共振性消声器 1)共振性消声器仅适用于具有明显低频噪声峰值的声源消声处理,以及对气流压力损失要求很低的条件。 2)设计共振消声器时应尽量增大k值(见式7.3-22),因为k值增大,消声量增大,消声频带也可加宽。设计中使共振腔的体积V大些,传导率G值高些,都可使值增大,般至少应按k≥2. 3)改善共振消声器消声频带宽度的措施包括:增大共振腔的腔深,即增加共振腔体积;在开孔处衬贴薄而透声的材料,以增加孔颈的 声阻:在共振内铺贴吸声层:将不同共振频率的吸声结构设置在同一消声器内或不同共振频率的消声器串联应用等. 4)对于金属管式的共振消声器,常用的设计孔径取中3~@1m,开孔率为0.5%~5%,孔板厚度可取1~3mm,空腔深度常取100~200m。 5)设计共振消声器的共振腔几何尺寸于共振颊率波长的三分之一,当共振腔较长时,应分隔成几段,其总消声量为各段消声量之和 6)共振消声器内管的开孔段应均匀集中在内管的中部,但应使孔间距等于或大于5倍孔径大小。  

                                阻性消声器 1)正确合理选择阻性消声器的结构形式。如对大风量大尺寸空调风管宜选用片式消声器:对消声量要求较高,而风压余量较大的风 管可选用折板式、声流式及多室式等消声器，对缺少安装空间位置的管路系统可选用弯头消声器、百叶式消声器等。 2)正确选择阻性吸声材料。选择阻性消声器内的多孔吸声材料除了应满足吸声性能要求之外,还应注意防潮、耐温、耐气流冲刷及净化等工艺要求,通常都采用离心玻璃棉作为吸声材料:如有净化及防纤维吹出要求,则采用燃聚氨声学泡沫塑料;对某些地下工程砖砌风道消声,也可选用膨胀珍珠岩吸声砖作为阻性吸声材料。 3)合理确定阻性消声器内吸声层的厚度及密度。对于一般阻性管式及片式消声器的吸出片厚度宜为5~10cm,对于低频噪声成分较 多的管道消声,则消声片厚可取15~20cm,而靠消声器外壳的吸声层厚度一般可取消声片厚度的一半:为减小阻塞比,增加气流通道面积也可以将片式消声器的消声片设计成一半为厚片,一半为薄片。消声片内的离心玻璃棉板的密度通常应选24~48kg/m3,密度大一些对低频消声有利,而阻燃聚氨酯声学泡沫塑料的密度为30~40kg/m3。 4)合理确定阻性消声器内气流通道的断面尺寸。阻性消声器的断面尺寸对消声器的消声性能及空气动力性能均直接相关,表7.3-16列出了不同形式阻性消声器的通道断面尺寸控制值。 5)合理确定阻性消声器内消声片的护面层材料。消声片护面层用料及做法应满足不影响消声性能及与消声器内的气流速度相适应两个前提条件。最常见的护面层,用料为玻璃纤维布加穿孔金属板,玻璃纤维布一般为0.1~0.2mm厚的无碱平纹玻璃纤维布,而穿孔金属板一般要求穿孔率≥20%,而孔径常取φ4~6mm。工程中对于有防潮防水要求的护面层,则可在穿孔金属板内加设层聚乙烯薄膜或PVF耐候膜,虽对高频吸声有一定影响,但对低频吸声则略有改善。表7.3-17为不同护面层结构所适用的消声器内气流速度表。 6)合理确定消声器的有效长度。由于消声器的实际消声效果受声源强度、气流再生噪声及末端背景噪声的影响,在一定条件下,消 声器的长度并不同消声值成正比,因此必须合理确定消声器的有效总长度。一般可选择1~2m,消声要求较高时,可以3~4m,并以分段设置为好。 7)控制消声器内的气流通过速度。 8)改善阻性消声器低频性能的措施,由于阻性消声器低频性能较中髙频性能要差,设计中可采用加大消声片厚度、提高多孔吸声材 料密度、在吸声层后留一定深度的空气层、使吸声层厚度连续变化(如声流式消声器)以及采用阻抗复合式消声器等施。  

阻性消声器的性能影响因素： 1)首先是结构形式,如管式、片式结构简单,消庐效果好,阻力也小,但低频性能相对差一些;阻抗复合式消声频带宽,但结构较复杂;折板式、多室式消声量大,但阻力也高。 2)阻性吸声材料类别及其厚度、密度和护面层选择,如消声片厚度大些,密度高些可有利改善低频性能。 3)气流通道断面尺寸,如扁形通道有利提高P/S值,改善消声性能。 4)通道内的气流速度,如流速较低,气流再生噪声低,消声器性能不受气流噪声影响,而且压力损失也较小。 5)有效消声长度,在气流再生噪声及背景噪声均无影响的条件下,消声器的消声量应与有效长度成正比。 共振消声器的性能影响因素： 1)共振吸声结构的孔径、开孔率及板厚等因素决定共振消声峰值频率的髙低。 2)共振腔的深度影响消声频率及频带宽度。 3)气流通道截面积S影响消声量的大小截面积小,消声量大。 4)传导率G、共振腔体积决定消声量的大小,GV值大,则消声量相应增大。 5)气流速度。 抗性消声器的性能形响因素 1)膨胀比m值决定抗性消声器消声量的大小 2)打张室的长度及插入管的长度决定抗性消声器的消声姁率特性。 3)打张室的长径比影响抗忸消声器的消声颊率特性。长径比大,低频性能较好:反之,高频消声性能改善。 4)结构形式,如多节串联提高消声性能,插入管错位可改善髙频消声性能,阻抗复合增加消声频宽等。 5)气流速度。 排气放空消声器的性能影响因素： 1）结构选型的合理性； 2)节流减压的级数及各级压降比值的确定； 3)小孔喷注消声的小孔孔径、孔间距及开孔面积； 4)结构强度。

  摘要:介绍了新模型系列风机的快速优化设计计算方法,为简化设计计算及方便实践应用,采用了电子表格进行风机机号、性能参数流量压力的取值即最高转速确定匹配关系:与风机转子组主轴强度、临界转速、轴承寿命的匹配关系;与风机叶轮轴盘尺寸的匹配关系:与电机功率安全系数、电机极数匹配关系的应用计算。并以CF51新模型系列风机采用电子表格设计计算方法为例,进行详细说明。   随着我国国民经济的快速发展,以及国家对环保节能产品的要求,近年来风机行业协会、各大院校研究所、风机专业制造厂家都在积极研发新型节能高效低噪环保的风机气动模型,并取得了相当的成绩。但也存在着重理论气动模型研发、对与工厂制造衔接的系列优化规划与部件结构工艺设计重视不够,使研发的新模型风机特别是在工业领域风机,无论在研发进度、研发质量、使用可靠性上都未真正体现新模型风机气动性能研发价值。笔者在风机行业从业多年,已有多个新模型系列风机产品成功研发成为公司主导产品。现对新模型系列风机用电子表格计算(Excel)的快速优化设计方法予以阐述设计思路 无论是引进消化、校企合作还是自主开发,当新模型风机气动性能样机经实测达到设计要求,就需转入系列优化规划设计与部件结构工艺设计等具体开发内容上来。系列规划设计中涉及风机机号、性能参数流量压力的取值即最高转速确定匹配关系:与风机转子组主轴强度、临界转速、轴承寿命的匹配关系;与风机叶轮轴盘尺寸的匹配关系;与电机功率安全系数、电机极数匹配关系等。上述系列规划设计完成以后,就可转入结构工作图设计。笔者以CF51新模型风机系列规划用电子表格计算为例,进行详细说明。 风机机号、性能流量压力的分布取值范围 CF51风机叶轮采用强后向多圆弧板式叶片,叶轮直径800m时的样机最高效率79.5%、全压系数为0.512、比转速为27.4。 CF51风机机号叶轮直径尺寸按GB/T17774《工业通风机尺寸》标准,取为315、355、400、450、500、560、710、800、900、1000、120、1250、1400、1600、1800、2000等共十六个机号。 CF51性能参数流量压力的取值须经前期市场调研,满足弥补本公司选型的空白点,及对本公司历史产生的较多非标定制进行统计,初步的确定性能参数流量压力的取值。对中小型工业风机而言,在全压系数、比转速、风机机号确定的情况下,确定性能参数一般即指最高转速确定后的 最高压力取值CF51机号500风机初定设计最高转速为4200/min,最高全压为8125Pa,见表1; 表1~表2中用电子表格计算方式,原始参数为CF51样机测试值,改变设计参数值中的机号/叶轮直径D1、风机转速n1、进气介质密度p1即可进行风机性能的变换计算。 3风机转子组主轴强度、临界转速、轴承寿命 当初步的性能参数流量压力的取值、最高转速确定以后,需进行转子组主轴强度、临界转速轴承寿命等的计算。CF1风机均按C式三角带传动进行配置计算,对其中CF51机号500、800250、2000风机的转子组主轴强度、临界转速、轴承寿命初定设计配置计算见图1、表5风机转子组主轴强度、临界转速、轴承寿命电子表格计算方式见表六,以CF51机号800风机为例。CF51机号800风机初定设计最高转速为2900/min,计算结果为主轴强度:RB处最大复合应力o&l;[o-1]w主轴(一般碳素钢)许用弯曲应力,20.38MPa40~65MPa,主轴强度满足安全要求。 主轴临界转速:主轴计算临界转速nc=5745/min,800风机初定设计最高转速n=2900/min,计算的安全系数nc/n=5745/2900=1.98,nc〉1.3n主轴临界转速满足安全要求。以nc&g;1.3n为安全系数反算,主轴最大可运行转速n4419/min，轴承寿命:CF51机号800风机最高全压为0447Pa,必须考虑轴向力Fa对轴承寿命的影响, 以RA或RB取较大受力支点计算(非相同型号轴承需都算一下),计算的轴承寿命为107160h≈12.23年,满足寿命要求注意序号8带轮直径D尺寸2对主轴RA或RB的受力及轴承寿命影响,需反复核算。 在轴承寿命计算时,必须计入离心通风机的轴向推力回。单吸入风机在运转过程中产生的轴向推力对轴承寿命影响,如采用深沟球轴承计算寿命通不过时,可采用球面滚子、角接触球等不同类型轴承反复核算,达到100以上理论寿命为妥,采用不同类型轴承时,需注意轴承极限转速对风机最高允许运行转速的限制。   表6的电子表格计算方式,可通过改变设计原始参数值中序号112风机叶轮重量、风机转速、轴承箱主轴、功率、带轮直径等设计参数值,即可进行风机转子组的变换计算。 4与风机叶轮轴盘尺寸的匹配关系 CF51风机比转速为27.4,属中低比转速风机,叶轮叶片出口宽度较窄。一般工厂内部都有规格化的轴盘尺寸系列。按以上方法初定好转子组规格,其主轴直径、轴承型号、对应轴盘外径及轴盘内孔基本确定。为防止叶轮轴盐搭子对叶片进口流道堵塞,需进行叶轮轮盖进口与轴盘搭子的截面积之比校核,见表7。 表7中的A值,文献[6-7]给出了设计理论参数,考虑满足系列规划设计及轴盘“三化&dquo;要求,笔者认为轮盖/叶片进口圆环面积比A、叶轮内轴盘搭子高度hl/叶轮叶片出口宽度b2比B,满足或接近模型样机系数值,且尽量保证轴盘搭子与进气气流流通面为弧形圆滑过渡,是可以满足相似设计条件的。   5与电机功率安全系数、极数匹配关系 表8中的允许最大轴功率值,与表一~表四中用电子表格计算,改变设计参数值中的机号/叶轮直径D、风机转速n1l、进气介质密度p1得出的NI内功率相匹配校核,在保证电机安全系数的情况下,得到最大的性能参数流量压力值,并最终确定电机规格。   6结论 我公司近些年在新模型风机气动性能研发、样机测试完成以后,通过在系列优化规划与部件结构工艺设计等具体开发内容上产生的问题,不断总结,逐步摸索出采用电子表格计算的方法,掌握了一套快速准确完成系列优化规划转入结构工作图设计的实用方法。该方法对离心风机、轴流风机、空调风机、工业风机、单进风风机、双进风风机均适用。并建议为满足系列化、标准化、通用化的“三化&dquo;要求,建议有实力的风机厂在新模型风机研发前期准备时,应考虑对转子组传动箱、轴盘等工厂内部基础标准件进行整理完善,来满足与研发风机全系列机号的合理匹配,为转入结构工作图设计带来方便。 本文的CF51新模型风机系列优化规划的快速设计,所有的表格内容数据均为计算最终稿,实际需运用电子表格进行风机转速、风机转子组主轴强度、临界转速、轴承寿命、叶轮轴盘尺寸、电机功率匹配等参数的联动变换计算,并熟悉掌握其变化规律,提高计算准确度与工作效率。采用上述CF51新模型风机系列优化规划的快速设计方法,同样也适用于结构工作图设计,将另文赘述风机行业的《高效节能离心通风机系列化基本模型研发》,根据计划进度要求完成系列样机标定后,向行业推广。届时可参考本文所述的系列优化规划的快速设计方法,实践证明因其简单、实用、有效,相信一定会达到事半功倍的效果。  

概述 主要由盖盘、中盘、叶片构成双吸叶轮,该风机在国内为首创,亦是发展方向,既省材料又S9000-12大型离心式烧结鼓风机叶轮降低成本,缩短工期,本文重点对其盖盘曲意图见图1。其材质15MnV,直径3500型、拼装工艺进行探讨. 考虑实际操作方便及板材的尺寸,工艺定为下4块料,这样在实际曲型时便于移动调整。根据图1的锥度和母线的实长用放射线展开法展出侧盖114板料,实际下料周边留出余量。 有了扇形展开料,开始曲型,如果没有合适的工装设备就很难压制出α=10°的侧盖既要保证质量又要符合图样要求,就得根据叶轮的几何尺寸,考虑下料有余量,实际操作采用冷曲,窜压方式及压制过程中的回弹,成型后的拼装、焊接等重要因素,设计制造局部分段成型模,见图4把双面叶片焊在中盘上后,经过大立车加工好的叶片锥度做为检测压型量具最为合适。实际上压型模具是侧盖很小的一部分,必须窜压,开始时压力不宜过大,在模具上窜压一遍后放在叶片上检测外边缘缝隙大,这说明角度不够,这时我们调整定位板,向小头方向移动,再少增加一点压力,通过几次反复窜 压和调整定位板,直至使其与叶轮叶片锥度相吻合。 再将分段成型的4块在叶片锥度上拼接、焊接成一个整体的侧盖,经加工后与口圈焊为一体,制成盖盘。经过进炉消除应力后,锥度又发生新的变化,出现间隙大小不一致,其重量已达1吨重,此时只能借助吊车、压力机及模具反复整型,局部用风铲打击,虽然解决了变形锥度问题,但是工人的劳动强度太大,消耗的工时太多,使生产周期加长。 为了解决焊接口圈和进炉消除应力的变化,经过实践探讨,找到两种方法:其一制作个卡型样板,见图5,在焊接口圈和侧盖时,要经常调整工件并及时检测,使焊完后一定符合样板,由进炉消除应力改为振动消除应力:其二口圈和側盖只拼装点焊牢固,不进行焊接,等到与叶片拼为一体,在焊接叶片和盖盘时一起再焊口圈和侧盖,最后叶轮进行整体消除应力。以上两种方法,去掉了中间整型工序的麻烦,既省时间又减少了劳动强度。 三、叶轮成型 拼装叶轮盖是该项工艺的要点,一旦叶轮中盘与上下侧盖不同心,不仅造成叶轮偏重,影响平衡,而且使其口圈加工不均衡,出现椭圆,厚薄不均,更为严重的是叶片出口端盖盘短缺,直接影响转子性能。 为确保叶轮中盘与盖盘同心,尺寸精确,研制一个拼装監盘定位模&dquo;由3件焊接而成焊定位板、套筒和底盘,经加工制成650与1620同心,定位板上面与底盘直口平行,高度h=430见图6这时我们把已经成型部分放在平台上,将“監盘拼装模&dquo;放入中盘孔中,再将盖盘吊放在叶片上,使口圈套在拼裝模定位板上,调整盖盘,使其拼接焊缝与叶片交叉摆放,点焊牢固。另一面盖盘用相同方法进行。 施焊时,同时由2人或4人对面焊接,及时翻转,防止变形。最后上大立车加工成图样尺寸的叶轮。        

摘要：通过用SIMPLE算法编制的程序对离心引风机在不同工况时流场的数值模拟，分析了流场与引风机叶片积灰的特性，从而得出了离心引风机负荷对积灰的影响的结论。 1引言 在电站、石油、冶金、化工及城市供热锅炉的运行过程中，引风机叶片由于各种原因不可避免地发生积灰，因此叶片积灰是一个普遍而又十分值得研究和处理的问题，也是生产现场中的一大难题。引风机叶片上沉积物的存在会造成叶轮的不平衡和振动，致使轴和轴承上的负荷增加，引风机的电流也会增加，严重时还会引起风机和电机的地脚螺栓断裂，造成轴和轴承及叶轮等其它的零部件损毁，更严重时会引起引风机飞车事故 [1]。本文从流场角度分析了某热电厂引风机的运行负荷对其叶片积灰的影响，为生产现场调整运行方式和改进设计提供了理论依据。 物理描述 2.1 现象描述 引风机在额定负荷运行时，气流进入引风机叶片流道的角度与叶片的进口安装角相当，这时气流的冲击角为零，气流没有冲击平滑地流入叶片通道。当引风机低于额定负荷运行时，由于进口速度方向的改变，气流冲击角小于叶片的进气安装角而形成了正冲击角；叶片的非工作面将出现边界层气流的分离和气流的回流，而且在非工作面上形成了漩涡且沿着叶片的径向方向发展，最终使叶片在非工作面上产生积灰[1-4]。 2.2 模拟对象 以某热电厂锅炉引风机为模拟对象，其结构如表1，在模拟过程中不考虑叶片厚度的影响。 　　　　　　　　　　　　　表1风机的结构参数 型　号 Y4-73-11№20D 叶轮出口直径/mm 2000 转速/(/min) 960 叶轮进口直径/mm 1460 出口压力/kPa 4.5 进口安装角/(°) 16 叶片数/个 12 出口安装角/（°） 45 流　量/(m3/h) 178010 叶轮宽度/mm 700     3  数学描述 3.1 控制方程 原则上气流为气固两相流动，但实际上由于颗粒在气流中的份额很少而对气流的影响可以忽略，所以采取单相介质模型。气流在叶片流道中流动，在采用相对直角旋转坐标下，坐标系统示意图如图１所示，可近似地认为是二维稳态不可压缩流体的流动，应用修正的κ-ε湍流模型，则流体的控制方程的统一形式为        3.2 边界条件    进口边界条件——进口速度可根据流量和速度三角形来共同确定，湍动能按进口0.5%(u2+v2)给定，而耗散率按0.1%的湍动能给定[6]。    出口边界条件——出口处的压力为4.5kPa，沿流线的一阶偏导数为零，并且遵循质量守恒定律。    壁面边界条件——按壁面函数法确定[7]。 4 数值计算 由于流体流动的通道形状不规则，为此采用贴体坐标系，利用Vinko[8]将物理平面网格转换为计算平面网格；坐标变换后的通用控制方程为                                   按给定的压力场求解出的速度场未必能满足连续性方程，所以在得出速度场后应对压力场进行修正，压力修正后可重新求得速度场，最终可导得压力修正方程和速度修正方程分别为:            采用交错网格的方法对整个区域进行40&imes;20网格划分，采用幂函数方案作为对流扩散方式，采用SIMPLE方法[9]对流场进行计算，最后可得到流场的数值解。图2和图３为在不同工况时的流场数值解，D代表引风机运行的额定负荷。  文献提供的试验数据在额定负荷时的对比，数据位置在风机叶片径向的1/3，2/3处，通过对比发现程序和模型有较高的准确性。可作为流场的预报有效工具。 5 结果分析 根据对计算流场的分析可得知，引风机在满负荷时，由于流体流动方向几乎与叶轮通道进口安装角一致，而相对速度流场分布比较均匀，在非工作面壁面上，由于离心力和哥氏力及介质粘性的影响，有气体分离和在贴壁处薄层存在少量回流，相对总压分布也十分均匀，这几乎对叶片的积灰没有影响；随着负荷的不断下降，在风机进口处没有设置预旋装置的情况下，进口速度发生偏离且和叶轮通道的进口安装角形成一个差角，从而流动主流区逐渐向工作面方向偏移，在叶片的非工作面及附近区域形成负压区域而出现较大区域的分层和气流漩涡及回流，并且在叶片的非工作面上的范围在径向不断扩大，在与非工作面垂直方向上也逐渐扩展，负压区域也在不断扩大。随着负荷的不断下降，这种现象更加明显并将会布满整个叶片范围，这是因为离心力随半径的增加而增大的缘故。从图中可以看出，在引风机负荷为80%以下时，气流的分离，漩涡及回流比较显著；随着负荷的不断下降，这种现象更加明显和突出。由于漩涡，回流和气流分离，加上这些区域的流速不是很大，低速区域随负荷的不断下降而逐渐扩大，因而使气流携带粉尘的能力下降，且增加了气流在叶片非工作面及附近区域的停留时间，再加上离心力和哥氏力的综合影响，粉尘更容易沉积在叶片的非工作面上并且随着负荷的降低而不断扩大，叶片积灰也越严重。所以看出引风机负荷是影响叶片积灰的重要因素之一。 6 结论      通过某热电厂Y4-73-11№20D引风机的流场的数值分析，对其不同工况时流场和积灰的分析，在风机负荷将到80%时，叶片非工作面上有明显的积灰存在；当引风机负荷将到60%时，积灰比较严重；无论是在现场的长期运行中还是在进行负荷试验的过程中都发现，当引风机负荷将到65%时已出现特别明显的积灰并且振动，必要时须清灰；上述情况与数值分析结果较为一致。由数值模拟的结果可知，为了保证引风机不产生积灰和振动而安全稳定运行，引风机运行负荷应不低于80%为宜。                

                      1引言 炼铁厂烘干炉窑用的鼓风机由于功率大、转速高，在运行过程中产生强烈的空气动力噪声和机械噪声，造成了严重的环境噪声污染，也影响人们正常的工作和生活。某炼铁厂烘干炉窑用的鼓风机型号为JNC261№10D型，流量17200m3/h，全压5300Pa，如图1所示，A、B、C、D均在轴线高度上，A点距进口1m，B、C、D距机壳、联轴器、电机为1m，根据GB/T2888-1991《风机和罗茨鼓风机噪声测量方法》，现场测量风机A点的噪声频谱如表1所示，A点总噪声达94dB(A)，B、C、D点总噪声各为86dB(A)、85.5dB(A)和86.5dB(A),超过了国家标准《工业企业噪声卫生标准》中规定的不高于85dB(A)的要求，影响了职工的正常工作。必须得对该风机噪声进行控制，使其达到国家噪声标准要求，以减少环境噪声。          表1 JNC261№10D型鼓风机噪声 噪 声 源 A 声级 倍频程中心频率/Hz 63 125 250 500 1k 2k 4k 8k 鼓 风 机 94 93 87 86 90 85 83 74 72   2 鼓风机噪声分析与控制 2.1 空气动力性噪声 风机的空气动力性噪声包括进气口空气动力性噪声和出气口空气动力性噪声，它是在气体流动过程中所产生的。主要是由于气体的非稳定流动，气体与蜗舌的周期性撞击、气体与气体及气体与固体相互作用所产生的噪声。风机空气动力性噪声分旋转噪声和涡流噪声。 旋转噪声是由于工作叶轮上均匀分布的叶片，周期性打击气体介质引起的。另外，当气流流过叶片时，在叶片表面上形成附面层，特别是吸力边的附面层容易加厚，并产生许多涡流。在叶片的尾缘处吸力与压力边的附面层汇合，形成所谓尾迹区，在尾迹区内，气流的压力与速度都大大低于主气流区。因而，当工作轮旋转时，叶片出口区内气流具有很大的不均匀性。这种不均匀性气流周期性作用于周围介质，产生压力脉动，而形成噪声，旋转噪声的频率为 fi=nzi/60    (1)                       式中  n——风机叶轮转速，/min       z——叶片数     i——谐频序号，＝1，2，3，… 涡流噪声又称漩涡噪声。它主要是由于气流流经叶片时，产生紊流附面层及漩涡与漩涡分裂脱体，而引起叶片上压力脉动造成的。它是离心鼓风机的另一主要噪声，涡流噪声的频率为       fwi=sWi/L    (2) 式中S为斯特劳哈尔数，S＝0.14～0.20，通常取0.185；W为气体与叶片的相对速度；L为叶片宽度在垂直于W方向上的投影；i为谐波序号，i=1,2,3，…。 由式(2)可知，鼓风机的涡流噪声频率，主要与气流和叶片的相对速度W、叶片宽度在垂直于W方向上的投影有关，而W和U都是连续的量，因而离心鼓风机运转时所产生的涡流噪声是一种宽频带的连续谱。 通过上述分析可知，风机空气动力性噪声是上述两种性质不同的噪声相互叠加的结果。所以风机空气动力噪声的频谱，往往是宽频带连续谱。     对空气动力性噪声的治理需要设计阻性、抗性或阻抗复合式消声器，阻性消声器对旋转噪声和涡流噪声都有降低作用，而抗性消声器只对旋转噪声有降低作用[1]。 2.2 机械性噪声 机械性噪声主要是由于转子不平衡，轴承磨损及风机进、出口压力脉动引起机壳振动而形成的机械噪声，降低机械噪声需消除转子的不平衡，提高机械装配精度和消除机械振动。 2.3 电动机噪声 电动机噪声是风机噪声的主要组成部分，电动机噪声是由各种成分组成的，主要包括电磁噪声、机械噪声和风扇噪声3部分。由于电机由专业厂家生产，不便于进行结构改进，所以通常用隔声的措施来避免电机噪声传播。      从上述风机噪声测试结果看，A点主要是空气动力性噪声，达94dB(A)，是主要噪声源，B、C、D点主要是机械噪声，总噪声各为88dB(A)、87.5dB(A)、88.5dB(A),是次要的噪声源，应优先控制风机空气动力性噪声。 3鼓风机空气动力性噪声的控制 根据鼓风机噪声频谱特性分析，噪声峰值为63～1000Hz，可见此类风机不仅声级高，而且还呈现出低、中频特性，传播距离较远。针对风机出口进入窑炉的实际情况，采取如下措施治理噪声：（1）风机进口设计安装蜂窝状阻抗复合消声器，以减少风机进气口空气动力性噪声向外传播；（2）在鼓风机面向居民区的一侧，利用现有建筑物的设计砖墙隔声屏障，来阻断鼓风机风机机壳噪声和电机直达噪声向居民区传播，治理后的风机现场如图2所示。 表2 JNC261№10D型鼓风机噪声治理前、后A声级结果 位置 A(F) B C D E   治理前 94 86 85.5 86.5 —   治理后 82 83 84.5  84  83   表3 离心式鼓风机和引风机噪声治理方案 噪声源 风机进口 风机出口 空气动力性噪声   机体、联轴 器、电机 鼓风机 来自大气 进入生 产设备 通常加进口消声器置于大气中     通常做隔声间 引风机 来自生 产设备 进入大气 通常加出口消声器置于大气中     通常做隔声间       4 鼓风机噪声控制结果分析     进行上述噪声治理后测试结果如表2所示,治理噪声后的测点F、E如图2所示,F点仍在叶轮轴线上距消声器1m，E点在消声器进口离消声器端面1m处。治理后噪声明显降低，达到了《工业企业噪声卫生标准》中规定的不高于85dB(A)的要求，再加上砖墙隔声屏障作用，居民区噪声明显降低。    由表2看出，治理后F、E点噪声各为82 dB(A)和83dB(A),而B、C、D噪声各为83dB(A)、84.5dB(A)和84dB(A),说明加阻抗复合消声器后，空气动力性噪声已经比机械噪声低，风机机壳、联轴器、电机的机械噪声成为主要噪声源，若再治理噪声，应优先治理这些机械噪声。 5 机械噪声和空气动力性噪声控制方案及其特点 无论是鼓风机还是引风机，两者空气动力性噪声的机理完全相同，均采用阻性、抗性或阻抗复合消声器治理；对于鼓风机，因出口与生产设备相联，为避免生产设备和生产物质对消声器产生不利影响，通常在进口加消声器；对于引风机，因进口与生产设备相联，为避免生产设备和生产物质对消声器产生不利影响，通常在出口加消声器；而机械噪声采用的隔声间成本低，降噪效果也比较好，常用的治理方案如表3所示。    

  1 引言 本文从蜗壳的功能入手，研制了无蜗壳箱体风机。与常规箱体风机相比，无蜗壳箱体风机不仅制作简单，而且还节约空间，降低成本。这就给设计人员提出了一个新课题。 2 理论分析 蜗壳的作用：机壳的任务是将离开叶轮的气体导向机壳出口,并将气体的一部分动能转变为静压。蜗壳中不同截面处的流量是不同的,在任意截面处,气体的容积流量与位置角φ成正比。一般气流在蜗壳进口处是沿圆周均匀分布，因此在不同φ角截面上的流量qvφ可表示为qvφ=qv4（φ/360°）。qv4为蜗壳进口处流量，通常蜗壳中速度变化不大，气体密度可认为是定值。若蜗壳的型线能保证气体自由流动，这时蜗壳壁对气流就不会发生作用，那么在不考虑粘性情况下，气体在蜗壳内的运动将遵循动量矩不变定律，即 cuR=常数。 经分析得知，气体最多6次被蜗壳碰撞导至出口，蜗壳很好地收集了气体。并且气体在叶轮流向蜗壳时容积变大，一部分动能转变为静压。 离心通风机的主要功能是完成气体的输送，若无机壳就不可能实现这一功能，无蜗壳也不可能很好地实现叶轮的功效。 3 对比试验 普通风机与无蜗壳箱体风机的对比，标准4-79-13№7A风机及把该叶轮装入尺寸为1020&imes;1020&imes;880箱体1中的性能对比见表1。 表1 结构 4-79-13№7A 4-79№7A叶轮+箱体1 工况点 流量/(m3/h) 全压/Pa 全压效率/% 流量/(m3/h) 全压/Pa 全压效率/% 1 12609 1668 80.5 16094 769 49 2 14134 1629 82.0 17346 649 45 3 15592 1609 83.0 18861 532 40 4 17117 1550 84.2 19880 444 36 5 18590 1491 85.5 20334 356 29 6 20071 1452 84.9 21203 245 25 7 22317 1236 83.0 21803 179 17 8 24564 1001 78.5 22402 109 11 同一个叶轮装了两种不同的箱体的对比，见表2。 表2 结构 叶轮1+箱体1 叶轮1+箱体2 工况点 流量/(m3/h) 全压/Pa 全压效率/% 流量/(m3/h) 全压/Pa 全压效率/% 1 15545 694 34.2 15287 961 52 2 16285 590 29 16274 924 51 3 19114 417 22 19192 737 41 4 23112 121 7.1 22392 546 32 同一个箱体配两种不同叶轮的对比，见表3。 表3 结构 叶轮2+箱体1 4-79№7A叶轮+箱体1 工况点 流量/(m3/h) 全压/Pa 全压效率/% 流量/(m3/h) 全压/Pa 全压效率/% 1 11316 1374 50.9 16094 769 49 2 14526 1263 55 17346 649 45 3 16952 1085.5 53.5 18861 532 40 4 19179 880 47.7 19880 444 36 5 20829 710.5 42 20334 356 29 6 22150 546 34 21203 245 25 7 23322 434 28 21803 179 17 8 24654 242.4 17 22402 109 11 箱体与叶轮装配见图1和图2。其中箱体均由铝型材框架和夹心面板制成。六面体只有一面敞开，它强制气流从一个方向流出，并有消声作用。它与常规箱体机相比，其制作简单，节约空间，降低了成本。图中1020&imes;1020&imes;880为箱体1；1060&imes;1027&imes;880为箱体2。   结论   （1）后向式叶轮直接装进箱内形成的箱体风机，由于箱体内无蜗壳导流，从表1～表3中看出整机的全压效率都很低；同一叶轮在不同风箱时，箱体的大小影响风机的全压效率，箱体越接近蜗线效率越高；同一箱体的叶轮型线直接影响风机的全压效率，但在不同叶轮的最高效率点处，流量大致相同。 （2）从结构上看，这种箱体风机的进口处于自由吸气状态，若能在箱体内加上类似蜗线导流板，该箱体风机的性能一定近似于常规离心通风机且效率较高。当然导流板得有消声功能才有意义，其次进出气流方向只可互成90°以及不利用双进气风机也是风机箱体结构设计中存在的不足，这就给结构设计和材料选择提出了新的要求；另一方面叶轮中心与箱体的相对位置对性能的影响也是下一步的工作重点。箱体风机的效率直接影响客户的运行成本。在能源紧张的今天,客户投资考虑的重点也转移到运行成本上，若能采用这种箱体风机,受益者将不仅是投资者。    

摘要：着重探讨了中功率段（220～1500kW）通风机合理选择其驱动电机电压等级的技术经济意义。提出了中等功率段通风机节能调速在目前阶段比较适用的“独立供电变压器+低压变频器+低压中功率电机&dquo;方案（高-低压方案），并针对方案应用低压中等功率变频器需要注意的周边相关技术问题作了简要说明。   1  引言 中等功率等级的风机（220～1500kW）应用面很广。其中很大一部分的风机需要变工况运行。以往由于电机调速手段的落后，风机的变工况（流量、压力）调节，主要采用出、进口导叶挡板调节、液力耦合器调速、电磁滑差调速、串级调速和转子回路串电阻等作为变工况运行的调节措施，这些调节方式不是耗能严重，就是存在调节性能差、运行可靠性低等缺点。近年来，交流变频调速技术已日趋成熟，并已成为大多数风机装置设计、运行人员的首选节能调速运行方案。 作为一种高效调速节能技术手段，变频调速方案在低功率段（220kW以下）风机装置中得到了日益广泛的应用，其主要得益于近阶段交流低压变频技术的日益成熟和其性价的不断提高，由此也给广大用户带来的良好的节能收益回报。相比较而言，中功率段风机由于我国电网配电电压等级的单一性，加之用电端功率220kW以上电机电压等级通常只有6kV或10kV可供选择（3kV已逐步淘汰），这使得该功率段若采用变频调速，只能采用对应电压等级的高压变频装置。而目前国内市场上中功率段6kV和10kV的高压变频器的单位功率价格通常要达到（1500～2500元/kW），高出同等级功率低压变频器的单位价格（300～500元/kW）数倍之多；使中功率段的风机采用变频调速的成本甚高，一次投入过高而回报期又相对较长，成为阻碍变频调速这一优势技术推广应用的价格壁垒。从技术层面来考察，高压变频器产品目前存在的技术程度复杂，技术成熟度不足，特别是运行可靠性方面还有待成熟完善，再加上用户对产品技术认识不足等原因，使高压变频器的应用也存在着一定的技术壁垒。这些均成为目前高压变频技术在风机调速节能领域推广应用的主要制约因素。 本文的主要目的是探讨如何通过合理的选择中功率段风机驱动电机系统的电压等级，从而设计组合技术成熟、投资经济性良好的中功率段风机变频调速。 2 技术及经济意义 2.1 技术意义 交流低压变频是现阶段成熟的技术，对于变频器而言，其工作电压的高低主要取决于变频器内PWM主回路逆变器件的耐压水平。目前690V以下低压变频器主流型逆变器件一般采用的耐压水平1200/1700V的IGBT模块。这个电压等级的IGBT技术目前已相当成熟稳定，并已被作为低压逆变的主导器件而广泛应用。由于大多数低压变频器的逆变主回路为同一设计类型，其输出功率等级由IGBT耐压和工作电流等级所决定。目前，国内对630kW以下低压变频器的制造和供货不存在任何问题；国外品牌的低压变频器普遍已达800～1500kW的功率等级，个别品牌最高可达2800kW。 低压变频器属于技术比较成熟的产品，国外应用低压变频器在风机调速运行的历史已将近30余年；国内在这方面的应用也有20年以上。根据某国外主流品牌低压变频器厂商介绍，其目前主导产品的平均无故障工作时间已达50000h以上，产品可靠性相当高。对于国内变频器厂商而言，大部分生产厂商目前已渡过了技术有欠成熟、产品质量不甚稳定的初创期，产品质量和运行可靠性也达到了一定的水平。在中功率段风机调速节能应用方面，国内外各大品牌的低压变频器均有着大量成熟的应用案例。 表1所列为目前国内市场可提供中功率段低压变频器品牌及相关型号。     表1国内市场中功率等级低压变频器主要品牌/型号 厂商品牌 型号 主要技术参数 VACON NXP/NXDRIVE 380～690V，3-PHASE，160～1500kW TIGERPOWER   TP3000 400～690V，3-PHASE，75～800kW ABB ACS800 380～690V，3-PHASE，200～2800kW SIEMENS   G150 380～690V，3-PHASE，75～1200kW SCHNEIDER  ATV38/ATV68 400～500V，3-PHASE，75～630kW 说明：630kW以下功率等级变频器，国内能够订制的变频器生产商较多，本表不予列举 2.2 经济意义 交流低压变频系统应用于中功率风机调速具有良好的经济性。目前国内除了一些特殊的电力终端用户（如煤矿、油田）外，用户设备终端电压等级，不外乎低压380V和高压6kV、10kV三种。我国现行的低压等级通用电机的最大机座号为H355，中功率段风机驱动通常选用6～10kV电机，对应这个机座号的极限电机功率也就是220kW左右。超过这个机座号通常只能选用6kV或10kV电机；而风机设计和运行单位，一般也试图通过提供终端用电设备的电压等级，降低电机系统运行线路损耗和提高系统效率。这几方面的原因，使目前H355机座（对应功率等级～220kW）以上的风机驱动电机全采用6kV或10kV的电压等级。而对于许多需要变工况调速运行的风机而言，正是这种不恰当地选择，成为应用变频调速这一高效节能调节手段的技术障碍。由于高压变频器结构复杂，制造技术难度高，同一功率等级的高压变频器与低压变频器价格又相差悬殊。这也意味着如果作为一种节能投资，采用高压变频方案要比采用低压变频方案的一次投入大数倍，投资回报周期相应也要长得多。这也使一些有着应用低压变频节能经验并产生实际经济收益的用户，难以确立采用高压变频器应用于风机节能调速的信心。同时技术程度的相对复杂，部分厂家产品实际运行中所反映性能不甚完善，甚至影响系统安全可靠运行等因素，也成为高压变频器推广应用的主要障碍。 因为受到逆变功率器件制造水平限制，高压交流变频核心部分的高压逆变的实现要比低压变频逆变困难和复杂得多。目前比较成熟的高压逆变实现方案不外乎多重化单元串联、三电平箝位和功率元件串联等几种。而无论通过哪一种方式实现高压逆变，其构成与低压逆变相比复杂得多。由此也就不难理解为什么相同功率等级的高压变频器与低压变频器的市场价格要相差3～5倍甚至更多。同时由于系统结构的复杂性，从系统工程角度来讲，要使高压变频器产品达到一定可靠性，实际要比低压变频器困难得多。大量运行实践的总结也印证了这一点。另外对于类似于不允许计划外停机的某些高可靠性要求场合，低压变频器也可以比高压变频器更方便、更容易和更经济地实现系统备用冗余（如工频应急旁路）。 表2是一个500kW风机驱动电机采用3种常用典型调速方案的技术经济性的简单比较。从中得出，“独立供电变压器+低压变频器+低压电机&dquo;方案（所谓“高—低方案&dquo;）是最佳选择的结论。如果考虑高压变频和液力耦合器调速方案相比，低压变频调速方案较低的动态维护费用的支出，低压变频器方案的优势将更为突出。 表3所列，是国内几位从事电气传动行业知名专家，比较一致提出的对中功率交流变频调速系统推荐采用的电压等级，从技术经济性角度考察是相当合理的。 综上所述，对于220～1500kW的中功率段风机调速，采用“独立供电变压器+低压变频器+低压电机&dquo;（高—低方案）的技术方案，其在技术方面是成熟可行的；如果从投入产出等方面综合考察方案的经济性，也较其他方案具有明显的成本和经济优势。 3 注意的相关问题 中功率段风机采用低压变频器调速方案实际应用中，必须充分考虑中功率段低压变频器的技术特点及其应用现场条件和用户对诸如电磁兼容性方面的要求，采取适当必要的周边技术保障措施，以使方案得到可靠和完美的实施。 3.1 谐波和干扰问题 谐波和干扰是应用变频器必须要关注的问题。每个变频器都是工作时的一个谐波源，如果不采取相应的技术措施，变频器运行时会对电源系统和周边设备产生不良影响。由于谐波发生量和产生的电磁干扰强度与变频器的功率密切相关,对于功率在220kW以上的中功率段变频器，抑制其对电网系统的谐波注入和对周边设备的电磁干扰显得尤其重要。否则将很可能使接于变频器同一供电电源下的其他设备和周边的电磁敏感设备（典型的如弱电控制设备）的工作异常。以下技术措施可根据现场条件和要求独立或组合使用，对于中功率段低压变频器的谐波和干扰抑制相当有效。     表2 典型500kW风机驱动电机调速方案经济技术性能比较   10kV高压变频 调速方案 高-低压变频器方案 液力耦合器调速方案 附 注   系统组成 10kV高压保护柜 +10kV多重化 高压变频器 +10kV高压电动机   10kV高压保护柜 +10/0.66kV 干式变压器 +0.66kV低压变频器 +0.66kV低压电动机 10kV高压保护柜 +10kV高压电动机 +液力耦合调速器   说明： （1)未计入配套土建和连接电缆等相关费用。 （2）按市场平均价估算。     系统投资 成本估算 高压保护柜：4.5万元 高压变频器：90万元 高压电动机：16.8万元 系统估算价：107万 高压保护柜：4.5万元 干式变压器：12.8万元 低压电动机：12.5万元 低压变频器：22.4万元 系统估算价：52.2万 高压保护柜：4.5万元 高压电动机：16.8万元 液力耦合器：10万元 系统估算价：31.3万元 运行后每年 节约电费额 约70万元 约70万元 约45万元 估算条件： （1）节约电费以入 口挡板调节方案为 参考估算依据； （2）风机平均工况 运行按额定风量的 80%估算； （3）年运行时间以 7000h估算； （4）电价以0.60元/kW&middo;h估算。 投资回收期  　约18个月 约10个月 约8个月 在役10年静态 节约电费总额 约700万元 约700万元 约450万元 在役10年静态 投入产出比 　 　约１：6.5   约1：13.4   约1：10 在役10年 静态计算收益       约600万元        约650万元       约400万元 系统可靠性     稍差         好 差           — 可维护性 不良 最好         差 系统冗余成本      高         低       不能实现  说明：不计入各方案的在役动态维护性支出费用。                  表3 中、大功率段风机驱动交流变频调速系统推荐的工作电压等级      推荐调速系统电压等级（kV）            备 注      220～500           0.4   优先推荐电压等级:  0.4、0.69、6.0、10.0(kV)      500～800          0.66/0.69      800～1600          0.66/1.14      1600～2500          3.0/6.0      2500以上          6.0/10.0    (1)单独设置变压器,使变频器电源与用户其他设备的低压电源隔离。目的之一是提供足够的输入阻抗，与变频器电缆寄生电容组成LC滤波器，将电网侧谐波限制在一定范围内；目的之二是可以抑制谐波与干扰通过同一低压回路直接向其它低压用户端传导。 (2)变压器多相运行。通常变频器的整流部分是6脉波整流器，所以产生的谐波较大。应用变压器的多相运行，可降低变频器输入的电流谐波分量。根据实测采用12脉波输入变频器后，变频器输入端总谐波分量将达到THD≤8%，基本达到电网对电能质量标准的要求。 (3)增设交流输入电抗器或直流电抗器。在变频器输入端加入交流电抗器或在其直流回路加入直流电抗器，可显著改善变频器输入端谐波含量，稳流削波，改善变频器输入端功率因素。 (4)变频器的输出端增设输出电抗器或专用滤波器。输出端设置电抗器或专用滤波器，可有效降低变频器输出电流中的高频分量引起的高频辐射干扰，降低电压突波对电机绝缘的影响，降低电机的电磁运行噪声。 (5)变频器输出电缆采用专用屏蔽电缆。经验证明，采用专用动力屏蔽电缆是抑制变频器输出端高频辐射的有效途径。 3.2 轴电流抑制 对于采用变频器供电的电动机，由于电压波形中存在着相当多的高频分量，这些高频分量除了通过变频器与电机绕组构成回路外，还会通过绕组与定子铁心间以及转轴、端盖、机座和接地线等之间形成寄生电容而构成高频通路。由于这些电容容量有限，在工频市电供电时其充放电过程形成的容性电流很小，可以忽略不计。当采用变频器供电且电机容量较大（110kW以上）时，由高频分量形成的轴电流密度可达数10A/mm2，轴电流将会引起电机轴承的严重电蚀。由于轴承的滚珠与滚道上有可能存在凸出点，旋转时通过该处的轴承电流断开，从而引起电弧，灼伤金属表面，这种微观损害的持续积累将会引起轴承的损坏。 实际应用中，对于中等功率等级以上的电机应通过保持轴承良好润滑而维持内外圈间润滑膜较高的绝缘电阻、轴承外圈与机座接触面喷涂绝缘漆、变频器输出端加入滤波器等抑制轴电流产生的措施，保障电机的可靠运行。 3.3 工频运行冗余问题 变频器应用的许多场合，通常不允许设备发生非计划停机。这种情况的经典设计是提供一套独立的工频应急旁路。对于采用独立供电变压器的低压变频方案，由于变压器负载的单一性，无需考虑电机在工频电源下启动时，由于启动电流冲击而造成低压母线跌落的影响。如果经验算，变压器高压侧母线在工频旁路直接启动时的电压在允许范围内，就可以采用直接启动。此时独立供电变压器类似于一个启动电抗，可以起到降低电机启动电流冲击的良好效果。对于双低压绕组的12脉波供电变压器方案，电机实行工频旁路运行时，将原两组分别向变频器两组串联整流器供电的低压绕组切换成曲折联接后，直接作为电机工频旁路运行的供电电源。 对于用户希望尽量减小启动电流冲击和机械冲击的场合，工频旁路电机启动时仍可采用软启动器、降压启动等传统成熟的启动方式，这可以在方案设计时一并予以总体考虑细化。 3.4 配套电机问题 如前所述，目前国内低压电机定型规格的最大机座号为H355，并由于大功率风机配套电机的极数通常均在6～10极，对应的最大电机功率也就在220kW以下。除了少数厂家有H355以上机座低压电机生产外，一般均需特别订制，生产批量小、供货价格高及交货周期长是普遍存在的问题。这也一定程度上影响了变频调速在中功率段的大量应用。 建议作为风机行业大用户的中大功率风机的主导生产企业，与电机制造行业内具有生产基础的单位合作，对H355机座以上的低压电机进行定型设计，以期降低生产成本和缩短交货周期，并有利于技术成熟且经济性良好的中功率低压变频系统在风机及相关行业的推广应用。这在技术上应不存在任何问题。对于老系统改造而言，用户可以采用将风机驱动的高压电机，通过绕组重绕或是更简便的串/并联改接等方法改造为低压电机，而使中功率低压变频系统应用在老风机系统节能改造时，可以用比较经济的方法得以实现。对此，国内已有很多成功应用的案例可供借鉴参考。    变频供电的电动机，由于其供电电压波形为非完全正弦波，同时电压波形的毛刺突波比较大，因此对其绝缘有抗电晕处理和适当增加绝缘设计裕度的要求，这在低压电动机设计选型时应予以一并考虑。 4 结论     大中型风机在国民经济各部门中是数量众多，分布面极广，耗电量巨大的设备。据权威资料显示，目前在用风机系统的能源利用效率比国际先进水平相差20%；差距是巨大的。这其中除存在风机本体设计效率低之原因外，很大的因素是高效能的调速设备应用不足，风机系统长期运行于低效区所致。因为中功率段风机存在着巨大的社会在役保有量，并且随着国民经济的发展，其应用量将不断增加，因而，在这个功率段推广应用经济技术性能良好的交流变频调速系统，其现实的节能意义无疑是相当巨大的。从目前阶段的技术水平和各类变频方案的经济性考察，采用“独立供电变压器+低压变频器+低压电机&dquo;技术方案（所谓“高-低方案&dquo;），并辅以必要的周边技术措施，是目前可应用在（220～1500kW）中功率段风机节能调速中首选的技术方案。

   粉尘导电有两种方式,其一是电流通过粉尘内部(体积导电),这与粉尘的化学成分有关,其电阻值与温度成反比。另一种导电是沿粒子表面(表面导电),它与烟气成分及表面存在的水分有关,尘粒表面水分,随温度变化有较大变化,特别是在200℃以内。表面电阻与烟气温度成正比。因此可以将粉尘比电阻看作为体积与表面并联的电阻,其阻值随温度的变化状况如图8-81。    气体密度与烟气温度成反比,而气体密度又影响着电除尘器内的电离状况。气体密度小,分子间间距加大,电子可以获得较高的速度与动能,电离效应加强,烟气会在较低的电压下击穿,因而降低了电除尘器的操作电压。相反温度降低,气体密度增加,击穿电压可以提高,除尘效率也可以相应提高。由于烟气压力与气体密度成正比,因此当气压降低,伏安特性曲线亦会有更陡的斜率。有关温度与压力对电除尘器伏安特性和火花放电电压的影响。