胡 曉，李 平，時(shí)昊天，吳必成，史嘉昭

(西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所，陜西 西安 710065)

0 引言

隨著現(xiàn)代化電子戰(zhàn)對(duì)導(dǎo)彈作戰(zhàn)能力需求的逐漸提高,導(dǎo)彈系統(tǒng)上裝的無線通信設(shè)備日益增多。在面臨復(fù)雜電磁環(huán)境中具有高功率、強(qiáng)瞬態(tài)等電磁耦合特征的電磁脈沖干擾威脅下,導(dǎo)彈無線通信設(shè)備的可靠性和生存能力受到了嚴(yán)峻的考驗(yàn)[1]。電磁脈沖對(duì)導(dǎo)彈無線通信設(shè)備的主要耦合途徑為設(shè)備的通信天線,其通過天線耦合產(chǎn)生的強(qiáng)瞬態(tài)電壓或電流進(jìn)入內(nèi)部電子設(shè)備后很可能會(huì)造成敏感電路的電磁干擾甚至毀傷。因此,仿真計(jì)算天線的電磁脈沖耦合響應(yīng),獲取天線耦合的電壓和電流波形,對(duì)通信設(shè)備接收機(jī)的射頻前端電磁脈沖防護(hù)具有很重要的意義。

對(duì)于天線的電磁脈沖耦合效應(yīng),已有研究大多都采用數(shù)值仿真方法來進(jìn)行計(jì)算分析。例如,采用時(shí)域積分方程計(jì)算單極天線的寬帶脈沖響應(yīng)[2-3];采用時(shí)域有限差分法計(jì)算微帶天線、超短波天線在電磁脈沖輻照下的耦合響應(yīng)特性[4-5];采用基于時(shí)域有限積分算法的商業(yè)電磁仿真軟件CST研究雙極天線、螺旋天線以及拋物面天線在電磁脈沖輻照下的耦合特性[6-8]。但這些研究工作僅僅考慮了電磁脈沖對(duì)天線單獨(dú)的耦合響應(yīng),并未考慮天線加載安裝平臺(tái)后電磁脈沖耦合響應(yīng)的特征變化。根據(jù)天線輻射原理,天線在上裝平臺(tái)后,受到安裝結(jié)構(gòu)的影響,其電磁特征相比單獨(dú)天線往往會(huì)有較大的變化。

因此,文中采用CST仿真軟件建立了典型的彈載平臺(tái)結(jié)構(gòu)及兩種彈載平臺(tái)常用的微帶天線模型,仿真分析了天線上裝彈載平臺(tái)前后的輻射電磁特征變化,并計(jì)算了天線上裝彈載平臺(tái)前后在幾類典型電磁脈沖輻照下的電磁耦合響應(yīng)特征變化。仿真所得結(jié)論進(jìn)一步完善了電磁脈沖對(duì)彈載微帶天線的耦合作用機(jī)理研究,從而為微帶天線類型的電磁脈沖防護(hù)加固研究提供更充分的理論依據(jù)。

1 仿真模型的建立

圖1為采用CST軟件建立的彈載平臺(tái)上裝天線的局部結(jié)構(gòu)模型,彈體平臺(tái)結(jié)構(gòu)主要由頭艙、儀器艙及尾艙3部分組成,由于天線主要集中在中間的儀器艙段,在充分考慮平臺(tái)結(jié)構(gòu)對(duì)天線特征影響的同時(shí),為了減少仿真計(jì)算的資源消耗,只截取了頭艙和尾艙的部分艙段。彈體艙壁整體結(jié)構(gòu)為鋁金屬材料,艙壁表面凃有隔熱層,隔熱層材料相對(duì)介電常數(shù)為2.84。

圖1 彈載平臺(tái)上裝天線的局部結(jié)構(gòu)Fig.1 Local structure of antenna mounted on missile-borne platform

由于導(dǎo)彈的氣動(dòng)性能要求,彈載天線通常需要與彈體環(huán)面共形,而微帶天線具有低剖面、體積小、易于共形等特點(diǎn),在彈載平臺(tái)上應(yīng)用最為廣泛[9]。因此建立了兩種不同結(jié)構(gòu)形式的微帶天線模型,如圖2所示,兩天線分別為GPS天線以及遙測天線。其中GPS天線的工作頻率為1.575 GHz,遙測天線的工作頻率為S波段。

圖2 彈載天線結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Structural model of missile-borne antenna

完成天線及彈載平臺(tái)結(jié)構(gòu)的模型建立后,在天線同軸饋電端口建立50 Ω匹配負(fù)載,通過仿真計(jì)算求解天線端口負(fù)載在電磁脈沖輻照下的耦合電壓響應(yīng)。

典型的電磁脈沖類型主要包括高空核電磁脈沖(HEMP)[10],窄譜高功率微波(HPM-NS)[11]以及超寬譜高功率微波(HPM-UWS)[12],其均具有高電壓、強(qiáng)瞬態(tài)的電磁特征,且脈沖波形的最大場強(qiáng)通常能達(dá)到50 kV/m。偏于電磁安全考慮,在后續(xù)仿真中也均以50 kV/m作為脈沖激勵(lì)源的最大峰值。對(duì)于幾類脈沖的干擾覆蓋頻率范圍,高空核電磁脈沖主要會(huì)對(duì)工作頻率在200 MHz以下的電子設(shè)備造成干擾,高功率微波干擾頻率則覆蓋300 MHz～300 GHz。由于彈載天線工作頻率通常在GHz,處于高功率微波的干擾頻段內(nèi),因此主要對(duì)彈載天線在窄譜以及超寬譜高功率微波干擾輻照下的耦合響應(yīng)特性進(jìn)行仿真分析。

2 仿真計(jì)算分析

2.1 彈載天線的輻射電磁特征分析

由于天線上裝平臺(tái)后受平臺(tái)結(jié)構(gòu)的影響,其輻射遠(yuǎn)場電磁特征會(huì)發(fā)生一定的變化,根據(jù)天線的互易定理,其對(duì)電磁脈沖的接收耦合響應(yīng)也必然會(huì)發(fā)生變化。因此,為了分析彈載平臺(tái)對(duì)天線電磁脈沖耦合響應(yīng)特征的影響,首先對(duì)天線上裝彈載平臺(tái)前后的輻射方向圖進(jìn)行仿真計(jì)算。

圖3為仿真計(jì)算得到的GPS單天線以及天線上裝彈載平臺(tái)后的輻射方向圖結(jié)果。從仿真結(jié)果可以看出,由于彈載平臺(tái)結(jié)構(gòu)的影響,GPS天線上裝平臺(tái)后的方向圖對(duì)比單天線發(fā)生了較大的畸變,天線主瓣波束范圍變寬,最大增益方向由原來的天線正上方發(fā)生了偏移,最大增益值G增大了0.11 dB。

圖3 GPS單天線及天線上裝彈載平臺(tái)的輻射方向圖Fig.3 Radiation pattern of GPS single antenna and antenna mounted on missile-borne platform

圖4為仿真計(jì)算得到的遙測單天線以及天線上裝彈載平臺(tái)后的輻射方向圖結(jié)果。從仿真結(jié)果可以看出,遙測天線上裝彈載平臺(tái)后的方向圖對(duì)比單天線同樣發(fā)生了較大的畸變,天線主瓣最大增益方向由原來的天線正上方發(fā)生了偏移,最大增益值增大了1.43 dB。

圖4 遙測單天線及天線上裝彈載平臺(tái)的輻射方向圖Fig.4 Radiation pattern of telemetry single antenna and antenna mounted on missile-borne platform

通過上述仿真可以看出,平臺(tái)結(jié)構(gòu)對(duì)微帶天線的主瓣增益有增強(qiáng)效應(yīng)。為了天線系統(tǒng)的電磁安全,保證其正常通信工作,需要分析天線上裝平臺(tái)后的電磁耦合響應(yīng)特性變化,從而為系統(tǒng)的電磁防護(hù)閾值設(shè)計(jì)提供更準(zhǔn)確的數(shù)據(jù)支撐。

2.2 彈載天線的電磁脈沖耦合響應(yīng)計(jì)算

根據(jù)天線輻射電磁特征的仿真結(jié)果,可以確定天線耦合接收能力最強(qiáng)的方位角度,以此仿真計(jì)算天線在電磁脈沖輻照下的最大耦合響應(yīng)。天線電磁脈沖輻照耦合仿真場景如圖5所示,建立電磁脈沖平面波輻照源,輻照入射方位為天線最大增益方向,激勵(lì)信號(hào)加載不同的電磁脈沖信號(hào)樣式,就可以求解天線饋電端口的耦合電壓響應(yīng)。為了求解天線的最大耦合響應(yīng),平面波電場極化方向設(shè)置為與天線極化方向一致。

圖5 天線電磁脈沖耦合仿真場景Fig.5 Simulation scenario of antenna EMP coupling

首先求解GPS天線及遙測天線在HPM-NS輻照下的耦合電壓響應(yīng),脈沖波形峰值場強(qiáng)為典型的50 kV/m,脈沖激勵(lì)信號(hào)載波頻率為天線的對(duì)應(yīng)工作頻率。為了對(duì)比天線上裝平臺(tái)前后耦合響應(yīng)的特征差異,對(duì)單天線以及天線上裝彈載平臺(tái)后兩種情況都進(jìn)行了耦合仿真計(jì)算,仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 GPS天線及遙測天線的HPM-NS耦合電壓響應(yīng)Fig.6 HPM-NS coupling voltage of GPS antenna and telemetry antenna

從圖6可以看出,兩天線的HPM-NS耦合電壓響應(yīng)的時(shí)域波形特征與脈沖源波形特征相似,平頂高電壓持續(xù)時(shí)間較長,對(duì)天線后端射頻電路具有較大的干擾毀傷威脅。GPS單天線的耦合電壓峰值達(dá)到2 kV,天線上裝彈載平臺(tái)后的耦合電壓峰值達(dá)到2.1 kV,比上裝平臺(tái)前增大了5%。遙測單天線耦合電壓峰值達(dá)到1.6 kV,天線上裝平臺(tái)后的耦合電壓峰值達(dá)到1.76 kV,比上裝平臺(tái)前增大了10%。可以看出,天線上裝彈載平臺(tái)后的耦合響應(yīng)有一定程度的增強(qiáng)。

圖7為GPS天線及遙測天線在HPM-UWS輻照下的耦合電壓響應(yīng),脈沖激勵(lì)波形的主要參數(shù)為：峰值場強(qiáng)50 kV/m,脈沖時(shí)延2 ns,脈沖有效寬度1 ns。同樣也對(duì)單天線以及天線上裝彈載平臺(tái)后兩種情況都進(jìn)行了耦合仿真計(jì)算。

圖7 GPS天線及遙測天線的HPM-UWS耦合電壓響應(yīng)Fig.7 HPM-UWS coupling voltage of GPS antenna and telemetry antenna

從圖7可以看出,兩天線的HPM-UWS耦合電壓響應(yīng)的時(shí)域波形為衰減震蕩波,耦合電壓峰值只有百伏量級(jí),遠(yuǎn)小于HPM-NS的耦合響應(yīng)。這是由于HPM-NS在頻域上能量十分集中,當(dāng)其載波頻率與天線完全一致時(shí),能對(duì)微帶天線造成更強(qiáng)的耦合干擾。因此,相比HPM-UWS,HPM-NS對(duì)彈載天線的干擾毀傷威脅更大。

需要注意的是,與圖6中HPM-NS的耦合響應(yīng)規(guī)律不同,兩天線上裝平臺(tái)后的峰值電壓要小于單天線的峰值電壓。為了進(jìn)一步分析耦合響應(yīng)的特征,圖8給出了兩天線耦合電壓響應(yīng)的頻譜分布。

圖8 天線的HPM-UWS耦合電壓的頻譜Fig.8 Spectrum of HPM-UWS coupling voltage of antennas

從圖8可以看出,在天線的工作諧振頻率點(diǎn),天線上裝平臺(tái)后的耦合電壓更大,這一規(guī)律與前述分析相同。但是天線上裝平臺(tái)后的低頻接收特性相比單天線變差,從而導(dǎo)致HPM-UWS的低頻耦合量減少,因此出現(xiàn)了單天線的時(shí)域耦合電壓峰值大于天線上裝平臺(tái)后的耦合電壓峰值這一現(xiàn)象。從仿真結(jié)果可以看出,天線的HPM-UWS耦合響應(yīng)不需要考慮彈載平臺(tái)的影響,只需要針對(duì)單天線進(jìn)行仿真計(jì)算即可。

通過上述對(duì)天線上裝平臺(tái)后的電磁脈沖耦合響應(yīng)計(jì)算分析,可以看出兩類微帶天線對(duì)于電磁脈沖耦合響應(yīng)的特征變化規(guī)律相同,因此仿真結(jié)果可以初步作為微帶天線類型的電磁脈沖防護(hù)設(shè)計(jì)的理論依據(jù),從而保證微帶天線系統(tǒng)的電磁安全。

3 結(jié)論

為了研究彈載平臺(tái)結(jié)構(gòu)對(duì)天線電磁脈沖耦合效應(yīng)的影響,采用CST仿真軟件建立了典型的彈載平臺(tái)模型及GPS天線、遙測天線這兩類彈載微帶天線模型。仿真結(jié)果表明：彈載平臺(tái)結(jié)構(gòu)對(duì)天線電磁特征以及電磁脈沖耦合響應(yīng)均有一定的影響;兩類天線的HPM-NS耦合電壓響應(yīng)較大,均在kV量級(jí),且天線上裝平臺(tái)后的HPM-NS耦合電壓峰值相對(duì)單天線分別增大了5%和10%;天線的HPM-UWS耦合響應(yīng)則遠(yuǎn)小于HPM-NS,且天線上裝平臺(tái)后的耦合電壓峰值未增大。因此,在天線射頻設(shè)備的電磁脈沖防護(hù)設(shè)計(jì)中,應(yīng)充分考慮彈載平臺(tái)對(duì)天線HPM-NS耦合的增強(qiáng)效應(yīng),從而能夠更好地防止射頻設(shè)備受到電磁脈沖的干擾或毀傷。