RU2180152C1 - Broad-band antenna array and its pulse excitation method - Google Patents

Abstract

FIELD: radio engineering; antenna arrays for communication systems, radars, and radio control. SUBSTANCE: method involves synchronous conversion of dc voltage into electromagnetic pulse field across each input of horn radiator, spatial field modulation in amplitude and phase including number of each antenna of array and its spatial position so that desired total phase-amplitude distribution and minimal error in wave impedance are attained. Broad-band antenna array has n horn radiators arranged at several elevations; each horn radiator is formed by gradual transition of strip line into horn radiator of array in planes E and H; all horn radiators are electrically interconnected to form integrated spatial aperture of array; each horn radiator has pulse signal shaper that functions to convert dc voltage into pulse; shaper output is loaded into strip line of horn radiator. Array uses pulses lower than 2 ns in length and provides for better matching (reduced voltage standing- wave ratio at pulse excitation. EFFECT: reduced field loss. 2 cl, 11 dwg

Description

Изобретения относятся к области радиотехники, в частности к антенной технике, и могут использоваться при проектировании антенных решеток для систем связи, локации и радиоэлектронной борьбы, реализуемых на принципах излучения коротких импульсов без несущей частоты. The invention relates to the field of radio engineering, in particular to antenna technology, and can be used in the design of antenna arrays for communication systems, location and electronic warfare, implemented on the principles of emission of short pulses without a carrier frequency.

Наиболее близким по технической сущности к заявляемому способу импульсного возбуждения широкополосной антенной решетки (прототипом) является способ возбуждения широкополосной антенной решетки (АР), описанный в Российском патенте (см. заявку 99118983/09(020263, МПК Н 01 Q 21/ 06, 1999, по которой принято решение о выдаче патента). В известном техническом решении:
- преобразуют информативный сигнал в электромагнитное поле с линейной поляризацией, например, на полосковой линии;
- разделяют полученное поле по амплитуде на n частей по числу рупорных излучателей в решетке;
- модулируют каждую составляющую электромагнитного поля, полученную в результате трансформации по пространственной фазе так, чтобы получить минимальное рассогласование по волновому сопротивлению и заданное суммарное амплитудно-фазовое распределение, а параметры пространственной модуляции определяют из соотношений
λ $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{min}}$ /16 ≤ b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ +b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ ; (1)
b_E1≤D_E1>/2; (2)
b_H1≤D_H1>/2; (3)
N²•D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ +M²•D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ ≥ λ $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{max}}$ /4; (4)
где λ_min- минимальная длина волны требуемого рабочего диапазона частот антенной решетки;
b_E1 - расстояние от оси решетки до вершины первого рупорного излучателя в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
b_H1 - расстояние от оси решетки до вершины первого рупорного излучателя в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
D_E1 - линейный размер апертуры первого рупорного излучателя антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
D_H1 - линейный размер апертуры первого рупорного излучателя антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
N - число рупорных излучателей антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
М - число рупорных излучателей антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
λ_max- максимальная длина волны требуемого рабочего диапазона частот антенной решетки.The closest in technical essence to the claimed method of pulsed excitation of a broadband antenna array (prototype) is the method of excitation of a broadband antenna array (AR) described in the Russian patent (see application 99118983/09 (020263, IPC H 01 Q 21/06, 1999, by which a decision was made to grant a patent.) In a known technical solution:
- convert the informative signal into an electromagnetic field with linear polarization, for example, on a strip line;
- divide the resulting field in amplitude into n parts according to the number of horn emitters in the array;
- modulate each component of the electromagnetic field obtained as a result of transformation in the spatial phase so as to obtain a minimum mismatch in wave resistance and a given total amplitude-phase distribution, and the spatial modulation parameters are determined from the relations
λ $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{min}}$ / 16 ≤ b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ + b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ ; (1)
b _E1 ≤D _E1> / 2; (2)
b _H1 ≤D _H1> / 2; (3)
N ² • D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ + M ² • D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ ≥ λ $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{max}}$ /4; (4)
where λ _min is the minimum wavelength of the desired operating frequency range of the antenna array;
b _E1 is the distance from the axis of the grating to the top of the first horn emitter in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
b _H1 is the distance from the axis of the grating to the top of the first horn emitter in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
D _E1 is the linear size of the aperture of the first horn emitter of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
D _H1 is the linear size of the aperture of the first horn emitter of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
N is the number of horn emitters of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
M is the number of horn emitters of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
λ _max - the maximum wavelength of the required operating frequency range of the antenna array.

Известный способ имеет большие потери электромагнитного поля из-за необходимости многократного деления импульсного сигнала. Кроме того, использование одного генератора импульсов с последующим делением импульсного сигнала по амплитуде приводит к появлению помехового эхо-сигнала. The known method has a large loss of electromagnetic field due to the need for multiple division of the pulse signal. In addition, the use of a single pulse generator, followed by dividing the pulse signal by amplitude, leads to the appearance of an interfering echo signal.

В качестве прототипа для заявляемой импульсной широкополосной антенной решетки выбрана широкополосная АР, описанная в Российском патенте (см. заявку 99118983/09(020263, МПК Н 01 Q 21/06, 1999, по которой принято решение о выдаче патента), содержащая полосковую диэлектрическую основу с металлизированными слоями, в которых выполнены система возбуждения на n выходов и связанный с ней излучающий раскрыв, выполненный из n рупорных излучателей, размещенных в нескольких уровнях, каждый выход системы возбуждения плавно переходит в рупорный излучатель решетки в Е и Н плоскости, причем каждый рупорный излучатель образуется так, что волновое сопротивление в любом его сечении вдоль оптической оси решетки остается постоянным, все рупорные излучатели электрически замкнуты между собой, образуя единую пространственную апертуру антенной решетки, а ее геометрические параметры определяются из соотношений (1) - (4). As a prototype for the inventive pulsed broadband antenna array, the broadband AR described in the Russian patent (see application 99118983/09 (020263, IPC H 01 Q 21/06, 1999, which decided to grant the patent) containing a strip dielectric base is selected with metallized layers in which the excitation system is made at n outputs and the associated radiating opening made of n horn emitters placed at several levels, each output of the excitation system smoothly passes into the horn radiator of the array E and H planes, and each horn emitter is formed so that the wave impedance in any of its sections along the optical axis of the array remains constant, all horn emitters are electrically closed to each other, forming a single spatial aperture of the antenna array, and its geometric parameters are determined from the relations (1 ) - (4).

Известная широкополосная АР возбуждается в широкой полосе частот, однако она не позволяет получить низкий уровень внутреннего отражения электромагнитного поля при импульсном возбуждении из-за необходимости многократного деления входного сигнала. Кроме того, использование одного генератора импульсов с последующим делением импульсного сигнала по амплитуде приводит к появлению помехового эхо-сигнала. Known broadband AR is excited in a wide frequency band, however, it does not allow to obtain a low level of internal reflection of the electromagnetic field during pulsed excitation due to the need for multiple division of the input signal. In addition, the use of a single pulse generator, followed by dividing the pulse signal by amplitude, leads to the appearance of an interfering echo signal.

Сущность изобретений заключается в следующем. The invention consists in the following.

В предлагаемом способе так же, как и в прототипе:
- модулируют поле в n электрически связанных рупорных излучателях по пространственной амплитуде и фазе с учетом номера каждого элемента антенной решетки и его пространственного положения так, чтобы обеспечить заданное суммарное амплитудно-фазовое распределение и минимальное рассогласование по волновому сопротивлению.In the proposed method, as well as in the prototype:
- modulate the field in n electrically connected horn emitters in spatial amplitude and phase, taking into account the number of each element of the antenna array and its spatial position so as to provide a given total amplitude-phase distribution and minimal mismatch in wave impedance.

В отличие от прототипа в предлагаемом способе перед модуляцией синхронно преобразуют на каждом входе рупорного излучателя постоянное напряжение в импульсное электромагнитное поле амплитудой u и длительностью τ, а параметры пространственной модуляции определяют из формул
b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ +b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ ≥ (c•τ)²/16; (5)
D_A≤ 1,549•(τ•L_раб)^0,5; (6)
n=N•M≥P_и•R_вх/u², (7)
b_E1≤D_E1/2; (8)
b_H1≤D_H1/2; (9)
D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{A}}$ ≥ N²•D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ +M²•D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ ≥ 0,09•(1-η)^-2, (10)
где Р_и - требуемая импульсная мощность излучения антенной решетки;
R_вx - входное сопротивление рупорного элемента решетки;
η- требуемая энергетическая эффективность антенной решетки;
τ- длительность импульса, измеряемая по уровню половинной мощности генерируемого сигнала;
с - скорость света в вакууме;
L_paб - минимальная дальность действия антенной решетки;
D_a - максимально возможный размер антенной решетки.Unlike the prototype, in the proposed method, before modulation, the DC voltage is simultaneously synchronized at each input of the horn radiator into a pulsed electromagnetic field of amplitude u and duration τ, and the spatial modulation parameters are determined from the formulas
b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ + b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ ≥ (c • τ) ^2/16; (5)
D _A ≤ 1,549 • (τ • L _slave ) ^0,5 ; (6)
n = N • M≥P _and • R _in / u ² , (7)
b _E1 ≤D _E1 / 2; (8)
b _H1 ≤D _H1 / 2; (9)
D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{A}}$ ≥ N ² • D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ + M ² • D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ ≥ 0.09 • (1-η) ^-2 , (10)
where P _and - the required pulsed radiation power of the antenna array;
R _in - input impedance of the horn element of the lattice;
η is the required energy efficiency of the antenna array;
τ is the pulse duration, measured by the half power level of the generated signal;
c is the speed of light in vacuum;
L _paб - minimum range of the antenna array;
D _a - the maximum possible size of the antenna array.

Предлагаемая импульсная широкополосная АР так же, как и прототип, содержит n рупорных излучателей, размещенных в нескольких уровнях, каждый рупорный излучатель образован плавным переходом полосковой линии в рупорный излучатель решетки в Е и Н плоскости, все рупорные излучатели электрически замкнуты между собой, образуя единую пространственную апертуру антенной решетки. The proposed pulsed broadband AR, as well as the prototype, contains n horn emitters located at several levels, each horn emitter is formed by a smooth transition of the strip line into the horn emitter of the array in the E and H planes, all horn emitters are electrically closed to each other, forming a single spatial aperture of the antenna array.

В отличие от прототипа в предлагаемой импульсной широкополосной АР в каждый рупорный излучатель дополнительно введен формирователь импульсного сигнала, который преобразует постоянное напряжение в импульсный сигнал, выход формирователя импульсного сигнала нагружен на полосковую линию рупорного излучателя, а его вход является синхровходом, причем геометрические параметры антенной решетки рассчитывают из соотношений (5) - (10). Unlike the prototype, in the proposed pulsed broadband AR, a pulse shaper is added to each horn emitter, which converts a constant voltage into a pulse signal, the output of the pulse shaper is loaded onto the strip line of the horn emitter, and its input is a sync input, and the geometric parameters of the antenna array are calculated from relations (5) - (10).

Задачей, на решение которой направлены заявляемые способ и устройство, является снижение внутренних отражений электромагнитного поля и потерь в широкополосной антенной решетке при импульсном возбуждении. The task to be solved by the claimed method and device is to reduce the internal reflections of the electromagnetic field and losses in the broadband antenna array during pulse excitation.

Совокупность общих и частных существенных признаков изобретений обеспечивает возможность решения задачи и достижения требуемого технического результата, а именно улучшение согласования (снижения КСВН - коэффициента стоячей волны по напряжению) и повышение коэффициента полезного действия (КПД) широкополосной антенной решетки при импульсном возбуждении. The combination of general and private essential features of the inventions provides the opportunity to solve the problem and achieve the desired technical result, namely, improving coordination (reducing VSWR - standing wave voltage coefficient) and increasing the efficiency (efficiency) of the broadband antenna array under pulsed excitation.

Действительно, согласование АР оценивается КСВН, который для качественных антенн не должен превышать заданного уровня во всем рабочем диапазоне частот. В свою очередь КСВН полностью определяется внутренними отражениями, возникающими на всех неоднородностях в АР. По этой причине снижение внутреннего отражения АР, достигающееся за счет исключения многократного деления импульсного сигнала, обеспечивает снижение КСВН и, следовательно, улучшение согласования. Это естественным образом приводит к снижению потерь и, следовательно, повышению КПД антенной решетки. Кроме того, размещение формирователя импульсного сигнала непосредственно на входе рупорного излучателя обеспечивает минимальное расстояние от точки формирования импульса до точки его излучения в пространство, что приводит к устранению паразитного эхо-сигнала, амплитуда которого (при большой импульсной мощности) оказывается соизмеримой с самим импульсным сигналом. Indeed, the coordination of the AR is estimated by the VSWR, which for high-quality antennas should not exceed a predetermined level in the entire operating frequency range. In turn, the VSWR is completely determined by the internal reflections that occur on all heterogeneities in the AR. For this reason, the decrease in the internal reflection of the AR, achieved by eliminating multiple division of the pulse signal, reduces the VSWR and, therefore, improves coordination. This naturally leads to a decrease in losses and, consequently, to an increase in the efficiency of the antenna array. In addition, the placement of the pulse signal driver directly at the input of the horn emitter provides a minimum distance from the point of formation of the pulse to the point of its emission into space, which eliminates the spurious echo signal, the amplitude of which (at high pulse power) is comparable with the pulse signal itself.

Отметим, что в заявляемой АР используется импульсный сигнал. В этом случае соотношения для оптимальной АР (1) - (4) оказываются непригодны, поскольку не учитывают специфику излучения импульсных сигналов длительностью менее 2 нc. Исследование проблемы импульсного излучения таких сигналов позволило сформулировать условия для оптимальной импульсной АР в виде (5) - (10). Note that in the inventive AR uses a pulse signal. In this case, the relations for the optimal AR (1) - (4) are unsuitable, since they do not take into account the specifics of the emission of pulsed signals with a duration of less than 2 ns. The study of the problem of pulsed radiation of such signals made it possible to formulate the conditions for an optimal pulsed AR in the form of (5) - (10).

В результате поиска не обнаружено информации, позволяющей сделать вывод об известности отличительных признаков заявляемых технических решений, следовательно, заявляемые технические решения соответствуют условию новизны. As a result of the search, no information was found allowing to conclude that the distinguishing features of the claimed technical solutions are known, therefore, the claimed technical solutions correspond to the novelty condition.

Из предшествующего уровня техники не известно влияние отличительных признаков заявляемых технических решений на достигаемый технический результат, следовательно, заявляемые технические решения соответствуют условию изобретательского уровня. From the prior art it is not known the influence of the distinctive features of the claimed technical solutions on the achieved technical result, therefore, the claimed technical solutions meet the condition of an inventive step.

Сущность изобретений раскрывается чертежами, где на фиг.1 - 3 и 9 поясняются основные принципы, заложенные в предлагаемый способ, на фиг.4 и 5 приведены варианты импульсной эквидистантной широкополосной антенной решетки, а на фиг.6 - 8 - возможные варианты исполнения элементов АР. The invention is disclosed by drawings, where Figures 1 - 3 and 9 explain the basic principles embodied in the proposed method, Figures 4 and 5 show options for a pulsed equidistant broadband antenna array, and Figs 6 - 8 show possible versions of elements of the AR .

На фиг.1 изображена зависимость предельного размера антенной решетки D_A от минимальной дальности работы L_paб для четырех значений длительности импульса τ = 1 нс, τ = 0,5 нс, τ = 0,2 нс и τ = 0,1 нс.
На фиг. 2 приведена схема расчета предельного размера антенной решетки D_A.Figure 1 shows the dependence of the maximum size of the antenna array D _A on the minimum operating distance L _pa for four values of the pulse duration τ = 1 ns, τ = 0.5 ns, τ = 0.2 ns and τ = 0.1 ns.
In FIG. Figure 2 shows the calculation of the maximum size of the antenna array D _A.

На фиг. 3 приведены результаты расчета зависимостей характеристик импульсной АР от параметров импульсного сигнала и свойств АР. На фиг.3,а показана аналитическая форма сигнала u длительностью 1 нc, а на фиг.3,б - экспериментально полученный импульсный сигнал. На фиг.3,в показан рассчитанный для сигнала u спектр. На фиг.3,г показаны результаты расчета эффективности η АР от ограничения нижней рабочей частоты F. На фиг.3,д показана зависимость эффективности η АР при F=0 от ограничения верхней рабочей частоты. In FIG. Figure 3 shows the results of calculating the dependences of the characteristics of a pulsed AR on the parameters of the pulse signal and the properties of the AR. Figure 3, a shows the analytical waveform u of 1 ns duration, and figure 3, b shows the experimentally obtained pulse signal. Figure 3, c shows the spectrum calculated for the signal u. Figure 3, g shows the results of calculating the efficiency of η AR from the limitation of the lower operating frequency F. Figure 3, e shows the dependence of the efficiency of η AR at F = 0 from the limitation of the upper operating frequency.

На фиг.4 и 5 (вид сбоку) показана эквидистантная импульсная АР, включающая n=N•М элементов, каждый из которых состоит из формирователя 1 импульсного сигнала (ФИС) и образующих 2 рупорного излучателя. Figure 4 and 5 (side view) shows an equidistant pulsed AR, including n = N • M elements, each of which consists of a driver 1 pulse signal (FIS) and forming 2 horn emitter.

На фиг. 6 и 7 показаны возможные реализации ФИС 1. ФИС 1, показанный на фиг.6, предназначен для работы в режиме внешнего запуска и содержит генератор 3 импульсов (ГИ), измеритель 4 временных интервалов (ИВИ), управляемую линию задержки 5 (УЛЗ), делитель 6 сигнала (ДС), синхровход 7, питающий вход 8 и выходную полосковую линию, состоящую из токоведущего 9 и корпусного 10 проводников. In FIG. 6 and 7 show possible implementations of FIS 1. FIS 1, shown in FIG. 6, is designed to operate in an external trigger mode and contains a 3 pulse generator (GI), a 4 time interval meter (IVI), a controlled delay line 5 (ULZ), a signal divider 6 (DS), a synchro input 7, supplying an input 8 and an output strip line consisting of a current-carrying 9 and a cabinet 10 of conductors.

На фиг.7 показан ФИС 1, предназначенный для работы в автономном режиме, и содержит генератор 3 импульсов, измеритель 4 временных интервалов, управляемую линию задержки 5, генератор 11 запуска (ГЗ), управляющий вход 7, питающий вход 8 и выходную полосковую линию, состоящую из токоведущего 9 и корпусного 10 проводников. Figure 7 shows the FIS 1, designed to work in standalone mode, and contains a pulse generator 3, a time interval meter 4, a controlled delay line 5, a start (GZ) generator 11, a control input 7, a power input 8 and an output strip line, consisting of current-carrying 9 and case 10 conductors.

На фиг.8 показан генератор импульсов 3, который включает индуктивный накопитель 12 и управляемый ключ 13. On Fig shows a pulse generator 3, which includes an inductive drive 12 and a controlled key 13.

На фиг.9 - результаты расчета зависимости требуемой максимальной рабочей длины волны от требуемой энергетической эффективности АР. In Fig.9 - the results of calculating the dependence of the required maximum working wavelength on the required energy efficiency AR.

Фиг. 10 поясняет причину возникновения паразитного эхо-сигнала, где показаны передатчик 14 и АР 15. FIG. 10 illustrates the cause of the spurious echo, where transmitter 14 and AP 15 are shown.

Фиг. 11 поясняет устранение паразитного эхо-сигнала в предлагаемом техническом решении. FIG. 11 explains the elimination of spurious echo in the proposed technical solution.

Практическое конструирование импульсных антенных решеток на базе рупорных излучателей и их эксплуатация показали, что с уменьшением длительности импульса менее 2 нc ряд параметров антенны перестает описываться известными аналитическими соотношения для расчета антенн, а антенны, рассчитываемые на основании классического подхода, оказываются далеко не оптимальными, а в ряде случаев и неработоспособными. Определим основные причины, приводящие к этому. The practical design of pulsed antenna arrays based on horn emitters and their operation showed that with a decrease in the pulse duration of less than 2 ns, a number of antenna parameters are no longer described by the well-known analytical relationships for calculating antennas, and antennas calculated on the basis of the classical approach are far from optimal, and in a number of cases and inoperative. Define the main reasons leading to this.

Во-первых, из-за малой геометрической протяженности сигнала (для длительности импульса 1 нс геометрическая длина сигнала составляет 30 см) геометрические размеры (максимальные) не могут быть произвольными. Они оказываются зависимыми от длительности импульсного сигнала τ. Для расчета максимально допустимого размера АР D_A можно использовать простую схему (фиг.2,а). Причем необходимо задать минимальную дальность L_paб, на которой предполагается применять антенную решетку. В этом случае когерентно сложатся в дальней зоне только те составляющие, которые во времени сдвинуты друг относительно друга не более чем на τ. Решение этой задачи приводит к одному из основных ограничений импульсной электродинамики антенн на максимальный размер импульсной АР (6). На фиг.1 приведены результаты расчета D_A в зависимости от дальности L_paб и длительности импульса τ. Согласно данным расчета особое значение данное ограничение приобретает для малых дальностей и длительности импульса менее 1 нс. При длительности импульса менее 0,1 это ограничение может составлять единицы метров. Правило применения для АР данного ограничения показано на фиг.2,б.Firstly, due to the small geometric length of the signal (for a pulse duration of 1 ns, the geometric length of the signal is 30 cm), the geometric dimensions (maximum) cannot be arbitrary. They turn out to be dependent on the duration of the pulse signal τ. To calculate the maximum allowable size AP D _A, you can use a simple scheme (figure 2, a). Moreover, it is necessary to set the minimum range L _pa , at which it is supposed to use an antenna array. In this case, only those components that are temporarily shifted relative to each other by no more than τ in time will coherently form in the far zone. The solution to this problem leads to one of the main limitations of the pulsed electrodynamics of antennas on the maximum size of a pulsed AR (6). Figure 1 shows the results of the calculation of D _A depending on the range L _paб and pulse duration τ. According to the calculation data, this restriction acquires special significance for short ranges and pulse durations of less than 1 ns. With a pulse duration of less than 0.1, this limitation can be units of meters. The rule of application for AR of this restriction is shown in figure 2, b.

Во-вторых, вопрос обеспечения высокой энергетической эффективности АР (высокого КПД) определяется хорошим согласованием антенны (низким КСВН) и способностью излучать энергию сигнала с заданной спектрально эффективностью η. Для определения зависимости между энергетической эффективностью АР и ее геометрией была разработана модель аналитического описания формы импульсов, которая воспроизводит импульсный сигнал со спектральной ошибкой не более 1%. Результаты моделирования сигнала приведены на фиг.3,а, а экспериментально снятый сигнал импульсного генератора (τ = 1 нс) - на фиг.3,б. Результаты расчета спектра G(f) этого сигнала (где f - текущая частота) показаны на фиг. 3,в. На фиг. 3,д показан расчет функции

которая определяет относительную величину мощности излученной АР при ограничении ее рабочего диапазона частот интервалом
0≤f≤F. (12)
На фиг.3,г показан расчет функции
S(F)=1-Q(F), (13)
которая определяет величину мощности излученной АР при ограничении ее рабочего диапазона частот интервалом
F ≤ f ≤ ∞. (14)
Анализ полученных результатов позволяет установить следующее:
1. При частоте верхней отсечки по частоте
F_В= 2/τ (15)
энергетическая эффективность АР (функция Q(F)) составляет 0,98. Непосредственно из (15) следует ограничение (5), если учесть, что длина волны λ определяется соотношением
λ_min= c/F_B, λ_max= c/F_H. (16)
2. Зависимость функции S(F) в интервале 0≤S(F)≤0,6 от частоты нижней отсечки F_H определяется соотношением (фиг.3,г)
S(F) = 1-2•F_H = η, (17)
где F_H измеряется в ГГц, a η - безразмерная величина.Secondly, the issue of ensuring high energy efficiency of AR (high efficiency) is determined by good antenna matching (low VSWR) and the ability to radiate signal energy with a given spectral efficiency η. To determine the relationship between the energy efficiency of AR and its geometry, a model for the analytical description of the shape of the pulses was developed, which reproduces a pulsed signal with a spectral error of not more than 1%. The simulation results of the signal are shown in Fig. 3, a, and the experimentally recorded signal of a pulse generator (τ = 1 ns) - in Fig. 3, b. The results of calculating the spectrum G (f) of this signal (where f is the current frequency) are shown in FIG. 3, c. In FIG. 3, e shows the calculation of the function

which determines the relative value of the power of the radiated AR while limiting its operating frequency range to the interval
0≤f≤F. (12)
Figure 3, g shows the calculation of the function
S (F) = 1-Q (F), (13)
which determines the magnitude of the power of the radiated AR while limiting its operating frequency range to the interval
F ≤ f ≤ ∞. (14)
An analysis of the results allows us to establish the following:
1. When the frequency of the upper cutoff frequency
F _B = 2 / τ (15)
energy efficiency of AR (function Q (F)) is 0.98. Directly from (15), constraint (5) follows, taking into account that the wavelength λ is determined by the relation
λ _min = c / F _B , λ _max = c / F _H. (16)
2. The dependence of the function S (F) in the interval 0≤S (F) ≤0.6 on the frequency of the lower cutoff F _H is determined by the ratio (Fig.3, g)
S (F) = 1-2 • F _H = η, (17)
where F _H is measured in GHz, and η is a dimensionless quantity.

Непосредственно из (17) с учетом (16) следует ограничение (10). Directly from (17), taking into account (16), constraint (10) follows.

На фиг. 9 приведена зависимость требуемой максимальной длины волны АР λ_max от задаваемой энергетической эффективности η. Согласно расчета для выполнения условия η = 0,94 необходимо обеспечить λ_max= 10м, а для η = 0,94 необходимо обеспечить λ_max= 20 м.
В качестве исходных данных, обязательных при проектировании антенны, являются требуемые импульсная мощность Р_A, энергетическая эффективность η, минимальная дальность действия L_paб и длительность импульсного сигнала τ. В этом случае соотношений (5) - (10) достаточно для расчета геометрии АР. При этом согласно (15) и (17) для требуемой полосы рабочих частот АР в интервале 0 ≤ η ≤ 0,6 справедливо соотношение
ΔF = F_H-F_H = 2/τ+η-1, (18)
где τ измеряется в нc, a ΔF - в ГГц.In FIG. Figure 9 shows the dependence of the required maximum wavelength AP λ _max on the specified energy efficiency η. According to the calculation, to satisfy the condition η = 0.94, it is necessary to ensure λ _max = 10 m, and for η = 0.94 it is necessary to ensure λ _max = 20 m.
The required impulse power P _A , energy efficiency η, minimum range L _paб and duration of the pulse signal τ are the initial data required for antenna design. In this case, relations (5) - (10) are sufficient to calculate the geometry of the AR. Moreover, according to (15) and (17), for the required operating frequency band of the AR in the interval 0 ≤ η ≤ 0.6, the relation
ΔF = F _H -F _H = 2 / τ + η-1, (18)
where τ is measured in ns, and ΔF - in GHz.

Отметим, что неоспоримым достоинством предлагаемого способа является возможность распределенного излучения энергии в пространство, которое определяется условием (7), когда число элементов в АР жестко коррелированно не только с энергетической эффективностью АР, но и с требуемой импульсной мощностью, определяемой предельной дальностью действия системы. Для реальной системы требование импульсной мощности обычно является обязательным и первичным. В этом случае число элементов решетки определяется из ограничения (10), и после этого из (7) определяется минимальная требуемая импульсная амплитуда сигнала и каждого рупорного излучателя. We note that the indisputable advantage of the proposed method is the possibility of distributed radiation of energy into space, which is determined by condition (7), when the number of elements in the AR is strictly correlated not only with the energy efficiency of the AR, but also with the required pulse power, determined by the maximum range of the system. For a real system, the requirement of pulsed power is usually mandatory and primary. In this case, the number of lattice elements is determined from the constraint (10), and then the minimum required pulse amplitude of the signal and each horn emitter is determined from (7).

В третьих, в импульсной АР при малой длительности импульса τ неизбежно возникает паразитный эхо-сигнал. Причиной этого эффекта (фиг.10,а) является наличие расстояния 1 между выходом передатчика 14 и апертурой антенной решетки 15, которое в реальных системах составляет от нескольких метров до десятков метров. В упрощенной модели можно считать, что амплитуда m-го отражения определяется соотношением
P_m= P_A•(1-η)^m. (19)
На фиг. 10,б показан временной процесс появления первых двух паразитных импульсов. Период их следования определяется как
T_эс=2•I•c. (20)
В предлагаемом способе удается сделать расстояние между выходом ФИС 1 и апертурой АР минимальной. В этом случае паразитный сигнал находится рядом с полезным сигналом (фиг.11,а) и может быть устранен практически полностью подбором длительности синхроимпульса, запускающего ФИС 1 (фиг.11,б).Thirdly, in a pulsed AR with a short pulse duration τ, a spurious echo signal inevitably arises. The reason for this effect (Fig. 10, a) is the presence of a distance 1 between the output of the transmitter 14 and the aperture of the antenna array 15, which in real systems is from several meters to tens of meters. In the simplified model, we can assume that the amplitude of the mth reflection is determined by the relation
P _m = P _A • (1-η) ^m . (19)
In FIG. 10b shows the time process of the appearance of the first two spurious pulses. The period of their succession is defined as
T _es = 2 • I • c. (20)
In the proposed method, it is possible to make the distance between the output of the FIS 1 and the aperture of the AR minimum. In this case, the spurious signal is located next to the useful signal (Fig. 11, a) and can be eliminated almost completely by selecting the duration of the clock pulse that triggers FIS 1 (Fig. 11, b).

Следовательно, условие (5) показывает, что максимальный линейный размер первого элемента решетки должен быть больше половины геометрической длины импульса, но в соответствии с (8) и (9) начальная база b_E1 и b_H1 не может превышать половины заданных линейных размеров апертуры элемента, поскольку в этом случае соседние элементы решетки должны отстоять друг от друга на некотором расстоянии, что не позволит обеспечить электрический контакт соседних элементов. Условие равенства в (8), (9) соответствует эквидистантной антенной решетке.Therefore, condition (5) shows that the maximum linear size of the first element of the lattice should be more than half the geometric pulse length, but in accordance with (8) and (9), the initial base b _E1 and b _H1 cannot exceed half the specified linear dimensions of the element aperture , since in this case the neighboring elements of the lattice should be separated from each other at a certain distance, which will not allow for the electrical contact of the neighboring elements. The equality condition in (8), (9) corresponds to an equidistant antenna array.

Согласование АР на нижней рабочей частоте требует выполнения условия, при котором максимальный линейный размер АР больше половины максимальной длины волны рабочего диапазона частот. Математически настоящее условие при заданной энергетической эффективности может быть записано в виде (10). Отметим, что из всех условий жестко ограничительными являются условие (6) на максимальную эффективную апертуру АР и связанное с ним условие (10). Coordination of the AR at the lower operating frequency requires the fulfillment of the condition under which the maximum linear size of the AR is more than half the maximum wavelength of the working frequency range. Mathematically, the present condition for a given energy efficiency can be written in the form (10). Note that, of all the conditions, condition (6) on the maximum effective aperture of the AR and related condition (10) are strictly restrictive.

Таким образом, предлагаемый способ позволяет устранить основные недостатки прототипа. Он обеспечивает высокоэффективное согласование АР, высокий КПД и устранение паразитного эхо-сигнала. Thus, the proposed method allows to eliminate the main disadvantages of the prototype. It provides highly efficient AP matching, high efficiency and elimination of spurious echo.

Для реализации предлагаемого способа необходимо выполнить следующие операции:
- синхронно преобразовать на каждом входе рупорного излучателя постоянное напряжение в импульсное электромагнитное поле амплитудой u и длительностью τ. В дальнейшем это поле преобразуют в поле излучения. Уникальность данной операции состоит в том, что излучаемое поле генерируется в самой АР, к которой подводится только постоянное питающее напряжение;
- промодулировать электромагнитное поле по пространственной амплитуде и фазе в каждом рупорном излучателе с учетом номера каждого элемента антенной решетки и его пространственного положения так, чтобы обеспечить заданное суммарное амплитудно-фазовое распределение и минимальное рассогласование по волновому сопротивлению. При этом параметры пространственной модуляции определяют из соотношений (5) - (10). Эта операция позволяет обеспечить согласование АР во всем рабочем диапазоне частот.To implement the proposed method, you must perform the following operations:
- synchronously convert at each input of the horn emitter a constant voltage into a pulsed electromagnetic field of amplitude u and duration τ. Subsequently, this field is converted into a radiation field. The uniqueness of this operation lies in the fact that the radiated field is generated in the AR itself, to which only a constant supply voltage is supplied;
- modulate the electromagnetic field in spatial amplitude and phase in each horn radiator, taking into account the number of each element of the antenna array and its spatial position so as to provide a given total amplitude-phase distribution and minimal mismatch in wave resistance. In this case, the spatial modulation parameters are determined from relations (5) - (10). This operation allows the coordination of the AR in the entire operating frequency range.

В отличие от прототипа в заявляемом способе дополнительное преобразование на каждом входе рупорного излучателя постоянного напряжения в импульсное электромагнитное поле направлено на обеспечение согласования АР при импульсном возбуждении, повышение КПД и устранение паразитного эхо-сигнала. In contrast to the prototype, in the claimed method, an additional conversion at each input of a horn emitter of a constant voltage into a pulsed electromagnetic field is aimed at ensuring coordination of the AR during pulsed excitation, increasing efficiency and eliminating spurious echo signal.

Импульсная широкополосная эквидистантная антенная решетка приведена на фиг.4 и 5 (вид сбоку). Pulse broadband equidistant antenna array is shown in figure 4 and 5 (side view).

АР работает следующим образом. AR works as follows.

АР состоит из n=N•M идентичных излучательных модулей (ИМ), каждый из которых включает ФИС 1 и образующие 2 рупорных излучателей. Каждый ИМ имеет два входа 7 и 8 (фиг.6) и работает следующим образом. На вход 8 подается постоянное питающее напряжение U₀, которое преобразуется в излучаемое импульсное электромагнитное поле u(t) в момент времени, когда на синхровход 7 приходит запускающий синхроимпульс u_c. Для обеспечения временной стабильности работы ИМ служит управляющая цепочка с обратной связью, собранная на делителе сигнала 6, управляемой линии задержки 5 и измерителе 4 временных интервалов. При температурной нестабильности генератора импульсов 3 ИВИ 4 измеряет временное смещение импульса с выхода ГИ 3 относительно импульса с выхода ДС 6. Если импульс ГИ 3 отстает относительно фиксированной величины задержки, сигнал на выходе ИВИ 4 изменится так, что задержка УЛЗ 5 уменьшится на необходимую величину. Если импульс ГИ 3 приходит ранее фиксированной величины задержки, то сигнал на выходе ИВИ 4 изменится так, что задержка УЛЗ 5 увеличится на необходимую величину. Генератор импульсов 3 нагружен непосредственно на полосковую линию, состоящую из проводников 9 и 10, которые и переходят в образующие рупорных излучателей.AR consists of n = N • M identical emitting modules (MI), each of which includes FIS 1 and forming 2 horn emitters. Each MI has two inputs 7 and 8 (Fig.6) and works as follows. At the input 8, a constant supply voltage U ₀ is supplied, which is converted into a radiated pulsed electromagnetic field u (t) at the time when the trigger clock u _c arrives at sync input 7. To ensure the temporary stability of the MI, a feedback control circuit is used, assembled on a signal splitter 6, a controlled delay line 5, and a time interval meter 4. In case of temperature instability of the pulse generator 3, IVI 4 measures the temporary displacement of the pulse from the output of ГИ 3 relative to the pulse from the output of ДС 6. If the pulse of ГИ 3 lags relative to a fixed delay value, the signal at the output of ИВИ 4 changes so that the delay of ULZ 5 decreases by the required value. If the pulse GI 3 arrives earlier than the fixed value of the delay, then the signal at the output of the IVI 4 will change so that the delay of the ULZ 5 will increase by the required value. The pulse generator 3 is loaded directly on the strip line, consisting of conductors 9 and 10, which pass into the generators of the horn emitters.

На фиг.7 приведен вариант построения ФИС 1 для случая автономной работы излучающего модуля. В этом случае вместо ДС 6 (фиг.6) вводится высокостабильный генератор 11 запуска (ГЗ). При этом вход 7 используется для изменения частоты следования импульсов управляющим электрическим сигналом. Figure 7 shows the option of building FIS 1 for the case of autonomous operation of the emitting module. In this case, instead of the DS 6 (Fig.6) is introduced highly stable generator 11 start (GZ). In this case, input 7 is used to change the pulse repetition rate by a control electric signal.

На фиг. 8 приведен возможный вариант исполнения генератора импульсов 3, который состоит из индуктивного накопителя 12 (ИН) и управляемого ключа 13, нагруженного на выходную полосковую линию. В исходном состоянии управляемый ключ 13 разомкнут и выходное сопротивление генератора импульсов равно ∞ (холостой ход). Индуктивный накопитель заряжается от источника U₀. Управляемый ключ 13 открывается на время действия синхроимпульса u_c. При этом выходное сопротивление ключа 13 становится равным волновому сопротивлению полосковой линии и благодаря мощному разряду индуктивного накопителя 12 через ключ 13 генерируется импульсное электромагнитное поле u(t) на выходе ключа 13 (генератора импульсов 3) необходимой импульсной мощности. Если длительность синхросигнала (фиг.11,а) выбрать из условия τ_c= 2 •τ+T_эс, то отраженный от апертуры эхо-сигнал поступит в тот момент, когда ключ 13 еще включен и его волновое сопротивление согласовано с полосковой линией. Это значит, что эхо-сигнала не будет. В качестве управляемого ключа может использоваться дрейфовый диод с резким восстановлением (ДДРВ), серийно выпускаемый в Санкт-Петербурге, для использования в генераторах сверхкоротких импульсов.In FIG. 8 shows a possible embodiment of a pulse generator 3, which consists of an inductive storage device 12 (ID) and a controlled key 13, loaded on the output strip line. In the initial state, the controlled key 13 is open and the output resistance of the pulse generator is ∞ (idle). The inductive storage is charged from the source U ₀ . Managed key 13 is opened for the duration of the clock u _c . In this case, the output impedance of the key 13 becomes equal to the wave impedance of the strip line, and due to the powerful discharge of the inductive storage 12, the pulse electromagnetic field u (t) is generated through the key 13 at the output of the key 13 (pulse generator 3) of the required pulse power. If the duration of the clock signal (Fig. 11, a) is chosen from the condition τ _c = 2 • τ + T _es , then the echo signal reflected from the aperture will arrive at the moment when the switch 13 is still on and its wave impedance is matched with the strip line. This means that there will be no echo. A sharp recovery drift diode (DDRV), commercially available in St. Petersburg, for use in ultrashort pulse generators, can be used as a controlled key.

Расчет геометрических параметров импульсной АР производится в соответствии с соотношениями (5) - (10). The calculation of the geometric parameters of pulsed AR is carried out in accordance with the relations (5) - (10).

В качестве элементной базы для изготовления АР могут использоваться типовые конструкционные материалы, имеющие широкое промышленное распространение. Для изготовления металлических пластин применима медная лента. В качестве фольгированного диэлектрика применяют фольгированный текстолит, гетинакс и т. п. В качестве диэлектрических вставок могут использоваться пенопласты, элементы для электронных схем серийного производства. As an elemental base for the manufacture of ARs, typical structural materials having wide industrial distribution can be used. For the manufacture of metal plates, copper tape is applicable. As a foil insulator, foil textolite, getinax, etc. are used. Foam plastics, elements for electronic circuits of mass production can be used as dielectric inserts.

Claims (2)

1. Способ импульсного возбуждения широкополосной антенной решетки, в котором модулируют поле в n электрически связанных рупорных излучателях по пространственной амплитуде и фазе с учетом номера каждого элемента антенной решетки и его пространственного положения так, чтобы обеспечить заданное суммарное амплитудно-фазовое распределение и минимальное рассогласование по волновому сопротивлению, отличающийся тем, что перед модуляцией синхронно преобразуют на каждом входе рупорного излучателя постоянное напряжение в импульсное электромагнитное поле амплитудой u и длительностью τ, а параметры пространственной модуляции определяют из формул
b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ +b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ ≥(c•τ)²/16
D_A≤1,549•(τ•L_раб)^0,5,
n= N•M≥Р_и•R_вх/u²,
b_E1≤D_E1/2;
b_H1≤D_H1/2;
D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{A}}$ ≥N²•D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ +M²•D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ ≥0,09•(1-η)^-2,
где b_E1 - расстояние от оси решетки до вершины первого рупорного излучателя в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
b_Н1 - расстояние от оси решетки до вершины первого рупорного излучателя в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
D_E1 - линейный размер апертуры первого рупорного излучателя антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
D_H1 - линейный размер апертуры первого рупорного излучателя антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
N - число рупорных излучателей антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
М - число рупорных излучателей антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
Р_и - требуемая импульсная мощность излучения антенной решетки;
R_вх - входное сопротивление рупорного элемента решетки;
η - требуемая энергетическая эффективность антенной решетки;
τ - длительность импульса, измеряемая по уровню половинной мощности генерируемого сигнала;
с - скорость света в вакууме;
L_раб - минимальная дальность действия антенной решетки;
D_A - максимально возможный размер антенной решетки.1. The method of pulsed excitation of a broadband antenna array, in which the field in n electrically connected horn emitters is modulated by spatial amplitude and phase, taking into account the number of each element of the antenna array and its spatial position so as to provide a given total amplitude-phase distribution and minimal wave mismatch resistance, characterized in that before modulation synchronously convert at each input of the horn emitter a constant voltage into a pulsed electric the magnetic field with amplitude u and duration τ, and the spatial modulation parameters are determined from the formulas
b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ + b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ ≥ (c • τ) ^2/16
D _A ≤1.549 • (τ • L _slave ) ^0.5 ,
n = N • M≥P _and • R _I / u ² ,
b _E1 ≤D _E1 / 2;
b _H1 ≤D _H1 / 2;
D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{A}}$ ≥N ² • D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ + M ² • D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ ≥0.09 • (1-η) ^-2 ,
where b _E1 is the distance from the axis of the grating to the top of the first horn emitter in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
b _H1 is the distance from the axis of the grating to the top of the first horn emitter in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
D _E1 is the linear size of the aperture of the first horn emitter of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
D _H1 is the linear size of the aperture of the first horn emitter of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
N is the number of horn emitters of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
M is the number of horn emitters of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
P _and - the required pulsed radiation power of the antenna array;
R _I - input impedance of the horn element of the lattice;
η is the required energy efficiency of the antenna array;
τ is the pulse duration, measured by the half power level of the generated signal;
c is the speed of light in vacuum;
L _slave - the minimum range of the antenna array;
D _A - the maximum possible size of the antenna array. 2. Импульсная широкополосная антенная решетка, содержащая n рупорных излучателей, размещенных в нескольких уровнях, каждый рупорный излучатель образован плавным переходом полосковой линии в рупорный излучатель решетки в Е и Н плоскости, все рупорные излучатели электрически замкнуты между собой, образуя единую пространственную апертуру антенной решетки, отличающаяся тем, что в каждый рупорный излучатель дополнительно введен формирователь импульсного сигнала, который преобразует постоянное напряжение в импульсный сигнал, выход формирователя импульсного сигнала нагружен на полосковую линию рупорного излучателя, а его вход является синхровходом, причем геометрические параметры антенной решетки рассчитывают из соотношений
b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ +b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ ≥(c•τ)²/16,
D_A≤1,549•(τ•L_раб)^0,5,
n= N•M≥Р_и•R_вх/u²,
b_E1≤D_E1/2,
b_H1≤D_H1/2,
D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{A}}$ ≥N²•D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ +M²•D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ ≥0,09•(1-η)^-2,
где b_E1 - расстояние от оси решетки до вершины первого рупорного излучателя в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
b_Н1 - расстояние от оси решетки до вершины первого рупорного излучателя в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
D_E1 - линейный размер апертуры первого рупорного излучателя антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
D_H1 - линейный размер апертуры первого рупорного излучателя антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
N - число рупорных излучателей антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором магнитного поля Н;
М - число рупорных излучателей антенной решетки в плоскости, образованной оптической осью антенны и вектором электрического поля Е;
Р_и - требуемая импульсная мощность излучения антенной решетки;
R_вх - входное сопротивление рупорного элемента решетки;
η - требуемая энергетическая эффективность антенной решетки;
τ - длительность импульса, измеряемая по уровню половинной мощности генерируемого сигнала;
с - скорость света в вакууме;
L_раб - минимальная дальность действия антенной решетки;
D_A - максимально возможный размер антенной решетки.2. A pulsed broadband antenna array containing n horn emitters located at several levels, each horn emitter is formed by a smooth transition of the strip line into the horn emitter of the array in the E and H planes, all horn emitters are electrically closed to each other, forming a single spatial aperture of the antenna array, characterized in that a pulse shaper is additionally introduced into each horn emitter, which converts a constant voltage into a pulse signal, the output of Vatel pulse signal loaded on the horn radiator strip line, and its input is a clock terminal, wherein the geometric parameters of the antenna array are calculated from the relations
b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ + b $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ ≥ (c • τ) ^2/16
D _A ≤1.549 • (τ • L _slave ) ^0.5 ,
n = N • M≥P _and • R _I / u ² ,
b _E1 ≤D _E1 / 2,
b _H1 ≤D _H1 / 2,
D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{A}}$ ≥N ² • D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{H1}}$ + M ² • D $\genfrac{}{}{0ex}{}{\text{2}}{\text{E1}}$ ≥0.09 • (1-η) ^-2 ,
where b _E1 is the distance from the axis of the grating to the top of the first horn emitter in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
b _H1 is the distance from the axis of the grating to the top of the first horn emitter in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
D _E1 is the linear size of the aperture of the first horn emitter of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
D _H1 is the linear size of the aperture of the first horn emitter of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
N is the number of horn emitters of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the magnetic field vector H;
M is the number of horn emitters of the antenna array in the plane formed by the optical axis of the antenna and the electric field vector E;
P _and - the required pulsed radiation power of the antenna array;
R _I - input impedance of the horn element of the lattice;
η is the required energy efficiency of the antenna array;
τ is the pulse duration, measured by the half power level of the generated signal;
c is the speed of light in vacuum;
L _slave - the minimum range of the antenna array;
D _A - the maximum possible size of the antenna array.

Images