Les caractéristiques de chacun des capteurs électriques et magnétiques de l’antenne vectorielle tribande ont été évaluées par le biais de simulation EM. Ces caractéristiques sont :
− l’adaptation d’impédance ;
− le couplage entre capteurs ;
− les diagrammes de rayonnement.
3.2.a Adaptation d’impédance
Le coefficient de réflexion S11 est simulé à l’entrée des capteurs électriques ECz1 etEz1AB et des capteurs magnétiques HCxy1 et Hxy1AB en chargeant les huit autres avec une impédance 50Ω. Ces
derniers ont des impédances d’entrée voisines en raison de la symétrie par rotation présente dans la géométrie de l’antenne. La figure V.14 et la figure V.15 donnent respectivement le coefficient de réflexion S11simulé en sortie des élémentsECz1, HCxy1et des élémentsEz1AB, Hxy1AB.
FigureV.14 – Coefficient de réflexion S11du capteur électrique ECz1 et du capteur magné-tiqueHCxy1.
FigureV.15 – Coefficient de réflexion S11du capteur électriqueEABz1 et du capteur magné-tiqueHABxy1.
On observe bien les trois fréquences de résonance permettant chacune de couvrir les bandes :
− [401MHz-444MHz] pour les capteurs électriquesECz ;
− [395MHz-448MHz] pour les capteurs magnétiquesHCxy;
− [823MHz-1042MHz] et [1665MHz-1950MHz] pour les capteurs électriquesEzAB;
− [806MHz-980MHz] et [1707MHz-1900MHz] pour les capteurs magnétiquesHxyAB. Les capteurs basse fréquence sont suffisamment éloignés des capteurs GSM pour ne pas avoir d’effet sur leur résonance respectives.
3.2.b Couplage entre capteurs
Le couplage entre capteurs est simulé dans les trois bandes de fréquence : entre les élémentsECz etHCxy pour la bandeC, et entre les élémentsEABz et HxyAB pour les bandesAet B. Les tableaux V.3, V.4 et V.5 donnent respectivement les coefficients de couplage dans les bandesC,BetA.
Avec l’antenne tribande, les coefficients de couplage sont légèrement plus importants dans les bandesAetBqu’avec l’antenne bibande (cf. tableaux V.5 et V.4). On obtient un couplage maxi-mal de -10.7dB entre les capteurs électriques à 925MHz. Concernant la bandeC, le couplage est faible et ne dépasse pas les -15dB.
Développement d’une antenne vectorielle de goniométrie UHF tribande 165 TableV.3 – Couplage en dB entre les capteurs de l’antenne tribande à 415MHz
EABz1 Ez2AB Ez3AB HABxy1a Hxy1bAB Hxy2aAB Hxy2bAB Hxy3aAB Hxy3bAB TableV.4 – Couplage en dB entre les capteurs de l’antenne tribande à 925MHz
EABz1 Ez2AB Ez3AB HABxy1a Hxy1bAB Hxy2aAB Hxy2bAB Hxy3aAB Hxy3bAB TableV.5 – Couplage en dB entre les capteurs de l’antenne tribande à 1795MHz
3.2.c Diagrammes de rayonnement
Le repère défini pour le calcul des diagrammes de rayonnement de l’antenne vectorielle tri-bande est identique à celui de l’antenne bitri-bande. Le rayonnement est caractérisé dans les trois bandes de fréquences [400MHz-430MHz], [890MHz-960MHz] et [1710MHz-1880MHz]. La figure V.16 donne le gain simulé en polarisation TMz des capteurs ECz1, Ez1AB, HCxy1 et HABxy1. Le rayonnement des huit autres capteurs sont donnés en annexe E.3.
Le gain maximal pour chaque bande de fréquences est :
− dans la bandeA: -0.4dBi pourHABxy1 et 7.3dBi pourEz1AB;
− dans la bandeB: -5.8dBi pourHABxy1 et 5.3dBi pourEz1AB;
− dans la bandeC: -8.2dBi pourHCxy1 et 4.1dBi pourECz1.
A 925MHz et 1795MHz, on retrouve les fluctuations de la directivité dans le plan E sur les capteurs Ez1AB et Hxy1AB, qui est liée à la diffraction du champ sur le bord du support métallique.
En comparant leur diagrammes de rayonnement à ceux de l’antenne bibande, donnés en figure IV.35, on constate que les éléments basse fréquence contribuent au rayonnement des capteurs GSM bibandes, particulièrement dans la bandeA, où les diagrammes sont modifiés. A 415MHz, l’omnidirectionnalité du capteur électriqueECz1 est perturbé par la présence des deux autres an-tennes PIFA. Ces perturbations se traduisent par une atténuation du gain de l’ordre de 4dB dans les directions des deux capteurs électriques perturbateurs à savoir 135◦ et 225◦. Cepen-dant, aucune ondulation sur la directivité des capteurs n’est observée car la plaque n’est pas suffisamment grande à ces fréquences pour provoquer des ondes de surface sur le support mé-tallique. La figure V.17 donne la directivité normalisée des capteursECz1,EABz1 ,HCxy1 etHxy1AB dans les plansEetHà 415MHz, 925MHz et 1795MHz sur lesquelles on distingue ces perturbations de rayonnement.
Développement d’une antenne vectorielle de goniométrie UHF tribande 167
(a) Gain simulé deECz1à 415MHz (b) Gain simulé deHCxy1à 415MHz
(c) Gain simulé deEABz1 à 925MHz (d) Gain simulé deHABxy1à 925MHz
(e) Gain simulé deEz1ABà 1795MHz (f) Gain simulé deHABxy1à 1795MHz
FigureV.16 – Gain simulé des capteurs électriquesEz1ABetECz1et des capteurs magnétiquesHABxy1 etHCxy1en polarisation TMzà 415MHz, 925MHz et 1795MHz.
(a) Directivité normalisée de ECz1à 415MHz
(b) Directivité normalisée de HCxy1at 415MHz
(c) Directivité normalisée de EABz1 at 925MHz
(d) Directivité normalisée de HABxy1at 925MHz
(e) Directivité normalisée de EABz1 at 1795MHz
(f) Directivité normalisée de HABxy1at 1795MHz
FigureV.17 – Directivité normalisée (b) de l’antenne PIFAECz1et (c) de la demi-boucle chargée HCxy1 simulée dans le plan E (ligne en pointillé) et dans le plan H (ligne solide) à 415MHz et directivité normalisée (c),(e) du monopôle replié EABz1 et (d),(f) de la demi-boucle chargée HABxy1 simulée dans le plan E (ligne en pointillé) et dans le plan H (ligne solide) à 925MHz et 1795MHz.
Performances d’estimation de l’antenne vectorielle UHF tribande 169
4 Performances d’estimation de l’antenne vectorielle UHF tribande
4.1 Conditions d’estimation
L’approche par simulation ayant été validée dans le chapitre précédent, l’évaluation des perfor-mances est effectuée au travers de simulations numériques. Elles sont évaluées dans les trois bandes de fréquences à 415MHz, 925MHz et 1795MHz. Dans le but de comparer les résultats obtenus avec les performances de l’antenne vectorielle bibande, les estimations de direction d’arrivée sont effectuées dans les mêmes conditions qui sont rappelées dans le tableau V.6.
Algorithme MUSIC
Couverture angulaire φ∈[−60◦- ; 60◦] θ∈[0◦; 90◦] Résolution angulaire Δφ=1◦
Δθ=5◦ Puissance de bruitPn -111dBm Nombre d’observationN 100
Nombre d’estimationL 20
TableV.6 – Récapitulatif des conditions d’estimation pour la caractérisation par simulation des performances de l’antenne vectorielle tribande
4.2 Risque d’ambiguïtés
La caractérisation du rayonnement de chaque capteur (cf. figure V.16) a montré que les éléments rayonnants basse fréquence,ECz etHCxy, contribuent au rayonnement de l’antenne bibande. Ainsi, le risque d’ambiguïtés dans la bandeAetB, calculé précédemment (cf figure IV.37), est modifié par les distorsions d’amplitude et de phase engendrées par la combinaison de l’antenneCavec l’antenneAB. Il est donc nécessaire de vérifier que l’extension de la couverture fréquentielle ne génère pas d’ambiguïtés angulaires dans l’estimation de la direction d’arrivée.
Les spectres d’ambiguïtés 3D sont donc évalués à partir des vecteurs de direction d(φ, θ) calcu-lés par simulations numériques afin d’inclure l’ensemble des perturbations de rayonnement. La figure V.18 donne les spectres d’ambiguïtés 3D simulés à 415MHz, 925MHz et 1795MHz.
(a) (b)
(c)
Figure V.18 – Spectres d’ambiguïtés 3D simulés de l’antenne tribande à (a) 415MHz, (b) 925MHz et (c) 1795MHz.
On remarque que la prise en compte des perturbations de rayonnement, incluant la présence du support métallique et la présence de capteurs basse fréquence, modifie le spectre en augmentant le risque d’ambiguïtés dans les bandesA etBen comparaison de ceux obtenus avec l’antenne AB seule (cf. figure IV.37). Le risque est plus élevé pour de faibles angles en site en raison des fluctuations du rayonnement dans cette zone angulaire causée par la diffraction du champ électrique sur le bord de la plaque métallique. Cependant, à 415MHz, comme dans les bandes AetB, aucune ambiguïté (α=0◦) n’est détectée.
Performances d’estimation de l’antenne vectorielle UHF tribande 171