王丹青， 李萍， 朱永忠

(武警工程大學 信息工程系, 陜西 西安 710086)

北斗導航/超短波通信雙模三頻一體化終端天線的研究與設計

王丹青， 李萍， 朱永忠

(武警工程大學 信息工程系, 陜西 西安 710086)

為了滿足某型單兵系統(tǒng)中通信終端對超短波通信與北斗衛(wèi)星導航定位的需求，設計了兼容導航與超短波通信雙模式的新型單兵通信終端天線。通過在印刷折疊四臂螺旋天線(FPQHA)頂部的螺旋臂與折疊臂間加載電容，設計了電容加載的印刷折疊四臂螺旋天線，實現(xiàn)了北斗衛(wèi)星導航B1、B3雙頻段覆蓋。該天線結構緊湊，且能夠通過改變電容值大小便捷地進行調諧優(yōu)化。根據(jù)當前超短波通信終端采用外置單極子鞭狀天線的現(xiàn)狀，將提出的電容加載FPQHA與原單極子超短波通信天線同軸共置，減小了天線系統(tǒng)在其載體平臺上所占的空間。并通過結構優(yōu)化，尤其是在單極子天線外添加套筒，解決了二者的兼容性問題。該天線便于綜合集成現(xiàn)有設備，能夠達到實戰(zhàn)中對高精度北斗衛(wèi)星導航的性能要求，同時支持超短波頻段通信。

兵器科學與技術； 四臂螺旋天線； 套筒單極子天線； 北斗衛(wèi)星導航系統(tǒng)； 超短波通信

0 引言

目前，北斗衛(wèi)星導航系統(tǒng)已完成了亞太區(qū)域的組網(wǎng)并開始加速部署。預計到2020年將完成對全球的覆蓋，為全世界用戶提供導航、定位和授時服務。在民用領域，北斗衛(wèi)星導航系統(tǒng)已應用于測量、監(jiān)控、車運、空運、航運、農(nóng)業(yè)、金融、通信等多個行業(yè)；在國防領域，也已在武器精確制導、部隊實時調度等方面廣泛應用。作為北斗終端收發(fā)信號的重要部件，天線系統(tǒng)直接影響著終端設備的尺寸和性能。為滿足新一代單兵超短波通信終端基于北斗衛(wèi)星導航的定位需求，本文立足現(xiàn)有裝備研究導航/通信天線系統(tǒng)的小型化問題，設計一種兼容多種工作模式的多頻段手持終端天線。

四臂螺旋天線(QHA)具有結構緊湊、輻射方向圖理想、前后比較高等優(yōu)點。近年來，隨著印刷天線技術的提出，加工便捷、成本低廉的印刷四臂螺旋天線(PQHA)被廣泛應用于全球衛(wèi)星定位系統(tǒng)[1-4]。但其剖面較高、帶寬較窄(僅為5%～8%)的問題制約著它在小型化、多頻段衛(wèi)星導航終端中的應用。因此，隨著全球衛(wèi)星定位系統(tǒng)的演進，QHA也向著小型化、多頻/寬頻段的方向發(fā)展。在小型化技術方面，研究人員探索出了許多方法。例如：介質加載技術——通過在QHA內(nèi)部插入介質棒[5-7]，實現(xiàn)了天線軸向高度的降低；流曲技術——通過將螺旋臂設計為不同的流曲結構，也實現(xiàn)了同樣的效果[8]。具體有螺旋臂為方形流曲結構的QHA[9-11]以及螺旋臂為正弦函數(shù)曲線形式的QHA[12]等。然而，以上方法都在不同程度上增加了天線結構的復雜度，降低了系統(tǒng)的可靠性且天線增益難以得到保證。在多頻/寬頻段改進方面，研究人員主要采用了添加寄生結構的方法。在傳統(tǒng)PQHA的基礎上，通過增加折疊臂結構(印刷折疊四臂螺旋天線，英文縮寫FPQHA)實現(xiàn)雙頻/寬帶特性[13]。2015年，Byun等將螺旋臂設計為階梯狀，以降低天線軸向高度，并通過優(yōu)化饋電結構實現(xiàn)了雙頻工作[14]。但其提出的天線剖面仍然較高且結構復雜，不易調試和加工。

本文將折疊四臂螺旋結構引入手持終端導航天線的設計中。在天線整體尺寸增加不大的前提下，通過在印刷四臂螺旋天線頂部加載電容——串接與螺旋臂尺寸相同的折疊臂結構——實現(xiàn)了天線諧振電長度的增加，從而達到天線小型化的目的。寄生的折疊臂結構還引入了第二工作頻段。而通過調整加載的電容值大小能夠進行天線調諧，實現(xiàn)北斗衛(wèi)星導航系統(tǒng)的B1、B3雙頻覆蓋。

根據(jù)頻段特性和作戰(zhàn)需求，單兵超短波通信天線通常采用單極子形式。為了滿足新型單兵通信終端導航與超短波通信的功能需求以及便攜可靠的結構要求，本文通過將設計的北斗導航雙頻折疊QHA與超短波通信單極子天線同軸共置，減小天線系統(tǒng)在終端載體上所占的空間。為了降低二者共置產(chǎn)生的耦合干擾，在超短波單極子天線外添加套筒結構，并通過結構優(yōu)化解決二者的兼容問題，實現(xiàn)了北斗導航B1、B3雙頻段覆蓋的同時支持超短波頻段通信。

1 北斗導航雙頻折疊QHA分析與設計

1.1 折疊QHA的理論分析與設計

折疊QHA是在QHA的基礎上加載寄生的折疊臂演變而來的。由于加載的折疊臂結構在天線中引入了新的電流路徑，所以能夠增加一個新的諧振頻點。另一方面，折疊臂延長了電流路徑，使得天線諧振頻點降低而尺寸不增大，實現(xiàn)了結構的小型化。

目前，國內(nèi)外對于折疊QHA沒有成熟的計算理論，因此借鑒其原型——諧振式QHA模型對其基本結構及尺寸進行初步分析和計算。這里采用等效電流的數(shù)值分析方法來研究QHA的輻射性能。針對QHA結構建立如圖1所示的空間球面坐標系(r,φ,θ). 圖1中QHA的螺旋半徑為r0，螺旋線長度的微元為dl，該微元在OXY面上的投影與X軸夾角為φ′，P表示空間中一點，坐標系原點和P點的連線OP與坐標系原點和螺旋線上微分dl的連線間的夾角為ψ.

圖1 QHA結構圖Fig.1 Structural dimensions of QHA

QHA可視為由4個螺旋臂組合而成，螺旋臂長度L滿足(1)式，其中λ為工作頻率對應的波長，M為正整數(shù)，即螺旋臂長度應為四分之一波長的整數(shù)倍。

L=M(λ/4).

(1)

各螺旋臂上電流近似呈正弦分布，其上各單元的電流幅度相等，大小如(2)式所示。4個螺旋臂中相鄰兩臂上電流相位相差90°.

(2)

式中：I0為電流振幅；k為相移常數(shù)，其大小為k=2π/λ；N為螺旋繞數(shù)。QHA的輻射電場包括螺旋和徑向兩部分，可分解在正交的兩個方向φ和θ上進行分析。

(3)

式中：ω為電流角頻率；μ為空間磁導率；iφ為矢量電流。

首先考慮總輻射場在φ方向上的分量，其積分表達式如(3)式所示[15]，進而根據(jù)電流強度可計算各螺旋臂產(chǎn)生的螺旋部分輻射電場，結果分別如積分式(4)式～(7)式所示。

E1,φH=-jE(cosφ′sinθcosφ,sinφ′sinθsinφ),

(4)

E2,φH=-jE(-cosφ′sinθcosφ,-sinφ′sinθsinφ),

(5)

E3,φH=E(-sinφ′sinθcosφ,cosφ′sinθsinφ),

(6)

E4,φH=E(sinφ′sinθcosφ,-cosφ′sinθsinφ),

通常情況下認為各螺旋臂上的電流分布均勻，此時可計算出單匝繞制時的徑向部分輻射電場為

(8)

式中：T=(ωμI0r0e-jkr)/2πr.

同理可得θ方向上天線的電場輻射情況。上述分析從電磁場數(shù)值計算的角度描述了QHA的輻射電場，為進一步分析折疊QHA提供了理論參考。電磁場數(shù)值計算的實驗結果表明：對于選定的工作頻率，增大螺旋臂長度L，能夠擴大天線的對上輻射范圍；增大螺旋臂的螺旋升角η可拓寬天線的波瓣寬度；增大螺旋半徑r0可以展寬天線的工作帶寬。當天線的螺旋臂長度確定后，增大螺旋升角η，則波瓣寬度展寬，而天線螺旋半徑r0將減小，導致天線工作帶寬變窄；減小螺旋升角η，則天線波瓣寬度變窄，而螺旋半徑r0將增大，天線工作帶寬展寬?？梢?，QHA的工作帶寬和波瓣寬度相互制約。

本文基于FPQHA來實現(xiàn)北斗雙頻導航。設計的天線平面展開圖如圖2所示。由圖2可見，4條螺旋結構印刷于柔性薄基質上，每條螺旋結構包含互相平行的螺旋臂與折疊臂。其中螺旋臂與饋電端口相接，折疊臂與地板相接。在天線頂部，折疊臂與螺旋臂通過短接線連接。

圖2 螺旋臂與折疊臂結構展開圖Fig.2 Expanded View of helix arms and folded arms

基于QHA電磁理論的數(shù)值計算分析結果，結合文獻[13]中的實驗仿真，本文在考慮終端尺寸與使用要求的前提下，按照結構緊湊，便于優(yōu)化與加工的原則，初步確定天線模型中各結構的尺寸如下：該天線選擇單匝繞制(N=1)，各臂與頂部連接線等寬，即Ws=d. 螺旋臂長度L=0.75λ0，折疊QHA的周長C=0.5λ0，其中λ0為北斗B1、B3中心頻率1.414 GHz對應的波長。

1.2 加載電容的雙頻折疊QHA仿真研究與設計

電容加載可以改變天線上的電流分布。合理加載電容一方面能夠拓寬天線的諧振帶寬，另一方面能夠增加天線的諧振頻點。因此，在1.1節(jié)提出的FPQHA的基礎上，在螺旋臂與折疊臂間加載電容連接，使新增的諧振頻率能夠通過改變加載電容大小進行調整，針對不同應用需求進行調諧。此時，天線兩個諧振頻率中較低的諧振頻率由螺旋臂、加載的電容和折疊臂3部分結構上的電流共同決定。因此，該頻段上天線有效長度等于低諧振頻率對應波長的1/4. 較高諧振頻點由螺旋臂上的電流決定。因此，該頻段天線有效長度等于高諧振頻率對應波長的3/4. 下面通過分析加載電容后天線的等效電路模型，具體說明加載電容的作用。

加載電容后的FPQHA的等效電路如圖3所示，圖3中串聯(lián)電容Cl表示連接折疊臂的加載電容。低頻諧振時，Cl在電路中起到隔離作用，天線的諧振頻率等于輻射電阻Rr、等效電容Ce、加載電容Cl和等效電感Le組成的串聯(lián)諧振電路的諧振頻率。該頻率可由(9)式計算：

(9)

式中：L=Le；C=1/(1/Cl+1/Ce).

由此可見，低諧振頻率隨著加載電容值的增加而降低。天線工作在高諧振頻率時，圖3中加載電容處通路，此時天線等效為一個標準的LC串聯(lián)諧振電路，諧振頻率的計算公式同(9)式。

圖3 等效電路圖Fig.3 Equivalent circuit

由對天線等效電路的分析可見，連接折疊臂所加載的電容主要影響新引入的低諧振頻率，進一步說明了通過改變加載電容值進行天線調諧的原理。這種方法避免了在設計過程中反復修改復雜結構的難度，減少了結構參數(shù)優(yōu)化的工作量。設計出的天線結構簡單，系統(tǒng)可靠性高。為了提高仿真結果的可靠性，根據(jù)某型單兵通信終端形狀和尺寸，將天線加載于尺寸為50 mm×102 mm×203 mm的長方體上進行仿真實驗。

加載不同大小的電容時，天線工作頻率的偏移情況如圖4所示。圖4中實線是不加載電容時的折疊QHA仿真結果。其余曲線分別是加載不同電容時天線的回波損耗。由仿真結果可見，加入折疊臂后，QHA呈現(xiàn)雙頻諧振特性，諧振頻率分別為1.06 GHz與1.57 GHz. 仿真結果顯示電容值的改變主要使低頻諧振頻段產(chǎn)生偏移，隨著加載的電容值從0.2 pF增加至0.6 pF，低諧振頻段的中心頻率向低頻方向偏移，與上文基于等效電路對天線雙頻諧振特性的分析結果吻合。當電容為0.4 pF時，其中心頻率為1.268 GHz，回波損耗較低，-10 dB阻抗帶寬大于20 MHz，滿足北斗B3頻段的帶寬要求。此時，另一較高的諧振頻段中心頻率為1.55 GHz，-10 dB阻抗帶寬覆蓋北斗B1頻段。由此可見，調節(jié)加載電容值大小的方法可以較為便捷地進行該天線調諧，優(yōu)化天線的阻抗匹配情況，從而獲得所需工作頻段的天線。經(jīng)仿真研究，針對北斗系統(tǒng)B1、B3雙頻導航的頻段要求，最終確定電容大小為0.4 pF. 此時QHA的螺旋半徑r為16.5 mm，軸向高度La為68 mm.

圖4 電容對QHA諧振頻率的影響Fig.4 Return loss vs. capacitance

2 導航/通信雙模終端天線的設計與仿真分析

2.1 導航/通信雙模終端天線的結構設計

為了實現(xiàn)兼容北斗衛(wèi)星導航與超短波通信的天線系統(tǒng)，減小天線整體結構在通信終端上所占的空間，本文將第1節(jié)設計的電容加載的北斗導航雙頻折疊QHA環(huán)繞于超短波通信單極子天線外并在底部分別饋電，構成導航/通信雙模天線。該天線滿足了北斗雙頻導航與超短波通信的要求，且額外占用的載體平臺空間很小。但仿真實驗結果也顯示：北斗導航雙頻折疊QHA與單極子天線共置會產(chǎn)生耦合干擾，二者阻抗匹配特性均有惡化，各自的正常功能受到影響。

由于單極子天線的阻抗匹配帶寬隨著其直徑增大而展寬[16]，因此本文在單極子天線的輻射振子周圍增加一金屬套筒，這樣其整體結構相當于一個加粗的單極子天線，然后與第1節(jié)設計的北斗導航雙頻折疊QHA同軸共置。仿真實驗結果表明，添加套筒結構后兩種工作模式天線的阻抗匹配特性均有提高。此時天線整體結構如圖5所示，俯視圖如圖6所示。俯視圖中螺旋臂- 電容夾角α是指水平剖面上電容加載位置與螺旋臂之間所夾圓心角大?。宦菪? 折疊臂夾角β指水平剖面上螺旋臂與折疊臂間所夾的圓心角大?。浑娙葜丿B角r指水平剖面上電容對應的圓心角大小。

圖5 天線結構Fig.5 Geometry of the proposed antenna

圖6 天線結構俯視圖Fig.6 Top view of the proposed antenna

2.2 套筒結構對導航/通信雙模天線的影響

通過對套筒結構直徑d和高度h的參數(shù)掃描分析，研究分析該結構對天線性能的影響。仿真結果顯示，套筒高度和直徑變化均對北斗導航折疊QHA的雙頻諧振頻率產(chǎn)生影響，且套筒高度對折疊QHA雙頻諧振特性的影響強于套筒直徑。圖7與圖8分別給出了不同套筒尺寸的天線在B1、B3頻段的回波損耗曲線對比結果。

圖7 套筒高度對北斗導航頻段回波損耗的影響(套筒直徑21 mm)Fig.7 Return loss of BDS frequency band vs. sleeve height (sleeve diameter d=21 mm)

圖8 套筒直徑對北斗導航頻段回波損耗的影響(套筒高度50 mm)Fig.8 Return loss of BDS frequency band vs. sleeve diameter (sleeve height h=50 mm)

如圖7所示，套筒直徑為21 mm時，隨著套筒高度的增大，北斗導航雙頻折疊四臂螺旋天線的諧振頻率在B1頻段附近擺動較為劇烈。當套筒高為50 mm時回波損耗最低，-10 dB阻抗帶寬能夠覆蓋B1、B3頻段。如圖8所示，在套筒高度為50 mm時，隨著套筒直徑的增大，北斗導航雙頻折疊四臂螺旋天線在B3頻段附近諧振頻率向低頻方向偏移；在B1頻段附近諧振頻率向高頻方向偏移，且回波損耗逐漸增大。當套筒直徑為21 mm時，天線在B1、B3頻段均顯示出較好的阻抗匹配特性。

基于上述研究分析，設計北斗雙頻導航與超短波通信的雙模式三頻段單兵終端天線，經(jīng)過參數(shù)分析優(yōu)化，得到天線結構尺寸見表1. 此時北斗導航雙頻折疊QHA在北斗B1、B3頻段阻抗匹配特性最佳，阻抗匹配帶寬分別為B1：1.514～1.596 GHz和B3：1.252～1.286 GHz. 套筒單極子天線的性能也滿足超短波通信要求。

表1 天線尺寸Tab.1 Geometrical parameters of the proposed antenna

圖9 1.268 GHz輻射方向圖Fig.9 Simulated radiation pattern at 1.268 GHz

2.3 導航/通信天線輻射特性的仿真分析

圖9給出了1.268 GHz時，該天線φ=90°面及仰角20°水平面(θ=70°)的交叉極化方向圖。由圖9可見，天線為右旋圓極化，且具有良好的交叉極化特性。φ=90°面仰角90°時增益為5.77 dB，滿足增益≥3 dB的指標要求；3 dB波瓣寬度達120°；仰角大于20°范圍內(nèi)，滿足增益≥-5 dB的指標要求；前后比為25.3 dB，滿足前后比大于24 dB的指標要求。仰角20°水平面方向圖不圓度遠小于指標要求的1.5 dB. 各項指標均達到使用要求。

圖10給出了1.561 GHz時，該天線φ=90°面及仰角20°水平面(θ=70°)的交叉極化方向圖。由圖10可見，天線為右旋圓極化，且具有良好的交叉極化特性。φ=90°面仰角90°時增益為5.04 dB. 滿足增益≥3 dB的指標要求；3 dB波瓣寬度為122°；仰角大于20°范圍內(nèi)，滿足增益≥-5 dB的指標要求；前后比為24.9 dB，滿足前后比大于24 dB的指標要求。仰角20°水平面方向圖不圓度遠小于指標要求的1.5 dB. 各項指標均達到使用要求。

圖10 1.561 GHz輻射方向圖Fig.10 Simulated radiation pattern at 1.561 GHz

當頻率為1.268 GHz和1.561 GHz時，仿真計算得到北斗導航雙頻折疊QHA與超短波單極子通信天線間的隔離度分別為-34 dB和-36 dB. 表明二者能夠相互兼容，獨立工作，從而驗證了雙模三頻天線整體設計的有效性。

由上述分析可知，本文對QHA的改進設計實現(xiàn)了雙頻諧振和結構的小型化，天線性能滿足北斗導航國家標準[17]。將本文設計的電容加載折疊QHA與2015年Byun等基于遺傳算法優(yōu)化設計的階梯臂型雙頻四臂螺旋導航天線[14]進行對比。其天線結構經(jīng)過遺傳算法優(yōu)化，性能在同類天線中較為突出，具有代表性。另一方面，其優(yōu)化原型同為四臂螺旋結構，具有一定的可比性。其工作頻段GPSL1與L2與本文的北斗B1、B3相近。從增益情況來看，該天線略優(yōu)于本文天線(1 dB左右)。表2給出了φ=90°面上3 dB波瓣寬度的對比結果，表3給出了天線結構尺寸的對比結果，其中λL1、λL2、λB1、λB3分別表示導航頻點L1、L2、B1、B3對應的波長。

表2 天線電性能對比Tab.2 Comparion of antennas electrical properties

表3 天線結構尺寸對比Tab.3 Comparion of antennas geometrical dimensions

從比較結果來看，本文天線的3 dB波瓣寬度明顯拓寬。同時天線螺旋直徑和軸向高度均有不同程度的縮減，天線小型化程度提高。除此之外，本文提出的天線兼顧了超短波通信功能，能夠更好地滿足導航/通信一體化終端對天線系統(tǒng)的要求。

3 天線原型加工與測試分析

為了進一步驗證提出的天線設計方案，根據(jù)仿真設計模型進行了原型加工與實驗測試。在天線原型加工中，電容加載通過重疊螺旋臂與折疊臂的連接線并填充介質而實現(xiàn)。這樣，電容的大小就可以通過改變重疊部分的長度來進行調整。根據(jù)仿真確定的加載電容大小以及天線工作頻率，本文設計的天線所需加載電容的重疊角大小為φ=2°. 該天線中折疊四臂螺旋結構采用印刷電路工藝加工，在厚度為0.125 mm、相對介電常數(shù)為2.2的柔性印制電路板材料上完成，實驗加工的天線如圖11所示。天線的回波損耗采用Anritsu37269A矢量網(wǎng)絡分析儀進行測試，輻射方向圖在微波暗室中進行測試。

圖11 實驗加工實物圖Fig.11 Fabrication of the proposed antenna

圖12給出了北斗導航B1、B3頻段的實測回波損耗與仿真結果的對比曲線。實測中天線的阻抗帶寬分別為1.244～1.282 GHz和1.524～1.588 GHz. 圖13給出了超短波通信頻段回波損耗的仿真與實測曲線。實測中天線在315～400 MHz范圍回波損耗均小于-10 dB，完全覆蓋專用超短波通信頻段。

圖12 北斗導航頻段回波損耗仿真與實測結果圖Fig.12 Simulated and measured return losses at BDS Band

圖13 超短波通信頻段回波損耗仿真與實測結果圖Fig.13 Simulated and measured return losses at UHF band

軸比實測結果顯示，北斗導航雙頻折疊QHA在1.268 GHz和1.561 GHz頻點處，φ=0°面及φ=90°面上仰角大于20°范圍的軸比小于6 dB，符合設計要求。圖14給出了φ=0°面-70°≤θ≤70°范圍內(nèi)實測與仿真軸比的對比曲線，結果顯示在該范圍內(nèi)軸比小于3 dB.

圖14 北斗導航頻點軸比仿真與實測結果圖Fig.14 Simulated and measured axial ratio at BDS Frequency

圖15和圖16分別給出了天線在1.268 GHz和1.561 GHz頻點處，φ=90°面仿真與實測的歸一化輻射方向圖。圖17給出了350 MHz頻點處，天線E面和H面仿真與實測的歸一化輻射方向圖。對比可見，實測與仿真結果保持了較好的一致性。仿真結果顯示，在350 MHz時天線水平方向的最大增益約為3.9 dB，實測中水平最大增益達到了3.5 dB，滿足了超短波通信對天線性能的要求。

圖15 1.268 GHz仿真與實測輻射方向圖Fig.15 Simulated and measured radiation pattern at 1.268 GHz

圖16 1.561 GHz仿真與實測輻射方向圖Fig.16 Simulated and measured radiation pattern at 1.561 GHz

圖17 350 MHz仿真實測輻射方向圖Fig.17 Simulated and measured radiation pattern at 350 MHz

4 結論

本文采用電容連接折疊臂的結構，設計了一種小型化的雙頻折疊四臂螺旋北斗導航天線，能夠滿足實戰(zhàn)中單兵導航定位的需求。將該新型QHA與超短波通信單極子天線同軸共置，通過在二者之間增加套筒結構，并進行結構優(yōu)化，解決了二者共置的兼容性問題，最終設計并實現(xiàn)了一種雙模式三頻段單兵終端天線。實測表明，該天線能夠同時滿足導航與通信的性能要求。因此，可以同時替代同類導航/通信終端上的衛(wèi)星導航與超短波天線，減少天線系統(tǒng)對終端空間的占用，提高天線系統(tǒng)的集成度與可靠性，具有較強的創(chuàng)新價值和實戰(zhàn)意義。

References)

[1] Kilgus C C. Resonant quadrifilar helix[J]. IEEE Transactions on Antennas and Propagation, 1969, 17(3): 349-351.

[2] Sharaiha A, Terret C. Analysis of quadrifilar resonant printed helical antenna for mobile communications[J]. IEE Proceedings. Part H, Microwaves, Antennas and Propagation, 1993, 140(4): 269-273.

[3] Sharaiha A, Letestu Y. Quadrifilar helical antennas: wideband and multiband behavior for GPS applications[C]∥International Conference on Electromagnetics in Advanced Applications (ICEAA). Sydney, Australia: IEEE, 2010: 620-623.

[4] Mo J Y, Liu W, Fang W D, et al. Design of a broadband inverted conical quadrifilar helix antenna[J]. International Journal of Antennas and Propagation, 2016(3): 1-7.

[5] Leisten O, Vardaxoglou J C, Mcevoy P, et al. Miniaturised dielectrically-loaded quadrifilar antenna for global positioning system(GPS)[J]. Electronics Letters, 2001, 37(22): 1321-1322.

[6] Leisten O P, Wingfield A. Miniature dielectrically loaded GPS antennas for robust US E-911 position location[C]∥5th European Personal Mobile Communications Conference. Glasgow, UK: IET, 2003: 21-26.

[7] Wang Y S, Chung S J. A miniature quadrifilar helix antenna for global positioning satellite reception[J]. IEEE Transactions on Antennas and Propagation, 2009, 57(12): 3746-3751.

[8] Chew D K C, Saunders S R. Meander line technique for size reduction of quadrifilar helix antenna[J]. IEEE Antennas and Wireless Propagation Letters, 2002, 1(5): 109-111.

[9] Rabemanantsoa J, Sharaiha A. Small-folded, printed quadrifilar helix antenna for GPS applications[C]∥14th International Symposium on Antenna Technology and Applied Electromagnetics & the American Electromagnetics Conference. Ottawa, ON, Canada: IEEE, 2010.

[10] Rabemanantsoa J, Sharaiha A. Size reduced multi-band printed quadrifilar helical antenna[J]. IEEE Transactions on Antennas and Propagation, 2011, 59(9): 3138-3143.

[11] Son W I, Lim W G, Lee M Q, et al. Printed square quadrifilar helix antenna(QHA) for GPS receiver[C]∥38th European Microwave Conference. Amsterdam, Netherlands: IEEE, 2008: 1292-1295.

[12] Hebib S, Fonseca N J G, Aubert H. Compact printed quadrifilar helical antenna with iso-flux-shaped pattern and high cross-polarization discrimination[J]. IEEE Antennas and Wireless Propagation Letters, 2011, 10: 635-638.

[13] Letestu Y, Sharaiha A. Broadband folded printed quadrifilar helical antenna[J]. IEEE Transactions on Antennas and Propagation, 2006, 54(5): 1600-1604.

[14] Byun G, Choo H, Kim S. Design of a dual-band quadrifilar helix antenna using stepped-width arms[J]. IEEE Transactions on Antennas and Propagation, 2015, 63(4): 1858-1862.

[15] Kilgus C. Resonant quadrafilar helix[J]. IEEE Transactions on Antennas and Propagation, 1969, 17(3): 349-351.

[16] Shen Z, Macphie R H. Rigorous evaluation of the input impedance of a sleeve monopole by modal-expansion method[J]. IEEE Transactions on Antennas and Propagation, 1996, 44(12): 1584-1591.

[17] 北斗衛(wèi)星導航標準化技術委員會. BD 420004—2015 北斗/全球衛(wèi)星導航系統(tǒng)(GNSS)導航型天線性能要求及測試方法[S].北京:中國衛(wèi)星導航系統(tǒng)管理辦公室,2015. National Beidou Navigation Standardization Technical Committee. BD 420004—2015 Performance requirements and test methods for Beidou/global navigation satellite system (GNSS) navigation antenna[S]. Beijing: China Satellite Navigation Office, 2015. (in Chinese)

Research and Design of a Dual-mode Tri-band Antenna for BDS Navigation and Integrated UHF Communication Terminal

WANG Dan-qing， LI Ping， ZHU Yong-zhong

(Department of Information Engineering, Engineering University of PAP, Xi’an 710086, Shaanxi, China)

In order to satisfy the requirements of communication terminal in an individual soldier combat system for navigation and ultra-high frequency (UHF) communication, a novel antenna for the individual soldier communication terminal is proposed, which is compatible with navigation and UHF communication functions. A novel capacitors loaded-FPQHA is designed by loading series capacitors at the top of folded printed quadrifilar helix antenna (FPQHA), which realizes the coverage of B1 and B3 bands for Beidou satellite navigation system (BDS). The proposed antenna has a compact structure and can be tuned conveniently by adjusting the capacitance values. Given that the current UHF radios typically employ an external whip antenna for communication, the proposed capacitors loaded-FPQHA is coaxially located with the existing monopole antenna, which reduces occupation of antenna system on the terminal, and the compatibility issue is solved through structure optimization, especially with a sleeve added around the monopole. The proposed antenna can be easily integrated with existing individual soldier system and reduce the maintenance costs. It satisfies the performance requirements of high-precision BDS navigation in warfare, and UHF communication is also supported.

ordnance science and technology; quadrifilar helix antenna; sleeve monopole antenna; Beidou satellite navigation system; ultra-high frequency communication

2016-05-10

國家自然科學基金項目(61302051)

王丹青(1990—)，女，博士研究生。E-mail:wangqingqing620@126.com； 李萍(1957—)，女，教授，博士生導師。E-mail:liping_wj@sohu.com； 朱永忠(1980—)，男，教授，博士生導師。E-mail：bsbs1980@sina.com

TN828.3

A

1000-1093(2016)12-2284-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2016.12.014