Dossier NOUVELLES FORMES D`ONDE AGILES EN IMAGERIE

Dossier NOUVELLES FORMES D'ONDE AGILES EN IMAGERIE, LOCALISATION ET COMMUNICATION
Génération optique de formes
d'ondes arbitraires radar
Par Sylvie TONDA-GOLDSTEIN, Aymeric MONSTERLEET, Daniel DOLFI, Jean-Pierre HUIGNARD
Thales Research & Technology
Mots clés
Porteuse optique de signaux
hyperfréquences,
Formes d'ondes radar,
Signatures Doppler
Face à la forte évolution des menaces, les systèmes radar et de guerre électronique
ont vu apparaître de nouvelles formes d'onde (FO) radar de grande complexité. Les
techniques optiques de traitement du signa sont aujourd'hui compétitives pour réaliser
de nombreuses fonctions utiles dans les systèmes radar et de guerre électronique.
1. Introduction
Profitant des capacités de parallélisme de l'optique et
de la rapidité des composants opto-électroniqnes, les
techniques optiques de traitement du signal sont aujourd'hui
compétitives pour réaliser de nombreuses fonctions utiles
dans les systèmes radar et de guerre électronique. Les
récents dispositifs opto-électroniques d'analyse spectra-
le, de filtrage adaptatif, de corrélation ou de commande
d'antenne à balayage électronique réalisent autant de
fonctions dont les performances rivalisent avec celles des
dispositifs équivalents en électronique numérique et analo-
gique. Face à la forte évolution des menaces, les systèmes
radar et de guerre électronique ont vu apparaître de nou-
velles formes d'onde (FO) radar de grande complexité.
Les solutions actuelles pour générer des FO combinent
CI
la synthèse numérique des signaux à une fréquence inter-
médiaire avec un étage de modulation vectorielle 1 et Q
pour monter en fréquence le signal synthétisé de la fré-c
quence intermédiaire à la fréquence centrale du radar fp-
Ce schéma utilise une mémoire numérique rapide (DRFM
- Digital Radio Frequency Memory) contenant la forme
numérique du signal de FO et un convertisseur numé-
rique/analogique (CNA). La principale limitation de cette
technique apparaît lorsque des signaux multifréquences
doivent être générés. L'intermodulation alors produite
peut altérer la fidélité du signal en ajoutant des fréquences
parasites autour de la fréquence d'intérêt. Une autre
limitation provient du pouvoir de résolution des CNA.
Ces dernières années ont vu naître un intérêt croissant
pour la génération de FO arbitraires par des techniques
optiques. Les dispositifs optiques sont potentiellement à
très large bande, et donc en mesure de générer des
signaux électriques à très haute fréquence sans avoir
recours à des étages de mélange à des fréquences inter-
recours a e e c
médiaires. De plus, l'optique offre une grande capacité de
parallélisme profitant de composants tels que les modu-
lateurs spatiaux de lumière ou les cellules acousto-
optiques, qui permet alors de traiter simultanément en
amplitude et/ou en phase un grand nombre de fréquences
pour définir des FO précises.
très large bande
E 5 5 E N SYNOPSIS
Un générateur opto-é ! ectronique de formes d'onde arbitraires
pour applications radar est proposé. Ce générateur est basé d'une
part sur l'aptitude des générateurs de FO arbitraires (GFOA)
numériques à générer des FO complexes à basse fréquence, et
d'autre part sur celle des techniques optiques à transposer ce
signal basse fréquence dans les bandes hautes de fonctionne-
ment radar et guerre électronique sans ajout de fréquences para-
sites. La capacité du générateur opto-étectronique à générer des
formes d'onde radar complexes, composées de que ! ques cen-
taines de fréquences Doppler, avec une dynamique de l'ordre de
30 dB est démontrée.
A fibred opto-electronic arbitrary waveform generator for radar
applications is proposed. The generator is based on the ability of
digital arbitrary waveform generators to generate complex wave-
forms and on optical techniques to transpose this low frequency
signal in radar and electronic warfare frequency bands without
adding spurious frequencies. The ability to generate radar com-
plex waveforms composed of 700 Doppler frequency compo-
nents with 30 dB spurious free dynamic range is demonstrated.
REE
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lanvicr 2006

Génération optique de formes d'ondes arbitraires radar
A tt
fRF Sarb (t) t f +f +fF n
t f + f v R
ns
fo translatelir de Générateur signal électiique s (t)
Co 0 _La'ate "' d
CD, fr
fréquence RF Doppler AO de forme d onde arbitiaire
Diode laser C : "'C
_-
fo *
Figwre 1. Principe de la détection passive bistatique.
Globalement, le principe commun à toutes les techniques
optiques existantes est de générer plusieurs modes
optiques de fréquences différentes, et de détecter les
signaux de battement résultant des interférences de ces
modes. Toutes ces techniques proposent des approches
différentes pour générer les modes optiques, et éven-
tuellement contrôler arbitrairement leur phase et leur
amplitude pour plus de liberté sur le profil de la FO
électrique finale [1-4]. Cependant, aucune de ces tech-
niques ne permet d'atteindre la résolution fréquentielle
des signatures Doppler de cibles radar. En outre, si ces
techniques sont efficaces pour les applications en
émission, où il s'agit simplement de générer un signal RF
plus ou moins complexe, elles sont inadaptées aux appli-
cations de guerre électronique qui nécessitent de copier le
signal sans l'interpréter.
Cet article présente une architecture optique originale
pour la génération de FO arbitraires complexes, qui
permettrait d'améliorer les performances des systèmes
radar et de guerre électronique en termes de bande passante,
vitesse de traitement et dynamique.
2. Description du principe de fonctionnement
global du générateur opto-électronique
Le générateur opto-électronique est basé d'une part
sur l'aptitude des générateurs de FO arbitraires (GFOA)
numériques à générer des FO complexes à basse fréquence,
et d'autre part sur celle des techniques optiques à
transposer ce signal basse fréquence dans les bandes
hautes de fonctionnement radar et guerre électronique
sans ajout de fréquences parasites. La fréquence radar fRF
est optiquement transportée soit comme une modulation
d'amplitude de l'onde optique par l'intermédiaire d'un
translateur de fréquence en optique intégrée [5], soit
directement comme la différence des 2 modes d'une cavité
laser bi-fréquence [6]. De plus, l'utilisation combinée de
deux cellules de Bragg acousto-optiques (AO) permet de
Zn
générer jusqu'à plusieurs centaines des composantes
fréquentielles fn (n,..., 100,...) résultant d'une
signature Doppler sarb (t) réaliste de cible radar. Ce géné-
rateur Doppler AO permet également le contrôle en phase
et amplitude de chaque composante du spectre radar
réceptionné.
La figure 1 décrit l'architecture optique du générateur
opto-électronique de FO combinant un translateur de
fréquence en optique intégrée et le générateur Doppler
acousto-optique.
Une source laser monomode (DFB) de fréquence
optique fo est séparée en deux faisceaux. Une des sorties
du séparateur passe successivement au travers du transla-
teur de fréquence (excité par la fréquence fp) et du géné-
rateur de Doppler AO (excité par le signal sarb (t)). Ces
deux composants vont translater la fréquence optique fo
respectivement des quantités fRF et des multiples fn
(correspondant aux composantes fréquentielles du
spectre Doppler d'une cible radar). En plus de la translation
de fréquence, le générateur Doppler AO permet de contrôler
la phase et l'amplitude de chacune des composantes de
fréquence fo + fRF + fn générées conformément au signal
de commande sarb (t). Les fréquences optiques fo + fRF + fn
porteuses de l'information de FO sont directement com-
binées avec la deuxième sortie du séparateur, qui est le
bras de référence à la fréquence optique fo. Finalement, le
signal de battement est photodétecté pour obtenir le
signal électrique de composantes fréquentielles fRF + fn
contrôlées en phase et en amplitude.
Les battements continus aux fréquences fRF + fn
peuvent être modulés en impulsions pour être conformes
aux spécifications radar, soit directement à l'aide du
translateur de fréquence, soit par l'intermédiaire d'un
modulateur d'amplitude en optique intégrée placé avant
le photodétecteur. De plus, une fois en régime impulsionnel,
des modulations de fréquence ou de phase intra-impul-
sion peuvent être ajoutées.
3. Description du principe de fonctionne-
ment du générateur Doppler AO
Le principe pour générer de petites translations de
fréquences fn, autour de la fréquence fp, allant du hertz
l
jusqu'à quelques centaines de kilohertz repose sur l'utilisation
REE
!
laji\,ici 2006

m Dossier
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SARB (t) = À' " A, cos (2l (f,,,,,+ fn) t + " n)
1-1
COQ
+ fRF- fBragg
SARB (t) = 1 An COS (2 " (
Bragg
Ao cos (2'f,,raggt) f + fRF-
1 a
LNJ\
1 1 N 1 A 1
fo+fRF
cm
,An cos (2l' (f. +f RF + fn) t + (pn)
n=l
Figure 2. Scizéina Ili géizéi-cit (iii-Dol) lleracoitsto-c) pticltie.
de deux cellules acousto-optiques, l'une réalisant une
translation négative et l'autre une translation positive. Le
principe de fonctionnement est décrit sur la figure 2.
La première cellule AO, pilotée par un signal mono-
fréquence à la fréquence fBragg'con-espondant à la fréquence
de Bragg de la cellule AO, est réglée pour réaliser une
translation de fréquence négative en régime de Bragg. Le
faisceau optique incident de fréquence fo + fRF est alors
diffracté et translaté à la fréquence (fo + fRF) - fB,.QO. La
deuxième cellule AO, pilotée par le signal multi-fréquence
sarb (t) aux fréquences fBr,,,, + f,, (n=l,.... N), est réglée
pour réaliser une translation de fréquence positive. Le
signal sarb (t), généré par l'intermédiaire d'un générateur
numérique basse fréquence de fonctions arbitraires, est
de la forme :
N
Sai (t) cos (Z-r (fBtagg+ f,,) t+ (I,)
ni=
où la distribution (A, (p) peut être choisie arbitrairement
par l'intermédiaire du générateur numérique basse
fréquence. Le signal sarb (t) est ainsi une représentation
possible d'une signature Doppler de cible radar centrée
sur la fréquence fg,.aaQ. La figure 3 présente un exemple
de spectre électrique d'une signature Doppler d'avion. La
bande passante Doppler est typiquement de 100 kHz et la
dynamique de l'ordre de 30 dB.
Le faisceau optique sortant de la première cellule AO
de fréquence (fo + fRF) - fB,,,,,, est alors diffracté par la
seconde cellule AO en N faisceaux simultanément de
fréquences (fo + fRF) + fn arbitrairement contrôlés en
phase <Pn et en amplitude A " par le signal de commande
sarb (t). Les efficacités de diffraction des N faisceaux soi-tants
dépendent des amplitudes An du signal sarb (t). Les phases
optiques des faisceaux diffractés sont contrôlées par les N
phases o,, du signal sarb (t). Les N faisceaux de sortie de
fréquences optiques fo + fRF + fn sont ensuite collectés
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li'I i
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Frequency (Hz)
Figure 3. Exeiil) le cle sigwttti-e DolIgle- (I'ai,ioti à réactioii
(bande lycissaizte Dololjlei- = 100 kHz).
dans une fibre monomode et guidés dans la fibre jusqu'au
coupleur fibré qui recombine ces N faisceaux avec le
faisceau de référence, permettant ainsi la photodétection
du signal de battement s (t) aux fréquences fRF + fn.
N
ACOS (2.7r (fRF + f, t +
Ainsi, puisque f RF est la fréquence centrale de
fonctionnement du radar, le signal électrique s (t) est un
signal de forme d'onde radar, qui peut être contrôlé
arbitrairement au travers du signal sarb (t).
tD
Il émerge de la seconde cellule de Bragg N faisceaux
optiques linéairement polarisés en accord avec le signal
électrique de commande de sa,.b. Étant donné que l'angle
de déflection du nième faisceau diffracté est proportionnel
à la fréquence f,, [71, chacun des N faisceaux est diffracté
dans une direction différente. Comme la bande des
signaux Doppler de cible radar n'excède pas quelques
dizaines de kilohertz, les angles de diffraction correspondant
à une telle bande sont très largement inférieurs à la
REE
?)
Janvier 2006

Génération optique de formes d'ondes arbitraires radar
divergence naturelle du faisceau laser. En conséquence,
tous les faisceaux diffractés se superposent dans le volume
d'un seul faisceau. Cela permet ainsi de récupérer tous les
faisceaux diffractés en les focalisant dans une seule fibre
monomode.
Le générateur Doppler AO, en plus du fait qu'il est
apte à mettre sur porteuse optique des signatures Doppler,
est en mesure de réaliser des impulsions et, si nécessaire,
de les moduler en fréquence ou en phase conformément
aux besoins radar. L'aptitude du générateur Doppler à
délivrer des signaux impulsionnels dépend du temps d'ac-
cès des cellules AO. Le temps d'accès caractérise le
temps de montée du faisceau optique diffracté. Par défi-
nition le temps d'accès T est le temps de transit de l'onde
acoustique se propageant à la vitesse vac dans le cristal à
travers le faisceau optique de diamètre D : T = D/vac.
Pour diminuer le temps d'accès, il suffit donc de minimi-
ser le diamètre D du faisceau optique en le focalisant
dans la cellule ; mais pour que la diffraction reste efficace,
l'onde optique doit voir au moins une dizaine de longueurs
d'ondes acoustiques. Donc on a au minimum D = 10 kac@
Dans ces conditions, le temps d'accès peut s'écrire
T = 10/f,,. Pour fac = 70 MHz, le temps d'accès est alors
T = 143 ns. Le générateur Doppler AO est ainsi tout-à-
fait en mesure de générer des impulsions compatibles
avec des durées typiques d'impulsions radar T de l'ordre
de la centaine de nanosecondes au minimum.
L'aptitude du générateur Doppler AO à moduler en
fréquence les signaux qu'il génère dépend essentielle-
ment de la bande passante en fréquence des cellules AO.
Typiquement, la bande passante d'une cellule AO cor-
respond à 30 % de la fréquence centrale de fonctionne-
ment. Pour fac = 70 MHz, la bande passante est environ
de 20 MHz. Le générateur Doppler AO est donc tout à
fait capable de générer des signaux modulés en fré-
quence compatibles avec les signaux radar, puisque la
largeur de modulation est typiquement d'une dizaine de
mégahertz.
4. Résultats expérimentaux
4.1. Génération opto-électronique de signaux de
signature Doppler
Le signal électrique S,,,.b (t) est généré par un générateur
numérique de fonctions arbitraires basse fréquence de
fréquence d'échantillonnage égale à 300 MHz. Les
fréquences fn sont vues comme des multiples de Af, la
résolution en fréquence du signal. Dans ce cas, le signal
sarb (t) s'écrit :
Compte tenu de la bande passante Doppler typique
(cf. figure 3) de l'ordre de 100 kHz et des caractéristiques
du générateur numérique basse fréquence utilisé pour
l'expérience, la valeur N du nombre de fréquences peut
atteindre 700, soit une résolution Af de 140 Hz. Cela est
tout à fait compatible de la résolution d'analyse en fré-
quence d'un radar sol par exemple. De plus, la dynamique
du générateur numérique basse fréquence de fonctions
arbitraires est de 12 bits, soit 72 dB en puissance (36 dB en
amplitude), ce qui permet de synthétiser aisément les
signaux sarb (t) de dynamique typique 30-40 dB en puissance.
La figure 4 compare, dans le domaine fréquentiel,
d'une part le signal s,,.b calculé numériquement à partir
de la signature Doppler de la figure 3 et transposé autour
de la fréquence de fonctionnement (fB,.,gg = 70 MHz) des
c
cellules AO, et d'autre part le signal physiquement
synthétisé autour de f Bragg par le générateur numérique
basse fréquence de fonctions arbitraires. La fidélité de la
signature synthétisée est très bonne comparée à celle
calculée, seule la dynamique de puissance est dégradée
de 72 dB à 38 dB par les fréquences parasites introduites
par le générateur numérique basse fréquence.
- Signature Doppler s synthétisée
- --- Si nature Doppler sa calculée
0 - - -
j !''o''
« 10 -
Ê-20- Co
Ce)
VJ
' "' -30
' "'
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,.
a.so
- 70
69,85 69,90 69,95 70.00 70,05 70,10 70,15
Fréquence (MHz)
N
Sz ; .î ? (1) = A,, cos (2,ir + + qql)
raL=JI
e léti e.
Figiti-e 4. Coiiil-arciiso ; î, des sigitalix s,,-b Ccllclll'et sItl S'
Une fois le signal sarb (t) généré, il est amplifié pour
atteindre un niveau de puissance optimal avant d'être
adressé sur la seconde cellule AO du générateur Doppler.
La première cellule AO est quant à elle excitée par un
signal à la fréquence ferac-
La figure 5 montre le spectre enregistré en sortie de la
photodiode à l'analyseur de spectre électrique quand le
signal radar est à la fréquence fRF = 6,3 GHz. Le rapport
signal sur parasite mesuré est de 32 dB, à comparer avec
les 38 dB du spectre de la figure 4. Cette différence est
due au taux de réjection limité du translateur de fréquence
pour les fréquences parasites à fRF - fn et aux dérives
d'orientation des polarisations des faisceaux optiques au
cours de la mesure.
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Janvicr 2006

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Fréquence (GHz)
Figcrre 5 : Mesure du spectre électrique d'une signature Doppler
il fRF= 6,3 GHz (eii gi-i. clciii-.- I) ec-ti-e géiîéi^é à 7OMHz et ti-aiisl (ité
opticltieiîïeiit à 6,3GH7 ; eiz iioir.- pecti-e iîîesi (ré eii soi-tie
clti photociétecteiil-).
4.2. Génération opto-électronique de formes
d'ondes radar
Le schéma de la figure 6 décrit de façon détaillée le
dispositif expérimental ayant permis de synthétiser des
formes d'ondes radar. Le translateur de fréquence est
cette fois excité par des signaux impulsionnels.
La source laser est une diode laser DFB monomode
émettant à 1,55 pm, de fréquence fo et de puissance de
sortie 100 mW. La sortie fibrée de la diode laser est raccordée
à un contrôleur de polarisation (CP1), puis à un séparateur
de polarisation (SP) fibré. En contrôlant l'état de polari-
sation avec CP l, nous pouvons choisir le taux de couplage
de la lumière sur les sorties du séparateur de polarisation
SP. Le système se comporte comme un coupleur variable
à maintien de polarisation avec deux sorties. Une des
sorties du séparateur de polarisation SP est directement
raccordée au translateur de fréquence en optique intégrée,
piloté par un synthétiseur RF réglé sur la fréquence fp,
et délivrant une puissance de 27 dBm. Le synthétiseur
permet, en condition de laboratoire, de simuler le signal
du radar à la fréquence fp en remplacement d'une anten-
ne qui capterait le véritable signal radar. Le synthétiseur
est utilisé comme source impulsionnelle. Une source de
tension V biais réglée sur VIT permet d'annuler la composante
non translatée. La sortie du translateur à la fréquence
optique fo + fRF passe au travers du contrôleur de polari-
sation CP2, puis est étendue en espace libre en un fais-
ceau collimaté de 1 mm de diamètre par un collimateur.
Le contrôleur de polarisation CP2 permet de contrôler
l'état de polarisation du faisceau incident sur la cellule
AO 1 en polarisation parallèle, de manière que la diffraction
soit optimale. Les cellules AOI puis A02 diffractent le
faisceau de fréquence fo + fRF en N= 700 faisceaux de
fréquences fo + fRF + fn arbitrairement contrôlés en phase
et en amplitude par le signal de commande s,,,.b (t) de
A02. AO 1 est alimenté par le signal amplifié à + 27 dBm
d'un oscillateur à 70 MHz. A02 est alimenté par le signal
amplifié sarb (t) d'un générateur numérique basse fréquence
de fonctions arbitraires. Les N faisceaux traversent une
lame de phase demi-onde ,/2 et sont collectés dans une
fibre monomode par le focaliseur. Les N faisceaux de
fréquences optiques fo + fRF + fn sont guidés dans la fibre
jusqu'à un coupleur fibré 50/50.
La deuxième sortie du séparateur de polarisation SP
fibré est raccordée au coupleur fibré 50/50 au travers du
contrôleur de polarisation CP3, qui permet de contrôler
l'état de polarisation de la référence de fréquence optique
fo. Le signal de fréquence optique fo + fRF + fn et la référence
de fréquence optique fo sont mélangés dans le coupleur
fibré 50/50. Le bon recouvrement des polarisations est
assuré par les réglages de la lame k/2 et de CP3. Le signal
de battement est finalement photodétecté avec une photodiode
fibrée, et analysé avec un analyseur de spectre électrique.
Dans ce cas de régime impulsionnel, il faut tenir
compte de la durée T minimale des impulsions par rapport
au temps d'accès T du translateur de fréquence. Ce temps
d'accès T du translateur est égal au temps de propagation
de l'onde RF se propageant à la vitesse c/n au travers de
l'onde optique à l'intérieur de la structure guidante d'indi-
ce optique n = 2,2 (translateur sur LiNbO) et de longueur
L = 3 cm. Ainsi, T vaut nL/c = 2,2 x 0,03/3e8 = 0,2 ns. Le
translateur de fréquence est donc en mesure de réaliser
des impulsions de durée T conforme aux spécifications
radar, puisqu'une impulsion radar dure au minimum une
centaine de nanosecondes. La modulation de fréquence
par le translateur est également possible, car sa bande
passante (typiquement 2 GHz) est très supérieure à
l'excursion en fréquence des signaux modulés en fréquence
(typiquement d'une dizaine de mégahertz). De même, la
modulation intra-impulsion de fréquence est possible, car
le temps d'accès de 0,2 ns est très inférieur à la durée T
d'une impulsion (typiquement une microseconde). La
modulation de phase intra-impulsion directement par le
translateur est également réalisable, toujours grâce au
faible temps d'accès T très inférieur à la durée d'impulsion T.
Les figures 7 (a) et 7 (b) représentent les captures
d'écran de l'analyseur de spectre électrique pour un signal
impulsionnel généré par le synthétiseur et de caractéris-
tiques fRF = 13,5 GHz, T = 10 ps et f = 10 kHz.
Rappelons que le spectre d'un train d'impulsions radar est
constitué de raies modulées par un sinus cardinal centré
sur la fréquence centrale fRF'Les raies sont distantes de
la fréquence de répétition des impulsions f,.ep. La largeur
des lobes secondaires du sinus cardinal est de I/T (2/T
pour le lobe principal). Les résultats expérimentaux obtenus
montrent des raies dans une enveloppe en sinus cardinal
REE
WI
Janvier 2006