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激光空间合束主镜优化设计与分析

汤伟 刘立生 刘扬 邵俊峰 郭劲

汤伟, 刘立生, 刘扬, 邵俊峰, 郭劲. 激光空间合束主镜优化设计与分析[J]. 中国光学, 2020, 13(3): 442-450. doi: 10.3788/CO.2019-0161
引用本文: 汤伟, 刘立生, 刘扬, 邵俊峰, 郭劲. 激光空间合束主镜优化设计与分析[J]. 中国光学, 2020, 13(3): 442-450. doi: 10.3788/CO.2019-0161
TANG Wei, LIU Li-sheng, LIU Yang, SHAO Jun-feng, GUO Jin. Optimization and analysis of a primary mirror for a laser incoherent combining system[J]. Chinese Optics, 2020, 13(3): 442-450. doi: 10.3788/CO.2019-0161
Citation: TANG Wei, LIU Li-sheng, LIU Yang, SHAO Jun-feng, GUO Jin. Optimization and analysis of a primary mirror for a laser incoherent combining system[J]. Chinese Optics, 2020, 13(3): 442-450. doi: 10.3788/CO.2019-0161

激光空间合束主镜优化设计与分析

doi: 10.3788/CO.2019-0161
基金项目: 激光与物质相互作用国家重点实验室自主基础研究资助项目(No. SKLLIM1805)
详细信息
    作者简介:

    汤 伟(1985—),男,黑龙江绥棱县人,博士,助理研究员,2014年毕业于中国科学院大学,获得博士学位,主要从事高能激光系统光机结构设计及激光辐照效应方面的研究。E-mail:twei222@163.com

    刘 扬(1988—),男,吉林长春人,博士,助理研究员,主要从事对流传热领域研究。E-mail:Liuyangdk@ciomp.ac.cn

  • 中图分类号: TN244

Optimization and analysis of a primary mirror for a laser incoherent combining system

Funds: Supported by National Key Laboratory of Laser Matter Interaction (No. SKLLIM1805)
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    Corresponding author: Liuyangdk@ciomp.ac.cn
  • 摘要: 本文对激光空间合束主镜进行优化设计与分析,以抑制强激光空间合束系统主镜热畸变,提高主镜面形精度。首先,对比分析了选择不同材料作为主镜基底的优缺点,从理论上初步确定了主镜材料、镜体厚度、支撑方式和轻量化结构形式;然后,利用有限元方法对空间合束主镜进行了热畸变分析,并结合热畸变结果对镜体结构形式进行拓扑优化设计;最后,对主镜进行重力、环境适应性和基频分析,验证设计的合理性。分析结果表明:6光合束主镜在单束10 kW激光辐照下,随着辐照时间的增加,镜面温升值和P-V值逐渐增大;辐照3 min后初设计主镜表面温度达83.4 ℃,P-V值为155 nm,受镜体结构影响,辐照区内热畸变值不一致,差值约占镜面P-V值的1/6;为改善热畸变的不一致性,提高镜体强度,对主镜进行拓扑优化设计,优化后主镜轻量化达54.5%,辐照区热畸变一致性好,镜面热畸变量减小了近1/3;不同俯仰姿态下,主镜重力变形值基本相同,不足10 nm;环境温度的改变会引起主镜的镜面畸变和平移,稳态温差值越大,主镜面形P-V值和镜面平移量越大;模态分析显示主镜基频满足系统要求。本文研究结果将对激光空间合束系统的设计提供依据。
  • 图  1  Whiffle-tree九点支撑结构

    Figure  1.  Whiffle-tree nine-point support structure

    图  2  轻量化主镜模型示意图

    Figure  2.  Structural diagrams of lightweight primary mirror

    图  3  合束主镜温度、镜面P-V值与辐照时间t的关系

    Figure  3.  Relationship between temperature、P-V value of primary mirror and irradiation time

    图  4  微晶玻璃主镜有限元仿真结果

    Figure  4.  Simulation results of Zerodur primary mirror

    图  5  主镜的拓扑优化结果

    Figure  5.  Topology optimization results of primary mirror

    图  6  拓扑优化后主镜背部结构形式

    Figure  6.  Back structure of primary mirror

    图  7  主镜热畸变仿真结果

    Figure  7.  Simulation results of primary mirror thermal deformation

    图  8  主镜热变形仿真云图

    Figure  8.  Simulation cloud chart of primary mirror thermal deformation

    图  9  3种工况下主镜重力变形云图

    Figure  9.  Gravity deformation cloud chart of primary mirror under three different load cases

    图  10  不同环境温度下主镜镜面P-V值

    Figure  10.  P-V values of primary mirror in different ambient temperatures

    图  11  环境温度为 (a) −20 ℃和(b) 60 ℃时主镜面形云图

    Figure  11.  Thermal deformation cloud chart of primary mirror at −20 ℃ (a) and 60 ℃ (b)

    表  1  常见主镜材料的热物理参数

    Table  1.   Main parameters of common primary mirror materials

    材料密度(g/cm3)弹性模量(GPa)比刚度(E/ρ:106)比热C (J/kg∙℃)热膨胀系数α(10−6/K)热导率K(W/mK)热畸变(α/K:10−8)泊松比μ
    SiC3.0540012.66802.21851.30.16
    Zerodur2.5923.78210.051.463.40.24
    ULE2.2673.17660.031.32.30.17
    Be1.8528015.11 92511.41607.20.05
    熔石英2.2743.361 2100.561.3840.50.17
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-09-27
  • 修回日期:  2019-10-15
  • 网络出版日期:  2020-06-30
  • 刊出日期:  2020-06-01

激光空间合束主镜优化设计与分析

doi: 10.3788/CO.2019-0161
    基金项目:  激光与物质相互作用国家重点实验室自主基础研究资助项目(No. SKLLIM1805)
    作者简介:

    汤 伟(1985—),男,黑龙江绥棱县人,博士,助理研究员,2014年毕业于中国科学院大学,获得博士学位,主要从事高能激光系统光机结构设计及激光辐照效应方面的研究。E-mail:twei222@163.com

    刘 扬(1988—),男,吉林长春人,博士,助理研究员,主要从事对流传热领域研究。E-mail:Liuyangdk@ciomp.ac.cn

  • 中图分类号: TN244

摘要: 本文对激光空间合束主镜进行优化设计与分析,以抑制强激光空间合束系统主镜热畸变,提高主镜面形精度。首先,对比分析了选择不同材料作为主镜基底的优缺点,从理论上初步确定了主镜材料、镜体厚度、支撑方式和轻量化结构形式;然后,利用有限元方法对空间合束主镜进行了热畸变分析,并结合热畸变结果对镜体结构形式进行拓扑优化设计;最后,对主镜进行重力、环境适应性和基频分析,验证设计的合理性。分析结果表明:6光合束主镜在单束10 kW激光辐照下,随着辐照时间的增加,镜面温升值和P-V值逐渐增大;辐照3 min后初设计主镜表面温度达83.4 ℃,P-V值为155 nm,受镜体结构影响,辐照区内热畸变值不一致,差值约占镜面P-V值的1/6;为改善热畸变的不一致性,提高镜体强度,对主镜进行拓扑优化设计,优化后主镜轻量化达54.5%,辐照区热畸变一致性好,镜面热畸变量减小了近1/3;不同俯仰姿态下,主镜重力变形值基本相同,不足10 nm;环境温度的改变会引起主镜的镜面畸变和平移,稳态温差值越大,主镜面形P-V值和镜面平移量越大;模态分析显示主镜基频满足系统要求。本文研究结果将对激光空间合束系统的设计提供依据。

English Abstract

汤伟, 刘立生, 刘扬, 邵俊峰, 郭劲. 激光空间合束主镜优化设计与分析[J]. 中国光学, 2020, 13(3): 442-450. doi: 10.3788/CO.2019-0161
引用本文: 汤伟, 刘立生, 刘扬, 邵俊峰, 郭劲. 激光空间合束主镜优化设计与分析[J]. 中国光学, 2020, 13(3): 442-450. doi: 10.3788/CO.2019-0161
TANG Wei, LIU Li-sheng, LIU Yang, SHAO Jun-feng, GUO Jin. Optimization and analysis of a primary mirror for a laser incoherent combining system[J]. Chinese Optics, 2020, 13(3): 442-450. doi: 10.3788/CO.2019-0161
Citation: TANG Wei, LIU Li-sheng, LIU Yang, SHAO Jun-feng, GUO Jin. Optimization and analysis of a primary mirror for a laser incoherent combining system[J]. Chinese Optics, 2020, 13(3): 442-450. doi: 10.3788/CO.2019-0161
    • 在激光加工、激光通信等领域,提高输出功率的同时还需保证良好的光束质量[1]。采用多模块结构实现多路激光合成输出已成为获取高功率、高M2因子激光的主要技术途径,引起了国内外科研人员的高度关注[2-4]。光束合成主要分为相干合成、光谱合成和空间合成。空间合成是用定向器控制每个阵元光束的出射方向,使其会聚在目标靶面上,从而获得高功率密度激光[5]

      主镜作为激光空间光束合成的关键,其性能直接决定了光束空间合成效果。国内外对于大口径光学主镜的设计进行了大量研究[6-10]。王富国对大口径主镜开展轻量化[6]和支撑点位置[7]的优化设计研究,宫辉[8]等人则对主镜背部筋板布局进行设计研究,以上研究主要是针对光学成像系统的,而关于高能激光发射系统,尤其是针对空间合束系统的主镜设计的研究则未有报道。由于激光功率密度过高,强激光在传输过程中会引起光学元件发生热畸变,引入热像差,从而降低输出激光的光束质量[11]。因此,开展激光空间合束主镜设计研究十分必要。

      本文针对激光空间光束合成主镜进行详尽设计,从材料、镜厚、支撑方式以及轻量化形式4个方面对Φ600 mm主镜初步进行了结构设计,并利用有限元方法对主镜进行了激光热畸变分析和拓扑优化设计,最后进行了主镜的重力、环境适应性和基频分析,验证了设计结果的合理性。

    • 在强激光作用下,大口径反射镜材料的选取除需考虑材料的比刚度外,还需考虑材料的热畸变特性。有如下规律:比刚度越大,镜面变形越小,主镜抵抗抛光、重力和装配带来的镜面变形能力越强;热畸变越小,主镜的热变形和热惯性越小,热稳定性能也就越好。

      目前常用的大口径主镜材料[6]主要为Be、熔石英、微晶玻璃、ULE低膨胀玻璃和SiC,表1给出了上述材料的热物理参数。

      表 1  常见主镜材料的热物理参数

      Table 1.  Main parameters of common primary mirror materials

      材料密度(g/cm3)弹性模量(GPa)比刚度(E/ρ:106)比热C (J/kg∙℃)热膨胀系数α(10−6/K)热导率K(W/mK)热畸变(α/K:10−8)泊松比μ
      SiC3.0540012.66802.21851.30.16
      Zerodur2.5923.78210.051.463.40.24
      ULE2.2673.17660.031.32.30.17
      Be1.8528015.11 92511.41607.20.05
      熔石英2.2743.361 2100.561.3840.50.17

      表1数据可以看出:SiC材料的热畸变最小,比刚度仅次于Be,综合性能较好,其缺点是SiC的加工制造工艺复杂,价格较为昂贵;微晶玻璃(Zerodur)的热畸变性能较好,仅次于SiC和ULE,比刚度略差,材料和加工费用适中;ULE低膨胀玻璃与微晶玻璃(Zerodur) 综合性能不相上下,ULE的热畸变略小,而微晶玻璃的比刚度略高,价格上二者基本相同;Be的比刚度最好,但热畸变特性较差,仅优于普通玻璃,而且Be有毒,加工制造费用较高,仅在特定环境下使用;熔石英的综合性能最差,热畸变特性远高于其他材料,但熔石英的加工制造工艺非常成熟,价格便宜。

      综合考虑,鉴于微晶玻璃材料容易获得,加工方法成熟,综合性能较好,成本适中,故选用微晶玻璃(Zerodur)作为主镜材料。

    • 主镜厚度是影响镜体结构的重要因素。对于圆形反射镜,径厚比与自重变形满足如下经验公式[10]

      $$\delta =\frac{3\rho g{{\left( {}^{{\displaystyle{D}}}\!\!\diagup\!\!{}_{{{\displaystyle{h}}}}\; \right)}^{2}}{{D}^{2}}}{256E}{\text{,}}$$ (1)

      式中,δ为镜面变形最大波峰-波谷(P-V)值(mm),ρ为密度(kg/m3),g为重力加速度(m/s2),E为弹性模量(Pa),D为主镜直径(mm),h为主镜厚度(mm)。

      系统中主镜自重的变形要求为δ<λ/20 (λ=1 064 nm);主镜直径D为600 mm,中空直径为160 mm,将表1中微晶玻璃热物理参数代入式(1),可得主镜厚度应大于88 mm。另外,主镜厚度还与材料的比刚度(E/ρ)、支撑方式及轻量化形式等因素有关,依据工程经验:对于圆形反射镜,镜厚比一般为6 ∶ 1~10 ∶ 1。综上,主镜厚度最终确定为92 mm。

    • 主镜支撑选用背部支撑辅以中心支撑的方式。背部支撑中支撑元件胶接在反射镜背部,支撑元件采用柔性结构,以减少热效应对主镜面形的影响;中心支撑适用于有中心孔的反射镜,轴和反射镜中心孔紧密配合,主要起定位和约束作用。

      对于背部支撑,大口径圆形反射镜所需的最少支撑点数N的经验公式为[12]

      $$N = \frac{{1.5{r^2}}}{h}\sqrt {\frac{{\rho g}}{{E\delta }}}{\text{,}} $$ (2)

      式中r是圆形反射镜半径。

      经计算,N≈3.46。由于背部6点支撑存在明显过定位问题,工程上极少采用,又考虑到系统中主镜的尺寸以及实际的面形要求,因此,系统采用背部9点支撑。

      背部9点支撑采用传统机械式Whiffle-tree浮动支撑结构,即将支撑位置分为内外两圈分布,内圈3点,外圈6点,内圈一点和相邻的外圈两点为一组,每组通过一个连接板固连,结构形式如图1所示。

      图  1  Whiffle-tree九点支撑结构

      Figure 1.  Whiffle-tree nine-point support structure

      Hindle给出了浮动支撑设计公式[12]

      $${R_1} = \left(\frac{{\sqrt 3 }}{{12}}\right)D = 0.144D{\text{,}}$$ (3)
      $${R_0} = \left(\frac{{\sqrt 6 }}{6}\right)D = 0.408D{\text{,}}$$ (4)

      式中D为主镜直径。

      通过计算可得,外圈支撑半径R0和内圈支撑半径R1的理论值分别为244.8 mm和86.4 mm。由于系统中主镜中空,R1应大于理论值,因此,R0R1分别取250 mm和120 mm。

    • 大口径反射镜背部轻量化形式主要有开放式、封闭式和半开放式。根据以往的设计经验知:背部开放式加工工艺性较好,反射镜基体和背部可通过一次加工完全成型,大口径反射镜多采用背部开放式结构;此外,三角形孔尽管轻量化率略低,但由于结构刚度好,环境适应性强,各方向物理性能均衡,更利于获得良好的镜面面形,在工程上应用较广。因此,主镜轻量化形式选用背部开三角形孔的轻量化形式。

    • 轻量化设计要避免网格效应。网格效应是指在主镜进行光学加工时,由于压力作用,在轻量化孔处镜面会产生弹性变形,从而导致去除量下降,最终在主镜表面形成类似网格的效应。为避免网格效应,加工过程中每个减重孔单元的最大变形量δ需要控制在一个允许值以内,并给出最大变形量δ的经验公式[8]

      $$\delta = \frac{{12\psi P{B^4}(1 + {\mu ^2})}}{{E{h_{\rm{0}}}^3}}{\text{,}}$$ (5)

      式中:Ψ是和轻量化孔形状有关的形状因子,取值不同,对于三角形轻量化孔,Ψ取0.001 51;P为加工过程中施加在反射镜表面的加工压力,一般取65 kPa;B为孔内接圆直径;h0为镜面厚度。

      根据设计要求,内接圆直径B取50 mm,则由公式(5)计算后可得镜面厚度h0应大于11.9 mm,结合实际应用,设计时取镜面厚度h0为12 mm。

    • 主镜采用九点浮动支撑结构,背部支撑元件起到定位、支撑作用。为了平衡掉主镜在不同姿态下的重力作用,主镜的筋板和内、外壁需要承受一定的压力,所以主镜的背筋和内、外壁需要有足够的强度,即厚度不能太薄,总体上,内、外壁厚应略大于筋厚。本文中,内、外壁厚t1取10 mm,筋厚t2取8 mm。

      依据上述计算结果,建立外径为600 mm,内径为160 mm,厚度为92 mm,背部开三角形孔的主镜模型,如图2所示。

      图  2  轻量化主镜模型示意图

      Figure 2.  Structural diagrams of lightweight primary mirror

      轻量化孔采用一次性加工成型,背部支撑孔直径为60 mm,经计算主镜轻量化后的总重量为27 kg,轻量化率为50%。

    • 将高能激光正入射到主镜表面,由于存在激光热吸收,会导致镜体温度升高,镜面发生热变形,产生附加相位,从而影响合束激光聚焦效果。

      空间合束激光为6束光学参数完全相同的高斯光束,且均匀分布在主镜Φ 400 mm的圆周上。入射光源为连续激光,波长为1 064 nm,激光功率为10 kW,辐照到主镜上的光斑大小为200 mm,辐照时间为3 min,环境温度为22 ℃。

      系统要求主镜面形P-V值优于λ/8 (λ=1 064 nm),RMS值优于λ/40。利用ANSYS18.2(Workbench)有限元软件对合束主镜进行温度-结构场的耦合分析,计算结果如图3所示。

      图  3  合束主镜温度、镜面P-V值与辐照时间t的关系

      Figure 3.  Relationship between temperature、P-V value of primary mirror and irradiation time

      图3可以看到:随着辐照时间t的增加,主镜表面温度T和P-V值均逐渐增大,且在3 min内主镜未达到热平衡;辐照时间为3 min时,主镜温度T为83.4 ℃,P-V值为155 nm,约为λ/7,略低于指标要求。主镜热畸变将降低激光远场的聚焦能力,图4(彩图见期刊电子版)给出了辐照时间为3 min时,主镜的有限元仿真云图。

      图  4  微晶玻璃主镜有限元仿真结果

      Figure 4.  Simulation results of Zerodur primary mirror

      图4(a)可以看到:激光辐照区域的温度明显高于非辐照区域,说明强激光辐照会造成主镜表面温度升高。对于激光合束系统,由于入射激光功率密度相同,温升值相同且呈六瓣均匀分布。由图4(b)可以看出,主镜热变形主要与入射激光的位置有关,热变形主要由镜面温升造成,其分布与温度场情况一致,但六束激光造成的热变形值略有不同,浮动支撑处热变形量小于其它3处,相差约25 nm,约为P-V值的1/6。这说明增加辐照区支撑强度可以有效减小镜面热变形量。由此可知,对主镜结构和支撑方式进行优化设计,提高主镜强度可以有效抑制主镜热畸变。

    • 结构拓扑优化是目前应用较为广泛的结构轻量化方法。对9点浮动支撑和18点浮动支撑下的主镜进行拓扑优化,区别于传统大口径成像主镜的优化设计,激光合束主镜需重点考虑热效应对主镜面形的影响,设计时以镜面P-V值为优化准则,主镜质量为优化目标,激光热加载为输入条件,利用ANSYS18.2(Workbench)进行拓扑优化,拓扑优化结果如图5所示。

      图  5  主镜的拓扑优化结果

      Figure 5.  Topology optimization results of primary mirror

      由拓扑优化结果可知:为保证主镜具有足够高的强度,同时减小主镜重量,应加强浮动区域支撑点间的结构强度,同时保证浮动区域间以及浮动区域与镜体之间的强度。图6给出了拓扑优化后主镜背部结构形式。

      图  6  拓扑优化后主镜背部结构形式

      Figure 6.  Back structure of primary mirror

      经过拓扑优化后,9点浮动支撑下的主镜重量为20.8 kg,轻量化率为61.5%,较传统结构轻量化率提高了11.5%;18点浮动支撑下主镜由于支撑点较多,结构形式略复杂,重量为24.6 kg,轻量化率为54.5%;与传统结构相比,轻量化率略有提高,重量略轻。

      对上述两种主镜进行激光热畸变分析,计算结果如图7所示。

      图  7  主镜热畸变仿真结果

      Figure 7.  Simulation results of primary mirror thermal deformation

      对比图3可以发现,3种模型下主镜的温升值与温升规律基本相同,说明强激光作用下主镜的温度场与主镜背部轻量化形式基本无关。对比P-V值可以发现,拓扑优化后9点支撑下主镜P-V值为146.5 nm,18点支撑下主镜P-V值为106.9 nm,均优于传统轻量化结构。18点浮动支撑下主镜的P-V值约为λ/10,减小了近1/3,优于系统指标。可见,支撑点的增加可显著提高镜体强度,减小镜面热畸变。图8给出了辐照时间为3 min时,上述两种结构形式下的主镜热变形云图。

      图  8  主镜热变形仿真云图

      Figure 8.  Simulation cloud chart of primary mirror thermal deformation

      图8(a)(彩图见期刊电子版)可以看出,均布的6处激光辐照区内热变形量具有不一致性,这与图4(b)的计算结果完全一致,说明9点浮动支撑下主镜热畸变产生的附加相位具有不一致性,这将影响远场6束激光的合束效果。而如图8(b)(彩图见期刊电子版)所示,18点浮动支撑下主镜辐照区内热畸变量具有一致性。可见通过改变主镜的支撑点数目,使其与激光束数量相匹配,可减小热畸变所造成的光束质量差异化。综上所述,18点支撑的结构形式热畸变量小,热畸变一致性好,故本文选用18点浮动支撑的主镜结构形式。

    • 由于主镜尺寸和重量较大,需要进一步对主镜进行重力、环境适应性和模态分析,以确保主镜性能满足设计要求。

    • 考虑到主镜在俯仰方向的工作角度为0°~90°,计算了俯仰角分别为0°、45°和90°时,3种不同工况下主镜的重力变形。

      工况1:俯仰角为0°,主镜重力方向垂直于光轴,沿主镜径向竖直向下,主镜重力主要由背部支撑元件卸载,中心轴仅承受较小的径向载荷,对主镜施加沿径向方向的重力载荷,并将支撑位置处设为全约束,经计算主镜P-V值为10 nm。

      工况2:俯仰角为45°,重力方向与光轴成一定角度,工作状态下主镜多处于此种工况。光轴倾斜时,重力在径向和轴向都有分量,主镜重量由背部支撑和中心支撑共同卸载,中心支撑主要起到定位作用,承载较小。将支撑位置处设置为全约束,可得主镜P-V值为10 nm。

      工况3:俯仰角为90°时,重力方向平行于光轴,重力方向沿主镜轴向竖直向下,背部支撑元件承受全部主镜重量,受到压应力作用,此时主镜P-V值为9.2 nm。图9(彩图见期刊电子版)给出了三种工况下主镜的重力变形云图。

      图  9  3种工况下主镜重力变形云图

      Figure 9.  Gravity deformation cloud chart of primary mirror under three different load cases

      由计算结果可知,不同俯仰角下主镜的P-V值基本相同。由重力云图可以看出,大变形量发生在主镜边缘,因此,激光加载区P-V值要优于10 nm。

    • 主镜口径越大,由环境温度变化导致的镜面变形越显著。依据系统要求,主镜工作温度范围为−20 ℃~60 ℃,利用有限元模型计算了系统稳态温度为22 ℃,俯仰角为0°,1 g重力加速度下,不同环境温度的主镜镜面变形,计算结果如图10所示。

      图  10  不同环境温度下主镜镜面P-V值

      Figure 10.  P-V values of primary mirror in different ambient temperatures

      图10可以发现:随着系统温差值增大,主镜P-V值逐渐增大;与激光热效应、重力因素相比,环境温度对空间合束主镜的影响较大;环境温度为−20 ℃时,主镜变形量最大,此时镜面P-V值为94 nm。图11给出环境温度为−20 ℃和60 ℃时的主镜面形云图。

      图  11  环境温度为 (a) −20 ℃和(b) 60 ℃时主镜面形云图

      Figure 11.  Thermal deformation cloud chart of primary mirror at −20 ℃ (a) and 60 ℃ (b)

      从图中可以看出:与室温时相比,主镜在低温−20 ℃时整体发生冷收缩现象,在高温60 ℃时整体发生热膨胀现象;在背部支撑作用下,支撑点处变形量小于其他区域;高、低温下主镜面形呈现相反的面形规律。值得注意的是高温、低温环境下除了会产生镜面畸变外,镜体还发生整体“平移”现象,这会对远场聚焦光束产生离焦像差,因此需要进行温度补偿设计。

    • 模态分析主要用于确定结构或机器部件的振动特性,通过它可以确定固有频率、振型,使结构避免共振或以特定频率振动。当主镜自身的固有频率接近或等于外界的激扰频率时,会使整个结构发生共振,从而造成疲劳破坏,因此提高结构的基频以避开外界的扰频显得非常重要。

      系统要求主镜基频应大于100 Hz。对主镜模态进行分析,设定背部支撑位置为全约束,计算得主镜基频为3 685.6 Hz,满足系统要求。

    • 针对激光空间合束系统,利用拓扑优化结合经验公式开展对口径为600 mm 的主镜进行结构优化。研究结果表明:镜面表面温度与主镜结构形式基本无关,主要与辐照激光功率密度和镜体材料有关;镜体的结构形式对主镜镜面P-V值影响较大,增强辐照区结构强度可有效抑制镜面热变形;对于六光合束主镜,九点浮动支撑结构主镜易造成镜面热变形量的不一致,而增加支撑点数可抑制不一致性,减小镜面热畸变。重力、环境温度和模态分析表明:环境温度的改变对主镜面形影响较大,环境温度为−20 ℃时,镜面变形P-V值为94 nm,镜面平移量值约为71 nm。

参考文献 (12)

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