一种电磁脉冲测量超宽带大功率TEM喇叭天线

李其信，高宝建，任宇辉，伍捍东

(1.西北大学 信息科学与技术学院, 陕西 西安　710127;2.西安恒达微波技术开发公司, 陕西 西安　710061)



一种电磁脉冲测量超宽带大功率TEM喇叭天线

李其信1，高宝建1，任宇辉1，伍捍东2

(1.西北大学 信息科学与技术学院, 陕西 西安710127;2.西安恒达微波技术开发公司, 陕西 西安710061)

设计并加工测试了一款适用于瞬时大功率电磁脉冲测量的超宽带TEM波喇叭天线。该天线的馈电部分采用同轴宽带巴伦,辐射单元由两片平滑、渐变的金属曲面组成。为了实现天线的超宽带特性,同轴巴伦和辐射单元均采用指数渐变的形式。而为了提高天线的功率容量，将大功率同轴宽带巴伦和辐射单元直接相连。仿真和实测结果表明该天线在0.5～6GHz频率范围内,其电压驻波比VSWR≤2,平均增益Gain≥8dB,增益平坦性在±1dB之内,满足电磁脉冲测量的基本需求。

超宽带天线;TEM喇叭;同轴宽带巴伦

近年来,超宽带雷达、超宽带通信以及超宽带电磁脉冲武器等应用日新月异,而超宽带电磁脉冲测量天线正是这些应用的关键技术,其研究与设计也在国内外备受关注[1-3]。对于超宽带电磁脉冲测量天线的设计,除了要求其频率较宽和较好增益平坦性之外,还要求其能够承受大功率。常见的超宽带天线主要有Bowtie天线、Vivaldi天线、双锥天线、蝶形天线、偶极子天线等[4-7]。其中Bowtie天线往往要设计屏蔽腔,结构略显复杂；Vivaldi天线具有比较大的交叉极化分量；双锥天线增益较低；而蝶形天线和偶极子天线承受高功率、高电压特性较差。综上分析，文中采用了TEM喇叭天线的形式[8-10],设计了一款适用于电磁脉冲测量的超宽带天线，不仅满足超宽天线的一般要求,而且还能承受较大瞬时功率。

研究表明,对于TEM喇叭天线的设计,其低频段的特性往往更具有挑战性。在VSWR≤2的前提下,文献[8]中天线的频率可低至2G左右,文献[9]通过改变辐射喇叭形式,低频可做到0.1GHz。但上述设计并没有考虑天线承受功率的性能。文中设计的辐射单元和文献[10]相似,但为了满足天线功率要求,馈线部分采用大功率同轴宽带巴伦直接馈电,从而大大提高天线整体功率容量。仿真和实测结果表明本文设计的天线在0.5～6GHz频率范围内满足指标要求,可以测量电磁脉冲辐射场的相关参数。

1　天线基本结构和指标要求

本课题来源于西安恒达微波技术开发公司的在研项目,其主要指标要求有:① 频率:0.5～6GHz;② 电压驻波比:VSWR≤2;③ 平均增益:Gain≥8dB;④ 增益平坦度:±1dB;⑤ 可承受最大瞬时功率:500kW。

本文设计的TEM喇叭天线主要由同轴宽带巴伦和辐射喇叭两部分组成。其中巴伦采用指数渐变形式切割同轴线的介质和外导体,内导体保持不变。辐射喇叭包含两个逐渐张角的平滑金属板,分别和巴伦的内、外导体相连。天线及巴伦的基本结构如图1所示。

图1　天线基本结构Fig.1　Structure of antenna

2　天线设计方法

2.1馈电巴伦设计

为了在大功率、超宽频带内实现馈线和辐射喇叭的阻抗匹配,本设计中的巴伦采用指数切割方式实现阻抗变换,并和辐射喇叭直接相连。渐变段某一位置的特性阻抗为[11]:

(1)

其中r,b,θ如图2所示,εr为相对介电常数。

[N4sin2(nθ/2)]/n3Xn},

N2=n2/(n2-k2),

k=1/(1-θ/2π),

Xn=1+coth[nln(b/a)]。

此外,巴伦末端阻抗为:

Z02=

(2)

式中,w为平板宽度,h为平板之间距离。巴伦末端平板宽度即为辐射面起始宽度,等于同轴内导体直径,即w=2r,平板之间距离即为同轴外径R。

巴伦起始端为50Ω,终端为辐射喇叭。考虑到天线尺寸及功率容量,通过仿真优化，选定巴伦末端的阻抗为150Ω。由此根据公式(1)和(2)可求得参数r，b，θ。综合考虑阻抗变换特性和巴伦尺寸特性,选定L1=0.25λ。

2.2辐射喇叭设计

辐射喇叭基本作用:一是将传输线上的TEM波辐射到自由空间中,二是实现同轴宽带巴伦末端和自由空间的阻抗匹配。本设计中,为了得到更加平滑的阻抗变化特性,我们采用指数形式的渐变结构[12]。

辐射喇叭张面如图3所示，将辐射喇叭张面分割成N段,每一段看成是一节平板波导,每一节的特性阻抗为

Z(zi)=Z0exp(kzi)。

(3)

上下辐射喇叭张面对应分段之间的距离为

d(zi)=a[exp(kzi)+c*zi]。

(4)

式中,a的取值由辐射喇叭张面起始端之间的距离决定,k，c的值由辐射喇叭长度及辐射口径决定。

辐射喇叭张面每一段的宽度w(zi)由每一段处的特性阻抗及高度决定,表达式为

(5)

由于文中的天线形式为同轴宽带巴伦和辐射喇叭直接相连,所以由上一节馈电巴伦的设计可知,w0=2r,d0=R。可以根据公式(3)～(5)计算出辐射喇叭在任意长度的宽度w(zi)和间距d(zi)。辐射喇叭的长度由低频决定,一般选L2≈0.4λ。

根据上述公式计算出相关参数,再通过CST电磁仿真软件仿真优化,最终得到天线的基本参数如表1所示,表中部分数据对低频波长归一化。

图2　同轴宽带巴伦基本结构Fig.2　Structure of coaxial ultra-wideband balun

图3　辐射喇叭张面示意图Fig.3　Structure of tapered plate

参数rRεrL1L2d0dLw0wL数值/mm15.952.52.20.27λ0.37λ52.50.57λ31.80.57λ

3　实验结果分析

3.1天线设计参数分析

为了更好地分析不同参数对天线性能的影响,我们利用CST参数扫描功能进行分析。图4中,仿真了巴伦长度L1对天线回波损耗的影响。可见L1越长反射损耗越小。考虑天线尺寸,我们最终选定L1=0.27λ。

图5分析了辐射喇叭长度L2对天线回波损耗的影响。结果表明喇叭长度越长,低频驻波性能越好,同样考虑实际长度问题,选取L2=0.37λ。在图6中，改变指数曲线的相关参数，分析其对天线回波损耗的影响,最终选定k为0.009 5,c为0.387 1时,天线整体回波损耗最优。在喇叭口径对应的高宽比为1,其他参数保持不变的前提下,图7给出了不同口径大小对天线性能影响的仿真结果。显然口径越小时,低频段反射特性越差。考虑实物加工的精度等不确定因素的影响,本设计最终选择喇叭口径大小为0.57λ*0.57λ。

图4　巴伦长度对回波损耗的影响Fig.4　Return loss with the size of L1

图5　辐射喇叭长度对对回波损耗的影响Fig.5　Return loss with the size of L2

图6　张面指数曲线对回波损耗的影响Fig.6　Return loss with the constant k

图7　辐射喇叭口径对回波损耗的影响Fig.7　Return loss with the size of dL

此外,在设计高功率电磁脉冲测量天线时,因为馈入脉冲信号的大电压、大电流、大功率特性,我们必须考虑天线所承受的能量强度,即功率容量。其大小主要和天线馈线的尺寸以及介质的特性等相关。为了对本文所设计天线功率容量进行分析,我们对天线内部的电场分布进行仿真计算,通过天线内部最大场强值与介质击穿阈值计算得到天线功率容量。图8给出了频率为3GHz时天线电场分布情况,可见天线内部场强的最大值为972V/m。仿真时天线输入信号功率为1W, 空气介质的电场击穿阈值为3MV/m,此时天线理论计算的峰值功率容量为(3×106/972)2×1W≈9.5MW。

3.2天线加工实测

依据上节中优化得到的天线参数,制作了天线试验件(图9),并进行实测。实物加工过程中,采用双脊固定上下两辐射喇叭张面,脊与辐射张面之间采取绝缘处理。

图10为天线回波损耗的曲线,可见频率在0.2～6GHz时回波损耗大于9.5dB,因加工精度影响,频率在0.2～2GHz时,实测的驻波较仿真值略差。图11为天线增益随频率的变化曲线,在0.4～6GHz之间,天线的平均增益不小于9dB,且增益平坦性在±1dB之内。图12为天线的实测方向图,可见本文设计的天线在频带内具有良好的方向图特性。表2为天线在主要频点上实测的3dB波束宽度。

图8　天线内部电场分布仿真Fig.8　The distribution of electric field in the antenna

图9　天线试验件Fig.9　The fabricated antenna

图10　回波损耗曲线Fig.10　Return loss for the antenna

图11　增益曲线Fig.11　Gain against frequency

图12　方向图曲线Fig.12　Directional diagram of the antenna

频率/GHz0.5136波束宽度E-plane65.3°60.5°59.7°59.7°H-plane46.4°40.1°40.5°40.5°增益/dB8.48.548.78.2

4　结　论

采用理论研究与电磁软件仿真相结合的方法设计并加工测试了一款适用于电磁脉冲测量的超宽带大功率TEM喇叭天线。为了满足天线承受大功率的要求,采用大功率的同轴线通过同轴宽带巴伦直接对天线进行馈电。实验测试表明:该天线在0.5～6GHz频率范围内,VSWR≤2,Gain≥8dB,增益平坦性在±1dB之内,并且具有较好的方向图特性,可以满足电磁脉冲辐射电场强度测量的基本需求。

[1]SAWANT K K， KUMAR C R S. CPW fed hexagonal microstrip fractal antenna for UWB wireless communications[J]. AEUE-International Journal of Electronics and Communicatinons,2015,69(1):31-38.

[2]DOROSTKAR M A， AZIM R，ISIAM M T. A novel T-shape fractal antenna for wideband communications [J]. Procedia Technology, 2013，11:1285-1291.

[3]王仁德,何炳发.高功率脉冲武器与天线[J].中国电子科学研究院学报,2012,7(2):152-157.

[4]ZHANG K， XU X W， HE M. A joint method of moments and network analysis approach for cavity-backed resistor-loaded bowtie antenna[C].The 2011 IEEE international Conference on Information Scienceand Technology, Nanjing, 2011:528-531.

[5]CERNY P,MUDROCH M.Back radiation minimization of ultra-wideband Vivaldi antenna for radar application[C].The 3rd European Conference on Antennas and Propagation, Piscataway,2009: 3335-3339.

[6]AMERTA K,WHITES K.Miniaturization of biconical antenna for ultra-wideband applications[J].IEEE Transactions on Antennasand Propagation,2009,57(12):3728-3735.

[7]郭晨,刘策,张安学.探地雷达超宽带背腔蝶形天线设计与实现[J].电波科学学报,2010,25(2):221-226.

[8]ILARSLAN M, TÜRK A S,DEMIREL S, et al. A compact Vivaldi shaped partially dielectric loaded TEM horn antenna for UWB communication[J]. International Journal of Antennas and Propagation, 2014.

[9]BUTRYM A Y,LEGENKIY M N,HAO X Y. Effects of tem-horn antenna tapering[C]∥The 6th International Conference on Ultra-wideband and Ultra-short Impulse Signals(UWBUSIS), Sevastopol,2012:215-217.

[10] ASCAMA H D O, HIRAMATSU R K, et al. Simulation and manufacturing of a miniaturized exponential UWB TEM horn antenna for UWB Radar applications[J].Journal of Microwaves, Optoelectronics and Electromagnetic Applicatios,2013,12(2):655-665.

[11] DUNCAN J W, MINERVA V P.100:1 bandwidth balun transformer[J].Proc. of the Institute of Radio Eigineers,1960,48(2): 156-164.

[12] KYUNG K H, PYUN S H,CHOI J H. The design of a wideband TEM horn antenna with a microstrip-type Balun[J].Antennas and Propagation Society International Symposium,2004,2:1899-1902.

(编辑李静)

An ultra-wideband high-power TEM horn antenna for electromagnetic pulse measurement

LI Qi-xin1, GAO Bao-jian1, REN Yu-hui1, WU Han-dong2

(1.School of Information Science and Technology, Northwest University, Xi′an 710127,China; 2.Xi′an Hengda Microwave Technology Development Company, Xi′an 710061， China)

An ultra-wideband high-power TEM horn antenna for electromagnetic pulse measurement is designed and measured. The feed line of the antenna is made of coaxial ultra-wideband balun. The radiation units are composed of two smooth and graded metal surfaces. In order to achieve the ultra-wideband characteristics, the balun and radiation units are used in the form of exponential gradient. Meanwhile, the antenna is fed by coaxial ultra-wideband balun directly to improve the power capacity. Measured results show that the VSWR of the antenna is less than 2 with bandwidth of 0.5～6GHz, and its average gain is higher by 8 dB over the same band. Moreover, the gain flatness is in ±1dB.

ultra-wideband antenna; TEM horn; coaxial ultra-wideband balun

2015-11-13

陕西省教育厅自然科学专项基金资助项目(11JK1039);西北大学自然科学基金资助项目(12NW26)

李其信，男，山东聊城人，从事超宽带天线及高功率技术研究。

任宇辉，男，陕西岐山人，博士，从事超宽带天线、相控阵天线及左手材料等领域。

TN82

A

10.16152/j.cnki.xdxbzr.2016-04-010