1引言 大功率带线结环行器的设计和功率容量探测 金国庆，陈惠，唐正龙，周伟 ( 南京广顺电子技术研究所2 1 1 1 3 2 ) 理想的三端结环行器的设计概念基于散射矩阵理论，散射矩阵建立了结的入射波和反 射波之间的关系三端结环行器由一个铁氧体加载的中心区域和三个与之相耦合的传输线 组成，通过改变铁氧体的尺寸大小，饱和磁矩，介电常数，外加恒磁场和中心导体的形状 尺寸，从而改变散射矩阵的本征值，形成环行器本文综合考虑了器件的带宽，功率容量 的要求，设计出环行器的具体尺寸，并利用商用的H F S S 8 ．0 软件进行了仿真 2 环行器的综合设计 2 ．1 中心导体的设计 采用了典型三角结附加L Cr 型匹配网络的准中参数的设计方法，既展宽了带宽又缩小 了器件的体积 2 ．2 铁氧体尺寸材料的选择 铁氧体的尺寸为m 2 4 ．5 " 1 ．5 m m ，所采用的铁氧体材料为柘榴石材料，其4 竹M 1 6 5 0 G s ， ￡r = 1 4 ．5 ，t g6 = o ．O 0 0 4 ，△H e = 1 0 0 △H k = 2 0 ． 2 ．3 高功率对策 为提高器件的功率承受能力，其一，可提高微波铁氧体材料的自旋波线宽△H k ，最常用 的方法就是在铁氧体中加入快速弛豫粒子，人们在柘榴石中加入H o ( 钬) 和尖晶石中加入 C o ( 钴) 或G d ( 钆) ，提高了△H K 值，使A H K 达到5 —3 5o c ，大大抑制了自旋波的非线 性增长，提高了铁氧体的临界场l l c ，从而提高器件耐受高功率的能量，但同时也使器件的谐振 线宽A H 增大，从而造成器件的插入损耗增加，所以在设计时因折中考虑；其二，可加大铁氧体 的有效面积和增加铁氧体的厚度也可增加器件的功率容量。
2 ．4 主要性能技术指标 f ．7 9 0 - 1 0 7 0 M h z 插入损耗0 ．4 d B m a x 反向隔离 驻波系数 温度范围 结构尺寸 2 0 d B r a i n 1 ．2 5 ：l m a x 一4 0 一+ 8 0 I ℃ 3 1 ．5 " 3 1 5 " 1 9 m m 3 3 环行器的仿真及功率容量和温度特性分析 如图1 ( a ) ，所示为环行器的结构示意图，其性能图如图1 ( b ) 所示．由图可知在中心频率为 9 3 0 M h z ，相对带宽为3 0 ％的频率范围内完全满足技术性能指标 圈l a 环行器结构示意图 P MI ：S №”i o a f a 一雕嚣黜；：鼻翟I L i ：H “i 吐1 1 h l r ■4 l ＼ j ≮，二夕 ～ ／乒二～～0 > 、 ／ ，／ 、、∥ ，／ j ／ ＼、：．／j } i { V 、j ／ J 图1 b 环行器的特性曲线S 1 1 、S 1 2 、s 1 3 分别代 表反射，隔离和插损特性 3 ．1 环行器的环行条件分析 图2 为环行器三端在弱耦合模式下仿真测 量到的环行器结的本征分裂模特性，当环行器加； 上偏置磁场H i = 3 8 5 0 0 A J m ，T M ll 模分裂成两个频 ， 率。
I ) ．= 8 4 3 M H z 和t ．O + = 1 0 5 7 M H z ，6 3o = 9 5 0 M H Z ：uo 为未分裂时的共振频率 I ／Q L = √3 ( 纨一C 0 一) ／t O o ( 1 ) Q r = 2 ．7 此式的物理解释是，当T M l l 模旋转 图2 环行器分裂模计算 3 0 0 时，c t 9 3 0 0 ：√j ，隔离端无输出，所以它是环行器的第一环行条件，器件只有在正负分裂 模附近工作才能环行 因为Q L = f U ／P ( 2 ) 式( 2 ) 为铁氧体内部储能U 与负载功率之间的关系，q 即为储能U 与振荡一周谐振器所消 耗的能量比值，如设P L 为1 W ，从公式计算出铁氧体内部的总能量为： 2 1 3 o ^ 4 壬_ 岱 ， ， 嘶 ^ 曼I，，i U = U 1 U 2 c + U l I Ⅱ+ U 2 m = ( 0 ．9 0 6 + 0 ．9 0 9 + 1 ．0 0 6 + 1 ．0 0 5 ) * 1 0 ‘9 j = 3 ．8 3 1 0 ’9J 其中U ，f R e ( E + ￡￡o E ) d V U 。
J ^ f R L t } 1o H ) d V 所以Q L = 3 ．2 5 ，与式( 1 ) 的结果比较接近 3 ．2 环行器的峰值功率探测 图3 ( a ) 为环行器腔体内部的电场分布图，假设从环行器端口馈人的微波功率为l W ， 图3 ( b ) 为结环行器端H 馈人的微波功率为6 0 0 0 W 时的内部电场分布图，根据空气的击 穿场强为3 * 1 0 6 V ／m ，可得出该环行器理论能承受的最大峰值功率( 即打火功率) 为6 0 0 0 W 由于承受功率还受驻波比，发射机寄生频率和基频谐波等各方面因素的影响，实际所能承 受的功率为理论承受功率的4 0 ％左右，所以可估算出该环行器所能承受的最大峰值功率为 2 5 0 0 W 图3 ( a ) 环行器端口馈入的微波功率为 1 W 时的腔体内的电场分布 图3 ( 0 ) 环行器端口馈入的微波功率为 6 0 0 0 W 时的电场分布 3 ．3 环行器的高功率散热问题 在高平均功率的情况下，结环行器的设计除电气 指标和机械结构外，还有热传导和散热因素，否则当 功率较高时，铁氧体内的电磁损耗所产生的热量散发 不出去，铁氧体的温升超过了铁氧体的承受能力，器 件性能将会严重恶化，本文所采取的是自然散热措施， 结构图如图4 所示： 其中，T f 为铁氧体内表面温度，T 。
为金属外壳的 温度，T 为空气的温度，其散热机理为：从温度为T f 图4 环行器的高功率散热结构示意图 的铁氧体内通过热传导的方式传至温度为T T f > T ) 的金属外壳，金属外壳和温度为T o 的奎气接触，通过自然冷却的方式把能量传给空气，显然，T f > T m > T o ．当环行器的输人功 率为2 0 0 W ，插入损耗为0 ．4 d B 时，两片铁氧体总的损耗功率Q 为1 7 ．6 W 铁氧体圆盘的 上下温度差为： T r - T m = 2 Q d ／k Ⅱ1 3 2 T f - T m = 8 ．8 " C 式中：d 为两片铁氧体的总厚度( c m ) ，D f 为铁氧体的直径( c m ) ，k 为铁氧体的热传 导系数0 ．0 6 3 ( W ／c m ℃) ．外壳的自然散热问题主要靠金属壳的热辐射和空气的对流等因 素，但不能依靠空气的热传导方式来散热，因为空气的热传导系数很低 若T m - T o = 6 0 C ，T o = 2 0 C ，则T m = 8 0 C ．所以T f = 8 8 ．8 ℃． 由上述的分析可知，铁氧体此时的温度为8 8 C ( 因为两片铁氧体之间还有一定的空气隙) ， 实际的温度应低于8 8 + C ，所以对于器件在无非线性损耗下承受2 0 0 W 的平均功率是可能的。
3 ．4 环行器的温度稳定性分析 本文所述的环行器其工作温度Y 口- 4 0 ．+ 8 0 " C ，在_ 4 m + 8 0 ℃的极限温度下为了保证器件的 微波性能，归一化磁矩P 和归一化内场必须同步变化，其温度稳定性方程为： △P ／AO = 一P o ／Oo + 2P oOo ／O0 2 一I = R 在室温下，P = P o ，o = oo ，△P 和△o 表示随温度偏离室温P 和的偏移量，在高场区工 工作时R > 0 ，这就意味着器件的归一化磁矩P 和归一化内场必须同步变化才能保持器件的 温度稳定，这就是磁场和磁矩的同步变化原则室温下M 2 0 ℃) - 1 6 5 0 G s ，f o = 9 3 0 M H z ，对应 的P o = M 2 0 " C ) ／H 产4 ．9 7 ，oo = I - I o ／H r = 1 ．4 6 ，所以R = 9 ．4 ．在高低温时，材料的饱和磁矩M 随温 度变化的方程为： M T ) = M 2 0 C ) ( 1 + QA T ) 其中a 为负温系数，对于本文所述的柘榴石材料其负温系数为一0 ．0 0 2 ／0 C ．表所示为器件在高 低温下P 和0 的变化( f o = 9 3 0 M H z ) ： 磁参数 4 兀M s ( G s ) P H I ( A ／m ) O _ 4 0 ℃1 8 4 85 ．5 74 0 1 6 9 1 ．5 2 + 2 0 l ℃1 6 5 04 ．9 73 8 5 0 01 ．4 6 + 8 0 ℃ 1 4 5 2 4 ．3 7 3 6 9 0 71 ．4 理论上按照上述的数据进行温度补偿便可得到最佳的温度稳定性，在实际身生产调试 过程中可采用温度系数小的铁氧体材料和从磁路上解决温度变化率的问题，如采用复合磁 路和采用适量的铁镍合金对外加磁场进行补偿，就可的到最佳的温度稳定性。
用H F S S 8 ．0 软件仿真的到的高低温温度下的性能如图所示： m f I ：Sk 耙t r ] x D m OP I o l I ：S №⋯xD 口l a ；苯：：：：：= ；：l ■ * ；Y 夕” ： ＼ ； 、、 ／∥’o ＼ ，，／： ／／‘／ i ＼j ：／’ 奄 ．≯ n ■1 —1 ～^㈣1、抽：+r ’●u ’～ F e e = e e n j ∞H d 仿真结果与实际调试性能完全吻合 ‘i ；j f ?j 、 { j } I - ， 多“、 ， ◇西 9 ∥ 参考文献 【1 】魏克珠李士根蒋仁培微波铁氧体新器件国防工业出版社1 9 9 5 年 f 2 】蒋仁培Y 结环行器的C L 因子的注释与论证第十二届全国微波磁学会议论文集2 0 0 4 年 。