雙視場像旋轉無熱化超緊湊的紅外無焦鏡頭

廖小軍,段 媛,賀祥清,張灝燁,鄭永超

(1.四川九洲電器集團有限責任公司,四川 綿陽 621000;2.北京空間機電研究所,北京 100094)

1 引 言

只要溫度高于絕對零度,一切物體都會向所在空間輻射紅外光能。紅外探測正是通過收集紅外輻射而實現的,已成為實現全天時目標探測的重要手段。紅外探測系統主要由鏡頭、探測器和信號處理三個部分組成。近年來,紅外探測系統出現了大口徑、高清晰、高幀頻、自動檢測識別和推理、復雜光機功能、更高緊湊度和模塊化等發展趨勢。這對紅外鏡頭的研制提出了更為嚴苛的要求。

紅外無焦鏡頭作為模塊化探測系統的一個核心組成,一直是國內外研究和研制的重點。為適應不同系統應用的需求,Iain A.Neil[1]將變倍紅外無焦鏡頭劃分為變倍物鏡和補償鏡/目鏡兩個子系統,通過互換補償鏡/目鏡子系統以適應不同的后端相機；研究了使用變倍鏡頭實現多個倍率步進式雙視場的技術。頓雄等[2]探討了切換式雙視場光學系統的被動無熱化設計理論,使用鍺、硒化鋅、硫化鋅三種材料、4個非球面和1個衍射面、共10片透鏡,設計了寬窄視場入瞳直徑分別為65/150 mm、4片透鏡橫向切入為寬視場、-55 ℃～+70 ℃溫度范圍光學被動無熱化、總長度≤350 mm的長波紅外無焦鏡頭。Allan[3]對各類公開報道的紅外鏡頭進行了較全面的分析評述。

綜合國內外同行的研究情況可以看到,折射式紅外鏡頭的入瞳直徑通常在150 mm以內,主要是受孔徑邊緣光線高階像差的限制；雙視場多采用圍繞橫向機械軸旋轉的切換式[2,4]或軸向移動的步進式[5-6],或者兩者的組合[7],軸向尺寸較大；無熱化以光學被動、機械被動和主動調焦三種方式為主；多采用硒化鋅或衍射面校正色差,并展寬無熱化溫度范圍。

為進一步擴大入瞳直徑,在給定大入瞳距和總長度等多重約束條件下實現雙視場和像旋轉的復雜光機功能,并滿足寬溫無熱化和可批產的要求,本文研究了雙視場鏡頭在薄透鏡近似下滿足結構和無熱化要求的基本關系,分析了光學優化理論和結構等性能改進方法,結合設計實例探討了鏡頭的緊湊化方法。

2 雙視場鏡頭的無熱化理論

對于光學系統初始結構,通常使用PW方法進行求解[6]。本文嘗試將厚透鏡的高斯光學近似和薄透鏡的無熱化條件相接合的方法。在高斯光學[8]近似下,同軸光學系統第i片厚透鏡的光焦度ki和焦距fi可用透鏡曲率半徑ri1、ri2、軸上厚度zi和材料折射率ni表示為:

透鏡i前后表面主平面距離透鏡頂點的軸上距離為:

其中,

Δi=(ni-1)[ni(ri1-ri2)-(ni-1)zi]

(4)

透鏡i的物像及向透鏡(i+1)物方的傳遞關系為:

由于材料的折射特性和幾何尺寸隨使用環境溫度變化,造成鏡頭的性能隨溫度而變差。為提高鏡頭性能的熱穩定性,必須采用無熱化技術,通過平衡透鏡、安裝鏡座或運動補償機構隨溫度的變化[9-10],在給定的溫度范圍內達到成像質量要求。特別是紅外光學材料和鏡座常用的鋁合金材料具有較大的溫度系數,而鏡頭的使用溫度范圍通常大于-40 ℃～+60 ℃,必須組合使用光學被動、機械被動或主動調焦等一種或以上的無熱化手段才能達到設計要求。

按照近軸光線追跡和初級像差理論,使用3種及以上紅外透鏡材料可以計算鏡頭同時實現消色差和無熱化的近軸條件[1,11]:

消色差:

無熱化:

總光焦度:

其中,vi=(niM-1)/(niS-niL)為透鏡色散系數,niS、niM和niL分別為短、中和長波長處的折射率,dl/dt為透鏡安裝座的熱膨脹系數,I為透鏡數。衍射面可被視為一種紅外透鏡材料。

在復雜鏡頭中,特別是伴隨著球面的非球面化,溫度變化不僅造成焦面的軸向移動,而且伴隨著各類像差的增大和相互轉換。因此,在確定鏡頭初始結構后,仍然必須使用光學優化軟件進行實際光線追跡、像差評估和優化。

3 優化和結構等性能方法

光學優化理論的數學模型可表示為[12]:

在工程中,結構等性能方法已獲得廣泛運用。如在前述薄透鏡替換為厚透鏡以具體化結構數據,單透鏡替換為雙分離透鏡以減小像散,單透鏡替換為消色差透鏡對以減小軸上色差等。另一個較普遍的運用是,選擇專利等結構形式相近的鏡頭作為設計起點,通過不斷修改和增加約束,使原有設計逐步逼近需求的新設計。

按照結構等性能方法,由初始布置和無熱化理論出發,逐步增加孔徑光闌尺寸、視場角、波長范圍、總光焦度、實際厚透鏡數量及其變量數、約束條件、約束權重和無熱化溫度范圍。依據像差理論,首先,使用曲率半徑和厚度作為優化變量。其次,針對像差情況,替換透鏡材料或增加種類。再次,考慮加入相應的高階變量或增加透鏡數量。

4 設計實例

使用前述方法,本文設計了一套大口徑、雙視場、像旋轉、無熱化和超緊湊的紅外無焦鏡頭,其基本結構如圖1所示。選擇開普勒望遠鏡為出發點。按照遠攝物鏡的特點[14],物鏡焦距隨尺寸較小的負透鏡變化敏感,故將該透鏡作為擴展被動無熱化溫度范圍的調焦透鏡。使用倒置伽俐略望遠鏡組橫向平移或轉動切入光路實現寬視場,使兩個視場下物鏡組的光焦度始終為正、負相間,有利于平衡鏡頭像差。由于緊湊性和像差對稱性,使用別漢棱鏡繞光軸旋轉,實現物空間在物鏡實焦上的像旋轉[14]。物鏡實焦面位于別漢棱鏡之后,由目鏡組準直。孔徑光闌位于目鏡組后,在物方的實像形成入瞳。入瞳的直徑和軸向位置隨視場切換而改變。

圖1 基本結構Fig.1 Basic configuration

雙視場方式主要有橫向的切換式和軸向移動的步進式兩種。盡管切換式有較多的缺點[6],但在本鏡頭中仍然具有明顯的優勢。首先,由于切換透鏡組不需要同時滿足雙視場像差平衡的需要,使得設計靈活性更大,可使雙視場像差均獲得更好的平衡。其次,在切出的小視場大口徑情況下,光學效率高于步進式,更利于遠距離探測。再次,在與可見光或激光測距光路集成的多光軸情況下,更利于保證大口徑情況下的多光軸一致性。

別漢棱鏡光程較長,沿光線傳輸方向展開后的光軸長度為L=4.621D,其中D為棱鏡的理想光束直徑。因此,遠攝物鏡至焦面的距離必須足夠長,以使焦面位于別漢棱鏡之后,消除棱鏡材料非均勻造成紅外潛像和棱鏡對光敏面冷反射的風險[1]。

使用式(1)～(6),沿入瞳向出瞳考察光闌傳遞關系,物鏡組將入瞳成像于焦面之后。將目鏡組布置于物鏡焦面和入瞳像之間,從而在實現焦面準直的同時,將入瞳像拉出目鏡之后形成實像,與孔徑光闌重合。在使用遠攝物鏡的情況下,物鏡的焦距比較長,有利于使用小尺寸的目鏡實現較大的角放大倍率。在優化過程中適當控制光瞳像差,以使各透鏡的凈孔徑盡可能小。在光機設計上,利用光路梭形包絡的腰部空間布置視場切換、調焦和像旋轉機械機構。這些措施都有利于提高鏡頭的緊湊性[1]。

由于鏡頭和優化過程的復雜性,應注意以下幾點:

1)切入透鏡組僅影響寬視場,切入前后應保證所有其他光學實體的數據、尺寸傳遞和坐標關系完全不變。窄視場作為完整的光學系統,與切入透鏡組的位置無關。同樣地,調焦透鏡的軸向移動和像旋棱鏡的旋轉也應如此。

2)在使用不同機械材料和復雜裝配關系的情況下,透鏡數據編輯器中的所有厚度、角度和坐標關系應與透鏡實際的裝配一致,以降低軟件仿真模型與實物不一致的風險。因此,按照機械裝配關系,需要在透鏡數據編輯器中適當增加虛設面和坐標打斷,實現模型與實物的嚴格對應。

3)為避免在后續檢查冷反射和公差分析時返工,應當在設計接近目標時,對各溫度點加入控制冷反射的YNI、I/I′和公差的相關約束。

冷反射是由制冷紅外探測器光敏面作為輻射紅外光能的物,經由鏡頭中各光學面殘余反射后,又在光敏感面上成實像而造成的[15]。在光路中沒有運動光學面的情況下,冷反射像作為固定模式噪聲經由探測器非均勻性校正過程抑制。但在本文研究的鏡頭中,視場切換、調焦和像旋轉均會使非均勻性校正數據與原始非均勻圖像在空間上錯開,不僅不能校正非均勻性,反而將校正數據的非均勻性反映到圖像中。

光學參量YNI和I/I′值是評估冷反射量值的手段之一,其中,Y是邊緣光線高度;N是折射率;I和I′分別是邊緣光線和主光線的入射角。增加各光學面的YNI絕對值,以增大經該面冷反射的離焦。或者降低低YNI值光學面鍍膜的殘余反射率。這些措施都可以降低冷反射[1]。

為完全準確地檢查各光學面冷反射的成像情況,可對冷反射進行實際光線追跡[15]。限于篇幅,本文不再展開。

5 設計結果與裝調討論

優化后的鏡頭結構如圖2所示,主要參數如表1。

參數優化結果工作波長范圍7.7～9.3 μm雙視場方式內部橫向切換式,透鏡組切入為寬視場(WFOV),切出為窄視場(NFOV),切換前后焦面位置不變對角線視場WFOV 6.8 °,NFOV 3.5 °入瞳直徑WFOV82 mm,NFOV 160 mm入瞳距(ENPP)WFOV43 mm,NFOV 415 mm軸向長度(TOTR)物方第一光學面至出瞳的軸向總長度345 mm光學材料單晶鍺、硒化鋅、多光譜硫化鋅鏡座材料航空鋁合金無熱化溫度范圍-40 ℃～+60 ℃

物鏡組由L1、L2和L6共3片單晶鍺構成。若將L2透鏡改為硒化鋅,將進一步校正色差[1-3],獲得更好的高低溫像質；但為降低成本,改用單晶鍺。視場切換鏡組由L3、L4和L5共3片透鏡組成,其中L4為硒化鋅,以校正寬視場下的色差,并降低窄視場下的像差難度。在雙視場無熱化溫度范圍內,調焦透鏡L6軸向運動范圍為向前1.3 mm、向后2.2 mm,與像旋棱鏡P1/P2間的間隙可以滿足過調焦、裝調公差累積和相互獨立運動的安全距離要求。目鏡組由L7和L8構成。整個鏡頭軸向尺寸TOTR約345 mm,充分利用了光學和光機設計的軸向和橫向空間。

寬窄視場下的MTF曲線、能量集中度曲線和場曲/畸變分別如圖3～圖6所示。出于緊湊性、成本、加工安全性和長期使用的性能穩定性考慮,透鏡材料限定于力學和鍍膜性能較好的單晶鍺等,且鏡坯材料尺寸要易于采購,加工過程中毒風險低,面型穩定性高,鍍膜工藝成熟,使用過程無脫膜風險；鏡座限定于航空鋁合金。這些因素都使得鏡頭各光學面的光焦度和像差絕對值較大。但從圖3～圖6可以看到,優化后鏡頭的MTF和能量集中度在-40 ℃～+60 ℃ 范圍內接近衍射限,畸變小于3%,像質較好。表2給出了光加、裝調的主要公差和其他可生產性項目檢查情況,可見該鏡頭有較好的可生產性。

圖3 寬視場的MTFFig.3 MTF in WFOV

(a)+20℃,WFOV

(b)+60 ℃,NFOV

(c)-40 ℃,NFOV圖4 窄視場的MTFFig.4 MTF in NFOV

(a) +20 ℃,WFOV

(b)+20 ℃,NFOV圖5 能量集中度Fig.5 Encircled energy

(a) +20 ℃,WFOV

(b) +20 ℃,NFOV圖6 場曲和畸變Fig.6 Field curvature and distortion表2 可生產性項目檢查Tab.2 Checklist of manufacturability

項目結果材料折射率公差0.001 @ 9μm球面光圈公差全局2,局部0.5,@ 0.6328μm非球面面型公差0.6 μm透鏡中心厚度公差0.05 mm光學表面偏心公差0.02 mm光學表面傾斜公差0.02 mm透鏡裝配偏心公差0.1 mm透鏡傾斜公差0.1 mm生產裝配環境溫度～20 ℃主要裝配手段反射式中心偏測量、自準直望遠鏡反射測量、光學定心車削、千分尺補償加工誤差的裝調方式目鏡組整體移動蒙特卡羅分析結果概率≥0.9 @(MTF≥90%標稱值)

該鏡頭的裝配調整難度較大。圖7給出了裝配簡圖。為有效地降低非球面透鏡的傾角誤差,對各非球面隨光加一次性車削基準平面；同時每片非球面透鏡使用配合平面裝配,調整灌膠后使用定心車削實現與非球面光軸的共軸和正交。各透鏡組使用單獨的基準鏡筒完成子裝配,再使用中心偏測量儀一次性裝夾向主鏡筒由后向前裝調。主鏡筒為各子裝配提供的基準面、基準內圓由精密數控機床一次性車削完成,從而為各子裝配提供了同軸度和正交度很高的統一基準。

圖7 鏡頭的裝配Fig.7 Lens assembly

別漢棱鏡的裝調一直是工程界的一大難題。當別漢棱鏡與前后光路光軸存在平移和角度誤差時,透過棱鏡的光軸隨棱鏡旋轉以二倍速度劃帕斯卡蝸線[16]。本文采取三個步驟解決。首先,棱鏡的鍍膜既要實現長波紅外高效率,又要兼顧可見光裝調的讀數清晰度。其次,使用高精度的可見光自準直顯微鏡測量別漢棱鏡4個與光軸正交的平面對光源的4個反射自準像,保證膠合前后的平行差小于10″。再次,使用圖8的裝置,調整別漢棱鏡與基準面B的正交度和與基準圓C的同軸度。

經光機設計、加工和裝調,配合F/2的工裝鏡頭和制冷型長波紅外探測器進行測試,該鏡頭MTF測試曲線接近設計值,無冷反射現象,一次性通過測試。

在圖8中,首先,確保自準直儀A和B與氣浮轉臺同軸,且A與B共焦。其次,安裝別漢棱鏡子裝配,使用千分尺調整至基準B和C分別與氣浮轉臺軸正交和同軸。再次,使用自準直儀A使得別漢入射平面與氣浮轉臺正交,且在氣浮轉臺旋轉過程中,A與B共焦測得的A中對B的讀數波動小于容許值。此時,別漢棱鏡對稱面和入射面分別與基準圓C確定的機械軸重合或正交,與基準面B正交或平行。

圖8 別漢棱鏡的裝調Fig.8 Alignment of Pechan

6 結 論

為在限定大入瞳距、總長度、成本和可加工性等多重約束下實現大口徑、雙視場、像旋轉和無熱化,并為模塊化紅外探測系統提供穩定可靠的鏡頭,本文從高斯光學和無熱化理論出發確定鏡頭的初始結構數據；分析了光學優化理論和結構等性能改進方法,通過逐步擴充結構變量數,以在盡可能低的代價下逼近設計目標；結合設計實例探討了鏡頭的緊湊化方法。為驗證本文方法的實用性,設計了一套長波紅外無焦鏡頭,并加工、裝調和測試完成。設計評估和測試結果表明,該鏡頭滿足所有設計目標,具有較好的可生產性,性價比較好。這為后續研制通用化、系列化和組合化的復雜探測系統,特別是復雜功能的光機系統,提供了有益的借鑒。