摘 要 针对武器装备机箱内部电磁辐射防护的技术需要,从不完全屏蔽腔体辐射耦合电场增强效应形成机理出发,对孔缝耦合及贯通导体耦合导致的屏蔽腔体内部局部电场增强效应防护方法进行了研究．仿真计算了屏蔽腔体内部加载吸波材料、腔体分区隔断以及贯通导体安装金属导管等防护方法对不完全屏蔽腔体电磁耦合的影响,研究结果表明:在屏蔽腔体内部加载吸波材料能够有效降低由于腔体谐振产生的电场增强效应,相同的吸波材料放置在强场位置防护效率会更高;采用分区隔断的屏蔽腔体能够提高腔体的谐振频率,大幅降低腔体内大部分位置的电磁耦合能力;贯通导体通过金属导管进入屏蔽腔体能够有效降低贯通导体的电磁耦合能力,削弱屏蔽腔体内部的电场增强效应,屏蔽腔体内部及外部的金属导管长度越长,其防护效果越明显．
关键词 屏蔽腔体;孔缝耦合;贯通导体耦合;电场增强效应;防护方法
DOI 10.13443/j.cjors.2017021802
引 言
武器装备通常采用金属机箱来切断干扰源与敏感设备之间的耦合途径,提高电子设备的抗干扰能力．但由于散热、显示、按键、供电、信号传输等功能要求,需要在金属机箱的表面开孔缝或穿入贯通导体,从而破坏了金属机箱的完整性,使之成为不完全屏蔽腔体,此时电磁能量将通过孔缝或贯通导体耦合进入金属机箱内部,对电子设备和敏感电路造成影响[1-2]．然而,对于一些特定的辐射频率、孔缝尺寸和贯通导体长度,由于金属腔体的谐振或贯通导体感应电流的二次辐射作用等因素的影响,导致金属箱体内部某些局部区域的电场强度比金属箱体外部的电场强度还要大,即产生了屏蔽腔体内部的局部电场增强效应．若金属箱体内部的敏感设备或电路恰好落在这些电场增强区域上,则金属机箱不但不能够起到良好的屏蔽作用,反而有可能加剧敏感设备的受干扰或损伤程度[3-4]．因此,有必要对屏蔽腔体内部局部电场增强效应及其防护技术进行深入研究,为提高武器装备机箱内部的电磁辐射防护能力提供有效手段和技术支撑．
国内外研究人员利用理论分析和仿真计算等手段开展了大量的不完全屏蔽腔体电磁耦合研究工作,得到了不同试验条件下、不同孔缝的耦合相关规律以及贯通导体耦合对屏蔽腔体内部电路干扰信号的影响[5-9]．国外学者Z. S. Syarfa以及国内中国工程物理研究院、兰州大学、军械工程学院等单位对孔缝及贯通导体耦合导致的屏蔽腔体内部电场增强效应进行了研究,揭示了电场增强效应规律及其形成机理[10-14]．然而,目前有针对性的屏蔽腔体内部电场增强效应防护方法研究国内外报道较少,还有待进一步深入研究．为此,本文从不完全屏蔽腔体辐射耦合电场增强效应的形成机理出发,提出了腔体谐振消除、贯通导体二次辐射抑制等防护方法,并通过仿真计算验证了上述防护方法的有效性．
1 研究方法及仿真模型
为定量评价不完全屏蔽腔体内部局部电场增强效应,这里借用了屏蔽效能的表征方式．设E1表示屏蔽腔体外部的辐射电场强度,E2表示屏蔽腔体内部某点耦合的电场强度,则屏蔽效能的计算公式为ES=20lg(E1/E2).当屏蔽效能为负时,说明腔体内部某点耦合的电场强度高于腔体外部的辐射电场强度,即出现了屏蔽腔体局部电场增强效应．需要说明的是,本文只是借用了屏蔽效能的表征方式,计算或测试得到的屏蔽腔体内部某一位置的屏蔽效能只是用来表征局部电场增强效应的强弱,并不能评价不完全屏蔽腔体的整体屏蔽性能．
研究带有孔缝或贯通导体的金属腔体电场增强效应,需要考虑腔体本身的谐振及贯通导体感应电流的二次辐射效应,在一定频段范围内,正方形金属腔体比长方形金属腔体的谐振模式更少,便于分析腔体的电场增强效应,因此选定正方形金属腔体作为研究对象．图1所示为电磁辐射条件下含孔缝金属腔体的电磁辐射耦合计算模型,o为坐标原点,金属腔体的尺寸为40 cm×40 cm×40 cm,厚度为0.2 cm,在腔体一面的中心位置开有孔缝,外界入射电磁波为平面正弦连续波,入射方向平行于x轴,辐射场强为1 V/m．图2所示为含贯通导体开孔金属腔体电磁辐射耦合计算模型．金属腔体结构及尺寸与图1相同,在腔体左侧壁中心位置开有圆形孔,孔中间加载金属导体作为贯通导体,外界电磁波垂直向下入射金属腔体,电场方向与贯通导体平行,辐射场强为1 V/m．
图1 含孔缝正方形腔体电磁耦合计算模型
图2 含贯通导体正方形腔体电磁耦合计算模型
从仿真计算方法上来看,相对于频域算法,时域算法只需通过少量的计算便可获得求解目标的宽频信息,且易于处理非线性问题,应用更加广泛．与采用微分方程的方法相比,采用积分方程方法在求解过程中只需对求解目标表面进行离散,且不必强加边界条件,其优势更加明显．时域有限积分技术(Finite Integration Technique, FIT)融合了时域和积分方程的优势,计算时间和内存耗费与网格数成正比,而有限元法(Finite Element Method, FEM)则与网格数的平方成正比,矩量法(Method of Moments, MoM)和边界元法(Boundary Element Method, BEM)与网格数的立方成正比,因此本文选用基于FIT方法的CST软件MWS模块进行仿真计算研究[15-16]．
2 孔缝耦合屏蔽腔体电场增强效应防护方法
2.1 屏蔽腔体内部增加吸波材料
孔缝耦合电场增强效应主要来自于屏蔽腔体自身的谐振,因此在屏蔽腔体内部增加吸波材料,从理论上来讲能够有效降低腔体内的谐振,这里以聚氨酯射频吸波材料为例进行研究．在图1所示的带有孔缝(20 cm×2 cm)的屏蔽腔体内表面均匀敷设5 mm厚的聚氨酯吸波材料(介电常数为1.95、相对磁导率为1),如图3所示,计算吸波材料对改善腔体内局部电场增强效应的效果,计算结果如图4所示．
(a) 未安装吸波材料 (b) 安装吸波材料
图3 带有孔缝的屏蔽腔体吸波材料安装方式
(a) 测试点(腔体中心)
(b) 测试点(30, 30, 30)
图4 均匀敷设吸波材料对孔缝电磁耦合的影响
由图4可知:屏蔽腔体内表面均匀敷设吸波材料后,腔体内部屏蔽效能得到明显提高,屏蔽腔体内部的电场增强效应消失,由此可见腔体内表面均匀敷设吸波材料能有效抑制由于腔体谐振导致的局部电场增强效应．
有时由于通风、散热以及开窗等其他原因,内表面不适合敷设吸波材料,需要考虑其他位置放置吸波材料,下面分析吸波材料放置位置对防护效果的影响．采用半径为6.6 mm的聚胺脂吸波球(吸波球表面积是腔体内表面整体敷设吸波材料表面积的1/4)分别放置于腔体中心(20, 20, 20)和腔体内一角落(10,10,10),如图5所示,分别计算腔体内不同位置的屏蔽效能曲线,结果如图6所示．
(a) 吸波球位置(腔体中心) (b) 吸波球位置(10, 10, 10)
图5 屏蔽腔体内部放置吸波球位置
(a) 测试点(30,30, 30)
(b) 测试点(30, 10, 30)
图6 屏蔽腔体内部放置吸波球对孔缝电磁耦合的影响
通过理论计算可知:屏蔽腔体的第一个谐振频率大约为530 MHz,谐振产生的最强电场出现在腔体中心(20, 20, 20)位置．从图6可以看出,在试验频率530 MHz附近,腔体中心电场强度最强位置加载吸波球,腔体内部(30,30, 30)和(30, 10, 30)位置的电场增加效应消失,其产生的防护效果要远好于其他弱场位置加载相同大小的吸波球,甚至优于屏蔽腔体内表面完全敷设吸波材料的情况．因此,在屏蔽腔体内部强场位置设置吸波材料球的防护效率(单位吸波材料产生的防护效果)要大于弱场位置．对于工程实际问题,可以首先分析装备干扰频率下的屏蔽腔体电场分布,并有针对性地选择强场位置放置吸波材料球,解决由于腔体谐振产生的电场增强效应对装备带来的影响．图6中,由于其他频点腔体中心位置并非是场强最强的位置,因此中心位置加载吸波球产生的防护效果要弱于腔体内表面均匀敷设吸波材料的情况．实际中这两种防护方法要统筹考虑．
2.2 对屏蔽腔体进行分区隔断
屏蔽腔体的谐振频率与腔体的尺寸密切相关,对于子系统为互联设备的实际情况,可以采用将屏蔽腔体分区隔断的方法来提高腔体的谐振频率,同时降低不同分区之间的能量耦合,从而消除屏蔽腔体内部的局部电场增强效应．这里以一个典型的分区隔断模型为例,通过仿真计算来分析分区隔断对孔缝耦合电场增强效应的影响．图7所示为屏蔽腔体的分区隔断方法,图8所示为仿真计算结果．
(a) 原始腔体 (b) 分区隔断后
图7 典型屏蔽腔体的分区隔断方法
(a) 腔体中心
(b) 测试点(10, 10, 10)
图8 屏蔽腔体分区隔断对孔缝电磁耦合的影响
从图8可以看出,屏蔽腔体分区隔断后,其最低谐振频率由原来的530 MHz左右升高到大约1.07 GHz,低于1.07 GHz频率的局部电场增强效应完全消失．此外,屏蔽腔体分区隔断后,腔体外部的电磁能量需要通过多次孔缝耦合才能进入腔体内部,腔体内大部分位置的电场强度大幅降低,屏蔽效能升高,防护效果增强．因此,在设备允许的情况下,采用分区隔断的屏蔽腔体能够有效抑制局部电场增强效应．
3 贯通导体耦合屏蔽腔体电场增强效应防护方法
3.1 屏蔽腔体内部增加吸波材料
贯通导体耦合电场增强效应主要由腔体谐振及贯通导体感应电流谐振二次辐射所引起．因此,为了减小腔体谐振,在腔体内壁加载吸波材料可能是一种行之有效的方法．将带有短贯通导体(20 cm)和长贯通导体(1 m)的金属屏蔽腔体内壁均加载0.5 cm厚的聚氨酯吸波材料,短贯通导体腔体外部长度为10 cm,长贯通导体腔体外部长度为80 cm,如图9所示,仿真计算吸波材料对改善贯通导体耦合腔体内电场增强效应的效果,结果如图10所示．
(a) 未加载吸波材料 (b) 加载吸波材料
图9 带有贯通导体的屏蔽腔体吸波材料安装方式
(a) 短贯通导体(测试点(20, 20, 20))
(b) 长贯通导体(测试点(20, 20, 15))
图10 吸波材料对贯通导体电磁耦合的影响
从图10(a)可以看出,加载吸波材料后,腔体不再谐振,腔体谐振频率处短贯通导体耦合引入的局部电场增强效应消失．从图10(b)可以看出, 吸波材料的加入明显改善了腔体谐振处的电磁耦合,但对于贯通导体谐振的频点,由于电场增强效应主要是由贯通导体感应电流的二次辐射所形成的,而内表面反射对其场强影响不大,因此,腔体内加入吸波材料只对改善腔体谐振频点处产生的电场增强效应起作用．
3.2 屏蔽腔体开孔处增加金属导管
为解决贯通导体感应电流二次辐射引入的电场增强效应,提出在屏蔽腔体开孔处添加金属导管的防护方法,贯通导体通过金属导管进入屏蔽腔体,如图11所示,短贯通导体及长贯通导体仿真计算结果分别如图12、13所示．
(a) 腔体内加载金属导管 (b) 腔体外加载金属导管
图11 屏蔽腔体加载金属导管示意图
(a) 内部金属导管长度影响(测试点(25, 20, 35))
(b) 外部金属导管长度影响(测试点(25, 20, 35))
图12 金属导管对短贯通导体(20 cm)电磁耦合影响
(a) 内部金属导管长度影响(测试点(25, 20, 30))
(b) 外部金属导管长度影响(测试点(25, 20, 30))
图13 金属导管对长贯通导体(100 cm)电磁耦合影响
从图12、图13可知,屏蔽腔体内部或外部加载金属导管后,贯通导体引入的电磁干扰均能够得到明显改善,金属导管长度越长,贯通导体的电磁耦合越弱,屏蔽腔体内的局部电场增强效应越不明显．从贯通导体耦合及电场增强效应形成的机理上分析:当腔体外部贯通导体上安装金属导管时,对贯通导体起到了屏蔽的作用,此时,接收电磁能量的贯通导体有效长度降低,耦合形成的感应电压(电流)元减少,导致贯通导体上的感应电流大幅减小,因此屏蔽腔体内部的局部电场增强效应减弱;当腔体内部贯通导体上安装金属导管时,虽然没有影响到贯通导体感应电流的大小,但内部的金属导管对感应电流辐射的电磁场起到了较好的屏蔽作用,进入屏蔽腔体内部的电磁能量大幅降低,因此,贯通导体感应电流二次辐射产生的电场增强效应明显得到改善．综上所述,采用吸波材料与金属导管相结合的方法可有效降低贯通导体引入的电磁干扰．
4 结 论
本文从不完全屏蔽腔体辐射耦合电场增强效应形成机理出发,提出了腔体谐振消除、贯通导体二次辐射抑制等防护方法,得到结论如下:
1)在屏蔽腔体内表面敷设吸波材料能够有效降低由于腔体自身谐振产生的局部电场增强效应．此外,相同的吸波材料放置在强场位置,其防护效率会更高．
2)在设备允许的情况下,优先采用分区隔断的屏蔽腔体,分区隔断后屏蔽腔体谐振频率升高,低于谐振频率的电场增强效应消失;同时,腔体内大部分位置的电磁耦合能力减弱,能够有效抑制屏蔽腔体的局部电场增强效应．
3)在屏蔽腔体内部及外部加载金属导管,贯通导体通过金属导管进入屏蔽腔体能够有效降低贯通导体的电磁耦合能力,削弱屏蔽腔体内的电场增强效应;屏蔽腔体内部及外部的金属导管长度越长,其防护效果越明显．
下一步课题组将加工制作敷设吸波材料的屏蔽腔体、分区隔断的屏蔽腔体以及能够加载金属导管的屏蔽腔体,进一步开展防护方法有效性的验证实验研究工作．
