基于基片集成波导的正反渐变槽整流天线阵列的研究

基于基片集成波导的正反渐变槽
整流天线阵列的研究
何繁繁，洪伟，吴柯，汤红军，陈继新
（东南大学信息科学与工程学院，毫米波国家重点实验室，南京 210096）摘 要：本文提出和设计Ka波段基片集成波导馈电的正反渐变槽整流天线阵列。

基于基片集成波导技术的整流器通过全波仿真软件和谐波平衡法联合仿真实现。

基片集成波导馈电的正反渐变槽整流天线单元和1×4阵列在低成本的标准PCB工艺上设计和制作。

当频率为30 GHz时，所测得的基片集成波导馈电正反渐变槽天线单元的增益为12 dBi，同时测得整流电路的射频-直流转换效率为27.4％。

在1×4的整流天线阵列中，总直流输出功率约为四个单元整流天线直流输出功率之和。

关键词：电子技术；整流天线阵列；全波电磁仿真和谐波平衡法；正反渐变槽天线；基片集成波导；整流器
中图分类号：TN454文献标识码：A 文章编号：1673－7180(2008)01－0059－6
Substrate integrated waveguide rectenna array using antipodal linearly
tapered slot antenna
HE Fanfan，HONG Wei，WU Ke，TANG Hongjun，CHEN Jinxin
( State Key Lab. of Millimeter Waves, School of Information Science and Engineering,
Southeast University, Nanjing 210096 )
Abstract: A Ka-band rectenna array employing the substrate integrated waveguide (SIW) technique with antipodal linearly tapered slot antenna (ALTSA) is proposed and presented in this paper. Rectifiers based on the SIW are simulated and designed by using a combined method of full-wave electromagnetic field simulation and harmonic balance (HB) nonlinear circuit analysis. Single SIW-ALTSA rectenna and 1×4 rectenna array are designed and fabricated with a low-cost standard PCB process. The measured gain of each SIW-ALTSA block is about 12 dBi in 30GHz band, and also the obtained RF-to-DC conversion efficiency of the corresponding rectifier is 27.4%. The measured output DC power of the 1×4 rectenna array is approximately the sum of the four rectennas.
Key words: electronics technology；rectenna array；full-wave electromagnetic field simulation and harmonic balance (HB) nonlinear analysis；Antipodal Linearly Tapered Slot Antenna (ALTSA)；Substrate Integrated Waveguide (SIW)；rectifier
基金项目：国家自然科学基金委“创新群体”基金(60621002)
作者简介：何繁繁(1980—)，男，博士研究生
通讯联系人：洪伟，教授. E-mail：weihong@
在太阳能卫星，空间站等系统中，微波功率传输是一种解决空对空或空对地功率传输的重要技术[1~3]。

在微波功率传输中，首先直流功率在发射端被转换成微波功率，然后通过天线来发射，而在接收端，微波功率由特殊的天线阵列接收并最终转换成直流功率。

其中，接收天线和整流器是这个传输系统中最重要的器件。

Brown把它们合在一起命名为整流天线[1]。

从19世纪60年代以来，整流天线一直受到广泛的关注和研究。

早期的研究主要集中在2.45 GHz 这个频段，最高的转换效率高达91.4％[4]。

从19世纪80年代开始，随着半导体和平面电路技术的发展，整流天线的研究重点开始转向微波毫米波频段和双极化、圆极化等天线形式。

1992年，K. Chang首次设计了X波段和Ka波段整流天线，射频-直流转换效率分别为60％和39％[5]。

然而在这些整流天线设计中，单元天线形式一般都为低增益的偶极子和贴片天线。

低增益天线降低了整流天线接收微波功率的能力，故为了输出高的直流功率，需要大大增加整流天线单元数目，这也增加了系统体积。

特别在毫米波传输系统中，这会将增加系统的成本。

提高单元天线的增益是解决这个问题的办法。

本文利用高增益的基片集成波导馈电的正反线性渐变槽天线作为接收单元，直接集成基片集成波导整流器来实现Ka整流天线。

基片集成波导是近年来提出的新型导波结构，这种新结构与微带线相比，具有Q值高，全封闭，功率容量大等优点。

目前，已经有许多关于SIW器件的研究报道[6~8]。

其中Z. C. Hao提出了基于SIW馈电的正反线性渐变槽天线阵列（SIW-ALTSA）[9]。

由于采用SIW馈电，SIW-ALTSA 也具有全封闭，功率容量大等特点，因此它能解决用微带线馈电的正反线性渐变槽天线存在寄生辐射。

这里还提出利用SIW固有的接地特性来实现良好的直流回路，避免了在微带上打金属通孔达到接地的目的。

1 SIW-ALTSA的实现
图1为SIW-ALTSA的3维结构图。

深灰色表示基片上下表面的金属，而淡灰色表示基片。

SIW馈电部分通过上下两层金属的公共部分很容易地渐变到ALTSA。

因为SIW的主模工作在TE10模，是垂直极化的场，而ALTSA是水平极化的场。

SIW-ALTSA很简单巧妙地实现了这种极化变换以及不平衡到平衡的转换，同时也实现了ALTSA和SIW之间的阻抗匹配。

实验样品采用标准印刷电路板（PCB工艺）制作，介质基片的厚度为0.508 mm，介电常数为2.2，介质损耗正切为0.0009的ROGERS 5880。

表1为SIW-ALTSA的结构参数。

图2和图3分别显示了SIW-ALTSA回波损耗S11和方向图的测试结果。

从图2和图3可知，该天线具有宽带特性。

天线在30 GHz的增益高达12 dBi，非常适合毫米波系统的应用。

图1 SIW-ALTSA的3维结构图以及结构参数
Fig. 1 Physical 3D configuration and parameters of
SIW-ALTS
表1 SIW-ALTSA结构参数
Table 1 Parameters of SIW-ALTSA
图2 SIW-ALTSA仿真和测试回波损耗
Fig. 2 Simulated and measured return losses of an
SIW-ALTSA cell
D/mm 0.4 L taper /mm 1.5
S/mm 0.8 L t /mm 30
L SIW /mm 5 A W/mm 2.1
W SIW/mm 5.8 α/degree 13.2
W50/mm 1.6 W1/mm 2.86
W taper/mm 2.3 W A/mm 12.07
图3 在30GHz 时，SIW-ALTSA 的测试方向图 Fig. 3 Measured normalized radiation patterns for an
SIW-ALTSA. at 30GHz.
2 SIW 整流器的设计和试验
在微波整流器的设计中，二极管是获得高射频-直流转换效率最重要的器件。

在毫米波波段，通常用GaAs-Schottky 二极管来实现整流电路，因为它有较小的串联电阻，从而降低了在二极管上的功率损耗。

本文用高串联阻抗Si-Schottky 来验证基于SIW 技术的整流器的可行性。

二极管的参数为寄生串联电阻R S =45 Ω，零偏置结电容C jo =0.08 PF 以及跳线电感L =0.5 nH 。

图4显示了串联二极管整流器的原理框图。

在射频输入端和二极管之间为匹配电路，让二极管完全吸收射频功率进行整流转换。

在二极管的输出端为λ/4开路短路线，用来短路射频信号。

最后连接一个负载电阻来接收直流功率。

整流器的射频-直流转换效率定义为DC in /P P η=，其中in P 是
输入的射频功率2
DC out
L /P V R =。

图4 整流器的原理框图
Fig. 4 Schematic configuration of rectifier circuit
为了设计整流器，我们首先需要确定二极管的
输入阻抗。

当二极管输出端连接λ/4开路短路线时，通过矢量网络分析仪测得的输入阻抗如图5所示。

然后把测试所得的S 参数导入仿真软件ADS ，就可以设计出初始的匹配电路。

最后用谐波平衡法和负载牵引法来优化匹配电路参数和负载电阻的大小，从而获得最优的射频-直流转换效率。

图6显示了最后设计的匹配电路的结构和参数。

第一部分为微带匹配电路，用来匹配二极管。

第二部分为微带到SIW 的过渡，用来提供直流回路。

当30 GHz 信号的输入功率分别为1.6 mW 、8 mW 和79.4 mW 时，我们用不同的负载电阻来接收直流功率，从而获得最佳的负载电阻，如图7所示。

在三种不同功率的激励下，最大直流功率都在当负载电阻R L 为240 Ω附近获得。

图8显示了当负载电阻R L =240 Ω时，射频-直流转换效率随输入功率变化的曲线。

我们可以看到当输入功率为79.4 mW 时，测试所得的射频-直流转换效率达到最大的27.4％。

freq (15.00GHz to 35.00GHz)
S (1,1)
图5 测得的二极管散射参数
Fig. 5 Measured diode’s scattering parameters
图6 匹配电路结构图和参数（单位：mm）Fig. 6 Configuration and parameters of the matching
circuits (unit: mm)
图7 不同输入功率下，直流输出功率随负载电阻变化曲线Fig. 7 Rectifying DC power versus the load with different
input power
图8 直流输出功率随输入功率变化曲线
Fig. 8 Simulated and measured single rectifier efficiency curves at 30 GHz for 240 Ω loading 3 整流天线阵列的设计和测试
1×4整流天线阵列由四个整流天线单元并联实现，如图9和图10所示。

因为SIW到微带的过渡是SIW-ALTSA和整流器共同的部分，所以它们可以直接集成在一起，无需其他过渡电路。

由于单元天线宽度较宽，使整流天线单元之间存在较大的间距，这会在整流天线单元之间产生口径无法覆盖的区域，从而降低了阵列在相同面积内接收功率的能力。

为了减少整流天线之间的间距，相邻单元在宽度为W1区域内上下表面金属覆盖在一起，从而使天线之间的间距减小了W1。

在这种情况下，测得的阵列中天线之间的互耦都低于-20 dB，所以天线之间的互相干扰可以忽略不计。

在整流天线阵列输出端，需要设计一个直流合成电路来输出总的直流输出功率。

产生直流电压或者电流的每个整流天线单元可以看成是一个直流源。

对于串联阵列，所有单元直流电压相加合成总的输出功率，则需要比整流天线单元更大的匹配负载；对于并联阵列，所有单元直流电流相加合成总的输出功率，则需要比整流天线单元更小的匹配负载。

因为整流器的最佳匹配负载为240 Ω，所以对于1×4并联整流天线阵列的最佳匹配负载应为60 Ω。

图9中的实线表示单元整流天线的测试，而虚线表示阵列的合成。

图9 SIW-ALTS整流天线阵列的结构框图
Fig. 9 Layout of the rectenna array based on the
SIW-ALTSA array
图10 SIW-ALTS 整流天线阵列的实物照片 Fig. 10 Photo for the rectenna array based on the
SIW-ALTSA array
整流天线阵列的测试框图如图11所示。

在测试中，低频信号通过混频来实现30 GHz 的毫米波信号，然后利用标准线极化喇叭天线来照射整流天线阵列。

如果照射在阵列上的是平面波，那么阵列中的每单元天线都能接收相同的微波功率，就可以用功率密度来计算和衡量整流天线阵列的射频-直流转换效率。

然而由于缺少高功率的源，这里采用近场测试的方法来测量整流天线阵列的射频-直流转换效率和直流合成效率。

因为在近场测试中，照射在阵列上的是非平面波，所以不能直接用功率密度来计算。

这里我们把一个与整流天线阵列相同的天线阵列放在整流阵列测试的位置上，来测量整流天线中各个单元天线所接收到的功率。

天线1和4或者天线2和3能接收到相同的功率，同时天线2和3
接收的功率是天线1
和4的两倍。

图11 SIW-ALTS 整流天线阵列的测试框图 Fig. 11 Rectenna array measurement setup
图12 直流输出功率随总输入功率变化的曲线
Fig. 12 Rectifying output DC power versus the total input
power received by array
图13 直流输出电压随总输入功率变化的曲线 Fig. 13 Rectifying output DC voltages versus the total input
power received by the array
整流天线阵列中的每个单元以及阵列的直流功率和电压如图12和13所示，其中P in 为阵列接收的总功率。

p i 和 v i (i =1, 2, 3, 4)分别表示从左到右整流天线单元的直流功率和电压。

阵列中的每个整流天线单元的直流输出功率和电压都是在负载电阻R L
=240 Ω
时独立测得，而阵列总的直流输出功率和电
压是在负载电阻R L =240 Ω和R L =60 Ω时测得。

整流天线1和4的直流输出功率是一致的，而整流天线2和3却有些差异。

因为天线2和3接收的微波功率相同，所以我们认为这种差异是由二极管的不一致性造成的。

当P in <3 mW 时，在R L =60 Ω和R L =240 Ω两种情况下获得的阵列总直流输出功率差别很小，而当P in >3 mW 时，前者获得的直流功率大于后者。

图7能够很好地解释这个现象。

当阵列接收到的功率为6 mW 时，此时整流天线1或者4和2或者3接收到的功率为1 mW 和2 mW ，同时相对应的射频-直流转换效率分别为5％和10％。

它们的转换效率基本上和整流器的转换效率是一致的，如图6所示。

此时，整流天线阵列的总直流输出功率和射频-直流转换效率效率分别为0.45 mW和7.5％。

4 结论
本文设计和实现了基于基片集成波导技术的Ka 波段线性极化整流天线阵列。

首先通过全波仿真软件仿真设计SIW-ALTSA，回波损耗和方向图的测试结果验证了该天线具有宽带和高增益特性。

因为SIW技术易于与平面形式的有源器件相集成，所以基于SIW的整流器和SIW-ALTSA能够有效地集成在一起。

伴随测试结果，我们讨论了整流天线单元和阵列的射频-直流转换效率和输出功率。

通过上面的方法很容易推广到2维结构，从而组成更大的阵列。

为了提高射频-直流转换效率，就必须采用GaAs-Schottky二极管来实现整流电路。

[参考文献] (References)
[1]Glaser P E. Power from the sun: Its future [J]. Science, 1968 ,
162 :857~886.
[2]Naoki S, Hiroshi M. Experimental study of large rectenna
array for microwave energy transmission [J]. IEEE Trans.
Microwave Theory Tech., 1998, 46: 261~268. [3]McSpadden J O, Little F E, Duke M B, et al. An in-space
wireless energy transmission experiment [A]. Proc. IECEC
Energy Conversion Engineering Conf.[C], 1996, 1: 468~473. [4]Brown W C. Electronic and mechanical improvement of the
receiving terminal of a free-spacemicrowave power transmission system [R]. Raytheon Co., Wayland, MA, Tech.
Rep. PT-4964, NASA Report No. CR-135194, NASA Contract
No. NAS 3-19722, p. 66, Aug. 1977.
[5]Yoo T W, Chang K. Theoretical and experimental development
of 10 and 35 GHz rectennas [J]. IEEE Trans. Microwave
Theory Tech., 1992, 40(6): 1259~1266.
[6]XU F, ZHANG Y L, HONG W, et al. Finite-difference
frequency-domain algorithm for modeling guided-wave properties of substrate integrated waveguide [J]. IEEE Trans.
Microw. Theory Tech., 2003, 51(11): 2221~2227.
[7]CHEN J X, HONG W, HAO Z C, et al. Development of a low
cost microwave mixer using a broad-band substrate integrated
waveguide (SIW) coupler [J]. IEEE Microw. Wireless Compon.
Lett., 2006, 16(2): 84~86.
[8]Cassivi Y, Wu K. Low cost microwave oscillator using
substrate integrated waveguide cavity [J]. IEEE Microw.
Wireless Compon. Lett., 2003, 13(2): 48~50.
[9]HAO Z C, HONG W, CHEN J X, et al. A novel feeding
technique for antipodal linearly tapered Slot Antenna Array
[A]. IEEE MTT-S Int. Microwave Symp. Dig [C], 2005:
1641~1643.。