李海波，畢 勇

(中科院南京天文儀器有限公司，江蘇 南京 210042)

擴束光學系統(tǒng)[1]作為激光通信、激光測距等技術領域重要組成部分，已經(jīng)在天文觀測、衛(wèi)星通信、全球定位系統(tǒng)、國防建設等領域發(fā)揮了重大作用。為滿足激光測距系統(tǒng)的使用需求，文[2]設計了一套2～6倍的透射式連續(xù)變倍系統(tǒng)，文[3]設計完成了一個離軸三反系統(tǒng)，通過調(diào)節(jié)二鏡和三鏡實現(xiàn)光學變倍，反射鏡均采用非球面。擴束光學系統(tǒng)廣泛應用的同時，穩(wěn)定性要求也在不斷提升。然而大溫差環(huán)境對擴束光學系統(tǒng)的穩(wěn)定性有很大的影響。主要因為熱脹冷縮是絕大多數(shù)材料的固有屬性，在溫度變化較大的工作環(huán)境下，各構件內(nèi)部不均勻的熱應力導致復雜的熱應變，引發(fā)光學元件熱失調(diào)，降低設備的光學性能[4]。支撐結構變形引起的光學元件位置偏差[5]一直是困擾研發(fā)人員和工程設計人員的難題之一。因此越來越多的人開始從結構設計本身出發(fā)改善光學系統(tǒng)的溫度穩(wěn)定性。2016年，文[6]通過設計電機控制系統(tǒng)來完成溫度補償，該方法可以有效控制系統(tǒng)的溫度范圍，但是系統(tǒng)溫度的均勻性不容易保證，系統(tǒng)成像質(zhì)量受到影響。2021年，文[7]在低溫離軸反射式準直系統(tǒng)中設計的溫度補償機構可以明顯提高光學系統(tǒng)的溫度穩(wěn)定性,該機構通過殷鋼的低膨脹系數(shù)進行補償，并沒有設計反向溫度補償機構，系統(tǒng)成像質(zhì)量依然受到較大影響。

在研制200 mm口徑激光發(fā)射擴束系統(tǒng)過程中，研究人員發(fā)現(xiàn)溫度大范圍變化對擴束光學系統(tǒng)的像質(zhì)有很大影響，無法滿足系統(tǒng)波像差進而影響設備的通信功能。為了解決這一問題，本文設計了一種自動溫度補償機構，該機構設計有反向溫度補償裝置，根據(jù)不同材料膨脹系數(shù)以及膨脹方向的不同，并通過理論計算，設計相應的機械結構及長度，在30 ℃范圍內(nèi)鏡間距隨溫度總變化量趨近0，從而抑制一定范圍溫度變化對擴束光學系統(tǒng)像質(zhì)的影響。在+30 ℃溫差范圍內(nèi)，本文通過ANSYS軟件分析了自動溫度補償機構對擴束光學系統(tǒng)主次鏡位置的影響，然后通過ZMAX軟件對變化后的主次鏡進行光學仿真分析。分析結果表明，自動溫度補償機構可以減小溫度改變對主次鏡鏡間距的影響，有效地抑制溫度變化對擴束光學系統(tǒng)成像質(zhì)量的影響。

1 擴束系統(tǒng)自動溫度補償機構原理

擴束光學系統(tǒng)指標：口徑200 mm，擴束比16X，裝調(diào)后實現(xiàn)系統(tǒng)軸上波前RMS≤λ/20@632.8 nm。系統(tǒng)采用同軸無實焦點設計，系統(tǒng)如圖1，系統(tǒng)設計參數(shù)如表1。12.5 mm直徑的激光束入射到次鏡，經(jīng)過次鏡及主鏡反射后，形成200 mm直徑激光束向外發(fā)射，配合接收望遠鏡可以實現(xiàn)激光的發(fā)射和接收。

圖1 16X擴束系統(tǒng)圖Fig.1 16X beam expansion system diagram

表1 鏡面參數(shù)Table 1 Mirror parameters

主鏡、次鏡以及窗口鏡之間的相互位置關系對擴束系統(tǒng)的光學成像質(zhì)量有很大的影響，為了安裝窗口鏡、主鏡和次鏡，并保持相互位置關系，擴束系統(tǒng)結構如圖2。系統(tǒng)主要由鏡筒機構、窗口鏡機構、次鏡機構、主鏡機構、后罩殼機構、自動溫度補償機構等組成。鏡筒機構主要由Q235材料焊接而成，作為系統(tǒng)主支撐件，用于安裝其他機構；窗口鏡安裝于窗口鏡機構中，與鏡筒機構相連；主鏡安裝于主鏡室內(nèi)，主鏡室設計有側支撐機構，機構處通過聚四氟乙烯結構與主鏡接觸，通過鏡室鋼結構、主鏡微晶玻璃、側支撐聚四氟乙烯之間溫度膨脹系數(shù)的不同，可實現(xiàn)自動溫度補償，減小結構受溫度影響對主鏡的力學作用，并與鏡筒相連。次鏡與殷鋼副鏡室通過膠粘連接，安裝在次鏡機構上，次鏡機構與溫度補償機構相連，與鏡筒隔開，次鏡位置設計有五維調(diào)整機構，確保主次鏡之間光學系統(tǒng)的調(diào)試功能。

擴束光學系統(tǒng)成像質(zhì)量受溫度影響較大，為了減小溫度對系統(tǒng)成像質(zhì)量的影響，在主次鏡之間使用殷鋼(牌號：4J32)材料的連接機構，在次鏡位置處設計了鋁材料的溫度反向補償機構，結構如圖3。圖3中，殷鋼桿部件1、次鏡鋼機構2、反向補償鋁部件3、殷鋼隔圈部件4和殷鋼次鏡室部件5等結構部件對溫度補償起主要作用。殷鋼桿部件1采用低膨脹殷鋼材料，主要用于減小主次鏡受溫度影響鏡間距的變化量。次鏡鋼機構2用于安裝次鏡及反向補償鋁部件3；反向補償鋁部件3選用熱膨脹系數(shù)大的鋁材料，用于溫度反向補償；殷鋼隔圈部件4用于減小正向膨脹；殷鋼次鏡室部件5選用低膨脹殷鋼材料，用于安裝次鏡，減小溫度變化對次鏡的影響。部件材料類型及其屬性如表2。設定6處為溫度變化基準面，當溫度升高時，殷鋼桿部件1、次鏡鋼機構2、殷鋼隔圈部件4將沿+z方向膨脹，而反向補償鋁部件3和殷鋼次鏡室部件5將沿-z方向膨脹。通過殷鋼桿部件1、次鏡鋼機構2、殷鋼隔圈部件4與反向補償鋁部件3、殷鋼次鏡室部件5之間溫度膨脹系數(shù)以及膨脹方向的不同，設計相應的結構長度，并通過理論計算總變化量趨近0，從而產(chǎn)生自動溫度補償?shù)男Ч?。通過該結構可以極大地抑制溫度變化對主次鏡鏡間距的影響，確保光學系統(tǒng)的成像質(zhì)量。

圖2 擴束系統(tǒng)鏡筒結構示意圖

金屬材料的熱膨脹公式為

Δl=αL(T1-T0)，

(1)

其中，Δl為材料軸向伸長；α為材料線性膨脹系數(shù)；L為材料長度；T0為材料初始溫度；T1為材料工作溫度。鏡間距變化量為

ΔZ=α1L1(T1-T0)+α2L2(T1-T0)+

α1L4(T1-T0)-α3L3(T1-T0)-

α1L5(T1-T0)，

(2)

圖3 擴束系統(tǒng)溫度補償機構示意圖

其中，α1為殷鋼線性膨脹系數(shù)；α2為45#鋼線性膨脹系數(shù)；α3為6061鋁線性膨脹系數(shù)；L1為殷鋼桿部件1長度；L2為次鏡鋼機構2長度；L3為反向補償鋁部件3長度；L4為殷鋼隔圈部件4長度；L5為殷鋼次鏡室部件5長度。

2 系統(tǒng)溫度變化分析

2.1 系統(tǒng)參數(shù)設置

各零件的熱膨脹系數(shù)及長度如表2。

表2 結構件參數(shù)Table 2 Frame parameters

2.2 系統(tǒng)溫度分析結果

設定20 ℃為系統(tǒng)參考溫度，通過ANSYS有限元分析軟件，分析鏡筒在30 ℃，40 ℃和50 ℃時，擴束系統(tǒng)主次鏡之間的相對位置變化，分析中定義光軸為z方向，坐標系基準如圖4。主次鏡之間的相對位置通過最小二乘法擬合鏡面球心坐標的方法，計算主次鏡相對偏移量。由于自動溫度補償機構是軸對稱結構，受溫度影響，x軸和y軸方向主次鏡位置變化基本為0，因此分析中忽略了x軸和y軸方向主次鏡位置變化帶來的影響，主要分析z軸方向主次鏡球心相對偏移量，然后將主次鏡相對變化量代入ZMAX中進行光學仿真，計算該溫差下激光擴束系統(tǒng)的波前誤差。

當溫度升高到30 ℃，40 ℃和50 ℃時，擴束光學系統(tǒng)在未設計自動溫度補償機構和設計自動溫度補償機構的兩種機理下，主次鏡位置變化分析結果如圖5和圖6，其中(d)為主次鏡位置變化數(shù)據(jù)。然后將兩種原理下的主次鏡變化量進行對比，結果如圖7。

分析結果表明，在溫度升高到30 ℃，40 ℃和50 ℃時，未采用自動溫度補償機構的擴束光學系統(tǒng)主次鏡變化0.027 22 mm，0.054 43 mm和0.081 64 mm，而采用自動溫度補償機構設計的擴束光學系統(tǒng)主次鏡變化分別為0.000 05 mm，0.000 09 mm和0.000 14 mm，并且通過圖7鏡間距變化對比可以看出，采用自動溫度補償機構設計后的鏡間距變化量遠小于未采用自動溫度補償機構設計后的鏡間距變化量，因此該自動溫度補償機構可以極大地抑制主次鏡鏡間距的變化。

圖4 鏡筒坐標系基準圖Fig.4 Reference map of mirror tube coordinate system

圖5 未設計自動溫度補償機構Fig.5 No automatic temperature compensation mechanism is designed

圖6 設計自動溫度補償機構Fig.6 Design of automatic temperature compensation mechanism

2.3 系統(tǒng)光學像質(zhì)分析結果

在主鏡與次鏡的距離保持設計值時，擴束光學系統(tǒng)的波前誤差為0.001 3λ(RMS)，如圖8。在溫度升高到30 ℃，40 ℃和50 ℃時，通過ZMAX光學仿真軟件分別分析了未設計自動溫度補償機構和設計自動溫度補償機構兩種機理下的主次鏡光學系統(tǒng)波前誤差均方根，系統(tǒng)波前誤差均方根分析結果如圖9和圖10，然后將兩種機理下的系統(tǒng)波前誤差均方根進行對比，結果如圖11。

通過系統(tǒng)波前分析對比，當擴束光學系統(tǒng)溫度從20 ℃升高到30 ℃，40 ℃和50 ℃時，系統(tǒng)未設計溫度補償機構時，光學系統(tǒng)的軸上視場波前均方根分別為1.389 8λ，2.778 2λ和4.165 6λ，該狀態(tài)系統(tǒng)波前變化較大，導致光學系統(tǒng)的出射光平行性變差，無法滿足系統(tǒng)波前RMS≤λ/20的指標；系統(tǒng)設計溫度補償機構后，光學系統(tǒng)的軸上視場波前均方根分別為0.002 6λ，0.004 6λ和0.007 2λ，與20 ℃狀態(tài)下的波前最大僅相差0.005 9λ，滿足系統(tǒng)波前均方根的指標要求，可高質(zhì)量發(fā)射光束。

圖7 鏡間距變化對比圖Fig.7 Comparison diagram of mirror spacing change

圖8 20 ℃系統(tǒng)波前圖Fig.8 Wavefront diagram of 20 ℃ system

圖9 系統(tǒng)波前圖(未設計補償)Fig.9 Wavefront diagram of 50 ℃ system (no compensation is designed)

3 結 論

擴束系統(tǒng)溫度從20 ℃升高到30 ℃，40 ℃和50 ℃時，未采用自動溫度補償機構設計時，擴束光學系統(tǒng)主次鏡鏡間距分別變化0.027 22 mm，0.054 43 mm和0.081 64 mm，系統(tǒng)波前誤差均方根從0.001 3λ變?yōu)?.389 8λ，2.778 2λ和4.165 6λ(λ=632.8 nm)，無法滿足光學成像質(zhì)量要求；而采用自動溫度補償機構設計后，擴束光學系統(tǒng)主次鏡鏡間距分別變化0.000 05 mm，0.000 09 mm和0.000 14 mm，系統(tǒng)波前誤差均方根從0.001 3λ變?yōu)?.002 6λ，0.004 6λ和0.007 2λ，仍然可以滿足光學成像質(zhì)量要求。因此該自動溫度補償機構可以極大地抑制大溫差對擴束光學系統(tǒng)成像質(zhì)量的影響，為后續(xù)擴束系統(tǒng)溫度補償設計提供參考。

圖10 系統(tǒng)波前圖(設計補償)Fig.10 Wavefront diagram of system (design compensation)

圖11 系統(tǒng)波前誤差均方根對比圖Fig.11 RMS comparison diagram of system wavefront error