Московский Государственный Технический Университет имени Н.Э. Баумана На правах рукописи
advertisement
Московский Государственный Технический Университет имени Н.Э. Баумана На правах рукописи ГРАФ НАТАЛЬЯ АНАТОЛЬЕВНА ЗЕРКАЛЬНО-ЛИНЗОВЫЕ КОМПЕНСАЦИОННЫЕ СИСТЕМЫ ДЛЯ КОНТРОЛЯ ФОРМЫ ГЛАВНЫХ ЗЕРКАЛ КРУПНЫХ ОПТИЧЕСКИХ ТЕЛЕСКОПОВ 05.11.07 – Оптические и оптико-электронные приборы и комплексы Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель: доктор технических наук, профессор Пуряев Д.Т. Москва, 2015 2 ОГЛАВЛЕНИЕ Стр. ВВЕДЕНИЕ .................................................................................................................. 7 ГЛАВА 1. ГЛАВНЫЕ ЗЕРКАЛА КРУПНЫХ ОПТИЧЕСКИХ ТЕЛЕСКОПОВ И МЕТОДЫ КОНТРОЛЯ ИХ ФОРМЫ ...................................... 12 1.1. Характеристики асферических поверхностей ............................................. 12 1.2. Параметры главных зеркал современных телескопов ................................ 14 1.3. Методы контроля формы главных зеркал оптических телескопов ........... 15 1.4. Обзор известных компенсаторов .................................................................. 22 1.4.1. Линзовые компенсаторы ......................................................................... 22 1.4.2. Зеркальные компенсаторы ...................................................................... 34 1.4.3. Зеркально-линзовые компенсаторы ....................................................... 36 1.5. Выводы к главе 1 ............................................................................................ 42 ГЛАВА 2. НОВЫЕ ЗЕРКАЛЬНО-ЛИНЗОВЫЕ КОМПЕНСАЦИОННЫЕ СИСТЕМЫ И МЕТОДИКИ ИХ РАСЧЕТА ........................................................... 43 2.1. Общие принципы расчета компенсационных систем ................................. 43 2.1.1. Поиск принципиальной схемы компенсатора ....................................... 43 2.1.2. Расчет компенсационной системы на базе теории аберраций третьего порядка .............................................................................. 43 2.1.3. Анализ компенсационной системы с учетом реальных аберраций ............................................................................................................ 44 2.1.4. Расчет имитатора гиперболической поверхности ................................ 44 2.1.5. Оптимизация ............................................................................................. 45 2.2. Новые компенсационные системы и методики их расчета ........................ 51 2.2.1. Компенсационная система с трехкомпонентным зеркально-линзовым компенсатором ............................................................... 53 2.2.2. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с линзой Манжена ................................................................... 55 2.2.3. Компенсационная система с зеркально-линзовым 3 Стр. компенсатором с двумя линзами Манжена ....................................................... 58 2.2.4. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с корректором в виде одиночной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью ............................................ 60 2.2.5. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с корректором в виде склеенной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью ............................. 67 2.2.6. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной внутри компенсатора ................ 72 2.3. Результаты расчетов параметров новых зеркально-линзовых компенсационных систем ..................................................................................... 77 2.3.1. Компенсационная система с трехкомпонентным зеркально-линзовым компенсатором ............................................................... 77 2.3.1.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА ................................................................................................. 77 2.3.1.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 ................................................................................................ 79 2.3.1.3. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA ............................................................................................. 79 2.3.2. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с линзой Манжена ................................................................... 80 2.3.2.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА ................................................................................................. 80 2.3.2.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 ................................................................................................ 82 4 Стр. 2.3.3. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с двумя линзами Манжена ..................................................... 82 2.3.3.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 ................................................................................................ 82 2.3.4. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с корректором в виде одиночной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью ............................. 83 2.3.4.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА ................................................................................................. 83 2.3.4.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 ................................................................................................ 86 2.3.4.3. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа 2-m Wendelstein Fraunhofer .......................................................... 87 2.3.4.4. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT ................................................................................................. 87 2.3.5. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с корректором в виде склеенной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью ............................. 87 2.3.5.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA ............................................................................................. 87 2.3.5.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа MMT ............................................................................................... 89 2.3.6. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной внутри компенсатора ................ 90 2.3.6.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала 5 Стр. телескопа Т170 ................................................................................................ 90 2.3.6.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА ................................................................................................. 92 2.4. Анализ разработанных компенсационных систем ...................................... 93 2.4.1. Зеркально-линзовый компенсатор с линзой Манжена ......................... 94 2.4.2. Зеркально-линзовый компенсатор с двумя линзами Манжена .............................................................................................................. 95 2.4.3. Зеркально-линзовый компенсатор с корректором в виде одиночной линзы, расположенной вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью ...................................................................................................... 96 2.4.4. Зеркально-линзовый компенсатор с корректором в виде склеенной линзы, расположенной вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью ...................................................................................................... 97 2.4.5. Зеркально-линзовый корректором, расположенным компенсатор вблизи с области линзовым каустики, локализованной внутри компенсатора ............................................................. 98 2.5. Выводы к главе 2 ............................................................................................ 99 ГЛАВА 3. ОСЕВАЯ ДИСТОРСИЯ КОМПЕСАЦИОННЫХ СИСТЕМ ........... 101 3.1. Сущность понятия осевая дисторсия .......................................................... 101 3.2. Системы контроля формы крупногабаритных асферических зеркал с исправленной осевой дисторсией ...................................................................... 104 3.2.1. Методика расчета ортоскопической системы интерферометра ................................................................................................ 106 3.2.1.1. Компенсационная система .............................................................. 106 3.2.1.2. Объектив измерительной ветви интерферометра ........................ 107 3.2.1.3. Объектив сопряжения измерительной ветви интерферометра ... 110 6 Стр. 3.2.2. Результаты расчета конструктивных параметров ортоскопической системы интерферометра .................................................. 114 3.2.2.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа 2-m Wendelstein Fraunhofer ........................................................ 114 3.2.2.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT ............................................................................................... 119 3.2.2.3. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA ........................................................................................... 122 3.2.3. Погрешность определения координаты на контролируемой поверхности ...................................................................................................... 125 3.3. Выводы к главе 3 .......................................................................................... 128 ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ................................................................................................. 129 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ....................................................................................... 131 ПРИЛОЖЕНИЕ ....................................................................................................... 138 7 ВВЕДЕНИЕ В последнее время в мире наблюдается интенсивное развитие астрономических приборов, и прежде всего - создание гигантских оптических и радиотелескопов наземного и космического базирования. Главные зеркала современных телескопов являются асферическими, чаще параболическими или гиперболическими, с относительным отверстием до 1:1, диаметрами до 8 м и асферичностью до 17 мм [1]. Применение таких зеркал позволяет увеличить диаметр поля зрения телескопа. Так, например, в 2009 году начал работу Широкоугольный Астрономический Телескоп для Видимого и Инфракрасного Диапазона (VISTA) с угловым диаметром поля зрения порядка 2° [2], главное зеркало которого является гиперболическим, имеет диаметр 4 метра, относительное отверстие 1:1 и асферичность порядка 0,9 мм. При этом допустимые отклонения формы поверхности от ее теоретического вида не превышают для видимой области спектра λ/20. Контроль формы поверхности таких асферических зеркал представляется сложной задачей, так как требует разработки специальных использовании оптических компенсационного устройств, метода - в частности, контроля, при оптических компенсаторов. Схемы компенсаторов были разработаны В.П. Линником, Д.Д. Максутовым, А. Оффнером, А. Кудэ, Д Т. Пуряевым и другими. Однако большинство из известных схем компенсаторов не пригодны для контроля светосильных крупногабаритных асферических зеркал, так как либо не обеспечивают необходимую точность контроля поверхности, либо конструкция компенсатора оказывается сложной в изготовлении из-за недопустимо больших габаритных размеров или большого количества линз и, соответственно, большой массы оптического стекла. С ростом величины относительного отверстия и габаритных размеров главных зеркал современных телескопов существенное влияние на точность контроля интерференционными методами оказывает так называемая осевая дисторсия [1], которая возникает при проецировании контролируемой 8 криволинейной асферической поверхности на плоский фотоприемник и вызывает нарушение отношений координат точек на контролируемой поверхности к координатам их изображений в плоскости приемника. В случае применения компенсационного метода контроля происходит нелинейное преобразование интерференционной картины, приводящее к ее «сжатию» на краю выходного зрачка, а при применении голографического метода контроля возникает это же явление, но в центральной его части [1, 3]. В обоих случаях это явление существенно затрудняет расшифровку интерференционной картины и приводит к ошибке в определении координаты точек контролируемой поверхности. В научной литературе не часто встречается такое понятие, как осевая дисторсия, в связи с тем, что ее существенное влияние проявляется только при контроле формы асферических поверхностей с высокой апертурой (1:1,2-1:0,7) и большими габаритными размерами. Так, например, осевая дисторсия при контроле главного зеркала телескопа VISTA достигала 21% [3]. Упоминание об этой погрешности есть у Н.Н. Михельсон в работе [4], который называет ее нормальной дисторсией (терминология автора), - второй составляющей дисторсии, проявляющейся при проекции поверхности сферы на плоскость. В результате анализа доступных литературных источников [1, 5, 6, 7] разработанных систем контроля формы поверхности светосильных крупногабаритных асферических зеркал компенсационным методом свободных от этой погрешности не обнаружено. На практике традиционным стал математический учет осевой дисторсии, однако его применение значительно увеличивает временные затраты на принятие решения о корректировке технологического процесса. Таким образом, возникла необходимость поиска и исследования новых возможностей компенсационного зеркально-линзовых метода, компенсаторов, основанного имеющих, на по применении результатам предварительного исследования, преимущества по сравнению с линзовыми и 9 зеркальными системами для контроля формы поверхности светосильных крупногабаритных асферических зеркал. Цель диссертации: Повышение поверхности точности и светосильных компенсационным методом производительности крупногабаритных при обеспечении контроля формы асферических зеркал относительной простоты конструкции компенсатора. Для достижения поставленной цели в диссертации сформулированы и решены следующие задачи: 1. Разработаны и исследованы новые зеркально-линзовые компенсационные системы для контроля формы поверхности главных зеркал крупных оптических телескопов. 2. Разработаны методики расчета параметров предложенных компенсационных систем и на их основе определены конструктивные параметры компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал ряда современных телескопов. 3. Оценены преимущества разработанных компенсационных систем по отношению к существующим. 4. Разработана ортоскопическая система интерферометра для контроля формы поверхности светосильных крупногабаритных асферических зеркал. 5. Разработана методика расчета параметров ортоскопической системы интерферометра. Поставленные задачи решены методами расчета оптических систем, базирующимися на теории аберраций третьего и высших порядков, аналитическими и численными методами решения уравнений, методами оптимизации оптических систем. Объект исследования – оптическая система контроля формы поверхности светосильных крупногабаритных асферических зеркал. 10 Научная новизна работы: Впервые решена проблема устранения осевой дисторсии, которая возникает при контроле формы поверхности светосильных крупногабаритных асферических зеркал компенсационным методом. Практическая ценность работы: 1. Разработаны методики расчета параметров новых зеркально-линзовых компенсаторов для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием от 1:2 до 1:1, которые имеют меньшие габаритные размеры и являются более технологичными по сравнению с известными зеркально-линзовыми и линзовыми компенсаторами. 2. Разработана методика расчета зеркально-линзового компенсатора, который может использоваться в измерительной ветви интерферометра Тваймана—Грина без дополнительной коррекции осевой дисторсии для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием до 1:1. 3. Применение разработанной ортоскопической системы интерферометра для контроля формы поверхности главных зеркал крупных телескопов позволяет исключить процедуру математического учета осевой дисторсии, тем самым существенно сократить продолжительность операций контроля. Защищаемые научные положения и результаты: 1. Значение осевой дисторсии ортоскопической системы интерферометра для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием от 1:2 до 1:1 не превышает 0,3%. 2. При контроле крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием от 1:2 до 1:1 предложенные зеркально-линзовые компенсационные системы имеют в 2 раза меньшее значение осевой дисторсии по сравнению с существующими линзовыми. 3. Разработанные методики позволяют рассчитывать параметры технологичных зеркально-линзовых компенсаторов для контроля асферических 11 зеркал с диаметрами от 1,7 до 9 метров и относительными отверстиями от 1:4 до 1:1. Личный вклад: Все результаты, представленные в диссертации, получены автором лично или при непосредственном участии автора. Достоверность результатов работы обеспечена путем корректного применения специализированного программного обеспечения «Mathcad» и «ОПАЛ». Реализация и внедрение результатов: Результаты работы использованы в процессе контроля крупногабаритных асферических поверхностей оптических деталей на ОАО «Красногорский завод имени С.А. Зверева», что подтверждается соответствующим актом о внедрении. Апробация работы и публикации результатов: Полученные в диссертации научные результаты докладывались на 4 международных конференциях: «Прикладная оптика 2006», Санкт-Петербург, 2006; «Прикладная оптика 2007», Санкт-Петербург, 2007; XIV международная научно-техническая конференция студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика», Москва, 2008; «Оптика-2011», Санкт-Петербург, 2011. Результаты диссертации изложены в 3 статьях в журналах, входящих в Перечень ВАК РФ. Структура и объем диссертации: Диссертация состоит из введения, трех глав, общих выводов, списка литературы, включающего 75 библиографических ссылок, приложение. Диссертация изложена на 137 станицах машинописного текста, содержит 65 рисунков, 14 таблиц и приложение. 12 ГЛАВА 1. ГЛАВНЫЕ ЗЕРКАЛА КРУПНЫХ ОПТИЧЕСКИХ ТЕЛЕСКОПОВ И МЕТОДЫ КОНТРОЛЯ ИХ ФОРМЫ 1.1. Характеристики асферических поверхностей При разработке оптической системы для контроля формы главных зеркал телескопов используются следующие характеристики асферической поверхности: радиус кривизны при вершине R0, эксцентриситет e, апертура A, зависимость продольной аберрации δsn от угла φ наклона нормали к оптической оси, асферичность (см. Рисунок 1.1). Рисунок 1.1. Геометрические параметры асферической поверхности вращения в меридиональном сечении [8] Одной из главных характеристик асферической поверхности является радиус кривизны при вершине. Кривизна асферической поверхности, является переменной величиной, которая зависит от координат точки поверхности и ее формы. В работе [8] показано, что для асферических поверхностей второго порядка уравнение меридиональной кривой имеет вид: y 2 2R0 z (e 2 1) z 2 . (1.1) Апертура A, которая определяет возможности применения тех или иных методов контроля, задается как 13 A tg max , (1.2) где φmax – максимальный угол наклона нормали к оптической оси. У параболического зеркала с относительным отверстием 1:1 A=0,25. Асферические поверхности с A>0,25 считаются высокоапертурными [9]. Асферичность - величина отступления от ближайшей сферы или плоскости. Определяется как разность координат z асферической поверхности от вершинной сферы при y, равному половине светового диаметра асферической поверхности. Асферичность характеризует сложность изготовления поверхности. Нормали к асферической поверхности пересекают ось Z в разных точках и под различными углами φ. Отрезок CC0 (Рисунок 1.1) от точки C пересечения нормали с осью до центра кривизны C0 при вершине асферической поверхности является продольной аберрацией δsn. Тогда поперечная аберрация нормали определяется как: y sn tg max . (1.3) Из Рисунка 1.1 видно, что продольная аберрация нормали определяется как: sn z y / tg R0 . (1.4) Для любой точки M на асферической поверхности с координатами y, z однозначно определяются значения φ, δsn (или δyn), характеризующие асферическую поверхность. Если асферическая поверхность является поверхностью второго порядка, тогда справедливы следующие выражения: sn e 2 z , (1.5) tg 2R0 z (e 2 1) z 2 / R0 (e 2 1) z 2 . (1.6) После преобразований выражений (1.5) и (1.6) получаем следующую зависимость: R0 e 2 1 s n 2 1 . e 1 1 (e 2 1) tg 2 (1.7) 14 После разложения в ряд выражения, стоящего в квадратных скобках, формулы (1.7), получаем R0 e 2 s n 2 3 5 tg 2 (e 2 1) tg 4 (e 2 1) tg 6 ... . 4 8 (1.8) Выражение (1.8) для параболической поверхности (e=1) преобразуется к следующему виду: s n R0 tg 2 , 2 (1.9) где f '– фокусное расстояние отражающей параболической поверхности. Более подробная информация о характеристиках асферических поверхностей содержится в работах [8, 9, 10, 11]. 1.2. Параметры главных зеркал современных телескопов В Таблице 1 приведены параметры поверхности главных зеркал (световой диаметр D, величина относительного отверстия D:f', квадрат эксцентриситета e2) ряда современных телескопов. Таблица 1. Параметры главных зеркал ряда современных телескопов Параметры главного зеркала D, мм D:f' e Ссылки на литературу LBT (Large Binocular Telescope) 8400 1:1,14 1 [7, 12, 13, 14] VLT (Very Large Telescope) 8200 1:1,7 1,004457 [15] Magellan 6500 1:1,8 1 [16, 17] MMT (Multiple Mirror Telescope) 6500 1:1,25 1 [7, 17] БТА (Большой телескоп азимутальный) VISTA (Visible and Infrared Survey Telescope for Astronomy) VST (VLT Survey Telescope) 6000 1:4 1 [18, 19] 4100 1:1 1,129792 [1, 16, 20, 21, 22] 2650 1:1,8 1,139899 [22, 23] TNT (Thai National Telescope) 2400 1:1,5 1,0134 [1, 22, 24] 2-m Wendelstein Fraunhofer Telescope 2100 1:1,95 1,08105 [25] Т170 1700 1:2,78 1,05389 [26] Телескоп 2 15 1.3. Методы контроля формы главных зеркал оптических телескопов Применение позволяет асферических улучшить характеристики, качество упростить поверхностей в изображения, конструкцию оптических повысить прибора, т.е. приборах оптические уменьшить его массогабаритные характеристики. Но их широкому применению препятствуют трудности при производстве и контроле в процессе изготовления и аттестации. Главная цель контроля формы асферической поверхности – выявление и при необходимости измерение отклонений реальной формы поверхности от теоретической с помощью методов соответствующей точности. Методы контроля формы асферических поверхностей подробно описаны в различной литературе [9, 27, 28, 29, 30, 31, 32]. Так как точность контроля формы поверхности главных зеркал крупных телескопов не должна превышать 10-20 нм, рациональными методами контроля являются: метод Гартмана, компенсационный метод, голографический метод. В методе Гартмана (см. Рисунок 1.2) производится обработка координат следов лучей света на фотопластинке P (установленной в предфокальном P1 и зафокальном P2 положениях), отраженных от открытых участков поверхности исследуемого объектива O, перед которым установлена диафрагма Гартмана D. а б Рисунок 1.2. Схема получения гартманограмм (а) и диафрагма Гартмана (б) [8] 16 Важное достоинство метода Гартмана – возможность его реализации с помощью простых технических средств, а главное без использования вспомогательных оптических элементов. Он пригоден для любой формы поверхности и не чувствителен к вибрациям [27]. Недостаток метода заключается в том, что заключение о форме поверхности зеркала на закрытых участках можно сделать только предположительно, на основании информации о «поведении» поверхности на открытых участках. Но при обработке крупногабаритных асферических зеркал ошибки их формы часто носят нерегулярный характер. Недостатком этого метода также является сравнительная трудоемкость обработки результатов и длительность получения измеряемых характеристик. По поводу применимости метода Гартмана Н. Н. Михельсон заметил: «Его использование наиболее целесообразно для количественного исследования оптических поверхностей на последних этапах их изготовления и для аттестации готовых изделий» [27]. Метод был описан И. Гартманом еще в 1904году. В работах Зверева В.А. и др. авторов [30, 33, 34, 35] отмечено, что он успешно применяется при исследовании и аттестации качества поверхности зеркала в условиях его работы в телескопе, так как позволяет практически полностью исключить искажение волнового фронта за счет влияния атмосферы из результатов исследований деформаций поверхности зеркала. Идея компенсационного метода контроля была предложена В.П. Линником еще в 1921г, и позже развита в работах Д. Д. Максутова [36], А. Куде, Далла [37], Ф. Росса [38], Оффнера [39], Д.Т. Пуряева [8, 9, 26, 40, 41] и др. В компенсационном методе качество контролируемой поверхности оценивается по виду интерференционной картины, полученной в виде полос или колец на интерферометрах типа компенсатором в измерительной ветви. Физо или Тваймана—Грина с Для контроля формы поверхности главных зеркал крупных телескопов широко применяется интерферометр Тваймана—Грина, пригодный для контроля поверхности любого диаметра. 17 Интерферометр Тваймана—Грина состоит из: лазера 1, конденсора 2, диафрагмы 3, объектива коллиматора 4, светоделительной пластины 5, эталонного зеркала 6, компенсатора 7, контролируемое асферическое зеркало 8, регистратора интерференционной картины 9 (Рисунок 1.3). Рисунок 1.3. Схема интерферометра Тваймана—Грина [8] На Рисунке 1.4. показан ход лучей в компенсационной системе, состоящей из компенсатора 7 и контролируемого асферического зеркала 8. Компенсатор формирует волновой фронт, соответствующий теоретической форме контролируемой асферической поверхности. Рисунок 1.4. Ход лучей в компенсационной системе [8] Чем проще конструкция компенсатора и меньше элементов, входящих в его состав, тем надежнее контроль всего компенсатора в целом и, следовательно, формы контролируемой поверхности. Поэтому предпочтительно использовать простые по конструкции компенсаторы: 18 одиночные линзы, двухлинзовые склеенные или расклеенные системы, элементы которых могут быть проконтролированы обычными методами с требуемой точностью. Компенсаторы сложной конструкции применяются либо для контроля формы светосильной крупногабаритной асферической поверхности, либо серии одинаковых поверхностей. Компенсационный метод позволяет получить информацию об ошибках формы одновременно всех участков поверхности зеркала, позволяет оценить качество поверхности, как с качественной, так и с количественной стороны, нагляден, имеет достаточно высокую точность, не требует изготовления оптики большего диаметра, чем контролируемая поверхность, не требует длительной обработки результатов. Большой вклад в разработку голографического метода контроля в нашей стране внесли специалисты Института автоматики и электрометрии СО РАН (ИАиЭ СО РАН, г. Новосибирск). Их исследования отражены в работах [42, 43, 44, 45]. В голографическом методе контроля эталонный волновой фронт задается топологией дифракционных оптических элементов, являющихся альтернативой компенсационной системы. На Рисунке 1.5 показана оптическая схема контроля вогнутой асферической поверхности с использованием лазерного интерферометра Физо 1 в сочетании с CGH-корректором (Computer-generated Hologram) 3 [42]. CGH-корректор – это криволинейная фазовая дифракционная решетка со сложным профилем штрихов. Рисунок 1.5. Схема контроля с использованием CGH-корректора [42] 19 Эталонный объектив 2 образует сферический волновой фронт, который CGH-корректор преобразует в асферический, совпадающий с формой контролируемой поверхности КП. Интерферометр измеряет разность фаз между волновым фронтом, идущим из измерительной ветви, и сферическим волновым фронтом, отраженным от апланатической эталонной поверхности 5. CGH-корректоры более чувствительны к юстировке, чем линзовые или зеркальные. Для точной юстировки CGH-корректора в схеме предусмотрены дополнительные CGH 4, расположенные вне зоны основной CGH [42]. Для устранения ошибки изготовления CGH-корректора разработан метод создания комбинированной голограммы, формирующей асферический и сферический волновой фронт одновременно [43]. В работе [44] отмечено, что дифракционные однокомпонентные компенсаторы для контроля высокоапертурной асферической поверхности (1:31:0,7) имеют малые размеры дифракционных зон и ошибки их изготовления, которые пропорциональны максимальному отступлению асферического волнового фронта от сферического или плоского, уменьшают точность измерения. В ряде случаев дорогостоящие оптические компенсаторы заменяться сочетанием относительно недорогих могут компенсаторов синтезированных голограмм (Рисунок 1.6). Рисунок 1.6. Гибридная компенсационная измерительная система для контроля асферических поверхностей [44] и 20 В работе [44] замечено, что улучшить свойства компенсационной системы можно за счет применения сочетания рефракционных и дифракционных элементов, при этом качество интерференционной картины зависит от точности юстировки этих элементов друг относительно друга. Обычные методы юстировки не обеспечивают необходимую точность. В связи с этим применение таких гибридных систем ограничено. Наиболее простыми в расчете и изготовлении являются компенсаторы на основе осесимметричных дифракционных оптических элементов, но их практическое применение также ограничено из-за зеркального отражения света от подложки и распространяющихся наличия вдоль нежелательных оптической оси дифракционных интерферометра, порядков, которые искажают результаты измерений. Обычно для борьбы с такими бликами применяют небольшие наклоны подложки с дифракционным оптическим элементом, но в данном случае такой метод не подходит, так как это приводит к появлению больших аберраций [44]. В работе [45] приведен еще один вид дифракционных оптических элементов для контроля асферических поверхностей – зонная пластинка, которая является основным оптическим элементом дифракционного интерферометра с общим ходом опорного и измерительного пучков (Рисунок 1.7). Рисунок 1.7. Схема дифракционного интерферометра с общим ходом опорного и измерительного пучков [45] 21 Измерительная ветвь интерферометра содержит зонную пластинку 1, формирующую опорный волновой фронт, выполняя функции пробного стекла, и контролируемую поверхность 2 [45]. При помощи такого интерферометра с зонной пластинкой диаметром 10 мм и фокусном расстоянием f'=25 мм можно проконтролировать поверхности с относительным отверстием от 1:30 до 1:4, радиусом кривизны от 100 до 3000 мм с погрешностью измерения λ/20 [44]. По мнению Д.Т. Пуряева в работе [9] c практической точки зрения голографический метод не имеет существенных преимуществ перед компенсационным. Оба метода требуют расчета и изготовления дополнительных элементов (компенсаторов или голограмм), реализуются на одних и тех же физических приборах – интерферометрах, методы расшифровки интерферограмм аналогичны. Если для компенсационного метода ограничением является сложность оптического компенсатора, то для голографического – сложность искусственной голограммы. Однако для крупногабаритных светосильных асферических поверхностей частота штрихов голограммы оказывается настолько большой, что ее изготовление становится практически невозможным. По мнению Д.Т. Пуряев в работе [9] один и тот же компенсатор применим для контроля различных асферических поверхностей, профиль которых является эквидистантным по отношению к контролируемой поверхности. Например, Универсальный компенсатор, разработанный Д.Т. Пуряевым для контроля главного зеркала телескопа БТА, пригоден для контроля параболических, гиперболических и эллиптических зеркал с различным сочетанием эксцентриситетов и диаметров, и асферических поверхностей высших порядков, мало отличающихся от второго [8]. Создание искусственной голограммы, пригодной для контроля нескольких асферических поверхностей, в принципе невозможно. В последнее время для аттестации компенсаторов применяются CGHимитаторы контролируемого зеркала [22, 44, 45, 46]. Так изготовлены голографические имитаторы главных зеркал телескопов Magellan [43], TNT и VISTA [16, 48] и др. На Рисунке 1.8. показана фотография голографического имитатора главного зеркала телескопа VISTA, предоставленная представителями 22 ОАО «Лыткаринский завод оптического стекла» (ОАО «ЛЗОС»), где много лет производят крупногабаритные асферические зеркала, что отражено в работах [1, 20, 21, 22, 23, 24, 49, 50, 51, 52]. Рисунок 1.8. Голографический имитатор главного зеркала телескопа VISTA [ОАО «ЛЗОС»] В настоящее время для точного контроля формы асферических поверхностей в обязательном порядке применяются, как минимум, два различных метода контроля или компенсационный метод с применением двух компенсаторов, конструкции которых различны. Так, например, для контроля главного зеркала телескопа БТА применялись теневой, интерференционный и метод Гартмана [27, 33, 48], а для контроля главного зеркала телескопа TNT использовался компенсационный метод контроля с применением двух различных компенсаторов, линзовым и CGH-корректором [1, 16, 22, 24, 49]. 1.4. Обзор известных компенсаторов На сегодняшний день разработано большое количество типов компенсаторов для контроля формы поверхности асферических зеркал. Ниже приведен обзор наиболее известных из них. 1.4.1. Линзовые компенсаторы 1. Линзовый компенсатор Росса Линзовый компенсатор Росса [9] состоит из двояковыпуклой линзы K и коррекционной асферической пластинки T сложного профиля (Рисунок 1.9). 23 Компенсатор применялся для контроля параболического главного зеркала телескопа Паломарской обсерватории. При диаметре компенсатора 250 мм максимальное отступление асферической поверхности пластинки от плоскости 18 мкм [9]. Рисунок 1.9. Компенсационная система Росса [9] Позднее такой компенсатор такой конструкции применялся М.А. Ухановым для исследования параболических зеркал и зеркал Манжена диаметром 0,6 м и относительным отверстием 1:4, диаметр компенсатора не превышал 67 мм [47]. Компенсатор нашел широкое применение при изготовлении оптики любительских телескопов. 2. Компенсатор Линника Компенсатором является ахроматическая склеенная линза K, установленная за центром кривизны параболического зеркала П [53] (Рисунок 1.10). Изображение A′ располагается на небольшом расстоянии от оси вблизи центра кривизны зеркала. Положение источника света A как s 2 f ' k , где f'к – фокусное расстояние компенсатора. Рисунок 1.10. Компенсационная система В. П. Линника [9] Благоприятным обстоятельством, по словам Д. Т. Пуряева в работе [9], является то, что «… лучи света проходят через линзу один раз, поэтому 24 погрешности ее поверхностей, граничащих с воздухом, переносятся на волновой фронт, уменьшенные примерно в 2 раза, а погрешности контролируемого зеркала при однократном отражении лучей удваиваются …». Компенсатор пригоден для контроля параболических зеркал диаметром до 1 м с относительным отверстием до 1:6. 3. Компенсатор Далла Компенсатор состоит из плосковыпуклой линзы K, расположенной вне оси параболоида П вблизи его центра кривизны. Точечный источник света A расположен на оси компенсатора, проходящей через вершину контролируемой поверхности П [37] (Рисунок 1.11). Рисунок 1.11. Компенсационная система Далла [54] Компенсатор позволяет осуществлять контроль формы поверхности параболических зеркал диаметром до 0,6 м с относительным отверстием 1:5. По словам А. Оффнера в работе [54], «… для компенсации аберраций третьего порядка в центре кривизны параболоида необходимо выдерживать следующее соотношение: 2 (m 1) 2 (3 1)(m 1) 3 2 F 1 (m 1) 2 …», 2 f 4 1 ( 1) где f – фокусное расстояние компенсатора, m l ' / l 0 , μ - показатель преломления стекла линзы. Компенсатор широко применяется любительских телескопов [37, 54]. при изготовлении оптики 25 4. Универсальный компенсатор в виде менисковой линзы Такой компенсатор был предложенный Д.Т. Пуряевым. Он состоит из одиночной менисковой линзы с вогнутой первой по ходу лучей асферической поверхностью [56] (см. Рисунок 1.12). Рисунок 1.12. Компенсационная система с универсальным компенсатором в виде менисковой линзы [56] В работе [56] показано, что оптическая сила компенсатора равна нулю, поэтому для него справедливы выражения: Dk r1 tg кр , где Dk - диаметр компенсатора, φкр – крайний угол нормали с осью контролируемой поверхности; r1 r2 d (n 1) / n , где r1 и r2 – радиусы кривизны вогнутой и выпуклой поверхности линзы, d – толщина мениска, n – показатель преломления стекла; e12 e 2 R 0 / r1 (n 1) 4 , где e1 – эксцентриситет вогнутой поверхности компенсатора, e – эксцентриситет контролируемой поверхности, R0 – радиус кривизны при вершине контролируемой поверхности, r2 / r1 – линейное увеличение компенсатора; s r1 4 e 2 R0 / 4 (n 1)e12 r1 , где s – расстояние от источника света до первой поверхности. Остаточная волновая аберрация компенсационной системы для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА в автоколлимационном ходе лучей не превышает 0,2λ (λ=632,8 нм). Компенсатор может применяться для теневых и интерференционных исследований. 26 По словам Д.Т. Пуряева в работе [9]: «Универсальный компенсатор, в отличие от всех компенсаторов, известных в нашей стране и за рубежом, имеет огромный диапазон применения. Он обеспечивает контроль вогнутых параболических, гиперболических и эллиптических зеркал, применяемых главным образом в астрономических приборах, а также контроль асферических поверхностей высших порядков. При этом конструкция компенсатора остается неизменной, меняется только положение компенсатора относительно источника света и контролируемой поверхности». 5. Компенсатор Оффнера Компенсатор состоит из небольшой линзы К, образующей действительное изображение точечного источника света A в центре кривизны C0 параболоида П, и полевой линзы-корректора Kp (см. Рисунок 1.13). Коррекционными (корректорами) называются линзы или зеркала с небольшой или нулевой оптической силой, которые предназначены для исправления тех или иных аберраций [57]. По мнению Оффнера такая система эквидистанта большой линзе вблизи контролируемой поверхности [39]. Рисунок 1.13. Компенсационная система Оффнера [9] Компенсатор К предназначен для коррекции аберраций третьих порядков, поэтому линза должна удовлетворять следующему выражению: n 2 (m 1) 2 (3n 1)m(1 m) (3n 2)m 2 KR0 2 (1 m) 2 , где K=-e – коническая 2 f (n 1) n (n 1) константа контролируемой поверхности, R0 – радиус кривизны при вершине контролируемой поверхности, n – показатель преломления линзы K, m=l’/l. 27 Изменяя оптическую силу дополнительной линзы Кр и положение изображения линзы К, аберраций высшего порядка сводят к минимуму. Более точную компенсацию аберраций можно получить при смещении линзы Кр из центра кривизны и изменении формы корректора [54]. Такой компенсатор был разработан для контроля формы поверхности параболического зеркала диаметром 0,9 м с относительным отверстием 1:4 [9]. Результаты исследований компенсатора Оффнера отражены в работах [10, 55, 58], где приведены соотношения, определяющие влияние полевой линзы на аберрации компенсатора в целом и предложена методика его расчета. В работе [14] приведена модификация компенсатора Оффнера, в которой используется склеенная полевая линза. Компенсатор был разработан для контроля формы главного зеркала телескопа LBT. Диаметр компенсатора не превышал 163 мм, длина 952 мм. 6. Компенсатор линзовый «Кобальт» (терминология автора). Компенсатор линзовый «Кобальт», предложенный Д.Т. Пуряевым, состоит из афокальной линзы 1, используемой в основном для расширения пучка лучей, поступающего в рабочую ветвь интерферометра, и положительной менисковой линзы 2, используемой для коррекции аберраций третьих порядков (Рисунок 1.14). Промежуток между линзами является воздушной линзой, выполняющей функцию корректора сферической аберрации высших порядков [26, 59]. Рисунок 1.14. Компенсационная система с компенсатором линзовый «Кобальт» [26] Компенсатор успешно применяется для контроля формы поверхности различных асферических зеркал, в том числе главного зеркала телескопов БТА и Т170. Остаточная волновая аберрация в автоколлимационном ходе лучей при 28 контроле формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 составляет ∆l≈/475 (=632,8 нм) при диаметре компенсатора Dk≈30 мм, длине Lk≈144 мм [26]. В работе [60] рассмотрена работа компьютерной программы для автоматизированного расчета компенсаторов для контроля формы асферических поверхностей. 7. Компенсатор «Универсал» (терминология автора) Компенсатор, предложенный Д. Т. Пуряевым, состоит из двояковыпуклой 1 и менисковой 2 линз (Рисунок 1.15). Рисунок 1.15. Компенсационная система с компенсатором «Универсал» [26] Отличительной особенностью компенсатора является возможность совместного контроля главного ГЗ и вторичного ВЗ зеркал (Рисунок 1.16). Рисунок 1.16. Совместный контроль главного и вторичного зеркал [26] Остаточная волновая аберрация компенсационной системы для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 в автоколлимационном ходе лучей не превышает λ/100. Диаметр компенсатора не превышает 136 мм, длина компенсатора ‒ 58 мм. 29 8. Универсальный двухлинзовый компенсатор Д.Т. Пуряева Универсальный двухлинзовый компенсатор состоит из менисковой линзы 1 с равными радиусами и двояковыпуклой линзы 2 (Рисунок 1.17). Рисунок 1.17. Компенсационная система с универсальным двухлинзовым компенсатором [9] Остаточная волновая аберрация компенсационной системы для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА в дойном ходе лучей Δl≈λ/4,5 (λ=632,8 нм). Диаметр компенсатора Dк≈128 мм, а длина Lк≈184 мм. Достоинства компенсатора по утверждению Д.Т. Пуряева [9]: Компенсатор может применяться для различных монохроматических источников света за счет изменения воздушного промежутка между линзами. Менисковая линза имеет равные по величине и знаку радиусы кривизны поверхностей, поэтому если изготовить ее из двух склеенных линз, можно осуществлять взаимный контроль качества этих поверхностей. В результате погрешность изготовления этих поверхностей будет в 2 раза меньше. Изготовление менисковой линзы из 2 склеенных линз позволяет осуществлять юстировку компенсатора в контрольной схеме. Отсутствуют паразитные блики в плоскости изображения. Существует возможность окончательного контроля компенсатора на интерферометре Тваймана. Компенсатор может применяться для контроля формы параболической поверхности на всех стадиях обработки. Это достигается перемещением источника света А и изменением воздушного промежутка между линзами. 30 Компенсатор может применяться для контроля формы поверхности параболических зеркал диаметрами от 0,6 до 6 м и относительным отверстием от 1:4 до 1:2,9; эллиптических и гиперболических зеркал с различным сочетанием диаметров и эксцентриситетов. 9. Универсальный трехлинзовый компенсатор Компенсатор состоит из выпукло-плоской 1, плоско-вогнутой 2 и двояковыпуклой 3 линз (см. Рисунок 1.18). Рисунок 1.18. Компенсационная система с универсальным трехлинзовым компенсатором [8] При контроле формы поверхности главного зеркала телескопа БТА остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей Δl≈/30, где =0,6328 мкм. При этом диаметр компенсатора не превышает 115мм, а его длина – 280мм. Достоинства компенсатора схожи с достоинствами универсального двухлинзового компенсатора и перечислены в работе [8]: Может применяться различный монохроматический источник света. Существует возможность окончательного контроля компенсатора на интерферометре Тваймана. Первая и вторая линзы имеют равные радиусы сферических поверхностей, благодаря чему обеспечивается их взаимный контроль в процессе изготовления. В конструкции компенсатора юстировки его в контрольной схеме. заложена возможность надежной 31 Компенсатор пригоден для высокоточного контроля формы поверхности ряда асферических поверхностей: параболических зеркал с относительными отверстиями от 1:4 до 1:2,8 и диаметрами от 6 до 0,5 м; гиперболических зеркал с эксцентриситетами от 1,1 до 1,3 и диаметрами от 3 до 0,5 м; эллиптических зеркал с эксцентриситетами от 0,316 до 0,948 и диаметрами от 6 до 0,5 м; асферических поверхностей высших порядков, мало отличающихся второго. 10. Трехлинзовый компенсатор Компенсатор, предложенный Д.Т. Пуряевым для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА, состоит из трех положительных линз: менисковой 1, апланатической 2 и двояковыпуклой (см. Рисунок 1.19). Остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей не превышает λ/15 (λ=632,8 нм), при диаметре и длине компенсатора Dk≈158 мм, Lk≈125 мм [9]. Рисунок 1.19. Компенсационная система с трехлинзовым компенсатором [9] В работе [9] Д.Т. Пуряев перечислил следующие достоинства компенсатора: Три поверхности линз компенсатора одинаковые по абсолютной величине, поэтому их можно взаимно проконтролировать в процессе изготовления. В конструкции компенсатора предусмотрена возможность надежной юстировки его в контрольной схеме при использовании автоколлимационного отражения лучей от нерабочей зоны компенсатора вблизи оптической оси. В компенсаторе используются стекла одной и той же марки, за счет чего исключаются ошибки, связанные с измерением показателей преломления отдельных линз, изготавленных из стекол различных марок. 32 11. Асферический вариокомпенсатор (терминология авторов) Компенсатор Хильберта и Риммера состоит из двух или трех планоидных асферических пластин, с переменным расстоянием между ними, отсюда следует название «асферический вариокомпенсатор» (см. Рисунок 1.20). Каждая из пластин вносит сферическую аберрацию определенного порядка. Изменяя расстояние между пластинами и положение компенсатора относительно источника света А, подбирается нужная форма волнового фронта [57]. Рисунок 1.20. Компенсационная система с асферическим вариокомпенсатором [57] Компенсатор позволяет контролировать форму асферических поверхностей второго и высших порядков. Недостатком системы является необходимость изготовления и точного контроля формы асферических поверхностей каждой пластины, и высокие требования к их центрировке. 12. Трехлинзовый компенсатор Оптическая схема компенсатора показана на Рисунке 1.21 а. а б Рисунок 1.21. Компенсационная система с трехлинзовым компенсатором: а – оптическая схема [20], б – фотография интерферометра Тваймана‒Грина с компенсатором [22] 33 Компенсатор состоит из вогнуто-плоской 1, плоско-выпуклой 2 и менисковой линзы 3. Все компоненты компенсатора имеют только плоские и сферические поверхности, некоторые из них могут контролироваться попарно. За счет автоколлимационного отражения лучей от нерабочей зоны компенсатора обечененв надежная юстировка компенсатора в измерительной ветви интерферометра. Компенсатор такого типа был разработан для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA. На Рисунке 1.21 б показана фотография интерферометра Тваймана‒Грина, содержащий компенсатор [22]. При диаметре компенсатора Dk≈300 мм остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей не превышает λ/20 (λ=632,8 нм) [20]. 13. Трехлинзовый компенсатор Компенсатор является модификацией линзового компенсатора Оффнера и состоит из линзы 1, образующей действительное изображение точечного источника света в центре кривизны параболоида, и двух полевых линзкорректоров 2 и 3 [12, 17] (Рисунок 1.22). Рисунок 1.22. Компенсационная система с трехлинзовым компенсатором [17] Применение двух линз-корректоров позволяет уменьшить габаритные размеры линз и улучшить коррекционные возможности компенсатора. Компенсатор был разработан для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа MMT. Остаточная волновая аберрация компенсационной системы не превышает λ/13 (λ=514,5 нм), диаметр Dк≈270 мм, а длина Lк≈643 мм [12, 17]. 34 Анализ приведенных линзовых компенсационных систем показал, что они имеют высокие коррекционные возможности, но для контроля формы поверхности крупногабаритных светосильных асферических зеркал линзовые компенсаторы имеют большие габаритные размеры, большое количество элементов, что влечет за собой трудности их изготовления, сборки и юстировки. 1.4.2. Зеркальные компенсаторы 1. Компенсатор Максутова Компенсатором Д.Д. Максутова (Рисунок 1.23) является вогнутое сферическое зеркало меньшего диаметра, чем диаметр контролируемой поверхности [36]. Рисунок 1.23. Компенсационная система Д. Д. Максутова [36] Д.Д. Максутов привел ряд приближенных формул для вычисления параметров схемы в зависимости от параметров контролируемой поверхности: s'0 r /( 2 r / s) , r k R0 e 2 , k (2 r / s) 4 / 2(1 r / s) 2 , где r/s>2. При расчете вводятся некоторые ограничения, например, ограничивается расстояние ∆ между зеркалами. Более подробно см. об этом в работе [36]. По словам Д. Д. Максутова такой компенсатор пригоден для контроля формы поверхности гиперболических, параболических и эллиптических зеркал 35 умеренной светосилы. Например, остаточная волновая аберрация компенсатора для контроля формы поверхности параболического зеркала диаметром 2,6 м Δl≈0,1λ, при этом диаметр компенсатора Dk≈ 0,9 м. 2. Двухзеркальный компенсатор Берча Двухзеркальный компенсатор Берча, состоящий из двух зеркал 1 и 2, пригоден для контроля формы поверхности параболических зеркал с относительным отверстием до 1:5 и диаметром до 0,8м (Рисунок 1.24). При этом остаточная волновая аберрация не превышает λ/40, а диаметр компенсатора - 1/4 диаметра контролируемой поверхности [54]. Рисунок 1.24. Компенсационная система с двухзеркальным компенсатором Берча [54] 3. Компенсатор зеркальный «Кобальт» (терминология автора) Оптические схемы компенсаторов показаны на Рисунке 1.25. а б Рисунок 1.25. Компенсационные системы с компенсатором зеркальный «Кобальт», в которых реализован: а – параллельный ход пучка лучей, входящих в измерительную ветвь интерферометра [26]; б – сходящийся ход пучка лучей, входящих в измерительную ветвь интерферометра [23] 36 Компенсатор зеркальный «Кобальт», предложенный Д.Т. Пуряевым, состоит из: зеркальной системы 1-2, используемой в основном для расширения пучка лучей, поступающего в рабочую ветвь интерферометра, вогнутого зеркала 3, используемого в качестве силового компонента, и плоского зеркала 4, предназначенного для вывода пучка лучей из компенсатора. Отличительной особенностью компенсатора на Рисунке 1.25 а является параллельный ход лучей, входящих в измерительную ветвь интерферометра, что обеспечивает более простую юстировку. Такой компенсатор был разработан для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170. Остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей не превышает /100, при этом диаметр компенсатора менее 64 мм, длина компенсатора – 400 мм [26]. Компенсатор зеркальный «Кобальт», схема которого представлена на Рисунке 1.25 б, использовался в процессе выполнения асферизации шлифованием поверхности главного зеркала телескопа VST [23]. Анализ приведенных зеркальных компенсационных систем показал, что основное преимущество таких компенсаторов заключается в том, что они могут применяться для контроля формы поверхности асферических зеркал на всех стадиях их обработки и аттестации. Однако в большинстве случаев в компенсационной системе присутствуют так называемые спайдеры (растяжки), затрудняющие расшифровку интерференционной картины. Кроме того, компенсаторы не обеспечивают необходимую точность контроля формы поверхности крупногабаритных светосильных асферических зеркал. 1.4.3. Зеркально-линзовые компенсаторы 1. Плосковыпуклый компенсатор Берча По утверждению Берча аберрацию третьего порядка в центре кривизны параболической поверхности можно скомпенсировать, если заднее фокусное расстояние компенсатора определяется соотношением: f ' k R0 n 2 /( n 1) 2 . 37 Компенсатором является плоско-выпуклая линза 1 с плоской отражающей поверхностью (Рисунок 1.26). Рисунок 1.26. Компенсационная система с плосковыпуклым компенсатором Берча [54] Если показатель преломления стекла компенсатора n=1,52, то диаметр линзы равен приблизительно 1/8 диаметру контролируемой поверхности. По предположению Берча подобные компенсаторы могут быть использованы для контроля параболических поверхностей с относительным отверстием до 1:8 [54]. 2. Однозеркальный компенсатор с корректором Оффнера Компенсатор состоит из вогнутого сферического зеркала 1, компенсирующего аберрации третьего порядка, и линзового корректора Оффнера 2, компенсирующего аберрации высших порядков (Рисунок 1.27). Рисунок 1.27. Компенсационная система с однозеркальным компенсатором с корректором Оффнера [54] Компенсатор такого типа применялся для контроля формы поверхности гиперболического зеркала отверстием 1:2,45 [54]. диаметром 3 м и относительным 38 3. Зеркально-линзовый компенсатор Оффнера Компенсатор состоит из вогнутых сферических зеркал 1, 2 и линзового корректора Оффнера 3 (Рисунок 1.28). В качестве корректора Оффнера использовалась менисковая линза. Рисунок 1.28. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором Оффнера [54] Компенсатор был разработан для контроля формы поверхности параболического зеркала диаметром 3 м с относительным отверстием 1:1,5. 4. Зеркально-линзовый компенсатор Д.Т. Пуряева Зеркально-линзовый компенсатор Д.Т. Пуряева состоит из: склеенных между собой зеркальной двояковыпуклой линзы 1 и двояковогнутой линзы 2 , и плоского зеркала 3, наклеенного на вогнутую поверхность менисковой линзы 4. (Рисунок 1.29). Рисунок 1.29. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором Д.Т. Пуряева [9] Между менисковой линзой 4 и склеенной линзой 1 и 2 предусмотрен параллельный ход лучей. Зеркальная часть компенсатора, состоящая из 39 компонентов 1, 2 и 4, исправлена на сферическую аберрацию третьих порядков. Аберрации высших порядков исправляются менисковой линзой 4. По словам Д. Т. Пуряева в работе [9]: « Зеркально-линзовый компенсатор предназначен для контроля качества параболических зеркал большого диаметра с относительным отверстием 1:4, в частности для контроля теневым методом параболического зеркала диаметра 6м и с фокусным расстоянием 24 м... Рассчитанный компенсатор обеспечивает практически идеальную компенсацию: остаточные волновые аберрации системы компенсатор-параболическое зеркало в автоколлимационном ходе лучей не превышают 0,1 мкм для точки на оси …». Аналогичный компенсатор был рассчитан Д. Т. Пуряевым совместно с И.А. Дубовиком для контроля качества параболического зеркала диаметром 2,6 м и фокусным расстоянием 9965,91 мм. Диаметр компенсатора Dk≈150 мм, длина Lk ≈280 мм. Остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей не превышает 0,1 мкм [9]. 5. Четырехзеркальный компенсатор с корректором в области каустики Оптическая схема компенсационной системы и фотография интерферометра Тваймана‒Грина с компенсатором, показаны на Рисунке 1.30. Компенсатор состоит из: компенсатора зеркальный «Кобальт» вариант 2 (элементы 1, 2, 3 и 4), схема которого приведена выше, и дополнительного линзового корректора 5, расположенного в области каустики. а б Рисунок 1.30. Компенсационная система с четырехзеркальным компенсатором и линзовым корректором: а – оптическая схема [20], б – фотография интерферометра Тваймана‒Грина с компенсатором [22] 40 В связи с тем, что зеркало 4 находится на сравнительно небольшом расстоянии от зеркала 1, существует возможность объединить оба компонента. Недостаток компенсатора – необходимость применения спайдеров. Особенность компенсатора заключается в том, что он может применяться для контроля полированных и шлифованных поверхностей. Контроль формы шлифованных поверхностей осуществляется в ИК спектральном диапазоне. Для этого необходимо заменить и переместить линзу-корректор относительно зеркальной части компенсатора, а также переместить весь компенсатор относительно контролируемой поверхности. Такой компенсатор был разработан коллективом кафедры РЛ-3 (МГТУ им. Н.Э. Баумана) под руководством профессора Д.Т. Пуряева для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA. На Рис. 1.30, б содержащий показана фотография компенсатор [22]. интерферометра Остаточная Тваймана‒Грина, волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей не превышает λ/19 (λ=632,8 нм), при этом диаметр компенсатора Dk≈ 430 мм [20]. 6. «Григорианский» компенсатор (терминология авторов) «Григорианский» компенсатор состоит из: линзы Манжена 1, вогнутого зеркала 2 и двух полевых линз 3, 4 (Рисунок 1.31). Рисунок 1.31. Зеркально-линзовая компенсационная система с «Григорианским» компенсатором [13] Компенсатор такого типа был разработан в университете Аризоны для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа LBT [13]. Длина компенсатора не превышает 2 м, диаметр - 750 мм. Остаточная волновая аберрация компенсационной системы не превышает λ/11 (λ=0,6328мкм). 41 Анализ приведенных зеркально-линзовых компенсационных систем показал, что они сочетают положительные качества чисто линзовых и чисто зеркальных компенсационных систем: имеют высокие коррекционные возможности при относительно небольших габаритных размерах. В Таблице 2 приведены параметры габаритные размеры компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал ряда современных оптических телескопов: диаметр D, длина L, максимальный диаметр Dmax л. линзовых компонентов компенсатора для зеркально-линзовый компенсаторов. Таблица 2. Параметры различных компенсационных систем Dk, мм; Lk, мм; Dmax л.мм Рисунок оптической схемы компенсатора БТА (6; 1:4) 1.14 – 30; 144 – – – 1.15 – 136; 58 – – – 1.17 128; 184 – – – – 1.18 115; 280 – – – – 1.19 158; 125 – – – – 1.21 – – – – 303; 445 1.22 – – 270; 643 – – – – – 430; 730; 150 Главные зеркала телескопов (D, м; D:f’) Т170 MMT LBT (1,7; 1:2,8) (6,5; 1:1,25) (8,4; 1:1,14) Линзовые компенсаторы VISTA (4; 1:1) Зеркальные компенсаторы 1.25 а – 64; 400 – Зеркально-линзовые компенсаторы 1.30 – – 1.31 – – – 750; 1700; 100 750; 1850; 90 – Видно, что в настоящее время для контроля формы поверхности асферических зеркал с относительными отверстиями от 1:2 до 1:1 в основном применяются линзовые и зеркально-линзовые компенсаторы. Преимущество последних заключается в более простой в изготовлении конструкции: диаметр линзовой части зеркально-линзовых компенсаторов в 2-3 раза меньше диаметра линзовых компенсаторов. Однако такие типы компенсаторов для контроля 42 формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительными отверстиями от 1:2 до 1:1 имеют достаточно большие габаритные размеры, а, следовательно, сложны в изготовлении. Кроме того, анализ открытых литературных источников показал, что информация о методиках расчета параметров таких типов компенсаторов не опубликована. В связи с этим задача поиска, разработки методики расчета и исследования новых типов зеркально-линзовых компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал крупных телескопов представляется весьма актуальной. 1.5. Выводы к главе 1 1. Выполнен анализ методов контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал. Показано, что в настоящее время одним из наиболее рациональных методов контроля формы поверхности главных зеркал крупных оптических телескопов следует признать компенсационный метод. 2. Установлено, что для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительными отверстиями от 1:2 до 1:1 применяются линзовые и зеркально-линзовые типы компенсаторов. 3. Исследованы известные зеркально-линзовые типы компенсаторов для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительными отверстиями от 1:2 до 1:1. Установлено, что их главное преимущество перед чисто линзовыми системами заключается в более простой в изготовлении конструкции: диаметр линзовых компонентов зеркальнолинзовых компенсаторов в 2-3 раза меньше диаметра линзовых компенсаторов. 4. Выявлено, что известные зеркально-линзовые типы компенсаторов для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительными отверстиями от 1:2 до 1:1 имеют большие массогабаритные характеристики. Кроме того, в открытых литературных источниках мало сведений о методиках расчета таких зеркально-линзовых типах компенсаторов. 43 ГЛАВА 2. НОВЫЕ ЗЕРКАЛЬНО-ЛИНЗОВЫЕ КОМПЕНСАЦИОННЫЕ СИСТЕМЫ И МЕТОДИКИ ИХ РАСЧЕТА 2.1. Общие принципы расчета компенсационных систем Расчет компенсационной системы делится на несколько основных этапов: Поиск принципиальной схемы компенсатора. Расчет компенсационной системы на базе теории аберраций третьего порядка. Анализ системы по реальным аберрациям. Автоматизированная коррекция компенсационной системы. Анализ полученной системы. Введение коррекционных элементов (при необходимости). Анализ возможностей и применения системы. 2.1.1. Поиск принципиальной схемы компенсатора Поиск принципиальной схемы является одним из наиболее сложных этапов работы. На этом этапе анализируются различные конструкции компенсатора и выбираются наиболее перспективные в конструктивном отношении и в отношении коррекционных возможностей. 2.1.2. Расчет компенсационной системы на базе теории аберраций третьего порядка Расчет системы на базе теории аберраций третьего порядка, сводится к обеспечению заданного значения первой суммы Зейделя компенсатора: S I S IN , где S IN R0 e 2 (2.1) - первая сумма Зейделя нормали к контролируемой поверхности; R0, e – параметры контролируемой асферической поверхности, которые являются исходными данными для расчета компенсатора в области аберраций третьего порядка. 44 Этот этап расчета очень подробно изложен в различной литературе, в частности Г.Г. Слюсаревым [62], и поэтому здесь не рассматривается. 2.1.3. Анализ компенсационной системы с учетом реальных аберраций Для анализа компенсационной системы с учетом реальных аберраций применяются специализированные программы расчета оптических систем, например «ОПАЛ». Расчет компенсационной системы выполняется в автоколлимационном ходе лучей, но, как справедливо отмечено в работе [63], при расчете компенсационных систем для контроля крупногабаритных светосильных асферических зеркал возникают затруднения, связанные с непрохождением лучей через какой-либо оптический компонент. Этого можно избежать, если контролируемую поверхность задавать через так называемый имитатор асферической поверхности [63, 64]. 2.1.4. Расчет имитатора гиперболической поверхности В работе [63] отмечено, что имитатор асферической поверхности может быть представлен в виде линзы, с плоской первой, по ходу лучей, поверхностью, второй – асферической, совпадающей по форме контролируемой поверхностью (Рисунок 2.1). Рисунок 2.1. Ход луча через имитатор вогнутой гиперболической поверхности [63] с 45 Исходные данные для расчета: радиус кривизны при вершине R0, эксцентриситет e и световой диаметр D контролируемой асферической поверхности. Точка A – вершина гомоцентрического луча, входящего в линзу, C0 – центр кривизны при вершине гиперболической поверхности, A’0 – параксиальное изображение точки A. Параметры имитатора определяются следующим образом: d R0 /( n 2 1) , (2.2) где d и n толщина и показатель преломления линзы, при этом n=e. Тогда положение точки A относительно плоской поверхности имитатора: s R0 n /( n 2 1) , (2.3) Координата m точки пересечения луча с плоской поверхностью определяется следующим образом: m (d R0 sn ) tg , (2.4) где tgφ и ∆sn – определяются в соответствии с формулами (1.6) и (1.7) представленными выше в параграфе 1.1. Более подробно эта методика изложена в работе [63]. 2.1.5. Оптимизация Переход от схемы, полученной в области аберраций третьего порядка, к ее анализу в области реальных аберраций сопровождается нарушением исходной аберрационной коррекции. В связи с этим требуется оптимизация компенсационной системы. Наиболее эффективно выполнение этого этапа осуществляется при использовании методов автоматизированной коррекции с помощью программ оптимизации, рассмотренные в многочисленных работах [62, 65, 66, 67]. Операции оптимизации являются универсальными и применимы к любым системам, но для этого необходимо построение оптимизационной модели. 46 Как отмечает С.А. Родионов: «Основными компонентами оптимизационной модели являются параметры оптимизации, оптимизируемые функции, критерий оптимизации, ограничения и связывающие их соотношения — проба и проба производных» [65]. Успех оптимизации определяется следующими факторами: выбором начальной точки оптимизации, выбором оптимизационной модели, выбором математического аппарата оптимизации этой модели. Как утверждается в работе [67]: «для проведения автоматизированной коррекции необходимо: 1. Задать исходную оптическую систему 2. Указать параметры оптической системы, которые могут изменяться в процессе коррекции (коррекционные параметры); если это необходимо, указать пределы, в которых они могут изменяться (то есть задать ограничения) 3. Указать требуемые значения характеристик и аберраций оптической системы». Коррекционные параметры или параметры оптимизации – это некоторые безразмерные величины, определяющие конструкцию оптической системы и изменяющиеся в процессе оптимизации оптимизации могут использоваться [65]. В качестве параметров следующие значения: кривизны поверхностей, осевые расстояния, показатели преломления, передний отрезок, задний отрезок, положение апертурной диафрагмы, эксцентриситет, коэффициенты асферики высшего порядка, параметры ГОЭ. При оптимизации компенсационных систем в качестве параметров оптимизации рекомендуется использовать значения кривизны С (здесь и далее приведены обозначения, используемые пакетом прикладных программ «ОПАЛ») поверхностей и осевые расстояния D. Использование параметров оптических стекол CN для оптимизации нерационально из-за того, что в реальной конструкции их значения выбираются из дискретного ограниченного набора, причем возможные значения распределяются в пространстве 47 неравномерно. Описание области возможных значений требует большого набора ограничений, что значительно усложняет оптимизационную модель. Использование параметров оптических стекол более эффективно на первоначальном этапе расчета компенсационной системы. Оптимизируемые функции fi ‒ безразмерные нормированные величины, зависящие от параметров оптимизации и определяющие качество оптимизируемой системы. В качестве оптимизируемых функций могут использоваться разнообразные характеристики: параксиальные характеристики всей системы и характеристики отдельных компонентов, габариты всей системы и отдельных компонентов, аберрации в различном представлении, характеристики качества изображения. При оптимизации этим характеристикам придается следующий вид: f i (ui ui ) / ui , (2.5) где ui, 𝑢𝑖 , δui— текущее значение, заданное значение и масштаб какой-либо характеристики (если ui должны принимать как можно большие по модулю значения, то вместо них можно взять обратные величины ui-1) [65]. При расчете наиболее компенсационных рационально связать систем с оптимизируемые Церниковскими функции глобальными полихроматическими коэффициентами разложения волновой аберрации по ортогональному базису, которые имеют следующий вид: f i cljkn l 2jk 2jn , 𝑗 (2.6) 𝑗 где 𝜔𝑙 , 𝜔2𝑘 , 𝜔2𝑛 — нормы ортогональных полиномов [65]. Так как при компенсационном методе контроля используется точечный монохроматический источник света, то при оптимизации необходимо использовать коэффициенты Цернике, отвечающие за сферическую аберрацию и дефокусировку. Оценочная функция – вспомогательная функция, объединяющая все оптимизируемые функции в один критерий: 48 m i f i 2 , (2.7) i 1 где ai - некоторые весовые коэффициенты, i = 1, ..., m. В программе «ОПАЛ» весовые коэффициенты могут быть установлены по умолчанию, или назначаться по результатам предыдущего цикла оптимизации и изменяться от цикла к циклу. При введении оценочной функции задача оптимизации заключается в определении параметров системы, при которых функция φ имеет минимальное значение. Область параметров оптимизации определяется ограничениями, которые могут быть двух видов: ограничения типа равенств и ограничения типа неравенств. Суть ограничений типа равенств состоит в том, что некоторая оптимизируемая функция должна принимать точное заданное значение. Как упоминается в работе [65] к ограничениям типа равенств относятся условия равенства заданным значениям увеличения, положения зрачков и других характеристик, а также связи между параметрами оптимизации, описываемые соотношениями вида: xi mij xij или xi mij xij , (2.8) где mij — коэффициенты связи. Суть ограничений типа неравенств состоит в том, что некоторая оптимизируемая функция должна принимать значение в заданном интервале. В работе [65] отмечено, математические, что описывающие ограничения область типа неравенств существования бывают: оптимизируемых функций f(x), и физические или конструктивные ограничения, задающие ограничения максимальной и минимальной толщины линз, величины воздушных промежутков, величины световых высот, величины заднего отрезка и положения зрачков и др. При оптимизации компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей необходимо сохранение равенства -1 обобщенного увеличения системы. 49 Кроме того, необходимо сохранение телескопического хода лучей всей системы или некоторого оптического блока системы. Если какая-то поверхность в системе встречается несколько раз, например при оптимизации компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей, необходимо описывать связи между параметрами оптимизации. Марки связанных параметров и коэффициенты связи указываются в строгом соответствии с расположением соответствующих им марок свободных параметров. При помощи ограничений типа неравенств рекомендуется задавать ограничения на толщины линз «по краю» и световые высоты. Существует огромное количество методов оптимизации. В прикладном пакете программ «ОПАЛ» используются следующие методы оптимизации: градиентный метод (ГМ), модифицированный метод наименьших квадратов (МНК), комбинация градиентного метода и метода наименьших квадратов (ГМ+МНК), модифицированный метод Лагранжа (МЛ), метод оптимального базиса (МОБ) и демпфированные методы наименьших квадратов (ДМНК). На начальных этапах оптимизации применим МНК, при этом количество функций может быть больше количества параметров. Метод Лагранжа применим, если количество функций меньше количества параметров. Если количество функций равно количеству параметров и исходная система близка заданной, можно применять метод Ньютона. Однако наличие «лишних» параметров или функций приводит к резкому замедлению сходимости. Вторая модификация метода Ньютона дает хорошие результаты и на начальных стадиях расчета, и при окончательной коррекции оптических систем, но модификации метода Ньютона не применимы при наличии функций, которые зависят друг от друга. ДМНК является наиболее рациональным методом оптимизации, т.к. сочетает в себе положительные свойства метода быстрого спуска и метода 50 наименьших квадратов, а также сочетает преимущества градиентных и ньютоновских методов, в связи с чем, имеет лучшую сходимость. В случае, если использование ДМНК не дает положительных результатов, целесообразно заново провести оптимизацию с помощью МОБ, т.к. этот метод также является усовершенствованием ньютоновских методов, и работает при любом соотношении функций и параметров. Более подробная информация о методах оптимизации содержится в работах [62, 65, 66, 67]. Приведем пример описания оптимизационной модели в программе «ОПАЛ»: Оптимизационная модель Пояснение PAR(*)=C/1, C/2, C/3, C/4, D/1, D/2, D/4; описание варьируемых параметров; PARF(*)=C/1, C/2, C/3, C/4, D/1, D/2, D/4; описание свободных параметров; PARC(*)=C/9,C/8, C/7,C/6,D/8,D/7,D/5; описание связанных параметров; CC(*)=1, 1, 1, 1, -1, -1, -1; коэффициенты связи; INF(*)=AS/1; описание неравенств; AS>(1)=св1; ограничение световой высоты; EQF(*)=VG0, SG’, SG’/2/F; список функций-равенств; EQF#(*)=-1, 0, 0; список заданных значений характеристик функций-равенств; MF(*)=CWZ/0020,CWZ/0040, CWZ/0060, описание CWZ/0080, CWZ/00A0, CWZ/00C0; Наиболее удачные оптимизируемых функций. оптимизационные модели для разработанных зеркально-линзовых компенсационных систем приведены ниже в параграфе 2.2. 51 2.2. Новые компенсационные системы и методики их расчета В результате предварительного поиска автором были выделены несколько новых типов конструкций зеркально-линзовых компенсаторов, применяемых в измерительной ветви интерферометра Тваймана—Грина. Оптические схемы компенсаторов приведены на Рисунках 2.2, 2.3, 2.4, 2.5, 2.6. Рисунок 2.2. Трехкомпонентный зеркально-линзовый компенсатор [68] Компенсатор состоит из зеркальной телескопической системы (элементы 1 и 2) и линзы 3. Рисунок 2.3. Зеркально-линзовый компенсатор с линзой Манжена [69] Компенсатор состоит из телескопической системы (элементы 1 и 2, причем 2 – линза Манжена) и линзы 3. Рисунок 2.4. Зеркально-линзовый компенсатор с двумя линзами Манжена [69] 52 Компенсатор состоит из линзы 1, центральная часть которой является линзой Манжена и линзы Манжена 2. а б Рисунок 2.5. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью: а – корректор 4 в виде одиночной линзы [68], б – корректор 4 в виде склеенной линзы Компенсатор состоит из зеркальной телескопической системы (элементы 1 и 2), линзы 3 и линзового корректора 4. При этом линзовым корректором может быть одиночная или склеенная линза. Рисунок 2.6. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором вблизи области каустики, локализованной внутри компенсатора [68] Компенсатор состоит из зеркальной телескопической системы (элементы 1 и 2), линзы 3 и линзового корректора 4. Характерная особенность предложенных компенсаторов заключается в реализации параллельного хода лучей пучка, входящего в измерительную ветвь интерферометра, что очень полезно в процессе юстировки. Стоит отметить, что в конструкции всех предложенных компенсаторов заложена возможность 53 избежать применения спайдеров, которые перекрывают часть интерференционной картины, тем самым, усложняют процесс контроля и увеличивают его длительность. 2.2.1. Компенсационная система с трехкомпонентным зеркальнолинзовым компенсатором Оптическая схема компенсатора с ходом первого вспомогательного луча приведена на Рисунке 2.7. Рисунок 2.7. Ход первого вспомогательного луча в трехкомпонентном зеркальнолинзовом компенсаторе Методика расчета компенсатора: 1. Выполняем расчет параметров компенсатора на базе теории аберраций третьих порядков. Исходными данными для расчета компенсатора являются: параметры контролируемой асферической поверхности: R0, e2, D, диаметр центрального отверстия (нерабочей зоны) D0, коэффициент центрального экранирования kэ=D0/D; параметры компенсатора, задаваемые из конструктивных соображений: толщина d3 и показатель преломления n4 линзы, световой диаметр Dk компенсатора. 54 Условия нормировки первого вспомогательного луча для расчета системы на базе теории аберраций третьего порядка: α1 = α3 = α4 = 0, n1 = n3 = n5, h2 = h3 = h4 = s’F’, α2 = α > 0, n2 = - n1 , h1 = - h2∙kэ, α5 = 1, (2.9) s'F'≈-Dk∙R0/D. Преобразование первой суммы Зейделя, используя условия нормировки (2.9), дает следующее выражение для угла α: 3 4 S IN h2 n42 /( n4 1) 2 /( h2 h1 ) . (2.10) Радиусы кривизны каждой поверхности и воздушные промежутки между ними можно определить по следующим формулам [62, 70]: rk hk (nk 1 nk ) ( k 1 nk 1 k nk ) , (2.11) d k (hk hk 1 ) / k 1 , (2.12) где rk – радиус сферических поверхностей, входящих в оптическую систему компенсатора; dk – осевые расстояния между поверхностями компенсатора. Значение воздушного промежутка d4 выбирается следующим образом: d 4 R0 s' F ' (2.13) . Значение воздушного промежутка d2 выбирается таким образом, чтобы была возможность объединить зеркало 1 и линзу 3. 2. После определения всех конструктивных параметров компенсатора выполняем анализ полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей с учетом реальных аберраций. 3. Так как система имеет значительные аберрации высших порядков, происходит нарушение исходной аберрационной коррекции. В связи с этим производится оптимизация компенсационной системы. При составлении оптимизационной модели рекомендуется следовать рекомендациям, приведенным выше, учитывая телескопический ход лучей в зеркальной части компенсатора. Наиболее успешной, по мнению автора, является следующая оптимизационная модель: PAR(*)=C/1, C/2, C/3, C/4, D/1, D/2, D/4; 55 PARF(*)=C/1, C/2, C/3, C/4, D/1, D/2, D/4; PARC(*)=C/9,C/8, C/7,C/6,D/8,D/7,D/5; CC(*)=1, 1, 1, 1, -1, -1, -1; INF(*)=AS/1; AS>(1)=св1; EQF(*)=VG0, SG’, SG’/2/F; EQF#(*)=-1, 0, 0; MF(*)=CWZ/0020,CWZ/0040, CWZ/0060, CWZ/0080, CWZ/00A0, CWZ/00C0; При необходимости рекомендуется задавать ограничение на световую высоту на первой поверхности, которое определяется на основании результатов предыдущего цикла оптимизации, и может изменяться от цикла к циклу. Так как количество функций больше количества параметров и содержатся связи между параметрами, рекомендуется использовать ДМНК. Если после оптимизации не достигается требуемая аберрационная коррекция, то необходимо выбрать другие начальные параметры расчета, например, диаметр компенсатора или марку стекла, и произвести расчет с начала. По приведенной методике рассчитаны параметры компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов БТА, Т170 и VISTA, см. подпункты 2.3.1.1 , 2.3.1.2 и 2.3.1.3. 2.2.2. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с линзой Манжена Методика расчета компенсатора: 1. Выполняем расчет параметров компенсатора на базе теории аберраций третьих порядков. Исходными данными для расчета компенсатора являются: параметры контролируемой асферической поверхности: R0, e2, D, D0, kэ; 56 параметры компенсатора, задаваемые из конструктивных соображений: толщина d3, d5 и показатель преломления n4, n6 линз 2 и 3 соответственно, световой диаметр Dk компенсатора. Условия нормировки первого вспомогательного луча: α1 = α4 = α5 = α6 = 0, n1 = n5 = n7= 1, h2 = h3 = h4 = h5 = h6 = s’F’, α2 = α > 0, n2 = - 1, h1 = - h2∙kэ, α3 = α2 ∙ n2 / n3, n4= - n3, s’F’ ≈-Dk ∙R0/D. (2.14) α7 = 1, Оптическая схема зеркально-линзового компенсатора с линзой Манжена с ходом первого вспомогательного луча приведена на Рисунке 2.8. Рисунок 2.8. Ход первого вспомогательного луча в зеркально-линзовом компенсаторе с одной линзой Манжена Первая сумма Зейделя компенсатора: k n 1 1 S I h2 2 э 1 2 h2 2 2 n2 1 4 n1 4 n1 2 , (2.15) k n 1 1 . 2 3 S h2 2 / h2 э 1 2 2 n2 1 4 n1 4 n1 (2.16) откуда получаем выражение для угла 2 2 N I После вычисления значений углов αk (k=1, 2, 3, 4, 5) определяются значения радиусов кривизны соответствии с формулами (2.11). и значения воздушных промежутков в 57 Значение воздушного промежутка d4 выбирается таким образом, чтобы была возможность объединить зеркало 1 и линзу 3. 2. После определения всех конструктивных параметров компенсатора выполняем анализ полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей с учетом реальных аберраций. 3. Так как система имеет значительные аберрации высших порядков, происходит нарушение исходной аберрационной коррекции. В связи с этим производится оптимизация компенсационной системы. Наиболее эффективной, по мнению автора, является следующая оптимизационная модель: PAR(*)=C/1, C/2, C/3, C/5, C/6, D/1, D/4, D/6; PARF(*)=C/1, C/2, C/2, C/2, C/3, C/5, C/6, D/1, D/4, D/6; PARC(*)=C/13, C/12, C/10, C/4, C/11, C/9, C/8, D/12, D/9, D/7; CC(*)=1, 1, 1, 1, 1, 1, 1, -1, -1, -1; INF(*)=AS/1, AS/3, AS/6, D/1, D/4; AS>(1)=св1; AS>(3,6)=св3; D>(1,4)=т1; EQF(*)=VG0, SG’/4/F, SG’; EQF#(*)=-1, 0, 0; MF(*)=CWZ/0020, CWZ/0040, CWZ/0060, CWZ/0080, CWZ/00A0, CWZ/00C0; Рекомендуется задавать ограничения на световые высоты и воздушные промежутки, которые определяются исходя из результатов предыдущего цикла оптимизации, и могут изменяться от цикла к циклу. Если после оптимизации не достигается требуемая аберрационная коррекция, то необходимо выбрать другие начальные параметры расчета, например, увеличить диаметр компенсатора или выбрать другие марки стекол, и произвести расчет с начала. 58 По приведенной методике рассчитаны параметры компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов БТА и Т170, см. подпункты 2.3.2.1 и 2.3.2.2. 2.2.3. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с двумя линзами Манжена Оптическая схема зеркально-линзового компенсатора с двумя линзами Манжена с ходом первого вспомогательного луча приведена на Рисунке 2.9. Рисунок 2.9. Ход первого вспомогательного луча в зеркально-линзовом компенсаторе с двумя линзами Манжена Методика расчета компенсатора: 1. Выполняем расчет параметров компенсатора на базе теории аберраций третьих порядков. Исходными данными для расчета компенсатора являются: параметры контролируемой асферической поверхности: R0, e2, D, D0, kэ; параметры, задаваемые из конструктивных соображений: толщина d1, d5 и показатель преломления n1, n5 линз. На первом этапе расчета линза считается тонкой, поэтому условия нормировки первого вспомогательного луча имеют следующий вид: α1 = α2 = α6 = α7 = α8 = 0, n1 = n5 = n7= 1, h1 = h2 = h3 = - h8 ∙kэ, α3 = α > 0, n3 = n8 =- n2, h4 = h5 = h6 = h7 = h8 = s’F’, (2.17) 59 α4 = α3 ∙ n1, n4= n7 = n9 =- 1, α5 = α4 ∙ n1 / n2, n5 = - n6. s’F’k ≈-Dk ∙R0/D. α9 = 1, Используя выражения (2.11) можно записать следующие соотношения r2 2h2 / 3 , (2.18) r8 h8 (1 n1 ) . (2.19) Так как радиусы кривизны второй и восьмой поверхности совпадают, то, используя выражения (2.18), (2.19) получаем выражение для угла α3 3 2k э /( n1 1) . (2.20) Тогда, учитывая выражение (2.20), первая сумма Зейделя через параметры первого вспомогательного луча выражается следующим образом: 3 3 3 2 k э n1 2 kэ 2 kэ h8 k э n1 1 n1 2 h8 n1 3 1 n 2 S I h8 k э n1 1 4 n1 1 n1 1 3 2 k э n1 h8 n1 1 4 n 1 n2 2 n h8 1 n1 1 (2.21) 2 . Необходимо выбрать марки стекол линз и определить значение h8. h8 S IN 3 2 kэ n3 n n k э 1 n1 (1 n12 ) n13 (1 n2 ) 1 2 1 4n2 n1 1 4 n1 1 2 . (2.22) После вычисления значения h8, зная углы αk (k=1, 2, 3, 4, 5), определяются радиусы кривизны каждой поверхности и воздушные промежутки между ними. Значение воздушного промежутка d6 выбирается таким образом, чтобы была возможность объединить зеркало 1 и линзу 3. 2. После определения всех конструктивных параметров компенсатора выполняем анализ полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей с учетом реальных аберраций. 3. Так как система имеет значительные аберрации высших порядков, происходит нарушение исходной аберрационной коррекции. В связи с этим производится оптимизация компенсационной системы. 60 Наиболее эффективной, по мнению автора, является следующая оптимизационная модель: PAR(*)=C/2, C/4, C/5, D/3, D/8; PARF(*)=C/2, C/2, C/2, C/4, C/4, C/4, C/5, D/3, D/3, D/3, D/8; PARC(*)=C/8, C/10, C/16, C/6, C/12, C/14, C/13, D/6, D/11, D/14, D/9; CC(*)=1, 1, 1, 1, 1, 1, 1, -1, 1, -1, -1; INF(*)=AS/1, AS/7, D/3; AS>(1)=св1; AS>(7)=св7; D>(3)=т3; EQF(*)=VG0, SG’/6/F, SG’; EQF#(*)=-1, 0, 0; MF(*)=CWZ/0020, CWZ/0040, CWZ/0060, CWZ/0080, CWZ/00A0, CWZ/00C0; Рекомендуется задавать ограничения на световые высоты и воздушные промежутки, которые определяются исходя из результатов предыдущего цикла оптимизации, и могут изменяться от цикла к циклу. Если после оптимизации не достигается требуемая аберрационная коррекция, то необходимо выбрать другие параметры линз, марки стекол и толщины, и произвести расчет с начала. Рассчитаны конструктивные параметры компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал телескопа Т170 (подпункт 2.3.3.1). 2.2.4. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с корректором в виде одиночной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью Для расчета конструктивных параметров зеркально-линзового компенсатора с линзовым корректором, расположенным в близи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, оптическая схема которого показана на Рисунке 2.5 а, рассмотрим две системы: трехкомпонентный зеркально-линзовый компенсатор, 61 (Рисунок 2.10 а), одиночную плоско-выпуклую линзу с предметом на конечном расстоянии s5 (Рисунок 2.10 б). а б в Рисунок 2.10. Оптическая схема с ходом первого вспомогательного луча: а ‒ трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора; б – одиночной плосковыпуклой линзы; в – зеркально-линзового компенсатора с корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, где З-Л – трехкомпонентный зеркально-линзовый компенсатор, Л – плоско-выпуклая линза Для описания продольной сферической аберрации этих систем ограничимся продольными сферическими аберрациями третьего и пятого порядков: s' s' III s'.V , (2.23) В работе [70] показано, что продольная сферическая аберрация третьего порядка имеет следующий вид: 62 s' III . 0,5 S I (sin 2 ' ) / n' ' 4 , (2.24) где σ’ – выходной апертурный угол. При описании аберраций высших порядков, ограничимся аберрациями пятых порядков. Г.Г. Слюсаревым Тогда, в в работе соответствии [62], с формулой, приближенное приведенной значение продольной сферической аберрации пятого порядка может быть записано в следующем виде: s'V 1 3 sin 4 ' 1 rk q k6 5 5 , 6 40 n' ' n' k nk (2.25) где qk ( ' k k ) /(1 / n' k 1 / nk ) – нуль-инвариант поверхности k. Продольная сферическая аберрация трехкомпонентного зеркально- линзового компенсатора имеет следующий вид: 3 (h2 h1 ) h2 n 2 3 5 (h2 h1 ) h2 n (n 5 1) 4 s' з л 0.5 sin 2 ' sin ' , 4 16 (n 1) 2 40 (n 1) 5 (2.26) где значения α, h1, h2, n – определены в п.2.2.1, апертурный угол на выходе компенсатора σ'=σКП, σКП ‒ угол наклона нормали контролируемой поверхности к оптической оси. Рассмотрим одиночную плоско-выпуклую линзу с линейным увеличением βл предметом на конечном расстоянии s5. Условия нормировки первого вспомогательного луча для предмета, находящегося на конечном расстоянии: α6=βл, n5=1. h5=s5∙βл <0, α7= α6/n6, n 6 = n л, h6= h5 - d5∙α7= βл ∙(s5 - d5/n6)<0, α8=1, n7=1, -s5= -sл>0. (2.27) Радиус кривизны второй по ходу лучей поверхности линзы определяется в соответствии с формулой: rл 2 л ( s л n л d л ) (1 n л ) . n л (1 л ) (2.28) Тогда, в соответствии с формулами (2.23), (2.24), (2.25), (2.28) и условиями нормировки первого вспомогательного луча (2.27), продольная сферическая аберрация линзы: 63 sin 2 ' л4 s л (1 n л2 ) л s л n л d л (n л л ) 2 (n л2 л ) s' л 2 n л2 n л3 (n л 1) 2 3 sin 4 ' л ( s л n л d л ) (n л л ) 6 (n л5 1) 40 n л6 (1 л ) (1 n л ) 5 . (2.29) На Рисунке 2.11 приведены графики зависимости продольной сферической аберрации ∆s’л линзы от линейного увеличения βл при разных значениях смещения sл линзы относительно центра кривизны контролируемой поверхности. а б в г Рисунок 2.11. Зависимости ∆sˊЛ (βЛ) для контролируемых зеркал с относительным отверстием 1:4 (а), 1:2,78 (б), 1:1,95 (в), 1:1,5 (г) при sЛ равным: 0 мм (1); -30 мм (2); -50 мм (3); -100 мм (4) Объединяем полученные системы: трехкомпонентный зеркально- линзовый компенсатор и одиночную плоско-выпуклую линзу (Рисунок 2.10 в). 64 Одиночная линза является корректором, смещенным относительно каустики на s5. При этом выходной апертурный угол должен оставаться равным σ’. Для линейного увеличения линзы, находящейся в однородной среде, в параксиальной области справедливо следующее выражение [70]: л 1/ л , где л tg / tg ' – угловое увеличение линзы. С достаточной точностью приближения можно допустить, что: sin л л sin ' , (2.30) где βл ‒ линейное увеличение линзового корректора. Используя правила сложения аберраций, получаем общую продольную сферическую аберрацию системы: s' s' з л. л2 s' л , где (2.31) 3 (h2 h1 ) h2 n 2 3 5 (h2 h1 ) h2 n (n 5 1) 4 s' з л 0.5 sin 2 ' з л sin ' з л 4 16 (n 1) 2 40 (n 1) 5 ‒ продольная сферическая аберрация трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора, у которого выходной апертурный угол ' з л л , s' л ‒ продольная сферическая аберрация линзового корректора, у которого входной апертурный угол σл, а выходной апертурный угол σ'= σКП. Как уточняется в работе [70] формула (2.31) является приближенной. Однако, для этого этапа расчета системы ее точность вполне достаточна. После соответствующих преобразований выражения (2.31) получаем выражение для продольной сферической аберрации всей системы: 3 (h2 h1 ) h2 n 2 s ' 0.5 л4 sin 2 ' 4 (n 1) 2 5 (h2 h1 ) h2 n (n 5 1) 3 л6 sin 4 ' 40 16 (n 1) 5 sin 2 ' л4 s л (1 n л2 ) л s л n л d л (n л л ) 2 (n л3 л ) 2 n л3 (nk 1) 2 . 3 sin 4 ' л ( s л n л d л ) (n л л ) 6 (n л5 1) 40 n л6 (1 л ) (1 n л ) 5 Или, учитывая формулы (2.24), (2.25), (2.26) и (2.29), получаем: (2.32) 65 s' s' III .З Л л4 s'V .P K л6 s' л . Видно, что линза с линейным (2.33) увеличением βл, добавленная к трехкомпонентному зеркально-линзовому компенсатору и смещенная из центра кривизны контролируемой поверхности, увеличивает продольную аберрацию трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора третьего и пятого порядков пропорционально четвертой и шестой степени линейного увеличения βл, соответственно. Как видно по графикам, приведенным на Рисунках 2.11, линза, не смещенная или незначительно смещенная из центра кривизны контролируемой поверхности, имеет очень малое значение продольной сферической аберрации, и при суммировании аберраций по формуле (2.33) им можно пренебречь. Таким образом, методика расчета компенсатора заключается в следующем: 1. Выполняем расчет параметров трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора по методике, приведенной в П. 2.2.1. 2. На основании специализированное тригонометрического программное обеспечение, расчета, например используя «ОПАЛ», определяем значения продольной сферической аберрации Δs'з-л и продольной сферической аберрации третьего порядка Δs'III.з-л. 3. Если предположить, что основной вклад в продольную сферическую аберрацию высших порядков вносят аберрации пятых порядков, то значение продольной аберрации пятых порядков определяется как: s'V . з л s' з л s' III . з л . 4. (2.34) Задаем смещение линзового корректора s5 относительно центра кривизны контролируемой поверхности. При этом, как было отмечено выше, при небольших смещениях линзового корректора относительно центра кривизны контролируемой поверхности, его продольной сферической аберрацией Δs’л можно пренебречь. 5. Записываем функцию f ( л ) s' III .З Л л4 s'V .P K л6 s' КП , (2.35) 66 где Δs’кп ‒ продольная сферическая аберрация нормали контролируемой поверхности. 6. Определяем значение βл, при котором функция f(βл,) принимает минимальное значение. 7. По формуле (2.28) определяем радиус кривизны второй по ходу лучей поверхности линзы. 8. Местоположения линзового корректора относительно зеркально-линзового компенсатора d4 и всего зеркально-линзового компенсатора относительно контролируемой поверхности d6 определяются по следующим формулам: d 4 s' F 'З. Л . s л , d 6 R0 d л л / n л s л л . 9. (2.36) (2.37) После определения всех конструктивных параметров компенсатора выполняем оптимизацию системы. Исследования показали, что наиболее эффективной является следующая оптимизационная модель: PAR(*)=C/1, C/2, C/4, C/6, D/1,D/4, D/6; PARF(*)=C/1, C/2, C/4, C/6, D/1,D/4, D/6; PARC(*)=C/13, C/12, C/10, C/8, D/12,D/9, D/7; CC(*)=1, 1, 1, 1, -1, -1,-1; EQF(*)=VG0, SG’, SG’/2/F; EQF#(*)=-1, 0, 0; MF(*)=CWZ/0020, CWZ/0040, CWZ/0060, CWZ/0080, CWZ/00A0, CWZ/00C0; При необходимости рекомендуется задавать ограничение на значение световой высоты на первой поверхности, которое определяется, исходя из результатов предыдущего цикла оптимизации, и изменяется от цикла к циклу. Если после оптимизации не достигается требуемая аберрационная коррекция, то необходимо выбрать другие начальные параметры расчета, например, величину смещения линзового корректора относительно каустики или его линейное увеличение, и произвести расчет с начала. 67 По приведенной методике рассчитаны конструктивные параметры компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов БТА, Т170, 2-m Wendelstein Fraunhofer и TNT (см. подпункты 2.3.4.1, 2.3.4.2, 2.3.4.3, 2.3.4.4). 2.2.5. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с корректором в виде склеенной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью Исследования показали, что в зеркально-линзовых компенсаторах для контроля формы поверхности высокоапертурных асферических зеркал более эффективным коррекционным элементом является склеенная линза (Рисунок 2.5 б), которая имеет больше коррекционных параметров, чем одиночная линза. Рассмотрим также 2 системы: трехкомпонентный зеркально-линзовый компенсатор, конструктивные параметры которого определены по методике в пункте 2.2.1, склеенную плоско-выпуклую линзу с предметом на конечном расстоянии s5. В случае если линзовым корректором является склеенная линза, у которой первые две по ходу лучей поверхности плоские, то условия нормировки первого вспомогательного луча примут следующий вид: α6=βл, n5=1, h5= s5∙α6=s5∙βл>0, α7= α6/n6, n6, h6= h5 - d5∙α7=s5∙βл –d5∙βл/n6, α8= α6/n7, n7, h7= h6 – d6∙α8= s5∙βл - d5∙βл/n6 – d6∙βл/n7, α9=1, n7=1, -s5=sл>0. (2.38) Радиус кривизны третей по ходу лучей поверхности линзы определяется по следующей формуле: rл 3 л ( s л n6 n7 d 5 d 6 ) (1 n7 ) . (1 л ) n6 n7 (2.39) 68 Оптические схемы систем с ходом первого вспомогательного луча показаны на Рисунках 2.12 а, 2.12 б. а б в Рисунок 2.12. Оптическая схема с ходом первого вспомогательного луча: а ‒ трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора; б – плоско-выпуклой склеенной линзы; в – зеркально-линзового компенсатора с корректором в виде склеенной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, где З-Л – трехкомпонентный зеркально-линзовый компенсатор, Л – плоско-выпуклая склеенная линза Продольная сферическая аберрация такой склеенной линзы, с учетом аберраций третьего и пятого порядков, имеет следующий вид: 69 s' л sin 2 ' л4 ( s л n63 (1 n72 ) d 5 (n72 n62 )) л ( s л n6 n7 d 5 d 6 ) (n72 л ) (n7 л ) 2 2 n63 n72 n6 n73 (n7 1) 2 . (2.40) 3 sin ' л ( s5 n6 n7 d 5 d 6 ) (n7 л ) (n 1) 40 n6 n76 (1 л ) (1 n7 ) 5 4 6 На Рисунке 2.13. 5 7 приведены графики зависимости продольной сферической аберрации ∆s’л линзового корректора от линейного увеличения βл для контролируемого зеркала с относительным отверстием 1:1 при различных значениях смещениях sл линзового корректора относительно каустики. а б Рисунок 2.13. Зависимости ∆sˊЛ(βЛ) для контролируемого зеркала с относительным отверстием 1:1,25 (а), 1:1(б) при sЛ равным: 0 мм (1); 100 мм (2); 200 мм (3); 300 мм (4); 400 мм (5) Исследования показали, что в компенсаторах для контроля формы поверхности высокоапертурных асферических зеркал более эффективное действие линзового корректора наблюдается при больших смещениях его относительно центра кривизны контролируемой поверхности. В этом случае, как видно из графиков на Рисунке 2.13, продольная аберрация линзового корректора вносит существенный вклад в продольную аберрацию всего зеркально-линзового компенсатора, которая определяется в соответствии с выражением (2.33). 70 Таким образом, методика расчета зеркально-линзового компенсатора с корректором в виде склеенной линзы, расположенным вблизи области каустики, аналогична методике расчета, приведенной в п. 2.2.4: 1. Выполняем расчет трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора по методике, приведенной в пункте. 2.2.1. 2. На основании специализированное тригонометрического программное обеспечение, расчета, используя например «ОПАЛ», определяем значения продольной сферической аберрации Δs'з-л и продольной сферической аберрации третьего порядка Δs'III.з-л. 3. Если предположить, что основной вклад в продольную сферическую аберрацию высших порядков вносят аберрации пятых порядков, то по формуле (2.34) определяем значение Δs’V.з-л. 4. Задаем смещение линзового корректора s5 относительно центра кривизны контролируемой поверхности. 5. Записываем функцию f ( л ) s' III .З Л л4 s'V .P K л6 s'л s' КП . 6. (2.41) Определяем значение βл, при котором функция f(βл,) принимает минимальное или близкое к минимальному значение. 7. По формуле (2.39) определяем радиус кривизны второй по ходу лучей поверхности линзы. 8. По формуле (2.36) определяем местоположение линзового корректора относительно Местоположение трехкомпонентного линзового зеркально-линзового корректора относительно компенсатора. контролируемой поверхности (d7) определяем по формулам: d 7 R0 s л л d 5 л / n6 d 6 л / n7 . (2.42) После определения всех конструктивных параметров компенсатора производим оптимизацию полученной компенсационной системы. Так как при оптимизации высокоапертурные зеркала целесообразнее описывать через имитатор асферической поверхности, то, как было указано 71 выше, оптимизацию рекомендуется проводить в 2 этапа. На первом этапе производится оптимизация компенсационной системы, в которой контролируемая асферическая поверхность задана через имитатор. В этом случае наиболее эффективная оптимизационная модель выглядит следующим образом: PAR(*)=C/3, C/4, C/5, C/6, C/7, C/8, C/9, D/2, D/5, D/8; INF(*)=AS/7, AS/9; AS>(7)=св3; AS>(9)=св6; EQF(*)=SG’/7/F, SG’; EQF#(*)=0,0; MF(*)=CWZ/0020, CWZ/0040, CWZ/0060, CWZ/0080, CWZ/00A0, CWZ/00C0; В связи с тем, что существующие программы расчета оптических систем позволяют вводить показатели преломления с точностью до 6 знака, появляется погрешность в поверхности. Для описании имитатора устранения этой контролируемой ошибки необходимо асферической производить оптимизацию полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей. Наиболее эффективной, по мнению автора, является следующая оптимизационная модель: PAR(*)=C/1,C/2,C/3,C/4,C/5,C/6,C/7,D/4,D/7,D/1; PARF(*)=C/1,C/2,C/3,C/4,C/5,C/6,C/7,D/4,D/7,D/1; PARC(*)=C/12,C/14,C/13,C/12,C/11,C/10,C/9,D/11,D/8,D/14; CC(*)=1,1,1,1,1,1,1,-1,-1,-1; EQF(*)=VG0,SG’; EQF#(*)=-1,0; MF(*)=CWZ/0*0; Если после оптимизации не достигается требуемая аберрационная коррекция, то необходимо выбрать другие начальные параметры расчета, например, смещение линзового корректора. В некоторых случаях является целесообразным изменение линейного увеличения βл линзового корректора 72 таким образом, чтобы функция f(βл) была немного смещена из области минимума. В этом случае оптимизация будет проходить более эффективно. По приведенной методике рассчитаны конструктивные параметры компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов БТА, Т170, 2-m Wendelstein Fraunhofer, TNT, MMT и VISTA, см. подпункты 2.3.5.1, 2.3.5.2. 2.2.6. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной внутри компенсатора Принцип расчета зеркально-линзового корректором, расположенным вблизи компенсатора с линзовым области каустики, локализованной внутри компенсатора, аналогичен расчету зеркально-линзового компенсатора с корректором в виде одиночной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, приведенному в пункте 2.2.4. Пусть линзовым корректором является выпукло-плоская линза (см. Рисунок 2.14 б). Тогда условия нормировки первого вспомогательного луча: α3=βл, n2=-1, d3=-dл<0 , s2=sл<0, α4= 1/nл, n3=- nл, h2л=sл - dл , α5= 1, n4=-1, h3л=sл - dл ∙(nл -1)/nл. (2.44) где sл – смещение линзового корректора толщиной dл из стекла с показателем преломления nл относительно каустики. Радиус кривизны первой по ходу лучей поверхности линзы r л1 ( s л n л d л (n л 1)) (1 n л ) . n л ( л 1) (2.45) Оптическая схема зеркально-линзового компенсатора с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной 73 внутри компенсатора, и оптическая схема линзового корректора с ходом первого вспомогательного луча показаны на Рисунке 2.14. а б в Рисунок 2.14. Оптическая схема с ходом первого вспомогательного луча: а ‒ трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора; б – выпукло-плоской линзы; в – зеркально-линзового компенсатора с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной внутри компенсатора Предположим, что наибольший вклад в продольную сферическую аберрацию высших порядков вносит аберрация пятых порядков. Тогда функция f(βл) имеет следующий вид: f ( л ) s'1.III л4 243 s'1.V л6 263 s' л.III 243 s' л.V 263 s' 23 s' КП , где ∆s’1 III, ∆s’1 V (2.46) – продольная сферическая аберрация третьего и пятого порядков зеркала 1; ∆s’л III , ∆s’л V – продольная сферическая аберрация третьего 74 и пятого порядков линзового корректора; ∆s’2-3 III, ∆s’2-3 V – продольная сферическая аберрация третьего и пятого порядков системы, состоящей из зеркала 2 и линзы 3; β2-3=α2 – линейное увеличение системы, состоящей из зеркала 2 и линзы 3. В соответствии с условиями нормировки (2.44) продольная сферическая аберрация линзового корректора s' л ( ) sin 2 ' ( s л n л d л n л d л ) (1 л n л ) 2 (n л2 л 1) ( s л л n л d л ) (1 n л2 ) 2 n л3 (n л 1) 2 n л3 . (2.47) 3 sin '( s л n л d л n л d л ) л ( л n л 1) (n 1) 40 n л6 ( л 1) (n л 1) 5 4 6 5 л Запишем функцию fл(βл) f л ( л ) s' л.III 243 s' л.V 263 . На Рисунке 2.15 приведены графики функции fл(βл) при разных значениях смещения sл линзы относительно каустики. а б Рисунок 2.15. Зависимости fл(βл) для контролируемых зеркал с относительным отверстием 1: 4 (а), 1: 2,78 (б) при sЛ: 1 – 5 мм; 2 – 0 мм; 3 – -5 мм; 4 – -10 мм Анализ формулы (2.46) показал, что продольная сферическая аберрация третьего и пятого порядков линзового корректора, увеличиваются пропорционально четвертой и шестой степени линейного увеличения системы, состоящей из зеркала 2 и линзы 3. Однако, так как значение линзового корректора при небольших смещениях значительно меньше аберраций 75 трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора, то значениями аберраций линзового корректора можно пренебречь. Тогда функция f(βл) примет следующий вид: f ( л ) s'1.III л4 243 s'1.V л6 263 s' 23 s' КП . Таким образом, методика расчета компенсатора (2.48) заключается в следующем: 1. Выполняем расчет конструктивных параметров трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора по методике, приведенной в пункте 2.2.1. 2. На основании специализированное тригонометрического программное обеспечение, расчета, например используя «ОПАЛ», определяем значения продольной сферической аберрации Δs'1, Δs'2-3 . 3. Задаем смещение линзового корректора s5 относительно центра кривизны контролируемой поверхности. 4. В соответствии с формулой (2.48) Записываем функцию f(βл) 5. Определяем значение βл, при котором функция f(βл,) принимает минимальное или близкое к нему значение. 6. По формуле (2.45) определяем радиус кривизны первой по ходу лучей поверхности линзы. 7. Местоположение линзового корректора относительно зеркал 1 и 2 определяем по следующим формулам: d1 (s' F '1 s л d л ) л , (2.49) где s' F '1 h1 – задний фокальный отрезок зеркала 1 трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора. d3 sF 2 s л d л , (2.50) где s F 2 h2 – передний фокальный отрезок зеркала 2 трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора. После определения всех конструктивных оптимизацию компенсационной системы. параметров выполняем 76 Наиболее успешными, по мнению автора, являются следующие оптимизационные модели: PAR(*)=C/3, C/5, C/7, C/8, D/2, D/5, D/7; INF(*)=AS/1, …, AS/kn; AS>(1)=св1; … AS>(kn)=свn; EQF(*)=SG’, SG’/4/F; EQF#(*)= 0, 0; MF(*)=CWZ/00*0; PAR(*)=C/1, C/2, C/4, C/6, D/1, D/3, D/6; PARF(*)=C/1, C/2, C/4, C/6, D/1, D/3, D/6; PARC(*)=C/13, C/12, C/10, C/8, D/12, D/10, D/7; CC(*)=1, 1, 1, 1, -1, -1, -1; INF(*)=AS/1, …, AS/kn; AS>(1)=св1; … AS>(kn)=свn; EQF(*)=VG0, SG’, SG’/4/F; EQF#(*)=-1, 0, 0; MF(*)=CWZ/00*0; Первая модель используется при оптимизации системы, в которой контролируемая поверхность задана через имитатор асферической поверхности, вторая – при оптимизации системы в автоколлимационном ходе лучей. Рекомендуется задавать ограничения на световые высоты, которые определяются, исходя из результатов предыдущего цикла оптимизации, и могут изменяться от цикла к циклу. 77 В некоторых случаях наиболее эффективной оптимизационной моделью является модель №2: PAR(*)=C/3, C/4, C/5, C/6, C/7, C/8, D/2, D/5, D/7; INF(*)=AS/1, …, AS/kn; AS>(1)=св1; … AS>(kn)=свn; EQF(*)=SG’, SG’/4/F; EQF#(*)= 0, 0; MF(*)=CWZ/00*0; В процессе оптимизации также рекомендуется задавать ограничения на световые высоты, которые определяются исходя из результатов предыдущего цикла оптимизации, и могут изменяться от цикла к циклу. По приведенной методике рассчитаны конструктивные параметры компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов Т170 и БТА (см. подпункты 2.3.6.1 и 2.3.6.2). 2.3. Результаты расчетов параметров новых зеркально-линзовых компенсационных систем 2.3.1. Компенсационная система с трехкомпонентным зеркальнолинзовым компенсатором 2.3.1.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА Исходные данные для расчета: R0=48000 мм, e2=1, D=6000 мм, D0=2000 мм, kэ=1/3; параметры, задаваемые из конструктивных соображений: d3=20 мм, n4=1,514661 (стекло К8 при λ=632,8 нм), Dk ≤20 мм. Используя выражение (2.10) и условия нормировки (2.9), определяем значения углов и высот первого вспомогательного луча. 78 α1=α3=α4=0, α5=1, α2=9,775 h2=150, h1=-h2∙kэ=-50. По формулам (2.11), (2.12), (2.13) кривизны каждой поверхности, вычисляем значения радиусов воздушные промежутки и положение компенсатора относительно контролируемой поверхности d4≈48150мм. Конструктивные параметры полученного компенсатора: Воздух r1=-10,23015 d1=-20,46298 - Воздух r2=30,69045 d2=21 Воздух r3=0 d3=20 К8 Воздух r4=-77,19915 Анализируем полученную систему с учетом реальных аберраций. Остаточная волновая аберрация компенсационной автоколлимационном ходе лучей составляет значительно превышает допустимое системы в Δl≈190λ (λ=632,8 нм), что значение, поэтому необходима после оптимизации оптимизация системы. Конструктивные параметры полученного компенсатора: Воздух r1=-8,012 d1=-19,434 - Воздух r2=30,856 d2=156,171 Воздух r3=228,674 d3=20 К8 r4=-116,906 Воздух Конструктивные параметры, ход лучей и аберрации полученной компенсационной системы приведены в Приложении П. 2.1. При диаметре компенсатора Dкомп≈20 мм остаточная волновая аберрация системы составляет 79 Δl≈λ/150 (λ=632,8 нм), что намного меньше заданного значения. Однако положение зеркала 1 относительно линзы 3 не позволяет объединить эти компоненты, в связи с чем, для установки зеркала 1 в конструкции необходимо будет применение спайдеров. 2.3.1.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 Аналогично рассчитывается компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170. В Приложении П. 2.2 приведены параметры полученной системы. При диаметре компенсатора Dкомп≈30мм компенсационной системы составляет остаточная волновая аберрация Δl≈λ/25 (λ=632,8 нм), что вполне допустимо. Однако положение зеркала 1 относительно линзы 3 не позволяет объединить эти компоненты, в связи с чем, в конструкции необходимо будет применение спайдеров. 2.3.1.3. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA Исходные данные для расчета: R0=8094мм, e2=1,129792, D=4000мм, D0=1200мм, kэ=0,3; параметры, задаваемые из конструктивных соображений: d3=40мм, n4=1,514661 (стекло К8 при λ=632,8 нм), Dk ≤300мм. Вычисляем значения радиусов кривизны и воздушных промежутков. Воздух r1=-132,089 d1=-286,193 - Воздух r2=440,296 d2=320 Воздух r3=0 d3=40 К8 r4=-308,797 Воздух Для анализа и автоматизированной коррекции компенсационной системы для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA 80 контролируемую поверхность целесообразно описывать через имитатор гиперболической поверхности, оптическая схема которого показана на Рисунке 2.1. Используя выражения (2.2) - (2.4), определяем параметры имитатора гиперболической поверхности: Воздух r1=0 d1=62361,3166 n=1,062917 Воздух r2=8094 Положение предмета s=66284,88 мм. Конструктивные параметры, ход лучей и аберрации имитатора главного зеркала телескопа VISTA представлены в Приложении П. 1. Анализ компенсационной системы с учетом реальных аберраций показал, что остаточная волновая аберрация системы составляет Δl=1930λ (λ=632,8 нм), что значительно превышает допустимое значение, поэтому необходима автоматизированная коррекция системы. Остаточная волновая аберрация компенсационной системы, полученной после оптимизации, составляет Δl=13λ, что также превышает допустимое значение, а значит, компенсаторы такого типа не пригодны для контроля формы поверхности зеркал с относительным отверстием 1:1. 2.3.2. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с линзой Манжена 2.3.2.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА Исходные данные для расчета: R0=48000мм, e2=1, D=6000 мм, D0=1200 мм, kэ=0,3; параметры компенсатора, задаваемые из конструктивных соображений: d3=d5=25мм, n4=n6=1,609552 (Ф1, λ=632,8нм), Dk =75 мм. Тогда h2=600, h1=-200. В соответствии с формулой (2.16) определяем значения первого вспомогательного луча α2= 4,53, а затем, в соответствии с формулами (2.11), 81 (2.12) ‒ значения радиусов кривизны поверхностей и воздушных промежутков. Положение компенсатора относительно контролируемой поверхности вычисляем в соответствии с формулой (2.13). Пусть воздушный промежуток d4 = 200 мм. d6=48379,244 мм. Воздух r1 = -79,46735 d1 = -172,17927 - Воздух r2 = 0 d2 = -25 - Ф1 r3 = 426,35613 d3 = 25 Ф1 r4 = 0 d4 = 200 Воздух r5 = 0 d3 = 25 Ф1 Воздух r6 = -365,7312 Анализ системы с учетом реальных аберраций показал, что остаточная волновая аберрация в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl=226λ, что значительно превышает оптимизация системы. допустимое Параметры значение, поэтому необходима полученного после оптимизации компенсатора: Воздух r1 = -52,7019 d1 = -80,633 - Воздух r2 = -39,2981 d2 = -25 - Ф1 r3 = -182,3941 d3 = 25 Ф1 r4 = 39,2981 d4 = 186,2470 Воздух r5 = 433,9451 d5 = 25 Ф1 r6 = -222,9564 Воздух При диаметре компенсатора Dk≈30 мм остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы составляет Δl=λ/300, что значительно меньше требуемой. Воздушный промежуток между зеркалом 1 и линзой 3 не превышает 106 мм. Конструктивные параметры и аберрации полученной компенсационной системы приведены в Приложении П. 3.1. 82 2.3.2.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 Аналогичным образом рассчитывается компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170. В Приложении П. 3.2. приведены конструктивные параметры, ход лучей и аберрации полученной компенсационной системы. При диаметре компенсатора Dk≈46 мм остаточная волновая аберрация полученной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl≈λ/25, что соответствует требованиям технического задания. Воздушный промежуток между зеркалом 1 и линзой 3 не превышает 23 мм. 2.3.3. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с двумя линзами Манжена 2.3.3.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 Исходные данные для расчета компенсатора: R0=9444,44 мм, e2=1,05389, D=1700 мм, D0=660 мм, kэ=0,388; параметры, задаваемые из конструктивных соображений: n=1,609552 (Ф1 при =632,8 нм), толщины линз d1=25 мм, d5=25 мм. Определяем значение h8, в соответствии с формулой (2.22), используя условия нормировки (2.17), а затем, зная углы αk , по формулам (2.11), (2.12) радиусы кривизны каждой поверхности и воздушные промежутки между ними. Воздух r1 = 0 d1 = 25 Ф1 r2 = -392,0903 d2 = -25 - Ф1 r3 = 0 d3 = -435,53109 - Воздух r4 = 0 d4 = -25 - Ф1 r5 = 1009,92957 d5 = 25 Ф1 r6 = 0 d6 = -435,53109 Воздух 83 r7 = 0 d7 = 25 Ф1 Воздух r8= -392,0903 Анализ системы с учетом реальных аберраций показал, что остаточная волновая аберрация этой системы составляет Δl≈114λ, что значительно превышает заданное значение, поэтому необходима автоматизированная коррекция системы. Параметры полученного после оптимизации компенсатора: Воздух r1 = 0 d1 = 25 Ф1 r2 = -255,390 d2 = -25 - Ф1 r3 = 0 d3 = -500 - Воздух r4 = -162,287 d4 = -25 - Ф1 r5 = -586,764 d5 = 25 Ф1 r6 = -162,287 d6 = -500 Воздух r7 = 0 d7 = 25 Ф1 Воздух r8= -255,390 При диаметре компенсатора Dk≈76 мм остаточная волновая аберрация составляет Δl=λ/13, что немного хуже заданного значения. Конструктивные параметры, ход лучей и аберрации полученной компенсационной системы приведены в Приложении П. 4. 2.3.4. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с корректором в виде одиночной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью 2.3.4.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА Исследования показали, что в зеркально-линзовом компенсаторе с корректором вблизи области каустики для контроля формы поверхности зеркал 84 с относительным отверстием от 1:4 до 1:1,5 в виде коррекционного элемента может быть использована одиночная линза 4 (см. Рисунок 2.10). Выполняем компенсатора по трехкомпонентного расчет трехкомпонентного методике, приведенной зеркально-линзового в зеркально-линзового пункте компенсатора 2.2.1. Расчет приведен в подпункте 2.3.1.1. На основании тригонометрического расчета, используя специализированное программное обеспечение, например «ОПАЛ», находим: ∆s’IIIз-л=-94,903, ∆s’з-л=-42,773. Тогда по формуле (2.34) вычислем ∆s’в.п.з-л =∆s’IIIз-л - ∆s’IIIз-л =-52,13. Продольная сферическая аберрация контролируемого зеркала ∆s’КП =93,75. Параметры линзового корректора, задаваемые из конструктивных соображений: nл=1.514661 (стекло К8), dл=20 мм. Пусть смещение линзы относительно каустики sл=-30. В соответствии с выражением (2.35) записываем функцию f ( л ) 94.903 л4 52,13 л6 93,75 . График функции f(βл) показан на Рисунке 2.16. Рисунок 2.16. Функция f(βл) при sл=-30 Функция f(βл) принимает минимальное значение при βл=1,11. 85 По формуле (2.28), (2.36) и (2.37) определяем радиус кривизны rл2 второй по ходу лучей поверхности линзы и местоположение линзового корректора относительно зеркально-линзового компенсатора и контролируемой поверхности, d4 и d6 соответственно: rл2=-224,337, d4=180, d6=47952,043. На основании тригонометрического расчета определяем продольную сферическую аберрацию линзы ∆s’л=-0,0213. Полученное значение значительно меньше продольной сферической аберрации, вносимой трехкомпонентным зеркально-линзовым компенсатором, а значит, предположение о том, что им можно пренебречь, было сделано правильно. Конструктивные параметры компенсатора: Воздух r1 = -10,23 d1 = -20,46 - Воздух r2 = 30,69 d2 = 25 Воздух r3 = 0 d3 = 20 K8 r4 = -77,199 d4 = 180 Воздух rл1= 0 dл = 20 K8 Воздух rл2= -224,337 Остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl≈17λ, где λ=632,8нм, что значительно превышает требуемое значение, поэтому необходима оптимизация системы. Рекомендуемая оптимизационная модель приведена в пункте 2.2.1. Параметры полученного после оптимизации компенсатора: Воздух r1 = -4,1119 d1 = -21,0146 - Воздух r2 = 37,9174 d2 = 25 Воздух r3 = 0 d3 = 20 K8 r4 = -76,2545 d4 = 177,8294 Воздух rл1 = 0 dл = 20 K8 rл2= -117,6282 Воздух 86 Остаточная волновая аберрация компенсационной системы диаметром Dкомп≈22 мм в автоколлимационном ходе лучей не превышает λ/95 (λ=632,8 нм), что удовлетворяет заданным требованиям. Конструктивные параметры и аберрации системы приведены в Приложении П. 5.1. На основании тригонометрического расчета определяем продольную сферическую и волновую аберрации отдельно трехкомпонентного зеркальнолинзового компенсатора и линзового корректора: ∆s’з-л =-25,93871, ∆lз-л =45,6847, ∆s’л =-0,06095, ∆lл =-0,0939 (Приложение П.5.1). Приведенные значения подтверждают правильность сделанного допущения о том, что аберрации линзового корректора пренебрежимо малы по сравнению с аберрациями трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора. 2.3.4.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 Аналогично рассчитывается компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170. Остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы диаметром Dкомп≈32 мм в автоколлимационном ходе лучей не превышает λ/110 (λ=632,8 нм), что удовлетворяет заданным требованиям. Конструктивные параметры и аберрации системы приведены в Приложении П. 5.2. На основании тригонометрического расчета определены продольная сферическая и волновая аберрации отдельно трехкомпонентного зеркальнолинзового компенсатора и линзового корректора: ∆s’з-л =-14,14469, ∆lз-л =48,4608, ∆s’л =-0,15279, ∆lл =-0,4876 (см. Приложение П. 5.2). Приведенные значения также подтверждают правильность сделанного допущения о том, что аберрации линзового корректора пренебрежимо малы по сравнению с аберрациями трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора. 87 2.3.4.3. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа 2-m Wendelstein Fraunhofer Аналогично рассчитывается компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа 2-m Wendelstein Fraunhofer. Остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы диаметром Dкомп≈71 мм в автоколлимационном ходе лучей не превышает λ/68 (λ=632,8 нм), что удовлетворяет заданным требованиям. Конструктивные параметры и аберрации системы приведены в Приложении П. 5.3. 2.3.4.4. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT Аналогично рассчитывается компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT. Остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы диаметром Dкомп≈75 мм в автоколлимационном ходе лучей не превышает λ/85 (λ=632,8 нм), что удовлетворяет заданным требованиям. Конструктивные параметры и аберрации системы приведены в Приложении П. 5.4. 2.3.5. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с корректором в виде склеенной линзы, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью 2.3.5.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA Исследования показали, что в зеркально-линзовом компенсаторе с корректором вблизи области каустики для контроля формы поверхности зеркал с относительным отверстием от 1:1,3 до 1:1 более эффективным коррекционным элементом является склеенная линза 4 (см. Рисунок 2.12). 88 Выполняем расчет трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора по методике, приведенной в пункте. 2.2.1. Расчет компенсатора приведен в подпункте 2.3.1.2. На основании специализированное определяем: тригонометрического программное расчета, обеспечение, например используя «ОПАЛ», ∆s’IIIз-л=-296,9845, ∆s’з-л=-164,45. Тогда по формуле (2.34) вычисляем ∆s’в.п.з-л = ∆s’IIIз-л - ∆s’IIIз-л = 132,5345. Продольная сферическая аберрация контролируемого зеркала ∆s’КП =278,6169. Параметры линзового корректора, задаваемые из конструктивных соображений: nл1=1,514661, nл2=1,609552 (К8 и Ф1), dл1=20 мм, dл2=20 мм. Пусть смещение линзы относительно каустики sл=330. Получаем функцию f ( л ) 132.5345 л6 296.9845 л4 278.6169 , график которой показан на Рисунке 2.17. Рисунок 2.17. Функция f(βл) при sл=330 При βл=1,17 функция f(βл) достигает минимального значения, но при дальнейших расчетах выявлено, что наилучшего результата можно достичь, если задать значение линейного увеличения линзового корректора, при котором функция f(βл) немного смещена из области минимума. Пусть βл=0,94. 89 По формулам (2.39), (2.36) и (2.42) определяем радиус кривизны rл3 третьей по ходу лучей поверхности линзы и воздушные промежутки d4 и d7: r7=2439,2504, d4=270, d6=8380. Выполняем оптимизацию компенсационной системы. Конструктивные параметры полученной после оптимизации системы: Воздух r1 = -6,9586 d1 = -101,9858 - Воздух r2 = 197,0129 d2 = 320,0009 Воздух r3 = 1052,1687 d3 = 40 K8 r4 = -419,4724 d4 = 274,3294 Воздух rл1 = 606,574 dл1 = 20 Ф1 rл2= 189,995 dл2 = 20 К8 rл3= -571,7973 Воздух При диаметре компенсатора Dk≈210 мм остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl≈λ/16 (λ=632,8 нм), что вполне допустимо. Конструктивные параметры, ход лучей и аберрации системы в автоколлимационном ходе лучей приведены в Приложении П. 6.1. 2.3.5.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа MMT Аналогично рассчитаны параметры компенсатора для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа MMT. При диаметре компенсатора Dk≈181 мм остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl≈λ/14 (λ=632,8 нм), что вполне допустимо Конструктивные параметры, ход лучей и аберрации системы в автоколлимационном ходе лучей приведены в Приложении П. 6.2. 90 2.3.6. Компенсационная система с зеркально-линзовым компенсатором с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной внутри компенсатора 2.3.6.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 По приведенной конструктивных в пункте параметров 2.2.1 методике выполняем трехкомпонентного расчет зеркально-линзового компенсатора. Исходные данные для расчета компенсатора: R0=9444,44мм, e2=1,05389, D=1700мм, D0=660мм, kэ=0,388; параметры, задаваемые из конструктивных соображений: d3=20мм, n4=1,609552 (стекло Ф1 при λ=632,8 нм), h2=700. По формуле (2.10) определяем угол α2=2,754, а затем по формулам (2.11), (2.12) конструктивные параметры компенсатора. Воздух r1 = -197,3839 d1 = -352,899 - Воздух r2 = 508,4131 d2 = 400 Воздух r3 = 0 d3 = 20 Ф1 r4 = -426,6864 d4 = 10144,44 Воздух Остаточная волновая аберрация системы составляет Δl≈8λ. На основании специализированное тригонометрического программное расчета, обеспечение, например используя «ОПАЛ», определяем значения продольной сферической аберрации Δs'1, Δs'2-3 . ∆s’III 1=0,7181, ∆s’1=0,70535. Тогда ∆s’в.п.1 =∆s’1 -∆s’III 1=-0,01275. ∆s’III 2-3=-34,84748 , ∆s’2-3=-31,95485. Тогда ∆s’в.п.2-3 =∆s’2-3 -∆s’III 2-3=3,89263. Продольная ∆s’КП=40,30691. сферическая аберрация контролируемого зеркала 91 Задаем смещение линзового корректора s5 =5. Параметры линзового корректора, задаваемые из конструктивных соображений: nл=1,609552 (Ф1), dл=5 мм. В соответствии с формулой (2.48) записываем функцию f(βл), график которой показан на Рисунке 2.18. f ( L7 ) 5,559 л6 41,289 л4 8,352 . Рисунок 2.18. Функция f(βл) при sл=-5 При βл=0.4 функция f(βл,) близка к минимальному значению. По формуле (2.45), (2.49) и (2.50) определяем радиус кривизны rл1 первой по ходу лучей поверхности линзы и воздушные промежутки d1 и d3. rл1=8,048, d1=-95,9578, d3=-258,2616. Конструктивные параметры системы: Воздух r1 = -197,3839 d1 = -95,9578 - Воздух rл1 = 8,048 dл = -5 -Ф1 rл2 = 0 d3 = -258,2616 -Воздух r2 = 508,4131 d2 = 400 Воздух r3 = 0 d3 = 20 Ф1 r4 = -426,6864 d4 = 10117,1328 Воздух Остаточная волновая аберрация компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl≈14λ, где λ=632,8нм, что 92 значительно превышает требуемое значение, поэтому необходима оптимизация системы. Параметры полученного после оптимизации компенсатора: Воздух r1 = -104,8124 d1 = -47,2165 - Воздух rл1 = 7,6663 dл = -5 - Ф1 rл2 = 0 d3 = -259,9858 - Воздух r4 = 513,3361 d4 = 397,7 Воздух r5 = 0 d5 = 20 Ф1 Воздух r6 = -423,2226 При диаметре компенсатора Dk≈123 мм остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl=λ/30 (λ=632,8 нм). Конструктивные параметры, ход лучей и аберрации системы приведены в Приложении П. 7.1. 2.3.6.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА Аналогично рассчитывается компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА. При диаметре компенсатора Dk≈72 мм остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl=λ/100 (λ=632,8 нм). Конструктивные параметры, ход лучей и аберрации системы приведены в Приложении П. 7.2. 93 2.4. Анализ разработанных компенсационных систем В Таблице 3 приведены габаритные размеры ряда известных и разработанных компенсаторов: диаметр D; длина L; максимальный диаметр Dmax.л. линзовых компонентов компенсатора для зеркально-линзовый компенсаторов. Таблица 3. Параметры различных компенсационных систем Параметры компенсационных систем: Dk, мм; Lk, мм; Dmax л.мм Рисунки оптических схем компенсато ров БТА (6; 1:4) 1.14 – 30; 144 – – – – – 1.15 – 136; 58 – – – – – 1.17 128; 184 – – – – – – 1.18 115; 280 – – – – – – 1.19 158; 125 – – – – – – 1.21 – – – – – – 303; 445 1.22 – – – – 270; 643 – – – – – для главных зеркал телескопов (D,м; D:f') 2-m Т170 Wendelstein TNT MMT LBT VISTA (1,7; 1:2,78) Fraunhofer (2,4; 1:1,5) (6,5; 1:1,25) (8,4; 1:1,14) (4 м, 1:1) (2,1; 1:1,95) Линзовые компенсаторы Зеркальные компенсаторы 1.25 а – 64; 400 – – Известные зеркально-линзовые компенсаторы 1.30 – 1.31 – 430; 730; – – 150 750; 1700; 750; 1850; – – – – 100 90 Новые зеркально-линзовые компенсаторы – – – 2.2. 20; 157; 8 20; 194; 21 – – – – – 2.3. 30; 320; 30 46; 450; 46 – – – – – – – – – – – – – 2.4. 2.5 а – 76; 550; 76 22; 243; 22 31; 260; 30 71; 460; 64 75; 353; 62 2.5 б – – – – 181; 676; 140 – 220; 777; 133 2.6. 72; 220; 69 123; 418; 122 – – – – – 94 Видно, что предложенные зеркально-линзовые компенсаторы имеют следующие конструктивные преимущества перед известными системами: при контроле формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием от 1:2 до 1:1 новые системы в 1,5 раза меньше по диаметру линзовых и в 2 раза меньше известных зеркально- линзовых компенсаторов; в отличие от известных зеркальных и зеркально-линзовых компенсаторов в конструкции не требуется применение спайдеров. В результате проведенных исследований, выявлено, что разработанные компенсаторы могут применяться для контроля формы поверхности ряда асферических поверхностей с различным сочетанием диаметров и эксцентриситетов (см. пунктах 2.4.1 - 2.4.4). 2.4.1. Зеркально-линзовый компенсатор с линзой Манжена Полученные зеркально-линзовые компенсаторы с линзой Манжена пригодны для контроля формы поверхности гиперболических, параболических и эллиптических зеркал с различными сочетаниями диаметров и эксцентриситетов (см. Таблицу 4). Для этого необходимо изменить воздушный промежуток между линзой Манжена 2 и линзой 3 и переместить компенсатор относительно контролируемой поверхности. Таблица 4. Параметры асферических поверхностей с D:f' = 1:4 и D:f' = 1:2,78 D, мм 2000 3000 4000 5000 6000 10000 D:f' = 1:4 R0, мм 16036,9204 23999,8511 31999,9585 39999,9383 48000 79999,9782 D:f' = 1:2,78 e2 2,99296 1,99997 1,49999 1,2 1 0,60001 D, мм 1200 1500 1700 1791,614 2000 – R0, мм 6666,6635 8333,3294 9444,44 9953,4025 11111,1059 – e2 1,49055 1,19378 1,05389 1 0,89634 – 95 Графики зависимости e2(D) возможных асферических поверхностей показаны на Рисунке 2.20. а б Рисунок 2.20. Зависимость e2(D) при D:f': а – 1:4: б – 1:2,78 2.4.2. Зеркально-линзовый компенсатор с двумя линзами Манжена Полученный зеркально-линзовый компенсатор пригоден для контроля формы поверхности гиперболических, параболических и эллиптических поверхностей с различными сочетаниями диаметров и эксцентриситетов. В Таблице 5 приведены параметры возможных асферических поверхностей. График e2(D) возможных асферических поверхностей показан на Рисунке 2.21. Таблица 5. Параметры асферических поверхностей с D:f' = 1:2,78 D, мм 1200 1500 1700 1791,546 R0, мм 6666,6635 8333,3294 9444,44 9955,3289 e2 1,49054 1,19377 1,05389 1 Рисунок 2.21. Зависимость e2(D) при D:f' = 1:2,78 96 2.4.3. Зеркально-линзовый компенсатор с корректором в виде одиночной линзы, расположенной вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью Полученные зеркально-линзовые компенсаторы пригодны для контроля формы поверхности асферических поверхностей второго порядка с различными сочетаниями диаметров переместить корректор и 4 эксцентриситетов. относительно Для этого трехкомпонентного необходимо зеркально- линзового компенсатора и переместить весь компенсатор относительно контролируемой поверхности. В Таблице 6 приведены параметры возможных асферических поверхностей. Таблица 6. Параметры асферических поверхностей D:f' = 1:4 D, мм 1000 2000 4000 6000 8000 20000 40000 R0, мм 8000 16000 32000 48000 64000 160000 320000 D:f' = 1:2,78 e2 6,36655 3,07125 1,50878 1 0,74782 0,29757 0,14853 D, мм 1100 1300 1700 2100 4000 8000 32000 D:f' = 1:1,95 R0, мм 6116 7228 9444,44 11676 22240 44480 177920 e2 1,68715 1,40513 1,05389 0,84195 0,43129 0,21278 0,05267 D:f' = 1:1,5 D, мм R0, мм e2 D, мм R0, мм e2 500 1000 2100 3000 6000 10000 1,95238095 3904,7619 8200 11714,2857 23428,5714 39047,619 6,91285 2,57511 1,08105 0,73306 0,35363 0,20924 500 1000 2400 3000 6000 10000 1500 3000 7200 9000 18000 30000 7,2233 2.77122 1,0134 0,79669 0,38503 0,22797 20000 78095,2381 0,10354 20000 60000 0,11286 30000 117142,857 0,06879 30000 90000 0,075 97 Графики зависимости e2(D) возможных асферических поверхностей показаны на Рисунке 2.22. а б г д Рисунок 2.22. Зависимость e2(D) при D:f': а – 1:4; б – 1:2,78; в – 1:1,95; г – 1:1,5 2.4.4. Зеркально-линзовый компенсатор с корректором в виде склеенной линзы, расположенной вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью В Таблице 7 приведены параметры возможных асферических поверхностей. Таблица 7. Параметры асферических поверхностей D, мм 5000 6000 6512 7000 8000 – – D:f' = 1:1,25 R0, мм 12,4815725 14,977887 16256 17,4742015 19,970516 – – D:f' = 1:1 e2 1,33161 1,09209 1 0,92559 0,80313 – – D, мм 4494 4394 4296 4196 4097 4000 3900 R0, мм 9094 8894 8694 8494 8294 8094 7894 e2 0,99584 1,02003 1,04542 1,07211 1,1002 1,129792 1,16103 98 Графики зависимости e2(D) возможных асферических поверхностей показаны на Рисунке 2.23. а б Рисунок 2.23. Зависимость e2(D) при D:f': а – 1:1,25; б – 1:1 Полученные компенсаторы пригодны для контроля формы поверхности асферических поверхностей второго порядка с различными сочетаниями диаметров и эксцентриситетов. Для этого необходимо переместить корректор 4 относительно трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора и переместить весь компенсатор относительно контролируемой поверхности. 2.4.5. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной внутри компенсатора Полученные зеркально-линзовые компенсаторы пригодны для контроля формы ряда асферических поверхностей с различными сочетаниями диаметров и эксцентриситетов. Для этого необходимо осуществить следующее: переместить корректор 4 относительно зеркала 1, зеркало 2 относительно корректора 4 и весь компенсатор относительно контролируемой поверхности. В Таблице 8 приведены параметры возможных асферических поверхностей. 99 Таблица 8. Параметры асферических поверхностей с D:f' = 1:4 D, мм 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 R0, мм 8000 16000 24000 32000 40000 48000 56000 64000 72000 с D:f' = 1:2,78 2 D, мм 1100 1300 1500 1700 1900 2100 2500 3000 4000 e 5,5371 2,90004 1,96556 1,48691 1,19578 1 0,85937 0,7534 0,67071 Графики зависимости e2(D) R0, мм 6116 7228 8340 9444,44 10564 11676 13900 16680 22240 e2 1,6241 1,37551 1,19293 1,05389 0,94267 0,85318 0,71704 0,5978 0,4486 возможных асферических поверхностей показаны на Рисунке 2.24. а б Рисунок 2.24. Зависимость e2(D) при D:f': а - 1:4; б - 1:2,78 2.5. Выводы к главе 2 1. Предложены новые конструкции зеркально-линзовых компенсационных систем для контроля формы поверхности главных зеркал крупных оптических телескопов. 2. Разработаны методики расчета предложенных зеркально-линзовых компенсационных систем, по которым рассчитаны параметры компенсаторов 100 для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов БТА, T170, 2-m Wendelstein Fraunhofer, TNT, MMT и VISTA. 3. Получены функциональные зависимости продольной сферической аберрации компенсационной системы с зеркально-линзовым компенсатором, содержащим линзовый корректор, от линейного увеличения линзового корректора. 4. Выявлено, что корректор в виде одиночной линзы, расположенный вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, имеет пренебрежимо малые аберрации по сравнению с аберрациями трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора. Основное действие такого корректора заключается в увеличении аберраций третьего и пятого порядка трехкомпонентного зеркально-линзового компенсатора пропорционально четвертой и шестой степени линейного увеличения линзового корректора соответственно. 5. Установлено, что при контроле формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием от 1:2 до 1:1 новые системы в 1,5 раза меньше по диаметру линзовых и в 2 раза меньше известных зеркально-линзовых компенсаторов. 6. Показано, что полученные зеркально-линзовые компенсаторы могут применяться для контроля формы ряда асферических поверхностей с различными сочетаниями диаметров и эксцентриситетов. 101 ГЛАВА 3. ОСЕВАЯ ДИСТОРСИЯ КОМПЕСАЦИОННЫХ СИСТЕМ 3.1. Сущность понятия осевая дисторсия Серьезной проблемой компенсационного метода контроля формы поверхности крупногабаритных светосильных асферических зеркал является искажение интерференционной картины при проецировании контролируемой криволинейной поверхности на плоский приемник. Это искажение проявляется в виде нарушения отношения координаты точки на контролируемой поверхности к координате ее изображения в плоскости фотоприемника в осевом пучке. В результате применения компенсационного метода контроля происходит нелинейное преобразование интерференционной картины, приводящее к ее «сжатию» на краю выходного зрачка (Рисунке 3.1 а), а при применении голографического метода контроля возникает это же явление, но в центральной его части (Рисунке 3.1 б) [1, 3]. В обоих случаях это явление существенно затрудняет расшифровку интерференционной картины. В этом смысле методы хорошо дополняют друг друга. Но, как уже упоминалось в главе 1, для высокоапертурных асферических поверхностей частота штрихов голограммы оказывается настолько большой, что ее изготовление становится практически невозможным. а б Рисунок 3.1. Вид интерференционной картины (схематично) при: а ‒ компенсационном методе контроля; б ‒ голографическом методе контроля крупногабаритных светосильных асферических зеркал 102 Упоминание об этой проблеме встречается как в отечественной [1,4], так и в зарубежной литературе [5, 6]. Однако в результате анализа доступных литературных источников не найдено разработанных систем контроля формы поверхности крупногабаритных светосильных асферических зеркал компенсационным методом свободных от этой погрешности, и производители вынуждены применять математический учет осевой дисторсии [1, 3], что существенно увеличивает затраты времени на принятие решения о корректировке технологического процесса. Таким образом, разработка метода проецирования крупногабаритной светосильной асферической поверхности на плоский приемник с постоянным линейным масштабом является на сегодняшний день актуальной задачей. Н.Н. Михельсон дает следующую формулировку осевой (нормальной) дисторсии: «Если мы наблюдаем на небе объект, отстоящий от оптической оси на угловом расстоянии ω, а фокусное расстояние объектива есть f’, то на плоской фотопластинке изображение будет отстоять от ее центра не на расстоянии l’=|f’|ω, а на расстоянии l’=|f’|tg(ω). Разность этих величин: l f ' (tg ) называется нормальной дисторсией» [4]. Осевая дисторсия может быть записана в следующем виде: ( 0 ) 0 , (3.1) где β0 - параксиальное линейное увеличение компенсатора, β – линейное увеличение компенсатора. 0 f '0.комп / R0 , (3.2) где f'0комп – фокусное расстояние компенсатора, R0 – вершинный радиус контролируемого зеркала. h /Y , (3.3) где h – высота на выходе компенсационной системы, Y – высота на контролируемой поверхности [3, 71]. В Таблице 9 приведены значения осевой дисторсии компенсационных систем для контроля формы поверхности главных зеркал ряда современных телескопов. 103 Таблица 9. Осевая дисторсия компенсационных систем для различных типов компенсаторов Значение осевой дисторсии Δβ∙100, % Главные зеркала телескопов (D, м; D:f') Рисунок оптической 2-m схемы БТА Т170 Wendelstein TNT MMT LBT компенсатора (6; 1:4) (1,7; 1:2,78) Fraunhofer (2,4; 1:1,5) (6,5; 1:1,25) (8,4; 1:1,14) (2,1; 1:1,95) Линзовые компенсаторы 1.14. – 12,2% – – – – 1.15. – 8,9% – – – – 1.22. – – – – 9,7% – 3.3. – – 6,2% 12,3% – – Зеркальные компенсаторы 1.25 а. – 1,1% – – – – Известные зеркально-линзовые компенсаторы 1.30. – – – – – – 1.31. – – – – 3,6% 4,4% Новые зеркально-линзовые компенсаторы 2.3. 4,7% 3,2% – – – – 2.4. – 0,6% – – – – 2.5 а 2,7% 2,3% 2,2% 4% – – 2.5 б – – – – 3% – 2.6. 1,2% 0,7% – – – – С ростом величины относительного отверстия VISTA (4; 1:1) – – – 20,8% – 15,6% – – – – 5,6% – контролируемой поверхности значение осевой дисторсии увеличивается, и для главного зеркала телескопа VISTA, относительное отверстие которого 1:1, достигает 21%. Важно отметить, что для зеркальных и зеркально-линзовых компенсационных систем значение осевой дисторсии меньше, чем для линзовых. Например, для компенсационных систем с зеркально-линзовым компенсатором с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, осевая дисторсия составляет от 2 до 6%, что вполне допустимо в большинстве практических случаев. Этот факт является существенным достоинством компенсатора, так как позволяет применять его в измерительной ветви интерферометра Тваймана—Грина без дополнительной коррекции осевой дисторсии. 104 3.2. Системы контроля формы крупногабаритных асферических зеркал с исправленной осевой дисторсией В работе [1] отмечено, что в настоящее время для достоверного контроля формы крупногабаритных асферических поверхностей в обязательном порядке применяются, как минимум, два независимых метода контроля или компенсационный метод контроля с применением двух компенсаторов, конструкции которых отличаются. Предложены две системы с исправленной осевой дисторсией, в которых применяются компенсаторы разного типа. Первый вариант системы – интерферометр Тваймана—Грина, в измерительной ветви которого расположен один из разработанных в предыдущей главе зеркально-линзовых компенсаторов, с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью. Как было отмечено выше, осевая дисторсия таких компенсационных систем не превышает 6%. Второй вариант системы – ортоскопическая система интерферометра (Рис. 3.2), в конструкции которой заложена возможность исправления осевой дисторсии. Рисунок 3.2. Ортоскопическая система интерферометра [3, 71], где: 1 – лазер, 2 – конденсор, 3 – диафрагма, 4 – светоделительный кубик, 5 – объектив измерительной ветви интерферометра, 6 – плоскопараллельная пластина, 7 – компенсатор, 8 – эталонное сферическое зеркало, 9 – объектив сопряжения измерительной ветви интерферометра, 10 – ПЗС матрица 105 Лучи света, идущие из гелий-неонового лазера 1, фокусируются конденсором 2 в отверстие диафрагмы 3, установленной в заднем фокусе объектива 5. Далее пучок лучей поступает на светоделительный кубик 4 и разделяется на два пучка. Один из них идет в эталонную ветвь интерферометра, в которой установлено эталонное сферическое зеркало 8, другой – в измерительную ветвь, в которой расположены объектив 5, плоскопараллельная пластинка 6, компенсатор 7 и контролируемая асферическая поверхность КП. Объектив 5 предназначен для формирования эталонного плоского волнового фронта. Методика расчета объектива приведена в подпункте 3.2.1.2. Плоскопараллельная компенсационной пластинка системы и 6 установлена является в выходном разделительным зрачке элементом интерферометра. Каждый луч, падающий на пластинку, расщепляется на два: один отражается от плоской эталонной поверхности и повторяет свой путь в обратном направлении, другой проходит компенсатор, поступает на контролируемую поверхность и, отразившись от нее, также идет в обратном направлении. Лучи света, отраженные от пластинки и контролируемой поверхности, интерферируют между собой. Далее лучи проходят светоделительный кубик и поступают на объектив сопряжения измерительной ветви 9, проецирующий интерференционную картину в плоскость ПЗС матрицы 10 с постоянным линейным масштабом [3]. Методики расчета компенсатора и объектива сопряжения приведены в подпунктах 3.2.1.1 и 3.2.1.3, соответственно. Объектив измерительной ветви, светоделительный кубик и объектив сопряжения измерительной ветви образуют телескопическую систему. При этом объектив сопряжения фактически является окуляром телескопической системы. Назначение эталонного зеркала 8 – контроль части измерительной ветви интерферометра, в которую входит плоскопараллельная пластинка, объектив и светоделительный кубик. 106 Помимо интерференционной картины ортоскопическая система интерферометра позволяет регистрировать и так называемую муаровую картину, которая возникает при наложении трех интерференционных картин. Первая картина, как уже упоминалось выше, формируется при интерференции лучей, отраженных от контролируемой поверхности и от эталонной поверхности плоскопараллельной пластины 6; вторая ‒ при интерференции лучей, отраженных от контролируемой поверхности и эталонного сферического зеркала 8, третья – при интерференции лучей, идущих от эталонной поверхности плоскопараллельной пластины 6 и эталонного сферического зеркала 8. Расшифровка Муаровая картина регистрируется в плоскости ПЗС матрицы. муаровой картины позволяет получить дополнительную информацию о форме поверхности, а также исключить погрешности изготовления оптики интерферометра [54, 72]. Однако исследование этого явления не входит в цель диссертации. 3.2.1. Методика расчета ортоскопической системы интерферометра Сущность методики расчета ортоскопической системы интерферометра заключается в последовательном расчете трех оптических блоков системы: компенсационной системы; объектива измерительной ветви; объектива сопряжения измерительной ветви. 3.2.1.1. Компенсационная система В этой системе может применяться любой известный тип компенсатора, обеспечивающий необходимую точность контроля формы поверхности. Конструкция компенсатора, как было отмечено выше, должна отличаться конструкции предложенного выше зеркально-линзового компенсатора с корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхности. В связи с этим целесообразно применение одного из линзовых компенсаторов, которые наиболее популярны 107 у производителей крупногабаритных асферических зеркал. Пусть, например, компенсатор состоит из положительной менисковой линзы и линзового корректора вблизи области каустики. Оптическая схема линзового компенсатора показана на Рисунке 3.3 . Рисунок 3.3. Оптическая схема линзового компенсатора [3, 14, 73] Значение осевой дисторсии линзовых компенсационных систем выше, чем зеркально-линзовых или зеркальных (см. Таблицу 11), а значит, его исправление является наиболее трудной задачей. Методика расчета компенсаторов такого типа аналогична методике расчета зеркально-линзовых компенсаторов, приведенной во второй главе диссертации в пункте 2.2.4, и поэтому здесь не рассматривается. 3.2.1.2. Объектив измерительной ветви интерферометра В работе [74] отмечено, что в качестве объектива коллиматора в интерферометрах, как правило, используют двухлинзовую систему, исправленную на сферическую и хроматическую аберрации, особенно, когда интерферометр работает в белом свете. Источник излучения ортоскопического интерферометра гелий-неоновый лазер, поэтому достаточно рассчитать систему, исправленную только на сферическую аберрацию. Предложен двухлинзовый объектив, состоящий из выпукло-плоской линзы и менисковой линзы, внутри которой лучи идут параллельно оптической оси. Принципиальная схема объектива со светоделительным кубиком, 108 установленным на заданном расстоянии от заднего фокуса объектива, и плоскопараллельной пластиной приведена на Рисунке 3.5. Рисунок 3.5. Оптическая схема объектива измерительной ветви с плоскопараллельной пластиной и светоделительным кубиком Исходными данными для расчета объектива 5 являются: световой диаметр Dоб объектива, который определяется как Dоб Dk ; а также задаваемые из конструктивных соображений: заднее фокусное расстояние f’об объектива; толщины d1 и d3, показатели преломления n2 и n4 линз объектива; положение L2 светоделительного кубика 4 относительно заднего фокуса объектива, его толщина dк и показатель преломления nк; положение L1 плоскопараллельной пластинки 6, ее толщина dп и показатель преломления nп. Целесообразно использовать стандартный светоделительный кубик размером 20 мм из стекла К8 и стандартную плоскопараллельную пластинку толщиной 20 мм из стекла К8. Объектив должен быть исправлен на сферическую аберрацию, а значит, первая сумма Зейделя должна быть равна нулю. Методика расчета: 1. Выполняем расчет системы на базе теории аберраций третьего порядка. Условия нормировки первого вспомогательного луча: α1 = α4 = 0, n1 = n3 = n5= 1, (3.4) 109 α2 = α > 0, α3 = α ∙ n2 , α9 = 1. Принципиальная схема объектива с ходом первого вспомогательного луча приведена на Рисунке 3.6. Рисунок 3.6. Оптическая схема объектива измерительной ветви интерферометра с ходом первого вспомогательного луча Тогда первая сумма Зейделя: 3 n2 3 n23 n42 n42 3 2 SI h n ( n 1 ) , 2 2 2 (1 n4 ) 2 (1 n4 ) 2 (1 n2 ) (3.5) где SI=0. Из выражения (3.5) находим угол α 3 n42 (1 n2 ) 2 . (n22 n42 ) (1 n2 ) 2 n2 (n4 1) 2 n2 (n22 1) (1 n2 ) 2 (n4 1) 2 (3.6) Определяем значения углов первого вспомогательного луча α2 и α3, а затем значения радиусов кривизны rк. 2. После определения конструктивных параметров объектива добавляем в полученную систему плоскопараллельную пластинку, установленную перед объективом, и светоделительный кубик, установленный между объективом и 110 объективом сопряжения измерительной ветви интерферометра на заданном расстоянии от заднего фокуса объектива. Расстояние от последней поверхности объектива до светоделительного кубика можно определить следующим образом: d 4 f 'об L d к (nк 1) d к / n . 3. (3.7) Выполняем расчет хода реальных лучей через систему и определяем величину остаточной аберрации. 4. Выполняем оптимизацию полученной системы. Наиболее удачной, по мнению автора, является следующая оптимизационная модель: PAR(*)=C/3, C/5, C/6, D/6; EQF(*)=VG0, SG’; EQF#(*)=-500, 100; MF(*)=CWZ/00*0; Если после оптимизации не достигается требуемая аберрационная коррекция, необходимо выбрать другие начальные параметры расчета (фокусное расстояние объектива, марки стекол, толщины линз) и повторить расчет. 3.2.1.3. Объектив сопряжения измерительной ветви интерферометра Система, состоящая из объектива 5, включая плоскопараллельную пластину 6 и светоделительный кубик 4, и объектива сопряжения измерительной ветви 9, является телескопической. В этом случае объектив сопряжения измерительной ветви будет окуляром телескопической системы. Исходными данными для расчета служат: параметры контролируемой поверхности: R0 и D; параметры объектива измерительной ветви: фокусное расстояние f'об объектива измерительной ветви, задний фокальный отрезок s F' ' об . объектива измерительной ветви, параметры компенсатора: фокусное расстояние f'к компенсатора, 111 параметры приемника: высота крайнего луча mkt на ПЗС матрице; задаваемые из конструктивных соображений, параметры объектива сопряжения: толщины d1 и d3, показатели преломления n2 и n4 линз. Методика расчета: 1. Рассчитываем фокусное расстояние и поперечную аберрацию объектива сопряжения. ПЗС матрица установлена в плоскости выходного зрачка системы интерферометра и высота крайнего луча mkt . Тогда линейное увеличение всей системы: mkt , Yk (3.8) где Yk=D/2 - высота крайнего луча на контролируемой поверхности. Линейное увеличение компенсационной системы: f 'k , R0 0 (3.9) где f k' – заднее фокусное расстояние компенсатора Тогда линейное увеличение телескопической системы: т.сист. . 0 (3.10) Фокусное расстояние объектива сопряжения, который фактически является окуляром телескопической системы: f где т.сист n n' т.сист ' об.с. f об' . т.сист. , (3.11) – видимое увеличение телескопической системы. Лучи должны попадать на плоскость ПЗС матрицы на заданных высотах. Тогда поперечную аберрацию можно определить следующим образом: mi mi mit , (3.12) где mi hi т.сист. фактическое значение высоты i-го луча на ПЗС матрице; mit Yi - требуемое значение высоты i-го луча на ПЗС матрице; Yi , hi - 112 высота i-го луча на контролируемой поверхности и компенсаторе соответственно. Расчет объектива сопряжения измерительной ветви (окуляра) сводится к расчету оптической системы с заданными значениями поперечной аберрации. Предложен двухлинзовый окуляр, оптическая схема которого в обратном ходе лучей представлена на Рисунке 3.7. Рисунок 3.7. Оптическая схема объектива сопряжения измерительной ветви интерферометра в обратном ходе лучей с ходом первого вспомогательного луча 2. Выполняем расчет окуляра в обратном ходе лучей на базе теории аберраций третьего порядка. В работе [57] показано, что для бесконечной удаленного предмета первая сумма Зейделя и поперечная аберрация связаны следующим соотношением: 2 3 S TI 2 y III f 'об .с. / m . Так как ΔyIII = Δmk, m = mk, то получаем 2 3 S TI 2 mk f 'об .с. / mk (3.13) Для простоты расчета считаем, что r2 r3 , тогда условия нормировки первого вспомогательного луча имеют следующий вид: α1 = α2 = 0, α2 = α > 0, α4 = α∙(n4-n2)/n4∙(1-n2), n1 = n3= n5=1, h1 = h4=f’об.с., (3.14) 113 α5 = 1. Первая сумма Зейделя имеет следующий вид: h1 3 h1 3 ( p 1) 2 ( 4 p 1) h1 (1 p) 2 (1 4 p) SI S IT 2 2 2 (1 2 ) ( 4 1) (1 4 ) , (3.15) где p = (n4 - n2)/n4∙(1 - n2). Определяем значения углов первого вспомогательного луч, а затем, значения радиусов кривизны rк. 3. После определения конструктивных параметров системы выполняем оптимизацию. Наиболее удачной, по мнению автора, является следующая оптимизационная модель: PAR(*)=C/2, C/3, C/4; EQF(*)=VG0; EQF#(*)= f об' .с. ; MF(*)=DYA/01, DYA/02, DYA/03, DYA/04; MF#(*)=∆mk, , ∆m1, ∆m2, ∆m3; RAYA=4; В процессе оптимизации рекомендуется задавать весовые коэффициенты для каждого из вышеперечисленных критериев оптимизируемых функций, исходя из результатов предыдущего цикла оптимизации. Если после оптимизации не достигается требуемая аберрационная коррекция, необходимо выбрать другие начальные параметры расчета и повторить расчет. Положение окуляра (объектива светоделительного кубика определяется как: d 25 s F' ' s F' ' об . об .с. сопряжения) , относительно (3.16) где s F' ' ‒ задний фокальный отрезок объектива сопряжения в обратном ходе об .с . лучей. 114 3.2.2. Результаты расчета конструктивных параметров ортоскопической системы интерферометра 3.2.2.1. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа 2-m Wendelstein Fraunhofer Исходные данные для расчета компенсационной системы: параметры контролируемой поверхности: R0=8200мм, e2=1,08105, D=2100мм, тогда S IN 8864.61 . параметры, задаваемые из конструктивных соображений: d1=10мм, d3=10мм, n2=1,514661, n4=1,514661 (стекло К8 при при λ=632,8нм), h2≈500. Конструктивные параметры полученного компенсатора: Воздух r1 = -255,0144 d1 = 10 K8 r2 = -103,2148 d2 = 354,3819 Воздух r3 = 0 d3 = 10 K8 r4 = -358,9146 Воздух При диаметре компенсатора Dk≈83 мм остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl=λ/5000 (λ=632,8 нм), что значительно меньше требуемого. Осевая дисторсия компенсационной системы составляет 6,2%. В Приложении П. 8.1.1. приведены значения конструктивных параметров, параксиальные характеристики, аберрации и ход лучей компенсационной системы. Как уже упоминалось ранее, в выходном зрачке компенсационной системы расположена плоскопараллельная пластинка. Далее определяем параметры объектива измерительной ветви. Исходные данные для расчета объектива измерительной ветви: Dоб=Dк=82,368 мм; d1=10 мм, d3=10 мм, n2 =1,749715 (стекло ТФ5), n4=1,514661 (стекло K8), f’об=500 мм; L2=100 мм, dк=20 мм, nк=1,514661 (стекло К8); 115 L1=30 мм, dп=20 мм, nп=1,514661 (стекло К8). Используя формулу (3.4) и условия нормировки (3.6) определяем значения углов первого вспомогательного луча α2=0,7112, α3=1,244, а затем значения радиусов кривизны rк. Воздух r1 = 301,233 d1 = 10 ТФ5 r2 = 0 d2 = 5 Воздух r3 = -206,789 d3 = 10 K8 Воздух r4 = -257,331 Пусть светоделительный кубик размером 20 мм из стекла К8 расположен на расстоянии 100 мм от задней фокальной плоскости объектива, тогда согласно формуле (3.7), положение светоделительного кубика относительно последней поверхности объектива d4=374 мм. После выполнения оптимизации системы, состоящей из плоскопараллельной пластинки, объектива и светоделительного кубика, получается объектив со следующими конструктивными параметрами: Воздух r1 = 0 d1 = 20 K8 r2 = 0 d2 = 30 Воздух r3 = 301,2296 d3 = 10 ТФ5 r4 = 0 d4 = 5 Воздух r5 = -658,9411 d5 = 10 K8 r6 = -1824,3387 d6 = 367,7553 Воздух r7 = 0 d7 = 20 K8 r8 = 0 Воздух Остаточная волновая аберрация полученной системы составляет Δl=λ/53 (λ=632,8 нм), что вполне удовлетворяет требованиям. Полученный объектив измерительной ветви можно применять для контроля формы ряда асферических поверхностей в том случае, если диаметр компенсационной системы не будет превышать 84 мм. 116 В Приложении П. 8.1.2. приведены значения конструктивных параметров, аберрации и ход лучей оптической системы, состоящей из плоскопараллельной пластинки, объектива и светоделительного кубика. Исходные данные для расчета объектива сопряжения измерительной ветви: R0=8200 мм, D=2100 мм; f'об.=500 мм, s’F’об=99,99991 мм; f'к=342,8366 мм; mtk=3,15 мм; d1=2 мм, d3=2 мм, n2=1,514661 (стекло К8), n4=1,609552 (стекло Ф1). В Таблице 10 приведены параметры ПЗС матрицы [данные ОАО «ЛЗОС»]. Таблица 10. Параметры используемой ПЗС матрицы [ОАО «ЛЗОС»] ПЗС матрица – SONY: ICX285AL 2/3″ Число активных элементов 1392×1040 Размер элемента матрицы, мкм 6,45×6,45 Рабочий спектральный диапазон, нм 400÷1000 Габариты ПЗС камеры, мм диаметр / длина 60 / 75 Используя формулы (3.8) – (3.11), определяем фокусное расстояние объектива сопряжения измерительной ветви: βΣ=0,003, β0=-0,0418, βт.с.=-0,0718, f’об.с.=-500∙(-0,0718)=35,87715. В Таблице 11 приведены значения поперечной аберрации, полученные в соответствии с формулой (3.12). Таблица 11. Значения поперечной аберрации Yi oтн. Yi, мм mi , мм mit ., мм mi mi mit , мм 1 0,866 0,707 0,5 -1050 -909,3 -742,35 -525 -2,955 -2,600 -2,157 -1,55 -3,15 -2,728 -2,227 -1,575 0,195 0,128 0,07 0,025 117 Расчет объектива сопряжения осуществляется в обратном ходе лучей. В соответствии с формулой (3.13) вычисляется значение первой суммы Зейделя, а затем из выражения (3.15), используя условия нормировки (3.14), значения угла αk и высоты h1 первого вспомогательного луча. Используя формулы (2.11), определяем значения радиусов кривизны rк. Воздух r1 = 0 d1 = 2 Ф1 r2 = 6,379 d2 = 1 Воздух r3 = 6,370 d3 = 2 K8 Воздух r4 = -12,039 Конструктивные параметры полученной после оптимизации системы: Воздух r1 = 0 d1 = 2 Ф1 r2 = 6,7711 d2 = 1 Воздух r3 = 8,5133 d3 = 2 K8 Воздух r4 = -11,1036 Определяем положение окуляра (объектива сопряжения) относительно светоделительного кубика, используя формулу (3.16), d25=140,2486 мм. Параметры объектива сопряжения приведены в Приложении П. 8.1.3. ПЗС матрица расположена в выходном зрачке интерферометра. s’p=31,0998 мм. В Приложении П. 8.1.4 приведены конструктивные параметры, параксиальные характеристики, ход лучей и аберрации ортоскопической системы интерферометра. 118 Конструктивные параметры ортоскопической системы интерферометра [3]: r1=0 r2=0 r3=1824,3387 r4=658,9411 r5=0 r6=-301,2296 r7=0 r8=0 r9=-255,0144 r10=-103,2148 r11=0 r12=-358,9146 r13=8200* r14=-358,9146 r15=0 r16=-103,2148 r17=-255,0144 r18=0 r19=0 r20=-301,2296 r21=0 r22=658,9411 r23=1824,3387 r24=0 r25=0 r26=-11,1036 r27=8,5133 r28=6,7711 r29=0 d1=20 d2=367,7553 d3=10 d4=5 d5=10 d6=30 d7=20 d8=171,0184 d9=10 d10=354,3819 d11=10 d12=8171,8486 d13=-8171,8486 d14=-10 d15=-354,3819 d16=-10 d17=-171,0184 d18=-20 d19=-30 d20=-10 d21=-5 d22=-10 d23=-367,7553 d24=-20 d25=-140,2486 d26=-2 d27=-1 d28=-2 Воздух К8 Воздух К8 Воздух ТФ5 Воздух К8 Воздух К8 Воздух К8 Воздух -Воздух -К8 -Воздух -К8 -Воздух -К8 -Воздух -ТФ5 -Воздух -К8 -Воздух -К8 -Воздух -К8 -Воздух -Ф1 -Воздух В Таблице 12 приведены значения осевой дисторсии Δβ и погрешности определения координаты ∆Y на контролируемой поверхности. 119 Таблица 12. Осевая дисторсия ортоскопической системы интерферометра для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа 2-m Wendelstein Fraunhofer Yi, мм 1050 1000 950 900 850 800 750 700 650 600 550 500 450 400 350 mi, мм 3,15 3,005 2,857 2,707 2,556 2,405 2,254 2,103 1,952 1,801 1,65 1,5 1,35 1,2 1,05 βi=mi/Yi 0,0030000 0,0030050 0,0030074 0,0030078 0,0030071 0,0030063 0,0030053 0,0030043 0,0030031 0,0030017 0,0030000 0,0030000 0,0030000 0,0030000 0,0030000 Δβ=(βi-β0)∙100/β0, % ΔYi=Δβi∙Yi,мм 0 0,17 0,25 0,26 0,24 0,21 0,18 0,14 0,10 0,06 0 0 0 0 0 0,00 1,67 2,33 2,33 2,00 1,67 1,33 1,00 0,67 0,33 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Видно, что погрешность ΔY определения координаты на контролируемой поверхности не превышает 2,5∙10-3 м, что гораздо меньше диаметра наименьшего полировальника, применяемого при изготовлении крупногабаритных зеркал; погрешность Δm определения координаты в плоскости ПЗС матрицы не превышает 8∙10-6 м, что сопоставимо с одним элементом качественной матрицы. 3.2.2.2. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT Аналогичным образом рассчитана ортоскопическая система интерферометра для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT. Конструктивные параметры, параксиальные характеристики, ход лучей и аберрации полученной системы приведены в Приложении П. 8.2. 120 Конструктивные параметры ортоскопической системы интерферометра [3]: ПЗС Воздух r1=0 d1=20 К8 r2=0 d2=367,7553 Воздух r3=1824,3387 d3=10 К8 r4=658,9411 d4=5 Воздух r5=0 d5=10 ТФ5 r6=-301,2296 d6=30 Воздух r7=0 d7=20 К8 r8=0 d8=118,9223 Воздух r9=-188,9019 d9=20 Ф1 r10=-78,4237 d10=244,9070 Воздух r11=0 d11=10 Ф1 r12=-292,2624 d12=7274,0063 Воздух r13=7200* d13=-7274,0063 -Воздух r14=-292,2624 d14=-10 -Ф1 r15=0 d15=-244,9070 -Воздух r16=-78,4237 d16=-20 -Ф1 r17=-188,9019 d17=-118,9223 -Воздух r18=0 d18=-20 -К8 r19=0 d19=-30 -Воздух r20=-301,2296 d20=-10 -ТФ5 r21=0 d21=-5 -Воздух r22=658,9411 d22=-10 -К8 r23=1824,3387 d23=-367,7553 -Воздух r24=0 d24=-20 -К8 r25=0 d25=-140,5726 -Воздух r26=-10,3463 d26=-2 -К8 r27=8,1426 d27=-1 -Воздух r28=6,1924 d28=-2 -Ф1 r29=0 -Воздух матрица расположена в выходном зрачке интерферометра. s’p=28,9127 мм. При диаметре компенсатора Dk≈84 мм остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl=λ/150 (λ=632,8 нм), осевая дисторсия составляет 10,9%. 121 В Таблице 13 приведены значения осевой дисторсии Δβ и погрешности определения координаты ∆Y на контролируемой поверхности ортоскопичнской системы интерферометра. Таблица 13. Осевая дисторсия ортоскопической системы интерферометра для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT Yi, мм 1200 1150 1100 1050 1000 950 900 850 800 750 700 650 600 550 500 450 400 350 300 mi, мм 3,152 3,024 2,895 2,764 2,632 2,5 2,367 2,235 2,102 1,97 1,838 1,706 1,575 1,443 1,312 1,181 1,05 0,918 0,787 βi=mi/Yi 0,0026267 0,0026296 0,0026318 0,0026324 0,0026320 0,0026316 0,0026300 0,0026294 0,0026275 0,0026267 0,0026257 0,0026246 0,0026250 0,0026236 0,0026240 0,0026244 0,0026250 0,0026229 0,0026233 Δβ=(βi-β0)∙100/β0, % ΔYi=Δβi∙Yi,мм 0,06 0,17 0,26 0,28 0,27 0,25 0,19 0,17 0,10 0,06 0,03 -0,01 0,00 -0,05 -0,04 -0,02 0 -0,08 -0,06 0,76 2,00 2,86 2,95 2,67 2,38 1,71 1,43 0,76 0,48 0,19 -0,10 0,00 -0,29 -0,19 -0,10 0,00 -0,29 -0,19 Видно, что погрешность ΔY определения координаты на контролируемой поверхности не превышает 3∙10-3 м, что гораздо меньше диаметра наименьшего полировальника, применяемого при изготовлении крупногабаритных зеркал; погрешность Δm определения координаты в плоскости ПЗС матрицы не превышает 8∙10-6 м, что сопоставимо с одним элементом качественной матрицы. 122 3.2.2.3. Для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA Аналогично рассчитана ортоскопическая система интерферометра для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA. Конструктивные параметры полученной системы: r1=0 r2=0 r3=658,9675 r4=535,384 r5=0 r6=-331,8123 r7=478,9159 r8=0 r9=0 r10=0 r11=-179,7091 r12=-125,9908 r13=997,7716 r14=245,5251 r15=-414,5098 r16=-8094* r17=-414,5098 r18=245,5251 r19=997,7716 r20=-125,9908 r21=-179,7091 r22=0 r23=0 r24=0 r25=478,9159 r26=-331,8123 r27=0 r28=-535,384 r29=658,9675 r30=0 d1=20 d2=874 d3=20 d4=10 d5=10 d6=20 d7=30 d8=30 d9=20 d10=199,4357 d11=40 d12=319,5462 d13=20 d14=20 d15=8325,014 d16=-8325,014 d17=-20 d18=-20 d19=-319,5462 d20=-40 d21=-199,4357 d22=-20 d23=-30 d24=-30 d25=-20 d26=-10 d27=-10 d28=-20 d29=-874 d30=-20 Воздух К8 Воздух К8 Воздух Ф1 Воздух К8 Воздух К8 Воздух К8 Воздух Ф1 К8 Воздух -Воздух -К8 -Ф1 -Воздух -К8 -Воздух -К8 -Воздух -К8 -Воздух -Ф1 -Воздух -К8 -Воздух -К8 123 r31=0 r32=-7,8289 r33=8,9833 r34=5,7309 r35=0 В Приложении d31=-134,7358 d32=-2 d33=-1 d24=-2 П. 8.3 приведены -Воздух -К8 -Воздух -Ф1 -Воздух конструктивные параметры, параксиальные характеристики, ход лучей и аберрации полученной системы. При диаметре компенсатора Dk≈84 мм остаточная волновая аберрация полученной компенсационной системы в автоколлимационном ходе лучей составляет Δl=λ/125 (λ=632,8 нм), осевая дисторсия составляет 20,6%. В Таблице 14 приведены значения осевой дисторсии Δβ и погрешности определения координаты ∆Y на контролируемой поверхности. Таблица 14. Осевая дисторсия ортоскопической системы интерферометра для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA Yi, мм 2000 1900 1800 1700 1600 1500 1400 1300 1200 1100 1000 900 800 700 600 Видно, mi, мм 3,148 2,994 2,838 2,681 2,522 2,363 2,204 2,046 1,887 1,729 1,572 1,414 1,257 1,101 0,944 что βi=mi/Yi Δβ=|(βi-β0)∙100/β0|, % ΔYi=Δβi∙Yi,мм 0,001574 0,001576 0,001577 0,001577 0,001576 0,001575 0,001574 0,001574 0,001573 0,001572 0,001572 0,001571 0,001571 0,001573 0,001573 -0,06 0,05 0,11 0,13 0,08 0,02 -0,05 -0,07 -0,16 -0,20 -0,19 -0,25 -0,24 -0,14 -0,11 -1,27 0,95 1,90 2,22 1,27 0,32 -0,63 -0,95 -1,90 -2,22 -1,90 -2,22 -1,90 -0,95 -0,63 погрешность ΔY определения координаты 124 на контролируемой поверхности не превышает 2,3∙10-3 м, что гораздо меньше диаметра наименьшего полировальника, применяемого при изготовлении крупногабаритных зеркал; погрешность Δm определения координаты в плоскости ПЗС матрицы не превышает 4∙10-6 м, что сопоставимо с одним элементом качественной матрицы. На Рисунках 3.8 и 3.9 приведены графики осевой дисторсии и погрешности определения координаты на контролируемой поверхности в ортоскопической системе интерферометра для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов 2-m Wendelstein Fraunhofer (а), TNT (б), VISTA (в). а б Рисунок 3.8. в Зависимости Δβ(Y) ортоскопической системы интерферометра для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов 2-m Wendelstein Fraunhofer (а), TNT (б), VISTA (в) а б в Рисунок 3.9. Зависимости Δβ(Y) ортоскопической системы интерферометра для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов 2-m Wendelstein Fraunhofer (а), TNT (б), VISTA (в) 125 3.2.3. Погрешность определения координаты на контролируемой поверхности Произведем оценку погрешности определения координат на контролируемой поверхности A при формировании интерференционной картины в виде полос, получаемой в результате наклона плоскопараллельной пластины 6 на угол α [75]. В этом случае произойдет смещение лучей, как показано на Рисунке 3.10 Рисунок 3.10. Оптическая схема формирования полос Смещение ∆h параллельного пучка лучей, входящего в компенсационную систему, можно записать в следующем виде: h d cos (tg tg n ), (3.17) где d и n – толщина и показатель преломления стекла плоскопараллельной пластины 6. (h h) tg ( ) , f 'k (3.18) где h, f’k – высота на первой поверхности и фокусное расстояние компенсатора 7, φ – угол наклона нормали к контролируемой поверхности A, ∆φ – приращение угла наклона нормали к контролируемой поверхности A. Из рисунка видно, что приращение ∆y: y ( R0 ( z z )) (h h) y, f 'k (3.19) 126 где R0 – радиус кривизны при вершине контролируемой поверхности A, z – стрелка прогиба крайнего луча, ∆z – приращение стрелки прогиба за счет изменения угла наклона нормали. В соответствии с формулой (1.6) получаем следующее выражение: tg ( ) 2 R0 ( z z ) (e 2 1) ( z z ) 2 R0 (e 2 1) ( z z ) . (3.20) После подстановки его в формулу (3.18), получаем: 2 R0 ( z z ) (e 2 1) ( z z ) 2 (h h) f 'k R0 (e 2 1) ( z z ) Введем следующие обозначения: t . (3.21) (h h) , x ( z z) . Тогда, после f 'k соответствующих преобразований, выражение (3.22) примет следующий вид: (e 2 1) (e 2 1) t 2 1 x 2 2R0 (e 2 1) t 2 1 x t 2 R02 0 . (3.22) Выражение (3.22) представляет собой квадратное уравнение, корни которого: x1, 2 1) e 1 t R0 e 2 1 t 2 1 R02 e 2 1 t 2 1 (e 2 1) e 2 1 t 2 1 R02 t 2 (e 2 2 2 2 1 . (3.23) После обратной замены обозначений в соответствии с выражениями получаем: R z 2 0 e 1 2 2 2 2 2 (h h) 2 (h h) (h h) 2 R02 e 2 1 1 ( e 1 ) e 1 1 R0 f ' 2k f ' 2k f ' 2k z. 2 ( h h ) (e 2 1) e 2 1 1 f ' 2k (3.24) Не сложно увидеть из выражений (3.19) и (3.24), что приращение стрелки прогиба, а значит, и приращение высоты крайнего луча, являются функцией угла наклона пластины z f1 ( ) , y f 2 ( ) . На поверхности плоскопараллельной пластины формируется интерференционная картина в виде полос, ширину которых можно представить в следующем виде [74]: b / , (3.25) 127 где (n 1) / n – угол между интерферирующими лучами: Полученная интерференционная картина проецируется телескопической системой, состоящей из объектива измерительной ветви и объектива сопряжения на ПЗС матрицу. Тогда ширина интерференционной полосы на ПЗС матрице: b' n т.сист. . (n 1) (3.26) Пусть минимальный размер интерференционной полосы, различимый на ПЗС матрице, составляет 2 элемента матрицы (2p). Тогда b' n т.сист. 2p . (n 1) (3.27) Откуда вытекает ограничение на угол α наклона плоскопараллельной пластины: n т.сист 2 p(n 1) . (3.28) Полученные зависимости (3.28), (3.19) и (3.24) позволяют оценить значение угла наклона плоскопараллельной пластины и соответствующие ему погрешности определения координат на контролируемой поверхности, которые для главных зеркал телескопов 2-m Wendelstein Fraunhofer, TNT и VISTA составляют: α≤0,01рад, ∆z=±0,26мм, ∆y=±2мм; α≤0.01рад, ∆z=±0,45мм, ∆y=±2,7мм и α≤0.004рад, ∆z=±0,31мм, ∆y=±1,25мм, соответственно. Значения полученных погрешностей допустимы в большинстве практических случаев. Таким образом, разработаны два варианта оптической системы для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с практически исправленной осевой дисторсией, в которых применяются компенсаторы разного типа, тем самым обеспечивается достоверность получаемых результатов контроля. 128 3.3. Выводы к главе 3 1. Выполнен анализ проблемы контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал, связанной с осевой дисторсией. Обнаружена общая тенденция увеличения значения осевой дисторсии с ростом значения относительного отверстия и габаритных размеров контролируемых поверхностей. Установлено, что для зеркально-линзовых компенсационных систем значение осевой дисторсии меньше, чем для линзовых. 2. Показано, что один из типов разработанных зеркально-линзовых компенсаторов может использоваться в измерительной ветви интерферометра Тваймана—Грина без дополнительной коррекции осевой дисторсии при контроле формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием до 1:1; при этом значение осевой дисторсии компенсационных систем не превышает 6%, что допустимо в большинстве практических случаев. 3. Предложена конструкция и разработана методика расчета ортоскопической системы интерферометра для контроля формы поверхности главных зеркал крупных телескопов. 4. На базе разработанной методики выполнены расчеты систем для контроля формы поверхности главных зеркал телескопов 2-m Wendelstein Fraunhofer, TNT и VISTA. Осевая дисторсия полученных систем не превышает 0,3%, а максимальная погрешность определения координаты в плоскости ПЗС матрицы не превышает одного элемента качественной ПЗС матрицы. 5. Получена координат на функциональная зависимость контролируемой плоскопараллельной пластины, при погрешности поверхности формировании от определения угла наклона интерференционной картины в виде полос. Максимальная погрешность определения координаты на контролируемой поверхности главных зеркал телескопов 2-m Wendelstein Fraunhofer, TNT и VISTA не превышает 3мм. 129 ОБЩИЕ ВЫВОДЫ 1. Предложены, разработаны и исследованы новые типы зеркально- линзовых компенсаторов для контроля формы поверхности главных зеркал крупных современных телескопов. Выявлено, что при контроле формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием от 1:2 до 1:1 разработанный зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором, расположенным вблизи области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, в 1,5 раза меньше по диаметру линзовых и в 2 раза меньше известных зеркальнолинзовых компенсаторов. Значение осевой дисторсии новых компенсационных систем более чем в 2 раза меньше по сравнению с существующими линзовыми системами. 2. Разработанные методики расчета параметров предложенных зеркально- линзовых компенсационных систем позволяют получать компенсаторы для контроля формы поверхности различных крупногабаритных асферических зеркал с относительными отверстиями до 1:1, в частности главных зеркал телескопов БТА, Т170, 2-m Wendelstein Fraunhofer, TNT, MMT и VISTA. 3. Показано, что минимальные осевые смещения компонентов в оптических системах разработанных компенсаторов позволяют увеличить возможное количество параметров контролируемых асферических поверхностей с различными сочетаниями диаметров и эксцентриситетов. 4. Разработаны два варианта оптической системы для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с практически исправленной осевой дисторсией, в которых применяются компенсаторы разного типа, тем самым обеспечивается достоверность получаемых результатов контроля. 5. Разработанный зеркально-линзовый корректором, расположенным компенсатор с линзовым вблизи области каустики, локализованной 130 между компенсатором и контролируемой поверхностью, может использоваться в измерительной ветви интерферометра Тваймана—Грина без дополнительной коррекции осевой дисторсии для контроля формы поверхности крупногабаритных асферических зеркал с относительным отверстием до 1:1; при этом значение осевой дисторсии компенсационных систем не превышает 6%, что в 2,5 раза меньше, чем у известных зеркально-линзовых, и 3,5 раза меньше, чем у известных линзовых компенсационных систем. 6. Разработанная ортоскопическая система интерферометра позволяет решить проблему устранения осевой дисторсии возникающей при контроле формы поверхности светосильных главных зеркал крупных телескопов компенсационным методом. Осевая дисторсия полученной системы не превышает 0,3%. 7. Разработана методика расчета параметров ортоскопической системы интерферометра, которая позволяет получать системы для контроля формы поверхности различных светосильных крупногабаритных асферических зеркал. Цель диссертации, сформулированная во введении, с точки зрения автора, достигнута. 131 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Интерферометрические методы контроля астрозеркал / М.А. Абдулкадыров [и др.]. URL. http://lzos.ru/content/view/257/140/ (дата обращения: 14.08.2013). 2. Теребиж В.Ю. Современные оптические телескопы. М.: Физматлит, 2005. 65с. 3. Граф Н.А., Пуряев Д.Т. Оптическая система интерферометра для контроля формы крупногабаритных светосильных зеркал компенсационным методом // Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана. Электрон. журн. 2013. №11. DOI: http://dx.doi.org/10.7463/1113.0654983. 4. Михельсон Н.Н. Оптические телескопы. Теория и конструкция. М.: Главная редакция физико-математической литературы изд-ва Наука, 1976. 512с. 5. Novak M., Zhao C., Burge J.H. Distortion mapping correction in aspheric null testing // SPIE 7063. Interferometry XIV: Techniques and Analysis. 706313. 2008. DOI: http://dx.doi.org/10.1117/12.798151 . 6. Zhao C., Burge J.H. Imaging aberrations from null correctors // SPIE 6723. 3rd International Symposium on Advanced Optical Manufacturing and Testing Technologies: Optical Test and Measurement Technology and Equipment. 67230L. 2007. DOI: http://dx.doi.org/10.1117/12.782920. 7. Burge J.H. Advanced techniques for measuring primary mirrors for astronomical telescopes: dissertation … doctor of philosophy. Arizona, 1993. 294 p. 8. Креопалова Г.В., Лазарева Н.Л., Пуряев Д.Т. Оптические измерения: Учебник для вузов по специальностям «Оптико-электронные приборы» и «Технология оптического приборостроения». М.: Машиностроение, 1987. 264 с., ил. 9. Пуряев Д.Т. Методы контроля оптических асферических поверхностей. М.: Машиностроение, 1976. 262 с. 10. Зверев В.А., Кривопустова Е.В. Оптотехника несферических поверхностей: Уч. пособие. СПб: СПбГУ ИТМО, 2006. 203с. 11. Русинов М.М. Несферические поверхности в оптике. М.: Недра, 1965. 197 с.; ил. 132 12. Design, tolerancing, and certification of a null corrector to test 8.4 meter / Jose M. Sasian [et al.] // SPIE 1400. Optical Fabrication and Testing 444. 1999. DOI: http://dx.doi.org/10.1117/12.360175 13. Burge J.H. Design and Analysis of Null Test Optics for Large Aspheric Mirrors . URL. http://articles.adsabs.harvard.edu//full/1992ESOC...42..273B/0000 273.000.html (дата обращения: 14.08.2013). 14. Palusinski I.A. Advancements in null corrector design and certification: dissertation … doctor of philosophy. Arizona, 2003. 276 p. 15. Шустов Б.М. Большие оптические телескопы будущего // Земля и Вселенная. 2004. №2. С. 3-12. 16. Современные интерференционные методы контроля формы поверхностей крупногабаритных асферических деталей. /А.П. Семенов и др.// Прикладная оптика - 2010: Тез. докл МНК. СПб. 2010. Т. 1. С. 55-59. 17. Burge J.H., Dettmann L.R., West S.C. Null correctors for 6.5-m f/1.25 paraboloidal mirrors. URL. http://www.loft.optics.arizona.edu/documents/journal_ articles/Null_correctors_for_6.5_m_f_1.25_paraboloidal_mirrors.pdf (дата обращения: 04.08.2013). 18. Создание Большого азимутального телескопа БТА / Под ред. В.Ю. Торчкова. М.: ЦНИИ информации, 1976. 83 с. 19. Зверев В.А. Болшой телескоп азимутальный // Изв. вузов. Приборостроение. 2010. Т.53, №3. С. 39-50. 20. M1 primary mirror manufacturing for VISTA project/ M. A. Abdulkadyrov [et al.] // SPIE 7018. Advanced Optical and Mechanical Technologies in Telescopes and Instrumentation. 701804. 2008. DOI: http://dx.doi.org/10.1117/12.788974 21. Изготовление главного М1 и вторичного М2 зеркал для проекта телескопа VISTA / М.А. Абдулкадыров [и др.] // Прикладная оптика 2006: Сб. трудов МНК. СПб. 2006. Т. 2. С. 165-170. 22. Методы изготовления и контроля уникальных крупногабаритных астрономических и космических зеркал телескопов в ОАО ЛЗОС / 133 А.П. Семенов [и др.]. URL: http://contenant.ru/1electron_mag/pdf/21.pdf (дата обращения 04.02.2015). 23. Interference Test Procedures for Telescopic Mirrors / M.A. Abdulkadyrov [et al.] // SPIE 5252. Optical Fabrication, Testing and Metrology 46. 2004. DOI: http://dx.doi.org/10.1117/12.513582 24. Abdulkadyrov M.A., Belousov S.P., Semenov A.P. Interference testing methods of large astronomical mirrors base on lenses and CGH wavefront correctors // SPIE 7739. Modern Technologies in Space-and Ground-based Telescopes and Instrumentation. 77390P. 2010. DOI: http://dx.doi.org/10.1117/12.856105. 25. New Fraunhofer Telescope Wendelstein: assembly, installation, and current status / Hans Thiele [et al.] // SPIE 8444. Ground-based and Airborne Telescopes IV. 84441B. DOI: http://dx.doi.org/10.1117/12.927096 26. Puryayev D.T. Concept for testing two-mirror optical telescopes // Optics & Laser Technology. 1996. Vol. 28, №5. P. 327-336. 27. Витриченко Э.А. Методы исследования астрономической оптики. М.: Наука, 1980. 152с. 28. Амур Г.И. Оптимальные методы изготовления астрономических зеркал: дис. ... канд. техн. наук. Ленинград, 1984. 253 с. 29. Абдулкадыров м.А. Автоматизированная система формообразования асферических крупногабаритных оптических деталей: дис. ... канд. техн. наук. Москва, 2008. 190 с. 30. Применение диафрагмы Гартмана в сходящемся пучке лучей при исследовании телескопов в обсерватории / В.А. Зверев [и др.] // ОМП. 1980. №2. С. 48-49. 31. Ларионов Н.П. Методы и средства контроля формы асферических поверхностей крупногабаритных и светосильных оптических элементов на основе использования осевых синтезированных голограмм: дис. ... канд. техн. наук. Казань, 2002. 178 с. 134 32. Насыров Р.К. Разработка и исследование диффракционных оптических элементов для интерферометрического контроля асферических поверхностей: автореф. дисс. … канд. техн. наук. Новосибирск, 2009. 16 с. 33. Технологический контроль главного зеркала БТА методом Гартмана / В.А. Зверев [и др.] // ОМП. 1977. №3. С. 3-5. 34. Исследование главного зеркала БТА в обсерватории / В.А. Зверев [и др.] // ОМП. 1977. №4. С. 3-5. 35. Толстоба Н.Д. Математическое моделирование и оптимизация гартмановских методов контроля астрономической оптики: дис. ... канд. техн. наук. Санкт-Петербуог, 2001. 123 с. 36. Максутов Д.Д. Изготовление и исследование астрономической оптики. (2-е изд.). М.: Наука. Главная редакция физико-математической литературы, 1984. 272 с. 37. Dall H.E. A Null Test for Paraboloids // The Journal of the British Astronomical Association. 1947. Vol. 57, № 5. P. 201-205. 38. Ross F.E. Parabolizing mirrors without a flat // Astrophisical Journal. 1943. Vol. 98, № 6. P. 341-346. 39. Offner Abe. A Null Corrector for Paraboloidal Mirrors // Appl. Opt. 1963. Vol. 2, № 2. P. 153-155. 40. Пуряев Д.Т., Шандин Н.С. Расчет линзовых компенсаторов для контроля вогнутых астрономических зеркал крупных телескопов // ОМП. 1979. №4. С. 21-23. 41. Пуряев Д.Т. Интерференционные исследования качества оптических асферическх поверхностей и линз компенсационным методом: дис. ... докт. техн. наук. М., 1975. 396 с. 42. Полещук А.Г., Маточкин А.Е. Лазерные методы контроля асферической оптики // Фотоника. Техносфера, 2011. № 2. С. 38-44. 43. Полещук А.Г., Насыров Р.К., Маточкин А.Е. Дифракционные методы контроля асферических поверхностей // Прикладная оптика - 2010: Тез.докл. МНК. СПб. 2010. Т. 1. С. 29-33. 135 44. Применение диффракционной оптики в измерительной технике / А.Г. Полещук [и др.] // Компьютерная оптика. 2001. № 22. С 86-95. 45. Лазерные интерферометрические и дифракционные системы / В.П. Коронкевич [и др.] // Компьютерная оптика. 2010. Т 34, № 1. С. 4-23. 46. Absolute calibration of null correctors using dual computer-generated holograms / P.C.V. Mallik. [et al.]. URL. http://www.loft.optics.arizona.edu/ documents/journal_articles/AOMATT_paper_2007.pdf (дата обращения: 04.08.2013). 47. Уханов М.А. Применение линзового компенсатора для исследования параболических зеркал и зеркал Манжена // ОМП. 1961. №5. С. 27-29. 48. Коровяковский Ю.П. Применение метода Гартмана для контроля поверхности 6-метрового зеркала в цеховых условиях // ОМП. 1977. Вып. 2. С. 10-12. 49. Интерференционные методы контроля формы поверхностей крупногабаритных асферических деталей на основе линзовых и голограммных корректоров волнового фронта / А.П. Семенов [и др.] // Оптический журнал. 2013. Т. 80, № 4. С. 33-38. 50. Технология изготовления высокоточных крупногабаритных облегченных асферических зеркал с высокой стабильностью формы поверхности / М.А. Абдулкадыров [и др.] // Оптический журнал. 2014. Т. 81, № 12. С. 6-15. 51. Абдулкадыров М.А., Патрикеев В.Е., Семенов А.П. Метод определения профиля шлифованной асферической поверхности крупногабаритных астрономических зеркал // Оптический журнал. 2014. Т. 81, № 12. С. 16-21. 52. Семенов А.П. Способ определения децентрировки асферической поверхности относительно геометрического центра астрономического зеркала // Оптический журнал. 2015. Т. 82, № 2. С. 43-50. 53. Линник В.П. Способ исследования параболических зеркал и астрономических объективов // Труды ГОИ им. С.И. Вавилова. 1931. Т. VII, Вып. 67. С. 15. 54. Оптический производственный контроль / Под ред. Д. Малакара. М.: Машиностроение, 1985. 400 с., ил. 136 55. Зверев В.А., Кривопустова Е.В. Компенсатор Оффнера в автоколлимационной схеме контроля вогнутых отражающих поверхностей вращения несферической формы // Научно-технический вестник СПбГУ ИТМО. 2005. Вып. 18. С. 255-264. 56. Пуряев Д.Т. Компенсатор для контроля качества параболических зеркал большого диаметра // ОМП. 1973. №4. C. 34-37. 57. Бахолдин А.В., Романова Г.Э., Цуканова Г.И. Теория и метолы проектирования оптических систем: Учебное пособие / Под ред. А.А. Шехонина. СПб: НИУ ИТМО, 2011. Ч. 1. 104 с. 58. Ермолаева Е.В. Разработка и анализ схем контроля несферических поверхностей вращения: дис. … канд. техн. наук. Санкт-Петербург. 2011. 140 с. 59. Пуряев Д.Т., Шандин Н.С. Расчет компенсатора для интерференционного контроля астрономических зеркал // ОМП. 1982. №12. С. 23-24. 60. Иконина А.В., Кузьмин В.Г. Компьютерная программа «Компенсационный контроль асферических поверхностей» // Прикладная оптика - 2010: Тез. докл. МНК. СПб: НИУ ИТМО, 2010. Т. 3. С. 270-274. 61. Hilbert R.S., Rimmer M.P. A Variable Refractive Null Lens // Applied Optics. April 1970. Vol. 9, № 4. P. 849-852. 62. Слюсарев Г.Г. Методы расчета оптических систем. (2-е изд., доп. и перераб.). М.: Машиностроение, 1969. 672 с., табл., ил. 63. Иконина А.В., Лазарева Н.Л., Пуряев Д.Т. Имитаторы эллиптических и гиперболических поверхностей // Прикладная оптика - 2010: Тез. докл. МНК. СПб: НИУ ИТМО, 2010. Т. 1. С. 18-21. 64. Комраков Б.М., Пуряев Д.Т., Медведев В. В. Имитаторы асферических поверхностей для расчета компенсационных схем контроля // ОМП. 1989. №6. C. 25-27. 65. Родионов С.А. Автоматизация проектирования оптических систем: Учеб. пособие для приборостроительных вузов. Л. : Машиностроение, Ленинградское отд., 1982. 270 с., ил. 137 66. Леонова В.Б. Автоматизация расчетов оптических систем. М.: Машиностроение, 1970. 288 с. 67. Грамматин А.П., Романова Г.Э., Балаценко О.Н. Расчет и автоматизация проектирования оптических систем: Учебное пособие. СПб: НИУ ИТМО, 2013. 128 с. 68. Пуряев Д.Т., Граф Н.А. Зеркально-линзовые компенсационные системы для контроля формы главных зеркал крупных телескопов // Оптический журнал. 2007. Т.74, № 12. С. 8-9. 69. Граф Н.А., Пуряев Д. Т. Зеркально-линзовые компенсационные системы с линзами Манжена для контроля формы главных зеркал оптических телескопов // Оптика – 2007: Тез. докл. МНК. СПб. 2007. Т. 3. С. 253-254. 70. Заказнов Н.П., Кирюшин С.И., Кузичев В.Н. Теория оптических систем: Учебник для студентов приборостроительных специальностей вузов (3-е изд., перераб. и доп.). М.: Машиностроение, 1992. 448 с., ил. 71. Граф Н.А., Пуряев Д.Т. Оптическая система ортоскопического интерферометра // Оптика – 2011: Тез. докл. МНК. СПб: НИУ ИТМО, 2011. Т.1. С. 136-138. 72. Цифровая обработка голографических интерферограмм на основе муаровых эффектов / А.Н. Гришанов [и др.] // Автометрия. 1986. № 4. С. 97-104. 73. Метод фазирования сегментированного главного зеркала радиотелескопа космической обсерватории «Миллиметрон» / Д.Т. Пуряев [и др.] // Измерительная техника. 2014. №11. С. 65-69. 74. Коломийцов Ю.В. Интерферометры. Основы инженерной теории, применение. Л. : Машиностроение (Ленингр. отд-ние), 1976. 296 с. 75. Ландсберг Г. С. Оптика: Учеб. пособие для вузов (6-е изд. стереот.). М.: Физматлит, 2003. 848 с. 138 ПРИЛОЖЕНИЕ П. 1 Имитатор формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA Cистема- Вариант-IMITAT1138 10/ 5/2008 13:08 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. Радиусы кривизны Осевые расст. Световые высоты Марки стекол L= Показатели преломления .632800 ВОЗДУХ 1 2 .000 8094.000* 2 вращения E2= 62361.317 1.062917 ВОЗДУХ * Несферические поверхности 1.12979 ПРЕДМЕТ: Близ. размер Y = ИЗОБРАЖ: Близ. размер Y'= ДИАФР. : ND= 2 плоскость .00000 мм .00000 S0=******** мм плоск. SI= SD= 246.6090 мм плоскость .000мм от пл.Гаусса высота на диафр.=2000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH 128646.20767************187316.19961************ 58669.99000 S (мм) 0 66284.89000 S' (мм) 8093.99985 S'G (мм) 8093.99985 V 1.06292 SP (дптр) -.13571 SH' .00000 SP' (дптр) -.12743 Суммы и аберрации Зейделя N S1 S2 S3 S4 S5 S1хр S2хр ─----------------------------------------------------------------------------1-9719.88100-9144.53600-8603.24800 .00000-8094.00000 .00000 .0000 2 575.34440 17.49613 449.16470 -.00001 869.86740 .00000 .0000 ─----------------------------------------------------------------------------sum-9144.53615-9127.04000-8154.08311 -.00001-7224.13233 .00000 .0000 ─----------------------------------------------------------------------------Аберрации 3-го порядка ─сфер. абер. неизопл. XT XS дисторсия хром.пол. хром.увел 296.98951 -3.78456 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (мм) │ Поперечные аберрации (мм) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 278.61700 -68.574140 .866 205.52660 -43.479800 .707 134.80110 -23.112770 .500 66.32759 -7.983054 .000 .00000 .000000 139 │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │(tg*100) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── -24.612 6706.5700 -3.3477 26.2643 -21.155 3651.0070 -2.5068 22.5519 -17.146 1570.8560 -1.6687 18.2595 -12.036 380.2704 -.8331 12.8051 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y 1 ********* .000 ********* 17409.280 ******** 2 -2000.000 .000 -2000.001 2000.001 ******** Апертурная диафрагма 2 -2000.000 .000 -2000.001 2000.001 ******** │Световые │Стрелк │ высоты │ ────┴─────────┴────── .000 17409.280 .000 .000 2000.001 246.609 .000 2000.001 140 П. 2.1. Трехкомпонентный зеркально-линзовый компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА Cистема- Вариант-BTA6_1!! 29/ 7/2007 1:48 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Радиусы кривизны Осевые расст. -8.012 30.856 228.674 -116.906 -48000.000* -116.906 228.674 30.856 -8.012 5 вращения E2= -19.434 156.171 20.000 48148.767 -48148.767 -20.000 -156.171 19.434 Световые высоты Марки стекол L= - - Показатели преломления .632800 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 1.514661 ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 -1.514661 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ * Несферические поверхности 1.00000 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 5 совп.с 5й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=3000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 ЭКРАН : ПАРАМЕТРЫ ЭКРАННЫХ ЗОН -1-я поверхность. Коэффициент экранирования: .300 Параксиальные характеристики F F' SF SF' ************************************************ S S' S'G V (дптр) (дптр) (дптр) 0 .00000 .00032 .00032 -1.00000 SH -4.28618 SP (мм) -4.28618 SH' -4.28618 SP' (мм) -4.28618 Аберрации осевого пучка -Отн.зр¦ Продольные аберрации (дптр) ¦ Поперечные аберрации (гр.мнсек) --koop.+----- 0 -------- 1 ------- 2 ----+------ 0 -------- 1 --------- 2 ---1.000 .02640 .001327 .879 -.00481 -.000212 .738 .00203 .000075 .563 .00167 .000047 .300 -.00569 -.000086 .000 .00000 .000000 ¦ Волновые аберрации ¦ Неизопл. ¦ Н ЗР -Tg'*100¦ (дл. волн) ¦ (%) ¦ (мм) ------------ 0 ------- 1 ------- 2 ---+----------+-------2.438 .0018 .0000 2.4378 2.143 -.0034 .0000 2.1426 1.800 -.0012 .0000 1.7997 1.374 -.0046 .0000 1.3736 .731 -.0016 .0000 .7313 .000 .0000 .0000 .0000 141 Ход лучей в оптической системе N ¦Апертурн¦ П у ч о к N 1 Y = .0000 ¦Световые ¦Стрелк Пов¦ос.пучка¦ Главный Верхний Нижний Боковой ¦ высоты ¦ ----+--------+------------------------------ X ------- Y ----+---------+-----1 2.438 .000 2.438 -2.438 2.438 .000 2.438 -.380 2 -9.946 .000 -9.946 9.946 -9.946 .000 9.946 1.647 3 -4.064 .000 -4.064 4.064 -4.064 .000 4.064 .036 4 -3.443 .000 -3.443 3.443 -3.443 .000 3.443 -.051 5 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 -93.750 6 -3.441 .000 -3.441 3.441 -3.441 .000 3.441 -.051 7 -4.061 .000 -4.061 4.061 -4.061 .000 4.061 .036 8 -9.946 .000 -9.946 9.946 -9.946 .000 9.946 1.647 9 2.437 .000 2.437 -2.437 2.437 .000 2.437 -.380 Апертурная диафрагма 5 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 Ход лучей в оптической системе N ¦Апертурн¦ П у ч о к N 1 Y = .0000 ¦Световые ¦Стрелк Пов¦ос.пучка¦ Главный Верхний Нижний Боковой ¦ высоты ¦ ----+--------+------------------------------ X ------- Y ----+---------+-----1 .827 .000 .827 -.827 .827 .000 .827 -.043 2 -3.208 .000 -3.208 3.208 -3.208 .000 3.208 .167 3 -2.990 .000 -2.990 2.990 -2.990 .000 2.990 .020 4 -2.883 .000 -2.883 2.883 -2.883 .000 2.883 -.036 5 1000.000 .000 1000.000 -1000.000 1000.000 .000 1000.000 -10.417 6 -2.883 .000 -2.883 2.883 -2.883 .000 2.883 -.036 7 -2.990 .000 -2.990 2.990 -2.990 .000 2.990 .020 8 -3.208 .000 -3.208 3.208 -3.208 .000 3.208 .167 9 .827 .000 .827 -.827 .827 .000 .827 -.043 Апертурная диафрагма 5 1000.000 .000 1000.000 -1000.000 1000.000 .000 1000.000 142 П.2.2. Трехкомпонентный зеркально-линзовый компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 CистемаN пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 5 Вариант-T170_52! 5/ 8/2007 15:46 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ -17.790 -35.956 - ВОЗДУХ 54.122 173.796 ВОЗДУХ 140.061 20.000 К8 1.514661 -175.153 9591.492 ВОЗДУХ -9444.440* -9591.492 - ВОЗДУХ -175.153 -20.000 К8 -1.514661 140.061 -173.796 - ВОЗДУХ 54.122 35.956 ВОЗДУХ -17.790 - ВОЗДУХ * Несферические поверхности вращения E2= 1.05389 Радиусы кривизны ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 5 совп.с 5й пов SD= .0000 мм высота на диафр.= 850.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 ПАРАМЕТРЫ ЭКРАННЫХ ЗОН ЭКРАН : -1-я поверхность. Коэффициент экранирования: .380 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH ************************************************ -9.36506 S S' S'G V SP (дптр) (дптр) (дптр) (мм) 0 .00000 .00032 .00032 -1.00000 -9.36506 SH' -9.36506 SP' (мм) -9.36506 Аберрации осевого пучка -Отн.зр¦ Продольные аберрации (дптр) ¦ Поперечные аберрации (гр.мнсек) --koop.+----- 0 -------- 1 ------- 2 ----+------ 0 -------- 1 --------- 2 ---1.000 -.02528 -.002357 .887 .00045 .000037 .756 .00575 .000405 .599 -.00127 -.000071 .380 -.00676 -.000239 .000 .00000 .000000 ¦ Волновые аберрации ¦ Неизопл. ¦ Н ЗР -Tg'*100¦ (дл. волн) ¦ (%) ¦ (мм) ------------ 0 ------- 1 ------- 2 ---+----------+-------4.519 -.0382 .0000 4.5193 4.007 -.0019 .0000 4.0069 3.419 -.0176 .0000 3.4186 2.705 -.0272 .0000 2.7052 1.717 -.0104 .0000 1.7173 .000 .0000 .0000 .0000 x 0 Коэффициенты зонального разложения 0 П У Ч О К Y = .0000 расфокусировка с ф е р и ч е с к а я а б е р р а ц и я С x20 С x40 С x60 С x80 С x100 .0001 .0082 -.0206 -.0127 .0015 С x120 .0000 143 Ход лучей в оптической системе N ¦Апертурн¦ П у ч о к N 1 Y = .0000 ¦Световые ¦Стрелк Пов¦ос.пучка¦ Главный Верхний Нижний Боковой ¦ высоты ¦ ---+--------+------------------------------ X ------- Y ----+---------+-----1 4.519 .000 4.519 -4.519 4.519 .000 4.519 -.584 2 -14.346 .000 -14.346 14.346 -14.346 .000 14.346 1.936 3 -10.408 .000 -10.408 10.408 -10.408 .000 10.408 .387 4 -9.626 .000 -9.626 9.626 -9.626 .000 9.626 -.265 5 850.000 .000 850.000 -850.000 850.000 .000 850.000 -38.246 6 -9.632 .000 -9.632 9.632 -9.632 .000 9.632 -.265 7 -10.413 .000 -10.413 10.413 -10.413 .000 10.413 .388 8 -14.345 .000 -14.345 14.345 -14.345 .000 14.345 1.936 9 4.520 .000 4.520 -4.520 4.520 .000 4.520 -.584 Апертурная диафрагма 5 850.000 .000 850.000 -850.000 850.000 .000 850.000 Ход лучей в оптической системе N ¦Апертурн¦ П у ч о к N 1 Y = .0000 ¦Световые ¦Стрелк Пов¦ос.пучка¦ Главный Верхний Нижний Боковой ¦ высоты ¦ ---+--------+------------------------------ X ------- Y ----+---------+-----1 1.771 .000 1.771 -1.771 1.771 .000 1.771 -.088 2 -5.425 .000 -5.425 5.425 -5.425 .000 5.425 .273 3 -5.195 .000 -5.195 5.195 -5.195 .000 5.195 .096 4 -4.928 .000 -4.928 4.928 -4.928 .000 4.928 -.069 5 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 -5.765 6 -4.928 .000 -4.928 4.928 -4.928 .000 4.928 -.069 7 -5.196 .000 -5.196 5.196 -5.196 .000 5.196 .096 8 -5.425 .000 -5.425 5.425 -5.425 .000 5.425 .273 9 1.772 .000 1.772 -1.772 1.772 .000 1.772 -.088 Апертурная диафрагма 5 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 144 П. 2.3. Трехкомпонентный зеркально-линзовый компенсатор для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA Cистема- Вариант-2Z_L9144144144 6/ 4/2008 22:41 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. 1 2 3 4 5 6 Радиусы кривизны Осевые расст. .000 8094.000* 472.065 .000 -917.234 -317.234 2 вращения E2= Световые высоты Марки стекол L= ВОЗДУХ Показатели преломления .632800 62361.316 9011.234 40.000 320.000 -300.000 1.062917 ВОЗДУХ К8 1.514661 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ ВОЗДУХ * Несферические поверхности 1.12979 ПРЕДМЕТ: Близ. размер Y = .00000 мм S0=******** мм плоскость ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 2 совп.с 2й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=2000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 ПАРАМЕТРЫ ЭКРАН : ЭКРАННЫХ ЗОН 1-я поверхность. Коэффициент экранирования: .300 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH SH' -298.45611 298.45611 66284.87098 -34.74040 66583.33000 -333.19650 S S' S'G V SP SP' (мм) (дптр) (дптр) (дптр) (мм) 0 66284.88000 .00000 .00000 .00335 -.13132 -23.04279 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 -1.41020 -5.325511 .933 -1.05694 -3.521713 .861 -.75092 -2.324233 .783 -.49739 -1.323701 .695 -.29846 -.495829 .595 -.15332 -.222021 .474 -.05882 -.065807 .309 -.01007 -.004778 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │(tg*100) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 68.673 1346.1720 14.6445 26.2643 63.929 900.0056 13.2575 24.4005 59.154 564.4689 11.7435 22.4190 54.165 323.6559 10.0947 20.2841 48.704 162.3267 8.3018 17.9402 42.378 65.3514 6.3513 15.2900 34.458 17.1855 4.2229 12.1329 23.003 1.3621 1.8869 7.8793 145 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1********* .000 ********* 17409.270 ******** .000 17409.270 .000 2-2000.000 .000 -2000.000 2000.000 ******** .000 2000.000 246.609 3 164.457 .000 164.457 -164.457 164.457 .000 164.457 29.573 4 164.712 .000 164.712 -164.712 164.712 .000 164.712 .000 5 175.963 .000 175.963 -175.963 175.963 .000 175.963 -17.037 6 70.151 .000 70.151 -70.151 70.151 .000 70.151 -7.854 Апертурная диафрагма 2-2000.000 .000 -2000.000 2000.000 ******** .000 2000.000 Коэффициенты зонального разложения x 0 0 П У Ч О К Y = .0000 расфокусировка с ф е р и ч е с к а я а б е р р а ц и я С x20 С x40 С x60 С x80 С x100 621.8998 337.6940 64.2384 .2947 .5421 С x120 -.0258 146 П. 3.1. Зеркально-линзовый компенсатор с одной линзой Манжена для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА Cистема- Вариант-Z_MAN14! 8/ 4/2008 13:25 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N Радиусы Осевые Световые Марки Показатели преломления пов. кривизны расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ 1 -52.702 -80.633 - ВОЗДУХ 2 -39.298 -25.000 -1.609552 3 -182.394 25.000 1.609552 4 -39.298 186.247 ВОЗДУХ 5 433.945 25.000 1.609552 6 -222.956 48239.830 ВОЗДУХ 7 -48000.000* -48239.830 - ВОЗДУХ 8 -222.956 -25.000 -1.609552 9 433.945 -186.247 - ВОЗДУХ 10 -39.298 -25.000 -1.609552 11 -182.394 25.000 1.609552 12 -39.298 80.633 ВОЗДУХ 13 -52.702 - ВОЗДУХ * Несферические поверхности 7 вращения E2= 1.00000 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 7 совп.с 7й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=3000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH SH' ************************************************ -39.28169 -39.28168 S S' S'G V SP SP' (дптр) (дптр) (дптр) (мм) (мм) 0 .00000 -.00002 -.00002 -1.00000 -39.28168 -39.28168 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 -.00018 -.000019 .935 -.00054 -.000053 .866 -.00007 -.000006 .791 .00040 .000034 .707 .00046 .000035 .612 .00007 .000004 .500 -.00052 -.000027 .354 -.00078 -.000029 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 5.149 -.0033 .0000 5.1485 4.816 -.0021 .0000 4.8160 4.459 -.0012 .0000 4.4587 4.070 -.0018 .0000 4.0702 3.641 -.0030 .0000 3.6405 3.153 -.0038 .0000 3.1528 2.574 -.0032 .0000 2.5743 1.820 -.0013 .0000 1.8203 147 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 5.149 .000 5.149 -5.149 5.149 .000 5.149 -.252 2 -11.103 .000 -11.103 11.103 -11.103 .000 11.103 -1.601 3 -11.240 .000 -11.240 11.240 -11.240 .000 11.240 -.347 4 -14.187 .000 -14.187 14.187 -14.187 .000 14.187 -2.650 5 -9.714 .000 -9.714 9.714 -9.714 .000 9.714 .109 6 -9.142 .000 -9.142 9.142 -9.142 .000 9.142 -.187 7 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 -93.750 8 -9.142 .000 -9.142 9.142 -9.142 .000 9.142 -.187 9 -9.714 .000 -9.714 9.714 -9.714 .000 9.714 .109 10 -14.187 .000 -14.187 14.187 -14.187 .000 14.187 -2.650 11 -11.240 .000 -11.240 11.240 -11.240 .000 11.240 -.347 12 -11.103 .000 -11.103 11.103 -11.103 .000 11.103 -1.601 13 5.149 .000 5.149 -5.149 5.149 .000 5.149 -.252 Апертурная диафрагма 7 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 x 0 Коэффициенты зонального разложения 0 П У Ч О К Y = .0000 расфокусировка с ф е р и ч е с к а я а б е р р а ц и я С x20 С x40 С x60 С x80 С x100 -.0002 .0011 -.0023 -.0005 .0009 С x120 .0001 148 П. 3.2. Зеркально-линзовый компенсатор с линзой Манжена для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 Cистема- Вариант-Z_MAN54! 12/ 4/2008 34:08 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. Радиусы кривизны Осевые расст. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 -79.744 -84.290 -374.922 -84.290 288.775 -351.378 -9444.440* -351.378 288.775 -84.290 -374.922 -84.290 -79.744 Световые высоты -187.025 -25.000 25.000 210.000 25.000 9699.752 -9699.752 -25.000 -210.000 -25.000 25.000 187.025 Марки Показатели преломления стекол L= .632800 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ -1.609552 1.609552 ВОЗДУХ 1.609552 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ -1.609552 - ВОЗДУХ -1.609552 1.609552 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ * Несферические поверхности 7 вращения E2= 1.05389 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 7 совп.с 7й пов SD= .0000 мм высота на диафр.= 850.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 ПАРАМЕТРЫ ЭКРАН : ЭКРАННЫХ ЗОН -1-я поверхность. Коэффициент экранирования: .388 Параксиальные характеристики F F' SF SF' ************************************************ 0 S (дптр) .00000 S' (дптр) .00001 S'G (дптр) .00001 V -1.00000 SH -51.68062 SP (мм) -51.68062 SH' -51.68062 SP' (мм) -51.68062 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 -.01873 -.002152 .937 -.00490 -.000528 .870 .00183 .000183 .797 .00357 .000327 .717 .00222 .000183 .627 -.00046 -.000033 .521 -.00287 -.000172 .388 -.00356 -.000158 .000 .00000 .000000 149 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 5.569 -.0390 .0000 5.5693 5.220 -.0059 .0000 5.2205 4.847 -.0028 .0000 4.8466 4.441 -.0119 .0000 4.4413 3.995 -.0210 .0000 3.9952 3.492 -.0237 .0000 3.4925 2.904 -.0185 .0000 2.9040 2.161 -.0084 .0000 2.1609 .000 .0000 .0000 .0000 Коэффициенты зонального разложения x 0 0 П У Ч О К Y = .0000 расфокусировка с ф е р и ч е с к а я а б е р р а ц и я С x20 С x40 С x60 С x80 С x100 -.0015 .0072 -.0175 -.0136 -.0006 С x120 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 5.569 .000 5.569 -5.569 5.569 .000 5.569 -.195 2 -21.097 .000 -21.097 21.097 -21.097 .000 21.097 -2.683 3 -20.802 .000 -20.802 20.802 -20.802 .000 20.802 -.578 4 -23.006 .000 -23.006 23.006 -23.006 .000 23.006 -3.200 5 -20.215 .000 -20.215 20.215 -20.215 .000 20.215 .708 6 -19.391 .000 -19.391 19.391 -19.391 .000 19.391 -.535 7 850.000 .000 850.000 -850.000 850.000 .000 850.000 -38.246 8 -19.398 .000 -19.398 19.398 -19.398 .000 19.398 -.536 9 -20.221 .000 -20.221 20.221 -20.221 .000 20.221 .709 10 -23.007 .000 -23.007 23.007 -23.007 .000 23.007 -3.201 11 -20.803 .000 -20.803 20.803 -20.803 .000 20.803 -.578 12 -21.098 .000 -21.098 21.098 -21.098 .000 21.098 -2.683 13 5.575 .000 5.575 -5.575 5.575 .000 5.575 -.195 Апертурная диафрагма 7 850.000 .000 850.000 -850.000 850.000 .000 850.000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 2.222 .000 2.222 -2.222 2.222 .000 2.222 -.031 2 -8.233 .000 -8.233 8.233 -8.233 .000 8.233 -.403 3 -8.168 .000 -8.168 8.168 -8.168 .000 8.168 -.089 4 -9.175 .000 -9.175 9.175 -9.175 .000 9.175 -.501 5 -9.016 .000 -9.016 9.016 -9.016 .000 9.016 .141 6 -8.712 .000 -8.712 8.712 -8.712 .000 8.712 -.108 7 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 -5.765 8 -8.712 .000 -8.712 8.712 -8.712 .000 8.712 -.108 9 -9.017 .000 -9.017 9.017 -9.017 .000 9.017 .141 10 -9.175 .000 -9.175 9.175 -9.175 .000 9.175 -.501 11 -8.168 .000 -8.168 8.168 -8.168 .000 8.168 -.089 12 -8.233 .000 -8.233 8.233 -8.233 .000 8.233 -.403 13 2.222 .000 2.222 -2.222 2.222 .000 2.222 -.031 Апертурная диафрагма 7 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 150 П. 4 Зеркально-линзовый компенсатор с двумя линзами Манжена для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 Cистема- Вариант-Z_MAN3!_ 29/ 7/2007 3:47 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Радиусы кривизны .000 -255.390 .000 -162.287 -586.764 -162.287 .000 -255.390 -9444.440* -255.390 .000 -162.287 -586.764 -162.287 .000 -255.390 .000 9 вращения E2= Осевые расст. 25.000 -25.000 -500.000 -25.000 25.000 500.000 25.000 9863.415 -9863.415 -25.000 -500.000 -25.000 25.000 500.000 25.000 -25.000 Световые высоты - - - Марки Показатели преломления стекол L= .632800 ВОЗДУХ Ф1 1.609552 Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 Ф1 1.609552 ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 Ф1 1.609552 ВОЗДУХ Ф1 1.609552 Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ * Несферические поверхности 1.05389 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 9 совп.с 9й пов SD= .0000 мм высота на диафр.= 850.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH SH' ************************************************ -74.80632 -74.80632 S S' S'G V SP SP' (дптр) (дптр) (дптр) (мм) (мм) 0 .00000 .00000 .00000 -1.00000 -74.80632 -74.80632 Аберрации осевого пучка -Отн.зр¦ Продольные аберрации (дптр) ¦ Поперечные аберрации (гр.мнсек) --koop.+----- 0 -------- 1 ------- 2 ----+------ 0 -------- 1 --------- 2 ---1.000 -.02685 -.003639 .866 .00288 .000338 .707 .00292 .000280 .500 -.00463 -.000313 .000 .00000 .000000 ¦ Волновые аберрации ¦ Неизопл. ¦ Н ЗР -Tg'*100¦ (дл. волн) ¦ (%) ¦ (мм) ------------ 0 ------- 1 ------- 2 ---+----------+-------6.571 -.0791 .0000 6.5711 5.691 -.0064 .0000 5.6907 4.646 -.0440 .0000 4.6465 3.286 -.0348 .0000 3.2855 .000 .0000 .0000 .0000 151 Ход лучей в оптической системе N ¦Апертурн¦ П у ч о к N 1 Y = .0000 ¦Световые ¦Стрелк Пов¦ос.пучка¦ Главный Верхний Нижний Боковой ¦ высоты ¦ ----+--------+------------------------------ X ------- Y ----+---------+-----1 6.571 .000 6.571 -6.571 6.571 .000 6.571 .000 2 6.571 .000 6.571 -6.571 6.571 .000 6.571 -.085 3 5.288 .000 5.288 -5.288 5.288 .000 5.288 .000 4 -36.602 .000 -36.602 36.602 -36.602 .000 36.602 -4.181 5 -35.800 .000 -35.800 35.800 -35.800 .000 35.800 -1.093 6 -37.657 .000 -37.657 37.657 -37.657 .000 37.657 -4.429 7 -34.366 .000 -34.366 34.366 -34.366 .000 34.366 .000 8 -34.274 .000 -34.274 34.274 -34.274 .000 34.274 -2.310 9 850.000 .000 849.999 -849.999 849.999 .000 850.000 -38.246 10 -34.287 .000 -34.287 34.287 -34.287 .000 34.287 -2.312 11 -34.379 .000 -34.379 34.379 -34.379 .000 34.379 .000 12 -37.654 .000 -37.654 37.654 -37.654 .000 37.654 -4.429 13 -35.796 .000 -35.796 35.796 -35.796 .000 35.796 -1.093 14 -36.598 .000 -36.598 36.598 -36.598 .000 36.598 -4.180 15 5.303 .000 5.303 -5.303 5.303 .000 5.303 .000 16 6.587 .000 6.587 -6.587 6.587 .000 6.587 -.085 17 6.584 .000 6.584 -6.584 6.584 .000 6.584 .000 Апертурная диафрагма 9 850.000 .000 849.999 -849.999 849.999 .000 850.000 Ход лучей в оптической системе N ¦Апертурн¦ П у ч о к N 1 Y = .0000 ¦Световые ¦Стрелк Пов¦ос.пучка¦ Главный Верхний Нижний Боковой ¦ высоты ¦ ----+--------+------------------------------ X ------- Y ----+---------+-----1 2.562 .000 2.562 -2.562 2.562 .000 2.562 .000 2 2.562 .000 2.562 -2.562 2.562 .000 2.562 -.013 3 2.061 .000 2.061 -2.061 2.061 .000 2.061 .000 4 -14.114 .000 -14.114 14.114 -14.114 .000 14.114 -.615 5 -13.794 .000 -13.794 13.794 -13.794 .000 13.794 -.162 6 -14.628 .000 -14.628 14.628 -14.628 .000 14.628 -.661 7 -14.446 .000 -14.446 14.446 -14.446 .000 14.446 .000 8 -14.440 .000 -14.440 14.440 -14.440 .000 14.440 -.409 9 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 -5.765 10 -14.442 .000 -14.442 14.442 -14.442 .000 14.442 -.409 11 -14.447 .000 -14.447 14.447 -14.447 .000 14.447 .000 12 -14.628 .000 -14.628 14.628 -14.628 .000 14.628 -.661 13 -13.794 .000 -13.794 13.794 -13.794 .000 13.794 -.162 14 -14.114 .000 -14.114 14.114 -14.114 .000 14.114 -.615 15 2.062 .000 2.062 -2.062 2.062 .000 2.062 .000 16 2.563 .000 2.563 -2.563 2.563 .000 2.563 -.013 17 2.563 .000 2.563 -2.563 2.563 .000 2.563 .000 Апертурная диафрагма 9 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 Коэффициенты зонального разложения x 0 0 П У Ч О К Y = .0000 расфокусировка с ф е р и ч е с к а я а б е р р а ц и я С x20 С x40 С x60 С x80 С x100 -.0029 .0143 -.0360 -.0272 -.0007 С x120 .0000 152 П. 5.1.1. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором вблизи области каустики для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА Cистема- Вариант-BTA62N11 3/ 3/2014 47:22 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. Радиусы кривизны Осевые расст. Световые высоты Марки стекол Показатели преломления L= 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 -4.112 37.917 .000 -76.254 .000 -117.628 -48000.000* -117.628 .000 -76.254 .000 37.917 -4.112 7 вращения E2= .632800 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 1.514661 ВОЗДУХ К8 1.514661 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ К8 -1.514661 - ВОЗДУХ К8 -1.514661 - ВОЗДУХ ВОЗДУХ - ВОЗДУХ * Несферические поверхности -21.015 25.000 20.000 177.829 20.000 47947.239 -47947.239 -20.000 -177.829 -20.000 -25.000 21.015 - 1.00000 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000 гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 7 совп.с 7й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=3000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' ************************************************ 0 S (дптр) .00000 S' (дптр) .00002 S'G (дптр) .00002 V -1.00000 SH -2.18984 SP (мм) -2.18984 SH' -2.18984 SP' (мм) -2.18984 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴───── 0 ─────── 1 ──────── 2 ──── 1.000 .07578 .001881 .933 .02784 .000644 .860 -.00943 -.000201 .781 -.02309 -.000448 .693 -.01422 -.000245 .592 .00700 .000103 .469 .02522 .000294 .300 .02289 .000170 .000 .00000 .000000 153 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 1.203 .0103 .0000 1.2033 1.122 .0026 .0000 1.1224 1.035 .0015 .0000 1.0351 .940 .0042 .0000 .9398 .834 .0072 .0000 .8337 .712 .0078 .0000 .7119 .564 .0053 .0000 .5644 .361 .0014 .0000 .3610 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 1.203 .000 1.203 -1.203 1.203 .000 1.203 -.180 2 -11.632 .000 -11.632 11.632 -11.632 .000 11.632 1.828 3 -10.945 .000 -10.945 10.945 -10.945 .000 10.945 .000 4 -10.568 .000 -10.568 10.568 -10.568 .000 10.568 -.736 5 7.803 .000 7.803 -7.803 7.803 .000 7.803 .000 6 9.134 .000 9.134 -9.134 9.134 .000 9.134 -.355 7 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 -93.750 8 9.136 .000 9.136 -9.136 9.136 .000 9.136 -.355 9 7.805 .000 7.805 -7.805 7.805 .000 7.805 .000 10 -10.568 .000 -10.568 10.568 -10.568 .000 10.568 -.736 11 -10.945 .000 -10.945 10.945 -10.945 .000 10.945 .000 12 -11.632 .000 -11.632 11.632 -11.632 .000 11.632 1.828 13 1.203 .000 1.203 -1.203 1.203 .000 1.203 -.180 7 3000.000 .000 Апертурная диафрагма 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 .411 .000 .411 -.411 .411 .000 .411 -.021 2 -3.809 .000 -3.809 3.809 -3.809 .000 3.809 .192 3 -3.782 .000 -3.782 3.782 -3.782 .000 3.782 .000 4 -3.767 .000 -3.767 3.767 -3.767 .000 3.767 -.093 5 .965 .000 .965 -.965 .965 .000 .965 .000 6 1.316 .000 1.316 -1.316 1.316 .000 1.316 -.007 7 1000.000 .000 1000.000 -1000.000 1000.000 .000 1000.000 -10.417 8 1.316 .000 1.316 -1.316 1.316 .000 1.316 -.007 9 .965 .000 .965 -.965 .965 .000 .965 .000 10 -3.767 .000 -3.767 3.767 -3.767 .000 3.767 -.093 11 -3.782 .000 -3.782 3.782 -3.782 .000 3.782 .000 12 -3.809 .000 -3.809 3.809 -3.809 .000 3.809 .192 13 .411 .000 .411 -.411 .411 .000 .411 -.021 7 1000.000 .000 Апертурная диафрагма 1000.000 -1000.000 1000.000 .000 1000.000 154 П.5.1.2. Зеркально-линзовый компенсатор N пов. 1 2 3 4 Радиусы кривизны -4.112 37.917 .000 -76.254 КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 -21.015 25.000 20.000 - ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 ВОЗДУХ 1.514661 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Близ. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000мм от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 4 плоскость SD=********* мм высота на диафр.=3000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH SH' 16.06771 -16.06771 -3.57204 148.16795 -19.63974 164.23570 S S' S'G V SP SP' (дптр) (мм) (мм) (мм) (дптр) 0 .00000 148.16795 148.16795 16.06771 -3.57742 .02087 Суммы и аберрации Зейделя N S1 S2 S3 S4 S5 S1хр S2хр ---------------------------------------------------------------------------1 119.33640 3.96940 -.13203 7.81528 -.25556 .00000 .0000 2 -1100.45400 -119.47400 -12.97106 .84751 -1.31623 .00000 .0000 3 .00000 .00000 .00000 .00000 -.00663 .00000 .0000 4 -79.87423 -5.74545 -.41328 -.07160 -.03488 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------sum-1299.66430 -121.25009 -13.51637 8.59119 -1.61330 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------Аберрации 3-го порядка ─сфер. абер. неизопл. XT XS дисторсия хром.пол. хром.увел -40.94617 -23.77444 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (мм) │ Поперечные аберрации (мм) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ─────── 2 ──── 1.000 -25.93871 1.623463 .866 -20.04801 1.043982 .707 -13.78517 .562690 .500 -7.11553 .197010 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── -6.259 -45.6847 -17.7609 .8528 -5.207 -23.7727 -13.1895 .7385 -4.082 -9.7415 -8.7069 .6030 -2.769 -2.2369 -4.3110 .4264 .000 .0000 .0000 .0000 155 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ───┴─────────┴────── 1 .853 .000 .853 -.853 .853 .000 .853 -.089 2 -8.053 .000 -8.053 8.053 -8.053 .000 8.053 .865 3 -7.807 .000 -7.807 7.807 -7.807 .000 7.807 .000 4 -7.674 .000 -7.674 7.674 -7.674 .000 7.674 -.387 Апертурная диафрагма 4 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 П. 5.1.3. Линзовый корректор N пов. 1 2 Радиусы кривизны .000 -117.628 КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ 20.000 К8 1.514661 ВОЗДУХ ПРЕДМЕТ: Близ. размер Y = .00000 мм S0= -29.661 мм плоскость ИЗОБРАЖ: Близ. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000мм от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 2 плоскость SD=********* мм высота на диафр.=3000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 F -228.55454 0 S (мм) -29.66140 Параксиальные характеристики F' SF SF' 228.55454 -215.35027 228.55454 S' (мм) -52.76107 S'G (мм) -52.76107 V 1.23085 SH 13.20427 SP (дптр) -5.35373 SH' .00000 SP' (дптр) .02087 Суммы и аберрации Зейделя N S1 S2 S3 S4 S5 S1хр S2хр ---------------------------------------------------------------------------1 38.40410 31.20136 25.34951 .00000 20.59518 .00000 .0000 2 -7.43680 26.39349 -93.67149 .00289 -209.43310 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------sum 30.96730 57.59485 -68.32199 .00289 -188.83791 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------Аберрации 3-го порядка ─сфер. абер. неизопл. XT XS дисторсия хром.пол. хром.увел -.06072 .04912 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (мм) │ Поперечные аберрации (мм) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ─────── 2 ──── 1.000 -.06095 .003817 .866 -.04564 .002474 .707 -.03037 .001344 .500 -.01516 .000474 .000 .00000 .000000 156 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── -6.262 -.0939 .0491 7.7195 -5.421 -.0528 .0368 6.6803 -4.425 -.0234 .0245 5.4504 -3.128 -.0059 .0123 3.8511 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ───┴─────────┴────── 1 2.290 .000 2.290 -2.290 2.290 .000 2.290 .000 2 3.305 .000 3.305 -3.305 3.305 .000 3.305 -.046 Апертурная диафрагма 2 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 157 П. 5.2.1. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором вблизи области каустики для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 Cистема- Вариант-T1706N6! 3/ 3/2014 90:25 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. Радиусы кривизны Осевые расст. Световые высоты Марки стекол Показатели преломления L= 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 -5.173 63.502 .000 -71.373 .000 -132.923 -9444.440* -132.923 .000 -71.373 .000 63.502 -5.173 7 вращения E2= .632800 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 1.514661 ВОЗДУХ К8 1.514661 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ К8 -1.514661 - ВОЗДУХ К8 -1.514661 - ВОЗДУХ ВОЗДУХ - ВОЗДУХ * Несферические поверхности 1.05389 -34.337 45.000 20.000 173.880 20.000 9384.877 -9384.877 -20.000 -173.880 -20.000 -45.000 34.337 - ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 7 совп.с 7й пов SD= .0000 мм высота на диафр.= 850.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH ************************************************ -2.74338 0 S (дптр) .00000 S' (дптр) -.00025 S'G (дптр) -.00025 V -1.00000 SP (мм) -2.74338 SH' -2.74338 SP' (мм) -2.74338 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴───── 0 ─────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 -.09630 -.002427 .935 -.02173 -.000512 .866 .01070 .000234 .791 .01656 .000330 .707 .00820 .000146 .612 -.00460 -.000071 .500 -.01411 -.000178 .354 -.01421 -.000127 .000 .00000 .000000 158 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 1.222 -.0090 .0000 1.2219 1.143 -.0009 .0000 1.1430 1.058 -.0005 .0000 1.0582 .966 -.0027 .0000 .9660 .864 -.0047 .0000 .8640 .748 -.0049 .0000 .7483 .611 -.0035 .0000 .6110 .432 -.0013 .0000 .4320 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 1.222 .000 1.222 -1.222 1.222 .000 1.222 -.146 2 -15.459 .000 -15.459 15.459 -15.459 .000 15.459 1.911 3 -14.819 .000 -14.819 14.819 -14.819 .000 14.819 .000 4 -14.637 .000 -14.637 14.637 -14.637 .000 14.637 -1.517 5 7.338 .000 7.338 -7.338 7.338 .000 7.338 .000 6 8.960 .000 8.960 -8.960 8.960 .000 8.960 -.302 7 850.000 .000 850.000 -850.000 850.000 .000 850.000 -38.246 8 8.958 .000 8.958 -8.958 8.958 .000 8.958 -.302 9 7.336 .000 7.336 -7.336 7.336 .000 7.336 .000 10 -14.638 .000 -14.638 14.638 -14.638 .000 14.638 -1.517 11 -14.819 .000 -14.819 14.819 -14.819 .000 14.819 .000 12 -15.459 .000 -15.459 15.459 -15.459 .000 15.459 1.910 13 1.222 .000 1.222 -1.222 1.222 .000 1.222 -.146 Апертурная диафрагма 7 850.000 .000 850.000 -850.000 850.000 .000 850.000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 .484 .000 .484 -.484 .484 .000 .484 -.023 2 -5.970 .000 -5.970 5.970 -5.970 .000 5.970 .281 3 -5.930 .000 -5.930 5.930 -5.930 .000 5.930 .000 4 -5.919 .000 -5.919 5.919 -5.919 .000 5.919 -.246 5 1.715 .000 1.715 -1.715 1.715 .000 1.715 .000 6 2.293 .000 2.293 -2.293 2.293 .000 2.293 -.020 7 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 -5.765 8 2.293 .000 2.293 -2.293 2.293 .000 2.293 -.020 9 1.715 .000 1.715 -1.715 1.715 .000 1.715 .000 10 -5.919 .000 -5.919 5.919 -5.919 .000 5.919 -.246 11 -5.930 .000 -5.930 5.930 -5.930 .000 5.930 .000 12 -5.970 .000 -5.970 5.970 -5.970 .000 5.970 .281 13 .484 .000 .484 -.484 .484 .000 .484 -.023 Апертурная диафрагма 7 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 159 П. 5.2.2. Зеркально-линзовый компенсатор КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. Радиусы кривизны Осевые расст. Световые высоты Марки стекол Показатели преломления L= 1 2 3 4 -5.173 63.502 .000 -71.373 -34.337 45.000 20.000 - ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 ВОЗДУХ .632800 1.514661 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Близ. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000мм от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 4 плоскость SD=9544.8772 мм высота на диафр.= 850.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 0 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH SH' 11.29657 -11.29657 -3.33096 138.68317 -14.62754 149.97970 S S' S'G V SP SP' (дптр) (мм) (мм) (мм) (дптр) .00000 138.68317 138.68317 11.29657 -3.34453 .10631 Суммы и аберрации Зейделя N S1 S2 S3 S4 S5 S1хр S2хр ----------------------------------------------------------------------------20.83237 3.37124 -.54556 4.36784 -.61855 .00000 .0000 -255.74900 -21.93520 -1.88135 .35579 -.13084 .00000 .0000 .00000 .00000 .00000 .00000 -.00374 .00000 .0000 -106.33630 -5.84634 -.32143 -.05378 -.02063 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------sum-382.91770 -24.41029 -2.74834 4.66984 -.77376 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------Аберрации 3-го порядка ─сфер. абер. неизопл. XT XS дисторсия хром.пол. хром.увел -17.66169 -9.96674 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴───── 0 ─────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 -14.14469 1.276279 .866 -10.73275 .820827 .707 -7.24002 .442500 .500 -3.66348 .154970 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── -9.023 -48.4608 -8.6797 .9355 -7.648 -26.0333 -6.4499 .8102 -6.112 -11.0445 -4.2609 .6615 -4.230 -2.6342 -2.1113 .4677 .000 .0000 .0000 .0000 160 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 2 3 4 .935 -11.689 -11.401 -11.319 .000 .000 .000 .000 4 850.000 .000 .935 -.935 .935 -11.689 11.689 -11.689 -11.401 11.401 -11.401 -11.319 11.319 -11.319 Апертурная диафрагма 850.000 -850.000 850.000 .000 .000 .000 .000 .935 11.689 11.401 11.319 .000 850.000 -.085 1.085 .000 -.903 П. 5.2.3. Линзовый корректор КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. 1 2 Радиусы кривизны .000 -132.923 Осевые расст. 20.000 Световые высоты Марки стекол Показатели преломления L= .632800 ВОЗДУХ К8 ВОЗДУХ 1.514661 ПРЕДМЕТ: Близ. размер Y = .00000 мм S0= -35.196 мм плоскость ИЗОБРАЖ: Близ. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000мм от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 2 плоскость SD=9346.6311 мм высота на диафр.= 850.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' -258.27287 258.27287 -245.06859 258.27287 S S' S'G V (мм) (мм) (мм) 0 -35.19640 -59.56282 -59.56282 1.23062 SH 13.20427 SP (дптр) -4.60380 SH' .00000 SP' (дптр) .10631 Суммы и аберрации Зейделя N S1 S2 S3 S4 S5 S1хр S2хр ---------------------------------------------------------------------------1 45.53693 37.00325 30.06879 .00000 24.43386 .00000 .0000 2 -8.41075 30.88555 -113.41640 .00256 -254.23700 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------sum 37.12618 67.88880 -83.34761 .00256 -229.80318 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------Аберрации 3-го порядка ─сфер. абер. неизопл. XT XS дисторсия хром.пол. хром.увел -.15159 .10370 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴───── 0 ─────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 .866 .707 .500 .000 -.15279 -.11419 -.07586 -.03780 .00000 .013807 .008930 .004840 .001704 .000000 161 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │(tg*100) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── -9.036 -.4876 .1037 11.1558 -7.820 -.2737 .0777 9.6462 -6.380 -.1213 .0517 7.8639 -4.508 -.0303 .0258 5.5520 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 2 3.926 5.386 .000 .000 2 850.000 .000 3.926 -3.926 3.926 5.386 -5.386 5.386 Апертурная диафрагма 850.000 -850.000 850.000 .000 .000 3.926 5.386 .000 850.000 .000 -.109 П. 5.3. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором в области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа 2-m Wendelstein Fraunhofer CистемаOPAL-PC Вариант-FR_ZL3!161 28/ 2/2015 **:19 N Радиусы преломления пов. кривизны 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели -7.415 120.828 .000 -160.479 .000 -297.350 -8200.000* -297.350 .000 -160.479 .000 120.828 -7.415 7 вращения расст. высоты -64.120 150.000 20.000 269.108 20.000 8181.053 -8181.053 -20.000 -269.108 -20.000 -150.000 64.120 стекол L= - - .632800 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ * Несферические поверхности E2= 1.08105 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 7 совп.с 7й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=1050.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 162 Параксиальные характеристики F F' SF SF' ************************************************ S S' S'G V (дптр) (дптр) (дптр) 0 .00000 -.00001 -.00001 -1.00000 SH -3.79350 SP (мм) -3.79350 SH' -3.79350 SP' (мм) -3.79350 Суммы и аберрации Зейделя N S1 S2 S3 S4 S5 S1хр S2хр ---------------------------------------------------------------------------1 .00490 -.01776 .06434 -.26971 .74382 .00000 .0000 2 .07992 .02504 .00785 -.01655 -.00273 .00000 .0000 3 .00000 .00000 .00000 .00000 .00231 .00000 .0000 4 .02693 .00254 .00024 .00236 .00025 .00000 .0000 5 .00005 -.00003 .00001 .00000 -.00001 .00000 .0000 6 -.00013 -.00013 -.00014 .00127 .00119 .00000 .0000 7 -.22330 .00000 .00024 -.00024 .00000 .00000 .0000 8 -.00013 .00013 -.00014 .00127 -.00119 .00000 .0000 9 .00005 .00003 .00001 .00000 .00001 .00000 .0000 10 .02693 -.00254 .00024 .00236 -.00025 .00000 .0000 11 .00000 .00000 .00000 .00000 -.00231 .00000 .0000 12 .07992 -.02504 .00785 -.01655 .00273 .00000 .0000 13 .00490 .01776 .06434 -.26971 -.74382 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------sum .00006 .00000 .14486 -.56549 .00000 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------Аберрации 3-го порядка ─сфер. абер. неизопл. XT XS дисторсия хром.пол. хром.увел -.14379 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 Аберрации осевого пучка Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ─koop.┴──── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 -.04730 -.002050 .935 -.01222 -.000496 .866 .00474 .000178 .791 .00915 .000314 .707 .00560 .000172 .612 -.00167 -.000044 .500 -.00835 -.000181 .354 -.00964 -.000148 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 2.102 -.0147 .0000 2.1017 1.966 -.0025 .0000 1.9659 1.820 -.0014 .0000 1.8201 1.662 -.0048 .0000 1.6615 1.486 -.0082 .0000 1.4861 1.287 -.0091 .0000 1.2870 1.051 -.0068 .0000 1.0508 .743 -.0026 .0000 .7430 .000 .0000 .0000 .0000 163 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 2.102 .000 2.102 -2.102 2.102 .000 2.102 -.304 2 -35.728 .000 -35.728 35.728 -35.728 .000 35.728 5.403 3 -32.017 .000 -32.017 32.017 -32.017 .000 32.017 .000 4 -31.748 .000 -31.748 31.748 -31.748 .000 31.748 -3.172 5 9.830 .000 9.830 -9.830 9.830 .000 9.830 .000 6 11.692 .000 11.692 -11.692 11.692 .000 11.692 -.230 7 1050.000 .000 1050.000 -1050.000 1050.000 .000 1050.000 -67.203 8 11.691 .000 11.691 -11.691 11.691 .000 11.691 -.230 9 9.829 .000 9.829 -9.829 9.829 .000 9.829 .000 10 -31.749 .000 -31.749 31.749 -31.749 .000 31.749 -3.172 11 -32.017 .000 -32.017 32.017 -32.017 .000 32.017 .000 12 -35.728 .000 -35.728 35.728 -35.728 .000 35.728 5.403 13 2.102 .000 2.102 -2.102 2.102 .000 2.102 -.304 Апертурная диафрагма 7 1050.000 .000 1050.000 -1050.000 1050.000 .000 1050.000 П. 5.4. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором в области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT Cистема- Вариант-TNTZL7!2 28/ 2/2015 **:55 OPAL-PC N Радиусы преломления пов. кривизны 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели -3.238 92.254 .000 -133.992 .000 -223.240 -7200.000* -223.240 .000 -133.992 .000 92.254 -3.238 7 вращения расст. высоты -47.745 110.000 20.000 202.659 20.000 7204.689 -7204.689 -20.000 -202.659 -20.000 -110.000 47.745 - - стекол L= .632800 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ * Несферические поверхности E2= 1.01340 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 7 совп.с 7й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=1200.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 164 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH SH' ************************************************ 2231.37100 -2234.67800 S S' S'G V SP SP' (дптр) (дптр) (дптр) (мм) (мм) 0 .00000 .00000 .00000 -.99999 -1.64323 -1.64325 Суммы и аберрации Зейделя N S1 S2 S3 S4 S5 S1хр S2хр ---------------------------------------------------------------------------1 .05893 -.09396 .14981 -.61773 .74606 .00000 .0000 2 1.67906 .13636 .01107 -.02168 -.00086 .00000 .0000 3 .00000 .00000 .00000 .00000 .00076 .00000 .0000 4 .43269 .00685 .00011 .00283 .00005 .00000 .0000 5 -.00298 .00045 -.00007 .00000 .00001 .00000 .0000 6 .00090 .00024 .00006 .00170 .00046 .00000 .0000 7 -4.33684 .00000 .00028 -.00028 .00000 .00000 .0000 8 .00090 -.00024 .00006 .00170 -.00046 .00000 .0000 9 -.00298 -.00045 -.00007 .00000 -.00001 .00000 .0000 10 .43269 -.00685 .00011 .00283 -.00005 .00000 .0000 11 .00000 .00000 .00000 .00000 -.00076 .00000 .0000 12 1.67907 -.13636 .01107 -.02168 .00086 .00000 .0000 13 .05893 .09396 .14981 -.61772 -.74604 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------sum .00038 .00000 .32225 -1.27004 .00001 .00000 .0000 ---------------------------------------------------------------------------Аберрации 3-го порядка ─сфер. абер. неизопл. XT XS дисторсия хром.пол. хром.увел -.30382 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 .00000 Аберрации осевого пучка Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ─koop.┴──── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 -.18155 -.004561 .935 .00378 .000089 .866 .00219 .000048 .791 -.01728 -.000343 .707 -.01125 -.000200 .612 .00632 .000097 .500 .01067 .000134 .354 -.00294 -.000026 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 1.218 -.0104 .0000 1.2180 1.139 -.0014 .0000 1.1394 1.055 -.0027 .0000 1.0548 .963 -.0013 .0000 .9629 .861 .0010 .0000 .8613 .746 .0014 .0000 .7459 .609 -.0001 .0000 .6090 .431 -.0008 .0000 .4306 .000 .0000 .0000 .0000 165 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 1.218 .000 1.218 -1.218 1.218 .000 1.218 -.238 2 -37.312 .000 -37.312 37.312 -37.312 .000 37.312 7.882 3 -31.038 .000 -31.038 31.038 -31.038 .000 31.038 .000 4 -30.408 .000 -30.408 30.408 -30.408 .000 30.408 -3.496 5 13.475 .000 13.475 -13.475 13.475 .000 13.475 .000 6 16.009 .000 16.009 -16.009 16.009 .000 16.009 -.575 7 1200.000 .000 1200.000 -1200.000 1200.000 .000 1200.000 -99.991 8 16.007 .000 16.007 -16.007 16.007 .000 16.007 -.575 9 13.474 .000 13.474 -13.474 13.474 .000 13.474 .000 10 -30.409 .000 -30.409 30.409 -30.409 .000 30.409 -3.496 11 -31.038 .000 -31.038 31.038 -31.038 .000 31.038 .000 12 -37.312 .000 -37.312 37.312 -37.312 .000 37.312 7.882 13 1.218 .000 1.218 -1.218 1.218 .000 1.218 -.238 Апертурная диафрагма 7 1200.000 .000 1200.000 -1200.000 1200.000 .000 1200.000 166 П. 6.1. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором в области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA Cистема- Вариант-VISTA141 27/ 1/2014 23:57 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 Радиусы кривизны -6.959 197.013 1052.169 -419.472 606.574 189.995 -571.797 -8094.000* -571.797 189.995 606.574 -419.472 1052.169 197.013 -6.959 Осевые расст. Световые высоты Марки Показатели преломления стекол L= .632800 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 1.514661 ВОЗДУХ Ф1 1.609552 К8 1.514661 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ К8 -1.514661 Ф1 -1.609552 - ВОЗДУХ К8 -1.514661 - ВОЗДУХ ВОЗДУХ - ВОЗДУХ * Несферические поверхности -101.986 320.001 40.000 274.329 20.000 20.000 8288.758 -8288.758 -20.000 -20.000 -274.329 -40.000 -320.001 101.986 - 8 вращения E2= 1.12979 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 8 совп.с 8й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=2000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH SH' ************************************************ -158.56550 151.53870 S S' S'G V SP SP' (дптр) (дптр) (дптр) (мм) (мм) 0 .00000 -.00003 -.00003 -1.00001 -3.51301 -3.51299 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ─────── 1 ──────── 2 ──── 1.000 -.01158 -.000822 .935 .03064 .002033 .866 .02468 .001516 .791 .00154 .000087 .707 -.00214 -.000107 .612 -.00085 -.000037 .500 -.01403 -.000498 .354 -.02984 -.000748 .000 .00000 .000000 167 │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 3.439 -.0004 .0000 3.4393 3.217 -.0109 .0000 3.2172 2.978 -.0483 .0000 2.9785 2.719 -.0624 .0000 2.7190 2.432 -.0603 .0000 2.4319 2.106 -.0594 .0000 2.1061 1.720 -.0522 .0000 1.7196 1.216 -.0250 .0000 1.2160 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелки Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ────── Y ───┴─────────┴────── 1 3.439 .000 3.439 -3.439 3.439 .000 3.439 -.909 2 -109.994 .000 -109.994 109.994 -109.994 .000 109.994 33.565 3 -66.166 .000 -66.166 66.166 -66.166 .000 66.166 2.082 4 -62.122 .000 -62.122 62.122 -62.122 .000 62.122 -4.626 5 14.068 .000 14.068 -14.068 14.068 .000 14.068 .163 6 17.295 .000 17.295 -17.295 17.295 .000 17.295 .789 7 20.549 .000 20.549 -20.549 20.549 .000 20.549 -.369 8 2000.000 .000 2000.001 -2000.001 2000.001 .000 2000.001-246.609 9 20.549 .000 20.549 -20.549 20.549 .000 20.549 -.369 10 17.295 .000 17.295 -17.295 17.295 .000 17.295 .789 11 14.068 .000 14.068 -14.068 14.068 .000 14.068 .163 12 -62.122 .000 -62.122 62.122 -62.122 .000 62.122 -4.626 13 -66.166 .000 -66.166 66.166 -66.166 .000 66.166 2.082 14 -109.994 .000 -109.994 109.994 -109.994 .000 109.994 33.565 15 3.439 .000 3.439 -3.439 3.439 .000 3.439 -.909 Апертурная диафрагма 8 2000.000 .000 2000.001 -2000.001 2000.001 .000 2000.001 П. 6.2. Зеркально-линзовый компенсатор с линзовым корректором в области каустики, локализованной между компенсатором и контролируемой поверхностью, для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа MMT CистемаN пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Радиусы кривизны -17.227 178.676 6147.239 -244.128 1298.841 327.723 -391.052 -16256.000* -391.052 327.723 Вариант-ZLMMT14! 4/ 5/2015 69:35 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 -97.952 200.001 40.000 395.958 20.000 20.000 16288.151 -16288.151 -20.000 -20.000 - - ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 1.514661 ВОЗДУХ Ф1 1.609552 К8 1.514661 ВОЗДУХ ВОЗДУХ К8 -1.514661 Ф1 -1.609552 168 11 12 13 14 15 1298.842 -244.128 6147.239 178.676 -17.228 -395.958 -40.000 -200.001 97.952 - ВОЗДУХ К8 -1.514661 ВОЗДУХ ВОЗДУХ ВОЗДУХ * Несферические поверхности 8 вращения E2= 1.00000 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 8 совп.с 8й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=3256.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH ************************************************ -33.10061 0 S (дптр) .00000 S' (дптр) .00008 S'G (дптр) .00008 V -1.00000 SP (мм) -8.97798 SH' 15.14469 SP' (мм) -8.97800 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ───── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 -.00239 -.000384 .935 .00648 .000976 .866 .00565 .000788 .791 .00044 .000056 .707 -.00043 -.000049 .612 .00061 .000060 .500 -.00224 -.000181 .354 -.00770 -.000438 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 7.804 -.0001 .0000 7.8042 7.300 -.0113 .0000 7.3002 6.759 -.0536 .0000 6.7587 6.170 -.0709 .0000 6.1698 5.518 -.0685 .0000 5.5184 4.779 -.0697 .0000 4.7791 3.902 -.0675 .0000 3.9021 2.759 -.0365 .0000 2.7592 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе ═ N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк ═Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ═───┴────────┴────────────────────────────── X ────── Y ───┴─────────┴────── 1 7.804 .000 7.804 -7.804 7.804 .000 7.804 -1.869 2 -90.283 .000 -90.284 90.284 -90.284 .000 90.284 24.488 3 -69.223 .000 -69.223 69.223 -69.223 .000 69.223 .390 4 -66.719 .000 -66.719 66.719 -66.719 .000 66.719 -9.294 169 5 52.196 6 56.020 7 58.007 8 3256.002 9 58.006 10 56.019 11 52.196 12 -66.719 13 -69.223 14 -90.283 15 7.804 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 8 3256.002 .000 52.196 -52.196 52.196 56.020 -56.020 56.020 58.007 -58.007 58.007 3256.005 -3256.005 3256.005 58.006 -58.006 58.006 56.019 -56.019 56.019 52.196 -52.196 52.196 -66.719 66.719 -66.719 -69.223 69.223 -69.223 -90.283 90.283 -90.283 7.804 -7.804 7.804 Апертурная диафрагма 3256.005 -3256.005 3256.005 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 52.196 1.049 56.020 4.823 58.007 -4.326 3256.005-326.082 58.006 -4.326 56.019 4.823 52.196 1.049 66.719 -9.294 69.223 .390 90.283 24.488 7.804 -1.869 .000 3256.005 170 П. 7.1. Зеркально-линзовый компенсатор с корректором, расположенным в области каустики, локализованной внутри компенсатора, для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа Т170 CистемаN пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 Вариант-T170197! Радиусы кривизны -104.812 7.666 .000 513.336 .000 -423.223 -9444.440* -423.223 .000 513.336 .000 7.666 -104.812 7 вращения 4/ 5/2015 **:46 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 -47.216 -5.000 -259.986 397.700 20.000 10156.759 -10156.759 -20.000 -397.700 259.986 5.000 47.216 E2= - - - ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ * Несферические поверхности 1.05389 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 7 совп.с 7й пов SD= .0000 мм высота на диафр.= 850.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH ************************************************ -497.28320 0 S (дптр) .00000 S' (дптр) .00001 S'G (дптр) .00001 V -1.00000 SH' -497.28320 SP (мм) -497.28320 SP' (мм) -497.28320 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴───── 0 ──────── 1 ───────── 2 ─── 1.000 .00173 .000782 .935 .00001 .000005 .866 -.00027 -.000105 .791 -.00008 -.000030 .707 .00008 .000027 .612 .00006 .000016 .500 -.00012 -.000028 .354 -.00026 -.000041 .000 .00000 .000000 171 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 21.991 -.0003 .0004 21.9997 20.579 -.0333 .0003 20.5788 19.053 -.0239 .0003 19.0523 17.392 -.0149 .0002 17.3923 15.556 -.0155 .0002 15.5561 13.472 -.0197 .0002 13.4720 11.000 -.0184 .0001 10.9998 7.778 -.0086 .0001 7.7781 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ───┴─────────┴────── 1 22.000 .000 22.000 -22.000 22.000 .000 22.000 -2.335 2 1.907 .000 1.907 -1.907 1.907 .000 1.907 .241 3 1.131 .000 1.131 -1.131 1.131 .000 1.131 .000 4 -61.049 .000 -61.049 61.049 -61.049 .000 61.049 3.643 5 -60.873 .000 -60.873 60.873 -60.873 .000 60.873 .000 6 -60.868 .000 -60.868 60.868 -60.868 .000 60.868 -4.400 7 850.000 .000 850.000 -850.000 850.000 .000 850.000 -38.246 8 -60.859 .000 -60.859 60.859 -60.859 .000 60.859 -4.399 9 -60.864 .000 -60.864 60.864 -60.864 .000 60.864 .000 10 -61.045 .000 -61.045 61.045 -61.045 .000 61.045 3.643 11 1.127 .000 1.127 -1.127 1.127 .000 1.127 .000 12 1.903 .000 1.903 -1.903 1.903 .000 1.903 .240 13 21.972 .000 21.972 -21.972 21.972 .000 21.972 -2.329 Апертурная диафрагма 7 850.000 .000 850.000 -850.000 850.000 .000 850.000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ───┴─────────┴────── 1 8.635 .000 8.635 -8.635 8.635 .000 8.635 -.356 2 .842 .000 .842 -.842 .842 .000 .842 .046 3 .541 .000 .541 -.541 .541 .000 .541 .000 4 -24.393 .000 -24.393 24.393 -24.393 .000 24.393 .580 5 -24.692 .000 -24.692 24.692 -24.692 .000 24.692 .000 6 -24.701 .000 -24.701 24.701 -24.701 .000 24.701 -.721 7 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 -5.765 8 -24.702 .000 -24.702 24.702 -24.702 .000 24.702 -.721 9 -24.693 .000 -24.693 24.693 -24.693 .000 24.693 .000 10 -24.393 .000 -24.393 24.393 -24.393 .000 24.393 .580 11 .542 .000 .542 -.542 .542 .000 .542 .000 12 .842 .000 .842 -.842 .842 .000 .842 .046 13 8.636 .000 8.636 -8.636 8.636 .000 8.636 -.356 Апертурная диафрагма 7 330.000 .000 330.000 -330.000 330.000 .000 330.000 172 П. 7.2. Зеркально-линзовый компенсатор с корректором в области каустики, локализованной внутри компенсатора, для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа БТА CистемаN пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 Вариант-BTA22!!! 19/ 3/2014 **:36 OPAL-PC Радиусы кривизны -43.812 3.995 3.861 255.792 876.130 -694.363 -48000.000* -694.363 876.130 255.792 3.861 3.995 -43.812 7 вращения КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ Ф1 -1.609552 - ВОЗДУХ ВОЗДУХ Ф1 1.609552 ВОЗДУХ - ВОЗДУХ * Несферические поверхности 1.00000 -21.072 -5.000 -124.637 200.000 20.000 48633.070 -48633.070 -20.000 -200.000 124.637 5.000 21.072 E2= - ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 7 совп.с 7й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=3000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH ************************************************ -2717.74900 0 S (дптр) .00000 S' (дптр) .00000 S'G (дптр) .00000 V -1.00000 SH' 2706.99500 SP (мм) -5.37073 SP' (мм) -5.37289 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴──── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴───── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 .00063 .000156 .935 .00016 .000038 .866 -.00033 -.000071 .791 -.00022 -.000043 .707 .00020 .000035 .612 .00037 .000056 .500 .00001 .000002 .354 -.00053 -.000046 .000 .00000 .000000 173 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 12.000 -.0021 .0005 12.0000 11.225 -.0087 .0004 11.2249 10.392 -.0069 .0003 10.3923 9.487 -.0023 .0003 9.4868 8.485 -.0021 .0002 8.4853 7.348 -.0067 .0001 7.3485 6.000 -.0101 .0001 6.0000 4.243 -.0061 .0000 4.2426 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 12.000 .000 12.000 -12.000 12.000 .000 12.000 -1.675 2 -.023 .000 -.023 .023 -.023 .000 .023 .000 3 -1.642 .000 -1.642 1.642 -1.642 .000 1.642 .366 4 -35.893 .000 -35.893 35.893 -35.893 .000 35.893 2.531 5 -34.135 .000 -34.135 34.135 -34.135 .000 34.135 .665 6 -33.759 .000 -33.759 33.759 -33.759 .000 33.759 -.821 7 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 -93.750 8 -33.758 .000 -33.758 33.758 -33.758 .000 33.758 -.821 9 -34.134 .000 -34.134 34.134 -34.134 .000 34.134 .665 10 -35.892 .000 -35.892 35.892 -35.892 .000 35.892 2.531 11 -1.642 .000 -1.642 1.642 -1.642 .000 1.642 .367 12 -.023 .000 -.023 .023 -.023 .000 .023 .000 13 12.000 .000 12.000 -12.000 12.000 .000 12.000 -1.675 Апертурная диафрагма 7 3000.000 .000 3000.000 -3000.000 3000.000 .000 3000.000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 3.961 .000 3.961 -3.961 3.961 .000 3.961 -.179 2 .137 .000 .137 -.137 .137 .000 .137 .002 3 -.358 .000 -.358 .358 -.358 .000 .358 .017 4 -13.155 .000 -13.155 13.155 -13.155 .000 13.155 .339 5 -13.090 .000 -13.090 13.090 -13.090 .000 13.090 .098 6 -12.974 .000 -12.974 12.974 -12.974 .000 12.974 -.121 7 1000.000 .000 1000.000 -1000.000 1000.000 .000 1000.000 -10.417 8 -12.975 .000 -12.975 12.975 -12.975 .000 12.975 -.121 9 -13.091 .000 -13.091 13.091 -13.091 .000 13.091 .098 10 -13.156 .000 -13.156 13.156 -13.156 .000 13.156 .339 11 -.358 .000 -.358 .358 -.358 .000 .358 .017 12 .137 .000 .137 -.137 .137 .000 .137 .002 13 3.961 .000 3.961 -3.961 3.961 .000 3.961 -.179 Апертурная диафрагма 7 1000.000 .000 1000.000 -1000.000 1000.000 .000 1000.000 174 П. 8.1.1. Система ортоскопического интерферометра для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа 2-m Wendelstein Fraunhofer Компенсационная система Cистема- Вариант-MUN20!1! 4/11/2011 22:40 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ 1 -255.014 10.000 К8 1.514661 2 -103.215 354.382 ВОЗДУХ 3 .000 10.000 К8 1.514661 4 -358.915 8171.849 ВОЗДУХ 5 -8200.000* -8171.849 - ВОЗДУХ 6 -358.915 -10.000 К8 -1.514661 7 .000 -354.382 - ВОЗДУХ 8 -103.215 -10.000 К8 -1.514661 9 -255.014 - ВОЗДУХ * Несферические поверхности 5 вращения E2= 1.08105 ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y =.00000гр.мнсек S0=.000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'=.00000 плоск. SI=.000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND=5 совп.с 5й пов SD=.0000 мм высота на диафр.=1050.0000 мм N пов. Радиусы кривизны Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' SH SH' ************************************************ -171.01840 -171.01840 S S' S'G V SP SP' (дптр) (дптр) (дптр) (мм) (мм) 0 .00000 .00000 .00000 -1.00000 -171.01840 -171.01840 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 .00000 .000001 .866 .00000 .000000 .707 .00000 .000000 .500 .00000 .000000 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 41.184 -.0001 .0000 41.1842 35.667 -.0001 .0000 35.6665 29.122 -.0001 .0000 29.1216 20.592 -.0001 .0000 20.5921 .000 .0000 .0000 .0000 Коэффициенты зонального разложения ─x 0 расфокусировка С x20 .0000 0 П У Ч О К Y = .0000 с ф е р и ч е с к а я а б е р р а ц и я С x40 С x60 С x80 С x100 .0000 -.0001 .0001 .0001 С x120 .0000 175 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 -3.348 2 41.443 .000 41.443 -41.443 41.443 .000 41.443 -8.685 3 -11.927 .000 -11.927 11.927 -11.927 .000 11.927 .000 4 -12.869 .000 -12.869 12.869 -12.869 .000 12.869 -.231 5-1050.000 .000 -1050.001 1050.001 ******** .000 1050.001 -67.203 6 -12.869 .000 -12.869 12.869 -12.869 .000 12.869 -.231 7 -11.927 .000 -11.927 11.927 -11.927 .000 11.927 .000 8 41.443 .000 41.443 -41.443 41.443 .000 41.443 -8.685 9 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 -3.348 Апертурная диафрагма 5-1050.000 .000 -1050.001 1050.001 ******** .000 1050.001 П.8.1.2. Объектив измерительной ветви со светоделительным кубиком и плоскопараллельной пластинкой CистемаN пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 Радиусы кривизны .000 .000 301.230 .000 -658.941 -1824.339 .000 .000 Вариант-OB26!___ 20/ 9/2013 9:57 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ 20.000 К8 1.514661 30.000 ВОЗДУХ 10.000 ТФ5 1.749715 5.000 ВОЗДУХ 10.000 К8 1.514661 367.755 ВОЗДУХ 20.000 К8 1.514661 ВОЗДУХ ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Близ. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000мм от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 3 совп.с 3й пов SD= .0000 мм высота на диафр.= 41.1790 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F F' SF SF' -500.00000 500.00000 -458.52977 99.99985 S S' S'G V (дптр) (мм) (мм) 0 .00000 99.99985 99.99985 -500.00000 SH SH' 41.47023 -400.00020 SP SP' (мм) (дптр) 43.20427 -2.00694 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (мм)│ Поперечные аберрации (мм) ──koop.┴─────0────────1─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 .02146 .001777 .913 .00982 .000742 .816 .00149 .000100 .707 -.00360 -.000210 .577 -.00551 -.000263 .408 -.00429 -.000144 .000 .00000 .000000 176 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 8.280 .0064 -.1942 41.1790 7.552 -.0074 -.1610 37.5911 6.748 -.0123 -.1282 33.6225 5.839 -.0111 -.0957 29.1180 4.763 -.0068 -.0635 23.7747 3.365 -.0021 -.0316 16.8113 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── 1 41.179 .000 41.179 -41.179 41.179 2 41.179 .000 41.179 -41.179 41.179 3 41.179 .000 41.179 -41.179 41.179 4 40.756 .000 40.756 -40.756 40.756 5 40.366 .000 40.366 -40.366 40.366 6 39.858 .000 39.858 -39.858 39.858 7 9.373 .000 9.373 -9.373 9.373 8 8.281 .000 8.281 -8.281 8.281 Апертурная диафрагма 3 41.179 .000 41.179 -41.179 41.179 │Световые │Стрелк │ высоты │ Y ──┴─────────┴────── .000 41.179 .000 .000 41.179 .000 .000 41.179 2.828 .000 40.756 .000 .000 40.366 -1.238 .000 39.858 -.435 .000 9.373 .000 .000 8.281 .000 .000 41.179 П. 8.1.3. Объектив сопряжения Cистема- Вариант-OK41!176176176 4/11/2011 26:38 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ N пов. Радиусы кривизны Осевые расст. Световые высоты Марки Показатели преломления стекол L= .632800 ВОЗДУХ 1 .000 2.000 Ф1 1.609552 2 6.771 1.000 ВОЗДУХ 3 8.513 2.000 К8 1.514661 4 -11.104 ВОЗДУХ ПРЕДМЕТ: Удал. размер Y = .00000гр.мнсек S0= .000дптр от вх.зрачка ИЗОБРАЖ: Близ. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000мм от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 1 совп.с 1й пов SD= .0000 мм высота на диафр.= 3.1500 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 Параксиальные характеристики F -35.87625 S (дптр) 0 .00000 F' SF 35.87625 -28.73892 S' S'G (мм) (мм) 40.24885 40.24885 SF' 40.24885 V -35.87625 SH 7.13733 SP (мм) .00000 SH' 4.37260 SP' (дптр) -22.32834 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (мм) │ Поперечные аберрации (мм) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 2.26795 .187493 .866 1.76992 .128098 .707 1.08088 .065013 .500 .47083 .020371 .000 .00000 .000000 177 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │ (мм) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── 8.267 6.3525 1.5679 3.1500 7.238 3.4631 1.3755 2.7280 6.015 1.4458 .9797 2.2274 4.327 .3336 .5045 1.5750 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе ═ N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк ═Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ═───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ────┴─────────┴────── 1 3.150 .000 3.150 -3.150 3.150 .000 3.150 .000 2 3.150 .000 3.150 -3.150 3.150 .000 3.150 .777 3 3.524 .000 3.524 -3.524 3.524 .000 3.524 .764 4 3.563 .000 3.563 -3.563 3.563 .000 3.563 -.587 Апертурная диафрагма 1 3.150 .000 3.150 -3.150 3.150 .000 3.150 П. 8.1.4. Система ортоскопического интерферометра Cистема- 13 9:58 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ .000 20.000 К8 1.514661 .000 367.755 ВОЗДУХ 1824.339 10.000 К8 1.514661 658.941 5.000 ВОЗДУХ .000 10.000 ТФ5 1.749715 -301.230 30.000 ВОЗДУХ .000 20.000 К8 1.514661 .000 171.018 ВОЗДУХ -255.014 10.000 К8 1.514661 -103.215 354.382 ВОЗДУХ .000 10.000 К8 1.514661 -358.915 8171.849 ВОЗДУХ -8200.000* -8171.849 - ВОЗДУХ -358.915 -10.000 К8 -1.514661 .000 -354.382 - ВОЗДУХ -103.215 -10.000 К8 -1.514661 -255.014 -171.018 - ВОЗДУХ .000 -20.000 К8 -1.514661 .000 -30.000 - ВОЗДУХ -301.230 -10.000 ТФ5 -1.749715 .000 -5.000 - ВОЗДУХ 658.941 -10.000 К8 -1.514661 1824.339 -367.755 - ВОЗДУХ .000 -20.000 К8 -1.514661 .000 -140.249 - ВОЗДУХ -11.104 -2.000 К8 -1.514661 8.513 -1.000 - ВОЗДУХ 6.771 -2.000 Ф1 -1.609552 .000 -31.100 - ВОЗДУХ .000 - ВОЗДУХ * Несферические поверхности вращения E2= 1.08105 N пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Вариант-19!_!___ 20/ 9/2013 Радиусы кривизны 178 ПРЕДМЕТ: Близ. размер Y = .00000 мм S0=-100.000 мм плоскость ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 13 совп. с 13й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=1050.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 0 F 35.87644 S (мм) -99.99985 Параксиальные характеристики F' SF SF' SH SH' 35.87644 -100.00018 -2.36073 -135.87660 -38.23717 S' S'G V SP SP' (дптр) (дптр) (дптр) (мм) .00026 .00026 .02787 1.83412 .00000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y───┴─────────┴────── 1 8.281 .000 8.281 -8.281 8.281 .000 8.281 .000 2 9.372 .000 9.372 -9.372 9.372 .000 9.372 .000 3 39.862 .000 39.862 -39.862 39.862 .000 39.862 .436 4 40.371 .000 40.371 -40.371 40.371 .000 40.371 1.238 5 40.761 .000 40.761 -40.761 40.761 .000 40.761 .000 6 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 -2.829 7 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 .000 8 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 .000 9 41.185 .000 41.185 -41.185 41.185 .000 41.185 -3.348 10 41.443 .000 41.443 -41.443 41.443 .000 41.443 -8.686 11 -11.926 .000 -11.926 11.926 -11.926 .000 11.926 .000 12 -12.868 .000 -12.868 12.868 -12.868 .000 12.868 -.231 13-1050.000 .000 -1050.000 1050.000 ******** .000 1050.000 -67.203 14 -12.870 .000 -12.870 12.870 -12.870 .000 12.870 -.231 15 -11.928 .000 -11.928 11.928 -11.928 .000 11.928 .000 16 41.442 .000 41.442 -41.442 41.442 .000 41.442 -8.685 17 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 -3.347 18 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 .000 19 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 .000 20 41.184 .000 41.184 -41.184 41.184 .000 41.184 -2.829 21 40.761 .000 40.761 -40.761 40.761 .000 40.761 .000 22 40.372 .000 40.372 -40.372 40.372 .000 40.372 1.238 23 39.863 .000 39.863 -39.863 39.863 .000 39.863 .436 24 9.375 .000 9.375 -9.375 9.375 .000 9.375 .000 25 8.284 .000 8.284 -8.284 8.284 .000 8.284 .000 26 -3.373 .000 -3.373 3.373 -3.373 .000 3.373 -.525 27 -3.329 .000 -3.329 3.329 -3.329 .000 3.329 .678 28 -2.996 .000 -2.996 2.996 -2.996 .000 2.996 .699 29 -3.004 .000 -3.004 3.004 -3.004 .000 3.004 .000 30 -3.150 .000 -3.150 3.150 -3.150 .000 3.150 .000 Апертурная диафрагма 13-1050.000 .000 -1050.000 1050.000 ******** .000 1050.000 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴─────0──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 1.49502 -.161147 .913 1.24324 -.121076 .816 .95918 -.081873 .707 .67856 -.050208 .577 .41970 -.023088 .408 .19196 -.004830 .000 .00000 .000000 179 │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │(tg*100) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── -3.150 5.8768 -7.2936 8.2810 -2.850 3.8835 -6.2777 7.5552 -2.521 2.3059 -4.8224 6.7537 -2.158 1.1900 -3.3671 5.8456 -1.743 .4829 -2.0653 4.7702 -1.220 .1100 -.9470 3.3711 .000 .0000 .0000 .0000 П. 8.2. Система ортоскопического интерферометра для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа TNT Cистема- Вариант-OSI21 19/ 8/2013 37:07 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ 1 .000 20.000 К8 1.514661 2 .000 367.755 ВОЗДУХ 3 1824.339 10.000 К8 1.514661 4 658.941 5.000 ВОЗДУХ 5 .000 10.000 ТФ5 1.749715 6 -301.230 30.000 ВОЗДУХ 7 .000 20.000 К8 1.514661 8 .000 118.922 ВОЗДУХ 9 -118.902 20.000 Ф1 1.609552 10 -78.424 244.907 ВОЗДУХ 11 .000 10.000 Ф1 1.609552 12 -292.262 7274.006 ВОЗДУХ 13 -7200.000* -7274.006 - ВОЗДУХ 14 -292.262 -10.000 Ф1 -1.609552 15 .000 -244.907 - ВОЗДУХ 16 -78.424 -20.000 Ф1 -1.609552 17 -118.902 -118.922 - ВОЗДУХ 18 .000 -20.000 К8 -1.514661 19 .000 -30.000 - ВОЗДУХ 20 -301.230 -10.000 ТФ5 -1.749715 21 .000 -5.000 - ВОЗДУХ 22 658.941 -10.000 К8 -1.514661 23 1824.339 -367.755 - ВОЗДУХ 24 .000 -20.000 К8 -1.514661 25 .000 -140.573 - ВОЗДУХ 26 -10.346 -3.000 К8 -1.514661 27 8.143 -1.000 - ВОЗДУХ 28 6.192 -2.000 Ф1 -1.609552 29 .000 -28.913 - ВОЗДУХ 30 .000 - ВОЗДУХ * Несферические поверхности 13 вращения E2= 1.01340 ПРЕДМЕТ: Близ. размер Y =.00000 мм S0=-100.000 мм плоскость ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'=.00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 13 совп.с 13й пов SD=.0000 мм высота на диафр.=1200.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 N пов. Радиусы кривизны 180 0 F 35.09967 S (мм) -99.99985 Параксиальные характеристики F' SF SF' SH SH' 35.09967 -99.99930 -2.25962 -135.09900 -37.35928 S' S'G V SP SP' (дптр) (дптр) (дптр) (мм) -.00045 -.00045 .02849 1.83412 .00000 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) ──koop.┴───── 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴──── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 1.000 3.15152 -.340887 .866 2.25798 -.203176 .707 1.39231 -.100108 .500 .63202 -.030763 .000 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │(tg*100) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── -3.152 13.8468 -18.5315 8.0341 -2.645 6.4886 -11.8289 6.9521 -2.093 2.3959 -6.3241 5.6718 -1.439 .5087 -2.5857 4.0074 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелк Пов│ос.пучка│ Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴────────────────────────────── X ─────── Y ───┴─────────┴────── 1 8.034 .000 8.034 -8.034 8.034 .000 8.034 .000 2 9.093 .000 9.093 -9.093 9.093 .000 9.093 .000 3 38.672 .000 38.672 -38.672 38.672 .000 38.672 .410 4 39.163 .000 39.163 -39.163 39.163 .000 39.163 1.165 5 39.548 .000 39.548 -39.548 39.548 .000 39.548 .000 6 39.968 .000 39.968 -39.968 39.968 .000 39.968 -2.663 7 39.969 .000 39.969 -39.969 39.969 .000 39.969 .000 8 39.969 .000 39.969 -39.969 39.969 .000 39.969 .000 9 39.969 .000 39.969 -39.969 39.969 .000 39.969 -6.919 10 41.936 .000 41.936 -41.936 41.936 .000 41.936 -12.154 11 -3.464 .000 -3.464 3.464 -3.464 .000 3.464 .000 12 -4.547 .000 -4.547 4.547 -4.547 .000 4.547 -.035 13-1200.000 .000 -1200.000 1200.000 ******** .000 1200.000 -99.991 14 -4.548 .000 -4.548 4.548 -4.548 .000 4.548 -.035 15 -3.465 .000 -3.465 3.465 -3.465 .000 3.465 .000 16 41.935 .000 41.935 -41.935 41.935 .000 41.935 -12.154 17 39.968 .000 39.968 -39.968 39.968 .000 39.968 -6.919 18 39.969 .000 39.969 -39.969 39.969 .000 39.969 .000 19 39.969 .000 39.969 -39.969 39.969 .000 39.969 .000 20 39.969 .000 39.969 -39.969 39.969 .000 39.969 -2.663 21 39.549 .000 39.549 -39.549 39.549 .000 39.549 .000 22 39.163 .000 39.163 -39.163 39.163 .000 39.163 1.165 23 38.672 .000 38.672 -38.672 38.672 .000 38.672 .410 24 9.095 .000 9.095 -9.095 9.095 .000 9.095 .000 25 8.036 .000 8.036 -8.036 8.036 .000 8.036 .000 26 -3.301 .000 -3.301 3.301 -3.301 .000 3.301 -.541 27 -3.189 .000 -3.189 3.189 -3.189 .000 3.189 .651 28 -2.848 .000 -2.848 2.848 -2.848 .000 2.848 .694 29 -2.865 .000 -2.865 2.865 -2.865 .000 2.865 .000 30 -3.152 .000 -3.152 3.152 -3.152 .000 3.152 .000 Апертурная диафрагма 13-1200.000 .000 -1200.000 1200.000 ******** .000 1200.000 181 П. 8.3. Система ортоскопического интерферометра для контроля формы поверхности главного зеркала телескопа VISTA CистемаN пов. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 Вариант-osi3_ok5 Радиусы кривизны .000 .000 658.968 -535.384 .000 331.812 478.916 .000 .000 .000 -179.709 -125.991 997.772 245.525 -414.510 -8094.000* -414.510 245.525 997.772 -125.991 -179.709 .000 .000 .000 478.916 331.812 .000 -535.384 658.968 .000 .000 -7.829 8.983 5.731 .000 .000 16 вращения 4/ 5/2015 15:01 OPAL-PC КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ Осевые Световые Марки Показатели преломления расст. высоты стекол L= .632800 ВОЗДУХ 20.000 К8 1.514661 874.000 ВОЗДУХ 20.000 К8 1.514661 10.000 ВОЗДУХ 10.000 Ф1 1.609552 20.000 ВОЗДУХ 30.000 К8 1.514661 30.000 ВОЗДУХ 20.000 К8 1.514661 199.436 ВОЗДУХ 40.000 К8 1.514661 319.546 ВОЗДУХ 20.000 Ф1 1.609552 20.000 К8 1.514661 8325.014 ВОЗДУХ -8325.014 - ВОЗДУХ -20.000 К8 -1.514661 -20.000 Ф1 -1.609552 -319.546 - ВОЗДУХ -40.000 К8 -1.514661 -199.436 - ВОЗДУХ -20.000 К8 -1.514661 -30.000 - ВОЗДУХ -30.000 К8 -1.514661 -20.000 - ВОЗДУХ -10.000 Ф1 -1.609552 -10.000 - ВОЗДУХ -20.000 К8 -1.514661 -874.000 - ВОЗДУХ -20.000 К8 -1.514661 -134.736 - ВОЗДУХ -2.000 К8 -1.514661 -1.000 - ВОЗДУХ -2.000 Ф1 -1.609552 -23.307 - ВОЗДУХ - ВОЗДУХ * Несферические поверхности E2= 1.12979 ПРЕДМЕТ: Близ. размер Y = .00000 мм S0=-100.000 мм плоскость ИЗОБРАЖ: Удал. размер Y'= .00000 плоск. SI= .000дптр от пл.Гаусса ДИАФР. : ND= 16 совп.с 16й пов SD= .0000 мм высота на диафр.=2000.0000 мм Относительные величины предмета : 1.000 Относительное виньетирование верхнее: .000 Относительное виньетирование нижнее : .000 182 Параксиальные характеристики F 29.86567 0 S (мм) -100.00000 F' 29.86567 SF -100.00629 S' (дптр) .00702 S'G (дптр) .00702 SF' -.80211 V SH -129.87200 SP .03348 SH' -30.66778 SP' (дптр) .89927 (мм) .00000 Аберрации осевого пучка ─Отн.зр│ ──koop.┴── 1.000 .935 .866 .791 .707 .612 .500 .354 .000 Продольные аберрации (дптр) │ Поперечные аберрации (гр.мнсек) 0 ──────── 1 ─────── 2 ────┴────── 0 ──────── 1 ───────── 2 ──── 6.66059 -1.120532 5.49776 -.532390 4.43473 -.382780 3.47596 -.263889 2.61232 -.172449 1.83495 -.101948 1.14216 -.050784 .53283 -.013954 .00000 .000000 ─ │ Волновые аберрации │ Неизопл. │ Н ЗР ─Tg'*100│ (дл. волн) │ (%) │(tg*100) ──────────── 0 ─────── 1 ─────── 2 ───┴──────────┴──────── -3.148 -109.8183 302.2999 8.4574 -2.825 41.4576 -103.1785 7.9076 -2.523 15.5245 -38.8545 7.3178 -2.230 7.8258 -21.1611 6.6772 -1.938 4.0643 -12.7292 5.9696 -1.637 1.9532 -7.7087 5.1675 -1.307 .7636 -4.3302 4.2174 -.906 .1713 -1.8765 2.9808 .000 .0000 .0000 .0000 Ход лучей в оптической системе N │Апертурн│ П у ч о к N 1 Y = .0000 │Световые │Стрелки Пов│ос.пучка│Главный Верхний Нижний Боковой │ высоты │ ───┴────────┴───────────────────────────── X ─────── Y ───┴─────────┴────── 1 8.457 .000 8.457 -8.457 8.457 .000 8.457 .000 2 9.572 .000 9.572 -9.572 9.572 .000 9.572 .000 3 83.943 .000 83.943 -83.943 83.943 .000 83.943 5.368 4 84.037 .000 84.037 -84.037 84.037 .000 84.037 -6.637 5 82.964 .000 82.964 -82.964 82.964 .000 82.964 .000 6 82.150 .000 82.150 -82.150 82.150 .000 82.150 10.330 7 83.727 .000 83.727 -83.727 83.727 .000 83.727 7.376 8 83.727 .000 83.727 -83.727 83.727 .000 83.727 .000 9 83.727 .000 83.727 -83.727 83.727 .000 83.727 .000 10 83.727 .000 83.727 -83.727 83.727 .000 83.727 .000 11 83.727 .000 83.727 -83.727 83.727 .000 83.727 -20.696 12 88.040 .000 88.040 -88.040 88.040 .000 88.040 -35.865 13 -5.159 .000 -5.159 5.159 -5.160 .000 5.159 .013 14 -8.330 .000 -8.330 8.330 -8.330 .000 8.330 .141 15 -11.676 .000 -11.676 11.676 -11.676 .000 11.676 -.164 16-2000.000 .000 -2000.000 2000.000 ******** .000 2000.000-246.609 17 -11.676 .000 -11.676 11.676 -11.676 .000 11.676 -.164 18 -8.330 .000 -8.330 8.330 -8.330 .000 8.330 .141 19 -5.159 .000 -5.159 5.159 -5.159 .000 5.159 .013 20 88.040 .000 88.040 -88.040 88.040 .000 88.040 -35.865 21 83.727 .000 83.727 -83.727 83.727 .000 83.727 -20.696 183 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 83.727 83.727 83.727 83.727 82.150 82.963 84.037 83.943 9.571 8.456 -2.989 -2.911 -2.625 -2.659 -3.148 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 83.727 83.727 83.727 83.727 82.150 82.963 84.037 83.943 9.571 8.456 -2.989 -2.911 -2.625 -2.659 -3.148 -83.727 -83.727 -83.727 -83.727 -82.150 -82.963 -84.037 -83.943 -9.571 -8.456 2.989 2.911 2.625 2.659 3.148 83.727 83.727 83.727 83.727 82.150 82.963 84.037 83.943 9.571 8.456 -2.989 -2.911 -2.625 -2.659 -3.148 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 83.727 83.727 83.727 83.727 82.150 82.963 84.037 83.943 9.571 8.456 2.989 2.911 2.625 2.659 3.148 .000 2000.000 Апертурная диафрагма 16-2000.000 .000 -2000.000 2000.000 ******** .000 .000 .000 7.376 10.330 .000 -6.637 5.368 .000 .000 -.593 .485 .636 .000 .000 ОТЗЫВ научного руководителя на диссертацию Граф Натальи Анатольевны «Зеркально-линзовые компенсационные системы для контроля формы главных зеркал крупных оптических телескопов», представленной на соискание ученой степени кандидата технических наук по специальности 05.11.07 – «Оптические и оптико-электронные приборы и комплексы» Диссертация Граф Натальи Анатольевны посвящена разработке и исследованию новых зеркально-линзовых компенсационных систем для контроля формы и качества главных зеркал современных крупногабаритных оптических телескопов. В последние годы возникла необходимость контроля светосильных асферических зеркал (с относительным отверстием 1:1 и более, диаметрами от 4 м и более). Существующие линзовые и зеркальные компенсационные системы либо не обеспечивают необходимую точность контроля таких зеркал, либо оказываются весьма сложными в изготовлении. Компенсационные системы, предназначенные для контроля светосильных и суперсветосильных астрономических зеркал, имеют, как правило, недопустимо большую осевую дисторсию, что создает большие трудности при расшифровке результатов контроля по интерференционной картине. В связи с этим, цель диссертации представляется весьма актуальной как в отношении повышения точности контроля, так и достоверности получаемых результатов. Граф Наталье Анатольевне удалось решить сложнейшую научную задачу, суть которой заключается в необходимости отображения криволинейной поверхности контролируемого зеркала на плоский приемник в линейном масштабе. Наталья Анатольевна начала заниматься научной работой, будучи студенткой – в 2002 году. В 2003 году с отличием окончила кафедру «Оптикоэлектронные приборы научных исследований» МГТУ им. Н.Э. Баумана и в 2004 году поступила в очную аспирантуру. Во время работы над диссертацией Наталья Анатольевна проявила способности к самостоятельному выполнению 2 научных исследований. Работу над диссертацией окончила в 2014 году. Результаты диссертации неоднократно обсуждались на научных семинарах кафедры, докладывались на научных конференциях, в том числе – международных, и опубликованы в специализированных журналах. В целом диссертация Граф Натальи Анатольевны, с моей точки зрения, представляет собой законченную квалификационную работу, выполненную на достаточно высоком научном уровне, отвечает современным требованиям ВАК, предъявляемым к диссертациям на соискание ученой степени кандидата технических наук. Граф Наталья Анатольевна является вполне сложившимся научным сотрудником, способным самостоятельно решать сложные научные задачи, и достойна присуждения ученой степени кандидата технических наук по специальности 05.11.07 – «Оптические и оптико-электронные приборы и комплексы». Научный руководитель, д.т.н., профессор МГТУ им. Н.Э. Баумана ________________/Д.Т. Пуряев
