Photographisches Gauss-Objektiv Die Erfindung bezieht sich auf ein photogra phisches Gauss-Objektiv, in dem ein Paar konvex konkaver Glieder mit rein divergierender Wirkung vorgesehen ist, die zwischen Sammelgliedern ange ordnet sind und an gegenüberliegenden Seiten einer Blende einander zugekehrte konkave Flächen auf weisen, welches Objektiv durch ungewöhnlich gute Korrektureigenschaften, sowohl hinsichtlich der Aberration niederer Ordnung und der schrägen sphäri schen Aberration wie auch der astigmatischen Fehler höherer Ordnung gekennzeichnet ist.
Das erfindungs gemässe Objektiv ist besonders ,geeignet, um den An forderungen zu entsprechen, die durch die moderne Nacht-Luftphotographie an Objektive mit mittlerer Brennweite, Lichtstärke und Bildwinkel gestellt werden. Ein Ausführungsbeispiel des erfindungs gemässen Objektivs, das diesen Bedingungen ent spricht, hat eine Brennweite von 30,48 cm, eine Lichtstärke von 1 : 2,5 und einen Bildwinkel von 55 .
Es ist bereits schon seit langem bekannt, dass Gauss-Objektive sowohl bei Betrachtungssystemen wie auch für photographische Zwecke ein grosses gut korrigiertes Bildfeld liefern, und d'ass man durch ver schiedene Abwandlungen dieser Objektive die Kor rekturen erhalten kann, die bei dem jeweiligen Ver wendungszweck des Objektivs gefordert werden. Je doch weisen die bekannten Gauss-Objektive gewisse Mängel auf, durch die ihre Lichtstärke und der Bild winkel begrenzt werden.
Ein bemerkenswertes Bei spiel eines solchen Mangels ist das Auftreten sphäri scher Aberration bei beträchtlich achsenfernen Win keln, die als schräge sphärische Aberration bezeich net wird und lediglich das Wiederauftreten der korri gierbaren achsennahen sphärischen Aberration ist.
Die schräge sphärische Aberration ändert sich im allgemeinen mit dem Quadrat des Bildwinkels der achsenfernen Strahlen und mit der dritten Potenz der relativen Blendenöffnung, so dass man bei einem Gauss-Objektiv mit grossem Bildwinkel und grosser Lichtstärke erhebliche Schwierigkeiten zu erwarten hat, die sich aus der schrägen sphärischen Aberration ergeben, wobei diese Schwierigkeiten noch grösser werden, wenn die erforderlichen Brennweiten wesent lich grösser sind als die, die für gewöhnliche photogra phische Zwecke benutzt werden.
Ein weiterer Nachteil der Gauss-Objektive ist der, dass der Astigmatismus höherer Ordnung bei grösser werdendem Bildwinkel rasch grösser wird. Dabei ist diese Tendenz so stark ausgeprägt, dass man für die Zwecke, für die das erfindungsgemässe Objektiv be stimmt ist, ungewöhnliche Mittel zur Korrektur der Aberration zur Anwendung bringen muss. In dem am 5.
Dezember 1950 ausgegebenen USA- Patent Nr. 2 532 751 wurde bereits dargelegt, wie eine Vergrösserung des Blendenraumes eines Gauss- Objektivs dazu verwendet werden kann, die schräge sphärische Aberration zu vermindern, indem man den grössten Teil dieser Aberration, die sich mit der dritten Potenz der Blendenöffnung ändert, ausschaltet und auf einen Beitrag zu den Restfehlern, die sich mit der fünften und höheren Potenzen der Blenden öffnung ändern, beschränkt. Auch das USA-Patent Nr. 2<B>6713</B> 80, ausgegeben am 9.
März 1954, zeigt bereits, wie Ausgleichsmittel in den Mittelluftraum eines solchen Objektivs eingeführt werden können, um dadurch Vorteile einschliesslich der Berichtigung schräger sphärischer Aberration zu verwirklichen. Somit kann durch Anwendung der in diesen Paten ten dargelegten Mittel die schräge sphärische Aberra tion in ihrer Grösse vermindert werden und ihr Ein fluss auf beliebige vorgegebene Zonen und Bild winkel kann etwa auf den Wert Null gebracht wer den. Bei der Entwicklung eines als Nachtobjektiv aus gebildeten Gauss-Objektivs mit einer Brennweite von 30,48 cm, einer Lichtstärke von 1 : 2,5 und einem Bildwinkel von 55 wurde festgestellt, dass ein solches gemäss den Erkenntnissen dieser Patente ausgebildetes Objektiv eine geringere optimale Güte aufweist.
Tat sächlich zeigt sich, dass die Verwendung verhältnis mässig stark gekrümmter um die Blende herum an geordneter Linsenflächen, was bei solchen Objektiven mit grossem Blendenraum erforderlich ist, zu einer Vergrösserung der schrägen sphärischen Aberration in der sagittalen Richtung führt.
Die normale schräge sphärische Aberration eines solchen Objektivs, bei dem die Flächen der um die Blende angeordneten Linsen schwächere Krümmungen aufweisen, bewirkt bei der Abbildung einer punktförmigen Lichtquelle bei nur mässiger Ausdehnung in der sagittalen Rich tung eine beträchtliche Ausdehnung in der merid'io- nalen Richtung, während solche Objektive mit grossem Blendenraum und stärker gekrümmten, die Blende umgebenden Linsenflächen in meridionaler (tangen- tial) Richtung schwächere und in sagittaler (skew)
Richtung stärkere schräge sphärische Aberration auf weisen. Bei den letztgenannten Objektiven ist die Aberrationsänderung über das gesamte Feld ver hältnismässig gering, so dass diese Objektive hervor ragende achsenferne Abbildungen liefern. Wenn je doch eine weitere Verbesserung der Güte der achsen- fernen Abbildung erreicht werden soll, dann muss die schräge sphärische Aberration in der sagittalen Richtung noch weiter vermindert werden, wobei die Korrektur dieser Aberration meridionaler Richtung aufrechterhalten wird.
Der vorliegenden Erfindung lieb daher die Auf gabe zugrunde, ein Gauss-Objektiv vorzusehen, das in seiner Güte den bisher vorgeschlagenen Objektiven überlegen ist, und bei dem eine Reihe von Mitteln in neuartiger Kombination zur Anwendung gekom men sind, um das gewünschte Ergebnis zu erzielen.
Die Erfindung betrifft ein photographisches Objek tiv, das für sphärische und chromatische Aberration, einschliesslich schräger sphärischer Aberration, Koma, astigmatische Fehler, Bildfeldkrümmun.g und Ver zerrung korrigiert ist und aus einem Paar äusserer Glieder mit rein sammelnder Wirkung und einem Paar konvexkonkav ausgebildeter Glieder besteht, die eine rein negative Wirkung haben und zwischen den äussern Gliedern angeordnet sind und auf gegen überliegenden Seiten einer Blende so angeordnet sind, dass sie der Blende ihre konkaven Flächen zukehren,
wobei beide Sammelglieder eine Brechzahl aufweisen, die zwischen 1,58 bis 1,80 liegt, während das vor dere Sammelglied gegen die Blende zu eine konkave, an Luft angrenzende Fläche mit einer Brechkraft von -0,2 bis -0,8 aufweist, während das hintere Sammelglied gegen die Blende hin ebenfalls eine an Luft angrenzende Fläche mit einer Brechkraft von -0,3 bis-0,4 hat, wobei ferner das vordere konvex konkave Glied eine an die Blende angrenzende kon kave Fläche aufweist, die eine Brechkraft von -1,7 bis -2,8 hat, während die Brechkraft der an die Blende angrenzenden konkaven Fläche des hintern konvexkonkaven Gliedes zwischen -1,0 und -1,9 liegt und einen numerischen Wert hat,
der kleiner als der der besagten konkaven Fläche des vordern konvexkonkaven Gliedes ist, wobei alle diese Brech- kräfte unter Bezugnahme auf die als Einheit an genommene Brechkraft des Objektivs angegeben sind, und wobei der axiale Abstand der konkaven Flächen der negativen konvexkonkaven Glieder grösser als 0,14 F und kleiner als 0,28 F ist, wenn F die Brennweite des Objektivs ist.
Die Zeichnungen zeigen Ausführungsbeispiele der Erfindung, wobei Fig. 1 und 2 schematische Ansichten zweier ver schieden ausgebildeter Objektive darstellen.
Fig. IA und 2A Teilansichten in vergrössertem Massstab sind, die die Anwendung einer asphärischen Krümmung bei zwei Linsenflächen der Objektive nach Fig. 1 und 2 zeigen, und Fig. 3 eine schematische Darstellung einer von dem in der Fig. 1 gezeigten Ausführungsbeispiel ab weichenden Ausbildung des Objektivs ist, bei dem eine Feldebnungslinse verwendet wird.
Die Form des in der Fig. 1 dargestellten Gauss- Objektivs hat sich als die günstigste für ein Nacht aufnahmeobjektiv mit einer Lichtstärke von 1 : 2,5, einer Brennweite von 30,48 cm und einem Bildwinkel von 55, erwiesen. Das Objektiv besitzt äussere Sammelglieder, die die Form gekitteter Dubletten haben, wobei das Vorderglied aus einer äussern Sam mellinse 1 und einer innern Zerstreuungslinse II be steht, während die das Hinterglied des optischen Systems bildende Doppellinse aus einer innern Zer streuungslinse VII und einer äussern Sammellinse VIII gebildet wird.
Diese Sammelglieder umschliessen negative konvexkonkave Glieder, deren konkave Flächen der in der Mitte des Systems liegenden Blende zugewandt sind, wobei jedes dieser konvex konkaven Glieder anstatt aus miteinander verkitte ten Dubletten, wie sie üblicherweise bei bekannten Gauss-Objektiven Verwendung finden, aus einem Paar voneinander getrennter konvexkonkaver Linsen besteht. Das vordere konvexkonkave Glied besteht aus einer äussern positiven Linse<B>111</B> und einer innern Zerstreuungslinse IV, während das hintere konvex konkave Glied aus einer innern Zerstreuungslinse V und einer äussern Sammellinse VI besteht.
Bei dem Objektiv gemäss Fig. 1 wird die Korrektur schräger sphärischer Aberration dadurch erreicht, dass. man gekittete Doppellinsen als äussere Glieder des Ob jektivs verwendet, obwohl auch Einzellinsen mit asphärischen Flächen für diesen Zweck hätten be nutzt werden können. Die positiven Linsen I, 111, VI und VIII des Objektivs sind aus hochbrechendem Glas seltener Erden hergestellt. Die durch die Ver wendung von Glas seltener Erden erzielte Verbesse rung liegt in der Hauptsache in noch grösserer Ver vollkommnung der Korrektur bei gegebenen Werten der Lichtstärke der Brennweite und des Bildwinkels.
Das in der Fig. 2 dargestellte Objektiv ist hin sichtlich der Art der Glieder und der diese bildenden Linsen dem der Fig. 1 sehr ähnlich. Es unterscheidet sich von dem Objektiv nach Fig. 1 lediglich dadurch, dass die hier zur Verwendung gekommenen Gläser eine mittlere bis hohe Brechzahl aufweisen, und dass keine Gläser aus seltenen Erden verwendet werden. Die Korrektur des Objektivs nach Fig. 2 ist unter schiedlich von der des in der Fig. 1 dargestellten Objektivs, liegt aber nicht wesentlich unterhalb dem bei dem Objektiv nach Fig. 1 erzielten Wert.
Im Hinblick auf die Tatsache aber, dass man bei mo dernen photographischen Objektiven bestrebt ist, absolute Vollkommenheit zu erzielen, dürfte selbst eine Verbesserung der Leistung des Objektivs um 201/9, wie sie durch die Verwendung von Gläsern aus seltenen Erden bei dem in der Fig. 1 dargestell ten optischen System erreicht wird, die Verwendung dieses Materials rechtfertigen.
Die in den Fig. 1 und 2 dargestellten Objektive sind als typische Ausführungsbeispiele anzusehen, wobei das verwendete Glasmaterial innerhalb des obern Teils des praktisch realisierbaren Brechzahl bereiches liegt. Wenn ein Opfer auf Kosten der Lichtstärke gebracht werden kann, dann können Objektive, bei denen die älteren Arten optischer Gläser mit mittlerem bis niedrigem Brechungsindex Verwendung finden, hergestellt werden, deren Güte im übrigen mit denen der in den Fig. 1 und 2 dar gestellten Objektiven vergleichbar ist.
Bei Gauss-Objektiven sind die meridionalen Strahlenbündel in der Regel grösserer Aberration unterworfen als sagittale Strahlenbündel, da die Bre chungswinkel in der Meridionalebene praktisch an jeder Fläche ihren maximalen Wert erreichen. An derseits sprechen die Korrekturen meridionaler Strahlen mehr als die Korrektur der sagittalen Strahlen auf Kompensationsbrechungen an.
Dem gemäss ist es möglich, durch Anwendung einer An zahl von Linsenelementen mit verhältnismässig flachen Krümmungen die erforderlichen Korrekturen der schrägen sphärischen Aberration der meridiona- len Strahlen zu bewirken, wobei ein Brechungs ausgleich durch geeignete Bemessung der Krüm mungen, der Abstände und der Brechzahldifferenzen erreicht werden kann. Durch die Verwendung sol cher flachen Krümmungen erhält man dann die ge ringste schräge sphärische Aberration in sagittaler Richtung.
Weitere Korrekturen, deren Wert beträcht lich ist, kann man durch die Verwendung von asphä- rischen Flächen erzielen, wobei allerdings bei in grösseren Mengen herzustellenden Linsen derartig grosse Abweichungen von den sphärischen Flächen praktisch nicht durchführbar sind.
Die in den Objektiven nach Fig. 1 und 2 verwen deten Linsen weisen im Vergleich zu denen bekann ter Objektive verhältnismässig flache Krümmungen auf; und wenn man auch Linsen verwenden könnte, deren Flächen noch flachere Krümmungen als bei diesen beiden Objektiven aufweisen, so würde man doch dadurch ein optisches System mit übergrosser Baulänge erhalten. Da Gläser mit hoher Brechzahl gewöhnlich auch eine grössere Lichtabsorption als Gläser mit niedriger Brechzahl besitzen, ist es mit Rücksicht auf eine möglichst geringe Lichtabsorption erforderlich, dass die Masse des optischen Systems auf das kleinste Mass zurückgeführt wird, wenn solche Gläser mit hoher Brechzahl verwendet werden sollen.
Die optischen Systeme nach Fig. 1 und 2 sind demzufolge verhältnismässig kompakt gestaltet, um die Gesamtlänge des durch das Glas verlaufen den Strahlenganges so gering wie möglich zu halten, wobei ein Kompromiss mit dem Korrekturzustand eingegangen werden muss. Ein weiterer Vorteil eines kompakten optischen Systems ist der, dass bei diesem im allgemeinen bei grossen achsenfernen Winkeln ein geringeres Vignettieren auftritt, da die ver schiedenen Lichtbündel gewöhnlich innerhalb kleiner Raumwinkel zur Lichteintrittspupille liegen. über dies ist auch ein Objektiv kompakter Bauart im all gemeinen Gebrauch zu bevorzugen.
Die Objektive können so ausgeführt werden, dass sie im Rahmen der nachfolgend bezeichneten Grenzen eine Reihe voneinander abweichender Merk male aufweisen. Bei Objektiven, wie sie in den Fig. 1 und 2 dargestellt sind, bei denen die äussern Sammel- glieder aus gekitteten Sammelgliedern bestehen, kann zwischen der Brechzahl der ersten und letzten gekitteten Fläche ein erheblicher Unterschied be stehen.
Bei dem ersten Glied des optischen Systems, das aus den Linsen I und Il gebildet wird, soll die Linse I die höhere Brechzahl aufweisen, und die Differenz zwischen dieser und der Brechzahl der ge kitteten Fläche, die durch den Radius R2 bestimmt wird, soll innerhalb eines Bereiches von 0,03 und 0,08 liegen. Eine geringere Brechzahldifferenz als 0,03 kann zu einer zu starken Krümmung der Fläche und demzufolge zu einer zu grossen Dicke des Gliedes oder zu einer I7berkorrektur durch die Fläche führen, während eine zu grosse Brechzahldifferenz sowohl Verzerrung als auch das Auftreten astigmatischer Bildfehler verursacht.
Was das im hintern Teil des optischen Systems angeordnete äussere Sammelglied anbetrifft, so machen die konvergierenden Licht strahlenbündel, um die gewünschte Korrekturwir kung zu erzielen, eine stärker gekrümmte Fläche er forderlich, und wegen der grösseren Neigung der stärker gekrümmten Fläche ist eine geringere Brech- zahldifferenz erwünscht.
Bei dem hintern Sammel- glied soll die Linse VII die kleinere Brechzahl auf weisen, wobei der bevorzugte Bereich für die Brech- zahldifferenz zwischen dieser Linse und der durch den Radius Ris bestimmten Fläche als zwischen den Werten 0,01 und 0,06 liegend ermittelt wurde.
Hierbei muss beachtet werden, dass sich bei Sammel gliedern, die komplizierter als gekittete Doppel linsen ausgebildet sind, die erwähnten Brechzahl- differenzen auf die gekitteten Flächen beziehen, deren Scheitel von der Blende abgewendet ist, da die Krümmungen anderer Flächen, die sich zu der in der Mitte des optischen Systems liegenden Blende hin öffnen, unempfindlich sind und keine grosse Korrekturwirkung aufweisen.
Wie oben bereits erwähnt, soll das arithmetische Mittel der Brechzahlen der äussern Sammelglieder so gross wie praktisch möglich sein, obgleich man auch Objektive mit hervorragenden Eigenschaften erhalten kann, wenn der Wert der Brechzahl min destens 1,58 beträgt. Da das gegenwärtig für die Herstellung solcher Linsen zur Verfügung stehende Glas mit einer grösseren Brechzahl als 1,80 bemer kenswert gelb ist und sich aus diesem Grunde nicht für diese Verwendung eignet, kann das vordere und das hintere Sammelglied bloss ein arithmetisches Mittel der Brechzahlen aufweisen, die in einem Be reich von 1,58 bis<B>1,80</B> liegt.
Dadurch, dass bei dem vorgeschlagenen Objektiv stark brechende Dubletten als äussere Sammelglieder zur Anwendung kommen, ist eine bequeme Farb- korrektur möglich, wodurch bei der Wahl des Glases für die negativen, an der Blende angrenzen den konvexkonkaven Linsen weniger Beschränkun gen bestehen. Demgemäss können diese negativen konvexkonkaven Linsen eine kleinere Brechzahl als die aufweisen, die bei bekannten Gauss-Objektiven üblich ist, woraus sich ein Vorteil in bezug auf die Petzvalsche Summe ergibt.
Verwendet man für die negativen konvexkonkaven Linsen Gläser mit klei nerer Brechzahl, dann würde dies normalerweise stärkere Krümmungen der an die Blende angrenzen den Linsenflächen erforderlich machen, und dies wiederum würde sich schädlich auf die schräge sphärische Aberration und auf die achsennahe sphärische Zone auswirken. Bei den beschriebenen Ausführungsformen berühren sich jedoch die Linsen. der konvexkonkaven Glieder des Systems nicht, und dadurch ist es möglich, mässige Krümmungen bei den an der Blende angrenzenden Flächen dieser Linsen beizubehalten.
Es hat sich gezeigt, dass das vordere negative konvexkonkave Glied mindestens eine negative Linse haben muss, deren Brechzahl um 0,02 bis 0,15 kleiner ist als das arithmetische Mittel der Brechzahlen des vordern Sammelgliedes. In ähnlicher Weise soll das hintere konvexkonkave Glied mindestens eine negative Linse besitzen, deren Brechzahl um 0,05 bis 0,20 kleiner als die mittlere Brechzahl des hintern Sammelgliedes ist.
Die Brechzahlen der positiven Linsen der nega tiven konvexkonkaven Glieder können gross sein, ohne dass dadurch ein zu grosser Astigmatismus her vorgerufen wird, da diese Linsen ja konvexkonkave Form aufweisen. Um die besten Ergebnisse zu er halten, soll die grösste Brechzahl der positiven Linsen der negativen konvexkonkaven Glieder grösser als das arithmetische Mittel der Brechzahlen ent weder des vordern oder des hintern Sammelgliedes sein,
und die grösste Brechzahl der positiven Linsen in jedem der konvexkonkaven Glieder soll um 0,03 bis 0,25 grösser sein als die kleinste Brechzahl der negativen Linsen in diesen Gliedern. Um eine Störung der Symmetrie innerhalb des optischen Systems zu vermeiden, muss diese günstige Vertei lung der Brechzahlen innerhalb bestimmter Grenzen gehalten werden, wobei für die Brechzahlen der posi tiven Linsen der negativen konvexkonkaven Glieder ein Wert von 1,85 als obere Grenze anzunehmen ist. In diesem Zusammenhang mag darauf hingewie sen werden, dass die Linse VI des in der Fig. 1 dar gestellten Objektivs aus Glas mit einer Brechzahl von 1,8 hergestellt ist.
Kennzeichnend ist ausser den hinsichtlich der Brechzahlen gemachten Angaben auch die Beschrän kung bestimmter weiterer baulicher Merkmale, und eins dieser Merkmale, das in bestimmten Grenzen gehalten werden muss, ist die effektive Brechkraft, die den Sammelgliedern zugemessen wird, wobei die Linsendicke vernachlässigt wird. Bei den beschrie benen Objektiven liegt der Brechkraftbereich der dünnen Linse des vordern Sammelgliedes zwischen 0,45 und 0,75, wobei die Brechkraft des gesamten Objektivs als Einheit angenommen wird.
Entspre chend liegt, unter Zugrundelegung des gleichen Mass stabes, der Brechkraftbereich des hintern Sammel- gliedes zwischen 0,75 und 1,10, wobei dieser Be reich in erster Linie durch die Erfordernisse der Korrektur von Verzerrung und des Koma bestimmt wird.
Eine weitere nützliche Beschränkung, die den Aufbau der Sammelglieder kennzeichnet, betrifft den allgemeinen Ablenkungsgrad der einzelnen Glieder des optischen Systems. Bei dem vordern Sammelglied ist eine bestimmte Tendenz zur konvexkonkaven Gestalt erforderlich, wobei diese Tendenz am besten durch eine Beschränkung der Brechkraft der innern Luft-Glas-Brechungsfläche, das heisst der durch den Radius R#, bestimmten Fläche, auf einen Bereich von -0,2 bis -0,8 gewährleistet werden kann; dabei geht man von der Brechkraft des gesamten Objektivs als Einheit aus.
Das hintere Sammelglied kann nur schwach konvexkonkav ausgebildet sein, im allge meinen wird jedoch eine schwach bikonvexe Gestalt bevorzugt. Diese charakteristischen Merkmale des hintern Sammelgliedes können in der Weise bestimmt werden, indem man die Brechkraft der innern Luft-Glas-Fläche als durch einen Bereich von -0,3 bis +0,4 begrenzt bezeichnet, wobei wieder die Brechkraft des gesamten Objektivs als Einheit an genommen wird. Hinsichtlich der Brechkraft einer einzelnen Linsenfläche ist dieser Begriff in seiner üblichen dioptrischen Bedeutung aufzufassen.
Wenn, wie oben ausgeführt, die Brechkraft und der Ablenkungsgrad für die Sammelglieder begrenzt worden sind, so handelt es sich bei den Begrenzun gen hinsichtlich der Form der negativen konvex konkaven Glieder in der Hauptsache um den Ab lenkungsgrad. Bei gut berichtigter Petzvalscher Summe, wie dies bei Qualitätsobjektiven der Fall ist, liegen die Brechkräfte der negativen konvex konkaven Glieder im wesentlichen fest, so dass ledig lich die Frage des Ablenkungsgrades in Betracht zu ziehen bleibt.
Diese Ablenkung kann am besten durch Hinweis auf die Brechkraft der sich um die Blende herum öffnenden konkaven Flächen und durch die Konvergenz der objektseitig einfallenden Strahlen bündel beschrieben werden, wobei die negative Brechkraft der vordern konkaven Fläche beträcht lich grösser als die Brechkraft der hintern Fläche ist. Es wurde festgestellt, dass zur Erzielung einer gün stigen Krümmungsfreiheit des Feldes und zur Kor rektur der sphärischen Aberration die Brechkraft der an die Blende angrenzenden vordern konkaven Fläche, das heisst die Fläche, die durch den Radius R7 bestimmt wird, in einem Bereich von -1,7 bis -2,8 liegen soll.
Die bevorzugte Brechkraft der hintern, an die Blende angrenzenden Fläche, das heisst die durch den Radius R8 bestimmte Fläche liegt zwischen -1,0 und -1,90. Ausserdem kann man eine günstige Korrektur des Koma erreichen, wenn die Brechkraft der vordern konkaven Fläche, absolut genommen, grösser ist als die der hintern konkaven Fläche.
Weiter muss die Länge des in der Mitte des Systems befindlichen Luftraumes, in dem sich die Blende befindet, in bestimmten Grenzen gehalten werden. Zum Zwecke einer günstigen Korrektur der schrägen sphärischen Aberration in der sagittalen Richtung wird der Luftraum so gewählt, dass er vorzugsweise innerhalb eines Bereichs von 0,14 F bis 0,28 F liegt, wobei F die Brennweite des ge samten Objektivs ist.
Verwendet man einen Luft raum kürzerer Länge, dann neigt die meridionale schräge sphärische Aberration dazu, unkontrollierbar zu werden, während, wenn der Luftraum über die angegebene obere Grenze hinaus verlängert wird, ein beträchtlicher Verlust der Gesamtbrechkraft eintritt, und hierdurch wird wieder ein allgemeines Steiler werden der Krümmungen mit sich daraus ergebender Aberration bedingt.
Bei der Entwicklung der beschriebenen Objektive wurde festgestellt, dass oft die Korrektur der obern und untern Randstrahlen wesentlich verbessert wer den kann, wenn man an den geeigneten Flächen asphärische Korrekturen in wohl überlegter Weise vornimmt. Wenn die Objektivfassung eine Gesamt länge hat, die einen wesentlichen Bruchteil der Brennweite des Objektivs darstellt, dann werden im allgemeinen die schräg einfallenden Strahlenbündel, die durch die Eintrittspupille treten, auf Punkten des vordern und hintern Sammelgliedes auftreffen, die ziemlich weit von der optischen Achse des Systems entfernt liegen.
Die äussern Strahlen be nutzen die äussern Teile solcher Flächen, die durch die zum mittleren Teil des Feldes hin gerichteten Strahlenbündel überhaupt nicht berührt werden. Demgemäss ist es also möglich, in den Randzonen solcher Flächen asphärische Korrekturen vorzu nehmen, um auf diese Weise die Abbildung in den Randgebieten zu beeinflussen, ohne dass dabei die Güte des Objektivs im mittleren Bereich des Feldes beeinträchtigt wird. Häufig erweist sich als ange- bracht, nur eine solche Fläche im vordern Teil und eine zweite entsprechende Fläche im hintern Teil des optischen Systems zu wählen.
Die Anwendung asphä- rischer Korrekturen kann als die zusätzliche Anord nung einer sehr schwachen Linse angesehen werden, die einer bestimmten Linse überlagert wird, wobei eine solche Linse, je nach dem im Zusammenhang mit andern Konstruktionseigenschaften des optischen Systems gegebenen Erfordernis, entweder positiv oder negativ auf den betreffenden Strahl wirken kann. Die Wirksamkeit der in dieser Weise zur An wendung kommenden asphärischen Korrektur ergibt sich aus der Tatsache, dass diese Korrektur fast vollkommen unabhängig von andern Parametern ist, die bereits durch die Beeinflussung der Gesamt leistung des optischen Systems stark beansprucht sind.
Wenn das beschriebene Objektiv richtig durch gebildet ist, dann können die erwähnten asphärischen Korrekturen als zusätzliche Massnahme angesehen werden, die dann in Verbindung mit andern bereits erwähnten Faktoren benutzt wird, um einwandfreie, achsenfern gelegene Abbildungen in den äussern Ecken des Bildformats zu erhalten. In der Praxis wird man lieber Linsen mit eingezogenen Kanten als solche mit aufwärts gerichteten Kanten verwenden, weil die ersteren leichter herzustellen sind, indessen kann die Verwendung von Linsen beider Kantenarten erforderlich sein.
Bei den beschriebenen Objektiven variiert die Tiefe der asphärischen Korrektur am äussern Rand der freien Blendenöffnung mit dem jeweilig gewähl ten optischen System und kann nur für einen Teil des sichtbaren Spektrums, nämlich für die Wellen länge des Lichtes einer Natriumlampe, sein, das eine Wellenlänge von 5893 A besitzt. Bei einem Objektiv mit einer Blendenöffnung von 1 : 2,5, einer Brennweite von 30,48 cm und einem Bildwinkel von 55 sollen die asphärischen Korrekturen eine Tiefe haben, die der Länge von mindestens das Fünffache dieser Wellenlänge entspricht.
Die Bezeichnung Tiefe bedeutet dabei den Abstand, der am Rande der Blendenöffnung parallel zur optischen Achse zwischen der sphärischen Grundfläche und der über lagerten asphärischen Fläche vorhanden ist. Während man eine bestimmte obere Grenze der asphärischen Variation nicht genau angeben kann, so kann doch gesagt werden, dass es ungewöhnlich wäre, wenn asphärische Korrekturen am Rande der freien Blendenöffnung mit einer axialen Tiefe von mehr als das 200fache der Wellenlänge des Natriumlichtes erforderlich wären, um eine achsenferne Korrektur zu erhalten;
und wenn die maximale axiale Tiefe der asphärischen Korrektur in bezug auf die sphärische Grundfläche grösser als 200 Wellenlängen des Na triumlichts sein würde, dann wäre es unwahrschein lich, dass das Objektiv im dazwischenliegenden Feld eine einwandfreie Leistung zeigen würde.
In der Fig. 1 zeigen die gestrichelten Linien L1 an der Linse II .(in stark übertriebener Darstellung) eine eingezogene Kante an der durch den Radius R3 bestimmten Fläche, wodurch diese Fläche asphä- risch wird. Die gestrichelten Linien L2 an der Linse VII zeigen in ähnlicher Weise (ebenfalls wieder in stark übertriebener Darstellung) eine eingezogene Kante an der durch den Radius R12 bestimmten Fläche.
Durch das Einziehen der Kanten erhält man asphärische Korrekturen an den Rändern der freien Blendenöffnung, und bei dem Objektiv nach Fig. 1 haben diese Berichtigungen eine axiale Tiefe D, die der Länge von etwa zehn Wellenlängen des Natrium- Lichts entspricht.
Bei dem Objektiv nach Fig. 2 zei gen die gestrichelten Linien L1 und L2 die einge zogenen Kanten an den durch die Radien R3 bzw. R12 bestimmten Flächen an, wobei durch das Ein ziehen der Kanten asphärische Korrekturen mit einer axialen Tiefe D, die der Länge von etwa zehn Wellenlängen des Natriumlichts entspricht, erzielt werden.
Die Daten des Objektivs nach Fig. 1 sind im wesentlichen wie folgt:
EMI0006.0023
<I>Beispiel <SEP> 1</I>
<tb> F <SEP> = <SEP> 1,000 <SEP> f/2,5
<tb> Linse <SEP> Radien <SEP> Dicke <SEP> der <SEP> Linsen <SEP> nD <SEP> <I>y</I>
<tb> <B>1</B> <SEP> R1 <SEP> = <SEP> 0,635 <SEP> t1 <SEP> = <SEP> 0,075 <SEP> 1,75510 <SEP> 47,2
<tb> <B>il</B> <SEP> R2 <SEP> = <SEP> -1,667 <SEP> t2 <SEP> = <SEP> 0,007 <SEP> 1,68900 <SEP> 30,9
<tb> R3 <SEP> = <SEP> 1,061 <SEP> S1 <SEP> = <SEP> 0,002
<tb> 11<B>1</B> <SEP> R4 <SEP> = <SEP> 0,312 <SEP> t3 <SEP> = <SEP> 0,050 <SEP> 1,75510 <SEP> 47,2
<tb> R5 <SEP> = <SEP> 0,681 <SEP> S2 <SEP> = <SEP> 0,020
<tb> IV <SEP> R6 <SEP> = <SEP> 0,817 <SEP> t4 <SEP> = <SEP> 0,013 <SEP> 1,60500 <SEP> 37,9
<tb> R7 <SEP> = <SEP> 0,243 <SEP> S3 <SEP> = <SEP> 0,
200+
<tb> V <SEP> R8 <SEP> = <SEP> -0,399 <SEP> t5 <SEP> = <SEP> 0,013 <SEP> 1,62031 <SEP> 60,3
<tb> R9 <SEP> = <SEP> -1,609 <SEP> S4 <SEP> = <SEP> 0,020
<tb> VI <SEP> Rio <SEP> = <SEP> -0,909 <SEP> t6 <SEP> = <SEP> 0,054 <SEP> 1,80370 <SEP> 41,8
<tb> Ril <SEP> = <SEP> -0,500 <SEP> S5 <SEP> = <SEP> 0,002
<tb> VIl <SEP> R12 <SEP> = <SEP> 5,001 <SEP> t7 <SEP> = <SEP> 0,007 <SEP> 1,72000 <SEP> 29,3
<tb> VIII <SEP> R13 <SEP> = <SEP> 0,435 <SEP> t3 <SEP> = <SEP> 0,075 <SEP> 1,74450 <SEP> 45,8
<tb> Ri,l <SEP> = <SEP> -0,944 <SEP> f' <SEP> = <SEP> 0,703++
<tb> + <SEP> Die <SEP> Blende <SEP> liegt <SEP> 0,1147 <SEP> vom <SEP> Krümmung <SEP> sscheitel <SEP> der <SEP> durch <SEP> den <SEP> Radius <SEP> R;
<SEP> bestimmten <SEP> Fläche <SEP> in <SEP> Richtung <SEP> des
<tb> Krümmungsscheitels <SEP> der <SEP> durch <SEP> den <SEP> Radius <SEP> R8 <SEP> bestimmten <SEP> Fläche <SEP> entfernt.
<tb> ++ <SEP> f' <SEP> = <SEP> die <SEP> hintere <SEP> Brennweite. Die Daten des Objektivs nach Fig. 2 sind im wesentlichen wie folgt:
EMI0006.0025
<I>Beispiel <SEP> Il</I>
<tb> F <SEP> = <SEP> 1,000 <SEP> f/2,5
<tb> Linse <SEP> Radien <SEP> Dicke <SEP> der <SEP> Linsen <SEP> nD <SEP> y
<tb> I <SEP> R1 <SEP> = <SEP> 0,631 <SEP> t1 <SEP> = <SEP> 0,079 <SEP> 1,70065 <SEP> 47,8
<tb> <B>11</B> <SEP> R2 <SEP> ._ <SEP> -1,126 <SEP> <I>t2</I> <SEP> = <SEP> 0,007 <SEP> 1,64900 <SEP> 33,8
<tb> R3 <SEP> = <SEP> 1,370 <SEP> S1 <SEP> = <SEP> 0,002
<tb> III <SEP> R4 <SEP> = <SEP> 0,33<B>1</B> <SEP> t3 <SEP> = <SEP> 0,053 <SEP> 1,70065 <SEP> 47,8
<tb> R5 <SEP> =.
<SEP> 0,798 <SEP> S2 <SEP> = <SEP> 0,029
<tb> IV <SEP> R6 <SEP> = <SEP> 0,960 <SEP> t4 <SEP> = <SEP> 0,015 <SEP> 1,64900 <SEP> 33,8
<tb> R7 <SEP> = <SEP> 0,260 <SEP> S3 <SEP> = <SEP> 0,171+
<tb> V <SEP> R8 <SEP> = <SEP> -0,366 <SEP> t5 <SEP> = <SEP> 0,015 <SEP> 1,51868 <SEP> 64,2
<tb> R6 <SEP> = <SEP> -1,598 <SEP> S4 <SEP> = <SEP> 0,017
<tb> VI <SEP> Rio <SEP> = <SEP> -0,727 <SEP> t6 <SEP> = <SEP> 0,061 <SEP> 1,70065 <SEP> 47,8
<tb> Ril <SEP> = <SEP> -0,431 <SEP> S5 <SEP> = <SEP> 0,002
EMI0007.0001
<I>Tabelle <SEP> Il</I> <SEP> (Fortsetzung)
<tb> F <SEP> =1,000 <SEP> <B>1</B><I>/2,5</I>
<tb> Linse <SEP> Radien <SEP> Dicke <SEP> der <SEP> Linsen <SEP> nD <SEP> y
<tb> VII <SEP> R12 <SEP> = <SEP> 2,170 <SEP> t7 <SEP> = <SEP> 0,006 <SEP> <B>1</B>,68900 <SEP> 30,9
<tb> VIII <SEP> R13 <SEP> - <SEP> 0,439 <SEP> t8 <SEP> = <SEP> 0,099 <SEP> 1,70065 <SEP> 47,
8
<tb> R1,1 <SEP> _ <SEP> -1,085 <SEP> f' <SEP> = <SEP> 0,688++
<tb> -- <SEP> Die <SEP> Blende <SEP> liegt <SEP> 0,101 <SEP> vom <SEP> Krümmungsscheitel <SEP> der <SEP> durch <SEP> den <SEP> Radius <SEP> R7 <SEP> bestimmten <SEP> Fläche <SEP> in <SEP> Richtung <SEP> des
<tb> Krümmungsscheitels <SEP> der <SEP> durch <SEP> den <SEP> Radius <SEP> R8 <SEP> bestimmtsn <SEP> Fläche <SEP> entfernt.
<tb> ++ <SEP> F <SEP> = <SEP> die <SEP> hintere <SEP> Brennweite.
Nachdem die verschiedenen, oben beschriebenen Verbesserungen mit geeigneten Massnahmen zur Kor rektur der normalen Aberration kombiniert worden sind, verbleibt noch ein Zonenfehler in der Bildfeldwöl- bung, der mit den in dem soweit definierten Objektiv vorhandenen Mitteln nicht vermindert werden kann. Bei nicht vorhandenem Astigmatismus hat die Ab weichung von einer flachen Brennpunktebene im gesamten Bildfeld eine Grösse von etwa 0,0036 der Brennweite und erreicht ihren Maximalwert bei etwa 0,70 des Abstandes von der Achse zur Kante des bezeichneten Feldes.
Wenn erforderlich, kann die oben bezeichnete Flächenabweichung durch die Ver wendung einer Feldebnungslinse ausgeschaltet wer den.
Es ist bekannt, dass man eine zusätzliche Feld ebnungslinse in der Nähe der hintern Brennebene eines Objektivs anordnen kann, um so zur Beseiti gung der Flächenabweichung beizutragen, ohne dass dabei die optischen Korrekturen des Objektivs nennenswert beeinträchtigt werden, insbesondere, wenn die letzteren mit der Feldebnungslinse abge stimmt werden. Eine solche Feldebnungslinse kann auch benutzt werden, um die Petzvalsche Summe dritten Annäherungsgrades zu reduzieren, wobei es dann erforderlich ist, dass der Linse eine schwach negative Brechkraft erteilt wird.
Eine asphärische Verformung kann der Feldebnungslinse zusätzlich erteilt werden, um so die Aufgabe der Feldebnung zu vervollständigen.
Das in der Fig. 3 dargestellte Objektiv ist das gleiche, das in der Fig. 1 gezeigt wird, mit dem Un terschied, dass hier zusätzlich eine Feldebnungslinse zum Zwecke der Beseitigung der Restflächenabwei- chung vorgesehen ist. Bei dem in der Fig.3 dar gestellten Objektiv handelt es sich um ein Objektiv, bei dem der Abstand der Feldebnungslinse von der Bildebene verändert werden kann oder die sphäri schen und die asphärischen Teile der Linsenfläche ganz oder teilweise zwischen der vordern und der rückwärtigen Fläche dieser Linse verteilt werden können.
Es ist auch möglich, eine zusammengesetzte Linse mit sphärischen oder asphärischen Flächen in einer solchen örtlichen Anordnung in der Nähe der Bildebene zu verwenden, um verbesserte Korrekturen der Feldebnung und Ausschaltung chromatischer Verzerrung und restlicher Randfarbenfehler zu er reichen. Die Feldebnungslinse muss im allgemeinen ziem lich nahe an der Brennebene angeordnet sein, so dass andere Aberrationen nicht durch die Feld ebnungswirkung in solchem Masse beeinträchtigt wer den können, dass eine Korrektur derselben nicht mehr möglich ist. Bisweilen kann es wünschenswert sein, die Feldebnungslinse so anzuordnen, dass ihre letzte Fläche die Bildebene berührt.
Wenn die Rückseite der Feldebnung slinse flach ist und mit der Bild ebene zusammenfällt, kann diese als Bezugsfläche dienen, auf die eine photographische Emulsion oder ein Fadenkreuz aufgebracht werden kann. Öfter noch wird man die Feldebnungslinse absichtlich mit einem geringen Abstand von der Bildebene entfernt anordnen, um so eine Abbildung von Staub und Polierfehlern auf dem optischen Bild zu verhindern, oder auch um den erforderlichen Raum für den Ein bau eines Schlitzverschlusses, einer Gradplatte, eines Filters usw. vorzusehen.
Ist der Abstand der rück wärtigen Fläche der Feldebnungslinse von der Bild ebene grösser als 0,15 F, dann verliert diese Linse ihre Fähigkeit der Feldkorrektur und wird im wesentlichen die Eigenschaft einer Linse des opti schen Systems annehmen. Demgemäss kann die ört liche Anordnung der Feldebnungslinse in der Weise definiert werden, indem man die Bedingung aufstellt, dass ihre rückwärtige Fläche mit einem Abstand von 0 bis 0,15 F von der Bildebene entfernt liegt.
Die Feldebnungslinse kann eine sehr schwach sphärische oder asphärische Linse sein, die im Rahmen des optischen Hauptsystems für die End- korrektur der mit Ausnahme einer Restfeldkrüm- mung einwandfreien Leistung des Objektivs verwen det wird; auch kann die Feldebnungslinse eine weit gehend negative Brechkraft besitzen, um zur Kor rektur der massgebenden Petzvalschen Feldkrüm mung beizutragen. Weist eine Feldebnungslinse an irgendeinem Punkt eine Dickenvariation auf, die grösser ist als z.
B. 0,04 F, dann verliert sie ihre Eigenschaft als Feldebnungslinse und wird ein starkes optisches Element des Objektivs. Wenn die Feldebnungslinse nahe an der Bildebene angeordnet und aus einem Glas mittlerer Brechzahl hergestellt ist, dann liegt im allgemeinen die maximale Ver änderlichkeit der durch eine Dickenänderung der Feld'ebnungslinse hervorgerufenen Brennpunktver- schiebung bei 0,015- F.
Bei einer Brennweite von 100 mm hat eine Feldebnungslinse, deren Dicken änderung maximal 0,04 F beträgt, eine Korrektur leistung von Feldkrümmungen von<B>1,5</B> mm, die im normalen Bereich der Restfeldkrümmungen optischer Systeme liegt, die für den allgemeinen Gebrauch be stimmt sind.
Um nun sicherzustellen, dass sich die, Wirkung der bei den beschriebenen Objektiven ver wendeten Feldebnungslinse auf die Feldebnung be schränkt, muss die Dickenvariation dieser Linse in einem Bereich von etwa 0 bis 0,04 F liegen. Hierbei wurde die untere Grenze von etwa 0 F gewählt, weil die asphärische Korrektur der Feldebnungslinse bis weilen eine axiale Tiefe haben kann, die nur wenigen Wellenlängen des Natriumlichtes entspricht, und die Dicke der Feldebnungslinse benutzt werden kann,
um eine kleine Endkorrektur der Verzerrung und astigmatischer Fehler im äussern Feld zu bewirken. Obwohl, wie oben ausgeführt, die obere Grenze der Dickenvariation der Feldebnungslinse bei 0,04 F liegt, kann nicht diese gesamte Variation in dem asphärischen Teil der Linse ausgenutzt werden. Die asphärische Korrektur der Feldebnungslinse wird angewendet, um Feldkrümmungen höherer Ordnung zu beseitigen.
Demzufolge kann für die asphärische Variation der Feldebnungslinse eine obere Grenze von 0,02 F festgelegt werden, wobei sich diese Grenze auf den maximalen axialen Abstand zwischen der asphärischen Fläche und einer sphärischen Fläche bezieht, deren Mittelpunkt auf der optischen Achse liegt und durch den Krümmungsscheitel und die äussere Erstreckung der asphärischen Fläche ver läuft.
Die Daten des Objektivs nach Fig. 3 sind fol gende:
EMI0008.0025
<I>Beispiel <SEP> 111</I>
<tb> F <SEP> = <SEP> 1,000 <SEP> <I>f12,5</I>
<tb> Linse <SEP> Radien <SEP> Dicke <SEP> der <SEP> Linsen <SEP> np <SEP> <I>y</I>
<tb> <B>1</B> <SEP> R, <SEP> = <SEP> 0,635 <SEP> ti <SEP> - <SEP> 0,075 <SEP> 1,755<B>1</B>0 <SEP> 47,2
<tb> II <SEP> R2 <SEP> = <SEP> -1,667 <SEP> t2 <SEP> = <SEP> 0,007 <SEP> 1,68900 <SEP> 30,9
<tb> R3 <SEP> = <SEP> 1,061 <SEP> Si <SEP> = <SEP> 0,002
<tb> <B>1</B>11 <SEP> R4 <SEP> = <SEP> 0,312 <SEP> t3 <SEP> = <SEP> 0,050 <SEP> 1,75510 <SEP> 47,2
<tb> R5 <SEP> = <SEP> 0,681 <SEP> S2 <SEP> = <SEP> 0,020
<tb> IV <SEP> R6 <SEP> = <SEP> 0,817 <SEP> 14 <SEP> = <SEP> 0,013 <SEP> 1,60500 <SEP> 37,9
<tb> R7 <SEP> = <SEP> 0,243 <SEP> S3 <SEP> = <SEP> 0,200+
<tb> V <SEP> R8 <SEP> = <SEP> -0,
399 <SEP> t5 <SEP> = <SEP> 0,013 <SEP> 1,62031 <SEP> 60,3
<tb> R9 <SEP> = <SEP> -1,609 <SEP> S4 <SEP> = <SEP> 0,020
<tb> VI <SEP> Rio <SEP> = <SEP> -0,909 <SEP> t6 <SEP> = <SEP> 0,054 <SEP> 1,80370 <SEP> 41,8
<tb> Rii <SEP> = <SEP> -0,500 <SEP> S5 <SEP> = <SEP> 0,002
<tb> VII <SEP> Ri2 <SEP> = <SEP> 5,001 <SEP> t7 <SEP> = <SEP> 0,007 <SEP> 1,72000 <SEP> 29,3
<tb> VIII <SEP> Ri3 <SEP> = <SEP> 0,435 <SEP> t8 <SEP> = <SEP> 0,075 <SEP> 1,74450 <SEP> 45,8
<tb> R14 <SEP> = <SEP> -0,944 <SEP> S6 <SEP> = <SEP> 0,640
<tb> IX <SEP> Ri5 <SEP> plano+++ <SEP> to <SEP> = <SEP> 0,020 <SEP> 1,51700 <SEP> 64,5
<tb> R16 <SEP> piano <SEP> f <SEP> = <SEP> <B><I>0,050-</I></B>
<tb> <B>+</B> <SEP> Die <SEP> Blende <SEP> liegt <SEP> 0,
1147 <SEP> vom <SEP> Krümmungsscheitel <SEP> der <SEP> durch <SEP> den <SEP> Radius <SEP> R7 <SEP> bestimmten <SEP> Fläche <SEP> in <SEP> Richtung <SEP> des
<tb> Krümmungsscheitels <SEP> der <SEP> durch <SEP> den <SEP> Radius <SEP> R$ <SEP> bestimmten <SEP> Fläche <SEP> entfernt.
<tb> ++ <SEP> f' <SEP> = <SEP> die <SEP> hintere <SEP> Brennweite.
<tb> +++ <SEP> Diese <SEP> Fläche <SEP> ist <SEP> asphärisch <SEP> und <SEP> hat <SEP> eine <SEP> solche <SEP> Gestalt, <SEP> dass <SEP> die <SEP> Dicke <SEP> dieser <SEP> Linse <SEP> bei <SEP> 0,32 <SEP> Bogengraden, <SEP> gerechnet
<tb> von <SEP> der <SEP> Achse <SEP> aus, <SEP> den <SEP> Grösstwert <SEP> erreicht;
<SEP> bei <SEP> 0,42 <SEP> Bogengraden <SEP> ist <SEP> die <SEP> Dicke <SEP> etwa <SEP> der <SEP> Dicke <SEP> an <SEP> der <SEP> optischen
<tb> Achse <SEP> gleich. <SEP> Die <SEP> grösste <SEP> Dickenänderung <SEP> beträgt <SEP> etwa <SEP> 0,011 <SEP> der <SEP> Brennweite. Das im Beispiel 1 beschriebene Objektiv kann, falls erforderlich, ohne Feldebnungslinse verwendet werden, jedoch ist eine Feldebnungslinse dann zu verwenden, wenn Idealergebnisse erzielt werden sollen.
Das Objektiv ist, um es auch ohne Feld ebnungslinse verwenden zu können, so ausgebildet, dass die astigmatischen Flächen über den grössten Teil des Feldes zusammenfallen, wobei nur die Rand- zonenfeldkrümmung zu korrigieren bleibt.
Photographic Gauss lens The invention relates to a photographic Gauss lens in which a pair of convex concave members is provided with a purely diverging effect, which are arranged between collecting members and on opposite sides of a diaphragm facing concave surfaces which Objectively characterized by unusually good correction properties, both with regard to the lower order aberration and the oblique spherical aberration as well as the higher order astigmatic error.
The lens according to the invention is particularly suitable to meet the requirements that are made by modern night aerial photography of lenses with medium focal length, light intensity and angle of view. An embodiment of the lens according to the invention, which corresponds to these conditions, has a focal length of 30.48 cm, a light intensity of 1: 2.5 and an angle of view of 55.
It has been known for a long time that Gauss lenses provide a large, well-corrected image field for both viewing systems and for photographic purposes, and that you can obtain the corrections that are required for the particular application by making various modifications to these lenses of the lens. However, the known Gauss lenses have certain shortcomings that limit their light intensity and the image angle.
A notable example of such a deficiency is the occurrence of spherical aberration at considerably off-axis angles, which is referred to as oblique spherical aberration and is merely the recurrence of the correctable near-axis spherical aberration.
The oblique spherical aberration generally changes with the square of the image angle of the off-axis rays and with the cube of the relative aperture, so that with a Gauss lens with a large image angle and high light intensity one has to expect considerable difficulties resulting from the oblique result in spherical aberration, these difficulties are even greater when the required focal lengths are wesent Lich greater than those used for ordinary photographic purposes.
Another disadvantage of the Gauss objectives is that the higher order astigmatism increases rapidly as the angle of view increases. This tendency is so pronounced that unusual means for correcting the aberration have to be used for the purposes for which the objective according to the invention is intended. In the 5.
U.S. Patent No. 2,532,751, issued December 1950, has already shown how an increase in the aperture space of a Gaussian lens can be used to reduce the oblique spherical aberration by reducing most of this aberration, which is increased to the third power the diaphragm opening changes, turns off and limited to a contribution to the residual errors that change with the fifth and higher powers of the diaphragm opening. Also the USA patent No. 2 <B> 6713 </B> 80, issued on 9.
March 1954, already shows how compensating means can be introduced into the mid-air space of such a lens in order to realize advantages including the correction of oblique spherical aberration. Thus, by using the means set out in these patents, the size of the oblique spherical aberration can be reduced and its influence on any given zones and image angles can be brought to approximately zero. During the development of a Gauss lens designed as a night lens with a focal length of 30.48 cm, a light intensity of 1: 2.5 and an angle of view of 55, it was found that such a lens designed according to the findings of these patents had a lower optimal quality having.
In fact, it has been shown that the use of relatively strongly curved lens surfaces around the diaphragm, which is necessary for such lenses with a large diaphragm space, leads to an increase in the oblique spherical aberration in the sagittal direction.
The normal oblique spherical aberration of such a lens, in which the surfaces of the lenses arranged around the diaphragm have weaker curvatures, causes a considerable expansion in the meridional direction when imaging a point light source with only moderate expansion in the sagittal direction while such lenses with a large aperture space and more curved lens surfaces surrounding the aperture are weaker in the meridional (tangential) direction and weaker in the sagittal (skew) direction.
In the direction of stronger oblique spherical aberration. In the case of the last-mentioned lenses, the change in aberration over the entire field is relatively small, so that these lenses deliver excellent off-axis images. If, however, a further improvement in the quality of the off-axis imaging is to be achieved, then the oblique spherical aberration in the sagittal direction must be reduced even further, the correction of this aberration in the meridional direction being maintained.
The present invention is therefore based on the task of providing a Gaussian lens that is superior in quality to the lenses proposed so far, and in which a number of means in a novel combination are used in order to achieve the desired result.
The invention relates to a photographic lens which is corrected for spherical and chromatic aberration, including oblique spherical aberration, coma, astigmatic errors, image field curvature and distortion and consists of a pair of outer members with a purely collecting effect and a pair of convex-concave members which have a purely negative effect and are arranged between the outer members and are arranged on opposite sides of a panel in such a way that their concave surfaces face the panel,
wherein both collecting members have a refractive index which is between 1.58 to 1.80, while the front more collecting member against the diaphragm to a concave surface adjacent to air with a refractive power of -0.2 to -0.8, while the rear collecting member against the diaphragm also has a surface adjacent to air with a refractive power of -0.3 to -0.4, furthermore the front convex concave member has a concave surface adjacent to the diaphragm which has a refractive power of - 1.7 to -2.8, while the refractive power of the concave surface of the posterior convex-concave member adjacent to the diaphragm is between -1.0 and -1.9 and has a numerical value,
which is smaller than that of the said concave surface of the front convex-concave member, with all these refractive powers being indicated with reference to the refractive power of the objective assumed as a unit, and where the axial distance between the concave surfaces of the negative convex-concave members is greater than 0, 14 F and less than 0.28 F when F is the focal length of the lens.
The drawings show exemplary embodiments of the invention, FIGS. 1 and 2 being schematic views of two lenses of different design.
1A and 2A are partial views on an enlarged scale showing the use of an aspherical curvature in two lens surfaces of the objectives according to FIGS. 1 and 2, and FIG. 3 is a schematic representation of a configuration deviating from the embodiment shown in FIG of the objective that uses a field flattening lens.
The shape of the Gauss lens shown in FIG. 1 has proven to be the most favorable for a night lens with a light intensity of 1: 2.5, a focal length of 30.48 cm and an angle of view of 55 mm. The objective has outer collecting elements which are in the form of cemented doublets, the front element consisting of an outer collecting lens 1 and an inner diverging lens II, while the double lens forming the rear element of the optical system consists of an inner diverging lens VII and an outer collecting lens VIII is formed.
These collecting members enclose negative convex-concave members, the concave surfaces of which face the diaphragm located in the center of the system, each of these convex-concave members consisting of a pair of separated ones instead of cemented doublets, as are usually used in known Gaussian lenses convex-concave lenses. The front convex-concave member consists of an outer positive lens <B> 111 </B> and an inner divergent lens IV, while the rear convex concave member consists of an inner divergent lens V and an outer convergent lens VI.
In the lens according to FIG. 1, the correction of oblique spherical aberration is achieved in that cemented double lenses are used as the outer members of the lens, although individual lenses with aspherical surfaces could have been used for this purpose. The positive lenses I, 111, VI and VIII of the objective are made of high refractive index rare earth glass. The improvement achieved through the use of rare earth glass lies mainly in the even greater perfection of the correction for given values of the light intensity, the focal length and the angle of view.
The lens shown in Fig. 2 is visibly towards the type of members and the lenses forming them that of FIG. 1 very similar. It differs from the objective according to FIG. 1 only in that the glasses used here have a medium to high refractive index and that no glasses made from rare earths are used. The correction of the lens according to FIG. 2 is different from that of the lens shown in FIG. 1, but is not significantly below the value achieved with the lens according to FIG.
In view of the fact that modern photographic lenses strive to achieve absolute perfection, even an improvement in the performance of the lens by 201/9, as shown by the use of glasses made of rare earths in the case of the one shown in Fig 1 illustrated optical system is achieved justify the use of this material.
The objectives shown in FIGS. 1 and 2 are to be regarded as typical exemplary embodiments, the glass material used being within the upper part of the practically realizable refractive index range. If a sacrifice can be made at the expense of the light intensity, then lenses in which the older types of optical glasses with medium to low refractive index are used can be made, the quality of which is otherwise with those of the lenses shown in Figs. 1 and 2 is comparable.
With Gauss lenses, the meridional bundles of rays are generally subject to greater aberration than sagittal bundles of rays, since the angles of refraction in the meridional plane reach their maximum value on practically every surface. On the other hand, the corrections of meridional rays respond more than the correction of sagittal rays to compensatory refractions.
Accordingly, it is possible to effect the necessary corrections of the oblique spherical aberration of the meridional rays by using a number of lens elements with relatively flat curvatures, whereby a refraction compensation can be achieved by suitable measurement of the curvatures, the distances and the refractive index differences can. By using such flat curvatures, one then obtains the lowest inclined spherical aberration in the sagittal direction.
Further corrections, the value of which is considerable, can be achieved by using aspherical surfaces, although such large deviations from the spherical surfaces are practically not feasible in the case of lenses to be manufactured in larger quantities.
The lenses used in the lenses of FIGS. 1 and 2 have comparatively flat curvatures compared to those known lenses; and if one could also use lenses whose surfaces have even flatter curvatures than those of these two objectives, one would still get an optical system with an oversized overall length. Since glasses with a high refractive index usually also have a greater light absorption than glasses with a low refractive index, it is necessary, with regard to the lowest possible light absorption, that the mass of the optical system is reduced to the lowest possible level if such glasses with a high refractive index are to be used .
The optical systems according to FIGS. 1 and 2 are consequently designed to be relatively compact in order to keep the total length of the beam path running through the glass as short as possible, a compromise with the correction state having to be made. A further advantage of a compact optical system is that in this generally less vignetting occurs at large off-axis angles, since the various light bundles usually lie within small solid angles to the light entrance pupil. In addition to this, a lens of compact design is preferable for general use.
The objectives can be designed in such a way that they have a number of features that differ from one another within the limits set out below. In the case of lenses, as shown in FIGS. 1 and 2, in which the outer collecting links consist of cemented collecting links, there can be a considerable difference between the refractive index of the first and last cemented surface.
In the first member of the optical system, which is formed from the lenses I and II, the lens I should have the higher refractive index, and the difference between this and the refractive index of the cemented surface, which is determined by the radius R2, should be within between 0.03 and 0.08. A refractive index difference smaller than 0.03 can lead to excessive curvature of the surface and consequently to too great a thickness of the member or to an overcorrection by the surface, while too great a refractive index difference causes both distortion and the occurrence of astigmatic aberrations.
With regard to the outer collecting member arranged in the rear part of the optical system, the converging light beams make a more curved surface necessary to achieve the desired correction effect, and because of the greater inclination of the more curved surface, there is a smaller difference in refractive index he wishes.
In the rear collecting member, lens VII should have the smaller refractive index, the preferred range for the refractive index difference between this lens and the area determined by the radius Ris being found to be between the values 0.01 and 0.06 .
It must be noted that in the case of collective elements that are more complex than cemented double lenses, the refractive index differences mentioned refer to the cemented surfaces whose apex is turned away from the diaphragm, since the curvatures of other surfaces that are related to the in open the diaphragm lying in the middle of the optical system, are insensitive and do not have a great corrective effect.
As already mentioned above, the arithmetic mean of the refractive indices of the outer collecting members should be as large as practically possible, although lenses with excellent properties can also be obtained if the value of the refractive index is at least 1.58. Since the glass currently available for the production of such lenses with a refractive index greater than 1.80 is remarkably yellow and for this reason is not suitable for this use, the front and rear collector members can only have an arithmetic mean of the refractive indices. which is in a range from 1.58 to <B> 1.80 </B>.
The fact that strongly refractive doublets are used as the outer collecting links in the proposed objective makes color correction easy, which means that there are fewer restrictions on the choice of glass for the negative convex-concave lenses adjoining the diaphragm. Accordingly, these negative convex-concave lenses can have a smaller refractive index than that which is customary with known Gauss lenses, which results in an advantage with regard to the Petzval sum.
If glasses with a smaller refractive index are used for the negative convex-concave lenses, then this would normally require greater curvatures of the lens surfaces adjacent to the diaphragm, and this in turn would have a detrimental effect on the oblique spherical aberration and on the spherical zone near the axis. In the described embodiments, however, the lenses touch. of the convex-concave members of the system, and this makes it possible to maintain moderate curvatures in the surfaces of these lenses adjacent to the diaphragm.
It has been shown that the front negative convex-concave member must have at least one negative lens whose refractive index is 0.02 to 0.15 less than the arithmetic mean of the refractive indices of the front collector member. Similarly, the rear convex-concave member should have at least one negative lens whose refractive index is 0.05 to 0.20 less than the mean refractive index of the rear collecting member.
The refractive indices of the positive lenses of the negative convex-concave members can be large without causing excessive astigmatism, since these lenses have a convex-concave shape. To get the best results, the highest refractive index of the positive lenses of the negative convex-concave members should be greater than the arithmetic mean of the refractive indices of either the anterior or posterior collector member,
and the greatest refractive index of the positive lenses in each of the convex-concave members should be 0.03 to 0.25 greater than the smallest refractive index of the negative lenses in these members. In order to avoid a disturbance of the symmetry within the optical system, this favorable distribution of the refractive indices must be kept within certain limits, whereby a value of 1.85 is to be assumed as the upper limit for the refractive indices of the positive lenses of the negative convex-concave members. In this context, it may be pointed out that the lens VI of the lens shown in FIG. 1 is made of glass with a refractive index of 1.8.
In addition to the information given with regard to the refractive indices, it is also characterized by the restriction of certain other structural features, and one of these features that must be kept within certain limits is the effective refractive power assigned to the collecting members, whereby the lens thickness is neglected. In the case of the objectives described, the refractive power range of the thin lens of the front collecting member is between 0.45 and 0.75, the refractive power of the entire lens being assumed as a unit.
Correspondingly, on the basis of the same standard, the refractive power range of the posterior collecting member is between 0.75 and 1.10, this range being determined primarily by the requirements for correcting distortion and coma.
Another useful limitation that characterizes the construction of the collector members relates to the general degree of deflection of the individual members of the optical system. A certain tendency towards a convex-concave shape is required for the anterior collecting member, which tendency is best achieved by limiting the refractive power of the inner air-glass refractive surface, i.e. the surface determined by the radius R #, to a range of -0, 2 to -0.8 can be guaranteed; this is based on the refractive power of the entire lens as a unit.
The rear collecting member can only be slightly convex-concave, but in general a slightly biconvex shape is preferred. These characteristic features of the posterior collecting member can be determined in such a way that the refractive power of the inner air-glass surface is defined as being limited by a range from -0.3 to +0.4, with the refractive power of the entire lens as a unit Is accepted. With regard to the refractive power of a single lens surface, this term should be understood in its usual dioptric meaning.
If, as stated above, the refractive power and the degree of deflection for the collector members have been limited, it is in the limits of the shape of the negative convex concave members mainly the degree of deflection. With a well-corrected Petzval sum, as is the case with quality lenses, the refractive powers of the negative convex-concave members are essentially fixed, so that only the question of the degree of deflection remains to be considered.
This deflection can best be described by referring to the refractive power of the concave surfaces opening around the diaphragm and the convergence of the bundles of rays incident on the object, whereby the negative refractive power of the front concave surface is considerably greater than the refractive power of the rear surface. It was found that in order to achieve a favorable freedom from curvature of the field and to correct the spherical aberration, the refractive power of the front concave surface adjacent to the diaphragm, i.e. the surface which is determined by the radius R7, is in a range of -1 .7 to -2.8.
The preferred refractive power of the rear surface adjacent to the diaphragm, that is to say the surface determined by the radius R8, is between -1.0 and -1.90. In addition, a favorable correction of the coma can be achieved if the refractive power of the anterior concave surface, taken in absolute terms, is greater than that of the posterior concave surface.
Furthermore, the length of the air space in the center of the system in which the diaphragm is located must be kept within certain limits. For the purpose of favorable correction of the oblique spherical aberration in the sagittal direction, the air space is chosen so that it is preferably within a range of 0.14 F to 0.28 F, where F is the focal length of the entire lens.
If one uses an air space of shorter length, then the meridional oblique spherical aberration tends to become uncontrollable, while if the air space is lengthened beyond the specified upper limit, there is a considerable loss of the total refractive power and this will again become a general steeper of curvatures with consequent aberration.
During the development of the lenses described, it was found that the correction of the upper and lower marginal rays can often be significantly improved if aspherical corrections are made to the appropriate surfaces in a well-considered manner. If the lens barrel has an overall length which is a substantial fraction of the focal length of the lens, then in general the obliquely incident bundles of rays which pass through the entrance pupil will strike points on the anterior and posterior collector members which are quite far from the optical axis of the System away.
The outer rays use the outer parts of those surfaces which are not touched at all by the bundles of rays directed towards the central part of the field. Accordingly, it is possible to undertake aspherical corrections in the edge zones of such surfaces in order to influence the imaging in the edge areas in this way without the quality of the objective in the central area of the field being impaired. It often proves to be appropriate to choose only one such surface in the front part and a second corresponding surface in the rear part of the optical system.
The application of aspherical corrections can be viewed as the additional arrangement of a very weak lens which is superimposed on a particular lens, such a lens being either positive or negative, depending on the requirement given in connection with other design properties of the optical system the beam in question can act. The effectiveness of the aspherical correction used in this way results from the fact that this correction is almost completely independent of other parameters that are already heavily stressed by influencing the overall performance of the optical system.
If the lens described is correctly formed, then the aspherical corrections mentioned can be viewed as an additional measure, which is then used in conjunction with other factors already mentioned in order to obtain flawless, off-axis images in the outer corners of the image format. In practice, it will be preferred to use recessed edge lenses rather than upwardly directed edges because the former are easier to manufacture, but both edge types may be required.
With the lenses described, the depth of the aspherical correction at the outer edge of the free aperture varies with the respective selected optical system and can only be for part of the visible spectrum, namely for the wavelength of the light from a sodium lamp, which has a wavelength of 5893 A owns. For a lens with an aperture of 1: 2.5, a focal length of 30.48 cm and an angle of view of 55, the aspherical corrections should have a depth that corresponds to the length of at least five times this wavelength.
The term depth means the distance that is present at the edge of the diaphragm opening parallel to the optical axis between the spherical base area and the superimposed aspherical area. While a certain upper limit of the aspherical variation cannot be specified precisely, it can be said that it would be unusual if aspherical corrections were required at the edge of the free aperture with an axial depth of more than 200 times the wavelength of sodium light get an off-axis correction;
and if the maximum axial depth of aspherical correction with respect to the spherical base were greater than 200 wavelengths of sodium light, then it would be unlikely that the lens would perform properly in the intervening field.
In FIG. 1, the dashed lines L1 on the lens II. (In a greatly exaggerated representation) show a drawn-in edge on the surface determined by the radius R3, as a result of which this surface becomes aspherical. The dashed lines L2 on the lens VII show in a similar way (again again in a greatly exaggerated representation) a drawn-in edge on the surface determined by the radius R12.
By drawing in the edges, aspherical corrections are obtained at the edges of the free aperture, and in the case of the lens according to FIG. 1 these corrections have an axial depth D which corresponds to the length of about ten wavelengths of sodium light.
In the lens according to FIG. 2, the dashed lines L1 and L2 show the drawn edges on the surfaces determined by the radii R3 and R12, whereby aspherical corrections with an axial depth D corresponding to the length by pulling the edges of about ten wavelengths of sodium light can be achieved.
The data of the lens according to Fig. 1 are essentially as follows:
EMI0006.0023
<I> Example <SEP> 1 </I>
<tb> F <SEP> = <SEP> 1,000 <SEP> f / 2.5
<tb> Lens <SEP> Radii <SEP> Thickness <SEP> of the <SEP> lenses <SEP> nD <SEP> <I> y </I>
<tb> <B> 1 </B> <SEP> R1 <SEP> = <SEP> 0.635 <SEP> t1 <SEP> = <SEP> 0.075 <SEP> 1.75510 <SEP> 47.2
<tb> <B> il </B> <SEP> R2 <SEP> = <SEP> -1.667 <SEP> t2 <SEP> = <SEP> 0.007 <SEP> 1.68900 <SEP> 30.9
<tb> R3 <SEP> = <SEP> 1.061 <SEP> S1 <SEP> = <SEP> 0.002
<tb> 11 <B> 1 </B> <SEP> R4 <SEP> = <SEP> 0.312 <SEP> t3 <SEP> = <SEP> 0.050 <SEP> 1.75510 <SEP> 47.2
<tb> R5 <SEP> = <SEP> 0.681 <SEP> S2 <SEP> = <SEP> 0.020
<tb> IV <SEP> R6 <SEP> = <SEP> 0.817 <SEP> t4 <SEP> = <SEP> 0.013 <SEP> 1.60500 <SEP> 37.9
<tb> R7 <SEP> = <SEP> 0.243 <SEP> S3 <SEP> = <SEP> 0,
200+
<tb> V <SEP> R8 <SEP> = <SEP> -0.399 <SEP> t5 <SEP> = <SEP> 0.013 <SEP> 1.62031 <SEP> 60.3
<tb> R9 <SEP> = <SEP> -1.609 <SEP> S4 <SEP> = <SEP> 0.020
<tb> VI <SEP> Rio <SEP> = <SEP> -0.909 <SEP> t6 <SEP> = <SEP> 0.054 <SEP> 1.80370 <SEP> 41.8
<tb> Ril <SEP> = <SEP> -0.500 <SEP> S5 <SEP> = <SEP> 0.002
<tb> VIl <SEP> R12 <SEP> = <SEP> 5.001 <SEP> t7 <SEP> = <SEP> 0.007 <SEP> 1.72000 <SEP> 29.3
<tb> VIII <SEP> R13 <SEP> = <SEP> 0.435 <SEP> t3 <SEP> = <SEP> 0.075 <SEP> 1.74450 <SEP> 45.8
<tb> Ri, l <SEP> = <SEP> -0.944 <SEP> f '<SEP> = <SEP> 0.703 ++
<tb> + <SEP> The <SEP> aperture <SEP> lies <SEP> 0.1147 <SEP> from the <SEP> curvature <SEP> s vertex <SEP> the <SEP> through <SEP> the <SEP> radius <SEP> R;
<SEP> specific <SEP> area <SEP> in <SEP> direction <SEP> des
<tb> The <SEP> curvature apex <SEP> that <SEP> removes the <SEP> area <SEP> determined by <SEP> the <SEP> radius <SEP> R8 <SEP>.
<tb> ++ <SEP> f '<SEP> = <SEP> the <SEP> back <SEP> focal length. The data of the lens according to Fig. 2 are essentially as follows:
EMI0006.0025
<I> Example <SEP> Il </I>
<tb> F <SEP> = <SEP> 1,000 <SEP> f / 2.5
<tb> lens <SEP> radii <SEP> thickness <SEP> of the <SEP> lenses <SEP> nD <SEP> y
<tb> I <SEP> R1 <SEP> = <SEP> 0.631 <SEP> t1 <SEP> = <SEP> 0.079 <SEP> 1.70065 <SEP> 47.8
<tb> <B> 11 </B> <SEP> R2 <SEP> ._ <SEP> -1.126 <SEP> <I> t2 </I> <SEP> = <SEP> 0.007 <SEP> 1.64900 <SEP> 33.8
<tb> R3 <SEP> = <SEP> 1.370 <SEP> S1 <SEP> = <SEP> 0.002
<tb> III <SEP> R4 <SEP> = <SEP> 0.33 <B> 1 </B> <SEP> t3 <SEP> = <SEP> 0.053 <SEP> 1.70065 <SEP> 47.8
<tb> R5 <SEP> =.
<SEP> 0.798 <SEP> S2 <SEP> = <SEP> 0.029
<tb> IV <SEP> R6 <SEP> = <SEP> 0.960 <SEP> t4 <SEP> = <SEP> 0.015 <SEP> 1.64900 <SEP> 33.8
<tb> R7 <SEP> = <SEP> 0.260 <SEP> S3 <SEP> = <SEP> 0.171+
<tb> V <SEP> R8 <SEP> = <SEP> -0.366 <SEP> t5 <SEP> = <SEP> 0.015 <SEP> 1.51868 <SEP> 64.2
<tb> R6 <SEP> = <SEP> -1.598 <SEP> S4 <SEP> = <SEP> 0.017
<tb> VI <SEP> Rio <SEP> = <SEP> -0.727 <SEP> t6 <SEP> = <SEP> 0.061 <SEP> 1.70065 <SEP> 47.8
<tb> Ril <SEP> = <SEP> -0.431 <SEP> S5 <SEP> = <SEP> 0.002
EMI0007.0001
<I> Table <SEP> Il </I> <SEP> (continued)
<tb> F <SEP> = 1,000 <SEP> <B>1</B> <I> / 2,5 </I>
<tb> lens <SEP> radii <SEP> thickness <SEP> of the <SEP> lenses <SEP> nD <SEP> y
<tb> VII <SEP> R12 <SEP> = <SEP> 2.170 <SEP> t7 <SEP> = <SEP> 0.006 <SEP> <B> 1 </B>, 68900 <SEP> 30.9
<tb> VIII <SEP> R13 <SEP> - <SEP> 0.439 <SEP> t8 <SEP> = <SEP> 0.099 <SEP> 1.70065 <SEP> 47,
8th
<tb> R1,1 <SEP> _ <SEP> -1.085 <SEP> f '<SEP> = <SEP> 0.688 ++
<tb> - <SEP> The <SEP> aperture <SEP> lies <SEP> 0.101 <SEP> from the <SEP> vertex of curvature <SEP> the <SEP> through <SEP> the <SEP> radius <SEP> R7 < SEP> specific <SEP> area <SEP> in <SEP> direction <SEP> des
<tb> The <SEP> curvature apex <SEP> which <SEP> removes the <SEP> radius <SEP> R8 <SEP> determined by <SEP> <SEP> area <SEP>.
<tb> ++ <SEP> F <SEP> = <SEP> the <SEP> back <SEP> focal length.
After the various improvements described above have been combined with suitable measures to correct the normal aberration, there remains a zone error in the field curvature which cannot be reduced with the means available in the objective defined so far. In the absence of astigmatism, the deviation from a flat focal plane in the entire image field has a size of about 0.0036 of the focal length and reaches its maximum value at about 0.70 the distance from the axis to the edge of the designated field.
If necessary, the surface deviation described above can be eliminated by using a field flattening lens.
It is known that an additional field leveling lens can be arranged near the rear focal plane of an objective in order to contribute to the elimination of the surface deviation without the optical corrections of the objective being significantly impaired, especially if the latter with the field leveling lens be agreed. Such a field flattening lens can also be used to reduce the Petzval's third degree of approximation, in which case it is necessary that the lens be given a weakly negative refractive power.
An aspherical deformation can also be given to the field leveling lens in order to complete the task of field leveling.
The objective shown in FIG. 3 is the same as that shown in FIG. 1, with the difference that a field flattening lens is additionally provided here for the purpose of eliminating the residual area deviation. The objective shown in FIG. 3 is an objective in which the distance between the field flattening lens and the image plane can be changed or the spherical and aspherical parts of the lens surface are wholly or partially between the front and rear surfaces of this Lens can be distributed.
It is also possible to use a compound lens with spherical or aspherical surfaces in such a local arrangement near the image plane in order to achieve improved field flattening corrections and elimination of chromatic distortion and residual edge color errors. The field flattening lens must generally be arranged quite close to the focal plane so that other aberrations cannot be affected by the field flattening effect to such an extent that a correction of the same is no longer possible. Sometimes it may be desirable to arrange the field flattening lens so that its last surface touches the image plane.
If the back of the field flattening lens is flat and coincides with the image plane, this can serve as a reference surface on which a photographic emulsion or a crosshair can be applied. More often than not, the field flattening lens will be intentionally arranged at a small distance from the image plane in order to prevent dust and polishing errors from appearing on the optical image, or to avoid the space required for the installation of a focal plane shutter, a degree plate, a filter etc. to be provided.
If the distance between the rear surface of the field flattening lens and the image plane is greater than 0.15 F, then this lens loses its field correction ability and will essentially assume the properties of a lens of the optical system's. Accordingly, the local arrangement of the field flattening lens can be defined by making the condition that its rear surface is at a distance of 0 to 0.15 F from the image plane.
The field flattening lens can be a very weakly spherical or aspherical lens that is used within the framework of the main optical system for the final correction of the objective's performance, which is perfect with the exception of a residual field curvature; The field flattening lens can also have a largely negative refractive power in order to contribute to the correction of the decisive Petzval field curvature. If a field flattening lens has a thickness variation at any point that is greater than z.
B. 0.04 F, then it loses its property as a field flattening lens and becomes a strong optical element of the objective. If the field flattening lens is arranged close to the image plane and made of a glass with a medium refractive index, then the maximum variability of the focal point shift caused by a change in the thickness of the field flattening lens is generally 0.015- F.
At a focal length of 100 mm, a field flattening lens, the change in thickness of which is a maximum of 0.04 F, has a correction power of field curvatures of <B> 1.5 </B> mm, which is in the normal range of residual field curvatures of optical systems that are required for intended for general use.
In order to ensure that the effect of the field flattening lens used in the described objectives is limited to the field flattening, the thickness variation of this lens must be in a range of approximately 0 to 0.04 F. The lower limit of about 0 F was chosen because the aspherical correction of the field flattening lens can sometimes have an axial depth that corresponds to only a few wavelengths of sodium light, and the thickness of the field flattening lens can be used,
to make a small final correction of the distortion and astigmatic errors in the external field. Although, as stated above, the upper limit of the variation in thickness of the field flattening lens is 0.04 F, this entire variation cannot be used in the aspherical part of the lens. The aspherical correction of the field flattening lens is used to eliminate higher order field curvatures.
As a result, an upper limit of 0.02 F can be set for the aspherical variation of the field flattening lens, this limit relating to the maximum axial distance between the aspherical surface and a spherical surface, the center of which lies on the optical axis and through the apex of curvature and the outer extension of the aspherical surface runs ver.
The data of the lens according to Fig. 3 are the following:
EMI0008.0025
<I> Example <SEP> 111 </I>
<tb> F <SEP> = <SEP> 1,000 <SEP> <I> f12,5 </I>
<tb> Lens <SEP> Radii <SEP> Thickness <SEP> of the <SEP> lenses <SEP> np <SEP> <I> y </I>
<tb> <B> 1 </B> <SEP> R, <SEP> = <SEP> 0.635 <SEP> ti <SEP> - <SEP> 0.075 <SEP> 1.755 <B> 1 </B> 0 < SEP> 47.2
<tb> II <SEP> R2 <SEP> = <SEP> -1.667 <SEP> t2 <SEP> = <SEP> 0.007 <SEP> 1.68900 <SEP> 30.9
<tb> R3 <SEP> = <SEP> 1.061 <SEP> Si <SEP> = <SEP> 0.002
<tb> <B> 1 </B> 11 <SEP> R4 <SEP> = <SEP> 0.312 <SEP> t3 <SEP> = <SEP> 0.050 <SEP> 1.75510 <SEP> 47.2
<tb> R5 <SEP> = <SEP> 0.681 <SEP> S2 <SEP> = <SEP> 0.020
<tb> IV <SEP> R6 <SEP> = <SEP> 0.817 <SEP> 14 <SEP> = <SEP> 0.013 <SEP> 1.60500 <SEP> 37.9
<tb> R7 <SEP> = <SEP> 0.243 <SEP> S3 <SEP> = <SEP> 0.200+
<tb> V <SEP> R8 <SEP> = <SEP> -0,
399 <SEP> t5 <SEP> = <SEP> 0.013 <SEP> 1.62031 <SEP> 60.3
<tb> R9 <SEP> = <SEP> -1.609 <SEP> S4 <SEP> = <SEP> 0.020
<tb> VI <SEP> Rio <SEP> = <SEP> -0.909 <SEP> t6 <SEP> = <SEP> 0.054 <SEP> 1.80370 <SEP> 41.8
<tb> Rii <SEP> = <SEP> -0.500 <SEP> S5 <SEP> = <SEP> 0.002
<tb> VII <SEP> Ri2 <SEP> = <SEP> 5.001 <SEP> t7 <SEP> = <SEP> 0.007 <SEP> 1.72000 <SEP> 29.3
<tb> VIII <SEP> Ri3 <SEP> = <SEP> 0.435 <SEP> t8 <SEP> = <SEP> 0.075 <SEP> 1.74450 <SEP> 45.8
<tb> R14 <SEP> = <SEP> -0.944 <SEP> S6 <SEP> = <SEP> 0.640
<tb> IX <SEP> Ri5 <SEP> plano +++ <SEP> to <SEP> = <SEP> 0.020 <SEP> 1.51700 <SEP> 64.5
<tb> R16 <SEP> piano <SEP> f <SEP> = <SEP> <B><I>0,050-</I> </B>
<tb> <B> + </B> <SEP> The <SEP> aperture <SEP> is <SEP> 0,
1147 <SEP> from the <SEP> vertex of curvature <SEP> of the <SEP> determined by <SEP> the <SEP> radius <SEP> R7 <SEP> <SEP> area <SEP> in <SEP> direction <SEP> des
<tb> The <SEP> curvature vertex <SEP> which <SEP> is removed by <SEP> the <SEP> radius <SEP> R $ <SEP> determined <SEP> surface <SEP>.
<tb> ++ <SEP> f '<SEP> = <SEP> the <SEP> back <SEP> focal length.
<tb> +++ <SEP> This <SEP> surface <SEP> is <SEP> aspherical <SEP> and <SEP> has <SEP> a <SEP> such <SEP> shape, <SEP> that <SEP> the <SEP> thickness <SEP> of this <SEP> lens <SEP> at <SEP> 0.32 <SEP> degrees of arc, <SEP> calculated
<tb> from <SEP> of the <SEP> axis <SEP>, <SEP> reaches the <SEP> maximum value <SEP>;
<SEP> at <SEP> 0.42 <SEP> degrees of arc <SEP>, <SEP> the <SEP> thickness <SEP> is approximately <SEP> the <SEP> thickness <SEP> at <SEP> the <SEP> optical
<tb> axis <SEP> the same. <SEP> The <SEP> largest <SEP> change in thickness <SEP> is <SEP> about <SEP> 0.011 <SEP> of the <SEP> focal length. The objective described in Example 1 can, if necessary, be used without a field flattening lens, but a field flattening lens must be used if ideal results are to be achieved.
In order to be able to use it without a field flattening lens, the objective is designed in such a way that the astigmatic surfaces coincide over the greater part of the field, with only the edge zone field curvature remaining to be corrected.