摘要：分析了离心通风机调节机构存在的问题，提出了符合实际情况的改造措施，改造后实际运行效果良好。 离心式通风机简介 离心式通风机结构布置见图1。                   2 风机存在的问题 双辽发电厂有4台图1所示离心式通风机，自投入运行以来，风机进口调节机构故障频繁,增加了设备维护工作量,严重影响了风机运行的经济性及安全性,现将问题总结如下。 （1）启动时，风机进口调节挡板关不严，风机带负荷启动，启动电流高，电耗高，也易烧损电机。 （2）风机高负荷运行时进口挡板开不到位，节流损失增大，风机出力不足，导致送风机风量无法满足炉膛燃烧要求，炉膛氧量过低，燃烧效率降低。 （3）低负荷运行时，挡板关不到位，风机负荷减不下来，炉膛氧量过大，送、引风做了不必要的功，增加了不必要的电耗。 （4）调节滚轮易脱离调节转筒上的滑道，从而失去调节作用。 （5）调节中，挡板运动阻力大，动作不连续，风量及电流变化不连续，电流最大可突增、突减10A。 3 原因分析 3.1 偏心挡板运动阻力大 本型号风机单台两侧共有30块偏心挡板，每块挡板外端侧挡板轴都由一个独立的调节臂控制，调节臂端侧由长度可调的关节轴承铰链连接在调节转筒上，调节转筒由调节连杆与执行器连接（改造前见图2）。在调节过程中各偏心力产生的扭矩与执行机构产生的调节扭矩相反，阻碍挡板开启，这是影响挡板调整的灵活性及挡板开、关不到位的主要原因。 3.2 挡板轴承运动阻力大 本风机挡板原设计轴承为滑动摩擦式自润滑轴承，共有60套。该轴承完全裸露在烟气中，容易进灰，因此挡板运动阻力大，这是挡板动作不连续、不灵活的原因；也是挡板开、关不到位的原因。 3.3 调节转筒运动效果不好 本风机挡板调节转筒设计上应当与风机主轴具有较高的同心度，但由于在其圆周上起固定和传动作用的8个滚轮存在设计上的缺陷，根本无法将调节转筒定位，在力的作用下致使调节转筒的中心偏离风机主轴中心，调节转筒的运动方式既有转动，又有起负面效果的平面运动方式，挡板调整的盲区大，这也是挡板开关不到位的原因之一。 3.4 调节转筒传动及定位滚轮效果不佳 本风机调节转筒传动及定位滚轮设计有8个，滚轮在调节转筒的滑道上滚动，但滚轮轴与滚轮之间的运动方式为滑动，摩擦力很大，这是挡板调节阻力大的又一原因。另外，滚轮轴悬挂滚轮后，设计成单侧支撑式，由于滚轮轴刚度及强度有限，在调节转筒的重力及调节力的作用下，滚轮轴易发生弯曲，致使滚轮脱离调节转筒滑道或偏离主轴中心，调节作用削弱或失去。 3.5 各挡板位置不一致 这主要体现在挡板的全关位上，在挡板调节指令处于全关位时，大部分挡板已经关闭或接近于关闭，但个别挡板还有很大开度。因此各挡板位置不同步，是挡板关不严，风机启动电流大的原因之一。 4 技术改造方法 保持调节机构各部与进气箱、集流器的安装位置及各挡板调节臂行程不变，对引风机进口调节器进行现场局部改造，主要改造以下几个部分。 （1）对调节挡板进行改造：将原有的不对称结构挡板改为轴线中心对称结构挡板，调节叶片数目不变，使叶片受力均匀且便于调节。增加挡板的厚度，采用耐磨材料，增强挡板的抗扭矩的作用。 （2）对挡板轴端部固定轴承进行改造：由原来的自润滑轴承改为带防尘盖具有球面座的径向球轴承，并采用固定轴承座，以提高调节器的灵活性及轴承自身的强度，减小调节摩擦阻力，提高轴承的运转可靠性。 （3）对调节转筒与滚轮进行改造：重新设计滚轮结构、尺寸，在滚轮与滚轮轴间加滚动轴承传动，变滑动摩擦为滚动摩擦；改滚轮支撑方式为双支撑式，增加稳定性及刚性；重新调整调节转筒中心与主轴中心一致并定位（见图3）。 （4）现场重新校定各挡板开度，使其开度一致，并使调节指示器显示与实际开度一致（调节机构结构总见图4）。 5 运行效果检查 (1)经改造后，挡板调节灵活、无卡涩现象，开度可在０％～100％之间自由调节，就地实际开度与DCS指示一致。 (2)消除了以往运行调整中电流及风量由不变到突然急剧变化的现象，调整中风量及电流变化均匀，满足了风机在各负荷的调整要求。 (3)调节转筒运动效果良好，无调节滚轮脱轨、滚轮轴弯曲等现象的发生，减少了维护量，提高了运行安全性。执行机构调节轻便，指示器与实际开度保持同步一致。 (4)风机启动电流大辐降低,节省了电耗，保证了电机安全运行，提高电机使用寿命。

   2007年底，我国电力行业发电容量已经达到713GW，其中火电发电装机容量达551GW，以火电厂为主排放的SO：及N不断增加[1-2]。NO是大气主要污染物之一，是造成酸雨和光化学烟雾的主要因素。但目前我国电站环保主要集中于脱硫处理，而在排放控制方面的规定刚刚开始实施[31，与世界先进国家相比有很大差距。随着环保意识的增强、相关的法律法规的健全和执法力度的加大，尤其是2004—07—0l正式实施的《排污费征收使用管理条例》规定了每排放1kgNO．收费0．63元之后，对燃煤电厂N的控制势在必行。 降低N的污染主要有2种措施：改变燃烧方式，控制燃烧过程中N的生成，即低N燃烧技术；采用烟气净化技术，对生成的N进行处理，即烟气脱硝技术[41。本文主要对烟气脱硝的几种方法进行介绍 1方法介绍 1．1选择催化还原法(SCR) SCR是目前最成熟的烟气脱硝技术．它是一种炉后脱硝方法[习，最早由日本于20世纪60～70年代后期完成商业运行，是利用还原剂(NH，尿素)在金属催化剂作用下，选择性地与N反应生成N和H：0，而不是被0：氧化，故称为“选择性&dquo;。 1．1．1催化剂的选择 金属催化剂有贵金属和非贵金属2类。SCR工艺的催化剂材料一般以TiO：为载体，并掺入V：0和WO等活性成分，其活性温度在280～400℃不等。催化剂的结构可分为蜂窝式和板式2种，蜂窝式催化剂具有模块化、比表面积大、全部由活性材料构成等特点，而板式催化剂不易积灰，对高尘环境适应性强、压降小、比表面积小。 1．1．2还原剂的选择 在无水氨、氨水和尿素水溶液中进行还原剂选择，首先从安全角度考虑。交通事故中管路、储存罐、槽车罐泄漏的氨气要比尿素水溶液的危险性大得多。尽管防范无水液氨的措施越来越周密，但相应的投资也越大，因此多使用氨水和尿素作为还原剂．特 别是近10a，采用尿素作为还原剂的比例迅速上升。 1．1．3常用的方法 1．1．3．1氨法SCR 在选择催化还原工艺中，催化剂直接布置在锅炉之后，即通常所说的高灰分烟气段布置[61。烟气中氮的氧化物主要成分是NO和NO：，其主要反应方程式为： 4NH3+4NO+O2=4N2+6H20， 8NH3+6NO2=7N2+12H20。 NHJNO为0．9时，NO的脱除率可达90％。在不添加催化剂的情况下，较理想的NO还原温度为800～900oC。当温度低于800℃时，反应很缓慢，需要添加催化剂I。根据所选用的催化剂的种类，反应温度可以选择在250～420，甚至可以低到80～150。 1．1_3．2尿素法SCR 尿素法SCR是利用设备将尿素转化为氨，然后输送至SCR触媒反应器。转换的方法为：将尿素注入一个分解室中，此分解室设定了尿素分解需要的混合时间、驻留时间及温度，由分解室分解出来的氨基产物即成为SCR的还原剂，通过触媒实施化学反应后生成NH，及coJ】。主要化学反应方程式为： NH2CONH2+H2O=2NH3T+CO2T。 1．1．4 缺点 燃料中含有硫分，燃烧过程中可生成一定量的SO：添加催化剂后，在有氧条件下，SO的生成量大幅增加，并与过量的NH生成NHHSO。NHHSO具有腐蚀性和粘性，可导致尾部烟道设备损坏。虽然SO，的生成量有限，但其造成的影响不可低估。另 外，催化剂中毒现象也不容忽视。 1．2选择非催化还原法(SNCR) 选择非催化还原法是不使用催化剂ll3]、温度在850～1100还原N0的方法。 1．2．1还原剂的选择 尿素较氨有更好的锅炉内分布性能及安全性，因此，在大型锅炉上，SNCR一般采用尿素作为还原剂。 1．2．2喷射器的安装 对于大容量锅炉．要将多个喷射器安装在锅炉的不同部位，且能通过IZM模块进行独立操作或联合操作。对反应剂喷人量和喷人部位进行控制，使SNCR系统对锅炉负荷变动和氨的逃逸量控制具有可操作性。喷射区数量和部位由锅炉的温度场和流场确定，应用流场和化学反应的数值模拟优化喷射部位=典型的设计是：设置1～5个喷射区，每个区设置4～12个喷射器，喷射器一般布置在锅炉的过热器和再热器之间，对于改造的老锅炉，也可设在水冷壁区。当温度过高时氮被氧化，生成更多的氧化氮；当温度过低时，尿素转化率降低，并形成氨[14-15】。 1．2．3常用的方法 SNCR工艺的技术主要有以下3种： (1)美国Exxon公司的ThemalDeNOX工艺：过程中喷人NH，反应温度为870～1200，燃油和燃煤电站锅炉的脱氮率可达40％～60％。 (2)美国燃烧技术公司(NFT)的NOXOu技术：过程中喷人尿素，反应温度为900～1000℃，尿素溶液可直接喷人锅炉炉膛，若同时喷石灰水还可进行脱硫。该技术目前在美国和欧洲已得到商业应用，脱氮率达35％～70％。 (3)Emcoe公司的二级DeNOX技术：过程中喷人尿素和甲醇，该系统的第1台反应装置安装于KVABasel城市垃圾焚烧炉上，获得65％～80％的脱氮率。 1．2．4工艺特点 (1)投资少，是SCR投资的20％～30％：脱NO率中等，为25％～40％；不使用催化剂，因而不会提高烟气中S0的氧化率，S0浓度不会增加，生成的NH，HSO造成空气预热器的堵塞和腐蚀程度比SCR低。 (2)布置相对简易，且工程造价低、占地面积小、维护简便，目前更适合老厂改造．新炉可依锅炉设计配合使用。 1．3SNCR／SCR组合法 SNCR／SCR组合法于20世纪90年代后期研发成功，并成熟应用于多数大型燃煤机组。该技术结合了SCR和SNCR系统的优点，适合新建大型机组．同时也适用场地狭窄的老厂改造。应用于SNCR法的化学还原剂被设计成炉内脱硝后，余氨再进入SCR的催化反应装置实施脱硝，脱硝效率最高可达90％。使用的还原剂为尿素，可省去喷氨系统_163。SNCR／SCR组合技术可节省大量电厂脱硝运转费用，是目前电厂最经济的脱硝方式。 1．4活性炭法(AC) 利用活性炭特有的大比表面积、多空隙进行脱硫或是脱硝，烟气(温度为90～150℃)经除尘器后便进入吸附塔进行喷水冷却。向吸附塔中喷氨气，氨气与N0在活性炭的催化还原作用下生成N，实现脱硝的目的。优点是吸附容量大、吸附过程和催化过程的动力学过程快、活性炭可再生、机械稳定性高，缺点是易形成热点甚至引起着火、设备的体积大、脱硝成本高。 1．5SNOX／DESONOX法 丹麦的SNOX法和德国的DESONOX法是使用催化剂联合进行脱硫脱硝的2种方法，从除尘器出来的烟气进入催化剂反应器进行NO还原，这一点与用于SCR设备的方法相似：将烟气加热到400～420；送人催化反应器，使SO氧化成SO；在换热器中S0与水汽结合成为硫酸。 两种方法的基本原理相同，区别在于氧化和催化还原剂是布置在单独的反应器(SNOX)里还是联合反应器(DESONOX)~。因为脱硫和脱硝的运行温度不同，单独的反应器可以单独调节至最佳温度；在联合反应器中布置的是由技术制造商自己开发的一种特殊的高温催化还原剂。 3发展规划    近几年，新建大型燃煤机组都按要求同步采用低NO燃烧方式，一批现有电厂结合技术改造也安装了低NO燃烧器。综合考虑我国的技术经济发展水平和电力企业的承受能力，今后将继续应用低NO燃烧技术，继续研究脱硝效率更高、经济性更好的低NO燃烧技术，为大型火力发电机组提供新一代燃烧技术，也为SCR和SNCR技术的应用提供配套技术[20-24]。 应考虑在燃烧无烟煤的发电厂建立SCR和SNCR技术的工程示范。通过示范工程，引进、消化国外技术，培育出掌握先进烟气脱硝技术、具有市场竞争能力的工程公司，为烟气脱硝的参数选取、机组匹配和技术方法选择等提供科学依据，从而建立我国的烟气脱硝工程标准体系。

摘要：介绍了利用霞普气制作的预热装置，实现了压缩机焊接机壳不需进炉就能预热的关键。 1引言 随着离心式压缩机生产数量不断增加，焊接机壳的质量、进度，已成为能否保证交货期的关键。机壳焊接时，从上法兰与密封体拼装&a;预热&a;焊接；上法兰与外壳板拼装&a;预热&a;焊接；上机壳中的支撑环与内壳体、端板拼装&a;预热&a;焊接；下法兰与密封体拼装&a;预热&a;焊接；下法兰与外壳板拼装&a;预热&a;焊接；下机壳中的支撑环与内壳体、端板拼装&a;预热&a;焊接；整个机壳从拼装到焊接过程中，大型复杂结构壳体要经过20次预热，小壳体要经过8次预热，并且在焊接过程中工艺要求要保证预热温度。 以往焊接机壳预热，符合本公司炉膛尺寸的可进炉预热处理，超出炉膛尺寸的到外协厂进行预热。随着焊接机壳数量的不断增加，焊接机壳体积的增大，公司热处理预热炉已满足不了焊接机壳进炉预热的要求。 焊接机壳各组、部件进炉预热从升温、预热、保温、出炉，至少要经过6～8h，而且出炉温度至少要高出工艺要求温度100℃，否则途中周转到车间，在焊接时工件温度降低达不到工艺要求。 由于预热时间长，在公司内占用热处理炉，外协延长生产周期，既浪费能源，又消耗资金，焊接机壳的预热问题是急需解决的关键问题。 2 预热装置的研制 为不影响生产进度，缓解热处理车间的处理设备能力，解决焊接机壳预热的关键问题。焊接工艺人员对火焰枪进行了选型和试验、购置了WLB-720火焰枪。 预热装置由火焰枪、霞普气瓶、支架和小车组成。该装置为手推车式，预热装置随焊接机壳移动，焊工在焊接前、焊接过程中随时进行预热，方便、安全、可靠，便于定置管理。在手推车上设有固定气瓶的位置，用以稳固霞普气瓶，有两个调整支架，用以稳固火焰枪，调整枪体角度。 当小的焊接机壳预热时，用一个手推车，取下两个火焰枪，对称预热即可，可随时调整火焰枪的角度、加热位置；大的焊接机壳用两个手推车，取下4个火焰枪四角对称加热，可随时调整火焰枪的角度、加热位置，保证在预热过程中气瓶稳固不倒，火焰加热枪移动灵活，气体火焰充分燃烧，加热温度比较均匀，在尽可能短的时间内，达到工艺要求的预热温度。 达到预热温度后，火焰枪放置在推车固定位置上，当预热温度下降，需要再次预热时，可随时进行，直至机壳焊完为止。不需要预热时，收起火焰枪放在手推车上，连同气瓶随车定置管理。图1为焊接机壳采用预热装置预热示意图。 3 产品应用 焊接机壳预热装置研制成功后，铆焊车间4个焊接小组进行实际应用。每个焊接小组根据产品进度情况，按工艺要求随时随地将焊接机壳组、部件进行预热。 仅半年时间，采用预热装置焊接机壳88台，共计120个缸，其中大于Φ700mm的大机壳31个，小机壳89个，节约价值近50万元。 焊接机壳预热装置的研制，保证了焊接质量，提高焊接生产效率5倍以上，不仅缩短了生产周期，同时还降低了生产成本，按每年平均焊接160台机壳计算，利用霞普气预热装置进行预热，每年可节省资金100多万元。

   离心通风机中，气流经叶轮做功后压力增高速度增加，虽然经过了扩压器的扩压，速度进一步降低转化为压力能，但是通风机中的扩压器基本都很简单，相对高速的气体进入蜗壳不但会出现尾流-射流现象，而且由于叶轮出口到蜗壳的突扩会在叶轮出口处产生不同旋转强度的旋涡，这些都极大的影响了风机的效率。为了减少这种旋涡的出现，常常在蜗壳中安装整流板，通过减小突扩从而减少大强度的旋涡，其结构如图9所示。 本文研究了三个带不同长度整流板的风机，其中model1风机整流板长度是180mm，model2风机的整流板长度是100mm，model3风机的整流板长度是70mm。三种模型相同位置网格疏密情况基本一致，蜗舌部分和蜗壳叶轮ineface部分的网格尺寸相同；三种模型的蜗壳网格数分别是714687、718966和730124；叶轮和进口集流器部分使用相同的模型，叶轮和进口集流器之间的间隙为2mm。       图10是整流板长度不同的模型风机整机模拟的性能曲线图，可以看出三种模型的全压和流量均达到了设计要求，在设计工况下model2的全压分别比model1和model3的全压高了2.5%和1.18%，在大流量时model2的全压分别比model1和model3的全压高了6.3%和0.85%，在小流量下相差则不是很大；效率的趋势则基本与全压趋势保持一致，小流量下三种模型效率相差不大，在设计工况下model2的效率分别比model1和model3的效率高了1.19%和1.13%，大流量下model2的效率则分别比model1和model3的效率高了7.1% 和0.75%。 图11是不同长度整流板的风机设计工况下跨盘盖中心截面的静压分布，可以看出随着半径的增大，整流板不同的三个模型静压都增加了，且三种模型的静压分布状况相似，不同的是model1出口压力较低，气流从叶轮进入蜗壳后静压迅速上升，model2和model3 出口压力基本相同，气流从叶轮进入蜗壳后压力逐渐升高。图12是不同长度整流板的风机设计工况下叶轮中心截面的相对速度分布，可以看出三个模型都在靠近蜗舌处的两个叶道内出现了涡旋，其中model2在上游的那个流道涡旋强度较大，下游流道涡旋强度很小，流 动状况最好，model1虽然在两个流道内都产生涡旋，涡旋强度较大，流动状况尚可，model3在两个流道内都产生了比较大的涡旋，基本占据整个流道，流动状况最差。这也说明风机下游设备会对上游设备产生影响。   结论：比较了不同长度的整流板对风机性能的影响，整流板过长会使其距离叶轮前盘的间隙过小，气流在从叶轮进入蜗壳的时候流动非常不均匀，产生较大的流动损失，影响了风机的全压和效率，整流板太短则会明显减弱集流器与叶轮之间的气体泄漏阻挡效果，也会影响 全压和效率，合理长度的整流板会破坏因为叶轮、蜗壳突扩产生的大尺度漩涡，同时对进口集流器和叶轮之间的气体泄漏也有一定的阻挡作用，减少了流动损失和泄漏损失，提高了全压和效率。

摘要：本文首先对某高效离心风机进行全三维整机数值模拟，得到其性能曲线并与实验结果进行对比分析。通过使用不同形式的进口集流 器和采用长度不同的整流板等改变风机部件参数来研究风机性能的变化，结果表明锥形进口集流器制造简单同时有效提高了风机的效率，合理的整流板长度可以改善风机内部流动状态并提高风机效率。 0引言 离心风机是国民经济各部门中应用量大、使用面广的通用机械，是工业生产中主要的耗能设备，因此研究和改进离心风机，提高其工作效率对节约能源有着非常重要的意义。离心风机主要包括进口集流器、叶轮和蜗壳三大部件，其几何结构和内部流体的流动状态直接影 响离心风机的能源利用率和工作效率[1]。 王昊[2]等通过对一台离心风机更换叶轮翼型和改变叶片的安装角，采用数值模拟的方法分析了风机的性能和流场。张顾钟[3]采用多目标法对某离心风机进行优化，通过改变叶片出口角、叶片数和转速等参数，得到风机整机性能的提高。阳诚武[4]等通过对9-26型离心风 机的模型进行数值模拟，研究了短叶片长度、短叶片周向位置、短叶片的安装角度及长短叶片数对风机性能的影响。李新宏[5]等对9-19No.1离心风机进行了三维全粘性的整机数值模拟，得到风机的压力场和速度场分布。本文对某高效离心风机进行全三维整机数值模拟并与实验测试进行对比，在此基础上改变其进口集流器与整流板等风机部件的参数，分析其对风机性能的影响及风机内部流动状况，为设计高效离心风机提供了参考。 1风机整机模拟与实验对比本文的试验研究对象是一台高效离心通风机，数值模拟采用Fluen软件，计算区域主要分为三个部分：进口集流器、蜗壳和叶轮。该风机主要结构和设计参数如下：叶片进、出口直径为460mm、1000mm；叶轮出口直径为1010mm；长、短叶片各12个；叶片进、出口安装角为29.03°、75°；叶轮进、出口宽度为105mm、46mm；蜗壳宽度为270mm；风机转速 为1450pm。 由于计算模型尺寸比较大，网格数目比较多，同时模型外形不是很复杂，本文采用结构化六面体网格，在保证计算精度的前提下大大节约了计算周期。考虑到流体在通风机内的流动特性，对近壁面采用了网格节点不等距处理，对于ineface、蜗舌、叶轮均采用了网格节点加密处理，其中进口集流器网格数为715806，叶轮网格数为758632，蜗壳网格数为714687。对计算模型的网格数均进行了网格无关性验证，当网格数再增加时计算的全压和效率变化均在0.5%以内。 该通风机内部流动马赫数比较低，可以认为是三维粘性不可压缩流动，湍流模型选择κ-ε模型，压力速度耦合方法采取SIMPLE算法，松弛因子采用Fluen默认值。进口采用速度进口，出口为压力出口条件，壁面为无滑移边界。 图2为风机性能曲线的数值模拟结果与实验值的对比，其中风机全压的实验结果与数值模拟最大相差3.2%，在设计流量附近模拟值略高于实验值，风机的静压、功率的实验结果分别与数值模拟结果相差了2.3%、3%，模拟值与实验结果的曲线趋势基本一致，风机的效率的误差则在3.9%以内，在设计流量时模拟值与实验结果基本相同。所有性能参数的误差均在5%以内，说明了本文的计算模型和计算方法的正确性。 2进口集流器对风机性能的影响 为了使气流能够更加均匀进入叶轮，一般通风机都会有进口集流器。进口集流器应该尽量使气流充满叶轮进口截面，使流动状况尽量接近叶轮进口的气流状况，避免产生涡流等流动损失。本文使用了三种型式的进口集流器：圆筒形进口集流器、锥形进口集流器和弧形进口集流器，如图3所示。三种进口集流器轴向长度相同，出口面积都与叶轮进口面积相同，其中锥形进口集流器与弧形进口集流器进出口面积保持一致。   在进行模型的网格划分的时候，分别对三种型式的进口集流器对应处网格进行了尺寸的统一，例如进口处第一层网格与叶轮进口截面匹配的ineface截面网格尺寸均相同，对于其它壁面处的网格尽量做到尺寸接近。圆筒形进口集流器，锥形进口集流器和弧形进口集流器的网格数分别是61447、715806和70866，蜗壳和叶轮部分均相同。 图4是采用三种进口集流器的性能曲线对比，可以看出三种进口集流器风机模型均满足设计要求。由图4（a）可以看出在小流量情况下，三种模型的全压相差不大；随着流量的增加，特别是超过设计流量后，采用弧形进口集流器的风机全压最高，其次是采用锥形进口 集流器的风机，圆筒形进口集流器风机最低。在设计工况下弧形进口集流器的全压分别比锥形和圆筒形进口集流器全压高1.3%和0.8%，在大流量下弧形进口集流器的全压分别比锥形和圆筒形进口集流器全压高6.1%和10.2%。由图4（b）可以看出效率与全压的趋势保持一致，小流量状况下三种模型效率基本相同，随着流量的增加弧型的效率高于锥形，锥形的效率高于圆筒，在设计工况下弧型进口集流器的效率分别比锥形和圆筒形进口集流器效率高0.6%和1.3%，大流量时弧型进口集流器的效率分别比锥形和圆筒形进口集流器效率高5.7%和8.6%。 图5、图6和图7分别显示了不同流量下叶轮进口截面的绝对速度云图，可以看出采用圆筒形进口集流器的风机，在该截面上壁面速度和中心速度都比较大，速度延半径方向有先增大后减小的过程，而采用锥形进口集流器和弧形进口集流器的风机则都是中心速度小，壁 面速度大，速度延半径方向是逐渐增大的过程，弧形和锥形的速度分布基本一致，弧形的在大流量的情况下速度分布更加均匀。可以看出不管采用哪种进口集流器，叶轮进口速度分布都不可能是完全对称的，下游设备的不对称性会影响上游设备，在设计工况下三种模型的进 口速度分布最均匀，气体进入叶轮内流动状况最好，因此效率最高。 图8是设计工况下三种模型同一位置子午截面总压图，可以看出由于叶轮对气体做功，沿着流动方向气体的总压在不断地增加，同一半径下轮盖侧的压力均低于轮盘侧的压力，尤其是在进口处，轮盖侧的压力明显低于轮盘侧的压力，采用圆筒形进口集流器风机在轮盖侧 进口转弯区域明显会有一个较大的低压区域，采用锥形进口集流器风机在进口处的压力梯度则要缓和一些，采用弧形进口集流器风机在进口处压力梯度最小，因此弧形进口集流器最能符合气流由轴向变为径向进入叶轮的气体流动状况，在进口盖侧产生的流动损失最小。

摘要:使用CFD数值计算软件对一5.6号离心风机进风口与叶轮径向间隙(径向间隙&dela;与叶轮直径D2比值)分别为1mm(0.18%)、2mm(0.36%)、3mm(0.54%)和4mm(0.71%)时的整机进行三维数值模拟，并且与叶轮和进风口没有间隙的离心风机数值模拟结果进行对比。分析间隙对内部流场的影响，总结得到该离心风机全压、内功率和内效率随间隙变化情况 0引言 离心风机是工业生产部门使用非常广泛的机械设备，在冶炼、石油和化工等领域发挥着重要作用。其能否安全、经济的运行直接关系着各个生产部门的经济效益。离心通风机中的损失可分为流动损失、泄漏损失、轮阻损失和机械损失等。为了保证高速旋转的离心通风机旋转的可靠性，进风口和叶轮之间要有一定的间隙，由于存在这一间隙，气体经过叶轮前盖与进风口之间的泄漏形成循环流动，使叶轮对这部分流体的做功均被损失掉。这种损失被称为内泄漏损失。 一般经验认为，进风口与叶轮之间的径向间隙越小，内泄漏损失会越小，故在制造工艺和安全运行的条件许可下，间隙应尽可能小。但是由于制造工艺和加工成本的限制，间隙过小可能有较大的制造困难，所以要在兼顾多种因素的情况下，找到最佳的径向间隙量。 本文以某一高效离心风机（机号5.6号）为模拟对象，使用三维造型软件对进风口与叶轮径向间隙(&dela;/D2)分别为1mm(0.18%)、2mm(0.36%)、3mm(0.54%)和4mm(0.71%)时的离心2风机整机建模，对建模后的整机划分网格，再使用CFD数值计算软件对整机进行数值分析，最后对计算结果进行对比分析，得到不同间隙对该机号风机的全压、内功率和效率的影响，总结得到不同间隙对间隙内泄漏损失的影响。同时得到该机型的最佳的径向间隙。2不同径向间隙离心风机整机CFD数值模拟 2.1模型建立及网格划分 使用三维造型软件UG对进风口与叶轮径向间隙(&dela;/D2)分别为离心风机整机建模，图表示的为间隙1时的二维图。建模时将整机分为个区域，分别为进风口、叶轮、叶轮和进风口之间的间隙、以及机壳部分。 图2表示三维数值计算模型和网格，计算网格使用分块四面体网格，由建模的4部分组成。其中，间隙和叶轮部分设计为旋转网格。近壁面以及间隙部分网格加密处理，离心通风机整机网格总数为230万。 2.2CFD数值计算方法 在CFD数值计算中,使用K-ɛ湍流模型求解相对坐标系下守恒形式的三维Navie-sokes方程。空间项采用有限体积中心离散方法[5]。采用四阶Runge-kua法时间推进以获得定常解。为了加速收敛，采用多重网格法。 数值模拟的边界条件为：进口给定速度条件，根据不同流量给定不同的进口速度；出口为自由出口条件；叶轮给定旋转速度. 2.3内部流场分析 图3表示的是间隙为4mm时间隙中的速度分布，可以很明显的看到，蜗壳中压力较高的流体经过间隙重新流回叶轮，同时间隙对气流又产生了节流作用，气流的速度快速增加，并且在间隙处产生了涡流。通过间隙进入叶轮的气流再次和叶轮中的主气流混合。这与一般 的理论分析是一致的，叶轮对气体的做功的一部分消耗在了间隙内的循环上。 图4和5分别表示的是没有间隙和3种不同间隙时蜗壳中截面的总压分布。对比图4和5可以得到，没有间隙时的蜗壳中的总压比有间隙时要明显大，而且涡的分布也比有间隙时少。这就表明间隙会明显减小风机的做功能力。随着间隙的增大，蜗舌区域总压会明显降低，也会出现明显的涡流。这也表明间隙泄漏对蜗舌部位的气流影响较大。 2.4不同间隙时的全压和内效率比较 图6和7分别表示的是叶轮进口没有径向间隙和径向间隙与叶轮直径比值(&dela;/D2)分别为数值模拟的流量和全压曲线以及流量和内效率曲 线。从两张图可以很明显的看出，随着间隙的增大，在全流量工况，全压和内效率都有明显的下移。 从图6可以看出，在小流量区域，随着间隙的增大，虽然全压有一定的降低，但是降低的不是很明显，而且在全压降低到一定程度以后，基本不再降低；然而在大流量区域，压力降低的比较明显。这就说明在小流量区域，间隙的大小对全压的影响较小；在大流量区域， 间隙的大小对全压有较大的影响。这和理论分析的结果是一致的。 从图7可以看出，和没有间隙时的理想情况比，径向间隙会明显的降低整机的内效率，随着&dela;/D2的增大，在小流量区域，内效率变化不是很明显；在大流量区域，内效率下降的比较明显。在大流量区域，&dela;/D2为0.18%时，内效率和没有间隙时的情况比较接近，并且&dela;/D2为0.36%和0.54%时内效率比较接近，而当&dela;/D2为0.71%时，效率又有比较明显的下降。 对于该5.6号的风机，一般情况下做到&dela;/D2为0.18%要求比较高，实现起来既耗费时间又增加成本，但是同时又不希望效率降低过大，由于&dela;/D2由0.36%增加到0.54%时内效率变化较小，所以该型风机最佳的径向间隙量&dela;/D2为0.54%，这与经验公式要求的一般间隙约为0.5%D2的要求是相符合的。 3结论 1）使用CFD数值计算软件对一5.6号高效离心风机进风口与叶轮径向间隙(&dela;/D2)分别为时的整机进行三维建模和数值模拟，并且与没有间隙时的数值模拟结果进行对比。结果表明，蜗壳中压力较高的流体经过间隙重新流回叶轮，同时间隙对气流又产生了节流作用，气流的速度快速增加，并且在间隙处产生了涡流。 2）不同间隙时蜗壳中截面的总压分布表面，随着间隙的增大，蜗舌区域总压会明显降低，也会出现明显的涡流。间隙泄漏对蜗舌部位的气流影响较大。 3）随着间隙的增大，在全工况内，全压和内效率都会减小。在综合考虑制造成本和径向间隙对内效率的影响，得到该机型最佳的径向间隙与叶轮直径的比值&dela;/D2为0.54%。

服务项目：除尘抽风机、锅炉引风机、矿用风机、粮食风机；钛风机、氯气输送风机、煤气鼓引风机   现有风机中有很多性能优良，但由于用户要求的多样性，已有产品中往往选不到合适的风机和模化设计对象。重新设计新产品则需要气动计算、模型试验、工艺设计，模具制造等一系列复杂过程，成本高、周期长。这时可采用变型设计，即仅改变原有风机个别几何参数来满足设计要求。变型设计有试验数据和实际产品为依据，设计计算可靠，不必进行模型试验；还可利用现有图纸资料、模具工装，降低了成本，缩短了设计制造周期。 变型设计原理   当选型设计和模化设计都不能满足设计要求时，选用比转速相差不多，性能较好的离心风机进行变型设计。在变型量控制在一定范围内时，可以认为变型设计点的效率近似不变。变型设计方法主要有：①变叶轮宽度；②变叶片数；③变叶轮外径及出口安装角或叶片型线；④变叶片进口安装角。 一、变叶轮宽度   变叶轮宽度的变型设计方法， 满足用户提出的压力要求，而不满足流量要求。按设计要求的技术能数，计算出比转速后，选择与计算比转速接近，效率较高的风机，从其无因次性能曲线上找出变型工况点得到流量系数，按设计全压要求求得所需风机叶轮直径。依此为依据得到变型设计的模型风机。 作两点假设：①不考虑由于宽度变形而引起的轴向涡流变化；②不考虑由于宽度变化引起的附面层变化。 在此基础上，按下面两种情况进行变宽度计算：①满足进口速度三角形相似；②满足出口速度三角形相似。 宽度改变以后，全压可能会有所变化，因此要计算全压是否在设计压力允许波动范围。 二、变叶片数     变叶片数方法适用于风量满足用户要求，而风压不满足要求的情况，按满足风量要求，求得所需模型风机，并得到对应各几何参数（按比例常数求得）。变叶片数后，主要考虑滑移系数Ｋ发生变化，滑移系数Ｋ可按模型风机的实验结果和滑移系数的计算公式进行修正计算。 三、变叶轮出口参数或叶片型线   这一方法适用于模型满足全压或流量其中一个要求，而另一要求与模型风机参数相差不多的情况。通过改变叶轮出口几何参数或叶片型线来满足设计要求。有三种情况：①变叶轮外径叶片出口安装角&bea;，不变叶片型线；②变叶轮外径，叶片型线，不变叶片出口安装角&bea;；③变叶片出口安装角&bea;，叶片型线，不变叶轮外径。 １、先满足流量或全压要求得出模化风机； ２、滑移系数的修正计算仍使用变叶片数时的计算方法； ３、对计算结果进行验算。 四、变叶片进口参数   叶片进口参数同时影响着通风机的流量与全压，因此，不能先满足其中一个要求，经修正后满足另一要求，也就是说，不能先确定模型风机，只能是同时确定模型风机及变形后的叶片进口参数。  

烧结鼓风机转子工艺控制      烧结机配套用的主抽风机，即通常所称的烧结鼓风机，是冶金行业燃料烧结的关键设备之一，拥有极其广阔的市场需求，其耗电量占烧结厂总耗电量的百分之四十左右，输送的介质为烧结烟气，含尘量交大，风机的转子极其蜗壳磨损严重，且因其流量较大，压力相对较高，一般转速多为1450/min或3000/min，因而要求其转子制作的材料在高温状态下既要有较高的屈服极限，又要有一定的耐磨性能，同时还要有较好的焊接性能，这就给烧结风机的制作增加了一定的难度。    武汉鼓风机厂于八十年代末引进日本三菱技术之后，在原有的SJ系列及D系列烧结风机的基础上，着手开发、研制了高效率、低耗能、使用寿命厂的AF烧结风机系列，流量范围从2500m3/min至13000m3/min，该系列产品因其性能可靠、效率高、结构合理、维修方便等特点而深受用户欢迎，并且逐渐占有一定的市场份额。正因于此，上海宝钢于1998年底决定于我厂合作生产450m2IDL风机转子组。    上海宝山钢铁（集团）公司烧结厂450m3IDL主排风机是日本日立造船株式会社生产的产品，使用时间已达10年之久，运行情况良好。但由于长时间的粉粒摩擦。致使转子磨损严重，虽经过几次中间维修后仍可正常使用，但订购哦备件转子已迫在眉睫。直接从国外进口备件价格昂贵，因此，宝钢决定立足国内厂家，实现转子制造国产化。 450m3IDL主排风机的基本性能要求是：流量：21000m3/min进口压力：为-19.11KPa，出口压力为0.49KPa，全压升19.6KPa，温度：150℃电机功率为9300Kw，转速为1000/min 介质为烧结烟气，温度从80℃至250℃，叶轮要求采取耐磨措施。经设计计算确定该风机转子为离心式双进气、双支撑、锥形前盘、单板叶片附耐磨衬板焊接结构，叶轮外径D2=4270mm叶轮出口宽度b2=500mm，为减轻转子重量，主轴设计为中空管焊接轴头结构，最大加工外径为φ810mm，总长为6948mm。转子总重量约26吨。是目前我国风机行业自己生产制造的最大烧结风机转子。 为了确保产品质量达到国际上同类产品的水平，我们决定与日本荏原工机株式会社合作进行该风机转子的设计、生产及检验，且叶轮的关键原材料由荏原工机负责在日本制钢所采购后进口，转子在整个制造过程中由荏原工机派专业人员到现场进行技术指导，并接受用户严格的质量监督。通过前后两年多的通力合作，此转子已经顺利制作完成，经用户严格验收后已送交到了用户现场。 通过完成此转子的设计、制造，我能又学到了很多新的东西，也积累了一些经验。下面，我仅就450m3IDL主排风机转子在制造过程中压膜成型、焊接及焊后表面处理和主轴精加工等涉及到产品表面质量的诸方面与各位专家简要交流一下： 叶轮锥形前盘成型 通常锥形前盘成型采用平板料压模成型，扇形板料滚弯成型。而450m3IDL叶轮锥形前盘采用的是素线法在1100吨水压机上成型，即在前盘展开料上过中心等分划线，圆棒沿所划线逐条施压。采用此方法基于以下几点考虑： 展开直径达φ4376mm，板厚30mm。单件生产的产品采用压膜成型成本太高 采用滚弯成型需对大型三星滚机进行改造也非易事 采用素线法成型将压型和整形工序合二为一，成本不高且可行。成型检验结果：锥盘高度误差3mm，锥底平面误差2.5mm。锥面整体样板型线最大间隙2.5mm。 二、叶轮组装（定位焊） 叶轮各零件组装定位焊遵循对称分布、先内后外的原则。由于叶轮材料的施焊条件必须具备一定的温度，预热和后热处理（消氢处理）。因此在定位焊和满焊时都面临变形量增加和防变形、反变形的问题。根据叶轮的具体情况采取了相应的措施： 组装叶片时采用了三角形防变形支撑。保证叶片与中盘的垂直度。（叶片长1400mm） 中盘内圈防翘曲变形圈，保证了轴盘连接平面的平面度 前盘防波浪变形圈，保证焊后前盘跳动误差最小 叶片出口防变形支撑，保证叶轮出口宽度 叶轮外圆人字形防变形支撑，保证前盘与中盘不出现扭转变形 采用十字形刚性固定以防止进口圈拼焊时的收缩变形 在以上六种方法的基础上，通过焊接顺序、位置、和焊接量的调整来防止焊接变形 这些防变形措施通过实践证明起到了很好的作用。检验结果：中盘端面跳动4.5mm以内，前盘跳动6mm以内，叶轮出口宽度±2mm以内，叶片垂直度2mm以内。 三、主轴焊接 主轴的特点是采用中空轴，目的是降低对轴承承载能力的要求和磨损，减小对电机功率的要求，使风机能再长期运转中节省相当大的能源。该主轴是由中空管和两端轴头三段组焊为一体的焊接结构件，其轴长6948mm，轴径810mm，中空管管壁厚135mm，构件刚度很大。而转子叶轮直径也很大（4270mm），在1000/min高速运转的条件下传动的扭矩很大。因此必须制定和采用合理的焊接工艺及严格的工艺措施，方能满足该转子的要求。 焊接性分析：主轴所采用材料为S25C，其碳当量Cep=0.335%。由此可知其焊接性能较好，产生冷裂纹的倾向不大。但考虑到焊接厚度为135mm且为环焊缝，有很大的约束力，这是产生冷裂纹的重要因素，且冶金缺陷也大大增加。由此可计算得碳当量CEN=0.47%，则焊接预热125±25℃是必须的（层间温度不大于240℃） 焊接方法及焊材：焊接方法选用直流（反接）手工电弧焊，焊条选用J507Ni，这主要是该焊条熔敷金属机械性能好，具有良好的塑性，低温韧性和良好的抗裂性能，工艺性能也很好； 焊接坡口设计：根据主轴的特点，设计了便于X射线探伤，便于施焊及尽量小的焊接量和热影响区的坡口 防变形措施：采用楔形定位块在坡口处安装定位，然后用鞍形固定板刚性固定，以减小主轴的变形量，同时在焊接中通过焊接顺序、焊接量和焊接位置的调整来消除或减小变形量。 焊后处理：合理的焊后消氢处理和充分的去应力热处理。 按以上焊接要点进行的主轴焊接质量满足了设计要求（达GB3323-82Ⅱ级以上），焊接变形量能控制在工艺范围内（同轴度不大于1.5mm）。 四、叶轮焊接 要保证如此大直径叶轮的制造精度，焊接质量（防裂纹和减小变形）是其关键。该叶轮用材较复杂：前盘、中盘和进口圈材料为13C-4Ni（进口洛镍钢），而叶片、衬板及叶片头为WELTEN590(进口低合金高强钢)因而所对应的焊条也较复杂，其中13C-4Ni之间的焊接、13C-4Ni与WELTEN590焊接、WELTEN590之间的焊接及两种耐磨焊条共采用了五种不同的焊条。根据材料要求，结构焊缝的焊接预热150~180℃及30分钟300℃的后热消氢处理是必须的，而该叶轮焊接位置板厚较大，板厚差异也大，焊缝强度高，刚度大，焊接收缩量大。因此产生裂纹的倾向和焊接变形的可能性也很大，所以必须采用合理的焊接工艺及严格的工艺措施。 防变形措施（前文已所述） 各部焊接要点： 叶片衬板的耐磨堆焊：叶片衬板材料为WELTEN590。厚度为4mm，长1400mm，在叶片工作面要进行大量的块状和条状堆焊。大量的堆焊可导致衬板的严重变形，在校正的过程中势必产生大量的裂纹（因堆焊层的HRC&g;60）。为此，将叶片衬板先压型。然后再刚性固定在相同的胎膜上进行堆焊，这样就大大的减小了变形，从而避免了校正过程中大量的裂纹产生。 叶片与前盘（中盘）的焊接：叶片与前盘（中盘）的焊接为异种钢焊接（13C-4Ni与WELTEN590）。因为焊接产生的收缩量大，给叶片在高度上预留了3mm的收缩余量，以保证焊接完后叶轮进出口的高度符合图纸要求。再者，因焊接量大，且要在一定范围内（焊接及周边200~300mm）预热150~180℃，为避免裂纹的产生和减小变形，须将叶轮直立，以使焊缝处于平角焊位置，采用双人以中盘对称跳跃式后退法，在顺序上采用十字交叉焊，每条焊缝在焊完立即进行30分钟300℃消氢处理。 前盘与进口圈的焊接：前盘与进口圈的材料均为13C-4Ni，选择的焊条应使焊缝获得良好的成分组织和机械性能。而前盘厚度30mm和进口圈厚度80mm两者间的板厚差异极大，焊缝强度高，刚性大，焊接收缩量大且为环焊缝，为此我们设计出了合理的焊接坡口以减小热影响区和焊接量，同时在焊接中采用了局部预热等份（10等份）双人对称交叉焊，在多层焊中进行严格的过程控制（包括层间温度控制），焊后立即进行消氢处理，从而避免了裂纹的产生和尽可能的减小了焊接变形。 叶片头的焊接：叶片头焊接位置处于较为复杂的地方，这里既有WELTEN590与WELTEN590的焊接，也有WELTEN590与13C-4Ni的焊接，且有多条焊缝的交合点，这是应力较为集中的地方，也是最易产生裂纹的地方。因此，在焊接中除了要进行大范围充分预热外，其焊接要点是： 合理应用焊条，特别是焊缝交会处焊条的应用； 合理的焊接顺序、方向以尽量减小应力集中； 焊后立即进行消氢处理； 焊后处理：焊后要进行充分的消除应力热处理，然后在无火状态下去掉防变形装置。 按以上要点进行制作的叶轮，保证了焊缝质量（通过了PT渗透,MT磁粉,VT探伤检查），焊接变形量也控制在工艺范围内（前盘跳动&l;6mm，中盘跳动&l;4.5mmVT超声波RT射线）。 五、主轴精加工 一般情况下，保证主轴精加工同轴度和轴径位表面粗糙度的加工方法，是以两端中心孔为基准，高速精车，或者在磨床上磨削。主轴的加工精度主要是靠机床本身的精度来保证。而450m2主轴需用重型机床加工，仅靠机床本身的精度很难保证。因此，我们在CW2100卧式车床上采用了托架支撑，低速反转、宽刃切削并辅以混合油润滑冷却的加工方法，保证了主轴的加工精度。该加工方法不用中心孔定位，以两个托架支撑，用百分表测主轴与机床花盘的垂直度和二支撑位的同轴度，随时修正误差，使主轴始终保持在理想的状态。这样，避免了机床尾座和机床主轴可能出现的同轴度误差（即机床本身的精度误差），同时由于低速宽刃车刀和混合油的配合使用，大大的降低了切削热量对加工精度的影响，基本上消除了走刀过程中产生的刀纹，提高了表面粗糙度。经最终检验，同轴度误差在0.012mm，表面粗糙度到了0.4，证明主轴的此加工方法是成功可行的。 六、转子动平衡 转子动平衡是在德国申克公司生产的18吨硬支撑动平衡机上进行的。动平衡机的平衡精度可达每公斤重转子0.5克毫米。平衡精度完全靠机床的精度保证。由于450m2转子重量达26吨，动平衡机振摆架的支撑是滚轮支撑结构，与主轴表面的接触力较大，在旋转过程中容易使轴颈产生压痕，因而会影响到主轴的表面质量。因此，避免动平衡产生压痕是必须解决的问题。我们采用了在支撑轴颈为套装（经过调质处理的45钢）内外锥紧定轴套，以保护支撑位轴颈，取得了圆满的效果。这也是我们目前所做过的最大直径和最大重量转子的动平衡。 结束语：本文仅介绍了大型烧结转子在制造过程中压膜成型、焊接及焊后表面处理和主轴精加工等涉及到产品表面质量等方面的一些较为重要的技术问题。目前，此转子已顺利制作完成，并通过了严格的检验验收，各项指标均满足了《技术协议》中的技术要求。 实践证明：采用高韧性焊条、焊后热处理、焊后消氢及焊后去应力处理、合理的坡口焊接方式及得当的防变形措施，在大刚度的中空轴的焊接中，保证焊缝内在和外在的质量及控制焊后变形是必要的和有效的，而在结构复杂、强度高、刚度大、材料复杂的大型叶轮组焊中，合理的焊接工艺和有效的防变形措施，也是保证叶轮制造质量的关键所在。                                 

   离心风机用作锅炉引风、排尘时常见叶轮磨损严重，大大降低了风机使用寿命，如何使风机耐磨损主要有以下几种方案： 1、对风机叶片表面进行处理       对风机叶片表面可以进行渗碳、等离子堆焊、喷涂硬质合金、粘贴陶瓷片处理。这些方法的共同优点是增加了叶片表面的硬度，从而在一定程度上提高了叶片的耐磨性，但各种方法均存在各自的缺点。渗碳工艺难度大，实际渗碳时，渗碳层的部位和厚度要由叶片厚度和磨损情况以及渗碳工艺决定；堆焊时叶片变形大，而且反复焊接会导致叶面产生裂缝，易产生事故；喷涂时涂层的厚度很难确定好；粘贴陶瓷片的效果比较好，但价格高。 2、表面喷涂耐磨涂层      这种方法操作简单，成本低，但涂层磨损快，一次大约使用3～5个月。 3、改进叶片结构       共有将叶片工作面加工成锯齿状、变中空叶片为实心叶片、叶片加焊防磨块等方法，这些都可以在一定程度上降低叶轮的磨损。 4、前置防磨叶栅 　 在最易磨损处安装防磨叶栅后，可以阻止粒子向后盘及叶根处流动，从而将粒子的集中磨损转化为均匀磨损，提高了叶轮的耐磨性，延长了风机的使用寿命。 5、改善气动设计       合理选用风机进风口形状，设计时应保证叶轮最小入口相对速度，尽量降低通风机的转数，选择适当的叶轮流道形状，使叶片进口到出口的弧度的曲率半径由小渐大，这样能减少固体颗粒与叶片的撞击机会。 6、使用高效除尘装置     使风机在净化的气流中，以降低磨损。 　 虽然目前离心风机耐磨损方法很多，但大多数是局部的和被动的，一种既经济又切实可行的防磨方法亟待提出。从气动设计的角度出发，通过改变粒子轨迹，从根本上降低磨损是风机防磨措施的发展方向。  

  工厂或大型建筑物的通风一般采用机械通风。机械通风一般即指使用轴流风机或离心风机来通风。在设计通风系统时，不仅要考虑机器的密度和当地最高气温，而且要注意通风均匀，考虑人与机器的 密度，计算出需要的换气量，然后根据待安装的风机性能算出应配备的风机台数。        针对某些工程中未考虑自然通风对风机设备选择的影响而造成初投资偏大、运行费用偏高的问题,通过建立建筑分析模型引入了一种计算风压的方法。从理论上推导出热压、风压以及二者共同作用下的自然通风计算方法。结合具体工程,通过分析计算得出了考虑自然通风对通风设备选择的影响可以减小通风设备容量,从而节约能源.       工程通风机系统可分为消防高温排烟风机、离心风机、混流风机、低噪声管道风机、低噪声风机箱、喷流诱导风机、人防风机、隧道风机、新风换气机、房间通风器、壁式排风机、厨房排烟风机，屋顶风机、屋顶自然通风器、低噪声边墙风机、节能型管道风机、岗位风机、车间空调、防腐防爆离心风机、除尘器、净化通风设备等和电控箱、减震器、防火排烟阀等附件。  选择诱导风机正确是保证诱导风机系统正常、经济运行的一个重要条件。所谓正确选择，主要是指根据被输送气体的性质和用途不同用途的风机选择；选择的诱导风机要满足系统所需要的风量，同时诱导风机风压要能克服系统的阻力，而且在效率最高或经济使用范围内工作。具体选择方法和步骤如下：     1．根据诱导风机被输送气体的性质，选用不同用途的风机。例如，输送清洁空气，或含尘气体流经时已经过净化，含尘浓度不超过150mg／m3时，可选择一般通风换气用的；输送腐蚀性气体，要选用防腐风机；输送易燃、易爆气体或含尘气体时，要选用防爆或排尘风机。但在选择具体的风机型号和规格时，还必须根据某种类型产品样本上的性能表或特性曲线图才能确定。     2．考虑到诱导风机管道系统可能漏风，有些阻力计算不大准确，为了运行可靠，选用的风量和风压应大于通风除尘系统的计算风量和风压，     3．根据选用的风量L&pime;风压H&pime;，在风机产品样本上选定风机的类型，确定风机的机号、转速和电动机功率。为了便于接管和安装，还要选择合适的风机出口位置和传动方式。所选择风机的工作点应在经济范围内，最好处于最高效率点的右侧。