一种推挽型光导微波放大器的电效率分析

朱效庆，荀 涛,2†，王朗宁,2，楚 旭,2，杨汉武,2，张建德,2，贺军涛,2，张 军

(1. 国防科技大学 前沿交叉学科学院; 2. 脉冲功率激光技术国家重点实验室；3. 国防科技大学 文理学院: 长沙 410073)

随着微波光子学和固态高功率微波器件的发展，利用光导半导体产生微波的方案得到广泛关注[1-3]。面对日益复杂的电磁环境，与传统电真空器件相比，光导微波器件具有带宽宽、损耗低、体积重量小、能量密度高和抗电磁干扰能力强等优势。光导微波源中的固态光导微波产生器件以调制激光作为种子源，调制光导半导体产生光生载流子，在高压下产生与激光重频一致频率的微波输出，且重频和脉宽等参数可调，便于集成输出高功率微波。碳化硅(SiC)作为一种宽禁带光导半导体材料，具有抖动低、响应快、线性度好等优异特性。以美国劳伦斯·利弗莫尔国家实验室的Zuker等为代表的多位研究人员[4-7]证明了利用光导半导体可产生主频、脉宽和重复频率等多参数可调的高功率微波。光导微波源参数灵活可调；所有单元均为固态，有利于模块化集成；放大器结构可进行相干合成，实现阵列化。

目前，对SiC光导器件的研究主要基于单管放大，单片输出电信号为全波形大于零的线性放大，经滤波后，射频信号电效率低。采用推挽电路可将2个光导器件产生的射频周期互补合成，将输出信号中的低频和直流成分利用起来，减少滤波损耗，提高电效率。

提高光导微波直流到射频的电效率是光导微波源的重要研究内容之一，本文基于SiC的光导器件，开展了推挽放大电路设计和实验研究。光导器件和推挽放大电路的优势在于：(1)与传统晶体管相比，光导器件的功率密度高2-3个数量级，功率要求相同时，光导器件系统体积和重量小，可实现紧凑化设计；(2)光导器件频率调谐范围广，带宽宽，能适应复杂电磁环境中不同频段的目标；(3)光导器件利用输入光信号控制开关，多个器件叠加增大输出功率，电路不影响光信号的控制；(4)在推挽放大电路中，与晶体管相比，光导器件没有极性(N型和P型)，光生载流子均为电子，电子的高迁移率可实现快速响应；(5)推挽电路兼顾线性放大、消除失真和较高的电效率，线性放大对光源调制要求低，与完全线性放大的单管电路相比，推挽电路电效率高，功率损耗低。

2006年，Huang等[8]提出了一种可利用高频调制激光，使工作在线性模式下的砷化镓(GaAs)光导半导体开关(photoconductive semiconductor switches， PCSS)产生X波段微波信号，并采用推挽式功率放大电路来提升系统效率的设计方案。经仿真计算，当输入输出波形均为标准正弦信号时，最大电效率可达到78.5%，而在相同条件下单极性电路的最大电效率只有25%。

以GaAs为基体的器件虽能满足快速响应要求，但耐压性较差，热导率较低，且具有“锁定”效应[9]的非线性模式，限制了高温下稳定工作的高效、大功率器件的制造。作为一种宽禁带半导体，SiC耐高压高温，具有暗电阻高和响应快速的光电性能，以SiC为基体的光导器件已实现2 MW以上的功率输出[10-11]。对于光导放大器，以SiC代替GaAs可实现更高耐压，线性区间更宽，能同时兼顾大功率条件下的线性和高效率。图1为光导放大器基本结构及6H-SiC光导器件的3维结构模型，采用异面电极结构提高耐压性能[12-13]。

单管放大电路的电效率较低，若采用推挽电路，电效率可大幅度提升[14]。2019年，国防科技大学伍麒霖等[15]在基于线性光导器件的大功率微波产生技术研究中，利用200 μm厚的SiC光导器件和脉冲激光和分光延迟系统实现了SiC光导推挽放大输出。当输入激光功率为8 kW，波长为1 064 nm时，输出光电流为0.19 A，偏置电压为5.6 kV，系统电功率达到千瓦量级；当输入激光功率为33 kW，波长为532 nm时，输出光电流为2.7 A，偏置电压为4.9 kV，系统电功率达到10 kW量级。

1 理论与仿真分析

Bahl等[16]研究表明，当输入正弦信号时，AB型晶体管功放的效率最高为78.5%。对于光导推挽电路，当入射激光和输出射频均为正弦波时，放大电路的最大电效率同样为78.5%。与晶体管功放不同，光导器件的导通电阻随光强增加而降低，并始终存在大于0的导通电阻，有一部分电功率消耗在光导器件上，负载电效率低于理想的78.5%。同时，根据实验室设备和条件，对推挽电路进行计算和仿真。国防科技大学王朗宁等[17]、Wu等[18]基于线性光导器件的大功率微波产生技术，设计了光导器件的PSpice模型，如图2所示。该模型可通过调节激光功率、波长、频率及脉冲宽度等激光参数和载流子迁移率、光导器件尺寸及量子效率等器件参数改变光导器件的导通电阻，根据实验条件设置不同输入参数。

根据图2所示光导器件模型，建立了推挽电路的PSpice模型，如图3所示。

首先，根据实验室激光器的高斯波形计算电效率，在1/4个周期内，负载上的电压可表示为

(1)

负载电阻RL上的平均输出功率为

(2)

(3)

考虑到光导放大器的响应，推挽电流相互抵消，能实现的电效率为

(4)

由图2可见，负载与光导器件分压，电效率与SiC最小导通电阻之间的关系为

(5)

当光导器件的最小导通电阻为0时，该推挽放大器的最大效率为67.73%；当最小导通电阻为50 Ω时，最大效率为33.87%。用PSpice电路仿真软件进行仿真，图3所示2束激光由同一激光器通过分光延迟光路得到，相位差保证为π。

对2个光导器件加载大小相等的正负直流电压，仿真电路中的直流电源由充电电容代替。直流电压设置为±14 kV，通过调节光强改变光导器件的最小导通电阻。当导通电阻为50 Ω时，得到单路及推挽输出波形，如图4所示。

由图4可见，直流部分约为975 V，计算调制深度约为74.76%。与单路的幅值相比，推挽合成的波形幅值降低约86%。此时，光导器件最小导通电阻为50 Ω，电效率为27.64%。根据式(5)，可得导通电阻为50 Ω时，电效率随光导器件最小导通电阻的变化关系，如图5所示。

2 实验验证

激光器波长为1 030 nm；脉宽为300 ps；频率为1 GHz；每次连续输出8个高斯脉冲，脉冲簇的重复频率为200 kHz。实验用示波器采样率为40 GS·s-1；采样频率为4 GHz。用超快光电探测器(UPD-70-UVIR-D)测得激光波形，如图6所示。

搭建实验光路及电路，如图7所示。分光镜和反射镜之间的距离调整为约15 cm，并通过滑轨微调实现500 ps的时延差。

2个光导器件输出的光电流经功率合成器件合成后进入负载。负载为50 Ω，由示波器提供。分光后每一路平均光功率为6.6 W，在低光功率下进行验证时，光导器件的导通电阻不能小于100 Ω。

首先，为计算方便，忽略合路器(combiner)的插损，对单路和推挽的输出波形进行归一化处理，获得单路输出波形和同条件下的推挽波形，如图8所示。实验中所用直流电压为±2 kV；单路输出电压幅值为15 V；此时光导器件电阻为6.62 kΩ。由图8(a)可计算得到调制深度约为72.73%，再由仿真给出的幅值降低86%，推算忽略插入损耗时，推挽输出的幅值降低为单路幅值的83.66%，即12.55 V，电效率为0.45%。

调整PSpice仿真模型中的光功率，使光导器件的最小导通电阻为6.62 kΩ，根据图5的仿真曲线，计算得到该实验条件下的电效率为0.41%，与实验结果0.45%接近。根据实验结果和式(5)可预测光功率较高，且导通电阻在100 Ω以下时，光导器件的电效率随最小导通电阻的变化关系，如图9所示。

由图9可见，最小导通电阻为50 Ω时，实验测得的电效率为30.34%，电效率的实验结果高于仿真结果。原因在于：首先，计算推挽输出电压幅值时，所用到的单路幅值为最大值，而根据图8(a)所示的单路输出波形，每个脉冲的幅值变化起伏较大，而图8(b)所示的推挽波形各幅值基本相同；其次，计算输入功率时用到单路输出波形作为输入电流图像，由实验结果计算给出的平均输入功率小于仿真结果；最后，因电效率与输入功率成反比，实验结果大于仿真结果。仿真与实验的电效率都比理论计算的电效率低，主要原因为：仿真和实验的输出脉冲因器件响应展宽，产生直流和较多的低频成分，输入功率增大；合路时正负电流的抵消造成损耗，影响输出幅值，输出功率降低，导致仿真和实验的电效率远不及理论计算结果。

3 结论

基于频率为1 GHz，占空比为30%的激光，通过理论计算、仿真分析和实验验证，得到推挽型光导微波放大器的电效率随光导器件最小导通电阻的变化关系。忽略合路器插入损耗时，在低光功率下得到的电效率高于并接近仿真计算结果，说明该仿真模型在分析推挽型光导微波放大器的电效率时有一定指导意义。图4(b)所示的仿真推挽输出波形各脉冲幅值随时间的增加而降低，而单路输出和实验中得到的波形并没有出现该现象，说明仿真模型的推挽合成部分需进一步分析和优化，可通过添加合路器等模拟实验条件。

对于仿真和实验结果均低于理想电效率的主要原因在于光导器件响应带来的脉冲展宽，导致输出波形调制深度降低，产生直流损耗，降低放大器电效率。根据仿真和实验结果，为实现光导微波放大器高功率和高效率输出，需进一步进行激光调制，降低占空比，使器件光电流能降到0，以降低推挽电流的抵消；另外，根据电效率随最小导通电阻的变化关系，提高激光峰值功率以降低器件的最小导通电阻，可有效提高输出功率和电效率。