基于遺傳算法的寬帶漸變電阻膜超材料吸波器設計*

王超 李繡峰 張生俊 王如志?

1) (北京工業大學材料科學與工程學院,新能源材料與技術研究所,新型功能材料教育部重點實驗室,北京 100124)

2) (北京航天長征飛行器研究所,試驗物理與計算數學國家重點實驗室,北京 100076)

近年來,基于超材料的電磁吸波器件由于其寬帶、易制備等優勢而備受各國研究者的廣泛關注.本文為實現寬帶電磁低可探測,提出一種漸變電阻膜-介質復合結構的超材料吸波器.基于傳輸線理論和阻抗匹配原理,對強吸波條件進行了分析.在單元結構設計方面,采用遺傳算法在多變量域內全局搜索最優解,快速地確定出能夠兼顧低頻與寬帶吸波性能的超材料單元結構與電阻參數,并對器件吸波性能與吸波機理進行了深入的探討.仿真結果表明,在垂直入射下,所設計的超材料吸波器對1.62—19.16 GHz (相對帶寬168.8%) 之間的入射波吸收率均大于90%,有效地向L 和K 波段拓展了吸收帶寬.雖然在部分頻段測試和仿真結果之間存在一定偏差,但兩種類型的曲線隨頻率的變化趨勢基本一致,這充分證明了所設計的超材料吸波器在低頻寬帶吸波領域具有潛在應用價值.

1 引言

隨著電子信息以及雷達探測技術的不斷發展,空間電磁環境日益嚴峻,在空間信息對抗中采用有效的手段對我方目標進行保護始終是人們研究和關注的重點[1].常用的目標防護措施包括誘餌偽裝、雷達吸波、有源和無源干擾等,它們在一些特定的電子對抗領域有著自身獨特的優勢[2].其中雷達吸波通過吸收入射的電磁能,將其轉化為熱能或其他形式的能量并損耗掉,一方面可以降低目標的回波信號強度,減小被探測的概率;另一方面它也可有效地屏蔽外界電磁污染,保障設備正常運行[3,4].傳統的吸波材料如鐵氧體、鈦酸鋇、金屬微粉等,通常具有吸收頻帶窄,密度大等缺點[5],而超材料的出現為吸波隱身技術提供了一種新的設計思路[6-9].2008 年,美國波士頓大學Landy 等[10]提出了首個基于電磁諧振的超材料吸波器,該結構在諧振頻點表現出的吸波特性接近完美,這激起了人們對超材料吸波的研究熱潮.在最近的十幾年里,各式各樣的超材料吸波器不斷被人們提出,它們通過加載集總電阻元件[11-13]、復合多種吸波機制等方法實現了寬帶或可調吸波[14-18].然而,通過對文獻的總結,由于超材料、超表面天然的亞波長屬性,使得其在低頻段的應用受到一定限制,而能夠兼顧低頻的小型化寬帶超材料吸波器受到人們越來越多的關注[19,20].

本文提出了一種基于漸變電阻膜的多層復合式超材料吸波結構,其單元由一種方形電阻膜在含導體底面的分層介質基板上多層疊加而成,各層方形電阻膜的表面阻值不同,這樣一來,可通過對各層結構尺寸參數以及電阻膜表面電阻的優化取值,實現寬帶吸收.首先介紹了加載電阻膜的超材料吸波單元構型及其等效電路,并闡明設計的核心思想;隨后,將超材料吸波單元反射特性的數值解析過程與Matlab 遺傳算法模型相結合,設計能夠兼顧低頻與寬帶吸波性能的最優結構與電阻參數,并從能量損耗的角度對不同的吸波狀態進行了研究;在陣列的電磁特性研究中,對比了有限陣列和無限陣列的反射系數仿真結果,并對包含20 × 20 個吸波單元的陣列進行雷達截面(radar cross section,RCS)仿真.最后,通過實驗測試了所設計的超材料器件在2—18 GHz 的吸波性能,結果表明,該工作可為低頻寬帶超材料吸波器設計提供良好參考.

2 基于電阻膜的超材料吸波單元及其等效電路

本文擬采用加載了5 層電阻膜的超材料吸波器實現寬帶吸波,待優化的單元結構及其等效電路模型如圖1(a)和圖1(b)所示.其中超材料吸波單元由電阻膜、聚對苯二甲酸乙二醇酯(polyethylene terephthalate,PET,其相對介電常數εr=3.0,損耗角正切 tanσ=0.061)、聚甲基丙烯酰亞胺泡沫(polymethacrylimide,PMI,其相對介電常數εr=1.05,損耗角正切 tanσ=0.001) 和金屬地板構成.其中,PMI 自上而下的厚度分別用h1,h2,···,h5表示,各層PET 膜厚度均為0.8 mm.5 層方形電阻膜的寬度分別為w1,w2,···,w5.單元周期尺寸為p,金屬背板采用厚度為0.036 mm,電導率為5.8×107S/m 的銅膜.

圖1 基于電阻膜的超材料吸波單元結構及其等效電路模型Fig.1.Element configuration and its equivalent circuit model of the proposed resistive film-based metamaterial absorber.

圖1(b)繪制了超材料吸波單元所對應的等效電路,其中Z0為自由空間的波阻抗,第一層至五層電阻膜可以等效為阻抗表面,分別用ZR1—ZR5表示.介質層和金屬地板可分別等效為傳輸線和短路線,其中Zc1—Zc5表示每層介質的等效波阻抗,Zl表示吸波器件的整體負載阻抗 (或稱輸入阻抗).經多級串并聯后,Zl=Rl+jXl,則單元反射系數可以表示為[21]

式中,Z0通常為377 Ω[22].根據(1)式可知,實現較強吸波的前提條件就是讓負載阻抗的實部盡量與自由空間波阻抗匹配[23],虛部接近0,這樣電磁波可自由通過吸波結構中的每一層,從而在電阻膜中損耗掉.本文基于電阻膜的超材料吸波設計的核心思想就是通過調節單元結構的尺寸參數以及各層電阻膜的阻抗實現滿足預期的吸波效果.

3 超材料吸波器結構優化與吸波性能

3.1 遺傳算法模型

在一些非周期的超材料設計中,研究者利用優化算法與陣列理論相結合,通過不斷調節超材料陣列中單元相位排布來搜索最優解,并成功地實現了預期的散射效果[24,25].在這個過程中,由于時域求解器所剖分的超材料陣列網格數量龐大,在每一次迭代中都進行一次電磁仿真通常很難實現.因此,盡管通過優化得到的結果可以滿足設計要求,但理論預測結果與實際仿真之間仍存在一定偏差,而這種現象卻是無法完全避免的.

與上述方法不同的是,本文更關注超材料單元的反射幅度響應,而CST 軟件中基于有限元法(finite element method,FEM)的頻域求解器能夠快速給出單元的S參數,Matlab 可以通過 ‘invoke’函數對CST 進行精確控制,實現參數的賦值、仿真和結果提取等操作.另外,Matlab 作為遺傳算法的載體,可以通過多次迭代計算快速獲得全局最優解[26].因此,可利用兩種軟件聯合仿真的方法快速獲得寬頻帶內最優吸波性能所對應的單元結構與電阻參數,本文基于遺傳算法的單元優化設計流程如圖2 所示.

圖2 基于遺傳算法的單元結構優化設計流程圖Fig.2.Flowchart of the element’s configuration optimization design based on the genetic algorithm.

根據第2 節中對超材料吸波單元結構的分析可知,影響其反射幅度的可調參數主要是PMI 層厚度h、電阻膜的寬度w以及等效阻抗Z,而電阻膜的阻抗由電阻和電抗兩部分構成,在設計過程中,主要對電阻R進行優化,這里忽略電抗部分主要是出于兩方面考慮,首先,電阻膜的寬度間接反映了單元的電抗參數;其次,根據頻域和時域求解器不同數值計算方法的仿真結果發現具有相同尺寸及電阻參數的單元模型在“unit cell”和“open”邊界下仿真得到的S參數基本一致,如圖3 所示,這說明相鄰單元耦合形成的容抗 jω/C對反射幅度的影響并不明顯.此處需要說明的是,CST 軟件基于有限元法的頻域求解器所提供的“unit cell”邊界可自動模擬帶有單元耦合的無限大周期結構,而基于有限積分法的時域求解器中“open”邊界是將單個超材料單元的邊界盒擴展到無窮大,其物理概念是該邊界上無電磁波反射,從而模擬無限大的環境或微波暗室的邊界.

圖3 相同尺寸及電阻參數的單元模型在“unit cell”和“open”邊界下的反射響應Fig.3.Reflectance response of the metamaterial absorber with same dimension and resistance parameters under “unit cell” and “open” boundaries.

基于以上分析,對超材料吸波單元中15 個可變參數進行編碼,并設定如下邊界條件以約束整個優化過程:

其中PMI 膜厚度變化間隔為0.1 mm;電阻膜寬度變化間隔為0.5 mm;電阻膜阻值變化間隔選定為5 Ω.這樣一來,單元所對應的所有可變參數經遺傳算法中種群初始化后,可組合成一個90 bits 的二進制編碼序列,其中5 層PMI 厚度參數共占30 位,5 層電阻膜寬度參數共占20 位,最后5 個電阻參數占40 位.優化過程中,將適值函數定義為超材料吸波單元在1—20 GHz 的頻率范圍內吸收率保持在0.9 以上,用數學方程表示為[27]

式中,Ab表示超材料單元的吸收率,它可以由 1-|S11|2計算得到[28].狄拉克δ函數的定義為

優化過程中,采用輪盤賭算子,單點交叉算子以及離散變異算子進行處理.在經歷290 次迭代后,在電磁波垂直入射時,具有最優吸波性能的超材料單元參數見表1.

表1 具有最優吸波性能的超材料單元參數Table 1.Metamaterial element parameters with optimal wave absorption performance.

3.2 最優結構的吸波性能

利用CST 軟件的頻域求解器對所設計的超材料吸波單元進行正入射和斜入射的反射特性仿真,設置x和y方向的邊界條件為“unit cell”,Zmin方向設置為“electric”,Zmax方向設置為“open add space”.Floquet 端口嵌入距離為10 mm.關于該超材料吸波體結構中的電阻膜,現實工藝中通常采用炭黑、水以及乳液按一定比例配成的乳狀液體,利用噴涂技術制備而成,通過該工藝制備的電阻膜厚度從幾微米到幾十微米不等.為了簡化計算,電阻膜的厚度可以忽略不計,將其等效為一表面電阻為R的二維平面結構,視電流密度在電阻膜中不同深度處分布均勻[19].圖4(a)展示了所設計的超材料吸波單元在線極化波垂直入射時的反射系數與吸收率曲線.數據表明: 在垂直入射條件下,該吸波結構展現出良好的吸波效果.其反射系數低于-10 dB,吸波率超過90%的頻率覆蓋范圍為1.62—19.16 GHz,相對帶寬達到168.8%,完全覆蓋了S,C,X 和Ku 波段,并有效地向L 和K 波段拓展.根據(1)式,定義結構輸入阻抗與自由空間波阻抗的匹配系數為[29]

圖4 垂直入射時超材料吸波單元的反射系數、吸收率(a)和歸一化輸入阻抗和阻抗匹配系數(b)隨頻率變化曲線Fig.4.Reflection coefficient,absorption (a),normalized input impedance and impedance matching coefficient (b) versus frequency curves of the designed metamaterial absorber element under normal incidence of linearly polarized waves.

接下來考察了所設計的吸波結構在不同極化的電磁波斜入射下的反射幅度對入射角度的依賴關系,圖5(a)和圖5(b)分別繪制transverse magnetic (TM)和transverse electric (TE) 極化下,入射角度從0° 增加至60° 時,單元反射系數隨頻率的變化曲線.從圖5(a)和圖5(b)可以看出,在TM 極化波入射下,入射角度從0° 增加至30° 時,反射系數在1.6—20 GHz 的頻率范圍內始終保持在-10 dB 以下,當入射角度增加至45° 時,雖然該頻率范圍輕微右移,但整體結構仍能在2.38—20 GHz 保持低反射,甚至在20 GHz 反射系數達到-37 dB.觀察TE 極化下的仿真結果,可以看出,當入射角度從0° 增加至45° 時,結構反射系數在1.7—20 GHz 內均能夠保持在-10 dB 以下,兩種結果說明所設計的超材料吸波結構不僅具有良好的極化不敏感特性,同時對入射角度的依賴性不強.與反射系數相對應,圖5(c)和圖5(d)分別展示了單元在TM 和TE 極化的電磁波斜入射時的吸收率.可以看出,對于TM 極化來說,隨著入射角度的增加,吸收強度基本都保持在0.9 以上,但帶寬逐漸收縮.對于TE 極化來說,當入射角度增加到60° 時,在2.4—20 GHz 的頻率范圍,其吸收率仿真結果仍能保持在0.8 以上.對比60° 斜入射時TM 和TE 的吸收率曲線,可以看出兩種極化下的仿真結果呈現出一定差異,其中在TM 極化下,單元表現出較高的吸收率,出現這種現象的原因可從兩方面分析.首先,在斜入射時,不同極化模式下的自由空間波阻抗、吸波單元表面輸入阻抗都有著各自的表示方式 (如=Z0cosθ,=Z0/cosθ),當θ=60° 時,自由空間波阻抗與結構表面輸入阻抗在TM 極化下具有更好的匹配效果[31],從而使吸波單元在該模式下保持較低反射(圖5(a)).其次,從物理層面分析,在斜入射的TM 極化下,磁場的方向始終平行于單元表面,從而有效驅動結構內部環形電流,實現良好的阻抗匹配[32].為了更好地研究極化和入射角度對超材料單元吸波性能的影響,圖5(e)和圖5(f)分別以極化角和入射角為縱坐標,以入射電磁波頻率為橫坐標展示了吸收率對入射電磁環境信息的依賴關系.從圖5(e)可以看出,改變入射電磁波的極化角度對吸收率沒有影響,這主要得益于單元結構的對稱性.根據圖5(f),三個強吸收區域主要分布在2—3 GHz,6—10 GHz以及13—18 GHz,且在1.5—20 GHz 的頻率范圍,吸收率均保持在80%以上.

圖5 不同極化的電磁波斜入射下,超材料吸波單元的反射系數和吸收率隨頻率變化曲線 (a),(b) 反射系數;(c),(d) 吸收率;(e) 垂直入射時,吸收率對極化角的依賴關系;(f) 吸收率對入射角的依賴關系Fig.5.Reflection coefficient and absorption curves of the proposed metamaterial absorber under the oblique incidence of electromagnetic waves with different polarizations: (a),(b) Reflection coefficients;(c),(d) absorptivity;(e) dependence of absorptivity on polarization angle at normal incidence;(f) dependence of absorptivity on angle of incidence.

3.3 電磁損耗機理分析

從電磁損耗的角度出發,通過分析不同頻率下單元結構內部的能量損耗情況,來對吸波機理進行更深入的研究.仿真結果表明,在所設計的電阻膜型超材料吸波器中,能量損耗主要分布在電阻膜以及靠近電阻膜的PET 介質上,圖6(a)和圖6(b)分別繪制了“unit cell”邊界下TE 極化的電磁波垂直入射時,4 GHz (低吸收) 和7.6 GHz (高吸收)處五層電阻膜上能量損耗的分布圖.從圖6(a)和圖6(b)可以看出,兩種工作狀態的相似之處是電阻膜對入射電磁波的吸收都是隨著層數的增加而不斷衰減,并且能量損耗主要集中在電阻膜的內部,其邊緣損耗較弱;不同之處在于,低頻時能量損耗主要分布在前三塊電阻膜上,而高頻時則是集中分布在前兩塊電阻膜上,這主要是由于電磁波在不同頻率處的趨膚效應引起.另外,不難發現,高頻時第一塊電阻膜上的損耗明顯高于低頻時的情況.圖6(c)和圖6(d)分別展示了在4 和7.6 GHz的TE 極化波垂直入射時,超材料吸波單元中五塊PET 膜上的能量損耗情況,可以看出,兩種不同頻率的電磁波激勵下,能量在PET 膜的損耗主要集中在結構邊緣 (單元與單元間的電磁耦合損耗),而且隨著層數的增加,PET 介質上的損耗逐漸降低,這與電阻膜的損耗分布隨傳播距離的變化情況基本一致.

圖6 電阻膜(a),(b)及PET 膜(c),(d)上的能量損耗分布圖 (a),(c) 4 GHz,(b),(d) 7.6 GHzFig.6.Power loss distribution on the resistive film (a),(b) and the PET film (c),(d): (a),(c) 4 GHz,(b),(d) 7.6 GHz.

4 超材料陣列電磁仿真

4.1 反射特性

對具有20 × 20 個吸波單元的陣列進行建模,其三維模型如圖7(a)所示,陣列整體尺寸為290 mm × 290 mm,厚度為21 mm.為了研究有限和無限周期陣列對器件吸收特性的影響,利用CST 時域求解器中的有限積分(finite integration technique,FIT)算法對所設計的超材料吸波器進行線極化波垂直入射時的S參數仿真,并對比吸波單元在“unit cell”邊界下的反射系數.在仿真中,陣列x方向的邊界條件設定為“electric”,y方向設定為“magnetic”,Zmin為“electric”,Zmax設定為“open add space”,波端口嵌入距離為四分之波長 (中心頻率).由于陣列模型的對稱性,為了簡化計算,在“symmetry planes”中設置yz平面為“electric”,xz平面為 “magnetic”,這樣一來,整體計算時間將減少至原來的1/4.在網格設置中,由于結構的規整性,使用六面體網格對整體陣列進行剖分,全局網格定義中,最大網格設定為最大仿真頻率所對應波長的1/5,即3 mm,最小網格設定為最大網格尺寸的1/15,即0.2 mm,仿真結果如圖7(b)所示.結果表明,所設計的吸波結構在有限的周期陣列下,其反射特性與基于“unit cell” 邊界得到的結果基本一致,高頻段1 dB 左右的偏差主要是由于有限陣列的邊緣效應引起.另外,需要指出的是,雖然基于有限陣列的時域仿真能夠更好地反映實際情況,但大陣列下所需的仿真耗時問題卻不容忽略,相比于頻域的FEM 算法 (耗時7 s),時域FIT 算法的仿真耗時高出將近70 倍 (8 m,6 s),因此本文關于陣列的吸收率分析均是基于單元的仿真結果而來.

圖7 (a) 超材料吸波陣列三維模型示意圖;(b) 有限陣列與無限陣列的反射系數仿真結果Fig.7.(a) Schematic diagram of three-dimensional model of the proposed metamaterial absorbing array;(b) comparison of the simulated results of reflection coefficients for finite and infinite arrays.

圖8 繪制了超材料吸波陣列在電磁波垂直入射下的表面輸入阻抗隨頻率的變化曲線.可以看出,有限陣列構建的吸波器件表面輸入阻抗與自由空間波阻抗之間匹配良好.

圖8 超材料吸波陣列表面輸入阻抗隨頻率的變化曲線Fig.8.Variation curves of surface input impedance of metamaterial absorber with frequency.

4.2 RCS 特性

對所設計的超材料吸波結構進行遠場RCS 仿真,并對比同尺寸的金屬平板,由于單元結構的四重對稱性,在垂直入射時,對圖9(a)中TM 極化下的仿真結果進行分析.從圖9(a)可以看出,在1.7—20 GHz 的頻率范圍內,所設計的吸波結構均能實現10 dB 以上的RCS 縮減,三個RCS 縮減峰值分別出現在2.6,7.6 和15 GHz 附近,這與圖4(a)中的強吸收頻點完全對應.圖9(b)和圖9(c)展示了在不同極化的電磁波斜入射吸波結構時,鏡像角度上的RCS 縮減值,在TM 極化下,隨著入射角度的增加,吸波結構的10 dB RCS 縮減帶寬逐漸收縮,但當角度增加到60° 時,所設計的超材料吸波器仍能在3.8—20 GHz 保持良好的吸波效果.在TE 極化下,當入射角度增加到30° 時,10 dB RCS 縮減帶寬基本不變,但隨著入射角度繼續增加,達到60° 時,結構RCS 減縮性能明顯下降.這主要是因為,在大角度入射的TE 模式下,電場與陣列中單元的耦合減弱,導致一部分能量在照射到結構表面后被直接反射掉.相比之下,斜入射時的TM 模式則不然,隨著入射角度的增加,磁場方向始終是平行于吸波結構表面的,這樣一來,較強的磁耦合仍能夠使結構表面輸入阻抗與自由空間波阻抗保持較好的匹配關系,從而實現良好的電磁吸收.

圖9 (a) TM 極化波垂直入射時,超材料吸波陣列的RCS 仿真結果.(b),(c) 不同極化的電磁波斜入射時,吸波器的RCS 減縮性能仿真結果 (b) TM 極化;(c) TE 極化Fig.9.(a) Simulated RCS curves of the metamaterial absorber under the normal incidence of TM-polarized wave.(b),(c) RCS reduction performance of the proposed metamaterial absorber under oblique incidence of different polarizations: (b) TM polarization;(c) TE polarization.

5 超材料吸波器樣件與實驗驗證

制備并測試所設計的超材料吸波器如圖10(a)所示,加工的樣件由20×20 個吸波單元構成,尺寸為290 mm × 290 mm,為了增加器件對可見光的吸收特性,首層PET 膜選為黑色.另外,對于PMI 介質夾層,使用泡沫電熱切割機來精確控制各層的厚度尺寸.在測試環境中,一對工作在2—18 GHz 的喇叭天線通過同軸線與矢量網絡分析儀(Rohde &Schwarz ZNB-20) 連接.在經過背景消除和定標體測量后,對超材料吸波器在5° 斜入射時的反射率進行測量,并通過計算獲得了樣件在該角度入射下TM 和TE 極化的吸收率曲線,結果如圖10(b)所示.根據測試結果,超材料吸波器樣件在2—18 GHz 的整個頻率范圍均能實現80%以上的電磁吸收.TM 和TE 極化的測試結果基本吻合,其中在9—12 GHz 的頻率范圍出現的偏差主要是由于器件的加工制造誤差引起.對比測試與仿真結果,兩種類型的曲線整體變化趨勢基本一致,在6—13 GHz 出現的偏差可能與材料的選型有關,具體來說,在CST 仿真中,不同介質的電磁參數是通過算法擬合的方式得到的,這可能與測試中實際材料的電磁參數存在一定偏差.此外,對比不同極化的仿真結果,發現在小角度斜入射時,兩種極化狀態下的吸收率曲線完美重合.

圖10 (a) 超材料吸波器樣件及測試環境;(b) 所設計的超材料吸波器在不同極化的電磁波5° 斜入射時,吸收率測試和仿真結果Fig.10.(a) Photographs of the fabricated prototype and its measurement setup;(b) the measured and simulated results of absorption rate for the proposed metamaterial absorber under 5° oblique incidence of different polarizations.

對樣件在不同極化的電磁波斜入射下的吸波特性進行測試,圖11 分別繪制了所設計的超材料吸波器在30° 和60° 斜入射時,TM 和TE 極化下的吸收率曲線.結果表明,在60° 斜入射時,不同模式下的仿真和測試曲線基本重合,而在30° 斜入射時,TE 極化下的測試和仿真結果之間出現了一定的偏差,引起這種現象的原因主要由以下幾點,一是前文所述的人為誤差,如所選功能器件理論參數與實際參數不匹配、天線的未對準、板材翹曲等;另外,所選材料電磁參數的頻率相關特性 (或稱頻率穩定性) 也是導致測試偏離仿真的重要因素.盡管如此,兩種類型的曲線在2—18 GHz 的頻率范圍內整體變化趨勢基本一致,測試與仿真結果之間的偏離程度明顯小于文獻[33]中所展示的結果,這充分驗證了所設計的超材料吸波器的可靠性.

圖11 不同入射角度的TM 和TE 極化電磁波斜入射時超材料吸波器的吸收率測試和仿真結果對比 (a) θ=30°;(b) θ=60°Fig.11.Comparison of measured and simulated results for the designed metamaterial absorber under oblique incidence of TM-and TE-polarized electromagnetic waves: (a) θ=30°;(b) θ=60°.

最后,為了評估所設計的超材料器件在電磁吸波方面的性能,將本文工作與其他寬帶超材料吸波器在垂直入射時的吸波性能進行了對比[31,33-35],結果見表2 所列,其中λl表示90%吸波帶寬最低頻率所對應的波長,FBW 表示相對帶寬.從表2 可以得知,盡管測試和仿真結果的匹配程度有待提升,但本文所設計的超材料器件在低頻、寬帶電磁吸波和相對厚度等方面都表現出良好的品質.

表2 本文工作與其他寬帶超材料吸波器的性能對比結果Table 2.Comparison of the wave absorption performance between this study and other broadband metamaterial absorbers.

6 結論

本文為實現低頻、寬帶雷達吸波,提出一種具有5 層漸變電阻膜的超材料吸波器.在單元設計中,基于遺傳算法對結構中3 個可調參數進行優化設計,使吸波性能有效地向L 和K 波段拓展.通過對電磁損耗分布的分析,明確了吸波單元工作在不同頻率處的物理機制.單元及陣列的仿真結果表明,垂直入射下,在1.62—19.16 GHz 范圍,入射波吸收率均大于90%,其相對帶寬達到168.8%,輕微的頻率偏移主要是由于有限陣列的邊緣效應引起.在測試中,盡管人為的加工制造誤差或材料頻散特性使部分頻段內測試和仿真結果之間呈現出一定偏差,但兩種類型的曲線隨頻率的變化趨勢基本一致,本文可為寬帶超材料吸波器設計提供良好的仿真和實驗參考.