机载宽频带雷达罩双向变厚度设计方法∗

刘晓春,孙世宁,王 茜

(中国航空工业集团公司济南特种结构研究所高性能电磁窗航空科技重点实验室,山东济南250023)

0 引言

新一代战机的雷达出现了两大变化,即从窄频带向宽频带变化、从机械扫描向电子扫描变化。与传统的窄带雷达相比,宽频带雷达具有跟踪测量精度高、截获概率低和抗干扰能力强等优点[1]。采用有源相控阵天线的机载火控雷达具有宽得多的带宽,譬如,APG-81雷达天线带宽达到8～12 GHz。

战斗机雷达罩的流线型外形形成很高的电磁波入射角,可达80°以上,且入射角变化范围很宽;加上雷达频带宽度的大大增加,形成了新型雷达罩电性能设计的基本特征条件——高入射角和宽频带。

机载火控雷达罩的电性能指标有功率传输效率,瞄准误差及其变化率,方向图波束宽度变化、近区副瓣电平抬高、镜像波瓣电平、远区RMS副瓣电平抬高、零深电平抬高等。在雷达罩壁结构形式中,C型夹层结构适用于宽频带且在较宽的入射角范围内有好的传输性能,且重量轻、强度刚度好。然而,在高入射角时,C型夹层结构在平行极化和垂直极化下插入相位延迟分散性较大,产生去极化损失和较大的方向图畸变,是宽频带高性能雷达罩电性能设计需要解决的问题。

本文针对新一代机载宽频带相控阵雷达的新要求,研究并提出了高性能宽频带雷达罩双向变厚度设计方法,弥补了夹层结构插入相位延迟的固有缺陷,从而取得了更佳的电性能,满足了宽频带相控阵雷达的使用要求。

1 宽频带罩壁结构的选择

在宽频带雷达罩的设计实现上,首当其冲的是选择合适的罩壁结构。由于战斗机的超音速特性,机头火控雷达罩通常采用流线型尖锥外形(见图1),具有较大的长细比,一般在1.5以上。在雷达天线扫描过程中,雷达罩上将形成大范围的电磁波入射角,这是选取壁结构应考虑的重要前提。

图1 战斗机雷达罩的尖锥外形

常用的机载雷达罩壁结构有半波壁、三层夹层结构(A型夹层)、五层夹层结构(C型夹层)以及复合多层夹层结构等[2]。对入射角在0°～80°时各种壁结构的带宽进行计算分析,给出了它们所适用的频带宽度(见表1)。由表1可见,以插损1 dB为带宽门限,入射角范围在0°～80°时,只有C型夹层结构能够适用于频带宽度0.2以上的雷达罩。文献[3]也研究和说明了可以通过夹层结构设计拓宽雷达罩的透波频带。

表1 入射角为0°～80°时各种罩壁结构的带宽

C型夹层结构的功率传输效率在高的入射角范围内有好的宽频带特性,然而,它存在较差的相位特性,即两种极化下的插入相位延迟在中高入射角时分散性较大(见图2),影响了雷达罩高性能指标的实现。本文针对C型夹层结构的相位特性,在文献[4]轴向变厚度设计的基础上,增加了环向变厚度设计,形成了双向变厚度设计方法。相对于文献[5]探讨的雷达罩分段变厚度方法,本方法是双向的、连续的。文献[6]也指出,高性能雷达罩的壁结构厚度必须有周向(即环向)变化和纵向(即轴向)变化,以分别适应极化角和入射角范围的变化。

图2 C型夹层结构等效平板插入相位延迟特性曲线

2 宽频带相控阵雷达罩设计要点

2.1 设计准则

功率传输效率通常是机载火控雷达罩首要的电性能指标。对于相控阵脉冲多普勒(PD)体制雷达,镜像波瓣电平和远区均方根(RMS)副瓣电平也是雷达罩的重要指标。镜像波瓣是雷达罩罩壁反射天线波束能量所产生的波瓣,过高的镜像波瓣电平易使雷达探测出地杂波而造成虚警,因此,控制罩壁产生的反射也至关重要,PD雷达罩往往以低反射为主线进行电性能设计。罩壁的插入相位延迟(IPD)特性影响天线波前相位的平整性,从而影响瞄准误差、波束宽度、近区副瓣电平和交叉极化电平等指标。综上所述,对于高性能宽频带火控雷达罩,应选取C型夹层或复合多层夹层结构,以“高传输、低反射、等插入相位延迟”综合准则开展电性能设计。

2.2 双向变厚度

战斗机雷达罩尖部的平均入射角较高、根部的较低,应适配不同的入射角进行雷达罩轴向变厚度设计以获得高传输/低反射性能,其设计结果是前厚后薄的壁厚分布,这也使IPD随入射角的变化趋于平坦。另一方面,雷达罩上两种极化形式同时存在,譬如,对于垂直极化的天线,雷达罩的垂直主截面为平行极化面,水平主截面为垂直极化面,而两个面之间的角度为不同的极化角,应在垂直于雷达罩轴线的横截面上进行环向变厚度设计,以适配不同的极化角获得接近的插入相位延迟,从而取得较为均匀的波前相位。对于宽频带夹层结构雷达罩,双向变厚度设计将获得更佳的电性能。

2.3 适配相控阵天线

有源相控阵雷达天线的副瓣可以做得更低,为了使提高天线性能方面的努力不至白费,也对雷达罩提出了更高的要求,变厚度设计成为一种必然考虑。相控阵天线是通过分别控制每个辐射单元的相位来控制波束指向,如图3所示,单元间距为s,当扫描角为α0时,相邻单元之间的相移增量为在雷达罩电性能设计仿真中,要将相移增量带入天线的口径场相位分布中从而使波束指向发生扫描偏转。相控阵天线与机械扫描平板裂缝天线不同,在不同的扫描角上天线有效口径在变化,方向图特性在变化,因此在雷达罩变厚度设计和优化过程中要适配这种情况。

图3 相控阵天线扫描波束指向的控制

3 双向变厚度设计方法

3.1 轴向变厚度设计

轴向变厚度设计的目的是使雷达罩各站位的厚度适配不同的入射角。本文以C型夹层结构为例,给出了蒙皮等厚度、夹芯层变厚度的设计方法。

战斗机雷达罩的电磁波入射角呈现图4所示的典型分布,雷达罩各站位点都有不同的入射角变化范围,从其均值看,呈现头部入射角高、根部入射角低的变化趋势。由于天线口径场通常呈现中心部分场强高、边缘部分场强低的加权分布(譬如泰勒分布、高斯分布等),因而,应根据天线每根射线所含能量的大小来确定雷达罩各站位的平均入射角。

图4 机头雷达罩典型入射角分布及其加权平均入射角

作为雷达罩电性能设计的基本条件,天线口径场幅度分布是已知的,用A(r)表示。已计算出的雷达罩站位上的入射角分布如图4所示,雷达罩站位x处的入射角用θi(x)表示,则加权平均入射角θp由下式计算得出。

由于战斗机雷达罩的尺度和曲率半径远大于工作波长(X波段),故可采用几何光学法进行设计计算。在天线射线与雷达罩曲面的每个相交点上建立一个入射的局部平面波,将罩曲面的局部近似为平板面元,用平面波平板传输理论计算在其入射角下平行极化和垂直极化的复电压传输系数、复电压反射系数和插入相位延迟。

设雷达罩罩壁由N(N≥1)层介质材料组成,则N层介质平板的转移矩阵为

式中,N为多层介质平板的总层数,n=1,2,3,…,N;θi为电波入射角;λ0为雷达工作波长;d n为第n层介质的厚度;εn为第n层材料的相对介电常数;tanδn为第n层材料的损耗角正切;Z cn为第n层材料的特性阻抗。

当n=0时,ε0=1,Z c0表示自由空间归一化特性阻抗。那么,天线射线穿过雷达罩罩壁的复电压传输系数T为

式中,B′=B/Z c0;C′=Z c0C。

复电压反射系数为

插入相位延迟为

对于C型夹层结构,并考虑了外表面防雨蚀涂层和抗静电涂层,罩壁将由4种7层介质材料组成(见图5)。其中,C型夹层的外蒙皮、中蒙皮和内蒙皮为相同的复合材料;2层夹芯层为相同的夹芯材料。按照C型夹层结构的经典构型,其外蒙皮和内蒙皮的厚度相同(d3=d7),中蒙皮厚度是内(外)蒙皮厚度的2倍(d5=2d3=2d7),内、外蒙皮厚度应符合GJB1680的规定和承载飞机气动载荷的要求。2层夹芯层的厚度是相同的(d c=d4=d6),有待设计确定。涂层的厚度应符合相关规范的要求,通常防雨蚀涂层厚度d2=0.2mm,抗静电涂层厚度d1=0.03 mm。各层选订材料的介电常数和损耗角正切是已知的。

图5 C型夹层结构示意图

雷达罩轴向变厚度设计通常在垂直极化状态下进行,因为平行极化的传输和反射特性通常优于垂直极化。通过公式(1)计算雷达罩各站位点的加权平均入射角θp,并以此作为设计角;在设计频率上,由式(2)～(12)计算出x站位的设计角上,夹芯层厚度(d c=d4=d6)与功率反射系数|R|2的关系曲线,即可从中取得垂直极化下最小反射所对应的夹芯层厚度(低反射准则),逐个站位点计算便可得到d c随雷达罩站位的轴向厚度分布。

3.2 环向变厚度设计

环向变厚度设计的目的是适配不同的极化角,使透过雷达罩的全部天线射线有接近相等的插入相位延迟。机载火控雷达天线通常是垂直极化的。以雷达罩轴线为基准,当天线作方位扫描时(俯仰角为0°),在雷达罩水平主截面上,电场垂直于入射平面(电波传播方向与罩曲面法线所组成的平面),即为垂直极化面。当天线作俯仰方向扫描时(方位角为0°),在雷达罩垂直主截面上,电场平行于入射平面,即为平行极化面。在雷达天线的全部扫描角范围内,统观雷达罩曲面上的各点,呈现两种极化分量的矩阵,极化角的变化从0°到90°。

由于C型夹层结构的相位特性差,极化角的变化会伴随着罩壁插入相位延迟的较大变化,使得天线口径辐射出的射线在透过雷达罩后波前相位发生较大畸变。环向变厚度设计即是应对两个极化面插入相位延迟的变化,在轴向变厚度设计的基础上进行的齐整波前相位的措施。图6给出了某雷达罩轴向变厚度和双向变厚度两种设计对天线方向图影响的仿真曲线,双向变厚度显现了良好的方向图副瓣特性。

图6 某雷达罩轴向变厚度和双向变厚度对天线方向图的影响

以非旋转对称横截面雷达罩为复杂条件,按以下步骤设计环向厚度分布:

(1)在雷达罩各站位上,用垂直极化下获取的芯层厚度d i计算罩壁插入相位延迟在各入射角上的频率特性;

(2)在插入相位延迟频率特性曲线上,找出所计算站位j点在平均入射角上两种极化IPD值相差最小的平行极化所对应的频率点F b;

(3)在F=F0上,计算两种极化IPD值相差最小时,平行极化所要求的厚度值d b为

(4)计算j点环向厚度变化系数K j:

式中,R为j点的矢径;Y j为在直角坐标里j点的纵坐标。

(5)计算j站位点环向各厚度

对于垂直极化天线:

对于水平极化天线:

3.3 整罩电性能优化

以上基于雷达罩的入射角和两种极化下等效平板的反射、传输和相位特性,设计了C型夹层结构夹芯层双向变厚度的壁厚分布,它将作为一个基础壁厚分布,通过计算全频带内整个雷达罩上的总反射功率进行优化。

应用几何光学——三维射线跟踪法,可计算取得全部天线射线分别在平行极化和垂直极化下入射到罩壁上的电压反射系数(R‖和R⊥)。

考虑到极化角ξ,则天线射线的有效电压反射系数Re为

天线口径场分布为

式中,|A mn|为天线口径场电压幅度分布;φmn为天线口径场相位分布;m,n分别为天线口面沿X轴(水平)和Y轴(垂直)阵元的序号。则天线全部阵元发出的射线入射到罩壁上后的总功率反射系数为

代入基础壁厚分布,用上述公式计算雷达罩的总反射功率,分析反射功率曲线随频率和扫描角的分布情况,以雷达工作频带内有良好的电性能均衡性为目标,对基础壁厚分布进行优化调整,循环往复,直至达到符合性能要求的状态,从而使罩壁结构参数(壁厚分布)得到最后的确定。

需要指出的是,C型夹层结构雷达罩在实现高传输与实现低反射方面的壁结构参数存在差异性,调整插入相位延迟一致性的过程也会带来传输和反射性能的变化,因此,对宽频带雷达罩采取“高传输、低反射、等插入相位延迟”的综合设计准则。在电性能优化过程中,不是对单一一项指标的最佳化,而是在轴向变厚度的基础上通过减小插入相位延迟分散性的环向变厚度措施,实现优良的功率传输效率、瞄准误差和方向图参数指标,这需要电性能设计师在整罩优化过程中去把握。

4 结束语

C型夹层结构适用于宽频带、中高入射角工作的雷达罩,然而它在中高入射角时插入相位延迟(IPD)在平行和垂直两种极化下的分散性较大,制约了雷达罩电性能的提高。本文研究并提出了高性能宽频带雷达罩双向变厚度设计方法,以轴向变厚度适应入射角的变化获得高传输/低反射特性,以环向变厚度适应极化角的变化获得接近相等的插入相位延迟,减小了去极化损失,并通过整罩三维电性能计算分析实现罩壁结构参数的优化。该方法已成功应用于型号雷达罩研制,使火控雷达罩的功率传输效率超过GJB-1680宽频带雷达罩指标6%以上,并表现出良好的方向图副瓣特性,满足了新一代战机宽带相控阵火控雷达的使用要求。

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[5]李多聚,谢志国,郑翔.变厚度雷达罩电磁性能仿真三种方法的比较[J].航空计算技术,2011(2):25-27.

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