривым, приведенным на рис. 9.51. Для определения k"_β и k' необ­ходимо найти дробную часть числа q, равную c/d (дробное число q = b + c/d, где b — целое число, c/d < 1 — дробная часть числа q), коэффициент k'_β — по (9.156) или (9.157).

Индуктивное сопротивление обмотки фазного ротора, опреде­ленное по (9.152), должно быть приведено к числу витков обмотки статора:

х'₂ = v ₁₂ x ₂, (9.165)

где v₁₂ — коэффициент приведения сопротивлений по (9.151).

9.10.3. Сопротивления обмоток двигателей с короткозамкнутыми роторами

Активное сопротивление фазы обмотки статора двигателя с короткозамкнутым ротором рассчитывается так же, как и для двигате­ля с фазным ротором.

Активное сопротивление фазы короткозамкнутого ротора опреде­ляется следующим образом. Как говорилось выше, за фазу обмотки, выполненной в виде беличьей клетки, принимают один стержень и два участка замыкающих колец (см. рис. 9,35). Токи в стержнях и за­мыкающих кольцах различны, поэтому их сопротивления при рас­чете общего сопротивления фазы должны быть приведены к одному току. Таким образом, сопротивление фазы короткозамкнутого ро­тора r₂ является расчетным параметром, полученным из условия равенства электрических

Рис. 9.51. Коэффициенты к расчету проводимости

дифференциального рассеяния:

а — коэффициент Δz в зависимости от размерных соотношений b_ш/t_z и b_ш/S;

б — коэффициент k' в зависимости от дробной части числа q;

в — коэф­фициент К' в зависимости от укорочения шага обмотки β;

г — коэффициент К''_β в зависимости от укорочения шага обмотки β и дробной части чис­ла q;

д — коэффициент k'_ск в зависимости от соот­ношения t_z2/t_z1 и относительного скоса пазов β_ck

потерь в сопротивлении r₂ от тока I₂ и сум­марных потерь в стержне и участках замыкающих колец соответственно от тока в стержне I_c и тока в замыкающем кольце I_кл реальной машины:

(9.166)

где I_с — ток в стержне ротора; I_кл — ток в замыкающих кольцах; r_C — сопротивление стержня; r_кл — сопротивление участка замыка­ющего кольца, заключенного между двумя соседними стержнями (см. рис. 9.35).

Ток I_с называют током ротора и в расчетах обозначают I₂.

Учитывая, что

I _кл = I _с / Δ = I₂ / Δ, (9.167)

где Δ = 2sin — (см. § 9.7), из (9.167), получаем

r ₂ = r _с + 2 (9.168)

где

r_c = ; (9.169)

r _кл = (9.170)

В этих выражениях I_с — полная длина стержня, равная расстоя­нию между замыкающими кольцами, м; D_кл._ср — средний диаметр замыкающих колец, м (см. рис. 9.37):

D _кл ._ср = D₂ - h _кл; (9.171)

q_c — сечение стержня, м²; k_r — коэффициент увеличения активного со­противления стержня от действия эффекта вытеснения тока; при рас­чете рабочих режимов в пределах изменения скольжения от холостого хода до номинального для всех роторов принимают k_r = 1; q_кл — площадь поперечного сечения замыкающего кольца, м²; р_с и р_кл — соответственно удельные сопротивления материала стержня и замыкающих колец, Ом м, при расчетной температуре (см. табл. 5.1).

Сопротивление r₂ для дальнейших расчетов должно быть приве­дено к числу витков первичной обмотки. Выражение коэффициента приведения для сопротивления фазы короткозамкнутого ротора по­лучают, подставляя в (9.151) значения m₂ = Z₂, w ₂ = 1/2, k_об2 = 1 и учитывая влияние скоса пазов:

(9.172)

где коэффициент скоса пазов (по 3.17)

k _ск = 2 sin ;

Обычно значения β_ск выражают в долях зубцового деления ротора t_z2. При скосе пазов ротора на одно зубцовое деление стато­ра γ_ck = π2p / Z₁. В этом случае в двигателях с 2р = 2 из-за малости угла γ_ck принимают k_cк = 1.

Приведенное значение активного сопротивления фазы обмотки короткозамкнутого ротора

r ' ₂ = r₂ v ₁₂. (9.173)

Индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора асинх­ронного двигателя с короткозамкнутым ротором рассчитывается по той же формуле, что и для статора с фазными роторами, т. е.

x = 1,58 (9.174)

Входящий в формулу коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния λ_п определяют в зависимости от конфигурации пазов по формулам табл. 9.26.

Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния λ_л определяется по (9.159).

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния λ_д1 определяют по формуле

(9.174а)

в которой ξ, находят следующим образом.

При открытых пазах статора и отсутствии скоса статора или ротора

(9.175)

При полузакрытых или полуоткрытых пазах статора с учетом скоса пазов

(9.176)

В этих формулах t_z1 и t_z2 — зубцовые деления статора и ротора; Δ_Z определяют по кривой рис. 9.51, a, k_β определяют по (9.155) или (9.158); β_cк = β_cк/t_z2 — скос пазов, выраженный в долях зубцового деления ротора. При отсутствии скоса пазов b_ск = 0; k'_cк определяют по кривым рис. 9.51, д в зависимости от t_z2/t_z1 и β_cк (при отсутствии скоса пазов — по кривой, соответствующей β_ск = 0).

Индуктивное сопротивление обмотки короткозамкнутого ротора определяют по формуле

(9.177)

полученной после подстановки в (9.152) значений m₂ = Z₂ и q₂ = 1/(2р) обмотки короткозамкнутого ротора и введения дополнительного слагаемого λ_ск.

Коэффициент магнитной проводимости пазового рассеяния обмотки короткозамкнутого ротора рассчитывают по приведенным в табл. 9.27 формулам в зависимости от конфигурации паза ротора (рис. 9.52).

Таблица 9.27. Расчетные формулы для определения коэффициентов

магнитной проводимости пазового рассеяния короткозамкнутых роторов

Рисунок	Расчетные формулы
9.52, а
9.52,6
9.52, в
9.52, г
9.52, д

При расчете номинального режима двигателя во всех формулах k_д= 1.

При закрытых пазах ротора любой конфигурации (рис. 9.52, а—д) в расчетных формулах табл. 9.27 нужно при шлицах по рис. 9.52, е слагаемые h_ш /b_ш заменить на 0,3 + 1,12 • 10⁶ , по рис. 9.52, ж — на h_ш/b_ш + 1,12 • 10⁶ , где — толщина ферромагнит­ной перемычки над пазом, м; I₂ — ток ротора, А.

Рис. 9.52. К расчету коэффициентов магнитной проводимости

пазового рассеяния короткозамкнутых роторов:

а — д — полузакрытые пазы; е, ж — закрытые пазы

Коэффициент магнитной проводимости лобового рассеяния рассчитывают в зависимости от размеров и расположения замыкающих колец обмотки по следующим формулам.

В роторах с литыми обмотками при замыкающих кольцах, прилегающих к торцам сердечника ротора (см. рис. 9.37, б), используют формулу

(9.178)

Если замыкающие кольца отставлены от торцов ротора (см. рис. 9.37, а), как, например, в обмотке, выполненной из медных или латунных стержней, впаянных в замыкающие кольца, расчет прово­дят по формуле

(9.179)

В этих формулах D_кл.ср — средний диаметр замыкающих колец по (9.171); Δ = 2 sin πρ/Z₂ — коэффициент приведения токов в кольце к току в стержне; h_кл и b_кл — средние высота и ширина колец (см. рис. 9.37); ; — по (9.154).

Коэффициент магнитной проводимости дифференциального рассеяния обмотки, короткозамкнутого ротора

(9.180)

где

(9.181)

Δ_Z находят по кривым рис. 9.51, а.

Как видно из (9.181), при большом числе пазов ротора, приходя­щихся на пару полюсов: Z₂/p ≥ 10, без заметной погрешности можно принять ξ = 1.

Коэффициент проводимости скоса, учитывающий влияние на ЭДС обмотки ротора скоса пазов,

, (9.182)

где β_ск — скос пазов, выраженный в зубцовых делениях ротора. При скосе пазов на одно зубцовое деление ротора β_ск = 1; k_μ — коэффициент насыщения магнитной цепи (по 9.129).

Приведенное к числу витков обмотки статора индуктивное со­противление обмотки короткозамкнутого ротора

х'₂ = х₂ γ₁₂ (9.183)

где v₁₂ — по (9.172).

Сопротивление схемы замещения r_μ (см. рис. 9.47, а) является расчетным. Введением его в схему замещения учитывают влияние потерь в стали статора на процессы в асинхронной машине, поэтому значение сопротивления r_μ должно быть принято таким, чтобы выделяющаяся в нем активная мощность была равна мощности, затрачиваемой на потери в стали в реальной машине и отнесенной к одной фазе. Таким образом, r_μ = Р_СТ/(m I²_0a ), так как активные потери в стали определяются активной составляющей тока холостого хода ,I_0а. Из схемы замещения r_μ = где .

Сопротивление взаимной индукции обмоток статора и ротора x_μ по схеме замещения может быть определено как x_μ = Е₁\I_μ.

В расчетной практике параллельное включение сопротивлений r_μ и х_μ оказалось удобнее заменить последовательно включенными сопротивлениями r₁₂ и х₁₂ (см. рис. 9.47, 6), значения которых опре­деляют из условия

откуда

и

Так как в асинхронных машинах r_μ ≤ x_μ, то х₁₂ ≈ х_μ, а r₁₂ << х₁₂. В связи с этим значение r₁ не играет заметной роли при анализе процессов в машине, и в расчетах им часто пренебрегают.

Сопротивления r₁ и х₁₂ с достаточной для обычных расчетов точностью определяют по следующим формулам:

r₁₂ = P_cт.осн / (m I²_μ) ; (9.184)

(9.185)

9.10.4. Относительные значения параметров

Для удобства сопоставления параметров отдельных машин и упрощения расчета характеристик параметры асинхронных машин выражают в относительных единицах, принимая за базисные значе­ния номинальное фазное напряжение и номинальный фазный ток статора.

Значения параметров, выраженные в относительных единицах, отмечают звездочкой:

(9.186)

Относительные значения одних и тех же параметров схемы замещения различных асинхронных двигателей нормального исполне­нии незначительно отличаются друг от друга.

Так, относительные значения индуктивных сопротивлений рассеяния обмотки статора и приведенного сопротивления обмотки ротора большей частью находятся в пределах х₁ = 0,08...0,14 и х'₂ = 0,1...0,16.

Относительные значения сопротивлений взаимной, индукции, как правило, в 30—40 раз больше, чем x_1*. Обычно х_12* = 2...4.

Относительные значения активных сопротивлений обмотки статора и приведенного сопротивления обмотки ротора близки друг к другу и обычно составляют несколько сотых долей: r_1* ≈ r'_2* ≈ 0,02... 0,03; лишь, в машинах малой мощности их значения несколько увеличиваются.

Сопротивление r_12* обычно составляет 0,05...0,2.

9.11. ПОТЕРИ И КПД

Потери в асинхронных машинах подразделяют на потери в стали (основные и добавочные), электрические, вентиляционные, меха­нические и добавочные при нагрузке.

Основные потери в стали в асинхронных двигателях рассчитыва­ют только в сердечнике статора, так как частота перемагничивания ротора, равная f₂ = s f₁, в режимах, близких к номинальному, очень мала и потери в стали ротора даже при больших индукциях незна­чительны [6].

В пусковых режимах f₂ близка к f₁ и потери в стали ротора соответственно возрастают, однако при расчете пусковых характеристик потери находят только для определения нагрева ротора за время пуска. Наибольшими потерями в пусковых режимах являются элект­рические потери в обмотках. Они во много раз превышают потери номинального режима, поэтому пренебрежение потерями в стали ротора при больших скольжениях не вносит сколько-нибудь замет­ной погрешности в расчет.

Основные потери в стали статоров асинхронных машин определяют в соответствии с (6.4) по следующей формуле:

Р_ст.осн = р_1,0/50 (9.187)

где p_1,0/50 — удельные потери (табл. 9.28) при индукции 1 Тл и частоте перемагничивания 50 Гц; β — показатель степени, учитывающий за­висимость потерь в стали от частоты перемагничивания; для боль­шинства электротехнических сталей β = 1,3...1,5; k_да и k_дz —коэффициенты, учитывающие влияние на потери в стали неравномерности распределения потока по сечениям участков магнитопровода и технологических факторов. Для машин мощностью меньше 250 кВт приближенно можно принять k_да = l,6 и k_дz = 1,8; для машин большей мощности k_да = 1,4 и k_дz = 1,7; В_а и В_z1ср— индукция в ярме и средняя индукция в зубцах статора, Тл; m_а, m_z1 — масса стали ярма и зубцов статора, кг:

m_a = π ( D_a - h_a ) h_a l _ст1 k_{c 1} γ_c ; (9.188)

m_{z 1} = h_{z 1} b_{z 1ср} Z ₁ l _ст1 k_{c 1} γ_c ; (9.189)

h_а — высота ярма статора, м:

h _а = 0,5( D_a - D) – h _п1 ;

h_z1 — расчетная высота зубца статора, м; b_{z 1ср} — средняя ширина зуб­ца статора, м:

b_{z 1ср} = ( b_{z 1 max} + b_{z 1 min} )/ 2 ;

γ_с — удельная масса стали; в расчетах принимают γ_с = 7,8 • 10³ кг/м³.

Таблица 9.28. Удельные потери в стали, Вт/кг, толщиной 0,5 мм

при индукции В = 1 Тл и частоте перемагничивания f = 50 Гц

Добавочные потери в стали (добавочные потери холостого хода) подразделяют на поверхностные (потери в поверхностном слое ко­ронок зубцов статора и ротора от пульсаций индукции в воздушном зазоре) и пульсационные потери в стали зубцов (от пульсации ин­дукции в зубцах).

Для определения поверхностных потерь вначале находят ампли­туду пульсации индукции в воздушном зазоре над коронками зуб­цов статора и ротора (рис. 9.53, а), Тл:

Рис. 9.53. К расчету поверхностных потерь в асинхронных машинах:

а — пульсация индукции в воздушном зазоре;

б — зависимость β₀ =f /(b_ш / S)

B ₀₁₍₂₎ = β₀₁₍₂₎ k_δ B_δ . (9.190)

Для зубцов статора β₀₁ зависит от отношения ширины шлица пазов ротора к воздушному зазору: β₀₁ = f (b_ш2 / δ); для зубцов ротора — от отношения ширины шлица пазов статора к воздушно­му зазору: β₀₂ = f (b_ш1 / δ) . Зависимость β₀ = f (b_ш / δ) приведена на рис. 9.53, б.

По В₀ и частоте пульсаций индукции над зубцами, равной Z_2n для статора и Z_1n для ротора, рассчитывают удельные поверхност­ные потери, т. е. потери, приходящиеся на 1м² поверхности головок статора и ротора:

для статора

Р_пов1 = 0,5 k ₀₁ (9.191)

для ротора

Р_пов2 = 0,5 k ₀₂ (9.192)

В этих выражениях k₀₁₍₀₂₎ — коэффициент, учитывающий влияние обработки поверхности головок зубцов статора (ротора) на удель­ные потери; если поверхность не обрабатывается (двигатели мощ­ностью до 160 кВт, сердечники статоров которых шихтуют на цилиндрические оправки), то k₀₁₍₀₂₎ = 1,4...1,8, при шлифованных поверхностях (наружная поверхность роторов машин средней и большой мощности и внутренняя поверхность статора двигателей Р₂ > 160 кВт) k₀₁₍₀₂₎ = 1,7...2,0; n = n_c (1 - s) ≈ n_c — частота вращения двигателя, об/мин.

Полные поверхностные потери статора, Вт,

Р_пов.1 = p_пов.1 (t _{z 1} – b _ш1 ) Z ₁ l _ст1. (9.193)

Полные поверхностные потери ротора, Вт,

Р_пов2 = p _пов2 (t_z2 - b _ш2 ) Z ₂ l _cт2. (9.194)

Для определения пульсационных потерь вначале находится амплитуда пульсаций индукции в среднем сечении зубцов В_пул, Тл:

для зубцов статора

В_пул1 = (9.195)

для зубцов ротора

В_пул2 = (9.196)

В этих формулах B_z1cp и B_z2cp — средние индукции в зубцах ста­тора и ротора, Тл:

(9.197)

При открытых пазах на статоре или на роторе при определении γ₁ и γ₂ в (9.197) вместо b_ш1 или b_ш2 подставляют расчетную ширину раскрытия паза, равную:

b '_ш1(2) = (9.198)

(индекс 1 при расчете b'_ш1, индекс 2 при расчете b'_ш2).

Значения коэффициента k_δ в зависимости от отношения δ_п/δ для открытых пазов приведены на рис. 9.54.

Пульсационные потери в зубцах статора

P _пул1 ≈ 0,11 ; (9.199)

пульсационные потери в зубцах ротора

P _пул2 ≈ 0,11 ; (9.200)

Рис. 9.54. К расчету пульсационных потерь

в асинхронных машинах

В этих формулах m_z1 — масса стали зуб­цов статора, кг, определяется по (9.189); m_z2 — масса стали зубцов ротора, кг:

m_{z 2} = Z ₂ h_{z 2} b_{z 2ср} l _ст2 k_{c 2} γ_c (9.201)

где h_z2 — расчетная высота зубца ротора, м; b_z2cp — средняя ширина зубца ротора, м:

b_{z2 c p} = (b_{z2 max} + b_{z2 min} ) / 2.

Поверхностные и пульсационные потери в статорах двигателей с и короткозамкнутыми или фазными роторами со стержневой обмоткой обычно малы, так как в пазах таких роторов b_ш2 мало и пульса­ции индукции в воздушном зазоре над головками зубцов статора незначительны. Поэтому расчет этих потерь в статорах таких двигателей не проводят.

В общем случае добавочные потери в стали

Р_стдоб = Р_пов1 + Р_пул1 + Р_пов2 + Р_пул2 (9.202)

и полные потери в стали асинхронных двигателей

P_ст = Р_ст.осн + Р_ст.доб. (9.203)

Обычно Р_ст.доб приблизительно в 5—8 раз меньше, чем Р_ст.осн.

Электрические потерн в асинхронных двигателях рассчитывают раздельно в обмотках статоров и роторов.

Электрические потери во всех фазах обмотки статора, Вт,

P_э1 = m ₁ r ₁. (9.204)

Электрические потери во всех фазах обмотки фазного ротора, Вт,

Р_э2 = m ₂ r ₂ = m ₁ . (9.205)

Электрические потери в обмотке короткозамкнутого ротора, Вт,

P _э2 = m ₂ r ₂ = Z ₂ r ₂ (9.206)

или

Р_э2 = m ₁ . (9.207)

Электрические потери в щеточном контакте Р_э.ш, Вт, фазных ро­торов асинхронных двигателей, не имеющих приспособлений для подъема щеток и замыкания накоротко контактных колец при но­минальном режиме работы,

Р_э.щ = m ₂ ΔU _щ I _к.к, (9.208)

где ΔU_щ — падение напряжения в скользящем контакте щетка — коль­цо, В; принимается в зависимости от марки щеток по табл. П 4.2; I_к.к — ток в кольце, А; при соединении обмотки ротора в звезду I_к.к = I₂ ; при соединении обмотки ротора в треугольник (при m₂ = 3) I_к.к = I₂.

Механические и вентиляционные потери в асинхронных двигате­лях рассчитывают по приближенным формулам, полученным из опыта проектирования и эксплуатации двигателей. Коэффициент трения (К_т) учитывает конструкцию, скорость вращения, число пар полюсов, мощность двигателя. Его размерность изменяется в зависимости от вида формулы для определения Р_мех (9.209 — 9.213).

Потери на трение в подшипниках и вентиляционные потери в двигателях с радиальной системой вентиляции без радиальных вен­тиляционных каналов, с короткозамкнутым ротором и вентиляци­онными лопатками на замыкающих кольцах, Вт,

Р_мех ≈ К_т ( n / 1000)² (10 D )³ ; (9.209)

К_т = 5 при 2р = 2; К_т = 6 при 2р ≥ 4 для двигателей с D_a ≤ 0,25 м;

К_т = 6 при 2р = 2; К_т = 7 при 2р ≥ 4 для двигателей с D_a > 0,25 м.

В двигателей с двигателях с внешним обдувом (0,1 ≤ D_a ≤ 0,5 м)

Р_мех = К_т ( n /10)² D ⁴ _a ; (9.210)

К_т = 1 для двигателей с 2р = 2 и К_т = 1,3(1 - D_a) при 2р ≥ 4.

В двигателях с радиальной системой вентиляции средней и боль­шой мощности

Р_мех = 1,2 2 р τ³ ( n _к +1,1) 10³ (9.211)

где n_к — число радиальных вентиляционных каналов; при отсутствии радиальных каналов n_к = 0.

В двигателях с аксиальной системой вентиляции

Р_мех = К_т( n /1000)² (10 D _вент )³, (9.212)

где D _вент — наружный диаметр вентилятора, м; в большинстве кон­струкций можно принять D_вент ≈ D_a; K_т = 2,9 для двигателей с D_a ≤ 0,25 м; К_т = 3,6 для двигателей с D_a = 0,25...0,5 м.

В двигателях большой мощности (0,5 < D_a < 0,9 м)

Р_мех = К_т (10 D_a )³ (9.213)

В этом выражении коэффициент К_т принимается по табл. 9.29.

Таблица 9.29. К расчету механических потерь

двигателей большой мощности

Потери на трение щеток о контактные кольца, Вт, рассчитывают для двигателей с фазными роторами при отсутствии приспособле­ний для подъема щеток и закорачивания контактных колец в номи­нальном режиме работы:

Р_тр.щ = К_тр ρ_щ S _щ υ_к, (9.214)

где К_тр — коэффициент трения щеток о контактные кольца (обычно принимается равным 0,16—0,17); ρ_щ — давление на контактной поверхности щеток, кПа (см. табл. П 4.2); S_щ — общая площадь контакт­ной поверхности всех щеток, м²; v_k — линейная скорость поверхности контактных колец, м/с.

Добавочные потери при нагрузке асинхронных двигателей возникают за счет действия потоков рассеяния, пульсаций индукции в воздушном зазоре, ступенчатости кривых распределения МДС об­моток статора и ротора и ряда других причин. В короткозамкнутых роторах, кроме того, возникают потери от поперечных токов, т. е. токов между стержнями, замыкающихся через листы сердечника ротора. Эти токи особенно заметны при скошенных пазах ротора. В таких двигателях, как показывает опыт эксплуатации, добавоч­ные потери при нагрузке могут достигать 1...2 % (а в некоторых слу­чаях даже больше) от подводимой мощности. ГОСТ устанавливает редкие расчетные добавочные потери при номинальной нагрузке, равные 0,5 % номинальной потребляемой мощности. При расчетах потерь и КПД двигателей в режимах, отличных от номинального, значение добавочных потерь пересчитывают пропорционально квадрату токов:

Р_доб = Р_{доб.ном} ( I ₁ / I _1ном )². (9.215)

Коэффициент полезного действия двигателя

η = Р₂ /P₁ = 1 - / P₁, (9.216)

где — сумма всех потерь в двигателе, Вт.

Ток холостого хода двигателя

(9.217)

При определении активной составляющей тока холостого хода принимают, что потери на трение и вентиляцию и потери в стали при холостом ходе двигателя такие же, как и при номинальном ре­жиме. При этом условии

I _х.х.а = (9.218)

Электрические потери в статоре при холостом ходе приближен­но принимаются равными:

Р_э1х.х = m I ² _μ r ₁ . (9.219)

Реактивная составляющая тока холостого хода

I _х.х.р ≈ I_μ (9.220)

Коэффициент мощности при холостом ходе

cos φ _х.х = I _х.х.а / I _х.х. (9.221)