航空發動機復合材料聲襯聲學模型構建及吸聲性能仿真

楊智勇, 侯 鵬, 蔣文革, 楊 磊, 左小彪,耿東兵, 朱中正, 李 華*

（1.航天材料及工藝研究所，北京 100076；2.沈陽發動機研究所，沈陽 110015；3.上海交通大學 材料科學與工程學院，上海 200240）

隨著全球范圍內民用航空業的快速發展，飛機噪聲問題越來越受到重視，飛機的噪聲標準也日趨嚴格[1-2]。大型飛機的噪聲源主要可以分為兩大類：發動機噪聲和機體空氣動力噪聲。在發動機噪聲控制中，使用管道聲襯技術對噪聲進行吸收是一種常見而有效的降噪手段[3-4]。

聲襯主要可以分為單自由度聲襯（single-degree of freedom，SDOF）和雙自由度聲襯（double-degree of freedom，DDOF）[5]。典型的SDOF 聲襯主要由面板、蜂窩芯以及剛性背板構成。面板常有開孔板、鐵絲網或開孔夾層板，蜂窩芯連接在面板后構成了芯腔，與窩芯連接的剛性背板使芯腔密封且相互之間隔離，多個密封芯腔結構形成一種排列整齊的并聯亥姆霍茲共振器，為共振吸聲結構[6-10]。DDOF聲襯是在SDOF 聲襯的基礎上再添加一層吸聲材料和穿孔板，原來的穿孔板配合金屬絲網和吸聲膜變為中間層，從而變成雙層結構。這樣使得吸聲頻段變得更寬，吸聲特性增強，可針對不同的頻率區段內的噪聲設計出合理而適用的聲襯[11-12]。

航空發動機聲襯的聲學設計是降低航空噪聲的重要手段之一，目前聲學設計方法主要分為兩類：一類是解析方法，例如模態匹配方法[13]、邊界元方法[14]和傳遞單元法[15]等，解析方法計算效率高，但應用范圍有限，只能對簡單規則結構進行計算：另一類是數值方法，包括有限元方法[16]和計算氣動聲學（CAA）[17]等，其中有限元方法是發展較為成熟的一種，該方法適用性強，計算快速，方便優化設計，能夠盡可能準確地檢驗結果，適合工程應用。

聲襯工作頻率是由其結構決定，只對特定頻率的噪聲敏感，在超出該范圍后的吸聲效果迅速下降，當聲波進入小孔后便激發空腔內空氣振動，如果聲波頻率與該結構共振頻率相同時，腔內空氣便發生共振，穿孔板孔頸處空氣柱往復振動，速度、幅值達最大值，摩擦與阻尼也最大，此時，使聲能轉變為熱能最多，即消耗聲能最多，從而發揮高效吸聲作用[18-20]。因此，其吸聲特性呈現峰值吸聲的現象，即在某一個頻率達到最大，在離開這個頻率附近的吸聲系數逐漸降低，在共振區間內吸聲效果較為明顯，但是在遠離共振頻率處幾乎無效果。當聲襯結構參數確定后，敏感頻率隨之確定[21-22]。

本工作通過仿真計算，研究復合材料單自由度聲襯與雙自由度聲襯的消音板孔直徑、孔間距、蜂窩高度和消音板厚度對吸聲性能的影響，并對比不同自由度聲襯的降噪差異。

1 仿真技術設計與復合材料構件降噪實驗設計

1.1 技術路線

本研究計算模型如圖1 所示，仿真時采用二維軸對稱模型，考慮到聲波管道傳播特點，管道模態聲源需要定義在等截面管道邊界，將入口端等截面延伸一段（200 mm）用于后續聲源的定義。

圖1 有流計算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation model with flow

技術路線如圖2 所示，由于聲源面進行了延伸，延伸后截面的流速、密度和聲速等均未知，因此需要進行背景流場（computational fluid dynamics，CFD）計算，通過流場計算提取延伸后的聲源面聲速、密度和流速等參數在后續Actran 背景流場計算和聲傳播計算中作為邊界輸入。CFD 計算在Fluent 中完成，聲學計算在Actran 中完成。

圖2 仿真技術路線Fig.2 Simulation technology approach

1.2 計算工況說明

試件共有3 個流場工況，主要考察不同流場狀態、不同聲模態激勵下葉片通過頻率（blade passing frequency， BPF），即BPF 和2BPF 處的聲學響應，詳細流場狀態參數如表1 所示。

表1 試件狀態流場參數Table 1 State flow field parameters of test pieces

1.3 測試原理

圖3 為實驗測試系統，實驗臺分為聲源段、待測段和末端排放段。聲源段提供聲源激勵，待測段放置聲襯試件，在聲襯試件進口端和出口布置傳聲器，獲得聲襯進、出口端聲學結果，從而得到聲襯的傳遞損失TL。末端排放段連接消音室，消音室布置傳聲器，測試系統聲輻射，通過對比有無聲襯該處的聲壓級（聲功率級）可以得到系統的插入損失IL。無發動機樣機測試時，聲源段可以在外部增加聲源激勵，同時通過增加氣源制造背景流，測試不同流場狀態下聲襯的降噪效果。

圖3 實驗臺示意圖Fig.3 Schematic diagram of test bench

插入損失IL為系統中安裝聲襯前后在系統外某定點測得的聲功率級（聲壓級）

式中：Lw1為安裝聲襯前某測點的聲壓級，dB；Lw2為安裝聲襯后某測點的聲壓級，dB；W1為安裝聲襯前某測點的聲功率；W2為安裝聲襯后某測點的聲功率。

1.4 測試工況與樣件

（1）流速：M=0.35 Ma；

（2）聲壓級：選取SPL=110、120、130、140、150 dB 五個聲壓級；

（3）頻率：以2377 Hz 和2843 Hz 兩個頻率作為特征頻率，選取特征頻率的1/8、1/4、1/2、1、2 倍率下共10 個頻率點。

測試樣件包括1 個固壁件和7 個聲襯件，固壁件結果作為參考。具體如下：

N1：芳綸纖維復合材料板。其組成為芳綸纖維復合材料不打孔面板（1 件）+玻璃纖維復合材料背板（1 件），翻邊高度為26.2（0， –0.3）mm；蜂窩高度為25.2 mm。

N2：芳綸纖維復合材料聲襯1。其組成為芳綸纖維復合材料聲襯面板（1 件）+玻璃纖維復合材料背板（1 件），面板微孔直徑為2 mm，孔中心距為7 mm；相鄰三個孔間按照交叉布局執行，兩孔形成角度為60°；翻邊高度為26.2（0， –0.3）mm；蜂窩高度為25.2 mm。

N3：芳綸纖維復合材料聲襯2。其組成為芳綸纖維復合材料聲襯面板（1 件）+玻璃纖維復合材料背板（1 件），面板微孔直徑為2 mm，孔中心距為7 mm；相鄰三個孔間按照交叉布局執行，兩孔形成角度為60°；翻邊高度為65（0，–0.3）mm；蜂窩高度為64.0 mm。

N4：玻璃纖維復合材料聲襯1。其組成為玻璃纖維復合材料聲襯面板（1 件）+中間層板（0.5 mm）+玻璃纖維復合材料背板（1 件），面板微孔直徑為1.5 mm，孔中心距為3.7 mm；相鄰三個孔間按照交叉布局執行，兩孔形成角度為60°；翻邊高度為65（0， –0.3）mm；中間層板微孔直徑為1.8 mm，孔中心距為3.0 mm；相鄰三個孔間同樣按照交叉布局執行，兩孔形成角度為60°；蜂窩高度為25.2 mm+38.3 mm。

N5：玻璃纖維復合材料聲襯2。其組成為玻璃纖維復合材料聲襯面板+玻璃纖維復合材料背板（1 件），面板微孔直徑為l.5 mm，孔中心距為3.7 mm；相鄰三個孔間按照交叉布局執行，兩孔形成角度為60°；翻邊高度為26.2（0，–0.3）mm；蜂窩高度為25.2 mm。

N6：玻璃纖維復合材料聲襯3。其組成為玻璃纖維復合材料聲襯面板（1 件）+中間層板（0.5 mm）+玻璃纖維復合材料背板（1 件），面板微孔直徑為1.5 mm，孔中心距為3.7 mm；相鄰三個孔間按照交叉布局執行，兩孔形成角度為60°；翻邊高度為26.2（0， –0.3）mm；中間層板微孔直徑為1.8 mm；孔中心距為3.0 mm；相鄰三個孔間按照交叉布局執行，兩孔形成角度為60°；蜂窩高度為12.35 mm+12.35 mm。

2 仿真與實驗結果與分析

2.1 背景流場計算

利用Fluent 二維軸對稱模型進行背景流場計算，邊界條件設置和流場計算結果如圖4 所示。聲源面定義質量流量，根據實驗下各個流場狀態聲源面平均流速、密度和截面積換算出聲源面方向出口質量流量。進口總壓設為一個1.01×105MPa，出口靜壓設為一個1.01×105MPa，參考壓力設為0，溫度設為288 K。為了更好地收斂，先將流體介質定義為不可壓縮氣體算至收斂后，將流體介質改為理想氣體進行計算。通過流場計算得到聲源面出口聲速、密度和流速，在Actran 中背景流聲傳播計算中作為輸入。

圖4 流場計算模型 （a）邊界條件；（b）速度云圖；（c）壓力云圖Fig.4 Flow field calculation model （a）boundary conditions；（b）velocity nephogram；（c）pressure nephogram

通過后處理，統計各個流場狀態下得到聲襯端平均密度，聲速和平均流速，結果見表2。計算得到各流場狀態下風扇出口的平均速度、密度和聲速見表3，在聲傳播計算中，用來定義聲源面邊界。

表2 流場結果Table 2 Flow field results

表3 風扇出口流場結果Table 3 Fan outlet flow field results

2.2 聲學模型

使用聲學仿真軟件Actran 進行計算分析，聲學仿真模型和邊界條件如圖5 所示。建模思路為：（1）考慮到模型尺寸、分析頻率范圍及模型幾何特征，項目中使用2D 軸對稱模型進行建模計算，建立二維軸對稱模型；（2）使用環形管道模態聲源定義入射端面。聲源端徑向模態設置1，周向模態根據不同的實驗狀態進行設置。不同狀態下聲源面聲功率級換算成聲強作為管道模態聲源激勵；（3）在管道側壁定義導納邊界條件，模擬不同結構形式的聲襯試件；（4）從管道末端建立聲傳播區域，其外邊界定義為聲學無限元，用以模擬末端無反射邊界條件，在遠場距離喇叭口進口中心點21 m 每5°布置一個場點，用于提取遠端測點的聲學響應。

圖5 聲學仿真模型示意圖 （a）無流計算模型；（b）邊界條件Fig.5 Schematic diagram of acoustic simulation model （a）calculation model without flow；（b）boundary conditions

其中邊界條件設置如下：

聲源面：定義環形管道模態，徑向模態為1，周向模態根據3 個不同流場狀態實驗得到的BPF 和2BPF 的周向模態值進行定義；有流條件下，按流場計算得到結果定義聲源面速度、聲速和密度。

聲襯邊界：定義導納邊界條件，通過聲阻抗模型計算得到不同結構形式的聲襯件的聲阻抗值。分別采用兩種聲阻抗模型進行計算分析：（1）Lee&Ih 模型[23]聲阻部分和cummings 模型[24]聲抗部分組合的復合模型；（2）適用于高馬赫數的Goodrich 聲阻抗模型[25]。

管道末端建立聲傳播區，外部邊界定義無限元，模擬無反射邊界，由于實驗是在地面進行，故無限元邊界處的飛行速度設為0。

有流條件的聲傳播計算分為兩步：（1）Actran中進行可壓縮背景流計算；（2）將背景流場計算結果通過ICFD 插值到聲學網格上，進行聲傳播計算。

在Actran 中進行可壓縮背景流計算，邊界條件設置和計算結果見圖6。聲源面設置速度邊界，速度值前文Fluent 流場計算結果已給出，出口速度為0，進口速度為0。

圖6 Actran 背景流場計算 （a）邊界條件；（b）計算結果Fig.6 Calculation of Actran background flow field （a）boundary conditions；（b）calculation results

背景流場計算完成后，將得到的流場結果利用ICFD 插值到聲學網格上，結果如圖7 所示。

圖7 背景流場插值結果示例Fig.7 Examples of background flow field interpolation results

流場數據映射到聲學網格上之后進行聲傳播計算，有流條件聲傳播與無流條件設置區別在于：

（1）聲源面按流場計算結果設置流速；

（2）按流場計算結果得到的密度和聲速定義聲源面流體材料；

（3）聲傳播區增加ICFD 插值后的流場結果。

2.3 聲阻抗模型比較

以流場工況1 和工況2，消音板孔間距為7 mm，厚度1.2 mm，消音孔直徑為2 mm，蜂窩厚度為25.2 mm 聲襯為例，對比兩個聲阻抗模型差異。圖8為兩種工況分別在不同聲模態激勵下采用Goodrich 模型和Lee&cummings 復合聲阻抗模型計算得到的傳遞損失對比。其中傳遞損失TL又稱透射損失，定義為聲襯進口端聲功率級與出口端聲功率級之差。

圖8 不同工況下不同聲阻抗模型傳遞損失對比（a）工況1；（b）工況2；（1）聲模態（22，1）；（2）聲模態（44，1），Fig.8 Comparison of transmission loss of different acoustic impedance models in different working conditions（a）working condition 1；（b）working condition 2；（1）mode（22，1）；（2）mode（44，1）

式中：w1為入射聲功率；w2為透射聲功率；Lw1為入射聲功率級；Lw2為透射聲功率級。

由于聲襯進口端和出口端通道截面相同，聲壓沿截面近似均勻分布，傳遞損失=進口端聲壓級－出口端聲壓級。

式中：p1為入射聲壓；p2為透射聲壓；Lp1為入射聲壓級；Lp2為透射聲壓級。

由圖8（a）可看出，工況1 在兩種聲模態激勵下，兩個阻抗模型傳遞損失的頻譜特性較為相似，符合亥姆霍茲共振器的典型特征，即在共振頻率處傳遞損失最大，而在其他頻率處傳遞損失幾乎為零。這是由于聲襯采用的共振式吸聲原理，其結構決定只對特定頻率的噪聲敏感，故在共振區間內吸聲效果較為明顯，當噪聲頻率與聲襯固有頻率差別較大時，聲波穿過管道時幾乎沒有衰減，入口與出口處聲壓級基本保持一致。在（22，1）階聲模態2500 Hz 以下兩個阻抗模型傳遞損失差值在3 dB左右，2500 Hz 以上兩者很接近，在目標頻率2377 Hz（BPF）處兩者相差3 dB。在（44，1）階聲模態4800 Hz以下兩個阻抗模型傳遞損失差距25 dB，4800 Hz以上差值很小，在5000 Hz 左右傳遞損失接近0 dB，在目標頻率4754 Hz（2BPF）處兩者相差23 dB。

由圖8（b）可以看出，工況2 在兩種聲模態激勵下兩個阻抗模型傳遞損失頻譜特性也較為相似，除對與共振頻率相近頻率的噪聲具有明顯的抑制作用以外，對其他頻率的噪聲幾乎不具有抑制作用，具有明顯的噪聲頻率選擇特性。（22，1）階聲模態在目標頻率2843 Hz（BPF）處，兩者傳遞損失都接近于0 dB。（44，1）階聲模態在目標頻率5687 Hz（2BPF）處，兩者傳遞損失都接近0 dB。

2.4 仿真參數

根據模態聲功率測量結果，工況3 下BPF（3060 Hz）下的（22，1）模態聲功率級為174 dB，比其余工況聲模態聲功率級都高，聲襯參數影響研究主要針對該流場工況BPF（3060 Hz）下的聲模態，該狀態下相關實驗參數如表4 所示。

表4 實驗狀態參數Table 4 Test state parameters

以結構參數如下表5 所示的聲襯為基礎，在其他結構參數不變的情況下，分別研究雙單自由度聲襯和雙自由度聲襯在不同消音孔間距、不同消音孔直徑、不同穿孔板厚度、不同蜂窩高度對吸聲性能的影響，各參數取值見表6，聲阻抗模型采用Goodrich模型。

表5 聲襯結構參數Table 5 Acoustic liner structure parameters

表6 聲襯結構參數變化Table 6 Variation of acoustic liner structure parameters

表7 平板試樣參數明細Table 7 Details of parameters of flat samples

表8 傳遞損失對比Table 8 Transmission loss comparison

2.5 單自由度聲襯結構參數對吸聲性能影響

圖9 為單自由度聲襯結構參數對聲襯耗散功率的影響。由圖9（a）看出，整體趨勢為消音板直徑越小，聲襯耗散功率越大。在目標頻率BPF（3060 Hz）處，1.5 mm 直徑穿孔聲襯耗散功率最大，吸聲性能最好。這是由于穿孔直徑減小，孔徑壁對傳來的聲音產生的阻尼和摩擦作用增強，使傳來的聲能得到衰減，能量降低，吸聲性能得到提高。但同時穿孔直徑越小，加工越困難，導致生產成本增加，所以對于穿孔直徑的選擇，應結合生產成本和吸聲性能綜合考慮。

圖9 單自由度聲襯結構參數對聲襯耗散功率的影響 （a）消音板直徑；（b）孔間距；（c）蜂窩高度；（d）消音板厚度聲Fig.9 Influence of structural parameters of SDOF acoustic liner on the dissipated power of acoustic liner （a）muffler diameters；（b）hole spacing；（c）honeycomb heights；（d）muffler thickness

由圖9（b）可知，孔間距為1 mm 的聲襯耗散功率在2000～3100 Hz 頻率范圍最小，3.7 mm 孔間距在低頻和高頻時吸聲性能最好，耗散功率最大。目標頻率BPF（3060 Hz）處，3.7 mm 孔間距聲襯耗散功率最大，7 mm 孔間距次之，1 mm 孔間距聲襯耗散功率最小。通過對比可以發現聲襯的吸聲性能并不隨孔間距大小呈現線性變化，在不同頻率處有著不同的吸聲效果，故提高聲襯吸聲性能應在相應的目標頻率下選擇合適的孔間距。

由圖9（c）看出，目標頻率BPF（3060 Hz）處，64 mm 蜂窩高度聲襯耗散功率最小，25.2 mm 蜂窩高度聲襯耗散功率最大，吸聲性能最好。而在其他頻率處，聲襯同樣遵循著這樣的規律，尤其在2400 Hz 處，25.2 mm 蜂窩高度聲襯表現出極為優異的吸聲效果。

由圖9（d）看出，三種不同厚度的消音板（0.5、1.2、1.8 mm）表現出相似的吸聲效果與變化規律。而1.2 mm 消音板厚在目標頻率BPF（3060 Hz）耗散功率最大，吸聲效果最好。

2.6 雙自由度聲襯結構參數對吸聲性能影響

圖10 為雙自由度聲襯結構參數對聲襯耗散功率的影響。由圖10（a）看出，孔直徑在1.5～2 mm范圍內，消音板孔直徑越小，聲襯耗散功率越大。在目標頻率BPF（3060 Hz）處1.5 mm 聲襯耗散吸聲性能最好。不同孔直徑的消音版聲襯（1.5、1.8、2 mm）呈現相似的吸聲特征，而整體規律為消音板直徑越小，聲襯耗散功率越大。在目標頻率BPF（3060 Hz）處1.5 mm 聲襯耗散吸聲性能最好。

圖10 雙自由度聲襯結構參數對聲襯耗散功率的影響 （a）消音板直徑；（b）孔間距；（c）第Ⅰ層蜂窩高度；（d）第Ⅱ層蜂窩高度；（e）消音板厚度；（f）自由度Fig.10 Influences of structural parameters of DDOF acoustic liner on dissipated power of acoustic liner （a）muffler diameters；（b）hole spacing；（c）level Ⅰ honeycomb heights；（d）level Ⅱ honeycomb heights；（e）muffler thickness；（f）degree of freedom

由圖10（b）可知，不同消音板間距在不同頻率段有著不同的吸聲效果，其中1 mm 消音板間距聲襯在2450 Hz 處具有一定的吸聲效果，其余頻率處吸聲效果較差。而在目標頻率BPF（3060 Hz）與3000 Hz 處，3.7 mm 消音板間距聲襯耗散功率最大。

由圖10（c）可知，在2800 Hz 以上，第Ⅰ層蜂窩高度越大，聲襯耗散功率越大，吸聲效果越好。而在目標頻率BPF（3060 Hz）處，第Ⅰ層蜂窩高度為38 mm 的聲襯吸聲效果最好。圖10（d）顯示的是第Ⅱ層蜂窩高度對吸聲效果的影響，其中12.35 mm蜂窩高度的聲襯在2000～3100 Hz 耗散功率最大，表現出了最好的吸聲效果。

由圖10（e）看出，2500 Hz 以下頻率處不同消音板厚度（0.5、1.2、1.8 mm）聲襯耗散功率較為相似，而在2500 Hz 以上1.8 mm 消音板厚度聲襯耗散功率最大，1.2 mm 厚度的耗散功率明顯低于其他兩種厚度聲襯，表現出最差的吸聲效果。而目標頻率BPF（3060 Hz）處，1.8 mm 厚度耗散功率最大，吸聲性能好。

圖10（f）為不同自由度聲襯耗散功率對比圖。如圖10（f）所示，對比了相同消音孔間距、孔直徑、板厚度和蜂窩高度單自由度和雙自由度聲襯耗散功率。在其他結構參數相同時，2500 Hz 以上雙自由度聲襯耗散功率較大，明顯優于單自由度聲襯，吸聲效果好。

2.7 仿真與實驗結果對比

將流場狀態Ⅰ特征頻率BPF、2BPF 下各個聲襯仿真與實驗的傳遞損失進行對比，流場狀態Ⅰ參數如表1 所示。根據實驗的聲襯參數，聲襯Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ別對應實驗聲襯樣件N2、N3、N4、N5、N6。

從實驗結果來看，聲壓級對聲襯傳遞損失影響較大，尤其是樣件N2，仿真與實驗傳遞損失結果差異比很大，主要有以下幾點原因：

（1）模型尺寸：仿真模型為直徑1048.8 mm、總長1968.7 mm 的二維軸對稱圓形管。實驗為70 mm ×100 mm 的矩形流管。

（2）聲襯布置方式：仿真聲襯長452.2 mm，沿流管環形布置一圈。實驗為520 mm ×100 mm 的平板聲襯樣件。

（3）聲源激勵：仿真在2377 Hz 處，聲源激勵為22 階周向管道模態，聲功率級165 dB，在4754 Hz，聲源激勵為44 階周向管道模態，聲功率級164 dB。實驗在2377 Hz 和4754 Hz 聲源激勵為SPL=110、120、130、140、150 dB 五個聲壓級。

（4）評價方法：仿真采用聲襯進口入射聲功率級與出口端無限元透射聲功率級之差計算傳遞損失，實驗采用四傳聲器法得到樣件傳遞損失。

特征頻率不同倍率下的仿真和實驗傳遞損失對比結果見圖11。由于仿真模型管道模態波求解頻率為1675 Hz，激勵頻率在1675 Hz 以下時，管道的截止效應導致該階模態波迅速衰減消失，無法在管道中進行傳播，因此在1675 Hz 以下得到的仿真傳遞損失為0（實驗矩形流管高階聲模態截止頻率約為1700 Hz）。其余頻率點仿真與實驗的傳遞損失最大誤差在4 dB 以內。

圖11 傳遞損失對比Fig.11 Transmission loss comparison

誤差來源主要有：

（1）仿真聲襯的阻抗值通過理論公式計算得到，與實驗值存在一定偏差；

（2）仿真可以直接得到流管進出口聲功率，傳遞損失通過進出口聲功率計算得到，實驗采用四傳聲器法測量傳遞損失，評價方法有一定差異；

（3）測試中有不可避免的誤差產生。這包括聲襯制造誤差和流管裝置誤差兩方面：聲襯內為紙蜂窩，其蜂窩腔沒有與穿孔板上的小孔一一對應，某些小孔恰好被紙蜂窩分隔或擋住；且有些聲襯表面有細微的彎曲弧度，不是理想的平面，無論對于聲場還是流場，都有一定的影響。

3 結論

（1）計算了不同流場狀態下管道模態聲源特征，并以此作為Actran 軟件背景流場計算及聲傳播計算的輸入邊界，考慮到結構模型幾何特征及分析頻率，結構仿真使用Actran 軟件中二維軸對稱模型進行。通過以上聲學模型的建立，對比分析了不同聲模態激勵下、不同聲阻抗模型的傳遞損失。

（2）仿真計算研究，對于兩種自由度聲襯，孔直徑在1.5～2 mm 范圍內，穿孔直徑越小，則吸聲性能越好。孔間距、蜂窩高度和消音板厚度在對吸聲性能的影響隨頻率變化，在目標頻率BPF（3060 Hz）處，針對單自由度聲襯，1.5 mm 孔直徑、3.7 mm 孔 間 距，25.2 mm 蜂 窩 高 度 聲 襯 和1.2 mm消音板厚耗散功率最大。而對于雙自由度聲襯，3.7 mm 孔間距耗散功率最大，第Ⅰ層蜂窩高度38 mm 的聲襯吸聲效果最好，12.35 mm 第Ⅱ層蜂窩高度耗散功率最大，1.8 mm 消音板厚耗散功率最大。

（3）通過聲襯中不同結構參數對吸聲效果影響的仿真模擬，得到不同結構聲襯在不同激勵源下的傳遞損失，給出了一套合理可信的仿真方法。根據此方法可以進一步計算其他結構參數對聲襯的吸聲效果的影響，大大節省了聲襯實驗探索成本。