秦思远，杨晓京，谢启明，李刚，董力

（1.650500 云南省 昆明市 昆明理工大学；2.650500 云南省 昆明市 云南北方驰宏光电有限公司）

0 引言

六面折射转鼓是红外热像仪的重要组成部分，转鼓镀膜的质量直接影响到红外热像仪的成像质量，膜层光学性能差会出现模糊、无法远距离观察的情况[1]。Ge 是8～12 μm 波段红外系统最常用的材料，它的机械强度高，导热性好，是制造红外热像仪窗口和六面折射转鼓的主要材料[2]。由于红外热像仪的工作环境复杂且多变，所以，在六面折射转鼓镀膜阶段要充分考虑膜层的机械性能和光学性能，要对六面折射转鼓夹具的结构在特定工况温度下进行分析，以验证六面折射转鼓热结构适应能力。

本文以六面折射转鼓在红外热像仪中的应用为研究背景，采用对于有较宽红外透明区域的材料Ge，利用ANSYS 有限元软件对光学夹具进行仿真，以镀膜后陪镀片在8～12μm波段透过率为评价标准，分析了镀膜过程中热变形量及热应力对六面折射转鼓膜层质量的影响。

1 光学夹具的结构设计

如图1 所示，六面折射转鼓是为锗单晶制成的斜六面体[3]。转鼓的6 个面分别相对A 基准的面倾角为αn（n=1，…，6），面倾角误差为20″，6 个面中相邻面的中心角为60°，中心角角度误差为20″[4]；相对面是平行的，即1 面与4 面，2 面与5 面，3 面与6 面平行，平行度误差15″[5]。

图1 六面折射转鼓示意图Fig.1 Schematic diagram of 6-face rotating drum

结合六面折射转鼓材料特性以及真空镀膜加工的技术要求，光学夹具的结构设计需满足如下2个条件：（1）装夹方便、对光学元件作用力小、公差设计合理；（2）光学夹具设计4 组转鼓同时镀膜，工作温度为160 ℃。

根据以上要求，所设计的光真空镀膜夹具的结构如图2 所示。下装夹块和上装夹块的凹槽与六面折射转鼓凸台配合，将待镀膜的转鼓固定并通过锁紧铁丝将上下夹块连接，确定了转鼓在加工中的轴向位置。夹具结构选用屈服应力较低的不锈钢材质，以避免因为温度变形过度挤压转鼓。夹具与工装之间通过锥齿轮传动，瞬时传动比恒定，可以在镀膜过程中保证较高的平稳性。公转盘边缘均匀分布4 组夹具，每组夹具的周向角度为 90°。公转轴与镀膜机齿轮组配合，为光学夹具提供动力。

图2 光学夹具示意图Fig.2 Schematic diagram of optical fixture

2 镀膜温度场理论模型

在实际工作过程中，由于在轨运行中各位置受蒸发源辐射热不同，造成光学夹具及元件温度水平不均匀，产生不同程度的热膨胀，因而产生热应力和热应变，使各节点发生空间热位移不同，导致光学夹具产生热变形，影响其形面精度，从而影响夹具上光学元件的成像质量[6]，因此对在工作中的机构进行热变形的仿真是必不可少的。

由于镀膜过程会达到7.2×10-3Pa的真空度，所以主要通过热辐射换热的方式来传递蒸发源与光学元件的热量。在加热蒸发时，蒸发源需要的热量包括膜材在加热时需要的热量，以及在加热的过程中热辐射损失掉的热量[7]，因此蒸发源需要的热量就是蒸发源工作室的总功率。设蒸发源需要的总热量为Q，则有

式中:Q1——蒸发时需要的热量；Q2——蒸发时热辐射损失的热量。

设定分子质量为μ、质量为W（g）的膜层材料从室温升至工作温度T0，并且蒸发，蒸发膜层材料时所需要的热量为Q1，即

式中：CS——固态膜层材料的比热容；C1——液态膜层材料的比热容；Tsm——膜层材料熔化温度；qsm——膜层材料的摩尔熔解热；qv——膜层材料的摩尔蒸发热。

设定热辐射损失的热量为Q2，蒸发源的温度为T1，热辐射系数为ε1，辐射面积为A；光学夹具部件温度为T2，热辐射系数为ε2，即

式中：σ=5.67×10-12W/(cm2·K4)——斯蒂芬-玻尔兹曼常数。

3 有限元分析

热应力数值模拟的过程是热-结构耦合的计算过程。首先利用ANSYS 软件采用Hex Dominant 和Tetrahedrons 的方法对光学工装及夹具进行网格划分（如图3 所示）。建立夹具的有限元模型，该模型单元数为418 392，节点数为700 471。材料属性见表1。

表1 光学夹具及转鼓材料参数表Tab.1 Material parameters of optical fixture and 6-face rotating drum

图3 红外窗口的有限元分析模型Fig.3 Finite element analysis model of optical fixture

3.1 施加边界条件

气相沉积薄膜过程中，折射转鼓及夹具置于真空室内，根据镀膜工艺需要进行整体升温和降温处理[8]。定义温度载荷为初始温度25℃，升温至160℃后，恒温保持，镀膜温度变化如图4 所示。加载重力加速度惯性载荷至转鼓及光学夹具，值为9.806 m/s2，方向为垂直于公转盘竖直向下，对公转盘下底面与大锥齿轮底面施加轴向位移约束。镀膜过程中结构载荷还包括离心力。离心力是一种惯性力，是以一种旋转速度的方式施加在4 组上下夹装块及折射转鼓上，旋转方向为顺时针，大小为1 rad/s。现在对工作温度条件下光学夹具及六面折射转鼓进行仿真，分析温度变化对上下夹装块及六面折射转鼓变形的影响。

图4 真空镀膜室温度变化示意图Fig.4 Diagram of temperature change in coating machine

3.2 仿真结果分析

如图5 所示，在160 ℃的情况下，六面折射转鼓的最大热变形量为0.14 mm，最大应力为10.28 MPa，最大应力小于材料锗的屈服极限60 MPa[9-10]。所有的变形都呈中心对称，符合实际情况。4 组六面折射转鼓变形规律相同，故确定左上角转鼓为分析对象。沿X 轴最大热变形量为0.11 mm，沿Y 轴最大热变形量为0.001 mm，沿Z 轴最大热变形量为0.06 mm。光学热变形量越远离旋转中心越大，这是一个变形累积的结果，所以，最大热变形发生在下夹装块表面，大小为0.17 mm。如图6 所示，光学夹具最大等效应力为24.16 MPa，出现在下夹装块凹槽处，这是凹槽处几何突变造成的。六面折射转鼓及光学夹具在镀膜过程中满足应力条件，表明光学夹具设计参数较合理[11]。

图5 光学夹具及转鼓变形分布云图Fig.5 Displacement cloud diagram of optical fixture and 6-face rotating drum

图6 光学夹具及转鼓等效应力分布云图Fig.6 Thermal stress cloud diagram of optical fixture and 6-face rotating drum

4 真空镀膜实验

本实验采用的高精度六面折射转鼓，通过单点金刚石车削加工制备，其表面光洁度Ⅳ级，表面粗糙度（RMS）为7 nm。真空镀膜实验在天星TXX1100-Ⅱ型真空镀膜机上进行。由于BRUKER TENSOR27 傅里叶红外光谱仪可测量的基底直径在Φ30 mm 左右，且转鼓为斜六面体不便测量，故采用同一夹具上的陪镀片进行测量，同一工艺流程所镀出的膜层性能可认为是相同的，陪镀片规格为Φ25×2 mm。六面折射转鼓的的膜系为5 层非规整膜系，该膜系结构为

式 中：H——Ge；M——ZnS；L——YbF3；Sub——Ge 基底；Air——空气；k1～k5——每层膜的系数。

镀膜前，先用3∶1 的酒精乙醚混合液将衬底反复擦拭干净，然后烘干后装入光学夹具，关闭真空室门进行抽真空。为保证实验结果的可靠性，将所有样品的沉积温度均设定为160 ℃。当真空达到2.0×10-3Pa 时，通过气体质量流量计充入氩气使工作真空度保持在7.0×10-3Pa，然后打开电子枪，调节束流大小开始镀膜。镀膜后的六面折射转鼓及陪镀片如图7 所示。

图7 镀膜后的转鼓及陪镀片Fig.7 6-face rotating drum and accompanying film after coating

使用BRUKER TENSOR27 傅里叶红外光谱仪测得真空镀膜实验后陪镀片8～12 μm 的透过率，同时对未镀膜Ge 基底在8～12 μm 波段透过率进行测量，以排除Ge 基底透过率对实验的影响，提高实验准确性，如图8 所示[12]。通过透过率曲线可知，在10～12 μm 波段实际透过率曲线低于理论仿真通过率曲线，这是因为完成镀膜的Ge 基底吸收了一部分红外光[13]。通过傅里叶红外光谱仪测得陪镀片8～12 μm 波段透过率平均为94.5%，满足8～12 μm 透过率93%的技术要求。

图8 仿真及实验透过率曲线Fig.8 Simulation and experiment transmittance curve

5 结论

本文针对以往真空镀膜实验中光学夹具热变形导致膜层出现裂纹的现象，运用ANSYS 软件建立了光学夹具在特定工况温度条件下的静力学模型，模拟计算了热弹性形变量及热应力。分析结果表明，光学夹具夹持的六面折射转鼓在特定工况下的最大热弹性形变量0.14 mm，最大等效应力为10.28 MPa。真空镀膜实验测得陪镀片在8～12 μm 波段的透过率为94.5%，满足透过率93%的要求。