西安交通大学机械工程学院马富银教授课题组提出了一种同时能够有效提升低频吸声幅值的设计方法。通过在腔体类超结构的空腔内部硬壁面上布置橡胶等低模量软材料，形成水声版本的人工声学软边界，解决腔体类水下吸声结构吸声幅值低的问题。人工声学软边界的加入增强了薄层结构的声损耗能力，大幅降低了声速和反射，并在两种不同介质的界面处产生较大的弹性应变能，使得超结构实现有效的低频宽带吸声。实验结果表明，软边界引入后，1-1000 Hz范围内结构的平均吸声系数从0.07提升至0.6，而1-4000 Hz范围内结构的平均吸声系数从0.38提升至0.76。为了进一步提升吸声幅值，利用元启发算法实现了吸声结构（刚性背衬条件）的智能优化设计，以24mm厚在60-1000 Hz频段平均吸声系数达0.96，以20mm厚在1000-4000 Hz频段平均吸声系数达0.98。
相关研究成果以“通过人工声学软边界和智能优化增强水下吸声”（Enhance underwater sound absorption through artificial acoustic soft boundary and intelligent optimization）为题，在线发表在《Advanced Composites and Hybrid Materials》 [Advanced Composites and Hybrid Materials, 9, 139, 2026]上。西安交通大学为第一作者单位和唯一通讯单位，机械工程学院博士生刘宇泽为第一作者，马富银教授为通讯作者。西安交通大学机械工程学院硕士生梁智斌、硕士生王珊、中国船舶集团第七一九研究所曹光明高级工程师、西安交通大学机械工程学院刘崇锐副研究员、国防科技大学智能科学学院赵宏刚研究员对论文作出了重要贡献。
水声材料在水下通信、声呐探测、海洋生物研究以及海洋工程等方面显示出了巨大的工程应用潜力，近年来，水下吸声材料更是引起了人们的广泛关注。传统水下吸声材料在厚度较低时工作频率处于数千Hz，存在低频吸声和低厚度要求之间的技术矛盾。腔体类超结构由于损耗低，即便工作频带可以降低至所需范围，但吸声幅值难以提升。
为此，作者将人工软边界引入到水下腔体类吸声结构设计中，提出了一种同时能够降低吸声结构厚度并有效提升吸声幅值的设计方法，这将广泛适用于水下各类腔体超结构。利用空间折叠设计方法，将低频吸声所需厚度方向的尺寸转移到极薄的平面层来实现，大大降低了结构厚度。同时在空腔周围以及底部铺设软物质材料，旨在用软材料界面代替原吸声结构中较硬的声边界，构建独特的软声边界，以提高结构的低频吸声性能。最后利用多单元并联协同耦合作用实现宽带吸声。作者提出的吸声增强方法不需要改变原腔体结构的尺寸和结构参数，且容易制备，在水下噪声控制中具有潜在应用价值。
考虑到水声测试设备为圆形，为方便加工样件测试，作者将吸声单元设计为扇形结构。如图1所示，利用空间折叠设计方法，将共振腔厚度方向的尺寸转移到平面薄层的长度方向，并在水腔的上盖板开设小孔，该单元记为S1。理论上，小孔处的水柱表示亥姆霍兹共振器腔的颈部，起质量作用，腔体内的水表示腹部，起弹簧作用，由此构建了一种基于亥姆霍兹共振腔的派生结构。作者分别基于开孔软边界和人工软边界设计了图1b和1c两个单元，分别记为S2和S3。通过仿真计算，定性分析出开孔软边界能够增强其吸声幅值，但吸声频带未发生偏移，这说明单元的共振模式并未改变，开孔的作用体现在增强了单元的耗散能力。而人工软边界的加入，使得吸声频带向低频偏移，同时吸声幅值增加显著，因此，在后续工作中选用人工软边界设计，这对于薄层结构实现低频吸声是有利的。
图1. 吸声结构示意图及吸声系数对比
作者建立了S1和S3的理论模型，通过数值模拟结果与理论预测结果的吸声系数对比曲线，证实了数值模拟和理论预测的一致性。从图2a中的数值模拟结果可以看出，S1在630Hz处产生吸声峰，吸声系数约为0.13。S3的吸声峰频率降低至240Hz，吸声系数增大至0.94。这表明，加入软边界后，尽管腔体体积有所减小，但吸声频率向低频偏移，同时吸声系数峰值提高，增益达到623%。对比工作频段来看，S1在10-700Hz频段内吸声系数均小于0.2，而S3可在120-370Hz内实现50%效率以上的吸声。加入软边界后，可从吸声频率、吸声幅值、吸声带宽多个角度来增强结构的低频吸声性能。图2b和图2c显示了A点声压级以及B点振动速度分布。在没有软边界的情况下，结构的振动模式仍表现为典型的亥姆霍兹共振；当软边界存在时，除了腔体振动外，软边界产生了明显的振动位移。从图2d可以看出，在10-380 Hz频段，S3的弹性应变能大于S1，此时由于软边界材料自身的阻尼特性，这一部分能量将进一步被耗散，因此S3低频吸声性能优于S1。而随着频率增加直至630 Hz，引发S1结构强共振，弹性应变能达到峰值，但由于损耗能力不足致使吸声幅值仍保持较低水平。图2e为峰值频率处S1和S3的弹性应变能密度分布图，印证了软边界是使得进入单元的声能量进一步被消耗的关键。
图2. (a)S1和S3吸声系数对比; (b)A点声压级云图; (c)B点振动速度分布; (d)S1和S3弹性应变能对比; (e) S1和S3在240Hz和630Hz弹性应变能密度分布。
图3为两单元的声场云图对比，对于图3a而言，在240 Hz处，S1入射域声压接近于2 Pa，此时入射声波在腔体内形成了显著的驻波效应，声能量未能有效耗散而发生局部堆积，软边界引入后，S3中声能量充分进入腔内耗散，声波的反射减少。图3b为两单元粒子速度分布对比，在240 Hz处，S1的速度场幅值仅在小孔处集中，声能量在腔内传输受阻，大部分声能因反射而未能驱动介质质点有效振动；S3的速度场则呈现出明显的高幅值区域，说明软边界的弹性特性增强了声波与介质的耦合作用，为能量耗散提供了相应的动力基础。在630 Hz时，S1发生共振，速度场幅值分布范围有所提升，此时S3腔内速度分布缩减，但由于软边界对腔体模态的调控使得有效吸声频带拓宽。图3c为声能量损耗密度分布，在240 Hz处，S1整体损耗能力较低，而S3小孔处的损耗密度显著提升；在630 Hz下，S1的损耗密度虽有增加，但仍远低于S3。
图3. S1和S3在240Hz和630Hz云图对比, (a)声场(箭头为粒子速度的归一化表示); (b)速度场; (c)声功耗密度。
图4为两单元的固体域云图对比，在240 Hz频段，S1的固体能量耗散密度整体处于较低水平，而S3的固体能量耗散密度呈现显著的高值分布。同时，S1的机械能流各分量（X、Y、Z）均呈现“弱幅值、窄分布”特征，能流传输路径局限且衰减迅速，而S3的机械能流各分量则展现出“强幅值、广覆盖”的分布特点，可见软边界使声能从流体域高效耦合至固体域。在630 Hz频段，S1的固体能量耗散密度虽有所提升，但仍低于S3，且耗散区域的空间连续性较差；S3的固体能量耗散密度在该频率仍保持着较高水平，且耗散区域的分布更具整体性。这主要源于软边界具备宽频的粘弹性阻尼特性，能在非共振频率处持续耗散能量，同时软边界的存在引入了局部振动自由度，在非共振频率下仍存在可被激发的局部模态，使S3在偏离共振频率的630 Hz下仍保持高效耗散，且机械能流分布具有频率鲁棒性。
图4. S1和S3在240Hz和630Hz云图对比, (a)固体能耗; (b)机械能流分布。
关于软边界和硬边界而言，这是个相对的概念而并非绝对。对于S3单元而言，软边界的“软”实质上是相对于固体材料而言的软，即所用材料的声阻抗要小于铝合金。当选用的软材料阻抗与固体框架结构阻抗相差几百倍时，就可以将其认定为软边界。材料密度的数量级通常为E3，因此材料杨氏模量的范围应选择在E5-E7 Pa之间。
表1 软边界材料参数
图5. (a)不同软边界材料S3吸声系数对比, (b)共振频率处声压级(箭头为粒子速度的对数表示)
而后，作者利用多单元并联设计了宽带吸声结构，图6b为吸声结构在计算频段的仿真与理论吸声系数曲线，该结构在130-1610 Hz频带内吸声系数超过0.5，在230-410 Hz频带内吸声系数超过0.8，在10-2000 Hz频带内的平均吸声系数为0.59。同时对小孔直径和结构厚度进行了参数分析。
图6. (a)宽带吸声结构示意图, (b)结构仿真吸声系数与理论吸声系数对比及部分频率点处软边界层的振动速度分布, (c)小孔直径不同时结构吸声系数对比, (d)水腔深度不同时结构吸声系数对比。
对于吸声单元而言，软边界增强了单元的低频吸声性能，因此作者计算了不同的软边界厚度、杨氏模量以及阻尼因子对吸声性能的影响。如图7所示，软边界材料特性对吸声性能影响最为显著，而并非厚度。杨氏模量主要决定吸声增强频带，而损耗因子主要决定吸声增效幅值，因此后续可通过智能算法对材料参数和吸声单元参数进行优化，来构建理想的吸声器。
图7. 不同软边界参数对比下吸声系数等高线图, (a)底层软边界厚度, (b)侧壁软边界厚度; (c)软边界杨氏模量; (d)软边界阻尼因子。
为验证软边界的吸声增强效果，作者利用机加工方式制备样品的铝合金框架，并选用Smooth-on 系列的Sorta-Clear18制备软边界，采用脉冲管法进行测试，脉冲管的直径尺寸为206 mm。分别测试了带有软边界结构(SWSB)和不带软边界结构(WSBS)的吸声系数，并进行了对比。WSBS吸声系数最大幅值为0.69，而SWSB吸声系数最大幅值为0.89，吸声系数最大幅值提高了29%。在整个测量范围内，WSBS的平均吸声系数为0.38，SWSB的平均吸声系数为0.76，吸声系数增加了一倍。尤其在1-1000 Hz的低频段内，WSBS的平均吸声系数仅为0.07，而SWSB的平均吸声系数达到了0.6，足足涨幅了757%。WSBS的半吸收频带为2318-4000 Hz，而SWSB的半吸收频带为312-4000 Hz，超过了3个倍频程。
图8. (a)水下吸声结构制备工艺流程; (b)脉冲管法数字测量装置原理框图; (c)SWSB和WSBS结构的实验吸声系数对比。
为满足实验条件验证软边界增效性，吸声结构尺寸被限制在圆形206 mm，而在实际应用中对入射截面形状大小限制并非严格，更多是关注其工作频段及厚度尺寸。因此，我们利用元启发算法实现超结构定制设计，能够有效地探索几何设计空间，实现吸声结构综合优化。如图9所示，优化后的结构（刚性背衬条件）可在60-1000 Hz频带吸声系数均超过0.9，平均吸声系数达到0.96，结构厚度为24 mm；1000-4000 Hz频带吸声系数均超过0.9，平均吸声系数达到0.98，结构厚度为20 mm。
图9. (a)元启发优化流程图; (b)低频结构约束条件; (c)低频结构优化结果; (d)中高频结构约束条件; (c)中高频结构优化结果。
论文提出了一种同时能够降低吸声结构厚度并有效提升吸声幅值的设计方法。为了解决低频吸声与结构轻薄化间的矛盾，对空腔进行空间折叠设计，将低频吸声所需的厚度尺寸转移到长度方向，展示了一种轻薄化的吸声结构设计方案。通过在空腔型结构的内壁添加软质材料层，人工构建独特的软声边界，在显著降低声速的同时，将声能定位在两种阻抗差异显著的不同介质的界面上。它可以被比作一个物体以高速撞击沼泽，导致它被困住，难以逃脱，这就刺激了软边界层产生可观的弹性应变，实现了有效的声能消耗。而后作者制备了硅橡胶软边界层，填充进铝合金框架后通过实验验证了该设计理念的有效性。实验结果表明，该结构在1-1000 Hz频带内平均吸声系数超过0.6，在473-807 Hz频段内吸声系数大于0.8。抛开实验装置带来的尺寸约束及材料制备约束后，作者利用元启发算法对结构进行优化设计，最终结构（刚性背衬条件）以24 mm的厚度在60-1000 Hz范围内平均吸声系数可达0.96，以20 mm厚在1000-4000 Hz范围内平均吸声系数达0.98。由于这种吸声增强方法不需要增加原吸声器的整体外部尺寸或改变结构参数，并且可以在较宽的频率范围内实现有效的增强，同时该方法将适用于各类腔体结构，且制备过程简单，在空间受限的应用中具有优势。
该工作得到了国家重点研发计划2025YFF0517603和陕西省杰出青年基金项目2024JC-JCQN-49的支持。
论文链接：
https://doi.org/10.1007/s42114-026-01697-8
撰稿：课题组
