多向折叠蜂窝共振超材料低频吸声功能设计

Functional Design of Low-frequency Sound Absorption in Multidirectional Folded Honeycomb Resonant Metamaterials

摘要

针对航空领域飞机舱内噪声控制中低宽频降噪与轻量化难以兼顾的难题，提出了一种多向折叠蜂窝结构（MFHS）吸声超材料设计方法。MFHS的吸声单元由蜂窝腔体与方形内插管构成。建立了基于共振原理的吸声理论模型，系统研究了内插管边长、内插管高度及腔体高度三个关键结构参数对吸声性能的影响规律，分析了多单元并联耦合性能以实现宽带吸声。为更好地实现轻量化目标，采用多向折叠的设计方法，并使用轻质材料制备样品。实验结果表明，所制备的MFHS样品在400~1200 Hz频段内平均吸声系数达到0.85，结构厚度仅为35 mm，面密度低至7.04 kg/m²，实现了低频宽带高效吸声与轻量化的协同设计，为航空领域低频噪声控制提供了新思路。

Abstract

To address the challenges of balancing low-frequency broadband noise reduction and lightweight design in aircraft cabin noise control within the aviation field， a design method for a multi-directional folded honeycomb structure （MFHS） acoustic metamaterial was proposed. The sound absorption unit of the MFHS was composed of a honeycomb cavity and a square insert tube. A theoretical sound absorption model was established based on the resonance principle， and the influence laws of three key structural parameters（the side length and height of the insert tube， and the length of the cavity） on the sound absorption performance were systematically investigated. The coupled performance of multiple units in parallel was analyzed to achieve broadband sound absorption. To better achieve the lightweight objective， a design method of multi-directional folding was adopted， and samples were fabricated using lightweight materials. Experimental results show that the fabricated MFHS sample achieves an average sound absorption coefficient of 0.85 in the frequency range of 400~1200 Hz， and the thickness of structure is only 35 mm， the areal density is as low as 7.04 kg/m². This realizes the synergistic design of low-frequency broadband efficient sound absorption and lightweight， offering a new idea for low-frequency noise control in the aviation field.

Graphical abstract

关键词

吸声超材料 / 低频宽带 / 共振吸声 / 蜂窝腔体

Key words

acoustic absorption metamaterial / low-frequency broadband / resonant sound absorption / honeycomb cavity

0 引言

低频噪声控制是当前航空领域面临的主要瓶颈问题之一，它不仅反映了国家航空装备的设计制造实力，也直接影响商用飞机的市场竞争力和作战飞机的战斗力^［1］。目前，飞机舱内噪声问题尤为突出，严重影响乘坐舒适性、操作安全性和设备可靠性，因此舱内降噪设计是现代飞机研制的关键技术之一^［2］。飞机舱内噪声主要来源包括：发动机及机体噪声等通过机身侧壁向舱内透射的噪声；结构振动进而辐射到座舱内的噪声；舱内发声设备及管道系统等产生的噪声^［3］。这些噪声低频量级高、频带宽，源头控制难度大且可能影响航空性能，因此在传播路径（如舱壁）上实施吸声降噪措施成为最有效的解决方案。然而，传统的吸声材料和结构受质量定律限制^［4］，在低频段吸声效果不佳，难以符合航空领域轻量化要求，因此，发展高效低频宽带吸声与轻量化兼具的噪声控制技术尤为迫切。

近年来，具有优异低频吸声性能的声学超材料为解决这类问题提供了新方法^［5］。空客、波音的飞机发动机中，都曾采用基于共振吸声原理制造的蜂窝穿孔共振吸声结构进行吸声，并通过实验证实了其降噪效果显著^［6］。目前，声学超材料吸声结构主要分为三类^［7］：薄膜型吸声结构、共振型吸声结构、多材料/微结构复合型吸声结构。其中，薄膜型吸声结构^［8-10］通过附加质量块调节共振频率，可在深亚波长厚度实现高效吸声，但其预应力张量控制难、制备复杂且劣化速度快，难以适用于恶劣环境，限制了其在实际工程应用中的推广。

共振型吸声超材料因其设计灵活、结构稳定且环境适应性好，被广泛应用于各类吸声场景。HOU等^［11］设计的蚊香状螺旋通道共振结构在500~1000 Hz的频率范围内能实现了多共振峰高效吸声，改善了低频吸声频带较窄的问题。CHEN等^［12］提出了一种迷宫共振腔低频吸声超材料的设计方案，并通过并联三个结构各异的迷宫单元，在342~385 Hz范围内实现了高效吸声，且结构厚度仅为17 mm，轻薄紧凑，但其工作频段较窄，无法实现宽带吸声。ZHANG等^［13］提出了一种具有内嵌粗糙颈部结构的薄蜂窝夹层板，并将其作为一种新型高刚度密度比吸声体，在282~480 Hz范围内平均吸声系数超过0.9，但其结构厚度达到70 mm，难以满足轻薄化场景的应用需求。YAN等^［14］提出了一种具有水滴状孔径的变异蜂窝结构，在50 mm厚度下于223~504 Hz范围内吸声系数大于0.8。ZHANG等^［15］通过将大小不同的螺旋迷宫通道与延伸颈结合，提出了一种弯曲迷宫超表面，在318~691 Hz范围内实现高效吸声。可以看出，上述设计均难以兼顾低频宽带吸声与结构轻量化。

复合结构^［16-19］结合多种材料的吸声优势，使多重吸声原理叠加或耦合，增强了材料与结构协同的吸声特性，但其结构复杂，优化设计及制造困难，因此，设计兼具低频宽带高效吸声性能与结构轻量化的吸声超材料仍是当前工程噪声控制中的重要挑战。

材料挤出型3D打印技术作为一种快速成形技术，能成功实现复杂声学超材料的制造^［20］。该技术具有设备结构简单、易于操作、材料种类丰富、打印成本低等诸多优点，很大程度上弥补了传统制造工艺存在的缺陷，不仅使超材料的设计具有更高的自由度和灵活性，还可以精确控制其微观结构，从而实现对声波的精细调控，能够实现“材料-设计-制造”一体化制备。

针对航空装备对轻量化与低频宽带降噪的迫切需求及超材料物理厚度与低频吸声性能之间相互制约的瓶颈，本文提出一种基于共振原理的多向折叠蜂窝结构（multidirectional folded honeycomb structure，MFHS）吸声超材料，基于蜂窝结构腔体可多向延展的几何特性，提出一种空间多向折叠的设计方法，在极小的厚度空间内显著延长了声波传播路径，从而实现深亚波长尺度的低频吸声。同时，通过方形内插管与折叠腔体的参数协同设计，以及多工作频率单元的并联耦合，有效打破了传统共振结构吸声频带狭窄的局限，获得了优异的声阻抗宽频匹配。最后，借助材料挤出成形技术完成了该复杂构型的一体化制备，并通过阻抗管实验测试，验证了该吸声超材料结构在低频噪声控制工程中的应用潜力。

1 MFHS结构设计与理论模型

图1a所示为MFHS的单元结构，由蜂窝腔体和方形内插管结合而成。每个单元中，蜂窝腔体的边长为a，高度为L_{\mathrm{c}}，方形内插管的边长为d，高度为l_{\mathrm{n}}，结构的壁厚均为t=\mathrm{1}\mathrm{m}\mathrm{m}。

为实现结构轻薄化目标，对单元蜂窝腔体进行折叠设计，如图1b所示，折叠连接处的高度为h。为了实现宽频带吸声，将多个吸声单元耦合在一起，最终得到由23个吸声单元组成的MFHS，如图1c所示。

图1a所示单元结构的吸声性能可以通过其声学阻抗来表征，如下式所示：

\alpha =\mathrm{1}-{\left|r\right|}^{\mathrm{2}}=\mathrm{1}-{\left|\frac{Z-{\rho }_{\mathrm{0}}{c}_{\mathrm{0}}}{Z+{\rho }_{\mathrm{0}}{c}_{\mathrm{0}}}\right|}^{\mathrm{2}}（1）

式中：\alpha为吸声系数；r为反射系数；Z为声阻抗，在声波垂直入射情况下定义为声压p和粒子速度v的比值；{\rho }_{\mathrm{0}}为空气密度；c_{\mathrm{0}}为声波在空气中的速度；Z_{\mathrm{0}}为空气的特性阻抗，Z_{\mathrm{0}}={\rho }_{\mathrm{0}} c_{\mathrm{0}}。

根据空腔共振器和内插管之间的串联关系，每个单元的声阻抗由三部分构成：内插管阻抗、腔体阻抗和修正阻抗。内插管声阻抗Z_{\mathrm{t}}可表示为

Z_{\mathrm{t}}=-{\rho }_{\mathrm{0} }{c}_{\mathrm{0}}\frac{\mathrm{2}\mathrm{j}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}(k_{\mathrm{c}}{l}_{\mathrm{n}}/\mathrm{2})}{\sqrt[]{(\gamma -(\gamma -\mathrm{1}){\Psi }_{\mathrm{h}}){\Psi }_{\mathrm{v}}}}（2）

k_{\mathrm{c}}=k\sqrt[]{(\gamma -(\gamma -\mathrm{1}){\Psi }_{\mathrm{h}})/{\Psi }_{\mathrm{v}}}

{\Psi }_{\mathrm{h}}=\frac{J_{\mathrm{2}}(k_{\mathrm{h}}d\mathrm{\text{'}}/\mathrm{2})}{J_{\mathrm{0}}(k_{\mathrm{h}}d\mathrm{\text{'}}/\mathrm{2})}{\Psi }_{\mathrm{v}}=\frac{J_{\mathrm{2}}(k_{\mathrm{v}}d\mathrm{\text{'}}/\mathrm{2})}{J_{\mathrm{0}}(k_{\mathrm{v}}d\mathrm{\text{'}}/\mathrm{2})}

k=\omega /c_{\mathrm{0}}d\mathrm{\text{'}}=\mathrm{2}d/\sqrt[]{\mathrm{\pi }}

k_{\mathrm{h}}^{\mathrm{2}}=-\mathrm{j}\omega ({\rho }_{\mathrm{0}}{C}_p/K)k_{\mathrm{v}}^{\mathrm{2}}=-\mathrm{j}\omega ({\rho }_{\mathrm{0}}/\eta )

式中：\gamma为空气的比热比；J_n为第一类n阶贝塞尔函数；\omega为角频率；k_{\mathrm{c}}、{\Psi }_{\mathrm{h}}、{\Psi }_{\mathrm{v}}分别为内插管部分的空气复数波数、热场函数和黏性场函数；k为波数；d\mathrm{\text{'}}为等效直径；k_{\mathrm{h}}、k_{\mathrm{v}}分别为热波数和黏性波数；C_p、K、\eta分别为空气的恒压质量热容、热导率和动力黏度。

蜂窝腔体的声阻抗可近似推导为

Z_{\mathrm{c}}=-\frac{\mathrm{j}S{\rho }_{\mathrm{0}}{c}_{\mathrm{0}}^{\mathrm{2}}}{\omega V}（3）

式中：S、V分别为空腔的横截面积和体积，不包括内插管占据的空间。

修正阻抗由对波辐射引起的声质量的修正和因管周围存在表面摩擦损失而引起的对声阻的修正组成，表示为

Z_{\mathrm{r}}=\mathrm{j}\omega {\rho }_{\mathrm{0}}\delta +\mathrm{2}\sqrt[]{\mathrm{2}\omega {\rho }_{\mathrm{0}}\eta }（4）

\delta =\frac{\mathrm{4}}{\mathrm{3}\mathrm{\pi }}d\mathrm{\text{'}}(\mathrm{1}-\mathrm{0.25}\epsilon )\epsilon =\frac{d\mathrm{\text{'}}}{\mathrm{2}a}

单元的总阻抗根据单元孔隙率进行调整，最终可表示为

Z=\frac{A}{S_{\mathrm{a}}}(Z_{\mathrm{t}}+Z_{\mathrm{c}}+Z_{\mathrm{r}})（5）

式中：A为声波入射区域的面积；S_{\mathrm{a}}为内插管的横截面积。

由此，将单元总阻抗Z代入到式（1）中即可求得其吸声系数。

为验证理论模型的准确性，运用有限元模拟软件COMSOL Multiphysics 6.1对单元结构的吸声系数进行仿真计算。任意选取一组单元结构参数进行计算，蜂窝腔体的边长a=10 mm，高度L_{\mathrm{c}}=37 mm，方形内插管的边长d=2 mm，高度l_{\mathrm{n}}=28 mm。鉴于制备样品的声阻抗远大于空气的声阻抗，结构表面的微小振动对声波传播的耦合效应可忽略不计，因此仿真中将其近似为声学刚性壁面，仅对内部空气域进行建模以提高计算效率。如图2所示，为准确模拟阻抗管内的声波传播特性，仿真模型采用多物理场耦合设计，上方入射空气域为远场声波传播区域，热黏性效应可忽略，故设为压力声学域。并于入射场的顶部增设振幅为1 Pa的平面波辐射边界条件，该设置为吸声性能仿真的标准边界形式，可模拟无反射的平面声波垂直入射状态，与双麦克风阻抗管实验的实际工况保持一致。方形内插管及蜂窝腔体内部等狭窄通道内的黏滞损耗与热损耗是声能耗散的核心机制，因此设为热黏性声学域，同时在压力声学域与热黏性声学域的交界处设置声-热黏性声学边界，实现两域间声压与质点速度等的连续耦合传递，避免耦合界面产生虚假声学反射，保证跨域声波传播的物理真实性。

为保证声波在整个计算域内能够被精确解析，空气域整体采用自由四面体网格，并遵循声学二阶单元的经典网格准则，最大网格单元尺寸设定为343 000/f_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}/5 mm，即确保最高分析频率下，每个声波波长内至少包含5个网格单元，兼顾精度与效率（343 000表示空气中的声速为343 000 mm/s）；最小网格单元尺寸设为1 mm，可精准适配微尺度几何特征，避免因网格尺寸过大导致流道截面积失真。此外，为了精准捕捉壁面附近剧烈的速度与温度梯度变化从而计算热黏性损失，在单元结构所有固体壁面边界处设置边界层网格，其厚度根据黏性边界层厚度的经典解析公式d_{\mathrm{v}}=\sqrt[]{\mathrm{2}\mu /({\rho }_{\mathrm{0}}\omega )}计算并进行自适应设定。

如图3所示，从最终得到的理论与仿真结果发现，100~300 Hz频段内，二者吸声系数曲线变化趋势高度一致，吸声带宽的分布规律也高度匹配。对吸声核心特征点进行定量误差分析可知，二者吸声峰中心频率相对误差为1.60%，吸声峰处最大吸声系数相对误差为2.91%，核心特征点的误差均处于工程可接受范围内，充分验证了MFHS单元结构理论模型的准确性与适用性。理论与仿真结果间的误差主要源于理论模型推导中对热黏性损耗的理想化假设以及腔体末端阻抗修正的近似处理；而仿真模型完整考虑了多物理场耦合效应，精度更高。基于此，对蜂窝单元进一步展开吸声性能的参数化分析。

2 MFHS吸声性能分析与实验验证

2.1 结构参数对吸声性能的影响

根据蜂窝腔体与方形内插管结合的单元结构设计，设定蜂窝腔体边长a=\mathrm{10}\mathrm{m}\mathrm{m}，而内插管边长d、内插管高度l_{\mathrm{n}}、腔体高度L_{\mathrm{c}}则均为可变量。为进一步设计整体结构，利用蜂窝单元研究了这三个参数变量对吸声性能的影响。

2.1.1 内插管边长d对吸声性能的影响

首先设定内插管高度l_{\mathrm{n}}=\mathrm{28}\mathrm{m}\mathrm{m}，腔体高度L_{\mathrm{c}}=\mathrm{37}\mathrm{m}\mathrm{m}，研究内插管边长d在2~6 mm范围内变化对吸声性能的影响。图4展示了吸声系数随d的变化，可以看出，随着d的减小，单元的吸收峰向低频移动。这是因为内插管中的空气在声波作用下等效为系统的声质量，根据集总参数理论，声质量M_{\mathrm{a}}可表示为M_{\mathrm{a}}={\rho }_{\mathrm{0} }{l}_{\mathrm{n}}/S，其中S为内插管的横截面积，与边长d的平方成正比，因此系统的声质量与边长d的平方成反比关系。此外，结构的共振频率f_{\mathrm{0}}=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}\mathrm{\pi }}\sqrt[]{\frac{\mathrm{1}}{M_{\mathrm{a}}{C}_{\mathrm{a}}}}，其中，C_a为声容，f₀与声质量的平方根成反比。因此，当d减小时，流通截面积的缩小会导致系统的声质量增大，进而使结构的共振频率向低频方向移动。且随着频率的减小，完美吸声带宽呈现出先变宽后变窄的变化规律，所以在设计整体结构时，必须综合考虑单元的目标工作频率和吸声带宽，以选择合适的内插管边长d。

2.1.2 内插管高度l_{\mathrm{n}}对吸声性能的影响

设定内插管边长d=\mathrm{2}\mathrm{m}\mathrm{m}，腔体长度L_{\mathrm{c}}=\mathrm{37}\mathrm{m}\mathrm{m}，其他参数保持不变，研究内插管高度l_{\mathrm{n}}在5~25 mm范围内变化对吸声性能的影响。如图5所示，随着l_{\mathrm{n}}减小，单元的吸收峰向高频移动，因为随内插管长度的减小，声质量减小，所以整体吸声系数曲线向高频移动。可以看出，改变内插管高度l_{\mathrm{n}}与内插管边长d，均会对单元的吸收峰值及其位置产生较大影响。

2.1.3 腔体高度L_{\mathrm{c}}对吸声性能的影响

设定内插管边长d=\mathrm{2}\mathrm{m}\mathrm{m}，内插管高度l_{\mathrm{n}}=\mathrm{28}\mathrm{m}\mathrm{m}，研究腔体高度L_{\mathrm{c}}对吸声性能的影响。如图6所示，随着L_{\mathrm{c}}的减小，单元的吸收峰向高频移动，与图4、图5相比可以看出，L_{\mathrm{c}}对吸收峰位置的影响作用不及内插管边长、内插管高度的作用大，且其对吸收带宽的影响不显著。因此，可以通过改变腔体高度L_{\mathrm{c}}实现在保证吸声系数基本不变的情况下调节单元的工作频率。

综合对比上述结构参数对吸声性能的影响规律可知，内插管边长d和高度l_{\mathrm{n}}对吸收峰值及共振频率的影响最为显著，是决定单元工作主频段的核心参数。腔体高度L_{\mathrm{c}}主要用于微调共振频率，且对吸声带宽影响较小。因此，在后续整体多单元耦合结构的设计中，应先优化内插管尺寸以确定主吸声频段，再通过灵活调节腔体长度来实现精确匹配。

2.2 结构耦合性能分析

基于结构参数研究，通过调节三个参数可设计多个不同工作频率的单元。当将不同单元并联耦合设计超材料整体结构时，单元间的相互作用会对其吸声性能产生影响，因此需要开展耦合性能分析。

首先设计两个结构如图1所示的结构参数不同但工作频率相近的单元，记为单元1、单元2，并分别对它们进行吸声系数的仿真计算，结果如图7所示。其吸声系数峰值分别为0.717和0.767，均呈单峰特性。两单元耦合后则呈现双吸收峰，吸声系数提高至0.776和0.794。可见，两单元耦合后的吸收峰频率与单个单元的工作频率基本保持一致，但吸声系数均有所增大。

进一步引入单元3，其吸声曲线见图8，其单元吸声系数峰值为0.777，三个单元耦合的吸声曲线呈现三个独立吸收峰，吸声系数分别提高至0.792、0.828与0.825。由此可见，单元耦合在保持各峰频率稳定的同时有效增大了吸声系数并改善了声阻抗匹配，验证了该单元结构良好的耦合性能。因此，根据这一结论，后续针对目标工作频率设计新单元时，无需苛求单一单元的高吸声系数，只需通过合理的耦合设计即可提高整体性能，这大幅降低了设计难度。

2.3 单元多向折叠

在整体超材料结构设计中，若仅简单地并联耦合每个直腔单元，工作于最低频单元的腔体长度将直接制约整体结构厚度，而高频单元腔体下方空间因未被充分利用而导致材料浪费，无法充分体现结构轻薄化的优势，因此，结合蜂窝结构腔体最多可沿六个方向延展的特性，提出对单元腔体进行多向折叠的设计方法。

首先分析超材料单元折叠以及折叠连接处的高度h对吸声性能的影响，对图1b所示的折叠单元进行仿真计算，结果如图9所示。在保持单元腔体等效总长度不变时，折叠单元与原始未折叠单元相比，吸声系数几乎保持不变，且折叠连接处高度h的变化对结构的吸声性能几乎没有影响，只有吸收峰出现约2 Hz的低频偏移现象。这是因为折叠过程中，新增的连接部分一定程度上增加了声波传播的等效通道长度，使其工作频率降低。由此可见，采用折叠处理可有效协调长短单元，大幅提高空间利用率。

再分别设计折叠次数N=0，1，2，3的四个单元，如图10所示。保持它们单元腔体的等效总长度均一致，通过仿真计算分析折叠次数n对吸声性能的影响，对应的吸声曲线见图11。

结果表明，折叠后的单元吸声系数基本不变，折叠次数对单元吸声性能的影响远小于整体结构参数的影响，可忽略不计。

此外，为了进一步分析其吸声机理，分别绘制了不同折叠次数的超材料吸声单元在其共振频率处的质点速度分布图，如图12所示。颜色的变化反映了声速的梯度分布，可以观察到，当单元发生共振时，内插管中的质点速度远大于蜂窝腔体内的质点速度，腔体部分的速度几乎为0。这表明入射声波的能量主要是通过内插管耗散的，而空腔仅起到声容的作用，可以等效为无阻尼弹簧。因此，单元多向折叠设计对声波传播路径的调控并未改变声能耗散的核心规律，而是通过几何空间的重构实现传播路径的三维化排布，在不改变声波等效传播长度的前提下，大幅压缩结构物理厚度，且保持优异的吸声性能。

基于此，在结构设计时可对超材料的长单元结构进行多向折叠设计，根据短单元腔体的长度合理选择长单元的折叠次数，并进行整体排列布局的优化，以充分利用结构空间，有效减小结构总厚度。

2.4 实验验证

最终设计的MFHS的内部空气腔结构如图13所示，图中各单元的编号按其工作频率从低到高的顺序进行排列，确保了超材料整体结构在实现低频宽带吸声性能的同时具备良好的空间利用率和结构合理性。整体结构总厚度为35 mm，具体结构参数如表1所示。

实验样品利用材料挤出成形技术进行制备，材料采用密度为0.99 g/cm³的发泡ASA，得到的样品如图14所示。

通过双麦克风法在100 mm × 100 mm方形阻抗管测试系统中测量样品工作频率范围内的吸声系数，如图15所示。为适配阻抗管测试条件，结构设计时已确保样品横截面尺寸小于阻抗管内截面，打印时以硬边界填充空余部分，使样品与管壁紧密配合。实验直接测得的声阻抗及吸声系数均是基于阻抗管截面积的计算值，而样品的实际有效吸声面积小于该值，因此根据实际面积比进行阻抗修正，可进一步计算得到样品的真实吸声系数。

实验测试的结果如图16所示，MFHS在400~1200 Hz频率范围内，平均吸声系数可以达到0.85以上，这说明MFHS具备良好的低频宽带吸声性能。从仿真计算与实验测试结果的对比分析可以看出，两者整体趋势相吻合，有力地验证了设计的正确性。实验测试获得的吸声曲线较仿真结果来说吸收峰数量显著减少，且曲线更为平缓，该差异主要源于样品实际制造过程中的误差，打印成形的内插管边缘未能达到理想中的光滑状态，存在一定的粗糙度，这增加了声波传播过程中的黏滞损耗。同时腔体内部还残留了少量材料碎屑，可能对入射声波产生散射作用，导致部分吸收峰被平滑化。上述因素共同影响了声波在结构内部的摩擦损耗，使得实验曲线比仿真曲线要更加平滑。

经测量，最终得到的MFHS吸声超材料的结构厚度仅35 mm，面密度仅为7.04 kg/m²。与目前声学领域有代表性的低频宽带吸声超材料^{［11，13，15］}的性能进行对比，结果如图17所示。由图可见，本文所设计的MFHS吸声超材料在吸声带宽方面与结构厚度方面都具有明显优势，在保持优异低频宽带吸声性能的同时满足了对轻量化和空间紧凑化的需求，适用于航空航天等对质量和空间敏感的高端装备领域。

3 结论

1）设计了一种多向折叠蜂窝结构（MFHS）吸声超材料，系统研究了其吸声单元结构参数变化对吸声性能的影响规律，并利用不同单元间产生的并联耦合作用有效提高了结构的低频宽带吸声性能。进一步利用蜂窝结构的多向折叠特性研究得出其折叠连接处高度h、单元折叠次数n等对吸声性能的影响甚微，以此有效减小了结构厚度。

2）利用材料挤出成形技术制备了MFHS吸声超材料，该结构在400~1200 Hz频段内平均吸声系数超过0.85，结构厚度仅为35 mm，面密度低至7.04 kg/m²，有效实现了低频宽带吸声与轻量化的协同设计，为航空领域轻量化低宽频噪声控制结构的研发提供了新思路。

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基金资助

陕西省杰出青年科学基金(2025JC-JCQN-035)