緊湊型地波超視距雷達海雜波區目標檢測影響因素研究

王祎鳴，紀永剛

(1.自然資源部 第一海洋研究所，山東 青島 266061；2.哈爾濱工業大學，黑龍江 哈爾濱 150001；3.中國石油大學(華東)，山東 青島 266580)

目前，業務化運行的海上目標監測地波超視距雷達均為大型陣列式，依靠龐大的天線陣孔徑，可以有效抑制照射范圍以外的干擾與噪聲(包括海雜波、射頻干擾、大氣噪聲)，提高目標回波的信噪比和目標參數的估計精度。但大型陣列式地波超視距雷達系統接收天線陣尺寸大多在幾百米至幾千米，需占用大量稀缺的海岸線資源，限制了該系統的推廣應用。因而小型海態探測類地波超視距雷達如SeaSonde、WERA及OSMAR等[1-3]的研究團隊，開展了對目標探測功能的研發，同時目標探測類地波超視距雷達的研制方也進行了雷達系統的小型化設計。自然資源部第一海洋研究所聯合哈爾濱工業大學、中國海洋大學以及中國石油大學等單位，研發了占地面積小、設備小型化和低功耗的緊湊型地波超視距雷達系統CORMS[4-7]。研究并發展緊湊型地波超視距雷達(high frequency surface wave radar,HFSWR)及其目標探測技術，對推廣地波超視距雷達在海洋監視監測與海洋權益維護中的應用具有重要意義。

但是，地波超視距雷達回波中摻雜著大量的海雜波，嚴重影響了對船只目標的檢測性能[8]，尤其是對海雜波區及其周邊目標，海雜波對目標譜產生的遮蓋作用進一步降低了對目標的檢測能力，在系統緊湊型設計和小型化后，往往形成目標檢測盲區[9]。為突破傳統意義上的目標檢測盲區，了解和掌握海雜波的產生機理及對回波的調制作用，以及其在雷達回波的時域、多普勒域以及聯合域的特征[10-12]，從而區分海雜波與目標特性的不同，是后續處理的基礎。目前，海雜波對目標檢測的影響因素如海況、船只散射截面積(RCS)等已有研究[8-9]，但對海雜波區內及其臨近目標檢測的影響因素研究尚待開展。本文針對海雜波導致的目標檢測盲區的特殊性，研究雷達積累時間的優化選取以及海雜波區目標與海雜波的關聯關系，并結合緊湊型地波超視距雷達CORMS實測數據分析兩者的雷達回波特性差異，為加深對海雜波特有規律的認識，實現海雜波區的目標檢測提供依據。

1 緊湊型地波超視距雷達及信號積累時間分析

1.1 緊湊型地波超視距雷達系統

以自然資源部第一海洋研究所主持研制的緊湊型地波超視距雷達系統CORMS為例，該系統由單極子雙鞭發射天線、偶極子接收天線、全固態發射機以及接收和信號處理機組成，系統實物見圖1。雷達系統采用一發多收體制，各子系統采用緊湊化設計。在雷達發射端采用低功率固態發射機和雙鞭天線，通過雙天線實現端射的方式在空間形成發射方向圖，增強輻射功率，提高探測距離和指向性。在接收端采用無需地網的小型化偶極子天線陣列和全數字化接收和信號處理機，降低天線陣占地面積。

圖1 緊湊型地波超視距雷達系統CORMS

CORMS雷達采用線性調頻中斷連續波信號形式，系統參數：中心頻率為4.7 MHz，帶寬為60 kHz，掃描周期為0.123 s，平均功率為200 W。

1.2 信號積累時間分析

圖2為地波超視距雷達檢測海面目標的示意圖，其中距離雷達R的船只目標以航速v由A點航行至B點，船只航向與雷達徑向的夾角為θ0，目標方位變化量為Δθ。地波超視距雷達檢測目標過程中，通過相干積累增強船只目標的信雜噪比，在保持目標為給定的雷達距離分辨率ΔR內且不受距離走動或多普勒拖尾[13]的情況下，適當延長積累時間有利于目標的檢測。

圖2 地波超視距雷達檢測航行船只示意圖

為避免距離走動和加劇多普勒拖尾效應，雷達的積累時間受到船只航速、航向以及雷達距離分辨率的約束。該積累時間T與距離分辨率(或雷達帶寬)及船只航速航向的關系為

T=ΔR/(vcosθ0)=C/(2Bvcosθ0)，

(1)

其中，C為光速，B為雷達帶寬，vcosθ0為徑向速度。

結合公式(1)，分別取雷達帶寬30、60和100 kHz，以及目標徑向速度5～40 kn，得到雷達最大可積累時間的變化規律(圖3)。可見，隨著雷達帶寬的增加，徑向速度落入海雜波區(12～15 kn)的目標最大積累時間由13.9 min降為4.1 min，海雜波區外高速目標最大積累時間由4.17 min降為1.2 min，可得平均積累時間由12.4 min降為3.7 min。但是，探測條件尚有很多不可控因素，如目標機動、散射截面變化、海浪散射變化等，且海雜波區內和海雜波區外目標的可積累時間也有所不同。因此，上述分析為相干積累時間的擬定劃定了最大的取值范圍。實際應用中，由于海雜波的時間相關性通常小于80 s，因此在兼顧整體雷達探測結果的前提下，平均積累時間保證了各種航速的目標相對海雜波均能得到更好的積累。以CORMS帶寬為例，積累時間取5 min。

圖3 目標最大積累時間與徑向速度的關系

2 目標與海雜波區的關聯分析

2.1 目標航速航向與海雜波區的關聯分析

在目標方位與雷達徑向一致時，兩者方位夾角為0°，此時船只航行速度即為相對雷達的徑向速度。目標在雷達回波距離-多普勒譜中表現為點狀形式，其中回波距離為目標到雷達的直線距離，多普勒為目標徑向速度導致的多普勒偏移。目標航速航向的改變將導致其徑向速度vr隨距離以及徑向夾角產生相應的變化，表示為

vr=vcosθ0。

(2)

不同的目標徑向速度又決定了其回波能否落入海雜波區，圖4給出了目標徑向速度與航行狀態的關聯圖，圖中虛線為雷達中心頻率為4.7 MHz時的海雜波上下界。可見隨徑向夾角的增大，目標徑向速度逐漸降低，其中目標航速越高，航向的變化越易導致其落入或駛出海雜波區。海雜波多普勒區對應的徑向速度為12～15 kn，表明航行速度大于12 kn的目標均存在落入海雜波區域內的可能性，以15 kn左右航行的目標落入海雜波區的可能性最大，由表1可見徑向夾角覆蓋量為38°。隨著目標航行速度的增大，目標落入海雜波區所對應的徑向夾角范圍減小。另外，由海雜波Bragg頻率計算公式[2]可以推知，隨著雷達頻率的升高，海雜波區將下移導致落入該區的目標速度最小值降低，增加船只落入海雜波區的概率。

圖4 目標徑向速度與徑向夾角的關系

表1 海雜波區目標航行速度及對應的徑向夾角覆蓋量

2.2 海雜波區非機動目標駐留時間分析

在滿足目標徑向速度落入海雜波區的前提下，海雜波區非機動目標駐留時間與目標距離，方位變化量及航速、航向的對應關系可表示為

t=Rsin Δθ/{vsin(Δθ+θ0)}，

(3)

其中，θ0=arccos(vr/v)為滿足徑向速度為vr的目標航向。

以目標徑向速度為12 kn為例，目標開始落入海雜波區，圖5給出了其方位變化為1°且航向保持不變時，目標距離、速度與其在海雜波區駐留時間的關系。在近距離，目標在海雜波區駐留時間可小于4 min，隨著目標與雷達的距離增大，其駐留時間逐漸增加，而隨航速的增大目標潛在駐留時間降低。以距雷達150 km的目標為例，航速為13 kn的船只在海雜波區駐留時間最長，可達16.75 min，而30 kn或40 kn航速的船只目標駐留時間最短，約2～3 min。航速為15 kn和20 kn的船只在海雜波區駐留的時間至少為9.50 min和5.38 min。在遠距離尤其是以13～15 kn速度非機動航行的船只，在雷達的積累時間內，難以駛出海雜波區。而從式(3)以及目標徑向速度落入海雜波區的前提條件可得，非機動目標方位變化增加后，其在海雜波區內的駐留時間將進一步增加。

圖5 海雜波區非機動目標駐留時間

3 實測數據分析

結合緊湊型地波超視距雷達的實測數據分析影響因素，圖6給出了海雜波及目標多維聯合分析結果。圖6(a)為5 min信號積累后形成的距離-多普勒譜，可見海雜波為條帶形狀，幾乎遍布所有距離單元，符合海雜波的大范圍面目標特征，而目標表現為點狀目標形式，并且海雜波條帶中的目標難以直接解譯。因此在后續分析中，將同步船只自動識別信息AIS投影[14]到CORMS坐標，用虛線表示，而海雜波區用實線框出。圖6(b)為海雜波區的回波時頻分布，由AIS信息可知該海雜波區內的船只目標航速、航向相對穩定，其徑向速度介于12～13 kn，至少15 min難以駛出海雜波區，符合前述理論分析的結果，在此期間無法通過時頻分析的檢測方法發現。圖6(c)為海雜波區的目標時間-距離分布，可見與海雜波多普勒重合的目標(徑向速度12.39 kn)，其在時間-距離上與海雜波重合，在30 min或者更長時間內難以顯現。然而，從圖6(d)海雜波區目標的時間-空間分布可見，目標所在海雜波區的空間分布在時間維相對于雷達積累滑窗時間(1 min)不具有長時持續性。通過圖6(e)～6(f)海雜波區外目標和無目標海雜波的時空分布表明，海雜波與目標在時空維具有較為明顯差異，該差異可以由目標的航行特點和海浪傳播的往復性解釋。但當目標和海雜波在頻率和距離上重合時，由于緊湊型地波超視距雷達的寬波束特點，兩者回波方位如在同一寬波束內，則難以區分，需發展有效的波束內濾波方法提高海雜波區內目標的檢測能力。

圖6 海雜波及目標多維聯合分析

另外，傳統地波超視距雷達利用海水對垂直極化的高頻電磁波衰減少的特點，均采用垂直極化發射-垂直極化接收的形式。但如在CORMS雷達接收端增加水平極化接收通道，可利用電離層雜波的極化通道差異顯著提高電離層干擾的抑制性能。而海雜波和目標間的極化特性是否存在差異還沒有理論證明，在此從實測數據統計方面加以討論。極化域信息體現在不同極化通道之間的幅度和相位關系，即極化角和極化角相差，定義為[15]

γ=tg-1|xV(t)|/|xH(t)|，

(4)

η=arg(xV(t))-arg(xH(t))，

(5)

其中，xV(t)和xH(t)分別代表垂直極化和水平極化信號, arg(…)代表信號相位。

(2)若CP(a)＞1,則P?(G)的連通分支個數為k(P?(G))=s1(P)-s1(Φ(P))+1.

圖7及圖8分別給出了垂直極化、水平極化接收的回波距離-多普勒譜和相應的極化角及極化相差譜。圖7中橫向條帶為電離層干擾，可以發現垂直極化距離-多普勒譜中海雜波和目標回波較強，而水平極化距離-多普勒譜中電離層干擾更強。表明海雜波和目標與電離層干擾的極化角具有較明顯的區別，而極化相差尚難以直接解譯出明顯的不同，相關差異需通過統計量化體現。在此，通過對電離層干擾、海雜波以及目標的極化角和極化相差分布等極化特性進行分析。從圖8極化角概率密度統計分布可見，電離層干擾的極化角主要集中在14°～50°，目標的極化角位于67°～84°且以79°左右居多，海雜波的極化角處于78°～86°且以82°左右為主。由極化相差概率密度分布可得，電離層干擾的極化相差主要集中在153°～228°，海雜波的極化相差位于35°～143°，目標的極化相差處于110°～274°。

圖7 極化角及極化相差譜

圖8 極化角及相差概率密度分布

綜合統計結果，海雜波與目標的極化角集中分布于80°左右，而電離層干擾的極化角基本上分布于20°～40°。海雜波與電離層干擾的極化相差分布相對集中，海雜波的極化相差位于30°～150°，電離層干擾為180°～230°，目標的極化相差分布相對分散，但在150°～230°居多。因此可見，目標和海雜波的極化角分布較為一致，兩者與電離層干擾的極化角分布具有明顯的界限。目標與電離層的極化相差分布具有較大的重合率，兩者與海雜波的極化相差分布存在差異。

4 結論

本文研究了緊湊型地波超視距雷達海雜波區目標檢測的潛在影響因素，并以CORMS雷達系統為例，給出了相關數值統計結果。得到以下結論：

(1)雷達的目標積累時間受船只航行狀態以及雷達距離分辨率的約束，但在常規帶寬范圍內，平均積累時間保證了各種航速的目標信號相對海雜波均能得到更好的積累。

(2)落入海雜波區內目標的航行狀態具有特殊性，以雷達主頻為5 MHz為例，落入海雜波區的船只目標航行速度最小值為12 kn，隨著雷達頻率的升高，該速度最小值降低，將覆蓋更多不同航行狀態的船只。

(3)海雜波區遠距離非機動目標，尤其是速度為13～15 kn時，其駐留時間均遠超雷達的積累時間。在時頻維航速航向穩定的目標在雷達積累周期內難以與海雜波區分，機動目標除外。

另外，信雜噪比在一定程度上決定了海雜波區目標可檢性。因而船只RCS也是海雜波區目標檢測的主要影響因素，已有的研究成果僅給出了高頻頻段的簡化計算公式，未計入船只姿態以及船上構造物高度等的實際情況，將在后續研究工作中加以考慮。