所属栏目：电力论文范文发布时间：2026-01-24浏览量:744
凸极立式水轮发电机的全蒸发冷却技术可以实现定转子绕组高效冷却，降低水轮发电机对通风系统的风量需求，但在发电机风路中引入多种阻力元件，可能对电机通风系统产生影响。为实现全蒸发冷却水轮发电机通风系统的精细化热设计，本文建立了电机定子蒸发冷却系统关键管路结构及端部定子线棒三维模型，通过CFD软件对定子端部流场进行了数值计算，获得了端部阻力特性;探讨了转子蒸发冷却系统冷凝器引入后，不同冷凝器设计方案下的转子流量压头特性;最后，基于一维等效风路方法，完成了通风系统风路计算，获取了电机各部分风量分配数据，并将FLOWMASTER软件计算结果与厂家设计值进行校核，确定计算准确性。本文可从精细化通风计算角度为蒸发冷却系统关键结构工程设计提供参考。
关键词：蒸发冷却;水轮发电机;通风计算;CFD;FLOWMASTER
论文《凸极立式全蒸发冷却水轮发电机通风计算研究》发表在《电工电能新技术》，版权归《电工电能新技术》所有。本文来自网络平台，仅供参考。
1 引言
随着社会发展和科技的不断进步，水轮发电机的大容量、高转速发展趋势明显。由于电机运行过程中产生的大部分损耗将转化为热量，导致电机温度升高，而且单位体积损耗随单机容量的增大而增大，故水轮发电机单机容量的增加将导致其温升数值提高。对于更大容量、更高转速的机组，国际上普遍采用了水内冷技术以解决定子绕组冷却问题[1]。但采用水内冷技术的发电机潜伏着影响安全运行的隐患，而且机组运行不灵活，启动慢[2]。蒸发冷却系统具有的优点是：它不需要外部加装泵即可保持冷却介质自循环，定子绕组空心导体中的冷却介质在低压下闭环循环，没有泄露风险，也不需要水处理设备[3]，具有高绝缘性能、低沸点和不燃性[4]。对于大容量、高转速电机而言，转子磁极极数少，转子每极容量和线圈单位体积热负荷远高于常规水轮发电机，转子散热问题突出[5,6]。常规空冷方式有一定困难，而蒸发冷却技术可凭借高冷却效率优势有效解决定转子绕组的散热问题。目前已有大量水轮发电机定子蒸发冷却系统相关理论研究成果及工程应用案例[7-9]，转子蒸发冷却系统也有相关理论及试验研究[10,11]。定转子绕组同时采用蒸发冷却后，定子铁心等其他发热部件可通过转子旋转自然甩风实现冷却，定子和转子绕组蒸发冷却系统结构对电机通风系统的具体影响目前尚无具体研究，完成关键结构参数对电机通风计算的影响分析，对全蒸发冷却水轮发电机精细化热设计具有重要意义，可为电机结构进一步优化提供参考。
文献[12]利用CFD软件重点研究了电机定子和转子部分的仿真计算。M.S.RAJAGOPAL学者通过有限体积数值算法，给出了发电机定子通风沟内多元流场流速、换热系数以及温度场的分布规律[13]。温嘉斌等学者以690kW中型高压异步电机为模型样机，通过计算流体力学(Computational Fluid Dynamics，CFD)理论以及三维有限体积方法建立了电机定转子径向通风沟三维物理模型和数学模型，进行了数值求解计算[14]。文献[15]采用流体网络等效回路法与CFD数值模拟相结合的方法，完成了1100MW核电汽轮发电机通风计算，得到了整个发电机内通风冷却主要部件的流量分配。文献[16]应用FLOWMASTER软件建立计算网络，通过软件计算得到电机内部总风量及各支路风量分配。对于蒸发冷却式凸极立式水轮发电机特有结构相关通风计算，尚未见相关文献资料研究记录。
本文以凸极立式全蒸发冷却水轮发电机为分析对象，建立了电机蒸发冷却系统关键结构三维模型，以关键设计尺寸为变量，采用CFD软件及FLOWMASTER软件相结合的方式，对电机通风计算进行研究。
2 凸极立式全蒸发冷却水轮发电机通风系统
本文以一台400MW定子蒸发冷却式水轮发电机为研究对象，其通风系统为双路密闭自循环端部回风结构。冷却空气在转子支架旋转产生的风扇作用下进入转子支架入口，然后流经磁轭风沟、磁极极间、气隙、定子径向风沟，另一路流经转子风扇进入气隙、定子，冷却空气携带发电机损耗热量经定子铁心背部汇集到空气冷却器，在空气冷却器中进行热交换散去热量后，重新分上、下两路流经定子端部进入转子支架，构成完整的双路密闭自循环端部回风通风系统。
与常规通风系统相比，凸极立式定子蒸发冷却水轮发电机在风路中引入了定子蒸发冷却系统结构件，如绝缘引(流)管、集液环管、集汽环管等，如图1和图2所示分别为定子蒸发冷却水轮发电机风路结构图[17]和定子蒸发冷却管路图[18]。这些结构位于通风系统主风路中，可能影响风路局部风阻，进而影响风量。
目前转子蒸发冷却系统无工程应用案例，处于理论研究及模型实验阶段。根据本团队转子蒸发冷却前期相关研究，本文以圆柱形管壳式冷凝器作为转子二次冷却单元，探讨冷凝器尺寸、安装方式对电机通风计算影响，结构示意图如图3所示。
3 定子线棒端部风阻特性
3.1 结构及三维模型
定子蒸发冷却系统在定子端部引入了绝缘盒、引流管、集汽环管等结构，导致传统解析计算难以精确计算其风阻特性，因此本文利用CFD及参数化建模等方法，获取不同尺寸参数下风阻压降数据，研究定子线棒上端部的风阻特性。图4为定子线棒上端部、绝缘盒、绝缘引流管和集汽环管等整体结构图。绝缘引流管和集汽环管主要参数见表1。
表1 绝缘引流管和集汽环管主要参数
|参数|数值/mm|
|绝缘引流管直径|28.00|
|绝缘引流管高度|518.23|
|绝缘引流管间距|97.03|
|集汽环管外径|12307.20|
|集汽环管直径||
定子线棒上端部整体结构相对复杂，为了满足计算条件且达到高效计算的目的，在此针对本文实际模型特做出以下基本假设，保证精度的同时简化计算量：
(1)定子线棒端部的空气雷诺数较大，因此采用湍流模型进行计算。
(2)忽略实际结构中的定子引线、垫块、螺钉等部件，同时认为相接触部件均紧密接触。
(3)忽略空气的重力影响，认为流动空气为不可压缩。
(4)仿真计算过程中不考虑温度变化，因此不需要考虑能量方程。
根据实际结构及假设条件，建立圆周方向上3/396的定子上端部周期性计算模型，计算模型如图5所示。
3.2 网格剖分及边界条件
本文在空气域全局尺寸及空气域壁面作为关键部位的情况下，提取不同网格密度下入口、出口平均静压，入口速度1m/s时入口、出口平均静压差(以下记为压降)如图6所示。
由图6可知，当网格单元数量达到330万个时，压降变化差异不大，说明获得了网格无关解。
计算模型的入口设置为速度入口，出口设置为压力出口，出口压力为标准大气压。计算时以入口平均静压、出口平均静压以及出口体积流量等检测量波动情况，作为收敛判断条件。
绝缘引流管的直径、高度、间距及集汽环管的直径等参数不仅影响着内循环的流量特性也影响着外风路的流动特性，因此有必要研究引流管直径、高度、间距及集汽环管的直径等参数变化下定子线棒端部的风阻特性。
3.3 定子蒸发冷却系统绝缘引流管直径变化对端部风路风阻特性影响规律
绝缘引流管每组包含两根，分别与定子上下层线棒连接，并由绝缘盒罩住固定。计算模型如图7所示，不同绝缘引流管直径时的编号见表2。
表2 不同绝缘引流管直径时模型编号
|绝缘引流管直径/mm|编号|
|25.20|1-0|
|28.00(初始值)|1-1|
|30.80|1-2|
|33.60|1-3|
根据实际情况，计算得到了空气流量在0~140m³/s范围内计算模型的风阻压降结果如图8所示。
由图8可知，增大或者减小绝缘引流管直径时，压降变化趋势不明显，在风量约为140m³/s时模型1-1和1-4压降差最大，为0.19Pa，差值为7.20%。总体来看，改变绝缘引流管直径时对定子端部局部风阻特性影响较小。其原因为，绝缘引流管是定子端部的一部分，且风阻系数较小，改变绝缘引流管直径时，对定子端部局部风阻影响较小。
3.4 定子蒸发冷却系统绝缘引流管高度变化对端部风路风阻特性影响规律
计算模型如图7所示，不同绝缘引流管高度时的编号见表3。
表3 不同绝缘引流管高度模型编号
|绝缘引流管高度/mm|编号|
|310.94|2-0|
|362.76|2-1|
|414.58|2-2|
|466.41|2-3|
|初始值||
根据实际情况，计算得到了空气流量在0~140m³/s范围内计算模型的风阻压降，结果如图9所示。
由图9可知，绝缘引流管高度改变对定子线棒端部局部空间风阻特性影响不大，当其高度减小40%时，风阻压降降低幅度最大仅为7.8%。其原因与3.3节所述类似。
3.5 定子蒸发冷却系统绝缘引流管间距变化对端部风路风阻特性影响规律
计算模型如图10所示，不同绝缘引流管间距(指连接上层定子线棒引流管之间的周向距离)的编号见表4。
表4 不同绝缘引流管间距模型编号
|绝缘引流管间距/mm|模型编号|
|128.08|3-0|
|117.40|3-1|
|106.73|3-2|
|97.03(初始值)|3-3|
根据实际情况，计算得到了空气流量在0~140m³/s范围内计算模型的风阻压降结果如图11所示。
由图11可知，改变绝缘引流管间距时，风阻压降变化比较明显;当绝缘引流管间距为128.08mm时风阻压降比初始值降低最大为37.45%。其原因为改变绝缘引流管直径时，定子线棒及绝缘盒间距均相应发生变化，此时风阻系数变化较大，对定子端部局部风阻影响较大。
3.6 定子蒸发冷却系统上集汽环管直径变化对端部风路风阻特性影响规律
计算模型如图10所示，不同上集汽环管直径时的编号见表5。
表5 不同上集汽环管直径时模型编号
|上集汽环管直径/mm|模型编号|
|68.40|4-0|
|76.00(初始值)|4-1|
|83.60|4-2|
|91.20|4-3|
根据实际情况，计算得到了空气流量在0~140m³/s范围内计算模型的风阻压降结果如图12所示。
上集汽环管直径改变时，对定子线棒端部局部空间风阻特性影响不大，当其直径增大30%时，风阻压降增加幅度为3.9%，其原因与3.3节所述类似。
4 转子蒸发冷却关键结构对转子流量压头特性影响
转子旋转产生的有效压头是电机通风系统的压力来源[19]，转子蒸发冷却的引入可能会影响转子的有效压头，进而影响通风系统风量大小，因此需要对其进行研究。转子提供的有效压头等于空载压头减去内阻引起的压降，内阻主要包括转子支架入口、磁轭风沟及磁轭风道摩擦阻力压降等[20]。
根据解析公式[19]计算出转子流量压头特性：
[H = 318.76 - 0.00915Q^{2} quad (mmH_{2}O) quad (1)]
式中，(1mmH_{2}O = 9.8Pa);H为转子有效压头;Q为流经转子空气流量(m³/s)，详细计算内容见附录。根据此理论公式得到不同风量下转子有效压头大小见表6。
表6 不同风量下转子有效压头
|风量/(m³/s)|转子有效压头/Pa|
|80|2549.96|
|96|2297.45|
|112|1999.03|
|128|1654.69|
|144|1264.45|
为验证CFD仿真计算的正确性，本文先计算转子未安装冷凝器时转子流量压头特性，将计算结果与理论计算结果(见表6)进行比较，相对误差在10%范围内时可继续进行转子引入蒸发冷却冷凝器后的仿真计算。
4.1 转子未安装冷凝器时转子流量压头特性
水轮发电机转子结构相对复杂，主要由转子转轴、转子支架、磁轭及磁极等组成。为了满足计算条件且达到高效计算的目的，计算模型忽略实际结构中的转子引线、螺栓等部件，保证精度的同时简化计算量。
根据假设转子结构示意图如图13所示。由于转子具有周向对称性，为节约计算资源及提高计算效率，本文取1/16模型为计算模型。本仿真计算只涉及流场，不涉及温度场，因此计算域只考虑空气域，空气域如图14所示，网格剖分如图15所示。计算域划分了静止域和旋转域，边界条件为质量流入口、出口常压，计算模型两侧为周期性边界条件。
本文获取了风量从80~160m³/s下的转子有效压头，得到转子的流量压头特性。根据仿真计算结果得到不同风量下转子有效压头大小见表7，并与理论计算结果(见表6)进行对比，如图16所示，两者的相对误差(相同风量时转子有效压头误差)如图17所示。由图17可知，仿真计算与理论计算结果(见表6)相差比较小，相对误差均在8%以内，验证了仿真计算的准确性。
表7 不同风量下转子有效压头
|风量/(m³/s)|转子有效压头/Pa|
|80|2482.00|
|96|2222.50|
|112|1904.21|
|128|1591.37|
|144|1205.59|
4.2 改变冷凝器直径时转子流量压头特性
根据本团队转子蒸发冷却前期研究，本文选取单个圆柱形管壳式冷凝器的体积为1.25m³。冷凝器体积不变，改变冷凝器直径时，长度会发生改变，各参数见表8。冷凝器安装在转子中心体上，冷凝器安装位置、直径和长度示意图如图18所示。
表8 改变冷凝器直径参数设置
|模型编号|直径/mm|长度/mm|冷凝器底部距中心体距离/mm|
|Y-W1|400|622|50|
|Y-W2|450|491|50|
|Y-W3|500|400|50|
仿真计算方法及仿真设置和4.1节一样，转子引入蒸发冷却冷凝器后与转子未安装蒸发冷却冷凝器时两者的相对误差(相同风量时前者转子有效压头低于后者转子有效压头百分比)如图19所示。
由图19可知，相同风量下引入冷凝器的转子的有效压头低于未安装冷凝器的转子的有效压头，主要是因为冷凝器的引入使得转子内阻增大，而转子空载压头基本不变(对于凸极立式径向通风式水轮发电机，转子转动时，转子支架、磁轭以及磁极的串联作用组成了水轮发电机的主要径向压头[20])。三种模型对转子流量压头特性影响比较接近，其中Y-W3模型对转子流量压头特性影响最大，因为该模型下冷凝器直径最大、长度最短、风阻最大，但最大相对误差不超过3.5%。
为了分析冷凝器对转子支架进风口周围流场的影响，截取了模型整机流量为128m³/s时冷凝器水平径向中心截面及转子支架上端进风口速度及静压云图，并与未安装冷凝器时结果进行对比，分别如图20及图21所示。
由图20知，因冷凝器的旋转对周围空气流动造成一定的影响，导致周围空气流场分布与未安装冷凝器时差别较大。但由图21知转子支架进风口速度及静压分布趋势及大小基本一致。其原因为，转子蒸发冷却系统冷凝器不在电机的循环主风路中，虽然冷凝器对其附近冷却空气的流场有一定影响，但是对转子支架进风口影响很小。
4.3 改变冷凝器角度时转子流量压头特性
本文计算了Y-W3模型在不同角度下转子流量压头特性。将不同角度时的模型分别命名为Y-A1(同Y-W3)、Y-A2、Y-A3，不同角度示意图如图22所示。
仿真计算方法及仿真设置和4.2节一样，转子引入蒸发冷却冷凝器后Y-A1、Y-A2、Y-A3模型与转子未引入蒸发冷却时两者的相对误差(相同风量时前者转子有效压头低于后者转子有效压头百分比)如图23所示。
由图23知，Y-W3模型冷凝器在三种不同角度下转子流量压头特性差异比较小，其中Y-A3对转子流量压头特性影响最小，即冷凝器沿径向摆放时对转子流量压头特性影响最小，因为转子的旋转方向与径向放置的冷凝器方向垂直，风阻系数小。
5 通风系统计算
第3节及第4节已对定子线棒上端部风阻特性及转子流量压头特性进行了分析计算。本节主要进行通风系统通风计算，验证本文蒸发冷却系统通风计算方法的准确性，并分析探讨转子引入蒸发冷却后冷凝器对通风系统风量的影响规律。
根据本文所研究的400MW定子蒸发冷却水轮发电机通风系统结构，应用FLOWMASTER软件建立计算网络，如图24所示，主要包括转子、风扇及磁极压力元件及定子径向通风沟、空气冷却器及定子上下端部风阻元件等。
定子上端部(原机尺寸模型)风阻在第3节已得到。定子下端部建模(电机定子线棒下端部、绝缘盒、引流管及集液环管等为原机尺寸)及仿真方法与上端部风阻特性计算一致，风阻压降计算结果如图25所示。
风扇及磁极压力元件计算见附录，定子径向通风沟、空气冷却器等风阻压降计算方法如下[19]：
定子径向通风沟风阻压降：
[
Delta H_{s} = xi_{s} frac{ ho}{2} v_{sigma}^{2} quad (mmH_{2}O)
]
式中，(xi_{s})为定子风阻系数;( ho)为空气密度(kg/m³);(v_{sigma})为气隙中空气切向速度(m/s);(Delta H_{s})为压降，代入数据求得(Delta H_{s} = 0.686Q_{1}(mmH_{2}O))，(Q_{1})为经过定子径向通风沟风量(m³/s)。
空气冷却器风阻压降：
[
Delta H_{L} = Z_{s} xi_{L} v_{L}^{2} quad (mmH_{2}O)
]
式中，Z为空气冷却器水管总排数;(xi_{L})为一排水管风阻系数;(v_{L})为通过空气冷却器的风速(m/s);(Delta H_{L})为压降，代入数据求得(Delta H_{L} = 0.001Q_{2}^{2}(mmH_{2}O))，(Q_{2})为经过空气冷却器风量(m³/s)。
5.1 定子蒸发冷却水轮发电机通风系统计算
根据前述内容得到了定子上下端部风阻特性以及转子流量压头特性等。利用FLOWMASTER构建电机的简化通风网络，计算得到总风量及上下端部风量结果如图26所示。
由图可知电机总风量为145.28m³/s，上下端部风量分别为68.78m³/s、76.50m³/s，总风量与调研得到的厂家设计值140.70m³/s相比计算结果相对误差为3.26%。
由第3节知，改变绝缘引流管间距对定子线棒端部局部风阻影响相对较大，为探讨其对发电机通风系统风量影响大小，特此计算了增大引流管间距30%时风量大小，此时电机总风量为145.32m³/s，上下端部风量分别为69.15m³/s、76.17m³/s，与原定子蒸发冷却水轮发电机相比，总风量改变0.03%，上下端部风量分别改变0.54%、0.43%，影响很小。
5.2 全蒸发冷却水轮发电机通风计算
对全蒸发冷却水轮发电机而言，转子蒸发冷却冷凝器对转子流量压头特性影响第3节已确定，电机各部件风阻元件风阻值与5.1节设置一致。利用FLOWMASTER建立网络模型，代入数据可得到电机总风量及上下端部风量分配，本文获得了全蒸发冷却水轮发电机Y-W1等六种不同冷凝器模型下的风量计算结果，如图27所示。
由图27知当定子蒸发冷却水轮发电机转子也采用蒸发冷却时，Y-W1等六种不同冷凝器模型下电机总风量变化很小，最小总风量为143.53m³/s，相差仅为1.20%。定子上、下端部风量分配差异也很小，最大分别相差0.99%、1.06%，说明转子蒸发冷却的引入对电机通风系统影响很小。其原因为转子蒸发冷却系统的引入并没有导致转子流量压头特性的显著改变，在其余风阻变化很小的情况下，电机的总风量及定子上、下端部风量变化也很小。
6 结论
本文通过CFD数值计算获得了不同定子蒸发冷却关键结构尺寸参数下定子上下端部风阻特性、转子蒸发冷却冷凝器不同尺寸参数及摆放位置下转子流量压头特性，采用FLOWMASTER仿真软件对电机各部分风量分配进行了计算;并将FLOWMASTER仿真计算结果与厂家设计值进行了对比，验证了仿真计算的准确性。具体结论如下：
(1)本文中定子蒸发冷却系统上绝缘引流管直径、高度及上集汽环管直径改变时最大风阻压降差值均不超过8%，对定子线棒端部风阻特性影响较小;上绝缘引流管间距改变时最大风阻压降差值为37.45%，对定子线棒端部局部风阻特性影响相对较大。但根据FLOWMASTER软件计算结果，上绝缘引流管间距改变30%时，与原定子蒸发冷却水轮发电机相比，总风量仅改变0.03%，上下端部风量分别改变0.54%、0.43%，总风量及上下端部风量变化均很小，说明上绝缘引流管间距改变对通风系统整体风量的影响很小。
(2)基于CFD软件计算结果获取的定子蒸发冷却水轮发电机端部风阻压降曲线、定子径向通风沟等风阻压降数据及转子流量压头特性等，本文利用FLOWMASTER软件计算得到定子蒸发冷却水轮发电机总风量为145.28m³/s，上下端部风量分别为68.78m³/s、76.50m³/s，总风量与厂家设计值140.70m³/s相比相对误差为3.26%，本文的通风计算方法结果可信。
(3)转子采用蒸发冷却后，6种不同圆柱形管壳式冷凝器模型下发电机总风量略微减少，最大减少仅为1.20%，此时发电机转子绕组热量由蒸发冷却带走，电机所需总风量也会相应减小，因此转子引入冷凝器不会影响电机整体散热。
附录
式(1)详细计算如下：
转子理论压头：
[
(H_{s})_{T} = frac{ ho}{2}(v_{2}^{2} - omega_{2j}^{2}) (mmH_{2}O)
]
式中，(v_{2})为转子外圆周速(m/s);(omega_{2j})为磁极径向出口速度(m/s);((H_{s})_{T})为压头，代入数据求得((H_{s})_{T} = 364.117 - 0.00013Q^{2}(mmH_{2}O))，Q为转子风量(m³/s)。
转子支架入口损失：
[
Delta H_{omega} = xi_{omega} frac{ ho}{2} omega_{1}^{2} (mmH_{2}O)
]
式中，(xi_{omega})为支架入口损失系数;(omega_{1})为合成速度(m/s);代入数据求得(Delta H_{omega} = 45.349 + 0.00079Q^{2}(mmH_{2}O))。
磁轭入口损失：
[
Delta H_{R} = xi_{R} frac{ ho}{2} omega_{1R}^{2} (mmH_{2}O)
]
式中，(xi_{R})为磁轭入口损失系数;(omega_{1R})为磁轭入口速度(m/s)。代入数据求得(Delta H_{R} = 0.00323Q^{2}(mmH_{2}O))。
磁轭出口碰撞损失：
[
Delta H_{y} = frac{ ho}{2} omega_{2R}^{2} (mmH_{2}O)
]
式中，(omega_{2R})为磁轭出口速度，代入数据求得(Delta H_{y} = 0.00252Q^{2}(mmH_{2}O))。
摩擦损失：
[
Delta H_{m} = 0.02 frac{ ho}{2} frac{b_{j}}{d_{R}} omega_{R}^{2} (mmH_{2}O)
]
式中，(b_{j})为磁轭径向宽度(m);(d_{R})为计算等效直径(m);(omega_{R})为风沟内气流的平均速度，代入数据求得(Delta H_{m} = 0.00247Q^{2}(mmH_{2}O))。
由以上各式，计算出转子有效压头，即转子理论压头减去转子支架入口损失、磁轭入口损失、磁轭出口碰撞损失及摩擦损失，得转子流量压头特性：
[
H = 318.76 - 0.00915Q^{2} (mmH_{2}O)
]
风扇及磁极压头与流量关系计算[19]：
风扇空载压头：
[
H_{0} = eta_{0} ho (u_{2}^{2} - u_{1}^{2}) (mmH_{2}O)
]
式中，(eta_{0})为风扇空载压头利用系数;( ho)为空气密度(kg/m³)，对于径向叶片取0.6;(u_{1})、(u_{2})分别为风扇内、外径周速。
风扇产生的最大流量：
[
Q_{max1} = 0.42u_{2}A_{2f} (m³/s)
]
式中，(A_{2f})为风扇出口面积：
[
A_{2f} = 0.9pi D_{2f}h_{f} (m²)
]
式中，(D_{2f})为风扇外径(m);(h_{f})为风扇叶片高度(m)。
根据上述两式求得风扇的H-Q特性曲线见附表1，其中(Q_{max1} = 211.539m³/s)，(H_{0} = 26.143mmH_{2}O)。
附表1 风扇的压头与流量关系
|参数|数值||| |
|Q/Qmax1|0|0.25|0.50|0.75|1.00|
|H/H0||| | | |
磁极的最大流量：
[
Q_{max2} = K_{Q}A_{0}v_{2} (m³/s)
]
式中，(K_{Q})为磁极流量系数，取0.45;(A_{0})为磁极轴向进风面积(m²);(v_{2})为磁极外圆周速(m/s)。
磁极的空载压头：
[
H_{max} = K_{H} frac{ ho}{2}v_{2}^{2} (mmH_{2}O)
]
式中，(K_{H})为磁极压头系数，取0.228，根据上述两式求得磁极的H-Q特性曲线见附表2，其中(Q_{max2} = 109.63m³/s)，(H_{max} = 82.07mmH_{2}O)。
附表2 磁极的压头与流量关系
|参数|数值||| |
|Q/Qmax2|0|0.50|0.80|1.00|
|H/Hmax|1.00|0.65|0.36|0|
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