Design of Image Intensifier Photocathode Gating Module
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摘要: 高速成像分幅相机通过阴极选通模块控制微光像增强器的光电阴极选通工作可实现ns级的时间分辨率，传统阴极选通模块存在开关速度慢、只有负压输出或正负压不能满幅值输出等问题。本文基于CMOS推挽输出结构和电压电平转移电路，设计实现一种能够使用低边驱动器驱动PMOS和NMOS开关的阴极选通模块，并采用死区时间控制避免上、下管交叉导通。实测验证该电路具有结构简单、性能可靠等优点，实现了ns级上升、下降沿，占空比0~100%可调和满幅值+30~-200 V脉冲输出，十分适合微光像增强器阴极选通使用。Abstract: For high-speed imaging framing cameras, nanosecond-level time resolution can be achieved using a photocathode gating module to control the image intensifier photocathode. Traditional modules have some problems, such as slow switching speed, exclusively negative voltage output, and positive or negative voltage outputs that cannot reach the full amplitude. Based on the CMOS push-pull output structure and voltage level transfer circuit, a photocathode gating module was designed, which could use a low-side driver driving PMOS and NMOS. Dead-time control was used to avoid cross conduction of the upper and lower MOSFETs. The actual test results verified that this module has the advantages of simple structure and reliable performance; moreover, the ns level rising or falling edge, adjustable duty ratio 0 to 100%, and +30 to -200 V pulse output amplitude were realized. This module was found to be suitable for gating the photocathode of the image intensifier.
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0. 引言
目前，空间目标天基探测主要采用可见光探测系统，仅能在有光照条件下对目标进行探测。若想实现空间目标昼夜连续探测，需要发展天基红外探测系统。然而，天基红外探测系统在对近地轨道的暗弱目标进行临边探测时，会面临来自视场外地球和大气的强烈杂散光的影响，必须采取严格的杂散光抑制措施[1–5]。例如，美国的空间红外成像望远镜（spatial infrared imaging telescope Ⅲ，SPIRIT Ⅲ）、大气宽带辐射探测仪（sounding of the atmosphere using broadband emission radiometry，SABER）和广域红外探测仪（wide-field infrared explorer，WIRE）等均采取了严格的杂散光抑制措施。
SPIRIT Ⅲ用于获取目标和临边背景特性数据，其采用离轴二次成像光学系统，通过设置视场光阑、里奥光阑、遮光罩、地球挡光屏（earth shield），并对反射镜面采取超光滑加工及防污染措施来抑制杂散光[6-7]。
SABER采取地球临边探测模式测量大气辐射，由于视场内大气辐射微弱，必须采取严格的杂散光抑制措施才能对大气进行精确测量。SABER采用同轴四反二次成像光学系统，通过设置视场光阑、里奥光阑、遮光罩，并对反射镜面采取超光滑及防污染措施来抑制杂散光[8-9]。
WIRE用于研究星系演变并寻找新生星系，由于深空星系辐射微弱，需要对视场外强烈杂散光进行抑制。WIRE采用R-C卡塞格林系统，通过设置视场光阑、遮光罩并在遮光罩前端设计倾斜的孔径遮光罩（aperture shade）以遮挡来自太阳、地球和月亮的杂散光[10-11]。
本文在分析借鉴了国外一些天基红外探测系统的杂散光抑制技术的基础上，针对用于空间目标天基红外探测的同轴光学系统，提出了通过在次镜背部增加中心遮光罩来进一步提升杂光抑制能力的技术途径，并以SABER的同轴光学系统为载体，对其杂散光抑制效果进行了仿真，并对其抑制临边探测方向杂散光的能力进行分析，验证其在该探测场景下的同轴光学系统中对杂散光抑制的有效性。
1. 典型空间目标天基红外探测场景
本文所研究的天基红外探测系统，主要任务是对近地轨道空间目标进行探测。如图 1所示，在探测过程中，由于目标尺寸小或距离远等因素，能够探测到的目标辐射能量很弱，如果不对来自地球及大气的强烈杂散光加以抑制，会导致系统无法对这类目标实现有效探测。
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图 1 天基红外探测系统对近地轨道目标探测示意图Figure 1. Schematic diagram of low-earth orbit target detection by space-based infrared detection system以SPIRIT Ⅲ为例，其运行在高度900 km的太阳同步轨道上，对近地轨道空间目标进行探测，面临着来自地球及大气的强烈杂散光。假设空间目标为长1 m，底部半径0.5 m，发射率0.5，温度300 K的圆锥体，根据视角不同，当投影面积为0.3 m2时，约2.8 W/Sr的辐射能量位于波长为11.1~13.2 μm的长波红外区间[7, 12]。当空间目标探测距离为6400 km，探测切线高度为80 km时，到达入光口处的辐照度仅为6.8×10－14 W/m2，到达入光口的视场外杂散辐射辐照度高达1.2×10－10 W/m2，是目标辐照度的约1800倍[6, 13]。同时，随着探测目标切线高度的降低，系统接收到的来自地球及大气的视场外杂散光愈发强烈。对切线高度40 km进行探测时，与对切线高度80 km探测相比，探测谱段内的大气辐亮度增大了两个数量级[6]。
对于SABER这一探测大气辐射的载荷，其在工作时同样面临着类似的强烈杂散光环境。以波长为14.7~15.8 μm的长波红外通道为例，对切线高度为70 km的大气辐射进行探测时，到达入光口处的视场外杂散辐射是视场内大气辐射的约3200倍[8]。
由此可见，对于这类天基红外探测系统，对来自地球及大气的单侧强烈的视场外杂散光的抑制是极为重要的。开展天基红外探测系统杂散光抑制技术研究，进一步提高系统杂散光抑制性能，能够增大系统探测目标的高度范围，并且由于镜面散射是系统杂散光的重要来源，因而也能在一定程度上提高系统对镜面粗糙度的容忍程度。
2. 天基红外探测系统杂散光抑制技术
2.1 SPIRIT Ⅲ的杂散光抑制设计
SPIRIT Ⅲ是中段空间试验卫星（midcourse space experiment，MSX）的主要载荷之一，主要任务是对处于飞行中段的洲际弹道导弹等空间目标进行探测，并收集临边背景特性数据[14]。如图 2所示，SPIRIT Ⅲ辐射计采用离轴二次成像光学系统，入瞳直径368.3 mm，F数3.72，视场1°×3°，探测谱段为4.22~4.36 μm、4.24~4.46 μm、6.03~10.91 μm、11.10~13.24 μm、13.50~15.90 μm和18.30~25.00 μm。SPIRIT Ⅲ的光学系统工作在10~20 K的温度下，在系统光阑、镜面散射控制等方面采取了杂散光抑制措施。
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在系统光阑的设计上，SPIRIT Ⅲ在光学系统的一次像位置设计了视场光阑（field stop），遮挡了主镜和次镜产生的散射杂散光；里奥光阑（Lyot stop）遮挡了孔径光阑产生的衍射杂散光，并进一步遮挡了三镜、折镜及视场光阑未能遮挡的散射杂散光。
在镜面散射的控制上，为降低镜面粗糙度引起的散射，主镜和次镜采取超光滑加工，粗糙度控制在10Å，在10.6 μm波长下的表面双向反射分布函数（bidirectional reflective distribution function，BRDF）被控制在小于(1×10－4θ－2)sr－1，其中θ为反射光线与主光轴的夹角；为降低镜面污染引起的散射，SPIRIT Ⅲ在地面测试期间严格控制环境洁净度，保持在10000级洁净室环境中，确保镜面在发射前不受污染[6, 16]。
图 3为SPIRIT Ⅲ辐射计在镜面BRDF为(1×10－4 θ－2)sr－1时11.1~13.2 μm谱段点源抑制比（point source reduction ratio，PSRR）曲线。采取上述杂散光抑制措施后，该谱段点源抑制比在离轴角为10°时达到10－6数量级。
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2.2 SABER的杂散光抑制设计
SABER的主要任务是研究高度为50~180 km之间的大气中间层和热层的能量学、化学和动力学性质[8]。如图 4所示，SABER采用同轴四反二次成像光学系统，入瞳直径100 mm，F数2.0，视场1.4°×1.4°，10个探测谱段位于1.27~16.9 μm之间。SPIRIT Ⅲ的光学系统工作在220 K的温度下，在系统光阑、遮光罩及镜面散射控制等方面采取了杂散光抑制措施，并进行了在轨验证。
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图 4 SABER光学系统及主要杂散光抑制设计Figure 4. SABER optical system and main stray light suppression design在系统光阑的设计上，SABER在光学系统的一次像位置设计了视场光阑，限制了主镜和次镜产生的散射杂散光；内、外里奥（Lyot）光阑除了遮挡来自内孔径光阑和次镜支撑的衍射光，同时遮挡了主镜锥形遮光罩和次镜锥形遮光罩产生的散射杂散光[9]。
在遮光罩的设计上，系统设计了主遮光罩、前光学遮光罩、主镜锥形遮光罩、次镜锥形遮光罩。主遮光罩和前光学遮光罩限制视场外大角度一次杂光，并加入了光陷阱对外部漏光进行吸收；主镜锥形遮光罩、次镜锥形遮光罩避免主镜一次散射光直接到达次镜。遮光罩挡光环间隔非均匀设计，且尖端不涂漆，起到降低尖端散射并反射视场外杂散光的作用。挡光环和非光学元件喷涂黑漆后吸收率在长波谱段达到93.5%以上[17]。
在镜面散射的控制上，为降低镜面粗糙度引起的散射，主镜和次镜采取超光滑加工，在10.6 μm波长下的BRDF被控制在小于(1×10－3θ－2)sr－1；为降低镜面污染引起的散射，SABER在地面测试期间严格控制环境洁净度，保持在100级洁净室环境中，确保镜面在发射前不受污染。
图 5为SABER在14.7~5.8 μm谱段归一化点源辐射透过率（point source normalized irradiance transmittance，PSNIT）曲线，图中横坐标为相对主遮光罩主轴离轴角，与主光轴相差5.5°[9]。采取上述杂散光抑制措施后，该谱段归一化点源辐射透过率在相对主光轴离轴角为10°（即相对主遮光罩主轴离轴角为15.5°）时达到10－6数量级。
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2.3 针对同轴光学系统的改进杂散光抑制设计
在同轴光学系统中，对于视场外的离轴入射光线，增大离轴光路中的遮拦能够减少离轴杂散光进入系统有效光通量，起到杂散光抑制作用[18–20]。为抑制视场外来自地球及大气的强烈杂散光，本文从天基红外同轴光学系统在探测空间目标时面临的杂散光场景出发，提出了中心遮光罩设计，其能在不增大系统遮拦的前提下，提高对离轴入射光线的遮挡，降低直接到达主镜的强烈杂散光，进而减少主镜的散射杂散光，同时能够降低到达遮光罩和次镜支撑的杂散光。本文以采用同轴光学系统的SABER为例，在现有杂散光抑制措施的基础上，结合中心遮光罩这一改进杂散光抑制设计进行了仿真与分析。
图 6所示为中心遮光罩结构示意图，其放置在次镜背侧。中心遮光罩结构设计为半锥筒，挡光环面向地气杂散光入射方向，表面涂黑漆。这样设计的目的是既能对单边来源的强烈杂散光进行抑制，也能降低结构重量。
结合图 7的SABER系统光路图进行分析，确定中心遮光罩的结构尺寸与安装位置，确保新设计的中心遮光罩在最大程度起到抑制杂散光作用的同时，对视场内的正常光线没有遮挡。受限于光路及主遮光罩、前光学遮光罩结构，中心遮光罩上端不能高于前光学遮光罩，上端与前光学遮光罩入口平面平齐。在前光学遮光罩的入口处添加标准面，如图 7中橙色平面所示，对该平面光迹图进行分析。如图 8所示，各视场光锥由中心遮拦产生的空心区域在该平面处有半径为17.24 mm的重叠，验证了中心遮光罩设计的可行性。
根据上述分析，中心遮光罩下端与次镜结构背侧平面平齐，上端与前光学遮光罩入口平面平齐，因此中心遮光罩高度设计为77.18 mm。中心遮光罩下端半径与次镜结构半径相同，为19.47 mm。中心遮光罩上端半径根据标准面光迹图确定，为17.24 mm。根据中心遮光罩上下端半径及中心遮光罩高度，计算得到中心遮光罩倾角为1.42°。
中心遮光罩挡光环结构设计如图 9所示，中心遮光罩的挡光环设计遵循“两次反射”原则，使杂散光至少经过遮光罩挡光环及侧壁两次以上的反射或散射才能到达主镜。具体设计步骤为，连接次镜背侧边缘点与中心遮光罩上端边缘点，其与系统光路光锥内壁的平行线的交点为一级挡光环位置；连接中心遮光罩上端边缘点与一级挡光环边缘点，其与中心遮光罩侧壁的交点与主镜边缘点连线，与光锥平行线的交点为二级挡光环位置，其余挡光环以此类推。在各挡光环的中间点添加高度为初始挡光环一半的交错挡光环，以提升对一次散射光线的抑制效果。各级挡光环尖端倾斜角度由遮光罩底端与该级挡光环连线确定，确保挡光环尖端为非关键面。
3. 杂散光抑制性能仿真分析
3.1 评价指标
评价光机系统自身对杂散光抑制水平通常采用点源透过率（point source transmittance，PST）作为评价指标。PST与前文所述的PSRR与PSNIT含义相同，是指视场外离轴角为θ的点源目标辐射，经光学系统后在像面产生的辐射照度Ed(θ)与入口处辐照度Ei(θ)的比值，即：
$$ \operatorname{PST}(\theta)=\frac{E_{\mathrm{d}}(\theta)}{E_{\mathrm{i}}(\theta)} $$ (1) PST作为评价光机系统抑制杂散光能力的重要指标，代表着系统本身对杂散光的衰减能力，与光线的入射角θ、系统的工作波段λ有关，而与入射光的辐射强度无关[21]。系统增加中心遮光罩这一杂散光抑制设计后，对临边探测方向及其反方向的离轴杂散光抑制能力出现差别，需要对临边探测方向及其反方向均进行PST仿真[22]。
3.2 仿真参数设置
首先在Creo中建立系统光机模型，并导出三维模型至Tracepro软件中。在Tracepro中设定光学元件的材料属性和光机结构的表面参数。光机结构的表面参数是影响杂散光在光机系统中传输的主要影响因素，ABg模型能够对材料表面的散射特性进行定义，适用于描述结构表面的BRDF，故本文在Tracepro中采用Bg模型来描述材料表面散射特性，其表达式为：
$$ \mathrm{BRDF} = \frac{A}{{B + {{\left| {\beta - \beta {}_{\mathbf{0}}} \right|}^g}}} $$ (2) 其中，A、B、g为参数；β、β0分别为光线发生镜面反射和散射在平面上的投影。对PST进行仿真时，将光源设置为不同离轴角下的充满系统遮光罩入口的平行光源，光线数量5000万条，并设置重点采样。为保证仿真像面照度的可信性，仿真时每根光线的光通量追迹门槛应设置为理论像面照度低2个数量级以上。当设置光源辐照度为1×106 W/m2时，根据理论PST求得理论像面照度为2.4×10－3 W/m2，根据理论像面照度分析，仿真光通量追迹门槛为1×10－6 W。
3.3 仿真结果与分析
以SABER波长为14.7~15.8 μm的长波红外谱段为例，设置长波探测器像面为完全吸收，进行系统PST的仿真。由于2.3节中心遮光罩这一改进杂散光抑制设计使得临边探测方向与其相反方向的杂散光抑制性能出现差别，为了分析其在两个方向上杂散光抑制性能的变化情况，以扫描镜为旋转中心点，将光源绕卫星俯仰维进行旋转。定义临边探测方向为旋转正方向，采集光源在各个角度入射时探测器表面辐照度，并根据系统PST分析添加中心遮光罩前后系统杂散光抑制性能变化。
经过仿真，得到增加中心遮光罩前后系统PST随离轴角的变化情况，如图 10、图 11所示。图 10为临边探测方向与其相反方向，入射光线离轴角范围±60°的PST，图 11为入射光线离轴角范围±10°的PST。从图 10中可以看出，中心遮光罩提升了系统对临边探测方向的杂散光抑制性能，尤其是在离轴角±10°内的小离轴角范围，同时对相反方向的杂散光抑制性能也有一定提升。
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图 10 增加中心遮光罩前后系统PST对比（离轴角范围±60°）Figure 10. PST comparison before and after the addition of center baffle (off-axis angle range ±60°)![]()
图 11 增加中心遮光罩前后系统PST对比（离轴角范围±10°）Figure 11. PST comparison before and after the addition of center baffle (off-axis angle range ±10°)由于小离轴角下PST对探测器实际接收到的杂散光辐照度影响较大，对这一区域的PST变化情况进行进一步分析，如图 11所示。在正方向，即地球及大气杂散光入射方向，PST在离轴角5°时降低了46%，在离轴角10°时降低了35%，已达到10－7数量级。在这一方向上小离轴角PST的降低能够显著降低到达像面的系统视场外杂散光。在负方向，中心遮光罩同样起到了遮挡作用，使PST出现了一定幅度的下降。由于实际工作环境该谱段来自深空的离轴入射杂散光相较来自地球及大气的离轴入射杂散光极低，因此从负方向到达像面的杂散光对系统杂散光抑制性能的影响可以忽略。在添加中心遮光罩后，若保持到达像面的视场外杂散辐射不变，系统最低探测高度可由50 km降至42 km。
4. 结语
天基红外探测系统在对近地轨道的暗弱目标进行临边探测时，会面临来自视场外地球和大气的强烈杂散光的影响，必须采取严格的杂散光抑制措施。本文从上述场景中工作的同轴光学系统面临的杂散光环境出发，提出了中心遮光罩这一杂散光抑制设计。中心遮光罩为半锥筒结构，位于次镜背侧，能够在不引入额外遮拦的条件下，降低直接到达主镜的强烈杂散光，进而降低主镜的散射杂散光能量，同时降低到达遮光罩和次镜支撑的杂散光。以SABER的同轴光学系统为例开展仿真分析，添加中心遮光罩后，系统PST在离轴角5°时降低了46%，在离轴角10°处降低了35%。
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