S波段彈載縫隙加載傘形印刷振子天線

常樹茂

（西安郵電大學電子工程學院，陜西 西安 710061）

0 引言

彈上天線是彈載多普勒雷達系統中最主要的部件之一。這種天線的要求是尺寸小、抗過載能力大、成本低。為滿足彈上天線的這些要求，已經設計出多種彈載天線［1－2］，傘形印刷振子天線就是其中的一種［3］。由于傘形印刷振子天線充分利用了彈體前端錐形空間，在相同工作頻率上，這種天線的后向輻射較少、增益較高。但對有些小彈體而言，在引信要求的工作頻率上，設計出的傘形印刷振子天線的尺寸仍較大。如何在傘形印刷振子天線的基礎上進一步縮小天線尺寸的方法未見報道。本文提出了一種在傘形印刷振子天線的基礎上，通過開縫加載進一步降低天線諧振頻率，從而縮小天線尺寸的方法。

1 印刷振子天線及加載

傘形印刷振子天線實際上是一種折疊印刷振子天線，它由接地板、短路耦合線、開路傳輸線和微帶振子單元組成，如圖1所示。

圖1 典型傘形印刷振子天線結構Fig.1 Structure of printed dipole umbrella antenna

接地板、短路耦合線和微帶振子單元位于介質基板一側，開路傳輸線位于介質基板的另一側。信號能量由開路傳輸線的底部饋入，通過短路耦合線平衡耦合到兩個印刷振子單元上。這種由接地板、短路耦合線、開路傳輸線組成的饋電部分稱為平衡饋電巴倫（balun）。天線的每個印刷振子單元的幾何長度Le為：

式中，f為工作頻率，C為光速，εe為等效相對介電常數，t為振子天線銅層厚度，εr為天線介質基板相對介電常數。

為了縮小天線的尺寸，使天線在有限空間具有相對較長的電長度，把振子單元折疊成傘形，折疊后的幾何長度比直線長度稍有不同。

為了進一步減小天線尺寸，可以在傘形印刷振子天線上加載［4］，天線加載的方法可以改變天線上電流分布，從而使天線的諧振頻率進一步降低。關于振子加載天線的研究，前人已經做過很多工作，如文獻［5］是第一個根據傳輸線理論研究了偶極子天線加載問題。在距離開路末端1／4波長處串聯一個等于開路線特性阻抗的電阻，可以在天線上得到行波電流。文獻［6］提出用RLC并聯電路對單極子天線實行分段加載，同時借助遺傳算法和計算機模擬全局搜索最佳加載位置和加載元件值，成功設計了30～450MHz單鞭和雙鞭加載天線。最近，又有專家結合加載快速處理技術以及GA與SA相結合的優化設計方法設計制作了單鞭天線［7］，進一步優化了天線的性能指標。根據目前能查閱的資料看，未見在傘形印刷振子天線上加載的報道，本文參照單極子加載原理，對傘形印刷振子天線進行了加載研究和設計。在傘形印刷振子天線的內側通過開槽形成電容加載。這種加載方法對天線輻射特性影響不大，但可以縮小天線尺寸。

2 縫隙加載傘形印刷振子天線

2.1 饋電網絡結構

為了縮小天線尺寸，本文把典型平衡饋電巴倫中的四分之一波長短路耦合線設計成寬傳輸線，饋電微帶線位于寬傳輸線中心。把典型平衡饋電巴倫中的四分之一波長開路傳輸線設計成和印刷振子直接耦合的具有輻射能力的二分之一波長開路傳輸線，其結構如圖2所示。約四分之一波長短路寬傳輸線上的電流分布類似四分之一波長短路耦合線上的電流分布，所以圖2結構的等效原理圖和典型平衡饋電巴倫（balun）的等效原理圖3類似。

圖2 加載天線結構Fig.2 Structure of loaded antenna

圖3 平衡饋電結構等效電路Fig.3 Equivalent circuit of balanced feed structure

由圖3平衡饋電巴倫等效電路可得到整個天線的輸入阻抗Zin為［8］：

式中，Za，θa是開路傳輸線的特性阻抗和電長度；Zab，θab是短路傳輸線的特性阻抗和電長度；Zb，θb是饋電傳輸線的特性阻抗和電長度。

式（5）中，Zd是印刷振子的輸入阻抗［9－10］；2L是印刷振子的長度；α是印刷振子上的衰減常數；β是印刷振子上的相移常數。

2.2 印刷振子參數

從天線輻射效率和加載的角度考慮，印刷振子的寬度應選擇的寬些。印刷振子寬輻射效率高且加載開縫時對天線輻射性能影響小。但寬的振子產生端頭效應，使振子的實際長度變短。所以振子的實際長度應當修正，修正量為振子寬度W 的1／4，即

式中，2Le為振子幾何長度。

由于天線的空間尺寸有限且彈載多普勒雷達系統工作頻帶要求不寬，選擇天線介質基片的介電常數εr為9.6，厚度h為1mm。振子臂寬度4.3mm，振子臂長19.7mm；饋電微帶寬度為1mm；饋電匹配傳輸線長7mm，匹配傳輸線寬度2mm；短路傳輸線長度10mm，短路傳輸線寬度7.5mm。

2.3 印刷振子加載參數

天線加載的設計是一個非線性的問題，所涉及的變量包括加載位置、加載元件、加載的組合形式等，是一個多變量復雜問題，精確的解析分析是困難的。一般均借助計算機模擬和最優化技術尋求加載的最優解。根據電磁場理論，為了保持天線加載前和加載后的輻射特性基本不變，加載的位置應盡量避開輻射點或輻射邊的位置。根據Altshuler加載的經驗，本設計使用二段微帶傳輸線作為集成電抗性負載，各段微帶傳輸線負載的一端開路，一端接在輻射貼片上，如圖2所示。沿靠近天線中心軸的兩條非輻射斜邊自上而下向外側各開一縫隙。縫隙的寬度設計為0.3mm，縫隙設計的太寬將較大影響輻射方向圖和輻射效率。選天線的地面反射板直徑28.9mm，反射板以下為彈體，彈體的最大直徑41 mm。天線基板的外形是梯形，梯形上底邊長15.26 mm，下底邊長28.5mm，高24.1mm，天線形狀如圖4所示。

圖4 天線結構圖Fig.4 Structure of the antenna

3 天線仿真

本文使用Ansys公司的HFSS有限元算法軟件對尺寸為32mm×18mm一般傘形印刷振子天線和加載傘形印刷振子天線進行了仿真計算。天線如圖1所示，圖中黑色部分是饋電面，淺色部分是輻射面（輻射面的另一輻射臂被饋電面耦合傳輸線遮擋）。圖5（a）是未加載天線輸入端的電壓駐波比圖，未加載天線的諧振頻率為3.2GHz。圖5（b）是加載天線輸入端的電壓駐波比圖，天線的諧振頻率為2.7GHz。駐波比小于2的頻帶寬度約為3.7%，對于振子天線而言頻帶是較寬的。

圖5 天線電壓駐波比Fig.5 Voltage standing wave ratio of the antenna

由圖6加載天線輻射方向圖看出半功率波瓣寬度約70°，天線增益大于5dBi。

圖6 天線輻射方向圖Fig.6 Radiation pattern of the antenna

通過H面方向圖發現，在振子臂對應方向上輻射值較大，這影響了天線最大方向增益。分析其原因，一是因振子有一臂為耦合臂，造成兩傘形輻射臂上電流分布及大小都有不同；二是振子末端除電流分布影響外，它和反射地板距離較近，更加影響天線的輻射性能。筆者調試發現，當天線基板尺寸和振子臂斜度不變，天線振子形狀類似的條件下，當頻率升至3GHz以上時，在彈軸垂直面方向輻射都很小，天線H面方向圖趨近圓形。圖7是加載天線輸入端的史密斯圓圖。

圖7 輸入端史密斯圓圖Fig.7 Smith chart of the input terminal

4 結論

本文在傘形印刷振子天線上進行了縫隙加載。通過在沿靠近傘形天線中心軸的兩條非輻射斜邊自上而下向外側各開一寬0.3mm、長3.27mm的縫隙，進一步降低了天線的諧振頻率，即進一步縮小了天線尺寸。仿真結果表明：對于傘形印刷振子天線，在沿靠近天線中心軸的兩條非輻射斜邊自上而下向外側各開一條較窄縫隙，可使傘形印刷振子天線在工作頻率2.7GHz時，尺寸縮小15%。這種天線的不足是H面方向圖的幅度起伏較大，有可能使系統在某一方向上探測靈敏度不夠。如何減小H面方向圖的幅度起伏是進一步研究的方向。

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