徐思華，于新辰

（西昌衛(wèi)星發(fā)射中心，四川 西昌 615000）

1 引 言

隨著小衛(wèi)星、運(yùn)載火箭等技術(shù)的不斷發(fā)展，航天快發(fā)技術(shù)日趨成熟，并成為了戰(zhàn)爭(zhēng)制勝的關(guān)鍵技術(shù)之一［1-2］?；鸺鳛檫\(yùn)輸工具，其作用是將衛(wèi)星載荷送入預(yù)定軌道，因此衛(wèi)星載荷與快速發(fā)射的技術(shù)特征必須相適應(yīng)。光學(xué)衛(wèi)星作為重要的探測(cè)工具，在國(guó)民經(jīng)濟(jì)和軍事應(yīng)用方面發(fā)揮了重要作用，并在航天快速發(fā)射領(lǐng)域擁有巨大市場(chǎng)。光學(xué)載荷作為光學(xué)衛(wèi)星的核心部件，其設(shè)計(jì)和制造也應(yīng)與航天快發(fā)技術(shù)相契合。航天快速發(fā)射彌補(bǔ)了傳統(tǒng)航天任務(wù)準(zhǔn)備周期長(zhǎng)的不足，這便要求光學(xué)載荷應(yīng)具有研制周期短的特點(diǎn)；而航天快速發(fā)射所用火箭大都是中小型火箭，其運(yùn)載能力受限，這就迫使衛(wèi)星載荷應(yīng)具有體積小、質(zhì)量輕的特點(diǎn)。然而，為了達(dá)到使用要求，光學(xué)載荷必須滿足一定的性能指標(biāo)，同時(shí)還要有效控制成本。上述幾點(diǎn)存在著相互制約的關(guān)系，本文通過系統(tǒng)研究找到它們之間的平衡點(diǎn)，以提高航天快發(fā)技術(shù)水平。

2 光學(xué)系統(tǒng)與光機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 光學(xué)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

光學(xué)載荷的研制首先要根據(jù)使用要求進(jìn)行光學(xué)系統(tǒng)設(shè)計(jì)，得到光學(xué)系統(tǒng)的初步構(gòu)型。面向航天快發(fā)技術(shù)的光學(xué)載荷受到性能和運(yùn)載工具的限制，大都應(yīng)用于低軌道，于是從探測(cè)需求和航天快發(fā)技術(shù)特征出發(fā)，對(duì)高度為500 km 的近地軌道微納星載相機(jī)進(jìn)行設(shè)計(jì)。它應(yīng)在可見光波段成像，且在軌道高度處對(duì)地的極限分辨率優(yōu)于3.5 m，成像幅寬不小于6.5 km×8.5 km，并且擁有較小的體積和較輕的質(zhì)量以及較短的研制周期，以滿足快發(fā)需求。

經(jīng)過初步的光學(xué)設(shè)計(jì)，得到如圖1所示的折反式光學(xué)系統(tǒng)，其基本參數(shù)如表1 所示。光學(xué)系統(tǒng)的主、次鏡結(jié)構(gòu)是典型的卡塞格林系統(tǒng)，采用雙曲面反射鏡折疊光路，有利于減小鏡筒長(zhǎng)度，使光機(jī)結(jié)構(gòu)更加緊湊，從而降低整機(jī)質(zhì)量，回轉(zhuǎn)對(duì)稱結(jié)構(gòu)有利于加工和裝調(diào)。同時(shí)為進(jìn)一步提升系統(tǒng)性能，在經(jīng)典卡氏系統(tǒng)之后增加了一個(gè)兩鏡校正系統(tǒng)，采用兩塊球面透鏡（K9玻璃），能夠校正系統(tǒng)像差并擴(kuò)大視場(chǎng)。

圖1 折反式光學(xué)系統(tǒng)原理圖Fig. 1 Principle diagram of catadioptric optical system

表1 折反式光學(xué)系統(tǒng)參數(shù)Tab.1 Parameters of catadioptric optical system

考慮到材料性能參數(shù)、加工以及裝調(diào)的誤差對(duì)光學(xué)載荷的影響，需對(duì)光學(xué)系統(tǒng)進(jìn)行公差分析，并通過公差分配降低載荷研制的難度和成本，縮短研制周期［3-4］。本文采用靈敏度和蒙特卡羅法相結(jié)合，并以RMS 點(diǎn)列圖作為標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)本系統(tǒng)進(jìn)行公差分析。將所有表面的曲率半徑、傾斜（X/Y）、偏心（X/Y）以及厚度的公差分別設(shè)定為±5 μm，±0.05°，±5 μm，±5 μm，同時(shí)將除主鏡外的其余元件的傾斜（X/Y）、偏心（X/Y）公差設(shè)定為±0.04°和±5 μm，而主鏡的傾斜（X/Y）、偏心（X/Y）公差則設(shè)定為±0.03°與±3 μm，并將兩透鏡材料的阿貝數(shù)和折射率公差分別設(shè)定為±0.3%與±0.001，將系統(tǒng)后截距作為補(bǔ)償，各元件的澤尼克表面不規(guī)則度公差均為0.01。

在上述公差設(shè)定下，主鏡的傾斜（X/Y）引起系統(tǒng)的RMS 點(diǎn)列圖尺寸惡化最為嚴(yán)重，惡化量為0.83 μm，惡化后的RMS 點(diǎn)列圖尺寸為2.70 μm，但仍小于所用探測(cè)器的像元尺寸（3.60 μm），而后截距的補(bǔ)償量在±0.18 mm 之間。同時(shí)，100 組數(shù)據(jù)的蒙特卡羅分析結(jié)果表明，上述公差造成的RMS 點(diǎn)列圖尺寸在90%的可能性范圍內(nèi)均小于3.39 μm，驗(yàn)證了公差設(shè)置的合理性。

對(duì)光學(xué)元件表面的公差控制可通過各光學(xué)加工方法的合理組合來實(shí)現(xiàn)，元件的裝配公差則主要由定位面的加工和裝調(diào)來保證，高精度的安裝定位面可大大降低裝調(diào)難度并縮短裝調(diào)時(shí)間。本光學(xué)系統(tǒng)的元件表面公差可通過現(xiàn)有加工方法來控制，同時(shí)金屬元件的傾斜和偏心公差通過現(xiàn)有單點(diǎn)金剛石車削技術(shù)可一次性修正，因此本系統(tǒng)的裝調(diào)難度在于定位安裝面的高精度加工，即把克服所有元件誤差的集合帶來的較大裝調(diào)難度轉(zhuǎn)換為單個(gè)零件加工過程中少數(shù)誤差的控制，從而實(shí)現(xiàn)誤差之間的解耦，最終降低裝調(diào)難度直至達(dá)到只裝不調(diào)的效果。同時(shí)，高精度零件可實(shí)現(xiàn)互換，有利于同類型相機(jī)的大批量生產(chǎn)。

2.2 光機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

該折反式光學(xué)系統(tǒng)為同軸回轉(zhuǎn)對(duì)稱光學(xué)系統(tǒng)，體積較小，可采用薄壁筒作為主、次鏡之間的連接方式，并選擇三翼直臂結(jié)構(gòu)作為次鏡的支撐形式，將主鏡光學(xué)面及其支撐結(jié)構(gòu)以及透鏡鏡筒一體化設(shè)計(jì)，這樣可大大減少零件數(shù)量和裝配環(huán)節(jié)，以提高整機(jī)精度并縮短研制周期。初步設(shè)計(jì)結(jié)果和光機(jī)結(jié)構(gòu)的基本構(gòu)成如圖2 所示。

圖2 折反式光學(xué)系統(tǒng)的光機(jī)結(jié)構(gòu)Fig. 2 Opto-mechanical structure of catadioptric optical system

一體化主鏡作為重要元件，其鏡體厚度和支撐耳數(shù)量需進(jìn)行精確計(jì)算。圓形反射鏡的徑厚比k=D/t有如下關(guān)系［5］：

同時(shí)以自重導(dǎo)致的變形作為目標(biāo)解［6］，又可得到：

式中：δ為鏡體變形量，N為反射鏡支撐耳數(shù)，ρ為 鏡 體 材 料 密 度 ，r為 反 射 鏡 半 徑 ，g為 重 力加速度，E為鏡體材料的彈性模量，D為鏡體直徑，t為鏡體厚度。針對(duì)上述光學(xué)系統(tǒng)中的反射鏡，其口徑為150 mm，要求其自重變形應(yīng)小于λ/50（λ=632.8 nm），代入 AL6061 合金的物理性能參數(shù)，計(jì)算出主鏡鏡體厚度應(yīng)不小于13.5 mm，N= 2.4，但為保證一定的安全系數(shù)，向上取整，最終確定該反射鏡支撐耳數(shù)量為3。

對(duì)上述光機(jī)系統(tǒng)而言，回轉(zhuǎn)對(duì)稱的結(jié)構(gòu)使得它無(wú)需限制光學(xué)元件之間繞光軸旋轉(zhuǎn)的自由度，因此每個(gè)光學(xué)元件只需要約束剩余的5 個(gè)自由度即可。按照Z(yǔ)EMAX 光學(xué)設(shè)計(jì)軟件的坐標(biāo)系規(guī)則建立光機(jī)系統(tǒng)坐標(biāo)系，如圖3 所示。

圖3 光機(jī)結(jié)構(gòu)坐標(biāo)系Fig. 3 Coordinate system of opto-mechanical structure

其中z軸與系統(tǒng)光軸平行。對(duì)主鏡、次鏡、透鏡 1 和透鏡 2，需限制它們沿x，y，z軸 3 個(gè)方向的平移自由度，以及沿x，y軸的旋轉(zhuǎn)自由度，從而保證光學(xué)元件表面的相對(duì)位置關(guān)系與光學(xué)設(shè)計(jì)一致。

圖4 各元件定位面Fig. 4 Positioning surfaces of optical components

各光學(xué)元件的定位基準(zhǔn)面以及與之對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)件定位面如圖4 所示，其中數(shù)字相同的定位面會(huì)通過相互配合限制各光學(xué)元件的自由度，具體情況如表2 所示。表中數(shù)字1 代表該定位面對(duì)相應(yīng)零件起到自由度的限制作用，0 則表示無(wú)限制或不起主要限制作用?？梢园l(fā)現(xiàn)，各光學(xué)元件的自由度可完全通過零件之間的配合來限制，從而達(dá)到只裝不調(diào)的效果，因此只要保證零件的加工精度，該光學(xué)載荷便可在極短的時(shí)間內(nèi)完成裝配工作。

表2 各定位面自由度限制情況Tab.2 Limitations of freedom of each positioning surface

3 光機(jī)結(jié)構(gòu)力學(xué)分析

在光機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)完成后，應(yīng)建立系統(tǒng)的有限元模型，校驗(yàn)設(shè)計(jì)結(jié)果［7］，并根據(jù)分析結(jié)果對(duì)光機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，同時(shí)模擬光學(xué)載荷在實(shí)際工況下的力學(xué)性能，確保其結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。

3.1 靜力學(xué)分析

上述光機(jī)結(jié)構(gòu)的靜力學(xué)特征主要由自身重力造成，因此主要考察整機(jī)在重力作用下各光學(xué)元件的變形情況，以此校驗(yàn)初始光機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。

重力導(dǎo)致的變形會(huì)影響相機(jī)的面形和定位精度?？紤]到本相機(jī)為實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，主要用于地面測(cè)試，在其加工、檢測(cè)和使用過程中重力主要作用于相機(jī)的徑向，即x和y方向，因此本文著重校核光機(jī)結(jié)構(gòu)沿x，y方向的重力變形。按照ANSYS Workbench 軟件分析的一般步驟，選擇AL6061 合金作為零件材料，將鏡筒兩端環(huán)形面作為整機(jī)連接面分別進(jìn)行兩個(gè)方向的約束并添加重力載荷，經(jīng)過仿真計(jì)算后便可查看結(jié)構(gòu)元件在各方向的重力變形情況。圖5 為-x方向的重力載荷作用下主鏡和整機(jī)的變形云圖。

圖5 -x 向重力載荷作用下主鏡和整機(jī)的重力變形Fig. 5 Deformation of primary mirror and opto-mechanical structure under -x directional gravity load

圖5 中，主鏡最大變形量出現(xiàn)在-x方向，但其最大變形只有0.006 298 μm，約λ/100，優(yōu)于設(shè)計(jì)目標(biāo)λ/50，滿足主鏡設(shè)計(jì)要求。同時(shí)，在-x方向的重力載荷作用下次鏡遮光罩的變形位移量最大，為 0.227 37 μm，也遠(yuǎn)小于次鏡±5 μm 的加工和裝配公差，并且可以斷定次鏡光學(xué)面由整機(jī)結(jié)構(gòu)變形引起的位移必定小于該值，因此滿足設(shè)計(jì)要求。在-x，-y向重力載荷作用下主鏡變形和次鏡位移情況如表3 所示。

表3 重力載荷作用下主鏡的變形和次鏡的位移量Tab.3 Deformation of primary mirror and displacement of secondary mirror under gravity load

3.2 動(dòng)力學(xué)分析

光機(jī)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)分析主要研究結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性，包括結(jié)構(gòu)的自振頻率以及受沖擊和經(jīng)交變載荷、隨機(jī)載荷時(shí)的狀態(tài)模擬［8］。其中，模態(tài)分析可以計(jì)算出光機(jī)結(jié)構(gòu)的固有頻率和振型，避免與箭體和工作環(huán)境產(chǎn)生共振［9-10］，影響成像質(zhì)量甚至造成結(jié)構(gòu)件的損壞，同時(shí)也可以幫助設(shè)計(jì)人員預(yù)測(cè)光機(jī)結(jié)構(gòu)在不同外界載荷作用下的振動(dòng)形式，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)最薄弱的環(huán)節(jié)，并以此作為結(jié)構(gòu)優(yōu)化的依據(jù)。

考慮到火箭發(fā)射階段復(fù)雜的振動(dòng)環(huán)境，必須使光機(jī)結(jié)構(gòu)的固有頻率遠(yuǎn)離發(fā)射階段的振動(dòng)頻率，而該頻率主要發(fā)生在20 Hz 左右。將鏡筒兩端圓環(huán)面作為本相機(jī)的安裝面，對(duì)它進(jìn)行固定約束后開展光機(jī)結(jié)構(gòu)模態(tài)分析。同樣按照ANSYS Workbench 軟件分析的一般過程進(jìn)行相關(guān)設(shè)置后計(jì)算得到的前2 階模態(tài)如圖6 所示。

圖6 整機(jī)模態(tài)仿真結(jié)果Fig. 6 Modal simulation results of opto-mechanical structure

從圖6 可以看出，整機(jī)的一階自振頻率為702.78 Hz，遠(yuǎn)高于火箭發(fā)射的主振頻率20 Hz，因此該結(jié)構(gòu)可以避免在發(fā)射過程中與火箭產(chǎn)生共振。表4 列出了整機(jī)1～6 階的自振頻率及相應(yīng)振型。通過仿真驗(yàn)證了光機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性，保證了該光學(xué)載荷在測(cè)試、發(fā)射以及工作過程中的力學(xué)穩(wěn)定性。

表4 整機(jī)的自振頻率與振型Tab.4 Natural frequency and vibration shape of opto-mechanical structure

4 元件的加工、測(cè)量及裝配

光學(xué)相機(jī)元件的加工、測(cè)量以及裝配工作占據(jù)了相機(jī)研制的大部分時(shí)間，因此為了適應(yīng)航天快發(fā)技術(shù)對(duì)時(shí)間的嚴(yán)格要求，必須制定出快速高效的加工、測(cè)量及裝配路徑。而通過單點(diǎn)金剛石車削、磁流變修形以及計(jì)算機(jī)控制光學(xué)表面成形（Computer Controlled Optical Surfacing，CCOS）工藝可快速完成高精度鋁鏡的加工，同時(shí)一體化設(shè)計(jì)和合理的定位面選取能夠大大簡(jiǎn)化測(cè)量和裝配過程，進(jìn)一步縮短研制周期。

4.1 主、次鏡的單點(diǎn)金剛石車削

對(duì)于上述折反式光學(xué)系統(tǒng)的一體化主鏡，首先通過銑削完成外形以及輕量化結(jié)構(gòu)的加工，在加工完鏡胚并進(jìn)行消應(yīng)力處理后，采用單點(diǎn)金剛石車削技術(shù)實(shí)現(xiàn)鋁合金反射鏡的快速制造［11-12］。為防止加工應(yīng)力和加工過程中不可控因素對(duì)光學(xué)表面精度的影響，反射鏡的鏡面往往在各定位面加工完成后才進(jìn)行加工。

如圖7（a）所示，采用單點(diǎn)金剛石車削工藝對(duì)主鏡進(jìn)行加工。主鏡加工完成后通過計(jì)算機(jī)全息片（Computer Generated Holography，CGH）作為補(bǔ)償元件的干涉補(bǔ)償面形檢測(cè)方法對(duì)主鏡的光學(xué)表面進(jìn)行檢測(cè)，檢測(cè)過程和檢測(cè)結(jié)果如圖7（b）及 7（c）所示。

圖7 主鏡加工、測(cè)量過程及測(cè)量結(jié)果Fig. 7 Processing，measurement process and measurement results of primary mirror

利用同樣的工藝對(duì)次鏡進(jìn)行加工，而后采用立式干涉儀進(jìn)行面形精度檢測(cè)，以評(píng)判加工結(jié)果并為后續(xù)加工提供依據(jù)。次鏡的測(cè)量過程和測(cè)量結(jié)果如圖8 所示。

從圖8（b）可以看出，次鏡經(jīng)過單點(diǎn)金剛石車削加工后其光學(xué)表面呈現(xiàn)明顯的環(huán)狀分布，這主要是因?yàn)榇午R直徑較小且刀具需加工次鏡中心造成的。同樣地，鏡筒以及隔圈等鋁合金元件的定位面均采用單點(diǎn)金剛石車削工藝進(jìn)行加工，使其形位公差達(dá)到微米級(jí)。但經(jīng)過單點(diǎn)金剛石車削工藝加工后的主、次鏡面形精度仍不滿足設(shè)計(jì)要求。

圖8 次鏡測(cè)量過程及測(cè)量結(jié)果Fig. 8 Measurement process and results of secondary mirror

4.2 主、次鏡的磁流變修形

經(jīng)過單點(diǎn)金剛石車削加工后的主、次鏡由于面形誤差較大，依然無(wú)法滿足光學(xué)系統(tǒng)的使用要求，可選取磁流變修形來進(jìn)一步提高主、次鏡的面形精度。以次鏡為例，其磁流變修形過程和面形測(cè)量結(jié)果如圖 9（a）和 9（b）所示。

圖9 次鏡修形過程及面形測(cè)量結(jié)果Fig. 9 Modification and surface measurement result of secondary mirror

雖然磁流變修形可以快速提高鋁合金反射鏡的面形精度，但磁流變液對(duì)鋁鏡表面具有氧化作用，該氧化現(xiàn)象在次鏡上尤為明顯。如圖9（c）所示，磁流變修形后次鏡表面呈現(xiàn)明顯的環(huán)狀氧化帶，并與圖8（b）所示的次鏡環(huán)狀面形特征相對(duì)應(yīng)。其原因在于面形凸起處拋光輪停留時(shí)間較長(zhǎng)，導(dǎo)致磁流變液與該處接觸時(shí)間較長(zhǎng)，致使氧化現(xiàn)象更為明顯。而氧化層會(huì)大大降低鋁合金反射鏡的反射率，所以磁流變修形后的反射鏡還需進(jìn)行氧化層去除處理。

4.3 主、次鏡的CCOS 工藝

選擇CCOS 工藝去除主鏡和次鏡的氧化層，同樣以次鏡為例，其光順過程及光順結(jié)果如圖10所示。

圖10 次鏡CCOS 光順過程及光順結(jié)果Fig. 10 CCOS smoothing process and surface shape of secondary mirror

根據(jù)Preston 方程，材料的表面去除量Δ正比于拋光表面的壓力P、加工速度v以及拋光時(shí)間t，即有：

式中K為常數(shù)。因此，控制好上述參數(shù)對(duì)于提升鋁鏡光順后的表面質(zhì)量尤為重要。經(jīng)過單點(diǎn)金剛石車削、磁流變修形、CCOS 光順等工序后，加工出了有效口徑為144 mm，面形精度RMS 值達(dá)0.024λ的鋁合金主鏡，以及有效口徑為34 mm，面形精度RMS 值達(dá)0.050λ的鋁合金次鏡。主、次鏡在加工過程中的面形精度變化情況如表5所示。

4.4 元件加工及裝配結(jié)果

將加工好的主、次鏡以及透鏡進(jìn)行鍍膜處理，至此該折反式光機(jī)系統(tǒng)的所有元件均加工完畢，其零件匯總?cè)鐖D11（a）所示。由于該光機(jī)系統(tǒng)元件之間的定位關(guān)系均由高精度的定位面直接保證，經(jīng)過快速裝配得到微納星載光學(xué)相機(jī)，如圖 11（b）所示。

表5 主、次鏡面形精度變化情況Tab.5 Changes in surface shape accuracy of primary and secondary mirrors

圖11 微納星載光學(xué)相機(jī)零件及實(shí)物圖Fig. 11 Parts and physical images of micro-nano satellite optical camera

最終，裝配好的相機(jī)總長(zhǎng)度為272 mm，直徑為194 mm，總質(zhì)量為3.2 kg。相較于傳統(tǒng)的折射式光學(xué)載荷，反射式光學(xué)載荷因采用鋁合金等金屬材料可以實(shí)現(xiàn)一體化設(shè)計(jì)，而單點(diǎn)金剛石車削等加工手段可以快速完成金屬件光學(xué)面和定位面的高精度加工，這大大縮短了光學(xué)載荷的研制周期，并且鋁合金材料相較于玻璃等材料在質(zhì)量和同質(zhì)材料一體化熱性能上也具有明顯優(yōu)勢(shì)。因此，該光學(xué)載荷在研制時(shí)間、載荷體積與質(zhì)量、自身結(jié)構(gòu)性能及成本上都較符合航天快速發(fā)射的技術(shù)特征。

5 整機(jī)性能測(cè)試

5.1 焦距及分辨率測(cè)量

光學(xué)系統(tǒng)的焦距測(cè)量能夠檢驗(yàn)光機(jī)結(jié)構(gòu)的加工及裝配精度，而分辨率測(cè)量則直接定量地顯示了整機(jī)的成像質(zhì)量，因此通過上述兩種測(cè)試便可得知整機(jī)的成像性能。焦距和分辨率測(cè)量都在光具座上進(jìn)行，其測(cè)量過程和結(jié)果如圖12 所示。

分辨率測(cè)量結(jié)果表明，該相機(jī)能夠看清四號(hào)分辨率板的第25 組圖案，查閱換算表后得知其對(duì)應(yīng)的角分辨率為1.29″。經(jīng)過系統(tǒng)焦距測(cè)量，得到該光學(xué)相機(jī)的實(shí)際有效焦距為968 mm，而其設(shè)計(jì)焦距為1 000 mm，因此焦距誤差為3.2%，略大于1%的一般允差范圍。這主要由反復(fù)拆裝導(dǎo)致的元件塑性變形引起的，但也可驗(yàn)證上述設(shè)計(jì)和加工方法在短時(shí)間內(nèi)研制快發(fā)光學(xué)載荷的可行性。將測(cè)量出的角分辨率轉(zhuǎn)換成500 km 的地面極限分辨率為3.1 m，優(yōu)于設(shè)計(jì)要求的3.5 m。

圖12 整機(jī)焦距及分辨率測(cè)量結(jié)果Fig. 12 Focal length and resolution measurement of whole machine

5.2 相機(jī)實(shí)際成像

圖13 為相機(jī)拍攝4.2 km 外的銘誠(chéng)國(guó)際樓體，被攝墻體的文字清晰可見。良好的實(shí)際成像效果一方面印證了焦距和分辨率測(cè)量結(jié)果，同時(shí)也檢驗(yàn)了本文所述的面向航天快發(fā)技術(shù)的微納衛(wèi)星光學(xué)載荷設(shè)計(jì)與制造各環(huán)節(jié)的有效性。

圖13 光學(xué)載荷拍攝過程及拍攝結(jié)果Fig. 13 Shooting process and results of optical load

6 結(jié) 論

短研制周期、高性能、低質(zhì)量、小體積以及低成本是面向航天快發(fā)技術(shù)的微納衛(wèi)星光學(xué)載荷所必備的特征。本文以折反射式光學(xué)相機(jī)為例，通過單點(diǎn)金剛石車削、磁流變修形、CCOS 光順等工藝加工出了有效口徑為144 mm，面形精度RMS 達(dá) 0.024λ的鋁合金主鏡，以及有效口徑為38 mm，面形精度 RMS 值達(dá) 0.050λ的鋁合金次鏡。采用光機(jī)一體化設(shè)計(jì)，通過選取合理的定位方式，并將相機(jī)裝調(diào)難度轉(zhuǎn)化為定位安裝面的高精度加工，達(dá)到了相機(jī)只裝不調(diào)的效果，大大縮短了研制周期。其1.29″的角分辨率測(cè)量結(jié)果與實(shí)際成像效果進(jìn)一步證明了本文所述的面向航天快發(fā)技術(shù)的微納衛(wèi)星光學(xué)載荷設(shè)計(jì)與制造各環(huán)節(jié)的可行性。這種研制方法為研制同類型相機(jī)以及進(jìn)一步提高航天快發(fā)技術(shù)提供了參考。