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某车间小型除尘风机至2016年止已运行近8 年，振动一直偏大，已困扰生产多年。2在振动比较明显的管段上加装管道减震器，使管道与风机壳体呈柔性连接，减小或缓冲振动。即使是更新了叶轮总成，并在联轴器对中性符合允差的情况下，运行时前后两轴承位壳振实测振动速度有效值分别达到了3.0 mm/s 和3.6 mm/s 左右，这是属于“可容忍”的范围，但不宜长期运行工作。经我设备人员分析，认为振动大的原因有：一是混凝土基础过于单薄，重量不足，且运行时基础周围地板有明显的颤动；二是预埋地脚螺栓有松动迹象。经上级研究，决定趁当年大修时间充足的机会，对上述存在问题---，破除旧基础后，按本文前述处理措施重新设计、施工新的混凝土基础和预埋地脚螺栓。

开机正常生产后，该小型除尘风机轴承位壳振实测振动速度有效值分别降到了0.45 mm/s 和0.52 mm/s，属“---”级别。综上所述，本文通过结构优化对离心风机金属叶轮稳定运行影响进行研究，简要分析了各部件结构优化对离心风机金属叶轮稳定运行的影响。安装精度不达标及其检查处理措施安装精度主要是指风机轴与驱动电机轴的同心度，即对中性。离心式风机联轴器的同心度要求---。如果联轴器没有找正，或是找正达不到要求，引起小型除尘风机振动将不可避免。应注意的是，即使原来同心度已经符合要求了，但是风机运行一段时间后，由于各种原因，同心度会也会发生变化，所以应注意定期检查同心度，如发现同心度超过允许偏差了，要立即重新找正。因此，当风机发生异常的振动故障时，检查联轴器的对中情况是必不可少的。

整机压力云图分布

通过fluent 软件对掘进工作面离心风机进行流场数值模拟，模拟得出在同流量下，加米字集流器和普通集流器离心风机压力云图可以看出，风机静压从进口至出口逐渐增大，在蜗壳外达到较大。由于蜗壳壁面是离心风机主要的气动噪声源，蜗壳不消声时，声波在风机蜗壳内连续反射，形成一个混响声场，声压级较高。加米字集流器风机进口静压明显高于普通集流器离心风机， 其较大静压达到2 510 pa，普通集流器达到1 440 pa；加米字风机的全压较大可达5 860 pa，而普通集流器较大达到4 260 pa。

小型除尘风机集流器的压力用tecplot 软件对模拟结果进行后处理，可以对离心风机集流器的受压进行对比分析。小型除尘风机加装吸声材料后风机气动性能会略有下滑，压力和效率都有不同程度的降低。加米字形集流器和普通圆弧形集流器内部流场受压分布所示， 小型除尘风机米字形集流器入口压力为-8 000 pa，到集流器出口达到-18 000 pa，压差10 000 pa；普通圆弧形集流器入口压力为-8 000 pa，到集流器出口达到-16 000 pa，压差8 000 pa，小于米字形集流器。同时也可以看出，加米字形集流器压力梯度变化趋势比普通圆弧形集流器平缓，对稳定进口气流，---气流的均匀及稳定有更明显的作用。

以小型除尘风机蜗壳与叶轮出口在半径方向上的间距随方位角线性递增来优化蜗壳型线，并用试验证明了---的蜗壳型线不仅能提高风机效率及全压，还能改变流量-压力曲线的变化趋势；beena等[11]通过应用层次分析法ahp，对蜗壳的重要几何参数进行了优先排序，阐明了各参数对离心风机性能的影响;小型除尘风机采用3种不同流量的五孔探头，测量了风机蜗壳内流体的三维流动，得出传统一维蜗壳型线设计方法忽略了风机内部---的泄漏情况，应根据流体实际流动进行修正的结论。对于小型除尘风机消声蜗壳降噪效果的研究，---很多学者都做了不少的研究工作。本文在传统蜗壳型线设计理论基础上，以某抽油烟机用多翼离心风机为研究对象，

小型除尘风机采用动量矩修正方法对其进行---化。本文所研究的某离心风机叶轮有均布的16个前向的大小叶片，其内部流场较为复杂，为了揭示小型除尘风机内的流场特性，对风机进行全三维数值模拟。并考虑粘性应力的作用对原有k-ε计算模型进行修正，以期提高数值计算结果的准确度，为cfd数值模拟预测风机性能的---性提供参考。多翼离心风机由进口集流器、叶轮及蜗壳组成，具体结构如图1所示。其设计转速n=1200r/min，设计流量qv=0.15m3/s，主要尺寸参数为：小型除尘风机蜗壳宽度b1152mm，叶轮内径1d210mm,叶轮外径2d246mm，叶片进口安装角178a，叶片出口安装角2160a，叶片圆弧半径r14mm，叶片数z60。为了提供---的来流条件，给定较为准确的边界条件，本研究在利用solidworks软件对风机进行三维建模时，分别将进风区域和出风区域进行延长处理，以---进出口气体的流动充分发展。另外，为了方便模型的建立，在尽量减小数值模拟误差的前提下对电动机结构进行一定程度的简化，

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