大口径轻量化主镜的温度场等效模型理论计算

针对大口径望远镜主镜在环境温度变化和太阳辐照变化引起的温度场变化进行了理论分析,根据圆柱坐标下设立的非稳态热传导方程和边界条件,利用分离变量法和格林函数法求解了主镜的温度场分布。为了验证求解的有效性,利用求得的温度场解析式和有限元软件分别分析了2.8 m口径望远镜实心主镜,反射面径向温度分布具有良好的一致性。表明该理论解析式能够较好地反映主镜反射面的温度场分布。将轻量化主镜进行无筋板的薄型镜热模型等效,并分别对两种镜子的温度场进行仿真计算,以此验证等效模型的正确性。轻量化主镜温度场的等效理论计算结果在主镜的早期设计研究阶段具有良好的参考价值。     

2.5 m级太阳望远镜主镜热控技术研究

大口径太阳望远镜主镜直接暴露在空气中,主镜与环境的温差会引起视宁度效应。为降低视宁度效应,研究了主镜底部制冷空气的温度、风速及气刀风速对视宁度的影响。结合南京大学2.5 m多功能望远镜ISMAT的主镜进行热控技术研究,并以0.02 arcsec的主镜视宁度为优化目标。数值求解结果表明:没有气刀时,满足优化目标的制冷空气温度为283.15 K,进口风速为3.5 m/s;有气刀时,满足优化目标的制冷空气温度为283.15 K,进口风速为3m/s,气刀风速不小于3 m/s。     

温度和支撑方式对1.2 m SiC主镜面形的影响分析

为了研究温度和支撑方式对大口径SiC主镜用于地基望远镜的影响,基于1.2 m SiC主镜建立了有限元模型,分析了主镜在被动支撑和自由膨胀时,恒定温度场,轴向温度梯度,径向温度梯度和内外温差等对主镜面形的影响.结果表明,存在温度梯度时,支撑方式影响不明显,无论是被动支撑还是自由膨胀,镜面面形均很大.在达到热平衡后,即稳态温度场下,支撑方式的影响明显,只有在主镜自由膨胀时,温度对主镜面形的影响比较小,镜面的RMS<0.02 nm/℃.因此如果主镜采用柔性支撑或浮动支撑方式,大口径SiC主镜可以应用在地基望远镜中.     

温度和支撑方式对1.2m SiC主镜面形的影响分析

为了研究温度和支撑方式对大口径SiC主镜用于地基望远镜的影响,基于1.2 m SiC主镜建立了有限元模型,分析了主镜在被动支撑和自由膨胀时,恒定温度场,轴向温度梯度,径向温度梯度和内外温差等对主镜面形的影响.结果表明,存在温度梯度时,支撑方式影响不明显,无论是被动支撑还是自由膨胀,镜面面形均很大.在达到热平衡后,即稳态...     

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。     

地基大口径望远镜系统结构技术综述

概述了地基大口径望远镜的发展状况,阐述了口径变大的意义及实现的关键技术途径。概括了当前大口径望远镜的应用价值。介绍了国外5种典型的大口径望远镜系统,它们代表了当前地基大口径望远镜发展的最高技术水平。从跟踪架、主望远镜筒、主镜支撑及次镜支撑调整几个方面论述了大口径望远镜的结构特点及关键技术。最后,总结了大口径望远镜系统的发展趋势,指出其光学系统已从同轴系统向离轴系统发展并极具应用前景。     

傅里叶望远镜外场实验系统拼接主镜

提出了傅里叶望远镜外场实验系统拼接主镜支撑结构,详细介绍了各组件施工及安装过程.该主镜由61块六边形球面子镜拼接而成,高6 m,宽5.5 m,是我国目前用于望远镜系统中能量接收面积最大的拼接主镜.子镜采用模块化设计,互换性好且均可实现3个自由度的精密调整.支撑桁架采用分体结构设计,便于拆装和运输;地基采用混凝土浇筑预埋...     

空间太阳望远镜主镜支撑结构的优化设计

空间太阳望远镜主镜是有效口径为1m的抛物面镜,工作状态需要达到衍射极限,因此光学系统要求主镜面形误差小于λ/40(RMS),精度主要靠主镜支撑结构来保证。主镜支撑结构应满足地面调试、在轨及发射状态的需要。支撑结构试验样机已经加工完成,地面调试结果表明主镜的镜面变形满足整个光学系统的要求。试验样机强度和刚度还有较大余量,结构本身比较复杂。用有限元分析方法进行优化设计,优化后的主镜支撑结构满足地面调试、在轨及发射状态的需要,也能保证主镜的面形满足整个光学系统的要求,有效减轻仪器重量、简化支撑结构的同时,提高了整个仪器的可靠性。     

拼接式望远镜主镜衍射效应研究

拼接式主镜的设计使超大口径望远镜的构想成为现实。为了研究拼接式望远镜的成像性能，精确分析和量化了拼接式主镜构型、平移误差、倾斜误差对衍射效应的影响，从拼接式光学系统的成像原理出发，基于齐次坐标变换建立了拼接式主镜的光瞳模型，并仿真分析了拼接主镜构型对衍射效应的影响。分析结果表明:对于不同构型的拼接主镜，其衍射效应受拼接主镜的填充因子和孔径间隔共同影响，填充因子越高，孔径间隔越小，系统成像质量越好。以典型的拼接主镜构型为例，分别仿真分析了单个子镜平移误差、倾斜误差和拼接主镜整体平移误差、倾斜误差对衍射效应的影响。分析结果表明:对于单个子镜，平移误差对远场衍射的影响具有周期性；对于拼接主镜整体，当子镜piston误差的均方根值小于0.039λ时，斯特列尔比大于0.95；当子镜tip-tilt误差的均方根值小于0.036λ时，斯特列尔比大于0.95。分析结果为拼接式望远镜的成像性能分析、主镜的构型设计、平移误差和倾斜误差的检测与调整等提供了依据。     

空间望远镜分块式主镜共相位调整的优化算法研究

以应用主动控制系统进行分块镜共相位调整的大口径空间望远镜为研究对象,分析了分块式主镜致动器位移与相位误差之间的对应关系以及共相位调整的目标。研究采用一种求解非线性约束问题的序列二次规划法优化求解主镜致动器的位移控制指令,校正分块式主镜相位误差。数学仿真结果表明,应用序列二次规划法对分块式主镜进行共相位调整优化,控制精度得到了很大地提高。     

望远镜主镜气压力驱动器设计

为了获取优异的光学图像质量,大口径天文望远镜通常采用主动支撑结构以校正主镜面形误差。对望远镜主镜支撑系统所需的气压驱动器进行了研究。基于气动原理设计了一种采用滚动膜片结构的气压力驱动器,其中滚动膜片结构用于消除摩擦力的影响,滚珠式力解耦器用于消除侧向力、弯矩的影响。进一步设计了针对气压驱动器带死区的比例-积分-微分(PID)控制算法,以实现对气压驱动器的闭环控制。实验结果表明:气压力驱动器可精确提供主镜控制所需的支撑力,在望远镜高角变化速度达到2°/s时,输出支撑力范围为0～1000N,驱动器支撑力误差仅为满量程的±0.4%。设计的气压驱动器可实现主动支撑力的快速精确输出,能满足天文望远镜主镜主动支撑需求。     

温度对大口径主镜面形变形的影响分析

从理论上论述了温度梯度对主镜面形变形的影响,分析了当光轴位置不同、主镜支撑方式不同时,在轴向温度梯度和径向温度梯度作用下的面形变形。通过计算,得出轴向温度梯度对面形变形的影响要远大于径向温度梯度对面形的影响,而且镜面变形不仅与主镜的线胀系数和其他材料、结构特性参数有关,与温度梯度的大小和方向均有密切的关系。     

大相对口径轻量化卡塞格林系统主镜的加工检验

介绍了卡塞格林系统的焦距为6000 mm,系统的相对口径为1/10,主镜的口径为600 mm,主镜相对口径为1/1.2,主镜的材料是微晶玻璃,背面打有盲孔,质量为原来的50%.由于主镜的相对口径比较大,而且经过轻量化,因此加工难度比较大,在加工过程中在传统方法的基础上对工艺加以改进,采用三点扩九点的支撑方法和四点夹持的方法,最终将主镜加工到了很高的精度.主次镜组合系统的弥散圆直径小于0.02 mm,用干涉仪检验卡塞格林系统主镜的峰值(PV)为1.23λ,均方根(RMS)为0.18λ.     

空间望远镜主镜的热光学特性分析

主镜是空间望远镜光学系统的重要组成元件,其热光学特性将为光学系统的热控设计提供依据。利用建立在集成分析基础上的热光学分析方法,分析了某空间望远镜主镜在三种不同的温度分布形式,即在径向温度、轴向温度、周向温度梯度的作用下对光学系统成像质量的影响,结合设计的要求,根据计算结果给出了许用温度梯度的范围。     

空间遥感器中大口径SiC主镜的轻量化设计

考虑到反射镜质量、尺寸对载荷敏感度、加工困难程度和总成本的影响,阐述了对空间遥感器大口径主镜进行轻量化设计与优化的必要性。叙述了主镜轻量化技术的一般规律,对几种轻量化方式进行了比较并给出了网格筋大小的确定公式。结合具体工程的主镜设计,针对SiC材料的空间反射镜提出了一种背部半封闭、三角形孔的轻量化形式,用迭代方法完成了轻量化设计,并制作了660 mm轻量化SiC反射镜。提出的设计方式解决了单种轻量化方式存在的不足,使单镜满足了质量小、刚度大的要求,为今后大口径SiC主镜的轻量化技术提供了借鉴和参考。     

3.5 m口径空间望远镜单块式主镜技术展望

主反射镜的口径大小与结构形式在极大程度上决定了空间望远镜的技术难度与经济成本。为了实现更高的空间分辨率与更强的信息收集能力,各国研制的空间望远镜主反射镜的口径朝着越来越大的趋势发展,从“哈勃空间望远镜”（HST）的2.4 m,到“新世界观测者空间望远镜”（NWO）的4 m,甚至到“先进技术大口径空间望远镜”（ATLAST）的8 m,无不体现了对超大口径空间观测能力的追求。而单块式主镜凭借其支撑技术的可靠性与经济性,正成为超大口径空间望远镜的首选。通过对国外研制的超大口径空间望远镜的论述与分析,探讨了目前空间望远镜中超大口径主反射镜的关键技术与发展方向。针对目前国内运载能力与光学制造加工能力的极限,提出了建造基于3.5 m口径主镜的空间望远镜设想。     

8m能动薄主镜侧支撑设计

薄主镜支撑系统分为轴向和侧向支撑两部分,侧向支撑承担主镜垂直于光轴方向的重力分量。介绍了pushpull-shear侧支撑及能动校正原理,并针对一块8 m口径薄主镜进行了侧支撑设计。设计了5种备选侧支撑方案,并考虑到主镜对面形的能动校正能力,借助有限元计算对它们进行了分析和比较,选出了一种最佳方案作为8 m薄主镜的侧支撑方案。该侧支撑方案共有64个侧支撑点,每个侧支撑点仅施加沿主镜切向的支撑力。当主镜竖直放置时,主镜能动校正后的镜面均方根值为19.2 nm,校正力范围为-318.9~301.4 N。相比传统push-pull-shear侧支撑方式,该侧支撑方案结构简单,易于实现,同时支撑效果良好。     

通光口径2.16m天文望远镜凹双曲面主镜的磨制工艺

2 16m光学望远镜是目前我国研制的口径最大的反射式天文望远镜 ,主镜通光口径为 2 16m ,边厚为330mm ,重量约 2 2 0 0kg ,顶点曲率半径R0 =12 960mm ,偏心率平方e2 =1 0 95 134 7[1] ,相对口径为 1/3,最大非球面度δ0max≈ 2 1μm。由于所用玻璃毛坯为原苏联制造 ,质量极差 ,通体充满气泡、结石、折叠 ,是块等外品。更致命的是磨出的表面各处硬度不均匀 ,出现大面积、形状不规则的高、低区 ,不得不用手持小抛光盘进行手修 ,像雕刻一样去掉那些不规则形状的硬的局部高 ,保留不规则的软的局部低 (所谓修光程 ) ,并把它拼凑成一个较为接近的理想双曲面。可以想像得出 ,这样做会遇到多麽大的困难。在大家的努力下 ,终于用手把它磨修到尽可能完善。最后望远镜在由该主镜、凸双曲面副镜及熔石英像场改正镜组成的R C卡塞格林 (Ritchey ChretienCassegrain)光学系统的焦面上拍摄了星团底片。经鉴定委员会测试组专家测量后认为 ,在全视场 ( 30 0mm× 30 0mm )内 ,不管是边、角还是中心像均很圆 ,暗星像直径达0 18mm。说明主镜的加工工艺是成功的 ,同时也说明凸双曲面副镜的加工、检验[2 ] ,熔石英像场改正镜的设计[1] 、选料、加工[3] 及光学系统的调整[4] 也是成功的。     

空间望远镜分块式主镜建模与面形控制方法

空间望远镜分块式主镜的面形是由其背后布置的若干致动器控制的,是一个复杂的控制系统。应用BP神经网络的方法建立了以致动器作用力作为输入、镜面形变的Zernike多项式拟合系数作为输出的镜面形变模型。利用镜面有限元分析的大量数据对该模型进行了离线训练,并在最小二乘法的基础上,设计了加入单纯形修正算法的主镜面形静态控制器。仿真结果表明,应用该控制器对空间望远镜进行在线控制,控制精度优于最小二乘控制法。     

大口径平背形主镜支撑方式的选择

支撑方式对主镜面形的变化有十分重要的影响。为了使主镜的安装支撑既能保证面形变化最小,又能保证在不同仰角时位置不变动,需要对主镜的支撑方式进行分析和选择。通过对一个口径为600mm、中心孔径为200mm、光学表面曲率半径为2130mm的实体镜在各种支撑情况下的变形大小进行分析,并综合考虑加工、一阶共振频率及工作时的旋转因素后,最终确定了一种满足设计要求的优选支撑方案。