Дифракционные элементы в тепловизионных монофокальных двухдиапазонных объективах: проектирование и технологические аспекты

Всевозрастающий спрос на тепловизионные системы продиктован сегодня, в частности, расширяющейся сферой их гражданского применения. Устройства с использованием тепловизоров позволяют осуществлять наблюдение в условиях плохой видимости и обнаруживать скрытые объекты. Эти устройства широко используются в системах технического зрения, для обеспечения безопасности авиа- и судовождения, контроля и охраны различных объектов. МЧС применяет такие устройства для определения наиболее опасных участков с высокой температурой при спасательных работах во время ликвидации пожаров. Не вызывает сомнений перспективность оснащенных тепловизорами беспилотных летательных аппаратов для дистанционного мониторинга и диагностики объектов промышленного и гражданского строительства, а также инженерных систем и сооружений.

Расширение сферы применения тепловизионных устройств сопровождается повышением требований к их массогабаритным и техническим характеристикам, в частности к ширине рабочего спектрального диапазона. Его расширение и даже переход к созданию компактных мультиспектральных инфракрасных (ИК) систем с единым входным зрачком стало возможным благодаря созданию неохлаждаемых матричных фотоприёмников, имеющих высокую спектральную чувствительность в двойном ИК-диапазоне, включающем средне- и длинноволновый поддиапазоны излучения (3 –5 и 8– 12 мкм). Что касается высоких оптических характеристик у двухдиапазонных ИК-систем, то их достижение требует расширения элементной базы и ассортимента коммерчески доступных оптических материалов.

Один из возможных путей расширения элементной базы предполагает использование дифракционных оптических элементов (ДОЭ). При этом уникальные аберрационные свойства ДОЭ дают значительный эффект как в видимом, так и в ИК-диапазоне. Действительно, введение такого элемента в рефракционный объектив тепловизора позволяет упростить его оптическую схему и достичь при этом требуемых оптических характеристик (см., например, [1 –3]). В то же время реальный положительный эффект от использования ДОЭ будет достигнут только при условии высокой дифракционной эффективности (ДЭ) и минимизации её зависимости от длины волны и угла падения излучения на элемент. С этой целью микроструктуру ДОЭ выполняют пилообразной и многослойной [4, 5]. Проблема усугубляется при использовании рефракционно-дифракционного объектива в условиях значительного перепада температур эксплуатации. В этом случае необходимо обеспечить сохранение у многослойной микроструктуры механической прочности при высокой ДЭ в широком интервале рабочих температур. Из чего следует, что материалы слоев, прозрачные в ИК-диапазоне и существенно различающиеся как показателями преломления, так и дисперсионными свойствами, должны иметь почти равные температурные коэффициенты линейного расширения (ТКЛР). Последнее обстоятельство в рассматриваемой спектральной области практически исключает использование дифракционных микроструктур, слои которых должны находиться в прямом механическом контакте друг с другом. Следовательно, наиболее приемлемым сегодня вариантом компоновки микроструктуры ДОЭ является двухслойная микроструктура с двумя внутренними пилообразными рельефами, представленная на рис. 1. Ее рельефы выполняются в плоских поверхностях материальных подложек со значительно отличающимися коэффициентами дисперсии [3, 6].

Рис. 1. Двухслойная пилообразная дифракционная микроструктура с двумя внутренними рельефами

Уровень ДЭ двухслойной двухрельефной микроструктуры с оптимально подобранными материалами и глубинами рельефов зависит в первую очередь от ширины интервала углов падения излучения АО , а во вторую очередь – от величины отношения периода микроструктуры к суммарной глубине ее рельефов P = Л /( h 1 + h 2 ). Этот уровень уменьшается с ростом АО и увеличивается с увеличением P. Перечисленные обстоятельства накладывают ограничения на местоположение ДОЭ в оптической схеме объектива и на минимальный период в ее микроструктуре [7].

Специфике компоновки и расчета оптических схем монофокальных ИК-объективов с ДОЭ, а также учету на этапе проектирования технологической реализуемости многослойной дифракционной микроструктуры посвящена настоящая статья.

1.    Компоновка и расчет оптической схемы

Подход к проектированию оптических систем ИК-диапазона во многом определяется тем, требуется ли компенсация эффектов воздействия изменения температуры на оптические характеристики объектива. Если условия эксплуатации предполагают значительный перепад температур, но при этом механическая конструкция объектива предусматривает наличие ручной или автоматической подфокусировки, то компенсация не требуется, за исключением отдельных случаев, например систем космического базирования. Если же механизмы подфокусировки отсутствуют, то требуется компенсация терморасфокусировки, т.е. атермализация.

Сначала рассмотрим наиболее простой вариант, не требующий термокомпенсации. В этом случае благодаря использованию ДОЭ оказалось возможным одновременно выполнить условия коррекции как хроматических, так и монохроматических аберраций у высокоапертурного объектива, состоящего всего лишь из трех рефракционных линз [6]. Ниже продемонстрируем один из вариантов компоновки и результаты расчета на примере двухдиапазоного рефракционно-дифракционного ИК-объектива, матричным приёмником излучения которого является не-охлаждаемый микроболометр марки АСТРОН-64017-2 с форматом 640 × 512 и шагом матрицы 17 мкм. Спектральный диапазон микроболометра 3 –5 и 8– 14 мкм, а частота Найквиста N N =30 мм^-1 [8].

Оптическая схема объектива представлена на рис. 2. Он рассчитан на спектральный диапазон от 3,5 мкм до 11,9 мкм (за исключением участка 5,1 –7,9 мкм нечувствительности микроболометра). Фокусное расстояние объектива f = 40 мм, относительное отверстие D/f = 0,91, а линейное поле изображения, соответствующее размеру матрицы микроболометра, 2 y '= 13,8 мм. Угловое поле в пространстве предметов 2 ю =19,57 ° , а продольный габарит объектива, т.е. расстояние от фронтальной плоскости до плоскости изображения, L =72,13 мм.

Две рефракционные линзы этого объектива выполнены из коммерчески доступного халькогенидного стекла HWS4 [9], обработка которого допускает применение современных методов формообразования на основе прецизионной штамповки. Это обеспечивает технологичность тиражирования линз с асферическими преломляющими поверхностями или с дифракционными микрорельефами. Третья линза объектива выполнена из кристаллического сернистого цинка.

ДОЭ является фронтальным элементом объектива. Это, с одной стороны, обеспечивает равенство углов падения излучения на элемент полевым углам, а с другой – предоставляет ДОЭ при показанном на рис. 2 положении апертурной диафрагмы возможность участия в коррекции как хроматических, так и монохроматических (включая полевые) аберраций всех порядков.

Рис. 2. Оптическая схема рефракционно-дифракционного не-атермализованного ИК-объектива: 1 – плоскопараллельная пластина, в которой так же, как и во фронтальной плоской поверхности рефракционной линзы 2, выполнен рельеф двухслойной дифракционной микроструктуры; 3, 5 – рефракционные линзы; 4 – апертурная диафрагма

В табл. 1 представлены конструктивные параметры объектива, полученные путем оптимизации с помощью программы оптического проектирования ZEMAX [10]. Сразу же заметим, что эта таблица так же, как и табл. 2, содержит наименования кристаллических оптических материалов, названия и технические характеристики которых представлены в каталоге INFRARED программы ZEMAX.

Каждая из неплоских поверхностей рефракционных линз разработанного объектива представляет собой так называемую чётную асферическую поверхность, описываемую в ZEMAX уравнением:

z ( ρ ) =       ^ρ +αρ ^{2 p} ,

1 + 1 - (1 +κ ) c ² ρ ^{2 ∑} p = 2 ^p

где z ( ρ ) ‒ координата точки поверхности, отстоящей от оптической оси на расстоянии ρ в системе координат, плоскость XOY которой касается вершины этой поверхности; c ‒ кривизна поверхности в её вершине; κ ‒ коническая константа; α p ‒ коэффициенты асферичности поверхности. Что же касается дифракционной микроструктуры, то она в рамках ZEMAX моделируется поверхностью типа Binary2 с фазовой задержкой вида

Ψ ( ρ ) = m ∑ A j ρ ^{2 j} , (2) j = 1

где m ‒ номер рабочего дифракционного порядка, A j ‒ постоянные коэффициенты.

Аберрационные характеристики неатермализо-ванного рефракционно-дифракционного ИК-объектива таковы, что в пределах углового поля зрения 2ω ≤ 19,57° он формирует изображение на частоте Найквиста микроболометра (N N =30 мм ^–1) с контрастом T ≥ 0,5 во всем рабочем спектральном диапазоне. Максимальный хроматизм положения благодаря апохроматической коррекции Δ s ′ max < 35,3 мкм при дифракционном пределе 38,6 мкм, а дисторсия не превышает 0,25 %.

Табл. 1. Конструктивные параметры рефракционно-дифракционного неатермализованного ИК-объектива

Номер поверхности	Радиус, мм	Толщина, мм	Материал	Коэффициенты асферической деформации при k =0
				α 2 ∙106, мм –3	α 3 ∙1010, мм –5	α 4 ∙1013, , „, -7 мм –7	α 5 ∙1015, мм –9
0a	∞	∞
1	∞	3	PBF2
2	∞	0
3b	∞	5	HWS4
4	– 115,591	0,9		–0,633	53,624	–78,776	4,328
5	33,509	17,356	ZNS_BROAD	–4,896	8,666	15,071	– 14,396
6c	∞	2,644	ZNS_BROAD
7	15,756	11,537		–34,111	–1072,51	1571,17	– 2383,51
8	49,184	20	HWS4	2,697	–55,879	452,845	– 199,640
9	–115,047	11,696		5,577	3,214	474,276	– 381,134
10d	∞

Примечание. ^a - плоскость предмета; ^b - поверхность типа Binary2: m = 1, A 1 = – 0,119365 мм ^–2, A 2 = 0,235523⋅10 ^–3 мм ^–4, A 3 =–7,488916⋅10 ^–7 мм ^–6, A 4 = 2,978559⋅10 ^–9 мм ^–8, A 5 =–9,001439⋅10 ^–12 мм ^–10, A 6 = 1,472481⋅10 ^–14 мм ^–12, A 7 = – 9,651534⋅10 ^–18 мм ^–14; ^c - апертурная диафрагма; ^d - плоскость изображения.

Пассивная оптическая атермализация (основанная на подборе оптических материалов линз и элементов конструкции [11, 12]) в совокупности с апохромати-зацией и другими аберрационными требованиями неизбежно приводит к усложнению оптической схемы объектива. Это наглядно продемонстрировано в работе [3], в которой представлена методика, вклю- чающая принципы компоновки оптической схемы и рекомендации по выбору исходных конструктивных параметров при проектировании простых по конструкции двухдиапазонных сверхвысокоапертурных атермальных ИК-объективов. Основные положения методики включают выполнение условий апланатич-ности на расчётной длине волны, хроматической кор- рекции в рабочем спектральном диапазоне и устранения терморасфокусировки в заданном интервале температур у разрабатываемого ИК-объектива. Для этого на базе двухкомпонентной оптической схемы проводится подбор оптических материалов линз коррекционного и силового компонентов, определение положения ДОЭ и оптимальной комбинации оптических материалов многослойной дифракционной микроструктуры, а также выбор материала элементов механической конструкции.

С использованием этой методики был рассчитан, в частности, представленный ниже атермализованный сверхвысокоапертурный двухдиапазонный ИК-объектив. Его матричным приёмником излучения также является неохлаждаемый микроболометр АСТРОН-64017-2. Оптическая схема объектива показана на рис. 3. Он рассчитан на спектральный диапазон от 3,5 мкм до 11,5 мкм (за исключением участка 5,1 –7,9 мкм нечувствительности микроболометра). Фокусное расстояние объектива f' = 40,16 мм, относительное отверстие D / f' = 1,64, а линейное поле изображения, соответствующее размеру матрицы микроболометра, 2 y '= 13,8 мм. Угловое поле в пространстве предметов 2 ю =19,5 ° , а продольный габарит объектива L « 117 мм.

Три рефракционные линзы этого объектива выполнены из халькогенидного стекла HWS5 [9], четвертая же линза, несущая дифракционную микроструктуру, – из монокристаллического германия.

Оптическая схема объектива двухкомпонентная. Силовой компонент состоит из двух рефракционных линз 5 и 6, а трехэлементный коррекционный компонент включает, наряду с ДОЭ, две рефракционные линзы 2 и 4.

Необходимым, но недостаточным условием атерма-лизации объектива является выполнение силового компонента из материалов с малыми значениями термооптической постоянной. Такими оптическими материалами, в частности, являются халькогенидные стекла.

При выполнении вышеприведенного условия, предъявляемого к материалам силового компонента, для достижения компенсации температурного изменения заднего фокального отрезка объектива необходимо, чтобы отрицательный оптически слабый коррекционный компонент включал линзы из материалов с термооптической постоянной, существенно превышающей по величине аналогичные значения для халькогендных стекол. Такими материалами являются оптические кристаллы. Если при этом учесть, что коррекционный компонент призван к тому же обеспечить апохроматизацию объектива, то именно в этом компоненте должен быть ДОЭ. К тому же вынос зрачка из плоскости дифракционного элемента позволит ему участвовать в коррекции и монохроматических (включая полевые) аберраций всех порядков.

В табл. 2 представлены конструктивные параметры объектива, полученные путём оптимизации с по- мощью программы оптического проектирования ZE-MAX. Элементы механической конструкции этого объектива предполагаются выполненными из алюминия с ТКЛР, равным 23∙10 –6 K–1. Аберрационные характеристики атермализованного объектива таковы, что в заданном спектральном диапазоне при относительном отверстии D/f ' = 1,64 он формирует изображение на частоте Найквиста микроболометра (NN =30 мм –1) с контрастом T ≥ 0,53 в пределах углового поля зрения 2ω ≤ 19,5° и в интервале рабочих температур от –40°C до +60°C. Максимальный хроматизм положения А5‘max < 19,5 мкм при дифракционном пределе 15 мкм, а дисторсия не превышает 1,5 %.

Рис. 3. Оптическая схема рефракционно-дифракционного сверхвысокоапертурного атермального двухдиапазонного ИК-объектива: 1 – апертурная диафрагма; 2, 4 – 6 – рефракционные линзы; 3 – плоскопараллельная пластина, в которой так же, как и во фронтальной плоской поверхности рефракционной линзы 4, выполнен рельеф двухслойной дифракционной микроструктуры

2.    Технологические аспекты многослойных ДОЭ

Разработка двухслойной микроструктуры ДОЭ для конкретной оптической схемы следует за её аберрационным расчетом и оптимизацией, результатами которой, в частности, являются минимальный период микроструктуры и диапазон углов падения излучения на неё, а также оптический материал одного из слоев (условно назовем его базовым). Это материал рефракционной линзы, в одной из поверхностей которой выполняется микрорельеф. Далее остается лишь подобрать материал второго слоя, получить оптимальные глубины рельефов и оценить достижимую ДЭ в пределах рабочего спектрального диапазона и интервала углов падения излучения на микроструктуру.

Табл. 2. Конструктивные параметры рефракционно-дифракционного варианта сверхвысокоапертурного атермального двухдиапазонного ИК-объектива

Номер поверхности	Радиус, мм	Толщина, мм	Материал	Коэффициенты асферической деформации при k =0
				α 2 ∙106, мм –3	α 3 ∙1010, мм –5	α 4 ∙1013, мм –7	α 5 ∙1015, мм –9
0a	∞	∞
1 b	∞	3
2	151,238	10,232	HWS5	– 3,483	– 10,302	1,126	– 0,397
3	244,884	46,334		– 4,123	– 1,234	0,433	– 0,081
4	∞	3	SrF 2
5	∞	0
6c	∞	3,950	Germanium
7	1172,049	0,4
8	47,972	16,918	HWS5	– 3,031	– 7,511	–3,024	0,129
9	46,827	2,668		– 13,899	64,619	–22,567	0,260
10	30,278	19,617	HWS5	– 5,017	44,024	–45,494	– 1,465
11	35,029	10,547		30,959	376,740	940,713	–238,591
12d	∞

Примечание. ^a - плоскость предмета; ^b - апертурная диафрагма; ^c - поверхность типа Binary2: m = 1, A 1 = – 0,111027 мм ^–2, A 2 =1,569741⋅10 ^–5 мм ^–4, A 3 =–5,201647⋅10 ^–8 мм ^–6, A 4 = 3,739249⋅10 ^–11 мм ^–8, A 5 = –7,809142⋅10 ^–15 мм ^–10; ^d - плоскость изображения.

На этом этапе не исключена корректировка рабочего спектрального диапазона объектива из-за ограниченности полосы пропускания оптического материала второго слоя. Именно это обстоятельство и определило длинноволновые границы спектральных диапазонов обоих рассмотренных выше объективов. Действительно, оптимальной парой для халькогенидного стекла HWS4 (см. табл. 1) является монокристаллический PBF2, полоса пропускания которого в длинноволновой области ограничена 11,9 мкм, а оптимальной парой для GERMANIUM (см. табл. 2) является монокристаллический SRF2, полоса пропускания которого ограничена 11,5 мкм.

Пилообразная двухрельефная микроструктура PBF2/HWS4 состоит всего из 5 кольцевых зон, и при этом ширина самой узкой зоны, т.е. минимальный период микроструктуры, Λ >2,9 мм. Оптимальные глубины рельефов этой микроструктуры h 1 = 84,4 мкм и h 2 = 42,8 мкм в интервале углов падения излучения на неё из воздуха ± 9,78° обеспечивают ДЭ ≥ 0,93 во всем рабочем спектральном диапазоне.

Пилообразная двухрельефная микроструктура SRF2/GERMANIUM состоит из 27 кольцевых зон и при этом минимальный период Λ > 800 мкм. Оптимальные глубины рельефов этой микроструктуры h 1 = 53,4 мкм и h 2 = 8,7 мкм в интервале углов падения излучения на неё из воздуха ±14° обеспечивают ДЭ ≥ 0,87 во всем рабочем спектральном диапазоне. Приведенные выше значения ДЭ рассчитаны в рамках строгой теории дифракции RCWA-методом [13, 14] с использованием компьютерной программы «PSUAC-DE» [15] без учета френелевских отражений от гладких и рельефных поверхностей ДОЭ.

Отлаженной технологией, позволяющей создавать пилообразный микрорельеф в поверхности кристаллической оптической заготовки, является алмазное точение. Съём материала происходит в результате одноточечного воздействия резца на обрабатываемую поверхность в соответствии с заданным профилем. Профиль задаётся уравнением, включающим кривизну поверхности, коническую постоянную и до 40 коэффициентов асферизации при чётных и нечётных степенях радиальной координаты (см., например, программу DIFFSYS® для станков с ЧПУ [16]).

В ряде работ (см., например, [17– 19]) теоретически и экспериментально продемонстрированы возможности выбора формы и радиуса наконечника алмазного инструмента, а также скорости его подачи, обеспечивающих оптимальный профиль фазового рельефа и минимизацию влияния эффектов затенения и рассеяния на ДЭ. Эти возможности в полной мере относятся и к глубоким микроструктурам ДОЭ для ИК-объективов.

Известную проблему в ИК-диапазоне представляют френелевские отражения от гладких и рельефных поверхностей оптических элементов. Они обусловлены высокими значениями показателей преломления оптических материалов. Например, у халькогенидных стекол n ≈ 2,5, а у германия n ≈ 4. Эта проблема успешно решается с помощью многослойных интерференционных покрытий как в среднем и длинноволновом [20], так и в двойном ИК-диапазонах [21].

Заключение

Совершенствование тепловизионных устройств предполагает расширение их функциональных возможностей, сопровождаемое повышением требований к массогабаритным и техническим характеристикам, а также к ширине рабочего спектрального диапазона. Очевидные успехи в этом направлении сегодня достигаются благодаря созданию широкодиапазонных фотоприёмников и расширению элементной базы оптики. Здесь имеются в виду прежде всего неохла-ждаемые матричные фотоприёмники с высокой спектральной чувствительностью в двойном ИК-диапазоне, включающем средне- и длинноволновый поддиапазоны излучения, а также халькогенидные стекла и ДОЭ.

На примере разработки двух простых по конструкции двухдиапазонных монофокальных ИК-объективов продемонстрированы подходы к компоновке и расчету их оптических схем в зависимости от того, требуется или не требуется компенсация эффектов воздействия изменения температуры на оптические характеристики этих объективов. Матричным приёмником излучения каждого из объективов является неохлаждаемый микроболометр марки АСТРОН-64017-2 с форматом 640 ×512 и шагом матрицы 17 мкм.

Показано, что в случае, когда термокомпенсация не требуется, высокие оптические характеристики могут быть достигнуты у простого триплета, у которого плоская поверхность фронтальной рефракционной линзы, выполненной из халькогенидного стекла, несет дифракционную микроструктуру. Благодаря ДОЭ у этого объектива достигнута апохроматизация в двойном ИК-диапазоне (3,5–5 и 8– 11,9 мкм) и внесен определенный вклад в достижение высокого разрешения практически при единичном относительном отверстии. Фокусное расстояние объектива f ' =40 мм, а продольный габарит L = 72,13 мм.

Максимальный хроматизм положения благодаря апохроматической коррекции меньше дифракционного предела, и при угловом поле зрения 2ω ≤ 19,57° объектив формирует изображение на частоте Найквиста микроболометра ( N N =30 мм ^–1) с контрастом T ≥ 0,5 во всем рабочем спектральном диапазоне.

В случае же пассивной атермализации, не требующей механического перемещения элементов оптического тракта, оптическая схема объектива усложняется и состоит из рефракционного двухлинзового силового компонента, выполненного из халькогенидного стекла, и коррекционного компонента, состоящего из рефракционных халькогенидной и германиевой линз. При этом плоская фронтальная поверхность последней несет дифракционную микроструктуру ДОЭ.

Усложнение оптической схемы, сопровождающееся увеличением продольного габарита (L ≈ 117 мм), позволяет, кроме атермализации, резко увеличить относительное отверстие и при этом не только сохранить, но и несколько поднять разрешающую способность объектива. Действительно, при фокусном расстоянии f ' = 40,16 мм, относительном отверстии D/f ' = 1,64 он формирует изображение на частоте Найквиста микроболометра (NN =30 мм –1) с контрастом T ≥ 0,53 в пределах углового поля зрения 2ω ≤ 19,5° и в интервале рабочих температур от – 40°C до +60°C. Благодаря ДОЭ у этого объектива достигнута апохроматизация в двойном ИК-диапазоне (3,5–5 и 8– 11,5 мкм) и внесен определенный вклад в коррекцию монохроматических аберраций. Максимальный хроматизм положения при этом лишь в 1,3 раза превышает дифракционный предел, который из-за роста относительного отверстия снизился более чем в 2,5 раза.

Что касается ДОЭ обоих объективов, то с целью достижения высокой ДЭ и минимизации её зависимости от длины волны и угла падения излучения на элемент их микроструктуры выполняются пилообразными, двухслойными, с двумя внутренними рельефами. Требуемые рельефы в халькогенидных стеклах могут быть выполнены прецизионной штамповкой, а в кристаллических оптических материалах – алмазным точением. Благодаря рациональному размещению ДОЭ в оптических схемах обоих объективов углы падения излучения и минимальные пространственные периоды их микроструктур таковы, что у ДОЭ неатермализованного объектива ДЭ ≥ 0,93, а у атермализованного ДЭ ≥ 0,87. Эти значения приведены без учета френелевских потерь на гладких и рельефных поверхностях, которые могут быть минимизированы с помощью многослойных интерференционных покрытий.

Исследование выполнено за счет гранта Российского научного фонда (проект № 20-19-00081).