紧耦合天线的反相耦合相消隔离技术

陈 念，耿军平，叶 声，梁仙灵，金荣洪

(上海交通大学电子系，上海 200240)

0 引言

随着天线分集、空间定位、超宽带阵列等多天线应用的增加，天线之间的耦合成为多天线系统应用的瓶颈，并且，随着天线应用的小型化要求越来越严格，天线耦合干扰对系统的影响越来越大。于是各种近距离天线去耦合方法不断涌现。但就目前的研究现实而言，天线的辐射性能与天线间的距离不可兼得。现有的天线隔离方法主要有两个思路，一是设计特别的天线单元，用天线本身不同极化方向的耦合相抵消或是用极为复杂的馈电网络以达到较高的隔离[1，2]，这种方法可以缩小多天线系统的尺寸，但同时也限制了天线本身的增益。如文献[1]介绍的一种高隔离天线，结构极复杂，隔离最高达30 dB，然而天线增益却由于去耦结构降低了3 dB;而文献[2]中的天线尽管尺寸更小，隔离也大于20 dB，但天线方向图却受到很大影响。还有一种方法在天线间附加不同的去耦结构[3，4]以提高隔离，但这些复杂结构占用大量空间，使天线间的间距变大，以至于接近半个波长。文献[3]中介绍的去耦合结构可以达到高于20 dB的隔离度，但是两天线间隔达到了24 mm，大于1/3波长。综上所述，现有多天线系统的隔离技术只能在更小的天线结构尺寸与更高的隔离度之间寻找一个平衡点，却不能解决二者之间的矛盾。为此，本文引入一种新的天线间的反相耦合相消隔离结构。这种结构尺寸小，可以使天线间隔保持在1/10波长以下。这样在相同的空间内可以加大天线的电长度，以达到更高的辐射效率，达到低于－20 dB的隔离效果。

1 反向耦合相消法原理

从场的角度，两天线距离相对较近时，相互之间接收到天线近场的强信号产生干扰，电流元在近场区的中的辐射为

可见，在近距离范围内，电流元间的耦合几乎与天线距离三次方的倒数成正比，而天线的远场辐射则反比于与天线距离的二次方。也就是说，远场辐射的增强，在方向图不变的情况下，需要辐射电流和近场强度同比例地增强，则同距离下两电流元间的耦合也将增加;若电流元间距离接近一倍(3 dB)，则两个电流元间的耦合将增加9 dB。由此可见，电流元的间距，辐射强度与隔离之间的要求是矛盾的。当然，电流元的分析不能直接应用于天线，但天线的相关参数间的消长关系的数量级应当是相似的，所以以上分析也可以作为天线隔离方法的指导。

如果将天线本身的辐射引入为一种隔离方式，则隔离设计不会对天线的辐射性能产生太大的影响。本文提出了一种利用在两天线间引入另一个反相耦合来提高天线间隔离的方法，这样，随着天线场强的增加，附加的反相耦合也加强了，辐射强度与隔离便不再是两个相互矛盾的参数。这种技术就是反向耦合相消技术。

工作于同一频率的两个天线，天线的频率特性一样，相互耦合产生的信号对于被耦合天线，这个信号并不会产生大的频率畸变;同时，由于天线的尺寸较小，相互之间的距离较小，相互耦合的信号也不会因为传播的路径不同而产生大的延迟。

基于以上两个原因，除了相位上的差别，小型化近距离天线之间产生的耦合信号与发射天线的源信号在波型上不会有很大的差别;同样，引入另一个不产生畸变的信号也是可能的。如果这两个耦合信号的相位相反，则可以起到相互抵消，进而降低耦合的作用。反向耦合相消法去耦合的基本原理如图1所示。

图1 反向耦合相消法原理

在两个天线之间附加一个“U”字形的谐振耦合臂，产生一个较大的耦合电流。如图1所示，天线对隔离臂左右两臂产生方向相反的耦合，由于左臂较近，使得臂上的总电流如图中箭头方向所示，同样，左右两臂和发射天线都将对另一个天线产生耦合信号，其中，左臂与发射天线产生同相耦合，而右臂产生反相耦合。由于右臂与第二个天线距离较近，所以产生的耦合足以与发射天线和左臂产生的耦合相互抵消，从而产生去耦合的结果。

2 高隔离双天线系统设计

为了说明反向耦合相消法的基本原理和去耦合效果，本文选用了一种最基本的矩形微带天线作为双天线系统的天线元验证。结构如图2所示，由两个SMA接口直接连接两个矩形贴片天线的同地板对天线进行馈电。两个天线间的空隙则填充了两个“U”形臂以提高天线隔离度。由图2可见，在两个天线所填充的面积中，有超过2/3的面积是天线本身的面积，而附加的隔离臂则占用了极小的面积，这样既保证了两个天线在近距离情况下的高隔离，同时又充分利用了辐射面积，天线可以获得较高的辐射效率。

图2 高隔离双天线结构

本文选取了介电常数为6.15，厚度为0.787 mm的介质基板，天线单元为矩形微带天线，天线尺寸为34 mm×18 mm。给定两天线的距离为10 mm，隔离设计需要确定的参数为隔离臂的长度l，隔离臂之间的距离d1，天线与隔离臂之间的距离d2，还有隔离臂本身的缝隙宽w。至于隔离臂的连接臂的宽度，只要不影响隔离臂之间的电流通过，对天线辐射与隔离的影响几乎可以忽略不计，在这里直接确定为1 mm。另外，虽然d1会影响两隔离臂之间的耦合，d2影响天线与隔离臂之间的耦合，但这两个参数的作用都可以由l和w来实现，所以为了简化问题，本文所用实例直接将这两个参数分别设为2 mm和0.6 mm。参数w是这个结构中比较重要的一个参数，因为它不仅影响隔离臂与天线间的耦合大小，同时也影响隔离臂两臂对两天线耦合的差值，而这个差值正是反相耦合隔离技术中用于抵消天线间原有耦合的信号，最后，w和l一起决定了整个隔离臂的长度，而这个长度不仅决定了隔离臂是否能够与天线谐振，同时也决定了反相耦合信号到达被耦合天线时的相位，这两个影响都直接决定两天线间隔离的大小。本文中的天线长度为34 mm，因此初步将2l与w的和设为 34 mm，即 l为 16 mm，而 w为2 mm，并通过软件的参数扫描小范围变化这个和的大小及l与w的大小。经过多次优化和实验之后，确定l为16 mm，w为2.8 mm，这样，隔离臂总长为34.8 mm。此时可以达到符合要求的隔离效果。隔离臂总长与天线间长度的差别产生的原因在于隔离臂的宽度较小，等效介电常数变小，同时两个转折点也起到了减小等效电长度的作用。当然可以达到相同隔离效果的参数组合是无穷的，例如可以加大臂宽的同时增大隔离臂与天线间的距离。为了加工和测试上的便利，本文选定这一种相对精度要求较低的参数。事实上，这种多个隔离臂结构还可用于多频带情况下的应用，即在较大的距离下，将不同的隔离臂谐振于不同的频带，以达到多频带隔离的效果。

3 实验与仿真结果

本文所用的仿真工具为HFSS10。模型建立为一般的同轴微带贴片天线，阻抗匹配为50 Ω。在添加隔离臂前后所产生的方向图如图3所示，图3(a)为使用隔离臂之前的辐射方向图，图3(b)为添加隔离臂之后的方向图。两者的形状基本相同，不过最大辐射方向的增益由1.1 dB减小为0.05 dB，相对于文献[1]中由高隔离所造成的3 dB的增益损失和文献[2]中对方向图的影响相比，反向耦合相消法对天线辐射的影响要小得多。

图3 方向图仿真结果

同条件下(一个天线工作，另一天线不工作)两种结构所产生的天线电流分布如图4所示，由图可见，在加入隔离设计的情况下，工作天线的电流分布与不加隔离臂时差别较小，而被耦合天线表面尤其是馈电附近的电流有明显的减弱，这说明，反相耦合隔离技术可以在较少影响天线辐射性能的前提下优化天线的隔离度。

图4 两种情况下单个天线工作时的电流分布

不同情况下仿真所得的S参数如图5所示:在添加去耦隔离臂前后的S11参数变化不大，最低点由－28 dB变为－25 dB，频率由1.79 G降低为1.785 G;S12变化极大，由没有附加隔离臂时的上凸图形转化为下凸图形，在S11最低点对应的S12由－7 dB变为－23 dB。即反相相消去耦技术对距离为10 mm的两个矩形微带天线所带来的隔离效果为16 dB，与参考文献[1，3，4]中的去耦合结果相当。实测的去耦结构如图6所示，其最差隔离与仿真结果相当，小于－20 dB，但S12曲线没有了仿真图中的下凸形状，说明两个隔离臂加工存在误差，并未严格工作于同一频率。

4 结语

仿真和实验表明，在给定的10 mm(1/16波长)距离，两个天线总面积约为0.2波长乘0.3波长的情况下，反相耦合相消技术达到了16 dB去耦合成果。同时天线的方向图形状保持不变，而增益也只降低了约1 dB。在去耦合设计之后，天线正向的增益也大于0 dB，说明在附加隔离臂之后，天线仍然保持较高的辐射效率，并不会像参考文献[1，2]中一样为了降低天线耦合造成天线不同部分辐射相抵消而影响辐射性能。同时在去耦效果上与文献中的其他方法相当。初步实现了在小尺寸近距离情况下，天线辐射效率与去耦之间的统一。

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