基本介紹
毫米波三基線通道泄漏誤差分析和補償方法,泄漏幅度係數的影響,泄漏相位延遲的影響,通道泄漏誤差補償的仿真試驗,膨脹機泄漏通道長度變化規律的理論分析,進氣孔口尺寸的影響,螺桿直徑和星輪直徑的影響,
毫米波三基線通道泄漏誤差分析和補償方法
對毫米波三基線干涉合成孔徑雷達(Interferometric Synthetic Aperture Radar， InSAR)的多通道間泄漏誤差進行了建模分析，推導了通道泄漏誤差參數和干涉相位誤差的數學表達式，定量分析了通道泄漏程度對干涉相位誤差及高程誤差的影響，並進一步提出了通道泄漏引入的干涉相位誤差補償方法，通過仿真實驗給出了誤差補償和分析的結果，驗證了該補償方法的有效性。
泄漏幅度係數的影響
根據實際系統的經驗，泄漏幅度係數可設定為泄漏相位延遲設定為0。為了便於理解，將理想干涉相位轉化為斜距(兩者之間為線性關係)。毫米波三基線InSAR實際系統的距離向波束寬度較窄，僅為3°，在計算中假定天線增益不變，距離向波束寬度取為15°，可以在更大斜距範圍內分析干涉相位誤差的變化情況。從泄漏幅度係數為-25dB時的不同構型基線干涉相位誤差隨斜距變化的情況，以及高程誤差隨斜距變化的情況和不同量級泄漏幅度係數對高程誤差(峰值)的影響情況。
可以看出在只有泄漏幅度係數的影響下，干涉相位誤差大致呈周期性震盪變化，周期隨斜距增加而逐漸變大，每個周期內各基線構型引入的誤差起伏規律並不一致。當泄漏幅度係數小於-50dB時，可以認為引入的高程誤差被控制在適當的範圍內。
泄漏相位延遲的影響
從干涉相位誤差式可以看出，泄漏相位延遲決定了各正弦誤差分量的初始相位，這可能使各誤差分量疊加時，起到一定的對消或者增強作用。為便於分析，可假設在泄漏幅度係數為-25dB情況下，將所有通道的泄漏相位延遲都設定為同一相位值φk，通過仿真來觀察其對干涉相位和高程的影響。從φk=0°，+10°的不同構型基線高程誤差隨斜距變化的對比情況，以及φk=0°，+30°的不同構型基線高程誤差隨斜距變化的對比情況。
可以看出在泄漏相位延遲使各誤差分量疊加時，起到一定的對消或者增強作用，影響了周期性震盪起伏的形式。考慮到誤差最大時，4個分量信號將同向疊加，相當於泄漏幅度係數最大惡化12dB。因此幅度決定性影響因素仍是泄漏幅度係數。為了將通道泄漏引入的高程誤差控制在一定的範圍內，需要泄漏幅度係數應優於50dBc。這對於毫米波鐵氧體開關來說具有一定的實現難度，因此有必要研究通道泄漏誤差的補償方法。
通道泄漏誤差補償的仿真試驗
根據系統參數和通道泄漏誤差參數，利用干涉相位誤差估計方法，以平地目標為例，在不考慮其它誤差因素的情況下，進行了通道泄漏誤差補償的仿真試驗。通過通道泄漏干涉相位誤差和補償後殘餘相位誤差隨斜距的變化關係，以及補償後殘餘高程誤差隨斜距的變化關係，可以看出經過補償後，高程誤差控制在0.1 m 以內。
除了通道間泄漏誤差，機載毫米波三基線InSAR還存在著其他誤差因素，主要包括：(1)IQ不一致性引入的調製誤差和解調誤差；(2)通道幅相起伏和通道間幅相不一致引起的誤差；(3)載機平台的運動誤差；(4)雷達系統對回波延時測不準引起的延時誤差；(5)載機平台對回波的多路徑反射誤差；(6)熱噪聲和相干斑引起的隨機誤差等。這些系統誤差最終會影響到InSAR的干涉相位測量精度。
誤差中因素(1)、因素(2)可以通過內定標測試來提取誤差，因素(3)可以通過高精度的位置姿態測量系統(Position and Orientation System，POS)獲取，因素(4)可以通過外定標精確測量，以上4項誤差都在單視復圖像成像前進行補償，因此對後續干涉條紋的通道泄漏誤差補償影響不大。因素(5)與通道泄漏誤差較為類似，在毫米波InSAR中，由於天線波束較窄，而且沒有採用雷達罩，因此多路徑的問題並不嚴重。因素(6)對通道泄漏誤差補償的影響不可忽略，在仿真試驗中應予以考慮。
膨脹機泄漏通道長度變化規律的理論分析
對於迴轉式的容積型膨脹機，內部泄漏是影響其性能的重要因素。單螺桿膨脹機具有複雜的三維空間結構，使得其內部泄漏規律變得很複雜。為了研究單螺桿膨脹機內泄漏規律，從單螺桿膨脹機的幾何結構出發，建立泄漏通道長度的數學模型，並分析進氣孔口，螺桿直徑和星輪直徑等因素對泄漏通道長度的影響規律。
進氣孔口尺寸的影響
單螺桿膨脹機的進氣孔口是位於與螺桿進氣側螺槽對應機殼上的三角形孔口，進氣孔口螺旋形斜邊的形狀與開始進氣時螺槽外緣螺旋線重合。進氣孔口的位置決定了單螺桿膨脹機進氣終了時的進氣容積，調節進氣口大小可改變內容積比，影響膨脹比的大小。
1) 當Smax=r1·2δ·i，即螺頭處槽道外緣線長度正好等於進氣口的外邊的長度，此時對應的內容積比約為5.6，這時後一螺槽還沒與進氣口接通就已經結束進氣，此外，在開始進氣時，前一螺槽的影響也很小。
(2) 當Smax〉r1·2δ·i，即進氣口的外邊的長度大於螺頭處槽道外緣線長度，內容積比小於5.6的都屬於這種情況。如τ=3.0 時，前後螺槽對進氣過程都有很大的影響，進氣過程延長。
(3) 當Smax〈r1·2δ·i，即進氣口的外邊的長度小於螺頭處槽道外緣線長度，內容積比大於5.6的都屬於這種情況。如τ=9.0時，進氣過程中，前後螺槽都不會與進氣口接通，進氣過程縮短，膨脹過程延長。不同內容積比下單個螺槽總泄漏線的變化曲線。進氣孔口大小只會影響進氣過程的泄漏線長度，對膨脹過程沒有影響，內容積比越小，總泄漏線起伏變化得越明顯，主要是由前後螺槽與進氣孔口相通引起的。內容積比越大時，總泄漏線長度變短，進氣過程縮短，膨脹過程延長。
螺桿直徑和星輪直徑的影響
螺桿直徑和星輪直徑是單螺桿膨脹機中兩個重要的基本參數，對泄漏線長度的變化有很大的影響。在內容積不變的情況下，具體分析二者大小對泄漏線長度的影響規律。
(1) 等徑。同時改變螺桿直徑和星輪直徑的大小，觀察泄漏線長度的變化，得到單個螺槽總泄漏線長度變化趨勢大體一致，但曲線的尖角，會隨著直徑增大斜率更大，這是由於隨著單螺桿膨脹機的尺寸增大，變化得更明顯，因而受進氣孔口的影響也越大。
(2) 不等徑。在螺桿直徑不變的情況下，可通過改變星輪直徑增大基元容積，但同時也增加了泄漏線長度。比較了等徑和不等徑六螺槽總泄漏線隨螺桿轉角的變化，相同中心距、星輪齒寬和內容積比的條件下，不等徑的泄漏線更長。通過等徑和不等徑單螺槽總泄漏線隨螺桿轉角的變化。結果表明，不等徑時的泄漏線長度比等徑的總體要長，且嚙合角要大，對應螺桿轉角大4.6°，不等徑相對等徑來說，在進氣開始時，泄漏線長度增加得更快，進氣即將結束時，螺桿轉角在60°附近泄漏線長度減小的更迅速，即螺桿和星輪直徑不相等要比相等的情況受進氣孔口影響大。
