CN106291491B - 一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法和装置 - Google Patents

Abstract

本申请实施例提供了一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法和装置，该方法包括：获取雷达发射参数以及待分析海杂波传播路径上的海杂波信息，其中，海杂波信息至少包括所述海杂波的传播距离以及海杂波传播方式信息；当根据海杂波传播方式信息确定出海杂波为经蒸发波导传播的海杂波时，根据传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在所述传播距离处的海杂波功率的目标计算模型；根据雷达发射参数以及所述海杂波信息，并采用目标计算模型，计算所述海杂波在传播距离处的海杂波功率。该方法和装置可以降低海杂波理论计算值所存在的偏差，进而提高确定出的蒸发波导修正折射率剖面的准确性。

Description

一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法和装置

技术领域

本申请涉及信息与通信技术领域，更具体的说是涉及一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法和装置。

背景技术

对流层波导对无线通信以及雷达系统有很大影响，如降低无线电系统的性能；导致雷达探测失败等。而高湿地区更是对流层波导的高发区域，如，海面上的对流层波导。

海面上的对流层波导包括：蒸发波导、表面波导和悬空波导。其中，表面波导既可能发生在海洋环境中，也可能发生在陆地环境中。同时，研究发现在世界海洋范围的出现概率高达80％以上，在我国海域的出现概率也高达85％以上，有些地区甚至更高。因此，实时探测海上蒸发波导具有重大意义。

目前，利用雷达海杂波反演蒸发波导等对流层波导(RFC，refractivity fromclutter)是当前国内外研究热点。RFC是通过建立电波传播抛物方程模型，计算得到不同修正折射率条件下的雷达海杂波功率，将其与实际接收到的雷达海杂波功率进行拟合，最终输出满足要求的蒸发波导修正折射率剖面。然而基于RFC反演表面波导的过程中，雷达海杂波功率的理论计算结果会受到雷达海杂波的角频率、环境参数等多种因素影响，从而使得计算出的雷达海杂波功率存在偏差，进而影响到蒸发波导修正折射率剖面的准确性。

发明内容

有鉴于此，本申请提供了一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法和装置，以降低海杂波理论计算值所存在的偏差，进而提高确定出的蒸发波导修正折射率剖面的准确性。

为实现上述目的，本申请提供如下技术方案：一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法，包括：

获取雷达发射参数以及待分析海杂波传播路径上的海杂波信息，其中，所述海杂波信息至少包括所述海杂波的传播距离以及海杂波传播方式信息；

当根据所述海杂波传播方式信息确定出所述海杂波为经蒸发波导传播的海杂波时，根据所述传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在所述传播距离处的海杂波功率的目标计算模型；

根据所述雷达发射参数以及所述海杂波信息，并采用所述目标计算模型，计算所述海杂波在所述传播距离处的海杂波功率。

优选的，所述根据所述传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在所述传播距离处的海杂波功率的目标计算模型，包括：

当所述传播距离小于预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第一计算模型作为所述目标计算模型；

当所述传播距离大于或等于所述预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第二计算模型作为所述目标计算模型；

其中，所述第一计算模型与所述第二计算模型不同；第一计算模型中假设掠射角随所述传播距离的变化对所述归一化雷达散射截面无影响，并将归一化雷达散射截面设置为预设常数。

优选的，所述预设距离为20千米。

另一方面，本申请还提供一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算装置，包括：

数据获取单元，用于获取雷达发射参数以及待分析海杂波传播路径上的海杂波信息，其中，所述海杂波信息至少包括所述海杂波的传播距离以及海杂波传播方式信息；

模型选取单元，用于当根据所述海杂波传播方式信息确定出所述海杂波为经蒸发波导传播的海杂波时，根据所述传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在所述传播距离处的海杂波功率的目标计算模型；

计算单元，用于根据所述雷达发射参数以及所述海杂波信息，并采用所述目标计算模型，计算所述海杂波在所述传播距离处的海杂波功率。

优选的，所述模型选取单元，包括：

第一模型选取单元，用于当所述传播距离小于预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第一计算模型作为所述目标计算模型；

第二模型选取单元，用于当所述传播距离大于或等于所述预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第二计算模型作为所述目标计算模型；其中，所述第一计算模型与所述第二计算模型不同；第一计算模型中假设掠射角随所述传播距离的变化对所述归一化雷达散射截面无影响，并将所述归一化雷达散射截面设置为预设常数。

优选的，所述第一模型选取单元以及第二模型选取单元中的所述预设距离为20千米。

经由上述的技术方案可知，当确定出该海杂波为经蒸发传播的海杂波时，根据海杂波的传播距离，来选取计算海杂波在该传播距离处的目标计算模型，从而选取掠射角等因素对该传播距离处的海杂波功率计算值的影响最小的计算模型，有利于降低海杂波功率理论计算值所存在的偏差，进而有利于提高该海杂波功率计算该传播距离处的海杂波功率的目标计算模型，从而可以提高确定出的蒸发波导修正折射率剖面的准确性。

附图说明

为了更清楚地说明本申请实施例的技术方案，下面将对实施例描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本申请的实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据提供的附图获得其他的附图。

图1示出了本申请一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法一个实施例的流程示意图；

图2示出了10个不同大气修正折射率水平非均匀条件下，波导高度h₁随传播距离的变化示意图；

图3示出了在7个大气修正折射率初值条件下蒸发波导h_d沿水平方向的分布；

图4示出了本申请一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算装置一个实施例的流程示意图。

具体实施方式

下面将结合本申请实施例中的附图，对本申请实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本申请一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本申请中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本申请保护的范围。

参见图1，其示出了本申请一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法一个实施例的流程示意图，本实施例的方法可以包括：

101，获取雷达发射参数以及待分析海杂波传播路径上的海杂波信息。

该雷达发射参数是与发射该海杂波的雷达系统相关的参数，如该雷达发射参数可以包括发射天线增益、雷达系统总功耗等等。

其中，海杂波信息为与该传播路径上反射回来的海杂波相关的参数信息。

该海杂波信息中至少包括海杂波的传播距离以及海杂波传播方式信息。该海杂波的传播距离为海面上反射该海杂波的位置点距离该发射天线的距离。该海杂波的传播方式信息表明该海杂波是经表面波导传播还是经蒸发波导传播。获取该传播方式信息的方式可以与现有方式相同，如该传播方式信息可以通过接收反射回的海杂波所用的信道来确定。

当然，为了能够计算海杂波功率，该海杂波信息还可以包括现有技术中用于计算海杂波功率所需的其他参数信息，如海杂波频率等。

可以理解的是，雷达系统发射海杂波后，可以选取出待分析海杂波传播路径，并对传播路径上反射回来的海杂波进行分析，而该海杂波传播路径上反射回来海杂波可以包含多个位置点反射回来的海杂波，也就是说该传播路径上会存在多个传播距离所对应的海杂波。但是，对于该传播路径上任意一处传播距离处的海杂波，均可以采用本实施例的方法计算其功率。

102，当根据该海杂波传播方式信息确定出该海杂波为经蒸发波导传播的海杂波时，根据该传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在该传播距离处的海杂波功率的目标计算模型。

其中，该预置的海杂波功率计算模型集合中包含有多个用于计算经蒸发波导传播的海杂波功率的计算模型，且不同的计算模型所适用的传播距离不同。

当确定出该海杂波传播方式为经蒸发波导传播的海杂波时，则从预置的用于计算蒸发波导的计算模型集合中，基于该海杂波的传播距离，可以从改计算模型集合中选取用于计算该传播距离处的海杂波功率的计算模型。其中，在该海波传播路径上反射回来的海杂波的传播距离不同，则所选取出的计算模型有可能不同。其中，为了便于区分，将确定出的海杂波功率计算模型称为目标计算模型。

103，根据该雷达发射参数以及该海杂波信息，并采用该目标计算模型，计算该海杂波在该传播距离处的海杂波功率。

确定出目标计算模型后，基于雷达发射参数以及海杂波信息便可以计算该传播距离处的海杂波功率。

本申请的发明人通过对反演蒸发波导中，计算雷达海杂波功率的过程进行研究的过程中发现：海杂波功率的计算会与归一化雷达散射截面有关。其中，归一化雷达散射截面具有随着传播距离变化的特性，且其受到海杂波的频率和掠射角，以及风速、大气修正折射率等环境参数等多种因素影响，但其中掠射角对归一化雷达散射截面的影响最大。然而目前现有计算蒸发波导的海杂波功率过程中，为了简化计算会忽略该掠射角随海杂波传播距离变化的特性，从而忽略对掠射角对归一化雷达散射截面的影响，将该归一化雷达散射截面视为常数，导致计算出的海杂波功率存在较大偏差。

基于对现有计算海杂波功率的分析，并结合本申请的发明人通过对不同频率、天线高度、大气修正折射率等条件下海杂波功率的研究得出结论：当海杂波的传播距离不同时，掠射角等对归一化雷达散射截面以及传播因子的影响不同。也就是说，经蒸发波导传播的海杂波的传播距离不同时，掠射角对海杂波功率理论计算值的影响程度也会有所不同。因此，发明人基于研究结果，确定出计算海杂波功率时，根据海杂波传播距离选取适合计算该传播距离处的海杂波功率的计算模型，以降低计算出的海杂波理论计算值所存在的偏差。

可见，在本申请实施例，当确定出该海杂波为经蒸发传播的海杂波时，根据海杂波的传播距离，来选取计算海杂波在该传播距离处的目标计算模型，从而选取掠射角等因素对该传播距离处的海杂波功率计算值的影响最小的计算模型，有利于降低海杂波功率理论计算值所存在的偏差，进而有利于提高该海杂波功率计算该传播距离处的海杂波功率的目标计算模型，从而可以提高确定出的蒸发波导修正折射率剖面的准确性。

需要说明的是，本申请实施例RFC反演的目标函数不同，该目标函数所涉及到的海杂波功率计算模型也就不相同。本申请实施例中，该海杂波功率计算模型集合中包含了目标函数下的海杂波功率计算模型。

发明人对雷达海杂波反演蒸发波导的进一步研究发现：计算海杂波功率的过程中如果考虑归一化雷达散射截面随着传播距离的变化，那么在计算过程中就需要考虑到以上多种因素对该归一化雷达散射截面的影响，而掠射角对归一化雷达散射截面的影响较大，且掠射角的计算过程又尤为复杂。同时，掠射角也会影响到计算海杂波功率过程中传播因子。因此，如果计算该海杂波传播路径上的所有海杂波功率均需要考虑到掠射角则会导致计算过程复杂。而发明人经研究得出结论：在海杂波传播距离小于一定距离时，掠射角对海杂波功率的计算影响较小，可以不计入该掠射角的影响，将归一化雷达散射截面参数设为常数；相应的，在海杂波传播距离大于该一定距离时，则需要不可以忽略该掠射角的影响。

具体的，当该海杂波的传播距离小于预设距离时，将该海杂波功率计算模型集合中的第一计算模型作为所述目标计算模型；

当所述传播距离大于或等于该预设距离时，将该海杂波功率计算模型集合中的第二计算模型作为所述目标计算模型；

其中，该第一计算模型与所述第二计算模型不同；第一计算模型中假设掠射角随所述传播距离的变化对所述归一化雷达散射截面无影响，将该归一化雷达散射截面设置为预设常数。

可选的，基于发明人的研究，所述预设距离可以设为20千米。

可以理解的是，在以上任意一个实施例中，该第一计算模型可以为现有的任意适用于将归一化雷达散射截面设为常数的计算模型，在该计算模型中忽略掠射角对归一化雷达散射截面以及海杂波功率计算的。而该第二计算模型也可以为现有技术中考虑掠射角对归一化雷达散射截面以及海杂波功率计算结果的影响的计算公式。

可选的，该第一计算模型可以包括：

在传播距离r处的海杂波功率P_c(r)的理论计算公式一：

其中，

其中，为在该海杂波传播路径上所有海杂波的实测功率的均值，为所述海杂波传播路径上所有P_c′(dB)理论计算值的均值；P_t为发射所述海杂波的雷达发射功率，G为发射所述海杂波的雷达系统的天线增益，λ为雷达频率对应的波长，L_s为该雷达系统的总损耗，θ_B为该雷达系统中天线3dB波束宽度，τ为该雷达系统发射的脉冲宽度；F(r)为在该传播距离r处的传播因子；c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s；θ为所述海杂波在所述传播距离r处对应的掠射角，且secθ取值为1。

可见，在该第一计算模型中将该归一化雷达散射截面视为常数，没有计入掠射角随着传播距离变化的特性对该归一化雷达散射截面的影响。因此吗，在该第一计算模型中包含的海杂波功率计算公式中并没有包含该归一化雷达散射截面这个参数，而该归一化雷达散射截面的具体取值可以有多种，可以根据实际需要进行设定。

可选的，在本申请以上任意一个实施例中，该第二计算模型可以包括：

在传播距离r处的海杂波功率P_c(r)的理论计算公式二：

其中，P_t为发射该海杂波的雷达发射功率，G为发射该海杂波的雷达系统的天线增益，λ为雷达频率对应的波长，L_s为所述雷达系统的总损耗，θ_B为所述雷达系统中天线3dB波束宽度，τ为雷达发射的脉冲宽度；F(r)为在所述传播距离r处的传播因子；c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s；θ为所述海杂波在该传播距离r处对应的掠射角，且由于海表面掠射角均小于1°，则secθ取值为1；其中，该传播距离r处的掠射角θ为采用曲面波谱的谱功率估计法，并基于优化方法对谱功率进行优化得到谱功率最大时所对应的角度。

其中，σ₀为该传播距离处的归一化雷达散射截面，其计算公式为：

其中，σ_0,GIT(r,θ)为根据在该传播距离r处对应的掠射角以及该传播距离，并利用乔治亚洲学院(GIT，Georgia Institute of Technology)模型计算得到的海表面归一化散射截面；F⁴ _std(r′)是在标准大气条件下相同掠射角θ对应距离r′上计算得到的双程传播因子；其中，a_e为等效地球半径，h_t为发射天线海拔高度。

由以上计算海杂波功率的计算公式二以及相关公式，可以将该公式三代入到公式二中，将公式二简化为如下公式：

由此可见，在该公式中，只有σ_0,GIT(r,θ)和与掠射角相关外，其它参数均为已知的参数，因此，基于该公式三可以分析在传播距离、天线高度、波导高度等不同时，掠射角对该海杂波功率的影响，具体可以参见后续推理不同参数情况下，掠射角对海杂波功率的理论推导以及仿真介绍。

由第一计算模型以及该第二计算模型中的公式可知，在这两个计算模型中c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s是已知，雷达发射功率P_t，天线增益G，雷达系统的总损耗L_s，雷达系统中天线3dB波束宽度θ_B，雷达系统发射的脉冲宽度τ等都为雷达相关的已经参数，可以从雷达发射参数中确定。而对于这其中涉及到的掠射角、σ_0,GIT(r,θ)以及该传播距离r处的传播因子F(r)的计算方式则可以采用现有任意确定这三个参数的方式。

如，基于现有的该曲面波谱的谱功率估计方法确定掠射角，为了便于理解，下面对基于曲面波谱的谱功率估计进行简单介绍：

应用曲面波谱时，若同时考虑入射波和反射波，谱功率B_CWS(θ)的计算公式如公式五：

在公式四中φ_l(θ)为海拔高度z_l处的相位差，其计算公式如公式流：

其中，ω为雷达频率对应的角频率，c为电波在真空中的传播速度；m(z)为等效海表面高度z处大气修正折射指数；m(z₁)为等效海表面高度z₁处大气修正折射指数；

z_l＝lΔz(l＝1,2…N_r)，Δz为采样间隔，且N_r取满足k_v(z,θ)≥0时的最大值，且N_r小于θ_BW为零点到零点的波束宽度；其中α_max是有效的抛物方程对全场近似的锥形角最大值。

谱估计法的原理是利用二维空间中的场分布，求得整个海杂波传播路径上每个位置处的谱功率，利用优化方法搜索得到的每个传播距离处谱功率最大时所对应的角度即为该位置处的掠射角。对于某一个传播距离所对应的位置点而言，谱功率是由该位置处整个空间海杂高度上的功率与θ决定的，通过对θ在一定范围内进行优化，而确定出谱功率最大时所对应的θ。当然，具体优化过程与现有对谱功率进行优化的过程相似，在此不再赘述。

而对于该第二计算模型中的σ_0,GIT(r,θ)直接根据GIT模型便可以确定出来，为了便于理解也对GIT模型进行简单介绍，如下分别给出在水平极化和垂直极化条件下对应的σ_0h,GIT和σ_0v,GIT的计算公式：

其中，定义以下参量：

其中，λ和θ与前面参数含义相同，即λ为雷达频率对应的波长，θ为掠射角。

其中，h_av为平均浪高(单位：m)，其计算公式为：ν_w为风速(单位：m/s)。

G_M＝exp{0.2(1-2.8θ)(λ+0.015)^-0.4cosψ} (公式十)

其中ψ为天线观测方向和风速的夹角(单位：弧度)。则

σ_0h,GIT＝10log(3.9×10^-6λθ^0.4G_aG_MG_w) (公式十二)

另外，对于第一计算模型以及第二计算模型中的传播因子F(r)可根据天线高度h_t、天线3dB波束宽度θ_B、天线仰角、天线方向图函数等和大气修正折射率参数M，应用抛物方程法计算得到。限于篇幅限制，在此不再赘述抛物方程法的具体公式。

为了能够更加直观的理解到本申请的有益效果，并证明本申请的方法成立的理论基础，该推导过程以计入掠射角随传播距离的变化的特性的计算公式来推导，为了便于介绍，下面的推导基于本申请中第二计算模型为公式二为例，来介绍发明人确定出的不同传播距离，天线高度以及波导高度对掠射角的影响，以及在该不同传播距离，天线高度以及波导高度下，掠射角对海杂波功率的影响。而由于该公式二可以简化为公式三，则计算海杂波功率可以直接引用公式三。

(一)、下面对不同参数取值对掠射角的影响进行推导：

为全面探讨大气修正折射率对掠射角的影响，分别讨论大气修正折射率M的水平非均匀特性和M的初值(即传播距离为0千米处取值)对掠射角的影响。

1、大气修正折射率M水平非均匀特性对掠射角灵敏度影响

①、构建M的二维空间分布。

表1

其中，蒸发波导在x＝0km处垂直剖面参数取为：

蒸发波导高度h_d＝15m，研究M的水平非均匀特性时，将该h_d视为水平非均匀模型的初值。根据修正折射率水平方向模型生成方法，可得到图2中的10个h_d水平非均匀样本，将其作为M沿水平方向上的分布。由此，可得到传播路径上每个位置处蒸发波导的垂直剖面，即获得M的10个海拨高度—传播路径二维空间分布。

尽管在此水平非均匀模型下开展仿真，且波导高度较低利于计算，但研究过程中根据蒸发波导垂直剖面按比例设置发射天线高度。所以所得结论不失一般性，可以扩展至任意高度范围分布波导高度、任意天线高度的情况。

②、计算θ

其中，需要说明的是，表1中的频率f是指雷达发射频率，为了将该雷达发射频率均简称为频率。

基于公式五中谱功率B_CWS(θ)的计算公式，分别计算表1中所有天线高度、频率和①中每个M组合条件下，传播距离上每个传播距离所对应的位置处掠射角θ的值，由此分析M水平非均匀性特性对θ的影响。

基于以上的分析以及θ计算结果，对不同频率、天线高度和M水平非均匀特性条件下，θ随传播距离变化进行仿真。

③计算

由于10km内电波受环境等因素的影响较大，通常讨论10km以远范围θ的变化。因此，由②中的计算结果，求整个传播路径上的掠射角的均值计算

基于以上分析以及的计算结果，可以得出相应的仿真结果。具体的，可以对在频率f＝10GHz时，不同天线高度条件下改变M水平非均匀特性所得的分布；以及天线高度h_t＝80m时，不同频率条件下M水平非均匀特性对的影响的仿真。

2、M初值对掠射角影响的研究思路

基于表1中的雷达环境参数，探讨M初值对掠射角影响，具体如下：

①M的二维空间分布

按比例调整蒸发波导在x＝0km处垂直剖面的参数h_d＝15m，分别变化 且任取一个图2中的水平非均匀特性样本，可得到7个初值条件下h_d沿水平方向的分布，见图3。由此，可得到传播路径上每个位置处蒸发波导大气修正折射率的垂直剖面，即获得M的7个海拨高度—传播路径二维空间分布。

②计算θ

由基于公式五中谱功率B_CWS(θ)的计算公式计算表1中所有天线高度、海杂波频率和①中每个M组合条件下，计算θ沿路径的分布。由此分析M初值对θ的影响。

③计算

由②中的计算结果，求整个路径上的均值

同样，对于M初值对掠射角影响的仿真，也是对不同频率，天线高度和M初值条件下，掠射角随传播距离的变化进行仿真；同时对频率f＝10GH时，不同天线高度h_t和M初值条件下计算所得的分布进行仿真；以及对h_t＝16m时，不同频率和M初值条件下计算得到的的分布进行仿真。获取以上仿真结果以便后续分析，鉴于篇幅的限制，不一一罗列。

3、结果分析

由M水平非均匀特性对掠射角影响的仿真结果的分析，可以得出：，θ随传播路径变化趋势，与图2相应M水平非均匀特性沿传播路径变化趋势具有较好的一致性。f和h_t对该一致性的影响较小；

θ变化范围为[0.29°,0.46°]，尽管变化范围较小，但由不同水平非均匀特性计算得到的θ间差值与θ具有相同数量级。因此，M水平非均匀特性对θ的影响不可忽略。

由图3可以得出，受h_t/h_d和f的影响较小。

由对不同频率，天线高度和M初值条件下，掠射角随传播距离的变化进行仿真可以得出：θ随传播路径变化趋势与图3中相应M水平非均匀特性沿传播路径变化趋势具有较好的一致性。M初值、f和h_t对该一致性的影响较小。

由对频率f＝10GH时，不同天线高度h_t和M初值条件下计算所得的分布，以及对h_t＝16m时，不同频率和M初值条件下计算得到的的分布进行仿真的仿真结果可以得出：随M初值增大而增大，受h_t/h_d和f的影响较小。

综上，蒸发波导条件下，M水平非均匀特性决定了θ沿传播路径变化趋势。M初值、f和h_t均对θ沿路径的变化趋势影响较小。

(二)、下面研究蒸发波导条件下掠射角对海杂波功率的影响

由不同条件下得到的掠射角，探讨掠射角对归一化雷达散射截面σ0和海杂波功率的影响。具体研究如下：

1、掠射角对海杂波功率影响

(1)M水平非均匀特性对海杂波功率的影响

基于表1中的雷达环境参数，探讨M水平非均匀特性引入掠射角的变化对海杂波功率的影响。具体研究思路如下。

①计算σ₀

计算表1中所有天线高度和频率组合条件下标准大气传播因子F_std，并借个(一)中M不同水平非均匀特性条件下掠射角的计算结果，由公式(3)计算σ₀。

②计算传播因子F

基于(一)中生成的10个M水平非均匀特性，计算表1中所有天线高度和频率组合条件下的传播因子F。

③计算假设σ₀为常数时的海杂波功率

假设σ₀为常数，基于②之计算结果，计算路径上第i个位置处的海杂波功率P_c,indp,i。

④计算考虑掠射角时的海杂波功率

基于①和②，由公式(4)计算传播路径上第i个位置处的的海杂波功率P_c,cws,i。

⑤结果评价

为研究方便，选取P_c,indp,i和P_c,cws,i在10km处的计算值，分别作为这两种方法计算结果的参考值，由此给出两种方法所得计算结果。此外，考虑到10km内杂噪比随机性较强，不考虑该范围内海杂波功率的变化。

由下式计算P_c,indp,i和P_c,cws,i沿路径的差值δ(及其平均差值由此评价掠射角对海杂波功率的影响程度。

其中，N为水平方向上10km到最大计算距离处的采样点个数。

(2)M初值对海杂波功率的影响

基于表1中的雷达环境参数，探讨M初值引入掠射角的变化对海杂波功率的影响。具体研究思路如下。

①计算σ₀

计算表1所有天线高度和频率组合条件下标准大气传播因子F_std，并结合(一)中M不同初值条件下掠射角的计算结果，计算σ₀。

同时，对不同频率、天线高度时M不同初值条件下的σ₀进行仿真，以得到相应的仿真图。

②计算传播因子F

③计算假设σ₀为常数时的海杂波功率P_c,indp,i。

④计算考虑掠射角时的海杂波功率

基于①和②，由公式(4)计算传播路径上第i个位置处的海杂波功率P_c,cws,i。

计算P_c,indp,i和P_c,cws,i差值δ和其沿传播路径的平均差值将其作为评价掠射角对海杂波功率的影响程度的标准。

基于如上的计算，对不同频率、天线高度时M不同水平非均匀特性条件下，σ₀随传播距离变化进行仿真。同时，对基于前面得到的10个M水平非均匀特性计算得到的σ₀进行仿真。

同时，对不同频率、天线高度和M水平非均匀特性条件下，计算得到的功率差值δ，不同条件下计算的海杂波功率平均差值分布进行仿真，得到相应的仿真结果。

需要说明的是，限于篇幅的限制，在本申请实施例中并没有附上对掠射角对海杂波功率过程中仿真得到仿真图，但是进行仿真得到仿真图是本领域技术人员所公知的。

基于如上(二)所涉及的计算以及仿真，可以得到如下结论：

对于对不同频率、天线高度和M水平非均匀特性条件下，σ₀随传播距离变化的仿真结果，以及对不同频率、天线高度和M水平非均匀特性条件下，θ随传播距离变化的仿真结果，可以得出，σ₀沿传播路径的变化趋势与θ沿传播路径的变化趋势具有较好的一致性。f和h_t对该一致性的影响较小。

由对不同频率、天线高度和M水平非均匀特性条件下，σ₀随传播距离变化的仿真结果还可以得出，由不同水平非均匀特性计算得到的σ₀间差值与σ₀具有相同数量级。因此，M水平非均匀特性对σ₀的影响不可忽略。

由图2可以得出，10km-100km区间内线簇较粗，且δ随距离增大而增大，变化范围为[0,14]dB。因此，M水平非均匀特性导致的掠射角变化对海杂波功率的影响不能忽略。

由对10个不同M水平非均匀特性条件下分布仿真结果可以得出：固定h_t，受f的影响较小。

由对不同频率、天线高度时7个不同M初值条件下的σ₀的仿真结果，以及不同频率、天线高度时7个不同M初值条件下的θ可以得出：σ₀沿传播路径的变化趋势与θ沿传播路径的变化趋势具有较好的一致性。因此，M初值、f和h_t对该一致性的影响较小。

由对不同频率、天线高度时7个不同M初值条件下的δ可以得出，δ整个传播路径上线簇均较细。因此，M初值引入的掠射角的变化对海杂波功率的影响较小。

由对不同条件下计算得到的功率差值的分布仿真可以得出，不同天线高度和M初值组合条件下、不同频率和M初值组合条件下，变化范围均较小。因此，M初值引入的掠射角的变化对海杂波功率的影响较小。

综上，蒸发波导条件下，f和h_t引入的掠射角变化对海杂波功率的影响较小，M水平非均匀特性引入的掠射角变化对海杂波功率的影响不能忽略；由M初值引入的掠射角变化对海杂波功率的影响较小。

基于上述研究结论，开展蒸发波导条件下RFC反演时，如果忽略M水平非均匀特性，则反演过程中可不计掠射角，即采用第一计算模型计算海杂波功率；反之，若考虑M水平非均匀特性，则反演过程中必须考虑掠射角，即采用第二计算模型计算海杂波功率。

由此，结合以上结论以及大量计算得出：蒸发波导条件下，考虑M水平非均匀特性时，计入掠射角的反演结果好于不计入掠射角。

综合以上研究结论，开展蒸发波导条件下RFC反演时，得出以下选取海杂波功率计算方法的结论：

根据海杂波功率所对应的传播距离反演计算的距离等，决定计算时是否计入M水平非均匀特性；

如果海杂波传播距离较近(如小于20千米)，则不考虑M水平非均匀特性，反演过程中不计掠射角，即采用第一计算模型计算海杂波功率；

如果还在保的传播距离较远(如大于或等于20千米)，则考虑M水平非均匀特性，则反演过程中必须考虑掠射角，即采用第二计算模型计算海杂波功率。

对应本申请的一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法，本申请还提供了一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算装置。

参见图4，其示出了本申请一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算装置一个实施例的结构示意图，本实施例的装置可以包括：

数据获取单元401，用于获取雷达发射参数以及待分析海杂波传播路径上的海杂波信息，其中，所述海杂波信息至少包括所述海杂波的传播距离以及海杂波传播方式信息；

模型选取单元402，用于当根据所述海杂波传播方式信息确定出所述海杂波为经蒸发波导传播的海杂波时，根据所述传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在所述传播距离处的海杂波功率的目标计算模型；

计算单元403，用于根据所述雷达发射参数以及所述海杂波信息，并采用所述目标计算模型，计算所述海杂波在所述传播距离处的海杂波功率。

可选的，所述模型选取单元，可以包括：

第一模型选取单元，用于当所述传播距离小于预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第一计算模型作为所述目标计算模型；

第二模型选取单元，用于当所述传播距离大于或等于所述预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第二计算模型作为所述目标计算模型；其中，所述第一计算模型与所述第二计算模型不同；第一计算模型中假设掠射角随所述传播距离的变化对所述归一化雷达散射截面无影响，并将所述归一化雷达散射截面设置为预设常数。

可选的，所述第一模型选取单元以及第二模型选取单元中的所述预设距离为20千米。

可选的，在以上实施例中，所述第一计算模型包括：

在传播距离r处的海杂波功率P_c(r)的理论计算公式一：

其中，

其中，为所述海杂波传播路径上所有海杂波的实测功率的均值，为所述海杂波传播路径上所有P_c′(dB)理论计算值的均值；P_t为发射所述海杂波的雷达发射功率，G为发射所述海杂波的雷达系统的天线增益，λ所述雷达频率对应的波长，L_s为所述雷达系统的总损耗，θ_B为所述雷达系统中天线3dB波束宽度，τ为所述雷达系统发射的脉冲宽度；F(r)为在所述传播距离r处的传播因子；c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s；θ为所述海杂波在所述传播距离r处对应的掠射角，且secθ取值为1；

所述第二计算模型包括：

在传播距离r处的海杂波功率P_c(r)的理论计算公式二：

其中，P_t为发射所述海杂波的雷达发射功率，G为发射所述海杂波的雷达系统的天线增益，λ为雷达频率对应的波长，L_s为所述雷达系统的总损耗，θ_B为所述雷达系统中天线3dB波束宽度，τ为雷达系统发射的脉冲宽度；F(r)为在所述传播距离r处的传播因子；c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s；θ为所述海杂波在所述传播距离r处对应的掠射角，且secθ取值为1；其中，所述传播距离r处的掠射角θ为采用曲面波谱的谱功率估计法，并基于优化方法对谱功率进行优化得到谱功率最大时所对应的角度；

σ₀为该传播距离处的归一化雷达散射截面，其计算公式为：

其中，σ_0,GIT(r,θ)为利用乔治亚洲学院GIT模型计算得到的在传播距离r处的海表面归一化散射截面，F⁴ _std(r′)是在标准大气条件下相同掠射角θ对应距离r′上计算得到的双程传播因子；其中，a_e为等效地球半径，h_t为发射天线海拔高度。

本说明书中各个实施例采用递进的方式描述，每个实施例重点说明的都是与其他实施例的不同之处，各个实施例之间相同相似部分互相参见即可。对于实施例公开的装置而言，由于其与实施例公开的方法相对应，所以描述的比较简单，相关之处参见方法部分说明即可。

对所公开的实施例的上述说明，使本领域专业技术人员能够实现或使用本申请。对这些实施例的多种修改对本领域的专业技术人员来说将是显而易见的，本文中所定义的一般原理可以在不脱离本申请的精神或范围的情况下，在其它实施例中实现。因此，本申请将不会被限制于本文所示的这些实施例，而是要符合与本文所公开的原理和新颖特点相一致的最宽的范围。

Claims (4)

1.一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算方法，其特征在于，包括：

获取雷达发射参数以及待分析海杂波传播路径上的海杂波信息，其中，所述海杂波信息至少包括所述海杂波的传播距离以及海杂波传播方式信息；

当根据所述海杂波传播方式信息确定出所述海杂波为经蒸发波导传播的海杂波时，根据所述传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在所述传播距离处的海杂波功率的目标计算模型；

根据所述雷达发射参数以及所述海杂波信息，并采用所述目标计算模型，计算所述海杂波在所述传播距离处的海杂波功率；

其中，所述根据所述传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在所述传播距离处的海杂波功率的目标计算模型，包括：

当所述传播距离小于预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第一计算模型作为所述目标计算模型；

当所述传播距离大于或等于所述预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第二计算模型作为所述目标计算模型；

其中，所述第一计算模型与所述第二计算模型不同；第一计算模型中假设掠射角随所述传播距离的变化对归一化雷达散射截面无影响，并将归一化雷达散射截面设置为预设常数；

所述第一计算模型包括：

在传播距离r处的海杂波功率P_c(r)的理论计算公式一：

其中，

其中，为所述海杂波传播路径上所有海杂波的实测功率的均值，为所述海杂波传播路径上所有P′_c(dB)理论计算值的均值；P_t为发射所述海杂波的雷达发射功率，G为发射所述海杂波的雷达系统的天线增益，λ为雷达频率对应的波长，L_s为所述雷达系统的总损耗，θ_B为所述雷达系统中天线3dB波束宽度，τ为雷达发射的脉冲宽度；F(r)为在所述传播距离r处的传播因子；c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s；θ为所述海杂波在所述传播距离r处对应的掠射角，且secθ取值为1；

所述第二计算模型包括：

在所述传播距离r处的海杂波功率P_c(r)的理论计算公式二：

其中，P_t为发射所述海杂波的雷达发射功率，G为发射所述海杂波的雷达系统的天线增益，λ为雷达频率对应的波长，L_s为所述雷达系统的总损耗，θ_B为所述雷达系统中天线3dB波束宽度，τ为雷达系统发射的脉冲宽度；F(r)为在所述传播距离r处的传播因子；c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s；θ为所述海杂波在所述传播距离r处对应的掠射角，且secθ取值为1；其中，所述传播距离r处的掠射角θ为采用曲面波谱的谱功率估计法，并基于优化方法对谱功率进行优化得到谱功率最大时所对应的角度；

σ₀为所述传播距离处的归一化雷达散射截面，其计算公式为：

其中，σ_0,GIT(r,θ)为利用乔治亚洲学院GIT模型计算得到的在所述传播距离r处的海表面归一化散射截面，F⁴ _std(r′)是在标准大气条件下相同掠射角θ对应距离r′上计算得到的双程传播因子；其中，a_e为等效地球半径，h_t为发射天线海拔高度。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述预设距离为20千米。

3.一种用于反演蒸发波导的海杂波功率计算装置，其特征在于，包括：

数据获取单元，用于获取雷达发射参数以及待分析海杂波传播路径上的海杂波信息，其中，所述海杂波信息至少包括所述海杂波的传播距离以及海杂波传播方式信息；

模型选取单元，用于当根据所述海杂波传播方式信息确定出所述海杂波为经蒸发波导传播的海杂波时，根据所述传播距离，从预置的海杂波功率计算模型集合中，匹配用于计算在所述传播距离处的海杂波功率的目标计算模型；

计算单元，用于根据所述雷达发射参数以及所述海杂波信息，并采用所述目标计算模型，计算所述海杂波在所述传播距离处的海杂波功率；

其中，所述模型选取单元，包括：

第一模型选取单元，用于当所述传播距离小于预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第一计算模型作为所述目标计算模型；

第二模型选取单元，用于当所述传播距离大于或等于所述预设距离时，将所述海杂波功率计算模型集合中的第二计算模型作为所述目标计算模型；其中，所述第一计算模型与所述第二计算模型不同；第一计算模型中假设掠射角随所述传播距离的变化对归一化雷达散射截面无影响，并将所述归一化雷达散射截面设置为预设常数；

所述第一计算模型包括：

在传播距离r处的海杂波功率P_c(r)的理论计算公式一：

其中，

其中，为所述海杂波传播路径上所有海杂波的实测功率的均值，为所述海杂波传播路径上所有P′_c(dB)理论计算值的均值；P_t为发射所述海杂波的雷达发射功率，G为发射所述海杂波的雷达系统的天线增益，λ所述雷达频率对应的波长，L_s为所述雷达系统的总损耗，θ_B为所述雷达系统中天线3dB波束宽度，τ为所述雷达系统发射的脉冲宽度；F(r)为在所述传播距离r处的传播因子；c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s；θ为所述海杂波在所述传播距离r处对应的掠射角，且secθ取值为1；

所述第二计算模型包括：

在所述传播距离r处的海杂波功率P_c(r)的理论计算公式二：

其中，P_t为发射所述海杂波的雷达发射功率，G为发射所述海杂波的雷达系统的天线增益，λ为雷达频率对应的波长，L_s为所述雷达系统的总损耗，θ_B为所述雷达系统中天线3dB波束宽度，τ为雷达系统发射的脉冲宽度；F(r)为在所述传播距离r处的传播因子；c为自由空间光速，取为3×10⁸m/s；θ为所述海杂波在所述传播距离r处对应的掠射角，且secθ取值为1；其中，所述传播距离r处的掠射角θ为采用曲面波谱的谱功率估计法，并基于优化方法对谱功率进行优化得到谱功率最大时所对应的角度；

σ₀为所述传播距离处的归一化雷达散射截面，其计算公式为：

其中，σ_0,GIT(r,θ)为利用乔治亚洲学院GIT模型计算得到的在所述传播距离r处的海表面归一化散射截面，F⁴ _std(r′)是在标准大气条件下相同掠射角θ对应距离r′上计算得到的双程传播因子；其中，a_e为等效地球半径，h_t为发射天线海拔高度。

4.根据权利要求3所述的装置，其特征在于，所述第一模型选取单元以及第二模型选取单元中的所述预设距离为20千米。