因此，当排尘离心通风机产生振动故障现象时，首先必须从基础查找原因。基础因素主要是：
（1）混凝土基座结构设计有缺陷，基座强度和刚度不够；
（2）基础地质差，风机运行一段时间后，造成基础沉降或松动；
（3）混凝土基座材料不合格，浇筑不符合规范要求；
（4）地脚螺栓及垫铁的安装不当。实际中，常采用二次灌浆的方法将地脚螺栓进行固定定位，其施
排尘离心通风机
因此，当排尘离心通风机产生振动故障现象时，首先必须从基础查找原因。基础因素主要是：
（1）混凝土基座结构设计有缺陷，基座强度和刚度不够；
（2）基础地质差，风机运行一段时间后，造成基础沉降或松动；
（3）混凝土基座材料不合格，浇筑不符合规范要求；
（4）地脚螺栓及垫铁的安装不当。实际中，常采用二次灌浆的方法将地脚螺栓进行固定定位，其施工、安装应严格执行规范要求，以确保质量。根据上述分析，基础因素引起风机振动的表征主要有：基础周围地坪有明显振动；基础与地坪或二次灌浆产生的结合面存在明显裂缝，垫铁或地脚螺栓松动，应注意，此类振动往往比较剧烈，严重时发生螺栓断裂，轴承座螺栓孔崩裂，直接造成轴承座报废；基础产生不均匀沉降，产生基座倾斜。排尘离心通风机处理措施：一是验算基础的质量是否符合要求，对于风机等旋转式设备，由于回转而产生的惯性力作用在基础上，为确保安全运行，则基础质量应等于10 倍的风机机组质量，不符合要求应采用加固加重措施；二是有松动的二次灌浆地脚螺栓应破除拔出，孔壁凿毛后重新浇筑混凝土固定地脚螺栓。试验结果表明:由于穿孔板相对于光滑的铝板有着较高的壁面摩擦阻力，导致加装穿孔板后的风机压力和效率在整个测试工况范围内都有不同程度的降低。二次灌浆应保湿养护7 天以上，混凝土强度达到设计强度后才能进行下一步的安装。二次灌浆的混凝土强度可提高一级，固定效果更佳。
原排尘离心通风机和A 型改进风机在点的噪声频谱图。根据风机参数，风机旋转噪声基频为760 Hz，由频谱图可看出在500 ～ 800
Hz 之间的低频噪声并没有降低，而1 250－2 000 Hz 之间吸声材料的降噪效果非常好，噪声下降明显。主要原因就是选用的吸声材料超细玻璃棉在高频率下，吸声系数较大，因此多孔吸声材料其吸声效果是高频优于低频的。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。消声蜗壳为B 组合形式时与原风机的出口A声级随流量变化的对比图。与原风机相比，在额定工况点A 声级降低约7 dB( A) ，在大流量工况，A 声级降低约5．0dB( A) ，在小流量工况下，A 声级降低约2．4 dB( A) 。
在125～ 500Hz 频段之间，风机A 声级有所增大，原因是后盖板加上消声材料后，叶轮轴向安装长度加长引起低频电机振动，噪声增加。在中高频段后盖板加消声材料的降噪效果很好，这种方式对于气动噪声及高频振动等起到很好的吸收作用，尤其是排尘离心通风机包括电机的高频振动噪声过滤程度明显。消声蜗壳为C 组合形式时与原风机的出口A声级随流量变化的对比图。与原风机相比，在额定工况点总A 声级降低约7．2 dB( A) ，在大流量工况，A 声级降低约5．5 dB( A) ，在小流量工况，A 声级降低约3．5 dB( A) 。消声蜗壳为A组合形式时与原风机的出口A声级随流量变化的对比图。是消声蜗壳为D 组合形式时与原风机的出口A声级随流量变化的对比图。与原风机相比，在额定工况点，A 声级降低约5．14 dB( A) ，排尘离心通风机在大流量工况，总A 声级降低约5．0 dB( A) ，在小流量工况，A 声级降低约2．0 dB( A) 。降噪效果稍微好于A 型改进风机，但不明显。可见前盖板加装消声材料降噪效果并不好，主要原因由于进口处有集流器，导致安装消声材料的面积相对于后盖板小很多，吸声效果不明显。
排尘离心通风机性能试验原理及其装置为了验证修正后数值计算模型的准确度，对原风机的不同工况气动性能试验。将修正前后数值计算模型预测原型机性能结果与试验值作对比分析，由数据可知，采用标准k-ε 模型预测的风机性能曲线较试验值存在一定误差，其较大误差值达9.5%，修正的k-ε 模型，各流量工况下排尘离心通风机出口静压计算值与试验值吻合，其性能曲线趋于重合，两者误差值明显减小，且较大误差降低至3%，充分验证了所采用的数值计算模型修正方法的可行性，同时为下文排尘离心通风机性能的准确度和可靠性预测提供支撑。设计原理分析原风机蜗壳内壁型线采用的是传统蜗壳型线设计方法，即不考虑壁面粘性摩擦的影响，气流动量矩保持不变，运用不等边基圆法绘制的近似阿基米德螺旋线。多翼离心风机广泛应用于国民经济的各个领域，是工业生产中主要耗能设备之一，蜗壳作为离心风机中不可或缺的基本元件，其结构的不对称性及内部流动的复杂性会对叶轮出口气流角造成较大影响，使其沿圆周方向呈现出明显的不对称性。而实际流动过程中，气体粘性作用常导致其速度在过流断面上呈现的分布不均匀现象。
对于低速小型多翼离心风机而言，由于气体流道狭窄，受粘性作用的影响，风机内壁面边界层分离加剧，经过叶轮加速的气体流速沿蜗壳径向方向逐渐减小，而在排尘离心通风机蜗壳出口处，由于同时受到蜗舌结构和蜗壳壁面的影响，其流速为管道流速度分布，受粘性作用的影响，蜗壳内流体于整个流道空间内呈现速度分布不均匀的现象，因此在实际流动过程中，流体动量矩并不是不变的，而是随流动的进行不断减小，故基于动量矩守恒定律设计的传统蜗壳型线存在动量修正的必要。改型设计方法由于气体粘性力无法通过简单的公式运算获得，且其大小受气体速度的影响，因此本文采用一种简单化的求解方法，即基于传统不等边基圆法，排尘离心通风机运用改进后的k-ε 模型对原风机进行数值模拟，设置如图8 所示的4 个监测截面，其方位角φ 分别为90°、180°、270°、360°。对于排尘离心通风机消声蜗壳降噪效果的研究，国内外很多学者都做了不少的研究工作。通过Fluent 后处理计算得出蜗壳壁面区域于以上4 个截面处所受粘性力大小Fν ，测量力矩中心至力原点距离R，由额定工
