分油器殼體注塑模具設計【含16張CAD圖紙】

喜歡就充值下載吧，，資源目錄下展示的全都有，，下載后全都有，dwg格式的為CAD圖紙，有疑問咨詢QQ：414951605 或1304139763 壓力機轉子葉片非線性預變形方法 摘要：冷壓氣機葉片在運行過程中，在氣動和離心載荷作用下發(fā)生彈性變形，轉換為熱刀片配置。葉片變形對壓縮機。考慮到壓氣機轉子葉片的非線性預變形問題，提出了一種非線性預變形方法葉片剛度和載荷隨葉片形狀變化的非線性特征。在葉型設計階段，該方法可用于補償葉片在工作過程中的氣動彈性變形。副作用采用預變形方法可以避免葉片變形對壓氣機性能和結構的影響。由于非線性法對初值比較敏感，采用荷載增加法計算初始值葉片變形穩(wěn)定加速預變形方法。所發(fā)展的方法被用來預測37級轉子葉片的制造配置。氣動與結構的變化規(guī)律分析了非設計工況下預變形葉片的參數。結果表明方法確保在設計條件下，在操作和預期設計葉片剖面。預變形葉片的退扭角設計為00要點。同時，葉尖間隙僅下降百分之0.2。當工作速度超過百分之80設計速度時，預變形葉片的性能與設計葉片一致。但是，質量流量和低速時預變形葉片的總壓力比較低。 關鍵詞：壓氣機葉片；預變形；葉片重構；流固耦合；葉片變形 1簡介 現代壓縮機的葉片又平又薄，它表現出復雜的外部物理性質甚至可以使用復合材料和空心結構。但所有這些改進降低葉片的剛度。在運行條件下，跨聲速壓氣機葉片高負荷工作會因為強大的空氣動力和離心載荷。刀片從制造配置（冷葉片形狀）工作轉速和壓力比下的配置（熱葉片形狀）。研究表明由于葉尖間隙和流動角受葉片形狀的微小變化，導致壓縮機中工作和設計條件，從而影響整體燃氣輪機的性能和潛在的嚴重問題，如空氣動力下降穩(wěn)定性確保工作狀態(tài)下的葉片形狀與最佳設計的空氣動力學相同或相似配置，使用預變形方法可以通過從所需葉片減去葉片變形熱運行狀態(tài)下的形狀，即“預變形”刀鋒。然而，葉片的變形由于應力的變化，不同的條件是不同的條件，所以熱葉片形狀在每一個非設計情況不一樣。研究非設計工況下的壓縮機問題，如氣動性能和強迫響應冷葉片形狀和構造相應的基于非設計條件下載荷特性的熱葉片形狀。這個過程叫做重建刀刃的形狀。預變形是設計中設計配置的實現條件，因為它保證了理想的空氣動力性能對于壓縮機。葉片形狀的重建是試驗分析的重要前提條件氣動性能或強度和振動高負荷壓縮機在非設計工況下的特性。葉片結構的研究有許多工程研究人員認為離心力對扭轉變形的影響葉片與計算結果吻合較好旋轉葉片的測量值。然而不考慮氣動力的影響，以及葉片與葉片的流固耦合效應忽略氣流。表示葉片變形的氣動力不能忽略，因為氣動力的所有組成部分對葉片的扭轉變形有一定的影響，盡管氣動力大小是小于離心力的大小。Mahajan等人提出了冷態(tài)和葉片熱配置，并應用該方法研究E3風機葉片變形的通用研究。他們的研究表明溫度負荷與之相比，對葉片變形的影響較弱空氣動力和離心力。Timonetal發(fā)現當轉速高于一定的臨界值，線性方法會高估計算是的變形及誤差較大刀刃的變形。Wang等人研究了靜態(tài)彈性變形對氣動特性的影響美國宇航局67號旋翼的性能結果顯示葉片的主要變形是彎曲變形在氣動力和離心力作用下造成。在近失速條件下，總壓熱刃比冷刃高百分之1.8。Mao等人研究了風扇葉片的氣動彈性，這表明忽略氣動彈性會高估葉片的結構安全。鄭等給出了一個設計葉片解捻方法。材料的影響，氣動條件和變形時的轉速對葉片和退捻設計參數進行了研究，但這種方法需要確定阻尼比，增加了計算量?，F有葉片的預變形設計研究通?；诰€性方法。然而，固體力學中幾乎所有的現象都是非線性的。結構的剛度矩陣和應力載荷為與其幾何結構非線性相關。在特別是跨音速壓氣機具有很強的非線性依賴性關系。因此，高精度的解決方案應該是用非線性方法得到?，F有文獻僅介紹預變形分別采用葉片重建方法。然而，氣動參數和非設計工況下結構參數的變化預變形葉片仍然缺乏。在這項研究中提出了一種非線性預變形設計方法壓氣機轉子葉片，其中葉片上的氣動力和離心力考慮變形。此方法應用于37級轉子葉片的預變形設計在此基礎上，在考慮了葉片的變形過程預變形葉片的重建是在偏離設計條件。不同葉片氣動性能和結構參數的變化規(guī)律在非線性設計條件下對結構進行了分析。 2葉片預變形設計方法 2.1預變形工藝 預變形的目的是補償工作葉片變形量設計階段的條件，因此壓縮機葉片在規(guī)定工作狀態(tài)下條件得到保證。圖1示出了壓氣機葉片的預變形設計。 圖1葉片預變形迭代過程 一般的想法是預先建立一個假設的冷熱葉片形狀，計算假設的熱葉片形狀，其中從假設的冷葉片形狀變形，比較設計葉片形狀與假設熱葉片形狀，并確定偏差是否能滿足精度要求。如果偏離滿足預變形完成。否則重復迭代過程直到收斂。特定的步驟如下： 1） 結構分析軟件與流體分析利用軟件對設計葉片形狀進行了分析Xdesign，這是已知的·，并獲得離心載荷以及設計工況下的氣動載荷。負載條件平均分配，負荷水平增量為m (m=10)。生成的負載調用了等效的節(jié)點負載條件增量法。 2） 設計葉片形狀Xdesign被加載增量法，初始節(jié)點位移U0是經過計算的。 3） 節(jié)點位移Ui-1設置為預變形補償量（Ui-1=U0第一次迭代）和新的冷葉片形狀設計成本Xi-1cold=Xdesign-Ui-1是經過計算的。 4） 采用牛頓-拉菲遜迭代法，在冷葉片上進行葉片重建Xi-1cold在設計條件下，節(jié)點位移Ui為獲得，并且相關的假設熱葉片形狀為Xhoti=Xi-1cold+Ui。 5） 根據預先確定的收斂性系數ε（本研究所ε=10-3），使用無窮范數判斷會聚是否滿足。收斂準則為(Ui-Ui-1)/(Ui-1)< ε。如果滿足收斂條件，輸出節(jié)點冷刃坐標Xi-1cold或設置Ui-1=Ui并重復步驟3，4和5直到收斂。 2.2荷載增量法 在預變形設計開始時假設冷葉片形狀要求作為初始條件。良好的初始條件可以提高預變形設計的收斂速度。在這個研究中，采用載荷增量法求解壓縮機設計葉片的初始變形。該方法基于分段的基本概念線性曲線。加載過程圖增量法如圖2所示。為了應付荷載F與位移U，荷載按一定規(guī)律分為幾個微增量△Fi。然后是刀刃一步一步加載，每一級加載增量可以近似為一個線性過程。沒有嚴格限制荷載增量的大小可以是否相等，只要所有增量之和水平等于滿載，即F=i=1m△F（作為負荷分區(qū)的級別）。最后的錯誤荷載增量法是各級計算錯誤。小增量劃分有助于提高計算精度和收斂，但是過多的細分會導致增加計算時間。 圖2荷載增加法 增量法的具體迭代步驟是具體如下：它是從設計葉片形狀開始的。負載應用了從第一級到最后一級的增量對壓氣機葉片進行逐步加載，通過求解力平衡得到位移增量方程式?U=KUi-1-1△Fi根據電流位移結果，葉片的剛度矩陣為重新生成，下一級負荷增量△Fi+1為用于解決問題。重復加載，直到最后一級荷載增量和總變形計算了葉片的U。 2.3葉片重建方法 葉片重建成功的關鍵是確定冷葉片形狀的變形量在運行狀態(tài)下，以確認實際結構和空氣動力性能壓縮機葉片的壓力負荷葉片的非線性依賴關系配置。因此，葉片重建的目的是非保守力迭代法是介紹如下。旋轉葉片在氣動力Fa與離心力的聯(lián)合作用。這兩種力是節(jié)點的函數葉片應力分析的位移U在最終平衡狀態(tài)下，壓縮機的合力空氣動力和離心力的Fa+c相等對葉片的彈性恢復力Fe，即Fa+c(U)=Fe(U)。在非保守分析中物理問題，不僅要解決葉片的氣動力和離心力。這個非保守迭代原理圖方法如圖3所示。這個過程的開始Fa+c（U0）和K（U0）可以未變形的刀片配置。然后計算U1葉片變形后，新的合力Fa+c（U1）計算以確定系統(tǒng)的不平衡力△F1=Fa+c（U1）-Fa+c（U0）。變量位移△U2根據變形后得到的剛度矩陣K（U1）。由推理的奇偶性，位移的變量通過不平衡力△Fi=Fa+c（Ui）計算出△Ui-△Fa+c（Ui-1）和剛度矩陣K（i）及實解通過連續(xù)迭代逼近，直到不平衡力△Fi為零。如上所述，在非保守力問題的求解每次計算都會更新剛度矩陣按節(jié)點數量變化步長最后一步的位移。因此，非線性荷載和剛度矩陣隨可同時考慮變化配置用非保守迭代法。 圖3非保守力迭代法（其中Fa+c=Fa+c（U）是空氣動力和離心載荷，Fe=Fe（U）是葉片彈性回復力） 本文采用的葉片重建方法如圖4所示，求解過程如下： 1） 它是從冷刃X型開始的，有限的進行了單元分析和流場分析使用冷葉片形狀，離心力和得到了氣動載荷F（Ui）。不平衡系統(tǒng)力△Fi是F（Ui）和上一次迭代F（Ui-1）時獲得的載荷條件。為了第一次計算，Xcold的應力載荷被設定為系統(tǒng)的不平衡力。 2） 系統(tǒng)不平衡力△Fi相加在葉片形狀上計算增量結構分析位移△Ui+1。 3） 假設熱葉片形狀的節(jié)點坐標Xi+1hot=Xcold+Ui+1是經過計算的。對于第一次計算U1=△U1已經準備好了。 圖4葉片重建迭代過程 4） 根據預先確定的收斂性系數ε（=10-3），使用無窮范數來判斷收斂性，收斂準則是(Ui-Ui-1)/(Ui-1)< ε如果滿足收斂條件，則輸出熱葉片的節(jié)點坐標Xhoti+1否則設置假設熱葉片形狀Xhoti+1按照當前葉片形狀，重新上述步驟。 3計算模型和數值方法 在本研究中，預變形設計與葉片某電廠37級轉子葉片的改造計算進行了跨聲速壓氣機試驗。37級的設計轉速為17188.7RPM轉子葉片的葉尖間隙為0.356mm，總計壓力比為2.050，絕熱效率為0.842，葉片材料為馬氏體時效200，其彈性模量為210GPa，泊松比為0.3，且密度為8000kg/m3具體設計參數試驗數據見參考文獻【17-18】。葉片型線參考文獻【17】給出的數據被設定為設計葉片形狀，在選定的設計速度下設定了峰值效率點作為設計條件。根據設計應力狀態(tài)，對37級轉子葉片進行預變形要點。在獲得冷葉片形狀后在非設計工況下進行了改造計算。必須注意的是，定子葉片足夠堅硬以抵抗變形。轉子葉片是僅關注葉片形狀轉換時，未進行預變形和重建計算在定子葉片上進行。圖5所示為舞臺。動葉片的靜態(tài)變形為利用ANSYS進行計算。使用六面體網格在動葉片的有限元模型中實體網格總數為11808。固定分支葉根采用邊界。O4H拓撲在流體網格中采用了結構，并且網格是1339852。CFX用于定常數值計算流場模擬及k-ε湍流模型被選中?；旌掀矫娣ㄓ糜谔幚韯屿o域的連接。的入口總壓力和入口總溫度設置了邊界條件，得到了通過改變出口背壓來調節(jié)不同的工況。固體的轉移通過以下方法實現了對流場網格的變形動態(tài)網格技術。為了保證質量在流場網格中，動葉片靠近機殼的區(qū)域網格被設置為旋轉面。 （a） 轉子葉片的實心網格 （b） 帶轉子葉片（左）和定子葉片的流體網格（右）圖5計算網格 4結果分析 以驗證提議的重建算法，葉片形狀有參考文獻給出?！?7】被設定為設計葉片形狀。重建葉片形狀在每次設計工作中進行條件點，重建的熱葉片形狀為用于計算流場。比較設計葉片形狀及其熱葉片形狀如圖所示。6，“熱”代表熱葉片形狀，“設計”表示刀刃形狀的幾何結構設計葉片在所有工作條件下都不會改變。如圖6所示，熱變形葉片在空氣動力和離心力作用下，變形從后緣向前緣逐漸增加。 圖6葉尖葉片與熱葉片的比較 壓力比的設計葉片形狀和熱表面形狀是我們的，如圖7所示。如圖所示，熱特性曲線由重建計算沿與設計特性相關的大質量流量曲線，總壓比增大。差別總壓特性隨轉速百分之70設計速度下的熱·阻流器流量16.12kg/s比設計阻風門流量高百分之0.62。在百分之90的設計速度下熱阻風門流量19.59kg/s比設計阻風門流量高百分之1.14。在設計速度下，熱阻風門流量20.74kg/s比設計阻風門流量高百分之1017.一般來說，葉片重建算法其中葉片的變化被認為是預測（Hot）和測試之間有更好的一致性結果驗證了重建方法的可靠性和有效性。 圖7總壓CFD結果對比冷熱比設計試驗 所提出的方法可用于獲得所需的達到所需熱度的冷葉片幾何形狀。圖8示出了其應用于37級相同的轉子，其中總壓比“設計”曲線表示性能“熱”曲線表示性能低于實際值如果葉片設計為冷態(tài)，則為熱態(tài)熱狀態(tài)引起的變形經過考慮，“預變形熱”給出了考慮變形時的結果在葉片設計階段的階段設計條件下。這個葉片的解捻變形增加了高溫下的壓氣機及氣動載荷條件。設計了補償預變形的葉片，以獲得熱葉片形狀接近最佳空氣動力設計工況下的配置。原樣如圖8所示，預變形的性能通過將重建計算移動·到較小的質量流量，并使其更符合要求盡管設計條件只是用于預變形校正與設計特性曲線一致計算結果表明了預變形法的有效性。結果好表明，離心力在變形中起主導作用在刀刃上。圖9顯示了沿葉片的變形冷庫前后緣的發(fā)展方向三種氣動載荷下的葉片載荷（AL）、離心力荷載（CL）和組合荷載空氣動力載荷（AL+CL）。變形與設計刀片。從圖9可以看出荷載條件對補償變形的展開分布。與考慮兩種荷載（AL+CL）的情況相比同時（前緣點的補償當考慮到單獨的氣動載荷，超前補償邊緣預變形不足（補償葉片頂部前緣點為0.12mm）；當僅考慮離心載荷（CL），補償前緣預變形過大葉片頂部前緣點補償1.04mm。 圖8預變形葉片總壓比特特性曲線與設計意圖比較 （a）前緣 （b）后緣 圖9葉片變形的徑向分布不同載荷下的前緣和后緣條件 圖10顯示了設計轉速下百分之99葉展的葉片表面速度。如圖10所示，當氣動彈性考慮變形，吸力面位置熱葉片形狀的沖擊波向相對于設計葉片形狀的前緣。負荷前緣同時增大。由于解纜葉片變形，在所有三個流量條件下，葉尖處于正攻角，氣動載荷增加這不利于壓縮機。熱態(tài)靜壓分布預變形葉片更接近設計葉片在三種典型操作條件下，分離區(qū)的范圍減弱。水流的穩(wěn)定性在吸力面沖擊波之后與顯示的壓力比曲線的負斜率更為一致。 （a）扼流點附近 （b）峰值效率點 （c）近失速點 圖10百分之99時壓力分布比較跨度和設計速度 為了研究扭轉變形規(guī)律對于冷熱態(tài)葉片形狀刀片被引入。它被定義為工作葉片安裝角度之間設計葉片的狀況和安裝角度指定的葉片跨距截面。此處的安裝角度研究是葉片旋和切向。反向扭轉角度為正與葉片相對應，以增加流動角度反之亦然。如果解纜角度與來流時，攻角會增大。圖11顯示了不同轉速下的峰值效率點。原樣如圖11所示，設計中的工作葉片（標記為熱的）交錯角等于零的葉片形狀產生正解扭變形。此外，解開纏繞變形隨葉片轉速和葉片跨度。葉片的退捻角為正整個葉片跨度，意味著整個葉片跨度的正攻角。在70 %、80 %、90 %、和100 %的設計速度下工作葉片最大解扭角為0.50，分別為0.70、0.90和1.10。在預變形后（圖11中標記為預變形熱）和在相同的轉速下葉片分別為0.80、-0.60、-0.30和00.從葉尖到葉根觀察，葉片通過預變形設計逆時針扭轉。設計工況下的熱變形為補償，使實際配置接近在葉片設計點達到理想配置減小了正攻角和分離損失。但是，在低于設計速度的速度下沿整個葉片跨度的解纜角度為負。這是因為離心力和空氣動力力都隨著葉片速度的降低而減小，并且實際的解纜變形不足以完全平衡預變形。低速時的解捻角為負值，減小實際的流動面積。在同時，葉片攻角為負空氣動力負荷降低，導致阻風門減小預變形葉片的流量和壓力比在低速下。解纜角度為99 %不同工況下葉片跨度與總壓比條件如圖12所示。如圖所示，如果設計葉片形狀直接使用，壓縮機葉片形狀會偏離理想的幾何形狀當壓縮機實際上在運轉。預變形設計確保實際葉片形狀一致以設計速度設計葉片一致以設計速度設計葉片形狀。但是，由于預變形的恒定補償，在低于設計速度。因此，葉片的解纜角度在低速時不可避免地是負的。增加葉片的解開角度，顯示葉片的就開角度，顯示葉片扭轉變形受離心力和氣動力的影響是相同的。 圖11解纜角度的徑向分布峰值效率條件下的不同速度 圖12 99 %跨度時的解扭角變化不同轉速下的總壓比 葉尖間隙對壓縮機的穩(wěn)定性和氣動性能壓縮機。間隙過大會導致泄漏和損耗以及效率降低，而較小的間隙可能導致葉片和套管，威脅機組安全運行。這個與設計有關·的葉尖間隙變量不同工況下的是數值如圖所示。如題所示，在相同轉速下，葉尖間隙沒有明顯的變化間隙變化主要是受轉速的影響。拉伸效應離心力隨轉速和葉尖間隙減小，因此設計葉片的熱葉片形狀50 %時葉尖間隙減小3.7 %設計轉速和設計轉速下的14.3 %雖然葉尖間隙的減小有利于減少漏失，增加葉尖和機殼可能發(fā)生摩擦。足夠間隙的安全·裕度應考慮在設計階段。預變形葉片的葉尖間隙在設計時僅減少了0.2 %為壓縮機轉速減少了葉尖間隙及其有效設計值。但在低速工況下，離心力的拉伸作用較弱，離心力的拉伸變形。因此相對與設計值，葉尖間隙為在低速工作條件下增加50 %的設計速度，葉尖間隙增加了12.4 %.如前所述，節(jié)流流量和低速是預變形葉片的壓力比減少。原因是不僅解纜變形不足，減小了喉部來流的面部和攻角，以及葉尖間隙的增加了葉尖的泄漏損失和流動畫面。 圖13葉尖間隙尺寸與總間隙的變化不同速度下的壓力比 圖14-15顯示總的徑向分布動葉出口設計轉速和壓力比70 %的設計速度。從圖14-15，總計設計葉片熱葉片形狀的壓力比相對于剛性設計配置和高速下的預變形熱葉片低速狀態(tài)，尤指在高葉片跨距時。這個與葉片，導致氣動載荷增加。在設計轉速下，熱壓比預變形葉片分布良好與設計葉片一致，70 %設計速度，低于設計葉片。結果表明，在低速條件下，氣動力和離心力都很小，無法平衡設計預變形補償變形低速情況下的速度導致葉片處于負攻角狀態(tài)，空氣動力載荷和總壓力比減小。 （a）近阻流點 （b）峰值效率 （c）近失速點 圖14轉子總壓的徑向分布設計速度下的比率 （a）靠近阻風門點 （b）靠近失速點的峰值效率點 （c）近失速點 5結論 轉子葉片預變形設計新方法基于Newton-Raphson提出了壓縮機的方法和荷載增量法。預變形對37級轉子葉片進行了設計。采用非線性重建方法，得到了非設計工況下預變形葉片的熱葉片形狀及其氣動性能。這個氣動參數與結構參數的差異比較了冷熱葉片的形狀分析。研究的主要結論如下： 1） 轉子葉片預變形方法壓縮機對壓縮機有效，在設計條件下能保證理想的葉片形狀。 2） 根據設計工況，預變形設計可以補償解捻變形和拉伸變形。流動不穩(wěn)地性解捻后氣流攻角增大引起變形減輕。預變形葉片在工作狀態(tài)下的解扭角為00。預變形設計也能完全保持設計葉尖間隙。預變形葉片的葉尖間隙在設計時僅減少了0.2 %轉速。 3） 在80 %、90 %、和100 %的設計速度下預變形氣動特性與剛性設計形狀吻合較好。然兒，在較低的速度下，節(jié)流閥的流量和壓力壓縮機相對于剛性的比率降低了。 參考文獻 【1】 新一代反求造型設計空氣動力學和空氣熱彈性問題：概念、理論和方法。飛機工程航空航天技術，2000，72（4）；334-344。DOL:10.1108/00022660010340141。 【2】 鄭勇，田X，楊H.葉片撓度的影響跨音速風扇的氣動性能研究。航空動力雜志，2011，26（7）：1621-1627。DOL：10.13224/j.cnki.jasp.2011.07028。 【3】 Hazby H，Woods L，Casey M等。葉片變形會高流動性能的影響系數混流葉輪。期刊渦輪機械，2015，137（12）:121005-121005-9.DOL：10.11155/1.4031356。 【4】 Vahdati M、Simpson G、Lmregun M.非恒定流以及航空發(fā)動機機芯的氣動彈性特性旋轉失速和喘振期間的壓縮機。期刊渦輪機械，2008，130（3）:538-544。內政部：10.1115/1.2777188。 【5】 Yamada K、Furukawa M、Nakakido S等。變工況下多級軸流壓氣機非定常流場的大尺度des分析使用K計算機。2015年美國機械工程師學會渦輪博覽會：渦輪技術會議和展覽會。紐約：亞歐會議2015年。GT2015-42648-V02CT44A011。內政部：10.1115/GT2015-42648。 【6】 蔣B，鄭Q，王S T.關于跨音速非定常風扇的氣動設計流動結構。工程熱物理雜志，2013年，34（12）：2248-2252。 【7】 Paul L M.軸流式渦輪機械葉片的振動：測量與流體結構相互作用印第安納州圣母院：圣母大學，2012年。 【8】 Gill J D，Capece V.的試驗研究單極無刷軸流風機的顫振。第42屆美國航空協(xié)會航空航天科學會議及展覽。弗吉尼亞州雷斯頓：ALAA，2004年。DOL：10.2514/6.2004-686。 【9】 大鈑M。旋轉葉片的解捻。期刊燃氣輪機與動力工程，1975，97（2）：180-187年。DOL：10.1115/1.3445954。 【10】 旋轉的廣義解扭問題葉片：氣動彈性耦合公式。國際渦輪和噴氣發(fā)動機雜志，1995，12（2）：109-117。DOL：10.1515/TJJ.1995.12.2.109。 【11】 Mahajan A J，Stefko G L.迭代轉子葉片形狀確定的多學科分析。第29聯(lián)合會議事錄推進會議和展覽。弗吉尼亞州雷斯頓：友邦保險。ALAA-93-2085。DOL：10.2514/6.1993-2085。 【12】 Timon V P，Coral R.對不連續(xù)的幾何非線性壓縮機葉片的改造。ASME渦輪增壓器2014年世博會：汽輪機技術會議博覽會。紐約：美國機械工程師協(xié)會，2014年。ASME-GT2014-25638-V07BT330008。內政部：10.1115/GT2014-25638。 【13】 王仕斌，李仕斌，宋學智.靜電的研究基于流固耦合方法的跨音速風扇氣動彈性問題。機械工程師學會，A部分：期刊電力與能源，2016，230（7）：685-695。內政部：10.1177/095765091668456。 【14】 毛杰，楊樂庚，奚永海。中國經濟增長的數值分析大型軸流風機葉片的氣動彈性。機械工程學報，2009，45 (11):133-139。DOL:10.3901/JME.2009.11.133。 【15】 鄭勇，王博，楊赫。葉片的數值研究跨音速風扇的非運轉設計。期刊機械工程，2019，49（5）：147-153。內政部：10.3901/JME.2013.05.147。 【16】 鄭勇，王乙，楊赫，等。葉片解捻跨音速風扇的影響因素。燃氣輪機實驗與研究，2013，26 （5）:7-11。 【17】 Reid L，Moore R D.設計和整體性能先進的四個高負荷高速進口級高壓比核心壓縮機。https://ntrs.nasa.gov/archive/nasa/casi.ntrs.nasa.gov/19780025165.pdf，2020年2月25日。 【18】 Dunham J.推進系統(tǒng)的CFD驗證組件。赫爾：加拿大通信集團公司。