<<

стр. 3
(всего 6)

СОДЕРЖАНИЕ

>>

На этапе конструирования для упрощения восприятия оптического прибора обычно используется системно-иерархический подход. При таком подходе прибор рассматривается как сложная система связанных и взаимодействующих между собой частей, которая представляется в виде блочно-иерархической структуры, состоящей из уровней и ветвей 5. На конструкторском уровне проектирования оптический прибор приобретает "материальную" реализацию. Оптическая система представляется состоящей из оптических деталей (линз, призм, зеркал и других), определенным образом расположенных в пространстве.
На каждом из этапов предъявляются свои требования к информационной модели изделия. Кроме того, любой объект может потребовать дополнительной информации различной формы (текст, графика, анимация и т. д.). Поэтому при построении модели необходимо учесть возможность присоединения к любому объекту набор документов (файлов).
Представленная в работе объектно-ориентированная модель оптической системы позволяет создать единую информационную модель оптического изделия. Единство данной модели обеспечивает ассоциативность при выполнении различных

проектных процедур и операций и исключает повторяемость данных. Принцип наследования позволяет описывать разнородные наборы оптических элементов и сред, наследовать свойства базовых объектов. Разработанная информационная модель расширяема, то есть возможно увеличение количества атрибутов и иерархии наследования. Также сохраняется возможность присоединять любое количество документации к любым объектам модели.
Г.Буч. Объектно-ориентированный анализ и проектирование с примерами приложений на C++ - М: "Издательство Бином", - СПб: "Невский диалект", 1998.
Р 50.1.031-2001. Информационные технологии поддержки жизненного цикла продукции. Информационные технологии поддержки жизненного цикла изделия. Терминологический словарь. Часть 1. Терминология, относящаяся к стадиям жизненного цикла продукции.
Ю.Б. Парвулюсов, С.А. Родионов, В.П Солдатов, А.А. Шехонин, Ю.Г Якушенков. Проектирование оптико-электронных приборов. - М.: Логос, 2000.
С.А Родионов. Автоматизация проектирования оптических систем. - Л. Машиностроение, 1982.
С.А Родионов, А.А. Шехонин. Методология проектирования оптических приборов. Учебное пособие. - СПбГИТМО(ТУ), 1996.

АВТОМАТИЗАЦИЯ ЗАПОЛНЕНИЯ ТЕХНИЧЕСКИХ ТРЕБОВАНИЙ НА ЧЕРТЕЖАХ ОПТИЧЕСКИХ ДЕТАЛЕЙ
Боровский Е. Л., Толстоба Н. Д. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Доклад посвящен программному проекту, предназначенному для нанесения технических требований согласно ЕСКД на чертежи оптических деталей в системе САПР AutoCAD.

Технические требования на рабочих чертежах деталей являются почти обязательным элементом и имеют динамичную структуру в зависимости от типа детали.
Представленный пакет программ позволяет конструктору в удобной форме заниматься заполнением технических требований, используя как сохраненные ранее требования, так и создавать новые.
В главном окне программы (рис.1) происходит непосредственное редактирование текста технических требований (до 15 пунктов включительно), а также управление нанесением на чертеж. Пользователь может задавать размер шрифта и способ вывода - форматированный (в этом случае необходимо задать начальную точку и межстрочный интервал), или построчный (для каждого нового пункта тех. требований указывается точка вывода).
Список требований допускает следующие операции:
обнуление (возвращение к исходному списку из 6 пустых строк),
добавление пустой строки,
взятие списка строк из файла.
Путем ввода специальных обозначений (рис.2), реализована возможность добавления в текст значков оптических покрытий, букв греческого алфавита и некоторых часто используемых знаков (значок диаметра, градуса и т. д.).
Заключая часть текста в теги <up> и <down> пользователь может выводить текст в верхнем и нижнем регистрах соответственно.


ИТ Фщ EWoi*in еп
ищи
р I

Pi ?


р. Е

1 ' Р 1







Рис. 1. Главное окно программы
Рис. 2. Окно работы со спец. символами

Создание такого программного комплекса решает проблему заполнения технических требований на чертежах деталей оптических приборов полностью, а сам программный модуль может быть встроен в любую программу автоматизации для оптического приборостроения в среде AutoCAD.

АВТОМАТИЗАЦИЯ АНАЛИЗА ДОПУСКОВ НА ПАРАМЕТРЫ ЭЛЕМЕНТОВ ПРИ КРЕПЛЕНИИ ЛИНЗЫ
Авсянникова Н.В., Толстоба Н.Д., Коваль А.Н.* Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия, * Научно-производственная фирма аналитического приборостроения ЛЮМЭКС, Санкт-Петербург, Россия.

В данном докладе рассматривается комплекс программ, разработанный для расчета линзы на условие самоцентрировки, выбор варианта крепления, анализ крепления одиночной линзы в оправе с определением необходимых допусков и их численных значений.

Исходными данными для проведения расчетов являются конструктивные параметры линзы, сведения о допустимой децентрировке, и позиционный допуск линзы.
На основе данных о конструктивных параметрах линзы можно определить, выполняется ли для какой-либо из рабочих поверхностей линзы условие
самоцентрировки а > 2'р, т.е. приближенно:
— > 20.3 2' Я
где р - угол трения, R - радиус линзы, р - коэффициент трения скольжения материалов оправы и линзы.
Если условие выполняется для какой-либо из поверхностей, то линза самоцентрируется по этой поверхности. Эти данные являются начальными для анализа соединения линза-оправа на избыточность базирования.
Чтобы приступить непосредственно к анализу соединения, необходимо предварительно определить все его составные части. Для этого производится выбор типа оправы и указывается конкретное исполнение. Элементы соединения выбираются из библиотеки элементов, элемент силового замыкания линзы в оправе указывается в зависимости от необходимости, определяемой типом оправы.
Анализ соединения с определением посадочных размеров и необходимых допусков оправы и элементов крепления производится с выпуском отчета. Конструктор может либо согласиться с полученным вариантом соединения, либо откорректировать как размеры оправы, так и вид допусков.
После подтверждения конструкции, получаем полный набор данных для определения всех необходимых допусков на изготовление деталей данного соединения. Расчет каждого допуска проводится отдельно. Возможна корректировка каждого из значений допусков, если в данном случае возможны какие-либо допущения. Результатом работы программы является чертеж соединения и лист проведенных расчетов.
Данный анализ, проведенный с помощью разработанного пакета программ, позволит конструктору ознакомиться с расчетом допусков для разных типов оправ и принимать более обоснованные решения при создании новых оптических приборов.

СПЕКТРАЛЬНАЯ ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТЬ ОДНОФОТОННОГО
ДЕТЕКТОРА ИК ДИАПАЗОНА ДЛИН ВОЛН
Рубцова И.А.

Представленный в работе сверхпроводниковый однофотонный детектор (SSPD) способен с высокой эффективностью регистрировать отдельные кванты в диапазоне от видимого до среднего ИК.
Чувствительным элементом SSPD является тонкая полоска сверхпроводниковой пленки NBN (Тс˜10.5К) толщиной 4нм и шириной 120нм в форме меандра площадью 10х10мкм2 на Sp подложке.
Принцип действия SSPD основан на эффекте электронного разогрева в ультратонких пленках сверхпроводников и образовании нормальной области (горячего пятна) при поглощении фотона.
Детектор обладает более высокой чувствительностью и пикосекундным быстродействием при низком уровне ложных срабатываний по сравнению с полупроводниковыми аналогами (квантовая эффективность QE | ^=155 мкм=17%, скорость счета ˜ 1ГГц, №ЕР=5х10-21 Вт/л/Гц, скорость темнового счета 2х10-4с-1), что обусловлено физическим принципом его работы.
Были измерены спектральные зависимости QE в диапазоне длин волн 0.6-7.2 мкм, демонстрирующие линейный спад от длины волны в билогарифмических координатах для токов смещения ˜ 0.9 Ic (1с-критический ток распаривания Гинзбурга -Ландау для данной конфигурации сверхпроводника).
В настоящее время QE детектора достигает уровня насыщения , обусловленного малым коэффициентом поглощения падающего излучения тонкой пленкой NbN (30-40%). Для увеличения эффективности использования падающего излучения были изготовлены детекторы с А/4 резонатором. Излучение проходящее сквозь меандр отражается от резонатора представляющего собой А/4 слой SiO2 и слой металла, играющего роль зеркала.
Использование А/4 резонатора позволяет увеличить QE в несколько раз на оптимизируемой длине волны в технологически важной области ИК диапазона длин волн (1.3-1.55 мкм).

СРАВНЕНИЕ ОПТИЧЕСКИХ ПРИЕМНИКОВ НА ОСНОВЕ ПЗС
И КМОП-СТРУКТУР
Бородулин Д.В., Горбачев А.А., Краснящих А.В. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург,
Россия.

Рассматриваются основные архитектурные и оптических приемников на основе ПЗС и следствие этого, их достоинства и недостатки.
технологические отличия КМОП-структур, и как





РАСЧЕТНЫЙ АНАЛИЗ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ СВЕРХПРОВОДНИКОВЫХ БОЛОМЕТРОВ ДЛЯ АБСОЛЮТНОЙ
РАДИОМЕТРИИ
Хохлов Д. А., Иванов К.В. ФГУП "ГОИ им. С.И. Вавилова", Санкт-Петербург, Россия.

В докладе приведены результаты расчетного моделирования основных параметров высокотемпературных сверхпроводниковых болометров для абсолютной радиометрии при разных режимах работы.

Одной из фундаментальных современных проблем метрологии электромагнитного излучения является создание первичного эталона для калибровки детекторов любого типа. Эта задача может быть решена при помощи охлаждаемого жидким азотом абсолютного радиометра на основе высокотемпературного сверхпроводникового (ВТСП) болометра с электрическим замещением мощности падающего на него излучения. Особенность таких болометров состоит в том, что их коэффициент поглощения должен быть близок к 1. Это реализуется в инфракрасном и ультрафиолетовом диапазонах использованием специальных покрытий. В рентгеновской области спектра высокое поглощение достигается за счет поглощения в материале подложки. Чувствительный элемент болометра представляет собой подложку из сапфира размером 5x5 мм и толщиной 50 мкм, на лицевую сторону которой напылен NiCr - пленочный нагреватель, а на обратную - ВТСП термометр (YBaCuO пленка в виде меандра). Для достижения высокой чувствительности необходимо использовать конструкцию, когда чувствительный элемент подвешен на тонких металлических проволоках из Au или W к массивному Си-основанию, контактирующему с дном азотного криостата1. Конструкция, принцип действия предлагаемого в данной работе радиометра будут более подробно описаны в докладе.
Мощность эквивалентная шуму (NEP) ВТСП болометров не должна накладывать ограничения на точность абсолютных измерений мощности излучения. Для того, чтобы выполнить эти условия необходимо найти компромисс между быстродействием и чувствительностью болометра. Одним из путей решения этой проблемы является использование режима работы болометра с постоянным напряжением смещения (РПН) с токовым считыванием2, то есть с отрицательной электротепловой обратной связью (ЭОС). В этом режиме те =t0/(1+L0) - эффективное значение постоянной времени, т0 - тепловая постоянная времени, Ь0=вРъ /G -коэффициент обратной связи, в - температурный коэффициент сопротивления, G -тепловая проводимость. В этом случае нет ограничения на величину напряжения смещения, так что болометр может работать при сильном влиянии ЭОС, при этом постоянная времени может быть уменьшена на величину 1+L0. В разрабатываемом радиометре предполагается использование отрицательной активной электротепловой обратной связи (АЭОС), которая реализуется электронной схемой2.
Основной целью работы было расчетное моделирование основных характеристик YBaCuO болометра в различных режимах его работы, результаты которого приведены в таблице 1. Вычисления были сделаны в диапазоне частот модуляции излучения 0,01 - 100 Гц, и при вариациях величины тепловой проводимости G=3x10-4, 3х10-3 Вт/К.
В таблице: РПТ - режим с постоянным током смещения с вольтовым считыванием, то есть с положительной ЭОС; Тъ и Rb - температура и сопротивление болометра; LA=0.5xL0xFxK - коэффициент отрицательной ЭОС для активного режима; F=Rm/(Rm+Rf) - делитель в цепи обратной связи усилителя; K=500 - коэффициент усиления; Rm=Rb - сопротивление моста; Rf - сопротивление в цепи обратной связи; fcut - частота среза; Sv, SI - вольт- и ампер-ваттные чувствительности; VN, In -напряжение и ток шума; D* - обнаружительная способность. Остальные параметры упомянуты выше. В режиме РПН Tb выбиралась в максимуме в. Величины Sv, SIt VN, In, NEP, D приведены для частоты модуляции 10 Гц.
Расчет показывает, что использование отрицательной ЭОС и увеличение G в 10 раз позволяет уменьшить те в « 100 раз для режима РПН и в « 3000 раз для режима отрицательной АЭОС относительно режима РПТ. Отрицательная ЭОС подавляет составляющие NEP, обусловленные шумом Джонсона и 1/f шумом. Составляющая фононного шума не зависит от частоты и на нее не оказывает влияние ЭОС. В режиме РПН подавление 1/f составляющей обусловлено большей величиной в, а подавление джонсоновской составляющей - большей Pb. Увеличение суммарной NEP начинается на частотах превышающих частоту среза, где чувствительность уменьшается и NEP зависит только от джонсоновского шума. Отрицательная АЭОС обеспечивает более широкий частотный интервал равномерной чувствительности.
Работа выполнена в рамках международного проекта МНТЦ, №2920.
Khrebtov I.A., Tkachenko A.D. et al., J.Phys. IVFrance 12 Pr3-137-140 (2002).
Хребтов И.А., Ткаченко А.Д. и др., Оптический журнал, 68, №4, 63-67, (2001).
ОСОБЕННОСТИ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО РАСЧЕТА АВТОКОЛЛИМАЦИОННЫХ ОПТИКО-ЭЛЕКТРОННЫХ
СИСТЕМ КОНТРОЛЯ СООСНОСТИ С ОПТИЧЕСКОЙ
РАВНОСИГНАЛЬНОЙ ЗОНОЙ
Прокофьев А.В.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики. Санкт-Петербург, Россия.

Рассматриваются методики энергетического расчета различных схем построения оптической системы задатчика базового направления, контрольного элемента и приемной части автоколлимационных оптико-электронных систем контроля соосности с оптической равносигнальной зоной.

Разработка оптической системы автоколлимационной оптико-электронной системы контроля соосности (АОЭСКС) с оптической равносигнальной зоной (ОРСЗ) заключается в выборе типов оптических элементов и их расчетном обосновании, имеющем целью определение таких конструктивных параметров этих элементов, при которых прибор обеспечивает выполнение требований, обусловленных техническим заданием на проектирование.
По принципу построения оптической части, АОЭСКС предложено разделить на три типа:
Однообъективные, в которых объектив задатчика базового направления (ЗБН) является одновременно и объективом приемной части (ПЧ).
Двухобъективные коаксиальные, в которых оптическая ось объектива ЗБН совпадает с оптической осью объектива ПЧ, а приём отраженного оптического сигнала осуществляется в периферийной части пучка лучей.
Двухобъективные биаксиальные, в которых оптическая ось объектива ЗБН не совпадает с оптической осью объектива ПЧ, а приём отраженного оптического излучения осуществляется как в центральной, так и в периферийной части пучка лучей.
Основным техническим критерием качества АОЭСКС с ОРСЗ является погрешность измерений os. Среднее квадратическое значение погрешности измерений на максимальной дистанции не должно превышать значения <js.
Оптическая система АОЭСКС с ОРСЗ не строит изображения, поэтому определяющим фактором для энергетического расчета является поток оптического излучения, приходящий на вход ПЧ.
Исходной величиной для энергетического расчета АОЭСКС является дисперсия шумовой погрешности измерений, которая определяется как доля от <js.
Можно рекомендовать следующую простую, но в то же время достаточно обобщенную последовательность энергетического расчета АОЭСКС:
1. Составляются выражения для потока оптического излучения Ф или
облученности Е, создаваемых потоком излучения Ф на входе прибора (на входном
зрачке оптической системы), в виде функций параметров излучения, среды
распространения сигнала и параметров приемной оптической системы.
2. Рассчитывается порог чувствительности прибора Фплоэскс или пороговая
облученность ЕпАОЭСКС, приведенные ко входу прибора.
3. В соответствии с опытом аналогичных разработок или результатами

специальных расчетов выбирается требуемое соотношение между Ф и ФпАОЭСКС (или Е и ЕпАОЭСКС), т. е. отношение сигнал / шум ц = Ф / ФпАОЭСКС или Ц = Е / Епаоэскс.
4. Полученное основное энергетическое уравнение АОЭСКС Ф > цФплоЭСкС решается относительно одного из входящих в него параметров прибора. После этого выбираются или рассчитываются остальные конструктивные параметры.
По уравнениям энергетического расчета АОЭСКС с ОРСЗ, приведенным в работе1, получено, что на дистанциях работы до 5 м., целесообразно применять биаксиальную схему построения, что обеспечивает меньшие габариты объектива приемной части, по сравнению с коаксиальной схемой при одинаковой точности измерений линейных смещений. Однако на больших рабочих дистанциях преимущества в габаритных размерах у коаксиальной схемы.
В дальнейшем предполагается исследовать влияние погрешностей изготовления контрольного элемента на расчет габаритных размеров зрачков оптической системы АОЭСКС.

1. Панков Э. Д., Прокофьев А. В., Тимофеев А. Н. Особенности построения автоколимационной оптико-электронной системы контроля положения элементов турбоагрегатов // Научно-технический вестник СПб ГИТМО(ТУ). Выпуск 5. Оптические приборы, системы и технологии / Главный редактор В. Н. Васильев. СПб: СПб ГИТМО(ТУ), 199 с, 2002.
АНАЛИЗ СИГНАЛОВ, ОТРАЖЕННЫХ ОТ ЭЛЕМЕНТАРНЫХ ЛАМБЕРТОВЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ МОНОИМПУЛЬСНОЙ
ЛАЗЕРНОЙ ЛОКАЦИИ
Нгуен Ву Тун
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики. Санкт-Петербург, Россия.

Анализируются информационные параметры сигналов, отраженных от элементарных ламбертовых поверхностей для их идентификации при моноимпульсной лазерной локации.

В лазерной моноимпульсной локации при нестационарном облучении поверхности возникает эффект трансформации пространственных признаков во временные. Это дает возможность осуществлять идентификацию облучаемых поверхностей. При этом первичными информационными параметрами для идентификации является форма и длительность импульсной характеристики поверхности, которая представляет собой обратное преобразование Фурье от обобщенной отражательной характеристики - передаточной функции облученной поверхности. В случае оптически изотропной поверхности аналитическое выражение для импульсной характеристики определяется соотношением:
g (t) = jj r (у) ¦ cos2 (у) -S(t - —)ds,
s C
где: r(y) - коэффициент яркости элемента поверхности, s - облученная поверхность, у - угол между направлением облучения и нормалью к элементу поверхности ds, 8(x) - дельта функция, c - скорость света.
Получены выражения для импульсных характеристик элементарных ламбертовых поверхностей: наклонная плоскость, ломаная плоскость, усеченный конус, усеченная полусфера, конус и полусфера на плоскости. Например, импульсная характеристика наклонной плоскости имеет вид:
, ч cos (у) п 4
g(t) =р^c¦ . У/ф3 ¦т-14 . sm(y)
Проведен анализ зависимости информационных параметров отраженных сигналов от указанных поверхностей при облучении их импульсами различной длительности равной энергии.

АВИАЦИОННЫЕ ЗАГРАДИТЕЛЬНЫЕ ОГНИ НА ОСНОВЕ СВЕТОИЗЛУЧАЮЩИХ ДИОДОВ
Калинин А.А.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

В докладе рассматривается пример использования светоизлучающих диодов в светосигнальных приборах - авиационных заградительных огнях, удовлетворяющих требованиям Международного (стран СНГ) авиационного комитета. Особое внимание уделяется оптическим схемам данных устройств и измерениям их светотехнических характеристик.

Прогресс в области исследований, разработок и промышленного выпуска полупроводниковых излучающих диодов с относительно большим световым потоком позволил применять их при создании различных светосигнальных приборов (ССП). Развитие применений мощных светоизлучающих диодов (СИД) в данное время идет по двум направлениям. Первое - это создание светодиодных ламп, размещенных в отражателях, второе - непосредственное создание ССП только на основе СИД.
Мощности полупроводниковых излучающих диодов, по сравнению с лампами накаливания сравнительно низки и для создания ССП требуется их определенное количество с заданной ориентацией излучения в пространстве. Примером такого расположения являются знаки, указатели, светофоры и т. п., у которых оптические оси СИД параллельны друг другу. В то же время ССП на светодиодах с более сложной формой можно создавать с помощью корректирующей оптики или обойтись без нее, расположив СИД определенным образом. Настоящий доклад рассматривает оптические решения и способы измерения светотехнических характеристик для светодиодных ССП - авиационные заградительные огни (АЗО). Анализируются устройства как созданные только на основе СИД, так и с использованием отражателей.
АЗО предназначены для световой маркировки или светоограждения высотных объектов, указывая их местоположение в целях обеспечения безопасности полётов ночью, в сумерках, а также днём в условиях плохой видимости. Типовой АЗО представляет собой компактную, обтекаемую и исключающую задержание осадков, защищенную от воздействия внешних условий конструкцию, состоящую из защитного стекла, собранного в пластмассовой оправе, закрепленной через уплотнения в поликарбонатном корпусе. Внутри стеклянной оболочки находится съемный оптический блок с радиатором охлаждения, роль которого выполняет массивный металлический цилиндр, а в поликарбонатном корпусе расположен съемный электронный преобразователь питающей электрической сети.
В докладе рассматриваются оптические схемы, позволяющие получить АЗО на основе светодиодов, удовлетворяющие требованиям Международного (стран СНГ) авиационного комитета, а также исследуются проблемы связанные с проектированием устройств и с измерением их светотехнических характеристик -сил света и диаграмм направленности. Анализируются недостатки и преимущества данных ССП по сравнению с АЗО, где источниками света являются лампы накаливания.
ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМЫ КОНТРОЛЯ ПОЛОЖЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИИ РАДИОТЕЛЕСКОПА РТ-70 НА
ФИЗИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ
Бузян А. Т.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия

Рассматривается макет канала измерения оптико-электронной системы контроля положения элементов конструкции радиотелескопа РТ-70 на основе метода триангуляции.

Типовой канал измерения пространственных координат предназначен для контроля деформаций элементов радиотелескопа для миллиметрового диапазона длин волн. Радиотелескопы данного класса являются новейшими научными инструментами и требуют высокоточного контроля формы поверхности зеркала. Основное зеркало создаваемого Российской АН радиотелескопа РТ-70 (Суффа) имеет диаметр 70 метров, форма зеркала - трехмерная парабола. Поверхность зеркала состоит из 1000 ...2000 плоских металлических секций. Работа в миллиметровом диапазоне длин волн требует минимального (не больше чем 0,1mm) отклонения поверхности от теоретической трехмерной параболы.
Такие воздействия на элементы конструкции как вес и температура вызывают деформацию основного зеркала, изменению позиции и линейному сдвигу каждой плоской секции отражающей поверхности относительно теоретической параболы. Следовательно необходимо реализовать специальную систему для измерения отклонения отражающей поверхности относительно теоретической трехмерной параболы.
Для решения поставленной задачи выбран метод "прямой угловой засечки". Метод предусматривает две ПЗС камеры расположенные на фиксированном расстоянии друг от друга на базовом объекте. На объекте контроля расположены элементы, определяющие его пространственное положение.
С целью проверки реализуемой физической модели типовой измерительной системы, а также предварительной оценки составляющих результирующей погрешности измерения была разработана экспериментальная установка, физически моделирующая один из двух измерительных оптико-электронных преобразователей (ИОЭП) системы.
Конкретной задачей экспериментов на установке (см. Рис. 1) была предварительная оценка метрологических параметров ИОЭП типовой измерительной системы, в частности, крутизны статической характеристики, дисперсии крутизны статической характеристики и среднего квадратического значения погрешности измерения.
Визирная цель I включает ИК ПИД 1 и формирующий объектив 2. Использовалась непосредственно визирная цель, спроектированная и реализованная для физической модели типового измерительного канала. Для имитации различных размеров ИОИ визирной цели использовалась дополнительная диафрагма 2. ИОЭП
экспериментальной установки реализован в виде видеосистемы 5, функционально подобной видеосистеме физической модели. Видеосистема состоит из приемного объектива, формирующего изображение диафрагмы визирной цели на ФПЗС- матрице.

С помощью платы видеозахвата кадры с ФПЗС-матрицы вводятся в обрабатывающий ПК 7, вычисляющий координаты изображения визирной цели в приборной системе координат с последующим пересчетом в величины истинных смещений визирной цели
Экспериментальные данные подтвердили, что основной составляющей приборной погрешности измерения является погрешность измерения координат изображения визирной цели на площадке ФПЗС-матрицы. Эта погрешность составила величину порядка 0,04 мм на дистанции до визирной цели в 5 метров. Пересчет к требуемой по Техническому заданию рабочей дистанции 30 метров дает величину 0,24 мм, что больше допустимой величины 0,05 мм. Принимая во внимание, что в разработанном макете фокусное расстояние (f = = 400 мм) более, чем в 1,5 раза, превышает фокусное расстояние в видеосистеме экспериментальной установки (f = 256 мм), а размер элемента ФПЗС-матрицы в 2 раза меньше, можно ожидать реализации в разработанном макете типового измерительного канала требуемой по Технического Заданию точности на необходимой дистанции.
Эксперименты с моделью типового канала, а также теоретический анализ показали, что для рассматриваемой схемы средние значения погрешности находятся в допустимых пределах, но при отдельных экспериментах погрешность измерения превышает допустимую. Для более достоверной оценки необходимо как совершенствование модели в плане расширения круга учитываемых погрешностей, так и более обширные экспериментальные исследования физической модели типового канала.

ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМЫ КОНТРОЛЯ ПОЛОЖЕНИЯ ОБЪЕКТОВ В ПРОСТРАНСТВЕ НА ФИЗИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ
Михеев С.В.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Рассматривается макет измерительной оптико-электронной системы контроля положения объекта относительно базовой точки на основе метода обратной линейной засечки.

Рассмотрим систему измерения пространственных координат на примере системы измерения пространственных координат объекта (например буксируемая за самолётом гондола с оборудованием, системы стыковки космических кораблей) в этом случае требуется измерять одновременно шесть координат (три угла поворота и три линейных координаты).
Такие объекты постоянно изменяют свое положение в пространстве под внешним воздействием, и необходимо измерять в режиме реального времени их координаты, следовательно необходимо реализовать специальную систему для измерения отклонения объекта от первоначального положения.
Для решения поставленной задачи выбран метод " обратной линейной засечки ". Метод предусматривает одну ПЗС камеру расположенную в базовой точке. На объекте контроля расположены визирные цели, определяющие его пространственное положение.
С целью проверки реализуемой физической модели типовой измерительной системы, а также предварительной оценки составляющих результирующей погрешности измерения была разработана экспериментальная установка, физически моделирующая измерительный оптико-электронный преобразователь (ИОЭП) системы.

Рис.1. Схема экспериментальной установки
Визирная цель I включает ИК ПИД 1 и формирующий объектив 2. Использовалась непосредственно визирная цель, спроектированная и реализованная для физической модели типового измерительного. Для имитации различных размеров ИОИ визирной цели использовалась дополнительная диафрагма Д.
ИОЭП экспериментальной установки реализован в виде видеосистемы II. Видеосистема состоит из приемного объектива 3, формирующего изображение

диафрагмы визирной цели на ФПЗС-матрице 4. С помощью платы видеозахвата кадры с ФПЗС-матрицы вводятся в обрабатывающий ПК 5, вычисляющий координаты изображения визирной цели в приборной системе координат с последующим пересчетом в величины истинных смещений визирной цели.
Задачей экспериментов на установке была предварительная оценка метрологических параметров ИОЭП типовой измерительной системы, в частности, крутизны статической характеристики, дисперсии крутизны статической характеристики, а также среднего квадратического значения погрешности измерения.
С помощью реализованной физической выявлено, что наиболее влияющими являются следующие первичные погрешности, определяющие точность измерения линейных и угловых координат контролируемого объекта.
Эксперименты с компьютерной моделью типового канала, а также теоретический анализ показали, что для рассматриваемой схемы средние значения погрешности находятся в допустимых пределах, но при отдельных экспериментах погрешность измерения превышает допустимую. В большинстве случае погрешности имеют линейный характер, кроме погрешности определения координат в зависимости от зашумлённости изображения, эту зависимость можно описать полином второй степени.
Для более достоверной оценки необходимо как совершенствование модели в плане расширения круга учитываемых погрешностей, так и более обширные экспериментальные исследования физической модели типового канала.

АНАЛИЗ СПЕЦИАЛЬНОГО АВТОКОЛЛИМАЦИОННОГО АЛГОРИТМА УГЛОВЫХ ИЗМЕРЕНИЙ ДЛЯ ОПТИКО-ЭЛЕКТРОННЫХ ПРИБОРОВ ПАССИВНОГО ТИПА
Лю Лэй
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Рассматривается новый алгоритм измерения для автоколлимационных приборов, позволяющий скомпенсировать типичную составляющую погрешности измерения вследствие виньетирования отраженного пучка.

Оптико-электронные системы пассивного типа широко используются для измерения угловых и линейных величин в производственной и научной деятельности. Несомненным преимуществом систем пассивного типа является отсутствие проводной и механической связи с контролируемым объектом, на котором располагается малогабаритный стеклянный или зеркальный контрольный элемент. Контрольный элемент отражает пучок приемно-излучающего канала оптико-электронного прибора (автоколлиматора), при этом ориентация этого пучка определяет измеряемую угловую или линейную координату контролируемого объекта - см. рис. 1.
Диапазон измерения автоколлимационных систем ограничивается характерной погрешностью вследствие виньетирования принимаемого пучка.
Оптико-электронный прибор



d


а
Контрольный элемент


Рис.1. Схема автоколлимационных измерений
Рассматриваемая составляющая погрешности aE возникает вследствие неодинакового виньетирования элементарных пучков лучей, формирующих изображение марки излучающего канала автоколлиматора в плоскости анализа приемного канала автоколлиматора и расположенных симметрично относительно оптической оси. Виньетирующими элементами являются расположенные последовательно по ходу пучка оправы оптических элементов: контрольного элемента, объектива излучающей системы и объектива приемной автоколлиматора.
При повороте отражателя на угол в вследствие виньетирования происходит несимметричное перераспределение потока излучения в изображении марки. В итоге энергетическая ось изображения марки смещается относительно геометрической оси симметрии. Поскольку анализатор автоколлиматора фиксирует смещения именно энергетического центра изображения, а измеряемый угол поворота контрольного элемента пропорционален смещению геометрического центра, явление виньетирования приводит к погрешности измерения aE .
Анализ показывает, что даже при относительно малом диапазоне измерения -до 30 угловых минут но дистанции от 1 метра относительная погрешность

измерения составляет величину не менее 10 процентов, что недопустимо при высокоточных измерениях .
Решение проблемы заключается в точном теоретическом расчёте погрешности вследствие виньетирования с последующим её учетом при обработке результатов измерений.
Получено теоретическое выражение, связывающее погрешность измерения вследствие виньетивания с параметрами оптической системы прибора.
Если принять за единицу радиус тцт, не виньетированного изображения, то можно ввести величины относительного значения измеряемого угла как доли d от углового размера радиуса Тцт, и относительного размера источника излучения автоколлиматора как доли к от гцт,.
По полученному выражению были рассчитана зависимость относительной погрешности c измерения угла поворота d для величин источника излучения к, равных 0,1;0,2; 0,3; 0,4; 0,5. Графики зависимости приведены на рисунке 2.

Автоколлимация ; k = < 0.5
1| 1

0.6

;ak(°-1,di)0.8 :ak(0.2,di) ak 0.3,d,
0.4
;ak(0.4 :ak(0-5,di

0.2


0' гт^ 1
0 0.25 0.5 0.75 1
d
i
Рис.2. Зависимость относительной погрешности измерения от параметров системы
Выявленные зависимости носят детерминированный характер и являются алгоритмом компенсации составляющей погрешности вследствие виньетирования. Реализация алгоритма позволит более чем на порядок повысить точность автоколлимационых измерений угловых величин.

УСТАНОВКА ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ ЭНЕРГИИ ЛАЗЕРНОГО ИЗЛУЧЕНИЯ И ПОВЕРИКИ СРЕДСТВ ИЗМЕРЕНИЯ ЭНЕРГИИ ИМПУЛЬСНОГО ЛАЗЕРНОГО ИЗЛУЧЕНИЯ
Насенник Л. Н.
Институт физики им. Б.И. Степанова Национальной академии наук
Беларуси, Минск, Беларусь.

Создана установка для измерения энергии лазерного излучения и поверки средств измерений энергии импульсного лазерного излучения.

В Институте физики НАН Беларуси создана установка для измерения энергии
лазерного излучения и поверки средств измерений энергии импульсного лазерного
излучения (УЭИЛИ). Установка предназначена для обеспечения единства измерений энергии импульсного лазерного излучения, метрологической аттестации различных
типов лазеров по уровню энергии излучения, поверки и калибровки средств
измерений энергии импульсного лазерного излучения.
Установка состоит из источника импульсного лазерного излучения, оптической и регистрирующей частей. Для передачи единицы энергии лазерного излучения калибруемым средствам измерения УЭИЛИ содержит моноимпульсный твердотельный лазер LS-2134 (длина волны излучения 1,064 мкм) с преобразователем частоты излучения во вторую гармонику (длина волны излучения 0,532 мкм). Для учета возможной нестабильности энергии во время передачи размера единицы энергии в состав установки входит средство контроля относительного изменения энергии лазерного излучения (приемник-«свидетель»). В качестве рабочих эталонов использованы образцовое средство измерений энергии и средней мощности ОСИЭМ-1 и лазерный джоульметр ЛД300-О.
Установки может работать в двух режимах: измерения энергии одиночного импульса лазерного излучения и калибровки (поверки) средств измерения энергии лазерного излучения.
Определение энергии импульса лазерного излучения выполняют методом прямых измерений с многократными независимыми наблюдениями в соответствии с требованиями СТБ ИСО 11554-2004. Относительная стандартная неопределенность измерения энергии составляет (1,6 - 4,3) %. Динамический диапазон в режиме измерения энергии - (5*10-3 - 100) Дж.
В основе передачи размера единицы энергии калибруемым средствам измерениям лежит принцип последовательного измерения энергии образцовым средством измерения, входящими в состав установки, и калибруемым (поверяемым) средством измерения. В результате измерений определяется калибровочный коэффициент

K
(1)

Относительная стандартная неопределенность воспроизведения размера единицы энергии (1,7 - 2,5) %. Динамический диапазон в режиме воспроизведения единицы энергии лазерного излучения - (5*10-3 - 1) Дж.
Спектральный диапазон установки (0,4 - 10,6) мкм.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ КООРДИНАТ ЦВЕТНОСТИ СВЕТОВОЗВРАЩАЮЩИХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ
ГЕОМЕТРИЯХ ИЗМЕРЕНИЙ
Стороженко А.И.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Определить координаты цветности можно по измеренным спектрам отражений, которые можно получить на стандартном спектрофотометре. Если геометрия измерений спектрофотометра не соответствует требованиям, то возникает дополнительная погрешность измерений вследствие иной геометрии измерении. В работе приводятся результаты исследования влияния геометрии измерения на координаты цветности.

В настоящее время, широкое распространение световозвращающих материалов требует все более и более часто контролировать их качество по ряду параметров, в числе которых есть и контроль координат цветности [3]. Применение световозвращающих материалов в области дорожных знаков обязало производителей определять координаты цветности при геометрии измерения 45°/0° в колориметрической системе МКО 1931г. при источниках света С и Д65 [1,2]. При попытке расчета координат цветности образцов световозвращающей пленки по спектру отражения, измеренному на спектрофотометре, было получено очень сильное отклонение результатов от предельно допустимых значений [1]. Еще в работе 1980 года [5] отмечалось небольшое некоторое изменение координат цветности образцов разных цветов при изменения угла наблюдения от 12' до 5°. Возникло предположение, что полученное различие есть следствие различной геометрии измерения - возникает дополнительная погрешность измерения. Так большинство спектрофотометров являются двухлучевыми, т.е. работают по принципу сравнения двух каналов - образцового и рабочего. Спектр отражения (пропускания), в таком приборе, получается для равноэнергетического источника излучения (E), а геометрия измерения большинства спектрофотометров - 8°/Д, где 8° - угол освещения, а Д - измерение коэффициента диффузного отражения.
Для оценки погрешности потребовалось снять спектры отражения испытуемых образцов на спектрофотометре и на специально собранной установке (рис.1), соответствующей геометрии измерения 45°/0°.

выходная щель монохроматора,
линза,
а - испытуемый образец, б - стекло МС-20,
приемник излучения,
отсчетное устройство (милливольтметр).
Для измерения был использован метод сравнения с неселективным по коэффициенту отражения образцом стекла МС-20 [4]. По нему можно рассчитать спектральный коэффициент отражения световозвращающей пленки:

^ПЛ п ' ^МС 20
КМС20 , [%],
где:
ПЛ - спектральный коэффициент отражения световозвращающей пленки, В;
МС 20 - спектральный коэффициент отражения стекла МС-20, В;
МС20 - спектральный коэффициент диффузного отражения стекла МС-20, %.
ГОСТ 10807-78 (с изм.№3) "Дорожные знаки."
ГОСТ 7721-89 "Источники света для измерений цвета. Типы. Технические требования. Маркировка"
ГОСТ 8.205-76 "Государственный специальный эталон и общесоюзная поверочная схема для средств измерения цвета"
Юстова Е.Н. "Цветовые измерения (Колориметрия)" СПб, Издательство СПбГУ, 2000
Rennilson J.J. "Chromaticity measurements of retroreflective material under nighttime geometry", Applied Optics, vol.19, №8, 1980

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ТОЧНОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК МАКЕТА ПРОГИБОМЕРА
Горбачев А. А., Коротаев В.В., Краснящих А.В. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург,
Россия.

В работе рассматриваются устройство и принцип действия макета прогибомера, приводятся результаты экспериментальных исследований точностных характеристик.

При эксплуатации крупногабаритных объектов промышленности и транспорта, таких, как плавающие доки, суда, летательные аппараты, мосты, плотины и другие сооружения, особое место занимают оптико-электронные устройства, регистрирующие величину прогиба конструкции, которые в литературе 1,2 называются прогибомерами. В таких устройствах наиболее часто необходимо контролировать деформации конструкций длиной до 300 метров. В работе 3 установлено, что диапазон измеряемых линейных деформаций в общем случае лежит в пределах 100 мм, а погрешность измерений не должна превышать 1 мм. Как правило, прогибомеры эксплуатируются в достаточно жестких условиях: значительные перепады температуры окружающей среды (зимой и летом); осадки; электромагнитные помехи промышленного происхождения; оптические помехи (солнечное излучение, искусственное освещение, вспышки электросварки и т.п.).
Обобщенная структурная схема такого типа устройств (рис. 1) обычно содержит следующие основные блоки: базовый блок (ББ); визирные цели (ЦВ1) и (ЦВ2); блок обработки информации (БОИ).
ЦВ1 U ББ J ЦВ2

БОИ
ОБЪЕКТ КОНТРОЛЯ


Рис. 1. Структурная схема прогибомера
Базовый блок устанавливается в центральной части контролируемого объекта, визирные цели - на краях. Между визирными целями и базовым блоком необходим прямой оптический канал.
Блок обработки информации БОИ осуществляет прием поступающей информации, ее обработку и индикацию, а в некоторых случаях - выдачу команд управления исполнительными устройствами, влияющими на состояние контролируемой конструкции.
Оптические схемы соединения лучей могут реализовываться, как по нулевым схемам измерений - с оптической равносигнальной зоной (описано в работе 1), так и методом непосредственной оценки - с применением позиционно-чувствительных датчиков на основе фоточувствительных приборов с зарядовой связью (ФПЗС) и цифровой обработкой изображения (описано в работе 3).
Для экспериментальных исследований использовалась коллимационная схема устройства, состоящего из задатчика базового направления (рис. 2) (выделен

пунктиром), активных контрольных элементов 1' и 1" (АКЭ), устройств сопряжения и компьютера, позволяющего измерять деформаций объектов в вертикальной плоскости в процессе их эксплуатации и постройки.

Рис. 2. Оптическая схема системы коллимационного типа
Задатчик базового направления включает в себя последовательно расположенные призменный блок 2 и 3, создающий два оптических канала, объектив 4 и ФПЗС 5. Контрольные элементы 1' и 1" устанавливаются в точках контроля, а задатчик базового направления между контролируемыми точками. Компьютер управляет режимом работы АКЭ 1' и 1". Призменный блок 2 и 3, состоящий из прямоугольной призмы 3 типа АР-90 и пентапризмы с крышей 2 типа БкП-90 осуществляет совмещение потоков излучения от КЭ и направляет его в объектив 4, который строит изображения контрольных элементов на ФПЗС.
Проведены экспериментальные измерения в лабораторных условиях одного канала прогибомера. Среднеквадратическое отклонение (СКО) составляет 0,07 размера элемента ФПЗС. По оценочным данным СКО двухканальной системы составит 0,1 от размера фоточувствительного элемента ФПЗС.
Джабиев А.Н., Мусяков В.Л., Панков Э.Д., Тимофеев А.Н. Оптико-электронные приборы и системы с оптической равносигнальной зоной. 238, (1998).
Джабиев А.Н., Коротаев В.В., Мусяков В.Л., Панков Э.Д., Тимофеев А.Н. Изв. вузов, 41, № 3, 18-21, (1998).
Иванов А.Г., Коротаев В.В., Краснящих А.В. Научно-технический вестник СПб ГИТМО(ТУ), 5, 100-104, (2002).
ИССЛЕДОВАНИЕ КОНСТРУКЦИИ УГОЛКОВОГО КОСОУГОЛЬНОГО ОТРАЖАТЕЛЯ И ЕГО ПРИМИНЕНИЕ В КАЧЕСТВЕ КОНТРОЛЬНОГО ЭЛЕМЕНТА ДЛЯ АВТОКОЛЛИМАЦИОННЫХИЗМЕРЕНИЙ
Чугунова М.В.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Целью данной работы является исследование конструкции уголкового косоугольного отражателя, имеющего отклонение двугранных углов от прямого по абсолютной величине на 30 градусов, и разработка на его основе автоколлимационной системы контроля деформаций. Отличительной чертой системы является применение нового контрольного элемента в виде зеркального триэдра, имеющего коэффициент передачи , что позволяет значительно увеличить дистанцию наблюдения.
Исследуемая конструкция уголкового косоугольного отражателя имеет
отклонение двугранных углов от прямого по абсолютной величине на 30 (рис.1).
Двугранные углы между отражающими гранями с номерами 1, 3 и 3, 2 равны 60°,
между гранями 1, 2-120°.Отражатель ориентируется относительно системы координат OXYZ так, что фронтальная грань PQR лежит в плоскости XOY, а ребро
двугранного угла, имеющего величину 120°,-в плоскости YOZ.
Рассмотрим отражающие свойства косоугольного отражателя при его
произвольной ориентации относительно направления падающих лучей. В таком
отражателе существуют лишь две последовательности отражения световых лучей от
боковых граней: 132 и 231, которым соответствуют два отраженных луча. Выполнив,
необходимые вычисления для нахождения направления отраженных лучей, в
плоскости анализа получим следующие выражения: =±(©1-©2),
y1 2=±(©1+©2), из которых следует, что координаты отраженных лучей не зависят
от угла скручивания ©3 и определяются только углами коллимации ©1 и ©2.
Недостатком такого отражателя как датчика углов коллимации является зависимость каждой из координат одновременно от обоих углов ©1 и ©2. Ее можно устранить,
если координаты отраженных пучков регистрировать не в системе координат XOY, а
в системе X'OY' , развернутой относительно системы координат XOY на угол 45°. Конструктивно это осуществляется соответствующей ориентировкой нулевых осей чувствительности фотоприемного регистрирующего устройства. В новой системе координат X' и Y' ,будут иметь вид ,
Таким образом, косоугольный отражатель обеспечивает передачу углов коллимации с коэффициентом преобразования , что составляет примерно 70% от коэффициента преобразования плоского зеркала..
А. Н. Джабиев, И. А. Коняхин, Э. Д. Панков, Средства мониторинга деформаций, С-Пб, 2000
A. G. Klein, Applied optics, Vol. 12, No. 3, March 1973

ФЛУОРЕСЦЕНТНАЯ ДИАГНОСТИКА ЛОКАЛИЗАЦИИ
РАКОВЫХ ОПУХОЛЕЙ
Каплевский К.Н., Радько А.Е., Луговский А.А. Белорусский государственный университет, Минск, Беларусь.

Разработан лазерный спектрометрический комплекс для диагностики области локализации опухолей по флуоресценции фотосенсибилизатора в ближнем ИК-диапазоне. Приведены параметры комплекса и результаты анализа спектров флуоресценции и концентрации фотосенсибилизаторов в опухолевых узлах в зависимости от времени после введения препарата подопытным животным.

Развитие фототерапии и диагностики злокачественных новообразований связывается с созданием фотосенсибилизаторов нового поколения, имеющих полосу поглощения и испускания в спектральной области прозрачности биологических тканей (ближний ИК-диапазон). Проведение сеансов фототерапии, а также диагностика новообразований невозможно без соответствующего спектрометрического оборудования. В этой связи была осуществлена разработка комплекса диагностической аппаратуры1,2, параметры которой соответствуют характеристикам нового препарата3 на основе индотрикарбоцианиновых красителей синтезированных в лаборатории спектроскопии НИИ ПФП им. А. Н. Севченко Белорусского государственного университета.
Принцип действия комплекса основывается на регистрации спектров флуоресценции красителей, способных накапливаться преимущественно в опухолях. В качестве источника возбуждающего излучения используется полупроводниковый лазер с рабочей длиной волны 682 нм. Регистрация спектров флуоресценции осуществляется с помощью малогабаритного полихроматора и многоканального фотодетектора. Для подвода возбуждающего излучения к образцу и сбору флуоресценции в световод и далее в полихроматор используется светоколлектор. Конструктивно лазерный источник размещен непосредственно в светоколлекторе, что с одной стороны упрощает его конструкцию, позволяет получать на образце более высокую мощность светового излучения и оптимизировать стоимость комплекса.
Биологические ткани обладают большой неравномерностью оптических свойств, связанной, в первую очередь с наличием кровеносной системы. Для обеспечения нечувствительности комплекса к такого рода неравномерности площадь сбора излучения светоколлектором составляет в диаметре 8 мм. Кроме этого, оптические свойства ткани сильно зависят от механического давления конца световода на ткань. Относительно большая площадь контакта светоколлектора с тканью позволяет уменьшить влияние этого фактора. В то же время за счет сменных насадок остается возможность варьировать анализируемую площадь в широких пределах.
Электрическая схема комплекса состоит из блоков управления лазера, фотоприемника и встроенного микроконтроллера. Блок управления лазера обеспечивает формирование питания со стабилизацией по току или по выходной мощности излучения. Предусмотрена возможность задания мощности в широких пределах для обеспечения минимального воздействия на образец при достаточном уровне анализируемого сигнала. Блок управления фотоприемника формирует электрические сигналы, запускающие измерения и преобразует выходной

аналоговый сигнал в массив данных. Микроконтроллер обеспечивает взаимосвязь всех частей прибора между собой и с ПЭВМ. Связь с ПЭВМ организована через последовательный асинхронный интерфейс RS-232C или USB. Все управление комплексом со стороны пользователя, а также накопление и обработка результатов осуществляется с помощью разработанного программного обеспечения.
В процессе испытаний проанализированы спектры флуоресценции индотрикарбоцианиновых красителей в тканях подопытных животных при разной концентрации и мощности излучения, которые демонстрируют линейную взаимосвязь величины регистрируемого сигнала и концентрации фотосенсибилизатора. Исследована зависимость изменения концентрации красителя в тканях от времени после введения красителя в организм. Обнаружено, что в течение первых 1,5 часов сигнал растет и в пораженных тканях, и в здоровых за счет попадания красителя в кровь. Затем сигнал падает по мере оседания красителя в тканях (следующие 1,5 часа). Дальше начинается перераспределение красителя в организме с накоплением в пораженных тканях, что сопровождается ростом сигнала в пораженных тканях и продолжающимся снижением в здоровых (еще 2 часа). Спустя 5 часов, наступает достаточно длительный период, когда сигналы меняются очень слабо (до 24 часа), после чего сигнал плавно снижается в связи с выведением красителя из организма. Исходя из этого, можно сделать вывод, что сеансы терапии не имеет смысла делать раньше чем через 5 часов после введения препарата, и эффективность воздействия начинает снижаться после 24 часов после введения.

1. Е.С. Воропай, М. П. Самцов, А.Е. Радько, К.Н. Каплевский, К.А. Шевченко,
Лазерные материалы, системы и технологии нового поколения: физические
основы создания и применения: Материалы Республиканской межвузовской
научной конференции // Под ред. Кулешова Н.В., Минск. УП «Технопринт».
2004. С. 36-46.
Е.С. Воропай, М.П. Самцов, А.Е. Радько, К.Н. Каплевский, И.С. Михаловский, Е.Н. Александрова, Ю.П. Истомин, Молекулярные, мембранные и клеточные основы функционирования биосистем: Сб. ст. VI Съезда Бел. общества фотобиологов и биофизиков // Минск. БГУ. 2004. Ч. 2. С. 311-313.
Е.С. Воропай, М.П. Самцов, А.Е. Радько, К.Н. Каплевский, Е.Н., К.А. Шевченко, А.А. Луговский, Э.А. Жаврид, Ю.П. Истомин, Е.Н. Александрова, Медэлектроника-2004. Средства медицинской электроники и новые медицинские технологии: Мат. III Междунар. научно-технической
конференции // Минск. БГУИР. 2004. С. 226-228.

ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМЫ КОНТРОЛЯ ПОЛОЖЕНИЯ
ЭЛЕМЕНТОВ ТУРБОАГРЕГАТОВ
Шомрина М.А., Пантюшин А.В., Прокофьев А.В. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.
Приведены результаты исследований экспериментального образца системы контроля положения ротора турбины относительно базовых отверстий.
В турбостроении под центрированием корпусных деталей турбоагрегатов большой единичной мощности понимается их установка по проектной оси ротора турбины относительно базовых расточек1. После исправления положения оси роторов по полумуфтам необходимо определить её фактическое положение относительно оси базовых расточек, что при современном уровне развития науки и техники осуществляется при помощи автоматических оптико-электронных систем контроля положения элементов турбоагрегатов2.
В разработанную на кафедре ОЭПиС СПбГУ ИТМО систему определения фактического положения оси ротора относительно оси базовых расточек, входят: индикатор, устройство его крепления на валу ротора, преобразователь интерфейса, блок питания и персональный компьютер.
Система в качестве одной координаты может измерять относительное радиальное линейное расстояние от первой точки касания с телом расточки до выхода из расточки, при совершении оборота ротора на более чем 180о. Диапазон измеряемых величин ±5,00 мм, цена деления - 1 мкм. Величина измеряемой полудуги должна соответствовать максимальному диаметру - 1200 мм. На основании полученных данных программа рассчитывает фактическое смещение оси ротора относительно геометрической оси корпусной расточки.
Целью экспериментов являлось исследование погрешности измерений при определения фактического смещения оси ротора относительно геометрической оси корпусной расточки.
Индикатор представляет собой устройство, преобразующее смещение щупа с помощью фотоэлектронного преобразователя в электрические сигналы, которые просчитываются его электронной частью и фиксируются в его памяти при развороте корпуса индикатора на величину кратную 3 по сигналу оптико-электронного датчика угла. Микроконтроллер через интерфейсный блок по запросу персонального компьютера (ПК) передает измеренное значение, которое фиксируется в памяти ПК. После заданного программой ПК количества отсчетов на полуокружности ПК рассчитывает искомые значения по определённому алгоритму.
Фотоэлектронный преобразователь основан на фотоэлектронном сканировании штриховых растров. В качестве осветителей используются инфракрасные полупроводниковые излучающие диоды, а приемниками излучения служат кремниевые фотодиоды3.
Принцип действия индикатора состоит в том, что перемещение измерительного стержня 2 (рис. 1) в точных направляющих втулках преобразуется в поворот преобразователя перемещений 7. На стержне 2 нарезана зубчатая рейка, которая поворачивает триб 12. Зубчатое колесо 5, установленное на одной оси 4 с трибом 12, передает вращение трибу 8. На оси 4 триба 12 закреплена муфта 6, через которую вращение триба передается преобразователю перемещений 7. В зацеплении с трибом

8 находится также зубчатое колесо 9, на оси которого закреплен пружинный волосок 10, другой конец которого прикреплен к корпусу. Колесо 9, находясь под действием волоска, обеспечивает работу всей передачи прибора на одной стороне профиля зуба и тем самым устраняет мертвый ход передачи. Пружина 3 через рычаг 1 создает измерительное усилие в точке контакта наконечника 13 закрепленного на конце стержня 2.

Рис. 1. Кинематическая схема индикатора
Для испытаний исследуемой системы, разработан специальный стенд, на котором были проведены исследования погрешности измерения разработанной системы. Статистическая обработка результатов показывает, что при диапазоне измерения зазоров ±5 мм среднеквадратическое значение максимальной погрешности не превышает 0,028 мм.
В дальнейшем планируется произвести исследования влияния изменения температуры на погрешность измерения разработанной системы.
Карасев В.И., Монэс Д.С. Методы оптических измерений при монтаже турбоагрегатов. - М.: Энергия. 168 с, 1973.
Крайлюк А.Д., Краснящих А.В., Мусяков В.Л., Тимофеев А.Н., Ярышев С.Н. Оптико-электронная система контроля положения центра корпусных деталей турбоагрегатов относительно оптической оси // Изв. вузов. Приборостроение. Т. 46, №8. С. 61 — 63. 2003.
http://www.skbis.ru/rotary.php?id=25



Эти уравнения определяют кривую сечения поверхности вторичного зеркала, эквидистантную параболе у2 = — 2^z и удалённую от последней на расстояние r 4.
В декартовой системе координат эквидистантная параболоиду поверхность определяется уравнением вида 5:
z = a11p 2 + a12 Р4 + a13p6
b11 + a21p2 + a22p4 + z(b12 + a31p2 + a32p4 ) + z2 (b13 + a41p2) + b14z^ '
222 где p = x + y .
В общем случае замена двух сферических поверхностей несферическими позволяет получить не только строгий осевой стигматизм в изображении точки, но и обеспечить соблюдение условия синусов. В том случае, когда несферические поверхности следуют одна за другой, координаты образующих их кривых определяются выражениями вида 1, 2:
yi = Yi — zitgci, yi+1 = Yi+1 — zi+1tgc'+1,
при этом координаты zi и zi+1 определяются в результате решения системы из двух дифференциальных уравнений первого порядка относительно этих координат вида:

dvi dvi
В.А. Зверев, Основы геометрической оптики. Учебное пособие. СПбГУ ИТМО, 2002, 218с.
М. Борн, Э. Вольф, Основы оптики, М.: Наука, 1970. - 856с.
Г.Э. Романова, Композиция зеркально-линзового объектива, основанная на применении коррекционных свойств плоскопараллельной пластинки. Вестник конференции молодых учёных СПбГУ ИТМО, Сборник научных трудов, Санкт-Петербург, 2004, Т.1, С.80-90.
D.T. Puryayev, Alocal two-mirror system. Optical Engineering, Vol.32, No.6, July 1993, pp.1325-1327.
В.А. Зверев, Г.Э. Романова, Несферические поверхности в оптике и проблемы их аппроксимации. Оптический журнал, Т.71, №11, ноябрь
2004, С.29-40.

ПАРАМЕТРЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ
РАЗРЕШАЮЩУЮ СПОСОБНОСТЬ И ЭФФЕКТИВНОСТЬ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СВЕТОВОГО ПОТОКА В МИКРОСКОПЕ
Точилина Т.В., Хои Рамин, Виноградова О .А.* Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия, *ОАО «ЛОМО», Россия.

В осветительной системе микроскопа инвариант J = ny sin а
определяется максимальными величинами числовой апертуры объектива микроскопа и наблюдаемого предмета, что приводит к малой эффективности использования светового потока. Это определяет необходимость применения систем переменного увеличения в осветительной системе микроскопа
Если две точки (два малых отверстия) освещаются через конденсор, то интенсивность I (P ) в плоскости изображения, образованного объективом микроскопа, обусловливается суперпозицией двух частично когерентных пучков лучей. Если предположить, что точка P достаточно близка к геометрическим изображениям точек P1 и P2 , то интенсивность I (P ) определится формулой вида:

f 2 J1W Л vi
2

+
f 2 J1W Л
v
2

+


+ 2
2 J1(^v12)
2
2 J1OO
V
2 Jx(v2)

12

1
v
v2



где v1

A
(X — X1)2 + (Y — Y1)2 nP sin аp


v2 =


v12 =
(X — X2)2 + (Y — Y2)2np sin аp; (X1 — X2)2 + (Y1 — Y2)2 np sin а p

Эта формула позволяет изучить зависимость распределения интенсивности в плоскости изображения, образованного объективом микроскопа от отношения числовых апертур | . Можно показать, что наилучшее разрешение получается при
Ц ˜ 1.5. Однако, лишний свет в оптической системе приводит к появлению фоновой засветки изображения, а поэтому без заметного ухудшения разрешения принимаем Ц = 1. При этом световой поток, прошедший через микрообъектив и формирующий образованное им изображение в плоскости предмета окуляра, равен
dOP = т0СтPк1 L0nP2 sin2 а'Py'2,
где Tp - коэффициент пропускания оптической системы микрообъектива;
n'p sin аP - задняя числовая апертура микрообъектива; y' - радиус изображения

наблюдаемой поверхности предмета. При = тр = 1 и при Ц = 1 приходим к инварианту Лагранжа-Гельмгольца в виде J = npy sin ар = n'py' sin аP = ny sin а,
который справедлив для всех оптически сопряжённых плоскостей оптической системы. Разрешающую способность микрообъектива можно определить соотношением:
i|/A
p = . Анализ результатов исследований, выполненных
2nP sin ар
А.Арнюльфом, позволил оценить зависимость величины 1|/, а, следовательно, и разрешающей способности, от диаметра выходного зрачка микроскопа эмпирическим выражением вида:
1 no 1 , (d ' — 0.7)2
1|/= 1.03 +1.4 --. Из габаритных соотношений в оптической схеме
d
микроскопа следует, что диаметр выходного зрачка микроскопа равен d' = 2 fMnp sin ар = 2/М^бК sin ар = 2 fO^' sin а '.
г г ¦ г y' и nP sin ар тг
При этом J = n y sin а = f d = —P ^ кОБy = nPy sin аP .
2fOK КОБ
Вполне очевидно, что при неизменных размерах источника излучения и входной апертуры коллектора световой поток должен быть достаточным для заполнения наибольшей апертуры объектива микроскопа и наибольшей наблюдаемой площади предмета. Поскольку эффективность использования потока


определяется отношением
J2
J ОБ JОСВ J

то вполне очевидна необходимость

применения систем переменного увеличения в осветительной системе микроскопа и выравнивания величины инварианта для объективов каждого комплекта.

КОНЦЕПТУАЛЬНАЯ МОДЕЛЬ СБОРКИ ОСОБО СВЕТОСИЛЬНЫХ ОПТИЧЕСКИХ СИСТЕМ
Жуков В. А., Зверев В. А., Кривопустова Е.В. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Измерения деформаций волнового фронта в изображении точки, образованном предыдущим и последующим модулями оптической системы объектива микроскопа, позволяют уменьшить трудоёмкость операции сборки методом неполной взаимозаменяемости узлов и деталей

Функциональную зависимость параметров оптической системы от конструктивных параметров можно определить нелинейным уравнением вида
Ф i = Ф,- (1)
где P - вектор совокупности параметров р у. Задача аберрационного расчёта оптических систем формально сводится к решению системы нелинейных уравнений
Фп =Ф/ (P), (2)
где - требуемое значение функции. Для некоторой начальной совокупности
параметров P(0) функции (1) раскладываются в ряд Тейлора по степеням приращений параметров Ар у, при этом ограничиваются линейными (реже
квадратичными) членами 1:
Фi =Ф(0) + ?|^Ар, (3)
j= dPj
В результате решения последовательности систем уравнений (3) определяется такая
п (0) п (1) п (2) п (n)
последовательность векторов P , P , P ,P , при которой
Фi (P(П)) "Фп-| ^Sфi, (4)
где 8фni - допустимая величина отклонения i -ой функции от требуемого значения Фп-. Влияние коррелированности функций фi можно существенно ослабить,
применяя при проектировании оптических систем методы факторного анализа 2,3.
В процессе изготовления оптической системы неизбежные изменения функций
(n)
Ф i не должны превышать допустимых величин, то есть

(n)
(n)

При этом совокупность отклонений конструкторских параметров оптической системы, то есть величин Ардп), образует вектор AP , при котором


Ф( n) + Y^^Ap^) — фп-

Соотношение (6) позволяет увязать конкретные значения параметров при отклонениях в пределах допустимых величин с величиной компенсирующего звена при сборке методом неполной взаимозаменяемости. Однако, трудоёмкость

измерения параметров деталей и узлов может оказаться весьма высокой. В этой ситуации можно измерять деформации волнового фронта в изображении точки, образованном предыдущим и последующим модулями собираемой оптической системы. Оптическую систему объектива микроскопа условно можно разделить на две части 4: фронтальную и последующую. При измерении интерференционным методом деформаций волнового фронта в изображении точки, образованной деталями с апланатическими поверхностями фронтальной части микрообъектива. Для расчёта последующей части микрообъектива вполне применима теория аберраций третьего порядка. Параметр p связан с основными параметрами тонкого компонента P, W и п соотношением вида 5:
p = (а' - а)3 P + 4а(а' - a)2W + а(а' - а)[2а(2 + п) - а']. (7)
Положив а' = 1, получаем а = v . Рассматривая v в качестве неизвестного параметра и принимая п = 0.65, при p = 0 получаем уравнение вида :
v2 - 2P 4W+1 v + P = 0. (8)
P - 4W + 5.3 P - 4W + 5.3
Полученные соотношения позволяют найти положение плоскостей предмета и его изображения, в котором отсутствует сферическая аберрация третьего порядка. Таким образом, организация технологичного процесса сборки микрообъективов определяется успешным решением задачи создания соответствующих измерительных средств.
М.М. Русинов, Юстировка оптических приборов. Изд. «Недра», 1969 г., 328 с.
В.М. Чирков, Л.С. Цеснек, Применение методов факторного анализа для проектирования сложных оптических систем. - ОМП, 1978, № 11, с. 19-22.
В.М. Чирков, Л.С. Цеснек, Проектирование сложных оптических систем методами факторного анализа. - ОМП, 1979, № 4, с. 16-19.
В.А. Панов, Л.Н. Андреев, Оптика микроскопов. Расчёт и проектирование. Л., Машиностроение, Ленингр. отделение, 1976. 432 с.
Г.Г. Слюсарев, Методы расчёта оптических систем. Л.: Машиностроение, 1969. 670 с.
Т.А. Иванова, В.К. Кирилловский, Проектирование и контроль оптики микроскопов. - Л.: Машиностроение, Ленингр. отделение, 1984. 231 с., ил.

АНАЛИЗ АБЕРРАЦИОННОЙ СТРУКТУРЫ ПЯТНА РАССЕЯНИЯ В ИЗОБРАЖЕНИИ ТОЧКИ ПРИ ДЕЦЕНТРИРОВКЕ ЭЛЕМЕНТОВ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ
Жуков В. А., Зверев В. А., Кривопустова Е.В. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Децентрировка элементов оптической системы приводит к появлению комы одинаковой величины по всей поверхности изображения, к наклону поверхностей изображения, образованных меридиональными и сагиттальными узкими пучками лучей, к дисторсии, симметричной относительно меридиональной плоскости, и к аберрации, подобной сферической, величина которой определяется координатой точки изображения в сагиттальной плоскости.

В общем случае меридиональная и сагиттальная составляющие поперечной аберрации могут быть представлены разложением в степенной ряд по переменным l, L, m и M, где l и L - координаты точки предмета в меридиональной и
сагиттальной плоскостях, а m и M - координаты точки в плоскости входного зрачка, в виде:
8g ' = Am(m 2 + M 2) + B[(3m 2 + M 2) + 2mML] +
+ CL(ml + ML) + DL(mL - Ml) + El(l2 + L2), (1)
5G' = AM (m2 + M2) + B[(m2 + 3M2) L + 2mML] +
+ CL(ml + ML) + Dl(Ml - mL) + EL(l2 + L2). (2)
Пусть 8 - смещение главной точки оптического элемента (центра кривизны сферической поверхности) в направлении, перпендикулярном к оптической оси системы. При этом
A8g' = - a 2р 2 8( A + B )[2cos у + ^(2а - у)] -
- apr8[(4B + C + D)cos(в - у)cos а + (2B + C - D) х
х cos( а - в - у)] - r 8[C cos в cos( в - у) + D sin в sin( в - у) + + 2E cos у + E cos^ - у)],
A8G = -a2р28(A + B)[2 sin у + sin(2а - у)] -
- apr8[(4B + C + D) cos^ - у) sin а - (2B + C - D) х
х sin(a - в - у)] - r 8[C sin в cos^ - у) - D cos в sin(в - у) + + 2E sin у + E sin(2в - у)].
Отсюда следует, что при поперечном смещении любого элемента оптической системы в изображение каждой точки предмета вносится равная и одинаково направленная кома:
[A8g' + 2( A + B)a 2p28] 2+ (A8G') 2= (A + B)2 a 4p482.

Поперечное смещение элемента оптической системы приводит к наклону меридиональной и сагиттальной поверхностей изображения на углы, соответственно равные:
е- = ^ = -2—R(3B + C )8, s; = ^ = -2 — R( B + D)8.
l' — l' —
Децентрировка элементов системы приводит к появлению составляющих
поперечной аберрации, определяемых соотношениями вида:
A8g ' = -(2B + C - d) LM8, A8G' = -(2 B + C - D) Lm8. Эти соотношения определяют аберрацию, подобную сферической, при этом
(A8g ')2 + (A8G')2 = (2 B + C - D)2 L2a 2p282. Кроме того, получаем составляющие поперечной аберрации
A8g' = -[(C + 3E )cos2 в + (D + E )sin2 в]г 28 =
= -[(C + 3E )l2 + (D + E) L2]8,
A8G = -(C - D + E)sin в cosвг28 = -(C - D + E)lL8,
определяющие дисторсию изображения. Легко видеть, что первое из этих уравнений для любого выбранного ряда значений отрезка l описывает семейство парабол, ориентация которых не зависит от знака l , а второе уравнение для любого выбранного ряда значений L описывает семейство прямых, знак и величина угла наклона которых определяется знаком и величиной отрезка L .

1. А.И. Тудоровский, Теория оптических приборов. Т.1., 1949, стр.418.

АБЕРРАЦИОННЫЙ АНАЛИЗ КОМПОЗИЦИИ ТОНКОГО ОПТИЧЕСКОГО КОМПОНЕНТА С КОНЦЕНТРИЧЕСКИМ
МЕНИСКОМ
Белокурова И.А., Багдасарова О.В., Карпова Г.В. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Дополнив тонкий компонент мениском, поверхности которого концентричны центру входного зрачка, расположенному в переднем фокусе тонкого компонента, можно получить оптическую систему с апланатической коррекцией аберраций при исправленном астигматизме и малой кривизне поверхности изображения

Дополним тонкий компонент мениском, поверхности которого концентричны центру входного зрачка, расположенному в переднем фокусе тонкого компонента, как показано на рис.1. Главные плоскости концентрического мениска совмещены и проходят через центр кривизны его поверхностей. При этом:
, , 1 — фмd
ф = фМ + ф К - фМф Кd ; SF ' = —,
ф
где d - расстояние от главных точек мениска до осевой точки тонкого компонента. При d = f'K оптическая сила системы ф = фм + Фк — Фм = Фк, а задний

Рис. 1
При и' = 1, а' = 1, Р1 = 1 и zp = — f'K = — f' имеем J = — f'.
При входном зрачке, расположенном в центре кривизны поверхностей концентрического мениска, имеем: Р1 = Р2 = Рэ • Вполне очевидно, что при этом
SnM = SIIlM = 0 . Тогда: St = SIm + к^к; Sn = — f'(Pk — Wk );
SIII = (Pk — 2Wk) + f'. Положив SII = 0, получаем: Pk = Wk . При этом:

SUI = f '(1 - J—WK) = f '(1 -^—PK). При S7 = 0 параметр PK = M. Тогда
11
V Г1 Г2 J


SUI = f (1 +—2˜ SIm ). Оптическая сила мениска Ц>м =
nK M
Коэффициент, определяющий кривизну поверхности изображения,
образованного концентрическим мениском, равен Sivm = фм. При этом
коэффициент, определяющий кривизну поверхности изображения, образованного системой тонкого компонента с концентрическим мениском, равен
Siv =Фм +— Фк =Фм + — Ф. При SIV = 0 имеем: nMf фм +1 = 0. В

S* ПМ S* (nM2 -1)2 - ПМ3 ту
результате получаем, что Sim = j; SIII = 2 2 . Легко

убедится, что при nM «1.905 Siiim = 0 и SIV = 0 .
В реальной системе обычно показатель преломления n ˜ 1.7. Пусть Sjv ^ 0 .
В табл. 1 приведены численные значения показателя преломления материала мениска и тонкого компонента при заданном значении четвертой суммы Зейделя и равенстве нулю третьей суммы Зейделя. Если считать, что показатели преломления тонкого компонента и мениска не равными друг другу, то получим численные значения показателя преломления материала тонкого компонента, приведенные в табл. 2.





АНАЛИЗ СВОЙСТВ ТОНКОЙ ЛИНЗЫ
Белокурова И.А., Горбачёв П.К., Исаев Д.А., Репин А.А. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Показано, что при несоблюдении условия синусов в изображении, образованном тонкой линзой, сферическая аберрация отсутствует при двух положениях предмета.
Сферическая аберрация и кома третьего порядка тонкой линзы определяются коэффициентами Sj и Sjj соответственно равными
Sj = h(P1 + P2) = hP; Su = H(P1 + P2) - J(W1 + W2) = HP - JW.
Положив a1 = V, a 2 = a, a 3 = a' = 1, получаем
P = [(a - V)2(a - nV) + (1 - a)2(n - a)], (1)

W = —L[(a- V)(a- nV) + (1 -a)(n -a)]. (2)
1-n
2
Пусть a = 1. При этом параметр P = 0 при (a- V) (1 - nV) = 0, т.е. при
X 1
V = 1 или при V = —. Легко убедиться, что в этом случае и параметр W = 0 .
n
Таким образом, решение V = — определяет линзы в виде отрицательного
n
апланатического мениска. Тот же результат получаем при a = nV .
Пусть a = n . При этом параметр P = 0 при n(1 - V)(n - V) , т.е. при
V = 1 или при V = n. И в этом случае W = 0, а решение V = n определяет форму линзы в виде положительного апланатического мениска. Тот же результат получаем, положив a = V .
Взяв производную по a от функции P и приравняв её нулю, получаем 1 + V 1 + 2n
2 2 + n

P 1 - V
P0 = n 2
0 (n -1)2
При этом

v А } - nV . (4)
4(2 + n)
Из выражения (2) находим, что
V +1 n -1 W

a = n +
1 .
n +1 n +1 V -1
Подставив это значение угла a в выражение (1) и преобразовав, получаем
P = a(W - W0)2 + P0, (5)

a = n 2 + n W = 1 - 2
где a = n 2 , W0 = .
(n +1)2(1 - V) 0 2(2 + n)
При принятых условиях нормировки углов высота h = s'a' = s' = (1 - V) f'
или в масштабе фокусного расстояния h = 1 - V . Тогда Sj = (1 - V)P, где
величина параметра P определяется соотношением (5). Пусть W = W0 . Тогда
(6)
4(2+n)
(n -1)2
Sl = n(1 - V )2

Отсюда следует, что при V = 1 X коэффициент Sj = 0 . Кроме того, Sj = 0
при равном нулю выражении в квадратных скобках, откуда следует уравнение:
V2 -2pV +1 = 0, (7)
2n +1 2 X
где p = . Таким образом, при V1 = p - л/ p - 1, при V2 = 1 и при
4n -1
V3 = p + p2 -1 сферическая аберрация третьего порядка в изображении осевой
точки, образованном тонкой линзой в воздухе, отсутствует. Подставив полученные значения V в формулу (3), найдём значения углов a, определяющих кривизну поверхностей соответствующей линзы.
Первая производная по V от функции Sj = Sj (V), определяемой выражением (6), равна
a(1 - V )(V1 - bV + c), (8)

dV
1 - 4n n , (1 + n)2 + 2n2 2 + n
где a = 2 ; b = ± ; c = n .
(n -1)2 2 + n 4n -1 4n -1
Отсюда следует, что —— = 0 при V = 1X . Кроме того, решив уравнение
dV
2
V2 - bV + С = 0, найдём ещё два значения V, при которых функция Sj = Sj (V) принимает экстремальные значения.

АБЕРРАЦИОННЫЙ АНАЛИЗ ДВУХКОМПОНЕНТНОЙ СХЕМЫ ОПТИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ ОБЪЕКТИВА
Белокурова И.А., Карпова Г.В., Тимощук И.Н. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

В оптической системе при различном сочетании знаков и величин оптических сил компонентов возможна удовлетворительная коррекция сферической аберрации, комы, астигматизма и в частном случае кривизны поверхности изображения

Выражения, определяющие коэффициенты аберраций третьего порядка, оптической системы, состоящей из двух тонких компонентов, разделенных конечным воздушным промежутком d, можно представить в виде ' :


Sj = ± 1
P1 + ^ P2,
S
jj
ф 2
Sjjj =
-dP2 + Wx + W2 + apl Bo



1­- 3ap1Ko + ap1Bo,
(1) (2) (3) (4)



(5)

где a
p1
расстояние от первого компонента до входного зрачка.

Из анализа этих выражений следует, что коэффициент Sjy определяется
величинами оптических сил тонких компонентов 1 и 2 . В случае тонких
компонентов величина Tit изменяется незначительно и принято считать 3, что
П = o.7. Поэтому рассмотрим условия компенсации следующих монохроматических аберраций: сферической аберрации, комы и астигматизма.
Для решения этой задачи удобно выразить параметры Pp,P2W1W2 через
основные параметры P1, P 2 ,W 1 ,W 2, используя формулы 3:
P = (a'-a)3 P t +4а(а'-а)2 W t +а(а'-а)[2а(2 + п) -а'] (6)

Wt = (а' - а)2 W {+а(а' - а)(2 + п).
17 4 г =— P + — W + o.29, j 54 27
При одинаковой конструкции оптических систем компонентов имеем: P1 = P 2 = P, W1 = W 2 = W. При этом
Sjj =

S
¦—P + - W + o.17 + ap1 Bo,
36 3 p1 o
(7) (8)

(9)

184
ОПТИКА - 2oo5





SjJJ = 24 P + o.18 - 2ap1 Ko + ap1 Bo. (1o)
Положив в выражениях (8) и (9) W=o, P=o, при = o получаем:
Sj = o.29, Sjj = o.17, Sjjj = o.18. Поскольку значения коэффициентов
Sj , Sjj , Sjjj достаточно малы, полученное решение можно считать вполне
удовлетворительным.
Рассмотрим тот же вариант оптической системы, но с телецентрическим ходом главных лучей в пространстве изображения. При этом выражения (8), (9) и (1o) принимают вид:
ST =— P + — W + o.29, Sn = -— P + — W+o.o25,
j 54 27 jj 27 27
48
Sjjj = — P W+o^9.
Из этих соотношений следует, что при смещении входного зрачка из положения первого компонента в переднюю фокальную плоскость оптической системы при P=o и W=o величина коэффициента Sjj уменьшилась в 6,8 раза, а
величина коэффициента Sjjj уменьшилась в 2 раза. В общем случае в
двухкомпонентной схеме Ф1 Ф o и ф2 Ф o. Положив при этом p = P2 = o и
W1 = W2 = o, в соответствии с формулами (1), (2) и (3) получаем: Sj = o; Sjj = o;
S jjj = 1 + 2 . Отсюда следует, что S jjj = o при 1 = - 2 . Двухкомпонентную
оптическую систему при Ф1 > o , Ф2 < o и V2 > 1, где V2 - поперечное увеличение
изображения, образованного вторым компонентом, принято называть телеобъективом.
В.Н. Чуриловский, Теория хроматизма и аберраций третьего порядка. Л.: Машиностроение, 1968г., 312 стр.
В.А. Зверев, Основы геометрической оптики. Санкт-Петербург, СПбГУ ИТМО, 2oo2n, 218 стр.
Г.Г. Слюсарев, Методы расчета оптических систем. Л.: Машиностроение, 1969г., 672 стр.

ПОЛОЖЕНИЕ ОПТИЧЕСКИ СОПРЯЖЁННЫХ ТОЧЕК В ОПТИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ ПЕРЕМЕННОГО УВЕЛИЧЕНИЯ
Точилина Т.В., Карпова Г.В., Хои Рамин Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Получены соотношения, определяющие положение оптически сопряжённых точек в однокомпонентной, двухкомпонентной и в трёхкомпонентной оптических системах переменного увеличения. Показано, что в двухкомпонентной системе при изменении увеличения изображения расстояние между парами оптически сопряжённых точек изменяется

При дискретном смещении компонента вдоль оптической оси на расстояние b
a2
имеем: a = ao — b . При этом расстояние L = dHH, . (1)
a + f'
При b = 0 расстояние L = L0 (2)
Из равенства правых частей соотношений (1) и (2) получаем уравнение вида:
a2 — (b — 2)a0 — b = 0. (3)
Здесь линейные величины приведены в масштабе фокусного расстояния компонента. Решение этого уравнения можно записать в виде 1:
a0* =—1[2 — b — (—1) kVb2˜+4] (4)
и, соответственно,
ak = aQ k — b = — i[2 + b — (—1)k 7/^+4 ], (k = 1,2). (5)
Заметим, что отношение —— = — (b + 4b2 + 4) > 0, а отношение
a01 2
= I(b — V b2 + 4) < 0,
v . / j т.е. в этом случае при продольном смещении компонент
a02 2
проходит плоскость предмета, а, следовательно, во втором положении образует мнимое изображение предмета.
Предположим, что рассматриваемая оптическая система состоит из двух компонентов, разделённых конечным воздушным промежутком. В этом случае оптическая сила системы ф = Ф1 + Ф2 — Ф1ф2^, а фокальные отрезки
1 — ф2 d , 1 — ф,^
SF = , SF * = . Расстояние между главными плоскостями
ф ф
dHH >=— ф1ф2 d2. (6)
ф
Преобразуем выражение (1) в уравнение a0 — (dHH> — L0) х х a0 — (dhh' — Lq) = 0, решение которого можно записать в виде:

ao = ˜2[dHH•-Lo ±л1 (dHH —Lo){dHH, —Lo + 4)]. (7)
Из выражения (6) следует, что при изменении расстояния d между компонентами будет изменяться расстояние dHH,, при этом в соответствии с
выражением (7) будет изменяться отрезок a0, а, следовательно, и поперечное
увеличение изображения, образованного двухкомпонентной системой. Однако, при этом разность отрезков, определяемых выражением (7), равна
a01 — a02 = -^j(dHH, — L0)(dHH, — L0 + 4). Отсюда следует, что при изменении
расстояния dHH, при L) = const расстояние между парами оптически сопряжённых точек будет изменяться.
Из выражения (7) следует, что при dHH = L0 отрезок a0 = 0 , а,
соответственно, и отрезок a0 = 0. Пусть (Pi = = Ф0. При этом введение в
рассматриваемую оптическую систему третьего компонента, расположенного между двумя на равном расстоянии от каждого из них, не нарушает хода осевого пучка лучей. При смещении крайних компонентов вдоль оптической оси на расстояние А 0 фокусировка изображения не нарушится, если оптическая сила крайних компонентов ф0 = 1 — V, а оптическая сила среднего компонента
2 V03
= г г-^г. Здесь все линейные величины даны в масштабе
^ 1 — V0(1 + V0)2 — V02 А20

расстояния d0 = 2 d, а V0 - поперечное увеличение изображения, образованного
первым компонентом в исходном положении 2. При этом положение оптически сопряжённых пар точек остаётся неизменным.
Знание положения оптически сопряжённых точек определяет возможность грамотного выбора и применения оптических систем переменного увеличения.
С.А. Журова, В.А. Зверев, Основы композиции принципиальных схем оптических систем переменного увеличения // Оптический журнал, 66, №10, 1999. - С. 68-86.
Т.А. Иванова, В.К. Кирилловский, Проектирование и контроль оптики микроскопов. - Л.: Машиностроение, 1984. - 231 с.



АНАЛИЗ ПРИНЦИПИАЛЬНЫХ СХЕМ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ТЕЛЕСКОПОВ С СИНТЕЗИРОВАННОЙ АПЕРТУРОЙ: ПРОБЛЕМЫ ФАЗИРОВАНИЯ МОДУЛЕЙ И КАЧЕСТВО
ИЗОБРАЖЕНИЯ
Филатов А. А., Зверев В. А., Федотова О.* СПб ГУ ИТМО, кафедра прикладной и компьютерной оптики, г.Санкт-
Петербург, Россия, *БГТУ "Военмех" Институт лазерной физики и технологий, г.Санкт-
Петербург, Россия.

Показана принципиальная возможность фазировки массива афокальных телескопов модулей в составе телескопа с синтезированной апертурой. Обоснована необходимость анализа конфигурации массива модулей на возможность фазировки.

Необходимость создания телескопов диаметром порядка 25 метров сегодня признана астрономами всего мира. Невозможность создания монолитных главных зеркал такого размера заставляет искать схемотехнические решения новых крупногабаритных телескопов в области систем с синтезированной апертурой
(ССА).
Заманчивым представляется установить несколько независимых телескопов-модулей с последующим объединением изображений от них в общем фокусе на одной монтировке, что обеспечит компактность телескопа и башни [1]. Однако, при этом возникает проблема выбора схемы отдельного модуля. Возможны два варианта построения схемы: в первой из них отдельный телескоп- модуль обладает оптической силой (т. н. силовой модуль), и последующая система объединения пучков собирает сфокусированные пучки. Во втором варианте отдельные телескопы построены по афокальной схеме, а последующая оптическая система осуществляет как объединение пучков, так и их фокусировку.
Совершенно очевидно, что ССА обеспечивает выигрыш в разрешении лишь в том случае, если приходящие от телескопов- модулей волновые фронты синфазны- в этом случае распределение интенсивности представляет собой картину интерференции света от отдельных модулей, огибающей для которого является распределение, обусловленное дифракцией на отдельном модуле. При этом ширина центрального максимума определяется общим размером массива модулей, а уровень вторичных максимумов зависит от того, насколько оптимальна конфигурация массива 1. В противном случае, если волновые фронты не синфазны, система работает только как коллектор излучения, качество изображения в этом случае ограничивается качеством изображения отдельного модуля. Отсюда следует, что проблема фазирования отдельных модулей является краеугольной при проектировании ССА.
В схеме с силовыми модулями фокальные плоскости отдельных модулей наклонены друг относительно друга на некоторый угол. Этот наклон приводит к продольной расфокусировке и поперечному сдвигу изображения, а также к нарушению фазового сопряжения волновых фронтов. Важно отметить, что в фокальной плоскости телескопа на линии, совпадающей с осью наклона фокальной плоскости изображения, образованного j-ым телескопом-модулем, нет ни расфокусировки изображения, ни фазового смещения волнового фронта,

формирующего это изображение. Таким образом, структура изображения в каждой точке фокальной плоскости телескопа определяется результатом сложения световых возмущений, формируемых каждым модулем, и зависит как от расположения составляющих апертуру модулей, так и от удаления рассматриваемой точки изображения от фокуса телескопа. Можно показать, что наклонами отдельных модулей можно привести плоскости изображений всех модулей в одну, однако фазовые смещения складываемых световых колебаний остаются прежними.
Выполненный анализ модульного построения оптической схемы телескопа с синтезированной апертурой позволяет сделать вывод о том, что рассмотренный вариант схемы может найти применение для решения лишь тех задач, где требуется большая светособирающая поверхность, и нет необходимости в высокой разрешающей способности оптической системы.
Более естественно проблема совмещения изображений в единой плоскости и сопряжения волновых фронтов решается во втором варианте реализации ССА. Кандидатом на роль одиночного модуля в такой системе может претендовать система Мерсена. Известно, что система Мерсена является апланатическим анастигматом в изображении бесконечно удаленных предметов.
Для компенсации кривизны изображения систему Мерсена можно заменить сочетанием двух афокальных систем галилеевского и кеплеровского типа в любой последовательности, при этом из конструктивно - технологических и габаритных соображений первую отражающую поверхность первой системы целесообразно использовать в качестве первой отражающей поверхности второй системы Мерсена 2. Полученная таким образом система по коррекции аберраций представляет собой апланатический плананастигмат, вполне пригодный для практического воплощения модульной структуры построения оптических систем телескопов с синтезированной апертурой 3.
Следует отметить, что проблема выбора принципиальной схемы ССА вызвала определенную полемику. Так, авторы работы 4 доказывали неприменимость схемы с афокальными модулями из-за чрезвычайной сложности системы объединения пучков. Сложность системы, в соответствии с их подходом, следует из-за необходимости обеспечения большого числа Френеля для этой системы. Однако, на наш взгляд, делать вывод о сложности той или иной системы можно на основе ее габаритного расчета и оценок технологической реализуемости.
Окончательно решить вопрос о том, какая же из схем более подходит для ее практического воплощения позволит сквозной расчет системы с привлечением современных CAD/CAM/CAE систем компьютерного моделирования.
А. А. Филатов, Оптический журнал, №10, с.29-32, (2002)
М.М. Русинов, Несферические поверхности в оптике, М.: Недра, 1973
Г.И. Цуканова, Оптический журнал, №2, (1994)
ПРИМЕНЕНИЕ КОРРЕЛЯЦИОННОГО КРИТЕРИЯ ДЛЯ ОПИСАНИЯ КАЧЕСТВА ИЗОБРАЖЕНИЯ В СИСТЕМЕ С СИНТЕЗИРОВАННОЙ АПЕРТУРОЙ
Филатов А.А.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Обосновано применение корреляционных критериев для оценки качества изображения в системах с синтезированной апертурой.

Для исследования и сравнения изображений сложных объектов в системе с синтезированной апертурой необходимо выработать некоторый количественный критерий, который бы помимо чисто визуальной оценки сходства исходного объекта и его изображения позволили бы характеризовать качество изображения.
В случае систем с синтезированной апертурой теоретически наилучшей системой будет дифракционно-ограниченная система с заполненной апертурой, диаметр которой равен диаметру описанной вокруг массива субапертур окружности.
Попытка применить хорошо известные критерии Линфута к трем характерным линейным массивам показывает, что все эти критерии не иллюстрируют в достаточной степени наблюдаемые различия в получаемых изображениях.
Из табл. 1 видно, что полученные значения всех трех коэффициентов практически не отличаются друг от друга. Действительно, если мы посмотрим на полученные изображения, то увидим, что изображение представляет собой некоторую модуляцию интенсивности на некотором постоянном уровне фона. Критерии Линфута являются интегральными критериями; это приводит к тому, что значения фона накапливаются в результате интегрирования вместе с полезным сигналом, и, следовательно, коэффициенты для разных массивов мало отличаются друг от друга.
Для того, чтобы учесть этот эффект, необходимо воспользоваться таким интегральным критерием, который учитывал бы уровень фона в изображении. Например, в качестве такого критерия можно воспользоваться коэффициентом корреляции, задаваемым следующим выражением:
/• +СО /• +СО
j j (!,(*, .у) - I0(x, y))*(I(x, у) — I(x, y))dxdy
k * -co j —Co
' c
j [I0(x, y) — 10(x'y)] dxdy)*(j j [I(x,y) — I(x,y)] dxdy)
Э j —co j —co j —co
(1)
где I0( x, у) - "идеальное" изображение, I (x, у) - рассматриваемое изображение, а
I0( x, У) и I (x, у) - их средние значения.
С другой стороны, в приложениях, связанных с обработкой, восстановлением и улучшением изображений для сравнения изображений часто используют соответствующие нормы разностей между рассматриваемыми изображениями, которая в рассматриваемом случае может быть записана в виде
Јi = jj 110 (x'У) — I(x'У)lГ dxdy , (2)
где Е - область плоскости изображения, по которой проводится интегрирование, а показатель степени в данном случае принят равным 2. Значения кс и sj для рассмотренных случаев также приведены в табл.1.
Табл. 1
Массив/объект/ изображение










апертура, эквивалентная по предельному разрешению


ф
¦

Ф L = 0.94781 TL = 0.904934 QL = 0.926372 кс = 0.796 sj = 5.6404

















^^^^^^^^^^^^^^^^ '


Ф L = 0.955797 TL = 0.898032 QL = 0.926915
кс = 0.717
Sj = 6.4413

















*


Ф L = 0.94831 TL = 0.902214 QL = 0.925262
кс = 0.831
Sj = 5.4585










Из таблицы видно, что коэффициент корреляции наиболее адекватно характеризует различие в рассматриваемых изображениях.

1. А.А. Филатов, Оптический журнал, №10, с.29-32, (2002)

МНОЖЕСТВЕННОЕ ОТРАЖЕНИЕ СВЕТОВЫХ ЛУЧЕЙ В
СИСТЕМЕ ДВУХ ПРИЗМ
Филиппова И.С., Алексеева Л.В., Повх И.В., Строганов В.И. Дальневосточный государственный университет путей сообщения,
Хабаровск, Россия.

Показано, что в системе, состоящей из двух последовательно расположенных призм полного внутреннего отражения, образуется 8 или 16 лучей, при падении на систему одного луча. Приведен ход лучей в системе призм, изготовленных из одноосных оптических кристаллов.

В работе1 показано, что при особом расположении оптической оси в призме, изготовленной из одноосного кристалла, при пропускании одного луча можно на выходе получит четыре луча.
Ниже описаны особенности работы системы, состоящей из двух таких призм. На рис. 1 приведено расположение призм и ход лучей при проведении эксперимента.

Рис. 1 Расположение призм полного внутреннего отражения и ход лучей в призмах: а -
обратный ход; б - прямой ход
Оптическая ось кристалла расположена в плоскостях граней 3 и 4 под углом 45° к плоскости рис. 1.
Эксперимент проводился с призмами, изготовленными из кристаллов кальцита и парателлурита. Рассматривались системы призм составленные из одинаковых кристаллов.
Возможно два варианта расположения призм: в одном из системы призм выходит 16 лучей, в другом - 8 лучей. В случае, когда оптические оси двух призм параллельны, четыре луча, выходящие из первой призмы, входят во вторую без удвоения, и удваиваются только при отражении от наклонной грани второй призмы. В таком случае из системы призм выходит 8 лучей. Если оптические оси призм, составляющих систему, перпендикулярны, то лучи удваиваются при входе во вторую призму и при отражении от ее наклонной грани. Таким образом, из второй призмы выходи 16 лучей.
На экране лучи разбиваются на семь групп, как показано на рис. 3. В каждой группе имеются лучи двух типов, со взаимно перпендикулярными поляризациями.

1 J о.о.-о
о о б о • о •

Рис. 2. Расположение 16 лучей на экране, расположенном за системой, состоящей из двух призм полного внутреннего отражения (на систему падает один луч. 1и 2 - типы лучей с
ортогональными пляризациями)
Если менять поляризацию падающего излучения, то интенсивность одного типа лучей постепенно увеличивается, а второго - уменьшается. Если направление поляризации падающего излучения совпадает с направлением оптической оси первой призмы, то полностью гасятся лучи типа 1, а лучи типа 2 - наиболее интенсивны. Если же поляризация падающего излучения перпендикулярна оптической оси первой призмы, то максимума интенсивности достигают лучи типа 1, а лучи типа 2 - гасятся.
Для систем призм из кристаллов кальцита, обладающего большим двулучепреломлением чем парателлурит, наблюдалось большее расхождение лучей на экране и более четкое их распределение по семи группам.
Таким образом, в системе, состоящей из двух призм можно менять число лучей и их интенсивность за счет взаимного расположения призм и за счет изменения поляризации входного излучения.
Устройства из нескольких призм полного внутреннего отражения можно использовать в квантовой электронике, системах хранения и обработки информации.

1. Л.В. Алексеева, И.В. Повх, В.И. Строганов, Письма в журнал технической физики, 25, № 1, 46 - 51, (1999).

Секция 3. Оптические материалы и технологии

ОПТИЧЕСКАЯ И МЕХАНИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ПРОЗРАЧНЫХ МОНОКРИСТАЛЛОВ СОДЕРЖАЩИХ МАКРОСКОПИЧЕСКИЙ ДЕФЕКТ
Ушаков И.В.
Тамбовский государственный университет им. Г.Р. Державина, Тамбов,
Россия.

Исследовано влияние макроскопических двумерных дефектов на оптическую прочность монокристаллов кальцита и ЩГК. Определено воздействие макроскопического дефекта на величину механической прочности образца в условиях оптического пробоя. Обсуждены методы повышения оптической и механической прочности материалов.

Надежность и долговечность реальных оптических систем, их предельная мощность, как правило, ограничены различными дефектами, которые неизбежно содержат оптические элементы. Важным фактором снижения оптической прочности оптических элементов изготовленных с использованием шлифования и полирования является поверхностный дефектный слой, который может содержать рельефный поликристаллический, трещиноватый и упругодеформированный слои. Поверхности после шлифовки и полировки имеют сложную структуру, загрязнены, содержат повышенную плотность дефектов. На таких материалах трудно корректно определить влияние трещин на величину лазерной прочности, отделить их вклад в снижение оптической прочности от влияния других дефектов. Для определения роли трещины, необходимо исследование воздействия излучения на образец, содержащий выбранный дефект, при возможно полном отсутствии других типов дефектов (поглощающих включений, пор, упруго - напряженных областей и т. д.).
В данной работе экспериментально и теоретически изучено влияние исходной макроскопической двойниковой прослойки и трещины в исландском шпате, и макроскопической трещины в ЩГК залегающей в плоскости спайности на оптическую и механическую прочность образцов подвергаемых импульсному лазерному облучению. Исследованы механизмы взаимодействия излучения с трещиной, в зависимости от ориентации трещины относительно направления распространения излучения, от ширины раскрытия трещины, других параметров. Исследованы особенности старения и снижения оптической прочности образцов содержащих макроскопическую трещину.
В работе исследовано влияние одной макроскопической трещины на физические процессы, протекающие в твердом прозрачном диэлектрике, подвергаемом воздействию мощного лазерного излучения. Полученные результаты позволяют полнее описать процессы, протекающие в поверхностных слоях оптических элементов обработанных методами шлифовки и полировки. Показано, что электромагнитное излучение низкой интенсивности может приводить к эффективному снижению механических напряжений в вершине трещин, снижению плотности дислокаций, а при определенных условиях к частичному залечиванию трещин. На основании исследований физических процессов протекающих в области вершины макроскопической трещины удалось выявить условия, при которых воздействие излучения способствует повышению оптической прочности и

долговечности оптических материалов, что позволило предложить практические методы повышения лазерной прочности оптических элементов.
Работа выполнена при поддержке гранта РФФИ № 05-01-00215

ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ И ДИСЛОКАЦИИ ВО
ФЛЮОРИТЕ
Каева Е.С.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Для кристаллов флюорита проведено параллельное исследование макроскопических остаточных напряжений и вызывающих их дислокаций. Полученные экспериментальные данные сопоставлялись с результатами расчёта на основе оригинальной микроскопической модели.

Кристаллы флюорита являются одним из самых актуальных оптических материалов, требования к качеству которого в последнее время возросли в связи с использование в фотолитографии при производстве микрочипов Возросшие требования по оптической однородности инициируют новые исследования разнообразных дефектов, в частности, остаточных напряжений, которые неизбежно возникают из-за температурных градиентов при высокотемпературном синтезе кристаллов.
Настоящая работа посвящена исследованию во флюорите как самих остаточных напряжений, так и их микроскопических источников - дислокаций.
Величина и анизотропия остаточных напряжений изучались на ориентированных дисках с помощью измерения двулучепреломления1. Анализ результатов измерений показал, что картина распределения остаточных напряжений отражает симметрию кристаллографического направления, соответствующего ориентации диска. Этот результат не является тривиальным, так как теплопроводность и тепловое расширение кубического кристалла изотропны.
Так как возникновение остаточных напряжений тесно связано с формированием кристаллических блоков, в работе измерялась угловая разориентация блоков. Разработанные для этого экспрессные оптические методы базировались на явлении оптического астеризма. Наблюдение картин астеризма велось как в проходящем, так и в отраженном свете2. Результаты определения угловой разориентации блоков сопоставлялись с данными, полученными при наблюдении дислокационных ямок травления на поверхности образцов. В результате было установлено, что имеется непрерывное распределение по размеру кристаллических блоков, при этом размер блока коррелирует с плотностью дислокаций в дислокационной стенке (границе блока): Чем меньше плотность дислокаций, тем меньше размеры блока.
Так как микроскопическим источником остаточных напряжений являются дислокации, то в работе проводилось экспериментальное и модельное исследование дислокаций. Путём применения декорирования в ориентированных образцах флюорита наблюдались отдельные дислокации и дислокационные образования разного типа. В частности, наблюдались прямолинейные дислокации, дислокации в виде колец(рис.1) и геликоидальные дислокации (в виде спиралей)(рис.2).
Посредством метода декорирования были выявлены дислокационные скопления в виде «облаков», разделенных областями с малой плотностью дислокаций.

[bi о) :i;oi|100]






Рис. 1. Декорированные дислокации в образце флюорита ориентации(100). Увеличение 200х. Расстояние от поверхности образца 840 мкм
t
0
[1101 00] t I
tl
ЛИ
Рис. 2. Декорированная геликоидальная дислокация в образце ориентации(110). Увеличение 63х. 1 виток спирали =10мкм

Предложен и реализован новый метод визуализации пространственного распределения напряжений в кристаллах, основанный на двухстадийном нагревании образцов и декорировании дислокаций.
Модельное исследование дислокаций базировалось на оригинальной статистической модели, позволяющей имитировать дислокационные структуры и рассчитывать создаваемые дислокациями напряжения3. Модель способна автоматически воспроизводить процесс полигонизации и образования кристаллических блоков. Расчёты для кристаллов флюорита показали, что дислокационный вклад в остаточные напряжения является одним из самых важных.
Существенным результатом настоящей работы является факт, что рассчитанные в ходе моделирования значения напряжений оказались близки по величине к экспериментальным данным для флюорита как опубликованным4, так и полученным нами по результатом измерений двулучепреломления.
Е.С. Каева, И.И. Афанасьев, Оптический журнал, 68, №7, 55-58, (2001).
Б.Г. Иванов, Е.С. Каева, Д.И. Клименченко, Известия высших учебных заведений. Материалы электронной техники, №1, 62-64, (2005).
Е.С. Каева, А.К. Пржевуский, Оптический журнал, 70, №11, 68-72, (2003).
Дефекты в синтетических кристаллах флюорита // Чередов В.Н., Москва:
Наука, 1993.

ВЛИЯНИЕ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ НА СПЕКТР ПОГЛОЩЕНИЯ КРИСТАЛЛОВ ГЕРМАНИЯ
Маколкина Е.Н.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Обнаружено, что пластическая деформация кристаллов германия приводит к изменениям спектра поглощения во всей области прозрачности. Эти изменения приписаны трём механизмам поглощения света: межзонному, внутризонному и поглощению свободными носителями.

Исследование влияния пластической деформации на спектр поглощения кристаллов германия в прикладном аспекте представляет интерес благодаря следующим обстоятельствам: (а) кристаллы подвергаются пластической деформации при высокотемпературном синтезе и (б) в последнее время получил развитие метод изготовления оптических деталей из германия путём горячего прессования. В настоящей работе ставилась задача получения таких данных.
Образцы германия сжимались вдоль направления [111] в специальном прессе при вакууме 10-3 торр. Образцы нагревались до температуры 650 0С, что обеспечивало возможность их пластической деформации. При этом было показано, что такое нагревание само по себе не приводит к существенным изменениям в спектре поглощения. Величина деформации определялась по изменению размеров (толщины) образцов. Спектры поглощения измерялись в диапазоне 2,5 - 16,6 мкм на спектрофотометре SPECORD M82 и в диапазоне 1,6 - 2,5 мкм на спектрофотометре Cary-500. Кроме того, для всех образцов определялся тип проводимости и измерялась величина сопротивления.
Было обнаружено, что пластическая деформация вызывает (зависящее от длины волны) увеличение поглощение кристаллов германия во всём исследовавшемся диапазоне. При этом изменение коэффициента поглощения Ak существенно зависит от длины волны и может быть интерпретировано как результат влияния пластической деформации на оптические переходы трёх типов: (1) межзонные, (2) внутризонные и (3) переходы, соответствующие поглощению свободными носителями.

Рис. 1. Влияние пластической деформации на коротковолновый край поглощения германия.
Величина деформации 4,5%, Т = 650 0С

В случае межзонных переходов деформация коротковолнового края поглощения и смещению его в (Рис.1). Подобные эффекты обычно наблюдаются при беспорядка.
приводит к размытию низкочастотную сторону появлении структурного

Рис. 2. Влияние пластической деформации на спектр поглощения германия. Величина
деформации 4,5%, Т = 650 0С
Согласно существующим представлениям 1,2 внутризонные переходы и переходы, соответствующие поглощению свободных носителей, в значительной степени определяются типом проводимости материала. Измеренные в настоящей работе спектральные зависимости k и Ak(X) (Рис. 2) соответствуют изменению n-типа проводимости на p-тип 3. Такого рода инверсию типа проводимости полностью подтвердили результаты измерения электрических параметров.
При пластической деформации 4,5-6,5% n-тип проводимости трансформировался в p-тип. Деформация меньшей величины приводит только к некоторому уменьшению проводимости. При этом n-тип проводимости сохраняется и спектр поглощения испытывает лишь незначительное увеличение.
Ж.. Панков, Оптические процессы в полупроводниках, М: Мир, 1973.
Ю.И. Уханов, Оптические свойства полупроводников, М: Наука, 1977.
Е.Н. Маколкина, А.К. Пржевуский, Оптический журнал, 70, №11, 64-67,
(2003)

СПЕКТРОЭЛЛИПСОМЕТРИЧЕСКИЙ КОНТРОЛЬ ПОВЕРХНОСТИ КОМПОЗИТНЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ
БОРИДА ТИТАНА
Иванова О. Г., Поперенко Л.В., Казо И.Ф. Киевский национальный университет им. Т.Г. Шевченко, Киев,
Украина.

Этот файл содержит информацию о спектроэллипсометрическом контроле поверхности композитных материалов на основе борида титана.

В современном материаловедении особенно интересными являются композитные материалы на основе боридов тугоплавких металлов. Эти материалы позволяют изготавливать изделия с высокими эксплуатационными характеристиками.
Целью исследований, проведённых в роботе, было изучение оптических свойств керамических материалов на основе титана и гафния, полученных методом высокотемпературного твердофазного синтеза при горячем прессовании.
Было проведено угловые, спектральные и азимутальные эллипсометрические измерения для поверхностей 3 массивных образцов: TiB2+C (А1), 2TiB2+3SiC (А2), 2HfB2+3SiC (А3).
Учитывая технологию изготовления образцов, нужно было изучить:
Однородность структуры путём сравнения оптических свойств по всей площади образцов;
Степень анизотропии эллипсометрических параметров поверхностного слоя;
Уровень стабильности эллипсометрических параметров после криогенной обработки.
Решение первой из поставленных задач проведено с помощью 2 экспериментов:
Методом спектральной эллипсометрии образец А2 исследовался в 2-х областях его поверхности. Полученные спектральные зависимости оптической проводимости приведены на рис. 1.

1 .44Е+015 -. 1 .42Е+015 -1 .40Е+015 -1 ,38Е-И31 5 -1 .36Е+015 -1 .34Е+015 -1 .32Е+СИ5 -1 .ЗОЕ+015 -1 28Е+015-1 .26Е+СИ5 -1 .24Е+015 -1 .22Е+015 -1 .20Е+015 -1 .18Е+015 -





/
I ¦


—•— 2

1 .0
1 5
3 о
3.5

hv, eV
Рис.1. Оптическая проводимость образца

А2

Видно, что поверхность образца неоднородная, потому, что разница значений оптической проводимости на участках образца в области энергий 1,5 еВ составляет около 10%.
Степень анизотропии оптических свойств поверхностного слоя изучалась с помощью метода азимутальной эллипсометрии на примере образца А2 (после криогенной обработки на участке 1). Полученные зависимости приведены на рис. 3.


а) б)
Рис.2. Угловые зависимости эллипсометрических параметров п(а) и п(б) для образца А2 в области 1 (до и после криогенной обработки)
Полученные зависимости говорять о том, что и после криогенной обработки в приповерхностном слое не исчезает анизотропия, хотя перепад температур для лент фольг аморфних металлических сплавов на основе кобальта в аналогичных условиях приводит к уменшенню анизотропии.

1. Ф1зичш основи матер1ал1в оптоелектрошки, частина 1, Оптичш властивост та електронна структура кристал1в: навчальний поабник. - К.: Украшське в1дд1лення м1жнародного товариства оптично'1 техн1ки SPIE/Ukraine, 2004. -142 с.

ИЗМЕРЕНИЕ УПРУГИХ КОНСТАНТ MEMS-МАТЕРИАЛОВ МЕТОДОМ ГОЛОГРАФИЧЕСКОЙ ИНТЕРФЕРОМЕТРИИ
Н.Н. Балан, А.О. Груздев Московский инженерно-физический институт (государственный университет), Москва, Россия.

Разработана экспериментальная голографическая методика, позволяющая измерять смещения диффузно-отражающих микрообъектов с точностью до десятых долей микрона. Приведены экспериментальная схема установки и формула расчета модуля Юнга MEMS-материалов.

Голографическая интерферометрия является универсальным способом регистрации изменений, происходящих как с прозрачными, так и с отражательными объектами 1,2. Голографические методы позволили применить интерферометрию к объектам с оптически грубой поверхностью, а также снизить требования к качеству оптики по сравнению с классической интерферометрией.
В данной работе представлен голографический метод определения упругих констант материалов, используемых в MEMS-устройствах (MEMS -MicroElectroMechanical Systems), в частности, в интегральных датчиках. В
3 тт
литературе описан ряд методик, позволяющих решать эти задачи . Достоинства предлагаемого метода заключаются в его сравнительной простоте и многофункциональности.
Для проведения измерений предлагается схема, приведенная на рис.1. Свет от гелий-неонового лазера ЛГ делится на предметный и опорный пучки посредством делителя КД, зеркала 31 и расширительных систем Р1 и Р2. Предметный пучок рассеивается тестовым объектом и, пройдя через микрообъектив МО, попадает на фотопластинку ПГ, на которую также посредством зеркала 32 подается опорный пучок. Изображение объекта можно наблюдать с помощью системы наблюдения О­Ф. На описанной схеме могут быть реализованы как метод двойной экспозиции, так и метод реального времени, однако в случае последнего требуется обработка фотоматериала «на месте экспонирования».
Тестовые объекты, используемые для измерения модуля Юнга материала, представляют собой микромеханические структуры простой формы - консольные балки и прямоугольные мембраны, имеющие размеры от десятых долей до единиц миллиметров. При помощи описанной установки возможно с точностью до долей микрона зарегистрировать величину их непосредственного прогиба под действием известной нагрузки - электростатического притяжения, вызванного подачей постоянной разности потенциалов U между проводящим нижним слоем балки или мембраны и расположенным под ней отклоняющим электродом.
В случае использования консольной балки в качестве тестового объекта, для модуля Юнга материала верна формула (малые прогибы)
E = U2!4 (1 + cos ар
= d2h3 16AN '
В формуле (1) p0 - нагрузка, U - прикладываемая электрическая разность потенциалов, l, b и h - соответственно длина, ширина и толщина консольной балки, d - расстояние между отклоняющим электродом и нижним слоем балки, N - порядок крайней полосы (определяется из эксперимента).

Теоретические расчеты и экспериментальные результаты показали, что при помощи вышеописанной схемы возможно измерение модуля Юнга MEMS-материалов.
Работа выполнена при поддержке ФЦП «Интеграция», проект Б0049.
Ч. Вест, Голографическая интерферометрия, М., «Мир», (1982).
Ю.И. Островский, В.П. Щепинов, В.В. Яковлев, Голографические интерференционные методы измерения деформаций, М., «Наука», (1988).
Taechung Yiand, Chang-Jin Kim,Meas.Sci.Technol., 10, 706-716, (1999).

ИССЛЕДОВАНИЕ ЛЮМИНЕСЦЕНТНЫХ СВОЙСТВ ИОНА ЭРБИЯ В СОСТАВЕ ХАЛЬКОГЕНИДНЫХ СТЕКОЛ СИСТЕМ Ga-
Ge-S И Ga-Ge-Si-S
Шарова И. С.
НИИ Лазерных исследований Санкт-Петербургского Государственного Университета, Санкт-Петербург, Россия.

Методом спектроскопии поглощения и методом люминесцентной спектроскопии исследованы халькогенидные стекла систем Ga-Ge-S и Ga-Ge-Si-S, активированные ионами Er3+. Изучены концентрационные зависимости люминесценции исследуемых халькогенидных систем с целью оптимизации состава стекла для повышения эффективности люминесценции.

Халькогенидные стекла (ХГС) обладают уникальными оптическими свойствами, что позволяет использовать данные материалы при создании широкого спектра устройств интегральной и волоконной оптики. Относительная легкость синтеза ХГС и их хорошие оптические свойства (широкая область прозрачности (0.5 мкм-12 мкм), высокий показатель преломления (>2.1), низкая энергия фононов (400 см-1)), сделали ХГС привлекательной основой для легирования редкоземельными ионами (РЗИ). На базе ХГС, легированных, например Er3+, могут быть разработаны визуализаторы ИК излучения, волоконно-оптические усилители, активные устройства интегральной оптики и т. д. Предметом исследования данной работы являлись халькогенидные стекла системы Ga-Ge-S и системы Ga-Ge-Si-S, активированные ионами Er3+. Цель работы заключалась в исследовании и сравнении люминесцентных свойств редкоземельного иона эрбия в составе халькогенидных стекол двух систем: Ga-Ge-S и Ga-Ge-Si-S.
Исследование осуществлялось методами спектроскопии поглощения и люминесцентной спектроскопии.
На основе теории Джадда-Офельта по данным спектроскопии поглощения для систем Ga-Ge-S:Er3+ и Ga-Ge-Si-S:Er3+ были определены такие спектроскопические параметры как силы осцилляторов, параметры интенсивности Джадда-Офельта, вероятности спонтанных излучательных переходов, радиационные времена жизни уровней. Анализ перечисленных параметров позволил судить о люминесцентных свойствах халькогенидных систем Ga-Ge-S:Er3+ и Ga-Ge-Si-S:Er3+ и дал информацию о структурных особенностях окружения Er3+.
Спектры люминесценции (стоксовой и антистоксовой) исследуемых халькогенидных систем были получены при возбуждении излучением с длиной волны 812 нм. На рис. 1 представлены спектры антистоксовой люминесценции халькогенидных систем Ga-Ge-S:Er3+ и Ga-Ge-Si-S:Er3+ с концентрацией Er3+ 0.9 ат.%. Полосы излучения в областях 670 нм, 560 нм и 530 нм соответствуют переходам из возбужденных состояний иона эрбия 4F3/2 , 4S3/2 , 2H11/2 на основное состояние (4I15/2). Из рис. 1 видно, что интенсивность зеленой полосы (560 нм) значительно больше, чем интенсивность красной полосы (670 нм). Это можно объяснить тем, что единственным каналом заселения уровня 4F9/2 является многофононная релаксация с уровня 4S3/2. Так как халькогенидные стекла характеризуются низкой энергией фононов (около 425 см-1) и энергетический зазор между уровнями 4S3/2 и 4F9/2 составляет около 3000 см-1, то вероятность

многофононной релаксации (с участием 7 фононов) мала. Это определяет малую
4т-
вероятность заселения уровня F9/2.
Исследование влияния концентрации Er3+ на интенсивность полос антистоксовой люминесценции позволило определить концентрации, оптимальные для получения эффективного преобразования ИК - излучения, а также установить механизм передачи энергии в рассматриваемых халькогенидных системах. Так для халькогенидной системы Ga-Ge-Si-S:Er3+ оптимальной концентрацией эрбия с точки зрения эффективности преобразования ИК излучения является концентрация Er3+ 1.5
3+
ат.%, а для халькогенидной системы Ga-Ge-S:Er - 1.2 ат.%. Повышение концентрации иона эрбия более 1.5 ат.% в случае халькогенидной системы Ga-Ge-Si-S:Er3+ и более 1.2 ат.% в случае халькогенидной системы Ga-Ge-S:Er3+ приводит к уменьшению эффективности антистоксова преобразования, по-видимому, в следствии проявления концентрационного тушения.
Сравнительный анализ спектроскопических параметров стекол исследуемых систем с параметрами оксидных стекол (фосфатных, германатных, теллуритных) показал, что силы осцилляторов и вероятности спонтанных излучательных переходов ионов Er3+ в халькогенидной основе выше, следовательно, ХГС являются более перспективными люминесцентными материалами.
ИМИТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА ЛАНТАНА ПРИ СИНТЕЗЕ ВЫСОКОКОНЦЕНТРИРОВАННЫХ ИТТЕРБИЙ-ЭРБИЕВЫХ
СТЕКОЛ
Губанов К.О., Асеев В.А., Федоров Ю.К*., Никоноров Н.В., Пржевуский А.К. Санкт-Петербургский Государственный Университет Информационных
Технологий, Механики и Оптики, Санкт-Петербург, Россия, *НИТИОМ ВНЦ «ГОИ им. С. И. Вавилова », Санкт-Петербург, Россия.

Исследовано влияние последовательного замещения ионов лантана на ионы эрбия и иттербия при постоянной концентрации редкоземельных элементов на спектральные характеристики фосфатных лазерных стекол. Обнаружены незначительные изменения контура спектра поглощения при замещении лантана.

В последние годы в связи с развитием микролазеров стала особенно актуальна задача разработки стёкол с высоким содержанием активаторов - Yb3+ и Er3+. Для получения максимально эффективных устройств необходимо оптимизировать концентрации ионов Yb3+ и Er3+. Для этого синтезируются ряды стекол с переменным содержанием редкоземельных (РЗ) ионов. Наиболее распространенным методом является способ, когда наряду с «оптически активными» ионами Yb3+ и Er3+ вводится ион La3+, не имеющий полос поглощения в ИК и видимом диапазоне. При этом весь концентрационный ряд стёкол содержит одинаковое суммарное количество РЗ ионов. Такой подход основывается на гипотезе, что лантаноиды примерно одинаково влияют на свойства оптических ионов Yb3+ и Er3+, в ближайшее окружение которых они входят. При этом ионы La3+ фактически имитируют ионы Yb3+ и Er3+. Однако корректность такого подхода до сих пор практически не исследовалась. На необходимость такого исследования указывают следующие обстоятельства: химические свойства всех РЗ ионов не тождественны. Радиусы РЗ ионов существенно различаются: R(La3+)=1.17A, R(Yb3+)=1.01A, и R(Er3+)=1.03A. В связи с этим, в настоящей работе исследовано влияние последовательного замещения ионов лантана на ионы эрбия и иттербия при постоянной концентрации РЗ элементов на спектральные характеристики фосфатных лазерных стекол.
Было синтезировано два концентрационных ряда. Первый - с постоянным содержанием Yb203 - 19 вес.% и переменным содержанием Er203 и La203 - от 0,5 до 9,0 вес.% и от 0,8 до 9,3 вес.% соответственно. Второй - с постоянным содержанием Er203 - 0,25 мол.% и переменным содержанием Yb203 и La203 (от 0 до 25 мол.%). Для этих рядов измерены спектры поглощения и определены параметры Джадда-Офельта. Показано, что для обоих рядов в формах спектра наблюдаются незначительные различия. Выявлена возможность замены ионов Yb3+ и Er3+ на ионы La3+ в широких пределах концентрации без значительных изменений в спектральных характеристиках фосфатных лазерных стекол. Результаты данной работы могут быть использованы при разработке и синтезе новых высококонцентрированных лазерных стекол.
СТЕКЛОКРИСТАЛЛИЧЕСКИЕ МАТЕРИАЛЫ АКТИВИРОВАННЫЕ ИОНАМИ CR4+ ДЛЯ ПАССИВНЫХ ЗАТВОРОВ И ВОЛНОВОДНЫХ ЛАЗЕРОВ
Ульяшенко А.М., Никоноров Н.В., Пржевуский А.К. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Проведены исследования свойств стеклокристаллических материалов активированных ионами Cr4+. Показаны возможности создания пассивных лазерных затворов и волноводных лазеров, с перестраиваемой длиной волны, на основе таких материалов.

Кристаллы, активированные ионами Сг4+ демонстрируют уникальные свойства, которые позволяют их использовать в качестве активных элементов в лазерах. Лазеры на основе кристаллов с Сг4+ работают в ближнем ИК диапазоне (1.1-1.5 мкм), который интересен для прикладных задач фотоники. Пассивные элементы на основе кристаллов с ионами Сг4+ используются в районе 1 мкм. К сожалению, материалы на основе кристаллов невозможно использовать в виде волоконных или волноводных структур. В последнее время новые материалы на основе стеклокерамик, активированных Сг4+ вызывают все больший интерес благодаря своим свойствам: высокие сечения вынужденного излучения, большая ширина полосы люминесценции, возможность вытяжки волокна и создания волноводных структур технологией ионного обмена.
Синтезированы стеклокристаллические материалы на основе кристаллов форстерита (Mg2SiO4). Размеры нанокристаллов в материалах - 10-50 нм. Проведены
исследования спектрально-люминесцентных свойств и значений квантового выхода
4+
для стекол, кристаллов и стеклокерамик активированных ионами сг как при комнатной температуре, так и при температуре жидкого азота (77К). При комнатной температуре квантовый выход: 5% для кристалла (усредненное значение от 3-х оптических осей), 0.04% для стекла и 4% для стеклокерамики. При температуре жидкого азота: 47% для кристалла (усредненное значение от 3-х оптических осей), 0.3% для стекла и 23% для стеклокерамики. Таким образом значения квантового выхода для стеклокерамики близки к значениям кристалла. Измерено усиление в образцах кристалла форстерита и стеклокерамики форстерита. В случае стеклокерамики значение усиления составило 0.08 см-1, что меньше аналогичного для кристалла приблизительно в 4 раза.
Рассматривается возможность создания планарных волноводов и вытяжки волокна из данных стеклокристаллических материалов. Обсуждаются возможности направления ориентации нанокристаллов внутри стеклофазы, для повышения квантового выхода материала. Стеклокристаллические материалы сочетают в себе активные лазерные свойства и свойства пассивных затворов и таким образом являются весьма перспективными для задач интегральной оптики.
МИКРОЛИНЗЫ ДЛЯ СОПРЯЖЕНИЯ ОПТОВОЛОКНА С ПОЛУПРОВОДНИКОВЫМИ ЛАЗЕРАМИ, ФОРМИРУЕМЫЕ МЕТОДОМ ДОЗИРОВАННОГО УЛЬТРАФИОЛЕТОВОГО
ОТВЕРЖДЕНИЯ АКРИЛОВЫХ МОНОМЕРОВ

Фокина М.И. Золотова Е.Ю. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.
Исследованы процессы формирования оптической поверхности элементов микрооптики, основанные на дозированной полимеризации мономерных акриловых композиций, имеющих поверхностно-активные свойства и образующих структуры микролинз на стеклянной поверхности. Изготовлены и исследованы элементы микрооптики: микролинзы, решетки микролинз, цилиндрические линзы, а также микролинзы самосопряженные с торцом оптического волокна.
В последнее время широко исследуются новые растровые оптические элементы, такие как решетки микролинз, растровая отражательная оптика, решетки френелевских микролинз1'2.Один из малоисследованных и практически весьма важных вопросов - разработка способа создания микролинз самосопряженных с одномодовым оптоволокном для его сопряжения с микрополосками и полупроводниковыми лазерами. К тому же большая часть используемых методов изготовления микрооптики не позволяет получать оптические поверхности сложной формы.
Нами найден и исследован новый метод получения оптических поверхностей, основанный на дозированном ультрафиолетовом отверждении мономерной акриловой композиции. В новом методе профиль оптической поверхности формируемой детали определяется распределением интенсивности ультрафиолетового излучения обеспечивающего фотополимеризацию и может быть задана практически любая форма: сферическая, асферическая, цилиндрическая и др. В то же время разработанный метод позволяет изготавливать микролинзы на торце оптоволокна самосопряженные с его оптической осью. Это обеспечивается экспонированием фотомономера через оптическое волокно, погруженное в жидкий мономер. Образцы микролинз, полученных с использованием данного метода представлены на Рис. 1 и 2.
P Rutheryx, B Gerlachy, J G.otterty, M Iliez, J Mohry, A Mullery, C O. Manny Pure Appl. Opt. 6 643-653. (1997).
Seok-min Kim, Shinill Kang J. Phys. D: Appl. Phys. 36 2451-2456. (2003).
М.И.Фокина, Сборник трудов 2-й межвузовской конференции молодых ученых СПб, (2005).

СПЕКТРОСКОПИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ПОЛИМЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ, ЛЕГИРОВАННЫХ Eu(fod)3 С ПОМОЩЬЮ СВЕРХКРИТИЧЕСКОГО CO2
Тараева А.Ю., Герасимова В.И.*, Заворотный Ю.С.*, Рыбалтовский А. О.* Московский Государственный университет им. М.В. Ломоносова, физический факультет, Москва, Россия, *НИИ ядерной физики им. Д.В.Скобельцына при Московском государственном университете им. М.В. Ломоносова, Москва, Россия.

Исследован метод модификации оптических свойств полимеров посредством легирования Eu(fod)3 в свободный объем материалов с последующим УФ облучением или нагревом до 100 °C.

Целью настоящей работы является спектроскопическое исследование влияния матрицы и внешних воздействий (фоторазрушение, нагрев до 100 °C) на металлоорганические соединения (МОС), а именно Eu(fod)3, находящегося внутри свободного объема различных полимерных материалов. В данном случае Eu(fod)3 выбран в качестве легирующего МОС из-за ряда особенностей: интенсивная фотолюминесценция (ФЛ) ионов Eu3+ в видимом диапазоне; возможность накачки ФЛ через широкие полосы органической составляющей fod; растворимость в сверхкритическом (СК) СО2; зависимость интенсивности ФЛ подобных МОС от температуры.
Последнее свойство молекулы Eu(fod)3, а именно температурная зависимость интенсивности ФЛ в диапазоне 20-100 °C, делает возможным использовать легированные полимеры в качестве высокочувствительного температурного датчика, который может применяться, например, в медицине. Создание такого рода датчика, будет являться неинвазивным, экспрессным, высокочувствительным и оптимальным способом наблюдения за условиями при лазерном нагреве биологических тканей.
Поликристаллический порошок Eu(fod)3 вводился в полимерные материалы (полиметилметакрилат (ПММА); полидиметилсилоксан (силикон); полипропилен) методом СК-импрегнации1.
После СК-импрегнации в полимерах наблюдается широкая полоса поглощения в УФ области (Пмакс = 290 нм, FWHM = 0.6 эВ), принадлежащая органической составляющей fod2. Исследуемые образцы обладают интенсивной ФЛ в районе ? изл = 611,6 нм (переход D0^ F2 ионов Eu +) при возбуждении в широкую полосу поглощения (Пвозб = 300 нм, ? внутрилигандный переход молекулы fod)2. Нами было установлено3, что в исходном Eu(fod)3 и в легированных полимерах имеют место два типа центров - это его основная форма Eu(fod)3 и, как мы предполагаем, гидролизованная форма. Поэтому в исследуемых образцах полоса поглощения на 300 нм и полоса ФЛ на 578 нм (5D0^7F0 переход ионов Eu3+) имеют сложную структуру.
Исследование фоточувствительности комплекса Eu(fod)3 в различных матрицах показало, что облучение образцов УФ лампой ДРШ-500 (?изл ˜ 313 нм) воздействует на обе составляющие полосы поглощения в равной степени и разрушает органическую составляющую молекулы fod. При этом концентрация ионов Eu3+ не меняется. Таким образом, метод СК-импрегнации такого рода МОС с последующим их фоторазрушением остросфокусированным лазерным излучением позволяет

получить пространственно-селективное легирование полимеров
люминесцирующими примесями.
Методом оптической спектроскопии исследован эффект температурного тушения ФЛ ионов Eu3+ в комплексе Eu(fod)3 при ее возбуждении в полосу поглощения лиганда. Установлено, что матрицы в разной степени препятствуют деформациям органических молекул, которые необходимы для осуществления процесса температурного тушения, а также состав полимера влияет на штарковскую структуру спектров ФЛ. Максимальное падение интенсивности 1(Т) было получено в полипропилене и чистом Eu(fod)3. Если сравнить полученные данные I(T) с формой
3+
полос ФЛ ионов Eu , можно сделать следующий качественный вывод: чем лучше в конкретном образце разрешены штарковские компоненты ФЛ перехода 5D0^7F2 ионов Eu3+, тем эффективнее оказывается температурное тушение интенсивности
ФЛ.
В результате сравнения температурных зависимостей для изученных нами образцов, легированных Eu(fod)3, было установлено, что в данном случае наиболее подходящим полимерным материалом для создания температурного датчика является полипропилен.
В.Н. Баграташвили, Ю.С. Заворотный, В.К. Попов, А.О.Рыбалтовский и др. Перспективные материалы, №1, 35, (2002).
В.И. Герасимова, Ю.С. Заворотный, А.О. Рыбалтовский, А.Ю. Тараева и др. Опт. и спектр., 98, №4, 635 (2005).
А.О.Рыбалтовский, В.И. Герасимова, Л.Д. Богомолова, В.А.Жачкин и др. Опт. и спектр., в печати (2005).
ФОРМИРОВАНИЕ ПЛАНАРНЫХ МИКРОПОЛОСКОВЫХ ВОЛНОВОДОВ МЕТОДОМ УЛЬТРАФИОЛЕТОВОЙ ПОЛИМЕРИЗАЦИИ АКРИЛОВЫХ МОНОМЕРНЫХ
КОМПОЗИЦИЙ
Золотова Е.Ю., Фокина М.И. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.
Исследован метод формирования градиентного планарного микрополоскового волновода, основанный на дозированном фотоотверждении мономерной акриловой композиции на стеклянной подложке. Изготовлены и исследованы образцы волноводов с различными геометрическими размерами.
В последнее время интенсивно исследуются планарные интегрально-оптические элементы на основе полимеров. Это связано в основном с технологичностью полимеров, которые позволяют изготовлять планарные волноводы методами штамповки, что приводит к их удешевлению более чем на два порядка по сравнению с элементами, изготавливаемыми по традиционной технологии на основе ниобата лития.
Недостатком известных методов является сложность получения градиентных структур микрополосковых волноводов, которые имеют намного меньшую величину оптических потерь.
В данной работе были проведены исследования направленные на разработку метода изготовления градиентных микрополосковых волноводов с использованием метода формирования оптических поверхностей, разработанного ранее для микролинз1. Метод заключается в дозированной фотополимеризации мономерной композиции при ее экспонировании через маску, имеющую необходимое распределение оптической плотности по полю. Мономерная композиция имеет поверхностно- активные свойства по отношению к неорганическому стеклу, что определяет преимущественное осаждение полимеризованного материала на стеклянной подложке. В результате на подложке образуется слой полимера, профиль поверхности которого соответствует распределению оптической плотности в маске. Метод позволяет получить практически любую желаемую форму поверхности, что обеспечивает создание полимерных градиентных волноводов.
Были изготовлены планарные микрополосковые градиентные волноводы с различными геометрическими размерами и измерены их характеристики. Образцы волноводов, полученных с использованием данного метода представлены на Рис. 1
1. М.И.Фокина, Сборник трудов 2-й межвузовской конференции молодых ученых СПб, (2005).
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ МЕТОДИКА ДЛЯ ХАРАКТЕРИЗАЦИИ ТЕРМИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ ЛАЗЕРНЫХ КРИСТАЛЛОВ
Цыганкова Е.В., Игнатьев А.И., Мочалов И.В., Никоноров Н.В. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Разработана методика определения термопрочности лазерных материалов в схеме, имитирующей реальные условия работы активного элемента. Данный метод опробован на стеклянных и кристаллических образцах.

На сегодняшний день широкое распространение получили мощные твердотельные лазеры. Создание лазеров с большой выходной мощностью излучения требует разработки лазерных материалов с высокой термической прочностью. Однако, многие лазерные материалы, обладающие хорошими спектрально-люминесцентными и генерационными характеристиками, имеют низкую термическую и механическую прочность. Поэтому в настоящее время актуальной становится задача повышения термической прочности таких материалов. Развитие техники упрочнения оптических материалов (травление, ионный обмен, нанесение защитных покрытий и т. д.) требует создания специальных методов испытания материалов на термическую прочность. Широко известные методики (например, «термоудар») не имитируют процесса реальной термической нагрузки активного элемента. Кроме того, этот метод является разрушающим. Для испытания требуется большое число дорогостоящих лазерных образцов, поскольку термопрочность является статистической характеристикой. В связи с этим нами была разработана экспериментальная методика, позволяющая определять термическую прочность лазерных материалов в реальных условиях работы активного элемента при использовании ограниченного количества образцов.
Суть методики заключается в следующем. Лазерный элемент (размером 4х 4х 16 мм3) одновременно помещается в два модуля, один из которых производит нагрев образца до температуры 700 °С, а второй - его охлаждение до 20 °С. Статический градиент температуры приводит к разрушению образца, которое наблюдается при помощи микроскопа со скрещенными поляризаторами.
При помощи разработанной методики нами были определены величины термической прочности образцов стекол К8, КГСС-0134 и лазерного кристалла LiYF4. Эксперименты показали, что для определения значения термической прочности необходимо небольшое число образцов (1-2). Использование поляризационного микроскопа и CCD-камеры позволяет в реальном масштабе времени наблюдать и исследовать возникновение и развитие напряжений и микротрещин при изменении градиента температуры. В работе также приводится сравнение результатов термопрочности образцов, полученных при помощи разработанной методики и метода «термоудара». Данная методика может быть использована при разработке новых мощных твердотельных лазеров, активные элементы которых работают в жестких температурных условиях.

СПЕКТРОЭЛЛИПСОМЕТРИЯ ОСАЖДЕННЫХ НА МЕТАЛЛИЧЕСКУЮ ПОВЕРХНОСТЬ ПЛЕНОК TiO2
Лопатинский А.Н., Поперенко Л.В., Винниченко Н.В. Киевский национальный университет им. Т. Шевченко, Киев, Украина.

Этот файл содержит информацию о спектроэллипсометрическом контроле поверхности пленок TiO2, осажденных на металлическую поверхность.
Целью работы было изучение изменений свойств пленок TiO2, напыленных на подложку с инструментальной стали, при разных температурах подложки. Заинтересованность к данной системе «металлическая подложка - пленка оксида 3d-металла» вызвана возможностью ее использования для создания защитных покрытий с большой износостойкостью.
Пленки изготовлены с помощью метода термического напыления в вакууме. Оксид титана испарялся при температуре 2500 °С и осаждался на подложки при температурах 147, 200, 253 и 304 °С (нумерация соответствующих образцов приведена в табл. 1). Толщина осажденной пленки составляет приблизительно 10 мкм.
Номер образца
Температура подложки, °С
1
147
2
200
3
253
4
304
Табл. 1. Температура подложок, при которой проводилось осаждение пленок
С помощью эллипсометра ЛЭФ-3М-1 на длине волны света 632,8 нм измерены зависимости эллипсометрических параметров ? (сдвиг фаз между p- и s-компонентами поляризованного света) и ? (азимут восстановленной поляризации) от угла падения света в пределах его изменения от 45° до 77°.
Результаты измерений приведены на рис. 1.

Рис. 1. Зависимости эллипсометрических параметров ?и ? для напыленных при разных температурах подложки пленок TiO2 от угла падения ? света

Дополнительно с помощью метода Битти измерены также зависимости эллипсометрических параметров ? и ? от длины волны падающего излучения при угле падения 60° на длинах волн 366, 405, 435 и 579 нм.
Результаты измерений приведены на рис. 2.

¦ Образец №1
¦ -Образец №2 *—Образец №3
—¦- Образец Na1 -•-Образец №2 —*— Образец №3 -т- Образец №4

При увеличении температуры подложки замечено увеличение значения ? при возрастании угла падения света. В спектральной зависимости ? замечена аналогичная тенденция. Также при увеличении температуры подложки замечен сдвиг минимума зависимости ? от угла падения в сторону больших углов падения, что свидетельствует о увеличении проводимости в поверхностном слое пленки. Такое поведение эллипсометрических параметров пленок TiO2 в угловых и спектральных зависимостях, на мой взгляд, свидетельствует о тенденции роста уровня упорядоченности атомной структуры в поверхностном слое пленки при увеличении температуры подложки, на которую эта пленка осаждается, при условии идентичности всех других технологических параметров.

1. Ф1зичш основи матер1ал1в оптоелектрошки, частина 1, Оптичш властивост та електронна структура кристал1в: навчальний поабник. - К.: Украшське вщдшення м1жнародного товариства оптично! техшки SPIE/Ukraine, 2004. -
142 с.

IMPLANTATION TECHNOLOGY FOR DEPOSITION OF THIN METAL FILMS ON PYROELECTRICS FOR DEVELOPMENT OF NONSELECTIVE PHOTODETECTORS
Viktor O. Lysiuk, Vasyl S. Staschuk, Oleg V. Vakulenko, Leonid V.
Poperenko, Mykola I. Kluy*
Department of Physics, Kyiv Taras Shevchenko National University, Kyiv,
Ukraine,
*V.E. Lashkariov Institute of Semiconductor Physics, National Academy of
Sciences of Ukraine, Kyiv, Ukraine.

Application of Ar+ ion implantation is allowed to create nanostructures in thin metal films on pyroelectrics, that make infrared pyroelectric photodetectors on the base of such systems nonselective.
Lithium niobate and lithium tantalate are widely used materials in modern optoelectronic devices including pyroelectric detectors. Application of thin metal films and ion implantation usually influence on optical, electrical and other properties of such systems. Investigation of optical properties and structure of the systems "thin metal film -pyroelectric" is allowed to make effective application in optoelectronics, in particular for development of ninselective pyroelectric detectors with high radiation stability and sensitivity.
The optical properties (reflectance and absorption spectra) of the systems "thin Ni film - lithium niobate" and "thin Pd film - lithium niobate" implanted by Ar+ ions as well as angular ellipsometry, X-ray researches, AFM and Electron Microscopy were carried out. The investigations have shown strong increase of the absorption of such systems (up to 40%) after implantation essentially for the systems with Pd films. Reflectance of such systems slightly decreases in comparison with non-implanted systems. AFM and Electron Microscopy have shown bubble-like structure for Ni film and crater-like structure for Pd film on pyroelectric. Angular ellipsometry and X-ray investigations testified amorphyzation of subsurface layer of the systems after ion implantation. Strong increase of the absorption may be explained by appears of the craters on the surface of the systems with Pd films. Naturally, that light absorbs more effectively in the systems with appeared craters (black body like structures on nano-level) and increased roughness. It is very important result that the absorption becomes nonselective in the infrared (1-15 micron). The decrease of the reflectance spectra of the implanted samples may be explained by widening the interface "film - substrate" after ion implantation due to intensive atom intermixing usually take place at the implantation. Ions energies were selected by SRIM 2003 software for maximal distribution of the cascade of atoms in the interface "film -substrate"
Obtained properties of such systems are excellent for applications in pyroelectric detectors, where nonselective response and increased absorption (i.e. sensitivity) are very important. In addition, ion implantation increases the adhesion of metal film to the substrate. In our case implantation increased the radiation stability of pyroelectric detectors developed on the base of proposed systems in 100 times without special design solutions.
АМОРФИЗАЦИЯ И КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ ФОТОЧУВСТВИТЕЛЬНОГО СТЕКЛА ПОД ДЕЙСТВИЕМ ЛАЗЕРНОГО ИЗЛУЧЕНИЯ И ТЕРМООБРАБОТКИ
Рачинская А. Н., Баля В.К., Ульяшенко А.М. Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Показаны возможности кристаллизации и аморфизации фоточувствительных стекол под действием лазерного излучения и термообработки. Определены диапазоны плотности мощности, времени воздействия лазерного излучения и параметры термообработки для реализуемых процессов. Показана возможность реверсивной кристаллизации и аморфизации под действием лазерного излучения и термообработки.

Основной тенденцией развития современной лазерной техники является миниатюризация оптических компонентов. Поэтому в настоящее время идет поиск новых технологий для формирования оптических микроэлементов. Одним из перспективных методов изготовления подобных элементов является аморфизация материала под действием лазерного излучения.
Целью настоящей работы явилось исследование возможности неоднократной кристаллизации фоточувствительных стекол с их последующей аморфизацией. Были определены оптимальные параметры лазерного излучения, такие как: плотность мощности, длительность облучения и режим воздействия. Так же подобран режим термообработки.
В качестве материала было выбрано фоточувствительное стекло в виде пластинок толщиной 0,03 - 0,1 мм. Образцы стекла сначала закристаллизовались под воздействием излучения He-Cd лазера (А=325 нм), затем подвергались термообработке при температуре 600 0С в течение 6 часов. В результате такой обработки происходил рост кристаллической фазы Li2O-SiO2, приводящий к существенному уменьшению пропускания в видимой области спектра. Далее полученная стеклокерамика подвергалась воздействию непрерывного СО2 лазера (^=10,6 мкм). В результате этого в облученной области наблюдалась аморфизация -расплавление кристаллической фазы. При этом происходило увеличение пропускания образца вплоть до возвращения его в исходное состояние.
В работе обнаружена реверсивная кристаллизация и аморфизация под действием лазерного излучения и термообработки, то есть аморфизованную область под действием СО2 лазера можно заново закристаллизовать под действием УФ излучения и термообработки. Процесс аморфизации и кристаллизации под действием лазерного излучения можно повторять несколько раз. В работе оптимизированы режимы лазерного облучения и термообработки для описанного реверсивного процесса. Обсуждаются механизмы роста и распада кристаллической фазы под действием лазерного излучения и термообработки.
ФОРМИРОВАНИЕ МИКРОЛИНЗ МЕТОДОМ АМОРФИЗАЦИИ
СТЕКЛОКЕРАМИКИ ПРИ ИСПОЛЬЗОВАНИИ YAG:Nd-ЛАЗЕРА
Новиков Б.Ю.
Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, Санкт-Петербург, Россия.

Исследовано использование для лазерной аморфизации стеклокерамики YAG:Nd-лазера вместо традиционно употребляемого СО2-лазера. Меньшая длина волны излучения позволяет уменьшить минимальный размер области аморфизации. Динамический характер просветления образцов открывает новые возможности создания оптических микроэлементов.

Из множества методов производства оптических микроэлементов одним из наиболее перспективных является использование стеклокристаллического материала, заметно изменяющего свою структуру и, следовательно, свойства под действием лазерного излучения. Только методом лазерной аморфизации стеклокерамики можно легко получать двояковыпуклые микролинзы1-8 с диаметрами от нескольких сотен микрометров до нескольких миллиметров при просветлении тонких пластин, которые невозможно изготовить другими способами. Этот метод также даёт такие микроэлементы, как массивы линз1-3, асферические и
12 1-4 4
геодезические линзы , просветлённые каналы и цилиндрические линзы в приповерхностной области пластины. Комбинацией аморфизации с последующей частичной кристаллизацией той же зоны, но при других размерах пучка можно создавать различные интегральные диафрагмы и дифракционные оптические
2, 3
элементы .
Из-за сильного рассеяния света на микрокристаллической структуре стеклокерамика непрозрачна в видимом диапазоне спектра. Лазерное нагревание приводит к существенному уменьшению рассеяния в результате расплавления микрокристаллов. Из-за высокой теплопроводности материала и локальности лазерного воздействия возникают такие высокие скорости охлаждения (100 - 200 К/с), что расплав затвердевает в аморфной фазе, не успевая перегруппироваться в кристаллическую решётку. Первоначальная кристаллическая фаза более плотно упакована, чем аморфная, которая вынуждена вследствие этого занимать больший объем. Расплав образует на поверхности пластины полусферические выпуклости, в результате чего аморфизированный объём приобретает линзообразную форму2' 6. Аморфная фаза может быть обратима при повторном облучении2, 4, 5.
Большинство исследователей1-8 использовало для лазерной аморфизации стеклокерамики СО2-лазер с длиной волны X = 10,6 мкм, а в качестве материала -ситалл СТ-50. Поглощение излучения СО2-лазера происходит в тонком приповерхностном слое. Благодаря сильному поглощению энергия излучения эффективно переходит в тепло. Движение фронта аморфизации совпадает с движением фронта соответствующей температуры аморфизации (1 473 К2, 3). Просветление материала происходит за счёт теплопроводности.
На данном этапе разработки этого вопроса использование СО2-лазера для лазерной аморфизации стеклокерамики приводит к ограничениям минимального размера аморфизированной зоны величиной ˜ 100 мкм. Использование YAG:Nd­лазера с X = 1,06 мкм должно привести к уменьшению минимального размер пятна в плоскости обработки.

Образец снталпа СТ-50









К





1

\
\
Ис
конная
СК










i
i


У




1
Л н
1
\








Облучённая СК







j
/





1
V./















Длина юлны 1, 1ГТ1
Рис. 1. Спектр поглощения ситалла СТ-50 до и после лазерного облучения3
При облучении СТ-50 излучением YAG:Nd-лазера расплавление будет происходить сначала в слое, толщина которого складывается из глубины проникновения излучения и слоя прогретого до температуры плавления, а последующие слои будут формироваться сквозь этот аморфизированный участок, поглощение в котором пренебрежимо мало1' 3. В данном случае имеем дело с динамическим просветлением ситалла в глубину.
Таким образом применение для ЛАСК YAGNd-лазера не только позволяет формировать аморфизированные зоны меньшего размера, но также, за счёт поэтапного просветления материала, позволяет получать участки прозрачности, глубина которых будет значительно больше площади аморфизации на поверхности, что при использовании СО2-лазера вовсе недоступно.
П. А. Скиба, Лазерная модификация стекловидных материалов, Минск: БГУ, (1999).
V.P.Veiko, Q.K. Kieu, Proc. SPIE, 5399, 11-20, (2004).
V.P. Veiko, Q.K. Kieu, N.V. Nikonorov, Proc. SPIE, 5662, 119-128, (2004).
V.P. Veiko, E.B. Yakovlev, Opt. Eng., 33, №11, 3567-3571, (1994).
P.A. Skiba, V.P. Volkov, K.G. Predko, V.P. Veiko, Opt. Eng., 33, №11, 3572­3577, (1994).
А.П. Скиба, В.П. Волков, А.Г. Сечко, А.Г. Непокойчицкий, А.В. Емельянов, А.В. Бондаренко, ОМП, №9, 59-62, (1991).
П.А. Скиба, Д.Я. Каранчук, Известия вузов. Приборостроение, 47, №10, 14­20, (2004).
V.P. Veiko, E.B. Yakovlev, V.V. Frolov, V.A. Chuiko, A.K. Kromin, M.O. Abbakumov, A.T Shakola, P.A. Fomichev, Proc. SPIE, 1544, 152-163, (1991).

МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЗАРЯДОВОГО СОСТОЯНИЯ ЖЕЛЕЗА
В МИКРООБЪЕКТАХ FeBO3
Нечитайлов А. А.
Физико-технический институт им. А. Ф. Иоффе РАН, Санкт-Петербург,
Россия.
Разработан прямой фотометрический метод определения Fe2+ в матрице Fe3+ ортобората железа без отделения основы, не требующий взвешивания навесок. Чувствительность 0.1 % масс. при минимальной массе образца - единицы миллиграмм.

Краеугольным камнем при изучении различных фотоэффектов в твердом теле является вопрос о зарядовом состоянии ионов. Хорошо известно, что так называемые центры окраски образуются за счет изменения степени окисления части ионов кристаллической решетки вещества. В ортоборате железа в качестве носителей центров окраски должны выступать ионы железа, как элемента, относительно легко меняющего степень окисления.
Fe3+ + e Fe2+
Предположение о наличии некоторого количества Fe2+ в образцах монокристаллов FeBO3 встречается в ряде работ. Так, в 1 авторы предполагают существование до 0.25 % масс. Fe2+ в различным образом обработанных монокристаллах ортобората железа (III). Однако в литературе не описан достаточно простой и надежный метод определения зарядового состояния железа в микрообразцах FeBO3, коими являются монокристаллы, выращенные обычными способами.
В представляемой работе с целью выяснения зарядового состояния ионов железа в FeBO3 был разработан прямой фотометрический метод определения Fe2+ в матрице Fe3+ ортобората железа без отделения основы, не требующий взвешивания навесок. Метод основан на цветной реакции Fe2+ с о-фенантролином и имеет чувствительность 0.1 % масс. при минимальной массе образца - единицы миллиграмм.
Главные сложности анализа рассматриваемого материала в малой ожидаемой величине отношения содержаний Fe2+/Fe3+ и миниатюрности образцов. С целью минимизации неоднородности свойств при комплексном исследовании материала разными методами дело приходится иметь с одним - несколькими монокристалликами вещества. Погрешность взвешивания малых (миллиграммовых) навесок в обычных лабораторных условиях весьма значительна.
Для исключения стадии взвешивания навески после растворения размолотого образца в 12 м HCl было использовано последовательное определение Fe2+ и общего железа из одной пробы материала с последующим расчетом относительного содержания Fe2+.
Автором обнаружена способность миллиграммовых количеств Fe3+ существенно завышать результаты определения за счет образования красного комплекса с о-фенантролином даже в отсутствии внешнего восстановителя. Причем развитие окраски происходит со временем до весьма высоких оптических плотностей и видимо, ограничено только общим содержанием железа (в случае избытка о-фенантролина). Механизм восстановления Fe3+ подлежит дальнейшему изучению, однако можно предположить, что имеет место восстановление самим о­

фенантролином, так как другие восстановители в системе отсутствуют. На рис. 1 показаны кривые развития окраски при различных исходных концентрациях Fe .

? 30 100 1S0 200 230 300
Время. нин.
Рис. 1. Развитие окраски в системе Fe3+ - о-фенантролин. Объем раствора 50 см3; длина поглощающего слоя 1 см; 1 = 512 нм; pH = 3 - 4. Кривые: 1 - 1.1 мг Fe3+; 2 - 3.3 мг Fe3+; 3 -11 мг Fe3+; 4 - 11 мг Fe3+ в присутствии комплексона в концентрации 0.006 м
С целью минимизации влияния Fe3+ было использовано связывание железа в его комплексонат (кривая 4), а измерение оптической плотности анализируемого
раствора проводилось относительно модельного раствора, содержащего такое же
3+

<<

стр. 3
(всего 6)

СОДЕРЖАНИЕ

>>