1.8 m 空間長條反射鏡柔性支撐技術研究

李宗軒 ，張昌昊，張德福，馬 斌，李云峰

（1. 中國科學院長春光學精密機械與物理研究所, 吉林 長春 130033；2. 中國科學院大學, 北京 100049；3. 中國科學院天基動態快速光學成像技術重點實驗室, 長春130033）

1 引 言

隨著遙感技術的不斷發展，人們對空間光學遙感器的要求也越來越高。離軸三反光學系統無中心遮攔，易于實現高傳函、大視場的成像要求，越來越被廣泛應用于空間光學領域[1]。離軸三反系統的反射鏡面形精將度直接影響成像質量。在材料、尺寸確定的情況下，選擇合理的支撐結構即可以消除光學元件及其支撐組件在外界熱載荷作用下產生的應力，又能夠隔離反射鏡在加工測試、裝配以及正常在軌運行時承受的振動、沖擊，釋放反射鏡在以上復雜條件下受到的外力，從而保證鏡面面形精度。因此，設計合理的柔性支撐結構是反射鏡組件結構研制中的核心問題[2-4]。

目前較常見的大口徑反射鏡支撐技術主要為點式支撐。點式支撐又可分為中心支撐、周邊支撐及背部支撐3 種[5]：周邊支撐是將反射鏡四周與鏡框膠粘到一起，適合較小口徑的反射鏡；中心支撐采用中心環定位，適合小口徑圓形反射鏡；背部支撐是在反射鏡背部加工盲孔，安裝柔性支撐將重力分配給反射鏡背部的多個支撐點，適當選擇支撐點數量及位置可以有效降低重力面形精度的影響。朱俊青等建立了針對長度為200～1 600 mm、長寬比為0.4～1 的長條形實體反射鏡背部三點支撐集成參數化模型，得到了最優支撐位置[6]。Huo 等提出了一種基于精確約束方法的新型支撐并且詳細設計了一個支持1 m 主鏡的實際案例[7]。王朋朋等為了提高空間離軸相機反射鏡組件的設計效率, 以反射鏡及柔節為研究對象提出了一種參數優化設計方法[8]。

某離軸三反光學系統中的主反射鏡通光口徑為1.8 m×0.5 m，為離軸高次非球面。反射鏡材料為反應燒結碳化硅（RB-SiC）。該長條形反射鏡采用背部支撐結構[9-10]。本文針對上述需求，通過優化設計得到柔性支撐最優結構、尺寸及安裝位置等以保證反射鏡面型精度。提出一種基于運動學等效原理的適用于大尺寸長條形反射鏡的雙軸柔性支撐，研究了其剛度特性，并對柔性支撐的安裝位置及關鍵尺寸進行了優化設計。最后進行反射鏡組件的動力學試驗和光學檢測試驗，驗證了結構設計的正確性。

2 長條反射鏡支撐形式

圖1 為所設計的大尺寸反射鏡的支撐結構示意簡圖。該反射鏡組件由碳化硅輕量化鏡體、殷鋼（Invar）錐套、柔性支撐、反射鏡基板等結構件組成，柔性支撐用于保證反射鏡的面形精度與定位精度。反射鏡的定位精度是指反射鏡裝調后在光學系統中相對其他光學元件的位置精度，良好的支撐結構應使反射鏡滿足光學系統的失調要求[11]。而且支撐結構也不能對反射鏡造成過約束。笛卡爾空間直角坐標系中，反射鏡具有Tx、Ty、Tz3 個平動自由度，Rx、Ry、Rz3 個轉動自由度。為了保證反射鏡的指向和位置精度，其6 個自由度需要被完全約束，基于背部三點式支撐的反射鏡常基于三點定位原理[12-13]，兩種基本約束形式及各支撐點的約束自由度與釋放自由度情況如圖2 和表1 所示。

圖1 大尺寸長條形反射鏡的支撐結構原理示意圖Fig. 1 Schematic diagram of mounting structure of a rectangular mirror with large aperture

圖2 典型的反射鏡約束方式。（a）“2-2-2”約束方式；（b）“3-2-1”約束方式Fig. 2 Typical constraints for a mirror. (a) 2-2-2 Constraint; (b) 3-2-1 Constraint

表 1 典型反射鏡約束方式各支撐點的自由度Tab. 1 Degree of freedom at each support point for mirror"s typical constraints

圖2(a)是形式為“2-2-2”的約束方式，即將反射鏡的3 個支撐結構視為3 個萬向球鉸，在反射鏡承力基板上與球鉸對應的3 個位置開設3 個V 形槽，每個V 形槽限制2 個自由度，由此，反射鏡的6 個自由度就被精確定位，如表1（a）所示。圖2(b) 是形式為“3-2-1”的約束方式，該約束方式為典型的“球鉸-V 形槽-平面”約束形式。反射鏡在3 處球鉸支撐下被完全約束于支撐平臺上，其中A處凹槽約束了鏡體3 個自由度，B處約束了2 個自由度，C處約束了1 個自由度，由此，反射鏡的6 個自由度被精確定位，如表1（b）所示。

3 反射鏡柔性支撐設計

3.1 雙軸柔性支撐設計

3.1.1 等效支撐結構

圖3(a)所示的細長柔性桿與圖2 中的反射鏡3 個萬向球鉸支撐具有相同的支撐效果，細長柔性桿的支撐端點有繞其3 個正交方向上的轉動自由度θx、θy、θz和與柔性桿軸線垂直的兩個正交方向上的平動自由度Tx、Ty，約束沿軸的平動自由度Tz。為了得到與柔性桿運動特性相同的并具有5 個自由度的柔性支撐，將柔性桿等效為一種串聯式雙軸柔性鉸鏈，如圖3(b)所示。根據串聯柔性結構自由度相加原理，在圓柱體的正交方向上開設柔性槽可以釋放上端的3 個轉動自由度和2 個平動自由度。

圖3 基于運動學等效原理的雙軸柔性鉸鏈Fig. 3 A bi-axial flexural hinge based on kinematic equivalence principle

3.1.2 雙軸柔性支撐

根據上述反射鏡支撐與約束原理，本文中的大尺寸長條反射鏡采用“2-2-2”形式的反射鏡約束方法。為了得到具體的支撐拓撲形式，對串聯式雙軸柔性鉸鏈進行“運動學等效設計”。運動學等效，即柔性結構具有相同的運動學特性而幾何結構與力學性能等不同，二者之間形成“運動學等效(Kinematic Equivalence)”[13]。將圖3(b)的柔性鉸鏈等效設計為圖4 所示的適合反射鏡支撐的雙軸柔性支撐，該柔性支撐為帶法蘭安裝面的空心柱體雙軸柔性支撐。其柔性結構的形成過程如下：先在外包絡半徑為ro的空心柱體上經過電火花線切割加工出兩邊對稱分布的倒“L”型切口柔性槽，形成兩個相對的短直梁，進而產生能繞x方向轉動的柔性環節；向下偏置一定距離后繞中心軸旋轉90°再加工出一個兩邊對稱分布的“L”型切口柔性槽，形成另外兩個相對的短直梁，產生能繞y方向轉動的柔性環節。在產生柔性環節后，空心柱體會形成剛性較大的上支撐平臺和下法蘭安裝端面。

圖4 雙軸柔性支撐Fig. 4 Bi-axial flexural support

該雙軸柔性支撐可以對反射鏡進行自由度約束，在反射鏡背部布置3 個雙軸柔性支撐，以對反射鏡形成“2-2-2”三點式等效約束方式。每處支撐都可以對反射鏡進行軸向約束，此外，通過調整支撐的安裝角度還可以對反射鏡的切向自由度進行約束，由此就能夠對反射鏡進行精確約束和定位。

3.2 雙軸柔性支撐的結構分析

為了使柔性支撐的柔性環節可以消除反射鏡在外載荷作用下所產生的應力，需要考察柔性支撐在各自由度上是否可以在載荷作用下產生足夠的形變，同時保持一定的結構剛度。因此需要對影響柔性支撐剛度的關鍵尺寸進行參數化優化設計，實現柔性支撐的功能需求。

圖4 所示的柔性支撐，柔性槽中間的結構可以等效為一種典型的短直梁柔性簧片(Leaf/Blade type flexure)結構，由雙軸柔性支撐的結構特點可知，在載荷的作用下允許柔性短直梁發生形變與小位移的運動。根據固體力學原理，可以推導得到柔性短直梁在可變形方向上的結構剛度公式。如圖5 所示,設單個柔性短直梁高為a，厚度為t，寬度為w，由于短直梁的厚度t較小，則可忽略雙軸柔性鉸鏈圓柱體曲率的影響。w的長度可表示為：

圖5 等效柔性短直梁示意圖Fig. 5 Schematic diagram of equivalent flexural short straight beam

其中，ro、ri分別為空心柱體的外半徑與內半徑。

在外界載荷作用下，短直梁沿x方向上的剛度公式可表示為[13]：

短直梁沿z方向上的剛度公式可表示為：

短直梁沿y方向的轉動剛度公式可表示為：

短直梁沿z方向的轉動剛度公式可表示為：

式中，E為柔性葉片材料彈性模量，v為材料泊松比。

3.3 柔性環節的剛度特性分析

對柔性鉸鏈進行剛度分析，選取材料為鈦合金(TC4)，其密度為4.44 g/mm3，楊氏彈性模量E為109 GPa，泊松比為0.34。由式(3)～式(5)可知，柔性結構中有3 個影響剛度的尺寸變量，分別為柔性短直梁的高度a、短直梁的厚度t，短直梁的寬度w。

給定柔性支撐的柔性環節短直梁尺寸初值，依次選擇其余結構參數作為參變量，運用控制變量法，在備選的尺寸范圍內依次對柔性鉸鏈的結構參數取不同的值，使用MATLAB 編寫程序，研究剛度隨結構尺寸參數的變化情況，進而為雙軸柔性鉸鏈的結構設計與尺寸優化提供科學依據，短直梁的尺寸初值與尺寸范圍見表2。

表 2 短直梁的尺寸初值Tab. 2 Initial size values of the short straight beam

3.3.1 短直梁沿x、z方向上的剛度分析

由式(2)可知，kx與短直梁的高度a、厚度t、寬度w不是簡單的線性關系，分別設定a為20 mm、t為8 mm、w為12 mm，使用MATLAB 編寫程序研究剛度kx隨各結構尺寸參數的變化情況，關系圖如圖6（彩圖見期刊電子版）所示。結果表明：要想使柔性支撐在x方向上達到一定的柔度，需要減小短直梁的厚度t與寬度w的尺寸值。權衡結構剛度與柔性支撐消除反射鏡在外載荷作用下所產生的應力的能力之間的平衡關系，對柔性支撐的關鍵尺寸展開優化設計。

圖6 kx 與短直梁的高度a、厚度t、寬度w 的關系圖Fig. 6 Relationship between kx and height a, thickness t, width w of the short straight beam

同理，由式(3)可知，kz與高度a成反比，與短直梁的厚度t、寬度w的取值成正比。對于單個柔性支撐來說，增加短直梁高度a或者減小短直梁的厚度t或寬度w均會使柔性支撐在其軸向上的整體剛度下降。由于大尺寸反射鏡自身重量較大，短直梁高度a要盡可能小一些，t、w的取值要盡可能大，這樣會提升柔性支撐的軸向支撐能力，從而保證反射鏡在此方向上不會發生較大的剛體位移，同時對于提高反射鏡組件的整體靜、動態剛度均有利。

3.3.2 短直梁沿y、z方向上的轉動剛度分析

與3.3.1 類似，分別設定a為20 mm、t為8 mm、w為12 mm 進行分析，得到短直梁沿y方向的轉動剛度kθy與短直梁的高度a、厚度t、寬度w的關系圖，如圖7（彩圖見期刊電子版）所示。可見，柔性支撐沿y方向的轉動剛度值明顯小于其他自由度上的剛度值，此方向的轉動剛度是柔性支撐的薄弱環節。此轉動剛度同樣隨著短直梁的高度a的增大而減小，隨著厚度t、寬度w尺寸的增大而增大。

圖7 kθy 與a、t、w 的關系圖Fig. 7 Relationship between kθy and a, t, w

同理可以得到柔性支撐沿z方向的轉動剛度值明顯大于其他自由度上的剛度值。以上分析得到了柔性短直梁的剛度特性與關鍵尺寸的關系，為第4 節進行柔性支撐的尺寸參數優化提供設計參考。

4 反射鏡柔性支撐設計優化

圖8 為柔性支撐與反射鏡重心平面的相對位置關系示意圖，重心平面即為反射鏡重心所在的平面，定義柔性支撐的柔性回轉中心為柔性支撐作用點，重心平面為ε的零值面。當柔性支撐回轉中心位于零值面左側時，其值為負值，此時柔性支撐回轉中心靠近反射鏡后背板；當柔性支撐回轉中心位于零值面右側時，其值為正值，此時柔性支撐回轉中心靠近反射鏡前面板。

圖8 柔性支撐與重心平面的位置關系Fig. 8 Relationship between the flexural support and CG plane

建立如圖9 所示的大尺寸長條形反射鏡的有限元模型，并定義反射鏡長邊為優化坐標系的x方向，反射鏡短邊為優化坐標系的y方向，對柔性支撐的結構優化設計將在該有限元模型上展開。

圖9 反射鏡組件有限元模型Fig. 9 Finite element model of the mirror assembly

4.1 軸向安裝位置的優化設計

光軸是光學系統中光束的中心線或者光學系統的對稱軸。作為離軸反射鏡，1.8 m 長條主反射鏡的光軸如圖10 所示。

反射鏡在光軸水平放置時會受到x、y向重力的作用，對反射鏡組件在自重載荷作用下進行靜力學分析，分別改變柔性支撐1 和柔性支撐2（3）的回轉中心到反射鏡重心所在平面距離ε1、ε2，可以得到ε1、ε2對面形精度RMS 值的影響關系曲線，如圖11 所示。在結構振動中，高階頻率對整體的影響不大，因此通常只關注前幾階模態是否會引起系統共振，在這個過程中，著重關注一階固有頻率是否會引起系統共振。一階振型即為系統在一階固有頻率下的振動形態。圖12 所示為ε1、ε2對反射鏡組件的一階固有頻率的影響關系曲線。

圖11 ε1（a）和ε2（b）對RMS 值的影響Fig. 11 Effect of ε1 (a) and ε2 (b) on the surface figure RMS

圖12 ε1（a）和ε2（b）對反射鏡組件一階固有頻率的影響Fig. 12 Effect of ε1 (a) and ε2 (b) on the first-order natural frequency of PMA

保持ε2不變時，對ε1依次取不同設計值。可見，反射鏡在x、y向重力作用下的面形精度存在兩個較好的位置，當ε1=-14 mm 時，反射鏡在x、y向自重作用下的面形精度RMS 分別為4.89 nm、5.45 nm；當ε1=-17 mm 時，反射鏡在x、y向自重作用下的面形精度RMS 分別為4.24 nm、8.45 nm。兩種安裝位置的一階固有頻率分別為108.55 Hz、108.97 Hz。經過綜合比較分析，選定柔性支撐1 的理想支撐點位于靠近反射鏡后背板且距重心平面14 mm 的中性面上。

同理，保持ε1不變時，對ε2依次取不同的設計值進行比較分析，最終選定ε2=8 mm。此種情況下，反射鏡在x、y向自重作用下的面形精度RMS 分別為4.82 nm、5.51 nm，一階固有頻率為108.91 Hz?？烧J為柔性支撐2 和柔性支撐3 的理想支撐點位于靠近反射鏡前面板且距重心平面8 mm 的中性面上。

根據上文的軸向安裝位置優化設計結果，可以確定反射鏡的最佳支撐作用點位置。其中：柔性支撐1 的最佳軸向支撐作用點與反射鏡后背板之間的距離為70.6 mm，柔性支撐2、3 的最佳軸向支撐作用點與反射鏡后背板之間的距離為92.6 mm。3 個柔性支撐對于反射鏡的最佳支撐作用位置不在上述重心平面上，而是存在一定的偏離。當柔性支撐的實際支撐作用點位于該面上或者在該面附近時，鏡體內部各部分體積的重力矩平衡，所以反射鏡由于自重作用產生的鏡體彎曲變形最小，該作用面稱為鏡體的中性面。由本章前面的分析可知，最佳支撐作用位置位于反射鏡的中性面上，所以可以得到以下結論：對于本文中的大尺寸長條反射鏡而言，其中性面必為一個過重心的曲面，而非平面。

因此，為了使反射鏡在光軸水平放置方向下加工檢測時由自重變形導致的鏡面變形最小，同時兼顧反射鏡鏡面矢高的變化對柔性支撐空間尺寸的限制，將柔性支撐1 設計的“矮”一些，柔性支撐2 和柔性支撐3 設計的“高”一些。這種柔性支撐1 和柔性支撐2、3 的非等高、差異化設計，可以實現反射鏡的軸向最優支撐。

4.2 安裝角度位置優化設計

雙軸柔性鉸鏈為回轉對稱結構體，在和其余組件進行裝配時，其與裝配基準面之間的安裝角度θ是結構設計需要考慮的問題。如圖13 所示，設柔性支撐在安裝時，基板的對稱平面yoz為柔性支撐的安裝基準面，以每個柔性支撐上部分柔性平臺中心為原點，建立柔性支撐的相對參考坐標系xiyizi，設柔性支撐上部分柔性轉動中心和其回轉軸所在平面yioizi與平面yoz之間的夾角為所述的安裝角度θi(i=1,2,3)（定義柔性支撐沿自身轉軸逆時針旋轉安裝為正方向）。為了得到柔性支撐的最佳安裝角度，改變θi的值，研究其對大尺寸長條反射鏡組件面形精度和結構動態剛度的影響。

圖13 柔性支撐的安裝角度Fig. 13 Mounting angle of the flexural supports

柔性支撐1 位于反射鏡組件的對稱中心處，由其結構特征可知，安裝角度只能為θ1= 0°或θ1=90°。同樣對反射鏡組件在自重載荷作用下進行靜力學分析，可以得到反射鏡面形RMS 值與組件一階固有頻率如表3 所示，同時可以得到兩種安裝角度在x、y向自重作用下的鏡面變形云圖，如圖14（彩圖見期刊電子版）所示。

表 3 柔性支撐1 在不同安裝角度下的鏡面面形值Tab. 3 Surface figure error of flexural support No.1 at different mounting angles

圖14 不同θ1 值1 G 自重作用下的鏡面變形(去除剛體位移)Fig. 14 Surface deformation at different θ1 values under 1 G gravity (removed rigid-body displacement)

對比分析柔性支撐1 在兩種安裝角度下，鏡面面形精度RMS 值可知，在安裝角度θ1=90°時，x向、y向自重作用下反射鏡組件的面形精度RMS 值比0°時分別減小了60.7%、81.2%，雖然組件的一階固有頻率略有降低，但是綜合面形結果來看，柔性支撐以θ1=90°安裝時可對反射鏡形成更好的支撐效果。

當θ1=90°，柔性支撐2、3 繞自身回轉軸zi旋轉安裝時，安裝角度θ2、θ3的變化范圍分別為(-180°,0]、[0,180°)，由于兩支撐關于yoz平面對稱安裝，以下只討論柔性支撐2 的安裝角度優化過程。為了提高計算效率，首先利用大步長尋優方法在安裝角度范圍內對θ2值進行分析，確定安裝角度的最優區間后，在此區間內，改變θ2的參數，可以得到光軸水平放置1G 自重作用下的柔性支撐2 安裝角度θ2對鏡面面形精度的影響曲線以及反射鏡組件一階固有頻率的影響曲線，結果見圖15。

圖15 θ2 對RMS 和一階固有頻率的影響Fig. 15 Effect of different θ2 values on the RMS and first-order natural frequency

分析鏡面面形結果和反射鏡組件一階固有模態信息，權衡反射鏡鏡面變形與結構剛度在光學系統成像中的重要性，確定θ2=-26.0°，θ3=26.0°。此情況下，在y向自重作用下的鏡面面形值最小，RMS=5.51 nm，x向自重作用下的鏡面面形RMS=3.97 nm，為最優值。柔性支撐沿軸向（光軸方向）的精確安裝位置和柔性支撐的精確安裝角度可以使反射鏡進行精確定位，補償由重力載荷引起的鏡面面形精度退化。此外，柔性支撐的非柔性方向上的平動剛度、彎曲剛度、扭轉剛度很大，因此合適的安裝角度也可以彌補柔性支撐柔性環節剛性不足的缺點，使組件的整體靜動態剛度有所提升，這對于保持反射鏡在各種工況下的鏡面變形有積極的貢獻。

4.3 柔性支撐的尺寸參數優化設計

在確定柔性支撐的軸向安裝位置和安裝角度之后，為了進一步提高和改善反射鏡的鏡面面形精度和結構可靠性，得到對反射鏡形成最佳支撐效果的柔性支撐，需要對柔性支撐的關鍵尺寸進行優化設計。

在柔性支撐關鍵尺寸的優化設計中，主要考察柔性環節尺寸參數對反射鏡組件橫向自重變形時面形精度的影響，并研究對反射鏡組件一階固有頻率的影響。柔性短直梁的寬度w由柔性支撐的外包絡半徑ro和內徑ri共同決定，但由于柔性支撐的外包絡尺寸受到殷鋼錐套的限制，取ro=39 mm。因此，w的取值僅由柔性支撐內徑ri決定。

依次選擇柔性支撐的關鍵結構參數作為參變量，運用控制變量法，分析改變柔性支撐的關鍵結構參數對鏡面面形精度和一階固有頻率的影響。為保持兩個關鍵尺寸為設計初值，改變另一個關鍵尺寸參數研究其對反射鏡組件面形精度的影響，如圖16 所示。圖17 為反射鏡組件一階固有頻率隨柔性支撐關鍵尺寸參數的變化曲線圖。

圖16 柔性支撐的不同尺寸對面形精度的影響Fig. 16 Effect of different sizes of flexural support on the RMS value

圖17 柔性支撐不同尺寸對一階固有頻率的影響Fig. 17 Effect of different sizes of flexural supports on the first-order natural frequency

分析柔性支撐關鍵尺寸參數對反射鏡面形精度和組件一階固有頻率的影響，結合對柔性支撐剛度的分析，考慮到反射鏡支撐孔的結構空間限制，最終確定的柔性支撐關鍵尺寸為a=14 mm，t=9 mm，w=14 mm。

在得到反射鏡柔性支撐的最佳位置和柔性支撐的關鍵尺寸后，對柔性支撐的結構尺寸進行詳細設計，如圖18 所示。其中Φ=117 mm，r0=ri=41 mm，w=18 mm，t=14 mm，h=110 mm，c=3 mm，a=18 mm，L=146 mm，b1=15 mm，b2=14 mm。

圖18 柔性支撐結構示意圖Fig. 18 Schematic diagram of the flexural supports" structure

5 反射鏡組件力學分析

根據反射鏡柔性支撐的詳細設計尺寸進行重新建模，形成組件裝配體后，建立有限元力學分析模型。

5.1 自重載荷分析

反射鏡在光軸水平放置時受到x、y方向的重力影響。對反射鏡組件分別施加x向和y向的1 G 重力載荷，可以得到反射鏡在自重載荷作用下的鏡面變形結果，去除鏡面剛體位移后利用sigfit 軟件擬合獲取的鏡面面形結果如圖19（彩圖見期刊電子版）所示。

圖19 鏡面在x、y 向自重作用下的變形(去除剛體位移)Fig. 19 Surface deformation under 1 G gravity in x and y directions (rigid-body displacement removed)

sigfit 光機集成軟件分析結果表明，反射鏡在x、y向自重載荷作用下的鏡面面形精度PV 值分別為44.8 nm、41.2 nm，RMS 值分別為4.81 nm、6.09 nm，滿足反射鏡組件面形精度的設計要求。

5.2 模態分析

利用MSC/NASTRAN 軟件對反射鏡組件進行正則模態分析，可獲得固有頻率和振型信息，反射鏡組件前3 階固有頻率分別為106.75 、114.53 、150.9 Hz，滿足設計要求，同時也遠大于發射入軌時空間相機整機一階自然頻率大于60 Hz 的要求。前三階模態振型如圖20（彩圖見期刊電子版）所示。其中，1 階模態的振型表現為沿x方向的轉動，2 階模態的振型表現為沿z方向的轉動，3 階模態的振型表現為沿y方向的移動。

圖20 主鏡組件前三階模態振型Fig. 20 The first three modes of PMA

6 反射鏡組件試驗

6.1 動力學試驗

為了驗證組件設計的科學性與合理性，并分析仿真模型的可靠性，對反射鏡組件進行動力學環境試驗，進而獲取其一階固有頻率，根據相機組件級試驗條件，制定了該力學樣機組件的環境試驗項目、試驗流程與試驗條件。對組件進行“0.2 g 掃頻—正弦振動—0.2 g 掃頻”試驗，x、y、z3 個方向均重復上述流程，試驗時反射鏡結構振動響應數據分別由粘接于反射鏡上的1 號與粘接于反射鏡基板的2 號三向加速度傳感器采集獲得。圖21 所示為動力學試驗現場。本次試驗在中國科學院長春光學精密機械與物理研究所環境試驗站開展，所用設備為丹麥BK 公司的LMS-V964型9 噸級電磁振動臺。

圖21 動力學試驗現場圖Fig. 21 Dynamic test scene site map

由圖22 組件x方向掃頻響應曲線可知，反射鏡組件的一階自然頻率試驗值為106.3 Hz，x方向上組件的仿真分析固有頻率值為106.75 Hz，二者相差0.4%，充分驗證了有限元分析的準確性。且在100 Hz 內沒有諧振峰。

圖22 x 方向掃頻試驗結果Fig. 22 Swept frequency test results in x direction

圖23 為組件y方向掃頻響應曲線，反射鏡組件的主諧振峰頻率為151.55 Hz，對應仿真分析固有頻率值為150.9 Hz，二者相對誤差僅0.4%。

圖23 y 方向正弦掃頻試驗Fig. 23 Sweep sine vibration result in y direction

圖24 為z方向（光軸方向）上的正弦掃頻試驗結果，該方向一階頻率為104 Hz，與仿真結果106.75 Hz 相差2.75 Hz，相對誤差2.6%。

圖24 z 方向隨機振動試驗Fig. 24 Random vibration test in z direction

組件在3 個方向的正弦掃頻試驗結果表明，有限元仿真分析準確度極高，最大相對誤差僅為2.6%。一階頻率大于100 Hz 且在正弦振動時無諧振放大。

6.2 光學檢測試驗

為了驗證柔性環節軸向位置對反射鏡在徑向重力作用下面形精度的影響，對高面形精度的反射鏡進行重力變化的檢測試驗。由于地面試驗始終在地球重力場內進行，所有試驗件受到1 G 豎直方向的重力作用[14]。因此重力場相對于主鏡方向的變化就可以轉化為主鏡在重力場中自身方位的變化。在光軸水平檢測狀態下，通過主鏡繞自身光軸旋轉一定角度，便可實現上述變化。

反射鏡目前經過光學加工面形精度RMS 值已至λ/30（λ=632.8 nm）。在此精度下，各視場實際通光子口徑面形值已優于1/60 波長RMS。繞水平光軸旋轉180°，在此期間重力場方向不變。則試驗鏡的受力狀態變化相當于在180°方向上受到了豎直向上的2 倍重力作用。對受力狀態變化前后的面形進行光學檢測，可以反映主鏡在受到徑向重力作用下的面形精度變化。

1.8 m 主鏡的非球面檢測光路如圖25 所示。該檢測方式為基于CGH 的非球面零位（Null lens）補償干涉檢驗法。根據非球面反射鏡的參數設計并制造了檢測光路的CGH。干涉儀所發射出的氦氖（He-Ne）激光平面波經過CGH，轉化為與待檢反射鏡非球面相匹配的非球面波前，被檢測非球面反射后又回到干涉儀內部，與分光產生的參考波前形成干涉并產生條紋。通過對干涉儀內焦面上條紋的圖像分析。

圖25 反射鏡非球面干涉檢驗原理圖Fig. 25 Schematic diagram of mirror aspheric interferometry optical testing layout

圖26 為1.8 m 主鏡在加工方向（定義為0°方向）進行檢測時得到的RMS 值為λ/30 面形結果；圖27 為主鏡相對于0°方向繞光軸旋轉180°之后得到的檢測結果。通過對比可以發現：180°方向檢測結果RMS 值仍保持為0.033λ，驗證了1.8 m 長條形反射鏡柔性支撐優化仿真研究結果。

圖26 反射鏡0°方向的面形檢測結果Fig. 26 The surface figure of the mirror tested in 0° direction

圖27 反射鏡180°方向的面形檢測結果Fig. 27 The surface figure of the mirror tested in 180° direction

7 結 論

本文圍繞大口徑長條主反射鏡柔性支撐展開研究。分析了反射鏡的空間自由度與支撐原理，提出了既不產生過約束又不對反射鏡產生欠約束的反射鏡支撐方案。基于運動學等效原理設計了一種適用于支撐大尺寸長條形反射鏡的雙軸柔性支撐結構。對柔性支撐的柔性環節進行了數學物理建模，并據此對柔性支撐安裝位置及關鍵尺寸進行優化設計。對反射鏡及其柔性支撐結構進行了重力場變化下的面形檢測試驗，結果表明：光軸水平放置方向±1 G 自重作用下1.8 m 主鏡面形RMS 值均為0.033λ，小于λ/50（λ=632.8 nm）。對反射鏡組件進行了模態分析與動力學環境試驗，結果表明組件的一階固有頻率為104 Hz，優于設計要求，仿真分析結果準確可靠。