大口徑熱不敏星敏感器光機設計與分析

劉永清，高天元，韓 旭

大口徑熱不敏星敏感器光機設計與分析

劉永清，高天元，韓 旭

（長春理工大學 光電工程學院，吉林 長春 130022）

為滿足大口徑長焦距星敏感器的需求，對一種大口徑熱不敏星敏感器進行光機設計，根據(jù)指標要求，對熱不敏系統(tǒng)進行光機熱集成分析。使用MSC.Patran軟件對主次鏡結構施加溫度載荷，計算出主次鏡結構的熱彈性變形，先利用MSC.Nastran軟件計算熱變形后節(jié)點的剛體位移，再利用Sigft光機接口軟件分析得到變形后主次鏡表面的Zernike多項式系數(shù)。將結果導入Zemax中，預判鏡片面型變化以及剛體位移對彌散斑、光軸漂移量及波像差的影響。最后通過在20℃±5℃的溫度范圍內裝調測試驗證了系統(tǒng)性能滿足指標要求以及光機熱集成分析的準確性，提供了一套準確快捷的光機熱集成分析流程。

星敏感器；光機設計；彌散斑；光機熱集成分析

0 引言

星敏感器是當前廣泛應用的天體敏感器[1-2]，其工作環(huán)境必然會受到安裝面溫度變化等影響，光機結構的熱變形會導致鏡片面型變化，從而影響光學系統(tǒng)成像質量下降[3-4]，會對彌散斑產生較大的影響，為了保證系統(tǒng)的成像質量，需要對結構完成光機熱集成分析，分析環(huán)境溫度對鏡頭的影響[5]。

隨著航天事業(yè)的發(fā)展，星敏感器已經廣泛應用于多種場合[6]，由于我國星敏感器研究起步較晚，國內對長焦距大口徑星敏感器的研究相對較少，孟祥月[7]等研制了焦距50mm，入瞳直徑40mm的星敏感器。孫東起[8]等人研制了一種焦距200mm，入瞳直徑125mm的雙高斯光學系統(tǒng)的長焦距星敏感器。伍雁雄[9]等研制了焦距200mm，入瞳直徑100mm的高精度星敏感器。

本文設計了一種大口徑熱不敏星敏感器，光學系統(tǒng)焦距900mm，入瞳直徑200mm，光譜范圍450～750nm，通過光機熱集成分析方法對系統(tǒng)進行熱分析，通過將Nastran計算的主次鏡表面節(jié)點剛體位移代入Sigfit光機熱耦合軟件進行Zernike多項式擬合，再將主次鏡表面Zernike系數(shù)導入Zemax光學設計軟件中，分析了由于溫度變化導致的光機結構剛體位移等變化。

1 光機設計

1.1 熱不敏光學系統(tǒng)

光學系統(tǒng)參數(shù)：焦距范圍為900mm，入瞳直徑≥200mm，光譜范圍為470～900nm，在熱不敏光學系統(tǒng)安裝面溫度為20℃±5℃時，其光軸偏角優(yōu)于12，0.8視場下80%能量集中在9.2～18.4mm之間。光學系統(tǒng)結構如圖1所示，0.8視場下各波段圈入能量曲線如圖2所示，可以看出滿足80%能量集中時，彌散斑直徑滿足指標要求。

1.2 結構設計

本系統(tǒng)采用改進型卡式系統(tǒng)，為保證主鏡和后接透鏡組的同軸度，選用中心固定形式，主鏡材料選用微晶玻璃，為達到熱不敏效果，減少溫度變化對結構的影響，主鏡軸材料應選用與主鏡材料熱膨脹系數(shù)相近的殷鋼，主鏡通過膠層與主鏡軸固定連接，主鏡軸作為整個系統(tǒng)的連接構件，具有一定的剛性，而膠層的柔性能夠很好的減少重力、溫度等對主鏡產生的變形影響，主鏡結構如圖3所示。

次鏡是非常敏感的光學構件，微小的變化都會帶來很大影響，并且支架的大小直接影響光學系統(tǒng)的中心遮擋大小，為保證結構穩(wěn)定、中心遮擋小以及減小加工難度等原因采用三片殷鋼片連接主次鏡，能夠有效減少溫度等因素引起的主次鏡間距的變化，支撐結構如圖4所示。

透鏡組通過壓圈固定方式保證鏡片間間距，鏡筒材料采用A704能夠減輕結構質量，并且在后端機械結構上留有兩個接口方便后續(xù)探測器接入，系統(tǒng)整體結構如圖5所示。

圖1 光學系統(tǒng)結構圖

圖2 0.8視場各波段彌散斑包圍能量曲線

圖3 主鏡結構

圖4 主次鏡支撐結構

圖5 整體結構模型圖

2 光機熱集成分析

在本系統(tǒng)中，主次鏡結構的穩(wěn)定性對成像質量的影響最大，本次分析只對主次鏡結構進行仿真，分析目的是驗證主次鏡結構在20±5℃范圍內是否滿足光學系統(tǒng)設計指標要求。

2.1 建立有限元模型

通過MSC.Patran建立模型如圖6所示，整個模型采用手工劃分網格的方法，控制網格疏密，使得計算結果更加精確，模型主要六面體單元及少量的五面體建模，共有單元數(shù)12172個，節(jié)點數(shù)18707個，結構有限元建模計算中主次鏡及支撐結構的材料及其屬性參數(shù)如表1所示。

按照指標要求的環(huán)境溫度25℃，對主次鏡模型施加溫度載荷，利用Nastran軟件計算得到剛體位移結果，主次鏡剛體位移云圖如圖7所示，可以看出主鏡最大軸向位移為0.228mm，次鏡最大軸向位移為0.986mm，目前來看熱變形結果還在可控范圍內。

利用光機熱耦合工具Sigfit輸入系統(tǒng)主次鏡的曲率半徑、主次鏡表面節(jié)點位置數(shù)據(jù)、熱變形后主次鏡表面節(jié)點變化數(shù)據(jù)等進行擬合。溫度為25℃時，Sigfit擬合得到的Zernike多項式系數(shù)[10]如表2所示。

圖6 有限元模型圖

表1 選用材料屬性參數(shù)

圖7 整體位移分布

表2 Zernike系數(shù)

將主次鏡的Zernike多項式系數(shù)導入Zemax光學設計軟件中，即可得到系統(tǒng)彌散斑直徑以及光軸的變化，圖8給出了在環(huán)境溫度25℃，0.8°視場下各波段的圈入能量曲線圖，由圖中信息可知，各波段80%能量彌散斑直徑集中在9.2～18.4mm之間，與圖2對比可知在溫度的影響下，各波段的彌散斑直徑也會增大。同時由圖9得到波前RMS（Root-Mean-Square）值為0.035＜1/12，成像質量良好，調用評價函數(shù)RAID指令，在0°視場入射光線與像面法線夾角可以近似為光軸偏角約為0.0332優(yōu)先于12。

圖8 0.8視場圈入能量曲線

圖9 波前圖

2.2 裝調測試

為檢驗光機熱集成分析的準確性以及光機設計的合理性，設置實驗室20±5℃的溫度條件下，進行光學系統(tǒng)主鏡、次鏡以及透鏡組系統(tǒng)裝調，主鏡及透鏡組利用三坐標進行檢測裝調，保證其位置精度，然后利用干涉儀進行次鏡的裝調工作，系統(tǒng)整體裝調結構如圖10所示。

在實驗室室溫25℃下，系統(tǒng)裝調后的軸上視場波像差如圖11所示，RMS值為0.08，所測得RMS值與有限元分析結果相差很小，分析實例驗證了本系統(tǒng)分析方法的有效性。

圖10 系統(tǒng)整體裝調結構圖

圖11 0視場波像差

2.3 系統(tǒng)性能測試

本次測試溫度環(huán)境分別設為15℃、20℃、25℃，采用平行光管照射，鏡頭放置在精密旋轉的調整臺上，通過對鏡頭的成像光斑與能量分布進行分析獲得彌散斑，檢測圖如圖12所示，記錄3組數(shù)據(jù)取平均值最終結果如圖13所示，由此可見各波段均符合在0.8視場下集中80%能量時，彌散斑直徑在9.2～18.4mm區(qū)間的指標要求。

在20±5℃溫度范圍內，通過對0°視場像點觀測，由公式(1)可知：

式中：像元大小a為4.6mm，焦距f為900mm，經過計算只要像點偏移小于一個像元即可認為光軸偏角優(yōu)于12。經過觀察，像點最大位移小于一個像元，故可以判斷光軸偏角優(yōu)于12，滿足指標要求。通過對彌散斑直徑以及光軸漂移量的檢測結果與仿真分析結果對比發(fā)現(xiàn)光機熱集成分析具有可靠性，所以有必要對系統(tǒng)進行光機熱集成分析以快速檢驗設計的系統(tǒng)是否滿足指標。

圖13 彌散斑直徑圖

3 結論

本文通過對熱不敏光學系統(tǒng)進行結構設計，并對結構進行有限元分析，結合光機熱集成分析方法，通過sigfit計算出在20±5℃下主次鏡RMS值為0.13，將擬合得到的Zernike系數(shù)代入光學設計軟件Zemax中進行仿真模擬，設計結果表明光軸偏角為0.0232優(yōu)于12，波前RMS值為0.035，圈入能量80%集中度彌散斑直徑在9.2～18.4mm之間，最終進行裝調檢測，結果顯示系統(tǒng)軸上視場波像差RMS值為0.08，實現(xiàn)彌散斑能量80%集中度的直徑在9.2～18.4mm內，像點最大位移小于一個像元，光軸偏角優(yōu)先于12，滿足項目設計指標要求。該分析方法能夠準確地驗證系統(tǒng)是否滿足指標要求，極大地縮短了研制周期，能夠對系統(tǒng)性能進行有效的評估，同時可以將該方法運用到其他光學系統(tǒng)光機熱集成分析中。

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Optomechanical Design and Analysis of Large Aperture Thermal Insensitive Star Sensor

LIU Yongqing，GAO Tianyuan，HAN Xu

(College of Optoelectronic Engineering, Changchun University of Science and Technology, Changchun 130022, China)

To meet the requirements of large-aperture and long-focal-length star sensors, an optomechanical design of a large-aperture thermally insensitive star sensor was created. According to the index requirements, an optomechanical thermal integration analysis of the thermally insensitive system was conducted. The MSC Patran software applied temperature loads to the primary and secondary mirror structures to calculate their thermoelastic deformations. The rigid body displacement of the node after thermal deformation was calculated using the Nastran software, and the Zernike polynomial coefficients of the primary and secondary mirror surfaces after deformation were analyzed using Sigft optical mechanical interface software. The results were imported to Zemax to predict the influence of lens shape change and rigid body displacement on speckle, optical axis drift, and wave aberration. The system performance meets the index requirements and the accuracy of the optical mechanical thermal integration analysis is verified through an installation and debugging test in the temperature range of 20℃±5℃, providing an accurate and fast optical mechanical thermal integration analysis process.

star sensor, optical and mechanical design, diffuse plaque, optical mechanical thermal integration analysis

TH74

A

1001-8891(2024)01-0031-05

2022-11-21；

2022-11-30.

劉永清（1998-）男，碩士研究生，研究方向：光學儀器設計。E-mail: 2221515370@qq.com。

高天元（1970-）男，博士，研究員，研究方向：光學儀器設計。E-mail: gty@cust.edu.cn。