旋转超级子阵在车载机动式雷达天线中的设计应用

马 静，刘明罡，倪迎红

(1. 南京电子技术研究所, 南京 210039； 2. 天线与微波技术国防科技重点实验室， 南京 210039)



·天馈伺系统·

旋转超级子阵在车载机动式雷达天线中的设计应用

马 静1，2，刘明罡1，2，倪迎红1

(1. 南京电子技术研究所, 南京 210039； 2. 天线与微波技术国防科技重点实验室， 南京 210039)

首先，概要分析了非周期排布天线的形式，分析了美国地基雷达原型机(GBR-P)天线波束性能；然后，结合一个工程实例，介绍了旋转超级子阵在车载机动式雷达天线中的设计方法，并进行仿真分析计算；最后，给出了实测结果，与仿真结果相互吻合，具有一定的工程指导意义。

超级子阵；X波段相控阵；非周期排列

0 引 言

随着预警探测系统的不断发展，雷达威力的需求越来越高，天线增益也随之增大。对于常规的有源相控阵天线来说，提高增益就意味着增加通道、成本上升。所以，通过较小的造价，设计高增益相控阵天线具有很强的工程实用性。

有源相控阵天线的成本与通道数量密切相关，减少通道规模的一种方法是采用大单元间距非周期阵列形式[1]。单元间距一般在一个波长以上，使用高增益单元，充分利用天线口径效率，最终提高合成波束的增益。单元间距的增加虽然降低了单元数量，但是，天线波束的栅瓣无法避免，只能通过单元级或子阵级的非周期排布来进行抑制。

子阵级非周期排布由于子阵区域内是规则的，易于模块化，便于生产调试和维护。所以，工程实用性更好一些。子阵级非周期排布方法包括：平移、错位、旋转、间距随机化等，Wang H[2]对这些设计方法进行了比较分析。尽管大单元间距阵列的扫描角度较小，一般不用于宽角扫描工作，但在一些追求远程探测威力，仅对有限空域扫描的场合还是十分有吸引力的。

对于圆极化天线来说，通过旋转子阵方式进行非周期排布后，不会造成极化损失，所以，大单元间距的圆极化相控阵天线设计常采用旋转子阵非周期排布形式。众所周知的美国地基雷达原型机(GBR-P)雷达，就是一部采用旋转子阵非周期排布的大型固定式相控阵天线[2]。但采用这种技术的车载机动式相控阵天线，目前还没有看到有工程使用报道。

文中将这种技术应用到车载机动式雷达上，采用旋转超级子阵的方法设计了一部圆极化大单元间距相控阵天线，可装在载车平台上进行公路运输。在满足同样探测威力的前提下，通道数量仅相当于常规满阵设计的30%，实现了±10°扫描范围内，栅瓣电平<-14 dB，副瓣电平<-25 dB。

本文仿真计算了非周期天线阵列需要考虑的两个关键指标：远区栅瓣电平和近区副瓣电平；并对影响这两个指标的重要约束条件：超级子阵数目和旋转角度进行了比较分析，给出了折中考虑后的设计参数；最后的实测结果与仿真结果相互吻合，具有一定的工程指导意义。

1 非周期排布的阵列方向图合成

经典的阵列方向图合成为

(1)

式中：fΣ(u,v)为合成后的阵列方向图；f(u,v)为单元因子；M(u,v)为阵因子；u,v分别为方位余弦和俯仰余弦；(u0,v0)为天线波束指向位置；Ak为第k个单元的激励值；xk、yk为第k个单元坐标。

对阵因子M(u,v)进行变形

(2)

式中：Mn(u,v)为第n个超级子阵因子；xn、yn为第n个超级子阵中心的相对坐标。

这样对于整个天线阵的方向图计算，可以分别计算各个超级子阵的方向图，再合成为全阵面的方向图。

图1为GBR-P相控阵天线正面的照片[3]，图2为由照片反演出来的阵面单元分布图[4](图中每个圆点代表一个天线单元)。

图1 GBR-P天线阵面照片

图2 由照片反演的GBR-P天线单元分布

仿真计算后，其阵因子方向图如图3所示。从图中可以看出： 1)与传统周期阵的栅瓣不同，GBR-P的阵因子方向图中的栅瓣电平小于-12 dB，这是由于其超级子阵的旋转排列方式能够使得栅瓣电平出现分裂，达到降低栅瓣电平的目的；2)尽管理论上旋转后阵因子对栅瓣电平的抑制为20lgN(N为旋转超级子阵的数目)，即将一个栅瓣完全地分裂为N个，但是需要旋转足够大的角度，既容易造成干涉，也会使天线单元分布出现较大空隙，引起副瓣电平的抬高。

图3 GBR-P雷达天线阵因子二维方向图

2 旋转超级子阵在车载机动式天线平台中的工程设计

2.1 超级子阵个数的选取

本文设计的天线阵未进行超级子阵旋转前的单元排布图如图4所示。天线电口径长6.84 m，高2.232 m，满足车载运输条件。单元分布四周切角，96列32行，共计2 944个天线单元，单元间距2.5个波长(最高工作频率下)。极化形式为发左收右圆极化，扫描范围±10°。

图4 设计天线阵旋转前的单元分布图

首先，将天线分为八个超级子阵，由于天线口径为长矩形，所以沿长度方向上分为四个超级子阵，沿高度方向上分为2个超级子阵。每个超级子阵的旋转角度分别为：(-4°、-2°、2°、4°、4°、2°、-2°、-4°)，此时天线阵单元分布图如图5所示。

图5 八个超级子阵旋转后的单元分布图

通过仿真计算，其非周期化后的阵因子方向图如图6、图7所示。从图中可以看出：栅瓣电平未出现明显分裂，只有-4 dB。这是由于设计的天线阵口径远小于GBR-P的天线口径，如果仍划分为八个超级子阵，每个超级子阵的规模太小，栅瓣波束较宽，从仿真结果看，通过角度旋转不易达到分裂栅瓣的目的。

图6 八个超级子阵旋转后的阵因子二维方向图

图7 八个超级子阵旋转后的水平面方向图

所以，在设计时减少了超级子阵个数，将天线阵重新划分，每个象限作为一个超级子阵，一个超级子阵内包括736个单元，按矩形栅格排列。四个超级子阵绕着阵面中心的旋转角度分别为：(2°、-2°、-4°、4°)。旋转后进行平移错位，避免干涉，减少空隙，最终的单元分布如图8所示。

图8 四个超级子阵旋转后的单元分布图

仿真计算后的阵因子方向图如图9所示。从图中可以看出：栅瓣电平出现了明显分裂，栅瓣电平小于-10 dB。

图9 四个超级子阵旋转后的阵因子二维方向图

2.2 超级子阵旋转角度的比较选择

通过上文的仿真分析，本文设计的天线阵选择了四个超级子阵的划分方式。下面通过进一步的仿真计算，比较不同旋转角度对栅瓣电平和近区副瓣电平的影响，以确定最合适的旋转角度。

显而易见，每个超级子阵旋转的角度越大，这个超级子阵的栅瓣指向角偏离程度也越大，即天线阵方向图中的栅瓣区域分裂越明显，栅瓣电平也随之降低。同时，天线单元分布图出现的空隙也越大，会导致主瓣近区附近的副瓣电平抬高。所以，通过对不同旋转角度的仿真分析，在栅瓣电平和副瓣电平之间折中选择最合适的旋转角度。

由于天线阵的口径和单元数量确定后，在工作频率内的天线增益和波束宽度也基本确定，并不会随着超级子阵旋转而有明显变化。所以，主要考虑超级子阵旋转角度对天线阵合成波束的栅瓣和副瓣特性的影响。

不考虑幅相误差，天线阵加-35 dB泰勒权时，表1列出了四个超级子阵在不同旋转角度条件下，天线阵因子方向图中的栅瓣电平和主瓣近区附近的第一副瓣电平。

表1 不同旋转角度下阵因子的栅瓣和副瓣(-35 dB泰勒权)

不考虑幅相误差，天线阵加-45 dB泰勒权时，表2列出了四个超级子阵在不同旋转角度条件下，天线阵因子方向图中的栅瓣电平和主瓣近区附近的第一副瓣电平。

表2 不同旋转角度下阵因子的栅瓣和副瓣(-45 dB泰勒权)

从上面的仿真结果可以看出：1)当栅瓣已经基本分裂后，即使旋转角度取得再大，对栅瓣电平影响也有限；2)旋转角度过大，近区副瓣电平明显抬高；3)近区副瓣电平主要受单元分布的缝隙影响，泰勒权值改善有限。

最终，四个超级子阵的旋转角度确定为：(2°、-2°、-4°、4°)。

2.3 天线单元的设计仿真

非周期大单元间距天线阵对天线单元的要求有三点：1)高效率，以保证增益；2)压低栅瓣；3)水平/垂直面波瓣尽量等化。因此，本文设计的天线阵采用了具有均匀口径分布的喇叭天线，如图10所示。

图10 设计天线阵采用的喇叭天线单元

天线单元的典型增益为17 dB，其单元波瓣方向图如图11所示。

图11 天线单元波瓣方向图

可以看出，经过设计优化，使喇叭口面场近似为均匀分布后，天线单元波瓣在20°附近为零点区域，与天线阵的栅瓣区域重合，这就保证了天线阵的合成波束在法向时不会出现较高的栅瓣。当天线阵扫描时，由相控阵天线理论可知，合成波束的栅瓣电平受阵因子和单元因子的叠加影响[5]。

3 工程实际测试结果与设计仿真结果的对比

将单元因子代入阵因子后，假定天线阵的口面幅相均方根误差为1 dB和10°，最终的仿真计算结果为：栅瓣电平≤-13 dB，副瓣电平≤-25 dB。

图12为超级子阵旋转后的设计天线阵单元分布正面照片，图13为设计天线阵装在载车平台上的照片。

图12 超级子阵旋转后的天线正面照片

图13 设计天线阵装在载车后的照片

在微波暗室对设计天线阵进行近场测试，实际测试的天线阵口面幅相均方根误差为1 dB和8°，得到天线合成波束方向图性能并和仿真结果比对，如图14～图16所示。

表3 实际测试结果与仿真结果比对表 dB

序号项目栅瓣电平副瓣电平1实测≤-14．5≤-25．82仿真≤-13．7≤-26．0

图14 天线波束二维方向图仿真和实测结果

图15 10°扫描时实测与仿真水平面方向图对比

图16 0°扫描时实测与仿真水平面方向图对比

4 结束语

本文将旋转超级子阵抑制栅瓣的方法，应用在车载机动式相控阵天线中。结合工程实例，介绍了这类天线阵列的设计方法，并对影响指标的两个重要约束条件：超级子阵数目和旋转角度进行了比较分析。

天线阵列最终实测的栅瓣电平-14.5 dB，副瓣电平-25.8 dB，与仿真结果吻合，证明了其工程可实现性，对追求大威力、小扫描角的车载式相控阵天线设计具有一定的指导和借鉴。

[1] 戴其龙. 有源相控阵雷达天线阵面可靠性设计分析[J]. 电子机械工程, 1999, 81(5): 51-53. DAI Qilong. Reliability design analysis on antenna of active phased array radar[J]. Electro-Machanical Engineering, 1999, 81(5): 51-53.

[2] WANG H, FANG D G, CHOW Y L. Grating lobe reduction in a phased array of limited scanning[J]. IEEE Transactions on Antennas and Propagation, 2008, 56(6): 1581-1586.

[3] CRAWFORD J F, REED E, HINES J J, et al. Ground based radar-prototype(GBR-P) antenna [C]// IEE National Conference on Antennas and Propagation. [s. l.]: IEE Press, 1999: 249-252.

[4] LIU M G. Using the FFT in affine coordinate to calculate the beam pattern of planar array[J]. Endocrine Regulations, 1994, 28(1): 17-22.

[5] 张光义. 相控阵雷达天线[M]. 北京：国防工业出版社, 1994. ZHANG Guangyi. Phased array radar antenna[M]. Beijing: National Defense Industry Press, 1994.

马 静 男，1977年生， 硕士，高级工程师。研究方向为固态有源阵列天线、宽带相控阵、数字阵列天线。

刘明罡 男，1981年生，博士。研究方向为包括微波及阵列天线。

倪迎红 女，1977年生，高级工程师。研究方向为情报研究。

Application of Tilted Super Sub-arrays on Vehicle Mounted Radar Antennas

MA Jing1,2，LIU Minggang1,2，NI Yinghong1

(1. Nanjing Research Institute of Electronics Technology, Nanjing 210039, China)(2. Science and Technology on Antenna and Microwave Laboratory, Nanjing 210039, China)

The aperiodic array arrangement and the radiation performance of the ground based radar-prototype antenna are discussed firstly. Then with an engineering example, the design method of tilted super sub-arrays is introduced, which are used to compose array antennas of vehicle mounted radars. Both simulation and experiment are carried out, the results of which are also presented and agree well with each other, validating the design method and analysis. This work has certain instructional significance to relevant engineering practice.

super sub-array; X-band phased array antenna; aperiodic array

10.16592/ j.cnki.1004-7859.2016.11.014

马静 Email：markjin2000@sina.com.cn

2016-08-22

2016-10-20

TN82

A

1004-7859(2016)11-0066-05