抗方阻波動的超寬帶輕薄頻率選擇表面吸波體*

王東俊 孫子涵 張袁 唐莉 閆麗萍?

1) (成都飛機工業(yè)(集團)有限責任公司,成都 610073)

2) (四川大學電子信息學院,成都 610065)

3) (電子科技大學電子科學與工程學院,成都 611731)

1 引言

電磁超材料吸波體相比于傳統(tǒng)吸波材料具有寬帶、剖面低、重量輕、設計靈活等優(yōu)點,并可以實現(xiàn)對電磁波的靈活調控,近年來受到廣泛關注[1–6].頻率選擇表面(FSS)吸波體作為超材料吸波體中的一種,已經(jīng)廣泛應用于雷達散射截面縮減[7–9]、隱身技術[10–12]、電磁干擾抑制[13,14]等領域.超寬帶強吸收、極化和入射角度穩(wěn)定、輕薄是評價FSS 吸波體性能的重要指標.其中吸波體的厚度性能通常采用90%吸波帶寬最低頻率對應的波長(λL),或者厚度性能指標(FoM)[15]來進行評估.這里FoM 定義為Rozanove 理論最小厚度RLh[16]與實際厚度的比值.根據(jù)對電磁波的損耗方式,可以將FSS 吸波體分為歐姆損耗[17]與介質損耗[18]兩大類.基于歐姆損耗機理設計的FSS 吸波體主要包括集總電阻FSS 吸波體[19–30]和電阻膜FSS 吸波體[31–41].集總電阻FSS 吸波體因其結構特點易與有源器件結合用于可調/可開關吸波體設計[42,43],或與帶通FSS結構結合形成吸透/吸反一體化結構[44–46].相比于集總電阻FSS 吸波體,電阻膜FSS 吸波體在表面感應電流處均能產(chǎn)生電磁損耗,因而吸波性能調控靈活度相對較大.

近年來,研究人員采用不同方法研究獲得了高性能電阻膜FSS 吸波結構.例如Tirkey 等[30]將類似棋盤狀FSS 結構利用絲網(wǎng)印刷技術印制在紙張上,獲得了覆蓋11.9—45.3 GHz (相對帶寬為117%)的低成本吸波體,厚度為 0.09λL,TE 和TM 兩種極化方式的80%吸波角度穩(wěn)定性可達45°.He 等[34]使用電阻膜FSS 結構結合有耗蜂窩電介質層,設計了90%吸波帶寬覆蓋2.0—15.5 GHz (154.3%)的超寬帶吸波體,厚度為0.113λL.Kazemzadeh[35]使用四層周期不同的方形貼片電阻膜FSS 通過遺傳算法優(yōu)化介質層厚度構建了超寬帶超薄吸波體,99%吸波帶寬可達3.26—34.65 GHz (165.6%),厚度系數(shù)FoM=0.993,但未討論角度穩(wěn)定性.Shi 等[36]通過逐步增大三層電阻膜FSS 的周期提高電容多樣性,獲得了1.14—14.2 GHz (170.2%)的90%吸波超寬帶吸波體,厚度為0.093λL,TE 極化波角度穩(wěn)定性可達30°,TM 波可達50°.程用志等[37]采用分形金屬FSS 結構結合電阻膜方形貼片F(xiàn)SS 結構獲得了一種超寬帶吸波結構,90%吸波帶寬可達7.5—42 GHz (139.4%),厚度僅為0.02λL,兩種極化方式的角度穩(wěn)定性均可達50°.磁性材料的引入,為降低電阻膜FSS 吸波體厚度提供了有效途徑.郭飛等[38]將磁性與電介質基體結合設計的寬帶(79.1%) FSS 吸波體厚度為0.065λL.Hossain 等[39]將磁性介質、FR4 介質和兩層電阻膜FSS 結合,獲得了相對帶寬為146.5%的吸波體,厚度為0.031λL,但沒有考慮角度穩(wěn)定性.Zheng 等[40]將磁性介質作為單層電阻膜FSS 吸波結構的隔離層和頂端補償層,獲得的吸波結構相對帶寬為120%,厚度為0.033λL.由此可見,超寬帶強吸收、極化和角度穩(wěn)定以及輕薄是FSS 吸波體的主要發(fā)展趨勢,同時滿足這三個性能指標的高性能FSS 吸波體設計難度很大.

目前，采油三廠開井，回收利用套管氣1057口，其中憋套496口，安裝定壓閥429口，油套連通67口，單井集氣11口，井口燃氣爐8口。

盡管電阻膜FSS 吸波結構,尤其是近幾年透明電阻膜FSS 吸波結構一直是微波吸波體領域的研究熱點[47,48],然而對電阻膜加工帶來的方阻不穩(wěn)定影響FSS 吸波結構性能問題[35,49,50]的研究還停留在對方阻掃參討論[31,33].電阻膜的方阻與其厚度成反比,常用的電阻膜如氧化銦錫(ITO)膜厚度在幾十到幾百納米之間,加工中厚度不穩(wěn)定必然導致方阻在一定范圍內波動.方阻值越大其波動范圍越大,最終影響實際加工FSS 吸波體的吸波性能.因此分析方阻波動影響FSS 吸波體性能的機理,并在此基礎上研究FSS 吸波體抗方阻波動的魯棒設計方法,對電阻膜FSS 吸波體的優(yōu)化設計具有重要指導意義.

為此,本文在分析方阻波動導致FSS 吸波體性能變化機理的基礎上,提出電流路徑多樣性是降低吸波體對電阻波動敏感性、提高吸波性能的有效方法.結合該方法,提出不同層阻抗隨頻率變化趨勢互補的設計思路,采用彎折小型化設計原則,設計了一個由三層ITO 膜FSS 損耗層組合而成的輕薄型、超寬帶且角度穩(wěn)定的吸波體結構,為抗方阻波動的高性能FSS 吸波體設計提供了新思路.

所設計高性能FSS 吸波體的單元結構如圖5所示,共包含三層FSS 電阻膜層和三層聚甲基丙烯酰亞胺(PMI)隔離層.PMI 泡沫的相對介電常數(shù)εr1為1.12,密度約為0.075 g/cm3,自重輕,有利于降低吸波結構整體重量.吸波結構的最底部為金屬反射板.盡管采用優(yōu)化算法可以通過優(yōu)化PMI厚度,結合FSS 損耗層設計獲得高性能FSS 吸波體,但三層FSS 結構參數(shù)眾多,必將提高優(yōu)化設計復雜度和工作量.為此,這里簡化設計復雜性,將PMI 泡沫介質層的厚度統(tǒng)一設定為6 mm,約為12 GHz電磁波波長的1/4.

2 方阻波動影響FSS 吸波體的機理分析

為了進一步分析分形FSS 吸波體在不同頻點處展現(xiàn)出吸波性能變化的原因,選取隨方阻波動吸波率變化不同的三個頻點: 8,11 和15 GHz,對比不同方阻時吸波體FSS 層的表面電流密度,如表2所列.從表2 中可以發(fā)現(xiàn),當TE 極化電磁波入射時,隨著方阻的增加,8 和11 GHz 的吸波體表面電流的集中區(qū)域面積逐漸減小,對應圖3 中相應的反射系數(shù)與吸波率波動范圍較小.并且相較于8 GHz處,11 GHz 處的表面電流分布面積縮減更大,相應地其吸波性能也更加穩(wěn)定.而在15 GHz 時,隨著ITO 膜方阻變化,結構上的表面電流密度幾乎不發(fā)生變化,其反射系數(shù)和吸波性能相對變化更大.這表明FSS 結構設計的電流路徑多樣性,可使表面電流分布隨方阻變化而變化,從而阻抗變化較小,這與圖4 中的結論完全一致.圖4 給出了分形FSS 吸波體輸入阻抗隨方阻波動的變化.由圖4 可以看出,當方阻從8 Ω/sq 增加到21 Ω/sq 時,在11 GHz 處輸入阻抗變化非常小,而15 GHz 處輸入阻抗變化最大,這也是導致15 GHz 處吸波率相對于11 GHz 處變化劇烈的原因.同樣的現(xiàn)象和結論通過其他結構也得到了驗證,這里不一一贅述.

首先以十字分形結構FSS 吸波體為例,對其方阻波動敏感性機理進行分析.采用方阻為13 Ω/sq的ITO 電阻膜設計如圖1 所示的FSS 吸波體,其中FSS 單元結構為一階十字分形結構,周期為P.這里零階為四個L 支節(jié)構成的十字結構,一階結構為在十字支節(jié)的頂端繼續(xù)加載L 形支節(jié),如圖1(a)所示.然后在一階十字分形結構的支節(jié)終端加載小方環(huán),得到如圖1(b)所示結構,相應結構參數(shù)值如表1 所示.電阻膜FSS 結構附著在厚度為t1=0.175 mm 的PET 介質基板上.空氣隔離層厚度為h,使用厚度為t2的金屬作為反射板.

表1 分形FSS 吸波體參數(shù)Table 1.Structural parameters of the fractal FSS absorber.

圖1 分形FSS 吸波體結構 (a) 無方環(huán)時和 (b) 有方環(huán)時的十字分形FSS 單元結構;(c) 吸波體側視圖Fig.1.Structure of the proposed fractal FSS absorber: The cross-fractal structure (a) without and (b) with square ring;(c) side view of the absorber.

因此,使用電阻膜進行FSS 吸波體設計時,通過FSS 單元結構上電流路徑的多樣化設計,可使FSS 結構反射系數(shù)隨方阻波動呈現(xiàn)較小的變化,確保FSS 吸波體的吸波性能不發(fā)生惡化,呈現(xiàn)出良好的魯棒性.

圖2 分形FSS 吸波體的反射系數(shù)Fig.2.The scattering parameters of the fractal FSS absorber.

式中,R(ω),T(ω),A(ω)分別表示功率的反射率、傳輸率和吸波率,R(ω)=|Sxx|2+|Syx|2,T(ω)=|Sxx|2+|Syx|2,其中下標xx表示為共極化參數(shù),yx表示交叉極化參數(shù).由(1)式可知反射系數(shù)為–10 dB時對應90%的吸波率.圖2 仿真結果顯示,在TE和TM 兩種極化方式下,該結構垂直入射時的90%吸波帶寬為6.24—19.80 GHz,相對帶寬達到104%.

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圖3 不同方阻時分形FSS 吸波體的 (a)反射系數(shù)和(b)吸波率Fig.3.(a) Reflection coefficient and (b) absorption rate of the fractal FSS absorbers with respect to different sheet resistance.

正如前文指出的那樣,基于電阻膜的FSS 吸波體設計在加工時因電阻膜厚度不穩(wěn)定而導致方阻值變化,將造成FSS 吸波體的吸波性能下降.因此,本節(jié)將分析方阻波動影響FSS 吸波體性能的機理,并在此基礎上給出FSS 吸波體抗方阻波動的魯棒設計方法.

2.1.4 微量元素缺乏 放牧過程中，由于當?shù)赝寥纼任⒘吭氐暮扛饔胁町悾苋菀自斐裳蛑坏蔫F、硒、銅、鋅、鈷等微量元素的缺乏癥。所以在養(yǎng)殖時盡可能補飼。

專家1對e11的評價為u1,運用式(7)計算該證據(jù)對于各個風險等級的隸屬度，進行歸一化，得me111=(0.928 6，0.071 4，0，0)。同理，可得出其他專家對于對e11的模糊評語隸屬于各個風險等級的程度，用矩陣T表示。

表2 不同方阻情況下分形FSS 吸波體的表面電流密度分布Table 2.Surface current density of the fractal FSS absorber for different sheet resistance.

圖4 分形FSS 吸波體的輸入阻抗隨方阻波動的變化 (a) 等效電阻;(b) 等效電抗Fig.4.Input impedance of the fractal FSS absorber with respect to fluctuation of sheet resistance: (a) Resistance;(b) reactance.

該分形FSS 吸波體的共極化和交叉極化反射系數(shù)如圖2 所示.由圖2 可以看到,該結構交叉極化的反射系數(shù)均小于–55 dB,因此交叉極化的影響可忽略不計.由于結構采用了金屬反射板,電磁波入射到該結構的傳輸系數(shù)趨近于0.吸波率計算公式為

2.2.2 輔料溶液 按處方輔料配比分別精密稱取磷脂酰乙醇胺、膽固醇、亞油酸、維生素E各適量，先以氯仿溶解，隨后加入甲醇稀釋，制成磷脂酰乙醇胺、膽固醇、亞油酸、維生素E質量濃度分別為2.33、0.82、0.84、0.08 mg/mL的混合溶液；羧甲基殼聚糖以水溶解制成質量濃度為0.02 mg/mL的溶液。將上述2種溶液等體積混合，即得。

3 超寬帶角度穩(wěn)定的輕薄FSS 吸波體設計

3.1 吸波體的單元結構

如引言所述,能夠同時滿足超寬帶、角度穩(wěn)定和輕薄的FSS 吸波體是吸波體設計領域的一大挑戰(zhàn).為此,使用ITO 電阻膜,采用多層和多諧振結構組合設計進行寬帶FSS 吸波設計,同時采用彎折小型化單元結構提高角度穩(wěn)定性和實現(xiàn)電流路徑多樣化,通過單元圖案設計使不同F(xiàn)SS 層的阻抗變化趨勢隨頻率變化呈現(xiàn)互補特點,確保在超寬頻帶內的阻抗匹配,最終獲得了超寬帶、角度穩(wěn)定的輕薄、抗方阻波動FSS 吸波結構.

執(zhí)行難，一直是司法實踐中的困擾。生效的裁判文書得不到執(zhí)行，法院判決就成了一紙空文。“用兩到三年時間基本解決執(zhí)行難問題”，最高人民法院鏗鏘有力的承諾不斷轉化為人民法院向執(zhí)行難宣戰(zhàn)的切實行動。探索審判權和執(zhí)行權分離，改革執(zhí)行體制機制，聯(lián)合多部門對“老賴”進行信用懲戒，“法律白條”不斷被兌現(xiàn)為“真金白銀”。

圖5 高性能FSS 吸波體結構圖 (a) 整體結構;(b) FSS I,(c) FSS II 和(d) FSS III 的單元結構Fig.5.Configuration of the proposed FSS absorber: (a) Perspective view;unit cell of (b) FSS I,(c) FSS II and (d) FSS III.

在FSS 單元結構設計上,FSS I 采用彎折方環(huán)與彎折十字結構組合進行寬帶和小型化設計.首先對方環(huán)的四個角向內彎折,形成類似中國結的結構,同時對十字結構每個支節(jié)進行扇形彎折設計.這些彎折設計不僅實現(xiàn)了單元結構的小型化,有利于提高角度穩(wěn)定性;而且增加了電流路徑,有助于提高結構對于電阻膜方阻波動的魯棒性.最后在十字結構中心增加一個圓形貼片,可在一定程度上降低FSS 結構在高頻處的電阻.FSS III 與FSS II 單元的結構圖案相同但參數(shù)不同,這兩層FSS 單元僅對中心十字結構進行彎折設計,并在十字結構中心設計方形貼片,可在一定程度降低高頻處的電阻和電抗,更好地與空間波阻抗377 Ω 進行匹配.三層FSS 層ITO 膜的方阻依次為Rs1=9 Ω/sq,Rs2=13 Ω/sq 和Rs3=13 Ω/sq.對于各層FSS 結構,ITO均沉積在0.175 mm 厚、介電常數(shù)為εr=3 的聚對苯二甲酸乙二醇酯(PET)介質基板上,其余結構參數(shù)取值見表3 所列.

基于設計所使用的13 Ω/sq 方阻,根據(jù)加工商給出的方阻波動范圍,計算了分形FSS 吸波體隨方阻變化的反射系數(shù)和吸波率,如圖3 所示.當材料方阻在8—21 Ω/sq 范圍內波動時,結構依然能夠在7.42—18.60 GHz 范圍內保持90%以上的吸波率.這表明該結構能夠在以14.5 Ω/sq 為中心的89.7%方阻變化范圍內維持良好的吸收性能,對方阻波動呈現(xiàn)出良好的魯棒性.

表3 FSS 吸波體參數(shù)Table 3.Structural parameters of the FSS absorber.

3.2 吸波體的設計分析

圖6 為所提高性能FSS 吸波體分層結構示意圖及其導納.從圖6(b)可以看出,②處的輸入電導僅在7.7—14.1 GHz 范圍內接近自由空間波阻抗的導納值0.0026,而輸入電納值在寬帶范圍內都在零附近(見圖6(c)).為了實現(xiàn)匹配,則需要FSS II在高頻和低頻段范圍內提供較大的電導.因此,在FSS II 的結構設計上,通過增加方環(huán)邊長,減小單元間距,并結合彎折十字結構的參數(shù)設計,使其等效電導分別在7.7 GHz 前和14.1 GHz 后具有與②處輸入電導相反的變化趨勢,見圖6(b).由此并聯(lián)后的輸入電導在整個頻段范圍內變化平緩,且向匹配值靠近.然而④處的輸入電導在約4 GHz 后均低于匹配值,則需FSS III 提供較大的等效電導以提升整體電導值.因此,在FSS III 結構設計上,通過調控其結構參數(shù)使其等效導納在整個頻段范圍內變化都較為平緩,確保吸波體(位置⑤處)輸入導納在寬帶范圍與自由空間阻抗相匹配,如圖7所示.由圖7 中不同層表面處輸入阻抗的對比,可以看出正是基于FSS I 和FSS II 層等效阻抗隨頻率變化的互補設計,加上隔離介質層的阻抗變換,使得FSS 吸波結構的帶寬被迅速展寬且與自由空間阻抗匹配.此時吸波結構的總輸入阻抗在1.3—20.5 GHz 頻帶范圍內: 電抗接近于零,電阻則處于200—308 Ω 之間波動.

圖6 FSS 吸波體(a)分層結構示意圖及(b)輸入電導和(c)輸入電納Fig.6.The schematic (a) and input conductance (b) and susceptance (c) of the proposed FSS absorber.

圖7 各層處的輸入阻抗 (a) 等效電阻;(b) 等效電抗Fig.7.Input impedance at each layer: (a) Resistance;(b) reactance.

圖8 給出的散射參數(shù)仿真結果表明,所設計的三層FSS 吸波體在TE 和TM 兩種極化方式下,90%吸波帶寬達到了1.50—20.50 GHz (173%),整體FSS 吸波體厚度為18.6 mm,即0.093λL,密度為0.125 g/cm3,呈現(xiàn)輕薄特性.為了進一步說明所設計高性能FSS 吸波體厚度薄的特點,這里根據(jù)Rozanov 極限[16],計算了相同90%吸波頻帶的最小理論厚度為

圖8 FSS 吸波體散射參數(shù)Fig.8.The scattering parameters of the proposed FSS absorber.

極化和角度穩(wěn)定性是高性能FSS 吸波體的必備特征,這里對所設計FSS 吸波體在不同極化下的角度穩(wěn)定性進行分析.圖9(a)為TE 極化下不同入射角對應的吸波率,當入射角為20°時,FSS吸波體在1.50—20.50 GHz 范圍內滿足90%以上的吸波率,相對帶寬為173%;當入射角增加到45°時,依然能夠在1.48—21.00 GHz 范圍內滿足80%以上的吸波率,相對帶寬為174%.圖9(b)為TM極化下的吸波率.當入射角逐漸增大時,所設計FSS吸波體的吸波帶寬逐漸向高頻縮減,當入射角為60°時,FSS 吸波體滿足90%吸波率的帶寬縮減為3.53—20.50 GHz,相對帶寬依然能夠達到141%;當入射角進一步增加到70°時,依然能夠在5.75—20.50 GHz 范圍內滿足90%以上的吸波率,相對帶寬為112%.即當入射角增大到70°時,所設計的FSS 吸波體對TM 極化波仍然呈現(xiàn)寬帶強吸波效果.FSS 吸波體對TE 和TM 極化波入射角度響應的不同,是由于兩種極化波的空間波阻抗以及吸波體的等效阻抗隨入射角度的變化不同引起的.隨入射角度θ 增大,TE 極化波的波阻抗Z0/cosθ 迅速增大,而TM 極化波的波阻抗Z0cosθ 則逐漸減小.同時FSS 吸波體的等效阻抗隨TE 極化波入射角度的增加低于空間波阻抗的增加,而隨TM 極化波入射角度增大變得與空間波阻抗接近或差異不大,因此造成兩種極化方式下吸波體的角度穩(wěn)定性不同.

3.3 角度穩(wěn)定性分析

其中R(λ)為反射系數(shù)關于波長(λ)的函數(shù).由此獲得厚度性能系數(shù)(最小理論厚度RLh與實際所設計的吸波體厚度之比)[15]為FoM=RLh/hall=0.95,表明所設計的FSS 吸波體厚度已經(jīng)非常接近理論極限值.

圖9 FSS 吸波體吸波率隨入射角的變化 (a) TE 極化;(b) TM 極化Fig.9.Absorption rate with respect to incident angles for (a) TE and (b) TM polarizations.

3.4 抗方阻波動魯棒性分析

本文中的高性能FSS 吸波體在設計中通過中國結式彎折和十字扇形及方形彎折來實現(xiàn)多電流路徑,以提高吸波體對于加工導致方阻波動的魯棒性.為了驗證這一性能,圖10 首先給出了每層FSS損耗層方阻變化對吸波性能的影響.總結三種情況可知,當每層FSS 結構方阻在12—30 Ω/sq 范圍內波動時,所設計的FSS 吸波體的90%吸波率帶寬仍能保持在167.0%,即1.80—20.0 GHz 范圍內.

圖10 (a) FSS Ⅰ,(b) FSS Ⅱ 和 (c) FSS Ⅲ 方阻 Rs1,Rs2,Rs3 變化對吸波率的影響（注意: 當一層 FSS 層方阻變化時,另外兩層取原值）Fig.10.Effects of (a) Rs1,(b) Rs2 and (c) Rs3 on absorption rate of the proposed FSS absorber.Note that when the sheet resistance of one FSS layer changes,the other two layers take their original values.

圖11 給出了吸波體三層FSS 層方阻同時變化時對吸波率的影響.當FSS Ⅰ方阻為5 Ω/sq時,FSS Ⅱ在12—32 Ω/sq,FSS Ⅲ在10—30 Ω/sq內同時波動,FSS 吸波體能夠維持85%以上的吸波率.當FSS Ⅰ方阻為35 Ω/sq 時,FSS Ⅱ在12—32 Ω/sq,FSS Ⅲ在10—30 Ω/sq 范圍內同時波動時,FSS 吸波體可維持80%以上的吸波率.由此說明,即使因加工導致每層FSS 方阻同時波動,所設計的FSS 吸波體也依然能夠維持較好的吸波性能.

圖11 (a) FSS Ⅰ 方阻為 5 Ω/sq 和(b) FSS Ⅰ 方阻為 35 Ω/sq 時其他 FSS 層方阻同時變化對吸波率的影響Fig.11.Effects of simultaneous variation of square resistances of 2nd and 3rd layers on the absorption performance.

表4 給出了所設計FSS 吸波體與其他FSS 吸波體的性能對比.由表4 可以看出,所設計的FSS吸波體在帶寬、厚度和角度穩(wěn)定性上具有綜合優(yōu)勢.

表4 與其他寬帶FSS 吸波體的性能對比Table 4.Comparison between the proposed and other FSS absorbers.

4 實驗驗證

對所設計FSS 吸波體進行加工后的實物尺寸為300 mm × 300 mm,包含29×29 個單元結構,如圖12(a)所示.隔離介質層采用6 mm 厚的PMI泡沫,最底層泡沫板背部粘貼鋁箔形成反射板.實驗測試系統(tǒng)如圖12(b)所示,發(fā)射和接收天線置于待測件的同側,并沿吸波體中心軸線對稱放置,使用Agilent E8363 C 矢量網(wǎng)絡分析儀進行S參數(shù)測量.

圖12 (a) 加工樣件;(b) 實驗測試系統(tǒng)Fig.12.(a) Fabricated prototype;(b) the experimental setup.

圖13 為垂直入射時的吸波率測試結果.從圖13中可以看出,測試結果在兩種極化方式下,90%吸波帶寬達到2.59—19.4 GHz (152.9%),80%吸波帶寬為2.32—20.1 GHz,相對帶寬為158.6%.測試結果與仿真結果基本吻合,但在低頻段測試結果受測量天線的最低工作頻段2 GHz 和電磁衍射影響,因此無法給出可靠的測量結果,導致與仿真結果偏差較大.

圖13 (a) TE 與(b) TM 極化下垂直入射測試結果與仿真結果對比Fig.13.Comparison of measurement and simulation results of (a) TE and (b) TM polarizations for normal incidence.

圖14 為兩種極化方式下,不同入射角度時的吸波率測量結果.由圖14 可知,TE 極化波90%吸波帶寬為2.15—19.5 GHz (160.3%)時的角度穩(wěn)定性可達20°;而TM 極化波90%吸波帶寬為1.9—18.3 GHz (162.4%)的角度穩(wěn)定性可達60°.如果考慮80%吸波率,對于TE 和TM 模式,在2.72—19.9 GHz (151.9%)范圍內,均可獲得高達60°的角穩(wěn)定性.因此,所設計FSS 吸波結構在兩種極化方式下均呈現(xiàn)超寬帶和高角度穩(wěn)定性特點.

圖14 (a) TE 與(b) TM 極化下不同入射角吸波率測試結果Fig.14.The measured absorption rate of (a) TE and (b) TM polarizations with respect to incident angles.

所設計FSS 吸波體的測量結果與仿真結果基本符合.測量所得的吸波率與仿真結果之間差異的主要原因包括: 1) ITO 薄膜在實際加工中不僅出現(xiàn)方阻波動,還會出現(xiàn)厚度不均勻導致每層FSS平面上的方阻不均勻[51],從而影響吸波率;2)測量過程中,入射角度調節(jié)差異、以及收發(fā)天線并沒有嚴格關于待測件對稱等帶來的影響;3) 電磁邊緣衍射效應對測試結果的影響;4)多層FSS 結構在裝配時每層單元之間沒有完全對齊對測試結果產(chǎn)生影響.

5 結論

本文首先分析了電阻膜FSS 吸波體設計中方阻波動對吸波性能影響的機理,發(fā)現(xiàn)FSS 結構設計中增加電流路徑的多樣性可以有效地抵抗方阻波動對吸波性能的影響.基于此研究,提出了采用多層電阻膜FSS 結構阻抗互補方式進行抗方阻波動的輕薄型超寬帶頻率選擇表面吸波體設計.所提出的FSS 吸波體在垂直入射時的帶寬為1.50—20.50 GHz,相對帶寬高達173%,覆蓋了Ku,X,C,S 波段以及部分L 和K 波段,整體FSS 吸波體厚度為0.093 λL,理論最小厚度與實際厚度的比值為0.95,實現(xiàn)了輕薄型超寬帶頻率選擇表面吸波體設計.對吸波體的魯棒性分析表明,當方阻在12—30 Ω/sq內波動時,吸波體依然能夠在167.0%帶寬范圍內保持90%吸波率.最后,對該FSS 吸波體的角度穩(wěn)定性進行分析.仿真和測試結果均表明: 對于TE極化波,80%吸波率的角度穩(wěn)定性達到45°;而對于TM 極化波,其90%吸波率的角度穩(wěn)定性最高可以達到70°.所提出的超寬帶FSS 吸波體設計方法解決了超寬帶設計目標下難以同時兼顧吸波體厚度和角度穩(wěn)定性的問題,為超寬帶、角度穩(wěn)定的輕薄FSS 吸波體設計提供了解決思路.