長波紅外差分干涉儀光柵低溫安裝結構設計與優化

吳 陽， 馮玉濤， 韓 斌， 武俊強， 孫 劍

（1. 中國科學院 西安光學精密機械研究所，陜西 西安 710119；2. 中國科學院大學，北京 100049）

1 引 言

長波紅外波段是大氣主要透過窗口之一，也是覆蓋地物光譜特性的重要區域。基于長波紅外的精細光譜探測技術，在環境氣候、化學化工、資源探測、空間安全等領域有重要研究價值。可用于長波紅外光譜探測的干涉儀器主要有Sgnac型、Fabry-Pérot 型、Michelson 型和空間外差型，基于空間外差技術的干涉儀較其他幾種具有高光譜分辨率、高光通量、結構緊湊、無運動部件、可實現同步定標、工藝公差要求較低等優勢［1-3］，非常適合長波紅外精細探測領域的應用。

空間外差的概念是1971 年由日本學者提出的，1990 年美國Harlander 等研制了首臺空間外差干涉儀試驗樣機［4］。1999 年，美國洛斯阿拉莫斯國家實驗室研制了地面測試的紅外成像空間外差光譜儀（IRISHS）原型［5］，其工作波長為8~12.5 μm，主要用于在地球背景下識別和測定大氣中的氣體。為抑制光機系統內部熱輻射，對冷屏與光瞳進行匹配，并在冷屏位置通過液氮進行冷卻，使用制冷型探測器。實驗室條件下干涉條紋出現未預料到的明顯彎曲和條紋間隔不均勻的問題，數據處理后可進行干涉圖反演，但條紋畸變原因未能明確。2009 年，美國海軍實驗室Englert 等［6］研制了用于化學成分和大氣探測空間外差光譜儀（SHIMCAD），是首次成功將空間外差分干涉儀應用于長波紅外領域。通過實驗室測量甲醇和聚酰亞胺膜的透過率，驗證系統的適用性。其視場光闌和濾光片制冷到-10 ℃，探測器自身制冷到70 K，以減小系統內部熱輻射對探測器的影響。通過黑體源測試，得出系統光學出口、相機組件內部和室溫溫度對光機系統熱輻射的影響最大。2013 年加拿大約克大學Solheim等［7］提出基于多普勒差分干涉光譜技術的平流層風場干涉儀（SWIFT-DASH），用于測量平流層風場和臭氧濃度。光學系統由ZnSe 光學元件和與其材料熱特性接近的BSL7 玻璃間隔元件膠合形成一體式結構。系統設計目標是在160 K 和真空環境中工作，但僅在常溫下獲取了單色光源的對比度較低的干涉圖，未進行低溫工況下的測試與研究。

長波紅外精細光譜探測是一種基于強背景條件的微弱信號探測，光學系統對光機內部熱輻射極為敏感，熱輻射會嚴重影響系統探測效率，為提高信噪比需對光學組件及周圍環境進行低溫制冷和輻射抑制。上述幾種基于空間外差干涉光譜技術的長波紅外干涉儀均存在解決系統內部熱輻射抑制或低溫降溫后干涉條紋畸變的問題。本文介紹的長波紅外差分干涉儀探測波長為8.8 μm 的目標信號，為抑制系統內部熱輻射對探測的影響，干涉儀全系統置于低溫、真空環境中。因溫度的降低和光機組件各元件材料熱膨脹系數（Coefficient of Thermal Expansion，CTE）的差異，光機結構變形產生的應力將影響光學元件位置精度和光學表面面形精度［8］，造成干涉條紋畸變、傾斜和調制度下降。數據反演時，條紋畸變對算法校正和信息提取會存在較大難度，數據信息準確性會受到較大影響［9-11］。因此，對長波紅外光機系統低溫制冷過程中結構穩定性的研究極具意義，同時也是一個極大的挑戰。

光柵作為長波紅外差分干涉儀的核心元件，對低溫干涉條紋質量影響顯著。低溫工況下的光柵元件安裝結構多采用徑向柔性壓緊或支撐結構［12-13］，而其他應用于低溫反射式光學元件安裝的結構為保證溫度載荷下元件的穩定性，常采用無熱化設計、選用低CTE 及高導熱率的材料，支撐方式多為徑向側面柔性安裝或背部嵌入柔性軸套支撐［14-17］，支撐安裝結構與光學元件直接接觸，對元件存在直接的應力作用影響。對于大尺度溫度波動、元件尺寸較小且周圍空間有限的紅外低溫系統光柵元件微應力安裝結構，還需深入研究。本文針對長波紅外差分干涉儀系統干涉條紋低溫畸變問題，在現有結構的基礎上研究低溫工況下光機結構對光學系統干涉條紋的影響，設計干涉儀縮比驗證系統，并將干涉儀核心元件光柵的支撐安裝結構作為研究對象，設計和優化低溫工況下光學元件微應力穩定支撐結構。通過光機系統光-機-熱耦合仿真，分析其對干涉條紋畸變的影響，提出并優化了光柵元件雙級微應力動態支撐安裝結構。仿真和低溫試驗結果一致性較好，符合系統性能要求，驗證了微應力安裝結構對解決低溫干涉條紋畸變問題的效果，為后續系統的進一步優化和研究奠定基礎。

2 長波紅外差分干涉儀系統與特性

2.1 長波紅外差分干涉儀光機系統

長波紅外差分干涉儀主體光學系統由前置光學系統（準直鏡組）、分束器、視場棱鏡、光柵和條紋成像系統組成，如圖1 所示。

圖 1 長波紅外差分干涉儀光學系統結構圖Fig.1 Optical system diagram of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer

入射光束經過準直鏡組進入干涉儀，再經分束器分束成兩束相干光，一束經過反射到達光柵1，經衍射后返回并透過分束器；另一束透過分束器到達光柵2，經衍射后返回分束器并進行反射，兩束相干光在分束器匯合發生干涉，在探測器位置形成干涉條紋［18］。干涉儀主要參數指標參見表1。根據光學設計要求和數據提取處理要求，在工作波長下單根條紋畸變量需小于一個像元尺寸，即畸變量需小于30 μm，即可保證干涉儀系統數據提取精度，提供穩定可靠的工作狀態。

表 1 長波紅外差分干涉儀主要參數指標Tab.1 Main parameters of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer

干涉儀主體光學元件尺寸較大，其中分束器口徑為Φ90 mm，厚度為8 mm，視場棱鏡為寬52 mm，高50 mm，厚21.38 mm，頂角為19.28°的楔形棱鏡，光柵元件尺寸為42×34×5 mm。根據光學系統結構和要求設計干涉儀光機結構系統。干涉儀主體光機結構由干涉儀支架、光柵壓板、光柵基板、干涉儀底座、干涉儀底板、干涉儀支撐腿和光學元件組成，如圖2 所示。

圖2 長波紅外差分干涉儀主體結構示意圖Fig.2 Main structural diagram of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer assembly

干涉儀主體光機系統為光學元件分體式安裝結構。相較于一體式粘接的干涉儀結構，分體式結構加工工藝難度較低，且便于在需要的時候替換光學元件，是可用于航天飛行應用的光學儀器［19］。干涉儀主體結構零件材料性能指標參見表2。

表 2 干涉儀主體結構材料特性表Tab.2 Material properties of main structural of interferometer

為減小系統內部熱輻射對紅外系統的影響，長波紅外差分干涉儀設計工作于160 K（-113.15 ℃）和10-3Pa 低溫真空環境中。系統在常溫常壓工況下安裝調試，隨后置于冷箱中并開始真空制冷，試驗過程中采集的干涉圖如圖3所示。

圖3 初始結構低溫試驗結果Fig.3 Cryogenic test results of initial structure

低溫工況下干涉條紋發生明顯的畸變、傾斜和條紋頻率變化，持續降溫條紋甚至會消失；干涉儀光機系統狀態不穩定，幾次低溫試驗，干涉條紋變化狀態均有差異，且復溫復壓后干涉條紋未能恢復初始狀態，系統存在殘余應力，干涉圖數據可用性極低。因此需深入分析干涉儀系統低溫特性，探究干涉條紋發生明顯畸變的機理，并制定相應的優化方案，消除多余應力對干涉儀系統的影響。

2.2 干涉儀系統條紋畸變理論

長波紅外差分干涉儀干涉條紋可表示為［4，20］：

其中：σ和σL分別為入射光波數和光柵Littrow 波數，θL為光柵傾角，4(σ-σL)tanθL為外差條紋頻率，B(σ)為入射譜密度，x為像素位置。利用傅里葉方法進行相位反演后，得到系統總相位值?(x)［10］：

含有光學元件畸變的相位(x)，可表示為：

干涉儀由畸變引起的相位誤差?e，可表示為：

由此可見，干涉儀光學元件畸變可引起明顯的干涉圖相位誤差。由于低溫工況下支撐安裝結構變形狀態的不一致性和元件自身因溫度梯度造成光學表面畸變，相干光干涉相位即發生變化，進而產生干涉條紋的畸變。通過光學理論與仿真分析，長波紅外差分干涉儀系統中對干涉條紋影響最大的元件為光柵元件，本文針對干涉條紋畸變抑制結構的研究主要基于光柵元件安裝結構的設計、分析與優化展開，保證元件表面低溫面形精度。

2.3 光柵結構系統對干涉條紋的影響

2.3.1 結構安裝零件的影響

光柵元件的位置精度和面形精度主要由與其相關的結構零件保證，包括光柵基板、光柵壓板和干涉儀支架等。對單一結構建立有限元模型，進行低溫仿真分析，可得到零件形變對光柵元件的影響。

光柵基板與光柵背部粘接，對光柵結構低溫穩定性的影響最為直接。經過有限元仿真分析，光柵基板自身不會對光柵元件產生位置精度的影響，但會因多點接觸位置熱變形不一致產生應力，造成光柵元件面形偏差；光柵壓板作為固定光柵基板和與干涉儀支架連接的結構，其對光柵元件的位置精度影響較大，光柵垂直主截面和繞主截面位置變化量分別為64.021″和48.407″，影響干涉條紋頻率和傾斜變化；干涉儀支架在低溫且無外力作用的下均勻收縮，對光柵元件影響較小，繞主截面、垂直主截面位置變化量分別為10.556″和2.504″，結構優化時可不做考慮。

2.3.2 支撐方式的影響

溫度載荷下光機結構會發生非均勻形變，產生額外的應力，因此元件固定支撐方式是必須要考慮的重要環節。剛性支撐結構能夠很好保證光學元件位置精度，但在劇烈溫度和力學載荷作用下，可能會對光學元件造成直接的應力作用，影響系統穩定；對于柔性支撐結構，柔性節會吸收部分形變和熱應力，達到減小光學元件載荷、保證位置精度的要求［21］。同時，結構支撐點的位置和數量也會對光學元件低溫變形狀態造成影響。

與光柵元件相關的干涉儀支撐安裝組件結構主要有以下5 個部分：干涉儀組件安裝、干涉儀主體底座與干涉儀底板安裝、光柵壓板與干涉儀支架安裝、光柵壓板與光柵基板安裝和光柵基板與光柵元件安裝。影響光柵元件表面面形精度的主要是光柵元件與光柵基板的安裝結構和光柵基板與光柵壓板的安裝結構兩部分。

光柵組件初始結構模型如圖4 所示，光柵元件與光柵基板徑向尺寸一致，光柵通過背部與光柵基板上的三個凸臺粘接固定；光柵基板和光柵元件嵌入光柵壓板內部安裝，通過三組螺釘連接固定；其組件整體的安裝，通過光柵壓板上、下分布的安裝孔固定安裝在干涉儀支架上。

圖4 初始光柵安裝組件Fig.4 Initial installation component of grating

對于光柵壓板，降溫過程中，由于元件材料CTE 的差異，根據材料熱膨脹公式計算可得光柵壓板凹槽內部低溫收縮量比光柵基板元件收縮量大0.108 7 mm，光柵元件低溫變形過程中會受到來自光柵壓板的擠壓，該狀態下的光柵元件面形受徑向擠壓影響嚴重，去除剛體位移后的面形仿真如圖5（a）所示，需要說明的是圖中標尺的單位為光學系統工作波長8.8 μm；光柵元件承受來自光柵壓板的低溫擠壓應力最大值為288.1 MPa，如圖5（b）所示，該值大于光柵元件材料的屈服極限，可能會損壞元件，因此需考慮光柵元件與光柵壓板低溫非接觸結構優化方案。

圖5 光柵壓板對光柵的影響Fig.5 Influence of platen on grating

對于光柵基板，光柵基板上與光柵粘接的3個凸臺存在低溫工況變形不同步的情況，光柵元件僅背部與光柵基板3 點粘接，表面面形擬合結果如圖6（a）所示。改變光柵背部粘接點數量，僅背部單點粘接，表面面形隨粘接位置分布和數量變化存在明顯區別，如圖6（b）所示。

圖6 光柵基板對光柵的影響Fig.6 Influence of substrate on grating

各支撐方式在溫度載荷為-71 ℃下的面形仿真計算結果，如表3 所示。粘接點數量減小且去除徑向約束后光柵表面面形數值較初始結構狀態下降了4 個數量級。支撐結構優化可采用光柵背部單點粘接方案，減小因粘接點應力分布不均帶來的面形誤差。

表 3 安裝方式對光柵表面面形的影響Tab.3 Influence of installation method on surface shape of grating（nm）

2.3.3 溫度載荷的影響

2.3.3.1 溫度波動的影響

干涉儀光機組件由多種材料制成（見表2），不同材料的CTE 存在差異，相同溫度波動時各零件會存在熱變形不匹配的問題，導致光學元件承受額外的應力作用，因而光學表面面形改變，干涉條紋狀態也隨即發生變化。而系統工作溫度與裝配溫度存在較大差異，巨幅的溫度波動對系統的影響更為顯著，結構設計時需考慮關聯零件間的CTE 匹配問題。

2.3.3.2 溫度梯度的影響

低溫試驗得到低溫工況下光機系統各部分的實際溫度分布狀態，取某次試驗相對穩定狀態下光柵溫度為-82.3 ℃時的溫度場狀態進行溫度梯度影響分析。固體材料熱膨脹系數可表示為：

其中：L為材料變形基線長度，dl/dt為材料上的溫度梯度，光柵安裝結構上的溫度梯度對光柵造成的位置偏差可表示為：

其中：h為變形方向上結構元件的尺寸，ΔT為安裝結構變形方向上的溫度差值，αAl為鋁合金材料的熱膨脹系數。分別代入光柵元件低溫工況下軸向和徑向支撐結構的上、下溫差和對應的結構元件沿變形方向的尺寸，計算得到光柵安裝結構因溫度梯度引起的兩側光柵元件垂直主截面旋轉值分別為：0.23″，0.493″；繞中心軸旋轉值分別為：1.921″，4.112″。按此狀態的光學仿真結果與試驗結果趨勢相同，安裝結構的溫度梯度對光柵元件的作用主要為元件位置精度的變化，影響干涉條紋的傾斜和頻率，對條紋畸變影響較小。

光學元件沿自身徑向的溫度梯度引起的非均勻熱致變形會對光學元件表面面形造成影響，元件上溫度分布的不同可導致面形RMS 產生幾十到數百倍的差異，且徑向溫度梯度引起的面形誤差無法通過優化元件支撐結構的方式使其減小［22-23］，僅能通過減小元件表面溫度梯度實現面形的穩定性，結構優化需考慮均勻施加熱載荷或增大熱阻的方案。

3 光柵安裝結構優化設計

通過上述對長波紅外差分干涉儀系統干涉條紋變化影響因素的分析，造成干涉條紋畸變的主要因素為溫度載荷作用下光柵元件的表面面形變化。初始結構中主要因光柵基板背部作用的不均勻熱應力和光柵壓板收縮壓緊作用在光柵四周的擠壓應力兩部分應力作用導致光柵元件表面面形變化。因此，光柵元件的固定安裝結構需滿足以下條件：保證光柵元件穩定可靠安裝；保證溫度載荷對光柵元件應力影響較小。穩定可靠安裝可通過增大光柵背部支撐數量和面積實現，但增大支撐數量和面積可能會造成熱應力分布不均，同時施加在光柵元件背部的熱通量也會隨之增大，造成元件表面面形變化。

光柵元件安裝結構使用低溫微應力支撐結構，并通過結構形式降低系統熱載荷作用于光柵元件的熱通量，減少熱應力對光柵元件的直接影響，因此光柵元件采用背部中心凸臺粘接配合柔性壓緊光柵基板的雙級結構形式進行安裝固定。雙級微應力穩定支撐結構中，光柵壓板與光柵基板元件配合為第一級，兩元件間分別通過徑向的球頭柱塞和軸向的錳鋼彈片與安裝定位面配合進行柔性壓緊固定，實現光柵元件持續穩定可靠安裝的同時，通過柔性壓緊結構緩解和吸收熱致變形造成應力作用，隔絕應力使其不直接作用于光柵元件，減小干涉儀其他組件對光柵面形的影響；光柵背部與光柵基板凸臺粘接配合為第二級，基板與光柵元件背部單點接觸，減小多點接觸造成的不均勻應力，同時單點凸臺可增大熱阻，減小外部系統對光柵元件的熱傳導，降低元件自身熱應力變形的影響。第一級安裝結構保證光柵元件可靠安裝的同時將元件與系統其他組件隔離緩沖，第二級安裝結構保證光柵元件位置精度和指向精度，同時進一步減小其他結構對光柵元件的影響，提高光柵元件低溫工作穩定性。光柵基板選用與光柵元件材料CTE 接近的4J32 制成，減小粘接凸臺表面低溫形變對光柵面形的影響；光柵壓板因需要與干涉儀支架固定安裝，為避免熱致變形差異過大產生的多余應力，光柵壓板選用與干涉儀支架相同的2A12 制成，光柵壓板與光柵基板間因CTE 差異引起的熱致形變差由分別設置于徑向和軸向的柔性結構緩解和吸收，不會影響光柵元件面形狀態。光柵定位精度通過光柵基板與光柵壓板內部分別設置在徑向和軸向的基準面配合保證，面形精度通過合適的粘接凸臺保證。

為確定合適的粘接凸臺尺寸，結合光柵元件尺寸分別選取不同凸臺直徑的光柵基板進行力-熱耦合仿真，分析其對光柵元件面形的影響。仿真模型整體施加100 ℃的溫度變化載荷，提取光柵表面變形結果，在去除剛體位移后進行面形擬合。如圖7 所示，光柵元件表面面形RMS 值和PV 值隨凸臺直徑增大均顯著增大，最大變化量為104量級。隨著凸臺直徑的增大，系統熱載荷對光柵元件作用的面積變大，其對光柵面形的影響隨之增大。因此，光柵元件粘接凸臺應選擇較小的直徑參數以降低上述影響，但考慮到光柵元件的穩定可靠安裝需要有足夠的粘接面積保證，最終凸臺的直徑設置為5 mm。選用符合真空工作要求的低溫粘合劑將光柵元件背部通過凸臺與光柵基板粘接固定，同時使用小于0.01 mm 的薄膠層粘接，滿足低溫真空光學系統對光學元件位置精度要求的同時，減小膠層固化對元件面形的影響［24］。

圖7 低溫光柵面形與粘接凸臺直徑的關系Fig.7 Relationship between grating surface shape and diameter of adhesive bump

將粘接好光柵元件的光柵基板嵌入光柵壓板內部，徑向通過兩組球頭柱塞與安裝基準面配合壓緊安裝；光柵基板背部與光柵壓板內部軸向安裝基準面緊密貼合，通過置于光柵基板前部的四組柔性錳鋼彈片軸向壓緊固定，軸向和徑向兩個方向的安裝基準面保證了光柵基板安裝精度，如圖8 所示。根據上文中計算得到的低溫下光柵基板與光柵壓板收縮變形差值，柱塞球頭壓緊量應大于0.5 mm，選用螺紋直徑為M4 的超重載型球頭柱塞產品，材質為不銹鋼，長度6 mm，球頭行程0.8 mm，預緊力為3 N，最大壓入限度時負載為20 N。軸向壓緊的彈片選用錳鋼材料彎折而成，壓緊時通過彎折結構形變為光柵基板提供預緊力，實現光柵基板動態溫度載荷下的壓緊安裝。

圖8 優化后光柵元件安裝結構Fig.8 Optimized grating installation structure

相對于初始結構，優化后的結構光柵元件實現了低溫微應力裝夾，僅在其背部由凸臺單點粘接固定，徑向無結構元件和多余約束，不會產生初始結構中因CTE 不匹配造成光柵元件受到徑向壓力的情況。雙級支撐安裝結構保證了光機系統其他組件熱致變形的應力均由光柵基板和柔性壓緊結構吸收和承受，減小了低溫溫度載荷下光柵元件承受的熱應力作用。隨后，結合初始結構全系統的耦合仿真結果，對長波紅外干涉儀系統干涉儀底板與干涉儀底座、干涉儀底座與干涉儀支架間的連接方式也進行優化，變剛性連接為施加預載荷的柔性壓緊連接，減小光機結構系統低溫大變形對干涉儀本體的影響。

基于優化后的光柵支撐安裝結構建立長波紅外差分干涉儀系統優化結構仿真分析三維模型，進行光-機-熱耦合分析，分析流程如圖9所示。

圖9 干涉儀系統光-機-熱耦合分析流程Fig.9 Process of optical-mechanical-thermal coupling analysis of interferometer system

光-機-熱耦合分析的關鍵一步是有限元分析結果與光學分析軟件設計輸入的數據轉換，光學元件表面面形Zernike 多項式擬合非常適合作為數據接口轉化的工具，容易實現光機集成分析［25］。光學表面受熱致應力作用后，鏡面上任意點矢高變化量Δgi可表示為：

其中：c為鏡面的曲率，k為二次曲線系數，r為徑向位置，A2i為偶次非球面系數，an為第n項Zernike 多項式系數，為第n項Zernike 多項式基底函數。多個節點矢高變化值構成多個方程，聯立方程后，可以通過擬合的方法實現求解，得到光學表面面形狀態。

將光機系統三維模型導入有限元分析軟件中，施加溫度載荷，計算各光學元件應力、表面變形和位置偏移結果，隨后提取光學元件表面變形結果轉入分析軟件進行Zernike 多項式面形擬合。為與初始系統試驗結果比對，計算同為-71 ℃時擬合后的光柵表面RMS 值為3.89×10-2nm，PV 值為2.21×10-1nm，光柵元件承受的最大應力位置為光柵背部粘接位置，最大應力為4.542 7×10-2MPa，仿真結果如圖10 所示。該結果較表3 中初始結構三點粘接光柵面形的仿真數值下降了5 個數量級，較僅單點粘接固定下降了1 個數量級，光柵表面面形變化抑制效果明顯，光柵元件承受微應力載荷作用，低溫工況結構安全可靠。

圖10 優化后光柵元件力學分析結果Fig.10 Mechanical analysis results of the optimized grating

最后，將面形擬合結果導入光學分析軟件的光學系統模型中，進行光學性能仿真分析，得到優化結構低溫工況下干涉條紋，結果如圖11 所示。干涉條紋的畸變得到顯著抑制（小于1 個探測器像元），條紋畸變狀態滿足后續干涉數據提取分析的輸入要求。

圖11 優化結構仿真干涉圖Fig.11 Simulation interferogram of optimized structure

4 長波紅外差分干涉儀低溫驗證試驗

通過對優化方案的仿真分析，可驗證在低溫工況下長波紅外差分干涉儀的優化系統對干涉條紋畸變抑制效果顯著，可進行全系統的低溫驗證試驗。受制冷機功率和實驗環境條件所限，長波紅外差分干涉儀低溫驗證系統的仿真分析、低溫試驗均選取可實現高效穩定降溫溫度-71 ℃時系統狀態進行結構設計優化性能評估。優化驗證系統光柵組件如圖12（a）所示，光柵元件由雙級柔性支撐結構安裝，全工況下除背部凸臺粘接外，無其他接觸應力和熱應力的影響；干涉儀系統調試完成后，將其布置安裝于冷箱中，關鍵零件表面處設置溫度傳感器，監測系統低溫溫度分布情況，隨后對箱體密封，開啟制冷和真空裝置，進行干涉儀系統驗證試驗，試驗系統如圖12（b）所示。

圖12 長波紅外差分干涉儀低溫試驗Fig.12 Cryogenic test of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer

為與初始系統試驗結果對照，取光柵元件溫度為-71 ℃時系統干涉圖，如圖13 所示。初始系統低溫下干涉條紋傾斜嚴重，并伴有明顯畸變，計算得到的干涉條紋最大畸變量為39.657 個探測器像元尺寸，干涉數據有效性較低，系統工作性能嚴重受限，見圖13（a）；優化驗證系統相同溫度下的干涉條紋傾斜減小，且無明顯條紋畸變，見圖13（b）。計算優化后系統干涉條紋畸變量為1.869 個探測器像元尺寸，光學元件面形變化抑制效果明顯。因存在限元分析參數的準確性差異以及結構組件加工、裝配的誤差，試驗結果與仿真結果存在一定偏差，但整體一致性較好，條紋畸變造成的相位誤差小于0.1%，數據可用性較好［10］。為確認優化設計同樣適用于更低溫度工況（如系統理想工作溫度160 K）下工作要求，后期驗證試驗時延長降溫工況，在嚴格控制實驗室環境溫度后，光柵元件溫度可到達-97.5 ℃，此時干涉條紋狀態與-71 ℃下得到的結論一致，即干涉條紋畸變抑制效果顯著，且由于溫度更低，系統內部輻射減弱，條紋信噪比更高，可以證明優化結構可應用于更低溫度工況。但由于此降溫過程過于漫長，光柵元件溫度受實驗室環境溫度變化存在波動，溫度較難控制至相對穩定狀態，文中未對更低溫度下的干涉條紋狀態進行具體闡述。

圖13 長波紅外差分干涉儀系統低溫試驗結果Fig.13 Cryogenic test results of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer

低溫試驗結果表明干涉儀低溫溫度特性分析合理，優化設計的光柵安裝結構可有效抑制干涉條紋低溫畸變，優化思路及分析方法科學、有效，后續將繼續深入研究，進一步降低干涉條紋低溫畸變，并對干涉條紋傾斜進行抑制和矯正。

5 結 論

為解決長波紅外差分干涉儀低溫工況下干涉條紋畸變的問題，本文基于光學干涉理論，通過光-機-熱耦合分析的方法，研究了干涉儀光機結構對干涉條紋畸變的影響。確定光柵面形變化是產生干涉條紋畸變的主要因素，并將光柵元件安裝結構列為干涉條紋畸變抑制的重點研究對象，以光柵元件表面面形指標作為結構系統優化目標，對元件安裝結構進行了優化設計。提出了微應力動態穩定支撐結構結合光柵背部單點粘接結構的光柵元件雙級支撐安裝系統，降低溫度載荷下熱傳導的同時，減小系統應力對元件的影響，改善了低溫工況下光柵元件表面面形狀態。仿真結果表明，結構優化后的光柵元件表面面形RMS 值和PV 值分別為3.89×10-2nm 和2.21×10-1nm，較優化前初始系統均下降了5 個數量級，低溫工況下的面形變化得到顯著抑制，干涉條紋仿真畸變量在1 個探測器像元以內，驗證了面形優化對條紋畸變抑制的效果。隨后進行的低溫驗證試驗進一步驗證了優化設計結構的有效性，干涉條紋畸變量小于2 個探測器像元，仿真分析與試驗結果一致性較好，支撐安裝結構優化設計結果合理，能有效減小干涉條紋低溫畸變，提高光機系統低溫穩定性。本文針對干涉條紋畸變的研究和光柵安裝結構設計思路對長波紅外差分干涉儀光機結構后續的深入研究以及同類型其他低溫光學系統光機結構設計有較強的指導和借鑒價值。