陈凯柏, 高 敏,*, 周晓东, 毕军建, 王 毅

(1. 陆军工程大学石家庄校区导弹工程系, 河北 石家庄 050003; 2. 陆军工程大学石家庄校区弹药工程系, 河北 石家庄 050003; 3. 陆军工程大学石家庄校区电磁环境效应国家级重点实验室, 河北 石家庄 050003)

0 引 言

毫米波探测器通过调制电磁波感知距离信息,由于其测距精度高、抗干扰能力强、距离选择能力强、器件体积轻巧等特点,已成为近程探测系统发展的重要方向之一[1-3]。但是,毫米波探测器由大量电子器件构成,容易受到电磁干扰,而超宽带(ultra-wideband,UWB)作为电磁干扰的典型代表,具有上升前沿窄、峰值功率高、频谱范围广的特征,能够通过“前门耦合”或者“后门耦合”干扰探测器工作,导致探测器出现误动作,对近程探测器系统的生存环境产生严重威胁[4-6]。

毫米波探测器应用广泛,是近程探测系统的核心装置,因此对探测器开展UWB效应研究有重要意义。UWB效应与腔体几何形状、干扰信号、入射方向等诸多因素紧密相关,其研究方法一般可分为数值分析和试验研究两类[7-8]。文献[9-13]利用BLT(Baum-Liu-Tesche)方程对复杂腔体及腔内传输线的耦合效应进行了分析,但是其结论较难拓展到任意腔体的耦合效应。为了解决这个问题,部分学者利用概率统计学对腔体散射参数进行测量,利用随机耦合模型(random coupling model, RCM)建立入射波与端口响应间的传递函数,得到腔体内电场分布的概率密度函数,可实现腔内耦合效应的预测[14-18]。该方法理论上可以应用于任何腔体模型,但是在小尺寸探测器上的应用还存在很多问题需要解决。在试验研究方面,文献[19-20]对腔内印刷电路板的电磁脉冲耦合效应进行仿真和试验,其结论可作为探测器UWB效应研究的参考。文献[21]针对炮弹用近程探测器进行UWB试验,得出了该型探测器的效应阈值,但是对能量耦合机理未做进一步研究。除以上方法外,数值仿真软件在建模和精确计算上都具有一定优势,在复杂电子系统效应分析中的应用越来越普遍,文献[22-23]使用有限积分算法 (finite integration technology,FIT)研究了毫米波探测器的UWB前门耦合效应,但是缺乏试验数据支撑。此外,一些学者对北斗导航接收机[24-26]、计算机网络[27-29]、高空输电线缆[30]等常见电子系统的电磁环境效应进行了研究,相关结论对毫米波探测器的UWB效应分析有一定参考意义。

结合以上研究成果可知,电子系统的UWB效应研究属于系统性工程,单纯通过仿真或试验较难有效对其电磁敏感性进行评估。因此,本文结合仿真结论和试验,首先对探测器模型的UWB耦合规律进行研究,然后通过UWB试验平台对某型毫米波探测器进行辐照试验,对能量耦合路径做出初步判断,研究结论对近程探测系统抗电磁干扰能力评估和防护加固有指导意义。

1 FIT算法原理

FIT算法由Weiland于1977年首次提出,该方法通过离散麦克斯韦积分方程进行数值求解,适用于从静态场计算到时域或频域高频应用的各种电磁问题,其空间离散由两组正交网格(主网格和双网格)完成,如图1所示。

图1 FIT中的网格离散化

在两个网格的基础上,通过在网格边缘分配电压和在双网格边缘分配磁电压,可以将麦克斯韦方程组从连续空间转换为离散空间。电压和磁通分量的分配如图2所示。

图2 网格中电压和磁通分量的分配

在有限时域积分法下,麦克斯韦网格方程组的完整离散集可以用一种新的形式表示为

(1)

(2)

Sb=0

(3)

(4)

相比于解析形式的麦克斯韦方程组,FIT在离散化过程中并未引入任何近似条件。得益于解析形式下的梯度、旋度和散度算子之间的特性,即旋度散度恒等于零,梯度的旋度恒等于零,在网格空间中完全保持不变,如下所示:

(5)

(6)

相比较于矩量法和有限元法,FIT法不需要进行矩阵求逆运算,所需内存小,求解速度更快,因此被广泛应用于电子系统的脉冲响应特性研究。

2 仿真模型建立

2.1 探测器仿真模型

以某型K波段毫米波探测器为对象建立简化仿真模型,如图3所示。该模型由屏蔽腔体、射频电路板和数字电路板3部分组成,顶部开有天线窗,底部留有直径2 mm的接线通孔,模型尺寸约为28 mm×28 mm×14 mm,壁厚为1 mm。射频电路板表贴有微带天线,中间安装有收发隔离器;数字电路板置于屏蔽腔体底座,装有数字信号处理芯片;此外,在印刷电路板侧面竖直放置一条细导线,模拟内部连线在UWB辐照下的线缆耦合响应,如图4所示。

图3 探测器整体模型

图4 探测器内部结构

2.2 超宽带仿真模型

工程上常用的UWB信号有高斯脉冲、埃尔米特脉冲和一些实验统计脉冲等,其中以高斯脉冲应用最为广泛,一阶微分高斯脉冲可表示为

(7)

式中:E0为脉冲峰值因子;t0为脉宽常数;tw为时间延迟。对其做傅里叶变换,可得脉冲频域表达式:

(8)

2.3 仿真试验设置

将模型中的微带天线、金属管脚材料设置为纯铜,细导线使用单芯铜线,将屏蔽壳和底座材料设置为理想导体,介质基板厚度设置为1.2 mm,材料设置为聚四氟乙烯。设置UWB为峰值50 kV/m、脉宽常数为0.5 ns的平面波,传播方式为垂直极化、水平传播,能量耗散阈值为-30 dB。为了观察模型内部场强,在模型中心线处设置监测探针,定义屏蔽效能为

(9)

式中:v为腔体内观测点电压;v0为不存在腔体时的观测点电压。

3 仿真试验结果分析

3.1 探测器腔内耦合效应

首先对腔体耦合效应进行仿真分析,得到2.5 ns时腔体电场分布如图5和图6所示。从图5可以看出,UWB能量主要分布在腔体顶部天线窗开孔,由外壳向腔内逐渐衰减,能量密度最高可达0.084 J/m3;从图6可以看出,能量在腔体上下表面边缘处较为集中,而腔内电场能量密度低于腔体表面,说明探测器腔体对UWB电磁脉冲有一定的屏蔽作用。

图5 探测器表面电场分布

图6 探测器内部电场分布

为进一步明确腔体屏蔽效能,计算腔体中心线不同观测点的峰值感应电场,并根据式(9)对腔体屏蔽效能量化表示,如图7所示。从图7可以看出,探测器腔体内部屏蔽效能最大差值可达65 dB,随着观测位置从腔体底部通孔逐渐移至顶部开孔,腔体屏蔽效能逐渐降低。从仿真结果还可以看出,在探测器电路板布局设计时,敏感元件应尽量放置于腔体底部,以获取最佳屏蔽效果。

图7 探测器腔体屏蔽效能

3.2 入射角对耦合效应的影响

探测器的耦合效应与其姿态密切相关,因此对不同入射角下的腔体屏蔽效能进行研究。分别以X轴、Y轴和Z轴为轴,在芯片上表面中心点处设置电场探针,分析该点在探测器绕轴旋转时的屏蔽效能。从图8可以看出,沿Z轴旋转时,腔体屏蔽效能基本不变,沿Y轴旋转和沿Z轴旋转时腔体屏蔽效能变化趋势一致,最大值为107.98 dB,最小值为20.40 dB,二者差值为87.58 dB,因此在面临UWB威胁时,及时改变探测器与UWB之间的相对姿态能够有效避免探测器被干扰。

图8 改变入射角对屏蔽效能的影响

此外,从图8中还可以看出,探测器在0位置处即竖直向上时屏蔽效能最差,因此在考核探测器抗UWB干扰能力时,应重点考虑该姿态下的抗干扰阈值。当探测器处于0位置时,其归一化频谱分布如图9所示。可以看出,感应电场和入射UWB在能量幅值分布上较为一致,由于腔体较为封闭,脉冲能量在腔内反射形成谐振效应,因此在4～6 GHz频段附近出现波动,但是波动幅度不明显,对能量分布影响微弱。

图9 感应电场和辐照电场频谱

3.3 探测器内敏感部位耦合效应分析

由以上分析基本可以明确探测器在UWB辐照下的敏感姿态以及能量耦合入口,但是在防护加固方面仅能提供结构设计上的建议,要对探测器进行全方位加固,还需要对其腔内敏感部位进行分析。

从电磁场理论出发,腔体内任何导体均可被视为广义天线,成为能量转化、传输的通道,包括微带天线、细导线、芯片管脚等,其能量耦合一般可用Friis传输公式计算,设Sr为接收天线处功率密度,则有：

(10)

若接收天线有效面积为Aer,可得天线耦合功率Pr为

(11)

(12)

式中:λ为天线工作波长；Gr为接收天线增益。将损耗因子Le引入式(12),可以得到：

(13)

式中:Bt为UWB发射源天线带宽;Br为接收天线带宽。分析可知,能量耦合功率与天线接收增益和损耗因子等参数有关,理论上以上参数可以通过试验测得,但是由于毫米波探测器体积很小,内部电子器件密集,在实际试验中很难得到相关参数,因此采用数值仿真方法对耦合信号进行研究是一种经济高效的手段。

设置探测器姿态为最敏感姿态,使用50 Ω负载端口监测模型中微带天线、金属管脚和连接线的耦合电压,结果如图10所示。可以看出,由于有效接收面积、材料等方面的影响,三者耦合效应差异明显。其中,连接线上端耦合电压峰值为4.67 V,天线末端耦合电压峰值为0.60 V,金属管脚耦合电压峰值为0.09 V,换算为功率单位分别为26.4 dBm、8.57 dBm和-7.09 dBm。由仿真结果可以看出,对探测器进行防护时需要重点考虑腔内连接线的防护。此外,连接线上端耦合效应要强于下端耦合效应,因此在器件布局时应尽量将连接线置于腔体底部,以减小耦合效应。

图10 敏感部位耦合电压

4 探测器UWB辐照试验

4.1 试验平台

对某型探测器开展UWB辐照试验,图11为UWB辐照试验平台示意图。该平台主要由初级储能电源、脉冲变压器、脉冲形成线、火花隙开关、共面TEM抛物反射面天线和控制系统等构成,如图12所示。当初级储能电源充电完毕后,由控制系统输出控制信号,对脉冲变压器放电,脉冲变压器将电压抬升,在脉冲形成线上形成初级脉冲,初级脉冲在经过火花隙开关后形成强电磁脉冲,继而由共面天线辐射至外部空间。

图11 UWB辐照试验平台

图12 UWB辐照试验平台结构

4.2 UWB脉冲参数

UWB电磁脉冲为水平传播的垂直极化波,其工作模式分为单次触发和重复触发两种。图13为实测UWB辐照场强与距离的变化关系,根据测量数据UWB场强-距离变化关系拟合,拟合曲线可近似表示为

图13 UWB场强-距离关系

(14)

式中:E为电场强度;x为场点距辐照天线的距离。

从图13可看出辐照场强呈指数衰减变化,最大辐照场强为436 kV/m。UWB试验平台底部装有滑轮,可灵活调整辐照试验距离,从而改变辐照场强。图14为1 m处实测UWB时域电压波形,从图中可以看出脉冲时域波形与微分高斯脉冲相似,由于外场试验存在反射效应,脉冲尾部存在一定波动现象。对时域波形做傅里叶变换,得到其归一化频谱如图15所示,可以看出,UWB脉冲频谱从低频一直延伸至2 GHz,其能量主要集中在1 GHz内。

图14 时域电压波形

图15 归一化频谱

4.3 探测器工作原理

图16为受试探测器结构示意图。该型探测器工作波段为K波段,探测器工作时,由三角波发生器控制压控振荡器产生连续调频的三角波信号,一部分信号作为接收电路的本振信号,另一部分信号作为天线发射信号,经过目标反射之后被接收机接收。接收信号经过滤波变频放大后送至信号处理芯片,经信号处理测得探测器与目标之间的距离,当距离达到预设门限值时,输出触发控制信号。

图16 探测器结构示意图

4.4 探测器改装

受试探测器需要外部电源供电才能实现探测功能,为满足试验目的,需要对受试探测器进行改装,如图17所示。在探测器底部安装金属壳体,二者通过螺纹连接,壳体内包含供电电源,电源开关安装在壳体表面,壳体底部装有同轴转接头,可以将探测器输出的触发控制信号传递至示波器。

图17 改装探测器

5 试验设置与步骤

5.1 试验设置

为确保试验的科学性和合理性,试验系统的构建原则为:系统能够满足试验要求,试验设备本身尽量减少附加干扰。根据以上原则设置辐照试验,试验系统整体如图18所示。

图18 辐照试验系统

该系统包括UWB辐照试验平台、探测器及金属壳体、供电电源、木制试验台、同轴线缆、示波器、衰减器、屏蔽箱体。UWB辐照试验平台可发射不同重复频率的UWB脉冲,用以进行辐照试验,是整个系统的输入源;金属壳体内有供电电源和电源开关,可控制探测器电源通断;木质试验台可实现探测器在水平、俯仰、自转3个角度的姿态调整;示波器用于监测和记录探测器输出的触发控制信号,试验时将其置于屏蔽箱内,并使用同轴线连接探测器和示波器,以免信号传输受到UWB脉冲影响。为减小墙体对UWB脉冲的干扰,造成脉冲信号质量下降,试验在室外开阔场地进行,图19为试验外场环境。

图19 外场测试环境

5.2 试验步骤

辐照试验步骤如下。

步骤 1测试探测器的工作状态,确保探测器能够正常工作。

步骤 2打开电源开关,将探测器放置于试验台上。采用单次触发方式发射UWB脉冲,不断调整探测器姿态和辐照距离,每次试验后测试探测器的工作状态,并观察示波器界面,记录探测器的临界干扰场强,确定最敏感姿态。

步骤 3以最敏感姿态将探测器置于辐照场中,发射不同场强、不同重复频率的UWB脉冲进行辐照试验,观察示波器窗口,确定UWB脉冲对探测器的影响规律。

步骤 4以最敏感姿态将探测器置于辐照场中,通过设置对照试验的方法,确定UWB脉冲的能量耦合通道,分析探测器的失效机理。

5.3 最敏感姿态分析

为考核抗电磁干扰极限水平,需要确定探测器的最敏感姿态。定义(x,y,z)分别代表水平角、俯仰角和自转角,(0,0,0)位置为初始姿态,表示探测器指向UWB辐照试验平台,探测器轴线与UWB脉冲传播方向平行,电源开关孔竖直向上,如图20所示。

图20 探测器初始姿态

试验所用的UWB脉冲为水平传播的垂直极化波,所以本文重点对此极化方式和入射角度下探测器的最敏感姿态进行分析。根据前人研究结论,将探测器的UWB效应等级定义为以下4类[13-14]: 0级，无任何影响; 1级，探测器工作中断,能够通过电源复位恢复; 2级，探测器出现持续虚警现象,无法通过电源复位恢复; 3级，探测器辐照后不能输出信号,无法通过电源复位恢复。

对UWB辐照试验平台供电,打开电源开关对探测器加电,调整探测器姿态为(0,0,0)初始姿态,首先使用单脉冲触发的方式进行辐照试验,脉冲发射5次,每次发射后测试探测器是否正常工作,记录试验数据。

图21和图22分别为探测器A和探测器B的效应数据图,可以看出,在相同辐照场强下,当受试姿态为(0,90,0)和(0,90,90)时,探测器出现工作中断的现象,需进行电源复位才能继续工作。由于这两种姿态下探测器的临界干扰场强几乎相同,因此认为探测器最敏感姿态为(0,90,0),在后续试验中,按照该姿态放置探测器。

图21 不同姿态下探测器A效应数据图

5.4 辐照效应现象

为进一步研究探测器在UWB辐照下的效应现象,以最敏感姿态将探测器放置于辐照场中。分别使用单脉冲(5次)、5 Hz/1 s(5次)、25 Hz/1 s(5次)、25 Hz/5 s(5次)、25 Hz/10 s(5次)的触发方式进行辐照试验,探测器只要出现一次效应情况即记录。

图23为探测器A的效应数据图。可以看出,当辐照场强小于150 kV/m时,无论UWB触发方式是哪一种,都无法使探测器A出现效应现象;当辐照场强度在150～360 kV/m时,5种UWB触发方式都可以使探测器A在辐照后工作中断;当辐照场强为436 kV/m时,探测器A在辐照后输出触发控制信号(见图24),此时将电源开关复位,发现探测器A在前方无目标情况下仍能输出触发控制信号(见图25),判断其出现虚警现象。试验后将探测器A静置1 h,而后测试其工作性能,发现探测器A仍然处于虚警状态。

图23 不同触发方式下探测器A效应数据图

图24 探测器输出控制信号

图25 探测器出现虚警

图26为探测器B效应数据图。可以看出,当辐照场强小于360 kV/m时,其效应现象与探测器A一致。当辐照场强为436 kV/m时,探测器B在辐照后输出触发控制信号,此时将电源开关复位,测试探测器B的工作状态,发现探测器B在距离门限内对准目标时无法输出触发信号,出现探测失效的现象。将探测器B静置1小时,而后测试其工作性能,发现探测器B仍然无法恢复工作,由此判断探测器可能因为UWB辐照而导致硬损伤。

图26 不同触发方式下探测器B效应数据图

结合效应数据可知,该型探测器的辐照场强敏感阈值在150 kV/m左右,辐照场强越高,探测器的效应越强。当辐照场强增大到436 kV/m时,辐照后探测器会出现虚警和硬损伤这两种不可逆效应。

5.5 能量耦合通道分析

为确定探测器失效机理,首先需要确定UWB能量的主要耦合通道。该型探测器与外连金属壳体共地,采用塑封技术固定射频电路板和信号处理电路板,其微带天线表贴于射频电路板,触发控制信号由信号处理芯片输出。UWB能量的可能耦合途径有3种:① 能量通过壳体缝隙耦合进入内部,作用于探测器,导致输出触发控制信号;② 能量通过金属壳体直接耦合,耦合电压通过共地电路传导至探测器内;③ 能量通过天线窗进入内部,在敏感部位处产生耦合电压,导致探测器输出触发信号或是被损伤。

针对①中假设,根据文献[9]可知,当缝隙尺寸小于波长的八分之一时,耦合能量即可忽略不计。而试验用UWB脉冲波长最低约为150 mm(与2 GHz频率对应),探测器与外连金属壳体由螺纹套件连接,周身无明显缝隙,因此判断缝隙不是能量的主要耦合通道。

针对②中假设,在相同条件下对同型号探测器C进行辐照试验。试验时使用铜皮覆盖探测器C的顶部,如图27所示。试验数据如表1所示。

图27 屏蔽措施

表1 辐照试验数据

从表1可以看出,用金属遮挡住探测器顶部后,无论辐照场强和触发方式如何变化,均不能观察到效应现象,这说明外连金属壳体不是能量的耦合途径。结合表1、图23和图26中效应数据可知,UWB能量主要通过探测器天线窗耦合进入探测器内,并导致探测器出现效应现象。

5.6 敏感部位仿真分析

由于通过辐照试验难以获取探测器内敏感部位的耦合电压,因此可借助数值分析的手段对敏感部位进行初步判断。将3 m处实测电压波形数据作为辐照仿真源,对探测器进行辐照试验,得到探测器内各部位耦合电压如图28所示,表2为敏感部位耦合峰值功率。

图28 敏感部位耦合电压

表2 敏感部位峰值功率

由于实测脉冲低频能量更为丰富,因此金属管脚耦合峰值功率提升更高,为-2.38 dBm。由于探测器天线工作在K波段,而UWB能量主要集中在1 GHz内,因此天线与UWB之间的耦合效应较弱。结合图28和表2数据可以看出,在实测UWB辐照下,探测器腔内连接线缆仍是能量耦合的主要途径,在下一步试验研究中应重点关注。

6 结束语

本文利用仿真和试验相结合的方法对某型毫米波探测器的UWB辐照效应进行研究。首先通过仿真计算,得到了探测器的最敏感姿态和能量耦合通道,并利用UWB辐照试验系统对仿真结论进行了验证。主要结论如下:① 在垂直极化、水平传播的UWB辐照下,探测器最敏感姿态为竖直状态,沿Z轴旋转其耦合效应保持不变;② UWB能量通过探测器顶部的天线窗耦合进入探测器内部,在辐照下探测器出现死机、虚警和硬损伤3种效应现象,其中虚警和硬损伤为不可逆现象。由于腔内场强数据难以测量,因此使用实测数据对探测器模型进行辐照试验,发现腔内连接线耦合效应最强,下一步应重点对腔内线缆耦合效应进行研究。

通过分析比较,可以确定本文研究方法与研究结论的有效性,值得在同类装备相关研究中应用推广。结合本文研究结论,综合考虑运用实际,建议:① 毫米波探测器应加强UWB脉冲防护能力,首先可以从结构设计入手,尽量减小天线窗口,从而降低耦合能量;② 在不影响天线收发的前提下,优化探测器整体设计,使得探测部分尽量靠近腔体底部,远离天线窗;③ 重点加强探测器内连接线抗脉冲干扰能力,在电子器件敏感端口处可以考虑连接低插损低通滤波电路,减小脉冲干扰。

本文研究是毫米波探测器开展电磁防护能力评估的重要部分,尽管得到了初步的研究结果,但对于毫米波探测器与UWB电磁脉冲耦合效应的研究,仍需要大量试验继续分析。因此,在下一步工作中,除了对仿真模型进行优化、提高计算精度和深入研究其他因素对耦合效应的影响外,还应继续加强毫米波探测器强电磁脉冲防护能力评价方法研究,进而为近程探测系统抗电磁干扰能力和防护加固提供更系统更全面的理论和数据支撑。