基于折/衍混合的机载红外光学系统设计

李 杰,罗 箫,吴晗平

(1.武汉工程大学光电信息与能源工程学院,湖北 武汉 430205；2.武汉工程大学光电子系统技术研究所,湖北 武汉 430205)

1 引 言

机载红外光学系统是机载红外系统(包括:机载红外跟踪系统、机载红外告警系统等)的重要组成部分,其光学性能的优劣,将直接影响机载红外系统的任务执行能力,甚至军事任务的成败。目前该系统设计面临的难题主要是既要保证口径和焦距足够大,又要使系统轻量化。在实际应用中大多采用反射式系统来解决这一问题[1-2]。但单纯的反射式系统在满足这些要求的同时,难以获得较大视场,且存在较大的剩余像差。为此,提出一种基于折/衍混合的机载大口径、长焦距红外光学系统,利用非球面和折/衍混合结构,以实现大口径、长焦距、非热敏化,轻量化等技术要求。并对其温度、振动、气压等环境适应性进行设计和分析。

2 系统设计

2.1 系统主要技术指标

主要技术指标如下:

系统焦距:f=(1200±5)mm；

口径:D=(260±5)mm；

视场角:ω≥2°；

遮拦比:α<20 %；

弥散斑直径:≤20 μm；

系统总长:≤400 mm；

MTF:≥0.4,@空间频率10 lp/mm；

工作波长:3～5 μm；

工作温度:-50～+70 ℃。

2.2 设计思路

机载红外光学系统大多采用两片反射式的卡塞格林(卡式)结构型式,该结构相比于折射式与折/反射式结构具有无色差、体积小、质量轻、无二级光谱系统可在很宽的光谱范围内成像等优点,通过使用非球面还可满足大孔径、长焦距的技术要求[3-4]。对于卡式结构,其经典设计由一个抛物面主反射镜和一个双曲面次反射镜组成。对于这种结构,慧差是限制性像差,与具有相同F数的单抛物面相同。为进一步改进像质,可将主反射镜设计成双曲面,构成无慧差的卡式结构,其像差只受像散和场曲限制。同时由于存在次反射镜,系统会产生中心遮拦,在设计过程中要严格控制次镜的遮拦比。依据工程经验,在ω≥2°条件下,当遮拦比小于20 %时,系统符合实际应用要求。由于存在中心遮拦,引入系统有效F数的概念,用Fe表示,Fe由式(1)决定。

(1)

在遮拦比遮拦比小于20 %的条件下,Fe<5时,可保证系统收集足够的红外辐射。卡式结构型式如图1所示。

图1 Reflective structure

(2)

(3)

主镜、副镜曲率半径R1、R2可分别用式(4)和式(5)确定。

(4)

(5)

两镜面型系数e1、e2分可别用式(6)和式(7)确定。

(6)

(7)

依据给出的技术指标可计算出卡式系统相应的结构参数,确定卡式系统初始结构。

但是卡式结构的视场角较小,低遮拦比、长焦距系统一般在1°左右,为提高红外系统的捕捉能力,必须增大视场角,但提高视场角会导致像质降低、次镜的遮拦比增大。为使该系统视场角不小于2°,且具有良好像质,需在该结构型式中加入一组红外透镜,校正像散和场曲,稳定系统遮拦比。同时由于透镜组的加入,系统会产生新的色差,降低成像质量,且在-50～+70 ℃工作条件下,该透镜组消热差能力较差,使系统离焦。为解决这两个问题,需要在透镜组中引入消色差、热差性能优良的二元光学衍射元件。

对于衍射元件的设计,要在ZEMAX中将透镜组的其中一面替换为Binary 2(旋转对称)二元面。其相位分布函数由式(8)确定[8]。

φ(r)=A1r2+A2r4+A3r6+…

(8)

式中,A1为二次相位系数,决定衍射面的旁轴光焦度；A2、A3为非球面相位系数,用于校正系统单色像差。

对于波长为λ,衍射级次为m(通常设置m=1)的衍射光学元件,其光焦度Φdif由相位分布函数中的A1决定,关系由式(9)确定：

Φdif=-2m(λA1/2π)

(9)

最大环带数nmax由式(10)确定：

(10)

式中,r0为衍射面归一化半径。

台阶深度由式(11)确定：

(11)

式中,L为台阶数；n1,n2分别为二元光学两侧空间的折射率。

衍射光学元件的衍射效率随台阶数增多而增大,依据经验把台阶数设置为8,一级衍射效率可达0.95,再通过优化后的相位系数,可计算每一台阶深度。

2.3 设计过程

(1)初始结构计算

依据给出的技术指标f′=1200 mm,暂定遮拦比α=20 %,次镜放大率β=3,视场2.5°,将以上数据代入式(2)～(7),得到卡式系统初始结构参数,如表1所示。

表1 初始结构参数

参数输入ZEMAX后,优化后得到系统初始结构如图2所示,MTF如图3所示,点列图如图4所示。由图3、图4知,系统弥散斑大于20 μm,MTF<0.4(@空间频率10 lp/mm)。不符合系统技术指标要求。

图2 系统初始结构

图3 系统初始MTF图

图4 系统初始点列图

(2)优化结果

添加红外透镜,设置Binary 2二元面,其衍射级次为1,台阶数为8。减小视场、降低遮拦比,经ZEMAX优化后,得到添加折/衍辅助透镜组后的系统结构,如图5所示；MTF和点列图分别如图6、图7所示,可知系统在0°、1.47°和2.1°这三个视场,弥散斑相应分别为16.318 μm、17.765 μm和11.051 μm,弥散斑均小于20 μm,MTF>0.4(@空间频率10 lp/mm),主次镜口径分别为130 mm,23.5 mm,遮拦比为18 %,小于20 %,该设计结果符合技术指标要求。实物模型如图8所示。

图5 使用折/衍混合后的系统结构图

图6 使用折/衍混合结构后的MTF图

图7 使用折/衍混合后的点列图

图8 设计结果实物模型

优化后圈入的衍射能量如图9所示,在该遮拦条件下,像质接近衍射极限,成像质量较好,符合设计要求。

图9 衍射圈入能量

(3)非热敏化设计

该系统要求在-50～+70 ℃的温度范围内正常工作,因此必须对其进行非热敏化设计,以保证系统具有较强的温度适应能力。用ZEMAX在该温度范围采样分析,分别取-50 ℃、10 ℃、+70 ℃,全局优化后,得到该系统在不同温度下的MTF,如图10所示。由图可知,三种情况下的MTF变化非常小,说明该设计在不同温度下成像质量较好,符合系统非热敏化技术要求。

图10 不同温度下的MTF

(4)主次镜结构设计

为进一步提高系统对温度、振动等环境的适应性,需对主次镜的结构进行合理设计。

①主镜的结构设计

系统中主反射镜的直径尺寸确定为260 mm,主反射镜采用周边支撑固定。周边支撑固定以主反射镜的底面及一个侧面为定位基准面,将反射镜放置在周边相对密封的镜座内,保证反射镜的底面及侧面与镜座接触良好。同时,为了避免支撑结构的变形对主面面型产生不良影响,考虑在适当位置设置柔性结构。可在反射镜与支撑结构连接处设置筋板,减小应力、应变对反射镜的影响。通过柔性环节产生的形变,达到卸载和吸收应变的目的。为使主镜固定结构既满足柔性又具有一定刚度。系统采用了三层固定结构,如图11所示。

图11 主镜固定结构

在该结构中,主反射通过主镜座4和支撑座2与主镜本体1连接,使用回转结构,以消除温度导致机械材料热胀冷缩对主反射镜位置的影响,使主反射镜抗温度变化能力加强。该结构中支撑座与主镜座部件具备一定柔性,且在两个构件上刻画出消除应力的沟槽,如图12所示。使得该系统在工作过程中,较好的消除了由于自重产生的形变,也减少了振动的影响,另外,当外界存在温度梯度或装配应力时,主镜产生的变形,通过主镜座与支撑座后绝大部分应力被两件吸收,可有效减少主镜变形。

图12 Flexible design of components

②次镜结构设计

该系统主反射镜口径为250 mm,相对来说口径较小,且主次镜之间距离小于220 mm,距离较短,为减少加工难度及重量,次镜支撑结构采用A型桁梁结构较为合适。次镜支撑结构如图13所示,固定结构如图14所示。

图13 次镜支撑结构

图14 次镜固定结构

4 材料选择

(1)透镜材料选择

对于红外透镜,适用在3～5 μm波长范围内的材料种类较少,主要包括:ZnSe、ZnS、单晶Ge、单晶Si等[9-10]。四种材料性能对比,如表2所示。单晶Si是一种半导体晶体红外材料,尽管其硬度较高,相比其他材料较难加工,但考虑到单晶硅属于软质光学晶体,可使用数控金刚石精密加工,可提高加工精度,降低加工成本。同时,由表2可知,单晶硅的折射率、阿贝数两项性能指标远超过其他材料,且其导热系数较大可减低温度变化对系统的影响、同时机械强度较高,综合性能高于ZnSe 、ZnS、单晶Ge。系统选用单晶Si作为透镜材料。

表2 四种材料的性能对比

(2)反射镜基底材料选择

反射镜的基底材料可选择的种类较多,主要包括微晶玻璃、碳化硅和熔石英等[11]。碳化硅与其他材料性能对比,如表3所示。考虑到机载红外光学系统口径大、自重大以及工作温度跨度大等特点,反射镜基底材料要具有较大的比弹性模量、导热系数,同时要求其具有较高的机械强度。由表3可知,碳化硅虽然密度稍大,但是其弹性模量、导热率以及热变形系数性能参数远好于其他材料。选择碳化硅作为反射镜基底材料。

表3 反射镜材料性能表

(3)机械结构材料选择

适合机械结构的材料较多,综合考虑结构机械性能,对空间环境的适应性,以及加工工艺性,重量等因素[12]。选择铸造钛合金ZTC4较为理想,该材料不仅密度小、线性膨胀系数小、机械强度高、耐化学腐蚀性能好,而且热导率较低,可降低温度变化产生的应力。

5 公差分析

为便于加工与装配,还需对设计结果进行公差分析。依据装配和加工的可允许误差范围,确定公差数据,利用ZEMAX软件进行分析。表4是输入的公差数据,表中Operand列为公差分析操作数,Min和Max分别代表公差允许变化的最小值和最大值。

输出的公差分析结果如图15所示,可知在90 %的概率下,系统弥散斑半径小于14.36 μm。符合系统技术指标要求。

图15 公差分析结果

6 环境适应性分析

针对环境因素机载红外光学系统可靠性的重要影响,设计过程重点考虑了系统对于温度和振动环境因素的适应性。通过采用折/衍混合辅助透镜,ZEAMX不同工作温度条件全局优化,加装柔性机械结构,选择热性能优良的镜体材料和机械材料等措施,提高了系统对温度条件的适应性,实现系统的非热敏化。通过使用回转结构和刻画应力沟槽,降低了振动对系统的影响,提高了系统的可靠性。

机载红外光学系统除了考虑以上两种因素以外,还需增强其对气压、霉菌、太阳辐射等环境的适应性。环境因素对系统的影响以及提高适应性的方法,如表5所示。

7 设计结果及分析

系统设计结果与相应的技术指标要求比较如表6所示。由表6可知,该系统的主要参数满足技术指标要求。此外,该系统在给定公差条件下弥散斑直径大概率小于20 μm,在-50～+70 ℃温度范围内成像良好,同时该系统对于温度、振动等环境具有良好的适应性,符合机载红外光学系统设计技术指标。

表4 输入的公差数据

表5 环境因素对机载红外光学系统的影响及提高环境适应性的方法

表6 设计结果与相应技术指标对照

8 结 论

折/衍混合结构的非球面卡塞格林系统不仅满足了机载红外光学系统大口径、长焦距的要求,同时克服了宽温度范围的环境对系统影响较大的难题。合理的公差设计和结构设计使该系统的加工和装调具有可实现性,为该产品的成功研制奠定了理论基础。本文提出的机载折/衍混合大口径长焦距红外光学系统的设计方案,将为机载红外光学系统的进一步研究和发展奠定工程实现基础。