不同姿態機箱側縫對高功率微波耦合的影響

趙 飛，程乃平，張保忠

（裝備指揮技術學院，北京 101416）

不同姿態機箱側縫對高功率微波耦合的影響

趙 飛，程乃平，張保忠

（裝備指揮技術學院，北京 101416）

為研究姿態變化對高功率微波（HPM）側縫耦合的影響，采用3維FDTD方法對不同姿態的機箱側縫耦合電場進行建模計算。結果表明，隨被照目標的姿態變化角度增大，耦合電場逐漸衰減，俯仰變化較水平旋轉對側縫耦合影響更明顯，仿真數據對HPM應用和“后門”耦合防護有借鑒意義。

耦合；高功率微波；時域有限差分

到目前為止，國內外對于高功率微波（HPM）耦合帶縫腔體已經進行了大量細致的理論、數值和試驗研究，得出了包括共振效應［1］、場增強效應［2］和尾融現象［3－4］等等在內的一系列相關結論，對于 HPM 應用和儀器“后門”耦合防護有很大的指導意義，但是絕大多數數值模擬耦合結果都是基于入射波源的垂直孔縫照射建模計算得出，而對于HPM非垂直入射的模型及其耦合電場變化規律鮮有提及。

對于HPM作用遠距離目標，尤其是空中目標，發生“后門”耦合時，入射波前往往與被照射目標縫隙間存在一定耦合角度，那么在這種情況下，HPM耦合帶縫腔體有何變化規律？本文將針對工程中較常見的電子儀器小型機箱外殼，采用3維FDTD方法對上述情況進行建模仿真和計算分析。

1 機箱模型與入射脈沖

為了使耦合計算更有針對性，首先根據實際情況對現有工程中比較常見的中小型電子設備的機箱外殼進行建模，在直角坐標系中，小型機箱的示意模型如圖1所示（主要表明機箱尺寸與方向）。

整個機箱為長方體，材料采用理想導體，設機箱壁的厚度為0.6 cm，其長、寬、高分別是a＝40.2 cm，b＝30 cm和c＝21 cm；在機箱的一側開有5個尺寸和水平位置完全相同的矩形孔縫，所有孔縫位置正如圖1所示，其距上下機箱邊緣的距離為S＝6 cm，而距離W＝19.5 cm，每個孔縫的長度為9 cm，寬為0.9 cm，各孔縫中心間距相同且用L表示，L＝2.6 cm。

對于HPM作用遠距離目標，尤其是空中飛行目標，電磁波波前到達目標可視為平面，因此，采用平面波照射進行建模更加準確。

平面波入射脈沖采用正弦調制的高斯脈沖源：

圖1 機箱外殼及其側縫模型示意

式中入射脈沖載頻f＝5.0 GHz；E0為電場幅值且為0.1 MV／m；脈沖入射時間t0為2.0 ns，τ為脈沖寬度，其值等于2.5 ns。脈沖波形及其頻譜如圖2和圖3所示，在FDTD計算區域將平面波源放置在x＝50 cm平面處。

圖2 入射脈沖波形

圖3 入射波形頻譜

2 耦合模型

對于HPM入射平面波非垂直入射機箱側縫，主要考慮機箱側縫面與平面波前存在水平轉角和俯仰角度兩種情況，在直角坐標系中如圖4和圖5所示。整個計算區域中心為坐標原點，同時其也是機箱腔體中心。設機箱水平轉角為θ，俯仰角為ψ，入射平面波經空間傳播到達機箱，通過側縫耦合進機箱內部，在坐標原點位置處設立耦合電場強度的觀察探針，以研究耦合場隨角度變化規律，計算區域邊緣采用各向異性介質完全匹配層（APML）以防止發生截斷邊界的波反射。

圖4 機箱水平旋轉俯視圖

圖5 機箱俯仰轉動側視圖

考慮到存在姿態旋轉角度時，原機箱模型各點坐標將發生變化，在直角坐標系中，當水平轉角為θ時，y軸坐標不變；同理，當存在俯仰角度ψ，z軸坐標不變，設轉動前后的坐標分別為x，y，z和x＇，z＇，y＇，則此兩種情況的坐標變換分別為

由于角度旋轉會帶來機箱和側縫模型邊緣的鋸齒化，為了提高計算結果的精度，對機箱和側縫建模時采用亞網格技術［5－6］進行平滑，而在其他HPM空間傳播區域采用標準Yee元網格以加快計算速度。

3 仿真結果

為進一步研究HPM耦合特性，采用式（1）入射脈沖源進行平面波照射，結合本文建立的機箱模型，在FDTD仿真計算時具體參數如下：整個計算區域為126×54×84 cm3，機箱處于區域中心位置，觀察頻率5 GHz，標準Yee元網格尺寸為1／20波長，即Δx＝Δy＝Δz＝3 mm，亞網格剖分為標準Yee元的1／3，APML層數約為整個計算區域的1／8。

圖6是機箱進行水平旋轉后，中心探針處耦合電場的波形變化，圖a）、b）、c）表示機箱水平轉動角θ分別為15°，30°和90°的耦合電場波形。從圖中可以看出，機箱中心在任何角度都沒有出現場增強效應，這是由于孔縫處至腔體中心耦合電場發生了衰減，但均出現不同程度的腔體調制現象；耦合電場隨著θ的增加而減小，但當θ增加到90°時，耦合電場均值仍較大，幅值仍可達到24.2 k V／m。

圖6 機箱中心耦合電場隨水平轉角變化

圖7 機箱中心耦合電場隨俯仰轉角變化

圖7是中心探針處耦合電場的波形隨機箱俯仰角度變化的情況，圖a）、b）、c）表示機箱俯仰角ψ分別為15°，30°和90°的波形。與水平轉動類似，機箱中心在任何俯仰角度也沒有出現場增強效應，但均出現不同程度的腔體調制現象；耦合電場也隨著ψ的增加而減小，當ψ增加到90°時，耦合電場幅值可達到12.8 k V／m。以上結果說明在HPM輻射范圍內，無論被照射目標姿態如何，“后門”耦合將對其內部電子器件具有很大干擾和破壞作用。

圖8a）和8b）分別為機箱腔體中心處耦合電場隨水平和俯仰角度變化的頻譜變化規律，與入射脈沖頻譜相比，所有耦合電場的頻譜都發生了不同程度的分離，在相鄰頻率出現共振效應，當水平和俯仰角度達到90°時，能量衰減幅度明顯增大，但俯仰轉動與水平旋轉橫向比較，前者耦合電場衰減量比相應水平轉動的大，這說明目標姿態的俯仰變化對耦合電場的影響更為明顯。

圖8 機箱腔體中心耦合電場頻譜

4 結 語

本文采用3維FDTD方法對姿態的HPM耦合機箱側縫進行建模計算仿真分析。結果表明，被照目標的姿態變化對耦合電場的影響明顯，俯仰變化較水平旋轉對側縫耦合影響更加明顯，但HPM“后門”耦合仍能對目標內部無防護電子器件構成很大威脅，計算所得數據結果對HPM應用和儀器“后門”耦合防護有較大的借鑒意義。在建模計算過程中尚未添加HPM的大氣擊穿效應，更加全面精確的結果需考慮此類情況的影響。

［1］ KING R J，LUDWIGSEN A P，KUNZ K S.Phenomenology of microwave coupling：PartⅡ［R］.LL NL，CA，UCID-20215，1985.

［2］ 劉 強，朱占平，錢寶良.內孔縫位置對嵌套腔體微波耦合特性的影響［J］.強激光和粒子束，2007，19（6）：919-922.

［3］ YEE J H，ALVARES R A，MAYHALL D J，et al.Theory of intense electromagnetic pulse propagation through the atmosphere［J］.Phys Fluids，1986，29（4）：1 238-1 244.

［4］ SIEGER G E，YEE J H，MAYHALL D J.Computer simulation of nonlinear coupling of high-power microwaves with slots［J］.IEEE Trans Plasma Science，1989，17（4）：616-621.

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O415

A

1008-1542（2011）07-0193-04

2011-06-20；責任編輯:馮 民

趙 飛（1984-），男，山東壽光人，博士研究生，主要從事微波空間傳輸方面的研究。