金屬薄壁結(jié)構(gòu)在高速流動下熱聲響應(yīng)特性分析方法

沙云東，艾思澤，張家銘

（沈陽航空航天大學(xué)航空發(fā)動機(jī)學(xué)院 遼寧省航空推進(jìn)系統(tǒng)先進(jìn)測試技術(shù)重點實驗室，遼寧 沈陽 110136）

1 引言

隨著現(xiàn)代飛行器性能的逐漸提升，給航空發(fā)動機(jī)的性能要求和結(jié)構(gòu)設(shè)計帶來了很大的挑戰(zhàn)。超高音速飛行器結(jié)構(gòu)在工作時承受復(fù)雜的機(jī)械力載荷、氣動力載荷、熱載荷和強(qiáng)噪聲載荷[1]。其中，在高速飛行中，薄壁結(jié)構(gòu)不僅承受流動載荷帶來的隨機(jī)聲激振力，還承受高溫環(huán)境帶來的熱應(yīng)力，材料參數(shù)與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度都會發(fā)生變化，使結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出復(fù)雜的大擾度非線性響應(yīng)，嚴(yán)重影響薄壁結(jié)構(gòu)的使用壽命，導(dǎo)致疲勞失效，對航空發(fā)動機(jī)的結(jié)構(gòu)完整性和整體可靠性產(chǎn)生嚴(yán)重威脅。針對這種情況，十分需要一種處理薄壁結(jié)構(gòu)在高速流動下熱聲載荷問題的分析方法。

目前對于熱聲載荷作用下結(jié)構(gòu)非線性應(yīng)力響應(yīng)問題的數(shù)值計算方法主要包括：攝動法（Perturbation）、FPK 方程法、蒙特卡羅法（Monte Carlo）、伽遼金法（Galerkin）、等價線性化方法（EL）、有限元法（FEM）、耦合有限元/邊界元（BEM/FEM）法等。國外對熱聲問題研究較早，在大量的試驗與理論研究的基礎(chǔ)上對熱聲載荷作用下薄壁結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)開展深入研究。文獻(xiàn)[2]通過大撓度方程與伽遼金法計算研究了薄壁結(jié)構(gòu)在熱后屈曲的響應(yīng)。通過蒙特卡羅法和伽遼金法，文獻(xiàn)[3]深入計算分析了在噪聲環(huán)境下的結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)。文獻(xiàn)[4]通過等效線性法和伽遼金法，深入分析了薄壁結(jié)構(gòu)在聲載荷和熱載荷聯(lián)合作用下的響應(yīng)特征，并且通過數(shù)值仿真得以印證。文獻(xiàn)[5]將有限元法和等效線性法結(jié)合應(yīng)用在熱聲載荷聯(lián)合作用下的梁結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)熱屈曲后模態(tài)振型產(chǎn)生變化。

國內(nèi)，文獻(xiàn)[6]使用有限元?統(tǒng)計能量方法得到材料物性與熱應(yīng)力對結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率的影響，并分析出高溫環(huán)境中165dB聲壓級下結(jié)構(gòu)聲振特性。文獻(xiàn)[7]從單、雙向耦合研究了流?熱?固多場耦合問題，討論了耦合分析的發(fā)展趨勢，但未進(jìn)行試驗驗證。文獻(xiàn)[8]從能量角度分析了航空發(fā)動機(jī)燃燒室熱聲耦合產(chǎn)生的根源及作用機(jī)理。文獻(xiàn)[9]結(jié)合氣動熱和結(jié)構(gòu)傳熱建立了熱流固耦合力學(xué)模型。文獻(xiàn)[10]針對航空薄壁結(jié)構(gòu)的熱聲疲勞問題，結(jié)合大量數(shù)據(jù)采用耦合的有限元及邊界元法（FEM/BEM）、薄壁結(jié)構(gòu)大撓度方程以及薄壁構(gòu)件熱屈曲理論等相關(guān)理論方法研究了大量航空薄壁結(jié)構(gòu)的非線性動力學(xué)響應(yīng)分析。以上文獻(xiàn)或缺少有效試驗驗證，或探究以熱聲載荷形式對薄壁結(jié)構(gòu)動力學(xué)響應(yīng)影響，未體現(xiàn)航空發(fā)動機(jī)薄壁結(jié)構(gòu)工作中所承受高速流動作用下熱聲響應(yīng)的變化與影響。

薄壁板在高速氣流下的振動問題都是氣動彈性穩(wěn)定性的問題，為了簡化分析與計算，采取簡化處理：首先，通過對流場與結(jié)構(gòu)場耦合分析，得到在高速氣流下薄壁板所受的壓力載荷、溫度載荷，利用耦合邊界元/有限元法加載聲載荷，得到結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)，然后，將簡化后的結(jié)構(gòu)所受的聲載荷、熱載荷與應(yīng)力載荷模型通過控制變量法，在其變化范圍內(nèi)進(jìn)行分析，得到薄壁板的應(yīng)力響應(yīng)規(guī)律。將熱聲數(shù)值仿真計算結(jié)果與熱聲試驗結(jié)果進(jìn)行對比驗證，證明了熱聲仿真計算分析方法的可靠性與可用性。并在相同熱載荷和聲載荷作用下加載高速流動，與熱聲仿真結(jié)果進(jìn)行對比分析，分析高速氣流對薄壁結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響。

2 多場耦合理論分析

2.1 流體相關(guān)理論

流場采用有限體積法分析。流體運(yùn)動控制方程為三維可壓縮的Navier?Stokes方法，方程如下：

（1）質(zhì)量方程

其中，左邊首項為密度變化率，如果相關(guān)氣體為不可壓縮流動時該項為0。第二項為質(zhì)量流密度的散度，公式右邊的源項Sm?稀疏相增加到連續(xù)相中的質(zhì)量變化量。

（2）動量方程

式中：p—靜壓；τij—應(yīng)力張量；ρgi—重力體積力；Fi—其他體積力（如來源于兩相之間的作用力）。

（3）能量方程

其中，方程右側(cè)括號內(nèi)三項分別為流體導(dǎo)熱項、組分?jǐn)U散項和粘性耗散項，keff=kt+k—流體有效導(dǎo)熱系數(shù)；Jj′—組分；j′—擴(kuò)散通量；Sh—包括化學(xué)反應(yīng)熱或其他體積熱源項。

（4）湍流模型

進(jìn)行流體動力學(xué)計算時只是滿足三大守恒方程，方程組并不封閉，無法進(jìn)行求解。湍流模型應(yīng)在三大守恒方程的基礎(chǔ)上配合使用方程組才可求解。使用的標(biāo)準(zhǔn)k?ε湍流模型，也是計算流體動力學(xué)中最常用的湍流模型之一。標(biāo)準(zhǔn)k?ε模型由2部分組成，湍動能k方程和湍流耗散運(yùn)輸方程ε方程如下：

式中：Gk—由層流速度梯度引起的湍動能項；Gb—浮力產(chǎn)生的湍動能項；YM—在可壓縮流動中湍流脈動膨脹到全局過程中對耗散率的影響項；C1，C2，C3—常數(shù)；σk、Sk—式（4）k方程的湍動能項和湍流普朗特數(shù)；σb、Sε—式（5）e方程的湍流普朗特常數(shù)和湍流耗散源項。

2.2 薄壁結(jié)構(gòu)大撓度控制方程

在多物理場復(fù)雜載荷環(huán)境下，薄壁板動態(tài)響應(yīng)是典型的大撓度彎曲振動響應(yīng)。采用Von Karman薄板大撓度理論和Kirchhoff的相關(guān)假設(shè)對應(yīng)變位移關(guān)系進(jìn)行微分運(yùn)算可以得到撓度表示的應(yīng)變協(xié)調(diào)方程，如下式：

引入Airy應(yīng)力函數(shù)F表示薄膜應(yīng)力，得到應(yīng)力函數(shù)表示的應(yīng)變協(xié)調(diào)方程，如式（7）：

式中：應(yīng)力函數(shù)F=Fh+Fp—待求解的未知函數(shù)，由特解Fp和齊次解Fh組成；w—板的撓度函數(shù)。

將應(yīng)力和對應(yīng)剪力、薄膜力、彎矩，考慮阻尼力、聲載荷、慣性力，對板進(jìn)行受力分析，可以得到包含溫度項的Von?Karman 大撓度運(yùn)動方程：

式中：ρ—密度；ξ—阻尼系數(shù)；μ—泊松比；D—彎曲剛度；?4—雙調(diào)和算子；p(x，y，t)—模擬聲載荷的隨機(jī)壓力。

2.3 熱流固耦合控制方程

熱流固耦合理論是由流固耦合理論發(fā)展而來，在流固耦合理論中，溫度場假設(shè)為恒定，或不考慮流體流動和薄壁板變形與溫度場變化之間的耦合作用。實際情況下，航空發(fā)動機(jī)中存在劇烈的溫度場變化，并且高溫對薄壁結(jié)構(gòu)的作用是不容忽視的，熱應(yīng)力導(dǎo)致的熱屈曲會改變材料參數(shù)和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。所以，進(jìn)行熱流固耦合研究是十分必要的。

穩(wěn)態(tài)時薄壁板氣動載荷值為表面壓強(qiáng)值，故薄壁板流固耦合數(shù)值分析可化為靜力學(xué)求解。應(yīng)用結(jié)構(gòu)有限元法數(shù)值計算應(yīng)力{σ} 和單元節(jié)點位移{δ}的方程如下：

式中：[K]—剛度矩陣；{P}—結(jié)構(gòu)表面壓強(qiáng)值；[B]—幾何矩陣；[D]—彈性矩陣；[H]—微分算子矩陣；[N]—單元形函數(shù)。

結(jié)構(gòu)傳熱控制方程可以描述為：

式中：(C){}—熱量沉積項；λ—導(dǎo)熱系數(shù)；{Q} —整個系統(tǒng)熱能。

聯(lián)合傳熱方程和流固耦合數(shù)值計算方程得到能量方程如下：

式中：Ue—單元彈性能；εE—彈性應(yīng)變矩陣；ε—總應(yīng)變矩陣；εT—熱應(yīng)變矩陣；D—單元彈性矩陣。故將方程（11）代入方程（12）中得到熱載荷下結(jié)構(gòu)控制方程，如式（13）所示：

式中：{FT}—氣動熱載荷矩陣。

再結(jié)合氣動力載荷矩陣{FP}得出熱流固耦合的控制方程如下：

2.4 基于FEM/BEM法耦合理論

對于聲載荷的影響，可以采用邊界元法將流體域的聲場進(jìn)行離散化處理，計算流體域的聲壓和振動速度，采用有限元與邊界元耦合的方法分析聲載荷下的結(jié)構(gòu)動力學(xué)響應(yīng)。

在聲波和固體結(jié)構(gòu)間的交互作用的相關(guān)內(nèi)容中，克希霍夫?亥姆霍茲積分方程闡明了某任意物體上表面振動諧運(yùn)動與周圍流體中輻射聲壓場的關(guān)系，如式（15）所示：

結(jié)構(gòu)在溫度場與壓力場耦合下的模態(tài)與聲模態(tài)疊加，采用這種弱耦合的方式，可以求解結(jié)構(gòu)在熱聲流固耦合下的模態(tài)和應(yīng)力應(yīng)變問題。在聲載荷作用下，聲壓和模態(tài)位移之間的關(guān)系，如式（16）所示：

式中：Hpact—聲傳遞函數(shù)；ua(t)—邊界聲場質(zhì)點位移。結(jié)合邊界元法中聲場控制方程，可以得到一種聲傳遞函數(shù)的表達(dá)式，如式（17）所示：

式中：[H]和[G]—影響矩陣；[LT]—傳遞矩陣，用于傳遞聲載荷，從邊界單元的中心到有限單元各節(jié)點。

對結(jié)構(gòu)施加聲載荷功率譜密度SIN(ω)，得到模態(tài)應(yīng)變位移譜密度(Sd(ω))n：

對結(jié)構(gòu)有限元、聲學(xué)邊界元通過頻域進(jìn)行譜密度耦合，未知量為有限元結(jié)構(gòu)模態(tài)應(yīng)變位移譜密度和邊界元聲壓譜密度。即耦合有限元/邊界元的結(jié)構(gòu)動力學(xué)控制方程為：

式中：CPLG(ω)—全耦合矩陣；SDr(ω)—結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)功率譜密度函數(shù)；SDIN(ω)—外部激勵功率譜密度函數(shù)。

3 熱流聲固耦合作用下薄壁板響應(yīng)分析方法

3.1 高速流動下熱聲響應(yīng)分析

采用高溫合金GH188四周固支簡化薄壁板為研究對象，材料性能，如表1所示。加入高溫高速氣流，在不同流速不同溫度下行波加載噪聲激勵，薄壁板將承受高溫載荷和高速流動下產(chǎn)生的氣動力及噪聲載荷的聯(lián)合作用，研究熱流聲固耦合下動力學(xué)響應(yīng)，分析不同溫度載荷和流動速度下影響結(jié)構(gòu)響應(yīng)的主要因素。結(jié)合航空發(fā)動機(jī)典型工況，給定流速，溫度，聲壓級組合，如表2所示。計算薄壁板響應(yīng)。

表1 GH188材料屬性Tab.1 Material Parameters of GH188

表2 薄壁板加載工況Tab.2 Loading of Thin-Walled Plate

流體仿真模型，如圖1所示。采用雙面受流的方式，流體域左端定義為速度入口，右端定義為壓力出口，采用有限元法對流體域聲場和壓力場進(jìn)行計算，仿真計算采用k?ε湍流模型。

圖1 流體仿真示意圖Fig.1 Fluid Domain Simulation Diagram

薄壁板在不同流速下沖擊力載荷分布，如圖2 所示。流速為100m/s時薄壁板所受最大載荷為2711.53Pa，薄壁板主體所受載荷為11.5Pa；流速為250m/s時，薄壁板所受最大載荷為17362.0Pa，薄壁板主體所受載荷為94.5Pa；流速為500m/s時，薄壁板所受最大載荷為22603.4Pa，薄壁板主體所受載荷為267Pa；流速為650m/s時，薄壁板所受最大載荷為38341.8Pa，薄壁板主體所受載荷為413.6Pa。綜上可知，薄壁板所受沖擊力載荷隨著流速的增加而增大。

圖2 薄壁板在不同流速下沖擊載荷分布Fig.2 Impact Load Distribution at Different Flow Rates

薄壁板熱流沖擊下溫度分布，如圖3所示。觀察可發(fā)現(xiàn)，相同溫度不同流速下，流速越大薄壁板表面溫度分布更集中，溫差更小且最高溫度更大，因此，隨著流速的增大溫度載荷對薄壁板的影響更加明顯。

圖3 薄壁板在不同熱流沖擊下溫度分布Fig.3 Temperature Distribution Under Heat Flow Shock of Thin Wall

計算得到薄壁板在50℃，150℃，250℃熱模態(tài)基頻分別為263Hz，320Hz，473Hz。在流速100m/s，溫度為50℃，聲壓級為75dB情況下薄壁板應(yīng)力云圖，如圖4所示。相同溫度下薄壁板受力分布一致，相同流速下薄壁板所受聲壓級一致，所以溫度直接影響薄壁板的應(yīng)力載荷的分布。觀察發(fā)現(xiàn)，危險點均出現(xiàn)在薄壁板短邊中點，溫度為50℃時最大應(yīng)力值為9885Pa，溫度為250℃時最大應(yīng)力值為16850Pa，隨著溫度的升高，最大應(yīng)力值增大，可知溫度載荷對薄壁板應(yīng)力響應(yīng)有很大的影響。

圖4 薄壁板應(yīng)力分布示意圖Fig.4 Stress Nephogram of Thin?Walled Plate

在流速為650m/s，溫度載荷為150℃及聲壓級為154dB情況下，薄壁板各個方向的最大應(yīng)力頻域分布，如圖5所示?？砂l(fā)現(xiàn)X軸正方向應(yīng)力值遠(yuǎn)大于其他各軸應(yīng)力值，因此主要研究X軸正應(yīng)力即可。

圖5 薄壁板各方向應(yīng)力值對比Fig.5 Stress Contrast of Thin Wall in all Directions

相同流速不同溫度下應(yīng)力功率譜密度對比，如圖6所示。

圖6 薄壁板在不同溫度下應(yīng)力PSD值對比Fig.6 Stress PSD Comparison of Thin?Walled Plate at Different Temperatures

各工況下應(yīng)力響應(yīng)基頻與熱模態(tài)基頻保持一致。隨著溫度的升高，峰值向左移動。相同溫度下不同流速應(yīng)力PSD對比，如圖7所示。溫度載荷一致，薄壁板響應(yīng)頻率一致，同一頻率出現(xiàn)最大載荷。且由于流動的影響，隨著流速的增加，大頻率處會出現(xiàn)一定的變化。

圖7 薄壁板在不同流速下應(yīng)力PSD值對比Fig.7 Stress PSD Comparison of Thin?Walled Plate Under Different Flow Rate

3.2 熱聲試驗響應(yīng)分析與驗證

3.2.1 熱聲載荷作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)試驗

由于高速流動下熱聲試驗的復(fù)雜和困難性，于是針對高溫合金GH188薄壁板，首先開展無流速下熱聲響應(yīng)試驗。試驗件板厚1.5mm，長寬尺寸，如圖8所示。并分別在長短邊中點安裝應(yīng)變片，短邊中點的#1和#3用來測量x方向的應(yīng)變，長邊中點的#2和#4用來測量y方向的應(yīng)變。

圖8 薄壁板模型尺寸Fig.8 Geometry Model of Thin?Wall Plate

試驗件安裝在行波管側(cè)壁上，通過一個口框夾具壓緊試驗件，采用雙排螺栓擰緊方式對試驗件四周固定，如圖9所示。

圖9 試驗件安裝Fig.9 Installation of Test Piece

在試驗夾具中通入流動的冷水對試驗夾具降溫，試驗件和試驗夾具之間采用隔熱材料，減少試件與夾具之間的熱傳導(dǎo)。在平板試驗件的兩側(cè)各布置一個加熱燈箱，通過兩個石英燈管對試驗件表面進(jìn)行雙面加熱，溫度為（50～250）℃，間隔為50℃，行波管通過掠入射方式加載噪聲載荷到試驗件，頻率范圍為（100～1250）Hz，聲壓級范圍為（145～154）dB。采用激光測振儀進(jìn)行加速度監(jiān)測，加速度測點位于試驗件一側(cè)的中心位置，如圖10所示。由于結(jié)構(gòu)在一階固有頻率處最大峰值，因此可以測得結(jié)構(gòu)一階頻率。試驗?zāi)康臑楂@取薄壁結(jié)構(gòu)在高溫、噪聲條件下振動應(yīng)變響應(yīng)，該試驗系統(tǒng)完全可滿足試驗要求，在高溫載荷和試驗載荷的聯(lián)合加載下，得出一系列響應(yīng)結(jié)果，并能分析總結(jié)出溫度及聲載荷變化規(guī)律。

圖10 試驗儀器Fig.10 The Test Instrument

3.2.2 熱聲仿真計算對比驗證

通過仿真計算，得到薄壁板在不同溫度下的前6階熱模態(tài)頻率，如表3所示。通過計算得到薄壁板熱屈曲溫度為98.9℃，可觀察各溫度下基頻的變化特征，從（50～100）℃，基頻減小，之后隨著溫度升高，基頻不斷增大，且不同溫度下同階頻率都符合這一變化規(guī)律，進(jìn)一步驗證了薄壁板的熱屈曲溫度為100℃附近。

表3 薄壁板在不同溫度載荷下前6階熱模態(tài)頻率Tab.3 The First 6 Order Thermal Modes of Thin-Walled Plate at Different Temperatures

通過激光測振儀可得到結(jié)構(gòu)基頻，如圖11所示。

圖11 試驗件中心點加速度響應(yīng)結(jié)果Fig.11 Acceleration Response Results at the Center Point of Test Piece

加載溫度為50℃時試驗件中點加速度響應(yīng)，從中提取峰值處頻率，整理與仿真一階頻率進(jìn)行對比，如表4所示。對比分析可知薄壁板一階固有頻率仿真值如實測值最大誤差為1.5%，表明兩者一階固有頻率具有一致性。

表4 薄壁板在不同溫度下熱模態(tài)基頻與試驗結(jié)果對比Tab.4 First Order Natural Frequency/Hz of GH188 Test Piece at Different Temperature

通過薄壁板長短邊安裝的應(yīng)變片，可獲得薄壁板在X軸與Y軸方向的應(yīng)變響應(yīng)，試件在溫度為100℃和噪聲載荷為151dB環(huán)境下的X軸應(yīng)變頻域響應(yīng)結(jié)果，如圖12所示。薄壁板在此狀態(tài)下最大應(yīng)變值為18.7με。整理數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果，將最大應(yīng)變值進(jìn)行對比驗證，如表5所示。結(jié)果表明，仿真應(yīng)變響應(yīng)結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)十分吻合，驗證了在熱聲載荷聯(lián)合作用薄壁板的動力學(xué)響應(yīng)仿真計算方法的可行性。

圖12 試驗件X軸應(yīng)變頻域響應(yīng)結(jié)果Fig.12 Frequency Response Results of X?axis Strain

表5 薄壁板測點位置多方向最大應(yīng)變值對比Tab.5 Maximum Unidirectional Strain of Measuring Point Location Unit

以上通過對比驗證了薄壁板在高溫環(huán)境下熱模態(tài)頻率，以及在高溫載荷和噪聲聯(lián)合作用下薄壁板最大應(yīng)變響應(yīng)，充分驗證了熱聲載荷作用下薄壁結(jié)構(gòu)仿真計算方法的可行性及有效性。

3.3 高速流動對薄壁結(jié)構(gòu)熱聲響應(yīng)的影響

為了分析說明高速流動對薄壁結(jié)構(gòu)熱聲動力響應(yīng)的影響，薄壁板分別在有高速流動和無高速流動的作用下加載相同溫度載荷和聲壓級載荷，為了凸顯高速流動對結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的影響，加載相對較低的溫度載荷，加載分布加大的聲壓級載荷，得到有/無流動下熱聲響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行分析研究，探索高速流動對薄壁結(jié)構(gòu)的影響作用。

得到薄壁板X軸應(yīng)變頻域響應(yīng)，如圖13所示。觀察發(fā)現(xiàn)，薄壁板在有高速流動時均比無流速下產(chǎn)生更大的應(yīng)變。在不同流速下，薄壁板X軸最大應(yīng)變值，如表6所示。在溫度150℃聲壓級為160dB下，無流速下最大應(yīng)變?yōu)?.16ε，作用流速200m/s下最大應(yīng)變?yōu)?.37ε，充分說明高速流動產(chǎn)生的氣動力載荷對薄壁板響應(yīng)有不可忽視的影響。并且在高聲壓級與流動共同作用下，薄壁板動力響應(yīng)會更加明顯。

圖13 薄壁板在有/無流速下應(yīng)變頻域曲線對比Fig.13 Comparison of Strain of Thin?Walled Plate with or without Flow Velocity

表6 薄壁板在有/無流速下最大應(yīng)變值對比Tab.6 Comparison of Strain of Thin-walled Plate with or without Flow Velocity

4 結(jié)論

（1）針對薄壁板在高速流動下熱聲動力響應(yīng)問題，采用有限體積法對薄壁板雙面加載高速氣流，得到薄壁板在高速氣流作用下沖擊力載荷分布，采用有限元法進(jìn)行固體計算，得到不同流速和不同溫度下薄壁板溫度分布，利用耦合邊界元/有限元法進(jìn)行噪聲載荷行波加載，得到薄壁板在熱聲流多場耦合下各方向應(yīng)力應(yīng)變值；（2）考慮航空發(fā)動機(jī)實際情況，加載四種典型工況，對比得出X軸正應(yīng)力為最大應(yīng)力，且響應(yīng)曲線峰值頻率與薄壁板熱模態(tài)基頻保持一致，相同流速和聲壓級下，薄壁板隨著溫度的升高峰值左移。不同流速下，其他載荷一致，響應(yīng)曲線整體趨勢保持一致；（3）針對高溫合金GH188四端固支薄壁板熱聲激勵試驗進(jìn)行數(shù)值模擬仿真驗證，有限元法進(jìn)行結(jié)構(gòu)受力分析，耦合的有限元與邊界元法進(jìn)行成聲場模擬計算，通過不同溫度下熱模態(tài)，X，Y軸應(yīng)力功率譜密度及最大應(yīng)變響應(yīng)數(shù)據(jù)對比，誤差均在工程應(yīng)用范圍內(nèi)，充分驗證了熱聲仿真模型的有效性。（4）得到薄壁板在高速流動下與無流動下熱聲載荷應(yīng)變響應(yīng)結(jié)果直觀對比，在流速為200m/s下加載160dB，薄壁板最大應(yīng)變?yōu)?.37，是無流動下的應(yīng)變值的2.3倍，高速流動帶來的沖擊力載荷和強(qiáng)噪聲載荷聯(lián)合作用下都對薄壁結(jié)構(gòu)響應(yīng)都很大的影響。這也是之后需要解決和繼續(xù)研究的方向。