基于磁流變彈性體的超材料吸波器設計與研究

楊芾藜 ,鄭 可

(1.國網重慶市電力公司,重慶 400015;2.國網重慶市電力公司營銷服務中心,重慶 401123)

隨著現代微波技術及電子設備的快速發展,電磁波已在通信、軍事以及航空航天等諸多領域獲得了廣泛應用,由此帶來的電磁污染以及多天線干擾等問題也日益嚴重[1],產生的電磁輻射/污染對人體、電子設備等造成了巨大的危害。因此,眾多學者開展了對電磁吸波材料的研究[2-3],然而,由于傳統涂覆型吸波材料自身特性的限制,已經難以滿足“薄、輕、強、寬”的要求。超材料是由人工復合結構或復合材料組成的一類結構型材料[4],具有諸如負折射率、逆多普勒效應等自然界材料所不具備的特性。在電磁吸波方面,通過對超材料結構單元的設計,可以將電磁波能量轉換為其他形式的能量,實現對特定電磁波頻段的吸收和耗散。自Landy 等[5]于2008 年首次提出了一種超材料完美吸波器之后,對于超材料的研究得到了學術界及工業界的廣泛關注,其范圍也逐漸擴展到左手材料[6-7]、頻率選擇表面[8-9]以及光子晶體[10-11]等領域,不同結構及應用領域的超材料電磁吸波器也不斷涌現[12-14]。

作為一種磁性吸波顆粒,羰基鐵粉具有較大的折射率以及對入射電磁波的壓縮能力,同時也具有磁損耗和介電損耗兩方面的耗散特性[15]。因此,利用羰基鐵粉作為吸波顆粒可以使超材料吸波器具有較大的吸收帶寬和相對較小的厚度。2018 年,Li 等[16]提出了一種基于片狀羰基鐵粉的交叉陣列超材料吸波器,并認為交叉結構的諧振電流可以激發局部電場和磁場的增強。測試結果表明,吸波器在1.44 GHz 處的最小反射損耗達到-12 dB。為了優化羰基鐵粉層的阻抗匹配,2019 年,Chen 等[17]提出了一種采用超高分子量聚乙烯(UHMWPE)層和羰基鐵粉層相堆疊的雙層吸收體,其吸收率超過90%以上的帶寬達到了13.6 GHz。2020 年,Zhang 等[18]設計了一種基于磁性材料且在低頻區域具有寬帶吸收的多層結構吸收體,實驗表明,該吸波器在2.2～9.5 GHz 范圍內具有寬帶吸收的特性。同年,Duan 等[19]研制了一種基于磁性襯底的中心頻率選擇表面寬頻帶超材料吸收體,通過優化磁性基片,可使吸收器在2.5～17.2 GHz 頻段范圍內的反射損耗小于-10 dB。但上述研究均未考慮微觀層面顆粒排布對吸波器性能的影響,使得吸波器的性能難以進一步有效提高。

磁流變彈性體(Magnetorheological Rlastomer,MRE)是一種磁控智能材料,主要由硅橡膠、鐵磁性顆粒以及其他添加劑組成。基于其優異的磁控特性,磁流變彈性體往往作為減振降噪系統的核心部分[20-23],同時,在傳感器領域也發揮著重要的作用[24]。在電磁吸波領域,通過磁場對材料內部顆粒排布的影響,改變磁流變彈性體的磁導率和介電常數,從而可提高吸波器對電磁波的吸收及耗散性能。Qiao等[25]通過對羰基鐵粉/石蠟復合材料的研究發現,顆粒的定向排列會使材料具有高的磁導率和共振頻率,并且突破了斯諾克極限的限制。西北工業大學的閔丹丹[26]對羰基鐵粉/環氧樹脂復合材料的研究表明,羰基鐵粉的定向排列能降低吸波涂層的匹配厚度,擴寬吸波涂層的吸收帶寬,在羰基鐵粉含量為質量分數75%時,-10 dB 以下帶寬可達12.5 GHz。然而,這些研究只是局限在磁場對顆粒排列的影響,并未將宏觀結構與微觀顆粒排布進行結合,使得材料的吸波特性未能獲得進一步的提升。

基于上述研究,本文設計了基于磁流變彈性體的超材料吸波器,通過在預結構階段施加不同的磁場陣列,從而制備兩種具有不同周期結構單元的超材料吸波器,將宏觀結構與微觀顆粒排布進行結合,從而提升吸波器的電磁吸波特性。通過同軸法對吸波器的電磁參數進行測試,并利用仿真軟件對材料的吸波特性及機理進行分析。最后,采用弓形法對實物進行測試。結果表明,設計制備的基于磁流變彈性體的超材料吸波器具有吸收率高、工作頻帶寬的特性。

1 超材料吸波器的制備及分析

制備超材料吸波器的主要材料為磁流變彈性體。其主要成分為硅橡膠和羰基鐵粉,其制備通常分為前期的機械共混以及后期的硫化兩個步驟。根據在硫化過程中是否施加磁場,可以將磁流變彈性體分為顆粒均勻分散的各向同性材料和顆粒沿磁感線分布的各向異性材料[14]。基于上述特性,在制備基于磁流變彈性體的超材料吸波器時,通過施加不同的磁場陣列即可形成不同的結構單元,將宏觀結構與微觀顆粒排列相結合,從而提高超材料吸波器的吸波及耗散性能。另外,為了反映羰基鐵粉的含量對吸波特性的影響,制備了羰基鐵粉質量分數分別為30%,40%及50%三種超材料吸波器。

采用同軸法對羰基鐵粉在2～18 GHz 內的電磁參數進行測試。具體過程包括:將未固化的磁流變彈性體倒入特制同軸環模具中,制成外徑7 mm、內徑3.04 mm、厚度2.68 mm 的圓環樣品。最后,將樣品放入矢量網絡分析儀(型號為Agilent N5234A)的同軸線中進行測試。另外,為了使超材料的吸波測試更接近真實情況,采用弓形法對樣品的反射率進行測試,測試系統示意圖如圖1 所示。

圖1 弓形法測試示意圖Fig.1 The schematic diagram of arch measurement system

基于磁流變彈性體的超材料結構設計,就是將磁流變彈性體與超材料的結構設計結合起來,不同于“三明治”結構的超材料吸波器[27-28],所設計的超材料吸波器僅為單層結構。通過在硫化過程中施加不同的磁場陣列,使得磁流變彈性體內部的磁性顆粒沿磁感線方向有序排列,從而形成不同宏觀/微觀結構的超材料吸波器單元,示意圖如圖2 所示,故分別施加NN 型和N-S 型兩種磁場陣列。對于N-N 型磁場陣列而言,由于相鄰磁鐵的磁感線呈交叉的趨勢,因而在這樣的磁場陣列下,超材料結構單元底部為圓形,中間為橢球型凸起的結構。而對于N-S 型磁場陣列而言,相鄰磁鐵之間的磁感線分布近似形成一條回路,因此,使得磁流變彈性體中的鐵粉向兩邊移動,形成四周鐵粉含量較高且凸起,中間鐵粉含量較少且較平的超材料結構單元。具體結構參數已在圖中標出,其中,N-N 型單元周期長度a=b=30 mm,h=4 mm。N-S 型單元周期長度a1=b1=30 mm,h1=4 mm,h2=2.2 mm。正是由于這兩種不同的宏觀結構單元以及吸波器內部磁性顆粒排列的微觀結構的不同,從而影響超材料吸波器的吸波特性,進而導致不同的吸收效果。

圖2 不同磁場陣列下,基于磁流變彈性體超材料吸波器結構單元成型示意圖Fig.2 Schematic diagram of the metamaterial absorber unit cell based on MRE under different magnetic field arrays

2 吸波體的電磁參數測試及分析

對于吸波顆粒而言,其含量會對諸如復介電常數(εr)以及復磁導率(μr)等電磁參數產生影響。復介電常數和復磁導率的實部代表吸波器對電磁能的儲存能力,而虛部則代表耗散電磁能的能力[29]。因此,首先考慮羰基鐵粉含量與電磁參數之間的關系,為后續吸波器性能的研究打下基礎。圖3 為羰基鐵粉質量分數從30%增加至50%時,電磁參數隨頻率的變化曲線。其中,圖3(a)和(b)分別表示復介電常數的實部(ε′)和虛部(ε″)值在2～18 GHz 內的變化曲線,圖3(c)和(d)分別為復磁導率的實部(μ′)和虛部(μ″)值在2～18 GHz 內的變化曲線。由圖3 可知,整體上,隨著羰基鐵粉質量分數的增加,εr和μr呈現逐漸上升的趨勢。當羰基鐵粉的質量分數小于50%時,ε′的值波動較小,且在2～11.36 GHz 內基本保持不變,而在11.36～18 GHz 呈現出逐漸下降的趨勢。以羰基鐵粉質量分數40%為例,ε′的值在2～11.36 GHz 內保持在3.2 附近,隨后在11.36～18 GHz 逐漸下降至2.8。ε″的值在2～18 GHz 內維持在0 附近波動,并且隨著羰基鐵粉質量分數的增加,呈現出先增大后減小的趨勢。

圖3 不同羰基鐵粉質量分數吸波器的εr 和μrFig.3 Permittivity (εr) and permeability (μr) of absorbers with different mass fractions of carbonyl iron powder

同時,以羰基鐵粉質量分數40%為例,在2～18 GHz 范圍內,μ′的值呈現出先下降后上升的趨勢,由2 GHz 的1.27 下降至1.12,后升至1.20。μ″的值則呈現出逐漸上升的趨勢。另外,從圖中還可看出,當羰基鐵粉質量分數為50%時,復介電常數和復磁導率實部的抖動均遠大于羰基鐵粉質量分數為30%和40%的情況,這可歸因于羰基鐵粉含量過高,形成團聚的現象,產生連續的導電網絡,進而影響電磁參數的穩定性。

由前述分析可知,羰基鐵粉在磁場作用下所形成的結構對電磁參數有著重要的影響。因此,圖4 給出了當羰基鐵粉質量分數為40%時各向異性結構的εr和μr。由圖4 可知,由于羰基鐵粉顆粒的定向排列,使得各向異性結構的εr和μr明顯高于各向同性結構的εr和μr。結合同軸線理論可知,吸波器的反射損耗可表示為[30]:

圖4 各向異性結構的(a)εr 和(b)μrFig.4 (a) Complex εr and (b) μr of anisotropic structures

式中:Z0為真空環境下的阻抗,通常取Z0=377 Ω;Zin為輸入阻抗,可進一步表示為:

式中:f為激勵頻率;d為吸波材料的厚度;c為真空中的光速。由式(1)和(2)可知,在其他條件一致的情況下,吸波器的反射損耗主要受到εr和μr的影響。

另外,從材料的吸收率分析,吸波器的吸收率可由式(3)表示:

式中:A為吸收率;R為反射率;T為透射率。由于在仿真以及實測過程中,吸波器底部均為金屬基板。故可以認為T=0,式(3)可簡化為A=1-R。

3 仿真及實測結果分析

基于上述分析可知,吸波器的性能不僅與微觀結構有關,也與宏觀結構有著密不可分的關系。圖5 給出了基于磁流變彈性體的兩種不同結構單元的超材料吸波器實物圖。其中,圖5(a)為預結構階段受N-N 型磁場陣列所形成的N-N 型吸波器結構,圖5(b)為預結構階段受N-S 型磁場陣列形成的N-S 型吸波器結構。樣品在硫化過程中,一方面,磁性顆粒會向磁感應強度較大的方向聚集,另一方面,磁性顆粒也會沿磁感線方向進行排列,因此在圖5 中可以看到每個結構單元均有毛刺狀的凸起。兩種吸波器的性能則會因宏觀結構單元和微觀顆粒分布的不同而存在差異。

圖5 基于磁流變彈性體的(a) N-N 型和(b) N-S 型超材料吸波器實物圖Fig.5 Physical figures of (a) N-N type and(b) N-S type metamaterial absorber based on MRE

為了更好地分析兩種超材料的吸波性能,采用有限元仿真軟件COMSOL 對兩種結構單元進行建模仿真分析,如圖6 所示。其中,圖6(a)和(b)分別為N-N 型和N-S 型結構單元的仿真模型圖,單元尺寸如圖所示。采用周期性邊界條件模擬結構單元,輸入和輸出端口被定義在結構的上下表面,用于電磁波的入射和傳輸。圖6(c)和(d)則分別給出了羰基鐵粉質量分數為40%時,N-N 型及N-S 型結構單元仿真與實測的反射損耗對比。整體上,仿真結果與實驗結果吻合較好。隨著頻率的增加,兩者反射損耗的變化趨勢基本一致,但從圖6(d)中可以明顯看到,當頻率高于14 GHz 時,反射損耗的實測與仿真差別較大。這主要是仿真過程中建模的不準確以及在制備和測試過程中存在的誤差所導致。另外,對比圖6(c)和(d)可知,N-N 型結構吸波器的反射損耗與90%吸收率以上(即反射損耗小于-10 dB)的頻帶寬度大于N-S 型結構的吸波器。

圖6 (a)N-N 型結構單元;(b)N-S 型結構單元;(c)N-N 型吸波器結構單元反射損耗的實測與仿真結果對比;(d)N-S 型吸波器結構單元反射損耗的實測與仿真結果對比Fig.6 (a) N-N type unit cell;(b) N-S type unit cell;(c) Comparison of measured and simulated reflection loss of N-N unit cell absorber;(d) Comparison of measured and simulated reflection loss of N-S unit cell absorber

對于制備的超材料吸波器而言,其對電磁波的損耗不僅有磁損耗,還有電阻損耗(如圖3 和圖4 所示)。因此,圖7 和圖8 分別給出了在諧振頻率下,兩種結構單元的吸波器在三個方向上的磁損耗和電阻損耗分布云圖。圖中的黑線表示結構的輪廓。圖7(a)～(c)分別給出了N-N 型結構的吸波器在x、y和z方向上的磁損耗分布云圖。從圖中可以看到,磁損耗主要集中在吸波器的底部以及y軸方向。從仿真的角度分析,這主要是由于吸波器與金屬基板發生響應所導致。從電磁場的發射和傳輸來看,由于磁場沿y軸方向傳輸,且羰基鐵粉屬于磁損耗型吸波材料,結合圖2 可知,在制備過程中,底部的顆粒受到的磁場力要大于頂部。因此,底部顆粒的鏈狀結構要優于頂部顆粒,從而促進電磁波在結構單元底部的耗散。因此,沿y軸方向邊緣處的磁損耗要大于其他部分,且主要集中在結構的底部。

圖7(d)～(f)給出了N-N 型結構的吸波器在10 GHz 處沿x、y、z方向上的電阻損耗分布云圖。可以看到,與磁損耗不同,電阻損耗主要集中在結構的表面以及四周。由于羰基鐵粉屬于磁損耗型材料,故對電磁能的電阻損耗值遠小于磁損耗值。從吸波器結構來看,由于存在趨膚效應,因此,電阻損耗主要集中在結構的表面。從電磁波的角度分析,由于電場與磁場呈正交分布,而羰基鐵粉屬于金屬粉末,故其電阻損耗呈現出沿四周分布,且在y軸邊緣處的電阻損耗大于其他部分。

圖7 10 GHz 下,N-N 型結構的吸波器在(a) x 方向,(b) y 方向,(c) z 方向上的磁損耗分布云圖以及(d) x 方向,(e) y 方向,(f) z 方向上電阻損耗分布云圖Fig.7 Under 10 GHz,the nephogram of the magnetic loss distribution in (a) x direction,(b) y direction,(c) z direction and the resistance loss distribution in (d) x direction,(e) y direction,(f) z direction of N-N unit cell absorber

圖8(a)～(c)為當頻率達到11 GHz 時,N-S 型結構的吸波器在x、y、z三個方向上的磁損耗分布云圖。與N-N 型結構的磁損耗不同,N-S 型結構的磁損耗呈現出明顯的對稱結構,且主要集中在結構的中間部分。這可歸因于電磁波垂直入射時,相比于兩側凸起的部分,中間平坦處更容易使材料的底部與金屬基板發生響應。另外,在實物制備過程中也可以發現,對于結構的邊沿處而言,單位體積內羰基鐵粉的質量分數大于40%,而較高羰基鐵粉質量分數材料的電磁參數波動較大(如圖3 所示),因此進入該部分的電磁波直接返回了自由空間,使得邊沿處的吸波性能下降。

另外,圖8(d)～(f)給出了N-S 型結構的吸波器沿x、y、z方向上電阻損耗的分布云圖。可以看到,電阻損耗主要集中在吸波器的邊沿處,且表面部分的電阻損耗明顯高于底部。由前述分析可知,這主要是由于趨膚效應所導致。同時,從z方向看,電阻損耗主要沿y軸方向分布,這可歸因于11 GHz 主要激發了該區域的電阻損耗。

圖8 11 GHz 下,N-S 型結構的吸波器在(a)x 方向,(b)y 方向,(c)z 方向上的磁損耗分布云圖以及(d)x 方向,(e)y 方向,(f)z 方向上電阻損耗分布云圖Fig.8 Under 10 GHz,the nephogram of the magnetic loss distribution in (a) x direction,(b) y direction,(c) z direction andthe resistance loss distribution in (d) x direction,(e) y direction,(f) z direction of N-N unit cell absorber

結構單元的總功耗由電阻損耗和磁損耗組成,故圖9 給出了N-N 型結構和H-S 型結構的吸波器的總功耗密度云圖。由圖可知,兩種結構單元吸波器的總功耗密度云圖與磁損耗云圖相似,這可歸因于羰基鐵粉的磁損耗特性。從數值上看,N-N 型結構的總功耗值大于N-S 型結構的總功耗值。從而導致N-N 型結構的反射損耗值小于N-S 型結構的反射損耗值,即當羰基鐵粉質量分數為40%時,N-N 型結構的吸波性能要優于N-S 型結構。

圖9 (a)N-N 型吸波器和(b)N-S 型吸波器在最小反射損耗處的總功耗密度分布云圖Fig.9 Cloud chart of total power density distribution at the minimum reflection loss of (a) N-N type absorber and (b) N-S type absorber

本研究進一步利用弓形法對含有不同羰基鐵粉質量分數的N-N 型與N-S 型超材料吸波器的反射損耗進行了測試,如圖10 所示。為了更好地反映吸波器的性能,在測試過程中加入了各向同性吸波器作為對比。整體上,各向同性吸波器的吸收性能要明顯弱于各向異性吸波器。這一現象與前述實驗結果相吻合,并可通過圖4 的結論進行解釋說明。對于各向異性吸波器而言,當羰基鐵粉質量分數為30%和50%時,N-S 型結構吸波器在X 波段的吸波性能要明顯優于N-N 型結構吸波器。

圖10 (a) 羰基鐵粉質量分數為30%,(b) 羰基鐵粉質量分數為40%和(c) 羰基鐵粉質量分數為50%時,超材料吸波器反射損耗對比圖Fig.10 The reflection loss of metamaterial absorbers containing (a) the mass fraction of carbonyl iron powder is 30%,(b) the mass fraction of carbonyl iron powder is 40% and (c) the mass fraction of carbonyl iron powder is 50%

圖11 給出了含有不同羰基鐵粉質量分數的N-S型吸波器的吸波性能對比圖。其中,圖11(a)為反射損耗測試圖,圖11(b)為吸收率與反射率測試曲線。由圖11(a)可知,隨著羰基鐵粉質量分數的增加,反射損耗呈現出先下降后上升的趨勢,從-18.24 dB 下降至-24.15 dB,而后上升至-18.39 dB。結合圖3 可知,當羰基鐵粉質量分數小于40%時,材料吸收和耗散電磁能的能力與羰基鐵粉質量分數呈正比關系。當羰基鐵粉質量分數為50%時,材料的介電常數和磁導率均呈現出較大的抖動,導致材料的反射損耗升高,吸波性能下降。從圖11(a)中還可看到,當羰基鐵粉質量分數為40%時,反射損耗在15.92～18 GHz 之間出現了明顯的下降趨勢。這主要是由于材料的復磁導率在這個頻段內出現了上升的趨勢,使得材料吸收電磁波的能力上升,從而使得反射損耗再次減小。

另外,從圖11(b)來看,材料的吸收率在90%以上的頻帶寬度呈現出先增大后減小的趨勢。由9.6 GHz(8.4～ 18 GHz) 上升至10.72 GHz(7.28～ 18 GHz),隨后再次降低至9.6 GHz(8.4～18 GHz)。進一步,當羰基鐵粉的質量分數為40%時,吸收率在99%(即-20 dB)以上的帶寬達到了2.08 GHz(10.56～12.24 GHz,17.6～18 GHz),且主要集中在X 波段,達到了1.68 GHz。

圖11 含有不同羰基鐵粉質量分數的N-S 型超材料吸波器的(a)反射損耗和(b)吸收率/反射率對比圖Fig.11 Comparison of (a) reflection loss and (b) absorptivity/ reflectivity of N-S type metamaterial absorber with different mass fraction of carbonyl iron powder

綜上所述,在超材料吸波器宏觀結構相同的情況下,當羰基鐵粉質量分數為40%時,超材料的反射損耗最大,吸收率達90%以上的帶寬最大,吸波性能最佳。

將設計的超材料吸波結構與已發表的文獻在最小反射損耗、-10 dB 以下帶寬等方面進行對比,如表1所示。由表1 可知,與非羰基鐵粉制備而成的超材料吸波器相比,本文制備的吸波器兼具厚度小、反射損耗小以及吸收率高的特點。同時,與羰基鐵粉制備而成的超材料吸波器相比,所制備的吸波器盡管在厚度上有所缺陷(與文獻[14],[17]以及[32]相比),但具有吸收強度以及帶寬大、吸收率高的特性。同時,不同于傳統“三明治”結構或多層金字塔堆疊結構,所制備吸波器為單層結構,體現了加工簡單的特點。

表1 本文制備的超材料吸波器與其他文獻的對比Tab.1 Comparison of the performance parameters of the metamaterial absorber prepared in this paper with other literatures

4 結論

本文設計并制備了基于磁流變彈性體的超材料吸波器。通過宏觀及微觀結構的共同作用,可有效提升吸波器性能。仿真及測試結果表明,吸波器對于電磁波的損耗以磁損耗為主,當羰基鐵粉質量分數為40%時,N-S 型吸波器在7.28～18 GHz 頻段內對電磁波的吸收率可達90%以上,其中9.12～12.16 GHz 頻段內的反射損耗為-24.15 dB,吸收率可達99%以上。本研究可為基于磁流變彈性體的超材料吸波器的研發打下堅實的基礎。同時,對未來電磁吸波及隱身領域裝備的研發具有一定的借鑒作用。

致謝

本文研究工作得到了重慶大學光電工程學院光電技術及系統教育部重點實驗室的甘如飴、方彪以及余淼等人的支持,在此對他們表示衷心的感謝。