飛行高度對雷達對海性能影響性分析評估

梁 浩，李國剛，徐艷國

(南京電子技術研究所,南京 210039)

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飛行高度對雷達對海性能影響性分析評估

梁 浩，李國剛，徐艷國

(南京電子技術研究所,南京 210039)

回顧了點目標和面雜波的經典雷達方程和接收機噪聲基本原理，介紹了三種經典海雜波單位面積反向散射率經驗模型。使用經驗模型分析了不同飛行高度、特定海情條件海雜波分布特性。使用實際試飛數據印證了實錄機載海雜波與經驗模型的趨勢一致性。結合海雜波背景中目標檢測的特點，提出了一種快速評估飛行高度對海雜波背景下目標檢測的影響性分析評估方法。最終給出了機載海面監視雷達使用高度的選擇建議。

海面監視雷達；海雜波；飛行高度；海情海況

0 引 言

機載海面監視雷達目標檢測面臨的主要背景是海雜波，海雜波特性與諸多因素相關，包括：海情海況、風速、風向、雷達照射方向、浪涌傳播方向、載機飛行高度等[1-2]。上述因素中，對載機飛行高度影響海雜波的關注較少，然而，其影響又客觀存在，不容忽視。如何在相應海情海況和風向條件下，應用本文提出的快速分析評估方法，在特定海情條件下，選擇合適的飛行高度，獲得最佳目標檢測效果，是本文研究和分析的重點內容。

1 海面目標檢測原理

由于實際工作環境中，海情海況變化莫測，遇到完全風平浪靜的理想海面概率較低，海面回波(海雜波)廣泛存在。海面監視雷達在海面目標檢測過程中，無法回避海雜波存在性問題。

隨著探測距離的延伸，海雜波將逐漸衰減，并最終淹沒在接收機噪聲背景中。由于檢測背景不同，因此，必須將目標檢測的信號處理分為雜波區和噪聲區進行考慮。

在海雜波背景中，信號處理從回波中檢測目標需要對抗海雜波回波，關注指標應為信雜比(SCR)，即目標回波功率與雜波回波功率的差異程度。

在純噪聲背景中，信號處理從回波中檢測目標需要對抗接收機噪聲，關注指標為信噪比(SNR)，即目標回波功率與接收機背景噪聲功率的差異程度。

1.1 點目標雷達方程

點目標雷達回波方程，給出了特定距離確定雷達反向散射截面積(RCS)的點目標回波功率理論值的計算公式[3]

(1)

式中：Pr為雷達接收目標回波功率；Pt為雷達發射峰值功率；G為雷達天線增益；σT為目標平均RCS值；D為脈沖壓縮比；λ為雷達工作波長；R為目標存在距離；Ls為各類系統損耗和傳輸損耗總和。

1.2 面雜波雷達方程

面雜波雷達回波方程給出了特定距離面雜波(地物雜波或海面雜波)的回波功率理論值計算公式[3]

(2)

式中：Pr為雷達接收面雜波回波功率；Pt為雷達發射峰值功率；G為雷達天線增益；c為光速；τ為脈沖壓縮后脈沖時寬；θaz為方位波束寬度；σ0為單位面積反向散射因子；D為脈沖壓縮比；λ為雷達工作波長；θel為雷達波束擦地角；R為雜波單元距離；Ls為各類系統損耗和傳輸損耗總和。

1.3 接收前端噪聲功率

雷達接收機的射頻前端的熱噪聲是系統噪聲的重要組成部分，其功率理論計算公式[3]為

PN=k×T0×B×Fn

(3)

式中：k為玻耳茲曼常數；T0為基準溫度290K；kT0=4×10-21W/Hz；B為接收機工作帶寬；Fn為考慮非理想接收機(實際工程化接收機)所引入的額外噪聲影響，引入的噪聲系數。

可使用的簡便計算公式[4]為

PN=-114+Fn+10lgB

(4)

式中：PN單位為dBm；B單位為MHz。

1.4 目標信雜比和信噪比

在系統處理能力可承載目標和虛警數量條件下，通過設定不同的檢測門限(差異程度比較)，完成目標CFAR檢測處理。

在雜波背景中，目標信雜比可表述為

SCR=PTr-PCr

(5)

式中：PTr為點目標回波功率，單位為dBm，可通過式(1)進行計算；PCr為海雜波回波功率，單位為dBm，可通過式(2)進行計算。

在噪聲背景中，目標信噪比可表述為

SNR=PTr-PN

(6)

式中：PTr為點目標回波功率，單位為dBm，可通過式(2)進行計算；PN為接收機噪聲背景功率，單位為dBm，可通過式(3)進行計算。

鑒于海雜波分布的拖尾特性，在信號檢測過程中，通過設定適當的CFAR門限，抑制短時相關(2 ms左右)雜波虛警，容忍“海尖峰”長時相關(2 s左右)雜波虛警，再通過掃描間相關的處理方法對“海尖峰”類虛警進行抑制，具體實施方法可參考相關文獻[5]。

2 海雜波單位面積反向散射率σ0建模

海雜波建模模型復雜，目前尚沒有完整的海洋電磁學理論進行可靠支撐，已經獲得較廣泛認可的模型，都是基于大量實際回波數據的規律總結和參數提煉。本文計算采用了被廣泛采納認可的三種海雜波單位面積反射率σ0模型：GIT模型、TSC模型和HYB模型。這里沒有選用SIT模型，因為該模型只給出了迎風和側風向的海雜波σ0建模方法。

通過比較三者計算結果進行相互驗證，最終以三者的均值作為參與系統理論計算的海雜波單位面積反射率σ0參考值，以期獲得最貼近實際環境的結果，理論計算所使用的海情海況描述相關參數見表1。

表1 海情海況標準描述 m

2.1 GIT模型[6]

Georgia技術研究所建立了一個確定性、參數化的海雜波單位面積平均反向散射率模型，該模型包含擦地角、風速、與風速相關的平均浪高、雷達波束和風向夾角關系、雷達工作頻率和收發極化形式在內的一系列相關參數。

GIT模型包括海面后向散射機制在內的多項理論模型為基礎，結合引入經驗因子而建立，是目前被廣泛所接受描述海雜波單位面積平均反向散射率最好的模型之一。GIT模型由以下幾個因素構成：

(1) 干涉因子AI

σφ=(14.4λ+5.5)φhav/λ

(7)

(8)

式中：λ為雷達波長；φ為波束擦地角；hav為平均浪高。

(2) 風向因子Au

Au=exp[0.2cosΨ(1-2.8φ)(λ+0.02)-0.4]

(9)

式中：Ψ為波束指向與風向間夾角。

(3) 風速因子Aw

qw=1.1/(λ+0.02)0.4

(10)

Aw=[1.94Vw/(1+Vw/15.4)]qw

(11)

式中：Vw為海面風速，若對于“充分發展”的海面，Vw和平均浪高hav間存在下述關系

(12)

對于工作頻率在10 GHz以下的水平極化體制雷達，海雜波單位面積反射率σ0(單位：dBm2/m2)的GIT模型可描述為

σ0=10lg(3.9×10-6λφ0.4AIAuAw)

(13)

2.2 TSC模型[6]

TSC公司提供了一個可良好擬合Nathanson數據的模型。該模型與波束擦地角、Douglas海情海況等級、風向角度、雷達工作頻率和收發極化形式相關。在TSC模型中，有效的風速和浪高直接使用Douglas海情海況等級計算推導獲得。

在相對謹慎和保守的性能預測時，推薦使用TSC模型，因為相比GIT模型而言，TSC模型更加接近平均條件(注：TSC模型針對小擦地角評估準確性優于中、大擦地角條件)。

TSC模型由以下幾個因素構成：

(1) 小擦地角因子GA

σz=0.115S1.95

(14)

σα=14.9φ(σz+0.25)/λ

(15)

(16)

式中：λ為雷達波長(單位：ft，1ft=0.304 8 m)；φ為擦地角(單位：rad)；S為海情海況等級。

(2) 風速因子Gw

Vw=6.2S0.8

(17)

Q=φ0.6

(18)

A1=(1+(λ/0.03)3)0.1

(19)

A2=(1+(λ/0.1)3)0.1

(20)

A3=(1+(λ/0.3)3)Q/3

(21)

A4=1+0.35Q

(22)

A=2.63A1/(A2A3A4)

(23)

Cw=[(Vw+4.0)/15]A

(24)

式中：Vw為海面風速(單位：節)。

(3) 方向因子Gu

B1=exp(-φ/0.17)

(25)

B2=(λ2+0.005)0.2

(26)

Gu=exp(0.3cosΨB1/B2)

(27)

式中：Ψ為波束指向與風向間夾角(單位：rad)。

對于水平極化體制雷達，海雜波單位面積反射率σ0(單位：m2/m2)的TSC模型可描述為

σ0=1.7×10-5φ0.5GuGwGA/(λ+0.05)1.8

(28)

2.3 HYB模型[6]

使用HYB模型估算海雜波平均單位面積方向散射率時，以5級海情、0.1°擦地角、垂直極化和迎風觀測為參考基準值，對于海況等級、波束擦地角、極化方式和波束與風向夾角等變量，提供了約4 dB的動態調節范圍。過渡擦地角取值源于GIT模型和Barton的分析結果。

HYB模型由以下幾個因素構成：

(1) 參考反向散射率σ0(ref)

對于X波段的雷達，參考反向散射率σ0(ref)可描述為

σ0(ref)=24.4lg(f)-65.2

(29)

式中：f為雷達工作頻率。

(2) 擦地角調節因子Kg

對于擦地角調節因子，定義參考擦地角φr(單位：°)和過渡擦地角φt(單位：°)

φr=0.1°

(30)

φt=arcsin(0.063 2λ/σh)

(31)

式中：σh為浪高均方根值，其與海情海況等級S間存在關系如下

σh=0.031S2

(32)

對于φr≤φt≤ 30°的情況，擦地角調節因子Kg可定義為

(33)

對于φr>φt的情況，擦地角調節因子Kg可定義為

(34)

(3) 海情海況調節因子Ks

Ks=5(S-5)

(35)

(4) 極化形式調節因子Kp

Kp=1.1ln(hav+0.015)-1.1lnλ-

1.3ln(φ/57.3+0.000 1)-9.7

(36)

式中：hav為平均浪高；λ為雷達工作波長。

海情海況等級S與平均浪高hav間存在如下關系

hav=0.08S2

(37)

(5) 風向調節因子Kd

Kd=[2+1.7lg(0.1/λ)](cosΨ-1)

(38)

式中：Ψ為相對于雷達波束照射方向的風向，將迎風照射時的風向角度定義為0°。

對于水平極化體制X波段雷達，海雜波單位面積反射率σ0的HYB模型可描述為

σ0=σ0(ref)+Kg+Ks+Kp+Kd

(39)

2.4 海雜波單位面積反射率σ0模型共性分析

通過對GIT模型、TSC模型和HYB模型進行仿真計算可以看出，本類經驗性模型體現的共同特征包括：

(1) 海雜波平均單位面積反向散射率隨海情海況等級、工作頻率和擦地角的增加而增加；

(2) 在小擦地角條件下，海雜波平均單位面積反向散射率與擦地角的依賴關系更加明顯；

(3) 海雜波平均單位面積反射率在迎風向最大、順風向最小，中間角度基本平滑過渡。

3 載機飛行高度對海面目標探測影響性分析

通過上述分析可知，海雜波單位面積反向散射截面積與擦地角間存在明顯的強相關關系。因此，載機飛行高度將直接影響海雜波存在的延伸距離，也同步影響著雷達的海面目標檢測性能。

3.1 載機飛行高度與雜波間相關趨勢分析

按表2所示參數進行仿真，其仿真結果如圖1和圖2所示。仿真結果使用極坐標顯示，其中，半徑表示相對強度；方位表示風向，以真北順時針為參考，圖中所繪曲線均經過海情250 m條件下的海雜波最小單位面積反射率σ0值歸一化處理。

表2 仿真參數設置

圖1 東南風1級海情不同高度σ0仿真結果

圖2 東南風3級海情不同高度的仿真結果

通過觀察可以看出，在相同海情條件下，載機飛行高度越高，海雜波單位面積反射率越強；在相同高度條件下，海情等級約高，海雜波單位面積反射率越強；在水平極化天線設計中，迎風面海雜波單位面積反射率強，背風面海雜波單位面積反射率弱，其間角度均勻過渡。

圖3和圖4為試驗雷達同一架次試飛的實際回波視頻。從截圖可以看出，在相同風向風速和海情海況條件下，隨載機高度提升，雜波在迎風向上的延伸現象非常明顯：在迎風向上，當載機高度為250 m左右時，海雜波延伸距離約25 km；當載機高度為1 000 m左右時，海雜波延伸距離擴展至50 km以上。

圖3 東南風3級海情，250 m高度實際回波

圖4 東南風3級海情，1 000 m高度實際回波

3.2 載機飛行高度對探測影響性分析方法

載機飛行高度對海面監視雷達海面目標探測性能影響性分析的步驟為：

(1) 設定仿真場景，包括：海洋環境參數、雷達設計參數、海面目標參數、載機飛行高度參數、目標檢測參數；

(2) 海雜波單位面積反向散射率計算；

(3) 海面目標信雜比(SNR)計算；

(4) 海面目標信噪比(CNR)計算；

(5) 海雜波雜噪比(CSR)計算；

(6) 區分雜噪分界距離，當CSR> 1.0時，設定為雜波區，使用高門限檢測策略，抑制虛警概率；當CSR≤1.0時，設定為噪聲區，使用低門限檢測策略，提高檢測概率；

(7) 對不同海情海況、不同飛行高度、不同目標距離的條件，進行獨立仿真，并通過繪圖形式進行對比，判定目標檢測性能。

3.3 載機飛行高度對探測影響性仿真結果

按表3所示參數進行設置，通過仿真可以看出，3級海情，載機飛行高度200 m條件下，保守估計的雜噪分界距離約35 km，在雜波區內，目標SCR> 7 dB，在噪聲區內，目標SNR> 4 dB，因此，可獲得不小于50 km的探測能力，如圖5所示；載機飛行高度400 m條件下，保守估計的雜噪分界距離約44 km，在雜波區內，部分距離段目標SCR< 7 dB，在噪聲區內，目標SCR> 4 dB，因此，雷達在雜波區15 km～44 km段會失去目標的穩定檢測能力，如圖6所示。

表3 仿真參數設置

圖5 3級海情200 m高迎風探測10 m2目標能力

圖6 3級海情400 m高迎風探測10 m2目標能力

4 結束語

本文利用三種典型海雜波單位面積反向散射率經驗模型，完成海雜波簡單建模。在此基礎上，設定特定應用場景，提出一種評估機載雷達工作高度與海面目標檢測能力影響性的定量分析評估方法。

通過使用該方法，可在不同海情海況條件下，結合作戰任務，提前靈活規劃航線高度，實現雷達對海探測性能最優化，對增進任務完成效果具有明確指導意義。

[1] WARD K D,BARKER C J,WATTS.Maritime surveillance radar.Part 1:Radar scattering from the ocean surface[J].IEEE Proceedings of Radar & Signal Processing,1990,137(2):51-62.

[2] WARD K D,BAKER C J,WATTS.Maritime surveillance radar.Part 2:Detection performance prediction in sea clutter[J].IEEE Proceedings of Radar & Signal Processing,1990,137(2):63-72.

[3] SKOLNIK M I.雷達手冊[M].3版.北京:電子出版社,2010.

SKOLNIK M I.Radar handbook[M].3rd ed.Beijing:Publishing House of Electronics Industry,2010.

[4] 弋 穩.雷達接收機技術[M].北京:電子工業出版社,2005.

YI Wen.Radar receiver technology[M].Beijing:Publishing House of Electronics Industry,2005.

[5] SMITH J M,LOGAN R H.AN/APS-116 periscope detection radar[J].IEEE Transactions on Aerospace and Electronic Systems,1980,16(1):66-73.

[6] ANTIPOV I.Simulation of sea clutter returns[R].DSTO-TR-0679,AR-010-560.Salisbury South Australia:Electronic and Surveillance Research Laboratory,1998.

梁 浩 男，1983年生，碩士研究生。研究方向為直升機機載雷達電訊總體技術。

李國剛 男，1983年生，碩士研究生。研究方向為直升機機載雷達電訊總體技術。

徐艷國 男，1980年生，碩士研究生。研究方向為機載預警雷達電訊總體技術。

Analysis of the Influence of Flight Height on the Sea Surface Surveillance Radar Performance

LIANG Hao，LI Guogang，XU Yanguo

(Nanjing Research Institute of Electronics Technology,Nanjing 210039,China)

The radar equation of dot type target and surface clutter ,and the calculation of receiver front terminal noise power is reviewed，and then three normally used empirical models of mean sea clutter reflectivity are introduced in detail.The characteristic of sea clutter reflectivity under different flight height and specifically sea status is analyzed by means of introduced empirical models.The trend consistency between the practical radar sea clutter echo and empirical models is compared and verified.The characteristic of the target detection in sea clutter is taken into account,then a fast method to analysis and estimation the flight height influence on the radar performance is given.The suggestion of flight height selection to maximize the air-born surveillance radar performance is given in the end.

sea surface surveillance radar; sea clutter; flight height; sea status

??工程·

10.16592/j.cnki.1004-7859.2016.10.003

梁浩 Email：108754226@qq.com

2016-07-18

2016-09-20

TP971.1

A

1004-7859(2016)10-0008-05