高速離心鼓風機改造后，風機總壓明顯提高。雖然方案一的總壓在大流量區(qū)和小流量區(qū)附近增加較多，但在額定流量附近總壓的改善不如方案三，結合效率提高的數據，很明顯方案三是較佳的優(yōu)化方案。風機總壓提高4.25%，效率提高1.49%。方案四，效率降低0.19%，主要是由于流經槽的流體與原葉輪內的高速流體發(fā)生強烈碰撞，造成沖擊損失。在風機運行過程中，當集熱器流入葉輪轉輪時，流體受到慣性力和科里奧利力的影響，在后圓盤B段附近形成高速區(qū)，使B段附近的流速和流量大于A段，從而使風機性能從兩個方面得到改善。一是提高前盤的徑向速度，即A段，使高速離心鼓風機出口處的流體速度趨于均勻；二是優(yōu)化后盤附近的速度梯度。高速離心鼓風機原型機的短葉片是在長葉片的基礎上在直徑為320mm的圓弧方位截斷，改善計劃一的短葉片長度進行了多種長度的挑選，并經過數值計算得到醉優(yōu)的短葉片長度是在長葉片的基礎上在直徑為259mm的圓弧方位打斷。由此可見，開槽后葉輪出口處的流速整體上得到了提高。葉輪轉輪內靠近后圓盤的速度在整個轉輪內比較均勻，沒有明顯的高速聚集區(qū)，因此流場比較合理。與子午面上的原風機相比，其軸向平均速度較高，速度梯度較小。因此，開槽改善了葉輪通道內的流場，大大提高了高速離心鼓風機的總壓和效率。邊界層分離現象發(fā)生在原風機葉片通道的吸力面上，形成較大的渦流區(qū)；在通道的后半段，邊界層分離現象也發(fā)生在通道的吸力面上。葉片壓力面上的壓力高于吸入面上的壓力。二次流在葉輪通道中形成（其部分速度沿葉輪的圓周方向）。同時，在離心力的作用下，圓周方向形成一定的角度。

高速離心鼓風機葉輪由若干結構參數組成，這些參數對離心風機的性能有著重要的影響。相似原理在風機上的應用，極大地促進了風機的設計和改進。在風機設計中，根據相似原理，可以選擇現有的風機或經過試驗的機型進行相似設計，以保證風機達到預期效果。在沒有合適、的風機或模型的情況下，可以根據高速離心鼓風機相似原理制作模型，然后將模型試驗的結果轉換為機器的實際結果，完成風機的設計。然而，相似原理的應用必須嚴格滿足幾何相似、運動相似和動態(tài)相似等相似條件。可以看出，在相同的條件下，通過風機轉速與葉輪出口直徑的比值，可以得到風機流量、靜壓、總壓和內功率的比例關系。由于流道內軸流分布不均勻，葉輪前后盤不一致，為便于比較分析，沿葉輪圓周做了A、B兩段。然而，當只改變葉輪結構參數時，改進后的風機與原型風機的相似性將不能得到滿足。因此，本文通過改變高速離心鼓風機葉輪的結構參數和數值計算方法，對改進后的風機性能進行了評價和分析。離心風機結構參數試驗模型為2900轉/分斜槽離心風機，傳動方式為A型傳動。斜槽離心風機主要由葉輪、蝸殼和集熱器組成。葉輪由前、后、葉片三部分組成。前盤為錐形弧。葉輪直徑480mm，葉片數20片。短刃10片，長刃10片，分布均勻。短葉片為截短半徑的前葉片，其余部分與長葉片結構相同，所有葉片出口安裝角度為140度。葉輪圖如圖3.1所示。蝸殼為矩形截面，寬度為69mm。

電廠155MW機組鍋爐采用高溫高壓自然循環(huán)汽包鍋爐。風煙系統為平衡通風方式，由兩臺高速離心鼓風機和兩臺離心送風機組成。引風機為離心風機，進口擋板調節(jié)，單吸雙支撐。引風機風量496800m3/h，全壓6600pa，軸功率1086KW，設計電流146.8A，電機額定功率1250KW。增壓風機流量1491480m3/h，增壓風機總壓力2500pa，電機額定功率1400kw。采用LHS方法對離心風機的進口溫度、進口壓力、進口流量和轉速進行了采集，并對采集的數據進行了歸1化處理，用于LSSVM模型的訓練。鍋爐滿負荷運行時，兩臺引風機進口擋板開度為100%/100%，高速離心鼓風機電流為120/121A，增壓風機運行電流為150A，風機無調整裕度，不能滿足機組滿負荷要求，負壓力在t內調整。電爐是有限的。同時，增壓風機故障也是鍋爐MFT保護動作的原因之一，不利于機組安全穩(wěn)定運行。本次引風機的力變換與反硝化、靜電沉淀同步進行，將引風機進出口鋼煙道整體更換，改變原有的工業(yè)水冷卻方式。根據該設備的現狀，提出了提高Y4-73型引風機出力的方案。在對高速離心鼓風機電機基礎和電機進行技術改造的基礎上，通過改變引風機的葉輪形式和直徑，增加引風機的輸出，并根據原風機的輸出，將引風機的容量提高1500帕。風機改造后，必須能滿足機組各工況和任何工況下的風機運行要求。不會出現急停喘振。