陳瀚賾， 尚守堂， 王旭， 鄧洪偉， 楊勝男， 王偉

(中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所， 沈陽 110015)

隨著各種雷達探測技術的快速發(fā)展，作戰(zhàn)飛行器雷達隱身性能很大程度決定了其在戰(zhàn)場的生存能力，因此飛行器雷達隱身技術已經成為各大軍事強國的重點研究對象[1-3]。作為飛行器的動力裝置，航空發(fā)動機的雷達隱身特性是飛行器整體雷達隱身特性的重要組成部分。其中，由末級渦輪、加力燃燒室、噴管組成的發(fā)動機排氣系統(tǒng)雷達散射特征信號占整個作戰(zhàn)飛行器后向雷達散射特征信號的90%以上。所以發(fā)動機排氣系統(tǒng)的雷達隱身特性成為了飛行器后向隱身特性的關注重點[4-6]。

針對發(fā)動機排氣系統(tǒng)的雷達散射特性，近年來許多學者已經開展了大量研究工作。楊勝男等[7]等開展了球面二元矢量噴管的電磁散射特性計算研究。楊勝男等[8]等利用數(shù)值仿真的方法研究了發(fā)動機腔體的電磁散射特性。王俊琦等[9]研究了軸對稱噴管出口鋸齒修形對發(fā)動機雷達散截面的影響。陳玲玲等[10]研究了軸對稱塞式噴管的電磁散射特性。郭霄等[11]利用數(shù)值模擬方法研究了幾何矢量角對球面收斂矢量噴管雷達散射截面(radar cross section，RCS)的影響。姚倫標等[12]利用數(shù)值模擬研究了蒸發(fā)腔的不同修形結構對發(fā)動機后向雷達隱身特性的影響。

在前期對發(fā)動機排氣系統(tǒng)雷達散射特性的研究中，針對噴管部件的雷達散射特性研究較多，而針對結構更加復雜、信號特征貢獻更大的加力燃燒室雷達散射特性以及RCS縮減技術的研究相對較少?；鹧娣€(wěn)定器作為加力燃燒室的重要部件，其對穩(wěn)定燃燒有著重要的作用。火焰穩(wěn)定器結構與角反射器結構較為相似，雷達波在照射到凹槽結構時，會發(fā)生較強的二次反射與三次反射，因此縮減火焰穩(wěn)定器的雷達特征信號對提升發(fā)動機雷達隱身性能具有重要意義?，F(xiàn)以火焰穩(wěn)定器外環(huán)為切入點，利用數(shù)值仿真的方法研究在X波段10 GHz頻點下，火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形對發(fā)動機排氣系統(tǒng)雷達散射特性的影響。

1 計算模型

圖1、圖2所示分別為火焰穩(wěn)定器示意圖與外環(huán)修形前、后的示意圖。未采取修形措施的方案為基準方案，記為方案A，如圖2(a)所示。本文設計的兩種火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形方案利用傾斜擋板對火焰穩(wěn)定器外環(huán)進行遮擋，避免雷達波直接照射至外環(huán)的凹槽部分，使散射回波向不同方向偏折。兩種不同的修形方案的傾斜方向不同，圖2(b)所示方案使照射到外環(huán)的雷達波向腔體中心方向散射，該方案記為方案B。圖2(c)所示方案使照射到外環(huán)的雷達波向外筒體壁面方向散射，該方案記為方案C。

圖1 火焰穩(wěn)定器示意圖Fig.1 Schematic diagram of flame stabilizer

圖2 火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形方案Fig.2 Flame stabilizer outer ring morphology mode

為了獲取不同修形角度對發(fā)動機排氣系統(tǒng)雷達散射特性的影響，兩個修形方案均擬定了3個修形角度，分別記為β、β+15°、β+30°。

圖3所示為排氣系統(tǒng)雷達散射特性的物理模型。本文建立的排氣系統(tǒng)物理模型包含加力燃燒室與噴管。在加力燃燒室入口建立進口截面使排氣系統(tǒng)物理模型形成單端開口腔體。由于發(fā)動機在裝機環(huán)境下，筒體外壁面被飛機遮擋不會被雷達波照射。因此在仿真計算時，將發(fā)動機裝配在RCS較低的低散射載體中，并將載體表面的反射率設置較低，從而消除發(fā)動機排氣系統(tǒng)外壁面對RCS的貢獻。

圖3 雷達散射特性物理模型Fig.3 Radar scattering characteristics calculation model

2 計算方法

彈跳射線法[13-15](shooting and bouncing ray，SBR)將幾何光學法方法和物理光學法方法進行結合，較好地兼顧了復雜腔體散射的計算精度與計算效率。SBR包含對雷達波射線的跟蹤、雷達場強跟蹤和口徑積分三部分。

(1)射線跟蹤：利用一系列緊密相連的射線管來模擬雷達波入射到表面時的情況。通過對所有射線管進行路徑追蹤就可以模擬雷達波在目標的傳播過程。

(2)雷達場強跟蹤：對射線管與目標表面的交點場強進行跟蹤計算。

在均勻介質中，雷達波電場的傳播表達式為

(1)

式(1)中：exp(-jkr)表示相位延遲，其中r為介質長度，k為雷達波的單位矢量，表示波傳播的方向；E1為入射電場；E2為透射電場;S和S′為介質的橫截面積。

在非均勻介質中，雷達波會發(fā)生反射和透射，此時的電場傳播表達式為

(2)

(3)

式中：Rh/v和Th/v代表反射系數(shù)和透射系數(shù)；Ei、Er與Et分別代表入射場、反射場和折射場；S1、S2、S3分別表示入射截面積、反射截面積和透射截面積；r1、r2與r3表示入射介質、反射介質和折射介質的路徑長度。

(3)口徑積分：根據(jù)對射線路徑跟蹤和場強跟蹤的分析，可以求出射線經過多次反射回到射線口面時的電場分布，將口面上的電場等效為磁流源，進行口徑積分，利用感應電流積分后得到目標體的遠區(qū)散射場，表達式為

?exp[-jk(i-s)rd]dSd

(4)

式(4)中：Es為遠區(qū)散射場；i和s為沿著入射方向、散射方向的單位矢量；n為面元法矢；Hi為入射波的磁場強度；R為場點到原點的路徑長度；Sd為明區(qū)面元；rd為場點距該面元的距離長度。

最后，將所有射線管得到的散射場進行矢量疊加，得到目標體的遠區(qū)散射總場，具體表達為

(5)

式(5)中:n表示每條射線管照亮的面元總個數(shù);m表示射線管總數(shù)。

3 計算方法可行性驗證

火焰穩(wěn)定器外環(huán)具有“V”形特征，雷達波照射至外環(huán)時會產生較強的二次、三次散射，與角反射器具有相似性。以圖4所示角反射器為例，驗證本文采用的計算方法SBR的計算精度。角反射器具體參數(shù)如下:邊長a為300 mm，b為250 mm，兩個面之間的夾角為90°。

圖4 驗證模型Fig.4 Verification model

本文中對水平探測面0°～45°范圍內，角反射器在X波段10 GHz的RCS分布規(guī)律進行了數(shù)值仿真計算與試驗測試結果的對比驗證。試驗測試在某微波暗室進行，利用大型單反射面、寬頻饋源和其他輔助設備可在近距離內將球面波變換為平面波，形成RCS測試所需要的遠場條件。角反射器架設在低RCS泡沫支架系統(tǒng)，按照圓掃描方式測試。測試流程按照國軍標開展，確保結果的準確性。

圖5顯示了試驗測試的RCS分布曲線與數(shù)值仿真計算RCS分布曲線的對比情況。在0°～45°范圍內，數(shù)值計算的RCS震蕩規(guī)律與試驗測試的RCS震蕩規(guī)律總體較為接近。在3°～10°內，角反射器兩個平板對雷達波的耦合作用較強，因此RCS震蕩特性較強。部分波峰、波谷在出現(xiàn)方位上，仿真結果與試驗數(shù)據(jù)略有偏差，這與測試中角反射器實物的表面特性與仿真計算中設定的金屬導體表面特性存在差異有關。RCS均值是隱身指標評判的重要依據(jù)，通過數(shù)據(jù)統(tǒng)計，試驗測試RCS均值與數(shù)值仿真RCS均值的偏差為0.02%，因此本文采用的計算方法SBR法具有較好的計算精度。

圖5 試驗測試與數(shù)值仿真雷達散射截面對比情況Fig.5 RCS comparison of test and numerical simulation

4 計算域及計算網格

圖6顯示了計算探測點布置方式。為了獲取俯仰角對排氣系統(tǒng)雷達散射特性的影響，本文將俯仰角分別設置為0°與10°，在兩個俯仰角度下，將水平探測面的探測角度(方位角)設置為-30°～30°，探測角間隔設置為0.2°。本文設置的雷達布站方式為單站，表示天線與接收機處于同一方位，其意義為雷達波從設置的探測角度進入排氣系統(tǒng)，在腔體內部經歷多次反射后，沿原路徑返回的雷達波將被接收機捕獲。本文計算的極化方式為水平極化、垂直極化，頻點選擇為X波段10 GHz。

圖6 雷達散射特性計算探測點Fig.6 Radar scattering characteristics calculation detection point

在本文的雷達散射特性計算中，采用全模計算。計算網格為面網格。在劃分網格時，對排氣系統(tǒng)各部件進行網格加密，保證網格尺寸小于計算波長的1/10。

5 計算結果分析

5.1 RCS分布規(guī)律分析

對所有雷達散射特性的計算結果均進行了無量綱處理。RCS分布曲線圖的縱坐標無量綱雷達散射截面定義為RCS/RCSmax，RCSmax為方案A在該極化方式俯仰角0°時，雷達散射截面的最大值。

圖7～圖10顯示了俯仰角為0°、10°時，兩種火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形方案對水平極化、垂直極化RCS分布規(guī)律的影響。綜合各探測角度的計算結果，外環(huán)修形對水平極化、垂直極化的RCS分布影響規(guī)律基本一致。由于發(fā)動機排氣系統(tǒng)內存在多個部件，雷達波入射到排氣系統(tǒng)內部后在不同部件之間要發(fā)生多次反射，因此發(fā)動機排氣系統(tǒng)在兩種極化方式下的RCS分布規(guī)律呈現(xiàn)較強的震蕩特性，在RCS分布曲線上形成了多個強散射峰值。當俯仰角為0°時，在水平探測面-6°～6°范圍內，雷達波并未照射火焰穩(wěn)定器外環(huán)，因此各模型的RCS分布規(guī)律基本一致。隨著方位角的增加，雷達波開始直接照射火焰穩(wěn)定器外環(huán)，而火焰穩(wěn)定器外環(huán)的修形結構改變了雷達波的散射方向，消除了外環(huán)結構的角反射器特征。在水平探測面-26°～-16°與16°～26°范圍內，修形結構對排氣系統(tǒng)的RCS具有明顯的縮減效果。且隨著修形角度的減小，修形結構的傾斜度增加，增強了照射在火焰穩(wěn)定器外環(huán)的雷達波向非威脅方向偏折的效果，外環(huán)修形對RCS的縮減效果明顯提升。隨著方位角的進一步增加，火焰穩(wěn)定器外環(huán)被遮擋，雷達波直接照射到加力筒體，產生的二次、三次反射回波會到達火焰穩(wěn)定器外環(huán)，而方案C的修形結構增強加力筒體與火焰穩(wěn)定器的反射耦合作用，反而增強了散射回波的強度，從而使排氣系統(tǒng)的RCS有所增加。

圖7 外環(huán)修形對水平極化雷達散射截面分布規(guī)律影響(俯仰角0°)Fig.7 Impact of outer ring molding of horizontal polarization RCS distribution law(pitch angle 0°)

圖8 外環(huán)修形對垂直極化雷達散射截面分布規(guī)律影響(俯仰角0°)Fig.8 Impact of outer ring molding of vertical polarization RCS distribution law(pitch angle 0°)

圖9 外環(huán)修形對水平極化雷達散射截面分布規(guī)律影響(俯仰角10°)Fig.9 Impact of outer ring molding of horizontal polarization RCS distribution law(pitch angle 10°)

當俯仰角為10°時，隨著俯仰角的增加，雷達波直接照射到的區(qū)域發(fā)生變化。加力內錐等散射源被遮擋，火焰穩(wěn)定器外環(huán)在整個水平探測面均可被雷達波照射，火焰穩(wěn)定器外環(huán)的信號特征對發(fā)動機后向的貢獻有所增加。因此選取合適的外環(huán)方案及修形角度，對排氣系統(tǒng)的RCS具有明顯的縮減效果，且隨著修形角度的減小，RCS的縮減效果也明顯提升。在本文的修形結構中，方案B-(β+30°)的RCS大于未修形時的RCS，這是由于在特定的俯仰角下，修形會構成鏡面散射源，使雷達波產生信號特征較強的鏡面散射回波，導致排氣系統(tǒng)的RCS反而有所增加。

表1顯示了在俯仰角0°時，火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形對排氣系統(tǒng)RCS均值降幅的影響。與基準模型方案A相比，方案B、方案C在水平極化與垂直極化方式下的RCS均值均有所下降，且隨著修形角度的減小，其對排氣系統(tǒng)RCS均值的縮減效果也隨之提升。方案C-β是最優(yōu)的修形方案，其對排氣系統(tǒng)水平極化與垂直極化RCS均值的縮減效果為10.9%與13.6%。

表1 外環(huán)修形對排氣系統(tǒng)雷達散射截面均值降幅的影響(俯仰角0°)Table 1 Impact of outer ring molding of exhaust system RCS mean decline(pitch angle 0°)

表2顯示了在俯仰角10°時，火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形對排氣系統(tǒng)RCS均值降幅的影響。隨著俯仰角的增加，加力內錐等強散射源被遮擋，火焰穩(wěn)定器外環(huán)特征信號占比有所增加，采取修形后的RCS縮減效果也明顯增加。與俯仰角0°的規(guī)律一致，方案C-β是最優(yōu)的修形方案，其對排氣系統(tǒng)水平極化與垂直極化RCS均值的縮減效果為27.5%與37.4%。對于方案B，當修形角度為β+30°時，修形結構對照射到的入射雷達波構成了鏡面散射源，因此排氣系統(tǒng)的RCS均值有所增加。

表2 外環(huán)修形對排氣系統(tǒng)雷達散射截面均值降幅的影響(俯仰角10°)Table 2 Impact of outer ring molding of exhaust system RCS mean decline(pitch angle 10°)

5.2 熱點分布規(guī)律分析

在利用彈跳射線法計算目標的雷達散射特性中，將雷達波最后一次從目標反射到接收機的射線幅度轉換成RCS值，貼合到目標表面上，形成了各部位的熱點分布，熱點強度較大的部位即為雷達波的強散射源。通過獲取排氣系統(tǒng)的熱點分布規(guī)律，可以確定雷達波的強散射源以及初步獲取對特定部位應用雷達隱身措施后的隱身效果。以垂直極化為例，選取對RCS縮減效果較好的方案B-β、方案C-β分析火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形對排氣系統(tǒng)熱點強度分布規(guī)律的影響。

圖11～圖14顯示了在不同探測角度下，排氣系統(tǒng)在垂直方式下的熱點分布規(guī)律。修形結構改變了照射在火焰穩(wěn)定器外環(huán)的雷達波的散射方向，消除了火焰穩(wěn)定器外環(huán)的角反射器特征，降低了火焰穩(wěn)定器外環(huán)的熱點強度。且方案C-β的火焰穩(wěn)定器外環(huán)的熱點強度低于方案B-β外環(huán)的熱點強度，表明該方案的修形效果相對較好。而該方案火焰穩(wěn)定器外環(huán)附近的加力筒體的熱點強度有所增加。表明在該角度下，外環(huán)修形結構使照射在火焰穩(wěn)定器外環(huán)的雷達波向加力筒體方向散射，從而減弱了直接沿尾噴口返回接收機的雷達波回波的能量。

圖11 垂直極化熱點分布規(guī)律(俯仰角0°,方位角10°)Fig.11 Distribution of vertical polarization hotspots, pitch angle 0° and azimuth angle 10°

圖12 垂直極化熱點分布規(guī)律(俯仰角0°,方位角20°)Fig.12 Distribution of vertical polarization hotspots, pitch angle 0° and azimuth angle 20°

圖13 垂直極化熱點分布規(guī)律(俯仰角10°,方位角10°)Fig.13 Distribution of vertical polarization hotspots, pitch angle 10° and azimuth angle 10°

圖14 垂直極化熱點分布規(guī)律(俯仰角10°,方位角20°)Fig.14 Distribution of vertical polarization hotspots, pitch angle 10° and azimuth angle 20°

6 結論與展望

(1)兩種火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形結構改變了照射到外環(huán)雷達波的散射方向，使散射回波分別向非威脅方向偏折，消除了外環(huán)的角反射器特征，對水平探測面-26°～-16°與16°～26°的RCS具有明顯的縮減效果。

(2)減小修形角度，修形結構的傾斜度增加，增強了照射在火焰穩(wěn)定器外環(huán)的雷達波向非威脅方向偏折的效果，提升其對RCS的縮減效果。

(3)隨著俯仰角的增加，火焰穩(wěn)定器外環(huán)在整個水平探測面均可被雷達波照射，其信號特征對排氣系統(tǒng)總信號特征的貢獻有所增加，采取修形措施后對水平極化與垂直極化RCS的縮減效果也明顯提升，最大可達27.5%與37.4%。

(4)為了降低發(fā)動機后向雷達特征信號，提升飛行器戰(zhàn)場突防力與生存力，利用彈跳射線法對火焰穩(wěn)定器外環(huán)修形開展了仿真研究。后續(xù)應對研究內容繼續(xù)開展試驗驗證，獲取修形方式、修形角度對RCS縮減效果的影響及規(guī)律，并利用試驗數(shù)據(jù)對計算方法進行修正，進一步提升仿真計算精度。