JP4802372B2

JP4802372B2 - Athermal lens system and optical apparatus including the same

Info

Publication number: JP4802372B2
Application number: JP2001028514A
Authority: JP
Inventors: 淳勝沼
Original assignee: Nikon Corp
Current assignee: Nikon Corp
Priority date: 2001-02-05
Filing date: 2001-02-05
Publication date: 2011-10-26
Anticipated expiration: 2021-02-05
Also published as: JP2002228924A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、温度変化による焦点位置の変動が少ないアサーマルレンズ系、特にアポクロマートアサーマルレンズ系、及びこれを含む光学装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
光学系の焦点位置は環境温度の変化によって変動する。その原因としては、光学部材自体の熱膨脹収縮、光学部材の保持材の熱膨脹収縮、および屈折レンズを用いる場合のレンズ屈折力の温度変動などが挙げられる。そして、環境温度の変化による焦点位置の変動（以下、「焦点位置の温度変動」という。）は、特に、屈折レンズを用いる光学系において顕著である。焦点位置の温度変動をなるべく抑えるために、例えば、特開昭５５−１４３５１８号公報ではレンズエレメントの光学材料を適切に選択する方法が提案されている。また、特開昭６０−２５０３１６号公報には、光学部品を保持する部材の温度変化に起因する伸縮によるレンズエレメントやレンズ群間隔の変動を積極的に用いて焦点位置の温度変動を低減する方法が提案されている。
【０００３】
また、屈折型光学系においては色収差が必ず発生する。この色収差を極力低減して、いわゆるアポクロマートレンズ系とするためには、光学系の結像機能を主として果たす部材に異常分散性光学材料を用いれば良いことが知られている。そして、現在生産されているアポクロマートレンズ系の多くに異常分散性光学材料が用いられている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
図３（ａ）は、第１の従来技術による正の屈折力を持つ典型的なダブレットアポクロマートレンズ系のレンズ構成を示す図、図３（ｂ）はその軸上色収差と球面収差とを示す図である。収差図において、ＣはＣ線（λ＝６５６．２７３ｎｍ）,ｄはｄ線（λ＝５８７．５６２ｎｍ）,ＦはＦ線（λ＝４８６．１３３ｎｍ）,ｇはｇ線（λ＝４３５．８３４ｎｍ）をそれぞれ示している。以下、本明細書の全ての収差図において同様の符号を用いる。
また、このレンズ系の諸元値を表１、温度変化に関する諸特性値を表２にそれぞれ掲げる。ここで、物体は無限遠に位置するものとする。なお、本明細書における全ての透過光学材料の名称とその物性値は、(株)オハラの２０００年版電子カタログに記載されているものを使用する。また、表２における「Ｅ-ｎ」は、「×１０^-n」を示している。以下、本明細書の全ての温度変化に対する諸特性値について同様の表記をする。
【０００５】
【表１】

【０００６】
【表２】

【０００７】
また、さらに比較として、第２の従来技術による正の屈折力を持つ典型的なダブレットアクロマートレンズ系の設計例について、レンズ構成図を図４（ａ）に、軸上色収差と球面収差を図４（ｂ）にそれぞれ示す。さらに、その諸元値を表３、温度変化に関する諸特性値を表４にそれぞれ掲げる。なお、物体は無限遠に位置するものとする。
【０００８】
【表３】

【０００９】
【表４】

【００１０】
次に、レンズエレメントの温度変化の影響を考察する。大気または真空中の薄肉単レンズの屈折力Φｓは下式で与えられる。
【００１１】
Φｓ＝（ｎ−１）（１／Ｒ１−１／Ｒ２）
ただし、
ｎ：レンズエレメントの屈折率
Ｒ１：レンズエレメントの第１面の曲率半径
Ｒ２：レンズエレメントの第２面の曲率半径
【００１２】
よって、Φｓを温度ｔで微分して次式が得られる。
ｄΦｓ／ｄｔ＝−Φｓ・ｃ
ただし、
ｃ＝α−（１／（ｎ−１））・（ｄｎ／ｄｔ）
α：熱膨脹係数
【００１３】
各レンズエレメントＬ１、Ｌ２、Ｌ３について、上式を書き直すと、以下の通りである。
【００１４】
ΔΦｉ＝−Φｉ・ｃｉ・Δｔｉ＝１，２，３（１）
ただし、
ｃｉ＝αｉ−（１／（ｎｉ−１））・（ｄｎｉ／ｄｔ）
αｉ：第ｉ番レンズエレメントを構成する光学材料の熱膨脹係数
【００１５】
従来技術によるダブレットアポクロマートを例にして、焦点位置の温度変動を考えてみる。簡単化のため近似的に２枚のレンズエレメントＬ１、Ｌ２を薄肉密着系とすると、合成屈折力Φは次式となる。
【００１６】
Φ＝Φ１＋Φ２
ただし、
Φ１：レンズエレメントＬ１の屈折力
Φ２：レンズエレメントＬ２の屈折力
【００１７】
両辺の微小変動ΔΦ、ΔΦ１、ΔΦ２は次式（２）となる
ΔΦ＝ΔΦ１＋ΔΦ２（２）
【００１８】
一方、屈折力Φは、次式のように焦点距離ｆの逆数で定義される。
ｆ＝１／Φ
【００１９】
従って、焦点距離の微小変動Δｆは次式（３）となる。
Δｆ＝−（１／Φ²）・ΔΦ （３）
【００２０】
薄肉密着系では、焦点距離の変動と焦点位置の変動とは一致する。現実の厚肉系の場合においても、概ね各レンズエレメントが密着していれば近似的に焦点距離の変動と焦点位置の変動とは一致すると考えられる。
【００２１】
上記第１の従来技術例では、第１レンズエレメントＬ１に異常分散性光学材料を用いている。この異常分散性光学材料は屈折率の温度についての微分係数が、通常のガラスに比べて大きい。また、屈折率の温度についての微分係数の符号が大半の光学材料とは逆向きの負である。さらに、一般的に異常分散性光学材料の線膨脹率は、多くの光学材料の線膨脹率に比べて大きい。
【００２２】
例えば、表２に示した上記第１の従来例の諸特性値を参照すると、レンズエレメントＬ１については式（１）より線膨脹率αと屈折率変動項が共に正になるため、ｃ１は2.468E-5と正の比較的大きい値になる。よって、ΔΦ１は負の比較的大きな値-6.04E-8となる。一方、レンズエレメントＬ２については、ｃ２はｃ１よりもかなり小さい3.496E-7になる。この結果、ΔΦ２は5.07E-10となる。すなわちΔΦ１とは異符号となるが絶対値が大きく異なるため、式（２）よりΔΦはΔΦ１の値が支配的となり、ΔｆはほとんどレンズエレメントＬ１の焦点変動によって決まるといえる。
【００２３】
レンズエレメントＬ１を構成する材料として、レンズエレメントＬ２と同じように屈折率の温度係数が正の光学ガラスを用いた場合は、ｃ１の値は小さくなる。そして、ΔΦ１とΔΦ２の打ち消しあいの効果がより大きくなる。この結果、ΔΦの絶対値が小さくなり、焦点位置変動も小さくなることが予想される。しかし、そのような透過光学材料は異常分散性を持たないため色消し性能が劣化することが想定される。
【００２４】
例えば、表３にレンズデータを示した第２の従来技術のダブレットアクロマートでは、ΔΦ１とΔΦ２が適度に互いに打ち消し合っている。この結果、レンズ群に起因する焦点位置の温度変動がダブレットアポクロマートに比べて非常に小さくなっていることがわかる。しかしながら、図４（ｂ）を参照すると軸上色収差がダブレットアポクロマートに比べるとかなり大きい。
【００２５】
このように、異常分散性光学材料を用いると色消し性能には優れているが、焦点位置の温度変動を招きやすい。特に、長い焦点距離の光学系の場合、またはレンズエレメントの最終面と焦点面との間の距離が比較的大きいような場合は、レンズエレメント間やレンズ群間の保持材料を適切に選択しても焦点位置の温度変動を十分に低減できないことが多い。
【００２６】
また、常分散性光学材料を用いると焦点位置の温度変動を低減したレンズ設計が可能である。しかし、色消し性能が十分でないと考えられてきたものである。
【００２７】
本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、優れた色消し性能を有し、かつ焦点位置の温度変動を低減したアサーマルレンズ系、及びこれを含む光学装置を提供することを目的とする。
【００２８】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するために、本発明は、
第１の材料からなる第１レンズエレメントＬ１と、
第２の材料からなる第２レンズエレメントＬ２と、
第３の材料からなる第３レンズエレメントＬ３とからなり、
前記第１レンズエレメントＬ１と前記第２レンズエレメントＬ２と前記第３レンズエレメントＬ３とは相互に略密着して配置されているアサーマルレンズ系であって、
前記アサーマルレンズ系全体の屈折力φの符号と、前記第１レンズエレメントの屈折力φ１の符号及び前記第３レンズエレメントの屈折力φ３の符号とは同一であり、
前記アサーマルレンズ系全体の屈折力φの符号と、前記第２レンズエレメントの屈折力φ２の符号とは反対の符号である。そして、さらに以下の条件式を満足することを特徴とするアサーマルレンズ系を提供する。
【００２９】
７５＜ν１（４）
ν２＜ν１（５）
ν３＜ν１（６）
θ１＜θ２＜θ３（７）
０＜ｃ１／ｃ２＜４（８）
ｃ３＜０（９）
ただし、
ν１：前記第１の材料のアッベ数,
θ１：前記第１の材料の部分分散比,
ｃ１：前記第１の材料の温度係数,
ν２：前記第２の材料のアッベ数,
θ２：前記第２の材料の部分分散比,
ｃ２：前記第２の材料の温度係数,
ν３：前記第３の材料のアッベ数,
θ３：前記第３の材料の部分分散比,
ｃ３：前記第３の材料の温度係数,
また、前記アッベ数と前記部分分散比は次式で定義される.
νi=(ｎｄｉ−１)/(ｎＦｉ−ｎＣｉ) ｉ＝１，２，３
θi=(ｎＦｉ−ｎＣｉ)/(ｎｇｉ−ｎＦｉ)
ただし、
ｎＣｉ：第ｉ番の材料のＣ線（波長６５６．２７３ｎｍ）の屈折率（ｉ＝１，２，３）,
ｎｄｉ：第ｉ番の材料のｄ線（波長５８７．５６２ｎｍ）の屈折率（ｉ＝１，２，３）,
ｎＦｉ：第ｉ番の材料のＦ線（波長４８６．１３３ｎｍ）の屈折率（ｉ＝１，２，３）,
ｎｇｉ：第ｉ番の材料のｇ線（波長４３５．８３４ｎｍ）の屈折率（ｉ＝１，２，３）,
ｃｉ＝αｉ−（１／（ｎｄｉ−１））・（d（ｎｄｉ）／ｄｔ）
αｉ：第ｉ番の材料の線膨脹率
ｔ：当該材料の温度.
【００３０】
また、本発明によれば、請求項１に記載のアサーマルレンズ系を含むことを特徴とする光学装置を提供する。
【００３１】
なお、本発明の構成を説明する上記課題を解決するための手段の項では、本発明を分かり易くするために発明の実施の形態の図を用いたが、これにより本発明が実施の形態に限定されるものではない。
【００３２】
【発明の実施の形態】
以下、添付図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。
３つのレンズエレメントＬ１、Ｌ２、Ｌ３を用いた、いわゆる３波長色消しであるアポクロマートについて、薄肉密着系での近似のもとでは下記の３式（１０），（１１），（１２）が成立する。
【００３３】
合成屈折力
Φ＝Φ１＋Φ２＋Φ３（１０）
３波長色消し条件
０＝Φ１／ν１＋Φ２／ν２＋Φ３／ν３（１１）
０＝Φ１／ν１’＋Φ２／ν２’＋Φ３／ν３’ （１２）
【００３４】
ただし、
Φｉ：第ｉ番レンズエレメントのｄ線（波長５８７．５６２ｎｍ）における屈折力,
νｉ＝（ｎｄｉ−１）／（ｎＦｉ−ｎＣｉ）,
νｉ’＝（ｎｄｉ−１）／（ｎｇｉ−ｎＦｉ）,
ｎＣｉ：第ｉ番レンズエレメントを構成する光学材料のＣ線（波長６５６．２７３ｎｍ）の屈折率,
ｎｄｉ：第ｉ番レンズエレメントを構成する光学材料のｄ線（波長５８７．５６２ｎｍ）の屈折率,
ｎＦｉ：第ｉ番レンズエレメントを構成する光学材料のＦ線（波長４８６．１３３ｎｍ）の屈折率,
ｎｇｉ：第ｉ番レンズエレメントを構成する光学材料のｇ線（波長４３５．８３４ｎｍ）の屈折率.
【００３５】
ここで、（１０）式,（１１）式,（１２）式をΦ１、Φ２、Φ３について解くと次式が得られる。
Φ１＝（θ２−θ３）・ν１・K・Φ （１３）
Φ２＝（θ３−θ１）・ν２・K・Φ （１４）
Φ３＝（θ１−θ２）・ν３・K・Φ （１５）
【００３６】
ただし、
K＝１／（（θ２−θ３）・ν１＋（θ３−θ１）・ν２＋（θ１−θ２）・ν３）
【００３７】
また、（１０）式より、
ΔΦ＝ΔΦ１＋ΔΦ２＋ΔΦ３（１６）
である。
【００３８】
薄肉密着系で考えているから合成焦点距離ｆの変動量Δｆと焦点位置の変動量は一致する。このΔｆとΔΦの関係は（３）式に示した。
このレンズ群の２次分散をなるべく小さくするには、ダブレットアポクロマートと同じように、レンズ群全体の屈折力と同符号の屈折力を持つレンズエレメントのうち、その屈折力の絶対値が最大であるレンズエレメントに異常分散性光学材料を用いるのが効果的である。そこで、レンズエレメントＬ１に異常分散性光学材料を適用するレンズエレメントとして選択することにすると、異常分散性光学材料の一般的な屈折率分散についての特徴から（４）式に示した条件がレンズエレメントＬ１の材料条件として規定される。
【００３９】
７５＜ν１（４）
ただし、
ν１＝（ｎｄ１−１）／（ｎＦ１−ｎＣ１）
【００４０】
次に、（１３）,（１４）,（１５）式から、各レンズエレメントの屈折力について以下のことがわかる。色消しレンズとするには、かならず正と負の屈折力のレンズエレメントを両方用いる必要がある。例えば、レンズエレメントＬ２とＬ３が同一符号の屈折力を持つ場合、
０＜Φ２／Φ３
が成立する。
【００４１】
この場合、（１４）式,（１５）式より、
０＜（（θ３−θ１）／（θ１−θ２））・（ν２／ν３）
を満足する必要がある。
【００４２】
ここで、ν２、ν３は共に常に正の値を持つから、
０＜（θ３−θ１）／（θ１−θ２）
が成立する必要がある。
【００４３】
言い換えれば、
θ３＜θ１＜θ２, またはθ２＜θ１＜θ３
が成立する必要がある。
【００４４】
ここで、常分散性光学材料のθより小さい値を取るのが異常分散性光学材料であることの主要な特徴であるから、上記条件は現実には成立しないと言える。したがって、レンズエレメントＬ２とレンズエレメントＬ３の屈折力は異符号でなければならない。そこで、レンズエレメントＬ１とレンズエレメントＬ３の屈折力を同符号とし、レンズエレメントＬ２の屈折力をレンズエレメントＬ１の屈折力とは異符号とする。
【００４５】
この場合、（１３）式,（１４）式,（１５）式より、（７）式が導かれる。
θ１＜θ２＜θ３（７）
これが、３つのレンズエレメントから成るアポクロマートレンズ系を成立させる必要条件となる。
【００４６】
また、（１６）式において、合成屈折力Φの変動量ΔΦを小さくするのは、ΔΦ１、ΔΦ２およびΔΦ３が互いに打ち消し合えば良い。特に、ΔΦ１を主としてΔΦ２で打ち消すことが効果的である理由を以下述べる。
【００４７】
レンズエレメントＬ１の屈折力の温度による変動が比較的大きくなる理由は、異常分散性光学材料ではα１、ｄｎ１／ｄｔとも絶対値が比較的大きく、かつα１が正、ｄｎ１／ｄｔが負の値を示すことから両者の効果が加算され、ｃ１の値が大きくなることによる。一方、レンズエレメントＬ３はレンズエレメントＬ１と屈折力が同符号であるので、レンズエレメントＬ３まで異常分散性光学材料を用いるとΔΦ１とΔΦ３が同符号になってしまい、ΔΦの圧縮が困難になる。したがって、レンズエレメントＬ３には常分散性光学材料を用いなければならない。
【００４８】
常分散性光学材料の通常特性によって、（６）式に示した条件によりレンズエレメントＬ３の材料は規定される。すなわち、
ν３＜ν１（６）
である。
【００４９】
大部分の透過光学材料の線膨脹率αは正であるが、異常分散性光学材料の線膨張率αよりは小さく、またｄｎ／ｄｔも正の値を取ることが多い。このため、結果的にほとんどの場合ｃの絶対値が異常分散性光学材料にくらべてかなり小さくなる。この結果、ΔΦ１をΔΦ３で打ち消す効果は弱くなる。ただし、ΔΦ１とΔΦ３は異符号になることが好ましい。
【００５０】
異常分散性光学材料の場合、
０＜ｃ１
である。このため、（９）式の条件、
ｃ３＜０（９）
であることがΔΦの絶対値を小さくするには必要である。
【００５１】
次に、レンズエレメントＬ２について同様の検討をしてみる。収差補正の観点からは、各レンズエレメントの面の曲率半径が小さくなりすぎないことが望ましい。そのためには、│Φ１│、│Φ２│、│Φ３│の値をなるべく小さく保つよう配慮する必要がある。
【００５２】
（７）式から、
│θ３−θ１│ ＞│θ２−θ３│が成り立つ。これと（１３）式,（１４）式を参照すると、│Φ２│をなるべく小さく抑えるには、レンズエレメントＬ２の光学材料のアッベ数について（５）式の条件、
ν２＜ ν１（５）
を満たすことが望ましいことがわかる。
【００５３】
さらに、ｄｎ／ｄｔの値がなるべく小さくできれば負であることが望ましい。
（１）式で考えると、ΔΦ１とΔΦ２が打ち消し合うためには、Φ１とΦ２は異符号だから、ｃ１とｃ２が同符号である必要がある。一般に│Φ２│は│Φ１│のおおよそ２倍の値になるので、ｃ２はｃ１の１／２程度の値が望ましい。しかし、（８）式の条件、
０＜ｃ１／ｃ２＜４（８）
の範囲にあれば、ΔΦの打ち消し効果が得られる。
【００５４】
以上述べた手順により、各レンズエレメントＬ１，Ｌ２，Ｌ３の材料を選択すれば、焦点位置の温度変動が低減されたアポクロマートレンズ系が設計できる。
なお、必ずしもΔΦを０にすることが望ましいわけではない。レンズと焦点面との間は現実には何らかの保持部材で結合されており、この保持部材自身も温度変動により収縮する。したがって、理想的には機械的に規定される焦点面と光学的焦点とが常に一緒に動くことが望ましい。
【００５５】
しかし、複数のレンズ群からなるような光学系では、各レンズ群間隔も保持部材の収縮により変化し、それに原因する焦点の移動が、レンズ系自体に起因する焦点移動に合成される。そのような場合でも、特に焦点位置の移動に対して寄与の大きいレンズ群に上述した諸条件を満足する光学材料を選択することにより大きな効果を得ることができる。
【００５６】
【実施例】
（第１実施例）
以下、第1実施例にかかるアサーマルアポクロマートレンズ系について説明する。図１（ａ）は本実施例のレンズ構成を示す図である。第１の材料からなる第１レンズエレメントＬ１と、第２の材料からなる第２レンズエレメントＬ２と、第３の材料からなる第３レンズエレメントＬ３とを有し、第１レンズエレメントＬ１と第２レンズエレメントＬ２と第３レンズエレメントＬ３とは相互に略密着して配置されている。
【００５７】
また、アサーマルレンズ系全体の屈折力の符号（正）と、第１レンズエレメントＬ１の屈折力の符号（正）及び前記第３レンズエレメントＬ３の屈折力の符号（正）とは同一である。さらに、アサーマルレンズ系全体の屈折力の符号（正）と、第２レンズエレメントＬ２の屈折力の符号（負）とは反対の符号である。
【００５８】
以下の表５に本実施例の諸元値を掲げる。ここで、物体は無限遠に位置するとする。また、本実施例の温度変化に関する諸特性値を表６に掲げる。なお、表６中の総合ｆおよびΦは、厚肉レンズの間隔の効果も含めて算出された値であり、薄肉系における総合屈折力の式
Φ＝Φ₁＋Φ₂＋Φ₃ （１０）
による値とは異なる値を示しているが、本発明の主旨を逸脱するものではない。
【００５９】
【表５】

【００６０】
【表６】

【００６１】
図１（ｂ）は本実施例の軸上色収差と球面収差を示す図である。図１（ｂ）から明らかなように、上記従来技術例の軸上色収差と球面収差（図３（ｂ），図４（ｂ））に比べて、良好に軸上色収差と球面収差とが補正されていることがわかる。
【００６２】
次に、表６に基づいて本実施例の温度変化に関する特性を説明する。本実施例では、第1レンズエレメントＬ１に異常分散性光学材料を使用している。表６によれば該第1レンズエレメントＬ１の屈折力変動ΔΦ１は比較的大きな値であるが、第２レンズエレメントＬ２の屈折力変動ΔΦ２によってかなり打ち消されている。また、第３レンズエレメントＬ３の屈折力変動ΔΦ３も該ΔΦ２ほどではないが、ΔΦ１を打ち消すように作用している。この結果、焦点位置変動量は、0.0159mm/degreeに圧縮される。なお、焦点位置の温度変動量の符号が正の場合は、レンズ群から遠ざかる方向に光学的焦点が移動することを意味する。
【００６３】
上記説明は、本アサーマルレンズ系が薄肉密着系であると近似した場合についてのものである。このため、各レンズエレメントの中心厚や間隔の変動が考慮されていないので、上記諸特性値には若干の誤差が含まれる。そこで、実際のレンズ形状やレンズ間隔、および実際の撮像素子の位置の熱変動などの要素も含めてより厳密な温度変動シミュレーションをしてみる。
【００６４】
レンズエレメント、および焦点位置に配置される撮像部材の保持部材をすべてアルミニウム製とする。この場合、撮像部材の機械的焦点位置と光学的焦点位置のずれ量は、-0.002mm/degreeになる。ここで、アルミニウムの線膨脹率は2.36E-6（degree^-1）とした。これは、アポクロマートレンズ系としては非常に小さいずれ量といえる。よって、優秀な色消し性能を有し、かつ環境温度が変化しても比較的焦点位置の変動量が小さい光学系が実現できるという本発明の効果が得られる。
【００６５】
（第２実施例）
次に、第２実施例にかかるアサーマルアポクロマートレンズ系について説明する。図２（ａ）は本実施例のレンズ構成を示す図である。第１の材料からなる第１レンズエレメントＬ１と、第２の材料からなる第２レンズエレメントＬ２と、第３の材料からなる第３レンズエレメントＬ３とを有し、第１レンズエレメントＬ１と第２レンズエレメントＬ２と第３レンズエレメントＬ３とは相互に略密着して配置されている。また、アサーマルレンズ系全体の屈折力の符号（正）と、第１レンズエレメントＬ１の屈折力の符号（正）及び前記第３レンズエレメントＬ３の屈折力の符号（正）とは同一である。さらに、アサーマルレンズ系全体の屈折力の符号（正）と、第２レンズエレメントＬ２の屈折力の符号（負）とは反対の符号である。
以下の表７に本実施例の諸元値を掲げる。ここで、物体は無限遠に位置するとする。また、本実施例の温度変化に関する諸特性値を表８に掲げる。なお、表８中の総合ｆおよびΦは、厚肉レンズの間隔の効果も含めて算出された値であり、薄肉系における総合屈折力の式
Φ＝Φ₁＋Φ₂＋Φ₃ （１０）
による値とは異なる値を示しているが、本発明の主旨を逸脱するものではない。
【００６６】
【表７】

【００６７】
【表８】

【００６８】
図２（ｂ）は本実施例の軸上色収差と球面収差を示す図である。図２（ｂ）から明らかなように、上記従来技術例の軸上色収差と球面収差（図３（ｂ），図４（ｂ））に比べて、軸上色収差と球面収差とが良好に補正されていることがわかる。
【００６９】
次に、本実施例の温度変化に対する諸特性を説明する。本実施例では、第1レンズエレメントＬ１に異常分散性光学材料を使用している。表８によれば該第1レンズエレメントＬ１の屈折力変動ΔΦ１は比較的大きな値だが、第２レンズエレメントＬ２の屈折力変動ΔΦ２によってかなり打ち消されている。また、第３レンズエレメントＬ３の屈折力変動ΔΦ３も該ΔΦ２ほどではないが、ΔΦ１を打ち消すよう作用している。この結果、焦点位置の温度変動量は、0.0272mm/degreeに圧縮される。なお、焦点位置の温度変動量の符号が正の場合は、レンズ群から遠ざかる方向に光学的焦点が移動することを意味する。
【００７０】
次に、上記第１実施例と同様に、実際のレンズ形状やレンズ間隔、および実際の撮像素子の位置の熱変動などの要素も含めてより厳密な温度変動シミュレーションをしてみる。レンズエレメント、および焦点位置に置かれる撮像部材の保持部材をすべてアルミニウム製とする。この場合、撮像部材の機械的焦点位置と光学的焦点位置のずれ量は、0.011mm/degreeになる。アルミニウムの線膨脹率は2.36E-6（degree^-1）とした。これは、アポクロマートとしては非常に小さいずれ量といえる。よって、優秀な色消し性能を有し、かつ環境温度が変化しても比較的焦点位置の変動量が小さい光学系が実現できるという本発明の効果が得られる。
【００７１】
また、上記各実施例では、無限遠物体の場合について説明している。しかし、本発明はこれにかぎられるものではなく、例えば上記各実施例にかかるアサーマルレンズ系を相互に対向させて配置して、有限距離物体についてのリレー光学装置を構成することもできる。
【００７２】
また、例えば潜望鏡等のペリスコープのように長い距離の像のリレーを要求されるような光学装置の一部または全部に本発明にかかるアサーマルレンズ系を用いると、温度変化の激しい環境下においても像の移動が少なくなる。よって、光学系の調整の頻度が少なくて済むという効果が得られる。
【００７３】
また、上記リレー光学装置や上記ペリスコープ光学装置において、結像作用に最も寄与する部分に本発明にかかるアサーマルレンズ系を用いることが望ましい。これにより、焦点位置の温度変動量をより低減できるという効果を奏する。
【００７４】
さらに、レンズエレメント保持部材の種類を適切に選択することにより、優秀な色消し性能を有し、かつ焦点位置の温度変動が低減された光学系が実現できるという本発明の効果を一層高めることができる。
【００７５】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明によれば、優れた色消し性能を有し、かつ焦点位置の温度変動が低減されたアサーマルレンズ系、及びこれを含む光学装置を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】（ａ）は本発明の第１実施例にかかるアサーマルアポクロマートレンズ系のレンズ構成図、（ｂ）はその軸上色収差および球面収差図である。
【図２】（ａ）は本発明の第２実施例にかかるアサーマルアポクロマートレンズ系のレンズ構成図、（ｂ）はその軸上色収差および球面収差図である。
【図３】（ａ）は第１の従来例にかかるアサーマルアポクロマートレンズ系のレンズ構成図、（ｂ）はその軸上色収差および球面収差図である。
【図４】（ａ）は第２の従来例にかかるアサーマルアポクロマートレンズ系のレンズ構成図、（ｂ）はその軸上色収差および球面収差図である。
【符号の説明】
Ｌ１第１レンズエレメント
Ｌ２第２レンズエレメント
Ｌ３第３レンズエレメント[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to an athermal lens system, in particular, an apochromatic athermal lens system, and an optical apparatus including the same.
[0002]
[Prior art]
The focal position of the optical system varies with changes in the environmental temperature. The causes include thermal expansion / contraction of the optical member itself, thermal expansion / contraction of the holding member for the optical member, and temperature fluctuation of the lens refractive power when a refractive lens is used. The focal position variation (hereinafter referred to as “focal position temperature variation”) due to a change in environmental temperature is particularly noticeable in an optical system using a refractive lens. In order to suppress the temperature fluctuation of the focal position as much as possible, for example, Japanese Patent Laid-Open No. 55-143518 proposes a method of appropriately selecting the optical material of the lens element. Japanese Patent Application Laid-Open No. 60-250316 discloses a method for reducing the temperature fluctuation of the focal position by positively using the fluctuation of the lens element and the lens group interval due to the expansion and contraction caused by the temperature change of the member holding the optical component. Has been proposed.
[0003]
Further, chromatic aberration always occurs in a refractive optical system. In order to reduce this chromatic aberration as much as possible to obtain a so-called apochromatic lens system, it is known that an anomalous dispersive optical material may be used as a member that mainly performs the imaging function of the optical system. Anomalous dispersive optical materials are used in many of the currently produced apochromatic lens systems.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
FIG. 3A is a diagram showing a lens configuration of a typical doublet apochromatic lens system having positive refractive power according to the first prior art, and FIG. 3B is a diagram showing axial chromatic aberration and spherical aberration. It is. In the aberration diagrams, C is C line (λ = 656.273 nm), d is d line (λ = 587.562 nm), F is F line (λ = 486.133 nm), and g is g line (λ = 435.834 nm). ) Respectively. Hereinafter, similar symbols are used in all aberration diagrams of the present specification.
In addition, the specification values of this lens system are listed in Table 1, and various characteristic values relating to temperature changes are listed in Table 2, respectively. Here, it is assumed that the object is located at infinity. The names and physical property values of all transmission optical materials in this specification are those described in the 2000 version electronic catalog of OHARA INC. In Table 2, “E-n” indicates “× 10 ⁻ⁿ ”. Hereinafter, the same notation is used for various characteristic values for all temperature changes in this specification.
[0005]
[Table 1]

[0006]
[Table 2]

[0007]
Further, as a comparison, with respect to a design example of a typical doublet achromatic lens system having a positive refractive power according to the second prior art, a lens configuration diagram is shown in FIG. 4A, and axial chromatic aberration and spherical aberration are shown in FIG. Each is shown in (b). Further, the specification values are listed in Table 3, and various characteristic values related to temperature change are listed in Table 4, respectively. It is assumed that the object is located at infinity.
[0008]
[Table 3]

[0009]
[Table 4]

[0010]
Next, the influence of the temperature change of the lens element will be considered. The refractive power Φs of a thin single lens in the atmosphere or vacuum is given by the following equation.
[0011]
Φs = (n−1) (1 / R1-1 / R2)
However,
n: refractive index of lens element R1: radius of curvature of first surface of lens element R2: radius of curvature of second surface of lens element
Therefore, the following formula is obtained by differentiating Φs with respect to the temperature t.
dΦs / dt = −Φs · c
However,
c = α- (1 / (n-1)). (dn / dt)
α: Thermal expansion coefficient [0013]
For each lens element L1, L2, L3, the above equation is rewritten as follows.
[0014]
ΔΦi = −Φi · ci · Δt i = 1,2,3 (1)
However,
ci = αi− (1 / (ni−1)) · (dni / dt)
αi: coefficient of thermal expansion of the optical material constituting the i-th lens element
Considering the temperature variation of the focal position, taking doublet apochromat according to the prior art as an example. For simplification, if the two lens elements L1 and L2 are approximately a thin contact system, the combined refractive power Φ is expressed by the following equation.
[0016]
Φ = Φ1 + Φ2
However,
Φ1: refracting power of the lens element L1 Φ2: refracting power of the lens element L2
The minute fluctuations ΔΦ, ΔΦ1, and ΔΦ2 on both sides are expressed by the following equation (2): ΔΦ = ΔΦ1 + ΔΦ2 (2)
[0018]
On the other hand, the refractive power Φ is defined by the reciprocal of the focal length f as in the following equation.
f = 1 / Φ
[0019]
Therefore, the minute fluctuation Δf of the focal length is expressed by the following equation (3).
Δf = − (1 / Φ ² ) · ΔΦ (3)
[0020]
In the thin-walled contact system, the focal length variation and the focal position variation coincide. Even in an actual thick-walled system, it is considered that the variation in focal length and the variation in focal position approximately coincide with each other if the lens elements are in close contact.
[0021]
In the first prior art example, an anomalous dispersion optical material is used for the first lens element L1. This anomalous dispersive optical material has a higher differential coefficient of refractive index with respect to temperature than ordinary glass. Further, the sign of the differential coefficient with respect to the temperature of the refractive index is negative in the opposite direction to most optical materials. Furthermore, in general, the linear expansion coefficient of anomalous dispersion optical materials is larger than that of many optical materials.
[0022]
For example, referring to the characteristic values of the first conventional example shown in Table 2, since the linear expansion coefficient α and the refractive index variation term are both positive from the expression (1) for the lens element L1, c1 is 2.468. E-5 and a relatively large positive value. Therefore, ΔΦ1 is a negative relatively large value −6.04E-8. On the other hand, for the lens element L2, c2 is 3.496E-7 which is considerably smaller than c1. As a result, ΔΦ2 is 5.07E-10. That is, since it has an opposite sign to ΔΦ1, but its absolute value is greatly different, it can be said from the equation (2) that ΔΦ is dominated by the value of ΔΦ1, and Δf is almost determined by the focus variation of the lens element L1.
[0023]
When an optical glass having a positive temperature coefficient of refractive index is used as a material constituting the lens element L1 as in the lens element L2, the value of c1 is small. Then, the effect of cancellation of ΔΦ1 and ΔΦ2 is further increased. As a result, the absolute value of ΔΦ is expected to be small, and the focal position variation is expected to be small. However, since such a transmission optical material does not have anomalous dispersion, it is assumed that the achromatic performance deteriorates.
[0024]
For example, in the second prior art doublet achromat whose lens data is shown in Table 3, ΔΦ1 and ΔΦ2 cancel each other appropriately. As a result, it can be seen that the temperature variation of the focal position due to the lens group is much smaller than that of the doublet apochromat. However, referring to FIG. 4B, the axial chromatic aberration is considerably larger than that of the doublet apochromat.
[0025]
As described above, when an anomalous dispersive optical material is used, the achromatic performance is excellent, but the temperature variation of the focal position is likely to occur. In particular, in the case of an optical system with a long focal length, or when the distance between the final surface of the lens element and the focal plane is relatively large, the holding material between the lens elements and between the lens groups should be selected appropriately. In many cases, however, the temperature fluctuation of the focal position cannot be sufficiently reduced.
[0026]
In addition, when an ordinary dispersive optical material is used, it is possible to design a lens with reduced temperature variation of the focal position. However, it has been thought that the achromatic performance is not sufficient.
[0027]
The present invention has been made in view of the above problems, and an object thereof is to provide an athermal lens system having excellent achromatic performance and reduced temperature fluctuation of the focal position, and an optical device including the same. To do.
[0028]
[Means for Solving the Problems]
In order to solve the above problems, the present invention provides:
A first lens element L1 made of a first material;
A second lens element L2 made of a second material;
And a third lens element L3 Metropolitan consisting third material,
The first lens element L1, the second lens element L2, and the third lens element L3 are athermal lens systems disposed substantially in close contact with each other,
The sign of the refractive power φ of the entire athermal lens system is the same as the sign of the refractive power φ1 of the first lens element and the sign of the refractive power φ3 of the third lens element,
The sign of the refractive power φ of the entire athermal lens system is opposite to the sign of the refractive power φ2 of the second lens element. Further, the present invention provides an athermal lens system characterized by satisfying the following conditional expression.
[0029]
75 <ν1 (4)
ν2 <ν1 (5)
ν3 <ν1 (6)
θ1 <θ2 <θ3 (7)
0 <c1 / c2 <4 (8)
c3 <0 (9)
However,
ν1: Abbe number of the first material,
θ1: partial dispersion ratio of the first material,
c1: temperature coefficient of the first material,
ν2: Abbe number of the second material,
θ2: partial dispersion ratio of the second material,
c2: temperature coefficient of the second material,
ν3: Abbe number of the third material,
θ3: partial dispersion ratio of the third material,
c3: temperature coefficient of the third material,
The Abbe number and the partial dispersion ratio are defined by the following equation.
.nu.i = (ndi-1) / (nFi-nCi) i = 1, 2, 3
θi = (nFi−nCi) / (ngi−nFi)
However,
nCi: Refractive index (i = 1, 2, 3) of C-line (wavelength 656.273 nm) of the i-th material,
ndi: refractive index (i = 1, 2, 3) of d-line (wavelength 587.562 nm) of the i-th material,
nFi: Refractive index (i = 1, 2, 3) of F line (wavelength 486.133 nm) of the i-th material,
ngi: Refractive index (i = 1, 2, 3) of g-line (wavelength 435.883 nm) of the i-th material,
ci = αi− (1 / (ndi−1)) · (d (ndi) / dt)
αi: Linear expansion coefficient of the i-th material t: Temperature of the material.
[0030]
Moreover, according to this invention, the optical apparatus characterized by including the athermal lens system of Claim 1 is provided.
[0031]
In the section of the means for solving the above-described problems for explaining the configuration of the present invention, the drawings of the embodiments of the invention are used for easy understanding of the present invention. It is not limited.
[0032]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the accompanying drawings.
The following three formulas (10), (11), and (12) are established for an apochromat that uses three lens elements L1, L2, and L3, which is a so-called three-wavelength achromat, under approximation with a thin-walled contact system. To do.
[0033]
Synthetic refractive power Φ = Φ1 + Φ2 + Φ3 (10)
Three-wavelength achromatic condition 0 = Φ1 / ν1 + Φ2 / ν2 + Φ3 / ν3 (11)
0 = Φ1 / ν1 ′ + Φ2 / ν2 ′ + Φ3 / ν3 ′ (12)
[0034]
However,
Φi: refractive power of the i-th lens element at the d-line (wavelength: 587.562 nm),
νi = (ndi−1) / (nFi−nCi),
ν i ′ = (ndi−1) / (ngi−nFi),
nCi: refractive index of C-line (wavelength 656.273 nm) of the optical material constituting the i-th lens element,
ndi: refractive index of d line (wavelength 587.562 nm) of the optical material constituting the i-th lens element,
nFi: refractive index of F-line (wavelength 486.133 nm) of the optical material constituting the i-th lens element,
ngi: refractive index of g-line (wavelength 435.834 nm) of the optical material constituting the i-th lens element.
[0035]
Here, when the equations (10), (11), and (12) are solved for Φ1, Φ2, and Φ3, the following equations are obtained.
Φ1 = (θ2−θ3) · ν1 · K · Φ (13)
Φ2 = (θ3-θ1) · ν2 · K · Φ (14)
Φ3 = (θ1-θ2) ・ ν3 ・ K ・ Φ (15)
[0036]
However,
K = 1 / ((θ2-θ3) · ν1 + (θ3-θ1) · ν2 + (θ1-θ2) · ν3)
[0037]
Also, from equation (10)
ΔΦ = ΔΦ1 + ΔΦ2 + ΔΦ3 (16)
It is.
[0038]
Since the thin contact system is considered, the fluctuation amount Δf of the composite focal length f and the fluctuation amount of the focal position are the same. The relationship between Δf and ΔΦ is shown in equation (3).
In order to reduce the secondary dispersion of the lens group as much as possible, the absolute value of the refractive power is the maximum among the lens elements having the same refractive power as that of the entire lens group as in the doublet apochromat. It is effective to use an anomalous dispersion optical material for the lens element. Accordingly, if the lens element L1 is selected as a lens element to which an anomalous dispersion optical material is applied, the condition shown in the formula (4) is determined from the characteristics of the general refractive index dispersion of the anomalous dispersion optical material. It is defined as the material condition of L1.
[0039]
75 <ν1 (4)
However,
ν1 = (nd1-1) / (nF1-nC1)
[0040]
Next, from the equations (13), (14), and (15), the following can be understood with respect to the refractive power of each lens element. In order to obtain an achromatic lens, it is necessary to use both positive and negative lens elements. For example, if the lens elements L2 and L3 have the same refractive power,
0 <Φ2 / Φ3
Is established.
[0041]
In this case, from the equations (14) and (15),
0 <((θ3-θ1) / (θ1-θ2)) · (ν2 / ν3)
Need to be satisfied.
[0042]
Here, both ν2 and ν3 always have positive values.
0 <(θ3-θ1) / (θ1-θ2)
Must be established.
[0043]
In other words,
θ3 <θ1 <θ2, or θ2 <θ1 <θ3
Must be established.
[0044]
Here, since the main characteristic of an anomalous dispersive optical material is that it takes a value smaller than θ of the ordinary dispersive optical material, it can be said that the above condition does not actually hold. Therefore, the refractive powers of the lens element L2 and the lens element L3 must have different signs. Therefore, the refractive powers of the lens element L1 and the lens element L3 are the same, and the refractive power of the lens element L2 is different from the refractive power of the lens element L1.
[0045]
In this case, equation (7) is derived from equations (13), (14), and (15).
θ1 <θ2 <θ3 (7)
This is a necessary condition for establishing an apochromatic lens system composed of three lens elements.
[0046]
Further, in the equation (16), the amount of variation ΔΦ of the combined refractive power Φ can be reduced by canceling ΔΦ1, ΔΦ2, and ΔΦ3. The reason why it is particularly effective to cancel ΔΦ1 mainly by ΔΦ2 will be described below.
[0047]
The reason why the variation of the refractive power of the lens element L1 with temperature is relatively large is that the anomalous dispersion optical material has relatively large absolute values of both α1 and dn1 / dt, and α1 is positive and dn1 / dt is negative. This shows that the effects of both are added and the value of c1 is increased. On the other hand, since the refractive power of the lens element L3 is the same as that of the lens element L1, if an anomalous dispersion optical material is used up to the lens element L3, ΔΦ1 and ΔΦ3 have the same sign, and it becomes difficult to compress ΔΦ. Therefore, a normal dispersive optical material must be used for the lens element L3.
[0048]
The material of the lens element L3 is defined by the conditions shown in the equation (6) depending on the normal characteristics of the ordinary dispersive optical material. That is,
ν3 <ν1 (6)
It is.
[0049]
The linear expansion coefficient α of most transmission optical materials is positive, but it is smaller than the linear expansion coefficient α of anomalous dispersion optical materials, and dn / dt often takes a positive value. For this reason, as a result, in most cases, the absolute value of c is considerably smaller than that of the anomalous dispersive optical material. As a result, the effect of canceling ΔΦ1 with ΔΦ3 is weakened. However, it is preferable that ΔΦ1 and ΔΦ3 have different signs.
[0050]
For anomalous dispersive optical materials,
0 <c1
It is. For this reason, the condition of equation (9),
c3 <0 (9)
It is necessary to reduce the absolute value of ΔΦ.
[0051]
Next, a similar study will be made on the lens element L2. From the viewpoint of aberration correction, it is desirable that the radius of curvature of the surface of each lens element does not become too small. For that purpose, it is necessary to consider keeping the values of | Φ1 |, | Φ2 |, and | Φ3 | as small as possible.
[0052]
From equation (7)
| Θ3-θ1 |> | θ2-θ3 | is established. Referring to this and the equations (13) and (14), in order to keep | Φ2 | as small as possible, the condition of the equation (5) for the Abbe number of the optical material of the lens element L2,
ν2 <ν1 (5)
It turns out that it is desirable to satisfy.
[0053]
Furthermore, it is desirable that the value of dn / dt is negative if it can be made as small as possible.
Considering equation (1), in order for ΔΦ1 and ΔΦ2 to cancel each other, since Φ1 and Φ2 have different signs, c1 and c2 need to have the same sign. In general, | Φ2 | is approximately twice the value of | Φ1 |, so c2 is preferably about 1/2 of c1. However, the condition of equation (8),
0 <c1 / c2 <4 (8)
If it is in this range, the effect of canceling ΔΦ can be obtained.
[0054]
If the material of each lens element L1, L2, L3 is selected by the procedure described above, an apochromatic lens system in which the temperature variation of the focal position is reduced can be designed.
It is not always desirable to set ΔΦ to 0. The lens and the focal plane are actually connected by some holding member, and this holding member itself contracts due to temperature fluctuation. Therefore, ideally it is desirable that the mechanically defined focal plane and the optical focus always move together.
[0055]
However, in an optical system composed of a plurality of lens groups, the distance between the lens groups also changes due to the contraction of the holding member, and the movement of the focal point due to this is combined with the focal point movement caused by the lens system itself. Even in such a case, a great effect can be obtained by selecting an optical material that satisfies the above-described conditions for a lens group that contributes particularly to the movement of the focal position.
[0056]
【Example】
(First embodiment)
The athermal apochromatic lens system according to the first example will be described below. FIG. 1A is a diagram illustrating a lens configuration of the present embodiment. The first lens element L1 made of the first material, the second lens element L2 made of the second material, and the third lens element L3 made of the third material, the first lens element L1 and the second lens element L2 The lens element L2 and the third lens element L3 are arranged in close contact with each other.
[0057]
The sign of the refractive power of the entire athermal lens system (positive), the sign of the refractive power of the first lens element L1 (positive), and the sign of the refractive power of the third lens element L3 (positive) are the same. Further, the sign (positive) of the refractive power of the entire athermal lens system is opposite to the sign (negative) of the refractive power of the second lens element L2.
[0058]
Table 5 below presents the specification values of this example. Here, it is assumed that the object is located at infinity. In addition, Table 6 shows various characteristic values related to temperature change in this example. The total f and Φ in Table 6 are values calculated including the effect of the thickness of the thick lens, and the total refractive power formula Φ = Φ ₁ + Φ ₂ + Φ ₃ (10) in the thin-walled system.
Although a value different from the value according to is shown, it does not depart from the gist of the present invention.
[0059]
[Table 5]

[0060]
[Table 6]

[0061]
FIG. 1B is a diagram showing axial chromatic aberration and spherical aberration in the present embodiment. As apparent from FIG. 1 (b), the axial chromatic aberration and the spherical aberration are corrected better than the axial chromatic aberration and the spherical aberration (FIGS. 3 (b) and 4 (b)) of the above prior art example. You can see that
[0062]
Next, the characteristic regarding the temperature change of a present Example is demonstrated based on Table 6. FIG. In this embodiment, an anomalous dispersion optical material is used for the first lens element L1. According to Table 6, the refractive power variation ΔΦ1 of the first lens element L1 is a relatively large value, but is considerably canceled by the refractive power variation ΔΦ2 of the second lens element L2. Further, the refractive power fluctuation ΔΦ3 of the third lens element L3 is not as large as ΔΦ2, but acts to cancel ΔΦ1. As a result, the focal position variation is compressed to 0.0159 mm / degree. When the sign of the temperature fluctuation amount at the focal position is positive, it means that the optical focal point moves in the direction away from the lens group.
[0063]
The above description is about the case where the present athermal lens system is approximated to be a thin contact system. For this reason, since fluctuations in the center thickness and interval of each lens element are not taken into account, the above characteristic values include some errors. Therefore, a more rigorous temperature fluctuation simulation including factors such as the actual lens shape and lens interval, and the actual fluctuation of the position of the image pickup element will be performed.
[0064]
The lens element and the holding member for the imaging member arranged at the focal position are all made of aluminum. In this case, the amount of deviation between the mechanical focus position and the optical focus position of the imaging member is −0.002 mm / degree. Here, the linear expansion coefficient of aluminum was 2.36E-6 (degree ^-1 ). This is a very small amount for an apochromatic lens system. Therefore, the effect of the present invention that an optical system having excellent achromatic performance and having a relatively small amount of variation in the focal position even when the environmental temperature changes can be realized.
[0065]
(Second embodiment)
Next, an athermal apochromatic lens system according to the second example will be described. FIG. 2A is a diagram illustrating a lens configuration of the present embodiment. The first lens element L1 made of the first material, the second lens element L2 made of the second material, and the third lens element L3 made of the third material, the first lens element L1 and the second lens element L2 The lens element L2 and the third lens element L3 are arranged in close contact with each other. The sign of the refractive power of the entire athermal lens system (positive), the sign of the refractive power of the first lens element L1 (positive), and the sign of the refractive power of the third lens element L3 (positive) are the same. Further, the sign (positive) of the refractive power of the entire athermal lens system is opposite to the sign (negative) of the refractive power of the second lens element L2.
Table 7 below shows specification values of the present example. Here, it is assumed that the object is located at infinity. In addition, Table 8 lists various characteristic values related to temperature changes in this example. The total f and Φ in Table 8 are values calculated including the effect of the thickness of the thick lens, and the total refractive power formula Φ = Φ ₁ + Φ ₂ + Φ ₃ (10) in the thin-walled system.
Although a value different from the value according to is shown, it does not depart from the gist of the present invention.
[0066]
[Table 7]

[0067]
[Table 8]

[0068]
FIG. 2B is a diagram showing axial chromatic aberration and spherical aberration of the present embodiment. As apparent from FIG. 2 (b), the axial chromatic aberration and the spherical aberration are corrected better than the axial chromatic aberration and the spherical aberration (FIGS. 3 (b) and 4 (b)) of the above prior art example. You can see that
[0069]
Next, various characteristics with respect to temperature changes of the present embodiment will be described. In this embodiment, an anomalous dispersion optical material is used for the first lens element L1. According to Table 8, the refractive power fluctuation ΔΦ1 of the first lens element L1 is a relatively large value, but is considerably canceled by the refractive power fluctuation ΔΦ2 of the second lens element L2. Further, the refractive power fluctuation ΔΦ3 of the third lens element L3 is not as large as ΔΦ2, but acts to cancel ΔΦ1. As a result, the temperature fluctuation amount of the focal position is compressed to 0.0272 mm / degree. When the sign of the temperature fluctuation amount at the focal position is positive, it means that the optical focal point moves in the direction away from the lens group.
[0070]
Next, as in the first embodiment, a more rigorous temperature fluctuation simulation including factors such as the actual lens shape and lens interval, and the actual fluctuation in the position of the image pickup element will be performed. The lens element and the holding member for the imaging member placed at the focal position are all made of aluminum. In this case, the amount of deviation between the mechanical focus position and the optical focus position of the imaging member is 0.011 mm / degree. The linear expansion coefficient of aluminum was 2.36E-6 (degree ^-1 ). This is a very small amount of apochromat. Therefore, the effect of the present invention that an optical system having excellent achromatic performance and having a relatively small amount of variation in the focal position even when the environmental temperature changes can be realized.
[0071]
In each of the above embodiments, the case of an object at infinity is described. However, the present invention is not limited to this, and for example, the athermal lens system according to each of the above embodiments can be arranged to face each other to constitute a relay optical device for a finite distance object.
[0072]
In addition, when the athermal lens system according to the present invention is used for a part or all of an optical device that requires relay of a long-distance image such as a periscope such as a periscope, an image can be obtained even in an environment where the temperature changes rapidly. Less movement. Therefore, the effect that the frequency of adjustment of the optical system can be reduced is obtained.
[0073]
In the relay optical device and the periscope optical device, it is desirable to use the athermal lens system according to the present invention in a portion that contributes most to the imaging action. Thereby, there is an effect that the temperature fluctuation amount of the focal position can be further reduced.
[0074]
Furthermore, by appropriately selecting the type of the lens element holding member, it is possible to further enhance the effect of the present invention that an optical system having excellent achromatic performance and reduced temperature fluctuation of the focal position can be realized. it can.
[0075]
【The invention's effect】
As described above, according to the present invention, it is possible to provide an athermal lens system having excellent achromatic performance and reduced temperature fluctuation of the focal position, and an optical device including the same.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1A is a lens configuration diagram of an athermal apochromatic lens system according to a first example of the present invention, and FIG. 1B is a graph showing longitudinal chromatic aberration and spherical aberration.
FIG. 2A is a lens configuration diagram of an athermal apochromatic lens system according to a second example of the present invention, and FIG. 2B is an axial chromatic aberration and spherical aberration diagram thereof.
FIG. 3A is a lens configuration diagram of an athermal apochromat lens system according to a first conventional example, and FIG. 3B is a graph showing longitudinal chromatic aberration and spherical aberration.
FIG. 4A is a lens configuration diagram of an athermal apochromatic lens system according to a second conventional example, and FIG. 4B is a diagram of axial chromatic aberration and spherical aberration.
[Explanation of symbols]
L1 First lens element L2 Second lens element L3 Third lens element

Claims

第１の材料からなる第１レンズエレメントと、
第２の材料からなる第２レンズエレメントと、
第３の材料からなる第３レンズエレメントとからなり、
前記第１レンズエレメントと前記第２レンズエレメントと前記第３レンズエレメントとは相互に略密着して配置されているアサーマルレンズ系であって、
前記アサーマルレンズ系全体の屈折力の符号と、前記第１レンズエレメントの屈折力の符号及び前記第３レンズエレメントの屈折力の符号とは同一であり、
前記アサーマルレンズ系全体の屈折力の符号と、前記第２レンズエレメントの屈折力の符号とは反対の符号であり、
さらに以下の条件式を満足することを特徴とするアサーマルレンズ系。
７５＜ν1
ν２＜ν1
ν３＜ν１
θ１＜θ２＜θ３
０＜ｃ１／ｃ２＜４
ｃ３＜０
ただし、
ν１：前記第１の材料のアッベ数,
θ１：前記第１の材料の部分分散比,
ｃ１：前記第１の材料の温度係数,
ν２：前記第２の材料のアッベ数,
θ２：前記第２の材料の部分分散比,
ｃ２：前記第２の材料の温度係数,
ν３：前記第３の材料のアッベ数,
θ３：前記第３の材料の部分分散比,
ｃ３：前記第３の材料の温度係数,
また、前記アッベ数と前記部分分散比は次式で定義される.
νi=(ｎｄｉ−１)/(ｎＦｉ−ｎＣｉ) ｉ＝１，２，３
θi=(ｎＦｉ−ｎＣｉ)/(ｎｇｉ−ｎＦｉ)
ただし、
ｎＣｉ：前記第ｉ番の材料のＣ線（波長６５６．２７３ｎｍ）の屈折率（ｉ＝１，２，３）,
ｎｄｉ：前記第ｉ番の材料のｄ線（波長５８７．５６２ｎｍ）の屈折率（ｉ＝１，２，３）,
ｎＦｉ：前記第ｉ番の材料のＦ線（波長４８６．１３３ｎｍ）の屈折率（ｉ＝１，２，３）,
ｎｇｉ：前記第ｉ番の材料のｇ線（波長４３５．８３４ｎｍ）の屈折率（ｉ＝１，２，３）,
ｃｉ＝αｉ−（１／（ｎｄｉ−１））・（d（ｎｄｉ）／ｄｔ）
αｉ：前記第ｉ番の材料の線膨脹率
ｔ：当該材料の温度.A first lens element made of a first material;
A second lens element made of a second material;
And a third lens element consisting of a third material,
The first lens element, the second lens element, and the third lens element are athermal lens systems arranged in close contact with each other,
The sign of the refractive power of the entire athermal lens system, the sign of the refractive power of the first lens element, and the sign of the refractive power of the third lens element are the same,
The sign of the refractive power of the entire athermal lens system is opposite to the sign of the refractive power of the second lens element;
An athermal lens system that satisfies the following conditional expression:
75 <ν1
ν2 <ν1
ν3 <ν1
θ1 <θ2 <θ3
0 <c1 / c2 <4
c3 <0
However,
ν1: Abbe number of the first material,
θ1: partial dispersion ratio of the first material,
c1: temperature coefficient of the first material,
ν2: Abbe number of the second material,
θ2: partial dispersion ratio of the second material,
c2: temperature coefficient of the second material,
ν3: Abbe number of the third material,
θ3: partial dispersion ratio of the third material,
c3: temperature coefficient of the third material,
The Abbe number and the partial dispersion ratio are defined by the following equation.
.nu.i = (ndi-1) / (nFi-nCi) i = 1, 2, 3
θi = (nFi−nCi) / (ngi−nFi)
However,
nCi: Refractive index (i = 1, 2, 3) of C-line (wavelength 656.273 nm) of the i-th material,
ndi: Refractive index (i = 1, 2, 3) of d-line (wavelength 587.562 nm) of the i-th material,
nFi: Refractive index (i = 1, 2, 3) of F line (wavelength 486.133 nm) of the i-th material,
ngi: Refractive index (i = 1, 2, 3) of g-line (wavelength 435.834 nm) of the i-th material,
ci = αi− (1 / (ndi−1)) · (d (ndi) / dt)
αi: Linear expansion coefficient of the i-th material t: Temperature of the material.

請求項１に記載のアサーマルレンズ系を含むことを特徴とする光学装置。 An optical apparatus comprising the athermal lens system according to claim 1.