衛星導航接收機三階互調阻塞效應分析

趙宏澤, 魏光輝, 杜 雪, 鄭建擁, 李 媚

(陸軍工程大學石家莊校區電磁環境效應國家重點實驗室, 河北 石家莊 050003)

0 引 言

衛星導航接收機是通過同時接收多顆衛星信號以解算、獲取導航、定位和授時信息參數的儀器設備,廣泛應用于艦船、飛機、導彈、無人偵查等裝備。由于衛星導航信號的發射功率有限,經過遠距離傳播、大氣損耗后,到達地面用戶接收終端時已相當微弱(約-130 dBm),比接收機熱噪聲還要低30 dB,這使得導航接收機極易受到各種電磁輻射信號的干擾,如何提高其抗電磁干擾的能力正成為各國研究的熱點。未來信息化條件下的一體化聯合作戰,隨著各種用頻設備的增加以及發射機功率的提高,尤其是高功率微波武器的列裝,戰場電磁環境呈現日趨惡化的態勢,使得導航接收機在更加復雜的電磁環境下更易發生失鎖從而失去導航定位的功能。

當前對于導航接收機定位失鎖的研究主要側重于熱噪聲、高斯白噪聲、窄帶連續波、超寬帶、匹配譜干擾等方面。文獻[21-23]分析了帶外電磁干擾對導航接收機性能造成的不利影響,但均未涉及帶外多頻電磁輻射互調導致的導航接收機定位失鎖,特別是干擾能力最強的三階互調信號造成的阻塞效應未能引起足夠的重視。文獻[24]提出復雜電磁環境中存在諸多不確定性因素,僅用傳統的單源電磁兼容測試評估受試設備(equipment under test,EUT)的安全性是不夠的,不同頻率較低水平電磁波的同時輻射也會對EUT造成電磁干擾。文獻[25-28]分別分析了在不同測試平臺中開展多源電磁輻射試驗用以研究互調電磁干擾的可行性,但后續研究進展和基于多源測試試驗數據的建模評估方法鮮有報道。

本文以某型導航接收機為實驗對象,在開展單頻電磁輻射阻塞效應試驗的基礎上,系統研究了三階互調阻塞效應機理、干擾試驗方法,測試得出了該型導航接收機帶外雙頻電磁輻射三階互調阻塞干擾因子隨輻射頻偏變化的特性曲線,為開展衛星導航接收機以及其他用頻裝備復雜電磁環境下的效應評估奠定了基礎。

1 單頻電磁輻射阻塞效應試驗

根據圖1的試驗配置采用全電平輻照法開展試驗,通過試驗觀察確定該型導航接收機的最低定位要求星數為5顆。由于所用導航信號模擬器8號星穩定性差,播發后參與定位所需時間遠大于其他星,為保證實驗重復性,設定衛星信號模擬器播發的衛星數量為9顆,分別為1、2、3、4、5、6、7、9、10號星,且在后續的三階互調阻塞干擾實驗中仍將導航信號模擬器設為播發以上衛星。試驗過程中,以施加電磁輻射干擾信號后30 s內導航接收機出現定位失鎖的現象作為敏感判據,測定不同干擾頻率下的臨界干擾場強,得到某型導航接收機定位失鎖現象隨電磁輻射場強的變化規律。

圖1 單頻連續波電磁輻射效應試驗配置圖Fig.1 Configuration diagram of single frequency continuous wave electromagnetic radiation effect test

將多體制導航信號模擬器各衛星均設為相同功率的播發狀態,將導航信號模擬器的衛星播發功率設定為-80 dBm。受試導航接收機在連續波電磁輻射持續過程中,采用變步長升降法調節射頻信號源的輸出功率,測定導航接收機出現定位失鎖現象時對應的臨界干擾場強,依據測試結果繪制受試導航接收機的單頻阻塞臨界干擾場強變化曲線如圖2所示。

圖2 導航接收機單頻阻塞臨界干擾場強變化曲線Fig.2 Variation curve of single frequency blockage critical interference field strength in navigation receiver

由圖2可見,受試衛星導航接收機單頻連續波電磁輻射阻塞干擾效應規律如下。

(1) 頻偏為±2 MHz之內時,導航接收機對電磁輻射最敏感,在這一敏感頻段臨界干擾場強隨輻射頻偏劇烈變化。

(2) 在輻射頻偏2～18 MHz的范圍內,受試導航接收機對電磁輻射也很敏感,其臨界阻塞干擾場強在這一頻段幾乎不隨輻射頻偏變化。

(3) 在輻射頻偏19～56 MHz的范圍內,受試導航接收機的抗電磁干擾能力與輻射頻偏2～18 MHz相比,明顯上升了一個臺階,且隨頻偏變化不大。

(4) 當輻射頻率低于工作頻率時,隨輻射頻偏的降低,臨界干擾場強幾乎單調上升;受試導航接收機抗負頻偏電磁干擾的能力遠大于抗正頻偏電磁干擾的能力。

(5) 在輻射頻率低于工作頻率23 MHz和高于工作頻率57 MHz時,臨界干擾場強迅速躍變到0 dBV/m以上,這可能是陷波天線發揮作用造成的。

2 帶外雙頻三階互調阻塞效應試驗

2.1 三階互調阻塞效應機理分析

根據場路耦合原理,信號在進入導航接收機前,會經過衰減。因此,假設到達導航接收機的干擾信號形式為

()=cos 2π+cos 2π

(1)

式中:、是與頻率相關的系數,由設備自身特性決定;、為干擾信號幅值。對于非線性電路,利用冪級數展開法展開,工程上為應用方便一般保留前4項,因而非線性電路輸出信號可寫為

(2)

式中:(=0,1,2,…)為非線性系數,與非線性電路特性有關。

2.2 三階互調阻塞效應模型

經過前期的研究,魏光輝團隊建立了三階互調阻塞效應干擾模型。設2-落入EUT敏感頻帶內,帶外信號、的三階互調信號可表示為

(3)

式中:()是與EUT工頻有關的三階互調非線性系數。

引入三階互調阻塞干擾因子的概念,取值越大,EUT在相應頻點產生的非線性失真越嚴重、與其他頻點聯合產生三階互調阻塞效應的概率越大。三階互調阻塞干擾模型為

(4)

式中:、0、、分別代表工作頻率和干擾頻率、、對應的單頻阻塞臨界干擾場強;、代表雙頻阻塞臨界干擾場強。

當≥1時出現三階互調阻塞干擾,當<1時用頻設備能夠正常工作。

2.3 三階互調阻塞效應試驗方法

在此基礎上,設計衛星導航接收機帶外三階互調阻塞效應試驗方法,試驗步驟如下。

如圖3所示,搭建好帶外雙頻三階互調干擾輻射試驗系統,確保衛星導航接收機在衛星信號模擬器播發狀態下能夠正常定位,并且在沒有外加干擾時,各星載噪比穩定不變。

圖3 導航接收機三階互調阻塞效應試驗配置圖Fig.3 Configuration diagram of blocking effect test for third-order intermodulation in navigation receivers

調整兩套輻射發射系統的天線輻射方向與距離,使兩信號源在同一輸出功率下接收天線處的場強保持一致,同時保證接收天線處的場均勻性。

選擇干擾頻點,選擇帶外頻點=±Δ,=±4Δ3,=±2Δ為基礎頻點,由三階互調阻塞效應機理可知,干擾信號頻率經過相互調制后產生的新頻率應落于導航接收機帶內。假設EUT的敏感帶寬為BW,則:2-=±2Δ3,2-=,2-=±2Δ3均應落于帶內,導航接收機的敏感頻帶為-6～20 MHz,而且=±Δ要落于帶外,因而有

(5)

因導航信號在負頻偏端和正頻偏端的敏感帶寬不同,故需要分別確定基礎頻點。在外推頻點的選擇上,為減小試驗誤差,需令外推頻點分別與基礎頻點互調后產生的新頻率等于導航信號工作頻率或在工作頻率附近。測試所選頻點與中心頻點處的單頻敏感度。

基礎頻點三階互調臨界阻塞效應試驗:由于三階互調干擾產生的帶內頻率對接收機造成阻塞所需能量相比帶外單頻臨界干擾閾值小的多,因此在基礎頻點單頻敏感度基礎上,將輸出功率下調30 dB以上,之后按變步長升降法同時調整兩臺信號源的輸出,直至受試導航接收機達到臨界干擾狀態。

改變干擾信號輸出功率組合,再保持一個干擾信號輸出功率不變,調整另一個,得到多次三階互調阻塞干擾測試結果。

2.4 導航接收機帶外三階互調阻塞干擾因子測定

241 正頻偏端基礎頻點三階互調阻塞干擾因子

選擇正頻偏端的帶外基礎頻點為=+Δ、=+4Δ3、=+2Δ,取Δ=27 MHz,則上述頻點兩兩作用產生的三階互調頻率均落于敏感頻帶內,滿足頻點選擇要求。

正頻偏端基礎頻點三階互調阻塞干擾測試結果如表1所示,三階互調阻塞干擾因子計算結果如表2所示。

表1 正頻偏端基礎頻點三階互調阻塞干擾測試結果Table 1 Test results of third-order intermodulation blocking interference at fundamental frequency point of positive frequency offset end

表2 正頻偏端三階互調阻塞干擾因子計算結果Table 2 Calculation results of third-order intermodulation blocking interference factors at positive frequency offset end

2.4.2 正頻偏端外推頻點的三階互調阻塞干擾因子

為盡量降低外推過程中的累計誤差,首先選擇以上3個基礎頻點與工作頻點頻差的二倍處進行試驗。令兩個干擾信號的三階互調新頻率正好落于工作頻點之上。因此,外推的頻偏選擇72 MHz和108 MHz,分別與36 MHz和54 MHz進行三階互調臨界阻塞干擾試驗,確定頻偏72 MHz和108 MHz對應的三階互調阻塞干擾因子。在已知以上5個頻偏對應的三階互調阻塞干擾因子的基礎上,進行內插或外推頻點選擇,因為頻偏108 MHz處的互調阻塞因子已經接近于1。說明此處三階互調阻塞效應已經很小,故只需在0～108 MHz內選擇內插或外推頻點,內插或外推試驗頻點分別與已測頻點對應的干擾頻率進行三階互調臨界阻塞干擾試驗,試驗方法同上,每組試驗需選用不同的功率組合,試驗結果如表3所示,阻塞干擾因子如表4所示。

表3 正頻偏端三階互調阻塞干擾試驗結果Table 3 Test results of third-order intermodulation blocking interference at positive frequency offset end

表4 其他正頻偏端三階互調阻塞干擾因子計算結果Table 4 Calculation results of third-order intermodulation blocking interference factors at other positive frequency offset ends

根據表2和表4中的三階互調阻塞干擾因子的計算結果,描繪正頻偏端三階互調阻塞干擾因子隨頻偏的變化曲線如圖4所示。

圖4 受試導航接收機三階互調阻塞干擾因子 隨正輻射頻偏變化曲線Fig.4 Curve of third-order intermodulation blocking interference factor with positive radiation frequency offset in tested navigation receiver

圖4中同時給出了三階互調阻塞干擾因子的最大值、最小值和均值曲線。由此可見,在該型導航接收機正頻偏端輻射頻偏為60 Hz時三階互調阻塞干擾因子達到最大,三階互調阻塞干擾最為嚴重,輻射頻偏處于36～72 MHz范圍時,三階互調阻塞干擾不容忽視。

2.4.3 負頻偏端基礎頻點三階互調阻塞干擾因子

與正頻偏端選擇基礎頻點的方法類似,選擇負頻偏端的基礎頻點為=-Δ、=-4Δ3、=-2Δ,因為負頻偏端單頻阻塞臨界干擾敏感頻段較窄,故取Δ=9 MHz,負頻偏端基礎頻點三階互調阻塞干擾測試結果如表5所示,三階互調阻塞干擾因子如表6所示。

2.4.4 負頻偏端外推頻點三階互調阻塞干擾因子

與正頻偏端選擇外推頻點的方法類似,選擇-24 MHz、-36 MHz、-48 MHz、-72 MHz和-96 MHz處對應的頻率。在上述8個頻點的基礎上內插或外推其他試驗頻點,依據試驗結果變化情況使三階互調阻塞干擾因子變化直至接近于1,外推或內插試驗頻點分別與已測頻點對應的干擾頻率進行三階互調臨界阻塞干擾試驗,試驗方法同上,每組試驗需選用不同的功率組合,試驗結果如表7所示,三階互調阻塞干擾因子如表8所示。

表5 負頻偏端基礎頻點三階互調阻塞干擾測試結果Table 5 Test results of third-order intermodulation blocking interference at negative frequency offset end basic frequency point

表6 負頻偏端三階互調阻塞干擾因子計算結果Table 6 Calculation results of third-order intermodulation blocking interference factor at negative frequency offset

表7 負頻偏端三階互調阻塞干擾試驗結果Table 7 Test results of third-order intermodulation blocking interference at negative frequency offset end

表8 其他負頻偏端三階互調阻塞干擾因子計算結果Table 8 Calculation results of third-order intermodulation blocking interference factors at other negative frequency offset ends

根據表6和表8中的測試計算結果,繪制受試導航接收機負頻偏端三階互調阻塞干擾因子隨頻偏的變化曲線如圖5所示。

圖5 受試導航接收機三階互調阻塞干擾因子隨負輻射頻偏變化曲線Fig.5 Curve of third-order intermodulation blocking interference factor with negative radiation frequency offset in tested navigation receiver

圖5中給出了負頻偏端三階互調阻塞干擾因子均值、最大值和最小值3條曲線,可以看出測試誤差范圍。由此可得出受試導航接收機在負頻偏端隨輻射頻偏的增加,三階互調阻塞干擾因子波動上升,在頻偏為-60 MHz附近達到最大值,頻偏大于96 MHz后,三階互調阻塞干擾因子隨頻偏增加而迅速減小,頻偏大于102 MHz后,可不再考慮三階互調效應。通過與圖4的對比,可得出受試導航接收機在正負頻偏為50～70 MHz均明顯波動,在正負頻偏為60 MHz附近均達到最大值,但負頻偏三階互調阻塞效應顯著強于正頻偏端,負頻偏對應的三階互調阻塞干擾因子比正頻偏端要高20余倍,敏感頻偏范圍也要寬1倍以上。

2.5 導航接收機三階互調阻塞干擾因子試驗驗證

利用受試導航接收機在衛星信號模擬器發射功率為-80 dBm時測試確定的三階互調阻塞干擾因子均值,將衛星信號模擬器發射功率設為-100 dBm,并調整發射天線的位置,選擇容易出現較大誤差的典型頻點組合進行三階互調阻塞效應臨界干擾場強測量,代入測試結果可得到三階互調阻塞效應指數如表9所示。

表9 三階互調阻塞效應指數計算結果Table 9 Calculation results of third-order intermodulation blocking effect index

上述試驗分別在頻偏27 MHz、36 MHz、60 MHz、-18 MHz、-30 MHz、-36 MHz、-60 MHz和-72 MHz進行了試驗驗證,包含基礎頻點、三階互調阻塞干擾因子曲線最大變化率頻段附近的頻點和干擾因子峰值點鄰近頻點,三階互調阻塞效應指數在0.87～1.40之間變化,評估誤差小于3.0 dB,說明三階互調阻塞干擾因子曲線能夠較為準確地反映受試導航接收機三階互調阻塞效應規律,驗證了三階互調阻塞效應機理分析的正確性。

3 結 論

本文針對某型衛星導航接收機為試驗對象,通過開展電磁輻照試驗,對受試導航接收機單頻連續波和帶外雙頻三階互調阻塞效應規律展開研究,主要結論如下。

(1) 受試導航接收機單頻阻塞臨界干擾場強在工作頻率±2 MHz范圍內最為敏感,在頻偏2～18 MHz和19～56 MHz的范圍內均出現臨界干擾場強幾乎不隨頻偏變化的平臺,在低于工作頻率和高于工作頻率50 MHz時,臨界干擾場強隨輻射頻偏的增大而快速升高,在輻射頻率低于工作頻率23 MHz和高于工作頻率57 MHz時,臨界干擾場強迅速躍變到0 dBV/m以上。

(2) 通過三階互調阻塞效應試驗測試結果分析了某型導航接收機的三階互調阻塞效應規律。研究發現該型導航接收機三階互調阻塞干擾因子在正負頻偏端隨輻射頻偏的增大均呈現先增加后減小的現象,但負頻偏端對應的三階互調阻塞干擾因子峰值比正頻偏端峰值之比高達20余倍,敏感頻偏范圍也要寬1倍以上。

(3) 改變試驗條件進行試驗驗證,得到該型導航接收機三階互調阻塞干擾因子變化曲線擬合度較好,評估誤差在3 dB內,能夠較為準確地反映其三階互調阻塞效應隨輻射頻偏變化的敏感程度,也驗證了三階互調阻塞效應機理分析的正確性。