第23卷第1期航天返回與遙感2002年3月SPACECRAFT RECOVERY Remote sensing空間太陽望遠鏡的熱設計和熱光學分析趙立新(中國科學院空間科學與應用研究中心,北京100080)摘要將衛(wèi)星熱控制技術與光學波像差理論相結合,以空間太陽望遠鏡(SST)為例,對空間光學系統(tǒng)的熱設計和熱光學分析進行了研究,以光學指標作為熱設計的最終評價標準,為高分辨率空間光學系統(tǒng)的熱設計找到了一套行之有效的方法。關鍵詞空間望遠鏡空間相機熱光學分析中圖分類號:V447文獻標識碼:A文章編號:1001-8518(2002)01-0007-0Thermal Design and Thermal-Optical Analysisof SpaceSpace Solar TelescopeZhao LixinCenter for Space Science and Applied Research, CAS, Beijing 100080)Abatract Thermal-optical analysis is successfully applied to the thermal design of Space Solar Telescope(SST)by combining satellite thermal control technology with optical wavefront error theory. The optical requirementsare used directly to optimize the thermal design. This method is common to thermal design of high resolutionspace optical systemsey Words Space telescope Space camera Thermal control Thermal optical analysis直鏡由6片透鏡組成,角放大率為225倍焦距為1空間太陽望遠鏡概述及其熱設計要求155m,預期角分辨率為0.1°空間太陽望遠鏡(SST)的主體結構為圓柱形桁架結構,直徑為1.32m,高度為4.65m?？傎|(zhì)量約1.8t。SST軌道平均高度為730km。周期為99.3min,軌道傾角為983°,為太陽同步軌道降交點地方時為清晨/傍晚6:00。SST的姿態(tài)為對日定向,三軸穩(wěn)定,X軸(主光軸)指向太陽,Z軸指向南極。預期工作壽命為3年。采用UG軟件建立空間太陽望遠鏡的構型與布局,如圖1所示。中國煤化工空間太陽望遠鏡采用格利高利光學系統(tǒng),主反射CNMH鏡口徑為1m,焦距為3500mm,視場28×1.5,準收稿日期:2001-08-12圖1空間太陽望遠鏡的構型與布局趙立新:空間太陽望遠鏡的熱設計和熱光學分析國外幾種高分辨率空間望遠鏡都是采用均方根熱控方案?？臻g太陽望遠鏡的太陽入射熱流分布如波像差(RMS)值進行總體誤差分配的,通常分配給圖2所示。熱控系統(tǒng)的誤差在數(shù)值上占總誤差的一半左右,約空間太陽望遠鏡主鏡的熱控制采用被動和主動λ/20~A/40,A為光波波長,按慣例取為A=0.6328相結合的方案,如圖3所示。主鏡光學反射面吸收μm。例如哈勃空間望遠鏡(λ/20)、LST空間望遠熱量,向后傳導到鈦合金主鏡室后表面在主鏡組件鏡(/38)和OSL軌道太陽望遠鏡(λ/32)。12后面設置一塊圓盤形散熱器,與主鏡組件的鈦合金空間太陽望遠鏡的熱控制要求如下:由熱引起的主鏡室后表面輻射耦合,通過散熱器把熱量輻射到不叮補償?shù)南衩婊儍?yōu)于λ/30;由于空間太陽望遠宇宙空間。采用聚酰亞胺薄膜電加熱器對主鏡散熱鏡CCD曝光時間很短,而望遠鏡的熱變化相對非常器進行比例溫度控制,優(yōu)化主鏡散熱器對主鏡散熱緩慢,所以不必對光軸在像面上的熱偏移提出要求。器進行比例溫度控制,優(yōu)化主鏡散熱器面向空間面的熱控涂層參數(shù),以盡可能降低功耗。主鏡散熱2空間太陽望遠鏡的熱設計器的溫度水平由星上計算機進行控制根據(jù)空間太陽望遠鏡的特殊熱控制要求設計了熱管散熱器876W股鋼桿979W主鏡組件881.2W46W進人光闌孔1041.5W準直鏡環(huán)梁主鏡散熱器太陽能電池板支架789W圖2空間太陽望遠鏡的太陽入射熱流分塊準直透鏡和3片磁分析器鏡片的溫度。準直鏡的主桁架熱反射鏡將90%遙太陽光會聚能量反射掉,通過望對接環(huán)微晶玻璃主鏡遠鏡側壁的圓形開口射向空間。吸收的877W左右的能量進入熱反射鏡背面聽特制熱管的熱端,通過兩根與準直鏡三角支架方向一致的并行熱管,將熱主鏡散熱器量傳到望遠鏡外面的散熱器上。大約4.6W的太陽光能量穿過熱反射鏡中心的光闌孔進入準直鏡組主動加熱區(qū)逐漸被各光學元件、包括磁分析器波片和小反射鏡吸收,再進入焦面儀器箱成像。輻射空腔鈦合金主鏡室主桁架的熱設計采用雙重被動熱控方案。環(huán)梁、斜桿和縱筋采用多層隔熱材料進行包覆,外層為主動加熱3處鍍黑鎳聚酰亞胺膜,鍍黑鎳黑朝外。每個環(huán)梁的凹中國煤化工外蒙皮與環(huán)梁通過周向熱管主休環(huán)梁槽CNMHG內(nèi)表面鍍黑鎳或粘圖3空間太陽望遠鏡主鏡的熱設計方案貼黑鎳膜,蒙皮外表面和已包覆了多層隔熱材料的縱筋的外面,再包覆多層隔熱材料。準直鏡的設計方案包括2路主動熱控,用于控制6趙立新:空間太陽望遠鏡的熱設計和熱光學分析9差,使得后面的熱光學分析失去實際意義。3空間太陽望遠鏡的熱計算和熱變形采用NEⅤADA軟件建立輻射熱設計模型,如計算圖5所示。幾何尺寸和空間位置依據(jù)UG軟件建立的屏幕樣機,表面狀態(tài)取決于熱設計方案,并在計算空間太陽望遠鏡的熱計算,主要包括軌道空間中進行優(yōu)化。采用 SINDA/G軟件和 PATRAN/外熱流、角系數(shù)計算和溫度場計算,涉及到太陽光譜 Thermal軟件結合進行了整星溫度場計算,為了保分布、太陽發(fā)射半角、大面積鏡反射、光學膜系光譜證計算模型相匹配。圖6為采用 PATRAN軟件做特性、光學材料光譜吸收、光學玻璃折射、太陽輻射出的主鏡組件的溫度場分布圖。主鏡前表面最高溫密度變化、材料參數(shù)和軸承傳熱等定量計算。對于度為28.7℃,3條低溫帶體現(xiàn)了準直鏡的3個支架達到衍射極限的空間光學系統(tǒng),特別是有大量光學以及熱管對入射太陽光的遮擋效果,造成的最大溫透鏡的格里高利系統(tǒng),不考慮上述特性,會給光學元度差為25℃。與鈦合金圓板沾接處的溫度約為件特別是透鏡內(nèi)部的溫度梯度的計算帶來較大誤20℃。聚酰亞胺薄膜聚酰亞胺薄膜電加熱片MLI電加熱片熱管F46薄膜鍍鋁導熱脂第二表面鏡熱反射面光闌孔鎳鍍層隔熱環(huán)紅外反射膜黑鎳鍍層圖4空間太陽望遠鏡準直鏡的熱設計方案2a012 5+147+0t1.871圖5采用 NEVADA軟件建立的輻射熱計算模型圖6主鏡組件的溫度場分布采用 PATRAN/ NASTRAN軟件,對空間太陽表1準直鏡和磁分析器的溫度分布望遠鏡的主鏡、準直鏡和磁分析器進行了熱變形計節(jié)點說明節(jié)點溫度/℃節(jié)點說明節(jié)點溫度/℃算。利用 SINDA/G的開放環(huán)境,編制了選擇性準直彎中國煤化工管熱端5.85SINDA/G- PATRAN接口,可以直接把光學元件準直CNMH器14.43的溫度場讀入 PATRAN的有限無模型,進行熱變準直鏡n11.4燃分忻器鏡筒19.71準直鏡第三片18.334波片20.l1形計算。準直鏡第四片18.34偏振片33.82準直鏡和磁分析器各主要節(jié)點的溫度如下準直鏡第五片18441/2波片19.89趙立新:空間太陽望遠鏡的熱設計和熱光學分析表2主鏡組件材料的力學參數(shù)設計結果,不作為熱設計的最終指標。溫度場對光參數(shù)名稱微晶玻璃RT硅橡膠TC4 Ivor學成像質(zhì)量的影響是熱設計的最終評價指標,它實密度/(kg/m3)2530際上是關于真實溫度場與一系列光機參數(shù)的復雜函楊氏模量/Pa9.06E+1071E+51.0E+11.4E+11數(shù),并不一定適合用一個或幾個簡單的溫度指標來泊松比0.2440.340.25熱膨脹系數(shù)0.05E-6236E-68.5E-60.02E-6表達,空間太陽望遠鏡主鏡的溫度場就屬于這種情況表3主鏡組件的熱變形結果(采用TCA鈦合金主鏡室和42光學波像差的基本概念XM23RTV膠在光學上,波像差定義為實際波面相對于理想項”目位置和變形數(shù)值波面的光程差,即波象差是用光程的方法來計算的最大位移鈦合金主鏡室外圓外邊緣40.4E-5m光程是光在一種介質(zhì)里所走過的幾何路程與該介質(zhì)鏡面軸向變形中間隆起,邊緣下沉3.05的折射率的乘積。根據(jù)馬呂斯定律,入射波面上各主鏡室軸向變形中間隆起,邊緣下沉3.94點到經(jīng)任意次折射或反射后的出射波面上相應點之最大應力鈦合金主鏡室底面外環(huán)筋1.09E+6Pa主鏡上表面中部1.28E+4Pa間的光程都是相等的(即出射波面和入射波面之間是等光程的),只是因為光學系統(tǒng)的像差使出射后的等光程波面偏離了理想波面而已,此偏離量用波像差來表示。在進行熱光學分析時,假定光學系統(tǒng)在15-06均溫20℃條件下波像差為0。光學設計本身的少量殘余像差與溫度場變化無關,在熱光學分析中不129-0M61I8-,予考慮。4.3光程差的數(shù)值計算原理空間太陽望遠鏡的光學系統(tǒng)為圓周對稱,光程613524a7差基本上與光學元件沿圓周方向的位移無關,只與半徑方向和光軸方向的位移相關。對于透射光學元件,還與光學材料的折射率隨溫度變化有關。圖7主鏡組件的熱變形(采用TC4鈦合金主鏡在進行光程差計算時,把光學單元表面看成是室和XM23RTv膠)由若干個光楔組成,各光楔的平面傾角與真實光學表面相應位置處的傾角相同。每個光楔代表一定大4空間太陽望遠鏡的熱光學分析小的通光面積,作為最后進行光程差擬合的權重在整個系統(tǒng)20℃均溫條件下,每個光楔的位置都位4.1熱光學分析的基本概念于原始位置,任何一條光線的各個光程段沒有變化。熱光學分析或熱光學設計,就是直接采用光學在加入空間溫度場和熱變形的條件后,光楔與其代例如RMS均方根波像差)指標,對高分辨率空間表的節(jié)點一起發(fā)生位移再加上光楔的平面傾角,以望遠鏡或空間相機的熱設計進行評價和優(yōu)化。在熱及相關光線的傾角就可以計算出該光程段的光程光學分析過程中溫度數(shù)據(jù)僅僅是一種中間變量和差。對于透射光學元件還必須計算折射率溫度變化對光程差的影響表4準直鏡和磁分析器的材料參數(shù)參數(shù)名稱熔石英BaKeZF1密度/(kg/m3)2860中國煤化工楊氏模量/Pa7.459E+107.122E+105.61HHCNMHG8.132E+10泊松比0.1670.2180.2350.2180.209熱膨脹系數(shù)0.55E-67.85E-67.05E-68.1E-67.05E-6趙立新:空間太陽望遠鏡的熱設計和熱光學分析表5準直鏡和磁分析器的熱變形結果光學誤差值。圖8所示為主鏡和整個系統(tǒng)的熱光學光學元件中心厚度邊緣厚度邊緣徑向誤差的變化規(guī)律。變化/m變化m變化m雙月透鏡3.9E-9-3.76E-9-2.21E-8準直鏡第一片0.1E-7-7.27E-8-2.66E-7準直鏡第二片-6.22E-8-961E-8-301E-7003準直鏡第三片-1.09E-71.52E-7-3.39E-7準直鏡第四片-1.40E-7-1.52E-7-3.39E-7002準直鏡第五片9.75E-93.26E-98.44E-9磁分析器波片12.03E-82.28E-92.10E-8001磁分析器偏振片1.48E-67.17E-72.13E-6磁分析器波片2-546E-91.29E-8-1.84E-84.4光程差的最小二乘法球面擬合曲線l一主鏡本身的熱光學誤差曲線通過熱計算和有限元熱變形計算,可以求出光曲線2一整個系統(tǒng)的熱光學誤差曲線學元件上一系列特定點的位移和溫度,進而求出(準直鏡處于最佳狀態(tài))系列主光線在各個光學元件和整個系統(tǒng)上的光程圖8主鏡和整個光學系統(tǒng)的熱光學誤差曲線差,每一條主光線代表一定數(shù)量的光通量和幾何位置。各條主光線的徑向和軸向坐標,再加上相應的從曲線可以看出,主鏡散熱器的控制溫度為光程差作為軸向坐標,形成了一個新的空間點的陣6℃時,主鏡的熱光學誤差最小;主鏡散熱器的控制列,這些點代表了由于空間熱環(huán)境而引起的附加波溫度為-58℃時整個系統(tǒng)的熱光學誤差最小面。如果這個波面恰好是一個理想球面則通過調(diào)整個系統(tǒng)的最小熱光學誤差小于主鏡本身的最小熱焦和擺鏡調(diào)節(jié)后,要像面上將再次得到理想的衍射光學誤差這是由主鏡與磁分析器的熱光學誤差相極限像。實際上,這個附加波面不可能是完全理想互補償引起的。的,只能通過熱設計盡可能使其接近理想球面?？紤]到主鏡的熱控制是空間太陽望遠鏡的設計采用最小二乘法,以光通量為相對權重,可以將難點,應占有較大的熱光學誤差份額將/30的總附加波面擬合成一個具有新的半徑和新的球心位置熱光學誤差中的75%分配給主鏡即主鏡的熱光學的新球面。新的半徑和新球心位置,分別對應溫度誤差指標為λ/40。在設計中,要求主鏡本身以及主離焦、光軸與面形的傾斜和整體平移將由溫度調(diào)焦鏡對整個系統(tǒng)的誤差影響都限制在λ/40以內(nèi),如系統(tǒng)和擺鏡進行補償。擬合的殘差就是不可補償?shù)膱D4所示,要求主鏡散熱器的溫度控制范圍為-6.0RMS均方根波像差-熱光學誤差。顯然,熱光學誤±0.8℃,此溫度控制范圍,比國外同類望遠鏡的要差要遠遠小于光程本身。求(±0.14℃)要寬松得多。上述問題實際上是3個設計變量,1個目標函不同光學元件的熱光學誤差,可以進行有效地數(shù)的最優(yōu)化問題。目標變量是殘差均方根,設計變相互補償。在熱光學分析中,利用這一點,可以有目量x,y,z為所求球面的球心坐標,球面半徑R可的性地進行設計,從而大幅度降低系統(tǒng)總的熱光學由每一步的x,y,z求出。程序的精度可隨著搜索誤差進而放寬單個光學元件,特別是主鏡熱控制的區(qū)間的變化自動進行調(diào)整,最終搜索誤差達到了溫度范圍。要求。an程序雙精度計算的極限,足夠滿足光學評價5熱設計和熱光學分析是空間太陽望4.5空間太陽望遠鏡的熱光學分析遠鏡研制的關鍵以主鏡為例,介紹空間太陽望遠鏡的熱光學分和V凵中國煤化工望遠鏡研制的關鍵析。在不考慮太陽輻射密度變化的情況下,主鏡的技術CNMHG將熱光學理論系溫度場隨主鏡散熱器控制溫度的變化而變化。每·統(tǒng)化,開應用于空同太陽望遠鏡的熱設計中,設計要個主鏡散熱器的控制溫度,都對應著主鏡組件(包括求達到或優(yōu)于國外典型空間望遠鏡的相應指標。主鏡、膠層和主鏡室)的一種溫度場分布,同時對應著主鏡的一種面型變化,進而對應著一個確定的熱趙立新:空間太陽望遠鏡的熱設計和熱光學分析考文獻3張以謨.應用光學.機械工業(yè)出版社,19822,287I David G. Gilmore. Satellite Thermal Control Handbook.The作者簡介:趙立新,男,196年3月生博士后,研究Aerospace Corporation Press. El Segundo, California, 3-41員。1989的畢業(yè)于清華大學精密儀器光學儀器專業(yè)。日前2 Dr. Richard D. Cummings. Thermal Control of the Lar工作于中國科學院空間科學與應用研究中心,主要研究領域Space Telescope(LsT). Itek Corporation, Optical System包括衛(wèi)星熱設計和熱計算構型布局和結構分析。Division, Lexington, MassachusettsGGGG∈ CCCccetEEE∈C∈EGs∈∈∈∈侶∈∈e∈∈Eee《《《《《《《《∈《《《《《《長 6566G6G5CCCuCGC航天簡訊數(shù)字地球公司快鳥衛(wèi)星圖像數(shù)字地球( Digital Globe)公司公布了由全球分辨率最高的快鳥商業(yè)成像衛(wèi)星采集到的第組圖像,即:南極洲、曼谷以及華盛頓圖像。它們比以往任何商業(yè)成像衛(wèi)星采集到的圖像都詳盡,代表了快鳥衛(wèi)星在分辨率、清晰度、光譜精度及全球覆蓋面等諸多方面的能力?？禅B成像衛(wèi)星由鮑爾航天技術公司制造,于2001年10月18日由波音公司的德爾它-2(DelaⅡ)運載火箭從美國加州的范登堡空軍基地發(fā)射成功。作為正在運行的全球分辨率最高的商業(yè)成像衛(wèi)星,快鳥在高度450km、傾角98的太陽同步軌道上繞地球運行,從而提供致的全球重訪時間。除了提供全球分辨率最高的圖像外,它還采集業(yè)內(nèi)最重要的16.5km圖像衛(wèi)星掃描帶。61cm的曼谷全色(黑白)圖像顯示了快鳥采集到的輪廓分明的地物;2.4m的南極多譜段(彩色)圖像展現(xiàn)了快鳥的光譜精度;而61cm的華盛頓真彩色圖像則代表了數(shù)字地球公司產(chǎn)品的清晰度與光譜精度。該公司將商業(yè)衛(wèi)星成像提高到了一個新的水平。他們目前所提供的商業(yè)成像衛(wèi)星采集到的最凊晰圖像,確保了該產(chǎn)品質(zhì)量超岀客戶的期望值。其應用范圍包括詳圖測繪、資源管理、城市規(guī)劃、電訊、農(nóng)業(yè)以及有待開發(fā)的新市場和應用領域。經(jīng)過了檢驗和校準階段,目前該衛(wèi)星發(fā)展勢頭正勁。數(shù)字地球公司已經(jīng)系統(tǒng)地公開了第組快鳥圖像,還計劃在2002年第一季度開始選定客戶(包括歐洲和亞洲的主要分發(fā)商),而且將于第二季度開放其所有全球轉(zhuǎn)售網(wǎng)絡,并于2002年7月開始全面的商業(yè)運作。數(shù)字地球公司是位于美國圖羅拉多州的一家圖像與信息公司。它靠提供全球分辨率最高的衛(wèi)星圖像產(chǎn)品、最大的采集容量以及市場上可買中國煤化工市場主導地位。至少2004年之交,它不會再發(fā)射類似的商業(yè)衛(wèi)星。CNMHG王麗霞供稿