劉曉春,孫世寧,王 茜

(中國航空工業(yè)集團公司濟南特種結構研究所高性能電磁窗航空科技重點實驗室,山東濟南250023)

0 引言

新一代戰(zhàn)機的雷達出現(xiàn)了兩大變化,即從窄頻帶向寬頻帶變化、從機械掃描向電子掃描變化。與傳統(tǒng)的窄帶雷達相比,寬頻帶雷達具有跟蹤測量精度高、截獲概率低和抗干擾能力強等優(yōu)點[1]。采用有源相控陣天線的機載火控雷達具有寬得多的帶寬,譬如,APG-81雷達天線帶寬達到8～12 GHz。

戰(zhàn)斗機雷達罩的流線型外形形成很高的電磁波入射角,可達80°以上,且入射角變化范圍很寬;加上雷達頻帶寬度的大大增加,形成了新型雷達罩電性能設計的基本特征條件——高入射角和寬頻帶。

機載火控雷達罩的電性能指標有功率傳輸效率,瞄準誤差及其變化率,方向圖波束寬度變化、近區(qū)副瓣電平抬高、鏡像波瓣電平、遠區(qū)RMS副瓣電平抬高、零深電平抬高等。在雷達罩壁結構形式中,C型夾層結構適用于寬頻帶且在較寬的入射角范圍內有好的傳輸性能,且重量輕、強度剛度好。然而,在高入射角時,C型夾層結構在平行極化和垂直極化下插入相位延遲分散性較大,產生去極化損失和較大的方向圖畸變,是寬頻帶高性能雷達罩電性能設計需要解決的問題。

本文針對新一代機載寬頻帶相控陣雷達的新要求,研究并提出了高性能寬頻帶雷達罩雙向變厚度設計方法,彌補了夾層結構插入相位延遲的固有缺陷,從而取得了更佳的電性能,滿足了寬頻帶相控陣雷達的使用要求。

1 寬頻帶罩壁結構的選擇

在寬頻帶雷達罩的設計實現(xiàn)上,首當其沖的是選擇合適的罩壁結構。由于戰(zhàn)斗機的超音速特性,機頭火控雷達罩通常采用流線型尖錐外形(見圖1),具有較大的長細比,一般在1.5以上。在雷達天線掃描過程中,雷達罩上將形成大范圍的電磁波入射角,這是選取壁結構應考慮的重要前提。

圖1 戰(zhàn)斗機雷達罩的尖錐外形

常用的機載雷達罩壁結構有半波壁、三層夾層結構(A型夾層)、五層夾層結構(C型夾層)以及復合多層夾層結構等[2]。對入射角在0°～80°時各種壁結構的帶寬進行計算分析,給出了它們所適用的頻帶寬度(見表1)。由表1可見,以插損1 dB為帶寬門限,入射角范圍在0°～80°時,只有C型夾層結構能夠適用于頻帶寬度0.2以上的雷達罩。文獻[3]也研究和說明了可以通過夾層結構設計拓寬雷達罩的透波頻帶。

表1 入射角為0°～80°時各種罩壁結構的帶寬

C型夾層結構的功率傳輸效率在高的入射角范圍內有好的寬頻帶特性,然而,它存在較差的相位特性,即兩種極化下的插入相位延遲在中高入射角時分散性較大(見圖2),影響了雷達罩高性能指標的實現(xiàn)。本文針對C型夾層結構的相位特性,在文獻[4]軸向變厚度設計的基礎上,增加了環(huán)向變厚度設計,形成了雙向變厚度設計方法。相對于文獻[5]探討的雷達罩分段變厚度方法,本方法是雙向的、連續(xù)的。文獻[6]也指出,高性能雷達罩的壁結構厚度必須有周向(即環(huán)向)變化和縱向(即軸向)變化,以分別適應極化角和入射角范圍的變化。

圖2 C型夾層結構等效平板插入相位延遲特性曲線

2 寬頻帶相控陣雷達罩設計要點

2.1 設計準則

功率傳輸效率通常是機載火控雷達罩首要的電性能指標。對于相控陣脈沖多普勒(PD)體制雷達,鏡像波瓣電平和遠區(qū)均方根(RMS)副瓣電平也是雷達罩的重要指標。鏡像波瓣是雷達罩罩壁反射天線波束能量所產生的波瓣,過高的鏡像波瓣電平易使雷達探測出地雜波而造成虛警,因此,控制罩壁產生的反射也至關重要,PD雷達罩往往以低反射為主線進行電性能設計。罩壁的插入相位延遲(IPD)特性影響天線波前相位的平整性,從而影響瞄準誤差、波束寬度、近區(qū)副瓣電平和交叉極化電平等指標。綜上所述,對于高性能寬頻帶火控雷達罩,應選取C型夾層或復合多層夾層結構,以“高傳輸、低反射、等插入相位延遲”綜合準則開展電性能設計。

2.2 雙向變厚度

戰(zhàn)斗機雷達罩尖部的平均入射角較高、根部的較低,應適配不同的入射角進行雷達罩軸向變厚度設計以獲得高傳輸/低反射性能,其設計結果是前厚后薄的壁厚分布,這也使IPD隨入射角的變化趨于平坦。另一方面,雷達罩上兩種極化形式同時存在,譬如,對于垂直極化的天線,雷達罩的垂直主截面為平行極化面,水平主截面為垂直極化面,而兩個面之間的角度為不同的極化角,應在垂直于雷達罩軸線的橫截面上進行環(huán)向變厚度設計,以適配不同的極化角獲得接近的插入相位延遲,從而取得較為均勻的波前相位。對于寬頻帶夾層結構雷達罩,雙向變厚度設計將獲得更佳的電性能。

2.3 適配相控陣天線

有源相控陣雷達天線的副瓣可以做得更低,為了使提高天線性能方面的努力不至白費,也對雷達罩提出了更高的要求,變厚度設計成為一種必然考慮。相控陣天線是通過分別控制每個輻射單元的相位來控制波束指向,如圖3所示,單元間距為s,當掃描角為α0時,相鄰單元之間的相移增量為在雷達罩電性能設計仿真中,要將相移增量帶入天線的口徑場相位分布中從而使波束指向發(fā)生掃描偏轉。相控陣天線與機械掃描平板裂縫天線不同,在不同的掃描角上天線有效口徑在變化,方向圖特性在變化,因此在雷達罩變厚度設計和優(yōu)化過程中要適配這種情況。

圖3 相控陣天線掃描波束指向的控制

3 雙向變厚度設計方法

3.1 軸向變厚度設計

軸向變厚度設計的目的是使雷達罩各站位的厚度適配不同的入射角。本文以C型夾層結構為例,給出了蒙皮等厚度、夾芯層變厚度的設計方法。

戰(zhàn)斗機雷達罩的電磁波入射角呈現(xiàn)圖4所示的典型分布,雷達罩各站位點都有不同的入射角變化范圍,從其均值看,呈現(xiàn)頭部入射角高、根部入射角低的變化趨勢。由于天線口徑場通常呈現(xiàn)中心部分場強高、邊緣部分場強低的加權分布(譬如泰勒分布、高斯分布等),因而,應根據天線每根射線所含能量的大小來確定雷達罩各站位的平均入射角。

圖4 機頭雷達罩典型入射角分布及其加權平均入射角

作為雷達罩電性能設計的基本條件,天線口徑場幅度分布是已知的,用A(r)表示。已計算出的雷達罩站位上的入射角分布如圖4所示,雷達罩站位x處的入射角用θi(x)表示,則加權平均入射角θp由下式計算得出。

由于戰(zhàn)斗機雷達罩的尺度和曲率半徑遠大于工作波長(X波段),故可采用幾何光學法進行設計計算。在天線射線與雷達罩曲面的每個相交點上建立一個入射的局部平面波,將罩曲面的局部近似為平板面元,用平面波平板傳輸理論計算在其入射角下平行極化和垂直極化的復電壓傳輸系數(shù)、復電壓反射系數(shù)和插入相位延遲。

設雷達罩罩壁由N(N≥1)層介質材料組成,則N層介質平板的轉移矩陣為

式中,N為多層介質平板的總層數(shù),n=1,2,3,…,N;θi為電波入射角;λ0為雷達工作波長;d n為第n層介質的厚度;εn為第n層材料的相對介電常數(shù);tanδn為第n層材料的損耗角正切;Z cn為第n層材料的特性阻抗。

當n=0時,ε0=1,Z c0表示自由空間歸一化特性阻抗。那么,天線射線穿過雷達罩罩壁的復電壓傳輸系數(shù)T為

式中,B′=B/Z c0;C′=Z c0C。

復電壓反射系數(shù)為

插入相位延遲為

對于C型夾層結構,并考慮了外表面防雨蝕涂層和抗靜電涂層,罩壁將由4種7層介質材料組成(見圖5)。其中,C型夾層的外蒙皮、中蒙皮和內蒙皮為相同的復合材料;2層夾芯層為相同的夾芯材料。按照C型夾層結構的經典構型,其外蒙皮和內蒙皮的厚度相同(d3=d7),中蒙皮厚度是內(外)蒙皮厚度的2倍(d5=2d3=2d7),內、外蒙皮厚度應符合GJB1680的規(guī)定和承載飛機氣動載荷的要求。2層夾芯層的厚度是相同的(d c=d4=d6),有待設計確定。涂層的厚度應符合相關規(guī)范的要求,通常防雨蝕涂層厚度d2=0.2mm,抗靜電涂層厚度d1=0.03 mm。各層選訂材料的介電常數(shù)和損耗角正切是已知的。

圖5 C型夾層結構示意圖

雷達罩軸向變厚度設計通常在垂直極化狀態(tài)下進行,因為平行極化的傳輸和反射特性通常優(yōu)于垂直極化。通過公式(1)計算雷達罩各站位點的加權平均入射角θp,并以此作為設計角;在設計頻率上,由式(2)～(12)計算出x站位的設計角上,夾芯層厚度(d c=d4=d6)與功率反射系數(shù)|R|2的關系曲線,即可從中取得垂直極化下最小反射所對應的夾芯層厚度(低反射準則),逐個站位點計算便可得到d c隨雷達罩站位的軸向厚度分布。

3.2 環(huán)向變厚度設計

環(huán)向變厚度設計的目的是適配不同的極化角,使透過雷達罩的全部天線射線有接近相等的插入相位延遲。機載火控雷達天線通常是垂直極化的。以雷達罩軸線為基準,當天線作方位掃描時(俯仰角為0°),在雷達罩水平主截面上,電場垂直于入射平面(電波傳播方向與罩曲面法線所組成的平面),即為垂直極化面。當天線作俯仰方向掃描時(方位角為0°),在雷達罩垂直主截面上,電場平行于入射平面,即為平行極化面。在雷達天線的全部掃描角范圍內,統(tǒng)觀雷達罩曲面上的各點,呈現(xiàn)兩種極化分量的矩陣,極化角的變化從0°到90°。

由于C型夾層結構的相位特性差,極化角的變化會伴隨著罩壁插入相位延遲的較大變化,使得天線口徑輻射出的射線在透過雷達罩后波前相位發(fā)生較大畸變。環(huán)向變厚度設計即是應對兩個極化面插入相位延遲的變化,在軸向變厚度設計的基礎上進行的齊整波前相位的措施。圖6給出了某雷達罩軸向變厚度和雙向變厚度兩種設計對天線方向圖影響的仿真曲線,雙向變厚度顯現(xiàn)了良好的方向圖副瓣特性。

圖6 某雷達罩軸向變厚度和雙向變厚度對天線方向圖的影響

以非旋轉對稱橫截面雷達罩為復雜條件,按以下步驟設計環(huán)向厚度分布:

(1)在雷達罩各站位上,用垂直極化下獲取的芯層厚度d i計算罩壁插入相位延遲在各入射角上的頻率特性;

(2)在插入相位延遲頻率特性曲線上,找出所計算站位j點在平均入射角上兩種極化IPD值相差最小的平行極化所對應的頻率點F b;

(3)在F=F0上,計算兩種極化IPD值相差最小時,平行極化所要求的厚度值d b為

(4)計算j點環(huán)向厚度變化系數(shù)K j:

式中,R為j點的矢徑;Y j為在直角坐標里j點的縱坐標。

(5)計算j站位點環(huán)向各厚度

對于垂直極化天線:

對于水平極化天線:

3.3 整罩電性能優(yōu)化

以上基于雷達罩的入射角和兩種極化下等效平板的反射、傳輸和相位特性,設計了C型夾層結構夾芯層雙向變厚度的壁厚分布,它將作為一個基礎壁厚分布,通過計算全頻帶內整個雷達罩上的總反射功率進行優(yōu)化。

應用幾何光學——三維射線跟蹤法,可計算取得全部天線射線分別在平行極化和垂直極化下入射到罩壁上的電壓反射系數(shù)(R‖和R⊥)。

考慮到極化角ξ,則天線射線的有效電壓反射系數(shù)Re為

天線口徑場分布為

式中,|A mn|為天線口徑場電壓幅度分布;φmn為天線口徑場相位分布;m,n分別為天線口面沿X軸(水平)和Y軸(垂直)陣元的序號。則天線全部陣元發(fā)出的射線入射到罩壁上后的總功率反射系數(shù)為

代入基礎壁厚分布,用上述公式計算雷達罩的總反射功率,分析反射功率曲線隨頻率和掃描角的分布情況,以雷達工作頻帶內有良好的電性能均衡性為目標,對基礎壁厚分布進行優(yōu)化調整,循環(huán)往復,直至達到符合性能要求的狀態(tài),從而使罩壁結構參數(shù)(壁厚分布)得到最后的確定。

需要指出的是,C型夾層結構雷達罩在實現(xiàn)高傳輸與實現(xiàn)低反射方面的壁結構參數(shù)存在差異性,調整插入相位延遲一致性的過程也會帶來傳輸和反射性能的變化,因此,對寬頻帶雷達罩采取“高傳輸、低反射、等插入相位延遲”的綜合設計準則。在電性能優(yōu)化過程中,不是對單一一項指標的最佳化,而是在軸向變厚度的基礎上通過減小插入相位延遲分散性的環(huán)向變厚度措施,實現(xiàn)優(yōu)良的功率傳輸效率、瞄準誤差和方向圖參數(shù)指標,這需要電性能設計師在整罩優(yōu)化過程中去把握。

4 結束語

C型夾層結構適用于寬頻帶、中高入射角工作的雷達罩,然而它在中高入射角時插入相位延遲(IPD)在平行和垂直兩種極化下的分散性較大,制約了雷達罩電性能的提高。本文研究并提出了高性能寬頻帶雷達罩雙向變厚度設計方法,以軸向變厚度適應入射角的變化獲得高傳輸/低反射特性,以環(huán)向變厚度適應極化角的變化獲得接近相等的插入相位延遲,減小了去極化損失,并通過整罩三維電性能計算分析實現(xiàn)罩壁結構參數(shù)的優(yōu)化。該方法已成功應用于型號雷達罩研制,使火控雷達罩的功率傳輸效率超過GJB-1680寬頻帶雷達罩指標6%以上,并表現(xiàn)出良好的方向圖副瓣特性,滿足了新一代戰(zhàn)機寬帶相控陣火控雷達的使用要求。

[1]劉勁,戴奉周,劉宏偉.寬帶雷達探測性能分析[J].雷達科學與技術,2008,6(2):92-95.LIU Jin,DAI Feng-zhou,LIU Hong-wei.Detection Performance of Wideband Radar in White-Gaussian Noise[J].Radar Science and Technology,2008,6(2):92-95.(in Chinese)

[2]Skolnik M I.雷達手冊(第六分冊)[M].北京:國防工業(yè)出版社,1978:138-139.

[3]楊備.寬頻透波陶瓷基復合材料夾層結構設計、仿真與驗證[D].長沙:國防科學技術大學,2010:6-11.

[4]劉曉春.米格-21飛機新型脈沖多普勒雷達罩的電性能設計[J].飛機設計,1999(2):27-35.

[5]李多聚,謝志國,鄭翔.變厚度雷達罩電磁性能仿真三種方法的比較[J].航空計算技術,2011(2):25-27.

[6]Rulf B.Problems of Radome Design for Modern Airborne Radar[J].Microwave Journal,1985,28(1):145-153.