风机的强化传热

Conjugate heat transfer by conduction and natural convection on a heated vertical wall

E.Bilgen *

Ecole Polytechnique,C.P.6079Centre-ville,Montreal Qc,Canada H3C 3A7

a r t i c l e i n f o Article history:

Received 12July 2007

Accepted 28February 2008

Available online 14March 2008Keywords:

Conjugate heat transfer Conduction

Natural convection Passive wall system

a b s t r a c t

We present a numerical and experimental study of conjugate heat transfer by conduction and natural convection on a heated vertical wall.The system considered is a wall subject to uniform heat ?ux on one side and cooled on both sides by natural convection of surrounding air.The equations of mass,momentum and energy conservations are solved by the control volume method –Simpler algorithm.The non-dimensional wall thickness is varied from 0.02to 0.10,the wall to air conductivity ratio from 1to 100and Rayleigh number from 103to 109.The results are presented in terms of Nusselt number on both surfaces as a function of Rayleigh number,and in terms of governing parameters of wall thick-ness and conductivity ratio.It is found that Nusselt number is a strong function of Rayleigh number and wall thickness,and a weak function of conductivity ratio.The effect of conduction on natural convection heat transfer is not negligible and it may be from 40%for thin walls to 12%for thick walls.We derived useful correlations for design studies.

ó2008Elsevier Ltd.All rights reserved.

1.Introduction

Vertical walls subject to a uniform heat ?ux are used in building components,passive solar systems,solar collectors and electronic applications (e.g.[1,2,3]).Heat transfer in these systems are usu-ally conjugate,involving natural convection coupled with conduc-tion and radiation.In various applications radiation and/or conduction mode may be negligible with respect to natural con-vection.In the above mentioned applications,the upper limit of the convection regime for air as heat transfer medium is Ra %109.For the length scale of 100m,heat ?ux is of an order of magnitude of 101.As a result,the temperature difference between wall surface and ambient is small.Thus,radiation heat transfer is usually neglected.However,heat transfer by conduction through boards or walls with ?nite thickness and by natural convection is always present.

Interaction between radiation and natural convection on verti-cal plates is a well studied subject in the literature (e.g.[4]and ref-erences cited therein).To the author’s knowledge,there are no similar experimental study on vertical plates with ?nite conductiv-ity to show speci?cally interaction between conduction and natu-ral convection.Although there are various studies on conjugate heat transfer by conduction and natural convection in various geo-metrical cases (e.g.[5]),it is not possible to infer the effect of inter-action between the two modes for the case of vertical walls.In fact,

it is a general practice in engineering to estimate heat transfer on vertical surfaces by using empirical correlations,without consider-ing whether the vertical surface is conducting or not (e.g.[6]).Yet,in many applications including passive designs,surfaces are made of walls having ?nite thickness and conductance.

Our aim in the present paper is to study numerically and exper-imentally the interaction between conduction and natural convec-tion on vertical walls with ?nite thickness and to establish the effect of conduction on the heat transfer by natural convection.We aim also to derive useful correlations to estimate Nusselt num-ber in the form of Nu ?F eRa ;Pr ;k r Twhere k r is the conductivity ra-tio of the solid wall to ?uid.2.Numerical study

The system considered is shown in Fig.1a.A vertical wall is heated by a uniform heat ?ux on its right face.Part of the heat is dissipated by natural convection on the right and part is trans-ferred by conduction through the wall to the other side,and dissi-pated by natural convection on the left face.The horizontal sides of the wall are insulated.The computation domain is shown with bro-ken lines,which has an aspect ratio of A =L /H =1.The relative

width of computation domain on each side,ab =H ?a 0b 0

=H is from 0.45to 0.49depending on the relative wall thickness,‘=H .

Conjugate heat transfer by convection on the wall and conduc-tion through the wall is computed by solving conservation equa-tions of mass,momentum and energy in an extended domain of computation of H ?L .The left and right extended computation

1359-4311/$-see front matter ó2008Elsevier Ltd.All rights reserved.doi:10.1016/j.applthermaleng.2008.02.038

*Tel.:+15143404711x4579.

E-mail address:bilgen@polymtl.ca

Applied Thermal Engineering 29(2009)

334–339

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g

domains are4.5?wall thickness for‘/H=0.10,9.5?wall thick-ness for‘/H=0.05and24.5?wall thickness for‘=H?0:02.The mathematical model and numerical method are presented next.

2.1.Mathematical model

The continuity,momentum and energy equations for a two dimensional laminar?ow of an incompressible Newtonian?uid are written using following assumptions:there is no viscous dissi-pation,the gravity acts in the vertical direction,?uid properties are constant and?uid density variations are neglected except in the buoyancy term(the Boussinesq approximation)and radiation heat exchange is negligible.Following non-dimensional variables are de?ned:

X?x;Y?y;U?u H;V?v H;

s?a

H2t;h?TàT1

Hq00=k

;P?epàp

1

TH2

qa2

)

e1T

The non-dimensional governing equations in transient form are ob-tained as

o U

to V

?0e2T

o U

tU o U

tV

o U

?à

o P

tC Pr r2Ue3T

o V o s tU

o V

o X

tV

o V

o Y

?à

o P

o Y

tPrRa htC Pr r2Ve4T

o h o s tU

o h

o X

tV

o h

o Y

?k r r2he5T

where C is a general diffusion coef?cient and equal to1in the?uid

region and1015in the solid region,k r is equal to1in the?uid region

and k s=k f in the solid region.C and k r are introduced in the equa-

tions to ensure that U=V=0everywhere including at the solid–

?uid interface and the conduction is accounted for in the solid

region.

The governing parameters of the problem are

Pr?

m

;Ra?

g b q00H4

;‘=H;k r?

k s

a

e6T

The steady-state solutions are obtained from unsteady-state equa-

tions,Eqs.(2)–(5).The local and average Nusselt numbers are calcu-

lated,respectively,as

Nu loc?ào h

Nu?

R A

Nu loc d Y

)

e7T

2.2.Boundary conditions

The boundary conditions of the system shown in Fig.1a are as

follows:

ab and a0b0:o U?V?o h?0

b0c0and bc:o U

o X

?ào V

o Y

;o V

o X

?h?0

c0d0and cd:o U?0;o V?ào U;o h?0

a0d0and ad:U?V?0q?ào h

o X

?1

dd0and aa0:U?V?0;o P?0;o h?0

9

>>>

>>>

>=

>>>

>>>

>;

e8T

2.3.Numerical method

The numerical method used to solve Eqs.(2)–(5)subject to the

boundary conditions(8)is the Simpler algorithm[7].The computer

code based on the mathematical formulation discussed earlier and

the Simpler method were validated for various cases published in

the literature,the results of which are discussed elsewhere[8].

The new results of validation with the benchmark[9]as well as

with de Vahl Davis[9]are as follows:this code/benchmark/de Vahl

Davis,respectively:2.246/2.238/2.242at104,4.532/4.509/4.531at

105,8.871/8.817/9.035at106.Similarly,W ext at Ra with this code/

benchmark/de Vahl Davis:5.076/–/–at104,9.623/9.612/9.667at

105,16.983/16.750/17.113at106.It is seen that the agreement is

good:The deviation in Nusselt number obtained by the code is Nomenclature

A computation domain aspect ratio,=L/H

c p heat capacity(J/kg K)

g acceleration due to gravity(m/s2)

H wall height,computation domain height(m)

k thermal conductivity(W/m K)

k r thermal conductivity ratio,=k s=k a

L computation domain length

‘wall thickness(m)

Nu Nusselt number

p pressure(Pa)

P dimensionless pressure,=epàp1TH2=qa2

Pr Prandtl number,=m=a

q dimensionless heat?ux

q00heat?ux(W/m2)

Ra Rayleigh number,=g b q00H4=ek maT

T temperature(K)

t time(s)

U;V dimensionless?uid velocities,=uH=a;vH=a

X;Y dimensionless Cartesian coordinates,=x=H;y=H

x;y Cartesian coordinates

Greek symbols

a thermal diffusivity(m2/s)

b volumetri

c coef?cient of thermal expansion(1/K)

h dimensionless temperature,=eTàT1T=eHq00=kT

m kinematic viscosity(m2=s)

s dimensionless time,a t=H2

w stream function

Subscripts

a air

ext extremum

s solid

1ambient

value

Fig.1.(a)Schematic of the problem and coordinate system and(b)schematic of

experimental system(not to scale).

E.Bilgen/Applied Thermal Engineering29(2009)334–339335

0.51%for Ra ?105and 0.6%for Ra ?106,while that in j W ext j is 0.11%and 1.39%,respectively.With respect to de Vahl Davis,it can be seen that the concordance is excellent.

Uniform grids in X and Y direction were used for all computa-tions.Grid convergence was studied for the case of A ?1with grid sizes from 40?20to 120?80at Ra ?106.Grid independence was achieved within 1.5%in Nusselt number and 0.53%in j W ext j with 40?https://www.sodocs.net/doc/38750344.html,ing a system with 2.2GHz clock speed,a typical execu-tion time,at Ra ?106for example,was 162s.

A converged solution was obtained by iterating in time until variations in the primitive variables between subsequent time steps were R /old

i ;j à/i ;j

<10à4

e9Twhere /stands for U ;V and h .

Within the same time step,residual of the pressure term was less than 10à3[7].In addition,the accuracy of the solution was double-checked using the energy conservation on the domain to ensure that it was less than 10à4.3.Experimental study

A schematic of the experimental system is shown in Fig.1b.The wall was made of concrete.Its dimension was 0.40m wide,0.50m high and 0.10m thick.The wall surfaces were ?at.The horizontal and vertical extremities of the walls were insulated by 0.10m polystyrene insulation substrate.

Thermocouples were attached at 0.30m elevation at the center of the wall.The holes were drilled with a mill to ensure accurate location of the temperature measurements.The thermocouples were from ?ne,1.27?10à3copper-constantan thermocouples wire and attached with epoxy and later covered with concrete.The ambient air temperatures far from the apparatus in front and back of the system were measured using platinum probes.The convec-tion heat ?ux at the left and right wall surfaces was measured using heat ?ux meters,the resolution of which was ±1W/m 2.The heat ?ux meter was made of copper with an emissivity of ?0:05.

The heat source was a multiple-lamp design system.25?75W halogen light bulbs were installed in a staggered form in an area of 1m by 1m.It is known that radiation produced by halogen light bulbs has a spectral in the wavelength range of 0.20–2.7l m,which contain 97%of the total energy [10].A rheostatic control was used to provide the desired heat ?ux for each experiment,which could be varied from about 10to 500W/m 2.The rheostatic set points,which were determined using a voltmeter,were calibrated using a radiometer at the center of the receiving surface level of the apparatus,which was at 1m distance.The heat ?ux measurements were made on the receiving surface placed at 1m,and using a mesh of 0.1m by 0.1m for traversing.It was found that at the receiving surface level,the ?uctuation of the heat ?ux was less than ±2.5%over the average heat ?ux on the surface.

The wall was made of unpainted concrete.Thermo-physical property data taken from the literature were:density q ?2300kg =m 3,which was con?rmed by measurements,thermal capacity c p ?880J =kg K,thermal conductivity k ?1:4W =m K,and the emissivity ?0:88.Although its humidity content was not mea-sured,qualitatively it appeared to be dry due to periodic heating prior to the present experimental study.

Using a theoretical model,a sensitivity study was carried out with the surface emissivity and thermal conductivity.It was seen that the effect of when varied from 0.85to 0.95(i.e.by ±5.6%about the literature data)on the end results was less than ±0.5%on T (left surface ),±0.06%on T (right surface )and ±1%on q civ ;that of the thermal conductivity when varied from 0.8to 1.2(i.e.by ±20%about the literature data)was less than ±0.6%,±0.5%and

+0.9/à0.1%on the same parameters,respectively.Therefore,it was concluded that these property data from the literature could be used without further consideration.

The experiment was carried out in a basement laboratory,free of ventilation currents.The working ?uid was air.The ambient air temperature varied less than 0.2°C through the experimentation,which took typically 24h,which included heating experiment of

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about15h and cooling of9h.A data logging system consisting of multiplex carts and a P.C.was used to collect data of transient tem-peratures and heat?ux at the back surface.The experimental error in temperature measurements was estimated to be±2.4°C,which resulted from various sources:compensation error±1°C,lineariza-tion error±0.03°C,offset error±0.76°C,thermocouple error±2°C. The error in heat?ux measurement was estimated to be±1.6W/m2, which is based on±1.1W/m2compensation error,±0.6W/m2read out instrument error and±1W/m2heat?ux sensitivity.

3.1.Data reduction

Six experiments were carried out using various heat?uxes. They were carried out starting from the steady-state condition, the apparatus at the ambient temperature.At the desired heat?ux imposed on the system,the experiment was continued until a stea-dy condition was reached,which took about10–15h.The steady-state temperatures and heat?uxes were then obtained.The aim of the experimental study was to obtain at the mid-elevation,the steady-state temperatures and the steady-state heat?uxes by nat-ural convection at the left and right surfaces as a function of the imposed heat?ux and ambient temperature.The results are used to verify those theoretical for the same case with‘=H?0:10.It is noted that the heat?ux meter measures the heat?ux by convec-tion from the surface;thus,the measured heat?ux and the corre-sponding Nusselt number can be compared directly to theoretical results.

4.Results

4.1.Theoretical results

The dimensionless wall thickness,‘=H was varied as0.02,0.05 and0.10;for structural building components,the range

corresponds Fig.4.Streamlines(on the left)and isotherms(on the right)for the case of‘=H?0:10and k r?20at(a)Ra?104,(b)Ra?106and(c)Ra?108.

E.Bilgen/Applied Thermal Engineering29(2009)334–339337

to from0.05m to0.2m thick wall,and for electronic applications it corresponds to from1mm to10mm.The conductivity ratio k r?k s=k a was varied as1,10,20,40and100;the lower limit corre-sponds to insulating materials,the mid-range to structural construc-tion materials and the higher limit to non-metallic solids used in electronic applications.Rayleigh number was from103to109.

Fig.2shows the computed data of non-dimensional wall tem-perature for‘=H?0:02and0.10,and k r?10and40at Ra?108. Also shown for comparison the computed data for heated vertical plate uncoupled from conduction obtained using the same bound-ary conditions,Eq.(8)at the same Ra number.The tempera-ture pro?les along the wall of Fig.2illustrate that are nearly isothermal on the walls with?nite thickness and conductance, and the effect of wall thickness is to reduce the wall temperature as well as to make it quasi-isothermal.The effect of conductivity, k r is not discernible for thinner wall;it is to make the wall temper-ature more isothermal for increasing k r as shown for the case of ‘=H?0:10.The consequence is that when coupled with conduc-tion,the convective heat transfer by natural convection will be re-duced and will be more uniform along the wall surface as the effects of wall thickness and the conductance become more appreciable.

Nusselt number as a function of Rayleigh number is presented in Fig.3with non-dimensional wall thickness,‘=H and conductiv-ity ratio,k r as parameters.The upper?gure(a)is for the right face and the lower(b)for left face of the wall.Nusselt number as a func-tion of Rayleigh number for the case of heated vertical plate uncou-pled from conduction is also shown in these?gures as reference. The boundary conditions used to compute the uncoupled case are the same as for the wall with conduction coupled with natural convection,Eq.(8).

The effect of the wall conduction on the natural convection is clearly to decrease Nusselt number in the convection dominated regime as we can see in Fig.3a and b.On both faces,the heat trans-fer is dominated by conduction regime for Ra from103to104, thereafter it is dominated by the convection regime.In the conduc-tion dominated regime,Nusselt number is of the same order of magnitude as for a thin wall;it is higher in the convection domi-nated regime for Ra>104.The heat transfer by natural convection is reduced by interaction of conduction up to40%for‘=H?0:02, 30%for‘=H?0:05and12%for‘=H?0:10.

In the conduction dominated regime,the effect of the parame-ters‘=H and k r is not signi?cant.At Ra>106the effect of the parameter‘=H becomes signi?cant:Nu is an increasing function of Ra and‘=H.These observations are expected since for similar heat transfer cases,Nu$Ra a and for thicker walls the conductance through the wall is lower as a result of which larger part of the heat ?ux is dissipated on the right face.

In the upper?gure Fig.3a,Nu is a decreasing function of k r,i.e. Nu on the right face is enhanced for low conductivity ratio cases. Indeed,as the wall conductance is decreased,i.e.k r=1,major part of the incident heat?ux is dissipated by convection from the right face.As k r is increased,part of the heat?ux is transferred by con-duction through the wall as a result of which the dissipation by natural convection on the right wall is accordingly decreased. The situation is therefore reversed for Nu on the left face as we can see in the lower?gure Fig.3b:Nu becomes an increasing func-

tion of k r.

We present streamlines and isotherms in Fig.4a–c for the case of‘=H?0:10and k r?20at Ra?104,106and108,respectively. Following the results discussed for Fig.3,both streamlines and iso-therms in Fig.4a show that the conduction regime is dominant at Ra?104.The?ow and heat transfer is dominated by convection at Ra?106in Fig.4b.At still higher Rayleigh number in Fig.4c,the convection is the dominant regime with?ow quasi parallel to the wall.

The effect of k r on Nu for a given Rayleigh number,Ra?108and 109,is presented in Fig.5.As we observed earlier with Fig.3,Nu on the right face is a slightly decreasing function of k r for both Ra?108and109.Nu on the left face is a strong function of k r from 1to about10,thereafter it becomes a weak function of it.As ex-pected,for small‘=H and high k r,the incident heat?ux is dissi-pated equally on the right and left faces.For the case of‘=H?0:10,due to low conductance through the wall,Nu on the right face is still higher than that of the left even for k r?

100.

Fig.5.Nusselt number as a function of conductivity ratio for(a)Ra?108and(b) Ra?109

.

Fig.6.Experimental and numerical results for the case of‘=H?0:10and k r?53.

338 E.Bilgen/Applied Thermal Engineering29(2009)334–339

4.2.Experimental results

The experimental data reduced as the Nusselt number as a func-tion of the Rayleigh number are presented in Fig.6.We plotted also the numerical result obtained using the parameters of the experi-mental case.We see that the agreement between the numerical and experimental good.4.3.Correlation

The computed data are used for the right and left faces to derive correlations for Nusselt number as a function of Ra ,‘=H and k r .The results are presented in Figs.7and 8,respectively.The correlations are

On the right face :Nu ?0:18Ra 1=4e‘=H T1=3k à1=100

r

On the left face :Nu ?0:15Ra 1=4e‘=H T1=3k 1=100

r

)e10TIn the derivation of each correlation,120data were used and the correlation coef?cient was 0.99.The application limits of the correlations are Ra from 104to 109,‘=H from 0.02to 0.10and k r from 1to 100.

With reference to our presentation of Figs.3and 5,we see that Nu is a weak function of the parameter k r .Nu is inversely propor-tional to k r in case of the right face in Fig.7and directly propor-

tional in case of the left face in Fig.8.The major parameters are Ra and ‘=H .Nu is directly proportional to both.

To illustrate the use of the correlations derived,we take a ver-tical circuit board cooled by natural convection in quiescent air.The size is H ?150mm high ?W =150mm wide and ‘?5mm thick;the total board surface is A s ?0:0225m 2.The thermal con-ductivity ratio of board to air is k r ?10;the surface emittance is ?0:6.The temperatures of the surrounding and the ambient air are T sur ?T 1?300K;the total power is 5W,which gives a heat ?ux of q 00?222W =m 2.We like to determine the average circuit board surface temperature,T s .

The total heat ?ux is the sum of those by convection and radi-ation:q 00?q cnv tq rad ?h cnv A s eT s àT 1Tth rad A s eT s àT sur T.h cnv is calculated from the second correlation,Eq.(10)and h rad ? r eT 2s tT 2

sur TeT s tT sur T.Thermal properties of air are evaluated at T f ?eT s tT 1T=2.The board surface temperature,T s is unknown,which can be determined by iteration.We calculate Ra ?3:7?107;we obtain Nu ?3:9,h cnv ?0:75,h rad ?4:52,q cnv ?32W and q rad ?190W;?nally we ?nd T s ?342K or 69°C.5.Conclusions

Interaction of conduction and natural convection on heated ver-tical walls has been studied numerically and experimentally in wall systems subject to a uniform heat ?ux on one side,and cooled by natural convection on both sides.The results showed that (i)Interaction of conduction with natural convection on a

heated vertical wall results in reducing the wall temperature and in making it nearly isothermal along the wall.

(ii)Effect of conduction on the natural convection heat transfer

is not negligible:it may be up to 40%or more for thin walls and 12%or less for thick walls.

(ii)Nusselt number is a strong function of Rayleigh number and

dimensionless wall thickness,and a weak function of the conductivity ratio.

(iv)Correlations derived based on the numerical data may be

used in design studies,particularly passive applications with ?nite wall thickness and conductance.

Acknowledgements

Financial support by Natural Sciences and Engineering Research Council of Canada is acknowledged.References

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Fig.7.Correlation for Nusselt number as a function of Ra ,‘=H and k r for the right face of the

wall.

Fig.8.Correlation for Nusselt number as a function of Ra ,‘=H and k r for the left face of the wall.

E.Bilgen /Applied Thermal Engineering 29(2009)334–339339

轴流风机选型、型号、参数(精)

轴流风机轴流风机型号、用途、性能及轴流风机参数 ——(浙江聚英风机工业有限公司提供一、轴流风机型号名称、用途、性能 ■ 管道加压轴流风机 ● JSF 轴流通风机(SDF ● 大风量轴流风机(JSF-Z JSF 轴流通风机是一种高轮毂比设计的新型节能管道加压风机,具有噪声低、风压适中、气动性能范围广、安装简单等特点,广泛应用于民用、商业及工业厂矿企业建筑工程的管道加压送排风系统。 JSF 风机有两种叶轮结构形式, JSF-A 采用模压圆柱形轮毂式叶轮,具有效率高、风压大等特点。 JSF-Z 采用压铸铝合金叶轮,机翼型前掠扭曲可调叶片,具有噪声低、外形美观、铝质叶轮的防腐防爆性能优等优点,常用于机组设备冷却、机械生产线的工艺送风。 本系列风机一般为电机内置直联传动形式, 也可做成电机外置皮带传动结构形式, 用于输送特殊气体介质的场所,如厨房排油烟、工业热气等。 ■ 边墙壁式轴流风机 ● DFBZ 低噪声方形壁式轴流风机 DFBZ 系列风机采用高效低噪声轴流叶轮、风机专用电机直联传动,方形消音型外壳(可进一步降低风机噪声;整机制成方形,墙体预留方孔简单,安装方便。出风口装有铝合金自垂百叶(可防止室外雨水、灰尘和自然风向室内倒灌 ;具有明显的外形美观,噪声低、运行平稳、安装牢固等优点, 广泛适用于民用商用建筑工程和厂矿企业车间的低噪声壁式排风。可根据使用场合要求制成防爆防腐型风机。

本系列风机一般配用三相电机,按用户要求可对 0.55kW 以下配用单相电机。 ● DWEX 边墙风机(WEX DWEX 系列风机采用先进的前掠型叶片、低噪音的外转子或内转子风机专用电机直联传动,方形外壳设计可以方便地安装在混凝土墙、砖墙或轻钢压型墙板上, 方形防雨罩结构牢固, 外形美观。具有噪声低、风量大、运行可靠、性能参数范围广、安装简便等特点,广泛应用于厂矿企业车间和民用、商用建筑工程的边墙壁式通风换气。根据输送介质的要求,可制成防腐、防爆型。 DWEX(WEX系列风机一般用于边墙壁式排风, 配设 45°防雨罩 (或特殊制造成 60°和防虫网 (夜间可防止昆虫循灯光飞入车间。可按需要制成边墙送风机型号为 DWSP(WSP,配设 90°防雨罩(防风、雨、尘和防虫网(夜间可防止昆虫循灯光飞入车间。 附件选配:重力式止回风阀(可确保车间在风机不开时保持与室外隔绝 ,订货时注明。 ● DWBX 板壁式轴流风机 DWBX 系列风机采用高效翼型轴流式叶轮与低噪声电机直联驱动,压型金属板式外壳,具有墙面安装简便、整机重量轻、运转平稳、外形美观。多用于轻钢结构建筑边墙、窗框安装的壁式送排风场合。 选配附件:出风口可根据使用场合配设铝制重力式止回阀或加设防雨罩、配设防虫网等, 更 好的起到防尘、防自然风倒灌作用。 DWBX 系列风机一般用于排风,如用于送风需在订货时另行说明。 ● JYFF 大风量窗式负压风机 ● DZ 低噪声轴流风机

风机选型常用计算 (1)(DOC)

风机选型常用计算 风机是一种用于压缩和输送气体的机械，从能量观点来看，它是把原动机的机械能量转变为气体能量的一种机械。 风管截面积的计算： 截面积=机器总风量÷3600÷风速 风机分类及用途： 按作用原理分类 透平式风机--通过旋转叶片压缩输送气体的风机。容积式风机—用改变气体容积的方法压缩及输送气体机械。 按气流运动方向分类 离心式风机—气流轴向驶入风机叶轮后，在离心力作用下被压缩，主要沿径向流动。轴流式风机—气流轴向驶入旋转叶片通道，由于叶片与气体相互作用，气体被压缩后近似在园柱型表面上沿轴线方向流动。 混流式风机—气体与主轴成某一角度的方向进入旋转叶道，近似沿锥面流动。横流式风机—气体横贯旋转叶道，而受到叶片作用升高压力。

按生产压力的高低分类(以绝对压力计算) 通风机—排气压力低于112700Pa； 鼓风机—排气压力在112700Pa~343000Pa之间； 压缩机—排气压力高于343000Pa以上； 通风机高低压相应分类如下(在标准状态下) 低压离心通风机：全压P≤1000Pa 中压离心通风机：全压P=1000~5000Pa 高压离心通风机：全压P=5000~30000Pa 低压轴流通风机：全压P≤500Pa 高压轴流通风机：全压P=500~5000Pa 一般通风机全称表示方法 型式和品种组成表示方法 压力:离心通风机的压力指升压（相对于大气的压力）,即气体在风机内压力的升高值或者该风机进出口处气体压力之差。它有静压、动压、全压之分。性能参数指全压（等于风机出口与进口总压之差）,其单位常用Pa、KPa、mH2O、mmH2O等。

流量:单位时间内流过风机的气体容积,又称风量。常用Q来表示,常用单位是;m3/s、m3/min、m3/h（秒、分、小时）。(有时候也用到“质量流量”即单位时间内流过风机的气体质量,这个时候需要考虑风机进口的气体密度,与气体成份,当地大气压,气体温度,进口压力有密切影响,需经换算才能得到习惯的“气体流量”。 转速：风机转子旋转速度。常以n来表示、其单位用r/min(r表示转速，min表示分钟)。 功率：驱动风机所需要的功率。常以N来表示、其单位用Kw。 传动方式及机械效率： A型直联传动D型联轴器联接转动F型联轴器联接转动B型皮带传动

风机控制柜说明书

防排烟风机控制箱操作说明书 一、产品功能 本设备为防排烟风机控制设备，具有消防联动开关信号启动、消防联动DC24V信号启动、防火阀闭锁启停功能、过流声光报警、电源电压过压、欠压、错相、缺相报警等功能。 二、防排烟风机控制箱通电前的检查 1、通电前请检查电源进线、电源出线是否正确连接。 2、检查所有端子或元器件是否有松动现象，如有松动现象，请重新拧紧或重新插好，如 继电器等插拔式元件。 3、仔细核对外接线的端子号，查看电源回路是否有短路和接错的现象。 三、防排烟风机控制箱操作文字说明 1、带双电源的防排烟风机控制箱（以下简称控制箱），确认两路进线是否正确可靠接入，接着实验双电源是否能够自动转换，接入相序是否有错相报警，如有报警请调换进线接线或调换相序继电器XXJ上的采样线L1,L2,L3任意2根线既可； 2、闭合断路器QF1，控制箱上电，门板面板上绿色指示灯亮。 3、在启动前，检查防火阀接入处是否接入防护阀信号，若没有防火阀信号请您短接端子排 上111和113；检查风机负载线是否正确接入。 4、手自动转换开关置于手动位置，操作启动按钮，查看合闸指示灯是否灯亮；操作停止按 钮，查看合闸指示灯是否灯灭，同时观看风机运转情况。 5、手自动转换开关置于自动位置，当发生消防命令时，应启动风机，合闸指示灯亮，消防 联动报警灯亮及报警，这是正常现象。消防联动信号若是无源短接信号请接到101和125上，若是DC24V信号请接到端子的“+”和“-”上； 6、运行过程中若出现过流报警，请您调节电动机保护器至合适位置；过流报警可操作“消 音”按钮消除报警声，黄色指示灯亮。 四、故障诊断 五、控制箱端子接线说明 1、防火阀闭锁点为无源闭点信号1JX1,2；线号为“111”“113”

风机选型及应用,看完这篇文章就懂了!

01 风机设备主要参数 风量：风机每分钟输送的空气立方数，SI：m3/h。 全压：气体所具有的全部能量，等于动压+静压，SI：Pa。 动压：将气体从零速度加速至某一速度所需要的压力，SI：Pa 。 静压：流体某点的绝对压力与大气压力的差值，SI：Pa 。 风机转速：风机叶轮每分钟转过的转数，SI：RPM； 轴功率：电动机除去外部损耗因素，传递到风机轴上的实际功率，通常认为是风机实际所需功率，SI：KW 。 噪音：风机在正常运转过程中气动噪音和机械噪音叠加所形成的噪音；大多数厂家公布A记权噪音(dBA)，1.5m处。SI：dBA 全压效率：风量X全压/轴功率/1000/3600*100% 电源：380/50/3，220/50/1，220/50/3，690/50/3 等 出口风速：风机出口截面积的风速，控制出口风速可间接控制噪音。SI：m/s 02 选型所需提供参数 1. 风机形式、种类及用途 2. 安装方式 3. 气体成分（包括特殊的温度、湿度、腐蚀性及杂质） 4. 出风方向 5. 室内安装还是室外安装

6. 限定的其他条件(如噪音小于60dBA等) 7. 配件及特殊要求 03 风机性能曲线 曲线图上那条向下曲线代表风机工作点，纵轴是风压，横轴是风量。选型应该避开紧挨着最高压力点的工作点和低于最大压力40%的点。

轴流风机建议选型区域在曲线开始平稳下降区域，工作区65~90%： 后倾风机风量轴功率曲线有最高点，不过载特点。工作区40~85%：

前弯风机风量风压曲线比较陡峭，工作区35~80%：

一般来说风量越大，风压越小。设计风管时，根据管路阻力计算和风量需求，确定风管系统的总风量和静压损失，风口处最好保留30~50 Pa余压。这样得到的结果就是你选择风机的依据。比如设计一条管路。最不利的一条环路下静压损失300Pa，需要的总风量是5000 m3/h，那么你的风机就要选能够工作曲线能满足5000风量，静压330~350 Pa的那个型号。 04 根据样本选型 风机制造厂都会印有本厂的风机产品样本和目录。在风机产品样本和目录中，通常是按系列、机号列出各种转速下的选用性能表，表中的性能参数值是风机最高效率点90%范围内的数值，并取6~8个性能点的数值，以供选用。

消防风机控制柜安装

按照消防规范的要求，管理区域内需要配备各种消防设备、设施，标识也要安装在合适、醒目的位置上。那么，消防风机控制柜安装的方法是什么呢？下面就让上海浦浪泵业制造有限公司为您简单介绍，希望可以帮助到您！ 消防风机控制柜安装方法： 1、如果消防风机控制柜设备上安装了有多线控制盘，需要连五根线到风机控制箱，分别接启动，停止，反馈，故障，COM，接线端上。 2、当探测区域内的报警器手报等发出报警信号后，消防主机接受这个信号，发出报警信号，并通过预先在主机内设置好的程序，是相应的联动系统动作（电源强切，电梯迫降，卷帘控制，声光报警，广播启动，排烟风机启动等）。 3、如果消防主机是在自动裆上，就会自动启动相应的联动系统，如果在手动，会发出请求信号，需要操作员手动启动。

4、从消防主机多线柜拉到泵或风机控制柜，泵或风机控制柜里面可以接线的，就四个接线点，二个启动，二个点灯，根据表示可以轻松地完成其中的接线，个别控制柜多加二个停止接点，就可以完成消防风机控制线的安装了。 5、风机柜接线时应对各部件进行全面检查，机件是否完整，各部件连接是否紧固。消防风机控制柜安装时注意保持风机的水平位置，对风机与地基的结合面和出风管的联接等，应调整使之自然吻合不得有强行联接，不允许将管道重量加在风机的部件上。 上海浦浪泵业制造有限公司是一家集水泵、生活消防自动给水设备及水泵智能控制的开发、生产、销售为一体的现代化中型企业。公司自成立以来，一直致力于从事恒压切线消防泵、分段式多级泵、卧式分段式多级泵、XBD卧式恒压消防泵、立式不锈钢多级泵、GC卧式多级泵的生产研发，产品广泛应用于大型污水处理排放系统、水利工程及高层建筑增压送水、化工、消防等领域，并为我国的给排水系统工程事业作出了巨大的贡献。

消防风机控制柜的CCCF认证要求

消防风机控制柜的CCCF认证要求 汇贤电气专业生产防排烟风机控制柜，产品均通过CCCF认证。 一、指示灯 1、应以颜色标识，红色指示火灾报警、设备动作反馈、启动和延时等；黄色指示故障、屏蔽、回路自检等;绿色表示主电源和备用电源工作； 2、指示灯应标注功能； 3、采用闪动方式的指示灯每次点亮时间不应小于0.25S，其启动信号指示灯闪动频率不应小于1Hz，故障指示灯闪动频率不应小于0.2Hz； 4、用一个指示灯同时显示故障、屏蔽和自检三项功能时，故障指示应为闪亮，屏蔽和自检指示应为常亮。 二、音响器件 1、在正常工作条件下，音响器件在其正前方1m处的声压级（A计权）应大于65dB，小于115dB； 2、在85%额定工作电压供电条件下应能发出音响。 三、熔断器 防排烟风机控制柜用于电源线路的熔断器或其他过流保护器件，其额定电流值一般应不大于最大工作电流的2倍。当最大工作电流大于6A时，熔断器电流值可取其1.5倍，在靠近熔断器或其他过流保护器件处应清楚地标注其参数值； 四、接线端子及保护接地 1、防排烟风机控制柜CCCF认证要求每一接线端子上都应清晰、牢固地标注编号或符号，相应用途应在有关文件中说明。采用交流供电的消防联动控制系统各类设备应有保护接地。 五、备用电源及蓄电池 1、防排烟风机控制柜电源正极连接导线应为红色，负极连接导线应为黑色或蓝色； 2、防排烟风机控制柜的蓄电池应能保证消防联动控制系统各类设备的应急工作时间不低于额定应急工作时间在； 3、不超过生产厂规定的极限放电情况下，应能将蓄电池在24h内充至额定

容量80%以上，再充48h后应能充满。 六、开关和按键 防排烟风机控制柜的开关和按键(或靠近的位置上)应清楚地标注功能。 七、导线及线槽 防排烟风机控制柜的主电路配线应采用工作温度参数大于105摄氏度的阻燃导线（或电缆），且接线牢固；连接线槽应选用不燃材料或难燃材料（氧指数不小于28)制造。 八、元件温升 防排烟风机控制柜CCCF认证规定，内部主要电子、电气元件的最大温升不应大于60摄氏度，环境温度为(25土3)°C条件下的内置变压器、镇流器等发热元部件的表面最大温度不应超过90摄氏度。电池周围（不触及电池）环境最高温度不应超过45摄氏度。

风机常识及选型

风机常识及选型
贵_在坚持 整理 2012 年 3 月 12 日
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武汉新瑞科电气
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风机常识及选型
1 引言
电子产品设计工程师往往注重电路的设计与改良，而对器件散热却没有引起足够的重视。 事实上， 电子产品的使用会由于散热系统的不足而减少使用寿命或者增加维修成本。 因此散热 对电子产品显得尤为重要。 采用风机散热是一种很常规也很重要的散热处理方案， 本文主要介 绍台湾 SUNON 风机的一些常识以及如何选用风机散热。
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关于风机轴承
2.1 风机轴承概述 风机的轴承类型与风机的使用寿命以及能承受的环境温度有着非常直接的关系，因此 选择风机，一定要注意轴承的类型，现将常规轴承的特点介绍如下： 2.2 含油轴承(Sleeve Bearing)使用寿命：30000 小时 传统的直流无碳刷风扇马达设计时，是扇叶转子 ( 简称转子 ) 藉其轴芯穿越含油轴 承，简称 SLEEVE 轴承，枢接固定在马达定子之中心位置，使转子与定子之间保持一个适 当之间隙，当然轴芯与轴承间亦务必有间隙之存在，才不会将轴芯死锁而无法运转；而马 达之定子结构部分 ( 简称定子 ) ，在电源输入之后，就会在转子与定子间产生感应磁力 线，藉驱动回路之控制使风扇马达运转。故传统之风扇马达架构，只有一个扇叶转子及一 个马达定子和一个驱动回路，而借着轴芯与轴承之枢接，随着磁场感应而运转。 Sleeve 轴承优点及缺点：价格便宜，运转时产生的 Noise 大，可能出现不转现象，内 径易磨损，寿命短，激活效果差。 2.3 滚珠轴承(Ball Bearing) 使用寿命：50000~100000 小时 滚珠轴承是运用圆金属珠运转，属于点的接触，故激活运转很容易。再加上滚珠轴承 配合弹簧使用，故在弹簧顶撑着 BALL Bearing 之外金属环，而使整个扇叶转子的重量坐 落在滚珠轴承上，且由弹簧间接顶撑着，故可使用于不同之方向、角度之可携式产品，但 仍要防止掉落，以免滚珠轴承受损，而造成噪音产生与使用寿命的减损。 优点及缺点：激活运转容易，寿命较长，结构脆弱，无法承受外力撞击，运转时，金 属珠滚动产生的噪音大，价格高（与 Sleeve 相比）来源及数量不易掌控，使用弹簧定位， 组装不易。 2.4 磁浮轴承（MagLev Bearing）使用寿命：50000～100000 小时
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PLC控制柜知识

?PLC控制柜的组成部分 ? ?1、空开：一个总的空气开关，这个是整个柜体的电源控制。相信每个柜子都必须要有的一个东西。 ? ?2、PLC：这个要根据工程需要选择。打个比方如果工程小可以直接就是一个一体化的PLC但如果工程比较大可能就需要模块、卡件式的，同时还可能需要冗余（也就是两套交替使用）。 ? ?3、24VDC的电源：一个24VDC的开关电源，大多数的PLC都是自带24VDC的电源，根据是否确实需要来定是否要这个开关电源。 ? ?4、继电器：一般PLC是可以直接将指令发到控制回路里，但也可能先由继电器中转。打个比方，如果你PLC的输出口带电是24VDC的，但是你的控制回路里画的图需要PLC供的节点却是220VAC的，那么你就必须在PLC输出口加上一个继电器，即指令发出时继电器动作，但后让控制回路的节点接到继电器的常开或常闭点上。也是根据情况选择是否使用继电器。 ? ?5、接线端子：这个肯定是每个柜子都必不可少的东西根据信号数量可以配置。如果只是一个单纯的PLC控制柜基本就是需要这些玩意，如果你的控制柜内还需要有其他的东西就看情况增加。比方说你有可能要对某些现场的仪表或者小控制箱供电，可能你就得要增加空开数量。或者你要PLC接至上位机，可能就需要增加交换机什么的。视情况而定。 ? ?PLC控制柜可完成设备自动化和过程自动化控制，实现完美的网络功能，性能稳定、可扩展、抗干扰强等特点，是现代工业的核心和灵魂。可以根据用户需求量身设计PLC控制柜、变频柜等，满足用户要求，并可搭配人机界面触摸屏，达到轻松操作的目的。设备更可与dcs总线上位机modbus、profibus等通讯协议的数据传输；工控机、以太网等实现的控制和监控。 ? ?PLC应用领域 ? ?典型应用：水处理、恒压供水、空压机、风机水泵、中央空调、港口机械、机床、锅炉、造纸机械、食品机械等等。

控制柜说明书

控制柜使用说明书通电： 通过双电源控制器旋钮操作通电时必须拔下手动扳手，正常自动使用时手动扳手不应装上。 通过手动扳手通电时应先把旋钮选择手动位置，再安装上手动扳手开关电源，选择旋钮位置时手动扳手不能在开关上。 控制柜分手动，自动，远程3种控制方式。 手动时冷却塔的操作： 1、运行每台冷却塔前应先检查冷却塔基本情况。 2、手动-自动-远程开关在手动状态，急停开关在复位状态。 3、通过启、停按钮控制风机、喷淋泵启停。 自动时冷却塔的操作： 1、根据工艺要求设置好温度参数（参照参数设置） 2、手动-自动 -远程开关在自动状态，急停开关在复位状态。 冷却塔在自动状态时，PLC会根据设定温度以及运行时间自动启停风机和喷淋泵。 远程冷却塔的操作： 1、手动-自动 -远程开关在远程状态，急停开关在复位状态。 2、通过控制室远程控制冷却塔风机和喷淋泵启停。 电加热器： 自动控制由温度开关设定值自行控制（参照温度开关设置）．

手动控制直接启动． 冷却塔的开关按钮有4组，分别对应4台冷却控制。 1、主菜单 系统进入主画面，用户可根据需求进入相应的画面，包括：运行状态，电加热运行状态，报警查询，温度趋势图，参数设置，操作说明。主菜单设有报警显示，当有报警存在时，此报警会出现，并显示当前报警，报警消除后报警会自动消失。 2、冷却塔运行状态 显示当前冷却塔运行状态，风机、喷淋泵状态，以及温度、流量值。 3、电加热器运行状态 显示当前电加热运行状态，以及运行时间。 4、温度趋势图 显示总管温度的变化曲线。 5、报警查询 显示报警时间、事件。确认故障解除的可清除报警。 6、参数设置 参数设置是设置自动运行时冷却水的控制温度，应根据工艺要求设置相应参数。还可根据需要设置正常模式和冬季模式，冬季模式时冷却塔喷淋泵不启动。 假设：出水温度设定为25.0℃，温度回差设定为1℃，检测时间设置为60S。在自动状态下，当温度达到25.0℃，系统开始启动，通过风机和喷淋泵把温度控制在25.0℃以下，当温度降低到24.0℃以下，冷却系统停止运行。

离心鼓风机的选型及应用

离心鼓风机在污水处理曝气系统中应用的选型问题 多级离心鼓风机在污水处理曝气系统中的运用已显现其不可替代的优点，成为环保人士在污水处理曝气系统中首选鼓风机，但如果鼓风机选型时考虑不周，在实际使用时也会产生很多问题，根据我公司在鼓风机选型方面丰富的实际经验，认为以下问题在污水处理曝气系统中，对鼓风机的选型非常重要。当然，如果您认为还有其他问题需要与我们商榷，欢迎与我们取得联系。 1．管道流速 工艺设计时应考虑气体在管道中的流速，管道流速应控制在16m/s以下，流速越快，管网阻力越大，可能会导致鼓风机喘振。 2．曝气器 在国内市场，曝气器品种繁多，质量参差不齐，价格跨度大。由于缺乏相关的行业标准，作坊式生产方式普遍存在。例如，对橡胶曝气器而言，每次所使用的原料及配料不尽相同，导致产品质量不稳定。例：碳黑添加过量，胶板就会硬化，阻力增大；碳黑添加不足，胶板太软，则容易破裂；甚至还存在使用再生橡胶等情况。所以，非工业化生产的产品，其质量很难控制。如果曝气器释放量（释放量与水深、压力、流速、曝气器胶膜质量均有关系）无法达到工艺要求，导致鼓风机流量释放率<70%时，就会发生喘振。所以，在鼓风机选型时，对曝气器要有充分的了解。 3．止回阀 如果因在管道中加装了止回阀而增加了系统阻力，使得管道总体阻力大于鼓风机出口压力，就会出现喘振现象，所以，鼓风机选型时必须考虑止回阀因素。但不同企业生产的止回阀中的拉簧硬度不统一，导致曝气系统阻力难以确定，对鼓风机选型造成困难。 在使用华鼓鼓风机时，在停机时，只要按华鼓鼓风机的操作规程进行操作，就完全可以避免倒进水问题。所以在管道中不需安装出口端止回阀，避免由于止回阀阻力难以确定而造成鼓风机选型不正确的问题，同时减少系统成本和运行费用。 4．环境温度 根据风机行业标准，鼓风机设计气温为20℃，但在鼓风机实际使用时，会高于20℃，有的地方甚至超过40℃，出口压力就会下降400mmH2O以上。如鼓风机选型不当，夏天使用时鼓风机会发生喘振。

风机选型计算

出风口时风速为50m/s，从单位标注上看应该是每秒50米。‘时风速’是指每小时风速为50米吗？还是每秒50米？确认后我来帮你算一下。 补充回答： 1、我们先从三个已知条件中取二个条件来验证第三个条件。 1.1、当出风口为2平方米，流速达到50m/s时，计算流量。 根据流量公式 Q=νS3600 =50×2×3600 =360000(m3/h)； 1.2、当出风口为2m2，风量10立方米每分钟时，计算出风口风速。ν=Q/(S3600) =10×60/(2×3600) =0.083(m/s) 1.3、当流速为50m/s，流量为10×60立方每小时，计算出风口面积。D=√[Q4/(ν3.14×3600)] =√[600×4/(50×3.14×3600)] =0.065(m) S=(D/2)^2×3,14 =(0.065/2)^2×3.14 =0,0033(平方米) 2、从1,1计算结果上来看，要满足出风口为2平方米，流速达到50m/s 这个条件，风量需达到360000(m3/h)；从1.2计算结果看，当出风口为2平方米，风量10立方米每分钟，风速只有0.083(m/s)；从1.3计算结果来看，流速为50m/s，流量为10×60立方每小时，出风口面积只需0.0033平方米。 3、结论：你所列出的条件不能相互成立。 QQ:1102952818 ‘新科’ 追问 风机的全压等于静压加上动压，而动压P=ρv2/2； 可以理解为风机的出口风速与风机的动压有关，或者说有相应的比例

关系，就像上式那样的。 那么提高风机的动压，是否可以提升风机的出口风速，出口风速的提高 能否按照公式v=根号下2P/ρ（就是上面的公式来推导的）来计算风速的大小，风速的提高有没有什么限制 回答 没错，正如你所述。动压的定义是：把气体流动中所需动能转化成压力的一种形式。通俗的讲：动压是带动气体向前运动的压力。 风速的获得，是风量通过管道截积上的时间，同时压力又是保证流量的手段。风速的提高主要受制于管道的沿程摩擦阻力。 追问 那么我想要的风机就是出口风速为50m/s，动压就得有1500，那么静压这个就不太好算了，说是跟通风管道有关，我可以画出通风管路的图，你能帮我算一下静压吗？出风口的面积就是0.2平方米，这样的话流量就得10立方米每秒，36000立方米每小时了，不知道有没有比较合适的风机，还有这样的风机应该选择什么样的类型，还有风机的驱动电机能不能换成内燃机驱动的，能够比较满足工况的情况下需要多大的功率，静压先按2000算，管路比较复杂 回答 根据你提供的参数，你可以选择 型号：4-72-10C 转速：1450(r/min) 功率：55(KW) 风量：40441(m3/h) 压力：3202(Pa)

风机专用节电器控制柜操作说明书

节电器操作说明书 第一章节电器在控制风机中特点 1、起动平滑，减少电机直接起动电流大的冲击，延长了电机的使用寿命，避免了电机突然起动时的振动现象。 2、采用节能器控制保护功能齐全，运行可靠，具有高效节能、滤波、欠压、过压、过流、过热等保护功能。 3，操作简单，占地少, 噪音低，无污染，投资低，效益高等优点。 第二章操作说明 柜门示意图如下： 具体操作方法如下： 接通电源之后，把控制柜中的三个空气开关都合上。此时柜门上的电压表会显示当前的三相动力电的电压，同时柜门上的黄色指示灯会亮起，表明控制回路所需的220V电源已接通。 把标有“节能手动”的旋转开关旋转到节能位置，按下标有“节能起动”的绿色按钮，这时柜门上的标有“节能指示”的绿色指示灯会亮起。同时风机会平稳的开始起动，节能器上会显示数字在升直到显示50.00，这时风机就完全正常运行了。如需要停止风机，就按下标有“手动停止”的红色按钮，这时风机就开始慢慢停止，同时节能器上显示的数字开始下降，直到降到0时风机就完全停止。 当节能器出现故障（故障代码及对策在第三章）时，节电器就不

能正常起动风机了，为了保证用户风机能正常运行，我们设计了手动起动风机，方法是先把标有“节能手动”的旋转开关旋转到手动位置，之后按下标有“手动起动”的绿色按钮，这时柜门上标有“手动指示”的绿色指示等会亮起，同时风机就直接起动起来。 在节电器在起动和运行过程中都会对风机进行实时保护，出现故障时柜门上的报警指示灯会亮同时也报警。故障代码会在节电器上显示，用户需要查到故障原因和排除故障后方能再次起动（节电器需要复位故障时按下节电器显示面板上右下角的红色按键即可）。 在柜门上我们安装了电流表，方便用户查看风机的实时电流。为了方便用户观察到节能效果我们专门在柜内安装了电度表和在柜门上安装了电子计时器（当风机起动时计时器会以分钟为单位开始计时，同时在计时器上行显示，风机停止计时器就归零）以便用户记录数据观察节能效果。 第三章故障及对策 节电器检测出异常情况后，使保护回路和故障输出继电器动作，同时显示故障并停机，请务必找到故障原因及相应对策，并排除故障后再运行。 保护功能 保护功能

局部通风机选型及应用

局部通风机选型及应用 【摘要】针对传统JBT系列轴流式局部通风机风压效率低、风量低、风压低和噪声大等缺点，采用理论计算方法，对鸡西杏花矿三采区1122掘进工作面局部通风机进行重新选型，确定为FBDNO6.0/2×18.5高效对旋轴流式局部通风机，实践证明：该风机选型合理，风机运行稳定，效率高，通风费用低，满足实际通风要求，应用效果较好；该研究结果为掘进工作面风机选型提供了理论依据，对类似条件掘进工作面风机选型具有重要借鉴意义。 【关键词】局部通风机；选型；高效；对旋 目前我省龙煤集团控股公司所属煤矿掘进工作面使用的局部通风主要还是20世纪60年代研制的JBT系列轴流式局部通风机，该系列局部通风机全风压只有60%～70%，风量、风压偏低，尤其是噪声高达103～118dB（A），已经属于淘汰产品，为满足掘进工作面通风要求，保证煤矿安全生产，必须选用高效的局部通风机，以往局部通风机选用主要根据经验，并没用科学的理论依据，由于风机选型不合理而造成较大的经济浪费，因此，为了能够科学有效地进行局部通风机选型，本文采用理论计算方法[1-4]。 １．掘进工作面概况 2.局部通风机选型 2.1局部通风机选型原则 （１）局部通风方法要安全可靠、经济合理和技术先进抗灾能力强。 （２）压入式通风宜用柔性风筒，抽出式通风宜用带刚性骨架的可伸缩风筒或完全刚性的风筒。风筒材质应选择阻燃、抗静电型。 （３）尽量采用技术先进的低噪、高效型局部通风机。 （４）当一台风机不能满足通风要求时可考虑选用两台或多台风机联合运行。 2.2局部通风方法和风筒的确定 2.2.1局部通风方法的确定 由于本巷道为半煤岩巷道，平均瓦斯绝对涌出量较大，考虑到压入式通风安全性好、风筒出口风速和有效射程均较大，可防止瓦斯层状积聚，散热效果好等优点，本掘进工作面采用压入式通风方法。

风机选型的计算公式 风机流量及流量系数

风机选型的计算公式风机流量及流量系数 [字号:大中小] 2013-06-19 阅读次数：9415 1、标准状态：指风机的进口处空气的压力P=101325Pa，温度t=20℃，相对湿度φ=50%的气体状态。 2、指定状态：指风机特指的进气状况。其中包括当地大气压力或当地的海拔高度，进口气体的压力、进口气体的温度以及进口气体的成份和体积百分比浓度。 3、风机流量及流量系数 流量：是指单位时间内流过风机进口处的气体容积。 用Q表示，通常单位：m3/h或m3/min。 流量系数：φ=Q/（900πD22×U2） 式中：φ：流量系数 Q：流量，m3/h D2：叶轮直径，m U2：叶轮外缘线速度，m/s（u2=πD2n/60） 4、风机全压及全压系数： 风机全压：风机出口截面上的总压与进口截面上的总压之差。用PtF表示，常用单位：Pa 全压系数:ψt=KpPtF/ρU22 式中, ψt:全压系数Kp:压缩性修正系数PtF:风机全压,Pa ρ:风机进口气体密度,Kg/m^3 u2：叶轮外缘线速度，m/s 5、风机动压：风机出口截面上气体的动能所表征的压力，用Pd表示。常用单位：Pa 6、风机静压：风机的全压减去风机的动压，用Pj表示。常用单位：Pa 7、风机全压、静压、动压间的关系： 风机的全压（PtF）=风机的静压（Pj）+风机的动压（Pd） 8、风机进口处气体的密度：气体的密度是指单位容积气体的质量，用ρ表示，常用单位：Kg/m3 9、风机进口处气体的密度计算式：ρ=P/RT 式中：P：进口处绝对压力，Pa R：气体常数，J/Kg·K。与气体的种类及气体的组成成份有关。 T：进口气体的开氏温度，K。与摄氏温度之间的关系：T=273+t 10、标准状态与指定状态主要参数间换算： 流量：ρQ=ρ0Q0 全压：PtF/ρ= PtF0/ρ0 内功率：Ni/ρ= Ni0/ρ0 注：式中带底标"0"的为标准状态下的参数，不带底标的为指定状态下的参数。 11、风机比转速计算式： Ns=5.54 n Q01/2/（KpPtF0）3/4 式中： Ns：风机的比转速，重要的设计参数，相似风机的比转速均相同。 n：风机主轴转

厨房风机选型及设计计算

厨房风机选型设计及计算方法 通风机基础知识 通风机是用于输送气体的机械，从能量的观点来，它是把原动机的机械能转变为气体能量的一种机械。通常把产生的压力小于或等于14700Pa以下者为通风机。按型式可分为：离心通风机、轴流通风机、混流通风机。 通风机的主要性能参数： 流量、压力、转速、功率及效率是表示通风机性能的主要参数，称为通风机的性能参数。 A.流量：单位时间内流经通风机的气体容积，称为流量（又称风量）。 常用单位为m3/s （米3/ 秒）、m3/min （米3/分钟）、m3/h （米3/ 小时）。 B.压力：通风机的压力是指升压（相对于大气的压力），即气体在通风 机内压力的升高值，或者说是通风机进出口处气体压力之差。它有静压、动压、全压之分。性能参数是指通风机的全压（它等于通风机出口与进口全压之差）。单拉为Pa（帕斯卡）。 C.转速：通风机转子旋转速度的快慢将直接影响通风机的流量、压力、 效率。单位为每分钟转数即rpm。

D.轴功率：驱动通风机所需要的功率N 称为轴功率，或者说是单位时间 内传递给通风机轴有能量，单位为kw（千瓦）。 E.效率：通风机在把原动机的机械能传给气体的过程中，要克服各种损 失，其中只有一部分是有用功。常用效率来反映损失的大小，效率高，即损失小。从不同的角度出发有不同效率。 三、风机与系统的匹配基本原理、常见问题及原因分析 1、系统 空气系统简单地说，包括风机及与其进口或出口或两者都连接的管路。较为复杂的空气系统包括风机、管网、空气控制调节风门、冷却管、加热管、过滤器、扩散器、消声器和导向叶片等。风机是本系内给气体以能量，用以克服其它部件的流动阻力的一个组成部分。 2、系统与风机匹配的基本原理每个空气系统对气流都有一个流动阻力和附加阻力，如果已精确地确定系统阻力, 并提供了理想的进出口工况；当空气系统设定一个流量QA时，那么选择风机时的压力就必须达到满足系统阻力的要求，当风机安装在系统时，风机所产生的全压的一部分即静压用于克服管网系统的阻力，全压的其余部分消耗在气流从管网出口时所具有的动能上；风机会产生设计流量QA。（如图1 所示）。如果没有精确地

离心风机的选型与设计

摘要 离心式通风机的设计包括气动设计计算，结构设计和强度计算等内容。离心式通风机 的气动设计分相似设计和理论设计两种方法。相似设计方法简单，可靠，在工业上广泛使用。 而理论设讲方法用于设计新系列的通风机。本文在了解离心通风机的基本组成，工作原理以 及设计的一般方法的基础上，设计了一种离心通风机。 关键字：离心式通风机工作原理设计方法 ABSTRACT The design of Centrifugal fan includes the calculation of aerodynamic and the structure etc. The aerodynamic design of Centrifugal fan has two kinds of methods: one is the likeness designs, the other is theoretical designs. Based on above, this article designed a Centrifugal fan based on above. Key words: Centrifugal fan; working principle; design method

1.引言…………………………………………………………………… .(1) 2.离心式通风机的结构及原理 (3) 2.1离心式风机的基本组成 (3) 2.2离心式风机的原理 (3) 2.3离心式风机的主要结构参数 (4) 2.4离心式风机的传动方式 (5) 3离心风机的选型的一般步骤 (5) 4.离心式通风机的设计 (5) 4.1通风机设计的要求 (5) 4.2设计步骤 (6) 4.2.1叶轮尺寸的决定 (6) 4.2.2离心通风机的进气装置 (13) 4.2.3蜗壳设计 (14) 4.2.4参数计算 (20) 4.3离心风机设计时几个重要方案的选择 (24) 5.结论 (25) 附录 (25)

矿井主扇风机选型计算

X X煤矿主通风系统选型 设计说明书 一、XX矿主要通风系统状况说明 根据我矿通风部门提供的原始参数：目前矿井总进风量为2726m3/min，总排风量为2826m3/min，负压为1480Pa，等积孔1.46㎡。16采区现有两条下山，16运输下山担负采区运输、进风，16轨道下山担负运料、行人和回风。我矿现使用的BDKIII-№16号风机2×75Kw，风量范围为25-50m3/S，风压范围为700-2700Pa，已不能满足生产需要。 随着矿井往深部开采及扩层扩界的开展，通风科提供数据要求：矿井最 大风量Q 大:6743m3/min，最大负压H 大 :2509Pa。现在通风系统已不能满足生 产要求，因此需对主通风系统进行技术改造。 二、XX煤矿主通风系统改造方案 根据通风科提供的最大风量6743m3/min，最大负压2509Pa，经选型计算，主通风机需选用FBCDZ-№25号风机2×220Kw。由于新选用风机能力增加，西井风机房低压配电盘、风机启动柜等也需同时改造。本方案中，根据主通风机选用的配套电机功率，选用高压驱动装置。即主通风系统配置主通风机2台，高压配电柜6块，高压变频控制装置2套，变压器1台。

附图：主通风机装置性能曲线图 附件：主通风机选型计算 附件： 主扇风机选型计算 根据通风科提供数据，矿井需用风量为Q:67433/min m ，通风容易时期负压min h :1480Pa ，通风困难时期负压max h :2509Pa,矿井自然风压z h :±30Pa 。 1、 计算风机必须产生的风量和静压 （1）、通风机必须产生的风量为 f l Q K Q ==67433/min m =112.43/m s （2）根据通风科提供数据，在通风容易时期的静压为1480Pa ，在通风困难时期的静压为2509Pa 。

冷水机组控制柜说明书

冷水机组控制柜说明书 冷水机组电控系统分为3组：AT1柜、AT2柜、AT3柜 AT1柜：AT1柜包含1#冷水机组、7#冷却水泵、1#冷冻水泵、冷却塔风机、滑撬清洗间潜污 泵共5 台设备。 1 、接通进线双电源切换开关。 一般将切换开关置于“手动”状态，接通常用电源侧供电。当常用电源停电，备用发电机启动完毕后，按“备用”按钮后，切换至备用电源侧。 若切换开关置于“自动”状态，开关自动置于有电一侧，不需人工干预。 将开关置于“手动”状态，按“双分/ 再扣”键，“常用电源”与“备用电源”均不接通，切换开关下口不带电。 具体参看双电源切换开关说明书。 2、设备开启前确认闭合冷水机组控制箱配电断路器，冷却水泵、冷冻水泵、冷却塔风机断路器。 3、将冷却水泵、冷冻水泵、冷却塔风机选择开关分别置于“联动”位置，1#冷水机组可远 程依次启动冷却水泵、冷冻水泵、冷却塔风机。将选择开关置于“手动”位置，须人工启动 冷却水泵、冷冻水泵后，1#冷水机组方能启动。 4、将选择开关分别置于“停止”位置，则不能启动水泵。 AT2柜：AT2柜包含2#冷水机组、9#冷却水泵、3#冷冻水泵、冷却塔风机共4台设备。 1 、接通进线双电源切换开关。 一般将切换开关置于“手动”状态，接通常用电源侧供电。当常用电源停电，备用发电 机启动完毕后，按“备用”按钮后，切换至备用电源侧。若切换开关置于“自动”状态，开关自动置于有电一侧，不需人工干预。 将开关置于“手动”状态，按“双分/ 再扣”键，“常用电源”与“备用电源”均不接通，切换开关下口不带电。 具体参看双电源切换开关说明书。 2、设备开启前确认闭合冷水机组控制箱配电断路器，冷却水泵、冷冻水泵、冷却塔风机断路器。 3、将冷却水泵、冷冻水泵、冷却塔风机选择开关分别置于“联动”位置，1#冷水机组可远 程依次启动冷却水泵、冷冻水泵、冷却塔风机。将选择开关置于“手动”位置，须人工启动冷却水泵、冷冻水泵后，2#冷水机组方能启动。

风机变桨控制柜可行性方案(风电))

-、趋势判断和需求分析 1、国内外现状、水平和发展趋势 在2007年前后，我国风电设备的关键零部件产能严重不足，一些关键零部件存在较大的供需矛盾，严重依赖进口。而且进口关键零部件的订货周期长、价格高，关键零部件掣肘我国风电产业的发展。随着整机制造企业的迅速增加，更加激化了关键零部件与整机生产不相匹配的矛盾。 在这种现状下，能否控制成本将成为企业在激烈竞争中能否胜出的关键。而控制成本的关键在于外购率，而那些只做系统整合，不能够自己生产风机主要零部件的企业，很难将成本降低。而那些可以制造发电机、叶片、齿轮箱、控制系统的企业，无疑在成本整合上更具优势。风机制造企业需要不断的提高自己的零部件自制率。下表按照风机零部件构成比例列出了目前的现状。 2、知识产权状况和技术标准状况 由上表可以看出变桨距控制系统是确保风机能量捕获，合理抵抗载荷的基本设备。 由于其在风机整机中至关重要的作用，使得目前能独立提供产品的只有SEG和LUST两家国外公司。国内规模化的企业约有近10家，但均为组装厂家，没有核心技术，无法在同一水平线上竞争。 3、经济建设和社会发展需求 能源和环境是21世纪所关注的最重要的两个主题。随着经济不断发展，必然引起石油、煤炭等自然资源枯竭、环境污染及地球温室效应的加重。人们必须把握经济增长、

环境保护和能源供给这三位一体的“ 3E”之间的平衡关系 风电市场竞争激烈，已经是不争的事实，在此时，能否控制成本将成为企业在激烈竞争中能否胜出的关键。而控制成本的关键在于外购率，那些只做系统整合，而那些不能够自己生产风机主要零部件的企业，很难将成本降低。而那些可以制造发电机、叶片、齿轮箱、控制系统的企业，无疑在成本整合上更具优势。风机制造企业需要不断的提高自己的零部件自制率。 4、科学技术价值、特色 联合研发国产大功率风机新型变桨控制器的科学价值在于： 掌握大功率风机变桨控制器的设计技术。 掌握大载荷动态位臵换的控制算法。 掌握大功率风机变桨控制器的制造工艺。 二、研究内容和技术关键 1、项目总目标 项目研究的总体目标是研制一套适合工程应用的产品化的大功率风机变桨控制器系统。具有如下优点： 精度高、响应快速性能优越。 同步齐、一致性好性能稳定。 结构合理接口标准便于产业化。 性价比合理便于商业化运作。

风机选型计算公式

风机选型计算公式 1、标准状态：指风机的进口处空气的压力P=101325Pa，温度t=20℃，相对湿度φ=50%的气体状态。 2、指定状态：指风机特指的进气状况。其中包括当地大气压力或当地的海拔高度，进口气体的压力、进口气体的温度以及进口气体的成份和体积百分比浓度。 3、风机流量及流量系数 3.1、流量：是指单位时间内流过风机进口处的气体容积。 用Q表示，通常单位：m3/h或m3/min。 3.2、流量系数：φ=Q/（900πD22×U2） 式中：φ：流量系数Q：流量，m3/h D2：叶轮直径，m U2：叶轮外缘线速度，m/s（u2=πD2n/60） 4、风机全压及全压系数： 4.1、风机全压：风机出口截面上的总压与进口截面上的总压之差。用PtF表示，常用单位：Pa 4.2、全压系数:ψt=KpPtF/ρU22 式中, ψt:全压系数Kp:压缩性修正系数PtF:风机全压,Pa ρ:风机进口气体密度,Kg/m^3u2：叶轮外缘线速度，m/s 5、风机动压：风机出口截面上气体的动能所表征的压力，用Pd表示。常用单位：Pa 6、风机静压：风机的全压减去风机的动压，用Pj表示。常用单位：Pa 7、风机全压、静压、动压间的关系： 风机的全压（PtF）=风机的静压（Pj）+风机的动压（Pd） 8、风机进口处气体的密度：气体的密度是指单位容积气体的质量，用ρ表示，常用单位：Kg/m3 9、风机进口处气体的密度计算式：ρ=P/RT 式中：P：进口处绝对压力，Pa R：气体常数，J/Kg·K。与气体的种类及气体的组成成份有关。 T：进口气体的开氏温度，K。与摄氏温度之间的关系：T=273+t 10、标准状态与指定状态主要参数间换算： 10.1、流量：ρQ=ρ0Q0 10.2、全压：PtF/ρ= PtF0/ρ0 10.3、内功率：Ni/ρ= Ni0/ρ0 注：式中带底标“0”的为标准状态下的参数，不带底标的为指定状态下的参数。 11、风机比转速计算式：Ns=5.54 n Q01/2/(KpPtF0)3/4 式中：Ns：风机的比转速，重要的设计参数，相似风机的比转速均相同。n：风机主轴转速，r/min Q0：标准状态下风机进口处的流量，m3/s Kp: 压缩性修正系数PtF0: 标准状态下风机全压,Pa 12、压缩性修正系数的计算式： Kp=k/（k－1）×[（1+p/P）(k－1)/k－1]×(PtF/P)－1 式中:PtF:指定状态下风机进口处的绝对压力,Pa k:气体指数,对于空气,K=1.4 13、风机叶轮直径计算式：D2=（27/n）×[KpPtF0/（2ρ0ψt ）]1/2 式中:D2:叶轮外缘直径,m n:主轴转速：r/min Kp：压缩性修正系数PtF0：标准状态下