Geführt

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 11234 (2022) Diesen Artikel zitieren

1222 Zugriffe

1 Zitate

1 Altmetrisch

Details zu den Metriken

Es wird eine Hybridtechnik vorgeschlagen, um die Feldverteilung in einem H-Ebenen-Horn mit integriertem Wellenleiter (SIW) zu manipulieren und dessen Strahlungseigenschaften zu verbessern. Die Technik umfasst zwei kaskadierte Schritte zur Steuerung der geführten Wellen in der Struktur. Der erste Schritt besteht darin, die Phase der Felder zu korrigieren und eine quasi-gleichmäßige Verteilung im Flare-Bereich zu bilden, sodass die Verstärkung zunimmt und der Nebenkeulenpegel (SLL) abnimmt. Dies wird erreicht, indem die Struktur mit einer neuartigen modulierten Metall-Via-Linse beladen wird. Die Feldausdehnung an der strahlenden Apertur des SIW-H-Plane-Horns erzeugt rückwärts gerichtete Oberflächenwellen an beiden breiten Wänden, wodurch die Rückkeule vergrößert wird. Im zweiten Schritt werden diese rückwärtigen Oberflächenwellen mithilfe der Holographietheorie recycelt und nach vorne geleitet. Dies wird erreicht, indem an beiden breiten Wänden ein paar dielektrische Platten mit holografischen Mustern aus Metallstreifen angebracht werden. Mit diesem Schritt wird die Backlobe reduziert und die Endfire-Verstärkung weiter erhöht. Unter Verwendung der vorgeschlagenen Technik wird die Struktur für den Betrieb bei \(f=30\) GHz entworfen und hergestellt, was gleichzeitig die gemessenen Werte der Verstärkung auf 11,65 dBi, des H-Ebenen-SLL auf \(-\,17,94\) dB und verbessert Verhältnis von vorne nach hinten auf 17,02 dB.

Substrate Integrated Waveguide (SIW) ist eine Technologie, die zum Aufbau einer Vielzahl von geführten Wellenstrukturen1,2 verwendet werden kann. Die SIW-H-Plane-Hornantenne (erstmals eingeführt von Li et al.3) hat aufgrund ihrer inhärenten Eigenschaften, darunter niedrige Bauhöhe, einfache Herstellung und Kompatibilität mit planaren Leiterplatten (PCBs), große Aufmerksamkeit auf sich gezogen. Im Vergleich zu herkömmlichen luftgefüllten Hornantennen ist die Feldverteilung innerhalb der Fackeln von SIW-Hornantennen erheblich verzerrt, was den Gewinn verringern und die gesamten Strahlungseigenschaften verschlechtern kann. In der Literatur wurden mehrere Methoden vorgestellt, um die Strahlungsleistung der SIW-H-Ebenen-Hornantennen zu verbessern. Diese Methoden können wie folgt in drei Hauptkategorien unterteilt werden.

In der ersten Kategorie wird eine Komponente vor der Blende platziert, um die austretenden elektromagnetischen (EM) Felder zu steuern4,5,6. Diese Technik vergrößert typischerweise die Abmessungen der Struktur. Als Beispiel wird vorgeschlagen, dielektrische Linsen mit elliptischer und rechteckiger Geometrie einzusetzen, um eine höhere Verstärkung bei schmalen Strahlbreiten zu erreichen4. Die Größe der Struktur wird jedoch fast verdoppelt. Eine ähnliche Herausforderung tritt in Ref. 5,6 auf, wo das SIW-H-Ebenen-Horn durch eine perforierte dielektrische Platte mit Luftdurchgang bzw. eine dielektrische Platte mit rechteckigem Metallfleck belastet wird.

Die zweite Kategorie umfasst Techniken, die die geometrischen Eigenschaften der Struktur im Flare-Bereich modifizieren, hauptsächlich zur Anpassung der Phasenverteilung7,8,9,10,11. Beispielsweise werden in Ref. 7 zwei Schlitze in der oberen und unteren Metallisierung der Fackel verwendet, um die Rückkeule zu reduzieren. Die Position der Slots wird durch eine Try-and-Error-Technik festgelegt. In Ref. 8 wird auch eine iterative Methode verwendet, bei der ein genetischer Algorithmus angewendet wird, um beide breiten Wände des SIW-Horns zu verpixeln, um die Feldverteilung in der Frontplatte der Antenne zu steuern. Eine konforme Transformationsoptik wird eingesetzt, um den Phasenfehler innerhalb des Flares schrittweise zu beseitigen und so die Verstärkung eines H-Ebenen-Horns um maximal 2,4 dBi9 zu steigern. Eine andere Methode besteht darin, sorgfältig nachträglich metallisierte Durchgangslöcher im Horn anzubringen, um eine gleichphasige Wellenfront in derselben Querlinie zu erzeugen10. Es wird außerdem vorgeschlagen, den Bördelabschnitt durch einen Satz gleichmäßig über die Mittellinie der breiten Wände verteilter Metallstifte zu belasten, um eine Struktur mit langsamer Welle zu bilden; Dadurch wird der Phasenunterschied zwischen der Mitte und den Rändern des Flares minimiert, was letztendlich die Verstärkung verbessert11. Da die vorgestellte Geometrie nicht einfach mit gedruckten Schaltungstechniken hergestellt werden kann, ist der Prototyp als reine Metallstruktur ausgeführt, wodurch ein luftgefülltes H-Ebenen-Horn entsteht. In den Referenzen 12, 13 und 14 wird auch über ein Luftmedium für die Ausbreitung innerhalb der Struktur mit geführten Wellen berichtet, das die Effizienz und den Gewinn erhöht, aber die Herstellung komplexer macht.

Die dritte Kategorie schließlich bezieht sich auf die Kombination der ersten beiden Kategorien15,16,17,18. Durch die Einführung des Gap-SIW innerhalb des Flare-Abschnitts wird die Phasenverteilung geändert und anschließend wird vor der Apertur ein konischer Leiterübergang eingesetzt, um die Verstärkung zu erhöhen15. Allerdings erfordert die Methode Softwareoptimierungen, um gleichzeitig Phasenkorrektur und Impedanzanpassung zu erreichen. Mit Hilfe einer Dipolanordnung, Reflektornägeln und zwei Querschlitzen innerhalb des Flare-Abschnitts wird eine komplexe und fragile Struktur zur Verbesserung des Antennengewinns erhalten16. Zur Verbesserung der Antennenleistung werden parallele Übergänge mit einem schmalen Schlitz um die Öffnungsöffnung herum eingesetzt, wodurch die Dicke der Struktur um mehr als das Dreifache erhöht wird17. Durch die Optimierung der Hornform und die anschließende Verwendung einer Reihe gedruckter Übergangsfelder auf demselben SIW-Substrat werden die Strahlungseigenschaften des herkömmlichen SIW-H-Ebenen-Horns verbessert18.

Es wurde vorgeschlagen, Metamateriallinsen in herkömmliche Pyramidenhornantennen einzubauen, um die Phase zu korrigieren19,20. Aber nach unserem besten Wissen wurde bisher kein entsprechendes Ergebnis für die SIW-H-Flugzeug-Hörner gemeldet.

In diesem Artikel schlagen wir eine neuartige und praktische Hybridtechnik zur Regulierung der EM-Felder vor, um ein verbessertes Strahlungsmuster aus der Apertur in der SIW-H-Ebenen-Hornantenne zu erzielen. Die Idee basiert auf der Kaskadierung zweier verschiedener Techniken, bei denen sich die Strahlungseigenschaften nacheinander verbessern. Es wird eine originelle Methode zum Entwurf einer modulierten Metall-Via-Linse mit einem systematischen Ansatz zur Realisierung ihrer geometrischen Eigenschaften und ihrer Position vorgestellt. Dadurch wird die erste EM-manipulierende Komponente hergestellt und die Strahlungseigenschaften verbessert. Anschließend wird auf der Grundlage der Holographietechnik21 eine neue Methode vorgestellt und entwickelt, um die zweite EM-manipulierende Komponente so zu gestalten, dass die Strahlungseigenschaften noch weiter verbessert werden. Mit der vorgeschlagenen Hybridtechnik ist es uns gelungen, gleichzeitig den Gewinn, den Nebenkeulenpegel (SLL) und das Front-to-Back-Verhältnis (F/B) einer SIW-H-Ebenen-Hornantenne bei der Mittenfrequenz von 30 GHz zu verbessern . Es ist erwähnenswert, dass die Struktur auch nach der Beladung mit den zweiten EM-manipulierenden Komponenten unauffällig bleibt. Nicht zuletzt wird die Methode den Herstellungsprozess herkömmlicher SIW-Strukturen nicht komplexer machen.

Eine gleichmäßige Phasenverteilung an einer strahlenden Apertur führt zu einer ordnungsgemäßen Beleuchtung, die den Gewinn erhöhen kann22. Andererseits führt ein Oberflächenwellenpaket in eine andere als die gewünschte Richtung typischerweise zu einer Vergrößerung der Seiten-/Rückkeulen. Unter Berücksichtigung dieser Prinzipien gliedert sich die vorgeschlagene Hybridtechnik in zwei aufeinanderfolgende Schritte, wie in Abb. 1 dargestellt und unten zusammengefasst:

Die vorgeschlagene Hybridtechnik soll die Strahlungseigenschaften der SIW-H-Ebenen-Hornantenne verbessern.

Schritt Nr. 1: Dieser Schritt basiert auf der Regulierung des Übertragungsverhaltens metallisierter Durchgangslöcher, die im Substrat angebracht sind, um ein gewünschtes Phasenmuster auf einem Querschnitt innerhalb des Bördelabschnitts nachzuahmen. Diese Belastungsmethode kann in die zweite Kategorie der im vorherigen Abschnitt genannten eingeordnet werden, so dass die Größe der veränderten Struktur nach der Anwendung der Technik intakt bleibt. Die Belastung führt zu einer quasi-gleichmäßigen Phasenverteilung an der Strahlungsapertur der SIW-H-Ebenen-Hornantenne, was den Gewinn erhöht und den SLL verringert. Durch die Untersuchung der effektiven Apertur der modifizierten Struktur gelingt es uns dann, die physikalische Größe der Struktur zu verkleinern.

Schritt Nr. 2: Die Endfeuer-Abstrahlöffnung der SIW-H-Ebenen-Hörner verursacht rückwärts gerichtete Oberflächenwellen an beiden breiten Wänden, wodurch die Rückkeule vergrößert wird. Mit Hilfe der Holographie-Theorie besteht unsere Idee darin, diese unerwünschten Oberflächenwellen zu recyceln, um sie gezielt austreten zu lassen, um die Verstärkung weiter zu verbessern und das F/B zu erhöhen. Dies kann erreicht werden, indem zwei dielektrische Platten mit holografisch gedruckten Metallstreifen an den breiten Wänden des modifizierten H-Ebenen-Horns angebracht werden.

In den folgenden Abschnitten stellen wir die vorgeschlagene Hybridtechnik im Detail vor.

Die Grundvoraussetzung für den Entwurf eines SIW mit metallischen Durchkontaktierungen mit dem Durchmesser d und der Periode p ist

wobei \(\lambda _g\) die geführte Wellenlänge des dominanten Modus23 ist.

Betrachtet man eine Betriebsfrequenz von \(f=30\) GHz, eine herkömmliche SIW-H-Ebenen-Hornantenne und das entsprechende |E-Feld| Verteilungsmuster (simuliert in CST MWS) sind in Abb. 2a bzw. b dargestellt. Das Substrat ist Rogers RT/duroid 5880 mit \(\varepsilon _r=2,2\), \(\tan \delta =0,0009\) und einer Dicke von \(h=1,575\) mm. Weitere geometrische Parameter sind \(w_g=5,2\) mm, \(w_a=25,98\) mm, \(l_a=18,5\) mm, \(d=0,6\) mm und \(p=1\) mm.

Das Problem besteht darin, dass Moden höherer Ordnung angeregt werden können, wenn der Flare-Bereich des SIW-Horns größer gemacht wird24. Dadurch verschlechtert sich die Leistung und es entsteht eine ungleichmäßige Apertur mit unregelmäßigen Wellenfronten, wie in Abb. 2b zu sehen ist, was zu erhöhten Nebenkeulen und einer Verringerung der Verstärkung führt. Um dieses Problem anzugehen, wollen wir die erzeugten unregelmäßigen Wellenfronten in planare Wellenfronten umwandeln, um eine bessere Leistung zu erzielen. Das vorgeschlagene Verfahren lässt sich wie folgt zusammenfassen: Erstens, um das erforderliche Phasenkompensationsmuster zu realisieren, und zweitens, um die Linsengeometrie basierend auf den erhaltenen Phasenanforderungen zu charakterisieren.

Herkömmliche SIW-H-Plane-Hornantenne. (a) Die Geometrie, (b) das simulierte |E-Feld| Verteilungsmuster bei 30 GHz.

Vor allem sollte darauf hingewiesen werden, dass die physikalische Geometrie der Linse vom Phasenverhalten der Felder im Flare-Bereich inspiriert wird. Daher wäre die Implementierung der Linse im Falle einer schnellen Phasenänderung ziemlich schwierig, wenn nicht sogar unmöglich. Daher besteht der erste Schritt zur Realisierung des erforderlichen Phasenkompensationsmusters darin, einen geeigneten Querschnitt innerhalb der Fackel zu finden, in dem die lokale Phase eine vergleichsweise geringere Variation erfahren würde. Dieser Querschnitt würde auch die Position der Linse definieren, die geladen werden soll. Im Vergleich zu den mittleren Teilen des Flare-Bereichs unterliegt die Zone nahe der Öffnungsapertur schnelleren Schwankungen des E-Feldes (und der Phase), was sie zu einer ungeeigneten Zone für die Implantation der Linse macht. Befindet sich die Linse in der Nähe des Hornhalses, würde bei der Bewegung der geführten Wellen die Phasenverteilung aufgrund der Hornaufweitung erneut verzerrt werden. Unter Berücksichtigung all dieser Aspekte lässt sich der Schluss ziehen, dass der endgültige Querschnitt etwa in der Mitte des Bördelabschnitts liegen muss. Definieren wir \(d_L\) als den Abstand zwischen dem Hornhals und dem besprochenen Querschnitt. Ziel ist es, \(d_L\) zu ändern, wie in Abb. 3a gezeigt, um einen Querschnitt mit dem geringstmöglichen Bereich der Phasenvariation zu finden. Auf dieser Grundlage haben wir herausgefunden, dass der \(d_L=12\) mm-Querschnitt im Vergleich zu anderen Querschnitten in der mittleren Zone der Fackel einen relativ kleineren Bereich der Phasenvariation aufweist. Um dies zu veranschaulichen, ist in Abb. 3b–d das simulierte Phasenmuster für drei Beispielwerte von \(d_L=\{8, 10, 12\}\) mm dargestellt. Daher wird der Querschnitt \(d_L=12\) mm gewählt, um das erforderliche Phasenkompensationsmuster zu bestimmen. Die Linse sollte sich direkt hinter diesem Querschnitt befinden, um eine konstante aggregierte Phase bei \(d_L=12\) mm zu bilden.

Phasenextraktionsverfahren. (a) Unterschiedliche Querschnitte innerhalb des Flare-Abschnitts mit variablen Abständen \((d_L)\) vom Hornhals. Phasenverteilung (in Grad) bei (b) \(d_L=8\) mm, (c) \(d_L=10\) mm und (d) \(d_L=12\) mm.

Die vorgeschlagene Linse besteht aus einer Reihe metallischer Durchkontaktierungen mit variablem Durchmesser von \(d_v\) und einer festen Gitterperiode von \(p_u= 0,45\times \lambda _g\ca. 3\) mm entlang der Querachse (\(y\) )-Achse); Die Elementarzelle enthält zwei identische Vias, die entlang der Längsachse (\(x\)-Achse) durch \(s_v=\lambda _g/4\) getrennt sind, wie in Abb. 4 dargestellt. Jedes einzelne Via in einer Elementarzelle mit seinem Benachbarte Durchkontaktierungen in den benachbarten Elementarzellen bilden insgesamt eine Übertragungsschicht. Als Faustregel gilt, dass einschichtige Übertragungsoberflächen einen begrenzten Übertragungsphasenbereich für einen Standardpegel von \(-\,1\) dB oder \(-\,3\) dB Übertragungsverlust haben25. Um den Phasenbereich zu vergrößern, sollte die Anzahl der Schichten erhöht werden. Die beiden Durchkontaktierungen unserer vorgeschlagenen Elementarzelle werden also letztendlich eine doppelschichtige Übertragungsoberfläche ergeben, die einen ausreichenden Phasenbereich für die Manipulation von EM-Wellen bieten kann. Diese Vias müssen hinter dem gewählten Querschnitt von \(d_L=12\) mm platziert werden (siehe Abb. 3). Daher ist es nicht möglich, die Anzahl der Übertragungsschichten (z. B. Durchkontaktierungen in jeder Einheitszelle) weiter zu erhöhen, da dies die physikalischen Grenzen des Flare-Abschnitts überschreiten würde.

Wenn eine Wellenfront diese Durchkontaktierungen erreicht, gleitet sie um sie herum und durchdringt sie. Der Durchmesser der Durchkontaktierungen beeinflusst die übertragene Phase des Feldes sowie dessen Amplitude. Die höheren Werte von \(d_v\) gehen mit einer größeren Phasenschwankung einher, da dadurch die Weglänge, die die Wellenfronten überqueren, zunimmt. Darüber hinaus führen größere Werte von \(d_v\) zu einem höheren Übertragungsverlust in dem Maße, dass er die geführten Wellen vollständig blockieren kann. Für \(d_v \le 1,2\) mm werden die Übertragungseigenschaften simuliert und in Abb. 4 dargestellt. Für \(d_v<0,1\) mm ist der Herstellungsprozess eine anspruchsvolle Aufgabe und es ist nicht praktikabel, diesen Punkt zu berücksichtigen. Wenn man diesen Punkt außer Acht lässt, beträgt der erreichte Phasenbereich mehr als \(100^{\circ }\) mit weniger als \(-3\) dB Übertragungsverlust. Beachten Sie, dass \(d_v>1,18\) mm zu einem Übertragungsverlust von mehr als \(-3\) dB führt.

Die Geometrie der vorgeschlagenen Elementarzelle und ihre simulierten Übertragungseigenschaften bei 30 GHz. Die Anschlüsse 1 und 2 sind an den beiden Flächen der Elementarzelle senkrecht zur x-Achse konfiguriert.

Der nächste Schritt besteht darin, die \(d_v\)-Werte basierend auf der berechneten lokalen Reaktion der Iris (Abb. 4) und unter Berücksichtigung der Phasenverteilung von Abb. 3d zu modulieren. Der entsprechende Querschnitt (bei \(d_L=12\) mm) hat zur y-Achse hin eine Länge von 17,06 mm. Unter Berücksichtigung von \(p_u=3\) mm kann dieser Querschnitt maximal fünf Elementarzellen umfassen. Die Probenahmepunkte liegen also gemäß Abb. 3d bei \(y=\{-\,6, -\,3, 0, 3, 6\}\) mm. Der Phasenwert an Kanten von \(y=\pm\, 8,53\) mm beträgt \(21,93^{\circ }\). Durch die Einführung von \(\Delta\)P als Differenz zwischen der Phase an Abtastpunkten und Kanten besteht das Ziel darin, \(\Delta\)P so klein wie möglich zu machen, um eine quasi-gleichmäßige Phasenverteilung zu erhalten. Die Abtastpunkte, ihre entsprechenden Phasenwerte und \(\Delta\)P sind in Tabelle 1 dargestellt.

Wie aus Abb. 4 ersichtlich ist, beträgt der Übertragungsverlust weniger als \(-\,1\) dB für \(d_v<0,7\) mm mit dem Phasenbereich von \(PR=93-35 = 58^{ \circ }\), der die gesamte Phasenspanne beim \(d_L=12\) mm-Querschnitt abdecken kann (siehe Abb. 3d). Betrachtet man die Phase von \(60^{\circ }\) als Referenzpunkt, ergeben die Maximal- und Minimalwerte von \(\Delta\)P immer noch Phasenwerte innerhalb der PR-Zone (siehe Tabelle 1, Abb. 4). ). Dann werden die modulierten Werte von \(d_v\) erhalten, wie in der letzten Zeile von Tabelle 1 aufgeführt.

Das in Abb. 2 dargestellte SIW-H-Ebenen-Horn wird durch die entworfene Metall-Via-Linse belastet, wie in Abb. 5a gezeigt, mit der Substratgröße von \(l_s=30\) mm. Die Struktur wird durch eine geerdete koplanare Wellenleiterleitung (GCPW) mit \(w_t=6,95\) mm und \(w_f=2,2\) mm angeregt. Um den Anschluss an die Betriebsfrequenz anzupassen, wird ein linearer Übergang mit einer Länge von \(l_t=2,45\) mm von der GCPW-Linie zum geführten Wellenteil mit einer Breite von \(w_g\) angewendet. Die Geometrie der vorgeschlagenen Linse ist in Abb. 5b vergrößert dargestellt, die auf der Grundlage der in Tabelle 1 dargestellten Daten festgelegt und hinter dem beabsichtigten Querschnitt von \(d_L=12\) mm platziert wurde. Die vorgeschlagenen belasteten und herkömmlichen Antennen werden hergestellt und in Abb. 5c bzw. d dargestellt, wobei jede Struktur über einen 2,92-mm-Endstartstecker gespeist wird.

(a) Geometrie des vorgeschlagenen SIW-H-Ebenen-Horns, das durch die Metall-Via-Linse belastet wird, (b) das Linsenmuster in größerem Maßstab, (c) die hergestellte belastete Struktur, (d) das hergestellte herkömmliche SIW-H-Ebenen-Horn .

Die simulierten und gemessenen |S \(_{11}|\) der Strukturen sind in Abb. 6 dargestellt und zeigen, dass die belastete Struktur bei \(f=30\) GHz gut angepasst ist. Es ist zu beachten, dass bei Belastung des herkömmlichen SIW-Horns die lokalen Wellen an der Position der entworfenen Linse verzerrt werden, was anschließend die Gesamtimpedanzreaktion verändert. Dies verschiebt die Betriebsfrequenz und verändert die Bandbreite, da die Reaktion der Struktur nicht nur durch die Geometrie des Flare- und Speiseübergangs, sondern auch durch die eingebettete Linse beeinflusst wird. Damit sowohl konventionelle als auch geladene Hörner mit der gleichen Frequenz arbeiten, sollte der Speiseübergang leicht modifiziert werden. Als Ergebnis wird der angegebene S \(_{11}\) des herkömmlichen SIW-H-Ebenen-Horns in Abb. 6 mit \(w_t=6,95\) mm und \(l_t=0,95\) mm abgeleitet.

Das simulierte und gemessene |S \(_{11}|\) der konventionellen und belasteten Strukturen.

Das simulierte |E-Feld| Die Verteilung des vorgeschlagenen phasenkorrigierten SIW-H-Ebenen-Horns ist in Abb. 7a bei der Betriebsfrequenz von \(f=30\) GHz dargestellt. Dieses Ergebnis verdeutlicht, dass die verzerrte Wellenfront aus Abb. 2b bei Belastung der Struktur in eine ebene Wellenfront umgewandelt wird.

Leistung bei 30 GHz: (a) das simulierte |E-Feld| Verteilungsmuster der vorgeschlagenen belasteten SIW-H-Ebenen-Hornantenne. Das normalisierte Strahlungsmuster: (b) simulierte belastete Struktur ohne Verbinder, (c) gemessene belastete Struktur, (d) simulierte belastete Struktur mit Verbinder, (e) simulierte konventionelle Struktur ohne Verbinder, (f) gemessene konventionelle Struktur, ( g) Simulierte konventionelle Struktur mit dem Verbinder.

Das simulierte normalisierte Strahlungsmuster sowohl für belastete als auch für konventionelle Antennen bei \(f=30\) GHz ist in Abb. 7b bzw. e dargestellt. Basierend auf den Simulationsergebnissen wird beobachtet, dass die vorgeschlagene Linse die H-Ebenen-Abstrahlungseigenschaften der herkömmlichen Antenne in Bezug auf Gewinn (von 5,16 auf 8,59 dBi), SLL (von \(-\,5,38\) auf \( -\,19,85\) dB) und F/B (von 4,54 bis 5,52 dB).

Die gemessenen normalisierten Strahlungsmuster sind in Abb. 7c,f für die belasteten bzw. konventionellen Strukturen dargestellt, die sich im Vergleich zu den simulierten Ergebnissen von Abb. 7b,e geringfügig unterscheiden. Dies ist auf das Vorhandensein des Steckers zurückzuführen, der das Strahlungsmuster beeinflusst, da seine physikalischen Abmessungen groß sind (bezüglich der Betriebsfrequenz von \(f=30\) GHz) und sich relativ nahe an der Strahlungsöffnung befindet. Durch die Einführung des Connectors in die CST-Umgebung werden die simulierten Ergebnisse (Abb. 7d, g) mit den gemessenen Ergebnissen (Abb. 7c, f) in Einklang gebracht. Weitere Details zum Einfluss des Connectors werden später im Abschnitt „Diskussion“ vorgestellt. Der gemessene Gewinn, SLL und F/B für die belastete (konventionelle) Antenne betragen 8,69 (5,21) dBi, \(-\,18,06~(-\,5,02)\) dB bzw. 6,96 (5,89) dB. Die simulierte Gegenverstärkung, SLL und F/B für den „Fall mit Steckverbinder“ in Bezug auf die belastete (konventionelle) Struktur betragen 8,72 (5,34) dBi, \(-\,18,87~(-\,6,11)\) dB, bzw. 6,89 (8,74) dB.

Betrachtet man die E-Feld-Verteilung in Abb. 7a, konzentrieren sich die geführten Wellen nach dem Durchgang durch die Linse hauptsächlich in der Mitte und sind an den Rändern des Streulichtabschnitts vernachlässigbar. Daher müssen die beiden Seitenkanten des Horns nach einer gewissen Entfernung von den metallisierten Durchgangslöchern möglicherweise nicht mehr aufgeweitet werden. Um dieses Problem zu beurteilen, wird eine Reihe von Simulationen durchgeführt. Bei jeder Simulation wird eine Reihe von Durchgangslöchern entfernt und die Leistung der Struktur untersucht. Wir definieren rv, um die Anzahl der Durchgangslochpaare anzugeben, die von der Öffnungsöffnung entfernt werden. Beispielsweise bedeutet \(rv = 1\) \((rv = 4)\), dass die ersten paar Via-Löcher (die ersten vier paar Via-Löcher) von der Öffnungskante entfernt werden. Die erhaltenen Endfire-Gewinne und SLLs sind in Abb. 8a für \(rv=0\) (die ursprüngliche Struktur) bis \(rv=9\) dargestellt. Das |E-Feld| Verteilungsmuster für die Fälle \(rv=\{3,4,5,8\}\) sind jeweils in Abb. 8b–e dargestellt. Basierend auf Abb. 8a ändert sich der konstruierte Gewinn für die Fälle \(rv=0{-}3\) nicht wesentlich. Dies kann durch den Vergleich der Abbildungen interpretiert werden. 7a und 8b, aus denen hervorgeht, dass die Feldverteilung in beiden Fällen nahezu gleich ist. \(rv = 4\) geht jedoch mit einer Verringerung der Verstärkung einher, da eine zerstörerische Leckage im Substratkörper auftritt (siehe Abb. 8c). Mit zunehmendem rv ist zu erwarten, dass auch diese Leckage zunimmt; aber das Entfernen weiterer Durchgangslöcher führt zu einer geringeren Leckage, wie in Abb. 8d gezeigt, so dass ein lokales Maximum von 8,12 dBi bei \(rv=5\) auftritt (siehe Abb. 8a). Ab diesem bestimmten Punkt ist eine Abwärtsbewegung der Verstärkung zu beobachten und die Leckage dominiert, wenn sich rv der Linsenposition nähert (siehe Abb. 8e für \(rv=8\)).

Basierend auf dieser Studie wird der Schluss gezogen, dass das Abfackeln gestoppt werden kann, wie in Abb. 8d für den Fall \(rv=5\) dargestellt, ohne dass eine erhebliche Änderung der Antennenleistung zu erwarten ist. Daher kann das Substrat quer geschnitten werden, um kleinere Abmessungen zu erhalten. Dies definiert die Grundstruktur für den nächsten Abschnitt.

(a) Die Endfeuerverstärkung und SLL für \(rv=0\sim 9\). |E-Feld| Verteilung für (b) \(rv=3\), (c) \(rv=4\), (d) \(rv=5\) und (e) \(rv=8\) bei 30 GHz.

Bisher wurden die Strahlungseigenschaften des SIW-H-Ebenen-Horns verbessert, indem die Struktur mit der entworfenen modulierten Metall-Durchgangslinse beladen wurde. Es wird auch der Aufweitungseffekt nach einer Entfernung von der Linse untersucht, der letztendlich zu einer transversalen Verkleinerung der Struktur führen kann. In diesem Abschnitt wollen wir die Strahlungseigenschaften der Antenne weiter verbessern, indem wir eine neue Methode vorschlagen, die im Folgenden erläutert wird.

Wenn die geführten Wellen die Abstrahlöffnung erreichen, dehnen sich die EM-Wellenfronten im freien Raum aus und richten sich dabei nach vorne. Diese Wellenfrontausdehnung in den Freiraum führt auch zu unerwünschten rückwärts gerichteten Oberflächenwellen in der Grenzfläche zwischen der metallischen Breitwand des SIW-H-Ebenen-Horns und dem Freiraum, was letztlich den Rückkeulenpegel erhöht. Dieser Vorgang ist in Abb. 9a dargestellt. Wenn man diese unerwünschten Oberflächenwellen berücksichtigt, ist es möglich, sie so nach vorne umzulenken, dass sie sich konstruktiv summieren können, um die Endfeuerverstärkung zu erhöhen und gleichzeitig die Rückstrahlung zu verringern. Mit anderen Worten: Die unerwünschten Oberflächenwellen werden recycelt, um die Strahlungseigenschaften der betreffenden Struktur zu verbessern, ohne eine zusätzliche EM-Quelle einzuführen. Dieser Prozess wird durch die Holographietechnik durchgeführt und ist in Abb. 9b dargestellt.

Der vorgeschlagene Mechanismus zum Anpassen der Strahlungseigenschaften (a) das phasenkorrigierte SIW-H-Ebenen-Horn, (b) die Feldmanipulationsmethode.

Die aus der Optik stammende Holographietechnik umfasst die Erzeugung eines Interferenzmusters aus zwei Wellen und die anschließende Nutzung des berechneten Musters zur Streuung einer Welle, um die andere auszulösen. Die Apertur entsteht durch die Beugung eines Primärfeldes, bei dem es sich um eine Oberflächenwelle handeln kann, durch ein Streumuster auf der Struktur. Die erhaltene Struktur ist dann typischerweise eine Leckwellenstruktur26. Die primäre Oberflächenwelle wird normalerweise von einer Quellantenne erzeugt, die als Oberflächenwellen-Launcher (SWL) bezeichnet wird und auf einem gemeinsamen Substrat gedruckt ist, auf dem die Streuer platziert sind. Das Streumuster ist aus der Holographietechnik abgeleitet, die es den Oberflächenwellen ermöglicht, konstruktiv in die interessierende Richtung zu streuen. Die erste Welle der SWL wird „Referenzwelle“ genannt. Das vorgesehene Strahlungsmuster (Leckrichtung) wird durch die sogenannte „Objektwelle“ bestimmt. Dieser Begriff ist in seiner grundlegenden Definition eine Welle, die die Apertur von einer hypothetischen, weit entfernten Quelle aus beleuchtet. Die relative Position zwischen der weit entfernten Quelle und der Apertur ist repräsentativ für die Leckrichtung aus der Apertur und bestimmt den Neigungswinkel des Strahls. Diese Technik besteht aus zwei allgemeinen Schritten:

Der erste Schritt, der als „Aufzeichnungsprozess“ bezeichnet wird, besteht darin, die Karte der Referenzwellen zu berechnen, die von der SWL auf der Struktur ausgehen. Dadurch wird das Phasenlinienverteilungsmuster auf dem Substrat in Bezug auf den relevanten Ort und Typ der SWL festgelegt. Anschließend wird anhand der gewünschten Strahlrichtung die Überlagerung von Referenzwelle und Objektwelle berechnet. Dies führt zu einem anderen Phasenlinienverteilungsmuster auf dem Substrat, das „Interfogramm“ oder „EM-Hologramm“ genannt wird.

Um die Struktur in die gewünschte Richtung strahlen zu lassen, müssen mehrere Streuer auf dem Substrat eingesetzt werden, deren Muster vom aufgezeichneten EM-Hologramm inspiriert ist. Dadurch wird eine konstruktive Leckage aus der Struktur erzeugt und der Balken geformt. Basierend auf den physikalischen und EM-Eigenschaften der Struktur muss eine geeignete Tragfähigkeit entworfen und auf das Substrat aufgebracht werden. Dieser Schritt wird als „Rekonstruktionsprozess“ bezeichnet.

Die Streuer können periodische Metallflecken oder komplementäre Schlitze auf einem ein- oder zweidimensionalen Gitter sein, um eine Metaoberfläche27, eine dielektrische Platte mit modulierter Dicke28 oder kontinuierliche Metallstreifen29 zu bilden; Letzteres verwenden wir in dieser Arbeit. Abbildung 10a zeigt das |E-Archiv| Verteilungsmuster auf einem Schnitt in der xz-Ebene, der die Mitte der phasenkorrigierten Struktur kreuzt. In dieser Abbildung können sowohl vorwärts gerichtete Raumwellen als auch rückwärtige Oberflächenwellen beobachtet werden. Um die Oberflächenwellen zu recyceln, sollte es einen Mechanismus geben, der sie zunächst auffängt. Daher werden auf beiden Seiten des modifizierten [Die Aufweitung wurde aktualisiert Basierend auf der im Abschnitt „Laden von Implementierungs-, Simulations- und Messergebnissen“ gelieferten Studie] werden die Breitwände der Struktur wie in Abb. 10b dargestellt dargestellt. Je höher die Permittivität und Dicke der Platte, desto dichter das E-Feld-Muster. Dieses E-Feld-Muster reguliert direkt das Muster von Metallstreifenstreuern, was später in diesem Abschnitt ausführlich erläutert wird.

(a) Das |E-filed| Verteilungsmuster auf einem Schnitt in der xz-Ebene, der die Mitte der phasenkorrigierten Struktur kreuzt, (b) die modifizierte Struktur mit zwei dielektrischen Platten aus Rogers RT/duroid 6010, die an beiden Seiten befestigt sind, (c) das simulierte |E-Feld| auf der Platte, wenn es am SIW-Horn montiert wird. Die Simulationsfrequenz beträgt 30 GHz.

Bei der Holographietechnik hängt die Genauigkeit des rekonstruierten Fernfelds von der Größe des EM-Hologramms ab. Hier handelt es sich bei dieser Größe um einen vorab festgelegten Wert, der auf die Substratränder des modifizierten SIW-H-Ebenen-Horns beschränkt ist, sodass keine Flexibilität besteht, ihn zu vergrößern. Daher besteht die einzige Möglichkeit, eine bessere Reaktion des EM-Hologramms zu erzielen, darin, den Metallstreifenstreuer dichter zu machen. Als Ergebnis wird Rogers RT/duroid 6010-Laminat mit \(\varepsilon _r=10,7\) für die hinzugefügten Platten verwendet. Die dielektrischen Platten sollten vorzugsweise so dünn wie möglich sein, um die endgültige Größe der zusammengebauten Struktur nur minimal zu beeinflussen. Allerdings führt, wie bereits erwähnt, ein dickeres Substrat zu einem dichteren Feldverteilungsmuster, was in unserem Fall ein wünschenswerter Faktor ist. Daher wird die Dicke von \(h_d=0,635\) mm aus den Standardwerten des RT 6010-Laminats ausgewählt, um das Gleichgewicht zwischen beiden Kriterien zu wahren.

Abbildung 10c zeigt das simulierte |E-Feld| auf der Platte, wenn es am SIW-Horn befestigt wird. Diese quasiplanare Feldverteilung übernimmt die Rolle einer Referenzwelle. Beachten Sie, dass es in diesem speziellen Fall keinen einzelnen SWL gibt, der die Referenzwelle anregt, sondern dass die Feldausdehnung von der Apertur die eigentliche Quelle für deren Erzeugung ist. Dadurch unterscheidet sich die vorgeschlagene Arbeit deutlich von den bisherigen holografisch basierten Leckwellenstrukturen, bei denen ein Feeder explizit entworfen und dediziert werden muss, um die erforderliche Referenzwelle auf der Führungsstruktur zu erzeugen. Unter Berücksichtigung der Wirkung der Metall-Via-Linse sind die Felder, die die Apertur erreichen, gleichmäßig und bilden folglich die präsentierten quasi-planaren Referenzwellen auf der Platte.

Um das EM-Hologramm abzuleiten, muss in der ersten Berechnungsrunde ein analytischer Ausdruck der Referenzwelle \(E_{\text {ref}}\) auf der dielektrischen Platte definiert werden. Für eine planare Wellenfront, die die dielektrische Platte in Richtung \(-x\) mit der Phasenkonstante \(\beta _{\text {ref}}=2\pi /\lambda _{\text {ref}}\) bewegt und Amplitude von A ist die Referenzwelle \(E_{\text {ref}}=A e^{j\beta _{\text {ref}} x}\). Aber in Bezug auf Abb. 10c sind die gekoppelten Oberflächenwellen auf der dielektrischen Platte nicht rein planar; Für ein EM-Hologramm besteht die allererste zu berücksichtigende Überlegung darin, das \(E_{\text {ref}}\)-Muster so genau wie möglich abzuschätzen. In diesem Fall kann eine aussagekräftigere Formulierung der Referenzwelle wie folgt definiert werden:

mit \(r_m=\sqrt{w_x (x-c_x)^2 + w_y (y-c_y)^2}\), was den geänderten radialen Abstand auf der xy-Ebene (auf der die Platte liegt) angibt. Diese Formulierung emuliert eine Punktquelle, die sich bei \((x=x_c, y=y_c)\) befindet und eine Art radiale Wanderwellen auf der xy-Ebene erzeugt. Die Idee besteht darin, diese Punktquelle weit von der Platte entfernt zu platzieren. Dann können die Radialwellen durch die entsprechende Gewichtung von \(w_x\) und \(w_y\) so abgestimmt werden, dass ein Teil der gesamten Ausbreitungsebene auf der Die Abmessungen der Platte ahmen das Muster von Abb. 10c genau nach. Die Gewichtungsfaktoren bestimmen, wie schnell sich die von der Punktquelle emittierten Wellen entlang der x- und y-Achse ändern würden; Daher können durch Ändern von \(w_x\) oder \(w_y\) verschiedene 2D-Muster gebildet werden. Dies ergibt in unserer Fallstudie \(\{w_x, w_y, c_x, c_y\}=\{0,4, 1, 0,275, 0\}\), wobei x und y in Metern angegeben sind. Das erhaltene Muster von \(E_{\text {ref}}\) auf der dielektrischen Platte ist in Abb. 11a dargestellt, die mit Abb. 10c übereinstimmt.

Anwendung der Holographietechnik auf der dielektrischen Platte Rogers RT/duroid 6010; (a) die quasi-planare Referenzwelle auf der Struktur, (b) die dielektrische Platte und die Richtung der beabsichtigten Strahlung in einem standardmäßigen rechtshändigen Koordinatensystem, (c) die Phasenlinienkarte der Objektwelle auf der Struktur, (d) berechnet EM-Hologramm und das entsprechende Metallstreifenmuster, genannt Oberflächenwellen-Recycler (SWR).

Der nächste Schritt besteht darin, die Phasenfront der Objektwelle \(E_{\text {obj}}\) auf der dielektrischen Schicht zu erfassen. Abbildung 11b zeigt die dielektrische Platte in einem standardmäßigen rechtshändigen Koordinatensystem mit der Richtung des beabsichtigten Strahls bei \((\theta _m=\pi /2, \phi _m=0)\). Unter der Annahme, dass eine Objektwelle entlang der gewünschten Strahlrichtung die dielektrische Platte beleuchtet, wird die Karte von \(E_{\text {obj}}\) auf der Platte mithilfe der folgenden Gleichung erhalten:

Dabei ist B die Amplitude und \(k_0\) der Wellenvektor der Raumwellen. Unter Anwendung dieser Gleichung und unter Berücksichtigung der Strahlrichtung ist das erhaltene Phasenfrontmuster in Abb. 11c dargestellt.

Als letzter Schritt erfolgt die Überlagerung der Gl. (2) und (3) führen zu einem Interferenzmuster, das das EM-Hologramm definiert, wie in Abb. 11d dargestellt.

Da für dieses spezielle Design keine individuelle SWL erforderlich ist, wird der Rekonstruktionsprozess durch Anbringen durchgehender Metallstreifen an den lokalen Maxima des berechneten Interferenzmusters zusammengefasst, wie in Abb. 11d dargestellt. Diese Streifen verkürzen an ihren Positionen die E-Feldlinien der Oberflächenwelle und bilden somit die Wurzeln des Interferenzmusters, aus dem der Strahl entstehen kann. Bezüglich Abb. 9b nennen wir das EM-Hologramm zusammen mit den entsprechenden Metallstreifen den „Surface-Waves-Recycler“ (SWR).

Um das SWR zu realisieren und dafür zu sorgen, dass das Hologramm die bestmögliche Reaktion liefert, muss die Breite des Streifens richtig gewählt werden. Ein zu schmaler Streifen kann von den geführten Wellen im Inneren der Platte nicht ertastet werden, während ein zu breiter Streifen das Muster der Referenzwelle so stark verzerrt, dass die nachfolgenden Prozesse nicht mehr gültig wären. Basierend auf unseren Simulationsergebnissen wurde \(w_s=0,25\) mm als optimaler Wert der Streifenbreite ermittelt. Daher werden ein paar Hologrammblätter mit dem Streifenmuster von Abb. 11d und der Streifenbreite von \(w_s\) auf beiden Seiten des entworfenen SIW-H-Ebenen-Horns angebracht, wodurch die endgültige Struktur entsteht, wie in Abb. 12 dargestellt. Weitere geometrische Parameter der Struktur (siehe Abb. 12a) sind \(w_{t1}=6,6\) mm, \(w_{t2}=5,8\) mm und \(w_{t3}=5,6\) mm. Das hergestellte SIW-H-Ebenen-Horn mit den beiden holografisch basierten SWRs ist in Abb. 12c dargestellt, mit einer vergrößerten Ansicht der modulierten Metall-Via-Linse in Abb. 12d. Die Struktur wird über einen 2,92-mm-Endstartverbinder gespeist, wie in Abb. 12e,f dargestellt.

Die endgültige Struktur. (a) Die Oberseite und (b) die Rückseite der simulierten Struktur, (c) das hergestellte SIW-H-Ebenen-Horn, belastet durch die entworfene modulierte Metall-Via-Linse, neben den beiden holografisch basierten SWRs, (d) das vergrößerte Ansicht der modulierten Metall-Via-Linse, (e) die zusammengebaute Struktur aus dem hinteren Blickwinkel und (f) aus dem oberen Blickwinkel.

Unter Berücksichtigung der fertig zusammengebauten Struktur sind die simulierten und gemessenen Reflexionskoeffizienten in Abb. 13 dargestellt und zeigen, dass die Struktur gut an die Betriebsfrequenz von \(f=30\) GHz angepasst ist. Der geringfügige Unterschied zwischen den Simulations- und Messergebnissen ist hauptsächlich auf Herstellungsmängel zurückzuführen, insbesondere hinsichtlich der Verbindung zwischen den mehreren Schichten des hergestellten Prototyps. Insbesondere bei den in dieser Arbeit untersuchten hohen Frequenzen können die Fertigungstoleranzen extrem eng sein und solche kleinen Defekte können die Antennenantwort beeinträchtigen.

Das simulierte und gemessene |S \(_{11}|\) des endgültigen zusammengebauten Designs.

Das simulierte |E-filed| Das Verteilungsmuster auf dem xz-Ebenenschnitt (der die Mitte der Struktur kreuzt) ist in Abb. 14a dargestellt. Anhand dieser Abbildung lässt sich deutlich erkennen, dass die rückwärtigen Oberflächenwellen aus Abb. 10a nun richtig manipuliert und in die Vorwärtsrichtung gekrümmt sind. Um eine realistischere Analyse zu ermöglichen, ist der Connector in die Simulationsumgebung eingebunden. Dies führt zu Abb. 14b, wo das Feld im Vergleich zu Abb. 14a nicht mehr symmetrisch zur x-Achse verteilt ist. Dies bedeutet, dass nicht erwartet werden kann, dass das entsprechende Strahlungsmuster in der E-Ebene symmetrisch ist. Noch wichtiger ist, dass der Steckverbinder die Intensität der Rückwärtswelle deutlich unterdrückt, was folglich die Rückstrahlstrahlung verringert. Somit hat der Stecker in unserem konkreten Fall einen konstruktiven Einfluss auf die Abstrahlcharakteristik. Das normalisierte simulierte Strahlungsmuster ohne Berücksichtigung des Steckers ist in Abb. 14c bei der Frequenz von \(f=30\) GHz mit der Verstärkung, SLL und F/B von 11,23 dBi, \(-17,02\) dB und dargestellt 13,21 dB bzw. Das Gegenergebnis für den Fall „Berücksichtigung des Steckers“ ist in Abb. 14d mit der entsprechenden Verstärkung, SLL und F/B von 11,71 dBi, \(-\,18,35\) dB bzw. 18,16 dB dargestellt. Das gemessene Strahlungsmuster bei \(f=30\) GHz ist in Abb. 14e mit der erhaltenen Verstärkung, SLL und F/B von 11,65 dBi, \(-17,94\) dB bzw. 17,02 dB dargestellt. Die Ergebnisse zeigen eine offensichtliche Zunahme (Abnahme) der Vorwärts-(Rückwärts-)Strahlung im Vergleich zu dem, was im Abschnitt „Laden von Implementierungs-, Simulations- und Messergebnissen“ berichtet wird. Dies deutet darauf hin, dass im Vergleich zum herkömmlichen SIW-H-Plane-Horn die gemessene Verstärkung und F/B um 6,44 dB bzw. 11,13 dB erhöht sind, während der SLL um 12,92 dB reduziert wird. Die simulierten Strahlungsmuster der Struktur bei \(f=29,5\) GHz und \(f=30,5\) GHz sind in Abb. 14f,g mit der Verstärkung von 9,33 dBi bzw. 10,52 dBi dargestellt. Die entsprechenden Messergebnisse sind in Abb. 14h,i mit der jeweiligen Verstärkung von 9,15 dBi und 10,24 dBi dargestellt. Da es sich bei den angebrachten EM-Hologrammen um Leckwellenstrukturen handelt, sind ihre Reaktionen frequenzabhängig. Dies bedeutet, dass die Richtung der Leckstrahlen durch Durchlaufen der Frequenz geändert wird. Das Hologrammmuster wird bei \(f=30\) GHz berechnet, daher zeigt die Struktur bei dieser Frequenz ihre beste Leistung, da die konstruierten Strahlen bei dieser Frequenz stark auf den Objektstrahl ausgerichtet sind.

Abbildung 14j zeigt die getestete Antenne (AUT) in einer schalltoten Kammer im Aufbau zur Messung des H-Ebenen-Strahlungsmusters. Das Messverfahren besteht darin, das AUT um die Achse seines Halters zu drehen und dabei von einer Referenzantenne (in unserem Fall einer Hornantenne mit bekannten Eigenschaften) beleuchtet zu werden. Anschließend wird das System kalibriert und die empfangene Leistung bei jedem einzelnen Drehwinkel erfasst, um die Darstellung des Strahlungsmusters über den gesamten Winkelbereich abzuleiten. Die gleichen Schritte werden wiederholt, um das Strahlungsmuster der E-Ebene zu lesen, wobei der AUT um \(90^{\circ }\) um seine Längsachse gedreht ist, wie in Abb. 14j dargestellt.

Leistung des fertig montierten Prototyps. Das simulierte |E-filed| Verteilungsmuster bei 30 GHz auf dem xz-Ebenenschnitt, der die Mitte der Struktur kreuzt, für den Fall (a) ohne und (b) mit dem Stecker. Das normalisierte Strahlungsmuster bei 30 GHz: (c) simuliert ohne Stecker, (d) simuliert mit Stecker, (e) gemessen. Das normalisierte simulierte Strahlungsmuster (unter Berücksichtigung des Steckers) bei (f) 29,5 GHz und (g) 30,5 GHz. Das Pendant misst bei (h) 29,5 GHz und (i) 30,5 GHz. (j) Die zu testende Antenne (AUT) in einer schalltoten Kammer (Messung des H-Ebenen-Strahlungsmusters).

Um ein klares Bild des Einflusses jeder manipulierenden Komponente zu erhalten, sind die entsprechenden Strahlungseigenschaften bei Vorhandensein jeder Komponente in Tabelle 2 zusammengefasst. Dies zeigt, dass, wenn die holografischen Metallstreifen der phasenkorrigierten Struktur hinzugefügt werden (belastet durch modulierte Metallkontakte). (Objektiv) werden Verstärkung und F/B offensichtlich verbessert, aber die Nebenkeulen sind leicht gewachsen. Dies ist auf die Umlenkung der SWs auf den Platten zurückzuführen, die sich sowohl auf die Haupt- als auch auf die Nebenkeulen auswirkt. Der erhaltene endgültige SLL ist jedoch immer noch weitaus besser als die ursprüngliche Struktur.

Wie bereits erwähnt, ist die Größe des Hologramms ein wichtiger Faktor für die richtige Reaktion. Dies bedeutet, dass der rekonstruierte Balken umso besser geformt ist, je größer die Substratschicht ist. In unserem speziellen Fall ist die Größe der Hologramme relativ klein (da sie auf die physischen Ränder des SIW-H-Ebenen-Horns beschränkt sind), aber die Strahlungsmetriken zeigen deutlich, dass das Vorhandensein der entworfenen SWRs produktiv genug ist, um sie zu verbessern die Strahlungseigenschaften.

Eine Vergleichsstudie zwischen der vorgeschlagenen Arbeit und dem Stand der Technik zu manipulierten SIW-H-Ebenen-Hornantennen ist in Tabelle 3 dargestellt. Beachten Sie, dass in einigen dieser Arbeiten ein Array aus den entworfenen Elementen gebildet wird. Um einen aussagekräftigen Vergleich mit anderen Werken zu ermöglichen, werden die gemeldeten Daten in diesen Fällen mit der Leistung des jeweiligen Einzelelements korrespondiert. Basierend auf dieser Studie kann unsere eingesetzte Hybridtechnik praktisch die folgenden Vorteile gegenüber den anderen Werken bieten: Bei einem moderaten Grad an Herstellungskomplexität, zusammenfassend zum Drucken von drei Platinen und deren Verbindung, ist die vorgeschlagene Manipulationstechnik der einzige Fall, der den Gewinn, die SLL und das F/B insgesamt verbessert. Der erreichte Gesamtgewinn ist höher als bei allen anderen SIW-Horngeräten, die ein Fächerstrahl-Strahlungsmuster erzeugen. In Ref. 16 wird eine Antenne mit hohem Gewinn vorgeschlagen, diese Struktur ist jedoch so konzipiert, dass sie einen scharfen Bleistiftstrahl bildet (die Apertur ist in einem 2D-Format geformt, bei dem die Dicke der Struktur um fast das Sechsfache vergrößert wird), was mit unserem Vorschlag nicht vergleichbar ist Fächerstrahlantenne. Unter Berücksichtigung des Unterschieds zwischen der anfänglichen und der endgültigen Strahlungscharakteristik verringert sich die SLL in der vorgeschlagenen Struktur im Vergleich zu anderen Arbeiten am stärksten.

Durch Manipulation der elektromagnetischen Wellen im Flare-Bereich eines SIW-H-Ebenen-Horns wird eine phasenkorrigierte Struktur erhalten. Die vorgeschlagene Methode besteht darin, die Phase an bestimmten Abtastpunkten mithilfe eines Satzes von Elementarzellen zu regulieren. Jede Elementarzelle enthält zwei Irisblenden mit einem Abstand von \(\lambda _g/4\) entlang der Längsachse, während der Durchmesser der Durchkontaktierungen moduliert wird und unterschiedliche Werte aufweist, wenn wir uns entlang der Querachse bewegen. Diese Durchkontaktierungen bilden insgesamt eine Linse, die zu einer Strahlungsapertur führt, die von einer quasi-gleichmäßigen Phasenverteilung profitiert und eine bessere Leistung in Bezug auf Verstärkung und SLL erzielt.

Anschließend wird eine holografisch basierte Methode vorgestellt, um die rückwärtigen Oberflächenwellen an den breiten Wänden des SIW-H-Ebenen-Horns zu nutzen und sie nach vorne zu lenken, um die Verstärkung noch weiter zu erhöhen und die Rückkeule zu verringern. Um dies zu erreichen, wird ein Muster aus Metallstreifen abgeleitet und auf ein paar dielektrische Platten gedruckt, die dann an beiden breiten Wänden montiert werden.

Durch die Kaskadierung der oben genannten Verfahren ist eine Hybridtechnik in der Lage, die drei Strahlungseigenschaften Verstärkung, SLL und F/B gleichzeitig zu verbessern. Die Struktur wird dort entworfen, hergestellt und getestet, wo sie ihre beste Leistung bei der vorgesehenen Frequenz von 30 GHz über ihre 1-GHz-Bandbreite zeigt.

Die Daten, die die Ergebnisse dieser Studie stützen, sind auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

Xu, F. & Wu, K. Geführte Wellen- und Leckeigenschaften von substratintegrierten Wellenleitern. IEEE Trans. Mikrowelle. Theorie Tech. 53, 66–73 (2005).

Artikel ADS Google Scholar

Deslandes, D. & Wu, K. Genaue Modellierung, Wellenmechanismen und Designüberlegungen eines substratintegrierten Wellenleiters. IEEE Trans. Mikrowelle. Theorie Tech. 54, 2516–2526 (2006).

Artikel ADS Google Scholar

Li, Z., Wu, K. & Denidni, TA Ein neuer Ansatz für eine integrierte Hornantenne. Im Jahr 2004 10. Internationales Symposium für Antennentechnologie und angewandte Elektromagnetik und URSI-Konferenz, 1–3 (IEEE, 2004).

Wang, H., Fang, D.-G., Zhang, B. & Che, W.-Q. H-Ebenen-Hornantennen mit integriertem Wellenleiter (SIW) mit dielektrischem Substrat und integriertem Wellenleiter. IEEE Trans. Antennenpropag. 58, 640–647 (2010).

Artikel ADS Google Scholar

Cai, Y., Qian, Z.-P., Zhang, Y.-S., Jin, J. & Cao, W.-Q. Bandbreitenerweiterung einer SiW-Hornantenne, die mit einer perforierten dielektrischen Platte mit Luftdurchgang bestückt ist. IEEE-Antennen Wirel. Propag. Lette. 13, 571–574 (2014).

Artikel ADS Google Scholar

Gong, L., Chan, KY & Ramer, R. Substratintegrierte Hohlleiter-H-Ebenen-Hornantenne mit verbessertem Vorder-zu-Rücken-Verhältnis und reduziertem Nebenkeulenpegel. IEEE-Antennen Wirel. Propag. Lette. 15, 1835–1838 (2016).

Artikel ADS Google Scholar

Luo, Y. & Bornemann, J. Substratintegrierte Wellenleiter-Hornantenne auf dünnem Substrat mit Rückkeulenunterdrückung und ihre Anwendung auf Arrays. IEEE-Antennen Wirel. Propag. Lette. 16, 2622–2625 (2017).

Artikel ADS Google Scholar

Mohammadi-Parastoo, M., Mohammad-Ali-Nezhad, S. & Saviz, S. Feldanpassung an der Apertur der kompakten Siw-Hornantenne unter Verwendung eines genetischen Algorithmus. Int. J. Numer. Modell. Elektron. Netw. Gerätefelder 33, e2738 (2020).

Google Scholar

Eskandari, H., Albadalejo-Lijarcio, JL, Zetterstrom, O., Tyc, T. & Quevedo-Teruel, O. H-Ebenen-Hornantenne mit verbesserter Richtwirkung unter Verwendung konformer Transformationsoptik. Sci. Rep. 11, 1–9 (2021).

Artikel Google Scholar

Wang, L. et al. Phasenkorrigierte, substratintegrierte Hohlleiter-H-Ebenen-Hornantenne mit eingebetteten Metall-Via-Arrays. IEEE Trans. Antennenpropag. 62, 1854–1861 (2014).

Artikel ADS Google Scholar

Sun, D. & Xu, J. Kompakte phasenkorrigierte H-Ebenen-Hornantenne mit langsamen Wellenstrukturen. IEEE-Antennen Wirel. Propag. Lette. 16, 1032–1035 (2017).

Artikel ADS Google Scholar

Bayat-Makou, N. & Kishk, AA Substratintegrierte Hornantenne mit gleichmäßiger Aperturverteilung. IEEE Trans. Antennenpropag. 65, 514–520 (2016).

Artikel ADS Google Scholar

Mateo, J., Torres, AM, Belenguer, A. & Borja, AL Hocheffiziente und gut abgestimmte Hohlleiter-H-Ebenen-Hornantenne mit leerem Substrat. IEEE-Antennen Wirel. Propag. Lette. 15, 1510–1513 (2016).

Artikel ADS Google Scholar

Kumar, H. & Kumar, G. Koaxial gespeistes Substrat, integrierte Hohlleiter-H-Ebenen-Hornantenne mit luftgefüllter konkaver Struktur. Im Jahr 2018 IEEE International Symposium on Antennas and Propagation & USNC/URSI National Radio Science Meeting, 1919–1920 (IEEE, 2018).

Wang, L., Esquius-Morote, M., Qi, H., Yin, X. & Mosig, JR Phasenkorrigierte H-Ebenen-Hornantenne in Gap-SiW-Technologie. IEEE Trans. Antennenpropag. 65, 347–353 (2017).

Artikel ADS Google Scholar

Jamshidi-Zarmeri, H. & Neshati, MH Design und Entwicklung einer SiW-H-Plane-Hornantenne mit hoher Verstärkung, beladen mit Wellenleiter, Dipol-Array und Reflektornägeln unter Verwendung eines dünnen Substrats. IEEE Trans. Antennenpropag. 67, 2813–2818 (2019).

Artikel ADS Google Scholar

Bayat-Makou, N., Sorkherizi, MS & Kishk, AA Substratintegrierte Hornantenne mit offenen parallelen Übergängen. IEEE-Antennen Wirel. Propag. Lette. 16, 349–351 (2017).

Artikel ADS Google Scholar

Esquius-Morote, M., Fuchs, B., Zürcher, J.-F. & Mosig, JR Neuartige dünne und kompakte H-Plane-SiW-Hornantenne. IEEE Trans. Antennenpropag. 61, 2911–2920 (2013).

Artikel ADS Google Scholar

Qi, MQ et al. Unterdrückung von Nebenkeulenstrahlungen der Hornantenne durch Laden der Metamateriallinse. Wissenschaft. Rep. 5, 9113 (2015).

Artikel CAS Google Scholar

Chen, X. & Ge, Y. Verbesserung der Strahlungsleistung einer Pyramidenhornantenne durch Belastung einer Subwellenlängen-Metaoberfläche. IEEE Access 5, 20164–20170 (2017).

Artikel Google Scholar

Rusch, C. Holographische Antennen. In Handbook of Antenna Technologies (Hrsg. Chen, ZN et al.) 2689–2725 (Springer, Berlin, 2016).

Kapitel Google Scholar

Quevedo-Teruel, O., Ebrahimpouri, M. & Ghasemifard, F. Linsenantennen für 5g-Kommunikationssysteme. IEEE-Komm. Mag. 56, 36–41 (2018).

Artikel Google Scholar

Deslandes, D. & Wu, K. Designüberlegungen und Leistungsanalyse von substratintegrierten Wellenleiterkomponenten. Im Jahr 2002 32. Europäische Mikrowellenkonferenz, 1–4 (IEEE, 2002).

Shafiq, Z., Kuznetcov, M., Buendia, VG-G., Anagnostou, DE & Podilchak, SK Eine planare Hornantenne für die TM-Oberflächenwellenausstrahlung unter Verwendung der substratintegrierten Wellenleitertechnologie. Im Jahr 2019 13. Europäische Konferenz zu Antennen und Ausbreitung (EuCAP), 1–3 (IEEE, 2019).

Yang, F. & Rahmat-Samii, Y. Oberflächenelektromagnetik: Mit Anwendungen in der Antennen-, Mikrowellen- und optischen Technik (Cambridge University Press, Berlin, 2019).

Buchen Sie Google Scholar

Araghi, A., Khalily, M., Xiao, P. & Tafazolli, R. Holografisch basierte Leckwellenstrukturen: Umwandlung geführter Wellen in Leckwellen. IEEE Microwave Mag. 22, 49–63 (2021).

Artikel Google Scholar

Fong, BH, Colburn, JS, Ottusch, JJ, Visher, JL & Sievenpiper, DF Skalare und tensorholographische künstliche Impedanzoberflächen. IEEE Trans. Antennenpropag. 58, 3212–3221 (2010).

Artikel ADS Google Scholar

Minatti, G., Caminita, F., Casaletti, M. & Maci, S. Spiralleckwellenantennen basierend auf modulierter Oberflächenimpedanz. IEEE Trans. Antennenpropag. 59, 4436–4444 (2011).

Artikel ADS MathSciNet Google Scholar

Rusch, C., Schäfer, J., Gulan, H., Pahl, P. & Zwick, T. Holographische mmw-Antennen mit \({TE_0}\) und \({TM_0}\) Oberflächenwellenwerfern für Frequenz- Scannen von FMCW-Radargeräten. IEEE Trans. Antennenpropag. 63, 1603–1613 (2015).

Artikel ADS Google Scholar

Referenzen herunterladen

Die Arbeit von O. Yurduseven wurde vom Leverhulme Trust im Rahmen des Research Leadership Award RL-2019-019 gefördert.

Heimat der 5G- und 6G-Innovationszentren, Institute for Communication Systems (ICS), University of Surrey, Guildford, GU2 7XH, Großbritannien

Ali Araghi, Mohsen Khalily, Pei Xiao und Rahim Tafazolli

Fakultät für Elektronik, Elektrotechnik und Informatik, Zentrum für drahtlose Innovation, Queen's University Belfast, Belfast, BT3 9DT, Großbritannien

Okan Yurduseven

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

AA schlug die Hauptidee dieser Arbeit vor und verfasste die Arbeit. MK und OY haben das Papier technisch kommentiert und überarbeitet. PX und RT überprüften das Manuskript.

Korrespondenz mit Ali Araghi.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

Springer Nature bleibt neutral hinsichtlich der Zuständigkeitsansprüche in veröffentlichten Karten und institutionellen Zugehörigkeiten.

Open Access Dieser Artikel ist unter einer Creative Commons Attribution 4.0 International License lizenziert, die die Nutzung, Weitergabe, Anpassung, Verbreitung und Reproduktion in jedem Medium oder Format erlaubt, sofern Sie den/die Originalautor(en) und die Quelle angemessen angeben. Geben Sie einen Link zur Creative Commons-Lizenz an und geben Sie an, ob Änderungen vorgenommen wurden. Die Bilder oder anderes Material Dritter in diesem Artikel sind in der Creative Commons-Lizenz des Artikels enthalten, sofern in der Quellenangabe für das Material nichts anderes angegeben ist. Wenn Material nicht in der Creative-Commons-Lizenz des Artikels enthalten ist und Ihre beabsichtigte Nutzung nicht gesetzlich zulässig ist oder über die zulässige Nutzung hinausgeht, müssen Sie die Genehmigung direkt vom Urheberrechtsinhaber einholen. Um eine Kopie dieser Lizenz anzuzeigen, besuchen Sie http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Nachdrucke und Genehmigungen

Araghi, A., Khalily, M., Yurduseven, O. et al. Geführte Wellenmanipulation in einer SIW-H-Ebenen-Hornantenne durch Kombination von Phasenkorrektur und holographischer Leckage. Sci Rep 12, 11234 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-15123-8

Zitat herunterladen

Eingegangen: 06. April 2022

Angenommen: 20. Juni 2022

Veröffentlicht: 04. Juli 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-15123-8

Jeder, mit dem Sie den folgenden Link teilen, kann diesen Inhalt lesen:

Leider ist für diesen Artikel derzeit kein Link zum Teilen verfügbar.

Bereitgestellt von der Content-Sharing-Initiative Springer Nature SharedIt

Durch das Absenden eines Kommentars erklären Sie sich damit einverstanden, unsere Nutzungsbedingungen und Community-Richtlinien einzuhalten. Wenn Sie etwas als missbräuchlich empfinden oder etwas nicht unseren Bedingungen oder Richtlinien entspricht, kennzeichnen Sie es bitte als unangemessen.