電磁超構表面與天線結構一體化的低RCS 陣列*

馮奎勝 李娜 楊歡歡

1) (陽光學院人工智能學院,福州 350015)

2) (空軍工程大學信息與導航學院,西安 710077)

提出一種電磁超構表面與天線一體化設計以實現低散射陣列的新方法.該方法利用傳輸線將超構表面部分單元串聯,并采用同軸饋電激勵,以此得到新型天線陣列,該陣列的輻射性能和傳統陣列幾乎相同;當外來雷達波照射該陣列時,利用超構表面和其周圍天線結構散射場的差異,將能量在空間重新分配,從而實現天線工作頻帶內的雷達散射截面(radar cross section,RCS)減縮.基于該方法,以2×1 陣列為例,構建了天線模型,數值分析了其性能,驗證了該陣列的良好輻射和低RCS 特征,并詳細闡述了天線的工作機理,進一步的分析還揭示了超構表面結構對天線輻射和散射性能的影響規律.遵循該規律,可以靈活設計滿足需求的天線陣列.該方法不僅簡單易行、集成度高,還可以拓展至更大規模的陣列天線設計.

1 引言

自然界中不同媒質的分界面存在天然的金屬、介質表面,電磁波沿這些表面區域的傳輸遵循經典的Snell 定律.2011 年,哈佛大學Cappaso 課題組[1]首次提出電磁 “超表面” 的概念,這類表面是將人工構造的金屬/介質結構以 “原子” 的形式按照特定宏觀序排列而成.和天然表面相比,這類超表面可以突破經典Snell 定律的限制,實現對電磁波任意的反射、折射,甚至是極化方式、傳播模式的轉換[2].隨后,東南大學崔鐵軍課題組[3]提出數字和可編程超表面的概念,由此,超構表面的研究如雨后春筍不斷涌現,寬帶[4,5]、多功能[6,7]、可重構[8]、可編程[9,10]等各種高性能的超構表面得到長足發展,與之相伴的基于超構表面的功能器件,如高性能天線[11]、極化轉換器[12]、分頻器[13]、先進透鏡[14]等也多有報道.

將超構表面用于天線設計為天線技術的發展提供了廣闊空間.尤其值得關注的是,超構表面還為解決傳統天線面臨的雷達散射截面(radar cross section,RCS)偏高的難題開辟了全新技術路徑[15?18].早在2007 年,研究人員就提出利用超構表面的同相反射特性和金屬表面產生的反相場對消[19],可以縮減天線RCS.而后,為了增加RCS 減縮帶寬,研究人員還將兩種超構表面或極化旋轉超構表面用于天線[20?23],在對天線輻射性能影響較小的同時縮減了RCS.此外,我們提出利用超構表面的完美吸波[24,25]和選擇透波[26]特性,也可以有效抑制天線散射的峰值.以上研究表明,利用超構表面縮減天線工作頻帶外RCS 較易實現.相比之下,天線工作頻帶內的RCS 減縮則要困難得多,且往往會對天線輻射性能造成影響.如文獻[27]將超構表面環形加載在波導縫隙天線的金屬口面周圍,利用散射場對消原理使帶內RCS 最大減縮20 dB 以上,但天線單元的口徑尺寸增加到1.5λ×1.5λ(λ為天線諧振頻率對應的工作波長),同時方向圖也發生了變化,增益提高1.7 dB.文獻[28]將吸波型超構表面加載到波導輻射縫隙周圍,天線帶內RCS 最大縮減14 dB,增益下降0.6 dB.文獻[29]基于散射對消和極化旋轉機理,通過在印刷天線周圍加載超構表面,實現了圓極化天線帶內帶外6 dB 以上的RCS 減縮,同時口徑尺寸增大到1.6λ×1.6λ,天線增益提高5.6 dB.文獻[30]將具有吸波和極化旋轉性能的混合型超構表面加載到縫隙天線陣列的上方,在包含輻射頻帶的寬帶內實現了RCS 減縮,天線增益下降0.8 dB.這些研究反復證明,電磁超構表面可以用于縮減天線帶內RCS,但如何在縮減RCS 的同時保持天線輻射性能不變依然非常具有挑戰性.總結國內外研究現狀可以看出,天線帶內RCS 減縮仍是當前研究的熱點,實現輻射性能不變且帶內RCS 減縮的難度較大,相關報道也相對較少.另一方面,相較于早期多采用超構表面加載于天線周圍縮減其RCS 的應用方式,超構表面和天線的一體化具有更緊湊的結構[18,31,32],更符合現代電子系統的集成化、小型化的發展趨勢.但怎樣兼顧天線與超構表面的結構,同時綜合考慮超構表面性能和天線的輻射、散射性能是其中的關鍵.

針對上述問題,本文提出一種電磁超構表面與陣列天線一體化設計的新方法,該方法以電磁超構表面直接作為天線輻射結構的一部分,并通過適當的饋電技術實現陣列天線的輻射,而對于外來雷達波,電磁超構表面的散射和天線其他結構的散射共同作用,在空間的散射場疊加對消,使得陣列天線具有帶內低RCS 特性.采用提出的方法,本文設計并仿真、驗證了一個二元天線陣,結果證實了方法的有效性.

2 電磁超構表面與天線結構一體化設計方法

傳統印刷微帶天線的貼片尺寸近似為半波長,而電磁超構表面的單元尺寸通常為亞波長,基于此,本文提出把超構表面的多個單元相連,并采用適當的饋電激勵構成天線的輻射結構,此外,傳統微帶天線除輻射貼片外還有尺寸略大于貼片的金屬地,故在超構表面之外增加介質地,由此得到新的天線結構.為進一步說明該方法的具體實施過程和由該方法設計的天線輻射、散射工作原理,結合圖1,以二元陣為例進行詳細闡述.圖1(a)為提出的超構表面與天線結構一體化設計的三維視圖,圖1(b)為對應的俯視圖.圖1(c)為傳統微帶天線陣列的俯視圖,矩形金屬輻射貼片印刷在介質板的上表面,并采用同軸線饋電,介質板的下表面為天線的金屬地板.由圖1(c)的傳統陣列天線得到圖1(a)和圖1(b)所示提出天線的過程和原理可概括為3 步.

第一步:傳統陣列天線的單元工作在TM10模式,其輻射貼片沿y方向(天線主極化方向)的長度接近λ/2,而超構表面單元為亞波長,若采用λ/4 波長設計,則可以利用兩個超構表面相連構成天線的輻射結構,結合參數微調即可保證提出一體化天線的工作頻率和傳統天線一致.

第二步:超構表面對雷達波的反射特性需要有一定數量規模的單元時才能較好體現,因此圖1 的設計中利用4×4 超構表面代替傳統陣列的輻射貼片;根據第一步的分析,采用傳輸線沿y方向將超構表面的2 個單元相連,并將相鄰2 個相連單元連接,通過同軸線饋電,以此保證天線的工作頻率、帶寬和傳統天線一致.

圖1 天線結構示意圖 (a),(b)超構表面與天線陣列一體化側視圖與俯視圖;(c)傳統天線陣列俯視圖Fig.1.Configurations of antennas:(a) Side view and (b) top view of metasurface antenna array;(c) top view of conventional antenna array.

第三步:分別優化超構表面單元沿x和沿y方向的兩個關鍵尺寸dx,dy,保證提出天線的工作頻率和圖1(c)的傳統陣列天線一致,同時使提出天線對x和y極化雷達波都具有較低的RCS.

為進一步闡述優化dx,dy對陣列天線RCS 的影響,對提出天線的RCS 可按(1)式計算分析[33],

其中,σs和σa分別表示結構項和模式項RCS,Γa是天線端口的反射系數,φ是結構項和模式項RCS 的相位差.在天線工作頻帶內,由互易原理可知,y極化照射雷達波將被天線端接匹配負載所吸收,此時由天線二次輻射產生的模式項RCS 近似為0,且當天線口徑較小時,其結構項RCS 也很小,因此,在保證天線良好匹配的前提下,提出的天線在y極化方向天然具有低RCS 性能.對于x極化雷達波,模式項RCS 因極化正交為0,此時天線陣列可視為中心區域的超構表面(圖1(b)中黃色虛線包圍部分A1)和周圍介質地(區域A2)兩個部分構成的普通散射體;由于天線所用介質板為低損耗材料,因此兩部分對垂直照射雷達波的反射幅度都接近為1,在垂直雷達波照射下,該天線的散射電場可表示為

其中,SA1和SA2分別為區域A1 和A2 的面積,φ1和φ2分別為對應的反射相位,E0為單位面積的散射場,由此可知,若A1 和A2 的面積及反射相位差合適,兩部分的散射場在空間將產生矢量對消的效果,從而實現RCS 減縮.綜上所述,改變dy的尺寸可以調節天線的工作頻帶和y極化方向的RCS,改變dx的尺寸可以調節天線沿x極化方向的RCS.且以上述方法設計的天線在實現帶內低RCS的同時,可以兼顧天線良好的輻射性能.

3 陣列天線仿真與分析

為了驗證上述設計方法的有效性,采用基于有限元的數值方法,分別對圖1 中的傳統天線陣列和提出天線陣列進行仿真分析.提出天線的中心區域由4×4 的超構表面構成,每個超構表面單元為矩形金屬貼片結構,貼片的尺寸為dx×dy,周期為px×py.以F4 B 玻璃布板作為整個天線的介質板,其介電常數為2.65,損耗角正切0.002.優化后,dx取 11.0 mm,dy取 4.5 mm,px取 12.0 mm,py取5.0 mm,w1取4.0 mm,w2取1.2 mm.傳統天線陣列和提出天線陣列采用電參數和物理尺寸完全相同的介質板,兩個陣列的外形尺寸都為60 mm×40 mm×2 mm (x×y×z).傳統天線陣列的單元貼片尺寸lx取16.0 mm,ly取13.0 mm,單元饋電點距離中心點2.5 mm,兩個單元的間距為24 mm (近似為6.3 GHz 對應波長的1/2).

3.1 一體化超構表面天線與傳統天線的性能對比

作為對比,以傳統的2×1 矩形貼片微帶陣列天線為參考天線陣(ref.,下同),圖1 所示的一體化超構表面陣列天線為新提出天線陣(prop.,下同).圖2 給出了兩種天線的輻射性能數值分析結果.從圖2(a)可以看出,新提出天線陣的阻抗帶寬為6.09—6.52 GHz,略寬于參考天線陣;圖2(b)和圖2(c)為天線陣列在6.3 GHz 的輻射方向圖,參考天線陣和新提出天線陣的主輻射空域和增益幾乎一致.為了理解天線的輻射機理,圖3(a)和圖3(b)對比給出了兩種天線的表面電流分布.圖3(b)表明參考天線陣的單元工作于TM10模式,兩個單元的輻射電流同相,輻射場在空間同方向疊加,形成聚焦波束;由圖3(a)可以看出,同軸饋電的電流經傳輸線,在與傳輸線相連的超構表面單元上流動,而未與傳輸線相連的超構表面單元在耦合作用下也感應有幅度略小的電流,所有超構表面單元上的電流都主要沿y方向流動,且相位同向,它們的輻射場同樣在空間同相疊加,形成匯聚波束,且由于新提出天線陣的表面電流在超構表面的下半部分強度略大,導致天線的輻射波束沿–y方向稍有傾斜,這解釋了圖2(b)中的方向圖結果.上述電流分析說明,采用傳輸線連接和同軸饋電的新提出天線陣可以有效輻射,且與傳統陣列的輻射性能基本相同.

圖2 天線陣列輻射性能對比 (a)反射系數;(b) E 面方向圖;(c) H 面方向圖Fig.2.Radiation performance comparison of the antenna arrays:(a) Reflection coefficients;(b) E-plane radiation patterns;(c) Hplane radiation patterns.

圖3 6.3 GHz 天線陣列表面電流 (a)新提出天線陣;(b)參考天線陣Fig.3.Surface current distributions at 6.3 GHz:(a) Proposed antenna array;(b) reference antenna array.

采用平面波分別垂直照射兩種天線陣列,圖4和圖5 給出了不同極化波照射下陣列天線的散射性能.圖4 比較了陣列的單站RCS,可以看到,對于x極化雷達波,參考天線陣的RCS 隨頻率變化幾乎直線上升,而新提出天線陣在5.7—8.0 GHz內較參考天線有RCS 減縮,且在6.05—7.15 GHz內RCS 減縮超過5 dB;對于y極化波,參考天線陣和新提出天線陣在輻射頻帶內的RCS 都相對較低.進一步地,圖5 對比了兩種天線在輻射工作頻帶內外的散射方向圖,其中圖5(a)—圖5(d)對應參考天線陣,圖5(e)—圖5(h)對應新提出天線陣.對比圖5(a)和圖5(e)、圖5(c)和圖5(g)可知,對于x極化,參考天線陣RCS 較高的原因在于天線法線方向形成了強散射峰,而新提出天線陣將散射能量打散至整個空間,因此RCS 得到了明顯減縮.對于y極化,圖5(b)和圖5(f)表明,參考天線陣和新提出天線陣的散射場都很小,此時,外來雷達波的能量主要被天線饋電端的匹配負載所吸收[8];而在天線工作頻帶外,由于不存在匹配吸收,此時兩種天線的散射場都較高,如圖5(d)和圖5(h).為更深入理解天線的散射機理,圖6 對比了不同極化波照射下天線陣列的表面感應電流.從圖6(a)和圖6(b)可以看出,在x極化雷達波照射下,參考天線陣在A1 和A2 區域內激勵起同相電流,這導致法向散射場較大,而新提出天線陣在A1 和A2 區域內激勵的電流方向相反,散射場在空間可以有效對消;圖6(c)和圖6(d)表明,在y極化雷達波照射下,兩種天線的表面散射電流和圖3(a)以及圖3(b)的輻射電流非常相似,這印證了天線的互易性,此外,A1 區域的電流幅度明顯強于A2 區域,此時天線的結構項散射也很小,因此,兩種天線對y極化波都具有帶內低散射特點.總之,上述結果說明,一體化設計的天線在輻射工作頻帶內對不同極化都具有低RCS 性能,且當雷達波和天線極化正交時,還具有寬帶低RCS 特點.

圖4 天線陣列RCS 對比Fig.4.RCS comparison of the antenna arrays.

圖5 天線陣列散射方向圖對比 (a)—(d)參考天線陣;(e)—(h)新提出天線陣Fig.5.Scattering patterns comparison of the antenna arrays:(a)?(d) Reference antenna array;(e)?(h) the proposed antenna array.

圖6 不同極化平面波照射下天線陣列在6.3 GHz 的表面電流 (a),(b) x 極化;(c),(d) y 極化Fig.6.Surface current distributions at 6.3 GHz of the two antennas under different polarized plane waves:(a),(b) x polarization;(c),(d) y polarization.

3.2 超表面結構對天線性能的影響

值得關注的是,由于超構表面和天線結構是一體化的,所以超構表面的尺寸和天線的性能息息相關.上一節的分析表明,天線陣列在x極化雷達波照射下的低RCS 主要得益于超構表面和四周金屬地的散射場對消,而在y極化雷達波照射下的低RCS 主要是天線輻射工作頻帶內的匹配吸收所致.基于此,可以預測,對于x極化,當超構表面的貼片尺寸dx增大時,其同相反射頻帶將向低頻偏移,從而使天線的RCS 減縮頻帶也向低頻移動,而dy變化時,對天線RCS 的影響將很小;對于y極化,結合圖3 中的電流分布可知,dx和dy都將影響天線的工作頻帶,且dy的變化直接改變輻射時的電流路徑,因此影響要大于dx,故低RCS 頻帶對dy的敏感性要大于對dx的敏感性.按照相同的思路和方法,也可以分析其他結構參數如px,py,w1等對天線性能的影響,限于篇幅,這里不再贅述.為證實上述分析的有效性,圖7—圖9 給出了天線的阻抗帶寬和單站RCS 隨dx,dy,w1的變化結果.圖7(a)和圖8(a)表明,隨著dx,dy的增大,天線的工作頻帶整體都向低頻移動,且對dy的變化更敏感,圖9(a)表明,隨著w1的增大,工作頻帶向高頻移動;與之相對應,圖7(c)和圖8(c)說明y極化雷達波照射下的低RCS 頻帶也向低頻移動,圖9(c)則向高頻移動,其變化規律和天線輻射時工作頻帶的變化規律相同.比較圖7(b)、圖8(b)和圖9(b)可知,dx增大時,低RCS 頻帶整體向低頻移動,而dy和w1的變化對低RCS 頻帶幾乎無影響.綜上所述,數值分析結果完全驗證了理論分析的正確性.根據這些規律,可以通過超構表面單元參數的選擇,設計在所需頻率具有低RCS 性能的天線陣列.

圖7 dx 對天線性能的影響 (a)反射系數;(b) x 極化RCS;(c) y 極化RCSFig.7.Effects of dx on antenna's performance:(a) Reflection coefficient;(b) RCS under x polarized plane wave;(c) RCS under y polarized plane wave.

圖8 dy 對天線性能的影響 (a)反射系數;(b) x 極化RCS;(c) y 極化RCSFig.8.Effects of dy on antenna's performance:(a) Reflection coefficient;(b) RCS under x polarized plane wave;(c) RCS under y polarized plane wave.

圖9 w1 對天線性能的影響 (a)反射系數;(b) x 極化RCS;(c) y 極化RCSFig.9.Effects of w1 on antenna's performance:(a) Reflection coefficient;(b) RCS under x polarized plane wave;(c) RCS under y polarized plane wave.

4 實驗驗證

采用成熟的印刷電路板技術,對新提出天線陣列和參考天線陣列進行了加工,圖10 是新提出天線的實物圖及散射測試系統原理圖.利用矢量網絡分析儀Agilent N5230C 測試得到兩種天線陣的端口反射系數,如圖11 所示.與圖2(a)相比,新提出天線和參考天線的工作頻帶都向高頻偏移約200 MHz,這主要是由加工誤差和介質參數偏差引起的,但兩種天線的諧振頻率基本重合,工作頻帶基本一致.在遠場暗室中,測試了兩種天線在6.5 GHz 的增益方向圖.從圖12 的結果中可以看到,參考天線陣和新提出天線陣的增益分別為9.5和9.47 dBi,兩種天線的E面和H面方向圖都較為符合,這些結果說明新提出天線陣的輻射性能和傳統天線陣基本相同.受實驗條件所限,在微波暗室中采用空間波法對兩種天線的散射場分別進行了測試,如圖10 所示,兩個工作頻段為1—18 GHz的喇叭天線分別連接在Agilent N5230C 的兩個端口上,其中一個作為發射,另一個接收經待測天線散射的信號,收發天線距離待測天線3 m,且收發天線的中心都指向待測天線表面的中心,實驗中,為了減小收發天線間的耦合,將一塊吸波材料置于收發天線中間進行隔離,并用時域門技術抑制多徑效應.前面的理論分析表明,兩種天線對y極化波都具有帶內隱身的特點,因此,實驗中僅測試了x極化波照射下的散射場,并通過比較,得出新提出天線陣較參考天線陣的RCS 減縮的結果,如圖13所示,為了便于分析,圖中同時給出了仿真數據.可以看出,測試結果整體較仿真向高頻偏移160 MHz,導致這種偏差的原因包括加工誤差、介質誤差及仿真與實驗方法的偏差等,但總體上看,測試的RCS趨勢與減縮量和仿真結果符合較好.因此,實測結果證實了新提出天線陣的良好性能,也進一步證實了提出方法的有效性.

圖10 新提出天線陣列實物及散射測試系統Fig.10.Picture of the proposed antenna array and the scheme of scattering test.

圖11 實測天線陣的|S11|曲線Fig.11.Measured |S11| of the proposed antenna array.

圖12 6.5 GHz 實測天線陣方向圖 (a) E 面;(b) H 面Fig.12.Measured radiation patterns at 6.5 GHz: (a) E plane;(b) H plane.

圖13 天線陣單站RCS 減縮曲線Fig.13.Monostatic RCS reduction of the proposed antenna array.

5 結論

為了獲得低雷達散射截面陣列天線,本文提出了電磁超構表面和天線結構一體化設計的新方法,利用傳輸線把超構表面單元相連,并結合適當的饋電技術構成天線陣列.以二元陣為例,詳細說明了該方法的實施過程,闡述了基于該方法設計天線的物理工作機理,數值分析了陣列的輻射和散射性能,并與傳統微帶陣列進行了對比,結果表明,傳輸線可以將超構表面單元有效激勵,形成良好輻射,以此得到的天線和傳統陣列的輻射性能基本相同.同時,利用超構表面與天線其他部分結構對外來雷達波散射性能的不同,新天線還具有工作頻帶內低雷達散射截面的優點.此外,天線表面電流分布和參數分析還表明,通過選擇適當的超構表面尺寸,可以靈活控制低雷達散射截面頻段.最后,對天線進行了加工,測試結果證實了該方法簡單、有效.本文提出的一體化設計方法,較好地平衡了天線輻射和低散射的矛盾,且具有結構緊湊、實用性高、拓展性強的特點.