基于定向耦合网络的强电磁场辐照等效试验方法

2013-04-23卢新福魏光辉潘晓东

电波科学学报 2013年5期

卢新福魏光辉潘晓东李凯

(军械工程学院电磁环境效应国家级重点实验室，河北石家庄 050003)

引言

由于战场电磁环境已变得更加复杂和恶劣[1]，需要预先对电子装备进行高强度辐射场的电磁环境效应测试，但目前实验条件可模拟的辐射场强及空间大小均有限，已无法满足现行标准如国军标GJB1389A-2005的要求[2]，电流注入作为一种替代方法已成为目前国内外研究的热点.虽然在严格意义上，注入相当于集总源作用于受试系统，而辐照则相当于一系列分布源的作用，导致无法在一般情况下保证注入法和辐照法完全等效[3-4]，但对互连系统而言，电缆端口是其内部电路干扰耦合的重要通道[5-6]，研究高场强时从该端口进入的干扰信号是否会造成受试设备出现干扰损伤效应是十分必要的，此时通过注入等效替代该端口在辐照时引入的干扰是可行的.大电流注入(Bulk Current Injection,BCI)技术就主要用于替代线缆的辐射敏感度试验，目前已被国内外标准所采纳[4].但BCI技术存在以下三方面问题.一是仅能完成对线缆内共模电流的监测和注入，无法替代天线耦合的差模干扰信号.这在很大程度上限制了注入法的应用范围，因为当前各类天线收发系统已广泛应用，天线因一般暴露在外界环境中而成为干扰耦合的重要通道.二是传统电流注入方法的应用频率上限一般为400 MHz[7-8]，难以覆盖天线接收系统的应用频带范围.三是对于辐照时受试设备响应出现非线性的情况，因为场强和线缆感应电流间的线性关系不再成立，导致了此时BCI技术的误差较大.而直接电流注入(Direct Current Injection,DCI)法与辐照法的相关性相对较低，目前还处于研究的初步阶段.

针对以上问题，本方法基于定向耦合原理设计了注入耦合装置，实现了差模信号的注入和监测，对天线和线缆为耦合途径的辐照试验均可等效替代.并以线缆端口的前向电压作为辐照和注入的等效依据，避免了线缆上驻波对测试结果的影响.将辐射场强和注入源输出电压间的关系作为外推依据，保证了受试设备工作进入非线性区后试验结果的准确性.最后以某天线接收系统为试验对象，验证了理论分析的正确性和试验方法的准确性.

1 理论分析

1.1 差模注入耦合装置

对互连系统而言，天线耦合的干扰主要为差模信号，线缆耦合的则主要是共模信号，但最终干扰线缆两端设备的是由共模转化成的差模信号，因此为对天线和线缆为主要耦合途径的辐照试验均实现等效替代，需要采用差模注入耦合装置.另外，为判断辐照和注入的等效性，耦合装置应能够监测设备的端口信号，但频率升高后线缆上的驻波分布会导致测量结果随位置变化十分敏感.为解决这一问题，采用的方法是仅对线缆上的前向电压进行监测.为实现上述功能，将两对称定向耦合器级联构成注入装置，其结构如图1所示.

图1 试验系统框图

图1中耦合装置的1和2端口为输入端和直通端，3和5端口为耦合端，4和6端口为隔离端.由定向耦合器的特性知，通过4端口可将干扰信号直接注入到设备B中，5端口可用于监测线缆上的前向电压信号.实际试验时将该装置接入受试系统，并保证其各端口尽量匹配，此时耦合装置的引入可保证在不影响原系统正常工作的前提下完成干扰信号的注入和监测.由于定向耦合器的应用频带可达数个GHz水平，并且可以准确监测线缆上的前向电压波，因此该耦合装置为提高注入法的应用频率上限提供了硬件保障.另外，试验时耦合装置一般置于辐照区域外，因而其本身对辐射场的响应可不必考虑.

1.2 非线性情况试验方法的正确性

对于互连系统而言，因为最终关心的是线缆两端所连设备的电磁敏感性，所以辐照和注入等效的依据是保证受试电子设备的响应相等，而不必关心线缆上的电流分布.基于以上考虑，将耦合装置连接在线缆端口和受试设备端口之间，其试验配置如图1所示，图中A为辅助设备，本文中令其为线性的，B为受试设备.由于实际试验难以模拟高辐射场强，因此替代高场强辐照的注入电压值需要由低场强与注入电压的关系外推得到.另外，在强场试验条件下，许多电子设备都表现出非线性[9]，因此，如何在受试设备是线性或非线性的情况下均实现注入等效高场强辐照，成为需要解决的关键问题.

(a) 辐照时等效模型 (b) 注入时等效模型

由理想对称定向耦合器的性质可得耦合装置的散射参数满足

S14=S16=S23=S25=S35=S36=S46=0

Sij=Sji，Sii=0 (i，j=1，2，…，6).

(1)

依据以上散射参数并由等效电源波理论[10]可得

(2)

(3)

式中Z0为各端口的特性阻抗.由式(3)知，图2(c)所示等效电路中的源阻抗相等，这是因为辐照和注入的无源网络模型相同，只是等效源位于S网络的不同端口.此时不论设备B是否是非线性的，当且仅当等效源电压相等即U′R=U′I时，设备B两端响应相等.将该条件代入式(2)得

(4)

因为本文假设辅助设备A为线性的，即Γ1不随源电压幅值的改变而变化，加之同一频率下耦合装置的散射参数是常量，因此由式(4)可得UR和UI间为线性关系.另外，辐照时从1端口引入的干扰主要来自天线和线缆对辐射场的耦合.以平面波辐照为例，对于天线而言，场强E与天线输出端口等效源电压U1的关系为

U1=leF(θ，φ)E，

(5)

式中le和F(θ，φ)分别为天线的有效长度和方向性函数，两者均与外界电磁场无关.对于同轴线而言，应用BLT方程可得线缆右端口的开路电压U′o为

(6)

式中ΓA为设备A端口的反射系数，s1和s2为源矢量，由Agrawal模型的分析知源矢量与场强为线性关系.因此式(5)和式(6)表明，天线和线缆对场的耦合过程是线性的，即UR=H(E)，其中H为线性函数.再结合式(4)得UI和E的关系为

(7)

因而在设备A是线性的条件下，不论设备B是否为线性的，场强和注入电压间均为线性关系.其物理本质是，注入替代辐照时只需保证等效源相等，由于场线耦合以及注入耦合装置的能量耦合过程均为线性的，且等效源的大小与设备内部电路的工作状态无关，所以分析得到的线性关系成立.因此可直接将该关系从低场强线性外推至高场强，保证了试验方法的简便性和受试设备出现非线性时试验结果的准确性.

1.3 等效依据的简便监测方法

场强和注入电压关系的获得需要以试验中某一监测值为等效依据，前面的分析在等效时是保证受试设备的输出相等.但工程实际中受试设备可能为黑箱，其内部响应往往难以监测但输入端口信号却方便测量.为此，应分析将耦合装置5端口的监测电压作为等效依据的可行性.

为便于理论分析，假设2端口处开路，参考图1所示耦合装置的结构，可得辐照和注入时5端口的监测电压值分别为

(8)

若保证UR5=UI5，可得

(9)

设耦合装置左右两定向耦合器的耦合度分别为mdB和ndB，选择合适的相位参考面，使得S12为正实数，则根据定向耦合器各端口特性可得

S12S45=S15S24

(10)

根据式(10)可得式(9)和式(4)相等，由前面的分析知，此时设备B的响应相等，因此以5端口电压作为等效依据是可行的，这使得试验的操作更加简便.由于上述分析没有限定设备B的特性，故该结论对线性和非线性受试设备均成立.

1.4 等效试验方法

在以上分析的基础上，将强电磁场辐照的等效试验方法总结如下：

1) 选择合适的低场强值E，在保证系统响应处于线性区的条件下进行辐照试验，记录耦合装置监测端电压；

2) 开展注入试验，调整信号源输出使得耦合装置监测端电压与辐照时相同，记录此时信号源输出电压值UI，得到注入电压与场强之间的比例系数k=UI/E，选取多个低场强点重复上述步骤，对得到的多个k值取平均得到kave；

3) 若受试系统最终考核的电场强度为E′，计算出此时的等效注入电压U′I=kaveE′，将其作为信号源输出电压开展注入试验，所得结果与目前难以完成的高场强辐照试验等效.

2 试验验证

为验证理论分析的正确性，选用某高频天线接收系统为试验对象，试验时分别保证天线和线缆为主要耦合途径，并选取GHz量级的试验频点和非线性受试设备.同时给出试验误差，考察不同情况下试验方法的准确性.

2.1 试验配置

所用天线接收系统包括宽频线性接收天线、同轴电缆和射频前端，整个系统的工作频带为2～8 GHz. 射频前端由限幅滤波器、低噪声放大器(Low Noise Amplifier， LNA)、灵敏度控制组件和限幅放大器等典型非线性器件级联构成.耦合装置所用对称定向耦合器的耦合度约为10 dB，插入损耗约为1.5 dB. 按照图3所示配置分别搭建辐照和注入试验系统，其中天线和射频前端分别作为设备A和B，耦合装置5端口和设备B的输出均由频谱分析仪(Agilent E4440A)监测.辐射系统由微波信号源(R&S SMR20)、功率放大器(AR 200T2G8A)和喇叭天线(AR AT4510M2/AT4003)构建.发射和接收天线均垂直极化放置，两天线间距离满足远场条件，采用光纤场强计(NARDA EMR-200)监测辐射场.注入试验时将4端口改接微波信号源(R&S SMR20)，保证辐照和注入的其他试验条件相同.

(a) 辐照试验配置

(b) 注入试验配置图3 辐照和注入试验配置图

经试验验证，本系统中同轴电缆的干扰耦合能力远小于接收天线，因此对于天线为主要耦合途径的情况，直接在开阔场对接收天线进行辐照.由于喇叭天线具有良好的方向性，因此不必对设备B采取额外的屏蔽措施.而对于电缆为主要耦合途径的情况，试验时在屏蔽室中对电缆单独进行辐照，电缆两端设备经接口板在屏蔽室外与电缆连接.由于需要说明辐照时受试设备响应出现非线性后试验方法依然准确，因此要保证在目前的辐照试验条件下设备B可工作于线性和非线性区.针对不同的试验内容，采取的方法是改变辐射功率、两天线间距离和设备B内的器件种类.

2.2 非线性情况试验方法的正确性

验证场强与注入电压的等效关系是首要的.试验时首先进行辐照试验，改变场强使设备B先后工作于线性区、非线性区和饱和区.之后进行注入试验，调整信号源的输出以保证设备B的响应与辐照时相等，试验结果如图4所示.

图4 LNA输出电压及注入电压与辐照场强关系曲线

图中给出了场强与LNA输出电压的关系，以及在LNA输出相同的情况下场强与注入电压的关系.从图中可看出，当场强由小逐渐增大时，LNA的输出与输入成典型的非线性关系.但场强与注入电压之间的关系始终是线性的，对其进行线性拟合，得到拟合的相关系数R均为0.999，拟合精度很高.另外，将测试数据中最低场强点与注入电压的对应关系线性外推至高场强情况，得到4.6 GHz和7.2 GHz时外推所得注入电压与实际注入电压相比的平均误差分别为1.8%和2.1%. 该误差主要来自于饱和区的数据点，原因是该试验以设备B的输出作为等效依据.当内部器件工作进入饱和区后，其输出对输入变化不敏感，差值较大的两个输入可能会有几乎相等的输出，造成了曲线在该点误差相对较大.以上试验结果有效地证明了在设备A和B分别为线性和非线性的条件下，场强和注入电压满足线性关系，高场强时采用线性外推的方法是正确的.

进而为说明将耦合装置监测端电压作为等效依据的正确性，同样开展辐照和注入试验，注入时保证5端口监测电压与辐照时相等，比较两次试验设备B响应电压间的关系.试验结果表明，在耦合装置监测端电压相等的条件下，对于3.3、4.6和6.5 GHz三个频点，辐照与注入时设备B输出电压间的平均误差分别为0.83%、0.35%和0.29%，最大误差分别为1.37%、1.04%和0.93%. 这证明了以监测端电压相等作为等效依据是可行的，因此该方法可应用于受试设备为黑箱的情况.

2.3 不同耦合途径下试验方法的误差

为验证天线和线缆分别为主要耦合途径时试验方法的准确性，按照1.4节所述方法进行试验，比较辐照和注入时5端口电压间及设备B输出电压间的关系.

当天线为主要耦合途径时，试验结果如图5所示.为便于比较各电压间的差值，图中注入试验曲线的横坐标取的是与注入电压等效的辐照场强.

(a) 辐照和注入时耦合端监测电压间的比较

(b) 辐照和注入时设备B输出电压间的比较图5 辐照和注入时对应各监测值的比较

从图5(a)中可看出，5端口电压与场强的关系为线性的，原因是5端口监测的是线缆上位置x处的前向电压U+(x)，以天线作为主要耦合途径为例，可得

(11)

式中：USZ0(Z0+ZA)-1表示由等效源直接激励的前向电压成份，该项与设备B性质无关；U-(0)ΓA表示由反向电压波在设备A端口反射后产生的前向电压成份.由于本试验中设备端口的反射系数很小，该项的影响可忽略，因而试验结果中场强与5端口电压间为线性关系.选取当设备B工作于非线性区时场强或注入电压增大1 dB而输出电压增大小于0.8 dB的数据点，计算得到5端口电压间的平均误差e1、最大误差e2、设备B输出间的平均误差e3和最大误差e4分别如表1中2至4行所示.表中最大误差仅为2.8%，说明该方法可对差模干扰信号进行准确地监测和注入，应用于替代天线为主要耦合途径的情况是可行的.

当线缆为主要耦合途径时，按照与天线为耦合途径时相同的计算方法，得到e1至e4的值如表1中5至7行所示.表中的最大误差为3.06%，说明通过注入替代线缆为主要耦合途径的辐照试验同样是可行的.

表1中误差产生的原因是：功率放大器存在一定的本底噪声，使得监测的低场强值存在一定的误差，因而得到的场强与注入电压的比例系数kave不够准确，导致了线性外推后非线性工作区试验误差的产生.

表1 辐照和注入时各监测值间误差的平均值和最大值

综上，不论干扰耦合的主要途径是天线还是线缆，即使受试设备出现非线性工作状态并且试验频率达到数个GHz水平，试验均保持很高的精度，证明了试验方法的可行性和准确性.

3 结论

注入法相对于传统辐照法有着高效和便捷的优势，目前急需在保证注入法准确度的前提下扩大其适用范围.本文以典型互连系统为研究对象，将两对称定向耦合器级联作为耦合装置，提出了基于差模耦合的电流注入方法，解决了大电流注入方法不适用于天线为主要耦合途径的问题.在辅助设备为线性的条件下，即使受试设备是非线性的，本方法可使得辐射场强与注入电压间同样是线性关系，保证了对于非线性受试设备而言试验结果的准确性.当频率达到数个GHz水平后试验精度依然很高，误差小于4%，提高了注入法的应用频率上限.本方法可用于替代高频高场强下天线和线缆为耦合途径的辐射敏感度试验.

[1] 陶建义，陈越.外军高功率微波武器发展综述[J].中国电子科学研究院学报，2011，6(2):111-116．

TAO Jianyi，CHEN Yue.Development of HPM weapon for foreign military[J].Journal of China Academy of Electronics and Information，2011，6(2):111-116.(in Chinese)

[2] 航空航天工业部.GJB1389A-2005系统电磁兼容性要求[S].2005.

[3] PIGNARI S，CANAVERO F G.Theoretical assessment of bulk current injection versus radiation[J].IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility，1996，38(2):469-477．

[4] GRASSI F，SPADACINI G，MARLIANI F，et al.Use of double bulk current injection for susceptibility testing of avionics[J].IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility，2008，50(3):524-535．

[5] 刘顺坤，聂鑫，陈向跃.电磁脉冲对电缆耦合问题的理论研究[J].电波科学学报，2010，25(2):348-352．

LIU Shunkun，NIE Xin，CHEN Xiangyue.Numerical study on cable coupling effects excited by electromagnetic pulse[J].Chinese Journal of Radio Science，2010，25(2):348-352.(in Chinese)

[6] 郝建红，孙娜燕，高璞，等.场路结合法分析设备电磁辐照效应[J].电波科学学报，2012，27(2):359-364．

HAO Jianhong，SUN Nayan，GAO Pu，et al.Analysis of the electromagnetic radiation effect of the equipment by field-circuit method[J].Chinese Journal of Radio Science，2012，27(2):359-364.(in Chinese)

[7] CROVETTI P S，FIORI F.A critical assessment of the closed-loop bulk current injection immunity test performed in compliance with ISO 11452-4[J].IEEE Transactions on Instrumentation and Measurement，2011，60(4):1291-1297．

[8] 徐加征，蒋全兴，王巍.直接电流注入在电磁兼容中的频率应用范围[J].电波科学学报，2006，21(4):488-491．

XU Jiazheng，JIANG Quanxing，WANG Wei.Cutoff frequencies of direct current injection in EMC test[J].Chinese Journal of Radio Science，2006，21(4):488-491.(in Chinese)

[9] LIU T K，TESCHE F M.Analysis of antennas and scatters with nonlinear loads[J].IEEE Transactions on Antennas and Propagation，1976，24(2):131-139．

[10] 李宗谦，佘京兆，高葆新.微波工程基础[M].北京:清华大学出版社，2004:193-202．