1.2 m微晶主鏡的新型支撐

邵　亮，趙勇志，明　名，呂天宇，劉昌華, 王洪浩

(中國科學(xué)院 長春光學(xué)精密機(jī)械與物理研究所，吉林 長春 130033)

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1.2 m微晶主鏡的新型支撐

邵亮*，趙勇志，明名，呂天宇，劉昌華, 王洪浩

(中國科學(xué)院 長春光學(xué)精密機(jī)械與物理研究所，吉林 長春 130033)

針對1.2 m微晶主鏡, 提出了基于6套柔性切向桿機(jī)構(gòu)的側(cè)向支撐與基于18點(diǎn)半柔性Whiffletree機(jī)構(gòu)的軸向支撐相結(jié)合的新型主鏡支撐方案，用于保證該主鏡在較大溫差范圍以及不同俯仰角度下始終保持良好的面形精度及較高的系統(tǒng)剛度。 分析了該機(jī)構(gòu)的工作原理，實(shí)驗(yàn)測試了主鏡的面形精度及支撐系統(tǒng)的模態(tài)。機(jī)構(gòu)分析表明該支撐方式可有效保證主鏡定位精度和面形精度，并具有熱解耦能力；有限元分析確認(rèn)系統(tǒng)具有良好的支撐性能；面形精度檢測得出主鏡光軸垂直面形精度RMS達(dá)15.25 nm，光軸水平面形精度RMS為20.75 nm，模態(tài)測試則獲得主鏡支撐系統(tǒng)的一階固有頻率為60.3 Hz。實(shí)測結(jié)果驗(yàn)證了該新型主鏡支撐系統(tǒng)具有良好的面形保持能力及支撐剛度，分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果符合度較好，主鏡光軸垂直和水平狀態(tài)面形精度RMS的相對誤差分別為14.0%和17.8%，一階固有頻率相對誤差為10.8%。得到的結(jié)果驗(yàn)證了有限元建模及分析的可信性，支撐系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案的合理性及相關(guān)理論推導(dǎo)的正確性。

微晶主鏡; 主鏡支撐；面形檢測；模態(tài)測試；有限元分析

1　引　言

為提高探測能力和觀測分辨力，現(xiàn)代地基光電望遠(yuǎn)鏡逐步向大口徑方向發(fā)展。作為光電望遠(yuǎn)鏡主光學(xué)系統(tǒng)的關(guān)鍵元件，主鏡的面形精度、定位精度及支撐剛度直接影響望遠(yuǎn)鏡的成像質(zhì)量[1-3]。對于1～2 m級口徑望遠(yuǎn)鏡主鏡，國內(nèi)外研究多采用浮動式被動支撐方案[4-6]，其側(cè)向支撐采用推-拉平衡重結(jié)合定位機(jī)構(gòu)方式，軸向支撐采用機(jī)械式Whiffletree機(jī)構(gòu)或推-拉平衡重結(jié)合定位硬點(diǎn)方式。平衡重機(jī)構(gòu)將明顯導(dǎo)致支撐系統(tǒng)剛度下降[7]，而傳統(tǒng)的機(jī)械式Whiffletree機(jī)構(gòu)無法實(shí)現(xiàn)主鏡與支撐點(diǎn)間的熱解耦及靜摩擦力釋放[8-9]。

為滿足主鏡支撐性能要求，1.2 m微晶主鏡采用6套柔性切向桿側(cè)向支撐結(jié)合18點(diǎn)半柔性Whiffletree軸向支撐的被動式支撐方式。通過機(jī)構(gòu)原理分析，該支撐系統(tǒng)可有效保證主鏡定位精度和面形精度，并具有熱解耦能力。利用Ansys軟件對支撐系統(tǒng)進(jìn)行了有限元分析確認(rèn)；系統(tǒng)完成裝調(diào)后，對主鏡面形精度及支撐系統(tǒng)模態(tài)進(jìn)行檢測，檢測結(jié)果說明支撐系統(tǒng)可滿足主鏡支撐要求；分析與實(shí)測結(jié)果符合度較好，體現(xiàn)了有限元建模及分析的正確性，也印證了該支撐系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案的合理性及相關(guān)理論推導(dǎo)的正確性。

2　主鏡支撐方案

2.1主鏡基本參數(shù)

主鏡選用微晶玻璃(Zerodur)材料，其膨脹系數(shù)低的特性可有效降低自身熱變形影響。主鏡采用平凹鏡設(shè)計(jì)，外徑為Φ1 230 mm，內(nèi)徑為Φ250 mm，邊緣厚度為160 mm，總重為395 kg。主鏡支撐系統(tǒng)要求主鏡面形精度RMS≤λ/30(λ為激光干涉儀檢測用激光波長，其值為632.8 nm)，一階模態(tài)頻率高于50 Hz，重力作用下主鏡與鏡室間相對竄動小于50 μm。

2.2支撐原理及分析

根據(jù)Hall提出的經(jīng)驗(yàn)公式可知，主鏡軸向支撐面形精度與主鏡軸向支撐點(diǎn)數(shù)量相關(guān)[10]：

(1)

式中:N為支撐點(diǎn)數(shù)量，DG為主鏡外徑，tA為主鏡厚度，ρG為主鏡材料密度，EG為主鏡材料楊氏模量，δ為支撐系統(tǒng)預(yù)期得到的主鏡面形精度。將式(1)轉(zhuǎn)化為公制單位，可估算出18點(diǎn)軸向支撐面形精度為10.95 nm，滿足支撐要求。

主鏡支撐機(jī)構(gòu)應(yīng)滿足靜定支撐原理，以保證主鏡定位精度：

(2)

式中:F為系統(tǒng)自由度總數(shù)，n為部件數(shù)，g為節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)，fi為第i個(gè)節(jié)點(diǎn)的自由度。每組支撐機(jī)構(gòu)形成1個(gè)約束關(guān)系，由軸向及側(cè)向支撐組成的主鏡支撐系統(tǒng)恰好需6組支撐機(jī)構(gòu)對主鏡進(jìn)行約束[11]。

根據(jù)式(1)可知，支撐系統(tǒng)通過適當(dāng)擴(kuò)展支撐點(diǎn)數(shù)量，可提高主鏡支撐面形精度。對于軸向及側(cè)向支撐，支撐機(jī)構(gòu)每組擴(kuò)展支撐點(diǎn)之間微位移應(yīng)滿足[12]：

(3)

根據(jù)式(3)，每組支撐機(jī)構(gòu)及擴(kuò)展支撐點(diǎn)之間通過位移關(guān)系形成1個(gè)約束關(guān)系。由軸向及側(cè)向支撐組成的支撐系統(tǒng)通過6組支撐機(jī)構(gòu)，可滿足式(2)所述靜定支撐原理，以實(shí)現(xiàn)支撐系統(tǒng)對于主鏡的定位精度要求。

(a)支撐系統(tǒng) 　　　(b)模型簡化 (a) Support system　　　 (b) Model simplification圖1　支撐原理圖Fig.1　Schematic diagram of support

為方便討論，將主鏡光軸方向定義為UZ軸方向，主鏡徑向分別為相互垂直的UX、UY方向，RZ、RX、RY分別為繞3個(gè)坐標(biāo)軸的旋轉(zhuǎn)方向。

軸向支撐采用3組半柔性Whiffletree機(jī)構(gòu)逐級擴(kuò)展為18個(gè)等力支撐點(diǎn)方式對主鏡3個(gè)自由度約束(UZ，RX，RY)，如圖1(a)。半柔性Whiffletree機(jī)構(gòu)具體形式為：采用兩級擴(kuò)展形式，第一級為等長擺臂，第二級為等邊三角形力擴(kuò)散器；區(qū)別于傳統(tǒng)球鉸連接，擺臂通過柔性膜片結(jié)合球鉸形成半柔性十字鉸鏈連接力擴(kuò)散器；支撐點(diǎn)處采用軸向柔性細(xì)桿機(jī)構(gòu)替代傳統(tǒng)球鉸，利用其軸向剛性實(shí)現(xiàn)對主鏡軸向定位，側(cè)向柔性實(shí)現(xiàn)支撐點(diǎn)與主鏡徑向解耦。側(cè)向支撐采用的6套柔性切向桿機(jī)構(gòu)呈對稱方式排布，如圖1(a)所示。切向桿機(jī)構(gòu)在主鏡徑向及軸向方向均采用柔性鉸鏈，其軸向柔鉸可實(shí)現(xiàn)支撐點(diǎn)與主鏡軸向解耦。每對相互對應(yīng)平行的切向桿機(jī)構(gòu)包含一個(gè)用于分散作用力的虛約束，3對切向支撐結(jié)構(gòu)可約束主鏡3個(gè)自由度(RZ，UX，UY)[13-14]。

柔性側(cè)向支撐為整個(gè)支撐系統(tǒng)剛度最為復(fù)雜的環(huán)節(jié)，有必要進(jìn)行相應(yīng)分析。側(cè)向支撐可簡化為如圖1(b)所示的彈性系統(tǒng)。實(shí)際設(shè)計(jì)中連桿部分抗彎強(qiáng)度遠(yuǎn)高于柔鉸部分，因而側(cè)向支撐彈性變形環(huán)節(jié)主要體現(xiàn)在扭矩導(dǎo)致柔鉸的彎曲變形以及切向拉/壓力導(dǎo)致的連桿及柔鉸沿切向拉/壓變形。在受到Y(jié)方向重力G作用時(shí)，主鏡將出現(xiàn)沿重力方向的微量位移d，每套側(cè)向支撐機(jī)構(gòu)受到切向力Fi，以及平行于光軸方向扭矩Mi，其材料楊氏模量E；設(shè)切向連桿長度L1，截面積A1，柔鉸處長度L2，寬度b，厚度t，即截面積A2=bt，有：

(4)

其中：i=1，2……6；j=1，2。

設(shè)重力G作用下，切向桿變形導(dǎo)致主鏡微量位移為d1，柔鉸變形導(dǎo)致主鏡微量位移為d2，根據(jù)疊加原理，有：

d=d1+d2,

(5)

支撐機(jī)構(gòu)不發(fā)生彈性變形的理想狀態(tài)下，根據(jù)支撐原理，有：

(6)

主鏡自重作用使得側(cè)向支撐機(jī)構(gòu)發(fā)生微量彈性變形時(shí)，式(6)所述關(guān)系仍近似成立。

單獨(dú)考慮連桿變形導(dǎo)致主鏡微量位移d1時(shí)，在2、3、5及6號側(cè)向支撐處，有：

(7)

將式(7)帶入式(4)，并與式(6)聯(lián)立得：

(8)

單獨(dú)考慮柔鉸變形導(dǎo)致主鏡微量位移d2時(shí)，可將其彈性變形可視為蓄能過程，有：

(9)

由于連桿兩端均使用相同柔鉸，式(9)可轉(zhuǎn)化為：

(10)

根據(jù)圖1所示幾何關(guān)系，發(fā)生微量變形時(shí)，有：

(11)

將式(11)帶入式(4)及(10)，解得：

(12)

(13)

將式(8)及式(13)帶入式(5)，可得此狀態(tài)下主鏡沿重力方向微量位移的表達(dá)式為：

(14)

設(shè)KY為Y方向等效彈性系數(shù)，有：

G=KYd,

(15)

結(jié)合式(14)、(15)，可得：

(16)

同理可推得X方向等效彈性系數(shù)，且發(fā)現(xiàn)X與Y方向等效彈性系數(shù)有：

KX=KY.

(17)

可知，側(cè)向支撐不同方向剛度對稱一致；將相應(yīng)設(shè)計(jì)參數(shù)帶入(14)，可預(yù)估在重力作用下主鏡將出現(xiàn)10 μm量級平移，說明所設(shè)計(jì)側(cè)向支撐滿足主鏡定位要求。

在熱變形過程中，軸向支撐利用細(xì)桿機(jī)構(gòu)徑向柔性實(shí)現(xiàn)與主鏡熱解耦；側(cè)向支撐6套切向桿機(jī)構(gòu)具有相同的熱致伸縮量，可將主鏡與鏡室間徑向熱變形差異轉(zhuǎn)化為主鏡繞光軸方向的微量轉(zhuǎn)動，從而釋放主鏡與鏡室因徑向熱膨脹不一致而產(chǎn)生的熱應(yīng)力，實(shí)現(xiàn)側(cè)向支撐與主鏡熱解耦[15]。主鏡與側(cè)向支撐間熱膨脹相對變化如圖2所示。

圖2　側(cè)向支撐熱變形Fig.2　Schematic diagram of lateral support thermal deformation

為便于討論，設(shè)支撐機(jī)構(gòu)與鏡室熱膨脹系數(shù)α相同；由于主鏡微晶材料熱膨脹率(0.02×10-6)遠(yuǎn)小于支撐及鏡室材料熱膨脹率(如45#鋼為11.59×10-6)，可忽略主鏡自身熱膨脹；設(shè)主鏡外徑為R，側(cè)向支撐長度L。圖2中，⊙1代表主鏡，⊙2代表環(huán)境溫度未發(fā)生變化時(shí)主鏡室，⊙3代表溫度變化t℃發(fā)生熱變形的主鏡室；O為主鏡中心，A點(diǎn)為側(cè)向支撐與主鏡連接點(diǎn)位置，B點(diǎn)為側(cè)向支撐與鏡室連接點(diǎn)位置；AB為其1套側(cè)向支撐機(jī)構(gòu)，A′B′為該側(cè)向支撐機(jī)構(gòu)熱變形后相應(yīng)狀態(tài)及位置。

假設(shè)側(cè)向支撐點(diǎn)A斷開，由于主鏡熱膨脹與鏡室一致，熱變形后側(cè)向支撐為A″B′，有：

A′B′=A″B′,

(18)

圖2中，根據(jù)熱膨脹關(guān)系可知：

(19)

根據(jù)圖2幾何關(guān)系，有：

(20)

由于∠A″BA′為微小量，有：

(21)

主鏡繞光軸微量旋轉(zhuǎn)：

∠AOA′=sin∠AOA′=AA′/R,

(22)

將式(18)～(21)帶入式(22)可得：

(23)

通過分析可知，當(dāng)環(huán)境溫度發(fā)生變化時(shí)，主鏡通過微量旋轉(zhuǎn)可釋放與側(cè)向支撐間熱應(yīng)力；由于軸向支撐柔性細(xì)桿機(jī)構(gòu)的運(yùn)用，可有效釋放主鏡繞光軸微量旋轉(zhuǎn)帶來的影響。

3　主鏡支撐方案

利用ANSYS軟件建立1.2 m微晶主鏡及支撐系統(tǒng)模型，如圖3所示。主鏡利用板單元建立沿徑向截面，通過旋轉(zhuǎn)掃掠成實(shí)體單元。該建模方式沿半徑節(jié)點(diǎn)分布逐漸稀疏，為提高分析的準(zhǔn)確性，面形精度統(tǒng)計(jì)結(jié)果采用節(jié)點(diǎn)加權(quán)方式，權(quán)值為節(jié)點(diǎn)所對應(yīng)位置的歸一化半徑長度。

圖3　有限元模型示意圖Fig.3　Scheme of FEA model

3.1重力變形

主鏡支撐系統(tǒng)受重力作用，光軸由天頂至指向水平時(shí)，支撐導(dǎo)致的面形精度影響曲線如圖4所示。分析結(jié)果表明：重力作用下支撐系統(tǒng)引起的主鏡鏡面變形RMS值最小為2.99 nm，最大為11.05 nm。

圖4　重力變形Fig.4　Gravitational deformation analysis results

3.2熱變形

熱分析以20 ℃為參考溫度，環(huán)境溫度為-40 ℃時(shí)主鏡面形云圖如5(a)所示，主鏡面形精度RMS=49.98 nm，此時(shí)像差主要為離焦，其對面形精度RMS值的影響為49.70 nm。在主光學(xué)系統(tǒng)中，主鏡離焦可通過調(diào)焦環(huán)節(jié)消除，不會對系統(tǒng)成像質(zhì)量造成影響，因而主鏡實(shí)際面形精度需通過剔除離焦后進(jìn)行評定。圖5(b)所示為環(huán)境溫度為-40 ℃時(shí)去除離焦后主鏡熱變形云圖，此時(shí)支撐系統(tǒng)導(dǎo)致的主鏡面形精度影響RMS=0.67 nm。圖5(c)、(d)所示分別為環(huán)境溫度80 ℃時(shí)主鏡面形云圖及該溫度下去除離焦后主鏡熱變形云圖，其面形云圖分別與圖5(a)、(b)相比,分布一致，高低方向相反，相應(yīng)的面形精度RMS統(tǒng)計(jì)值基本一致。

(a)-40 ℃熱變形云圖　(b)-40 ℃去除離焦后云圖 (a)Thermal deformation pattern at -40 ℃　(b)Deformation pattern after defocussing rejection at -40 ℃

(c)80 ℃熱變形云圖　　(d)80 ℃去除離焦后云圖 (c)Thermal deformation pattern at 80 ℃　(d)Deformation pattern after defocussing rejection at 80 ℃

(e)熱變形曲線(e) Curve of thermal deformation圖5　熱變形分析結(jié)果Fig.5　Thermal analysis results

環(huán)境溫度由-40～80 ℃變化時(shí)，支撐系統(tǒng)導(dǎo)致面形精度影響計(jì)算結(jié)果如圖5(e)所示。熱分析結(jié)果表明支撐系統(tǒng)具有良好的熱解耦能力。

3.3裝配影響分析及綜合估算

由于安裝及機(jī)械加工誤差的存在，不同部件連接面存在微量間隙及傾斜，裝調(diào)過程中鎖緊部件之間連接面時(shí)將產(chǎn)生裝配應(yīng)力。安裝誤差及裝配應(yīng)力會明顯的導(dǎo)致鏡面變形，影響支撐效果。安裝誤差通過修改模型支撐節(jié)點(diǎn)位置實(shí)現(xiàn)；連接面微量間隙及傾斜鎖緊時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力通過采用幾何關(guān)系換算并施加強(qiáng)制位移的方式模擬?？紤]安裝誤差及應(yīng)力的不確定性，仿真過程施加約束及作用力應(yīng)具有一定隨機(jī)性，通過多次運(yùn)算(30次)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)的方式得到主鏡面形精度影響。表1所示為有限元仿真計(jì)算對支撐系統(tǒng)實(shí)際裝調(diào)中可能出現(xiàn)的安裝誤差及裝配應(yīng)力導(dǎo)致主鏡面形精度影響的分析結(jié)果。

表1　安裝誤差及裝配應(yīng)力影響

表1中，第12項(xiàng)為考慮到安裝誤差、裝配應(yīng)力及重力綜合作用，主鏡光軸指向天頂面形精度影響；第13項(xiàng)為光軸指向水平綜合面形精度影響。

對于支撐解耦的主鏡支撐系統(tǒng)，其熱變形、加工殘差、重力變形、安裝誤差及裝配應(yīng)力對主鏡的面形精度影響相互獨(dú)立，即各種影響共同作用下主鏡面形精度RMS值的平方等于各種影響單獨(dú)作用下的主鏡面形精度RMS值的平方和[16]。根據(jù)熱分析可知，支撐系統(tǒng)具有良好的熱解耦能力，熱變形影響可忽略不計(jì)；主鏡精磨后可能達(dá)到面形精度λ/60級別(10.55 nm)；通過表1可預(yù)測支撐系統(tǒng)在安裝誤差、裝配應(yīng)力及重力綜合作用下的面形精度影響；可估算主鏡最終面形精度在光軸垂直及水平時(shí)RMS值分別為13.11 nm和17.05 nm。

3.4模態(tài)分析

實(shí)際裝調(diào)過程中，利用18枚均布的M16螺釘將鏡室安裝面固連于四通安裝面，通過安裝面間靜摩擦和螺旋副間軸向鎖緊連接實(shí)現(xiàn)主鏡支撐系統(tǒng)定位。對有限元模型進(jìn)行模態(tài)分析時(shí)，結(jié)合實(shí)際定位方式，對鏡室安裝面相應(yīng)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行全自由度約束。仿真后得到支撐系統(tǒng)的前六階頻率如表2所示。前六階模態(tài)振型計(jì)算結(jié)果表明主鏡支撐系統(tǒng)具有良好的支撐剛度。

表2　主鏡振型分析結(jié)果

4　檢測實(shí)驗(yàn)

主鏡面形精度檢測實(shí)驗(yàn)主要設(shè)備包括：激光干涉儀、補(bǔ)償器以及主鏡。激光干涉儀發(fā)射球面波，經(jīng)補(bǔ)償器投射到非球面主鏡；激光由主鏡反射經(jīng)補(bǔ)償器再次回到干涉儀中并形成干涉條紋，并轉(zhuǎn)化為反映主鏡面形精度的云圖。主鏡光軸垂直及水平時(shí)檢測實(shí)驗(yàn)示意分別如圖6(a)、(b)所示。

(a)垂直檢測(a) Vertical measurement scheme

(b)水平檢測(b) Horizontal measurement scheme圖6　主鏡面形精度檢測示意圖Fig.6　Scheme of mirror surface distortion measurement

4.1面形精度檢測

主鏡精拋后，面形精度RMS=11.10 nm，其面形云如圖7(a)所示。完成裝調(diào)后進(jìn)行檢測，光軸指向天頂主鏡面形精度RMS=15.25 nm，面形云如圖7(b)所示；光軸指向水平主鏡面形精度RMS=20.75 nm，面形云如圖7(c)所示。

(a)精拋檢測云圖 (a) Result after polishing

(b)垂直檢測結(jié)果　　　(c)水平檢測結(jié)果(b)Vertical measuring result　(c) Horizontal measuring result圖7　主鏡面形精度檢測Fig.7　Measurement for RMS of primary mirror

4.2模態(tài)檢測實(shí)驗(yàn)

利用模態(tài)分析儀對主鏡支撐系統(tǒng)進(jìn)行模態(tài)檢測，將8個(gè)三向加速度傳感器均布在主鏡背面，如圖8(a)所示，圖8(b)為模態(tài)檢測結(jié)果。主鏡前6階模態(tài)及振型如表3所示，需要說明的是：由于支撐系統(tǒng)的對稱性，使得兩個(gè)傾斜(RX，RY)模態(tài)極為接近，由于分析軟件算法局限僅辨識出合成結(jié)果；兩個(gè)平移(UX，UY)模態(tài)也出現(xiàn)類似情況。

(a)傳感器布置　　(b)模態(tài)檢測結(jié)果 (a) Sensor arrangement　(b) Modal measuring result圖8　模態(tài)測量實(shí)驗(yàn)Fig.8　Modal measuring experiment

表3　主鏡模態(tài)測量結(jié)果

4.3檢測結(jié)果分析

對比面形精度實(shí)測及有限元分析結(jié)果，二者存在的差異在光軸指向天頂及水平狀態(tài)分別為14.0%和17.8%，說明文中分析及有限元仿真具有可信性，同時(shí)也驗(yàn)證了支撐系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案的合理性。

在模態(tài)檢測中，實(shí)測值與分析值存在的差異反映了由于支撐系統(tǒng)部件材料屬性差異、連接方式簡化、安裝誤差及裝配應(yīng)力等原因使得支撐系統(tǒng)的實(shí)際剛度與有限元模型存在著一定的差異(10.8%)。主鏡支撐系統(tǒng)一階固有頻率實(shí)測值60.3 Hz，滿足風(fēng)載、外界振動等因素對于主鏡支撐系統(tǒng)要求[17]。

5　結(jié)　論

本文所述的1.2 m微晶主鏡采用了由柔性切向桿側(cè)向支撐和半柔性Whiffletree軸向支撐組成的被動式支撐方案。通過機(jī)構(gòu)原理分析，該支撐系統(tǒng)可有效保證主鏡定位精度和面形精度，并具有熱解耦能力；有限元仿真分析結(jié)果表明支撐系統(tǒng)很好的主鏡面形精度保持能力、熱解耦能力及較高的剛度；具體計(jì)算結(jié)果表明：主鏡光軸指向天頂及水平時(shí)面形精度RMS分別為13.11 nm及17.05 nm；支撐系統(tǒng)一階固有頻率計(jì)算值為66.8 Hz；另外，支撐系統(tǒng)熱變形對鏡面面形的干擾極小。

對主鏡面形精度及支撐系統(tǒng)模態(tài)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)檢測的結(jié)果表明：主鏡光軸指向天頂及水平時(shí)測得面形精度RMS分別為15.25 nm及20.75 nm，支撐系統(tǒng)一階固有頻率實(shí)測值為60.3Hz。實(shí)測結(jié)果說明了有限元分析過程的可信性和理論分析的合理性，驗(yàn)證了文中所研究的支撐方案適合于1.2 m微晶主鏡。文中相關(guān)研究可為類似的1～2 m級主鏡被動式支撐的設(shè)計(jì)和分析提供借鑒和實(shí)踐依據(jù)。

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邵亮(1982-)，男，吉林樺甸人，碩士，助理研究員，2006年于中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)獲得學(xué)士學(xué)位，2009年于中科院南京天光所獲得碩士學(xué)位，主要從事大型鏡面支撐系統(tǒng)設(shè)計(jì)和仿真分析工作。E-mail：shaol@ciomp.ac.cn

趙勇志(1979-),男，山東泰安人，博士，副研究員，2001年于吉林大學(xué)獲得學(xué)士學(xué)位，2012年于中國科學(xué)院長春光學(xué)精密機(jī)械與物理研究所獲得博士學(xué)位，主要從事大型光電經(jīng)緯儀結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。E-mail：zyz0715@sohu.com

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Novel support for 1.2 m Zerodur primary mirror

SHAO Liang*，ZHAO Yong-zhi，MING Ming，Lü Tian-yu，LIU Chang-hua，WANG Hong-hao

(Changchun Institute of Optics, Fine Mechanics and Physics,ChineseAcademyofSciences,Changchun130033,China)*Correspondingauthor,E-mail:shaol@ciomp.ac.cn

For a 1.2 m Zerodur primary mirror, an effective primary mirror support system was proposed. A lateral support based on 6 sets of flexible tangent link structures and an axial support based on 18 sets of semi-flexible Whiffletree structures were combined to ensure the primary mirror to maintain good surface figure accuracy and system stiffness at a larger temperature range and different elevation angles. The working principle of the system was analyzed and the surface figure accuracy of the primary mirror and modal of the support were tested. The analysis for system structure indicates that the support system ensures the positioning accuracy and surface figure accuracy of the primary mirror and its thermal decoupling ability is verified by support principle deduction. The finite element analysis (FEA)on the statics distortion and thermal distortion of the mirror surface shows that the system has excellent structural rigidity. The surface figure accuracy tests indicate that the RMS values of mirror optical surface distortion at the optical axis in vertical and horizontal states are 15.25nm and 20.75 nm respectively. Furthermore, the first natural frequency of support system is measured to be 60.3 Hz at modal tests. As comparing FEA simulation results with measurement results.It shows that relative errors of the mirror optical surface distortion are 14.0% and 17.8% separately at different elevation angles, and that of the first natural frequency is 10.8%. Due to the approximate results between simulations and measurements, it demonstrates that the design scheme and principle deduction of primary mirror support system are reasonable, and the FEA modeling is creditable.

zerodur primary mirror； primary mirror support;surface figure test;modal test; Finite Element Analysis(FEA)

2016-01-03；

2016-02-20.

中國科學(xué)院青年創(chuàng)新促進(jìn)會基金(No.2016198)

1004-924X(2016)10-2462-09

TH751

Adoi:10.3788/OPE.20162410.2462