金属舱近场孔缝耦合特性数值分析*

伍虹霖，尹 浩，孟海军，谈学超，谭坚文

(1.重庆通信学院，重庆400035;2.中国电子设备系统工程公司研究所，北京100141)

1 引 言

为满足日益增长的功能需求，各种各样的电子和电气设备被集成在车载平台狭小的空间内，这些设备产生的电磁辐射很容易对系统内部其他设备造成影响，引起系统内部电磁兼容性问题。特别是作为强辐射源的天线，随着其功率和数量的不断增加，极易对车载平台内其他高灵敏度的系统和设备产生电磁干扰。

电磁屏蔽方舱作为抑制干扰源对舱内设备辐射干扰的有效手段，是电磁兼容性技术中的一项重要内容。由于通风散热、观察、过电缆等功能性孔口以及工艺不足导致的接缝的存在，屏蔽方舱很难做到电连续，这些孔缝由此也成为了电磁泄露的通道［1］。近年来关于孔缝耦合的研究以利用平面波理论对远场的金属腔体孔缝耦合特性分析居多。文献［2］采用于时域有限差分法(FDTD)分析了孔形状以及内外腔间距对双层金属腔体上的孔缝耦合特性的影响，文献［3］利用时域有限元方法(TDFEM)对多种类型孔缝结构的平面波耦合效应进行了对比。现有文献［4－7］关于近场孔缝耦合特性的研究也多是孔形状、孔个数、孔大小等因素对小尺寸金属机箱近场屏蔽效能影响的研究，而关于孔与辐射源相对位置对耦合特性的影响特别是大尺寸舱体上典型孔缝耦合特性的分析几乎没有。车载平台空间有限，装备系统以及屏蔽舱离天线等电磁干扰源的距离较近，孔缝所导致的近场电磁泄漏会对敏感设备的安全以及正常工作造成巨大的威胁，所以对全尺寸金属舱近场孔缝耦合特性进行研究具有重要的理论意义和应用价值［8－9］。

本文构建金属方舱的全尺寸模型，利用时域有限积分法(FITD)［10］分析了开孔形状、开孔与辐射源的间距及相对位置对金属舱近场孔缝耦合特性的影响，并对金属舱常见的几种孔缝结构所造成的电磁泄漏进行了对比，得出了一些结论。

2 仿真设置及问题描述

2.1 耦合仿真模型的建立

本文以某型车载通信方舱为原型，建立了可用于电磁仿真的金属舱全尺寸模型，车体的外部尺寸为4 246 mm× 2 284 mm× 1 855.5 mm，外皮为厚2 mm的铝蒙皮。舱体侧面中心按仿真需要开有长方形孔、正方形孔、门缝等不同类型孔缝结构，为准确分析各种类型孔缝近场耦合特性，在每次仿真计算当中，模型仅开有一种类型的孔缝。

在车舱顶部放置有一根单极子天线作为近场辐射源，天线安装在靠近开孔面一侧，天线馈电点坐标为(2 123，100，1 855.5)。天线长度为l =250 mm，天线半径r =10 mm，馈电使用同轴线，特性阻抗为Z0=50 Ω，同轴线穿过金属板，内外导体间介质设为真空，内导体和天线相连，半径也为a=10 mm，外导体半径根据公式

计算得到b=23 mm，其中εr为内外导体间介质介电常数。仿真模型如图1所示。

图1 仿真模型示意图Fig.1 Sketch of the simulation model

2.2 激励源及仿真参数设置

天线以高斯脉冲为激励源，频率范围为0～800 MHz，高斯脉冲函数的时域表达式为

式中，脉冲宽度τ =2.625 ns，时间常数t0=1.5 ns，峰值电场强度E0=1 V/m。

计算区域为一个长方体，采用CST 软件特有的自适应网格加密技术帮助实现计算网格的合理划分，网格密度选取为10 point/λ。计算区域截断边界采用Open 边界，模拟自由空间有效吸收入射到边界的电磁波。

2.3 孔腔谐振

电磁波通过孔缝耦合进入屏蔽腔后，在内腔壁间不断的反射，引起电场在腔体内部谐振，会导致腔内耦合能量增强，特别是在腔体的谐振频率附近，谐振所产生的加强效应最强［11］。谐振频率与腔体的尺寸以及腔体内传播的电磁波的模式有关，矩形腔的谐振频率计算公式如下:

式中，c 为光速;l、m、n 为非负整数，每一组取值对应一种可能的传播模式;x、y、z 分别为矩形腔体的长、高、宽，单位为m。由公式计算可得到金属腔内部的低阶谐振频率有72.32 MHz、88.24 MHz等。

3 数值计算结果及分析

3.1 孔形状对近场耦合的影响

为了分析孔口形状对近场孔耦合效应的影响，在腔体的侧面的中心开有等面积的正方形孔(400 mm× 400 mm)、长方形竖孔(200 mm×800 mm)、长方形横孔(800 mm×200 mm)3 种孔口，如图2所示。

图2 不同形状孔口Fig.2 Sketch of aperture with different shapes

观察3 种不同开孔形状时，由开孔耦合到金属舱中心点P(2 123，1 142，927.75)处电场强度，场强频域分布如图3所示。

图3 不同孔形状的舱内耦合电场频谱Fig.3 The spectrum of coupling field in cavity with different shapes of aperture

分析图3，对比3 种不同形状开孔的耦合情况可知，开孔形状对近场耦合特性有较大影响，开长方形横孔时舱体中心点的耦合电场强度最高，正方孔次之，长方形竖孔最小。这是因为孔缝处入射电场的主要方向在y 方向和z 方向，x 方向较弱，当开孔长边与天线电流方向垂直时，也与电场主要方向垂直，电磁能量更容易耦合进入金属舱内，舱体中心点的耦合电场强度也就更高。另外，舱内耦合电场强度受舱体谐振的影响较大，耦合到腔体内的瞬变场中满足腔体谐振条件的频率分量在腔体中形成谐振场，在72.32 MHz、88.24 MHz等谐振频率点上耦合电场强度出现了峰值;随着频率的增大，耦合电场的强度有所增强，受天线中心工作频率点和舱体谐振的双重影响，耦合电场形成了一个从200～500 MHz较宽的高幅值频段。

3.2 孔与辐射源间的距离对耦合的影响

保持天线的位置不变，天线馈电点坐标为(2 123，100，1 855.5)，沿z 轴方向上改变金属舱侧面的开孔位置，使开孔与天线间的间距逐渐减小，正方形孔与辐射源z 轴方向的间距依次为L1 =927.75 mm(面中心开孔)、L2 = 827.75 mm、L3 =727.75 mm、L4 =627.75 mm、L5 =527.75 mm、L6 =427.75 mm、L7 =327.75 mm，其他条件不变。为分析改变开孔与辐射源间间距对舱内不同位置的耦合强度的影响，仿真计算舱内距孔中心100 mm、600 mm处A 点和B 点以及舱体中心C 点的耦合电场强度峰值，仿真结果如图4所示。

图4 不同孔源间距舱内电场强度峰值Fig.4 The coupling electric field peak intensity for different distance between radiator and aperture

分析图4知，增加开孔和辐射源间距离，金属舱内的A、B、C 三点处耦合电场强度都明显衰减，但随着间距的增大，增加一定间距后耦合强度的减小量逐渐下降，当间距增加到一定值时，耦合电场强度趋于稳定。造成这一现象的主要原因是，在近场区域，电场强度E 正比于1/r2和1/r3项，随着r 的增加，E不断减小而且衰减的速率也会降低，特别是当开孔和辐射源间距离很大，开孔位于辐射远场区时，电场强度E 正比于1/r，E 将衰减得更慢。另外，近似全封闭的腔体中电磁传输，产生谐振导致耦合电场强度趋于稳定。因此，对比A、B、C 三点的电场强度，在距离开孔较远的区域，观测点与辐射源的距离更远，耦合电场的强度会小得多，距离的进一步增加导致的衰减也更慢。开孔所导致的近场电磁耦合只会对靠近开孔的区域造成很强的干扰。

3.3 开孔与辐射源的相对位置对耦合的影响

保持天线的位置不变，以正方形孔中心位置P(2 123，0，927.75)为起始点，间隔100 mm首先沿z轴向移动开孔位置，再以100 mm的间隔沿x 轴向移动开孔位置，最后再保持开孔位置不变，以天线馈电点P(2 123，100，1 855.5)为起始点，间隔100 mm沿y 轴向移动辐射源的位置，其他仿真参数设置不变，模型变化示意如图5所示。

图5 开孔与辐射源相对位置变化示意图Fig.5 Sketch of the changing of relative location between radiator and aperture

观察开孔与辐射源相对位置变化时舱内距孔中心100 mm处的耦合电场强度峰值，仿真结果如图6所示。

图6 开孔与辐射源不同位置时舱内耦合电场强度峰值Fig.6 The coupling electric field peak intensity For different relative location between radiator and aperture

分析图6可知，以同样的间隔100 mm改变位置时，沿y 轴方向移动天线时舱内耦合电场强度减小的速度最快，沿z 轴方向纵向移动开孔次之，当沿x轴方向横向移动开孔时，舱内观察点处的耦合电场强度减小得很慢，特别是在靠近天线的位置，耦合电场强度几乎保持不变。由于金属舱体的阻挡和反射，在近场区域，天线的场分布发生了改变。在起始位置，开孔位于天线正下方，沿z 轴方向纵向移动开孔，开孔一直处于天线正下方，孔与辐射源距离的增加使得耦合电场强度迅速减小;沿y 轴方向移动天线，不仅使孔与辐射源距离的增加，金属舱顶的遮挡导致了电磁场绕射到开孔位置的能量更小，耦合电场强度也减小得更快;而沿x 轴方向横向移动开孔，尽管孔与辐射源的间距增加，开孔不再位于天线正下方，辐射场绕射到开孔位置的能量有所增加，耦合电场也因此减小的速度较慢。

3.4 金属舱上不同类型孔缝结构近场耦合特性对比

通信方舱上的孔缝结构主要有通风口、观察窗、电源及信号线缆接口、舱门和门缝几种，选取正方形孔、线缆穿孔、门以及门缝几种典型结构为电磁耦合通道，仿真计算天线近场辐射下通过这几种结构耦合进入舱体的电场强度的大小。孔缝均开在金属舱侧面中心。正方形孔尺寸为200 mm×200 mm，线缆过孔尺寸为200 mm×200 mm，孔中心穿有5 根长100 mm(舱外部分50 mm)的理想导体，导体半径r=10 mm;门缝宽1 mm，门框尺寸为1 600 mm×900 mm，门开启时门板与舱体侧面垂直。舱体上典型孔缝结构如图7所示。

图7 舱体上典型孔缝结构Fig.7 Different kinds of typical apertures in cavity

仿真得到天线近场辐射下，离舱内孔缝600 mm处的耦合电场的频域分布如图8所示。

图8 不同孔结构的舱内耦合电场强度Fig.8 The spectrum of coupling field in cavity withdifferent kinds of typical aperture

分析图8知，在方舱门开启时相当于舱体侧面有一个1 600 mm×900 mm的开孔，门在所有孔缝结构中造成的电磁泄漏最大;由于门缝隙天线效应的影响，在波长可与门缝长度比拟的波段，门缝会类似于高效的天线，其附近区域会有很高的场强，因此即使门关闭，仅由宽度为1 mm门缝所导致的近场干扰依然很严重，在70～350 MHz 的频段，它远强于200 mm×200 mm开孔所导致的干扰;当孔径中加入导线时，导线与孔形成了一段同轴线结构，导线能够引导电磁能量穿过开孔，线缆穿孔将比等面积的开孔导致更大的电磁泄漏。

4 结 论

孔洞和缝隙耦合是外部电磁场耦合到电子系统内部的一种主要的电磁耦合途径，孔缝耦合产生的场分布在整个系统内部，对系统的威胁很大。本文不同于已有文献的计算方法和模型设置，利用时域有限积分法(FITD)根据实际车舱的结构参数，建立了逼真的大尺寸的金属舱模型，重点分析了不同开孔形状、开孔与辐射源的间距及相对位置对金属舱近场孔缝耦合特性的影响，同时对比了方舱上不同类型孔缝结构在近场辐射下的电磁泄漏，得到以下结论:

(1)腔体谐振会导致谐振频率点上腔体内耦合能量的急剧增加，应尽量使敏感设备的工作频率避开这些频点;

(2)在开孔面积不变的情况下，垂直于天线电流方向上的孔尺寸越大，舱体内耦合的电场峰值越高，在考虑舱体上的开孔形状时，要尽量使开孔垂直于天线电流方向上孔尺寸小;

(3)开孔与辐射源的间距对近场孔缝耦合的影响较大，增加孔与辐射源的间距能有效减小孔缝耦合的强度，但随着间距的增大，减小的速率会逐渐下降;沿金属面纵向移动开孔和将天线向舱顶移动对减小耦合效果显著，但沿金属面横向移动开孔位置时效果不明显。因此，为减小孔缝近场耦合强度而调整天线和开孔相对位置时，纵向调整开孔位置或将天线向舱顶移动效果较好;

(4)同等近场辐射条件下，方舱门敞开时，门在所有孔缝结构中造成的电磁泄漏最大，而门关闭时，门缝也将导致很严重的干扰，在70～350 MHz的频段它所导致的干扰依然比其他孔缝结构大。方舱门是导致电磁泄漏的一个主要部位，必须对门和门缝进行屏蔽加固处理，敏感器件特别是工作在超短波频段的器件要尽量远离舱门。所得结论能够为车载天线以及舱内设备的布局提供一定的指导作用。

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