崔金輝，李大為

(中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽 110015)

1 引言

變循環(huán)發(fā)動機(VCE)是在常規(guī)發(fā)動機的基礎(chǔ)上，通過改變發(fā)動機部件形狀、尺寸、位置達(dá)到改變熱力循環(huán)的目的，可通過調(diào)節(jié)流量、增壓比和涵道比使發(fā)動機在多種飛行條件和工作狀態(tài)下都具有良好的使用性能和較高的工作效率，可有效改善發(fā)動機耗油率和航程等[1-3]。

變循環(huán)發(fā)動機由于其明顯的性能優(yōu)勢，得到了國內(nèi)外相關(guān)科研機構(gòu)和技術(shù)人員的大量研究，取得了很多有價值的成果[4-8]。從公開文獻(xiàn)資料看，目前的研究主要集中于變循環(huán)發(fā)動機的部件優(yōu)化設(shè)計、性能計算、優(yōu)勢分析和數(shù)學(xué)建模[9-12]，針對發(fā)動機雷達(dá)隱身特性的研究較少。變循環(huán)發(fā)動機由于流路結(jié)構(gòu)上的改變，必然會對后向雷達(dá)隱身性能產(chǎn)生影響，而后向雷達(dá)隱身特性對飛機的綜合隱身性能起著至關(guān)重要的作用，因此有必要對變循環(huán)發(fā)動機的后向雷達(dá)隱身特性進(jìn)行計算，為后續(xù)發(fā)動機的設(shè)計和隱身性能優(yōu)化提供參考。

早期對腔體雷達(dá)散射截面積(RCS)的計算分析，應(yīng)用較多的是模式匹配方法[13]，該方法在計算規(guī)則且軸向變化不大的腔體時具有較高的可靠性，但計算時間較長。后來發(fā)展了一些基于射線理論的高頻近似方法，如彈跳射線法(SBR)[14]、廣義射線法(GRE)[15]等，雖縮短了計算周期，但增加了計算復(fù)雜度，且由追蹤射線的積累誤差而導(dǎo)致射線出射點位置與方向發(fā)生偏移，影響了計算結(jié)果精度。因此，文中采用兼顧可靠性和計算速度的物理光學(xué)迭代法(IPO)[16-17]，計算變循環(huán)發(fā)動機后向雷達(dá)隱身性能。

本文對帶分流環(huán)的變循環(huán)發(fā)動機和不帶分流環(huán)且具有相似幾何結(jié)構(gòu)的常規(guī)發(fā)動機進(jìn)行后向雷達(dá)隱身性能計算，并對計算結(jié)果進(jìn)行對比分析，為后續(xù)變循環(huán)發(fā)動機的設(shè)計提供參考依據(jù)和約束條件。

2 物理模型

對不帶加力燃燒室的雙外涵變循環(huán)發(fā)動機和常規(guī)單外涵構(gòu)型發(fā)動機進(jìn)行建模，其二維結(jié)構(gòu)分別如圖1、圖2所示。常規(guī)構(gòu)型單外涵發(fā)動機的內(nèi)外涵氣流在渦輪出口截面處混合后經(jīng)噴管排出。雙外涵變循環(huán)發(fā)動機在低壓渦輪出口處增加了內(nèi)外涵分流環(huán)和第二外涵引射閥門，其中引射閥門主要控制第二外涵的打開和關(guān)閉，分流環(huán)類似于收斂噴管，使內(nèi)涵氣流加速后單獨排出。第二外涵關(guān)閉模式下，只有第一外涵的氣流排出；第二外涵打開模式(變循環(huán)模式)下，第二外涵氣流經(jīng)引射閥門排出后與第一外涵氣流混合，然后經(jīng)噴管排出發(fā)動機。為計算發(fā)動機后向電磁隱身性能，根據(jù)計算需要并參考發(fā)動機后體結(jié)構(gòu)，完成了發(fā)動機后向隱身性能計算所需的三維簡化構(gòu)型，如圖3和圖4所示。

圖1 雙外涵變循環(huán)發(fā)動機構(gòu)型Fig.1 Configuration of VCE with double bypass

圖2 常規(guī)單外涵發(fā)動機構(gòu)型Fig.2 Configuration of engine with single bypass

圖3 雙外涵變循環(huán)發(fā)動機隱身性能計算模型Fig.3 Stealth performance computing model of VCE with double bypass

圖4 常規(guī)單外涵發(fā)動機隱身性能計算模型Fig.4 Stealth performance computing model of engine with single bypass

3 計算方法和網(wǎng)格劃分原則

3.1 物理光學(xué)迭代法

Obelleiro-Basteiro等提出的物理光學(xué)迭代法[16-17]是一種有效分析電大尺寸腔體散射特性的高頻近似方法，該方法考慮了電磁波的多次散射，經(jīng)多次迭代完成對物體表面實際感應(yīng)電流的計算。相比SBR法，IPO法提高了計算精度，且計算時每平方波長僅需劃分9～16 塊小面元就可獲得較好的精度，適合于計算角反射器、腔體等物體的電磁散射，目前已在隱身計算領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[18-21]。

3.2 網(wǎng)格劃分原則

進(jìn)行RCS 計算時，需要對腔體內(nèi)壁面進(jìn)行離散，將其劃分為多個面網(wǎng)格。由于腔體壁面感應(yīng)電流的計算僅與腔體內(nèi)壁面上的面網(wǎng)格有關(guān)，而與腔體內(nèi)部體網(wǎng)格的疏密和數(shù)量無關(guān)，因此對腔體劃分網(wǎng)格時按照面網(wǎng)格密集而體網(wǎng)格稀疏的原則。

對計算模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，首先在腔體內(nèi)壁面生成較為密集的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以面網(wǎng)格為基礎(chǔ)設(shè)置體網(wǎng)格的生長率——生長率越大網(wǎng)格越少，反之亦然。文中設(shè)定生長率為10 000(即足夠大)。體網(wǎng)格也采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。體網(wǎng)格對計算結(jié)果沒有影響，降低體網(wǎng)格數(shù)量可加快計算速度。圖5 給出了雙外涵變循環(huán)發(fā)動機后向雷達(dá)隱身性能計算時的面網(wǎng)格示意圖，圖中從內(nèi)到外依次是錐體、分流環(huán)和噴管壁面。

圖5 面網(wǎng)格示意圖(后視圖)Fig.5 Sketch of surface mesh(back view)

4 計算結(jié)果與分析

對隱身特性進(jìn)行計算時，設(shè)定入射波的波長λ為0.03 m(頻率為10 GHz)。

4.1 算法驗證

為驗證RCS 數(shù)值計算方法的可靠性，對某圓柱腔體模型[21]進(jìn)行RCS數(shù)值計算。圖6示出了水平極化和垂直極化方式下本文計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比。圖中，σ表示RCS 的大?。沪缺硎救肷浞轿唤堑拇笮?，變化范圍為從0°到40°，0°入射方位角即電磁波以平行于噴管軸線的方向從噴管出口垂直射入腔體內(nèi)部?？梢?，計算結(jié)果雖不能與試驗結(jié)果完全重合，但在相同入射方位角下相差較小，變化趨勢亦基本吻合。證明了本文采用的RCS 數(shù)值計算方法的可靠性。

圖6 RCS計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比Fig.6 Comparison of calculation results and test results of RCS

4.2 計算結(jié)果分析

為分析雙外涵變循環(huán)發(fā)動機的雷達(dá)隱身性能，借助物理光學(xué)迭代法，對雙外涵變循環(huán)發(fā)動機和常規(guī)構(gòu)型發(fā)動機同時做計算，得到兩種構(gòu)型發(fā)動機在水平極化和垂直極化方式下腔體的RCS。

RCS隨入射方位角的變化如圖7所示。計算結(jié)果表明，任意入射方位角下，無論是水平極化還是垂直極化，變循環(huán)發(fā)動機后向腔體RCS均小于常規(guī)發(fā)動機的RCS。這主要是因為變循環(huán)發(fā)動機的分流環(huán)具有遮擋效果，使得入射電磁波尤其是小角度入射電磁波，無法直接照射在渦輪后尾椎和發(fā)動機噴管入口之前的部件，同時分流環(huán)的曲面形壁面可以使入射電磁波發(fā)生多次折射，進(jìn)而削弱了入射電磁波的能量，減少了電磁波回波百分比，降低了雷達(dá)探測面積，由此提高了隱身性能。而常規(guī)構(gòu)型發(fā)動機，由于電磁波入射到腔體內(nèi)部后經(jīng)過的反射次數(shù)少，甚至大部分小角度入射的電磁波直接沿入射方向垂直反射，極大地增加了被雷達(dá)探測到的幾率，因此其隱身性能較差。

圖7 不同極化方式下RCS與θ之間的關(guān)系Fig.7 The relationship between RCS and θ in different polarizations

4.3 感應(yīng)電流結(jié)果分析

為更加清楚、直觀地分析變循環(huán)發(fā)動機和常規(guī)發(fā)動機后向RCS計算結(jié)果存在差異的原因，用感應(yīng)電流的分析方法對兩種類型發(fā)動機的隱身性能進(jìn)行分析。

理論研究表明，物體表面感應(yīng)電流線密度(A)越大，輻射場的場強和RCS 越大，即雷達(dá)探測到的反射面積越大[22]。因此，電磁波在某一入射方位角下感應(yīng)電流線密度的大小可以間接反映該方位角上RCS的大小，感應(yīng)電流線密度越大RCS就越大，感應(yīng)電流線密度越小RCS 就越小。腔體感應(yīng)電流線密度可利用磁場積分方程(MFIE)[19，23]求得。

以入射方位角為20°時的計算結(jié)果為例，圖8示出了水平極化和垂直極化方式下兩種類型發(fā)動機噴管壁面感應(yīng)電流線密度分布云圖，圖中左側(cè)為帶分流環(huán)的變循環(huán)發(fā)動機，右側(cè)為不帶分流環(huán)的常規(guī)構(gòu)型發(fā)動機。可見，水平極化方式下，變循環(huán)發(fā)動機噴管壁面感應(yīng)電流線密度為0.000 2～0.001 4 A/m，常規(guī)發(fā)動機噴管壁面感應(yīng)電流線密度為0.000 2～0.002 2 A/m；垂直極化方式下，變循環(huán)發(fā)動機噴管壁面感應(yīng)電流線密度為0.000 2～0.001 8 A/m，常規(guī)發(fā)動機噴管壁面感應(yīng)電流線密度為0.000 2～0.003 4 A/m。變循環(huán)發(fā)動機感應(yīng)電流線密度明顯小于常規(guī)發(fā)動機感應(yīng)電流線密度，并且從分布上看，變循環(huán)發(fā)動機噴管壁面上感應(yīng)電流較高的區(qū)域較小。這說明變循環(huán)發(fā)動機噴管壁面產(chǎn)生的輻射場的場強比常規(guī)構(gòu)型發(fā)動機的小，對應(yīng)的雷達(dá)散射截面積小，從本質(zhì)上解釋了兩種構(gòu)型發(fā)動機RCS存在差異的原因。

圖8 不同極化方式下的感應(yīng)電流線密度分布云圖(θ=20°)Fig.8 Contour of induced current linear density distribution in different polarizations(θ=20°)

5 結(jié)論

基于所給出的兩種不同類型發(fā)動機雷達(dá)隱身性能的計算和分析，得出以下結(jié)論：

(1) 在計算航空發(fā)動機后向雷達(dá)隱身性能方面，本文提出的RCS 數(shù)值計算方法可靠，相同入射方位角下數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合度較高。

(2) 文中計算的帶分流環(huán)的變循環(huán)發(fā)動機后向雷達(dá)隱身性能優(yōu)于常規(guī)發(fā)動機，驗證了分流環(huán)能夠改善發(fā)動機后向雷達(dá)隱身性能。

(3) 變循環(huán)發(fā)動機噴管壁面感應(yīng)電流線密度比常規(guī)發(fā)動機的小，是兩種類型發(fā)動機后向雷達(dá)隱身性能存在差異的本質(zhì)原因。

(4) 文中計算采用的帶分流環(huán)的變循環(huán)發(fā)動機，是變循環(huán)發(fā)動機系列構(gòu)型中的一種概念方案，主要借助于其設(shè)計方案完成變循環(huán)發(fā)動機隱身性能計算方法的完善和說明，計算結(jié)果不能代表其他構(gòu)型變循環(huán)發(fā)動機的隱身性能水平。另外，文中未計算分流環(huán)的使用對噴管內(nèi)部流場和發(fā)動機氣動性能的影響，因此在設(shè)計帶分流環(huán)的變循環(huán)發(fā)動機時，還需在氣動和隱身性能之間進(jìn)行權(quán)衡。