基于多物理場(chǎng)耦合分析的機(jī)載天線仿真技術(shù)研究

賈云峰　楊柳　胡修　魏鴻浩　邱琳

(北京航空航天大學(xué)電子信息工程學(xué)院,北京 100191)

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基于多物理場(chǎng)耦合分析的機(jī)載天線仿真技術(shù)研究

賈云峰楊柳胡修魏鴻浩邱琳

(北京航空航天大學(xué)電子信息工程學(xué)院,北京 100191)

摘要為了預(yù)測(cè)、評(píng)估對(duì)物理場(chǎng)影響較為敏感的微帶陣列天線在復(fù)雜的溫度、應(yīng)力等多物理場(chǎng)效應(yīng)影響下的性能變化規(guī)律,本文從多場(chǎng)耦合的機(jī)理出發(fā),立足于機(jī)載陣列天線裝機(jī)狀態(tài)下的復(fù)雜物理環(huán)境,深入分析陣列天線多物理場(chǎng)效應(yīng)．通過(guò)將求解電大尺寸具有優(yōu)勢(shì)的多層快速多極子算法和計(jì)算溫度場(chǎng)及結(jié)構(gòu)場(chǎng)問(wèn)題的有限元數(shù)值算法的聯(lián)合運(yùn)用,成功突破模型關(guān)聯(lián)技術(shù)、網(wǎng)格共享技術(shù)、多物理場(chǎng)協(xié)同仿真控制等關(guān)鍵技術(shù),形成了一套較為成熟的解決天線多物理場(chǎng)仿真中典型電熱結(jié)構(gòu)耦合問(wèn)題的仿真流程．

關(guān)鍵詞多物理場(chǎng)耦合;微帶陣列;機(jī)載天線;天線間隔離度

資助項(xiàng)目: 航空基金(20112051017)

聯(lián)系人： 楊柳 E-mail:yangliu2116@126.com

引言

多物理場(chǎng)耦合(Multi-Physics Coupling, MPC)問(wèn)題在自然界和工程應(yīng)用中廣泛存在,其表現(xiàn)形式及種類繁多[1]．由于多場(chǎng)耦合問(wèn)題內(nèi)在的復(fù)雜性,研究人員在遇到多場(chǎng)耦合問(wèn)題時(shí)一般都是對(duì)問(wèn)題做出較大的簡(jiǎn)化,只考慮一個(gè)主要物理場(chǎng)的效應(yīng),而忽略其它多場(chǎng)耦合的影響．這種分析方法忽略了多物理場(chǎng)之間的相互耦合,所得到的結(jié)果與實(shí)際情況偏差較遠(yuǎn),無(wú)法用于天線性能的精確預(yù)測(cè)[2-3]．尤其是在對(duì)許多高頻天線進(jìn)行輻射特性分析時(shí),發(fā)現(xiàn)其電性能對(duì)結(jié)構(gòu)、應(yīng)力等物理場(chǎng)極其敏感．其中比較具有代表性的就是微帶陣列天線[4]．微帶陣列天線由于具有高增益、高功率、低旁瓣、波束可電控等特性,通常作為雷達(dá)的發(fā)射天線廣泛應(yīng)用于航空、航天領(lǐng)域的氣象探測(cè)、火控瞄準(zhǔn)、武器引導(dǎo)、目標(biāo)搜索、空域預(yù)警、導(dǎo)航、數(shù)據(jù)傳輸、通信等方面[5-6]．

在影響微帶陣列天線性能指標(biāo)的諸多多物理場(chǎng)效應(yīng)中,熱應(yīng)力所帶來(lái)的形變是其中具有代表性的問(wèn)題[7-12],因此，其多物理場(chǎng)耦合問(wèn)題可以用電熱耦合來(lái)表征．電熱耦合關(guān)系是指陣列天線工作時(shí)熱效應(yīng)及其帶來(lái)的結(jié)構(gòu)形變與電磁場(chǎng)之間的相互影響、相互制約關(guān)系,具有典型的多學(xué)科交叉的特點(diǎn)[13]．

目前考慮多物理場(chǎng)效應(yīng)往往還是集中在高壓高功率、大電流相關(guān)領(lǐng)域,而針對(duì)天線的多物理場(chǎng)效應(yīng)的分析相對(duì)較少:葉菁等人從空饋體制相控陣?yán)走_(dá)天線的熱設(shè)計(jì)方案著手,提出了用模型試驗(yàn)與計(jì)算機(jī)仿真相結(jié)合的方法對(duì)天線熱設(shè)計(jì)方案進(jìn)行驗(yàn)證[12];陳杰等人根據(jù)星載合成孔徑雷達(dá)(Synthetic Aperture Radar, SAR)相控陣天線結(jié)構(gòu)特點(diǎn),建立了天線熱變形誤差的數(shù)學(xué)模型,提出了定量分析星載SAR相控陣天線熱變形誤差對(duì)模糊性能影響的有效方法[13];陳國(guó)強(qiáng)提出了一種對(duì)相控陣天線進(jìn)行流-熱-結(jié)構(gòu)耦合分析的流程,得出了影響天線陣電性能的初步結(jié)論[14];段寶巖院士團(tuán)隊(duì)分析了矩形陣面相控陣微帶天線輻射單元位置誤差對(duì)天線電場(chǎng)和方向性的影響[15]．

由于算法的限制,以上方法均只適用于對(duì)天線自由空間的輻射特性進(jìn)行討論,無(wú)法應(yīng)用于天線裝機(jī)性能的分析．該文依托于航空基金(20112051017)天線陣列多物理場(chǎng)仿真技術(shù)研究,針對(duì)天線裝機(jī)性能分析的需求,運(yùn)用模型修復(fù)等手段實(shí)現(xiàn)在不同算法間的模型轉(zhuǎn)換,實(shí)現(xiàn)了機(jī)載天線在多物理場(chǎng)影響下電性能的評(píng)估與分析．

1多物理場(chǎng)耦合仿真分析

1.1　天線建模

該文以項(xiàng)目提供的某型機(jī)多普勒雷達(dá)天線參數(shù)進(jìn)行建模和多物理場(chǎng)耦合仿真方法說(shuō)明．該天線為一個(gè)含360單元的微帶陣列天線,其陣列排布為12×30,中心頻率fr=13 GHz,帶寬約為500 MHz．單元結(jié)構(gòu)以及陣列模型如圖1所示,紅色部分即為饋源．

圖1　12×30陣列天線及單元模型

其陣列單元可以分為三個(gè)部分:表面金屬貼片、基板以及饋電部分．其中,金屬貼片材質(zhì)為銅,尺寸為7.5 mm×9.1 mm,基板材質(zhì)為聚四氟乙烯(FR-4),尺寸為15.1 mm×18.21 mm,饋點(diǎn)位置位于距離貼片邊緣2.3 mm處,基板厚度為0.6 mm．天線單元中心間距為21.14 mm．

為了方便分析,假設(shè)該天線各單元在工作時(shí)饋點(diǎn)供電、陣面溫度環(huán)境等均相同．由于該微帶陣列天線各單元采用同軸饋電,天線各單元間物理結(jié)構(gòu)固定相對(duì)獨(dú)立,因此可以將天線的溫度、位移場(chǎng)分析轉(zhuǎn)換為兩個(gè)部分:1) 天線單元貼片金屬和饋電部分的溫度場(chǎng)、位移場(chǎng)分析;2) 基片的溫度場(chǎng)、位移場(chǎng)分析．最后將兩個(gè)部分得到的形變模型結(jié)合,進(jìn)行電磁場(chǎng)分析．

1.2　溫度場(chǎng)分析

熱分析遵循熱力學(xué)第一定律,即能量守恒定律:對(duì)于一個(gè)封閉的系統(tǒng)(沒(méi)有質(zhì)量的流入或者流出)有關(guān)系式為

Q-W=ΔU+ΔEk+ΔEp.

(1)

式中: Q為熱量; W為功;ΔU為系統(tǒng)能量;ΔEk為系統(tǒng)動(dòng)能;ΔEp為勢(shì)能．

對(duì)于大多數(shù)的工程傳熱問(wèn)題,有

ΔEk=ΔEp=0,

(2)

通?？紤]沒(méi)有做功W=0,因此Q=ΔU．

由此可以得出以下結(jié)論:在機(jī)載天線熱分析的過(guò)程中,在不考慮環(huán)境對(duì)天線影響(做功、熱傳遞)的情況下,天線的熱能完全由天線工作時(shí)金屬表面的電流所產(chǎn)生,這樣的簡(jiǎn)化為天線本身的溫度場(chǎng)分析提供了便利．下面分別對(duì)其最高和最低溫度在溫度場(chǎng)內(nèi)進(jìn)行分析．

機(jī)載陣列天線所能達(dá)到的最低溫度是由其非工作狀態(tài)下的自然環(huán)境溫度所決定的,該文針對(duì)低空飛行的直升機(jī)所處的自然環(huán)境,其最低溫度通過(guò)對(duì)國(guó)內(nèi)主要城市極端低溫情況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)調(diào)研發(fā)現(xiàn)約為-40℃．

機(jī)載陣列天線的最高溫度是由其滿負(fù)荷工作狀態(tài)下功率器件發(fā)熱所造成的．將貼片與饋源相接觸的面熱流密度設(shè)置為最大值20 W/cm2[14],陣面與空氣接觸,考慮通風(fēng)設(shè)施為正常風(fēng)冷條件下,設(shè)空氣溫度為20℃．根據(jù)銅的材料特性通過(guò)有限元算法仿真計(jì)算得到單元貼片在工作狀態(tài)下所能達(dá)到的最高溫度為130℃．

根據(jù)熱傳導(dǎo)的相關(guān)特性,在該文的穩(wěn)態(tài)分析中認(rèn)為基板達(dá)到最高溫度與貼片相同為130℃．

因此,通過(guò)溫度場(chǎng)的分析得到機(jī)載微帶陣列天線所處的溫度范圍是[-40℃,130℃]．

1.3　位移場(chǎng)分析

根據(jù)溫度場(chǎng)中得到的天線所處的[-40℃,130℃]溫度區(qū)間,該文以10℃為步進(jìn),考慮18個(gè)溫度觀測(cè)點(diǎn)的天線結(jié)構(gòu)形變情況．該部分針對(duì)材料不同的兩個(gè)部分(即饋源與金屬貼片部分以及基板部分)分別進(jìn)行討論[12-13]．

陣列天線陣面由于熱源的存在,陣面溫度升高,將產(chǎn)生熱變形,變形后的陣面又將影響溫度的傳導(dǎo)以及熱交換,熱與結(jié)構(gòu)的這種耦合應(yīng)該是雙向的．然而,實(shí)際應(yīng)用中,由于天線的陣面熱變形很小,變形后的陣面對(duì)溫度場(chǎng)的影響非常小,幾乎可以忽略,因此認(rèn)為天線只存在由溫度場(chǎng)到結(jié)構(gòu)場(chǎng)的單向耦合．

以金屬貼片的位移場(chǎng)仿真為例進(jìn)行結(jié)構(gòu)形變的分析．圖2和圖3分別為100℃下的金屬貼片結(jié)構(gòu)形變以及應(yīng)力分布情況．

圖2　100℃金屬貼片及饋點(diǎn)結(jié)構(gòu)形變圖

圖3　100℃金屬貼片及饋點(diǎn)應(yīng)力分布圖

在圖2中,形變最大的部位(紅色部位)分別位于金屬貼片偏離饋源距離較遠(yuǎn)的頂角部位．在不考慮貼片與基板間應(yīng)力影響的情況下,金屬板受熱膨脹時(shí)在水平方向沒(méi)有阻力存在,其形變值由饋點(diǎn)中心向四周呈現(xiàn)遞增的趨勢(shì);由于金屬片下表面與基板共面,金屬片無(wú)法進(jìn)行豎直方向的形變．因此,其膨脹形變最大值出現(xiàn)于金屬片四周頂角上端符合實(shí)際情況．而由于饋點(diǎn)與其下端饋線是相對(duì)固定的,形變最小值出現(xiàn)于饋點(diǎn)底部,這與實(shí)際情況也是相符合的．

由圖3可以看出,由于金屬貼片水平方向的形變相對(duì)無(wú)阻力,因此整個(gè)貼片部位未出現(xiàn)應(yīng)力(均為藍(lán)色)．而由于饋點(diǎn)與其下端饋線的相對(duì)固定,饋點(diǎn)的膨脹與下端固定部位間產(chǎn)生了較大的熱應(yīng)力,其應(yīng)力最大部位為饋點(diǎn)下端附近,約190 Mpa,這對(duì)饋點(diǎn)部分的材料屬性提出了更高的要求．該文中僅考慮天線的電磁特性,在此處認(rèn)為該饋點(diǎn)處可以承受該應(yīng)力并保持正常工作．

以20℃為理想環(huán)境溫度,基于熱脹冷縮原理,當(dāng)溫度升高時(shí),模型受熱膨脹,將膨脹后形變值定義為正;當(dāng)溫度降低時(shí),模型緊縮,將緊縮后模型的形變值定義為負(fù)．統(tǒng)計(jì)18個(gè)溫度觀測(cè)點(diǎn)的形變仿真結(jié)果,如表1所示．

表1　金屬貼片結(jié)構(gòu)形變仿真結(jié)果

表1顯示:當(dāng)溫度降低時(shí),隨著溫度相對(duì)于理想環(huán)境溫度越低,陣列單元模型形變絕對(duì)值越大,最大收縮值達(dá)到7.28 μm;當(dāng)溫度升高時(shí),隨著溫度相對(duì)于理想環(huán)境溫度越高,陣列單元模型形變絕對(duì)值越大,最大膨脹值達(dá)到13.3 μm．

采用同樣的方法對(duì)基板進(jìn)行結(jié)構(gòu)形變仿真,材料為FR-4,仿真結(jié)果如表2所示．

表2　基板結(jié)構(gòu)形變仿真結(jié)果

對(duì)比表1與表2中對(duì)應(yīng)溫度的形變值數(shù)據(jù),基板的結(jié)構(gòu)形變值遠(yuǎn)大于金屬貼片,因此由基板形變導(dǎo)致的陣列分布的變化將對(duì)天線的電性能產(chǎn)生更大的影響．

1.4　電磁場(chǎng)分析

該文中所重點(diǎn)關(guān)注的是機(jī)載天線裝機(jī)狀態(tài)下的電磁特性．在溫度場(chǎng)和位移場(chǎng)中,前文運(yùn)用了有限元數(shù)值算法對(duì)問(wèn)題進(jìn)行仿真求解．如果繼續(xù)使用該算法對(duì)中心頻率達(dá)到10 GHz的模型進(jìn)行電磁仿真計(jì)算,在保證計(jì)算精度的前提下需要將網(wǎng)格單元尺寸設(shè)置為5 mm左右,則單位體積內(nèi)的網(wǎng)格數(shù)量將達(dá)到106～107．而對(duì)于動(dòng)輒數(shù)米甚至數(shù)十米的飛機(jī)機(jī)身而言,其龐大的網(wǎng)格數(shù)量已遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出了大部分服務(wù)器工作站的計(jì)算能力．即使在犧牲仿真精度的前提下削減部分網(wǎng)格數(shù)量,但仿真計(jì)算所需長(zhǎng)達(dá)數(shù)周甚至數(shù)月的計(jì)算時(shí)間也是大部分工程項(xiàng)目所不允許的．

該文中采用求解電大尺寸問(wèn)題具有較大優(yōu)勢(shì)的多層快速多極子算法(Multilevel Fast Multipolc Method,MLFMM)對(duì)形變天線的裝機(jī)特性進(jìn)行分析．因此,如何將有限元算法得到的體網(wǎng)格模型轉(zhuǎn)換為可用于MLFMM算法計(jì)算的面網(wǎng)格問(wèn)題成為了研究中的一個(gè)難點(diǎn)．

該文采用網(wǎng)格模型重構(gòu)的方法解決了這一難題．利用ICEM軟件與ANSYS軟件間的接口程序,將形變后的四面體網(wǎng)格模型進(jìn)行模型重構(gòu),形成實(shí)體模型,對(duì)該實(shí)體模型進(jìn)行修模后重新劃分為MLFMM中可識(shí)別的三角形面網(wǎng)格模型．

在整個(gè)模型的提取、重構(gòu)和剖分過(guò)程中,尤其是重構(gòu)時(shí),經(jīng)常會(huì)發(fā)生實(shí)體模型缺少線、點(diǎn)等模型信息,因此需要靈活采用面切割等操作對(duì)模型進(jìn)行修復(fù),此過(guò)程較為繁瑣,但有利于提高仿真精度．

將金屬貼片以及基板的形變模型導(dǎo)入電磁仿真軟件中,首先進(jìn)行單個(gè)單元的電磁仿真分析．網(wǎng)格材料分別設(shè)置為理想金屬導(dǎo)體以及介質(zhì)材料;并將饋電形式設(shè)置為同軸饋電;仿真頻率設(shè)置為13 GHz;由于該文重點(diǎn)觀察微帶陣列天線的方向圖,此處饋源幅值為1 V．

隨著溫度的變化,對(duì)天線輻射特性有重要影響的介電常數(shù)也變化,根據(jù)文獻(xiàn)[17]中研究的A類介質(zhì)基板介電常數(shù)隨溫度升高逐漸減小的變化趨勢(shì),該微帶陣列天線介質(zhì)基板FR-4的介電常數(shù)溫變化如圖4所示．計(jì)算天線增益時(shí),對(duì)應(yīng)不同溫度點(diǎn)設(shè)置該基板對(duì)應(yīng)的介電常數(shù)．

圖4　FR-4介電常數(shù)隨溫度變化關(guān)系曲線

為了對(duì)比該微帶陣列天線在不同溫度條件下的輻射特性,選擇4個(gè)具有代表性的溫度點(diǎn)下陣列單元在φ=0°平面的方向圖曲線進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖5所示．

圖5　不同溫度下陣列單元φ=0°平面方向圖曲線

隨著溫度的變化,微帶天線結(jié)構(gòu)和介電常數(shù)發(fā)生變化,導(dǎo)致其輻射特性有所變化,主瓣輻射增益變化約3 dB(100℃時(shí)增益最大為10.33 dB和50℃時(shí)增益最小為7.35 dB),這是因?yàn)榛搴徒饘倨慕Y(jié)構(gòu)模型以及介電常數(shù)隨溫度變化后已不滿足最初設(shè)計(jì)時(shí)理想常溫達(dá)到最大輻射增益,而且隨著介電常數(shù)隨溫度的變化,在100℃時(shí)的天線結(jié)構(gòu)和介電常數(shù)恰好匹配良好,主瓣輻射電平值達(dá)到最大．

采用等效源的仿真方法對(duì)360單元微帶陣列天線的自由空間輻射特性進(jìn)行仿真計(jì)算,常溫條件(20℃)天線輻射方向圖與測(cè)試數(shù)據(jù)比較如圖6所示．

圖6　20℃天線輻射方向圖與測(cè)試數(shù)據(jù)比較

由圖6對(duì)比可得仿真的結(jié)果可靠,將主瓣放大,可以看到測(cè)試數(shù)據(jù)比仿真數(shù)據(jù)偏小,有可能是此時(shí)測(cè)量天線進(jìn)入穩(wěn)定工作狀態(tài)產(chǎn)生一定熱量,從而導(dǎo)致主瓣增益略小于理想20℃仿真情況．

將不同溫度下微帶陣列天線在φ=0°平面的方向圖曲線進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖7所示．并將θ=0°和θ=90°方位隨溫度變化的電平值列于表3和表4．

圖7　12×30陣列天線E面方面圖曲線

表3　θ=0°方位電平隨溫度變化

表4　θ=90°方位電平隨溫度變化

由圖7可知:不同溫度下,天線在z軸方向的增益變化較小(表3顯示變化小于1 dB:130 ℃時(shí)增益最大為33.690 dB,-40 ℃時(shí)增益最小為33.614 dB);較為明顯的改變?cè)谟谄渑园觌娖?尤其是在θ=90°附近變化較為劇烈,部分溫度點(diǎn)對(duì)應(yīng)的方向圖曲線在該方向上形成了新的副瓣．

對(duì)微帶天線的主瓣與副瓣的幅值變化進(jìn)行進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn),該天線主瓣增益的變化主要源于陣列單元的方向圖最大增益隨溫度的變化和介質(zhì)基板介電常數(shù)隨溫度變化,而θ=90°處副瓣增益的變化主要源于基板伸縮造成的陣列單元間距的變化,導(dǎo)致陣列單元不滿足其最佳耦合條件[16],致使副瓣電平抬高,以至于產(chǎn)生新的柵瓣．

表4數(shù)據(jù)顯示:θ=90°方位輻射增益最大變化值達(dá)到67 dB(最大變化為:20 ℃時(shí)增益最小為-57.5 dB,130 ℃時(shí)增益最大為9.50 dB)．該方位電平幅值的變化使得該天線與同一飛機(jī)平臺(tái)上的其他天線間相互耦合干擾情況急劇惡化．

2多物理場(chǎng)耦合結(jié)果分析

2.1　隔離度分析

通過(guò)對(duì)該天線的裝機(jī)位置進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)其θ=90°平面附近存在數(shù)部重要天線,其中,高度表發(fā)射信號(hào)(4.3 GHz)的三次諧波正好落在該微帶陣列天線的工作頻帶范圍內(nèi),因此必須對(duì)兩部天線間的隔離度進(jìn)行分析．

高度表天線模型及其三次諧波輻射方向圖如圖8所示．

多普勒雷達(dá)天線位于坐標(biāo)(0,0,-22)處,高度表天線位于坐標(biāo)(-460,0,-22)處,兩部天線間距離0.46 m,兩部天線的相對(duì)位置如圖9所示．

圖9　天線裝機(jī)位置與局部示意圖

由于該文重點(diǎn)關(guān)注微帶陣列天線在溫度影響下的電熱耦合特性,此處為了簡(jiǎn)化分析,假設(shè)高度表天線處于理想狀態(tài)．

通過(guò)仿真計(jì)算微帶陣列天線接收到的功率來(lái)分析兩部天線間的耦合情況．天線間隔離度的計(jì)算公式為

ISO=-LC

(3)

式中:ISO為天線間隔離度,dB;LC為天線耦合系數(shù),dB;Pr為接收功率,W;Pt為發(fā)射天線功率,W．將高度表的干擾作為等效源時(shí),Pt為1 W,通過(guò)公式(3)可分別將對(duì)應(yīng)溫度點(diǎn)下的接收功率轉(zhuǎn)換為耦合值,不同溫度觀測(cè)點(diǎn)下兩部天線的隔離度數(shù)據(jù)如表5所示．

表5　多普勒雷達(dá)與高度表天線間隔離度

隨著微帶陣列天線在θ=90°處副瓣幅值的升高,兩部天線間的隔離度也隨之相對(duì)應(yīng)的趨勢(shì)減?。綦x度下降幅度最大達(dá)到62.11 dB(最大變化為:20℃時(shí)隔離度最大為90.16 dB,120℃時(shí)隔離度最小為28.15 dB)．

2.2　安全余量分析

當(dāng)隔離度低于某一限值時(shí),將帶來(lái)嚴(yán)重的干擾問(wèn)題,接收機(jī)的安全余量A/dB的計(jì)算公式如(4)所示:

A=Si-Pt+ISO-ηr-ηt+Lcab+Lob．

(4)

式中:Si為接收機(jī)靈敏度,dB/dBm;Pt為發(fā)射機(jī)功率,dB/dBm;ηr和ηt分別為接收天線和發(fā)射天線的效率,dB;Lcab為線纜衰減,dB;Lob為接收機(jī)帶外衰減,dB．

根據(jù)GJB151A-97中規(guī)定,該多普勒雷達(dá)接收機(jī)安全余量需大于6 dB,其靈敏度為-90.1 dBm;接收天線效率為-8.792 dB;線纜衰減為3 dB;發(fā)射天線效率為-1.2 dB;發(fā)射機(jī)功率為27 dBm;帶外衰減取值按GJB151A-97中的CE106規(guī)定:“二次和三次諧波抑制50+10lgP(P為基波峰值輸出功率,W)或80 dB,取抑制要求較小者．”此處雷達(dá)的基波峰值輸出功率為5 W,因此發(fā)射機(jī)帶外衰減為57 dB．帶入公式(4)計(jì)算得到當(dāng)留有6 dB的安全余量時(shí),天線隔離度不得低于53.108 dB．

將隔離度隨溫度變化趨勢(shì)以曲線的形式畫(huà)出,并與允許的最低隔離度比較,結(jié)果如圖10所示．在溫度為80℃、90℃、100℃、110℃、120℃、130℃時(shí)微帶陣列天線接收機(jī)安全余量將小于6 dB,低于本項(xiàng)目中該系統(tǒng)的安全余量最低限值,該多普勒雷達(dá)有可能受擾．

圖10　12×30陣列天線隔離度分布曲線圖

3結(jié)論

該文通過(guò)對(duì)多物理場(chǎng)耦合機(jī)理的研究,以機(jī)載多普勒雷達(dá)為例,運(yùn)用ANSYS、ICEM以及FEKO等軟件,實(shí)現(xiàn)了天線的電-熱-結(jié)構(gòu)三場(chǎng)耦合仿真技術(shù)．通過(guò)討論該陣列天線在-40℃～130℃溫度區(qū)間范圍內(nèi)熱應(yīng)力場(chǎng)變化導(dǎo)致輻射特性變化的情況,得到如下結(jié)論:

1) 其主要輻射方向上,輻射增益變化較小,變化小于1 dB,其影響因素為陣列單元的主要輻射方向輻射增益隨溫度的變化和介質(zhì)基板介電常數(shù)隨溫度的變化．

2) 其θ=90°方位電平幅值隨溫度變化明顯,電平變化最大值達(dá)到67 dB,主要源于基板伸縮造成的陣列單元間距的變化,導(dǎo)致天線陣列排布情況發(fā)生改變,進(jìn)而影響其柵瓣數(shù)量．

3) 天線裝機(jī)后由于其輻射特性在多物理場(chǎng)影響下發(fā)生改變,影響其自身工作性能．該天線與高度表天線之間的隔離度隨溫度變化明顯,隔離度最大下降62.11 dB,性能降級(jí)嚴(yán)重,在溫度80℃到130℃時(shí),多普勒雷達(dá)安全余量將小于6 dB,有可能受擾．

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The technology of airborne antenna simulation based on

analysis of coupled multi-field

JIA YunfengYANG LiuHU XiuWEI HonghaoQIU Lin

(SchoolofElectronicandInformationEngineering,BeihangUniversity,Beijing100191,China)

AbstractIn order to assess the performance pattern of the environmentally sensitive micro-strip antenna array within multi-field such as complex temperature and stress field, based on the multi-field coupling mechanism, this paper analyzes the multi-field effects on the micro-strip antenna array under the circumstances of the airborne antenna application within complicated physical environment. By combining multilevel fast multi-pole method, which has the advantage of calculating electrically large size antenna, and finite element method, which is a classic method for calculating temperature field and structure field, this paper is able to achieve a breakthrough in terms of some of the key techniques such as the parallel modeling technique, the grid sharing technique, as well as the multi-field collaborating simulation technique, and to establish a mature simulation process in terms of solving the electric-thermal coupling problems during the antenna multi-physic field simulation.

Key wordsMPC; micro-strip antenna array; airborne antenna; antenna isolation

作者簡(jiǎn)介

收稿日期：2014-12-01

中圖分類號(hào)TN957

文獻(xiàn)標(biāo)志碼A

文章編號(hào)1005-0388(2015)06-1025-08