當鼓風機改進后的方法不能達到預期效果時，采用現代風機設計理論完成風機的設計，詳細介紹了風機各部件結構參數的選擇原則。葉片成形方法是基于葉輪流道橫截面積逐漸變化的原理。在實際應用中，總壓系數不僅與葉片出口安裝角有關，而且與葉輪的相對幾何尺寸有關。建立了風機葉片型線成形的數學模型。根據該數學模型，采用“雙圓弧”拼接法完成了葉片型線的繪制。建立風機三維模型后，對網格進行劃分，鼓風機采用N-S方程。結合SSTK-U湍流模型，對斜槽風機的原型風機、改進風機和設計風機進行了流量計算。將原型風機的計算結果與原始測量數據進行了比較，詳細分析了SSTK-U湍流模型計算結果的準確性，即離心風機的數值計算。湍流模型的選擇提供了很好的參考。鼓風機的瞬態(tài)計算方法，分析了瞬態(tài)計算中時間步長的選擇原則。采用瞬態(tài)數值方法對新設計的風機內部流動進行了數值模擬。在瞬態(tài)計算結果穩(wěn)定后，利用FW-H模型對設計風機的氣動噪聲進行了計算。本文采用“風機三維建模-斜槽風機樣機數值計算-樣機內部流動特性分析-風機改進的確定和設計方案-噪聲計算的瞬態(tài)法”的技術路線，完成了風機的改進和設計。斜槽風機。

從誤差曲線可以看出，鼓風機計算值與原測量值之間的誤差小于小流量條件下的誤差。全壓計算的誤差為8.1%，效率計算的誤差為3.6%，誤差較小。工作人員進行了技術探討，確定了鼓風機、脫硫增壓風機的風量、風壓及系統(tǒng)抗延長性能。因此，所采用的數值計算方法更為準確，可用于風機的改進和設計。為了研究斜槽風機內部的壓力分布和速度分布，分析斜槽風機在不同工況下的內部流動，找出了3.4段斜槽風機效率急劇下降和設計工況效率低下的原因。橫截面是在葉輪出口寬度處創(chuàng)建的，該寬度垂直于葉輪旋轉軸，等于葉輪出口寬度。由于葉輪轉動，鼓風機葉輪進口產生較大的負壓值，使空氣從集塵器進入葉輪。在葉輪中，由于葉輪的轉動和葉片對氣體的作用，葉輪內部沿徑向由內向外移動，總壓值逐漸增大?？倝涸谌~輪出口外緣和葉片壓力面上。由此可見，由于葉輪旋轉的離心力，沿鼓風機葉輪的徑向，葉輪內的速度由內向外逐漸增大。通過截取葉輪出口的圓形截面，觀察截面上的徑向速度值，可以觀察到離心風機普遍存在的尾流結構。鼓風機葉片壓力面附近的徑向速度值較大，形成射流區(qū)；葉片吸力面附近的徑向速度值較小，形成尾跡區(qū)。

本文以鼓風機為研究對象，對4 種組合方式的消聲蝸殼進行了試驗測量，研究了每一種組合的降噪效果及對風機氣動性能的影響。這種內部運動引起的能量丟失，盡管具有流力丟失的特色，可是這種丟失只造成功率的損耗，并不會降低風機的壓力，所以叫做輪盤丟失或許內部機械損失。試驗在符合ISO3745 標準的半消聲室中進行，其四周墻壁及屋頂均裝有消聲尖劈，消聲室截止頻率100 Hz，本底噪聲為26 dB( A) 。試驗裝置和測試系統(tǒng)按照國家標準GB/T1236－2000《工業(yè)通風機用標準化風道進行性能試驗》和GB/T2888－91《鼓風機和羅茨鼓風機噪聲測量方法》的要求設計、制造、測試。鼓風機進氣口端連接符合GB/T 1236 規(guī)定的風機性能試驗進氣試驗裝置。使用智能壓力風速風量儀測出PL3 位置的靜壓和PL5 處的流量壓差，然后再根據其他測量的數據算出風機全壓和靜壓試驗裝置。

試驗采用進口堵片方式調節(jié)流量，從大流量至小流量共選取8 個工況點，分別測試每個工況點的風機流量、壓力、功耗和噪聲。Seung-heo等人[64]將葉片的線性后緣改為S形后緣，結果表明，S型后緣葉片能有效地降低空調風機的噪聲，使鼓風機噪聲降低到2。最后計算風機標況下流量、全壓、全壓效率、總A 聲級。本試驗風機的結構簡圖，在風機蝸板和前后蓋板上可分別固定穿孔鋼板，穿孔板與蝸殼本體之間形成10 mm 的空腔，空腔內填充超細玻璃棉，形成消聲蝸殼。以此形成4 種消聲蝸殼組合: A 組合，周向蝸板有消聲層;B 組合，蝸殼后蓋板有消聲層; C 組合，周向蝸板和后蓋板有消聲層; D 組合，周向蝸板和前蓋板有消聲層。選用的穿孔板采用板厚1 mm，孔徑6 mm，穿孔率約為22%。各種加裝吸聲結構組合，風機蝸殼內部的通流結構尺寸和原風機一致。