空间太阳望远镜的热设计和热光学分析

第23卷第1期航天返回与遥感2002年3月SPACECRAFT RECOVERY Remote sensing空间太阳望远镜的热设计和热光学分析赵立新(中国科学院空间科学与应用研究中心,北京100080)摘要将卫星热控制技术与光学波像差理论相结合,以空间太阳望远镜(SST)为例,对空间光学系统的热设计和热光学分析进行了研究,以光学指标作为热设计的最终评价标准,为高分辨率空间光学系统的热设计找到了一套行之有效的方法。关键词空间望远镜空间相机热光学分析中图分类号:V447文献标识码:A文章编号: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直镜由6片透镜组成,角放大率为225倍焦距为1空间太阳望远镜概述及其热设计要求155m,预期角分辨率为0.1°空间太阳望远镜(SST)的主体结构为圆柱形桁架结构,直径为1.32m,高度为4.65m。总质量约1.8t。SST轨道平均高度为730km。周期为99.3min,轨道倾角为983°,为太阳同步轨道降交点地方时为清晨/傍晚6:00。SST的姿态为对日定向,三轴稳定,X轴(主光轴)指向太阳,Z轴指向南极。预期工作寿命为3年。采用UG软件建立空间太阳望远镜的构型与布局,如图1所示。中国煤化工空间太阳望远镜采用格利高利光学系统,主反射CNMH镜口径为1m,焦距为3500mm,视场28×1.5,准收稿日期:2001-08-12图1空间太阳望远镜的构型与布局赵立新:空间太阳望远镜的热设计和热光学分析国外几种高分辨率空间望远镜都是采用均方根热控方案。空间太阳望远镜的太阳入射热流分布如波像差(RMS)值进行总体误差分配的,通常分配给图2所示。热控系统的误差在数值上占总误差的一半左右,约空间太阳望远镜主镜的热控制采用被动和主动λ/20~A/40,A为光波波长,按惯例取为A=0.6328相结合的方案,如图3所示。主镜光学反射面吸收μm。例如哈勃空间望远镜(λ/20)、LST空间望远热量,向后传导到钛合金主镜室后表面在主镜组件镜(/38)和OSL轨道太阳望远镜(λ/32)。12后面设置一块圆盘形散热器,与主镜组件的钛合金空间太阳望远镜的热控制要求如下:由热引起的主镜室后表面辐射耦合,通过散热器把热量辐射到不叮补偿的像面畸变优于λ/30;由于空间太阳望远宇宙空间。采用聚酰亚胺薄膜电加热器对主镜散热镜CCD曝光时间很短,而望远镜的热变化相对非常器进行比例温度控制,优化主镜散热器对主镜散热缓慢,所以不必对光轴在像面上的热偏移提出要求。器进行比例温度控制,优化主镜散热器面向空间面的热控涂层参数,以尽可能降低功耗。主镜散热2空间太阳望远镜的热设计器的温度水平由星上计算机进行控制根据空间太阳望远镜的特殊热控制要求设计了热管散热器876W股钢杆979W主镜组件881.2W46W进人光阑孔1041.5W准直镜环梁主镜散热器太阳能电池板支架789W图2空间太阳望远镜的太阳入射热流分块准直透镜和3片磁分析器镜片的温度。准直镜的主桁架热反射镜将90%遥太阳光会聚能量反射掉,通过望对接环微晶玻璃主镜远镜侧壁的圆形开口射向空间。吸收的877W左右的能量进入热反射镜背面听特制热管的热端,通过两根与准直镜三角支架方向一致的并行热管,将热主镜散热器量传到望远镜外面的散热器上。大约4.6W的太阳光能量穿过热反射镜中心的光阑孔进入准直镜组主动加热区逐渐被各光学元件、包括磁分析器波片和小反射镜吸收,再进入焦面仪器箱成像。辐射空腔钛合金主镜室主桁架的热设计采用双重被动热控方案。环梁、斜杆和纵筋采用多层隔热材料进行包覆,外层为主动加热3处镀黑镍聚酰亚胺膜,镀黑镍黑朝外。每个环梁的凹中国煤化工外蒙皮与环梁通过周向热管主休环梁槽CNMHG内表面镀黑镍或粘图3空间太阳望远镜主镜的热设计方案贴黑镍膜,蒙皮外表面和已包覆了多层隔热材料的纵筋的外面,再包覆多层隔热材料。准直镜的设计方案包括2路主动热控,用于控制6赵立新:空间太阳望远镜的热设计和热光学分析9差,使得后面的热光学分析失去实际意义。3空间太阳望远镜的热计算和热变形采用NEⅤADA软件建立辐射热设计模型,如计算图5所示。几何尺寸和空间位置依据UG软件建立的屏幕样机,表面状态取决于热设计方案,并在计算空间太阳望远镜的热计算,主要包括轨道空间中进行优化。采用 SINDA/G软件和 PATRAN/外热流、角系数计算和温度场计算,涉及到太阳光谱 Thermal软件结合进行了整星温度场计算,为了保分布、太阳发射半角、大面积镜反射、光学膜系光谱证计算模型相匹配。图6为采用 PATRAN软件做特性、光学材料光谱吸收、光学玻璃折射、太阳辐射出的主镜组件的温度场分布图。主镜前表面最高温密度变化、材料参数和轴承传热等定量计算。对于度为28.7℃,3条低温带体现了准直镜的3个支架达到衍射极限的空间光学系统,特别是有大量光学以及热管对入射太阳光的遮挡效果,造成的最大温透镜的格里高利系统,不考虑上述特性,会给光学元度差为25℃。与钛合金圆板沾接处的温度约为件特别是透镜内部的温度梯度的计算带来较大误20℃。聚酰亚胺薄膜聚酰亚胺薄膜电加热片MLI电加热片热管F46薄膜镀铝导热脂第二表面镜热反射面光阑孔镍镀层隔热环红外反射膜黑镍镀层图4空间太阳望远镜准直镜的热设计方案2a012 5+147+0t1.871图5采用 NEVADA软件建立的辐射热计算模型图6主镜组件的温度场分布采用 PATRAN/ NASTRAN软件,对空间太阳表1准直镜和磁分析器的温度分布望远镜的主镜、准直镜和磁分析器进行了热变形计节点说明节点温度/℃节点说明节点温度/℃算。利用 SINDA/G的开放环境,编制了选择性准直弯中国煤化工管热端5.85SINDA/G- PATRAN接口,可以直接把光学元件准直CNMH器14.43的温度场读入 PATRAN的有限无模型,进行热变准直镜n11.4燃分忻器镜筒19.71准直镜第三片18.334波片20.l1形计算。准直镜第四片18.34偏振片33.82准直镜和磁分析器各主要节点的温度如下准直镜第五片18441/2波片19.89赵立新:空间太阳望远镜的热设计和热光学分析表2主镜组件材料的力学参数设计结果,不作为热设计的最终指标。温度场对光参数名称微晶玻璃RT硅橡胶TC4 Ivor学成像质量的影响是热设计的最终评价指标,它实密度/(kg/m3)2530际上是关于真实温度场与一系列光机参数的复杂函杨氏模量/Pa9.06E+1071E+51.0E+11.4E+11数,并不一定适合用一个或几个简单的温度指标来泊松比0.2440.340.25热膨胀系数0.05E-6236E-68.5E-60.02E-6表达,空间太阳望远镜主镜的温度场就属于这种情况表3主镜组件的热变形结果(采用TCA钛合金主镜室和42光学波像差的基本概念XM23RTV胶在光学上,波像差定义为实际波面相对于理想项”目位置和变形数值波面的光程差,即波象差是用光程的方法来计算的最大位移钛合金主镜室外圆外边缘40.4E-5m光程是光在一种介质里所走过的几何路程与该介质镜面轴向变形中间隆起,边缘下沉3.05的折射率的乘积。根据马吕斯定律,入射波面上各主镜室轴向变形中间隆起,边缘下沉3.94点到经任意次折射或反射后的出射波面上相应点之最大应力钛合金主镜室底面外环筋1.09E+6Pa主镜上表面中部1.28E+4Pa间的光程都是相等的(即出射波面和入射波面之间是等光程的),只是因为光学系统的像差使出射后的等光程波面偏离了理想波面而已,此偏离量用波像差来表示。在进行热光学分析时,假定光学系统在15-06均温20℃条件下波像差为0。光学设计本身的少量残余像差与温度场变化无关,在热光学分析中不129-0M61I8-,予考虑。4.3光程差的数值计算原理空间太阳望远镜的光学系统为圆周对称,光程613524a7差基本上与光学元件沿圆周方向的位移无关,只与半径方向和光轴方向的位移相关。对于透射光学元件,还与光学材料的折射率随温度变化有关。图7主镜组件的热变形(采用TC4钛合金主镜在进行光程差计算时,把光学单元表面看成是室和XM23RTv胶)由若干个光楔组成,各光楔的平面倾角与真实光学表面相应位置处的倾角相同。每个光楔代表一定大4空间太阳望远镜的热光学分析小的通光面积,作为最后进行光程差拟合的权重在整个系统20℃均温条件下,每个光楔的位置都位4.1热光学分析的基本概念于原始位置,任何一条光线的各个光程段没有变化。热光学分析或热光学设计,就是直接采用光学在加入空间温度场和热变形的条件后,光楔与其代例如RMS均方根波像差)指标,对高分辨率空间表的节点一起发生位移再加上光楔的平面倾角,以望远镜或空间相机的热设计进行评价和优化。在热及相关光线的倾角就可以计算出该光程段的光程光学分析过程中温度数据仅仅是一种中间变量和差。对于透射光学元件还必须计算折射率温度变化对光程差的影响表4准直镜和磁分析器的材料参数参数名称熔石英BaKeZF1密度/(kg/m3)2860中国煤化工杨氏模量/Pa7.459E+107.122E+105.61HHCNMHG8.132E+10泊松比0.1670.2180.2350.2180.209热膨胀系数0.55E-67.85E-67.05E-68.1E-67.05E-6赵立新:空间太阳望远镜的热设计和热光学分析表5准直镜和磁分析器的热变形结果光学误差值。图8所示为主镜和整个系统的热光学光学元件中心厚度边缘厚度边缘径向误差的变化规律。变化/m变化m变化m双月透镜3.9E-9-3.76E-9-2.21E-8准直镜第一片0.1E-7-7.27E-8-2.66E-7准直镜第二片-6.22E-8-961E-8-301E-7003准直镜第三片-1.09E-71.52E-7-3.39E-7准直镜第四片-1.40E-7-1.52E-7-3.39E-7002准直镜第五片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拟合曲线l一主镜本身的热光学误差曲线通过热计算和有限元热变形计算,可以求出光曲线2一整个系统的热光学误差曲线学元件上一系列特定点的位移和温度,进而求出(准直镜处于最佳状态)系列主光线在各个光学元件和整个系统上的光程图8主镜和整个光学系统的热光学误差曲线差,每一条主光线代表一定数量的光通量和几何位置。各条主光线的径向和轴向坐标,再加上相应的从曲线可以看出,主镜散热器的控制温度为光程差作为轴向坐标,形成了一个新的空间点的阵6℃时,主镜的热光学误差最小;主镜散热器的控制列,这些点代表了由于空间热环境而引起的附加波温度为-58℃时整个系统的热光学误差最小面。如果这个波面恰好是一个理想球面则通过调整个系统的最小热光学误差小于主镜本身的最小热焦和摆镜调节后,要像面上将再次得到理想的衍射光学误差这是由主镜与磁分析器的热光学误差相极限像。实际上,这个附加波面不可能是完全理想互补偿引起的。的,只能通过热设计尽可能使其接近理想球面。考虑到主镜的热控制是空间太阳望远镜的设计采用最小二乘法,以光通量为相对权重,可以将难点,应占有较大的热光学误差份额将/30的总附加波面拟合成一个具有新的半径和新的球心位置热光学误差中的75%分配给主镜即主镜的热光学的新球面。新的半径和新球心位置,分别对应温度误差指标为λ/40。在设计中,要求主镜本身以及主离焦、光轴与面形的倾斜和整体平移将由温度调焦镜对整个系统的误差影响都限制在λ/40以内,如系统和摆镜进行补偿。拟合的残差就是不可补偿的图4所示,要求主镜散热器的温度控制范围为-6.0RMS均方根波像差-热光学误差。显然,热光学误±0.8℃,此温度控制范围,比国外同类望远镜的要差要远远小于光程本身。求(±0.14℃)要宽松得多。上述问题实际上是3个设计变量,1个目标函不同光学元件的热光学误差,可以进行有效地数的最优化问题。目标变量是残差均方根,设计变相互补偿。在热光学分析中,利用这一点,可以有目量x,y,z为所求球面的球心坐标,球面半径R可的性地进行设计,从而大幅度降低系统总的热光学由每一步的x,y,z求出。程序的精度可随着搜索误差进而放宽单个光学元件,特别是主镜热控制的区间的变化自动进行调整,最终搜索误差达到了温度范围。要求。an程序双精度计算的极限,足够满足光学评价5热设计和热光学分析是空间太阳望4.5空间太阳望远镜的热光学分析远镜研制的关键以主镜为例,介绍空间太阳望远镜的热光学分和V凵中国煤化工望远镜研制的关键析。在不考虑太阳辐射密度变化的情况下,主镜的技术CNMHG将热光学理论系温度场随主镜散热器控制温度的变化而变化。每·统化,开应用于空同太阳望远镜的热设计中,设计要个主镜散热器的控制温度,都对应着主镜组件(包括求达到或优于国外典型空间望远镜的相应指标。主镜、胶层和主镜室)的一种温度场分布,同时对应着主镜的一种面型变化,进而对应着一个确定的热赵立新:空间太阳望远镜的热设计和热光学分析考文献3张以谟.应用光学.机械工业出版社,19822,287I David G. Gilmore. Satellite Thermal Control Handbook.The作者简介:赵立新,男,196年3月生博士后,研究Aerospace Corporation Press. El Segundo, California, 3-41员。1989的毕业于清华大学精密仪器光学仪器专业。日前2 Dr. Richard D. Cummings. Thermal Control of the Lar工作于中国科学院空间科学与应用研究中心,主要研究领域Space Telescope(LsT). Itek Corporation, Optical System包括卫星热设计和热计算构型布局和结构分析。Division, Lexington, MassachusettsGGGG∈ CCCccetEEE∈C∈EGs∈∈∈∈侣∈∈e∈∈Eee《《《《《《《《∈《《《《《《長 6566G6G5CCCuCGC航天简讯数字地球公司快鸟卫星图像数字地球( Digital Globe)公司公布了由全球分辨率最高的快鸟商业成像卫星采集到的第组图像,即:南极洲、曼谷以及华盛顿图像。它们比以往任何商业成像卫星采集到的图像都详尽,代表了快鸟卫星在分辨率、清晰度、光谱精度及全球覆盖面等诸多方面的能力。快鸟成像卫星由鲍尔航天技术公司制造,于2001年10月18日由波音公司的德尔它-2(DelaⅡ)运载火箭从美国加州的范登堡空军基地发射成功。作为正在运行的全球分辨率最高的商业成像卫星,快鸟在高度450km、倾角98的太阳同步轨道上绕地球运行,从而提供致的全球重访时间。除了提供全球分辨率最高的图像外,它还采集业内最重要的16.5km图像卫星扫描带。61cm的曼谷全色(黑白)图像显示了快鸟采集到的轮廓分明的地物;2.4m的南极多谱段(彩色)图像展现了快鸟的光谱精度;而61cm的华盛顿真彩色图像则代表了数字地球公司产品的清晰度与光谱精度。该公司将商业卫星成像提高到了一个新的水平。他们目前所提供的商业成像卫星采集到的最凊晰图像,确保了该产品质量超岀客户的期望值。其应用范围包括详图测绘、资源管理、城市规划、电讯、农业以及有待开发的新市场和应用领域。经过了检验和校准阶段,目前该卫星发展势头正劲。数字地球公司已经系统地公开了第组快鸟图像,还计划在2002年第一季度开始选定客户(包括欧洲和亚洲的主要分发商),而且将于第二季度开放其所有全球转售网络,并于2002年7月开始全面的商业运作。数字地球公司是位于美国图罗拉多州的一家图像与信息公司。它靠提供全球分辨率最高的卫星图像产品、最大的采集容量以及市场上可买中国煤化工市场主导地位。至少2004年之交,它不会再发射类似的商业卫星。CNMHG王丽霞供稿