Исследование характеристик группового облучателя гибридной зеркальной антенны

Исследование характеристик группового облучателя гибридной зеркальной антенны

Одним из основных элементов гибридной зеркальной антенны (ГЗА) в значительной степени, определяющем ее параметры, является групповой облучатель (ГО). В качестве ГО чаще всего используют малоэлементную антенную решетку рупоров или открытых концов волноводов. С целью получения максимально возможного уровня пересечения парциальных диаграмм направленности ГЗА элементы ГО необходимо размещать вплотную друг к другу. Это приводит к тому, что невозможно использовать традиционную схему питания волновода через его боковую стенку. Кроме того усиливается связь между элементами решетки. В работе в качестве возбудителя элемента ГО рассмотрен несоосный торцевой коаксиально-волноводный переход (ТКВП). Проведенные исследования показали, что по сравнению с известным соосным ТКВП несоосный переход обладает значительно лучшими частотными характеристиками. Причем получаемый при этом выигрыш во многом определяется оптимальными геометрическими параметрами элементов ТКВП. На основе проведенных теоретических исследований в работе приводятся рекомендации по выбору этих параметров, с точки зрения получения максимальной полосы пропускания. Анализ ТКВП проводился методом конечных элементов. С целью проверки его эффективности и надежности использовались две разные программные реализации этого метода. Приводятся результаты сравнения теоретических исследований с экспериментальными данными параметров реального ТКВП.

Ключевые слова: групповой облучатель, антенная решетка, зеркальная антенна, волновод, диаграмма направленности антенны.

Смирнов Е.В., доцент кафедры ТЭД и А МТУСИ Коленко Д.О., МТУСИ Дудрин ДА, МТУСИ

Одним из основных элементов ГЗА в значительной степени, определяющем ее параметры, является групповой облучатель (ГО). В качестве ГО чаще всего используют малоэлементную антенную решетку рупоров или открытых концов волноводов. С целью получения максимально возможного уровня пересечения парциальных диаграмм направленности ГЗА элементы ГО необходимо размещать вплотную друг к другу. Это приводит к тому, что невозможно использовать традиционную схему питания волновода через его боковую стенку. Кроме того усиливается связь между элементами решетки. В работе в качестве возбудителя элемента ГО рассмотрен несоосный торцевой коаксиально-волноводный переход (ТКВП). Проведенные исследования показали, что по сравнению с известным соосным ТКВП несоосный переход обладает значительно лучшими частотными характеристиками. Причем получаемый при этом выигрыш во многом определяется оптимальными геометрическими параметрами элементов ТКВП. Анализ ТКВП проводился методом конечных элементов. С целью проверки его эффективности и надежности использовались две разные программные реализации этого метода. В работе приводятся результаты сравнения теоретических исследований с экспериментальными данными параметров реального ТКВП. В настоящей работе исследованы, как соосные так и песоос-ные ТКВП. Полоса пропускания определялась, как

Дf = -^-"-^"ф 1 оо%,

[ J mах /min |

I 2 )

где /' и /\ - максимальная и минимальная частоты в

•/ тд.ч . ПИП

пределах, которых коэффициент стоячей волны (КСВ) ниже заданного уровня.

Конструкции ТКВП, исследуемых в работе, показаны на рис. 1 и рис. 14.

ТКВП состоит из осевой части И, являющейся продолжением внутренней жилы коаксиальной линии и Г образной части с длинами I и П. Ось коаксиальной линии может быть смещена относительно оси волновода радиусом а на величину а1.

Анализ работы такого перехода можно провести методом эквивалентных цепей или численными методами, например, методом конечных элементов. В цепном приближении отрезок цилиндрического волновода длиной Г) с внутренним проводником можно рассматривать как коаксиальную линию. Поэтому торцевой переход можно представить в виде эквивалентной схемы (рис. 2):

z1

• w=50 ом zex 1 1

Рис, 2, Эквивалентная схема TKlil I

По этой схеме подводящая коаксиальная линия с волновым сопротивлением \У последовательно соединяется с линией с волновым сопротивлением 21, которая нагружена на волновод с сопротивлением ¿н. Линия Zl представляет собой эквивалент коаксиальной линии длиной Ь, Волновое сопротивление этой линии Zl рассчитывается по следующей формуле:

2\ = 59,952 \п(х+л1х2-1\>

где

1

х - —

2

¿ | 4-{а-а\) 2а 2а

ИИ

Сопротивление Zh является эквивалентом Г образного проводника и волновода, в котором он находится. Входное сопротивление перехода со стороны коаксиальной линии Zbx определяется в следующем виде: Zh  cos

Zex = ZI

Z!-cos{£/?) + JZn-s'm

2 n

где к = —Л

Для определения Zbx необходимо знать сопротивление Zh. Это сопротивление определяется из следующего выражения [ I J, [2J:

а_1.у МИ

i - г; у' <1 + г;г'+о-г;-а+г; г1

где / - амплитуда возбудителя; Z- - волновое сопротивление i-ro типа колебаний; в - орт напряженности электрического поля i-ro типа; Г", Г] - коэффициент отражения i-ro

типа волны по направлениям +Z и —Z; J - вектор поверхностной плотности тока по вибратору

Коаксиальную линию с волновым сопротивлением ZI можно рассматривать как согласующий трансформатор между коаксиальной линией с волновым сопротивлением W = 50 Ом и линией с сопротивлением Zh. Если длина согласующего отрезка h — /74, то Zbx ТКВП равно: Z12 Zh

Тогда согласование торцевого перехода можно обеспечить, выбрав сопротивление Z1 равным:

Z\ = y}Rn-W

Также необходимо, чтобы реактивная часть сопротивления Zh была равна нулю в требуемой полосе частот.

Кроме цепного подхода к анализу ТКВП возможно применение современных численных методов. Ниже приведены результаты анализа характеристик ТКВП осесим метр и чного и неосесим метр и чного чипов, проведенного методом конечных элементов, причем модель строилась таким образом, чтобы максимизировать количество конечных элементов в области с наибыстрейшим изменением электромагнитного поля и минимизировать их число в области наиболее медленного изменения поля. Результаты адаптивного разбиения для частоты 3.7 ГГц представлен на Рис, 3. Для каждого частотного семпла производится своя адаптация разбиения на конечные элементы [2], [3].

Zex - -

Рис. 3. Пример разбитой на конечные элементы модели неосесим метр и чного ТКВ11

Ниже приведены результаты подробного численного анализа ТКВП обоих типов. Причем наряду с зависимостями КС В от параметров ТКВП и частоты для лучшего понимания поведения частотных характеристик приведены зависимости реальной и мнимой частей входного сопротивления ТКВП. Па рис. (4-13) приведены результаты исследования частотных характеристик соосного ТКВ11.

Лучший результат численного моделирования соосного ТКВП показан на рис. 4.

Рис. 4. Частотная характеристика соосного ТКВ1 I

При этом оптимальные размеры возбуждающего вибратора равны: I] = 50,1 = 23, И = 30 (см. рис. 1). Здесь и далее все размеры даны в мм.

Далее представлены результаты аншшза частотных характеристик ТКВП, когда один из параметров возбуждающего штыря изменялся, а два других соответствовали найденным оптимальным значениям. При этом по оси абсцисс отложена частота в ГГц, а по оси ординат Ке(21|Х), в

Ом или КС В.

На рис 5-7 представлены графики КСВ ТКВ11. графики активной и реактивной части входного сопротивления для различных отклонений параметра 11 от оптимального значения, параметры возбуждающего вибратора перечислены в табл. 1,

Таблица 1

Значения параметров возбуждающего вибратора к рис 5-7

№ И 1 II

1 30 23 50

2 30 23 48

3 30 23 49

4 30 23 51

5 30 23 52

J \ \

—„_ > \\ \\

Л

ii ы ii u i« мм » i* 4 4j ii

Рис. 7. Зависимость Tm(Zax) от параметра 11

Результат показывает, что при изменении II происходит характерное изменение активной составляющей входного сопротивления. Видно, что при увеличении II график активной части входного сопротивления становится более крутым, приобретая более выраженный резонанс, и стягивается в область более высоких частот. При значении 11 = 50 мм достигается наилучшее согласование.

На рис. 8- 10 представлены графики КСВ TKBI1, графики активной и реактивной части входного сопротивления для различных отклонений параметра 1 от оптимального значения. 1 lapaметры возбуждающего вибратора перечислены в табл. 2,

Таблица 2

Значения возбуждающего вибратора к рис. 8-10

№ h 1 II

1 30 23 50

2 30 21 50

3 30 22 50

4 30 24 50

5 30 25 50

1

,0

v

Рис. 9. Зависимость Re(Zax) от параметра I

lt - . _

-

и и i. 1, ii 1* i, ii i и ц

Рис. 10. Зависимость 1ш(2вх) от параметра 1

Отклонение 1 от оптимального значения по уровню 1.2 так же влияет на величину активной и реактивной части входного сопротивления, но в меньшей степени по сравнению с 11. Можно отметить, что увеличение II очень слабо влияет на сдвиг но частоте графиков активной и реактивной части Zвx.

На рис. 11- 13 представлены графики КСВ ТКВП, графики активной и реактивной части входного сопротивления для различных отклонений параметра И от оптимального значения. Параметры возбуждающего вибратора перечислены в табл. 3.

Таблица 3

Значения параметров возбуждающего вибратора к рис. 11-13

№ h 1 II

1 30 23 50

2 28 23 50

3 29 23 50

4 31 23 50

5 32 23 50

№ v

Г\

. / 1 / /

v М '0

м

Рис. 17. Зависимость Ке(7вх) от параметра а

-

\ ¿¿¡Л

V

и и 1

Рис. 18, Зависимость ]т(7вх) от параметра к

На рис. 16 хорошо видно, что существует оптимальное значение угла наклона а, при котором достигается максимальная полоса пропускания ТКВП и минимально возможный КСВ.

На рис. 19-21 представлены графики КСВ ТКВП, графики активной и реактивной части входного сопротивления для различных отклонений Ь от оптимального значения. Параметры возбуждающего вибратора перечислены в табл. 5.

Таблица 5

Значения параметров возбуждающего вибратора к рис. 19-21

№ а Ь 1 а!

1 48,8 21,5 27 27,5

2 48.8 20,5 27 27,5

3 48,8 21 27 27,5

4 48,8 22 27 27,5

5 48,8 22,5 27 27,5

¡1 V / ' 1

¡¡1 II чУ /; д 1

IV/ / \ / \\ / /л\ 1

А / V / \ \ \ 1 У \\ //

\ у-х ' 1 ' * V, \ ! / \ .

•V V А й // /

\' V' 7! \\ V V,.

Рис. 19. Зависимость КСВ от параметра К

92

ш

н'Л /X / \ / А / а

ш 1 Я- \

г ш

Ш/

и 11 1) 1» и и и ii < ii ii

Рис, 20. Зависимость Ке(7вх) от параметра Ь

Рис, 21. Зависимость 1т(Хвх) от параметра 11

На рис, 22-24 представлены графики КСВ ТКВП, графики активной и реактивной части входного сопротивления для различных отклонений а1 от его оптимального значения. Параметры возбуждающего вибратора перечислены в табл. 6.

Таблица 6

Значения параметров возбуждающего вибратора для рис 22-24

№ а И I а1

I 48,8 21,5 27 27,5

2 48,8 21,5 27 22,5

3 48,8 21,5 27 17,5

4 48,8 21,5 27 12,5

\\ \| / / \ ? \ у/ / \ 1 \

\ •л д // \\ ¡1 1 \ ц \1

д  v, г? 1 ?; к \ п \ v \ 1 У

н i |\ /// v \ 1! / / \

\; \\ \ / * /

ц \ д

Рис. 22. Зависимость КСВ от а1

Т-Сотт #11-2014

ТКВП. На основе проведенных теоретических исследований в работе приводятся рекомендации по выбору этих параметров, с точки зрения получения максимально возможной полосы пропускания ТКВГ1.

Литература

I. Das, В. N.. Sanyo!, G. S. Coaxial-to-waveguide transition /End-launcher type // Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, Volume 1*23, Issue 10, October 1976, pp. 984-986.

2. HFSS v. 13.0.2 user manual. Ansoft Corporation, March 2011, http://www.ansoft.com

3. CST Microwave Studio 2013 user manual. CST GmbH — Computer Simulation Technology, 2013, http://www.cst.com

4. Александр Васильченко, Me Схолъц, Вальтер Де Paad, Ги ВинОенбош. Качественная оценка вычислительных методов электродинамики II Технологии в электронной промышленности, 2008. -№3. - С. 52-56.

5. Cershon. J., and Wheeler. R. Rroad band waveguide to coaxia! transitions// IRE Convention Record Pt 1, 1957, pp. 182-190.

Characteristics research of the hybrid reflector antenna group feed

Smirnov E.V., Docent, Department of Technical Electrodynamics and Antennas, MTUCI, Moscow, Russia Kolenko D.O., Dudrin DA. MTUCI, Moscow, Russia

Abstract

One of the main hybrid reflector antenna (HRA) elements that largely determined its parameters is the group feed (GF). As GF often use the small elements antenna array of horns or open ends of waveguides. In order to obtain the highest possible level of partial directional diagram intersection of HRA the GF elements must be located close to each other. It makes impossible to use the conventional power supply circuit of the waveguide through its side wall. Besides it increase the coupling between the elements of the antenna array. The non-concentric end coaxial-to-waveguide transition (ECWT) considered as the launcher element of GF The researches had shown that the non-concentric ECWT provide better frequency characteristics in compare of concentric ECWT. The total winning of non-concentric ECWT usage is largely determined by the optimal geometric parameters of ECWT elements. On the basis of theoretical research these work provides the guidelines, for the choice of these parameters, in terms of getting the maximum bandwidth. ECWT analysis was carried out using finite element method. Two different programs used in order to check its efficiency and reliability. This work shows the comparing of theoretical and real experiment results of ECWT research.

Keywords: coaxial-to-waveguide transition, array antenna, reflector antenna, waveguide, antenna pattern.

References

1. Das, B. N., Sanyal, G. S. Coaxial-to-waveguide transition /End-launcher type//Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, Volume 123, Issue 10, October 1976, pp. 984-986.

2. HFSS v. 13.0.2 user manual. Ansoft Corporation, March 2011, http://www.ansoft.com

3. CST Microwave Studio 2013 user manual. CST GmbH - Computer Simulation Technology, 2013, http://www.cst.com.

4. Alexander Vasilchenko, Iv Skholts, Valier De Raad, Gi Vanderbosh. Qualitative assessment of computational electrodynamics methods / Technology in the electronics industry, 2008, No 3, pp. 52-56.

5. Cershon, J., and Wheeler, R. Broadband waveguide to coaxial transitions//IRE Convention Record Pt. 1, 1957, pp. 182-190.