-
对单个光学面施加理想刚体运动和弹性变形的形式定义光学面变形误差,用所提光学面变形误差计算方法和传统方法求解刚体运动量和弹性变形量,对比两种方法的计算精度,并分析刚体运动方程、变形修正方法等因素对计算结果的影响。
-
该光学面是标准球面,其矢高表达式为:
式中:c为曲率;R为径向坐标;k为圆锥曲线常数。在该案例中,不失一般地,设c为0.2,k为0.5,光学面径向最大值为1(即Rmax为1),如图5所示。
为了避免节点数量过少而影响光学面变形误差的计算精度,在X−Y平面径向和周向分别均匀采样101个节点,共有10001个节点。设置五种情形:刚体运动I(大位移)、刚体运动II(小位移)、刚体运动III(小位移和转角)、弹性变形、刚体运动+弹性变形,刚体运动量测试值如表1所示。由表1可知,所提方法准确地计算出刚体运动量,平动、转动分量与其测试值几乎完全相等。传统方法的计算精度相对偏低,在三个情形中,Tz的求解值与测试值有较大的偏差,在第三个情形中,
$ {\theta _x} $ 、$ {\theta _y} $ 与测试值都有一定的偏差。No. Deformation error Test value Calculation of rigid body motion The proposed method Traditional method 1 Case I (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=1.0000 E-1
$ {\theta _x} $=0.0000
$ {\theta _y} $=0.0000
$ {\theta _z} $=0.0000$ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=1.0000 E-1
$ {\theta _x} $=−1.6168 E-8
$ {\theta _y} $=−4.0098 E-9
$ {\theta _z} $=6.5839 E-9$ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=8.5600 E-2
$ {\theta _x} $=−7.3240 E-10
$ {\theta _y} $=1.4389 E-4
$ {\theta _z} $=−2.6730 E-102 Case II (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=1.0000 E-3
$ {\theta _x} $=0.0000
$ {\theta _y} $=0.0000
$ {\theta _z} $=0.0000$ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=9.9999 E-4
$ {\theta _x} $=1.3572 E-8
$ {\theta _y} $=−1.2696 E-8
$ {\theta _z} $=−1.8522 E-9$ {T_x} $=9.9994 E-4
$ {T_y} $=9.9999 E-4
$ {T_z} $=8.5637 E-4
$ {\theta _x} $=1.7830 E-9
$ {\theta _y} $=1.4343 E-6
$ {\theta _z} $=1.5747 E-103 Case III (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=1.0000 E-3
$ {\theta _x} $=1.0000 E-3
$ {\theta _y} $=1.0000 E-3
$ {\theta _z} $=1.0000 E-3$ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=9.9999 E-4
$ {T_z} $=9.9999 E-4
$ {\theta _x} $=1.0000 E-3
$ {\theta _y} $=1.0000 E-3
$ {\theta _z} $=9.9999 E-4$ {T_x} $=9.9672 E-4
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=8.4683 E-4
$ {\theta _x} $=1. 1101 E-3
$ {\theta _y} $=1.0977 E-3
$ {\theta _z} $=9.9953 E-44 Elastic deformation $ {T_x} $=0.0000
$ {T_y} $=0.0000
$ {T_z} $=0.0000
$ {\theta _x} $=0.0000
$ {\theta _y} $=0.0000
$ {\theta _z} $=0.0000
k4=1.0000 E-3$ {T_x} $=4.9010 E-7
$ {T_y} $=8.7944 E-10
$ {T_z} $=3.2373 E-6
$ {\theta _x} $=−5.4085 E-10
$ {\theta _y} $=−1.4595 E-5
$ {\theta _z} $=−1.3092 E-9$ {T_x} $=4.9005 E-7
$ {T_y} $=8.8007 E-10
$ {T_z} $=3.2373 E-6
$ {\theta _x} $=−5.4015 E-10
$ {\theta _y} $=−1.4595 E-5
$ {\theta _z} $=−1.3093 E-105 Rigid body motion + elastic deformation $ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=1.0000 E-3
$ {\theta _x} $=1.0000 E-3
$ {\theta _y} $=1.0000 E-3
$ {\theta _z} $=1.0000 E-3
k4=1.0000 E-3$ {T_x} $=1.0004 E-3
$ {T_y} $=9.9999 E-4
$ {T_z} $=1.0032 E-3
$ {\theta _x} $=9.9994 E-4
$ {\theta _y} $=9.8545 E-4
$ {\theta _z} $=9.9997 E-4$ {T_x} $=9.9722 E-4
$ {T_y} $=1.0038 E-3
$ {T_z} $=8.5007 E-4
$ {\theta _x} $=1.1101 E-3
$ {\theta _y} $=1.0830 E-3
$ {\theta _z} $=9.9952 E-4Table 1. Comparison of rigid body motion of the optical surface (Rmax=1, c=0.2, k=0.5)
该案例中的光学面口径为1,为了分析光学面变形误差计算精度与光学面口径的相关性,分别将光学面口径扩大为10和100,相应地,c分别改为0.02和0.002,k仍然为0.5,计算结果如表2和表3所示。在三个情形中,所提方法都准确地计算出刚体运动量,而传统方法求得的Tz、
$ {\theta _y} $ 与其测试值的偏差都相对较大,尤其在第三个情形中,Tz的求解值与其测试值的偏差很大,$ {\theta _x} $ 、$ {\theta _y} $ 也有较大的偏差。传统方法利用光学面的径向切线计算光学面的修正面,当存在刚体转动且光学面口径较大时,其光学面的修正面会产生较大的偏差,导致刚体运动量的计算误差偏大,如表1~3所示的第三情形的计算结果。此外,传统方法采用刚体运动的近似方程求解刚体运动量,当刚体转动量较大时,也会产生额外的误差。所提方法利用双立方样条插值法修正光学面,不需要计算光学面的径向或法向切线,并通过刚体运动完备方程求解刚体运动量,计算精度高且与光学面口径大小几乎没有关联。需要强调的是,所提算法和传统方法的算法在商业软件Matlab中的执行时间几乎相等。No. Deformation error Test value Calculation of rigid body motion Proposed method Traditional method 1 Case I (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=1.0000 E-1
$ {\theta _x} $=0.0000
$ {\theta _y} $=0.0000
$ {\theta _z} $=0.0000$ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=1.0000 E-1
$ {\theta _x} $=1.5220 E-10
$ {\theta _y} $=−1.8239 E-11
$ {\theta _z} $=1.1900 E-10$ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=8.5600 E-2
$ {\theta _x} $=−5.4967 E-10
$ {\theta _y} $=1.4384 E-5
$ {\theta _z} $=−8.5772 E-112 Case II (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=1.0000 E-3
$ {\theta _x} $=0.0000
$ {\theta _y} $=0.0000
$ {\theta _z} $=0.0000$ {T_x} $=9.9999 E-4
$ {T_y} $=9.9999 E-4
$ {T_z} $=9.9999 E-4
$ {\theta _x} $=−9.4591 E-11
$ {\theta _y} $=−1.9287 E-11
$ {\theta _z} $=−4.8523 E-11$ {T_x} $=9.9995 E-4
$ {T_y} $=9.9999 E-4
$ {T_z} $=8.5637 E-4
$ {\theta _x} $=−3.1314 E-9
$ {\theta _y} $=1.3656 E-7
$ {\theta _z} $=−9.2801 E-113 Case III (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=1.0000 E-3
$ {\theta _x} $=1.0000 E-3
$ {\theta _y} $=1.0000 E-3
$ {\theta _z} $=1.0000 E-3$ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=1.0000 E-3
$ {\theta _x} $=9.9999 E-4
$ {\theta _y} $=1.0000 E-3
$ {\theta _z} $=1.0000 E-3$ {T_x} $=9.9733 E-4
$ {T_y} $=1.0113 E-3
$ {T_z} $=3.0511 E-4
$ {\theta _x} $=1. 0325 E-3
$ {\theta _y} $=1.0087 E-3
$ {\theta _z} $=9.9951 E-4Table 2. Comparison of rigid body motion of the optical surface (Rmax=10, c=0.02, k=0.5)
No. Deformation error Test value Calculation of rigid body motion Proposed method Traditional method 1 Case I (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=1.0000 E-1
$ {\theta _x} $=0.0000
$ {\theta _y} $=0.0000
$ {\theta _z} $=0.0000$ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=1.0000 E-1
$ {\theta _x} $=−7.8975 E-12
$ {\theta _y} $=1.1882 E-11
$ {\theta _z} $=−4.5312 E-12$ {T_x} $=1.0000 E-1
$ {T_y} $=1.0000 E-1
$ {T_z} $=8.5600 E-2
$ {\theta _x} $=−4.1705 E-10
$ {\theta _y} $=−1.4335 E-6
$ {\theta _z} $=2.0338 E-102 Case II (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=1.0000 E-3
$ {\theta _x} $=0.0000
$ {\theta _y} $=0.0000
$ {\theta _z} $=0.0000$ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=9.9999 E-4
$ {\theta _x} $=−3.3836 E-11
$ {\theta _y} $=−1.5327 E-12
$ {\theta _z} $=−1.5605 E-11$ {T_x} $=9.9995 E-4
$ {T_y} $=9.9999 E-4
$ {T_z} $=8.5636 E-4
$ {\theta _x} $=3.3035 E-10
$ {\theta _y} $=1.0407 E-8
$ {\theta _z} $=−3.1869 E-103 Case III (Rigid body motion) $ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=1.0000 E-3
$ {\theta _x} $=1.0000 E-3
$ {\theta _y} $=1.0000 E-3
$ {\theta _z} $=1.0000 E-3$ {T_x} $=9.9987 E-4
$ {T_y} $=1.0000 E-3
$ {T_z} $=9.9973 E-4
$ {\theta _x} $=1.0000 E-3
$ {\theta _y} $=9.9999 E-4
$ {\theta _z} $=9.9999 E-4$ {T_x} $=1.0000 E-3
$ {T_y} $=1.0525 E-3
$ {T_z} $=−5.8487 E-3
$ {\theta _x} $=1. 0144 E-3
$ {\theta _y} $=9.9060 E-4
$ {\theta _z} $=9.9950 E-4Table 3. Comparison of rigid body motion of the optical surface (Rmax=100, c=0.002, k=0.5)
在第四个情形中,光学面没有刚体运动,只有弹性变形。光学面弹性变形测试函数为Fringe Zernike多项式中的第四项(如图6所示),其表达式为:
式中:k4为ZK4项的系数;R为径向坐标;
$ \phi $ 为角坐标。由于光学面变形通常很小,该案例中的k4设为0.001,也即光学面局部变形的最大值为0.001,计算结果如表1所示,相较于光学面的弹性变形量,两种方法求解的刚体运动量都很小且几乎相同,可以认为光学面无刚体运动,所提方法和传统方法都准确地识别出无刚体运动。
在第五个情形中,光学面同时存在刚体运动和弹性变形,刚体运动和弹性变形测试值都设为0.001,如表1所示,所提方法比传统方法更为精确地计算出刚体运动量,传统方法求解的Tz与测试值有较大的偏差,
$ {\theta _x} $ 、$ {\theta _y} $ 都有一定的偏差。为了进一步验证所提方法的有效性,随机生成150个测试样本,在每个测试样本中,刚体运动的六个分量在0~0.01之间随机生成,用统计误差分析指标评估光学面刚体运动量的计算精度。常用的误差分析指标有确定性系数R2、均方根误差(RMSE)、相对均方根误差(RRMSE)、最大绝对误差(MAE)和相对最大绝对误差(RMAE)[18],其数学表达式如下:
式中:
$ {l_i} $ 为测试值;$ {\hat l_i} $ 为求解值,$ {\bar l_i} $ 为测试值的均值;std为测试值的标准差;m为测试样本的数量。确定性系数和相对均方根误差反映了光学面变形误差模型的整体精度,相对最大绝对误差则表征光学面变形误差模型的局部精度。统计结果如表4所示,所提方法的统计误差指标值反映出其计算精度较高,六个刚体运动分量的确定性系数都等于1,相对均方根误差都很小,且相对最大绝对误差的最大值为7.7869 E-6。传统方法的统计误差指标值则反映出其计算精度相对较低,Tz、
$ {\theta _x} $ 、$ {\theta _y} $ 的确定性系数相对较小,同时它们的相对均方根误差和相对最大绝对误差都较大,远大于所提方法的统计误差指标值。Statistical indicators Method $ {T_x} $ $ {T_y} $ $ {T_z} $ $ {\theta _x} $ $ {\theta _y} $ $ {\theta _z} $ R2 Proposed method 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 Traditional method 0.9998 0.9998 0.9118 0.9683 0.9658 1.0000 RRMSE Proposed method 2.0356 E-6 2.1224 E-6 1.9619 E-6 3.2531 E-6 2.4301 E-6 2.5259 E-6 Traditional method 0.0148 0.0127 0.2959 0.1775 0.1842 0.0064 RMAE Proposed method 3.0167 E-6 3.1373 E-6 2.082 E-6 7.7869 E-6 6.2185 E-6 5.4196 E-6 Traditional method 0.0453 0.0341 0.4880 0.4503 0.4255 0.0164 Table 4. Statistical error analysis for comparison between the proposed method and the traditional method
-
刚体运动方程和光学面修正方法是影响光学面变形误差计算精度的关键因素,在所提方法中,刚体运动的优化求解过程是“动态的”,未变形前的光学面点阵按照刚体平动、X轴、Y轴、Z轴旋转的顺序运动,假设其运动向量为
${\boldsymbol{L}}{\text{ = }}{\left[ {\Delta {X_S}\;\Delta {Y_S}\;\Delta {Z_S}\;\Delta {\theta _X}\;\Delta {\theta _Y}\;\Delta {\theta _Z}} \right]^{\rm{T}}}$ ,所提方法的刚体运动矩阵为:传统方法中的刚体运动求解过程是“静态的”,为了分析传统方法中的刚体运动方程求解方法对刚体运动计算误差的影响,用该方程替换所提方法中的完备方程,保留所提方法中的光学面修正方法,对比两种方法的计算精度。
采用统计误差分析指标评估刚体运动量的计算误差,重新随机生成150个测试样本,每个测试样本中刚体运动的六个分量在0~0.01之间随机生成。统计结果如表5所示。所提方法和传统方程求解方法的整体计算精度都很高,确定性系统几乎都等于1,但传统方程求解方法的相对均方根误差值较大,且远远大于完备方程求解方法的相对均方根误差。此外,在表征局部计算精度的相对最大绝对误差方面,所提方法远小于传统方程求解方法,反映出所提方法在计算精度、结果稳定性等方面都优于传统方法中的运动方程求解方法。
Statistical index Method $ {T_x} $ $ {T_y} $ $ {T_z} $ $ {\theta _x} $ $ {\theta _y} $ $ {\theta _z} $ R2 Complete equation 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 Simplified equation 0.9999 0.9999 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 RRMSE Complete equation 1.9457 E-6 1.9696 E-6 1.91146 E-6 3.1742 E-6 2.3667 E-6 2.9295 E-6 Simplified equation 0.0121 0.0114 1.6050 E-5 0.0024 0.0024 0.0053 RMAE Complete equation 31019 E-6 3.1034 E-6 2.7365 E-6 8.1965 E-6 7.8133 E-6 6.6832 E-6 Simplified equation 0.0328 0.0301 6.0652 E-5 0.0064 0.0066 0.0149 Table 5. Statistical error analysis for comparison between complete and simplified equations of rigid body motion
-
传统方法的计算结果如表4所示,将传统方法中的面形修正方法改为双立方样条插值法,其计算结果如表5所示。表4对应的150个测试样本与表5的150个测试样本不同,但所提方法的误差指标值几乎相等,这反映了所提方法的计算结果具有较好的稳定性,同时也表明表4与表5中的统计结果可用于对比评价面形修正方法。由表4和表5可知,在整体计算精度方面,表5中的确定性系数几乎都等于1,而表4中Tz、
$ {\theta _x} $ 、$ {\theta _y} $ 的确定性系数相对较小,表5中的相对均方根误差也都小于表4中的值;同样,在局部精度方面,表5中的相对最大绝对误差都小于表4中对应的指标值,双立方样条插值法的计算精度明显优于切线法。 -
光学面点阵由镜面有限元单元的划分方式及尺寸确定,目前光学镜面有限元模型的构建主要以经验性知识为主。以球形镜面为例,考虑到圆的对称性及六面体网格的划分,传统方法常用辐射状的网格划分方式,其节点分布如图7所示。为了降低矩阵的奇异性,节点的数量通常是待求参数项的2倍及以上,以Fringe Zernike多项式为例,则至少需要74个节点。
Figure 7. Radial distribution of nodes on the optical surface. (a) 97 nodes;(b) 261 nodes;(c) 521 nodes;(d) 2191 nodes
为了分析节点数目对计算结果的影响,节点数分别设为97、261、521、1093及2191,如图7所示。刚体运动六个分量的测试值分别设为0.001、0.002、0.003、0.001、0.002、0.003,弹性变形测试函数选为Fringe Zernike多项式中的高阶次函数:第37项函数,其系数k37设为0.001,表达式为:
用拟合残差RMS与弹性变形RMS的比值表征拟合效果,其表达式为:
式中:
${{\boldsymbol{C}}^ * }$ 为光学面弹性变形的多项式拟合系数最优解;${\left\| {{\boldsymbol{Z}_{\text{d}}}} \right\|_{\text{2}}}$ 为${\boldsymbol{Z}_{\text{d}}}$ 的2范数。计算结果如表6所示,Z向平动量的计算误差相对较大,其他刚体运动分量和弹性变形系数的误差都很小,面误差比也都很小,但随着节点数的增大,Z向平动量的计算值与其测试值越来越接近,但仍然有较大的误差。节点分布均匀性决定了节点的相对权重,聚簇处的节点权重大,稀疏处的节点权重小,而辐射状节点分布具有“外疏中间密”的特点,体现了中间部分权重大而外围节点的权重小,表6中的Z向平动量的误差是由高阶次变形和节点不均匀分布导致的。从方程组求解的角度看,节点数量多且分布均匀有利于提高光学面变形误差的计算精度;从有限元求解的角度,有限元单元选择四边形或六面体,形状越规整,网格尺寸越小,越有利于提高仿真精度。
Number of nodes $ {T_x} $ $ {T_y} $ $ {T_z} $ $ {\theta _x} $ $ {\theta _y} $ $ {\theta _z} $ $ {k_{{\text{37}}}} $ Surface error ratio 97 1.0007 E-3 1.9997 E-3 3.3057 E-3 9.9999 E-4 1.9969 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 3.7642 E-7 261 1.0002 E-3 1.9998 E-3 3.1775 E-3 9.9999 E-4 2.0049 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 7.9573 E-7 521 1.0002 E-3 1.9998 E-3 3.1774 E-3 9.9999 E-4 2.0026 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 3.9583 E-7 1093 1.0001 E-3 1.9999 E-3 3.1334 E-3 9.9999 E-4 2.0032 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 7.6929 E-7 2191 1.0001 E-3 1.9999 E-3 3.1141 E-3 9.9999 E-4 2.0026 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 8.6559 E-7 Table 6. Results for the case of radial distribution of nodes on the optical surface
利用商业有限元软件Altair Hypermesh建立近似均匀分布、四边形单元的点阵,如图8所示,节点数设为接近表6中的数目,分别为97、258、520、1092及2193,刚体运动和弹性变形的测试值保持不变。计算结果如表7所示,与辐射状节点分布情况的分析结论相似,但整体上的计算误差,特别是Z向平动量的计算误差比辐射状节点分布情况小,可知节点的分布均匀性降低了计算结果的误差。
Number of nodes $ {T_x} $ $ {T_y} $ $ {T_z} $ $ {\theta _x} $ $ {\theta _y} $ $ {\theta _z} $ $ {k_{{\text{37}}}} $ Surface error ratio 97 1.0005 E-3 1.9997 E-3 3.2749 E-9 9.9999 E-4 2.0000 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 1.9526 E-8 258 1.0004 E-3 1.9998 E-3 3.1834 E-3 9.9944 E-4 2.0000 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 1.3288 E-7 520 1.0003 E-3 1.9998 E-3 3.1303 E-3 9.9916 E-4 2.0000 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 2.0133 E-7 1092 1.0001 E-3 1.9999 E-3 3.0751 E-3 9.9877 E-4 2.0006 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 3.2122 E-7 2193 1.0000 E-3 1.9999 E-3 3.0476 E-3 9.9937 E-4 1.9999 E-3 3.0000 E-3 1.0000 E-3 2.1161 E-7 Table 7. Results for the case of approximately uniform distribution of nodes on the optical surface
Figure 8. Approximately uniform distribution of nodes on the optical surface. (a) 97 nodes;(b) 258 nodes;(c) 520 nodes;(d) 2193 nodes
Fringe Zernike多项式中的前三项(离焦、X轴和Y轴偏转量)与刚体运动量的分量相同,为了表示更为复杂的光学面弹性变形,将第4项至第37项选为测试函数,系数k4~k37都设为0.001,刚体运动的测试值保持不变。在节点近似均匀分布情况下,刚体运动分量中的最大误差和弹性变形系数中的最大误差与节点数的关系如图9所示。由图9(a)可知,由于弹性变形模式极为复杂,刚体运动量的计算误差都很大,当节点数为97时,最大误差值为153.55%,但其随着节点数目的增大而不断减小;由图9(b)可知,弹性变形多项式系数的计算误差都很小,且随着节点数目的增大而不断减小,最大误差值为1.4%。
Figure 9. Relationship between estimation errors and number of nodes. (a) Rigid body motion;(b) Elastic deformation coefficient
在实际光机工程中,主要关注Fringe Zernike多项式中的前15项(4阶次函数),其具有与光学相对应的物理含义。将测试函数设为Fringe Zernike多项式中的第4项至第15项,系数k4~k15都设为0.001,刚体运动的测试值保持不变,结果如图9所示。当节点数为97时,刚体运动量的计算误差为50.73%,随着节点数目的增大,计算误差先减小后增大,当节点数为1466(对应的单元平均尺寸为0.06)时,计算误差的最小值为4.64%;弹性变形的多项式系数的计算误差都很小,随着节点数目的增大,计算误差先减小后增大,当节点数为1789时,计算误差的最小值为0.05%。在节点近似均匀划分方法中,当节点数较小(如97)时,节点分布均匀性较好,但随着节点数目的增大,节点分布均匀性会出现恶化,如图8所示。这说明在该面形复杂度下,建立节点数约为1466的近似均匀网格可以得到较优的计算结果。
此外,对比表1~表7及图9可知,随着光学面变形复杂性的增加,如测试函数分别选为第4项、第37项、第4~15项和第4~37项,当节点数较小时,刚体运动量和弹性变形系数的计算误差不断增大,当节点数很大时,刚体运动量和弹性变形系数的计算误差呈先增大后减小的趋势。
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光学面可能是标准球面的一部分,如X范围为[−a, a] (0<a<1),此时Fringe Zernike多项式彼此之间是非正交的。为了评估所提方法对部分球形光学面的适用性,依次对a取值0.1、0.2、···、0.9,节点数取1466×a的近似值,节点分布如图10所示。测试函数分别选为第4项、第37项和第4~15项,并且系数都设为0.001,刚体运动的测试值保持不变。
Figure 10. Approximately uniform distribution of nodes on the optical surface with X: (a) [−0.1, 0.1];(b) [−0.3, 0.3];(c) [−0.5, 0.5];(d) [−0.7, 0.7]
刚体运动分量中的最大误差和弹性变形系数中的最大误差与面形范围系数a的关系如图11所示,由图11(a)可知,当测试函数为单个高阶函数时(第37项),刚体运动的计算误差整体上最小且基本不随a值变化,单个低阶函数其次,第4~15项函数对应的计算误差最大,后两者随着a值的增大而减小。由图11(b)可知,当测试函数为单个函数时,即简单变形模式,弹性变形系数计算误差值都很小,而当测试函数为第4~15项函数时,计算误差值整体上较大且随着a值的增大而快速减小,当a大于0.4时,计算误差都很小。由此可知,当面形范围系数a值较小时,在光学变形复杂度较高的情况下,所提方法的计算精度较低,这是由于光学面仅是标准球形面的较小部分,复杂面变形中的一部分被算法识别为该光学面的刚体运动,此时,光学面变形的多项式系数的计算误差也较大,无法反映出真实的物理含义。需要说明的是,尽管刚体运动量和光学面变形多项式系数的计算误差较大,最终的光学面拟合精度很高,它们的面误差比值都很小。在实际工程中,光学镜面在XY面上的投影可能是非标准圆,但可以用近似于图10中的光学面对其计算结果进行评价。
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该光学系统是基于史瓦西尔德构型的偏视场离轴两反光学系统,由主、次两块反射镜镜构成,其光路结构如图12(a)所示。平行光入射至主镜,经凸面主镜发散后至凹面次镜,由次镜聚焦成像到像面处,两块反射镜均为离轴二次曲线非球面。系统全视场角8.2°,线视场使用,系统焦距103.50 mm,入瞳直径42.29 mm,F/#为2.4。
Figure 12. An optical system with two mirrors. (a) Optical design; (b) Mechanical structure; (c) Finite element model
基于工程实践经验设计简化的镜头光机结构,如图12(b)所示。光机结构件外形为呈字母“U”形的板件结构,两头设计安装镜框,中间段连接固定两端镜框,并设计镜头安装接口。反射材料为熔石英,结构件材料为铝合金6061-T6,反射镜使用硅橡胶粘结安装在镜框内。光机三维尺寸为248 mm×133 mm×160 mm,质量为2.19 kg。
光学系统的有限元模型如图12(c)所示,主镜和次镜的单元平均尺寸分别为1.8 mm和3.6 mm,节点数分别为1457和1432,整个有限元模型共有152148个单元、34807个节点。系统工况载荷为:重力载荷和−30°温度载荷,边界条件为:完全约束支撑板四个螺栓孔的6个自由度。利用商业有限元软件MSC NASTRAN求解该有限元模型,并提取两个光学面的节点坐标和位移信息,如图13所示。
Figure 13. Finite element and displacement of optical surfaces. (a) Finite element-primary mirror; (b) Displacement-primary mirror;(c) Finite element-secondary mirror; (d) Displacement-secondary mirror
计算结果如表8所示,主镜和次镜的面误差比分别为0.44%和1.82%,弹性变形的波峰波谷值(peak-valley, PV)分别为3.4480 E-6 mm和1.9449 E-5 mm,远小于刚体位移值,光学面弹性变形和拟合残差如图14所示,拟合残差远小于弹性变形量,说明拟合效果较好。
Normalized
radius$ {T_x} $/
mm$ {T_y} $/
mm$ {T_z} $/
mm$ {\theta _x} $/
(°)$ {\theta _y} $/
(°)$ {\theta _z} $/
(°)PV/
mmSurface
error ratioPrimary mirror 48.7284 −1.5587 E-5 3.3805 E-3 −3.8495 E-3 −6.1539 E-5 7.0932 E-8 2.3137 E-7 3.4480 E-6 0.44% Secondary mirror 74.5760 −5.0592 E-5 6.9241 E-3 9.2077 E-3 1.4575 E-4 −4.1180 E-8 7.9050 E-7 1.9449 E-5 1.82% Table 8. Calculated deformation errors of primary mirror and secondary mirror
Figure 14. Elastic deformation and fitting residual. (a) Primary mirror deformation; (b) Deformation fitting residual of primary mirror;(c) Secondary mirror deformation; (d) Deformation fitting residual of secondary mirror
以表8中的变形误差参数和Fringe Zernike多项式系数作为输入,利用商业光学软件ZEMAX对该光学系统的光学性能进行评价。像面离焦量为2.1658 E-2 mm,光学面变形前、后的点阵图和调制传递函数(modulation transfer function, MTF)如图15所示,可知光学面变形对光斑和MTF的影响都较小,说明光学系统在该工况下的光学性能变化较小。
Thermal-structural-optical integrated analysis method based on the complete equations of rigid body motion
doi: 10.3788/IRLA20210617
- Received Date: 2021-08-30
- Rev Recd Date: 2021-11-04
- Publish Date: 2022-07-05
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Key words:
- thermal-structural-optical integrated analysis /
- thermal deformation /
- Zernike fitting /
- optical surface /
- rigid body motion
Abstract: The thermal-structural-optical integrated analysis method has been widely used to evaluate the impact of environmental load on performances of opto-mechanical systems. However, for opto-mechanical systems with complex optical surface deformation mode and large rigid body motion, the results obtained by the traditional thermal-structural-optical integrated analysis method are inaccurate. A modified thermal-structural-optical integrated analysis method based on the complete equations of rigid body motion was proposed. Firstly, the deformed optical mirror was modified by bicubic spline interpolation method, then the complete equations of rigid body motion of the optical surface was established. The rigid body motion of the optical mirror was separated by a common optimization algorithm, and finally Zernike polynomial coefficients were solved by the least square method to characterize the elastic deformation of the optical mirror. Numerical and engineering cases were used to verify the effectiveness and correctness of the proposed method. The effects of key factors such as rigid body motion equation, surface correction method, node distribution and surface shape on the results were also quantitatively analyzed. The results show that the proposed method can identify the rigid body motion and elastic deformation of the optical surface more accurately than the traditional method, and does not depend on the analytical equation of the optical surface, and the shape of the mirror surface has a great influence on the analysis results.