электромагнитного поля г = 20 Ig (fe/?) для трех значений bja приведен на рис. 3.49.

Увеличение bja приводит к раздвоению резонансной кривой сопротивления. Однако поляризация не остается круговой в расширенной полосе частот. В районе первого резонанса поляризация приближается к линейной с ориентацией вектора Е вдоль большой оси эллипса. С увеличением частоты поляризация становится круговой, при дальнейшем же увеличении частоты (область второго резонанса) - вновь становится линейной с ориентацией Е вдоль малой оси эллипса. Наилучшие поляризационные характеристики антенны достигаются при Ь/а=0,976, при этом г<:6 дБ обеспечивается в полосе частот 1,5%-

Многоугольная антенна, изображенная на рис. 3.47,г, используется для формирования поля круговой поляризации при соответствующем соотношении сторон и углов многоугольника. Теоретический анализ таких антенн довольно трудоемок. Для справки приведем характеристики одной из таких антенн: Zi = 4,233 сы, /2=3,233 см, /з=2,847 см, е', =2,0, d=l,6 см. Микрополосковые антенны в диапазоне углов 0<в<65° имеют коэффициент эллиптичности г<2,85 дБ.

Высокодобротные полосковые антенны круговой поляризации описаны в [90]. Излучение поля с круговой поляризацией обеспечивается с помощью элемента квадратной формы, возбуждаемого коаксиальным кабелем в одной точке и короткозамкнутого на экран в другой точке. Эскизы исследованных антенн и их основные характеристики приведены в табл. 3.5. Точка О указывает место включения кабеля, квадратики - места расположения ко-роткозамыкающих стоек, 5 - расстояние от МПА до металлического буртика. Все характеристики получены для случая возбуждения МПА кабелем с волновым сопротивлением 50 Ом.

Программное изменение поляризации излучаемого поля достигается использованием управляемых диодов, включенных в МПА [87].

3.4.3 Взаимное влияние близко расположенных МПА. О необходимости учета эффектов взаимодействия между печатными вибраторами говорилось в 2.2.7. Отмеченные там общие закономерности поведения взаимных сопротивлений справедливы для плоских МПА. Расчет взаимного влияния может быть произведен как в рамках резонаторного метода (с использованием взаимных проводимостей между излучающими кромками), так и в рамках токового метода (с использованием взаимных сопротивлений между электрическими токами, протекающими по пластине антенны). В последнем случае развязка между двумя МПА характеризуется коэффициентом связи 5i2= 2ZZi2/[(Z,i 4-Z)2 - Zy. где Z- характеристическое сопротивление линии питания; Zn - собственное сопротивление МПА; Z12 - взаимное сопротивление.

На рис. 3.50 приведены графики зависимости коэффициента связи прямоугольных МПА для двух случаев взаимного расположения антенн (стрелками показаны направления эквивалентных 136

рактеристики излучателей

Излучатели

j* 1

j* 2

щсимальиое значение Ксв )эффициент усиления, дБ [ирина ДН, град:

по уровню 0,5 Ртах по уровню о,7 Ртах по уровню 0,ЗЯт£.д:

1ирина поляризационной [аграммы, град: по уровню г=0,7, по уровню г=0,5

54 33 73

43 81

59 38 78

67 98

58 39 79

40 70

62 43 85

магнитных токов). Точки на графиках соответствуют экспериментальным результатам, полученным в [92]. Так же как и в случае печатных вибраторов, более интенсивно взаимодействуют антенны, ориентированные в £-плоскости. Существенную роль в этом случае играет взаимодействие по поверхностной волне типа LM].

Поверхностные волны могут быть использованы для регулирования взаимных связей между МПА. Толщина диэлектрической подложки может служить параметром регулирования. Нельзя забывать при этом что с увеличением толщины подложки и ее диэлектрической проницаемости характер поверхностных волн становится многомодовым. На рис. 3.51 показана зависимость S12 [93] от толщины подложки при фиксированном расстоянии S между печатными вибраторами (штриховая кривая) и прямоугольными МПА, связанными в f-плоскости (сплошная кривая). Вертикальными линиями отмечены моменты появления очередных типов волн в структуре. В рассматриваемом случае в интервале 0,175<: <с?/Яю<0,225 связь между прямоугольными МПА менее - 40 дБ, что является результатом вполне удовлетворительным.

В условиях взаимодействия антенн по поверхностным и пространственным волнам оптимизация МПА по критерию макси-

SrA.AS

0,25 0,5 0.75 1,0 S/Ag

S 10 = 0,5

Рис. 3.50. Рис. 3.51.

Рис. 3.50. Модуль коэффициента связи двух прямоугольных МПА

Рис. 3.51. Зависимость коэффициента связи от толщины подложки для колли-неарных вибраторов и прямоугольных МПА, связанных в плоскости £

мальной эффективности является сложной многопараметрической процедурой, которая может быть сведена к задаче на собственные значения системы линейных алгебраических уравнений.

Оптимизированный КПД для двух параллельных полуволновых вибраторов, разнесенных на Хо/2, в зависимости от толщины подложки приведен на рис. 3.52 для четного и нечетного возбуждения антенн. Там же приведен график т) = т](/Яо) для одиночного вибратора. Как видно, эффективность может быть улучщена более чем на 15% в случае четного возбуждения вибраторов. Более значительное улучшение может быть достигнуто для коллине-арных вибраторов. Как следует из рис. 3.53, КПД увеличен более чем на 30%. Улучшение эффективности соответствует важному случаю синфазного возбуждения элементов в АР с поперечным излучением поля. В случае нечетного возбуждения повышенная связ1.

Ч 1,0

0,05 0,1 0,15 0,20 d/Ap

Рис. 3.52. Коэффициент полезного действия изолированного и связанных параллельных МПВ

0,8 0,6 0, 0,2

0,05 0,1 0,15 0,20 df:

Рис. 3.53. Коэффициент пoлeзiIorj действия изолированного и связан) ь' колли неарных МПВ

между излучателями может быть использована в АР бегущей волны - антеннах продольного излучения.

Зависимость развязки близко расположенных антенн от параметров структуры остается общей, независимо от формы МПА. Фактическая развязка определяется расчетным или экспериментальным способом. В [76], например, приведены расчетные и экс-[ериментальные данные о характеристиках двух дисковых МПА.

3.4.4. Влияние допусков и разброса параметров материала на (характеристики МПА. Изменение геометрических размеров антенны и отклонение диэлектрической проницаемости материала и голщнны подложки вызывают расхождение между расчетными и 1СТНННЫМИ значениями параметров МП.4. Это прежде всего ка-:ается резонансной частоты. Так как рабочая полоса МПА составляет всего несколько процентов, то определение истинного значе-!ия резонансной частоты является весьма важной задачей при проектировании МПА.

Точность изготовления проводника антенны определяется способом производства и при использовании современных технологических методов может быть весьма высокой. Листовые диэлектрические материалы промышленного производства на базе полиэтилена и полистирола имеют допуски на относительную диэлектрическую проницаемость ±1 и ±5% на толщину; для материалов : высокой проницаемостью (типа ситаллов) эти величины составляют ±2 и ±4% соответственно.

Рассмотрим влияние допусков на резонансную частоту прямоугольной МПА, функционирующей в режиме основного типа колебаний. Воспользуемся методикой и результатами, изложенными в 194]. Резонансная частота МПА определяется следующими соотношениями:

/ = с/12(6 +Дй)>езф]. с = 3-10 м/с, еэф + 0,3 tt/cf-f0,264

Д^7 = 0,412й[-

взф^ 0,258

а/с?-f 0,8

е;+1 е! -1

(3.72) (3.73)

(3.74)

На основании (3.72) для резонансной частоты может быть получена следующая расчетная формула для относительной девиа-:и частоты:

b I Д/о I шах и mibf -f (0.5/£зф)Ч(езф da\af(dz,ldd\df -f

-(дгдг\г\f}y\ (3.75)

Обычно G/<i l и членом деэф/даАа можно пренебречь. * Входящие в (3.75) частные производные определяются из р.73) и (3.74):

<3Ws; =0,5[1+ (1 4-12ct;a)- 2]. de/dd= - (s; - 1)3/а(1 -f Ш/а)-:Ц.

Incx

00 йа 0 Ab~o ла-о. лг~пп9\

ЛЬ-О, ud-0,0№,Ae.,=ff

to ifO

8,0 W,B Г.ГГц

1,2 0,8 0,4

1--I

Рис 3 54 Девиация резонансной частоты прямоугольной МПА, обусловленнач разбросом параметров

а) для материала подложки с умеренными значениями е'ь б) для ситал^та

На основании полученных формул произведены расчеты влияния допусков на резонансную частоту антенны. Исследовались две антенны со следующими геометрическими размерами

b = Хо/2 Ке7-2Д&, а = Хо/2[{е;+ 1)/2]-2.

Результаты расчетов для двух значений е\ и d приведены и > рис. 3.54.

Анализ результатов показывает, что для антенн на подложках с умеренными значениями ej (рис. 3 54,а) на частотах до 2,5 ГГи основное влияние на fo оказывают Ad и Ае[. На частотах выше 2,5 ГГц определяющим является разброс АЬ. В расчетах принято

Для антенн, выполненных на подложках с высокими значения ми проницаемости, картина меняется. Главным фактором, опреде ляющим резонансную частоту, является разброс ej. Для допуске на 8J в размере 2% разброс частоты составляет более 1%, что во многих случаях является недопустимым, и для достижения прием лемых результатов допуск на ej должен составлять ±1% иль менее.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1 Нефёдов Е. И., Фиалковский А. Т. Полосковые линии передачи Электр динамические основы автоматизированного проектирования интегральнь

схем СВЧ - М Наука. 1980 - 256 с

2 Гвоздев В. И.. Нефёдов Е. И. Объемные интегральные схемы СВЧ - М Наука, 1985 -288 с

3 Марков Г. Т.. Чаплин А. Ф. Возбуждение электромагнитных волн - \ Радио и связь, 1983 -295 с

4 Бубнов Г. Г. Антенны радиоустройств -М Знание, 1978 -60 с

5 Hall Р. S., Jams J. Survey of design techniques for flat profile microua-, antennas and arrays - Radio and Electron Ener. 1978. v 48, N H. p 549-565

9 10 11

12 13 14 15 16 17

18 19 20 21

24 25 26

27 28 29 30

31 32

Lo Y. Т., Solomon D., Richards W. F. Theory and experiment on microstrip

antennas - IEEE Trans, 1979, v AP-27, N 2, p 137-(145

Pozar D. Input impedance and mutual coupling of rectangular microstrip

antennas - IEEE Trans, 1982, v AP 30, N 6, p 1191-1196

Derneryd A. G. A theoretical investigation of the rectangular microstrip

antenna element - IEEE Trans, 1978, v AP-26, N 4, p 532-535

Wood C. Analysis of microstrip circular patch antennas - Proc IEEE, 1981,

V 128, N 2, p 69-76

Mailloux R. J., Mcilvenna J. R., Kernweis N. R. Microstrip array technology - IEEE Trans, 1981. v AP-29. N 1, p 25-37

Коваленко Ю. Ф. Нефедов E. И.. Советов В. Н. Микрополосковые антенны СВЧ Обзор, модели, анализ, синтез - В кн Машинное проектирование устройств СВЧ - Тбилиси, 1979, с 120-123

Carver К. R, Mink J. W. Microstrip antenna technology - IEEE Trans, 1981,

V AP 29, N 1, p 2-24

Chew W. C. A broad band annular ring microstrip antenna - IEEE Trans, 1982, V AP-30, N 5, p 918-922

Menzel W., Wolff I. Planare antennen in microstreifenleitungstechnik - Nachr Electron, 1979, В 33, N 1, S 5-9

Ломан В. И , Ильииов М. Д., Гоцуляк А. Ф Микропотосковые антенны - Зарубежная радиоэлектроника, 1981, № 10, с 99-116

АН S., Chew W., Kong J. Vector Hankel transform analysis of annular ring microstrip antenna - EEE Trans, 1982, v AP 30, N 4, p 637-644 Подторжнов о М., Воробьева 3. М. Печатные полосковые антенны Па тенты США, Англии, Франции, ФРГ, Японии - М. 1982 - 54 с (Обзора по электронной технике Сер I Электроника СВЧ. вып 8, 54 с ) Ремизов Б. А., Классен В. И., Шишлов А. В Выпрямительные антенны - Зарубежная радиоэлектроника. 1980, № 5, с 79-80

Ломан В И , Гоцуляк А. Ф., Ильииов М Д Щелевые аитенны летательных аппаратов -Зарубежная радиоэлектроника, 1981, вып 9, с 71-83 Rakesh Ch., Gupta К. С. Triangular rhombic and hexagonal stripline resona tors - AEO, 1982, В 36, N 3. S 129-133

Coffey E. L. Microstrip antenna far fild radiation pattern analysis using the Uni-moment Monte Carlo method - AP-S Int Symp . San Francisco Stanford, Calif. 1977, Palo Alto Calif 1977, p 276-279

Бубнов Г. Г., Снег Л. Н., Азюкин А. В. Об эффективности систем из активных антени - Радиотехника и электроника, 1980, т 25, № 9, с 1994 - 1996

Электродинамические основы автоматизированного проектирования нте гральных схем СВЧ/Под ред Е И Нефёдова - М ИРЭ АН СССР. 1981 -226 с

Derneryd А. G. А network model of the rectangular microstrip antenna - AP-S Int Symp San Francisco, Calif, 1977, p 93-95

Hall P. S., Wood C, Garrett C. Wide with microstrip antennas for circuit integration - Electron Letts. 1979, v 15. p 458-460

Nakaoka K-, Itoh K., Matsumoto T. Input characteristics of slot antenna for printed array antennas -Trans Inst Electron and Commun Eng Jap, 1977, В 60, N 5, p 335-342

Кочин H. E. Векторное исчисление и начала тензорного исчисления - М Наука. 1965 -426 с

Морс Ф. М, Фешбах Г. Методы теоретической физики Т 2 - М ИЛ, 1960 - 886 с

Фелсен Л., Маркувиц Н. Излучение и рассеяние воли - Т 1 - М Мир, 1978 -547 с

Панченко Б. А. Тензорные функции Грина уравнений Максвелла для цилиндрических областей - Радиотехника Республ межведом науч -техн сб -Харьков. 1970, вып 15, с 82-92

Solbach К. Millimeter-wave dielectric image line detector circuit employing etched slot structure - IEEE Trans, 1981. v MTT-29, N 9. p 953-957 Mirshekar-Syakal D., Davies J. B. An accurate, unified solution to various fin-line structures, of phase constant, characteristic impedance and attenuation.-IEEE Trans. 1982. v MTT 30. N 11. p 1854-1861.