戰斗機座艙次強散射源雷達隱身技術研究

周韜, 周生林, 蔡三軍, 楊波, 岳映章

(成都飛機設計研究所, 四川 成都 610091)

隱身戰斗機實質上是指具有低可探測性的戰斗機，其標志性特點之一是擁有低雷達散射截面(radar cross section,RCS)。國外對雷達波吸收的研究時間較長，最早的吸波結構—Salisbury屏、Jauma-nn屏[1-2]，最早的超材料概念—“左手材料”[3]都是雷達吸波材料研制歷史中的里程碑。后來隨著導電高分子材料、納米復合材料、電磁超材料等各種新材料的問世，國外又相繼提出有源對消、智能蒙皮等全新概念，給雷達隱身技術提供了許多不同的發展方向[4-10]。國外關于雷達隱身技術在戰斗機上應用的相關文獻公開較少，F35和F22隱身戰斗機座艙主要利用透明件表面鍍膜及金屬蒙皮表面涂敷吸波涂料的方式提升雷達隱身性能。國內戰斗機雷達隱身研究起步相對較晚，但近年來的發展很迅速。桑建華等[11-12]通過理論分析及RCS試驗，初步研究了飛行器表面縫隙、臺階等弱散射源，并提出了初步控制方法。梁爽等[13]采用外形逆向建模、理論計算和RCS測量、強散射源減縮控制相結合的高精度、快速方法，對隱身飛行器的隱身特性進行了分析。座艙作為戰斗機主要散射源之一，其內部結構中包括許多次強散射源，目前對于座艙次強散射源的研究尚少。本文以戰斗機座艙結構典型次強散射源為研究對象，結合RCS仿真軟件及微波暗室RCS試驗，研究座艙結構次強散射源的雷達散射截面減縮控制(RCSR)設計。

1 概 述

雷達隱身作為新一代戰斗機的標志性特征,越來越受到各國航空研究機構的重視。根據統計，雷達對飛行器的威脅占60%以上，尤其是L、S、X波段的雷達數目最多，其中以X波段為主[14]。

座艙蓋作為戰斗機關鍵結構，主要功能是為飛行員提供清晰的視野，并提供保護免受外部環境及其他威脅，同時提供飛行員地面進出座艙和應急彈射救生通道[15-16]。但由于座艙蓋透明件的透波性以及座艙內的復雜結構與諸多飛行設備，使得座艙成為戰斗機三大散射源之一，其對機頭方向的RCS貢獻達到了10%～15%左右[17]。因此，座艙雷達隱身綜合設計就顯得尤為重要。

目前戰斗機座艙雷達隱身技術主要包括外形隱身技術和材料隱身技術。外形隱身技術作為雷達隱身技術中最為有效的一種，在戰斗機上的應用也最為廣泛，主要體現在座艙整體菱形理論外形設計以及局部鋸齒、尖劈、傾斜角等結構設計。材料隱身技術在隱身戰斗機上的應用同樣廣泛，重要程度僅次于外形隱身，可有效彌補外形隱身技術由于氣動力布局等因素限制而產生的不足，主要分為涂覆型吸波材料(吸波涂料)與結構型吸波材料。新一代戰斗機座艙通過低RCS外形、一體化結構、涂覆隱身涂料以及透明件鍍膜等多種途徑，提升座艙結構隱身性能。其與傳統戰斗機座艙對比見圖1～2。

圖1 傳統座艙蓋固定風擋圖2 一體化隱身 和活動艙蓋結構 座艙蓋結構

座艙透明件表面鍍制復合隱身膜，可將原本透波的透明件表面金屬化，對座艙腔體散射進行有效屏蔽，并將其轉換為外形散射；同時結合低RCS菱形座艙理論外形設計，使其與機身外形融為一體，基本實現了對座艙腔體強散射源的抑制。但是，座艙結構中還存在許多次強散射源，包括局部結構腔體、結構棱邊以及結構縫隙等，這些次強散射源對座艙整體RCS的綜合影響也是不容忽視的。

2 座艙棱邊結構次強散射源

當雷達波入射到結構棱邊時，會產生邊緣繞射(見圖3)，是一種較強的散射源。在進行座艙結構雷達隱身設計時，對暴露在雷達波照射范圍內的棱邊結構通常需要進行局部鋸齒化處理，抑制邊緣繞射。

圖3 邊緣繞射現象

2.1 棱邊散射源評估

在座艙雷達隱身設計過程中，為快速迭代優化和降低成本，需要采用RCS仿真預估和分析目標散射特性[18-19]，本文利用FEKO計算軟件對目標RCS進行仿真評估。

為有效評估棱邊散射源，建立了座艙典型蒙皮棱邊結構散射仿真模型(見圖4)，圖中蒙皮結構安裝于透明件外表面，處于頭向雷達入射波的照射范圍內。該蒙皮結構的安裝采用超大后傾角，很大程度抑制了兩側棱邊的邊緣繞射。經初步理論分析，在蒙皮弧頂部分近平直段的棱邊仍會產生較強的繞射回波，并會在透明件金屬膜表面產生二次散射回波，形成次強散射源(模型中載體是由透明件外形調整而來)。

圖4 蒙皮棱邊結構散射源

為評估蒙皮棱邊散射強度，并探究弧頂平直段是否為主要貢獻源，為后續隱身優化提供數據基礎，設計了如表1所示的仿真工況進行分析。

表1 棱邊散射源評估仿真工況

運用多層快速多極子方法(MLFMM)對上述工況進行RCS仿真計算。發射源選擇典型頻率下的HH極化雷達波(該極化形式對棱邊更敏感)。單載體工況與載體/全長蒙皮耦合工況典型RCS曲線對比見圖5；不同弧長的蒙皮典型RCS曲線對比見圖6；各工況的RCS均值相對增量統計數據見表2。

圖5 C/L 2種工況RCS曲線對比

圖6 5種不同弧長工況RCS曲線對比

表2 各工況RCS均值增量統計(相對工況C)

圖中：θ1,θ2,θ3為典型方位角；-r1,-r2,-r3為典型RCS值，下同。

從圖5、表2對比結果可見，載體頭向散射水平較低，而加上蒙皮結構后由于蒙皮棱邊前緣繞射及其繞射回波與載體外形產生的二次耦合散射導致頭向散射顯著增強，其RCS比單載體結構提高了10～20 dB(1～2個量級)。從圖6、表2對比結果可見，蒙皮弧頂部分平直段確實為主要散射源，并且散射強度隨著弧段長度增加而增強。其中弧長400 mm蒙皮(L-400)與全長蒙皮(L)散射強度基本一致，且弧長繼續增加對散射影響不大，因此可判斷弧長為400 mm蒙皮段為主要散射貢獻源。

2.2 棱邊散射源減縮控制設計

為抑制棱邊散射，通常采用增加鋸齒結構以及涂覆吸波涂層的設計。根據2.1節中的仿真結果，在弧頂400 mm弧長段棱邊(主要散射源)處增加鋸齒結構，共設計了3種不同鋸齒結構形式的蒙皮(見圖7)進行仿真對比。蒙皮棱邊散射源的減縮控制仿真工況見表3。

圖7 3種不同鋸齒形式(齒高70 mm)

表3 棱邊散射源減縮控制仿真工況

同樣選擇典型頻率下的HH極化雷達波對上述工況進行仿真。蒙皮原始狀態與不同鋸齒結構形式蒙皮的典型RCS曲線對比見圖8。RCS均值相對增量統計見表4。

圖8 4種不同形式蒙皮RCS曲線對比

表4 各工況RCS均值增量統計(相對工況G0)

從圖8與表4結果可見，三鋸齒與單鋸齒蒙皮對頭向RCS有明顯改善，相比原始狀態降低了11～13 dB；但整體RCS均值與原始狀態相當，這是因為鋸齒結構會在特定方位角由于回波干涉而產生柵瓣，柵瓣數量、強弱會隨鋸齒變化而變化。從多鋸齒RCS曲線看出，鋸齒并不是越多越好，鋸齒數量增加，產生的柵瓣個數及強度也會隨之增加，不利于散射源的減縮控制。

有研究表明[1]，在X頻段，大鋸齒RCS明顯低于小鋸齒，鋸齒尺寸L與波長λ比值越大，鋸齒效果越好。如果設計空間足夠大，理論上單鋸齒結構應該要優于三鋸齒結構，因為單鋸齒會產生更少的柵瓣。但由于結構空間的限制，蒙皮棱邊鋸齒高度最大不超過70 mm，而鋸齒跨度需達到400 mm，此時單鋸齒結構的鋸齒底角較小，這會導致入射波在較小的入射角時就會垂直入射鋸齒棱邊，從而產生柵瓣。從三鋸齒與單鋸齒的RCS曲線也不難看出，雖然二者RCS量級相當，但單鋸齒結構在較小方位角附近存在較高的柵瓣，其產生就與鋸齒底角角度有關。

對于隱身戰斗機而言，通常希望散射源的主瓣位于頭向威脅扇區外；這要求結構鋸齒的底角大于威脅扇區角，并且滿足平行設計原則。綜合考慮，此處結構蒙皮選擇三鋸齒結構為最優。

三鋸齒型蒙皮全表面涂覆吸波涂層后的典型RCS對比曲線見圖9，RCS均值相對增量統計見表5。

圖9 涂覆吸波涂層前后RCS曲線對比

表5 涂覆吸波涂層后RCS均值增量統計(相對工況G1)

由圖9及表5的結果可見，在三鋸齒型蒙皮全表面涂覆吸波涂料后，其RCS曲線整體下降，均值降低約10 dB(1個量級)，吸波效果明顯。

綜上，RCS仿真計算結果表明，典型棱邊次強散射源減縮方案效果明顯，整體RCS均值降低超過10 dB，頭向RCS降低超過20 dB。

3 座艙螺栓結構次強散射源

螺栓是座艙結構安裝必不可少的標準件，大量的排列螺栓一旦暴露在雷達波照射范圍內，將會產生鏡面反射、行波及爬行波繞射，形成較強的散射。對于復雜結構的雷達隱身設計，仿真計算難以準確評估，通常需要結合隱身試驗對散射源進行評估并對減縮控制效果進行驗證。

3.1 螺栓散射源分析

為分析螺栓散射源，根據座艙典型螺栓結構研制了平板摸底試驗件(見圖10)，開展螺栓散射評估的隱身試驗。該典型座艙結構中存在數十個整齊排列的螺栓形成的次強散射源。

圖10 典型平直段摸底試驗件

當雷達波入射時，在螺栓孔及螺栓桿等介質不連續區域會產生回波。數十個螺栓產生的回波相互干涉，在疊加增強區會形成較強的柵瓣。

螺栓排列散射計算原理如圖11所示，當雷達波以入射角θ進入結構時，相鄰2個螺栓位置產生的回波相位差Δ為波長λ整數倍時，2個回波會相互疊加增強，從而在方位角θ產生柵瓣。

式中：θ為入射方位角；D為螺栓間距；λ為雷達波波長；n為整數。

圖11 螺栓排列散射計算原理圖

以典型頻率10 GHz為例，對應的波長λ為30 mm；間距D為50 mm；整數n分別取0,1,2；將上述數據代入公式(2)中可計算得到螺栓散射產生柵瓣的方位角分別為0°,18°,37°。對常規結構試驗件進行隱身試驗，發射饋源采用上述計算過程中的典型頻率，極化形式為VV極化(該極化形式對螺栓散射更加敏感)。其隱身測試RCS曲線如圖12所示。

圖12 常規結構螺栓的RCS曲線(10 GHz)

圖12曲線中的散射峰值對應的方位角分別為0.2°，18.6°，37.4°(左右基本對稱)，這與理論計算得到的產生柵瓣的方位角度基本一致。從而可以得到結論，大量排列螺栓散射會在特定方位角處由于回波干涉增強而出現較強柵瓣，形成次強散射源。

3.2 螺栓散射源減縮控制設計

螺栓安裝處屬于承力結構，且安裝間隙狹小，無法通過吸波涂層進行散射抑制；此處結構腔體也很難通過外形設計來進行減縮控制；只能考慮采用吸波結構件替換原結構件，達到抑制螺栓散射的效果(見圖13)。

圖13 螺栓散射的減縮控制方案

常見的吸波結構材料包括電磁超材料、蜂窩結構材料等，實際工程中還應結合成形制件的結構強度、質量密度、二次加工性能等特點進行篩選使用。

采用一種新型電磁超材料復合成型后的吸波結構件替換常規結構件后，通過隱身測試所得的RCS對比曲線見圖14，RCS均值相對增量統計見表6。

圖14 常規/吸波結構RCS對比曲線(10 GHz)

表6 吸波結構RCS均值增量統計(相對常規結構)

從圖表中可以看到，除0°外其他方位角的柵瓣已經基本完全被吸波結構件抑制，整體RCS均值下降5 dB左右。

由于該隱身摸底試驗僅用于評估螺栓散射以及吸波結構件的吸波效果，故試驗件并未采用真實座艙結構。雷達波在0°方位角時，垂直入射該摸底試驗件的平直端面，雖然吸波結構件屏蔽住了螺栓的散射，但由于結構件本身長直端面及棱邊的散射較強，所以0°方位角仍然存在較高峰值，但實際座艙結構中不會存在類似雷達波頭向垂直入射情況。

因此，若不計頭向0°附近的峰值，吸波結構狀態下試驗件的RCS均值下降甚至超過10 dB，可見吸波結構件吸波效果良好，螺栓散射源減縮控制方案有效可行。

4 結 論

本文針對座艙棱邊結構散射、螺栓排列散射2種典型座艙次強散射源結構，利用理論計算、仿真分析并結合RCS暗室試驗分別對其散射強度與散射特征進行了詳細分析。仿真對比發現典型棱邊結構主要散射貢獻區域為中間平直棱邊段，對其進行了局部鋸齒結構設計，仿真驗證發現其有效降低了頭向RCS水平，結合表面吸波涂料的涂敷，進一步降低了該結構的散射強度。此外，通過理論分析在螺栓安裝孔介質不連續處及螺栓桿本身散射產生的回波相互干涉疊加，在特定方位角度會出現較強柵瓣，并結合RCS暗室試驗驗證其柵瓣出現的方位角與理論計算結果一致；進一步利用吸波結構件對螺栓排列散射進行屏蔽，通過暗室測試驗證其有效抑制了柵瓣的產生。本文的研究成果促進了新型戰斗機座艙隱身性能的進一步提升，同時也為隱身戰斗機座艙的次強散射源減縮控制提供了理論指導和經驗數據。隨著座艙雷達隱身技術的不斷發展，戰斗機座艙終將達到全向、寬頻譜的超高隱身性能。