Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Оптические схемы космических телескопов
1.1 Принципы построения оптических схем 11
1.2 Оптические системы космических телескопов
1.2.1 Линзовые системы 15
1.2.2 Зеркальные системы
1.2.2.1 Трёхзеркальная схема 21
1.2.2.2 Четырёхзеркальная схема 26
1.2.2.3 Зеркальный триплет 27
1.2.3 Зеркально-линзовые системы 29
1.2.3.1 Оптические системы по схеме Ричи-Кретьена для крупногабаритных космических телескопов
1.2.3.2 Защита фокальной плоскости от «паразитных» засветок
1.2.3.3 Сравнительные параметры схем Корша и Ричи- 35
Кретьена
Глава 2 Методы и средства обеспечения стабильности параметров крупногабаритных космических телескопов
2.1 Принципиальная конструкция крупногабаритных кос- 37
мических телескопов
2.1.1 Главное зеркало 38
2.1.2 Вторичное зеркало 5 0
2.1.3 Корректор полевых аберраций 55
2.1.4 Несущая конструкция телескопа 63
2.1.5 Несущая конструкция фокального узла 68
2.1.6 Служебные системы телескопа 71
2.1.6.1 Система автоматической юстировки
2.1.6.2 Система автоматической фокусировки 77
2.2 Принципы построения СОТР телескопа 82
Глава 3 Влияние изменения температуры на качество оптического изображения
3.1 Термооптическая аберрация положения и увеличения изображения
3.1.1 Термооптическая аберрация системы, состоящей из бесконечно тонких линз
3.1.2 Термооптические аберрации космических телескопов по схеме Ричи-Кретьена
3.2 Влияние термодеформаций элементов конструкции на изменение положения зеркал объектива
3.3 Качество оптического изображения КТ 108
3.4 Влияние изменения температуры на качество изображения КТ, обусловленное изменением воздушных промежутков между зеркалами
3.5 Влияние изменения температуры на качество изображения КТ, обусловленное термодеформациями рабочих поверхностей зеркал
3.5.1 Расчёт температурных полей и полей деформаций зеркал
3.5.2 Оценка деформаций оптических поверхностей в виде разложения по полиномам Цернике
Глава 4 Экспериментальные данные по функционированию служебных систем крупногабаритного космического телескопа вы сокого разрешения при лётных испытаниях
4.1 Влияние дестабилизирующих факторов участка выведе-ния на положение элементов оптической системы и характеристики системы САЮ
4.2 Оценка параметров температурного режима телескопа 139
при штатной эксплутации
4.2.1 Выполнение требований по обеспечению температурного режима элементов конструкции телескопа
4.2.2 Оценка влияния пребывания КА в тени Земли на стабильность температурного режима и сохранность юстировки и фокусировки телескопа
Заключение 143
Список литературы
- Трёхзеркальная схема
- Несущая конструкция телескопа
- Термооптические аберрации космических телескопов по схеме Ричи-Кретьена
- Выполнение требований по обеспечению температурного режима элементов конструкции телескопа
Введение к работе
Актуальность диссертационной работы
В настоящее время во многих странах уделяют серьёзное внимание созданию космических аппаратов (КА), оснащённых оптико-электронными комплексами (ОЭК), предназначенными для дистанционного зондирования Земли (ДЗЗ). Основными компонентами ОЭК являются космический телескоп (КТ) и система приёма и преобразования информации (СППИ). ОЭК используются для решения широкого спектра задач в интересах изучения природных ресурсов, сельского хозяйства, метрологии, картографии и ДЗЗ с получением снимков с высоким пространственным разрешением (менее 1 м). Основные высоты орбит, на которых работают ОЭК, лежат в пределах (500 - 800) км. Это требует создания КТ с форсированными оптическими параметрами (диаметр входного зрачка, фокусное расстояние, поле зрения) при одновременном ограничении по массогабаритным характеристикам. В связи с этим предъявляются особо жёсткие требования в целом к объективу КТ, к конструкции оптической системы, её габаритам, компоновке, минимизации оптических компонентов, сохранению качества изображения в условиях эксплуатации при наличии действия дестабилизирующих факторов космического пространства.
Из наиболее существенных дестабилизирующих факторов можно отметить следующие:
линейные ускорения и вибродннамические воздействия на КТ в процессе вывода его на орбиту;
перераспределение напряжений и деформаций в конструкции КТ, аттестованного в наземных условиях, при его эксплуатации на орбите при отсутствии силы тяготения;
изменение температуры и температурные перепады на элементах конструкции, вызывающие термодеформации.
Для минимизации влияния указанных выше дестабилизирующих факторов в конструкцию КТ предусматривается введение:
системы обеспечения температурного режима (СОТР), представляющей собой совокупность как активных, так и пассивных средсгв обеспечения теплового режима;
систем автоматической юстировки (САЮ) и фокусировки (САФ).
Создание КТ с форсированными оптическими параметрами, дифракционно-ограниченным качеством изображения, устойчивого к механическим воздействиям и изменению температуры при массо-габаритных ограничениях требует поиска новых схемотехнических решений, что и определяет актуальность диссертационной работы.
Цель и задачи работы
Целью работы является развитие принципов построения оптических систем вы-сокоапертурных крупногабаритных КТ, качество изображения в которых устойчиво к воздействию дестабилизирующих факторов в заданных условиях эксплуатацииДо-стижение поставленной цели обеспечивается решением следующих задач:
-
Разработка принципов построения и компоновки объективов КТ с целью обеспечения высокого пространственного разрешения.
-
Разработка методов и средств обеспечения устойчивости объективов КТ к изменению температуры и механическим возмущениям в заданных условиях эксплуатации.
-
Разработка принципов конструирования основных узлов КТ: главных и вторичных зеркал, корректора полевых аберраций, несущих элементов конструкции.
-
Вывод соотношений для оценки влияния дестабилизирующих факторов на качество изображения КТ.
Объект исследования
Основным объектом исследования в работе является телескопическая оптическая система высокого разрешения для решения задач ДЗЗ. Методы исследования Основными методами исследования являлись:
-
Аналитические методы расчёта оптических систем и моделирование характеристик качества изображения с использованием современного программного обеспечения расчёта оптических систем.
-
Методы и средства обеспечения стабильности параметров космических телескопов высокого разрешения.
-
Аналитические методы расчёта влияния изменения температуры на качество изображения телескопа.
-
Летно-конструкторские испытания, подтверждающие правильность конструкторских решений и принципов построения КТ, методов исследования в наземных условиях.
Научная новизна
-
Разработаны принципы построения зеркально-линзовых оптических систем высокого разрешения для крупногабаритных КТ для дистанционного зондирования поверхности Земли, устойчивых к воздействию дестабилизирующих факторов.
-
Разработаны варианты конструктивного исполнения основных узлов крупногабаритных КТ, обеспечивающие стабильность его технических характеристик как в наземных условиях, так и в условиях эксплуатации на орбите.
-
Разработаны и экспериментально подтверждены принципы построения комплекса служебных систем и устройств КТ, обеспечивающих в условиях космического пространства высокоточный контроль за положением оптических компонентов - систем автоматической юстировки (САЮ) и фокусировки (САФ) объектива КТ.
-
Разработаны и экспериментально подтверждены принципы построения системы обеспечения теплового режима (СОТР) для крупногабаритных КТ высокого разрешения в условиях воздействия температуры при его эксплуатации на орбите.
5. Получены аналишческие соотношения для оценки влияния температуры и температурных перепадов на качество оптического изображения.
Практическая ценность работы
Разработанные принципы построения оптических систем КТ могут быть использованы при создании широкого ряда аппаратуры для решения различных задач дистанционного зондирования Земли и, прежде всего, аппаратуры высокого и сверхвысокого разрешения.
Результаты диссертационной работы реализованы в ОАО «ЛОМО», ФГУП ГНП РКЦ «ЦСКБ-Прогресс» (г. Самара), что подтверждается соответствующими актами.
На зашиту выносятся следующие основные результаты и положения:
-
Принципы построения оптических систем и конструктивного исполнения основных узлов КТ, обеспечивающих сохранение их качества в условиях действия дестабилизирующих факторов космического пространства, прежде всего температуры.
-
Принципы построения комплекса служебных систем и устройств КТ, обеспечивающих в условиях космического пространства высокоточный контроль за положением оптических компонентов - систем автоматической юстировки (САЮ) и фокусировки (САФ) объектива.
-
Основные принципы построения системы обеспечения теплового режима (СОТР), обеспечивающей поддержание заданного температурного режима на элементах КТ.
-
Соотношения для оценки влияния изменения температуры на положение оптических компонентов, форму поверхностей зеркал и качество оптического изображения.
Вклад автора в работу
Все исследования, включённые в диссертацию, выполнены при руководстве и личном участии автора в процессе разработки принципов построения оптических систем для космических телескопов ДЗЗ. Им лично предложено обоснование выбора параметров оптических и конструктивных схем для крупногабаритных термоста-билизированных КТ для ДЗЗ, имеющих высокое и сверхвысокое пространственное разрешение. Автор диссертации непосредственно участвовал на всех этапах его реализации в процессе проведения опытно-конструкторских работ, начиная с разработки эскизных проектов и заканчивая лётно-конструкторскими испытаниями изделий.
Апробация работы
Основные результаты работы доложены и обсуждены на V научно-технической конференции «Системы наблюдения, мониторинга и дистанционного зондирования Земли (СНМ ДЗЗ)», г. Адлер, 2008 г.; на VI научно-технической конференции СНМ ДЗЗ, г. Адлер, 2009 г.; на VII научно-технической конференции СНМ ДЗЗ, г. Адлер, 2010 г.; на VIII научно-технической конференции СНМ ДЗЗ, г. Геленджик, 2011 г.; на IV международной конференции-выставке малых спутников, г. Королёв, Московской области, 2004 г.; на международной научно-практической конференции «Особенности развития космической отрасли России и перспективы её дальнейшей интеграции в систему международных экономических связей, г. Санкт-Петербург, 2007г.
Публикации
По теме диссертации опубликованы 18 работ, в том числе 3 патента на изобретение и 15 статей, из которых 4 статьи опубликованы в рецензируемых журналах из перечня ВАК.
Структура и объём работы
Диссертация состоит из введения, четырёх глав, заключения, списка литературы и двенадцати приложений. Работа содержит 191 страницу текста, 72 рисунка и 29 таблиц.
Трёхзеркальная схема
Для крупногабаритных космических телескопов оптические системы строятся с двухлинзовыми (таблица 1.5, КТ2) и трёхлинзовыми (таблица 1.5, КТЗ) КПА.
Система состоит (см. рис. 1.8) из гиперболических ГЗ (1), ВЗ (2) и линзового корректора полевых аберраций (КПА). Предложена оптическая конструкция КПА [32]. Она состоит из двух линзовых компонентов, первый из которых с положительной оптической силой ф[, а второй в виде одиноч ной линзы с отрицательной оптической силой фп. КПА устанавливается позади ГЗ перед фокальной плоскостью F . Оптические силы компонентов удовлетворяют условию: = -10,5 -11,5, Фзс где фзс - оптическая сила зеркальной части телескопа, состоящей из главного и вторичного зеркал; Флс - оптическая сила линзового КПА (3). Оптические силы компонентов удовлетворяют условию: - - = -0,2-=--0,55; - - = 1,4-ь1,6. Флс Флс При этом расстояние d между компонентами d = 0,05 н- 0,06 d0, где do - расстояние между ГЗ и ВЗ. Возможно построение КПА в двух вариантах. В первом варианте КПА выполняется двухлинзовым (приложение 10). Первая линза представляет собой мениск, обращенный вогнутостью к плоскости изображения, а вторая линза - двояковогнутая, но при этом линзы выполнены из материалов с коэффициентами дисперсии vb Vy, удовлетворяющими условию: V!/v„ = 0,55-ь 0,65; vr- vn = 21 -г- 27. где Vi, Vn- коэффициенты дисперсии материала линз. Первая по ходу луча вогнутая поверхность второго компонента выполнена гиперболической формы. По данной схеме реализован космический телескоп КТ2, основные параметры которого приведены в приложении 10. Параметры КПА следующие: Флс/фзс = - 10,7; фі/флс = - 0,36; Фи/флс= 1,45; Vi/ vn = 0,62; V[ - vn = 21,95. В оптической системе сферическая аберрация и кома исправляются асферизацией поверхностей ГЗ и ВЗ, придавая им гиперболоидальную форму. Выбором соотношения оптических сил КПА, показателей преломления и дисперсий V] и Ун исправляется остаточная кривизна изображения, вносимая зеркальной системой, состоящей из ГЗ и ВЗ. Выбором конфигурации линз, воздушного промежутка d между ними, введением асферизации первой поверхности второго компонента КПА исправляется астигматизм системы. Во втором варианте построения КПА первый компонент (4) выполнен двухлинзовым (6), (7), а второй компонент - в виде одиночной линзы с отрицательной оптической силой (приложение 11).
Первая линза (6) компонента (4) представляет собой мениск, обращенный выпуклостью к плоскости изображения, имеет отрицательную оптическую силу ф! і; вторая линза (7) - двояковыпуклая с положительной оптической СИЛОЙ фі 2.
Оптические силы линз удовлетворяют условию: = -1,4 - -1,65; - = 2,35 + 2,6. (Р, 9, Оптические материалы линз выбраны из условия: vu - v,,2 = v,, - v„ = 12 - 16 Построение КПА с такими параметрами позволяет исправить кривизну изображения и астигматизм и обеспечить апохроматическую коррекцию в широком спектральном интервале по всему полю. В отличие от варианта І в конструкции КПА отсутствуют асферические поверхности. По данной схеме построен космический телескоп КТЗ, основные параметры которого приведены в приложении 11. Оптические силы и дисперсии материалов линз следующие: флс/фзс = - 10,3 Фі/флс = - 0,55 фц/флс = 1,60; Ф,.,/фі= -1,44 фі.2/фі = 2,49. 1.2.3.2 Защита фокальной плоскости от «паразитных» засветок
Основной проблемой применения схемы Ричи-Кретьена является защита фокальной плоскости от прямого попадания лучей через отверстие в ГЗ, минуя отражение от ВЗ («паразитная» засветка фокальной плоскости изображения), на фотоприёмник. Для исключения «паразитных» засветок приходится устанавливать головную бленду большой длины /дл что видно на рис. 1.10.
На рисунке 1.10 линией показан луч (5), вызывающий «паразитную» засветку, в случае отсутствия бленды. Минимальная длина (1тщбл) бленды определяется для луча (2), идущего в центр поля изображения из края зрачка lmin6jl=5iV?I1-f (l-B), (1.9) 2а где а - апертурный угол: tg а = а = ——; f - эквивалентное фокусное расстояние системы ГЗ + ВЗ; є = —— - центральное экранирование. Обычно є = 0,3 -f- 0,5, тогда 1т1Пбл = (0,5 -ь 0,7)f. С увеличением линейного поля у длина бленды может увеличиться. Наличие бленды приводит к существенному увеличению длины КТ, и для её уменьшения на период запуска КА необходимо делать складывающуюся бленду, которая раскрывается на орбите. Такое решение усложняет конструкцию КТ. Интерес представляет внутренняя светозащитная бленда, состоящая из отдельных конических бленд [10], рисунок 1.10. На рисунке 1.10 (1)-ГЗ, (2)-ВЗ, (3)- плоскость изображения. Между ГЗ (1), ВЗ (2) и фокальной плоскостью (3) установлены конические бленды (4). Бленды представляют собой кольцевые усечённые конусы, выпол-ненные из тонкого материала, например, дюраля толщиной t. Вершины усечённых конических бленд совмещены с фокусом Б гз ГЗ. Блен ды устанав-ливаются в цилиндрической зоне, ограниченной диаметром ВЗ и внутренним отверстием ГЗ диаметром Dj.
Из рисунка 1.10 видно, что высота каждого К-ого усечённого конуса h равна h = —! —. Длина dk К-ого кольцевого конуса составляет dk = tg 4 а с учетом того, что tga = -—, получим dk=- -(f -d + lj, где lk f -d + lk є расстояние от ВЗ до переднего торца К-ой конической бленды. Из рисунка 1.10 видно, что коническая поверхность каждой К-ой бленды расположена вдоль лучей, отражённых от ГЗ. Толщина t бленд создаёт на входном зрачке объектив КТ - на поверхности ГЗ дополнительное кольцевое экранирование с шириной кольца tk, равной tk = — LT3 f;3-d+ik Т.о., входной зрачок объектива представляет собой круг с центральным экраном диаметром DP3, центральным экраном диаметром DB3 и К кольцами по числу кольцевых конусов (4) (на рисунке 1.10 показано три кольца).
Несущая конструкция телескопа
Конструктивно ВЗ может быть изготовлено как с использованием облегчений его конструкции, так и без них, учитывая сравнительно небольшие его размеры (0,3 4- 0,4 диаметра ГЗ). В качестве материала целесообразно использовать ситалл СО-115М или кварц.
Источниками рассогласования положения ВЗ являются: механические и тепловые воздействия на участке выведения КА, отсутствие силы тяжести в процессе эксплуатации на орбите, изменение тепловых нагрузок при движении КА по орбите и перенацеливании телескопа на объекты съёмки, деградация элементов конструкции телескопа в течение активного срока существования.
Система приводов узла ВЗ должна обеспечивать коррекцию угла поворота, децентрировки и расфокусировки (пять степеней свободы) вторичного зеркала. Основными требованиями, предъявляемыми к системе приводов ВЗ, являются: - надёжность; - малый вес и габариты; - отсутствие люфтов и мёртвых зон; - высокая механическая прочность; - высокая чувствительность при перемещениях; - стабильность в нерабочем состоянии; - способность надёжно фиксировать зеркала при внешних механических воздействиях (транспортировка, участок выведения на орбиту); - минимальное количество смазываемых и трущихся поверхностей; - простота конструкции; - невысокая стоимость разработки. На рисунке 2.16 представлена конструкция и геометрические размеры вторичного зеркала. На рисунке 2.17 представлена диаграмма деформации вторичного зеркала при горизонтальном положении оптической оси. На рисунке 2.18 представлены напряжения, возникающие во вторичном зеркале при действии расчётной перегрузки п = 10. Фй32
Корректор полевых аберраций (КПА) может быть линзовым, зеркальным или зеркально-линзовым.
Остановимся на оптической схеме космического телескопа (КТ), построенной по схеме Ричи-Кретьена, в которой линзовый КПА устанавливается в предфокальной области перед плоскостью изображения.
Конструктивно линзовый корректор (ЛК) может быть однолинзовым, двухлинзовым, трёхлинзовым и, в некоторых случаях, многолинзовым.
Сложность конструкции определяется оптическими параметрами и требованиями к качеству изображения. При качестве изображения КТ для ДЗЗ, близким к дифракционному, выбор конструкции ЛК в основном определяется угловыми полями 2(0 КТ. Как было показано выше задача ЛК - исправление полевых аберраций - астигматизма и кривизны изображения. Кривизну изображения можно исправить, не прибегая к ЛК, - выбором радиусов кривизны ГЗ и ВЗ. В частности, если принять l/R-гз + l/R-вз = О, то кривизна изображения зеркальной части КТ отсутствует и от ЛК требуется исправление только астигматизма. В этом случае ЛК может быть однолинзовым, афокальным. Недостатком КТ с однолинзовым КПА является большое центральное экранирование є » 0,4.
Двухлинзовый КПА обеспечивает коррекцию астигматизма и кривизны изображения при є 0,3 -=- 0,35 для угловых полей 2со = 0,8 -ь 1. Для увеличения углового поля, например, до 1,5 необходимо одну из поверхностей выполнить асферической. Трёхлинзовый КПА со сферическими поверхностями позволяет достичь дифракционного качества КТ с угловыми полями 2со до 2. При дальнейшем увеличении углового поля конструкция КПА усложняется. Так, например, для КТ с 2со = 4,5 был разработан пятилинзовый КПА. Исправляя полевые аберрации КТ, линзовый корректор вносит дополнительные хроматические аберрации, обусловленные дисперсией опти ческого стекла. Для исправления хроматических аберраций положения и увеличения применяются оптические материалы с разными дисперсиями
Подбором оптических сил фі материалов с параметрами vj, rij, можно исправить кривизну изображения телескопа и хроматическую аберрацию. Для этого применяют стекла: тяжёлые кроны с пк = 1,6 и vK = 50 -ь 60 и тяжёлые флинты с Пф = 1,6 -е- 1,75 и v(j, 35. Например: Ф200 п= 1,6169 v = 36,14 ТК114 п= 1,6155 v = 60,34 ТК121 п=1,66 v = 50,8 Ф106 п= 1,607 v = 37,82 Ф108 п= 1,629 v = 35,35 Материалы, используемые в ЛК, должны быть радиационностойкими (серия 100, 200), что обеспечивает высокое светопропускание при воздействии ионизирующего излучения. Как показано в разделе 1.2.3.1 наиболее близкой к оптимальной является предложенная оптическая конструкция линзового корректора, состоящего из двух линзовых компонентов, разделённых воздушным промежутком d. Первый компонент имеет положительную оптическую силу фь второй компонент - одиночная линза с отрицательной оптической силой фп. Опти ческие силы линзовой системы (корректора) и его компонентов удовлетворяют условию Фл.с./фз.с. =-10,5-г--11,5, где фз.с - оптическая сила зеркальной системы, состоящей из ГЗ и ВЗ. Фі/фл.с. = -0,2 + - 0,55; Фи / Фз.с. = 1,4- 1,6. При этом d между компонентами удовлетворяет условию: d = (0,5 - 0,06) d0. где d0 - расстояние между ГЗ и ВЗ. Предложено две конструкции оптической системы линзового корректора [32]. В первой системе в телескопе КТ2, приложение 10, (рисунок 2.19) первый компонент линзового корректора выполнен в виде мениска, обращенного вогнутостью к изображению, а второй компонент выполнен в виде двояко вогнутой линзы.
Во второй системе в телескопе КТЗ, приложение 11, (рисунок 2.20) первый компонент линзовой системы выполнен двухлинзовым, первая линза которого - мениск, обращенный выпуклостью к изображению с отрицательной оптической силой фі ь вторая линза - двояковыпуклая с положительной оптической силой ф1)2, при этом оптические силы удовлетворяют условию: Фі.і/фі = - 1,4 -1,65; фіУфі = 2,35 н- 2,60, а линзы выполнены из материалов с коэффициентами дисперсии, удовлетворяющими условию: Vi.i/v]2 = Vi.i/vn; Vi.i - V12 = Vi і - vn = 12 4- 16, где фі - оптическая сила первого компонента, а Vi.i, V12 и Vn - коэффициенты дисперсии линз первого и линзы второго компонентов соответственно.
Термооптические аберрации космических телескопов по схеме Ричи-Кретьена
Принцип действия системы автоматической юстировки (САЮ) заключается в измерении с помощью фотоэлектрических автоколлиматоров углов разворота ВЗ вокруг осей OY, OZ и линейных смещений вдоль осей OY, OZ, выработке команд для управления приводами и осуществлении раз воротов и перемещений ВЗ, обеспечивающих его возвращение в положение, которое было достигнуто в результате окончательной юстировки при сборке телескопа.
Поскольку осуществляется угловая и линейная юстировка, САЮ можно рассматривать в виде совокупности двух подсистем САЮ-У (угловая) и САЮ-Л (линейная), в каждой из которых функционирует свой измеритель - автоколлиматор фотоэлектрический угловой (АФУ) или автоколлиматор фотоэлектрический линейный (АФЛ) и свои приводы отработки (ПрХь ПрХ2, ПрХ3 или ПрУ, Z; npZ, Y).
Измерители обеих подсистем унифицированы и отличаются только конструкцией светораспределительных блоков и контрольными элементами вторичного зеркала. Поэтому принцип действия САЮ можно рассматривать на примере любой из подсистем.
Измеритель (АФУ, АФЛ) через светораспределительный блок направляет пучки излучения от лазерного диода (ЛД) на контрольный элемент ВЗ (КЭУ, КЭЛ) и на базовый КЭ, установленный на тыльной поверхности ГЗ, одновременно. Подача питания на ЛД осуществляется от блока питания излучателей (БПИ) по командам от системы управления (СУ) телескопа. Отражённое контрольными элементами излучение попадает в объектив коллиматора (АФУ или АФЛ), который формирует на фоточувствительной поверхности фотоприёмных устройств (ФПУ) автоколлимационные изображения (АКИ), получаемые от контрольных элементов (КЭУ или КЭЛ) и базового КЭ. Поскольку КЭЛ материализует жёстко связанную с ВЗ точку, а КЭУ -ось ВЗ, соответствующие АКИ характеризуют положение и угловую ориентацию ВЗ относительно ГЗ. Поэтому разности координат центров АКИ от КЭ и базового КЭ являются мерой смещений и разворотов ВЗ относительно ГЗ.
Формирователи сигнала изображения (ФСИ-У, ФСИ-Л) принимают, преобразовывают цифровой массив и передают в систему управления (СУ) телескопа выходные сигналы ФПУ, фоточувствительные зоны которых расположены в фокальных плоскостях коллиматоров (АФУ или АФЛ). Массив цифровой информации содержит координаты пикселей ФПУ, занятых АКИ, и значения энергии излучения, накопленной в каждом пикселе за время экспозиции в единицах младшего разряда АЦП.
СУ осуществляет обработку массива выходной информации ФСИ, в результате которой определяются координаты энергетических центров АКИ, разности координат центров АКИ от КЭ и базового КЭ и углы разворота (линейные смещения) ВЗ относительно ГЗ. На основе этих данных СУ вырабатывает управляющие команды приводам узла ВЗ таким образом, чтобы они содержали знак и величину требуемых разворотов и смещений.
Соотношения для вычисления координат энергетических центров АКИ и углов (yY, YZ) разворота ВЗ могут быть представлены в виде: ( т Л ( „ Л J ВЗІГЗ] n m - ВЗІШ n m V -lJ Z-i 2-і Ay 2-і 2-і Ay = io J=Jo I = IOJ=JO У = а\т zn VZ вз 0 - Z r3o)J. = alYR3 Yr3 lYB3o- Yr3o)J (2.2) где YB3(r3), ZB3(r3) - координаты энергетических центров АКИ КЭУ (базового КЭ) в системе координат ФПУ, доли пикселя; i0, п - номера строк матрицы ФПУ, ограничивающих АКИ; jo, m - номера столбцов матрицы ФПУ, ограничивающих АКИ; Ац - энергия, накопленная в пикселе і-ой строки, j-oro столбца, единицы младшего разряда; а - размер пикселя матрицы ФПУ, мм; Увзо(гзо), ZB30(r30) - координаты центров АКИ, полученные в процессе наземной юстировки телескопа, доли пикселя; f- фокусное расстояние коллиматора, мм. Контрольный элемент САЮ-У представляет собой зеркальный триэдр, основным свойством которого является способность отражать падающие на него лучи в направлении, обратном направлению падения. Если излучение идёт сходящимся пучком и сфокусировано на плоскость, проходящую через вершину триэдра, то он возвращает его расходящимся пучком. Ось возвращаемого пучка параллельна оси падающего, но смещена на удвоенное расстояние между вершиной триэдра и точкой схождения падающего пучка. При смещении вершины триэдра на величину AY (AZ) изображение источника излучения в фокальной плоскости АФЛ сместится на величину L, определяемую выражением
Выполнение требований по обеспечению температурного режима элементов конструкции телескопа
Факторами, наиболее сильно влияющими на отклонения оптических элементов объектива от своего номинального положения, являются термодеформации элементов конструкции, на которых они закреплены.
Термостабилизация телескопа средствами СОТР не может полностью обеспечить весьма высокие требования к стабильности положения зеркал объектива в течение относительно длительного периода. В первую очередь это обусловлено тем обстоятельством, что СОТР необходимо парировать изменяющиеся в широких пределах внешние тепловые потоки, действующие на телескоп, а также выхолаживание элементов конструкции через открытую крышку входного зрачка телескопа при проведении съёмки. Поэтому для восстановления юстировки и фокусировки перед каждым сеансом съёмки проводится технологический режим, на котором при помощи систем САЮ и САФ производится автоматическая юстировка и фокусировка телескопа [33]. Основными параметрами температурного режима, стабилизация которых в определённых пределах может обеспечить требуемое ограничение термодеформаций элементов конструкции, являются: - средний диаметральный перепад температуры на НКТ (АТ 1); - изменение температуры несущей конструкции телескопа (НКТ) на участке съёмки (АТ2 ); - изменение среднего диаметрального перепада температуры на НКТ за время съёмки (АТ3 ); - разность средних температур диаметрально расположенных растя по жек узла вторичного зеркала (AT] ); - изменение разности средних температур диаметрально расположен DO ных растяжек узла вторичного зеркала за время съёмки (АТ2 ); - средний диаметральный перепад температуры на несущей конст рукции фокального узла-(НКФУ) - (ДТ]НКФУ); - изменение среднего диаметрального перепада температуры на НКФУ за время съёмки (АТ2НКФУ); - изменение средней температуры НКФУ за время съёмки (АТ3НКФУ). Для приближённой оценки смещений и разворотов элементов объектива, вызванных термодеформациями, можно принять следующие допущения: - диаметральный перепад температуры на элементах конструкции изменяется по линейному закону; - ось цилиндрической оболочки НКТ под влиянием диаметрального перепада искривляется, принимая форму дуги окружности; - ось конической оболочки НКФУ под влиянием температурного перепада искривляется подобно оси цилиндрической оболочки с диаметром, равным среднему диаметру конической оболочки; - сечения цилиндрических и конических оболочек под влиянием диаметрального перепада температуры не меняют формы, оставаясь круглыми; 102 - разность температур диаметрально расположенных растяжек узла ВЗ считается равной диаметральному перепаду температуры на НКТ; - смещения и развороты главного зеркала под влиянием температурных перепадов полагаем подобными смещениям и разворотам концевого смещения цилиндрической оболочки с длиной равной длине опор; - перепады температуры на элементах конструкции, расположенных внутри НКТ, пропорциональны их диаметрам, обратно пропорциональны диаметру НКТ и совпадают по направлению с направлением перепада на НКТ; - за неподвижное сечение телескопа принимается передняя плоскость оправы ГЗ, а все смещения и развороты элементов определяются относительно ГЗ, так как юстировка производится путём приведения корректирующего элемента к его оси, на заданное от его вершины расстояние.
Учитывая принятые допущения и геометрические характеристики элементов конструкции, можно написать выражения, определяющие смещения и развороты концевых, по отношению к передней плоскости оправы, сечений несущих элементов в зависимости от изменений или перепадов температуры.
Смещения вдоль оптической оси ОХ (АХ,) в общем виде определяются выражением: АХ, = а, L, АТ„ где а, - коэффициент линейного расширения материала і-го несущего элемента конструкции, К"1; L, - длина і-го элемента, мм; AT, - изменение температуры і-го элемента конструкции, К. Схема термодеформированного состояния цилиндрической оболочки из-за диаметрального перепада температур приведена на рисунке 3.1. Верхняя образующая цилиндрической оболочки удлиняется по сравнению с нижней образующей на величину AL, = а, L, AT,. 103 Рисунок 3.1 Согласно принятому допущению цилиндр искривляется и его образующие и ось становятся дугами концентрических окружностей с центральным углом (З;. Тогда длина осевой дуги становится равной Ls (1 + 1/2 Lt АТІ), а её радиус кривизны: Ri = Li +-аг AT, РІ (3.15) С другой стороны, радиус кривизны осевой дуги цилиндра равен: Р, (3.16) Тогда, приравнивая правые части равенств (3.15) и (3.16) и разрешив полученное уравнение относительно (3j, получим формулу для вычисления угла поворота концевого сечения: а; Li АТІ ft = (3.17) Di где Dj - диаметр цилиндра і-го элемента конструкции, мм; ATj - температурный перепад на диаметре Di? К. Боковое смещение (AYj) центра концевого сечения цилиндра в плоскости действия перепада можно определить как разность радиуса кривизны осевой дуги и катета треугольника ABC: 104 AY, = R,(l - cos(3,) = 2R, sin (3/2, или, учитывая, что (3, - мал, можно написать: AY, = E (3.18) Подставив в формулу (3.18) выражения (3.16) и (3.17), определяющие радиус кривизны и угол поворота концевого сечения, а также, пренебрегая величинами второго порядка малости, получим: AY, = а, АТ - (3.19) Поскольку полагается, что в пределах НКТ перепад температуры линеен по диаметру, то принимаем температурные перепады на всех конструктивных элементах, расположенных в пределах НКТ, пропорциональными их диаметрам и равными: AT, = АТнкт — DHKT Подставив это выражение в равенства (3.17) и (3.18), получим формулы для вычисления (3, и Y, любого элемента, размещённого внутри НКТ: (3, = а Ll АТнкт , (3.20) DHKT AY, = а -Ь -ДТнкт. (3.21) 2D нкт Теперь, используя формулы (3.20) и (3.21), можно оценить смещения и развороты каждого из зеркал объектива из-за термодеформаций элементов конструкции относительно передней плоскости оправы ГЗ и относительно самого ГЗ, являющегося базой, материализующей визирную систему координат телескопа. Причём, целесообразно определить такие температурные возмущения, термодеформации от которых не могут быть скомпенсированы в результате юстировки и фокусировки, но не превышают при этом допустимых значений.
