0 引　言

处于航线上的海域是雷电高发区^[1]。舰船作为功能要求强、系统复杂的平台，往往布置了收发天线、武器系统等设备，其中雷达天线的布设位置通常高于周围结构，其遭受雷击的概率更高。为实现对雷达天线的保护，采取的一般措施是在其周围架设更高的避雷针^{[2 − 3]}。然而，由于场地条件的限制以及对雷达天线视角的要求，避雷针安装点的选取往往存在困难，有时需将避雷针集成于雷达天线上。

现代雷达大多采用有源相控阵体制，集成安装了多种电路模块，以及不同的金属传输线和冷却管路等，这些设施常工作在较低电压下，易受强电磁脉冲的感应耦合影响^[4]。采取传统避雷针方式防护时，沿避雷针引下线泄放的雷电流会激发瞬时剧烈变化的电磁场，其强度远大于其余位置^[5]。上述电磁场还可通过孔缝^{[6 − 7]}、扩散^{[8 − 9]}及传导穿透^[10]等方式，在导体中感应产生瞬时过电压与过电流^{[11 − 12]}，最终影响引下线周围敏感电子设备的正常运行，甚至造成致命损伤^{[13 − 16]}。

国内外不少学者对雷击电磁场耦合效应开展过研究。Thomson^[17]对佛罗里达受雷击损坏的帆船进行分析，发现即使安装了避雷针，船内的雷达、发电机等仍会因雷击而出现不同程度的损坏。我国某舰船曾于马来西亚遭受雷击，雷电电磁脉冲经过信号传输线耦合到驾驶舱内的电子设备上，致使电子信息系统及电气设备失灵和损坏，最终造成船舶作业停止^[18]。靳嘉嘉等^[19]对飞机内部电缆进行了相关的耦合特性研究，揭示了雷电间接效应下线缆布局对不同线缆感应电流峰值的影响规律。郑生全等^[20]则通过双传输线模型分析方法，计算了空间电磁脉冲辐射场作用下在芯线上产生的耦合电流。

根据以上研究，雷达有源天线上集成避雷针后，减小了直接雷击对雷达天线的影响，但增大了天线内电子设备受雷电电磁感应耦合影响而损坏的概率。为降低天线内电子器件和模块的损伤概率，本文结合电磁场仿真计算和实型系统模拟雷击试验2种手段，对天线集成避雷针系统的雷击瞬态电磁场分布及其变化情况进行分析，对内部导线和连接端口等处的感应电压进行测量，结合计算与试验结果针对性地提出了雷击防护设计方案。

1 天线集成避雷针系统雷击瞬态电磁场分布 1.1 模型及激励

图1为某有源雷达天线集成避雷针系统及对应的仿真激励电流波形。图1（a）为某有源雷达天线集成避雷针系统的示意图，在天线顶部集成安装了4根避雷针作为接闪器，在天线侧面对称安装了避雷针的引下线，在天线基座处做金属连接。当雷击发生时，避雷针主动接闪，雷电流通过避雷针和引下线流向天线基座下的船体，再泄放至大海。根据图1（a）雷达天线结构外形及阵面布阵方式建立仿真模型，避雷针和引下线与天线外侧之间采用绝缘隔离，除天线阵面孔径外，其他部分均采用金属屏蔽。在其中一根避雷针的顶部施加如图1（b）所示的雷电电流A分量，分别计算天线阵面采用图1（c）中栅格结构和图1（d）网状结构情况下，雷达天线孔径表面以及通过天线阵缝隙进入内部位置各处的电场和磁场分布特性。

1.2 计算结果与分析

图2为2种天线阵面结构下t=40 μs时刻天线及避雷针集成系统表面电流分布和内部磁场分布图，其中图2（a）和图2（b）为栅格结构和网状结构下的表面电流分布，图2（c）和图2（d）为2种结构下天线中心位置纵向截面（y=0）上的磁场分布，图2（e）和图2（f）给出了天线中心位置横向截面（x=0）上的磁场分布。可知，在天线阵面结构上采用条状的栅格，遭受雷电袭击时集成天线内部的电场在数百V/m至上千V/m的量级范围，磁场在数百A/m至数千A/m；采用网格状栅格时，遭受雷电袭击时，集成天线内部的电场在几V/m至几十V/m的量级范围，磁场在数百A/m至上千A/m量级范围，且主要集中在靠近表面部分，往中心部分衰减较快。根据上述对比，采用网络状栅格比条状栅格的电磁场屏蔽效果约强2个数量级。

2 天线集成避雷针系统雷电感应耦合特性试验 2.1 试验布置

为测试在避雷针接闪后天线内部不同部位和不同设备模块在瞬时变化电磁场中的感应电压，开展了实型天线集成避雷针系统模拟雷击条件下的感应强度测试试验。如图3所示，在实型模型上选取具有代表性的天线系统关键点和薄弱点进行测试。根据1.2节中仿真结果，位于天线框架内壁的部位雷击放电时产生的电磁场强度较大，因此首先选取了位于天线框架内壁附近的电源线作为测试对象。雷击时，在天线框架外侧上会激励较强的感应电流，天线端口可能感生较强的感应电压，因而也选取了天线端口作为测试对象。有源电路模块是天线内需要防护的重要部件，电路模块的电源、信号接口是最薄弱的部位，还选取了具有代表性的电路模块接口作为测试对象。与天线框架内相连接的外部导线、接地线等，也是易产生强电磁感应的部位，因此最后还选择了外部连接导线和接地线作为测试点之一。

根据雷击放电相关标准，一般雷击过程中的放电电流波形如图4所示。分量A和分量D电流大且变化率最高，所产生的电磁脉冲辐射也最强。由此选择分量A、分量D作为试验的放电电流波形。其中，电流分量A具有200 kA±10%的峰值，以及在电流幅度下降到1%的峰值时所需总时间不超过500 μs，作用积分为2×10⁶ A²·s±20%，从峰值的1%上升至90%的时间不超过50 μs；电流分量D具有100 kA±10%的峰值以及0.25×10⁶ A²·s±20%的作用积分，从峰值的1%上升至90%的时间不超过25 μs。

标准峰值的电流分量A、分量D重复性试验可能对试验件造成损伤，依次采用10 kA、20 kA、30 kA量级幅值的电流分量A、分量D进行试验。因测试对象均为线性部件，将测量的瞬态感应信号按幅值或线性外推至相应的电流峰值。

2.2 试验结果与分析 2.2.1 不同布线方式下感应测试

图5为屏蔽式信号线端口在A分量电流雷击时的感应电压波形，其中图5（a）和5（b）分别为贴内壁布线及悬空布线时的感应电压测量结果，图5（c）和图5（d）是对应于贴内壁布线及悬空布线情况下感应电压峰值与电流大小关系的线性外推值。40 kA的A分量电流下，贴壁布线感应电压约14 mV，悬空布线感应电压约170 mV。可见，屏蔽电缆贴壁布线感应电压小了一个数量级以上。根据图5（c）线性外推结果，采用贴壁布线时，A分量200 kA时信号端口（屏蔽线）感应电压为80 mV。

图6与图5类似，但是对应于差分式信号线端口的结果。40 kA差分式信号线贴壁布线感应电压约为900 mV，悬空布线感应电压约为2.0 V，可见差分式信号线贴壁布线感应电压比悬空布线感应电压小。采用贴壁布线时，A分量200 kA时时钟端口感应电压为4.6 V。

2.2.2 通电/非通电状态下感应测试

在天线内部模块通电工作与非通电状态下进行感应情况测试。图7为电源端口感应电压波形及线性外推表达式，其中图7（a）和图7（b）分别为A分量作用时设备不上电与上电状态下的感应电压，图7（c）和图7（d）为D分量作用时的电压。图7（e）和图7（f）分别对设备在不上电与上电状态下感应电压峰值与A分量电流大小关系进行的线性拟合外推，对应D分量的100 kA外推结果见图7（g）和图7（h）。设备上电工作时的感应电压远大于设备不上电状态下的，其中200 kA的分量A作用下最大感应电压为4.1 V，分量D最大感应电压为2.0 V。

图8～图10与图7类似，展示的结果分别对应的是差分信号端口、信号端口（屏蔽线）和天线端口。计算了各工况下设备不同端口的感应电压线性外推至分量A电流幅值为200 kA时的对应值，具体结果见表1。当电源、信号线缆紧贴天线舱内壁时，相应感应电压较悬空布线时的感应电压分别降低了48.1%、68.9%和90.7%。根据上述结果，在实际工程中，应尽可能采用贴壁布线方式和短线连接方式。

3 结　语

本文通过对有源雷达天线集成避雷针系统的仿真及模拟雷击试验，研究了雷击避雷针时系统的瞬态电磁场分布特性，分析了避雷针接闪后天线系统内部不同位置的感应电压，提出了避雷防护的一般方法和建议措施，得出的主要结论如下：

1）天线内部雷击瞬态电磁场在靠近内表面部分相对较大，且向中心部分快速衰减，天线阵面采用网状结构比采用栅格结构的防护效果约好2个数量级。

2）天线上电状态下，内部线缆的感应电压较不上电状态大，当线缆紧贴天线舱内壁时，相应感应电压较悬空布线时的感应电压分别降低了48.1%、68.9%和90.7%。实际工程中，应尽量采用贴壁布线方式和短线连接方式。