1. Introduction
현대의 무선 통신 시스템에서 전력 분배기/결합기는 전력 증폭기 및 믹서 등 비선형 소자들과 함께 널리 쓰이는 주요 소자 중 하나이며, 대표적인 전력
분배기/결합기로 윌킨슨 전력 분배기/결합기와 가이젤 전력 분배기/결합기가 존재한다[1-2].
윌킨슨 전력 분배기/결합기의 경우 구조가 간단하고 우수한 격리 특성을 보이지만, 두 출력 포트 사이에 격리 저항이 존재하여 고출력을 다루기 어렵고
발생하는 열을 효과적으로 배출하기 어렵다[3-4].
반면에, 가이젤 전력 분배기/결합기는 외부 격리 저항으로 인하여 방열 특성이 우수하고 고출력 전력 증폭기 등의 응용에 적합하다[5-6].
그러나, 가이젤 전력 분배기/결합기는 대역이 좁고 전력 증폭기나 믹서가 발생시키는 고조파 성분을 억제하지 못한다는 단점이 있으며, 이는 인접 대역에
간섭을 유발해 전체 시스템의 효율저하로 이어진다[7-8].
전력 분배기/결합기에 별도로 대역통과 여파기를 추가하여 해결할 수 있으나 전체적인 회로의 크기를 증가시키며 광대역을 달성할 수 없다는 한계가 존재한다.
여러 연구에서 가이젤 전력 분배기/결합기의 전송선로를 저역통과 여파기로 대치하거나, 가이젤 전력 분배기/결합기의 구조에 대역저지 여파기와 결합하거나,
추가적인 스터브를 사용하여 고조파를 억제하는 방법이 제시되었으며, 위상 인버터를 슬롯 라인으로 구현하거나 추가적인 스터브를 사용하여 광대역을 구현하는
방법이 제시되었다[9-13].
그러나 이러한 연구들에서 임피던스 정합을 위한 수식 유도의 복잡성과 까다로운 구조, 제작과 실제 형상을 구현하는 것에 대한 어려움을 동반한다.
따라서, 본 논문에서는 가이젤 전력 분배기/결합기의 입력단에 직접적으로 2단의 스터브 대역통과 여파기를 결합하여 광대역 특성과 2차 고조파 성분을
억제하는 구조를 제안한다.
본문에서 제안된 구조의 정합을 위한 간단한 이론적인 수식을 제시하며, 3D EM Simulation을 통하여 구조 및 특성을 최적화하여 이를 설계하고
제작 및 측정 결과를 제시하였으며, 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기와의 비교를 통해 대역과 고조파 억제 능력이 향상되었음을 보인다.
2. Design Theory
본 논문에서는 기존 가이젤 전력 분배기/결합기 구조에 중심주파수에서 $\lambda$/4 길이를 가지는 전송선로와 단락 스터브로 이루어진 대역통과
여파기 구조를 결합하여 설계하고자 하며, 두 구조의 결합을 통하여 광대역을 가지며 2차 고조파를 억제할 수 있는 가이젤 전력 분배기/결합기 구조를
제안한다.
그림 1은 기존에 알려진 가이젤 전력 분배기/결합기의 구조를 나타낸다.
그림 1. 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 1. Conventional gysel power divider/combiner
그림 2. 스터브 대역통과 여파기
Fig. 2. Stub bandpass filter
그림 2는 스터브 대역통과 여파기를 나타내며, 그림 3은 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기 구조를 나타낸다.
제안된 가이젤 전력 분배기/결합기는 기존 가이젤 전력 분배기/결합기의 구조의 Port 1단에 2단의 스터브 대역통과 여파기를 합성한 구조이다.
기존 가이젤 전력 분배기/결합기 및 스터브 대역통과 여파기는 모든 전송선로와 단락 스터브가 중심주파수에서 $\lambda$/4 길이를 가지므로 제안된
가이젤 전력 분배기/결합기의 전송선로 임피던스를 결정하기 위한 수식을 다소 간단하게 유도할 수 있다.
또한, Port 1에서 신호 인가 시 Port 2, 3으로 신호가 분기 되기 전 대역통과 여파기 구조를 합성하여, 대역 내에서 전력 전달을 위한 신호는
잘 전달되어 균등한 전력 분배 효과를 가져온다. 이는 대역통과 여파기의 광대역 특성을 통해 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 특성에서도 광대역 특성을
가져올 수 있다.
더하여, 대역통과 여파기의 단락 스터브가 중심주파수에서 $\lambda$/4 길이를 가지므로 2차 고조파 주파수에서 단락된 것과 같은 효과를 가져와
신호가 접지로 흐르게 되어 2차 고조파를 효과적으로 억제할 수 있다.
따라서, 그림 3과 같은 기존 가이젤 전력 분배기/결합기 구조에 2단으로 구성된 스터브 대역통과 여파기가 결합된 광대역 특성을 가지며 2차 고조파를 억제할 수 있는
가이젤 전력 분배기/결합기의 구조를 도출하였다.
그림 3. 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 3. Proposed gysel power divider/combiner
해당 대역통과 여파기 설계 시 다음의 수식을 통하여 각 전송선로 및 단락 스터브의 어드미턴스를 결정할 수 있다.
식 (1) ~ (3)는 각 어드미턴스 인버터를 정규화하기 위한 수식이다. 식 (4)은 식 (5) ~ (7)의 수식을 간소화하기 위한 변수이며, 식 (5) ~ (7)은 단락 스터브의 어드미턴스 값을 나타낸다. 식 (8)은 전송선로의 어드미턴스 값을 나타낸다[14].
여기서 $g_i$는 체비셰프 타입 저역통과 여파기의 기본형에 대한 소자값이며, $h$는 무차원 상수로, 필터 내부에서 적절한 어드미턴스 레벨을 갖도록
다른 값으로 할당될 수 있는 값이다.
그림 4. 우수-기수 모드 해석을 위한 회로
Fig. 4. Circuit for even-odd mode analysis
그림 4는 그림 3의 우수-기수 모드 해석을 위하여 회로를 변형한 것을 나타낸다.
그림 4의 $Z_1 \sim Z_3$는 우수-기수 모드의 해석과는 관계없이 설계자가 설정한 스터브 대역통과 여파기의 사양에 따라 결정된다.
따라서, 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 입력단에 결합하는 $Z_1 \sim Z_3$는 앞선 대역통과 여파기의 설계 파라미터인 식 (1) ~ (8)을 통하여 계산할 수 있다.
그림 5(a)와 (b)는 각각 우수 모드, 기수 모드 회로 해석을 위해 나타낸 그림이며, 좌우 대칭이므로 편의상 한쪽만 나타내었다.
그림 5. 각 모드 해석을 위한 등가회로
(a) 우수 모드 회로 (b) 기수 모드 회로
Fig. 5. Equivalent circuits for the analysis of each mode
(a) Even mode circuit (b) Odd mode circuit
$Z_1 \sim Z_3$를 결정 후 그림 5(a)의 우수 모드 회로 해석을 통하여 $Z_4$의 임피던스를 구할 수 있다. $2Z_2$의 임피던스를 가지는 전송선로를 바라보는 방향의 임피던스를 $Z_{in}$이라고
하면, 각 단락 스터브는 $\lambda$/4의 길이를 가지므로 개방된 것처럼 보이기 때문에 $Z_{in}$의 경우 다음과 같다.
Input 1의 임피던스를 $Z_0$라고 하면, $Z_4$는 다음과 같이 결정할 수 있다.
다음으로 그림 5(b)의 회로를 통하여 기수 모드 회로 해석이 가능하다. 기수 모드 회로의 경우, 최종적으로 $Z_5$의 임피던스를 갖는 전송선로와 Input 1의 임피던스,
저항 $R$만 남기 때문에 $Z_5$는 다음과 같이 결정된다.
결정된 임피던스를 갖는 최종적인 회로는 그림 6과 같다. $Z_1 \sim Z_3$는 설계자가 원하는 사양을 설정하여 스터브 대역통과 여파기의 사양에 맞게 계산시 도출할 수 있으며, $Z_6$
및 $R$도 설계자가 선택할 수 있다.
$Z_4$ 및 $Z_5$는 앞서 결정된 임피던스 값들에 의해 식 (9) ~ (11)을 통해 계산하여 도출할 수 있다.
그림 6. 결정된 임피던스를 갖는 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 6. Gysel power divider/combiner with determined impedance
3. Design Procedure of Gysel Power Divider/Combiner
표 1. 스터브 대역통과 여파기의 사양
Table 1. Specifications of the stub bandpass filter
|
Parameter
|
Value
|
|
Ripple [dB]
|
0.1
|
|
Order
|
2
|
|
Center frequency [GHz]
|
3
|
|
Fractional bandwidth
|
0.5
|
|
h
|
0.8
|
|
Transmission line impedance [$\Omega$]
|
48.02
|
|
Short stub impedance [$\Omega$]
|
33.3
|
|
Characteristic impedance [$\Omega$]
|
50
|
표 1은 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 Port 1단에 결합하기 위한 대역통과 여파기의 사양이다.
여파기의 사양은 전송선로와 단락 스터브의 임피던스가 과도하게 크거나 작은 값을 갖지 않게 하며, 손실을 최소화하기 위해 Ripple은 0.1dB,
$h$는 0.8로 설정하였다.
또한, 여파기와 결합된 가이젤 전력 분배기/결합기의 전체적인 크기를 최소화하기 위하여 2단으로 설정하였으며, 목표로 하는 2.5 ~ 3.5GHz의
대역폭에서 여유를 주기 위해 Fractional Bandwidth를 0.5로 설정하였다.
해당 표 1의 사양을 기반으로 앞선 식 (1) ~ (8)을 통해 각 전송선로 및 단락 스터브의 임피던스를 계산하여 그림 7과 같은 여파기를 구현하였다.
그림 7. 2단의 스터브 대역통과 여파기의 회로도
Fig. 7. Schematic of the 2-order bandpass filter
그림 8. 그림 7의 시뮬레이션 결과
Fig. 8. Simulation result of S-parameter in Figure 7
그림 7은 대역통과 여파기의 회로를 구성한 것이며, 그림 8은 그에 대한 시뮬레이션 결과이다.
본 논문에서 설계 및 시뮬레이션은 Ansys 사의 HFSS를 사용하였다.
해당 논문에서는 그림 6에 나타난 $Z_6$를 40$\Omega$, $R$을 50$\Omega$으로 설정하였고, $Z_4$는 식 (10)을 통하여 67.91$\Omega$이 도출되었으며, $Z_5$는 식 (11)을 통하여 50$\Omega$이 도출되었다.
그림 9는 최종적으로 결정된 임피던스들을 통해 가이젤 전력 분배기/결합기 회로를 구성한 것이며, 그에 대한 결과를 그림 10에 나타내었다.
그림 10의 그래프에서 S(1,1), S(2,2), S(3,3)는 반사손실을 의미하며, S(2,1)과 S(3,1)은 출력되는 신호의 전력분배 및 삽입손실,
S(3,2)는 출력 포트 간의 격리도를 의미한다.
2.5 ~ 3.5GHz 대역 내에서 전력 분배는 –3.24dB를 보이고, 반사손실과 격리도는 –20dB 이하의 특성을 보인다. 또한, 6GHz인 2차
고조파 대역에서 삽입 손실 및 격리도가 –20dB 이하의 특성을 보인다.
따라서, 본 구조는 중심주파수 3GHz에서 2.5 ~ 3.5GHz의 대역을 갖고 2차 고조파 대역인 6GHz에서 신호가 억제되는 특성을 보인다.
그림 9. 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 9. Schematic of the proposed gysel power divider/combiner
그림 10. 그림 9의 시뮬레이션 결과
Fig. 10. Simulation result of S-parameter in Figure 9
그러나, 그림 9와 같은 회로를 통하여 EM Simulator에서 3D Model을 구성할 경우, 하단의 단락 스터브가 임피던스 40$\Omega$을 갖는 선로와
너무 가까워져 의도치 않은 커플링을 일으킬 가능성이 존재하여 특성은 같은 두 개의 병렬 단락 스터브로 변환하여 그림 11(b)와 같이 회로를 수정하였다.
그림 11. 가이젤 전력 분배기/결합기 회로
(a) 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기
(b) 설계를 위해 변형된 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 11. Schematic of gysel power divider/combiner
(a) Conventional gysel power divider/combiner
(b) Proposed modified gysel power divider/combiner for design
그림 11의 회로는 가이젤 전력 분배기/결합기의 회로이다. 그림 11(a)는 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기이며, 그림 1에서 나타낸 $Z_3$는 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기와 동일하게 40$\Omega$으로 설정하였다. 그림 11(b)는 변형된 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 회로이다.
그림 11(b)와 같이 그림 9의 전기적 길이 90도, 임피던스 33.3$\Omega$의 단락 스터브를 전기적 길이 45도, 임피던스 33.3$\Omega$의 단락 스터브와 전기적
길이 45도, 임피던스 66.6$\Omega$의 두 개의 병렬 단락 스터브로 대치하였다.
그림 12. 그림 11의 시뮬레이션 결과
Fig. 12. Simulation result of S-parameter in Figure 11
그림 12는 그림 11(a), (b)에 나타낸 회로의 시뮬레이션 결과이다. 그림 9와 그림 11(b)의 시뮬레이션 결과 동일한 특성을 나타내는 것이 확인되며, 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기에 비해 기본적인 가이젤 전력 분배기의 반사 손실이 –20dB
이하를 유지하는 대역이 2.68 ~ 3.32GHz로 0.36GHz 더 좁게 나타났으며 2차 고조파가 억제되지 못하는 모습을 보인다.
그림 11과 같은 회로를 기반으로 EM Simulator인 Ansys 사의 HFSS를 이용하여 3D Model을 설계하였다.
그림 13. 가이젤 전력 분배기/결합기의 3D 구조
(a) 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기
(b) 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 13 3D structure of gysel power divider/combienr
(a) Conventional gysel power divider/combiner
(b) Proposed gysel power divider/combiner
그림 14. 그림 13의 옆면
(a) 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기
(b) 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 14 Side view in Figure 13
(a) Conventional gysel power divider/combiner
(b) Proposed gysel power divider/combiner
그림 13(a)는 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기의 3D 구조를 나타내며, 그림 13(b)는 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 3D 구조를 나타낸다.
그림 14는 그림 13의 3D 구조를 옆면에서 바라본 모습을 나타낸다.
그림 14에 나타낸 바와 같이 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기와 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기 모두 저항 소자는 가로 사이즈 2mm, 세로 사이즈 1.2mm의
50$\Omega$ 저항을 사용하였으며, 접지를 위해 구현한 비아의 경우 지름을 1mm로 설정하였다.
그림 14(a)는 $41.22 \times 53.6 [mm^2]$의 사이즈를 가지며, 그림 14(b)는 $47.92 \times 55.58 [mm^2]$의 사이즈를 가진다.
표 2. 기판의 규격
Table 2. Specifications of substrate
|
Parameter
|
Value
|
|
Dielectric constant ($\varepsilon_r$)
|
2.97
|
|
Dissipation factor ($\tan\delta$)
|
0.0012
|
|
Dielectric thickness [mm]
|
0.762
|
|
Copper thickness [mm]
|
0.035
|
해당 구조에 사용된 기판의 사양은 표 2에 나타내었다.
그림 15는 그림 13(a)와 (b)에 나타낸 3D 구조의 시뮬레이션 결과이다.
그림 13(a)에 대한 시뮬레이션 결과는 2.5 ~ 3.5GHz 내에서 전력 분배가 대략 –3.4dB 수준으로 나타났으나, 반사 손실이 –20dB 이하를 유지하는
대역이 좁으며, 2차 고조파가 억제되지 않음을 확인할 수 있다.
반면에 그림 13(b)에 대한 시뮬레이션 결과는 2.5 ~ 3.5GHz의 대역폭을 가지면서 반사손실 및 격리도가 –20dB 이하를 유지한다. 또한, 전력 분배의 경우 대략
–3.4dB 수준으로 전력이 균등하게 분배되며, 6GHz 대역에선 삽입손실과 격리도가 –25dB 이하를 유지하여 2차 고조파가 억제됨을 확인 할 수
있다.
그림 15. 그림 13의 시뮬레이션 결과
Fig. 15. Simulation result in Figure 13
4. Thermal Simulation of Gysel Power Divider/Combiner
기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기와 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 입력 전력에 따른 온도 분포를 확인하기 위하여 Ansys 사의 Icepak을
사용하여 열 시뮬레이션을 통한 온도 분포를 확인하였다.
표 3. 물성의 규격
Table 3. Material specifications
|
Parameter
|
Taconic
|
Al2O3
|
Copper
|
Thermal Conductivity
[W/m$\cdot$C]
|
0.23
|
35
|
400
|
|
Mass Density [kg/m$^3$]
|
2200
|
3960
|
8933
|
|
Specific Heat [J/kg$\cdot$C]
|
1100
|
850
|
385
|
표 3은 시뮬레이션을 위해 설정된 각 물성의 정보를 나타낸다. Taconic은 기판, Al2O3는 칩 저항, Copper는 전송선로 및 접지의 물성이다.
그림 16. 50W일 때의 온도 분포
(a) 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기
(b) 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 16. Temperature distribution at 50W
(a) Conventional gysel power divider/combiner
(b) Proposed gysel power divider/combiner
그림 17. 100W일 때의 온도 분포
(a) 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기
(b) 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 17. Temperature distribution at 100W
(a) Conventional gysel power divider/combiner
(b) Proposed gysel power divider/combiner
그림 18. 150W일 때의 온도 분포
(a) 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기
(b) 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 18. Temperature distribution at 150W
(a) Conventional gysel power divider/combiner
(b) Proposed gysel power divider/combiner
그림 16 ~ 18은 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기와 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 Port 1에 전력을 각각 50W, 100W, 150W를 입력하였을 때의
열 시뮬레이션 결과이며, 해당 결과는 두 구조의 온도 범위를 동일하게 설정하여 본 결과이다.
열 시뮬레이션 구조를 위해 사용된 구조는 그림 13(a), (b)와 동일하다.
그림 19. 입력 전력에 따른 최고 온도와 평균 온도
Fig. 19. Maximum and mean temperature according to input power
그림 19에 그림 16 ~ 18에 대하여 수행된 열 시뮬레이션에 대한 결과를 그래프로 정리하였다.
기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기는 50W, 100W, 150W의 입력 전력을 인가하였을 때 최고 온도가 68.673℃, 110.175℃, 147.893℃로
나타났으며, 평균 온도는 44.67℃, 65.672℃, 84.745℃로 나타났다.
제안된 가이젤 전력 분배기/결합기는 50W, 100W, 150W의 입력 전력을 인가하였을 때 최고 온도가 52.385℃, 80.371℃, 106.381℃로
나타났으며, 평균 온도는 39.592℃, 56.014℃, 71.06℃로 나타났다.
기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기의 최고 온도 및 평균 온도에 비하여 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 최고 온도 및 평균 온도가 같은 전력을
인가함에도 낮게 나타났으며, 인가된 전력이 높아질수록 두 구조 간의 온도 차이가 더욱 벌어진다.
5. Fabrication of Gysel Power Divider/Combiner
그림 20(a), (b)는 각각 제작된 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기, 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기이다. 그림 21, 22는 각각 제작된 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기와 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 측정 결과를 나타낸다.
그림 20. 가이젤 전력 분배기/결합기의 제작 사진
(a) 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기
(b) 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기
Fig. 20. Photograph of the gysel power divider/combiner
(a) Conventional gysel power divider/combiner
(b) Proposed gysel power divider/combiner
그림 21. 그림 20(a)의 측정 결과
Fig. 21. Measurement result in Fiugre 20(a)
그림 22. 그림 20(b)의 측정 결과
Fig. 22. Measurement result in Fiugre 20(b)
시뮬레이션 상에서의 결과와 비슷하게 제작된 구조에 대해서 측정한 결과도 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기에 비하여 기본적인 가이젤 전력 분배기의 반사
손실 특성이 떨어지며, 그에 따라 대역도 더 좁게 나타난다. 또한, 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기는 6GHz에서 2차 고조파가 억제되는 반면,
기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기의 경우는 2차 고조파가 억제되지 못하는 결과를 보인다.
그림 23. 시뮬레이션 및 측정 결과 비교
Fig. 23. Comparison of simulation and measurement result
표 4. 시뮬레이션 결과와 측정 결과 비교
Table 4. Comparison of simulation and measurement result
|
Parameter
|
Simulation
|
Measurement
|
|
S(1,1) [dB]
|
at 2.5GHz
|
-23.82
|
-19.24
|
|
at 3.5GHz
|
-33.15
|
-33.96
|
|
at 6GHz
|
-0.14
|
-0.44
|
|
S(2,1) [dB]
|
at 2.5GHz
|
-3.27
|
-3.07
|
|
at 3.5GHz
|
-3.59
|
-3.28
|
|
at 6GHz
|
-49.13
|
-39.81
|
|
S(3,1) [dB]
|
at 2.5GHz
|
-3.31
|
-3.16
|
|
at 3.5GHz
|
-3.61
|
-3.23
|
|
at 6GHz
|
-47.04
|
-38.69
|
|
S(2,2) [dB]
|
at 2.5GHz
|
-22.60
|
-18.01
|
|
at 3.5GHz
|
-34.16
|
-36.22
|
|
at 6GHz
|
-0.56
|
-0.66
|
|
S(3,2) [dB]
|
at 2.5GHz
|
-22.88
|
-20.85
|
|
at 3.5GHz
|
-21.18
|
-23.86
|
|
at 6GHz
|
-29.93
|
-46.92
|
|
S(3,3) [dB]
|
at 2.5GHz
|
-21.90
|
-18.39
|
|
at 3.5GHz
|
-32.31
|
-43.41
|
|
at 6GHz
|
-0.54
|
-0.81
|
그림 23은 EM simulator를 통해 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기를 시뮬레이션한 결과와 제작된 구조의 측정 결과를 비교한 그래프이다.
반사 손실은 대역 내에서 측정 결과가 시뮬레이션 결과와 비교 시 성능이 1dB 정도 떨어지는 모습을 보이는 반면 전력 분배는 시뮬레이션에 비하여 측정
결과가 손실이 더 적고, 6GHz에서의 2차 고조파 억제가 잘 이루어지는 것을 확인하였다.
또한, 해당 구조는 마이크로스트립 구조의 특성상 방사에 의한 손실과 제조 공정에 따른 오차, 칩 저항 및 커넥터에 대한 납땜 등으로 인해 이론적인
전력 분배인 –3.01dB에 비하여 측정된 결과가 대략 –0.2dB의 손실이 추가적으로 나타난 것으로 보인다.
그림 23의 시뮬레이션과 측정 결과 비교를 토대로 표 4에 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 시뮬레이션과 측정 결과를 비교 및 정리하였다.
6. Conclusion
본 논문은 스터브 대역통과 여파기와 기존 가이젤 전력 분배기/결합기를 결합하여 광대역과 2차 고조파를 억제할 수 있는 가이젤 전력 분배기/결합기를
제안한다.
또한, 단락 스터브를 구현하기 위하여 삽입된 비아를 통해 기본적인 가이젤 전력 분배기/결합기에 비해 방열능력을 향상시켰다.
해당 논문에서는 광대역과 2차 고조파를 억제할 수 있는 가이젤 전력 분배기/결합기의 설계를 위한 이론적인 수식을 제시하였다. 이론적 계산을 통해 각
전송선로 및 단락 스터브의 임피던스를 결정하였고, EM simulator를 통하여 가이젤 전력 분배기/결합기의 구조를 구현하였으며 시뮬레이션 결과
중심주파수 3GHz에서 2.5 ~ 3.5GHz의 대역을 가지고 6GHz에서 2차 고조파가 억제됨을 확인하였다.
EM simulator로 구현된 구조를 제작 및 측정한 결과 제작 과정에서의 오차를 고려하여도 중심주파수 3GHz에서 2.5 ~ 3.5GHz의 대역을
가지며 대역 내에서 균일하게 전력이 분배됨을 확인하였다. 또한, 2차 고조파 대역인 6GHz에서 2차 고조파가 억제됨을 확인하였다.
따라서, 본 논문에서 제안된 가이젤 전력 분배기/결합기의 경우 넓은 대역이 필요한 소자와 결합하거나, 고출력 전력 증폭기 및 믹서와 같은 비선형 소자와
결합 시 의도치 않은 2차 고조파를 억제할 수 있음에 매우 효과적임을 보인다.
Acknowledgements
이 논문은 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 정보통신기획평가원-학·석사연계ICT핵심인재양성사업의 지원(IITP–2026–RS–00436500, 50%)과
2025년도 정부(교육부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 기초연구사업이며(No. RS–2025–25412043, 50%) 순천향대학교
Research Fund로 수행되었음
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저자소개
2025년 2월 순천향대학교 전기공학과 (공학사)
2025년 2월~현재 순천향대학교 대학원 ICT융합학과 (석사과정)
2025년 2월 순천향대학교 전기공학과 (공학사)
2025년 2월~현재 순천향대학교 대학원 ICT융합학과 (석사과정)
2019년 2월 순천향대학교 대학원 전기통신시스템 공학과 (공학박사)
2019년 2월~2021년 순천향대학교 강사 및 참여 연구원
2021년~현재 순천향대학교 전파메카트로닉스 연구센터 연구교수
1986년 2월 서강대학교 대학원 전자공학과 (공학석사)
1990년 8월 서강대학교 대학원 전자공학과 (공학박사)
1990년 9월~1992년 8월 한국전자통신연구소 선임연구원
1992년 9월~현재 순천향대학교 전기공학과 교수