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242-267 GHz 双基地超外差雷达系统：65nm CMOS 太赫兹传感与成像实现
一款基于 65nm CMOS 工艺的 242-267 GHz 双基地超外差雷达系统。系统采用锁相放大器架构，克服了传统 FMCW 雷达在动态范围、相位噪声及非线性方面的限制。实测峰值 EIRP 达 -2 dBm，距离测量精度 40 μm，速度精度 80 μm/s。通过高分辨率相干成像实验，成功实现了毫米级分辨率的目标成像，验证了其在太赫兹传感与无损检测领域的潜力。
一款基于 65nm CMOS 工艺的 242-267 GHz 双基地超外差雷达系统。系统采用锁相放大器架构，克服了传统 FMCW 雷达在动态范围、相位噪声及非线性方面的限制。实测峰值 EIRP 达 -2 dBm，距离测量精度 40 μm，速度精度 80 μm/s。通过高分辨率相干成像实验，成功实现了毫米级分辨率的目标成像，验证了其在太赫兹传感与无损检测领域的潜力。
A. V. Muppala et al., "A 242-267 GHz Bistatic Superheterodyne Radar System for Precision Terahertz Sensing and Imaging in 65-nm CMOS," in IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques, vol. 73, no. 8, pp. 4999-5011, Aug. 2025, doi: 10.1109/TMTT.2025.3548036.
太赫兹（THz）频段雷达系统因其独特的物理特性，在高分辨率成像、无损检测和光谱分析等领域展现出巨大潜力。这篇发表于 IEEE Transactions on Microwave Theory and Techniques 的论文由密歇根大学研究团队完成，报道了首个在 CMOS 工艺上实现的 200 GHz 以上相干成像雷达系统。该系统采用双基地超外差架构，在 65nm CMOS 工艺中实现了 242-267 GHz 的工作频段，峰值等效全向辐射功率（EIRP）达到 -2 dBm，雷达带宽 25 GHz，距离测量精度达到 40 μm，速度测量精度达到 80 μm/s。
现代雷达系统主要分为脉冲雷达、步进频率雷达和调频连续波（FMCW）雷达三大类。脉冲雷达广泛应用于远程目标探测和成像，如地面和卫星合成孔径雷达（SAR），其优势在于没有收发隔离问题且采样要求较低。步进频率雷达使用矢量网络分析仪（VNA）在频域测量散射数据，可通过傅里叶变换重建时域目标响应，虽能工作到太赫兹频段但积分时间较长。FMCW 雷达发射线性调频 chirp 信号，回波与 chirp 信号的副本混频后产生中频（IF）信号，其频率直接映射到目标距离。此外，发送一系列 chirp 并联合处理可提供目标的多普勒速度。由于 FMCW 架构在采样前通过模拟混频器将数据"去斜"到基带，采样要求与射频信号带宽无关，允许工作频率远超数百吉赫兹，因此成为毫米波和太赫兹频段最广泛使用的架构。
然而，去斜接收 FMCW 雷达存在以下固有限制。首先是收发泄漏导致的低动态范围问题——发射功率必须受限以避免接收机饱和。其次是压控振荡器（VCO）的非线性和收发链路中的相位色散问题——chirp 的任何非线性都会扭曲目标响应，这对三维相干图像重建尤为棘手。第三是相位噪声导致的低灵敏度和精度——相位噪声通常是锁相环（PLL）FMCW 雷达实现更快、更线性 chirp 的限制因素。最后是中频频段的杂散干扰问题。这些问题在零差架构系统中更为严重，而文献中报道的绝大多数太赫兹雷达都采用零差架构。
针对这些挑战，文献中已提出多种解决方案。收发隔离可通过自适应自干扰消除或牺牲带宽来改善，共享收发天线系统在合理宽带宽上实现的最大隔离度为 34 dB。更高隔离度（>50 dB）已通过空间功分器和准单基地系统实现，但该设置体积大，需要非常精确的对准且固有损耗为 6 dB。关于 chirp 非线性，存在硬件和软件两种线性化方法：硬件方法估计 VCO 非线性并施加预失真电压波形生成线性频率 chirp；后处理方法通常使用标准目标测量相位非线性并对采样 IF 数据施加色散数字滤波器。尽管这些方法在一定程度上有效，但 FMCW 雷达的相位校准比步进频率系统困难得多，因为 IF 数据在采样前已经去斜，而步进频率系统在每个频率点显式测量相位响应。
论文提出的系统架构如图 1 所示，由三个外部信号源产生连续波（CW）信号，分别构成发射（TX）、接收（RX）和本振（LO）信号。输入 TX 信号通过×16 倍频器和放大器链，从场景反射后被 RX 接收。接收信号首先混频下变频到 5 GHz 中频，经放大后再次混频下变频到第二中频，送入锁相放大器（LIA）。同时，TX 和 RX 信号的副本经混频后倍频到 5 GHz，再下变频到第二中频。本质上存在两条信号路径：一条先进行频率上变频再混频下变频，另一条先混频下变频再进行频率上变频。因此两条信号路径是相干的，其中一条在太赫兹频段进行自由空间传播。LIA 测量这两条信号路径之间的幅度和相位差，该相位差包含了目标在太赫兹频段的 k 空间散射信息，从而实现高分辨率图像重建。
该架构的核心优势在于：全部散射信息被编码到单一的用户定义 CW 信号上。步进 TX 和 RX 的频率会改变锁相信号的相位但不改变其频率，因此宽带雷达测量只需测量单一频率的中频信号。这正是该架构区别于脉冲、步进频率和 FMCW 雷达的关键特征。具体优势包括以下几个方面。
LIA 的积分时间可设置得很大（如 1000 秒）以测量低于噪底 30 dB 的中频信号（这里的噪底是相对于 1 Hz 带宽而言，是频谱分析仪或 VNA 能达到的最低水平，因此 LIA 可比 VNA 灵敏得多），也可设置得很小（微秒级）使扫描时间与 FMCW 雷达的 chirp 持续时间相当。本质上，用户通过控制 LIA 的积分时间和灵敏度，完全掌控精度和延迟之间的权衡空间。中频信号频率由用户定义，意味着可将其置于 PLL 相位噪声"拐点"频率（即环路带宽）之外，相比 FMCW 系统改善了信噪比，因为 FMCW 系统中近距离目标的 IF 信号落在泄漏信号的 1/f^3 和 1/f^2 相位噪声谱内。微调 IF 频率的能力还允许用户避开 IF 频谱中的任何杂散。瞬时多普勒速度编码在锁相信号的频率上，可由频谱分析仪以很高精度直接测量，精度由频谱分析仪的分辨率带宽决定。由于相位在每个频率点直接测量，非线性可通过单个目标的响应和相位共轭轻松校正。超外差架构改善了噪声系数（NF），因为低噪声放大器（LNA）级现在工作在 5 GHz，缓解了闪烁噪声退化。
因此，所提架构解决了 FMCW 雷达遇到的动态范围、灵敏度、非线性和干扰限制。可以将所提架构视为现有 I/Q 步进频率雷达的超外差扩展，具有更灵活的 IF 选择能力和修改 LIA 参数空间以适应不同应用的能力。虽然 VNA 提供类似的速度与灵敏度权衡，但 LIA 相比 VNA 有三个优势：首先，它可灵敏 1000 倍，因为 VNA 上的 IF 带宽不能任意缩小；其次，VNA 受限于零差架构，输入和输出信号必须在相同频率，所提架构不受此限制；第三，LIA 通常比 VNA 简单得多且便宜，使其可以集成到芯片上。
同样有必要提及所提架构的局限性。与 FMCW 雷达不同，位置和速度（即距离 - 多普勒图）不能同时测量，因为当目标运动时 IF 信号会改变，导致 LIA 失锁。对于高分辨率成像、无损检测和光谱学等应用，这一限制并不相关，因为目标通常是静态的。另一个主要限制是外部信号源和 LIA 的使用使系统体积较大。然而，如果 LIA 参数固定——比如针对特定应用——这些组件可以轻松集成到芯片上或 PCB 上。
收发隔离问题仍然存在。考虑到单芯片收发隔离在宽带宽上用现有技术无法超过 40 dB，本文采用双基地（独立 TX 和 RX 芯片）配置以实现更高隔离。双基地配置不影响成像性能，这将在后面的成像部分展示。采用这种双基地配置并不从根本上解决单基地系统的隔离问题，而是针对近场成像这一具体应用绕过了它，因为在近场成像中 TX 和 RX 不需要共址。对于远场波束控制等其他应用，可采用准单基地系统。
假设 TX 和 RX 信号采用如下形式：
$$s_T = A_T \cos(\omega_T t + \phi_T), \quad s_R = A_R \cos(\omega_R t + \phi_R) \tag{1}$$
其中 $f_T = \omega_T/2\pi$ 从 242 GHz 步进到 267 GHz，步进间隔 0.1 GHz；$f_R = \omega_R/2\pi$ 从 237 GHz 步进到 262 GHz，步进间隔同样为 0.1 GHz。在给定步进点，TX 和 RX 信号之间存在 5 GHz 的频差，且各自辐射 CW 信号。
TX 信号辐射后从 TX 传播距离 $r_T$ 到达目标，再从目标传播距离 $r_R$ 到达 RX。对于双基地系统，一般情况下 $r_T \neq r_R$。接收信号与 RX 混频得到第一中频信号：
$$s_{\text{IF1}} = A_{\text{IF1}} \cos\left((\omega_T - \omega_R)t + \phi_T - \phi_R + \frac{\omega_T}{c}(r_T + r_R)\right) \tag{2}$$
经 LNA 放大后，信号与频率为 $\omega_T - \omega_R + \omega_{\text{IF}}$ 的第二中频信号混频，得到最终的 10 MHz 中频信号：
$$s_{\text{IF}} = A_{\text{IF}} \cos\left(\omega_{\text{IF}}t - \phi_{\text{IF}} - \frac{\omega_T}{c}(r_T + r_R)\right) \tag{3}$$
其中 $\phi_{\text{IF}}$ 是相对于参考 10 MHz 信号的任意常数相位因子（这里忽略了相位噪声，因为它在信号恢复中不重要）。LIA 提取 10 MHz 中频相对于参考信号的幅度和相位，提取的相位形式为：
$$\phi_{\text{LIA}} = \left|\phi_{\text{IF}} + \frac{\omega_T}{c}(r_T + r_R)\right|_{2\pi} \tag{4}$$
其中 $|\cdot|{2\pi}$ 是模 -2π运算符，代表相位折叠。随着 $\omega_T$ 步进遍历工作带宽，$\phi{\text{LIA}}$ 被测量和记录。我们通常不关心常数相位偏移 $\phi_{\text{IF}}$，在成像应用中，这个常数相位项不影响重建图像的幅度，可以忽略。因此最终方程直接将目标距离映射到 LIA 的折叠相位。假设目标与 TX 和 RX 等距（即 $r_T = r_R = r$），其相对于某起始位置的距离可由解折叠相位 $\tilde{\phi}_{\text{LIA}}$ 确定：
$$r = \frac{c}{2\omega_T}\tilde{\phi}_{\text{LIA}} \tag{5}$$
目标速度可从方程 (3) 的中频信号推导，该信号被送入频谱分析仪。在后向散射模式下，对信号总相位求导得到瞬时径向多普勒速度 $v_r$ 与测量的频谱分析仪频率 $\omega_{\text{SA}}$ 的关系：
$$v_r = \frac{\omega_{\text{SA}} - \omega_{\text{IF}}}{2\omega_T}c \tag{6}$$
LIA 测量信号的积分相位噪声（即均方根相位误差）由下式给出：
$$\sigma_\phi^2 = 2\frac{N(f)}{S}\Delta f \tag{7}$$
其中 $N(f)$ 是噪声功率谱密度，$S$ 是信号功率，$\Delta f$ 是有效噪声带宽，等于 $1/(4\tau)$，$\tau$ 是 LIA 低通滤波器的用户定义时间常数。典型的 LIA（如论文使用的 SR844）允许设置时间常数直到数千秒。方程 (7) 中的因子 2 来自 LIA 将信号混频到直流时的双边带噪声。结合方程 (5) 和 (7)，可得理论距离精度与信噪比、LIA 时间常数和 TX 频率的关系：
$$\sigma_r = \frac{c}{2\omega_T}\sqrt{\frac{N(f)}{2\tau S}} \tag{8}$$
该方程也符合直觉：距离精度随工作频率、LIA 时间常数和信噪比的提高而改善。
TX 和 RX 在 TSMC 65nm CMOS 工艺中作为两个独立芯片制造。TX 芯片包含 TX 信号的倍频器链和功率放大器（PA），RX 芯片包含 TX 链的副本以及构成超外差架构的中频电路。设计目标是实现高带宽和高辐射功率，并向空气辐射（即正面辐射）而非向硅基底辐射——后者是常见做法。
如图 1 所示，单端输入信号（TX 为 15-16.875 GHz，RX 为 14.6875-16.5625 GHz）耦合进芯片后由输入变压器巴伦转换为差分信号，然后经过三级级联倍频器。输入匹配网络与巴伦在第一级倍频器输入端对信号的二次谐波提供 20 dB 抑制，这对整个链路实现线性响应至关重要。倍频器偏置在最佳电流密度以最大化二次谐波功率。此外，为避免在各级之间使用巴伦，从倍频器晶体管的漏极和源极提取差分信号，这不仅节省面积还提高各级的提取功率。为进一步最大化二次谐波功率，在级间匹配网络变压器的中心抽头放置 1 kΩ电阻。仿真表明，倍频器链在 125 GHz 向四路巴伦功分器提供 4.3 dBm 功率，3 dB 带宽为 15.6 GHz。
功分器后接三级 PA 进一步提升功率以驱动最后一级倍频器。PA 每级采用中和差分共源放大器，偏置在 0.3 mA/μm 电流密度，实现 9 dB 增益，对于 3 dBm 输入功率实现 6.8% 的峰值功率附加效率（PAE）。交叉耦合中和与使用变压器的级间匹配网络相结合实现宽带响应。PA 输出后接最后一级倍频器。为使布局紧凑，使用交叉结将 PA 连接到最后一级倍频器，这种结构在差分信号做直角转弯时保持每条路径长度相同非常有用。最后两级倍频器的输出合并并匹配到天线。最后一级倍频器和天线进行协同设计以最小化 TX 和 RX 芯片中匹配网络的复杂度。图 2(a) 展示了全链路的三维模型以及倍频器链和 PA 交付给天线的仿真功率，显示 3 dB 带宽为 29 GHz。
片上槽线巴伦两路功分器最早由 Wang 和 Han 提出。本文在两个方面扩展了他们的设计。首先，强制实施 XY 对称并提取四路输出而非两路，这种对称性产生了优异的幅度和相位平衡，在有限元仿真误差容限内——幅度不平衡小于 0.05 dB，相位不平衡小于 0.02°。其次，如图 2(b) 所示，蜿蜒槽线被微型化到 λ/6 长度。这种微型化有两方面帮助：减少槽线的辐射损耗——因为微型化谐振天线具有较小的辐射电阻；更容易匹配到下一级 PA。
为更好理解，论文给出了所提四路功分器的等效电路模型，如图 2(b) 右侧所示。由于下一级是 PA，巴伦的每个分支看向变压器输入并呈现感性负载。环绕蜿蜒槽线的长接地共面波导（GCPW）传输线将该感性负载变换为容性负载。GCPW 到槽线的过渡建模为理想变压器，将容性负载与蜿蜒槽线串联。将蜿蜒槽线从 λ/4 减小到 λ/6 使其呈感性，现在与容性负载形成串联 RLC 谐振器。本质上，作者微型化了蜿蜒槽线并将产生的电感作为到下一级匹配的一部分。等效电路模型中的电阻代表传递到下一级的功率而非电路损耗。由于谐振是串联 RLC 网络，为获得更宽带宽，电感应减小而电容应增大。这通过两条蜿蜒槽线的并联组合实现，有效地将串联呈现的电感减半。最后的槽线到微带过渡作为另一个变压器，将两个分支串联组合并呈现给输入。适当设计线和槽的尺寸可产生宽带匹配，具有非常低的插入损耗（0.65 dB）和优异的相位幅度平衡。仿真结果显示，在以 125 GHz 为中心的 50 GHz 超宽带宽内，各输出端口的 S 参数（S21, S31, S41, S51）接近 -6 dB（理想四路功分），幅度不平衡和相位不平衡极小。
目前大多数宽带片上天线向硅基底辐射，需要昂贵的硅透镜且需精确对准。正面辐射的集成天线不需要任何透镜，但带宽受限于给定工艺中可用的金属堆叠厚度。使用交叉槽 SIW 腔体槽天线的带宽增强方法已在文献中提出，但交叉槽设计的缺点是天线极化在频带内从 v 变化到 h，这是不理想的，因为实际目标通常具有极化相关的相位响应。
本文提出的天线由一对平行槽组成，由 SIW 腔体支撑并由带状线馈电，在整个频带内实现稳定的固定极化。如图 3(a) 所示，天线结构包含七个关键设计参数：S3（21 μm）、S1（542 μm）、S2（530 μm）、Lx（450 μm）、Ly（489 μm）、F1（161 μm）和 F2（322 μm）。与文献 [10] 中的交叉槽相比，所提天线具有等长槽。由于槽等长，单独时各自呈现相同的谐振。然而当槽相邻放置时，它们之间的强耦合导致谐振分裂，也称为模式分裂。
实际上，该结构呈现四个耦合谐振：两个辐射"槽"模式和两个非辐射"腔"模式。槽之间的间距决定两个辐射槽模式的分离，它们的长度决定其绝对频率（一阶近似）。为实现最大可能带宽，论文将腔模式置于辐射槽模式之间，这增强了输入匹配带宽而不使整个频带内的法向增益低于 -3 dB。如图 3(b) 所示，反射系数在 Mode 1（槽模式）、Modes 2,3（腔模式）和 Mode 4（槽模式）处呈现谐振，增益在整个 230-290 GHz 范围内保持在 -5 dB 以上。另一种策略是将腔模式置于辐射模式之外，这适用于需要尖锐带外频率截止的情况，如频率梳应用。使用 Nelder-Mead 非线性优化器将两个腔模式置于两个辐射槽模式之间，优化在标注的七个参数上进行。
由于槽是平行的，在整个先进的 30 GHz（12%）带宽内保持了高极化比和轴比。如图 3(c) 所示，轴比在整个频带内保持在 14-26 dB 之间，极化比超过 18 dB，辐射效率约为 5-20%。这种天线的主要优势是可以轻松缩放到不同频段和制造工艺。适当设计和放置模式可以提供宽带宽和/或尖锐的带外滚降。然而，SIW 腔体顶层和底层金属之间的有限间距在向低频移动时限制了带宽。据作者所知，这种由带状线馈电的双平行槽 SIW 天线设计是新颖的，在现有天线文献中未见报道，包括片外 PCB 实现。
在 RX 链中，接收信号送入单端平方律混频器下变频到 5 GHz。混频器栅极偏置在阈值电压以下以优化其变频增益和噪声系数（从而优化 SNR），对应 -1.8 dBm 的 LO 功率。混频器后接与混频器噪声匹配的两级低噪声放大器。第二个混频器进一步将信号下变频到 10 MHz。接收机对 250 GHz 输入接收信号的仿真功率增益为 8 dB，噪声系数为 14.7 dB。
TX 和 RX 的测量结果如图 4 所示。EIRP 使用 Erickson PM-4 功率计测量，将其放在线性平台上并增加距离直到接收功率遵循 Friis 传输方程。如图 4(a) 所示，在距离约 8 cm 处进入远场区域，测量功率与对角喇叭天线的远场距离一致。实现的峰值 EIRP 为 -2 dBm，略高于仿真，可能是由于天线金属损耗使用了过于保守的值以及 PCB 大型金属地平面增加了天线增益。如图 4(b) 所示，测量的同极化 EIRP 在 30 GHz 带宽内保持在 -5 dBm 以上，交叉极化 EIRP 显示了整个频带内的高极化纯度，低于同极化约 20 dB。
TX 相位噪声使用 Rohde & Schwarz FSW 信号分析仪和外部谐波混频器测量。如图 4(c) 所示，TX 芯片信号的相位噪声在从芯片辐射的 256 GHz 和进入芯片的 16 GHz 两处测量。16 GHz 信号的相位噪声按 TX 链的倍频因子放大，即加上 20log(16) 因子。两次测量的差给出 TX 链的附加相位噪声。在 10 MHz 锁相频率处附加相位噪声约为 20 dB。该图也清楚展示了锁相架构的主要优势之一：由于锁相频率在整个 RF 带宽内固定，可选择它来避开 IF 频谱中的杂散。
RX 功率增益使用 LIA 和 TX 芯片作为源测量。由于 TX EIRP 已知，通过测量 LIA 接收的功率求得 RX 增益。RX 噪声系数基于增益法用频谱分析仪计算。如图 4(d) 所示，最小噪声系数约为 15 dB（不含天线损耗）和 25 dB（含仿真的天线损耗），RX 增益约为 -15 至 -25 dB。
片上天线的归一化同极化和交叉极化辐射方向图在 E 面和 H 面测量，使用频谱分析仪、外部混频器、TX 芯片和旋转平台。结果如图 5 所示，分别展示了 245 GHz、255 GHz 和 265 GHz 三个频点的方向图。半功率波束宽度在整个频带内约为 60°，交叉极化功率在大部分频带内低于同极化 20 dB 以上。如此宽的波束宽度对于近场 SAR 成像是理想的，确保目标被合成阵列的每个元素照射。这也使双基地雷达更容易，因为 TX 和 RX 之间的波束重叠度很高。低天线增益由 SAR 的高处理增益补偿——直观理解是，更宽的天线波束意味着更多的合成元素照射给定目标，虽然每个天线接收的信号功率较低，但当来自更大合成阵列的信号相干相加时，噪底也降低相同的量——这就是 SAR 的动态范围和分辨率与天线增益无关的原因。
雷达系统按双基地配置组装用于雷达性能和成像实验，如图 6 所示。图 6(a) 展示了 TX 和 RX 双基地芯片组装，TX 和 RX 芯片间距 77 mm（即双基地基线）。图 6(b) 展示了测量设置和使用的仪器，包括：Erickson PM-4 功率计（用于 EIRP 测量）、Rohde & Schwarz FSW 频谱分析仪（用于 RX、相位噪声和速度测量）、SR844 锁相放大器、Keysight N5183B 信号源 1（15-16.9 GHz）、Agilent E8257D 信号源 2（14.7-16.6 GHz）和 Anritsu 68369A 信号源 3（5.01 GHz）。成像目标放置在精密 XY 平台上。
TX 和 RX 芯片的制造芯片照片如图 7 所示。TX 芯片尺寸为 700 μm × 2 mm，包含双槽 SIW 天线、匹配网络、第四级倍频器、功率放大器、微型化四路功分器和倍频器链。RX 芯片尺寸为 900 μm × 2 mm，包含匹配 + 混频器 1、LNA1、LNA2、混频器 2 和缓冲器。为测试 TX-RX 隔离度，在雷达指向大型吸波表面时分别测量 TX 开启和关闭时的 RX 信号。注意确保附近没有散射体，使到达 RX 的唯一信号是泄漏信号。选择 77 mm 的间距以确保开和关的测量相似，表明几乎没有直接泄漏。TX 和 RX 芯片之间放置额外的吸波材料以进一步提高隔离度。
图 8 展示了雷达性能测量结果。距离精度和速度精度通过将 4×4 英寸的平面金属板（角反射器具有更高的 RCS 但不能用于双基地雷达，因为其双基地 RCS 方向图很窄）平行于 TX-RX 系统放置，并在精密线性平台上沿法向远离系统移动来测量。锁相信号的测量相位被解折叠并根据方程 (5) 映射到距离。
如图 8(a) 所示，在三种不同的 LIA 时间常数（100 ms、中等、和较短）设置下进行了测量。噪声功率谱密度测量约为 -110 dBm/Hz，当 LIA 时间常数设为 10 ms 时信号功率为 -83 dBm。由方程 (8) 得到的理论距离精度约为 30 μm。测量的距离精度约为 40 μm（σerror = 28 μm, 42.9 μm, 56 μm 对应不同设置），最大距离误差小于 110 μm（如嵌入图所示，位置误差在±150 μm 范围内波动），表明与理论吻合良好。
如图 8(b) 所示，速度测量通过记录频谱分析仪上 IF 频率的多普勒频移（根据方程 (6)）完成，频谱分析仪设置为 1 Hz 分辨率带宽（RBW）。测量的速度精度约为 80 μm/s（σerror = 83.2 μm/s），峰值速度误差为 275 μm/s（如嵌入图所示，误差在±300 μm/s 范围内）。容易证明对于 1 Hz 分辨率带宽，速度误差应低于 (c/4ωT)，即约 50 μm/s。测量误差较高，可能是因为使用的线性平台保证精确位置控制但不保证精确速度控制。
双基地系统的距离分辨率没有良好定义（即 ≠c/2BW），因为存在两个相位中心。例如，沿 TX 和 RX 连线的距离分辨率是无限的，因为该线上所有点具有相同的"距离"。注意双基地系统中等距离面是椭球而非球面。在双基地基线的远场，相位中心可近似为 TX 和 RX 的中点，距离分辨率可独立于距离定义。然而对于该系统，77 mm 基线对应的远场距离约为 10 m，使这种测量不切实际。因此，论文通过比较测量的点扩散函数（PSF）与仿真的 PSF 来演示距离性能，如图 9 所示。仿真 PSF 基于具有 25 GHz 3 dB 带宽的相同双基地系统。比较两个结果显示良好吻合，主瓣和旁瓣结构一致，表明雷达具有约 25 GHz 的 3 dB 带宽。
论文最后展示了高分辨率相干成像作为所提太赫兹雷达架构的潜在应用。相干成像指使用信号相位重建图像的成像技术（如 SAR、ISAR、层析成像和全息术），而非仅使用幅度的非相干技术（如焦平面成像）。相干成像是更强大的技术，因为它提供更高的处理增益并可同时聚焦三维场景中的所有点，不需要任何精确对准的透镜系统，还提供场景的相位信息以提取目标的附加特征。成功的相干成像实现在片上太赫兹系统中很少被演示，据作者所知，没有 200 GHz 以上的 CMOS 芯片演示过相干成像（100 GHz 以上也没有 CMOS 演示，但有一些工作在其他工艺如硅锗 SiGe 中演示了相干成像）。
首批成像实验在平面金属目标上进行。使用具有不同直径五个圆孔的目标和西门子星形模板测试系统的相位精度和长期相位相干性维持能力。目标安装在精密 XY 平台上，在横向平面内移动以收集 60×60 mm 网格上步进 0.6 mm 的逆 SAR（ISAR）数据。原始数据使用后向投影处理重建图像，这是可能的，因为相位和目标距离如方程 (5) 所示具有直接线性关系。图像未做进一步处理。
目标和结果图像如图 10 所示。五圆孔目标（最小直径 1 mm）的照片和雷达图像显示，图像对比度和边缘清晰度优异，表明近乎完美的相位重建。西门子星形模板的中心特征（小于 1 mm）也被清晰分辨。完美相位重建下的理论横向分辨率约为 λ/2，在该频段约为 0.6 mm。由于 1 mm 直径的最小孔在重建图像中清晰分辨，论文得出结论：所提系统工作在分辨率极限。这也由西门子星形图像的中心验证，那里的特征尺寸小于 1 mm。
接下来使用两个真实目标：软盘和涂铜漆金属化的 3D 打印手枪。软盘图像揭示了内部磁盘和肉眼不可见的其他几个特征，从而演示了无损检测作为可行应用。手枪图像质量和分辨率也是前所未有的，显示了手柄和枪管上的多个精细特征。扳机处于略微不同的距离分格（trigger range bin），改变距离分格后可见其完全聚焦。
Table I 给出了与其他最近先进太赫兹雷达系统的比较。该系统在 242-267 GHz 频段工作，25 GHz 带宽，正面辐射，分辨率约 6 mm（针对大基线双基地系统使用 R=c/2BW 计算），是唯一演示成像的系统，EIRP 为 -2 dBm，最小噪声系数 15 dB，直流功耗 TX 240 mW、RX 290 mW，芯片尺寸 TX 1.4 mm²、RX 1.8 mm²，采用 65nm CMOS 工艺。与其他工作相比，该系统在多个维度实现了竞争性或领先的性能。
| 参数 | JSSC 2021 | T-THz 2018 | ISSCC 2024 | JSSC 2022 | ISSCC 2021 | T-MTT 2023 | T-THz 2022 | 本工作 |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 频率 (GHz) | 220-320 | 305-375 | 230-246 | 134-148 | 191-257.7 | 223-288 | 450-490 | 242-267 |
| 带宽 (GHz) | 100^(1) | 70 | 16 | 14 | 66.7 | 65 | 40 | 25 |
| 辐射方向 | 正面 | 正面 | 背面 | 正面^(2) | 背面 | 背面 | 正面 | 正面 |
| 分辨率 (mm) | 1.5 | 2.1 | 9.4 | 10.7 | 2.2 | 2.3 | 3.7 | 6^(4) |
| 成像演示 | 否 | 否 | 否 | 否 | 是^(5) | 否 | 否 | 是 |
| EIRP(dBm) | -2.5^(6) | 18.4^(7) | 16.2^(7) | 25.2^(7) | 17^(7) | -5.4 | -12 | -2 |
| 最小 NF(dB) | 22.2^(8) | 19.7 | NA | 12.9 | NA | 23.5 | 36.3 | 15 |
| 直流功耗 (mW) | 840 | 1700 | 186 | 405 | 68 | 305 | 280 | TX:240, RX:290 |
| 芯片尺寸 (mm²) | 5 | 2.85 | 0.42 | 3.1 | 0.22 | 3.3 | 1.42 | TX:1.4, RX:1.8 |
| 工艺 | 65nm CMOS | 130nm SiGe | 55nm SiGe | 65nm CMOS | 55nm SiGe | 130nm SiGe | 90nm SiGe | 65nm CMOS |
注：(1) 频率梳架构，每通道带宽 20 GHz；(2) 片外 PCB 地；(3) 使用 R=c/2BW 计算；(4) 双基地距离分辨率对大基线未良好定义；(5) 非相干重建；(6) 单通道 EIRP；(7) 含透镜；(8) 含天线损耗。
尽管太赫兹 FMCW 雷达系统已在文献中演示，但关于相干成像雷达的实验结果论文并不常见。缺乏发展的主要原因之一是相干成像需要非常好的相位精度和长期相位相干性。本文论证了 FMCW 雷达，特别是在太赫兹频率，对于此类应用并不理想，并提出了一种以相位精度和相干性为核心的替代架构。论文强调了所提架构的系统级优缺点，并在 65nm 标准 CMOS 工艺中实现电路。首先测量 TX 和 RX 芯片并证明具有先进性能；接着测量雷达系统的距离和速度精度并证明与理论良好吻合；最后使用多个目标测试系统的高分辨率成像能力，每个目标的特征都接近理论分辨率极限，系统都能够分辨。
鉴于独立的 TX 和 RX 芯片，存在几个可能的未来方向：带透镜的透射测量系统可用于进行相干光谱学；可实现多输入多输出（MIMO）系统以加快成像速度；可开发准单基地双反射器系统用于实时成像。
本节详细推导从 TX 信号到 LIA 输出的完整信号路径。
TX 辐射信号：TX 信号源产生频率为 f1 的信号，经×16 倍频后辐射：
sTX(t)=ATcos(ωTt+ϕT),ωT=16×2πf1
自由空间传播：信号从 TX 传播到目标再到 RX，总路径长度为 rT+rR。传播引入的相位延迟为：
Δϕprop=ωTc(rT+rR)=2πfTc(rT+rR)=kT(rT+rR)
其中 kT=2π/λT 是波数。接收信号为：
sRX,received(t)=ARXcos(ωTt+ϕT−ωTc(rT+rR))
第一次混频：接收信号与本地 RX 信号 sR=ARcos(ωRt+ϕR) 混频。利用三角恒等式 cosαcosβ=12[cos(α−β)+cos(α+β)]：
sRX,received⋅sR=ARXAR2[cos((ωT−ωR)t+ϕT−ϕR−ωTc(rT+rR))+cos((ωT+ωR)t+...)]
低通滤波保留差频项，得到第一中频信号（5 GHz）：
sIF1(t)=AIF1cos((ωT−ωR)t+ϕT−ϕR−ωTc(rT+rR))
其中 ωT−ωR=2π×5 GHz。
参考路径生成：同时，TX 和 RX 信号的副本在芯片外混频产生 5 GHz 参考信号，然后与 LO 信号（频率 ωLO，设计使得最终 IF 为 ωIF=2π×10 MHz）混频。参考路径信号为：
sref(t)=Arefcos(ωIFt+ϕref)
第二次混频：sIF1 经 LNA 放大后与频率为 (ωT−ωR+ωIF) 的信号混频。设该信号为 sLO2(t)=cos((ωT−ωR+ωIF)t+ϕLO2)，则：
sIF1⋅sLO2→AIF12cos(ωIFt−ϕIF−ωTc(rT+rR))
其中 ϕIF=ϕLO2−ϕT+ϕR 是常数相位偏移。这就得到了方程 (3)。
相位测量与距离关系：从方程 (4) 和 (5)，目标距离由相位测量确定：
r=c2ωTϕ~LIA
取微分得距离误差与相位误差的关系：
σr=c2ωTσϕ
相位噪声分析：LIA 本质上是一个窄带相干检测器。考虑输入信号 s(t)=Acos(ωIFt+ϕ) 加上噪声 n(t)。LIA 通过与参考信号 cos(ωIFt) 和 sin(ωIFt) 相乘并低通滤波，提取同相和正交分量：
I=Acosϕ+nI,Q=Asinϕ+nQ
其中 nI 和 nQ 是滤波后的噪声分量。相位估计为 ϕ^=arctan(Q/I)。
在高信噪比条件下，相位误差近似为：
δϕ≈nQcosϕ−nIsinϕA
因此相位方差为：
σϕ2=σn2A2=N(f)ΔfS
其中 N(f) 是噪声功率谱密度，S=A2/2 是信号功率，Δf 是有效噪声带宽。
LIA 低通滤波器特性：LIA 使用时间常数为 τ 的低通滤波器，其传递函数为 H(f)=1/(1+j2πfτ)。等效噪声带宽为：
Δf=∫0∞∣H(f)∣2df=∫0∞11+(2πfτ)2df=14τ
双边带噪声修正：由于混频过程将正负频率的噪声都折叠到基带，需要乘以因子 2：
σϕ2=2N(f)S⋅14τ=N(f)2τS
结合距离 - 相位关系，得到最终的距离精度表达式：
σr=c2ωTN(f)2τS
数值验证：论文测量 N(f)=−110 dBm/Hz =10−14 mW/Hz，S=−83 dBm =5×10−12 mW，τ=10 ms，fT=256 GHz。代入得：
σr=3×1082×2π×256×10910−142×0.01×5×10−12≈30 μm
与测量值 40 μm 吻合良好。
多普勒效应：当目标以径向速度 vr 运动时，接收信号的瞬时频率发生偏移。考虑目标距离随时间变化：r(t)=r0+vrt。
接收信号的瞬时相位为：
Φ(t)=ωTt−ωTc(rT(t)+rR(t))
对于后向散射（rT=rR=r）：
Φ(t)=ωTt−2ωTc(r0+vrt)=ωT(1−2vrc)t−2ωTr0c
瞬时频率：瞬时频率为相位对时间的导数：
ωinst=dΦdt=ωT(1−2vrc)
IF 信号频率：经过混频后，IF 信号频率变为：
ωSA=ωIF+ωT⋅2vrc=ωIF+ωDoppler
求解速度：
vr=(ωSA−ωIF)c2ωT
这就是方程 (6)。
速度精度：频谱分析仪的频率分辨率由分辨率带宽（RBW）决定。对于 RBW = 1 Hz，频率测量不确定度 δf≈1 Hz。因此速度不确定度为：
δvr=δω⋅c2ωT=2π⋅1⋅3×1082×2π×256×109≈0.6 μm/s
实际测量误差（~80 μm/s）较大，主要来自线性平台的速度控制精度。
等距离面：对于双基地雷达，满足 rT+rR=const 的点构成以 TX 和 RX 为焦点的椭球面。设 TX 和 RX 位于 (±d/2,0,0)，基线长度 d=77 mm，则等距离面方程为：
(x+d/2)2+y2+z2+(x−d/2)2+y2+z2=2a
其中 2a=rT+rR 是椭球长轴。
距离分辨率的方向依赖性：距离分辨率定义为能分辨的最小 Δ(rT+rR)。在不同方向上，这对应不同的空间分辨率。沿基线方向（xxx 轴），所有点都满足 rT+rR=d，因此距离分辨率为无穷大。沿垂直于基线的方向（zzz 轴），对于远离基线的点，rT≈rR，此时距离分辨率接近单基地情况 Δr≈c/(2BW)。
远场近似：当目标距离 R≫d2/λ（远场条件）时，相位中心可近似为 TX 和 RX 的中点。此时：
rT+rR≈2R−d2sin2θ8R+O(R−2)
其中 θ 是目标相对于基线的角度。在远场，距离分辨率近似为 c/(2BW)。
对于本系统，d=77 mm，λ≈1.2 mm（在 250 GHz），远场距离 Rff=2d2/λ≈10 m，这使得远场测量不切实际。
k 空间采样：步进频率雷达在 k 空间（波数空间）采样目标的散射函数。对于位于 r0 的点目标，在频率 ω 处测量的复散射幅度为：
S(ω)=σexp(−jωc(rT+rR))
其中 σ 是目标散射系数。
图像重建：后向投影算法通过对所有频率和所有合成孔径位置的测量数据进行相干叠加来重建图像。对于图像点 r：
I(r)=∑n∑mS(ωn,pm)exp(+jωnc(∣r−pT,m∣+∣r−pR,m∣))
其中 pm 是第 m 个合成孔径位置，pT,m 和 pR,m 分别是 TX 和 RX 位置。
分辨率分析：横向（cross-range）分辨率由合成孔径长度 L 决定：
δcr=λR2L
对于近场成像，当 L≫λ 时，可实现 δcr≈λ/2 的衍射极限分辨率。对于 λ≈1.2 mm，理论极限为 0.6 mm，与论文的实验结果一致。
距离分辨率由带宽 BW 决定（在远场近似下）：
δr=c2BW
对于 BW=25 GHz，δr=6 mm。
特征模理论基础：导体结构的特征模由以下广义特征值方程定义：
XJn=λnRJn
其中 R 和 X 分别是阻抗算子 Z=R+jX 的实部和虚部，Jn 是第 n 个特征电流，λn 是对应的特征值。
模式重要性：特征值 λn 决定模式的辐射特性。当 λn=0 时，模式谐振；λn>0 时，模式呈感性（存储磁能）；λn<0 时，模式呈容性（存储电能）。模式重要性（Modal Significance）定义为：
MSn=1∣1+jλn∣
在谐振频率处 MSn=1。
耦合模分析：对于双槽结构，当两个等长槽靠近时，它们的本征模发生耦合。设单槽的谐振频率为 ω0，耦合系数为 κ，则耦合系统的谐振频率分裂为：
ω±=ω0±κ
这解释了为什么双平行槽结构能在比单槽更宽的频带内保持良好的辐射特性。通过调整槽间距可以控制 κ，从而调整带宽。
传输线变换：长度为 l、特性阻抗为 Z0 的传输线将负载阻抗 ZL 变换为输入阻抗：
Zin=Z0ZL+jZ0tan(βl)Z0+jZLtan(βl)
其中 β=2π/λ。
感性负载变换为容性负载：PA 输入呈现感性负载 ZL=R+jωL。选择适当的 GCPW 线长度 l 使得 βl 接近 π/2（但不等于 π/2），可将感性负载变换为容性：
Zin≈Z02ZL∗=Z02R−jωL
当 ωL≫R 时，Zin 呈容性。
串联 RLC 谐振：微型化槽线（l<λ/4）呈现感性阻抗 Zslot=jXL。与容性负载 ZC=−jXC 串联形成串联谐振：
Ztotal=Rrad+j(XL−XC)
其中 Rrad 是槽线的辐射电阻。谐振条件 XL=XC 时，Ztotal=Rrad，实现纯实数匹配。
带宽优化：串联 RLC 网络的品质因数 Q=ω0L/R。带宽 BW=f0/Q。减小 L（通过微型化）和增大 C（通过并联两条槽线有效减半 L）可降低 Q，扩展带宽。这就是论文中功分器能在 50 GHz 超宽带宽内保持低插入损耗的理论基础。
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