變循環發動機后向雷達隱身性能計算

崔金輝，李大為

(中國航發沈陽發動機研究所，沈陽 110015)

1 引言

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

變循環發動機由于其明顯的性能優勢，得到了國內外相關科研機構和技術人員的大量研究，取得了很多有價值的成果[4-8]。從公開文獻資料看，目前的研究主要集中于變循環發動機的部件優化設計、性能計算、優勢分析和數學建模[9-12]，針對發動機雷達隱身特性的研究較少。變循環發動機由于流路結構上的改變，必然會對后向雷達隱身性能產生影響，而后向雷達隱身特性對飛機的綜合隱身性能起著至關重要的作用，因此有必要對變循環發動機的后向雷達隱身特性進行計算，為后續發動機的設計和隱身性能優化提供參考。

早期對腔體雷達散射截面積(RCS)的計算分析，應用較多的是模式匹配方法[13]，該方法在計算規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，但增加了計算復雜度，且由追蹤射線的積累誤差而導致射線出射點位置與方向發生偏移，影響了計算結果精度。因此，文中采用兼顧可靠性和計算速度的物理光學迭代法(IPO)[16-17]，計算變循環發動機后向雷達隱身性能。

本文對帶分流環的變循環發動機和不帶分流環且具有相似幾何結構的常規發動機進行后向雷達隱身性能計算，并對計算結果進行對比分析，為后續變循環發動機的設計提供參考依據和約束條件。

2 物理模型

對不帶加力燃燒室的雙外涵變循環發動機和常規單外涵構型發動機進行建模，其二維結構分別如圖1、圖2所示。常規構型單外涵發動機的內外涵氣流在渦輪出口截面處混合后經噴管排出。雙外涵變循環發動機在低壓渦輪出口處增加了內外涵分流環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閉，分流環類似于收斂噴管，使內涵氣流加速后單獨排出。第二外涵關閉模式下，只有第一外涵的氣流排出；第二外涵打開模式(變循環模式)下，第二外涵氣流經引射閥門排出后與第一外涵氣流混合，然后經噴管排出發動機。為計算發動機后向電磁隱身性能，根據計算需要并參考發動機后體結構，完成了發動機后向隱身性能計算所需的三維簡化構型，如圖3和圖4所示。

圖1 雙外涵變循環發動機構型Fig.1 Configuration of VCE with double bypass

圖2 常規單外涵發動機構型Fig.2 Configuration of engine with single bypass

圖3 雙外涵變循環發動機隱身性能計算模型Fig.3 Stealth performance computing model of VCE with double bypass

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

3 計算方法和網格劃分原則

3.1 物理光學迭代法

Obelleiro-Basteiro等提出的物理光學迭代法[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，經多次迭代完成對物體表面實際感應電流的計算。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域得到廣泛應用[18-21]。

3.2 網格劃分原則

進行RCS 計算時，需要對腔體內壁面進行離散，將其劃分為多個面網格。由于腔體壁面感應電流的計算僅與腔體內壁面上的面網格有關，而與腔體內部體網格的疏密和數量無關，因此對腔體劃分網格時按照面網格密集而體網格稀疏的原則。

對計算模型進行網格劃分時，首先在腔體內壁面生成較為密集的非結構化網格，以面網格為基礎設置體網格的生長率——生長率越大網格越少，反之亦然。文中設定生長率為10 000(即足夠大)。體網格也采用非結構化網格。體網格對計算結果沒有影響，降低體網格數量可加快計算速度。圖5 給出了雙外涵變循環發動機后向雷達隱身性能計算時的面網格示意圖，圖中從內到外依次是錐體、分流環和噴管壁面。

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

4 計算結果與分析

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

4.1 算法驗證

為驗證RCS 數值計算方法的可靠性，對某圓柱腔體模型[21]進行RCS數值計算。圖6示出了水平極化和垂直極化方式下本文計算結果與試驗結果的對比。圖中，σ表示RCS 的大小；θ表示入射方位角的大小，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部。可見，計算結果雖不能與試驗結果完全重合，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 數值計算方法的可靠性。

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

4.2 計算結果分析

為分析雙外涵變循環發動機的雷達隱身性能，借助物理光學迭代法，對雙外涵變循環發動機和常規構型發動機同時做計算，得到兩種構型發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，變循環發動機后向腔體RCS均小于常規發動機的RCS。這主要是因為變循環發動機的分流環具有遮擋效果，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動機噴管入口之前的部件，同時分流環的曲面形壁面可以使入射電磁波發生多次折射，進而削弱了入射電磁波的能量，減少了電磁波回波百分比，降低了雷達探測面積，由此提高了隱身性能。而常規構型發動機，由于電磁波入射到腔體內部后經過的反射次數少，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之間的關系Fig.7 The relationship between RCS and θ in different polarizations

4.3 感應電流結果分析

為更加清楚、直觀地分析變循環發動機和常規發動機后向RCS計算結果存在差異的原因，用感應電流的分析方法對兩種類型發動機的隱身性能進行分析。

理論研究表明，物體表面感應電流線密度(A)越大，輻射場的場強和RCS 越大，即雷達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，感應電流線密度越大RCS就越大，感應電流線密度越小RCS 就越小。腔體感應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動機噴管壁面感應電流線密度分布云圖，圖中左側為帶分流環的變循環發動機，右側為不帶分流環的常規構型發動機。可見，水平極化方式下，變循環發動機噴管壁面感應電流線密度為0.000 2～0.001 4 A/m，常規發動機噴管壁面感應電流線密度為0.000 2～0.002 2 A/m；垂直極化方式下，變循環發動機噴管壁面感應電流線密度為0.000 2～0.001 8 A/m，常規發動機噴管壁面感應電流線密度為0.000 2～0.003 4 A/m。變循環發動機感應電流線密度明顯小于常規發動機感應電流線密度，并且從分布上看，變循環發動機噴管壁面上感應電流較高的區域較小。這說明變循環發動機噴管壁面產生的輻射場的場強比常規構型發動機的小，對應的雷達散射截面積小，從本質上解釋了兩種構型發動機RCS存在差異的原因。

圖8 不同極化方式下的感應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 結論

基于所給出的兩種不同類型發動機雷達隱身性能的計算和分析，得出以下結論：

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

(2) 文中計算的帶分流環的變循環發動機后向雷達隱身性能優于常規發動機，驗證了分流環能夠改善發動機后向雷達隱身性能。

(3) 變循環發動機噴管壁面感應電流線密度比常規發動機的小，是兩種類型發動機后向雷達隱身性能存在差異的本質原因。

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