在離心通風機型號樣機的基礎上，只增加了風機葉輪的旋轉直徑。（2）通過觀察原型風機和斜槽風機葉片通道的流線圖，可以看出設計風機的長、短葉片吸力面分離較弱，但沒有強渦流區(qū)。因此，改進后的風扇與樣機的幾何相似性不滿足風扇相似性原理的條件。因此，通過改進后的數(shù)值計算分析了改進效果。第二種改進方案的基本思想是在風機外殼不變的情況下，增加風機葉輪的旋轉直徑。風機葉輪的具體改進方法在保持葉片出口安裝角度不變的前提下，風機葉輪的旋轉直徑分別由480 mm增加到490 mm和500 mm。通過對改進后的離心通風機型號的數(shù)值計算，在第二種改進方案中通過增加葉輪的旋轉直徑來提高風機的總壓。當葉輪旋轉直徑增加到490m時，改進后的風機總壓力增加到4765pa，相應的風機運行力矩增加到4.65n.m，風機效率基本不變。當葉輪旋轉直徑增加到500m時，風機總壓力增加到4835pa，但風機扭矩相應增大，風機效率降低。離心通風機型號樣機蝸舌流線圖表明，當氣體流經(jīng)樣機蝸舌位置時，大量氣體通過蝸舌與葉輪之間的間隙T流回蝸殼，流量損失較大。

離心通風機型號的矩形截面蝸殼成型時，蝸殼側壁只需用鋼板切斷，在滾筒上滾動即可。復雜的葉片結構導致其加工工藝復雜，在批量生產(chǎn)時葉片模具制造的成本較大，一般企業(yè)都只單件生產(chǎn)甚至不生產(chǎn)，導致產(chǎn)品的供不應求。加工制造方便。因此，選擇離心風機常用的矩形截面蝸殼作為風機蝸殼截面的設計依據(jù)。介紹了蝸殼型線的設計方案。采用等循環(huán)法完成了蝸殼型線的設計，選擇等邊單元法進行了蝸殼型線的近似繪制。

離心通風機型號蝸殼外形參數(shù)的選擇

蝸殼寬度的選擇和蝸殼較佳寬度的選擇并沒有給出一種固定的計算方法。對流項采用二階迎風格式離散，擴散項采用二階中心格式離散，時間項采用二階隱式格式離散。建議蝸殼B的寬度為葉輪出口寬度的2-5倍[52-54]。蝸殼的寬度也可通過公式確定。由式計算的蝸殼寬度為0.069m~0.099m，b值為0.72m，為風機葉輪出口寬度的6倍。通過對設計風機的建模和數(shù)值計算，當殼體厚度為葉輪出口寬度的6倍時，效率低，流量大，總壓低。因此，根據(jù)離心通風機型號的數(shù)值計算和文獻綜述的結果，蝸殼寬度是葉輪出口寬度的4倍，即b為0.48m。

改造后，對兩臺離心通風機型號進行性能評價試驗，包括全負荷風機數(shù)據(jù)試驗、改造前后數(shù)據(jù)試驗和風機較大出力試驗數(shù)據(jù)，如下所示。在遠場噪聲計算中，隨著受流點到葉輪中心距離的增加，風機噪聲值呈下降趨勢。（1）滿負荷風機數(shù)據(jù)試驗：鍋爐滿負荷運行時，爐內(nèi)氧含量維持在2.5%，爐內(nèi)負壓維持在0-50pa，鍋爐穩(wěn)定運行2小時后，現(xiàn)場測量兩臺引風機數(shù)據(jù)。滿足機組滿負荷要求。風機滿負荷數(shù)據(jù)見表2。

（2）改造前后數(shù)據(jù)試驗：風機改造后，鍋爐正常運行1小時，運行參數(shù)穩(wěn)定。采集風機的數(shù)據(jù)，并與改造前的數(shù)據(jù)進行比較。鍋爐滿負荷時，兩臺引風機電流降低48A。

（3）離心通風機型號較大出力試驗：冷態(tài)下，風機擋板開度為80%時，風機電流達到設計值。A風機入口擋板開啟80%時，風機電流為146A，B風機入口擋板開啟80%時，風機電流為145.6A，滿足設計要求。

結論

（1）與改造前后引風機試驗數(shù)據(jù)相比，A風機效率提高17.2%，B風機效率提高13.8%。正常運行時，風機進口擋板開度為50%~55%，風機電流95~100A，滿足機組滿負荷運行要求。

（2）改造后離心通風機型號電耗降低26384 kWh，增壓風機電耗降低52159 kWh，合計77543 kWh，輔助電耗降低0.5%。

（3）改造后，取消風機冷卻水，風機軸承高溫度為55C，滿足設計要求。通過排除冷卻水，每年可節(jié)約約5萬噸水。

（4）通過離心通風機型號性能試驗報告和實際運行，引風機改造能滿足運行要求，節(jié)電效果明顯。