摘 要:在高精度的光学元件面形检测中,为了保证检测的精度,必须对高精度菲索干涉仪的标准镜的自重和温度变形进行严格地控制。针对高精度菲索干涉仪标准镜的精度要求,设计了一种新的标准镜装卡结构。采用有限元方法分析了标准镜在胶接方式下的表面变形情况,参考面表面变形峰谷(PV)值仅为9.6nm ,均方根(RMS)值为2.1nm。同时对不同环境温度下参考面的变形进行了计算得出面形的峰谷值和均方根值。最后介绍球面标准具的装配过程。
0 引 言
随着对高精度光学元件的需求不断增加,对光学检测精度的要求也随之提高。光干涉技术是现代最精密有效的测试技术之一,作为一种高精度、高灵敏度、非接触性的光学测试技术,已经广泛地应用于光学元件表面形状的检测领域。现代干涉技术是基于光电探测、图像处理、计算机技术而发展起来的。基于干涉测量原理,发展了很多种干涉仪,常见的干涉仪主要有:泰曼格林(Twyman Green)干涉仪、斐索( Fizeau)干涉仪、萨瓦(Savart)干涉仪、波错位干涉仪等。其中斐索( Fizeau)干涉仪共光路抗干扰能力强等特点,广泛地应用了光学元件的高精度检测领域。斐索干涉仪是一种高精度光学元件检测设备,其标准具参考面是对光学元件面形进行检测的基准。干涉仪的精度主要取决于其标准具参考面的面形精度。干涉仪的标准镜的面形精度不仅取决于标准镜本身的加工质量,而且与标准镜的装卡方式和环境温度的变化密切的关系。不同的装卡方式和温度变化将会导致标准镜面形的变化。因此对标准具的装卡结构的应力、变形、热的分析对设计标准具机械结构具有重要的意义。
至今,国内外相关技术人员已经针对不同类型、不同几何形状及口径、支撑方式、施载荷方式的镜子进行过研究。文献[ 1,2 ]利用有限元方法建立了反射镜的有限元模型并计算了特定支撑情况下的变形。文献[3]采用有限元方法对大型干涉仪镜子在不同垂直支承方式下的表面变形与温度变形进行了分析;文献[4]对棱镜自重变引起的形波面变化进行了研究;文献[5]针对口径为300 mm干涉仪的标准镜,采用有限元方法对其水平状态不同支承方式下的表面变形进行了分析及优化设计;雷江,蒋世磊,程刚等针对不同形状的透镜采用有限元法分析了结构形式与重力变形关系,支撑方式与变形的关系[6];Toshiyuki Takatsuji对300口径的平面标准镜的稳定性进行了分析,并分析了对测量精度的影响;文献[7]分析了平面薄透镜(Φ350mm)在不同厚度下受轴向热膨胀的影响,得到了最优的镜子厚度。
根据高精度光学元件面形检测的要求,设计了一种150mm口径,F数为1.5的球面标准具的机械装卡结构,如图1所示。文中详细的讲述了高精度透镜装卡结构的设计要点。同时采用有限元法对设计的装卡结构进行了分析计算。设计出满足要求的干涉仪标准具的装卡结构。
1 标准镜装卡结构设计
1.1 标准镜组件材料的选择
设计高精度干涉仪标准镜时,透镜材料选择主要考虑以下因素:
(1)光学元件的线胀系数、比热容及导热系数是影响光学元件成像质量的关键因素。低热膨胀系数、良好的导热性能、微观结构均匀(无气孔、气泡、结石等缺陷)、高弹性模量、低密度、安全无毒、化学性能稳定。
(2)材料间的热匹配和热变形补偿能力是解决光学组件适应环境条件,尤其是温度环境的关键。综合考虑光学元件的机械性能、对工作环境的适应性、加工工艺性、采购渠道,选择进口合成熔石英作为标准镜的光学玻璃材料,镜框材料选择铟钢,镜筒材料也选择铟钢,各材料参数见表1。
1.2 镜子固定方式的选择
在光学仪器中光学零件的固定方法很多,对圆形光学零件的固定方法有辊边法、压圈法和弹性零件法等,对非圆形光学零件的固定有用键、压板、角板、弹性片、弹簧和定位螺钉等机械固定方法。胶接固定相对于机械连接方法,不但可以简化结构,减轻重量,改善粘接件的应力分布状况,实现其它连接方式难以解决的各种不同材料之间的连接。仪器要求的变形条件越来越高的时候,使用粘接方法可以比较有效地减小光学件的变形,使得在装调光学仪器时尽可能的达到光学设计所提出的技术要求。标准具透镜采用胶粘接固定在镜框上。镜框与透镜圆周为12点均布的胶点,保证所有的胶点质心与透镜质心在同一个平面上,其结构如图2所示。
1.3 镜框的设计
标准镜组件由透镜、挠性镜框、镜筒、隔圈、压圈5部分组成。其中镜框的设计采用了挠性结构。该镜框通过在整体镜框上通过线切割加工出6条狭缝,从而将整个镜框分割为内圈和外圈两部分,镜框的具体结构如图3所示。镜框的内圈和外圈通过挠性构件相连接,该构件通过弯曲为透镜元件提供可控相对运动。其作用一方面在于隔振,另一方面可以解决很大一部分主镜装配应力,更重要的是当温度变化时,光学元件与其支撑结构之间的热特性的不匹配可以通过挠性结构的变形给予补偿,从而减小温度变化对面形影响。
1.4 胶接结构计算
对于胶接结构固定透镜,根据Yoder[9]给出的判别方法,临界比定义为透镜重量与胶接面积的比值,安全系数是用胶粘剂的剪切强度除以临界比来描述的。在整个的标准具镜组中最大的镜子的质量为0.98kg,胶接面积为235.5mm2,则临界比C=0.98×9.8/235.5=0.04Mpa,胶的剪切强度为2.36MPa,比值为2.36/0.04=59。从上面的临界比定义可知,当胶接面积增大时,临界比变小,安全系数增大。该设计中胶接具有足够的强度。
胶的厚度计算
式中r1为透镜的半径;α1透镜材料的热膨胀系数;α2是弹性胶的热膨胀系数;α3是镜框材料的热膨胀系数。
2 有限元仿真分析
2.1 参考面镜框单元分析
标准具的最后一块透镜为参考镜,其中的凹面为标准球面参考面,其面形质量PV要优于λ/40,因此参考镜框单元设计要保证其中的参考面的精度。在设计时运用有限元对参考镜镜框单元进行了有限元分析。
图4给出了参考面镜框单元的有限元模型,一共划分了77369个单元,其中参考镜33824个六面,镜框43185个四面体单元,每个胶点30个四面体单元。在镜子胶、胶镜框之间采用绑定约束。对镜子、胶、镜框施加重力场,对镜框的底面施加约束Z方向。
2.1.1 镜框的变形分析
由于镜框在设计时采用了挠性结构,因此镜框的挠性结构的强度是镜框设计的重点。图5给出了镜框的挠性结构出的等效应力的云图,挠性结构处的最大等效应力为0.59MP,远远小于材料的材料的屈服应力极限,满足设计要求。
另外经过分析计算,当标准具水平放置时,镜框的内圈整体的变形量为34nm。镜框的内外圈未接触,满足设计的要求。
2.1.2 参考面的重力变形分析
参考镜的支承方式对镜子的应力及变形分布和参考面的变形起决定性作用,直接影响参考镜的光学性能,需综合考虑经济性、安装方式、镜面变形以及参考镜的具体结构及工作状态等。图6给出了参考面在重力方向的位移云图。
将静力学分析得到的镜面节点信息(包括变形前坐标和变形量)输出excel文件,编制Matlab程序计算面形。面形计算时,假设镜面变形量较小,变形后仍然是球面,采用最小二乘法进行球面拟合,求变形后各节点与最佳拟合球面间的PV值和RMS值。计算出的参考面的PV = 9.6nm, RMS =2.1nm。分析表明,标准具参考面的重力变形分布均匀,满足设计要求;参考面过中心点的横截面的自重变形前后情况如图7所示,可以得出透镜的在重力方向的刚性位移为0.064μm,对透镜的间隔的影响可以忽略不计,满足透镜间隔的要求。
2.2 温度变形分析
对于高精度的干涉仪标准镜,在检测和使用过程中除本身的自重变形和加工、装配和调整误差外,最终质量还受温度梯度变形的影响。实际使用时,标准镜处于热环境中,各种热效应将影响到干涉仪镜子的光学性能,导致镜子的热弹性变形,发生表面变形和透射波畸变,这将极大地影响干涉仪的测量精度。下面参考镜镜框单元进行了热分析。分析时将镜子及镜框施加均匀温度场,计算不同温度水平下镜面面形情况。下面分别计算了温度变化2℃、1℃、0.1℃参考面的面形变化,计算结果见表2。
分析表明,参考面的温度变形远远小于自重支承变形,可以忽略不计。
综合以上分析,标准具的主要性能均满光学设计的公差要求和面形使用要求。
3 标准具装配
标准镜组的装校是一个十分重要的环节。整个装配过程要求透镜无变形安装固定、空气间隔精确控制和透镜高精度定心。标准镜组在装校中分为三个阶段。
1)粘接定心。在镜片粘入镜框的过程当中需要在定心仪监测下进行,使得尽量光轴和镜框的机械轴重合。从镜框的注胶孔注胶。注胶方式在固定过程中都需要严格控制,以保证胶的均匀性。待胶凝固后检测透镜中心误差和透镜的应力分布。
2)“配车”定心及端面精修。在金刚石车床上对镜框进行“配车”,在高精度的定心仪的检测下使得透镜的光轴和镜框的机械轴重合,并对镜框的端面进行精修以保证透镜与透镜之间的空气间隔。
3)主镜筒的装配是将单镜组从上至下安装到薄壁壳体中。首先将薄壁壳体的中心轴线调整到与内调焦定心仪的基准轴线重合。镜筒的安装基准面与中心偏测量仪的基准轴线垂直,然后从下至上逐个装校每个镜组。通过精密研磨镜座端面和精心调整、测量,以达到每个面中心误差的要求和各透镜间空气间隔的要求。
4 结 论
由于干涉仪口径和精度的提高,对标准镜的面形提出了很高的要求。标准具的机械结构支撑方式在对变形的影响占很大比重。不同的结构支撑方式引起的变形差别也很大。本文运用有限元方法对Φ150mm的标准具镜组进行了分析。分析表明,所设计的标准具参考面PV9.6nm、RMS2.1nm,温度
对面形的影响较小。所设计的标准具结构能够满足标准具的技术指标的要求。最后针对标准具的装配进行说明,单镜框单元装调方便,镜筒整体精度高,强度和刚度性能好。装配步骤简单,可以实现无变形安装固定、精确控制空气间隔和定心精度。另外该镜组分析的结果和结构的设计对同类型高精度镜组的设计也具有参考价值。
参考文献:
[1]吴清文,卢锷,王家骐,等.自重作用下中心支撑主反射镜面形变化研究[J ].光学精密工程.1996 ,15(4) :23—28.Wu Q W,Lu E,Wang J Q, et al. Study on the surface figurechanges of primary mirror centerally supported under gravityload[J].Optics and Precision Engineering,1996 ,15(4):23—28.
[2]吴小霞,杨洪波,张景旭,等.大口径球面镜支撑系统的优化设计[J ].光子学报,2009,38(1):129—132.Wu X X,Yang H B,Zhang j X, et al. Optimal design of supportsystem for the large aperture sphere mirror[J]. Acta PhotoNIcaSinica, 2009, 38(1):129—132.
[3]徐荣伟,刘立人,刘宏展,等.大型干涉仪镜子的支承设计与温度变形分析[J ].光学学报,2005 ,25(6) :809—815.Xu R W,Liu L R,Liu H Z, et al. Support schemes and thermaldeformation analysis of large aperture interferometer mirrors[J].Acta Optica Sinica,2005,25(6):809—815.
[4]张德江,刘立人,孙建锋,等.棱镜自重变形对波面影响的研究[J] .光子学报,2006 ,35(4) : 618—621.Zhang D J,Liu L R,Sun J F, et al. The research on wavefronterror induced by the defomation of prisms under gravity [J].Ac-ta Photonica Sinica,2006 ,35(4):618—621.
[5]武旭华,陈磊,王磊. 300 mm干涉仪标准镜的设计及测试[J].光学与精密工程. 2007,15(8):1235—1240.Wu X H,Chen L,Wang L. Design and test of reference mirrorin300mm interferometer[J].Optics and Precision Engineering,2007,15(8):1235—1240.
[6]雷江,蒋世磊,程刚,等.高精度光刻物镜的变形研究[J].光电工程,2005,32(2):12—14.Lei J, Jiang S L, Cheng G, et al. Deformation of high-accuracyphotolithographic objective lens[J]. Opto-Electronic Engineer-ing,2005,32(2):12—14.
[7] Toshiyuki Takatsuji, Sonko Osawa. Stability of the referenceflat used in Fizeau interferometer and its contribution to meas-urement uncertainty[J]. Proc. SPIE,2003,5190:431—439.
[8]黎明,吴清文,余飞.基于热光学分析的光学窗口玻璃厚度的优化[J].光学学报,2010,30(1):210—213.Li M, Wu Q W, Yu F. Optimization of optical window glassthickness based on the thermal optical analysis [J].Acta OpticaSinica,2010,30(1):210—213.
[9] Paul R Yoder, Jr. Opto-mechanical systems design[M]. NewYork:Marcel Dekker Inc,2008: 171—209.
收稿日期:2010-11-19 E-mail:tw_919@163.com
基金项目:国家科技重大专项-02专项基金资助(2009ZX02205)
作者简介:田伟(1983-),男,中国科学院长春光学精密机械与物理研究所研究实习员,硕士,从事光学仪器的结构设计研究。
