一種聯合補償的動態相位噪聲優化設計方法

成 斌,沈文淵,葉 鋒,穆曉華,蔣創新

(中國電子科技集團公司第二十六研究所，重慶 400060)

0 引言

隨著國防工業現代化的發展，各種車載、機載和彈載電子設備對頻率綜合器性能提出了越來越高的需求，相位噪聲作為表征頻率綜合器輸出信號質量的核心指標，在頻率綜合器指標設計體系中占據核心地位。且相位噪聲屬于振動敏感指標，機載火控雷達、合成孔徑雷達(SAR)成像導引頭等應用場景均為強振動環境，在這種環境中頻率綜合器會受到來自環境中的振動干擾，引起相位噪聲指標顯著惡化，進而影響整機性能。振動條件下測得頻率綜合器輸出信號的相位噪聲稱為動態相位噪聲，如何提高頻率綜合器的動態相位噪聲指標已成為當今國防工業急需解決的重要課題[1-2]。

晶體振蕩器(晶振)作為一種高性能信號源已被廣泛應用于頻率綜合器中產生基準信號。晶振作為振動敏感器件，其輸出信號動態相位噪聲指標的惡化直接導致頻率綜合器最終輸出信號的動態相位噪聲變差。目前，國內抗振研究主要集中于無源補償方式，即采用橡膠減振器、金屬減振器等對振動量級進行隔離和衰減。由于無源減振系統的諧振頻率為幾十到幾百赫茲，對輸出信號相位噪聲偏離載波幾百赫茲外減振效果明顯，而在100 Hz內的動態相位噪聲無明顯效果，甚至還會惡化。

本文重點研究晶振的動態相位噪聲優化設計方法，提出了一種無源隔振補償和有源加速度電補償聯合補償方案，在偏離載波10～2 000 Hz內，振動均方根量級為17.9g(g=9.8 m/s2)的強振動條件下實現動態相位噪聲優化15～35 dB。

1 動態相位噪聲惡化原理

晶振產生基準信號(如10 MHz，100 MHz等)后通過頻率綜合器倍頻、混頻變換產生其他頻率信號供系統使用。晶振在振動環境下會產生應力弛豫效應，引起振蕩頻率的擾動；這種頻率擾動表現為振動加速度頻率對晶振輸出信號頻率的調制[3-4]。晶振頻率在振動環境下的調制可表示為

f(a)=f0×(1+Γ·a)

(1)

式中：f(a)為振動下的輸出頻率；f0為靜態條件下的輸出頻率；Γ為加速度靈敏度；a為加速度的合成矢量且滿足：

a=A·cos(2πfvt)

(2)

式中：A為加速度峰值；fv為隨機振動頻率。

將式(2)代入式(1)可得：

f(a)=f0+Γ·Af0·cos(2πfvt)

(3)

設晶振輸出信號的幅度為

V(t)=V0cosφ(t)

(4)

式中φ(t)為頻率對時間的積分，且:

(5)

式中h為時間積分變量。

將式(3)代入式(5)可得

(6)

式中Δf=Γ·Af0。

將式(6)代入式(4)，用貝塞爾級數展開，并忽略高階項近似可得:

(7)

將式(7)對數表示為單邊帶相位噪聲功率譜密度,簡單改寫可得晶振的動態相位噪聲為

(8)

從式(8)可看出，動態下相位噪聲只與晶振的Γ和PSD相關，而與晶振靜態相位噪聲指標無關。因此，改善晶振動態相位噪聲只能從Γ和PSD著手。

在頻率綜合器內設計晶振減振結構，晶振實際承受的PSD為

PSD=PSDu·TA

(9)

式中：PSDu為外界施加于頻率綜合器的加速度功率譜密度；TA為減振結構的傳遞系數。

由式(9)可知，在電路硬件結構確定的條件下對內部振動敏感器件采取有效機械減振措施，并最大限度地減小減振系統的TA，是提高晶振抗振性能的一種有效措施[5-6]。

2 動態相位噪聲優化方案

下面以一種SAR成像體制雷達抗振需求為例介紹本文聯合補償的動態相位噪聲優化設計方案，具體要求如下：

1) 動態相位噪聲要求。100 MHz晶振輸出信號動態相位噪聲指標要求達到-90 dBc/Hz@10 Hz、-105 dBc/Hz@100 Hz和-130 dBc/Hz@1 kHz。

2) 隨機振動條件如表1所示。

表1 隨機振動譜密度(g=9.8 m/s2)

設計中選擇晶振固有的加速度靈敏度為1 ×10-9)/g，工作頻率為100 MHz，在此基礎上進行聯合抗振補償設計。

2.1 無源減振方案設計

采用無源隔振系統對晶振進行振動補償的抽象模型如圖1所示。圖中，m為被減振器件的質量，k為機械減振器的勁度系數，c為機械減振器的阻尼系數，x0為振動器件位移,u0為隔振系統的振動幅值。

圖1 機械振動隔振模型

當外界振動為垂向諧振u=u0sin(ωt)時,被減振晶體振蕩器的運動方程為

(10)

設式(10)的特解瞬時位移x=x0sin(ωt-φ)，通過拉普拉斯變換求解方程(10)可得系統傳遞系數為

(11)

圖2 兩級無源隔振結構模型

將兩級無源隔振結構模型導入有限元分析軟件ANSYS進行仿真分析，其分析結果如圖3所示。

圖3 兩級隔振結構的仿真曲線

圖4為無源減振系統對振動量級的傳遞函數。由圖4可看出，在振動頻率大于222 Hz時，晶振上的振動量值開始小于輸入振動的量值,外界激振頻率為1 000 Hz時，系統的傳遞率約為0.1%;在外界激振頻率約100 Hz，系統傳遞率為1 000%，即放大約10倍。

圖4 兩級隔振結構的傳遞率

2.2 有源電補償方案

通常的晶振設計均預留VT管腳可對晶振輸出頻率進行壓控調節。式(1)所述晶振在振動過程中輸出頻率會被外界振動頻率調制，進而導致晶振輸出信號動態相位噪聲指標惡化。反之，有源加速度補償方案通過對晶振VT管腳進行電壓補償來達到優化近端相噪的目的。

經有源加速度電補償的晶體諧振器輸出頻率為

f(a)=f0+f0·Γ·a-(Va-V0)·Kv

(12)

式中:Va為振動條件下的補償電壓；V0為靜態下晶振壓控電壓初始值；Kv為晶振的電壓和頻率調整系數。

由式(12)可知，補償裝置完全抵消振動對晶振頻率的影響需要附加的補償電壓為

Va=f0·Г·a/Kv+V0

(13)

理論上補償裝置可測得此時的a，根據式(13)給出Va，可實現對加速度效應的完全補償。

在實際設計中，晶振的Γ和a均為三維矢量，試驗時可進行標量化簡化處理，然后可根據試驗結果加以修正，即：

Γ·a=Γx·ax+Γy·ay+Γz·az

(14)

式中Γx，ax,Γy，ay,Γz，az分別為x、y、z軸對應的加速度靈敏度和加速度的分量。

圖5為有源加速度電補償方案具體實現方式。首先通過加速度傳感器采集a與Va數據，然后擬合Va與a之間的公式，通過振動量級計算出相應的Va，并將需要補償的電壓值寫入控制器，對晶振VT電壓進行實時的振動補償。最后上機測試驗證并進行公式修正，最終實現最優的電補償效果。

圖5 有源加速度電補償實現方案

通過以上加速度電補償的方式，實現晶振信號近端動態相噪的改善，抵消無源補償方法中TA>1的放大部分，最終實現晶振在10～2 000 Hz的動態相位噪聲指標優化。

3 聯合補償系統性能分析

圖6為聯合補償的動態相位噪聲測試。相位噪聲測試采用安捷侖公司的信號源分析儀E5052B。

圖6 動態相噪測試框圖

頻率綜合器模塊不進行抗振處理(硬振)實測晶振100 MHz輸出信號相位噪聲曲線如圖7所示。由圖可知，動態相位噪聲測試值為-65 dBc/Hz@10 Hz, -83 dBc/Hz@100 Hz和-106 dBc/Hz@1 kHz,比指標要求值差約30 dB。

圖7 晶振硬振信號動態相噪曲線

采用本文所述的無源隔振和有源電補償聯合抗振設計方法,對頻率綜合器晶振模塊實施聯合補償后實測動態相噪曲線如圖8所示。表2為聯合補償效果對比。

圖8 聯合補償后晶振信號動態相噪曲線

表2 聯合補償效果對比

由圖8和表2可知，聯合補償法在振動頻率為100 Hz處相位噪聲指標改善了27 dB，主要是有源電補償起作用；200 Hz處于無源橡膠減振器諧振頻率附近，且振動量級本身較大(0.9g2/Hz)，通過電補償的方式扭轉了振動量級放大的趨勢，且優化了15 dB；1 000 Hz處無源隔振系統對加速度功率譜密度傳遞了0.1%，相位噪聲指標改善了約27 dB。頻率綜合器通過該聯合補償設計方法使晶振動態相位噪聲在10～2 000 Hz時優化了15～35 dB。

4 結束語

本文介紹了一種結合無源隔振和有源加速度電補償的聯合振動補償設計方法，該方法采用兩級橡膠減震器實現無源隔振，優化了晶振在300 Hz外的動態相位噪聲；利用有源加速度電補償的方式優化了10～200 Hz的動態相位噪聲。依據該方法設計的抗振頻率合成器實測結果表明,在10～2 000 Hz頻率范圍內，在大量級振動(均方根量級17.9g)條件下，動態相位噪聲指標優化15～35 dB。滿足了SAR成像雷達大量級振動下動態相位噪聲指標的要求，具有較好的應用前景。