星載高增益毫米波SAR 相控天線陣設計

葉 聲，蘇 醒，張天樂，徐顯文，張麗娜，歐陽尚榮

（上海航天電子技術研究所，上海 201109）

0 引言

合成孔徑雷達（Synthetic Aperture Radar，SAR）因其全天候、全天時、高分辨的對地觀測能力而廣泛應用于微波測繪、遙感等領域，是目前最前沿的對地觀測技術之一。隨著科學技術的不斷發展，小型化、多功能化以及高度集成化將是未來SAR 系統的發展趨勢。天線位于SAR 系統的最前端，其電性能直接影響了SAR 的工作特性，其結構大小則往往決定了整機的集成度。毫米波天線具有結構尺寸小的優點，極大地縮小系統體積。然而毫米波頻段的傳輸損耗也較大，天線子系統需要具有較高的增益來補償鏈路上的損失。傳統的金屬反射面天線與喇叭天線具有增益高、效率高、寬帶等性能，但天線的剖面往往過高，且需要一個較大的支撐結構，難以集成到小型化的系統中。基于介質材料的微帶天線具有剖面低、易共形的優點，在各種軍用民用等領域得到了廣泛應用，如文獻［16-18］采用電磁偶極子實現了寬帶高增益的毫米波天線；文獻［19-20］采用多層介質板過孔模擬了開口喇叭，所設計的天線單元在60 GHz 頻段增益大于8 dBi。然而微帶天線在毫米波頻段的損耗會增加，當組成陣列時會影響陣列的輻射效率，因此陣列一般采用基片集成波導實現饋電網絡。基于金屬波導結構的縫隙天線具有損耗小、增益高、效率高的優點，且性能穩定，適于星載毫米波SAR 系統設計。傳統的波導窄邊縫隙天線為了有效激勵輻射場，輻射縫隙需要旋轉一定的角度，抬高了天線交叉極化電平。此外，對有源通道數目較大的相控陣天線，陣面與射頻前端之間仍需通過大量的射頻連接器及同軸電纜連接，一方面增加了損耗，降低了天線的實際增益，另一方面提高了系統的復雜度。

本文圍繞星載毫米波SAR 對于高性能天線子系統的需求，研究設計了高增益高效率的波導縫隙相控陣天線。天線采用與波導寬邊垂直的輻射縫隙結構，同時優化設計了波導饋電及定標網絡。

1 天線單元與直線陣

天線單元結構如圖1 所示，天線采用金屬波導縫隙結構。單元縫隙開在了波導的窄邊，波導的尺寸為，壁厚為0.8 mm。與傳統的傾斜縫隙天線不一樣，這里采用非傾斜縫隙結構，即輻射縫隙方向與波導寬邊方向垂直。縫隙切入波導寬邊的深度為，縫隙的寬度為。為了有效激勵起波導內的輻射模式，在每個縫隙的兩端加入金屬擾動塊。擾動塊長為，寬為，高度為。相鄰縫隙的擾動塊成反對稱放置。圖1 中顯示了單元數為2×12 的一段直線陣，為了保證陣列口徑的均勻性，直線陣內縫隙的參數一致，各縫隙均勻排布，間距為。能量從波導的一端饋入，波導的另一端短路，各縫隙等效為串聯饋電。

圖1 天線單元及直線陣圖Fig.1 Diagram of the antenna element and the linear antenna array

為了保證陣列的緊湊特性，選用減高波導，尺寸為=0.6，=0.25。各縫隙等幅同相饋電，因此縫隙間距為/2（為中心頻率的波導波長）。根據縫隙的諧振條件，由如下公式確定縫隙切入的深度：

擾動塊的高度及長度決定了波導對其所在輻射縫隙的饋電能量大小，同時又影響著端口的阻抗特性。采用商業仿真軟件HFSS 對直線陣進行建模并仿真及對于直線陣駐波的影響，直線陣含24 個縫隙單元，并從中心饋電，仿真結果如圖2和圖3 所示。隨著從0.13增加到0.17，天線中心頻率的電壓駐波比（Voltage Standing Wave Ratio，VSWR）從約2.5 開始下降，在=0.15有最小值1.1，隨后增大至＞3。隨著從0.09上升至0.13，中心頻率的VSWR下降再上升，在=0.11時，帶內的VSWR 平均較小。單元的最終結構參數見表1。

表1 天線單元結構參數Tab.1 Parameters of the antenna element

圖2 不同Hs對直線陣VSWR 的影響Fig.2 Effects of Hs on the VSWR of the linear antenna array

圖3 不同Ls對直線陣VSWR 的影響Fig.3 Effects of Ls on the VSWR of the linear antenna array

由所設計的直線陣沿長邊放置，結合波導功分器可在方位向組成更大的直線陣列以得到更高的增益。功分網絡有2 種實現形式，如圖4 所示。若采用H 面T 型結波導功分器，兩級功分器高度過高，如圖4（a）所示。若采用E 面T 型結波導功分器，通過在波導的寬邊進行折疊，能有效降低了整體功分器的高度，如圖4（b）所示。

圖4 T 型結波導功分器Fig.4 T-junction waveguide power divider

最終設計的天線直線陣列如圖5（a）所示，陣列含96 個縫隙單元。仿真結果如圖5（b）和圖5（c）所示，直線陣的電壓駐波比在帶內小于1.3。陣列的仿真增益為27 dB，仿真的主極化（Co-極化）和交叉極化（X-極化）方向圖的對比如圖5（c）所示，交叉極化小于-47 dB，表明天線具有良好輻射特性。

圖5 96 元直線陣結構及仿真性能Fig.5 Structure of the 96-element linear array and its simulated performance

續圖5 96元直線陣結構及仿真性能Continued fig.5 Structure of the 96-element linear array and its simulated performance

2 天線子系統

2.1 系統布局

有源相控陣天線的組成框架如圖6 所示。相控陣沿方位向由1×8 個子陣列組成，每個子陣列內包含84 個直線陣，沿距離向并排放置，間距為0.67，每個直線陣后端接T/R 組件形成有源通道，全陣共672 個有源通道。天線收發分時工作，通過T/R 組件的內置開關進行收發狀態切換，全陣的T/R 組件通過饋電網絡進行連接，并匯總至雷達信號輸入/輸出端口。相控陣前端包括天線直線陣、T/R 組件、子陣列的饋電及定標網絡和全陣列的饋電及定標網絡。各部組件的連接關系如圖6 所示。在天線直線陣的端口集成了耦合器，定標信號由耦合器進入有源通道或從有源通道輸出至終端，從而能對各通道的幅相特性進行在軌監測。

圖6 相控陣天線框架Fig.6 Diagram of the phased antenna array

圖6 所示的相控陣包括了數量眾多的直線陣、T/R 組件、饋電及定標網絡，各部組件之間的連接是影響陣列集成的關鍵因素。若采用傳統的同軸電纜進行射頻連接，則需大量的電纜及轉換接頭，存在以下不足：提高了陣列內的傳輸損耗及噪聲；提高了陣列的復雜度，擴大了占用空間；降低了通道間的一致性；提高了加工成本，尤其是部分電纜需嚴格配相；各電纜間相互纏繞，存在電磁兼容方面的風險。

為了克服所述的不足之處，這里采用波導功分器來實現所有的射頻傳輸網絡，并從結構上考慮和波導天線陣面緊密集成。在連接上，T/R 組件采用盲插的射頻接頭，并以整個天線陣作為安裝載體，緊扣于天線背面；天線和射頻網絡的連接則采用標準的波導端口，各個網絡以天線陣面作為安裝載體，集成于陣面背面。通過此方式，整個射頻前端緊密的集成在一起，且不需要使用同軸電纜。

2.2 波導網絡

天線的射頻網絡主要包括定標及饋電網絡。對于子陣列內的定標網絡，其耦合端口設置在直線陣的饋電端口。定標過程如下：發射定標時，T/R組件的輸出射頻信號大部分經波導管進入直線陣并往外輻射，小部分作為定標信號經波導管上的耦合口進入定標網絡并傳輸至SAR 的后端處理單元，接收定標過程則與上述相反。實際工作時，由于天線本身無法實現完全的阻抗匹配，饋往直線陣的返回波也會通過耦合端口進入定標網絡形成干擾信號，從而惡化各定標通道的一致性及帶內起伏特性。本方案使用緊湊的定向耦合器對干擾信號進行隔離，如圖7（a）所示。波導管上設置了兩個耦合小孔，從輻射端口返回的干擾信號經耦合口進入定標波導時，將饋往匹配層并被吸波材料吸收。使用HFSS 對該耦合器進行仿真如圖7（b）所示，耦合系數在帶內起伏小于0.3 dB。

圖7 定向耦合器結構圖及仿真的耦合系數Fig.7 Directional coupler structure and simulated coupling coefficients

子陣的定標網絡最終設計如圖8 所示。網絡是一個84 路的功分器，由若干波導T 形結級聯組成。定向耦合器集成在功分器的末端，通過耦合端口與84 路天線直線陣連接。

圖8 子陣定標網絡結構Fig.8 Structure of the subarray calibration network

子陣內的饋電網絡由多級T 形結功分器進行級聯而成。為了保證各有源通道之間相互隔離，T形結功分器采用波導魔T 結構，如圖9（a）所示，仿真的參數如圖9（b）所示，在帶內反射系數小于-25 dB，隔離度大于20 dB，在中心頻率大于35 dB。最終合成的子陣饋電網絡結構為一個28 路的功分器，如圖10 所示，各分端口分別接一個3 通道的T/R 組件。

圖9 魔T 結構及仿真S 系數Fig.9 Magic T structure and simulated S parameters

圖10 子陣饋電網絡結構Fig.10 Structure of the subarray feed network

全陣的饋電及定標網絡均為8 路的波導功分器，類似地，由多級T 型結功分器組成，T 型結采用波導魔T 結構。全陣與子陣的不同網絡之間的連接通過BJ320 標準波導接口進行裝配。

2.3 系統集成

基于所設計的天線與波導網絡，一個用于星載毫米波SAR 的相控陣天線射頻前端結構如圖11 所示。其中子陣的定標及饋電網絡與84 路直線陣集成一體化加工并焊接，以減少人工裝配帶來的誤差，最終形成8 個子陣列。各子陣列先安裝在碳纖維框架上，T/R 組件通過SMP 接插件平扣于子陣背面，中間是配以控溫的鋁蜂窩金屬板。全陣的饋電及定標網絡跨過碳纖維框架并與各個子陣列內的網絡端口連接，兩者通過金屬螺釘緊密固定，最終形成完整陣面。整個天線子系統不使用射頻同軸電纜，結構緊湊，傳輸損耗小且各通道一致性良好。

圖11 天線全陣的裝配Fig.11 Assembly diagram of the antenna array

3 實驗結果及分析

對天線進行加工，實物如圖12 所示。方向圖測試在平面近場進行。由于天線是收發共陣，接收、發射分時工作，測試過程中，利用探頭分別測得每路收/發通道的相位及幅度，然后對組件的收/發通道進行移相和衰減，最后分別測出天線的近場電場數據，并推算出對應的遠場方向圖。當天線工作在接收狀態時，測試結果如圖13 所示。當天線工作在發射狀態時，測試結果如圖14 所示。圖中同時給出了陣列在距離向掃描至15°時的方向圖。實測方向圖與仿真基本吻合，掃描范圍內旁瓣小于-12 dB，差異主要是由加工精度及有源器件工作狀態的不一致性導致的。采用標準增益喇叭作對比測試可得到陣列天線的等效全向輻射功率（Effective Isotropic Radiated Power，EIRP）值，由于各T 通道的發射功率值為已知值，取全陣平均值得值，根據EIRP=+可計算天線的增益值，天線的增益約為54.37 dBi，口徑效率65.2%，表明了天線設計的有效性。

圖12 全陣天線子系統集成的結構Fig.12 Structure of the whole antenna array subsystem integration

圖13 陣列天線工作在接收時的方向圖Fig.13 Farfield patterns of the antenna array at the receiving state

圖14 陣列天線工作在發射時的方向圖Fig.14 Farfield patterns of the antenna array at the transmitting state

4 結束語

本文介紹了一個結構緊湊的高增益星載毫米波SAR 有源相控陣天線設計。天線采用了非傾斜輻射縫隙的波導窄邊開縫結構，提高了直線陣的增益，進一步采用波導結構設計天線的饋電網絡及定標網絡，減小了網絡的傳輸損耗并提高了各通道的一致性。

仿真及實測的結果均表明，所設計的相控陣天線具有高增益、高效率特性，且天線在距離向具有±15°的掃描能力，天線在結構上具有緊湊、低剖面的優點，所設計的天線子系統可以用于未來的星載毫米波SAR 系統中。