JP2014219669A - 天体望遠鏡対物レンズ、天体望遠鏡及び天体観測方法 - Google Patents

Abstract

【課題】温度変化の大きな環境であっても高い星像位置決定精度を有する天体望遠鏡対物レンズなどを提供すること。
【解決手段】本発明の第１の側面は、屈折レンズと透過型の回折光学素子とが配置されている天体望遠鏡対物レンズにあり、回折光学素子は平行平面板を基板としている。本発明の第２の側面は、回折光学素子の材質は合成石英である天体望遠鏡対物レンズにある。本発明の第３の側面は、屈折レンズは複数あり、各々の屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数(規格化パワー)をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕を（ｄｎ／ｄＴ）ｉ（ｉ＝１，２，・・・）とする場合、以下の条件式｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦５を満たす天体望遠鏡対物レンズにある。
【選択図】 図１

Description

本発明は、温度変化の大きな環境で使用可能な天体望遠鏡対物レンズ、天体望遠鏡及び天体観測方法に関する。

月面に望遠鏡を設置し、月の回転変動を高精度に観測し、月の中心核の状態を調べようとする計画がある。月面天測望遠鏡（In-situ Lunar Orientation Measurements、ILOM）計画は、月の物理秤動の観測精度を画期的に上げることによって、月の内部構造や物性、とくに中心部の物質が何であるか、それが溶けているかどうかを通して月の起源と進化を解明しようとするものである（非特許文献１参照）。

この計画では、個々の星に対してＣＣＤの複数のピクセルに記録された星像の重心位置を１ミリ秒角（１ｍａｓ）以下の精度で決定し、それらの星の１年以上にわたる軌跡を解析することによって月の物理秤動各成分の振幅や位相を従来より一桁以上高精度に推定する。月回転の高精度観測は月の科学にとって重要であるばかりでなく、将来の月面からの超高精度位置天文観測を行う場合の座標系を確立する上でも不可欠の観測である。

月の表面温度は、例えば赤道付近で最高およそ１１０℃、最低およそ−１７０℃であり、温度変化が大きい。ＩＬＯＭ計画では、月面という温度変化の大きな過酷な環境で星像位置決定精度１ミリ秒角という高精度を実現する必要があるため、その光学系には非常に高い性能が要求される。

一般に、天体望遠鏡として反射型と屈折型があるが、色収差がないことから反射型が主流となっている。しかしながら、反射型の天体望遠鏡は、ミラーの前後で光路が折り返されるため配置に制限があり、用途によっては使用に適しない場合がある。例えば、月の物理秤動の観測では、写真天頂筒が使用される可能性があるが、このような写真天頂筒で反射型の光学系は採用できない。一方、かかる用途に屈折型の天体望遠鏡を用いる場合、配置の制限に関しては有利であるが、目的とする波長範囲内で良好に色収差を補正する必要があり、環境温度の変動に依らない安定性を確保する必要も生じる。一般的な屈折型の天体望遠鏡では、これを構成する結像用の光学素子として屈折レンズが用いられ、複数の、アッベ数の異なる材質からなる屈折レンズを組み合わせることによって色消しが行われている。しかしながら、温度変化が大きな環境で使用可能な硝材には制限があり、良好な色消しを達成することは容易でない。

屈折レンズに対応する機能をもたせることができる光学素子としては、ミラーの他に回折光学素子（Diffractive Optical Element、DOE）が存在する。回折光学素子を天体望遠鏡の対物レンズに組み込む試みもなされており、対物レンズの凸状の第１面に回折光学素子を組み込んだものが公知になっている（特許文献１参照）。しかしながら、この種の天体望遠鏡で環境温度の変動に対する安定性を十分に考慮したものはない。

特開２００４−１２６３９５号公報

H. Hanada et al., "Application of a PZT telescope to In situ Lunar Orientation Measurement (ILOM)", International Association of Geodesy Symposia Volume 128, 2005, pp 163-168

本発明は、上述の背景技術に鑑みてなされたものであり、温度変化の大きな環境であっても高い星像位置決定精度を有する天体望遠鏡対物レンズなどを提供することを目的とする。

上述の目的を達成するために、本発明の第１の側面は、
屈折レンズと透過型の回折光学素子とが配置され、
回折光学素子は平行平面板を基板としていることを特徴とする天体望遠鏡対物レンズにある。

本発明の第２の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、
回折光学素子の材質は合成石英であることを特徴とする。

本発明の第３の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、
屈折レンズは複数あり、各々の屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数(規格化パワー)をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕を（ｄｎ／ｄＴ）ｉ（ｉ＝１，２，・・・）とする場合、以下の条件式を満たすことを特徴とする。
｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦５

なお、屈折レンズの規格化パワー及び材質に関する上記値｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜については、
｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦３
であることが好ましく、
｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦２
であることがより好ましい。

本発明の第４の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、
屈折レンズは複数あり、
各々の屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕が以下の条件式を満たすことを特徴とする。
｜ｄｎ／ｄＴ｜≦５

なお、屈折レンズの材質の屈折率の温度係数に関する上記値｜ｄｎ／ｄＴ｜については、
｜ｄｎ／ｄＴ｜≦３
であることが好ましく、
｜ｄｎ／ｄＴ｜≦１
であることがより好ましい。

本発明の第５の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、
屈折レンズは複数あり、
各々の屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数（規格化パワー）をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の屈折レンズの材質のｄ線（５８７．５６ｎｍ）基準のアッベ数をｖｄとする場合、以下の条件式を満たすことを特徴とする。
５０≦｜ΣＰｉ＊ｖｄ｜≦２００

なお、屈折レンズのパワー等に関する上記値｜ΣＰｉ＊ｖｄ｜については、
５０≦｜ΣＰｉ＊ｖｄ｜≦１５０
であることがより好ましい。

本発明の第６の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、
回折光学素子の焦点距離をｆｄとし、全系の焦点距離をｆａとする場合、以下の条件式を満たすことを特徴とする。
３０≦｜ｆｄ／ｆａ｜≦１５０

なお、回折光学素子の焦点距離に関する上記値｜ｆｄ／ｆａ｜については、
６０≦｜ｆｄ／ｆａ｜≦１２０
であることが好ましい。

本発明の第７の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、
入射側から順に、正レンズ、負レンズ及び回折光学素子が配置されていることを特徴とする。なお、正レンズについては、凸レンズと呼ぶこともあり、負レンズについては、凹レンズと呼ぶこともある。

本発明の第８の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、
入射側から順に、保護ガラス兼用の回折光学素子、正レンズ及び負レンズが配置されていることを特徴とする。

本発明の第９の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、
入射側から順に、負レンズ、正レンズ及び回折光学素子が配置されていることを特徴とする。

本発明の第１０の側面は、上記天体望遠鏡対物レンズにおいて、以下の（１）又は（２）の構成を特徴とする。
(1)入射側から順に、負レンズ、正レンズ、負レンズ及び回折光学素子が配置されたもの
(2)入射側から順に、正レンズ、正レンズ、負レンズ及び回折光学素子が配置されたもの

本発明の第１１の側面は、
屈折レンズと透過型の回折光学素子とが配置されている天体望遠鏡対物レンズであって、
回折光学素子は平行平面板を基板としており、
回折光学素子の材質は合成石英であり、
屈折レンズは複数あり、
各々の屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数（規格化パワー）をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の屈折レンズの材質の屈折率の温度変化ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕を（ｄｎ／ｄＴ）ｉ（ｉ＝１，２，・・・）とする場合、以下の条件式を満たし、
｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦２
各々の屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴが以下の条件式を満たすことを特徴とする天体望遠鏡対物レンズにある。
｜ｄｎ／ｄＴ｜≦１

本発明の第１２の側面は、
上記天体望遠鏡対物レンズを有することを特徴とする天体望遠鏡にある。

本発明の第１３の側面は、
屈折レンズと透過型の回折光学素子とが配置された天体望遠鏡対物レンズを使用し、環境温度変化に伴う近軸量（例えば焦点距離）及び実収差の変化を小さくし、天体を観測することを特徴とする天体観測方法にある。

本発明の第１４の側面は、
屈折レンズと透過型の回折光学素子とが配置されており、回折光学素子は平行平面板を基板としており、回折光学素子の材質は合成石英であり、屈折レンズは複数あり、各々の屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数(規格化パワー)をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕を（ｄｎ／ｄＴ）ｉ（ｉ＝１，２，・・・）とする場合、以下の条件式を満たし、
｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦２
各々の屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴが以下の条件式を満たす天体望遠鏡対物レンズを使用し、
｜ｄｎ／ｄＴ｜≦１
環境温度変化に伴う近軸量及び実収差の変化を小さくし、天体を観測することを特徴とする天体観測方法にある。

本発明によれば、温度変化の大きな環境であっても高い星像位置決定精度を有する天体望遠鏡対物レンズなどが得られる。

本発明のさらに他の目的、特徴又は利点は、後述する本発明の実施の形態や添付する図面に基づく詳細な説明によって明らかにする。

第１実施例の天体望遠鏡対物レンズについてレンズ構成を示す断面図である。 第１実施例の縦収差図等（球面収差、像面湾曲と非点収差及び歪曲収差）である。 第１実施例の横収差図である。 第２実施例のレンズ構成を示す断面図である。 第２実施例の縦収差図等である。 第２実施例の横収差図である。 第３実施例のレンズ構成を示す断面図である。 第３実施例の縦収差図等である。 第３実施例の横収差図である。 第４実施例のレンズ構成を示す断面図である。 第４実施例の縦収差図等である。 第４実施例の横収差図である。 第５実施例のレンズ構成を示す断面図である。 第５実施例の縦収差図等である。 第５実施例の横収差図である。 第６実施例のレンズ構成を示す断面図である。 第６実施例の縦収差図等である。 第６実施例の横収差図である。 屈折レンズだけで構築した対物レンズの場合の環境温度変化と星像重心位置の変化を示す図である。 回折光学素子（Diffractive Optical Element、DOE）を用いた対物レンズの場合の環境温度変化と星像重心重位置の変化を示す図である。 （Ａ）及び（Ｂ）は、画角０°の方向からの入射光の結像状態を評価したものである。 （Ａ）及び（Ｂ）は、画角０°の方向からの入射光の結像状態を評価したものであり、特に（Ｂ）は、必要光に不要光を合成したものを示す。 （Ａ）及び（Ｂ）は、画角０.４°の方向からの入射光の結像状態を評価したものである。 （Ａ）及び（Ｂ）は、画角０.４°の方向からの入射光の結像状態を評価したものであり、特に（Ｂ）は、必要光に不要光を合成したものを示す。 天体望遠鏡への適用例を説明する図である。 （Ａ）及び（Ｂ）は、回折光学素子の作製結果を説明する図である。

以下、本発明の一実施形態について図面を参照しながら詳細に説明する。

１．天体望遠鏡対物レンズ
［本発明に至る経緯］
屈折型の天体望遠鏡対物レンズでは、通常ある波長範囲内で良好に色収差を補正する必要がある。そのため、例えばオハラ社製のもので言えばＳ-ＦＰＬ５１やＳ-ＦＰＬ５３といった所謂「低分散特殊ガラス（人工蛍石）」、あるいは使用波長によっては蛍石そのものを使う必要がある。ところが、これら低分散特殊ガラスや蛍石は屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴが通常のガラスに比べて一桁以上大きく、環境温度が変化すると特性が急激に変化するため、目標性能によっては非常に狭い環境温度範囲内でしか使えない。

ここで、回折光学素子（Diffractive Optical Element、DOE）の原理と特徴に関して簡単に記す。回折光学素子自体は、公知のものであり、
（１）オプトロニクス社発行の「光学デザイナーのための小型光学エレメント」の第６章及び第７章（非特許文献２）、
（２）「SPIE,No.162, P.46-53(1977)」（非特許文献３）等
に詳しく記されている。要は、通常のレンズは屈折作用により光線を曲げるのに対して、回折光学素子はその名の通り、回折作用で光を曲げるものであり、これをレンズとして用いたものが所謂回折レンズである。屈折は、スネルの法則に従い波長が短い光ほど良く曲がるが、回折は、その逆であり波長が長い光ほど良く曲がる。これを材質に用いられるアッベ数に換算すると約−３．４５となるが、一般的な材質のアッベ数が２０〜９５であることを考えると、逆分散且つ非常に高分散であることがわかる。また、回折レンズは非常に大きな異常分散性も併せ持つ。そのため、通常の屈折レンズと回折レンズとを組み合わせることにより、非常に強力な色収差補正が可能となるのである。また、回折による曲がり角はそのピッチによって自由に制御できるため、非常に自由度の高い非球面特性も持たせることができる。なお、本明細書では、回折レンズのことを広義に捉えて回折光学素子又はＤＯＥと呼ぶこともある。

本実施形態は、これらの状況に鑑み、屈折型の天体望遠鏡対物レンズ、より詳しくは、例えば、衛星軌道上や月面上のような環境温度変化が激しく、且つそれを一定に制御することが困難である場所に設置する屈折型天体望遠鏡の対物レンズを得るためになされたものである。

本実施形態の対物レンズによれば、非反射系であって色収差を含む諸収差を良好に補正した場合でも、環境温度変化に強いものとすることができるという利点がある。

［本実施形態の概要］
本実施形態の対物レンズでは、所謂低分散特殊ガラスの代わりに回折レンズ（ＤＯＥ）を用いている。通常のレンズは屈折で光を屈曲させるが、ＤＯＥは文字通り「回折」で光を屈せしめるものである。屈折と回折は色分散が逆であるため、これらを組み合わせることで非常に良好に色収差を補正することが可能となる。更にＤＯＥは基本的に基板の材質に依存しないため、温度による特性変化が問題とならない材質を選ぶことで、これまでの問題点を回避し、実用的な広い温度範囲で良好な光学性能が維持される。

本実施形態の対物レンズは、屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴが小さい材質からなる複数の屈折レンズと、ＤＯＥとから構成される（以下、同様）。これにより環境温度がある程度変化しても所望の光学性能を維持することができる。

ＤＯＥの基板は、目的に応じて適切な材料を適宜選択することができる。本実施形態のＤＯＥでは、合成石英製の平行平面板を基板としている。これにより、基板の材質の特性変化の光学性能への影響を小さくすることができる。平行平面板を基板とするＤＯＥでは、基板の材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴに依存する光学性能劣化はほとんど発生せず、収差を発生せしめるのは回折面の変形のみであるため、ｄｎ／ｄＴではなく、線膨張係数ｄＬ／ｄＴに依存する。その点合成石英は、ｄｎ／ｄＴが通常のガラスより一桁以上大きいが、ｄＬ／ｄＴが逆に一桁以上小さいため、非常に好適である。ＤＯＥには基板に曲率を持たせ、基板にレンズ（屈折）効果を持たせたものもあるが、こうするとある温度下での性能は向上するというメリットがある一方、環境温度が変化した際に性能が劣化するというデメリットがある。
なお、平行平面板は、厳密に平行であるものに限らず実質的に平行であれば足り、例えば曲率半径Ｒ／有効直径Ｄの絶対値｜Ｒ／Ｄ｜については、｜Ｒ／Ｄ｜≧１０であればよく、好ましくは｜Ｒ／Ｄ｜≧３０、より好ましくは｜Ｒ／Ｄ｜≧５０とする。回折面は、効率や収差を考慮して平行平面板の片側にのみ形成されることが望ましい。

なお、合成石英は、二酸化ケイ素（ＳｉＯ₂）を元にした素材であり、例えば不純物含有量１０億分の１以下の超高純度の材質である。

ＤＯＥのピッチ（溝間隔）を制御することにより、変曲点があっても良い、形状が自由な非球面レンズとしての効果もある。ここで、変曲点とは、非球面形状の微係数の正負反転点である。

対物レンズを構成する複数の屈折レンズは、少なくとも２枚のレンズであり、各レンズは、正又は負のパワーを有する。複数の屈折レンズのみである程度の色収差を補正する観点で、上記少なくとも２枚のレンズは、正のパワーを有するレンズと、これとはアッベ数が異なり負のパワーを有するレンズとを組み合わせたものとする。なお、ＤＯＥのパワーの正負については、特に制限の必要はない。

［好ましい数値範囲］
各屈折レンズの焦点距離を全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数（規格化パワー）をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各屈折レンズを構成する材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕を（ｄｎ／ｄＴ）ｉ（ｉ＝１，２，・・・）としたとき、
｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦５ … 条件式（１）
を満たすことが好ましい。この場合には、環境温度変化に伴う近軸量の変化を小さくすることができる。値｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜が５を超えると、近軸的にも環境温度変化に弱くなり、所望の光学性能を維持できる範囲が狭くなる傾向が生じる。この値｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜が３以下になると、環境温度変化に伴う近軸量変化が更に小さくなり、より好適となる。さらに、この値｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜が２以下になると、環境温度変化に伴う近軸量変化がほぼ無視できるため、更に好適となる。

また、屈折レンズを構成する各材質が
｜ｄｎ／ｄＴ｜≦５ … 条件式（２）
を満たすことが好ましい。条件式（１）はあくまでも近軸的なものであるため、この条件を満足していても環境温度変化に伴う実収差は発生する。その量を小さくするためには、条件式（２）のように個々のレンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴも小さくしておくことが望ましいためである。ここで値｜ｄｎ／ｄＴ｜が５を超えると、実収差が大きく発生し、やはり所望の光学性能を維持できる範囲が狭くなる傾向が生じる。この値｜ｄｎ／ｄＴ｜が３以下になると、環境温度変化に伴う実収差発生量が更に小さくなり、より好適となる。さらに、値｜ｄｎ／ｄＴ｜が１以下になると、環境温度変化に伴う実収差発生量がほぼ無視できるため、更に好適となる。

各々の屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数（規格化パワー）をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の屈折レンズのｄ線（５８７．５６ｎｍ）基準のアッベ数をｖｄとしたとき、
５０≦｜ΣＰｉ＊ｖｄ｜≦２００ … 条件式（３）
を満たすことが好ましい。 値｜ΣＰｉ＊ｖｄ｜が下限を下回ると、ＤＯＥに十分な色収差補正効果を持たせることができず溝本数が少なくなり、十分な回折効果が得られない傾向が生じる。一方、値｜ΣＰｉ＊ｖｄ｜が上限を上回ると、ＤＯＥを使っても十分な色収差補正が困難になったり、溝本数が多く最小ピッチが小さくなり過ぎるため、製造が困難になるという傾向が生じる。
なお、より好ましくは、５０≦｜ΣＰｉ＊ｖｄ｜≦１５０とする。

回折光学素子である回折レンズの焦点距離をｆｄとし、全系の焦点距離をｆａとしたとき、
３０≦｜ｆｄ／ｆａ｜≦１５０ … 条件式（４）
を満たすことが好ましい。
値｜ｆｄ／ｆａ｜が下限以上となることにより、回折光学素子である回折レンズで大きな収差が発生することを防止し、屈折レンズと組み合わせて収差を相殺しきれるものとなっている。また、回折レンズの周辺のピッチが細かくなって製造が困難になることを防止できる。一方、値｜ｆｄ／ｆａ｜が上限以下となることにより、不要次数光の焦点ズレを大きくできるので、不要次数光の悪影響を抑制することができる。
なお、より好ましくは、６０≦｜ｆｄ／ｆａ｜≦１２０とする。

［ＤＯＥの設計方法］
ＤＯＥの設計方法には主にふたつの方法がある。ひとつはＤＯＥを非常に屈折率が大きい仮想的な材質として設計する方法であり、ultra-highindex法と呼ばれている。もうひとつが、ＤＯＥの特性を直接位相関数として表すものであり、位相関数法と呼ばれている。前者は、非常に大きな屈折率さえ入力できれば一般の光学ソフトで設計可能であるが、ソフトによっては収束が遅い等の問題がある。後者は、その機能をもった光学ソフト（例えばＣｏｄｅＶ）でなければ扱えないが、直接的であり収束も速い。本実施形態の設計は全て、ＣｏｄｅＶの位相関数法で行っている。

以下、本発明に係る天体望遠鏡対物レンズの具体的な実施例について説明する。

（実施例１）
本実施例は、入射側から順に、正レンズ１１と、負レンズ１２と、ＤＯＥ１３とを配置したものであり、その他の光学部品は保護ガラスやフィルタであり、光学性能に本質的なものではない（図１参照）。
正レンズ１１すなわち第１レンズの、設計基準波長・温度でのｄｎ／ｄＴは１．８、Ｐは２．２８２である。負レンズ１２すなわち第２レンズの、計基準波長・温度でのｄｎ／ｄＴは−０．２、Ｐは−１．３０８であり、｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜＝１．８＊２．２８２＋０．２＊１．３０８＝４．３７となり、条件式（１）及び（２）を共に満たしていることがわかる。

表１は、第１実施例のレンズデータを示す表である。表２は、第１実施例の波面収差を示す表である。図１は、第１実施例のレンズ構成を示す断面図である。図２は、第１実施例の縦収差図である。図３は、第１実施例の横収差図である。

なお、表１及び以後の表において、「Ｓ−ｎｕｍｂｅｒ」は面番号、「ＲＤＹ」は曲率半径、「ＴＨＩ」は面間隔、「ＧＬＡ」は材料をそれぞれ示す。また、「Ｓ−ｎｕｍｂｅｒ（面番号）」の欄において、「ＯＢＪ」は物体、「ＳＴＯ」は絞り、「ＩＭＧ」は像をそれぞれ示す。２つの面に挟まれた「ＤＯＥ」欄は、回折光学面データを示しており、「ＤＯＥ」欄において、「ＨＯＲ」は回折次数、「ＨＷＬ」は規格化波長、「ＨＣＴ」の「Ｒ」は回転対称型であること、「ＢＬＤ」はブレーズ深さ、「ＢＬＴ」はブレーズタイプ、「ＨＣＯ」の「Ｃｋ」は回転対称多項式の係数それぞれ示す。ここで、Ｃｋは、半径をＲとしてＲ^２ｋの項の係数を意味する。
また、表２及び以後の表において、「BEST INDIVIDUAL FOCUS」欄は、各画角でのベスト位置とそこでのＲＭＳ波面収差及びストレール強度を示し、「BEST COMPOSITE FOCUS」欄は、画角重み付きの平均ベスト面位置とそこでのＲＭＳ波面収差及びストレール強度を示す。なお、ストレール強度（ＳＴＲＥＨＬ）は、実際の光学系の点像強度分布のピーク強度とそれに対応する無収差ＰＳＦのピーク強度との比である。

［表１］
S-number RDY THI RMD GLA
OBJ: INFINITY INFINITY
STO: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
2: INFINITY 5.000000
3: 635.93601 12.000000 SBSM15_OHARA
4: -471.06693 2.104115
5: -449.49695 8.000000 SFTM16_OHARA
6: INFINITY 2.000000
7: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
DOE:
HOR: 1.000000
HWL: 650.00 HCT: R
BLD:-.118690E-02 BLT: KINOFORM
HCO
C1 : -5.7105E-06 C2 : 7.8235E-11 C3 : -2.5778E-15
C4 : 9.5979E-20

8: INFINITY 42.895885
9: INFINITY 39.000000 SBSL7_OHARA
10: INFINITY 11.000000
11: INFINITY 895.872099
IMG: INFINITY 0.000000

［表２］

（実施例２）
本実施例は、入射側から順に、保護ガラス兼用のＤＯＥ２１と、正レンズ２２と、負レンズ２３とを配置したものであり、その他の光学部品は保護ガラスやフィルタであり、光学性能に本質的なものではない（図４参照）。正レンズ２２すなわち第１レンズの、設計基準波長・温度での常温でのｄｎ／ｄＴは１．８、Ｐは２．２８５である。負レンズ２３すなわち第２レンズの、設計基準波長・温度でのｄｎ／ｄＴは−０．２、Ｐは−１．３１２であり、｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜＝１．８＊２．２８５＋０．２＊１．３１２＝４．３７となり、条件式（１）及び（２）を共に満たしていることがわかる。

表３は、第２実施例のレンズデータを示す表である。表４は、第２実施例の波面収差を示す表である。図４は、第２実施例のレンズ構成を示す断面図である。図５は、第２実施例の縦収差図である。図６は、第２実施例の横収差図である。

［表３］
S-number RDY THI RMD GLA
OBJ: INFINITY INFINITY
STO: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
2: INFINITY 2.000000
DOE:
HOR: -1.000000
HWL: 650.00 HCT: R
BLD:0.118690E-02 BLT: KINOFORM
HCO
C1 : 5.4945E-06 C2 : -6.6470E-11 C3 : 1.9463E-15
C4 : -2.7714E-20

3: 635.82636 12.000000 SBSM15_OHARA
4: -469.99080 2.104076
5: -448.46983 8.000000 SFTM16_OHARA
6: INFINITY 2.000000
7: INFINITY 39.000000 SBSL7_OHARA
8: INFINITY 11.000000
9: INFINITY 944.047804
IMG: INFINITY 0.000000

［表４］

（実施例３）
本実施例は、入射側から順に、負メニスカスレンズ３１と、正メニスカスレンズ３２と、ＤＯＥ３３とを配置したものであり、その他の光学部品は保護ガラスやフィルタであり、光学性能に本質的なものではない（図７参照）。負メニスカスレンズ３１すなわち第１レンズの、設計基準波長・温度での常温でのｄｎ／ｄＴは４．１、Ｐは−２．８６４である。正メニスカスレンズ３２すなわち第２レンズの、設計基準波長・温度でのｄｎ／ｄＴは３．５、Ｐは３．８９２であり、｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜＝４．１＊（−２．８６４）＋３．５＊３．８９２＝１．８８となり、条件式（１）及び（２）を共に満たしていることがわかる。

表５は、第３実施例のレンズデータを示す表である。表６は、第３実施例の波面収差を示す表である。図７は、第３実施例のレンズ構成を示す断面図である。図８は、第３実施例の縦収差図である。図９は、第３実施例の横収差図である。

［表５］
S-number RDY THI RMD GLA
OBJ: INFINITY INFINITY
STO: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
2: INFINITY 5.000000
3: 357.68301 8.000000 SLAH64_OHARA
4: 153.47927 0.200000
5: 147.95379 12.000000 SBAL35_OHARA
6: 7971.87277 2.000000
7: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
DOE:
HOR: 1.000000
HWL: 650.00 HCT: R
BLD:-.118690E-02 BLT: KINOFORM
HCO
C1 : -4.7439E-06 C2 : -2.5399E-10 C3 : 5.7431E-14
C4 : 1.0078E-17

8: INFINITY 42.895885
9: INFINITY 39.000000 SBSL7_OHARA
10: INFINITY 11.000000
11: INFINITY 895.578942
IMG: INFINITY -0.078572

［表６］

（実施例４）
本実施例は、入射側から順に、負メニスカスレンズ４１と、正レンズ４２と、負メニスカスレンズ４３と、ＤＯＥ４４とを配置したものであり、その他の光学部品は保護ガラスやフィルタであり、光学性能に本質的なものではない（図１０参照）。第１の負メニスカスレンズ４１すなわち第１レンズの、設計基準波長・温度での常温でのｄｎ／ｄＴは２．０、Ｐは−０．０８５である。正レンズ４２すなわち第２レンズの、設計基準波長・温度でのｄｎ／ｄＴは２．５、Ｐは１．９８８、第２の負メニスカスレンズ４３すなわち第３レンズの、設計基準波長・温度での常温でのｄｎ／ｄＴは２．４、Ｐは−０．９８７であり、｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜＝２．０＊（−０．０８５）＋２．５＊１．９９＋２．４＊（−０．９１＝２．６１となり、条件式（１）及び（２）を共に満たしていることがわかる。

表７は、第４実施例のレンズデータを示す表である。表８は、第４実施例の波面収差を示す表である。図１０は、第４実施例のレンズ構成を示す断面図である。図１１は、第４実施例の縦収差図である。図１２は、第４実施例の横収差図である。

［表７］
S-number RDY THI RMD GLA
OBJ: INFINITY INFINITY
STO: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
2: INFINITY 5.000000
3: 381.72279 8.000000 STIH13_OHARA
4: 362.37088 1.332586
5: 515.47959 12.000000 SBSL7_OHARA
6: -515.47959 0.200000
7: -516.75800 8.000000 STIM2_OHARA
8: -2203.98293 8.000000
9: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
DOE:
HOR: 1.000000
HWL: 650.00 HCT: R
BLD:-.118690E-02 BLT: KINOFORM
HCO
C1 : -6.5040E-06 C2 : 5.8570E-11 C3 : -2.1485E-15
C4 : 2.0592E-19

10: INFINITY 42.895885
11: INFINITY 39.000000 SBSL7_OHARA
12: INFINITY 11.000000
13: INFINITY 887.123178
IMG: INFINITY -0.044344

［表８］

（実施例５）
本実施例は、入射側から順に、ＤＯＥ５１と、正メニスカスレンズ５２と、正レンズ５３と、負レンズ５４とを配置したものであり、その他の光学部品は保護ガラスやフィルタであり、光学性能に本質的なものではない（図１３参照）。正メニスカスレンズ５２すなわち第１レンズの、設計基準波長・温度での常温でのｄｎ／ｄＴは２．４、Ｐは０．５１４である。正レンズ５３すなわち第２レンズの、設計基準波長・温度でのｄｎ／ｄＴは２．５、Ｐは１．３９１、負レンズ５４すなわち第３レンズの、設計基準波長・温度での常温でのｄｎ／ｄＴは２．０、Ｐは−０．９２６であり、｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜＝２．４＊０．５１４＋２．５＊１．３９１−２．０＊０．９２６＝２．８６となり、条件式（１）及び（２）を共に満たしていることがわかる。

表９は、第５実施例のレンズデータを示す表である。表１０は、第５実施例の波面収差を示す表である。図１３は、第５実施例のレンズ構成を示す断面図である。図１４は、第５実施例の縦収差図である。図１５は、第５実施例の横収差図である。

［表９］
S-number RDY THI RMD GLA
OBJ: INFINITY INFINITY
STO: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
2: INFINITY 8.000000
DOE:
HOR: -1.000000
HWL: 650.00 HCT: R
BLD:0.118690E-02 BLT: KINOFORM
HCO
C1 : 6.3159E-06 C2 : -3.7282E-11 C3 : -1.1827E-15
C4 : 1.3120E-19

3: 890.39556 8.000000 STIM2_OHARA
4: 3461.43609 2.000000
5: 736.81016 12.000000 SBSL7_OHARA
6: -736.81016 2.000000
7: -815.88799 8.000000 STIH13_OHARA
8: 27827.51298 8.000000
9: INFINITY 39.000000 SBSL7_OHARA
10: INFINITY 11.000000
11: INFINITY 932.373828
IMG: INFINITY -0.048301

［表１０］

（実施例６）
本実施例は、入射側から順に、ＤＯＥ６１と、第１の正メニスカスレンズ６２と、第２の正メニスカスレンズ６３と、負メニスカスレンズ６４とを配置したものであり、その他の光学部品は保護ガラスやフィルタであり、光学性能に本質的なものではない（図１６参照）。第１の正メニスカスレンズ６２すなわち第１レンズの、設計基準波長・温度での常温でのｄｎ／ｄＴは１．４、Ｐは０．７７９である。第２の正メニスカスレンズ６３すなわち第２レンズの、設計基準波長・温度でのｄｎ／ｄＴは−１．１、Ｐは１．６５１、負メニスカスレンズ６４すなわち第３レンズの、設計基準波長・温度での常温でのｄｎ／ｄＴは１．４、Ｐは−１．３５０であり、｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ｝｜＝２．６２となり、条件式（１）及び（２）を満たしていることがわかる。

表１１は、第６実施例のレンズデータを示す表である。表１２は、第６実施例の波面収差を示す表である。図１６は、第６実施例のレンズ構成を示す断面図である。図１７は、第６実施例の縦収差図である。図１８は、第６実施例の横収差図である。
［表１１］
S-number RDY THI RMD GLA
OBJ: INFINITY INFINITY
STO: INFINITY 8.000000 SILICA_SPECIAL
2: INFINITY 2.000000
DOE:
HOR: -1.000000
HWL: 650.00 HCT: R
BLD:0.118690E-02 BLT: KINOFORM
HCO
C1 : 1.1421E-05 C2 : -1.9692E-09 C3 : 1.6032E-13
C4 : 1.5474E-17

3: 280.24964 12.349126 STIH4_OHARA
4: 388.41340 11.182444
5: -175.90929 10.000000 SFSL5_OHARA
6: -112.11222 6.468429
7: -105.64812 10.000000 STIH4_OHARA
8: -135.84046 8.000000
9: INFINITY 39.000000 SBSL7_OHARA
10: INFINITY 11.000000
11: INFINITY 950.055454
IMG: INFINITY 0.068064

［表１２］

以下の表１３は、第１〜６実施例の特性を比較したものである。
［表１３］
以下の表１４は、表１３の元になる数値を参考のため示したものである。なお、焦点距離ｆ，ｆｄ，ｆａの値は、設計基準(重心)波長６５０ｎｍにおけるものとなっている。
［表１４］

［環境温度変化と星像重心位置の変化］
環境温度変化に伴う性能劣化を比較した結果について説明する。

図１９は、屈折レンズだけで構築した対物レンズの場合の環境温度変化と星像重心位置の変化を示す図である。表１５は、屈折レンズだけで構築した対物レンズの場合の環境温度変化と星像重心位置の変化を示すデータである。
図２０は、ＤＯＥを用いた対物レンズの場合の環境温度変化と星像重心位置の変化を示す図である。表１６は、ＤＯＥを用いた対物レンズの場合の環境温度変化と星像重心位置の変化を示すデータである。ＤＯＥを用いた対物レンズは実施例１のように各部材が配置されている。

［表１５］

［表１６］

図１９に示すように、屈折レンズだけで構築した対物レンズの場合に１ミリ秒角の精度を実現するためには約±０．２℃の許容範囲しかなく、これは月面上では到底実現不可能な値である。一方、ＤＯＥを用いた対物レンズの場合では図２０に示すように、１ミリ秒角を実現する温度範囲が±５℃以上に拡大されており、これは断熱やヒーターによる加熱等を適切に行えば、月面上でも達成可能な温度範囲であり、本発明によって月面上で星像位置を１ミリ秒角の精度で決定するための天体望遠鏡について実現の目処が立ったことになる。

［不要次数光］
ＤＯＥを用いた天体望遠鏡対物レンズでは、不要次数光による迷光について検討する必要がある。本実施形態の天体望遠鏡対物レンズでは、ＤＯＥの１次光を利用する。つまり、不要次数光は、１±ｍ次（ｍ＝１，２，３，…）で発生し、回折効率を考慮すると、その影響の大きさは下記のようになる。
２次（０次，ｍ＝１）＞３次（−１次，ｍ＝２）＞４次（−２次，ｍ＝３）…
したがって、必要とする１次光のＰＳＦ（点像強度分布）と、それ以外の次数光のＰＳＦとを比較することで、ＤＯＥを用いた対物レンズの性能を評価することができる。一例として、１次光については、ｅ線について計算した１次光のＰＳＦ（ＰＳＦ（ｅ））を目安とし、その他の不要次数光については、Ｃ線及びＦ線について計算した２次光のＰＳＦ（ＰＳＦ（Ｃ），ＰＳＦ（Ｆ））を目安とする。この場合、不要次数光を含めた全ＰＳＦすなわちＰＳＦ(total)は、
ＰＳＦ(total)
＝ＰＳＦ（ｅ）＋｛ＰＳＦ（Ｃ）＊ｄｅ（Ｃ）＋ＰＳＦ（Ｆ）＊ｄｅ（Ｆ）｝
となる。ここで、ｄｅ（Ｃ）及びｄｅ（Ｆ）は、各波長における不要な２次光の回折効率である。なお、計算では、最も悪影響がある場合を見積もってｄｅ（Ｃ）＝ｄｅ（Ｆ）＝５％とした。

図２１（Ａ）、２１（Ｂ）、２２（Ａ）及び２２（Ｂ）は、実施例１と殆ど同じ光学系を前提として、画角０°の入射光を評価したものである。全てのチャートは、グリッド間隔が０．６μｍで５１×５１のグリッドによって表示したものとなっている。これらのうち、図２１（Ａ）は、ＤＯＥを組み込んだ本対物レンズでｅ線に関する１次光を用いた際のＰＳＦ（ｅ）を計算した結果を示す。また、図２１（Ｂ）は、ＤＯＥを含む対物レンズでＣ線に関する２次光を用いた際のＰＳＦ（Ｃ）を計算した結果を示す。図２２（Ａ）は、ＤＯＥを含む対物レンズでＦ線に関する２次光を用いた際のＰＳＦ（Ｆ）を計算した結果を示す。図２２（Ｂ）は、全ＰＳＦであるＰＳＦ(total)を計算した結果を示す。
以上のＰＳＦを比較すると、天体望遠鏡対物レンズの２次光を含むＰＳＦ(total)は、１次光についてのＰＳＦ（ｅ）と殆ど同じ特徴又は分布を有するものとなっており、重心が一致していることが分かる。上記のように、本対物レンズでＤＯＥの３次光はＰＳＦ（Ｃ）等の２次光に比較して十分小さく、ＤＯＥの３次光のＰＳＦ(total)への影響はさらに小さい。この計算はＣ，ｅ，Ｆの３波長（大凡６５０−４５０ｎｍ）でのものであるが、実施例（実際）は７５０−５５０ｎｍで長波長側にシフトしているため、影響は更に小さくなる。このことから、ＤＯＥを組み込むことによって形成された１次光の像については、これに不要次数光が重畳されてもその影響は限定的であり、輝度分布等を十分な精度で検出することが分かる。すなわち、ＤＯＥを組み込んだ天体望遠鏡対物レンズによって星像の重心位置を高い精度で計測することができる。

図２３（Ａ）、２３（Ｂ）、２４（Ａ）及び２４（Ｂ）は、画角０．４°の方向からの入射光を評価したものである。これらのうち、図２３（Ａ）は、上記と同様のシミュレーションを用いてＤＯＥを含む対物レンズにおいてｅ線に関する１次光を用いた際のＰＳＦ（ｅ）を計算した結果を示す。また、図２３（Ｂ）は、同対物レンズにおいてのＣ線に関する２次光を用いた際のＰＳＦ（Ｃ）を計算した結果を示し、図２４（Ａ）は、同対物レンズにおいてのＦ線に関する２次光を用いた際のＰＳＦ（Ｆ）を計算した結果を示す。図２４（Ｂ）は、全ＰＳＦであるＰＳＦ(total)を計算した結果を示す。なお、倍率色収差は存在するが、ＤＯＥを含む対物レンズのＰＳＦ(total)は、１次光についてのＰＳＦ（ｅ）と殆ど同じ特徴又は分布を有するものとなっており、重心が一致していることが分かる。
以上のように、光軸に対して傾いた方向からの入射光の場合も、ＤＯＥを含む対物レンズによって形成された１次光の像については、輝度分布等を十分な精度で検出することが分かる。すなわち、ＤＯＥを組み込んだ天体望遠鏡対物レンズによって星像等の位置を高い精度で計測することができる。

２．天体望遠鏡及び天体観測方法
図２５は、図１等に例示する天体望遠鏡対物レンズを組み込んだ天体望遠鏡等を説明する概念図である。
図示の天体望遠鏡１００は、写真天頂筒方式（ＰＺＴ）の装置であり、付随する光検出部９７、画像取得部９８等と組み合わせることによって望遠鏡装置２００を構成する。天体望遠鏡１００は、天体望遠鏡対物レンズ１０と、水銀容器９３と、光路折曲ミラー９５とを鏡筒９１内に固定した構造を有する。天体望遠鏡対物レンズ１０に入射した光は、収束しつつ光軸ＯＡに沿って進み、水銀容器９３内の水銀９４の表面で反射されて逆行し、光路折曲ミラー９５で横方向に光路を折り曲げられて光検出部９７に入射する。この天体望遠鏡１００では、水銀９４の表面が常に水平に保たれることを利用して、鏡筒９１が若干傾斜しても天体等の対象像を移動させないような傾斜補償を達成している。月面で使用される写真天頂筒方式の天測望遠鏡の構造、使用方法等については、例えば上述した［非特許文献１］に説明されている。
なお、光検出部９７は、画像取得部９８に駆動されて画像信号を出力し、得られた画像信号は、データ記録部９９に保管される。光検出部９７により、特定の星像重心の軌跡を例えば１年以上の長期間にわたって解析することによって、月の物理秤動やこれに関連する現象を評価することができる。
以上は、図１等に例示する天体望遠鏡対物レンズを写真天頂筒に組み込む場合についての説明であったが、図１等に例示する天体望遠鏡対物レンズは、写真天頂筒に限らず、様々なタイプの天体望遠鏡に組み込むことができる。

３．天体望遠鏡対物レンズの作製（ＤＯＥの作製）
実施例のＤＯＥ１３、ＤＯＥ２１、ＤＯＥ３３、ＤＯＥ４４、ＤＯＥ５１、ＤＯＥ６１等は、研削と研磨によって形成される。石英等の被加工材料を回転させた状態で、自転する傘歯車状のダイヤモンドホイールを被加工材料の半径方向に移動させつつ、被加工材料の回転軸の方向に鋸歯状の軌跡で移動させる。これにより、起伏形状を同心円状に周期的に形成したレリーフを有する被加工材料が形成される。その後、レリーフ形成された被加工材料の表面に残る微細な凹凸を研磨によって除去する。レリーフ形成された被加工材料の場合、深い溝の奥を研磨する必要があり、例えば空気圧と磁気力とを利用してゴムシート上に設けたポリシャーを被加工材料の表面に押し付けつつ研磨を行った。これにより、十分実用になるレリーフ型回折レンズを得ることができる。
なお、ＤＯＥ以外の屈折レンズは、通常の方法、すなわち研磨等によって作製される。

図２６（Ａ）は、研磨前の回折レンズの表面の断面形状の実測図であり、図２６（Ｂ）は、研磨後の回折レンズの表面（回折面）の断面形状の実測図である。図２６（Ｂ）に示す回折面は、鏡面となっており十分実用レベルのものとなっていることが分かる。

［権利解釈など］
以上、特定の実施形態を参照しながら、本発明について説明してきた。しかしながら、本発明の要旨を逸脱しない範囲で当業者が実施形態の修正又は代用を成し得ることは自明である。すなわち、例示という形態で本発明を開示してきたのであり、本明細書の記載内容を限定的に解釈するべきではない。本発明の要旨を判断するためには、特許請求の範囲の欄を参酌すべきである。

また、この発明の説明用の実施形態が上述の目的を達成することは明らかであるが、多くの変更や他の実施例を当業者が行うことができることも理解されるところである。特許請求の範囲、明細書、図面及び説明用の各実施形態のエレメント又はコンポーネントを他の１つまたは組み合わせとともに採用してもよい。特許請求の範囲は、かかる変更や他の実施形態をも範囲に含むことを意図されており、これらは、この発明の技術思想および技術的範囲に含まれる。

Claims (15)

1. 屈折レンズと、透過型の回折光学素子とが配置され、
   前記回折光学素子は平行平面板を基板としていることを特徴とする天体望遠鏡対物レンズ。
2. 前記回折光学素子の材質は合成石英であることを特徴とする請求項１に記載の天体望遠鏡対物レンズ。
3. 前記屈折レンズは複数あり、
   各々の前記屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数(規格化パワー)をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の前記屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕を（ｄｎ／ｄＴ）ｉ（ｉ＝１，２，・・・）とする場合、以下の条件式を満たすことを特徴とする請求項１及び２の何れかに記載の天体望遠鏡対物レンズ。
   ｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦５
4. 前記屈折レンズは複数あり、
   各々の前記屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕が以下の条件式を満たすことを特徴とする請求項１乃至３の何れかに記載の天体望遠鏡対物レンズ。
   ｜ｄｎ／ｄＴ｜≦５
5. 前記屈折レンズは複数あり、
   各々の前記屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数(規格化パワー)をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の前記屈折レンズの材質のｄ線（５８７．５６ｎｍ）基準のアッベ数をｖｄとする場合、以下の条件式を満たすことを特徴とする請求項１乃至４の何れかに記載の天体望遠鏡対物レンズ。
   ５０≦｜ΣＰｉ＊ｖｄ｜≦２００
6. 前記回折光学素子の焦点距離をｆｄとし、全系の焦点距離をｆａとする場合、以下の条件式を満たすことを特徴とする請求項１乃至５の何れかに記載の天体望遠鏡対物レンズ。
   ３０≦｜ｆｄ／ｆａ｜≦１５０
7. 前記屈折レンズとして２つのレンズのみを有することを特徴とする請求項１乃至６の何れかに記載の天体望遠鏡対物レンズ。
8. 前記２つのレンズは、正レンズ及び負レンズであることを特徴とする請求項７に記載の天体望遠鏡対物レンズ。
9. 入射側から順に、正レンズ、負レンズ及び前記回折光学素子が配置されていることを特徴とする請求項８に記載の天体望遠鏡対物レンズ。
10. 入射側から順に、保護ガラス兼用の前記回折光学素子、正レンズ及び負レンズが配置されていることを特徴とする請求項８に記載の天体望遠鏡対物レンズ。
11. 入射側から順に、負レンズ、正レンズ及び前記回折光学素子が配置されていることを特徴とする請求項８に記載の天体望遠鏡対物レンズ。
12. 屈折レンズと透過型の回折光学素子とが配置されている天体望遠鏡対物レンズであって、
    前記回折光学素子は平行平面板を基板としており、
    前記回折光学素子の材質は合成石英であり、
    前記屈折レンズは複数あり、
    各々の前記屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数(規格化パワー)をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の前記屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕を（ｄｎ／ｄＴ）ｉ（ｉ＝１，２，・・・）とする場合、以下の条件式を満たし、
    ｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦２
    各々の前記屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴが以下の条件式を満たすことを特徴とする天体望遠鏡対物レンズ。
    ｜ｄｎ／ｄＴ｜≦１
13. 請求項１乃至１２の何れかに記載の天体望遠鏡対物レンズを有することを特徴とする天体望遠鏡。
14. 屈折レンズと透過型の回折光学素子とが配置された天体望遠鏡対物レンズを使用し、環境温度変化に伴う近軸量及び実収差の変化を小さくし、天体を観測することを特徴とする天体観測方法。
15. 屈折レンズと透過型の回折光学素子とが配置されており、前記回折光学素子は平行平面板を基板としており、前記回折光学素子の材質は合成石英であり、前記屈折レンズは複数あり、各々の前記屈折レンズの焦点距離を対物レンズ全系の焦点距離で割った規格化焦点距離の逆数（規格化パワー）をＰｉ（ｉ＝１，２，・・・）とし、各々の前記屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴ〔１０^-6／℃〕を（ｄｎ／ｄＴ）ｉ（ｉ＝１，２，・・・）とする場合、以下の条件式を満たし、
    ｜Σ｛Ｐｉ＊（ｄｎ／ｄＴ）ｉ）｝｜≦２
    各々の前記屈折レンズの材質の屈折率の温度係数ｄｎ／ｄＴが以下の条件式を満たす天体望遠鏡対物レンズを使用し、
    ｜ｄｎ／ｄＴ｜≦１
    環境温度変化に伴う近軸量及び実収差の変化を小さくし、天体を観測することを特徴とする天体観測方法。