大口径主镜反射膜生长热应力及重力仿真

为了充分了解大口径主镜镀膜时热应力及自身重力的分布规律,达到控制反射镜面形变化、提高成膜质量的目的,采用有限元分析方法,对大口径主镜反射膜的生长热应力及重力对反射镜面形的影响进行了理论分析和研究。结果表明,大口径主镜反射膜更容易在靠近边缘位置处出现剥落和损坏情况;大口径主镜镀膜过程中,自身重力引起的反射镜面形变化对镀膜质量会产生较大影响,需要进行重力消除处理;3000 mm口径的主镜在采用镜面向上、向下蒸发膜料的方式镀膜时,需要对支撑方式进行优化设计。该研究为大口径反射镜镀膜时控制热应力及重力对反射镜面形的影响提供了参考。

基于ABAQUS的薄膜主镜设计及压差实验研究

高分辨率空间成像技术是航天领域中获取空间信息的重要手段,具有非常广阔的应用前景。目前空间光学成像技术的发展方向集中在轻量化、高刚度、高分辨率等方面。从轻量化与高刚度角度出发,进行高空薄膜主镜的结构设计,在无限接近实际的工作环境下设计了更优的参数化模型;对模型进行了多场耦合力学仿真分析,并设计了薄膜主镜的力学实验,结合仿真与实验结果进行对比分析,验证了薄膜结构仿真数据的可靠性。该研究结果对薄膜仿真分析具有指导意义,可为高空薄膜相机的研制与应用提供理论依据。

大口径主镜的六杆硬点定位机构参数优化

为了保证4m口径碳化硅主镜的六杆硬点定位系统有足够高的固有频率,对六杆硬点定位机构的构型参数进行了优化设计。首先,推导了主镜六杆硬点定位系统的动力学方程和固有频率方程,建立了机构的构型参数、硬点的轴向刚度、主镜的质量和惯量与主镜系统的固有频率之间的函数关系;接着,通过有限元分析获得了用于4m碳化硅主镜定位的硬点的轴向刚度;然后,基于固有频率方程,以最大化4m碳化硅主镜系统的一阶固有频率为目标,使用遗传算法对六杆硬点定位机构的构型参数进行优化;最后,对最优构型下的4m碳化硅主镜系统进行了模态分析。硬点的轴向刚度为33.044 N/μm,优化后的4m碳化硅主镜系统的一阶固有频率达到30.83 Hz,相对初始值有较大提高。优化方法可以有效提高主镜六杆硬点定位系统的一阶固有频率。

大口径光电高分辨成像远镜主镜电液型高精度位姿控制系统

受自身重力、温度、不同工况下的外部干扰等影响,大望远镜主镜自由状态下位姿会产生巨大变化,导致后端光路不能对准,高分辨率成像质量下降,甚至图像飞出靶面。为消除主镜位姿变化对成像质量带来的影响,本文采用新型高精度电液控制系统对大望远镜主镜位姿进行控制。首先建立望远镜主镜位姿解算模型,分析主镜姿态变化原理;其次采用五个分区的多电机电液控制系统实现主镜姿态主动控制,建立各分区的液压控制系统模型,利用基于望远镜俯仰轴运动时位置误差的多元线性拟合前馈控制(EEFC)及线性自抗扰控制方法(LADRC)进行主镜位姿控制;最后进行测试,结果表明:4 m望远镜俯仰轴匀速运动时,可将主镜Z向平移精度从91.5μm提升到0.5μm,偏转角度精度从3 arcsec提升到0.05 arcsec。在1.2 m望远镜俯仰轴变速运动时,可将主镜Z向平移精度从5.04μm提升至0.2μm,角度偏移精度从0.65 arcsec提升到0.05 arcsec。在主镜上施加多点力促动器驱力时,主镜Z向位移精度从12.2μm提升到2μm内,角度偏移精度从1 arcsec提升到0.03 arcsec。通过测试验证,该控制系统可有效实现主镜光轴稳定,有效保证后端光路的对准与高分辨率自适应成像。

大口径望远镜主镜支撑优化分析

大口径望远镜主镜的面形精度是影响望远镜成像质量的关键因素之一。光电系统中主镜轴向支撑点位置,对面形精度起着非常重要的作用,主镜支撑点位置合理与否,在一定程度上影响着光学系统的成像质量。本文对大口径望远镜主镜的轴向支撑和径向支撑技术进行了详细地研究,利用有限元软件ANSYS建立了主镜的参数化模型,对不同口径主镜的轴向支撑点数目和位置进行了优化,从而给出了最佳支撑点的位置。优化分析结果表明了,主镜的面形精度满足系统的精度要求,并且轴向支撑对镜面的面形影响较大。

大口径轻量化主镜边缘侧向支撑的优化设计

对大口径主镜的侧向支撑结构进行了优化,以便最大限度地降低重力作用下的镜面变形。首先,从理论上给出了一种优化主镜边缘侧支撑结构的判据和思路,然后,引入边缘切向剪切侧支撑原理,阐述了这种支撑形式的优化思想和优势。以口径为2060mm的扇形轻量化主镜作为分析实例,采用16个边缘离散支撑点,优化设计等角间距侧向支撑,并针对轻量化主镜的结构特点和等角间距支撑下支撑力值相差较大的缺点,将等角间距改为不等角间距侧向支撑,分析推导了相应的支撑力公式。结果显示,改进后的支撑形式提高了系统的支撑刚度,镜面变形由原来的1.723nm降为1.633nm。所研究的边缘切向剪切支撑方式很大程度上保证了主镜镜面面形,对不同口径的扇形孔轻量化主镜的设计有普适性。

大口径SiC轻量化主镜热变形的定标

为了准确地预算出大口径SiC轻量化主镜镜面的温度变形,研究了不同热模式下SiC轻量化主镜镜面面形的定标和计算方法。将SiC轻量化主镜上的温度传感器在轴向厚度方向上进行分层处理,对每层上的温度分布采用准Zernike多项式进行拟合。以4mSiC轻量化主镜为例,采用有限元法分别对准Zernike前9项温度模式(18种温度场)下的镜面变形进行定标计算,得出各种单位载荷作用下轻量化主镜镜面的最大变形以及面形误差PV值和RMS值。计算结果表明:准Zernike第一项模式、单位载荷作用下镜面变形最大,其面形误差RMS为278.3nm。采用最小二乘法对各种温差场下的镜面误差进行准Zernike多项式拟合,获得了准Zernike像差项的系数。采用最小二乘法拟合计算出镜面变形误差产生的准Zernike像差项的系数,结果表明,18种温度场下产生的像差形式主要有:平移、倾斜、离焦、彗差和像散。

1.2m微晶主镜的新型支撑

针对1.2m微晶主镜,提出了基于6套柔性切向杆机构的侧向支撑与基于18点半柔性Whiffletree机构的轴向支撑相结合的新型主镜支撑方案,用于保证该主镜在较大温差范围以及不同俯仰角度下始终保持良好的面形精度及较高的系统刚度。分析了该机构的工作原理,实验测试了主镜的面形精度及支撑系统的模态。机构分析表明该支撑方式可有效保证主镜定位精度和面形精度,并具有热解耦能力;有限元分析确认系统具有良好的支撑性能;面形精度检测得出主镜光轴垂直面形精度RMS达15.25nm,光轴水平面形精度RMS为20.75nm,模态测试则获得主镜支撑系统的一阶固有频率为60.3Hz。实测结果验证了该新型主镜支撑系统具有良好的面形保持能力及支撑刚度,分析结果与实测结果符合度较好,主镜光轴垂直和水平状态面形精度RMS的相对误差分别为14.0%和17.8%,一阶固有频率相对误差为10.8%。得到的结果验证了有限元建模及分析的可信性,支撑系统设计方案的合理性及相关理论推导的正确性。

大口径望远镜主镜支撑结构研究

主镜是望远镜系统的重要组成部分之一。随着其口径的不断增大,望远镜的重量也随之加大,自重、热变形等问题将对主镜镜面的面形精度产生一定的影响.因此,在保证系统精度的同时,要尽可能的减少结构重量,所以在设计阶段就要根据光学系统的技术要求及影响因素对主反射镜的支撑方案进行综合考虑和全面分析,使其结构设计更为合理.根据大口径望远镜系统主镜结构设计的要求,利用结构分析软件,建立结构分析模型,来确定主镜支撑方案.详细分析了大口径望远镜主镜支撑的各方面技术。

大口径主镜位置的实时检测

由于望远镜主镜位置的调整与主镜位置的实时监测相关,本文设计了基于位移传感器的主镜位置监测系统。重点考虑镜室重力变形的影响,利用解析几何方法得到了解算主镜位置的算法。以实验室的1.2mSiC主镜作为试验镜进行了主镜位置实时监测试验。在主镜绕支撑架做俯仰转动时,通过布置在主镜背部和侧向的6个位移传感器,实时采集测量数据,并利用有限元方法计算镜室的变形;最后将镜室变形作为系统差和传感器测量值代入解算算法,得到主镜沿X、Y、Z三向平移、绕X、Y轴转动角度及主镜半径随温度变化值。测试结果显示:该试验主镜的支撑系统中的轴向支撑刚度远大于侧向支撑刚度。当镜室转动45°时,主镜的Z向平移变化只有20μm,而X向平移和Y向平移分别为146μm和100μm。试验结果验证了提出的实时监测方法和监测系统的准确性,为大口径主镜实时位置校正提供了依据。

望远镜主镜位置解算算法研究

利用位移传感器测量望远镜主镜相对镜室的相对位置时,需要设计算法将传感器测得值解算为主镜的姿态和位置信息。本文对已有的算法进行了改进,从空间解析几何角度出发研究了主镜位置解算算法,并分析了传感器安装位置偏差对解算精度的影响,发现传感器安装径向尺寸误差对解算精度影响较小,而安装角度误差影响较大,并得到最佳的传感器安装角度为30°,从而得到最佳的传感器布局和解算方法。

大型望远镜主镜方案设计

通过分析三种主镜方案,确定采用弯月形薄主镜为4.3m望远镜的主镜。

基于有限元分析的长条状主镜支撑结构设计

从满足空间望远镜主镜在复杂工况下综合面形误差要求的角度出发,介绍了大尺寸长条状主镜组件材料和主镜结构的选择确定原则;采用理论分析与有限元计算工具相结合的手段,对主镜支撑结构进行了分析与设计。分析计算表明,若主镜组件采用刚性支撑设计,主镜综合面形误差将远远超出设计要求;而采用柔性支撑设计,当柔性支撑筋板高度取46mm、厚度取1.7mm时,主镜组件的动态刚度可达97.4Hz;镜面综合面形误差分别达到63.1nm、39.3nm和59 6nm;主镜组件最大变形分别达到24.6μm、21.4μm、7.4μm,各项指标满足设计要求。平衡稳定性校核表明,当空间相机发射时,柔性支撑筋板不会发生失稳。

4m SiC轻量化主镜的主动支撑系统

针对4m光电望远镜中SiC轻量化主镜比刚度大,面形精度要求高的特点,提出采用液压whiffletree被动支撑并联力促动器主动支撑的轴向液压主动支撑方案。液压被动支撑承担镜重,主动支撑仅输出校正主镜面形误差所需的主动校正力,从而减小主动支撑元件力促动器的作用力范围,提高主动校正力精度。借助于有限元法完成了轴向和侧向支撑系统的优化,确定了轴向54点和侧向24点等间距等力(β=0.5)支撑系统设计。当仅有被动支撑作用时,主镜水平和竖直状态下重力引起的镜面变形误差RMS值分别为37.8nm和82.9nm。采用主动校正后,主镜水平和竖直状态下的镜面变形误差RMS分别减小到12.0nm和9.8nm。不同俯仰角下主镜的镜面变形均能满足面形误差RMS不大于λ/30(λ=632.8nm)的指标要求。

1．2mSiC主镜轻量化设计与分析

为了探索研究大口径轻量化SiC主镜的可行性,对比分析了各种主镜轻量化形式的优缺点,确定了主镜的支撑方式;然后,从理论上计算了轻量化镜体结构参数,设计了采用夹心三明治结构扇形轻量化孔形式的1.23 m SiC轻量化主镜。利用有限元方法分析了轻量化主镜在浮动支撑下的自重变形,两种工况下的面形分别为:PV=9.43 nm,RMS=2.5nm;PV=16.7 nm,RMS=3.2 nm。分析结果表明,镜体的自重变形影响较小,可以满足要求。而由于SiC的热膨胀系数较大,热变形影响较大,在稳态温度场下,温度每相差1℃,镜面面形变化约为PV=40 nm,RMS=4.8 nm,说明为了达到了设计要求,必须对镜体采取热控措施。

大口径主镜轴向支撑点位置优化分析

光电系统中,主镜轴向支撑点位置对面形精度起着非常重要的作用,主镜支撑点位置合理与否,在一定程度上影响着光学系统的成像质量。研究了镜面变形与径厚比的关系以及如何确定不同口径主镜的支撑点的数目,利用有限元法对不同口径主镜的支撑位置进行优化设计,给出了最佳支撑点的位置。

SiC轻量化主镜的被动支撑系统

针对热膨胀率较大的SiC反射镜,设计了结合A-Frame柔性切向杆侧向支撑结构和机械式Whiffletree轴向支撑结构、具有良好热解耦能力的1.2mSiC轻量化主镜被动支撑系统。为研究A-Frame柔性侧向支撑机构对主镜支撑面形、热解耦和系统刚度的影响,利用Ansys软件对支撑系统的支撑效果进行了有限元分析,而后对实际的支撑系统进行了相关试验测试。测试显示在光轴竖直和水平两种状态下,使用提出的支撑机构的支撑系统引起的主镜镜面变形误差RMS的变化小于13nm;在实验室温度14~23℃下,检测得到主镜面形RMS最大差异为1.9nm。利用模态分析仪对该主镜及支撑系统进行的动态测试表明：系统的一阶固有频率为52.7Hz,而理论分析为63Hz,且前6阶模态振型与分析一致。得到的分析和测试结果都表明该被动支撑系统支撑效果良好,且具有较高的支撑刚度和良好的热解耦能力。

极轴式望远镜主镜支撑结构对镜面变形的影响

根据极轴式望远镜的工作特点,以口径为700 mm的极轴式望远镜主镜室系统为例,确定了一套主镜支撑方案。借助于有限元分析软件MSC.Patran详细地建立了系统的有限元模型,选取多种工况,分析了系统在自重作用下的镜面变形情况,绘制了镜面变形误差PV值和RMS值的变化曲线。结果表明:镜面变形主要受α角的影响,随着α的增大而减小,径向支撑效果优于轴向支撑效果,镜面变形误差满足设计指标要求。在主镜室系统竖直放置时,利用Zygo干涉仪测得带支撑结构的镜面变形误差RMS值为28.48 nm,表明主镜在该支撑结构作用下的面形接近于加工检测时的状态,同时也验证了有限元模型的准确性。

1.2m轻量化SiC主镜支撑系统优化设计

针对1.2 m轻量化SiC主镜,提出了轴向支撑采用18点Whiffle-tree结构结合压杆结构,侧向支撑采用A-Frame柔性机构结合切向支撑机构的支撑方案。从原理上对该主镜支撑方案进行了分析,说明了采用以上两种结构的优点;通过有限元方法对各个机构参数进行了分析、优化,并对整体结构进行了静力学以及热学仿真。实验显示:在参考温度下主镜面形精度(RMS)值为3.5 nm;温差达到40℃时,RMS值为11.1 nm。该设计方案满足了1.2 m轻量化SiC主镜的支撑要求,同时可以很好地抵消热应力对主镜的影响。

极轴式望远镜主镜支撑设计

极轴式望远镜主镜的面形精度受极轴和赤纬轴复合运动的影响,针对其复杂的运动方式,以Φ700 mm主镜为例,设计了一套满足其各种工况要求的轴向及径向支撑结构。运用有限元分析软件MSC.Patran/Nastran对其在水平和竖直放置的极限工况进行了分析,计算出主镜水平状态下的镜面变形误差PV值为19.33 nm,RMS值为4.47 nm;竖直状态下当极角θ为0°时,镜面变形误差PV值为16.19 nm,RMS值为1.26 nm,当极角θ为30°时,镜面变形误差PV值为13.33 nm,RMS值为1.19 nm。分析结果满足设计指标所要求的RMS<λ/20,PV<λ/4(λ=632.8 nm),证实了该支撑方案可行。