一种折反式红外/激光复合导引头光学系统设计

周晓斌，孙 浩，原 琦，刘召庆，张 衡，文江华，吴 妍

(西安应用光学研究所，陕西 西安 710065)

引言

红外成像制导具有灵敏度高、空间分辨率高，能够实现“发射后不管”等特性，但是红外成像制导仅能获得二维目标信息，且容易受干扰影响。激光单色性和方向性好，具有很高的跟踪精度和空间分辨率，但是容易受气象条件的影响，不能全天候使用，且易受烟雾的干扰[1]。将红外与激光结合使用能够互相弥补不足，提升导引头的探测、识别概率和抗干扰能力。

中国空空导弹研究院李福巍等人利用卡塞格林系统设计了一种红外/激光双模共口径光学系统，该系统利用次镜分光，激光直接透过次镜，在头罩与次镜之间汇聚成光斑，而红外则经过次镜反射后，再经过红外透镜组成像[2]。项建胜等人同样设计一种折反式激光红外复合光学系统，该系统采用卡式系统加平板分光的结构形式，避免了大口径宽光谱材料，实现成本控制[3]。但是，卡式系统的主镜、次镜均为二次曲面，加工成本高，装调难度大。罗春华等人设计一种透射式方式，在汇聚光路中设置倾斜平板进行分光，该方案结构紧凑，但是需要宽光谱透射材料，材料成本高，质量大、透过率较低[4]。

本文针对长波非制冷红外和激光半主动复合导引头光学系统设计的难点，设计一种折反射二次成像光学系统，具有加工、装调简单，光学被动无热化以及能量利用率高等特点。

1 系统设计方案

由于长波红外8 μm～12 μm与激光1.064 μm波段相差较远，以及导引头产品对于体积的严格限制，红外/激光双模导引头通常采用宽波段共光路设计。此外，红外透射材料的温度折射率系数较大，红外通道需要无热化设计，并且对于非制冷长波红外探测器，往往需要小F数的光学系统[5-6]。对于激光通道则要求具有较高的线性度和透过率[7]。

一般红外/激光共光路设计可采用透射式或折反式。透射式需要大口径宽波段透射材料，其透过率和重量限制其在导引头产品上的应用。折反式系统能够避免纯反射式系统视场小的缺点，同时具有色差小、结构紧凑等优点，广泛应用于宽波段共口径光学系统[8-10]。

折反式光路可以采用两种分光方式：次镜分光和倾斜平板分光。次镜分光可以有效节省空间，不需要宽光谱透射材料。但是，次镜前端需要固定激光透镜组件和激光探测器，使得次镜支架负载加大，轴外视场的遮挡增大，给系统的可靠性带来影响。而平板分光方式，次镜安装稳定，便于装调，但是目镜组设计需要宽光谱材料。考虑导引头产品对抗过载能力以及稳定性的要求，选用平板分光方式。系统整体布局如图1所示，设计指标见表1所示。

导引头产品俯仰，偏航回转轴交点通常位于头罩的球心处。为了使回转角度最大，口径最大的光学零件应位于回转轴附近，因此，主镜应位于头罩球心附近。主镜后端通过光具座将红外、激光通道串联起来,分光镜必须在主镜后端，并且预留足够的安装距离。激光通道总长度应小于主镜口径的一半，并且控制红外通道的总长，才能满足系统规定的回转角度。为了减小分光镜尺寸，将头部望远系统出瞳设置在分光镜附近，同时设置激光窄带滤光片位于平行光路中，以提高滤光效率。

图1 系统整体布局Fig.1 Integral layout of system

表1 系统指标要求Table 1 System index requirements

2 光学系统设计

根据系统设计指标要求，结合所选探测器参数，可得各通道参数如表2所示。

表2 光学系统设计指标Table 2 Design parameters of optical system

在设计过程中由于倾斜平板分光镜使得红外通道存在非对称像差，因此设计优化时以红外通道为主，以此确定头部共光路部分，再设计激光通道。一般头部反射式结构选用卡塞格林式系统以消除球差。卡式系统的主镜为抛物面，可选用金属材料，利用单点金刚石车床加工；次镜为双曲面，加工通常需要耗费大量的时间和费用，同时其安装位置精度要求很高，需要借助干涉仪辅助装调。为此，在设计时将次镜简化为平面反射镜，即采用类似牛顿式的结构形式，以减小系统的成本和装调难度。

目镜组材料选用多光谱材料，如硫化锌、硒化锌，保证长波红外和激光均有较高的透过率。由于次镜简化为平面，所以目镜组要校正主镜的球差以及轴外像差，设计时引入非球面，以提高系统优化自由度，减少透镜的数量。

图2 光路示意图Fig.2 Schematic diagram of optical path

2.1 红外无热化设计

由于红外材料的折射率温度系数相比于可见光玻璃要大的多，通常红外系统需要考虑无热化设计,折反射式系统可借助二次成像的方法实现光学被动无热化设计。如图3所示，温度变化时，主镜曲率变化导致一次像面的移动，与红外透射组材料折射率变化产生的像面移动方向相反。因此合理选择主镜、镜筒和红外透镜材料，结合光焦度分配能够实现像面的稳定[11-13]。

图3 折反式二次像面无热化示意图Fig.3 Schematic diagram of optical athermalization by catadioptric second image plane

当温度变化时，主镜曲率、主次镜间隔发生变化，导致一次像面的位移量ΔL为

(1)

式中:r为主镜曲率半径;αp为主镜材料线膨胀系数;Lk为主次镜间隔;αt为镜筒材料的线膨胀系数;ΔT为温度变化量。

根据成像公式，焦距为f′的红外透镜组，当焦距为f′+Δf′，物距为L+ΔL时，则像距为

(2)

式中:Δf′为温度变化造成红外透镜组的焦距变化量;L为一次像面到红外透镜组的物距。

(3)

通常主镜选用线膨胀系数较大的铝合金材料，一方面其曲率变化大有助于补偿热差，另一方面，经过失效处理的铝合金如6061-T6材料，可利用单点金刚石车床加工，加工成本低、面型精度高。同时，镜筒材料也为铝合金，有效避免了高低温下镜筒对主镜面型的影响。次镜可选用石英等常用光学材料。红外透镜组选用ZnSe、ZnS、硫系玻璃等折射率温度系数较小的红外材料，并且使用高次非球面用于补偿主次镜组合的剩余像差。

2.2 遮挡优化

在设计过程中，发现由于次镜简化为平面反射镜，后端的目镜组靠近次镜有助于像差的补偿。如图4所示，在目镜组透镜靠近次镜的过程中，经主镜反射到次镜的部分光线可能会被目镜组所遮挡，影响系统的能量和成像质量。因此，在设计过程中利用Code V自定义约束，控制通过次镜边缘的光线在目镜组透镜1处的高度大于目镜透镜1的半口径，同时，约束次镜的线遮拦系数，使其小于0.3。

图4 目镜组光线遮挡示意图Fig.4 Light obstructing of eyepiece group

3 设计结果

3.1 红外通道

利用Code V优化完成后红外通道不同温度下的传递函数如图5所示。由于次镜的中心遮拦，使得中频段的传递函数明显降低。在特征频率35.7 lp/mm处，不同温度、视场MTF均大于0.2，相对照度均大于85%，满足红外成像质量要求。

图5 不同温度下红外通道传递函数曲线Fig.5 Infrared channel MTF at different temperatures

将透镜加边后设置孔径类型及尺寸，分析系统渐晕。各视场的渐晕系数如表3所示。从表3可以看出，系统的渐晕系数在合理范围内，证明目镜组对于视场的遮拦控制有效。

表3 红外通道不同视场的渐晕系数Table 3 Infrared channel vignetting coefficient in different FOVs

利用Code V对红外通道进行MTF公差灵敏度分析，所有公差采用软件默认值。针对36 lp/mm空间频率处，中心视场MTF为0.3，分析结果显示99.9%的概率下降到0.21。在现有公差要求下，边缘视场的MTF下降比较明显，整体能够满足使用要求。

图6 典型空间频率下MTF及其概率曲线Fig.6 MTF and its probability curve at typical spatial frequency

3.2 激光通道

激光探测器离焦使用，各视场的点列斑如图7所示。从图7可以看出0°～1°视场范围内光斑尺寸基本一致，全视场内光斑分布均匀。

图7 激光通道不同视场光斑Fig.7 Light spots in different FOVs of laser channel

利用Lighttools仿真激光线性区直线度。如图8所示，将接收器划分为4部分，随机追迹光线，记录不同区域的能量或光线数A B C D，则能够计算出不同入射角度下，光斑质心的归一化偏移量[14-15]：

图8 仿真光斑质心偏移Fig.8 Simulated spot centroid offset

(4)

(5)

利用一次函数拟合光斑质心归一化偏移量与入射角之间的关系，如图9所示。从拟合误差系数R2=0.991可以看出满足入射角测量精度要求。

图9 光斑归一化偏移量与入射角Fig.9 Normalized offset and incident angle

4 结论

设计了一种折反式红外/激光复合导引头用光学系统。为了降低成本和装调难度，将卡式系统次镜简化为平面反射镜，利用反射式系统结合一次像面补偿红外通道的热差，合理优化光路结构形式，减小光路内部的遮挡，在近平行光路中设置平板分光和激光窄带滤光片。最终设计红外通道的成像质量和激光通道的线性区均满足要求。该系统具有成本低、装调简便、结构紧凑的特点，可广泛用于红外/激光复合导引头。