长波红外差分干涉仪光栅低温安装结构设计与优化

吴 阳， 冯玉涛， 韩 斌， 武俊强， 孙 剑

（1. 中国科学院 西安光学精密机械研究所，陕西 西安 710119；2. 中国科学院大学，北京 100049）

1 引 言

长波红外波段是大气主要透过窗口之一，也是覆盖地物光谱特性的重要区域。基于长波红外的精细光谱探测技术，在环境气候、化学化工、资源探测、空间安全等领域有重要研究价值。可用于长波红外光谱探测的干涉仪器主要有Sgnac型、Fabry-Pérot 型、Michelson 型和空间外差型，基于空间外差技术的干涉仪较其他几种具有高光谱分辨率、高光通量、结构紧凑、无运动部件、可实现同步定标、工艺公差要求较低等优势［1-3］，非常适合长波红外精细探测领域的应用。

空间外差的概念是1971 年由日本学者提出的，1990 年美国Harlander 等研制了首台空间外差干涉仪试验样机［4］。1999 年，美国洛斯阿拉莫斯国家实验室研制了地面测试的红外成像空间外差光谱仪（IRISHS）原型［5］，其工作波长为8~12.5 μm，主要用于在地球背景下识别和测定大气中的气体。为抑制光机系统内部热辐射，对冷屏与光瞳进行匹配，并在冷屏位置通过液氮进行冷却，使用制冷型探测器。实验室条件下干涉条纹出现未预料到的明显弯曲和条纹间隔不均匀的问题，数据处理后可进行干涉图反演，但条纹畸变原因未能明确。2009 年，美国海军实验室Englert 等［6］研制了用于化学成分和大气探测空间外差光谱仪（SHIMCAD），是首次成功将空间外差分干涉仪应用于长波红外领域。通过实验室测量甲醇和聚酰亚胺膜的透过率，验证系统的适用性。其视场光阑和滤光片制冷到-10 ℃，探测器自身制冷到70 K，以减小系统内部热辐射对探测器的影响。通过黑体源测试，得出系统光学出口、相机组件内部和室温温度对光机系统热辐射的影响最大。2013 年加拿大约克大学Solheim等［7］提出基于多普勒差分干涉光谱技术的平流层风场干涉仪（SWIFT-DASH），用于测量平流层风场和臭氧浓度。光学系统由ZnSe 光学元件和与其材料热特性接近的BSL7 玻璃间隔元件胶合形成一体式结构。系统设计目标是在160 K 和真空环境中工作，但仅在常温下获取了单色光源的对比度较低的干涉图，未进行低温工况下的测试与研究。

长波红外精细光谱探测是一种基于强背景条件的微弱信号探测，光学系统对光机内部热辐射极为敏感，热辐射会严重影响系统探测效率，为提高信噪比需对光学组件及周围环境进行低温制冷和辐射抑制。上述几种基于空间外差干涉光谱技术的长波红外干涉仪均存在解决系统内部热辐射抑制或低温降温后干涉条纹畸变的问题。本文介绍的长波红外差分干涉仪探测波长为8.8 μm 的目标信号，为抑制系统内部热辐射对探测的影响，干涉仪全系统置于低温、真空环境中。因温度的降低和光机组件各元件材料热膨胀系数（Coefficient of Thermal Expansion，CTE）的差异，光机结构变形产生的应力将影响光学元件位置精度和光学表面面形精度［8］，造成干涉条纹畸变、倾斜和调制度下降。数据反演时，条纹畸变对算法校正和信息提取会存在较大难度，数据信息准确性会受到较大影响［9-11］。因此，对长波红外光机系统低温制冷过程中结构稳定性的研究极具意义，同时也是一个极大的挑战。

光栅作为长波红外差分干涉仪的核心元件，对低温干涉条纹质量影响显著。低温工况下的光栅元件安装结构多采用径向柔性压紧或支撑结构［12-13］，而其他应用于低温反射式光学元件安装的结构为保证温度载荷下元件的稳定性，常采用无热化设计、选用低CTE 及高导热率的材料，支撑方式多为径向侧面柔性安装或背部嵌入柔性轴套支撑［14-17］，支撑安装结构与光学元件直接接触，对元件存在直接的应力作用影响。对于大尺度温度波动、元件尺寸较小且周围空间有限的红外低温系统光栅元件微应力安装结构，还需深入研究。本文针对长波红外差分干涉仪系统干涉条纹低温畸变问题，在现有结构的基础上研究低温工况下光机结构对光学系统干涉条纹的影响，设计干涉仪缩比验证系统，并将干涉仪核心元件光栅的支撑安装结构作为研究对象，设计和优化低温工况下光学元件微应力稳定支撑结构。通过光机系统光-机-热耦合仿真，分析其对干涉条纹畸变的影响，提出并优化了光栅元件双级微应力动态支撑安装结构。仿真和低温试验结果一致性较好，符合系统性能要求，验证了微应力安装结构对解决低温干涉条纹畸变问题的效果，为后续系统的进一步优化和研究奠定基础。

2 长波红外差分干涉仪系统与特性

2.1 长波红外差分干涉仪光机系统

长波红外差分干涉仪主体光学系统由前置光学系统（准直镜组）、分束器、视场棱镜、光栅和条纹成像系统组成，如图1 所示。

图 1 长波红外差分干涉仪光学系统结构图Fig.1 Optical system diagram of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer

入射光束经过准直镜组进入干涉仪，再经分束器分束成两束相干光，一束经过反射到达光栅1，经衍射后返回并透过分束器；另一束透过分束器到达光栅2，经衍射后返回分束器并进行反射，两束相干光在分束器汇合发生干涉，在探测器位置形成干涉条纹［18］。干涉仪主要参数指标参见表1。根据光学设计要求和数据提取处理要求，在工作波长下单根条纹畸变量需小于一个像元尺寸，即畸变量需小于30 μm，即可保证干涉仪系统数据提取精度，提供稳定可靠的工作状态。

表 1 长波红外差分干涉仪主要参数指标Tab.1 Main parameters of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer

干涉仪主体光学元件尺寸较大，其中分束器口径为Φ90 mm，厚度为8 mm，视场棱镜为宽52 mm，高50 mm，厚21.38 mm，顶角为19.28°的楔形棱镜，光栅元件尺寸为42×34×5 mm。根据光学系统结构和要求设计干涉仪光机结构系统。干涉仪主体光机结构由干涉仪支架、光栅压板、光栅基板、干涉仪底座、干涉仪底板、干涉仪支撑腿和光学元件组成，如图2 所示。

图2 长波红外差分干涉仪主体结构示意图Fig.2 Main structural diagram of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer assembly

干涉仪主体光机系统为光学元件分体式安装结构。相较于一体式粘接的干涉仪结构，分体式结构加工工艺难度较低，且便于在需要的时候替换光学元件，是可用于航天飞行应用的光学仪器［19］。干涉仪主体结构零件材料性能指标参见表2。

表 2 干涉仪主体结构材料特性表Tab.2 Material properties of main structural of interferometer

为减小系统内部热辐射对红外系统的影响，长波红外差分干涉仪设计工作于160 K（-113.15 ℃）和10-3Pa 低温真空环境中。系统在常温常压工况下安装调试，随后置于冷箱中并开始真空制冷，试验过程中采集的干涉图如图3所示。

图3 初始结构低温试验结果Fig.3 Cryogenic test results of initial structure

低温工况下干涉条纹发生明显的畸变、倾斜和条纹频率变化，持续降温条纹甚至会消失；干涉仪光机系统状态不稳定，几次低温试验，干涉条纹变化状态均有差异，且复温复压后干涉条纹未能恢复初始状态，系统存在残余应力，干涉图数据可用性极低。因此需深入分析干涉仪系统低温特性，探究干涉条纹发生明显畸变的机理，并制定相应的优化方案，消除多余应力对干涉仪系统的影响。

2.2 干涉仪系统条纹畸变理论

长波红外差分干涉仪干涉条纹可表示为［4，20］：

其中：σ和σL分别为入射光波数和光栅Littrow 波数，θL为光栅倾角，4(σ-σL)tanθL为外差条纹频率，B(σ)为入射谱密度，x为像素位置。利用傅里叶方法进行相位反演后，得到系统总相位值ϕ(x)［10］：

含有光学元件畸变的相位(x)，可表示为：

干涉仪由畸变引起的相位误差ϕe，可表示为：

由此可见，干涉仪光学元件畸变可引起明显的干涉图相位误差。由于低温工况下支撑安装结构变形状态的不一致性和元件自身因温度梯度造成光学表面畸变，相干光干涉相位即发生变化，进而产生干涉条纹的畸变。通过光学理论与仿真分析，长波红外差分干涉仪系统中对干涉条纹影响最大的元件为光栅元件，本文针对干涉条纹畸变抑制结构的研究主要基于光栅元件安装结构的设计、分析与优化展开，保证元件表面低温面形精度。

2.3 光栅结构系统对干涉条纹的影响

2.3.1 结构安装零件的影响

光栅元件的位置精度和面形精度主要由与其相关的结构零件保证，包括光栅基板、光栅压板和干涉仪支架等。对单一结构建立有限元模型，进行低温仿真分析，可得到零件形变对光栅元件的影响。

光栅基板与光栅背部粘接，对光栅结构低温稳定性的影响最为直接。经过有限元仿真分析，光栅基板自身不会对光栅元件产生位置精度的影响，但会因多点接触位置热变形不一致产生应力，造成光栅元件面形偏差；光栅压板作为固定光栅基板和与干涉仪支架连接的结构，其对光栅元件的位置精度影响较大，光栅垂直主截面和绕主截面位置变化量分别为64.021″和48.407″，影响干涉条纹频率和倾斜变化；干涉仪支架在低温且无外力作用的下均匀收缩，对光栅元件影响较小，绕主截面、垂直主截面位置变化量分别为10.556″和2.504″，结构优化时可不做考虑。

2.3.2 支撑方式的影响

温度载荷下光机结构会发生非均匀形变，产生额外的应力，因此元件固定支撑方式是必须要考虑的重要环节。刚性支撑结构能够很好保证光学元件位置精度，但在剧烈温度和力学载荷作用下，可能会对光学元件造成直接的应力作用，影响系统稳定；对于柔性支撑结构，柔性节会吸收部分形变和热应力，达到减小光学元件载荷、保证位置精度的要求［21］。同时，结构支撑点的位置和数量也会对光学元件低温变形状态造成影响。

与光栅元件相关的干涉仪支撑安装组件结构主要有以下5 个部分：干涉仪组件安装、干涉仪主体底座与干涉仪底板安装、光栅压板与干涉仪支架安装、光栅压板与光栅基板安装和光栅基板与光栅元件安装。影响光栅元件表面面形精度的主要是光栅元件与光栅基板的安装结构和光栅基板与光栅压板的安装结构两部分。

光栅组件初始结构模型如图4 所示，光栅元件与光栅基板径向尺寸一致，光栅通过背部与光栅基板上的三个凸台粘接固定；光栅基板和光栅元件嵌入光栅压板内部安装，通过三组螺钉连接固定；其组件整体的安装，通过光栅压板上、下分布的安装孔固定安装在干涉仪支架上。

图4 初始光栅安装组件Fig.4 Initial installation component of grating

对于光栅压板，降温过程中，由于元件材料CTE 的差异，根据材料热膨胀公式计算可得光栅压板凹槽内部低温收缩量比光栅基板元件收缩量大0.108 7 mm，光栅元件低温变形过程中会受到来自光栅压板的挤压，该状态下的光栅元件面形受径向挤压影响严重，去除刚体位移后的面形仿真如图5（a）所示，需要说明的是图中标尺的单位为光学系统工作波长8.8 μm；光栅元件承受来自光栅压板的低温挤压应力最大值为288.1 MPa，如图5（b）所示，该值大于光栅元件材料的屈服极限，可能会损坏元件，因此需考虑光栅元件与光栅压板低温非接触结构优化方案。

图5 光栅压板对光栅的影响Fig.5 Influence of platen on grating

对于光栅基板，光栅基板上与光栅粘接的3个凸台存在低温工况变形不同步的情况，光栅元件仅背部与光栅基板3 点粘接，表面面形拟合结果如图6（a）所示。改变光栅背部粘接点数量，仅背部单点粘接，表面面形随粘接位置分布和数量变化存在明显区别，如图6（b）所示。

图6 光栅基板对光栅的影响Fig.6 Influence of substrate on grating

各支撑方式在温度载荷为-71 ℃下的面形仿真计算结果，如表3 所示。粘接点数量减小且去除径向约束后光栅表面面形数值较初始结构状态下降了4 个数量级。支撑结构优化可采用光栅背部单点粘接方案，减小因粘接点应力分布不均带来的面形误差。

表 3 安装方式对光栅表面面形的影响Tab.3 Influence of installation method on surface shape of grating（nm）

2.3.3 温度载荷的影响

2.3.3.1 温度波动的影响

干涉仪光机组件由多种材料制成（见表2），不同材料的CTE 存在差异，相同温度波动时各零件会存在热变形不匹配的问题，导致光学元件承受额外的应力作用，因而光学表面面形改变，干涉条纹状态也随即发生变化。而系统工作温度与装配温度存在较大差异，巨幅的温度波动对系统的影响更为显著，结构设计时需考虑关联零件间的CTE 匹配问题。

2.3.3.2 温度梯度的影响

低温试验得到低温工况下光机系统各部分的实际温度分布状态，取某次试验相对稳定状态下光栅温度为-82.3 ℃时的温度场状态进行温度梯度影响分析。固体材料热膨胀系数可表示为：

其中：L为材料变形基线长度，dl/dt为材料上的温度梯度，光栅安装结构上的温度梯度对光栅造成的位置偏差可表示为：

其中：h为变形方向上结构元件的尺寸，ΔT为安装结构变形方向上的温度差值，αAl为铝合金材料的热膨胀系数。分别代入光栅元件低温工况下轴向和径向支撑结构的上、下温差和对应的结构元件沿变形方向的尺寸，计算得到光栅安装结构因温度梯度引起的两侧光栅元件垂直主截面旋转值分别为：0.23″，0.493″；绕中心轴旋转值分别为：1.921″，4.112″。按此状态的光学仿真结果与试验结果趋势相同，安装结构的温度梯度对光栅元件的作用主要为元件位置精度的变化，影响干涉条纹的倾斜和频率，对条纹畸变影响较小。

光学元件沿自身径向的温度梯度引起的非均匀热致变形会对光学元件表面面形造成影响，元件上温度分布的不同可导致面形RMS 产生几十到数百倍的差异，且径向温度梯度引起的面形误差无法通过优化元件支撑结构的方式使其减小［22-23］，仅能通过减小元件表面温度梯度实现面形的稳定性，结构优化需考虑均匀施加热载荷或增大热阻的方案。

3 光栅安装结构优化设计

通过上述对长波红外差分干涉仪系统干涉条纹变化影响因素的分析，造成干涉条纹畸变的主要因素为温度载荷作用下光栅元件的表面面形变化。初始结构中主要因光栅基板背部作用的不均匀热应力和光栅压板收缩压紧作用在光栅四周的挤压应力两部分应力作用导致光栅元件表面面形变化。因此，光栅元件的固定安装结构需满足以下条件：保证光栅元件稳定可靠安装；保证温度载荷对光栅元件应力影响较小。稳定可靠安装可通过增大光栅背部支撑数量和面积实现，但增大支撑数量和面积可能会造成热应力分布不均，同时施加在光栅元件背部的热通量也会随之增大，造成元件表面面形变化。

光栅元件安装结构使用低温微应力支撑结构，并通过结构形式降低系统热载荷作用于光栅元件的热通量，减少热应力对光栅元件的直接影响，因此光栅元件采用背部中心凸台粘接配合柔性压紧光栅基板的双级结构形式进行安装固定。双级微应力稳定支撑结构中，光栅压板与光栅基板元件配合为第一级，两元件间分别通过径向的球头柱塞和轴向的锰钢弹片与安装定位面配合进行柔性压紧固定，实现光栅元件持续稳定可靠安装的同时，通过柔性压紧结构缓解和吸收热致变形造成应力作用，隔绝应力使其不直接作用于光栅元件，减小干涉仪其他组件对光栅面形的影响；光栅背部与光栅基板凸台粘接配合为第二级，基板与光栅元件背部单点接触，减小多点接触造成的不均匀应力，同时单点凸台可增大热阻，减小外部系统对光栅元件的热传导，降低元件自身热应力变形的影响。第一级安装结构保证光栅元件可靠安装的同时将元件与系统其他组件隔离缓冲，第二级安装结构保证光栅元件位置精度和指向精度，同时进一步减小其他结构对光栅元件的影响，提高光栅元件低温工作稳定性。光栅基板选用与光栅元件材料CTE 接近的4J32 制成，减小粘接凸台表面低温形变对光栅面形的影响；光栅压板因需要与干涉仪支架固定安装，为避免热致变形差异过大产生的多余应力，光栅压板选用与干涉仪支架相同的2A12 制成，光栅压板与光栅基板间因CTE 差异引起的热致形变差由分别设置于径向和轴向的柔性结构缓解和吸收，不会影响光栅元件面形状态。光栅定位精度通过光栅基板与光栅压板内部分别设置在径向和轴向的基准面配合保证，面形精度通过合适的粘接凸台保证。

为确定合适的粘接凸台尺寸，结合光栅元件尺寸分别选取不同凸台直径的光栅基板进行力-热耦合仿真，分析其对光栅元件面形的影响。仿真模型整体施加100 ℃的温度变化载荷，提取光栅表面变形结果，在去除刚体位移后进行面形拟合。如图7 所示，光栅元件表面面形RMS 值和PV 值随凸台直径增大均显著增大，最大变化量为104量级。随着凸台直径的增大，系统热载荷对光栅元件作用的面积变大，其对光栅面形的影响随之增大。因此，光栅元件粘接凸台应选择较小的直径参数以降低上述影响，但考虑到光栅元件的稳定可靠安装需要有足够的粘接面积保证，最终凸台的直径设置为5 mm。选用符合真空工作要求的低温粘合剂将光栅元件背部通过凸台与光栅基板粘接固定，同时使用小于0.01 mm 的薄胶层粘接，满足低温真空光学系统对光学元件位置精度要求的同时，减小胶层固化对元件面形的影响［24］。

图7 低温光栅面形与粘接凸台直径的关系Fig.7 Relationship between grating surface shape and diameter of adhesive bump

将粘接好光栅元件的光栅基板嵌入光栅压板内部，径向通过两组球头柱塞与安装基准面配合压紧安装；光栅基板背部与光栅压板内部轴向安装基准面紧密贴合，通过置于光栅基板前部的四组柔性锰钢弹片轴向压紧固定，轴向和径向两个方向的安装基准面保证了光栅基板安装精度，如图8 所示。根据上文中计算得到的低温下光栅基板与光栅压板收缩变形差值，柱塞球头压紧量应大于0.5 mm，选用螺纹直径为M4 的超重载型球头柱塞产品，材质为不锈钢，长度6 mm，球头行程0.8 mm，预紧力为3 N，最大压入限度时负载为20 N。轴向压紧的弹片选用锰钢材料弯折而成，压紧时通过弯折结构形变为光栅基板提供预紧力，实现光栅基板动态温度载荷下的压紧安装。

图8 优化后光栅元件安装结构Fig.8 Optimized grating installation structure

相对于初始结构，优化后的结构光栅元件实现了低温微应力装夹，仅在其背部由凸台单点粘接固定，径向无结构元件和多余约束，不会产生初始结构中因CTE 不匹配造成光栅元件受到径向压力的情况。双级支撑安装结构保证了光机系统其他组件热致变形的应力均由光栅基板和柔性压紧结构吸收和承受，减小了低温温度载荷下光栅元件承受的热应力作用。随后，结合初始结构全系统的耦合仿真结果，对长波红外干涉仪系统干涉仪底板与干涉仪底座、干涉仪底座与干涉仪支架间的连接方式也进行优化，变刚性连接为施加预载荷的柔性压紧连接，减小光机结构系统低温大变形对干涉仪本体的影响。

基于优化后的光栅支撑安装结构建立长波红外差分干涉仪系统优化结构仿真分析三维模型，进行光-机-热耦合分析，分析流程如图9所示。

图9 干涉仪系统光-机-热耦合分析流程Fig.9 Process of optical-mechanical-thermal coupling analysis of interferometer system

光-机-热耦合分析的关键一步是有限元分析结果与光学分析软件设计输入的数据转换，光学元件表面面形Zernike 多项式拟合非常适合作为数据接口转化的工具，容易实现光机集成分析［25］。光学表面受热致应力作用后，镜面上任意点矢高变化量Δgi可表示为：

其中：c为镜面的曲率，k为二次曲线系数，r为径向位置，A2i为偶次非球面系数，an为第n项Zernike 多项式系数，为第n项Zernike 多项式基底函数。多个节点矢高变化值构成多个方程，联立方程后，可以通过拟合的方法实现求解，得到光学表面面形状态。

将光机系统三维模型导入有限元分析软件中，施加温度载荷，计算各光学元件应力、表面变形和位置偏移结果，随后提取光学元件表面变形结果转入分析软件进行Zernike 多项式面形拟合。为与初始系统试验结果比对，计算同为-71 ℃时拟合后的光栅表面RMS 值为3.89×10-2nm，PV 值为2.21×10-1nm，光栅元件承受的最大应力位置为光栅背部粘接位置，最大应力为4.542 7×10-2MPa，仿真结果如图10 所示。该结果较表3 中初始结构三点粘接光栅面形的仿真数值下降了5 个数量级，较仅单点粘接固定下降了1 个数量级，光栅表面面形变化抑制效果明显，光栅元件承受微应力载荷作用，低温工况结构安全可靠。

图10 优化后光栅元件力学分析结果Fig.10 Mechanical analysis results of the optimized grating

最后，将面形拟合结果导入光学分析软件的光学系统模型中，进行光学性能仿真分析，得到优化结构低温工况下干涉条纹，结果如图11 所示。干涉条纹的畸变得到显著抑制（小于1 个探测器像元），条纹畸变状态满足后续干涉数据提取分析的输入要求。

图11 优化结构仿真干涉图Fig.11 Simulation interferogram of optimized structure

4 长波红外差分干涉仪低温验证试验

通过对优化方案的仿真分析，可验证在低温工况下长波红外差分干涉仪的优化系统对干涉条纹畸变抑制效果显著，可进行全系统的低温验证试验。受制冷机功率和实验环境条件所限，长波红外差分干涉仪低温验证系统的仿真分析、低温试验均选取可实现高效稳定降温温度-71 ℃时系统状态进行结构设计优化性能评估。优化验证系统光栅组件如图12（a）所示，光栅元件由双级柔性支撑结构安装，全工况下除背部凸台粘接外，无其他接触应力和热应力的影响；干涉仪系统调试完成后，将其布置安装于冷箱中，关键零件表面处设置温度传感器，监测系统低温温度分布情况，随后对箱体密封，开启制冷和真空装置，进行干涉仪系统验证试验，试验系统如图12（b）所示。

图12 长波红外差分干涉仪低温试验Fig.12 Cryogenic test of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer

为与初始系统试验结果对照，取光栅元件温度为-71 ℃时系统干涉图，如图13 所示。初始系统低温下干涉条纹倾斜严重，并伴有明显畸变，计算得到的干涉条纹最大畸变量为39.657 个探测器像元尺寸，干涉数据有效性较低，系统工作性能严重受限，见图13（a）；优化验证系统相同温度下的干涉条纹倾斜减小，且无明显条纹畸变，见图13（b）。计算优化后系统干涉条纹畸变量为1.869 个探测器像元尺寸，光学元件面形变化抑制效果明显。因存在限元分析参数的准确性差异以及结构组件加工、装配的误差，试验结果与仿真结果存在一定偏差，但整体一致性较好，条纹畸变造成的相位误差小于0.1%，数据可用性较好［10］。为确认优化设计同样适用于更低温度工况（如系统理想工作温度160 K）下工作要求，后期验证试验时延长降温工况，在严格控制实验室环境温度后，光栅元件温度可到达-97.5 ℃，此时干涉条纹状态与-71 ℃下得到的结论一致，即干涉条纹畸变抑制效果显著，且由于温度更低，系统内部辐射减弱，条纹信噪比更高，可以证明优化结构可应用于更低温度工况。但由于此降温过程过于漫长，光栅元件温度受实验室环境温度变化存在波动，温度较难控制至相对稳定状态，文中未对更低温度下的干涉条纹状态进行具体阐述。

图13 长波红外差分干涉仪系统低温试验结果Fig.13 Cryogenic test results of Long-wave infrared spatial heterodyne interferometer

低温试验结果表明干涉仪低温温度特性分析合理，优化设计的光栅安装结构可有效抑制干涉条纹低温畸变，优化思路及分析方法科学、有效，后续将继续深入研究，进一步降低干涉条纹低温畸变，并对干涉条纹倾斜进行抑制和矫正。

5 结 论

为解决长波红外差分干涉仪低温工况下干涉条纹畸变的问题，本文基于光学干涉理论，通过光-机-热耦合分析的方法，研究了干涉仪光机结构对干涉条纹畸变的影响。确定光栅面形变化是产生干涉条纹畸变的主要因素，并将光栅元件安装结构列为干涉条纹畸变抑制的重点研究对象，以光栅元件表面面形指标作为结构系统优化目标，对元件安装结构进行了优化设计。提出了微应力动态稳定支撑结构结合光栅背部单点粘接结构的光栅元件双级支撑安装系统，降低温度载荷下热传导的同时，减小系统应力对元件的影响，改善了低温工况下光栅元件表面面形状态。仿真结果表明，结构优化后的光栅元件表面面形RMS 值和PV 值分别为3.89×10-2nm 和2.21×10-1nm，较优化前初始系统均下降了5 个数量级，低温工况下的面形变化得到显著抑制，干涉条纹仿真畸变量在1 个探测器像元以内，验证了面形优化对条纹畸变抑制的效果。随后进行的低温验证试验进一步验证了优化设计结构的有效性，干涉条纹畸变量小于2 个探测器像元，仿真分析与试验结果一致性较好，支撑安装结构优化设计结果合理，能有效减小干涉条纹低温畸变，提高光机系统低温稳定性。本文针对干涉条纹畸变的研究和光栅安装结构设计思路对长波红外差分干涉仪光机结构后续的深入研究以及同类型其他低温光学系统光机结构设计有较强的指导和借鉴价值。