Ф420 mm高次非球面透镜的加工与检测

2016-02-11孟晓辉王永刚李文卿张继友

光学精密工程 2016年12期

关键词：凸面凹面面形

孟晓辉,王永刚，李文卿，王聪，张继友

(北京空间机电研究所，北京 100094)

Ф420 mm高次非球面透镜的加工与检测

孟晓辉*,王永刚，李文卿，王聪，张继友

(北京空间机电研究所，北京 100094)

介绍了Ф420 mm熔石英高次非球面透镜的加工与检测方法。对现有数控加工工艺进行了优化，通过分工序加工方式，依次采用机器人研磨、抛光和离子束修形技术完成了透镜的加工。进行非球面透镜检测时，考虑透镜的凹面为球面，利用球面波干涉仪对其面形进行了直接检测，剔除干涉仪标准镜镜头参考面误差后，透镜凹面的精度达到0.011λ-RMS；针对透镜的凸面为高次非球面，采用基于背后反射自准法的零位补偿技术对其进行面形检测，其精度达到0.013λ-RMS。最后，采用一块高精度标准球面镜对加工后透镜的透射波前进行了自消球差检测，得到其波前误差为0.013λ-RMS。试验结果表明，非球面透镜各项技术指标均满足设计要求。所述工艺方法亦适用于更大口径的非球面透镜及其他类型非球面光学元件的高精度加工.

非球面透镜；光学加工；透镜加工；透镜检测；零位补偿；面形精度

1 引言

随着空间光学遥感器、强激光装置等国家重大工程的发展，大口径非球面光学元件的应用越来越多，光学系统及光学元件的结构形式也越来越多样化，因此大口径非球面透射光学元件的应用逐年增加。相比于二次非球面透镜，高次非球面透镜的面型参数自由度更多，能更有效地校正光学系统中的各阶像差，在简化复杂光学系统结构方面具有更大的技术优势[1]。

在非球面加工和检测工艺方面，新技术、新原理和新方法层出不穷。从传统的古典法加工发展到以数控、高度确定性为加工特点，基于计算机控制表面成型(Computer Controlled Optical Surfacing,CCOS)原理的计算机控制小磨头抛光、应力盘抛光、气囊抛光、磁流变抛光及离子束抛光等新兴加工手段[2-3]。经过多年的技术积累及工程应用，二次非球面的加工检测工艺日趋成熟，当前人们更多的是关注如何能实现高效化的加工，来满足各型号任务的需求。大口径高次非球面具有非球面度大、面型曲率变化较大、中性带易塌边的加工特点[4]。针对于具体的大口径高次非球面透镜的加工和检测，不仅需要控制透镜两个面的面形精度；由于它作为透射光学元件在光学系统中的应用，还需要严格控制透镜的整体透射波前误差。欧美等传统光学制造强国在非球面透镜加工领域有深入的研究。美国ITT公司在进行Geoeye-2卫星研制时，加工了一块Ф400 mm的二次非球面透镜，其透射波前误差RMS达到0.014λ(λ=632.8 nm)。法国REOSC公司在进行VLT望远镜次镜研制时，专门研制了一块口径为1 220 mm的ZERODUR非球面样板[5]，其两面均为二次非球面，面形精度RMS优于0.023λ，作为透射补偿光学元件对次镜的面形进行检测。JWST望远镜的Φ738 mm次镜采用的Hindle-simpson检测方法中需要一块口径不低于Φ800 mm的熔石英透镜，BALL公司进行了熔石英透镜的加工，并完成了次镜的加工与检测。我国在非球面透镜加工领域也进行了大量研究，但加工口径和精度距国外技术水平还有一定差距。

针对大口径高次非球面透镜的加工检测难点，本文结合工程应用对一块Ф420 mm的高次非球面石英透镜进行了加工检测试验，优化了现有的数控加工工艺，确立了以机器人研磨、抛光及离子束修形技术为主的加工工艺流程。加工过程中，对透镜的凹面和凸面面形分别采用了激光干涉仪直接检测、零位补偿背后反射自准直检测的方法，并利用一块标准球面镜校正了透镜的折射率误差。试验证明所构建的加工检测工艺路线非常适合高次非球面，能够显著地提高加工效率和加工精度。

2 加工工艺流程及设备

2.1 非球面透镜参数

某空间相机研制项目中所设计的非球面透镜的凹面为球面面形，顶点曲率半径R=426.668 mm；凸面为高次非球面，面形方程为：

(1)

式中：r2=x2+y2；c=1/R、R为非球面顶点的曲率半径；k为二次非球面常数；a1～a4为高次非球面系数。本文中，凸面R=427 mm；口径D=420 mm；非球面常数k=0；高次项次数分别为a1=0、a2=2.14×10-10、a3=1.32×10-15、a4=8.77×10-21。

2.2 加工工艺流程

非球面透镜的凹面为球面，其加工工艺较为简单，这里不再赘述。针对非球面透镜的凸面，所制定的工艺流程如图1所示。

图1 420 mm口径非球面透镜的加工工艺流程Fig.1 Flow chart of Φ420 mm aspheric lens processing

首先对非球面透镜凸面进行外形加工，然后进行非球面的面形加工。传统的非球面面形铣磨需要先加工出一个最接近的比较球面，然后计算各环带的磨削量再进行加工。这种方式虽然简单易行，但较为费时，加工精度较差[6]。这里利用超声铣磨技术对透镜的凸面进行非球面面形直接成型铣磨，面形精度可以达到10 μm-PV。由于高次非球面各带区的非球面度梯度大，面型曲率变化明显。随后采用基于CCOS成型原理的机器人研磨技术，通过数控行星轮运动小工具头进行非球面的面形研磨。这一阶段，不仅要去除镜面上残留的铣磨刀痕，还要有效降低亚表面损伤层的深度，改善表面质量，为后续抛光环节提供较好的基础。当非球面面形精度达到RMS≤1 μm时，可以进入抛光环节，仍然采用基于机器人设备的抛光技术对非球面进行柔性抛光，并使用激光干涉仪对非球面面形进行零位补偿检测。当面形精度RMS≤λ/20时，采用离子束修形技术进行非球面精细加工，直至面形精度达到设计要求。

2.3 设备介绍

图2(a)为本次加工试验中采用的机器人研抛机床。该加工方式仍然基于CCOS研抛原理，在工业机器人6轴数控运动系统基础上，通过末端的柔性研抛工具头，以仿人工研抛的方式对非球面进行高精度加工[7]。与传统的龙门式光学加工设备相比，机器人研抛更为灵活，操作更为便捷。由于采用了多自由度的加工方式，末端抛光工具头可以实时垂直于镜面法线方向，实现抛光工具头与镜面最大程度的吻合，去除特性较为稳定；且抛光工具头可以快速拆卸，方便多磨头组合加工，在加工效率上有一定优势。

图2 主要加工设备Fig.2 Major manufacturing machines

图2(b)为离子束抛光机，由德国NTG公司研发，是目前国际上最大的商品化离子束抛光机床。其加工原理是利用中性离子束束流轰击工件表面，由此达到纳米精度去除的目的[8]。设备由真空舱体、离子源控制系统、运动系统、翻转工装、电控系统及其余附属配件组成，可对口径2 m以内的非球面光学元件进行加工。其中，采用由机械泵、罗茨泵和分子泵组成的三级泵进行真空抽取；离子源采用RF射频型离子源，置于Z轴系上进行控制；运动系统由真空舱体内的X-Y线性导轨组成；翻转工装可实现非球面表面朝下的翻转操作。

3 非球面透镜检测

3.1 非球面透镜凹面检测

非球面透镜凹面的面形精度决定透镜的整体透射波前误差精度，按照光学设计要求，其面形精度要优于λ/70-RMS。

为了进行球面面形检测，激光干涉仪需要配备球面镜镜头，用以产生会聚光光束。在球面镜镜头的选择上，由于待检球面的R/D≈1，所以镜头的F数小于1才能实现球面面形检测，这里选择F=0.75的标准球面镜。而为了获取较高的面形精度，需要标定标准球面镜的镜头误差，然后予以剔除。本文采用动态随机球的误差标定方法对干涉仪标准镜头参考面的误差进行标定。首先，将一个高精度的可气浮旋转的高精度SiC球体置于标准球面镜镜头的共焦位置处进行多次测量，得到干涉仪标准球面镜的镜头误差，随后将球面干涉检测结果减去参考面的误差，从而得到真实的球面面形误差。

3.2 非球面透镜凸面检测

非球面透镜的凸面采用零位补偿的背后透射检测，其设计结果如表1所示。根据设计公差，其面形精度要优于λ/60-RMS。

表1 检测光路中的元件及其参数Tab.1 Lenses and their parameters in testing optical path

零位补偿检测方法的优点是其检测范围不受被测镜口径的限制，适当增大补偿透镜的数量和口径，即可满足待测镜的检测精度要求[9]。在实际的工程应用中，检测光路首选平行光补偿器，其布局如图3所示。相比于会聚光补偿器，平行光补偿器的检测光路调整更为简单，但补偿器口径在设计时要小于干涉仪标准镜头的口径。经光学仿真软件优化后，检测系统的像质如图4所示，其中图4(a)为波面图，孔径最大边缘处像差仅为0.01λ；图4(b)为残余波前误差分布，从中可以看到系统的残余波像差PV=0.002 3λ，RMS=0.000 5λ，设计结果优异。

图3 非球面透镜的凸面检测光路布局Fig.3 Testing layout of aspheric lens convex surface

图4 检测光路设计结果Fig.4 Results of test arrangement design

3.3 非球面透镜透射波前检测

只要像距、物距、材料的折射率及非球面透镜二次曲面系数之间满足一定的条件,则物点与像点就具有消球差的成像关系。自消球差公式为[10]：

(2)

即经过特殊设计后，总能找到非球面透镜在光轴上的自消球差点。通过在透镜后方放置辅助球面使其满足自准直检测，检测原理如图5所示。

图5 非球面透镜透射波前误差检测光路Fig.5 Testing layout of transmission wavefront error for aspheric lens

经光学仿真软件优化设计后，标准球面镜的口径D=460 mm、曲率半径R=1 847.748 mm。系统像质评价结果如图6所示，其中，图6(a)为点列图，图6(b)为系统的残余波前误差。由图可知，系统的残余波前误差PV=0.003 1λ、RMS=0.000 5λ；弥散半径为0.15 μm、几何弥散半径为0.683 μm。

图6 波前检测结果Fig.6 Results of wavefront testing

4 加工检测试验

4.1 加工检测结果

以机器人研抛和离子束修形为代表的现代化数控加工方式，其特点是加工精度取决于检测精度,所以要量化检测结果，并将它转换为加工机床可识别的数据格式。在非球面研磨过程中，利用高精度三坐标测量机对透镜的非球面面形轮廓进行打点测量，然后将生成的数据点进行面型拟合并将拟合结果转化为机器人可识别的数据格式作为输入，进行反复迭代加工，直至透镜面形达到预期精度。在非球面面形进入抛光阶段后，利用激光干涉仪结合辅助光学元件构成非球面补偿检测光路，可以获取直观的非球面面形误差分布图。

非球面透镜加工现场如图7所示。由于非球面透镜的加工检测涉及两个面，所以首先对凹面进行加工，由于此时透镜镜坯的另一面为平面，可以将透镜直接安装在设备转台上，不需要特殊的工装辅助支撑。凹面加工过程中，利用干涉仪的会聚球面波对其面形进行检测，首先采用动态随机球法对干涉仪标准镜头的参考面误差进行50次测量，然后将测量结果的平均值作为干涉仪标准镜头的参考面误差，其结果如图8(a)所示。在随后的透镜凹面面形测量过程中，将这一误差值进行剔除，得到非球面透镜凹面面形的真实测量结果，如图8(b)所示，其面形精度PV=0.07λ、RMS=0.011λ,其中λ=632.8 nm。

图7 非球面透镜加工现场Fig.7 Manufacturing sites of aspheric lens

图8 非球面透镜凹面的加工检测结果Fig.8 Manufacturing and testing results of concave surface

图9 非球面透镜工装简图Fig.9 Schematic diagram of fixtures for aspheric lens

在透镜凹面加工完成后，再对透镜的凸面进行加工，由于此时凹面的面形精度较高，需要进行特殊保护。在加工前期设计了一个工装对透镜的凹面进行支撑，如图9(a)所示，工装的上端面与透镜凹面的顶点曲率半径相匹配，中间辅以镜面贴膜或聚四氟乙烯薄片等材料进行过渡。当透镜的凸面完成非球面研磨，进入抛光阶段后，可以将非球面透镜装入镜框中，再进行后续的精加工。

在非球面透镜装框过程中，需要将透镜用弹性硅橡胶粘结在镜框上。装框完毕后，对非球面透镜的面形进行反复检测，以确定硅橡胶固化前后产生的应力对镜面面形造成的影响。尤其是当应力分布不均匀甚至局部集中时，透镜材料的折射率会产生局部变化[11]，从而破坏镜面的面形精度和像差分布。若镜面像散数值较大，还需要将透镜拆卸下来进行重新装框，重复这一过程，直到非球面透镜面形没有明显的变形。

非球面透镜凸面的最终检测结果如图10所示，其面形精度PV=0.121λ、RMS=0.013λ。

最后，按照设计结果完成了辅助球面镜的加工，其结果如图11(a)所示，面形精度PV=0.175、RMS=0.008λ。图11(b)为利用标准球面镜对非球面透镜的透射波前进行检测的结果，波前误差PV=0.169λ、RMS=0.013λ。

图11 非球面透镜透射波前误差的检测结果Fig.11 Testing results of transmission wavefront erros of aspheric lens

4.2 非球面透镜几何参数的控制

加工时除了关注非球面透镜两个面的面形精度外，还要重点对非球面透镜的几何参数进行控制。表2给出了非球面透镜材料不均匀性、厚度、曲率半径的实测值和理论设计值的对比结果。

表2 非球面透镜几何参数的检测结果与设计值对比Tab.2 Comparison of geometry parameters between test results and design values for aspheric lens

4.3 非球面透镜凸面检测误差分析

在非球面透镜凸面背后反射自准直检测光路中，干涉仪检测结果反映的是检测系统的整体波前误差，包括组成系统的每一个光学元件的误差信息。

4.3.1 检测光路设计残余误差W1

按照光路设计结果，其RMS=0.000 5λ。

4.3.2 补偿器的制造误差W2

这里采用offner类型的零位补偿器来补偿高次非球面球差。加工完毕后，对补偿器中两面透镜的曲率半径、厚度、镜间距及材料折射率进行了实测，各参数误差如表3所示。

表3 补偿器参数误差Tab.3 Errors of compensator parameters

表中，ΔR1～ΔR4表示两个透镜的曲率半径、T1为第一个透镜的中心厚度，d为两透镜间的镜间距，T2为第二个透镜的中心厚度，Δn为材料折射率。将实测参数代入到检测光路中，利用光学仿真软件进行复算，可得出瞳面的波前误差，如图12所示，RMS=0.008 6λ。

图12 出瞳面的波像差Fig.12 Wavefront errors of exit pupil

4.3.3 非球面透镜折射率不均匀性W3

透镜折射率不均匀性产生的误差可表示为：

(3)

对于Φ420 mm的非球面透镜，折射率误差Δn=0.7×10-6，厚度d=80.085 mm，引起的单通波像差的PV值变化约为λ/11(λ=632.8 nm)，一般实测PV值为RMS值的5倍，所以RMS≈λ/55。光线两次经过透镜，于是系统整体的波前误差W3=2×λ/55=λ/27.5。

4.3.4 非球面透镜凹面面形误差W4

在非球面透镜凸面背后反射自准直检测法中，光线在非球面透镜凹面上折射两次，所以波前误差为面形误差的2×(n-1)倍，于是W4≈2×(1.5-1)×0.011λ=0.011λ。

4.3.5 非球面透镜凸面面形误差W5

光线在非球面透镜凸面上反射一次，于是波前误差W5≈2×1.5×0.013λ=0.039λ。

4.3.6 检测光路调整误差W6

调整误差是由于检测光路中光学元件的相对位置关系变化所造成的。当干涉仪与平行光补偿器的位置关系确定后，借助五维调整架来调整非球面透镜的倾斜和平移从而进行误差补偿，同时在干涉仪软件中观察泽尼克系数的变化，使其足够小，此时调整误差不会对检测精度造成影响，近似认为W6≈0。

按照平方和平方根(RSS)误差合成原则，检测系统的整体波前误差W可以表示为：

由于非球面透镜凸面的波前误差为面形误差的3倍，所以在综合考虑各项误差源后，非球面透镜凸面的面形检测误差RMS为0.055/3≈0.018λ。与实际的凸面面形误差相比，ΔRMS=0.018λ-0.013λ=0.005λ，即可以认为检测光路中其余辅助光学元件所带来的检测误差为0.005λ。根据3σ检测原则，该结果可以满足凸面面形检测精度RMS优于λ/70的要求。

4.4 非球面透镜波前误差检测的意义

如果只关注非球面透镜两个面的面形精度，由于材料折射率的不均匀性误差所引起的波前误差变化会延续到采用透镜的光学系统中，势必会影响系统的成像性能。在非球面透镜的波前误差检测中，非球面透镜的凹面及标准球面镜的面形精度较高，可以近似认为是理想面形，波前检测误差主要由凸面面形误差和材料折射率误差组成。若在应用中非球面透镜与检验光路为共光路结构，则可以将非球面透镜的波前检测结果存为干涉仪的系统误差文件，并在系统的干涉检测结果中减去这一误差，于是非球面透镜的自身缺陷便能从系统中剔除，从而提高了系统的检测精度。

5 结论

本文针对Φ420 mm高次非球面石英透镜的加工与检测，设计了机器人研抛和离子束修形的技术路线及相应的加工设备，阐述了非球面透镜凹面检测过程中干涉仪标准镜镜头参考面的误差标定方法和适于非球面透镜凸面检测的背后反射自准直检测方法。检测结果表明，非球面透镜凹面和凸面的面形精度分别为PV=0.07λ、RMS=0.011λ和PV=0.121λ、RMS=0.013λ，各项技术指标均满足设计要求。最后考虑到随着非球面透镜口径的增加以及材料光学均匀性误差的增加，仅仅控制非球面透镜各个面的面形精度已不能满足光学系统的要求，因此对非球面透镜的整体透射波前误差进行了检测，在非球面透镜具有自消球差点的特殊形式下，利用一块标准球面镜对其波前误差进行了检测。检测结果表明，PV=0.169λ、RMS=0.013λ，该结果作为误差文件还可以用于后续的光学系统装调中。上述工艺及方法还可以扩展应用于其他类型的非球面光学元件的加工中，具有广阔的应用前景。

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Fabricating and testing of Ф420 mm high-order aspheric lens

MENG Xiao-hui*,WANG Yong-gang, LI Wen-qing ,WANG Cong, ZHANG Ji-you

(BeijingInstituteofSpaceMechanics&Electricity,Beijing100094,China) *Correspondingauthor,E-mail:mrmeng_508@163.com

The fabrication and testing of a Ф420 mm fused silica high-order aspheric lens were presented. Current fabricating technologies were optimized, and robot grinding, polishing, and ion beam figuring were respectively applied to the fabrication of lens. For testing an aspheric lens, a spherical interferometer was used to test the concave surface of spheric lens, and the result shows that the test accuracy is 0.011λ-rms after the error of interferometer standard lens reference surface was removed. Furthermore, null compensators based on reflective auto-collimating method were taken to test the high-order convex aspherical surface,and the surface figure errors are 0.013λ-rms. Finally, a standard spherical mirror was used to test the transmission wavefront of processed aspheric lens with self-aplanatic form,and the transmission wavefront errors of aspheric lens is 0.013λ-rms. The testing results indicate that the entire specifications meet the requirements of design. The processing methods proposed by the paper are suitable for the fabrication of larger aspheric lenses and other larger aperture aspherical elements.

aspheric lens;optical fabrication; lens fabrication; lens test;null compensation; surface figure error

2016-11-09；

2016-11-21.

总装备部预研基金资助项目(No.9140A21010114HT05063)

1004-924X(2016)12-3068-08

TH703；TN305.2

:Adoi:10.3788/OPE.20162412.3068