图1 高功率电磁脉冲频谱分布[7]
Fig.1 Spectral distribution of high-power electromagnetic pulse[7]
摘要 高功率瞬态电磁脉冲时域信息的准确测量是电磁脉冲防护的必要环节。该文以用单个探头实现对不同频率特性的高功率瞬态电磁脉冲信号的测量为目标，自主研发设计了一种基于电光调制的宽频带集成光波导电场传感器，仿真研究和实验验证了该传感器在0.1～10 GHz范围内的频域性能以及对不同频率特性的高功率电磁脉冲信号的时域测量性能。实验结果表明，该传感器不仅能真实反映待测电磁脉冲信号的时域波形，而且能够耐受百kV/m量级高功率电磁脉冲的冲击。传感器对亚微秒方波脉冲、纳秒高斯脉冲以及核电磁脉冲的脉冲宽度和上升时间的相对测量误差小于5%。
关键词：高功率瞬态电磁脉冲 电磁脉冲防护 时域测量 集成光波导电场传感器
电磁脉冲是一种宽频率、高强度且短暂的电磁波。高空核爆炸、雷电放电、高功率微波、高强度雷达工作过程中会辐射出瞬态强电磁脉冲。由于电场强度峰值高（可达百kV/m）、上升时间短（可至亚纳秒量级）、频带宽等特点，电磁脉冲可以电磁波形式通过天线、电缆等耦合途径进入电子信息系统、指挥控制系统、通信网络等，进而对电子设备的半导体绝缘层或集成电路造成永久性损坏[1-5]。为了对强电磁脉冲环境给电力电子系统造成的破坏程度做出精准预判，同时评估现有电磁防护手段对高功率瞬态电磁脉冲的防护能力，瞬态强电磁脉冲测量技术的研究意义重大[6]。
高功率电磁脉冲频谱分布[7]如图1所示，其在时域上表现为短暂的脉冲信号。这类信号具有从kHz～GHz的频谱分量，这就要求传感器的3 dB带宽覆盖kHz～GHz，并在此范围内具有平坦的频响曲线，以真实还原脉冲信号的时域波形。目前常用的电磁脉冲测量方法是天线感应法，典型代表为D-dot电场传感器，其结构简单、价格低廉、技术成熟，应用最为广泛[8]。但是，D-dot传感器等效负载为低阻，其输出与被测信号呈微分关系[9]，无法直接获得被测信号的时域波形，需要附加使用有源或无源积分器，而积分器的带宽会限制D-dot传感器的带宽范围。一方面，由于实际测量频段内平坦度的非理想性、加工时产生的某些频点的谐振、测量误差等因素的影响，积分后的时域波形会产生“趋势项”[10]、“平顶降落”[11]、“拖尾”[12]等失真情况，无法准确地恢复入射场信号；另一方面，天线固有的谐振特性导致其带宽有限，难以同时兼顾快前沿、宽脉冲的测试需求，实际测量中往往需要针对不同特征波形的电磁脉冲匹配设计不同积分时间的传感器，或使用多个天线进行联合测量，给实际操作带来很大不便[13]。
图1 高功率电磁脉冲频谱分布[7]
Fig.1 Spectral distribution of high-power electromagnetic pulse[7]
伴随着光电子科学与技术的发展，基于铌酸锂晶体（LiNbO3, LN）光电效应的光学电场传感器在瞬态电场时域测试中大放异彩[14-17]。其中，集成光波导式电场传感器具有体积小、集成度高、灵敏度高、频带宽，并且无需附加使用积分器等优点，受到了学术界和工业界的广泛关注[18]。清华大学曾嵘等从半波电场设计、静态偏置点的可控性、温度稳定性等角度出发，研制了单屏蔽电极型集成光波导电场传感器[19-20]。单屏蔽电极可以改变波导周围的电场分布方向，使得波导两臂之间的电场出现差异，从而产生干涉相位调制。但是，单屏蔽电极仅对100 MHz以下的低频电场有效，随着电场频率的增加，屏蔽效果逐渐减弱。因此，其主要应用领域为电力系统中工频电场、雷击脉冲场等低频电场信号的测量，频带覆盖范围为DC～100 MHz[21]，无法直接应用于电磁兼容与防护、电子对抗等对频带要求更宽的领域。
本文以实现宽频带、高功率瞬态电磁脉冲电场测量为目标，优化设计了铌酸锂波导上的锥形天线阵列。锥形天线从底端到顶端尺寸逐渐减小，为阻抗渐变型结构，能够减少天线谐振现象，增大传感器的带宽，形成一种可用于高功率瞬态电磁脉冲测量的宽频带集成光波导电场传感器。仿真分析和实验测试结果均表明，本文设计的传感器频率响应范围可以覆盖40 kHz～10 GHz，动态测量范围最高可达100 kV/m，传感器的响应速度为ns量级。单个探头可以兼容测试ms级雷击脉冲、核电磁脉冲、超宽谱电磁脉冲等多种不同特征波形的脉冲信号，真实反映脉冲信号的时域波形，并且传感器体积微小，仅为cm量级。
传感器内部结构示意图如图2a所示，主要由LiNbO3晶体衬底、非对称马赫曾德尔干涉仪（Mach- Zehnder Interferometer, MZI）以及制作在光波导两侧的金属电极和锥形天线阵列构成。非对称MZI由输入、输出Y型耦合器，以及长度不同的光波导臂（分别称为参考波导臂和传感波导臂）组成。光束入射至输入Y型耦合器后被分为等强度的两路光，两路光分别经过参考波导臂和传感波导臂后产生光程差，并由输出Y型耦合器耦合在一起，从而发生干涉效应。锥形天线阵列感应到空间电场后，在电极上产生感应电压并作用于传感波导臂上。由于LiNbO3晶体的光电效应，传感波导臂的折射率将被外界空间电场调制，从而产生干涉相位调制。将相位变化转变为光强度变化，通过光电探测器测量该光强变化可以获得被测空间电场信息。
图2 宽频电场传感器示意图
Fig.2 Diagram of the broadband electric field sensor
根据集成电光调制器原理，集成光波导电场传感器的输出光功率Pout可以表示[22]为
（1）
式中，Pin为传感器的输入光功率；h和k分别为传感器的传输损耗和消光比；j0为传感器的固有相位差；Ez为施加在波导上沿z方向的电场强度；
为LiNbO3光波导内传输的光波相位。对于传输光模式为横电波（Transverse Electric mode, TE模）、光传输方向为y向、晶体切向为x向的LiNbO3晶体而言，在Ez作用下，LiNbO3光波导内传输的光波相位可以表示[23]为
（2）
式中， G 为场增强因子；ne和g33分别为光波导的有效折射率和铌酸锂的电光系数；Lel为电极的总长度；l0为光源的工作波长；Ep为半波电场。
当j0=p/2±np（n为正整数），同时
时，式（1）可以变换为
（3）
可以看出，传感器的输出光强与施加到晶体z方向的电场强度Ez线性相关，通过测量输出光强的变化可以获得被测电场信息。此外，波导两侧天线的场增强因子G与天线的结构设计参数有关，其表达式为
（4）
式中，Ws为波导两侧电极之间的间距；G为天线的增益；Z为天线阻抗；Z0为空间波阻抗；le为被测脉冲电场的波长。从式（4）可以看出，首先，与传统天线50 W的阻抗匹配设计要求相比，集成光波导电场传感器天线的阻抗应尽可能高，此时传感器的场增强因子较高，传感器的电场测量灵敏度也就越高；其次，传感器的场增强因子与被测电场的波长即频率有关，优化设计天线的结构形状可改变传感器的频率响应范围（即带宽）。为满足瞬态电磁脉冲测量要求的宽频带特性，本文提出一种锥形天线阵列结构，其示意图如图3所示。锥形天线从底端到顶端尺寸逐渐减小，为阻抗渐变型结构，能够减少天线谐振现象。同时，为了减少不连续性结构的引入，优化阻抗匹配，将锥形天线的底部设计为渐近圆形，从而增大传感器的带宽。
图3 传感器锥形天线结构示意图
Fig.3 Schematic diagram of sensor conical antenna structure
首先，在仿真软件CST Microwave Studio中建立传感器模型，模型结构参数如图3所示。衬底为x切y传的铌酸锂晶体，铌酸锂晶体具有各向异性，其x、y、z方向的相对介电常数分别为43、28、43，LN衬底长、宽、高分别为50 mm、6 mm、1 mm。电极长度Lel、宽度Wel和纵向间距Gel分别为1 000 mm、10 mm和10 mm。天线高度ha、底部宽度Wa和厚度分别为1 000 mm、700 mm和10 mm。天线阵列的对数为4对。然后，设置激励源为0～10 GHz的平面电磁波激励，电场强度为1 kV/m，极化方向为y轴，传播方向为z轴负方向。最后，在波导两侧的电极中间设置电场探针监测波导内的电场强度，可以求解得到传感器的幅频响应特性，如图4所示。
图4 仿真结果
Fig.4 Simulation result
从图4可以看出，首先，入射电场强度为1 kV/m（即60 dBV/m），而电极之间波导内电场强度为67.4～73.8 dBV/m，这说明所设计的锥形天线结构有效地增强了光波导内部的电场强度。其次，0～10 GHz频率范围内场增强因子约为7.4～13.8 dB。当电磁波频率从1 GHz变化到7 GHz时，电极间电场强度从67.4 dBV/m变化到70 dBV/m，电场强度波动在3 dB范围内，表明传感器的理论带宽约为7 GHz。
由于高低频标准电场信号的产生方法不同，传感器的幅频特性测试分为两个频段进行，分别是100 MHz～1 GHz低频段和1～10 GHz高频段。低频幅频特性测试装置如图5所示，主要由微波信号源（MG3692A, Anritsu）、横电磁波小室（Transverse Electromagnetic cell, TEM cell），集成光波导电场传感器、测量主机和频谱分析仪（E8257D,Agilent）组成。测量主机主要由可调谐激光器和光电探测器组成，并通过保偏光纤（输入光纤）、单模光纤（输出光纤）与传感器相连。微波信号源通过同轴线缆将100 MHz～1 GHz的连续波信号传输至带宽为1 000 MHz的TEM小室（DN2065）。TEM小室作为一种标准电磁场产生装置，可以产生能够计算的均匀电磁场。该装置可产生带宽为100 MHz～1 GHz，幅值为20 V/m的均匀电场。
图5 传感器低频幅频特性测试装置
Fig.5 Set-up for low-frequency amplitude-frequency characteristics of the sensor
如图5所示，将设计的集成光波导电场传感器放置在TEM cell的电极板上，保持TEM cell内电场强度不变，改变微波信号源的频率，同步通过频谱仪记录不同频率下测量主机的输出幅值，得到传感器低频幅频特性测试结果，如图6所示。
图6 传感器低频幅频特性测试结果
Fig.6 Low-frequency amplitude-frequency characteristic of the sensor
1～10 GHz高频段范围内的幅频特性测试在微波暗室进行。实验测试装置如图7所示，主要包括微波暗室、微波信号源（MG3692A, Anritsu）、功率放大器（BBHA9120F、NTWPA-0081020001000E、NTWPA-10804D0P）、喇叭天线（BBHA9120F、ATH2G10、ATH7G18）、频谱仪（E8257D, Agilent）、分辨率为0.01 V/m和测量频率为40 GHz的校准探头（HI-6053, ETS-Lindgren）、传感器以及测量主机。信号源的输出信号经过功率放大器放大后，通过微波暗室内的喇叭天线辐射出垂直极化的电场，并作用于传感器。该位置同时放置了校准探头，实时监测所在位置的电场强度，并保证该位置的电场强度保持不变。测试电场强度为100 V/m，测试频率范围为1～10 GHz。传感器测量到电场信息后经过测量主机将光信号转换成电信号，最后用频谱仪提取电场信号，得到传感器的高频幅频特性测试结果如图8所示。
图7 传感器高频幅频特性测试装置
Fig.7 Set-up for high-frequency amplitude-frequency characteristic of the sensor
图8 传感器高频幅频特性测试结果
Fig.8 High-frequency amplitude-frequency characteristics of the sensor
从图6和图8可以看出，当喇叭天线辐射的电场频率在0.1～10 GHz范围内变化时。传感器的天线因子在125～135 dB/m范围内变化，频率响应波动幅度约为±5 dB。在1.5 GHz频点处，调节信号源输出功率大小改变电场强度，同时记录传感系统的输出功率，分别得到传感器在1.5 GHz、8 GHz和10 GHz频率下输出功率与电场强度之间的关系曲线，如图9所示。从图9可以看出，在相同频率下，传感系统的输出功率均随着电场强度的增大而增大，二者基本呈线性关系，且线性相关系数均大于0.999 6。
图9 传感器输出功率随电场强度变化
Fig.9 Sensor output power versus electric field strength
时域波形响应特性是电磁脉冲场测量系统的重要性能指标之一，本文将分别测试所研制的集成光波导脉冲电场传感器对微秒级雷击脉冲、亚微秒方波脉冲、纳秒高斯脉冲及核电磁脉冲的时域波形响应特性。
微秒级雷击脉冲是一种常见的干扰源，具有很高的峰值和波前上升陡度，能在一定范围内产生很强的暂态脉冲电磁场。电力系统输变电设备或附近物体遭受雷击时，雷电过电压会直接或通过感应侵入并破坏电力设备，准确、快速、安全地测量雷击对电网状态监测、故障检测与诊断、暂态电压的危害防治具有重要意义[24]。
微秒级雷击脉冲信号测量装置如图10所示，由标准微秒级雷击脉冲信号源（LSG2551）、平行电极板、衰减倍数为30 dB的同轴衰减器（HXDTS100- 30-3）、传感器和测量主机组成。国家标准GB/T 12720—1991[25]规定，当平行板间距不小于1.5倍探头的侧面尺寸、探头的边缘距底板的任一边缘小于2倍的间距时，可认为电极板间的电场是大小均匀方向一致的电场。测量装置中使用的平行电极板是半径为25 cm的圆形铝合金电极板，板间距为10 cm，满足标准要求，因此极板间电场可以视为均匀电场。该装置可以输出上升时间为0.84 ms、半带宽为60 ms的微秒级雷击脉冲信号，峰值电压范围为1～10 kV，调整平行电极板间距可获得最高电场强度为300 kV/m的均匀电场。
图10 微秒级雷击脉冲信号测量装置
Fig.10 Set-up for microsecond lightning impulse signal measurement
图11为雷击脉冲发生器输出波形（经衰减器后将电压信号直接接入示波器获得）和传感器响应波形的对比。其中，蓝色虚线为传感器的响应波形，红色点画线为施加电压波形。两波形的上升时间和半带宽基本一致，这表明本文设计的传感器可真实复现微秒级雷击脉冲信号的时域波形。改变微秒级雷击脉冲发生器输出电压，给传感器施加不同强度的微秒级雷击脉冲电场，同时记录不同电场强度下传感器的响应输出，结果如图12所示。从图12可以看出，在峰值电场强度从10 kV/m变化到100 kV/m时，传感器响应波形的峰值输出由39 mV增加到340 mV，且二者基本呈线性关系，线性相关系数为0.998 3，这与式（3）中集成光波导脉冲电场传感器输出的光强与外界电场之间的理论关系式一致。电场灵敏度系数约为3.34 mV/(kV/m)，传感系统的噪声水平约为2 mV。据此可以计算得到，在信噪比为3时，传感系统对于雷击脉冲电场强度的测量分辨力为1.79 kV/m。传感器最高可耐受电场强度可以达到百kV/m量级，测量电场强度量程为±100 kV/m。
图11 微秒级雷击脉冲信号测试结果
Fig.11 Microsecond lightning impulse signal measurement result
图12 传感器输入输出特性曲线（雷击脉冲信号）
Fig.12 Sensor input/output characteristic curve（lightning impulse signal）
亚微秒方波脉冲信号测量装置如图13所示，由亚微秒方波脉冲源（WGSWG-200）、TEM cell（DN 2065）、传感器、测量主机、衰减倍数为40 dB的衰减器（WGHVA-40）、示波器组成。亚微秒方波脉冲源通过同轴电缆将信号传输至TEM cell形成均匀的亚微秒方波脉冲电磁场。该装置可产生脉冲宽度为200 ns、电场强度为1～30 kV/m的均匀电场。
图13 亚微秒方波脉冲信号测量装置
Fig.13 Set-up for sub-microsecond square wave pulse signal measurement device
将电场传感器放置在TEM cell内，测量主机连接示波器，同时在TEM cell的输出端连接衰减器并与示波器相连，使用示波器记录传感器的响应输出和原始方波信号，结果如图14所示。由图14可以看出，响应信号波形与施加信号波形具有良好的一致性。响应信号脉冲宽度为197.88 ns，施加信号的脉冲宽度为198.02 ns，时间测量相对误差为0.07%（时间测量误差的定义是测量系统输出波形与源信号时域波形之间脉冲宽度的时间差值），波形相关系数达到0.909。改变亚微秒级方波信号源输出电压，给传感器施加不同强度的亚微秒级方波电场，同时记录不同电场强度下传感器的响应输出，如图15所示。从图15可以看出，在峰值电场强度从1 kV/m变化到45 kV/m时，传感器响应波形的输出峰值由7 mV增加到158 mV，且二者基本呈线性关系，线性相关系数为0.999 8。
图14 亚微秒方波脉冲信号测试结果
Fig.14 Sub-microsecond square wave pulse signal measurement result
图15 传感器输入输出特性曲线（方波脉冲信号）
Fig.15 Sensor input/output characteristic curve（square wave pulse signal）
纳秒高斯脉冲信号是高功率电磁脉冲信号的典型代表之一，由于其输出功率大、辐射因子高，能够形成对信息化装备设施构成威胁的电磁环境[26]。利用基于Tesla变压器的纳秒高斯脉冲驱动源产生纳秒高斯脉冲信号，并经超宽带发射天线辐射出脉冲信号，采用本文设计的传感器和TEM喇叭超宽带脉冲测量天线（以下简称测量天线，TEMH 6000）同步测量高斯纳秒脉冲信号的时域波形，测量装置如图16所示。该装置可产生脉冲上升时间为0.5 ns、脉冲宽度为1 ns、电场强度为80 kV/m的纳秒高斯脉冲场。
图16 纳秒高斯脉冲信号测量装置
Fig.16 Set-up for nanosecond Gaussian pulse signal measurement
纳秒高斯脉冲信号测量结果如图17所示。从图17中可以看出，传感器能够良好地捕获被测纳秒高斯脉冲信号的快速变化，响应波形与原始信号波形基本一致。被测纳秒高斯脉冲电场强度为80 kV/m，测量天线获得波形的脉冲上升时间为0.57 ns，传感器响应波形的脉冲上升时间0.56 ns，时间误差为0.01 ns，相对测量误差为1.8%；测量天线获得波形的脉冲宽度时间为0.98 ns，传感器响应波形的脉冲宽度时间约为1.0 ns，时间误差为0.02 ns，相对测量误差为2%。这些实验数据表明，本文研制的宽频带集成光波导电场传感器的响应时间至少可以达到0.5 ns，能够实现纳秒电磁脉冲时域波形的快速测量。
图17 纳秒高斯脉冲信号测量结果
Fig.17 Nanosecond Gaussian pulse signal measurement result
需要说明的是，由于测量过程中传感器测量使用的光纤长度（约为60 m）与测量天线测量使用的电缆长度（约为15 m）不同，传感器与测量天线的信号时延值分别约为142 ns和65 ns（光纤的折射率约为1.4，电磁波在真空中的传播速度按3× 108 m/s计）。此处信号时延值的定义是电磁脉冲信号的产生时间与示波器上显示出脉冲时域波形之间的时间差。因此，如图17所示，传感器响应信号与天线测量信号出现约80 ns的相对时延。
核爆炸过程中产生的核电磁脉冲信号会在对电子设备造成损害的同时对辐射范围内的人和其他生物造成巨大伤害[27]。核电磁脉冲信号测量装置如图18所示。测量装置由有界波模拟器（VPBWS-200）、电场传感器、测量主机、工作带宽为3.5 GHz的D-dot标准探头（SGE3.5，Montena）、示波器（HDO6034A，Teledyne Lecroy）组成。有界波模拟器包括高压脉冲源、金属线栅、金属接地面。高压脉冲源产生的核电磁脉冲信号通过同轴电缆分别加载在金属接地面以及与接地面平行的金属线栅上，可产生峰值电场强度为50 kV/m垂直极化的核电磁脉冲场。将处于同一水平位置的电场传感器和标准探头测得的核电磁脉冲的时域波形通过射频线缆输入示波器进行比较。
图18 核电磁脉冲信号测量装置
Fig.18 Set-up for nuclear electromagnetic pulse signal measurement
核电磁脉冲信号测量结果如图19所示，可以明显看出，传感器响应波形与标准探头测得波形基本一致。被测核电磁脉冲电场强度为50 kV/m，脉冲上升时间为3 ns，脉冲宽度为25.64 ns，传感器响应波形的脉冲上升时间为3.14 ns，脉冲宽度时间约为25.16 ns，时间测量相对误差小于5%。这些实验数据表明，本文设计的宽频带集成光波导电场传感器可以实现对高功率核电磁脉冲场时域波形的复现以及峰值电场强度的监测。
图19 核电磁脉冲信号测量结果
Fig.19 Nuclear electro-magnetic pulse signal measurement result
本文研制了一种用于高功率瞬态强电磁脉冲信号时域测量的宽频带集成光波导电场传感器。首先，理论研究了集成光波导电场传感器的测试原理，仿真分析了传感器的频域特性。在此基础上，组建了综合测试平台，通过实验测试了传感器在0.1～10 GHz范围内的频域特性，以及对微秒级雷击脉冲、亚微秒方波脉冲、纳秒高斯脉冲和核电磁脉冲四种频率特性不同的高功率瞬态电磁脉冲信号的时域测量性能。实验结果表明，传感器不仅能准确地测量雷击脉冲、亚微秒方波电磁脉冲、纳秒高斯脉冲以及核电磁脉冲信号的时域波形，而且最高可耐受电场强度可以达到百kV/m量级。对于200 ns的方波电磁脉冲、上升时间和脉冲宽度分别为0.57 ns和0.98 ns的高斯电磁脉冲，以及上升时间和脉冲宽度分别为3 ns和25.64 ns的核电磁脉冲，时间测量相对误差均小于5%，所研制的传感器可以实现对不同频率特性的高功率瞬态电磁脉冲时域信息的准确测量。
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Broadband Integrated Optical Waveguide Electric Field Sensor for High-Power Transient Electromagnetic Pulse Measurement
Abstract Electromagnetic pulse (EMP) in the form of electromagnetic waves can be coupled into electronic information systems, command and control systems, communication networks, etc., through an antenna, cable, and other coupling ways. They can burn electronic devices or integrated circuits, or cause permanent damage to their semiconductor insulation. Therefore, accurate measurement of time-domain information of high-power transient electromagnetic pulses is crucial for EMP protection. However, the high-power transient electromagnetic pulse is difficult to measure due to its high peak field strength, broad frequency range, and short duration, which make it challenging for conventional measurement equipment to capture and record its instantaneous changes. Integrated optical waveguide pulse electric field sensors hold broad applications in EMP measurement. This is due to their numerous advantages, such as small size, wide frequency band, and large dynamic measurement range.
In this paper, a broadband integrated optical waveguide electric field sensor based on electro-optical modulation was developed to measure high-power transient electromagnetic pulse signals with different frequency characteristics. The frequency-domain performance of the sensor, as well as its time-domain measurement capability for high-power electromagnetic pulse signals with different frequency characteristics, were verified through simulations and experiments.
Firstly, the frequency characteristics of the sensor were simulated using CST MICROWAVE STUDIO software. When the electromagnetic wave frequency varied from 1 GHz to 7 GHz, the electric field strength between the electrodes fluctuated within a 3 dB range, and the theoretical bandwidth of the sensor was approximately 7 GHz. Experiments on the amplitude-frequency characteristics of the sensor were carried out in both the TEM cell and the microwave anechoic chamber. The antenna factor of the sensor within the 10 GHz frequency range varied between 125 dB/m and 135 dB/m, and the output power of the sensor showed a nearly linear relationship with the electric field strength at the same frequency, with a linear correlation coefficient greater than 0.999.
Secondly, four types of time-domain high-power transient electromagnetic pulse signal testing systems with different frequency were established to characterize the proposed sensor. These electromagnetic fields included microsecond-level lightning strikes, sub-microsecond square-wave pulses, nanosecond Gaussian pulses, and nuclear electromagnetic pulses. The relative error of time measurement is less than 5% for square wave electromagnetic pulse with 200 ns width, Gaussian electromagnetic pulse with rise time and pulse width of 0.57 ns and 0.98 ns respectively, and nuclear electromagnetic pulse with rise time and pulse width of 3 ns and 25.64 ns respectively. In the range of electric field strength from 10 kV/m to 100 kV/m, the linear correlation coefficients of the input-output characteristic curves of the sensor for different frequency electromagnetic pulse signals are greater than 0.99.
The results demonstrate that the sensor not only accurately measures the time-domain waveform of high-power transient electromagnetic pulses with varying frequency characteristics, but also withstands the impact of electric fields at the kV/m level. The proposed broadband integrated optical waveguide electric field sensor demonstrates the capability to measure high-power electromagnetic pulse signals and can be applied in electromagnetic pulse protection, including lightning surge monitoring and ultra-fast transient waveform monitoring.
Keywords：High-power transient electromagnetic pulse, electromagnetic pulse protection, time domain measurement, integrated optical waveguide electric field sensor
中图分类号：TM937.1
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.241681
国家自然科学基金（52175247）、陕西省自然科学基础研究计划（2023-JC-JQ-43）、国家留学基金委和中央高校基本科研业务费（ZYTS23022）资助项目。
收稿日期 2024-09-26
改稿日期 2024-11-26
海潇然 男，1999年生，博士研究生，研究方向为集成光波导电场传感器。
E-mail: hxr15834030963@163.com
李仙丽 女，1985年生，副教授，博士生导师，研究方向为光电检测技术、快变信号解调等。
E-mail: xlli@xidian.edu.cn（通信作者）
（编辑 李 冰）