高頻像旋光學(xué)目標(biāo)模擬裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

楊雪，何煦，張曉輝，李成浩

（中國(guó)科學(xué)院長(zhǎng)春光學(xué)精密機(jī)械與物理研究所，長(zhǎng)春 130033）

天文望遠(yuǎn)鏡是對(duì)宇宙中各類(lèi)天文現(xiàn)象進(jìn)行成像和測(cè)量的重要工具，例如哈勃望遠(yuǎn)鏡、開(kāi)普勒望遠(yuǎn)鏡等［1］。成像質(zhì)量決定了探測(cè)任務(wù)的完成效率，而大口徑空間天文望遠(yuǎn)鏡成像質(zhì)量一方面受靜態(tài)像質(zhì)影響，更重要的是取決于望遠(yuǎn)鏡的穩(wěn)像控制精度［2］。受空間光學(xué)載荷工作環(huán)境特殊性和難以維修性所限，需要對(duì)空間天文望遠(yuǎn)鏡的穩(wěn)像精度進(jìn)行地面試驗(yàn)。

若要在地面實(shí)現(xiàn)像旋補(bǔ)償精度檢測(cè)，就需要為布置于視場(chǎng)邊緣的穩(wěn)像測(cè)量傳感器模擬遠(yuǎn)場(chǎng)、旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)目標(biāo)。像旋補(bǔ)償?shù)木冗_(dá)到0.5″量級(jí)和幾十赫茲的運(yùn)動(dòng)頻率。常規(guī)的伺服電機(jī)或力矩電機(jī)的響應(yīng)速度均無(wú)法滿足需求，柔性鉸鏈配合壓電陶瓷方案是實(shí)現(xiàn)微量進(jìn)給和高分辨率驅(qū)動(dòng)的常規(guī)技術(shù)路線［3］。由于空間天文望遠(yuǎn)鏡的像旋抑制精度達(dá)到了亞角秒量級(jí)，上述常規(guī)技術(shù)路線下由于鉸鏈制造誤差、材料均勻性誤差、鉸鏈裝配對(duì)稱(chēng)性誤差、陶瓷運(yùn)動(dòng)非線性等因素導(dǎo)致的回轉(zhuǎn)軸晃動(dòng)誤差遠(yuǎn)大于角秒量級(jí)，難以滿足像旋檢測(cè)精度的需求［4-5］。不易兼顧回轉(zhuǎn)精度與往復(fù)頻率是目前設(shè)備中難以實(shí)現(xiàn)的共性問(wèn)題。

提出使用壓電陶瓷與定心密珠回轉(zhuǎn)軸系結(jié)合同時(shí)配合對(duì)稱(chēng)布置柔性鉸鏈的方式確保高回轉(zhuǎn)精度和響應(yīng)特性，利用密珠軸系優(yōu)良的定心精度和端面止跳功能可獲得極高的晃動(dòng)精度。但這種設(shè)計(jì)方案引入過(guò)盈量與軸系精度及響應(yīng)頻率之間的矛盾：若過(guò)盈量較大，摩擦力矩增大，會(huì)降低軸系的響應(yīng)頻率和動(dòng)態(tài)剛度，并且導(dǎo)致運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的非線性誤差，出現(xiàn)運(yùn)動(dòng)遲滯等現(xiàn)象，甚至出現(xiàn)卡死現(xiàn)象；若過(guò)盈量較小，雖可以提高運(yùn)動(dòng)響應(yīng)速度，但難以實(shí)現(xiàn)較高的回轉(zhuǎn)定位精度，增大軸系的晃動(dòng)誤差。因此，需要有限元仿真和數(shù)學(xué)分析相結(jié)合的方法，定量平衡過(guò)盈量與壓電陶瓷輸出力間的數(shù)學(xué)關(guān)系，優(yōu)化整個(gè)系統(tǒng)來(lái)提高系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)剛度，為設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。

1 高頻像旋光學(xué)目標(biāo)模擬裝置光機(jī)結(jié)構(gòu)

像旋模擬裝置主體由基座、高頻角度微驅(qū)動(dòng)裝置、密珠軸系、星圖目標(biāo)分劃板及均勻照明系統(tǒng)組成。整機(jī)結(jié)構(gòu)布局如圖1所示。整體質(zhì)量為127kg，目標(biāo)模擬裝置的總高度為560mm，橫向?qū)挾葹?90mm，縱向?qū)挾葹?50mm。

圖1 像旋模擬裝置整機(jī)結(jié)構(gòu)布局

目標(biāo)模擬裝置的底座與基準(zhǔn)平臺(tái)固定，高頻角度微驅(qū)動(dòng)裝置下端與底座連接，上端與密珠軸系連接，密珠軸系固定于基座上，軸系的上部并排固連有三個(gè)安裝架，每個(gè)安裝架內(nèi)均固定有星圖目標(biāo)分劃板，星圖目標(biāo)分劃板刻畫(huà)有星圖目標(biāo)，星圖目標(biāo)根據(jù)測(cè)量天區(qū)的恒星譜系，同時(shí)考慮星等亮度等指標(biāo)選擇3-4顆恒星進(jìn)行模擬。軸系通過(guò)高頻角度微驅(qū)動(dòng)裝置帶動(dòng)星圖目標(biāo)分劃板往復(fù)扭擺運(yùn)動(dòng)。均勻照明光學(xué)系統(tǒng)用于對(duì)星圖目標(biāo)照明，通過(guò)調(diào)整架與目標(biāo)模擬裝置基座固連，且均勻照明光學(xué)系統(tǒng)不隨扭擺軸回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。密珠軸系在靠近星圖目標(biāo)裝配位置的運(yùn)動(dòng)輸出末端固定有環(huán)形光柵尺，用來(lái)實(shí)時(shí)閉環(huán)測(cè)量運(yùn)動(dòng)光學(xué)目標(biāo)像旋量。星圖目標(biāo)圖像通過(guò)一組耦合物鏡組件成像至準(zhǔn)直光學(xué)系統(tǒng)中，通過(guò)三個(gè)準(zhǔn)直光學(xué)系統(tǒng)將成像投影至模擬裝置前端的待測(cè)光電成像系統(tǒng)上。

工作時(shí)，高頻角驅(qū)裝置在壓電陶瓷促動(dòng)下帶動(dòng)軸系轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)而使固定于軸系上部的星圖分劃板轉(zhuǎn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)對(duì)恒星的模擬。

對(duì)于目標(biāo)模擬裝置，要求其回轉(zhuǎn)角度誤差小于0.5″，基頻大于12Hz，整體結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力小于材料許用應(yīng)力2701.98MPa。

2.1 密珠軸系的設(shè)計(jì)

應(yīng)用UG軟件建立了密珠軸系的三維模型，如圖2所示。定心軸系固定于扭擺驅(qū)動(dòng)軸上下兩端，上定心軸系的上部設(shè)置有上止推軸系，下定心軸系的下部設(shè)置有下止推軸系，密珠軸系通過(guò)螺栓與主基座連接。

圖2 密珠軸系

像旋目標(biāo)模擬裝置要求其往復(fù)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的晃動(dòng)精度優(yōu)于0.5″，且穩(wěn)定性高。根據(jù)設(shè)計(jì)技術(shù)指標(biāo)，需要對(duì)密珠軸系進(jìn)行詳細(xì)設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)內(nèi)容包括結(jié)構(gòu)形式，材料選擇，模型構(gòu)建和相關(guān)參數(shù)確定。為減少高精密軸系的誤差積累，縮小軸系整體的空間尺寸，像旋模擬裝置采用T形軸結(jié)構(gòu)，軸系主體由內(nèi)外軸套構(gòu)成，軸系采用上止推軸系和下止推軸系配合實(shí)現(xiàn)整個(gè)扭擺運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)的軸向定位約束。通過(guò)精密篩選并密集排列的鋼球等效多彈性體，以消除軸向晃動(dòng)誤差。采用上定心軸系和下定心軸系配合實(shí)現(xiàn)整個(gè)扭擺運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)的徑向定位和約束?？紤]到軸系磨損，滾珠與內(nèi)外軸套熱傳遞集中，定心軸系與止推軸系采用力學(xué)性能、耐熱性、耐磨損的尼龍材料，內(nèi)外軸套使用高耐磨性高比剛度綜合性能優(yōu)異的GCr15SiMn。

密珠軸系中滾珠的個(gè)數(shù)與直徑大小對(duì)軸系剛度及摩擦力矩有顯著影響，當(dāng)結(jié)構(gòu)尺寸和總負(fù)荷一定時(shí)，直徑小、個(gè)數(shù)多的滾珠所組成的密珠軸系，剛性較大，但滾珠越密集，會(huì)顯著增加摩擦力矩，因此需要對(duì)滾珠直徑大小及個(gè)數(shù)的進(jìn)行設(shè)計(jì)?？筛鶕?jù)式（1）來(lái)確定滾珠直徑

其中：W為最大軸向載荷；α1、α2、α3分別為負(fù)荷情況系數(shù)、工作時(shí)間系數(shù)、和座圈轉(zhuǎn)動(dòng)系數(shù)，參照文獻(xiàn)［6］選??；[p]為滾珠材料的許用負(fù)荷強(qiáng)度，約為8～10MPa；z為滾珠個(gè)數(shù)，依據(jù)結(jié)構(gòu)限制來(lái)定；K為承載系數(shù)，一般取0.8。

選取滾珠個(gè)數(shù)為180，根據(jù)式（1）計(jì)算可計(jì)算出鋼球直徑d=8mm。

1.2 高頻角度微驅(qū)動(dòng)裝置的設(shè)計(jì)

高頻角度微驅(qū)動(dòng)裝置主要由直線微位移機(jī)構(gòu)、角位移轉(zhuǎn)換機(jī)構(gòu)、預(yù)緊機(jī)構(gòu)組成如圖3所示。壓電陶瓷、球形頂桿、壓電陶瓷定位板、壓電陶瓷連接座構(gòu)成直線微位移機(jī)構(gòu)；柔性彈片構(gòu)成預(yù)緊機(jī)構(gòu)；球座、驅(qū)動(dòng)頂板、扭擺驅(qū)動(dòng)軸構(gòu)成角位移轉(zhuǎn)化機(jī)構(gòu)。其中壓電陶瓷對(duì)稱(chēng)布置兩個(gè)，柔性彈片對(duì)稱(chēng)布置四個(gè)，壓電陶瓷連接座及柔性彈片的一端與固定基座連接，固定基座與底座相連接，固定不動(dòng)。

圖3 高頻角度微驅(qū)動(dòng)裝置

采用變量轉(zhuǎn)化的思想，即把直線微位移轉(zhuǎn)化為旋轉(zhuǎn)角位移。柔性鉸鏈?zhǔn)轿⑽灰茩C(jī)構(gòu)及彈性變形式微位移機(jī)構(gòu)可以滿足精密直線驅(qū)動(dòng)的要求［7-9］，采用壓電陶瓷實(shí)現(xiàn)精密直線驅(qū)動(dòng)，以滿足高頻及高精度要求。

變直線微位移為角位移的微角度轉(zhuǎn)化原理如圖4所示，扭擺驅(qū)動(dòng)軸與密珠軸系中的“T”形軸連接，柔性彈片一端與扭擺驅(qū)動(dòng)軸連接，另一端固定在底座上，驅(qū)動(dòng)頂板一端與扭擺驅(qū)動(dòng)軸連接，另一端固定有球座，球座與固定于壓電陶瓷上的球形頂桿配合形成球形鉸鏈。

圖4 角位移機(jī)構(gòu)微角度轉(zhuǎn)化原理圖

球形頂桿在直線微驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)下由初始位置沿-X向直線運(yùn)動(dòng)到終止位置時(shí)，球形頂桿帶動(dòng)球座一起沿-X方向移動(dòng)，但是由于球座與驅(qū)動(dòng)頂板連接，驅(qū)動(dòng)頂板與“T”形軸連接，只能?chē)@轉(zhuǎn)臺(tái)回轉(zhuǎn)中心O轉(zhuǎn)動(dòng)，即球座只能沿-X向又沿-Y向運(yùn)動(dòng)才能保證球座的合運(yùn)動(dòng)為圍繞轉(zhuǎn)臺(tái)回轉(zhuǎn)中心O轉(zhuǎn)動(dòng)?！癟”形軸在扭擺驅(qū)動(dòng)軸的帶動(dòng)下繞回轉(zhuǎn)中心O轉(zhuǎn)動(dòng)，這樣當(dāng)球形頂桿由初始位置沿-X向直線運(yùn)動(dòng)到終止位置時(shí)，迫使球座和驅(qū)動(dòng)頂板由初始位置沿轉(zhuǎn)臺(tái)圓周方向運(yùn)動(dòng)到終止位置，直線微驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的直線位移X轉(zhuǎn)化為球座、驅(qū)動(dòng)頂板和“T”形軸繞轉(zhuǎn)臺(tái)中心O的角度位移α，角位移可由伸長(zhǎng)量?x與繞中心的回轉(zhuǎn)半徑近似求出：

2 仿真分析計(jì)算

為驗(yàn)證結(jié)構(gòu)在極端工況下的強(qiáng)度及基頻是否滿足要求，需要對(duì)模擬裝置進(jìn)行分析計(jì)算，考察結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。

采用UG NX8.0建立三維模型，通過(guò)有限元分析軟件ABAQUS完成應(yīng)力分析，選用六面體單元C3D8R對(duì)模型進(jìn)行單元?jiǎng)澐?，?duì)于柔節(jié)等零部件結(jié)構(gòu)中最小尺寸達(dá)到1.6mm，在網(wǎng)格劃分中設(shè)置其單元尺寸為1mm，其余較大零部件的單元尺寸設(shè)置為5mm，有限元模型如圖5，材料按照表1選取。

圖5 有限元模型

表1 結(jié)構(gòu)材料各項(xiàng)力、熱性能指標(biāo)

2.1 摩擦力矩分析

目標(biāo)模擬裝置中密珠軸系所產(chǎn)生的摩擦力矩是引起運(yùn)動(dòng)遲滯、爬行等現(xiàn)象的主要原因，因此對(duì)軸系摩擦力矩的精確計(jì)算是軸系設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。軸承摩擦力矩的大小與預(yù)緊力、軸承所受載荷的大小、軸承的潤(rùn)滑和密封形式等因素有關(guān)。目前動(dòng)摩擦力矩的計(jì)算公式采用帕姆亙的經(jīng)驗(yàn)公式［10］，在其上加滾珠密集度系數(shù)KZ。

式中：ML——載荷項(xiàng)摩擦力矩；MS——速度項(xiàng)摩擦力矩；

其中，ML=f1KZK(d+D)/2（N·cm）；

式中：d——軸承內(nèi)徑（mm）；D——軸承外徑（mm）；f1——摩擦系數(shù)（根據(jù)采用的滾珠類(lèi)型、載荷、潤(rùn)滑情況等選?。籏——系數(shù)（按負(fù)荷條件確定）；KZ——密集度系數(shù)（按滾珠數(shù)確定）；

速度項(xiàng)摩擦力矩：當(dāng)vn≧2000時(shí)，MS=f0(d+D/2)(vn)(2/3)*10(-7)（N·cm）；vn≦2000 時(shí)，

式中：f0——油浴潤(rùn)滑時(shí)摩擦系數(shù)；v——潤(rùn)滑油（潤(rùn)滑脂時(shí)即為基礎(chǔ)油）的運(yùn)動(dòng)粘度（mm2/s）；n——軸承轉(zhuǎn)速（r/min）；K——系數(shù)（按負(fù)荷條件確定）。

轉(zhuǎn)速對(duì)摩擦力矩的影響是很微小的，庫(kù)侖摩擦力才是主要因素。上述計(jì)算得到的是軸承的動(dòng)摩擦力矩，對(duì)于滾動(dòng)軸承而言，啟動(dòng)摩擦力矩大約是動(dòng)摩擦力矩的2倍左右［11］。以上計(jì)算均未考慮軸承預(yù)緊力的影響，由于在安裝時(shí)對(duì)軸承施加了預(yù)緊力，相當(dāng)于對(duì)軸承加了軸向負(fù)荷，摩擦力矩會(huì)上升。通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算預(yù)緊力與過(guò)盈量的關(guān)系，確定預(yù)緊力大小，從而減小預(yù)緊力對(duì)摩擦力矩的影響。預(yù)緊力與過(guò)盈量公式可由式（4）確定。

最小過(guò)盈量可由式（5）確定

式中δ1，δ2，δ3分別為軸頸、滾珠、軸套表面微觀不平度。

2.2 應(yīng)力分析

目標(biāo)模擬裝置壓電陶瓷提供的驅(qū)動(dòng)力一部分用于克服密珠軸系的摩擦力矩，另一部分需要克服柔性鉸鏈產(chǎn)生的柔性變形。轉(zhuǎn)臺(tái)中滾珠與內(nèi)外軸套的接觸部分屬于非線性接點(diǎn)接觸，按照實(shí)際結(jié)構(gòu)建模，網(wǎng)格劃分的計(jì)算規(guī)模過(guò)于龐大，計(jì)算不容易收斂，因此需對(duì)三維模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，將滾珠與內(nèi)外軸套的作用簡(jiǎn)化為摩擦力矩作為約束條件加載與內(nèi)軸套，摩擦力矩大小可由公式（1）求出。

依據(jù)裝置的實(shí)際工作情況確定約束和加載，在總體坐標(biāo)系下設(shè)定約束：底座施加固定約束，為驗(yàn)證模擬裝置應(yīng)力是否滿足要求，在內(nèi)軸套外側(cè)滾珠接觸處施加極端工況下摩擦力矩，經(jīng)abaqus分析結(jié)果如圖6所示。

圖6

由圖6得到在極端工況下平臺(tái)的最大應(yīng)力為121.1MPa，其最大值發(fā)生在驅(qū)動(dòng)頂板與扭擺軸的連接處，各部件的應(yīng)力均遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于材料的許用應(yīng)力，滿足轉(zhuǎn)臺(tái)的使用要求。

2.3 模態(tài)分析

系統(tǒng)結(jié)構(gòu)基頻為12Hz，要求轉(zhuǎn)臺(tái)結(jié)構(gòu)一階頻率大于系統(tǒng)基頻并盡量遠(yuǎn)離。得到mode2、mode4、mode8分別為轉(zhuǎn)臺(tái)X、Y、Z方向的一階有效模態(tài)。仿真分析結(jié)果見(jiàn)表2。

分析結(jié)果顯示相機(jī)各向一階頻率為49.78Hz均遠(yuǎn)高于12Hz，滿足系統(tǒng)基頻設(shè)計(jì)要求，說(shuō)明該模擬裝置具有較好的結(jié)構(gòu)剛度。

圖7 轉(zhuǎn)臺(tái)總體X向一階振型

表2 模態(tài)分析結(jié)果

3 目標(biāo)模擬裝置集成優(yōu)化

集成優(yōu)化設(shè)計(jì)的優(yōu)勢(shì)在于將大量的迭代工作交給計(jì)算機(jī)來(lái)完成，采用先進(jìn)的優(yōu)化算法在短內(nèi)求解到結(jié)構(gòu)的最優(yōu)解。獲得最優(yōu)性能設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)，同時(shí)大大縮短設(shè)計(jì)周期。

仿真分析計(jì)算考慮了裝置在最極端工況下結(jié)構(gòu)的應(yīng)力及基頻是否滿足要求，但是具體在設(shè)計(jì)中需要給多大的過(guò)盈量，以及不同過(guò)盈量下壓電陶瓷驅(qū)動(dòng)力的大小對(duì)回轉(zhuǎn)頻率及晃動(dòng)精度有著至關(guān)重要的影響，因此需要定量衡量。以回轉(zhuǎn)角度變化量最小作為優(yōu)化目標(biāo)對(duì)過(guò)盈量進(jìn)行優(yōu)化，使模擬裝置獲得較高的回轉(zhuǎn)精度，針對(duì)上述優(yōu)化問(wèn)題，采用集成優(yōu)化設(shè)計(jì)方法［12］，以 Isight作為集成分析平臺(tái)，聯(lián)合Abaqus和Optistruct以及數(shù)據(jù)處理插件，通過(guò)不同學(xué)科間接口數(shù)據(jù)傳輸［13］，構(gòu)建了過(guò)盈量到摩擦力矩的計(jì)算，有限元仿真輸入條件更新、輸出位移及反力分析計(jì)算、數(shù)據(jù)處理及結(jié)果反饋的優(yōu)化循環(huán)回路，實(shí)現(xiàn)求解自動(dòng)化。

圖8 集成優(yōu)化分析

參數(shù)調(diào)整實(shí)現(xiàn)對(duì)模型加載的摩擦力矩進(jìn)行參數(shù)更新，通過(guò)式（4）計(jì)算不同過(guò)盈量下預(yù)緊力大小，然后通過(guò)式（1）求得摩擦力矩大小。

分析計(jì)算將更新后的模型自動(dòng)導(dǎo)入abaqus中按照預(yù)設(shè)的流程進(jìn)行仿真計(jì)算，得到不同過(guò)盈量下輸出位移，同時(shí)可以獲得壓電陶瓷作用在平臺(tái)上的反力，如圖9所示為過(guò)盈量1μm時(shí)，壓電陶瓷沿著水平方向向兩端同時(shí)伸長(zhǎng)14.5μm（即輸入位移Δx＝14.5μm），對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)角20"的情況下的分析結(jié)果。

圖9 Δx＝14.5μm時(shí)的仿真結(jié)果

由圖9可以得出當(dāng)過(guò)盈量為1μm時(shí)模擬裝置頂端的輸出位移為14.4μm，壓電陶瓷的支反力為743.6N。

數(shù)據(jù)處理是將仿真分析的結(jié)果進(jìn)行處理，由式（2）計(jì)算出不同輸出位移下對(duì)應(yīng)的回轉(zhuǎn)角度變化。圖6中，回轉(zhuǎn)角度變化為0.12″。

由上述優(yōu)化分析可以得到不同過(guò)盈量下回轉(zhuǎn)角度變化曲線及不同過(guò)盈量下壓電陶瓷輸出力變化，如圖10及圖11所示。

圖10 過(guò)盈量與壓電陶瓷出力擬合曲線

圖11 過(guò)盈量與回轉(zhuǎn)角誤差擬合曲線

從曲線中可以看出，隨著過(guò)盈量更大即摩擦力矩增大，陶瓷的輸出力與回轉(zhuǎn)角誤差增大，且陶瓷輸出力與回轉(zhuǎn)角誤差與過(guò)盈量成非線性關(guān)系：當(dāng)過(guò)盈量小于等于3μm時(shí)回轉(zhuǎn)角度誤差小于0.5″；當(dāng)大于3μm時(shí)回轉(zhuǎn)角度誤差不滿足要求。為使軸系晃動(dòng)精度達(dá)到要求還需保證有最小過(guò)盈量δmin，δmin可由式（4）確定，因此只要保證過(guò)盈量在δmin與3μm之間選取即可。

4 結(jié)論

基于像旋檢測(cè)光路的布置原理，對(duì)其中的像旋目標(biāo)發(fā)生裝置進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。提出了壓電陶瓷與定心密珠回轉(zhuǎn)軸系結(jié)合同時(shí)配合對(duì)稱(chēng)布置柔性鉸鏈彈片的設(shè)計(jì)方案，有限元分析計(jì)算得到的一階頻率為49.78Hz，滿足系統(tǒng)基頻設(shè)計(jì)要求。采用集成優(yōu)化設(shè)計(jì)方法模擬裝置的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得出過(guò)盈量范圍，選取過(guò)盈量為3μm時(shí)，回轉(zhuǎn)晃動(dòng)精度小于0.5″。

設(shè)計(jì)的像旋目標(biāo)模擬裝置可在地面對(duì)空間望遠(yuǎn)鏡的像旋補(bǔ)償精度進(jìn)行檢測(cè)，還可驗(yàn)證另兩維像移穩(wěn)像補(bǔ)償系統(tǒng)是否會(huì)引入像旋像差，對(duì)其進(jìn)行定量評(píng)價(jià)。因此，既可以滿足上述穩(wěn)像補(bǔ)償殘差的高精度測(cè)試需求，也可以極大降低目標(biāo)運(yùn)動(dòng)控制的難度，并提高針對(duì)空分模擬光路制造誤差不確定性的適應(yīng)調(diào)整能力。該裝置在空間天文光學(xué)系統(tǒng)的地面測(cè)試領(lǐng)域具有較大應(yīng)用潛力。

［1］Nichols J D，Badman S V，Bunce E J，et al.Saturn’s northern auroras as observed using the Hubble Space Telescope［J］.Icarus，2016，263：17-31.

［2］Wang S K，Guo J J，Wang J Z.Research on Image Processing Algorithms of Image Stabilization Testing for Sighting Telescope Based on Cross Lines［C］//InternationalCongresson Imageand Signal Processing.IEEE，2009：1-4.

［3］黃衛(wèi)清,陶杰,孫夢(mèng)馨,等.非共振型壓電電機(jī)驅(qū)動(dòng)的大行程精密定位旋轉(zhuǎn)平臺(tái)的建模和實(shí)驗(yàn)［J］.光學(xué)精密工程,2016,24（11）：2712-2720.

［4］ZHAO H，F(xiàn)U L，REN L，et al.Design and experimental research of a novel inchworm type piezo-driven rotary actuator with the changeable clamping radius［J］.Review of Scientific Instruments，2013，84（1）：15006.

［5］于月民,冷勁松.新型壓電旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng)器的設(shè)計(jì)與性能測(cè)試［J］.機(jī)械工程學(xué)報(bào),2015（8）：185-190.

［6］薛景文.摩擦學(xué)及潤(rùn)滑技術(shù)［M］.北京：兵器工業(yè)出版社，1992.86-88

［7］李圣怡,黃長(zhǎng)征,王貴林.微位移機(jī)構(gòu)研究［J］.航空精密制造技術(shù),2000（04）：5-9.

［8］劉振波.微位移技術(shù)研究［D］.長(zhǎng)春：長(zhǎng)春理工大學(xué)，2007.

［9］HEUI J P,SUN GL D.Ultra precision positioning system forservo motor-piezo actuatorusing the dual servo loop and digital filter implementation［J］.International Journal of Machine Tools&Manufacture,2001（41）：51-63.

［10］傅天民，張奇.滾動(dòng)軸承應(yīng)用設(shè)計(jì)圖集［M］.北京：國(guó)防工業(yè)出版社，1991：32-43.

［11］王曉宇，周平偉.長(zhǎng)條形空間反射鏡鏡體及其支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)［J］.長(zhǎng)春理工大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2017，40（02）：6-9.

［12］楊帥，沙巍，陳長(zhǎng)征,等.大口徑離軸長(zhǎng)條形反射鏡的檢測(cè)支撐機(jī)構(gòu)［J］.光學(xué)精密工程，2015，23（10）：2835-2842.

［13］李韜杰,吳鵬,楊正,尹韶云,杜春雷,汪岳峰.大口徑薄膜衍射主鏡面形誤差仿真分析［J/OL］.光子學(xué)報(bào),2018（02）：169-178.