蜗壳是离心风机金属叶轮的重要组成部分。它可以通过导流与扩大压力来提高离心风机的效率。蜗壳入口气流由于受到蜗壳流动不对称的影响，导致分布不均的现象发生。这种分布不均匀的现象会直接堵塞叶轮出口，从而使叶轮发生周期性的加速或减速，进而降低离心风机的工作效率，缩小了除尘风机工作的范围，影响了金属叶轮的平稳运行。因此在蜗壳的优化设计过程中必须将蜗壳宽度对流场的影响考虑在内，合理设计外壳的宽度，降低对流场的影响。从而保证金属叶轮的平稳运行。
电机优化对除尘风机金属叶轮稳定运行的影响吸油烟机、空调系统等设备空间较小，为了节省空间，一般会使用内藏电动机设备。内藏电动机的长度、头部倾角等在一定程度上影响着风机性能和噪音。对内藏电动机的形状设计不当会增加金属叶轮内部的流动损失，从而导致噪声*，离心风机性能降低。电动机的轴向长度和气流的排挤率呈正相关的关系。叶轮进口处的流道变窄会使前盘处脱流区域变大，从而导致金属叶轮内部损失增加。因此，在设计电机形状时，应充分考虑电机形状对叶轮内部流动的影响，从而提高金属叶轮的稳定性，确保离心风机的性能。
消声蜗壳对除尘风机气动性能的影响原风机与不同消声组合试验所得的气动性能对比如图3 所示。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。4种消声组合方式的压力损失并不相同，当额定转速为3 800 r /min，在设计工况下，a 组合改进风机全压降低了约16．0 pa，效率下降了约1．28%; b 组合改进风机全压降低了约5．0 pa，除尘风机效率下降了约0．9%; c 组合改进风机全压降低了约36．8 pa，效率下降了约3．18%; d 组合改进风机全压降低了约45．8 pa，效率下降了约3．28%。
主要由于安装穿孔板的面积不同，导致不同消声组合方式的摩擦损失不同。b 组合即只在风机后盖板上安装穿孔板，风机压力损失小。不同工况下，风机压力和效率损失也不相同，在设计工况及偏大流量工况下，莱芜除尘风机，除尘风机压力和效率损失较大，效率也同步降低。主要原因是大流量工况下，蜗壳内部气流速度较高，气流与穿孔板之间的摩擦损失增加。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。可以看出，不同工况下，湿式除尘风机，a 型消声蜗壳的降噪效果不同，除尘风机在额定工况点附近，降噪效果好; 在大流量工况下，降噪效果变差，这主要因为大流量情况下，蜗壳内气体流速较大，而气体流速对吸声材料的吸声效果影响很大; 在小流量工况下，风机流动恶化，风机振动较大，导致振动噪声很大以致降噪效果反而变差。与原风机相比，在额定工况点a 声级降低约4．5 db( a) ，在大流量工况下，a 声级降低约3．6 db( a) ，在小流量工况下，a 声级降低约1．9 db( a) 。
除尘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%，除尘风机型号，修正的k-ε 模型，各流量工况下除尘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，同时为下文除尘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。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，而在除尘风机蜗壳出口处，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，除尘风机运用改进后的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，除尘风机生产厂家，其方位角φ 分别为90°、180°、270°、360°。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，由额定工况下风机总质量流量q 计算得单位质量流体所受黏性力矩平均值m fr / q。
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